16_skachkov.doc триботехнические характеристики металлокерамических углеродных композиционных материалов проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 113 скачков ва., воденникова о.с. запорожская государственная инженерная академия, г. запорожье, украина триботехнические характеристики металлокерамических углеродных композиционных материалов успехи современного развития материаловедения в значительной степени связывают с установлением зависимостей эксплуатационных характеристик разрабатываемых композиционных материалов с их составом, способами получения, обработки, моделирования условий эксплуатации материалов трибосопряжения и возможностями целенаправленного компьютерного конструирования фрикционных пар узлов трения на их основе. экспериментальное определение свойств многокомпонентных композиционных материалов с различными схемами построения структур требуют весьма большого объема дорогостоящих исследований. в связи с этим возникает необходимость построения математических моделей прогнозирования триботехнических характеристик композиционных материалов, позволяющих описать процессы структурообразования. известно, что характерной особенностью композиционных материалов является как возможность объединения полезных свойств отдельных компонентов, так и проявления ими новых свойств, отличных от свойств компонентов. поэтому предварительная проработка всех вариантов формирования структуры и свойств композиционных материалов позволяет определить оптимальные схемы подбора состава и соотношения компонентов композита [1]. целью работы являются экспериментальные исследования коэффициентов трения многокомпонентных композиционных материалов, разработка математической модели прогнозирования коэффициентов трения и оценка ее адекватности. экспериментальным исследованиям подвергались многокомпонентные композиты. в качестве твердых компонентов самосмазочного типа использовались чешуйчатый графит (чг) и порошкообразные отходы механической обработки графитированных электродов (г) со средним диаметром 97 мкм и коэффициентом вариации 29 %. в качестве упрочняющих компонентов использовали порошки al2o3 и tic. порошок al2o3 имел средний диаметр 54,9 мкм, коэффициент вариации – 14 %. порошок карбида титана имел средний диаметр 47 мкм, коэффициент вариации – 3 %. роль связующих компонентов выполняли порошок алюминия пав и алюминиевая пудра па. опытные серии образцов получены методом двухстороннего горячего прессования. температура прессования составляла 450 ± 10 °с, удельное давление прессования – 270 мпа. состав серии образцов представлен в таблице 1. экспериментальные исследования по определению коэффициентов трения проводили на машине трения смт-1м. принципиальная схема испытаний по системе диск-колодка представлена на рис. 1. 1 1 1 0 1 6 r 3 0 1 1 1 0 r 3 0 рис. 1 – схема проведения эксперимента по определению коэффициентов трения диск выполнен из серого чугуна с полированной рабочей поверхностью. образец выполнен в виде параллелепипеда с размерами (мм) 10 × 16 × 11. сторону 16 × 11 мм предварительно притирали по рабочей поверхности диска. коэффициенты трения определяли по формуле: rp м k тртр ⋅ = ; rfm тртр ⋅= , (1) где kтр – коэффициент трения, б/р; мтр – момент трения, н · м; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические характеристики металлокерамических углеродных композиционных материалов проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 114 fтр – сила трения, н; n – скорость вращения, об/мин; р – сила давления, н; r – радиус трения, м. предварительно исходные материалы (чешуйчатый графит, глинозем, карбид титана, графит) подвергали сенсибилизации с помощью хлористого олова для активизации поверхности перед нанесением гальванического никелевого покрытия. толщина электролитического никелевого покрытия составляла 0,7 … 5,4 мкм. экспериментальные данные по основным характеристикам многокомпонентных композиционных материалов и их компонентному составу представлены в табл. 1. таблица 1 характеристиеки многокомпонентных композиционных материалов триботехнического типа состав, % объемн. нв, мпа коэффициент трения № с ер ии об ра зц ов ч г г п а в п а a l 2 o 3 t ic ср ед не е зн ач ен ие ко эф ф иц ие нт ва ри ац ии удельное давление, мпа оп ы т ра сч ет 1 10 75 15 778 0,04 1,5 2,6 4,0 0,14 0,14 0,15 0,16 2 10 20 50 20 915 0,13 1,5 2,6 3,5 0,22 0,22 0,21 0,21 3 23 23 15,5 38,5 2918 0,11 1,5 2,6 4,0 0,11 0,11 0,10 0,13 4 5 25 70 970 0,09 1,0 1,5 2,8 0,10 0,12 0,13 0,14 5 15 30 40 15 1326 0,07 1,0 1,5 3,2 0,20 0,21 0,20 0,21 6 15 25 60 840 0,07 1,5 2,8 4,0 0,26 0,27 0,26 0,25 7 20 19 13 48 1660 0,10 1,5 2,7 3,5 0,19 0,18 0,19 0,20 в разработанной модели заложено представление многокомпонентного композита в виде среды класса в2, в которой на элементах второго порядка малости заложены характеристики всех компонентов композита. в качестве характеристик используются модели упругости компонентов, их коэффициенты трения и объемное содержание. в этом случае на поверхности трения формируется общая сила трения, полученная суммированием индивидуальных сил трения, создаваемых каждым компонентом композита. каждая индивидуальная сила трения определяется произведением коэффициента трения соответствующего компонента композиционного материала на усилие его прижатия к поверхности трения. расчетное значение глобального коэффициента трения в формулировке работы [3] с инженерной точностью можно определить по формуле: ( )∑ = −= n mmppp eeepk 1p /k , (2) где kp – коэффициент трения компонента композита с номером р; ер, рр – модуль упругости и объемное содержание компонента с номером р, соответственно; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические характеристики металлокерамических углеродных композиционных материалов проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 115 ем – модуль упругости композита; n – число компонентов в композите. расчетные значения коэффициентов трения для исследованных серий образцов представленные в табл. 1. отклонение опытных значений коэффициентов трения от расчетных составляет не более 14 %. выводы экспериментально определены коэффициенты трения для гибридных композитов различного состава. выбраны материалы компонентов композитов с учетом их коэффициентов трения. разработана и проверена на адекватность математическая модель прогнозирования коэффициентов трения для металлокерамических углеродных композиционных материалов. литература 1. дедков, г.в. нанотрибология: экспериментальные факты и теоретические модели [текст] / г.в. дедков // успехи физических наук. – 2000. – т.170, №6. – с. 586-618. 2. моделювання процесу зношення багатокомпонентних композиційних матеріалів у зоні тертя [текст] / в.о. скачков, с.а. воденніков, в.і. іванов та ін. // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. – № 2. – с. 56-60. 3. кузменко, а.г. глобальный и локальный коэффициенты трения и объяснения их зависимости от давления [текст] / а.г. кузменко // проблемы трибологии (problems of tribology). – 2008. – №2. – с. 69-89. надійшла 23.01.12 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_skachkov.doc о прогнозировании коэффициентов теплопроводности и линейного теплового расширения многокомпонентных композитов проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 108 скачков в.а.,* баглюк г.а.,** воденникова о.с.,* иванов в.и.* *запорожская государственная инженерная академия, **институт проблем материаловедения нану о прогнозировании коэффициентов теплопроводности и линейного теплового расширения многокомпонентных композитов введение наличие многообразия матричных материалов и схем армирования многокомпонентных металлоуглеродных композитов триботехнического назначения позволяет направленно регулировать различные служебные свойства путем подбора состава, изменения соотношения компонентов и макроструктуры композита. важнейшей особенностью данных материалов является возможность создания из них элементов конструкций с заранее заданными служебными свойствами [1, 2]. при оценке условий применения данных композитов в узлах трения учитывают их теплофизические характеристики – коэффициент теплопроводности, который обеспечивает отвод тепловой энергии, образующейся в зоне трения, и коэффициент линейного теплового расширения, который учитывается при проектировании узлов трения. постановка задачи задачей работы является разработка математических моделей прогнозирования указанных теплофизических характеристик многокомпонентных композитов триботехнического назначения и оценка их адекватности на основе экспериментальных результатов. результаты исследований в качестве компонентов исследуемых композитов использовали чешуйчатый и искусственный графит, алюминиевый порошок, оксид алюминия и карбид титана. для повышения адгезии при формировании более плотной структуры композита на его основные компоненты предварительно наносили гальваническое никелевое покрытие. состав композитов и исходные данные для расчетов представлены в табл. 1 и 2. таблица 1 состав композитов триботехнического назначения содержание компонентов, %, по сериям образцов компоненты композита i ii iii iv v vi vii чешуйчатый графит 9,6 4,9 4,9 9,8 4,9 3,8 19,6 искусственный графит 69,6 9,8 9,8 9,8 8,5 18,6 алюминий 20,0 85,0 25,0 30,0 15,0 62,4 13,0 оксид алюминия 70,0 50,0 карбид титана 69,7 48,0 никель 0,8 0,3 0,1 0,4 0,6 0,3 0,8 таблица 2 исходные данные для расчета теплофизических параметров композитов коэффициент теплопроводности, вт/(м к) температура, к компоненты композита коэффициент линейного теплового расширения 10-6 1/к 293 373 473 573 673 чешуйчатый графит 5,2 130,0 104,0 97,0 89,0 81,0 искусственный графит 4,0 111,0 104,0 97,0 89,0 81,0 алюминий 22,6 235,0 238,0 234,0 230,0 224,0 оксид алюминия 8,5 32,3 30,0 27,4 27,8 22,2 карбид титана 7,5 25,0 27,0 28,0 29,0 30,0 никель 13,7 90,4 79,7 72,1 63,3 60,9 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о прогнозировании коэффициентов теплопроводности и линейного теплового расширения многокомпонентных композитов проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 109 в рамках среды класса 2b [3] коэффициент теплопроводности многокомпонентного композита ijb можно записать соотношением: 1= = ⋅ λ∑ n k ij ij k i b b , (1) где kijb – коэффициент теплопроводности k-го компонента композита; λk – случайная индикаторная функция компонента k [3]; n – число компонентов в композите. обобщая результаты работы [4] применительно к многокомпонентным хаотически армированным композитом, получают расчетную формулу для прогнозирования коэффициента теплопроводности: ( )2 2 2 2 1 3 =   < > ⋅ ⋅ +   = < > − ⋅ δ < >      ∑ n k ij k k k ì k ij ij ij ij b i p d b b b , (2) где ki – коэффициент вариации коэффициента теплопроводности k -го компонента композита; kp – объемное содержание компонента композита с номером k ; ...< > – оператор статистического осреднения; 2 kd – момент второго порядка для kλ , ( )2 1k k kd p p= ⋅ − ; < >ijb – среднее значение, полученное осреднением (4). используя данные табл. 1 для серий образцов, представленных в табл. 2, по формуле (2) выполнены расчеты коэффициента теплопроводности в интервале температур 293 … 673 к, результаты которых представлены в табл. 3. таблица 3 результаты расчетов теплофизических характеристик композита коэффициент теплопроводности, вт/(м·к) температура, к образец серии клтр, 10-6 1/к 293 373 473 573 673 i 2,8046 103,7647 98,1158 92,0616 85,0833 78,0442 ii 8,9488 133,0102 132,8044 123,6722 125,5685 121,0313 iii 15,2928 27,0266 25,0971 17,9465 20,6592 18,4309 iv 11,4261 36,7755 34,5423 26,9474 27,6077 24,1092 v 11,4716 26,0191 25,5145 22,6171 24,2810 21,6580 vi 6,3955 36,5841 36,2616 32,2828 34,1295 32,9642 vii 9,3383 137,4886 137,5158 128,4794 130,3726 125,8371 из анализа полученных результатов (табл. 3) следует, что с повышением температуры величина коэффициентов теплопроводности образцов всех серий снижается в среднем на 27 %. при этом максимум снижения величины данного коэффициента наблюдается для образцов серии iii (29 %) и iv (32 %), что можно объяснить значительным содержанием в их составе диоксида алюминия (соответственно 70 и 50 %). кроме того, установлено, что расчетные значения коэффициентов теплопроводности с точностью не ниже 12 % согласуются с величинами, полученными в эксперименте [5]. случайные модули упругости θjmn и коэффициенты линейного теплового расширения (клтр) аij, заданные на элементах второго порядка малости для композитов в виде среды класса в2, можно записать как: 1= θ = θ ⋅ λ∑ n k ijmn ijmn k k ; (3) 1 n k ij ij k k a a = = ⋅ λ∑ , (4) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о прогнозировании коэффициентов теплопроводности и линейного теплового расширения многокомпонентных композитов проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 110 где kijmnθ , k ija – модули упругости и клтр компонента среды с номером k соответственно. физическое уравнение для статистической задачи термоупругости в рамках среды класса в2 с учетом формул (3) и (4) имеет вид: n ij 1 p 1 n k k p ij p k a tαβ αβ αβ = =   ξ = θ ⋅ λ ⋅ ε − ⋅ λ ⋅    ∑ ∑ , (5) где mnε – случайные микроструктурные деформации. после осреднения уравнения (5) с учетом статистической независимости kijmnθ и k ija можно записать: ( )ij 1 n k ij k k k αβ αβ αβ = ξ = θ ⋅ λ ε + λ ⋅ ε −∑ ) ) 2 1 1 n n k p k k ij k p ij k k p a a tαβ αβ αβ αβ = =   − θ λ λ + θ λ ⋅    ∑ ∑ ) , (6) где λ ) , ε ) – вариации случайных функций. учитывая равенство макроскопических напряжений ij ijσ = ξ , а также равенство первого слагаемого в уравнении (6) величине 0 0αβ αβ⋅ αijc , получают: 0 0 ij ijc a пαβ αβ⋅ = , (7) где ( ) 2 1 1 n n k p k k ij ij k p ij k k p п a aαβ αβ αβ αβ = =   = θ λ λ + θ λ    ∑ ∑ ) ; 0 αβijc , 0 αβa – макроскопические значения модулей упругости и клтр соответственно. для хаотически армированных композитов, имеющих изотропные физико-механические характеристики, макроскопические ктлр определяют из системы уравнений (7) с использованием соотношений: 0 0 ij ij ija a s пαβ αβ= ⋅ δ = ⋅ , (8) где ijmns – обратная матрица для 0 αβijñ . компоненты матрицы ijmns для изотропных многокомпонентных композитов будут иметь значения: ( ) ( )2 20 01111 1122 iiii с с s d  −  = ; ( )20 0 01122 1111 1122 − ⋅  =iijj ñ ñ ñ s d ; (9) ( ) ( ) ( )3 3 20 0 01111 1122 1111 11222 3= + − ⋅d ñ ñ ñ ñ . расчетные значения клтр для исследуемых серий образцов композитов также приведены в табл. 3. как показывают результаты расчетов, величина показателя клтр для всех серий образцов композитов изменяется в широком диапазоне от 2·10-6 до 16,8·10-6 1/к. установлено, что при увеличении в композитах содержания алюминиевого порошка величина показателя клтр возрастает, что можно объяснить высокими значениями индивидуальных показателей для алюминиевого порошка. еще большее влияние оказывает оксид алюминия: так при увеличении его содержания от 40 до 80 % значения показателя клтр повышаются в 1,30 раза. сопоставление вычисленных и экспериментальных значений клтр указывает на их достаточную сходимость [6]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о прогнозировании коэффициентов теплопроводности и линейного теплового расширения многокомпонентных композитов проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 111 выводы разработаны методики прогнозирования теплофизических характеристик (коэффициентов теплопроводности и линейного теплового расширения) многокомпонентных композитов. результаты апробации показали, что достаточное согласование экспериментальных и расчетных значений теплофизических характеристик композитов согласуются, степень отклонения не превышает 12 %, что свидетельствует об адекватности разработанных моделей реальному процессу. литература 1. костиков, в.и. сверхвысокотемпературные композиционные материалы [текст] / в. и. костиков, а.н. варенков. – м.: интермет инжиниринг, 2003. – 560 с. 2. буланов, и.м. технология ракетных и аэрокосмических конструкций из композиционных материалов [текст] / и.м. буланов, в.в. воробей. – м.: изд-во мвту им. н.э.баумана, 1998. – 516 с. 3. богачев, и.н. введение в статистическое металловедение [текст] / и.н. богачев, а.а. вайнштейн, с.д. волков. – м.: металлургия, 1972. – 216 с. 4. волков, с.д. статистическая механика композитных материалов [текст] / с.д. волков, в.п. ставров. – минск: бгу, 1978. – 205 с. 5. теплофизические характеристики многокомпонентных композиционных материалов / с.а. воденников, в.а. скачков, о.с. воденникова, в.и. иванов // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2012. – № 1. 6. воденникова, о.с. исследование и прогнозирование теплофизических характеристик многокомпонентных композиционных материалов [текст] / о.с. воденникова // восточно-европейский журнал передовых технологий. – 2012. – № 1/5 (55). – с. 11-13. надійшла 13.04.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_hlopenko.doc работоспособность упорного подшипника многоступенчатого центробежного питательного насоса при разбалансировке вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 68 хлопенко н.я., сидорика и.н. национальный университет кораблестроения имени адм. макарова, г. николаев, украина e-mail: igor.sidorika@yandex.ua работоспособность упорного подшипника многоступенчатого центробежного питательного насоса при разбалансировке вала удк 621.671: 621.822.2 исследовано влияние торцовых биений гребня на работоспособность масляной пленки упорного подшипника скольжения многоступенчатого центробежного питательного насоса. на конкретном примере показано, что при разбалансировке ротора насоса подшипник выходит из строя из-за разрушения масляного слоя торцовыми биениями гребня. ключевые слова: насос центробежный, подшипник скольжения упорный, разбалансировка вала, работоспособность. введение при скоростях вращения вала, характерных для многоступенчатых центробежных питательных насосов, возникают знакопеременные усилия на самоустанавливающиеся подушки упорного подшипника скольжения (упс), вызванные действием периодических сил, возникающих при торцовых биениях зеркала гребня вследствие разбалансировки вала, вызванной различного рода неуравновешенностями (дисбалансами масс). это приводит к нарушению гидродинамического режима трения и, как следствие, к преждевременному износу рабочих поверхностей трения, а в ряде случаев и к выходу подшипника из строя. поэтому представляется актуальным исследование работоспособности упс с самоустанавливающимися подушками многоступенчатого центробежного питательного насоса при торцовых биениях гребня. целью настоящей работы является исследование работоспособности упс многоступенчатого центробежного питательного насоса при разбалансировке вала. для исследования работоспособности упс многоступенчатого питательного центробежного насоса при разбалансировке вала предложены зависимости для расчета динамических нагрузок на подушки. они получены из общего случая, приведенного в работе [1]. критерием работоспособности насоса служило отношение амплитудного значения динамической нагрузки, возбуждаемой торцовыми биениями гребня, к статическому усилию на подушку. для нормальной работы подшипника это отношение не должно превышать значения 0,5. расчеты проводились применительно к упс насоса пэ 600-300-4. показано, что при значениях динамической жесткости масляной пленки [2, 3], не превышающих коэффициента жесткости тонкого подкладного кольца (тпк) под точками опор подушек, подшипник выходит из строя из-за разрушения масляного слоя, вызванного торцовыми биениями гребня при разбалансировке вала. конструктивная схема насоса и основные расчетные формулы конструктивная схема многоступенчатого центробежного насоса представлена на рис. 1. рис. 1 – конструктивная схема насоса: 1 – вал; 2 – рабочее колесо; 3 – корпус внутренний; 4 – подушки; 5 – гребень; 6 – корпус наружный mailto:igor.sidorika@yandex.ua работоспособность упорного подшипника многоступенчатого центробежного питательного насоса при разбалансировке вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 69 основными его деталями являются внутренний 3 и наружный 6 корпусы, вал 1 с жестко закрепленными на нем рабочими колесами 2 и гребнем 5, образующим с самоустанавливающимися подушками 4 упорный подшипник скольжения (упс). при работе насоса на рабочие колеса (см. поз. 2) действуют силы, образующиеся за счет поворота потока жидкости, поступающей в межлопаточные каналы. на установившемся режиме работы подшипника осевая составляющая равнодействующей этих сил уравновешивается равнодействующей гидродинамических реакций масляных пленок подушек, а радиальная – обычно приводит к разбалансировке вала вследствие технологических погрешностей изготовления рабочих колес. торцовые биения зеркала гребня, возникающие при разбалансировке вала, вызывают знакопеременные нагрузки на подушки со сдвигом по фазе. эти нагрузки при аппроксимации торцовых биений гармонической функцией taг ωcos с угловой частотой вращения вала ω рассчитываются по формулам ( ) ( )( )( ) ( ) ( )( ),ωsinγsinβωcosγcosα ωsinγcosαωcosγsinβω tatak tatakn iгifiгifiж iгifiгifiдi +−−+ +−++−= ( )пzi ,1= , где ααα += ifi ; βββ += ifi ; га – амплитуда торцового биения гребня под точками опор подушек; ( ) пi zi /1-π2γ = – начальная фаза для i-й подушки; пz – число подушек; t – время; величины α , β , iα , iβ определяются в процессе решения системы алгебраических уравнений ;γcosγsinω βωαωβαω 11 1111 2 1 ∑∑ ∑∑∑∑ == ==== += =−+−      +− пп пппп z i iжiг z i iдiг z i iiдi z i iж z i iд z i iж kaka kkkkm ;γsinγcosω βαωβωαω 11 11 2 1 11 ∑∑ ∑∑∑∑ == ==== −= =++      −+      пп пппп z i iжiг z i iдiг i z i iжi z i iд z i iж z i iд kaka kkmkk ( ) ;γsinωγcos βωαωβωα 22 iгідiгіж iідiіжпідіж akak kmkckk += =−−++− ( ) ,γsinγcosω βωαωβαω 22 iгiжiгiд iіжпiiдiжiд akak mkckkk += =−++++ ( )пzi ,1= где 1m , 2m – соответственно масса вала и подушки; пс – коэффициент жесткости тпк под точками опор подушек. эта формула получена из работы [1]. она учитывает динамические характеристики масляных пленок подушек – коэффициенты эффективной упругости жik и демпфирования дik и перекос корпуса подшипника, при помощи которого определяются эти характеристики [2, 3]. обсуждение полученных результатов расчеты проводились применительно к упорному подшипнику скольжения с самоустанавливающимися подушками высоконапорного центробежного питательного насоса пэ 600-300-4 со следующими исходными данными: длина подушки на среднем радиусе 4,5 см; ширина подушки 4 см; средний ра работоспособность упорного подшипника многоступенчатого центробежного питательного насоса при разбалансировке вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 70 диус подушки 9,4 см; толщина подушки 1,4 см; число подушек пz = 6; статическая нагрузка на подушку стp = 3,08 кн; масса вала с рабочими колесами с заполненной жидкостью и гребнем 576 кг; масса каждой подушки 0,75 кг; угловая частота вращения вала ω = 660 рад/с; вязкость масла на входе в смазочный слой 0,0067 па∙с; температурный коэффициент вязкости 0,0224 1/к. коэффициенты жесткости и демпфирования масляной пленки рассчитывались численно по методу [2] и оказались равными жik = 0,155·10 9 н/м и дik = 0,903·10 5 н·с/м для каждой подушки. расчеты проводились при коэффициентах жесткости пс тпк 1,66∙10 7 н/м и 1,66∙108 н/м. в процессе вычислений рассчитывались для каждой подушки отношения нагрузки in (рис. 2) и ее амплитуды mn (рис. 3) к статическому усилию стp . как и следовало ожидать, нагрузки in ( 6,1=i ) на подушки носят гармонический характер и сдвинуты по фазе на один и тот же угол (рис. 2), а их амплитудные значения mn существенно зависят от коэффициента жесткости пс тпк (рис. 3). поэтому оптимальный выбор коэффициента жесткости пс позволяет обеспечить надежную защиту масляной пленки от разрушения. применительно к рассматриваемому упорному подшипнику насоса пэ600-300-4 оптимальное значение этого коэффициента принято равным 1,66∙107 н/м при максимально допускаемой амплитуде торцового биения гребня 100 мкм. оно на порядок меньше динамической жесткости масляной пленки ( )22 ω дiжii kkc ⋅+= подушки. таким образом, проведенные исследования позволили установить, что упорные подшипники скольжения высоконапорных центробежных питательных насосов надежно выполняют свои функции при значениях динамической жесткости масляной пленки, по крайней мере, на порядок превышающих коэффициент жесткости тонкого подкладного кольца под опорными телами качения подушек. выводы 1. дисбалансы роторов, порождающие торцовые биения гребня, являются причиной повреждения упорных подшипников скольжения многоступенчатых центробежных питательных насосов. 2. эффективным способом защиты упорных подшипников скольжения от повреждений, вызванных разбалансировкой валов многоступенчатых центробежных питательных насосов, является использование тонкого подкладного кольца под опорными телами качения подушек с коэффициентом жесткости, по крайней мере, на порядок меньшим динамической жесткости масляной пленки. литература 1. хлопенко н. я. несущая способность главного упорного подшипника судовой дизельредукторной установки [текст] / н.я. хлопенко, и.н. сидорика // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. – № 3. – с. 6-10. 2. хлопенко н. я. влияние пузырьков газа на нелинейные динамические характеристики масляной пленки подпятника [текст] / н.я. хлопенко // инженерно-физический журнал.– 1996.– т.69.– № 1.– с. 90-97. 3. романовский г. ф. динамика упорных подшипников скольжения судовых турбомашин: монография [текст] / г.ф. романовский, н.я. хлопенко. – николаев: нук, 2007. – 140 с. поступила в редакцію 12.11.2013 рис. 2 – зависимости от времени t безразмерных нагрузок ni / pст, i = 1,6 , аг = 100 мкм, сп = 1,66∙107 н/м рис. 3 – влияние амплитуд торцовых биений гребня аг на отношение nm / pст: 1 – сп = 1,66∙107 н/м; 2 – 1,66∙108 работоспособность упорного подшипника многоступенчатого центробежного питательного насоса при разбалансировке вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 71 khlopenko m.y., sidorika i.m. the operability of the thrust bearing multistage centrifugal pump at unbalance of the shaft. at shaft speeds typical of to multi-stage centrifugal pumps, arise variable efforts on pillows thrust-bearing, caused by the action of periodic forces arising at end faces beats of a mirror the crest of the shaft due to unbalance caused by the different kinds of lack of balance. this leads to violation of the hydrodynamic regime of friction and, as a consequence, to premature wear of working surfaces of friction, and in some cases to failure the bearing. to study operability thrust bearing of the multistage centrifugal pump at imbalance his shaft used previously developed by us method of calculation of dynamic loads on the pillows. investigated the influence of axial eccentricity tolerances the crest on the operability of the oil film thrust-bearing multistage centrifugal feed pump. a specific example is shown that with unbalance of the pump rotor bearing fails due to the destruction of the oil layer at a axial eccentricity tolerances the crest. keywords: centrifugal pump. bearing thrust, unbalancing the shaft, operability. references 1. hlopenko n. ja., sidorika i.n. nesushhaja sposobnost' glavnogo upornogo podshipnika sudovoj dizel'-reduktornoj ustanovki./ problemi tribologії (problems of tribology), 2008, no 3, pp.6-10. 2. hlopenko n. ja. vlijanie puzyr'kov gaza na nelinejnye dinamicheskie harakteristiki masljanoj plenki podpjatnika. inzhenerno-fizicheskij zhurnal, 1996, t. 69, no 1, pp. 90-97. 3. romanovskij g.f.,hlopenko n.ja. dinamika upornyh podshipnikov skol'zhenija sudovyh turbomashin: monografija , nikolaev. nuk, 2007, 140 p. 20_savchuk.doc кінетика зміни характеристик мастильного матеріалу в умовах недостатнього мащення проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 127 савчук а.м. національний транспортний університет, м. київ, україна кінетика зміни характеристик мастильного матеріалу в умовах недостатнього мащення постановка проблеми одним зі шляхів підвищення техніко економічних показників машин і механізмів являються покращення триботехнічних параметрів пар тертя вузлів машин і, зокрема, покращення антифрикційних і протизношувальних властивостей контактних поверхонь. мастильні матеріали стали важливим конструктивним елементом трибомеханічних систем, що не поступаються по значенню сталям, сплавам і пластмасам. отже, поліпшення мащення є найперспективнішим і найекономічнішим шляхом підвищення техніко економічних показників трибомеханічних систем.. метою роботи являлось дослідження особливостей формування мастильної плівки та зміни антифрикційних властивостей при змащуванні вузла тертя моторними оливами sae15w40 та sae10w40, універсальною моторно-трансмісійною оливою ємт-8, трансмісійною оливою тад-17і і оливою для автоматичних коробок передач (акп). дослідження проводились при контактних напругах 251,5; 316,9; 362,7 мпа в умовах поступового збільшення сумарної швидкості кочення (від 0 до 3,5 м/с) з проковзуванням 15 %. об’ємна температура олив складала 20 °с.товщина мастильного матеріалу визначалась методом оптичної інтерференції. результати досліджень в умовах обмеженого мащення для моторної оливи sae15w40 з підвищенням навантаження встановлено збільшення градієнту швидкості зсуву (γ) в межах 6 % внаслідок зменшення товщини мастильного шару в контакті. аналіз зміни градієнту швидкості зсуву підтверджує наше припущення про утворення метастабільних адсорбційних шарів мінеральною оливою: ослаблення когезійних сил взаємодії між структурованими молекулами обумовлює дезорієнтацію компонентів при збільшенні градієнту швидкості зсуву, що проявляється в зменшенні ефективності мащення в контакті (рис. 1). 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 251,5 316,9 362,7 sae15w40 sae10w40 рис. 1 – залежність товщини мастильного шару h від контактної напруги σmax при vσк = 1 м/с структуризація компонентів мастильного матеріалу обумовлює перехід олив в нев’язкий пружно пластичний стан. за таких умов оливи набувають властивостей неньютонівських рідин, що підтверджується залежністю ефективної в’язкості від градієнту швидкості зсуву при напрацюванні (рис. 2). якщо встановлена тенденція щодо зменшення ефективності мащення із збільшенням тиску для мінеральних олив тад-17і та sae15w40 узгоджується з класичними поглядами еластогідродинамічної теорії мащення (егдтм) [1], то зафіксоване підвищення несучої здатності для олив, які містять синтетичні поліальфаолефіни (sae10w40, ємт-8, та акп ) обумовлено чинниками, розглянутими при аналізі реологічних властивостей моторної оливи sae10w40. із збільшенням тиску підвищується ηеф в контакті, при напрацюванні, під дією градієнту швидкості зсуву відбувається деструкція рао-8, внаслідок чого підвищуються адгезійні властивості олив до контактних поверхонь. згідно егдтм, характер залежності коефіцієнта тертя при коченні з проковзуванням визначається, в основному, ефективною в’язкістю мастильного матеріалу в контакті [1]. при підвищенні контактного навантаження з 251,5 до 362,7 мпа антифрикційні властивості досліджених олив змінюються за наступною схемою: для тад-17і встановлено зменшення коефіцієнту на 1 %, для олив акп, sae10w40, sae15w40, та ємт-8 – ƒ збільшується на 1 %. σmax, мпа h × 10-6, м pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінетика зміни характеристик мастильного матеріалу в умовах недостатнього мащення проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 128 0 1 2 3 4 5 6 0,166 0,492 0,652 1,195 1,37 1,85 2,23 2,48 3,74 0 5 10 15 20 25 30 35 акп 15w40 10w40 ємт-8 рис.2 – залежність ефективної в’язкості( ηеф) від градієнта швидкості зсуву (γ) при контактній напрузі (σmax = 362,7 мпа) якщо для всіх мастильних матеріалів, крім тад-17і спостерігається кореляційна залежність коефіцієнта тертя та напруг зсуву мастильного шару, то для трансмісійної оливи підвищення антифрикційних властивостей обумовлено проявом наступного механізму. із збільшенням контактного навантаження мінеральна трансмісійна олива характеризується найвищими значеннями напруг зсуву мастильного шару – в середньому τ збільшується на 15 20 %, в порівнянні, наприклад, з аналогічним, параметром для моторних олив. при цьому ефективна в’язкість в контакті в умовах експерименту підвищується, в середньому, на 85 %, в порівнянні з зазначеними оливами. ми вважаємо, що при низьких швидкостях кочення та контактних напругах від 251,5 до 362,7мпа олива тад-17і характеризується найефективнішим проявом неньютонівських властивостей, а за таких умов коефіцієнт тертя перестає залежати від в’язкості та тиску. спостерігається антифрикційний пружно в’язкий ефект, який також був встановлений в роботі [2]. із збільшенням швидкості кочення інтенсифікується формування товщини мастильного шару в контакті, що забезпечує локалізацію дотичних напруг зсуву в об’ємній фазі мастильного матеріалу та призводить до підвищення антифрикційних властивостей (рис. 3, рис. 4). 0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 1-й ж ов т.( 0,1 92 ) 1-й по ма ра н.( 0,2 03 ) 1-й фі ол ет. (0, 28 8) 1-й си ній (0, 35 4) 1-й зе ле н.( 0,3 98 ) 2-й ж ов т.( 0,4 11 ) 2-й св .че рв .(0 ,46 5) 2-й пу рп ур. (0, 53 4) 2-й ін діг о(0 ,56 1) 2-й си ній (0, 59 4) 2-й зе лен .(0 ,63 6) 3-й ж ов т.( 0,6 90 ) 3-й че рв .(0 ,73 5) 3-й зе лен .(0 ,90 ) тад-17і акп sae15w40 sae10w40 ємт-8 рис. 3 – залежність коефіцієнту тертя (ƒ) від оптичної товщини мастильного шару ho (σmax = 251,5 мпа) 0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 1-й ж ов т.( 0,1 92 ) 1-й по ма ра н.( 0,2 03 ) 1-й ф іол ет .(0 ,28 8) 1-й си ній (0, 35 4) 1-й зе ле н.( 0,3 98 ) 2-й ж ов т.( 0,4 11 ) 2-й св .че рв .(0 ,46 5) 2-й пу рп ур .(0 ,53 4) 2-й ін діг о( 0,5 61 ) 2-й си ній (0, 59 4) 2-й зе ле н.( 0,6 36 ) 3-й ж ов т.( 0,6 90 ) 3-й че рв .(0 ,73 5) 3-й зе ле н.( 0,9 0) тад-17і акп sae15w40 sae10w40 ємт-8 рис.4. – залежність коефіцієнту тертя (ƒ) від оптичної товщини мастильного шару ho (σmax = 362,7 мпа) 15 c,10 −×γ cпа, ⋅ηеф cпа, ⋅ηеф f ho × 10-6, м f ho × 10-6, м pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінетика зміни характеристик мастильного матеріалу в умовах недостатнього мащення проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 129 для високов’язкісної трансмісійної оливи taд-17і при σmax = 251,5 мпа при обмеженому мащенні формування початкової товщини мастильного шару підвищується в 2 рази, що відповідає швидкості кочення 0,0346м/с. затримка в формуванні товщини мастильної плівки обумовлена, насамперед, недостатньою кількістю мастильного матеріалу в контакті (відсутністю "надлишку" оливи), що призводить до зниження ефективної в’язкості в контакті на 50 %. слід зазначити, що при збільшенні σmax початкова швидкість формування товщини мастильного шару в умовах рясного мащення має тенденцію до зниження, в умовах обмеженого мащення даний параметр збільшується. запізнення в формуванні початкової товщини мастильної плівки при пуску обумовлено тим, що вже при σmax = 251,5 мпа ηеф зменшується на 18 %, на 5 % менше її зростання під впливом тиску, в порівнянні з рясним мащенням (рис. 5). олива розріджується, а зростання градієнту швидкості зсуву, в середньому в 1,2 рази, призводить до видалення граничних шарів фізичної природи із зони контакту. 0 1 2 3 4 5 251,5 316,9 362,7 0 0,05 0,1 0,15 0,2 ηеф.поч.(рясне мащення) ηеф.ст.(рясне мащення) ηеф.поч.(обмежене мащення) ηеф.ст.(обмежене мащення) vσкоч.поч(рясне мащення) vσкоч.поч(обмежене мащення) рис. 5 – залежність початкової ηеф.поч і сталої ηеф ст ефективної вязкості від контактної напруги σmax для моторної оливи sae15w40 висновки 1. зменшення в’язкості мастильного матеріалу обумовлює підвищення швидкості, при якій формується початкова товщина мастильного шару за рахунок зниження ймовірності "затягування оливи в контакт", що не забезпечує резерву мастильного матеріалу на вході в контакт в умовах обмеженого мащення. однак, затримка в формуванні початкової товщини мастильного шару частково компенсується збільшенням сталої товщини за рахунок прискореної активації вуглеводневих фракцій мастильного матеріалу та зниження імовірності повної релаксації оливи в контакті. 2. збільшення сумарної швидкості кочення призводить до зменшення ефективної в’язкості в контакті для всіх досліджених мастильних матеріалів в середньому на 80 %, внаслідок розриву когезійних структурних зв'язків між компонентами мастильного матеріалу, які утворюються при структуризації та утворенні ретикулярних структур, внаслідок надбанням оливами неньютонівських властивостей в контакті. 3. із збільшенням швидкості кочення інтенсифікується формування товщини мастильного шару в контакті, що забезпечує локалізацію дотичних напруг зсуву в об’ємній фазі мастильного матеріалу та призводить до підвищення антифрикційних властивостей. найефективнішими антифрикційними властивостями характеризуються оливи, які в своєму складі містять синтетичні поліальфаолефіни. література 1. антонюк д., под ред. попова в.с. восстановление и повышение износостойкости и срока службы деталей машин. запорізький національний технічний університет, 2002р. – 109 с. 2. ахматов а.с. молекулярная физика граничного трения / ахматов а.с. – м.: гифма, 1963. – 472 с. 3. камерон а. теория смазки в инженерном деле / камерон а. – м.: машиностроение, 1962. 4. дмитриченко н.ф. смазочные процессы в условиях нестационарного трения / н.ф. дмитриченко, р.г. мнацаканов. – житомир: жити, 2002. – 308 с. 5. міланенко о.а. мастильна дія олив у точковому контакті тертя в умовах рясного мащення та мастильного голодування: дис. на здобуття наукового ступеня к.т.н.: 05.02.04 / міланенко о.а. – к.: нау, 2000. – 214 с. надійшла 08.11.2012 м,10 6−∑ ×кочvηеф, па σmax, мпа pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_chernec.doc аналіз впливу коригування зубів передачі з евольвентним черв’яком на її несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 41 чернець м.в,*, ** ярема р.я.,*** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, ** люблінський політехнічний інститут, *** львівський локомотиворемонтний завод аналіз впливу коригування зубів передачі з евольвентним черв’яком на її несучу здатність і довговічність черв’ячні передачі з евольвентним черв’яком є достатньо поширеними у різного виду машинах, обладнанні та пристроях. не зважаючи на очевидну практичну потребу прогнозної оцінки довговічності передачі чи зношування зубів черв’ячного колеса, не розроблено ефективних інженерних методів її проведення для некоригованих та коригованих передач. у роботі [1] вперше було запропоновано метод розрахунку параметрів контактної та трибоконтактної взаємодії цього виду некоригованих черв’ячних передач. у даній статті проведено його узагальнення для випадку коригування зубів черв’ячного колеса та досліджено його вплив на їх контактну міцність, довговічність і зношування. функція лінійного зношування зубів некоригованого колеса має вигляд [1]: ( )( ) ( ) 2 2 max 2 2 2 mw j j j j m s t fp h c ′ν ′ = τ , (1) де 2 /j j jt b v′ = – час трибоконтакту спряжених профілів у вибраних довільно j-их точках співдотику на шляху тертя 2 jb ; jv – швидкість ковзання у j-их точках зачеплення, вибраних по висоті витків черв’яка від входу елементів кінематичної пари у зачеплення до виходу з нього; f – коефіцієнт тертя ковзання; 2 2,с m – характеристики зносостійкості матеріалу черв’ячного колеса 2 у парі зі стальним черв’яком 1, які визначаються за результатами експериментальних досліджень за методикою [2]; 0, 35s bτ ≈ σ – границя міцності на зріз (зсув) зношуваних матеріалів; bσ – їх границя міцності при розтягу; ( ) 22 2, 256 / w j jb n bw′= θ ρ – ширина площадки контакту; ( ) max 20, 564 / w j jp n bw′= θρ – максимальні контактні тиски, які обчислюються за формулою герца у залежності від числа пар зачеплень w витків черв’яка з зубами колеса; n ′ – зусилля у зачепленні; ( ) ( )2 21 1 2 21 / 1 /e eθ = − µ + − µ – модуль кірхгофа; , eµ – коефіцієнти пуасона та модулі юнга матеріалів черв’ячної передачі; jρ – зведений радіус кривизни у j-ій точці зачеплення. 1 2 1 2 j j j j j ρ ρ ρ = ρ + ρ . (2) відповідно радіуси кривизни 1 jρ профілів витків евольвентного черв’яка та зубів черв’ячного колеса 2 jρ обчислюються так: ( )1 3 2 tg cos tg cos b cj j pxj b cj j r α ρ = − α γ α + ε , 2 1 2 1 2 2 1 sin sin j pxj j paj paj j pxj j paj r e e r e ρ α + ρ − ρ = α + ρ − ; (3) a bx x x< < , 1 10, 2 ,a f b ax r m x r= + = ; ( ) 1 1 11 0, 5 2 , 1, 2f f fr d h h m= − = (при 15γ ≤ o ), 1 1, 2f nh m= (при 15γ〉 o ); 1 1tg /mz dγ = , 1d qm= ; ( ) 1 1 11 0, 5 2 ,a a ar d h h m= + = (при 15γ ≤ o ), 1a n h m= (при 15γ〉 o ); pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз впливу коригування зубів передачі з евольвентним черв’яком на її несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 42 2 2 2 2 2 10, 5 , 0, 5 , ;r z m r d z uz= = = 10, 5 cosb cr d= α , tg tg / sinc nα = α γ , ( )22 1 ;q z= + 20nα = α = o ; 2 2 arctg bcj b x r r − α = ; 2 2 arctg tg bpxj b x r x  −  α = − γ     ; 1 1 tg cosb c mz d γ = α ; 2 2180 b j b x r r − ε = π ; 1 1 1, 0, 5 , 2 1sinpaj pxj r x e r d b m q − = = = + α , де 1f r – радіус кола впадин черв’яка; 1d – ділильний діаметр черв’яка; 1f h – висота основи витка черв’яка; m – осьовий модуль зачеплення; cosnm m= γ – нормальний модуль зачеплення; γ – кут підйому гвинтової лінії витків черв’яка; 1z – кількість заходів черв’яка; q – коефіцієнт діаметра черв’яка; 1a r – радіус кола виступів витків черв’яка; 1a h – висота головки витка черв’яка; 2d – ділильний діаметр черв’ячного колеса; 2z – кількість зубів черв’ячного колеса; u – передавальне відношення передачі; br – радіус основного кола витків черв’яка; cα – торцевий кут зачеплення; nα = α – кут зачеплення; cjα – торцевий кут зачеплення для j–ої точки; bγ – кут нахилу лінії зуба на ділильному циліндрі; ε – кутова координата для кожного кроку (град); pae – відстань j–ої точки контакту від полюса зачеплення. швидкість ковзання jν , що виникає при обертанні черв’яка, з достатньою точністю визначається так: 1 cosj a xω ν = γ , (4) де 1tg / 2a mz xγ = ; 1 1 / 30nω = π – кутова швидкість черв’яка; 1n – число обертів вала – черв’яка. зношування зубів черв’ячного колеса протягом однієї години роботи передачі за умови незмінності контактних тисків при зношуванні обчислюється таким чином: 2 2 260j jh n h′= , 2 1 /n n u= , (5) де 2n – кількість обертів черв’ячного колеса за хвилину. для обчислення ресурсу роботи t∗ передачі при заданому допустимому зношуванні 2h ∗ зубів використовується формула: ( )2 2/ jt h h∗ ∗= . (6) зусилля у зачепленні обчислюється відомим чином: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз впливу коригування зубів передачі з евольвентним черв’яком на її несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 43 ( ) 1 cos sin t pxj f n ′ = ′α γ + ρ , де 11 2 /tf t d= – колова сила на черв’яку; ( )arctg / cosf′ρ = α – кут тертя; 3 19550 10 /t n n= ⋅ (нмм) – крутний момент на валу черв’яка; n – передавана потужність. при коригуванні черв’ячної передачі коригування зазнають лише зуби черв’ячного колеса, розміри ж черв’яка залишаються незміними. міжосьова відстань при наявності коригування 2wk wa a x m= + , (7) де 1 2wa r r= + – міжосьова відстань некоригованої передачі; 2 1x ≤ ± – коефіцієнт зміщення. діаметр ділильного циліндра черв’яка у черв’ячній передачі зі зміщенням 1 1 2wd d x m= + . тоді відстань paje j– ої точки контакту від полюса зачеплення у [1] визначається так: 1 . sin w j paj pxj r x e − = α зусилля у зачепленні коригованої передачі 1 2 cos sin( )w pxj t n d ′ = ′α γ + ρ . інші геометричні параметри обчислюються як у черв’ячній передачі без зміщення. для числового розв’язку задачі вибрано наступні вихідні дані: n = 3,5 квт, 1 1410n = 1410 об/хв, m = 6 мм, 1z = 2, u = 25,5, f = 0,05, 0, 05, 8f q= = 8; черв’як – сталь 45 гартування (hrc 50), для якої 1e = ×2,1 × 10 5 mпa, 1µ = 0,3; вінець черв’ячного колеса – бронза оцс 6–6–3, для якої 5 2 1,1 10e = × mпa, 2 0, 34µ = ; 6 2 7, 6 10c = × , 2m = 0,88; 2 75sτ = 75 mпa; для 1: 18j x= = мм, 2 : 20j x= = мм, 3 : 22j x= = мм, 4 : 24j x= = мм; 5 : 26j x= = мм; 2h ∗ = 0,5 мм; розглядається двопарне зчеплення. результати обчислень подано на рис. 1 6. зокрема на рис. 1 подано залежність максимальних контактних тисків maxp від коефіцієнта зміщення 2x на вході у зачеплення ( )1j = та на виході з нього ( )5j = . рис. 1 – вплив коригування на pmax: p1 при j = 1; p5 при j = 5 рис. 2 – вплив коригування на зміну радіуса кривизни: ρ2max при j = 1; ρ2min при j = 5 у випадку додатного коригування зубів черв’ячного колеса підвищується їх навантажувальна здатність, а при від’ємному – вона знижується. це спричинено зростанням радіуса кривизни 2ρ зубів при додатних 2x і його зменшенням при від’ємних 2x (рис. 2). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз впливу коригування зубів передачі з евольвентним черв’яком на її несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 44 вплив коригування на лінійне зношування 2h зубів колеса протягом 1 години роботи передачі показано на рис. 3. на рис. 4 зображено мінімальну довговічність mint коригованої передачі (точка 1: 18j x= = мм) за допустимого зношування 2* 0, 3h = мм та 2* 0, 5h = мм. рис. 3 – вплив коригування на зношування зубів колеса: h2max при j = 1, h2min при j = 5 рис. 4 – вплив коригування на tmin при коригуванні зубів зростання 2ρ при 2x 2 0x > знижує зношування 2h та підвищує довговічність mint передачі; зменшення 2ρ при 2x 2 0x < спричиняє негативний для інженерної практики ефект. швидкість ковзання jv не змінюється при коригуванні зубів (рис. 5). рис. 5 – зміна швидкості ковзання по висоті зуба на рис. 6, а показано зміну ширини площадки контакту 2 jb у вибраних j = 1,2,…,5 точках зачеплення. шлях тертя 2b зменшується від входу в зачеплення (j = 1) до виходу з нього (j = 5) і це зумовлює зменшення часу зношування. коригування мало впливає на ширину площадки контакту 2 jb . вплив коригування зубів на ( )2 1; 5b j = подано на рис. 6, б, з якого слідує, що як на вході у зачеплення площадка 12b , так і на виході із нього площадка 5 12 2b b< змінюється мало. a б рис. 6 – вплив коригування на шлях тертя протягом однієї взаємодії зуба з витком черв’яка література 1. чернець м.в., ярема р.я. прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком // проблеми трибології. – 2011. – № 2. – с. 21-25. 2. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наук. думка, 1991. – 160 с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 21_dykha.doc теорія та експеримент методу трибологічних випробувань за схемою «циліндр-куля» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 135 диха о.в., вельбой в.п., диха м.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна теорія та експеримент методу трибологічних випробувань за схемою «циліндр-куля» вступ випробування на зношування можуть виконуватися з різними цілями, зокрема: якісне порівняння матеріалів зі зношування; вивчення механізму і виду зношування; визначення параметрів моделей, що описують кількісні закономірності процесу. на думку багатьох відомих фахівців [1], оцінка властивостей конструкційних і мастильних матеріалів є однією з найбільш складних проблем у сучасній трибології. експериментальні дослідження проводять на машинах тертя найрізноманітніших типів (понад сотню і навіть до тисячі найменувань). розв’язанню задачі порівняння та уніфікації використовуваних у світовій практиці випробувань матеріалів на тертя і зношування присвячені спеціальні міжнародні дослідницькі програми [1]. при випробуваннях на износ матеріалів підшипників ковзання виникають складності при виготовленні зразків. при цьому зручним є використання схеми випробувань «сфера-циліндр», коли циліндр виготовлений з матеріалу валу підшипника, а як контрольний зразок використовується підшипникова кулька зі сталі шх15 для порівняльних випробувань ефективності технологій зміцнення поверхні валів. в даній роботі для двохфакторної моделі зношування (контактний тиск – швидкість ковзання) розроблена теоретична методика визначення характеристик зношування за результатами експериментальних випробувань по схемі «циліндр-куля» та для реалізації вказаного методу випробувань представлена конструкція випробувальної установки. основний матеріал геометрія контакту и навантаження розглянемо контакт жорсткої кульки та жорсткого циліндру під дією навантаження q , при цьому будемо вважати, що зношується тільки циліндр, а сфера (куля) не зношується. як припущення приймемо, що форма жолоба на циліндрі після зношування циліндрична, а форма площадки контакту сфери та циліндру внаслідок малості зносу приймається коловою (рис. 1). q u w n r r a a рис. 1 – розрахункова схема в даному випадку жорсткість кулі і циліндру розуміється в тому сенсі, що переміщення від зносу значно більші деформацій від пружних переміщень, тобто пружні деформації не враховуються при аналізі процесу зношування. разом з цим присутність пружних деформацій така, що геометрично можна вважати площадку контакту коловою [2]. шляхи тертя для площадок контакту шляхи тертя для площадок контакту циліндра s та 1s кульки різні. шлях тертя для кульки контакту 1s дорівнює: rnts π= 21 , (1) де n – кількість обертів циліндра за одиницю часу; t – тривалість випробувань. шлях тертя s для площадки контакту циліндра: ntas 2= , (2) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теорія та експеримент методу трибологічних випробувань за схемою «циліндр-куля» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 136 де a2 – середній шлях тертя за один прохід контактних точок кульки через площадку контакту з циліндром; a – середній радіус площадки контакту циліндра і кульки. відношення шляхів тертя верхньої і нижніх площадок є коефіцієнтом перекриття: r sa rnt nta s s k n π = π == )( 2 2 1 1 . (3) таким чином, маємо взаємозв'язок середніх шляхів тертя: r sass π = 1 )( 11 . (4) або позначивши r c π = 1 , отримаємо csass )( 11= . визначення параметрів двохфакторної моделі при випробуваннях за схемою циліндр кулька для оцінки зношування досліджуваного циліндричного зразка за схемою циліндр-кулька приймемо модель у вигляді залежності інтенсивності зношування від безрозмірних параметрів контактного тиску і швидкості у вигляді: nm w w v v hb k ds du             σ = * , (5) де σ − тиск у контакті, мпа; hb − твердість за брінелем, мпа; wu − лінійне зношування циліндричної поверхні, м; s − шлях тертя для циліндра, м; wk , m , n − параметри закономірності зношування; *,vv − відповідно швидкість випробувань і базова швидкість ковзання, м/с. приймемо форму зношеної поверхні у вигляді колового жолоба з радіусом профілю a . припустимо що контактний тиск під жорсткою кулькою по зношеній поверхні жолоба циліндра розподілений рівномірно. тоді справедливо співвідношення: 2a q π =σ , (6) де q − діюче при випробуваннях навантаження; a − радіус колової площадки контакту спряжених циліндра і кульки. зв`язок максимального зносу wu і розміру площадки контакту a центрі площадки визначається з геометрії перетину спряженого циліндра і кульки. при цьому будемо розглядати контакт сфери радіусом r з циліндром радіусом r . з достатньою точністю шукану залежність можна подати у вигляді [3]: ( ) ( )* 2 2r sa suw = , (7) де rr rr r + =* − приведений радіус в контакті циліндра і кульки. нехай експериментальна залежність радіусу колового жолобу зносу циліндра від шляху тертя представляється у вигляді степеневої апроксимації: ( ) β= cssa , (8) де c , β − параметри апроксимації, які визначаються за наслідками випробувань. інтегруючи вираз (5), отримаємо інтегральну форму моделі зношування циліндра: ( ) ds v v hb s ksu s nm ww ∫            σ = 0 * )( . (9) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теорія та експеримент методу трибологічних випробувань за схемою «циліндр-куля» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 137 підставляючи в ліву частину отриманого рівняння вираз (7) для зносу через радіус площадки контакту, а в праву – вираз (6) для контактного тиску, отримаємо: ( ) ( ) ds v v hbsa q k r sa p s m w ∫                  π = 0 *2 1 * 2 1 2 , (10) або, з урахуванням виразу (8), після інтегрування по шляху тертя маємо: m s v v hbc q k r sc m nm w β−             π = β−β 212 21 *2 1 * 22 . (11) з умови виконуваності рівняння (11) при будь-яких s слідує: β β− = 2 21 m . (12) для знаходження параметра n проводимо випробування при двох значеннях швидкості ковзання 1v і 2v , звідки отримаємо дві групи даних з параметрами: . ; 22 11 β β = = sca sca (13) підставляючи вирази (13) в (11), отримаємо два рівняння:         β               π = β               π = ββ ββ . 22 ; 22 2 * 2 2 2 1 * 22 2 2 * 1 2 1 1 * 22 1 s v v hbc q k r sc s v v hbc q k r sc nm w nm w (14) розділивши перше рівняння на друге, після перетворень знайдемо: . )/lg( )/lg( )22( 21 21 vv cc mn += (15) для знаходження коефіцієнта wk скористаємось одним з рівнянь (14): . * * 22 1 nmm w v v q hb r c k            β = + (16) тобто вирази (12), (15), (16) дозволяють за результатами випробувань за схемою «циліндр-куля» побудувати розрахункову модель закономірності зношування від двох визначальних факторів: контактного тиску і швидкості. експериментальна установка для випробування зміцнених електромеханічною обробкою зразків доопрацьована багатофункціональна лабораторна установка, структурно-функціональна схема і технічна характеристика якої приведені в роботі [3]. нові конструктивні рішення (рис.2) дозволяють випробування трибологічних властивостей зміцненої циліндричної поверхні за схемою пари тертя «циліндр – куля» при змащуванні контактної поверхні рідко текучими мастильними оливами. випробувальний зразок 11 у вигляді втулки зі зміцненою поверхнею вільно посаджений на оправку 4 і закріплений гайкою 10. оправка 4 вгвинчена в хвостовик 3, спарений з конусною поверхнею шпинделя 1 і закріплений в ньому накидною гайкою 2. сталева кулька 12 (контртіло) нерухомо закріплена в наконечнику 13 упорним стрижнем 14, вставленим в отвір повзуна 15 механізму навантаження установки важелем 17. корпус 16 механізму навантаження встановлений і прикріплений до каретки поздовжньої подачі s установки (не показано). притискання кульки 12 до зміцненої поверхні випробувального зразка 11 здійснюється заданою силою р, прикладеною до важеля 17. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теорія та експеримент методу трибологічних випробувань за схемою «циліндр-куля» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 138 а б б бб вид а s n p 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 рис. 2 – експериментальна установка для змащування зони тертя рідко текучими оливами до повзуна 15 прикріплений п-подібний кронштейн 18, на якому встановлена ванна 5, наповнена оливою. в отвір дна ванни 5 вставлена ливникова втулка 8 з фетровим осердям 9, затиснутим різьбовою з отвором пробкою 6. корпус ванни 5 кріпиться до горизонтальної полки кронштейна 18 втулкою 8. ущільнення з’єднання корпусу ванни з полкою кронштейна забезпечується гумовою прокладкою 7. змащування зони тертя відбувається за рахунок ковзання змоченого мастильною оливою фетрового осердя по сліду рухомого контакту кульки 12 з випробувальною поверхнею зразка 11. висновок для двохфакторної моделі зношування (контактний тиск – швидкість ковзання) представлена теоретична методика визначення характеристик зношування за результатами експериментальних випробувань по схемі «циліндр-куля». для реалізації методу випробувань розроблена конструкція випробувальної установки. метод випробувань рекомендований для оцінки технологій зміцнення поверхневого шару зовнішніх циліндричних поверхонь деталей машин. література 1. системный анализ методологии трибологических испытаний конструкционных материалов / в. пекошевски, в. потеха, м. щерек [та ін.] // трение и износ. – 1996. – т. 17, № 2. – с. 178-186. 2. кузьменко а.г. методы испытаний на износ / а.г. кузьменко., с.в. сытник // проблемы трибологии. – 1999. – № 2(12). – с. 38-109. 3. вельбой в.п. багатофункціональна лабораторна установка для дослідження трибологічних властивостей конструкційних і мастильних матеріалів / в.п. вельбой, а.г. кузьменко, о.в. диха, м.о. диха // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. − № 1. – с. 94-98. надійшла 25.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 4_dovbnia.doc уточнение дополнения расчета тормозов с усилением проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 27 довбня н.п., бондаренко л.м., бобырь д.в., коренюк р.а. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта им. академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина e-mail: dmitrob@ua.fm уточнение дополнения расчета тормозов с усилением удк 621.838 (03) проведен расчет по уточнению тормозных моментов на стоянке и при движении с учетом сопротивления качению шариков при распоре дисков. ключевые слова: сопротивление качению, реактивный момент, тормозной момент, тормозные диски. постановка проблемы для уменьшения усилия управления тормозом, уменьшения его габаритов и массы они снабжаются устройствами, увеличивающими усилия управления [1]. в разомкнутом состоянии фрикционные накладки 2 и 3 дисков отведены от внутренних стенок вращающегося корпуса 1 (пружинами), а шарики 4 находятся в наиболее глубокой части канавок 5 (рис. 1). при торможении приводное устройство, закрепленное на неподвижной части механизма, поворачивает диски 2 и 3 относительно друг друга на некоторый угол, при этом шарики 4 перемещаются по наклонным поверхностям канавок 5, раздвигая диски и прижимая их к поверхностям трения вращающегося корпуса 1. неточностью при определении тормозного момента этого типа тормозов является то, что при определении реактивного момента на радиусе размещения шариков, опирающихся на наклонные плоскости, не учитывается сопротивление качению шариков. целью статьи является учет сопротивления качению шариков по наклонным плоскостям на величину реактивного момента и величину тормозного момента. материал исследований 1. торможение на стоянке. под действием давления жидкости в тормозных гидроцилиндрах на дисках создается момент: дm phn= , (1) где p и h − усилие на штоке гидроцилиндра и плечо его действия; n − число приводных гидроцилиндров в тормозе. поскольку каждый шарик создает распорную силу: tgαш phn n r i = , (2) где шr − радиус размещения шариков; i − число шариков; α − угол наклона плоскости качения шарика. для определения сопротивления качению шарика по плоскости необходимо знать величину нормального давления шарика на плоскость: cosα tgαн ш phn n r i = . (3) а б рис. 1 – к дополнению расчета тормозов с усилением pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:dmitrob@ua.fm http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com уточнение дополнения расчета тормозов с усилением проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 28 в [2] получена экспериментально-аналитическая зависимость для определения коэффициента трения качения. при первоначальном точечном контакте его величина: 0,20,16 rk be= , (4) где b − полуширина пятна контакта; r − радиус шарика в метрах. отметим, что сопоставление формулы (4) с ее аналогом, полученным в [1] аналитически показывает, что экспонентой определяются гистерезисные потери, однако ввиду малости величины r для шариков экспонентой можно пренебречь. полуширину пятна контакта найдем в предположении, что модуль упругости материала шарика во много раз превышает его величину для накладки: 2 3 1 μ 0, 9086 нb n r e − = , (5) где e − модуль упругости материала накладки; μ − коэффициент пуассона материала накладки. таким образом, коэффициент трения качения определяется из формулы: ( )2 3 cosα 1 μ 0,145 tgαш phnr k r ie − = , (6) а сопротивление качению шарика − из формулы: ( )230,145 cosα cosα 1 μ tgα tgαш ш phn phnr w rr i r ie = − . (7) распорное усилие, создаваемое каждым шариком с учетом w составит: ( ) tgαш p w hn n r i − = , (8) а тормозной момент, действующий на корпус на стоянке составит: ( ) tgα ср тст ш f p w r nz m r − = , (9) где z − число пар поверхностей трения (чаще всего две); срr − средний радиус трения фрикционного кольца; f − коэффициент трения между корпусом и накладкой. величина срr обычно определяется как средняя арифметическая величина внешнего и внутреннего радиусов или исходя из радиуса действия всех элементарных сил по площадке трения. поскольку главная физическая задача тормозов − превращение механической энергии в тепловую, то величину среднего радиуса трения необходимо находить из условия работы сил трения. нахождение срr из условия работы сил трения покажем на примере накладок в виде кольцевого сектора (рис. 2). рис. 2 – расчетная схема кольцевого сектора pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com уточнение дополнения расчета тормозов с усилением проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 29 если центральный угол сектора ϕ , то длина элементарного кольца толщиной ρd составит ρϕ , а площадь ρ ρdϕ . работа сил трения, которые действуют на элементарное кольцо за один оборот 22πda fp d= ϕ ρ ϕ , (10) где ( )222 rrnnp −ϕ= − удельное давление; n − количество секторов; f − коэффициент трения. исходя из главного физического назначения тормоза, работу сил трения относительно срr примем одинаковой, интегрируя выражение (1) в пределах срr r− и срr r− , получим: ( )3 3вш срa fp r r= πϕ − , (11) ( )3 3вр срa fp r r= πϕ − . приравняв эти работы, получим, что: ( )3 33 0, 5срr r r= + (12) в отличие от величин ( )0, 5срr r r= + или ( ) ( ) ( )3 3 2 22 3срr r r r r = − −  . 2. торможение при вращающемся корпусе. из-за эффекта самозатяжки диска возникают распорные силы вn , которые определяются из условия равновесия корпуса тормоза под действием момента сил. расположенных в плоскости вращения: ( ) tgαвс ш ср p w hn n r fr − = − . (13) тормозной момент, действующий на корпус тормоза: ( ) tgα ср т ш ср p w hnzr m r fr − = − . (14) коэффициент самоусиления по аналогии с [1]: o o 1 2 1 1 tgα ср ср ш s fr f fr r r = ⋅ − + , (15) где of − коэффициент трения между диском и упором тормоза; or − средний радиус упора шлицевого соединения. коэффициент относительной чувствительности дисковых тормозов с усилением рекомендуется определять из выражения: 1 1 к e fs = − , (16) где кs − конструктивный показатель самоусиления, ( ) ctgк ср шs r r= α . найдем сначала момент, создаваемый на дисках при торможении на стоянке без учета и с учетом качения шариков. для определения распорной силы, создаваемой каждым шариком найдем сопротивление качению одного шарика по двум плоскостям (7) при следующих величинах, входящих в формулу: =p 2,4 кн; =h 85 мм; =n 2; =r 10 мм; =α 30°; =µ 0,4; e = 0,1·106 мпа; шr = 145 мм; i = 8. при этом сопротивление качению одного шарика по двум плоскостям составит =w 2,71 н, а необходимое распорное усилие (8) составит: без учета сопротивления качению шарика n = 609,6, а с учетом =n 608,9. значения тормозного момента, действующего на корпус на стоянке с учетом и без учета сопротивления качению шариков и при рекомендуемой и средней величинах срr сведены в таблицу 1. для случая торможения при вращающемся корпусе примем =f 0,25. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com уточнение дополнения расчета тормозов с усилением проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 30 значения тормозного момента, действующего на корпус сведем в табл. 2. таблица 1 величины тормозного момента с учетом и без учета сопротивления качению шариков, средней и рекомендуемой величинах радиуса торможения средние радиусы с учетом без учета ( )0, 5срr r r= + 4097 ( ) 1 33 30, 5срr r r = +  4183 ( )0, 5срr r r= + 4102 ( ) 1 33 30, 5срr r r = +  4188 таблица 2 величины тормозного момента, действующего на корпус, с учетом и без учета сопротивления качению шариков, средней и рекомендуемой величинах радиуса торможения средние радиусы с учетом без учета ( )0, 5срr r r= + 2432,6 ( ) 1 33 30, 5срr r r = +  2523,1 ( )0, 5срr r r= + 2435,3 ( ) 1 33 30, 5срr r r = +  2525,9 анализ проведенных расчетов по уточнению тормозных моментов на стоянке и при движении с учетом сопротивления качению шариков при распоре дисков позволяет сделать следующие выводы и рекомендации: влияние сопротивления качению шариков, опирающихся на наклонные плоскости канавок тормозов с усилением на величины распорного усилия и тормозной момент незначительное (для принятого примера десятые доли процента); радиус действия силы трения для принятых величин наружного и внутреннего радиусов, найденный по предлагаемой методике из условия равенства работ сил трения относительно радиуса трения, мало отличается от их значений, полученных как радиус эквивалентный всем элементарным силам трения или как средняя арифметическая величина радиусов; указанные результаты расчетов справедливы только для принятых размеров и силы на штоке гидроцилиндра, а в общем случае расчет необходимо производить по предлагаемой методике. литература 1. тормозные устройства: справочник [текст]/м. п. александров, а. г. льняков, в. н. федосеев и др.// м.: машиностроение, 1985. − 312 с. 2. бондаренко, л. м. деформаційні опори в машинах [текст]/ л. м. бондаренко, м. п. довбня, в. с. ловейкін. − дніпропетровськ, дніпро-val, 2002. − 200 с. поступила в редакцію 22.03.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com уточнение дополнения расчета тормозов с усилением проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 31 dovbnia n.p., bondarenko l.m., bobir d.v, korenjuk r.a. update supplemented by calculations brake with gain. analysis of the calculations for the refinement of braking torque in the parking lot and moving the rolling resistance balls during the thrust disk to the following conclusions and recommendations: influence rolling resistance ball resting on the inclined plane of the grooves on the brakes with increasing values of spacing effort and slight braking torque (for example, received tenths of a percent); range of friction values for the received external and internal radii found by the proposed method from the condition that the work of friction with respect to the radius of the friction is not very different from their values obtained as the radius of the equivalent all the elementary forces of friction or as arithmetic mean of the radii; these calculation results are valid only for the assumed size and strength on the rod cylinder, and in the general case, the calculation should be performed by the proposed method. keywords: rolling resistance, the torque, brake torque, brake discs. references 1. tormoznye ustroystva: spravochnik [tekst]/m. p. aleksandrov, a. g. lnyakov, v. n. fedoseev i dr. // m.: mashinostroenie, 1985. 312 s. 2. bondarenko, l. m. deformacijni opory v mashynakh [tekst]/ l. m. bondarenko, m. p. dovbnja, v. s. lovejkin. dnipropetrovsjk, dnipro-val, 2002. 200 s. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 4_kuzmenko.doc дослідження на фреттинг знос по схемі стиснених плоских консольних пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 28 кузьменко а.г., яріш ю.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com дослідження на фреттинг знос по схемі стиснених плоских консольних пластин удк 621.891 дослідження проведені з метою поглибленого вивчення явища фреттингу стосовно листових ресор автомобіля. для цього розроблена теоретична модель зношування вибраного вузла, яка базується на методі випробувань на фреттинг-знос за схемою згину двошарових консольних пластин без змащування та з використанням суміші літол-24 з бронзовим порошком. встановлено підвищення фреттингостійкості з використанням змащування. ключові слова: фреттинг-знос, контакт, знос, консольні пластини, пляма контакту, модель зносу. вступ на сьогодні більшість вузлів тертя працюють в умовах дії вібрацій. при мінімальних повторюваних локальних переміщеннях двох поверхонь одна відносно одної в умовах корозійного середовища виникає фреттинг-знос. фреттинг-знос при високих частотах переміщень і малих амплітудах досить суттєво руйнує поверхневі шари контактуючих поверхонь, зменшуючи ресурс зношуваних деталей та вузлів в цілому. тому розробка методів досліджень поверхонь на фреттинг-корозію актуальна на даний час для зменшення її дії та підвищення зносостійкості листових ресор. мета і постановка задачі метою даної роботи є розробка і застосування методів випробувань на фреттинг-знос та підвищення зносостійкості контактуючих поверхонь листових ресор автомобіля. для досягнення поставленої мети потрібно виявити та описати виникнення фреттинг-зносу, розробити математичну модель процесу тертя двох поверхонь з урахуванням частоти та амплітуди переміщень вібраційного стола та досліджуваних деталей, визначити шлях тертя досліджуваних деталей. виклад матеріалів досліджень теорія експерименту схема та механіка контакту рис. 1 – схема контакту двох консолей, стиснених на кінці силою q, тиском σ на площі f = l1 l2 переміщення проковзування в контакті ks : hsk θ2= , (1) де θ – кут повороту перерізу; h – товщина консольної балки. для консолі відомі співвідношення: ei pl f 3 3 = ; (2) ei pl 2 θ 2 = ; (3) mailto:tribosenator@gmail.com дослідження на фреттинг знос по схемі стиснених плоских консольних пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 29 ( ) ( ) 3 2 233 2 23 l ei pl ei pl q f =⋅=→ ; (4) ( ) ( ) l f 2 3 θ24 =→→ ; (5) ( ) ( ) h l f s k 22 3 15 =→→ ; (6) шлях тертя за час t : ( ) ntsts k= . вимірювання у процесі досліджень площина-площина утворюється пляма контакту як на поверхні 1, так і на поверхні 2; у першому наближенні відповідно до еліпса (рис. 2) з розмірами та максимальною глибиною h . величини a2 , b2 вимірюються з точністю до 10 мкм, величина h вимірюється з точністю до 1 мкм; аналогічним чином вимірюються розміри плями зношування на другій поверхні. рис. 2 – схема вимірювань плями зношування припущення вважаємо, що плями контакту утворені взаємодією двох тіл подвійної кривизни; іншими словами припускаємо, що поверхня плями зносу описується поверхнею подвійної кривизни. радіуси поверхонь (рис. 3) рис. 3 – схема контакту тіл подвійної кривизни розрахункові залежності: з врахуванням припущення з рисунка 2 можна записати: h b r 2 2 1 = ; h a r 2 2 2 = ; (7) ( ) h ab h ba rrr / / * 24 21 2 22 21 21 =      =⋅= ; (8) h a h ab r ** 22 2 == . (9) визначення параметрів моделі зносу: 1) за результатами вимірювань розмірів площадки контакту (зношування) a2 і b2 визначається приведений радіус кругової площадки: дослідження на фреттинг знос по схемі стиснених плоских консольних пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 30 ( )1/2aba* = ; (10) 2) за таблицями і графіками ( )sa* вибираються базові точки ( )1*a , 1s ; ( )2*a , 2s для визначення параметрів апроксимації степеневої функції: βcsa* = ; (11) 3) за залежностями: ( ) ( )( ) ( )21 21 log log β ss aa **= ; (12) ( ) β11 sac *= ; (13) 4) параметри m , wk визначаються за формулами: ( ) 2β2β1 −=m ; (14) ( )( ) * m m w rqm c k π22 22 + = + . (15) порівняння фреттингостійкості різних варіантів пар тертя: 1) порівняння за глибиною зношування h : 21ε hh= ; (16) 2) порівняння за площею плями зношування: 2 *ii 2 *i π π ε a a = ; (17) 3) порівняння за зношуванням, обчисленим за параметрами моделі зношування: 2 1 2 2 1 1 2 1 σ σ ε sk sk u u m w m w w w == ; (18) або 21 2 1 σε mm w w k k −⋅= . (19) техніка експерименту установка для досліджень включає робочу частину зі зразками у вигляді двох плоских консольних пластин, притиснених у кінці заданою силою q і механічний вібратор. порядок досліджень: 1) задати вихідні дані: навантаження q , площа контакту f , частота вібрацій n і спосіб змащування; 2) під час досліджень періодично вимірювати розміри плями зношування та глибину зношування. порядок обробки результатів вимірювань ведеться відповідно до методики, описаної раніше. реалізація експерименту установка ум-9 вихідні дані установки ум-9: сила стискання пластин: q = 65 кг; розміри та площа стиснених плоских поверхонь на кінці консолей: 1l = 19,5 мм; 2l = 29,5 мм; 21= llf = 575,25мм; тиск в контакті: f q =σ ; (20) товщина пластини (балки): h = 1,2 мм; амплітуда переміщень консолей: f = 2,7; розмір консолі: l = 177,5 мм. шлях тертя ковзання в плоскому контакті: проковзування за один цикл за формулою (6): 0,15 177,5 3,32,733 = ⋅⋅ == l fh s k мм; проковзування за час t = 60 хв: ( ) 3100,96010000,1560 ⋅=⋅⋅== ntss k мм. дослідження на фреттинг знос по схемі стиснених плоских консольних пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 31 результати досліджень представлені в табл. 1. таблиця 1 результати досліджень зі змащуванням та без нього без змащування № п/п t , хв 310⋅s , мм a2 , мм a , мм b2 , мм b , мм h , мкм *a , мм 1 60 0,9 3,5 1,75 1,1 0,55 6 0,9 2 120 1,8 5,6 2,8 1,2 0,6 8 1,3 3 180 2,7 5,8 2,9 1,4 0,7 9 1,4 4 240 3,6 5,9 2,95 1,5 0,75 11 2,2 5 300 4,5 7,1 3,55 1,9 0,95 14 3,3 зі змащуванням (літол-24 + бронзовий порошок) № п/п t , хв 310⋅s , мм a2 , мм a , мм b2 , мм b , мм h , мкм *a , мм 1 60 0,9 2,2 1,1 0,5 0,25 5 0,52 2 120 1,8 3,2 1,6 0,9 0,45 8 0,85 3 180 2,7 3,5 1,75 1,1 0,55 9 0,96 4 240 3,6 3,7 1,85 1,3 0,65 10 1,2 5 300 4,5 4,0 2,0 1,6 0,8 11 1,26 визначення параметрів моделі зношування (дослід без змащування): 1) базові точки: 0,91 =a мм; 3 1 100,9 ⋅=s мм; 2,22 =a мм; 3 2 104,5 ⋅=s мм; 2) параметри β, с: ( ) ( ) ( ) ( ) 0,480,7 0,34 104,5100,9log 2,20,9log log log β 33 21 21 == ⋅⋅ == ss aa ; ( ) 0,033 100,9 0,9 c 0,483β 1 1 = ⋅ == s a ; 3) параметри m , wk : 0,042 0,482 0,4821 2β 2β1 = ⋅ ⋅− = − =m ; ( )( ) 6 0,042 2,08422 105,7 3,14 65 2,084 0,033 π22 − + ⋅=       = + = * m m w rqm c k мм2/кг; 4) приведений радіус: 50 10102 1,2 2 3 22 = ⋅⋅ == −h a r* мм. визначення параметрів моделі зношування (дослід із мастилом літол-24 і бронзовим порошком) 1) базові точки: 0,61 =a мм; 3 1 100,9 ⋅=s мм; 1,32 =a мм; 3 2 104,5 ⋅=s мм; 2) параметри β, с: ( ) ( ) ( ) ( ) 0,470,7 0,33 104,5100,9log 1,30,6log log log β 33 21 21 == ⋅⋅ == ss aa ; ( ) 0,025 100,9 0,6 c 0,473β 1 1 = ⋅ == s a ; 3) параметри m , wk : 0,064 0,472 0,4721 2β 2β1 = ⋅ ⋅− = − =m ; ( )( ) 6 0,064 2,12822 103,19 3,14 65 2,084 0,025 π22 − + ⋅=       = + = * m m w rqm c k мм2/кг. дослідження на фреттинг знос по схемі стиснених плоских консольних пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 32 порівняння фреттингостійкості пар тертя: без змащування; з мастилом літол-24 + бронзовий порошок. база і умови порівняння по схемі площина-площина: тиск: σ = 0,113 кг/мм2; частота: n = 1000 об/хв; амплітуда ковзання: ks = 0,15 мм; загальна тривалість досліджень: 5 год. порівняння по глибині плями зношування: без змащування 14=h мкм; зі змащуванням h = 11 мкм; коефіцієнт зниження зношування ε : ( ) ( ) 1,271114ε === змhзмбh , тобто змащування знижує зношування в 1,27 раз. порівняння по площі плями зношування: 1) площа плями зношування без змащування: ( ) 35,73,37π 2 =⋅=змбf мм2; 2) площа плями при наявності мастила: ( ) 51,26π 2 =⋅=змf мм2; 3) коефіцієнт зниження зношування ε : ( ) ( ) 7,14535,7ε === змfзмбf раз. порівняння з допомогою параметрів моделі зношування: 1) формул порівняння (19): 21 2 1 2 1 σε mm w w w w k k u u −⋅== ; 2) дані для обчислень при: ( ) -6105,7 1 ⋅=змk w ; ( ) 0,04211 == mзмбm ; ( ) -6103,19 2 ⋅=змk w ; ( ) 0,06422 == mзмm ; 0,113σ = кг/мм2; 3) обчислення: ( )( ) 1,970,113 103,19 105,7 ε 0,0640,0426-6 = ⋅ ⋅ = − , тобто зниження фреттинг-зносу за рахунок змащування по цьому способу оцінюється в 1,97 раз. підсумкова таблиця оцінки ефективності мастила літол-24 з бронзовим порошком. таблиця 2 оцінка ефективності мастила літол-24 з бронзовим порошком № п/п спосіб порівняння коефіцієнт зниження зносу 1 за глибиною h 1,27 2 за площею f 7,0 3 за моделлю зносу 1,97 висновки запропоновані варіанти методик досліджень на фреттинг-знос за схемою «площина-площина» при стисненні двох консольних пластин: 1) порівняння за глибиною зносу в зоні площадки зносу; 2) порівняння за величиною площадки фреттинг-зносу; 3) порівняння за моделлю зносу як поверхонь подвійної кривизни; 4) найбільш проста та достовірна методика порівнянь за глибиною; встановлене зменшення зношування контактуючих поверхонь при використанні суміші змащувальної рідини літол-24 з бронзовим порошком (табл. 2). література 1. фесик с.п. справочник по сопротивлению материалов. – к.: будивельник, 1979. – 308 с. 2. писаренко г.с. справочник по сопротивлению материалов. – к.: наукова думка, 1988. – 736 с. 3. кузьменко а.г. прикладная теория методов испытаний на износ. – хмельницкий: хну. – 579 с. поступила в редакцію 18.06.2013 дослідження на фреттинг знос по схемі стиснених плоских консольних пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 33 kuzmenko a.g., yarish yu.v. study on fretting wear under the scheme compressed flat plates console. today most friction units operating under conditions of vibration. with minimal local repetitive movements of the two surfaces relative to each other in a corrosive environment there fretting wear. fretting wear at high frequencies and small amplitudes of motion quite significantly destroys the superficial layers of the contacting surfaces, reducing life wearing parts and components in general. therefore, the development of methods to study surfaces fretting corrosion is relevant at this time to reduce its performance and increase durability leaf springs. key words: fretting wear, contact, wear, console inserts, dropwise contact, model installment. references 1. fesik s.p. spravochnik po soprotivleniyu materialov. k: budivelnik, 1979. 308 s. 2. pisarenko g.s. spravochnik po soprotivleniyu materialov. k.: naukova dumka, 1988. 736 s. 3. kuzmenko a.g. prikladnaya teoriya metodov ispytaniy na iznos. khmelnitskiy: khnu. 579 s. 8_kulikovskiy.doc прогнозирование структурного состояния износостойких метастабильных хромомарганцевых наплавочных материалов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 49 куликовский р.а. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина прогнозирование структурного состояния износостойких метастабильных хромомарганцевых наплавочных материалов на основе железа при разработке новых метастабильных износостойких хромомарганцевых наплавочных материалов на основе железа, поверхность наплавленного металла которых в процессе абразивного изнашивания способна упрочнятся в результате фазовых γ → α превращений, часто возникает необходимость прогнозирования возможности образования различных исходных структурных состояний материалов, в зависимости от их химического состава. в частности, влияния углерода и легирующих элементов на температуру начала мартенситного превращения (мн), так как известно, что наибольшая способность к упрочнению и сопротивляемость абразивному изнашиванию достигается при максимально возможном содержании в сплаве аустенита с mн ≈ 20 °с и высоким содержанием углерода [1]. наиболее простым и доступным вариантом прогнозирования фазового состояния металлической матрицы является принцип оценки структуры по эквивалентным содержаниям хрома и никеля, использованный в диаграмме шеффлера [2, 3]. однако возможность ее применения ограничена концентрацией углерода по одним данным до 0,2 % [4], по другим до 0,5 % [5], что существенно ниже оптимального уровня содержания этого элемента в износостойких метастабильных материалах [1]. эти ограничения обусловлены возможностью образования карбидной фазы при повышенных концентрациях углерода в присутствии карбидообразующего элемента и обеднения, в результате этого, металлической матрицы углеродом и карбидообразующими элементами. авторы работы [4] считают, что для высокоуглеродистых материалов необходимо учитывать влияние хрома не только как ферритизатора, но и как наиболее распространенного карбидообразующего элемента и предлагают рассматривать воздействие всех элементов, способных образовывать карбиды, в виде хромового эквивалента карбидообразования – crэкв. карб.. этот подход позволяет расширить диапазон химического состава материалов, для которых можно прогнозировать структуру в наплавленном состоянии. в работе [6] предложен комбинированный (расчетно-графический) метод определения фазового состава наплавочных материалов. при этом фазовый состав матрицы сплава определяют по диаграмме в зависимости от расчетных значений коэффициентов "мартенситои ферритообразования". наиболее широкий диапазон структурных состояний предусмотрен последней системой классификации наплавочных материалов предложенной международным институтом сварки (мис) (рис. 1) [7]. данная структурная диаграмма включает 16 групп материалов на основе ферритной (1 группа), мартенситной (8 групп) и аустенитной (7 групп) металлической матрицы. таким образом, существует несколько подходов к прогнозированию структурного состояния сплавов, основанных в основном, на учете химического состава сплава. однако, кроме изменения количества легирующих элементов и углерода, существенное влияние на структурное состояние наплавленного металла также оказывает скорость его охлаждения [8, 9]. в работе [10] было показано, что снижение скорости охлаждения металла типа 140х12 с 80 °с/с до 1 °с/с обуславливает увеличение температуры начала мартенситного превращения аустенита из-за выделения и увеличения количества карбидов с 4 % до 10 % соответственно. это приводит к уменьшению количества остаточного аустенита на 40 … 50 %, что может оказать весьма существенное значение с точки зрения участия фазовых превращений в процессах упрочнения поверхности трения. в тоже время, в результате термического цикла наплавки низкохромистым высокоуглеродистым материалом неизбежен распад аустенита в результате его низкой термической устойчивости, а следовательно, уменьшение концентрации углерода в твердом растворе и увеличение в структуре карбидов цементитного типа, что также приведёт к снижению его способности к упрочнению и износостойкости в условиях абразивного изнашивания. кроме того, при прогнозировании структурного состояния наплавленного металла важно предвидеть не только качественный состав, но и количественное соотношение аустенита и мартенсита. однако, даже при очень детальном делении типов наплавленного металла на структурные группы по классификации мис, практически невозможно отметить каких либо предпосылок для прогнозирования способности к превращению аустенита в мартенсит деформации при абразивном изнашивании. как отмечено выше, одним из достаточно достоверных ориентиров, указывающих на способность остаточного аустенита к превращению в мартенсит деформации, является температура начала мартенситного превращения [11, 12]. в свою очередь положение мн определяется химическим составом охлаждаемого аустенита [13, 14 16]. известен ряд эмпирических формул, связывающих положение мартенситной точки с химическим составом стали. для сталей с содержанием углерода 0,2 … 0,8 % с, по мнению авторов работы [13] наиболее точной является формула а.а. попова: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозирование структурного состояния износостойких метастабильных хромомарганцевых наплавочных материалов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 50 mн = 520 – 320%c – 50%mn – 30%cr – 20(%ni + %mo) – 5(%cu-si). (1) рис. 1 – структурная диаграмма существования наплавочных материалов, разработанная международным институтом сварки [7]: феррит, упрочненный вторичной фазой – фвт; мартенсит тип i (низкоуглеродистый низколегированный сплав) – м1; мартенсит тип ii (высокоуглеродистый низколегированный сплав) – м2; мартенсит тип iii (низкоуглеродистый высоколегированный сплав) – м3; мартенсит тип iv (среднеуглеродистый высоколегированный сплав) – м4; мартенсит, упрочненный карбидами типа i – мк1; мартенсит, упрочненный карбидами внедрения – мк2; мартенсит, упрочненный карбидами эвтектики – мэк; мартенсит, упрочненный основными карбидами – мок; аустенит типа i (cr, ni) + аустенит + феррит – а1 – аф; аустенит марганцевый тип ii (высокоуглеродистый среднелегированный сплав) – а2; аустенит хромомарганцевый тип i (среднеуглеродистый высоколегированный сплав) – а3; аустенит типа ii и iii, упрочненный карбидами – а2к, а3к; аустенит, упрочненный основными карбидами – аок; аустенит, упрочненный карбидами эвтектики – аэк; аустенит, упрочненный основными карбидами, суперкарбидами и карбидами эвтектики – акк авторами работы [17] на основе экспериментальных данных выведены значения коэффициентов влияния марганца и хрома на положение мартенситных точек для содержания углерода 0,6; 0,8 и 1,0% для определения температуры мн (°с) хромомарганцевых углеродистых сталей: содержащих 0,6 % с: mн = 520 – 320%c – 35%mn – 10%cr; (2) содержащих 0,8 % с: mн = 520 – 320%c – 40%mn – 20%cr; (3) содержащих 1,0 % с: mн = 520 – 320%c – 48%mn–23%cr. (4) сопоставляя известные закономерности изменения мн и фазового состава закаленных углеродистых сталей от содержания углерода (рис. 2, а) [13, 14 16], несложно определить зависимость количества остаточного аустенита в этих материалах от температуры начала мартенситного превращения (рис. 3, область 1). для оценки возможности такого подхода в случае формирования структуры легированных сплавов воспользуемся известными данными [11] о взаимосвязи мн и количества остаточного аустенита в стали типа х12 с температурой закалки. обобщенные результаты представлены на рис. 2, б. как видно, совпадение известных данных о содержании аустенита в зависимости от мн в легированных сталях (рис. 3, кривая 2), с закономерностью изменения взаимосвязи этих параметров для нелегированных сталей, вполне удовлетворительно. таким образом, в наплавочных материалах, легированных хромом, количество остаточного аустенита можно прогнозировать по расчетной мн, косвенно опираясь на известные закономерности изменения этих параметров углеродистых нелегированных материалов. при этом мн будет одновременно являться ориентиром для прогнозирования нестабильности аустенита в процессе изнашивания. однако малая устойчивость аустенита к диффузионному распаду в низкохромистых наплавочных материалах не позволяет при их разработке использовать исключительно систему fe-c-cr. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозирование структурного состояния износостойких метастабильных хромомарганцевых наплавочных материалов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 51 а б рис. 2 – изменения температур начала мартенситного превращения (мн) и количества остаточного аустенита (а) углеродистых сталей в зависимости от содержания углерода (а) [13, 14 16] и стали типа х12 в зависимости от температуры закалки (б) [11] рис. 3 – схема взаимосвязи температуры начала мартенситного превращения и количества остаточного аустенита для нелегированных сталей и легированных сталей: 1 – углеродистые стали; 2 – сталь типа х12 вторым элементом, достаточно распространенным и недорогим, который часто применяется для повышения устойчивости аустенита к перлитным и промежуточным превращениям, является марганец. обобщение аналитических и графических зависимостей изменения мн от химического состава в системах fe-c [15, 16, 18], fe-c-cr [14, 15, 18], fe-c-mn [15, 18], fe-cr-mn-c [17, 18] и их математическая обработка, позволили получить выражение (5), связывающее содержание углерода в матрице сплавов, с температурой мн≈20°с при охлаждении из однофазной области, с концентрацией хрома и марганца в диапазоне: с 0,6…2%; cr – 0…12%; mn 0…8,8%: с = 2 – 0,191mn – 0,45cr + 0,046cr·mn + 0,00953mn2 + 0,061cr2 – – 0,00119mn2·cr – 0,00319mn·cr2 – 0,00015mn3 – 0,00313cr3. на основе полученной аналитической зависимости, построена концентрационная поверхность содержания углерода, хрома и марганца в матрице наплавленного металла с температурой mн ≈ 20 °с (рис. 4). выше данной поверхности совокупность сплавов с аустенитной структурой, ниже – сплавы содержащие α + γ фазы. рис. 4 – концентрационная поверхность сплавов системы fe-c-cr-mn с температурой mн ≈ 20 °с при охлаждении из однофазной области (5) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозирование структурного состояния износостойких метастабильных хромомарганцевых наплавочных материалов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 52 выводы рассмотренные способы прогнозирования фазового состояния металлической матрицы не позволяют в полной мере определять способность к превращению аустенита в мартенсит деформации при абразивном изнашивании сплавов системы fe-c-cr-mn. возможность протекания фазовых γ→α превращений можно дополнительно определять по концентрационной поверхности сплавов системы fe-c-cr-mn с температурой mн ≈ 20 °с при охлаждении из однофазной области. результаты данной работы могут быть полезны при разработке новых метастабильных износостойких хромомарганцевых наплавочных материалов на основе железа, предназначенных для работы в условиях абразивного изнашивания. литература 1. андрущенко м.и., рузов о.э., куликовский р.а., брыков н.н. влияние углерода и хрома на способность к упрочнению и износостойкость бескарбидных сталей в условиях абразивного изнашивания // проблеми трибології (problems of tribology). – 2003. – №2. – с. 112-116. 2. технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением / под ред. акад. б.е. патона. – м.: машиностроение, 1974. – 768 с. 3. лившиц л.с., хакимов а.н. металловедение сварки и термическая обработка сварных соединений. – м.: машиностроение, 1989. – 336 с. 4. елагина о.ю., лившиц л.с., мальцева м.а. структурная диаграмма высокоуглеродистых наплавленных слоев // сварочное производство. – 1996. – №5 – с. 9-11. 5. данильченко б.в. выбор износостойкого наплавленного металла для работы в условиях абразивного изнашивания // сварочное производство. – 1992. – №5 – с. 31-33. 6. королев н.в., пименова о.в., бороненков в.н. метод расчетного определения фазового состава и структуры износостойких наплавочных сплавов // сварочное производство. – 2002. – №4 – с. 11-16. 7. мазель ю.а., кусков ю.в., полищук г.н. классификация сплавов на основе железа для восстановительной и упрочняющей наплавки // сварочное производство. – 1999. – №4 – с. 35-38. 8. о влиянии скорости охлаждения на структуру износостойкой наплавки / в.с. попов и др. // сварочное производство. – 1976. – №10. – с. 38-40. 9. шоршоров м.х., белов в.в. фазовые превращения и изменение свойств стали при сварке. атлас. – м.: наука, 1972. – 220 с. 10. ткаченко ю.м. влияние скорости охлаждения на структуру высокоуглеродистого наплавленного металла // автоматическая сварка. – 2000. – №8 – с. 28-29. 11. долговечность оборудования огнеупорного производства / попов в.с., брыков н.н., дмитриченко н.с., приступа п.г. – м.: металлургия, 1978. – 232 с. 12. счастливцев в.м., филиппов м.а. роль принципа метастабильности аустенита богачеваминца при выборе износостойких материалов // металловедение и термическая обработка металлов. – 2005. – № 1. – с. 6-9. 13. садовский в.д., фокина е.а. остаточный аустенит в закаленной стали. – м.: наука, 1986. – 113 с. 14. воробьев в.г., гуляев а.п. влияние легирующих элементов на температуры мартенситных превращений // журнал технической физики. – 1951. – т. xxi. вып. 10. с. 1157-1163. 15. меськин в.с. основы легирования стали. – м.: металлургия, 1964. – 684 с. 16. гуляев а.п. металловедение. – м.: металлургия, 1978. – 645 с. 17. филиппов м.а., литвинов в.с., немировский ю.р. стали с метастабильным аустенитом. – м.: металлургия, 1988. – 256 с. 18. попов а.а., попова л.е. изотермические и термокинетические диаграммы распада переохлажденного аустенита. – м.: металлургия, 1965. – 495 с. надійшла 18.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_pashechko.doc мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 45 пашечко м.і.,* домбскі я.** *люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща, **фірма дк новорециклінг м. пухачув, польща мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b легованих si, ni і cr при подрібненні автомобільних шин вступ процес тертя та зношування матеріалів супроводжується складними фізико-хімічномеханічними процесами на поверхні тертя. навіть незначна зміна режимів тертя може призвести до зміни домінуючих процесів. тому є необхідним пізняння природи процесу тертя, зношування та мащення з метою виявлення фізико хімічних процесів, що відбуваються в процесі тертя та зношування матеріалів. найбільш широко для підвищення зносостійкості використовуються покриття на основі co, ni, fe, ti. цій проблематиці присв’ячено багато наукових праць. широке практичне застосування віднайшли зносостійкі покриття систем ti-cr-si [1], ni-fe-c-mos2 [2], fe-c-cr-si [3], tic/fecrbs [4], ni-cr-mo-v [5], fe-ti-v-mo-c [6]. для елементів машин, які працюють в умовах зношування, суттєвим є дослідження інтенсивності зношування матеріалів з яких вони виготовлені і фізико–хімічних процесів які відбуваються на поверхні тертя з метою підвищення їх зносостійкості [7, 8]. в статтях [9, 10] виявлено із використанням спектроскопії мас вторинних іонів і спектроскопії auger’a, що висока зносостійкість евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b-si-ni-cr, одержаних методом електродугового наплавлення із використанням порошкових електродів, обумовлена сегрегацією атомів c, b i si на поверхню тертя. при цьому внаслідок трібосинтези фоормуються на поверхні тертя нестехіометричні фази (нанофази) на основі b2o3, sio2 i c. утворення вторинних структур на поверхні тертя сприяє підвищенню зносостійкості евтектичних сплавів і покриттів. дослідження формування вторинних структур на поверхні тертя можна провести з використанням сучасних методів спектроскопії, зокрема спектроскопії мас вторинних нейтралей і auger’a [11 13]. метою роботи є дослідження перерозподілу елементів на поверхні тертя евтектичних покриттів одержаних методом електродугового наплавлення на робочій частині ножів до подрібнення автомобільних шин з використанням евтектичних порошкових електродів системи fe-mn-c-b-si-ni-cr з метою виявлення механізму їх зношування та впливу на триботехнічні характеристики з метою підвищення їх довговічності. результати досліджень мікроструктурними дослідженнями встановлено, що евтектичні покриття складаються із евтектики типу легований аустеніт (м’яка фаза) – марганцовистий карбід заліза fe0,4mn3,6c (зміцнююча фаза) і дисперсійних включень борида fe2b i карбіда хрому cr7c3 (дисперсійні фази) (рис. 1) [14]. а б в рис. 1 – мікроструктура покриття (х 200) по глибині наплавленого шару одержаного методом електродугового наплавлення.з використанням евтектичного порошкового електроду системи fe-mn-c-b легованого si, ni і cr: а – від поверхні тертя; б – середина покриття; в – зона сплавлення проведено мікроструктурний аналіз поверхні тертя з метою виявлення розподілу елементів на поверхні тертя. дослідження розподілу елементів на поверхні тертя та по глибині від поверхні тертя проведено із використанням sem з приставкою eds (accelerating voltage: 20.0 kv. magnification: 200). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 46 дослідження проведено на шліфах поверхні наплавлених шарів з використанням порошкового евтектичного електрода (a 1, б) і ванадій-хромового електрода (a 2) (рис. 2). a б рис. 2 – мікроструктура (sem) поверхні наплавлених шарів з використанням порошкового евтектичного електрода (a 1, b) і ванадій-хромового електрода (a 2) одержано рівномірний розподіл атомів по глибині наплавленого шару (рис. 3). а б в г д е pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 47 ж рис. 3 – розподіл атомів si (a), ti (б), cr (в), fe (г), na (д), mn (е), ni (ж) по глибині наплавленого евтектичного шару вміст елементтів (ат. %) в наплавленому евтектичному шарі по глибині представлено в табл. 1. таблиця 1 вміст елементтів (ат. %) в наплавленому евтектичному шарі перехідна зона наплавлений шар ванадій-хромовим електродом елемент евтектичний шар область 1 область 2 область 1 область 2 na 2,06 1,48 3,18 3,74 1,95 si 2,74 2,86 2,99 3,30 2,95 ti 3,88 2,11 3,57 cr 4,49 2,97 4,45 0,97 17,69 mn 0,83 0,69 – 0,44 fe 84,43 88,73 85,81 91,55 69,44 ni 1,59 0,88 v 0,27 7,97 наступним кроком було дослідження перерозподілу елементів на поверхні тертя (рис. 4, а) та мікрообластях, показаних на рис. 4 б, в, г, д. a б в г pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 48 д рис. 4 – мікроструктура (sem) поверхні тертя (a, г, д) і розподіл атомів с (б) та si (в) в мікрооб’ємі поверхні (а) одержано нерівномірний розподіл атомів fe, na, si, cr, ca, zn, ti, cu, mn, ni, k, v, c, mo на поверхні тертя наплавлених шарів представлений на рис. 5. a б в г д е ж з и pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 49 і й к л м рис. 5 – розподіл атомів fe (a), na (б), si (в), cr (г), ca (д), zn (е), ti (ж), cu (з), mn (и), ni (і), k (й), v (к), c (л), mo (м) на поверхні тертя склад елементів на поверхні тертя порівняно із складом елементів на поверхні зразків до тертя (табл. 1, 2). по всій поверні тертя і в областях 3, 4 і 5 виявлено підвищений вміст si. в областях 2 і 5 виявлено підвищений вміст с (табл. 1, 2). вміст вуглецю зростає до 48,81 ат. % на поверхні мікрообласті 2 (рис. 4, б, 5 л). на поверхні тертя видиме є зростання концентрації атомів c, о а також si в порівнянні з їх вмістом на вихідній поверхні перед тертям. вміст кремнію збільшується з 2,74 – 3,30 (табл. 1) до 17,71 – 43,42 (табл. 2) на досліджуємих поверхнях тертя (рис. 4, в, 5, в). вказує це на те, що в процесі тертя відбувається сегрегація атомів c і si на поверхню тертя внаслідок термодифузії і її активації фрикційним розігріванням поверхні тертя. в результаті трібосинтезу утворюються нестехіометричні за складом нано фази, чим і пояснюється висока зносостійкість евтектичних покриттів. аналогійний механізм зношування розкрито в процесі тертя евтектичних сплавів системи fe-mn-c-b-si-ni-cr, одержаних методом електродугового наплавлення з використанням порошкових електродів [9]. зносостійкість наплавлених евтектичним порошковим електродом ножів в чотири рази і більше вища в порівнянні із наплавкою ванадій і хромовмісним електродом фірми lastec. наявність кисню виявлено в мікрообласті 2 (рис. 4, б). вміст кисню в мікрооб’ємі, що досліджено, збільшується навіть до 20,63 ат. % (табл. 2). це підтверджує можливість утворення в процесі тертя оксидів відповідних елементів, тобто про окиснювальний механізм зношування евтектичних покриттів. a pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 50 б рис. 6 – спектр випромінювання атомів із мікрообластей 4 (a) і 5 (б) на рис. 6 показано спектр випромінювання із мікрообластей 4 і 5, а на рис. 7 розподіл атомів si в мікрообласті 5. рис. 7 – розподіл атомів si в мікрообласті 5 таблиця 2 вміст елементтів (ат. %) на поверхні тертя наплавленого евтектичного шару елемент по всій поверхні евтектичного шару (рис. 4, а) область 2 (рис. 4, б) область 3 (рис. 4, в) область 4 (рис. 4, г) область 5 (рис. 4, д) с 0,00 48,81 0,00 0,01 0,41 о 20,63 na 12,72 8,83 9,58 4,30 al 1,48 0,17 si 17,71 1,62 25,24 28,73 43,42 p 1,04 k 0,25 0,60 1,71 1,59 ca 0,57 0,60 1,71 1,59 ti 1,38 1,39 0,39 v 0,22 0,21 cr 2,21 1,57 1,11 1,17 0,46 mn 0,79 0,38 0,44 0,73 fe 59,57 24,95 60,25 54,72 43,85 ni 0,47 0,37 cu 0,79 1,58 1,05 2,66 zn 1,44 1,95 1,05 1,96 mo 0,39 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com мікроструктурний аналіз поверхні тертя та механізм зношування евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 51 висновки багатокомпонентні евтектичні сплави системи fe-mn-c-b-si-cr-ni дають можливість отримати на поверхні сталі brinar зносостійкі покриття методом електродугового наплавлення з використанням порошкових електродів. зносостійкість наплавлених евтектичним порошковим електродом ножів в чотири рази і більше вища в порівнянні із наплавкою ванадій і хромовмісним електродом lastec. мікроструктурні дослідження евтектичних покриттів показали, що вони представляють собою композиційні дисперсійно зміцнені боридами заліза і карбідами заліза і хрому матеріали [14]. з використанням сканінгового електронного мікроскопу sem із приставкою eds показано підвищення вмісту c, o і si на поверхні тертя евтектичного покриття в порівнянні із вихідним матеріалом. виявлено, що в процесі тертя відбувається сегрегація атомів c, в і si на поверхню тертя [9]. в результаті трібосинтезу формуються нестехіометричні фази (нанофази) на основі b2o3, sio2 i c. утворення оксидів на поверхні тертя вказує на окиснювальний механізм зношування евтектичних наплавлених шарів. література 1. m. hadad, p.p. bandyopadhyay, j. michler, j. lesag. tribological behaviour of thermally sprayed ti–cr–si coatings, wear 267 (2009) s. 1002–1008. 2. jianliang li, dangsheng xiong. tribological behavior of graphite-containing nickel-based composite as function of temperature, load and counterface, wear 266 (2009) s. 360–367. 3. k. granat: wieloskładnikowe stopy fe-c-cr-si odporne na zużycie przeznaczone na odlewy i warstwy napawane, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2005. 4. w. xinhong, z. zengda, s. sili, q. shiyao. microstructure an dwear properties of insitu tic/fecrbsi composite coating prepared by gas tungsten arc welding. wear 260, (2006), s. 705-710. 5. d. rai, b.singh, j.singh. characterisation of wear behavior of different microstructures in ni–cr– mo–v steel. wear 263, (2007), s. 821-829. 6. xinhong wang, fang hanb, xuemei liu, shiyao qu, zengda zou. microstructure and wear properties of the fe–ti–v–mo–c hardfacing alloy, wear 265 (2008) s. 583–589. 7. n.f. garza-montes-de-oca, w.m. rainforth. wear mechanisms experienced by a work roll grade high speed steel under different environmental conditions, wear 267 (2009) s. 441–448. 8. l. chengxin,w. guixin, w. yandong, w. jingang, z. jianjun. analysis of wear resistance and its mechanism in an fe–mn–si–cr–ni shape memory alloy. materials scienceand engineering (2006). s. 804–807 9. m. pashechko, k. lenik. segregation of atoms of the eutectic alloy fe-mn-c-b-si-ni-cr at friction wear.– wear.– volume 267.–2009.–s. 1301-1304. 10. k. lenik, m. paszeczko, k. dziedzic m. barszcz. the surface self-organization in process friction and corrosion of composite materials.–archives of materials science and engineering.–volume 30. issue 1. march.–2008.–s. 9-12. 11. j. c. riviere, s. myhra. handbook of surface and interface analysis. crc taylor & francis group. boca raton 2009. 12. m.m. khonsari, e. r. booser. applied tribology. jon wiley & sons, ltd., chichaster 2008. 13. g.s. fox-rabinovich, g. e. totten. self-organization during friction: advance surface engineered materials and systems design; crc taylor and francis group: boca raton, fl, usa, 2006. 14. m. и. пашечко, в. m. голубец, m. в. чернец. формирование и фрикционная стойкость евтектических покрытий. – k. – наукова думка. – 1993. – 344 с. надійшла 03.10.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_gordeev.doc вплив кавітаційної дії на властивості мастильно охолоджуючої рідини проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 104 гордєєв а.і., сілін р.і., ткачук в.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail:el-swordo@mail.ru вплив кавітаційної дії на властивості мастильно охолоджуючої рідини удк 620.193.16 запропоновано кавітаційну технологію підвищення змащувальних властивостей мастильно охолоджуючих рідин на водній основі з мінералом шунгіт та обладнання для її здійснення. проведено дослідження зміни іх основних показників за часом. ключові слова: мастильно охолоджуючі рідини, вібраційне обладнання, кавітація. вступ у процесі оброблення важкооброблюємих сталей виникає необхідність застосовувати мастильно охолоджуючі технологічні засоби для поліпшення умов різання та зменшення зношування інструменту. до мастильно охолоджуючих засобів відносять: мастильно охолоджуючі речовини та середовища (мос); рідини (мор), гази, пасти, тверді наповнювачі, які забезпечують дію на процес різання; системи підводу мос, які найбільш ефективно впливають на процес обробки; системи підготовки (в тому числі очищування та відновлення технологічних властивостей) мос. мастильно охолоджуючі рідини (мор) поділяються на мінеральні мастила із різними присадками ( антифрикційні, протизадирні, змочуючи, антикорозійні, бактерицидні ), водні емульсії, які отримані розчиненням базового мастила, емульгатора, антифрикційних та інших присадок, напівсинтетичні та синтетичні мор, які не містять мастил. обмежене використання мають водні розчини солей, а також керосин, суміші керосину із мастилом, суміші мінеральних мастил з олеїновою кислотою та ін. тверді мастильно охолоджуючі речовини використовуються у вигляді добавок до газових (частинки графіту, дисульфіту молібдену) у вигляді мазей, які наносяться на поверхню інструмента, а також у вигляді плівкових покрить (наприклад, нікельфосфорні покриття інструмента із швидкорізальних сталей) та порошків. одним із відомих методів підвищення роботоздатності мор на водній основі є вплив магнітного поля на рідину. автори [1] пропускали 5 % водну емульсію емульсолу ет-2 крізь магнітне поле 2200 е, а потім подавали її в зону різання свердла діаметром 12 мм, виготовленого зі сталі р6м5. швидкість обробки 25 м/хв, подача 0,2 мм/об, подача емульсії виконувалась зі швидкістю 4 5 літрів за хвилину. довготривалі дослідження показали, що стійкість свердел зростала від 30 до 40 %, а зношування стає більш рівномірним по довжині ріжучої кромки. це пов’язано зі зміною змочуваної здібності мастильноохолоджуючої рідини. автори [2] встановили, що магнітна обробка водної емульсії при шліфуванні кругами з надтвердих матеріалів дозволяє знизити питомі витрати алмазів при не змінній шорсткості та інтенсивності знімання матеріалу. при круглому зовнішньому шліфуванні значно підвищується стійкість абразиву. значно стабілізуються властивості емульсії. були проведені дослідження по омагнічуванню водної синтетичної емульсії марки «емульсол» на протязі від 15 до 20 хвилин на магнітному пристрої. після омагнічування водної емульсії провели ряд досліджень процесу різання з метою встановлення величини зношування свердел з р6м5 діаметром 16 мм при обробці сталі 38хмюа з охолодженням омагніченою емульсією та неомагніченою емульсією. режими різання для отримання більш швидкого зносу були вибрані наступні: швидкість 35 м/хв, подача 0,25 мм/об. результати дослідів показали зменшення величини зношування фаски свердел по задній поверхні на 0,1 мм на протязі від 5 до 20 хвилин роботи свердла. дослідження показали, що водна емульсія після омагнічування зменшує свою в’язкість, підвищується проникливість у пори металу та поліпшуються умови змащування поверхонь, а це все веде до підвищення стійкості свердел від 25 до 30 %. попередні дослідження [3] кавітаційного впливу при обробленні води показали наступні зміни властивостей рідини: підвищення змочування, подрібнення кластерної будови води, розрив водневих зв’язків у молекулах, підвищення окислювального відновлювального потенціалу (овп). mailto:el-swordo@mail.ru вплив кавітаційної дії на властивості мастильно охолоджуючої рідини проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 105 постановка проблеми метою даної роботи є розроблення кавітаційної технології підвищення змащувальних властивостей мастильно охолоджуючих рідин на водній основі з мінералом шунгіт та обладнання для її здійснення із дослідженням зміни їх основних показників за часом. виклад матеріалів досліджень на останній час знаходять широке застосування водні мор із поверхнево активними речовинами (пар). запропоновано, перед змішуванням пар з водною основою, виконувати кавітаційне оброблення води із вмістом мінерала шунгіт. мінерал шунгіт в основному складається з вуглецю, значна частина якого дуже нагадує молекули сферичної форми – фулерени. фулерени – особлива форма вуглецю, що спочатку була відкрита в наукових лабораторіях при спробі моделювати процеси, що відбуваються у космосі, а пізніше виявлена у земній корі. донедавна вважалося, що вуглець має тільки три форми існування – алмаз, графіт і карбон. ці речовини відрізняються своєю будівлею. кожен атом вуглецю в структурі алмаза розташований у центрі тетраедра, вершинами якого служать чотири найближчих атоми. така структура визначає властивості алмаза як самої твердої речовини, відомої на землі. атоми вуглецю в кристалічній структурі графіту формують шестикутні кільця, що утворять, у свою чергу, міцну і стабільну сітку, схожу на бджолині стільники. сітки розташовуються друг над іншому шарами, що слабко зв'язані між собою. така структура визначає специфічні властивості графіту низьку твердість і здатність легко розшаровується на дрібні лусочки. на противагу алмазові, графітові і карбону, фулерен є новою формою вуглецю. унікальність фулерену в тім, що молекула с60 містить фрагменти з п'ятикратною симетрією (пентагони), що заборонені природою для неорганічних з'єднань. молекула фулерену є органічною молекулою, а кристал, утворений такими молекулами (фулерит) – це молекулярний кристал, що є сполучною ланкою між органічною і неорганічною речовиною. завдяки своїй сітчасто-кулястій будівлі фулерени виявилися ідеальними наповнювачами й ідеальним змащенням. вони катаються, немов кульки розміром з молекулу між поверхнями тертя. для проведення досліджень одночасного впливу гідрокавітації та мінералу шунгіт на воду було створено експериментальне обладнання – вібраційний кавітатор поршневого типу (рис. 1, рис. 2). рис. 1 – загальний вигляд вібраційного кавітатора поршневого типу рис. 2 – конструктивна схема вібраційного кавітатора поршневого типу працює устаткування наступним чином: попередньо закладаються камінці шунгіту (розмірами від до 12 мм) у ємкість 18 між поршнем 13 та дном 19, потім через відкритий кран та отвір 20 заливають в циліндр 18 воду 21 після вмикання електродвигуна 5 ексцентрик 9 починає обертатися і приводить у зворотно-поступальний рух шток 11 та поршень 13. крізь отвори 14, з гострими крайками, багаторазово проходить вода 21. для того, щоб вода 21 не розбризкувалась, на штокові 11 встановлено гумовий відбійник 17. при проходженні води 21 через отвори 14 з гострими крайками у поршні 13, завдяки певному співвідношенню діаметра nd поршня 13 до діаметра od отвору 14 nd ( )12/ =on dd , підібраним, вплив кавітаційної дії на властивості мастильно охолоджуючої рідини проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 106 відповідно: амплітуді a та частоті f коливання поршня, у отворах 14 періодично утворюється кавітаційні порожнини, тобто, виникає гідрокавітація, яка енергетично впливає на структуру води 21. при ході поршня вверх створюється пониження тиску у ємкості і виникають кавітаційні пухирці та струмені з отворів, які вибивають частинки мінералу, що потім знаходяться у підвішеному стані до одної доби. кавітаційні пухирці, які при ході поршня вниз, сплескуються і створюють вище зазначені ефекти: розрив та послаблення зв'язків між молекулами, підвищення змочування. в експериментальних випробуваннях досліджувалась зміна параметрів води, а саме: зміна рн з часом оброблення, зміна окислювального відновлювального потенціалу з часом оброблення та зміну вмісту з часом загальної мінералізації (показник – tds). результати досліджень приведені на рис. 3. показник загальної мінералізації tds за період кавітаційного оброблення 10 хвилин зростає, а надалі незначно знижується. це говорить про насичення рідини фулеренами та після 20 хвилин оброблення проходить утворення нерозчинних у воді карбонатів сасо3, мgсо3, оксикарбонатів мg2(oн)2 co3 і гідроокисів fе (oн)2, які з часом випадають в осад і тому зменшується загальна концентрація вмісту розчинених речовин. зростання показника рн за період оброблення говорить про розрив водневих зв’язків у молекулах, але з часом він стабілізується на рівні 8,2 рн. зниження показника orp від 300 до 180 одиниць говорить про підвищення окислювального відновлювального потенціалу рідини, який з часом знижується до 205 одиниць. отримані результати зміни показників за часом дають можливість стверджувати, що кавітаційний вплив та мінерал шунгіт змінюють структуру рідини та підвищують змащувальні властивості мастильно охолоджуючих рідин на водній основі. підтвердженням цього є проведені дослідження вигляду утворених кристалічних структур осаду при випарюванні краплі рідини. їх вигляд залежить від енергетичних умов кристалізації. однією з основних умов кристалізації є пересичений стан розчину. надалі в результаті фазових перетворень утворюються центри кристалізації, на яких і відбувається виділення речовини, що кристалізує. таким чином, кінетика кристалізації визначається наступними умовами: пересиченням, виникненням мікрозародків (первинних аморфних часток), їхнім ростом і, нарешті, утворенням центрів кристалізації. у результаті взаємодії 2 х молекул (іонів) виникають дрібні структурні утворення, які поєднуються із третьою молекулою (іоном) і т.д. спочатку можуть утворюватися короткі ланцюги або плоскі мономолекулярні шари. у цих умовах сили відштовхування молекул (іонів) друг від друга виявляються менше сил їхнього взаємного притягання й рівнодіюча цих сил приводить до агломерації даних молекул (іонів), до утворення ними елементів кристалічної решітки, тобто до виникнення кристалічного зародка, що є елементарною часткою твердої фази. рис. 4 – фото кристалів на різних дільницях осаду краплі води з крана не обробленої гидрокавітацією рис. 3 – зміна показників tds, ph, orp з часом вплив кавітаційної дії на властивості мастильно охолоджуючої рідини проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 107 краплі води, взятої з крана і після оброблення кавітацією з шунгітом, наносились на скло та висушувались при кімнатній температурі. потім за допомогою мікроскопів мим-10 та мбс-10 проводилось фотографування їх дільниць. на рис. 4 показано фотографії дільниць кристалічного осаду води необробленої. вигляд кристалів осаду говорить про кластерну структуру води із значним поверхневим натягом, що знижує її змочувальну здатність. на рис. 5 показано фотографії дільниць кристалічного осаду води обробленої кавітацією з шунгітом. вигляд кристалів осаду говорить про структурованість води з низьким поверхневим натягом, що збільшує її змочувальну здатність. розрив водневих зв’язків призводить до утворення мономолекул води, які легко проникають у тріщини металу та поліпшують умови змащування поверхонь. молекули шунгіту сферичної форми – фулерени є додатковим фактором зменшення сил тертя між поверхнею різального інструменту та поверхнею заготовки. сукупність цих факторів призводить до зміни властивостей мор в сторону підвищення ефективності її роботоздатності. виходячи з проведених досліджень зміни властивостей (рис. 3), рекомендується застосовувати попереднє оброблення води кавітацією з шунгітом перед змішування з пар та використанням мор у процесі різання металів відразу після змішування на протязі п’яти восьми годин. рис. 5 – фото кристалів різних дільниць осаду краплі води з крана обробленої гідрокавітацією з мінералом шунгітом висновки 1. у результаті проведених досліджень встановлено зміну властивостей води за допомогою гідрокавітації для приготування водної основи мор. у результаті проведених досліджень отримано структуризацію води, зменшення поверхневого натягу за рахунок розриву водневих зв’язків, що підвищує роботоздатність мор. 2. запропоновано конструкцію вібраційного обладнання підготовки води для мор. література 1. худобин л.в. применение омагниченных водних емульсий при алмазном шлифовании / л.в. худобин, а.л. глузман, в.ф. гурьянихин // – синтетические алмазы. – 1972, №3. – с. 47 – 49. 2. серебряников а.с. омагничивание водных емульсий в процессах сверления – вопросы теории и практики магнитной обработки воды и водных систем / а.с. серебряников, в.п. ковтун, в.и. шеян // сб. iii всесоюзного совещания. новочеркасск : изд. новочеркасского политехнического института. – 1975. – 265 с. 3. сілін р.і. науково – технічні основи розроблення вібромашин для впливу на властивості води / р.і. сілін, а.і. гордєєв // вібрації в техніці та технологіях. – 2009. – № 4(56) – с. 141 – 148. поступила в редакцію 21.11.2013 вплив кавітаційної дії на властивості мастильно охолоджуючої рідини проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 108 gordeev a.i., silin r.i., tkachuk v.p. influence of cavitation action on the properties of the coolant. the analysis method to increase efficiency of lubrication-cooling fluids, namely magnetic field. the results of research on improving the wear resistance of cutting tools with the use of lubrication-cooling liquid treated magnetic field. proposed cavity technology improve the lubricating properties of the cooling lubricant on water basis with the mineral shungite and equipment for its implementation. investigated changes in their basic parameters in time. through analysis of crystalline precipitates drop of water shows the change of the structure of water and its properties. key words: metalworking fluids, vibration equipment, cavitation. references 1. hudobin l.v., gluzman a.l., guryanihin v.f. primenenie omagnichennyh vodnih emulsiy pri almaznom shlifovanii. sinteticheskie almazy. 1972, №3, pp. 47 49. 2. serebryanikov a.s., kovtun v.p., sheyan v.i omagnichivanie vodnyh emulsiy v processah sverleniya. voprosy teorii i praktiki magnitnoy obrabotki vody i vodnyh system. sb. iii vsesoyuznogo soveschaniya. novocherkassk : izd. novocherkasskogo politehnicheskogo instituta. 1975, 265 p. 3. silin r.i., gordeev a.i. naukovo-tehnichni osnovi rozroblennya vibromashin dlya vplivu na vlastivosti vodi. vibracii v tehnici ta tehnologiyah. 2009, № 4(56), pp. 141 148. 15_рrunko.doc rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 99 prunko i.b. ivano-frankivsk national technical university of oil and gas, ivano-frankivsk, ukraine e-mail: trans@nung.edu.ua investigation of restoration dimensional parameters rods pump gas transport process by electric spark alloying udc 539.234: 539.25 the working surfaces of the made from 40kh steel push rods for oil-field pumps was treated by electric-spark buildup procedure using electrodes from t15k6 and vk8 alloys. the electric discharge between processed detail and electrode promotes to precipitation of the alloy elements and surface renewal. the high-strength surface layer with thickness 10…35 μm mainly containing the carbides was formed. investigation of the surface layer structure at high resolution allow to study of surface morphology of treated detail. key words: electric-spark, carbides, working surfaces, electrode. introduction the process of oil occurs in complex technological environments and is interrupted by damage to any item of equipment. it causes significant economic losses not only because of interruption of oil, but because of various complications from the accident. one reason for such contingencies may be particularly premature failure of oilfield pumps. experience of operation shows that their most vulnerable spot is the surface friction between the rod and sleeve, wear seal along which can lead to cardiac pump. in addition to intensive wear during the friction pair " rod cuff " most stocks are subject to more and hydroabrasive wear, caused by pumping liquid washing containing weights and particle species, falling to her during drilling. to improve resource stocks mud pumps use chrome or cementation (to a depth of 1,5 ... 2,0 mm, followed by high frequency quenching [1]) of the surface. by using these types of surface strengthening resource stocks is ~ 150 hours [2], which does not provide a sufficient duration of operation of equipment. there are also other methods to improve wear resistance rods: surface plastic deformation а rational jet hydro processing [3], covering work surface enamel rod, followed by grinding [4], plasma spraying powders [5]. however, the disadvantage of these methods is the difficulty of drawing materials, low performance and so on. enamel covers and covers using plasma spraying with cavities and cracks, and during the operation they undergo delamination and chipping [6]. these short comings hinder their widespread practical use in the oil industry. there fore, finding an effective technology to restore and strengthen the surface layer of working under intense waterjet wear and corrosion, remains problematic. basic material purpose to develop a method of restoring worn surfaces of rods oilfield pumps using electricincreasing doping and surface friction. description of the process. spark alloying is to strengthen the surface of the part under the influence of electricdischarge [7]. spark discharge occurs between two electrodes, which supplied dc voltage 10 200 v power adapter for 0,2 150 a. in this case, the surface of the cathode (work piece) for achieving energy equivalent electron work function, electrons begin to fly. walking to the anode, they are accelerated in the between the electrode space and ionize the air. the number of ions and electrons increases and there is a spark discharge cycles. the rate of the spark is 10-2 ... 10-7 s-1, and the time of burning is minimal. during the bombardment of the anode, electrons are knocked out of him, ions that travel to the cathode and deposited on it. thus, the surface of the anode is destroyed (electrical erosion), and on the surface of the work piece (cathode) formed cover. for continuous combustion spark electrodes converging the distance required to cause a spark, using a high-frequency vibrator. as the ions fly through the air, while there is a possibility of formation of nitrides and oxides and complex reinforced layer doping ion anode material, nitrogen and oxygen. also the emergence of local outbreaks temperature under electricdischarge creates conditions for quenched surface layer, which further enhances its durability. to strengthen accustomed to using electrodes made of graphite, ferrochrome, aluminum, white cast iron, hard alloy t15k6 and iron boron, or other conductive materials to ensure that hardened surface with predetermined properties. the used equipment. to restore the surface of the rod used industrial equipment “elytron-24a” for electricdoping [8], which in productivity of 0,3 ... 10 sm2/hv lets you get hardened layer thickness of 0,25 ... 2 mm. a general view of the equipment shown in fig. 1. system is equipped with three blocks accumulation of electrical energy, which made it possible to implement different modes of electrical discharge machine. it is fed by ac at 50 hz for 220 v ± 10 %. add consumes 0,6 kw. average productivity of the formation of the surface hardened layer was 5 mm2/s, and its thickness 50 microns. the arithmetic mean deviation of the profile does not exceed mailto:trans@nung.edu.ua rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 100 20 microns, ensuring high quality machined surface (5 6 students). parameters measured intensity profile used to strengthen the quality and extension of the surface. increasing power intensified every single category and as a consequence the transfer of particles from the electrode to the workpiece surface. а б fig. 1 a general view of the equipment "elytron 24a": 1, a – vibration exciter; 2, а – 4, а – storage units, 5, а – psu, and stand for the application of electric-cover on the pump shaft 1, b – "elytron-24a" 2, b and 3, b – rod pump and vibrator mounted, respectively, on the calipers cam lathe to obtain a uniform rod cover on the pump, it fixed in cam and vibrator the caliper screwcutting lathe 1620 (fig. 1, b). for high performance application cover used in the following modes of the machine: spindle speed n = 0,75 s-1, giving s = 0,455 mm/rev. for electrodes for electric capacity and strengthening rod pump is made of steel 40x, used and hardalloy plates t15k6 bk8. surface of the rod enlarged in 4 passes using different power level. mode extensions are given in table 1. table 1 material and surface modes of extension rod pump regime electrode capacity of power savings, uf the amplitude of the pulse voltage, v the frequency of vibration of the instrument, hz the energy of a single pulse, j т1 60 ± 8 75 ± 15 390 ± 70 0,22 т2 150 ± 15 75 ± 16 250 ± 50 0,42 т3 т15к6 vk8 300 ± 30 71 ± 15 125 ± 25 0,75 в1 60 ± 8 75 ± 15 390 ± 70 0,22 в2 150 ± 15 75 ± 16 250 ± 50 0,42 в3 вк8 300 ± 30 71 ± 15 125 ± 25 0,75 after applying the surface layer of hardened rods cut timber and made of them by grinding [9]. for digestion patterns using 3 % alcoholic solution of hno3. metallographic analysis of thin sections conducted on an optical microscope neofot 21. microhardness (by weight 20 g) measured in the 10 ... 15 points and determine the average. determining the length of reinforcement. rate of formation of the layer and its properties depend on the power of electricdischarge electricstrengthening specific duration (duration of electricstrengthening unit surface s/mm2) and velocity relative to the electrode surface [10]. with increasing discharge power hardened layer thickness to increases, but the microhardness hv decreases (fig. 2). the increase in layer thickness to with increasing discharge power p due to the increased mass transfer. while the reduction caused by local overheating hv surface. this increases the diffusion mobility items doping decreases their concentration on the surface, and there is supply of hardened layer [10]. specific duration strengthening also affects the properties of the hardened surface (fig. 2). in general, with increasing discharge power and reduce its better to work on a specific length of more than 1,5 s/mm2 inappropriate. in principle, each share of power there is a critical length of reinforcement, in which strengthening layer collapses and stops. the frequency of movement of the electrode relative to the treated surface affects the thickness of the hardened layer: it decreasing to increases. but for reaching the critical thickness strain in a reinforced layer growing on the surface appear dark spots and cover collapses. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 101 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 t, м к м p , вт 4 0 0 8 0 0 1 2 0 0 1 6 0 0 4 5 6 7 8 9 p , в т h v , г п а а b fig. 2 effect of electric-discharge power p during surface alloying of the thickness t (a) and microhardness hv (b) hardened steel layer 45 by strengthening specific length 1 (1) and 6 (2) s/mm2 the research results the typical structure of extension rod to the surface layer obtained by using as an anode carbide vk8 and t15k6 shown in fig. 3. during implementation are listed in table. thickness extension mode 1 layer on the surface of the rod (light strip in fig. 3) ranged from 8 to 20 microns. this layer is practically not subject to digestion, indicating a significant concentration of alloying elements in it. а b fig. 3 effect of electric-discharge power p during surface alloying of the thickness t (a) and microhardness hv (b) hardened steel layer 45 by strengthening specific length 1 (1) and 6 (2) s/mm2 microhardness of the resulting layer varied depending on the used mode of treatment from 10 to 22 gpa (fig. 4). the maximum microhardness (~ 21,5 gpa) recorded for implementing the regime t2 using hard alloy electrode t15k6. microhardness extension layer by using the same electrode, but other modes of application does not exceed 11 gpa. the average microhardness of extension layer for use in processing bk8 electrode does not exceed 11 ... 14 gpa. microhardness highest for using the b3 (fig. 4). microhardness of base metal (steel 40x) directly beneath the deposited layer was 1600 ... 1900 mpa, which is typical for ferrite steels as part of the ferrite-pearlitic structure. т1 т2 т3 в1 в2 в3 5 10 15 20 h v , г п а режими зміцнення fig. 4 effect change of microhardness hv depending on the used mode processing, which deciphered in table 1 rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 102 the high microhardness extension layer can be explained only by a high concentration of alloying elements in it . electron microscopy and x-ray microanalysis suggest that the surface layers formed nitrides and carbides of alloying elements that act in the surface layer during the electric-treatment. in particular, accrued layer formed by alloying steel electric40x t15k6 hard alloy consisting mainly of titanium and tungsten carbide . this surface layer has high hardness and can predict that it will provide its high abrasion and corrosion resistance. conclusion the use of electric-surface alloying components operating under conditions of friction and abrasionerosion wear, makes it possible to recover their workability and extend their life. this is achieved by doping the surface layers in the field of electrical discharge. in the surface layers of the metal carbides formed on nitrides, which significantly increases the microhardness. in the case of an alloy to strengthen steel 40x t15k6 received maximum microhardness of 21.5 gpa, which provide titanium and tungsten carbide. references 1. chisel pumps. basic parameters. [text]: gost 6031-81. [effective from 1983-01-01]. – m.: standards publishing house, 1982. – 2 p. 2. karaev ma hydraulic drilling pumps [text] / ma karaev moscow: subsoil, 1983. 208 p. 3. dyachuk v.v. technological transport equipment [text] [abstract lecture] / v.v. dyachuk, m.v. gordіychuk ivano-frankivsk: іfdtung , 2000 . – 98 p. 4. oilfield equipment [text] [reference / under. ed. ei buhalenko] . moscow: subsoil, 1990. 559 p. 5. litvinov vm improving the reliability of oilfield pumps [text] / vm litvinov moscow: subsoil, 1978. – 191 p. 6. kanarchuk v.є. bases technological service and repair car [text] / v.є. kanarchuk k. higher school, 1994. 599 p. 7. nikolic a.s. piston mud pumps [text] / a. nikolic moscow: subsoil, 1973. – 224 p. 8. kogan y.d. technological methods to improve the reliability and durability of machine parts [text] / j.d. kogan moscow: madi, 1988. 52 p. 9. chertok b.e. laboratory works on the technology of metals [text] / b.e. chertok m. mashgiz, 1961. – 183 p. 10. burumkulov fh electrical discharge technology recovery and strengthening of machine parts and tools (theory and practice) [text] / f.h. burumkulov, p.p. lezin, p.v. senin saransk edition "red october" , 2003 – 504 p . поступила в редакцію 13.05.2014 прунько і.б. дослідження процесу відновлення розмірних параметрів штоків насосів нафтогазового технологічного транспорту електроіскровим легуванням. методом електроіскрового нарощування електродами з твердосплавних пластин т15к6 та вк8 обробляли робочі поверхні штоків нафтопромислових насосів зі сталі 40х. електричний розряд між оброблюваною деталлю і електродом сприяє осадженню елементів легування та відновленню поверхні. при цьому утворюється високоміцний поверхневий шар завтовшки 10…35 мкм, який в основному містить карбіди. дослідження структури поверхневого шару деталей за високої роздільної здатності дозволило судити про морфологію поверхонь після оброблення. ключові слова: електроіскрова, карбіди, робоча поверхня, електрод. 1_сhernec.doc оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 6 чернець м.в.,*, ** береза в.в.,* чернець ю.м.* *дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, **люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі у літературі відсутні дослідження впливу модуля та передавального відношення конічних косозубих передач на максимальні контактні тиски max0p , ресурс mint , зношування kjh зубів та швидкість ковзання 0jv = у зачепленні. в даній публікації на основі методу дослідження кінетики зношування конічних передач [1] встановлено закономірності цього впливу. функція лінійного зношування зубів має вигляд [1]: max( ) (0.35σ ) k k m j j j kj m k в v t fp h c ′ ′ = , (1) де jv – швидкість ковзання у j -тих точках бокових поверхонь зубів; jt ′ = 02 / νjb – час трибоконтакту зубів протягом переміщення j -тої точки їх співдотику по ширині площадки контакту по контуру зуба; 0 1 1ω sin αv r= – швидкість переміщення точки контакту по контуру зуба; k – нумерація елементів трибосистеми: 1 – шестерня, 2 – колесо; f – коефіцієнт тертя ковзання; maxjp – максимальний контактний тиск в j -тій точці при однопарному зачепленні; 2 jb – ширина площадки контакту зубів в j -тій точці; 1ω – кутова швидкість шестерні; 1 1 1 / cosβx nr r z m= = – ділильний радіус шестерні, який залежить від координати у по довжині зуба; β – кут нахилу зубів; α 20= o° – кут зачеплення; σв – границя міцності досліджуваного матеріалу на розтяг; ,k kc m – характеристики зносостійкості матеріалів зубчастих коліс для вибраних умов. зношування зубів протягом заданого ресурсу роботи *t передачі обчислюється за формулою: * *60kj k kj kjh n h t h t′= = , (2) де kn – кількість обертів зубчастих коліс; kjh – зношування зубів протягом 1 год. ресурс передачі при заданому граничному зношуванні *kh зубів: kjk hht /*= . (3) за формулами герца обчислюються максимальні контактні тиски maxjp та ширина площадки контакту 2 jb в j -тій точці: max 0, 564 /θρj jp n ′= , 2 2, 256 θ ρj jb n ′= , (4) де /n n bw′ = ; 1/ cosαnom gn t к r= – сила у зачепленні; 19550 /nom вt p n= – номінальний крутний момент; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 7 вp – потужність на ведучому валі; 1n – кількість обертів ведучого вала; gk – коефіцієнт динамічності; ( ) ( )2 21 1 2 2θ 1 μ / 1 μ /e e= − + − ; ,μe – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубів; b – ширина вінця конічного колеса; w – число пар зачеплень; ρ j – зведений радіус кривизни робочих профілів зубів. модуль minmax mmm mn ≤≤ зуба конічного колеса по довжині є змінним. згідно [1] для обчислення зношування конічних зубчастих передач використано еквівалентні циліндричні колеса з торцевим та внутрішнім модулями зачеплення. відповідно для косозубих конічних передач торцевий модуль зачеплення: 1 1 sin δ cosβ mn te k m b m z = + . (5) торцевий модуль зачеплення вздовж зуба конічного колеса у наступних розрахункових перерізах у: 1t te e y m m r   = −    , (6) де b – довжина зубів; y – координата розрахункового перерізу зуба. нормальний модуль зачеплення вздовж зуба конічного колеса у розрахункових перерізах: cosβ 1 cosβn t te e y m m m r   = = −    . (7) геометричні розміри та параметри косозубих конічних коліс: а) середні діаметри: 1 1 2 2/ cosβ, / cosβm nm k m nm kd m z d m z= = ; б) кількість зубів: 1 2,k kz z ; в) передаточне відношення 2 1/k k ku z z= ; г) довжина твірної ділильних конусів 0.5e mr r b= + ; д) середня довжина твірної ділильних конусів 1 1/ 2 sin δm mr d= ; е) кути ділильних конусів: 11 2δ , δk ktg u tg u −= = ; є) ширина зубчастого вінця ( )ψ / 1 0, 5ψmb r= − , параметри циліндричних еквівалентних коліс: а) кількість зубів: 1 1 1/ cosδkz z= , 2 2 2/ cosδkz z= ; б) передаточне відношення 22 1/ ku z z u= = . вихідні дані для розв’язку прийнято наступними: m = 4 мм; u = 3; 1n = 750 об/хв; β = 0°, 10°, 20°; f = 0,07 – блок вихідних параметрів, m = 4, 5, 6 мм; u = 3, 4, 5 – блок змінних параметрів; kz1 = 20; p = 20 квт; b = 50 мм; ψ = 0,19 ...0,35; •h = 0,3 мм ; матеріали коліс – шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0,4 ... 0,5 мм, нв 600; σв = 1040 мпа, 1c = 3,5∙10 6, 1m = 2; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; σв = 981 мпа, 2c = 0,17∙10 6, 2m =2,5; е = 2.1∙10 6 мпа, µ = 0,3; мащення – осьова олива з 3 % антизношувальної присадки; досліджується однопарне зачеплення зубів. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 8 1. вплив модуля зачеплення 1.1. максимальні контактні тиски на рис. 1 подано, відповідно, залежність контактних тисків max0p в т. j = 0 ( на вході у зачеплення) для y = b при m = 4, 5, 6 мм за зміни передавального відношення u. із зростанням модуля m та кута нахилу зубів β контактні тиски знижуються. прослідковується загальна тенденція зниження тисків при збільшенні передавального відношення u. 4 5 6 0 10 20 0 500 1000 1500 2000 2500 p 0m ax ,м п а m β ,г ра д u=3 4 5 6 0 10 20 500 1000 1500 2000 p 0 m ax ,м п а m β ,г ра д u=5 рис. 1 ‒ залежність контактних тисків від модуля 1.2. довговічність передачі збільшення модуля m зачеплення впливає на зростання ресурсу передачі (рис. 2). воно є тим більшим, чим більшим є кут нахилу зубів β. збільшення u призводить до певного зростання мінімальної довговічності передачі. 4 5 6 0 20 0 2000 4000 6000 8000 10000 t m in ,г о д m β ,г ра д u=3 4 5 6 0 20 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 t m in ,г о д m β ,г ра д u=5 рис. 2 ‒ залежність довговічності передачі від модуля 1.3. зношування зубів коліс при зростанні модуля m лінійне зношування kjh зубів коліс протягом 1 години роботи передачі зменшується (рис. 3, 4). зростання кута нахилу зубів призводить до зменшення їх зношування у 2,5 3 рази відносно прямозубої передачі. вплив модуля на зношування є значно більшим для перерізу y = b. відповідно штрихові лінії відповідають перерізу y = b, a суцільні – y = 0 (на торці колеса). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 9 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м m=4 m=5 m=6 m=4 m=5 m=6 u=3 β = 0˚ β = 20˚ а б рис. 3 ‒ зношування зубів шестерні протягом 1 год 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 4,00e-04 4,50e-04 5,00e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 1,40e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м m=4 m=5 m=6 m=4 m=5 m=6 u=3 β=0˚ β=20˚ а б рис. 4 ‒ зношування зубів зубчастого колеса протягом 1 год 1.4. швидкість ковзання зростання модуля m спричиняє зростання швидкості ковзання 0=jv (рис. 5). збільшення передавального відношення u передачі призводить до певного її зниження. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 10 4 5 6 0 10 20 300 400 500 600 700 800 900 v j =0 ,м м /с m β ,г ра д u=3 4 5 6 0 10 20 300 400 500 600 700 800 900 1000 v j =0 ,м м /с m β ,г ра д u=5 рис. 5 – залежність швидкості ковзання від модуля 2. вплив передавального відношення 2.1. максимальні контактні тиски на рис. 6 вказано вплив передавального відношення u на max0p для y = b. зростання u та β спричиняє їх зниження. із зростанням m тиски зменшуються для всіх u. 4 5 6 0 10 20 500 1000 1500 2000 2500 p 0m ax ,м п а u β ,г ра д m =4 3 4 5 0 20 500 700 900 1100 1300 p 0m ax ,м п а u β ,г ра д m =6 рис. 6 – залежність контактних тисків від передавального відношення 2.2. довговічність передачі збільшення u призводить до деякого зростання мінімальної довговічності передачі (рис. 7), яке є більш значним для косих зубів. збільшення m суттєво збільшує ресурс передачі. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 11 3 4 5 0 20 0 1000 2000 3000 4000 5000 t m in ,г од u β ,гр ад m =4 3 4 5 0 20 0 4000 8000 12000 16000 t m in ,г о д u β ,гр ад m =6 рис. 7 ‒ залежність довговічності передачі від передавального відношення 2.3. зношування зубів коліс відповідні графічні залежності kjh подано на рис. 8, 9. в торцевому перерізі шестерні (y = 0) практично відсутній вплив u на jh1 , а для зубів колеса він в певній мірі проявляється. в той же час в перерізі y = b вплив u є значно більшим. 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м u=3 u=4 u=5 u=3 u=4 u=5 m =4 β=0˚ β=20˚ а б рис. 8 – зношування зубів шестерні протягом 1 год pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 2. косозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 12 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 4,00e-04 4,50e-04 5,00e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 1,40e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м u=3 u=4 u=5 u=3 u=4 u=5 m =4 β=0˚ β=20˚ а б рис. 9 – зношування зубів зубчастого колеса протягом 1 год 2.4. швидкість ковзання збільшення u спричиняє зменшення 0=jv (рис.10) при β = 20˚ та її зростання при β = 0. зростання ж m призводить до зростання 0=jv . 3 4 5 0 20 300 350 400 450 500 550 600 v j =0 ,м м /с u β ,г ра д m =4 3 4 5 0 10 20 500 600 700 800 900 1000 v j =0 ,м м /с u β ,гр ад m =6 рис. 10 – залежність швидкості ковзання від передавального відношення література 1. чернець м.в., келбінські ю., береза в.в. метод прогнозної оцінки зношування конічних передач з косими зубами // проблеми трибології. – 2009. – №4. – с. 6-13. надійшла 21.12.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_сhernec.doc до питання про вплив кутового коригування та зношування зубів циліндричної косозубої передачі на її довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 43 чернець м.в,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, ** люблінський політехнічний інститут до питання про вплив кутового коригування та зношування зубів циліндричної косозубої передачі на її довговічність косозубі циліндричні передачі широко застосовують у машинобудуванні, а зокрема з коригуванням зачеплення. оцінка впливу коригування зачеплення на ресурс роботи передачі у літературі не досліджувалась за вийнятком праць авторів [1, 2]. нижче розглянуто особливості впливу коригування та зміни радіусів кривини профілів зубів внаслідок зношування на тривалість роботи передачі в крайніх точках зачеплення зубів. довговічність передачі при заданому допустимому зношуванні kh ∗ зубів за постійних контактних тисків обчислюється так [1]: /k kjt h h ∗ ∗= , (1) де 60kj k kjh n h′= – лінійне зношування зубів у вибраних точках на боковій поверхні протягом однієї години роботи передачі; kn – число обертів коліс; kjh′ – лінійне зношування зубів протягом часу їх взаємодії в одному оберті [1]: ( ) ( ) max 0, 35σ k k m j j j kj m k в v t fp h c ′ ′ = , (2) де 02 / νj jt b′ = – час зношування зубів протягом переміщення j -тої точки їх співдотику по контуру зуба на ширину площадки контакту 2 jb ; 0 1 1ω sin αtv r= – швидкість переміщення точки контакту по контуру зуба; 1ω – кутова швидкість шестерні; αt – торцевий кут зачеплення; k = 1;2 – нумерація коліс (1 – шестерня, 2 – зубчасте колесо); j = 0, 1, 2, 3, …, s – точки контакту на робочих поверхнях зубів; jv – швидкість ковзання; maxjp – максимальний контактний тиск у j -ій точці; ,k kc m – характеристики зносостійкості матеріалів трибопари для вибраних умов; σb – границя міцності матеріалу на розтяг. максимальні контактні тиски maxjp та ширини площадки контакту 2bj в кожній точці співдотику визначаються за формулами герца: max 0, 418 θ / ρj jp n ′= , 2 2, 256 θ ρj jb n ′= , (3) де min/n n l w′ = ; 1 19550 / cosαtn p r n= – сила, що виникає у зачепленні; p – потужність на ведучому валу; minl – мінімальна довжина контактних ліній у зачепленні; w – кількість пар зачеплень зубів; ( ) ( )2 21 1 2 2θ 1 ν / 1 ν /e e= − + − ; , νe – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубчастих коліс; ρ j – зведений радіус кривини профілів зубів у нормальному перерізі. мінімальна довжина лінії контакту: ( ) ( )α βα min α β 1 1ε 1 cosβ ε εb n nb l  − − =  −     при α β 1n n+ > , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про вплив кутового коригування та зношування зубів циліндричної косозубої передачі на її довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 44 α βα min α β ε 1 cosβ ε εb n nb l   = −     при α β 1n n+ ≤ , де b – ширина шестерні; α β,n n – дробові частини коефіцієнтів торцевого і покрокового перекриття передачі α βε ,ε ; γ α βε ε ε= + – коефіцієнт перекриття; 1 2 αε z t t t + = , β sinβ ε π b m = , 1 21 2 1 1 1 1 , ω ωb b e e t t r r = = , 1 1 2π ωz t z = , 2 2 1 1 1 1 sin αs b te r r r= − − , 2 2 2 20 2 2 sin αb te r r r= − − . коефіцієнт перекриття γ α βε ε ε= + визначає число пар зубів, які одночасно знаходяться у зачепленні. у косозубих передачах γε > 2, а у прямозубих γε = 1,2 … 1,8, де дробова частина вказує на відсоток часу роботи передачі, протягом якого у зачепленні перебуває дві пари зубів (на вході і на виході із зачеплення). радіуси кривини профілів зубів косозубої передачі (зведений, шестерні, колеса): 1 2 1 2 ρ ρ ρ ρ ρ j j j j j = + , 1 1 ρ ρ cosβ t j j b = , 22 ρ ρ cosβ t j j b = , (4) ( ) tgαβ arc tgβcosα , α arctg cosβb t t   = =     , 1 1 1ρ tgαt j b t jr= , ( ) 2 2 2 2 2 2ρ / cos αt j j tr r r= − , ( )1 10α arctg tgα δφt j t j= + , ( )2 2 2α arccos / cosαt j j tr r =   , 1 1 cosαb tr r= , 1 1 / 2 cosβ,r mz= 2 2 cosαb tr r= , 2 2 / 2 cosβr mz= , ( ) ( )2 210 20 2tgα 1 tgα / cos αcosαt t tt u u r r= + − − , 20 2ar r r= − , 2 2ar r m= + , ( )2 22 1 1 12 cos α αj j j t t jr a r ar= + − − , 1 1 1cosα / cosαj t t jr r= , ( )1 2 / 2 cosβa z z m= + , ( )2 21 1 1α arctg / cos αt s s tr r= − , 1 1s ar r r= − , 1 1ar r m= + , ( ) ( )21 22 1 11tgα 1 tgα / cos αcosαt s t s tt u r r u −= + − − , де β – кут нахилу зубів; 1 2,r r − відповідно, радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; δφ – кут повороту (вибраний) зубів шестерні з точки початкового контакту (т.0) в т. 1 і т. д.; u – передаточне відношення передачі; m – модуль зачеплення; 0, 2r m= – радіус заокруглення вершин зубів; 1 2,z z – числа зубів коліс; α = 20° – кут зачеплення; 10αt , 1αt s – кути, що вказують розташування першої і останньої точок зачеплення зуба шестерні на лінії зачеплення; 20αt , 2αt s – кути, що вказують розташування першої і останньої точок зачеплення зуба колеса на лінії зачеплення. швидкість ковзання jv обчислюється за формулою: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про вплив кутового коригування та зношування зубів циліндричної косозубої передачі на її довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 45 ( )1 1 1 2ω tgα tgαj b t j t jv r= − . (5) при кутовому коригуванні зачеплення слід здійснити заміну 1 2,α , ,ta r r на 1 2,α , ,w w w wa r r у залежностях для n, 2ρt j , 10tgαt , 1αt s , 1 jr , 2 jr , 2tgαt s , 2αt j , 1e , 2e 1 19550 / cosαw wn p r n= , ( ) 2 2 2 2 2 2ρ / cos αt j w j w wr r r= − , ( ) ( )2 210 20 2tgα 1 tgα / cos αcosαt w w ww u u r r= + − − , ( )2 21 1 1α arctg / cos αt s s w wr r= − , 1 1 1cosα / cosαj w w t jr r= , ( )2 22 1 1 12 cos α αj w j w j w t jr a r a r= + − − , , ( ) ( )21 22 1 11tgα 1 tgα / cos αcosαt s w s w ww u r r u −= + − − , ( )2 2 2α arccos / cosαt j w j wr r =   , 2 2 1 1 1 1 sin αs b w we r r r= − − , 2 2 2 20 2 2 sin αb w we r r r= − − , 1 1 cosα , cosα t w w r r= 2 2 cosα cosα t w w r r= . у процесі зношування зубів вихідні радіуси кривин 1ρ j , 2ρ j їх робочих профілів та зведений радіус кривини ρj зростатимуть. їх зміна враховується виразом: max 1 1ρ ρ b kjh kj k kjb kjb b e d k −= + ∑ , (6) де b – кількість обертів коліс (величина блоку циклів взаємодії зубів), за яких умови контакту і їх лінійні зношування приймаються незмінними; тривалість блока можна вибрати наступниим чином: b = 1 – один оберт, 1b n= об/хв, 1b n= об/год, 1b n= об/10год, 1b n= об/100год тощо; 1b та maxb – відповідно перший та останній блоки обчислень; ke – безрозмірні сталі, що не змінюються під час зношування зубів, а їх значення вибирають у залежності від їх допустимого зношування kh ∗ ; 2 kjb kjbd k= – безрозмірна стала, значення якої є постійними у блоці, однак зазнають зміни від блоку до блоку; 28 / b kjb kjn kjk h l′= ∑ . (7) довжина хорди кола, що заміняє евольвенту між точками j – 1, j + 1, kjl 2ρ sin ε constkjh kjh= = = = const для вибраного j. відповідно ε / ρkjh kj kjhs= – кут між точками j та j + 1; 2 2 , 1 1 1 cosα 4 cos α cos α k kj kj k j mz s +   = −     – довжина евольвенти між точками j , j + 1; αj, αj + 1 – кути зачеплення для вибраних точок евольвенти j, j + 1. після кожного блоку циклів зачеплень зубів зазнаватимуть зміни наступні параметри: 1 jh , 2 jh , 1ρ jh , 2ρ jh , ρ jh , maxjhp , 2 jhb , jht′ . окрім того, для прийнятої кількості обертів 1sn шестерні і 2 sn колеса, яким відповідатиме відповідна кількість блоків, сумарне зношування 1 jnh та 2 jnh обчислюється так: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про вплив кутового коригування та зношування зубів циліндричної косозубої передачі на її довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 46 1 1 1 1 sn jn jbh h= ∑ , 2 2 2 1 sn jn jbh h= ∑ , (8) де 2 1 /s sn n u= ; kjb kjh h′= ∑ – зношування зубів в кожному блоці. тривалість (ресурс) роботи передачі t для заданої кількості обертів 1sn чи 2 sn коліс при max , ρ varj jp = обчислюється наступним чином: 1 1 2 2/ 60 / 60s st n n n n= = . (9) розв’язок задачі проведено за наступних даних: 1z = 23; 2z = 88; m = 10 мм ; u = 3,826; 1n = 800, 400, 200 об/хв; p = 670 квт; f = 0,06; β = 24,517°; b = 100 мм; матеріали коліс – шестерня – сталь 20хн3а цементація або нітроцементація на глибину 1,6 ... 2,4 мм, 58 ± 3 hrc; σb = 950 mпа, 1с = 5,5 · 10 6, 1m = 1,9; колесо – сталь 55ф об’ємне гартування з високим відпуском, 280 – 321 нв, σb = 931 мпа, 2c = 0,4ּ10 6, 2m = 2,2; e = 2,1ּ10 5 мpа, ν = 0,3; олива для передач локомотивів ос – л (літня) з кінематичною в’язкістю 100 v + o = 7 ... 12 сст; 1h • = 1,4 мм, 2h • = 2,0 мм; коефіцієнт динамічності hk = 1,5; δφ = 4°; φ = 0, 4°, 8°, 12°, 16°, 20°, 24,95° – кути розташування точок контакту j ; коефіцієнти зміщення та параметри передачі: 1x = 0 … 0,56, 2x = 0 … 0,56, σ 1 2x x x= + = = 0,66; a = 610 мм; wa = 615,222 мм; αw = 22,991°; коефіцієнти впливу зношування у (6) на радіуси кривини зубів: 1e = 380, 2e = 6810. прийнято умови роботи: 1) у зачепленні постійно знаходиться дві пари зубів; 2) забезпечується граничне мащення оливою; 3) досліджується спарена тягова передача локомотива вл-10 з кутовим коригуванням зубів; 4) величина блоку взаємодій зубів в = 480000. результати обчислень наведено на рис. 1, 2. зокрема рис. 1 показує довговічність ( 2)mint передачі при різних частотах обертання шестерні. суцільними лініями подано розрахункову довговічність передачі за сталих умов контакту, а штриховими – при врахуванні зміни кривини профілів зубів внаслідок зношування. із зростанням коефіцієнта зміщення 1x зубів шестерні та, відповідно, зменшенням коефіцієнта зміщення 2x зубів колеса довговічність передачі на вході зубів у зачеплення (т. 0) теж постійно зростатиме. в той же час довговічність зубів на виході із зачеплення (т. 5) зростатиме лише до значень 1x = 0,2 і 2x = 0,46, а потім вона знижуватиметься. тому мінімальна довговічність коригованої передачі до значення коефіцієнта зміщення 1x = 0,33 визначатиметься довговічністю т.0 (вхід зубів у зачеплення), а в подальшому довговічністю т. 5 (вихід зубів із зачеплення). 32000 42000 52000 62000 72000 82000 92000 102000 112000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x1 t(2 ) m in ,г од 20000 30000 40000 50000 60000 70000 80000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x 1 t(2 ) m in ,г од а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про вплив кутового коригування та зношування зубів циліндричної косозубої передачі на її довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 47 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x 1 t(2 ) m in ,,г од j=0 j=5 j=0 j=5 в рис. 1 – залежність довговічності передачі від коєфіцієнтів зміщення на вході зубів у зачеплення (j = 0) та на виході з нього (j = 5): а – n1 = 800 об/хв; б – n1 = 400 об/хв; в – n1 = 200 об/хв така ж закономірність спостерігається і при врахуванні зміни радіусів кривини зубів внаслідок зношування (штрихові криві). при цьому довговічність передачі є більшою на понад 30 % ніж за постійних умов контакту. відносна зміна довговічності tˇ = 1 2 1 2min| , 0 min| , 0 /x x x xt t> = коригованих передач порівняно з некоригованою подана на рис. 2 і вона не залежить від числа обертів шестерні. 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 2,4 2,6 2,8 3 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x 1 tˇ рис. 2 – відносна зміна довговічності передачі за постійних умов контакту ( max , ρ constj jp = ) при оптимальних значеннях коефіцієнтів зміщення довговічність передачі зростає більш ніж в 1,4 рази. реальна ж довговічність передачі за змінних умов контакту ( max , ρ varj jp = ) буде ще на 30 % вищою. література 1. чернець м.в., ярема р.я. узагальнений метод оцінки впливу коригування зубів на ресурс, зношування та контактну міцність циліндричних евольвентних передач // фхмм. – 2011. – №4. – с. 115-121. 2. czerniec m., kiełbiński j., jarema r. oszacowanie wpływu korekcji zębów na zużycie, trwałość oraz wytrzymałość kontaktową ewolwentowych przekładni walcowych o zębach prostych // tribologia. – 2011. – №3. – s. 17-29. надійшла 11.06.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 16_kuzmenko.doc всеобщий закон периодичности катастроф в неоднородных нелинейных ... часть 1. 2π – теорема о периодичности катастроф проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 101 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина всеобщий закон периодичности катастроф в неоднородных нелинейных динамических системах. часть 1. 2π − теорема о периодичности катастроф 1. возможные частные источники случайных событий задача надежности обнаружить, изучить, описать и количественно определить состояния систем, находящихся в потоке непрерывно изменяющихся случайных событий, то есть по существу по определению, в состоянии хаоса. для того, что бы решать эту задачу необходимо иметь представление о причинах, порождающих случайные события. уже выполняя опыты с элементарным бросанием монеты, мы начинаем понимать, что любая динамическая система, как правило, состоит из двух частей: внутренней области и граничных условий на внешней границе области. источники случайных событий лежат как во внутренней области, наделенной основными физическими и геометрическими свойствами, так и в характере граничных условий. все причины возникновения случайных событий в системе естественно разделить на внутренние, внешние и общие системные. 10. пусть: 1) внутренняя область системы не содержит случайных компонентов, то есть полностью детерминированная; 2) если граничные условия при этом случайны или содержат случайные компоненты, то в итоге будем иметь случайные колебания всей системы. это первый механизм появления случайных колебаний в динамической системе. 20. открытие эффекта пуанкаре-андронова, не умаляя роли других выдающихся до уровня гениальности математиков (мандельштама, лоренца, колмогорова, арнольда, мозера), состоит в том, что детерминированная система из однородных элементов при чисто детерминированных внешних воздействиях при определенных условиях может скачком (взрывом) перейти не только в систему со случайными колебаниями, но и в систему с хаотическими, то есть случайными и непредсказуемыми колебаниями. 2. эффект пуанкаре-андронова 10. сущность условий реализации эффекта состоит в следующем: пусть 1) имеется некоторая динамическая система, описываемая нелинейными дифференциальными уравнениями вида 1 2 1/ ( , ,... ), ,...i ndx dt f x x x i n= = , (18.1) то есть уравнениями, содержащими нелинейные члены: 2) если система (18.1) неустойчива по ляпунову; 3) и при этом траектории движения точек в фазовом пространстве перепутываются, то есть с одной стороны разбегаются, с другой переходят с одной стороны сепаратриссы на другую; 4) то в рассматриваемой динамической системе неизбежно возникают хаотические, то есть в общепринятом смысле непредсказуемые колебания. 20. сформулированное утверждение явилось результатом длительных (практически столетних) от пуанкаре до колмогорова исследований математиков. 30. 1. к сожалению, в динамических системах в области экономики, финансов, социологии и политологии положение с возможностью неожидаемого появления хаоса такое же, как в метеорологии, то есть в этих областях хаотические взрывы являются регулярными. 2. к счастью в области техники случайные события в большей степени возникают по первой или второй схемам появления случайных событий. так при движении автомобиля, закрепленного на нелинейной подвеске, возникают нелинейные колебания, изучаемые обычно по методу ван дер поля. очевидно, что здесь техническими средствами удается избежать выполнения условий неустойчивости по ляпунову. 3. вместе с тем открытие явления хаотических колебаний в нелинейных динамических системах играет решающую мировоззренческую роль в процессе познания окружающего мира и в использовании результатов этого познания для создания надежной техники. в связи с этим в дальнейшем необходимо рассматривание некоторых детальных аспектов динамики нелинейных систем. 40. математически строгое рассмотренное утверждение сформулировано в виде теоремы колмогорова-арнольда-мозера (кам). значимость этого результата приравнивается к созданию новой парадигмы [6] в области нелинейных колебаний. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в неоднородных нелинейных ... часть 1. 2π – теорема о периодичности катастроф проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 102 50. с точки зрения теоретической физики теоремой кам утверждается, что при определенных условиях исчезает принцип причинно-следственных связей, как основа научного подхода в любой области знаний. наличие и условия появления хаоса в нелинейных динамических системах впервые наиболее убедительно показано э. н. лоренцем в 1963 году физиком, математиком и метеорологом из массачусетского технологического университета. лоренц исследовал простую модель тепловой конвекции в атмосфере. при этом была рассмотрена система трех дифференциальных уравнений с тремя переменными. этой работой впервые показана принципиально точная непредсказуемость погоды. 60. уяснение сущности эффекта пуанкаре-андронова требует достаточно высокой математической подготовки и определенных целенаправленных усилий обучающихся и организаторов процесса обучения. поскольку теория о закономерностях циклических хаотических взрывов в динамических системах является всеобщей интегрирующей охватывающей самые разные области науки и самое главное, носит мировоззренческий характер, то необходимо введение обязательных учебных дисциплин по нелинейной динамике в университетах. 3. 2π– теорема осознавая важность и необходимость изучения и дальнейшего развития нелинейной динамики, считаем возможным сформулировать следующие утверждение на уровне теоремы о цикличности или периодичности взрывов состояний или катастроф с переходом систем в хаотические непредсказуемые состояния. для кратности это утверждение далее будем называть как 2π– теорема о периодичности катастроф в нелинейных неоднородных динамических системах. сформулируем это утверждение из трех частей. часть первая – это собственно теорема колмогорова-арнольда-мореза, которую в свободном изложении можно представить следующим образом: 1) если динамическая система обладает нелинейностью, то есть имеет нелинейные свойства и в результате описывается нелинейными дифференциальными уравнениями; 2) если в какой-то момент дифференциальные уравнения, описывающие нелинейную динамическую систему, неустойчивы по ляпунову; 3) если в этот момент траектории фазового пространства дифференциальных уравнений нелинейной динамической системы расширяясь, пересекают плоскость симметрии или сепаратрису; то в этот момент нелинейная динамическая система переходит в состояние хаотических (случайных, непредсказуемых колебаний); строгое доказательство этой теоремы выполнено колмогоровым, арнольдом и мозером. часть вторая – это утверждение на уровне теоремы: всякая статистически неоднородная система при внешних воздействиях обнаруживает нелинейные свойства. доказательство этого утверждения или теоремы для частных случаев: 1) пластически деформируемых статистически неоднородных сред и 2) для изнашивания статически неоднородных поверхностей; приведены в части 2 данной публикации под названием «нелинейность систем следствие их неоднородности». часть третья – это утверждение на уровне очевидных фактов: после каждой катастрофы статистическая неоднородность системы, как правило, увеличивается, по крайней мере, не уменьшается. совокупность этих трех частей приводит к неизбежной циклической или периодической повторяемости катастроф в динамических нелинейных статистически неоднородных системах. для наглядности эти процессы можно представить в виде следующей схемы: цикл 1 1. хаос – 1 2. неоднородность – 1 3. нелинейность – 1 цикл 2 4. хаос – 2 5. неоднородность – 2 6. нелинейность – 2 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в неоднородных нелинейных ... часть 1. 2π – теорема о периодичности катастроф проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 103 цикл n ( n → ∞ ) 4. хаос – n 5. неоднородность – n 6. нелинейность – n ……………………. 4. всеобщий закон периодичности катастроф и хаотических стояний в нелинейных динамических системах 4.1. общая формулировка закона на основании 2π теоремы обобщая можно сформулировать следующий всеобщий закон периодичности катастроф и хаотических состояний в нелинейных динамических системах (ндс). в любых нелинейных динамических системах при выполнении некоторых определенных условий потери устойчивости катастрофы и хаотические состояния могут периодически повторяться бесконечное число раз. иными словами для ндс хаотическое состояние скорее является нормой, чем отклонением от нормы. до тех пор, пока мы рассматриваем механические ндс важность этого закона для общих судеб человечества не является очевидной. в связи с этим сделаем попытки распространить этот закон периодичности катастроф на системы другой природы и, прежде всего на экономические, политические, биологические, социальные, психологические и другие системы, в которые входит каждый человек как элемент этих систем. 4.2. основные элементы структуры и параметры ндс отметим следующие основные особенности механических ндс. 10 нелинейная динамическая система, как и любая система, в соответствии с системным анализом, состоит из элементов, или более укрупнено из подсистем; 20. вторым базовым блоком информации о ндс является знания о: 1) видах и 2) механизмах взаимодействия между элементами в ндс; или 3) представление об обобщенных силах взаимодействия в ндс. 30. третьим базовым параметром ндс является: 1) представление о сущности и природе неоднородности элементов; 2) затем вводится мера неоднородности; 3) наконец в завершение вводится некоторый базовый параметр в виде функции неоднородности системы; 40. четвертым базовым параметром ндс является нелинейность системы. нелинейность системы определяется нелинейностью взаимодействия между элементами системы. 1) это наиболее сложный параметр состояния системы. 2) здесь одного эффекта или силы взаимодействия недостаточно. 3) необходимо иметь параметр результата взаимодействия. 4) отсутствие прямой пропорциональности между взаимодействием и результатом взаимодействия является основным признаком нелинейности системы. 50. после катастрофы начальное упорядоченное состояние системы, состоящей из элементов превращается в новое уже хаотическое состояние. пятым базовым параметром ндс является мера хаотичности; и составленные из этой меры функции хаотичности. 4.3. взгляд на мир с точки зрения нелинейной динамики систем несколько более подробно иерархический список нелинейных динамических систем мира и человека можно представить в следующем виде. 1. структура вселенная: 1) галактики; 2) межгалактическая среда; 3) темное вещество; 4) темная энергия; 5) черные дыры; 6) вакуум и т.д.: катастрофы: 1) большой взрыв; рождение галактики; рождение новых звезд; расширение вселенной. 2. солнечная система: 1) солнце; 2) планеты; 3) земля; вокругсолнечная среда, астероиды и т.д.: катастрофы: 1) образование солнца; 2) вспышки солнечной активности; выбросы, взрывы на солнце; 3) образование системы планет; 4) превращение солнца в белый карлик; в красную звезду и т.д.. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в неоднородных нелинейных ... часть 1. 2π – теорема о периодичности катастроф проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 104 3. система земля-луна: 1) внутри земли; 2) снаружи земли; 3) стратосфера, треносфера; 4) биосфера; 5) растительный мир; 6) животный мир; 7) воздушная оболочка; катастрофы: 1) кинематические (оледенение, похолодание, потепление); 2) геологические (землятресения, цунами); 3) гидросферные (потопы, вулканы); 4) биосферные (схема животного и растительного мира); 5) вымирание видов; 6) падение материалов, астероидов, комет. 4. деформируемые среды: 1) упругие; 2) пластические; 3) релаксирующие; 4) сыпучие; 5) жидкости; 6) газы; 7) плазмы; 8) дислокационные среды; 9) пористые и т.д. катастрофы: 1) разрушение структуры среды; 2) разрушение системы из элементов среды; 3) потеря устойчивости системы элементов; 4) турбулентность в жидкости. 5. материалы: атомно-молекулярные структуры материалов: 1) кристаллы; 2) вакансии; 3) дислокации; катастрофы: 1) фазовые переходы как катастрофы; 2) переходы в разные агрегатные состояния как катастрофы. 6. электромагнитные поля и излучения: 1) электрические сети; 2) магнитные поля; 3) все виды излучений; 4) атмосферное электричество катастрофы: 1) в сетях электроснабжения; 2) в электронных схемах; 3) электрические явления в атмосфере (молнии, полярные сияния); 4) электромагнитные бури. 7. атом: 1) ядро; 2) электроны; 3) протоны; 4) элементарные частицы; катастрофы: 1) взрыв атома; 8. электроны: 1) системы электронов в атоме; катастрофы: 1) отрыв электрона; 2) поглощение электрона; 3) статистическое электричество; 4) появление динамического электрического тока. 9. сообщества людей и других живых существ; катастрофы: 1) войны; 2) исчезновение видов; 10. экономические свойства: 1) производства; 2) сбыт, потребителей; 3) банки и посредники; катастрофы: кризисы, инфляции, перепроизводство. 11. политические системы: 1) управление государством; партии, местное управление. катастрофы: 1) перевыборы; противостояния, смета власти 12. филологические системы в человеке: 1) сердечно-сосудистая; 2) пищеварительная, энергетическая; 3) управляющая – мозг. катастрофы: остановка в работе физиологических систем; 13. психологическая система человека: 1) состояние одного человека; 2) отношение в паре; 3) психология группы; 4) психология нации; 5) психология толпы. 14. социальные системы: 1) отношение к старым; 2) виды и типы психосоциальных элементов. катастрофы: 1) разрушение сообщества из-за необеспеченности социальных групп; пищей, работой, жильем, условиями. 4.4. порядок практического использования закона периодических катастроф для практического использования закона периодических катастроф и хаотического состояния для выбранной системы необходимо: 1) определить основные параметры системы как ндс; 2) составить нелинейные дифференциальные уравнения системы в пространстве определенных базовых параметров; 3) выполнить анализ критериев устойчивости и хаотичности дифференциальных уравнений; 4) выполнить решение уравнений с построении пространственных фазовых траекторий динамики процесса; 5) на основе реализаций предыдущих этапов определить возможность и вероятность перехода системы в хаотическое состояние. 4.5. основные параметры нелинейных динамических систем на примере систем элементов в пластических деформируемых средах следуя подразделу 4.2 опишем кратко параметры нелинейных динамических систем для сплошных деформируемых тел. 10. сплошные деформируемые среды моделируются континуальным или дискретным набором малых деформируемых элементов. 20. в сплошных средах постулируемая: 1) механическое взаимодействие между элементами, как по законам динамики, так и по законам деформирования; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в неоднородных нелинейных ... часть 1. 2π – теорема о периодичности катастроф проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 105 2) заметим, что в строгой физике механическое взаимодействие отсутствует, что является явным нонсенсом, особенно в связи с тем, что из механики произошли все последующие подходы, модели и теории в других науках. 3) главным параметром в механических деформируемых системах является сила или напряжение как фактор, вызывающий изменения в элементах; 4) изменения в элементах деформируемой среды изменяются с помощью деформаций, как отношений изменения размеров элементов к первоначальному размеру. 30. в качестве меры неоднородности пластической среды можно принять предел текучести материала тогда уровень или степень неоднородности можно описать с помощью функции вероятности распределения предела текучести в материале, параметры этой функции среднее значение и коэффициент вариации. 40. в качестве меры нелинейности в механике пластичности обычно берут отношение деформации и напряжению, а в качестве функции нелинейности берут отклонение зависимость этого отношения от прямой линии. 50. в теории пластичности детально известна система динамических дифференциальных уравнений среды и разработаны методы ее решений при разных граничных условиях; наиболее наглядной для изучения ндс в этом случае является система уравнений колебаний элементов из пластической среды. 60. наиболее сложным для изучении всех ндс является исследование условий устойчивости и хаотичности. даже в случае, когда все остальные этапы пройдены. 4.6. экономические динамические нелинейные системы для нелинейных динамических систем, в которых основное базовые параметры нелинейных систем еще не определены и не изучены, требуются значительные усилия и исследования для их определения. эта особенность наиболее наглядно просматривается на примере экономических систем, определяющих благополучие каждого человека в настоящее время. 10. укрупнено экономические системы состоят из подсистем производителей, потребителей и банковской подсистемы. каждая подсистема состоит из множества участников. 20. взаимодействие участников подсистем осуществляется через финансовые потоки и операции: 1) чем больше финансовый потенциал участника подсистемы, тем сильнее его воздействие на остальных участников всех подсистем; 2) результатом воздействия участников подсистем экономической системы является его прибыль. 30. финансовые взаимодействия участников подсистем можно считать линейными, если их прибыль пропорциональна финансовым вложениям; если прибыль значительно отличается от вложений системы нелинейна, и нелинейность тем большая, чем больше это различие. 40. естественный мерой неоднородности в экономической системе является финансовый потенциал каждого участника или отношение денег у каждого к среднему содержанию денег; функции неоднородности это распределения вероятности содержания денег у каждого. 50. очевидно, что в экономических системах увеличение степени неоднородности приводит к увеличению степени нелинейности системы. далее следуя теореме, колмогорова арнольда мазера при некоторых условиях экономическая система приходит к катастрофе или хаотическому состоянию, т.е. к экономическому кризису. кризис приводит к увеличению экономической неоднородности и далее к усилению нелинейности в отношениях участников системы в отношениях неизбежному повторению катастроф, кризиса и хаоса. таким образом, всеобщий закон периодичности катастроф с большой степенью обоснованности действует в экономических системах. из приведенного анализа следует, что основной причиной периодически повторяющихся кризисов в экономической системе является неоднородность финансовой потенциала участников системы. приостановить периодичность экономических кризисов можно только автоматическим или принудительным регулированием неоднородности финансового потенциала участников системы. это тем более важно, что экономические кризисы неизбежно приводят к политическим кризисом или к кризисом власти. безусловно, в дальнейшем интересно и полезно рассмотреть с точки зрения периодических катастроф все основные нелинейные динамические системы, приведенные в перечни ндс указанных в п. 4.3. надійшла 30.07.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_voronin.doc the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 58 voronin s.v., stefanov v.o. the ukrainian state academy of railway transport, kharkiv, ukraine e-mail: voronin.sergey@inbox.ru the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film udc 621.89.012 there were developed the technique and calculation results of bearing capacity of boundary film, cohesion force and friction in the smectic layer of boundary film. as a basis in calculations was taken van-der-waal’s interaction between molecules in layer and methyl groups of smectic crystal adjacent layers. the attractive forces and repulsive forces between the molecules in crystal and methyl groups, and additive superposition of these forces were taken into account. depending on temperature was established the regularity of changes of bearing capacity, cohesion force and friction in the smectic crystal of stearic acid. key words: boundary film, surfactants, smectic crystal, methyl group, van-der-waal’s interaction, bearing capacity, cohesion force, friction force. introduction the main requirements to surfactants that are added to the hydrocarbonic basic oils are maximum adhesion to the solid friction surface and minimum cohesion between its molecular films [1, 2]. in this case the minimum friction forces are achieved in wide load range. the limit load for layers of surfactants is determined by its bearing capacity that is force sufficient for destruction. there is a huge amount of experimental material concerning tribological properties of various surfactants. however, there is no strict theory that would satisfy all experimental data. for example, bowden basing himself upon his own researches [3] and study of hardy [4] proposes to subdivide existing lubricants into those which do not change the friction coefficient with external load and those for which the friction coefficient decreases at the initial stage with increasing load. the last group of lubricants includes alcohols and fatty acids [5]. these substances especially fatty acids allow to obtain the lowest value of friction coefficient at certain concentration [6]. the mechanism of its lubricating action is connected with the property to form on friction surface multimolecular film of crystal structure [5]; however it doesn't explain the obtained dependence of friction coefficient on external load. most likely such friction behaviour is caused by layered structure of the boundary film; each layer has its own tribological characteristics. then the results obtained by bowden, hardy and others, are explained by low bearing capability and high friction coefficient of the top layer, and the bottom layers (close to friction surface) have inverse properties. if we take as a basis this idea about boundary film, we can assume that the lower layer is close in structure to the smectic liquid crystal, and the top one to nematic liquid crystal [7, 8]. when studying such properties of crystal layers of boundary film, one of the major tasks is theoretical determination of bearing capability and bonding force in layers, as in normal direction – the force of cohesion, and in tangential one – friction force. it enables to make expected calculations of tribological characteristics of friction assemblies, surfaces of which under certain loads and temperatures are divided by boundary film with various degree of molecule order. in work was solved the problem of defining molecule forces in smectic crystal layers, as the main component of boundary film. purpose and problem definition the purpose of this work is to determine bearing capability of smectic layer, cohesion force arising between the smectic crystal layers of fatty acids molecules, and friction forces between these layers depending on temperature. partly this problem was solved in a. cameron's [9] work, namely, cohesion force and friction force for fatty acids layers were determined considering van-der-waals attraction of methyl groups. however, basic assumptions made in his work caused a number of doubts. for example, when calculating friction force the author neglects the minimum value of system potential energy, calculating the interaction between сн3 – groups of molecules in crystal he possesses the value of bonding energy for сн2 – groups, he makes calculation of forces for an arbitrary distance (3,09 å) between methyl planes of crystal. except these observations made by b.v. deryagin, a.s. akhmatov and other scientists [5] it should be pointed out one more significant observation: when calculating interaction force, thermal vibrations of molecules in crystal should be taken into account; these vibrations determine the average distance between molecules at different temperatures. despite a large number of observations, a. cameron's approach is reasonable because molecular friction forces are significant; however there is no unified theory to describe them. if we apply this approach we have to determine the influence of temperature on energy and bonding force in crystal of fatty acid, and also we have to take into account structure and properties of a particular selected substance. mailto:voronin.sergey@inbox.ru the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 59 statement of research material the application of general interaction law to determine interaction energy in crystal imagine smectic crystal of stearic acid as a set of layers of molecule dimers with distance between layers and distance between molecules, fig. 1. fig.1 – molecular arrangement of fatty acid in smectic boundary layer: 1 – carbon; 2 – hydrogen atom as distance between molecules in layer is very small and compared with molecule size, then in calculations we should take into consideration both van-der-waal’s attraction and repulsion. to calculate total energy we use lennard-jones law, «6 12» [10]:               σ −      σ ε⋅= 612 4)( rr ru , (1) where ε – depth of potential well, j; σ – distance at which energy is equal to zero, m. the right term in brackets signed «–» corresponds to van-der-waal’s attraction of molecules in layer, the left one to repulsion. the values ε and σ for stearic acid are calculated under procedure [10], namely: пtк1,92=ε , (2) 3 01,261= bσ , (3) where к – boltzmann's constant, j/k; пt – melting temperature, k. кипvb 020 ,= , (4) where кипv – molar volume at boiling temperature, cm 3/mole. it is determined by kopp’s method. (h)ч+)o(ч+)(ч+(c)ч=vкип 5,512,27,811,0 ′′′o , (5) where )(с – number of carbon atoms in molecule; )(o′ – number of oxygen atoms in molecule connected with two carbon atoms; )(o ′′ – number of oxygen atoms in molecule connected with one carbon atom: co = ; )( h – number of hydrogen atoms in molecule. after performing calculations from the formula (1) we obtain the curve of total interaction energy of stearic acid molecules in crystal, fig. 2. in this case ε=maxu is dissociation energy i.e. maximum bonding energy at temperature 0 kelvin. using curve 3 fig. 2 we can determine the distance change between molecules dr depending on temperature. we should take into account the energy of molecule thermal vibrations in crystal, which is determined as: tк=ut . (6) the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 60 the determination of distance dr is graphically shown in fig. 2, where curve 4 reflects the distance change depending on energy growth of thermal vibrations from maxu to кт3. at any temperature distance is equal to: 2 maxmin 00 r+r +r=r+r=dr cp . (7) fig.2 – energy change in molecules interaction of stearic acid depending on distance. 1 – repulsion energy; 2 – attractive energy; 3 – total energy the calculations using dependence (7) are displayed in table 1, they show that crystal temperature essentially influences on distance between molecules in it. table 1 distance change between molecules in crystal depending on temperature т, °c 0 20 40 60 80 100 dr, å 1,061 1,172 1,289 1,415 1,55 1,696 the obtained data on energy and temperature influence on intermolecular distance enable, at a later stage, to perform force analysis of molecule interaction. determination of smectic layer bearing capacity of boundary film if we understand by bearing capacity force required to destruct crystal, then such force can be determined through bonding energy. for this purpose we use dependence (1) and obtain a function of bonding force at distance: ( ) ( ) 7 6 13 12 2448 rr ru dr d rf σ ε− σ ε== . (8) we bring in concept of specific force, or force per unit area, then: ( ) ( ) s rf rp = , (9) where s – area of cell cross-section which is occupied by one molecule of layer, m2: 2 0 )( drrs += (10) force change p at distance is shown in fig. 3. the curve in fig. 2 reflects total force by analogy with curve 3 fig. 1, i.e. the sum of repulsion and attraction forces between molecules in crystal layer. force нp corresponds to external force required to destruct crystal layer that is its bearing capacity at certain temperature, to which corresponds own value of distance dr . the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 61 fig. 3 – change in specific interaction force of molecules in layer depending on temperature if we take into account the obtained earlier distance change dr depending on temperature, so we can build a diagram of temperature dependence of crystal layer bearing capability which is shown in fig. 4. fig.4 – change in layer bearing capacity depending on temperature as shown in fig. 4 bearing capacity of crystal stearic acid nonlinearly decreases with temperature growth. it should be noted that melting temperature of stearic acid in normal conditions (under atmospheric pressure without any external influence) is 69.6 °c that is why physical content has only a part of table in fig.4 limited by melting temperature. determination of cohesion force for smectic layer of boundary film out of all general ideas about the structure of smectic liquid crystals [7], it can be claimed that minimum cohesion or attraction force between adjacent layers for fatty acid crystals is defined by van-der-waal’s interaction of its methyl сн3 groups as shown in fig. 1. when calculating cohesion force additivity of these forces should be taken into account then total cohesion force is defined not as sum of forces of pair interaction of methyl groups, but as sum of forces which act between methyl group of one layer and all neighbours of another layer. design diagram is shown in fig. 5. fig. 5 – design diagram for determination of cohesion force the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 62 in accordance with diagram (fig. 5) methyl group of smectic lower layer is in area xоh and interacts with six adjacent groups of upper layer which form a rectangular lattice with parameters tx and ty . when calculating we consider that lower methyl group is displaced along an axis x by value k . displacement along an axis y is missing. in this case the expression of total interaction force for lower methyl group with upper ones is ( ) ( ) ( )       )()()(2)( 22 0 0 0 0 222222∑∑ ∑∑ h+kf-h+t+k-tf+h+t+k+tf=kf n =у n =x n =у n =x yxyxк , (11) where drrhtytx +=== 0 . multiplication by «2» in dependence (11) is brought in to account the interaction with methyl groups of upper layer, which are in negative part of axis y. the last member of dependence (11) with the sign «-» is brought in to account double summation. force f is calculated using dependence (8), however values for parameters ε and σ are selected for group сн3. by analogy with the previous calculation we determine specific cohesion force, i.e. s kf kp kk )( )( = . (12) the obtained results of calculations using dependence (11) and (12) are shown in fig. 6. the distance value dr corresponds to temperature 100 °с. fig. 6 – change in specific cohesion force in relative shift of smectic layers according to fig. 6 cohesion force in smectic layers is changing at half-cycle of crystal lattice from maximum value maxkp to minimum one minkp . to take into account the influence of temperature on cohesion force, we will make a similar calculation using distance values dr shown in table 1. the calculation results are shown in fig. 7. the values maxkp are specified at certain temperatures. fig. 7 – change in specific cohesion force depending on temperature the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 63 as shown in fig. 7, cohesion force decreases linearly as crystal temperature increases and equals from 0,86 mpa to 0,52 mpa in the range under study. the obtained values and rate of curve for cohesion force enable to calculate friction force between layers of smectic crystal in their relative shift. determination of specific friction force between layers of smectic crystal as in relative shift of smectic layers by value 2/tx cohesion force changes from maximum value to minimum one then such a shift is accompanied by consumption of a certain work, which is specific work of friction force. it equals: 2 min 2 0 ∫ txp d d (k)p=a k tx/ k kt . (13) then specific friction force between layers of smectic is: /2)(tx а =p ттр . (14) after we have made calculations using dependences (12), (13) and (14), it is possible to determine a regularity of change in specific friction force for smectic crystal of stearic acid, fig. 8. fig. 8 – changes in specific friction force in layers of smectic liquid crystal according to fig. 8 specific friction force like cohesion force decreases linearly as temperature of smectic crystal increases. in comparison with nematic crystal of stearic acid [12], it is possible to claim that friction forces in smectic have lower values, while its bearing capacity significantly exceeds bearing capacity of nematic. the obtained value of nematic bearing capacity is 0,45 mpa [12], and according to carried-out calculations depending on temperature, smectic values are from 17 ... 21 mpa, fig. 4. these data confirm the results of previous studies, in which was established the reduction of friction coefficient with growth of external load. it should also be noted that specific friction force, its values are shown in fig. 8, is not the total friction force for tribonode, but is its molecular component. conclusions there were developed mathematical models to determine bearing capacity, adhesion force and friction force of smectic crystal of stearic acid. according to developed models, smectic crystal has a high bearing capacity and lower friction force in comparison with nematic crystal. these models can be used to define specified characteristics of other fatty acids and similar substances when adding them as additives to lubricants. there were determined dependences of bearing capacity, adhesion force and friction force of smectic crystal of stearic acid depending on temperature. bearing capacity decreases nonlinearly with temperature growth, the forces of cohesion and friction decreases linearly; to each of these characteristics temperature has a significant contribution. thus, when the temperature increases from 0 to 100 °c, bearing capacity decreases by 20 % and specific friction force by 38 %. these dependences should be considered when developing friction knots and in requirements to their loads and temperature modes. the research of tribological characteristics of smectic layer of boundary film проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 64 references 1. abramzon a.a. poverhcnostno-aktivnye veschestva. sintez, analiz, svoistva, primenenie: ucheb. posobie dlya vuzov / a.a. abramzon, l.p. zaichenko, s.i. phaingol'dt. – l.: himiya, 1988. – 200 s. 2. trenie, iznos i smazka (tribologiya i tribotehcnika). pod obsh. red. a.v. chichinadze. – m.: mashinostroenie, 2003. – 576 s. 3. w.g. bear, f.p. bowden. phil. trans., 1934. – a 234, 322. 4. w. hardy, j. birkumshay. proc. roy. soc., 1925. – a 108, 1. 5. ahmatov a.s. moleculyarnaya phizika granichnogo treniya. – m.: phizmatgiz, 1963. – 471 p. 6. phuks g.i. adsorbtsiya i smazochnaya sposobnost' masel // trenie i iznos. – academiya nauk sssr. – t.4, №3. – 1983. – s. 398-414. 7. tsvetkov v.а., grebyonkin m.ph. gidkie cristally / pod red. s.i. gdanova. – м.: himiya, 1979. – 328 p. 8. lysikov e.n., voronin s.v. vliyanie nanostruktur prisadki na trenie i iznos v tehnicheskih sistemah, phundamental'nye i prikladnye problemy nauki. tom 1. – materialy viii megdunarodnogo simpoziuma.– м.: ran, 2013. – pp.143-151. 9. a. cameron. amer. soc. lubr. engineers. – preprint № 59, 1959. – am 4a2. 10. kaplan i.g. vvedenie v teoriyu megmolecularnyh vzaimodeistviy. – m.: nauka. glavnaya redktsiya phiziko-matematicheskoy literatury, 1982. 312 s. 11. bretshnayder s. svoistva gazov i gidcostey.– l.: himiya, 1966. – 536 s. 12. voronin s.v. otsinka nesuchoi zdatnosty ta koephitsientu tertya nematichnogo granichnogo sharu // problemy tribologii: mignar. nauk. gurn. – hmel'nyts'kiy: hnu, 2013. – № 4(70). – s.109-113. поступила в редакцію 09.04.2014 воронін с.в., стефанов в.о. дослідження трибологічних характеристик смектичного шару граничної плівки. наведена методика та результати розрахунку несучої здатності смектичного шару, сил когезії та тертя в смектичному шарі граничної плівки. при виконані розрахунку за основу прийнята ван-дер-ваальсова взаємодія між молекулами в шарі та метильними групами сусідніх шарів смектичного кристалу. враховані як сили притягування, так й сили відштовхування між молекулами в кристалі та метильними групами, а також адитивне накладення цих сил. встановлена закономірність зміни несучої здатності, сили когезії і тертя в смектичному кристалі стеаринової кислоти в залежності від температури. ключові слова: гранична плівка, поверхнево-активні речовини, смектичний кристал, метильна група, ван-дерваальсова взаємодія, несуча здатність, сила когезії, сила тертя. 13_galchuk.doc триботехнічні характеристики композитів на основі порошку сталі шх15, отриманих із відходів машинобудування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 81 гальчук т.н. луцький національний технічний університет, м. луцьк, україна триботехнічні характеристики композитів на основі порошку сталі шх15, отриманих із відходів машинобудування вступ в сучасних пристроях, що забезпечують рух з’єднань деталей, використовуються різні антифрикційні матеріали, серед яких велика кількість спечених багатокомпонентних композицій. володіючи зниженими властивостями міцності порівняно із литими, спечені матеріали мають ряд переваг − краще припрацювання в процесі тертя, менше зношують сполучену деталь, характеризуються стабільним коефіцієнтом тертя. поєднання декількох компонентів, що мають різко відмінні фізико-механічні властивості дозволяє створювати спечені композиції з унікальними і важливими для техніки властивостями − самозмащенням, високою теплостійкістю, хорошими демпфуючими характеристиками тощо [1]. до спечених антифрикційних матеріалів відносяться також антифрикційні матеріали на основі порошкових сталей. порошки підшипникових сталей – універсальний матеріал, який придатний для всіх умов роботи вузла тертя. одним із способів отримання порошку підшипникової сталі шх15 є виділення його із шліфувальних шламів [2, 3]. в луцькому нту розроблено технологічну схему отримання порошку сталі шх15 із шліфувальних шламів підшипникового виробництва (пат „скф-україна”, м. луцьк) [4]. дана технологія дозволяє отримувати порошок, близький за складом до початкової сталі і може використовуватися для виготовлення спечених виробів триботехнічного призначення. використання металовідходів машинобудівного виробництва робить виготовлення деталей відносно дешевим, порівняно швидко окупним. тому актуальним є проведення досліджень щодо створення композиційного матеріалу з використанням як компонента металічного порошку сталі шх15, отриманого із шліфошламів. мета роботи − дослідження триботехнічних властивостей спечених композиційних матеріалів на основі порошку сталі шх15, отриманого із відходів машинобудівного виробництва. викладення основного матеріалу у даній роботі розглянуто триботехнічні властивості спеченого порошкового матеріалу із сталі шх15 так і композиту на його основі. композицію на основі порошку сталі шх15 готувалися із використанням порошків міді пмс–1 (гост 4960–75) та графіту гс4 (гост/ту – 8295). суміш початкових порошків перемішували у віброзмішувачі протягом 1,5 2 год. пресування зразків здійснювалося при тиску 200 800 мпа. зразки спікали в металевих коробках, заповнених al2o3, в електропечі при „рідкому затворі”. температура спікання 1100 1250 °с. час спікання складав 2 години з моменту встановлення заданої температури. триботехнічні характеристики − зношування та коефіцієнт тертя визначали на лабораторній дослідній машині моделі смц–2. дослідження проводили за схемою з відкритим кінематичним контуром, коли один із зразків нерухомий в режимах граничного тертя і без змащення. схема контакту вал– вкладка. контртіло – із сталі 45 гост 1050–88 з твердістю 45 нrc. швидкість ковзання до 8 м/с при контактному тиску, в парі тертя, до 15мпа. в процесі дослідження встановлено, що коефіцієнт тертя спеченої сталі шх15 повільно зменшується із збільшенням нормального навантаження (рис. 1). це можна пояснити зменшенням модуля зсуву поверхневих шарів в результаті фрикційного нагрівання. а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні характеристики композитів на основі порошку сталі шх15, отриманих із відходів машинобудування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 82 б рис. 1 − коефіцієнт тертя (а) та зношування (б) сталі шх15, спеченої при різних температурах при навантаженні 4 мпа коефіцієнт тертя стабілізується. високе значення коефіцієнта тертя при малих навантаженнях (fт ≈ 0,5 0,6) може бути зумовлено утворенням окисної плівки на поверхні зразків. величина зношування у разі збільшення тиску зростає синхронно із зменшенням коефіцієнта тертя. в результаті збільшення навантаження в спеченій сталі шх15 практично зразу мають місце пластична деформація і розрихлення поверхневого шару. це може сприяти швидкому утворенню шару деградованого матеріалу, що має невеликий модуль зсуву [5]. тому при номінальному тиску біля 4 мпа інтенсивність зношування визначається властивостями цього шару і приймає катастрофічний характер. температура спікання при цьому не має суттєвого впливу на величину зношування. відмічено, що лише при тиску, більшому за 4 мпа, зношування дещо зменшується у разі збільшення температури спікання. причинами високого зношування спеченої сталі шх15 під час сухого тертя є: низька активність процесу твердофазного спікання під час отримання матеріалу, що зумовлює недосконалу структуру і невисоку міцність; відсутність протизношувальних і антизадирних компонентів у матриці; висока температура в зоні тертя, яка сприяє зношуванню. для отримання антифрикційного матеріалу на базі переробленого порошку підшипникової сталі в початкову шихту водили порошки міді та графіту. в роботі [6] було визначено оптимальний склад матеріалу (4 мас.% міді, 2 мас.% графіту, решта порошок сталі шх15) і умови отримання спеченого матеріалу для втулки ковзання автомобільних стартерів. для композиту порошок сталі шх15 – мідь – графіт, спресованого при 500 мпа коефіцієнт тертя (рис. 2, а) послідовно зменшується із збільшенням номінального тиску під час тертя. ця залежність аналогічна залежності коефіцієнта тертя спеченої сталі шх15 (рис. 1, а). однак коефіцієнт тертя матеріалу шх15 – мідь – графіт менший за коефіцієнт тертя спеченої сталі шх15 при однакових тисках, внаслідок наявності графіту і цементиту в структурі композиту. саме наявність цих структурних складових підвищує зносостійкість композиту порівняно із зносостійкістю сталі шх15 (рис. 1, б). зношування при тиску до 5 мпа не є катастрофічним (рис. 2, б). підвищення зносостійкості і відсутність катастрофічного зношування, порівняно із спеченою сталлю шх15, зумовлені також зменшенням пористості, яка може регулюватися і тиском пресування. а б рис. 2 – залежність коефіцієнта тертя (а) і зношування (б) композиту шх15 – 2 (мас.)% с – 4 (мас.)% сu від тиску pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні характеристики композитів на основі порошку сталі шх15, отриманих із відходів машинобудування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 83 досліджувався вплив тиску пресування на тертя композитів, що вивчаються. дослідження на тертя проводили при тиску 4,5 мпа. встановлено, що коефіцієнт тертя майже не залежить від тиску пресування (рис. 3), а інтенсивність зношування послідовно зменшується. більш висока температура спікання дещо збільшила зносостійкість і практично не вплинула на коефіцієнт тертя. а б рис. 3 – вплив тиску пресування і температури спікання на коефіцієнт тертя (а) і зношування (б) композиту шх15– 2 (мас.)% с – 4 (мас.)% сu розробка порошкового композиту, забезпечує високі характеристики міцності та зносостійкість, є одним із методів підвищення надійності високонавантажених вузлів тертя. тому в роботі досліджувалась можливість розробки матеріалу на основі раціонального поєднання структурних складових композиту для вирішення цієї задачі. для дослідження були вибрані втулки направляючі гальмівної важільної передачі залізнодорожнього рухомого складу, що виготовляються із спеченого матеріалу жгр1, па–жгрдк ту рб 05893818.263–97. встановлено, що катастрофічні зміни геометричних розмірів втулки зумовлені двома факторами: 1 – високою пластичною деформацією спеченого малолегованого заліза високої пористості. це підтверджується характером деформації при стиску зразків даного матеріалу, зокрема при напруженні тиску 600 мпа лінійні розміри змінюються на 10 % (рис. 4); 2 – підвищене зношування внаслідок тяжких умов експлуатації (попадання в зазор абразивних частинок і висока температура в плямі контакту). також ці два фактори негативно впливають на змащування спряження, оскільки схлопування пор чинить опір доступу змазки в зону тертя. для підвищення пружних характеристик спечених матеріалів необхідно зменшити деформування і абразивне зношування. отримані пористі композиційні матеріали на основі порошку шх15 з вмістом 3 8 (мас.) % міді та 1 (мас.) % графіту задовольняють ці вимоги (рис. 4). при малих степенях деформації (≈3 %) напруження лінійно залежить від деформації і досягає величини ≈ 600 мпа. подальше збільшення навантаження супроводжується інтенсивним пластичним деформуванням. найбільшу границю міцності при стисканні ≈3000 мпа має композиційний матеріал із вмістом порошку шх15 – 94 (мас.) %, міді – 5 (мас.) %, графіту – 1 (мас.) %. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні характеристики композитів на основі порошку сталі шх15, отриманих із відходів машинобудування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 84 рис. 4 – залежність напруження стискання від деформації: 1 – зразок, виготовлений із стандартного матеріалу жгрд; 2 – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 96 % порошок сталі шх15, 1 % графіту, 3 % міді; 3 – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 94 % порошок сталі шх15, 1 % графіту, 5 % міді; 4 – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 91 % порошок сталі шх15, 1 % графіту, 8 % міді для композиційного матеріалу із збільшеним вмістом вуглецю – 2 (мас.) % та вмістом порошку шх15 – 93 (мас.) %, міді – 5 (мас.) % збільшується лінійна ділянка залежності напруження від деформації (рис. 5). як видно з рисунка, при деформації 8 % напруження складає 1200 1400 мпа. це дає можливість прогнозувати більш високі експлуатаційні властивості виробів виготовлених із матеріалу такого складу. подальше збільшення вмісту графіту до 3 (мас.) % в композиції не покращують досягнутих характеристик – межа пружності різко зменшилась, а ступінь допустимої деформації знизився. рис. 5 – залежність напруження стискання від деформації: 1 – зразок виготовлений із композиційного матеріалу – 95 (мас.) % порошок сталі шх15, 2 (мас.)% графіту, 3 (мас.)% міді; 2 – зразок виготовлений із композиційного матеріалу – 93 (мас.)% порошок сталі шх15, 2 (мас.)% графіту, 5 (мас.) % міді; 3 – зразок виготовлений із композиційного матеріалу – 90 (мас.)% порошок сталі шх15, 2 (мас.)% графіту, 8 (мас.)% міді таке зниження властивостей міцності викликане: утворенням крупних пор, які сформувалися в наслідок рідкої фази евтектичного складу під час спікання; наявністю розшарування внаслідок великої кількості вільного графіту, частинки якого знижують міцність металічного каркаса, подібно порам [7]. структура спечених матеріалів, що містять 1 3 % (мас.) графіту і 3 8 (мас.) % міді, є композицією із феритно-перлітною матрицею, структурно-вільним графітом і включеннями міді (рис. 6). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні характеристики композитів на основі порошку сталі шх15, отриманих із відходів машинобудування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 85 а б в рис. 6 – композити, спечені у водні: а – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 91 (мас.)% порошок сталі шх15, 1 (мас.)% графіту, 8 (мас.)% міді; б – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 90 (мас.)% порошок сталі шх15, 2(мас.) % графіту, 8 (мас.)% міді; в – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 89 (мас.)% порошок сталі шх15, 3(мас.) % графіту, 8 (мас.)% міді структура зразків із вмістом 1 (мас.)% графіту складається із зерен фериту і перліту, частинок міді та графіту (рис. 6, а). твердість після спікання складала нv ≈ 1800 – 2200 мпа. підвищення вмісту графіту до 2 (мас.)% насичує матеріал вуглецем, і структура матриці стає перлітною. надлишок вуглецю утворює карбідну фазу, що розміщується у вигляді сітки по межі перлітних зерен (рис. 6, б). твердість після спікання складала нv ≈ 2100 – 2300 мпа. у разі збільшення вмісту графіту в початковій шихті до 3 (мас.)% структура матриці залишається перлітною, проте збільшується кількість карбідної фази порівняно із шихтою з 2 (мас.) % вуглецю. по межі зерен видно карбідну сітку і ділянки, на яких карбіди коагулюються у великі скупчення (рис. 6, в). наявність на границях зерен карбідної сітки не є прийнятною із-за крихкості карбідної складової. твердість після спікання складала нv ≈ 2600 мпа. зміна вмісту міді не суттєво впливає на структуру спечених зразків. розподіл пор, графіту, наявність цементитної сітки та характер зміни структури матеріалів із вмістом 3 8 (мас.)% міді аналогічні. як відомо, водень зв’язує адсорбовані речовини на поверхні порошкових частинок і сприяє десорбції газів з поверхні графіту, це покращує розчинення графіту в залізі і сприяє утворенню цементиту. тому спікання у водні збільшило швидкість насичення заліза вуглецем, а це призвело до утворення цементиту з більш високим його вмістом у композиті, ніж під час спікання в інших атмосферах. триботехнічні характеристики отриманих композитів досліджувалися на зразках, просочених маслом и–40 а. швидкість ковзання – 5 м/с, тиск – 10 мпа. невисокий тиск вибрали із-за зношування спечених матеріалів залежно від фазового складу. при більш високому тиску зношування зазвичай супроводжується крихким викришуванням частинок композиту, особливо при великому вмісті графіту. критерієм зношування є зміна об’єму зразка залежно від шляху тертя. об’єм вимірювали через рівні проміжки часу. результати вимірювань зносостійкості наведено на рис. 7. рис. 7 – залежність зношування композиційних матеріалів від шляху тертя: 1 – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 94(мас.) % порошок сталі шх15, 1 (мас.)% графіту, 5(мас.) % міді; 2 – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 93 (мас.)% порошок сталі шх15, 2 (мас.)% графіту, 5 (мас.)% міді; 3 – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 95 (мас.)% порошок сталі шх15, 2 (мас.)% графіту, 3(мас.) % міді; 4 – зразок, виготовлений із композиційного матеріалу – 89 (мас.)% порошок сталі шх15, 3 (мас.)% графіту, 8 (мас.)% міді більш високу зносостійкість має композит із вмістом графіту 3 (мас.) %. це зумовлено високою твердістю спеченого матеріалу і наявністю карбідної сітки по межах зерен. цей композит має і найpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні характеристики композитів на основі порошку сталі шх15, отриманих із відходів машинобудування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 86 менший коефіцієнт тертя, який в середньому становить 0,09. в інших композитах, що досліджувалися, коефіцієнт тертя та інтенсивність зношування вищі. отримані експлуатаційні характеристики пов’язані з твердістю спечених зразків (табл. 1). таблиця 1 результати досліджень спечених композитів шх15–сu–с на тертя вміст міді в початкові шихті, (мас.) % вміст вуглецю в початкові шихті, (мас.) % твердість за віккерсом, мпа коефіцієнт тертя об’ємне зношування, мкм3/м 5 1 1900 0,25 2 × 105 5 2 2150 0,15 0,43 × 105 3 2 2100 0,13 0,28 × 105 8 3 2300 0,09 0,12 × 105 металографічне вивчення поверхні тертя після дослідження показало, що ефект полірування поверхні відсутній, а зношування має в основному абразивний характер, що зумовлено наявністю великої кількості частинок зношування. пори під час тертя замазувалися в наслідок попадання в них частинок зношування, а також із-за пластичного деформування приповерхневого шару. низький тиск і наявність графіту на поверхні тертя виключають явище схоплювання поверхонь, яке спостерігається в процесі адгезійного зношування. під час підвищення тиску адгезійного схоплювання також не спостерігалося. висновки розробка порошкового композиту, забезпечує високі характеристики міцності та зносостійкість, є одним із методів підвищення надійності високонавантажених вузлів тертя. триботехнічні характеристики спечених порошкових матеріалів на основі порошку сталі шх15 для умов середніх навантажень в основному залежать від твердості композиції. перевірено експериментально, що більш високу зносостійкість і найменший коефіцієнт тертя, який в середньому становить 0,09 має композит із вмістом графіту 3(мас.) % та міді 8 (мас.)% при швидкості ковзання – 5 м/с, тиску – 10 мпа. це зумовлено високою твердістю спеченого матеріалу нv ≈ 2300 мпа і наявністю карбідної сітки по межах зерен. композиційний матеріал на основі порошку сталі шх15, отриманий за технологією луцького нту, має задовільні триботехнічні властивості, що не поступається спеченому матеріалу залізо-графіт і більш високі характеристики міцності. може використовуватися в якості антифрикційного для умов сухого тертя при помірних навантаженнях або у навантажених вузлах тертя, що працюють із змащенням, а також служити прототипом для розробки матеріалів різного конструкційного призначення. література 1. федорченко и.м. композиционные спеченные антифрикционные материалы / и.м. федорченко, л.и. пугина. – к.: наукова думка, 1980. – 404 с. 2. зозуля в.д. применение шлифовальных металлоабразивных отходов в порошковой металлургии / в.д. зозуля // порошковая металлургия. – 1988. – № 3. – с. 95–99. 3. разработка технологии получения композиционного порошка из шламовых отходов подшипникового производства / б. и. бондаренко, в.п. якубовский, д.н. федоров [и др.] // экотехнологии и ресурсо–сбережение. – 2002. – № 4. – с. 32-35. 4. спосіб отримання металевого порошку з шламових відходів підшипникового виробницства: патент на винахід 63558 а. україна. мки 7 в22 f 3 / 04 / в.д. рудь, т.н. гальчук, повстяной о.ю. – № 2003054065; заявл. 06.05.03; опубл. 15. 01. 04. бюл. № 1. – 3 с. 5. рудь в.д. теорія простих процесів стосовно структурно-неоднорідних матеріалів / в.д. рудь, л.м. клепач, т.н. гальчук // наукові нотатки: міжвузівський збірник (за напрямом „інженерна механіка”). – 2006. – випуск 18. – с. 322-330. 6. гальчук т.н. властивості композицій на основі порошку сталі шх15, отриманого із шламових відходів підшипникового виробництва / т.н. гальчук, в.д. рудь // наукові нотатки: міжвузівський збірник (за галузями знань „машинобудування та металообробка”, „інженерна механіка”, „металургія та матеріалознавство”). – 2011. – випуск 32. – с. 69-73. 7. s. baneryee, p. mukunda. mechanism of carbon adsorption by iron during sintering of iron – graphite / s. baneryee, p. mukunda // power metallurgy – 1984. – v. 27, № 8.– р. 93–96. надійшла 04.07.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_vencel.doc снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 17 венцель е.с., щукин а.в., коваль р.н. харьковский национальный автомобильно дорожный университет, г. харьков, украина e-mail: supercar_88@mail.ru снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации удк 621.878 показано, что наиболее рациональным способом снижения износа режущих элементов, в частности ножей автогрейдера, является ионно-плазменное напыление. приведены результаты эксплуатационных испытаний ножей автогрейдера, подверженных закалке токами высокой частоты и ионно-плазменному напылению tin-cr2n. показано, что ионно-плазменное покрытие позволяет снизить износ режущих элементов приблизительно в 1,7 раза. ключевые слова: режущий элемент, автогрейдер, ионно-плазменное покрытие, износ. введение одним из путей повышения эффективности использования землеройно-транспортных машин (зтм) является обеспечение требуемого состояния их режущих элементов. для этого необходима своевременная и периодическая замена, ремонт режущих элементов или применение каких-либо альтернативных способов, обеспечивающих снижение износа при эксплуатации зтм [1]. существующие на сегодняшний день методы и способы решения этой проблемы имеют ряд недостатков и поэтому не могут в полной мере обеспечить материал режущих элементов рабочих органов (ро) зтм необходимым набором механических свойств [2]. известно, что наиболее часто применяемым способом снижения износа режущих элементов зтм являются наплавка электродом, материал которого обладает значительно большей твердостью, чем материал режущего элемента. кроме того, может быть применено нанесение на поверхность режущих элементов различных сверхтвердых и прочных покрытий [3 5 и др.]. однако, главным недостатком данных способов является плохая адгезия наплавленного материала с поверхностью ро. авторы работы [5] полагают, что для снижения износа режущих элементов зтм достаточно применить электролитические покрытия, в частности, хромирование, которое обеспечивает сверхвысокую твердость (hv 1050 1200) и соответственно, высокую износостойкость. при этом структура и термическая обработка основного металла не нарушаются. толщина таких покрытий не менее 0,5 мм. наряду с хромированием для обеспечения тех же физико-механических свойств применяется осталивание. суть способа заключается в нанесении на поверхность режущего элемента зтм слоя железа толщиной не более 1,5 мм. основные недостатки электролитических способов, обеспечивающих тонкие твердые слои, – необходимость дополнительной механической обработки, дороговизна и низкая производительность. к тому же нанесенный слой зачастую не имеет прочного сцепления с материалом основной детали и при работе зтм отслаивается. среди всех существующих способов снижения износа режущих элементов наибольшее распространение получила наплавка ро зтм различными твердыми сплавами [3, 5]. при этом переднюю грань ро упрочняют твердым сплавом в виде наплавок износостойкими электродами или напаек, состоящих из металлокерамических твердых пластин. наиболее часто наплавка осуществляется электродом т-620, сормайтом, карбидом бора, порошком пл-у40х38г2, углеродным электродом по слою сталинита, а также электродом т-590 [1]. однако, все вышеперечисленные способы получения наплавок не всегда эффективны, поскольку наплавка скалывается, не имея прочного сцепления с металлом основной детали [1, 4]. кроме того, наблюдается неоднородность износа наплавленных поверхностей, что объясняется неравномерностью распределения карбидов. к тому же доля механической обработки наплавленного слоя составляет 75% от общей трудоемкости наплавки [1]. в последнее время все большее распространение получают ионно-плазменные покрытия (ипп). они, по мнению автора работ [6, 7], обеспечивают коррозионную стойкость, значительно повышают износостойкость и как следствие, ресурс деталей машин. такие покрытия образуются в условиях конденсации ионной бомбардировки (киб) [8]. при этом ионная бомбардировка используется для очищения поверхности от примесей и значительного повышения адгезионной связи покрытия с основным металлом [8]. такие покрытия нашли применение в золотниковых парах гидропривода, которые изготавливаются из стали 38х2мюа. в ходе исследований было установлено, что ипп tin, нанесенное на поверхность золотниковых пар, уменьшает износ в 3,0 раза [6]. вместе с тем авторами работы [7] установлено, mailto:supercar_88@mail.ru снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 18 что ипп ti-cr-n обладают значительным сопротивлением пластической деформации. к тому же в [6] показана эффективность применения ипп ti-cr-n, нанесенных методом киб, для шариков радиальнопоршневых гидромашин однократного действия. при этом, как свидетельствуют результаты исследований, износостойкость шариков, изготовленных из стали р6м5ф3-мп, повышается в 2,3 раза. к сожалению ионно-плазменная обработка в настоящее время не получила широкого применения вообще и для режущих элементов ро зтм, в частности, в силу малой изученности вопроса воздействия на механические свойства различных материалов режущих элементов ро. цель и постановка задачи целью данной работы является исследование влияния ипп tin-cr2n на износ режущих элементов в процессе эксплуатации зтм. изложение материалов исследования для того чтобы установить влияние ионно-плазменного покрытия tin-cr2n на износ режущих элементов зтм, были проведены эксплуатационные испытания автогрейдера дз-180, который приписан филиалу «харьковский райавтодор» гп «харьковский облавтодор». суть методики испытаний заключалась в следующем. два средних грейдерных ножа, изготовленные из стали 65г и подверженные закалке токами высокой частоты (твч), разрезали на две части каждый. при этом меньшие по размеру части ножа шлифовали до шероховатости поверхности 0,32 мкм и подвергали ионной бомбардировке, а далее наносили ипп tin-cr2n (рис. 1). рис. 1 – ножи грейдерные с закалкой твч (1) и покрытием tin-cr2n (2) затем два фрагмента ножа, подверженные закалке твч и напылению ипп tin-cr2n, а также два фрагмента ножа, подверженные лишь закалке твч, устанавливали на отвал автогрейдера дз-180. при этом расстановка фрагментов ножа с покрытием и без него была следующая (рис. 2). в левой части отвала устанавливался сначала фрагмент ножа, подверженный лишь закалке твч, затем монтировался фрагмент с закалкой твч и покрытием tin-cr2n, то есть фрагменты ножа с покрытием и без него поочередно чередовались друг с другом. рис. 2 – общий вид автогрейдера дз-180 с ножами: 1 – после закалки твч; 2 – с твч и покрытием tin-cr2n снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 19 далее установленные на отвале автогрейдера дз-180 фрагменты ножей подвергались эксплуатации в течение 150 маш-час, в течение которых, согласно нашим поисковым лабораторным исследованиям величина износа достигает достаточно ощутимого значения. перед проведением испытаний и через 150 маш-час эксплуатации на всех фрагментах ножа замерялась толщина поперечного сечения. для этого была изготовлена смесь, состоящая из гипса и алебастра в соотношении 10:1. при этом грейдерные ножи помещались в пластиковые формы, которые заливались тщательно взбитой гипсовой смесью (рис. 3). каждый фрагмент ножа устанавливался на три одинаковых пластиковых контейнера с гипсовой смесью. один контейнер со смесью размещали по центру фрагмента ножа, а два оставшихся – по краям. в таком положении, как показано на рис. 3, ножи находились в течение часа. рис. 3 – расположение пластиковых контейнеров на средних ножах до проведения эксплуатационного эксперимента на автогрейдере дз-180 по истечению указанного времени все фрагменты ножей демонтировались из контейнеров с застывшей гипсовой смесью. затем эти контейнеры разрезались вдоль поперечного сечения ножа, след которого остался после демонтажа (рис. 4). поле этого полученные срезы поперечного сечения ножа подвергались сканированию с помощью многофункционального устройства canon mp280. далее на полученных в результате сканирования 12 отпечатках поперечного сечения ножа до и на 12 отпечатках после эксплуатации автогрейдера в течение 150 маш-час с помощью программы компас-3d v12 определялась толщина поперечного сечения ножа на высоте 12 мм от верха отпечатка. выбор значения высоты носил произвольный характер, так как полагалось, что изнашивание ножей происходит равномерно по всей поверхности, что связано с установкой отвала под углом 90° относительно направления движения автогрейдера. рис. 4 – слепок ножа до эксплуатации примеры отпечатков поперечного сечения ножа после эксплуатации представлены на рис. 5 и 6. для получения достоверных результатов замеры износа грейдерного ножа проводились в пяти замерочных поясах для среднего ножа с твч и в пяти для среднего ножа с твч и ипп tin-cr2n. такая повторность замеров позволила получить достоверные результаты испытаний с относительной погрешностью до 3% при доверительной вероятности 0,9. снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 20 рис. 5 – отпечаток ножа автогрейдера после эксплуатации с ипп tin-cr2n рис. 6 – отпечаток ножа, подверженного закалке твч, автогрейдера после эксплуатации результаты определения толщины поперечного сечения и полученные значения износов ножей автогрейдера дз-180 по истечению 150 маш-час представлены на рис. 7 и в табл. 1. таблица 1 толщины ножа автогрейдера после эксплуатации в течение 150 маш-час параметр толщина поперечного сечения ножа, мм вид ножа правый нож лвый нож тип способа с закалкой твч с закалкой твч + покрытие tin-cr2n с закалкой твч с закалкой твч + покрытие tin-cr2n пояс i ii iii i ii iii i ii iii i ii iii до эксплуатации 7, 29 1 7, 24 2 7, 22 3 7, 30 4 7, 31 1 7, 29 0 7, 24 7 7, 23 7 7, 28 3 7, 31 2 7, 30 4 7, 33 1 после эксплуатации 6, 06 5 4, 44 4 4, 47 9 5, 53 4 5, 58 4 5, 60 7 4, 41 5 4, 42 8 4, 52 7 5, 55 3 5, 51 5 6, 55 5 износ, мм 1, 22 6 2, 79 8 2, 74 4 1, 77 0 1, 72 7 1, 68 3 2, 83 2 2, 80 9 2, 75 6 1, 75 9 1, 78 9 0, 77 6 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 правый нож с твч правый нож с твч+tin-cr2n левый нож с твч левый нож с твч+tin-cr2n w, мм i пояс ii пояс iii пояс рис. 7 – износ ножей автогрейдера с закалкой твч и ипп tin-cr2n после эксплуатации в течение 150 маш-час как видно из рис. 7, износ на первом участке левого и на третьем участке правого ножей имеет наименьшее значение – 1,226 мм и 1,759 мм, соответственно. это объясняется тем, что в процессе мон снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 21 тажа средних ножей крайние их части перекрываются установленными сверху боковыми ножами (бокорезами). таким образом, изнашиванию подвергалась задняя поверхность ножа на этих участках и передняя поверхность боковых ножей. в связи с тем, что в разных замерочных поясах фрагментов ножей с покрытием и без него разброс значений износа составил около 3 %, можно заключить, что изнашивание носило равномерный характер по всей поверхности средних ножей. при этом наименьший износ имеет место у тех ножей, которые подвергались напылению ипп tin-cr2n. так, например, износ второго и третьего участков правого ножа с покрытием tin-cr2n в 1,62 и 1,63 раза меньше, соответственно. износ первого и второго участков левого ножа, имеющего аналогичное покрытие, в 1,61 и 1,57 раза меньше, соответственно. сравнивая значения износа крайних участков (первый участок на правом ноже и третий участок на левом ноже), можно заключить, что процесс изнашивания по задней поверхности носил менее интенсивный характер, чем на остальных участках ножа. однако, износ третьего участка левого ножа с покрытием tin-cr2n в 1,58 раза меньше, чем износ первого участка правого ножа. при этом износ ножей, обладающих закалкой твч, составил в среднем 2,79 мм, а износ тех же ножей, но с покрытием tin-cr2n – 1,75 мм, что примерно в 1,6 раза меньше, чем износ штатных ножей. был проведен также второй более длительный этап эксплуатационных испытаний автогрейдера дз-180. при этом на автогрейдер была установлена система ножей, в которой чередуются их части с покрытием и без него. работа машины проводилась в штатном режиме, то есть автогрейдер выполнял при различных углах поворота среднего отвала все основные виды работ, которые характерны для него, а именно: ремонт и обслуживание дорожного покрытия, профилирование земляного полотна, строительство дорог и т. п. целью таких испытаний было определение снижения износа частей ножа с закалкой твч и покрытием tin-cr2n по предельному износу при штатных условиях эксплуатации. при этом в течение всего периода эксплуатации каждые 50 маш-час ножи демонтировали и по выше описанной методике определяли толщину поперечного сечения ножей. результаты эксплуатационных испытаний приведены на рис. 8. 0 1 2 3 4 5 6 7 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 t, маш-час w, мм рис. 8 – зависимость износа w режущего элемента с закалкой твч (1) и с ипп tin-cr2n (2) от времени t эксплуатации автогрейдера как видно из представленных графиков, характер износа ножей на протяжении всего периода эксплуатации автогрейдера имеет прямолинейный характер, что, в принципе, хорошо согласуется с результатами наших поисковых лабораторных исследований [9] и аналогичных эксплуатационных испытаний зубьев экскаваторов [10]. следует также отметить, что через 320 маш-час испытаний штатные ножи, которые были подвержены твч, износились на максимально допустимую величину – 7 мм, что стало причиной необходимости их замены. после замены изношенных ножей на новые испытания продолжались до того времени, пока износ ножей, покрытых tin-cr2n, не оказался равным износу штатных ножей через 320 маш-час эксплуатации, то есть как следует из рис. 8, до 550 маш-час. 1 2 снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 22 таким образом, можно считать, что в результате обработки твч и последующего нанесения покрытия tin-cr2n износ ножей существенно уменьшается (примерно в 1,7 раза), что адекватным образом отразится на ресурсе ножа, а следовательно, на эффективности эксплуатации зтм. выводы износ штатных режущих элементов (ножей) с ионно-плазменным покрытием tin-cr2n по сравнению с ножами, обработанными лишь твч, примерно в 1,7 меньше и ресурс их составляет приблизительно 550 маш-час. литература 1. рейш а.к. повышение износостойкости строительных и дорожных машин / а.к. рейш – м.: машиностроение, 1986. – 184 с. 2. густов ю.и. повышение износостойкости рабочих органов и сопряжений строительных машин // механизация строительства. – 1996. – № 5. – с. 15-16. 3. выбор материала и метода повышения износостойкости режущих элементов бульдозеров / в.и. мощенок, в.п. тарабанова, н.а. лалазарова, н.а. проскурня / вестник хнаду : сб. научн. тр. – харьков: хнаду, 2007. – вып. 38 – с. 122-125. 4. износостойкая наплавка зубьев ковшей экскаватора / а.а. данькин, в.и. светлополянский, н.н тюрин, и.ф. белявский [и др.] // строительные и дорожные машины. – 1991. – № 3. – с. 15-16. 5. петров и.в. повышение долговечности рабочих органов дорожных машин наплавкой / и.в. петров, и.к. домбровская – м. : изд-во «транспорт»,1970. – 104 с. 6. рижков ю.в. підвищення зносоі корозійної стійкості деталей об’ємного гідроприводу нанесенням іонно-плазмових покриттів : автореф. дс. на соискание уч. степени канд. техн. наук : спец. 05.02.01 «матеріалознавство» / ю. в. рижков. – дніпропетровськ, 2010. – 19 с. 7. роик т.а. повышение износои коррозионной стойкости деталей объемного гидропривода нанесением ионно-плазменных покрытий: монография / т.а. роик, д.б. глушкова, ю.в. рыжков. – харьков: 2012. – 112 с. 8. д’яченко с.с. іонно-плазмова обробка як фактор підвищення конструкційної міцності сталевих виробів / с.с. дяченко, і.в. пономаренко // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2009. – № 1. – с. 71-77. 9. щукин а.в. закономерность изнашивания рабочих органов землеройно-транспортных машин / а.в. щукин // сб. науч. тр.: строительство. материаловедение. машиностроение. серия: подъемно – транспортные, строительные и дорожные машины и оборудование. – дн – ск: вгуз пгаса, 2012. – вып. 66. – с. 224-227. 10. хадеев н.т. определение интенсивности изнашивания режущих элементов землеройных машин и дифференцирование норм их расхода с учетом грунтового фона : автореф. дс. на соискание уч. степени канд. техн. наук : спец. 05.05.04 «дорожные, путевые и строительные машины» / н. т. хадеев – москва, 1984. – 17 с. поступила в редакцію 11.03.2014 снижение износа режущих элементов землеройно транспортных машин при эксплуатации проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 23 ventsel ye. s., shchukin a. v., koval r. n. decreasing the wear of cutting elements of earth moving machines during their operation. the method and results of performance tests grader blades exposed hardened by high frequency and sputter tincr2n. recently, the ionplasma coating has been inflicted on surface blades, initially exposed hardened by high frequency. to confirm the efficiency and obtain quantitative characteristics of the positive effect of the ionplasma coatings under real operating conditions were performed us performance tests motor-grader dz-180 . these tests were carried out in two stages. in the first test stage blade was set at an angle of 90 °, at which the load on the blade at the maximum, and hence the smallest resource . besides a nip angle provides a uniform wear across the blade length. at the second stage of testing grader operated in normal mode without any restrictions, ie, carried out all types of work for which the capture angle of blade varies from 10 to 90 °. defined knife wear grader hardened by high frequency and ion-plasma coating. found that the ionplasma coating reduces the wear of the cutting element about 1.7 times . it is shown that the average wear of grader blades for the capture angle of 90° occurs not only at the front , but also on the rear surfaces of the blade. in this part of the blade that had an ionplasma coating tin-cr2n and wear only the back surface has a shy less wear than the blade fragments that worn under the same conditions as the front surface. keywords: cutting element, ion-plasma coating, motor grader, paving, wear, resource. references 1. rejsh a.k. povyshenie iznosostojkosti stroitel'nyh i dorozhnyh mashin. m. mashinostroenie, 1986, 184 p. 2. gustov ju.i. povyshenie iznosostojkosti rabochih organov i soprjazhenij stroitelnyh mashin mehanizacija stroitel'stva, 1996, no. 5, pp. 15–16. 3. v.i. moshhenok, v.p. tarabanova, n.a. lalazarova, n.a. proskurnja vybor materiala i metoda povyshenija iznosostojkosti rezhushhih jelementov bul'dozerov. vestnik hnadu : sb. nauchn. tr. har'kov: hnadu, 2007. vyp. 38, pp. 122–125. 4. a.a. dan'kin, v.i. svetlopoljanskij, n.n tjurin, i.f. beljavskij iznosostojkaja naplavka zub'ev kovshej jekskavatora. stroitel'nye i dorozhnye mashiny. 1991,no 3, pp.15–16. 5. petrov i.v., .k. dombrovskaja povyshenie dolgovechnosti rabochih organov dorozhnyh mashin naplavkoj. m : izd-vo «transport», 1970, 104 p. 6. rizhkov ju.v. pіdvishhennja znosoі korozіjnoї stіjkostі detalej ob’єmnogo gіdroprivodu nanesennjam іonno-plazmovih pokrittіv : avtoref. ds. na soiskanie uch. stepeni kand. tehn. nauk : spec. 05.02.01 «materіaloznavstvo». dnіpropetrovs'k, 2010, 19 p. 7. roik t.a., glushkova d.b., ryzhkov ju.v. povyshenie iznosoi korrozionnoj stojkosti detalej ob’emnogo gidroprivoda naneseniem ionno-plazmennyh pokrytij: monografija. har'-kov: 2012, 112 p. 8. d’jachenko s.s., ponomarenko і.v. іonno-plazmova obrobka jak faktor pіdvishhennja konstrukcіjnoї mіcnostі stale-vih virobіv. novі materіali і tehnologії v metalurgії ta mashinobudu-vannі. 2009, no 1, pp. 71– 77. 9. shhukin a.v. zakonomernost' iznashivanija rabochih organov zemlerojno-transportnyh mashin. sb. nauch. tr.: stroitel'stvo. materialovedenie. mashinostroenie. serija: pod’emno-transportnye, stroitel'nye i dorozhnye mashiny i oborudovanie. dn – sk: vguz pgasa, 2012, vyp.66, pp. 224–227. 10. hadeev n.t. opredelenie intensivnosti iznashivanija rezhushhih jelementov zemlerojnyh mashin i differencirovanie norm ih rashoda s uchetom gruntovogo fona : avtoref. ds. na soiskanie uch. stepeni kand. tehn. nauk : spec. 05.05.04 «dorozhnye, putevye i stroitel'nye mashiny». moskva, 1984, 17 p. 14_podchernaeva.doc особенности формирования и трибологического поведения многослойных износостойких zrb2-содержащих электроискровых … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 96 подчерняева и.а.,* панашенко в.м.,* духота а.и.,** панасюк а.д.,* костенко а.д.* *институт проблем материаловедения им. и.н.францевича нан украины, г. киев, украина, ** национальный авиационный университет мон украины, г. киев, украина особенности формирования и трибологического поведения многослойных износостойких zrb2-содержащих электроискровых и лазерно электроискровых покрытий на титановом сплаве введение в настоящее время конструирование керамических покрытий с необходимым уровнем свойств осуществляется путём управления структурными эффектами и выбора фазовых составляющих [1]. совмещение высокой твёрдости и упругости достигается созданием систем с чередованием твёрдой и мягкой составляющих в виде как гетерогенных матричных, так и многослойных структур. при этом важна согласованность коэффициентов термического расширения (ктр) и адгезионная прочность между слоями в покрытии и с материалом подложки. износостойкость покрытия оценивают по его "индексу пластичности" – отношению твёрдости к модулю упругости h / e, который характеризует его сопротивление упругой деформации разрушения [1]. однако во многих случаях на износостойкость покрытий влияет [2 5], формирование в процессе трибосинтеза на рабочей поверхности покрытия вторичной структуры/трибопленки, образующейся за счет счет консолидации окисленных продуктов износа при трении на воздухе без смазки. такая полиоксидная трибоплёнка играет роль твердой смазки. в рамках этой концепции – т.е. при прочих равных условиях – срок службы/износостойкость покрытия определяется конкуренцией процессов образования трибоплёнки и её удаления (разрушения) из зоны контакта под воздействием трибонагружения. с этих позиций, износостойкость покрытия зависит от стабильности трибоплёнки и, соответственно, от тех ее свойств, которые препятствуют ее удалению с поверхности. поэтому величина износа ∆v должна быть тем меньше, чем больше адгезионная прочность связи трибоплёнки с покрытием (fад), скорость ее спекания (dсп) в процессе трибосинтеза и температура плавления/испарения тпл/исп, при этом адгезионное взаимодействие с контртелом (fкт) должно быть минимальным: ∆v ~ fкт⋅(fад ⋅ dсп ⋅ тпл/исп)-1. (1) основные факторы, способствующие повышению ударной вязкости многослойных металлокерамических композитов, проанализированы в работе [6]. при этом отмечается, что работа разрушения пластичных слоёв и соответствующее увеличение ударной вязкости композита тем выше, чем больше шероховатость поверхности раздела. этому требованию в значительной степени отвечает шероховатая поверхность электроискровых покрытий. многослойные керамические покрытия получают различными традиционными методами (газотермическими, газофазными, диффузионного насыщения и др.), в том числе методом электроискрового легирования (эил). известно, например, решение проблемы повышения износостойкости медного электрода для сварки оцинкованных листов стали путем нанесения на электрод трехслойного покрытия системы (тiс-ni)–ni с ni-подслоем [7], а также повышение срока службы штампов нанесением многослойного покрытия "сталь–вк6м–cr" на штамповую сталь [8]. вместе с тем, сведения о кинетике электромассопереноса при послойном эил, особенностях фазообразования и трибологического поведения многослойных эил-покрытий в литературе отсутствуют. существует проблема восстановления и повышения износостойкости рабочей кромки деталей из титановых сплавов различных устройств гтд (напр., бандажные полки и замки лопаток и др.), работающих в условиях фреттинг-коррозии и абразивного износа. в ряде случаев для этой цели используют эил рабочей поверхности твёрдым сплавом вк3. однако малая толщина наносимого слоя (5 10 мкм) и недостаточная износостойкость такого покрытия инициируют дальнейшие исследования в этом направлении. ранее нами было установлено [9], что нанесение на титановый сплав многослойного эил-покрытия с чередованием слоёв стали и композита на основе zrb2, а также лазерное оплавление эил-покрытия позволяют снизить интенсивность износа титанового сплава вт3-1 в условиях фреттинг-коррозии на 55% по сравнению с монослойным эил покрытием wc + 3% co. однако сведения о кинетике фк многослойного эил-покрытия и фазообразовании формирующихся слоёв покрытия отсутствуют. с учётом вышеизложенного, в развитие работы [9], цель данного исследования – установить особенности электромассопереноса и фазообразования в процессе электроискрового нанесения zrb2 содержащих электроискровых и лазерно-электроискровых покрытий на титановый сплав вт3-1, а также их трибологического поведения в условиях фреттинг коррозии без смазки. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности формирования и трибологического поведения многослойных износостойких zrb2-содержащих электроискровых … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 97 методика и материалы высокочастотное эил сплава вт3-1 осуществляли на воздухе на лабораторной установке элитрон-21 с ручным вибратором при частоте импульсов тока 1200 гц и удельном времени легирования 4 10 мин/см2. в качестве электродных материалов использовали композиционную керамику с разным объёмным содержанием zrb2 (c) систем zrb2 zrsi2 lab6 (цлаб-2, c = 59,05 %) и цлаб-2 – nicr сплав (c = 46,12 %). электроды получали горячим прессованием при давлении 35 мпа. для формирования переходного слоя в эил покрытии в качестве материала электрода выбрана сталь ниат 5 (вес.%: fe – 57,4 46,8, ni – 23 27, cr – 13,5 17, mo – 4,5 7, mn – 1,4 1,8, si – 0,2 0,4). кинетику массопереноса изучали гравиметрически с точностью 10–4 г. лазерное оплавление (лоимп.) покрытия осуществляли на воздухе в импульсном режиме с использованием лту квант-15 (плотность мощности 6,5 ⋅ 104 вт/см2). микрорентгеноспектральный анализ (мрса) и микроструктуру поверхности изучали на микроанализаторе camebax sx-50 и электронном микроскопе jeol 733. адгезионное взаимодействие исследовали в вакууме методом "лежащей капли" [10] с последующим анализом состава и структуры фаз, образующихся в контактной зоне. испытания образцов с покрытиями на стойкость к фреттинг-коррозии проводили в науу на установке мфк-1 по методике [11] на стандартных образцах (гост 23.211-80) из сплава вт3-1 при трении без смазочного материала на воздухе по схеме «плоскость кольцо» в системах «покрытие покрытие» в режиме: амплитуда колебаний a = 87 мкм, частота f = 25 гц, давление p = 19,8 мпа, количество циклов (n) изменяли в диапазоне (1 … 10)⋅105. определяли убыль массы образца гравиметрическим методом с точностью 10-4 г и оценивали объёмный износ с учётом плотности наносимого материала. результаты и обсуждение изучение контактного взаимодействия в исследуемых системах показало (табл. 1), что сплав ниат-5 образует нулевые контактные углы смачивания (θ) с ni-cr сплавом и ti-сплавом, обеспечивая прочную связь покрытия с подложкой, но не смачивает керамику цлаб-2 (θ ≈ 90º). поэтому для нанесения промежуточного керамического слоя покрытия использовали электродный материал цлаб-2 с ni-cr связкой для обеспечения адгезионного взаимодействия на межфазной границе между слоями. ni-cr сплав смачивает не только сталь ниат-5, но и керамику цлаб-2. последнее подтверждается образованием широкой зоны контактного взаимодействия в системе "цлаб-2 сплав ni-cr (капля) " (рис. 1): наружная зона соответствует капле из ni-cr сплава, переходная зона образуется за счёт диффузионного массопереноса никеля и хрома в керамическую матрицу, а внутренняя зона – за счёт массопереноса хрома. таблица 1 контактные углы смачивания (θ) cистема θ, градусы вт3-1 — ниат-5 0 ni-16%cr — ниат-5 0 цлаб-2 — ниат-5 ∼90 цлаб-2 — ni-16%cr 0 а б рис. 1 – распределение zr (a), cr и ni (б) по глубине зоны контактного взаимодействия в системе "цлаб-2 – nicr-сплав (капля)" pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности формирования и трибологического поведения многослойных износостойких zrb2-содержащих электроискровых … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 98 схема нанесения многослойного покрытия на сплав вт3-1, получаемого последовательным чередованием легирующих электродов, представлена на рис. 2. промежуточные керамические слои (2, 4) наносили с использованием в качестве легирующего электрода композиционной керамики на основе zrb2 (цлаб-2) с nicr-связкой для усиления адгезионного взаимодействия на межфазной границе "металлический сплав керамический слой". внутренний металлический слой из сплава ниат-5 (1), примыкающий к основе, хорошо смачивает титановый сплав и имеет близкий с титаном коэффициент термического расширения, обеспечивая прочную связь покрытия с подложкой. наружный керамический слой покрытия (5), ответственный за износостойкость, получали электроискровым осаждением керамики цлаб-2 без металлического связующего. чередование слоёв мягкой и твёрдой фаз, наряду с ростом толщины покрытия, повышает его демпфирующую способность и, соответственно, стойкость к циклическим нагрузкам, характерным для фреттинга. кинетика массопереноса в процессе формирования многослойного электроискрового покрытия представлена на рис. 2. удельное время легирования (t) было ограничено снижением скорости привеса катода за счёт формирования вторичных структур. достаточно высокая скорость прироста массы катода (∼1,2 см3/мин) во всём диапазоне t может свидетельствовать о прочности адгезионного взаимодействия ниат-5 как с подложкой, так и с керметом. это подтверждается образованием на межфазной границе "сплав ниат-5 сплав вт3-1" широкой диффузионной зоны из si и fe толщиной ∼4 мкм (рис. 3). спектры микрорентгеноспектрального анализа (мрса) в поперечном сечении многослойного покрытия (рис. 3), полученного по схеме рисунка 2, указывают на отсутствие перемешивания основных feи zrсодержащих фаз. в результате образуется многополосная структура покрытия, в которой керамические слои твёрдой фазы на основе zrb2 чередуются со слоями металлического сплава ниат-5 на основе твёрдого раствора fe(ni). при этом толщина каждого слоя составляет ∼6 8 мкм, общая толщина покрытия ≈ 33 мкм, что в 1,5 2 раза превышает толщину монослойного эил покрытия. рис. 2 – кинетика массопереноса и схема чередования слоёв при электроискровом нанесении многослойного покрытия на сплав вт3-1 обращает внимание неоднородный по толщине покрытия массоперенос ti и fe (рис. 3): титан обогащает керамические zrb2 содержащие слои и практически отсутствует в слоях металлического сплава fe(ni), тогда как железо, напротив, отсутствует в керамических слоях. это может быть связано с разной интенсивностью химического взаимодействия титана/железа с компонентами слоя, критерием которого может быть растворимость ti/fe в основной фазе слоя. существование твёрдого раствора в двойном бориде (zr,ti)b2 с достаточно широкой областью растворимости титана (до 10 мол.%) и незначительная растворимость ti в сплаве fe(ni) может быть причиной наблюдаемого расслоения титана в многослойном эил-покрытии. с этих позиций обеднение керамического слоя железом (рис. 3, б) можно объяснить низкой растворимостью fe в твёрдом растворе боридной составляющей (zr,ti)b2. известно [12], что твёрдый раствор (zr,ti)b2 имеет микротвёрдость (42 44 гпа), значительно превышающую микротвёрдость диборида циркония (24 27 гпа). возможность увеличения твёрдости в керамических слоях в сочетании с многослойной структурой покрытия должны способствовать повышению его износостойкости по сравнению с монослойным покрытием. достаточно равномерное распределение si по толщине покрытия (рис. 3, б) может быть результатом интенсивного взаимодействия кремния с металлами (fe, ni, cr), входящими в состав керамических и металлических слоёв, с образованием соответствующих силицидов. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности формирования и трибологического поведения многослойных износостойких zrb2-содержащих электроискровых … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 99 а б рис. 3 – мрса поперечного сечения многослойного эил-покрытия цлаб-2 на сплаве вт3-1 (промежуточный слой — ниат-5): а – zr, ti; б – fe, si таким образом, в условиях эил обнаруживается неравномерное распределение элементов массопереноса по толщине многослойного покрытия, свидетельствующее о влиянии химического взаимодействия этих элементов с основным компонентом слоя на его состав и, соответственно, на свойства. чем интенсивнее такое взаимодействие в слое, тем вероятнее его обогащение элементом массопереноса. согласно данным мрса (рис. 3), наружный слой покрытия значительно обогащён титаном вследствие его диффузионного массопереноса из подложки и растворимости в zrb2. учитывая окисление поверхности в процессе длительного многоэтапного нанесения покрытия, можно с большой вероятностью предположить наличие в наружном слое, наряду с легирующими компонентами, значительной доли сложных оксидов титана–циркония на основе оксидов титана. аналогичная трансформация фазового состава поверхности происходит при лазерном оплавлении (ло) в ar технической чистоты эил-покрытия того же состава (цлаб-2) [13] за счёт "конвективного" перемешивания легирующих компонентов с материалом основы (титаном). такая трансформация приводит к тому, что в обоих случаях – как многослойного электроискрового покрытия, так и многослойного комбинированного – величина износа уменьшается на ~40 % и ~70 %, соответственно, по сравнению с исходным эил покрытием (рис. 4). при этом лазерное оплавление способствует снижению не только величины износа, но и скорости изнашивания. усиление этого эффекта при лазерном оплавлении происходит за счёт гомогенизации состава поверхности и измельчения зёренной структуры [14]. рис. 4 – кинетические зависимости фреттинг-изнашивания (от числа циклов) исследованных покрытий в сопоставлении с эил-покрытием из сплава вк3 лазерное оплавление эил покрытия приводит к уменьшению его твёрдости в ~1,6 раза (рис. 5), одновременно величина износа и скорость изнашивания в условиях фреттинг коррозии на воздухе существенно уменьшаются (рис. 4). это свидетельствует о преимущественном влиянии на износостойкость не твёрдости поверхности, а состава полиоксидной трибоплёнки, формирующейся на поверхности покрытия в процессе трибоокисления. причиной увеличения износостойкости при переходе от монослойного эил покрытия к многослойному и комбинированным покрытиям является различие в составе трибоплёнки, формирующейся на рабочих поверхностях покрытий в результате компактирования окисленных продуктов износа [3]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности формирования и трибологического поведения многослойных износостойких zrb2-содержащих электроискровых … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 100 влияние механических и теплофизических свойств основной компоненты трибоплёнки на износостойкость zrb2 содержащих эили (эил + ло) покрытий на титановом сплаве в условиях как абразивного, так и фреттинг изнашивания было определено из сопоставления состава трибоплёнки с величиной объёмного износа покрытий [4, 5, 13, 15]. с использованием edx и мрса анализов было установлено, что изношенная поверхность эил-покрытия представляет собой боросиликатную фазу, упрочнённую диоксидом циркония, тогда как изношенная поверхность изношенного комбинированного покрытия – полиоксидный композит на основе оксидов титана с небольшой добавкой (~13 об. %) боросиликатной фазы. рис. 5 – изменение микротвёрдости по глубине электроискрового и комбинированного покрытий системы цлаб-2 / вт1-0: 1 – участок эил-покрытия между лазерными дорожками; 2 – лазерная дорожка до абразивного воздействия более высокие твёрдость и температура плавления (tпл.) оксидов титана и циркония (11 и 16 гпа, ~1800 ºс и ~2700 ºс, соответственно) [16] по сравнению с боросиликатной фазой (tпл.= 450 ºс) являются, по-видимому, причиной снижения величины износа и уменьшения скорости изнашивания многослойного и комбинированного покрытий в сравнении с монослойным (рис. 4). в таком случае формула (1) с учётом теплофизических свойств основного компонента полиоксидной трибоплёнки может быть представлена в виде: δv ~ d · t / (d·tпл.). (2) совокупность полученных результатов позволяет сделать вывод о том, что выбор фазовых составляющих износостойкого композиционного покрытия должен предусматривать возможность образования в контактной зоне в процессе трибоокисления оксидов с прочной адгезионной связью с поверхностью покрытия [1, 17] и повышенной температурой плавления/испарения, чтобы понизить скорость уноса трибоплёнки. выводы установлен неравномерный массоперенос металлических компонентов – связки (fe) и подложки (ti) – по толщине многослойного zrb2-содержащего покрытия на сплаве вт3-1, как результат их химического взаимодействия с основными компонентами слоя. при этом интенсивное контактное взаимодействие при смачивании в системе "керамика(на основе zrb2) капля(сталь ниат-5) " и наличие широкой диффузионной зоны на границе "покрытие основа" свидетельствуют о прочной адгезионной связи как между слоями в покрытии, так и на границе с подложкой. показано уменьшение величины износа и скорости изнашивания в условиях фк на воздухе после лазерного оплавления однослойного и многослойного эил покрытий. в рамках концепции трибоокисления, в обоих случаях это является результатом образования на изношенных поверхностях полиоксидной трибоплёнки, основной фазой которой является оксид титана циркония с повышенной температурой плавления по сравнению с боросиликатной фазой, составляющей основу трибоокисленной поверхности необлучённого эил покрытия. выбор фазовых составляющих материала легирующего электрода, а, следовательно, и покрытия, должен предусматривать возможность образования в процессе трибоокисления в контактной зоне оксидов с прочной адгезионной связью с поверхностью покрытия и повышенной температурой плавления/испарения, чтобы понизить скорость уноса трибоплёнки. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности формирования и трибологического поведения многослойных износостойких zrb2-содержащих электроискровых … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 101 литература 1. matthews a. developments in vapour deposited ceramic coatings for tribological application / a. matthews, a. leyland // key eng. mat. – 2002. – vol. 206-213. – p. 459-466. 2 костецкий б. и. трение, смазка и износ в машинах / б. и. костецкий – к. : техніка, 1970. – 396 с. 3 kato h. tribofilm formation and mild wear by tribo-sintering of nanometer-sized oxide particles on rubbing steel surfaces / h. kato, k. komai // wear. – 2007. – vol. 262, n 1–2. – p. 36-41. 4 закономерности абразивного изнашивания zrb2-содержащих электроискровых и комбинированных покрытий на титановом сплаве. ii. абразивное изнашивание нежёстко закреплённым абразивом zrb2-содержащих покрытий / и.а. подчерняева, а. д. панасюк, в. м. панашенко [и др.] // порошковая металлургия. – 2009. – № 7/8. – с. 87-94. 5 кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2содержащих покрытий на сплаве вт3-1 / и. а. подчерняева, а. и. духота, в. м. панашенко [и др.] // проблеми трибології. – 2012. – № 1. – с. 62-71. 6 влияние структуры металлических слоёв на физико-механические свойства многослойных керамико-металлических композитов / в. в. скороход, в. в. паничкина, п. я. радченко [и др.] // порошковая металлургия. – 2009. – № 1/2. – с. 29-36. 7. chen z. surface modification of resistance welding electrode by electro-spark deposited composite coatings: part i. coating characterization / z. chen, y. zhou // surface and coatings technology. – 2006. – vol. 201, no 3-4. – p. 1503-1510. 8. верхотуров а. д. восстановление и упрочнение матриц для прессования алюминиевых профилей методом электроискрового легирования / а. д. верхотуров, ю. и. мулин, а. н. вишневский // физика и химия обработки материалов. – 2002. – № 4. – с. 82-89. 9. электроискровое упрочнение титанового сплава вт3-1 безвольфрамовой композиционной керамикой / и. а. подчерняева, в. м. панашенко, а. д. панасюк [и др.] // порошковая металлургия. – 2007. – № 9/10. – с. 36-44. 10. найдич ю. в. о межфазных поверхностных энергиях и краевых углах смачивания твёрдых тел жидкостью в равновесных и неравновесных системах / ю. в. найдич // поверхностные явления в расплавах. – к. : наук. думка, 1968. – с. 337-344. 11. голего н. л. фреттинг-коррозия металлов / н. л. голего, а. я. алябьев, в. в. шевеля – к. : техніка, 1974. – 272 с. 12. влияние модифицирования на прочность зёрен материала на основе додекаборида циркония / а. б. лященко, в. н. падерно, б. в. филиппов, а. а. адамовский // материаловедение тугоплавких соединений: достижения и проблемы : междунар. конф., 27-29 мая 2008 г. : тезисы докл. – к., 2008. – с. 114. 13. закономерности абразивного изнашивания zrb2-содержащих электроискровых и комбинированных покрытий на титановом сплаве. i. микроструктура и состав поверхности zrb2-содержащих покрытий / и. а. подчерняева, а. д. панасюк, в. м. панашенко [и др.] // порошковая металлургия. – 2009. – № 5/6. – с. 88-99. 14. radek n. the influence of laser treatment on the properties of electro-spark deposited coatings / n. radek, b. antoszewski // kovové materiály. – 2009. – vol. 47, № 1. – p. 31-38. 15. подчерняева и. а. формирование вторичной структуры на zrb2-содержащем лазерноэлектроискровом покрытии на титановом сплаве при изнашивании нежёстко закреплённым абразивом / и. а. подчерняева, а. д. панасюк, в. м. панашенко // доповіді нан україни. – 2009. – n 9. – с. 109-113. 16. физико-химические свойства окислов. справочник / [самсонов г. в., борисова а. л., жидкова т. л и др.] – м. : металлургия, 1978. – 472 с. 17. ravikiran a. effect of interface layers formed during dry sliding of zirconia toughened alumina (zta) and monolithic alumina against steel / a. ravikiran, g. r. subbanna, b. n. pramila bai // wear. – 1996. – vol. 192. – p. 56-65. надійшла 30.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_kirichenko.doc композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 67 кириченко в.і. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання вступ україна має практично необмежений потенціал виробництва таких технічних олій (то) як ріпакова (ріпол) та соєва генетично модифікована (соєол-гм), які є поновлювальною і екологічно безпечною сировиною, альтернативною досить ресурсообмеженим екологічно небезпечним та в цілому помірним за якістю традиційним матеріалам паливно-мастильної галузі мінерального (нафтового) та синтетичного походження. проте, олії за певними своїми функціональними властивостями поступаються якісним традиційним матеріалім галузі, а саме тому є необхідність і техніко-економічна доцільність модифікувати недосконалу за своїми певними властивостями структуру олій з чітко окресленою метою: досягти більш якісних наперед визначених функціональних їх властивостей. отже, пошук економічно і технологічно доступних і доцільних методів, способів і технологій ціле напрямленого хімічного модифікування структури то складає суть, об’єкт, предмет, мету і завдання даного дослідження. практика вирішення таких проблем переконує, що найбільш ефективним напрямком повинен бути напрям комплексного перероблення то з одержанням широкого асортименту проміжних і цільових (товарних) матеріалів різного призначення на засадах безвідходності, потенційних можливостей розширення їх асортименту та покращення їх якості. аналіз стану дослідженості проблеми перероблення то на нові якісні, екологічно безпечні біосинтетичні матеріали дозволив окреслити напрями найбільш актуальних та нагальних питань, зокрема: комплексності переробних процесів; модульності їх будови, ком позиційності як рівні сировини, так і на рівні біопродукції; акцентування уваги на трибо хімічних і трибо логічних аспектах ефективного використання нових біоматеріалів в нанотехнологіях вузлів тертя. постановка завдання нами запропонований оптимальний варіант комплексної переробки технічних олій, зокрема ріполу, соєолу-гм на біосинтетичні продукти широкого асортименту в тому числі і на базову пастуконцентрат для приготування головних типів мастильно-холодильних засобів (мхз) для обробки металів відповідно до стандарту din 51.385: а) емульсолів типу «олива у воді»; б) оливних емульсій типу «вода в оливі»; в) пластичних мастил [1, 2, 4]. розробка технології переробки олій (в першу чергу ріполу) спиралась на визначений нами концептуальний підхід до проблеми «олії – паливно-мастильні біоматеріали», коли будь-яка окрема технологія повинна розглядатись як складова єдиного ієрархічно-модульно побудованого комплексу переробки олій за всіма можливими методами і напрямками [1, 2, 3]. сутність запропонованої нами інноваційної технології переробки технічних олій на нові мхз відображається структурно-логічними схемами рис. 1 2. як видно з рис. 1 2, технологія в цілому починається із первинної переробки олій, яка реалізується за розробленим алгоритмом процесів: а) повний низькомолекулярний алкоголіз ріполу (метаноліз чи етаноліз) із трансформуванням триацилгліцеринних їх структур у відповідні естери вищих жирних кислот (вжк, частіше ненасичених загальних формул u-c(o)-oh, рідше насичених s-c(o)-oh); б) потім – гліцероліз олій вторинним гліцерином (накопичуваним після метанолізу–етанолізу) з модифікацією триацилгліцеринів у суміш моноі діацилгліцеринів олій; в) сульфідування проміжних продуктів метанолізу та гліцеролізу, їх оптимізованих сумішей та розчину ріполу в меролі, яке супроводжується приєднанням сульфідних чи дисульфідних груп за місцем подвійних зв’язків ацильних залишків [2, 4, 5, 6]. далі, виходячи із необхідного і достатнього асортименту проміжних продуктів, похідних від первинної переробки олій, а також із вибраної базової олії – ріполу, соєолу чи пальмолу, здійснюють вторинний процес – високотемпературне часткове омилення оптимізованих композицій ріполу із оливамиприсадками та мінеральними оливами. при цьому одержують проміжну базову пасту як сировинну основу для виробництва будь-яких типів мхз. як видно з рис. 2, методом компаундування проміжної пасти з гліцеролом і меролом, а також із сульфідвмісними біооливами-присадками (зокрема ріпсол-мерсол-ns) одержують базову пасту, яку зручно транспор-тувати і виходячи із неї безпосередньо у споживача готувати (відповідно до наданої інструкції) конкретні типи мхз для виробничих потреб [4, 7,8]. аналіз рис. 1 2 переконує, що саме комплексна переробка олій (в першу чергу ріполу) має декілька визначальних рис, зокрема: 1) повну циклічність (замкнутість) всіх технологічних операцій переробки; 2) практичну безвідходність виробництва багатьох типів мхз і біопалива; 3) можливість виробництва цілого комплексу продуктів – компонентів для виробництва багатьох типів мхз, включаючи і протизношувально-протизадирні присадки; 4) виробництво базової пасти-концентрату як продукту, зручного для транспортування з можливістю приготування емульсій на конкретному металообробному підприємстві. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 68 результати дослідження особливості побудови технологічної схеми виробництва нових мхз полягають в тому, що вона складається з трьох модульних, типових технологічних операцій (за виключенням операцій метанолізу і гліцеролізу олій як складників процесів первинної переробки олій), а саме: 1) операції сульфідування сумішей типу «олія-метилові естери вжк», наприклад «ріпол-мерол», яка реалізується за певною технологією, що ставить за мету одержання спочатку біооливи-s-присадки, а далі на її основі і поліфункціональних біоолив-spn-присадок; 2) операції омилення спеціально підібраних композицій типу «олія-сульфідовмісна оливаприсадка-мінеральна олива», наприклад, ріпол-ріпсол-мерсол-і-12а (або і-20а) концентрованим водним розчином naoh за високої температури і при інтенсивному перемішуванні з метою одержання проміжної пасти-1; 3) операцій компаундування за двома напрямками: а) продуктів омилення олійної композиції та продуктів гліцеролізу ріполу з одержанням проміжної пасти-2; б) проміжної пасти-1 і функціональних добавок (в т.ч. і присадок) з одержанням базової пасти-концентрату. нами розроблений принцип ієрархічної послідовності технологічних операцій комплексної переробки ріполу на товарні типи мхз (рис. 2), а саме: від первинних – до основної, а потім – через допоміжну операцію аж до технології виробництва товарних продуктів [2, 4, 6]. рис. 1 – струкутурно-системна модель проекту комплексної переробки технічних олій на біо синтетичні матеріали широкого асортименту та різних галузей призначень функціональна роль окремих компонентів в складі базової пасти-концентрату [1, 4, 7]: а) натрієві мила вжк (сульфідованих і несульфідованих) – загущувачі, поверхнево активні речовини (пар), частково антифрикційні добавки; б) моноі діацилгліцерини вжк – біооливні компоненти високої трибохімічної активності, антифрикційні і протизношувальні компоненти; в) сульфідні і дисульфідні групи в складі ацильних залишків гліцеридів, а також в складі вжк у формі їх натрієвих мил – протизношувально-протизадирні присадки; г) гліцерол технічний – емульгатор і диспергатор, прискорювач процесів теплообміну; д) оливи мінеральні – дисперсійна і антифрикційна фаза. важливо підкреслити, що первинні процеси переробки ріполу (рис. 3 4) по-суті відображають первинні операції переробки композицій олій на основі ріполу, тобто процеси метанолізу, гліцеролізу і сульфідування. власне, процеси виробництва всіх типів нових мхз починаються із основної технології – омилення оптимізованих сумішей продуктів (етап 3) з одержанням проміжної пасти як композиції омиpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 69 лених продуктів і мінеральних олив. передбачається також допоміжна операція – компаундування продуктів переробки в однотипному реакторі з інтенсивним перемішуванням і нагріванням (рис. 3 4). основні технологічні процеси відображаються етапом 4 даної схеми як операції переробки базової біопасти на різні за призначенням і класифікацією типи мхз аж до товарних продуктів. причому, нові товарні мхз нами класифіковані відповідно до двох прийнятих систем класифікації: а) стандартом iso 6743/7; б) системою нво «масма». проведені операції віднесення їх до певної категорії продуктів та індек-сації кожної категорії і типу продуктів за двома прикметами (табл. 2) [7, 8, 9, 10, 11]. рис. 2 – структурно-логічна схема ієрархічного і комплексного підходів до переробки технічних олій на мастильно-холодильні засоби (мхз) для обробки металів таблиця 1 класифікація нових мастильно-холодильних засобів (мхз) за двома прийнятими в даній галузі системами класифікація за стандартом iso 6743/7–92 класифікація за пропозицією нво «масма» індексація категорія продуктів та їх назви клас l, група m за фізико-хімічною природою і наявністю присадок за ступенем легування присадками за їх типами 1 2 3 4 1. пластичні мастила і пасти, які змішуються з водою: маі – в т.ч. і на основі комплексної переробки ріполу («ол-…») ол-маі ол-маі-п1 ол-маі-п1а (п1бвг) 2. оливні мхз мна м1.0; м2.0; м3.0* 2.1. із антикорозійними властивостями – в т.ч. і на основі ріполу («ол-…») ол-мна ол-мна-м1.0; м2.0 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 70 продовження таблиці 1 1 2 3 4 2.2. типу мна з антифрикційними властивостями мнв м1.п1а; м2.п1а тощо м1.п1а, м2.п1а тощо – в т.ч. і на основі ріполу («ол-…») ол-мнв ол-мнв-м1.п1а тощо ол-мнв-м1.п1а тощо – в т.ч. і на основі ріполу («ол-…») ол-mhd ол-мнd-m1.пбвг (м2.пбвг) тощо ол-мнd-m1.п1бвг (м2.п2бвг) тощо 3. водозмішувані мхз: 3.1. концентрат із антикорозійними властивостями, який утворює з водою «молочні» емульсії маа е1.0 е1.0 – в т.ч. і на основі ріполу («ол-…») ол-маа ол-маа-е1.0 ол-маа-е1.0 3.2. концентрат типу маа із антифрикційними властивостями . мав е1.па е1.п1а; е1.п2а тощо – в т.ч. і на основі ріполу («ол-…») ол-мав ол-мав-е1.па (е2.па) тощо ол-мав-е1.па (е1.п2а; е2.п1а) тощо 3.3. концентрат маа для роботи у важких умовах обробки мас е1.пбвг – в т.ч. і на основі ріполу («ол-…») ол-мас ол-мас-е1.пбвг ол-мас-е1.п1бвг (е1.п2бвг, е2.п1бвг) тощо *містять інгібітори корозії примітка: групи в’язкості за стандартом iso 3448: м1 – 2, 3, 5, 7, 10; м2 – 15. 22; м3 – 32, 46, 68, 100. розроблені нами принцип ієрархічності технологічних операцій та технологічна схема виробництва як біоолив-s-присадок (чи –s,n–) присадок, так і товарних мхз для обробки металів (рис. 3 і 4) відображають не лише послідовність технологічних операцій, сировинні і матеріальні потоки, а і вибір та компонування типового технологічного обладнання, апаратів і устаткування. проведені всебічні стендові випробування нових біоматеріалів із технічних олій на такому трибометрі як чотирикульова машина тертя( чмт), вузол тертя якої оснащений герметичною камерою для заливання і випробування робочих емульсій. результати випробувань нових оливних композицій мхз, створених на основі дешевих низьков'язкісних мінеральних олив типу і-5а, і-12а з додаванням двох типів присадок в певному інтервалі концентрацій: а) кращої традиційної поліфункціональної sp-присадки дф-11; б) нової біооливи-s-присадки «ріпсол-мерсол-10s»; в) нової spn-присадки тффс-бта на машині тертя чмт переконливо довели, що за основними триботехнічними показниками (навантаженнями kpp і звp , плям зношування кульок d ) не лише не поступаются традиційній присадці, а й перевищують її за відповідними показниками (табл. 2) [1, 2, 4, 5, 8, 9]. таблиця 2 вплив присадок і олив-присадок різної будови на триботехнічну ефективність оливних мхз в процесах їх випробувань на машині тертя чмт навантаження, кн базова олива + присадки (чи оливи-присадки) концентрація присадки в оливі, % мас. pкр pзв пляма зношування d, мм олива i-12a* – 0,5 1,6 0,86 діалкілдитіофосфат цинку (дф-11) 0,5 0,84 1,6 0,46 діалкілдитіофосфат цинку (дф-11) 3,0 0,84 1,68 0,35 ріпсол-мерсол-10s* (нова, сульфідована суміш ріполу і 20 % меролу)* 0,5 0,95 1,96 0,56 ріпсол-мерсол-10s* (нова, сульфідована суміш ріполу і 20 % меролу) 3,0 1,03 2,12 0,52 spn–присадка тффс-бта (нова, трифенілфосфінсульфід + бензотриазол) 0,5 1,46 2,90 0,42 spn–присадка тффс-бта (нова, трифенілфосфінсульфід + бензотриазол) 3,0 1,52 3,27 0,40 *і-12а мінеральна олива низької в’язкості без присадок; ріпсол – ріпакова олія (ріпол) сульфідована, мерсол – метилові естери вжк ріполу сульфідовані, мерол-метилові естери вжк ріполу pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 71 таблиця 3 порівняння змащувальних властивостей водних емульсій: традиційних [10] і нових, на основі ріполу навантаження, кн емульсія (концентрація) критичне pk зварювання pз пляма зношування dз, мм аквол–6 (5 %-на емульсія) 1,52 1,88 0,92 мобілмет–150 (5 %-на емульсія), сша 1,62 1,96 0,97 аквол–2 (5 %-на емульсія) 1,35 1,72 0,83 сімперіал т20 (5 %-на емульсія), сша 1,26 1,58 0,90 ол–мав–е1.п1а (нова 5 %-на емульсія) 1,57 1,92 0,85 ол–мас–е1.п1бвг (нова 5 %-на емульсія) 1,65 1,98 0,80 технологію приготування рідинних мхз відображено на рис. 3 і 4. нову базову біопасту ол-маі-п1 пропонується виробляти за двома варіантами технологій комплексної переробки ріполу, які характеризуються низкою таких інноваційних рис як: а) ієрархічність технологічного ланцюга, який починається із розроблених первинних процесів переробки ріполу на цілу низку проміжних біопродуктів та біопалива; б) циклічність (замкнутість) всіх технологічних операцій переробки ріполу, а отже і практичну безвідходність виробництва; в) можливість одержання всього необхідного асортименту напівпродуктів і присадок для виробництва будь-яких типів мхз; г) підвищення трибохімічної активності нових мхз за рахунок використання проміжних продуктів переробки ріполу – гліцеролу та вторинного гліцерину як досить полярних компонентів з властивостями емульгаторів, диспергаторів, пар, трибохімічних активаторів [1, 2, 4, 5, 8, 11]; д) реалізація простого і оптимізованого методу одержання важливої в технології нових мхз компоненти – сульфідвмісної біооливи-присадки типу «ріпсолмерсол-ns» (із регульованим вмістом n, % мас. сульфідних груп), що сягає значень від 12 до 20 % мас.; е) націленість всього технологічного ланцюга на виробництво одного базового і зручного для транспортування та зберігання продукту – пластичної біопасти ол-маі-п1 [2,4, 5, 8, 9]. таблиця 4 порівняння змащувальних властивостей оливних мхз: традиційних [10] і нових, на основі ріполу навантаження, кн оливні мхз критичне pk зварювання pз індекс зношування, із пляма зношування dз, мм коефіцієнти тертя, fп/fк* мр–5 у (вітчизняна оливна композиція) 1,12 4,40 77 0,56 0,12/0,13 мр–8 (вітчизняна оливна композиція) 1,60 5,00 70 0,60 0,10/0,10 тредкат–99 (імпортна композиція, сша) 1,57 4,65 82 0,55 0,13/0,15 мобілмет–455 (сша) 1,64 5,30 85 0,52 0,12/0,14 ол–мнв–м2.п1а, нова 1,62 4,75 80 0,50 0,11/0,12 ол–mhd–м2.п1бвг, нова 1,67 5,25 87 0,56 0,12/0,13 *fп і fк – коефіцієнти тертя відповідно на початку і в кінці випробувань за своїм складом і властивостями нова базова біопаста є багатокомпонентним і багатофункціональним продуктом, на основі якого з використанням відповідного дисперсійного середовища за досить простою технологією (нагрівання до температури в межах від 30 до 40 ºс та інтенсивне перемішування протягом 15 30 хв) готують рідинні мхз двох типів [4, 7, 8,10]: водний емульсол (≈ 30 % мас.), виходячи з пасти і води твердістю 3,5 4,0 мекв/л, 7ph = , з якого далі готують робочі емульсії типів ол-маве1.п1 та ол-мас-е1.п1 (дані випробувань представлені в табл. 3). оливну емульсію-концентрат (≈ 50 % мас.), виходячи із пасти і мінеральних олив, з якої готують робочі емульсії типів ол-мнв-м2.п1 та ол-мнд-м2.п1 (дані випробувань представлені в табл. 4). нові товарні мхз на основі ріполу (пластині мастила і пасти, водні емульсоли та оливні емульсії) ідентифіковані відповідно до своєї структури, властивостей і призначень та включені в сучасну класифікацію мхз за двома прийнятими в даній галузі системами (табл. 1) [7, 8, 9]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 72 рис. 3 – структурно-логічна схема технологій виробництва базової мастильної біопасти емульсорів і оливних емульсій за рецептурою прикладу 1 рис. 4 – структурно-логічна схема технології виробництва базової мастильної біопасти, емульсолів і оливних емульсій за рецептурою прикладу 2 результати дослідження проблеми комплексної переробки олій дозволили: 1) сформувати наукові основи переробки олій на мхз для типових процесів обробки металів; 2)визначити місце і роль модуля виробництва мхз в цілісній системі переробного комплексу; 3) довести важливість принципу ієрархічності технологічних операцій переробки олій на мхз; 4) розрахувати матеріальний баланс виробництва; 5) розробити технологічну схему модуля; 6) довести практичний зв'язок між будовою і властивостями нових мхз і трибо хімічним механізмом їх використання в процесах, а також закономірностями досягнення високої експлуатаційної ефективності цих процесів. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиційні матеріали із технічних олій: нанотехнології ефективного використання проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 73 висновок дослідженням доведено трибохімічну активність біосинтетичних мастильних матеріалів, яка обумовлена їх структурою як біо-пар, тобто високою поверхневою активністю, що і забезпечує належні функціональні властивості в перебігу використання у вузлах тертя. результати випробувань нових композицій біо-мхз показали, що за основними трибохімічними показниками вони не поступаються традиційним матеріалам, а й перевершують їх за відповідними показниками. порівняння змащувальних властивостей водних і оливних емульсій традиційних і нових , на основі ріпакової олії, переконує у високих експлуатаційних показниках нових біоматеріалів. література 1. кириченко в.і. теплотехнічні, триботехнічні і технологічні характеристики мастильних матеріалів на основі нових базових олив / л.м. кириченко, в.і. кириченко, в.п. свідерський, в.в. ковтун // проблеми трибології. – 2002. – № 1. – с. 34-39. 2. кириченко в.і. мастильно-охолоджувальні засоби із технічних олій: функціональні властивості та їх вплив на ефективність обробки металів / в.в. кириченко, о.м. полумбрик, в.і. кириченко // хімічна промисловість україни. – 2008. – № 4. – с. 17-25. 3. кириченко в.и. биосинтетические материалы из технических масел в контексте энергои ресурсосберегающих технологий их комплексной переработки. – ч. 1 «проблема комплексной переработки масел: состояние и перспективы решений» / в.и. кириченко, л.м. кириченко // научн.-практ. журнал «масложировой комплекс». – днепропетровск, 2009. – №1(24). – с. 49-54. 4. пат. 71073, україна, 2004. с10м129/56, с10м133/08, 135/00. – пластична паста подвійного призначення для процесів механічної обробки металів / в.і. кириченко, в.п. свідерський. – заявл. 16.07.2003; опубл. 15.11.2004, бюл. №11, 2004. 5. пат. 65014, україна, 2006. с10м115/00, с10м101/04, с10129/08, с10м137/00. – мастильна композиція «глірапсол-ns-mapn» / в.і. кириченко, в.п. свідерський заявл. 24.04.2003; опубл. 15.09.2006, бюл. №9, 2006. 6. пат. №91623. україна, мпх с10м177/00, 111/00,141/00; с07с67/00, 31900. – спосіб одержання базових для галузі мм біосинтетичних олив – присадок./в. в. кириченко, в.і. кириченко, заявл. 24.12.2008. опубл. 25.06.2010. бюл. №12, 2010. 7. ребиндер п.а., венстрем е.к. влияние среды и абсорбционных слоев на пластическое течение металлов. – в кн.: п.а. ребиндер, избр. тр.: поверхностные явления в дисперсных системах. – м.: наука, 1979. – с. 154-169. 8. смазочно-охлаждающие технологические средства для обработки металлов / с.г. энтелис, э.м. берлинер, в.а. горлевский [и др.]. – м.: машиностроение, 1995. – 496 с. 9. stephina vaclav. lubricants and specia fluids / v.stephina. v. vesely. – amsterdam. london. new york. tokio. 1992.-700p. 10. mortier r. m. chemistry and technology of lubrication / r. m. mortier. s. t. orzulik. – eds. blackie and son ltd.. glasgow. 1997. – 610 p. 11. rudnick l. r. syntethics, mineral oils and bio-based fluids / l. r. rudnick. – ed marsel dekker. new york. 2005. – 680 p. надійшла 26.03.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_dvoruk.doc абразивна зносостійкість та структура легованих сталей проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 14 дворук в.і., бєлих с.с. національний авіаційний університет, м. київ, україна абразивна зносостійкість та структура легованих сталей завдання дослідження абразивне зношування – це руйнування поверхні деталі в результаті її взаємодії з твердими частинками за наявності відносної швидкості. до числа таких частинок відносять жорстко закріплений абразив – великі шматки гірської породи або абразивні круги, у яких абразивні частинки міцно зв’язані одне з одним за допомогою зв’язки (моноліт). зношуванню об моноліт піддаються деталі сільськогосподарських, дорожньо-будівельних, гірничих, бурових машин тощо. значна частина цих деталей виготовляється з легованих сталей. інтенсивність вказаного виду абразивного зношування більш ніж на порядок перевищує інтенсивність інших видів зношування, що не пов’язані з дією абразиву і залежить вона від багатьох факторів: фізико-механічних властивостей сталі та абразиву, режиму навантаження, геометричних характеристик абразиву, агресивності робочого середовища тощо. вплив зазначених факторів на зносостійкість сталей реалізується, головним чином, через їх структуру. тому науково обґрунтоване розв’язання проблеми абразивної зносостійкості шляхом керування структурою сталей є актуальним завданням трибології, впоратись з яким можна лише створивши відповідне теоретичне підґрунтя. у переважній більшості теорій абразивної зносостійкості, що були запропоновані [1 6 тощо] визнається провідна роль міцносного фактора у природі та механізмі абразивного зношування. однак щодо концепції міцності, яку слід застосовувати для інтерпретації впливу цього фактора в умовах абразивного зношування спільної думки немає. частіше за інші застосовували[1 5] загальноприйняту статичну концепцю міцності [7], відповідно до якої руйнування матеріалу розглядається як критична подія, що настає при досягненні діючою напругою границі міцності. отже, границя міцності вважається фізичною константою матеріалу. однак це не відповідає дійсності, оскільки границя міцності залежить від дуже багатьох факторів, а універсальні закони, що описують роботу матеріалів за будь яких умов відсутні і тому зазначений показник є умовною величиною [8]. інший істотний недолік статичного підходу – це урахування впливу фактора часу на міцність лише через побічні процеси(наприклад, абсорбцію вологи з повітря, деформаційні та релаксаційні процеси тощо), в той час, як пряма дія цього фактора у механізмі руйнування залишається неврахованою. недоліків, що вказані вище позбавлена кінетична концепція міцності [7], відповідно до якої руйнування розглядається як термофлуктуаційний процес, який неможна характеризувати границею міцності. спробу застосувати кінетичний підхід до абразивного руйнування здійснено у роботі [9]. фактичним підґрунтям для цього були експериментальні данні з вивчення впливу великих питомих навантажень на абразивний знос сталей різних структурних класів в умовах тертя ковзання. виявилось, що вказана залежність має нелінійний характер і складається з трьох ділянок. перша і третя ділянки відбивають лінійну залежність між зносом та питомим навантаженням, а друга – характеризується сталістю зносу у деякому інтервалі питомих навантажень. для пояснення навантажувальної залежності зносу запропоновано фізичну модель, яка, на відміну від класичної кінетичної теорії міцності [7], враховує наявність електронної системи в сталях та її вплив на абразивне руйнування останніх. хоча міркування щодо цього впливу носять абстрактний характер оскільки в роботі [9] відсутні результати експериментальних досліджень, з яких вони випливають. відповідно до вказаної моделі, механізм реалізації кінетичної концепції руйнування при абразивному зношуванні залежить від температури у зоні контакту: для області високих температур (поблизу і вище температури дебая) характерним є термофлуктуаційний механізм розриву міжатомних зв’язків, а за температур нижче температури дебая можливий перехід від термофлуктуаційного до фоночного механізму. однак, всупереч зазначеному підходу, як фундаментальний, авторами [6] висунуто закон відповідності між показниками статичної міцності та зносостійкістю сталей різних структурних класів, який з ряду причин не відповідає кінетичній концепції руйнування. по-перше, будь який кінетичний процес (термофлуктуаційний, фононний тощо), як це зазначалося вище, неможна характеризувати границею міцності. по-друге, вказаний закон передбачає існування класичного зв’язку між процесами деформування та руйнування, що притаманний статичній концепції міцності, тоді як кінетична концепція міцності ставить це питання по новому [7]. отже, спробу [9] залучити кінетичний підхід до абразивного руйнування слід визнати непослідовною та суперечливою. аналізу абразивного руйнування металевих матеріалів з позицій енергетичної теорії міцності присвячено роботу [10]. такий підхід дозволив врахувати вплив енергетичного стану поверхні, що зумовлений внеском поверхневої енергії, теплових флуктуацій та внутрішньої енергії на процес абразивного руйнування металів. як критерій абразивної зносостійкості розглядається показник γ/hv , де hv – твердість за віккерсом, γ – питома поверхнева енергія. на думку авторів [10], аналіз залежності від цього показника вказує на прояв силового та енергетичного чинника руйнування у механізмі абразивного pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість та структура легованих сталей проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 15 зношування. реалізація вказаних чинників відбувається за умов, що були визначені ірвіном [11]. однак, за таких умов передбачено використання ефективної поверхневої енергії ефγ , тоді як у роботі [10] мова весь час ведеться про питому поверхневу енергію γ , яка на один-два порядки менше ніж ефγ . оскільки зовнішньо-силова дія абразивної частинки на поверхню тертя при ковзанні складається з її занурення у метал на певну глибину і тангенціального переміщення поверхнею, то у запропонованому критерії твердість відображає опір зануренню, а поверхнева енергія – опір тангенціальному переміщенню абразиву. отже, зв'язок зносостійкості з характеристиками міцності, при цьому, здійснюється через твердість. тому підхід, що розглядається за своєю суттю – це подальший розвиток застосування статичної концепції міцності до абразивного зношування за рахунок залучення у неї окремих елементів кінетичного та енергетичного підходу. враховуючи відсутність загальновизнанної точки зору на підґрунтя природи та механізму абразивного зношування, запропоновано [12, 13] нову концепцію зносостійкості, яка виходить з реологокінетичних уявлень у фундаментальному питанні про зв'язок між процесами руйнування та деформування при абразивному зношуванні. вказана концепція – результат суперпозиції і застосування у діалектичній єдності реологічної та кінетичної концепцій міцності до описання абразивного руйнування. реологічна концепція розглядає руйнування не як статичну критичну подію, а як кінетичний процес, що розвивається у часі. з погляду кінетичної концепції явище руйнування – це процес нагромадження у часі актів термофрикційних розривів міжатомних зв’язків. отже, між цими підходами існує тісна ієрархія на рівні понять, що дає підстави для їх суперпозиції. згідно запропонованої [8] фізичної моделі, абразивне руйнування – це послідовність актів відокремлення частинок зносу, які утворюються у результаті розвинення первинних бокових горизонтальних тріщин до їх перетину з робочою поверхнею, вторинними боковими тріщинами, вертикальними клиноподібними тріщинами тощо. за таких уявлень як критерій зносостійкості розглядається реологічний параметр: п ic h k r = , де ick – в’язкість руйнування металу; пh – розмір пластичної зони у вершині тріщини. ця величина є показником чинника взаємозв’язку між процесами руйнування та деформування, який за своєю фізичною суттю характеризує опір утворенню бокових тріщин на межах пластичних зон у вершинах вертикальних клиноподібних тріщин. в’язкість руйнування ick у зазначеному критерії одночасно є реологічною та енергетичною характеристикою [14], яка інтегрально враховує міцнісні та пластичні властивості металу. останній факт заслуговує на особливу увагу, оскільки між абразивною зносостійкістю та сполученням міцнісно-пластичних характеристик сталей різних структурних класів встановлено функціональний зв'язок [15]. однак на відміну від стандартних характеристик міцності та пластичності, які є умовними показниками і враховують усереднені властивості металу при зношуванні, показник ick оцінює локальні властивості поблизу вершини тріщини і "прив’язаний" до плоско деформованого стану у вказаній зоні. з огляду на це, в’язкість руйнування – фундаментальна характеристика опору метала руйнуванню. щодо розміру пластичної зони пh у реологічному параметрі r, то, з одного боку ця величина характеризує ступінь локалізації деформації в поверхневому шарі, а з іншого – механічний стан (зміцнення, відпуск, запас пластичності, залишкова напруженість тощо) цього шару. відповідно до поправки ірвіна [11], величина пh , а також інтенсивність пластичної деформації всередині зони залежить від в’язкості руйнування ick і опору метала пластичній деформації tσ . при дослідженні абразивної зносостійкості сталі 40х з різною структурою відпуску залежно від реологічного параметру виявлено [16] певну тенденцію, а саме: з підвищенням реологічного параметра зносостійкість сталі зростає. вивчення впливу іншого структурного фактора – обробки холодним деформуванням на абразивну зносостійкість цієї самої сталі підтвердило [17] зв'язок останньої з реологічним параметром. ці факти дають підставу для припущення, що абразивна зносостійкість контролюється не стандартними характеристиками міцності, а реологічним параметром r. у зв’язку з цим для оцінки універсальності такої закономірності науковий і практичний інтерес представляє перевірка її правомірності для легованих сталей інших структурних класів. розв’язанню цієї задачі присвячено дану роботу. експериментальна та аналітична частина вивчали механічні, реологічні та триботехнічні властивості типових представників легованих сталей різних структурних класів: перлітного – сталь 40х, мартенситного – сталь 95х18, мартенситноpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість та структура легованих сталей проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 16 старіючого – н18к9м5т, аустенітного – 110г13л, карбідного – р18. при виборі сталей для проведення досліджень враховувалась необхідність порівняльної оцінки отриманих результатів з відомими закономірностями. тому зупинилися на тих марках сталей, які в достатній мірі вивчені у інших наукових працях [6, 9, 10, 15 18]. з метою розширити діапазон зміни досліджуваних властивостей, зазначені сталі піддавали термічній обробці, яка складалась із гартування за оптимальної для кожної сталі температури та відпуску за температури 493 к, 693 к, 893 к. це дозволило аналізувати вплив структурного стану після відпуску сталей на їх властивості. триботехнічні випробування сталей проводили за методами і методиками, які використовувались у роботі [16]. в таблиці приведені механічні, триботехнічні та реологічні властивості сталей. таблиця механічні, реологічні та триботехнічні властивості сталей режим термічної обробки, к м ар ка ст ал і структурний клас гартування відпуск еhrc в σ , мпа ick , мпа м пh , м r·104, мпа ε·102, кг -1 95 х 18 мартенситний 1293-1343, мастило 493 693 893 62 58 40 1800 1300 800 10 12 15 9,33·10-9 5,5·10-8 1,4·10-7 10,4 5,1 4 16,45 8 6,28 40 х перлітний 1123-1153, мастило 493 693 893 49 39 24 1850 1420 850 9,6 12 14 8,29·10-8 1,56·10-7 2,84·10-7 3,44 3,03 2,66 5,4 4,76 4,16 11 0г 13 л аустенітний 1293-1343, вода 493 693 893 18 17 16 616 415 360 17,2 20,7 25 2,14·10-7 3,59·10-7 5,4·10-7 3,72 3,45 3,33 5,82 5,43 5,23 н 18 к 9м 5т мартенситно старіючий 1113-1133, мастило 493 693 893 33 49 47 1070 1400 1500 12,9 11,8 14,8 2,34·10-7 1,79·10-7 2,92·10-7 2,66 2,78 2,74 4,17 4,37 4,3 р1 8 карбідний 1563-1583, мастило 493 693 893 59 62 65 1150 1320 1600 12,7 11,8 10,8 3,25·10-8 1,6·10-8 6,1·10-9 7,08 9,4 13,8 10,6 14,5 21,7 об’єктами дослідження були залежності зносостійкості ε сталей при абразивному зношуванні від їх реологічних характеристик: в’язкості руйнування ick , розміру пластичної зони у вершинах тріщин пh , реологічного параметру r. результати дослідження дозволили систематизувати дані про зв'язок реологічних властивостей зі зносостійкістю сталей (рис. 1). у кожному класі сталей спостерігаються індивідуальні особливості зміни реологічних показників після відпуску. так, для сталей мартенситного класу з підвищенням температури відпуску ick і пh зростають, а r зменшується (рис. 1, а). для сталей перлітного класу характер зміни реологічних показників такий самий як для сталей мартенситного класу, але зростання ick , пh і падіння r відбувається з помітно меншою інтенсивністю (рис. 1, б). подальше зменшення інтенсивності змін ick , пh і r при збереженні характеру їх змін спостерігається в аустенітних сталях (рис. 1, в). дещо інший характер зміни реологічних властивостей зафіксовано у сталях мартенситностаріючого класу. по мірі підвищення температури відпуску до 693 к ick і пh у них зменшується, а r – дещо зростає. подальше підвищення температури відпуску призводить до зростання ick і пh , у той час, як r проявляє тенденцію до зниження (рис. 1, г). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість та структура легованих сталей проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 17 i ii а б в г д рис. 1 – залежність реологічних властивостей (i) та зносостійкості (ii) від температури відпуску для сталей: а – 95х18; б – 40х; в – 110г13л; г – н18к9м5т; д – р18 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість та структура легованих сталей проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 18 у сталях карбідного класу по мірі підвищення температури відпуску реологічні показники ick і пh зменшуюся, а r – зростає (рис. 1, д). співставлення залежностей реологічних показників та зносостійкості від температури відпуску (рис. 1) показує їх повну відповідність для сталей усіх класів. причому між реологічним параметром r та зносостійкістю ε спостерігається пряма кореляція, а між в’язкістю руйнування ick , розміром пластичної зони пh та зносостійкістю ε – зворотна.раніше [16] подібний результат отримано для феритоперлітної сталі 40х, де він став підґрунтям для такого висновку: величина реологічного параметру r визначається співвідношенням інтенсивності зміни показників ick і пh за даної температури відпуску. якщо результати, що отримані в даній роботі проаналізувати з цієї точки зору , то можна констатувати, що вона поширюється на сталі решти структурних класів. таким чином, вперше встановлено закон відповідності між зміною реологічного параметру та абразивної зносостійкості, залежно від температури відпуску сталей. для кожного класу сталі, незалежно від характеру зміни взаємозв’язку показників в’язкості руйнування та розміру пластичної зони, визначальним для абразивної зносостійкості є реологічний параметр. між зміною реологічного параметру та зносостійкістю сталей у всьому інтервалі температур відпуску простежується повна відповідність вказаних залежностей. реологічний параметр у кожному структурному класі сталі визначає рівень і тенденцію зміни її зносостійкості при відпуску. величина реологічних властивостей, а отже зносостійкості, зумовлена, головним чином, хімічним складом сталі. відомості про числові значення реологічних властивостей, що забезпечують максимальну зносостійкість у кожному структурному класі сталі можна отримати з таблиці. найвищу зносостійкість показала карбідна сталь р18. досягнуто це за рахунок найбільшої величини реологічного параметру. мартенситно-старіюча сталь н18к9м5т володіє низьким реологічним параметром, тому не високою є її зносостійкість. таке саме можна сказати про аустенітну сталь 110г13л, зносостійкість якої майже не відрізняється від зносостійкості сталі н18к9м5т. найбільше зменшення реологічного параметру після відпуску за температури 893 к по відношенню до його величини після відпуску за температури 493 к спостерігається у мартенситної сталі 95х18 (зменшення у 2,6 рази), що супроводжується відповідним зниженням її зносостійкості. при переході від сталі мартенситного класу до сталей інших структурних класів – перлітного, аустенітного та мартенситно-старіючого вказаний ефект спочатку поступово зменшується до практично нульового рівня у мартенситно-старіючої сталі, після чого, при переході до карбідної сталі відбувається його інверсія – величина реологічного параметру після відпуску за температури 893 к зростає по відношенню до його значення після відпуску за температури 493 к. ці результати дозволили розкрити загальну картину зміни зносостійкості та реологічного параметру сталей різних структурних класів, показати тенденцію зміни їх триботехнічних та реологічних властивостей за різних температур відпуску, співставити переваги та недоліки сталей кожного класу з урахуванням їхньої максимальної зносостійкості та реологічного параметру. виявлений закон відповідності зносостійкості та реологічного параметра може бути корисним у орієнтуванні металофізиків та металознавців на створення нових зносостійких металевих матеріалів. висновки у результаті цієї роботи встановлено таке: 1. леговані сталі різних структурних класів підлягають такому закону відповідності: з підвищенням реологічного параметру зносостійкість сталі зростає. отже, для інтерпретації міцнісного фактора у природі та механізмі абразивної зносостійкості слід застосовувати реолого-кінетичний підхід. 2. тенденція зміни реологічних показників при відпуску залежить від структурного класу сталі. з підвищенням температури відпуску вона може мати зростаючий, немонотонний або спадаючий характер. 3. величина реологічного параметру та зносостійкості сталей різних структурних класів визначається співвідношенням інтенсивності зміни в’язкості руйнування і розміру пластичної зони за даної температури відпуску. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість та структура легованих сталей проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 19 література 1. хрущов м.м., бабичев м.а. абразивное изнашивание / м.: наука, 1970. – 251с. – библиогр.: с. 242-247. 2. кащеев в.н. абразивное разрушение твердих тел. / м.: наука, 1970. – 247 с. – библиогр.: с. 237-245. 3. тененбаум м.м. сопротивление абразивному изнашиванию / м.: машиностроение, 1976. – 270 с. – библиогр.: с. 263-268. 4. брыков н.н. к вопросу о закономерностях сопротивляемости сталей и сплавов абразивному изнашиванию // проблеми трибології. – 1997. – № 4. – с. 13-20. 5. брыков м.н. основы теории износостойкости железоуглеродистых сплавов при абразивном изнашивании // проблеми трибології. – 2007. – № 2 – с. 46-56. 6. виноградов в.н. абразивное изнашивание / в.н. виноградов, г.м. сорокин, м.г. колокольников: – м.: машиностроение, 1990. – 224 с.: ил., табл. – библиогр.: с. 217-219. 7. регель в.р. кинетическая природа прочности твердих тел / в.р. регель, а.и. слуцкер, э.е. томашевский: – м.: наука, 1974. – 560 с.: ил., табл. – библиогр.: с. 536-560. 8. латишенко в.а. диагностика жест кости и прочности материалов / рига: зинатне, 1968. – 320 с.: – библиогр.: с. 274-299. 9. виноградов в.н. абразивное изнашивание бурильного інструмента / в.н. виноградов, г.м. сорокин, в.а. доценко: – м.: надра, 1980. – 206 с.: ил., табл. – библиогр.: с. 198-203. 10. меделяев и.а., албагачиев а.ю., сорокин г.м. физическая природа разрушения материалов при абразивном изнашивании // трение и знос. – т. 25, № 2. – с. 148-154. 11. ирвин д., парис п. основы теории роста трещин и разрушение // разрушение. инженерные основы и воздействие внешней среды. – м.: мир, 1976. – т. 3 – с. 17-66. 12. дворук в.и. научные основы повышение абразивной износостойкости деталей машин / к.: кмуга, 1997. – 101 с. – библиогр.: с. 95-99. 13. дворук в.і. реолого-кінетична концепція абразивної зносостійкості та її реалізація в керуванні працездатністю механічних трибосистем: автореф. дис. доктора техн. наук / нау. – к., 2007. – 40 с. 14. хеккель к. техническое применение механики разрушения / м.: металлургия, 1974. – 64 с. – библиогр.: с. 92-93. 15. сорокин г.м., малышев в.н. аспекты металловедения в природе механического изнашивания // трение и знос. – 2005. – т. 26, № 6. – с. 598-607. 16. дворук в.і., герасимова о.в. вплив структурного стану на абразивне руйнування сталі // проблеми тертя та зношування: зб. наук. праць. – к., 2007. – № 47. – с. 82-94. 17. дворук в.і., кіндрачук м.в. абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі // проблемитрибології. – 2011. – № 3. – с. 24-28. 18. сорокин г.м., албагачиев а.ю., меделяев и.а. некоторые аспекты выбора и создание износостойких металлических материалов для условий абразивного изнашивания // трение и износ. – 1990. – т. 11, № 5. – с. 773-781. надійшла 30.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_kuzmenko.doc контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 89 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов удк 621.891 в соответствии с теоретическим решением задачи о сдвиге сжатых поверхностей вариационным экспериментальным методом разработана методика и анализ её практического использования. на основании анализа экспоненциальной функции распределения напряжений трения по сжатым поверхностям предложен механизм трения скольжения при сдвиге. выполнен методический пример эксперимента по определению функций распределения напряжений трения при сдвиге поверхности поролона. на основе анализа решений предложена модель влияния на износ амплитуды реверсивных скольжений при фреттинг износе. повышенный фреттинг износ при малых амплитудах объzсняется концентрацией напряжений трения в начальной части контакта. ключевые слова: взаимодействие поверхностей, вариационно-экспериментальный метод (вэм), сдвиг, фреттинг износ. 1. методика практического использования решения контактной задачи вэмτ [1] 1.1. исходные данные и диаграмма сдвига 1) расчетная схема: рассматривается сдвиг сжатых поверхностей; для простоты полагаем площадку контакта прямоугольной; 2) поверхности введены в соприкосновение, а затем сжимаются общей силой q до номинального давления σ в контакте; 3) нижний образец жестко закрепляется, акверхнему плавно прикладывается сдвигающая сила f, по мене вырастания силы f верхний образец постепенно смещается на величину х; 4) смещение происходит на малую величину, и имеет две составляющих: упругую линейную и нелинейную от пластичности или от взаимного проскальзывания; указанным признакам соответствует перемещение именуемое предварительным смещением; 5) после достижения максимального перемещения maxx нагрузка f плавно уменьшается до нуля при этом фиксируется перемещение разгрузки; 6) зависимость суммарной силы сдвига оси перемещения имеет название диаграммы сдвига ( ) f х (рис. 2). рис. 2 – график диаграммы сдвига 1.2. функция напряжений трения ( ) хх иτ = τ определение ее параметров 1) в соответствии с решением [1] функция напряжений трения ( )хτ имеет вид: рис. 1 – схема сдвига двух сжатых поверхностей pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:tribosenator@gmail.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 90 0 , nt x e −τ = τ (1.1) где 0 τ − максимальные напряжения трения в точке 0,х = параметр функции ( )xτ ; n – показатель степени экспоненциальной функции распределения напряжений трения; 2) параметр 0τ из [1] определяется по формуле: 0 , nf b ∞τ = (1.2) где ( )f f x∞ = → ∞ предельные значения интегральной силы трения при х → ∞ или при скольжении верхней подвижной поверхности как целого; в первом приближении f f x x∞ = =( )maxxx = ; 3) величина в ровна поперечному размеру площадки контакта; для прямоугольной площадки контакта с площадкою аа: max , aa b x = (1.3) 4) величина n определяется из соотношения: 1 . n x x = (1.4) 5) величина nх определяется по графику диаграммы сдвига путем следующих построений (рис. 3); рис. 3 – схема определения величины xn а) в начале координат приводится касательная к графику диаграммы сдвига; б) из точки а с координатами maxx , ∞f приводится линия параллельно оси х до пересечения с касательной в точке в; в) из точки в опускается перпендикуляр на ось х до пересечения в точке с; г) расстояния ос определяемое в мм равно искаемой величине nх ; ;nос х= этим построением заканчивается определение величин, ходящих в форму функций касательных напряжений ( )хτ по (1.1). 1.3. качественный анализ функциисдвиговых напряжений 0( ) , ntx e−τ = τ 1) при ( ) 00 , ;х х= τ = τ 2) при ( ) , 0;х х→∞ τ → 3) точка 0х = соответствует началу сдвига верхней плоскости как жесткого на деформируемом тонном контактном слое. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 91 рис. 4 – графики функций f(x) и τ(x) 2. связь механизма трения с видом функции ( )хτ 2.1. понятие краевой микродислокации 1) в основе методов описания состояний, свойств и процессов в физике металлов лежит понятие дислокации или несовершенства кристалла [2]; 2) простейшим видом дислокации в металлах является сдвиг части поверхности по нормам к поверхности. область несовершенства кристалла вокруг края плоскости сдвига называется краевой дислокацией; 3) на границе плоскости сдвига краевой дислокации внутри кристалла находится область размером от двух до десяти атомов, обладающие особыми свойствами; особенность этой области состоит в способности перемещаться внутрь кристалла независимо от окружающих область атомов; 4) этот процесс перемещения области дислокации без значительных дополнительных усилий на большие расстояния и выходить на противоположную плоскость кристалла называют скольжением краевой дислокации. при этом сдвиг распространяется постепенно; в каждый момент времени в нем участвуют не все атомы по плоскости сдвига, а только те, которые находятся в области дислокации; происходит поочередное эстафетное перемещение атомов на расстояния меньшие атомного; в результате чего дислокация скользит на большие расстояния через весь кристалл; 5) важно, что для поддержания этого процесса необходимо касательные напряжения несравненно меньшие чем предельные напряжения сдвига. 2.2. понятие о механизме действии краевой макродислокации при трении скольжения 1) из рассмотрения графики функции ( )хτ следует, что в точке 0х = действуют наибольшие касательные напряжения трения; возможно, что эти напряжения превышают предел текучести материала контактного слоя: ( 0) ;txτ = ≥ τ ; (1.5) 2) под действием силы ( )f x при выполнении условия (1.5) в зоне границы поверхностей произойдет локальный сдвиг 1х∆ части верхней поверхности относительно нижней; будем называть этот локальный сдвиг макродислокацией, возникающей в контакте поверхностей; 3) появление сдвига 1х∆ приводит к уменьшению площади контакта поверхностей аа на величину 1aa x b∆ = ∆ : 1 1 ;aa aa x b= − ∆ ; (1.6) 4) оставляя функции ( )f x и ( )хτ прежними в результате из (1.6) имеем увеличения напряжения трения в точке: 2 1 1, х х х= − ∆ на величину: 2 1 ( )f x aa =∆τ . (1.7) 5) на последующих шагах сдвига 2 3, ....х х∆ ∆ процесс повторяется до выхода макро дислокации на противоположную грань, что означает сдвиг верхней поверхности относительно нижней на величину .х∆ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 92 2.3. выводи по п. 1 п. 2 1) контактной задачи о сдвиге и определении функций ( )хτ методом вэдτ позволяет определить функцию распределения напряжений трения ( ) ;хτ 2) функция напряжений ( )хτ имеет ярко выражений экстремум в точке 0х = со значением 0τ = τmaxτ ; 3) напряжения maxτ в точке 0х = вызывает микросдвиг ,х∆ который можно рассматривать как краевую макродислокацию в области контакта поверхностей; 4) появление микросдвига или макродислокации приводит к уменьшению площадки контакта при неизменной силе ( )f x что вызывает рост касательных напряжений в точке 10 х+ ∆ и появление новых перемещений до точки 0 2 ;х+ ∆ 5) таков механизм дискретного эстафетного перемещения поверхностей без приложения всей полной силы ( )f x одновременно; 6) подчеркнем, что такой механизм удается описать при использовании решения задачи о сдвиге вэмτ − методом. 3. сдвиг сжатого поролона как методический пример использования метода 3.1. расчетная схема и исходные данные методики эксперимента рис. 3.1 – схема эксперимента 1 – корпус; 2 – образец поролон; 3 – динамометр; 4 – основание; 5 – индикатор таблица 3.1 результаты испытания w f, кг х, мм τ(х), кг/см2 1 0,84 0,7 0,033 2 1,0 0,9 3 1,2 0,11 0,017 4 1,42 0,2 5 1,86 0,23 0,037 6 2,4 0,39 0,0043 исходные данные 1) в = 70 мм; 2) f∞ = 2,4 кг; 3) maxx = 39 мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 93 3.2. обработка результатов испытания определение величин входящих в формулу (1.2): 0 , nf b ∞τ = 1) величина максимальной силы трения f∞ определяется по графику диаграммы сдвига рис 3.2; f∞ = 2,4 кг; 2) величина в = 70 мм, задана; 3) для определения величины n: 1 , n n x = при определении nх делаются построения по рис. 3.2: 18,0=nx мм, далее 6,518,0/1 ==n 1/мм; 4) итоговый расчет 0τ : 0 5, 6 2, 4 0, 033 70 ⋅ τ = = кг/мм2; 5) функция напряжения трения: 0, 39х = 5,6 20 0, 033 / , nx xе e кг мм− −τ = τ = кг/мм2; (1.8) 5,6 0,39 2( 0, 39) 0, 033 0, 043 / ,х e кг мм− ⋅τ = = = кг/мм 2; 0,11х = 5,6 0,11 20, 033 0, 017 / .e− ⋅τ = = кг/мм2. 4. сдвиг круговой площадки трения* для стали 45 на 40 мкм 4.1. исходные данные: 1) круговая площадка с площадью аa = 16,9 мм2; d = 4,11 мм; 2) материал поверхностей шх15; 3) нагрузка нормальная n = 40 кг; давление n/аa = 40/16,9 = 2,37 кг/мм2. 4.2. результаты измерений (по данным аспиранта хну в. кускова): 1) измерения перемещений сдвига с точностью до 1 мкм и соответствующих сил результаты приведены в табл. 4.1: таблица 4.1 n = 40 кг n = 30 кг № п/п x, мм f(x), кг x, мм τ(х), кг/мм2 1 0 0 0 66,5 2 0,01 2,4 0,01 35 3 0,02 3,5 0,02 18,48 4 0,03 4,2 0,03 9,7 5 0,04 4,4 0,04 5,1 результаты измерений нанесены на график диаграммы сдвига рис 4.1 4.3. обработка результатов измерений, диаграммы сдвига в соответствии с методикой изложенной в п. 1 выполняются следующие действия направленные на определение параметров 0 , nτ функции распределения напряжений трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 94 0( ) , nxx e−τ = τ (4.1) 1) путем графического построения находим по рис. 4.1 вспомогательную величину 315·10nx −= мм; 2) по формуле (1.4) находим показатель степени n: 3 3 1 1 0, 067 10 15, 6 10 ; n n x − ⋅ ⋅ = = = ; (4.2) 3) по графику максимальное сдвиговое усилие: 4, 2f∞ = кг; 4) ширина площадки контакта: 1/ 216, 9 4,11( )b = = мм; 5) максимальное касательное напряжение определяется по (1.2): 0 6, 064 4, 2 66, 5 4,11 n f b ∞ ⋅⋅τ = = = кг/мм2; (4.3) 6) напряжение трения с учетом (4.2) и (4.3) определяется по (4.1) из выражения: 3(6,064 10 )( ) 66, 5 ,xx e− ⋅τ = ⋅ ; (4.4) 7. результаты расчетов ( )хτ при разных х приведены в табл. 4.1 и на графике рис. 4.1. 6,4( ) 66, 5 ,xx e−τ = ⋅ . (4.5) рис. 4.1 – диаграмма сдвига 4.4. работа трения (энергия): 1) по определению: max 0 ,( ) x e f x dx= ∫ (4.6) 2) при ( ) 1 ,( )nxf x f e−∞= − (4.7) ( ) max max 0 1 1 xx nx nx o e f e dx f x e n − − ∞ ∞  = − = − ⋅ − ∫ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 95 max 0 max 1 1 0nxe f x e e n n − ∞      = − ⋅ − − ⋅    − −     max max max 1 1 1 max nx n x e e e x n x − ∞ ⋅ = + ⋅ − ⋅ ⋅ ( )max max max 1 1 1 ,nx e e e x n x − ∞ = + − ⋅ ⋅ (4.8) при 1 15 n = max 40,x = 15 40 max 15 1 1 , 40 e e e x − ∞ +   = −  ⋅   max 1 0, 375 0, 313 1 0,117 0, 883,( ) e f x∞ −= + ⋅ − = = ⋅ max 0, 883.( )e f x∞= ⋅ ⋅ работа трения может быть мерой напряжённости сопряжения при трении и фреттинг-износе. 4.5. оценка влияния амплитуды на фреттинг износ 1. при малых амплитудах смещений поверхностей большей повреждаемости подвергается начальный (левый) участок контакта, в котором как найдено в решении, касательные напряжения могут быть в несколько раз больше, чем на остальной части контакта при равном пути трения. 2. используя модель изнашивания в форме: m w wu k s= ⋅ σ ⋅ . (4.10) с учетом трения по кулону f τ σ = имеем: m w w mu k sf τ = ⋅ ⋅ . (4.11) 3. если принять для одной пары трения величины wk , , ,m f s, f , s постоянными, то влияние амплитуды смещений можно выразить через износ (4.11). при 1m = : 1 1 1 2 2 2 ( ) ( ) ( ) ( ) w w u x u x δ τ = δ = δ τ = δ . (4.12) 4. например (с учетом табл. 4.1) при δ1 = x = 0,01 мм; δ2 = х = 0,04 мм по (4.12) отношение износов будет: 1 1 2 2 0, 01 35 7 0, 04 5,1 ( ) ( ) w w мм мм u u δ = = = δ = раз. фреттинг износ при амплитуде δ1 = 10 мкм больше износа при δ2 = 40 мкм в 7 раз. 5. сдвиг плоских стыков направляющих станков по [3] 5.1. условия испытаний: 1. измерения ( )f x для диаграммы сдвига выполнена на натуральных направляющих скольжения станков. 2. при нормальном давлении σ = = =3,5 кг/см2 = 0,035 кг/мм2 без смазки и со смазкой; 3. площадь контакта 51 см2 = 5100 мм2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 96 5.2. результаты испытаний представлены в табл. 5.1 и на рисунке рис. 5.1 таблица 5.1 без смазки со смазкой № п/п х, мкм х · 10-3, мм f(x), кг τ(х), кг/мм2 х, мкм f(x), кг τ(х), кг/мм2 0 1587 1478 1 0,05 6,1 0,1 6,1 2 0,1 12,2 0,13 12,2 3 0,2 18,4 0,25 18,4 4 0,32 24,5 0,36 24,5 5 0,55 30,6 1,0 28,5 6 0,7 0 33,6 91 36,5 рис. 5.1 графики функций f(x): 1 – без смазки; 2 – со смазкой 5.3. обработка результатов испытаний: 1) определение максимального касательного напряжения производится по(4.3): 0 ; n f b ∞⋅τ = по (5.1) 2) при площади контакта в1 = 51 см2, в2 = 225 см2 величину в определяем как для площади квадрата: 1/ 2 1 5100 71, 4( )b = = мм; 2в 1/ 2 1 22500 150( )b = = мм. 5.3.1. сдвиг без смазки 1) по табл. 5.1 f∞ = 30,6 кг; 2) по графику в соответствии с графическим способом определения находим nx = 0,27 мкм = 0,27 · 10 -3 мм соответственно: 3 3 1 1 3, 7 10 0, 27 10n n x − ⋅ ⋅ = = = 1/мм; 3) определяем 0τ при в1 = 71,4 мм: 3 0 1 10 30, 6 1587 0, 27 71, 4 ( ) ⋅ ⋅ τ = = кг/мм2; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 97 4) определим 0τ при в2 = 150 мм: 3 0 2 10 30, 6 755 0, 27 150 ( ) ⋅ ⋅ τ = = кг/мм2; 5) распределение ( )хτ : 33,7 101587 ,( ) xx e− ⋅ ⋅τ = ⋅ (5.2) при 30, 7·10х −= мм: 3 3,7 /0,7 2,860, 7 10 1587 1587 91( ) e e− − −⋅τ = ⋅ = ⋅ = кг/мм2. 5.3.2. сдвиг со смазкой 1) по табл. 5.1 f∞ = 28,5 кг; 2) по графику в соответствии с графическим способом определения находим nx = 0,27 мкм = 0,27·10-3 мм соответственно: 3 3 1 1 3, 7 10 0, 27 10n n x − ⋅ ⋅ = = = 1/мм. 1) определяем 0τ при 1в = 71,4 мм: 3 0 10 28, 5 1478 0, 27 71, 4⋅ ⋅ τ = = кг/мм2; 2) распределение ( )хτ : 33,7 101478 ,( ) xx e− ⋅ ⋅τ = ⋅ (5.2) при 31·10х −= мм, 3 3,7 /11 10 1478 36, 5( ) e− −⋅τ = ⋅ = кг/мм2. выводы 1. в соответствии с теоретическим решением задачи о сдвиге сжатых поверхностей вариационно-экспериментальным методом (вэмτ) [1] разработана методика и анализ её практического использования, решения. 2. на основании анализа экспоненциальной функции распределения напряжений трения по сжатым поверхностям при трении; предложен механизм трения скольжения при сдвиге; (механизм подобен скольжению дислокаций в физике металлов). 3. выполнен методический пример эксперимента по определению функций распределения напряжений трения при сдвиге поверхности поролона. 4. в качестве примера реального практического применения решения вэмτ выполнен эксперимент по сдвигу кругового контакта из стали 45. 5. на основе анализа решений предложена модель объясняющая влияние на износ амплитуды реверсивных скольжений при фреттинг износе. повышенный фреттинг износ при малых амплитудах объесняется концентрацией напряжений трения в начальной части контакта. 6. выполнен анализ касательных напряжений трения в направляющих станков по данным левиной з.м. [3]. литература 1. кузьменко а.г. вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений // проблемы трибологии. – 2013. – № 1. – с. 144 153. 2. новиков и.и. дефекты кристаллического строения металлов. – м.: металлургия, 1975. – 208 с. 3. решетов д.н., левина з.м. контактная жесткость машин. – м.: машиностроение, 1971. поступила в редакцію 24.04.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 98 kuzmenko a.g. contact mechanics of change of the compressed surfaces. method and examples of calculations. in accordance with the theoretical decision of task about the change of the compressed surfaces a variation experimental method is develop a method and analysis of its practical use. on the basis of analysis of exponential function of distributing of tensions of friction on the compressed surfaces the mechanism of sliding friction is offered at a change.the methodical example of experiment on determination of functions of distributing of tensions of friction is executed at the change of surface of foam rubber. on the basis of analysis of decisions the model of influence on the wear of amplitude of the reversible sliding is offered at fretting wear. enhanceable fretting wear at small amplitudes is explained the concentration of tensions of friction in initial part of contact. keywords: co-operation of surfaces, variation experimental method, change, fretting wear. references 1. kuz'menko a.g. variacionno-jeksperimental'nyj metod v kontaktnoj mehanike sdvigovyh peremeshhenij i naprjazhenij, problemy tribologii. 2013. no 1. pp. 144 153. 2. novikov i.i. defekty kristallicheskogo stroenija metallov. m.: metallurgija, 1975. 208 p. 3. reshetov d.n., levina z.m. kontaktnaja zhestkost' mashin. m. mashinostroenie, 1971. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_storozenko.doc механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 97 стороженко м.с. національний авіаційний університет, м. київ, україна e.mail: storozhenkomary@ukr.net механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic удк 621.762:531.43 в роботі досліджено вплив структурно-фазового складу керамічних матеріалів на основі дибориду титану з добавками 10 %, 20 %, 30 % (мас.) карбіду кремнію на триботехнічні властивості в умовах тертя ковзання без мастила. встановлено, що велика різниця в твердості контактуючих тіл пари тертя "кераміка-сталь" сприяє реалізації абразивного механізму зношування при малих швидкостях (υ = 0,5 м/с), що призводить до катастрофічного зносу стального контртіла. при високих швидкостях ковзання (υ = 5 15 м/с) відбувається процес інтенсивної пластичної деформації та масопереносу матеріалу сталевого контртіла на поверхню кераміки, що сприяє формуванню на контактуючих поверхнях оксидних плівок fe2o3, fe3o4, які виконують роль твердого мастила. такий механізм забезпечує високу зносостійкість пари тертя сталь-кераміка (і = 1,6 2,5 мкм/км) при високих швидкостях тертя ковзання. ключові слова: диборид титану, карбід кремнію, тертя ковзання, механізм зношування, інтенсивність зносу, коефіцієнт тертя, трибоокислення. вступ в даний час актуальною є розробка кераміки, керметів та покриттів на основі металокераміки, в яких можна керувати структурними ефектами і вибирати фазові складові, що дозволяє конструювати матеріал з необхідними експлуатаційними властивостями. при розробці зносостійких композитів для умов тертя без мастила першочергового значення набуває вибір таких фазових складових композиційних матеріалів, які б в процесі трибоокиснення формували в зоні контакту вторинні структури в вигляді тонких плівок, що перешкоджають адгезійній взаємодії поверхонь тертя. при цьому необхідно також враховувати техніко-економічні обмеження, зокрема наявність власної сировинної бази для їх виробництва. в україні зосереджено близько 20 % світових запасів рутилу та ільменіту [1], які є основною для виробництва титанових сплавів та тугоплавких сполук титану: дибориду, карбіду та нітриду титану. тугоплавкі сполуки титану завдяки високому рівню їх фізико-хімічних та фізико-механічних властивостей є перспективними в якості основи для зносостійких матеріалів та покриттів. серед тугоплавких сполук титану найбільш стабільним є диборид титану, який має високу твердість та зносостійкість [2]. однак із-за високої крихкості застосування чистого тів2 обмежене, тому для підвищення фізико-механічних та експлуатаційних властивостей необхідним є введення іншої тугоплавкої фази або металічної зв’язки. в якості іншої тугоплавкої фази доцільно використовувати карбід кремнію. в умовах трибоокислення матеріалу tib2–sic імовірне утворення таких сполук як tio2, sio2, b2o3, що утворюють між собою тверді розчини, зв’язуючись тим самим в аморфну плівку, що має захищати поверхню матеріалів від пошкоджень в процесі тертя [3]. в роботах [4 6] було досліджено фізико-хімічні та триботехнічні властивості кераміки на основі карбіду кремнію з домішками tib2 в концентраційному інтервалі 5 70 %. було встановлено, що в умовах тертя ковзання без мастила при швидкості 16 м/с та навантаженні 2 мпа найменший коефіцієнт тертя (f = 0,34) має матеріал sic-70%tib2. тому доцільним є дослідження закономірностей зношування керамічних матеріалів на основі дибориду титану з домішками карбіду кремнію до 30 % (мас.). мета і постановка задачі незважаючи на значну кількість робіт, присвячених отриманню гетерофазних матеріалів системи tib2–sic і дослідженню їх фізико-механічних властивостей, залишаються недостатньо вивченими механізми зношування кераміки на основі дибориду титану з добавками карбіду кремнію в умовах тертя ковзання без мастила. дана стаття присвячена вивченню триботехнічних властивостей та механізмів зношування керамічних матеріалів на основі tib2 з добавками 10, 20, 30 % (мас.) sic в умовах тертя ковзання без мастила в широкому діапазоні швидкостей. об’єкти і методи дослідження в якості вихідних матеріалів використовували порошки дибориду титану виробництва донецького заводу хімреактивів (ту 6-09-03-7-75), а також порошки карбіду кремнію (гост 26327-84). mailto:storozhenkomary@ukr.net механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 98 для отримання керамічних матеріалів системи tib2–sic були приготовані суміші на основі tib2 з вмістом sic 10, 20 і 30 % (мас.). порошкові компоненти tib2 і sic змішували протягом 7 хв. в лабораторному планетарному млині в середовищі спирту, використовуючи стальні барабани і розмольні тіла з твердого сплаву вк-6. після розмолу середній розмір частинок складав 2,5 2,7 мкм. зразки пресували на установці гарячого пресування спд-125 в графітових пресформах при навантаженні 25мпа і температурі 1800 ос. залишкова пористість таких зразків становила до 5 %. склад і структуру матеріалів та вторинних фаз, що утворилися в процесі тертя, вивчали методом мікрорентгеноспектрального аналізу (мрса) на електронному мікроскопі «camebax sx-50». рентгенофазовий аналіз (рфа) розроблених матеріалів проводили на дифрактометрі «дрон-3» в мідному випромінені. триботехнічні дослідження кераміки проводили в умовах тертя ковзання без мастила на установці мт-68 за схемою вал-вкладиш при терті по дотичній в широкому діапазоні швидкостей при навантаженні 2 мпа [7]. в якості зразків використовували керамічні матеріали системи tib2–sic (вкладиш з площею тертя 3 × 4 мм), а в якості контртіла термооброблену сталь 65г (hrc 58–62) (вал з діаметром 120 мм). величина основних параметрів визначалась після завершення процесу припрацювання по стабілізації коефіцієнта тертя і лінійного зносу пари тертя. результати досліджень та їх обговорення керамічні матеріали tib2-sic з вмістом карбіду кремнію 10, 20 та 30 % (мас.) за даними мрса мають гетерофазну структуру, в якій зерна карбіду кремнію розподілені в об’ємі дибориду титану (рис. 1, а). рис. 1 – структура керамічних матеріалів tib2–sic: а – мікрорентгено-спектральний аналіз структури кераміки tib2–20%sic; б – tib2–10%sic; в – tib2–20%sic; г – tib2–30%sic а б в г механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 99 по межах зерен sic виявлено окисну плівку sio2, яка з одного боку, являється дифузійним бар’єром для хімічної взаємодії між tib2 і sic, а з другого боку, сприяє усадці в процесі гарячого пресування. при збільшенні вмісту sic в кераміці збільшується розмір включень карбідокремнієвої фази (рис. 1, б г). в структурі керамічного матеріалу tib2–10 % (мас.)sic спостерігаються консолідації карбіду кремнію розміром до 20 мкм. при збільшенні вмісту sic в матеріалі до 20 % (мас.) максимальний розмір карбідокремнієвої фази досягає 25 30 мкм, збільшується вміст дрібних карбідних зерен, які рівномірно розміщені в об’ємі дибориду титану. структура кераміки tib2 –30 % (мас.)sic характеризується включеннями карбіду кремнію розмірами до 40 60 мкм, кількість дрібнозернистого sic незначна. на зносостійкість матеріалів суттєво впливають їх фізико-механічні властивості. дослідження показали, що при введені sic в кількості 10 % (мас.) показники твердості кераміки підвищуються (92 hra) в порівнянні з чистим tib2 (86 hra) (табл. 1). при подальшому зростанні кількості sic до 20 та 30 % (мас.) твердість розроблених керамічних матеріалів монотонно зменшується і складає 90 та 88 hra відповідно. при введені до дибориду титану карбіду кремнію формується гетерофазна структура, яка гальмує розвиток поширення тріщин в об’ємі матеріалу, тому кераміка tib2–sic має більшу міцність на вигин (σвг = 360 395 мпа) в порівнянні з чистим tib2 (σвг = 240 мпа). таблиця 1 фізико-механічні властивості керамічних матеріалів tib2-sic властивості розроблених матеріалів матеріал твердість, hra міцність на вигин σвг, мпа tib2–10%sic 92 360 tib2–20%sic 90 395 tib2–30%sic 88 380 tib2 86 240 з метою встановлення впливу фазово-структурного складу та фізико-механічних властивостей на триботехнічну поведінку tib2–sic, розроблені керамічні матеріали були випробовувані в умовах тертя ковзання без мастила в парі зі сталю 65г при швидкостях υ = 0,5 15 м/с при навантаженні р = 2 мпа. результати інтенсивності зносу керамічних матеріалів та сталевих контртіл при швидкості ковзання 0,5 і 15 м/с представлені на рис. 2 3. а б рис. 2 – інтенсивність зношування пари тертя (tib2–sic)–сталь: а – при швидкості ковзання υ = 0,5 м/с; б – при швидкості ковзання υ = 15 м/с; 1 – tib2–10%sic; 2 – tib2–20%sic; 3 – tib2–30%sic при швидкості 0,5 м/с в парах тертя (tib2–sic) – сталь зношування відбувається переважно внаслідок механічних впливів під час тертя. про значне пошкодження стального контртіла свідчать значна механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 100 інтенсивність зношування сталі іст = 18 24 мкм/км (рис. 2, а) та високі коефіцієнти тертя f = 0,6 0,67. велика різниця в твердості контактуючих тіл сприяє різальним властивостям кераміки по відношенню до більш м’якого стального контртіла: мікровиступи поверхні керамічного матеріалу врізаються в поверхню сталі і шляхом мікродряпання видаляють метал з поверхні стального контртіла. взаємодія мікронерівностей поверхонь тіл в даному випадку ускладнюється наявністю в зоні тертя вільних абразивних зерен, що, імовірно, утворюються внаслідок викришування мікрочастинок кераміки. рельєф поверхні керамічних матеріалів (повздовжні подряпини) після триботехнічних випробувань також вказує на те, що в процесі тертя мало місце ушкодження кераміки внаслідок дії вільних або закріплених (впроваджених в поверхню стального контртіла) твердих абразивних зерен (рис. 4). аналізуючи дані, наведені на рис. 2, а, слід відмітити збільшення інтенсивності зношування пари тертя при збільшенні вмісту карбіду кремнію в керамічному матеріалі tib2–sic. як було зазначено вище, при збільшенні вмісту sic збільшується розмір включень карбіду кремнію в структурі матеріалу, що обумовлює зменшення міцності на згин та зростання крихкості. тобто, зі збільшенням вмісту карбіду кремнію в матеріалі, відбувається більш інтенсивне руйнування керамічного матеріалу, що призводить до появи в зоні тертя абразивних частинок, які ушкоджують поверхні контактуючих тіл. інтенсивне зношування сталі, високі коефіцієнти тертя та значне пошкодження поверхонь пари тертя свідчать про абразивне зношування пар тертя (tib2–sic) – сталь при високих навантаженнях та малих швидкостях. за теорією б. і. костецького абразивний знос відноситься до недопустимих видів руйнування, оскільки характеризується різким погіршенням якості контактуючих поверхонь [8]. на рис. 3 показано вплив швидкості (в діапазоні υ = 0,5 15 м/с) на триботехнічні характеристики кераміки при фіксованому навантаженні (р = 2мпа). для всіх зразків керамічних матеріалів характерне зниження коефіцієнтів тертя та інтенсивності зношування при збільшенні швидкості ковзання, що пов’язано зі зміною механізму зношування. рис. 3 – залежність інтенсивності зношування (а) та коефіцієнту тертя (б) від швидкості: 1 – tib2–10%sic; 2 – tib2–20%sic; 3 – tib2–30%sic при швидкості 5 м/с інтенсивність зношування кераміки tib2–sic становить і = 2,3 3,3 мкм/км, коефіцієнти тертя також досить високі (f = 0,5 0,6). дослідження поверхні тертя кераміки tib2–20%(мас.)sic виявили характерні сліди абразивного зношування в вигляді ритвин та подряпин (рис. 4, а), що свідчить про те, що в даному випадку ведучим видом зношування є абразивний. разом з тим, на поверхні тертя були виявлені одиничні ділянки, де в процесі тертя відбулося формування плівки окисненого заліза. при підвищенні швидкості випробувань до υ = 7,5 10 м/с інтенсивність зношування зменшується і становить 2 3 мкм/км, коефіцієнти тертя знижуються до f = 0,33 0,37. на поверхні тертя кераміки tib2–20%sic після випробувань при швидкості υ =10 м/с спостерігається плівка окисленого заліза площею близько 50 % поверхні зразка (рис. 4, б). отже, зниження інтенсивності зношування матеріалів системи tib2–20%(мас.)sic обумовлено перенесенням матеріалу контртіла (сталі) на поверхню кераміки tib2–sic з одночасним формуванням на контактних поверхнях оксидів заліза, які виконують роль мастила. механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 101 а б в рис. 4 – мрса поверхні тертя tib2–20%sic після триботехнічних випробувань: а – υ = 0,5 м/с; б – υ = 7,5 м/с; в – υ = 15 м/с при швидкості ковзання 15 м/с інтенсивність зношування розробленої кераміки tib2–sic зменшується до і = 1,6 2,5 мкм/км та встановлюються коефіцієнти тертя f = 0,3 мкм/км. інтенсив ність зношування стального контртіла при швидкості 15 м/с також зменшується в порівнянні з інтенсивністю зношування при проведенні триботехнічних випробувань при швидкості 15 м/с (рис. 2, б). дослідження поверхні тертя кераміки tib2–20%(мас.)sic після випробувань в умовах тертя ковзання при швидкості 15 м/с та навантаженні 2мпа виявили наявність плівки окисленого заліза по всій поверхні кераміки (рис. 4, в). приймаючи до уваги результати триботехнічних випробувань та досліджень поверхонь тертя, механізм зношування керамічних матеріалів tib2–sic при високих швидкостях можна пояснити наступним чином. зі збільшенням швидкості випробувань в контактній зоні підвищується температура, що призводить до інтенсифікації фізико-механічних процесів на поверхнях тертя та до суттєвої зміни властивостей поверхневих шарів контактуючих тіл. підвищення температури в зоні контакту призводить до інтенсивного пластичного деформування та окиснення стального контртіла. починаючи зі швидкості 5 м/с і вище відбувається процес перенесення матеріалу стального контртіла на більш тверду поверхню кераміки. пластичний шар сталі на поверхні tib2–sic заліковує недосконалості поверхневого рельєфу та запобігає викришуванню частинок кераміки, що зменшує інтенсивність абразивного зношування. крім того, механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 102 при підвищенні температури в зоні контакту відбувається окиснення сталі з утворенням на контактуючих поверхнях оксидної плівки заліза, яка за результатами рфа складається з оксидів fe2o3 та fe3o4, що сприяють режиму самозмащування і знижують внаслідок цього коефіцієнт тертя [9]. зменшення зносу при цьому відбувається за рахунок того, що окисна плівка заліза блокує руйнування в тонкому поверхневому шарі як кераміки, так і стального контртіла, перешкоджаючи поширенню пошкоджень на більшу глибину. отже, при швидкості ковзання υ = 15 м/с в парах тертя (tib2–sic) – сталь реалізується механізм механохімічного зношування за рахунок пластичного деформування та окиснення стального контртіла. висновки в результаті виконаної роботи можна зробити наступні висновки: 1. в умовах тертя ковзання без мастила при малій швидкості (υ = 0,5 м/с) та високому навантаженні (р = 2 мпа) пари тертя (tib2–sic)–сталь ушкоджуються внаслідок реалізації абразивного механізму зношування, при цьому відбувається інтенсивне зношування стального контртіла (і = 18 24 мкм/км). велика різниця в твердості контактуючих тіл сприяє різальним властивостям tib2–sic та абразивних зерен, що утворюються в зоні тертя внаслідок крихкого руйнування кераміки, по відношенню до сталі, що спричиняє катастрофічний знос стального контртіла. 2. при збільшенні швидкості випробувань до υ = 5 15 м/с відбувається поступова зміна абразивного механізму зношування пари тертя (tib2–sic) – сталь на механо-хімічний за рахунок перенесення пластичного матеріалу сталевого контртіла на більш тверду поверхню кераміки та формування на поверхнях тертя окисної плівки fe2o3 та fe3o4, що сприяє режиму самозмащування. отже, керамічні матеріали системи tib2-sic можна рекомендувати до застосовування в парі зі сталлю в умовах тертя ковзання без мастила при високих швидкостях (v = 15 м/с). література 1. гармата в. а. титан: свойства, сырьевая база, физико-химические основы и способы получения / в. а. гармата, а.н. петрунько, н.в. галицинский. – м.: металлургия, 1983. – 558 с. 2. самсонов г. в. бор, его соединения и сплавы / г.в. самсонов, л. я. марковский, а.ф. жигач, м.г. валяшко. – к.: изд-во ан усср, 1960. – 590 с. 3. самсонов г.в. физико-химические свойства окислов / г. в. самсонов. – м.: металлургия, 1978. – 472 с. 4. система tib2–sic – основа сверхтвердых износостойких материалов / с. с. ордонян, а. и. дмитриев, е. к. степаненко [и др.] // порошковая металлургия. – 1987. – №5. – с. 32-34. 5. григорьев о. н. структура и свойства керамики sic-meb2 / о. н. григорьев, в. в. ковальчук, в. и. субботин // электронная микроскопия и прочность материалов. – 1998. – № 9. – с. 112-119. 6. ковальчук в. в. физико-механические и трибологические свойства sic-meb2 материалов / в. в. ковальчук, а. и. юга, о.н. григорьев // порошковая металлургия. – 1992. – №2. – с. 95-99. 7. мамыкин е.т. комплекс машин и методика определения антифрикционных свойств при трении скольжения /е. т. мамыкин, а. и. юга // порошковая металлургия. – 1973. – №1. – с. 67-72. 8. костецкий б.и. износостойкость и антифрикционность деталей машин / б.и. костецкий, и.г. носовский – к.: кн. фабрика «октябрь», 1965. – 206 с. 9. крагельский и.в. трение и износ в машинах/ и.в. крагельский. – м.: машгиз, 1962. – 384 с. поступила в редакцію 18.09.2013 механізми зношування керамічних матеріалів системи tib2-sic проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 103 storozhenko м. s. wear mechanisms of tib2-sic ceramic materials. this work is devoted to the investigation of tib2-sic ceramic materials wear behavior against steel counter body under dry sliding conditions. the tib2-based ceramic materials with addition of 10%, 20%, 30% (wt.) silicon carbide were produced. the structure of tib2-sic materials consists of titanium diboride matrix and silicon carbide particles. it was determined that addition of 10-30 wt.% silicon carbide into titanium diboride results in the improvement of hardness and bending strength as compared with initial titanium diboride material. however, increase of sic content up to 30wt.% leads to the growth of silicon carbide inclusion that decrease bending strength of tib2-30wt.%sic material comparing with tib210wt.%sic and tib2-20wt.%sic. the influence of tib2-sic ceramic materials structure on their wear behavior under dry sliding conditions was studied using block-on-ring tester at sliding speed of 0.5-15 m/s and constant load applied to the of 2 mpa. the worn surfaces were observed using optical and scanning electron microscopy to determine the wear mechanisms of tib2-sic ceramic materials against steel counterbody. it has been determined that high difference in hardness of mating surfaces causes the realization of abrasive wear mechanism in "ceramic material steel" tribocouples at the sliding speed of 0.5 m/sec, that leads to the severe damages and high wear rate of steel counterbody (18 25 μm/km). at high sliding speeds (υ = 5 15 m/s) the intensive plastic deformation and transfer of steel counterbody material on the hard surface of tib2-sic ceramics promote the formation of fe2o3, fe3o4 oxide films on the contact surfaces. the oxide tribolayer further behaves as solid lubricant and prevents damages of mating surfaces. such wear mechanism provides high wear-resistance of "ceramic material steel" tribocouples (і = 1,6-2,5 μm/km) at high sliding speeds and load. key words: titanium diboride, silicon carbide, sliding wear be, wear mechanism, wear rate, friction coefficient. references 1. garmata v.a., petrunko a.n., galitsinskiy n.v. titan: svoistva, syrevaya baza, phisikochimicheskie svoystva i sposoby poluchenia, мoskva, metalurgia, 1983, 558 p. 2. samsonov g.v., markovskij l. ja., zhigach a.f., valjashko m.g. bor, ego soedinenija i splavy, kiev, izd-vo an ussr, 1960, 590 p. 3. samsonov g.v. fiziko-himicheskie svojstva okislov, moskva metallurgija, 1978, 472 p. 4. ordonjan s. s., dmitriev a. i., stepanenko e. k. sistema tib2–sic – osnova sverhtverdyh iznosostojkih materialov, poroshkovaja metallurgija, 1987, №5, pp. 32-34. 5. grigor'ev o. n., koval'chuk v. v., subbotin v. i. struktura i svojstva keramiki sic-meb2. jelektronnaja mikroskopija i prochnost' materialov, 1998, №9, pp. 112-119. 6. koval'chuk v. v., juga a. i., grigor'ev o.n. fiziko-mehanicheskie i tribologicheskie svojstva sicmeb2 materialov, poroshkovaja metallurgija, 1992, №2, pp. 95-99. 7. mamykin e.t., juga a. i. kompleks mashin i metodika opredelenija antifrikcionnyh svojstv pri trenii skol'zhenija, poroshkovaja metallurgija, 1973, №1, pp. 67-72. 8. kosteckij b.i., nosovskij i.g. iznosostojkost' i antifrikcionnost' detalej mashin, k.iev, kn. fabrika «oktjabr'», 1965, 206 p. 9. kragel'skij i.v. trenie i iznos v mashinah, moskva, mashgiz, 1962, 384 p. 7_matnyak.doc доведення справедливості гіпотези рімана проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 43 матняк с.в. доведення справедливості гіпотези рімана удк 511.3 в статті дається доведення справедливості гіпотези рімана за допомогою скінченних показникових функціональних рядів і скінченних показникових фукціональних прогресій. ключові слова: гіпотеза рімана, гіпотеза мертенса, функція мeбіуса, скінченний показниковий функціональний ряд, скінченна показникова функціональна прогресія. вступ гіпотеза рімана про розподіл нулів дзета-функції рімана була сформульована бернхардом ріманом в 1859 році. в той же час, оскільки не існує простої закономірності, яка описує розподіл простих чисел серед натуральних, ріман знайшов, що кількість простих чисел, які не перевищують x , позначаються )(xπ , виражаються через розподіл нетривіальних нулів дзета-функції. велика кількість тверджень про розподіл простих чисел, в тому числі про обчислювальні складності деяких цілочислових алгоритмів, доведені в припущенні правильності гіпотези рімана. в 1896 році адамар і валлє-пуссен незалежно довели, що нулі дзета-функції не можуть лежати на прямих 0)re( =x і 1)re( =x . в 1900 році давід гільберт включив гіпотезу рімана в список 23 невирішених проблем, як частину восьмої проблеми, разом з гіпотезою гольдбаха. в 1914 році харді довів, що на критичній лінії знаходиться нескінчено багато нулів, а пізніше разом з літлвудом дав нижню оцінку долі нулів, які лежать на критичній лінії, яку потім покращували різні математики. тітчмарш і ворос в 1987 році показали, що дзета-функція може бути розкладена в добуток через свої нетривіальні нулі в розклад адамара. на 2004 рік перевірено більше 1013 перших нулів. в статті доводиться теорема про правильність гіпотези рімана для дзета-функції. постановка проблеми (гіпотеза рімана) всі нетривіальні нулі дзета-функції мають дійсну частину рівну 2 1 =σ . дзета-функція рімана )(sς визначена для всіх комплексних 1≠s і має нулі у від'ємних парних ... ,6,4,2 −−−=s . із функціонального рівняння: ( ) ( ) ( )ssгss ss −ς⋅−⋅⋅π⋅π⋅=ς − 11 2 sin2 1 і явного виразу ∑ ∞ = µ = ς 1 )( )( 1 n sn n x при 1re > випливає, що всі інші нулі, які називаються "нетривіальними", знаходяться в полосі 1re0 << симетрично відносно так званої "критичної лінії" it+ 2 1 , rt ∈ . роз'язання. для підтвердження гіпотези рімана дамо означення і доведемо наступні теореми. означення 1. вираз [ ] ∑ = ++++= n k nk xuxuxuxuxu 1 ][ 1 3 1 2 11 )(...)()()()( (1) називається скінченним показниковим функціональним рядом відносно зміної показника степення k 1 , де [ ]{ }nk ,...,3,2,1= . означення 2. прогресії виду: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )xqxaxqxaxqxaxa x⋅⋅⋅ ,...,,, 2 (2) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com доведення справедливості гіпотези рімана проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 44 називаються скінченними показниковими функціональними прогресіями, якщо в них перший член ( )xa є функцією від x або дорівнює 1, а знаменик ( )xq є функцією зміної xx 1 . теорема 1. якщо множина натуральних чисел { }nkn n ,...,,...,2,1=+ є об'єднання підмножин 654321 ,,,,, mmmmmm і ці підмножини попарно неперетинаються і мають відповідно по uvtsrm ,,,,, елементів, то кількістю елементів множини 654321 mmmmmmn n ∪∪∪∪∪= + буде рівною: uvtsrmn +++++= . доведення. теорема доводиться аналогічно теоремі 7.11 [1, ст. 50]. теорема 2. ( ) ( )∑ ∞ = µ= 1k knm в ряді ( ) ( ) ∑ ∞ = µ = ς 1 1 n sn n s дорівнює ( ) nnm 5,2< . доведення. нехай число ( )nnn = є кількість елементів множини натуральних чисел { }nn n ,...,3,2,1=+ . натуральний ряд +nn кладається: з простих чисел, кількість яких позначимо через )(nпп = ; з натуральних чисел, які діляться на mp з часткою 1 при 2≥m , кількість яких позначимо через ( )nkk = ; з натуральних чисел, які діляться на mp з часткою відмінною від 1 при 2≥m , кількість яких позначимо через ( )nкк кк = ;з чисел, які розкладаються на добуток парної кількості множників, позначимо кількість цих чисел через )(ntt nn = , а кількість чисел, які розкладаються на добуток непарної кількості простих чисел, позначимо через ( )ntt нн = . тоді, кількість натуральних чисел n множини натуральних чисел +nn , відповідно до теореми 1 дорівнює: кkттпn кнn +++++= 1 . (3) кількість натуральних чисел )(nk наближено запишемо у вигляді скінченого показникового функціонального ряду, позначивши його через )(1 nf , тоді: [ ]nn k k nnnnnnf ++++== ∑ = ...)( 43 2 1 1 . (4) означення 3. натуральними числами, які перекриваються, називаються числа скінченного показникового функціонального ряду (4), в якому вони зустрічаються більше одного разу. позначимо, що nn = і [ ]nn 11 = функція )()(1 nknf > , тому що у функцію крім чисел )(nk входять і числа, які перекриваються. означення 4. дві нескінченно великі функції ( )nf і ( )nϕ , які не дорівнюють одна одній ( ) ( )nnf ϕ≠ , називаються еквівалентними, якщо ( ) ( ) 1lim = ϕ∞→ n nf n при ( ) 0≠ϕ n . скінченний показниковий функціональний ряд (4) апроксимуємо сумою скінченної показникової функціональної прогресії: 2 13211 1 ...1 nnnnn nnnn +++++=         ϕ . (5) скінченний показниковий функціональний ряд (4) і сума скінченної функціональної прогресії (5) еквівалентні, тому що: ( ) 1 1... ...1 lim ...1 ... limlim 2 12 2 11 2 1 2 11 2 1 4 1 2 1 3 1 2 121 3 1 1 1 0 =         ++++         ++++ = ++++ +++ =         ϕ = −−− −−− ∞→∞→∞→ nn n n nn n n n n nnnn nnnn nnn nnn n nf k . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com доведення справедливості гіпотези рімана проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 45 оскільки, n k nn >2 1 , де 2 n k < і 0 2 <− n k знайдемо суму скінченної показникової функціональної прогресії (5) з nnq 1 = . тоді ( ) ( )         − −⋅ = 1 1 11 nn na ns , при 1=a маємо ( ) ( )         − − = 1 1 11 nn n ns . при ∞→n ( ) ∞→ns1 . порівняємо функцію ( )ns1 з функцією ( ) nnf = . знайдемо ( ) ( )ns nf n 1 lim ∞→ . для цього обчислимо         − 1 1 nn при ∞→n . проведемо заміну 2tn = , звідки nt = і тоді будемо мати: 4 111 2 44 111 nt ttt ttt =<         +⋅         −=         − оскільки, 1lim = ∞→ n n n . застосовуючи до функцій ( )nf і ( )ns1 результати одержані в [2, ст. 67] і беручи до уваги те, що функції ( )nf і ( )ns1 визначенні на інтервалі [ ]n,1 будемо мати: ( ) ( ) 2 2 lim 1 1 lim 1 1 lim 11 1 1 == − < − − == ∞→∞→∞→ n n n n n n n ns nf k n n n n n , отже, 21 <k . твердження 1. кількість натуральних чисел, які перекриваються, менша від n 4 5 . доведення. для доведення цього твердження позначимо через −nk числа, які зустрічаються більше, ніж один раз в скінченному показниковому функціональному ряді (4) при ∞→n і використаємо наступний скінченний показниковий функціональний ряд, який позначимо через         12 1 2 knf і одержимо: ( ) [ ] n n kk k nnnnnf 1 6 1 4 1 2 1 2 ... 1 +++== ∑ = , (6) де [ ]       = 2 ,...,3,21 n k . скінченний показниковий функціональний ряд (6) замінимо еквівалентною сумою скінченної показникової функціональної прогресії: ...1 4 1 5 1212 2 nnnnn nnn +++++=        ϕ . (7) суму прогресії         ϕ nn 2 2 розглядаємо, як суму функціональної прогресії з nnq 1 = . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com доведення справедливості гіпотези рімана проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 46 тоді знаходимо ( ) 1 14 2 − − = n n n ns . порівняємо n з функцією ( )ns 2 . для того, щоб обчислити         − 1 1 nn , покладемо nt =2 , або nt = і одержимо:         +⋅        −=        −=         − 1111 1121 tttn tttn . оскільки 1lim = ∞→ t t t , то 4 1 4 1 n n n <         − . і далі будемо мати: 4 4 lim 1 1 lim 1 1 lim 4 44 42 =< − = − − = ∞→∞→∞→ n n n n n n n k n n n n n . звідки одержуємо, що 42 <k , або 04 2 2 <        ⋅− nnfn . отже,         ϕ< nn n 2 24 . беручи до уваги значення суми скінченної показникової функціональної прогресії         ϕ nn 1 2 , запишемо, що ( ) nnnnkn n 4 5 44 =+<< . твердження 1 доведено. тоді можна записати, що: ( ) ( ) 02 1 <− nfnn . (8) використовуючи нерівність ( ) ( )nknf >1 , запишемо, що: ( ) ( ) ( )nknknf n+≈1 . (9) підставляємо значення функції ( )nf1 (9) в (8), одержимо: ( ) ( ) ( )( ) 02 <+⋅− nknknn n . використовуючи твердження 1, одержимо: ( ) ( ) 0 4 5 2 <      +⋅− nnknn . звідки знаходимо, що: ( ) ( ) nnknn 2 5 2 <⋅− . підставляючи замість n його значення з (3), одержимо: nkкттп кnн 5,21 <−++++ . (10) для повного доведення теореми розглянемо наступний скінченний показниковий ункціональний ряд: ( ) [ ] n n k k nnnnnf 1 6 1 5 1 5 1 3 ... +++== ∑ = , (11) де [ ]{ }nk ,...,7,6,5= . скінченний функціональний ряд (11) замінимо еквівалентною сумою функціональної прогресії: 6 1211 3 ...1 nnnn nnn ++++=        ϕ . (12) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com доведення справедливості гіпотези рімана проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 47 суму функціональної прогресії (12) запишемо у вигляді ( ) 1 1 1 6 1 3 − − = nn n ns і порівняємо n із ( )ns3 : ( ) ∞=⋅<         −⋅ ⋅ < − − == ∞→∞→∞→ 6 1 4 1 6 1 4 1 2 1 1 6 1 3 3 lim4 1 4 lim 1 1 lim n n nn n n n n ns n k nn n n . тоді 43543 1 3 2 nnnnnnnnk n ++<++++         ϕ< , отже 435,45,21 nnnknкттп кнn ++<+<++++ . тоді можна записати, що відповідно до властивостей функції мебіуса [4, ст. 1]: ( ) nтпt нn 5,21 <+−+ . тому ( ) nnm 5,2< . (13) теорема доведена. із виразу 6 [5,ст.117] ( )                 ω= 2 1 xnm маємо, що ( ) 2 1 nnm > . отже, можна записати, що: ( ) 1lim > ∞→ n nm n . в теоремі 2 доводиться, що верхня і нижня межа значень функції 1 2 ( ) lim n m n n →∞ дорівнює: ( ) 5,2suplim < ∞→ n nm n і ( ) 1inflim > ∞→ n nm n відповідно. твердження 2. ε+ < 2 1 5,2 nn при ∞→n . доведення. відповідно до теореми 54 [5, cт. 114] маємо ( )        = ε+ 2 1 nonm . порівнюючи значення ( ) ( )nonm 5,2= з ( )        = ε+ 2 1 nonm , запишемо, що 02 1 5,2 ε+ = nn при ∞→n . звідки знаходимо, що nln 5,2ln 0 =ε при ∞→n 00 →ε . тому можна вважати, що 0ε>ε , де ε −будь–яке мале число. і звідси маємо, що 02 1 5,2 ε+ < nn при ∞→n . твердження 2 доведено. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com доведення справедливості гіпотези рімана проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 48 теорема 3. ряд ( ) ( ) ∑ ∞ = µ = ς 1 1 n sn n s збіжний при 2 1 2 1 >ε+=σ і ( ) nnm 5,2< , де ε довільно мале число. наслідок теореми 3 (гіпотеза рімана). всі нетривіальні нулі дзетафункції мають дійсну частину рівну 2 1 =σ . доведення. необхідною і достатньою умовою справедливості гіпотези рімана є збіжність ряду ( ) ( ) ∑ ∞ = µ = ς 1 1 n sn n s при 2 1 >σ [5, ст. 114]. знаходимо збіжність ряду, коли ( ) ( )nonm 5,2= 2 1 =σ . ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ∑ ∑ ∑ ∞ = ∞ = ∞ = =         + −⋅= −− ==       ξ 1 1 1 2 1 2 1 2 1 2 1 1 111 2 1 1 n n n nn nm n nmnm n nm ( ) ( ) ( ) ( ) ∞→==≤           +⋅ −+ = ∑∑ ∑∑ ∞ = ∞ = ∞ = ∞ = 11 11 2 1 2 1 2 1 2 1 1 2 5,2 2 5,2 2 1 1 nn nn nnn n nn nm nn nn nm ‒ ряд розбіжний. а при 2 1 2 1 >ε+=σ маємо: ( ) − ε ⋅= ε =≤≤=       ε+ς ∫∑∑ ∞ ε+ ∞ = ε+ ∞ = ε+ 1 25,1 2 5,21 2 5,21 2 5,2 2 1 1 1 1 1 1 1 2 1 dnnn n nm nn ряд збіжний, де ε ‒ будь-яке мале число. отже, ряд ( )∑ ∞ = −⋅µ 1n snn збігається рівномірно при 2 1 2 1 >ε+=σ , а оскільки він представляє функцію ( )sς 1 при 1>σ , то за теоремою аналітичного продовження , він представляє її також і при 1 2 1 ≤σ< . тому гіпотеза рімана справедлива. теорема доведена. література 1. ляпин е.с., евсеев а.е. алгебра и теория чисел, ч.1. числа. учеб. пособие для студентов физ. – мат.фак‒ тов пед. ин-тов. – м.: " просвещение", 1974. ‒ 383 с. 2. фихтенгольц γ.μ.. курс дифференциального и интегрального исчисления. т. 1. – м.:"наука", 1969.– 607 с. 3. куликов л.я. алгебра и теория чисел. учеб. пособие для педагогических институтов. – м.: высш. школа, 1979. – 559 с. 4. a.m. odlyzko and herman te riele. disproof of the mertens conjeture. jornal fur die reine und angewandte mathematik. 357. (1985) pp. 138-160. 5. титчмарш е.к. дзета‒ функция римана. – м.: ил, 1947. – 154с. поступила в редакцію 26.03.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com доведення справедливості гіпотези рімана проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 49 matnyak s.v. proof of the correctness of the piemann's hypothesis. the paper provides proof of the rimann's conjecture. the results of the works of a. m. odlyzko and h. te riile "disproof of the conjecture", which gives a disproof of the hypothesis mertens, using to prove the riemann's hypothesis. this paper introduces new finite series of exponential function, which is determined by the number of even. the number of multiple natural numbers compared with the amount of the functional progression and faund is their numerical value. the paper introduces new concepts in analytic number thery as "natural numbers thah overlap". also, a theorem proved, which gives a more accurate result for "notrivial zeros" than the riemann's hypothesis. key words: riemann's hypothesis, hypothesis of mertens, function of möbius, finite exponential functional series, finite exponential functional progression. references 1. ljapin e.s., evseev a.e. algebra i teorija chisel, ch.1. chisla. ucheb. posobie dlja studentov fiz. mat. fak‒tov ped. in-tov. m. prosveshhenie, 1974. 383 p. 2. fihtengol'c γ.μ.. kurs differencial'nogo i integral'nogo ischislenija. t. 1. m."nauka", 1969. 607 p. 3. kulikov l. ja. algebra i teorija chisel. ucheb. posobie dlja pedagogicheskih institutov. m.: vyssh. shkola, 1979. 559 p. 4. odlyzko a.m., herman te riele. disproof of the mertens conjeture. jornal fur die reine und angewandte mathematik. 357. (1985) pp. 138-160. 5.e.k. titchmarsh. dzeta ‒funkcija rimana. m. 1947. 154p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 2_chernec.doc узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 11 чернець м.в., *,** жидик в.б.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель підшипники ковзання знаходять достатньо широке застосування у сучасному машинобудуванні. в літературі відомо розв’язки трибоконтактних задач для такої триботехнічної системи [1 7]. вони, однак, здебільшого носять спрощений характер і внаслідок цього мають обмежене застосування в інженерній практиці як розрахункові методи трибосистем ковзання. зокрема не враховувався вплив малої технологічної некруглості вала і втулки на довговічність підшипника. на основі відомої моделі дослідження кінетики зношування при терті ковзання [1] частково вирішено задачу врахування некруглості втулки на довговічність і зношування підшипників ковзання [8, 10, 11, 16 та ін.] з валом колового перерізу. в подальшому розроблено трибокінетичну кумуляційну модель зношування, яка дозволяє враховувати збурення форми контурів обох деталей підшипника [12]. зокрема за цією моделлю отримано [12 14] розв’язки трибоконтактних задач для випадку однообластевого контакту вала з втулкою при різнотипному ограненні їх контурів. нижче розглянуто модифікацію цієї моделі для випадку реалізації змішаного (одно-дво-однообластевого) контакту. 1. постановка трибоконтактної задачі розрахункову схему підшипника ковзання, де виступає одно-дво-однообластевий контакт співдотичних тіл, подано на рис. 1 (симетричний двообластевий співдотик). рис. 1 – розрахункова схема підшипника ковзання із збуренням контурів співдотичних тіл вал 2 і втулка 1 мають малу початкову некруглість (овальність, тригранність, чотиригранність) k krδ << , де k – нумерація тіл. зокрема на рис. 1 подано елементи з овальністю контурів. відповідно 111 rr ′−=δ , 222 rr −′=δ , а 1 1r a= – велика піввісь отвору у втулці, 1 1r b′ = – його мала піввісь, 2 2r a′ = – велика піввісь контуру перерізу вала, 2 2r b= – його мала піввісь. у підшипнику наявний радіальний зазор 1 2 0r rε = − > . силова взаємодія у підшипнику відбувається під впливом радіальної зосередженої сили n , прикладеної до диска 2. пружні властивості тіл є різними. при повороті вала 2 реалізується одно – двооднообластевий контакт (симетричний або несиметричний ). у випадку симетричного двообластевого співдотику (рис. 1) в областях контакту 1 2 22w w r= = γ виникатимуть контактні тиски. максимальних значень ( ),p λ δ вони досягатимуть по лінії дії сил 1 2n n n / cos= = λ( )λcos2 як складових навантаження n . кут початкового співдотику 2λ є невідомим і для його визначення розроблено відповідні методи [15]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 12 при несимметричному двообластевому співдотику сили 1 2n n≠ , кути 1 2λ ≠ λ , кути контакту 1 22 2γ ≠ γ , тиски ( ) ( )1 2, ,p pλ δ ≠ λ δ і їх величини пов’язані із кутом повороту 2α вала. однообластевий симетричний контакт тіл буде у випадку їх розташування як показано на рис. 2. рис. 2 – симетричний однообластевий співдотик для однообластевого симетричного контакту 2 0α = параметри, що його описують це: кут контакту 02 δα , максимальний контактний тиск ( )0,p δ , область контакту 0 22w rδ= α , навантаження n . при цьому в міру зростання 2α виникатиме спочатку несиметричний однообластевий контакт, а в певний момент – несиметричний двообластевий контакт. вал обертається з кутовою швидкістю const2 =ω , а під впливом навантаження в області контакту виникає сила тертя, що зумовлює зношування вала і втулки. зносостійкість матеріалів вала і втулки є неоднаковою. завдання дослідження полягають у визначенні: кута однообластевого контакту ( )0 0 22 2δ δα = α α ; максимальних контактних тисків ( )2 ,p α δ при симетричному і несиметричному однообластевому контакті; кута початкового співдотику 2λ при симетричному двообластевому контакті; сил 1 2n n= при симетричному двообластевому контакті; сил ( ) ( )1 2 2 2,n nα α при двообластевому несиметричному контакті; кутів двообластевого несиметричного контакту ( )22 k ;γ α максимальних контактних тисків ( ) ( )1 2 2 2, , ,p pα δ α δ у зонах двообластевого несиметричного контакту; кутів однообластевого трибоконтакту ( )0 0 22 2h hδ δα = α α ; трибоконтактних тисків ( )2 , ,p hα δ при однообластевому контакті; кутів двообластевого трибоконтакту ( )22 2k h k hδ δγ = γ α ; трибоконтактних тисків ( ) ( )1 2 2 2, , , , ,p h p hα δ α δ при двообластевому несиметричному контакті; лінійних зношувань кожного з елементів трибосистеми (вала по контуру, втулки в зонах співдотику) в кожній взаємодії на заданому кутовому переміщенні 2∆α вала та після заданого числа 2n його обертів; довговічності т трибосистеми після 2n обертів вала. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 13 2. трибокінетична лінійна модель зношування базова лінійна модель трибоконтактної взаємодії, на базі якої формується узагальнена кумуляційна модель зношування, є такою [1]: система диференціальних рівнянь зношування: ( ) ( ) ( )1 11 21 2 2 1 1 , , dh dh v dt v dt − −= φ τ φ τ = φ τ , (1) v – швидкість ковзання; 1 2,h h – лінійні зношування елементів трибосистеми; t – час зношування; ( )φ τ – базовий параметр моделі – характеристична функція зносостійкості матеріалів трибопари для прийнятих умов зношування; l vt= – шлях тертя; питома сила тертя τ : fp,τ = , (2) де f – коефіцієнт тертя ковзання; експериментальна величина характеристичної функції ( )i iφ τ зносостійкості матеріалів: ( )i i i il / hφ τ = , (3) де ih – лінійне зношування зразків встановлюється експериментально при величині питомої сили тертя іτ ; апроксимаційне співвідношення функції зносостійкості матеріалів: ( ) ( ) 0 0 k k m k k k m k b τ φ τ = τ − τ , k = 1; 2, (4) де 0, ,k k kb m τ – характеристики зносостійкості матеріалів у трибопарі за заданих умов. рівняння для визначення контактного тиску для випадків симетричного однообластевого і двообластевого контакту має вигляд: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) max max max min min min 1 3 4 1 2 1 2 min max2 ctg , , cos , cos 2 1 , / , , 2 2 k p d k p d k p d d d p dp d r α α α α α α α − θ ′ α δ θ − α δ α − α α δ α α = δ δε   ′= − − α − α = α α ≤ α ≤ α ε ε  ∫ ∫ ∫ % % % % % % %% %% % % % % % % % % % (5) однообластевий контакт: δδδ α≤α≤α−α≤θ≤θ≤α≤θ=θα=α 000 ~,0,~0, ~ ,~ ; двообластевий контакт: α = λ + α% , θ = λ + θ% , 0 ≤ α ≤ θ%% , 0 ≤ θ ≤ γ% , 1 2γ ≤ α ≤ γ% , ( ) ( )( )1 11 2 0 00 5, , δ δγ = λ ± β − α ; 1 2 1 1 1 2 2 1 11 8 k g r g r  + κ + κ = +  π   , 13 1 1 1 8 k g r + κ = π , 14 1 1 2 2 1 1 2 k g r g r  κ = +  π   , 3 4κ = − µ ; 2r r= , де µ,g – модуль зсуву і коефіцієнт пуасона матеріалів; ( ) ( )1 2d , dα α – характеристики некруглості контурів отвору і вала. для наближеного розв'язку рівняння (5) контактної задачі використовується метод колокації [1]. найбільш простим є використання точки колокації δα=α 05,0 ~ (однообластевий контакт) и γ=α 5,0~ (двообластевий контакт). в цьому випадку функція контактного тиску для обох видів контакту прийнята у вигляді: ( ) 2 20, tg tg 2 2 p e δδ δ α α α δ ≈ ε − , (6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 14 ( ) 2 2, tg tg 2 2 p eδ δ γ α − λ λ δ ≈ ε − % , (7) де ree / 4 ~ cos 24 α =δ , δδ σε=ε ; ( ) ( )1 21 1 2 21 2 2 d d ,δ δ δ σ = − α − α ε ε , 1 20, 0, 90 ,180 , 270 , 360α = α = o o o o – симетричний контакт; ( ) ( )1 21 1 2 21 2 2 d dδ δ δ σ = − α − α ε ε , 1 0α = , 20 360< α < o – несиметричний контакт; zeee /4 214 = , ( )( ) ( )( ) 122211 1111 eez µ+κ++µ+κ+= ; ( )µ+= 1/2ge – модуль юнга матеріалу. найбільший максимальний контактний тиск ( )δα ,2p при однообластевому контакті буде при 02 =α , а при двообластевому симетричному контакті він буде в двох точках р1 і р2 (рис. 1), розташованих під кутом λ2 . відповідно: ( ) ( )0 22 , tg 2 p e δδ δ α α α δ ≈ ε – однообластевий контакт, (8) ( ) ( )22 , tg 2 kp eδ δ γ α α δ ≈ ε – двообластевий контакт. (9) невідомий півкут контакту ( )0 2δα α або ( )2kγ α обчислюється з врахуванням виду функції ( )δα ,2p з умови рівноваги сил, прикладених до вала: 4 )( sin4 2022 αα επ= δδδern – однообластевий контакт, (10) 4 )( sin4 2221 λγ επ== δδernn – двообластевий симетричний контакт, (11) де 1 2 / 2cosn n n= = λ ; ( )22 1 2 24 sin 4 kn n r eδ δ γ α ≠ = π ε – двообластевий несиметричний контакт, (12) де 2 2 1 sin(90 ) sin(180 2 ) n α + λ − α = − λ o o , 2 2 2 sin( 90 ) sin(180 2 ) n α − + λ + α = − λ o o . (13) трибоконтактні тиски визначаються так [10]: ( ) ( ) ( )2 2 2p , ,h p , p ,hα δ = α δ + α , (14) де ( )2 ,p hα – зміна тиску внаслідок зношування. згідно [10] вона описується функцією: ( ) ( )0 22 , tg 2 h h hp h e δα αα = ε , (15) ( ) ( )22 , tg 2 k h h hp h e δγ αα = ε , (16) де ( ) ( )0 2 22 2 4 4cos / , cos /4 4 h k h h he e r e e r δ δα α γ α= = . півкут трибоконтакту ( )0 2hδα α чи ( )2k hδγ α визначається з умов типу (10, 12), а саме: ( ) ( )0 2224 sin 4 h h hn r e e δ δ δ α α = π ε + ε , (17) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 15 ( ) ( ) ( )221 2 24 sin 4 k h h hn n r e e δ δ δ γ α = π ε + ε , (18) де ( )( k )h k t kh k h ;′ε = ± ± ; тут “+”, коли у результаті зношування елементу тиск зростає, а “-“ – коли спадає; 1 2 1h h / h′ = , 2 1 2h h / h′ = – відносні зношування; tk – коефіцієнт взаємного перекриття; ( ) ( ) ( )( ) ( )( ) ( ) 21 12 1 10 20 21 1 2 2 20 10 0 0 mm tmm b h k , b τ τ − τφ τ ′ = = φ τ τ τ − τ ; ( ) ( ) ( )( ) ( )( ) ( ) 12 21 2 20 10 12 2 1 1 10 20 0 0 mm tmm b h k ; b τ τ − τφ τ ′ = = φ τ τ τ − τ , де ( ) ( ) ( )δαδα=τ ,;,0 22 pfp – згідно (8), (9). після інтегрування системи трибокінетичних рівнянь (1) з врахуванням залежностей (2), (4), (8), (9), (14), (15) отримано рівняння довговічності підшипника для випадку вала колового перерізу: ( ) ( ) ( ) ( )( ){ }110 00 01 k kk m mmk ko k k k k hk h k k t b t h s vs m k −−τ  = − τ − τ − τ − τ + σ    σ − , (19) де ( )2h hs fp ,h / ;= α ε ; ( )( ) ( )( ) ( ) ( )1 2 1 21 1 2 2 0, ; 1,t t t tk h k h k k /δ′ ′σ = − + σ = − = = α π (вал колового перерізу). звідси 1 1 1 k k m k km k k h k k l h t h h s l − ∗−  − = −  σ    , (20) де ( ) ( )0 01 0k km k k k h k k t k kl b vs m k ,h= τ − σ = τ − τ, ( )0 01 0 k k k k h k k t k kl b vs m k , h= τ − σ = τ − τ . 3. трибокінетична кумуляційна модель зношування оскільки некруглість вала призводить до того, що параметри початкового контакту – максимальні контактні тиски ( )0 2 ,p α δ і півкут контакту ( )0 0 2δ δα = α α , трибоконтакту – ( )0 2 , ,p hα δ і 0 hδα , а також лінійні зношування вала і втулки будуть функціями його кута повороту 2α , то лінійна модель зношування безпосередньо не може бути застосована для дослідження кінетики зношування. з цією метою розроблено [12] кумуляційну модель зношування, яка базується на інтервально-дискретній взаємодії елементів підшипників ковзання на певній вибраній області трибоконтакту 2∆α . відповідно поінтервальні величини зношування 21 h α та 22h α співдотичних деталей підшипника розраховуються за формулою виду (20): 2 2 2 1 11 k k m k km k k h k k l h t h h s l − α ∗− α α  ′′−  = − σ    , (21) де ( ) 2 0 2 0k k h α = τ α − τ – у першому оберті вала; ( ) 2 0 2 2 0k k h ,nα = τ α − τ – в наступних n2 обертах; ( ) ( )0 2 2 , ;fpτ α = α δ ( ) ( )0 2 2 2 2, , , , ;n fp n hτ α = α δ ( ) ( )1 2 1t tk k= = . час "t∗ інтервальної трибоконтактної взаємодії на переміщенні 2∆α pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 16 2 2 2360 " lt v n∗ ′ ∆α = ∆α = , (22) де 22 360l r /′ = π – шлях тертя ковзання при повороті вала на 1º; 2 2v r= ω – швидкість ковзання; 2 2 2/ 30,n nω = π – кількість обертів вала за хвилину. при визначенні 0 hδα за рівнянням (17) та k hδγ за рівнянням (18) слід параметр hε обчислювати так: 21 1 1 j h h αε = σ∑ . (23) однак у виразах (15, 16) належить приймати 21 1h h h α′ε ≡ ε = σ . кількість інтервалів взаємодії за оберт вала 2360 /j = ∆α o . трибоконтактні тиски в 1-ому оберті вала на кожному j-му інтервалі при його зношуванні обчислюються наступним чином: ( ) ( ) ( )0 2 0 2 2 0 2 2 1 1 , , , , j jp h p p h −α δ = α − ∆α δ + α − ∆α∑ , (24) де ( )0 2 2 ,p α − ∆α δ та ( )0 2 2 , jp hα − ∆α обчислюються для кожного j-го інтервалу за (8), (9) та (15, 16). в усіх наступних обертах вала трибоконтактні тиски встановлюють так: ( ) ( ) ( )0 2 2 0 2 2 0 2 2 2, , , 2 , , 2 , ,p n h p n h p n hα δ = π + α δ = π + α − ∆α δ +   + ( ) 2 0 2 2 2 1 1 2 , jn jp n h − π + α − ∆α ∑ . (25) зношування деталей підшипника протягом одного оберту обчислюється наступним чином: ( ) ( ) 01 1 1 1 1 1 j h h α = = ∑ (в точці α = 0), (26) ( ) ( ) 2 2 1 1 2 2h hα α= (в точках 2α = 0, 2 2, 2 ,∆α ∆α ..., 360 o ). (27) а, відповідно, після 2n обертів вала ( ) ( ) 2 2 2 01 1 1 1 jn n nh h α = = ∑ , (28) ( ) ( ) 2 2 2 2 22 2 1 n n nh hα α= ∑ . (29) час роботи т підшипника: 2t jt n∗′′= (сек). (30) література 1. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наукова думка, 1991. – 160 с. 2. горячева и.г., добычин н.м. контактные задачи в трибологии. – м.:машиностроение, 1988. – 256 с. 3. коваленко е.в. к расчету изнашивания сопряжения вал – втулка // ммт. – 1982. № 6. – с. 66-72. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 1. лінійна і кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 17 4. кравчук а.с., чигарев а.в. механика контактного взаимодействия тел с круговыми границами. минск: технопринт, 2000. – 198 с. 5. крагельский и.в., добычин н.м., комбалов в.с. основы расчетов на трение и износ. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 6. кузьменко а.г. методи розрахунків на зношування та надійність.–хмельницький:туп, 2002.– 151 с. 7. теплый м.и. определение контактных параметров и износа в цилиндрических опорах скольжения // трение и износ. – 1987. -№ 6. – с. 895-902. 8. чернец м.в. к вопросу об оценке долговечности цилиндрических трибосистем скольжения с границами, близкими к круговым // трение и износ. – 1996. -№ 3. – с.340-344. 9. чернець м.в., луцишин р.м. про один метод контактної міцності циліндричних спряжень з малим збуренням контурів // проблеми трибології. – 1997. -№ 2. – с.80-87. 10. чернець м., пашечко м., невчас а. методи прогнозування та підвищення зносостійкості триботехнічних систем ковзання. у 3-х тoмах. – дрогобич: коло, 2001. 11. чернець м.в. методологія оцінки характеристик контакту та прогнозування довговічності циліндричних трибосистем ковзання // проблеми трибології. – 2000. №1. – с. 14-22. 12. чернець м.в., лєбєдєва н.м. оцінка кінетики зношування трибосистем ковзання при наявності овальності контурів їх елементів за кумуляційною моделлю // проблеми трибології. – 2005. №4. – с. 114-120. 13. чернець м., андрейків о., лєбєдєва н. дослідження впливу складного огранення деталей підшипника ковзання на параметри контактної та трибоконтактної взаємодії // проблеми трибології. – 2007. – №4. – с. 50-54. 14. чернець м.в., андрейків о.є., лєбєдєва н.м., жидик в.б. модель оцінки зношування і довговічності підшипника ковзання за малої некруглості // фхмм. – 2009. – №2. – с. 121-129. 15. чернець м.в. контактна задача для циліндричного з’єднання з технологічним ограненням контурів деталей // фхмм. – 2009. – №6. – с. 93-99. 16. czerniec m. wytrzymałość stykowo – tarciowa oraz trwałość tribotechnicznych systemów ślizgowych. – lublin: wyd. politechniki lubelskiej, 2000. – 490 s. надійшла 04.09.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 4_voytov.doc моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 25 войтов в.а., козырь а.г., сысенко и.и. харьковский национальный технический университет с/х им. п.василенко, г. харьков, украина e-mail: ndch_khntusg@mail.ru моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов удк 621.891 разработана структура методики математического моделирования переходных процессов в трибосистемах, состоящая из последовательно выполняемых блоков, которая позволяет определять ресурс и механические потери на трение проектируемых трибосистем без проведения предварительных экспериментов. при этом, ресурс трибосистем определяется с учетом износа за приработку, что является существенным отличием от всех ранее существующих расчетных моделей и методик. методика позволяет определять оптимальные режимы приработки и последующей эксплуатации проектируемых трибосистем. ключевые слова: трибосистема, моделирование, скорость изнашивания, сила трения, переходный процесс, методика моделирования переходных процессов. актуальность проблемы исследования данной работы являются продолжением статьи [1] и направлены на разработку методики математического моделирования переходных процессов в трибосистемах, как инструмента для определения их ресурса и рациональных режимов приработки и эксплуатации. принципиальным отличием такой методики от существующих [2], является то, что полностью исключается эксперимент, лабораторный или стендовый. цель такого эксперимента – определить величины коэффициентов, входящих в расчетные уравнения [2]. в разработанной методике, которая является системным обобщением полученных расчетных зависимостей [1], все необходимые коэффициенты определяются расчетным путем и полностью исключают эксперимент. применение такой методики позволит на этапе проектирования трибосистем новых машин с помощью математического моделирования определить характер переходного процесса по которому рассчитать следующие параметры: величину износа за время приработки; величину скорости изнашивания на установившемся режиме; время приработки; механические потери в процессе приработки и на установившемся режиме. перечисленные параметры позволяют определить ресурс трибосистемы, с учетом износа за приработку и определить рациональные режимы обкатки и эксплуатации. анализ публикаций, посвященных данной проблеме в работе [1] выполнен анализ публикаций, посвященных разработке методов расчета на трение и износ, а также моделированию процесса изнашивания. методологически все подходы по разработке моделей и расчетных методов основаны на вероятностных [2 7] и численных методах [8, 9]. авторами работ [10 13] разработана методика математического моделирования переходных процессов в трибосистемах, в основу которой положен математический аппарат теории автоматического регулирования и теории идентификации динамических объектов. авторами указанных выше работ построены структурно-динамические схемы для моделирования скорости изнашивания и силы трения на переходных режимах. после проведения параметрической идентификации трибосистемы, которая имеет цель определение коэффициентов входящих в дифференциальные уравнения, получены зависимости для их определения. авторы работы [1] приводят теоретические и экспериментальные исследования по обоснованию методики моделирования переходных процессов в трибосистемах и критериев оценки таких процессов. критерии оценки получены в виде коэффициентов дифференциальных уравнений, которые описывают переходный процесс. показано, что предложенные коэффициенты имеют определенный физический смысл и характеризуют реакцию трибосистемы на входное возмущение (изменение нагрузки, скорости скольжения и т.д.). цель исследований разработать методику математического моделирования переходных процессов в трибосистемах для определения рациональных режимов обкатки и эксплуатации, а также прогнозирования ресурса с учетом износа за приработку. mailto:ndch_khntusg@mail.ru моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 26 методический подход в проведении исследований структура методики математического моделирования для определения параметров переходного процесса состоит из следующих блоков, которые необходимо выполнять последовательно, как указано на рис. 1. рис. 1 – структура методики математического моделирования переходных процессов сущность методики моделирования состоит в следующем. на основании задания на проектирование новой машины, опыта проектирования и опыта эксплуатации определяются входные параметры трибосистемы, блок 1, рис. 1. к таким параметрам относятся: сочетание материалов в трибосистеме – α ; геометрические размеры – кф; смазочная среда – сруа и ее расход через узел трения – q ; диапазон изменения нагрузки – n и скорости скольжения – v . перечисленные параметры, обоснованы в работе [1] и составят входное воздействие на трибосистему. входное воздействие можно выражать через обобщенный критерий tπ& , который рассчитывают по формуле: , )( 3/2. 3/1 . 3/73/23/2 текфтектекуср тектектек текt кqa vn ⋅⋅ α⋅⋅ =π& (1) где n – нагрузка на узле трения, н; v – скорость скольжения, м/с; α – параметр, учитывающий релаксационные свойства структуры сопряженных материалов и их совместимость в трибосистеме, dв/м; у сра – параметр, характеризующий смазывающие свойства среды, дж/м 3; q – расход смазочной среды через узел трения, кг/с; фk – коэффициент, учитывающий геометрические размеры узла трения (коэффициент формы), 1/м. в зависимости от изменения диапазона нагрузки и скорости скольжения определяют диапазон изменения tπ& . моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 27 второй блок методики, рис. 1, имеет целью построить зависимости: ),(i tfk π= & (2) ),(i tft π= & (3) где ik , it – коэффициенты усиления и постоянные времени. сущность построения таких зависимостей изложена в работе [1]. расчеты проводятся на основании регрессионных зависимостей или трибологических баз данных, с помощью которых определяются коэффициенты дифференциальных уравнений, т.е. постоянные времени it и коэффициенты усиления ik последовательность определения перечисленных выше коэффициентов и их физический смысл изложены в работе [1]. после построения зависимостей (2) и (3) определяются рациональные режимы приработки и последующей эксплуатации спроектированной трибосистемы, блок 3. зависимости (2) и (3) должны иметь характерные оптимумы. по оптимальному значению t optπ& из формулы (1) можно определить нагрузку и скорость скольжения для проведения приработки. режимы последующей эксплуатации определяют по зависимости (2). нагрузка и скорость скольжения должны быть такими, чтобы не превышать значение tπ& , после которого начинается ускоренный рост коэффициента ik1 . после завершения третьего блока выполняется четвертый блок. цель четвертого блока – построить кривые переходного процесса: ),(tfiv = ),(tffтр = где vi , трf – скорость изнашивания и сила трения. кривые переходного процесса строятся на основании решения дифференциальных уравнений для скорости изнашивания: [ ] ,))/exp(1(1)( 121 tv ttkkti π⋅−−−= & (4) силы трения: [ ] .))/exp(1())/exp(1(1)( 23121 tтр ttkttkktf π⋅−−+−−−⋅= & (5) где , базv базvтекv v i ii i − = ,.. тр.баз тр.базтектр усттр f ff f − = базt базtтекt t π π−π =π & && & . решения дифференциальных уравнений выполняются для значения t optπ& , которые находятся при выполнении блоков 2 и 3, и с коэффициентами ik и it , соответствующими t optπ& . пятый блок методики имеет целью определить величину износа за время проведения приработки. суммарный износ за приработку прh можно определить интегрированием функции: ,)( 0 dttih прt vпр ∫= в пределах от начала приработки t = 0, до завершения приработки прtt = . с учетом того, что вид функции неизвестен, суммарный износ можно определить как сумму малых слагаемых vii на участках разбиения it на интервале от t = 0 до прtt = , т.е.: ,)( 1 ∑ = = n i iviпр tih где n – число разбиений времени приработки на участки. при этом, конструктору удобнее определять линейный износ, например, в виде увеличения зазора в сопряжении. с учетом площади трения тра линейный износ за приработку прh можно выразить: . )( 1 тр n i ivi пр а ti h ∑ == (6) моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 28 шестой блок методики имеет цель определить величины скорости изнашивания устvi и силы трения усттр f на установившемся режиме, т.е. после завершения приработки. определение этих величин получают из решения дифференциальных уравнений (4) и (5) при прtt > . величина усттр f позволит оценить механические потри на трение в проектируемой трибосистеме или механический кпд трибосистемы, а величина устvi позволяет оценить линейный износ усh в трибосистеме за время эксплуатации эt на установившемся режиме: . тр эустv ус а ti h = (7) седьмой блок методики имеет цель определить ресурс проектируемой трибосистемы с учетом линейного износа за приработку прh . для любой трибосистемы существует предельный износ п∆ , при достижении которого эксплуатация трибосистемы прекращается. предельный износ состоит из износа за приработку и износа за время эксплуатации: .успрп hh +=∆ (8) подставив в уравнение (8) выражения (6) и (7) можно выразить время эксплуатации эt по достижении которого линейный износ в трибосистеме достигнет величины предельного износа с учетом приработки: . )( 1 устv n i ivi устv трп э i ti i а t ∑ =− ⋅∆ = (9) полученное выражение (9) справедливо для установившегося режима эксплуатации, когда const=устvi . такой режим можно обеспечить при соблюдении условий: const=n ; const=v , т.е. нагрузка и скорость скольжения в процессе эксплуатации не изменяются. если в процессе эксплуатации нагрузка и скорость скольжения изменяются, то формула (9) примет вид: , ),( )( ),( 1 vni ti vni а t устv n i ivi устv трп э ∑ =− ⋅∆ = (10) где ),( vni устv – функция скорости изнашивания, которая зависит от n и v , определяется из трибологической базы данных. величину механических потерь на установившемся режиме определяют по величине усттр f , которая рассчитывается из решения дифференциального уравнения (5) при прtt > . если полученные значения величины ресурса эt и механических потерь на трение трf не удовлетворяют заданию на проектирование, конструктор может их изменять путем изменения входных параметров трибосистемы, которые отражены в блоке 1, рис. 1. после замены входных параметров процедура моделирования повторяется, как изложено выше. на основании изложенного можно сделать вывод, что разработанная методика позволяет определить ресурс и механические потери на трение проектируемых трибосистем без проведения предварительных экспериментов. при этом ресурс трибосистем определяется с учетом износа за приработку, что является существенным отличием от всех ранее существующих расчетных методик и моделей, рассмотренных в работе [1]. моделирование переходных процессов в лабораторной трибосистеме «кольцо кольцо» для подтверждения достоверности моделирования по разработанной методике была выбрана лабораторная трибосистема со следующими параметрами: моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 29 кинематическая схема «кольцо кольцо», коэффициент формы кф = 1,52 1/м; сочетание материалов, сталь 40х + бронза браж 9-4, α =1,3∙103 db/м; смазочная среда вниинп-403 с учетом расхода через узел трения ( у сра ∙q) = 7,2∙10 13 кг2/с3∙м; скорость скольжения 0,5 м/с; нагрузка от 200 н до 1200 н. определение входных параметров, согласно блока 1, рис. 1, необходимо завершить определением диапазона изменения текtπ& , который определяется согласно формулы (1): ;83,7268 52,1)102,7( 13005,0200 3/23/113 3/73/23/2 min =⋅⋅ ⋅⋅ =πt& .79,23978 52,1)102,7( 13005,01200 3/23/113 3/73/23/2 max =⋅⋅ ⋅⋅ =πt& расчетные формулы для определения ik и it представлены в работе [1]. выполняя второй блок моделирования определим значения ik и it , и построим зависимости: ),( ti fk π= & ( ).i tt f= π& в данном случае во всех формулах изменился только один параметр – нагрузка, которая соответствовала 200, 400, 600, 800, 1000 и 1200 н. все остальные параметры: v, α, ( у сра ∙q), кф были постоянными. в результате расчета по регрессионным зависимостям были определены параметры: f0; fmax; fуст; fбаз; tпр; t*; ivmax; ivуст; ivбаз, которые позволили рассчитать величины ik и it , соответствующие значениям tтекπ& от 200 до 1200 н. результаты расчетов представлены на рис. 2 5. из представленных зависимостей следует, что рациональным режимом приработки для данной трибосистемы является нагрузка 800 н, рис. 3 и 4. при данной нагрузке k2i и k2f принимают максимальные значения, а, следовательно, скорость изнашивания и сила трения после завершения приработки примут минимальные значения. при этом t1i и t2f также принимают минимальные значения, следовательно, время приработки будет минимальным. это означает, что износ за приработку будет тоже минимальным, что повлияет на увеличение ресурса трибосистемы. из анализа рис. 2, кривая k1i, следует, что эксплуатировать трибосистему на нагрузках, превышающих 900 н нежелательно. данные выводы соответствуют результату выполнения третьего блока методики. результатом выполнения четвертого блока является построение зависимостей переходного процесса: ( ),vі f t= ).(tffтр = рис. 2 – зависимость коэффициентов кi от величины входного воздействия tπ& , которое характеризуется изменением нагрузки n рис. 3 – зависимость к2i и t1i от величины входного воздействия )π( t& , которое характеризуется изменением нагрузки n построение зависимостей производится в результате решений дифференциальных уравнений (4) и (5) при изменении времени от 0 до 3 часов. время в уравнениях определяется в секундах. моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 30 рис. 4 – зависимость к2f и t1f от величины входного воздействия на трибосистему рис. 5 – зависимость к3f и t2f от величины входного воздействия на трибосистему входным воздействием на трибосистему служит оптимальное значение t π& , которое соответствует нагрузке 800 н и равно: 2 / 3 2 / 3 7 / 3 13 1/ 3 2 / 3 800 0, 5 1300 18304,19. (7, 2 10 ) 1, 52t opt ⋅ ⋅ π = = ⋅ ⋅ & полученные кривые представлены на рис. 6. наряду с расчетными кривыми показаны экспериментальные кривые, которые получены по результатам эксперимента соответствующей трибосистемы на машине трения. ошибка моделирования составила: 35 32 100% 100% 9, 3%, 32 v рас v экс v экс i i i − − δ = ⋅ = ⋅ = 100 115 100% 100% 13%, 115 тр рас трэкс трэкс f f f − − δ = ⋅ = ⋅ = что является удовлетворительным при моделировании процессов трения и изнашивания. рис. 6 – переходные характеристики скорости изнашивания iv и силы трения fтр во времени t для оптимального входного воздействия t optπ& , которое соответствует нагрузке 800н износ за приработку, блок 5, определяется как заштрихованная площадь под кривой ( )v расi f t= , рис. 6. исходя из рис. 6, время приработки (завершения переходного процесса) соответствует 75 мин. износ за приработку найдем по формуле (6), разбив временной участок на 75 частей. скорость изнашивания ivi на каждом участке определяется из графика 6. площадь трения неподвижного бронзового образца для кф = 1,52 составляет атр = 6,02∙10-5 м2. в результате имеем: моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 31 75 14 1 -5 ( 10 60) , 6,02 10 vi i пр i h − = ⋅ ⋅ = ⋅ ∑ [м]. величина силы трения на установившемся режиме, равная трустf = 100н, рис. 6, определяет механические потери трибосистемы в процессе эксплуатации. величина скорости изнашивания на установившемся режиме, равная v устi = 35∙10 -14 м3/с, определяет величину износа за время эксплуатации. ресурс трибосистемы с учетом величины износа прh за время приработки можно рассчитать по формуле (9). например, предельный износ в трибосистеме не должен превышать величины 1 мм, т.е. прh =1∙10 -3 м. тогда ресурс трибосистемы составит: 75 3 5 1 14 14 ( 60) 1 10 6, 02 10 , 35 10 35 10 vi i э i t − − = − − ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = − ⋅ ⋅ ∑ [с]. для данного примера время эксплуатации составляет 40 часов. выводы 1. разработана структура методики математического моделирования переходных процессов в трибосистемах, состоящая из последовательно выполняемых блоков, которая позволяет определять ресурс и механические потери на трение проектируемых трибосистем без проведения предварительных экспериментов. при этом, ресурс трибосистем определяется с учетом износа за приработку, что является существенным отличием от всех ранее существующих расчетных моделей и методик. 2. методика позволяет определять оптимальные режимы приработки и последующей эксплуатации проектируемых трибосистем. литература 1. войтов в.а., козырь а.г. моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов // проблеми трибології. – 2013. № 3. – с. 114-122. 2. кузьменко а.г. влияние статистической неоднородности, размеров и кинематических условий на износ поверхностей трения // трение и износ. – 1985. – т.6, № 3. – с. 432-441. 3. тартаковский и.б. корреляционное уравнение износа // вестник машиностроения. – 1968. – № 2. – с. 17-24. 4. бендерский а.м. вероятностная модель износа детали // надежность и контроль качества. – 1970. – № 5. – с. 13-24. 5. костецкий б.и., стрельников в.п., таций в.г. марковская модель износа и прогнозирование долговечности изнашиваемых деталей // проблемы трения и изнашивания. – 1976. – № 10. – с. 10-15. 6. богданофф дж., козин ф. вероятностные модели накопления повреждений: пер. с англ. – м.: мир, 1989. – 344 с. 7. семенюк н.ф. средняя высота микровыступов шероховатой поверхности и плотность пятен контакта при контактировании шероховатой поверхности с гладкой // трение и износ. – 1986. – т.7, №1. – с. 85-91. 8. сорокатый р.в. анализ современного состояния методов расчета износа и прогнозирования ресурса // проблеми трибології. – 2007. – №1. – с. 23-36. 9. сорокатый р.в. метод трибоэлементов. – хмельницкий: хну, 2009. – 242 с. 10. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. і. методика физического моделирования // трение и износ. – 1996. – т.17, №3. – с. 298-306. 11. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. іі. методика математического моделирования стационарных процессов при граничном трении // трение и износ. – 1996. – т.17, №4. – с. 456-462. 12. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. ііі. математическое моделирование нестационарных процессов при граничном трении // трение и износ. – 1996. – т.17, №5. – с. 598-605. 13. войтов в.а. принципы конструктивной износостойкости узлов трения гидромашин / в.а. войтов, о.м. яхно, ф.х. аби-сааб. – к.: кпи, 1999. – 192 с. поступила в редакцію 21.10.2013 моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 2. методика моделирования переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 32 vojtov v.a., коzyr a.g., sysenko i.i. simulation of transient processes in the tribosystem. part 2. methods of simulation of transient processes. the structure of methods of mathematical modeling of transients in tribosystem consisting of sequentially executed blocks, which allows to determine the resource and mechanical friction losses projected tribosystems without preliminary experiments. in this resource tribosystems determined taking into account for the running-in wear, a significant difference from all previously existing settlement patterns and techniques. the method allows to determine the optimal modes of the running and subsequent operation of the project tribosystems. key words: tribosystem, modeling, wear rate, friction force, transition process, methods of simulation of transient processes. references 1. vojtov v.a., kozyr' a.g. modelirovanie perehodnyh processov v tribosistemah. chast' 1. kriterii ocenki perehodnyh processov. problemy tribologii. 2013. № 3. s. 114-122. 2. kuz'menko a.g. vlijanie statisticheskoj neodnorodnosti, razmerov i kinematicheskih uslovij na iznos poverhnostej trenija. trenie i iznos. 1985. t.6, № 3. s. 432-441. 3. tartakovskij i.b. korreljacionnoe uravnenie iznosa. vestnik mashinostroenija. 1968. № 2. s. 17-24. 4. benderskij a.m. verojatnostnaja model' iznosa detali. nadezhnost' i kontrol' kachestva. 1970. № 5. s. 13-24. 5. kosteckij b.i., strel'nikov v.p., tacij v.g. markovskaja model' iznosa i prognozirovanie dolgovechnosti iznashivaemyh detalej. problemy trenija i iznashivanija. 1976. № 10. s. 10-15. 6. bogdanoff dzh., kozin f. verojatnostnye modeli nakoplenija povrezhdenij: per. s angl. m.: mir, 1989. 344 s. 7. semenjuk n.f. srednjaja vysota mikrovystupov sherohovatoj poverhnosti i plotnost' pjaten kontakta pri kontaktirovanii sherohovatoj poverhnosti s gladkoj. trenie i iznos. 1986. t.7, №1. s. 85-91. 8. sorokatyj r.v. analiz sovremennogo sostojanija metodov rascheta iznosa i prognozirovanija resursa. problemi tribologії. 2007. №1. s. 23-36. 9. sorokatyj r.v. metod tribojelementov. hmel'nickij: hnu, 2009. 242 s. 10. vojtov v.a., isakov d.i. modelirovanie granichnogo trenija v tribosistemah. і. metodika fizicheskogo modelirovanija. trenie i iznos. 1996. t.17, №3. s. 298-306. 11. vojtov v.a., isakov d.i. modelirovanie granichnogo trenija v tribosistemah. іі. metodika matematicheskogo modelirovanija stacionarnyh processov pri granichnom trenii. trenie i iznos. 1996. t.17, №4. s. 456-462. 12. vojtov v.a., isakov d.i. modelirovanie granichnogo trenija v tribosistemah. ііі. matematicheskoe modelirovanie nestacionarnyh processov pri granichnom trenii. trenie i iznos. 1996. t.17, №5. s. 598-605. 13. vojtov v.a., jahno o.m., abi-saab f.h. principy konstruktivnoj iznosostojkosti uzlov trenija gidromashino. k.: kpi, 1999. 192 s. 19_kuzmenko.doc путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 135 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей удк 621.891 дано определение пути трения для случая трибосистемы двух контактирующих поверхностей для случая, когда одна из поверхностей подвижна, другая неподвижна. процедура определения и сущность величин пути трения показаны на примере дискретного контакта микровыступов и на примере контакта континуальных поверхностей. приведены примеры практического определения путем трения для разных пар трения. показано, что эффекты разного износа пар трения в разными коэффициентами взаимного перекрытия можно объяснить разными путями трения для контактирующих поверхностей. показано, что эффект влияния прямой либо обратной пары на износ также объясняется разной величиной пути трения в одном и другом случаях. ключевые слова: путь трения, дискретный контакт, износ, пара трения, коэффициент перекрытия. введение 10. при рассмотрении процессов трения и изнашивания поверхностей различают следующие основные факторы или характеристики в контакте: i. силовые характеристики; 1) контактное давление σ или сила, приходящаяся на единицу площади; 2) касательное напряжение τ или сила трения на единице площади контакта. іі. кинетические или геометрические характеристики сопряжения: 1) размеры площадки контакта; 2) глубина вдавливания; 3) предварительное смещение; 4) проскальзывание или взаимное смещение контактирующих точек; 5) суммарная величина взаимного проскальзывания носит название путь трения ( s ) контактирующих точек. 20. особо важную роль играет путь трения в моделях изнашивания сопряжений. так простейшая модель изнашивания в дифференциальной форме имеет вид: mw w du k ds = σ , (1) где wu − износ; s − путь трения; ,wk m − параметры модели; σ − контактное давление; wdu ds − безразмерная величина интенсивность изнашивания. в интегральной форме модель изнашивания имеет вид: m w wu k s= σ . (2) таким образом, очевидно, что в простейшей модели главными факторами являются давление σ и путь трения s . в связи с этим точность определения величины износа зависит от определения давления и пути трения. 30. для определения контактного давления в механике твердого деформируемого тела создан специальный раздел – контактная механика. в пределах этого раздела, начиная от работ г.герца созданы десятки методов решения контактных задач по определению параметров в контакте: давления, размеров площадки и т.д. в частности нами разработаны следующие методы решения контактных задач: 1) метод алгебраических уравнений [4]; 2) метод подобия или приведенного радиуса [5]; 3) вариационноэкспериментальный метод решения задач пластичности [6]; 4) метод решения квазигерцевских задач [5] и д.р. в тоже время методам определения пути трения в теории и практике уделяется явно недостаточно внимания. на устранение этого недостатка и направлена данная работа. 1. кинематика сдвига и трения в дискретном контакте 1.1. уровни, схема и этапы формирования 1.1.1. уровни контакта. традиционно различают по масштабу и размерам площадок контакта следующие уровни: 1) номинальный контакт и номинальная площадь контакта aa площадь проекции контактной (опорной) части тела на плоскость направления скольжения; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 136 2) контурная площадь контакта ca площадь контакта образованная вследствие волнистости поверхности; контурная площадь располагается на номинальной так, что ca < aa ; 3) фактическая площадь контакта ra − площадь образованная при взаимодействии на поверхностях микронеровностей или шероховатостей; 4) физическая или нано площадь (или нано область) контакта ha площадь контакта в зоне взаимодействия атомов контактирующих тел. 1.1.2. этапы формирования развития и разрушения контакта 1) формирование площадей контакта под действием нормальной нагрузки n на весь контакт и нормальных давлений на единицах площади контакта это нормальный контакт; 2) при разовом приложении касательной силы t площади контакта на всех уровнях изменяются (увеличивается) для упругого контакта на 3%, для пластического на 11-85%; 3) при длительном приложении силы t происходит сдвиг или взаимное проскальзывание поверхностей: (3.1) при упругом контакте сдвиг сопровождения утрясет волной перед подвижной поверхностью; (3.2) при пластическом контакта возможен пластический сдвиг или микрорезание; (3.3) при глубоком пластическом деформировании возможно схватывание и вырывы пластической поверхности; 4) при многократном приложении касательной силы t (4.1) при упругом контакте происходит изнашивание по усталостному механизму с образованием трещины; (4.2) при пластическом деформировании изнашивание по механизму микропластического удаления частиц поверхности. 1.2. взаимное проскальзывание микровыступов при сдвиге тел 1 и 2 1.2.1. единичный выступ на системе выступов 1) схема взаимодействия и обозначения (рис. 1.1); рис. 1.1 – схема сдвига в контакте дискретных микронеровностей 2) обозначения: 1 – подвижное тело 1; 2 – неподвижное тело 2; 11 1... na a положения неровностей подвижного тела 1; 11 1... nв в положения неровностей неподвижного тела 2; ∆ расстояние площадки контакта для выступа 11a ; 3) при сдвиге тела 1 на шаг неровностей ∆ : путь трения для выступа 11 1a s− = ∆ ; путь трения для выступа второго тела 11в 2 112s a= ; 4) при сдвиге тела 2 на 2x = ∆ 1 2s = ∆ ; 1 112s a= ; 5) при сдвиге тела 2 на x n= ∆ 1s n= ∆ ; 1 112s a= . 1.2.2. проскальзывание континуальных поверхностей 1.2 при подвижном теле 1 с малой площадки 1) схема сдвига (рис. 1.2); 2) обозначения: 1 подвижное тело с ограниченным участком с размером в направлении движения 2a ; 2x − перемещение тела 1 в положение ii; 3x − перемещение тела 1 в положение ii; 11 21,a a положение точек 1a и 2a при 0x = ; 12 22,a a тоже при 2 13, 23;x x a a= − при 3x x= ; 3) путь трения контактных точек для тела 1: 12 22 2( ) ( )s a s a x= = ; 4) путь трения для контактных точек тела 2: 11 21 12 22 13 23( ) 0, ( ) 0; ( ) 2 ; ( ) 0; ( ) 2 ; ( ) 0s в s в s в a s в s в a s в= = = = = = . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 137 рис. 1.2 – схема сдвига разных по площади дискретно континуальных поверхностей при теле 1 подвижном 1.2.3. проскальзывание континуальных поверхностей 1.2 при подвижном теле 2 с большей площадкой 1) схема (рис. 1.3); рис. 1.3 – схема сдвига тела большей площади 2) пути трения: 13 23 12 22 11 21( , ) ( , ) ( , ) 2 ;s в в s в в s в в a= = = 12 22 2 13 23 3( , ) ; ( , ) .s a a x s a a x= = 2. определение (дефиниция) понятия путь трения 2.1. схема контакта 10. рассмотрим кинематическое взаимодействие плоскости двух тел рис. 1: 1) подвижное, тело 2 неподвижное; при этом тело 1 меньше площадки контакта; 2) при этом площадь возможной контактной поверхности подвижного тела 1, 1a меньше возможной площади поверхности контакта тела 2, 2 1 2,a a a< (рис. 1.4). рис. 1.4 – схема для объяснения понятия путь трения 20. прежде чем давать определение понятия путь трения заметим, что путь трения для контактных точек поверхности в значительной степени зависит: 1) от подвижности или неподвижности тела; 2) от соотношения площадей контакта 1 2/a a , а точнее от размеров площадей контакта в направлении сдвига контактирующих тел; 3) очевидно, что путь трения зависит от размера площадки контакта, которую можно определить, только пользуясь методами контактной механики; 4) на износ влияет не только путь трения, s например по (1.2), но и скорость скольжения v , которую можно определить зная путь трения ds v dt = ; 5) температура трения также определяется через путь трения и работу трения. 2.2. определения (дефиниции) определение 1. путь трения для точек контактной поверхности тела 1 равен пути, который проходят контактные точки поверхности тела 2 по контактным точкам поверхности тела 1. пример 1: 1) при смещении тела 1 на расстояние 2l путь трения для точки 11a 11 2 2( )s a l= (рис. 1.4); pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 138 2) для точки 11в при этом 11 2 1( )s в l l= − ; 3) при смещении тела 1 в положение 1.3 путь трения для точки 11a до положения 13 будет равен 11 13 3( )s a a l→ = , а для точки 11в 11 13 3 1( )s в в l l→ = + . определение 2. путь трения для контактных точек тела 2 равен пути, который проходят контактные точки тела 1 по контактным точкам тела 2. пример 2. 1) при перемещении тела 1 в положение 1.2 путь трения для точки 1в 1( ) 0s в = ; а для точки 2в 2 1( )s в l= ; 2) при перемещении тела 1 в положение 1.3 путь трения для точек 22a и 22в 22 22 1( , )s a в l= , т.е. ширине тела 1. замечание: в определениях тело 1 подвижное тело 2 неподвижное при этом 1 2a a> . если наоборот тело 1 подвижное 2 неподвижное, то в определениях необходимо заменить номера тел и обращать внимание на размеры площадей. сущность понятий лучше усваивается на примерах сопряжений, к рассмотрению которых мы переходим в следующем подразделе. 2.3. примеры практического определения величины пути трения 2.3.1. систематизация пар трения по геометрии и кинематике 2.3.2. примеры: 1) sp − шар плоскость, поступательное движение шара 2 площадках, контакта 2a : 1) путь трения 1s для контактных точек шара 1s x= ; 2) путь трения 2s для контактных точек плоскости 2 2s a= . 2. 2 sp f ϕ : шар-плоскость, вращательное движение шара на угол ϕ или 2 ntπ , где n об/мин, t мин., 1 22 , 2s rnt s a= π = ; 3. 2 1 r f : цилиндр-плоскость поступательного x движение плоскости, площадка контакта 2a , путь трения 1 2, 2s x s a= = . 3. коэффициент взаимного перекрытия взk и путь трения s . 3.1. определение понятия взk 1) пусть поверхность тела 1 с площадью трения 1aa скользит по поверхности тела 2, образуя для тела 2 площадь поверхности износа 2aa (рис. 3.1); рис. 3.1 – схема к объяснению понятия взk 2) по крагельскому и.в. [1] коэффициент взаимного перекрытия представляет собой отношение площадей трения контактирующей пары трения то есть; 1 2 a вз a a k a = , при этом: 1) как правило, меньшая площадь делится на большую; 2) в определении [1] также не указывается какая поверхность движения, а какая неподвижна; 3) понятие взk было впервые введено чичинадзе а.в. [7] в 1954 году в диссертации по температурным полям при трении и в дальнейшем использовалось более 50 лет при оценках теплонапряженности узлов трения и рекомендовалось к использованию во многих монографиях и справочниках; 4) еще на ранней стадии использования отличалось, что более точно определять, взk принимая в (3.1) не номинальные а контурные площади трения поверхностей; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 139 5) в исследованиях работоспособности таких узлов трения как тормоза и фрикционные муфты взk использовались как конструкционный фактор, влияющий на теплонапряженность; 6) количественный моделей описывающих это влияние в литературе нами не найдено; 7) в связи с этим здесь нами дается некоторая простая модель влияния взk на теплонапряженность пары трения. в основе этой модели лежит использование более частных понятий о пути трения контактирующих поверхностей. 3.2. распределение тепловых потоков и взk 3.2.1. количество тепла при выделяющемся трении 1) основным физическим эффектом при трении является выделение тепла. при этом выделение тепла tpq пропорционально работе сил трения tpa : tp tp tpq ka kf s= = , (3.1) где tpf − сила трения; tpf fn= , (3.2) f − коэффициент трения; n − номинальная сила в контакте; tps − путь трения скольжения; k − коэффициент пропорциональности; (3.2) → (3.1) ⇒ ; tpq kfns= . (3.3) 3.2.2. уточнение определения коэффициента взаимного перекрытия пусть тело 1: 1) контактирует с поверхностью тела 2 по площадке площадью 1a ; 2) скользит по поверхности тела 2, оставляя след от контакта; площадь этого следа будем называть площадь трения второго тела 2a ; 3) коэффициентом взаимного перекрытия взk называют отклонение площадей трения первого и второго тел: 1 2 вз a k a = , (3.4) 3) по определению п.2 путь трения для подвижного тела 1, 1s будет равен размеру площадки 2a по направлению скольжения: 1 1s x= ; 4) путь 2s трения для контактных точек неподвижного тела равен размеру площади 1a в направлении скольжения: 2 2s a= ; (3.5) 5) с учетом п.3) и 4) выражение (3.4) приобретает вид: 2 1 1 2 вз sв a k вx s = = , (3.5) т.е. взk равен отношению пути трения тела 2 к пути трения скольжения тела 1. 3.2.3. влияние теплопроводности λ и температуропроводности α на распределение тепловых потоков 1) обозначим через 1q и 2q количество тепла, которые может пропустить контактная граница поверхностей трения. в соответствии с общей теорией теплопроводности [2] тепловые потоки 1q и 2q находятся в следующем соотношении: 1/ 2 1 1 2 2 2 1 q a q a  λ =   λ   , (3.6) где 1 2,λ λ теплопроводности, 1 2,a a температуропроводности тел 1 и 2; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 140 3.2.4. согласование образования и отвода тепла из контакта 1) в соответствии с (3.3) количество тепла 1 2, tp tpq q при трении тел 1 и 2 определяется соотношением: 1 1 tpq kfns= , (3.7) 2 2 tpq kfns= ; (3.8) 2) будем полагать, что отношение количества тепла отведенного первым iq и вторым iiq телами пропорционально образованному по (3.7), (3.8) теплу и возможностями отводить это тепло по (3.6): 1 1 2 2 tp i tp ii q q q q q q = ; (3.9) 3) (3.6), (3.7), (3.8) → (3.9) ⇒ 1/ 2 1 1 2 2 2 1 i ii q s a q s a  λ =   λ   ; (3.10) 4) или с учетом (3.5): 1/ 2 1 2 2 1 1i ii вз q a q a k  λ =   λ   . (3.11) связь износа контактирующих поверхностей с взk . 1) износ подвижного тела 1 при пути трения 1 1s x= : 1 1 1 1 m w wu k s= σ ; (3.12) 2) износ подвижного тела 2 при пути трения 2 2s a= : 2 2 2 2 m w wu k s= σ ; (3.13) 3) отношение износа тел 1 и 2: 1 1 1 1 2 2 2 2 m w w m w w u k s u k s σ = σ , (3.14) или 1 1 2 2 w w u s c u s = , (3.15) где 1 1 2 2 m w m w k c k σ = σ ; 4) учитывая, что 2 1 вз s k s = из (3.15) имеем: 5) 1 2 w w вз u c u k = . (3.16) таким образом, отношение износа первого и второго тел обратно пропорционально коэффициенту взаимного перекрытия. 3.3. взk , путь трения, скорость скольжения и продолжительность контакта 3.3.1. скорости скольжения и взk 1) полученные ранее соотношения в связи тепловых потоков и износа с путем трения и взk легко представить как выражения этих процессов через скорости проскальзывания 2) коэффициент взаимного перекрытия в скоростях скольжения имеет вид 1 2 вз s k s = , 1 1 2 2 / вз dt ds dt v k ds v ′ = = , (3.17) где 1 2,v v − скорости скольжении для тела 1 и тела 2. 3) с учетом (3.17) можно представить выражение для отношения износов (3.16). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 141 3.3.2. продолжительность контакта kt 1) если известны скорости скольжения для 1 и 2 тела: 1 1 2 2/ , /v ds dt v ds dt= = , (3.18) то продолжительность контакта kt из (3.18) определяется выражением: 1 2 1 2 1 2 ,k k v v dt dt ds ds = = ; (3.19) 2) например при 1 50v = мм/с, 1 100s = мм, то 1 500мм 10с 50мм/сk dt = = ; 3) если площадка контакта 2 2 0, 2s a= = мм, 2 10v = мм/м, то 2 2 0, 2мм 2 10 с 10мм/сk t −∆ = = ⋅ ; 4) необходимость в определении продолжительности контакта возникает в частности, при рассмотрении релаксационных процессов в контакте. 4. путь трения и взk в прямых и обратных парах трения 4.1. определения 1) прямой парой трения будем называть сопряжение, в котором подвижное тело 1 имеет площадь трения 1a существенно больше, чем площадь трения неподвижного тела 2a : 1 2a a>> в прямой паре 2 1s s>> ; 2) обратной парой трения будем называть сопряжение, в котором соответственно в подвижном теле 1 1 2a a<< , 2 1s s>> ; 3) коэффициент взаимного перекрытия в прямой паре трения: 1 1 2 2 1првз s a k s a = < , (4.1) в обратной паре трения: 1 1 2 2 1обрвз a s k a s = = > . (4.2) таблица схема и характеристика ппт прямых пар трения, опт обратных пар трения схема 1 2,a a 1 2,s s взk ппт 1 2 2a r b= π , 2 1 02a r b= ϕ 1 12s r= , 2 22s r= π 1 2 2 1 0 пр вз a r k a r π = = ϕ , 2 1 1вз s k s = > опт 1 1 0 2a r b= ϕ , 2 22a r b= π 1 12s r= π , 2 12s r= π 1 01 2 2 вз ra k a r ϕ = = π , 1 2 np вз x k a = > ппг 1 a xb= , 2 2a ab= 1s x= , 2 2s a= 1 2 np вз x k a = > , опт 1 a ab= , 2a xb= 1s x= , 2 2s a= 2 1обрвз a k ч = < , ппт 1s x= , 2 2s a= опт 1s x= , 2 2s a= pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 142 4.2. коэффициент кинематической реверсивности пары трения 4.1.1. введение термина и понятия 1) из предыдущего рассмотрения очевидна качественная общность понятия коэффициента взаимного перекрытия и понятий прямая и обратная пары трения; 2) поставим задачу установить количественную связь между этими понятиями; 3) в таблице 2 приведены примеры расчетных схем и определения площадей 1 2,a a и путей 1 2,s s трения для прямых и обратных пар цилиндр-втулка и шар плоскость; 4) в таблице также приведены соотношения для прямых и обратных пар трения, определенные в соответствии с определениями; 5) из анализа приведенных соотношений следует, что для прямых пар трения 1npвзk > , а для обратных пар трения 1npвзk < ; 6) для обоснованности выбора прямых или обратных пар трения необходимо анализировать пути трения в соответствующих парах. выводы 1. путь трения скольжения – одна из пяти главных характеристик пары поверхностей трения и узлов трения машин, определяющих их износ: давление σ , путь трения s , скорость скольжения v , температура t 0с, вид и характер смазки. 2. дано определение пути трения 1 2,s s для случая трибосистемы двух 1, 2f f контактирующих поверхностей для случая, когда одна из поверхностей (например 1f ) подвижна, другая 2f неподвижна. 2.1. процедура определения и сущность величин 1 2,s s показаны: 1) на примере дискретного контакта микровыступов (1.2.1); 2) на примере контакта континуальных поверхностей (п. 1.2.2). 2.2. главная особенность понятия пути терния состоит в том, что эти величины различны для двух поверхностей пары трения: 1) путь трения 1s для контактных точек поверхности тела 1 равен пути трения, который проходят контактные точки тела 2 по контактным точкам поверхности тела 1; 2) и несимметрично путь трения 2s для контактных точек поверхности тела 2 равен пути, который проходят контактные точки тела 1 по контактным точкам поверхности тела 2. 2.3. приведены примеры практического определения путем трения для разных пар трения (п.3) 3. показано, что эффекты разного износа пар трения в разными коэффициентами взаимного перекрытия взk можно объяснить разными путями трения для контактирующих поверхностей. 4. показано, что эффект влияния прямой либо обратной пары на износ также объясняется разной величиной пути трения в одном и другом случаях. 5. с целью установления связи пути трения с коэффициентом взаимного перекрытия взk и коэффициентом прямой и обратной пары взk и взk приведена таблица 2. 6. установлено, что в прямых парах трения 1npвзk > и в обратных парах трения 1взk < . литература 1. крагельский и.в. трение и износ. – м.: машиностроение, 1968. – 480 с. 2. лыков а.в. теория теплопроводности. – м.: высшая школа, 1967. – 600 с. 3. войтов в.а. моделирование процессов трения и изнашивания в трибологических гидромашин как основа решения задач проектирования / дис. д.т.н. – харьков: хил ввсу, 1997. – 322 с. 4. кузьменко а.г. метод алгебраических уравнений в контактной механике. – хмельницкий, хну. – 2006. – 448 с. 5. кузьменко а.г. развитие методов контактной трибомеханики. – хмельницкий: хну, 2010. 6. кузьменко а.г. пластический контакт. вариационно-экспериментальный метод. – хмельницкий: хну, 2009. 7. чичинадзе а.в. исследование температурных полей некоторых узлов сухого трения, диссертация, имаш ан ссср, 1954. поступила в редакцію 22.02.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com путь трения как базовое понятие и характеристика при проскальзывании контактирующих поверхностей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 143 kuzmenko a.g. way of friction as a base concept and description at slipping of contacting surfaces. given determination of way of friction for the case of tribosystem of two contacting surfaces for a case, when one of surfaces is mobile, other is immobile. procedure of determination and essence of sizes of way of friction is rotined on the example of discrete contact mikroburries and on the example of contact of continuous surfaces. the examples of practical determination are resulted by a friction for the different pair of friction. it is rotined that effects of different wear of pair of friction in it is possible to explain the different coefficients of the mutual ceiling by the different ways of friction for contacting surfaces. it is rotined that the effect of influence of direct or reverse pair on a wear is also explained different in size ways of friction in one and by a friend cases. keywords: way of friction, discrete contact, wear, pair of friction, ceiling coefficient. references 1.. kragel'skij i.v. trenie i iznos, mashinostroenie, 1968, 480 p. 2. lykov a.v. teorija teploprovodnosti, vysshaja shkola, 1967, 600 p. 3. vojtov v.a. modelirovanie processov trenija i iznashivanija v tribologicheskih gidromashin kak osnova reshenija zadach proektirovanija, har'kov, hil vvsu, 1997, 322 p. 4. kuz'menko a.g. metod algebraicheskih uravnenij v kontaktnoj mehanike, hmel'nickij, hnu, 2006, 448 p. 5. kuz'menko a.g. razvitie metodov kontaktnoj tribomehaniki, hmel'nickij, hnu, 2010. 6. kuz'menko a.g. plasticheskij kontakt. variacionno-jeksperimental'nyj metod, hmel'nickij, hnu, 2009. 7. chichinadze a.v. issledovanie temperaturnyh polej nekotoryh uzlov suhogo trenija, dissertacija, imash an sssr, 1954. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_podchernaeva.doc кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 62 подчерняева и.а.,* духота а.и.,** панашенко в.м.,* панасюк а.д.,* блощаневич а.м.,* васильковская м.а.* *институт проблем материаловедения им. и.н. францевича нан украины, г. киев, украина, **национальный авиационный университет, г. киев, украина кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 широкое использование титановых сплавов в авиакосмической, ракетной и других отраслях техники сдерживается их большим коэффициентом трения, низкой износостойкостью, склонностью к схватыванию и окислению при температуре выше 550 °c. эти недостатки устраняются нанесением износозащитных покрытий, в том числе электроискровым легированием (эил) [1 3]. известно [4, 6], что в условиях абразивного изнашивания без смазки, фреттинг-коррозии, трения скольжения лазерное оплавление эилпокрытий приводит к увеличению их износостойкости. эффект повышения износостойкости усиливается также при создании на поверхности эил-покрытия дискретных структур [7]. такие структуры можно формировать разным способом – за счёт регулярных несплошностей в покрытии [7] либо созданием глобулярной структуры за счёт выбора легирующих компонентов [8]. структурировать поверхность можно также регулярным лазерным оплавлением (ло) эил-покрытия, создавая полосчатую [9] или ячеистую [6] структуру. причина положительного влияния лазерного оплавления эил-покрытия на износостойкость до конца не ясна. ло эил-покрытия приводит к конвективному перемешиванию в ванне расплава материала основы и тугоплавких компонентов покрытия. такое перемешивание обусловливает трансформацию фазового состава поверхности из хрупкого керамического слоя исходного эил-покрытия в металлическую матрицу на основе металла подложки с твердорастворным и дисперсионным упрочнением (за счёт частиц тугоплавкой фазы, в том числе оксидных) [9]. это может иметь принципиальное значение для понимания процессов фреттинг-коррозии (фк) на поверхности комбинированного лазерно-электроискрового (эил + ло)-покрытия в рамках представлений о влиянии на характеристики изнашивания как вторичных структур в зоне трибоконтакта, так и усталостного разрушения. в качестве материала покрытий традиционно применяют интерметаллиды, тугоплавкие соединения титана и композиты с их участием. альтернативой этим материалам является новое поколение ультравысокотемпературных износо-, коррозионностойких керамик на основе zrb2 с жаростойкими добавками (aln, sic, zrsi2) [10 12]. поверхность покрытий из таких материалов изменяет свои свойства в процессе эксплуатации в жёстких условиях под нагрузкой на воздухе (трение без смазки) за счёт формирования трибоплёнки в процессе трибоокисления. создание таких адаптивных покрытий считается перспективным направлением трибологического материаловедения [13]. в условиях фреттинг-коррозии работают конструктивные элементы летательных аппаратов, в частности, бандажные полки вентиляторов газотурбинных двигателей, изготавливаемых из титановых сплавов. одним из способов продления их срока службы является нанесение эил-покрытий из сплава вк3, которые, однако, обеспечивают малую толщину покрытия – не более 15 20 мкм, тогда как глубина износа этих деталей может достигать сотен микрометров. в свете изложенного настоящая работа, являющаяся продолжением исследований[4, 9], нацелена на изучение влияния лазерного оплавления zrb2-содержащих эил-покрытий на титановом сплаве на кинетику процесса фреттинга с учётом формирования вторичных структур в зоне трибоконтакта, а также на повышение толщины и износостойкости комбинированного покрытия по сравнению с традиционно применяемым эил-покрытием из сплава вк3. методика и материалы эил-покрытия на титановый сплав вт3-1 наносили с использованием легирующих электродных материалов, разработанных в ипм нану. электродные материалы, полученные методом горячего прессования, имели пористость ≤ 3 % и размер зерна ≤ 3 мкм. использованы следующие системы композиционных материалов: 1) zrb2–zrsi2 на основе zrb2 с добавкой lab6 (цлаб-2); 2) цлаб-2 с добавкой sic (цлаб-3); 3) (tin–cr3c2) + nicr (кхнт-нх *). *получен каюк в.г. (ипм нану). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 63 эил-покрытия на испытуемые образцы из сплава вт3-1 наносили на установке «элитрон-21» с ручным вибратором. лазерное оплавление (лоимп.) покрытия осуществляли на воздухе в импульсном режиме с использованием лту квант-15 (плотность мощности 6,5 ⋅ 104 вт/см2). микрорентгеноспектральный анализ (мрса) и микроструктуру поверхности изучали на микроанализаторах camebax sx-50 и jeol superprobe 733. оже-спектры снимали на установке las-2000 фирмы "riber" со скоростью травления поверхности ионами аргона около 10 нм/мин. рентгенофазовый анализ (рфа) покрытий проводили на установке дрон-3м в cu kα-излучении. испытания образцов с покрытиями на стойкость к фреттинг-коррозии проводили в науу по методике[14] на стандартных образцах из сплава вт3-1 при трении без смазочного материала на воздухе по схеме «плоскость–кольцо» в системах «покрытие–покрытие» в режиме: амплитуда колебаний a = 87 мкм, частота f = 25 гц, давление p = 19,8 мпа, количество циклов (n) изменяли в диапазоне (1 … 10) ⋅ 105. определяли убыль массы образца гравиметрическим методом с точностью 10-4 г и оценивали объёмный износ с учётом плотности наносимого материала. результаты и обсуждение эил-покрытия на основе zrb2 имеют типичную для керамических электроискровых покрытий структурно-неоднородную гетерофазную поверхность сплошностью ≤ 70 % с незначительным количеством трещин, расположенных преимущественно на непокрытых участках ti-сплава, представляющих собой закристаллизовавшийся сплав подложки, модифицированный легирующими компонентами [9]. при небольшом времени эил t ≈ (2 3) мин/см2 на поверхности образуются глобулы высотой ∼ (50 60) мкм на основе zrb2, которые электромеханически выглаживаются с ростом t > (2 3) мин/см2 [15]. по данным рфа, основной фазой покрытия является диборид циркония с уменьшенными межплоскостными расстояниями (примерно на 0,02 å). присутствуют также, в незначительном количестве, оксиды zro2, la2(si2o7), b2o, la2o3 и ti (за счёт несплошности эил-покрытия). для оценки изменения состава поверхности покрытия под влиянием фреттинг-коррозии был проведен послойный оже-спектральный анализ исходной поверхности эил-покрытия и комбинированнного (эил + лоимп.) покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 до и после фреттинг-изнашивания. наиболее вероятные компоненты трибоплёнки на поверхности эил-покрытия образуются в результате окисления легирующих компонентов в зоне фреттинг-контакта по следующим реакциям: zrb2 + 2,5 o2 = zro2 + b2o3, (1) zrsi2 + 3 o2 = zro2 + sio2, (2) 2 lab6 + 10,5 o2 = la2o3 + 6 b2o3, (3) b2o3 + sio2 → боросиликатное стекло, (4) ti + o2 = tio2, (5) zro2 + tio2 → оксиды системы ti-zr-o. (6) в равновесных условиях реакции (1), (2) протекают при t ≤ 750 °c и ≥ 750 °c, соответственно. при механоактивирующем воздействии фреттинга на поверхность окисление происходит при значительно меньших температурах. анализ оже-спектров, снятых с поверхности глобулы исходного эил-покрытия, показывает (рис. 1), что основное изменение концентрационных профилей элементов происходит на глубине h ≤ 20 нм за счёт окисления поверхности в процессе эил на воздухе. результатом этого, с учётом современной модели окисления диборидов переходных металлов [16], является образование боросиликатной фазы, содержащей зёрна диоксида циркония. это согласуется с данными работы [17], где было показано, что при взаимодействии жидкого боросиликатного стекла с диборидами титана и циркония бориды окисляются с образованием дисперсных добавок tio2 и zro2. с ростом h количество кислорода резко уменьшается и при h > 20 нм соотношение b/zr возрастает до 3/1, так что основной фазой покрытия становится диборид циркония (рис. 1). небольшое количество ti в покрытии (1,9 ат. %) обусловлено его диффузионным массопереносом из подложки. лазерное оплавление эил-покрытия приводит к увеличению толщины упрочнённого слоя до 150 мкм[9]. после лазерного оплавления эил-покрытия на воздухе в поверхностном слое резко возрастает содержание кислорода и, в меньшей степени, титана (рис. 2, а), свидетельствуя о перемешивании легирующих компонентов с материалом основы и глубоком проникновении кислорода с образованием оксидного слоя толщиной > 100 нм. в то же время, по данным рфа, основными фазами комбинированного эил-покрытия являются твёрдый раствор ti(zr) и zrb2, наряду с которыми в меньшем количестве присутствуют сложный диборид ti0,5zr0,5b2 и оксиды: latio49, ti0,5zr0,5o19, ti0,28zr0,72o28, tio2. кажущееся несоответствие результатов этого анализа данным оже-анализа (рис. 2, а) обусловлено тем, что рфа титановых сплавов даёт информацию о слоях на глубине, достигающей нескольких десятков микрометров. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 64 0 2 4 6 8 10 0 20 40 60 80 0 20 40 60 80 100 si ca al la глубина травления, нм ко нц ен тр ац ия , ат .% время травления, мин o b ti zr рис. 1 – оже-спектры с поверхности глобулы исходного эил-покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 таким образом, сопоставление рентгенофазового и оже-анализов приводит к выводу о том, что исходная поверхность комбинированного покрытия представляет собой слой переменного состава, в котором наружная часть толщиной до нескольких сотен нанометров обогащенная оксидами титана– циркония и лантана, плавно (на глубину до нескольких десятков микрометров и выше) переходит в твёрдый раствор ti(zr) c остатками zrb2 в присутствии соответствующих оксидных фаз. снижение содержания кислорода и рост концентрации титана на изношенной поверхности комбинированного покрытия (рис. 2, б) подтверждают этот вывод. 0 2 4 6 8 10 0 10 20 30 40 50 60 0 20 40 60 80 100 si ca al la глубина травления, нм ко нц ен тр ац и я, а т. % время травления, мин o b ti zr а б рис. 2 – оже-спектры с поверхности лазерных дорожек комбинированного покрытия (эил+ло) системы цлаб-2 / вт3-1: а – исходная; б – после фреттинг-коррозии (n = 5⋅105 циклов) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 65 в таб. 1 представлены результаты оценки соотношения основных фазовых составляющих поверхности покрытий до и после фк, полученные из анализа концентрационных профилей элементов (рис. 1, 2). выделены две основные фазовые составляющие трибоплёнки – тугоплавкая твёрдая оксидная матрица (том), включающая оксиды титана, циркония, лантана и оксиды примесных атомов (ca, al), с одной стороны, и легкоплавкая боросиликатная фаза (бсф) на основе оксида бора – с другой. согласно проведенной оценке, при переходе от эил – к (эил + ло)-покрытию меняется соотношение фаз. основой исходной окисленной поверхности эил-покрытия является бсф (60 об. %), тогда как в случае исходной поверхности комбинированного покрытия – том (68 … 76 об. %), где боросиликатная фаза в количестве 20 … 30 об. % может играть роль связующего в виде межзёренной прослойки в твёрдой матрице. образование указанных оксидных фаз при относительно низких эффективных температурах в зоне фреттинга, повидимому, связано с механоактивационными явлениями в зоне трибоконтакта. на концентрационных профилях изношенной поверхности (рис. 2, б) обращает на себя внимание наличие в наружном слое области переменного состава по кислороду, титану и бору толщиной ≤ 60 нм. содержание этих элементов плавно изменяется при переходе к основе. согласно современным представлениям [18], роль поверхностного слоя оказывается принципиально важной в развитии пластической деформации твёрдых тел. с этой точки зрения, образующийся в процессе фреттинг-изнашивания наноразмерный по толщине слой на поверхности может оказывать влияние на её механические свойства. такой же градиентный состав наноразмерного наружного слоя ранее был обнаружен и на концентрационных профилях поверхности после абразивного изнашивания [9]. таблица 1 соотношение фаз на поверхности фреттинг-износа покрытий системы цлаб-2 / вт3-1 (на глубине h = 5 нм) покрытие твёрдая оксидная матрица (том), об. % боросиликатная фаза (бсф), об. % другие фазы, об. % σ, об. % эил (глобула до износа) 4,10 tio2 0,98 ti2o 16,49 zro2 6,75 la2o3 3,14 cao 3,47 al2o3 (σ = 34,94) 57,65 b2o3 2,45 sio2 (σ = 60,10) 4,96 zrb2 (σ = 4,96) 100,0 эил+лоимп. (лазерная дорожка до износа) 5,20 tio2 11,76 ti2o 16,67 zro2 17,57 la2o3 16,69 cao 0,32 al2o3 (σ = 68,21) 25,09 b2o3 5,40 sio2 (σ = 30,49) 98,7 эил+лоимп. (лазерная дорожка после износа) 47,92 ti2o 12,70 zro2 3,51 la2o3 8,90 cao 3,43 al2o3 (σ = 76,46) 15,62 b2o3 4,62 sio2 (σ = 20,24) 96,7 изменение в распределении фаз на этих поверхностях позволяет сделать вывод, что в процессе фреттинг-коррозии на их поверхности формируется трибоплёнка переменного по глубине и площади состава, которая может влиять на износостойкость материала. в первом случае основу её составляет легкоплавкая боросиликатная фаза, во втором – фаза на основе оксида титана с более высоким уровнем физико-механических свойств (более высокие твёрдость и температура плавления). именно такое различие фазового состава трибоплёнки может быть одной из причин повышения износостойкости комбинированного покрытия. на изношенной поверхности комбинированного (эил + лоимп.)-покрытия после фк видны окисленные продукты износа, образовавшиеся в результате воздействия n = 5⋅105 циклов микроперемещений (рис. 3). микрорентгеноспектральное распределение элементов на их поверхности представлено на рис. 4. количество импульсов в секунду (n), относящееся к элементам o (n = 200), ti (n = 2000), zr (n = 70), la (n = 70), si (n = 60), позволяет предположить, что основными фазами продуктов износа являются оксиды титана при наличии незначительных количеств оксидов циркония, лантана и кремния. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 66 известно [19, 20], что трибоплёнка формируется в результате трибоспекания окисленных продуктов износа. с учётом этого, оже-анализ изношенной поверхности комбинированного покрытия (рис. 2, б) совместно с элементным распределением участка износа трибоконтакта (рис. 3) подтверждает вывод о том, что в процессе фреттинг-коррозии комбинированного покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 формируется трибоплёнка на основе оксидов титана, циркония и лантана. высокие микротвёрдость и температуры плавления диоксидов титана и циркония (6,0 и 12 гпа, 2128 и 2963 к, соответственно[21]) позволяют предположить, что лазерное оплавление на воздухе эил-покрытия способствует образованию в тонком приповерхностном слое матрицы на основе оксидного композита повышенной твёрдости с боросиликатным связующим. этим можно объяснить более высокую износостойкость (эил + лоимп.) – покрытия по сравнению с окисленной поверхностью эил-покрытия на основе боросиликатного стекла. рис. 3 – пятно фреттинг-контакта на изношенной поверхности (эил + ло) покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 (стрелкой указаны продукты износа) а б рис. 4 – распределение элементов на окисленном участке поверхности (рис. 3) в пятне контакта (эил + ло)-покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 после фк (n = 5⋅105 циклов) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 67 фреттинг-коррозию можно представить как результат наложения процессов схватывания, проскальзывания контактирующих поверхностей и их микроразрушений. негативным последствием схватывания, образующего очаги разрушения, является возникновение в продуктах износа (в результате разрушения контактного мостика) крупных твёрдых включений, играющих в последующем роль абразивных частиц. негативным последствием проскальзывания является переход к глобальному скольжению с ростом числа циклов микроперемещений, т.е. потеря номинальной неподвижности фреттингконтакта. в работе [22] в динамическом режиме схватывания-проскальзывания экспериментально определено отношение размеров зоны схватывания к зоне скольжения в пятне фреттинг-контакта. это отношение уменьшается, а стойкость к фреттинг-износу, соответственно, увеличивается в ряду: титановые сплавы – железоуглеродистые сплавы – (эил + лоимп.) – покрытие из сплава вк8 на стали 45. анализ, выполненный в [22] показывает, что определяющими факторами фреттинг-изнашивания являются участки зон скольжения с полиоксидной трибоплёнкой, обеспечивающие снижение износа и коэффициента трения. такая точка зрения подтверждается и для условий изнашивания покрытий нежёстко закреплённым абразивом [4, 9]. как следует из кинетики фк (рис. 5), величина износа и скорость изнашивания уменьшаются при лазерном оплавлении эил-покрытия. это является результатом трансформации (под действием лазерного оплавления) фазового состава поверхности из хрупкого керамического эил-покрытия в металлическую матрицу (эил + лоимп.)-покрытия, модифицированную легирующими компонентами [9]. такая трансформация может приводить в процессе изнашивания к интенсивному пластическому деформированию металлической поверхности дорожек лазерного сканирования, которое способствует измельчению зёренной структуры (вплоть до наноструктурирования), фазовым превращениям и, соответственно, инициирует формирование трибоплёнки. результатом лазерного оплавления является уменьшение износа при n = 5 ⋅ 105 циклов фреттинга эил-покрытия на 69 % по сравнению как с исходным покрытием (не подвергнутым лазерному оплавлению) системы цлаб-2 / вт3-1, так и с покрытием из твердого сплава вк3 (рис. 5). рис. 5 – кинетические зависимости фреттинг-изнашивания (от числа циклов) исследованных покрытий в сопоставлении с эил-покрытием из сплава вк3 кинетика формирования трибоплёнки выявляется из анализа зависимостей коэффициента трения (f) от числа циклов перемещений (n) для систем «эил-покрытие / вт3-1», в которых контртело в виде кольца представляло систему «эил-покрытие цлаб-2 / вт3-1». кинетические зависимости коэффициента трения f(n) контактных пар одноимённых образцов титанового сплава вт3-1 с разными вариантами эил-покрытий в сопоставлении с непокрытым титановым сплавом представляют ниспадающие кривые со стабилизацией значений f после периода приработки, который соответствует диапазону n ≤ (1 2)⋅105 (рис. 6). такой характер зависимостей f(n) в сочетании с экстремальным увеличением коэффициента трения в период приработки свидетельствует о том, что уже на этом этапе за счёт повышения температуры трибоконтакта происходит формирование полиоксидной трибоплёнки, которая в диапазоне n ≥ (1 2)⋅105 циклов обеспечивает стабильно низкую величину f. экстремальное значение коэффициента трения в период приработки (рис. 6), когда трибоплёнка ещё не сформировалась, является результатом схватывания одноимённых поверхностей, которое определяется (при одинаковой шероховатости) прочностью адгезионного взаимодействия контактирующих поверхностей. для металлических поверхностей (вт3-1) и керамик с металлической связкой (кхнт-нх) адгезионное взаимодействие велико, поэтому им соответствует максимальная величина скачка трения. при этом наибольшее значение скачка коэффициента трения сплава вт3-1 (0,33) согласуется с химической активностью титана, объясняющей его высокую склонность к схватыванию. для керамик без металлического связующего схватывание мало и величина скачка трения для покрытия цлаб-2 незначительна (0,08), а для покрытия цлаб-3 он практически отсутствует. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 68 рис. 6 – зависимость коэффициента трения f эил-покрытий на сплаве вт3-1 от количества циклов фреттинга n (пары одноимённые). параметры нагружения: а = 87 мкм; р = 19,8 мпа; n = 25 гц по увеличению коэффициента трения эил-покрытия на титановом сплаве вт3-1 можно расположить в следующий ряд (рис. 6): вт3-1 (без покрытия) — кхнт-нх — цлаб-2 — цлаб-3, из которого следует, что уменьшению величины f покрытий способствует введение в керамику металлического связующего. в качестве металлической связки обычно используют fe(ni)-cr сплавы, которые при окислении образуют высокотемпературные шпинели, способствующие снижению трения. наихудший результат получен для покрытия цлаб-3, по-видимому, за счет присутствия карбида кремния, который играет роль абразива в продуктах износа, имеющих ограниченную возможность выхода из зоны контакта вследствие малой амплитуды относительного перемещения поверхностей. химическая составляющая изнашивания связана с трибоокислением поверхности. она проявляется в образовании уносимых с поверхности окисленных продуктов износа (рис. 3). в стационарном режиме фреттинг-изнашивания за счёт трибоспекания окисленных продуктов износа на изношенной поверхности в зоне скольжения образуется полиоксидная трибоплёнка толщиной до нескольких сотен нанометров (рис. 7). её состав практически совпадает с составом продуктов износа (табл. 2). унос материала с поверхности и окисление продуктов износа определяет окислительный механизм изнашивания. такая вторичная структура на поверхности трения уменьшает возможность схватывания поверхностей и снижает коэффициент трения [20]. рис. 7 – микроструктура участка скольжения со слоем спечённых продуктов износа на поверхности. короткая стрелка указывает на отделившийся участок трибоплёнки, длинная – направление реверсивного скольжения как показывает анализ микроструктуры и элементного состава изношенной поверхности, наряду с окислительным изнашиванием, присутствуют и другие виды износа. на рис. 8 показан элемент структуры изношенной поверхности комбинированного покрытия в виде бороздок от абразивного воздействия контртела и твёрдых частиц продуктов износа. для рассматриваемой пары трения основной фазой продуктов износа являются сложные оксиды на основе оксидов титана системы ti–o (~ 72 об. %), а также оксиды алюминия (~ 12 об. %), в меньшем количестве – оксиды циркония (~ 5,5 об. %), железа (~ 5 об. %) и кремния (~ 2 об. %) [5]. наибольшее абразивное воздействие оказывают частицы оксида алюминия (твёрдость ~ 20 гпа). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 69 таблица 2 содержание фаз (об. %) на поверхности комбинированного покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 до и после фк [23] поверхность фазы исходная 89,0 оксидов системы ti–o; 8,2 b2o3; 1,07 al2o3; 1,73 zro2 (∑100,0) после фк: участок скольжения 77,95 оксидов системы ti–o; 11,45 al2o3; 4,72 feo; 4,07 zro2; 1,26 mo; 0,55 sio2 (∑100,0) продукты износа* 71,84 оксидов системы ti–o; 11,88 al2o3; 5,56 zro2; 4,73 feo; 2,38 sio2; 1,30 mo (∑100,0) *примечание. из расчёта исключён избыточный (по-видимому, хемосорбированный) кислород. рис. 8 – микроструктура участка скольжения изношенной поверхности (эил + ло)-покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 (стрелкой указано направление реверсивного скольжения) поле остаточных напряжений, вызванных гетерогенным строением приповерхностных слоёв, и контактные напряжения при циклическом взаимодействии контртел приводят также к формированию систем трещин, поперечных к направлению движения поверхностей (рис. 9), а, в результате, к компоненте износа типа усталости. рис. 9 – трещины на дорожке трения (эил + ло) покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 таким образом, на основе полученных экспериментальных данных можно сделать вывод о том, что ведущими механизмами фреттинг-изнашивания для исследованной пары трения в условиях трения без смазки является комбинация трёх основных видов изнашивания – окислительного, абразивного и изнашивания по типу усталостного. на начальном этапе эил материалы цлаб-2 и цлаб-3 образуют на сплаве вт3-1 структурнонеоднородные глобулярные покрытия с глобулами повышенной твёрдости высотой ∼ 50 мкм, обогащёнными диборидом циркония [24]. положительное влияние глобулярной структуры покрытия на износостойкость [1] может быть связано как с её дискретностью[7], так и с уменьшением площади фактического контакта и, как следствие, с повышением удельной нагрузки в зонах касания сопряжённых поверхностей. это приводит к увеличению температуры в этих зонах, что инициирует процесс формирования полиоксидной трибоплёнки. локализацию фрикционного взаимодействия на поверхности глобул для покрытия системы цлаб-2 / вт3-1 демонстрирует рис. 10, где показана поверхность образца после 5⋅105 циклов фреттинга с частично изношенными глобулами на дорожке трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 70 рис. 10 – изношенная поверхность покрытия системы цлаб-2 / вт1-0 (p = 19,6 мпа, а = 87 мкм, n = 5⋅105 циклов) в режиме compo после испытания на фк (стрелками указаны глобулы) выводы 1. на основе изучения кинетики процессов трения и изнашивания в условиях фреттинг-коррозии (фк) на воздухе zrb2-содержащих эил– и (эил + ло)-покрытий на сплаве вт3-1 установлено, что лазерное оплавление эил-покрытия снижает скорость его изнашивания и на ~70 % повышает износостойкость по сравнению с эил-покрытием из сплава вк3. 2. исходная поверхность комбинированного (эил + ло)-покрытия представляет собой градиентный слой переменного состава, в котором наружная часть толщиной до нескольких сотен нанометров – композит на основе оксидов титана–циркония – плавно переходит в композит на основе твёрдого раствора ti(zr), дисперсно упрочнённый непрореагировавшим zrb2. 3. с использованием методов мрса и оже-анализа установлен состав изношенной поверхности комбинированного (эил + лоимп.)-покрытия в сравнении с исходной поверхностью эил-покрытия. трибоплёнка на поверхности комбинированного покрытия, представляющая собой твёрдую матрицу на основе оксидов титана, циркония и лантана с боросиликатной фазой в качестве связующего, обеспечивает более высокий уровень износозащитных свойств по сравнению с боросиликатной фазой на окисленной поверхности эил-покрытия. 4. образование трибоплёнки начинается в период приработки при n ≤ (1 – 2)⋅105 от момента схватывания в пятне контакта, соответствующего максимальной величине f (0,8 – 0,9), с последующим её уменьшением до стабильного значения f (∼0,5) при n ≥ 2⋅105, соответствующего состоянию сформированной трибоплёнки. 5. ведущими механизмами фреттинг-изнашивания для исследованной пары трения «(эил + ло)-покрытие – эил-покрытие(контртело)» на сплаве вт3-1 в условиях трения без смазки являются три основных вида – окислительное, абразивное и изнашивание типа усталости. литература 1. электроискровое упрочнение титанового сплава вт3-1 безвольфрамовой композиционной керамикой / и.а. подчерняева, в.м. панашенко, а.д. панасюк [и др.] // порошковая металлургия. – 2007. – № 9/10. – с. 36-44. 2. improving oxidation resistance of ti3al and tial intermetallic compounds with electro-spark deposit coatings / z. li, w. gao, m. yoshihara, y. he // materials science and engineering: a. – 2003. – vol. 347, n 1– 2. – p. 243–252. 3. adhesion behaviour of wc coating deposited on titanium alloy by electrospark deposition / p. he, y.y. qian, z.l. chang, r.j. wang // solid state phenomena. – 2007. – vol. 127. – p. 325–330. 4. закономерности абразивного изнашивания zrb2-содержащих электроискровых и комбинированных покрытий на титановом сплаве. ii. абразивное изнашивание нежёстко закреплённым абразивом zrb2-содержащих покрытий / и.а. подчерняева, а.д. панасюк, в.м. панашенко [и др.] // порошковая металлургия. – 2009. – № 7/8. – с. 87-94. 5. radek n. the influence of laser treatment on the properties of electro-spark deposited coatings / n. radek, b. antoszewski // kovové materiály. – 2009. – vol. 47, № 1. – p. 31–38. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кинетика и механизм фреттинг-коррозии электроискровых и лазерно-электроискровых zrb2-содержащих покрытий на сплаве вт3-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 71 6. шалапко ю.и. лазерная обработка электроискровых покрытий для обеспечения фреттингостойкости / ю.и. шалапко, в.г. каплун, в.в. гончар // вестник двигателестроения. – 2002. – № 1. – с. 135-139. 7. ляшенко б.а. упрочняющие покрытия дискретной структуры / б.а. ляшенко, а.я. мовшович, а.и. долматов // наукоёмкие технологии. сер. технологические системы. – 2001. – № 4. – с. 17-25. 8. физико-химическая модель формирования износостойких покрытий на алюминиевых сплавах при электроискровом массопереносе композиционной керамики / д.в. юречко, и.а. подчерняева, а.д. панасюк, о.н. григорьев // порошковая металлургия. – 2006. – № 1/2. – с. 51-58. 9. закономерности абразивного изнашивания zrb2-содержащих электроискровых и комбинированных покрытий на титановом сплаве. i. микроструктура и состав поверхности zrb2-содержащих покрытий / и.а. подчерняева, а.д. панасюк, в.м. панашенко, о.н. григорьев // порошковая металлургия. – 2009. – № 5/6. – с. 88-99. 10. monteverde f. thermal stability in air of hot-pressed diboride matrix composites for uses at ultrahigh temperatures / f. monteverde // corrosion science. – 2005. – vol. 47, n 8. – р. 2020-2033. 11. zhu s. influence of silicon carbide particle and mechanical properties of zrb2-sic ceramics / s. zhu, w.g. fahrenholtz, g.e. hilmas // j. europ. cer. soc. – 2007. – vol. 27, n 4. – р. 2077-2083. 12. лавренко в.а. высокотемпературное окисление композиционных керамических материалов системы aln–zrb2–zrsi2 / в.а. лавренко, а.д. панасюк, и.а. подчерняева // порошковая металлургия. – 2008. – № 1/2. – с. 151-161. 13. donnet c. historical developments and new trends in tribological and solid lubricant coatings / c. donnet, a. erdemir // surface and coatings technology. – 2007. – vol. 180-181. – р. 76-84. 14. голего н.л. фреттинг-коррозия металлов / н.л. голего, а.я. алябьев, в.в. шевеля – к.: техніка, 1974. – 272 с. 15. электроэрозионная стойкость и структурно-фазовые превращения при электроискровом и лазерном легировании титанового сплава композиционной керамикой на основе систем zrb2–zrsi2 и tin–cr3c2 / и.а. подчерняева, а.д. панасюк, в.м. панашенко [и др.] // порошковая металлургия. – 2008. – № 1/2. – с. 151-161. 16. a model for the oxidation of zrb2, hfb2 and tib2 / t.a. parthasarathy, r.a. rapp, m. opeka, r.j. kerans // acta materialia. – 2007. – vol. 55, n 17. – р. 5999-6010. 17. взаимодействие диборидов титана и циркония с оксидными расплавами / а.т. довгань, а.н. ващенко, а.д. панасюк, а.п. уманский // порошковая металлургия. – 1988. – № 7. – с. 84-88. 18. панин в.е. эффект поверхностного слоя в деформируемом твёрдом теле / в.е. панин, а.в. панин // физическая мезомеханика. – 2003. – т. 8, № 5. – с. 7-15. 19. sliding wear behavior and tribofilm formation of ceramics at high temperatures / q. yang, t. senda, n. kotani, a. hirose // surface and coatings technology. – 2004. – vol. 184, n 2-3. – р. 270-277. 20. kato h. tribofilm formation and mild wear by tribo-sintering of nanometer-sized oxide particles on rubbing steel surfaces / h. kato, k. komai // wear. – 2007. – vol. 262, n 1–2. – p. 36–41. 21. физико-химические свойства окислов. справочник / [самсонов г.в., борисова а.л., жидкова т.л и др.] – м.: металлургия, 1978. – 472 с. 22. шалапко ю.і. еволюційна модель фрикційної взаємодії поверхневих шарів при фретингу / ю.і. шалапко. // вісник двигунобудування. – 2006. – № 1. – с. 22-28. 23. структурно-фазовые превращения на поверхности лазерно-электроискрового покрытия в условиях фреттинг-коррозии на воздухе / в.м. панашенко, и.а. подчерняева, а.и. духота, а.д. панасюк // порошковая металлургия. – 2012. – № 1/2. – в печати. 24. электроэрозионная стойкость и структурно-фазовые превращения при электроискровом и лазерном легировании титанового сплава композиционной керамикой на основе систем zrb2–zrsi2 и tin–cr3c2 / и.а. подчерняева, а.д. панасюк, в.м. панашенко [и др.] // порошковая металлургия. – 2008. – №1/2. – с. 151-161. надійшла 28.12.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_pozbelko.doc предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 76 пожбелко в.и. южно-уральский государственный университет, г.челябинск, россия предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 1. введение и постановка задачи рассматриваемый класс фрикционных механизмов с тяговым усилием за счет трения о цилиндрический барабан гибких передаточных элементов – это гибкие связи в виде ремня, ленты, нити, троса и т.д. (ременные передачи, вариаторы скорости, стальные и конвейерные ленты рабочих органов и др.) – широко применяется в машиностроении (металлорежущие станки, текстильные и швейные машины, транспортеры с гибким тяговым органом, ленточные пилорамы и конвейеры, бесступенчатые трансмиссии тяговых и транспортных машин и др.) [1-7]. их основными достоинствами являются простота конструкции, бесшумность, возможность бесступенчатого регулирования передаточного отношения, неразрушаемость при перегрузках и высокий кпд; а недостатками – ограниченные тяговые способности, интенсивный нагрев при пробуксовках и большие габариты. типовая схема механизмов с гибкими передаточными элементами и основные формы поверхностей их трения (реализованные в плоскоременных, круглоременных и клиноременных передачах) представлены на рис. 1, где обозначено: β+α=α 0 − угол обхвата; 0α − угол сцепления; β − угол упругого скольжения; 01 ,, yd δ − соответственно диаметр нейтрального слоя изогнутой гибкой связи (принимаемый за расчетный диаметр шкива), её толщина и расстояние до наружного (наиболее напряженного слоя); 11 5,0 dr = − радиус кривизны изгиба гибкой связи. а б рис. 1 – типовая схема фрикционных механизмов с гибкими связями (а) и основные формы образующей поверхности их трения (б) традиционно тяговые способности передачи усилий гибкой связью принято оценивать [2] посредством коэффициента тяги: ( ) 1 22 0 21 0 ≤ − ==ψ f ff f ft , где tf − сила трения гибкой связи о шкив; 21, ff − силы на ведущей и ведомой ветвях; ( )210 5,0 fff += − сила предварительного натяжения каждой из ветвей (рис. 1). при этом согласно [2] сила сопротивления гибкой связи своему изгибанию по контуру барабана (шкива) пренебрежимо мала (по сравнению с силой ее натяжения), а действие центробежных сил учитывается только в быстроходных передачах (поправочным коэффициентом – при окружных скоростях движения более 10 м/с). в качестве типовой принята [2] ременная передача с передаточным отношением =u 1 (т.е. π=α ) и v = 10 м/с, для которой по стандарту iso и проводятся все основные испытания и эксперименты. в машиностроении сложилась практика [2, с. 606] расчета ременных передач на основании результатов указанных испытаний с введением множества эмпирических поправочных коэффициентов, что затрудняет совмещение их экстремального и оптимизационного синтеза. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 77 в самой простой теоретической постановке задачи л. эйлером (еще два века назад) была получена формула для расчета силы трения из условия статического равновесия буксующей нерастяжимой и бесконечно тонкой гибкой нити, причем без учета радиуса кривизны ее изгиба [2], которая непригодна для конструирования работоспособных ременных передач (так как не содержит их основных проектных параметров). в результате возникает более сложная практическая задача [8], [9] установления предельных тяговых свойств, габаритов и законов трения гибких тел с учетом их упругой растяжимости, толщины и кривизны изгиба, которая решается ниже на основе разработанной автором динамической теории предельного трения (рассматривается трибодинамика пары трения) [8] и установленного в этой теории существования в окружающем мире универсальных констант трения и силовых закономерностей: 1. базовая закономерность. существует динамический предел роста силы (коэффициента sf ) трения покоя, равный 3/2 силы (коэффициента kf ) трения движения: 2 3 lim =      k s f f . (1) 2. предельный коэффициент силы трения движения: 9 4 )lim( =kf . (2) 3. предельный коэффициент силы трения покоя: 3 2 )lim( =sf . (3) 4. предельный угол трения движения: .247523 9 4 arctg)lim(arctglim oo ≈′===ϕ kk f (4) 5. предельный угол трения покоя: .341433 3 2 arctg)lim(arctglim oo ≈′===ϕ ss f (5) 6. универсальная константа 9 4 )lim( =kf представляет собой установленный аналитически [8] порог p (рис. 2) перехода внешнего трения твердых тел с прямолинейной образующей трущихся поверхностей (прямолинейный участок 0 − 1 упругой деформации) во внутреннее трение твердых тел (криволинейный участок 1 − 2) упруго-пластической деформации до срыва тела в точке 2) с последующим возникновением (в зоне 2 − 3) фрикционных автоколебаний (только в упругой механической системе). а б рис. 2 – моделирование трибодинамики твёрдых тел: а – двумерная механическая модель трения (модель упруго-вязкого поведения системы сдвигаемых тел); б – диаграмма перехода от покоя к движению; с0 – жёсткость сдвигаемой системы; с – жёсткость привода; s – предварительное смещение до срыва тела; v − скорость скольжения после срыва тела) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 78 примечания. 1. теоретически установленные [8] универсальные физические константы трения твердых тел (1 ÷ 5) указывают на существование точной нижней границы кпд самотормозящихся механизмов minη=η (рассчитывается при угле подъема, равном пределу угла трения), а также точной верхней границы допустимого угла давления в кинематических парах maxυ=υ (наоборот, для исключения заклинивания проектируемых механизмов): [ ] ,9156143390lim90;4,0 9 4 15,0)lim(tg15,0 max 2 2 min ′=′−=ϕ−=υ=               −=ϕ−=η oosk которые приводят к точному ограничению диапазона их проектных характеристик: 5,04,0 <η< ; 2 3 arctg0 <υ< . 2. с учетом указанных универсальных констант трения (1)÷(5)угол клиновой канавки шкива должен выбираться в пределах (4),(5): , 3 2 arctglim2lim 9 4 arctg       =ϕ≤θ≤      ϕ= sk (6) что полностью подтверждается практикой конструирования клиноременных передач с 2θ = 24°…34° [2, c. 624 ] и обеспечивает надежное заклинивание и расклинивание ремня. 3. существование порога внешнего трения твердых тел (2) подтверждено экспериментально, например, приближенно отмечено при 4,03,0 ÷≈f на экспериментальной кривой штрибека-герси [7, c. 79] и при испытаниях на нулевом уровне износа ( 4,0≈f ) [7, c.117 ],что согласуется с точным значением этого порога 9 4 lim =kf [8]. 2. новые понятия и гипотезы в теории трения в отличии от недеформируемых твердых тел, рассматриваемых в механике, как материальные объекты с сосредоточенной массой, гибкие тела на практике имеют распределенную массу и потому при передаче усилий являются деформируемыми механическими системами. этот факт требует учета их деформации при построении физической картины «передачи» силы и передачи энергии упругой деформации с ведущего вала на ведомый вал (рис. 3). а б в г д е рис. 3 – реологические модели деформируемых тяговых передач (а, б) и фрикционных связей твердых тел на режимах холостого хода (в), упругого скольжения в области упругой деформации (г), пробуксовок в области упруго-пластической деформации (д) и буксования (е) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 79 с учетом упругой деформации относительного удлинения (обозначим 0ε=ε ), толщины ( δ ) и радиуса кривизны изгиба ( 1r ) реальных гибких тел (образующих гибкие кинематические пары трения), в тяговых передачах окружного момента целесообразно ввести следующие понятия: 1. дуга трения tβ . очевидно (рис. 3, а, б), что под действием одной и той же сдвигающей силы путь трения растяжимой гибкой связи (назовем его дугой трения tβ ), при ее упругом скольжении по шкиву будет на величину упругой деформации 0ε больше дуги трения недеформируемой гибкой связи: )1( 0ε+β=βt . (7) 2. индекс тяги tj . для оценки тяговой способности ременных передач окружного момента целесообразно ввести индекс тяги (передачи момента), равный отношению окружного момента на меньшем шкиве ( 1mm t = ) к силе предварительного натяжения ремня: 11 00 1 11 1 00 2 2 2 22 2 dr f f f r r m r r f m f m j ttttt ⋅ψ=⋅      =⋅=⋅== . (8) соответственно, предельная тяговая способность передачи момента на границе упругого скольжения (порог p на рис. 2, б) при 0ψ=ψ будет равна: 100 dj t ψ= . (9) примечание. физический смысл tj − это плечо, на которое надо умножить силу 0f , чтобы создать требуемый tm (чем больше tj , тем будет больше tm при заданном 0f ). в связи со сложностью поставленной задачи [9] попробуем упростить ее решение и предложим следующие очевидные гипотезы для растяжимых гибких тел фрикционных тяговых передач. гипотеза 1. при действии заданной сдвигающей силы путь трения растяжимых тел (и, в частности, дуга трения деформируемых гибких тел tβ ) должны быть больше пути (дуги) трения недеформируемых тел на величину упругой деформации 0ε , которая согласно закона упругости гука [2, c. 509] зависит от метрических параметров гибкой связи 11 0 1 0 0 2 dd y r y ∆ ===ε (рис. 1): )1()1( 1 0 dt ∆ +β=ε+β=β , (10) где δ=∆ (для плоских и круглых ремней) или 02 y=∆ (для клиновых ремней). гипотеза 2. в соответствии с представленными на рис. 2 и 3 моделями трибодинамики и диаграммой перехода – упругое скольжение происходит в области (0 – 1) внешнего трения, а пробуксовки – в области (1 – 2) внутреннего трения за счет увеличения дуги упругого скольжения гибких тел и силы трения выше предела: α=       α =β 3 2 lim lim k s f f , (11) и поэтому запас по тяге за счёт пробуксовок при перегрузках (до буксования из-за срыва в точке 2 диаграммы перехода) не может быть более: 2 3 lim lim lim 0 max =      = β α = ψ ψ = k s f f k . (12) 3. аналитические закономерности тягово габаритных характеристик упругодеформируемых гибких тел согласно реологической модели на рис. 3, б определим результирующую силу трения при скольжении упруго-растяжимой гибкой ленты относительно шкива. разность натяжений 1f и 2f концов ленpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 80 ты зависит от величины силы трения tfff =− 21 между шкивом и лентой в пределах дуги упругого скольжения. в ременных передачах необходимая сила tf равна заданному окружному усилию. выделим бесконечно малую дугу ленты βd и приложим к её концам силы натяжения f и ( )dff + , а также равнодействующую нормального давления β⋅= dfdn и распределённую силу трения dnfdf ⋅= (где f − коэффициент трения материалов в паре «шкив лента»). из совместного рассмотрения проекций этих сил на оси x и y составим следующее уравнение кинетостатического равновесия: ( ) ( ) .0; =β⋅⋅−β⋅⋅=⋅= dffdfdffdnfdf (13) после разделения в (13) переменных и интегрирования по дуге трения упруго деформируемых гибких тел tβ с учётом (1), (2), (7), (10) и (11): β⋅= ∫∫ β df f df tf f 0 2 1 (14) в пределе (порог p на рис. 2, б) получаем основной закон трения упруго-деформируемых гибких тел: а) форма 1: ( )[ ] ( ) ( ) ;1 lim limln 0 2 1               ε+       α ⋅⋅=β= ∗ k s kt f f fcf f f (15) б) форма 2: ;11 lim lim ln 1 0 12 1       ∆ +⋅α⋅=      ∆ +α⋅                     ⋅ = ∗ d f d f f fc f f k s k (16) в) форма 3: .1 1 2 ;1 1 2 ; 2 ; 11exp 11exp 2 0 2 0 1 0 0 1 0 1 0 0 0       − ψ =      + ψ = ψ ≥ +                     ∆ +⋅α⋅ −                     ∆ +⋅α⋅ ==ψ ttt t f f f f f f d f d f f f в выражениях (15) и (16) обозначено: с* − коэффициент учёта формы поверхностей трения гибких тел (с* = 1 – плоскоременные; с* = 5/4 – круглоременные; с* = 5/3 – клиноременные передачи) ; 0f − действительный коэффициент трения упруго-деформируемой гибкой связи, величина которого согласно (16) с учётом универсальных констант трения (1), (2) и (3) в пределе равна: , 27 8 lim lim 0 ∗∗ ⋅=       ⋅= c f f f cf k s k (18) где с = 8 / 27 – константа трения гибких тел. практические результаты расчёта по законам трения (15) (17) оптимальных тягово-габаритных характеристик фрикционных передач с гибкой связью (гибкие тяговые органы) приведены в табл. 1 и могут быть использованы для оптимизационного синтеза и конструирования разнообразных фрикционных механизмов и тяговых передач с гибкими элементами (см. ниже в п. 4). согласно расчётной табл. 1 одни и те же тяговые способности по моменту ( 0t j = сonst: tm = = 1m = const) можно обеспечить как в клиноременных передачах (при o90≥α ), так и в круглоремен(17) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 81 ных (но при o120≥α ) или плоскоременных (но при o150≥α ) за счёт указанного увеличения угла обхвата α . таблица 1 расчетная таблица предельных (оптимальных) тягово-габаритных характеристик передач гибкой связью ( 0t j = сonst) плоскоременные передачи проектные параметры расчётная формула базовый вариант ( 2max0 =a ) оптимальный вариант ( 55,0min0 =a ) угол обхвата меньшего шкива 1α )1( 1 0 1 + − −π=α ua u )3(1661 =°=α′ u )3(1301 =°=α u коэффициент тяги 0ψ 11 1 0 0 120 17 α⋅=α⋅=ψ c c 41,00 =ψ′ 32,00 =ψ расчётный диаметр 1d ( ) 0 03 11 ψ ψ′ ⋅⋅= mad 3 11 60 md ⋅=′ 3 11 77 md ⋅= индекс тяги 0t j 10100 ddj t ′⋅ψ′=⋅ψ= 3 16,240 mj t ⋅= 3 16,240 mj t ⋅= относительный диаметр δ mind 1 1 0 0min α = ψ = δ ccd 5,41min = ′       δ d 53min = δ d упругое скольжение 0ε 120 1 1 1 min 0 α = α = δ =ε cd 024,00 =ε′ 019,00 =ε габарит передачи γ )(5,0 21 ddaγ ++= 3 1)1(150 muγ ⋅+=′ 3 1)1(81 muγ ⋅+= тяговая сила трения tf 1 1 5,0 d m ft = 3 2133 mft ⋅=′ 3 2 126 mft ⋅= сила предварительного натяжения 0f 0 0 0 2 f f f t ′= ψ = 3 2 10 41 mf ⋅=′ 3 2 10 41 mf ⋅= сила на ведущей ветви 1f tfff 5,001 += 3 2 11 58 mf ⋅=′ 3 2 11 54 mf ⋅= реакция на валу r )5,0sin(2 10 α⋅= fr 3 2 181 mr ⋅=′ 3 2 175 mr ⋅= частота пробегов ремня ν l r11 ⋅ω=ν u+ ω =ν′ 1 9 1 u+ ω =ν 1 19 1 срок службы ремня hl hl ~ ( )mmax 1 σ⋅ν 1=′hl 3,1=hl анализ результатов расчётной табл. 1 позволяет: 1. выявить новую закономерность взаимосвязи между 0ψ и ∆ mind на пороге упругого скольжения (предельная точка р прямолинейного участка) и составить следующее уравнение граничной кривой упругого скольжения (представляет аналитическую взаимосвязь между тяговыми и габаритными характеристиками гибких тел): pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 82 ( ) ,17const 0min0 ===      ∆ ψ c d (19) где с0 = 17 – граничная константа устойчивого упругого скольжения гибких тел различной формы; δ=∆ (плоскоременные и круглоременные передачи); 02 y=∆ (клиноременные передачи – рис. 1). построенная по табл. 1 расчётная диаграмма с единой для разных типов ременных передач граничной кривой дана на рис. 4. на этой кривой все точки различных сочетаний проектных параметров ( 0ψ − ∆ mind ) обеспечивают одинаковые тяговые способности передач по моменту ( tm = const). рис. 4 – сводная расчётная диаграмма оптимальных тягово-габаритных характеристик передач гибкой связью при 180°≥ α ≥90°: −− граничная кривая упругого скольжения; а – устойчивое упругое скольжение; в − пробуксовки; с – буксование; i − плоскоременные; ii − круглоременные; iii − клиноременные передачи 2. построить предельные тягово-габаритные характеристики типовых плоскоременных, круглоременных и клиноременных передач ( π=α ) с прямолинейным (в области внешнего трения гибких тел) и криволинейным экспоненциальным [8] (в области внутреннего трения гибких тел) участками роста тягового усилия (рис. 5). примечания. 1. с учётом уравнения граничной кривой (19) предельный индекс тяги участками (9) можно также рассчитать через граничную константу 0c =17 и параметры сечения гибкой связи (δ − для плоских и круглых ремней; 0y − для клиноременных передач [2]: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 83 ).2( 000 min 0100 ycc d dj t ⋅=δ⋅=δ⋅      δ ⋅ψ=⋅ψ= (20) 2. результаты расчётов по законам трения упруго-деформированных гибких тел (15), (16), (17), приведённые в виде табл. 1, граничной кривой на рис. 4 и характеристик на рис. 5 – полностью подтверждаются испытаниями по стандартам iso [2], [3] типовых ( π=α ) плоскоременных [3, c. 613, график с кривой скольжения − ≈ψ 0 0,45]; круглоременных [2, c. 625 − ≈ψ 0 0,5] и клиноременных передач [2, c. 609, график с кривой скольжения − ≈ψ 0 0,67]. рис. 5 – предельные тягово-габаритные характеристики передач гибкой cвязью: α = π; а –устойчивое упругое скольжение; в – пробуксовки; с − буксование; р – предел устойчивого упругого скольжения (порог внешнего трения); i − внешнее трение гибких тел, ii − внутреннее трение гибких тел; η − кпд передачи; а – плоскоременные передачи ;026,0lim;25,38minlim; 3 2 5,1 9 4 ; 9 4 lim 0max0                 =ε= δ =⋅=ψ==ψ d fk б – круглоременные передачи ;031,0lim;5,31lim;81,05,154,0;54,0 0max0 min             δ =ε==⋅=ψ=ψ d в – клиноременные передачи ;039,0lim;5,25 0 2 minlim;15,1 3 2 ; 3 2 lim 0max0                 =ε==⋅=ψ==ψ y d sf pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 84 4. оптимизационный синтез фрикционных тяговых механизмов с гибкими связями рекомендуемый алгоритм оптимального конструирования фрикционных механизмов с гибкими связями рассмотрим на примере ременной передачи, представляющей собой тяговый механизм с двумя гибкими кинематическими парами (образованными растяжимым гибким ремнём с ведущим и ведомым шкивами). этапы совмещённого экстремального и оптимизационного синтеза: 1. прямая конструкторская задача. для заданного окружного момента на ведущем валу 01 t mm = (определяемого передаваемой мощностью и оборотами этого вала), а также заданного передаточного отношения привода «u» и допустимого межосевого расстояния «а» (определяющих угол обхвата α ) на основе оптимальных параметров расчётной табл. 1 определяют оптимальные проектные параметры: .;; 0 min 0 εδ ψ d 2. определяется оптимальное усилие предварительного натяжения 0f , обеспечивающее предельно допустимое (из отсутствия пробуксовок) упругое скольжение с 0ψ=ψ при радиусе кривизны изгиба гибкой связи :5,05,0 min11 ddr ≥= . 10 0 0 0 0 d m j m f t t t ψ == 3. при проектировании механизмов можно решать и обратную конструкторскую задачу – определение оптимального окружного момента (или окружного усилия) по заданной допустимой величине 0f . результаты проектирования на основе законов предельного трения гибких тел (см. п. 3) представлены в табл. 2 (на примере расчёта плоскоременной передачи, где обозначено: 1m − тяговый момент на меньшем шкиве; u − заданное передаточное отношение). при этом расчётный диаметр большего шкива « 2d », межосевое расстояние «а» и длина тягового ремня «l» рассчитывались по формулам: , 4 12);();1( 210012       π +≈+=ε+⋅= a alddaaudd а коэффициент «a» при прочностном расчёте [2], [5] диаметра « 1d » задаётся равным: а = 60 (плоский ремень), а = 50 (круглый ремень), а = 40 (клиновой ремень нормального сечения), а = 30 (узкий клиновой и поликлиновой ремни). из сравнительного анализа приведённых в табл. 2 расчётов следует, что полученный в результате совмещения экстремального и оптимизационного синтеза оптимальный вариант ременной передачи (за счёт использования законов предельного трения гибких тел без пробуксовок и при сохранении их высоких тяговых способностей согласно данным в табл. 1) по сравнению с базовым вариантом обеспечивает: 1. снижение радиальных габаритов ременной передачи (при той же ширине и толщине ремня) в г г ' = 150 / 81 = 1,85 раза при выполнении условия сохранения требуемого тягового момента трения 10 mm t = и тяговой способности передачи этого окружного момента 0tj = const (несмотря на снижение угла обхвата α и тяговой силы трения tf в t t f f ' = 33 / 26 = 1,28 раза). 2. снижение наибольшей силы на ведущей ветви передачи в t t f f ' = 58 / 54 = 1,07 раза (т.е. снижение напряжения растяжения в ремне 1σ в 1,07 раза), а также снижение напряжения изгиба в ремне 1иσ (за счёт 1d > 1d ′ ) в ' 1 1 d d = 77 / 60 = 1,28 раза; что в совокупности приведёт к общему снижению 11max иσ+σ=σ в 18,12 07,128,1 = + =k раза. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 85 таблица 2 проектный расчет фрикционных тяговых механизмов с гибкими передаточными элементами ( const 0t =j ) плоскоременные передачи проектные параметры расчётная формула базовый вариант ( 2max0 =a ) оптимальный вариант ( 55,0min0 =a ) угол обхвата меньшего шкива 1α )1( 1 0 1 + − −π=α ua u )3(1661 =°=α′ u )3(1301 =°=α u коэффициент тяги 0ψ 11 1 0 0 120 17 α⋅=α⋅=ψ c c 41,00 =ψ′ 32,00 =ψ расчётный диаметр 1d ( ) 0 03 11 ψ ψ′ ⋅⋅= mad 3 11 60 md ⋅=′ 3 11 77 md ⋅= индекс тяги 0t j 10100 ddj t ′⋅ψ′=⋅ψ= 3 16,240 mj t ⋅= 3 16,240 mj t ⋅= относительный диаметр δ mind 1 1 0 0min α = ψ = δ ccd 5,41min = ′       δ d 53min = δ d упругое скольжение 0ε 120 1 1 1 min 0 α = α = δ =ε cd 024,00 =ε′ 019,00 =ε габарит передачи γ )(5,0 21 ddaγ ++= 3 1)1(150 muγ ⋅+=′ 3 1)1(81 muγ ⋅+= тяговая сила трения tf 1 1 5,0 d m ft = 3 2133 mft ⋅=′ 3 2 126 mft ⋅= сила предварительного натяжения 0f 0 0 0 2 f f f t ′= ψ = 3 2 10 41 mf ⋅=′ 3 2 10 41 mf ⋅= сила на ведущей ветви 1f tfff 5,001 += 3 211 58 mf ⋅=′ 3 2 11 54 mf ⋅= реакция на валу r )5,0sin(2 10 α⋅= fr 3 2 181 mr ⋅=′ 3 2 175 mr ⋅= частота пробегов ремня ν l r11 ⋅ω=ν u+ ω =ν′ 1 9 1 u+ ω =ν 1 19 1 срок службы ремня hl hl ~ ( )mmax 1 σ⋅ν 1=′hl 3,1=hl 3. увеличение срока службы ремня, т.е. его долговечности hl , определяемой [3, c. 614] по кривым усталости ремня в зависимости от частоты его пробегов ν (влияет в первой степени) и снижения возникающих в нем наибольших напряжений maxσ в 1,18 раза (влияет в шестой степени): hl ∼ . 9 19 )( )( 1 )( 1 3,1 6)18,1( ' 6 6 max ' 6 max =       =       ν ν =σ⋅                   ν ν = σν = = km m pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 86 данный расчёт указывает на увеличение долговечности ремня в 1,3 раза при замене базового варианта ( 0a = 2) на вариант с оптимальными проектными параметрами по расчётной табл. 1 (при той же силе предварительного натяжения ремня 0f = const). примечание. наблюдаемое (по расчётам в табл. 2) парадоксальное (на первый взгляд) сохранение высоких тяговых способностей ременных передач по моменту ( 0t j = const) при уменьшении силы трения tf , уменьшении угла обхвата (с α = 166° до α = 130° ) и снижении коэффициента тяги (с 0ψ′ = 0,41 до 0ψ = 0,32) – объясняется сохранением неизменной длины дуги обхвата не только при переходе от базового ( 0a = 2) к оптимальному( 0a = 0,55) варианту, но и для всех сочетаний оптимальных проектных параметров ( α , 0ψ , δ mind , 0 min 2 y d ) в табл. 1 и на граничной кривой (рис. 4). литература 1. мур д.ф. основы и применения трибоники (пер. с англ.) / д.ф. мур. – м.: изд-во «мир», 1978. – 487 с. 2. машиностроение. энциклопедия. / детали машин. трение, износ, смазка. том iv − 1 //отв. ред. к.с. колесников. – м.: машиностроение, 1995. – 864 с. 3. крайнев а.ф. механика (искусство построения) машин. фундаментальный словарь / а.ф. крайнев. – м.: машиностроение, 2000. – 904 с. 4. кожевников с.н. теория механизмов и машин / с.н. кожевников. – м.: машиностроение, 1973. – 590 с. 5. скойбеда а.т. детали машин и основы конструирования / а.т. скойбеда, а.в. кузьмин, н.н. макейчук – минск: изд-во «вышейшая школа», 2000. – 583 с. 6. трение, изнашивание, смазка. справочник / под ред. и.в. крагельского и в.в. алисина. – м.: машиностроение, 1979. – 358 с. 7. польцер г. основы трения и изнашивания (пер. с.нем.) / г. польцер, ф. майсснер. – м.: машиностроение, 1984. – 264 с. 8. пожбелко в.и. динамическая теория предельного трения / в.и. пожбелко // теория механизмов и машин в вопросах и ответах. – изд-во юургу, 2004. – с. 144-156. 9. пожбелко в.и. силовые закономерности упруго-деформируемой ременной передачи (новая постановка задачи эйлера) / в.и. пожбелко // известия челябинского научного центра. – челябинск: уро ран, 2000. вып. 3. с. 56-62. надійшла 01.11.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_matviishin.doc розрахунок зносостійкості і довговічності градієнтних покриттів при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 116 матвіїшин п.в., гончар в.а., каплун п.в., каплун в.г. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна розрахунок зносостійкості і довговічності градієнтних покриттів при абразивному зношуванні відомо [1 4], що зносостійкість чистих металів багатьох сплавів з стабільною структурою в абразивному середовищі при відсутності в структурі метастабільних фаз прямопропорційна їх твердості. при цьому величина зносу прямопропорційна роботі сил тертя і обернено пропорційна твердості (рис. 1). в роботі [1] та інших наводяться формули для розрахунку зносу в даних умовах. проте в літературі немає формул для розрахунку зносостійкості покриттів з стабільною структурою і градієнтною зміною твердості по глибині. u hv рис. 1 – залежність зносу від твердості для матеріалів з стабільною структурою для підвищення твердості і зносостійкості поверхонь тертя широко застосовуються методи хіміко-термічної обробки – азотування, цементація, борування, карбонітрування та інші. досвід експлуатації конструктивних елементів при терті в абразивному середовищі показує, що найбільш ефективним методом хіміко-термічної обробки є азотування в тліючому розряді [5 8]. азотовані шари складаються із нітридної зони з стабільною структурою та твердістю і перехідної зони (зони внутрішнього азотування) зі змінною твердістю і концентрацією азоту по глибині, які зменшуються від поверхні до основи за експоненціальною залежністю (1) в залежності від технологічних параметрів процесу азотування (рис. 2). 0 hi h0 hí hv hhн hв hi hn 1 2 α p (h h1 н н, ) p (h h2 n 0, ) рис. 2 – розподіл твердості по товщині азотованого шару. 1 – по лінійній залежності; 2 – по експоненційній залежності pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розрахунок зносостійкості і довговічності градієнтних покриттів при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 117 ( ) ( ) in i hh h нi енhhh − ⋅τ − −+= n,p,t,k 00 , (1) де 0h – твердість основи; 0h – твердість нітридної зони; k – коефіцієнт, що залежить від параметрів технологічного режиму (температури, тиску, азотного потенціалу, часу азотування); nh – товщина азотованого шару. градієнт зміни твердості dh dh по глибині внутрішнього азотування в цьому випадку буде змінною величиною. структура азотованих шарів для великої кількості конструкційних сталей, в тому числі і досліджуваних сталей (38хмюа, 45 і сталі 20) є стабільною і не включає метастабільних фаз. тому їх зносостійкість підпорядковується прямо пропорційній залежності від твердості. зношений об’єм азотованого шару при терті в абразивному середовищі можна виразити наступною формулою: cв в h h вh h fl k h fl kvvv . +=+= , (2) де hv і вv – зношені об’єми нітридної зони і зони внутрішнього азотування; k – коефіцієнт, що враховує умови роботи пари тертя (знаходиться експериментально); f – сила тертя; вh ll , – шлях тертя до зносу нітридної зони і зони внутрішнього азотування; cвh . – середнє значення твердості зони внутрішнього азотування нn i св hh dhh н − = ∫ в н h h .. , (3) де нh і вh – товщини нітридної зони і зони внутрішнього азотування відповідно; ih – твердість азотованого шару на відстані ih від поверхні (рис. 2). лінійний знос u азотованого шару з врахуванням (2): sh kfl sh kfl s v u в.с. в н н +== , (4) де s – площа поверхні тертя. інтенсивність зношування нітридної зони буде дорівнювати sh kf i н н ⋅ = . (5) інтенсивність зношування зони внутрішнього азотування sh kf i св в ⋅ = .. . (6) для пари тертя «вал-втулка» силу тертя можна виразити через крутильний момент мкр на валу, або потужністю привода. тоді: d m f кр 2 = або nd n f ⋅ = η 325 , (7) де d – діаметр вала; n – потужність привода в квт; n – частота обертання вала за секунду; η – коефіцієнт корисної дії передаточного механізму. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розрахунок зносостійкості і довговічності градієнтних покриттів при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 118 тоді інтенсивність зношування за формулами (5) і (6) будуть мати вид: sdн km i н кр н ⋅⋅ = 2 , sndн nk i н н ⋅⋅ η⋅⋅ = 253 ; (5′) sdн km i вс кр в ⋅⋅ = 2 , sndн nk i вс в ⋅⋅⋅ η⋅⋅ = 253 . (6′) силу тертя можна виразити формулою: fspf c ⋅= , (8) де cp – середній тиск н поверхні тертя; f – коефіцієнт тертя. тоді (4) буде мати вид: в.с. вc н нc h lfpk h lfpk u ⋅⋅⋅ + ⋅⋅⋅ = . (9) інтенсивність зношування нітридної зони і зони внутрішнього азотування буде мати вирази: н c н н fkp i = , ..св c в h fkp i = . (10) у випадку, коли зміну твердості по глибині перехідної зони (зони внутрішнього азотування) апроксимувати прямолінійною залежністю твердості від товщини вh рівнянням прямої, що приходив через дві задані точки ( )нн нhp ,1 і ( )on нhp ,2 (рис. 2) буде мати вид: нn н н н hh hh hh hh − − = − − 0 . (11) тоді середнє значення твердості зони внутрішнього азотування всн буде дорівнювати: 2 0нhh нвс − = , (12) де нh і 0н – твердість нітридної зони і основи відповідно. градієнт зміни твердості по глибині зони внутрішнього азотування в цьому випадку буде мати постійне значення α= − − = tg n н oн hh hh grad . (13) розрахунок зносу азотованого шару за формулами (4) і (9), та інтенсивності зношування зони внутрішнього азотування за формулами (5) і (6) та (5′) і (6′) спрощується. розрахунки показують, що різниця значень цих величин при експоненційній (1) і прямолінійній (11) залежностях твердості від глибини зони внутрішнього азотування не перевищує 12 %. на рис. 3 наведені загальні залежності зносу і інтенсивності зношування азотованого шару від шляху тертя в абразивному середовищі при прямолінійній і експоненціальних змінах твердості по товщині зони внутрішнього азотування. знаючи товщину нітридної зони нh і зони внутрішнього азотування вh із результатів металографічного аналізу азотованого шару, можна знайти його довговічність при зношуванні в абразивному середовищі виражену в протяжності шляху тертя. в в н н вн i h i h lll +=+= . (14) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розрахунок зносостійкості і довговічності градієнтних покриттів при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 119 0 u lв α0 ln 2α0 αí hн hn l 1 2 0 lвln i0 l 1 2 hv а б рис. 3 – залежність зносу (а) і інтенсивності зношування (б) азотованого шару від шляху тертя: 1 – при прямолінійній зміні твердості та постійному її градієнті по товщині зони внутрішнього азотування; 2 – при зміні твердості та її градієнті в зоні внутрішнього азотування за експоненціальною залежністю (2.1) з врахуванням (5), (6), (5′) і (6′) формули для визначення довговічності будуть мати вид: ( ) kf sнhhh l в.свнн ⋅⋅+⋅ = , (15) ( ) кр в.свнн mk sdнhhh l ⋅⋅ ⋅⋅⋅+⋅ = 2 , (16) ( ) η⋅⋅⋅ ⋅⋅⋅⋅+⋅ = nk sndнhhh l в.свнн 325 . (17) таким чином, для розрахунку зносостійкості і довговічності азотованих шарів в абразивному середовищі для випадку відсутності метастабільних фаз в структурі азотованого шару необхідно на основ попередніх мікроструктур них досліджень одержати значення товщини азотованого шару та нітридної зони, а також твердості азотованого шару та твердості основи і, задавшись характером розподілу твердості по товщині зони внутрішнього азотування, можна визначити ці величини за наведеними формулами, попереду знайшовши значення коефіцієнту k із експерименту. література 1. хрущев м.м. абразивное изнашивание / м.м. хрущев, м.а. бабичев. – м.: наука. – 1970. – 252 с. 2. брыков н.н. к вопросу о закономерностях сопротивляемости сталей и сплавов абразивному изнашиванию / н.н. брыков, м.н. брыков // problems of tribology. – 1997. – № 4. – с. 13-20. 3. тененбаум м.м. износостойкость конструкционных материалов и деталей машин при абразивном изнашивании. – м.: машиностроение, 1966. – 332 с. 4. бриков м.н. разработка и применение материаловедческих основ повышения износостойкости железоуглеродистых сплавов при абразивном изнашивании: автореферат дис. д-ра техн. наук: 05.02.01 – к., 2008. – 24 с. 5. лахтин ю.м. азотирование стали / ю.м. лахтин, я.д. коган // м.: машиностроение, 1976. – 256 с. 6. химико-термическая обработка металлов и сплавов. справ. под ред. л.с. ляховича. – м.: машиностроение, 1981. – 420 с. 7. каплун в.г. прогрессивные технологии упрочнения конструктивных элементов / в.г. каплун, п.в. каплун // в кн. «современные технологии в машиностроении». харьков нту «хпи», 2007. – с. 388-403. 8. картинский ц.т. технологические параметры ионного азотирования // вестник машиностроения, 1979. №12. – с. 56-58. надійшла 27.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 16_romanuk.doc tool reinforced workfaces wear forecast on matlab module “trwwf” for plotting wear stochastic process bundle realizations under … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 112 romanuke v.v. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraine tool reinforced workfaces wear forecast on matlab module “trwwf” for plotting wear stochastic process bundle realizations under evaluations of linear-parabolic wear fracture and wear stochastic component magnitude essentiality of forecasting the wear of tool reinforced workfaces going into particulars, tools with reinforced workfaces are often used in agricultural machinery for plowing grounds in and out. if a tool workface is reinforced then its wear ( )w t through time [ ]0;t t∈ with the total exploitation expiration (tee) t increases slower than for the nonreinforced workfaces. nevertheless, there is a point ( )fr 0;t t∈ of the fracture (figure 1), after which the wear increment accelerates through time [ ]fr ;t t t∈ sharply, what is conditioned with destruction of the reinforced layers and reducing down to the nonreinforced layer. forecasting the wear of tool reinforced workfaces (trw) helps in groping for the moment ( )fr 0;t t∈ and, further, in controlling the being faded tool workface. figure 1 – qualitative dependences ( )w t for trw [1, p. 20, 29, 37, 140] a survey over wear forecasting framework origins to trw it is obvious [2] the expected wear of the reinforced workface over [ )fr0;t t∈ is linear, whereupon it may be described with the upward-right-branch parabolic function [1], defined on the segment [ ]fr ;t t respectively. to that the simplest equation of the wear kinetics may be stated as [3] ( ) ( ) ( )w wdw t a t dt d t= + λ ψ (1) for the wear intensity ( )wa t and a constant magnitude wλ of the stochastic component of the wear, being generated up with the standard wiener process ( ){ } [ ]0;t tt ∈ψ . then with knowing the initial wear condition (iwc) ( ) 00w w= (2) there is the equivalent statement of the equation (1) in the form of the stochastic process (sp) ( ) ( ) ( )0 0 0 t t w ww t w a d d= + τ τ + λ ψ τ∫ ∫ , [ ]0;t t∈ . (3) an sp-solution form (3) for trw requires only parameters of the constant and linear parts in ( )wa t , where the constant magnitude wλ is laid according to the rate of the ground roughness. a task for forecasting the wear of trw as sp (3) the being sprung up investigation task lies in forecasting post-numerically the wear of trw as sp (3) with a program means, accepting inputs ( ){ },w wa t λ under known tee t and iwc (2). for this there should be coded a matlab environment function-solver (module-solver), returning sp (3) samples and visualizing them. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com tool reinforced workfaces wear forecast on matlab module “trwwf” for plotting wear stochastic process bundle realizations under … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 113 forecasting the wear of trw as sp (3) on matlab module-solver “trwwf” it is useful firstly to restate sp ( ){ } [ ]0;t tt ∈ψ over the normally distributed variate ξ with zero expectation and unit variance for its values ( ){ } [ ]0;t tt ∈ξ as [3] ( ) ( )t t tψ = ξ , (4) obtaining the standard wiener process differential ( )d t dtψ = ξ . (5) then with (5), taken l matlab-generated samples ( ){ } 1 l j j j t = ξ = ξ 1i i t t t l+ ∀ = + for 1, 1i l= − at 1 t t l = and lt t= (6) of sp ξ , the sp-solution form (3) for trw is sampled as ( ) ( )0 1 1 j j j w i w i i i t t w t w a t l l = = = + + λ ξ∑ ∑ for 1,j l= . (7) will visualize samples (7) with iwc (2) on the background of the wear expectation (we) by [ ]0;t t∈ , (8) which may be written over its linear and parabolic branches, being jointed on the point frt t= , that is (9) for some coefficients µ , α , β , γ . if the time-point frt we evaluation is then , ( )2fr fr fr 0 fr fr t t w w t t α + β + γ − µ = = (10) from (9), and coefficients { }, ,α β γ are found from the linear algebraic equations system (laes) ( )20 fr fr frw t t w+ α + β + γ = , (11) , (12) (13) for the given post-fractured parabolic we evaluation parw (12) on the time-point part t= , and the total wear-out expectation (13) on tee. the solution { }, ,α β γ of laes (11) — (13) is acceptable if fr2 t β − < α (14) and ( ) ( )20d dw t t tdt dt+ µ < α + β + γ [ ]fr ;t t t∀ ∈ , (15) that is 2 tµ < α + β [ ]fr ;t t t∀ ∈ (16) from (15). the conditions (14) and (16) are included into matlab module-solver “trwwf”, acquiring its eight input arguments t , 0w , frt , frw , part , parw , wλ , l , generating samples (6), solving laes (11) — (13) into the solution { }, ,α β γ and returning samples (7) concurrently with samples of we (9), also plotting them immediately. the figures 2 — 5 with plotted bundles of the wear sp of trw elucidate patterns of how to run the module “trwwf” properly, at that adjusting parameters of the time-wear dependence. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com tool reinforced workfaces wear forecast on matlab module “trwwf” for plotting wear stochastic process bundle realizations under … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 114 figure 2 – a bundle of the wear sp (3) 20 realizations of trw as its samples (7) with samples of we (9) by 1t = , 0 0.2w = , fr 0.6t = , fr 0.3w = , par 0.7t = , par 0.36w = , 0.12wλ = , 1000l = figure 3 – a bundle of the wear sp (3) 20 realizations of trw as its samples (7) with samples of we (9) by 1t = , 0 0.2w = , fr 0.65t = , fr 0.3w = , par 0.7t = , par 0.36w = , 0.12wλ = , 1000l = figure 4 – adjusting the time-point frt we evaluation of the wear sp (3) of trw, where { }fr 0.26, 0.28, 0.30, 0.32w ∈ under the previous values of the rest of parameters figure 5 – adjusting the time-points { }fr 0.66, 0.75, 0.8, 0.87t ∈ and { }par 0.7, 0.79, 0.84, 0.9t ∈ by 1t = , 0 0w = , fr 0.5w = , par 0.55w = , 0.1wλ = , 1000l = completion and outlining the further investigation the program matlab means, represented with its employ above, may be useful also in determining frt , frw , part , parw by adjusting we (8) as (9) under two or more measurements. then, having adjusted we (8) as (9), an investigator may observe bundles of wear sp realizations and mark its stretching width and the wear process upper envelope in the bundle, which indicate roughly the wear worst case that could flow. by that certainly the wear sp values, exceeding the bounds of [ ]0; 1 , should be ignored. and the further investigation might be connected with forecasting wear as the function of time and location. references 1. тененбаум м. м. сопротивление абразивному изнашиванию / тененбаум м. м. – м. : машиностроение, 1976. – 271 с. 2. jankauskas v. analysis of abrasive wear performance of arc welded hard layers / v. jankauskas, r. kreivaitis, d. milčius, a. baltušnikas // wear. – 2008. – volume 265, issues 11 – 12. – p. 1626-1632. 3. кузнецов д. ф. численное интегрирование стохастических дифференциальных уравнений: [монография] / кузнецов д. ф. – спб. : изд-во с.-петербургского государственного университета, 2001. – 712 с. надійшла 13.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 8_loburak.doc підвищення експлуатаційних характеристик осаджених покриттів на сталі 12х18н10т методом термодифузійної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 48 лобурак в.я., лук’янюк м.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна підвищення експлуатаційних характеристик осаджених покриттів на сталі 12х18н10т методом термодифузійної обробки вступ сталь 12х18н10т володіє рядом переваг перед залізовуглецевими сталями, такими як висока корозійна стійкість, пластичність, технологічність, але не може бути ефективно застосована у вузлах тертя та експлуатації її в умовах підвищених температур, тобто не є достатньо жаростійкою. для підвищення, наприклад, зносостійкості вуглецевих сталей застосовують газове чи плазмове напилення твердим сплавом та порошками. а з метою підвищення корозійної та жаростійкості наносять покриття із корозійно та жаростійких матеріалів гальванічним чи дифузійним способом, або осадженням їх парів на виріб у вакуумі. заслуговує на увагу метод осадження на поверхню деталі композиційних електролітичних покриттів (кеп), бо цим методом досягається одночасно підвищення жароі зносостійкості покриття. однак, усі осадженні покриття мають недолік – недостатнє зчеплення з поверхнею виробу і це є особливо відчутним при нанесенні таких осадів на поверхню нержавіючої сталі 12х18н10т. отже, є потреба в розробці ефективних схем зміцнення захисних покрить та дослідження їх структури, яка формується при додатковій їх хіміко-термічній обробці з метою підвищення міцності зчеплення з поверхнею виробу, а також їх ущільнення та покращення властивостей. постановка задачі дослідження та проведення експериментів ставилась задача дослідити структуру покриттів, осаджених на поверхні сталі 12х18н10т та підсилення їх контакту з поверхнею в результаті дифузійного відпалу, з одночасним насиченням їх різними елементами методом хіміко-термічної обробки з порошкових сумішей, які служили одночасно захисним середовищем від високотемпературного окислення. для цього наносились покриття методом газополум’яного чи плазмового напилення, а також хімічним і електрохімічним способом, як чистими елементами так і композитами. осадження проводилось в широкому діапазоні температурних і часових значень без підігріву та з підігрівом підложки, тобто – зразків. дослідженню піддавались нанесені покриття у вихідному стані і після термічної та хімікотермічної обробки. з метою порівняння, нанесення таких покриттів та їх термообробка проводилась і на залізовуглецевих сталях. хіміко-термічна обробка здійснювалась із стандартних порошкових сумішей. хімічне та електрохімічне осадження проводилось з класичної ванни нікелювання та хромування. для осадження композиційних покриттів (кеп) використовувались порошки оксидів карбідів, як твердих зносостійких фаз, а також чистих металів (ni, mo, cu) з метою подальшого їх дифузійного легування різними компонентами. жаростійкість покриттів досліджувалась на циліндричних зразках діаметром 10 мм і висотою 15 мм. окислення проводилось у фарфорових, попередньо відпалених до постійної маси, тиглях у повітряному середовищі муфельної печі при температурах 800, 900 і 1000 °с при витримці 10 … 150 годин. оцінка жаростійкості здійснювалась гравіметричним методом за збільшенням маси, віднесеної до вихідної площі поверхні зразка. зважування проводились на аналітичних вагах вла-200м з точністю до 10-4 грама. випробування зносостійкості проводились на машині тертя типу шкода-савіна та сми-2. результати експериментів та їх обговорення 1. структуроформування покриттів на рис. 1 показані фотографії мікроструктури плазмо напиленого залізного порошку (а); гальванічно нанесеного шару нікелю (б) та електрохімічного осадженого композиту ni-tic (в) на зразки сталі 12х18н10т. а на рис. 2 приведені мікроструктури цих покрить після хіміко-термічної обробки різними елементами. слід відмітити, що після дифузійного насичення бором напилений шар заліза нагадує структуру борованого заліза. а структура гальванічно осадженого нікелю після алітування є грубозернистою, що слід пов’язати із здатністю алюмінію утворювати цілий ряд хімічних та електронних сполук і їх здатністю переходити з однієї фази в іншу при певних температурах і концентраціях компонентів. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення експлуатаційних характеристик осаджених покриттів на сталі 12х18н10т методом термодифузійної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 49 а б в рис. 1 – мікроструктури нанесених покриттів на сталь 12х18н10т × 300: а – плазмонапилений шар порошку заліза; б – гальванічно нанесений шар нікелю; в – елекрохімічне осадження композиту ni-tic а б в рис. 2 – мікроструктури нанесених покрить на сталь 12х18н10т після хіміко-термічної обробки, × 300: а – борування плазмонапиленого залізного порошку; б – алітування гальванічно осадженого шару нікелю; в – хромування електролітично осадженого композиту ni-tic осаджені електролітичні композити найменш чутливі до зміни структури при насиченні багатьма елементами. так, після хромування осадженого композиту ni-tic (рис. 2, в) його структура практично не зазнала суттєвих змін, але в усіх випадках характеризується зміною концентраційного розподілу по глибині шару і відсутністю різкої границі між покриттям і основою, що відповідно підсилює його зчеплення з основою. одночасно зменшується пористість такого покриття. 0 80 160 240 320 400 x, мкм ti і, имп/с cr ni рис. 3 – розподіл елементів в шарі осаду ni-tic після дифузійного хромування pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення експлуатаційних характеристик осаджених покриттів на сталі 12х18н10т методом термодифузійної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 50 на рис. 3 приведений розподіл елементів по глибині покриття електрично осадженого композиту ni-tic. підвищення концентрації титану на поверхні можна пояснити присутністю в електролітичній ванні незначної кількості порошку чистого титану, а також можливістю дисоціації його карбіду в процесі термообробки. суттєве зменшення концентрації нікелю на поверхні покриття завдячує інтенсивному дифузійному насиченню його тонких поверхневих шарів хромом і титаном, що і забезпечує зниження концентрації нікелю саме на поверхні захисного шару. 2. жаростійкість покриттів в табл. 1 узагальнені дані, отримані експериментально на зразках сталі 12х18н10т, жаростійкості покриттів в залежності від виду хіміко-термічної обробки, проведеної при температурі дифузійного насичення 1050 °с та ізотермічній витримці 8 годин. таблиця 1 приріст маси зразків після 100-годинної витримки в атмосферному середовищі при температурі 1000 °с приріст маси зразків (г/м2) після дифузійного насичення різними елементами вид покриття без насичення cr al cr-al cr-si плазмонапилений залізний порошок пжзм 290 7,92 5,86 8,90 18,80 гальванічне нікелювання 25,92 5,90 8,75 7,80 7,55 електролітичне осадження композиту ni-tic 30,5 33,5 30,5 26.6 23,25 як видно з наведених даних, дифузійне насичення плазмонапиленого порошку будь-яким із наведених елементів сильно підвищує жаростійкість покриття. таке покриття без дифузійного насичення повністю окисляється, тобто згорає при такій температурі. також суттєво підвищується жаростійкість гальванічно осадженого нікелю, що пояснюється ущільненням структури і формуванням на границі поділу покриття основа дифузійного шару (рис.2, б), який забезпечує високу ступінь зчеплення покриття з основою, що запобігає проникненню кисню через покриття. а незначне підвищення жаростійкості електролітично осадженого композиту ni-tic, з нашої точки зору, пояснюється досить високою щільністю осадженого матеріалу, а також стійкістю компонентів цього композиту. 3. зносостійкість покриттів результати випробувань на зносостійкість при різних навантаженнях та часу приведені на рис. 5 та 6 з яких видно, що усі види хіміко-термічної обробки підвищують зносостійкість покриттів. суттєвої різниці в зносостійкості дифузійнонасичених покриттів в залежності від температури і часу процесу хто не спостерігалось, на відміну від виду самого покриття. 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 0 400 800 1200 1600 2000 шлях тертя, м о б' єм не з но ш ув ан н я, м м .к уб . 1 2 3 4 5 6 рис. 5 – залежність величини зношення нанесених покрить на сталь 12х18н10т: 1 – плазмонапилений шар заліза без хто; 2 – плазмонапилений шар заліза після хромування; 3 – електролітично осаджений нікель; 4 – хромований електролітично осаджений нікель; 5 – електролітично осаджений композит ni-tic; 6 – електролітично осаджений композит ni-tic після дифузійного хромування pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення експлуатаційних характеристик осаджених покриттів на сталі 12х18н10т методом термодифузійної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 51 так, зносостійкість плазмонапиленого залізного порошку є нижчою за зносостійкість сталі 12х18н10т без покриття і суттєво підвищується після дифузійного насичення хромом, нікелем та хромом і нікелем одночасно. на рис. 5 приведена величина зношення покриттів до і після дифузійного насичення хромом. після дифузійного хромування найменша зносостійкість відповідає плазмонапиленому залізному порошку, що можна пояснити грубозернистістю насиченого покриття. осаджений композит ni-tic характеризується достатньо високою густиною. а тому його зносостійкість є суттєвою як без дифузійного хромування, так і після нього. варто також відмітити, що зносостійкість кеп при сухому терті, як показали наші дослідження, залежить від зернистості наповнювача тіс, що підтверджує залежність в першу чергу лише від пористості нанесених покриттів, бо чим дисперсні ший наповнювач, тим вища густина осадженого покриття. 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0 10 20 30 40 50 60 час випробовування, хв з но ш ен ня , r . 1 2 3 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0 10 20 30 40 50 60 питоме навантаження, н/мм кв з но ш ен ня , r . 1 2 3 рис. 6 – вплив умов випробовувань на величину зношення осаджених покрить після дифузійного хромування: 1 – напилений залізний порошок; 2 – гальванічно осаджений нікель; 3 – електролітично осаджений композит ni-tic на рис. 6 приведена залежність зносостійкості нанесених покриттів після дифузійного хромування від умов випробування. як видно з графіків рис. 6, залежність зносостійкості, як від часу випробувань, так і питомого навантаження є практично лінійною в межах товщини отриманого покриття, що свідчить про його надійність в умовах дослідження. як і очікувалось, найвищою зносостійкістю після хіміко-термічної обробки володіють електролітично осаджені композиційні покриття ni-tic. аналогічна залежність спостерігається також після титанування та хромотитанування осаджених покриттів. висновки хіміко-термічною обробкою доцільно обробляти напилені, гальванічно та електролітично осаджені на поверхню сталі покриття з метою підвищення їх жароі зносостійкості за рахунок ущільнення структури та формування легованого поверхневого шару покриття. дифузійне насичення хромом та іншими елементами змінює структуру осаджених покриттів, зменшує пористість і підвищує зчеплення покриття з основою завдяки дифузійним процесам. література 1. мельник п.і., остафійчук б.к., сидоренко с.і. дифузійні процеси та твердофазні перетворення в металах і сплавах. – і-ф.: «плай». – 1999. – 220 с. 2. лучка м.в., киндрачук м.в., микитюк р.ю., соколовский м.ф. иносостойкие дифузиционно-легированные композиционные покрытия. – к: техника, 1993. – 144 с. надійшла 18.06.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_drogomir.doc вплив концентрації порошкоподібних добавок в пластичному консистентному мастилі літол-24 на зносостійкість трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 34 дрогомирецький я.м., довжинський і.м. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна e-mail: <dovjinskii@gmail.com> вплив концентрації порошкоподібних добавок в пластичному консистентному мастилі літол-24 на зносостійкість трибосистем удк 622.24.051.553-232.2:621.891 експериментально визначено вплив концентрації фулеренової сажі і фенозану-23 на працездатність пластичного мастила. запропоновані рентабельні присадки, які покращують характеристики пластичних мастил. ключові слова: мастило, фенозан-23, фулерен, знос. вступ обладнання нафтової і газової промисловості експлуатується у важких умовах роботи абразивних і агресивних середовищ, високих і низьких температур, високих швидкостях і контактних тисках, а також в багатьох випадках і динамічних навантажень. ефективність підвищення довговічності та зносостійкості деталей обладнання може бути досягнуто, конструктивним рішенням, шляхом підбору і створення композиційних добавок до мастильних матеріалів. постановка завдання завданням даного експерименту є визначити вплив концентрації фулеренової сажі та фенозану-23 на працездатність пластичного мастила. виклад основного матеріалу для випробувань був вибраний пластичний змащувальний матеріал літол-24 (гост 21150 87), загущений літієвим милом. фулеренова сажа додавалася в кількостях: від 0 до 10 % за масою. фулеренова сажа була отримана методом хаффмана кречмера [1] і містила близько 10 % фулерена. причому фулеренова сажа складалася приблизно з 65 % фулерена с60, 32 33 % фулерена с70 і 2 3 % вищих фулеренів. змішування фулеренової сажі проводилось таким чином: додавали в навішування 50 г приладового масла мвп (гост 1805 76) необхідна кількість фулеренової сажі і диспергували сажу в маслі на магнітострикційному вібраторі, потім отриману суспензію перемішували в процентному відношені із пластичним мастилом літол-24. отриману суспензію доводили до однорідної консистенції за допомогою ультразвукового диспергатора уздн-а . викладену методику застосовували також при змішуванні фенозану-23. сповільнити небажані окислювальні процеси у консистентних мастилах можна шляхом введення спеціальних добавок, які володіють антиоксидантними властивостями. одними із найбільш ефективних та екологічно безпечних інгібіторів радикально-ланцюгових процесів окислення органічних речовин є фенольні сполуки, які тормозять (призупиняють) процес, взаємодіючи з пероксидними радикалами субстрату [2]. сповільнююча дія фенольних антиоксидантів на процес радикально-ланцюгового окислення органічних речовин основана, насамперед, на їх взаємодії з пероксидними радикалами субстрату за реакцією: phoroohphohro +→+2 . (1) до класичних стабілізаторів відносяться просторово затруднені феноли, зокрема іоніл, його похідні, одним з яких є фенозан-23 (етер 3,5-дитретбутил-4-гідроксіфенілпропіолової кислоти і пентаеритриту). фенозан-23 – це білий кристалічний порошок з температурою плавлення 123 125 ºc. унаслідок наявності об'ємних третбутильних замісників, він практично нерозчинний у воді і відносно добре розчинний у неполярних органічних розчинниках [3]. завдяки своїй хімічній структурі, він активно взаємодіє з вільними пероксидними радикалами. через такі властивості його використовують як антиоксидант, термоі світлостабілізатор для пластмасових поверхонь (поліетилену, поліпропілену, полістиролу, полівінілхлориду). фенозан-23 є аналогом швейцарського ірганоксу-1010 (фірма «syba»). випробування проводилось за схемою ”диск диск” на машині тертя смц-2. випробувальні зразки радиусом 25 мм і ширину 10 мм, виготовленні із термообробленої сталі 40хн твердістю 50 hrc і шорсткістю поверхні ra = 0,18 мкм. mailto:<dovjinskii@gmail.com> вплив концентрації порошкоподібних добавок в пластичному консистентному мастилі літол-24 на зносостійкість трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 35 в процесі випробування один ролик був нерухомим і притискався зусиллям nf до ролика, що обертається. температура навколишнього середовища в процесі випробувань складала 23 ± 2 °с. частота обертання ролика n = 300 хв-1., що обертається, яка відповідає відповідало швидкості ковзання 0,78 м/с. навантаження на зразки було постійною величиною і складала 550 н. при цьому робочий тиск в зоні контакту в порівнянні з умовами роботи важко навантажених пар тертя типу зубчаті передачі. нижній зразок поміщали у ванночку із пластичним мастилом, потім притискався верхній ролик і починали експеримент. в процесі випробувань змащувальний матеріал не додавали. кожен дослід проводили двічі, а за остаточний результат брали середнє арифметичне результатів двох дослідів. тривалість випробувань складала 10 хв, протягом цього часу вимірювали момент тертя, а в кінці випробувань визначали ширину плями зношування b на нерухомому зразку за допомогою лупи бринеля. за результатами випробування визначали об’ємне зношування, а також інтенсивність зношування [4]. інтенсивність зношування ai визначали за допомогою формули: a v іа = , (2) де v – об’ємне зношування; а – робота сили тертя. об’ємне зношування визначали за допомогою ширини плями зношування b з використанням відомих геометричних співвідношень: , 4 4 22 sin 422 sin )21( 2 22 2 22 d b r b r b arr b r b r b arr dssv н н рр р р ⋅         −⋅−⋅+−⋅−⋅= =⋅+= (3) де d – ширина нерухомого зразка; b – пляма зношування; rp, rн – радіуси рухомого і нерухомого зразків. експериментальні дані представлені в табл. 1, 2. графічні інтерпретації результатів випробувань показані на рис. 1 і 2. таблиця 1 результати випробування пластичних змащувальних матеріалів із добавленням фулеренової сажі вміст добавки f коеф. тертя a, дж *104 v, мм3 і, мм 3/дж *10-5 b, мм t, °c літол-24 0,098 1,851 1,134 6,13 2 55 літол-24 + 1 % 0,095 1,782 0,898 5,03 1,85 54 літол-24 + 2 % 0,08 1,508 0,532 3,52 1,55 50 літол-24 + 3 % 0,073 1,371 0,278 2,03 1,25 51 літол-24 + 4 % 0,069 1,302 0,164 1,27 1,05 48 літол-24 + 5 % 0,065 1,234 0,032 0,26 0,6 45 літол-24 + 6 % 0,071 1,343 0,11 0,82 0,9 46 літол-24 + 7 % 0,073 1,371 0,217 1,59 1,15 47 літол-24 + 8 % 0,080 1,508 0,297 1,97 1,27 50 літол-24 + 9 % 0,087 1,645 0,432 2,62 1,45 50,5 літол-24 + 10 % 0,093 1,755 0,972 5,54 1,9 52 вплив концентрації порошкоподібних добавок в пластичному консистентному мастилі літол-24 на зносостійкість трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 36 таблиця 2 результати випробування пластичних змащувальних матеріалів із добавленням фенозану-23 вміст добавки f коеф. тертя a, дж *104 v, мм3 і, мм 3/дж *10-5 b, мм t, °c літол-24 0,098 1,85 1,134 6,13 2,000 55 літол-24 + 1 % 0,094 1,76 0,854 4,83 1,820 53 літол-24 + 2% 0,079 1,481 0,478 3,23 1,500 48,5 літол-24 + 3 % 0,071 1,343 0,257 1,91 1,220 47 літол-24 + 4 % 0,067 1,261 0,150 1,19 1,020 46 літол-24 + 5 % 0,064 1,206 0,028 0,229 0,580 43,5 літол-24 + 6 % 0,065 1,234 0,062 0,504 0,760 44 літол-24 + 7 % 0,070 1,316 0,133 1,01 0,980 45,5 літол-24 + 8 % 0,076 1,44 0,283 1,96 1,260 48 літол-24 + 9 % 0,079 1,481 0,341 2,303 1,340 49,5 літол-24 + 10 % 0,081 1,53 0,441 2,874 1,460 50 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 вміст добавки % f фулеренова сажа фенозан -23 рис. 1 – графік залежності коефіцієнта тертя f від концентрації фулеренової сажі і фенозану-23 у базовому консистентному мастилі літол-24 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 вміст добавки % v,мм фулеренова сажа фенозан -23 a вплив концентрації порошкоподібних добавок в пластичному консистентному мастилі літол-24 на зносостійкість трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 37 0 1 2 3 4 5 6 7 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 вміст добавки % і, фулеренова сажа фенозан -23 б рис. 2 – залежності а – об’ємного зношування v та б – інтенсивності зношування і від концентрації фулеренової сажі і фенозану-23 у базовому консистентному мастилі литол-24 висновки проведені експериментальні дані показують, що при добавлені фулеренової сажі підвищуються властивості пластичного мастила літол -24 із порівнянням без добавки. слід відмітити, що при концентрації 5 % добавки виявляється найефективнішою і впливає на зниження коефіцієнта тертя. у якості добавки фенозану -23 більш ефективно проявляться порівняно із фулереновою сажею. отже, концентрація добавки впливає на інтенсивність та об’ємне зношування, а також на коефіцієнт тертя і температуру в парі тертя. із екперементальни даних випливає, що температура знижується до 10 °с при 5 % концентрації фулеренової сажі і фенозану-23. на відміну від фулеренової сажі фенозан-23 більш стійкий у температурному відношені. література 1. елецкий а.в., смирнов б.м. фуллерены и структура углерода // успехи физических наук. – 1995. – т. 165, № 9. – с. 977-1009. 2. рогинський в.а. фенольны антиоксиданты: способность и эфективность. – м.: наука, 1982. – 274 с. 3. ту 6-22-0205603-3-88 фенозан -23. 4. крагельский и.в., добычин м.н., комбалов в.с. основы расчётов на трение и износ. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. поступила в редакцію 02.07.2013 вплив концентрації порошкоподібних добавок в пластичному консистентному мастилі літол-24 на зносостійкість трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 38 drоhomyretskyi ya.m., dovzhynskyi i.m. the influence of powderlike additives concentration in consistent oil litol-24 on wearpresisfant of tribosystems. data of the held experiments show that in adding fulleren soot the properties of plastic oil litol-24 improve in comparison with those ones wilbaont adding it. it should be pointed aut that the most effectivt is 5% concentration of the additive and it influences on the reducing of friction coefficient. as additive phenosan-23 acts more effectivt compared fulleren soot. so, the concentration of the additive influence on the intensity and volumetric wear as friction coefficient and temperature in the friction pair. key words: oil, phenosan-23, fulleren, the wear. references 1. eleckij a.v., smirnov b.m. fullereny i struktura ugleroda. uspehi fizicheskih nauk. 995. t. 165, № 9. s. 977-1009. 2. rogins'kij v. a. fenol'ny antioksidanty: sposobnost' i jefektivnost'. m.: nauka, 1982.274s. 3. tu 6-22-0205603-3-88 fenozan -23. 4. kragel'skij i. v., dobychin m. n., kombalov v. s. osnovy raschjotov na trenie i iznos. m.: mashinostroenie, 1977. 526s. 8_romanuk.doc a theorem on continuum of the projector optimal behaviors in antagonistic model of building resources distribution under … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 52 romanuke v.v. khmelnytskyy national university, khmelnytskyy, ukraine a theorem on continuum of the projector optimal behaviors in antagonistic model of building resources distribution under segment uncertainties with incorrectly pre-evaluated one left and one right endpoints introduction and the problem general description because of different antagonistic factors in building, there is a problem of indeterminancies elimination in projecting mount design constructions [1]. to resolve them at least as possible, there is a known convex antagonistic game (ag) with the kernel ( ) ( ) ( ){ }( )41 2 3 1 2 3 1, , , ; , , max ,i i i it t x x x y y y r x y == = =x y ( ) 2 2 2 1 2 3 1 1 2 2 3 3 2 1 2 3 1 max , , , 1 x x x x y x y x y y y y − − −  − − −  =   − − −   (1) on the product (2) of the parallelepiped (3) of pure strategies (4) of the first player and of the parallelepiped (5) of pure strategies (6) of the second player, where variables 4x and 4y due to 4 1 1i i x = =∑ , 4 1 1i i y = =∑ (7) are excluded. however, for some specific cases of the endpoints { }3 1d da = and { } 3 1d d b = pre-evaluation, there may be complicated the known minimax procedure for finding the optimal behavior of the second player (8) as the projector. the origins survey and the unsolved question underlining the mentioned minimax procedure [2, 3] for finding the optimal behavior of the second player as its optimal pure strategy (8) issues from the theorem on the second player pure strategies in the convex antagonistic game [4, 5]. mainly the components of the optimal pure strategy (8) satisfy the four-parted equality pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com a theorem on continuum of the projector optimal behaviors in antagonistic model of building resources distribution under … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 53 ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 2* * * 1 2 3 * 1 1 2 2 3 3 2* * * 1 2 3 1 1 a a a v b y b y b y y y y − − − − − − = = = = − − − , (9) but sometimes, because of the incorrect pre-evaluation of the endpoints { }3 1d da = and { } 3 1d d b = , the equality (9) cannot be reached within the parallelepiped (5). one of the most interesting cases is that when there are only two endpoints from those six, having been pre-evaluated incorrectly, but the first is right, and the second is left. paper aim being guided by the supposition of that there are only two endpoints from those six, having been preevaluated incorrectly, but the first is right, and the second is left, will solve the ag with kernel (1) on the product (2) for the projector. for making it there must be conditioned those incorrectly pre-evaluated endpoints, so that they are pa and qb by { }1, 3p ∈ and { }1, 3q ∈ for p q≠ . a theorem on the continuum of the projector optimal strategies in ag with kernel (1) on the product (2) if there were the four-parted equality (9) within parallelepiped (5), then the components { }3* 1d d y = of the optimal pure strategy (8) would be the following [2]: * 3 3 1 1 1 j j d d d d b y b a = = = + −∑ ∑ 1, 3j∀ = . (10) but here is that 3 3 1 1 1 p p d d d d b a b a = = < + −∑ ∑ by { }1, 3p ∈ (11) and 3 3 1 1 1 q q d d d d b b b a = = > + −∑ ∑ by { }1, 3q ∈ . (12) so, the component *py is greater than expected before checking (9), and the component * qy is lesser than expected before checking (9). then there stands the inequality ( ) 2 2* 1 pk q pk bb b ay > > at { } { }1, 3 \ ,k p q∈ (13) for the component [ ]* ;k k ky a b∈ by (10). due to this here is a theorem on the components { } 3* 1d d y = . theorem. in ag with kernel (1) on the product (2) by the conditions (11) and (12) at the inequality at { } { }1, 3 \ ,k p q∈ (14) for the component ( ]* ;k k ky a b∈ by (10) the projector has the continuum of its pure optimal behaviors as (8) with the component * q qy b= . (15) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com a theorem on continuum of the projector optimal behaviors in antagonistic model of building resources distribution under … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 54 in more detail, if (16) then * ;p p py a b ∈   , (17) ( ) ( )( )* 1 sign ;2k q k k q k k q k k ky b b a b b a b b a b   ∈ + + − −   . (18) otherwise, if 3 1 1 1q q d p k d b b a b b =   − − − < +     ∑ (19) then max* ;p p py a y ∈   , (20) ( ) ( )( ) max* 1 sign ;2k q k k q k k q k k ky b b a b b a b b a y   ∈ + + − −   (21) by 3 max max 1 1 1p k q q d d y y b b a =   + = − − −     ∑ , (22) max ;p p py a b ∈   , (23) ( ) ( )( )max 1 sign ;2k q k k q k k q k k ky b b a b b a b b a b   ∈ + + − −   . (24) proof. the pre-conditioned inequality (14) means that the optimal game value * 1 q v b = , whence the component (15) is cleared. for saving this optimal game value the projector should hold at such components *py and *ky that there would be inequalities , (25) , (26) . (27) now will solve the inequality (25) with respect to the sum * *p ky y+ . here is , (28) , (29) where the corresponding quadratic equation pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com a theorem on continuum of the projector optimal behaviors in antagonistic model of building resources distribution under … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 55 ( ) ( ) ( ) ( ) ( )2 2* * * * 1 2 32 1 1 1 0p k q p k q qy y b y y b b a a a+ − − + + − − − − − = (30) discriminant is ( ) ( ) ( ) ( )2 2 1 2 3 1 2 34 1 4 1 1 4 1q q q qd b b b a a a b a a a = − − − − − − − = − − −   . (31) the roots of the equation (30) with respect to the unknown sum * *p ky y+ are ( ) ( ) ( ) ( )1 2 3 1 2 3 2 1 2 1 2 1 1 1 2 2 q q q q q b d b b a a a b b a a a − − − − − − − = = − − − − − (32) or ( ) ( ) ( ) ( )1 2 3 1 2 3 2 1 2 1 2 1 1 1 2 2 q q q q q b d b b a a a b b a a a − + − + − − − = = − + − − − . (33) then, inequality (25) or (29) is true by (16) or by . (34) though, with taking the root (33) there is ( )( ) ( )* * 1 2 3 1 2 31 1 1 1 1 0q p k q q q qb y y b b b a a a b a a a− − − = − − − + − − − = − − − − < , (35) that is the root (33) cannot be the sum * *p ky y+ and it must be ignored, and the inequality (34) will never be true. this means that under the condition (16) the components *py and * ky may be taken in such a way, that the inequality at { } { }1, 3 \ ,k p q∈ (36) would be satisfied, what gives (18) from (26). and here (17) issues from (16) and the inequality (27), being true for . on the other hand, under the condition (19) the maximal sum of the components *py and * ky must be equal to the left member in (19), satisfying the inequality (36). and this gives (20) and (21) under the sum (22) for (23) and (24). the theorem has been proved. conclusion and the further investigation outlook the proved theorem under local condition (14) allows finding instantly the continuum of projector optimal behaviors, when in uncertainty segments [ ]{ }3 1 ;d d da b = one of the left endpoints and one of the right endpoints were pre-evaluated incorrectly. and if the projector does not want to re-evaluate those endpoints of uncertainty segments, then the outlook of the investigation lies in extracting the most practicable or rational optimal behaviors from their continuum with components (15), (17), (18) or (15), (20), (21) by (22) — (24) to form the unique variant of the projector decision. references 1. дарков а. в. строительная механика : [учебник для строит. спец. вузов] / а. в. дарков, н. н. шапошников. — [8-е изд., перераб. и доп.]. — м. : высш. шк., 1986. — 607 с. : ил. 2. романюк в. в. регулярна оптимальна стратегія проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на n -колонну будівельну конструкцію-опору / в. в. романюк // проблеми трибології. — 2011. — № 2. — с. 111 — 114. 3. романюк в. в. узагальнена модель усунення n часткових невизначеностей імовірнісного типу як континуальна антагоністична гра на ( )2 2n − -вимірному паралелепіпеді з мінімізацією максимального дисбалансу / в. в. романюк // вісник хмельницького національного університету. технічні науки. — 2011. — № 3. — с. 45 — 60. 4. воробьёв н. н. теория игр для экономистов-кибернетиков / воробьёв н. н. — м. : наука, главная редакция физико-математической литературы, 1985. — 272 с. 5. теория игр : [учеб. пособие для ун-тов] / петросян л. а., зенкевич н. а., семина е. а. — м. : высшая школа, книжный дом “университет”, 1998. — 304 с. : ил. надійшла 04.10.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 19.doc методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 123 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров wk , m модели изнашивания (мпп) wk , m удк 621.891 изложены теория и практика метода испытаний на износ: 1) при переменной площадке контакта; 2) с определением параметров модели изнашивания. дана информация о новой системе знаний (концепции) основанной на контактной механике сопряжений и новых методах трибологических испытаний. ключевые слова: метод испытаний на износ, переменная площадка контакта, модель изнашивания. часть 1. теория метода введение чтобы понять во время путешествия где мы находимся надо посмотреть на общую карту и определится со своими координатами. при чтение научной статьи, чтобы определится с местом новой информации в общем потоке и в работах автора целесообразно ознакомиться с сайтом автора (статьи) в интернете, как с наиболее полной информацией о его работах. в данном случае целесообразно ознакомиться с сайтом автора : “ новые знания как система, концепция или парадигма в трибологии. new-tribology.abra.ru” здесь приведем краткую информацию о некоторых разделах сайта, имея которую можно связать содержание предлагаемой статьи как с общим развитием трибологии, так и с работами автора в этой области. концепции в трибологии, развиваемые на территории ссср, снг в последние 50 75 лет. 1. первая концепция крагельского – демкина, гаркунова – чичинадзе. сущность этой концепции заключалась в следующем: 1) все основные закономерности в контакте, трении и износе поверхностей можно построить исходя из параметров шероховатостей контактирующих поверхностей, как основного фактора, определяющего трибологические процессы. 2) универсальная аналитическая модель изнашивания может быть построена, исходя из закономерностей усталостного разрушения микронеровностей; 3) среди методов повышения износостойкости наиболее перспективный метод избирательского переноса крагельского гаркунова; 4) среди факторов влияющих на трибо-процессы главным признавалась температура с моделями и методами расчетов по чичинадзе. 2. вторая концепция костецкого-бершадского или концепция вторичных структур. основой этой концепции являлись утверждения: 1. главным механизмом изнашивания признавались химико-механические процессы на контактных поверхностях: окисление, фазовые превращения. 2. главным фактором влияющим на износ признавалась скорость окислительных процессов на изнашиваемых поверхностях 3. главной закономерностью изнашивания признавалась зависимость износа от скорости скольжения, имеющая минимум в некоторой экстремальной точке 4. главным способом борьбы с износом принимался метод оптимальной скорости скольжения 5. главным идеологическим принципом принимались утверждения о невозможности построения общих физико-математических моделей изнашивания. на протяжении почти 50 лет на территории ссср длилась «холодная война» между первой и второй концепциями, свойственная, как политикам, так и учёным тех времен. костецкий в принципе не признавал «кучерявые» формулы крагельского, крагельский не признавал важности «карытообразной» кривой костецкого. революция 1993 г загасила эту «холодную войну», как и все другие, холодным душем изъятия финансовых средств выделяемых на науку. сущность третьей концепции: представленные здесь на сайте новые знания в трибологии, можно полагать как третью концепцию по трибологии рожденную на территории снг. это третья концепция с определяющей ролью контактной трибомеханики в теоретической и экспериментальной трибологии. 1. главным признаком этой концепции является признание контактной механики, как раздела механики твердого деформированного тела, основой для создания современной трибологии. 2. иными словами признание того, что главным фактором влияющим на трение и износ являются контактное давление и напряжение трения. 3. главными задачами изначально являются контактные задачи для узлов трения с определением силовых, кинематических и температурных характеристик в контакте, с учётом трения, износа и смазки. mailto:tribosenator@gmail.com методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 124 4. главным способом построения моделей изнашивания является не теоретический, а экспериментальный метод, разработанный на основе решений контактных задач с учетом методов испытаний на износ. 5. в ряду задач повышения износостойкости, одним из главных является метод экспериментальной оценки эффективности борьбы с износом. сущность концепции нового уровня и этапы развития трибологии, подробно изложенные в монографиях, состоит в следующем.главная задача трибологии дать научные основы методам повышения износостойкости и надежности узлов трения машин. решение задачи повышения износостойкости проходит через две стадии: стадия i. разработка, применение, использование одного из многочисленных методов повышения износостойкости узлов трения: 1) конструкторского; 2) технологического – материалы поверхностей; 3) смазка и присадки; 4) радикальные мероприятия. стадия ii. обоснованная оценка эффективности метода и выбора его среди множества других методов. в оценке эффективности метода повышения износостойкости главное – разработка математической модели процесса изнашивания узла трения. на создание таких моделей направлена большая часть трибологии как науки. оценка эффективности метода выполняется в несколько шагов или этапов. шаг 1. определение силовых, кинематических, температурных и смазочных условий, в которых работает узел. силы и моменты, действующие на узел, определяются методами механики и теории машин и механизмов. для определения контактных давлений как основного фактора, влияющего на износ, используются решения контактных задач механики упруго и пластически деформируемого тела без учета износа (начальное состояние узла). шаг 2. выбор модели изнашивания пары трения и определение параметров модели изнашивания в реальных условиях, определенных на этапе 1 для разных методов повышения износостойкости. для определения параметров модели изнашивания проводятся испытания на износ, с этой целью разрабатываются соответствующие методы испытаний. шаг 3. определение износа узла трения при использовании разных методов повышения износостойкости с использованием выбранной модели изнашивания и решения соответствующей контактной задачи для узла трения с учетом износа. шаг 4. определение надежности узла трения по износу и экономической эффективности использования выбранного метода повышения износостойкости. опубликованные монографии автора направлены на решение задач на разных этапах оценки эффективности методов повышения износостойкости; отражение третьей концепции в монографиях автора, представления о которых дано в материалах сайта: 1) в томах 1, 2, 3, 4 излагаются методы решения упругих и пластических контактных задач, необходимых для определения условий работы узла трения в соответствии с этапом 1; предложены принципиально новые методы решений герцевских и квазигерцевских контактных задач упругости и задач пластичности; 2) в томе 6 изложены модели изнашивания и методы испытаний на износ с определением параметров этих моделей; 3) в томе 5 изложены методы решения контактных задач с учетом износа применительно к подшипникам скольжения, методы необходимые для решения основной задачи трибологии на этапе 3; 4) в томе 7 изложены методы определения надежности узлов трения по критерию износостойкости; 5) в томе 8 изложены методы и результаты исследования смазки в узлах трения; 6) в томе 11 показана практика реализации изложенной концепции на примере шаровых опор автомобиля; 7) в томе 9 изложена прикладная теория твердости металлов и ее приложения. новый текущий этап в развитии новой трибологии состоит в том, что бы довести до сознания специалистов трибологов приведенную здесь информацию и помочь в процессе ее изучения и понимания. этот процесс можно вести на двух уровнях: 1) в учебных программах вузов, изучающих трибологию и триботехнику; 2) в среде специалистов трибологов через семинары, конференции «системы повышения квалификации». в украине: 1) можно вести речь о распространении информации о новой трибологии только на втором уровне, т.е. среди специалистов; 2) нет ни одного вуза, в которых была бы специальность триботехника ; 3) родственная специальность «оборудования и технология восстановления и повышения износостойкости деталей машин и конструкций» выродилась в бакалаврат сварщика, из программ которого исключен единственная нормативная трибологическая дисциплина триботехника и основы надежности; 4) в хну (хмельницкий), преподавание трибологии выполняется энтузиастами в ряде дисциплин по выбору вуза. в россии имеется ряд достаточно мощных трибологических центров и вузов, в которых есть специальность «триботехника»: бгту (брянск), сгту (самара), ргупс (ростов на дону); сфу (красноярск), групс (филиал кропоткин), пгу (пенза), спим (с.петербург). воеммех (с.петербург), юргту (новочеркасск, шахты). методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 125 эксперимент – ядровой концепции в трибологии 1. общая теория метода испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров модели изнашивания мпп wk , m 1.1. схема испытаний и геометрия контакта а б рис. 1 – схема изнашивания только слоя (а) и слоя и основания (б) рассматривается контактное взаимодействие вращающегося n , об/мин шара, радиуса r и неподвижной плоскости при действии нагрузки q . плоская поверхность, покрытая тонким слоем толщиной h . при вращении не изнашиваемого шара, сначала изнашивается тонкий слой с образованием круговой сферической лунки с радиусом 1a , максимальную глубину 1w . при дальнейшем вращении шара, когда слой износится на всю толщину h , начинается изнашиваться на величину 2w плоская основа, на которой закреплен тонкий слой. при этом радиус круговой площадки на основном металле обозначим через 2a , общий износ слоя и основание обозначим через 12w . ставится задача найти соотношение между геометрическими величинами. из геометрии касания пересечения окружности и плоскости при малой стреле хорде при использовании разложения функции окружности в степенной ряд следует: 1) по схеме (рис 1, а) для максимальной глубины изнашивания только слоя 1w следует: 2 1 1 2 a w r = ; (1.1) 2) при одновременном износе слоя и основания (рис 1, б) суммарный износ 12w можно выразить через радиус площадки контакта, 12a но зависимости: r a w 2 2 12 12 = ; (1.2) 3) при радиусе износа только основания 2a максимальный износ только основания определится по зависимости: r a w 2 2 2 2 = ; (1.3) 4) толщина слоя h при известных значениях величин 12a и 2a можно определить из соотношения: 212 wwh −= ; (1.4) или с учетом (1.2) и (1.3): r aa h 2 2 2 12 −= , (1.5) для удобства (1.5) можно записать в виде: r xy r aaaa h 22 ))(( 2122 2 12 = +− ; (1.6) где в обозначениях [1]: )();( 212212 aayaax +=−= . методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 126 1.2. постановка общей контактной задачи с износом 1.2.1. общие положения рассматривается контактное взаимодействие изнашиваемого шара и не изнашиваемой плоскости. ставится задача получить зависимость износа шара при известных параметрах модели изнашивания. 1) модель изнашивания шара принимается в дифференциальной форме вида: mw w du k ds = σ , (2.1) где wu – износ поверхности шара по нормам; s − путь трения для контактных точек изнашиваемой поверхности; σ − давление в контакте; mk w , − параметры модели изнашивания; 2) основное допущение при постановке и решении задачи принимаем следующее допущение: полагаем, что на протяжении всего процесса изнашивания давление распределяется по площадке контакта равномерно при этом давление зависит от пути трения: )( )( 2 sa q s π =σ ; (2.2) где q −общая нагрузка на сопряжение, a – радиус круговой площадки контакта возникающей в процессе изнашивания, s – как упоминалось, путь трения. 1.2.2. вывод дифференциального уравнения общей контактной задачи с учетом износа любая контактная задача формулируется с помощью двух основных соотношений: условия сплошности в контакте и уравнения равновесия контактирующих тел ; условие сплошности в контакте в случае контактной задачи с учетом износа. 1а) формулируется в виде соотношения: )()( xuxw = , (2.3) где )(xw − распределение износа ( по нормам к поверхности ) по координате x касательной к поверхности; )( xu − распределение нормальных смещений контура поверхности шара относительно контура плоскости, исходя из геометрии контакта; 1б) с учетом допущения (2.2) о равномерности распределения давлений в процессе изнашивания можно полагать равномерными распределениями по поверхности износ w и геометрическое смещение u и считать их зависящими только от пути трение, тогда следует: )()( susw = ; (2.4) 1c) геометрические перемещение )(su для контакта шара и плоскости путем разложения в степенной ряд функции поверхности шара в точке контакта с точностью до малых второго порядка представим в виде соотношения: r sa su 2 )( )( 2 = . (2.5) тогда из (2.4) имеем: r sa sw 2 )( )( 2 = ; (2.6) 2) условие равновесия в контакте: 2a) это условие равенства внешней сили q , приложенной к сопряжению и сумма нормальных контактных давлений )(sσ , действующих в контакте в любой момент времени или точнее при любом пути трения s : ∫ ∂ σπ=σ= )( 2 )()())(( sa ssadssaq ; (2.7) 2б) или проще опуская обозначение s: σπ= 2aq , (2.8) методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 127 но понимая значения a и σ в любой момент процесса изнашивания; 3) в случае контактной задачи с износом к соотношениям сплошности (2.5) и равновесия (2.7) следует добавить соотношения модели изнашивания (2.1); 3а) тогда полная система уравнений контактной задачи с износом имеет вид: 2 2 ( ) ( ) ( ) 2.5; 2 ( ) ( ) 2.8; ( ) ( ) 2.1;mw w a s w s u s r q a s s du s k s ds  = =   = π σ   = σ  (2.9) 3б) общая система содержаний два алгебраических уравнения (2.5), (2.8) и одно дифференциальное уравнение (2.1). 1.3. постановка и решение прямой контактной задачи с износом (кзи) 1.3.1. постановка прямой кзи 1) из системы уравнений (2.9) определяющий износ поверхности шара в форме радиуса )(sa площадки контакта при любом пути трения s , если при этом задача параметра модели изнашивания; 2) учитывая дифференциальное уравнение в системе (2.9) необходимо иметь начальные условия;в процесе изнашивания возможно два типа начальных условий; 2а) в начальный момент процесса изнашивания радиус площадки контакта равен нулю: 0)0( ==sa ; (3.1) 2б) в начальный момент процесса изнашивания площадки контакта задана и отличается от нуля 0)0( asa == ; (3.2) 2c) таким образом в случае решения прямой задачи систему уравнений (2.9) необходимо решать при выполнении условий (3.1) или (3.2). 1.3.2. эксперимент – ядро новой концепции трибологии теория без практики мертва, а практика без теории слепа, поговаривал солдатам великий полководец александр васильевич суворов. подобно этому в трибологии, как и во всей физике, математические методы модели в трибологии необходимы, но недостаточно; точно так, же без методов испытаний в частности на износ нет трибологии, но результаты этих методов мало что дают без математических методов, изучающих эти процессы. основной ущерб результатов испытаний без теоретических моделей состоит в случайном их характере в деле прогнозирования процессов в частности износа, а прогнозирования и есть главная задача науки. предявленый в данной статье метод испытаний на износ с определением параметров модели изнашивания, направлен на обоснованное сравнение износостойкости разных пар трения с последующими использованием в оценке износостойкости не пар, а узлов трения. 1.3.3. решение прямой контактной задачи с износом система уравнений прямой контактной задачи для шара и плоскости с износом шара сводится к полной системе уравнений (2.9) с граничными условиями (3.1) или (3.2). 2 2 ( ) ( ) ( ) 2.5; 2 ( ) ( ) 2.8; ( ) ( ) 2.1; ( 0) 0 3.1; ( 0) 3.2. mw w a s w s u s r q a s s du s k s ds a s a s a  = =   = π σ   = σ   = =  = =  (3.3) прямыми преобразованиями система (3.3) сведется к одному дифференциальному уравнению: 1) дифференциала (2.5), получаем: ds sda r sa ds sdw )()()( = ; (3.4) 2) подставляя (3.4) в (2.1), получаем: методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 128 ds sda r sa sk mw )()( )( =σ ; (3.5) 3) подставляя (3.5) и (2.8) получаем основное деффиренциальное уравнение в форме: ds sda r sa sa q k m w )()( )(2 =      π , (3.6) или преобразовывая, имеем: ( ) 2 1 ( )m mw da s q k r a ds +π = , (3.7) и далее ( ) )()( 12 sdasardskq mw m +=π ; (3.8) 4) решая это обыкновенное дифферинциональное уравнение методом разделения переменных, получаем: ( ) c m sa rskq m w m + + =π + 22 )( 22 ; (3.9) 5) постоянная для интегрирования c определяется из начальных условий: (3.1) или (3.2): для случая (3.1) 0)0( ==sa имеем: 0=c ; (3.10) для случая (3.2) 0)0( asa == имеем: 22 22 0 + −= + m a c m ; (3.11) 6) для случая (3.1) подставляя (3.10) в (3.11) имеем решение в форме: 22 )( )( 22 + =π + m sa rskq m w m , (3.12) или [ ] 22 1 ))(22()( +π+= mw m rskqmsa ; (3.13) 7) для случая (3.2), подставляем (3.11) в (3.9), имеем: ( ) 2222 )( 220 22 + − + =π ++ m a m sa rskq mm w m , (3.14) или после преобразований: ( ) ( ) 22 1 22 0 22 22 )( ++         + + +π= mm w m m m a rskqsa или ( )[ ] 22 1 22 0)22()( + ++π+= mmw m arskqmsa (3.15) на этом решение прямой контактной задачи по схеме шар-плоскость с износом шара заканчивается. с площадью полученных зависимостей (3.13) и (3.15) можно определить размеры площадок контакта при изнашивании в случаях, если известны параметры модельных изнашивания wk , m . далее приводится постановка и решение обратной контактной задачи, направленной на определение параметров wk , m из эксперимента по изнашиванию шара на плоскости. 1.4. обратная контактная задача с износом 1.4.1. постановка обратной контактной задачи с учетом износа 1) из решения системы уравнений (2.9) при известной из эксперимента функции )(sa изменения размера площадки контакта от кута трения, определить параметры wk , m модели изнашивания поверхности шара; 2) для определенности при условии (3.1) получаем, что экспериментальная зависимость )(sa представим в виде степенной функции вида: методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 129 cssa =)( β, (4.1) 2а) где параметры аппроксимации c и β могут быть определены методом наименьших квадратов, или в первом приближении по двум точкам 1(a , 1s ), ( 2a , 2s ) взятых на экспериментальной кривой по зависимостям: 21 21 lg lg ss aa =β ; β = qs a c 1 . (4.2) 1.4.2. решение обратной контактной задачи для случая нулевой начальной площадки контакта (3.1), 00 =a 1. для решения задачи подставим в зависимость (3.13) экспериментальное соотношение (4.1): ( ) ( )( ) rskqmcs wm m π+= +β 22 22 . (4.3) в результате имеем одно уравнение с двумя неизвестными параметрами wk , m модели изнашивания. 2. взяв две точки на экспериментальной кривой )(sa можно получить из одного уравнения (4.3) систему двух уравнений из, которой можно определить два параметра wk , m . 3. более компактного решение можно получить, представив (4.3) в форме: ( ) rskqmsc w mmm π+=β+β+ )22(2222 . (4.4) 4. из условия выполнимости решения (4.4) при всех значениях s следует: 122 =β+β (4.5) отсюда: β β− = 2 21 m . (4.6) 5. далее с учетом (4.6) из (4.4) имеем: ( ) rqm c k m m w π+ = + )22( 22 . (4.7) соотношениями (4.6), (4.7) заканчивается решение обратной задачи для случая 0)0( ==sa и определение параметров wk , m модели изнашивания в форме: )( )( sk ds sdu m w w σ= . (4.8) 1.4.3. решение обратной контактной задачи для случая ненулевой начальной площадки контакта 00 ≠a 1. систему двух уравнений относительно двух неизвестных wk , m в случае 00 ≠a получим, выбрав две точки на зависимости )(sa : 1(a , 1s ); ( 2a , )2s и записав решение (4.0) для этих точек: 2 2 2 2 1 0 1 2 2 2 2 2 0 2 (2 2)( ) ; (2 2)( ) . m m m w m m m w a a m q k rs a a m q k rs + + + + − = + π  − = + π  (4.9) 2. решение этой системы получим, взяв отношение уравнений: 2 1 22 0 22 2 22 0 22 1 s s aa aa mm mm = − − ++ ++ , (4.10) или 2 1 22 02 22 01 1)( 1)( s s aa aa m m = − − + + . (4.11) 3. второй параметр wk из первого уравнения (4.9): rsqm aa k m mm w ))(22( 22 0 22 1 π+ − = ++ , (4.12) методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 130 4. нелинейное уравнение (4.11) можно решать численно, итерационным методом при этом первое приближение можно найти по зависимости следующих из приближенных соотношений: d c b a = ; 1 1 1 1 + + = + + a c b a . (4.13) это соотношение, полученное из (4.11) имеет вид: )()(lg )1()1lg( 22 02)01 21 aaaa ss m ++ =+ , (4.14) или 1 )()(lg2 )1()1(lg )( 0201 21 )1( − ++ = aaaa ss m . (4.15) 1.5. некоторые дополнения к решениям 1.5.1. испытания на износ с измерением износа сферической поверхности по нормам изменения в форме решения прямой задачи. в некоторых случаях с целью автоматизации испытаний измеряется не размер площадки контакта )(sa , а величина изменений размера образца по нормам изнашиваемой поверхности )(su w . с целью использования результатов испытаний для определения параметров wk , m модели изнашивания проведем преобразование формул определения wk , m через )(sa к формулам для определения wk , m через )(su w : 1) из формулы (2.5): r sa sw 2 )( )( 2 = (5.1) находим 21))(2()( srwsa = ; (5.2) 2) подставляя формулу (5.1) в (3.13) и (4.0), получаем зависимости для определения износа сферических образцов, при заданных параметрах модели изнашивания. 1.5.2. изменения в форме формул решения обратной задачи 1) подставляя (5.1) в (4.1) ,получаем степенную аппроксимацию зависимости износа по нормам осей пути трения s и параметров c , β в формуле: 21)()( β= cssw ; (5.3) 2) поставляя (5.2) в (4.3), получаем формулы для определения параметров степенной аппроксимации при этом: 21 11 ))(2( srwa = ; 21 22 ))(2( srwa = , (5.4) или ( ) 21 21 21 21 21 2 1 lg )()(lg lg )(2 )(2 lg ss swsw ss srw srw =       =β , (5.5) β = 1 21 1 ))(2( s srw c ; (5.6) 3) далее для случая нулевой площадки контакта параметра модели изнашивания определяются по тем же формулам (3.11), (4.7); 4) для случая ненулевой площадки контакта в (4.11), (4.12) необходимо заменить 1a , 2a , 0a с учетом (5.4). 1.5.3. методика сравнения износа разных пар трения 1) пусть выполнены испытания двух разных пар трения 1 и 2 и определены для каждой параметры модели изнашивания: ( 1w k , 1m ) и ( 2wk , 2m ); (5.7) методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 131 2) сравнения износа двух пар трения выполним при одном и том же давлении, соответствующем давлению рассматриваемого узла трения в эксплуатации; 3) интегрирование модели изнашивания (2.1) при постоянном давлении const=σ : sk ds sdu m w w σ= )( , (5.8) дает алгебраическую форму модели изнашивания: sku mww σ= ; (5.9) 4) запишем износ каждой пари трения при постоянном давлении с учетом параметров (5.7) при одинаковых путях трения sss == 21 : 1 1 1 2 2 2 ; 5.10 ; m w w m w w u k s u k s = σ  = σ  (5.10) 5) разделив одно уравнение на другое, получаем коэффициент сравнения износа двух пар трения 21⋅ wk 21 2 1 2,1 mm w w w k k −σ=ε ; (5.11) 6) возможно также сравнения износа двух пар трения при разных давлениях 21 ,σσ и путях трения 21 , ss по зависимости (5.10): 222 11 2 1 2 1 1 sm s k k u u m w w w w w σ σ =ε . (5.12) часть 2. практическое применение 2. испытания на износ по схеме шар плоскость, износ шара задача и цель работы: путем испытания двух пар трения выполнить количественные сравнения их износа при использовании модели изнашивания в дифференциальной форме: m w w k ds du σ⋅= , (1) или в интегральной форме: sku mww σ= , (2) где wu – износ; s − путь трения; σ −давление; wu , m − параметры модели изнашивания. 2.1. теория эксперимента 2.1.1. схема испытаний – шар r неподвижен, плоскость 2 движется (вращается диск). шар 1 радиуса r прижимаетса силой q к плоскости 2 и скользит в направлении x , изнашиваясь на величину wu по круговой площадке диаметром 2 a или радиусом a ; 2) по результатам испытаний на первом этапе определяется экспериментальная зависимость площадки контакта )(sa от пути трения s ; 3) экспериментальная зависимость )(sa апроксимируется степенной функцией вида: ( ) ;a s c s β= ⋅ (2) 4) определение пути трения: 2 ;gs r n t= ⋅ π ⋅ ⋅ ⋅ (3) где gr − радиус дорожки трения; n − число оборотов диска, (об/мин); t − продолжительность испытаний; 5) параметры β , с функции (2) можно приближенно определить по двум экспериментальным точкам: ),( 11 sa ; ),( 22 sa : с помощью формул: 1 2 1 2 lg( ) ; lg( ) a a s s β = (4) методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 132 1 1 ; a c s β = (5) более точно β и с можно определить методом наименьших квадратов мнк, например по программе exсel. 2.1.2. основные расчетные формулы 1) определение параметров модели изнашивания, в соответствие с разделом 5: β β− = 2 21 m ; (6) ( ) ( ) 2 2 ; 2 2 m w m c k m r q + = + ⋅ ⋅ π (7) 2) определение давления σ при заданном раз мере а площадки контакта: 2 ; q a σ = π ⋅ (8) 3) сравнение износа двух пар трения при известных значениях 1wk , 1m , 2wk , 2m при разных 1s , 2s , 1σ , 2σ : 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 ; m w w m w w u k s u k s ⋅ σ ⋅ = ⋅ σ ⋅ . (9) при σ=σ=σ 21 , 21 ss = : 1 21 1 2 2 m mw w w w u k u k −= ⋅ σ . (10) 2.2. техника эксперимента 2.2.1. испытания на износ могут выполняться на универсальной установке типа му-1 2.2.2. порядок испытаний 2.2.2.1. исходные данные: 1) q кг, нагрузка на контакт, с учетом передаточного отношения рычага и показаний динамометра; 2) n , об/мин – число оборотов диска; 3) gr – радиус дорожки трения на диске; 4) wrr = – радиус поверхности сферического образца; 5) материал образца и диска; 6) наличие или отсутствие смазки; 7) температура окружающей среды. 2.2.2.2. последовательность испытаний 1) задаться исходными данными; 2) выбрать интервалы испытаний; 3) после каждого интервала испытаний измерить величину площадки 2a; 4) результаты испытаний определить в виде таблицы и в виде графика; 5) после завершения испытаний выполнить расчет β , c , m , wk , ε , σ по формулам п.п. 1.1, 1.2. 2.3. реализация эксперимента 2.3.1. исходные данные 1) задача – сравнить износ композита при трении по стали без смазки и со смазкой солидолом; 2) 70=gr мм; 3) 5шr r= = мм; 4) нагрузка грузов на рычаг 0, 28грq = кг; 5) нагрузка на образце 145 0,28 0, 9 45гр q q i= ⋅ = ⋅ = кг; 6) n = 90 об/мин; 7) путь трения за пять минут испытаний: 5 5 1 2 2 70 92 5 20, 2 10 2 10gs r n t= ⋅ π ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ π ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ≈ ⋅ мм методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 133 2.3.2. результаты испытаний представляем в табл. 1 таблица 1 без смазки со смазкой w, н/п t, мин s·105, мм 2a, мм a, мм fтр, кг s·105, мм 2a, мм a, мм fтр, кг 1 5 2,02 1,8 0,9 0,41 0,45 2 1,1 0,55 0,13 0,17 2 10 4,05 2,0 1,0 0,57 0,5 4 1,4 0,7 0,09 0,15 3 15 6,06 2,7 1,35 0,55 0,43 6 2,0 1,0 0,12 0,16 4 20 8,08 3,1 1,55 0,5 0,42 8 2,3 1,15 0,08 0,17 2.3.3. обработка результатов испытаний обозн. велич. размерность формулы и расчеты результат расчета № формулы композит – сталь без смазки базовые точки а1 = 0,9 мм; s1 = 2·10 5 мм а2 = 1,5 мм; s2 = 8·105 мм β 1 2 1 2 0,9 1,5 2 8 lg lg 0, 222 = lg lg 0, 6 a a s s β = = 0,37 (3) c βмм мм ( ) 1 0,375 1 0, 9 0, 9 = 912 10 a c s β = = ⋅ 0,01 (4) m 1 2 1 2 0, 37 0, 26 = 2 0, 74 0, 74 m − β − ⋅ = = β 0,35 (5) kw т       кг мм ( ) ( ) 2 2 2,7 0,35 0, 01 = 2, 7 3, 33 52 2 m w mq c k m r + π = ⋅ ⋅+ ⋅ ⋅ 0,2·10-6 (6) σ 2мм кг ( )1 2 2 1 3, 33 = 0, 9 q a a σ = π ⋅ π ⋅ , ( )2 2 3, 33 = 1, 5 aσ π ⋅ 1,31 0,47 (7) композит – сталь смазка солидол базовые точки а1 = 0,6 мм; s1 = 2·10 5 мм а2 = 1,15 мм; s2 = 8·105 мм β 0,6 1,15 2 8 lg 0, 28 = lg 0, 6 β = 0,47 (3) c βмм мм ( )0,475 0, 6 0, 6 = 4482 10 c = ⋅ 0,0013 (4) m 1 2 0, 47 0, 06 = 0, 94 0, 94 c − ⋅ = 0,064 (5) kw т       кг мм 2,128 0,064 0, 0013 = 2,128 3, 33 5w k ⋅ ⋅ 0,2·10-7 (6) σ 2мм кг ( )1 2 3, 33 = 0, 6 aσ π ⋅ , ( )2 2 3, 33 = 1,15 aσ π ⋅ 2,94 0,8 (7) сравнение износа без смазки и со смазкой ε 6 1 6 2 0, 2 10 = 0, 2 10 w w k k − − ⋅ ε = ⋅ 10 (9) смазка контакта – уменьшается износ в 10 раз. методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 134 вопросы для самоконтроля 1. что такое модель изнашивания. 2. чем параметры модели kw, m отличаются от факторов σ , s модели изнашивания. 3. что такое параметры аппроксимирующей степенной функции β , c и как они определяются. 4. как производиться сравнение износа пар трения с помощью модели изнашивания. 5. почему будет неточным сравнения износа пар трения по площадки износа. 3. испытание на износ по схеме шар-плоскость (износ плоскости) задача: 1. выполняются испытания на изнашиваемой плоской поверхности не изнашиваемым шаром. 2. результаты испытаний оформляются в виде зависимости ширины дорожки износа от пути трения. 3. определяются параметры wu , m модели изнашивания. 4. с целью количественного сравнение износа разных пар трения (например, со смазкой и без смазки). 3.1. теория эксперимента: 3.1.1. расчетная схема, допущения, условия работы схема контакта:вал радиуса r прижимается к плоскости силой q , вращается, изнашивается только плоскость на величину wu : 1) жесткий неизнашиваемый шар радиуса r при силе q по жесткой изнашиваемой плоскости шириной )(2 sa ; wu – глубина желоба, это максимальный износ плоскости; 2) плоскость изнашивается по модели: mw w du k ds = σ , (1) где wk , m – параметры модели изнашивание; 3) теоретические решение задачи [1]. при допущении: износ малой площадки контакта, круговая с радиусом ar = ; 3.1.2. форма представлена результатов испытания 1) при решении принято, что из эксперимента найдена зависимость размера дорожки износа, а от пути трения )(sa в виде степенной функции: ;( )a s cs β= (2) 2) здесь путь трения s определяется для шара; в решении зависимости пути трения для плоскости и шара; 3) по графику )(sa выбираются две точки: 1 1 1 1, ; ,( ) ) (а s а s ; (3) 4) параметры β ,с степенной аппроксимации определяется по формуле: 1 2 1 2 lg( / ) lg( / ) a a s s β = , (4) 1 1 a c s β = . (5) 3.1.3. формулы для определения параметров wk , m модели изнашивания: 1) параметр m : 1 ; 2 m − β = β (6) 2) параметр wk : 2 1 1 1 1 ; (2 2) ( / ) m w m a k m s c q r + = + π (7) 1 1 2 .s c n= методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 135 3.1.4. сравнение износа разных пар трения при износе плоскости: 1) проводится по зависимости: 1 1 1 1 1 2 2 1 2 2 ; m w w m w w u k s u k s σ ε = = σ (8) 2) или в одинаковых условиях 1 2σ = σ , 1 2s s= : 1 1 2 1 ;w m m w k k −ε = − σ (9) 3) давление определяются по зависимости: 2 ; q a σ = π (10) выражение (7). с учетом соотношений: 1 2 2 ; 2 g c s r = = π 1 2 ;gs r nt= π (11) 1 1 22 2 2 ; 2 g g r nt s c nt n r π = = = π (12) 2 1 1 ; (2 2)2 ( / ) m w m a k m n q r + = + π (13) ntn = . 3.2. техника експеремента 3.2.1. оборудование 1) испытание могут проводиться на любой установке, обеспечивающей скольжение шара по плоскости; 2) шар должен быть не изнашиваемым, а плоскость изнашиваемой. 3) износ (размер дорожки изнашивания) измеряется с помощью измерительного микроскопа. 3.2.2. условия испытания фиксируем не в начале контакта: 1) нагрузка нгq на сопряжение; 2) число оборотов диска n , об/мин; 3) радиус дорожки скольжения gr , мм; 4) материал шара; для двух вариантов трения; 5) материал плоскости; для двух вариантов трения; 6) вид смазки; 7) температура окружающей среды. 3.2.3. представление результатов: в форме таблицы вида: і вариант трения іі вариант трения № t, мин s, мм 2а, мм. а, мм t, мин s, мм 2а, мм а, мм 3.2.4. порядок обработки результатов испытания: 1) определяется параметр аппроксимация функции )(sa , по (3), (4); 2) определяется параметр модели изнашивания wk , m по (6),(7); 3) выполняется сравнение вариантов пар трения по износу по (8), (9). 3.3. реализация експеремента задача: сравнить износ плоскости из данного материала с шаром из стали шх15 без смазки и со смазкой. методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 136 3.3.1. условия испытаний и исходные данные: 1) установка испытаний ум-1 , описание см. п 6.1; 2) материал шарика шх15, материал плоскости винипласт низкого давления; 3) радиус шарика 5шr = мм; 4) нагрузка на контакте ,2к24=q ; 6) 92=n об/мин; 7) 50r = мм, радиус дорожки трения на диске; 3.3.2. результат испытания таблица 1 без смазки со смазкой n t, мин s · 105 мм 2а, мм а, мм fтр f/q t, мин f 2а, мм а, мм 276 3 0,9 1,1 0,505 0,13 0,23 0,03 0,05 0,012 0,04 0,05 0,17 0,7 0,35 552 6 1,8 2,05 1,02 019 0,24 0,05 0,06 0,02 0,03 0,08 0,13 1,4 0,7 1104 12 3,6 2,2 1,1 0,22 0,29 0,05 0,07 0,02 0,03 0,09 0,14 2,0 1,0 3.3.3. обработка результатов испытаний 3.3.3.1. обработка результатов испытания (без смазки) 1) расчет пути трения за 1 минуту: 4(1) 2 1 2 50 92 1 3 10gs r n= π ⋅ = π ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ мм; (3)s = 9 .104 мм; (6)s = 18 .104 мм; (12)s = 36 .104 мм; 2) степенная аппроксимация функции a(s), случай без смазки (2.1) базовые точки: 1a = 0,51 мм; 1s =0,9 . 105; 2a = 1,1 мм; 2s =3,6 . 105; параметры аппроксимации кривой по (5), (6): 1 2 1 2 lg / lg 0, 51 / 1,1 0, 33 0, 55; lg / lg 0, 9 / 3, 6 0, 6 a a s s ⋅ ⋅ β = = = = ⋅ ⋅ 41 5 0,55 1 0, 51 0, 51 9, 6 10 ; (0, 9 10 ) 531 a c s − β = = = = ⋅ ⋅ 3) параметры wk , m модели изнашивания по (6), (7): 1 1 0, 55 0, 41; 2 1,1 m − β − = = = β 2 1 1 1 1(2 2) ( / ) m w m a k m s c q r + = + π ; 2 1 1 ; ; (2 2)2 ( / ) m w m a k n nt m n q r + = = + π 1,82 4 0,41 0, 51 3, 4 10 ( ) 282 2 276(4, 2 / ) 5w k −= = ⋅ ⋅ ⋅ π ⋅ т       кг мин ; 43, 4 10 .wk −= ⋅ методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 137 3.3.2. обработка результатов испытания (со смазкой) 1) базовые точки: 1a = 0,35 мм 5; 1s = 0,9 . 105; 2a = 1,0 мм; 2s = 3,6 . 105; 2) параметры степенной функции ( ) ;a s cs β= : 1 2 1 2 lg / lg (0, 35 / 1, 0) 0, 45 0, 8; lg / lg (1 / 3, 6) 0, 56 a a s s ⋅ ⋅ β = = = = ⋅ ⋅ 3 4 5 0,8 3 0, 35 0, 35 0, 04 10 4 10 ; (0, 9 10 ) 9 10 c −= = = ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ 3) параметры модели: 1 1 0, 8 0,125; 2 1, 6 m − β − = = = β 2 1 1 ; ; (2 2)2 ( / ) m w m a k n nt m n q r + = = + π 3,5 0,125 0, 35 4, 5(4, 2 / ) 552, 5w k = π ⋅ , 4 2 4 0, 025 0, 02 10 ( / ) ; 1, 3 10w k −= = ⋅ ⋅ , (мм2/кг)т; 4) сравнения износа при 2 2 4, 2 10, 9 ; 0, 35 σ = = π ⋅ , кг/см2: 1 1 2 2 ( 0,41 0,125)1 2 3, 4 (10, 9) 136 2 200 0, 025 w m mw w w ku u k − −= ⋅ σ = = ⋅ ≈ . выводы 1. разработана и предлагается для использования новая концепция теоретической и экспериментальной трибологии. содержание концепции изложено в 11 монографиях [1 11]. сущность концепции состоит в активном использовании и развитии методов контактной механики на всех этапах процесса повышения износостойкости и надежности узлов трения. ядром реализации новой концепции является метод переменной площадки контакта при испытаниях на износ (мпп k ) с определением параметров модели изнашивания mk w , сокращенно мпп mk w , . по результатам испытаний можно судить о количественных соотношениях между износом разных пар трения. с подробностями концепции можно ознакомиться на сайте: “новые знания в трибологии” newtribology.abra.ru. 2. в основе изложено теории метода переменной площадки контакта (мпп k ) с определением параметров mk w , модели изнашивания лежит дифференциальное уравнение процесса изнашивания с использованием двухфакторной s,σ (давление путь трения) двухпараметрической mu w , метода изнашивания. определение параметров mk w , модели строиться на решении прямой и обратной задач для дифференциального уравнения процесса изнашивания. 3. главными достоинствами мпп mk w , является: 1) возможность эффективно определять параметры модели изнашивания при испытаниях на износ образцов кривизны с измерением размеров площадок износа. 2) другое базовое преимущество метода состоит в резком уменьшении массы и размеров установок, на которых можно реализовать метод. литература 1. internet сайт новые знания в трибологии: new-tribology.abra.ru 2. кузьменко а.г. прикладная теориия методов испитаний на износ. – хмельницкий: хну, 2007. – 579 с. поступила в редакцію 18.02.2014 методы испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров kw, m модели изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 138 kuzmenko a.g. methods of test for wear at the contact area with the variable definition parameters kw , m, models wear (wfp), kw , m. sets out the theory and practice of the test method for wear: 1) at variable contact area and 2) with definiteness of the model parameters of wear. the information on the new system of knowledge (concepts) based on the contact mechanics of interfaces and new methods of tribological tests. key words: test method for wear, variable contact area, the model wear. references 1. internet sajt novye znanija v tribologii: new-tribology.abra.ru 2. kuz'menko a.g. prikladnaja teoriija metodov ispitanij na iznos. hmel'nickij: hnu, 2007. 579 s. 10_мatushevski.doc surface geometric structure after various treatments and wear process проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 75 matuszewski m., kałaczyński t., łukasiewicz m., musiał j. university of technology and life science, faculty of mechanical engineering, bydgoszcz, poland e-mail: matus@utp.edu.pl surface geometric structure after various treatments and wear process удк.621 in this study, we analyse the effect of surface treatment on wear process of friction pair components with conformal contact. we discuss characteristics of the outer surface on machine components as well as the relationship between the working surface layers and the method of treatment. we provide results of experiments conducted at a test station designed and built by us. as the measures of wear process, we took mass decrement and the roughness parameter (ra), which were registered for textures of differing shapes and tool mark positioning. the results we obtained confirmed that the effect of analysed factors on the degree of wear process is significant. key words: kind of machining, surface geometric structure, wear process. 1. introduction increased interest in the surface layer of machine components has been observed since research, such as [3, 4, 6], revealed that there is a relationship between the condition of such components’ surface layer and their operating characteristics. it has also been confirmed that the wear and tear process – its mechanics, intensity and effects [3, 4, 11, 14] – depends on these operating characteristics, which determine the functional characteristics of the entire engineering structure. previous reports in the literature provide many definitions of surface layers. although these definitions sometimes differ, the essence of the surface layer remains the same or is very similar. in accordance with [2], the surface layer is understood as a set of material particles contained between the actual outer surface of a component and an imaginary surface defined as a boundary of changes in the subsurface area which have occurred due to external forces, such as pressure, temperature, chemical or electrical agents, or bombardment with charged, electrically neutral or other particles. the remaining part of an object’s material, which does not belong to the surface layer, is called the core. whereas the applicable polish standard [10] defines surface layer as “a layer of material confined by the actual surface of the object, including this surface and the part of material situated downward from the actual surface with changes in its physical, and sometimes chemical, characteristics as compared to the characteristics of the core material”. since the outer part of the surface layer is constituted by the surface of elements with a texture defined by surface geometric structure (sgs), it means that the said wear process is also influenced by sgs. the structure is formed of surface irregularities, namely elevations and dents caused by surface treatment or the wear process. these parameters are characteristic for either the process surface layer, that is surface layer technological at the production stage, or the operating surface layer, which occurs during operation. 2. features surface geometric structure its finish treatment stereometric values which define the sgs of components constituting a kinematic pair do indeed describe the operating characteristics of such a pair. these values may be classified and analysed depending on the extent to which they are discussed. in this view, they are then divided into the following sets of parameters [2, 9]: macroscopic – lay, waviness, shape deviations; microscopic – roughness parameters; sub-microscopic – sub-microroughness. depending on the positioning of characteristic sgs elements, it may be anisotropic, i.e. to have privileged directions of tool marks, or isotropic – without such directions. among the key sgs parameters, which have the biggest influence on tribological characteristics, are surface roughness and lay. the lay has a particular effect on the kinematic pairs with conformal contact between the surfaces of interacting components [3, 4, 11]. the effect of other parameters is less significant for the wear process and its description. moreover, significance of these parameters is not the same in all conditions of a kinematic pair operation. the positioning of tool marks is one of the basic factors which determine resistance to relative motion of the interacting components as well as the intensity of wear processes. it is of notable importance where the tool marks are situated relative to each other on both interacting surfaces. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:matus@utp.edu.pl http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com surface geometric structure after various treatments and wear process проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 76 it follows that a thorough and multi-factor analysis is required before one can indicate the best method (in tribological terms) for finishing of kinematic pair component surfaces. the process technological surface layer can be formed in many different ways, the same as there are many different operations as part of the manufacturing process used for machine components. a very general classification of surface layer production methods, based on material increment, is proposed in studies [2, 12]. according to this classification, surface layer creation methods are divided into: decremental – occurring through decrease in the size of an object, e.g. machining, erosion treatment or vapour honing; non-decremental – occurring through decrease in the size of an object, e.g. heat treatment, plastic moulding, implantation or pvd; incremental – occurring through increase in the size of an object, e.g. application of electrolytic coating. the most popular type are the non-decremental treatments, and among them, due to its versatile character and accurate forming, the machining process based on removal of material allowance layers in the form of chips with the use of the tool point. machining is estimated to be currently used in approximately 50% of machine-building processes, and according to forecasts by the international academy for production engineering (cirp) it will continue to be significant for many years to come. it comes as a result of increasing possibilities for the use of machining and higher accuracy [5]. chip machined surfaces generally have an anisotropic structure, tool marks are directional. it may be mainly described by roughness and lay parameters. lay obtained by grinding (fig. 1a) and finish turning (fig. 1b), that is as a result of basic machining finish, is included in the single-direction group – its marks are parallel to each other [9]. this shape is created by simultaneous effect of independent factors, both random and determined, i.e. tool contour and angles or treatment kinematics (value and relationship between the movements of the tool and the machined object). machining is supplemented by erosion treatment in the creation of sgs through material decrement. in the case of ‘clean’ erosion treatments, treated surfaces have a random micro-texture (fig. 1c), revealing high isotropy, and can be mainly characterized by roughness parameters [8, 13]. roughness level depends on many factors, i.e. discharge current intensity, time of its passage, electrode material properties, the type of dielectric liquid applied etc [1, 8, 13]. due to minimization of resistance to motion, and consequently friction, as low as possible roughness parameters are sought. а b с d fig. 1 – surface stuctures after the following finish treatments: a – grinding; b – turning; c – spark erosion; d – electrochemical and abrasive honing pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com surface geometric structure after various treatments and wear process проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 77 the second parameter to have a key influence on functional characteristics of a created working surface of machine components, namely the lay, occurs in the main only in combined treatments. surface anisotropy is particularly visible when erosion treatment is combined with mechanical treatments. the most apparent lay of texture is obtained by electrochemical and abrasive machining – ech + hs (fig. 1d). the lay obtained on the surface is closely related to the tool kinematics [1].the photographs show clearly that the adopted treatment technology influences the resulting sgs. beside the adopted treatment method, the obtained surface stereometry is influenced by process parameters. fig. 2 and fig. 3 show sgs obtained with various process parameters for electrolytic machining and for hybrid machining, such as milling and turning. structure a structure b а b fig. 2 – surface structures after spark erosion with various parameters: a – discharge current intensity of 1 a; discharge time of 3,2 μs; interval of 6,4 μs; b – discharge current intensity of 6 a; discharge time of 100 μs; interval of 50 μs fig. 2 indicates that a change in the basic parameters, such as discharge current intensity, its passage time or impulse interval time, causes a change in the shape and positioning of tool marks on the surface. а b fig. 3 – surface structures after milling and turning with various parameters: a – fw = 0,75 mm/ rotation; b – fw = 2 mm/ rotation fig. 3 shows clearly that a change in feed causes a change in the shape and positioning of tool marks on the surface. 3. analysis of the influence of sgs type, obtained with the use of various treatments on the wear process 3.1. objective and methods a properly created surface layer of machine components, occurring as a result of conducted engineering processes, ensures maximum resistance to the effects of wear process, and consequently also a high operational durability of interacting components of a friction pair. a significant element of sgs, as has already been noted, is its roughness and lay, in particular when there is a conformal contact of interacting components of kinematic pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com surface geometric structure after various treatments and wear process проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 78 pairs. therefore, conducted tests were to determine what is the effect of the positioning and lay of tool marks after various treatments on the intensity of wear process. the wear process was observed based on samples obtained through grinding, which were anisotropic, (clearly directed tool marks) and had undergone electrolytic machining with isotropic positioning of tool marks. additionally, in tests on anisotropic textures, relative position of tool marks was changed on samples and the counter sample, with interacting angles taking the following angles resulting from directionality: 0°, 45° and 90°. whereas tested isotropic textures were characterized by varying positioning of tool marks resulting from different treatment parameters (textures seen fig. 2). as the measures of the wear and tear process, we used the sample weight decrement (∆m) and the roughness parameter change (ra), as it is the most frequently used parameter in the industry. the tests were run on a testing station specially designed and built by the department of manufacturing engineering, university of technology and life sciences, bydgoszcz [7]. the samples were made of c45 steel, and the counter sample of 100cr6 steel. in order to ensure that changes in the surface texture occurred predominantly in the surface layer of the samples, the hardness of the counter sample was much higher (by 50 %) than that of the samples – respectively 60 hrc and 40 hrc. the counter sample texture was always anisotropic, its condition was assessed periodically, but no significant traces of any wear process were found. samples interacted with the counter sample based on a conformal contact, which, with a load of 450 n, corresponded to a theoretical pressure in the contact area of 1,5 mpa. all of the components were immersed in machine oil, and the relative motion speed in the course of testing was 2,9 m/min (0,05 m/s). 3.2. experimental test results experimental test results are shown as graphs. fig. 4 depicts changes registered for directional structures obtained through grinding, whereas those in fig. 5 are for isotropic structures which had undergone electrolytic machining. ∆m, mg 0 1 2 3 4 5 6 100 200 300 500 1000 2000 a ra, µm 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 0 100 200 300 500 1000 2000 b fig. 4 – change in the surface layer condition for ground samples as a function of the path of friction, denoted by: a – weight decrement in tested samples; b – change in the roughness parameter (ra) α5 = 90° α3 = 45°; α1 = 0°; l, m l, m pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com surface geometric structure after various treatments and wear process проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 79 from these graphs one can read the change in the sample weight (∆m – absolute weight decrement as compared to initial sample weight), as a function of the path of friction (l), as well as the change in surface geometric structure, measured by the change in the roughness parameter value (ra), also a function of the path of friction. 0 1 2 3 4 5 6 100 200 300 500 1000 2000 0,70 1,20 1,70 2,20 2,70 3,20 3,70 0 100 200 300 500 1000 2000 struktura a struktura b a a b fig. 5 – change in the surface layer condition for samples after edm treatment as a function of the path of friction, denoted by: a – weight decrement in tested samples; b – change in the roughness parameter (ra) our tests have demonstrated that changes in the sample weight, which denotes the intensity of wear process, and changes in the roughness parameter (ra), which denotes changes in sgs, depend on the shape and positioning of tool marks. weight decrement shown in the graphs means that in isotropic structures the intensity of wear process is lower as a function of the path of friction than in directional structures. for samples with isotropic structures the wear process along the friction path equalling 2,000 m increased by approximately 4,5 times as compared to the initial level of wear process (along the path of friction equalling 100 m), whereas for anisotropic structures it increased by approximately 10,5 times. what is more, the interacting angle between surfaces resulting from directionality proves to be significant in anisotropic structures. with α = 0°, weight decrement is the highest relative to the initial weight, whereas with α = 90°, these changes are the smallest. on charts showing changes in the roughness parameter (ra), differences are not as significant as in the case of weigh decrement. changes registered in the value of the roughness parameter for isotropic or anisotropic structures, analysed relatively (to the initial value) were found to be similar. relative changes fluctuate between 20 % and 45 %. whereas it was observed that the interaction angle, which results from directionality, influences anisotropic structures. for α = 0°, roughness is changed the most as compared to the initial value, and for α = 90°, the change is the smallest. 4. summary in our experimental tests, we proved that the wear process depends significantly on the characteristics of the surface geometric structure, which is determined by the treatment method. due to the fact that the testing was only preliminary, and it confirmed that surface stereometry influences wear process, it is advisable to continue studies and increase number of input factors by including structures with various degrees of isotropy. further studies shall make it possible to choose the best treatment method (in tribological terms) depending on the shape and positioning of tool marks, and to obtain in this way the desired surface stereometry. thus obtained surface layer characteristics should ensure minimum changes in the surface layer during operation, and at the same time the longest operation with no change in the design characteristics of a friction pair. поступила в редакцію 09.01.2013 ∆m, mg l, m ra, µm l, m pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com surface geometric structure after various treatments and wear process проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 80 references 1. budzyński a.f., zakościelny st.: badania ścierności i ścieralności powierzchni honowanej elektrochemicznie. materiały konferencji n-t em ’82. akademia techniczno-rolnicza, bydgoszcz 1982. 2. burakowski t., wierzchoń t.: inżynieria powierzchni metali. wnt, warszawa 1995. 3. czarnecki h.: analiza teoretyczna wpływu stereometrii powierzchni na działanie pary tribologicznej. tribologia nr 4/2005, s. 19÷31. 4. daca j., rudnicki z., warszyński m.: analiza wpływu topografii powierzchni na przebieg zjawisk tribologicznych. materiały xxi sympozjonu pkm, bielsko–biała, wnt tom 1, warszawa 2003, s. 213÷218. 5. grzesik w.: podstawy skrawania materiałów metalowych. wnt, warszawa 1998. 6. łunarski j.: tribotechnologia i jej relacje z tribologią. tribologia nr 2/2009, s. 71÷80. 7. matuszewski m., styp-rekowski m.: significance meaning of texture direction of surfaces’ geometric structure for course of wear process. international journal of applied mechanics and engineering, vol. 9/2004, pp. 111÷115. 8. nowicki b.: badania właściwości warstwy wierzchniej części maszyn polerowanych elektrolitycznie. materiały iv konferencji n-t „wpływ technologii na stan warstwy wierzchniej”. gorzowski ośrodek badań i ekspertyz naukowych. gorzów – lubniewice 1982. 9. oczoś k. e., lubimow w.: struktura geometryczna powierzchni. oficyna wydawnicza politechniki rzeszowskiej, rzeszów 2003. 10. pn-87m-04250: warstwa wierzchnia. terminologia. 11. styp-rekowski m.: znaczenie cech konstrukcyjnych dla trwałości skośnych łożysk kulkowych. wydawnictwo uczelniane atr, seria rozprawy nr 103, bydgoszcz 2001. 12. szumniak j.: przegląd metod konstytuowania warstwy wierzchniej. poradnik tribologii i tribotechniki, cz. 6, s. 19-28. 13. tomczak j.: polerowanie elektroerozyjne. materiały konferencji n-t em ’90. akademia techniczno-rolnicza, bydgoszcz 1990. 14. żurowski w., sadowski j.: badania maksymalnej odporności układów ciał metalicznych na zużywanie. inżynieria powierzchni nr 1/2001. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_kubich.doc к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 45 кубич в.и., щаднев а.о., ивщенко л.и. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением постановка проблемы экспериментальные исследования износостойкости материалов сложнонагруженных поверхностей элементов объектов машиностроения основываются на определении ее величины и оценке характера изменения в зависимости от целого комплекса факторов влияния: состав, структура, состояние материалов; внешних условий взаимодействия (среды, амплитуды перемещений, нагружения зон контакта поверхностей). основным критерием износостойкости является интенсивность изнашивания, определяемая как отношение величины изношенного слоя поверхности к пути трения, на котором произошло изнашивание [1, 2, 4]. в настоящее время разработано и создано ряд экспериментальных установок для моделирования процессов контактного взаимодействия в трибосопряжениях газотурбинных двигателей, которые работают в условиях сложного нагружения, и проведения исследований их износостойкости [3]. установки позволяют проводить ускоренные испытания моделей фрикционных пар, не только для трибосопряжений газотурбинных двигателей, но и для других объектов машиностроения, например, поршневых двигателей внутреннего сгорания, станочного оборудования. одной из разработанных установок является установка, позволяющая проводить испытания образцов в виде пластин, нагружаемых в зоне их плоскопараллельного контакта, и перемещаемых друг относительно друга во взаимно перпендикулярных плоскостях с возможным соударением и без него, рис. 1. оценка состояния контактных поверхностей производилась с использованием трибоспектрального метода идентификации структурного состояния поверхностного слоя статистическими характеристиками при сканировании алмазным индентором, и метода анализа электронного строения металлов на основе изменения работы выхода свободных электронов [3]. оценка износа образцов проводилась методом профилографирования с учетом числа циклов наработки, при этом интенсивность изнашивания на пути трения не определялась ввиду отсутствия методики определения его численных данных [4]. данный факт вызывает необходимость в определении функциональной зависимости пути трения образцов, совершающих сложные цикловые движения. полученные результаты позволят производить расчеты интенсивностей изнашивания на пути трения и оценивать износостойкость испытываемых материалов. а б рис. 1 – экспериментальная установка: а – общий вид: 1, 7 – электродвигатели привода образцов; 2 – магнитный штатив с индикаторной головкой; 3, 8 – стойки крепления образцов; 4 – маховичок привода образца; 5 – упругое основание стойки; 6 – вал привода образца; 9, 10 – образцы; б – вид контакта образцов: 1, 2 – образцы; 3 – поверхности трения образцов pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 46 методы исследования пространственная визуализация рассматриваемого сложного движения в трехмерном пространстве в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, полученная с использованием макета экспериментальной установки (рис. 2, а), позволяет прийти к логическому заключению о следующем. образцы совершают объемное перемещение, а траектория пути трения лежит в плоскости, ориентируемой под определенными углами к осям координат. величины углов определяются значениями относительных перемещений образцов. суммарный путь трения точки, располагаемой на линии контакта, обусловлен характером изменения значений двух катетов и представляет собой гипотенузу прямоугольного треугольника (рис. 2, б). при этом, поскольку одно из движений образцов описывается по дуге окружности, гипотенуза может иметь форму, отличающуюся от прямой. исходя из малости амплитуд взаимных перемещений, в расчетах можно пренебречь фактом непрямолинейной траектории. тогда суммарный путь трения определится исходя из известного выражения: 222 вас += , (1) где с – гипотенуза треугольника (суммарный путь трения), мм; а, в – катеты треугольника (значения смещений по осям координат), мм. траектория пути трения на рис. 2, б получена при следующих параметрах: жесткости упругих элементов с1 = 0,15 н/мм, с2 = 0,046 н/мм; амплитуда колебаний образцов 50 мм; высота точки линии контакта над базовой поверхностью в исходном положении н = 230 мм. при этом графически определенный путь трения за цикл движения составил l = 54 мм. перемещения точки контакта на пути трения за половину цикла в вертикальной плоскости составило – а = 6,5 мм, в горизонтальной – в = 29,5 мм. погрешность измерений: амплитуды δ1 = 3 мм, высоты δ2 = 1 мм; перемещений точки контакта δ3 = 2 мм. при этом расчетный путь трения за цикл в соответствии с выражением (1) составил lр = 60 мм. таким образом, расхождение в расчетном и графически определенном пути трения составляет 11 %, что указывает на возможность применения предложенного подхода к определению пути трения. а б рис. 2 – макет установки: а – общий вид: 1 – экран регистрации движения точки контакта образцов; 2 – образец № 1 с указателем продольного перемещения; 3, 6, 7 – упругие стойки образцов; 4 – графики пути трения за цикл; 5 – образец № 2 с указателем поперечного перемещения; 6 – упругая стойка; 8 – шкалы контроля перемещения; 9 – основания стоек образцов; б – графическое изображение траектории пути трения за цикл: 1 – форма траектории при синхронизации движения образцов; 2 – исходное и крайнее положение точки на пути трения; 3 – форма траектории при асинхронном движении образцов для установления функциональной зависимости пути трения поверхностей от параметров, задающих направления движения предлагается применить метод графического моделирования контактного взаимодействия на основе теории физического подобия, с разложением сложного движения на элементарные простые, с последующим их анализом и математическим описанием. при этом будет учитываться комплекс физических величин, определяющих физический процесс взаимодействия контактируемых поверхностей первая теорема подобия [5]. к физическим величинам можно отнести частоты вращения валов приводных электродвигателей, амплитуды отклонений поверхностей от исходного положения, жесткости упругих оснований стоек образцов. для этого подвижный контакт двух поверхностей образцов, приведенных на рис.1, рассматривается в виде двух простых движений во взаимноперпендикулярных плоскостях. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 47 результаты исследований и обсуждение начальными условиями взаимного перемещения образцов целесообразно рассматривать такие, при которых движение начинается из состояния покоя, при этом образцы максимально сближены под действием упругости стоек. положение линии контакта поверхностей образцов ориентировано по осям координат ох, оy, oz, рис. 3. а б рис. 3 – начальные условия взаимного контакта образцов: а – образцы в начальном положении в плоскости zoy; б – образцы в начальном положении в плоскости хoy; 1 – образец № 1; 2 – линия контакта образцов; 3 – образец № 2 последующее сложное движение, осуществляемое при включении приводов образцов, разложено на два простых движения, выполняемых в плоскостях zoy, zox, рис. 4. образцы 1 и 2 в начальном положении отображены штриховкой, в конечном правом (левом) положении, отображены штрихпунктирной линией. путь трения в плоскости zoy показан линией а2в2. для отображения перемещений, которые совершают образцы 1 и 2 за один цикл роботы (один оборот электродвигателя) обозначены точками на линии контакта: в, принадлежащей образцу 1; а, принадлежащей образцу 2. а б рис. 4 – схемы движения образцов: а – движение в плоскости zoy: 1 – образец № 1 в начальном положении; 2 – образец № 2 в начальном положении; 3 – образец № 1 в крайнем правом положении; 4 – образец № 1 в крайнем левом положении; 5 – образец № 2 в крайнем правом положении; 6 – путь трения за полуцикл; 7 – линия контакта образцов; б – движение в плоскости zoх (вид спереди): 1 – образец № 2 в крайнем правом положении; 2 – первый образец № 1 в начальном положении; 3 – путь трения за полуцикл pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 48 первое движение движение точки в. при этом происходит перемещение образца 1, закреплённого на подпружиненной стойке, имеющей жёсткость пружины с1. это движение задается за счет вращения вала электродвигателя привода образца 1 с закреплённым на нём маховичком с грузом. образец 1, выйдя из состояния покоя, воздействует на образец 2, при этом происходит поворот обоих образцов относительно их центров качения о1 и о2 на угол α , следствием чего является трение образцов по линии контакта 7. угол α отображает крайнее правое положение образцов 1 и 2. он является варьируемой величиной и зависит от жесткости с2 набора пружинных пластин образца 2. при движении образцов из начального положения в конечное положение путь трения в соответствии с геометрическими и тригонометрическими параметрами определится следующим образом, рис. 5. рис. 5 – схема определения параметров: lобр – ширина образца; lхт – амплитуда перемещения при трении; lzoy – путь трения за цикл; h – расстояние от точки исходного контакта до центра оси качания образца исходя из графического анализа взаимного расположения вершин треугольников, рис. 5, следует, что точка с принадлежит двум треугольникам δ а1в2а2 и δ оа1а2, и ее координата z максимально приближена к высоте н, относительно которой производятся дальнейшие расчеты. с учетом того, что в реальности амплитуды перемещений малы, то приведенный подход не внесет существенной погрешности в определении пути трения. из треугольника δ оа1а2 следует: н lхт≈αtg , (2) где lхm – амплитуда перемещения при трении, мм. величина амплитуды – регулируемая, и измеряется с помощью оптиметра (задаётся по условиям проведения эксперимента); н – расстояние от точки исходного контакта до центра оси качения образца, мм. из треугольника δ са2b2 следует: h l llсвва xmобробр arctgsinsinsin222 =α=α= . h l ll xmобрzoy arctgsin= , (3) где lzoy – путь трения за полуцикл, мм; lобр – ширина образца №1, мм; α – угол, на который отклоняются образцы от начального положения при ходе трения образцов, град. поскольку, за рабочий цикл образцы 1 и 2 совершат движение из начального положения в крайнее правое положение, а затем и возвращаются снова в начальное, то выражение (3) примет вид: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 49 h l ll xmобрzoy arctgsin2= , (4) далее следует цикл холостого хода, под которым следует понимать цикл разрыва контакта между образцами – трение между образцами отсутствует. образец 1 отклоняется от центра качения о1 на угол β . при этом углы α и β , и жесткости упругих элементов стоек с1, с2 соотносятся как: 21 2 сс с + = β α , (5) где α – угол, на который отклоняются образцы от начального положения при трении образцов, град; β – угол, на который отклоняются образцы от начального положения при холостом ходе образцов, град; с1 – жесткость набора пружинных пластин первого образца, н/мм; с2 – жесткость набора пружинных пластин второго образца, н/мм. таким образом, за один оборот электродвигателя в плоскости zoy совершается как движение холостого хода, так и движение при котором происходит трение. тогда путь трения в этой плоскости при условии разрыва контакта определится: h l tnll xmобрzoy arctgsin1= , (6) где n1 – частота вращения электродвигателя привода образца 1, мин-1; t – время работы двигателя привода образца 1, мин. второе движение – движение точки а, происходящее в плоскости zoх. характер движения в плоскости zoх отличается от движения в плоскости zoy следующим: в движение приводиться образец 2, за счёт привода электродвигателем и эксцентриком, которые сообщают образцу 2 прямолинейное возвратно-поступательное движение в плоскости zoх. при неподвижном образце 1 трение будет происходить непрерывно, а путь трения определиться как: tnll zoxzox 2= , (7) где n2 – частота вращения электродвигателя привода образца 2, мин-1; t – время работы двигателя, мин; lzox – амплитуда перемещения при трении в плоскости zoх, мм. величина амплитуды движения регулируемая и измеряется с помощью оптиметра (задаётся по условиям проведения эксперимента). за половину оборота привода образца 1 точка линии контакта в проходит путь равный 2lzoy. если количество оборотов приводных электродвигателей n1 = n2, то за пол оборота привода образца 2 точка а проходит путь равный lzoх. в последующие пол-оборота привода образца 1 происходит размыкание линии контакта образцов 1, 2, в связи с этим трение будет отсутствовать. при этом трибовзаимодействие будет таким, что фактически трение будет происходить за пол-оборота электродвигателей с частотами n1, n2. исходя из этого, возникает необходимость в учете асинхронности работы приводных двигателей. тогда суммарный путь трения, обусловленный двумя простыми движениями на основании выражения (1), может быть представлено в следующем виде: ( )22 zoxzoy klll += , (8) где k – коэффициент, учитывающий асинхронность в работе электродвигателей приводов образцов 1, 2. определяется по отношению: 1 2 n n k = , (9) коэффициент показывает, на какое количество движений образца 2 приходится движений, сопровождающихся трением и перемещением точки по линии контакта. в том случае если привод образца 1 отключен, то коэффициентом k необходимо пренебречь. введение коэффициента асинхронности во второй член выражения (8) под корнем обусловлено тем, что трение происходит только тогда, когда в фазу трения входит образец 1, т.е. когда между образpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 50 цами есть подвижный контакт, задаваемый амплитудой его привода. перемещение при контактном взаимодействии образцов 1 и 2 будет иметь место только в случае, когда образец 1 поворачивается вокруг свой оси качания на угол α . чем чаще это происходит, тем больше путь трения, поскольку большее время протекает контактное взаимодействие между поверхностями образцов. таким образом, с учётом выражений (2 7) выражение (8) примет вид: ( )22 2 1 arctgsin2 tnklh l tnll zox xm обр +      = , (10) с учетом выражения (9) выражение (10) примет вид: 2 1 2 2 2 1 arctgsin2       +     = n tln h l tnll zoxxmобр . (11) в соответствии с полученной математической зависимостью (11), на основании численных значений параметров испытаний, произведенных на макете экспериментальной установки, рассчитаны пути трения и выполнена оценка полученных результатов, табл. 1. таблица 1 результаты оценки адекватности полученных результатов номер опыта наименование параметра 1 2 3 4 частота перемещений образцов в цикле: n1, мин-1 n2, мин-1 1 1 1 1 1 1 1 1 амплитуда перемещений образцов: lxm, мм lzox, мм 60 70 50 50 35 35 23 23 ширина образца lобр, мм 28 28 28 28 расстояние н, мм 230 230 230 230 условное время цикла испытания t, мин 1 1 1 1 графический путь трения lгр, мм 63 54 39 26 расчетный путь трения lр, мм 71,4 51,4 36 23,7 процентные расхождения lгр от lр 13,3 4,9 7,7 8,8 из данных табл. 1 следует, что расхождения в значениях расчетного и графического пути трения находятся в пределах 4,9 13,3 %. в соответствии с полученной математической зависимостью (11) и на основании априорных численных значений параметров испытаний произведены расчеты пути трения для образцов, совершаемых сложное взаимное перемещение при использовании рассмотренной конструкции испытательной установки, табл. 2. таблица 2 сводные данные о расчетном пути трения на основе априорной информации о параметрах испытаний варианты численных значений наименование параметра 1 2 3 4 5 6 частота вращения электродвигателя: n1, мин-1 n2, мин-1 lxm, мм lzox, мм lобр, мм 1200 1200 2 2 28 1200 100 2 0,5 28 1500 1250 3 2 28 1250 1500 1 0,5 28 1500 100 3 0,5 28 2000 1500 2 2 28 высота стойки н, мм 230 230 230 230 230 230 время испытания t, мин 30 60 90 120 150 180 расчетный путь трения l, м 74,1 35 211,8 114 164,3 411,3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к методике определения пути трения в трибосопряжениях со сложным плоско-параллельным движением проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 51 выводы предложенные подходы к графическому моделированию сложного движения образцов с плоскопараллельным относительным перемещением позволили получить вид математической зависимости расчетного пути трения от параметров испытаний. полученные результаты позволяют произвести расчеты пути трения образцов, что лежит в основе определения их интенсивностей изнашивания и оценке износостойкости испытываемых материалов. литература 1. куксенова л.и. методы испытаний на трени и износ: справочное пособие / л.и. куксенова, в.г. лаптева, а.г. колмаков, л.м. рыбакова. – м.: интермет инжиниринг, 2001. – 152 с. 2. справочник по триботехнике: в 3-х т. т.1 теоретические основы / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичиназдзе. – м.: машиностроение, 1989. – 400 с. 3. ивщенко л.и. ускоренные испытания сложнонагруженных деталей трибосопряжений / л.и. ивщенко, в.в. цыганов, в.и. черный // вісник двигунобудування. – 2009. – № 1. – с. 150-154. 4. гост 23.224-86. обеспечение износостойкости изделий. методы оценки износостойкости восстановленных деталей. м.: издательство стандартов, 1986. – с. 28. 5. браун э.д. моделирование трения и изнашивания в машинах / э.д. браун, ю.а. евдокимов, а.в. чичинадзе – м.: машиностроение, 1982. – 192 с. надійшла 23.12.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 16_voronin.doc оцінка несучої здатності та коефіцієнту тертя нематичного граничного шару проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 109 воронін с.в. українська державна академія залізничного транспорту, м. харків, україна e-mail: voronin.sergey@inbox.ru оцінка несучої здатності та коефіцієнту тертя нематичного граничного шару удк 621.89.012 наведена методика розрахунку несучої здатності та питомої сили і коефіцієнту тертя в нематичному шарі граничної плівки на поверхнях тертя. встановлено, що основними факторами які впливають на несучу здатність нематичного шару є дипольний момент молекул, їх розміри та взаємне розташування в шарі. на силу та коефіцієнт тертя в нематичному шарі також суттєво впливає напруженість силового поля поверхні, яке перешкоджає повороту молекул під дією на них тангенціального зовнішнього навантаження. ключові слова: гранична плівка, нематичний шар, несуча здатність, питома сила, коефіцієнт тертя. вступ серед широкого спектру функціональних присадок, які сьогодні додаються до рідких змащувальних матеріалів, можна виділити специфічний клас речовин, що здатні утворювати у неполярних вуглеводневих розчинах рідкокристалічні фази у вигляді зародків нанометрових розмірів [1]. наявність у мастильному середовищі таких присадок приводить в процесі змащування вузлів тертя до утворення на поверхнях полімолекулярних граничних плівок, що мають пошарову будову, кожен шар якої є твердим або рідким молекулярним кристалом, а ступінь його впорядкованості залежить від відстані до поверхні тертя [2]. перше уявлення про кристалічну будову граничної молекулярної плівки наведене в монографії а.с. ахматова [3]. в цій роботі була запропонована гіпотеза про формування плівки з пакетів (груп), які уявляють собою набір впорядкованих димерів молекул жирних кислот або інших поверхнево-активних речовин (пар), що застосовуються в якості присадок. такі пакети, згідно існуючих уявлень, повинні формувати на поверхнях тертя полімолекулярну плівку, саме це підтвердилося в подальшому рентгенографічними дослідженнями [3]. не зважаючи на тривалий час з моменту проведення таких досліджень, уявлення про структуру та властивості полімолекулярних плівок залишаються практично не змінними. згідно цих уявлень, механізм формування плівки складається з двох етапів, а саме: першого – утворення моношару з поодиноких молекул пар та другого – утворення шарів димерів пар на моношарі. таке уявлення є ідеалізованим та має ряд суттєвих обмежень, наприклад, щодо механічних властивостей граничної плівки в нормальному напрямку, які є незмінними по товщині і визначаються як сума властивостей молекул в плівці. тобто деформація граничної плівки під дією зовнішнього нормального навантаження складається з деформацій самих молекул [3]. звичайно, що для деформації ланцюгів окремих молекул потрібно прикласти суттєве навантаження, тому це ствердження є справедливим лише для моношару, як твердого молекулярного кристалу, а властивості полімолекулярного шару слід розглядати з позицій сил та енергії міжмолекулярної взаємодії, в першу чергу слід враховувати орієнтаційну взаємодію між «жорстикими» диполями пар. орієнтаційна взаємодія між диполями була врахована в роботах [4, 5] при розкритті фізичних основ формування полімолекулярних плівок на поверхнях тертя, однак в цих роботах не вивчались питання з встановлення зв’язку між величиною силового поля поверхні тертя та ступенем впорядкованості молекул в плівці. залишаються відкритими питання фазових переходів в граничній плівці та їх зв’язку із несучою здатністю та силами тертя. з робіт по вивченню твердих та рідких молекулярних кристалів відомо, що ступінь впорядкованості молекул в кристалі, а також його механічні й інші властивості змінюються стрибкоподібно при фазових переходах першого або другого роду [6, 7]. умови для фазових переходів створюються поєднанням таких головних факторів: температури, тиску, зовнішнього силового поля (наприклад, поля поверхні). тобто гранична молекулярна плівка, яка формується під впливом силового поля поверхні, буде мати різну ступінь впорядкованості – від максимальної для моношару, до мінімальної для ізотропної рідини. відповідно ступеню впорядкованості будуть змінюватися властивості плівки по товщині, причому при переході від одної до іншої фази властивості будуть змінюватися стрибками [7]. вивчення властивостей кожної окремої фази граничного шару є актуальною задачею, оскільки це надасть змогу прогнозувати трибологічні характеристики вузлів тертя, які працюють за різних навантажень та температур в присутності граничної плівки пошарової будови. мета і постановка задачі метою даної роботи є визначення несучої здатності, питомої сили тертя та коефіцієнту тертя нематичного шару граничної плівки, який знаходиться під дією силового поля поверхні тертя. при формуванні на поверхнях тертя граничної плівки рідкокристалічної пошарової будови головними задачами є теоретичне визначення несучої здатності кожного з шару, а також визначення коефіціmailto:voronin.sergey@inbox.ru оцінка несучої здатності та коефіцієнту тертя нематичного граничного шару проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 110 єнту тертя в ньому в залежності від зовнішнього навантаження. це дозволить виконувати прогнозні розрахунки трибологічних характеристик вузлів тертя при використанні присадок, які здатні утворювати на поверхнях рідкокристалічні фази. в роботі проводяться вказані дослідження на прикладі нематичної фази (шару), як однієї складової граничної плівки кристалічної будови. виклад матеріалів досліджень в нематичному рідкому кристалі молекули мають впорядковане розташування лише в одному напрямку. якщо молекули, з якого складається такий кристал, мають «жорсткий» електричний дипольний момент, то між ними виникають сили орієнтаційної (диполь дипольної) ван-дер-ваальсової взаємодії. припустимо, що шар нематика в граничній плівці складається з молекул дипольні моменти p яких розташовані паралельно та спрямовані в одному напрямку, а центри ваги молекул зміщені на деякий кут 1θ , як показано на рис. 1. в залежності від величини кута 1θ між ними можуть виникати як сили відштовхування так й сили тяжіння. виходячи з принципу мінімальної вільної енергії, молекули – диполі займуть таке положення, при якому сили тяжіння між ними будуть максимальні. тоді для руйнування шару нематика слід прикласти зовнішню силу, яка б за своїм значенням була рівною сумі сил парних взаємодій молекул if . рис. 1 – розрахункова схема навантаження пари молекул в шарі нематика згідно робіт з класичної фізики [8] сила диполь дипольної взаємодії може бути визначена як: 4 1 22 0 ))(θ3cos-(13 4 1 r p dr dw f ii ×πεε == , (1) де iw – енергія диполь дипольної взаємодії, дж; r – відстань між одноіменними зарядами диполів, м: )sin( 1θ = x r , (2) 0ε,ε – відповідно, відносна діелектрична проникність нематика та абсолютна діелектрична проникність вакууму. якщо відома одинична сила if можна знайти питому силу зв’язку молекул в нематичному шарі на один квадратний метр: ii nff ×=1 , (3) де in – кількість парних взаємодій в шарі нематика, м -2, яка дорівнює: 22 1 2 1 xs n мол i == , (4) де молs – площа поперечного перетину об’єму, що займає одна молекула, м 2. оцінка несучої здатності та коефіцієнту тертя нематичного граничного шару проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 111 підставивши (1), (2) та (4) у вираз (3), отримаємо: 6 1 4 1 22 0 1 )(sin))(θ3cos-(13 8 1 x p f θ× × πεε = . (5) при виконанні розрахунків питомої сили приймаємо наступні вихідні дані: 10=p 10-29 кл/м; =ε 25; x = 5 · 10-10 м. результати розрахунку наведені на рис. 2. рис. 2 – зміна питомої сили взаємодії молекул в нематичному шарі згідно рис. 2 максимальна сила зв’язку молекул в нематичному шарі має місце при куті взаємного розташування молекул близьким до 45°, це є сили тяжіння, які на рисунку мають від’ємний знак. таким чином, для руйнування нематичного шару потрібно прикласти зовнішню силу maxf , яка і є граничною силою та показником несучої здатності нематика. для визначення сили тертя в нематичному шарі розглянемо «жорсткий» диполь, який знаходиться під дією зовнішньої тангенціальної сили 2f та силового поля поверхні тертя напруженістю пe (рис. 3). сила 2f витрачається на подолання пари сил, момент від яких ем прагне обернути молекулу за вектором силового поля. рис. 3 – зміна питомої сили взаємодії молекул в нематичному шарі величина такого моменту залежить від дипольного моменту молекули p , кута розташування вісі диполя 2θ відносно вектора пe і дорівнює: )cos( 2θ= пe pem . (6) тоді питома сила, потрібна для повороту всіх молекул нематика визначиться як: p пi p ie l pen l nm f )cos(22 2 2 θ× = × = . (7) якщо не враховувати додаткові сили, що витрачаються на компенсацію дисипації енергії в нематику, то силу 2f можна вважати питомою силою тертя, тоді коефіцієнт тертя в нематичному граничному шарі при максимальному нормальному навантаженні можна визначити як: 1 2 1 2 )cos(2 fl pen f f f p пi θ×== . (8) оцінка несучої здатності та коефіцієнту тертя нематичного граничного шару проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 112 при розрахунку коефіцієнту тертя змінною величиною є напруженість силового поля поверхні, а кут 2θ приймаємо рівним нулю, плече диполя 9-10=pl м. результати розрахунків наведені на рис. 4. рис. 4 – зміна коефіцієнту тертя в нематичному шарі в залежності від величини силового поля поверхні згідно графіка, представленого на рис. 4, коефіцієнт тертя лінійно зростає по мірі зростання напруженості силового поля поверхні тертя. в досліджуваному діапазоні він становить від 0,005 до 0,05, тобто величина силового поля суттєво впливає на сили тертя в нематичному шарі. висновки при визначенні трибологічних характеристик вузлів тертя слід враховувати будову та властивості шарів граничної плівки, яка утворюється молекулами поверхнево-активних речовин. такі шари мають різний ступінь впорядкованості по мірі віддалення від поверхні тертя, вони уявляють собою твердий молекулярний кристал для моношару та окремі полімолекулярні шари рідких кристалів. кожен з таких шарів має різну за значеннями несучу здатність та коефіцієнт тертя, як наслідок, трибологічні характеристики вузла тертя залежать від того, який шар сприймає зовнішні навантаження. для випадку нематичного рідкокристалічного шару встановлені значення сили, потрібної для його руйнування, тобто визначена несуча здатність цього шару, яка залежить від величини дипольного моменту молекул, об’єму який вони займають в шарі та відносного їх розташування. питома сила та коефіцієнт тертя в нематичному шарі також залежать від перелічених факторів, крім того, одним з головних факторів є величина напруженості силового поля поверхні тертя під впливом якого знаходяться молекули нематичного шару. тому, встановлення розподілу силового поля по товщині кристалічних шарів граничної плівки є однією з головних задач подальших досліджень з вивчення впливу властивостей рідкокристалічних речовин на трибологічні властивості вузлів тертя. література 1. лысиков е.н., воронин с.в. перспективы использования жидких кристаллов в качестве присадок для улучшения эксплуатационных свойств жидких смазочных сред путевых и строительных машин / е. н. лысиков, с. в. воронин // – збірник наукових праць укрдазт. – харків: укрдазт, 2008. – вип. 91. – с. 101-109. 2. лысиков е. н., воронин с.в. влияние наноструктур присадки на трение и износ в технических системах / е.н. лысиков, с.в. воронин // фундаментальные и прикладные проблемы науки. том 1. – материалы viii международного симпозиума.– м.: ран, 2013. – с. 143-151. 3. ахматов a. c. молекулярная физика граничного трения / a. c. ахматов. – м.: физматгиз, 1963. – 471 с. 4. лысиков е. н. надмолекулярные структуры жидких смазочных сред и их влияние на износ технических систем / е. н. лысиков, в. б. косолапов, с. в. воронин,. – харьков, эдэна, 2009. – 274 с. 5. лисіков є.м., воронін с.в. взаємодія молекул пар моторних олив в адсорбційному шарі на поверхнях тертя двигунів внутрішнього згорання / є.м. лисіков, с.в. воронін, г.м. афанасов // вісник нту "хпі". – тематичний випуск «автомобілеі тракторобудування»: зб. наук. праць. – харків: нту «хпі», 2005. – вип. 13. – с. 75-79. 6. ландау л.д., лифшиц е.м. статистическая физика. ч.1 / л.д. ландау, е.м. лифшиц. – м.: наука, 1976. – 584 с. 7. жидкие кристаллы / под ред. с. и. жданова. – м.: химия, 1979. – 328 с. 8. физическая энциклопедия. – м.: советская энциклопедия, 1988. – t.i. – с. 703. поступила в редакцію 25.11.2013 оцінка несучої здатності та коефіцієнту тертя нематичного граничного шару проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 113 voronin s.v. evaluation of bearing capacity and friction coefficient of the nematic boundary layer. among the wide range of functional additives that are added to the liquid lubricants there is a specific class of substances that can form in nonpolar hydrocarbon solutions of liquid crystal phase as embryos nanometer dimensions. the presence of lubricant additives such environments results in the process of greasing friction units to form on the surface polymolecular boundary films with layered structure , each layer of which is a solid or liquid molecular crystals , and its degree of order depends on the distance to the surface friction. limiting molecular film which is influenced by the force field friction surface has a different degree of ordering of molecules the maximum for monolayer , the minimum for the isotropic liquid. accordingly, the degree of order to vary the properties of the film on its thickness , and the transition from one phase to the other properties will vary jumps. studying the properties of each individual phase boundary layer is the actual problem , as it will allow to predict the tribological properties of friction units working under different loads and temperatures in the presence of the boundary film layered structure. the paper describes the method of calculation of the bearing capacity and specific strength and coefficient of friction in the boundary layer of the nematic film that forms on the surfaces of friction. it was established that the main factors that affect the carrying capacity of nematic layer is the dipole moment of the molecules, their size and relative positions in the layer. in force and friction coefficient in nematic layer also significantly affects the surface tension force field that prevents rotation of the molecules under the action of tangential external load. keywords: boundary film, nematic layer, bearing capacity, relative strength, coefficient of friction. references 1. lysikov e.n., voronin s.v. perspektivy ispol'zovaniya gidkih kristalov v kachestve prisadok dlya ulutcheniya ekspluatatsionnyh svoistv gidkih smazochnih sred putevyh i stroitel'nyh mashin, zbіrnyk naukovykh prac' ukrdazt. kharkiv, 2008. vyp. 91. pp.101-109. 2. lysikov e.n., voronin s.v. vliyanie nanostruktur prisadki na trenie i iznos v tehnicheskih sistemah, phundamental'nye i prikladnye problemy nauki. tom 1. materialy viii megdunarodnogo simpoziuma. м.: ran, 2013. pp.143-151. 3. ahmatov a.s. moleculyarnaya phizika granichnogo treniya. m. phizmatgiz, 1963. 471 p. 4. lysikov e.n., kosolapov v.b., voronin s.v. nadmoleculyarnie strukturi gidkih smazochnih sred i ih vliyanie na iznos tehnicheskih sistem. kharkov, edena, 2009. 274 p. 5. lysikov e.n., voronin s.v., aphanasov g.m. vzayemodiya molecul par motornyh oliv v adsorbtsiynomu shari na poverhnyah tertya dviguniv vnutrishn'ogo zgorannya, visnyk ntu "hpi". tematichniy vypusk «avtomobileі tractorobuduvannya» zb. nauk. prats'. kharkiv ntu «hpi», 2005. vyp. 13. pp. 75–79. 6. landau l.d., liphshits e.m. statisticheskaya phizika. ch.1. м., nauka, 1976. 584 p. 7. gidkie cristally, рod red. s.i. gdanova. м.: himiya, 1979. 328 p. 8. phizicheskaya entsiklopediya. м.: sovetskaya entsiklopediya, 1988. t.i. pp.703. 1_kubich.doc рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 6 кубич в.и., ивщенко л.и. запорожский национальный технический университет рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений постановка проблемы известно, что поверхностные свойства элементов трибосопряжений зависят от свойств вторичных структур, образующихся при трении из их исходного материала путем его структурной перестройки и взаимодействия со средой. управление процессами образования вторичных структур позволяет получить оптимальные триботехнические характеристики и структурные параметры материалов. свойства вторичных структур зависят от их химического состава и направленности протекания целого комплекса физико-химических процессов, обусловленных как средой контактного взаимодействия, так и самими материалами. в качестве такой среды может использоваться галлиево-индиевая среда, в которой на поверхности одного из элементов способом финишной антифрикционной безабразивной обработки (фабо) формируется медьсодержащее покрытие [1 3]. результаты предыдущих исследований показали, что наиболее значимый состав поверхностноактивной галлиево-индиевой среды, обуславливающий износостойкость исследуемого сопряжения, соответствует содержанию индия 17 19 % ат. масс (сплавы № 1, 2) [4]. покрытия формировались в процессе фрикционно-механической обработки поверхности ролика прутком из бронзы броф4-0,25 при разном содержании компонентов галлиево-индиевой среды. содержание индия изменялось от 6 до 19 % ат. масс. ролики изготовлялись из стали 45хн2мфа, d = 50 мм, шероховатость поверхности ra = 1,25 мкм, колодки из высокооловянистого алюминия ао20-1 гост 14113-78, материал основы сталь 08 кп гост 1050-88, номинальная площадь контакта120 мм2, давление в контакте 0,9мпа, частота вращения ролика 320 мин-1. в соответствии с этим наибольший интерес представляет характер распределения химических элементов в слоях трибопокрытий как первоначально сформированных на поверхности роликов при указанном содержании индия, так и после испытаний на износостойкость в сопряжении с антифрикционным слоем колодок. поскольку исходный состав антифрикционного слоя колодок для всех вариантов исследуемых сопряжений оставался постоянным, то интерес представляет характер изменения его химического состава для колодок, контактирующих при испытаниях с покрытиями роликов, сформированными при использовании сплавов № 1 5 [4], а также с роликами без покрытия. однако такие сведения при использовании вышеуказанных компонентов покрытий пока отсутствуют. данный факт вызывает необходимость в проведении рентгеноспектрального анализа приповерхностных слоев рассматриваемых элементов трибосопряжений. полученные результаты позволят как оценить степень влияния состава галлиево-индиевой среды на распределение химических элементов во вторичных структурах, образующихся в медьсодержащих покрытиях роликов и антифрикционных слоях колодок при их контактном взаимодействии, так и определить их химический состав, обуславливающий улучшение показателей износостойкости исследуемых трибосопряжений. методы исследования из образцов роликов и колодок электроэрозионным методом были вырезаны фрагменты, на поперечных срезах поверхностей которых выполнялись шлифы. рентгеноспектральный анализ поперечных шлифов роликов и колодок выполнялся на установке рэмма jsm-6360 la в режиме линейного перемещения зонда u = 15 квт, i = 50 на. глубина проникновения рентгеновского луча в анализируемые слои для химических элементов составляла: ≈alh 2,0 мкм; ≈insnfeh ,, 0,7 мкм; ≈gacuh , 0,6 мкм. химический состав, концентрацию элементов определяли по зонам (точкам). распределение зон (точек) сканирования обуславливалось необходимостью получения наиболее полной картины послойного и локального характера распределения химических элементов. результаты исследований и обсуждение на рис. 1 а в, 2 а в приведены фотографии поверхности шлифов с покрытиями, сформированными на поверхности роликов при использовании сплавов № 1, 2, а в табл. 1, 2 распределение химических элементов по зонам (точкам), полученных в результате их сканирования. анализ полученных данных показал следующее. покрытие представляет собой ячеистую структуру. каркас структуры сформирован на шероховатости поверхности ролика, в качестве связующего материала предположительно выступает индий, т.к. он обладает свойством хорошо смачивать металлы и выполнять функции припоя [5]. данное утверждение основано на том, что концентрации элементов различны, а отсюда и разность цвета: галлий с индием имеет на рисунках более темный цвет, медь с оловом более светлый. значительное превышение содержания меди, по отношению к галлию, и в некоторых зонах (точках) его отсутствие объясняется том, что в данных случаях шлиф прошел по несущей стенке медного каркаса. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 7 х9500 а х8500 б х 3500 в рис. 1 – зоны сканирования трибопокрытия, сформированного при использования сплава № 2: а, б – до испытаний; в – после испытаний; 1 – покрытие; 2 – основной материал ролика х4500 а х3500 б х 8000 в рис. 2 – зоны сканирования трибопокрытия, сформированного при использовании сплава № 1: а, б – трибопокрытие до испытаний; в – после испытаний; 1 – покрытие; 2 – основной материал ролика таблица 1 распределение химических элементов по зонам и точкам позиция на рис. 1 № зоны (точки) o si cr fe ni cu ga in sn всего, % 007 1,35 0 0 0 0 43,39 46,89 1,27 7,11 100 008 1,13 0 0 3,14 0 46,41 43,01 0 6,30 100 009 0 0 0 1,72 0 89,47 0 0 8,80 100 010 0 0 0 1,86 0 87,48 2,65 0 8,01 100 011 0 0 0 3,89 0 77,97 10,17 0 7,97 100 012 0 0 0 6,55 0 64,07 22,91 0,72 5,75 100 а 013 0 0,07 2,25 93,89 3,79 0 0 0 0 100 001 0 0 0 2,85 0 80,44 7,06 2,81 6,84 100 002 4,04 0 0 4,43 0 7,14 80,29 2,36 1,74 100 003 4,07 0 0 4,1 0 6,30 81,45 2,74 1,35 100 004 0 0 0 7,14 0 71,19 13,6 1,61 6,46 100 б 005 0 0,28 1,18 95,47 3,06 0 0 0 0 100 001 0 0 0 1,72 0 64,08 30,97 3,23 0 100 002 0 0 0 2,12 0 64,92 29,67 3,29 0 100 003 0 0 0 3,34 0 63,64 29,51 3,51 0 100 004 0 0 1,19 97,37 1,44 0 0 0 0 100 в 005 0 0,24 0,91 98,86 0 0 0 0 0 100 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 8 в обоих случаях в структурах после испытаний отсутствует олово, что указывает на его выход в смазочную среду. имеет место изменение содержания индия в образовавшейся структуре после испытания по сравнению с исходной структурой в 1,25 2,0 раз (сплав № 2), и в 1,31 2,04 раза сплава № 1. распределение соотношений меди и галлия послойно с поверхности образовавшейся структуры в ее глубь к основанию подложки ролика составляют: при использовании сплава № 1 – 2,3; 2,9; 2,5; 1,8 раза; при использовании сплава № 2 – 2,06; 2,18; 2,16 раза. достаточно интересным представляется распределение кислорода в анализируемых структурах. в структурах до испытаний кислород расположен только в ячейках сосредоточения галлия и индия. в каркасе, образованном медью, кислород отсутствует. при этом в процентном соотношении количество кислорода в структуре покрытия, сформированном при использовании сплава № 2 в 1,5 раза больше чем в структуре, образованной при использовании сплава № 1, табл. 1, 2, а (008), б (010). данные сведения предположительно обуславливают факт отсутствия оксидов меди в рассматриваемых структурах. таблица 2 распределение химических элементов по зонам и точкам позиция на рис. 2 № зоны (точки) o si cr fe ni cu ga in sn всего, % 002 0 0 0 1,17 0 90,11 0 0 8,72 100 003 0 0 0 0,52 0 89,86 0 0 9,62 100 004 0 0 0 1,93 0 88,5 0 0 9,57 100 005 0 0 0 2,79 0 83,67 3,17 1,03 9,35 100 006 3,32 0 0 4,79 0 13,07 76,27 1,49 1,06 100 а 008 0 0,15 1,21 97,25 1,38 0 0 0 0 100 009 0 0 0 0 0 90,1 0 0 9,90 100 010 2,53 0 0 0 0 20,17 65,56 3,53 8,20 100 011 2,47 0 0 6,64 0 8,94 73,66 3,07 5,22 100 б 012 0 0 0 4,27 0 59,54 36,19 0 0 100 007 1,52 0 0 2,81 0 63,45 27,57 4,64 0 100 008 1,83 0 0 2,78 0 68,43 23,43 3,51 0 100 009 1,77 0 0 3,34 0 64,45 25,47 4,97 0 100 в 010 1,31 0 0 3,92 0 57,16 31,32 6,29 0 100 характер распределения основных легирующих элементов в образующихся структурах: медь, олово, галлий, индий, указывает на их перестроение по поверхности роликов, более эффективнее – при использовании сплава № 1, т.е. при содержании индия 19 % ат. масс. полученные результаты объясняются тем, что галлий, обладая достаточно высокой смачиваемостью, проникает в пустоты кристаллического строения медьсодержащей структуры, заполняет их, вступая при этом в химическое взаимодействие с медью, препятствует ее окислению, восстанавливая тем самым олово, которое диффундирует к поверхности, и уходит из структуры в смазочную среду. на рис. 3, а е, 4, а, б приведены фотографии поверхности шлифов антифрикционных покрытий колодок, а в табл. 3 распределение химических элементов по зонам, полученных в результате их сканирования. x200 а х 250 б х300 в pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 9 х300 г x350 д x300 е рис. 3 – зоны сканирования поверхностей шлифов колодок, контактирующих с трибопокрытиями роликов, сформированных при использовании сплавов № 1 5: а – исходная структура; б – сплав № 1; в – сплав № 2; г – сплав № 3; д – сплав № 4; е – сплав № 5; 1 – антифрикционный слой; 2 – основа колодки х350 а х70 б рис. 4 – зоны сканирования колодок: а – шлиф колодки, контактирующей с роликом без покрытия; б – поверхность колодки, контактирующей с покрытием ролика, сформированного с использованием сплава № 1 анализ полученных данных показал следующее. исходная структура антифрикционного слоя колодки представляет собой алюминиевый каркас темного цвета с равномерно распределенными включениями (хлопьевидной формы в сечении) светлого цвета, основу которых составляет олово. медь распределена как в каркасе, так и во включениях. усредненное соотношение %-го содержания химических элементов в исходной структуре составляет: al:sn = 6,6:1; al:cu = 70,9:1; sn:cu = 12,6:1. взаимодействие антифрикционного слоя колодок с покрытиями роликов, сформированных при использовании сплавов № 1 5, обусловило изменения структур приповерхностных слоев колодок, которые стали неоднородными на глубине h ≈ 50 мкм: для сплава № 5 наблюдаются концентрические полуокружности с явно выраженными тонкими нитевыми включениями белого цвета, соотношения химических элементов составляют: al:sn = 5,0:1; al:cu = 87,9:1; sn:cu = 17,6:1; для сплава № 4 наблюдается темный фон с включениями слабовыраженными округлой и приплюснуто-вытянутой формы светлого цвета, соотношения химических элементов составляют: al:sn = 9,4:1; al:cu = 50,0:1; sn:cu = 5,3:1; для сплава № 3 наблюдается только темный фон с едва просматривающимися включениями белого цвета нитевидной формы, соотношения химических элементов составляют: al:sn = 9,4:1; al:cu = 44,0:1; sn:cu = 4,7:1; для сплава № 2 характер распределения фона каркаса и включений подобно сплаву № 3, за исключением того, что структурирование включений белого цвета с приближением к поверхности выражено более четко, соотношения химических элементов составляют: al:sn = 12,2:1; al:cu = 53,8:1; sn:cu = 4,4:1; для сплава № 1 характер распределения фона каркаса и включений подобно сплаву № 2 только с более четко выраженной границей от остальной структуры под поверхностью колодки, которая почти подобна исходной, однако несколько уплотненная с своеобразными дырчатыми рядами, соотношения химических элементов составляют: al:sn = 10,5:1; al:cu = 62,3:1; sn:cu = 7,96:1. для колодки, взаимодействующей с роликом без покрытия, явных отклонений от исходной структуры не наблюдается, за исключением того, что на лицо явно выраженный износ и произошло изменение в соотношениях химических элементов: al:sn = 25,1:1; al:cu = 41,2:1; sn:cu = 1,6:1. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 10 таблица 3 распределение химических элементов по зонам позиция на рис. № зоны o al cu sn всего, % 001 0 84,97 0,48 14,55 100 002 0 81,82 1,58 16,60 100 003 0 85,89 1,42 12,70 100 3, а 004 0 100,0 0 0 100 009 3,49 87,19 1,04 8,28 100 010 3,32 84,68 3,06 8,94 100 011 2,79 87,77 1,27 8,18 100 012 4,07 76,00 2,43 17,5 100 013 3,84 89,87 0 6,28 100 3, б 014 2,45 97,55 0 0 100 005 2,34 88,75 1,65 7,26 100 006 1,64 74,51 1,13 22,72 100 007 1,93 80,24 1,53 16,29 100 008 2,50 81,02 1,69 14,79 100 3, в 009 2,39 97,61 0 0 100 001 2,44 86,41 1,96 9,19 100 002 2,05 88,21 0,99 8,75 100 003 2,03 81,29 1,07 15,62 100 004 2,08 86,92 0 11,00 100 3, г 005 2,79 97,21 0 0 100 001 2,95 86,14 1,72 9,20 100 002 2,64 93,5 1,31 2,54 100 003 3,19 96,81 0 0 100 004 3,70 77,47 0 18,83 100 005 2,85 85,85 2,07 9,23 100 3, д 006 3,52 96,48 0 0 100 006 2,04 80,89 0,92 16,15 100 007 2,35 70,52 1,23 25,89 100 008 1,91 85,72 2,65 9,72 100 3, е 009 2,39 83,06 0,53 14,02 100 001 1,83 92,25 2,24 3,68 100 002 1,96 74,49 1,07 22,48 100 003 1,61 85,28 2,18 10,93 100 4, а 004 2,07 97,93 0 0 100 010 2,09 97,91 0 0 100 022 0,96 78,69 1,50 18,86 100 023 4,06 66,71 (1,77) 2,76 24,70 100 4, б 024 22,44 0 6,98 70,57 100 существенные изменения в концентрации химических элементов в образовавшихся структурах наблюдаются: для олова, его уменьшение по отношению к исходной величине составляет 10,9 % для колодки, контактирующей с роликом без покрытий, и 5,4 7,35 % для колодок, контактирующих с покрытиями, сформированными при использовании сплавов № 2 5; для алюминия, его увеличение по отношению к исходной величине составляет 10,3 % для колодки, контактирующей с роликом без покрытий, и 3,92 6,53 % для колодок, контактирующих с покрытиями, сформированными при использовании сплавов № 2 5. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 11 контактное взаимодействие поверхностей исследуемых трибосопряжений вызвало появление в образовавшихся структурах антифрикционного слоя колодок кислорода, который отсутствовал в исходной структуре до испытаний на износостойкость. при этом его %-е содержание в колодках, взаимодействующих с различными трибопокрытиями имеет для некоторых сплавов существенное отличие. так его увеличение для сплавов № 1, 2 по отношению к структуре, образованной при испытании с роликом без покрытия, составило в 1,28; 1,9 раза соответственно. просматривается тенденция к формированию приповерхностного слоя – ровной структуры, нижняя граница которого ограничена линейчато распределенными включениями белого цвета с достаточно ровным шагом по глубине, рис. 3, б. при чем эта структура схожа с исходной – не деформированной при контактном взаимодействии. толщина образовавшегося слоя ≈ 25 35 мкм, состав химических элементов: al 8,28%; sn – 87,19%; cu 1,04%; о 3,49%. структурное выделение формирующегося слоя вызвало определенный интерес и необходимость в поверхностном сканировании образца, рис. 4, б. в результате получена следующая картина: на всей контактной поверхности колодки, зона 024, на глубине ~0,7 мкм от поверхности образовался мини слой, основу которого составляет олово: sn – 70,57 %; cu – 6,98%; о – 22,44 %; в местах выхода из зоны трения, зона 023, но на поверхности обнаружено наличие ga 1,77 %, а также продукт взаимодействия, основу которого составляет уже алюминий, табл. 3. сравнительно большое количество меди 6,98 % в тончайшем поверхностном слое ≈h 0,6 мкм против 1,04 % в нижележащем ≈h 20 мкм указывает на возможное зарождение очагов пленки меди, источником которой, вероятнее всего, является медьсодержащая структура на поверхности ролика. полученные сведения в целом свидетельствуют о том, что при контактном взаимодействии формирующейся структуры медьсодержащего покрытия на ролике с образующейся структурой в приповерхностных слоях антифрикционного слоя колодки происходят химико-физические процессы. степень активности таких процессов обуславливается составом галлиево-индиевой среды, компоненты которой являются формообразующими формирующихся структур на ролике. при чем галлий в слои антифрикционного слоя колодок не проникает, а сосредотачивается в образующихся при трении «подвижных формообразованиях» на поверхности колодок, оказывая тем самым влияние на диффузионные потоки химических элементов антифрикционного слоя колодок. выводы результаты рентгеноспектрального анализа приповерхностных слоев элементов трибосопряжений показали, что химический состав вторичных структур образующихся при их контактном взаимодействии определяется степенью активности галлиево-индиевой среды, обуславливаемой содержанием ее компонентов. существенная неоднозначность распределения химических элементов в анализируемых структурах указывает на протекание в них комплекса физико-химических процессов, обусловленных диффузионными потоками самих элементов. определено, что наилучшим показателям износостойкости соответствует характер распределения химических элементов в структурах образцов, обусловленного использованием сплава №1. полученные данные могут использоваться как основа для формирования износостойкого покрытия и его дальнейшего исследования в трибосопряжении «шейка-покрытие-вкладыш» двигателя внутреннего сгорания. литература 1. гаркунов, д.н. триботехника. износ и безызносность [текст] / гаркунов д.н. – м.: издательство мсха. – 2001. – 616 с. 2. степанов, в.н. повышение ресурса автомобильных двигателей при ремонте способом финишной антифрикционной безабразивной обработки [текст] /степанов в.н., колчаев а.м. // автомобильный транспорт. – 1999. – № 10 – с. 38-40. 3. кубич, в.и. к методике исследования избирательного переноса в трибосопряжении «шейкапокрытие-вкладыш» двс [текст] / кубич в.и., ивщенко л.и. // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2007. – № 2 – с. 134-138 4. кубіч, в.і. про вплив вмісту компонентів галієво-індієвого середовища на триботехнічні характеристики трибоз’єднання [текст] / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблеми тертя та зношування. – 2009. – № 52. – с. 92-101 5. яценко, с.п. индий. свойства и применение [текст] / с.п яценко. – м.: наука, 1987. – 256 с. надійшла 01.10.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 8_kindrachuk.doc особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 58 кіндрачук м.в.,* міщук о.о.,** данілов а.п.,* хлєвна ю.л.* *національний авіаційний університет, ** український нді нафтопереробної промисловості "масма", м. київ, україна, особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь удк 621 методами електронної мікрозондової оже-спектроскопії, рентгенівського енергодисперсійного мікроаналізу, растрової електронної та оптичної мікроскопії досліджено спряжені мікроділянки поверхонь тертя бронзи та сталі, які було вилучено з пар тертя за умов або безпосередніх, або близьких до перебігу відомого ефекту "вибірного перенесення" елементів контактної зони тертя. отримано нові дані щодо механізму утворення та властивостей поверхневої "сервовитної плівки" на бронзі. ключові слова: бронза, сталь, тертя, карбіди, навуглецювання вступ дослідження перебігу процесів у трибологічному контакті, закономірностей утворення поверхневих мікроструктур та перенесення речовини в контактній зоні забезпечує визначення механізмів припрацювання пар тертя, стаціонарного періоду їх оптимального функціонування та стадії відмов, що в свою чергу надає повну інформацію, необхідну для підвищення ресурсу роботи вузлів тертя в цілому [1, 2]. останнє ж є однією з головних вимог, що висуваються до сучасних машин та механізмів, як на стадії їх проектування, так і в умовах експлуатації. в насосах та гідроприводах гідравлічних систем, інших агрегатах авіаційної техніки та машинобудування (наприклад, букс шток амортизаційної стійки, втулка шток силового циліндра тощо) працює трибологічна пара "бронза сталь" за умов граничного змащування в середовищі гідрорідини амг–10 або її мастильних аналогів. практична значущість вивчення процесів тертя та зношування цієї пари доповнюється актуальністю й донині нерозв’язаної, незважаючи на значний обсяг проведених у 80х роках у радянському союзі науково дослідних робіт, давньої наукової проблеми вибірного перенесення елементів бронзи в межах контактної зони тертя та утворення "мідної" ("сервовитної") зносостійкої плівки водночас на поверхнях тертя бронзи та сталі [2 6]. головними й на сьогодні залишаються питання про причини вузького температурного діапазону, в якому ефект "вибірного перенесення" достовірно спостерігається [5], та закономірності утворення компонентного складу "сервовитної плівки" [7], незнання яких обумовлює ймовірність псевдоідентифкації вказаниного ефекту. метою даної роботи стало дослідження закономірностей механохімічних перетворень мікроструктури спряжених ділянок поверхонь тертя сталі та бронзи в умовах прояву "ефекту вибірного перенесення" [3] на прикладі класичної трибологічної пари "бронза сталь у гідрорідині амг–10". 1. об’єкти та методи досліджень властивості трибологічної пари "бронза (зразок) сталь (контртіло) " досліджували для випадку бронзи бр.ажмц10-3-1,5 та сталі шх15 за умов однобічно направленого ковзання в середовищі гідравлічної оливи амг-10 за кінематичною схемою "площина (торець рухомого бронзового кільця) площина (торець стаціонарно закріпленого сталевого кільця) " на розробленому лабораторному пристрої торцевого тертя. вибір елементів пари тертя обумовлено їх широким застосуванням у вузлах гідравлічних систем літаків. на торці бронзового кільця (зразок) виробляли відповідні прорізи, що зменшило його робочу площу поверхні та забезпечило коефіцієнт перекриття поверхонь зразка та контртіла в парі тертя 0,25. поверхні тертя зразка та контртіла притискували одна до одної з осьовим навантаженням 200 н, за якого питоме навантаження контактної зони тертя складало 5 мпа. задавали сталу швидкість обертання бронзового кільця 2200 хв-1, за якої лінійна швидкість ковзання в контактній зоні тертя була 2,9 м/с. використовуючи спеціальну тензосистему, зв’язану з нерухомо закріпленим сталевим кільцем, вимірювали силу тертя пари "бронза сталь". оцінювали інтенсивність зношування пари. з метою обмеження та стабілізації в діапазоні 50 125 °с температури максимального саморозігрівання пари тертя застосовували систему її регульованого охолодження потоком повітря. бронзове кільце (зразок) виготовляли з каліброваного прутка алюмінієво залізо марганцевої бронзи бр.ажмц10-3-1,5. в промисловості з неї виробляють різного типу відповідальні деталі (втулки, шестерні, підшипники). як "контртіло" досліджуваної пари тертя використовували спеціально відібрані pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 59 підшипникові кільця зі сталі шх15 (нrс 58-60). на відміну від більшості конструкційних сталей, які піддають високому відпусканню після гартування, легована хромом підшипникова сталь експлуатується в високоміцному стані – після гартування на мартенсит та низькотемпературного відпускання. відомо, що авіаційна гідравлічна олива амг-10 застосовується в гідросистемах літаків у якості гідрорідини та сприяє "ефекту вибірного перенесення" в парах бронза сталь [2]. зразки оливи амг-10 виробляють на основі малов’язкої глибоко деароматизованої нафтової фракції. після операцій гідрокрекінгу вуглеводнева база цієї оливи складається з нафтенових та ізопарафінових вуглеводнів. вона загущується високомолекулярним додатком "вініпол", також до неї додається антиокиснювальний додаток та спеціальний хімічно інертний органічний фарбник. для досягнення поставленої в роботі мети важливо, що гідрорідина амг-10 є органічним середовищем. після тертя елементи пари "бронза сталь" відмивали від залишків оливи в ізопропиловому спирті з метою дослідження поверхонь тертя. поверхні вивчали методами оптичної мікроскопії на приладі неофот-21, растрової електронної мікроскопії (рем) та рентгенівського енергодисперсійного мікроаналізу (реда) на приладі selmi рем-106 і (україна), електронної оже спектроскопії (еос) на оже мікрозонді jeol jamp-10s. оже спектри записували в диференціальному режимі dn(e)/de за прискорювальної енергії 10 кев та амплітуди модуляції 4 ев. за результатами реєстрації спектрів для вибраних ділянок поверхонь розраховували концентрації елементів з врахуванням коефіцієнтів відносної чутливості. для випадку рентгенівських спектрів відносні концентрації елементів у поверхневому шарі розраховували за подібним принципом, оцінюючи як міру концентрації елементу амплітуду його характеристичної спектральної лінії. профілі розподілу концентрацій елементів у поверхневих шарах бронзи та сталі досліджували методом оже спектроскопії, розпорошуючи обезжирені попередньо тертьові поверхні йонами аргону енергією 2 кев. ефективна швидкість розпорошення поверхневого шару за товщиною складала 3 нм/хв. 2. результати досліджень та їх обговорення дослідження закономірностей зміни трибологічних характеристик пари бронза сталь у залежності від інтенсивності зовнішнього охолодження та відповідно різного її саморозігрівання виявили наявність трьох закономірних періодів припрацювання контактної зони тертя (рис. 1). рис. 1 – закономірності зміни коефіцієнта тертя f з шляхом тертя l пари бронза сталь у залежності від інтенсивності зовнішнього охолодження та, відповідно, максимального саморозігрівання пари до температури: 1 – 50 ºс; 2 – 125 ºс перший період, якому відповідав шлях тертя до 2,5 км, характеризувався практично однаковою тенденцією зміни коефіцієнта тертя від шляху в діапазоні значень 0,03 0,06 – початковим його зростанням та наступним зменшенням. вказані значення коефіцієнту є нормальними для роботи пари тертя типу сталь сталь у межах дослідженого температурного діапазону [8]. за наступний період (шлях тертя до 12 км) коефіцієнт тертя сягав мінімальної величини 0,015 0,022, властивої вже нормальному тертю пари бронза сталь. під час останнього третього періоду коефіцієнт тертя сильно залежав від температури саморозігрівання пари та відповідно залишався або незмінним (рис. 1, крива 1), або змінювався від вкаpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 60 заного мінімального до характерного для сталевої пари тертя значення (крива 2). отримані значення коефіцієнта тертя (рис. 1) свідчать про відсутність макроскопічного схоплення спряжених поверхонь контактної зони досліджених пар бронза-сталь впродовж пройденого ними шляху тертя. в усіх досліджуваних випадках після трьох періодів припрацювання обидві поверхні тертя пари бронза–сталь здобували характерний "мідний" відтінок (оптичні зображення мікроструктури на рис. 2), що в трибологічній практиці найчастіше використовується як підтвердження утворення в поверхневих шарах обох металів "сервоподібної" зносостійкої плівки на мідній основі [2, 4, 5]. особливо наближеним до класичного прояву ефекту "вибірного перенесення" є випадок температури об’ємного саморозігрівання пари 50 ºс (рис. 1, крива 1; рис. 2). середня інтенсивність зношування зразка бронзи в цьому разі була обумовлена, переважно, першим періодом припрацювання пари бронза сталь та дорівнювала 2 · 10-4 мг/мм2 на 1 км шляху тертя. за описаними ознаками можна передбачати, загалом [2, 4, 6], утворення на обох поверхнях пари тертя "мідної" плівки товщиною 1 2 мкм. дослідження різних мікроділянок поверхонь тертя пари бронза сталь, виконані з використанням оже мікрозонду, виявили нові особливості утворених поверхневих мікроструктур, загалом суттєво відмінні від очікуваних. несподіваним став висновок про відсутність достатньої концентрації міді на поверхнях тертя сталі в зонах її візуально "мідного" відтінку. в усіх випадках, що відповідали різним значенням температури саморозігрівання пари тертя, концентрація міді в поверхневих шарах мікроструктур тертьової поверхні сталі не перевищувала 4,7 ат. % (максимальне значення отримано для випадку 50 ºс). водночас, концентрація заліза та кисню у вказаних поверхневих шарах досягала значень 36 44 та 46 54 ат. % відповідно. це засвідчило, що "мідний" відтінок поверхонь тертя сталі, утворених у досліджуваній парі бронза-сталь, зумовлено кольором поверхневих плівок оксидів заліза субмікронної товщини. спряжені до сталевих мікроділянки поверхонь тертя бронзи в усіх випадках були значно менш окисненими. натомість, виявлено їх насичення вуглецем, концентрація якого залишалась значною в межах поверхневого шару мікронної товщини та в декілька разів вищою за концентрацію кисню. суттєве насичення тертьового поверхневого шару мідних сплавів вуглецем, не зважаючи на відсутність чисто хімічної взаємодії між ним та міддю, раніше вже виявляли в [9 11]. ця обставина й обумовлює відновлений хімічний стан міді в поверхневих шарах бронзи, властивий ефекту "вибірного перенесення" в парі бронза сталь згідно з класичними механізмами цього явища [2 6]. неочікуваний також результат дав аналіз складу мікродомішок у поверхневих шарах бронзи. дані, наведені в табл. 1, свідчать про наявність у всій мікронній товщині досліджуваних поверхневих шарів бронзи поряд з йонами вуглецю також карбідотвірних елементів хрому та титану, притаманних виключно сталі шх15. водночас, у цих поверхневих шарах виявлено значно зменшені концентрації домішок, властивих бронзі бражмц (алюмінію та марганецю). натомість, концентрація домішки заліза суттєво збільшена. причини присутності карбідотвірних елементів сталі та підвищеної концентрації заліза в доволі товстих поверхневих шарах бронзи потребують аналізу. а б рис. 2 – мікроструктура поверхонь тертя пари "бронза (а) сталь (б) ", що має візуально "мідний" відтінок для випадку саморозігрівання пари до температури 50 ºс. стрілка вказує напрямок дії сили тертя на спряжених до бронзи мікроділянках поверхонь тертя сталі спостерігаємо збіднення на хром та вуглець (об’ємна концентрація останнього 4,3 4,7 ат. %). у випадку підвищення температури пари тертя реєструємо суттєве збільшення концентрації титану та хрому (табл. 1, мікрозона 1). у межах мікрозон, де не зафіксовано наявності хрому, спостерігаємо сегрегацію марганцю, який, однак, може бути перенесеним у поверхневий шар сталі також як мікродомішка бронзи. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 61 серед решти мікродомішок у тертьових поверхневих шарах обох сплавів зареєстровано присутність мікродомішок олова (є легівною для бронзи), сірки, кальцію та хлору (табл. 1). останні можуть надходити з зон неконтрольованих забруднень поверхонь пари тертя та оливи, а також від фарбника останньої. сірка, однак, є в певних межах (до 0,03 ат. %) допустимою мікродомішкою сталі шх15, але в найбільших концентраціях зафіксована в поверхневих шарах бронзи (до 6,4 ат. % у випадку 50 ºс). азот, найшвидше, є наслідком впливу антиокиснювального додатку до оливи. інші можливі легівні мікродомішки даної пари бронза-сталь (zn, pb, ni, si, p) в підвищених концентраціях не виявлені, хоча неявні сліди трьох останніх з них реєстрували на окремих границях різних фаз поверхонь тертя сталі (ni, p) та бронзи (si, p). розкритий мікроелементний склад поверхонь тертя пари бронза-сталь свідчить, що за найсприятливіших для ефекту "вибірного перенесення" умов (випадок 50 ºс) навуглецьований поверхневий шар бронзи є збагаченим на карбідотвірні мікродомішки сталі (cr, ti, а також fe) та збідненим на власні мікродомішки (al, mn), а окиснений поверхневий шар сталі, хоча й меншою мірою, збагачений на мікродомішки бронзи (al, sn, mn, а також cu) та збіднений на власні мікродомішки (cr, с). таблиця 1 мікроелементний склад поверхонь тертя пари бронза сталь відносна концентрація, ат. % 50 ºс 125 ºс мікрозона 1 мікрозона 2 елементи бронза сталь бронза сталь бронза сталь на поверхні 4,3 * 1,5 66,8 13,3 8,6 1,0 4,5 29,7 21,7 44,9 2,9 0,8 * 0,4 0,3 71,1 6,8 18,6 2,8 16,9 0,1 60,4 20,6 * 2,0 0,8 * 0,3 74,6 8,5 11,8 4,0 18,9 * 1,1 41,4 33,9 1,0 1,3 0,7 1,7 після розпорошення поверхневого шару на глибину 260 нм 750 нм fe cr ti c o cu al mn решта fe cr ti c o cu al mn решта 1370 нм 7,7 2,7 1,3 18,5 15,9 44,9 9,0 67,7 0,1 3,8 25,0 0,4 2,4 0,6 * 0,7 0,3 12,4 1,0 82,0 1,8 1,8 81,3 2,1 0,4 6,1 8,3 1,1 0,7 6,2 4,8 1,9 83,4 1,1 2,6 59,4 1,7 5,8 31,2 1,9 * *примітка: характерні перегини лінії оже спектру свідчать про наявність "сліду" мікродомішки, концентрація якої може сягати 2,5 ат. %, але не може бути оцінена внаслідок сильного перекриття різних спектральних ліній елементу з відповідними сусідніми лініями інших елементів отже, передбачувані товсті поверхневі плівки міді на поверхнях тертя сталі, наявність яких означала б їх теоретично "беззношувальний" стан, за умов реалізації ефекту "вибірного перенесення" в контактній зоні даної пари бронза сталь не утворюються. натомість, має місце взаємне перенесення елементів спряжених поверхонь контактної зони з однієї на іншу без утворення на кожній з них плівок іншого металу. швидше за все, слід стверджувати про утворення в контактній зоні тертя доволі товстої (мікронної та субмікронної товщини) та високо концентраційної поверхневої плівки вуглецю, що розчинює інші елементи, або, щонайменше, плівки сильно навуглецьованих поверхневих структур. профілі поперечного розподілу концентрацій головних елементів у межах тертьових поверхневих шарів пари бронза сталь проілюстровано на рис. 3 та 4. ефективну локальну температуру контактної зони на якісному рівні характеризує, загалом, ступінь окиснення поверхневого шару сталі, яка зростає із співвідношенням концентрацій кисню та заліза (рис. 3, а б в). відзначимо, що на мікроконтактах, яким відповідають мікрозони 1 та 2 з різним ступенем окиснення (випадок об’ємної температури пари тертя 125 ºс), були досягнуті різні значення ефективних локальних температур. згідно pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 62 з цим висновком концентраційні профілі розташовано в напрямку зростання температури (умовно, від мінімальної об’ємної 50 ºс до максимальної 125 ºс): рис. 3, а б-в та 4, а б в. а б в рис. 3 – концентраційні профілі елементів у тертьових поверхневих шарах сталі для випадків саморозігрівання пари бронза-сталь до температури 50 ºс (а) та 125 ºс (мікрозони 1 (б) та 2 (в)). позначення: h – відстань від поверхні підвищення об’ємної температури пари бронза сталь на 75 градусів (від 50 до 125 ºс) обумовлює зменшення товщини навуглецьованих поверхневих шарів контактної зони (сумарної на сталі та на бронзі) майже в 5 разів (рис. 3 та 4). відповідно зменшується (рис. 4) товщина модифікованого тертьового шару на поверхні бронзи (зразка) та збільшується (рис. 3) товщина механохімічно утвореного оксидного тертьового шару сталі (контртіла). характерне суттєве зменшення товщини механохімічно утвореного поверхневого шару "зразка" за умови відносно незначного підвищення об’ємної температури раніше спостерігали в межах приблизно того ж температурного інтервалу (75 110 ºс) на зразках загартованої сталі шх15 для пар сталь сталь [12]. порівнюючи ці явища для пар бронза-сталь та сталь сталь, можемо, принаймні, припустити, що вони не пов’язані з якимись особливими властивостями бронзи. наведені на рис. 3 та 4 розподіли для міді та вуглецю ілюструють наявність характерних, спрямованих на взаємну компенсацію, синхронних сплесків та зменшень їх концентрацій в механохімічно утворених поверхневих шарах бронзи та сталі. ці сплески слабко залежать від наявності та концентрації pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 63 інших мікродомішок у межах одного й того ж модифікованого поверхневого шару. аналіз засвідчив, що в поверхневих шарах бронзи сума атомарних концентрацій міді та вуглецю для значень концентрацій міді, вищих приблизно за 15 ат. % (рис. 4), характеризується сталою величиною (концентрацією мікроструктурної фази мідь вуглець), значення якої змінюється нелінійно від зміни ефективної локальної температури на мікроконтактах зони тертя. всі зміни концентрацій решти (за виключенням вуглецю) виявлених домішок бронзи (рис. 4) взаємно компенсуються в межах іншої приблизно сталої для відповідних поверхневих прошарків сумарної концентрації (концентрації другої мікроструктурної фази). а б в рис. 4 – концентраційні профілі елементів у тертьових поверхневих шарах бронзи для випадків саморозігрівання пари бронза-сталь до температури 50 ºс (а) та 125 ºс (мікрозони 1 (б) та 2 (в)). позначення: h – відстань від поверхні отже, в поверхневих шарах бронзи під час тертя в парі бронза сталь утворена подібна до композиційної структура тонкого конгломерату фаз [13, 14], у якій одна з фаз утворюється, ймовірно, наноскопічною (можливо, ізоморфною) сумішшю міді та вуглецю, природа якої ще підлягає дослідженню, а друга – сумішшю сполук решти мікродомішок поверхневого шару. співвідношення між цими мікроструктурними фазами змінюється в залежності від ефективної температури мікроконтакту зони тертя. значення відносних концентрацій вказаних мікроструктурних фаз, розраховані за експериментальними результатами (рис. 3 та 4; табл. 1), наведено в табл. 2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 64 таблиця 2 експериментально визначені відносні концентрації мікроструктурних фаз тертьового шару бронзи пари бронза-сталь концентрація елементів в матеріалах, ат. % fe1,95c ме6c (ме6о) сталь шх15 тип контактної зони cu+c, ат. % решта, ат. % fe c ме c, о fe+cr c рис. 3, а; 4, а рис. 3, б; 4, б рис. 3, в; 4, в 66,1 95,5 85,7 33,9 4,5 14,3 66,1 33,9 85,7 14,3 95,5 4,5 відзначимо, що значення відносної концентрації мікроструктурної фази мідь-вуглець, отримане за умов перебігу ефекту "вибірного перенесення" (рис. 3, а та 4, а), характеризує найоптимальнішу концентрацію зміцнювальної фази з погляду на властивості композиційного матеріалу [15]. аналіз даних, наведених у табл. 2, виявляє зовнішню аналогію між співвідношеннями мікроструктуних фаз у тертьовому шарі бронзи та співвідношеннями концентрацій металу та вуглецю в ε-карбіді сталі мартенситного класу, спеціальному карбіді (оксиді) типу ме6с (ме6о) та в базовому матеріалі контртіла – сталі шх15. подібна зовнішня аналогія обумовлюється внутрішніми механізмами та синхронним перебігом декількох процесів: передбачуваного теорією "вибірного легування" електрохімічного заміщення елементів у певних поверхневих мікроструктурах контактної зони тертя пари бронза сталь [2 6]; механохімічного окиснення та утворення "вторинної структури" оксидно подібного типу в поверхневому шарі сталі [1]; механохімічного утворення в поверхневому шарі сталі [16] та крихкого руйнування в контактній зоні тертя, подальшого перенесення зі сталі на бронзу мікроструктурних фрагментів карбідного типу. останній з вказаних мікропроцесів може обумовлювати утворення в поверхневому шарі бронзи характерної для поверхні карбідних мікропластин структурної матриці двомірного типу [17], елементний склад якої далі видозмінюється під впливом першого з вказаних електрохімічного мікропроцесу. зважаючи на дані табл. 2, а також на результати попередніх робіт [8, 12] з дослідження мікроструктури поверхонь тертя сталі шх15, можна гіпотетично уявити, що ефект "виділення" поверхнею цієї сталі карбідної мікроструктури в контактній зоні пари бронза сталь синхронізує перебіг інших вказаних мікропроцесів. з метою наступного дослідження структурних аспектів цього явища відібрані зразки поверхонь тертя пар бронза сталь далі дослідили методом електронно растрової мікроскопії та рентгенівського енергодисперсійного мікроаналізу. на рис. 5 проілюстровано мікроструктуру поверхонь тертя сталі та бронзи для випадку температури саморозігрівання пари до температури 50 ºс (рис. 3, а та 4, а). результати дослідження елементного складу поверхонь тертя, виконаного для пронумерованих мікроділянок, наведено в табл. 3. нажаль, технічні характеристики аналізатора не дозволили дослідити в даному разі одну з головних домішок – вуглець. аналіз мікроструктури поверхонь тертя сталевого контртіла (рис. 5, а) виявляє наявність квазіперіодичних смуг ковзання різного масштабного рівня (мікроструктури а, б, в [12]). вважається [12], що мікроструктура в, яка характеризується субмікронною (0,2 0,7 мкм) періодичністю поперечного рельєфу, походить від тонкоплівкової структури плівок ε-карбіду заліза, який виділяється на поверхні мартенситного зерна сталі шх15 внаслідок кінетичного розкладу структури мартенситу [8]. масові "обривання" мікросмуг в на фронті сил тертя (обведено колом на рис. 5, а) є наслідком крихкого руйнування поверхні сталі. а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 65 в г рис. 5 – мікроструктура поверхонь тертя сталі шх15 (а, б) та бронзи бражмц 10-3-1,5 (в, г) для випадку саморозігрівання пари бронза-сталь до температури 50 ºс. стрілки (а, в) – напрямок дії сили тертя. мікроділянки 1 5 – зони мікроаналізу (табл. 3) результати дослідження зони обривання мікросмуги в (рис. 5, б, табл. 3, мікроділянки 1, 2, 3) засвідчують наявність підвищеної концентрації хрому, титану та кремнію, а також відсутність слідів міді. відомо, що карбідотвірні елементи (наприклад, молібден [12]) стабілізують плівки мікроструктури в на поверхні тертя сталі. особливо високу (в 3,5 рази вищу за об’ємну) концентрацію хрому спостерігали в торці обірваної мікромуги в (рис. 5, б, мікроділянка 2), що може свідчити про вплив хром умісних спеціальних карбідів сталі на крихке поперечне розтріскування мікросмуг такого типу. переріз досліджуваної мікросмуги (рис. 5, б) має близьку до трикутної форму з шириною основи близько 1,1 мкм та висотою 0,7 мкм. таблиця 3 елементний склад мікроділянок (рис. 5) тертьових поверхонь пари бронза сталь відносна концентрація елементів, % мас. номер мікро-ділянки fe cr ti с cu al mn o решта 1 2 3 4 5 95,9 86,7 95,4 2,5 30,9 2,2 5,2 1,5 10,9 0,5 2,1 0,9 0,9 70,1 49,6 8,0 12,4 0,4 0,4 0,5 1,2 2,8 1,0 3,9 0,6 7,0 1,4 0,5 1,7 1,1 0,3 1,5 шх15 (гост 801-78) 95,9-97,4 1,30-1,65 до 0,01 0,95-1,05 до 0,25 0,2-0,4 до 0,0015 до 0,717 (si, ni, s, p) бражмц 10-3-1,5 (гост 18175-78) 2 4 82,7-88,0 9-11 1-2 до 0,29 (si, sn, zn, pb, p) мікроструктура поверхонь тертя бронзи також, загалом, характеризується наявністю квазіперіодичного рельєфу мікросмуг ковзання. але аналіз її морфології засвідчив, що це наведена (відтиснута) структура [8] з періодичністю поперечного мікрорельєфу, характерного для мікросмуг б сталевої поверхні тертя [12]. поряд з основними зернами поверхні тертя бронзи в субмікронному масштабі (рис. 5, в, г) виявляємо місцями упорядковані (рис. 5, в) сліди перенесення фрагментів крихкого руйнування характерної для сталі мікроструктури в (мікроділянки поверхні темніші за основні зерна бронзи, подібні до мікроділянок 4 та 5). вважаємо, що причинно-наслідковий зв'язок вказаних фрагментів з карбідними мікроструктурами сталі підтверджує підвищена концентрація в них хрому та заліза (табл. 3). розмір перенесених фрагментів більший за розмір основних зерен бронзи та коливається в діапазоні 0,40 0,64 мкм (рис. 5, в), але також може сягати величини 1,1 мкм (рис. 5, г, мікроділянка 5). зроблені оцінки корелюють з характеристиками рельєфу мікроструктури в [12] та геометрією обірваних мікросмуг ковзання сталі шх15 (рис. 5, б). перенесені мікрофрагменти, загалом, орієнтовані в напрямку дії сил тертя (рис. 5, г). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 66 відзначимо, що перенесення карбідних фрагментів відбувається не внаслідок мікросхоплень між відображеними на рис. 5, а, б тертьовими мікроділянками сталевої поверхні та спряженими до них у контактній зоні мікроділянками поверхні бронзи (рис. 5, в, г), так як у зворотному разі спостерігали б значно масштабніше (на 1 2 порядки) руйнування мікросмуг ковзання сталі [1], і воно ініціювалось би не на фронті сил тертя, а на виході мікросмуг з зони мікроконтакту, що відповідало б області максимального локального розігрівання цієї мікрозони. однак, детальніший аналіз мікроструктури поверхні бронзи виявляє, що перенесені фрагменти карбідних сполук міцно зчеплені з поверхнею бронзи та створюють зносостійкі мікроділянки, під захистом яких виникають конгломерати фаз основних зерен бронзи, витягнуті внаслідок деформації в напрямку дії сил тертя (рис. 5, в). отже, навуглецювання бронзи піднімає питання про механізми механохімічного окисненнявідновлення матеріалів контактної зони. зокрема, зауважимо накопичення мікродомішки титану (табл. 1 та 3) в товстих поверхневих шарах бронзи, хоча його базова концентрація в сталі шх15 мінімальна (табл. 3). ця обставина зумовлена не найвищою твердістю карбіду тіс серед решти сполук контактної зони, а найймовірніше, його стійкістю, пов’язаною, окрім спорідненості зі сталевою матрицею, також з ізоморфізмом атомів вуглецю, кисню та азоту в твердих розчинах цього карбіду [18]. окрім того, вважається можливим відновлення титаном оксидів заліза з утворенням титанатів типу fe3ti3o, що мають структурний тип fe3w3c [19]. останнє є цікавим з погляду на кореляції, відображені в табл. 2 (для рис. 3, в та 4, в). як вже стає зрозумілим з експериментального дослідження пар тертя, виготовлених із загартованої на мартенсит сталі, нерівноважні процеси структурної перебудови, що характеризуються появою мікроструктури в, яка походить від тонкоплівкової структури плівок ε-карбіду заліза, відіграють суттєву роль [8, 12]. мікроструктура в "виділяється" на поверхні мартенситного зерна під тиском у контактній зоні внаслідок кінетичного розкладу структури мартенситу. підвищення ефективної температури зони тертя вище температури інтенсифікації розкладу мартенситу (80 100 ºс) полегшує утворення поверхневих плівок ε-карбіду за межами мікроконтактів до такої міри, що внаслідок їх подальшого окиснення та перетворення [16, 20] мікроструктура в з поверхні тертя, практично, зникає [12]. для випадку досліджуваної в роботі пари "бронза – загартована на мартенсит сталь" подібні процеси структурної перебудови поверхневого шару сталі обумовлюють зміну структури всієї контактної зони (рис. 3), включаючи мікроструктуру поверхневого шару бронзи (табл. 2). аналіз свідчить, що утворення "сервовитної плівки" на поверхні тертя бронзи корелює з виділенням тонких плівок ε-карбіду на поверхні сталі і критична залежність останнього процесу від температури може бути причиною вузького температурного діапазону ефекту "вибірного перенесення" для даної пари тертя. особливим є питання про накопичення вуглецю в поверхневому шарі бронзи (рис. 4). незважаючи на виявлене нами перенесення карбідних фрагментів з поверхні сталі, концентрацію вуглецю не можна пояснити їх нагромадженням, так як для основної зеренної структури бронзи за відносно малої концентрації міді в околі її поверхні залізо, хром та інші карбідотвірні елементи сталі зареєстровано тільки як мікродомішки (рис. 4). згідно з результатами досліджень [11] активним джерелом атомізованого вуглецю в контактній зоні є вуглеводневе середовище, і цей вуглець нарівні з атмосферним киснем стає однією з головних легівних домішок, що обумовлюють зміни властивостей поверхонь металів різної природи внаслідок тертя, в тому числі поверхонь мідного сплаву. кислі властивості вуглеводневого середовища посилюють процеси навуглецювання. гідроолива амг–10 (кислотне число 0,02 мгкон/г) також створює слабко кисле середовище, кислотність якого збільшується внаслідок механохімічного окиснення. отже з огляду на значну концентрацію вуглецю (рис. 3), головним джерелом навуглецювання поверхневого шару бронзи в дослідженій парі бронза-сталь є вуглеводневе середовище. до подібного ж висновку дійшла група дослідників [21], але нею провідна роль вуглецю в подібних процесах була неоцінена. у складі поверхневого шару бронзи вуглець та мідь поводять себе антагоністично – витісняють одне одного (рис. 4). сплески концентрацій міді (рис. 4, б) та вуглецю (рис. 4, г) в межах поверхневого шару бронзи свідчать про його складну будову та наявність у ній субмікронних конгломератів суміші міді та вуглецю, на границях яких має місце сегрегація одного з компонентів мідь-вуглець. відзначимо, що підвищення ефективної локальної температури на мікроконтактах пари бронза-сталь обумовлює зменшення характерного розміру вказаних конгломератів та змінює властивості їх границь. за умов, феноменологічно сприятливих ефекту "вибірного перенесення", на границях конгломератів спостерігаємо сегрегацію атомів міді. з інтенсифікацією процесів окиснення концентрація мікродомішок у навуглецьованому поверхневому шарі бронзи різко зменшується, але на границях конгломератів концентрація міді залишається підвищеною (рис. 4, б). останнє свідчить, що фізико хімічна природа самих конгломератів суміші мідь вуглець до певної температурної межі залишається подібною, а загальна концентрація мікродомішок у поверхневому шарі бронзи обумовлюється мікроструктурними процесами в поверхневому шарі сталі (табл. 2). подальше ж підвищення ефективної температури на мікроконтактах обумовлює не тільки зменшення pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 67 конгломератів мідь вуглець, але й кардинальну зміну їх природи. на границях конгломератів реєструємо вже не сегрегацію міді, а сегрегацію вуглецю (рис. 4, в). ймовірно, що так звана «сервовитна плівка», яка обумовлює згідно теорії ефекту "вибірного перенесення" [2 6] особливі властивості пари тертя бронза-сталь, за цих умов зникає. виявленою в роботі особливою ознакою поверхневого шару бронзи є та, що після суттєвого зменшення концентрації вуглецю на значній (мікронній) відстані від поверхні починають зростати концентрації карбідотвірних елементів сталі (сr, ti), а також заліза. концентрації цих мікродомішок значно перевищують їх величини в самій сталі (табл. 1), а концентрація атомів заліза значно більша за їх допустиму концентрацію в бронзі (табл. 1 та 3). водночас, концентрації інших легівних елементів бронзи зменшені. отже, під "сервовитною плівкою" нами зареєстровано такі концентрації карбідотвірних елементів та вуглецю, які є характерними для карбідних фаз сталі шх15. відомо, що перенесення кристалічних наночастинок "міцної" сталі (з ефективним діаметром 3 30 нм) на поверхню різноманітних сплавів міді і утворення на їх поверхнях "механічної суміші кристалітів" обох спряжених металів відбувається вже в початковий період тертя (в діапазоні 2 12 м шляху тертя) ще до появи перших частинок зношування. ці спостереження було зроблено ще в період перших інтенсивних мікрорентгеноспектральних досліджень проблеми [7]. автори [13], зокрема, також відштовхуються від подібних результатів та розвивають теорію утворення мікрокомпозитного стану поверхневих шарів мідних сплавів у контактній зоні. однак, рентгеноспектральні аналізатори того часу ще не реєструють більшості легких елементів, серед яких вуглець. наступні періоди досліджень також не піднімають питання про важливість вуглецю як можливої основи "сервовитної плівки". здебільшого вважається, що "вуглець" це молекули вуглеводневого середовища, які проникають у мікрота нанопори останньої [2]. зроблені висновки обумовлюють гіпотезу про те, що відмічена раніше (табл. 2) зовнішня аналогія між співвідношеннями мікроструктурних фаз у тертьовому шарі бронзи та співвідношеннями концентрацій металу та вуглецю в мікроструктурах поверхневого шару сталі є пов’язаною з процесами перенесення мікроструктурних карбідних фрагментів сталі на поверхню бронзи в першому періоді тертя, коли починає спостерігатися характерне вже не стільки для пари бронза сталь, як для пари сталь сталь значення коефіцієнта тертя 0,03 0,06 (рис. 1). зародки заданої карбідними фрагментами двомірної структури [17] призводять у другому періоді тертя до подальшого утворення "сервовитної плівки" внаслідок структурно орієнтованого "вибірного перенесення" атомів міді на поверхню бронзи та їх взаємодії з молекулами мастильного матеріалу. тому можна стверджувати, що ця плівка утворюється не в об’ємі металу, а на металі. мікронна товщина "плівки", сильна її залежність від температури (рис. 4) в температурному діапазоні інтенсифікації розкладу мартенситу свідчать про важливість не одноразового, а багаторазового впродовж тертя перенесення карбідних фрагментів (рис. 5, в, г). в подальших дослідженнях її властивостей необхідно враховувати процеси її графітизації в специфічних умовах контактної зони тертя, ймовірність утворення в межах поверхневого шару міді вуглецевих нанотрубок тощо. під дією механічних напружень ймовірним є наступний розвиток комірчасто дендритних мікроструктур "сервовитної плівки", характерних для мікроструктури композиційного матеріалу [15]. локалізація "сервовитної плівки" проявляється перш за все на бронзі, а "адгезійне" перенесення на сталь суттєво залежить від властивостей поверхні останньої. практична відсутність цієї плівки на поверхні сталі для дослідженої пари тертя пояснюється високонапруженою мартенситною структурою загартованої сталі шх15. утворення та інтенсивне відшарування плівок ε-карбіду з поверхні сталі, ймовірно, перешкоджає існуванню "сервовитної плівки" на цій поверхні. досягнутий в цій роботі рівень досліджень та отримані результати формально не суперечать формулі відкриття ефекту "вибірного перенесення" [3], оскільки в ній нічого не йдеться стосовно характеристик "сервовитної плівки" на поверхні сталі. атомарні механізми явища "вибірного перенесення" елементів все ще залишаються відкритими для подальших досліджень, але суттєво доповнюються отриманими в роботі новими результатами стосовно принципової ролі карбідних перетворень сталі та перенесення карбідних фрагментів на поверхню бронзи. отже, властивості утвореної внаслідок подібного перенесення та наступних перетворень "сервовитної плівки" на поверхнях сталі та бронзи набувають нового сенсу. висновки за результатами досліджень виявлено нові особливості трибологічної пари бронза-сталь, класичної для теорії ефекту "вибірного перенесення" елементів у контактній зоні тертя. ретельний спектральний аналіз складу мікродомішок та аналіз мікроструктури поверхонь тертя сталі та бронзи виявили ефект перенесення фрагментів карбідної структури з поверхні сталі на поверхню бронзи та його ключову роль у механізмах утворення поверхневого шару бронзи, відомого в умовах ефекту "вибірного перенесення" як "сервовитна плівка". pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 68 виявлено, що за умов перебігу процесів "вибірного перенесення" феномен "сервовитної плівки" слід пов’язувати з чітко локалізованою в тертьових поверхневих шарах пари бронза сталь плівкою, в якій провідну роль відіграє вуглець. товщина плівки різко зменшується за доволі незначного (50 125 ºс) підвищення температури внаслідок інтенсифікації процесів окиснення контактної зони тертя. ступінь перенесення "сервовитної плівки" від бронзи на сталь залежить від динамічних властивостей мікроструктури поверхні самої сталі та обумовлює, загалом, відоме зменшення інтенсивності зношування сталі за умов реалізації процесів "вибірного перенесення під час тертя". виявлено, що "сервовитна плівка" з мідною основою може бути відсутньою на поверхні тертя сталі, навіть, за найоптимальнішого перебігу дослідженого ефекту. отримано нові дані про суттєво різний характер змін у хімічному складі поверхонь тертя бронзи та загартованої сталі шх15: переважного навуглецювання в значних концентраціях поверхневих шарів бронзи на глибини від більш ніж 1,5 до 0,8 мкм в залежності від температури експерименту (50 125 ºс) та одночасного переважного окиснення спряжених з поверхнею бронзи поверхневих мікроділянок сталі відповідно на глибини від 250 до близько 1500 нм. мідь на поверхні сталі зареєстровано в концентраціях мікродомішки. отже, "мідний" відтінок поверхні тертя сталі було обумовлено оксидами заліза. література 1. костецкий б.и., носовский и.г., караулов а.к., л.и. бершадский, н.б. костецкая, в.а. ляшко, м.ф. сагач. поверхностная прочность материалов при трении / под общ. ред. б.и. костецкого. – к.: техніка, 1976. – 296 с. 2. кіндрачук м.в., лабунець в.ф., пашечко м.і., корбут є.в. трибологія. – к.: нау-друк, 2009. – 392 с. 3. гаркунов д.н., крагельский и.в. открытие ссср № 41: эффект избирательного переноса при трении (эффект безызносности). 4. гришин н.н., викторова ю.с., фукс и.г., караулов а.к., василенко и.в. смазочные материалы, реализующие эффект «безызносности» // химия и технология топлив и масел. – 1989. – № 4. – с. 40-43. 5. гаркунов д.н. триботехника. – москва: машиностроение, 1985. – 424 с. 6. гаркунов д.н. триботехника (износ и безызносность): 4 изд. – москва: мсха, 2001. – 606 с. 7. heilmann p., don j., sun t.c., rigney d.a., glaeser w.a. sliding wear and transfer // wear. – 1983. – v. 91. – p. 171-190. 8. міщук о.о., богайчук а.в. вплив процесів розкладу структури мартенситу на формування поверхонь пари тертя в мастильному середовищі // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау-друк, 2010. – вип. 54. – с. 121-134. 9. дубняков в.н. анализ поверхностного слоя, образующегося в зоне контакта при трении меди в условиях избирательного переноса // проблемы трения и изнашивания. – вып. 16. – к.: техника, 1979. – с. 53-61. 10. дубняков в.н. использование оже-электронной спектроскопии в изучении химии поверхностных явлений при контактном взаимодействии твердых тел в режиме избирательного переноса // проблемы трения и изнашивания. – вып. 18. – к.: техника, 1980. – с. 64-67. 11. мищук о.а. легирование поверхности металлов при трении под влиянием органических поверхностно-активных веществ / дис. … канд. физ.-мат. наук. – к., 1996. – 192 с. 12. міщук о.о., дзюба в.і., коваль л.і., телемко о.в., пехньо в.і. механохімічні перетворення сталевих поверхонь тертя під впливом вільних від сірки поверхнево-активних комплексів молібдену // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау-друк, 2012. – вип. 57. – с. 256-272. 13. schell j., heilmann p., rigney d.a. friction and wear of cu-ni alloys // wear. – 1982. – v. 75. – p. 205-220. 14. кіндрачук м.в., куницький ю.а., дудка о.і., сухенко ю.г., коржик в.м. структуроутворення та формування триботехнічних властивостей евтектичних покриттів. – к.: вища школа, 1997. – 120 с. 15. киндрачук м.в., душек ю.я., лучка м.в. локальный характер напряженнодеформированного состояния композиционного материала, нагруженного силами трения // порошковая металлургия. – 1994. – № 9/10. – с. 56-61. 16. шевеля в.в., олександренко в.п. трибохимия и реология износостойкости. – хмельницкий: хну, 2006. – 278 с. 17. люксютов и.ф., наумовец а.г., покровский в.л. двумерные кристаллы. – к.: наукова думка, 1988. – 220 с. 18. макаров е.с. изоморфизм атомов в кристаллах. – москва: атомиздат, 1973. – 288 с. 19. чуприна в.г. взаимодействие с кислородом водородопоглощающего интерметаллида tife: 1. оксидные фазы, возникающие при взаимодействии сплавов титан-железо с кислородом // порошковая металлургия. – 1995. № 5/6. – с. 90-97. 20. козлов э.в., попова н.а., игнатенко л.н., теплякова л.а., клопотов а.а., конева н.а. влияние типа субструктуры на перераспределение углерода в стали мартенситного класса в ходе пластической деформации // известия вузов: физика. – 2002. – №3. – с. 72-86. 21. козырев с.п., дубняков в.н., добычин м.н. состав поверхностных слоев, формирующихся в зоне фрикционного контакта в режиме граничной смазки // проблемы трения и изнашивания. – вып. 19. – к.: техника, 1981. – с. 13-17. поступила в редакцію 20.11.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 69 kindrachuk m.v., mishchuk o.a., danilov a.p., khlevna yu.l. the interaction peculiarities and states of friction surfaces of the branch-steel pairs. by the methods of microprobe auger electron spectroscopy, x-ray energy dispersive microanalysis, scanner electron and optical microscopy, the conjugate micro-regions of the friction surfaces of bronze and steel were archived as in similar as immediate conditions of well-known effect of the “selective transfer” of elements in friction contact zone. new data about the creation mechanism and properties of surface “served film” on the bronze were found. in particularly, the key effect of transfer of the steel carbide fragments to the branch friction surface on the mechanisms of creation of branch surface layers was found. it is show the phenomenon of “served film” is connected with the carbon-copper nanomixed film which neatly localized into surface layers of branch-steel pairs. predominantly, this “film” localizes on the branch surface. film thickness decreases sharply then contact temperature increase lightly as a result of friction contact zone oxidation. simultaneously, the thickness of oxygen layer in conjugate micro-regions of steel surface increases sharply too. copper on the ball bearing steel surface was registered as micro impurities only. therefore, the “copper” tints of friction surfaces of the steel for the branch-steel pairs were caused by iron oxides. key words: branch, steel, friction, carbides, carbonization. reference 1. kosteckij b.i., nosovskij i.g., karaulov a.k., l.i. bershadskij, n.b. kosteckaja, v.a. ljash-ko, m.f. sagach. poverhnostnaja prochnost' materialov pri trenii. k.: tehnіka, 1976, 296 p. 2. kindrachuk m.v., labunets' v.f., pashechko m.i., korbut ye.v. trybolohiya. k.: nau-druk, 2009, 392 p. 3. garkunov d.n., kragel'skij i.v. otkrytie sssr № 41: jeffekt izbiratel'nogo perenosa pri trenii (jeffekt bezyznosnosti). 4. grishin n.n., viktorova ju.s., fuks i.g., karaulov a.k., vasilenko i.v. smazochnye materialy, realizujushhie jeffekt «bezyznosnosti». himija i tehnologija topliv i masel. 1989, no. 4, pp. 40-43. 5. garkunov d.n. tribotehnika. moskva: mashinostroenie, 1985, 424 p. 6. garkunov d.n. tribotehnika (iznos i bezyznosnost'): 4 izd. moskva: msha, 2001, 606 p. 7. heilmann p., don j., sun t.c., rigney d.a., glaeser w.a. sliding wear and transfer. wear, 1983, vol. 91, pp. 171-190. 8. mishchuk o.o., bohaychuk a.v. vplyv protsesiv rozkladu struktury martensytu na formuvannya poverkhon' pary tertya v mastyl'nomu seredovyshchi. problemy tertya ta znoshuvannya. k.: nau-druk, 2010, vyp. 54, pp. 121-134. 9. dubnjakov v.n. analiz poverhnostnogo sloja, obrazujushhegosja v zone kontakta pri trenii medi v uslovijah izbiratel'nogo perenosa. problemy trenija i iznashivanija. k.: tehnika, 1979, vol. 16, pp. 53-61. 10. dubnjakov v.n. ispol'zovanie ozhe-jelektronnoj spektroskopii v izuchenii himii poverhno-stnyh javlenij pri kontaktnom vzaimodejstvii tverdyh tel v rezhime izbiratel'nogo perenosa. problemy trenija i iznashivanija. k.: tehnika, 1980, vol. 18, pp. 64-67. 11. mishhuk o.a. legirovanie poverhnosti metallov pri trenii pod vlijaniem organicheskih poverhnostno-aktivnyh veshhestv. dis. … kand. fiz.-mat. nauk. k., 1996, 192 p. 12. mishchuk o.o., dzyuba v.i., koval' l.i., telemko o.v., pekhn'o v.i. mekhanokhimichni peretvorennya stalevykh poverkhon' tertya pid vplyvom vil'nykh vid sirky poverkhnevo-aktyvnykh kompleksiv molibdenu. problemy tertya ta znoshuvannya: nauk.-tekhn. zb. k.: nau-druk, 2012, vol. 57, pp. 256-272. 13. schell j., heilmann p., rigney d.a. friction and wear of cu-ni alloys. wear, 1982, vol. 75, pp. 205. 14. kindrachuk m.v., kunyts'kyy yu.a., dudka o.i., sukhenko yu.h., korzhyk v.m. strukturoutvo-rennya ta formuvannya trybotekhnichnykh vlastyvostey evtektychnykh pokryttiv. k.: vyshcha shkola, 1997. 120 p. 15. kindrachuk m.v., dushek ju.ja., luchka m.v. lokal'nyj harakter naprjazhenno-deformirovannogo sostojanija kompozicionnogo materiala, nagruzhennogo silami trenija. poroshkovaja metallurgija, 1994., no. 9/10, pp. 56-61. 16. shevelja v.v., oleksandrenko v.p. tribohimija i reologija iznosostojkosti. hmel'nickij: hnu, 2006, 278 p. 17. ljuksjutov i.f., naumovec a.g., pokrovskij v.l. dvumernye kristally. k.: naukova dumka, 1988, 220 p. 18. makarov e.s. izomorfizm atomov v kristallah. moskva: atomizdat, 1973, 288 p. 19. chuprina v.g. vzaimodejstvie s kislorodom vodorodopogloshhajushhego intermetallida tife: 1. oksidnye fazy, voznikajushhie pri vzaimodejstvii splavov titan-zhelezo s kislorodom. poroshkovaja metallurgija. 1995, no. 5/6, pp. 90-97. 20. kozlov je.v., popova n.a., ignatenko l.n., tepljakova l.a., klopotov a.a., koneva n.a. vlijanie tipa substruktury na pereraspredelenie ugleroda v stali martensitnogo klassa v hode plasti-cheskoj deformacii. izvestija vuzov: fizika. 2002, no. 3, pp. 72-86. 21. kozyrev s.p., dubnjakov v.n., dobychin m.n. sostav poverhnostnyh sloev, formirujushhihsja v zone frikcionnogo kontakta v rezhime granichnoj smazki. problemy trenija i iznashivanija. k.: tehnika, 1981, vol. 19, pp. 13-17. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 2_kuzmenko.doc новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 13 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина новые методы и результаты исследований адгезионнодеформационной теории трения (адд тт). часть 2 содержание 4. кинематическая вязкость пластического течения металлической поверхности трения в мягком режиме скольжения 4.1. теория эксперимента 4.1.1. аналогия сдвига металла и жидкости шариком и сдвига жидкости между шариком и плоскостью 4.1.2. закон ньютона для течения слоя жидкости 4.1.3. геометрия сдвига слоя поверхности металла шариком 4.1.4. постановка задачи 4.1.5. приближенный сдвиговой закон пластического течения: 4.2. техника эксперимента 4.2.1. приспособление к прессу бринелля 4.2.2. порядок испытании: 4.3. реализация эксперимента 4.3.1. исходные данные 4.3.2. обработка результатов испытаний 4.3.3. определение тτ с учетом п. 3.3. 4.3.4. определение динамической вязкости стали при пластическом течении 4.3.5. определение кинематической вязкости стали (при течении) 4.4. основные результаты и выводы по п.4. 5. износ граничной смазки и изменение адгезионной компоненты при реверсивном трении 5.1. теория эксперимента 5.1.1. реверсивное движение контр тела. 5.1.2. задача эксперимента 5.1.3. закономерности процесса: 5.2. техника эксперимента 5.2.1. установка из подраздела 1.2.1 5.2.2. порядок работы 5.3. реализация эксперимента 5.3.1. исходные данные: 5.3.2. фактические результаты испытаний представлены в табл. 5.1 5.5 и на рис. 5.1 5.5 5.4. основные результаты и выводы по п. 5 5.4.1. разработана методика и оборудование для: 5.4.2. установлено (табл. 5.3) что: 6. определение трения осевого подшипника 8208 6.1. теория эксперимента 6.1.1. установка рис. 1.2 для определения момента 6.1.2. схема установки для испытаний (рис. 6.1) 6.1.3. определение момента сопростивления 6.1.4. определение коэффициента сопротивления качению опк 6.1.5. определение коэффициента трения 6.2. техника и методика эксперимента 6.2.1. установка 6.2.2. порядок испытаний 6.2.3. порядок обработки результатов: 6.3. реализация эксперимента 6.3.1. исходные данные 6.3.2. расчеты для примера q = 1000 кг: 6.3.3. аналогично для нагрузки q = 3000 кг 6.3.4. результаты определения характеристик основные результаты и выводы по п. 6. 7. новый метод определения адгезионной и деформационной компонент напряжений трения 7.1. теория эксперимента. 7.1.1. деформирование пластической плоскости 7.1.2. качение с малым проскальзыванием 7.1.3. формулировка способа суммарно может быть с формулирована так: 7.2. техника эксперимента 7.2.1. схема приспособления к прессу бринелля 7.2.2. кинематика процесса 7.3. реализация эксперимента pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 14 7.3.1. варианты экспериментов 7.3.2. результаты испытаний предоставлены в таблице 7.1. 7.3.3. методика и результаты определения адгезионной компоненты aτ основные результаты и выводы по подразделу 7 литература 4. кинематическая вязкость пластического течения металлической поверхности трения в мягком режиме скольжения 4.1. теория эксперимента 4.1.1. аналогия сдвига металла и жидкости шариком и сдвига жидкости между шариком и плоскостью 1) возможны два механизма сдвига металла шариком: 1) при параллельном движении шарика, которое подробно рассмотрено в п. 3. это движение возможно только в случае, если в специальном приспособлении ограничен подъем индентора; 2) если подъем индентора не ограничен, то при горизонтальном движении возникает значительная вертикальная сила, вызывающая подъем шарика, это движение напоминает глиссирование шарика в жидкости; 3) эта аналогия наталкивает на мысль, что между течением жидкости и пластическими деформациями металла имеется аналогия механизмов, закономерностей и моделей движения. 4.1.2. закон ньютона для течения слоя жидкости приближенно для тонкого слоя имеет вид: 1x xdv v dy h τ = µ τ = µ; , (4.1) τ [кг/мм2] – сдвиговое напряжение между слоями; 1xv [мм/с] – скорость верхнего слоя жидкости; h [мм]– толщина слоя жидкости; 2 2 1 кгс мм сек кгс = сек мм мм ммx h v τ ⋅ ⋅ ⋅   µ    ⋅    , (4.2) рис. 4.1 – схема скоростей при течении тонкого (h) слоя жидкости 3) µ − динамический коэффициент вязкости жидкости или коэффициент пропорциональности между напряжением сдвига τ и градиентом скорости слоев в смазке; 4) кинематический коэффициент вязкости v v µ = ρ , где −ρ плотность металла; 2 2 3 3 4 кг кгс сек кгс сек 9810мм мм мм 9810мм ⋅ ρ = = = ⋅ , 4 2 2 2 3 кг сек 9810 мм мм 9810 мм кгс сек сек v ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ = ⋅ , h v τ ⋅ µ = , (4.4) 4.1.3. геометрия сдвига слоя поверхности металла шариком 1) этап 1 – шарик вдавливается в металл силой 0q с образованием лунки радиусом a , диаметром 0d , 0 02d a= и глубиной 0u , (рис. 4.2); pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 15 2) этап 2 – прикладывается касательная сила дf ; часть слоя сдвигается под углом ∆ϕ , а шарик поднимается на высоту h∆ ; 3) этап 3 – шарик сдвигается по площади 20 / 4dπ на величину 0d ; при этом центр шарика поднимается на высоту h ; а нижняя точка контакта выходит на горизонтальную плоскость шириной 2k kd a= . 4.1.4. постановка задачи задача состоит в определении высоты подъема центра шарика от всплывания при деформировании металлической поверхности. 1) это не простая геометрическая задача; 2) проще всего ее определить экспериментально, замерив вертикальную координату точек ka и 0a : 0ak ah h h= − ; (4.5) 3) более просто, но приближенно величину подъема шара h можно определить, замерив, горизонтальный путь подъема al и определив угол подъема α из соотношения: 1tg w u a α = ; (4.6) 4) тогда высота подъема будет равна: 01tga a u h l l a = α = ; (4.7) 5) глубину вдавливания 01u через диаметр отпечатка 2d a= : 2 2 01 1 ( ( ) ) 2 u d d d= − − , или 2 2 01 (1 1 / )2 d u d d= − − . (4.8) рис. 4.2 – схема геометрии сдвига шарика 4.1.5. приближенный сдвиговой закон пластического течения поверхности металла жестким шариком (без ограничения всплыванию шарика): 1) в 4.1.2 показано, что для тонкого слоя приближенно закон течения жидкости записать в виде: 1 t t v h τ = µ , (4.9) отсюда имеем динамическую вязкость: 1 t t h v τ ⋅ µ = ; (4.10) 2) при известных значениях h [мм], 1 мм с v = , тτ 2 кгс мм      , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 16 размерность динамической вязкости: 2 2 кг мм с кгс = сек мм мм ммт ⋅ ⋅    µ =    ⋅    , 3) кинематическая вязкость: 3 2 2 кгс сек мм мм 9810 = кг секмм tv  µ ⋅  = =  ρ     . 4.2. техника эксперимента 4.2.1. приспособление к прессу бринелля 1) соответствует описанным в п. 3.2; 2) однако, при испытаниях в этой работе убираются стержни ограничивающие всплыванием шарика. 4.2.2. порядок испытании: 1) задать нормальную нагрузку q ; 2) приложить и замерить максимальную касательную нагрузку ef ; 3) разобрать приспособление; 4) измерить диаметр 0d лунки при нормальной нагрузке q ; 5) измерить ширину желоба kd в конце сдвига; 6) измерить длину линии подъема шарика. 4.3. реализация эксперимента 4.3.1. исходные данные 1) нагрузка 500q = кг; на 3 шарика; 2) 12, 7d = мм; 3) результаты испытаний представлены в табл. 4.1. таблица 4.1 результаты испытаний q , кг ef , кг d al , мм kd , мм тτ , кг/мм 2 500 6,3 1,9 2,5 1,5 24,0 4.3.2. обработка результатов испытаний 1) определим начальную глубину вдавливания шарика по (4.8): 2 01 12, 7 1, 9 1 1 0, 07146 2 12, 7 u    = − − =     мм; 2) 0, 07146 tg 0, 07522 4, 3 0, 95 α = = = o ; 3) высота подъема по (4.7) равна: 2, 5 0, 07522 0, 3335h = ⋅ = мм. 4.3.3. определение тτ с учетом п. 3.3 1 2 2 2 68, 6 кг 24 (1, 9 / 2) мм ш т f a τ = = = π π . 4.3.4. определение динамической вязкости стали при пластическом течении в формулу (4.10): 1 т т h v τ ⋅ µ = , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 17 подставив 0, 32h = мм; 1 2v = мм/сек, при 24tτ = кг/мм 2: 224кг/мм 0, 32мм сек 2ммт ⋅ ⋅ µ = , или 2 кгс мм сек 3, 84 мм ммт ⋅ ⋅ µ = ⋅ , 2 кгс сек 3,84 ммт ⋅ µ = . (4.11) 4.3.5. определение кинематической вязкости стали (при течении) по определению кинематическая вязкость: т тv µ = ρ , (4.12) где ρ − плотность стали: 9 3 3 кг кг 7,8 7, 8 10 дм мм −ρ = = ⋅ , (4.13) для твердых сталей использовать выглаживание алмазом; (4.11) и (4.13) →(4.12) 3 2 9 кгс сек мм 3,84 мм 7,8 10 кгt v − ⋅ = ⋅ ; (4.14) учтем, что кг массы и кгс силы связаны соотношением: 2кгс сек кг= 9810мм ⋅ , (4.15) (4.15)→(4.14) получаем: 3 2 9 2 сек мм 9810 мм 3,84 мм 7, 8 10 кг кгс секt v − ⋅ = ⋅ ⋅ , 2 9 9810 мм 3,84 сек10 7,8t v − = ⋅ , (4.16) 2 12 мм4,84 10 секt v = ⋅ , (4.17) сталь 3 124,84 10 4,83t токсv с= ⋅ = терастокс (тст): 4,83tv tcm= . 83,4=tv тст. 4.4. основные результаты и выводы по п. 4 1. при пластическом сдвиге жесткого шарика по металлической поверхности возможны два вида сдвига; 1) горизонтальное движение с чистым сдвигом выполняется специальном ограничителем вертикального движения шарика от всплытия (жесткий режим); 2) криволинейный подъем шарика типа всплытие или глиссирование (мягкий режим) 2. при сдвиге шарика в мягком режиме, т.е. при всплывании шарика пластическую деформацию поверхности мягкого металла можно рассматривать как аналогию ньютоновского течения квази жидкости. 3. при рассмотрении пластического сдвига металла как течения квази жидкости по ньютону: 1) были введены параметры этого движения: 1) напряжения предела пластичности тτ при сдвига; 2) общая толщина слоя h ; 3) скорость сдвига верхней части слоя 1v . 4. в закон пластического течения металла как квази жидкости был введены параметры вязкости стали как квазижидкости: 1) тµ − динамическая вязкость пластического течения металла как квази жидкости; 2) tv − кинамтическая вязкость пластического течения металла, как квази жидкости. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 18 5. из рассмотрения приближенного закона ньютона для пластического течения металла при деформировании шариком, как квази жидкости было получено выражение (4.10) для определения коэффициента динамической вязкости тµ . 6. кинематическая вязкость tv для пластического течения поверхности металла при сдвиге шариком было получено традиционным способом – делением на плотность металла (4.12). 7. используя результаты испытаний стали 3 на сдвиг шариком по разработанной методике было установлено, что кинематическая вязкость стали 3 как квази жидкости равна: 124,83 10tv = ⋅ тст или 4,83tv = тст. 8. таким образом, кинематическая вязкость металлов как квазижидкостей при пластическом сдвиге измеряется терастоксами 1012 стоксов. 9. по полученным данным можно сделать вывод о возможности использовать: 1) вязкость металла как квазижидную среду при пластическом сдвиге в качестве новой механической характеристики пластических деформаций металлов; 2) очевидно, коэффициент вязкости металла, как квази жидкости может быть использован при изучении процессов обработки металлов давлением; 3) чем ниже кинематический коэффициент кинематическая вязкость tv , тем легче (меньшими силами) обрабатывается метал давлением. 10. обращаем внимание на то, что общепринятая характеристика конструкционных материалов – ударная вязкость в размерности не имеет ни времени ни скорости и поэтому не соответствует понятию вязкости. если учесть время разрушения при испытаниях на ударную вязкость, то можно придать этой характеристике более физичный смысл. 5. износ граничной смазки и изменение адгезионной компоненты при реверсивном трении 5.1. теория эксперимента 5.1.1. реверсивное движение контр тела 1) рассматривается контакт шара и сферической полости по схеме п. 2.1., разделенных слоем граничной смазки; 2) шаровый индентор нагружается вертикальный нагрузкой q ; 3) после нагружения задается касательная окружная нагрузка ef и совершается перемещение на угол +∆ϕ ; 4) затем направление силы ef меняется на противоположное и снова задается движение на угол ±∆ϕ ; 5) реверсивные движения многократно повторяются. 5.1.2. задача эксперимента задача состоит в изучении процесса изменения компоненты сил aτ трения, при реверсивном трении; 1) изменение сил происходит по причине изменения условий смазывания; 2) главная причина изменения сил трения – уменьшение толщины граничной масляной пленки; 3) фактически происходит износ толщины масляной пленки по механизму возвратновращательного движения типа «дворник стеклоочистителя»; 4) это движение имеют место во всех шаровых опорах подвески и рулевого управления автомобиля. 5.1.3. закономерности процесса: 1) как правило, с увеличением числа реверсивных движений сила ef на рычаге возрастает вследствие уменьшения толщины масляного слоя. 2) основным уравнением процесса является закон ньютона в форме (2.6): a v h τ = µ ; (5.1) 3) полагая, что коэффициент вязкости µ и скорость v не изменяются находим, что с изменением адгезионной компоненты 0 , , ..... nа a a t tτ , толщина слоя определяется по зависимости: 0 0 0 n n a ln a l fh h t f τ = = . (5.2) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 19 например если 0 0, 57lf = кг; ln 400 1, 43nlf = = , толщина пленки от 1 мкм уменьшается до 0 0 0, 57 1 0, 39 1, 43 n l n l f h h f = = = мкм. 5.2. техника эксперимента 5.2.1. установка из подраздела 1.2.1 5.2.2. порядок работы 1) смазать поверхность тонким слоем; 2) собрать установку; 3) задать нагрузку 1 187, 5q = кг; 4) сделать первое реверсивное движение с измерением ef ; 5) повторить измерение при 10 поворотах движением; 6) результаты записать в таблицу типа 5.1 5.5. 5.3. реализация эксперимента 5.3.1. исходные данные: 1) проведены испытания на износ пленки при реверсивном движении шара в сферической полости 1.1) при нагрузках 1 187, 5q = кг; 2 500q = кг; … 7 3000q = кг; 1.2) при разных количествах движений от n = 1 до 400; 1.3) испытания проведены при следующих видах смазки: графитная смазка; литол – 24; солидол; литол – 24 с бронзовым порошком; литол – 24 + бронзовый порошок + глицерин. 5.3.2. фактические результаты испытаний представлены в табл. 5.1 5.5 и на рис. 5.1 5.5. смазка графитная n=1-100y = 0,1631x 0,0421 r2 = 0,5695 y = 0,3214x0,029 r2 = 0,3456 y = 0,4984x0,0179 r2 = 0,0114 y = 0,8982x-0,0528 r2 = 0,0656 y = 1,2375x-0,0199 r2 = 0,0076 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 –1 1 –2 2 –3 3 –4 4 –5 5 –6 6 –7 7 –8 8 –9 9 –1 0 10 30 10 0 n f q=187.5 q=500 q=1000 q=1500 q=2000 степенной (q=187.5) степенной (q=500) степенной (q=1000) степенной (q=1500) степенной (q=2000) литол –24 n=2-400y = 0,0781x0,4954 r2 = 0,9235 y = 0,171x0,4733 r2 = 0,9232 y = 0,2601x0,9382 r2 = 0,7525 y = 0,8115x0,1739 r2 = 0,9386 y = 1,1812x0,1783 r2 = 0,9066 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 2 10 30 100 200 300 400 n f q=187.5 q=500 q=1000 q=1500 q=2000 степенной (q=187.5) степенной (q=500) степенной (q=1000) степенной (q=1500) степенной (q=2000) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 20 таблица 5.1 смазка графитная 1001 −=n 187,5 500 1000 1500 2000 – 1 0,17 0,32 0,55 0,93 1,31 + 1 0,17 0,32 0,55 0,93 1,54 – 2 0,17 0,34 0,52 0,86 1,16 + 2 0,17 0,32 0,52 0,93 1,21 – 3 0,17 0,34 0,50 0,83 1,16 + 3 0,17 0,33 0,49 0,84 1,18 – 4 0,17 0,35 0,50 0,77 1,08 + 4 0,18 0,34 0,49 0,81 1,14 – 5 0,17 0,36 0,50 0,74 1,13 + 5 0,18 0,34 0,49 0,74 1,09 – 6 0,18 0,36 0,46 0,70 1,10 + 6 0,19 0,35 0,45 0,73 1,06 – 7 0,18 0,36 0,48 0,69 1,06 + 7 0,19 0,35 0,47 0,72 1,03 – 8 0,18 0,36 0,50 0,70 1,07 + 8 0,19 0,35 0,49 0,72 1,03 – 9 0,18 0,33 0,51 0,67 1,12 + 9 0,19 0,35 0,49 0,71 1,05 – 10 0,18 0,34 0,52 0,71 1,13 +10 0,19 0,33 0,51 0,74 1,11 +30 0,68 0,99 1,41 100 0,85 1,40 2,41 таблица 5.2 смазка солидол 1002 −=n 187,5 500 1000 1500 2000 2 0,20 0,28 0,68 1,16 1,5 10 0,19 0,30 0,66 1,11 1,52 30 0,17 0,30 0,70 1,21 1,59 100 0,17 0,32 0,95 1,88 2,26 таблица 5.3 литол – 24 4002 −=n 187,5 500 1000 1500 2000 2 0,08 0,18 0,37 0,820,86 1,21 10 0,11 0,22 0,46 0,89 1,28 30 0,12 0,27 0,51 1 1,42 100 0,17 0,36 0,54 1,56 200 1,17 300 1,80 400 2,43 таблица 5.4 литол – 24 + бронзовый порошок 1002 −=n 187,5 500 1000 1500 2000 2 0,27 0,40 0,59 0,94 1,33 10 0,29 0,42 0,81 1,04 1,42 30 0,29 0,48 0,91 1,17 1,64 100 0,41 0,63 1,10 1,55 2,12 таблица 5.5 литол – 24 + бронзовый порошок + глицерин 1002 −=n 187,5 500 1000 1500 2000 2 0,18 0,38 0,74 1,09 1,33 10 0,18 0,40 0,93 1,14 1,47 30 0,18 0,43 0,98 1,36 1,53 100 0,20 0,48 1,78 1,89 2,20 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 21 смазка солидол n=2-100 0,2 0,19 0,17 0,17 0,28 0,3 0,3 0,32 0,68 0,66 0,7 0,95 1,16 1,11 1,21 1,88 1,5 1,52 1,59 2,26 y = 1,3994x0,2388 r2 = 0,5442 y = 1,0477x0,2795 r2 = 0,4731 y = 0,6338x0,1934 r2 = 0,4732 y = 0,2799x0,0858 r2 = 0,8944 y = 0,2018x-0,1295 r2 = 0,9068 0 0,5 1 1,5 2 2,5 2 10 30 100 n f q=187.5 q=500 q=1000 q=1500 q=2000 степенной (q=2000) степенной (q=1500) степенной (q=1000) степенной (q=1000) степенной (q=500) степенной (q=187.5) литол –24 + бронзовый порошок n=2-100 0,27 0,29 0,29 0,410,4 0,42 0,48 0,630,59 0,81 0,91 1,1 0,94 1,04 1,17 1,55 1,33 1,42 1,64 2,12 y = 1,2542x0,3071 r2 = 0,7977 y = 0,8914x0,3249 r2 = 0,8169 y = 0,5901x0,4319 r2 = 0,9874 y = 0,3757x0,2945 r2 = 0,7552 y = 0,2564x0,2414 r2 = 0,5952 0 0,5 1 1,5 2 2,5 2 10 30 100 n f q=2000 q=1500 q=1000 q=500 q=187.5 степенной (q=187.5) степенной (q=500) степенной (q=1000) степенной (q=1500) степенной (q=2000) 0,18 0,18 0,18 0,2 0,38 0,4 0,43 0,48 0,74 0,93 0,98 1,78 1,09 1,14 1,36 1,89 1,33 1,47 1,53 2,2 y = 0,176x0,057 r² = 0,430 y = 0,371x0,157 r² = 0,873 y = 0,683x0,536 r² = 0,742 y = 1,005x0,358 r² = 0,743 y = 1,257x0,304 r² = 0,695 0 0,5 1 1,5 2 2,5 2 10 30 100 f n литол –24 + бронзовый порошок + глицерин n=2-100 q=187.5 q=500 q=1000 q=1500 q=2000 степенная (q=187.5) степенная (q=500) степенная (q=1000) степенная (q=1500) степенная (q=2000) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 22 таблица 5.6 изменение силы трения за первые 100 качения при разных нагрузках при 2000=q кг № п/п смазка 1 1 =nfe 100 100 =nfe 1100 / ee ff 1 графитная ( 10=n ) 1,31 1,12 0,93 2 графитная 100=n 1,31 2,41 1,84 3 солидол 100=n 1,5 2,26 1,51 4 литол – 24 100=n 1,24 1,56 1,26 5 литол – 24 + бронзовый порошок 1,33 2,12 1,6 6 литол – 24 + бронзовый порошок + глицерин 1,33 2,2 1,65 5.4. основные результаты и выводы по п. 5 5.4.1. разработана методика и оборудование для: 1) изучения зависимости сил трения в смазанном контакте от числа реверсивных движений поверхностей; 2) изучения зависимости толщины (износа) граничной смазки от числа реверсивных движений для разных видов смазки. 5.4.2. установлено (табл. 5.3) что: 1) в течение первых 100 циклов при общей нагрузке 2000 кг 100 реверсивных качаний для выбранных смазок сила трения повышается в 1,26 193 раза; 2) в соответствии с этим результатом можно приближенно полагать, что в такой степени уменьшается толщина масляной граничной пленки смазки; 3) добавка бронзового порошка в литол-24 увеличивает силу трения приблизительно в 1,35 раза, при этом добавка глицерина практически не снижает, а напротив повышает силу трения. 5.4.3. одним из наиболее важных результатов в применении предложенной методики можно считать методику оценки изменения толщины граничной смазки при реверсивном движении контактирующих поверхностей. 6. определение трения осевого подшипника 8208 6.1. теория эксперимента 6.1.1. установка рис. 1.2 для определения момента трения сцепления m часть внешнего момента воспринимается сферической поверхностью am , а часть мпк идет на преодоление трения в подшипнике качения 3 рис. 6.2. a пкm m m= + . (6.1) с целью увеличения точности определения аσ в данной работе производится определение момента трения в подшипнике качения пкm . 6.1.2. схема установки для испытаний (рис. 6.1) рис. 6.1 – схема установки для испытаний рис. 6.2 – схема качения шара 6.1.3. определение момента сопротивления осевого подшипника опк при действии силы трf . 1) внешний момент m равен: 2 2пк пкm f l= ⋅ ; (6.2) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 23 2) на каждый подшипник приходит половина момента: 2 21/ 2пкm f l= ⋅ . (6.3) 6.1.4. определение коэффициента сопротивления качению опк 1) под коэффициентом трения обычно понимают величину; 2) силу сопротивления качению определяем из условия равновесия: qkrftp =⋅ 2 , (6.4) отсюда имеем k tp q rf k 2 = , (6.5) где −k коэффициент сопротивления качению имеет размерность длины; 3) коэффициент сопротивления качению в форме (6.5) неудобен тем, что он имеет размерность, а главное зависит от радиуса шара r ; чем больше радиус, тем больше радиус тем больше коэффициент; 4) чтобы избежать этого недостатка, представим соотношение (6.5) в безразмерном виде, разделив левую и правую части на r : q f r k f tpk 2 == ; (6.6) 5) в этом выражении величина rkfk /= безразмерная не зависящая от радиуса называется коэффициентом трения качения и является характеристикой пары трения качения. 6.1.5. для определения коэффициента трения качения kf необходимо знать нормальную нагрузку q и силу качения kf ; суммарная нормальная сила, действующая на все шарики равна q . как в одном, так и другом подшипниках; суммарная касательная сила, приходящаяся на все шарики равна: пк ш шср m f d = , (6.7) где шсрd − диаметр дрожки качения шариков. 6.2. техника и методика эксперимента 6.2.1. установка. приспособление, выполненное по схеме рис. 6.1 монтируется на винте пресса бринелля. 1) нагрузка, задается ступенчато от 187,5 кг до 3000 кг; 2) при заданной нагрузке с помощью динамометра измеряется сила пкf на рычаге; 3) фиксируются условия на шариках, вид смазки или без смазки; 4) измеряется размер cpd по дорожке качения. 6.2.2. порядок испытаний 1) для каждой заданной вертикальной нагрузки на прессе измеряется сила пкf поворота подшипников; 2) результаты испытаний заносятся в табл. 6.1; 3) измерить величину cpd . таблица 6.1 результаты испытаний № п/п q , кг nkf , кг tpf kf 2/nka fff −= , кг 1 187,5 2 500 3 1000 0,36 2,133 0,0067 1,59 4 1500 0,43 2,085 5 2000 0,76 2,39 6 2500 1,0 2,8 7 3000 1,80 10,67 0,0071 3,85 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 24 6.2.3. порядок обработки результатов: 1) определить по (6.6) суммарную касательную силу шf , действующую на все шарики; 2) по (6.5) определить коэффициент сопротивления качению в осевом пк; 3) по (6.6) определить коэффициент трения качения в осевом подшипнике качения. 6.3. реализация эксперимента 6.3.1. исходные данные 1) осевой подшипник опк типа 8208; 2) средний диаметр по телам качения: 108=cpd мм; 54=r мм; 3) диаметр шариков качения: 32,10=wd мм; 16,5=r мм. 4) 3202 =l мм. 6.3.2. расчеты для примера 1000=q кг: 1) суммарная касательная сила nkf при силе на рычаге 0,36 кг по (1.7): 2 0, 36кг 320мм 54мм npпк ш шср шср f lm f d d ⋅ ⋅ = = = , 0, 36 320 2,133 54ш f ⋅ = = кг; 2) коэффициент сопротивления качению по (1.5): 2 2,133 5,16 0, 011 1000 шf rk q ⋅ ⋅ = = = мм; 3) коэффициент трения качения по (1.6): 0067,0 1000 133,22 = ⋅ =kf . 6.3.3. аналогично для нагрузки 3000=q кг 1) 67,10 54 3208,1 = ⋅ =cpf кг; 2) 0367,0 3000 16,567,102 = ⋅⋅ =k мм; 3) 0071,0 3000 67,102 = ⋅ =kf кг; 6.3.4. результаты определения характеристик при других нагрузках приведены в табл. 6.1. основные результаты и выводы по п.6. 1. разработана методика определения сопротивления вращению осевого подшипника при разных нагрузках. 2. разработанная методика включает: 1) как основное оборудование пресс бринелля; 2) специально разработанное приспособление из двух подшипников 8208; 3) методику измерения. 3. разработанная методика реализована применительно к подшипнику 8208 3. коэффициент трения качения для пк 8208 при нагрузке 3000=q кг получен равным 0,0071. 4. по отношению к главным задачам этой работы данный подраздел носит вспомогательный характер. 7. новый метод определения адгезионной и деформационной компонент напряжений трения 7.1. теория эксперимента 7.1.1. отличие от способа, изложенного в п.п. 1.3 в данном подразделе рассматривается деформирование пластической плоскости катящимся шариком. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 25 1) в общей теории крагельского деформационной компоненты трения, вид трения не учитывается как в одном, так и другом случае получено выражения для коэффициента трения: 00, 55д u f r = ; (7.1) 2) в данной работе ставится задача получить экспериментально значение качдf при качении шарика и сравнить его с скдf , полученного при скольжении (п. 3). 7.1.2. качение с малым проскальзыванием здесь рассматривается, как способ убрать (уменьшить) адгезионную компоненту трения, учитывая, что 1) в общем случае: ck a дf f a= + ; (7.1) 2) в методе михина при определении адгезионной компоненты максимально уменьшена деформационная компонента 0дf → , тогда измеряемое скf трения приближенно, равна адгезионному: ( )ск af f= ; (7.2) 3) в рассматриваемом далее способе деформирования плоскости шариком при качении минимизируется адгезионная компонента 0→af так, что из (7.1) имеем: кач кач дf f= ; (7.3) 4) сила сопротивления качению приближается к истинной деформационной составляющей. для определения адгезионной компоненты необходимо из полной силы трения, полученной при скольжении шарика вычесть деформационную компоненту: кач a ck дf f f= − . (7.4) 7.1.3. формулировка способа суммарно может быть с формулированна так: 1) определить сопротивление качению шарика пластически деформирующего плоскость силой кач дf ; 2) определить посную силу трения скf при пластическом скольжении шарика по плоскости с образованием желоба; 3) в итоге адгезионная сила af может быть определена (по 7.4), как: ck кач a дf f f= − . (7.5) 7.2. техника эксперимента 7.2.1. схема приспособления к прессу бринелля 1) приспособление базируется на осевом подшипнике качения одно кольцо, в котором 1 заменяется образцом для пластической обкатки шариком; 2) за основу возьмем приспособление, использованное в подразделе 3; рис. 7.1 – схема приспособления к прессу бринелля pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 26 3) верхнее кольцо опк 2 поворачиваясь увлекает по касательной шарик, который будучи вдавленным в поверхность испытываемого кольца 2 деформирует его образовывая желоб. 7.2.2. кинематика процесса при рассмотрении дальнейшей механики возникает вопрос: 1) будет ли шарик далее катиться, пластически деформируя плоскость, или будет вращаться вокруг своей оси (рис. 7.2); 2) ответ на этот вопрос следует из рассмотрения уравнения равновесия шарика: 02 0 кач ск a am f r fu q f в= − − − = . (7.6) рис. 7.2 – схема пластического качения шарика 7.3. реализация эксперимента 7.3.1. варианты экспериментов в соответствии с методикой испытания были проведены следующие варианты испытаний: i. 1) качение осевого шарикоподшипника опк по плоскости кольца с пластическими деформациями; 2) исходные данные опк тип 8308 число шариков 15 диаметр шарика 10=d мм, и средний диаметр дорожки качения 55=cpd мм. ii. 3) скольжение трех жесткозакрепленных шариков по плоскости кольца из стали 3 (п.3); 4) в верхней части расположен осевой подшипник качения; 5) движения в вертикальном направлении рабочих шариков ограничено трема стержнями. iii. 6) пластическое скольжения 3-ох жесткозакрепленных в корпусе шариков по плоскости без ограничения вертикального перемещения шариков (п. 4). 7.3.2. результаты испытаний предоставлены в табл. 7.1 таблица 7.1 результаты испытаний i. качение подшипника 3208 передача загрузки при верчении в верхней части приспособления q fl r , мм d = 10 мм 2а = d мм z, шар 500 0,63 55 10 0,9 15 ii. скольжение по полости закрепленных шаров с ограничением движения в вертикальном направлении, с пк в верхней части (три шарика) q fl r , мм d = 15 мм 2а = d мм z, шар 500 8,1 60 15 1,9 3 iii. пластическое скольжение по плоскости 3-х закрепленных шаров без пк в верхней нагружающей части, без ограничителей движения в вертикальном направлении q fl r , мм d = 15 мм 2а = d мм z, шар 500 6,3 60 15 1,6 3 7.3.3. методика и результаты определения адгезионной компоненты aτ 1) определение полной величины сила д af f f= + и трения по результатам испытаний при скольжении трех жесткозакрепленных шариков по схеме; 2) касательная сила на шариках при скольжении определяется по методике работы п. 3: 3 2 cp l ш d f l f⋅ = ⋅ , (7.7) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 27 2 2 8,1 320 28,8 3 3 60 l ш cp f l f d ⋅ ⋅ = = = ⋅ кг; 3) напряжения сдвига или полного трения: 2 28, 8 4,82 1, 9 шfr a = = = π π ⋅ кг/мм2, где −a половина ширины следа сдвига. рис. 7.3 – схема ii определения деформационной компоненты напряжения трения по результатам испытаний при пластическом качении шаров опк 208: 1) определения касательной силы на шариках шf : 15 2 cp l ш d f l f⋅ = , (7.8) 2 2 0, 63 320 0, 488 15 55 15 l ш cp f l f d ⋅ ⋅ = = = ⋅ кг; (7.9) 2) деформационная компонента напряжения трения дτ : 2 0, 488 0,193 0, 9 ш д f r a = = = π π ⋅ кг/мм2; 3) адгезионная компонента трения: 4,82 0,193 4, 63a дτ = τ − τ = − = ; 4) соотношение между адгезионной и деформационной составляющей: 4, 63 24 0,193 a д τ = = τ , что соответствует диапазону известим справочным данным. основные результаты и выводы по подразделу 7 1. разработан и реализован новый метод определения адгезионной компонента af силы трения. 1) метод основан на допущении, что адгезионная составляющая сил трения af при пластическом качении шарика пренебрежимо мала по сравнению с деформационной силой дf при качении: a дf f<< ; (7.10) 2) полная сила трения f при пластическом скольжении равна сумме адгезионной af и деформационной дf : д af f f= + ; (7.11) 3) при наличии f и дf адгезионная составляющая определяется из: a дf f f= − . (7.12) 2. экспериментальная реализация показала эффективность и достаточную точность, и допустимость предложенного метода. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 28 заключение о развитии и суммировании методов исследования адгезионнодеформационной теории трения чтобы привлечь внимание специалистов по трибологии к методам и результатам исследования мдд тт, изложенным в этой работе сразу дам свою авторскую оценку значимости полученных результатов: по моему мнению, это наиболее сильные результаты, полученные автором за последние 5 10 лет в области трибологии. работа содержит 7 основных мыслей, как алгоритмов или планов действий, и последующие реализацию и анализ результатов осуществления этих мыслей. из краткого анализа сущности адгезионно-деформационной теории трения следует базовый характер этой теории для всей трибологии. в связи с этим экспериментальное определение основных параметров этой теории: адгезионной aτ и деформационной дτ компонент напряжения трения – является изначально важной и трудной задачей. трудность состоит прежде всего в том. что эти компоненты соединены в суммарном эффекте в трении. предложение михина н.м., и крагельского и.в. минимизировать деформационную составляющую за счет использования максимально гладких поверхностей было реализовано в методе верчения гладкой сферы в сферической полости. при этом сферическая полость создавалась пластическим вдавливанием шара в плоскость при некоторой нагрузке сразу следующим за этим верчением шара. 1. метод большой лунки и твердость граничной смазки 1.1. первая мысль, которая высказана и реализована в подразделе 1 заключается в том, что бы сферическая полость достаточно больших размеров была получена заранее путем вдавливания большого шарика, например ( 30=d мм) при 50=q т. заранее выполненная большая лунка позволяет проводить опыты по определению адгезионной компоненты в широком диапазоне давлений. это дает возможность получать зависимости компонент трения от давления также в широком диапазоне давлений. 1.2. по результатам испытаний определяют адгезионную компоненту напряжения трения aτ . при наличии граничной смазки адгезионную компоненту напряжения трения можно рассматривать как предел текучести граничной смазки при сдвиге tτ : tc a tτ = τ , (1,а) это можно сказать вторая мысль. 1.3. далее следует мысль о развитие мыслей: 1) мысли развивается как живые существа по законам только им (мыслям) известным: 2) это не просто или не только законы логики, это законы развития материи и духа. при этом используются законы из самых разных областей знаний, так как все они есть законы разных сторон материи (по существу здесь работает всеобщий метод аналогий). из теории прочности твердых тел известно, что: 1) предел текучести на сдвиг tτ и предел текучести на сжатие tσ при определенных условиях связны соотношением: att τ−τ=σ 22 , (1,в) 3) следующая мысль состоит в использовании этого соотношения для описания деформаций граничной смазки. 1.4. далее вспоминаем, что известны: 1) многочисленные аппроксимации между пределом текучести на сжатие и твердостью материалов; 2) наиболее простая зависимость в этом случае имеет вид [7]; thb σ≈ 3 ; (1,с) 3) подставляя (1,в) в (1,с) получаем, что приближенно твердость граничной смазки выражается через адгезионную компоненту напряжения трения по соотношению: a гсhb τ≈ 6 . (1,d) 1.5. для примера для графитной: 1) смазки при давлении 826,0=σ кг/мм2 адгезионная компоненты 117,0=τ a кг/мм 2, а твердость граничного слоя графитной; 2) смазки оценивается величиной: 702,06 =τ≈ a гсhb кг/мм2; 3) а при давлении 182,1=σ кг/мм2: 7, 092гсhb = кг/мм2. 1.6. и уж совсем сверхинтересно было для меня узнать, что твердость олова и свинца равны: 5snhb = кг/мм2, 4рвhb = кг/мм2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 29 1.7. таким образом, твердость тонкого (1 мкм) граничного слоя графитной смазки практически такая же, как твердость свинца или олова. 1.8. то есть: 1) интуитивно ощущаемое повышение твердости смазки в условиях граничной смазки; 2) многократно высказываемая трибологами в данной работе находит количественную и научно обоснованную оценку; 3) это то, что здесь я называю сильным результатом. 1.9. полученное значение о механических свойствах слоя граничной смазки может использоваться: 1) для построения механизма и модели изнашивания граничной смазки; 2) для построения теории и практики конструирования смазочных микроканавок и т.д. 2. кинематическая вязкость граничной смазки 2.1. вязкость: 1) практически основная механическая характеристика материала смазки. 2) известно несколько стандартизованных методов определения динамической и кинематической вязкости смазки в объеме; 3) практическое использование коэффициентов или характеристик вязкости смазок ограничено их ориентировочным выбором на стадии конструирования узлов трения; 4) существенного влияния на выбор смазок по износостойкости объема вязкости не имеет. 2.2. для оценки износостойкости смазанной пары трения: 1) полезно знать вязкость тонкого граничного слоя смазки; 2) однако, в настоящее время нам не известны методы определения этой вязкости. 2.3. традиционно методы определения вязкости смазки: 1) получают исходя из закона ньютона течения жидкости: dn dv µ=τ , (2.а) h v a µ=τ ; (2,в) 2) возникает первая мысль нельзя ли построить метод определения динамической вязкости записав закон ньютона для слоя смазки предельно малой толщины. 2.4. реализация этой мысли происходит через несколько допущений или предельных переходов: 1) полагаем 1=h мкм 3101 −⋅= мм приближенно на основе известных измерений толщины пленки в граничной смазке; 2) полагаем при реальных испытаниях скорость скольжения 1=v мм/с; 3) эти допущения могут быть уточнены, а в нашем случае взяты такими для удобства; 4) с учетом принятых допущений из (2,в) находим выражение для определения динамической вязкости граничной смазки: 1 1 aa v h τ=τ=µ . (2,с) 2.5. учитывая, что на практике большее применение имеет кинематическая вязкость v ; 1) делением динамической вязкости на плотность смазки ρ , из (2.с) имеем: aav τ≈τ= 1081,9 ; (2,d) 2) в частности случая для графитной смазки при 810,8=σcp кг/мм 2, 784,0=τ a кг/мм 2, имеем: 84,7=v мм2/с; 3) для сравнения с другими смазками необходимы дополнительные опыты и вычисления. 2.6. таким образом: 1) полагаем, предложен и реализован метод оценки кинематической вязкости граничной смазки; 2) в сочетании с методом большой лунки представляется возможным изучить влияние давлений на вязкость граничной смазки. 3. механика пластического скольжения шарика и определение деформационной компоненты дτ напряжения трения 3.1. опыты показывают, что после пластического вдавливания шара в плоскость силой n на глубину 0u и приложения касательной силы дτ возможны: 1) три вида механизмов движения центра шарика: центр шарика: а) опустится; б) будет двигаться горизонтально; в) будет подниматься или всплывать; 2) предсказать заранее и описать эти механизмы теоретически затруднительно. 3.2. 1) для определения деформационной компоненты напряжения или силы трения дτ ; 2) и сравнивая ее с теоретической: r u knfä 0= , (3,а) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 30 3) необходимо испытания проводить при значении глубины вдавливания шарика 0u ; 3.3. эти специальные условия были обеспечены установкой распорных стержней, исключающих подъем центра шарика при пластическом сдвиге. 3.4. установлено, что расхождение между теоретическим и экспериментальным значениями äτ достаточно велико. это указывает на необходимость в дальнейшем совершенствования методики и повышения точности эксперимента. 4. вязкость пластического течения стали 4.1. рассмотрение механики сдвига шарика с подъемом его центра наводит на мысль, о применимости понятия гидродинамического течения стали по закону ньютона для жидкости: h v µ=τ . (4,а) 4.2. безусловно, рассмотрение этой аналогии носит: 1) весьма приближенный характер; 2) и базируется на геометрии сдвига слоя поверхности металла шариком. 4.3. тем не менее, реализация этой мысли привела к интересному результату: 1) порядок кинематической вязкости стали 3 определен величиной ~ 5 терра стоксов; 2) в определении этой величины возможны уточнения, но принципиально важно, что дана оценка вязкости стали как механической характеристики, связанной со скоростью пластического течения металла. 4.4. учитывая, что; 1) известная для металлов динамическая вязкость как отношение работы разрушения к площади сечения не содержит ни скорости, ни времени процесса; 2) применение предложенной здесь кинематической вязкости стали как механической характеристики металла может быть использована при изучении процессов обработки металлов давлением. 5. износ граничной смазки при реверсивных движениях поверхностей 5.1. все предыдущие эксперименты: 1) выполнены при однократном сдвиге по отношению aτ поверхностей; 2) в то же время в действительности многие узлы трения, например, такие как шаровые опоры работают при возвратно-вращательном или реверсивном движении; 3) это движение вызывает износ граничной смазки. 4) цель экспериментов в этом подразделе разработка методики испытаний в этих условиях и исследование закономерностей этого процесса. 5.2. основные результаты исследований сводятся к следующим: 1) с увеличением числа возвратных движений от 1 до 100 для изученных вариантов смазок сила трения, а с ним и адгезионная компонента возросли в 1,26 1,93 раза, т.е. почти в 2 раза; 5.3. следовательно, в соответствии с выражением закона ньютона: 1) h v a µ=τ ; (5, а) 2) толщина масляной граничной пленки соответственно уменьшится за 100 движений приблизительно в 2 раза; 3) таким образом, мы имеем возможность косвенно через силы трении оценивать изменения толщины масляной пленки в данном случае от 1 мкм до 0,5 мкм. 5.4. в результате можно утверждать о разработке косвенной методики износа граничной смазки по величине адгезионной компоненты напряжения трения. 6. трение в осевом шарикоподшипнике 6.1. в связи с тем, что во всех предложенных методиках по определению компонентов трения используются как опорные узлы осевые подшипники, то для оценки точности необходимо знать потери, и трение в опк. 6.2. с целью выполнения этой задачи разработано приспособление из двух последовательно соединенных опк для определения в них потерь на трение. 7. новый метод определения адгезионной компоненты трения 7.1. в методе михина при измерении адгезионной компоненты при верчении гладкого шара в полой сфере. 1) полагают, что из-за гладких поверхностей максимально уменьшается деформационная компоненты: ( ) 0ckд михf ≈ ; (7, а) 2) при этом полагают, что замеренная сила f трения полностью совпадает с адгезионной компонентной: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 31 ( )ckмих af f≈ ; (7, в) 3) в этом случае для определения деформационной компоненты äf необходимо испытывать пару трения в реальных условиях при наличии как адгезионной, так и деформационной компонент: ( )мих a дf f f= + , (7. с) тогда ( )д мих af f f= − . (7, d) 7.2. в новом, предлагаемом здесь методе, определения адгезионной и деформационной компонент выполняется в три этапа: 1) этап 1. качение жесткого шарика по пластически деформируемой плоскости: 2) при этом полагаем, что основная сила возникает из-за пластической деформации плоскости: кач кач дf f= , (7, е) это основное допущение метода. 3) этап 2. скольжение жесткого шарика по смазанной пластически деформационной поверхности при этом полная сила трения: ск ск ск д аf f f= + . (7, f) 4) этап 3. из (7, f) определяется адгезионная компонента силы трения равна: ( )ck качa д дf f f f= − − . (7, g) 7.3. вопрос о сравнительной оценке точности определения адгезионной составляющей по методу михина и предложенному методу для решения требует дополнительных исследований. 8. два слова о законах и критериях научного творчества 8.1. истинность всякого творчества: художественного, научного или просто создания чего-то нового определяется радостью от процесса и его результата. 8.2. критерием истинности научных результатов для меня прежде всего является радость, полученная автором при их получении. 8.3. каждый из полученных в этой работе новых результатов был всплеском радости при их получении, а это как я думаю основной критерий истинности полученных результатов. 8.4. если согласится с тем, что человек создан для счастья, то есть для радости, то самый истинный путь получения этой радости это новые результаты в творчестве и прежде всего в научном творчестве. 8.5. иными словами новые мысли, идеи и их реализация это одновременно и продукт (результат работы) ума и источник энергии необходимой для работы ума, и для получения новых идей и новый радости. еще короче новые идеи и мысли это и цель, это и основное средство достижения цели. это вечный двигатель человека. 8.6. хочу стереть скептические улыбки с лиц тех читателей, которым сказанное возможно не совсем понятно или совсем не понято, и пожелать им все же радостей, в том числе и от научного творчества. литература 1. кузьменко а.г. прикладная теория твердости поверхностей // проблемы трибологии. – 2006. – № 2. – с. 3-62. 2. кузьменко а.г. твердость и трение: определение механических свойств поверхности по внедрению к сдвигу шара // проблемы трибологии. – 2008. – № 3. – с. 15-43. 3. кузьменко а.г. исследование метода идентирирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металлов // проблемы трибологии. –2011. – № 1. – с. 100-113. 4. михин н.м. внешнее трение твердых тел. – м.: наука, 1977. – 221 с. 5. кузьменко а.г. пластический контакт тел двоякой кривизны. – композиции 1) метода подобия (мп), 2) метода приведенного радиуса (мпр), 3) метода экспериментального теоретического равновесия (мэтр) // проблемы трибологии. – 2009. – № 1. – с. 46-64. 6. дерягин б.в. что такое трение. – м.: ан сср, 1963. – 232 с. 7. марковец м.п. определение механических свойств металла по твердости. – м.: машиностроение, 1979. – 191 с. 8. заранин ю.л. и др. стали и сплавы в металлургическом машиностроении. – м.: металлургия, 1980. – 144 с. 9. михин н.м. внешнее трение твердых тел. – м.: наука, 1977. – 221 с. надішла 27.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_musial.doc some surface geometric structure parameters changes generated operational external loads проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 74 musiał j. university of technology and life sciences mechanical engineering faculty, bydgoszcz, poland some surface geometric structure parameters changes generated operational external loads 1. introduction the machine elements surface layer is a factor which largely determines their properties and combination of surface layers of two cooperating elements determines properties of the kinematic pair formed by these elements. one of characteristic element for the surface layer is its geometric structure which determines the process of wear [2]. extending knowledge on profiling the surface geometric structure (sgs), elaboration and application of new ways for its assessment (qualitative and quantitative) has been possible, thanks to the precise and computer aided measuring equipment. new programming possibilities of the surface analysis in a spatial system (3d) which , in combination with improved precision of measuring tools, allows observation and measurement of sgs elements in a nanometric scale, as well as for its description by means of numerous parameters, not only areal, but also volumetric, spatial, hybrid and functional ones, and with the use of characteristics in the form of curves. the most popular example is the abbot-firestone’s chart, called a bearing curve. parameters of the curve one accepted as a measures of the investigated surface changes. 2. object and method of investigations in presented investigations bicycle ball bearing was accepted as an object of research. this type of bearing was selected due to its structural form and the resultant kinematics of its elements, big intensity of phenomena accompanying transformation of the surface geometric structure which improves the observation conditions [1]. during test stress values σψ = 200 mpa, 621 mpa, 887 mpa, 1381 mpa, 1520 mpa were accepted. such values demonstrate changes on the whole diameter of the ring. the tests results were registered for three time values τ – fig. 1: at the beginning of the investigations (beginning of period i), for 1τ = 0 s – point a; in the period of a steady intensity of changes (in the middle of period ii), 2τ = 2,1⋅10 5 s – point b; at the end of the bearing life (period iii), 3τ = 3,9⋅10 5 s – point c. measuring points with the above coordinates were accepted on the basis of results of overall research such kind of bearings, contained in works[7]. in figure 1, a typical wear process has been presented. three periods can be easily seen in them. i – fast increase of wear intensity, ii – steady level or slight wear changes , iii – fast increase in wear intensity. iiii τ l z=f(τ) z a b c τ τ τ fig. 1 – graphic record of a typical wear process according to a traditional approach it is accepted that the life is a sum of period i and ii. on the basis of investigations [7], it was found that with the life criterion in the form of the motion resistance level, a part of period iii can also be considered as the period determining the usability boundary, that is the bearing life. therefore, in this period the third point was also accepted, in which changes were registered. parameters of the bearing curve were accepted as parameters defining properties of the examined surfaces. the curve, called abbot –firestone’s chart, describes the material distribution in the profile. since the bearing curve provides information on the profile course, in a precise form, it is possible to read from it the propdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com some surface geometric structure parameters changes generated operational external loads проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 75 file properties, significant for surface function [4]. parameters characterizing the bearing curve of roughness profile are:[3, 5, 6]: sk – height of the core roughness, µm; spk – reduced height of roughness profile elevation, μm; svk – reduced depth of roughness profile hollow, μm; sr1 – bearing share of peaks, %; sr2 – bearing share of hollows, %; a – the core area; a1 – area of elevations filled with the material; a2 – area of hollows free from the material. graphic interpretation of mentioned above parameters is presented in figure 2. parameter spk can serve as a measurement of effective roughness depth. value of parameter spk reflects the surface abrasion resistance – it is smaller for bigger resistance. parameter svk is a measurement of the cooperating surfaces capability to maintain the fluid, therefore, the aim of finish machining is to obtain its possibly high value. 3. investigation results commonly used amplitude parameters do not fully define properties of the examined surfaces, so for this purpose the surface characteristics in the form of bearing curves, were used to extend the evaluation. in tables 1, 2 and 3, determined values of the bearing curve parameters are compared for three times, in which the effects of changes in sgs were observed, depending on the stress amplitude σψ. tabela 1 parameters characteristic for bearing curves for τ1 = 0 s σψ, mpa stresses parameters 200 621 887 1381 1520 sk, µm 2,26 spk, µm 1,05 svk, µm 1,38 sr1, % 9,30 sr2, % 88,80 in the first transformation period (from 1τ to 2τ ), parameters sk, spk decreased by about 40 %, whereas, parameter svk underwent minor changes – it decreased in the range from 11,6 % to 24,6 %. this proves that in result of the balls rolling over the raceway there occurred lowering of peaks in the direction to the roughness core. further operation – until τ3 time, caused significant changes (increase) of parameters: spk and svk by 10 times, and sk even by 20 times. the cause of such a situation is an increase in the wear process intensity in the form of all kinds of surface damages(craters, cracks, grooves, etc.). tabela 2 characteristic parameters of bearing curves for 2τ = 2,1 ⋅ 10 5 s ψσ , мра stresses parameters 200 621 887 1381 1520 sk, µm 0,23 1,26 1,27 1,31 1,34 spk, µm 0,28 0,58 0,58 0,58 0,60 svk, µm 0,10 1,04 1,09 1,14 1,22 sr1, % 9,80 9,30 9,20 9,10 8,90 sr2, % 88,90 90,00 89,50 88,70 88,20 comparing parameters of the bearing curve in the function of stresses, presented in table 2, it was found that along with the stresses increase, values of all parameters increased, as well. for minor changes ψσ ‹200; 621›, the increase was a few times higher, and then slight. the only parameters whose value in the whole fig. 2 – characteristics of bearing curve [5] pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com some surface geometric structure parameters changes generated operational external loads проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 76 stress changeability range ψσ changed to a small degree, were material shares – srl and sr2. a slight increase in the value of parameter sr1 along with time proves grinding in of the observed surfaces of working bearings under the influence of turning elements rolling on them, whereas slight changes of sr2 parameters met the expectations as the action of external loads at the micro-unevenness base should be insignificant. in table 3 have been presented dependencies of parameters accepted for the surface geometric structure on stresses, for the third period of use. the character of changes is similar as for time 2τ for the smallest stresses, simultaneously great in crease of the examined parameters values was found. tabela 3 characteristic parameters of bearing curves for 3τ =3,9⋅ 10 5 s ψσ , mpa stresses parameters 200 621 887 1381 1520 sk, µm 0,29 19,30 22,40 25,78 28,80 spk, µm 0,13 5,70 5,90 6,41 6,50 svk, µm 0,28 10,70 10,94 11,15 11,30 sr1, % 9,60 9,60 9,60 9,80 9,80 sr2, % 88,00 90,20 89,40 88,90 89,00 on the basis of the results contained in tables 1, 2, 3 it can be found that the raceways of rolling bearings in period ii are characterized by the best features of bearing surfaces. a big difference between values sr1 and sr2 and a small value of sk prove that the roughness profile is of the plateau surface type character. surface of this type is featured by high bearing capacity, small friction and abrasion resistance, that is features highly desired for working surfaces of turning bearings. these observations are confirmed by the expected stabilized intensity of the surface wear process in this period. 4. mathematical models in the aim of determinations the relationships between roughness parameters of raceway’s on the inner ring and amplitude of pressure, the regress equations in assumed form were estimated. sk = 1,3095 0,0001·τ + 0,0092·σ + 2,7·10-10·τ2 + 4,7·10-8·τ·σ 6,95·10-6·σ2 spk = 0,2651 2,6425·10-5·τ + 0,0038·σ + 6,9158·10-11·τ2 + 1,0194·10-8·τ·σ 2,4971·10-6·σ2 svk = 0,5249 4,2986·10-5·τ + 0,008·σ +1,1897·10-10·τ2 + 1,7142·10-8·τ·σ 5,0768·10-6·σ2 sr1 = 9,6057 1,8904·10-5·τ 0,0006·σ + 6,4713·10-12·τ2 + 3,6986·10-10·τ·σ + 2,0959·10-7·σ2 sr2 = 87,9825 + 1,2878·10-6·τ + 0,0032·σ 2,6048·10-12·τ2 + 5,395·10-10·τ·σ 1,9636·10-6·σ2 the calculated values of coefficients of correlation r are near to 1,0, and the values of coefficient f/ftab are great, so it seems that determined models for all observed parameters are significance and adequate. in presented below figures graphic form of obtained model for some parameters were shown. a b pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com some surface geometric structure parameters changes generated operational external loads проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 77 c fig. 3. spatial (3d) graphs of relations between some sgs parameters: sk (a), spk (b), svk (c), and operating conditions: σψ and τ in fig. 3 essential influence of tested parameters were visible. 4. summary dependencies of parameters describing sgp, that is, characteristics of the bearing curves and stresses in the points of turning elements contact with the race ways, on the internal elements, generated by the bearing external loads, facilitate the choice of the surface layer properties, for which it will be characterized by the expected usability features. these characteristics depend on the kind of finish machining and its parameters, being familiar with these dependencies should make easier its choice, which is of great importance for the final effect of machining. references 1. musiał j., badania wpływu wybranych obciążeń zewnętrznych na zmiany geometrii powierzchni roboczych łożysk tocznych, praca doktorska, akademia techniczno-rolnicza, bydgoszcz 2003. 2. musiał j., surface layer transformation influenced by some operational factors. monograph: edited by shalapko y.i. and dobrzanski l. a., khmelnitsky, ukraina 2011, pp. 260÷268. 3. nowicki b., zaawansowane metody opisu i pomiarów struktury geometrycznej powierzchni, mechanik nr 1/2007, s. 36÷41. 4. nyc r., ocena zużycia współpracujących powierzchni elementów maszyn na podstawie krzywych nośności, tribologia nr 3/2001, s. 349÷355. 5. oczoś e.k., liubimov v., struktura geometryczna powierzchni, oficyna wydawnicza politechniki rzeszowskiej, rzeszów 2003. 6. piekoszewski w., szczerek m., wiśniewski, m., charakterystyki tribologiczne chropowatości powierzchni elementów maszyn, zagadnienia eksploatacji maszyn, z 3(123)/2000, s. 43÷69. 7. styp-rekowski m., znaczenie cech konstrukcyjnych dla trwałości skośnych łożysk kulkowych, wydawnictwo uczelniane atr, seria rozprawy, nr 103, bydgoszcz 2001. надійшла 27.03.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_marchuk.doc процеси тертя та зношування у трибосистемах з дискретно орієнтованою структурою. повідомлення 1. магнітні явища при терті… проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 53 марчук в.є., морозов в.і., духота о.і., морозова і.в. національний авіаційний університет, м. київ, україна процеси тертя та зношування у трибосистемах з дискретно орієнтованою структурою. повідомлення 1. магнітні явища при терті поверхонь з дискретно орієнтованою структурою загальна постановка проблеми та її зв’язок з науково практичними задачами в даний час, незважаючи на значний прогрес науки про тертя та зношування, питання підвищення зносостійкості і зменшення втрат у трибологічних системах залишаються багато в чому невирішеними. це пояснюється складністю процесів і явищ, які відбуваються в тонких поверхневих шарах трибосполучень. в останні роки процеси тертя та зношування досліджуються з урахуванням енергетичних позицій з метою найбільш повного врахування різних факторів, які можуть вплинути на цей процес. відомо, що тертя розглядається як пружно коливальний процес генерації тепла в поверхневому шарі і утворення вторинних структур. поряд з генеруванням тепла при терті є і інші перетворення енергії, серед яких має місце збудження електричних і магнітних полів, створення термострумів, трибохімічні реакції та ін. ці фактори відіграють важливу роль у процесах тертя та зношування. огляд публікацій та аналіз невирішених проблем як відомо, міжфазні гетерогенні процеси, що протікають в граничних шарах, ускладнюються термо-електромагнітними явищами, що виникають при терті. при цьому зону тертя розглядають як джерело електромагнітного випромінювання, яке сприяє утворенню поверхнево-активних речовин, які мають підвищену мастильну здатність, сприяючого зниженню зносу деталей. встановлено [1], що після впливу на масло мк-8 постійним магнітним полем знос пари тертя зі сталі шх15 при терті ковзанні в умовах граничної мастильної плівки зменшується в 2,0 2,5 рази, а вплив на масло електрофізичним способом призводить до зменшення зносу в 3,0 3,5 рази. одночасно з цим встановлено збільшення осьового навантаження на 20 % і зменшення температури масла і зразка на 25 30 %. відзначено зменшення моменту тертя на 12 16 %. аналогічні результати було отримано після впливу на масло мк-8 постійного магнітного поля напруженістю 340 ка/м в умовах фретинг-корозії, що дозволило зменшити знос α заліза в 1,8 2,0 рази. проведення випробувань через 24 і 48 годин після впливу магнітного поля приводить до зменшення зношування контактуючих деталей тільки на 20 22 % і 14 16 % відповідно [2]. для покращення параметрів роботи вузлів тертя широко використовується метод магнітноімпульсної обробки. імпульсне магнітне поле, взаємодіючи з матеріалом деталі, змінює її теплові та електромагнітні властивості, покращує структуру та експлуатаційні характеристики деталі. за допомогою магнітно-імпульсної обробки можна не менш ніж на 25 % підвищити працездатність вузлів тертя, збільшити на 20 50 % ефективність мастила і швидкість охолодження підшипників, прискорити (в потрібному напрямку) протікання хімічних реакцій в зоні тертя між компонентами мащення. це дозволяє з ймовірністю 60 70 % прогнозувати характер очікуваного руйнування деталі (вузла). технологія магнітної обробки механізмів і машин в спеціальних магнітних камерах (великого обсягу) підвищує надійність складання і монтажу агрегатів, збільшує економічність роботи двигунів внутрішнього згоряння, реактивних двигунів, вузлів атомних реакторів, вузлів літаків, робочих блоків і устаткування кріогенної апаратури, турбін, клапанів та ін. [3, 4, 5]. в роботі [6] показано, що в умовах фретинг корозії інтенсивність руйнування контактуючих металів залежить від їх електрохімічних і електрофізичних явищ. термоелектричні струми, супутні фреттинг-корозії, не грають основної ролі в її виникненні, але, вони є одним з факторів, що впливають на дифузійні процеси на границі контакту. зовнішнє електричне поле, взаємодіючи з полем термо е.д.с., також впливає на адсорбційні та дифузійні процеси, прискорюючи чи сповільнюючи їх. результатом такого впливу є зміна швидкості окислення контактуючих поверхонь, що приводить до зміни інтенсивності розвитку процесів схоплювання. магнітні явища широко використовуються для абразивної обробки широкого класу металів і сплавів. магнітно-абразивна обробка забезпечує отримання параметрів шорсткості ra = 0,01 – 1,0 мкм, зниження хвилястості у 8 10 разів, збільшення контактної міцності і зносостійкості деталей у 2 3 рази. дана технологія використовується для обробки м’яких та в’язких, так і неметалевих матеріалів [7, 8]. теоретично обґрунтовано вплив електромагнітного поля дискретних поверхонь на процеси тертя та зношування трибосистеми [9]. показано, що на кромках дискретних ділянок (лунок) буде виникати найбільша напруженість магнітного поля, у порівнянні з виступами нерівностей поверхні тертя у між луpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com процеси тертя та зношування у трибосистемах з дискретно орієнтованою структурою. повідомлення 1. магнітні явища при терті… проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 54 рис. 1 – схема пристосування для дослідження напруженості магнітного поля дискретних поверхонь: 1 – зразки з дискретними ділянками; 2 – пластини постійного магніту нковому просторі. в результаті на них будуть накопичуватися парамагнітні частки (продукти деструкції масла) і продукти зношування (феромагнетики), які притягуються до магнітного поля з найбільшим градієнтом напруженості. ці процеси будуть сприяти вилученню часток з поверхні тертя, їх накопичуванням на кромках лунок, що запобігатиме виникненню недопустимих процесів пошкодження поверхневого шару у між лунковому просторі в місцях фактичного контакту. але ці твердження потребують експериментальної перевірки. у зв'язку з вищевикладеним наукові дослідження магнітних явищ у трибоконтакту з дискретними поверхнями є актуальними. крім того, необхідно відмітити, що дослідження магнітних явищ у дискретних поверхнях в літературі майже відсутні. мета дослідження дослідження магнітних явищ у трибосистемах з текстурованими лунковими поверхнями та їх вплив на закономірності зношування в умовах граничного мащення. методика досліджень дослідження напруженості магнітного поля здійснювали на виготовленому макеті за допомогою приладу вимірювання магнітної індукції – тесламетра эм4305/1 (клас точності 2,5). для виготовлення зразків, на поверхні яких формувалися дискретні ділянки (лунки), використовували сталі 30, 45, 30хгса, 14х17н2 та чавун. робоча поверхня зразків шліфувалася до ra = 0,32 мкм. дослідження впливу постійного магнітного поля на діелектричну проникність ε і тангенс кута діелектричних втрат tgδ мінерального масла мк-8 проводили за допомогою триелектродного ємнісного перетворювача в діапазоні температур 293–423к зі швидкістю нагрівання зразка два градуси за хвилину. вибір ε і tgδ для досліджень обумовлений їх високою чутливістю, що значно перевищує широко відомі властивості, як густина, в’язкість, показник заломлення та ін., які широко застосовуються у фізикохімічному аналізі. вимірювання ε і tgδ проводили автоматичним мостом змінного струму е8-4. похибка вимірювання ємності конденсатора с становила ∆с = 0,001с + 0,02пф і tgδ = ± (0,02tgδ + 5 · 10-4). тангенс кута діелектричних втрат tgδ знаходили за формулою: tg ! !! ε ε =δ , де ε! і ε!! – дійсна та уявна діелектрична проникність відповідно. комплексна діелектрична проникність ε визначалась ємністю конденсатора: вcc ⋅ε= , де св – ємність вакуумного конденсатора. результати досліджень та їхній аналіз на рис. 2 представлені результати досліджень напруженості магнітного поля поверхні з дискретними ділянками. 0 10 20 30 40 50 60 70 чавун-чавун сталь 45-сталь 45 14х17н2-14х17н2 30хгса-30хгса 30хгса-сталь 45 30хгса-сталь 30 чавун-сталь 30 міжлунковий простір кромка лунки середина лунки рис. 2 – залежність напруженості магнітного поля на поверхні контакту зразків з дискретними ділянками pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com процеси тертя та зношування у трибосистемах з дискретно орієнтованою структурою. повідомлення 1. магнітні явища при терті… проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 55 встановлено, що на кромках лунок напруженість магнітного поля різко збільшується і в залежності від пари контакту на 10 26 % вища, у порівнянні з напруженістю магнітного поля у між лунковому просторі, яка становить 44 65 мтл. поза межами кромки (у лунці) величина напруженості магнітного поля різко зменшується до 13 17 мтл. загальна картина розподілу напруженості магнітного поля на поверхні дискретної ділянки (на підставі рис. 3) представлена на рис. 3 а. інша картина спостерігається в процесі зношування дискретної ділянки, коли кромки лунок поступово згладжуються. в результаті досліджень встановлено, що величина напруженості магнітного поля на зношених кромках падає до величини напруженості магнітного поля між лункового простору (рис. 3, б). отримані результати підтверджують теоретичне обґрунтування впливу магнітного поля дискретних ділянок на процеси тертя та зношування трибосистеми [9]. тому можна стверджувати, що продукти зношування (феромагнетики) будуть концентруватися (контактувати) спочатку з великими виступами на поверхні (кромками лунок), які є концентратором найбільших магнітних силових ліній, у порівнянні з шорсткістю поверхні у між лунковому просторі (рис. 4). кожна частка продуктів зношування у магнітному полі буде направлена до вершини кромки лунки більшою віссю. в залежності від навантаження пари тертя, швидкості ковзання та інших факторів здійснюється зношування вершин кромок лунок і затуплення вершин частинок зношування та їх переорієнтація таким чином, щоб знову створена найбільша вісь направлялася уздовж найбільших магнітних силових ліній. тобто здійснюється механічне зношування (згладжування) виступів кромок лунок і частинок продуктів зношування на субмікроскопічному (нано) рівні. при зношуванні кромок лунок силові лінії магнітного поля зменшуються до величини напруженості магнітного поля у між лунковому просторі і продукти зношування в подальшому вилучаються у лунки. ці процеси дозволяють усунути ймовірність появи у зоні тертя критичних навантажень і температур та запобігатиме виникненню недопустимих процесів пошкодження поверхневого шару у між лунковому просторі в місцях фактичного контакту та покращити триботехнічні характеристики пар тертя. а б рис. 3 – загальна картина зміни величини напруженості магнітного поля на поверхні дискретної ділянки: а – вихідний розмір дискретної ділянки; б – після зношування кромок дискретної ділянки рис. 4 – фізична модель зношування окремої дискретної ділянки в умовах граничного мащення: 1 – лунка; 2 – контртіло; 3 – продукти зношування; 4 – зразок; 5 – лінії магнітного поля це підтверджуються даними, отриманими в результаті проведення експериментальних досліджень дискретних поверхонь в умовах граничного мащення. встановлено високу зносостійкість текстурованих лункових поверхонь як без, так і додатково зміцнених методом іонно-плазмового термоциклічного азотування (іпта). вони перевищують зносостійкість сталей 45 у 3,1 5,3 рази і 30хгса 1,9 3,25 рази, сталі 30хгса, поверхневий шар якої зміцнений методом іпта у 1,3 2,3 рази [9]. також покращились умови припрацювання пар тертя з дискретними поверхнями. встановлено зменшення як тривалості припрацювання, так і величини коефіцієнта тертя зразків з дискретними поверхнями [10, 11]. в роботі [12] показано, що характер розподілу температури на дискретній поверхні по глибині практично однаковий. розкид температур становить 4 10 °с. найбільша температура спостерігається в зоні трибоконтакту біля лунок і становить 30 95 °с в залежності від тимчасового інтервалу. температурне поле у між лунковому просторі носить випадковий характер, оскільки джерелами нагрівання є мікронерівності на контактуючих поверхнях, які мають різну мікрогеометрію і твердість. при високій якості обробки поверхні щільність розташування мікронерівностей надзвичайно висока і одночасно в контакт вступають приблизно 100 1000 мікронерівностей на 1 мм. при вказаній щільності розташування мікронерівностей тривалість існування температурного спалаху складає 10-1 10-8 с (при швидкості тертя 10 м/с) [13]. випадковий характер розташування мікронерівностей в сукупності з неоднорідністю властивостей поверхневого шару, зокрема, твердості і мікродефектів структури, приводить до того, що розподіл температур у мікронерівностях також є випадковим. у процесі тертя спалахи температур відводяться у лунковий простір і у глибину матеріалу основи. різниця температур у лунці і на поверхні трибоконтакту забезпечує постійне відведення тепла із зони тертя, що запобігає інтенсифікації процесів руйнування поверхневого шару елементів трибоконтакту. значний вклад у покращення триботехнічних властивостей пар тертя забезпечують мастильні матеріали. вуглеводні мастильні матеріали являють собою неполярні рідкі діелектрики з розведеними в них полярними молекулами невеликій концентрації. неполярні рідини, в яких основну роль відіграє поляризованість електронного зсуву, мають невисоку діелектричну проникність в межах ε = 1,8 2,5. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com процеси тертя та зношування у трибосистемах з дискретно орієнтованою структурою. повідомлення 1. магнітні явища при терті… проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 56 рис. 5 – залежність діелектричної проникності ε і тангенса кута діелектричних втрат tgδ мінерального масла мк–8 від температури і магнітного поля: 1 – ε ; 2 – tgδ; 3 – tgδ після впливу магнітного поля діелектрична проникність і тангенс кута діелектричних втрат вуглеводневих рідин залежать від температури. мастильні матеріали можна розглядати як розчин кисневих, сірчистих, азотистих та інших з'єднань у вуглеводному середовищі. у певних умовах при підвищенні температури і взаємодії з киснем нестабільні вуглеводні і гетерогенні органічні сполуки окислюються, що призводить до збільшення їх молекулярної ваги, а отже і до зміни діелектричної проникності і тангенса кута діелектричних втрат. продукти деструкції мастильних матеріалів (парамагнетики) завжди полярні і мають значний дипольний момент. ці частинки несуть, як правило, певний електромагнітний заряд. дослідження, проведені з мастильними матеріалами, показали, що діелектрична проникність мастильних матеріалів залежить від температури і з її підвищенням лінійно зменшується, що повністю узгоджується з теорією діелектриків [14]. при нагріванні масла розширюються, внаслідок чого на одиницю об'єму виявляється менше молекул і діелектрична проникність рідини падає (рис. 5). особливого розгляду заслуговує залежність тангенса кута діелектричних втрат мастильних матеріалів. температура, склад суміші та хімічні властивості мастильних матеріалів впливають на стабільність утворення вільних радикалів і напрямок окисного процесу в цілому [15]. як видно з рис. 5 залежність tgδ від температури масла мк-8 має екстремальний характер, який проявляється в діапазоні температур 373 423 к. завдяки різному впливу складу мастильних матеріалів на процес їх окислення із зростанням температури вище певної межі, спостерігається зниження швидкості окислення і в певному інтервалі швидкість зміни тангенса кута діелектричних втрат має від'ємне значення. таким чином, із зростанням температури швидкість утворення полярних з'єднань у визначеному інтервалі температур зменшується. при подальшому підвищенні температури відбувається різке збільшення tgδ, тобто середня швидкість окислення масла приймає позитивне значення і збільшення tgδнівелюється. тобто, можна стверджувати, що при підвищенні температури молекули набувають теплову енергію і отримують можливість орієнтуватися в електромагнітному полі, що призводить до появи дипольно-орієнтаційної поляризації. по мірі звільнення молекул дипольно-орієнтаційна поляризація зростає з температурою. потім, коли всі молекули набувають можливість орієнтуватися в електромагнітному полі, дипольноорієнтаційна поляризація проходить через максимум. при подальшому зростанні температури дипольноорієнтаційна поляризація зменшується через те, що тепловий рух заважає молекулам орієнтуватися в електромагнітному полі. екстремальний характер температурної залежності швидкості утворення продуктів окислення відзначався в літературі [16]. можливою причиною даного ефекту є екстремальна температурна залежності швидкості реакції зародження ланцюгів по гомогенному механізму. таким чином, вплив магнітного поля на мастильні матеріали, при якому відбувається поглинання енергії магнітного поля, створює сприятливі умови для переходу молекул у збуджений стан утворюючи при цьому міжмолекулярні асоціати і комплекси, які сприяють збільшенню швидкості окислення мастильних матеріалів в об’ємі рідкої фази. з отриманих даних видно, що після впливу магнітного поля діелектричні втрати в кілька разів збільшуються, залишаючись практично незмінними при кімнатній температурі. різке збільшення тангенса кута діелектричних втрат при зростанні температури мастильних матеріалів можна пояснити, очевидно, формуванням іон-радикальних комплексів і комплексів з переносом заряду, що сприяє збільшенню релаксаційних втрат за рахунок збільшення числа дипольних молекул і слабо зв'язаних іонів. висновки 1. експериментальними дослідженнями встановлено, що найбільша напруженість магнітного поля виникає на кромках лунок дискретної поверхні, яка на 10 26 % вища, у порівнянні з величиною напруженості магнітного поля у між лунковому просторі. в процесі зношування дискретної поверхні, коли кромки лунок поступово згладжуються, напруженість магнітного поля на зношених кромках падає до величини напруженості магнітного поля між лункового простору. 2. встановлено закономірності впливу напруженості магнітного поля на триботехнічні характеристики поверхонь з дискретно орієнтованою структурою в умовах граничного мащення, яка забезпечує вилучення з поверхні трибоконтакту парамагнітних і феромагнітних часток і тим самим pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com процеси тертя та зношування у трибосистемах з дискретно орієнтованою структурою. повідомлення 1. магнітні явища при терті… проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 57 запобігатиме виникненню недопустимих процесів пошкодження поверхневого шару у між лунковому просторі в місцях фактичного контакту. це підтверджуються даними, отриманими в результаті проведених експериментальних досліджень дискретних поверхонь в умовах граничного мащення. 3. встановлено зменшення температури в зоні трибоконтакту з дискретними поверхнями, що дозволяє усунути ймовірність появи у зоні тертя критичних навантажень і температур та запобігатиме виникненню недопустимих процесів пошкодження поверхневого шару у між лунковому просторі в місцях фактичного контакту, покращити триботехнічні властивості пар тертя за рахунок їх відведення у лунки. 4. проведені дослідження впливу постійного магнітного поля на діелектричну проникність і тангенс кута діелектричних втрат масла мк-8. встановлено, що у певних умовах при підвищенні температури і взаємодії з киснем нестабільні вуглеводні і гетерогенні органічні сполуки окислюються, що призводить до збільшення їх молекулярної ваги, а отже і до зміни діелектричної проникності і тангенса кута діелектричних втрат. література 1. канарчук в.е. исследование противоизносных свойств топлив и масел после ефв / в.е. канарчук, в.и. морозов, н.н. дмитриев // эксплуатация автомобильной техники : межвузов. наук.-техн. зб. – м.: мами, 1991. 2. краля в.а. влияние магнитного поля на износ α железа при фреттинг-коррозии / в.а. краля, в.и. морозов // материалы іv научно-технической конференции. – эксплуатационные свойства топлив, смазочных материалов и спецжидкостей. – к., 1977. 3. малыгин б.в. магнитное упрочнение инструмента и деталей машин / б.в. малыгин – м. : машиностроение, 1989. – 120 с. 4. малыгин б.в. магнитное упрочнение изделий (теория и практика) / б.в. малыгин, а.п. бень. – херсон: изд-во хгми, 2009. – 352 с. 5. макаренко а.с. влияние электромагнитного поля, проходящего через зону фрикционного контакта, на износ при высокоскоростном трении / а.с. макаренко, в.д. евдокимов // проблеми техніки : науково-виробничий журнал. – одеса: диол-принт, 2005. – №1. – с. 77-84. 6. голего н.л. фреттинг-коррозия / н.л. голего, а.я. алябьев, в.в. шевеля – к. : техніка, 1974. – 272 с. 7. барон ю.м. магнитно-абразивная и магнитная обработка изделий и режущегося инструмента / ю.м. барон. – л.: машиностроение, 1986. – 176 с. 8. сакулевич ф.ю. основы магнитно-абразивной обработки / ф.ю. сакулевич – мн.: наука и техника, 1981. – 328 с. 9. марчук в.є. зносостійкість текстурованих лункових поверхонь з дискретно-орієнтованою структурою в умовах граничного мащення / в.є. марчук, о.і. духота, в.і. морозов //проблеми тертя та зношування : наук.-техн. зб. – к.: нау, 2012. – вип. 57. – с. 128-138. 10. марчук в.є. дослідження зносостійкості електроіскрових покриттів в умовах фретингзношування / в.є. марчук, о.і. духота, н.о. науменко // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау, 2011. – вип. 56. – с. 84–93. 11. фретингостійкість дискретних поверхонь в умовах граничного тертя [марчук в.є., духота о.і., градиський ю.о., єнін о.м.] // вісник харківського нтусг ім. петра василенка. – харків: вид-во харківського нтусг ім. петра василенка, 2010. – вип. 100. – с. 147-152. 12. цыбанев г. в. управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга / г.в. цыбанев, в.е. марчук, в.и. калиниченко // проблемы трибологии. – 2011. – №1. – с. 52-57. 13. корндорф с.ф. исследование возможности определения всплесков температуры в зоне трения, используя нормальный закон распределения значений температуры / с.ф. корндорф, е.в. кузнецова // физика, химия и механика трибосистем. межвуз. сб. науч. тр.; под ред. в.н. латышева. – иваново: иван.гос.ун-т, 2005. – вып. 4. – с. 56-60. 14. богородицкий н.п. теория диэлектриков / н.п. богородицкий, ю.м. волокобинский, а.а. воробьев, б.м. тареев – м.: энергия, 1965. – 341 с. 15. третьяков и.г. влияние примесей дизельного топлива и бензина на диэлектрические потери топлива рт / и.г. третьяков, в.и. морозов // исследование процессов подготовки, применения и контроль качества гсм и спецжидкостей : зб. наук. праць. – к., 1988. – с. 40-43. 16. браткова а.а. теоретические основы химмотологии / браткова а.а. – м.: химия, 1985. – 320 с. надійшла 24.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 2_kubich.doc о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 15 кубич в.и., ивщенко л.и. запорожский национальный технический университет о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» постановка проблемы основной целью модификации приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейкавкладыш» кривошипно-шатунного механизма двигателя внутреннего сгорания является создание таких структур, которые способны в результате контактного взаимодействия обуславливать минимальные механические потери при трении, закладывая при этом предпосылки к снижению изнашивания трибосопряжения в целом. износ поверхностей шеек и вкладышей, в условиях их сложного контактного нагружения, сопровождающегося сменой режимов смазывания, определяет предельный зазор в трибосопряжении и лимитирует ресурс двигателя [1, 2]. результаты предыдущих исследований трибологических процессов, протекающих в приповерхностных слоях элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш», модифицированных компонентами покрытия, в условиях смены нагружения и режимов смазывания в зоне трения, показали следующее. в результате контактного взаимодействия компонентов покрытия и антифрикционного слоя вкладыша в их приповерхностных слоях формируются вторичные структуры, разделяемые граничным «выделенным слоем», с изменяющимися по глубине механическими свойствами, с эксплуатационной топографией поверхностей, обуславливающие снижение температурной напряженности и механических потерь в трибосопряжении. при этом покрытие формировалось фрикционно-механическим способом на поверхности натурных образцов шеек коленчатых валов из комплекса материалов в составе: оловянистая бронза броф4-0,25, поверхностно-активная среда %, (ат.) галлий 81, индий 19. триботехнические испытания проводились на машине смц-2 по схеме «шейка-вкладыш» с подачей смазочного материала и без него. шейки изготовлялись электроэрозионным способом из восстановленных под ремонтный размер коленчатых валов рядных двигателей змз (материал чугун вч50), v-образных двигателей зил (материал сталь 45). в качестве образцов-вкладышей использовались цельные сталеалюминевые вкладыши с антифрикционным сплавом ао20-1, материал основы сталь 0,8 кп. в качестве смазочного материала использовалось моторное масло lukol–standard sae 15w/40 sf/cc. время испытаний составляло 105 ± 0,1 мин, частота вращения образца-шейки 675 ± 10 мин-1, давление в контакте менялось от 0,46 мпа до 2,46 мпа. средняя величина площади трения для трибосопряжений из образцов элементов конструкции двигателя зил составила 2s =5,4 ∙ 10 -4 м2, из образцов змз – 1s =3,6 ∙ 10 -4 м2 [3, 4, 6, 7]. рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов модельных трибосопряжений, испытанных ранее по схеме «ролик-колодка» с использованием рассматриваемых материалов, показал следующее. химический состав вторичных структур, образующихся при их контактном взаимодействии, определяется активностью галлиево-индиевой среды, а распределение в них химических элементов: кислорода, олова, алюминия, меди, индия галлия указывает на протекание комплекса механо-физикохимических процессов. при этом также наблюдалось снижение интенсивностей изнашивания образцов и повышение износостойкости трибосопряжений в целом [5]. таким образом, полученные результаты указывают на то, что комплекс механо-физикохимических процессов, протекающих в контактных слоях образующихся вторичных структур, подтвержденный сведениями о характере изменения их триботехнических характеристик, механических свойств по глубине, формируемой эксплуатационной топографии, послойного перераспределения химических элементов, лежит в основе раскрытия механизма снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка-покрытие-вкладыш». однако сведения о характере распределения химических элементов во вторичных структурах, образованных контактным взаимодействием поверхностей натурных образцов элементов трибосопряжений, испытанных в условиях контактного взаимодействия, приближенных к эксплуатационным режимам работы, в настоящее время отсутствуют. данный факт вызывает необходимость в проведении рентгеноспектрального анализа поверхностных слоев испытанных натурных элементов трибосопряжений, и их продуктов контактного взаимодействия. полученные результаты позволят дополнить сведения о составе вторичных структур и раскрыть механизм снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка-покрытие-вкладыш», в котором покрытие сформировано из комплекса материалов в составе: оловянистая бронза броф4-0,25, поверхностно-активная среда %, (ат.) галлий 81, индий 19. методы исследования для выполнения рентгеноспектрального анализа использовалась установка рэмма jeol jsm6360 la с режимом линейного перемещения зонда =u 15 квт, =i 50 на, с программным обеспечениpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 16 ем обработки и регистрации данных jed-2300, рис. 1. глубина проникновения рентгеновского луча в анализируемые слои для химических элементов составляла: ≈alh 2,0 мкм; ≈insnfeh ,, 0,7 мкм; ≈gacuh , 0,6 мкм. анализу подвергались: слой медьсодержащей структуры, формируемый на поверхности образцов шеек; слой антифрикционного покрытия образцов вкладышей; продукты контактного взаимодействия материалов образцов исследуемых трибосопряжений. а б рис. 1 – общий вид установки рэмма jsm-6360 la: а – аппаратный комплекс в составе микроскопа, мониторов контроля данных измерений; б – окно программного обеспечения сканирование осуществлялось в автоматическом режиме, как по контактной поверхности образцов, так и по поперечному шлифу. поперечные шлифы выполнялись на торцевых поверхностях фрагментов образцов, изготовленных электроэрозионным методом. пробы продуктов взаимодействия, мазками размером 2,5 × 2,5 × 0,2 мм, откладывались на стеклянных подкладках размером 15 × 15 мм, тщательно высушивались и размещались в камере микроскопа. химический состав, концентрацию элементов определяли по зонам (точкам). распределение зон (точек) сканирования обуславливалось необходимостью получения наиболее полной картины послойного и локального характера распределения химических элементов. результаты исследований и обсуждение на рис. 2, а д приведены примеры фотографий характерных для поверхностей образцов вкладышей, их поперечные шлифы, а в табл. 1 распределение химических элементов по сканируемым зонам. анализ структур, изображенных на фотографиях и характера распределения химических элементов показал: поверхность вкладыша, контактирующего с поверхностью шейки без покрытия, отличается наличием направленных следов трения – полос, чего не наблюдается на поверхности вкладышей, контактируемой с покрытием шейки – зоны ровные без упорядоченных следов, однако присутствуют фрагментальные выступы; структура шлифа вкладыша, контактирующего с поверхностью шейки без покрытия, существенно отличается от структуры колодки, контактирующей с покрытием наличием ее упорядоченности – слои четко выраженные, параллельные поверхности, в отличие от ее структуры с деформационной искаженностью со следами пластического течения. содержание кислорода, как на поверхности, так и в глубину ~ 50 мкм для вкладышей, контактируемых с поверхностью шейки без покрытия практически одинаковое ~ (3 4) %, что не наблюдается для колодок, контактируемых с покрытием – заметное увеличение содержания кислорода до ~ (7 13) % на поверхности, и послойным его распределением по толщине образовавшейся структуры; поверхность вкладыша, контактируемой с покрытием, обедняется алюминием в 1,2 1,4 раза, обогащается оловом в 1,4 1,5 раза, обогащается медью в 1,3 1,4 раза; содержание серы и кремния, как составляющих масла, остается практически неизменным; увеличивается содержание железа ~ в 2 раза (природа увеличения: растворимость пиков подложки шейки и движение вместе с потоком легирующих элементов на поверхность покрытия, а уже с него на поверхность вкладыша); если по глубине шлифа вкладыша, контактирующего с шейкой без покрытия, от 0 до 50 мкм имеет место увеличение процентного содержания алюминия с ~ (70 94) %, то по глубине шлифа вклаpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 17 дыша, контактирующего с покрытием, процентное содержание алюминия изначально больше на глубине ~ (8 10) мкм в 1,4 раза, и снижается примерно до такого же процентного состава на глубине ~ (30 35) мкм; если по глубине шлифа вкладыша, контактирующего с шейкой без покрытия, от 0 до 50 мкм имеет место снижение процентного содержания олова с ~ (30 4) %, то по глубине шлифа вкладыша, контактирующего с покрытием, процентное содержание олова увеличивается с минимального количества с ~ 2 % до ~ 9 %. х50 а х1200 б х170 в х1200 г х1500 д рис. 2 – фотографии анализируемых слоев вкладышей: а – поверхность вкладыша, испытанная с поверхностью шейки без покрытия; б – поперечный шлиф вкладыша, испытанного с поверхностью шейки без покрытия; в, г – поверхность вкладыша, испытанного с поверхностью шейки с покрытием; д – поперечный шлиф вкладыша, испытанного с шейкой с покрытием таблица 1 распределение химических элементов в слоях вкладышей химические элементы номер позиции рисунка номер зоны o al si s fe cu sn всего, % а 018 5,03 66,95 1,61 1,08 3,69 21,64 100 019 3,62 69,46 1,21 0,43 1,29 3,55 20,44 100 020 3,62 71,99 0,60 0,43 1,80 4,46 17,10 100 021 3,80 71,97 1,54 3,56 19,13 100 б 009 3,57 66,88 29,56 100 010 3,23 81,93 14,84 100 011 3,01 92,55 4,44 100 в 024 11,23 47,21 1,26 0,55 3,08 5,41 31,27 100 025 12,81 47,84 0,81 0,51 2,99 5,60 29,43 100 026 12,03 50,92 1,06 1,06 2,68 4,02 28,23 100 027 13,60 51,31 0,97 0,87 2,78 5,85 24,51 100 г 032 5,73 75,57 0,73 1,87 16,11 100 033 7,18 54,95 0,71 0,52 3,57 4,36 28,71 100 034 9,25 58,59 1,09 0,84 3,35 3,07 23,81 100 д 006 1,56 94,86 1,22 2,35 100 007 3,56 84,95 1,59 3,85 6,04 100 008 1,25 85,78 1,26 3,94 7,78 100 009 3,74 86,87 9,39 100 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 18 на рис. 3, а д приведены фотографии состояния покрытия на поверхности шеек, их поперечных шлифов, а в табл. 2 – распределение химических элементов по зонам сканирования. x800 а x400 б x300 в x1500 г x1000 д рис. 3 – фотографии анализируемых слоев шеек: а, б – поверхность шейки образца шейки зил после испытания; в – поверхность шейки образца шейки змз после испытания; г – поперечный шлиф покрытия на шейке змз; д – поперечный шлиф покрытия на шейке зил таблица 2 распределение химических элементов в слоях покрытия шейки химические элементы номер позиции рисунка номер зоны o al si fe cu ga in sn всего, % а 31 4,29 6,98 9,2 73,54 5,99 100 32 0,16 5,65 48,06 42,41 3,72 100 33 0,65 85,77 2,02 10,73 0,82 100 35 2,01 6,16 41,98 44,35 5,5 100 б 22 0,29 7,33 76,49 6,83 0,91 8,14 100 23 0,38 99,62 100 24 0,61 2,17 76,46 9,97 2,08 8,71 100 25 1,09 2,69 62,54 17,99 6,97 8,73 100 26 0,47 4,64 78,34 7,21 0,29 9,05 100 27 0,43 5,2 80,54 4,98 0,2 8,65 100 в 25 1,41 2,41 0,67 67,5 9,69 14,35 1,83 2,15 100 26 1,37 3,24 0,55 51,45 12,28 28,48 2,62 100 г 1 0,54 39,63 59,82 100 2 0,34 0,21 30,31 69,14 100 3 0,34 0,1 40,71 58,85 100 4 0,46 0,69 60,.85 38 100 5 1,26 98,74 100 д 1 0,17 0,32 12,29 87,23 100 2 0,42 24,96 74,62 100 3 0,58 28,96 70,46 100 4 100 100 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 19 анализ структур, изображенных на фотографиях и характера распределения химических элементов показал: поверхностное строение, структурирование по поперечным шлифам как для образцов шеек змз, так и для образцов зил однообразное; поверхность покрытия в определенной степени гладкая с явно выраженным плоскостным строением, слегка перфорированным угловатыми углублениями ~ (1,0 1,5) мкм малой насыщенности ~ (2 5) % на 0,1 мм2; поверхностная структура ~ (1,5 2,0) мкм образована химическими элементами в средних соотношениях: железо 5,1 %, медь 64,5 %, галлий 15,2 %, индий 2,54 %, олово 8,4 %, алюминий 2,8 %, кислород 1,18 % рассредоточенными над подложкой основного материала шеек; поперечный шлиф покрытия представляет собой фрагментально уплотненную структуру материала (просматриваются неоднородности в виде пор неправильно округлой формы) с шаровидными округлениями на поверхности, образованную только из меди и железа с очень малым содержанием кислорода. на рис. 4, а, б приведены фотографии состояния «выделенного слоя», образованного контактным взаимодействием испытуемых поверхностей элементов трибосопряжений, а в табл. 3 – осредненное распределение в нем химических элементов по зонам сканирования. анализ структур, изображенных на фотографиях и характера распределения химических элементов показал: вид «выделенного слоя» как для образцов шеек змз, так и для образцов зил однообразен и имеет чешуйчатое строение, частицы которого располагаются параллельно друг к другу; состав имеет алюминиево-оловянистую основу с соотношением элементов ~ 2:1, насыщенную углеродом, кислородом, медью и галлием. х400 а х600 б рис. 4 – фотографии продуктов “выделенного слоя»: а – укрупненные частицы; б – локализованное строение таблица 3 распределение химических элементов в продуктах «выделенного слоя» химические элементы номер позиции рисунка номер зоны с о al ga sn cu всего, % а 12-18 4,4 4,2 59,6 28,6 3,2 100 б 38-47 19,5 10,1 45,3 2,7 22,4 100 в целом полученные результаты анализа приповерхностных слоев медьсодержащего покрытия на шейке, продуктов их контактного взаимодействия с антифрикционным составом вкладыша, сравнение их с ранее полученными данными [5], при проведении триботехнических испытаний модельных образцов, свидетельствуют о том, что: без подачи масла в зону трения поверхностей образцов галлий находится в пещерообразных образованиях в теле структуры покрытия; при подаче масла, при частичном разгружении трибосопряжения, увеличении зазора в нем, действии центробежных сил, при проявлении свойств жидкотекучести при рабочей температуре, галлий выходит из пещерообразных образований, оставляя, при этом, следы по их границам черного цвета и сосредотачивается в приповерхностных слоях глубиной ~(0-2,0) мкм; галлий является связующим как для химических элементов на поверхности образовавшейся структуры: индий, олово, алюминий, образуя металлическую смазку, так и для химических элементов «выделенного слоя»; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 20 образующиеся поры на плоскостях контурных площадок контактируемых поверхностей насыщаются легирующими элементами их материалов, способствуют удержанию молекул масла, активизации образования их молекулярных слоев. репрезентация механизма снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейкапокрытие-вкладыш» данные, полученные ранее в результате анализа изменений триботехнических характеристик, топографии поверхностей [3, 6], механических свойств по глубине [4, 7] взаимодействующих слоев материалов элементов трибосопряжения, результаты проведенного рентгеноспектрального анализа позволили представить картину их контактного взаимодействия, и обосновать механизм снижения трения и изнашивания, рис. 5. в результате контактного взаимодействия локальных зон медьсодержащего покрытия с зонами антифрикционного слоя вкладыша в условиях разрушения молекулярных слоев масла, происходит их деформирование, приводящее к протеканию структурных превращений под воздействием основного компонента – галлия. рис. 5 – картина контактного взаимодействия поверхностей элементов трибосопряжения «шейка-вкладыш»: 1 – основание антифрикционного слоя вкладыша; 2 – материал антифрикционного слоя вкладыша, х600, х1500; 3 – структура, сформированная в приповерхностном слое, h ≈ 25 мкм; 4 – продукт «выделенного слоя», х400; 5 – слой медьсодержащей структуры на поверхности шейки, х600 (h ≈ 8) мкм, х1000 (h ≈ 5 мкм); 6 – основной материал шейки, х250, х600, х1200; 7 – дорожки от уколов индентором прибора «микрон-гамма» галлий снижает поверхностную, приповерхностную и внутреннюю энергию взаимосвязей между элементами материалов, придавая им тем самым подвижность и возможность перемещаться как внутри образующихся структур, так и удерживаться по возможности на поверхности контактных зон. это приводит к перестройке структурного состояния как материала покрытия на шейках – обеднение легирующими элементами и сосредоточение их на поверхности, образующейся пещероообразной структуры, так и формированию вторичных структур из материала антифрикционного слоя вкладышей на их поверхности. в тоже время под формирующейся вторичной структурой на шейках также происходят процессы, приводящие с приспосабливаемости подложки к данным условиям трения. это вызвано распространением области термического и механического влияния в глубину поверхности при тангенциальной прочности адгезионной связи с ней элементов покрытия. поскольку это возможно при соответствующих механических свойствах образующейся поверхностной вторичной структуры – эластичность и прочность, иначе бы она не удерживалась в зоне контакта, то таковые ей присущи. приведенное обуславлиpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механизме снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка покрытие вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 21 вает подстройку свойств подложки к условиям трения и отсутствие возможного направленного потока дефектов кристаллического строения, обуславливающего повреждение поверхности контакта. создающиеся трением вторичные структуры в поверхностном слое вкладыша достаточно пластичны ближе к поверхности контакта, глубина ~ (0 7) мкм, со вторичными структурами на поверхности шейки. на пещероообразной поверхности вторичной структуры шейки, на малой глубине ~ 2 мкм, сосредоточены химические элементы «выделенного слоя», обуславливающие также зоны пониженной пластичности в матрице более упругих областей. взаимодействие таких структур способствует образованию зон контакта с контурными площадями, приближенными к номинальным, а скольжение осуществляется по плоскостям сдвига менее прочных слоев структур. при этом «выделяющийся слой» является проводником для переноса химических элементов со структуры вкладыша на структуру шейки и наоборот – обеспечивая режим пассивации, и обуславливая тем самым сравнимо низкий коэффициент трения без подачи масляной среды. изменения в потоках энергий между взаимодействующими вторичными структурами, что нарушает режим пассивации – унос из зоны трения химических элементов, образующаяся система способна регулировать за счет имеющихся запасов материала на поверхностях элементов трибосопряжений. в трибосопряжениях, у которых медьсодержащее покрытие на поверхности шеек отсутствует, протекают процессы, связанные с упрочнением антифрикционного слоя вкладышей, движением дефектов, что вызывает более упругое деформирование и разрушение элементов геометрии поверхности шеек, приводящих к увеличению износа. выводы в результате проведенного рентгеноспектрального анализа шлифов натурных образцов установлено наличие и характер распределения химических элементов: кислорода, меди, галлия, индия, олова, алюминия, железа во вторичных структурах, образованных контактным взаимодействием компонентов исходного покрытия на шейках и антифрикционного слоя вкладыша, и в выделенных ими продуктах. полученные сведения дополнили представления о проявляющихся антифрикционных, механических свойствах вторичных структур, образующихся из комплекса материалов в составе: оловянистая бронза броф4-0,25; поверхностно-активная среда %, (ат.): галлий 81, индий 19 в трибосопряжении «шейкапокрытие-вкладыш», и дали возможность раскрыть в нем механизм снижения трения и изнашивания. механизм снижения трения и изнашивания в трибосопряжении «шейка-покрытие-вкладыш» обусловлен структурированием материалов элементов трибосопряжений, и активируется адгезионнокогезионными процессами, обусловленными влиянием галлиево-индиевой среды. литература 1. кубіч в.і. про вплив вмісту компонентів галієво-індієвого середовища на триботехнічні характеристики трибоз’єднання / в.і. кубіч, л.й. івщенко // проблеми тертя та зношування. – 2009. – вип. № 52. – с. 92-101. 2. лукинский в.с. прогнозирование надежности автомобилей / в.с. лукинский, е.и. зайцев. – л.: политехника, 1991. – 224 с. 3. кубич в.и. износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблемы трибологии. – 2011. – № 2. – с.103-110. 4. кубич в.и. о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблемы трибологии. – 2011. – № 4. – с. 97-102. 5. кубич в.и. рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблемы трибологии. – 2011. – № 1. – с. 6-11. 6. кубич в.и. о топографии поверхностей элементов трибосопряжений / в.и. кубич, л.и. ивщенко // «iv українсько-польські наукові діалогі»: міжнар. наук. конф., 11-14 жовт. 2011 р.: тези наук. праць. – хмельницький яремче: хмельницький національний університет, 2011. – с. 154-155. 7. кубич в.и. топография поверхностей элементов трибосопряжений энергетических машин / в.и. кубич, л.и. ивщенко, в.и. закиев // вестник двигателестроения. – 2011. – №1. – с. 8-14. надійшла 11.05.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_aulin.doc забезпечення самоорганізації форми деталей з різальними елементами при їх виготовленні проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 104 аулін в.в., бобрицький в.м., тихий а.а. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru забезпечення самоорганізації форми деталей з різальними елементами при їх виготовленні удк 621.891:631.31 для забезпечення самоорганізації форми різальних елементів в процесі експлуатації запропоновано технологію виготовлення робочих органів із застосуванням концентрованих потоків енергії лазерного випромінювання. показано, що при застосуванні запропонованої технології відбувається скорочення операцій виготовлення і підвищення зносостійкості та довговічності деталей, а також реалізація ефекту самозагострювання різальних елементів робочих органів ґрунтообробних машин. досліджено зміну форми та величини зносу деталей виготовлених за різними технологіями. ключові слова: різальний елемент, самоорганізація форми, вибіркове зношування, лазерне різання. вступ різальні елементи (ре) робочих органів ґрунтообробних машин (рогм) при експлуатації втрачають свою гостроту і первинну форму внаслідок інтенсивного абразивного зношування. рогм з ре такі, як лапи культиваторів, диски борін, лемеші плугів, сошники сівалок і їм подібні, виконані у формі клину, зі збільшенням напрацювання спрацьовуються і затуплюються. отже найменш надійними і найбільш швидкозношуваними елементами ґрунтообробних машин є ре, затуплення яких обумовлює погіршення експлуатаційних та функціональних властивостей рогм. при цьому їх формоутворення відбувається внаслідок різної інтенсивності зношування локальних ділянок робочих поверхонь клину під дією неоднакових локальних питомих навантажень на цих ділянках трибосистему "рогм – грунт" можна назвати специфічною, оскільки взаємодіють лише робоче середовище і ре рогм, а умови їх взаємодії постійно змінюються. до факторів, що впливають на зміну триботехнічних характеристик трибосистеми, можна віднести гранулометричний склад ґрунту, його вологість, грудкуватість, твердість, хімічний склад, швидкість руху ґрунтообробного агрегату, глибину обробітку ґрунту і т.п. на сьогодні існує багато робіт вітчизняних і зарубіжних вчених присвячених проблемі підвищення зносостійкості і надійності ре рогм [1]. запропоновано способи термічної обробки рогм, нанесення покриттів на їх робочі поверхні для забезпечення гостроти ре при експлуатації, тобто для реалізації так званого процесу самозагострювання ре [2], що полягає у вибірковому зношуванні менш міцних локальних ділянок поверхонь клину. спрямоване вибіркове зношування приводить до збереження гостроти ре впродовж певного періоду експлуатації. передусім необхідно виявити такий стан, а також умови його реалізації, проаналізувавши їх на результатах лабораторних, стендових та експлуатаційних випробувань. перш за все це пов’язано з вибором способу зміцнення однієї з поверхонь клину. існуючі технології нанесення зносостійких покриттів вимагають додаткових енергетичних витрат часу і енергії на формування покриття після виготовлення деталі, коштовних порошкових композиційних матеріалів, захисту працівників від випаровувань шкідливих речовин при нанесенні покриття. при застосуванні газотермічного, індукційного, електродугового методів можливі знеміцнення ділянок, що межують з покриттям внаслідок наявності об’ємного термічного впливу. слід також зауважити, що одним з визначальних параметрів такого покриття повинна бути висока міцність його зчеплення з основою. мета і постановка задачі метою даної роботи є забезпечення самоорганізації форми ре в результаті створення умов для вибіркового зношування при виготовленні рогм. виклад матеріалів досліджень процес виготовлення рогм розглянемо на прикладі стрілчастої лапи культиватора. для її виготовлення переважно застосовується сталь 65г, що відноситься до класу пружинних складнозварюваних сталей. послідовність операцій наступна. з листа метала пресуванням отримують контур лапи, а фрезеруванням з одного боку формується різальний елемент (лезо). за бажанням виробника наноситься зносоmailto:aulin52@mail.ru забезпечення самоорганізації форми деталей з різальними елементами при їх виготовленні проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 105 стійке покриття (переважно на нижню поверхню), пробиваються та зенкеруються отвори і, згином в поздовжній площині, формується кінцева форма лапи. аналіз базового процесу показує, що для його реалізації необхідно мати декілька видів технологічного обладнання і інструменту. з метою забезпечення самоорганізації форми ре в експлуатації при виготовленні, зменшення кількості операцій і кількості технологічного обладнання запропоновано спосіб отримання самозагострюваних ре деталей машин [3] з використанням енергії лазерного променя. сутність способу полягає в тому, що в процесі виготовлення за одну операцію отримується контур лапи та ре, одна грань якого одночасно зміцнюється. на рис. 1 представлена схема технологічного комплексу виготовлення деталей з ре з ефектом самоорганізації форми при експлуатації. рис. 1 – схема технологічного комплексу виготовлення деталей з різальними елементами з подальшою реалізацією ефекту самоорганізації їх форми при експлуатації: 1 – лазерний модуль; 2 – позиціонувальна головка; 3 – деталь; 4 – лазерний промінь; 5 – зміцнена поверхня різального елемента; 6 – робочий стіл; 7 – блок керування процесом лазерного різання; 8 – пристрій програмування руху лазерного променя процес виготовлення деталей з різальними елементами розглянемо на прикладі використання обладнання для лазерного різання. на робочому столі 6 встановлюється заготовка деталі 3 на якій необхідно сформувати різальний елемент. лазерний модуль 1 має можливість переміщуватися в горизонтальній площині, а позиціонувальна головка 2 може обертатися навколо своєї осі та змінювати кут падіння лазерного променя (α) відносно поверхні робочого стола 6. за допомогою пристрою програмування руху лазерного променя 8 задаються параметри його переміщення, кут нахилу до поверхні стола, а потужність випромінювання та інші параметри роботи лазерного обладнання задаються блоком керування процесом різання 7. в результаті дії лазерного променя 4 відбувається формування поверхні ре із заданим кутом загострювання. при цьому на поверхнях, які підлягають різанню, внаслідок специфічної дії лазерного променя [4, 5], утворюється зміцнений шар 5. таким чином, за одну операцію лазерного різання відбувається одночасно формоутворення ре при виготовленні та зміцнення однієї з його поверхонь. при експлуатації такі ре будуть володіти ефектом самозагострювання і зберігати гостроту, необхідну для якісного виконання операцій різання ґрунту, оскільки реалізуються всі умови виникнення ефекту[2]. для визначення характеру, інтенсивності зношування та порівняльного аналізу деталей, які виготовлені за базовою та запропонованою технологіями були проведені експериментальні дослідження на круговому стенді [6], що імітує умови роботи рогм. в якості дослідних зразків були використані лапи культиватора зі зміцненою нижньою частиною в процесі лазерного термозміцнення при різанні та з об’ємним гартуванням; робоче середовище – суміш чорнозему з піском у співвідношенні 90:10; вологість ґрунту підтримували в межах 8 ... 12 %. деталі рухались по колу і періодично, через кожні 30 км напрацювання, досліджувалися зміни форми їх профілю та величини зносу. на рис. 2 представлено зовнішній вигляд перерізів ре стрілчастих лап культиватора, а в табл. 1 – відбитки їх профілів в залежності від напрацювання. аналіз рис. 2 та таблиці 1 показує, що ре лап культиваторів виготовлених за різними технологіями зношуються по-різному зі збільшенням шляху тертя. так, ре лапи культиватора, що виготовлена за базовою технологією (рис. 2, а), зі збільшенням напрацювання поступово затуплюється, тобто збільшується радіус заокруглення його різальної кромки і при напрацюванні 60 км наближається до гранично допустимого. в той же час форма ре лапи культиватора, виготовленого за запропонованою технологією забезпечення самоорганізації форми деталей з різальними елементами при їх виготовленні проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 106 лазерного різання (рис. 2, б), зберігає гостроту впродовж тривалого терміну напрацювання. це говорить про те, що при ре елемента шляхом лазерного різання, зміцнений поверхневий шар однієї з поверхонь клину сприяє реалізації ефекту самоорганізації форми. вибіркове зношування виявляється в процесі експлуатації відповідно до появи навантаження на рогм. а б рис. 2 – перерізи ре стрілчастих лап культиваторів, виготовлених: за базовою технологією з об’ємним термічним зміцненням (а), технологією лазерного різання (б) таблиця 1 відбитки профілів ре стрілчастих лап культиваторів шлях тертя, км спосіб виготовлення 0 30 60 90 120 базова технологія з об’ємним термічним зміцненням запропонована технологія лазерного різання результати дослідження відбитків профілів різальних елементів лап культиваторів, поданих в табл. 1, показують динаміку зміни профілів з напрацюванням. у ре з об’ємним термічним зміцненням процес затуплення різальної кромки розвиватися з початком напрацювання (30 км) і при шляху тертя від 60 км до 120 км – зміни форми профілю не суттєві, проте радіус заокруглення різальної кромки вже при шляху тертя 60 км становить 1,2 ... 1,5 мм, що є підставою для вибракування деталі. ре, зміцнені при лазерному різанні, показують дещо іншу динаміку зміни форми профілю. з початку напрацювання до шляху тертя 30 км відбувається процес припрацювання робочих поверхонь різального елемента, тобто самоорганізація форми. радіус заокруглення при цьому дещо збільшується, але не суттєво – до 0,5 ... 0,6 мм. зі збільшенням шляху тертя форма профілю ре практично не змінюється. при цьому вибіркове зношування, сприяє самозагострюванню ре і дозволяє зберігати гостроту до 120 ... 150 км шляху тертя. отже при застосуванні лазерної термічної обробки при різанні можна реалізувати умови виникнення процесу вибіркового зношування, який приводить до самоорганізації форми ре. це дасть можливість підвищити напрацювання ре до вибракування в 1,8 ... 2,3 рази в порівнянні з ре зміцненими об’ємною термічною обробкою. одним із важливих параметрів для стрілчастих лап культиваторів при експлуатації є інтенсивність зношування ре [7]. в табл. 2 дано результати дослідження цієї триботехнічної характеристики. таблиця 2 залежність інтенсивності зношування ре лап культиватора від шляху тертя і способу зміцнення середні значення інтенсивність зношування, мм/км при шляху тертя спосіб зміцнення ре 30 км 60 км 90 км 120 км 150 км інтенсивності зношування i , мм/км квадр. відхил. iσ ·10-3, мм/км об’ємне гартування 0,073 0,074 0,072 0,073 0,073 0,073 0,4 лазерна термообробка при різанні 0,046 0,045 0,044 0,045 0,044 0,045 0,6 забезпечення самоорганізації форми деталей з різальними елементами при їх виготовленні проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 107 можна бачити, що інтенсивність зношування ре, отриманих і зміцнених в результаті лазерного різання в 1,6 рази менше у порівнянні з ре, що виготовлені за базовою технологією і зміцнені об’ємним гартуванням. це обумовлено подрібненням структури і підвищенням твердості матеріалу зразків при дії на них лазерного випромінювання. крім цього на величину зношування впливає і поява ефекту вибіркового зношування і, як наслідок, самоорганізація форми ре рогм. висновки забезпечення самоорганізації форми ре рогм при експлуатації можливе на етапі їх виготовлення. запропонована технологія виготовлення деталей різанням концентрованими потоками енергії лазерного променя має ряд переваг перед базовими технологіями виготовлення: зниження кількості, а отже і тривалості виконання операцій виготовлення, одночасне формування і зміцнення ре, можливість виготовлення деталей складної геометричної форми. при експлуатації таких деталей, внаслідок появи ефекту вибіркового зношування, буде спостерігатися ефект самоорганізації їх форми, що в свою чергу приведе до збільшення їх ресурсу, незмінної якості виконання технологічних операцій впродовж тривалого терміну напрацювання, зменшення витрат на експлуатацію, технічне обслуговування та ремонт техніки. підтримання гостроти ре в процесі експлуатації також буде стримувати зростання тягового опору ґрунтообробних машин, що відповідно зменшить витрати на паливно-мастильні матеріали. література 1. костецкий б.и. управление изнашиванием машин/ б.и. костецкий. – к.: знание, 1984. – 20 с. 2. аулін в.в. теоретичні основи самозагострювання, міцності і зношування різальних елементів рогм та напрямки підвищення їх довговічності/ в.в. аулін, в.м. бобрицький, а.а. тихий/ вісник інженерної академії україни. – 2010. – № 1. – с. 149-154. 3. пат. №48190 україна, мпк в23к 26/00. спосіб отримання самозагострюваних різальних елементів деталей машин / в.в. аулін, в.м. бобрицький, а.а. тихий – №u200909376; заявл. 11.09.2009; опубл. 10.03.2010, бюл.№ 5, 2010 р. 4. аулін в.в., лізунов с.м., бобрицький в.м. залежність інтенсивності зношування деталей від технологічних факторів лазерної обробки // вісник хдгусг. – вип.15. – підвищення надійності відновлюємих деталей машин. – харків, 2003. – с.101-105. 5. воздействие лазерного упрочнения на материалы / арутюнян р.в., баранов в.ю., большов л.а., малюта д.д., себрант а.ю. – м.: наука, 1989. – 367 с. 6. пат. 48191 україна, мпк g01n 3/56 лабораторний стенд для випробування робочих органів ґрунтообробних машин / в.в. аулін, а.а. тихий, в.м. бобрицький – №u200909377; заявл. 11.09.2009; опубл. 10.03.2010, бюл.№ 5, 2010 р. 7. аулін в.в., бобрицький в.м. характер та інтенсивність зношування робочих органів ґрунтообробних машин // проблеми трибології (problems of triboblogy). – хмельницький, хду, 2004. – № 2. – с. 107-112. поступила в редакцію 23.09.2013 забезпечення самоорганізації форми деталей з різальними елементами при їх виготовленні проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 108 aulin v., bobrytskyi v., tikhii a. providing self-form parts with cutting elements in their manufacture. to ensure self-form cutting elements in the operation of a technology manufacturing business with the use of concentrated energy flows. it is shown that the application of technology, a reduction in manufacturing operations and improve the reliability and durability of parts. the changes shape and size of the work wear of tillage machines manufactured by different technologies. key words: cutting element, self-organization forms, selective demolition, laser cutting. references 1. kostetskii b.i. upravlenie iznashivaniem mashin, k.: znanie, 1984, 20 p. 2. aulin v.v.тeorеtychnі оsnоvy samozagostryuvannya mitsnosti i znoshuvannya rizalnykh elementiv rogm ta napryamky pidvyshchennya ikh dovgovichnosti. v.v. aulin, v.m. bobrytskyі, a.a. tykhyy. visnyk inzhenernoii akademii ukraiiny. 2010. № 1. s.149-154. 3. pat. №48190 ukraina, mpk v23k 26/00. sposib otrymannya samozahostryuvanykh rizalnykh elementiv detaley mashyn. v.v. aulin, v.m. bobrytskyі, a.a. tykhyy. №u200909376; zayavl. 11.09.2009; opubl. 10.03.2010, byul.№ 5, 2010 r. 4. aulin v.v., lizunov s.m., bobrytskyі v.m. zalezhnist intensyvnosti znoshuvannya detaley vid tekhnolohichnykh faktoriv lazernoyi obrobky. visnyk khdhus·h. vyp.15. pidvyshchennya nadiynosti vidnovlyuyemykh detaley mashyn. kharkiv, 2003. s. 101-105. 5. vozdeystvye lazernoho uprochnenyya na materyaly. arutyunyan r.v., baranov v.yu., bolshov l.a., malyuta d.d., sebrant a.yu. m.: nauka, 1989. 367 s. 6. pat. 48191 ukrayina, mpk g01n 3/56 laboratornyy stend dlya vyprobuvannya robochykh orhaniv gruntoobrobnykh mashyn. v.v. aulin, a.a. tykhyy, v.m. bobrytskyi. №u200909377; zayavl. 11.09.2009; opubl. 10.03.2010, byul.№ 5, 2010 r. 7. aulin v.v., bobrytskyі v.m. kharakter ta intensyvnist znoshuvannya robochykh orhaniv gruntoobrobnykh mashyn. problemy trybolohiyi (problems of triboblogy). khmelnytskyі, khdu, 2004. №2. s.107-112. 2_pastuh.doc азотирование в тлеющем разряде: состояние и перспективы проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 18 пастух и.м., соколова г.н., лукьянюк н.в. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@mail.com азотирование в тлеющем разряде: состояние и перспективы удк 621.78/(66.088+537.52+66.046) приведен анализ современного состояния, перспектив развития и применения технологий азотирования в тлеющем разряде. ключевые слова: азотирование, тлеющий разряд, состояние, перспективы. вступление классические требования к деталям машин, обрабатывающему инструменту, оснастке и другим изделиям машиностроения группируются вокруг двух категорий критериев – экономичность и работоспособность. при этом лучшие результаты, как правило, достигаются только в тех случаях, когда проектные подходы базируются на комплексном, обычно компромиссном, учете по возможности большего числа факторов влияния. именно этим объясняется то, что несмотря на наличие в арсенале технологических процессов около сотни их разновидностей – ни одна из них не получила доминирующего статуса. как правило в конкретных условиях не только вида изделий, но даже особенностей определенного предприятия, сложившихся на нем технологических традиций оптимальным могут служить разные технологии или их подвидовые варианты. каждой их этих технологий практикой применения отведена определенная ниша в производстве. азотирование вообще как класс технологий модификации поверхности имеет множество разновидностей, однако, особенно с учетом все возрастающего по важности влияния на стоимость обработки энергетического фактора, чрезвычайно перспективным следует признать азотирование в тлеющем разряде. суть этого процесса состоит в том, что насыщение поверхности азотом, в результате чего образуются нитриды всех компонентов металлической поверхности, способных их образовывать, а также зона твердого раствора азота, осуществляется при применении в качестве активатора процесса тлеющего разряда. таким образом, по своей физической сути рассматриваемая технология относится к классу вакуумно-дифузионных газоразрядных процессов. подобное определение очевидно, если учесть, что технология реализуется в разреженной среде газа, главным процессом, преобразующим поверхность, является диффузия, а энергетика не только этого, но и других сопутствующих субпроцессов обеспечивается, как уже отмечалось выше, тлеющим разрядом. состояние и перспективы хронология практического применения азотирования в тлеющем разряде включает, не только даты формального закрепления приоритета б. бергаузом (bernhard bergaus) в 1955 56 г.г., но и прежде всего теоретическую разработку технологии азотирования выдающимся российским ученым чижевским в. п. в его работе «железо и азот», опубликованной в «известиях томского технологического института» еще в 1913 году. кроме того известны патенты, в определенной мере подготовившие базу для собственно азотирования в тлеющем разряде, начиная с 1909 г. теоретическая школа означенной технологии берет свое начало из работ группы немецких ученых, прежде всего й. кельбеля [1, 2], которые в начале 60-х годов хх столетия выдвинули модель процесса. суть ее состоит в последовательном присоединении в области катодного падения потенциала тлеющего разряда и непосредственно на самой поверхности к атомам азота распыленных атомов железа и других компонентов поверхности, способных образовывать нитриды. при этом освободившийся азот диффундирует в глубину поверхностного слоя. следует отметить, что первоначально технология получила название азотирования в тлеющем разряде, однако постепенно этот термин трансформировался в понятия типа «ионное азотирование», «ионно плазменное азотирование», что в принципиальном плане не совсем корректно, так как ионы являются существенным фактором не только этой технологии, а главные субпроцессы, характерные и определяющие результат обработки проходят в области катодного падения, которая по определению не может быть плазмой, поскольку плазма соответствует квазинейтральному состоянию ионизированной среды. кроме того, установлено, что существенную роль в модификации металлической поверхности играют не только заряженные частицы, которыми являются ионы, бомбардирующие поверхность, но и быстрые нейтральные частицы, возникающие в газовой среде в результате резонансной перезарядки. mailto:tribosenator@mail.com азотирование в тлеющем разряде: состояние и перспективы проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 19 отечественная школа азотирования в тлеющем разряде сформировалась примерно в то же время, благодаря работам ученых школ ю. м. лахтина и б. н. арзамасова. в теоретическом плане ю. м. лахтин придерживался изложенной выше модели. б. н. арзамасов, напротив, критиковал ее как нереальную с точки зрения физики процесса. действительно, для образования устойчивой первичной молекулы нитрида необходимо, чтобы атом железа или другого компонента поверхности, способного образовывать нитрид, находился в кластере, без чего невозможность отдачи избыточной энергии от вновь созданной молекулы нитрида в следующий момент ее разрушит. арзамасовым б. н. была предложена собственная теоретическая модель, в которой существенная роль отводилась адсорбционному слою на поверхности. справедливости ради следует отметить, что ни одна из рассмотренных моделей не могла пояснить все процессы, характерные для рассматриваемой технологии, например – азотирование при обратной полярности. следуя принципу хронологической традиции все начальные процессы азотирования в тлеющем разряде по аналогии с широко до этого распространенным печным азотированием проводились в газовой среде аммиака (азотирование в тлеющем разряде в водородсодержащих средах). очевидными стали главные преимущества новой технологии – существенное сокращение (на порядок) длительности обработки, минимальная среди всех известных процессов аналогичного класса энергоемкость, отсутствие формоизменения обрабатываемых объектов, повторяемость результатов и другие, что и предопределило быстрое внедрение ее в производство. разрабатывалась и внедрялась в производство целая гамма оборудования различных конструктивных схем и назначения, проводились обширные научные исследования с практическим применением их результатов. однако тогда же обнаружились и некоторые недостатки технологии, среди которых не последнюю роль играли водородное охрупчивание, экологическая небезопасность, неравномерность распределения показателей модификации по поверхности, особенно если она имеет локальные концентраторы поля, проблематичность азотирования отверстий с большим отношением длины к диаметру и других аналогичных элементов объектов обработки. для устранения условий отмеченных недостатков предложена технология безводородного азотирования, пионером которой является хмельницкий национальный университет в лице его структурного подразделения – подольского физико-технологического центра. многолетние научные разработки центра позволили создать технологические процессы безводородного азотирования в тлеющем разряде, устраняющие отмеченные выше недостатки, в частности – водородное охрупчивание, что делает его незаменимым для обработки режущего инструмента, других объектов, работающих в условиях ударных нагрузок, а также таких, к которым предъявляются требования разгаростойкости, например – литейные формы для пластмасс и легких сплавов. одновременно удалось решить проблему экологической безопасности, так как применяется газовая среда, состоящая из высокочистых газообразных компонентов – азота и аргона в различных в зависимости от условий применения пропорциях. отсутствие водорода исключило охрупчивание и открыло путь к использованию технологии для модификации обрабатывающего инструмента. кроме того, установлено, что модифицированная поверхность обладает лучшими антифрикционными показателями и определенной коррозионной стойкостью. к основным научных достижениям центра следует отнести: разработку научных основ безводородного азотирования в тлеющем разряде; материаловедческие аспекты внедрения технологии безводородного азотирования в тлеющем разряде; теоретические основы проектирования оборудования для реализации процесса; разработку конструкторской документации и изготовление серии установок для безводородного азотирования в тлеющем разряде; физика процессов, которые имеют место в вакуумно-диффузионных газоразрядных технологиях; создание принципиально новой энергетической модели вакуумно-диффузионных газоразрядных процессов модификации поверхности металлов; разработку и практическую апробацию аналитической системы проектирования и оптимизации технологических режимов вакуумно-диффузионной газоразрядной модификации металлических поверхностей. сохраняя все основные преимущества азотирования в электрическом разряде и водородсодержащих средах, безводородное азотирование повышает пластические свойства поверхности с минимальным разупрочнением основы, дополнительно снижает расход энергии и материалов, улучшает условия труда и является экологически абсолютно чистой. последнее особенно важно, если учесть, что в ближайшей перспективе аммиак в химико-термической обработке может быть отнесен к отравляющим веществам с неизбежным запретом применения его для указанных целей. стендовые испытания азотированных в безводородных средах зубчатых колес, коленчатых, шлицевых и распределительных валов, коромысел показали повышение стойкости в 1,6 ... 3 раза, плунжерных насосов и подшипников качения специального назначения в 1,5 раза по сравнению с серийной технологией. промышленные испытания азотированных пальцев цепей тяговых транспортеров, деталей технологической оснастки для обработки азотирование в тлеющем разряде: состояние и перспективы проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 20 алмазов, шнеков термопластавтоматов, направляющих сопел литьевых машин, работающих в абразивных средах, позволили повысить их износостойкость в 1,9 ... 3,5 раза. испытания азотированных деталей технологических машин для предприятий пищевой промышленности, объектов, работающих в агрессивных средах, подтвердили повышение их износостойкости в 2 ... 5 раз. апробация в производственных условиях азотированного в безводородных средах металлорежущего инструмента (фрез, сверл, метчиков, плашек, токарных резцов и др.) обеспечила повышение его износостойкости в 1,7 ... 3 раза в зависимости от условий резания. долговечность азотированного дереворежущего инструмента повышалась в 3 ... 5 раз. результаты исследований внедрены более чем на 60 предприятиях разных отраслей. следует отметить, что азотирование может проводится не только в тлеющем, но и в дуговом разряде, приоритет этой технологии принадлежит ннц «харьковский физико-технический институт». оборудование для реализации процесса безводородного азотирования имеет ряд принципиальных конструктивных отличий в сравнении с отечественными и зарубежными аналогами, состоящими, прежде всего в наличии системы подготовки безводородной газовой среды, позволяющей дозировать и подготавливать многокомпонентные насыщающие газовые смеси, в том числе и в ходе процесса. в принципиальном плане такая система существенно проще по конструкции и надежнее, безопаснее в эксплуатации аналогичных устройств для азотирования в водородсодержащих газовых средах. возможное наличие замкнутой системы циркуляции рабочих газов обеспечивает еще большую экономичность и экологическую чистоту работы установок. контролер процесса, предназначенный для автоматического выхода на заданный режим и поддерживания его с высокой точностью и надежностью, гарантирует отсечку перехода тлеющего разряда в дуговой. выбор конструктивной схемы установки, в том числе и по количеству разрядных камер, их конструктивной схемы зависит от конкретных условий производства. как отмечалось выше, разработанная энергетическая модель безводородного азотирования в тлеющем разряде [3] позволяет не только качественно прогнозировать результаты модификации, а, соответственно, проектировать и оптимизировать технологические режимы, но и совершенствовать процесс. по своей физической сущности он представляет совокупность нескольких конкурирующих субпроцессов: образование нитридов, диффузия азота в глубину поверхности и ее распыление. в зависимости от соотношения интенсивности каждого из них в той или иной мере изменяются реальные результаты модификации. именно регулируя соотношение условий для главных субпроцессов на поверхности металла, можно получить модифицированный поверхностный слой с различными свойствами: более твердый, обладающий большими пластичными свойствами, с необходимой глубиной преобразования поверхности, а также с требуемыми антифрикционными параметрами, коррозионной стойкостью и т. п. подобное регулирование достигается не только выбором фиксированных параметров технологического режима, но и применением процессов различного типа. по характеру взаимосвязи параметров технологического режима азотирования процессы разделяются, прежде всего, на технологии с взаимосвязанными и независимыми параметрами. параметры технологического режима разделяются на энергетические (напряжение, плотность тока, иногда удельная мощность) и режимные (температура, давление и состав газовой среды) в случае, когда параметры режима взаимосвязаны, который является преимущественно применяемым, энергетические характеристики не могут в определенной мере выбираться произвольно, так как для обеспечения, например, требуемой температуры для каждой конкретной садки устанавливаются некоторые комбинации энергетических показателей разряда. в свою очередь подобное условие не позволяет регулировать соотношение между интенсивностью основных перечисленных выше субпроцессов так, как этого требовали бы необходимые по условиям эксплуатации результаты обработки. обычно выход из подобной ситуации состоит в применении дополнительных, независящих от разряда, источников нагрева обрабатываемых деталей. по типу изменения параметров технологического режима процессы разделяются на постоянные (точнее с учетом особенностей формирования напряжения на электродах разрядной камеры с помощью тиристорных приборов – условно постоянные), когда заданная комбинация характеристик технологии остается неизменной на протяжении всего цикла обработки, и нестационарные, в которых подобная стабильность не соблюдается. последний вариант включает в принципе бесконечное множество подвариантов. к преимуществу первой группы процессов относится простота управления технологией и, соответственно, систем управления, меньшая стоимость оборудования и другие отсюда вытекающие последствия. более сложные, но и открывающие гораздо большие возможности в смысле вариативности результатов обработки, нестационарные процессы. их в свою очередь можно разделить на макрофазовые и мультифазовые. макрофазовые технологии азотирования в тлеющем разряде состоят из нескольких отдельных периодов, продолжительность которых – одного порядка (сопоставима) с общей продолжительностью обработки. в мультифазовых режимах предусматривается изменение энергетических характеристик, причем период отдельных циклов сопоставим со временем перехода тлеющего разряда в дуговой и продолжительностью гашения разряда. уже это условие предусматривает целый ряд преимуществ чисто технологического свойства: упрощается система управления, так как практически можно допустить отсутствие контроллеров управления процессом с устройствами предотвращения перехода тлеющего раз азотирование в тлеющем разряде: состояние и перспективы проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 21 ряда в дуговой. в свою очередь это существенно упрощает требования к подготовке садки и, прежде всего, не требует особой тщательности установки и фиксации обрабатываемых деталей без наличия щелей (при постоянном питании в подобных местах обязательно возникает локальный дуговой разряд, приводящий к повреждению поверхности и к невозможности протекания процесса). еще одним очень важным следствием применения мультифазных режимов является эффект накачки ионов в закрытые полости, что предопределяет возможность азотирования отверстий с большой относительной длиной, узких пазов и других аналогичных исключений поверхности. подобный эффект возникает из-за того, что в момент отключения напряжения или падения его до уровня ниже значения горения разряда ионы продолжают по инерции двигаться теперь уже в условиях отсутствия поля и входят в ту область, где после возобновления питания и разряда напряженность поля как движущий фактор практически отсутствует. разновидностями мультифазовых процессов являются циклически коммутируемый и аналоговый. в случае циклически коммутируемого разряда микрофазы наличия питания на электродах разрядной камеры чередуются с микрофазами его отсутствия. эффективность и результативность процесса, а также упомянутые выше технологические следствия применения циклически коммутируемого разряда могут регулироваться частотой и скважностью сигнала на входе системы управления питанием. в отличие от циклически коммутируемого разряда аналоговый предусматривает периодическое изменение напряжения по определенной зависимости в диапазоне, когда энергия ионов может быть как в зоне, способствующей образованию нитридов, так и при значениях, предопределяющих распыление поверхностного слоя. соотношение и интенсивность отдельных микрофаз регулируется формой управляющего сигнала, а также его амплитудой. принципиальная разница между аналоговым режимом и упомянутым выше макрофазовым заключается в том, что, несмотря на якобы родство влияния на последствия обработки, результативность процессов существенно разная. этот тезис объясняется следующим. как уже отмечалось выше, модификация поверхности с использованием в качестве активатора тлеющего разряда является, в сущности, совокупностью нескольких конкурирующих субпроцессов. стимулирование любого из них или, напротив, угнетение другого путем изменения параметров технологического режима в области, которые наиболее эффективны для того или другого субпроцесса, коренным путем влияет на формирование поверхностного модифицированного слоя. однако реакция на подобную смену энергетики модификации разная для макрофазового и аналогового вариантов. дело в том. что если, например, в течение длительного времени сначала формируется слой нитридов (макрофазовый процесс), а затем стимулируется бомбардировка этой же поверхности более высокоэнергетическим потоком, то в значительной мере следствием подобного чередования фаз режима будет кроме распыления поверхностного монослоя еще и разрушение более глубоко расположенных слоев с соответствующим стимулированием диффузии азота в глубину поверхности. в случае аналогового мультифазового процесса эффект диффузии может быть менее заметным, поскольку незначительный слой нитридов, образованный в предыдущей фазе энергетического содействия соответствующей реакции, в основном при повышении энергии падающего потока будет распыляться. результирующий эффект естественно может быть существенно разным: формирование только зоны нитридов при практически отсутствии зоны внутреннего азотирования или незначительный слой нитридов или даже его отсутствие при мощной зоне твердого раствора азота в приповерхностном слоевые. соответственно кардинально будут отличаться эксплуатационные свойства модифицированной поверхности. выводы в настоящее время технически возможно азотирование в тлеющем разряде практически всех сталей, чугунов, титановых и легких сплавов, твердого сплава. с позиций приоритетности исследовательских задач наиболее перспективными очевидно должны быть та часть научного направления, которая касается технологий с нестационарным питанием. а также режимов с автономными (взаимно независимыми) параметрами. литература 1. keller k. hochfeste maschinenteile durch ionnitrieren von miartensitaushartendem stshl // fachberichte fur oberflachtentechnik, 1971. – №3. – s. 92-94. 2. edenhofer b. the ion nitriding process thermo chemical treatment of steel and cast iron materials // metal and material technological. – 1976. – v. 8. – n 8. – p. 421-426. 3. пастух и. м. теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде. – харьков: национальный научный центр «харьковский физико-технический институт». – 2006. – 364 с. поступила в редакцію 29.05.2013 азотирование в тлеющем разряде: состояние и перспективы проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 22 pastukh i.m., sokolova g.n., luk’januk n.v. nitridin with glow discharge: state and prospects. the analysis of the modern state is resulted, prospects of development and application of technologies nitration with glow discharge. key words: nitration, glow discharge, state, prospects. references 1. keller k. hochfeste maschinenteile durch ionnitrieren von miartensitaushartendem stshl. fachberichte fur oberflachtentechnik, 1971. №3. s. 92-94. 2. edenhofer b. the ion nitriding process thermo chemical treatment of steel and cast iron materials. metal and material technological. 1976. v. 8. n 8. p. 421-426. 3. pastukh i. m. theorija i praktyka bezvodorodnogo azotirovania v tleushchem razrjade. kharkov, national science center "kharkov institute of physics and technology". 2006. 364 p. 4_dvoruk.doc effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 24 dvoruk v.i.,* borak k.v.,** dobransky s.s.** * national aviation university, ** zhytomyr agricultural college, kyiv, ukraine e -mail: dvoruk@voliacable.com effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment udc 621.891 effect was found no effect of alloying chromium in an amount of 1 5 % on abrasive wear resistance medium carbon steel shown the feasibility of rheological kinetic concept abrasive wear resistance for an explanation of said effect. key words: monolith doping chromium, hardness, abrasive wear resistance and rheological parameters. introduction one of the most common types of abrasive wear of steel machine parts , equipment and tools in various industries are sliding against friction wear monolith large pieces of rock or abrasive wheels, abrasives which is firmly connected to each other through links [1]. friction monolith is accompanied not only wear metal, but also the destruction of the abrasive by chipping , crushing and shearing, which contributes to updating its wearing ability with respect to the metal. the main feature of the picture quality wear steel surfaces sliding against a monolith it is clearly visible streaks on it in the form of small scratches oriented in the direction of relatively abrasive metal or conversely, relatively metal abrasive. their origin streaks on the surface traces of abrasive wear is that formed by the destruction of the metal, its displacement in the dumps and plastic deformation of the surrounding areas. it is known [2] that the plastic deformation of the metal is accompanied by an increase in volume due to the moisture content of the various types of defects, including cracks. cracks start of embryonic microcracks that may already exist in the metal, and their presence is predetermined manufacturing techniques, that prior mechanical, thermal and chemical treatments. length, spatial orientation and density of fractures in the metal to be randomly laws. cracks are also emerging in the process of deformation of metal flow in the interaction of abrasive through inhibition of dislocation structures at different inhomogeneities. therefore dumps consist of metal in almost ruined condition. when moving neighboring particles previously formed near abrasive piles on the sides of strokes occur secondary deformation, reorientation toward the metal piles risks or final separation from surface wear. this, according to [3], lies the main mechanism of abrasive wear of ductile metals. the presence of scratches on the surface of the wear gives reason to conclude that the work of their education are able to make abrasive particles, strength exceeds the strength of steel. abrasive particles that do not meet the specified conditions will crumble without damaging metal, but worsening conditions of sliding friction them, due to the increased surface lesions. this interaction abrasives metal manifested strength basis abrasive wear mechanism. thus, the intensity of wear of sliding friction against the monolith defined by the strength characteristics of the metal and abrasive, which depends on the mechanism of action of force on the particle surface, which consists of her immersion into the metal and scratching during translational movement of the surface [4, 5]. common in the process of dipping and scratching abrasive regarding steel is ductile deformation and fracture of metals, caused by these processes. therefore, wear steel can be considered as the final result of the destruction of all the processes of plastic deformation and the interaction with abrasive monolith over a period of friction. for a science based solution to the problem of abrasive wear resistance of metals developed [5] concept based rheological kinetic understanding of the fundamental issues of communication between destruction and deformation of solids under abrasive wear. the essence of these ideas comes from the consideration of coexistence in the surface layer of the metal wearing two different processes fracture and plastic deformation, the relationship between them is determined by the rheology of visco elasticplasticdestructive processes and the kinetic theory of fracture of solids. according to the said concept underlying mechanism of abrasive wear is made in a sequential separation and removal of layers of wear particles of metal that formed as a result of the emergence of lateral subsurface cracks at the boundaries of plastic zones near the top of cracks and their initial distribution in the horizontal plane to the intersection with the other side cracks , different macroscopic defects in metal and so on. how to test durability in friction against the monolith can be rheological parameters [5 8], the physical meaning of which the resistance emergence and development of lateral cracks in the metal. mailto:dvoruk@voliacable.com effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 25 the value of rheological parameters due to the structure of the metal, which may change under the influence of various factors. because communication durability of rheological parameters steels are multifactorial problem solving which takes place in the following areas: structural components, crystal structure, chemical composition. in terms of friction against the monolith carbon steel with high wear resistance is not, therefore, the main objective of the study in the direction of the chemical composition is the development of new, more wearresistant steels by alloying. alloying elements should provide a selection of refractory compounds (carbides, borides or nitrides) during crystallization , which, along with high strength, should have little tendency to coagulation during tempering steel and sufficient solubility in austenite, which primarily provide strengthening component metal alloy. the above requirements fully consistent structural steel alloying chromium, which forms the carbide phase and dissolved in austenite, as it strengthens and educated him martensite during heat treatment. in addition, the doping of chromium improves the stability of the structure of the steel to heat by friction action, which plays an important role in the mechanism of abrasive wear [4]. the higher the chromium content in the steel, so its structure is more resistant to thermal action. therefore, even tempering temperature abrasive wear of chromium steels less than carbon, and the difference in wear of said steel is greater the higher the temperature of their delivery and content of chromium in chromium steels [9]. note that this conclusion is in contradiction to [10], according to which the doping of carbon steel with chromium in an amount of 1 5 % has almost no effect on its abrasive wear resistance at any temperature tempering. however, the authors [10] did not pay attention to this important fact, as a proper explanation he received. inconsistency results [9] and [10] indicates a more complex influence of alloying chromium steel for durability during sliding friction against the monolith, to determine which, apart from its resistance to thermal action, it is necessary to take into account other factors. statement of the problem the aim of this work is to further study the effect of alloying chromium medium carbon steel for its durability during sliding friction against the monolith after thermal processing from positions of strength and rheological kinetic approach. results of the study for the study samples were made with medium carbon steels alloyed with chromium, grade and chemical composition are presented in tab. 1 table 1 chemical composition of the investigated steels content, % brand steel c mn si p s cr ni 45 0,44 0,78 0,35 0,027 0,025 0,05 45cr 0,44 0,74 0,32 0,025 0,034 0,98 45cr2 0,44 0,63 0,27 0,027 0,024 2,17 0,07 45cr3 0,44 0,59 0,27 0,027 0,024 3,12 0,09 45cr4 0,44 0,66 0,26 0,027 0,025 4,18 0,09 45cr5 0,44 0,59 0,27 0,030 0,024 4,94 0.09 samples of steel strengthened by heat treatment as follows: heating to a temperature above the upper critical point ac3, quenching with appropriate treatment (tab. 2) and subsequent tempering at temperatures of 373 k, 473 k, 673 k, 873 k table 2 profiles hardening steels investigated brand steel steel grade temperature during heating quenching, k holding period, s environment for hardening 45 1103 600 water 45cr 1113 600 water 45cr2 1123 720 water 45cr3 1143 720 oil 45cr4 1153 900 oil 45cr5 1173 1080 oil effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 26 after the heat treatment of steel samples were subjected to mechanical testing in tension, indentation and friction against the monolith. tensile tests were carried out using a universal machine umm -50, indentation stationary hardness brynelya ts 2m, friction against the monolith the upgraded device lki -3 [11]. as a result of the tests defined boundary strength вσ , hb hardness, wear resistance ε and rheological parameters r steels. wear resistance ε expressing the reciprocal abrasion δg, which was measured by weighing on electronic analytical balance "nagema" (value of a point 0,001 g). rheological parameter r was calculated by the formula [5 8]. required for this feature fracture toughness сk1 and thickness plastically deformed zone at the crack tip пh determined by results of tests on friction involving techniques [12]. these research results trybomechanical and rheological properties of steels (tab. 3) show that. table 3 trybomechanical and rheological properties of chromium steel after heat treatment brand steel temperature issue t, k flexural strength вσ · 10 3, mpa hardness hb · 103, mpa wear resistance ε ·102, g -1 rheological parameters r · 104, mpa 373 1,7 5,34 1,6 3,92 473 1,7 4,95 1,32 3,24 673 0,94 3,26 1,12 2,75 45 873 0,73 2,19 1,05 2,57 373 2,18 5,89 1,6 3,92 473 2,05 5,55 1,46 3,57 673 1,49 4,29 1,17 2,86 45cr 873 1,03 2,77 1,1 2,69 373 2,22 6,01 1,52 3,74 473 2,09 5,67 1,4 3,42 673 1,55 4,44 1,19 2,92 45cr2 873 1,15 3,11 1,1 2,69 373 2,22 6,01 1,6 3,92 473 2,09 5,67 1,4 3,42 673 1,55 4,44 1,22 2,98 45cr3 873 1,15 3,11 1,14 2,79 373 2,22 6,01 1,53 3,76 473 2,09 5,67 1,36 3,34 673 1,55 4,44 1,16 2,84 45cr4 873 1,15 3,11 1,1 2,69 373 2,22 6,01 1,53 3,76 473 2,09 5,67 1,4 3.42 673 1,87 5,34 1,1 2,69 45cr5 873 1,22 3,3 1,1 2,69 fig. 1 – the dependence of the wear resistance ε of steel on the content therein chromium cr for temperature tempering: 1 – 373k; 2 – 473 k; 3 – 673 k; 4 – 873 k effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 27 wear resistance ε hardened steel depends strongly on the temperature tempering: highest wear resistance is observed after tempering at a temperature of 373 k (tetragonal martensite structur), and the lowest at a temperature of 873 k (structure sorbitol) (fig. 1). under the influence of alloying chromium wear resistance of steels in various structural states varies between 5 10 % higher than the wear resistance alloy steel (tab. 3). these changes are not significant and therefore we can say that the doping of chromium in the range of 1 % 5 insignificant effect on the wear resistance of medium carbon steel. thus, these results are consistent with the data [10]. strength вσ hardened steel also depends strongly on the temperature tempering: the greatest strength of a steel after tempering at temperatures of 373 k and 473 k (tetragonal structure and tempered martensite), and the smallest 873 k (structure sorbitol) (fig. 2). fig. 2 – dependence of boundary strength, rheological parameter r of steel content in it chromium cr for tempering temperature: 1 – 373 k; 2 – 473 k; 3 – 673 k; 4 – 873 k alloying with chromium in an amount of 1 % contributes significantly to the strength of steel. thus, the increase in strength depends on the structural state of steel varies from 99 % (structure trostytu) to 23 % (tempered martensite structure) compared with the strength of non-alloy steel (tab. 3). the greatest strength has a steel structure with tetragonal martensite (increase of strength is 31 %) and the lowest steel structure with sorbitol (an increase of strength is 67 %). for steels with a martensitic structure (tetragonal martensite or released) increase in strength due to the formation minutely bristled martensite after quenching, which is achieved by grain refinement in the original austenite doped with chromium [13]. for steel structure with ferit cementite mixture of different dispersion (trostyt, sorbitol) increase in strength is explained by the decomposition of carbide particles by slowing down the collapse of martensite during tempering after doping with chromium [13]. further increase in the chromium content up to 2 5 % level practically does not change the boundary strength achieved after alloying 1 % chromium. therefore, in terms of increasing the strength of steel alloying chromium 45 in excess of 1 % is unreasonable. temperature level does leave an impact on rheological parameters r hardened steel: the largest rheological parameters observed after tempering at a temperature of 373 k (tetragonal martensite structure), and the lowest in temperatures 873 k (structure sorbitol) (fig. 2). under the influence of alloying chromium rheological parameters of steel in different structural states varies between 5 10 % compared to the rheological parameters of non-alloy steel (tab. 3). these changes are not significant and therefore influence the doping of chromium in the range of 1 5 % of the rheological parameter steel should recognize immaterial. comparison between a dependence of wear resistance (fig. 1), strength (fig. 2) and rheological parameters (fig. 2) have content of chromium in it show no correlative link between wear resistance and durability, as well as between strength and rheological parameters, while between wear resistance and rheological parameters of this relationship can be traced. therefore, we can note the following peculiarities of chromium doping on trybomechanical and rheological properties of steel: first structural factors that increase the strength by heat treatment (grinding grains of austenite and carbide phase particles) do not impact the durability and rheological parameters; secondly evaluation of criteria for durability in friction sliding against monolith rheological parameters is more appropriate indicator than the boundary strength and thirdly the foundation of strength abrasive wear mechanism consists in resisting the formation and development of lateral cracks in the plastic zones within vertical cracks near effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 28 the top of surface layer in the fourth abrasive destruction is different from the bulk, not only in scale localization, but also the morphology, the emergence and spread of cracks. conclusions based on these results it can be stated as follows. 1. doping medium carbon steel with chromium in an amount of 1 5 % did not have an impact on its abrasive wear resistance under sliding friction against the monolith as a method of protecting the surface from abrasive wear is inappropriate. 2. in terms of increasing the strength of steel alloying chromium in excess of 1 % is unreasonable . 3. doping medium carbon steel with chromium in an amount of 1 5 % has no effect on its rheological parameters . 4. to assess the impact of chromium doping on abrasive wear resistance of steel rheological parameters is more appropriate indicator than limit strength. references 1. dobrovolsky a.g. abrasive wear resistance of materials [reference textbook ] / a.g. dobrovolskyy, p.y. koshelenko. – k.: technology, 1989. – 128p.: ref., tab. 2. grigorovich v.k. hardness and metals mykrotverdost / m.: nauka , 1976 – 230p. – byblyohraf. : s. 224 228. 3. lvov v.n. fundamentals abrasive wear resistance details of building machines / m.: stroiizdat, 1970. – 178 p. – byblyohraf. : p. 167 177. 4. sorokin g.m. tribology of steel and alloys. – m. : nedra, 2000. – 316p. – byblyohraf.: s. 237 245. 5. dvoruk v.i. rheological kinetic concept abrasive wear resistance and its implementation in the management of serviceability of mechanical tribosystems : author. dissertation. doctor of technical sciences. / nau. – k.: 2007. – 40. 6. dvoruk v.i. the physical nature of the abrasive wear resistance of technically pure metals / v.i. dvoruk, m.v. kindrachuk // problems of tribology. – 2011. – № 2. – p.79 85. 7. dvoruk v.i. abrasive wear resistance and structure of alloy steel / v.i. dvoruk, belekh s.s. // problems of tribology. – 2012. – № 1. – p. 14 19. 8. dvoruk v.i. effect of low-temperature thermomechanical treatment ( ltmt ) on the abrasive wear resistance of stainless steel // pproblems of tribology. – 2013. – № 4. – p. 46 51. 9. vinogradov v.n. abrazsive wear drilling of tools / v.n. vinogradov, g.m. sorokin, v.a. dotsenko. – m.: nauka, 1980. – 206 p. : ref., table .. byblyohraf. : s. 198 203. 10. zharkov v.j. abrasive wear resistance of steels in dependence from thermomechanical treatment (htmt and ntmt ) / v.j. zharkov, m.n. kantor // wear and antyfrictional properties of materials ( friction and wear in machines ): sat. scientific. tr. – m.: nauka, 1968. – v. 20. – p.65 71. 11. shevelya v.v. providing trybotmechanical properties of composite materials with abrasive wear / v.v.shevelya, v.i. dvoruk, v.e. dovzhok , a.v. radchenko // problems of tribology. – 2000. – № 1. – p. 67 -72. 12. dvoruk v.i. the impact of structural state on abrasive fracture of steel / v.i. t dvoruk, o.v. gerasimova // problems of friction and wear : science. sc. collected. – k.: nau, 2007. – v. 47. – p. 82 -94. 13. hulyaev a.p. / metallography: tutorial. – m.: metallurgy, 1978. – 647 p. поступила в редакцію 04.03.2014 дворук в.і., борак к.в., добранський с.с. вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після термічної обробки. встановлено ефект відсутності впливу легування хромом в кількості 1 5 % на абразивну зносостійкість середньовуглецевої сталі, показано доцільність застосування реолого-кінетичної концепції абразивної зносостійкості для пояснення вказаного ефекту. ключові слова: моноліт, легування хромом, міцність, абразивна зносостійкість, реологічний параметр. 15_kuzmenko.doc метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 102 кузьменко а.г., вишневский о.а. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода 1. сущность метода и варианты схем испытаний обзор состояния и постановка задач 1.1. сущность метода br hv: испытаний на абразивный износ заключается в том, что между вращающимся диском (цилиндром) и испытываемым образцом подается песок. при этом цилиндр прижимается к образцу, абразив, попадая в зазор, изнашивает испытываемый образец. износ образца обычно оценивается по изменению веса испытываемого образца. здесь рассматривается линейный износ образца. 1.2. систематизация вариантов схем метода br hv (рис. 1 5, табл. 1) схема испытаний по методу br hv содержит три основных элемента 1) вращающийся диск; 2) испытываемый образец; 3) абразив, песок сухой или влажной. элементы схемы могут отличаться материалом и геометрией (макро и микрогеометрией); песок может быть разной дисперсности и влажности. таблица 1 условия испытаний на разных установках [1] [1] [2] [2] [2] № источник имаш устб рис. 1 имаш уст. бриннельховарт гост 23.208-79 рис. 3 astmg65-83 рис. 4 astmg105-59 рис. 5 1 материал диска армко резина неопрен резина резина резина 2 /d n 50/1 220/12 178 3 n об/мин 25 196 200 200 245 4 v м/мин 4 5 q кг 2кг/мм 15 4,5 13 4,5 13 22,5 6 t мин / s м 20 с /s = 2 м 30 мм, 71 400 м 40 60 мм 7 абразив эл-корунд песок 0,2-0,6 сухой сухой влажный 8 абразив карбид бора 9 образец 75 × 25 × 12 75 × 25 × 12 10 расход, кг 1,8 / 30 кг/мин 1.3. варианты конструктивных схем при реализации метода br hv (рис. 1 рис. 5) 10. приведенные далее схемы и конструкции установок для испытаний на абразивный износ взяты из книг [1 4]. 1) схема испытаний, при которой между цилиндрической поверхностью вращающегося диска и плоской поверхностью неподвижного образца перемещаются абразивные частицы, захватываемые диском, была впервые осуществлена в 1921 г. бринеллем. подробное изложение метода бринелля и данные о полученных им результатах были изложены в работе [1]. там же приведены результаты опытов по изнашиванию различных материалов (при использовании дисков из разных металлических материалов) на машине, воспроизводящей схему бринелля, но отличающейся от оригинальной машины конструкцией и уменьшенным и размерами диска. разработанная в институте машиноведения машина условно обозначена буквой б (бринелль). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 103 а б рис. 1 – схема испытания на изнашивание по бринеллю на машине б института машиноведения 1. испытание по бринеллю. схема испытания на машине б показана на рис. 1. на горизонтальном валу, вращающемся в конусных регулируемых подшипниках, закреплен металлический диск (из армко-железа или другого материала). вал производится во вращение от электродвигателя постоянного тока с помощью ременной передачи; окружная скорость диска 4 м/мин. образец зажимается в специальном четырехкулачковом патроне. последний укреплен на планшайбе, позволяющий при помощи винтов устанавливать образец в вертикальной и горизонтальной плоскостях так, чтобы его плоская поверхность, касательная поверхности диска, проходила через ось, вокруг которой образец поворачивается при вытирании лунки. абразив в виде порошка определенной зернистости, предварительно просушенный в сушильном шкафу и затем просеянный, насыпается в бункер, откуда он поступает в воронку, имеющую калиброванное отверстие. через отверстие воронки абразив в одном варианте просыпается в своеобразивный приемник, ограниченный образом, цилиндрической поверхностью диска и двумя закрылками с боков; из этого приемника абразива попадает на трущиеся поверхности. в другом варианте приемник отсутствует, и часть абразива свободно просыпается с боков, минуя поверхности трения между диском и образцом. в обоих случаях абразива по наклонному желобу поступает в свободную коробку. детальное исследование факторов, влияющих на результаты испытаний по схеме бринелля, изложено в работе [1]. при этом методе испытания износостойкость одного и того же материала зависит от свойства истирающего диска, а для разных испытуемых материалов и дисков от соотношения их твердостей. 2. испытание по схеме бринелля ховарта. в 1949 году ховарт (сша) разработал метод испытания на изнашивание, сходный с методом бринелля и отличающийся применением резинового диска вместо металлического. исследование этого метода, проведенное в институте машиноведения показало, что способ подачи абразива к поверхности трения по хаворту является неудовлетворительным, поэтому была разработана новая схема, в которой сочетались резиновый диск по хаворту и подачи абразива по бринеллю. новая схема, показанная на рис. 2 названа br hv (бринелль ховарт). к вращающемуся резиновому диску 1 под нагрузкой прижимается своей плоской стороной образец 3. из бункера 2 через воронку и трубочку с калиброванным отверстием просыпается дозированное количество абразивных частиц (кварцевый песок), которые захватываются диском, и протискивается им по поверхности образца. рис. 2 – схема испытания на изнашивание по бринеллю-ховарту, развитая институтом машиноведения рис.3 – схема испытаний на износ по резине с сухим абразивом: 1 – резиновое колесо; 2 – абразив; 3 – рычаг; 4 – груз; 5 – образец износ определяется по потере веса образца при определенном количестве прошедшего абразива. в таких же условиях испытывается эталонный материал; относительная износостойкость определяется как отношение износом эталонного и испытуемого материалов. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 104 приведенные схемы конструкций метода испытаний на абразивный износ по схеме бринелляховарта были стандартизованы во многих странах. 3. испытания на абразивный износ с помощью резинового колеса и сухого песка (astm g-6583), гост 23.208 [2], (рис. 4). в соответствии с этим стандартом проводят испытания, аналогичные регламентированным гост 23.208-79 «обеспе6чение износостойкости изделий. метод испытаний материалов на износостойкость при трении о нежестко закрепленные абразивные частицы». отличие в том, что вместо резинового ролика применяют колесо, покрытое хлорбутиловой резиной (рис. 3). частота вращения колеса 200 ± 10 об/мин. нагрузка 45-130 н, путь трения 71,8-4309 м, продолжительность испытаний 30 ± 5 мин, (рис. 3). 4. метод испытаний на износ по схеме влажный песок резиновое колесо (astm g-65-89) [2], (рис. 5). метод испытаний отличается от испытания на абразивный износ с помощью резинового колеса (astm g-65-83, рис. 3) тем, что образец изнашивают, погружая узел трения наполовину в смесь абразива с жидкостью (рис. 4). диаметр обрезиненного колеса 178 мм. скорость вращения колеса 245±5 об/мин, нагрузка 224,4±3,6 н, продолжительность испытаний от 40 до 60 мин при 153ºс. 5. машины и установки для испытаний материалов при изнашивании о нежесткозакрепленные абразивные частицы [4]. рис. 4 – схема испытаний при трении о незакрепленную абразивную (гост 23.208-79) рис. 5 – схема испытаний на износ по резине с влажным абразивом: 1 – образец; 2 – колесо; 3 – резиновый обод; 4 – сосуд; 5 – смесь абразива с жидкостью; 6 – груз 1.3.1. выводы по п.1. из краткого анализа истории развития метода испытаний по схеме бринелля ховарта (br hv) следует: 1. метод (br hv) почти за 100 лет применения и развития получил широкое распространение и введен в стандарты ведущих стран в области трибологии. 2. метод (br hv) используется в основном как экспресс метод для сравнительной оценки абразивной износостойкости металлических материалов. 3. по нашему мнению основным достоинством метода является его простота в реализации. 4. в то же время, очевидно, что сравнение абразивной износостойкости по методу (br hv) является грубо приближенный характер результатов испытаний этим методом. 1.3.2. постановка задачи. на основе выполненного анализа ставится задача по методу (br hv) разработать теорию модели изнашивания металлов незакрепленным абразивом, с целью получения моделей изнашивания и определения их параметров для строгого количественного сравнения абразивной износостойкости металлов с учетом разных факторов. 2. построение многофакторной обобщенной модели абразивного изнашивания 10. в соответствии с методом теории подобия и размерностей (тпр) на первом этапе составляется перечень всех определяемых и определяющих величин с их размерностями: 1) определяемой величиной будем считать интенсивность износа: /wdu ds , где wu , мм износ образца; s , мм путь трения частиц песка по образцу; 2) в качестве определяющих величин или основных факторов, влияющих на абразивный износ: σ , кг/мм2 – давление песка на образец; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 105 hb , кг/мм2 – твердость материала образца; v , мм/с – скорость скольжения абразивных частиц по образу; δ , мм – размер абразивных частиц; 0v , мм 2/с – кинематическая вязкость сыпучей среды (песка); воды песка v v ε = , мм3/мм3[1] – отношение объема воды к объему песка в смеси; или ( ) песка воды песка v v v+ , мм3/мм3 [1]; ct °с – температура абразивной смеси; плt °с – температура плавления металла образца; r , мм – радиус цилиндра образца. 20. на втором этапе по методу тпр из определяющих и определяемых величин составляется безразмерные комплексы: 1) определяемый безразмерный комплекс – это интенсивность износа: w w du ds π = = мм/мм [1]; (2.1) 2) или износ на единицу пути трения: wu s = мм/мм [1]; (2.2) 3) из определяемых величин можно составить следующие безразмерные комплексы: 4) безразмерное давление: hbσ σ π = (кг/мм2)/(кг/мм2) [1]; (2.3) 5) безразмерная скорость 0 v v v δ π = = ((мм/с)·мм)/(мм2/с) [1]; (2.4) этот комплекс соответствует числу или критерию рейнольдса; 6) объединенный комплекс: v v hb vσ ∂ σ δ π = ⋅ [1]; (2.5) 7) гомологическая температура в контакте: c т пл t t π = °с/°с [1]. (2.6) 30. на третьем этапе метода тпр 1) из эксперимента устанавливается зависимость между безразмерными комплексами, играющими роль критериев подобия; 2) в качестве основной формы зависимости между безразмерными критериями выбираем функцию вида: 0 nm kw w du v k ds hb v  σ δ = ε       ; (2.7) 3) задавшись базовыми значениями определяющих величин, 0, ,hb vδ δδ проводим испытания и принимаем зависимость (2.7) в форме: m n kw w du k v ds ′= σ ε ; (2.8) 4) в качестве первого варианта модели можно принять 1ε = (сухой песок), , 1v v nδ= = , тогда mw w du k ds ′= σ . (2.9) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 106 3. контактное взаимодействие цилиндра, покрытого резиной и плоскости с учетом абразивного износа 3.1. общая постановка задачи 10. расчетная схема 1) рассматривается контактное взаимодействие жесткого вращающегося цилиндра радиуса r , покрытого неизнашивающимся слоем резины и жесткой изнашиваемой плоской поверхностью. между цилиндром и плоскостью располагается тонкий слой абразива (песок), так, что на распределение давлений абразив не отказывает существенного влияния. 2) в процессе изнашивания плоскости функция пути трения. при этом давление ( )sσ меняется размер 2a образующейся площадки контакта. так, что ( )a s также непрерывно изменяется. 3) ставится задача по результатам испытаний определить параметры ,wk m модели изнашивания (2.9). 3.2. математическая постановка задачи: 1) допущение: будем полагать, что в любой момент времени и пути трения распределение давления по площадке контакта ( )sσ равномерным; 2) тогда условие равновесия в контакте может быть записано в виде: ( ) 2 ( )q s a s в= σ = , (3.1) или ( ) 2 ( ) q s a s в σ = ; (3.2) 3) из геометрических соотношений условие сплошности в контакте может быть записано в виде ( ) ( )wu s u s= , (3.3) или 2 ( ) 2w a s u r = ; (3.4) 4) наконец закономерность изнашивания в каждой точке контакта принимаем в дифференциальной форме типа (2.9): mw w du k ds = σ , (3.5) или в интегральной форме при давлении независимом от пути трения: m w wu k s= σ , (3.6) где ,wk m − параметры модели, подлежащие определению; 5) полагаем, что из эксперимента определена зависимость размера a площадки контакта от пути трения: ( )a a s= , (3.7) в частности при 0( 0) 0a s a= = = зависимость ( )a s представлена в виде степенной функции: ( )a s csβ= . (3.8) таким образом, общая постановка контактной задачи о взаимодействии с износом цилиндра и плоской поверхности описывается системой уравнений равновесия (3.2) сплошности в контакте (3.4) изнашивания в точке (3.5) экспериментальной зависимости (3.8) задача состоит в определении параметров ,wk m из этой системы. 3.3. решение обратной контактной задачи при условии 0 0a = : 1) интегрируя (2.14) по пути трения при давлении ( )sσ , зависящем от пути трения, получаем: 0 ( ( )) s m w wu k s ds= σ∫ ; (3.9) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 107 2) подставляя (3.2) и (3.4) в (3.9), получаем: 2 ( ) ( / 2 ) 2 ( )w m a s q в k ds r a s = ∫ ; (3.10) 3) с учетом зависимости (3.8) из (3.10) имеем: 2 2 ( / 2 ) 2 m w m m c s q в k ds r c sβ β = ∫ ; (3.11) 4) после интегрирования получаем одно нелинейное уравнение с двумя неизвестными ,wk m : 2 2 1 2 ( /(2 )) 1 m m m w c s s rk q в m + β −β = − β ; (3.12) 5) из условия выполнимости этого уравнения при любых значениях пути трения s следует решение в виде: 2 1 mβ = − β , (3.13) отсюда 1 2 m − β = β , (3.14) 6) второй параметр модели wk определяем с учетом (3.14) из (3.12): 2 ( /(2 )) m w m c k r q в + β = . (3.15) 3.4. решение прямой контактной задачи при условии 0 0a ≠ 10. постановка задачи 1) прямая контактная задача состоит в определении размера ( )a s площадки контакта при заданных параметрах ,wk m модели изнашивания и пути трения s для изнашиваемых точек плоскости; 2) математическая постановка прямой задачи состоит из модели изнашивания в форме (3.5) 3) mw w du k ds = σ ; (3.5) 4) условия сплошности типа (3.4): 2 ( ) 2w a s u r = ; (3.4) 5) условия равновесия типа (3.2): ( ) 2 ( ) q s a s в σ = . (3.2) 20. решение прямой задачи состоит из следующих этапов: 1) дифференцируя условия сплошности (3.4) по пути трения s , имеем: ( ) ( )w du da s a a ds rds = ; (3.16) 2) приравнивая (3.5) и (3.16), имеем: ( ) ( )mw da s k a a rds σ = , (3.17) отсюда: ( ) ( )m w a s da s rk ds σ = , (3.18) 3) далее, приравнивая (3.18) и (3.2), получаем: 2 m w q a da aв rk ds   =    , (3.19) или 1 ( /(2 )) m m w a da q aв rk ds + = = ; (3.20) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть i. теоретические основы метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 108 4) это обыкновенное дифференциальное уравнение с разделяющимися переменными; 5) интегрируя (3.20), получаем: 2 ( /(2 )) 2 m m w a q aв rk s c m + = + + , (3.21) 6) при ( 0) 0a s = = имеем 0c = , имеем решение: 2 ( 2)( / 2 )m m wa m q в rk s + = + ; (3.22) 7) при 0( 0) 0a s a= = ≠ 2 0 2 ma c m + = + ; (3.23) 8) решение (3.21) принимает вид: 2 2 0 ( 2)( / 2 ) m m m wa a m q в r s + +− = + . (3.24) 3.5. решение обратной задачи для случая 0 0a ≠ 1) для определения двух параметров ,wk m модели при использовании одного уравнения (3.24) два уравнения можно получить, записав его для двух точек: 1 1 2 2( , ), ( , )a s a s ; 2) система двух уравнений имеет вид: 2 2 1 0 1 2 2 2 0 2 ( 2)( /(2 )) ; ( 2)( /(2 )) ; m m m w m m m w a a m q в k s a a m q в k s + + + + − = +   − = +  (3.25) 3) из решения этой системы получаем одно нелинейное алгебраическое уравнение относительно параметра m 2 1 0 1 2 2 0 2 ( / ) 1 ( / ) 1 m m a a s a a s + + − = − ; (3.26) 4) решая это уравнение численно итерационным методом находим параметр m ; 5) второй параметр находим, например, из первого уравнения (3.25): 2 2 1 0 1( 2)( / 2 ) m m w m a a k m q в s + +− = + . (3.27) выводы по части i 1. выполнен анализ состояния метода испытаний на абразивный износ по схеме бринелляховарта (br hv). 2. из анализа следует, что традиционно по методу br hv получают данные для приближенного сравнения абразивной износостойкости металлов о незакрепленный абразив; модели изнашивания при этом не строятся. 3. предложена безразмерная многофакторная обобщенная модель абразивного изнашивания незакрепленным абразивом. 4. на основе решений прямой и обратной контактных задач для взаимодействия цилиндра и плоскости с износом получены расчетные зависимости для определения параметров модели изнашивания металла незакрепленным абразивом. 5. определена принципиальная процедура испытаний и определение параметров моделей изнашивания. 6. пример практического применения методики испытаний и определения параметров модели приведен в части ii работы. литература 1. хрущев м.м., бабичев м.а. абразивное изнашивание. – м.: наука, 1970. – 251 с. 2. куксенова л.и., лантева в.г., колмаков а.г., рыбакова л.м. методы испытаний на трение и износ. – м.: интермет, 2001. – 152 с. 3.комбалов в.с. методы и средства испытаний на трение и износ конструкционных и смазочных материалов / справочник. м.: машиностроение, 2008. – 384 с. 4. добровольский а.г., кошеленко п.и. абразивная износостойкость материалов. к.: техника, 1989. – 128 с. 5. те многоцелевой анализатор абразивного истирания «песок на колесе». – internet. soctrede.com/equipment. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_dovgal.doc структура и триботехнические свойства детонационных покрытий на основе системы sic-al2o3 в паре со стальным контртелом… проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 6 довгаль а.г. национальный авиационный университет, г. киев, украина e-mail: 270579@ukr.net структура и триботехнические свойства детонационных покрытий на основе системы sic-al2o3 в паре со стальным контртелом без смазочных материалов удк 629.045 (045) исследована структура покрытий из композиционного материала, содержащего износостойкую составляющую sic-al2o3 и металлическую связку на основе железа полученную в результате размола композиции в стальных барабанах, полученных детонационным методом на среднеуглеродистых сталях. изучены триботехнические характеристики полученных покрытий в условиях трения без смазочных материалов на воздухе, определены особенности и закономерности механизмов их изнашивания. ключевые слова: покрытие, керамика, смачивание, намол, детонационное напыление, износостойкость. введение проблема повышения износои коррозионной стойкости деталей машин является актуальной в условиях эксплуатации оборудования при высоких скоростях и нагрузках. перспективными для таких условий работы являются керамические материалы, которые обладают высокой стойкостью в условиях интенсивного изнашивания и к воздействию агрессивных сред. этим требованиям удовлетворяют керамические композиты на основе карбида кремния и оксида алюминия, которые обладают высоким уровнем физико механических свойств, а также являются недорогими и недефицитными материалами. анализ последних исследований и публикаций карбидокремниевые композиционные материалы могут применяться, как в виде компактных изделий [1], так и в качестве покрытий на поверхности деталей, работающих в узлах трибосопряжений. преимущество применения керамических материалов в качестве покрытий заключается в локальном их использовании на трущихся поверхностях, что приводит к существенной экономии этих материалов. для нанесения газотермическими методами керамических порошковых композиционных материалов на стальные поверхности необходимо введение в шихту металлической составляющей, которая обеспечивала бы адгезионное сцепление керамики со стальной подложкой и когезионное сцепление между фазами покрытия. введение металлической связки в керамическую композицию также существенно снижает энергозатраты и упрощает поиск оптимальных режимов нанесения покрытий. износостойкой составляющей композита для нанесения детонационных покрытий выбрана керамика sic-al2o3, испытанная ранее в качестве компактного керамического материала и обладающая высоким уровнем триботехнических характеристик, как в паре со стальным [1], так и в паре с керамическим [2] контртелами. введение металлической связки традиционным образом представляет определенные технологические трудности, которые заключаются в низкой стойкости карбида кремния в металлических расплавах и интенсивном его взаимодействии с образованием силицидов. так, было установлено, что упрочняющая карбидокремниевая фаза сохраняется без химических превращений при обеспечении удовлетворительного смачивания только в интерметаллидах [3], так как присутствие других элементов в металлической связке пассивирует химическую активность расплава. в результате этого исследования было разработано износостойкое покрытие на основе sic–al2o3 со связкой на основе ni–al, которое было нанесено газотермическими методами и показало высокий уровень триботехнических свойств [4]. принимая во внимание упомянутые выше особенности структурообразования карбидокремниевых композитов с металлической связкой был предложен новаторский подход в плане введения металлической связки в композицию sic-al2o3, а именно, получение металлических добавок в процессе размола и перемешивания этой композиции в стальных барабанах и стальными размольными телами, что позволило ввести в композит железо, которое не смачивает эту систему, но за счет масштабного фактора (размера частиц) и снижения температуры синтеза удалось получить керамику, которая показала высокий уровень триботехнических свойств как в паре со стальным [5], так и в паре с керамическим контртелом [6]. поэтому большой научный интерес представляет применение этой композиции в качестве износостойких покрытий на среднеуглеродистых сталях [7 9]. в качестве метода нанесения покрытий был избран детонационный метод напыления, который позволяет получать высокоплотные покрытия, и характеризуется низким температурным воздействием на деталь и порошковую композицию. mailto:270579@ukr.net структура и триботехнические свойства детонационных покрытий на основе системы sic-al2o3 в паре со стальным контртелом… проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 7 цели исследования получение износостойких покрытий из системы (sic-al2o3)-fe детонационным методом напыления, испытание этих покрытий на износостойкость без смазочных материалов и определение механизмов их изнашивания. материалы и методика проведения испытаний предварительно порошки оксида алюминия (ту 6-09-2486-77) средний размер которых составлял 40-45 мкм и карбида кремния средним размером 45-50 мкм марки 64с (гост 26 327 84) концентрации 50 % sic – 50 % al2o3 перемешивали в стальных барабанах со стальными размольными телами в планетарной мельнице «санд-1» в среде ацетона в стальных барабанах на протяжении 32 часов. полученную шихту сушили и просеивали через сито. методами химического анализа определяли количество намола железа, которое составило 19,3 % масс. полученную шихту прессовали при температуре 1540 ос для конгломерирования компонентов керамики с металлической связкой, затем шихту размалывали и просеивали до размера частиц менее 63 мкм. покрытия наносили на детонационной установке: «днепр-3м», на которой определяли оптимальные режимы нанесения детонационных покрытий по толщине и сплошности покрытия. для полученной композиции были определены следующие режимы. рабочий газ – смесь с2н2-о2. расход с2н2 – 30 дел, о2 – 70 дел. подача порошка – 30 дел. продувка ствола после окончания цикла – воздух. транспортирующий газ – воздух скорострельность – 4 выстрела в секунду. диаметр пятна – 22 мм. дистанция напыления 170 мм. покрытие наносилось на пластину для анализа адгезии, остаточных напряжений и металлографических исследований – толщина 175 мкм, время нанесения 10 секунд. нанесение на пальцы для машины трения «плоскость плоскость» толщина 300 мкм – время нанесения 20 секунд. структуру детонационных покрытий из композиционного материала (sic – al2o3)fe исследовали методом электронной микроскопии на растровом электронном микроскопе рэм-106и и на дифракционном рентгенофазовом анализаторе дрон-3.0. композиционное детонационное покрытие из системы (sic-al2o3)-fe, испытывали на машине трения по схеме плоскость плоскость в паре со стальным контртелом, без смазочных материалов (по методике описанной в [2]) в диапазоне скоростей скольжения 2 7 м/с и нагрузок 2 6 мпа. поверхности трения образцов с покрытием исследованы на растровом электронном микроскопе рэм-106и. а б в рис. 1 – электронные фотографии детонационного покрытия системы (sic-al2o3)-fe, ув. 300: а – в отраженных электронах; б – во вторичных электронах; в – топография поверхности структура и триботехнические свойства детонационных покрытий на основе системы sic-al2o3 в паре со стальным контртелом… проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 8 результаты исследования общая морфология покрытия представлена на рис. 1, в трех снимках: в отраженных (рис. 1, а); во вторичных (рис. 1, б) и топографическом исследовании поверхности (рис. 1, в). из первого снимка можно сделать вывод, что покрытие представляет собой гетерофазный слой толщиной 150 мкм, состоящий из трех фаз и плотно прилегающий к стальной подложке. адгезия этого покрытия составляет 7 мпа. во вторичных электронах (рис. 1, б) на снимке белым цветом выделяются фазы, которые имеют металлическую структуру (в покрытии около 15 20 %), так как они обладают большей проводимостью и являются самым интенсивным источником вторичных электронов. топографическое исследование поверхности среза покрытия дает представление и пористости покрытия которая составляет менее 1 %. микроструктура покрытия (рис. 2) представляет собой композиционный материал, состоящий из матрицы на основе оксида алюминия, в которой равномерно распределены частицы sic. рис. 2 – микроструктура полученных детонационных покрытий из системы (sic–50%al2o3) – fe с указанием участков микрорентгеноспектрального анализа возможные поры в керамике заполнены фазами на основе железа состав которых, соответствует силицидам и силикатам железа (табл. к рис. 2). это подтвердил и рентгенофазовый анализ, который обнаружил в покрытии фазы sic, al2o3, fe1,34si0,66, fe3si, fe2sio4. толщина покрытий изменяется в пределах 150 170 мкм. размер керамических включений изменяется в пределах от 3 до 10 мкм. так как ранее была исследована износостойкость компактной керамики этого состава [5, 6] и композиционного покрытия на основе sic-al2o3 c металлической связкой на основе интерметаллида ni3al [4], то и детонационные карбидокремниевые покрытия системы (sic-al2o3)-fe были испытаны на износостойкость в условиях, которые описаны в этих работах для определения условий применимости полученных новых покрытий. триботехнические испытания проводились по двум схемам: при постоянной нагрузке 2 мпа, изучали влияние скорости трения и при постоянной скорости 7 м/с, исследовали влияние нагрузки на интенсивность изнашивания и коэффициенты трения соответственно. результаты триботехнических испытаний композиционных детонационных покрытий при постоянной нагрузке показали, что с увеличением скорости интенсивность изнашивания уменьшается с 33,3 мкм/км при скорости испытаний 2 м/с до 27,3 мкм/км при 7 м/с. эти значения более чем в два раза превосходят результаты испытания стальных образцов (рис. 3). коэффициенты трения при испытании покрытий в зависимости от скорости трения изменяются в пределах от 0,31 до 0,28. испытания образцов с покрытиями при постоянной скорости 7 м/с показали (рис. 3), что с увеличением нагрузки интенсивность изнашивания незначительно увеличивается с 14,6 мкм/км при р = 2 мпа до 27,4 мкм/км при р = 4 мпа. при давлении 5 мпа покрытие отслаивается полностью со стальной поверхности, повидимому имеет место адгезионный отрыв. интенсивность изнашивания стальных образцов с увеличением нагрузки резко возрастает с 41,6 мкм/км до 61 мкм/км. таким образом, при наиболее жестких условиях испытания интенсивность изнашивания образцов с покрытиями в два раза меньше, чем этот показатель у образцов из закаленной стали 45 (рис. 3). интенсивность изнашивания контртела при испытаниях не превышала 10 мкм/км. спектр c o al si fe спектр 1 47,53 52,47 спектр 2 41,11 57,89 спектр 3 54,02 45,98 спектр 4 53,03 46,97 спектр 5 33,66 76,34 спектр 6 19,23 80,77 спектр7 0,03 45,18 14,65 40,14 спектр8 0,04 98,99 структура и триботехнические свойства детонационных покрытий на основе системы sic-al2o3 в паре со стальным контртелом… проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 9 рис. 3 – зависимость интенсивности изнашивания от скорости (а) и нагрузки (б): 1 – детонационное покрытие системы (sic-al2o3)-fe; 2 – закаленная сталь 45 для объяснения полученных результатов поверхности трения образцов с покрытием полученных в экстремальных условиях трения покрытия (v = 7 м/с, р = 6 мпа) были исследованы на электронном микроскопе рэм-106и. структура зоны трения композиционных покрытий представляет собой двухфазную систему, состоящую из двух участков (рис. 4). темные участки представляют собой системы оксидов кремния, алюминия и железа с включениями свободного углерода, что подтвердил дополнительно проведенный рентгенофазовый анализ. светлые участки представляют собой низшие оксиды железа, перенесенные с поверхности контртела. также на этой поверхности были обнаружены участки адгезионного отрыва покрытия от подложки (спектры 5 и 6 рис. 4). рис. 4 – микроструктура ×120 участка дорожки трения детонационного покрытия с указанием участков микрорентгеноспектрального анализа таким образом, в результате анализа поверхностей трения композиционного покрытия по стальному контртелу без смазочных материалов можно констатировать реализацию окислительного механизма изнашивания и формировании на поверхности трении стекловидных пленок тройных оксидных систем: оксидов алюминия, кремния и железа. наличие свободного углерода, выделившегося в результате окисления карбида кремния существенно снижает коэффициен трения полученных покрытий. а пределы износостойкости покрытия определяются особенностями напряженно деформированного состояния системы «покрытие-подложка», и определяются адгезионными свойствами покрытия к стальной поверхности. этот недостаток может быть устранен применением подслоя или изменением методов нанесения покрытия, что может быть предметом дальнейших исследований. спектр c o al si fe спектр 1 16,08 33,44 12,45 12,89 25,14 спектр 2 10,07 31,14 20,86 10,77 27,16 спектр 3 52,12 47,88 спектр 4 54,02 45,98 спектр 5 0,03 99,99 спектр 6 0,04 98,99 структура и триботехнические свойства детонационных покрытий на основе системы sic-al2o3 в паре со стальным контртелом… проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 10 выводы 1. получены новые композиционные металлокерамические детонационные покрытия системы (sic – al2o3) – fe на среднеуглеродистой стали. структура этих покрытий представляет собой композиционную керамическую матрицу al2o3 в которой равномерно распределены зерна sic и включения фаз на основе железа типа силицидов и силикатов толщина покрытия варьируется в пределах 150 300 мкм. 2. исследованы триботехнические характеристики детонационных покрытий в широком диапазоне нагрузочно-скоростных параметров, установлено, что при наиболее жестких принятых режимах испытаний (р = 4 мпа и v = 7м/с) интенсивность изнашивания покрытия составляет 27,4 мкм/км, что в 2 раза превышает износостойкость стали. установлены механизмы изнашивания этих покрытий и предельные нагрузочно-скоростные режимы износостойкости этих покрытий. литература 1. уманский а.п., довгаль а.г., панасюк а.д., костенко а.д. влияние состава и структуры керамики на основе карбида кремния на механизмы изнашивания. // порошковая металлургия. – 2012. – № 7/8. – с. 92-102. 2. уманский а.п., довгаль а.г., костенко а.д. влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении в паре с керамическим контртелом. // проблеми трибології. – 2011. – № 3. – с. 81-88. 3. панасюк а.д., уманский а.п., довгаль а.г. исследование контактного взаимодействия керамики sic-al2o3 с никелем, алюминием и никель-алюминиевыми сплавами // адгезия расплавов и пайка материалов. – 2010 – № 43. – с. 55-63. 4. уманский а.п., довгаль а.г., кисель в.м., евдокименко ю.и. структура и закономерности изнашивания покрытий из композиционных металлокерамических материалов системы (sic–al2o3)–(ni– al) // сверхтвердые материалы. – 2012. – № 2. – с. 49-57. 5. уманский а.п., довгаль а.г., субботин в.и., тимофеева и.и., мосина т.в., полярус е.н. влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе sic– al2o3 // порошковая металлургия. – 2013. – № 3/4. – с. 92-100. 6. довгаль а.г. влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов системы sic–al2o3 в паре с керамическим контртелом // проблеми трибології. – 2012. – №1. – с. 20-26. 7. лахин а.в. процессы получения композиционных материалов и покрытий на основе карбида кремния химическим газофазным осаждением из метилсилана при относительно низких температурах и давлениях // дисс. на соиск. уч. степени. к.т.н., по спец. 05.16.06 порошковая металлургия и композиционные материалы – м.: 2006. – 140 с. 8. филонов к.н., курлов в.н., классен н.в., кудренко е.а., штейнман э.а. особенности свойств наноструктурированных карбидокремниевых пленок и покрытий, полученных новым способом // известия ран. – серия физическая. – 2009. – том 73. – № 10. – с. 1457-1459. 9. фараджаллах м.а. износостойкость детонационных покрытий на основе карбида кремния, содержащих молебдат свинца // проблеми техніки – № 3. – 2009. –с. 40-46. поступила в редакцію 15.10.2013 структура и триботехнические свойства детонационных покрытий на основе системы sic-al2o3 в паре со стальным контртелом… проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 11 dovgal a. g. structure and tribotechnical properties of the detonation coatings based on the components sic-al2o3 together with the steel counterbody without lubricants. in a principally new way the ceramic-metal composition material based on the components sic-al2o3 which contains the metallic constituent of the iron, not introduced in to the initial batch mixture in form of powder, and that is acquired in result of batch mixture components grinding in the steel vessels with steel milling bodies has been acquired. the acquisitions possibility of gas-flame coatings made of this ceramic-metal substance on the steel items for their superficial repair and reinforcement has been investigated. optimal modes of these coatings depositions of this material by detonation method have been found. using the method of electron microscopy and focused-beam microscopy, x-ray spectrometry analysis and x-ray phase analysis the structure of the coatings made of the composition material containing the wearproof component sic-al2o3 and metallic bound of iron acquired in a result of batch mixture grinding in the steel vessels on the mild carbon steel has been studied. the tribotechnical properties of the coatings within the friction conditions without lubricants in air together with steel counterbody have been researched and application limits of the acquired coatings have been found. using the methods of electron microscopy the friction surfaces of the acquired coating have been researched and features and regularities of their wear mechanism have been detected. key words: coating, ceramics, wetting, millings, detonation deposition, wear resistance. references 1. a. p. umanskii, a. g. dovgal’, a. d. panasyuk, and a. d. kostenko effect of the composition and structure of silicon carbide composites on wear mechanisms // powder metallurgy and metal ceramics, vol. 51, nos. 7-8, november, 2012pp. 447-455. 2. umanskyi a. p., dovgal a. g., kostenko a. d. influence of composition and structure of silicon carbide composites on wear resistance and their wear mechanisms during friction together with a ceramic counterbody // problems of tribology. – 2011. № 3. – p.р. 81– 88. 3. panasyuk a. d., umansky a. p., dovgal a. g. research of contact interaction of ceramic sic-al2o3 with nickel, aluminium and nickel-aluminium alloys. // adhesion of melts and materials soldering. – 2010. – №43. – p.p. 55–63. 4. a. p. umanskii, a. g. dovgal’, v. m. kisel’, and yu. i. evdokimenko structure and wear regularities of coatings from composite metal-ceramic materials of the sic–al2o3–ni–al system // journal of superhard materials. – 2012. – vol. 34. – no. 2. – pp. 110–117. 5. a. p. umanskii, a. g. dovgal’, v. i. subbotin, i. i. timofeeva, t. v. mosina and e. n. polyarys effect of grinding time on the structure and wear resistance of sic–al2o3ceramics // powder metallurgy and metal ceramics, vol. 52, nos. 3-4, july, 2013pp. 189-196. 6. dovgal a. g. influence of grinding time on a structure and wear resistance of ceramic materials on the basis of the system sic-al2o3 together with a ceramic counterbody // problems of tribology. – 2012. – №1. – p.p. 20-26. 7. lakhin a. v. acquisition processes of composition materials and coating based on the silicon carbide using the chemical heterophase deposition from methyl-silane having comparatively low temperatures and pressures // degree thesis of candidate of engineering on specialty 05.16.06 powder metallurgy and composition materials. – м.: 2006. – 140 p. 8. fylonov k. n., khurlov v. n., klassen n. v., khudrenko ye. a., shteynman e. a. properties features of nano-structured silicon carbide films and coatings, acquired in the new way // proceedings of russian academy of sciences. physical series. 2009, vol. 73, no 10, p.p. 1457–1459. 9. farajallakh m. a. wear resistance of the detonation coatings based on the silicon carbide alloyed by lead molybdate // problems of engineering, № 3. – 2009, p.p. 40-46. 8_matviishin.doc триботехнічні властивості електродугових металізаційних покриттів із псевдосплавів типу fe-cu-al проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 50 матвіїшин є.м. запорізький національний технічний університет (e-mail: kulikovski@meta.ua) триботехнічні властивості електродугових металізаційних покриттів із псевдосплавів типу fe-cu-al удк 621.793 вивчені тріботехнічні властивості трикомпонентних fe-cu-al покриттів, напилених електродуговим способом із застосуванням композитного залізо-мідного і суцільного алюмінієвого дротів. показано, що при роботі в умовах високих контактних тисків і обмеженої подачі мастила, такі псевдосплави відзначаються кращими тріботехнічними характеристиками та більш високими адгезійними властивостями у порівнянні з двокомпонентними залізо-алюмінієвими. ключові слова: металізаційні покриття, псевдосплави, зносостійість, міцність зчеплення, напруження в покриттях. покриття із псевдосплавів, що складаються із часток різних матеріалів, переважно застосовують для підвищення працездатності деталей в умовах тертя ковзання [1 3]. такі покриття доцільно наносити методом електродугової металізації із застосуванням різнотипних дротів. напилені шари відзначаються високою працездатністю навіть в умовах, коли відсутній мастильний клин у зоні тертя, що має місце при низьких швидкостях ковзання і високих контактних тисках, характерних для умов роботи важко навантажених вузлів тертя. найбільш поширеними покриттями, що використовуються для цієї мети, є псевдосплави типу fe-al і cu-al [1,2,4]. у роботі [4] було показано, що залізо-алюмінієві псевдосплави з 25 30 % al відзначаються більш високою працездатністю у порівнянні з мідно-алюмінієвими при великих навантаженнях у вузлах, де має місце переважно лінійний контакт між поверхнями тертя і високі значення контактних тисків. у циліндричних сполуках з обмеженою подачею мастила кращі тріботехнічні властивості мають мідноалюмінієві псевдосплави. внутрішні напруження у мідно-алюмінієвих покриттях значно менші у порівнянні з напруженнями у залізо-алюмінієвих псевдосплавах, що дозволяє наносити cu-al шари більшої товщини на плоскі та увігнуті поверхні виробів, а також забезпечувати більш надійну роботу напилених деталей. однак, слід зазначити, що мідно-алюмінієві псевдосплави, які містять 25 30 % al і 70 75 % cu, значно переважають за вартістю залізо-алюмінієві. тому метою даної роботи було дослідження тріботехнічних властивостей трикомпонентних fe-cu-al псевдосплавів для визначення придатності та доцільності їх застосування при нанесенні антифрикційних шарів на поверхню деталей, що працюють в умовах високих контактних тисків і обмеженої подачі мастила. напилення псевдосплавів системи fe-cu-al електродуговими металізаційними апаратами можна здійснювати з використанням трикомпонентних композитних дротів типу fe-cu-al, або із застосуванням одного двокомпонентного композитного і одного суцільного дротів у таких поєднаннях: 1) композитний fe-al і суцільний мідний; 2) композитний cu-al і суцільний залізний; 3) композитний fe-cu і суцільний алюмінієвий. процес виготовлення композитних дротів з тонкою оболонкою і великим коефіцієнтом заповнення потребує багатьох перетягувань через велику кількість фільєр з малим перепадом діаметрів, у зв’язку з чим є трудомістким і малопродуктивним. враховуючи це, для електродугового напилення псевдосплавів fe-cu-al було вирішено не використовувати трикомпонентні композитні дроти, а також двокомпонентні з мідною або алюмінієвою оболонкою. з технологічної точи зору, з урахуванням трудомісткості виготовлення композитних дротів і стабільності їх розпилення стандартними електрометалізаторами, при застосуванні в якості другого електрода суцільного дроту, найбільш придатним для нанесення fe-cu-al покриттів виявилось використання композитного залізо-мідного і суцільного алюмінієвого дротів. напилення покриттів з використанням зазначених дротів здійснювали електрометалізаційним апаратом эм-12 на режимах, що забезпечували стабільний процес їх розпилення при тиску повітря 0,5 мпа і дистанції 150 мм. у процесі досліджень тріботехнічні властивості нанесених шарів оцінювали за результатами визначення їх зносостійкості, величини моменту тертя і схильності до розвитку процесів схоплювання при роботі у парі з роликом із сталі 45 в умовах високих контактних тисків і обмеженої подачі мастила крапельним способом. зносостійкість покриттів визначали при випробуванні зразків з циліндричною робочою поверхнею за схемою вал-обойма і зразків з плоскою робочою поверхнею за схемою лінійного контакту. випробування проводили на машині 2070 смт-1 роликом діаметром 50 мм при відносній швидкості ковpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:kulikovski@meta.ua) http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні властивості електродугових металізаційних покриттів із псевдосплавів типу fe-cu-al проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 51 зання 0,392 м/с і навантаженнях 2480 н/см і 4800 н/см. випробування за схемою вал-обойма проводили при навантаженнях на поверхню зразка 12 мпа та 16 мпа. інтенсивність зношування визначали за величиною об’ємних втрат зразка на 1 м шляху тертя [4]. у процесі випробувань визначали також коефіцієнт тертя і схильність до розвитку процесів схоплювання зі стальним роликом після припинення подачі мастила [4]. міцностні властивості напилених псевдосплавів оцінювали за результатами вимірювання їх твердості, міцності зчеплення з поверхнею виробу і величини внутрішніх напружень у напиленому шарі [5]. з метою визначення найбільш прийнятного складу двокомпонентного залізо-мідного дроту, який доцільно використовувати при напилені псевдосплавів типу fe-cu-al, були вивчені тріботехнічні і міцностні властивості залізо-мідних покриттів, напилених композитними дротами з різним вмістом міді. результати досліджень засвідчили, що залізо-мідні псевдосплави, напилені композитними дротами зі стальною оболонкою, найбільш високу зносостійкість при випробуваннях за схемою лінійного контакту показують при вмісті міді 20 30 % (рис. 1), а в умовах циліндричного контакту – при вмісті міді у складі дроту в межах 30 50 %. ⁄ і ⁄ hrb 10 20 30 40 50 60 70 0 20 40 60 80 100 вміст cu, % ін т ен си вн іс т ь зн ош ув ан ня , і ∙1 0 6 м м 3 / м 30 35 40 45 50 55 60 т ве рд іс т ь h r b ⁄ σ ⁄ р 10 12 14 16 18 20 0 20 40 60 80 100 вміст cu, % м іц ні ст ь зч еп ле нн я р, м па 2 3 4 5 6 7 н ап ру ж ен ня σ , м п а рис. 1 – вплив вмісту міді у складі композитного дроту на твердість і зносостійкість металізаційних покриттів в умовах лінійного контакту при навантженні 2480 н/см рис. 2 – міцність зчеплення з основою і внутрішні напруження у залізо-мідних покриттях, напилених композитними дротами при такому ж складі дроту fe-cu псевдосплави відзначаються мінімальною величиною коефіцієнта тертя і максимальною стійкістю до розвитку процесів схоплювання після припинення подачі мастила. внутрішні напруження у залізо-мідних покриттях, що містять всього 20 % cu, майже у три рази менші у порівнянні із стальними покриттями і є близькими за величиною до напружень у чисто мідних напилених шарах (рис. 2). максимальна міцність зчеплення спостерігається у покриттях з 40 % cu. при цьому, вони всього на 5 10 % перевищували міцність покриттів з 25 30 % міді. на підставі отриманих результатів для подальшого напилення трикомпонентних fe-cu-al псевдосплавів використовували композитний дріт з оболонкою зі сталі 08 кп і сердечником із міді м1 при співвідношенні fe:cu = 3:1, що відповідає складу дроту fe75cu25, де цифри відображають відповідно вміст заліза та міді. нанесення трикомпонентних покриттів з різним вмістом алюмінію здійснювали шляхом одночасного розпилення композитного fe75cu25 і суцільного алюмінієвого дротів при різних масових швидкостях їх подачі в зону плавлення, що досягали за рахунок використання різного співвідношення діаметрів дротів. у процесі напилення псевдосплавів тиск повітря і відстань до поверхні зразків підтримували на постійних, раніше вказаних рівнях, при значеннях напруги дуги, які забезпечували стабільний процес розпилення дротів. результати випробувань показали, що збільшення вмісту алюмінію у складі псевдосплава зменшує твердість напилених шарів (рис. 3). відсутність екстремуму на графіку твердості свідчить про малу імовірність утворення в напиленому шарі відчутної кількості інтерметалідних фаз у результаті взаємодії алюмінію з залізом та міддю. підвищення вмісту al до 30 40 % позитивно впливає на зносостійкість покриттів в умовах високих контактних тисків при зношуванні плоских зразків (рис. 3). подібна залежність має місце і при зношуванні зразків з циліндричною поверхнею. при цьому, за абсолютною величиною втрати при зношуванні циліндричних зразків були близькими до втрат зразків з плоскою поверхнею, що свідчить про високу працездатність таких псевдосплавів у різних умовах випробувань. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні властивості електродугових металізаційних покриттів із псевдосплавів типу fe-cu-al проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 52 ⁄ і ⁄ hrb 0 20 40 60 80 100 120 140 0 20 40 60 80 100 вміст al, % ін т ен си вн іс т ь зн ош ув ан ня , і ∙1 0 6 м м 3 / м 0 10 20 30 40 50 60 70 т ве рд іс т ь h r b рис. 3 – вплив вмісту al у трикомпонентних fe-cu-al покриттях на їх твердість і зносостійкість в умовах лінійного контакту при навантаженні 2,4 × 105н/м наявність алюмінію в трикомпонентному fe-cu-al псевдосплаві в кількості 30 40 % сприяє зменшенню коефіцієнта тертя на 15 20 % у порівнянні з двокомпонентними fe-cu покриттями і на стільки ж збільшує час до розвитку процесів схоплювання після припинення подачі мастила. максимальна міцність зчеплення має місце при 20 40 % алюмінію (рис. 4) і відчутно перевищує аналогічний показник у двокомпонентних fe-al псевдосплавах. внутрішні напруження в покриттях при введенні 30 40 % алюмінію дещо збільшуються, але вони є у 2,5 рази меншими порівняно з напруженнями у двокомпонентних fe-al псевдосплавах, напилених композитними залізо-алюмінієвими дротами. це забезпечує можливість нанесення трикомпонентних fe-cu-al шарів значної товщини на плоскі та увігнуті поверхні виробів, що істотно розширить терени застосування антифрикційних металізаційних покриттів для роботи у важко навантажених вузлах тертя. для відносної оцінки працездатності псевдосплавів типу fe-al і fe-cu-al у порівнянні з відлитими і напиленими матеріалами із бронзи бр оцс 4-4-3 було проведене випробування на зношування стальним роликом плоских і циліндричних зразків при різних навантаженнях. відносну зносостійкість ε визначали через співвідношення інтенсивності зношування jв зразка із бронзи до інтенсивності зношування jн напиленого зразка. результати даних експериментів наведені у табл. 1. ⁄ р ⁄ σ 10 14 18 22 26 30 0 20 40 60 80 100 вміст al, % м іц ні ст ь зч еп ле нн я р , м па 2 3 4 5 6 7 н ап ру ж ен ня σ , м п а рис. 4 – міцність зчеплення і внутрішні напруження у трикомпонентних fe-cu-al покриттях, напилених композитним fe75cu25 і суцільним алюмінієвим дротами pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні властивості електродугових металізаційних покриттів із псевдосплавів типу fe-cu-al проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 53 результати випробувань свідчать, що псевдосплави типу fe-cu-al значно переважають за зносостійкістю ливарну бронзу і напилене бронзове покриття. особливо істотно ця перевага проявляється при високих контактних тисках, а також в умовах обмеженого доступу мастила в зону тертя, як це має місце у тихохідних циліндричних сполученнях зношуваних поверхонь. таблиця 1 відносна зносостійкість ε електродугових металізаційних покриттів відносна зносостійкість ε в умовах лінійного контакту при навантаженнях покриття, отримане розпиленням дротів 2480 н/см 4800 н/см циліндричного контакту при навантаженні 12 мпа 60 % композитного дроту fe75cu25 і 40 % алюмінієвогo дроту (fe45cu15al40) 6,2 10,8 12,6 двокомпонентних дротів fe60al40 5,0 7,6 10,2 двох бронзових дротів бр оцс 4-4-3 1,5 1,7 2,4 у реальних умовах експлуатації вузлів тертя, в залежності від конкретних геометричних розмірів деталей, форми їх робочих поверхонь, величини навантаження і способу подачі мастила, чисельні значення цих співвідношень можуть змінювався, але загальна закономірність зберігатиметься. висока зносостійкість, хороші адгезійні і міцностні властивості псевдосплаву fe-cu-al, напиленого композитним fe75cu25 і суцільним алюмінієвим дротами, а також можливість отримання таких шарів значної товщини на плоских і увігнутих поверхнях виробів дозволяють рекомендувати його широке застосування для нанесення антифрикційних шарів на поверхню деталей важко навантажених вузлів тертя. висновки 1. трикомпонентні fe-cu-al псевдoсплави, напилені з використанням композитного fe75cu25 і суцільного алюмінієвого дротів, які містять 15-18% cu і 30-40% al, відзначаються більш високими тріботехнічними характеристиками у порівнянні з двокомпонентними fe-al покриттями при роботі в умовах високих контактних тисків і обмеженої подачі мастила. 2. внутрішні напруження у таких покриттях є значно меншими в порівнянні з напруженнями у залізо-алюмінієвих псевдосплавах, що підвищує надійність роботи напилених деталей і дає можливість наносити шари більшої товщини на плоскі та увігнуті поверхні виробів. література 1. красниченко а.в. современная технология металлизации распылением. – м.: трудрезерв, 1967. – 232 с. 2. смольников а.п. антифрикционные покрытия из псевдосплавов // труды рисхм, – ростовна-дону, 1959. – с. 53-57. 3. восстановление и повышение износостойкости и срока службы деталей машин // под ред. попова в.с. – запорожье, изд-во мотор – сич, 2000. – 394 с. 4. матвейшин е.н. прочностные и триботехнические свойства железо-алюминиевых и медно алюминиевых металлизационных покрытий // проблемы трибологии. – 2009. – №4. – с. 54-57. 5. хасуй а.техника напыления. – м.: машиностроение, 1975. – 288 с. поступила в редакцію 27.03.02.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнічні властивості електродугових металізаційних покриттів із псевдосплавів типу fe-cu-al проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 54 matviishin e.m. tribotechnical properties of electroarc metallic coverages from pseudoalloys as fe-cu-al. in this work investigation tribo technical and properties of durability of pseudoalloys, nebulized by electro-arc method with the use of composite fe-cu and continuous aluminium wire. in the process of leadthrough of researches determined their firmness against a wear in the conditions of friction of sliding at the limited serve of greasing and high contact pressures, and also propensity to development of grasping processes after stopping of serve of greasing. properties of durability of the nebulized layers were estimated on results measuring of their hardness, durability of tripping with the surface of good and size of internal tensions in coverages. it was set that three component fe-cu-fl coverages differ the best tribo by technical properties as compared to two by the component fe-al pseudoalloys, nebulized composite wires, and also greater durability of tripping and less in size internal tensions. it allows to inflict the layers of considerable thickness on the flat and concave surfaces of wares and provide their reliable work at high pressures in the area of contact of the attended surfaces. comparative tests of capacity of the cast bronzes, and also standards with metallization bronze layers and coverages from the pseudoalloy of type of fe45cu15al40 rotined that napylennye bronze coverages had in 1,5 2,4 time more high wearproofness as compared to the cast bronzes, and three-component pseudoalloys have in 6 12 times less losses at a wear by comparison to the cast bronze of br ocs 4-3. keywords: metallization coverages, pseudoalloys, wearproofness, tripping durability, tensions in coverages. references 1. krasnichenko a.v. sovremennaja tehnologija metallizacii raspyleniem. m, trudrezerv, 1967. 232 p. 2. smolnikov a.p. antifrikcionnye pokrytija iz psevdosplavov. trudy rishm. rostov-na-donu. 1959. pp. 53-57. 3. popov v.s. vosstanovlenie i povyshenie iznosostojkosti i sroka sluzhby detalej mashin. zaporozh'e. motor – sich. 2000. 394 p. 4. matvejshin e.n. prochnostnye i tribotehnicheskie svojstva zhelezo-aljuminievyh i medno aljuminievyh metallizacionnyh pokrytij. problemy tribologii. 2009. no 4. pp. 54-57. 5. hasuj a.tehnika napylenija. m. mashinostroenie. 1975. 288 p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_krishtopa.doc моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 65 криштопа с.и. ивано-франковский национальный технический университет нефти и газа, г. ивано франковск, украина е-mail: retes@mail.ru моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 удк 621.891 для моделирования энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях предложены эквивалентные электрические схемы, имитирующие распределение тепловых потоков в их элементах при электромеханическом фрикционом взаимодействии, а также энергетические уровни поверхностных и подповерхностных слоев накладок при разомкнутом состоянии элементов трения. ключевые слова: микровыступы пар трения, пятно контакта, электрические и тепловые токи; термическое и электрическое сопротивление, электрическое моделирование, эквивалентные электрические схемы. введение в первой части материалов публикации нашли отражение следующие вопросы: физическое подобие фрикционного взаимодействии пятен контактов микровыступов; динамическое подобие подсистемы фрикционного взаимодействия пятен контактов микровыступов; физическое подобие фрикционного взаимодействия "обод тормозного барабана накладки колодок" барабанно-колодочного тормоза автомобиля. задача определения распределения тепловых потоков между парами трения при электротермомеханическом трении, а также определения остаточной энергонагруженности поверхностных и подповерхностных слоев полимерных накладок в паузах между торможениями требует применения электрического моделирования, исходя из аналогии дифференциальных уравнений теплопроводности и электропроводности. цель работы – разработка эквивалентных электрических схем, моделирующих распределение тепловых потоков в паре трения "металл полимер" при электротермомеханическом фрикционном взаимодействии, а также энергетические уровни поверхностных и подповерхностных слоев накладок при разомкнутом состоянии элементов трения. постановка проблемы механизм трибоэлектризации и формирования трибоэдс при фрикционном взаимодействии полимерных композиционных материалов с механическими контртелами связан с изменением разности работ выхода электронно-ионной смеси из металла и полимера в условиях внешнего трения и, соответственно, с изменением величины трибоэдс. исследованию контактного взаимодействия пар трения тормозных устройств (рис. 1, а, б) посвящена работа [1]. пары трения работают в интервале температур ниже допустимой для материалов фрикционной накладки. при этом рассмотрено так называемое внешнее электрическое поле, которое возникает вследствие возникновения разности температур ( )21 tt − и, как следствие, разности потенциалов ( )21 ϕ−ϕ . таким образом, в зонах межконтактного взаимодействия с сопротивлениями 1r и 2r возникает термоэлектродвижущая сила (термоэдс) ( )te . а б рис. 1 – контактное фрикционное взаимодействие микроучастков поверхностей трения: а – барабанно колодочного тормоза; б – ленточно колодочного тормоза; i и ii – металлический и полимерный элементы трения mailto:retes@mail.ru моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 66 в зазоре между парами трения расположен конденсатор с емкостью c , который способствует формированию разрядных токов во внешнем электрическом поле. при этом контактная разность потенциалов в паре трения в значительной степени зависит от работы выхода электронов из рабочей поверхности металлического элемента трения (обода шкива или барабана). рассмотренные схемы электрических схем, в которых снизу (рис. 1, а) и сверху (рис. 1, б) прижимается полимерная накладка к металлическому фрикционному элементу. особое внимание заслуживают исследования, выполненные а.л. жариным [2], касающиеся статических экспериментальных исследований нагруженности поверхностей тел: а – "гладкая шероховатая"; б – "шероховатая гладкая" (рис. 2, а, б). а б рис. 2 – статические экспериментальные исследования нагруженности поверхностей тел: а – "гладкая шероховатая"; б – "шероховатая гладкая" из полученных графических зависимостей следует: в первом случае работа выхода электронов остается постоянной до удельного давления в 1,0 мпа, после чего резко увеличивается; что касается шероховатости микровыступов ( )ar , то их величина тоже остается постоянной до p = 1,0 мпа, после чего резко падает; во втором случае работа выхода электронов остается постоянной величиной до p = 0,6 мпа, после чего резко увеличивается до давления p = 1,2 мпа; что касается шероховатости микровыступов ( )ar , то их величина тоже остается постоянной до p = 0,6 мпа, после чего резко увеличивается. в данном исследовании классические законы трения не действуют. эффект дистанционного управления системой "металл полимер металл" [3] касается эффекта переключения в полимерной пленке, индуцированного в таких условиях, при которых область изменения внешнего воздействия (импульсной нормальной силы) и область изменения электропроводности в полимерной пленке пространственно разделены. для исследований был выбран эффект переключения, индуцированный изменением граничных условий в системе "металл полимер металл", что привело к плавлению одного из электродов. в результате этого, вследствие резкого изменения эффективной работы выхода электронов металла вблизи критической температуры, происходит перераспределение поверхностного заряда в приконтактной области полимера. таким образом, переход полимера в высокопроводящее состояние вызван изменением положения уровня ферми металла (эффективной работы выхода электронов) в точке фазового перехода, то аналогичного результате можно достичь, если между металлом, претерпевающим фазовый переход, и полимерной пленкой поместить другой металл, стабильный в заданном интервале температур. в такой ситуации все структурно-механические изменения (изменение агрегатного состояния, стрикционные явления и т.п.) в первом металле могут быть конструктивно подавлены с помощью второго металла. данный эффект представляется возможным использовать при оценке емкости и заряда конденсатора, образованного поверхностями разомкнутых пар трения. моделирование распределения тепловых потоков тепловые и электрические процессы при внешнем трении играет решающую роль в изменении траектории пятен контактов микровыступов в процессах их разрушения. как правило, при нагревании увеличивается интенсивность физико-химических процессов, явлений и эффектов, ухудшаются прочностные характеристики материалов в тонких поверхностных и подповерхностных слоях, т.е. стимулируются процессы, связанные с аккумулированием и поглощением теплоты. вынужденное охлаждение способствует процессам, при которых теплота выделяется. с точки зрения электронно-ионной теории на моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 67 пятнах контактов микровыступов наблюдаются процессы поляризации и деполяризации, изменяя при этом энергетические уровни поверхностных слоев металлополимерных пар трения. исследования сложного комплекса связей процесса трения, в котором для конкретных условий устанавливается равновесная шероховатость с минимальным динамическим коэффициентом трения и интенсивностью изнашивания, т.е. определенное термодинамическое равновесие, целесообразно вести методами моделирования. учитывая известную аналогию дифференциальных уравнений теплопроводности и электропроводности [4, 5], возможность воспроизводить нестационарные температурные поля при различных граничных условиях и различном характере распределения источников применяется электрическое моделирование. теплота генерируется в элементах фрикционных связей, принадлежащих телу i и ii (рис. 3). полагая, что генерация электрических и тепловых токов происходит вследствие деформации и адгезионного взаимодействия элементов фрикционной связи из различных материалов и с разными геометрическими параметрами, рассматривается задача распределения тепловых потоков при двух генераторах теплоты, разделенных некоторым электрическим и тепловым сопротивлением фрикционного контакта. выражение для определения контактного, электрического и термического сопротивления фрикционных пар приводится в работах [6, 7]. рис. 3 – фрикционные связи в паре трения «металл (i) – полимер (ii)»: q – тепловые потоки; r1, r2 – сопротивление элементов пары; rα1, rα2 и rm1, rm2 – теплоотдача от поверхностей: трения и их торцов; r1, r2 – радиусы микровыступов; λ, c, γ – коэффициенты теплопроводности, теплоемкость и плотность материалов при электрическом моделировании распределения тепловых потоков в случае несимметричной задачи внешнего трения приняты следующие допущения: на номинальной поверхности трения тепловой поток распределен равномерно; рассматривается линейный тепловой поток; не учитывается теплоотдача от боковых поверхностей и излучение тел в окружающую среду. модель схемы распределения тепловых потоков, представленную на рис. 4, можно преобразовать в эквивалентную модель (рис. 5). рис. 4 – электрическая схема, моделирующая распределение тепловых потоков в паре трения "металл полимер": e(t) – источники напряжения (разности температур); c – конденсаторы рис. 5 – эквивалентная электрическая схема, моделирующая распределение тепловых потоков в паре трения "металл полимер": z – физико-механические свойства материалов; i – удельные тепловые потоки; ik – дополнительный тепловой поток; i – рассеиваемые тепловые токи два источника напряжения ( )te (разности температур) представляют собой сумму элементов (локальных разностей температур), напряжение на которых не зависит от тока (удельного потока), проходящего через источник. внутренние сопротивления источников z′и z ′′ характеризуют внутренние параметры генераторов и определяют соотношение между мощностью, отводимой во внешнюю электрическую (тепловую) цепь, и мощностью, рассеиваемой в самом генераторе. моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 68 сопротивления 1r и 2r являются неизменными для конкретной конструкции пары трения. сопротивления 1α r и 2α r , характеризующие теплоотдачу от поверхности трения тела i и ii, и 1m r , 2m r – теплоотдачу от внешних торцов тел в окружающую среду, зависят от условий их обмывания средой, характеристик трения и для стационарных условий также являются неизменными. тепловые сопротивления кr , z′и z ′′ определяются физико механических характеристиками материалов в тонком поверхностном и подповерхностных слоях и микрорельефом поверхностей трения. в процессе трения происходит постоянное разрушение микронеровностей с образование новых и упрочнение разупрочнение материалов. следовательно, кr , z′и z ′′ в процессе трения могут меняться с определенной направленностью. распределение тепловых потоков в установившемся режиме трения и изнашивания относится к термодинамике равновесного состояния. из второго закона термодинамики следует, что термодинамический необратимый процесс происходящим течением направлен в сторону максимума энтропии. с физической точки зрения представляется возможным рассматривать трение как процесс удовлетворяющий принципу минимальных необратимых сил, т.е. для устойчивых систем должна быть максимальная скорость работы диссипации, отвечающая максимальной скорости порождения энтропии [8]. при частичной самооптимизации процесса трения он должен оптимизироваться в том же направлении. в начале процесса трения, когда два тела (системы) взаимодействуют, температура kt1=β (где k – постоянная больцмана) и потенциал планка сα (мера стремления электронов и ионов покинуть области, в которых они находятся) для первой системы отличаются от тех же величин для второй системы. поэтому происходит подстройка распределений энергии, состава и экстенсивных характеристик поверхностных и подповерхностных слоев (массы, объема, энтропии) с тем, чтобы энтропия достигла максимума, при котором 21 β=β , 21 сс α=α [9]. на электрической модели это условие приводит к тому, что поток, проходящий через сопротивление нейтрального фрикционного контакта, будет равен нулю. отношение электрических токов или рассеиваемых тепловых токов можно записать: k k ii ii i i + − = 2 1 2 1 . (1) величина генерируемых удельных тепловых потоков определяется в виде: fnvi ε=1 , ( ) fnvi ε−= 12 , (2) где f – динамический коэффициент трения; v – скорость скольжения; n – импульсная нормальная нагрузка; ),( 21,2,1 αα ε=ε rrгг – коэффициент распределения тепловых потоков между трущимися телами [7] в функции постоянных упругости и среднеарифметических отклонений профиля шероховатостей. дополнительный обменный тепловой поток находим по формуле: k k rzz zizi i ++ − = 21 2211 . (3) подставив выражения (2), (3) в (1) и производя некоторые преобразования, получим: ( ) k k rz rz q q ε−+ ε+ = α α− = 1 1 1 2 1 2 . выражение (3) показывает, что 0=ki , если: 1 2 2 1 z z i i = . (4) если выполняется условие (4), то отсутствует дополнительный обменный тепловой поток, вызванный электрическим током, через контакт ( )0=ki , а генерируемые электрические токи 1i и 2i равны тепловым потокам в нагрузках 1i и 2i , соответственно, т.е.: ε− ε == 11 2 1 2 z z q q . (5) моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 69 таким образом, условием отсутствия температурного скачка при внешнем трении является пропорциональность генерируемых удельных тепловых потоков тел и их полных тепловых проводимостей, что соответствует определенному отношению равновесных шероховатостей пары трения (например, "полимер металл") в квазистационарных условиях. заметим, что при моделировании распределения тепловых потоков двух полуограниченных тел, имеющих тепловую изоляцию с боковых сторон, за сопротивление z необходимо брать сопротивление однородной линии с распределенными параметрами λ1~r и γcc ~ . величина его определяется в виде [3] cjrz b ω= . тогда отношение тепловых потоков, определяемое по формуле (5), запишем следующим образом: 222 111 1 2 1 2 γλ γλ == c c z z q q b b . полученное выражение совпадает с формулой ф. шаррона, которой часто пользуются для квазистационарных условий трения, когда 1 3 ≈вк . при отсутствии обменного теплового потока между трущимися поверхностями каждый из источников со своей нагрузкой можно рассматривать как самостоятельную термодинамическую систему, максимум скорости порождения энтропии которой также достигается при максимальном рассеивании мощности. на электрической модели передача максимума мощности и нагрузки достигается при равенстве полных сопротивлений нагрузки источника [8], т.е.: zz ′=1 , zz ′′=2 . (6) физическую картину этого явления при трении вероятно можно объяснить так. на пятнах контактов микровыступов формируется топография микрогеометрии с различным типом контактов (омический, блокирующий и нейтральный). однако за счет естественного отбора для каждого из условий трения устанавливается и воспроизводятся типы контактов, как обеспечивающие максимальную передачу внутренней энергии от поверхности трения в глубину тела, максимум энтропии и ее скорости прохождения (выполнение условий (5) и (6), так и остающейся внутренней энергии во втором теле, что и способствует возникновению состояния термодинамического равновесия. в этом случае изменение физико-механических свойств и микрогеометрия в соответствии с принципом ле-шателье должно быть направлено на увеличение теплового сопротивления материалов в тонких слоях, подвергающихся активной деформации. анализ возможных изменений величины внутреннего сопротивления показывает, что для разных материалов и конструкций пар трения за счет коэффициента теплопроводности и изменения шероховатости достижения равенств сопротивлений (6) невозможны. проведем рассуждения в несколько другом плане. представим, что известны термическое и электрическое сопротивление между телами, проводящими через поверхностные шероховатости. проводимость единичной круговой площадки равна ka2 , где k – объемная проводимость; a – размер зоны контакта. общая проводимость границы раздела равна, следовательно, aknak 22 =∑ , где n – число пятен контактов микровыступов тел; a – средний размер зоны контакта. последний сохраняется приблизительно постоянным, в то время как число пятен n возрастает пропорционально нагрузке, тем самым подтверждая, что суммарная проводимость возрастает пропорционально нагрузке. законы трения требуют, чтобы общая площадь контакта ( )2∑ a возрастала пропорционально номинальным контактным удельным нагрузкам; эксперименты по определению проводимости требуют, чтобы ∑ a возрастала пропорционально нагрузке. есть только один простой путь, чтобы оба этих условия были выполнены одновременно при так называемом принципе суперпозиции – средний контактный размер a должен сохранятся постоянным, а число пятен действительного контакта n должно возрастать пропорционально нагрузке. образование вторичных структур на поверхности трения, например, окислов, сульфидов с малым коэффициентом теплопроводности, позволяет обеспечить выполнение условий (6) и выйти системам на максимум скорости порождения энтропии. полученные выражения (5), (6) позволяют объяснить явление оптимизации микрорельефа поверхностей трения, следствием которого и наблюдается постоянство микрорельефа приработанных поверхностей, а также зависимость его параметров от условий трения (характеристик трения, теплоотдачи от поверхностей трения и теплопередачи через тела трения). однако моделировать необходимо не только распределение тепловых потоков между телами при электротермомеханическом трении, но и оценивать энергетический баланс рабочих поверхностей в ин моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 70 тервалах времени между торможениями, поскольку его уровень накладывает отпечаток на последующие торможения. на рис. 6 проиллюстрирована эквивалентная электрическая схема поверхностного и подповерхностных слоев полимерной накладки. рис. 6 – эквивалентная электрическая схема поверхностного и подповерхностного слоев полимерной накладки: u – напряжение в цепи; c0, q0 – емкость и заряд собственного поля между микровыступами; cэ, qэ; cu, qu; cдр, qдр; cир, qир; cэр, qэр; cм, qм; cрез, qрез; ccn, qcn – соответственно емкости и заряды, отвечающие различным механизмам поляризации: электронной, ионной, дипольно-релаксационной, ионно-релаксационной, электронно-релаксационной, миграционной, резонансной и спонтанной; r – сопротивления, эквивалентные потерям энергии при указанных механизмах поляризации; rиз – шунтированное сопротивление изоляции значение емкости конденсатора в полимерной накладке и накопленных в ней электрических зарядов обусловлены многообразием механизма поляризации, которые различны у разных накладок и могут иметь место одновременно у одной и той же накладки. эквивалентную схему для поверхностных и подповерхностных слоев полимерной накладки, в которых наблюдаются различные механизмы поляризации, можно представить в виде ряда подключенных параллельно к источнику напряжения u (разность потенциалов между разомкнутыми поверхностями тел) конденсаторов (образованных боковыми поверхностями микровыступов поверхностного слоя накладки), как показано на рис. 6. при этом емкости конденсаторов, приведенной эквивалентной электрической схемы, шунтированы сопротивлением шr , представляющим собой сопротивление тела накладки току сквозной электропроводности. закономерная зависимость распределения тепловых потоков от тепловых сопротивлений, физико-механических свойств и параметров микрорельефа поверхностей трения будет раскрыта в специально поставленных экспериментах, результаты которых найдут отражение в третьей части публикации. выводы таким образом, предложенные эквивалентные электрические схемы, позволяющие реализовать электрическое моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения барабанноколодочных тормозов автомобилей не только в периоды электротермомеханического трения, но и в периоды пауз между торможениями. литература 1. свереденюк а.и. акустические и электрические методы в триботехнике / а.и. свереденюк, н.к. мишкин, т.ф. калмыкова [и др.] // минск: наука и техника, 1987. – 280 с. 2. жарин а.л. кинетические и физико-химические процессы в тонких поверхностных слоях металлов и сплавов при трении скольжения: дисс….докт. техн. наук: 05.02.04 / жарин анатолий леонидович. – минск, 1994. – 366 с. 3. колесников в.и. теплофизические процессы в металлополимерных трибосистемах / в.и. колесников. – м.: наука, 2003. – 279 с. 4. крагельский и.в. трение и износ / и.в. крагельский. – м.: машиностроение, 1986. – 480 с. 5. основы трибологии / под ред. чичинадзе а.в. – м.: машиностроение, 2001. – 664 с. 6. шлыков ю.п. контактное термическое сопротивление / ю.п. шлыков, е.а. ганин, с.н. царевский. – м.: энергия, 1977. – 328 с. 7. измайлов в.в. контакт твердых тел и его проводимость / в.в. измайлов, м.в. новоселов. – тверь: изд-во тгту, 2010. – 112 с. 8. джонсон к. механика контактного взаимодействия / к. джонсон. – м.: мир, 1989. – 508 с. поступила в редакцію 22.04.2014 моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 71 kryshtopa s.i. design of the power loading of metallic polymer friction pairs at stand conditions. рart 2. at heating of pairs of friction strong descriptions of materials get worse in thin superficial and subsuperficial layers and the processes related to accumulation and absorption of warmth are intensified. from point of electronic-ionic theory there are the processes of polarization and depolarization on the spots of contacts of micro ledges here the power levels of superficial layers of metal polymer pairs of friction change and an equilibrium roughness with the minimum dynamic coefficient of friction and intensity of wear is set, so certain thermodynamics equilibrium. it is expedient to conduct researches of such difficult complex of communications of process of friction by the methods of design. taking into account the known analogy of differential equalizations of heat conductivity and conductivity, possibility to reproduce the unstationary temperature fields at different scope terms and different character of distributing of sources the electric design is used. for the design of energy loading of metal polymer pairs of friction equivalent electric charts, imitating distributing of thermal streams in their elements at electro mechanic friction co-operation and also power levels of superficial and subsuperficial layers of protective straps, at a secret is broken being of elements of friction are offered in stand terms. key words: micro ledges of pairs of friction, spot of contact, electric and thermal currents; thermal and electric resistance, electric design, equivalent electric charts. references 1. sveredenyuk a.i., mishkin n.k., kalmikova t.f. [and other]. acoustic and electric methods in trybotechnique.. minsk: science and technique, 1987. 280 p. 2. garin a.l. kinetic and physical and chemical processes in the thin superficial layers of metals and alloys at friction of sliding: diss..dokt. tehn. sciences: 05.02.04. garin anatoliy leonid. minsk, 1994. 366 p. 3. kolesnikov v.i. warmphysics processes in metal polymer trybosystem. m.: science, 2003. 279 p. 4. kragelskiy i.v. friction and wear. m.: mashinostroenie, 1986. 480 p. 5. bases of trybology. under red. chichinadze a.v. m.: mashinostroenie, 2001. 664 p. 6. shlikov yu.p., ganin e.a., tsarevskiy s.n. contact thermal resistance. m.: energy, 1977. 328 p. 7. izmaylov v.v., novoselov m.v. contact of solids and its conductivity. tver: publishing house tgtu, 2010. 112 p. 8. dgonson k. mechanic contact co-operation/ to. dgonson. m.: mir, 1989. 508 p. 2_stechishin.doc зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 12 стечишин м.с., форкун в.в., береговий а.і., білик ю.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах постановка проблеми одним із перших і найважливіших методів підвищення кавітаційно-ерозійної стійкості деталей є раціональний вибір матеріалів та їх термообробка. проведені дослідження показали [1, 2], що такий підхід забезпечує суттєве підвищення кавітаційної зносостійкості, особливо при врахуванні корозійної стійкості металу в заданому середовищі. так, використання високолегованих нержавіючих сталей, титану та його сплавів дозволяє більше аніж в 3 рази підвищити кавітаційну зносостійкість деталей обладнання в нейтральних, кислих і лужних середовищах харчових виробництв [1, 3]. внаслідок того, що процеси руйнування при кавітаційному зношуванні розвиваються в тонких поверхневих шарах, доцільно забезпечити високу корозійну і кавітаційну зносостійкість саме цих шарів. проведені дослідження показали [4], що кращими захисними властивостями в умовах кавітаційного руйнування поверхонь мають карбідні покриття. доцільним також є застосування іонного азотування конструкційних сталей і чавунів, зокрема для підвищення кавітаційної зносостійкості в середовищах хлориду натрію [5]. проведені дослідження [6] також вказують на перспективність застосування термоциклічної обробки (тцо) вуглецевих сталей з погляду підвищення їх корозійної стійкості, кавітаційної зносостійкості з переважним впливом корозійного фактора руйнування і, частково, при багато цикловому поверхневому корозійно-втомному руйнуванню при суттєвому впливу корозії на сумарний механо-хімічний знос. з іншого боку корозійна стійкість, а в багатьох випадках і повна хімічна інертність по відношенню до агресивних середовищ, зумовила інтерес дослідників і практиків до застосування полімерів для виготовлення деталей, що працюють в умовах тертя та кавітації. попри ряд суттєвих переваг полімерів, їх застосування обмежується нижчими, порівняно з металами, фізико-механічними характеристиками та їх низькою температурною стійкістю. поєднання переваг металевих сплавів і полімерів можна досягти шляхом нанесення на металеві поверхні полімерних покриттів [7]. таким чином, в даній роботі розглядається питання впливу тцо, іонного азотування і полімерних покриттів на кавітаційно-ерозійну зносостійкість поверхонь конструкційних сталей. методика проведення досліджень для проведення кавітаціно-ерозійних випробувань використана установка з магнітострикційним вібратором (мсв), у якій в ємності для робочих середовищ змонтовано два охолоджувальних контури з рівнонаправленими витками спіралей [8]. при цьому, температура поверхні зразків залишається постійною на протязі всього часу проведення випробувань, а її відхилення знаходиться в межах ± 2 °с. термоциклічну обробку сталей 45, 15х і 40х проводили «маятниковим» і середньо температурними способами. при «маятниковій» тцо зразки із сталі 45 нагрівали до температури на 30 … 50 °с, а для сталей 15х і 40х на 50 … 70 °с вище точки ас1 і охолоджували на повітрі на 50 … 70 °с нижче точки аr1. швидкість нагрівання становила 5,8 … 6,7 °к/с, а охолодження – 2 … 6 °к/с. кількість циклів термообробки для сталі 45 становила 4 … 6, а для сталей, легованих хромом – 7 … 9 циклів. зразки із сталей 15х і 40х при «маятниковій» і середньо температурній тцо нагрівали до температур на 50 … 70 °с вище точки ас1 і охолоджували до температур на 30 … 50 °с нижче точки аr1 на повітрі, а при середньо температурній тцо остаточне охолодження проводили у воді. іонне азотування нормалізованих і термоцикльованих зразків сталей 45 і 40х проводили на установці безводневого азотування в азото-аргонному середовищі (75 % n2 і 25 % ar) за режимами і і іі. для режиму і: температура t = 500 °c, робочий тиск в камері р = 200 па і для режиу іі: t = 560 °c, p = 90 па. час іонного азотування в обох випадках 6 год. полімерні покриття наносили на зразки зі сталі 45 нормалізованої. на шліфовану і обезжирену поверхню електростатичним методом наносили шар полімеру при е = 1,0 кв/см для поліпропілену і при е = 2,0 кв/см для фторопласту ф4 (тефлон). час нанесення покриття становив τ = 5 ... 10 хв. в роботі [5] встановлено, що оптимальна товщина покриття на металлах з точки зору антикорозійних властивостей складає 200 … 250 мкм. тому товщина досліджуваних покриттів становила: для поліпропілену біля 200мкм, а для фторопласту – 250 мкм [5]. вибір покриттів з поліпропілену пп2 та фторопласту ф4 ґрунтувався на результатах раніше проведених досліджень [6]. електростатичний метод нанесення полімерних покриттів є найбільш поширений внаслідок можливості формування рівномірного покриття, товщину якого можна регулювати в широких межах. у pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 13 ванні (робочій камері) вібровихровим методом створюється кип’ячий шар, який знаходиться під дією коронного розряду електричного поля високої напруги. в зоні корони проходить іонізація повітря з передачею електричного заряду аерозольним частинкам. при розміщенні в кип’ячому шарі заземленого холодного зразка на його поверхні під дією електричних сил осідають негативно заряджені частинки полімеру. після чого покриття обплавлюється в муфельній печі при температурі t = 200 … 210 °с для поліпропілену пп2, та t = 250 … 280 °с для фторопласту ф4 [5]. дослідження кавітаційно-ерозійної зносостійкості проводили на установці з магнітострикційним вібратором (мсв), яка комплектується ультразвуковим генератором уздн-а [6]. температура робочого середовища підтримувалася в межах 20 ± 2 °с, амплітуда коливань вібратора а = 53мкм, частота f = 22 кгц при потужності ультразвукового випромінювання генератора р = 150 вт. випробування проводили в нейтральному середовищі (3 %-розчин nacl в дистильованій воді), кислому (na2hpo4 – 10 г/л + + c6h8o7 – 5г/л) та лужному (cao – 250 г/л + 15 % цукрози від маси cao) середовищах. результати досліджень та їх обґрунтування твердість сталей після маятникової тцо залишається практично незмінною порівняно з їх твердістю після нормалізації. після середньотемпературної тцо твердість сталі 45 дещо збільшується. так, твердість за брінелем (нв) зростає з 175 до 188 одиниць після середньотемпературної тцо, тобто приблизно на 7 %. аналогічне, незначне підвищення твердості у випадку середньотемпературної тцо дістали і для сталі 40х, яка становила біля 230 нв після тцо і 215 нв після нормалізації. аналіз механічних характеристик конструкційних сталей після тцо свідчить, що для сталей 45 і 40х границя міцності на розрив зменшується, але одночасно підвищуються характеристики пластичності: границя текучості σт, відносне видовження δ і відносне звуження перерізу ψ. відбувається також зближення характеристик міцності σв і σт, що є позитивним чинником з точки зору міцності металів. найбільш структурно чутливою характеристикою виявилася ударна в’язкість руйнування ан, яка суттєво підвищується в результаті маятникової (від 1,9 до 3,14) і середньотемпературної (від 2,4 до 3,87 разів) тцо. аналіз отриманих даних вказує на те, що оптимальне число циклів для маятникової обробки сталі 45 nопт = 5 … 6 і nопт = 7 … 9 для сталей 15х і 40х при маятниковій і середньотемпературній тцо. саме за стабілізованим значенням ударної в’язкості знаходили для кожної сталі nопт, а далі інші механічні характеристики, що наведені в табл. 1. власне аналогічний підхід рекомендовано в роботах [1, 2]. дослідженнях малоциклової втоми показало (рис. 1), що найбільше значення границі витривалості маємо в лужному середовищі як для нормалізованих так і для термоцикльованих зразків, а найнижче значення в кислому середовищі (яблучний сік). при цьому значення витривалості в лужному середовищі перевищують значення показників витривалості на повітрі. підвищення малоциклової довговічності в лужному середовищі порівняно з довговічністю в нейтральному, кислому середовищах та на повітрі пояснюється утворенням гідрооксидного шару на поверхні, який перешкоджає доступу кисню в зону деформації і нівелює розклинюючу дію оксидів. таблиця 1 механічні характеристики сталей після тцо маятникова тцо середньотемпературна тцо σв σт δ ψ ан × 104 σв σт δ ψ ан × 104 сталь мпа % дж/м2 мпа % дж/м2 45 58 592 364 357 6,25 4,20 58 6,45 132 68 377 537 377 537 0,24 4,20 8,57 6,45 163 68 15х 573 550 402 375 31 27 62 57 147 73 580 550 408 375 34 27 64 57 212 73 40х 802 865 520 515 7,13 6,10 69 44 254 81 816 865 529 515 5,12 6,10 78 44 314 81 чисельник – нормалізація; знаменник – термоциклічна обробка. електрохімічні дослідження, зокрема аналіз поляризаційних кривих показав, що поряд із зміцненням встановленого потенціалу в позитивну область для зразків після тцо, порівняно з нормалізованими, відбувається розширення пасивної зони. так, пасивна зона для термоцикльованих зразків сталі 45 становить від 1,0 до 0,2 в у розчині хлориду натрію, не поступаючись корозійній стійкості нормалізованої сталі 45 в жорсткій воді. крім того, в анодній і катодній областях поляризаційних кривих кут їх нахиpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 14 лу до осі абсцис для зразків після тцо менший ніж для нормалізованих. останнє свідчить про зменшення швидкості протікання корозійних процесів. крім того, струми корозії для зразків сталі 45 після тцо порівняно з нормалізованими в 1,23 та 1,52 менші при випробуваннях в жорсткій воді і розчинах хлориду натрію [2]. інтенсивні електрохімічні процеси розчинення сталей в кислому середовищі приводять до утворення великої кількості концентраторів напружень, які знижують втомну міцність як нормалізованих так і термоцикльованих зразків (прямі 4 і 8 на рис. 1). в розчинах хлориду натрію з меншою, порівняно з кислим середовищем, корозійною активністю малоциклова довговічність сталі підвищується. однак, зі збільшенням амплітуди циклічної деформації вплив агресивності середовища на довговічність послаблюється і при ε ≥ 3,5 % для термоцикльованих і ε ≥ 3,0 % для нормалізованих зразків проходить зрівнювання їх довговічності на повітрі і в корозійному середовищі (рис. 1) [4, 7, 8]. враховуючи втомну природу зношування досліджували багатоциклову втомну довговічність термоцикльованих зразків в корозійно – активних середовищах. як показали проведені дослідження (рис. 2) багатоциклова втомна витривалість сталі 40х після середньотемпературної тцо порівняно з нормалізацією зросла на повітрі з σ -1 = 160мпа до σ -1 = 187мпа, тобто на 17 %, а в розчинах хлориду натрію з σ -1 = 124 мпа до σ -1 = 156 мпа, або на 26 %.отримані результати можна пояснити тим, що при тцо зростає корозійна стійкість і це зростання тим вище чим вища корозійна активність середовища. в результаті зменшується кількість “корозійних” центрів концентраторів напружень. великий вплив на втомну витривалість, можливо основний, має підвищення характеристик пластичності сталей після тцо, а особливо ударної в’язкості. (табл. 1). при циклічному навантаженні зразків в рідкому середовищі відповідно з гідродинамічною теорією поширення ударних хвиль, ударно – хвильові явища в значній мірі визначають інтенсивність і співвідношення пружної і пластичної деформації поверхневих шарів металів. вплив середовища при цьому проявляється в зміні поверхневої енергії металу, що утруднює або полегшує розрядку дислокацій в поверхневому шарі. рис. 1 – малоциклова довговічність сталі 40х після маятникової тцо (1 … 4) і після нормалізації (5 … 8) в середовищах: 1, 5 – лужне з рн = 12; 2, 6 – на повітрі; 3, 7 – нейтральне (3 % ний розчин nacl з ph7); 4, 8 – кисле (яблучний сік з рн 6,5) рис. 2 – багатоциклова витривалість сталі 40х на повітрі: після середньотемпературної тцо – 1, після нормалізації – 2 і в 3 % ному розчині nacl: 3 – після нормалізації, 4 – після середньо-температурної тцо при тривалому навантаженні (багатоциклова витривалість аσ << тσ ) і при малоцикловій витривалості, особливо при аσ > тσ , вже з перших циклів навантаження дислокації утворюють скупчення. при дії зовнішнього напруження σа і сил взаємодії з іншими дислокаціями, в головці скупчення виникають напруження, що перевищують міцність на зсув – проходить порушення суцільності, виникнення мікротріщин. мікротріщини утворюються в об’ємах металу, де густина дислокацій досягає критичного значення [5]. утворення мікротріщин сприяє стоку до них дислокацій, викликаючи розміцнення шару. кількість мікротріщин з часом зростає, що приводить до більш інтенсивного розміцнення внаслідок зменшення довжини пробігу дислокацій. при цьому переміщення скупчень дислокацій до мікротріщин може відновити діяльність раніше не працюючих джерел дислокацій, що викликає зростання густини лінійних дефектів і зменшення швидкості розміцнення [5]. σ-1, мпа pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 15 таким чином, циклічна міцність металів пропорційна енергоємності їх поверхневих шарів, яка визначається енергією, що витрачається на деформацію і тріщиноутворення металу до моменту утворення магістральних тріщин руйнування. для сталей після тцо енергія ударної в’язкості ан значно більша (табл. 1) і відповідно тривалість циклу зміцнення поверхневих шарів значно довша, а сам цикл зміцнення – розміцнення також триваліший у часі. саме тому маємо вищі характеристики витривалості зразків після тцо при їх випробуваннях на повітрі і в середовищі хлориду натрію. при цьому багатоциклова витривалість зразків на повітрі перевищує її значення в корозійно – активному середовищі як при нормалізації так і при їх тцо. відомо, що деформування і руйнування матеріалів при одночасній дії середовища, особливо корозійно – активного середовища, проходить при значно менших механічних напруженнях [6, 7]. дослідження проведені методом фмр показали [8], що при випробуваннях в розчинах хлориду натрію різної концентрації спостерігається зменшення, порівняно з випробуванням у воді, максимуму розширення лінії фмр, а також зміна кінетики зміцнення і розміцнення. значне зменшення максимальної густини дислокацій в розчинах хлориду натрію пов’язане, очевидною, з пониженням енергії поверхневого бар’єру при адсорбції на поверхні металів хлор – іонів і полегшенням виходу дислокацій на поверхню. тому і знижуються характеристики довговічності сталей при малоцикловому і багатоцикловому навантаженні не лише в розчинах хлориду натрію, але і в кислому середовищі. кавітаційно-ерозійна стійкість визначалася за втратами маси зразків шляхом зважування на аналітичних вагах. результати досліджень усереднювались за значеннями 3 ... 5 дослідів. коефіцієнт варіації відхилення даних – 12 %. аналіз отриманих даних (табл. 2) показує, що термоцикльовані зразки мають вищу корозійну стійкість в статичних умовах (без кавітації) порівняно з нормалізованими в жорсткій воді і в 3 % му розчині хлориду натрію. струм корозії після тцо в жорсткій воді в 1,23, а в розчині хлориду натрію в 1,52 рази менший порівняно з нормалізованими зразками. отже, тцо може бути ефективним методом для підвищення корозійної стійкості вуглецевих конструкційних сталей. таблиця 2 вплив маятникової тцо на кавітаціоно-ерозійну і корозійну стійкість сталі 45 середовище амплітуда, мкм кількість термоциклів струм корозії, ма/см2 витрати маси, мг/см2 3% nacl 0* нормалізація 0,0079 -”0* 5 0,0052 жорстка вода 0* нормалізація 0,0037 -”0* 5 0,0030 3% nacl 40 нормалізація 12,0 -”40 5 11,8 -”28 нормалізація 4,2 -”28 6 3,2 жорстка вода 40 нормалізація 4,8 -”40 6 4,8 -”40 6 4,7 -”28 8 2,4 -”28 нормалізація 2,6 -”28 6 2,5 0* – без накладання ультразвукових коливань (статика) також отримані дані вказують на те, що при амплітуді коливань вібратора 40 мкм термоцикльовані і нормалізовані зразки в 3 % му розчині nacl показали практично однакову стійкість. при зменшенні амплітуди коливань (зменшення жорсткості мікроудароного навантаження) з 40 до 28 мкм стійкість термоцикльованих зразків збільшилась в 1,35 рази порівняно з нормалізованими (3 % nacl). при дослідженнях в жорсткій воді, термоцикльовані і нормалізовані зразки при амплітудах коливань вібратора 40 і 28 мкм показали практично однакову стійкість (табл. 2). дослідженнями встановлено, що незалежно від складу газової атмосфери в поверхневих шарах сталі 40х утворюються ε (fl2-3n), γ′(fl4n) і α-фази (fl6n2). при цьому фазовий склад і співвідношення між фазовими структурами можна регулювати шляхом зміни параметрів азотування: температури азотування т, к; тиску газової суміші р, па; вмісту азоту в азото-аргонній суміші. аналіз отриманих даних показує, що найбільш суттєво впливає на кількість утворення тієї чи іншої фази температура іонного азотування. так, з її зменшенням підвищується кількість ε-фази і одночасно зменшується кількість γ′ та α-фаз. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 16 товщина нітридної зони по мірі збільшення температури обробки, збільшення вмісту азоту в газовій суміші, а також з підвищенням вмісту вуглецю зростає. так, при іонному азотуванні за режимом і товщина нітридної зони на сталі 20 складає біля 7 мкм, а на сталі 45 – 12 мкм. у той же час зі збільшенням вмісту вуглецю основи, зменшується глибину дифузійного шару, відповідно, з 0,7 до 0,6 мкм. зі збільшенням температури і часу азотування зростає глибина карбонітридної зони і загальна товщина дифузійної зони. карбонітридна зона при збільшенні температури азотування на 30 к протягом 4 год збільшилася з 18 мкм до 21 мкм. при азотуванні протягом 4 год глибина дифузійної зони становила 0,21 мм, а протягом 6 год – 0,26мм. аналіз поляризаційних кривих показує значне сповільнення корозійних процесів азотованих зразків, порівняно з нормалізованими. на кривих знятих в статиці і при кавітації є ділянки пасивного стану (рис. 3), а поляризаційні криві неазотованих зразків мають більші кути нахилу до осі потенціалів, що є свідченням більш високих швидкостей протікання анодних і катодних реакцій. крім того, і в статиці, і в динаміці (кавітації) проходить зміщення рівноважного потенціалу в область більш додатніх значень: від – 570 мв для сталі 45 в статиці до – 390 мв для цієї ж сталі після іонного азотування в 3 %-му розчині хлориду натрію. останнє пояснюється утворенням на поверхні високоазотистої ε фази, яка має високу корозійну стійкість. а б рис. 3 – поляризаційні криві сталі 45 в статиці (а) і при кавітації (б) в 3%-му розчині хлориду натрію: 1 – зразок нормалізований; 2 – зразок азотований з іншої сторони, ε фаза внаслідок високих внутрішніх напружень при її формуванні, характеризується великою кількістю мікротріщин, мікропор та густиною дислокацій, що є центрами зародження втомних тріщин при циклічному кавітаційному мікроударному навантаженні в корозійно-активному середовищі. при зниженні температури азотування формування ε-фази йде з меншою швидкістю, що веде до зменшення кількості мікропор і мікротріщин. тому низькотемпературне азотування зразків після попередньої термічної обробки проводили при температурах 500 ºс і 560 ºс (нижче точки аr1). мікротвердість нітридної зони азотованих зразків сталі 40х за режимом і зросла з 210 до 234 нv, а за за режимом іі з 210 до 440 нv. рис. 4 – втрати маси сталей 20 (1) і 45 (2) після нормалізації і (3, 4) після іонного азотування (3 % вий розчин хлориду натрію) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 17 величина встановлених потенціалів азотованих зразків також зміщуються в сторону більш додатніх значень, що є ознакою підвищення корозійної стійкості. для азотованих поверхонь сталі 45 величина встановленого потенціалу φвст в 3 % му розчині хлориду натрію знаходиться за рівнянням: φвст= – 182,4 – 0,9t + 0,2сn2 + 0,04p, (1) де t, сn2 р – температура, вміст азоту в газовій суміші і її тиск відповідно. аналіз кривих кавітаційного зношування (рис. 4) азотованих зразків порівняно з нормалізованими, показав значне підвищення (для сталі 20 в 4,7; сталі 45 в 5,3 рази) зносостійкості в 3 %-му розчині хлориду натрію за 3 год. випробовувань на мсв, що пояснюється підвищенням корозійної стійкості і підвищенням характеристик міцності поверхневих шарів. застосування розробленого методу низькотемпературного іонного азотування сталі 40х (рис. 5) дозволило підвищити кавітаційно-ерозійну зносостійкість порівняно з традиційним азотуванням в 1,15; 1,53; 1,65 і 1,84 рази в 3%-му розчині хлориду натрію, сироватці, молоці і молочній кислоті відповідно. застосування розробленого способу низькотемпературного іонно-плазмового азотування дозволяє, залежно від режиму азотування і виду середовища, підвищити кавітаційну стійкість від 10 до 32 % у порівнянні з відомими режимами азотування. а б рис. 5 – втрати маси сталі 40х при кавітації: а – сироватка; б – молоко: 1 – нормалізація; 2 – азотування; 3 – низькотемпературне азотування дослідження на кавітаційно-ерозійну зносостійкість поліпропілену та покриття на його основі показали (рис. 6, а), що покриття на основі полімеру пп2 мають дещо нижчу зносостійкість порівняно з поліпропіленом в усіх досліджених середовищах. так, за 2год випробувань різниця зносостійкості становила 1,35; 1,38 та 1,45 разів, відповідно, у нейтральному, кислому та лужному середовищах. з продовженням часу кавітаційних випробувань різниця в зносостійкості збільшується і за 3год мікроударного навантаження становить 1,7; 1,68 та 1,51 разів. а б рис. 6 – кавітаційно-ерозійна стійкість: а – поліпропілену пп2 1, 2, 3 та покриття на основі поліпропілену пп2 на сталі 45 1|, 2|, 3|; б – фторопласту ф4 1, 2, 3 та покриття на його основі 1|, 2|, 3|, відповідно, в нейтральному (1, 1|), кислому (2, 2|) та лужному середовищах (3, 3|) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 18 очевидно, що причиною цього є різниця швидкостей проходження звукових хвиль в поліпропілені і в стальній матриці, що викликає появу відбивних хвиль, які інтенсифікують процес руйнування покриття. крім того, швидкість руйнування поліпропілену зменшується, а покриття на його основі, навпаки, збільшується при продовженні часу мікроударного навантаження. останнє пояснюється, як зменшенням товщини покриття так і структурними його змінами, що обумовлюють зменшення його пружних властивостей, а відтак приводять до збільшення енергії відбивних звукових хвиль (рис. 6, а; криві 1|, 2|, 3|). для покриттів на основі фторопласту різниця в зносостійкості незначна, порівняно зі зразками чистого фторопласту (рис. 6, б) і становить за 3год кавітації від 6 до 11 % в усіх досліджених середовищах. фторопласт є абсолютно нейтральним по відношенню до досліджених середовищ і різниця в зносостійкості пояснюється лише фізичними параметрами середовищ, які обумовлюють енергетичні параметри ударних і відбивних хвиль при ультразвуковій кавітації і, отже, інтенсивність руйнування поверхонь. залежно від виду середовища дослідженні покриття на сталі 45 нормалізованій по кавітаційноерозійній стійкості (за зростанням втрат маси) розміщуються в ряд: кисле, нейтральне і лужне середовище. аналіз даних (табл. 3) показує, що застосування полімерних покриттів для підвищення кавітаційно-ерозійної стійкості металевих сплавів є досить ефективним способом. так, в нейтральному середовищі покриття на основі поліпропілену пп2 та фторопласту ф4 дозволяють приблизно в 2 рази збільшити кавітаційну зносостійкість сталі 45 нормалізованої. таблиця 3 втрати маси (мг/см2) при кавітаційно-ерозійному зношувані за 3год кавітації матеріал вид середовища сталь 45 нормалізована сталь 45 + пп2 поліпропілен пп2 сталь 45 + ф4 фторопласт ф4 нейтральне 3,62 1,89 1,11 1,82 1,72 кисле 59,25* 1,78/1,23* 1,06/0,89* 1,67/1,34* 1,57/1,1* лужне 1,71 2,08 1,38 1,98 1,78 *втрати маси за 2год кавітації. особливо ефективним є застосування полімерних покриттів в кислому середовищі, де збільшення кавітаційної стійкості становить більше аніж 40 разів. при цьому застосування фторопласту для виготовлення кавітаційностійких деталей збільшує їх зносостійкість більш як у 50, а з поліпропілену у 60 разів. для оцінки довговічності деталей важливе значення має кінетика зношування робочих поверхонь деталей. аналіз кривих втрат маси в кислому середовищі (рис. 7, а) показує катастрофічне руйнування сталі 45 в кислому середовищі (крива 1 на рис. 2, а) і значне збільшення стійкості при застосуванні полімерних покриттів на основі поліпропілену і фторопласту (криві 2 і 3 на рис. 7, а). покриття з поліпропілену і фторопласту показують практично однакову зносостійкість в кислому середовищі, а найбільш зносостійкими є деталі з поліпропілену (крива 4 на рис. 7, а). важливим є також те, що крива кінетики зношування поліпропілену має затухаючий характер, що вказує на зменшення інтенсивності руйнування зі збільшенням часу мікроударного навантаження. а б рис. 7 – кавітаційно-ерозійна стійкість: а) 1 – сталь45 нормалізована; 2 – сталь 45 норм. + покриття з поліпропілену; 3 – сталь 45 + покриття з фторопласту ф4; 4 – -поліпропілен в кислому середовищі; б) 1 – сталь 45 нормалізована; 2 – сталь 45 норм. + покриття із фторопласту ф4; 3 – фторопласт ф4; 4 – поліпропілен пп2 в лужному середовищі pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійно-активних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 19 більш складний і суперечливий характер мають криві кінетики втрат маси сталі 45 нормалізованої, полімерних покриттів на сталі та самих полімерів при їх кавітаційному руйнуванні в лужному середовищі (рис. 7, б). на початку випробувань сталь 45 нормалізована має значно менші втрати маси аніж полімерні покриття, а після 2 год кавітації процес зношування різко прискорюється і набуває катастрофічного характеру (крива 1 на рис. 7, б). в той же час, швидкості руйнування покриття на основі фторопласту (крива 2 на рис. 7, б) та фторопласту (крива 3 на рис. 7, б) зменшується зі збільшенням часу мікроударного навантаження. найбільш ефективним кавітаційностійким матеріалом (крива 4 на рис. 7, б) є поліпропілен пп2, який дозволяє на 26 % збільшити стійкість деталей в лужному середовищі, порівняно з деталями з фторопласту ф4. висновки 1. підвищення кавітаційно-ерозійної зносостійкості розробленим способом низькотемпературного іонно-плазмового азотування сталей 45 і 40х досягається внаслідок підвищення корозійної стійкості, зменшення пористості ε фази та внутрішніх напружень нітридної зони покриття. 2. виявлені закономірності формування фазового складу покриття, співвідношення між ними залежно від режимів азотування дозволяють не лише прогнозувати кавітаційну стійкість зміцнених конструкційних сталей, але і закладати довговічність роботи деталей на стадії їх проектування. 3. покриття на основі поліпропілену та фторопласту дещо поступаються по кавітаційноерозійній стійкості поліпропілену та фторопласту, але є ефективним захистом металевих поверхонь від руйнування в нейтральних, кислих та лужних середовищах. 4.досліджені покриття в 2 рази збільшують кавітаційно-ерозійну стійкість металевих поверхонь в нейтральних і більш як в 40 разів в кислих середовищах. 3.найбільш ефективним для експлуатації в лужних середовищах є кавітаційностійкі деталі із поліпропілену, а при великих механічних навантаженнях із фторопласту. література 1. прейс г.а. повышение износостойкости оборудования пищевой промышлености / г.а. прейс, н.а. сологуб, а.и. некоз. – м.: машиностроение, 1979. – 208 с. 2. фомин в.в. гидроэрозия металов. м.: машиностроение, 1977. – 287 с. 3. важенин с.ф. титан для оборудования пищевой промышленности / с.ф. важенин, в.г. крючек, в.м. максименко. – к.: техніка, 1973. – 232 с. 4. куликовский е.а. повышение кавитационнй стойкости железо-углеродистых сплавов химикотермической обработкой: автореф. дис. канд. тех. наук. – минск, 1975. – 21 с. 5. стечишин м.с. довговічність деталей обладнання харчової промисловості при корозійномеханічному зношуванні: автореф. дис. докт. техн. наук. – хмельницький, 1998. – 32 с. 6. федюкин в.к. термоцыклическая обработка сталей и чугунок. – л.: изд-во ленинградского ун-та, 1977. – 144 с. 7. белый в.а. полимерные покрытия / в.а. белый, в.а. довгяло, о.р. юркевич. – минск: наука и техника. – 1976. – 414 с. 8. стечишин м.с. зносостійкість полімерних матеріалів при їх мікроударному навантаженні / м.с. стечишин, а.в. мартинюк. – проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау, 2008. – вип.49. – с. 123-130. 9. сухарев э.а. технология и свойства защитных покритий в машинах. – ровно: угувхп. – 2004. – 182 с. 10. стечишин м.с., береговий а.і. вплив термоциклічної обробки на структуру і фізико-хімічні властивості конструкційних сталей // вісник хну. технічні науки: хмельницький – 2007. – № 1. – с. 28-34. 11. прокопенко а.в., торгов в.н. методика испытаний компрессорних лопаток гтд на усталость в коррозионной среде // проблемы прочности. – 1980. – № 4 – с. 107-109. 12. фридель ж. дислокации: пер. с англ. – м.: мир, 1965 – 664 с. 13. гутман э.м. механохимия металлов и защита от коррозии. – м.: металургия, 1981. – 270 с. 13. карпенко г.в. влияние среды на прочность и долговечность металлов. – к.: наукова думка, 1976. – 125 с. 14. стечишин м.с., некоз а.и., погодаев а.и. закономерности кавитационно-эрозионного изнашивания металлов в коррозионних средах // трение и износ. – 1990. – т. 11, № 3. – с. 454-463. надійшла 14.07.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_kuzmenko.doc всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 106 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных динамических системах. часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности окружающая нас материя статистически неоднородна, а процессы, протекающие в материи нелинейные. это в значительной мере относится к конструкционным материалам, из которых изготавливаются машины и другие изделия. в данной работе развивается мысль о том, что одной из главных причин нелинейности процессов деформирования и изнашивания является статистическая неоднородность свойств материалов и их поверхностей. здесь доказывается, что нелинейность процессов деформирования и изнашивания есть следствие статистической неоднородности структуры материала. 1. механика пластического деформирования 1.1. детерминированная модель 10. представим себе один макро образец, состоящий из системы одинаково деформируемых микро стержней. это простейшая структурная модель сплошной среды. примем, что каждый из стержней обладает свойствами идеального упруго-пластического материала с одним и тем же модулем упругости, но разными пределами текучести. напряженно-деформированное состояние статистически неопределимой системы стержней описывается следующими соотношениями [1]: 1) условие равновесия: ∑ = σ=σ= n k kk ssq 1 ; ∑= kss ; (1.1.1) или ∑ ∑ >σ=<σ=σ=σ kkkkk gss 1 , (1.1.2) где −σ kk s, напряжение и площадь сечения k го стержня; −σ среднее напряженное в макро стержне при его общем сечении s ; −n число микро – стержней; −= ssg k / весовые коэффициенты; −>σ< k осреднение; 2) условие совместимости деформаций: ε=ε k , nk ,1= , (1.1.3) где −ε k текущая деформация в −k ом стержне; −ε средняя деформация макро-стержня; 3) физические соотношения: kkk pr +=ε , e r kk σ = , при при 0 0 k k k t k k k t p p ≥ σ = σ   ≤ σ = −σ  , (1.1.6) где −kk pr , упругая и пластическая составляющие деформации; −e модуль упругости материала; −kp скорость пластической деформации. 20. дальнейшее рассмотрение для наглядности выполним на примере системы, состоящей из трех стержней (рис. 1) с разными пределами текучести: 2 13t tσ = σ , 3 19t tσ = σ . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 107 2 3 3 3 2 1 σ σ σ 321 q q σ ε t t t а б рис. 1 – схема нагружения (а) и диаграммы растяжения микро-стержней (б) весовые коэффициенты 1 2 30, 6 0, 3 0,1; ;g g g= = = . теперь представим себе процесс деформирования этой системы из трех стержней. диаграмма процесса будет состоять из трех участков (рис. 2). ε ε 3ε 21ε 1 σ ' 1,8 σ' 2,4 σ σ σ iiiiii t t t b рис. 2 – диаграмма деформирования системы трех стержней на первом участке все стержни деформируются упруго, деформации и напряжения в них одинаковы: 1 1 1 k k k k n k k e e e e g  σ = ε  σ =< σ >=< ε >= ε < >= ε = σ     < >= =     ∑ . (1.1.7) переход от участка i к участку ii происходит при появлении текучести в первом стержне: 1 /t eε = σ . приращение напряжений σδ и деформаций εδ на втором участке принимают значения: 3 2 1 1 2 1 0, 4( ) ( )kk k k g e g g e g e = δσ =< δσ >= δσ = δε + = δε − = δε∑ . следовательно, на втором участке появляется модуль упрочнения равный: 11 0, 4( ) ii te e g e= − = . переход оси второго участка к третьему происходит при достижении предела текучести во втором стержне, при этом: 3 3 3 3 1 21 0,1( ) k g e g e g g eδσ =< δσ >= δσ = δε = δε − − = δε . модуль упрочнения на этом ііі участке: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 108 1 21 0,1( ) iii te e g g e δσ = = − − = δε . равновесие системы наступает при достижении предела текучести в третьем стержне: 3 /t eε = σ , при этом в системе возникают предельные напряжения: ∑ = σ>=σ=<σ n k k k t k tв g 1 , (1.1.8) при этом: 1 1 2 3 1 1 1 2 3 1 0, 6 3 0, 3 9 0,1 2, 4( ) ( )b t t t t t tg g g ⋅ + ⋅ + ⋅σ = σ σ + σ + σ = σ = σ . в дальнейшем удобно пользоваться безразмерным коэффициентом: /kk t bz = σ σ . (1.1.9) в результате рассмотрения трехстержневой системы мы получим кусочно-линейную диаграмму растяжения макростержня. при неограниченном увеличении числа микростержней при соответственном уменьшении их сечений кусочно-линейная функция стремится к монотонной нелинейной функции. 1.2. случайное распределение пределов текучести 10. распределение пределов текучести может быть представлено в виде функции плотности распределения вероятностей предела текучести ( ) ( )kty y z y= = σ . при этом ( )y a dz есть относительное число микроэлементов (аналог, ранее использовавшийся весовой характеристики) со значением z в интервале dzaza +<< . в этом случае формула осреднения (1.1.2) принимает вид [2]: 1 0 0 ( ) ( ) ( ) ( )z y z dz z dp z ∞ σ =< σ >= σ = σ∫ ∫% % % , (1.2.1) где ( )dp z − интегральное распределение: 0 ( ) ( ) z p z y x dx= ∫ , (1.2.2) или 0 1( ) [ ( )] z f z p x dx= −∫ . (1.2.3) по смыслу ( )p a − относительный вес микроэлементов, у которых значение параметра z не превышает заданного значения a . 20. между функцией плотности распределения вероятностей безразмерного предела текучести ( )f z : / bz e= ε σ , и функцией диаграммы деформирования в соответствии с рассматриваемой моделью существует однозначная связь. при некоторой деформации одна группа (iі) элементов работает за пределами текучести, другая группа элементов работает в упругой области. на графиках (рис. 3) граница обозначена *z : * / bz e= ε σ . (1.2.4) используя формулу осреднения (1.2.1), получаем: * 1 * ( ) 1 1( ) [ ( )]t bp z d d e e edp z e p z e p d d   σ σ ε = = = = − = −   ε ε σ   ∫ % . (1.2.5) интегрируя последнее выражение по деформации, получаем уравнение кривой деформирования моделируемого материала: / 1 1[ ( )] ( / ) be b b be d p d f e ε σ σ σ = ε = σ − α α = σ ε σ∫ ∫ . (1.2.6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 109 σ iii y z z z z рис. 3 – функция распределения вероятностей пределов текучести (а); и функция диаграммы напряжений и пределов текучести (б) разделив левую и правую части на e , имеем ( / )e rσ = : ( ) ( / )в вr f f ee σ = ε = ε σ . (1.2.7) с одной стороны это диаграмма деформирования ( )e ε , а с другой в нее входит функция ( )f z − распределение параметров z (пределов текучести). коэффициент подобия равен: /в вr е= σ . (1.2.8) существование простой связи между кривой деформирования ( )efσ = ε и функцией ( )f z значительно упрощает идентификацию модели (ее отождествление с конкретным материалом). получив из опыта диаграмму деформирования ( )σ = σ ε , следует: 1) представив ее в виде функции ( )r f= ε , разделив все ординаты на модуль e ; 2) найти максимальное значение ординаты – величины вr ; 3) разделить все абсциссы и ординаты на эту величину. в результате получаем функцию ( )f z , характеризующую в соотношениях структурной модели микронеоднородность моделируемого материала: ( ) ( ) в e f z f= ε σ . (1.2.9) таким образом, материал характеризуется двумя координатами e и вσ и одной функцией ( )f z , получаемой из опыта. интегральная функция распределения пределов текучести определяются по зависимости, следующей из выражения (1.2.3): 1 ( ) ( ) дf z p z дz = − . (1.2.10) плотность распределения: 2 2 ( ) ( ) д f z y z дz − . (1.2.11) 1.3. определение параметров распределения по диаграмме деформирования этот подход впервые рассмотрен в 1953 г. афанасьевым н.н. в книге [2]. пусть ( )y z − кривая частостей пределов текучести. если все зерна получают удлинение / eε = σ , то напряжение, действующее в отдельных зернах, будет изменяться согласно рис. 4. б а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 110 b σ σ * σ = σ σ σ σ = i ii σ*σ a y (z) z zт к к т е c b е r b рис. 4 − связь диаграммы и распределения действительно группы зерен, соответствующие кривой частот и лежащие правее ab , получают удлинение * /z e> , −*z их предел текучести, поэтому они несут напряжение, равное их пределу текучести. зерна левее ab нагружены ниже своего предела текучести, поэтому действующее в них напряжения будет eε=σ . среднее напряжение образца: 0 0 ( ) ( ) ( ) y z zdz y z dz y z dz σ ∞ σ ∞ + σ σ = ∫ ∫ ∫ , (1.3.1) или, принимая путем выбора параметров уравнения: 0 1( )y z dz ∞ =∫ , получаем: 0 ( ) ( )y z zdz y z dz σ ∞ σ σ = + σ∫ ∫ , (1.3.2) или при ε=σ e , 0 ( ) ( ) e y z zdz e y z dz ε ∞ σ σ = + ε∫ ∫ . (1.3.3) дифференцируя дважды выражение (1.3.3) по εd , имеем: ( ) ( ) ( ) e д ey e e e e z dz e ey e д ∞ ε σ = ε ε + − ε ⋅ ε ε ∫ , 2 2 2 ( ) д e y e д σ = − ε ε , или 2 2 2 1 ( ) д y z e д σ− = ε . (1.3.4) таким образом, уравнение частостей распределения пределов текучести в зернах является второй производной от уравнения кривой диаграммы растяжения. теперь найдем связь интегральной функции распределения и диаграммы деформирования. интегрируя выражение (1.3.2) по частям, имеем: 0 0 0 0 ( ) ( ) ( ) ( ) ( )y z zdz y z dz z y z dz y z dz y z dz σ ∞ σ ∞ σσ σ σ σ = + σ = − + σ∫ ∫ ∫ ∫ , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 111 0 ( )p z dz σ σ = σ − ∫ , (1.3.5) где ( ) ( )p z y z dz= ∫ . (1.3.6) интегральная функция распределения: 1 ( ) d p d σ = − σ ε , или 1[ ( )] d e p e d σ = − ε ε , (1.3.7) 1 1( ) d p e e d σ ε = − ε . (1.3.8) ε zeε eε д(eε) дp y(z)= z y(z) 1дσд(eε) д(eε) дσ д(eε) дf (eε) p (ε) f (ε) σ eε f (eε) σ рис. 5 – схема построения функции распределения таким образом, для получения интегральной функции распределения по диаграмме деформирования необходимо: 1) построить диаграмму деформирования: (рис. 5, а, 5, б); 2) построить диаграмму производных по ε (рис. 5, в); а б в г д pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 112 3) разделить на e все ординаты; 4) пронормировать диаграмму производных, разделив все ординаты на maxσ ; 5) построить интегральную функцию распределения по зависимости (1.3.8), вычтя из единицы функцию п. 4) (рис. 5, г); 6) продифференцировать интегральную функцию и получить плотность распределения вероятностей предела текучести микроэлементов (рис. 5, д). заметим, что при практическом определении параметров функции плотности распределения вероятностей предела текучести необходимо выполнять основное требование, предъявляемое к функциям плотности распределения: 1( )y z dz ∞ −∞ =∫ . (1.3.9) при аналитическом определении параметров распределения условие (1.3.9) рассматривается совместно с описанной выше процедурой. 2. изнашивание неоднородной поверхности 2.1. детерминированная модель 10. приработка в узлах трения – сложный процесс самоорганизации в сопряжениях. общий механизм этого процесса складывается из целого ряда простых механизмов. среди них наиболее изученными являются: 1) рельефная приспосабливаемость – выравнивание неровностей до равновесного состояния; 2) структурная приспосабливаемость – изменение структуры к менее энергоемкой; 3) выравнивание распределения давлений; 4) возникновение благоприятного режима смазывания; 5) переходный процесс окисления и восстановления до достижения стабильного уровня и др. очевидно, что одним из главных направлений развития трибологии в ближайшие годы будет изучение и моделирование процессов самоорганизации при трении и износе. среди базовых вопросов в этом изучении является разработка принципов построения иерархии моделей, так как каждая модель более высокого уровня в иерархии представляет собой упорядочение, самоорганизацию. 20. в качестве простейшего примера рассмотрим образец, состоящий из трех стержней. пусть зависимость интенсивности весового износа стержня от времени имеет вид кусочно-линейной функции, график которой представлен на рис. 6. уравнение имеет вид: τ сkτ0 i дкс нi дк i д рис. 6 – зависимость от времени величины интенсивности весового износа кго стержня при при ( ) , , c h gk gk h gk gk ck ck с gk gk ck i i i i i i  − = τ + τ < τ τ  = τ > τ , (2.1.1) где −hgki начальная интенсивность весового износа −k го стержня; −cgki интенсивность весового износа −k го стержня, соответствующая периоду установившегося изнашивания (стационарная интенсивность изнашивания); −τ ck длительность периода при работки. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 113 полагаем следующие соотношения: const=hgki , 0 const c h gk gk ck i i k t − = = τ , 1, 3,c k = , (2.1.2) т.е. будем считать, что неоднородность триботехнических свойств стержней характеризуется лишь различием стационарных интенсивностей изнашивания или, то же самое, периодов приработки. пусть в рассмотренном примере: 1 3 1 23 2, c c c c g g g gi i i i= = , где − c g c g c g iii 321 ,, стационарные интенсивности изнашивания 1-го, 2-го, 3-го стержней соответственно: 1 1 0, 2/g a aα α= = , 2 2 0, 5/g a aα α= = , 3 3 0, 3/g a aα α= = , где −αααα aaaa ,,, 321 номинальные площади контакта 1-го, 2-го, 3-го стержней и образца в целом соответственно. на первом этапе (в период времени 1cτ<τ ) интенсивность изнашивания образца изменится на величину giδ при изменении времени на величину δτ=δδτ 0: ki g ; тангенс угла наклона интенсивности изнашивания на первом участке 0/ kik g =δτδ= . i н i i τ τ τ τ gс ig1 g2 g3 ig с с с c4 c2 c3 k 0 ττττ i нi ig g g1 g1 g1 с с с 0,73i 0,63i 00,8k 0 0,3k0 c4 c2 c3 рис. 7 – зависимость от времени величины интенсивности весового износа 1, 2, 3 го стержней рис. 8 – зависимость от времени интенсивности изнашивания образца, состоящего из трех элементов в момент времени 1cτ=τ в первом стержне заканчивается период приработки и начинается период установившегося изнашивания при этом имеем следующие соотношения: const11 == c gg ii , 0iδ = . на втором этапе 1 2( )c cτ < τ < τ , 00, 8gi kδ = δτ , 00, 8k k= , 1 33 c c g g gi i i= = . в момент времени 2cτ=τ , const11 == c gg ii , const22 == c gg ii , 1 2 0g gi iδ = δ = . на третьем этапе 2 3( )c cτ < τ < τ , 00, 3gi kδ = δτ , 00, 3k k= , 1 30, 73 2, 2 c c g g gi i i= = . в момент времени 3cτ=τ , const11 == c gg ii , const22 == c gg ii , const33 == c gg ii , 1 2 3 0g g gi i iδ = δ = δ = . на четвертом этапе 3( )cτ > τ , 0giδ = , 0k = , 1 30, 63 1, 9 c c g g gi i i= = . зависимость интенсивности изнашивания образца, состоящего из трех стержней, представлена на рис. 8. в качественном отношении полученная зависимость интенсивности изнашивания образца, представленного в виде системы стержней (рис. 17.8), соответствует реальной. 2.2. вероятностная модель при неограниченном увеличении числа стержней распределение стационарных интенсивностей изнашивания может быть определено с помощью функции распределения плотности вероятностей интенсивности изнашивания ( )cgy y i= (рис. 9). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 114 если длительность процесса изнашивания составляет τ , то интенсивность изнашивания отдельных стержней будет изменяться согласно рис. 9. для группы стержней, стационарные интенсивности изнашивания которых лежат левее аб, период приработки закончился, поэтому их интенсивность изнашивания соответствует стационарной. для группы стержней, стационарные интенсивности изнашивания которых лежат правее аб, период приработки еще не закончился, поэтому их интенсивность измерения определяется первой формулой зависимости (2.1.1). *τ τ б a сy (i )g рис. 9 – функция плотности вероятности стационарных интенсивностей изнашивания средняя интенсивность изнашивания образца: 0 ( ) ( ) ( ) i c c c c c g g g g g i g c c g g i y i i di i y i di i y i di ∞ ∞ + = ∫ ∫ ∫ . (2.1.3) или, принимая путем выбора параметров уравнения 0 1( )c cg gy i di ∞ =∫ , получаем: 0 ( ) ( ) i c c c c c g g g g g g i i y i i di i y i di ∞ = +∫ ∫ . (2.1.4) дифференцируя дважды по τ с учетом выражения (2.1.1), получаем: 2 2 02 ( ) g c g д i k y i д = − τ . (2.1.5) таким образом, функция плотности вероятности стационарных интенсивностей изнашивания стержней является второй производной от уравнения зависимости интенсивности изнашивания образца от времени: 2 2 2 0 1 ( ) gcg д i y i k д = − τ . (2.1.6) теперь найдем связь интегральной функции распределения стационарных интенсивностей изнашивания стержней и зависимости интенсивности изнашивания образца от времени. проинтегрировав выражение (2.1.4) по частям, продифференцировав его по τд и сделав некоторые другие несложные математические преобразования, получим: 0 1 ( ) 1 gcg д i i i k д = − τ , (2.1.7) где ( )cgp i − интегральная функция распределения стационарных интенсивностей изнашивания стержней. таким образом, полученные соотношения позволяют по известной зависимости интенсивности изнашивания образца получить интегральную и дифференциальную функции распределения стационарных интенсивностей изнашивания и, наоборот, по известному распределению триботехнических свойств образца построить зависимость интенсивности изнашивания от времени. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 115 3. обобщение закономерности до общего закона 10. в этой связи представляется важным следующие утверждение на уровне теоремы: всякая нелинейность в большом, т.е. в модели более высокого уровня, является отражением статистической неоднородности в малом, т.е. в моделях более низкого уровня. действительно. пусть задано некоторое свойство σ материального ( −n мерного) пространства или системы в форме детерминированной (для простоты) функции одной переменной ε (фактора) типа: ( , )tfσ = ε σ , (2.1.1) где −σt параметр функции. если представить это пространство (систему), состоящим из дискретных элементов, то аналогичное свойство каждого элемента системы представимо в виде интегральной функции распределения вероятностей p параметра ( )ät pσ по элементам системы. при этом интегральная функция распределения связана с функцией ( , )tf ε σ линейными преобразованиями. в частности, эти функции могут совпадать с точностью до константы: ( ) ( , )дt tp efσ = ε σ . (2.1.2) известны примеры построения моделей на основе этого подхода в механике деформируемых тел [1]. ниже такой подход распространяется на одну из задач трибологии. при этом принимается, что приработка есть следствие усреднения интенсивностей изнашивания по элементам поверхности трения. величина интенсивности весового износа определяется зависимостью: / ( )g tpi g a lα= ∆ , (2.1.3) где −∆g вес изношенного материала; −αa номинальная площадь контакта; −tpl путь трения. представим образец, испытываемый на износ, в виде системы n стержней, т.е. интенсивность весового износа образца (системы) является математическим ожиданием интенсивности весового износа стержней (элементов). dkg ii = . (2.1.4) 20. на основе сказанного может быть сформулировано обобщение зависимости нелинейности от неоднородности в механике в форме закона: нелинейность процессов пластического деформирования, изнашивания (и других процессов в механике) является следствием статистической неоднородности структуры материала и вероятностной природы механических и трибологических свойств. можно предположить, что этот закон распространяется на другие виды процессов в физике, химии, термодинамике, биофизике, экономике, социологии и т.д.: нелинейность процессов в дискретных и сплошных системах, как правило, является следствием неоднородности характерных свойств элементов системы. 30. в 1884 г. ле-шателье, а затем в 1887 г. браун сформировали следующий общий принцип [6, с. 346]: внешнее воздействие, выводящее систему из состояния термодинамического равновесия, вызывает в системе процессы стремящиеся ослабить эффект воздействия. это качественная закономерность в открытых системах не определяет раскрытия сущности протекающих процессов и не дает ее математических моделей. синергетика − наука об общих законах самоорганизации, получившая развитие за последние 20 – 30 лет устанавливает экспериментально факты самоорганизации и общие математические методы описания этих процессов. описания основываются на теориях устойчивости, фазовых переходах и т.д. сущность этих закономерностей состоит в том, что при внешних воздействиях на систему возможны различные равновесные состояния. возрастание уровня внешних воздействий сопровождается процессом изменения внутреннего параметра системы. в случае пластического деформирования траектория процесса − это диаграмма на грузка перемещение 0( )q u в случае износа − зависимость интенсивности от времени ( )i τ . в данной работе нами устанавливается нелинейность переходного процесса в случае, если деформируемый или изнашиваемый материал имеет статистическую неоднородность механических или трибологических свойств. при этом нелинейность процесса определяется видом функции плотности распределения вероятностей свойств. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com всеобщий закон периодичности катастроф в нелинейных ... . часть 2. нелинейность систем – следствие их неоднородности проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 116 полученные результаты нам представляются важными для понимания причин нелинейности процессов в механике. выводы по части 2 1. при пластическом деформировании сплошной среды зависимость напряжений от деформаций представляется в виде нелинейной функции диаграммы деформирования. ранее в работах [1, 2] была показана возможная однозначная связь функции распределения вероятности предела текучести в материале с нелинейной формой диаграммы деформирования материала. в данной работе на основе указанной связи предлагается методика определения параметров функций распределения вероятностей неоднородностей. 2. при изнашивании поверхностей, как правило, имеется нелинейный участок зависимости износа от пути трения, именуемый приработкой. в данной работе в развитие [3] показано, что между нелинейной зависимостью и функцией распределения вероятностей интенсивности износа существует однозначная зависимость. предложена общая методика определения параметров функции распределения вероятностей интенсивности износа по кривой приработки. 3. зависимость нелинейности от неоднородности можно считать достаточно общим законом для механики, физики, химии и процессов в других научных областях. литература 1. гохфельд д.а. пластичность и ползучесть элементов конструкций при повторных нагружениях / д.а. гохфельд, о.с. саадаков. – м.: машиностроение, 1984. – 256 с. 2. афанасьев н.н. статистическая теория усталостной прочности металлов. – к.: ан усср, 1953. – 123 с. 3. кузьменко а.г. нелинейность в моделях высокого уровня как следствие статистической неоднородности в моделях низкого уровня / динамика, прочность и надежность транспортных машин / а.г. кузьменко, г.с. калда, а.а. пасечник – брянск: битм, 1994. – с. 121-126. 4. климонтович н.ю. без формул в синергетике. − минск: высшая школа. − 1986. − 228 с. 5. синергетика и фракталы в материаловедении / в.с. иванова, а.с. баландин, и.ж. бутенин, а.а. оксогоев. − м.: наука. − 1994. − 383 с. 6. физический энциклопедический журнал. − м.: советская энциклопедия. − 1984. − 944 с. надійшла 30.07.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_gordeev.doc аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 59 гордєєв о.а., кармаліта а.к. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: aulin52@mail.ru аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання удк 621.891: 621.431 побудовано аналітичну модель руху мастила у сферичній лунці. визначено вплив геометричних параметрів мастилоутримувального профілю на глибину несущого мастильного шару. ключові слова: сферична лунка, геометричні параметри профілю, рух мастила. вступ значна частина витрат на обслуговування і ремонт обладнання легкої промисловості, а саме різноманітних швидкісних швейних машин, пов'язано зі зношуванням вузлів тертя. у той час при пусках і зупинках має місце найбільший знос. однією з головних причин непропорційно великого зносу під час пуску є те, що режим змащування вузлів тертя при цьому принципово відрізняється від режиму змащування вузлів при нормальних обертах двигуна. це призводить до недостатнього змащування і, а у деяких випадках, до задирів. з аналізу конструкцій опорних вузлів машин легкої промисловості видно, що існує багато рухомих з’єднань де неможливо застосувати примусове змащування, а проводиться періодичне змащування крізь прес-маслянку. чим надійніше утримується мастильний матеріал між контактуючими деталями, тим менше вони зношуються. утримання масляного шару в з’єднанні на довгий період роботи є актуальною задачею. одним з ефективних і простих способів підведення мастильного матеріалу в зону фрикційного контакту і його тривалого утримування там є створення на контактуючих поверхнях спеціального профілю, що складається із сукупності мікроканавок. у роботах е. фальца, ф.н. авдонькіна, с. радчика та інших пропонуються різні варіанти формування мастилоутримуючого профілю. основою розробки ефективних рекомендацій з параметрів і характеристик профілю канавок є дослідження механіки руху мастила по поверхні. окремі аспекти цього завдання розглядалися в дослідженнях е.л. аеро, і.в. вініченка, а.в. радіоненка й ін. з аналізу виконаних досліджень з`ясовано, що основна причина значного зносу вузлів тертя при пусках є погані умови змащування поверхонь тертя під час пуску. головний висновок в аналізі причин високого пускового зносу полягає в недосконалості змащення поверхонь, що, як правило, є граничне, напівсухе або змішане. зменшення пускового зносу можливе, головним чином, за рахунок поліпшення умов змащування в пусковий період. для поліпшення умов змащування одним з напрямків було створення певного мікрорельєфу на поверхнях ковзання, а саме на внутрішній поверхні підшипника. позитивні результати цього аспекту були отримані в дослідженнях кузменко а.г., дихи о.в. бабака о.п. питання, пов'язані із створенням регулярних рельєфів, детально вивчені в роботах ю.г. шнейдера [1], л.г. одінцова [2] та інших авторів. отримані при цьому канавки виконують функцію змащувальних кишень, що сприяють утриманню і розподілу масла в зоні тертя і, у такий спосіб, підвищенню зносостійкості сполучення в цілому. мастилоутримувальні канавки, як правило, змінюють геометрію поверхні матеріалів і, відповідно, несучу площу контакту при взаємодії з іншими поверхнями. форма і розміри канавок визначаються технологією їх отримання. узагальнюючи результати багатьох досліджень зносостійкості поверхонь з регулярним рельєфом [249, 258], можна намітити певні рекомендації щодо приведених вище параметрів. кращі результати дають поперечні відносно напрямку переміщення канавки, оскільки в цьому випадку забезпечуються більш сприятливі умови для мащення, і в цілому поверхня має більшу несучу здатність в порівнянні з поздовжніми канавками. що стосується відносної площі поверхні, то тут оптимальними вважаються випадки, коли площа змащувальних канавок складає 40 50 % від загальної площі поверхні. для надійного утримування масла, забезпечення перетікання його з канавки в зону контакту поверхонь, видалення забруднень найкращі результати дають канавки круглої форми. найбільше розповсюдження отримали методи нанесення мастилоутримувальних профілів за допомогою вібронакочування. при цьому наноситься система поперечних синусоїдальних канавок за рахунок обертання заготовки, поздовжньої подачі (в основному на токарних верстатах) і додаткових коливань інструменту. на теперішній час нанесення маслоутримувального рельєфу у вигляді лунок на шийку вала пропонується наносити дискретним гідроструминним способом за допомогою вібраційної машини [3, 4]. mailto:aulin52@mail.ru аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 60 аналіз геометричних параметрів та несучу довжину профілю розглянуто для повздовжніх канавок круглого січення на площині та на внутрішній поверхні опори кочення. автори [5] пропонують визначення несучої довжини профілю pl на заданому рівні h . під несучою довжиною профілю pl приймається сума довжин відрізків, що відсікаються в матеріалі профілю лінією, паралельною поверхнею на рівні h в межах заданої довжини l . для цього створена розрахункова схема круглого профілю, яка може бути застосовано і для сферичних лунок (рис.1). ширина однієї канавки на рівні h дорівнює 112 ba . 1 1 0 рис. 1 – розрахункова схема для канавок круглої форми та сферичних лунок: r – радіус закруглення канавки; sm – крок канавок; h0– глибина канавки [5] з геометричних побудов отримана залежність: ( ) ( )( )hhrhhhhrrba +−−=+−−= 00 2 0 2 11 2222 . (1) після перетворень отримаємо: ( ) ( )2 1 02 1 011 222 hhhhrba −+−= . (2) несуча довжина профілю визначається як різниця між базовою довжиною l та загальною сумарною довжиною всіх канавок в межах цієї довжини, що в свою чергу, дорівнює довжині однієї канавки 112 ba , помноженої на число канавок msln /= . відповідно, для круглої форми профілю мастилоутримувальних канавок та сферичних лунок несуча довжина pl на рівні h буде дорівнювати: ( ) ( )       −+−−= 2 1 02 1 02 2 1 hhhhr s ll m p . (3) з отриманої залежності видно, що чим більше радіус заокруглення r та менше крок канавок ms при сталому рівні h більша несуча довжина pl . бажано встановити раціональні співвідношення мі цими параметрами. але у роботі [5] не встановлено зв’язок величини h надалі ∗h від величини 0h (глибини канавки), не визначено характер руху мастила у канавці. постановка проблеми метою даної роботи є визначення, на основі аналітичної моделі руху мастила у маслоутримувальних сферичних лунках, величини рівня ∗h та картини руху мастила у сферичних маслоутримувальних лунках на шийці валу. виклад матеріалів досліджень гідродинамічне змащування найбільш розповсюджений у техніці вид рідинного змазування. коефіцієнт тертя при гідродинамічному змащенні, як правило 0,001-0,01, тобто енергетичні втрати у таких спряження незначні. гідродинамічне змащування створює між спряженими поверхнями плівку рідини, в якій статичний тиск, виникаючий у результаті постійної циркуляції рідини, зрівноважує зовнішнє навантаження, повністю відділює одну поверхню від іншої поверхні тертя. товщина змащувальної плівки практично не залежить від навантаження, несуща здатність незначно залежить від відносної швидкості поверхонь тертя, опір тертя практично відсутній. класична теорія гідродинамічного змащування заснована на диференційному рівнянні рейнольдса: аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 61 z z ph zx ph x =      ∂ ∂ ∂ ∂ +      ∂ ∂ ∂ ∂ ηη 33 , (4) де h – товщина змащувального шару; p – місцевий тиск у змащувальному шарі; η – динамічна в’язкість; x и z – координати направлені відповідно по довжині та ширині зазору; z – функція, яка встановлює якісний і кількісний вплив на гідродинамічний тиск p і на несучу здатність змащувального шару яка їм визначається, режиму роботи вузла тертя, характеру його навантаження і геометрії контакту. рішення рівняння рейнольда традиційними методами можливо тільки для поодиноких випадків при введені граничних умов та спрощених допущень. так, у багатьох випадках нехтують боковими витоками рідини та розглядають випадок пласкої течії. характерним гідродинамічним розрахунком є розрахунок радіальних стаціонарно навантажених підшипників ковзання. в цих розрахунках особливе значення приймає величина безрозмірного параметру ф, яких зветься коефіцієнтом навантажності (число зомерфельда): ηω ψ ηω ψ 22 m n n р is р ф == , (5) де рn – рівнодіюча сил тиску, які виникають у мастильному шарі; ψ – відносний зазор (відношення радіального зазору ∆ у підшипнику до радіусу вала rв, (ψ = ∆/rв); sn – площа проекції опорної поверхні на площину, перпендикулярну до лінії дії навантаження (для радіального підшипника sn = ld, де d – діаметр валу; l – довжина опори); η – динамічна в’язкість; ω – кутова швидкість валу (ω = v/rв); i – число опорних поверхонь; рm = pn / (i sn). коефіцієнт навантажності характеризує відношення сил гідравлічного тиску, який створюється у мастильному шарі, до сил в’язкості. підшипники з ф > 1 відносяться до числа сильнонавантажених (високі навантаження, низькі частоти обертання валу), а з ф < 1 відносяться до швидкообертовим (низки навантаження, високі частоти обертання валу). виходячи з величини коефіцієнту навантажності визначають відносний ексцентриситет χ підшипникового вузла. для визначення ексцентриситету користуються спеціальними таблицями або графіками, отриманими у результаті рішення рівняння рейнольдса для різних відношень l/d і різних кутів охвату (рис. 2). χ = e/∆, (6) де е – абсолютний ексцентриситет; ∆ – радіальний зазор (∆ = rп – rb). мінімальна товщина мастильного шару hmin визначається за формулою: hmin = ∆ (1 – χ). (7) величину hmin порівнюють з висотою мікронерівностей поверхонь які контактують у відповідності із рівнянням (7) і перевіряють на відповідність умовам роботи при гідродинамічному змащуванні. питома товщина мастильного шару λ, представляє собою відношення величини hmin мастильного шару в зоні мінімального зазору до характеристики висоти нерівностей робочих поверхонь цих деталей: пrвr h аa + = 2 minλ , (8) де raв і raп – параметри шорсткості робочих поверхонь відповідно вала і підшипника. якщо λ > 3, то має місце гідродинамічний (рідинний) режим змащування, якщо λ < 1 то граничний, якщо 1 < λ < 3, то можливо допустити реалізацію змішаного змащування. аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 62 рис. 2 – розрахункова схема для визначення hmin рис. 3 – схема співвідношення радіусів деталі та кульки розглянувши співвідношення радіусу rк до радіусу rдет, відзначимо, що радіус деталі значно більше радіуса лунки, який дорівнює радіусу кульки (рис. 3). тому, для спрощення описання поверхонь, які контактують проведемо апроксимацію їх прямими лініями. представимо рух маслоутримувальної лунки на шийці вала у підшипнику ковзання у вигляді задачі плоского руху в’язкої рідини між непаралельними площинами. для зручності побудови аналітичної моделі приймемо наступне: залишивши незмінним відносний рух поверхонь приймемо, що рухається поверхня підшипника з швидкістю u0 у напрямку від’ємної осі х, нижня поверхня нерухома (рис.4), мінімальну товщину мастильного шару приймемо: hmin. рис. 4 – схема руху поверхонь з елементами апроксимації простір зліва і справа будемо рахувати заповненим в’язкою рідиною, яка знаходиться під однаковим тиском р0. оскільки рух розглядається у площини то uz = 0. розподіл швидкостей у шарі в’язкої рідини описується рівнянням: 21 2 μ2 1 ccy dx dp u yx ++⋅= . (9) для визначення граничних меж знайдемо з геометричних умов залежність )(xh . з метою спрощення опису ліву частину поверхні лунки рахуємо прямолінійною. тоді можна записати: )1()( min min1 min l x khx l hh hxh += − += , (10) де параметр min min1 h hh k − = – параметр шару. граничні умови запишемо наступним чином: 00 , uuu yx =−= як що ;0=y 0pp = як що ;0=x (11) 00 , uu yx == як що ;hy = та lx = або minhh = і .0hh = визначивши при цих граничних умовах постійні с1 і с2 отримаємо закон розподілу повздовжньої швидкості: ).1()( μ2 1 0 h y uhyy dx dp u x −−−⋅= (12) аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 63 для отримання залежності, яка визначає розподіл тиску в шарі )(xp , врахуємо, що у відповідності з рівнянням нерозривності маємо: 0)( 0 =+∫ dydy duy dx duh x . оскільки: )( 0 0 hudy dx du y h y →=∫ , та з урахуванням граничних умов для yu зробимо висновок, що: 0 0 =∫ dydx duh x або 0 0 =∫ dyudx d h x . застосувавши вираз (11) та виконав інтегрування отримаємо: 0) 2μ12 ( 3 =+⋅− hu dx dph dx d x . (13) оскільки вираз у дужках не залежить від x та y то його прирівнюємо до постійної, яку приймаємо наступним чином: . 22μ12 * 0 3 huhu dx dph x =+⋅− це рівняння можливо перезаписати наступним чином: .μ6 min * 0 h hh u dx dp − −= (14) постійна ∗h має значення товщини шару мастила при якій 0= dx dp , тобто коли тиск досягає максимального значення. врахуємо, що , dx dh dh dp dx dp ⋅= тоді згідно рівняння (10) отримаємо: .min dh dp l h k dx dp ⋅= (15) тоді замість рівняння (13) маємо: ). 1 ( μ6 3 * 2 min 0 h h hkh lu dh dp −−= (16) провівши інтегрування отримаємо: .) 2 1 ( μ6 02 * min 0 c h h hkh lu p +− − = (17) використовуючи граничні умови (11) та перетворення отримаємо: ; 2 1 2 min * k k hh + + = 0с = .2 1μ6 2 min 0 0 kkh lu p + − (18) остаточно рівняння розподілу тиску по довжині шару приймає вигляд: . )(2 1 2 1μ6 2 2 2 min 0 0       + ⋅ + + − + − + += kxl l k k kkxl l kh lu pp (19) з аналізу рівняння розподілу швидкостей (12) видно, що на дільниці *xx ≥ , де 0≤ dx dp , можливе таке співвідношення параметрів при якому 0≥xu . це говорить, що рух проходить в сторону, протилежну швидкості u0, тобто виникає зворотний рух рідини. виникнення зворотної течії супроводжується відривом основного потоку від поверхні і пояснюється дією зворотного перепаду тиску. аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 64 рис. 5 – розрахункова схема течії змащувального шару рис. 6 – схема руху течії змащувального шару у лунці розглянемо умови відриву потоку: 0 μ2 0 =⋅+ dx dph h u відр відр . (20) з урахуванням того що: 3 * 0uμ6 h hh dx dp − −= , знаходимо: * 2 3 hhвідр = або lkk k xl відрвідр )2( 12 + + == . (21) звідси можна зробити висновки, якщо 1≥відрx та 1≤k , то при цих значеннях течія по довжині лунки буде безвідривна і умова мастилоутримання не буде виконана. якщо 2,1=k відрив здійснюється у точці lxвідр 89,0= (рис. 5). на рис. 6 показано схему руху течії змащувального шару у лунці. із схеми видно, що при певній глибині виникає зворотній рух мастила у сторону обертання валу та створюється шар мастила якій обертається на дні сферичної лунки, тим самим забезпечує умову мастилоутримання. як підтвердження отриманих результатів, побудованої аналітичної моделі руху мастила у сферичних лунках, можна привести експериментальні данні отримані у роботі [6]. автор отримав за допомогою швидкісної зйомки картину руху змащувальної рідини (гасу) при обертанні циліндричної поверхні по площині та побудував наступну картину (рис. 7) із співставленням виміряних тисків повздовж лінії контакту. рис. 7 – схема утворення контактних зустрічних компресійних і вакуумних шарів мастила: а – ковзання ролика 1 по контр тілу 2; б – розподіл напружень [6] аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 65 автором [6] встановлено, що при вході циліндра ролика в контакт (рис. 7) на ділянці cfac в конфузорній частині контакту примережових шарів рідкого середовища а до перерізу оо утворюються вторинні гідравлічні течії середовища, напрямлені в бік, зворотний руху циліндра ролика. автор затверджує, що вони спричинені компресією набіглих адсорбованих на поверхні ролика шарів мастила, що рухаються разом із ним у напрямку контактної зони з максимальною швидкістю, рівною лінійній швидкості ковзання лu r обертової поверхні, що утворює циліндр ролика. таким чином, вважаємо, що отримані результати з побудованої аналітичної моделі, підтверджуються дослідами на експериментальній установці наближеної до схеми, розглянутої при побудові аналітичної моделі та дають подібну картину руху змащувального матеріалу. було проведено аналіз впливу геометричних параметрів лунки, а саме параметру шару k та minh на глибину відрh . скористуємося залежностями (18) і (21) та отримаємо: . 2 1 3 min k k hhвідр + + = (22) задавшись межами зміни minh від 5 мкм до 20 мкм, а зміну меж 0h від 30 мкм до 90 мкм та скориставшись залежністю (22) побудовано графіки залежностей ∗h та відрh від цих параметрів (рис. 8, 9). рис. 8 – залежність глибини h*несущого шару від глибини лунки рис. 9 – залежність глибини hвідрнесущого шару від глибини лунки висновки 1. у результаті проведених досліджень встановлено параметри виникнення зворотного руху рідини у лунці та показано виникнення кругового руху у мастилоутримувальному шарі рідини, що говорить про утримання мастила у лунці на величині ∗h . 2. отримані залежності глибини ∗h і відрh несущого шару від розмірів лунки показали значний вплив minh на товщину змащувального шару та більш менший вплив на нього глибини лунки 0h . література 1. шнейдер ю. г. эксплуатационные свойства деталей с регулярным микрорельефом / ю. г. шнейдер. − л.: машиностроение, ленингр. отд-ние, 1982. − 248 с.: ил. 2. одинцов л. г. финишная обработка деталей алмазным выглаживанием и вибровыглаживанием / л. г. одинцов. − м.: машиностроение, 1981. − 160 с. 3. гордєєв о.а. технологія та вібраційне обладнання для нанесення маслоутримуючих лунок на поверхні ковзання / о.а. гордєєв., а.к. кармаліта // materiali viii miedzynarodowej naucowi-practicznej konferencji «nauka i inowacja – 2012» 07-15 pazdziernika 2012 roku. volume 21 techniczne nauki. / przemysl. nauka i studia. 2012. с 9-11. 4. гордєєв олексій. вібраційне обладнання для нанесення мастилоутримуючих лунок / о. гордєєв, а. кармаліта // мсуилм-11 : тези доповідей. – львів, 2013. – с. 6566. 5. кузьмеко а.г. контакт, трение и износ смазанных поверхностей / а.г. кузьменко, а.в. дыха. – хмельницкий : хну, 2007. – 344 с. 6. стельмах о.у. експериментальне дослідження динаміки течій примежових шарів мастила в трибоконтакті ковзання / о. у. стельмах // сучасні авіаційно-космічні технології. вісник нау. – 2011. – №1. – с. 84 -95. поступила в редакцію 09.09.2013 аналіз геометричних параметрів мастилоутримувального профілю та картини руху рідини у сферичній лунці на поверхні ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 66 gordeev o.a, karmalita a.k. analysis of geometrical parameters and picture profile mastyloutrymuvalnoho of the fluid in a spherical hole on sliding surface. much of the cost of maintenance and repair of equipment of light industry, such as a variety of high-speed sewing machines due to the wear of friction units. at a time when starting and stopping is the most exposed areas. an analytical model of the movement of oil in a spherical hole. the movement of oil in a spherical hole in the neck of the shaft in the bearing sliding represented as a problem of plane motion of a viscous fluid between non-parallel planes. the influence of geometrical parameters mastyloutrymuvalnoho profile to a depth nesuschoho lubricant layer. as a result of research settings adjusted return appearance of the fluid in the hole and shows emergence of circular motion in mastyloutrymuvalnomu liquid layer, indicating that the maintenance of oil in the hole. dependences of the depth nesuschoho layer of hole sizes showed a significant effect minh on the lubricating layer and a lower impact on the depth of his hole 0h . key words: spherical hole, geometrical parameters, the movement of oil. references 1. chnejder yu.g. ekspluatacionnye svojstva detalej s regulyarnym mikrorelefom. machinostroenie, leningrad 1982. 248 p. 2. odincov l.g. finishnaya obrabotka detalej almaznym vyglazhivaniem i vibrovyglazhivaniem. machinostroenie, moskva 1981. 3.gordeev o.a., karmalita a.k. technologiua ta vibrathiyne obladnannua dlua nanesennua masloutrymuuychykh lunok na poverkhni kovzannua. materiali viii miedzynarodowej naucowi-practicznej konferencji «nauka i inovacja – 2012». volume 21, technicsne nauki, przemysl, nauka i studia, 2012, pp. 9-11. 4. gordeev o., karmalita a. vibrathiyne obladnannua dlua nanesennua masloutrymuuychykh lunok: tez. dopovidey мsuilм-11, lviv, 2013, pp. 65-66. 5. kuzmenko a.g., dykha o.v. kontakt, trenie i iznos smazanyh poverkhnostei, khmelnitskiy, khnu, 2007. p.344. 6. stelmakh o.u. eksperymentalne doslidzhennia dynamiky techiy prymezhovykh shariv mastyla v tribokontakti kovzannia, suchasni aviatciino-kosmichni tekhnologii:visnuk nau, 2011, №1, pp. 84-95. 5_dovgal.doc разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 33 довгаль а.г.,* вронская о.с.,* костенко а.д.** *национальный авиационный университет, г. киев, украина, **института проблем материаловедения им. и. н. францевича, нан украины, г. киев, украина e-mail: 270579@ukr.net разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости удк 629.045 (045) на основании исследования контактного взаимодействия тугоплавкой износостойкой составляющей sic-al2o3 со сплавами на основе никеля с добавками алюминия разработаны газотермические карбидокремниевые покрытия с металлической связкой. исследована структура этих покрытий нанесенных методом высокоскоростного воздушно-топливного напыления. изучены триботехнические характеристики полученных покрытий в условиях трения без смазочных материалов на воздухе, определены особенности и закономерности механизмов их изнашивания. ключевые слова: покрытие, керамика, смачивание, эвтектика, высокоскоростное воздушно топливное напыление, износостойкость. введение система тугоплавких компонентов sic-al2o3 уже десятилетия привлекает исследователей всего мира благодаря сочетанию низкой стоимости компонентов с их высокой твердостью, износо-, коррозионно-, и температурной стойкостью, низким удельным весом, удовлетворительными значениями прочности, трещиностойкости. также известен широкий спектр применения изделий из этих компонентов в электротехнической, нефтехимической, авиационной и ракетно космической отраслях промышленности. несомненным преимуществом этой системы является возможность нанесения в качестве многофункциональных защитных покрытий в тех случаях, где применение компактных керамических изделий является либо невозможным, либо нецелесообразным. анализ последних исследований и публикаций попытки получения карбидокремниевых покрытий различного назначения проводились исследователями различных стран еще в прошлом веке, не снижется интерес к этой проблеме и в наши дни [1 4]. они в основном и определили основные проблемы получения карбидокремниевых покрытий, среди которых следует отметить низкую химическую стабильность карбида кремния в расплавах, высокую пористость полученных покрытий и низкое количество керамических включений в покрытии за счет технологических потерь, которые определяются особенностями метода получения карбидокремниевых покрытий. для нанесения газотермическими методами керамических порошковых композиционных материалов на стальные поверхности необходимо введение в шихту металлической составляющей, которая обеспечивала бы адгезионное сцепление керамики со стальной подложкой и когезионное сцепление между фазами покрытия. введение металлической связки в керамическую композицию также существенно снижает энергозатраты и упрощает поиск оптимальных режимов нанесения покрытий. ранее было установлено, что керамика sic-al2o3, сохраняет исходный химический состав только в интерметаллиде на основе никеля [5]. на основании этого исследования была предложена композиция для нанесения покрытия методом высокоскоростного воздушно-топливного напыления [4], где в шихту из компактной керамики sic-al2o3 вводили порошок из интерметаллида ni3al, конгломерировали спеканием, гранулировали и наносили на стальные подложки, но в результате исследования структуры покрытия было установлено, что количество тугоплавких включений в нем составило 12 15 % по сравнению с заложенными 50 %. после попытки получения кермета системы (sic-al2o3)-(ni-al), а также детального изучения его микроструктуры, авторским коллективом была предложена друга технологическая схема получения газотермических покрытий из системы (sic-al2o3)-(ni-al). цели исследования получение износостойких покрытий из системы sic-(al2o3-ni3al) газотермическими методами напыления, испытание этих покрытий на износостойкость без смазочных материалов и определение механизмов их изнашивания. mailto:270579@ukr.net разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 34 материалы и методика проведения испытаний для получения керамики с целью изучения ее взаимодействия с расплавами предварительно порошки карбида кремния средним размером 45 50 мкм марки 64с (гост 26 327 84), оксида алюминия (ту 6-09-2486-77) средний размер которых составлял 40 45 мкм и концентрации 50 % sic 50 % al2o3 перемешивали планетарной мельнице «санд-1» в среде ацетона в полимерных барабанах на протяжении 6 часов. полученную шихту сушили и просеивали через сито. полученную шихту прессовали при температуре 1870 ос. после этого компактную керамику дробили в стальной ступке и полученную шихту просеивали для получения частиц менее 63 мкм. сплавы на основе никеля марка н-0 (гост 849-70) и алюминия па-4 (гост 6058-73) получали в вакуумной печи сшвл. после чего также дробили и гранулировали менее 63 мкм. полученные порошки тугоплавкой составляющей sic-al2o3 и металлических сплавов системы ni-al смешивали в соотношении 1 : 1 и спекали при температуре плавления металлического расплава в печи сшвл в условиях вакуума. полученные слитки рассекались электроискровым методом и полировались для изучения их структуры. для получения шихты для нанесения газотермического покрытия порошки карбида кремния средним размером 45 50 мкм марки 64с (гост 26 327 – 84), а также гранулированный порошок менее 63 мкм из системы оксида алюминия (ту 6-09-2486-77) и интерметаллида ni3al (пн85ю15), в соотношении 1 : 1 по объему, спеченный при температуре 1400 ос до получения равномерной эвтектической структуры. таким образом система представляла собой 50 % карбида кремния и 50 % связки состава al2o3-ni3al. полученную композицию для измельчения и взаимного перемешивания размалывали планетарной мельнице «санд-1» в среде ацетона в полимерных барабанах на протяжении 6 часов. средний размер частиц шихты контролировали на лазерном микроанализаторе «sk lazer micron sizer pro 7000». полученную композицию также спекали для конгломерирования и вновь дробили для гранулирования частиц менее 63 мкм для оптимального размера с целью нанесения газотермического покрытия. покрытия наносили методом высокоскоростного воздушно-топливного напыления (ввтн) [6]. напыление производили в топливной паре воздух-керосин при соотношении компонентов близком к стехиометрическому и давлении в камере сгорания ркс = 1,0 мпа, расход топливной смеси составлял 46 г/с, расход порошка 1,9 2,5 г/с. покрытия наносили на плоские подложки из стали 45 толщиной 4 мм, а также на торцевую поверхность цилиндрических образцов из стали 45 для последующей шлифовки и проведения триботехнических испытаний. толщина покрытия варьируется в пределах 100 150 мкм. структуру детонационных покрытий из композиционного материала sic-(al2o3-ni3al) исследовали методом электронной микроскопии на растровом электронном микроскопе рэм-106и и на дифракционном рентгенофазовом анализаторе дрон-3.0. композиционное детонационное покрытие из системы sic-(al2o3-ni3al), испытывали на машине трения по схеме плоскость-плоскость в паре со стальным контртелом, без смазочных материалов в диапазоне скоростей скольжения 2 7 м/с и нагрузок 2 6 мпа. поверхности трения образцов с покрытием исследованы на растровом электронном микроскопе рэм-106и. результаты исследования как уже отмечалось ранее, такая система покрытия была предложена на основании изучения контактной зоны «тугоплавкая составляющая металлический расплав». общая морфология контактной зоны представлена на рис. 1: при условии концентрации расплава ni-5%al (рис. 1, а) и при составе расплава ni-15%al которая соответствует стехиометрическому соотношению интерметаллида ni3al (рис. 1, б) с указанными участками микрорентгеноспектрального анализа и спектрального состава приведенного в таблицах. из первого снимка (рис. 1, а) можно сделать вывод, что металлическая фаза представляет собой двухфазную систему, где темно серая фаза (спектр 4) соответствует составу ni-15%al, а светло-серая соответствует составу ni-5%al, что может вполне соответствовать локальному отклонению концентрации. при чем в темно серой фазе хорошо сохраняются зерна карбида кремния (спектры 1 и 2) и растворяются зерна оксида алюминия (спектр 3), а в светло серой фазе зерна карбида кремния активно взаимодействуют с расплавом с выделениями пластинчатых включений углерода (спектр 6). наличие химического взаимодействия не может не влиять на объем фазовых включений, поэтому структура рис. 1, а характеризуется обильным наличием трещин. при концентрации расплава ni-15%al в структуре кермета (рис. 1, б) никакого химиеского взаимодействия обнаружено не было, в матрице из расплава ni3al (спектры 5 и 6) хорошо сохраняются зерна карбида кремния (спектры 1 и 2), а вот зерна оксида алюминия (спектры 3 и 4) активно растворяются в интерметаллиде ni3al с образованием структуры подобной эвтектической. так как в этой системе не было химического взаимодействия, то структура кермета сплошная, без видимых повреждений. как известно эвтектическая концентрация соответствует равновесной системе одновременного расплавления разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 35 компонентов и обладает высокой поверхностной энергией, проникая во все микро-пустоты структуры материала. это и привело к выводу использования для карбидокремниевых покрытий связки состава al2o3-ni3al в равных объемных долях. а б рис. 1 – микроструктура зоны взаимодействия ув, 150 тугоплавкой составляющей (sic-al2o3) с никель алюминиевыми сплавами с указанием участков микрорентгеноспектрального анализа: а – расплав ni-5%al; б – расплав ni-15%al (ni3al) рис. 2 – микроструктура полученных ввтн-покрытий ув. 2000 из системы sic–50%(al2o3-ni3al) с указанием участков микрорентгеноспектрального анализа микроструктура покрытия из системы sic-50%(al2o3-ni3al) нанесенного методом высокоскоростного воздушно-топливного напыления представлена на рис. 2. этот метод был также избран благоспектр si c al o ni спектр 1 47,53 52,47 спектр 2 41,11 58,89 спектр 3 45,98 54,02 спектр 4 13,66 86,34 спектр 5 6,97 93,03 спектр 6 0,04 98,99 спектр si c al o ni спектр 1 46,51 53,49 спектр 2 42,12 57,88 спектр 3 44,98 55,02 спектр 4 48,91 51,09 спектр 5 15,14 84,86 спектр 6 15,01 84,97 спектр si c al o ni спектр 1 49,64 50,36 спектр 2 48,13 51,87 спектр 3 45,18 54,82 спектр 4 46,01 53,97 спектр 5 14,97 85,01 спектр 6 14,01 85,97 разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 36 даря кратковременному термическому воздействию на шихту, поскольку при высокотемпературном воздействии расплав интерметаллида ni3al неустойчив за счет активного испарения алюминия. микроструктура представляет собой высокоплотную композицию, содержащую около 60 % включений зерен карбида кремния (по сравнению с 12 15 % полученными тем же методом в работе [4]) (спектр 1 и 2) плотно соединенных эвтектической связкой состава al2o3-ni3al (спектры 3, 4 и 5, 6). так как ранее была исследована износостойкость подобных покрытий системы (sic-al2o3) (ni-al) [4], то и детонационные карбидокремниевые покрытия системы sic-50%(al2o3-ni3al) были испытаны на износостойкость в условиях, которые описаны в этих работах для определения эффективности и условий применимости полученных новых покрытий. триботехнические испытания проводились по двум схемам: при постоянной нагрузке 6 мпа, изучали влияние скорости трения и при постоянной скорости 7 м\с, исследовали влияние нагрузки на интенсивность изнашивания и коэффициенты трения соответственно (рис. 3). а б в г рис. 3 – зависимость интенсивности изнашивания (а) и (б) и коэффициента трения (в) и (г) от скорости и нагрузки: 1 – ввтн-покрытие из системы sic–50%(al2o3–ni3al); 2 – закаленная сталь 45 без покрытия; 3 – вктн-покрытие из сплава wc-8%co [7] результаты триботехнических испытаний композиционных газотермических покрытий при постоянной нагрузке показали, что с увеличением скорости интенсивность изнашивания уменьшается с 39,4 мкм/км при скорости испытаний 2 м/с до 29,7 мкм/км при 7 м/с. эти значения более чем в два раза превосходят результаты испытания стальных образцов (рис. 3, а) коэффициенты трения при испытании покрытий в зависимости от скорости трения изменяются в пределах от 0,33 до 0,29. испытания образцов с покрытиями при постоянной скорости 7 м/с показали (рис 3, б), что с увеличением нагрузки интенсивность изнашивания увеличивается с 20,8 мкм/км при р = 2 мпа до 29,8 мкм/км при р = 6 мпа, коэффициенты трения при этом изменялись от 0,29 до 0,297. интенсивность изнашивания стальных образцов с увеличением нагрузки резко возрастает с 41,6 мкм/км до 61 мкм/км. также для сравнения полученных разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 37 данных на графики были нанесены значения испытания вктн покрытий из сплава вк-8, который испытывали по схеме «вал вкладыш» авторы работы [7]. таким образом, при наиболее жестких условиях испытания интенсивность изнашивания образцов с покрытиями в два раза меньше, чем этот показатель у образцов из закаленной стали 45 (рис. 3). интенсивность изнашивания контртела при испытаниях не превышала 10 мкм/км. для объяснения полученных результатов поверхности трения образцов с покрытием полученных в экстремальных условиях трения покрытия (v = 7 м/с, р = 4 мпа, р = 6 мпа) были исследованы на электронном микроскопе рэм-106и. структура зоны трения композиционных покрытий представляет собой двухфазную систему, состоящую из двух участков (рис. 4, а, б). темные участки представляют собой системы оксидов кремния, алюминия и никеля с включениями свободного углерода, что подтвердил дополнительно проведенный рентгенофазовый анализ. светлые участки представляют собой состав металлической связки оксиды алюминия, никеля и никель в чистом виде. анализ этих поверхностей трения показывает, что с увеличением нагрузки на поверхность покрытия из него активно выкрашивается более хрупкая эвтектическая связка и вступают в работу карбидокремниевая фаза. окисление всех компонентов покрытия свидетельствует о наличии окислительного механизма изнашивания. а б рис. 4 – микроструктура ×1000 участка дорожки трения ввтн-покрытия с указанием участков микрорентгеноспектрального анализа: а – при р = 4 мпа; б – при р = 6 мпа; 1 – sio2, al2o3, nio2, c; 2 – al2o3, nio, ni таким образом в результате анализа поверхностей трения композиционного покрытия по стальному контртелу без смазочных материалов можно констатировать реализацию окислительного механизма изнашивания и формировании на поверхности трении стекловидных пленок тройных оксидных систем: оксидов алюминия, кремния и никеля. наличие свободного углерода, выделившегося в результате окисления карбида кремния существенно снижает коэффициент трения полученных покрытий. выводы получены новые композиционные металлокерамические газотермические покрытия системы sic-50%(al2o3-ni3al) на среднеуглеродистой стали. структура этих покрытий представляет собой матрицу из al2o3-ni3al, в которой равномерно распределены зерна sic, толщина покрытия варьируется в пределах 100 150 мкм. исследованы триботехнические характеристики газотермических покрытий в широком диапазоне нагрузочно-скоростных параметров, установлено, что при наиболее жестких принятых режимах испытаний (р = 6 мпа и v = 7м/с) интенсивность изнашивания покрытия составляет 29,7 мкм/км, что в 2 раза превышает износостойкость закаленной стали в 3 раза уступает покрытиям из сплава вк-8 нанесенным подобным методом. установлены механизмы изнашивания этих покрытий и нагрузочноскоростные режимы износостойкости этих покрытий. разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 38 литература 1. лахин а. в. процессы получения композиционных материалов и покрытий на основе карбида кремния химическим газофазным осаждением из метилсилана при относительно низких температурах и давлениях // дисс. на соиск. уч. степени. к.т.н., по спец. 05.16.06 порошковая металлургия и композиционные материалы. – м.: 2006. – 140 с. 2. филонов к. н., курлов в. н., классен н. в., кудренко е. а., штейнман э. а. особенности свойств наноструктурированных карбидокремниевых пленок и покрытий, полученных новым способом // известия ран. серия физическая, 2009, том 73, № 10. –с. 1457-1459. 3. подчерняева и. а., панасюк а. д., уманский а. п. и др. трибологические свойства детонационного покрытия на основе sic–al2o3–zro2 // проблемы трибологии. – №1. – 2003. – с. 81-86. 4. уманский а. п., довгаль а. г., кисель в. м., евдокименко ю. и. структура и закономерности изнашивания покрытий из композиционных металлокерамических материалов системы (sic–al2o3)–(ni– al). // сверхтвердые материалы, – 2012. – № 2. – с. 49-57. 5. панасюк а. д., уманский а. п., довгаль а. г. исследование контактного взаимодействия керамики sic-al2o3 с никелем, алюминием и никель-алюминиевыми сплавами. // адгезия расплавов и пайка материалов. – 2010. – № 43. – с. 55-63. 6. кисель в. м., евдокименко ю. и., кадыров в. х., фролов г. а. высокоскоростное воздушнотопливное напыление – современный метод нанесения жарои износостойких металлических и композиционных покрытий // авиационно-космическая техника и технология. – 2007. – №8/44. – с. 31-35. 7. подчерняева и. а., панасюк а. д., евдокименко ю. и. и др. износои окалиностойкие покрытия на основе ticn // порошковая металлургия. – 2001, – № 5/6. – с. 57-68. поступила в редакцію 23.10.2013 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com mailto:tribosenator@gmail.com разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 39 dovgal a. g., vronskaya o. s., kostenko a. d. development of gas-flame silicon carbide coatings with enhanced level of wear resistance. in order to improve the silicon carbide based coating some actions for reduction of their porosity and avoidance of chemical interaction with metallic binder have been investigated. for reduction of the porosity the wetting of the silicon carbide based ceramics by metallic melts has been studied. for avoidance of the chemical interaction of the silicon carbide with metallic melts the proper content of intermetallic phase has been chosen. using the electron focus-beam microscopy, x-ray spectrometry analysis, x-ray phase analysis the interaction area of the ceramics and metallic melt have been researched. having known the conditions of the ceramic metal composite acquisition the proper technique of coating deposition has been chosen. thus the high velocity air fuel deposition technique due to its low temperature and smooth continuous action on the substrate has been chosen. on the ground of the contact interaction of the refractory component sic-al2o3 with the melts based on the nickel with the aluminium additives gas-flame silicon carbide coatings with the metallic bound have been developed. using the electron focus-beam microscopy, x-ray spectrometry analysis, x-ray phase analysis the microstructure of these coatings acquired by the high velocity air fuel deposition has been researched. tribotechnical properties of acquired coatings within the friction condition without lubricants on air have been studied. using the electron focus-beam microscopy, x-ray spectrometry analysis, x-ray phase analysis the friction surface have been researched and features and regularities of their wear mechanisms have been detected. key words: coating, ceramics, wetting, eutectic, high velocity air fuel deposition, wear resistance. references 1. lakhin a. v. acquisition processes of composition materials and coating based on the silicon carbide using the chemical heterophase deposition from methyl-silane having comparatively low temperatures and pressures. degree thesis of candidate of engineering sciences on specialty 05.16.06 powder metallurgy and composition materials. м. 2006.– 140 p. 2. fylonov k. n., khurlov v. n., klassen n. v., khudrenko ye. a., shteynman e. a. properties features of nano-structured silicon carbide films and coatings, acquired in the new way. proceedings of russian academy of sciences. physical series. 2009, vol. 73,– no 10, p.p. 1457–1459. 3. podchernyayeva i. a., panasyuk a. d., umanskyi a. p. at al. tribological properties of the detonation coating based on sic–al2o3–zro2. problems of tribology. №1. 2003. p.p. 81–86. 4. umanskii a. p., dovgal a. g., kisel v. m., evdokimenko yu. i. structure and wear regularities of coatings from composite metal-ceramic materials of the sic–al2o3–ni–al system. journal of superhard materials. 2012. vol. 34. no. 2. pp. 110–117. 5. panasyuk a. d., umansky a. p., dovgal a. g. research of contact interaction of ceramic sic-al2o3 with nickel, aluminium and nickel-aluminium alloys. adhesion of melts and materials soldering. 2010. №43. p.p. 55–63. 6. kisel v. m., evdokimenko yu. i., kadyrov v. h., frolov g. a. high velocity air fuel deposition is the modern acquisition method of scalingand wear resistant metallic coating. aerospace engineering and technology. 2007. №8/44. p.p. 31–35. 7. podchernyaeva i.a., panasyuk a. d., evdokimenko yu. i. et al. wearand scaling-resistant coatings based on ticn. powder metallurgy and metal ceramics. may 2001, volume 40, issue 5-6, pp 247-257. 11_kindrachuk.doc особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 72 кіндрачук м.в.,* міщук о.о.,** хлевна ю.л.,* данілов а.п.* * національний авіаційний університет, ** український нді нафтопереробної промисловості «масма», м. київ, україна e-mail: yuliya-khlevna@yandex.ru особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь удк 621.891 методами електронної оже спектроскопії та наноскопічного йонного розпорошення поверхневих прошарків, растрової електронної та оптичної мікроскопії досліджено спряжені мікроділянки поверхонь тертя пари бронзасталь. проаналізовано елементну щільність та тонкоплівкову будову поверхневих шарів контактної зони тертя. виявлено сильно ущільнений елементний стан "сервовитної плівки" у складі приповерхневих шарів бронзи. ключові слова: бронза, сталь, тертя, поверхневі шари, щільність, оже аналіз. вступ під час нещодавніх досліджень мікроструктури та характеру механохімічних перетворень спряжених ділянок поверхонь тертя трибологічної пари "бронза бр.ажмц10-3-1,5 (зразок) – сталь шх15 (контртіло) у гідрорідині амг-10" несподівано було виявлено [1], що "мідний" відтінок поверхонь тертя сталі, утворюваних у досліджуваній парі бронза-сталь, обумовлюється не "натертою" поверхневою плівкою міді, а кольором субмікронних поверхневих плівок оксидів заліза. натомість, мікроділянки поверхонь тертя бронзи були насичені вуглецем, концентрація якого в декілька разів перевищувала концентрацію кисню та виявилась настільки значною в межах поверхневого шару мікронної товщини, що дозволяла стверджувати про утворення в контактній зоні тертя на поверхні бронзи субмікронної поверхневої плівки на основі вуглецю, яка ізоморфно розчинює атоми міді та створює композиційну структуру тонкого конгломерату фаз з іншими елементами, серед яких реєстрували також залишки карбідних мікрофрагментів та легівні мікродомішки сталі. подібне ніяк не пояснюється загальновідомою теорією ефекту "вибірного перенесення" в парі бронза сталь [2, 3]. але вказаний розподіл механохімічних процесів – глибокого окиснення поверхні тертя сталі та одночасного відновлення (навуглецювання) поверхні тертя бронзи – спостерігали як за чіткого феноменологічного підтвердження ефекту "вибірного перенесення", так й за умов, віддалених від оптимальних для його прояву, він зберігався за умови суттєвої зміни товщини механохімічно утворених поверхневих шарів бронзи та сталі та для різних температур експерименту [1]. стан проблеми аналіз складу мікродомішок та його розподілу в межах поверхневого шару бронзи після тертя в парі зі сталлю виявляє наявність мікрокомпозиційного типу структури поверхневого шару бронзи, що відповідає тонкому конгломерату фаз [1, 4]. одна з мікроструктурних фаз утворюється ізоморфною сумішшю вуглецю та міді [1], а інша – наноскопічною сумішшю сполук інших домішок поверхневого шару (кисню, легівних мікродомішок бронзи та перенесених мікродомішок сталі). характеристичне для карбідних структур сталі дольове співвідношення між вказаними мікроструктурними фазами бронзи, його критична залежність від температури та, водночас, зміна властивостей самих фаз в доволі вузькому діапазоні температур 50 125 ºс [1] вказують на наявність непомічених раніше ефектів кооперативного утворення зносостійкої структури в контактній зоні тертя пари бронза сталь, які потребують подальшого дослідження. однією з важливих характеристик тонких поверхневих прошарків твердого тіла є їх елементна щільність, що, фактично, описує питому кількість атомів у площині аналізу. в [5] запропоновано принцип оцінювання її усередненої (в межах впливу електронного променя) величини з використанням методу електронної оже спектроскопії та наноскопічного йонного розпорошення прошарків у вакуумній камері спектрометру. в подальшому виявлено інформативність цієї характеристики щодо процесів утворення границь між різнотипними поверхневими прошарками поверхонь тертя [6]. метою роботи стало продовження досліджень вищевказаного особливого стану поверхневих шарів бронзи та сталі в межах різних мікроконтактів зони тертя пари бронза сталь. для цього проаналізовано зміни елементної щільності поверхневих прошарків на границях між спряженими в контактній зоні мікроділянками поверхонь бронзи та сталі та їх кореляції з елементним складом цих mailto:yuliya-khlevna@yandex.ru особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 73 прошарків. врахування початково різної об’ємної щільності бронзи та сталі сприяло виявленню нових закономірностей механохімічної перебудови поверхневих шарів контактної зони. загалом, у роботі продовжено дослідження [1] з погляду на розвиток теорії ефекту "вибірного перенесення" та дослідження [5, 6] з методології виявлення особливостей структурних границь комплексних тонкоплівкових об’єктів, якими є механохімічно утворені тертьові шари на поверхні металів. 1. об’єкти та методи досліджень трибологічна пара "бронза бр.ажмц10-3-1,5 (секторний зразок) – сталь шх15 (контртіло) у гідрорідині амг-10 (кислотне число 0,02 мгкон/г)" з коефіцієнтом взаємного перекриття поверхонь 0,25 була досліджена за однонаправленого ковзання на розробленому лабораторному пристрої торцевого тертя в режимі регулювання температури максимального саморозігрівання пари тертя, стабілізацію якої забезпечували в діапазоні 50 125 °с. задавали сталу швидкість обертання бронзового кільця 2200 хв-1 та навантаження пари тертя в межах 10 300 н. детальніше методику наведено в [1]. після тертя елементи пари "бронза сталь" відмивали від залишків оливи в ізопропиловому спирті з метою дослідження поверхонь тертя. мікроструктурні властивості останніх на різних стадіях дослідження вивчали методами оптичної мікроскопії на приладі неофот-21, растрової електронної мікроскопії та енергодисперсійного рентгенівського мікроаналізу на приладі selmi рем-106 і. для відібраних пар тертя виявляли характерні мікроділянки поверхонь тертя бронзи та сталі, що були спряженими в межах контактної зони тертя [1]. тонкоплівкову структуру тертьових поверхневих шарів для попередньо ідентифікованих мікроділянок поверхонь пари бронза сталь досліджували методом електронної оже спектроскопії на оже мікрозонді jeol jamp-10s, розпорошуючи у вакуумі характеристичні мікрозони тертьових поверхонь йонами аргону енергією 2 кев. оже спектри реєстрували за енергії електронного променя 10 кев в диференціальному режимі еdn(e)/de за амплітуди модуляції 4 ев. концентрації елементів на досліджуваних поверхневих мікроділянках розраховували методом коефіцієнтів відносної чутливості, оцінюючи як міру концентрації елементу амплітуду його характеристичної спектральної лінії. ефективна швидкість розпорошення поверхневого шару йонами аргону за товщиною складала 3 нм/хв. 1.1. оцінювання елементної щільності поверхневих шарів для оцінювання елементної щільності зносостійкого тертьового поверхневого шару досліджували наступну його безрозмірну характеристику, отримувану методом оже спектроскопії (тобто без врахування можливої наявності атомів водню) за умови сталих параметрів пучка первинних електронів та системи реєстрації оже сигналу [5, 6]: характеристика 00 /)()( sss(h)hтика −= 0s , (1) де ( )hs – сумарна інтенсивність, нормована на відповідні коефіцієнти відносної чутливості, характеристичних оже ліній всіх елементів поверхневого прошарку, розташованого на глибині h, що пропорційна тривалості розпорошення досліджуваної поверхні йонами аргону; const0 ≅s є усередненим та характеристичним значенням величини ( )hs для об’єму металу. різним за природою матеріалам, таким як сталь та бронза, властиві, загалом, різні значення 0s та відповідають різні оцінювальні характеристики елементної щільності (1): 01011 ))(()( /sshshсh −= , (2) 02022 ))(()( /sshshсh −= , (3) де )(1 hсh та )(2 hсh – характеристики елементної щільності поверхневих шарів за рівнянням (1), розраховані відносно величин 0s , властивих об’єму сталі та бронзи відповідно; 01s та 02s – значення 0s для сталі та бронзи. з метою отримання характеристики елементної щільності, неперервної на контактній границі тертя пари бронза сталь (після режимів граничного тертя пари), введемо єдину для обох металів характеристику поверхневих шарів, відштовхуючись від властивостей значно краще [5, 6] вивченої сталі шх15: 010112 ))(()( /sshshсh −= , (4) особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 74 з граничною умовою щодо рівності величини s(h) на границі тертя (h = 0) як з боку поверхні сталі, так й бронзи: rbst )0()0( ss = . (5) тоді, для поверхневих шарів сталі буде виконуватись: )()( 112 hсhhсh = , (6) а для поверхневих шарів бронзи: )br/st())br/st(1)(()( 212 сhсhhсhhсh ++= , (7) 010102 /)()br/st( sssсh −= . (8) відзначимо, що в разі вимірювання характеристик елементної щільності (2) та (3) для обох металів без експериментально узгодженого визначення величин 01s та 02s значення величини )br/st(сh можна оцінити з експерименту із застосуванням граничної умови (5). 2. результати досліджень та їх обговорення змінюючи навантаження та температурні умови тертя досліджуваної пари бронза-сталь в гідрорідині амг-10, виявили умови, за яких на феноменологічному рівні чітко ідентифікували відомий ефект "вибірного перенесення" в контактній зоні цієї пари та утворення на тертьовій поверхні бронзи поверхневого шару, що дістав назву "сервовитної плівки" [3]. найоптимальнішим виявився режим тертя, за якого питоме навантаження контактної зони тертя складало 5 мпа, лінійна швидкість ковзання 2,9 м/с, з обмеженням (за рахунок тепловідведення [1]) максимальної температури саморозігрівання пари тертя на 50 °с. слабко кисле органічне середовище, яким є гідрорідина амг-10, є класичним для пар бронзасталь та оптимальним з погляду реалізації ефекту "вибірного перенесення" [2, 3]. вказаний режим тертя був стаціонарним, характеризувався мінімальним коефіцієнтом тертя 0,015 0,022 впродовж останніх 85 % шляху тертя та мінімальною інтенсивністю зношування бронзи після проходження парою шляху 41 км, що дорівнювала 2 · 10-4 мг/мм2 на 1 км шляху тертя. було зроблено висновок, що виміряна величина інтенсивності зношування зумовлена переважно не стаціонарним режимом тертя, а початковим періодом припрацювання досліджуваної пари. сам період припрацювання був характерним для "м’якого" режиму граничного тертя та складався з швидкоплинного (до 2,4 хв) початкового зменшення коефіцієнта тертя від стартового значення 0,064 до значень, нижчих за 0,04, та наступного тривалішого (до 33 хв) зменшення до величини 0,024. відзначимо, що після розбирання пари візуально засвідчили наявність класичного для ефекту “вибірного перенесення” [3] мідного відтінку поверхонь тертя як бронзи, так й сталі. для випадку бронзи мідний відтінок поверхонь тертя проявлявся під різними кутами зору та за оптичного збільшення до ×30 крат. за оптичного збільшення ×50 200 крат спостерігали специфічну "бархатисту" топографію рельєфу поверхні тертя бронзи (рис. 1, а), властиву "сервовитним плівкам" [3]. подальші електронномікроскопічні дослідження (рем) поверхні тертя бронзового зразка виявили характерний розмір поверхневих зерен "сервовитної плівки" – 0,24 0,31 мкм. оже спектральні дослідження різних ділянок поверхні тертя бронзи підтвердили їх специфічний "відновлений" хімічний стан, що узгоджується з теорією ефекту "вибірного перенесення" [2, 3]. методом оже спектроскопії було також виявлено, що відновлений стан поверхні тертя бронзи ("сервовитної плівки") обумовлюється наявністю в товстому (близько 2 мкм) поверхневому шарі бронзи атомів вуглецю в дуже значній концентрації, яка повільно зменшувалась від 71 ат. % на поверхні до 22 ат. % на глибині 1,5 мкм. колір розпорошеної ділянки поверхні після винесення зразка з вакуумної камери на повітря виявився подібним до характерного для матеріалу бронзи. на рис. 1, а проілюстровано цей ефект зміни кольору: розпорошена йонами інертного газу ділянка поверхні (від діагоналі – в лівому нижньому куті) має властивий бронзі відтінок, світліший в чорно білому зображенні порівняно з "сервовитною плівкою" (правий верхній кут). розпорошення "сервовитної плівки" у вакуумній камері спектрометра йонами аргону на вказану глибину призвело до зникнення "мідного" відтінку досліджуваної ділянки поверхневого шару бронзи, хоча атомна концентрація міді на ній після розпорошення поверхневого шару зросла в декілька разів. отже, причину "мідного" відтінку "сервовитної плівки", утвореної структурною сумішшю атомів вуглецю та міді (елементів, які між собою практично не взаємодіють), потрібно ще вивчати. особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 75 а б рис. 1 – мікроструктура візуально "мідних" поверхонь тертя бронзи бражмц10-3-1,5 після оптимального перебігу процесів "вибірного перенесення" в парі "бронза – сталь шх15 – гідрорідина амг-10": а – оптичне зображення (ділянку "сервовитної плівки" в лівому нижньому куті розпорошено у вакуумі йонами аргону); б – електронно-растрове зображення (sei) мікрозони початкового руйнування "сервовитної плівки" (виділено), що відбулося внаслідок локального порушення оптимального режиму тертя на узбіччі доріжки тертя. питоме навантаження 5 мпа, лінійна швидкість ковзання 2,9 м/с, максимальна температура саморозігрівання пари 50 °с. стрілки вказують напрямок дії сили тертя поверхні тертя сталі також мали передбачуваний теорією "вибірного перенесення" [3] візуально "мідний" відтінок. але в усіх досліджених випадках концентрація міді на сталевій поверхні в зонах її "мідного" відтінку в усіх точках субмікронних поверхневих прошарків не перевищувала 4,7 ат. %. натомість, концентрації заліза та кисню у тих самих прошарках сягали значень 36 44 та 46 54 ат. % відповідно. тобто, мідь не створила окремої фази на поверхні тертя сталі в умовах оптимального перебігу процесів "вибірного перенесення", а "мідний" відтінок поверхонь тертя сталі шх15 обумовили плівки оксидів заліза субмікронної товщини. ключові результати вказаних досліджень ретельно проаналізовані нами в [1]. вже незначна зміна навантажувально-швидкісних та температурних умов тертя призводить до зміни режиму тертя. методами електрононної мікроскопії виявлено мікрозони початкового руйнування "сервовитної плівки" (рис. 1, б). слід звернути увагу на чіткі краї зони руйнування плівки та структуровані вздовж напрямку тертя підповерхневі прошарки, що більш характерні для пружного матеріалу, зокрема, для поверхонь тертя загартованої сталі [1]. зміна режиму тертя супроводжується зростанням коефіцієнту тертя та інтенсивності зношування обох елементів пари. підвищення температури саморозігрівання пари бронза сталь за однакових навантажувально-швидкісних умов тертя, що задається зменшенням інтенсивності охолодження пари [1], а також збільшення локальної температури мікроконтактів зони тертя зумовлює різке зменшення товщини навуглецьованого поверхневого шару бронзи, але, водночас, викликає відповідно різке зростання товщини окисненого поверхневого шару сталі та посилює ступінь його окиснення. профілі розподілу атомарної концентрації базових металів у межах контактних границь тертя пари бронза сталь чітко ілюструють цей ефект (рис. 2, а). на графіках криві, що стосуються спряжених у контактній зоні поверхневих мікроділянок бронзи та сталі побудовано в протилежних від межі поділу напрямках: для поверхневих шарів сталі в напрямку від’ємних значень осі абсцис, а для бронзи – в напрямку її позитивних значень, враховуючи, що на границі тертя (межі поділу між зразком та контртілом пари бронза сталь) координата дорівнює нулю h = 0. повні концентраційні профілі хімічних елементів у тертьових поверхневих шарах бронзи та сталі для досліджених випадків даної пари тертя наведено в [1]. криві на рис. 2 та 3 повністю відповідають цим концентраційним профілям, але обумовлюють нове бачення структури та властивостей поверхневих шарів дослідженої пари бронза сталь. одночасний аналіз профілів для спряжених під час тертя мікроділянок поверхонь пари бронзасталь виявляє наявність та локалізацію в поверхневих шарах контактної зони механохімічно утвореного комплексного тертьового шару товщиною 1,5 2 мкм (рис. 2, а). підвищення температури на мікроконтактах пари бронза сталь призводить до своєрідного пересування зони локалізації тертьового шару від навуглецьованих поверхневих шарів бронзи до окиснених поверхневих шарів сталі (рис. 2, а, криві 1 → 2 → 3). особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 76 а б рис. 2 – профілі розподілу в тертьових поверхневих шарах пари "бронза-сталь-амг-10": а – концентрацій сі заліза та міді; б – сумарних концентрацій сіj заліза та кисню для випадку сталі шх15, вуглецю та міді для бронзи бражмц, а також сумарних концентрації сς відповідної решти елементів для кожного з металевих сплавів. саморозігрівання пари до температур: 1 – 50 ºс; 2 та 3 – 125 ºс (ділянки поверхневих мікрозон 1 та 2 відповідно [1], яким відповідали різні локальні температури (т2 > t1) мікроконтактів зони тертя). позначення: кзт – контактна зона тертя (h = 0); h – відстань від кзт всебічний кореляційний аналіз наведених в [1] концентраційних профілів різних хімічних елементів у поверхневих шарах бронзи та сталі виявив, що на віддалі від граничної поверхні (на рис. 2 – кзт) сумарна атомарна концентрація вуглецю та міді в межах механохімічно утвореного поверхневого шару бронзи та сумарна концентрація атомів заліза та кисню в межах відповідного поверхневого шару сталі є приблизно сталими та характеристичними величинами (рис. 2, б, екстраполяційні прямі). подібні закономірності властиві ізоморфізму – явищу атомарного заміщення одних елементів на інші в кристалах у широких діапазонах зміни відносних концентрацій [7]. це стало для нас підґрунтям для твердження про композиційний тип структури тертьових поверхневих шарів бронзи (включаючи випадок "сервовитної плівки") [1], про що йшлося вище під час розгляду сучасного стану проблеми. значення вказаної характеристичної величини для бронзи вказує атомарну (молярну) долю ізоморфної суміші вуглецю та міді як однієї з мікроструктурних фаз у складі композиційного конгломерату. особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 77 для бронзи водночас із зменшенням товщини її механохімічно утвореного поверхневого шару від збільшення локальної температури мікроконтактів зони тертя доля ізоморфної фази вуглець мідь спочатку дискретно зростає, а далі зменшується, тобто має екстремальну залежність від температури. натомість, залежності на рис. 2, б свідчать, що доля ізоморфної (можливо, наноскопічної) суміші заліза та кисню в поверхневих шарах сталі шх15 змінюється в околі усередненого значення 92 ат. %, яке, практично, не залежить від температури експерименту, не зважаючи на значну різницю в ступіні окиснення та товщині механохімічно утвореного поверхневого шару сталі для досліджених випадків. отже, в поверхневих шарах сталі шх15 вказані механохімічні перетворення відбуваються з різною інтенсивністю, але, ймовірно, мають подібну природу. аналіз елементної щільності механохімічно утворених поверхневих шарів контактної зони на границях між спряженими мікроділянками поверхонь тертя пари бронза сталь виявляє (рис. 3) загальні тенденції та структурні особливості в їх тонкоплівковій будові, які будуть проілюстровані далі. рис. 3 – профілі елементної щільності тертьових поверхневих шарів контактної зони пари "бронза бражмц – сталь шх15 –гідрорідина амг-10" в залежності від температури її саморозігрівання: 1 – 50 ºс; 2 та 3 – 125 ºс (ділянки поверхневих мікрозон 1 та 2 відповідно [1] для різних локальних температур (т2 > t1) мікроконтактів зони тертя) досліджуючи поверхні тертя бронзи та сталі відокремлено одні від інших, згідно з рівняннями (2) та (3) виявляємо характерні для обох матеріалів, хоча й різні за товщиною для різних досліджених випадків, поверхневі шари, що створюють загальну тонкоплівкову комплексну структуру тертьового поверхневого шару в цілому. структурні типи цих поверхневих шарів з певною мірою умовності можна позначити наступним чином: об’єм матеріалу → підповерхневий елементно-розріджений прошарок → механохімічно утворений приповерхневий шар → перехідний поверхневий елементно-розріджений прошарок → тонкий граничний поверхневий елементно-ущільнений шар (тобто, безпосередньо тертьова границя контактної зони). аналізуючи ж спряжені ділянки контактної зони водночас (рівняння (4)) отримуємо нагоду відтворити розвиток деформаційно-активованих процесів контактної зони. профілі елементної щільності на рис. 3 ілюструють експериментально виявлену за результатами оже-спектрального аналізу поверхневих шарів різницю між значеннями елементної щільності матеріалів бронзи бражмц10-3-1,5 та сталі шх15. характерна для об’єму елементна щільність даної бронзи вища за елементну щільність сталі: 19,0)br/st( ≈сh ; 0102 ss > . (9) ймовірно, що саме ця обставина обумовлює значне механохімічне ущільнення тонкого граничного поверхневого шару сталі (рис. 3; профілі, спрямовані вліво від кзт) у контактній зоні пари бронзасталь. максимальне ущільнення цього шару досягається у випадку утворення "сервовитної плівки" на поверхні бронзи (випадок нижчої температури саморозігрівання пари 50 ºс). значення елементної особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 78 щільності в цьому разі ( )hch1 = 0,45, що більш ніж вдвічі перевищує значення, характерне для об’єму бронзи (9). але елементна щільність глибше розташованого механохімічно окисненого приповерхневого шару вже дорівнює об’ємній щільності сталі 01s (величина ( )hch1 = 0). цей приповерхневий шар, що має, як визначено вище, структуру композиційного типу, відмежовується від ущільненого граничного поверхневого шару та від об’єму сталі розрідженими прошарками, для яких величина ( )hch1 < 0. найбільша ступінь розрідження елементного складу цих прошарків відносно об’єму має величину ( )hch1 ≈ –0,16. зростання температури контактної зони (випадок 125 ºс) викликає зменшення елементної щільності ( )hch1 граничного поверхневого шару сталі до значень, близьких до об’ємної щільності бронзи (9). товщина глибшого механохімічно утвореного приповерхневого шару сталі, що має однакову з її об’ємом елементну щільність (рис. 3), зростає від 70 нм (випадок 50 ºс) до 400 нм (125 ºс). загалом, зареєстрований за різних температур діапазон зміни значень характеристики елементної щільності поверхневих прошарків –0,16 ( ) ≤≤ hch1 0,45 є характерним для поверхонь тертя сталі шх15 в парах сталь-сталь (наприклад, [6]) та обумовлюється загальновідомими процесами перетворення поверхневих шарів сталі в зонах тертя [8, 9]. профілі елементної щільності поверхневих шарів бронзи (рис. 3; профілі вправо від кзт) свідчать про особливості цього матеріалу порівняно зі сталлю. аналіз кривої 3 у співставленні з відповідними їй кривими на рис. 2 та профілями концентрацій елементів, наведеними в [1], свідчить, що за підвищених температур під механохімічно навуглецьованим приповерхневим шаром бронзи утворюється елементно-розріджений підповерхневий прошарок. найбільший ступінь розрідження цього прошарку близький до ступеня розрідження відповідного прошарку сталі: ( ) ≈hch12 – 0,06. це значення відповідає (рівняння (2), (7) та (9)) набагато більшому розрідженню відносно об’ємної щільності самої бронзи: ( ) ≈hch2 –0,22 (рис. 3). отже, для випадку максимальної температури мікроконтактів зони тертя (рис. 3, крива 3) в практично однаково заглиблених підповерхневих прошарках експериментально спостерігаємо ефект вирівнювання елементної щільності матеріалів різної природи, що мають відмінні значення цієї характеристики в своїх об’ємах – підповерхневий шар елементно щільнішої бронзи (рис. 3 та оцінювання (9)) розріджується значно сильніше у порівнянні з відповідним шаром менш елементно щільної сталі. передумови для подібного вирівнювання елементної щільності підповерхневих прошарків можна бачити в розподілі контактних напружень у парі тертя, що створюють тривалу тангенційну деформацію розтягування прошарків [10] за динамічних впливів тертя. збільшення концентрації вуглецю в механохімічно утвореному приповерхневому та граничному поверхневому шарах бронзи корелює із зникненням з боку поверхні розрідженого стану та зростанням елементної щільності поверхневих шарів. сплески ущільнення в приповерхневому шарі (крива 3) сягають величин ( ) ≈hch12 0,43 та ( ) ≈hch2 0,20. за вказаними результатами досліджень робимо висновок, що механохімічне утворення під час тертя такої мікроструктурної фази, як ізоморфна суміш "вуглець мідь", сприяє ущільненню приповерхневого шару бронзи не тільки відносно матеріалу сталі шх15 (величина ( )hch12 ), але й відносно матеріалу бронзи. такий же висновок робимо й стосовно фізико-хімічного стану "сервовитної плівки" (рис. 2 та 3, крива 1). в дослідженому нами випадку пари бронза сталь "сервовитна плівка" – це товстий (більший за 1,5 мкм), сильно елементно ущільнений порівняно з об’ємом бронзи та сталі (максимальне ущільнення ( ) ≈hch2 0,19 та ( ) ≈hch12 0,42), механохімічно утворений та "сильно розвинений" приповерхневий шар у поверхневих шарах бронзи. суттєво різні товщини механохімічно утворених приповерхневих шарів бронзи та сталі для різних температур контактної зони тертя повинні віддзеркалюватися у вигляді мікроструктурних особливостей поверхонь тертя. з метою виявлення поверхневих прошарків різного типу методами оптичної та електронної растрової мікроскопії дослідили різні мікроділянки поверхонь тертя бронзи та сталі до та після їх розпорошення йонами інертного газу у вакуумній камері спектрометру (рис. 4). аналіз мікроструктури вказаних ділянок виявив чисельні підтвердження наявності зміцненого та квазикрихкого стану приповерхневих шарів бронзи та сталі в режимі оптимального перебігу процесів "вибірного перенесення" для досліджуваної пари бронза сталь (рис. 4, а, б; рис. 1, б; а також результати роботи [1] для сталі), а з іншого боку, засвідчив пластичність механохімічно утвореного приповерхневого шару сталі (рис. 4, г) та розріджений стан підповерхневих прошарків бронзи (рис. 4, в) для цієї ж пари за підвищених температур (125 ºс). для демонстрування реологічних властивостей поверхні тертя загартованої сталі шх15 індентором нанесено подряпину поперек напрямку тертя ковзання (рис. 4, г), особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 79 яка проілюструвала пластичний стан механохімічно сильно окисненого приповерхневого шару сталі за підвищеної температури саморозігрівання контактної зони тертя. а б в г рис. 4 – мікроструктурні особливості (sei) поверхонь тертя пари "бронза (а, в) – сталь (б, г) ", що мали візуально "мідний" відтінок для випадку саморозігрівання пари до температур 50 ºс (а, б) та 125 ºс (в, г): а – ефекти структурування, а також квазикрихкого руйнування (виділено) приповерхневого шару "сервовитної плівки" на бронзі; б – квазикрихке руйнування смуг ковзання на поверхні сталі в режимі "вибірного перенесення"; в – розріджений підповерхневий шар бронзи після розпорошення поверхні зразка на глибину близько 750 нм; г – пластичність механохімічно утвореного приповерхневого шару сталі та структурування вздовж напрямку тертя її "ювенільних" підповерхневих прошарків. 1 – залишки механохімічно утворених приповерхневих шарів бронзи після розпорошення її поверхні йонами аргону; 2 – подряпина, що підтверджує пластичність приповерхневого шару сталі. стрілки вказують напрямок дії сили тертя відзначимо, що, не зважаючи на перевагу "сервовитної плівки" (50 ºс) за товщиною у складі комплексного тертьового шару контактної зони (рис. 2, а, крива 1), внаслідок сильно ущільненого елементного стану цієї плівки процеси зсуву, ймовірно, локалізуються в значно тоншому (50 100 нм) елементно розрідженому поверхневому прошарку сталі (рис. 3, крива 1). аналіз концентраційних профілів хімічних елементів для даного випадку, наведених в [1], виявляє локалізовані саме в цьому окисненому та елементно розрідженому прошарку сталі максимальні концентрації домішки міді (від 2 до 4,7 ат. %). з боку ж поверхневих шарів бронзи над "сервовитною плівкою" (елементно ущільненим приповерхневим шаром) утворюється перехідний поверхневий "прошарок" товщиною близько 200 нм, який має елементну щільність "об’ємного матеріалу" бронзи, хоча й характеризується низьким значенням концентрації міді (рис. 2 та 3, крива 1). на нашу думку, цей прошарок створюють поверхневі субмікрозерна, які спостерігали методом електронної растрової мікроскопії на цільній (без розпорошення йонами аргону) поверхні тертя бронзи. їх характерний розмір був наведений на початку статті. певний рівень пластичності цих поверхневих субмікрозерен бронзи проілюстровано в [1]. крива 2 на рис. 2 та 3 відображає наявність поверхневих структур, які є перехідними між відповідними структурами для випадків мінімальної (утворення "сервовитної плівки", крива 1) та особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 80 максимальної (сильне відхилення від оптимального перебігу процесів, крива 3) температур саморозігрівання пари бронза сталь. загалом, наявність подібних перехідних структур (крива 2) підтверджує виявлені тенденції та свідчить про закономірний перебіг процесів механохімічного утворення тертьових поверхневих шарів досліджуваної пари, який охарактеризуємо наступним чином. утворення “сервовитної плівки” в поверхневих шарах бронзи з феноменологічного погляду є, очевидно (хоча це й суперечить електрохімічній концепції її виникнення [3]), механічно активованим екзотермічним процесом, який супроводжується відпуском поверхневих шарів сталі (випадок саморозігрівання до 125 ºс; крива 2 на графіках) з наступною зміною характеру механохімічних перетворень поверхневих шарів бронзи та сталі (крива 3). інтенсивне охолодження пари бронза-сталь у початковий період її припрацювання до наближеного до кімнатних температур рівня (випадок 50 ºс; крива 1 на графіках) уповільнює процеси відпуску сталі, чим обумовлює стабільний перебіг ефектів кооперативного утворення зносостійкої структури в контактній зоні тертя цієї пари. висновки після чіткої ідентифікації на феноменологічному та мікроскопічному рівнях ефекту "вибірного перенесення" досліджено закономірності зміни елементної щільності та мікроструктури поверхневих шарів бронзи та сталі на границях між спряженими мікроділянками контактної зони тертя пари бронзасталь під впливом температури. вивчено загальні принципи тонкоплівкової побудови комплексного тертьового поверхневого шару контактної зони в цілому, що полягають у закономірному розташуванні елементно-ущільнених поверхневих шарів та елементно-розріджених структурних прошарків. виявлено, що механохімічне утворення в зоні тертя мікроструктурної ізоморфної фази "вуглецьмідь" сприяє ущільненню поверхневих шарів бронзи. у випадку дослідженої пари бронза сталь "сервовитна плівка" – це товстий (близько 2 мкм), елементно ущільнений порівняно з об’ємом бронзи та сталі, квазикрихкий механохімічно утворений приповерхневий шар у поверхневих шарах бронзи, прикритий з боку поверхні пластичними субмікрозернами та тонким граничним елементно ущільненим поверхневим шаром на основі вуглецю. утворення "сервовитної плівки" в поверхневих шарах бронзи з феноменологічного погляду є механічно активованим екзотермічним процесом, який супроводжується відпуском поверхневих шарів сталі. інтенсивне охолодження пари бронза сталь у початковий період її припрацювання обумовлює стабільний перебіг ефектів кооперативного утворення зносостійкої структури в контактній зоні тертя цієї пари. література 1. кіндрачук м.в., міщук о.о., данілов а.п., хлевна ю.л. особливості взаємодії та стан поверхонь тертя пари бронза-сталь // проблеми трибології. – 2013. – № 1(67). – с. 58-69. 2. кіндрачук м.в., лабунець в.ф., пашечко м.і., корбут є.в. трибологія. – к.: нау-друк, 2009. – 392 с. 3. гаркунов д.н. триботехника (износ и безызносность): 4 изд. – м.: мсха, 2001. – 606 с. 4. schell j., heilmann p., rigney d.a. friction and wear of cu-ni alloys // wear. – 1982. – v. 75. – p. 205-220. 5. міщук о.о. методологія оже-спектрального дослідження тонкоплівкової структури поверхонь тертя / проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – київ: нау-друк, 2010. – вип. 53. – с. 59-70. 6. міщук о.о., телемко о.в., цаплій м.п. багатоваріантність механохімічного структурування сталевої поверхні в контактній зоні тертя під впливом дитіофосфату // проблеми тертя та зношування. – 2013. – № 2 (61). – с. 29-36. 7. макаров е.с. изоморфизм атомов в кристаллах. – москва: атомиздат, 1973. – 288 с. 8. костецкий б.и., носовский и.г., караулов а.к., л.и. бершадский, н.б. костецкая, в.а. ляшко, м.ф. сагач. поверхностная прочность материалов при трении / под общ. ред. б.и. костецкого. – к.: техніка, 1976. – 296 с. 9. шевеля в.в., олександренко в.п. трибохимия и реология износостойкости. – хмельницкий: хну, 2006. – 278 с. 10. джонсон к. механика контактного взаимодействия. – м.: мир, 1989. – 510 с. поступила в редакцію 13.11.2013 особливий стан поверхневих шарів контактної зони тертя пари бронза сталь проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 81 kindrachuk m.v., mishchuk o.a., khlevna yu.l., danilov a.p. peculiar state of surface layers of the branchsteel pair contact friction zone. by the methods of auger electron spectroscopy and nanoscopic surface layer ion etching, scanner electron and optical microscopy, the conjugate micro-regions of the friction surfaces of the bronze-steel pair were archived. new data about the creation mechanism and properties of surface “served film” on the bronze were found. the elemental density and surface thin-layer structure of friction contact zone were analyzed. the high dense elemental state of the “served film” in the branch pre-surface layer was evinced. key words: branch, steel, friction, surface layers, density, auger analysis. reference 1. kindrachuk m.v., mishchuk o.a., danilov a.p., khlevna yu.l. the interaction peculiarities and states of friction surfaces of the branch-steel pairs. problems of tribology. 2013. no. 1 (67). p. 58-69. 2. kindrachuk m.v., labunets v.f., pashechko м.і., korbut e.v. tribology. kyiv: nau-druk, 2009. 392 p. 3. garkunov d.n. tribotechniques (wear and without wear): 4 ed. moscow: мсkhа, 2001. 606 p. 4. schell j., heilmann p., rigney d.a. friction and wear of cu-ni alloys. wear. 1982. v. 75. p. 205-220. 5. mishchuk o.a. methodology of auger electron study of thin-structure of friction surfaces. problems of friction and wear: sci. tech. magazine. кyiv nau-druk, 2010. v. 53. p. 59-70. 6. mishchuk o.a., тelemko o.v., tsapliy m.p. variety of steel surface tribochemical structurization in friction contact zone at dithiophosphate actions. problems of friction and wear. 2013. no. 2 (61). p. 29-36. 7. мakarov e.s. atomic isomorphism in crystals. moscow, аtomizdat, 1973. 288 p. 8. kostetsky b.i., nosovsky i.g., karaulov a.k., bershadsky l.i., kostetskaya n.b., lyashko v.a., sagach m.f. material surface strength at friction. ed. b.i. kostetsky. кyiv, techniques, 1976. 296 p. 9. shevelya v.v., oleksandrenko v.p. tribochemistry and rheology of wear-firmness. khmelnitskiy: khnu, 2006. 278 p. 10. johnson k.l. contact mechanics. cambridge, cambridge university press, 1985. 16_sviderskiy.doc дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 103 свідерський в.п., ** константинова т.є., * глазунова в.а., * кириченко л.м., ** водяний в.і., ** захарчук ю.о. ** *донецький фізико технічний інститут нан україни, м. донецьк, україна, **хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками діоксиду цирконію удк 621.893 виконано аналіз властивостей політетрафторетилену і методів його модифікації. дослідження фізико– механічних і антифрикційних властивостей антифрикційних карбопластиків ф4ув15, ф4ув20, модифікованих нанопорошком діоксиду цирконію показали доцільність застосування останніх матеріалів в вузлах тертя машин і механізмів. ключові слова: фторопластові карбопластики, ультрадисперсні модифікатори, діоксид цирконію, антифрикційні і механічні властивості. вступ політетрафторетилен (птфе) або фторопласт-4 є одним з найбільш поширених матеріалів, що використовуються у відповідальних вузлах тертя [1]. цей матеріал привертає до себе увагу матеріаловедів – трибологів перш за все завдяки найнижчому коефіцієнту тертя з відомих полімерних матеріалів, що дозволяє використовувати його в різних вузлах тертя без мащення. цінною властивістю матеріалів на основі птфе є працездатність в широкому діапазоні температур при збереженні низького і стабільного коефіцієнта тертя і забезпеченні плавного ковзання. у підшипників з таких матеріалів відсутні явища схоплювання і заїдання, а коефіцієнт статичного тертя зазвичай нижче кінетичного. до недоліків птфе слід віднести такі особливості, як повзучість або холодотекучість, тобто повільне наростання в часі пластичної деформації під дією невеликого навантаження, а також дуже високий коефіцієнт лінійного розширення, що аномально змінюється в широких межах в залежності від температури. головним недоліком птфе, що обмежує застосування його у відповідальних вузлах тертя, є низька зносостійкість. більшість дослідників пояснюють низьку зносостійкість особливостями структури і фрикційного перенесення птфе. морфологія кристалічних областей птфе різко відрізняється від морфології інших термопластів, оскільки у птфе відсутня сферолітна структура, що типова фактично для всіх кристалічних полімерів. для усунення недоліків птфе широко використовується модифікація полімеру різними модифікаторами [2]. модифікація дозволяє істотно понизити знос при збереженні високих антифрикційних властивостей, підвищити фізико механічні характеристики і розширити області застосування. асортимент модифікаторів птфе дуже широкий: скляні і вуглецеві волокнисті наповнювачі, дисульфід молібдену, кокс, графіт, метали, оксиди і солі металів, полімерні добавки. вплив модифікаторів на механічні властивості птфе досить значний. введення модифікаторів підвищує твердість, міцність на стиснення, модуль пружності птфе, знижує міцність при згині і ударну в'язкість. порошкоподібні модифікатори зменшують міцність при розтягуванні птфе на 0,5 0,7 мпа на кожен об'ємний відсоток наповнювача, ще більше падіння зазнає відносне видовження при розриві. опір повзучості модифікованих фторопластов зростає на 200 300 % в порівнянні з чистим птфе. застосовуючи різні модифікатори, можна також в 2 3 рази зменшити високий коефіцієнт лінійного розширення птфе залежно від природи і форми частинок наповнювача, причому модифікатори сферичної форми сприяють вирівнюванню теплового розширення в різних напрямках. проте головною особливістю введення модифікаторів в птфе є збільшення зносостійкості: залежно від виду і вмісту модифікаторів зносостійкість композицій може зростати до 1000 разів [2, 7]. такий значний вплив модифікаторів на зносостійкість при порівняно незначній зміні інших властивостей характерний тільки для птфе і не характерний для інших полімерів. перспективним методом модифікації полімерів є використання нетрадиційних компонентів твердих речовин в ультрадисперсному стані [3,4]. ультрадисперсні з'єднання (удз) є перехідним станом mailto:tribosenator@gmail.com дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 104 конденсуючих речовин – макроскопічні ансамблі мікроскопічних частинок з розмірами близько 1 100 нм. основні фізичні властивості удс істотно відрізняються від властивостей матеріалів в звичайному стані. системам з компонентами в ультрадисперсному стані властиві унікальні поєднання електричних, магнітних, теплових, механічних, сорбційних, радіопоглинаючих і інших властивостей, що не зустрічаються в масивних кристалах. поява подібних властивостей пов'язана з розмірними ефектами удз. ці ефекти реалізуються, коли розмір частинок стає співвимірним з характерним кореляційним масштабом того або іншого фізичного явища (наприклад, розміру домена) або характерною довжиною якого-небудь процесу перенесення (довжина вільного пробігу електронів і інших елементарних частинок). в якості удз використовують вуглеграфітові наночастинки детонаційного синтезу (удаг, удав), фторованої сажі (фс), фуллеренів (фл), вуглецевих нанотрубок (ун), порошків металів, оксидів [3, 4]. оксид цирконію – zro2 (діоксид цирконію) володіє унікальним поєднанням різнорідних властивостей: високою міцністю, зносостійкістю, термостійкістю, хімічною стійкістю і стабільністю до випромінювання, в тому числі і до нейтронного потоку, біологічною сумісністю і. т. ін. це визначає його широке застосування в різних галузях промисловості і дозволяє очікувати незвичайних ефектів у властивостях матеріалів на його основі при переході до наноструктурного стану. так, в області оксидної кераміки зменшення розмірів частинок вихідного порошку від мікро до нанометрів дозволяє не тільки збільшити густину і покращити механічні характеристики керамічних матеріалів, але й суттєво змінити їх фізичні властивості. останнє обумовлено тим, що при переході від макро і мікро до нанометрового діапазону твердих тіл (менше 100 нм або 0,1 мкм) властивості речовин суттєво змінюються. аналіз науково-технічної інформації з проблеми отримання оксидних нанопорошків [5] показує, що ця проблема в світовій практиці розв`язується різноманітними технологічними методами (роздільно і в комбінаціях). найбільш поширеними з них є: метод осадження з розчинів солей, гідротермальний метод, розпилювальний піроліз, золь-гель процес з використанням алкоксидів, аерозольний метод, метод отримання порошків при обробці вихідних матеріалів в смолоскипі полум`я, плазмохімічний метод, лазерний синтез, хімічні газофазні методи конденсації, механічні методи і т. ін. особливо ефективний метод хімічного осадження. основні його переваги перед іншими – низька собівартість продукції і можливість отримання порошків заданого складу в промислових масштабах. однак разом з перевагами цей метод має і суттєвий недолік – порошки, що отримуються таким способом, мають високий ступень агрегації і агломерації продуктів осадження і прокалювання осадів, також широкий спектр розмірів як первинних частинок, так і агломерованих. іншими словами, цей метод, в його класичному варіанті, не дозволяє отримувати неагломеровані порошки з нанорозмірними частинками. використаний технологічний процес отримання порошку діоксиду цирконію, оснований на методі хімічного осадження, включає три основні стадії [5]: отримання гелеподібного осадку гідроксиду цирконію zr(oh)4*nh2o в результаті взаємодії оксинітрату цирконію з водними розчинами аміаку; зневоднення осадку і дегідроксилізація (видалення он груп) гідроксиду цирконію при нагріві до температур 120 – 350 0с з перетворенням гідроксиду в аморфний zro2; кристалізація частинок zro2 при температурі 400 800 °с. встановлено, що розмір майбутніх кристалічних частинок zro2 закладається уже в гелеподібному осадку гідроксиду в результаті полімеризації, а також в процесі сушки осадку і дегідроксилізації гідроксиду цирконію. з метою попередження або зниження ступеня агрегації і агломерації частинок в осадку здавна використовуються поверхнево активні речовини (пав), а також електроліти. ці речовини при додаванні в розчин реагуючих солей, здатні адсорбуватись на поверхні частинок, що випадають в осадок і зменшувати їх взаємодію за рахунок зниження поверхневої енергії частинок або створення на їх поверхні однойменних зарядів. однак результат використання цих методів не завжди прогнозований, особливо в тих випадках, коли осадки піддаються термообробці. більш радикальним способом попередження агрегації частинок і виникнення жорстких агломератів є застосування імпульсно хвильових дій: свч нагріву і імпульсно-магнітних пульсацій (імп) в процесі сушки і прокалювання осадів гідроксиду а також їх ультразвукової обробки [6]. нанокерамічні матеріали на основі zro2 володіють унікальним комплексом фізико механічних властивостей: на відміну від існуючих аналогів, внаслідок особливої технології синтезу, кераміка має одночасно високі значення міцності, в'язкості руйнування і зносостійкості; високі експлуатаційні властивості в умовах дії високих температур (понад 1600 °c) і корозійноактивних середовищ без значної деградації механічних властивостей; завдяки своїм неповторним властивостям як висока зносостійкість, неймовірно гладка поверхня і практично відсутність негативної взаємодії наприклад з дротом та кабелем, найнижча з усіх відомих керамічних матеріалів теплопровідність оксид цирконію знаходить застосування в багатьох областях техніки. дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 105 завдяки мінімальній взаємодії з металами оксид цирконію відмінно підходить для пари ковзання, завдяки добрим трибологічним властивостям, особливо при високих температурах, а також має краще, ніж у сталей теплорозширення. все це робить матеріали на основі оксиду цирконію одним з кращих матеріалів технічної та інженерної кераміки. в роботі [7] встановлено, що перспективними антифрикційними матеріалами є карбопластики типу флубон (ф4ув15, ф4ув20 матеріали на основі політетрафторетилену і основного наповнювача: вуглецевого волокна, що отримане за особливою технологією і модифіковане спеціальними добавками). для покращення фізико-механічних і антифрикційних характеристик цих матеріалів використано принцип багаторівневого модифікування полімерної матриці [4]. реалізація даного принципу здійснюється шляхом введення в птфе суміші наповнювачів різного складу і дисперсності – вуглецевих волокон і нанодисперсних частинок, вибраних з групи оксидів цирконію. мета і постановка задачі мета роботи полягає в тому, щоб підвищити антифрикційні, фізико-механічні властивості карбопластиків типу флубон (ф4ув15, ф4ув20) за рахунок модифікації їх оксидними нанопорошками zro2 + 3% y2o3 (700 ˚c), zrо2 + 3% y2o3 (500 ˚c-2h), zro2 + 3% y2o3 (гідроксид). лабораторні дослідження антифрикційних і механічних властивостей фторопластових матеріалів підвищення зносостійкості композиційного полімерного матеріалу на основі політетрафторетилену (птфе) здійснено для матеріалів типу флубон (ф4ув15, ф4ув20). випробування на зносостійкість проведені на установці хті-72 [7]. антифрикційні дослідження виконувались за схемою контакту – «сфера площина». режим змінних граничних питомих навантажень при постійному нормальному навантаженні, зразки висотою (10 ± 0,1) мм i діаметром (10 ± 0,1) мм з кінцевою сферою радіусу 6,35 міліметра контактували сферою по площині металевого контртіла діаметром (60 ± 0,15) мм і висотою (10 ± 0,15) мм; металеве контртіло було виготовлено із сталі 45 (нв 4,5 ± 0,18 гпа) i оброблено до початкового середнього арифметичного відхилення профілю поверхні ra 0 = 0,2 ± 0,03 мкм. в цій схемі випробувань можна виділити дві характерні області: а) область нелінійної залежності зношування від шляху тертя, коли питоме навантаження змінюється від навантаження, близького до твердості нв матepiaлy, до навантаження, яке відповідає граничній навантажувальній здатності; позначення: шлях тертя 1s , інтенсивність зношування 1i ; б) область лінійної залежності зношування від шляху тертя, коли граничне питоме навантаження в меншій степені знижується, ніж в першій області; позначення: шлях тертя 2s , інтенсивність зношування 2i . за результатами цього експерименту розраховували чинник зношування (інтенсивність об’ємного зношування) для шляху тертя 1s∆ = 0 ... 3 км і 2s∆ = 3 23 км: 1 1 1 sn v i i i ∆⋅ ∆ = ; (1) 2 2 2 sn v i і і ∆⋅ ∆ = , (2) де iv1∆ – зміна об’єму і-зразка на проміжку шляху тертя від 0 до 3 км (нелінійна залежність зношування від шляху тертя); iv2∆ зміна об’єму і-зразка на проміжку шляху тертя від 3 до 23 км (лінійна залежність зношування від шляху тертя). нормальне навантаження на один зразок дорівнювало nі = 100 н, швидкість ковзання v = 0,3 м/с, температура, заміряна на відстані 0,5 1 мм від поверхні контртіла, т = (323 ± 2) к при випробуванні без мащення. випробування проводилося на шляху тертя 1s = 0 … 3 км, 2s = 3 … 23 км. результати виконаних досліджень приведені на (рис. 1). встановлено, що вплив оксидного модифікатора zro2 + 3% y2o3 (700 оc) на зносостійкість фторопластового карбопластика найбільш суттєвий при оптимальній кількості (20 мас.%) вуглецевого воло дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 106 кна в композиті. при підвищенні концентрації вуглецевого волокна у модифікованому фторопластовому карбопластику від 10мас.% до 20мас.% зносостійкість композита суттєво збільшується в результаті зменшення ступеня деформації поверхневого шару і розширення областей пружної і пружно-еластичної деформації при фрикційній взаємодії з металевим контртілом [9]. зі збільшенням в композиті концентрації вуглецевого волокна частина міжфазних шарів в композиційному матеріалі зростає, при цьому дефектність структури полімера зменшується. вважають [9], що механізмом модифікуючої дії наповнювачів на структуру птфе є збільшення густини структурних елементів в результаті формування міжфазних шарів з певним розташуванням молекул на межі розділу «полімерна матриця – наповнювач», що і веде до зміцнення композиційного матеріалу. матеріали з покращеними фізико-механічними властивостями відповідає найбільш впорядкована надмолекулярна структура з певною орієнтацією вуглецевого волокна в міжфазних ділянках [9]. за зносостійкістю карбопластик модифікований 2 мас. % діоксиду цирконію zro2+3%y2o3(700 °c) або 1 мас. % діоксиду цирконію zro2+3%y2o3 (гідроксид) переважає матеріал ф4ув20 відповідно в 3,6 і в 2,1 рази. менш ефективним модифікатором карбопластиків діоксид цирконію zro2+3%y2o3 (500 °c 2h) при введені якої в кількості 2 мас. % до складу композиту його зносостійкість зростає лише в 1,22 разів. а б рис. 1 – гістограма інтенсивності зносу антифрикційних карбопластиків, модифікованих нанопорошками діоксидів цирконію: а – перший етап досліджень; б – другий етап досліджень; 1 – ф4ув20; 2 – ф4ув20+0,5мас.%.( zro2+3%y2o3, гідроксид); 3 – ф4ув20+1мас.%.( zro2+3%y2o3, гідроксид); 4 – ф4ув20+2мас.%.( zro2+3%y2o3, гідроксид); 5 – ф4ув20 + 1 мас.%.( zro2+3%y2o3,700 ºc); 6 – ф4ув20 + 2 мас.%.( zro2+3%y2o3,700 ºc); 7 – ф4ув20 + 3 мас.%.( zro2+3%y2o3,700 ºc); 8 – ф4 –88 мас. %, +урал т-15 – 10 мас. %, + (zro2 + 3% y2o3, 700 ºc) -2 мас.%; 9 – ф4-пн –83 мас. %, + урал т-15 – 15 мас. %, + (zro2 + 3% y2o3, 700 ºc) – 2 мас.%.; 10 – ф4ув20+0,5мас.%.(zro2+3%y2o3, 500 ºс – 2h); 11 – ф4ув20+1мас.%.(zro2+3%y2o3, 500 ºc 2h); 12 – ф4ув20+2мас.%.(zro2+3%y2o3, 500 ºc 2h) ці ефекти можна пояснити тим, що частинки діоксиду цирконію є додатковими центрами кристалізації птфе, в результаті чого зменшуються розміри структурних елементів надмолекулярної структури, остання стає більш впорядкованою і орієнтованою (рис. 2). в цьому випадку ефект збільшення адгезійної взаємодії між матрицею птфе і частинками наповнювача реалізується в результаті структурую дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 107 чого впливу наночастинок з некомпенсованим зарядом на макромолекули граничного шару і формування мілкосферолітних надмолекулярних утворень в об`ємі композиту [3, 4, 9]. внаслідок хімічної інертності макромолекул птфе на межі розділу з наповнювачем не утворюється хімічних зв`язків, а в результаті низької поверхневої енергії і високої в’язкості не забезпечується якісного змочування розплавом поверхні наповнювача. в результаті міжфазний шар не здатний до передачі навантаження і при дослідженнях на розтяг композитів армуючий наповнювач фактично не сприяє підвищенню опору зразка розриву. тому значення міцності на розтяг є показником якості наповненого птфе: на відміну від всіх інших полімерів його наповнення будь-яким компонентом при застосуванні традиційних технологій приводить до зниження міцності на розтяг композиту [7, 10, 11]. а б рис.2 – надмолекулярна структура композиційних матеріалів: а – ф4ув20 ( × 4000); б ф4ув20 + 2 мас.%.( zro2 +3%y2o3,700 0c) ( × 4000) перед дослідженнями на розтяг по три зразки кожного матеріалу кондиціонували за гост 12423-66 не менше 16 годин при температурі (23 ± 2) °с i відносній вологості (50 ± 5) %. висоту, ширину, діаметр зразка вимірювали з похибкою не більше 0,01 міліметра і не менше ніж в чотирьох місцях. по мінімальних значеннях вираховували поперечний пepepiз зразка. встановлювали зразок між опорними площадками так, щоб вертикальна вісь зразка збігалась з напрямком дії навантаження. для механічних випробувань на одноосьовий розтяг застосовують плоскі, трубчасті і кільцеві зразки. недоліком плоских зразків є труднощі надійного кріплення в захватах випробувальних машин. за невеликої довжини і ширини зразка важко позбутися його проковзування або роздавлювання в захватах. для часткової ліквідації цих недоліків до смуги приклеюють або приварюють накладки з матеріалу, що має більшу пластичність і меншу жорсткість, ніж досліджуваний композиційний матеріал. наприклад, на карбопластики рекомендується наклеювати накладки з дерев'яного шпона. результати, що отримані при осьовому розтягу плоских і трубчастих зразків, часто не збігаються. причиною цього є відмінність в технології отримання і в схемах напруженого стану зразків. в трубчастих зразках відбувається концентрація напружень поблизу захватів, розподіл напружень по довжині трубчастого зразка відрізняється від такого ж в плоскому, тому результати досліджень плоских і трубчастих зразків неможливо порівнювати між собою. специфічні особливості антифрикційних карбопластиків: ступінь натягу волокон, їх викривлення, наявність внутрішніх напружень враховуються за допомогою досліджень кільцевих зразків. дослідження для визначення pσ виконувались з допомогою розривної машини мр-05-1 (v = 15 мм/хв). границя міцності на розтяг, визначена за формулою (3), не є істиною характеристикою композиційного матеріалу, оскільки поблизу місць роз'єднання напівдисків в результаті зміни кривизни кільця відбуваються деформації розтягу і згину, причому їх співвідношення залежить від відношення товщини стінки кільця до його діаметра. чим більше це співвідношення і чим сильніше виявлена анізотропія композиційного матеріалу, тим сильніше проявляється вплив згину. тому випробування з кільцевими зразками слід виконувати тільки як порівняльні. дослідження міцності на розтяг антифрикційних карбопластиків виконувались за гост 11262-80 в результаті навантаження жорстких . напівдисків, на які одягається, досліджуварис. 3 – пристрій для досліджень на міцність при розтягу кілець дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 108 не кільце (рис. 3). границя міцності на розтяг pσ , мпа визначалась за формулою: )(2 rrh p p − =σ , (3) де p – розривне зусилля, н; h – висота зразка, мм; r – зовнішній радіус, мм; r – внутрішній радіус, мм. результати випробувань приведені в табл. 1. таблиця 1 міцність при розтягу антифрикційних карбопластиків, модифікованих нанопорошком zro2+3%y2o3 (гідроксид), zro2+3%y2o3 (700 0c), zro2+3%y2o3 (500˚c 2h) найменування, склад композиції, мас.% міцність при розтягу, мпа вибірковий коефіцієнт варіації міцності при розтягу, % ф4ув20 10,54 7,7 ф4ув20+1 мас.%.(zro2+3%y2o3, гідроксид) 12,54 7,1 ф4ув20+2 мас.%.(zro2+3%y2o3, гідроксид) 11,01 7,2 ф4-пн –80 мас. %, текарм-5 мас. %, урал т15-15 мас. %, + ( zro2 + 3% y2o3, 700 °c) -1 мас.% 13,42 7,6 ф4-пн –80 мас. %, текарм-5 мас. %, урал т15-15 мас. %, + (zro2 + 3% y2o3, 700 °c) -2 мас.% 14,63 7,2 ф4-пн –80 мас. %, текарм-5 мас. %, урал т15-15 мас. %, + ( zro2 + 3% y2o3, 700 °c) -3 мас.% 11,88 6,8 ф4ув20+1мас.%.(zro2+3%y2o3, 500 °c 2h) 13,2 7,9 ф4ув20+1,5 мас.%.(zro2+3%y2o3, 500 °c 2h) 10,80 7,3 ф4ув20+2 мас.%.(zro2+3%y2o3, 500 °c 2h) 10,75 7,1 з розрахунків можна зробити висновок, що найбільш ефективним є введення до матеріалу ф4ув20 2 мас.% zrо2 +3% y2o3 (700 °c): міцність при розтягу композита зростає на 39 %; при введенні ж 1 мас.% zrо2 +3% y2o3 (500 °c 2h) або 1 мас.% zro2+3%y2o3 (гідроксид), міцність при розтягу композита зростає відповідно на 25 % і 19 %:. це можна пояснити тим, що частинки нанодисперсного наповнювача мають некомпенсований заряд і забезпечують ефект впорядкування полімерної матриці, а також підвищення міцнісних характеристик композиту. наявність в складі олігомерного компонента підвищує термодинамічну сумісність на межі розділу і сприяє пластифікуванню граничних шарів птфе. в результаті адгезійна взаємодія на межі розділу компонентів підсилюється, що підвищує міцнісні характеристики композита(рис. 4). а б рис. 4– надмолекулярна структура композиційних матеріалів після випробування на розтяг: а – ф4ув20 ( × 400); б – ф4ув20 + 2 мас.%.(zro2 +3%y2o3,700 °c) ( × 400) дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 109 зв`язок вуглецевих волокон з птфе в зразках з нанопорошком оксиду цирконію суттєво кращий ніж в матриці карбопластика ф4ув20. висновки 1. досліджено полімерні композити на основі політетрафторетилену (птфе), модифіковані спеціальними вуглецевими волокнами і оксидними нанопорошками zro2 + 3% y2o3 (700 °c), zro2 + 3% y2o3 (500 ˚c-2h ) 22 мас. % і zro2+3%y2o3 (гідроксид) 1 мас. %, максимальної структуруючої дії, перевищення якої призводить до утворення по границях сферолітів «сітки» з координаційно зв’язаних ультрадисперсних частинок. 2. встановлено, що оксидні фази являються ефективними модифікаторами птфе, що дозволяє направлено формувати надмолекулярну структуру зв’язуючого і отримувати матеріали з оптимальним поєднанням деформаційно міцнісних і триботехнічних характеристик. 3. визначена оптимальна концентрація нанонаповнювачів zro2 + 3% y2o3 (700 °c) 2мас. %, zro2 + 3% y2o3 ( 500 °c-2h ) 22 мас. % і zro2+3%y2o3 (гідроксид) 1 мас. %, максимальної структуруючої дії, перевищення якої призводить до утворення по границях сферолітів «сітки» з координаційно зв’язаних ультрадисперсних частинок. 4. при зношуванні системи птфе – спеціальні вуглецеві волокна – «активний» наповнювач (схема досліджень сфера – площина) спостерігається незначний знос як композиційного матеріалу, так і контртіла. міцність на розтяг антифрикційного карбопластика ф4ув20 модифікованого 2 мас. % zro2 + 3% y2o3 (700 °c) зростає на 39 %, а зносостійкість в 3,6 разів. 5. вплив оксидного наповнювача zro2 + 3% y2o3 (700 °c) на зносостійкість фторопластового карбопластика найбільш суттєвий при оптимальній кількості 20 мас. % вуглецевого волокна в композиті. при зменшенні концентрації вуглецевого волокна у модифікованому фторопластовому карбопластику від 20 мас. % до 10 мас. % зносостійкість композита суттєво зменшується. література 1. паншин ю. а. фторопласты. / ю.а. паншин, с.г. малкевич, ц.с. дунаевская. – л.: химия, 1978. – 232 с. 2. истомин н. п. антифрикционные свойства композиционных материалов на основе фторполимеров. / н. п. истомин, а. п.семенов. – м.: наука. – 1981. – 146 с. 3. охлопкова а.а. модификация полимеров ультрадисперсными соединениями. / а.а. охлопкова, о.а. адрианова, с. н. попов. – якутск: яф издательсво со ран. – 2003. – 247 с. 4. горбацевич г.н. структура и технология углеродных герметизирующих материалов для статических и подвижных уплотнений: дисс… канд. тех наук. гродно, 2002. – 138 с. 5. константинова т.е. нанопорошки на основе диоксида циркония: получение, исследедование, применение / т.е. константинова, и.а. даниленко, в.в токий., [и др.] // наносистеми, наноматеріали, нанотехнології. – к.: академперіодика. – 2004. – т. 2. – с. 609-632. 6. константинова т.е. получение нанодисперсных порошков диоксида циркония. от новации к инновации / т.е. константинова, и.а. даниленко, в.в токий., [и др.] // наука та інновації. – 2005. – т. 1. – № 3. – с. 76-87. 7. сиренко г.а. антифрикционные карбопластики. / г.а. сиренко. – к.: техника. – 1985. – 195 с. 8. применение синтетических материалов: материалы конференции. / гл. редактор р.и. силин. кишинев.: картя молдовеняскэ. – 1975. – 199 с. 9. стручкова т.с. разработка и исследование полимерных композиционных материалов на основе активации политетрафторэтилена и углеродных наполнителей: автореф. дис. канд. тех. наук / т. с. стручкова. – комс. на амуре. – 2008. – 19 с. 10. сиренко, г.а. материалы графелон и флубон для уплотнительных пар / г.а. сиренко // тез. 3-го всесоюзного совещания по уплотнительной технике. – сумы, 1982. – с. 42-43. 11. сиренко, г.а. разработка и исследование новых антифрикционных материалов для бессмазочных поршневых компрессоров холодильных установок / г.а. сиренко, и.и. новиков, в.п. захаренко [и др.] // повышение эффективности холодильных машин. – л.: технологический институт холодильной промышленности, 1981. – с. 148-154. надійшла в редакцію 16.05.2014 дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 110 svoderskiy v.p., кonstantinova т.e., glazunova v.a., kirichenko l.m., vodjanij v.і., zaharchuk j.о. investigation of mechanical and friction properties of polytetrafluoroeethylene carboplastics modified by nanopowder zirconium dioxide. the analysis of the properties of polytetrafluoroethylene and methods of his modification. research of physicomechanical and antifriction properties antifriction carbon plastics f4uv15, f4uv20 modified by nanopowder zirconium dioxide has shown the expediency of application of the latest materials in friction units of machines and mechanisms. key words: polytetrafluoroethylene carboplastics, ultradispersed modifiers, zirconium dioxide, anti-friction and mechanical properties. references 1. panshin j.a.,malkevich s.g.,dunaevskaya c.s., ftoroplastu, leningrad,khimiya, 1978. 232 p. 2. istomin n.p., semenow a.p., antifrikcuonnue svojstva kompozicuonnuh materialov na osnove ftorpolimerov,m: nauka. 1981. 146 p. 3. okhlopkova a.a., adrianova o.a., popov s.n., modifikacija polimerov ul'tradispercnumi soedinenijami, yakutsk: jf izdatel'stvo so ran. 2003. 247 p. 4. gorbatsevich g.n., stryctyra i tehnologija yglerodnih germetiziryjyschih materialov dlja staticheskih i podvizhnih yplotnenij : diss... cand. teh nayk. grodno, 2002. 138 p. 5. konstantinova i.e.,danilenkoi.a., tokiy v.v., [i dr.], nanoporoshki na osnove dioxida zirconija: polychenie, issledovanie, primenenie, nanosistemy, nanomaterialy, nanotehnologiji. 2004. so 2. akademperiodika. (kyiv). p. 609-632. 6. konstantinova i.e.,danilenkoi.a., tokiy v.v., [i dr.], polychenie nanodispersnuh poroshkov dioksida zirkonia. ot novacii k innovacii, nayka ta inovacii. 2005. t 1. № 3. p.76-87. 7. sirenko g.a., antifrikcionnue carboplastiki,kiev. tehnika. 1985. 195 p. 8.priminenie sinteticheskih materialov: materialu konferencii, gl. redaktor r.i. silin. kishinev.: kartja moldovenyaske. 1975. 199 p. 9. struchkova t.s., razrabotka i issledovanie polimernuh kompozicionnuh materialov na osnove aktivacii politetraftoretilena i yglerodnuh napolnitelej: avtoref. dis. kand. tech. nayk, koms. na amure. 2008. 19 p. 10. sirenko g.a., materialu grafelon i flubon dla yplotnitel'nuh par, tez. 3-go vsesojyznogo soveschanija po uplotnitelnoj tehnike. symu, 1982. p. 42-43. 11. sirenko g.a., novikov i.i., zakharenko v.p., [i dr], razrabotka i issledovanie novuh antifrikzionnuh materialov dlja bezsmazochnih porshnevuh kompressorov holodil'nuh ystanovok,povishenije effektivnosti holodilnih mashin. leningradskij tehnologicheskij instityt holodil'noj promushlennosti, 1981. p. 148-154. 3_butakov.doc триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 18 бутаков б.и., артюх в.а. николаевский национальный аграрный университет, г. николаев, украина триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия введение для упрочнения поверхностного слоя металлических деталей ответственного назначения находит применение поверхностное пластическое деформирование (ппд) обкатываниям роликами или чеканкой бойками. для улучшения внешнего товарного вида и повышения износостойкости поверхностного слоя применяется чистовое ппд, а с целью повышения усталостной прочности деталей – упрочняющая обработка. современная техника для упрочнения поверхностных слоев, которые в большинстве случаев определяют служебные характеристики деталей машин, включает целый ряд методов: химикотермическую обработку, закалку твч, лазерную обработку и т. д. для массового производства широкое применение для упрочнения поверхностных слоев деталей машин нашло обкатывания роликом. при осуществлении технологического процесса обкатывания наиболее широко применяются сферические или торообразные ролики и при больших углах вдавливания ролика в направлении его подачи на обкатанной поверхности детали появляется волнистость с шагом, отличным от величины подачи. основной причиной появления волнистости многие исследователи считают наличие торцевого биения ролика, приводящего к переменной подаче обкатывания [1]. для предотвращения появления волнистости при чистовом обкатывании рекомендуют принимать угол вдавливания, значением 2 30 что, ограничивает шероховатость обкатанной поверхности величиной 40 < rz < 80 мкм, а для уменьшения волнистости – использовать ролики с точным рабочим профилем и чаще их перешлифовывать. при упрочняющем обкатывании тонкий поверхностный слой для исключения волнистости поверхности сошлифовывают или стачивают, это существенно уменьшает эффективность упрочнения [2]. основной материал с помощью универсального динамометра удм конструкции внии были измерены составляющие усилия р обкатывания торообразным роликом валов диаметром 100 200 мм из стали 40 (200 нв) на токарном станке с помощью устройства, показанного на рис. 1, а. ролик 1 установлен через подшипники 8 на оси 9. усилие пружины 3 через тягу 4, ось 7 и рычаг 2 передается на ролик 1 и прикладывается к детали. рычаг 2 установлен на оси 11 с помощью игольчатого 6 и упорных 5 подшипников и легко поворачивается относительно корпуса 10. в устройстве вместо подшипников качения 5 и 6 могут быть установлены подшипники скольжения. жесткость рычажно-пружинного механизма составляет 0,745 кн/мм. усилие пружины, npp определяется величиной ее сжатия, npf в миллиметрах и рассчитывается по зависимости: npnpnp fjp ×= , (1) где npj – жесткость пружины npj = 0,472 кн/мм. усилие р обкатывания на ролике в кн определяют по зависимости: npnpnp ffpp 745,038/60472,038/60 =××=×= , (2) где 60 і 38 величины плеч усилия пружины и усилия на ролике соответственно в миллиметрах. на рис. 2 представлена схема воздействия составляющих сил обкатывания на деталь. номинальное значение усилия поджима ролика к детали, унр = 5 кн, а соотношение: хнр : унр : zнр = 0,15 : 5 : 1,5. сила хр в процессе обкатывания остается практически постоянной, а силы ур и zр с каждым оборотом ролика периодически изменяются; амплитуда колебания силы ур составляет ур∆ = 0,45, а сила zр (в направлении подачи) изменяется менее заметно. при установке роликового узла на подшипниках качения, как показали измерения, ур∆ < 0,03 унр , а колебания сил хр и ур практически не обнаружены. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 19 а б рис. 1 – устройство для обкатывания деталей торообразным роликом со стабилизацией усилия обкатывания: а – конструктивная схема; б – общий вид рис. 2 – схема воздействия составляющих усилия обкатывания на деталь на рис. 3 показана осциллограмма составляющих усилия р, полученная при установке роликового узла на опорах скольжения, т.е. применительно к конструкции устройств, используемых на заводах для упрочняющего или чистового обкатывания стальных деталей. рис. 3 – осциллограмма составляющих усилия р обкатывания: рх – касательное усилие качения ролика; ру – нормальное усилие поджима ролика к детали; рz – усилие подачи коэффициент трения в подшипниках скольжения составляет cf = 0,05 ÷ 0,1, а в подшипниках качения kf = 0,003÷ 0,008, поэтому стабилизация силы р при установке роликового узла на подшипниpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 20 ках качения достигается существенным уменьшением сил трения в опорах. силы трения в опорах, складываясь с рабочим усилием пружинящего элемента обкатного устройства, влияют на величину усилия р обкатывания; при наличии же радиального биения ролика силы трения в процессе обкатывания становятся переменными по величине и направлению. это позволило предположить, что основной причиной появления волнистости является наличие колебания усилия р обкатывания при каждом обороте ролика в результате его радиального биения [2, 3]. рассчитаем шаг волны ws при некратных отношениях рд dd / , где рд dd , соответственно диаметры детали и ролика. точками на развертке следа ролика при качении его по детали отмечены места максимального значения усилия р (рис. 4). рис. 4 – схема расчета шага sw волны при обкатывании роликами точки, сдвигаясь по поверхности детали, образуют винтовые линии с шагом ws , превосходящим величину s подачи ролика. вдоль этих линий деформация металла поверхностного слоя детали получается большей, чем в промежутках между ними, чем и определяется появление волнистости. из подобия треугольников авс и а1в1с получим: =ws ( )дpp dndsd −/ , (3) где n = рд dd / + 1 (здесь рд dd / – целая часть отношения). данное выражение справедливо для случая, исключающего проскальзывание ролика по детали при их взаимном вращении, при наличии скольжения фактический шаг волны может значительно отличаться от расчетного. разворотом оси ролика вокруг перпендикуляра к поверхности контакта в ту или другую сторону можно изменить степень проскальзывания ролика и тем самым повлиять на величину ws . стабилизируя с помощью установки роликового узла на подшипниках качения усилие р можно исключить появление волнистости при больших углах вдавливания, которые свойственны даже упрочняющему обкатыванию. при этом удается получить шероховатость поверхности rа = 0,08 – 0,32 мкм при исходной zr = 80 160 мкм, и кроме того, совместить чистовое и упрочняющее обкатывания. результаты экспериментальных исследований с помощью изготовленного устройства произведено обкатывания вала из стали 40 диаметром 50 мм (рис. 5). вал был установлен в центрах и поводковый патрон, а устройство было зажато в резцедержатель станка. обкатывания производилось по двум режимам, чистовой – с усилием обкатывания 0,75 кн и упрочняющий –с усилием 3 кн. усилие было подобрано по номограмме [3] и осуществлялось с помощью сжатия пружины устройства. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 21 рис. 5 – обкатывания вала роликом на токарно винторезном станке 1к62 обкатывания выполнялось с частотой вращения детали 315 об/мин и подачей 0,07 мм/об. перед обкатываниям вал смазывался индустриальным маслом и-20. после обкатывания вал был порезан на образцы шириной 11 мм. по периметру образец, перед тем как его полировать, заливался самотвердеющей пластмассой “протакрил-м”, для того чтобы не завалить торцы при полировке (рис. 6). рис. 6 – образцы, подготовленные для исследования микротвердости для изучения микроструктуры экспериментальных образцов их протравили 3 % раствором азотной кислоты. микроструктура експериментальних образцов до обкатывания была одинаковою по глубине и состоит из перлитных и ферритных зерен (рис.7, а). после обкатывания устройством из стабилизацией рабочего усилия, которое составляло 3 кн, изменения в микроструктуре на оптических микрофотографиях удалось определить только в поверхностном слое экспериментальных образцов, которые обкатывались роликом из радиусом кривизны 6 мм (рис. 7, б). эти изменения заключались в значительном вытягивании в круговом направлении как ферритных так и перлитных зерен. а б рис. 7 – микроструктура поверхтностного слоя вала из стали 40 (× 500): а – до обкатывания; б – после обкатывания с усилием 3 кн на микроскопических снимках перлит имеет вид в виде темных полос, которые чередуются, а более светлые, феррит. ферритные пластинки не имеют дислокаций, только в некоторых районах наблюдаются единичные дислокации на поверхности разделения феррит – перлит. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 22 при рассматривании микроструктуры слоя, который размещен ближе к поверхности, следует отметить увеличение плотности дислокаций в феррите. исследования микроструктуры образцов по глубине в поперечном разрезе, показало, что обкатывания валов с усилием 3 кн приводит к наклепу поверхностного слоя на глубину 3 мм при тороидальной форме ролика. из двух структурных составляющих стали феррита и перлита, первым воспринимает пластическую деформацию более мягкий феррит. это приводит к формированию в зернах избыточного феррита ячеечной структуры, в которой плотность дислокаций та микроразориентация по зерну увеличивается по мере приближения к поверхности вала. возникновение дислокаций в ферритных прослойках перлита происходит возле поверхности раздела феррит – перлит, что согласовывается с выводом про то, что основным источником дислокаций являются границы. также били проведены исследования микротвердости в поперечном сечении образца. измерения микротвердости выполнялось на приборе пмт – 3 по глубине через 0,2 мм. изображение отпечатков микротвердости приведено на рис. 8. это важно для материалов, имеющих очень неоднородную микроструктуру. рис. 8 – измерение отпечатков микротвердости на приборе пмт-3 (× 500) по результатам измерения микротвердости были построены графики изменения микротвердости по глубине (рис. 9). глубина упрочненного слоя вала, обкатанного при усилии 3 кн, составляет 2,1 ... 2,5 мм, а вала, обкатанного при усилии 0,75 кн, составляет 1 … 1,2 мм. глубина наклепа определяется по формуле хейфеца: т p t σ ⋅ = 2 103 , (4) где р – усилие обкатывания, кн; mσ – предел текучести стали, мпа. твердость на глубине достаточно резко начинает снижаться, что является свидетельством малой ширины переходной зоны. 20 0 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 h 0,20,4 0,60,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,22,42,62,8 3 3,2 3,43,63,8 4 4,2 4,44,64,8 5 5,25,4 5,6 5,8 мм 280 300 320 растояние от поверхности ми кр от ве рд ос ть глубина наклепа а) а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 23 20 0 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 0,20,40,60,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,22,42,62,8 3 3,23,43,6 3,8 4 4,2 4,44,64,8 5 5,25,4 5,6 5,8 мм м ик ро тв ер до ст ь растояние от поверхности h глубина наклепа б рис. 9. изменение микротвердости по глубине: а – образец, обкатанный с упрочняющим режимом при усилии 3 кн; б – образец, обкатанный с чистовым режимом при усилии 0,75 кн после проведения исследований шероховатости поверхности были представлены профилограммы поверхности образцов, которые сняты после пути трения 20000 и 40000 м (рис. 10, 11, 12, 13). измерение шероховатости и снятие профилограмм поверхности производилось на профилографе-профилометре завода "калибр". а б в г рис. 10 – профилограммы поверхности стальных образцов, снятые после пути трения 20000 м (по вертикали × 1000, по горизонтали × 10): а – образец, обкатанный с усилием 3 кн после шлифования; б – шлифованный образец; в – образец, обкатанный с усилием 0,75 кн после точения; г – образец, обкатанный с усилием 3 кн после точения а б в г рис. 11 – профилограммы поверхности стальных образцов, снятые после пути трения 40000 м (по вертикали × 1000, по горизонтали × 10): а – образец, обкатанный с усилием 3 кн после шлифования; б – шлифованный образец; в – образец, обкатанный с усилием 0,75 кн после точения; г – образец, обкатанный с усилием 3 кн после точения pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 24 а б в г рис. 12 – профилограммы поверхности бронзовых образцов, снятые после пути трения 20000 м (по вертикали × 1000, по горизонтали × 10): а – образец, работающий в паре с валом, обкатанным с усилием 3 кн после шлифования; б – образец, работающий в паре со шлифованным валом; в – образец, работающий в паре с валом, обкатанным с усилием 0,75 кн после точения; г – образец, работающий в паре с валом, обкатанным с усилием 3 кн после точения а б в г рис. 13 – профилограммы поверхности бронзовых образцов, снятые после пути трения 40000 м (по вертикали × 1000, по горизонтали × 10): а – образец, работающий в паре с валом, обкатанным с усилием 3 кн после шлифования; б – образец, работающий в паре со шлифованным валом; в – образец, работающий в паре с валом, обкатанным с усилием 0,75 кн после точения; г – образец, работающий в паре с валом, обкатанным с усилием 3 кн после точения как видно из профилограмм, шероховатость поверхности обкатанного вала меньше, чем шероховатость шлифованной поверхности, это ускоряет приработку деталей. во всех случаях на поверхности вкладышей формируется новый рельеф. в таблице представлены параметры шероховатости стальных и бронзовых образцов, указанных выше на рисунках после пути трения 20000 и 40000 м. как видно из таблицы, у обкатанных образцов возрастает опорная поверхность pt за счет снижения шероховатости поверхности, которая в процессе приработки с бронзовым вкладышем формируется в виде нового рельефа. для испытания на износ образцов на машине трения смц – 2 применялся образец из стали 40 гост 1050 – 88 диаметром 50 мм в паре с образцом из оловянистой бронзы бр. оцс 8-21 (рис. 14, а). стальные образцы были обработаны по четырем вариантам: шлифованные (шероховатость поверхности rа = 0,25 мкм); обкатанные роликом с чистовым режимом при усилии р = 0,75 кн после точения (шероховатость поверхности rа = 0,15 мкм); обкатанные роликом с упрочняющим режимом при р = 3 кн после шлифования (шероховатость поверхности rа = 0,12 мкм) и обкатанные роликом с упрочняющим режимом при р = 3 кн после точения (шероховатость поверхности rа = 0,17 мкм). поверхность вкладышей (втулок) после растачивания имела шероховатость rа = 0,36 мкм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 25 таблица параметры шероховатости поверхности экспериментальных образцов образец rа, мкм n* hmax *, мкм hmin, мкм tp*, % стальные образци после пути трения 20000 м образец, обкатанный с усилием 3 кн после шлифования 0,28 0,29 5 7 5,3 6,79 91,1 шлифованный образец 0,44 0,45 6 8 7,4 8,1 55 образец, обкатанный с усилием 0,75 кн после точения (чистовой режим) 0,16 0,20 3 4 4,8 3,2 95 образец, обкатанный с усилием 3 кн после точения (упрочняющий режим) 0,18 0,25 5 6 4,7 2,5 97 после пути трения 40000м образец, обкатаный с усилием 3 кн после шлифования 0,20 0,21 5 7 5,3 1,9 94 шлифованный образец 0,27 0,28 10 11 7,9 4,85 54 образец, обкатанный с усилием 0,75 кн после точения (чистовой режим) 0,16 0,21 1 3 2,3 8,1 96 образец, обкатаный с усилием 3 кн после точения (упрочняющий режим) 0,17 0,22 3 4 2,8 1,3 97,5 бронзовые образци после пути трения 20000м вкладыш, работающий с образцом, обкатанным с усилием 3 кн после шлифования 0,50 0,51 11 13 4,96 6,78 82 вкладыш, работающий со шлифованным образцом 0,61 0,62 12 16 6,76 7,73 51 вкладыш, работающий с образцом, обкатанным с усилием 0,75 кн после точения (чистовой режим) 0,39 0,51 9 4,81 2,46 95 вкладыш, работающий с образцом, обкатанным с усилием 3 кн после точения (упрочняющий режим) 0,35 0,36 9 4,85 2,10 95 после пути трения 40000м вкладыш, работающий с образцом, обкатанным с усилием 3 кн после шлифования 0,30 0,31 8 5,48 1,64 82 вкладыш, работающий со шлифованным образцом 0,58 0,60 11 6,85 4,65 51,6 вкладыш, работающий с образцом, обкатанным с усилием 0,75 кн после точения (чистовой режим) 0,18 0,19 9 1,14 7,62 95 вкладыш работающий с образцом, обкатанным с усилием 3 кн после точения (упрочняющий режим) 0,26 0,27 9 1,04 0,88 95,4 примечание: *n – число шагов неровностей в пределах длины трассы; *hmaх – высота наибольшего выступа профиля; *hmin – глубина наибольшей впадины профиля; *tp – относительная опорная длина профиля. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 26 схема подачи смазки в зону трения та нагружения экспериментальных образцов представлено на рис. 14, а, а общий вид образцов для изнашивания на рис 14, б. 8 9 p v 1 2 3 4 5 6 12 10 7 11 а б рис. 14 – схема нагружения экспериментальных образцов и подачи масла в зону трения (а) и общий вид образцов для изнашивания (б) испытания пары трения выполнялись при номинальной удельной нагрузке 5 мпа и окружной скорости 79 м/мин; образцы обильно смазывались моторным маслом фирмы “castrol magnatec” 10w – 40. для каждой пары образцов заливалась новая порция масла в емкость 2 объемом 2 л, которая закреплена на штативе 1. с помощью запорной арматуры 3 дозировалась подача масла в зону контакта, которое транспортировалось по трубке 4. с помощью выносного рычага 7 зажима насадки 11 имеется возможность выставить коническую насадку 12 в оптимальном месте для смазывания пары трения. выносной рычаг фиксируется от продольного перемещения зажимной гайкой 6, а с помощью зажима 10 кронштейн рычага фиксируется от поперечного перемещения. масло подавалось в количестве достаточном для граничного трения. на рис. 15 и 16 приведены графики зависимости износа бронзовых и стальных образцов от пути трения. при проведении испытаний образцы взвешивались через каждые 1000 м пути трения на аналитических весах влр – 200, испытания проводились на основании 16 пар образцов, а в дальнейшем – четырех пар для каждого варианта обработки. 10 0 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 gбр, мг 4 l* 10 м 140 150 160 путь трения по те ря в ес а 8 12 16 20 24 28 32 36 3 40 1 2 3 4 рис. 15 – график износа бронзовых вкладышей 1 – бронзовый вкладыш в паре со шлифованным валом; 2 – бронзовый вкладыш в паре с валом, обкатанным при усилии 0,75 кн после точения; 3 – бронзовый вкладыш в паре с валом, обкатанным при усилии 3 кн после шлифования; 4 – бронзовый вкладыш в паре с валом, обкатанным при усилии 3 кн после точения pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства пары трения после обкатывания роликами со стабилизацией рабочего усилия проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 27 как видно из графиков, в момент интенсивной притирки l = 20000 м наблюдается значительное повышение износа вкладыша, работающего в паре со шлифованным валом, приводящее к значительному повышению температуры экспериментальных образцов по сравнению с вкладышами, работающими с валом, обкатанным при усилии 0,75 и 3 кн после точения и шлифования. коэффициент трения f в начале испытаний составлял для шлифованных образцов 0,127, а для образцов, обкатанных при р = 0,75 кн и р = 3 кн после точения и шлифования, соответственно 0,047 и 0,12. в дальнейшем, коэффициент трения достиг минимума (f = 0,016) для образцов, обкатанных при р = 3 кн после точения. 1 0 2 3 4 5 6 7 4 l* 10 м путь трения по те ря в ес а 8 12 16 20 24 28 32 36 -3 40 gст , мг 1 2 3 4 рис. 16 – график износа образцов из стали 40 1 – стальной шлифованный образец; 2 – образец, обкатанный при усилии 0,75 кн после точения; 3 – образец, обкатанный при усилии 3 кн после шлифования; 4 – образец, обкатанный при усилии 3 кн после точения как видно на рис. 15, 16 приработка бронзовых вкладышей в паре с обкатанными стальными образцами происходит в несколько раз быстрее, чем шлифованных; при этом износ шлифованных образцов за значительный период работы в 3 3,5 раза больше, чем обкатанных. минимальный износ имели образцы, обкатанные роликом при р = 3 кн после точения; это обусловлено не только упрочняющим эффектом и увеличением твердости, но и обеспечением оптимальной шероховатости при данном методе обработки. опорная площадь поверхности обкатанных образцов в верхних слоях в 1,5 2, а в нижних слоях – в 1,1 1,2 раза больше, чем шлифованных, высота неровностей обкатанной поверхности уменьшилась в 1,5 1,8 раза, а шлифованной – в 1,2 раза. на обкатанных поверхностях возникающая при их износе шероховатость образуется в основном за счет сглаживания вершин выступов без существенного изменения шероховатости в нижних ее сечениях. благодаря этому различие в величине опорной площади между шлифованной и обкатанной поверхностями в процессе их изнашивания возрастает еще больше. вывод способ обкатывания деталей роликами со стабилизацией усилия обкатывания позволяет получать при упрочняющем режиме упрочненный слой значительной толщины с достаточно высокой и однородной твердостью, а также повышенной износостойкостью. литература 1. браславский в.м. технология обкатки крупных деталей роликами / браславский в.м. 2-е изд. – м.: машиностроение, 1975. – 160 с. 2. бутаков б.и. усовершенствование процесса чистового обкатывания деталей роликами / б.и. бутаков. вестник машиностроения. – 1984. – № 7. – с. 50-53. 3. бабей ю.и. поверхностное упрочнение металлов / ю.и. бабей, б.и. бутаков, в.г. сысоев – к.: наукова думка, 1995. – 255 с. надійшла 10.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_dovbnia.doc соотношения между сопротивлениями качению и скольжению при движении локомотива по кривым … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 43 довбня н.п., бондаренко л.м., бобырь д.в., коренюк р.а. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта имени академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина e-mail: dmitrob@ua.fm соотношения между сопротивлениями качению и скольжению при движении локомотива по кривым и при извилистом движении колесной пары удк 629.42 определены сопротивления скольжению поверхности бандажа по рельсу в зависимости от радиуса закругления головки рельса, качению колеса по рельсу и общее сопротивление движения колеса по закруглению от закругления и виляния колесной пары. ключевые слова: износ поверхностей катания бандажей и рельс; скольжение бандажа по рельсу; сопротивления скольжению; сопротивление качению. постановка проблемы считается, что одной из основных причин износа поверхностей катания бандажей и рельс служат касательные напряжения возникающие при действии силы тяги. при частой повторяемости напряжений в материале головки рельса и бандажа возникают и развиваются повреждения в виде луночек выкрашивания или отслаивающихся пластинок [1]. очевидно, хотя на это и не указывается, второй из главных причин износа поверхностей катания является извилистое движение колесной пары в результате чего ось перекашивается. вследствие перекоса оси возникает скольжение бандажа по рельсу. поскольку известны формулы для определения угла перекоса, частоты колебаний виляния, то можно найти и износ поверхностей катания [1]. подобное явление возникает и при движении экипажа в кривой. цель статьи найти сопротивления скольжению поверхности бандажа по рельсу в зависимости от радиуса закругления, качению колеса по рельсу и определить общее сопротивление движению колеса по закруглению от закругления и виляния колесной пары. основной материал исследований если нагрузка от колеса на рельс p , то появляется площадка контакта, размеры которой могут быть найдены при помощи формул теории контактных деформаций герца. в случае контакта бандажрельс соприкасающиеся поверхности являются поверхностями второго порядка и площадка контакта будет иметь форму эллипса, а напряжения сжатия распределяются по закону эллипсоида. 1.1. сопротивление скольжению бандажа по новому рельсу контакт бандажа с рельсом представляет собой контакт двух цилиндрических поверхностей с пересекающимися осями со слабой коничностью бандажа которой можно пренебречь. полуширина пятна контакта бандажа с рельсом определится из теории контактных деформаций герца [2]: ( ) ( ) , μ13 3 2 11 рк рк rre rrp nb + ⋅⋅− ⋅= (1) где n – коэффициент уравнения эллипса касания; μ – коэффициент пуассона материалов бандажа и рельса; p – нагрузка от колеса на рельс; e – модуль упругости материалов; рк rr , – радиусы колеса и закругления головки рельса. при наезде колеса на закругление радиусом r пятно контакта диной b2 не будет совпадать с направлением движения колеса. если колесо переместится на элементарный угол ϕd , то пятно контакта повернется на этот же угол, а его проекция на нормаль к рельсу составит ϕ≈ϕ bdb 2sin2 . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:dmitrob@ua.fm http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com соотношения между сопротивлениями качению и скольжению при движении локомотива по кривым … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 44 для определения силы и работы прения скольжения сосредоточим силу p в двух точках, расположенных на расстоянии 83b т.е. в центрах эпюр давлений двух параболических полусегментов. элементарная работа сил трения скольжения при движении колеса по закруглению: , 4 3 ϕ⋅⋅⋅= dfpbda (2) где f – коэффициент трения бандажа о рельс. полную работу на углу поворота найдем как интеграл от β до 0. .β 4 3 11 ⋅⋅⋅= fpba (3) приведем сопротивление скольжению на закруглении к работе сил трения качения и найдем приведенный коэффициент трения качения: . 4 3 11 r r fbk к⋅= (4) 1.2. сопротивление скольжению бандажа по изношенному рельсу в процессе эксплуатации профиль поверхности катания бандажей приближается к очертанию головки рельсов и эллиптическая площадка контакта вырождается в прямоугольную ширина которой в определяется шириной рельса, а длина полуширины пятна контакта в направлении движения: .526,112 eb rp b к ⋅ ⋅ ⋅= (5) естественно, что 12k для этого случая определится тоже формулой (4). 2.1. сопротивление качению колеса по новому рельсу при известной полуширине пятна контакта коэффициент трения качения при точечном контакте определится из формулы (3): ,16,0 2,021 к rebk ⋅= (6) где кr – в метрах. сопротивление качению: .2121 кr pk w ⋅ = (7) 2.2. сопротивление качению колеса по изношенному рельсу при ширине контакта b полуширина пятна контакта 22b определится из формулы (5). коэффициент трения качения для этой схемы касания [3]: .225,0 2,122 к rebk −⋅= (8) сопротивление качению определится формулой (7) при подстановке величины 22k в (7). таким образом, сопротивление движению колеса по кривой может быть найдено через приведенный коэффициент трения качения, представляющий собой сумму двух коэффициентов: непосредственно коэффициента трения качения и приведенного коэффициента, учитывающего скольжение бандажа по рельсу. найдем приведенный коэффициент трения качения для рассмотренных случаев при p =105 кн; рp = 300 мм; кr = 475 мм; μ = 0,3; e = 2,1 · 10 5 мпа; в = 35 мм [4]. при принятых данных полуширина пятна контакта между колесом и новым рельсом (1) составит 11b = 7,63 мм, коэффициент трения качения (6) 1k = 0,86 мм а величина коэффициента сопротивления скольжения качению составит 11k = 0,002 мм. в случае скольжения по изношенному рельсу полуширина пятна контакта 12b = 3,975 мм; 2k = 0,447 мм, а 12 =k = 0,0001 мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com соотношения между сопротивлениями качению и скольжению при движении локомотива по кривым … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 45 величина работ при движении колеса по закруглению радиусом r = 200 м коэффициенте трения f = 0,15 и углу закругления β = 60°: сил трения скольжения по новому рельсу 11а = 94 нм, по изношенному 12а = 49 нм; сил трения качению по новому рельсу 21 =а = 39715 нм, по изношенному 22а = 20690 нм. 3.1. сопротивление скольжению при вилянии теоретические исследования извилистого движения были направлены на определение его параметров. однако на износ бандажей и рельса, а также сопротивление движению его влияния не рассматривалось. в [1] доказано, что при движении колесной пары влияние будет синусоидальным с длиной волны: ,2 irl кктlπ= где ктr – радиус круга катания; i – уклон поверхности катания бандажа; кl – расстояние между плоскостями кругов катания. здесь же при ктr = 1050 мм; кl = 1580 мм; i = 1/20 получено, что l = 18,1 м при частоте 2,65vf = . поскольку уравнение полуволны синусоиды описывается уравнением: , 2 sin0 l x yy π = (9) то максимальное отношение оси эллипса касания от оси рельса определится как: , 4 cos 180 β 0 π π ⋅ π = l y (10) где 0y – амплитуда виляния. на одной волне поворота оси составит 4β . при принятых выше данных и l = 18,1 м; 0y = 7 мм; β = 0,886°, а работа сил трения скольжения на длине синусоиды ( cl = 18,9 м) при новом рельсе 31а = 37,2 нм; при изношенном 32а = 19,4 нм. работа сил сопротивления качению состоит соответственно 41а = 3590 нм; 42а = 1870 нм. анализ полученных формул и проведенных расчетов позволяет сделать следующие выводы: работа на скольжение бандажа по рельсу при движении колеса по закруглению составляет менее одного процента от сопротивления качению при реальных радиусах и коэффициентах трения; при расчете сопротивления качению колеса по рельсу на закруглении скольжение бандажа по рельсу можно не учитывать, но при учете износа рельса эту работу очевидно необходимо учитывать. литература 1. конструкция и динамика тепловозов / под ред. иванова в.н. − м.: транспорт, 1974. − 336 с. 2. справочник по сопротивлению материалов / писаренко г.с., яковлев а.п., матвеев в.в. − киев: наук. думка, 1988. − 736 с. 3. бондаренко л.м., довбня м.п., ловелікін в.с. деформаційні опори в машинах − дніпропетровськ: дніпро – val, 2002. − 200 с. 4. подвижной состав и тяга поездов / третьяков а.п., деев в.в., петрова а.а и др. − м.: транспорт, 1979. − 368 с. поступила в редакцію 07.12.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com соотношения между сопротивлениями качению и скольжению при движении локомотива по кривым … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 46 dovbnia n.p., bondarenko l.m., bobir d.v, korenjuk r.a. betweennesss by resistances to woobling and skidding at motion of locomotive on curves and at winding motion of wheelpair. slip resistance of the surface defined band on the rail, depending on the radius of curvature of the rail head, rolling wheels on the rail and the total resistance movement of the wheel rounding off rounding and yaw wheelset. it is shown that analysis of the formulas and calculations led to the following conclusions: work on the slip band on the rail during the motion of the wheel rounding is less than one percent of the rolling resistance at the actual radius and the coefficient of friction; the calculation of the rolling resistance of the wheel on the rail rounding sliding band on the rail can be ignored, but taking into account the deterioration of rail job obviously need to consider. key words: wear of surfaces of driving of bandages and rail; bandage sliding on a rail; resistance to sliding; resistance to swing. reference 1. konstrukcija i dinamika teplovozov. pod red. ivanova v.n. m.: transport, 1974. 336 s. 2. pisarenko g.s., jakovlev a.p., matveev v.v. spravochnik po soprotivleniju materialov. kiev: nauk. dumka, 1988. 736 s. 3. bondarenko l.m., dovbnia m.p., lovelikin v.s. deformatsiini opory v mashynakh dnipropetrovsk: dnipro. val, 2002. 200 s. 4. tret'jakov a.p., deev v.v., petrova a.a i dr. podvizhnoj sostav i tjaga poezdov. m.: transport, 1979. 368 s. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_voytov.doc трибологічні властивості технічних олив на базі соняшникової та ріпакової олій проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 87 войтов в.а., кравцов а.г. харківський національний технічний університет сільського господарства, м. харків, україна трибологічні властивості технічних олив на базі соняшникової та ріпакової олій актуальність теми мастильні матеріали та робочі рідини є невід’ємною складовою як простих рухомих вузлів та механізмів, так і складних силових агрегатів, таких як двз, об’ємних гідроприводів та ін. мастильні матеріали повинні володіти набором експлуатаційних показників, які необхідні для виконання ряду експлуатаційних функцій, що забезпечують надійну роботу агрегату. сучасні оливи та робочі рідини в повній мірі задовольняють всі експлуатаційні вимоги, але, все ж таки, мають ряд недоліків: по-перше, переважна більшість з них виготовлені на базі нафти, кількість якої щорічно скорочується, а, відповідно, вартість нафтопродуктів зростає. по-друге, мастильні матеріали на основі нафти є досить токсичними і несуть велике навантаження на екологічне середовище. виходячи з вище сказаного випливає необхідність у створенні нових альтернативних мастильних матеріалів, які б володіли всіма експлуатаційними властивостями, притаманними нафтовим, та могли б усунути їхні недоліки. гарною альтернативою нафтовим та синтетичним оливам можуть бути рослинні олії, а саме, оливи та робочі рідини, що виготовлені на базі рослинних олій. даним напрямком займаються закордонні вчені: наприклад, в сша нещодавно відкрито потужний завод по переробці сої в технічні оливи. в країнах єс, а саме, в німеччині, розроблено технології та налагоджене виробництво індустріальних, трансмісійних та енергетичних мастильних матеріалів з ріпакової олії [1 5]. цією проблемою займаються також і в республіці молдова. необхідно відмітити роботи, що ведуться в російській федерації. хоча в росії поки що не стоїть гостро проблема по нестачі нафтопродуктів, але екологічне становище при використанні біологічно нешкідливих мастильних матеріалів може значно покращитись. серед провідних наукових досліджень росії можна відмітити мгау ім. в.п. горячкина та роботи фукса і.г. при рду нафти та газу [6]. враховуючи світовий досвід в використанні рослинних олій в якості мастильних матеріалів, можна сказати, що і для нашої країни даний напрямок є перспективним і необхідним для покращення, в першу чергу, екологічного становища та зниження залежності від імпорту нафти. відповідні роботи проводились на базі заводу технічних олив «аріан», а саме, дослідження по застосуванню ріпакової олії у виробництві гідравлічних, індустріальних і трансмісійних олив [7]. подібними дослідженнями займається укрндінп «масма». також досить продуктивно йдуть дослідження на базі інституту біоорганічної хімії та нафтохімії нан україни під керівництвом доктора хімічних наук г.с. поп [8 10]. активна робота проводиться на базі прикарпатського національного університету ім. василя стефаника під керівництвом г.о. сіренко [11 13]. по даній проблематиці ведуться роботи в хмельницькому національному університеті [14, 15]. інститутом рослинництва ім. в.я. юр’єва уаан селекційними методами розроблені нові гібриди соняшнику з генетично зміненим жирно-кислотним складом олеїнового типу та ріпаку з високим вмістом олеїнової кислоти. олія цих культур є можливою сировиною для виготовлення екологічно нешкідливих технічних олив. метою даної роботи є визначення основних експлуатаційних властивостей, таких як фізикомеханічні та трібологічні показники робочих рідин на базі рослинних олій в порівнянні з товарними нафтовими та синтетичними, і швидкості зносу модельних трібосистем. саме ці властивості впливають на ресурс та надійність роботи агрегатів. для досягнення поставленої мети було взято оливи на базі соняшникової та ріпакової олій з високим вмістом олеїнової кислоти, які було виготовлено з соняшникового та, відповідно, ріпакового насіння, що виведені селекційними методами на базі інституту рослинництва ім. в. я. юр’єва наан україни. для порівняння було взято соєву, рицинову та оливкову олії, а також робочі рідини тафтового та синтетичного походження, та робочу рідину на базі ріпакової олії відомого виробника мастильних матеріалів shell hf-r. оливи на базі рослинних олій для зручності написання були позначені під кодовими назвами: на базі соняшникової олії – х526, на базі ріпакової – р(0:0), соя с-1, рицинова р-1, оливкова о-1. жирнокислотний склад олій наведено в табл. 1. всі дослідження проводились в порівнянні з існуючим і досить поширеними мастильними матеріалами нафтового та синтетичного походження. визначення фізико-механічних показників, таких як кінематична в’язкість, індекс в’язкості, температура спалаху у відкритому тиглі, густина, корозійна стійкість на мідній пластинці, температура застигання та термоокислювальна стабільність, що суттєво впливають на роботу агрегату, проводились відповідно діючих стандартів та методик. отримані результати було зведено до табл. 2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні властивості технічних олив на базі соняшникової та ріпакової олій проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 88 таблиця 1 жирнокислотний склад рослинних олій культура соняшник ріпак соя рицина оливкова вміст жирних кислот, % від загальної суми х526 р(0:0) с-1 р-1 о-1 пальмитинова 3,6 3,9 6 1,7 11,43 пальмитолеїнова 0,2 0,2 0,82 стеаринова 3,3 2,0 3,5 1,7 2,27 олеїнова 88,8 65,3 32,5 4,6 77,05 линолева 2,2 19,0 50,3 6,4 6,63 линоленова 0,2 8,6 7,7 1,2 0,57 ейкозанова 0,5 0,37 0,26 бегенова 1,0 0,28 0,11 ерукова 0,35 0,4 рицинова 84,4 арахінова 0,35 гептадеценова 0,11 таблиця 2 порівняльна характеристика робочих рідин за фізико-механічними показниками назва робочої рідини нафтова синтетична на базі рослинних олій показники мге 46в shell hf-e 46 shell hf-r х-526 р(0:0) с-1 р-1 о-1 в’язкість кінематична 40/100 ºс, мм2/с гост 33-82 41,4-50 6 46 9,1 35 8,1 42 8,9 37,1 9,1 44 8,5 47,2 9,5 39,1 8,3 індекс в’язкості гост 25371-82 50 90 150 162 153 165 146 150 154 температура спалаху, у відкритому тиглі, °с гост 4333-87 190 219 186 225 230 225 275 205 густина, кг/м3 при 15 ºс гост р 51069-97 895 919 925 913 919 925 970 918 корозійна стійкість гост 6321-92 1а 1а 1а 1а 1а 1а 1а 1а температура застигання, ºс -32 -51 -36 -20 -10 -15 -16 -6 термоокислювальна стабільність гост 23175 78 хв не менше 19 29 27 24 25 22 21 26 мге-46в – робоча рідина нафтового походження, яка призначена для об’ємних гідроприводів сільськогосподарської та іншої техніки група hm по iso. ту 38.001347-83 shell naturelle fluid hf-r – біологічно нешкідлива робоча рідина на базі глибоко очищеної ріпакової олії та присадок. призначена для гідравлічних силових систем, розрахованих на використання мінеральних олив класу в’язкості iso 22-68. shell naturelle fluid hf-e 46 – біологічно нешкідлива робоча рідина вищої якості на основі синтетичних складних ефірів з композицією високоефективних присадок. призначена для гідравлічних систем наземних механізмів трансмісій та приводів, що працюють в зонах, чутливих до забруднення навколишнього середовища. din 51524-2/3 hlp/hvlp. лабораторні дослідження по визначенню трібологічних характеристик проводились у спеціалізованій трібологічній лабораторії відповідно до всіх вимог гост 9490-75 [16] на чотирьохкульковій машині тертя. отримані результати було зведено до табл. 3. за допомогою чотирьохкулькової машини тертя (чкм) можна визначити наступні показники, що характеризують змащувальні властивості олив: dі (мм) – діаметр плями зносу, який є середнім діаметром плям зносу нижніх нерухомих кульок; рк(н) – критичне навантаження, яке характеризує межі працездатності поверхнево-активних речовин (пар). перераховані вище показники характеризують протизносні властивості мастильного матеріалу; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні властивості технічних олив на базі соняшникової та ріпакової олій проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 89 рз(н) – навантаження зварювання, що характеризує наявність в мастильному середовищі противозадирних властивостей у вигляді хімічно-активних речовин (хар), межі працездатності змащувального середовища в цілому. таблиця 3 порівняння трібологічних характеристик робочих рідин назва робочої рідини нафтова синтетична на базі рослинних олій показники мге46в shell hf-e 46 shell hf-r х526 р(0:0) с-1 р-1 о-1 трібологичні характеристики (гост 9490-75): діаметр плями зносу (dі), мм, при навантаженні 198 н критичне навантаження pк, н навантаження зварювання рз, н 0,43 490 1568 0,35 784 1568 0,45 784 1568 0,41 617 1568 0,46 784 1568 0,62 617 1568 0,52 617 1568 0,49 617 1568 з табл. 2 та 3 видно, що робочі рідини на базі соєвої, рицинової та оливкової олій за своїми фізико-механічними властивостями поступаються нафтовій та синтетичній за протизносними показниками. робочі рідини на базі рослинних олій олеїнового типу х 526 та р(0:0) за своїми фізико-механічними та трібологічними характеристиками не поступаються існуючим товарним нафтовим та синтетичними робочим рідинам, а в деякій мірі навіть кращі. в подальшому в дослідженнях для визначення швидкості зносу модельних трібосистем будуть використані саме ці робочі рідини. методика визначення швидкості зносу трібосистем дослідження стосовно визначення швидкості зносу проводились за схемою «кільце-кільце», форма і розміри зразків для модельних тріботехнічних випробувань відповідали вимогам гост 30480-97 [17] з коефіцієнтом взаємного перекриття квз = 0,2. випробування проводились при навантаженні 2000н протягом 60 хв з попереднім припрацюванням зразків [18, 19]. з метою виключення мікрорізання, гострі кромки притуплялася до радіусу 0,5 мм, шорсткість поверхонь зразків доводилася до ra ≤ 0,20. також контролювалося спряження торцевих поверхонь за величиною контактної площі не менше 90 % робочої поверхні кожного зразка. швидкість обертання приводного валу машини тертя складала 400 хв-1, що забезпечувало швидкість ковзання υ = 0,5 м/с, в якості змащувального середовища було використано дослідні зразки робочих рідин на базі соняшникової та ріпакової олій олеїнового типів в порівнянні з найпоширенішою робочою рідиною нафтового походження мге-46в ту38.001347-83 та робочими рідинами відомого виробника shell. в якості дослідних трібосистем було вибрано наступні: зворотна трібосистема за геометрією (сталь латунь); пряма трібосистема (латунь сталь); зворотна трібосистема за матеріалами та геометрією (латунь чавун), які показано на рис 1 3. матеріали, з яких було виготовлено дослідні зразки трібосистем, наведено в табл. 4. таблиця 4 матеріали з яких було виготовлено дослідні зразки трібосистем матеріал твердість сталь 40 хфда – ту 14-143-498-97 52 56 hrc латунь лмцска 58-2-2-1-1 ту 48-21-356-74 hrb > 80 латунь лмцлнс 58-3-1,5-1,5-1 ту 184570-106-037-97 hrb > 80 сталь шх15сг-о-ог гост 801-78 56 62 hrc латунь лмцска 58-2-2-1-1 ту 48-21-356-74 hrb > 80 вч 500-3 дсту 3925-99 50 56 hrc проаналізувавши роботу [20], де наведено аналіз існуючих методів визначення зносу, найбільш прийнятним для рішення поставленої нами задачі є метод штучних баз, який дає змогу визначати лінійний знос кожного з елементів трібосистеми. використання даного методу визначене гост 23.301-78, сутність методики виміру зносу викладена в роботі [21]. відмінністю використаної нами методики від викладеної автором роботи [21] є застосування замість квадратної алмазної піраміди з кутом при вершині між протилежними гранями 136° алмазного конуса з кутом при вершині 120°. обчислення отриманих результатів виконувалось за допомогою методів математичної статистики [22]. точність визначення швидкості зносу модельних трібосистем по вибраній методиці підраховувалась за допомогою формул теорії випадкових похибок. за результатами п’яти паралельних досліджень похибка склала 6 %. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні властивості технічних олив на базі соняшникової та ріпакової олій проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 90 рис. 1 – зворотна трібосистема за геометрією: рухомий твердий елемент з меншою площею тертя (сталь); нерухомий м’який елемент з більшою площею тертя (латунь) рис 2. – пряма трібосистема: рухомий твердий елемент з більшою площею тертя (сталь); нерухомий м’який елемент з меншою площею тертя (латунь) рис. 3 – зворотна трібосистема за матеріалами та геометрією: рухомий м’який елемент з меншою площею тертя (латунь); нерухомий твердий елемент з більшою площею тертя (чавун) результати визначення швидкості зношування модельних трібосистем з використанням в якості мастильного середовища робочих рідин на базі соняшникової та ріпакової олій в порівнянні з товарною нафтовою, синтетичною та біологічно нешкідливою на базі ріпакової олії зведені до табл. 5. таблиця 5 швидкість зношування модельних трібосистем назва робочої рідини нафтова синтетична на базі рослинних олій мге-46в shell hf-e 46 shell hf-r х526 р(0:0) трібосистеми швидкість зношування i, мкм/год зворотна трібосистема за геометрією 10,9 8,7 9,1 9,3 9,5 пряма трібосистема 5,1 4,01 4,1 4,35 4,6 зворотна трібосистема за матеріалами та геометрією 29,2 22,1 22,9 24,7 25,1 обговорення та аналіз отриманих результатів з результатів, наведених у табл. 2 видно, що оливи на базі рослинних олій володіють досить добрими фізико-механічними показниками та, по деяким з них, навіть переважають існуючі нафтові робочі рідини та синтетичні, наприклад, по значенню індексу в’язкості. це, в свою чергу, впливає на зменшення втрат енергії на подолання тертя, що виникає між шарами робочих рідин або олив при пуску агрегату в холодний період експлуатації, а, відповідно, значно менші витрати палива. що стосується температури спалаху та густини, то ці показники майже однакові і різняться в межах 5 7 %. з випробування на мідній пластинці видно, що всі робочі рідини мало агресивні по відношенню до кольорових металів. це є досить вагомим показником, так як основні трібосистеми об’ємних гідроприводів виготовлені з кольорових металів. рослинні оливи поступаються за показником температури застигання, але це не є критичним, так як корегуються присадками. також досить вагомим показником олив та робочих рідин біологічного походження є те, що вони менш схильні до лакових відкладень і максимально наближені до високоякісних синтетичних. з таблиці 3 видно, що за трібологічними характеристиками робочі рідини на базі соняшникової та ріпакової олії майже не поступаються високоякісним та дорогим синтетичним та подібним біологічно нешкідливим на базі ріпакової олії. але слід зазначити, що виробник shell вводить до складу своїх робочих рідин потужний пакет протизносних та інших функціональних присадок. в порівнянні з товарною нафтовою робочі рідини на базі рослинних олій переважають по протизносним властивостям, які характеризуються діаметром плями зносу (di), і по показнику критичного навантаження (рк). таку змащувальну здатність олив та робочих рідин на базі рослинних олій можна пояснити наявністю високого вмісту молекул олеїнової кислоти, яка, в свою чергу, є досить потужною поверхнево-активною речовиною (пар) і вводиться в якості присадки в нафтові та синтетичні оливи. результати стосовно швидкості зношування трібосистем, що наведені в табл. 5, свідчать про те, що робочі рідини на базі соняшникової та ріпакової олії з високим вмістом олеїнової кислоти в повній pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні властивості технічних олив на базі соняшникової та ріпакової олій проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 91 мірі можуть конкурувати з високоякісними синтетичними та біологічно нешкідливими робочими рідинами, а в порівнянні з вітчизняною нафтовою мге-46в дещо переважають. наприклад, при використанні робочої рідини х526 швидкість зношування зворотної трібосистеми за геометрією зменшується на 14,6 %, прямої трібосистеми на 14,7 %, зворотної трібосистеми за матеріалами та геометрією на 15,4 %. ці результати в подальшому за допомогою фізичного моделювання та критерію подоби дадуть змогу спрогнозувати ресурс агрегату в цілому. окрім позитивних властивостей олив на базі рослинних олій їм притаманні деякі недоліки. до суттєвих недоліків олив на базі рослинних олій слід віднести їхню здатність до піноутворення, що може спричинити труднощі в експлуатації агрегатів з циркуляційною системою мащення. також вони схильні до окислення під час зберігання та в процесі експлуатації. звичайно ці недоліки можна усунути шляхом підбору необхідних присадок. висновки підводячи підсумок можна сказати, що використання біологічно нешкідливих олив та робочих рідин на базі соняшникової та ріпакової олії з високим вмістом олеїнової кислоти перш за все дасть змогу розширити сировинну базу для виготовлення мастильних матеріалів та зменшити залежність від імпортованих нафтопродуктів і покращити екологічне становище, що є наразі досить актуальним. література 1. http://www.bioschmierstoffe.info/ 2. http://www.nachwachsenderohstoffe.de/. kosten und nutzen technischer bioöle. 2007/2008. 3. http://www.nachwachsenderohstoffe.de/. nachwachsende rohstoffe in der industrie. 2007/2008. 4. http://www.nachwachsenderohstoffe.de/. bioschmierstoffe. 2007/2008. 5. http://www.nachwachsenderohstoffe.de/. bericht über biologisch schnell abbaubare schmierstoffe und hydraulikflüssigkeiten. 2007/2008. 6. фукс и.г. растительные масла и животные жиры – сырье для приготовления товарных смазочных материалов / и.г. фукс, а.ю. евдокимов, а.а. джамалов, а. лукса // химия и технология топлив и масел. – 1992. – №4. – с. 34-39. 7. http://www.ukroil.com.ua 8. поп г.с. мастильні матеріали з рослинних олій // хім. пром-сть україни. – 2006. – № 5. – с. 22-29. 9. поп г.с. поверхнево-активні речовини та композиційні системи на основі рослинних олій і фосфатидів / г.с. поп, л.ю. бодачівська, р.л. вечерік // хім. пром-сть україни. – 2008. – № 3. – с. 33-37. 10. поп г.с. стан, перспективи виробництва та застосування палив і мастильних матеріалів із рослинних олій // катализ и нефтехимия. – 2003. – № 12. – с. 21-26. 11. сіренко т.о. мастильна композиція. патент україни на вихід № 18077а / т.о. сіренко, л.м. кириченко, в.п. свідерській // промислова власність. – 1997. – № 5. 12. сіренко г.о. антифрикційні властивості полікомпонентних композицій на основі хімічномодифікованої ріпакової оливи під час мащення пари ароматичний поліамід сталь / г.о. сіренко, л.я. мідак, о.в. кузишин, л.м. кириченко, в.і. кириченко // полімер. журн. – 2008. – вип.30. – № 4. – с. 338-344. 13. сіренко г.о. дослідження рослинних олив у якості мастильних матеріалів / г.о. сіренко, о.л. сав'як // полімер. журн. – 2006. – №1 (28). – с. 69-78. 14. кириченко л.м. тріботехнічні характеристики нових мастильних композицій на основі хімічно модифікованої ріпакової олії / л.м. кириченко, в.і. кириченко, т.о. сіренко // проблеми сучасного машинобудування. – хмельницький, 1996. – с. 142. 15. кириченко в.в. якісні мастильні біоматеріали з технічних олій. стан і перспективи переробки / о.м. полумбрик, в.і. кириченко // хім. пром-сть україни. – 2008. – № 3. – с. 9-18. 16. гост 9490-75. материалы смазочные жидкие и пластичные. метод определения трибологических характеристик на четырехшариковой машине. – м.: изд-во стандартов, 1975. 17. гост 30480-97. обеспечение износостойкости изделий. методы испытаний на износостойкость. общие требования. – м.: изд-во стандартов, 1997. 18. обеспечение износостойкости изделий. метод оценки фрикционной теплостойкости материалов. гост 23.210–80. – м.: изд-во стандартов, 1980. – 187 с. 19. оксененко а.я. насосы большой единичной мощности для кпо и уникального оборудования / [оксененко а.я., харченко в.п., дубнов и.н., жерняк а.и.]. – м.: вниитэмр, 1987. – 73 с. 20. чихос х. системный анализ в трибонике. – м.: мир, 1982. – 352 с. 21. словарь-справочник по трению, износу и смазке деталей машин / в.д.зозуля и др. – к.: наук. думка, 1990. – 259 с. 22. львовский е.н. статистические методы построения эмпирических формул: учебн. пособие для вузов. – 2-е изд., перераб. и доп. – м.: высш.шк., 1988. – 239 с. надійшла 02.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.bioschmierstoffe.info/ http://www.nachwachsenderohstoffe.de/ http://www.nachwachsenderohstoffe.de/ http://www.nachwachsenderohstoffe.de/ http://www.nachwachsenderohstoffe.de/ http://www.ukroil.com.ua http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 20_kuzmenko.doc вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 144 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений удк 621.891 вариационно-экспериментальный метод решения контактных задач о пластическом вдавливании инденторов распространен на решение контактных задач о нелинейном (пластичность или скольжение) сдвиге прижатого индентора. задача сведена к одному уравнению равновесия, которое удается решить в виде двухпараметрической функции напряжений трения. в более общем случае задача сводится к квадратичному функционалу, содержащему в качестве известной функции диаграммы сдвига индентора. приведен перечень из десяти основных проблем подобных задач о сдвиге индентора. решение задач из приведенного перечня может быть выполнено в первом приближении с помощью уравнения равновесия, а более точно с помощью функционала процесса. ключевые слова: контактная задача, нелинейный сдвиг, уравнения равновесия. введение 1. среди множества методов механики твердого деформируемого тела, основанных на решении полной системы уравнений мы здесь снова (после [1]) обращаем внимание на вариационноэкспериментальный метод (вэм), в котором условия сплошности обеспечиваются специально выбранными экспериментальными соотношениями. при этом решение задачи сводится к минимизации квадратичного функционала, параметры которого задаются из эксперимента. 2. методика и результаты применения вэ-метода для решения пластических контактных задач в части определения контактных давлений подробно описаны в монографии [1]. 3. в данной работе идеи вэ-метода распространяются на решение сдвиговых контактных задач с определением функций распределения напряжений трения. задача определения закономерностей распределение касательных напряжений или напряжений трения является одной из основных задач трибологии как науки о трении. именно трение приводит к износу, создавая основную проблему обеспечения надежности машин по износу. 4. в начальной части статьи п. 1 с целью знакомства с вэ-методом дается краткое изложение применения метода к вдавливанию шара. далее дается представление о состоянии решения задачи о касательных напряжениях при упругом сдвиге шара до проскальзывания (задача миндлина-каттанео). 5. нелинейность диаграммы сдвига, например, шара, может возникать по двум причинам: 1) наличие или возникновение пластических деформаций в поверхностном слое; 2) возникновение проскальзывания на части контакта. в обоих случаях решение нелинейной задачи с незаданными границами контакта классическими методами затруднено. далее показано решение этой задачи вэ-методом. 1. пластическое вдавливание шара в плоскость. вариационно-экспериментальный метод [1] 1.1. постановка задачи 1) дана функция диаграммы вдавливания шара: 0 0( ) nq u cu= , (1.1) в форме степенной функции (1.1), где q – сила; 0u − глубина вдавливания; ( )u r − контактные перемещения; ,c n − параметры степенной функции; 2) уравнение равновесия шара на плоскости имеет вид: 0 0 2 ( ) u q r udu= π σ∫ , (1.2) 3) (1.1)→(1.2) ⇒ 0 0 0 2 ( ) u ncu r u du= π σ∫ . (1.3) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 145 r q ur u 0 r q ur u 0 рис. 1 – схема пластического контакта шара и плоскости 1.2. решение задачи определения функции давления из одного уравнения (1.3) 1) будем искать решения задачи в виде степенной функции: u ασ = ξ , (1.4) с двумя параметрами ξ и α ; 2) (1.4)→(1.3) ⇒ 0 1 0 0 02 1 uncu u u du r α+ α= ξ = π ξ α +∫ , 1 0 0 2 1 ncu u r α+ = π ξ α + . (1.5) это одно уравнение с двумя неизвестными ξ и α ; 3) при решении (1.5) будем исходить из условия, что это уравнение должно выполняться при любых значениях переменной 0u . это условие выполнимо только при выполнении соотношения: 1 0 1 nu −α + = , или 1n = α + , (1.6) отсюда 1nα = − ; (1.7) 4) вторую неизвестную величину ξ определим из (1.5) с учетом (1.7): ( 1) 2 c r α + ξ = π , (1.8) или 2 cn r ξ = π . (1.9) 1.3. анализ решения 1) найдем величину коэффициента концентрации давлений kσ или соотношение 0 / cpσ σ с учетом (1.4), (1.7), (1.9): 2 0 0 0 2 0 0/ 2 n n cp u ucn a k n q a r cu u α σ σ ξ π = = = = σ π π , (1.10) 0 cp n σ = σ , (1.11) или 0 cpnσ = σ ; (1.12) 2) то есть максимальное давление в n раз больше среднего, где n показатель степени функции диаграммы сдвига; 3) соотношением (1.12) устанавливается замечательный эффект связи двух функций: функции вдавливания 0 nq cu= ; и функции распределения давления по площадке контакта 0 cpnσ = σ ; 4) если в выполненном решении учесть упрочнение материала при пластическом деформировании, то оценка (1.12) уточняется с помощью модуля упрочнения te . 1.4. функционал задачи если допустить справедливость уравнения равновесия (1.3) в любой момент процесса нагружения шара силой q , то (1.3) можно привести к функционалу вида: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 146 0 0 2 0 0 0 [ 2 ( ) ] u u ncu r u du duφ = − π σ∫ ∫ . (1.13) при использовании функционала типа (1.13) решение задачи может быть выполнено при наличии произвольного сила неизвестных. так, если решение искать в форме ряда: ( ) ki iu uσ = σξ , (1.14) то после подстановки (1.14) в (1.13) задача сводится к отысканию экстремума функции многих переменных iξ : ( )iφ ξ . (1.15) которая в свою очередь сводится к системе линейных алгебраических уравнений i − го порядка. 2. сдвиг шара на плоскости 2.1. упругий сдвиг решения катталео-миндлина [2] 1) упругое вдавливание шара в плоскость происходит с распределением давления ( )rσ по герцу: 2 2 1/ 2 0( ) (1 / )r r aσ = σ − ; (2.1) 2) действие сдвиговой силы f может привести к контакту по двум участкам площадки контакта: участок сцепления и участок скольжения; 3) сцепление происходит по центральной круговой площадке ( )r c= с распределением касательных напряжений по зависимости: 2 2 1/ 2 0( ) (1 / ) ,r r a x c −τ = τ − < , (2.2) где 0 22 f a τ = π ; (2.3) 4) частичное скольжение происходит по кольцевой площадке c r a< < с распределением касательных напряжений по зависимости: 2 2 1/ 2 0( ) (1 / ) ,r f x r c x aτ = σ − < < , (2.4) где f − коэффициент трения; 5) при возможном скольжении по всей круговой площадке контакта 0 r a< < касательные напряжения описываются выражением аналогичным (2.4): 2 2 1/ 2 0( ) (1 / ) , 0r f r a r aσ = σ − < < . (2.5) 2.2. сдвиг с нелинейной функцией диаграммы сдвига вид диаграммы сдвига. f 0 xp x a xe f 0 xp x a xe рис. 2 – график нелинейной функции диаграммы сдвига: f – сила трения; x – перемещение шара на плоскости; aa – нагружения; ab – упругая разгрузка; xв – упругое смещение при нагрузке и разгрузке 2.2.1. постановка задачи и допущения: 1) пусть известна степенная аппроксимация диаграммы сдвига шара: nf cx= . (2.6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 147 ставится задача определить функцию ( )xτ распределения касательных напряжений (напряжений трения) по площадке контакта по процессу сдвига ( )xτ ; 2) полагаем, что контактные давления распределены по герцу (2.1), а радиальные контактные перемещения по параболе: 2 2 ( ) 2 a x u r r − = , (2.7) x du dx r = − . (2.8) 2.2.2. уравнение равновесия системы 1) при сдвиге шара на расстояние x суммарная сила сдвига ( )f x изменяется с величиной сдвига по степенному закону (2.6); 2) сила трения в любой момент dx процесса сдвига равна напряжению сдвига ( )xτ , умноженному на площадь сдвига: ( ) ( )df x b x dx= τ , (2.9) где b − ширина площадки контакта; 3) полная сила ( )f x на интервале от 0 до х определяется: 0 ( ) ( ) x f x b x dx= τ∫ . (2.10) это уравнение равновесия в системе сдвига шара на плоскости в любой момент времени, характеризующийся координатой х. 2.2.3. функционал задачи 1) в случае, если число параметров искомой функции ( )xτ больше двух, то одного уравнения (2.10) может быть недостаточно; 2) уравнение равновесия в заданный момент процесса сдвига можно обобщить на функционал, описывающий состояние равновесия в любой и каждый момент процесса нагружения сдвигом; 3) функционал формируемой по существу методом наименьших квадратов имеет вид: 2 0 0 ( ) [ ( ) ] x x nx cx b x dx dxφ = − τ∫ ∫ . (2.11) задача отыскания функции касательных напряжений ( )xτ с помощью функционала (2.11) решается: путем задания искомой функции в виде ряда: ( ) kix xτ = σξ ; (2.12) после подстановки (3.12) в (2.11) функционал превращается в функцию многих переменных: ( )iφ ξ ; (2.13) далее из условия экстремума функции многих переменных имеем: ( ) 0i i ∂φ ξ = ∂ξ ; (2.14) из за квадратичности функционала задача сводится к системе линейных алгебраических уравнений. 3. пластический сдвиг шара 3.1. решение одного уравнения равновесия (2.10) 1) для решения уравнения (2.10) необходимо выбрать форму искомой функции ( )xτ . по аналогии с упругим решением миндлина-каттанео (2.2) полагаем, что искомая функция ( )xτ представима в виде степенной функции вида: ( , , )x xατ ξ α = ξ , (3.1) где ,ξ α − параметры искомой функции; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 148 2) подставляя (2.15) и (3.1) в уравнение (2.10), получаем: 0 x ncx b x dxα= ξ∫ , (3.2) после интегрирования и преобразований имеем разрешающее уравнение вида: 1( 1) ncx x b α+α + = ξ ; (3.3) 3) это уравнение с двумя неизвестными ,α ξ имеет единственное решение в виде: 1nα = − , (3.4) ( 1)c cn b b α + ξ = = ; (3.5) 4) с учетом этих соотношений решение (2.15) принимает вид: 1( ) n cn x x b −τ = . (3.6) 3.2. анализ решения 1) вид функции сдвиговых напряжений решающим образом зависит от показателя степени степенной аппроксимации функции диаграммы сдвига. в большинстве случаев диаграмма сдвига имеет выпуклый вид что соответствует величине: 1n < , 2) в этом случае функция (3.6) имеет гиперболическую форму: 1 1 ( ) n cn x b x − τ = , (3.7) так, что при 0x → , ( )xτ → ∞ и далее при x → ∞ , ( ) 0xτ → . зуб текучести при растяжении: 1) в некоторых материалах при непрерывном удлинении цилиндрического образца при удлинении на диаграмме зависимости нормального напряжения от деформации обнаруживается так называемый зуб текучести, то есть резкое снижение напряжения при неизменном напряжении, которое называется физическим пределом текучести; 2) горизонтальный участок диаграммы σ − ε называется площадкой текучести; 3) если ее протяженность велика, материал называют идеально пластическим (неупрочняющимся); 4) если за площадкой текучести идет подъем кривой σ − ε , материал называется упрочняющимся. известно, что пластичность при растяжении есть следствие скольжения материала при сдвиге по площадкам с максимальными касательными напряжениями; то есть зуб пластичности при растяжении есть следствие сдвигов и реологических свойств материала при растяжении. зуб текучести при сдвиге: 1) детальных экспериментальных исследований диаграммы чистого сдвига в литературе нами не обнаружено; 2) однако, хорошо известны диаграммы кручения пластического материала с четкой выпуклой начальной частью диаграммы; 3) как следует из решения (3.7), эта выпуклость свидетельствует о наличии особенности (зуба пластичности) в зависимости ( )τ ε в начальной стадии. из сказанного следует необходимость детально исследования зависимости ( )τ ε при пластическим сдвиге, например шара; основой для этих исследований может служить решение задачи приведенное в п.3. очевидно, можно установить связь гиперболической функции трения из решения уравнения задачи (3.3) с хорошо известными зависимостями статистического и динамического трения от пути трения. максимальное значение трения (зуб трения) при переходе от статического трения (трения покоя) к трению движения. этот эффект в трибологии обычно объясняется реологическими свойствами поверхностного слоя. таким образом, выпуклая кривая макро сдвига контакта, например, шаром и плоскости, или контакта поверхностей другой формы, является следствием гиперболической зависимости напряжений в контакте от величины перемещений сдвига. x0 t(x) x0 t(x) рис. 3 – график функции τ (х) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 149 3.3. об использовании функционала задачи полученное решение (3.7) имеет особенность в точке 0x → , τ → ∞ , что может не соответствовать действительности. полученный результат является следствием выбранной двухпараметрической формы решения (3.1). избежать особенности в решении можно выбрав, например, трехпараметрическую форму решения, например в виде: 1 0 0( , , , ) ( )x x x x ατ ξ α = ξ + . (3.8) подставив (3.8) в функционал (2.11), и воспользовавшись процедурой (2.13), (2.14) приходим к системе из трех алгебраических уравнений с тремя неизвестными 0, , xξ α . после решения этой системы приходим к решению, исключающему особенность в точке 0x = . очевидно, что это решение будет более близко к действительному, чем решение в форме (3.1). f, кг 0 xn x, ммxmax a a f » f, кг 0 xn x, ммxmax a a f » рис. 4 4. пластический сдвиг шара, решение в виде экспоненциальной функции 4.1. причины и цели дальнейшего рассмотрения экспоненты 4.1.1 причины обращения к экспоненте 1) решение задачи о сдвиге шара путем использования одного уравнения равновесия при отыскании решается в виде степенной функции приводит к простому решению; 2) однако, это простое решение в наиболее распространенном случае имеет особенность в точке 0x = , то есть дает касательное напряжения, стремящиеся к бесконечности ( 0)xτ → → ∞ ; 3) эта особенность существенно снижает ценность решения, так как не соответствует действительному напряжению; 4) решения с особенностью можно избежать, используя функционал задачи и отыскивая решение в форме ряда (с минимум тремя членами); это более громоздко, но более точное решение; 5) в п. 4 делается предположительно, что если представлять экспериментальную зависимость ( )f x силы трения при сдвиге от перемещения в виде экспоненты, а затем выполним решения для ( )xτ также в форме экспоненты можно при использовании уравнения равновесия можно получить сравнительно простое решение, но без особенности в точке 0x = ; 6) далее реализуется эта стратегия. 4.2. функция диаграммы сдвига в форме экспоненты, и определение ее параметров 4.2.1. функция сдвига и ее анализ 1) представим функцию диаграммы сдвига в виде функции, содержащей экспоненту вида: ( ) (1 )nxf x f e−∞= − ; (4.1) 2) значения функции в характерных точках: ( )f f x∞ = → ∞ , (4.2) ( 0) 0f x = = , (4.3) ( 1 / ) (1 1 / ) 0, 632f x n f e f∞ ∞= = − = ⋅ , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 150 или ( 1 / ) 0, 632n f x n f∞ = = ; (4.4) 0 ( ) nx n fdf x f ne f dx x − ∞ ∞ ′= = = , 0 0 ( ) x x df x f n f dx ∞ == ′= = . (4.5) 4.2.2. первый приближенный способ определения параметров ,f n∞ экспоненциальной аппроксимации функции 1) принимаем: max( )f f x∞ = ; 2) находим по графику функции ( )f x графическим методом производную в точке; 0 00, xx f f=′ ′= = ; 3) по (4.5) определяем показатель степени экспоненциальной функции (4.1): 0fn f∞ ′ = . (4.6) 4.2.3. определение параметров ,f n∞ аппроксимирующей функции (4.1) по двум точкам 1) выберем на экспериментальной функции ( )f x две базовые точки: 1 1 2 2( , ), ( , )f x f x ; 2) (4.7)→(4.1)→систему двух уравнений с двумя неизвестными ,f n∞ : 1 2 1 2 (1 ) (1 ) nx nx f f e f f e − ∞ − ∞ = −   = −  ; (4.8) 3) отсюда имеем уравнение с неизвестной величиной n : 1 2 1 2 1 1 nx nx f e f e − − − = − ; (4.9) 4) очевидно, решение этого нелинейного уравнения в замкнутом виде затруднено, поэтому в дальнейшем будем пользоваться приближенным способом п. 4.2.2. 4.3. уравнение равновесия задачи и его решение 4.3.1. уравнение равновесия 1) с учетом (4.1) уравнение равновесия сил и напряжений трения (2.10) принимают вид: 0 (1 ) ( ) x nxf e b x dx−∞ − = τ∫ ; (4.10) 2) будем искать решение уравнения (4.10) в форме убывающей экспоненты: 0( ) xx e−ατ = τ ; (4.11) 3) подставляя (4.11) в (4.10), получаем: 0 0 (1 ) x nx xf e b e dx− −α∞ − = τ ∫ , (4.12) или после интегрирования: 0 0 1 (1 ) x nx xf e e b − −α∞ − = τ −α , 0 (1 ) ( 1)nx x f e e b − −α∞−α − = − τ . (4.13) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 151 4.3.2. решение одного уравнения равновесия (4.13) с двумя неизвестными α и 0τ 1) перепишем уравнение равновесия (4.13) в виде: 0 (1 ) (1 )nx x f e e b − −α∞−α − = − τ ; (4.14) 2) уравнение (4.14) может выполняться при любых значениях переменной x только в одном случае, если показатели степени ,n α при экспонентах слева и справа одинаковы, т.е. равны между собой: nα = ; (4.15) 3) вторая неизвестная величина определяется и (4.14) с учетом (4.15): 0 nf b ∞τ = ; (4.16) 4) таким образом, решение искомой задачи о распределении касательных напряжений или напряжений трения ( )xτ по (4.11) с учетом (4.15) и (4.16) имеет вид. 5. порядок и примеры практического использования решения 5.1. порядок использования решения в форме 5.1.1. определение величины f∞ и n 1) снять диаграмму сдвига контактирующих поверхностей ( )f x и представить график нагрузки и разгрузки; 12001200 1000 800 600 400 200 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 5 4 3 2 1 0,20 x,мм f(x),кгt(x), кг мм 2 t(x) f(x) 0 12001200 1000 800 600 400 200 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 5 4 3 2 1 0,20 x,мм f(x),кгt(x), кг мм 2 t(x) f(x) 0 рис. 5 – схема определения f∞, xn, и n 2) процесс разгрузки можно приближенно построить параллельно касательной к точке начала процесса; 3) приближенно принимаем: max( )f f∞ = ε ; 4) из точки max max.f x проводим линию параллельно оси x до пресечения с касательной в точке 0, 0f x= = ; 5) из полученной точки пересечения опускаем перпендикуляр на ось x до точки nx ; 6) показатель степени экспоненты n определяется по (4.6): 0 1 n n f f n f x f x ∞ ∞ ∞ ′ = = = ; (4.16а) 7) максимальное напряжения трения в контакте 0τ определяется по (4.16): 0 nf b ∞τ = . (4.17) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 152 5.1.2. определение величины b и ( )xτ 1) по смыслу (2.9) величина b – это размер площадки контакта в направлении перпендикулярном направлению сдвига; 2) часто в исходных данных эксперимента задается фактическая площадь контакта ra ; если площадка квадратная, то: 1/ 2 rb a= , если площадка круговая, то: 2 / 4ra n= π , 1/ 2 4 rab  =  π  ; (4.18) 3) распределение напряжений трения по пути сдвига по (4.11): 0( ) nxx e−τ = τ , (4.19) где 0τ по (4.17), n по (4.16а). 5.1.3. построить график зависимости ( )xτ и сделать его анализ 5.2. использование диаграммы сдвига по максану в.и. [3] 5.2.1. исходные данные методика испытаний подробно изложены в [3]; номинальная площадь контакта до 50 см2 = 49 см2 -4900 м2; номинальная нагрузка 1 5n = кг, 2 15n = кг, 3 25n = кг, 4 35n = кг, 5 45n = кг. 1) для определения ( )xτ используем диаграмму сдвига, полученную при 5 45n = кг; 2) в соответствии с методикой, изложенной в п.5.1 определяем по графику: max( 0, 9мкм) 33f f x∞ = = = кг; 3) в соответствии с методикой находим: 0, 42nx = мкм; 4) показатель степени экспоненты по (4.16а) 31 1 12, 38 2, 38 10 0, 42 мкмn n x −= = = = ⋅ мм; 5) параметр b определяем по (4.17) 1/ 2 1/ 2( ) (4, 900) 70ab a= = = мм; 6) максимальное напряжение трения по (4.16 а) 3 0 2, 38 10 33 1122 70 nf b ∞ ⋅ ⋅τ = = = кг/мм2. 5.2.2. построение графика функции ( )xτ 0 1122τ = кг/мм, 0, 42nx = x , мкм / nx x 0( ) /xτ τ , / nx xnxe e−− = ( )xτ , кг/мм2 0 0 1,0 1122 0,1 0,23 0,7945 991 0,2 0,476 0,621 697 0,4 0,952 0,386 433 0,6 1,428 0,24 269 0,8 1,904 0,15 168 1,0 2,38 0,093 103,7 2,0 4,762 0,0085 9,54 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 153 6. подобные проблемы будем называть подобными те проблемы или задачи, в которых ставится задача определить распределение сдвиговых нагрузок по элементам системы, если из эксперимента известна интегральная функция или зависимость суммарной нагрузки от общей деформации системы. к таким подобным системам можно отнести следующие: 1) распределение нагрузок по виткам резьбового соединения; 2) распределение нагрузок по зубьям зубчатой муфты; 3) распределение нагрузки по элементам любой упругой муфты; 4) распределение нагрузки и напряжений по сварочным швам при осевой нагрузке; 5) распределение сил трения между листами листовой рессоры; 6) распределение нагрузки по сцепным устройствам ж.д. состава 7) распределение сил трения по тормозным устройствам; 8) определение наиболее нагруженного элемента в схеме переползания элементов в частности в системе дислокаций в кристаллах; 9) детальное экспериментальное исследование диаграммы сдвига ( )τ ε при чистом сдвиге и кручении в задачах определения механических свойств материалов; 10) распределение τ при: основном сдвиге прессового соединения; при сдвиге моментом. 7. выводы и научная новизна результатов 1. вариационно-экспериментальный метод решения контактных задач о пластическом вдавливании инденторов [1] здесь развит или распространен на решение контактных задач о нелинейном (пластичность или скольжение) сдвиге прижатого индентора, например, шара. 2. в простейшем случае задача сведена к одному уравнению равновесия, которое удается решить в виде двухпараметрической функции напряжений трения с особенностью в точке 0x = . 3. в более общем случае задача сводится к квадратичному функционалу, содержащему в качестве известной функции диаграммы сдвига индентора. в этом случае решение может быть выполнено в виде ряда с любой наперед заданной точностью. 4. из анализа простейшего решения задачи следует, что выпуклую диаграмму сдвига индентора можно объяснить гиперболическим характером функции контактных напряжений трения движения со скачком напряжений трения при переходе от трения покоя к трению движения. 5. указан порядок решения задачи о распределении напряжений трения по диаграмме сдвига через квадратичный функционал процесса. 6. приведен перечень из десяти основных проблем патологически подобных задач о сдвиге индентора. решение задач из приведенного перечня может быть выполнено в первом приближении с помощью уравнения равновесия, а более точно с помощью функционала процесса. литература 1. кузьменко а.г. пластический контакт. вариационно-экспериментальный метод. – хмельницкий: хну, 2009. – 359 с. 2. джонсон к. механика контактного взаимодействия. – м.: мир, 1989. – 510 с. 3. максак в.и. предварительное смещение и жесткость механического контакта. – м.: наука, 1975. – 60 с. 4. левин з.м., решетов д.н. контактная жесткость машин. – м.: машиностроение, 1971. – 364 с. поступила в редакцію 22.02.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 154 kuzmenko a.g. variation-experimental method in contact mechanics of moving from a change and tensions. the variation-experimental method of decision of contact tasks about the plastic pressing of indentors is widespread on the decision of contact tasks about the nonlinear (plasticity or sliding) change of pinned indentor. a task is taken to one equalization of equilibrium which succeeds to be decided as a two-parameter function of tensions of friction. in more general case a task is taken to the quadratic functional, to containing as the known function of diagram of change of indentor. a list is resulted from ten basic problems of similar tasks about the change of indentora. the decision of tasks from the resulted list can be executed in the first approaching by equalization of equilibrium, and more exactly by the functional of process. keywords: contact task, nonlinear change, equalizations of equilibrium references 1. kuz'menko a.g. plasticheskij kontakt. variacionno-jeksperimentalnyj metod, hmel'nickij,. hnu, 2009, 359 p. 2. dzhonson k. mehanika kontaktnogo vzaimodejstvija, mir, 1989, 510 p. 3. maksak v.i. predvaritelnoe smeshhenie i zhestkost mehanicheskogo kontakta, nauka, 1975, 60 p. 4. levin z.m., reshetov d.n. kontaktnaja zhestkost' mashin, mashinostroenie, 1971, 364 p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_artemchuk.doc зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 72 артемчук в.в. дніпропетровський національний університет залізничного транспорту ім. академіка в. лазаряна, м. дніпропетровськ, україна зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом вступ, постановка проблеми як відомо, зносостійкість є одним із головних та визначаючих експлуатаційних параметрів як нової, так і відновленої деталі. разом з іншими показниками, наприклад, втомною міцністю зносостійкість у найбільшій мірі визначає ресурс відновлених деталей. дослідження явища зношування деталей є вкрай важливим, оскільки розуміння процесів, що відбуваються в контактних поверхнях матеріалів дозволяє розробити або нові конструкторські рішення по використанню більш зносостійких матеріалів (на етапі проектування виробів), або застосувати більш ефективні мастильні матеріали, або розробити нові та вдосконалити існуючі технології відновлення зношених деталей. метою вказаних заходів є підвищення зносостійкості, а головне ресурсу та надійності рухомого складу. в даній роботі зупинимось на проблемі підвищення ресурсу та надійності деталей локомотивів і вагонів шляхом нанесення зносостійких відновлюючих шаруватих електролітичних покриттів. процес зношування є складним, неоднозначним та багатофакторним. для визначення та знаходження раціональних параметрів процесу відновлення деталей важливим залишається встановлення зв’язків за схемою «параметри процесу нанесення покриттів – тонка структура – зносостійкість». роботи по встановленню зв’язків між тонкою структурою та зносом є, але недостатньо [1 3], а з врахуванням шаруватості залізнених покриттів взагалі невідомі. можливо це пов’язано з великою кількістю різних варіантів нанесення залізнених електролітичних покриттів та з доступними умовами і обладнанням. крім того, у більшості робіт автори аналізують контактні пари виконані з різнорідних матеріалів: «сталі-чавуну», «сталі-бронзи», «сталі-алюмінієві сплави» та інші, проте на транспорті і в інших галузях промисловості не рідко зустрічається пара «сталь-сталь», хоча і з різними параметрами. тому виникає необхідність проведення відповідних досліджень. метою даної роботи є дослідження процесів зношування шаруватого залізного електролітичного покриття, визначення структурні параметри, товщини шарів та їх співвідношення. процеси, що відбуваються у зоні контакту є складними та часто конкуруючими. відомо, що електролітичне залізо має більшу стійкість до схоплювання у порівнянні із загартованою сталлю 45. цим пояснюється більша зносостійкість при сухому та граничному терті при порівнянні наведеної пари. враховуючи великий вплив адгезійного виду зношування на загальну величину зносу, створення умов для зменшення схоплювання є однією з головних задач при підборі режимів нанесення покриттів. як відомо, знос контактуючих поверхонь залежить від багатьох факторів, наприклад, шорсткості поверхонь, твердості, контактного тиску, швидкості тертя, температури, наявності та умов змащування та інше. у той же час можна впевнено сказати, що зносостійкість пов’язана з міцнісними властивостями покриттів, одним із яких є мікротвердість. мікротвердість прямо залежить від режимів осадження металу й відповідно структури покриття та є вигідним з точки зору визначення та контролю. дослідження науковців показують, що оптимальною мікротвердістю з точки зору зносостійкості залізнених покриттів є 4500 … 5500 мпа [3, 5], а за даними [6] значення мікротвердості, наприклад, для контактної пари «покриття – чавун сч15-32» становить 5000 мпа. тобто для електролітичного заліза немає чіткої прямо пропорційної залежності зносостійкості від мікротвердості, як для багатьох інших матеріалів. хоча єдиної думки з даного питання немає, оскільки в роботах [7, 4] запропоновані залежності, де із збільшенням мікротвердості зростає зносостійкість. однак власні дослідження показують, що питання спірне і значення мікротвердості, як визначального параметра зносостійкості може коливатися в залежності від багатьох факторів. однак, спільною є думка авторів про залежність зносостійкості від структури покриття. збільшення розмірів блоків мозаїки приблизно до 1000 … 1200 å і більше приводить до зниження мікротвердості та відповідно підвищенню пластичності осаду. під дією багатократних знакозмінних пластичних деформацій відбувається відшаровування частинки з покриття, що викликано втомленим руйнуванням матеріалу. дрібнення структури до 300 … 350 å приводить до зміцнення покриття та збільшення мікротвердості та зносостійкості. однак подальше дрібнення структури покриття (тобто при d < 300 å) обумовлює утворення сітки субі мікротріщин, у тому числі і в тонких поверхневих шарах; в результаті властивості осадів погіршуються, а при d ≤ 100 … 140 å різко погіршуються [3]. відбувається значне окрихтування покриття, енергії в контакті достатньо для подолання сил зв’язку частинки з поверхнею і частинка відокремлюється від покриття. при цьому видалена частинка, окислюючись, являє собою абразив, який прискорює процес зношування. треба враховувати, що на відміну від об’ємного напруженодеформованого стану поверхневих шарів, при терті максимальні напруження виникають в мікрооб’ємах поверхневого шару, що пояснюється контактуванням окремими мікровиступами контактуючих тіл, що у свою чергу приводить до виникнення циклічної зміни знаків напружень. крім того, важливим є поясненpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 73 ня підвищеної зносостійкості електролітичного заліза безперервним створенням окисної плівки на його поверхні [6]. тоді логічним є те, що відокремлені частки створюють умови для локального руйнування цієї плівки та схоплювання контактуючих поверхонь. нижче наведемо більш глибокий аналіз механізму зношування електролітичного заліза. при „жорстких” електричних режимиах осадження заліза (з метою отримання більш мілкокристалічних осадів) на постійному струмі механічні властивості досягають граничного рівня, який приблизно відповідає рівню властивостей загартованої сталі 45 або 50 [4, 7]. покращити механічні властивості відновлювального покриття можливо декількома шляхами. в роботі [8, 9] запропоновано відновлення деталей рухомого складу шаруватими покриттями на основі заліза. розроблена нами технологія дозволяє отримувати електролітичні залізні покриття, властивості якого можна регулювати по товщині у широкому діапазоні. покращення фізико-механічних властивостей покриття в цілому пов’язано з його шаруватою структурою при умові правильного підбору шарів. отримувати шарувату структуру можливо різними способами, а саме за рахунок різних за складом електролітів та електричних режимів. застосування першого варіанту, на нашу думку, є недоцільним в силу низки причин і тому в роботі не показані. раціональним є отримання покриттів з різними за товщиною та властивостями шарами шляхом зміни електричних параметрів. в залежності від технічних та економічних можливостей ремонтного підприємства можна використовувати різні джерела струму. одним з таких та відносно простих у виконанні є джерело асиметричного струму (рис. 1). t ,i a ,i a− 1t 2t nt пр mi зв mi рис. 1 – часова діаграма асиметричного струму: imnp, imзв – максимальні значення прямого та зворотного струмів; t1, t2, t3, … tn – моменти часу зміни катодно-анодного відношення регулювання структури по товщині при застосуванні асиметричного струму виконують змінюючи катодно-анодне відношення ak jj /=β , де kj , aj – густина струму катодна та анодна відповідно. підготовчий режим передбачає поступове збільшення значення β з метою отримання максимальної міцності зчеплення і триває до 15 хв. в основному режимі відбувається регулювання значення β в необхідному діапазоні. при наближенні β → 1,1 (в основному режимі не використовується) розміри блоків мозаїки найбільші, покриття м’які, зносостійкість низька. при наближенні β до 10 осад отримується мілкодисперсний, високонапружений, з високою мікротвердістю. теоретично можна отримувати β більшу за 10, але такі покриття для експлуатації не придатні. відношення β = 10 на нашу думку, також використовувати не доцільно, крім умов, коли необхідно отримати поверхню з широко розвиненою мережею тріщин, наприклад, для утримування мастила. проведені експерименти дозволили визначити (орієнтовну) залежність розмірів блоків мозаїки від значення β (рис. 2). як видно з рис. 1 величина β впливає на тонку структуру покриття в широких межах. особливістю процесу є те, що у робочий (основний) період із заданою періодичністю система автоматики перемикає джерело напруги, змінюючи значення β , а також при необхідності перемикає з асиметричного на постійний струм та назад. періодичність перемикань та зазначені вище параметри залежать від властивостей, якими повинні володіти відновлювальні шари. більш прогресивною і такою, що володіє більшими можливостями є установка програмного імпульсного електролізу. установка дозволяє оператору задавати фактично будь-яку форму струму, у тому числі асиметричну, синусоїдальну, постійну, імпульсну; деякі форми наведені на рис. 3. також установка дозволяє регулювати в широких межах параметри імпульсів такі, як максимальні значення прямого та зворотного імпульсів, їх тривалість, наявність (відсутність) та тривалість пауз. регулюючи параметри імпульсів по заданій програмі в результаті отримували мікрошари з різними властивостями. тобто шари по товщині покриття відрізнялись розмірами блоків мозаїки, мікротвердістю, міцністю та інш. також регулюванню піддавали і товщину шарів. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 74 2 4 6 8 10 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 3 2 d, a 1 β рис. 2 – залежність розмірів блоків мозаїки від значення β при катодних густинах струму: 1 – 20 а/дм2; 2 – 30 а/дм2; 3 – 40 а/дм2 для визначення впливу шаруватої структури на зносостійкість покриття, експерименти проводили в два етапи. покриття осаджували при певних режимах, створюючи групи з приблизно однаковими значеннями d в кожній групі. після проведення експериментів результати об’єднували в масиви (табл. 1). на другому етапі планували експерименти для визначення впливу шаруватості на зносостійкість. для цього варіювали розмірами блоків мозаїки, кількістю та товщиною шарів. покриття наносили таким чином, щоб шари 1 та шари 2 будувались по товщині почергово. експерименти проводили при сухому та граничному терті за стандартною методикою на машині тертя смц-2; в даній роботі представлені результати дослідження зносостійкості шаруватого покриття при сухому терті. результати експериментів порівнювали між собою та з покриттями, що мали суцільну (моношарову) структуру. таблиця 1 розміри блоків мозаїки у шарах покриття варіант режиму розмір блоків мозаїки шару 1 1d , å розмір блоків мозаїки шару 2 2d , å 1 700 … 600 350 … 300 2 1100 … 900 350 … 300 3 1800 … 1500 350 … 300 4 700 … 600 1100 … 900 5 700 … 600 1800 … 1500 6 1800 … 1500 1100 … 900 m ax пр i m axпр i m axзв i а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 75 m axпр i 1 m axзв i 2 m axзв i 1 m ax пр i 1 m axзв i 2 m axзв i 2 m axпр i в г рис. 3 – часові діаграми струмів: а – імпульсного уніполярного; б – імпульсного реверсованого; в, г – імпульсного із псевдопаузами (термін автора) зробимо важливе зауваження. шарувате покриття буде працездатним тільки за умови, якщо між шарами існує міцний зв’язок. треба розуміти, що отримувані в результаті програмного електролізу шари не є відокремленими між собою, а межа, що виникає між шарами є границею, що розділяє різні за мікроструктурою шари і може умовно називатись міжфазною границею, яка також відіграє певну роль у зміцнені та підвищенні зносостійкості. зазначена міжфазна границя не впливає на когезію покриття. і навпаки, якщо між шарами є границя, яка утворена під дією інших причин, наприклад, появи гідроксидів на поверхні, не розчинення пасивної плівки і т.д., то це є порушення технології, яка приводить до погіршення властивостей покриття або його браку. в розробленій технології, в наслідок дії зовсім іншої природи утворення шаруватості, зменшення когезії не спостерігалось. в результаті проведених експериментів були побудовані залежності (рис. 4, 5). характер кривих (рис. 4) показує, що знос суттєво залежить від тонкої структури. однак знаходження і застосування навіть оптимальних розмірів блоків мозаїки з точки зору зношення має свої обмеження. при терті, особливо при великих питомих навантаженнях, поверхневі шари покриття зміцнюються, при цьому збільшуються внутрішні напруження, які приводять до появи субмікротріщин, які розвиваються в мікро-, а в деяких випадках (при жорстких режимах тертя) і макротріщини, що приводить до швидкого зносу і руйнування шару заліза. з приводу зміцнення при терті поверхневих шарів існують протилежні думки: в роботі [4] йдеться про деформаційне зміцнення при питомому навантаженні 2,5 мпа і більше. автор стверджує, що у поверхневому шарі деформаційні викривлення накладаються на електрокристалізаційні, а додаткове зміцнення у покритті від дії сил тертя приводить до зменшення зносу. у якості доказу висунутого припущення автор говорить про збільшення мікротвердості у зоні контакту [4]. протилежна думка представлена в роботі [3], в якій стверджується, що в контакті відбувається знеміцнення та руйнування поверхні покриття. враховуючи певні протиріччя в існуючих дослідженнях, можна зробити припущення, що зміцнення або знеміцнення залежить від умов тертя, у тому числі температурної складової. якщо температура не перевищує деяку критичну, яка залежить від матеріалу покриття, то ймовірно відбувається процес зміцнення. підвищений нагрів, навпаки створює умови для знеміцнення поверхневих шарів, інтенсивність зношування зростає, знос переходить у катастрофічний. про це ж свідчать і літературні джерела [2 6]. аналіз отриманих залежностей (рис. 4) свідчить про існування подібності характеру зносу від параметрів тонкої структури (рис. 4 а, б), хоча і містить певні відмінності. дещо неочікуваними виявилися результати, які пов’язані з визначенням мінімального зносу в залежності від значень блоків мозаїки. якщо при навантаженнях 1…2 мпа мінімальний знос знаходиться при розмірах блоків мозаїки 250…400 å, то при збільшенні навантаження до 5 мпа розмір блоків мозаїки, при яких знос мінімальний, складає 400…600 å. тобто із збільшенням навантаження розмір блоків мозаїки з мінімальним зносом зміщується в сторону їх збільшення на деяку величину. отримані результати викликали сумнів, оскільки при збільшенні розмірів блоків мозаїки зменшується мікротвердість і знос мав би зростати. можливо даний факт можна пояснити тим, що вигідне, з точки зору зносу, зростання блоків мозаїки не виходить за критичне для даного матеріалу та навантаження. дійсно, подальше укрупнення блоків мозаїки приводить до зростання, а потім і значного зростання зносу (рис. 4). температура в зоні контакту не перевищувала критичну й не перевищувала 393 к. і головне, аналіз поверхні тертя показав зменшення розмірів блоків мозаїки в зоні контакту майже до 300…400 å. отже це означає, що при виконанні певних умов при терті відбувається зміцнення, а можливо й самоорганізація субструктури в певних межах. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 76 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 5 10 15 20 25 30 4 3 2 1 i, ì ã d, a а 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 4 3 2 1 i, ì ã d, a б рис. 4 – залежність зносу електроосадженого заліза від розміру блоків мозаїки при питомому тиску: 1 – 1 мпа; 2 – 2 мпа; 3 – 3 мпа; 4 – 5 мпа; а – контртіло – сірий чавун; б – контртіло – сталь 45 загартована с.в.ч. пробіг ролика складав 3140 м можливо тому при збільшених блоках мозаїки поверхні (до тертя), певному навантаженні та умовах тертя відбувається поступове зменшення субзерен, яке супроводжується подрібненням мікроструктури та зміцненням контактної поверхні, що в підсумку приводить до зменшення зносу покриття. одночасно, підвищення температури зразків приводило до зворотних результатів, що може свідчити на ефект знеміцнення покриття та його прискорене руйнування. у той же час, проведені нами експерименти при навантаженнях більших 5 мпа при сухому терті, показали, що використання покриттів з субзернами в поверхневому шарі більших за 700 … 800 å недоцільне, оскільки їх подальше зростання приводить до підвищення зносу. також звертає на себе увагу асиметричність залежностей зносу від блоків мозаїки, яку можна пояснити різким окрихтуванням покриття при зменшенні розмірів блоків мозаїки, що супроводжується значним зростанням зносу. при збільшенні розмірів блоків мозаїки вище раціональної, покриття стає більш пластичним, зносостійкість зменшується, але швидкість збільшення зносу при цьому менша, ніж при їх зменшенні. застосування шаруватої будови покриття при певних геометричних співвідношеннях самих шарів та їх мікроструктур (перемежовування крупнокристалічних з мілкокристалічними) дозволяє підвищити зносостійкість всього покриття в цілому (рис. 5). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 77 рис. 5 – залежність зносу електроосадженого заліза при сухому терті від пробігу при питомому тиску 2 мпа. контртіло – сталь 45 загартована с.в.ч.: 1 – сталь 45 загартована с.в.ч.; 2 8 – шарувате покриття зробимо пояснення стосовно рис. 5. шаруваті покриття отримані при режимах (табл. 1) та співвідношеннях товщин шарів 1 та 2 – 1 2/h h : 2 – режим 3, 1 2/ 3 /1h h = 3/1; 3 – режим 3, 1 2/ 2 /1h h = 2/1; 4 – режим 2, 1 2/ 3 /1h h = 3/1 та режим 1 з 1 2/ 1/1h h = 1/1; 5 – режим 2, 1 2/ 1/1h h = 1/1; 6 – режим 1, 1 2/ 2 /1h h = 2/1; 7 – режим 1, 1 2/ 3 /1h h = 3/1 та режим 3 з 1 2/ 1/1h h = 1/1; 8 – режим 2, 1 2/ 2 /1h h = 2/1. інші співвідношення товщин та режимів на рис. 5 не наведені, оскільки мають гірші результати й інтересу не представляють. механізм зношування та підвищення зносостійкості шаруватого покриття, на нашу думку, можна пояснити таким чином. шари з мілкокристалічною структурою найбільш напружені, мають високу мікротвердість, міцність, опір зсуву. при цьому вони мають низьку пластичність та схильні до окрихтування. шари з крупнокристалічною структурою мають протилежні властивості: меншу мікротвердість, міцність, але при цьому вони більш пластичні, з меншими внутрішніми напруженнями. особливістю комбінації шарів з різною мікроструктурою є здатність часткової релаксації внутрішніх напружень за рахунок їх перерозподілу між більш пружними та більш пластичними шарами. спосіб отримання електролітичного залізнення обумовлює його максимальну наклепаність, а дефекти структури знаходяться у пасивному стані, що у значній мірі зменшує його пластичність. у той же час вказана особливість електролітичного заліза приводить до максимального зміцнення та зносостійкості [3]. не піддаючи сумніву означені основні положення, зупинимось на деяких суперечностях. подрібнення мікроструктури, наприклад створенням жорстких умов електролізу, приводить до підвищення міцності. як відомо, про збільшення міцності свідчить зростання мікротвердості [10]. таким чином, якщо прагнути до максимально можливого зміцнення покриття, то і мікротвердість при цьому має бути максимально можливою, але це суперечить доведеному дослідниками факту існування оптимальної мікротвердості, яка є менша за максимально можливу [3, 5, 6]. крім того, не викликає сумніву, що зносостійкий електролітичний матеріал повинен поєднувати в собі і високу міцність і достатню пластичність. для досягнення цього існують різні методи, наприклад, створення дисперсійно зміцненого матеріалу, де в пластичній матриці знаходяться високоміцні включення. іншим по своїй будові і складу є почергове нанесення умовно міцних і пластичних шарів. в більш міцних шарах створені в процесі кристалізації дислокації мають малу рухливість, однак під час тертя в поверхневих шарах починається перерозподіл та перебудова дефектів, що особливо активується при збільшенні температури в зоні контакту. при шаруватій будові структури покриття, утворені границі розділу забезпечують додатковий опір руху дислокацій, що є важливим для підвищення зносостійкості. крім того, на нашу думку, помилково вважати, що на знос впливає лише поверхневий шар. аналіз взаємодії тертьових поверхонь показує, що із зростанням жорсткості умов тертя (підвищення питомого тиску, збільшення швидкості відносного руху, погіршення умов змащування та інш.) збільшується глибина розповсюдження пружних деформацій на підповерхневі шари. у свою чергу, напружено-деформований стан разом із тонкою структурою впливають на зносостійкість та інші механічні властивості всього покриття. тертя супроводжується підвищенням густини дислокацій в зоні контакту поверхонь. в той же час, як відомо, зношування поверхневих шарів при терті залежить від співвідношення нормальної та тангенціальної складових навантажень. також відомо, що швидкість руху дислокацій є функцією напруження зсуву, значить у приповерхневих шарах поверхні швидкість руху дислокацій може pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 78 суттєво перевищувати швидкість їх руху в об’ємі матеріалу. при контактній взаємодії саме наявність, рух, швидкість руху та взаємне розташування дислокацій у кристалічній решітці визначає механізм пластичної деформації шарів і призводить до певних особливостей механізму тертя та зносу електролітичних покриттів. це пов’язано з тим, що пластична деформація має дислокаційну природу і є наслідком контактної взаємодії поверхонь. ступінь пластичної деформації залежить від руху дислокацій в певних крісталографічних площинах і напрямах; причому, напрямок руху дислокацій змінюється на протилежний при зміні знаку навантажень, тобто виникає ефект зворотності, пов’язаний з ефектом баушенгера, величина якого залежить від амплітуди деформації [11]. зміна напрямків руху дислокацій (особливо багатократна) приводить до зародження точкових дефектів типу вакансій, які створюючи мікропорожнини, сприяють появі і розвитку мікротріщин. окрім умов тертя та термічної обробки деталей, на швидкість руху дислокацій і пов’язаного з ним розвитку мікропошкоджень впливає структура матеріалу [11, 13, 14]. таким чином, необхідно створити умови, за яких при високій щільності дислокацій їх рух буде обмежений. досягти даної мети можна декількома способами. одними із факторів, що перешкоджають вільному виходу дислокацій на поверхню, можуть бути різні тверді поверхневі шари кристалу: окисні чи гідроокисні або металеві плівки, тощо. одразу зауважимо, що необхідно запобігати створенню окисних та гідроокисних прошарків в електролітичному залізному покритті, оскільки це може значно погіршити адгезійні зв’язки між основою та покриттям та між шарами. також помітно посилити опір виходу дислокацій може відмінність параметрів гратки та підложки, різний характер кристалічної структури шарів, причому важливим є той факт, що із збільшенням модуля пружності плівок зростає опір виходу дислокацій [12 14]. із наведеного вище витікає, що регулювання структури шарів дозволяє створювати потенціальні бар’єри на шляху руху дислокацій, збільшувати напруження тертя дислокацій, що приводить до гальмування їх руху. на основі аналізу зміни дислокаційної структури при зовнішньому терті можна припустити, що сила тертя пов’язана зі змінами дислокаційної структури, які виникають на поверхнях тертя. при цьому зовнішня робота при терті відповідає внутрішній роботі по зміні дислокаційної структури. таким чином, роботу тертя деталей можна частково перевести в роботу взаємодії шарів. у той же час зауважимо, що однозначних оцінок і залежностей тертя від дислокаційної структури на даний час немає, що пояснюється неможливістю точного експериментального визначення істинної густини дислокацій в момент контактної взаємодії [12]. однозначно можна лише зазначити, що при терті затрати енергії визначаються не тільки дислокаційними процесами в поверхневих шарах, а зона пластичної деформації не обмежується поверхневими нерівностями та поширюється вглиб покриття [12, 14]. також покращення механічних властивостей, у тому числі, зносостійкості багатошарової структури застосуванням пластичних, в’язких шарів можна пояснити так: в процесі тертя з часом зароджуються тріщини на рівні субструктури, збільшуються до рівня зерна, після чого продовжують зростати. збільшення та розповсюдження мережі тріщин приводить до викрихтування спочатку окремих ділянок поверхні, а потім і значного зростання величини зносу всієї поверхні. з деякою певністю можна припустити, що «м’які» пластичні шари в деякій мірі гальмують розвиток мікротріщин у в’язкому середовищі пластичного шару. враховуючи наведене вище, необхідно зазначити наступне. шарувата структура, при певних параметричних співвідношеннях шарів, дозволяє підвищити зносостійкість у порівнянні з моношарами. однак отримання переваг від використання шаруватої будови покриття можливе лише при раціональному співвідношенні товщини та властивостей окремих шарів. так, можна зазначити наступне: товщина шарів має прагнути до нуля (теоретично), а фактично має бути можливо мінімальною. не дивлячись на деякі технологічні труднощі отримання необхідної товщини шарів та дисперсності осадів на експериментальній стадії осадження електролітичних залізних шарів, було виявлено, що осадити на поверхні підложки суцільний шар товщиною на рівні блоків фактично не представляється можливим, але вже при товщині 0,7…0,9 мкм на поверхні утворюється суцільна мікроплівка шару заліза за виключенням пор, що утворюються при осадженні металу. зрозуміло, що отримати чітко задані структурні та геометричні параметри шарів вдавалось з певним розкидом (до 20 %), що можна пояснити нестаціонарністю процесу електролізу, але в цілому, після відпрацювання режимів, шари покриття отримували з очікуваними параметрами та властивостями. на підставі експериментів (рис. 5) можна зробити висновок, що співвідношення товщин шарів залежить від співвідношення розмірів блоків мозаїки. так, для збільшення зносостійкості всього покриття при нанесенні осаду за режимом 1 (табл. 1) товщина шару 1 повинна бути приблизно в три рази більша товщини шару 2; при режимі 2 співвідношення їх товщин повинно складати 2/1; при виконанні режиму 3 товщини шарів 1 та 2 повинні бути приблизно однаковими. крім того, нами було помічено, що зменшення блоків мозаїки навіть до 150 … 200 å у окремих шарах при шаруватій будові покриття, особливо, якщо їх оточують шари з блоками мозаїки 1500 … 1800 å, не приводить до катастрофічної руйнації осаду, а загальна зносостійкість всього покриття зростає. також цікавим є те, що при проведенні експериментів спочатку для спрощення осаджували шари з різними розмірами блоків мозаїки, але майже з однаковими товщинами шарів і при цьому отримували зносостійкість вище, ніж моношарів з тими ж блоками мозаїки. однак зауважимо, що при цьому товщини шарів були мінімально pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 79 можливими, а результати випробувань на зносостійкість були гірші, ніж ті, що отримані при вказаних вище співвідношеннях шарів з урахуванням параметрів їх тонкої структури. збільшення співвідношень товщин шарів більш вказаних вище приводило до погіршення зносостійкості, що фактично нівелювало переваги шаруватої структури покриття. висновки встановлено, що мінімальному зносу електролітичного заліза відповідає певний розмір блоків мозаїки, який не є єдиним, а залежить від навантаження і коливається в межах від 250 до 700 å. також встановлені раціональні співвідношення товщин шарів покриття в залежності від їх тонкої структури, при цьому покриття будується з мікрошарів. зроблено припущення, що шаруваті електролітичні покриття дозволяють стримувати зростання, вільне переміщення та об’єднання дефектів і таким чином значно зменшити зношення деталей. показано, що шарувата структура електролітичного залізного покриття дозволяє підвищити зносостійкість до 1,16 разів у порівнянні з моношарами. таким чином, розроблена технологія нанесення «програмного» покриття дає можливість покращити механічні властивості відновлених деталей, підвищити їх зносостійкість та ресурс. література 1. гологан в.ф. повышение долговечности деталей машин износостойкими покрытиями / гологан в.ф., аждер в.в., жавгуряну в.н. – кишинев: штиинца, 1979. – 117 с. 2. гурьянов г.в. электроосаждение износостойких композиций. – кишинев: штиинца, 1985. – 237 с. 3. петров ю.н. электролитическое осаждение железа. / ю.н. петров, г.в. гурьянов, ж.и. бобанова, с.п. сидельникова, л.н. андреева. – кишинев: штиинца, 1990. – 195 с. 4. закиров ш.з. упрочнение деталей электроосаждением железа. – душанбе: изд-во «ирфон», 1978. – 208 с. 5. шадричев в.а. основы выбора рационального способа восстановления автомобильных деталей металлопокрытиями. – м.-л.: машгиз, 1962. – 296 с. 6. швецов а.н. основы восстановления деталей осталиванием / западносибирское книжное издательство, омское отделение. – 1973. – 143 с. 7. мелков м.п. электролитическое наращивание деталей машин твердым железом / приволжское книжное издательство, саратов. – 1964. – 204 с. 8. артемчук в.в., костін м.о. електролітичне залізнення – ефективна ресурсозберігаюча технологія відновлення зношених деталей рухомого складу // вісник східноукраїнського національного університету імені володимира даля. – луганськ, 2004. – випуск 8 (78). – с. 11-16. 9. артемчук в.в. розробка технології відновлення зношених деталей рухомого складу шаруватими покриттями // вісник дніпропетровського національного університету залізничного транспорту імені академіка в. лазаряна. – дніпропетровськ, 2006. – випуск 11. – с. 92-94. 10. методы испытания на микротвердость. приборы. м.: наука, 1966. – 263 с. 11. хирт дж., лоте и. теория дислокаций. – м.: атомиздат, 1972. – 599 с. 12. рыбакова л.м., куксенова л.и. структура и износостойкость металла. – м.: машиностроение, 1982. – 212 с. 13. котрелл а. теория дислокаций. – м.: мир, 1969. – 99 с. 14. фридель м. дислокации. – м.: мир, 1967. – 626 с. надійшла 04.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_moravec.doc the problem of modelling of testing of abrasive wear in area of forming of powder materials проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 115 moravec j., bohušová z. faculty of mechanical engineering, university of žilina, department of engineering technology the problem of modelling of testing of abrasive wear in area of forming of powder materials introduction abrasive wear is the predominant type of wear encountered for forming powder metals in technology of powder metallurgy (pm). by observation of macrosurface of active pressing parts of the tool there were noticeable traces grooves that were shaping in the direction of forming force. this forming tool with its use value is no longer met with the required functions. theoretically, these processes are justified increasing in works (blaškovič, p. balla, j. dzimko, m., 1990, and barysz, i. et al. 1995). it may be noted that the grooves on the surface formed as a product of the process of pressing, respectively in its two phases, which are linked to each other. at some stage and under certain conditions there is penetration of powder particles (a mixture) to harder material of active parts and there is intense wear of surface. it is necessary to state this as fact active parts of forming tool meet with the requirements of approximately 30,000 pressings, and after reaching that amount they are disabled. when analyzing the pressings there is visible footprint (strip) in the longitudinal axis of forming (there were observed and evaluated the cylindrical pressings). after the discovery of this primary character on pressings, there is sign of a possible seizure of the active parts of tool. of course, regarding the size of the batches of pressings, it is lower (at least usually) as the total series, so the tool is set and sort on forming machine several times. based on this fact, it can be concluded that on the wear on the surface of the active parts of tool also had influence his setting on the press that means that adapted surfaces basically move and fall into different relative positions. there will also be a condition where the maximum will won’t be evenly distributed, but occurs only in one section, and converselyin case of minimum will, which is confirmed by observation and practice. present imposes requirements for optimization of materials used in pm technology for parts of forming tools. used steel of grade 19 436, quenched and tempered to 60 hrc, retain their status, even if there are applied more modern kinds of materials in the field, because for their optimal commercial realities for the given type of work. material costs for quality steels are very high and is certainly appropriate to seek for alternative materials. however determination of optimal material provides requirements for testing materials. they are generally used two types of tests operational and experimental. 1. experimental device and principle of the test the design of experimental equipment with regard to the its function in the process of simulating conditions of wear, it is necessary to define in detail the conditions under which the process of wear will be experimentally studied. schematic representation of exposure loading parameters is shown in fig.1. the principle of testing is the comparison of standards (steel 19436) with the proposed materials with the same test conditions. after testing the samples with a chemical-thermal treatment are evaluated and compared with a reference standard. the assumption is that in some interval of strokes (speed) tested material has identical performance as the same material used. fig. 1 – schematic representation of burdensome activity parameters pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com the problem of modelling of testing of abrasive wear in area of forming of powder materials проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 116 if the assumption was confirmed, the new material could be used for smaller series of pressings, with an optimal number of about 10,000 pieces. the principle of the experiment is that the sample is placed in the cavity space of grinding chamber filled with the powder used, whether based on iron or bronze. there was the sample wear steadily in equipment, because unlike real conditions, where parts are moved in the direction of the vertical axis, and where may play a role even a will in line of tool, which has the effect of increasing local wear. this effect is excluded in the experimental equipment. there is a scheme of the equipment of the experimental test of abrasive wear in fig. 2. fig. 2 – equipment for experimental tests of abrasive wear there will be examined movement according to fig. 1 (flow of the powder in a cylindrical tube in place between the inner cylinder sample (ω = 0) and the outer cylinder grinding chamber (ω ≠ 0). a. the assumption f = 0 there is operate moment m on the powder in the entire area of gap r2 – r1. in the steady case is the direction of speed of the movement of the powder perpendicular to the axis of cylinder and changes in the radial direction, in which operate tangential stress: dr dv η−=τ . there is η which is the coefficient of internal friction (viscosity) and dr dv is the gradient of velocity in the radial direction. the coefficient of internal friction is a function of density, size and shape of particles, respectively corpuscle. if it considers the volume of the powder in cylinder with a radius r1 < r < r2, so the total force which is applied on the surface of the cylinder under consideration s = 2πrh, is given by equation: dr dv rh2fc ηπ−= . it is the force of the internal friction of other powder, which operates on the powder in the selected cylinder. moment of this force is compensated by the moment m, which causes rotational movement of the external cylinder, which can be expressed by the equation: r dr dv rh2m ηπ= . with further consideration v = ωr, and after changes an equation will have form: dr r m dh2 3=ωηπ . where can be express the moment m, which external cylinder operates on the inner: ∫∫ =ωηπ ω 1r r 3r dr mdh2 2 0 ,       −=ηωπ 2 2 2 1 11 rr2 m h2 . from where pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com the problem of modelling of testing of abrasive wear in area of forming of powder materials проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 117 ( )2122 2 2 2 14 r-r rr hm ⋅ ηωπ= . b. the assumption f ≠ 0 the calculation and relations will be similar as in the case of f = 0, with the difference that the tangential stress is enlarged by the value of σy caused by axial tension σz: dr dv η−=τ́ , y´ σ+τ=τ , whichever is zy kσ=σ , where k is the ratio of the radial and axial tension: z yk σ σ = . the coefficient of inner friction can be determined by the method of rotational viscometer (brož, j. 1983). for the theoretical analysis of the size can be select process used to determine the effect of friction on the wall of pressing cavity (píšek, f. et al. 1975). 2. description of experimental methods and used materials size of wear usually represents losses in their volume or weight on unit sliding tracks. there was simulated the acceleration of character of tribological process in mentioned equipment. samples of cylindrical shape in terms of abrasive wear were evaluated before and after the tests. basically these are comparative tests, where the standard is compared with the samples under the same process conditions. as already stated, a reference standard sample was steel 19 436, and additional samples were made of steel are 13240. chemical composition of steels is in table 1. table 1 chemical composition of steels used element c mn si p s cr 19 436 1,80 2,04 0,50 0,50 0,035 0,035 11,0 13,0 13 240 0,48 0,54 1,1 1,4 1,1 1,4 0,035 0,035 samples were selected so that they can be objectively evaluated after performed tests. they have a rotating shape ø 22 × 30 mm. the material for samples was chosen for the following reasons: a, relatively easy availability of materials in collaboration with practice, b, the minimal costs c, the feasibility of production samples and their thermal treatment without any financial burden on the verification work. the number of samples was five pieces. hardness of standard and test samples is in table 2. table 2 hardness of standard and samples sample hardness (hrc) e 62 1 60 2 62 3 61 4 60 5 60 used powder was chosen for analysis in the manufacturing plant according to the following criteria: a, according to the needs of businesses, b, representative of the type according to criteria related compositions. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com the problem of modelling of testing of abrasive wear in area of forming of powder materials проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 118 a composition of 0103, specific signature tsh26, contains 0,017 % carbon powder and mo in the volume of 0,42 %, grease hw 2, 0 %. the base (matrix) is fe – with signature h26. sieve analysis was made in the laboratory of production company* on sieves with meshes 0,212; 0,15; 0,45 mm, and it was found that through each mesh of sieve passed percentage volume of these particles: to 0,012 mm – 0 % 0,150 mm – 0,90 % 0,045 mm – 81,30 % remained on the sieve 17,80 % – passed through sieve 100,00 % strew volume 36,0 (cm3 100 g-1), strew density 2,77 g cm3, compressibility 6,92 (mpa). results: the attached tables content the values that were determined before and after the tests. parameters: weight of the samples (tab. 3), dimensional characteristics (tab. 4), roundness (tab. 5), roughness of the samples (tab. 6). table 3 weight of sample (g) sample starting weight final weight e 46,4390 46,3210 1 46,0010 45,854 2 46,4376 46,3126 3 46,2560 46,109 4 45,9060 45,754 5 46,2230 46,100 table 4 the external diameter (mm) sample starting diameter final diameter e 21,992 21,992 21,992 21,983 21,986 21,988 1 21,994 21,993 21,993 21,981 21,980 21,981 2 21,992 21,994 21,994 21,980 21,976 21,978 3 21,992 21,992 21,994 21,980 21,981 21,981 4 21,993 21,994 21,994 21,980 21,978 21,976 5 21,994 21,994 21,993 21,978 21,977 21,977 note: measurements were carried out at three positions (heights) 15, 20, 25 mm table 5 tolerances of roundness sample plane a a plane b b plane c c e 3,10 5,90 4,10 6,90 3,20 6,10 1 8,60 12,90 9,20 11,20 9,20 10,90 2 4,80 8,60 5,10 10,00 4,80 9,80 3 5,20 9,30 5,20 9,60 6,10 8,46 4 4,70 8,80 4,80 9,00 4,80 8,60 5 3,20 6,25 3,90 7,10 3,60 6,80 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com the problem of modelling of testing of abrasive wear in area of forming of powder materials проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 119 note: measurements were carried out on the equipment talyrond in three places (sections): section a a 15 mm section b b 20 mm section c c 25 mm table 6 roughness of surface ra (μm) sample starting roughness final roughness e 0,07 0,08 0,08 0,19 0,14 0,16 1 0,10 0,08 0,08 0,29 0,32 0,30 2 0,09 0,10 0,11 0,37 0,40 0,32 3 0,10 0,12 0,10 0,36 0,40 0,32 4 0,09 0,10 0,09 0,30 0,28 0,30 5 0,09 0,09 0,10 0,29 0,30 0,30 in professional literature as a criterion for evaluation of resistance of materials against abrasive wear (abrasive effect of particles) shows the equation: e rz a . γ γ =ψ hrz he w w , whe, whrz – weight loss of standard, respectively tested material (kg); γe, γrz – measurement weight of standard, respectively tested material (kg/m3). after the calculations, it was concluded that the samples of steel 13 240 after 10 000 speeds for this interval meet the conditions. the total evaluation can be summarized into order specified in tab. 7 table 7 order of samples sample 1 2 3 4 5 order iv. i. iii. v ii. 3. discussion resistance to the wear is not an inner characteristic of material, such as some of its mechanical or physical characteristics that may significantly affect the wear resistance. resistance of wear depends on the friction pair, environment and conditions in which the interaction process is done. when comparing the two materials with identical conditions and number of speeds in the test equipment were obtain objective results of the process of wear. it is important to realize that his influence here has a chemical composition of the material and its hardness. hardness has a decisive influence at work in the conditions of forming in area of powder metallurgy. in the work of moravec, j. 1999, there was shown that the hardness of some active parts in spite of its importance is not always decisive, but it is necessary to choose a softer material and best below 40 hrc. in addition to the parameters evaluated is desirable to complete the tests determined the temperature of the sample to achieve a comprehensive overview. the present study was approached with the hypothesis that in cycle 10 000 speeds tested material 13 240 can be compared to steel 19436. this hypothesis was confirmed and results of tests turned out positive. there are difficulty areas for identified the material suitable for the problem because to the process enters a large number of variable parameters for every product. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com the problem of modelling of testing of abrasive wear in area of forming of powder materials проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 120 the conclusions drawn in research trials are difficult to generalize, but it should be borne in mind that what applies to an interval may not be suitable for another, though related. tested steel 13 240 have been proven in the production of such material for pipes and spines showed that under certain conditions may be an alternative to the pm industry also for active parts of forming tools. objective results of operation can be achieved only when running tests. 4. conclusion each test has its limitations, thus it has bounded technical purpose and prognostic value. the biggest problem of tribological tests is interpretation of their results into practice. it is desirable that the mentioned contribution served along with real output obtained in experimental works for the needs of practice and allow the solution to replace expensive material used in some selected cases. the economic criterion and comparison of solutions in the financial statements show the suitability of the suggested materials and solutions in terms of pm. literature 1. blaškovič, p. balla, j. dzimko, m. (1990): tribology, alfa bratislava 2. barysz, i. čillík, l. žiačik, a. pfliegel, m. (1995): slide bearings, edis ed. university of žilina, žilina 3. moravec, j. (1999): active wear of dies in service, doksem žilina 4. moravec, j. (2000): contribution to the problem of modelling of abrasive wear tests, materials engineering vol. 7 no. 1, p. 35-42 5. moravec, j. et al. (2008): shaping machines, edis ed. university of žilina, žilina isbn 978-80-8070-812-2 6. broz, j. et al. (1983): basic physical measurements, stpn prague 7. sand, f. et al. (1975): material science i / 2, academia prague 8. moravec, j. et al. (2005): verification of the appropriateness nitrided steel employed for components forming tools, scientific conference with international participation construction materials trnava 22 june post on cd isbn 80-227-2241-3 9. moravec, j. (2006): a small guide metal forming, ed edis. university of žilina, žilina, 83 pages, isbn 80-8070-599-2 надійшла 16.04.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_pisarenko.doc технологія інжекційного лиття порошкових зносостійких деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 52 писаренко в.г. кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна технологія інжекційного лиття порошкових зносостійких деталей точної механіки вступ технологія інжекційного лиття порошкових деталей відома в англомовній літературі під загальною назвою рім-технологія (powder injection molding). інжекційне лиття порошку (ілп, рім) вперше було використане в 1920 році, впроваджування рім технології в виробництво почалося з 80-х років хх століття. в будь-якому випадку, до 1990 року, ілп потребувало наявності обов’язкової інфраструктури для широкого промислового використання. швидке зростання кількості та обсягу користувачів останнім часом призвело до спрямування уваги на технології. цей спосіб виробництва металевих і керамічних деталей складного і дуже складного профілю з достатньо високими вимогами по точності (9-й і 10-й квалітет) практично без відходів матеріалу і механічної обробки, сьогодні вважається мало затратним [1 3]. зріст застосування таких деталей в сша і в країнах західної європи приходиться на кінець 90-х років, коли менш ніж за рік обсяги продукції виготовленої за цією технологією подвоювались. темпи зростання застосування деталей, вироблених за допомогою рім технологій, в цих країнах залишаються достатньо високими. технологія лиття порошкових матеріалів під тиском (рім технологія ) це результат об’єднання лиття полімерних матеріалів з технологіями порошкової металургії. спеціалізованими напрямками цієї технології є лиття металевих деталей під тиском « metal injection molding » скорочено mim-технологія і технологія виготовлення таким методом керамічних деталей скорочено сім-технологія. загалом ці процеси дуже схожі і відрізняються вони лише за хімічними властивостями порошку та температурою спікання. такі технології дають величезну перевагу при виробництві деталей зі складними формами й великими обсягами виробництва в порівнянні із традиційними методами. інжекційне лиття порошку стає більш конкурентоспроможним, коли використовуються складні та витривалі компоненти з високими характеристиками. окрім того, ілп це економний процес, що найбільше підходить для масового виробництва. визнання широкого спектру використання, матеріалів, властивостей та можливостей тепер допомагають знайти нові способи використання, що сприяють підтримці розвитку даного напрямку. вперше, технологія ілп була продемонстрована в ті часи, коли інжекційне лиття пластику вважали досить новою технологією. першим продуктом була керамічна деталь – свічка запалювання для автомобіля. демонстрації з цементованих карбідів припадають на 60-ті роки, але інжекційне лиття металевих порошків розпочалося в 70-х роках. з плином років було вдосконалено багато продуктів та технологій, проте комерційний успіх не був очевидним аж до 90-х років. цей довгий процес розвитку характеризували наступні факти: первинні технології були приватними та пильно охоронялись; необхідні порошки малого розміру (особливо металеві), були важкодоступними; недостатність робітників з необхідним рівнем знань; перше обладнання було збудоване з нуля із слабкими можливостями контролювання процесу; конструктори не мали правил конструювання та не знали властивостей матеріалів; оптимізація була неможливою через відсутність наукового обґрунтування ілп характеристика технологічного мім-процесу технологічний мім процес поділяється на чотири стадії (рис. 1): рис. 1 – чотири стадії мім процесу pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com технологія інжекційного лиття порошкових зносостійких деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 53 на першій стадії з порошку і зв’язуючої речовини (пластифікатора) готують так звану «молочну суміш» або компаунд міжнародна назва – feedstock. рис. 2 – молочна суміш (компаунд) у цій базовій формі, процес ілп передбачає поєднання порошку та пластику у пропорції – 60 % порошку, та 40 % сполучного матеріалу. в залежності від щільності, готовий виріб важить від 85 до 98 % ваги порошку. порошки, зазвичай, мають досить малі розміри часток – до 20 мікрометрів (20 µм чи ≈ 0,0008 дюймів). зв’язуюча речовина – полімерна суміш, яка забезпечує змащення та зчеплення порошку. вона відіграє вирішальну роль для підтримки текучості сировини під час лиття та міцності готової заготовки. сполучник (зв’язуюча речовина) як видно на рис. 2 складається з двох частин це – основна зв'язуюча і термічна зв'язуюча. основна зв'язуюча випаровується під час розчеплення, а термічна під час спікання. хімічні властивості зв’язуючої речовини впливають на процес її видалення. змішування такої суміші виконується при підвищеній температурі від 100 до 200 °с і за допомогою двухшнекових екструдерів. на виході еструдера суміш перемелюється в гранули шляхом дозування кількості порошку або зв’язуючої речовини можна змінювати величину усадки та інші параметри. комбінація порошку та сполучної суміші і являє собою сировину (компаунд) для виробництва. на другій стадії з суміші порошку, де розміри його частинок від 0,001 до 0,02мм, і полімерного зв’язуючого матеріалу, проводять формовку деталей на литтівій машині, аналогічній термопластавтомату з відповідними припусками на усадку, яка в рім процесі доходить до 26 % на сторону. процес називають інжекційним литтям. це гідростатична техніка лиття, що застосовується до лиття пластику при відносно низькій температурі і тиску. ливарна машина впорскує суміш розправленого полімеру і твердого порошку під тиском до порожнини ливарної форми. під час цього процесу лиття, порошок не зазнає ніяких змін, оскільки максимальна температура плавлення сполуки набагато нижча за температуру плавлення порошку. литьєва спресована заготовка охолоджується у порожнині ливарної форми до затвердіння полімеру. такі спресовані деталі називають – «зеленими заготівками». схематику процесу інжекційного лиття порошку дивись рис. 3. третя стадія це видалення зв’язуючої речовини (пластифікатора). цей процес називають ще розщепленням – це етап інжекційного лиття між плавленням та спіканням, в якому основна частина зв’язуючої речовини видаляється шляхом нагрівання, розчинення, кристалізації чи інших способів .техніка розчеплення залежить від складу сполучника. термічне розчеплення є найбільш поширеним та найстарішим методом, проте використовують і інші альтернативні хіміко-каталітичні методи або поєднання методів. видалення проходить не зачіпаючи при цьому сформованого порошку. після видалення зв’язуючої речовини одержані деталі називають «коричневими заготівками». четверта стадія спікання – це процес з’єднання часток, який відбувається між ущільненими порошками при нагріванні до точки активації атомного руху. у багатьох порошків це починається задовго до температури плавлення. один загальний результат спікання це усадка деталі. до речі, готова деталь зазвичай на 15 % менша від розміру порожнини форми. в яку вона була влитаостання порція полімеру видаляється під час нагрівання порошку до температури спікання. після спікання немає жодних ознак присутності порошків та полімерів, тому робочі характеристики продуктів, виготовлених шляхом ілп, складають достойну конкуренцію іншим промисловими виробам з металу та кераміки, та мають велику перевагу за рахунок властивостей, притаманих полімерам. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com технологія інжекційного лиття порошкових зносостійких деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 54 рис. 3 – схематика процесу інжекційного лиття порошку основні показники інжекційне лиття порошку дозволяє виготовити широкий спектр готових компонентів з високими технічними показниками та складною формою. матеріали, використовувані в процесі ілп мають багато спільного з керамікою та сплавами. до того ж з'являються новітні сполуки, які пристосовуються до вимог масового виробництва деталей з меншою вагою, пористою та багатошаровою структурою та корисними властивостями. однією з відомих компаній з виробництва необхідних матеріалів для рім-технологій є компанія basf. ця компанія виготовляє сировину під торговою маркою catamold®. основу сировини catamold® становить зв’язуюча речовина поліацеталь, це напівпрозорий термопластичний матеріал з гарними технологічними характеристиками високою стабільністю розмірів, високою міцністю й гарною теплостійкістю. чудові загальні характеристики поліацеталя роблять його кращим матеріалом для використання у виробництві, що вимагає високої точності виробів, і всі ці якості, як не можна краще, підходять для технології інжекційного лиття під тиском. однак вирішальною перевагою поліацеталя, як зв’язуючої речовини в сировині catamold®, є здатність її швидкого каталітичного видалення. у присутності відповідного каталізатора поліацеталь деполімеризовується набагато нижче точки плавлення з виділенням газоподібного складового мономера. таким чином, каталітичне видалення зв’язуючої речовини дозволяє видаляти її з відлитого виробу шляхом керованого, поступового виділення газу із твердої речовини по лініях усадки не заліпивши серцевину виробу. невелика кількість зв’язуючої речовини залишається, вона необхідна для надання міцності отриманій порошковій заготівці, що підлягає подальшій обробці. потім ця зв’язуюча, на ранніх стадіях традиційного циклу випалу, легко видаляється. під час наступного випалу відбувається ущільнення практично до теоретичних показників металевого матеріалу без застосування тиску. технологічні властивості висококонцентрованої сировини catamold®, у процесі лиття під тиском, та її видалення на етапах випалу, описуються в нижченаведених розділах основні переваги ілп полягають: перше – у складності форми, друге – низькій ціні та третє – високих технічних характеристиках. досягнення цілі полягає у перетині цих трьох факторів., на прийняття рішення щодо використання ілп впливають і інші другорядні властивості, серед яких висока продуктивність обладнання, високий коефіцієнт використання матеріалу, гладенька поверхня готового виробу та висока витривалість. відмінності від пресування іноді виникає плутанина у відмінностях між інжекційним литтям з порошку та альтернативними методами, основою яких є пресування. пресування – це загальновживана технологія формування широкого ряду матеріалів – від кераміки до медикаментів. її основою є створення форми з використанням верхнього та нижнього тиску на порошок у формі (наприклад пресування таблетки аспірину). пресування широко використовується для створення форм низької висоти, які можна легко вилучити з обладнання. в деяких випадках тиск досягає 840 мпа. проте, через необхідність ежекції з обладнання, комплексність форми зумовлена лише напрямком стискання. існує декілька властивостей, перпендикулярних напрямку стискання, але навіть вони є pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com технологія інжекційного лиття порошкових зносостійких деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 55 забороненими. до того ж, пресування призводить до відхилення щільності стисненого порошку, яке обумовлене тертям між порошком та обладнанням. ця відмінність від ілп є незмінною при пресуванні з набагато нижчими тисками. оскільки градієнти щільності спричинюють деформацію під час спікання, однорідна щільність у ілп дає рівномірні розміри після усадки за допомогою спікання з використанням високої температури. тому деталі, виготовлені шляхом пресування порошку: спікаються при низьких температурах, на яких усадка неможлива; часто обробляються на обладнанні після спікання для відповідності заданим розмірам; якщо спікання призвело до повної щільності, то вони можуть мати недостатньо рівномірні розміри; якщо не відбувається спікання – властивості погіршуються і виникає залишкова пористість. варто зазначити, що спечені щільні деталі, виготовлені шляхом ілп, мають набагато нижчий рівень відхилень від заданих розмірів. отже, після спікання до повної щільності, процес ілп здатний до якісного контролю розмірів. покращення властивостей шляхом підвищення щільності дає змогу процесу розвиватися. зв’язок з інжекційним литтям пластику у попередньому розділі було звернено увагу на ілп та його зв’язок зі спіканням порошків, яке використовується у пресуванні. інжекційне лиття пластику є ще однією ключовою технологією, яка впливає на ілп. звичайно, одразу після винайдення ілп, стало модно використовувати пластикове лиття при виробництві продукції з металу та кераміки. формувальні машини, форми для лиття та навіть цикли лиття схожі між собою. для демонстрації цих схожостей використовувалась велика кількість пластикових інструментів, тому очевидно, що ілп має багато спільного з литтям пластику. але після етапу лиття всі схожості закінчуються. пластик не має нічого спільного з обробкою після лиття, такою як спікання та 15% зменшення розміру. в подальшому, процес лиття пластику не розділяє погляди ілп стосовно управління складом та мікроструктурою після лиття. інші відмінності між ілп та литтям пластику стосуються властивостей та економії. в литті пластику смола є фактором високої вартості. але в ілп дуже затратними є процеси видалення сполучних компонентів та спікання, які не притаманні литтю пластику. тому, на відміну від смоли в литті пластику, вирішальними ціноутворюючими факторами в ілп виступають процеси обробки. в багатьох сферах використовуються як компоненти ілп так і пластику, тому ці процеси достатньо споріднені. не зважаючи на це, їх властивості дуже відрізняються, починаючи з маси компонента. метал та кераміка мають набагато більшу щільність порівняно з пластиком, оскільки вони мають термічні, електричні, магнітні, механічні та інші властивості, не властиві пластику. звичайно, лиття пластику та ілп це взаємодоповнюючі процеси; ілп використовують лише тоді, коли більш дешеве лиття пластику не здатне забезпечити отримання необхідних властивостей. наприклад, корисна міцність поліетилену, отриманого методом лиття пластику, менша 20 мпа, в той час як сталь ілп міцніша в 20 100 разів. лише особливі системи полімерів зі зміцненим волокном (наприклад кевлар-епоксид) можуть зрівнятись з її властивостями (їх вартість в 10 100 разів більша аніж вартість звичайних полімерів). не дивлячись на те, що обидві технології використовують однакове обладнання для лиття, концепцію розробки форм та правила лиття, інженерні властивості ілп недосяжні для сучасного лиття пластику. гнучкість мім технології інжекційне лиття з порошку це дуже гнучка технологія формування, яка використовує широкий спектр матеріалів, форм, способів використання та можливостей виробництва. серед майже усіх традиційних інженерних матеріалів, ілп також може створити особливі матеріали такі як карбід силікону, суперсплави на основі нікелю, інтерметали, коштовні метали та композити, зміцнені керамічним волокном. ще одною альтернативою є спільне лиття, при якому два матеріали поєднують з метою створення шаруватої структури або нестандартної функціональної основи на етапі формування. в альтернативі, литі складові можна з’єднувати до спікання для того щоб збільшити складність форми. ця можливість дає змогу створення корозійних бар’єрів, поверхні тертя, електричних схем або структур високої в’язкості. для виробника компонентів, ілп дає змогу досягти великих обсягів виробництва. різноманітні компоненти ілп виробляють по 200 000 штук в день. з іншого боку, можливі і невеликі об’єми виробництва, такі як 5000 деталей на рік. тим не менш, як і всі інші технології, суттю цих процесів є економія. інжекційне лиття з порошку дає великі вартісні переваги при створенні складних форм. ця перевага витікає з усунення вторинних операцій таких як машинна обробка, які часто застосовуються при отриманні pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com технологія інжекційного лиття порошкових зносостійких деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 56 точних компонентів. також, з того часу як стало можливим переробляти заготовки (шлаки, пошкоджені вироби), ступінь використання матеріалу виріс майже до 95%. це особливо важливо для матеріалів з дорогої сировини, таких як тугоплавкі метали, особлива кераміка та коштовні метали. тому ілп це тривимірна технологія формування, яка базується на дискретних компонентах, створених на основі лиття пластику. ця технологія дає змогу отримати матеріали високої якості з точними розмірами у великих кількостях і з великою економією коштів. сфери застосування мім-технологія лиття під тиском металевих виробів застосовується у всіх індустріальних областях, наприклад, в автомобільній промисловості, при виробництві коштовностей, запчастин, металевих конструкцій і медичного устаткування, а також при виготовленні різних механізмів. процес лиття під тиском металевих виробів відкриває нові можливості для дизайну виробів. вироби, відлиті за допомогою цього процесу, мають більш високу щільність (96 100 %) і набагато кращі механічні властивості в порівнянні з виробами виготовленими технологією порошкової металургії. у той час як твердість вихідних порошків у процесі порошкового спікання відіграє найважливішу роль, то при литті під тиском металевих виробів, цей фактор практично не має ніякого значення. найбільшим фактором вартості при великих обсягах виробництва є вартість прес-форми, то витрати в процесі інжекційного лиття під тиском металевих виробів переважно визначаються вартістю сировини. рис. 4 – діаграма застосувань. враховуючи, що рім-матеріали не дешеві то найбільше впровадження рім-технології пройшло на виробництво невеликих за розміром деталей. у порівнянні з точним литтям, процес інжекційного лиття під тиском металевих виробів дає мінімальні допустимі відхилення розмірів і відмінні якості поверхні. у порівнянні зі сталевими виливками, структура в процесі металевого лиття під тиском є гомогенною по всій товщині виробу. тенденція до деформації під час наступної термічної обробки виражена набагато менше. нержавіюча й низьколегована сталь може взагалі не піддаватися термічній обробці. величезні переваги цей процес надає при виробництві дуже точних виробів, у тих випадках, коли відповідний матеріал дуже важко або взагалі не піддається механічній обробці на верстатах метод інжекційного лиття під тиском металевих виробів надає значні можливості для його автоматизації. важливим кроком у напрямку до використання цих можливостей є виробництво обладнання для безперервної переробки сировини catamold® яке вже працює у цей час у багатьох р1мкомпаніях. слід відмітити, що перші впровадження мім-технології прийшлись при виготовлені стрілецької зброї. в цій галузі мім-технологія набирає нових перспектив. багаторічну співпрацю поєднує австрійську компанію wittmann battenfeld з індійською фірмою indous mim tec pvt. ltd. фірма заснована в 2001 році і за короткий час стала однією з відомих у світі виробників лиття металевих виробів стрілецької зброї. найбільша частина деталей, виготовлених мім-методом, належить промисловості по виготовленню годинників. такі компанії як swatch, seiko, citizen вже давно використовують цей метод для виготовлення корпуса годинника і ланок для браслетів наручних годинників. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com технологія інжекційного лиття порошкових зносостійких деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 57 рис. 5 – деталі виготовлені за допомогою мім-технології в останні роки мім-технологія застосовується в автомобільній промисловості при виготовленні деталей для дверних замків, деталей рулевого управління, деталей трансмісії, замків запалювання і т. д. найшлось застосування мім-технології також і в медичній галузі. так, мім-технологія вже давно приміняється при виготовлені зубних брикетів, титановий порошок використовується для зубних штифтів, імплантатів для опорно-рухомого апарату і сердечно-судинної системи і при виробництві мініатюрного хірургічного інструменту. можна ще і ще називати галузі промисловості де впевненим кроком йде впровадження мім, сім технологій. висновок в роботі представлені основи прогресивної технології створення зносостійких деталей точної механіки точним литвом металевих порошків. література 1. липатов ю.с. будущее полимерных композиций / ю.с. липатов // к.: наук. думка, 1984. 2. калиничев э.л. оборудование для литья под давлением: расчет и конструирование / э.л. калиничев, е.и. калиничева, м.б. саковцева // м.: машиностроение, 1985.256 с. 3. ashby, mike and johnson, kara 'materials and design, the art and science of materials selection in product design' butterworth heinemann, oxford, 2002. надійшла 1.07.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_gnylytsia.doc підвищення ресурсу роботи нітридокремнієвих аероабразивоструменевих сопел для очищення магістральних трубопроводів … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 22 гнилиця і.д., криль я.а., цап і.в. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна підвищення ресурсу роботи нітридокремнієвих аероабразивоструменевих сопел для очищення магістральних трубопроводів методом високотемпературного деформування вступ велике значення при ремонті та будівництві нафтогазопроводів, нафтосховищ і суден має проведення антикорозійних робіт – очищення поверхонь до необхідної якості і нанесення на ці поверхні антикорозійних покрить. очищення поверхонь проводиться різними абразивами, починаючи з піску і закінчуючи електрокорундом. найважливішим елементом обладнання для очищення є аероабразивоструменеві сопла. сопла призначені для прискорення абразивно-повітряної струмини до надзвукової швидкості. ресурс роботи аероабразивоструменевих сопел визначає ефективність роботи обладнання. постановка задачі для абразивоструменевого очищення в україні в основному застосовують сопла імпортного виробництва (clemco, kiess (німеччина) boride (сша), esk, sintec, san), отримані в основному гарячим пресуванням з надтвердих матеріалів, які забезпечують необхідний ресурс роботи, але при цьому є достатньо дорогими. згідно даних проведених маркетингових досліджень орієнтовний ринок сопел в україні, тис. шт.: з реакційно спеченого карбіду кремнію: 500 600; з твердого сплаву: 1500 2000; з карбіду кремнію та нітриду кремнію: 2000 3000; з карбіду бору: 1500 200. на ринку сопел встановилася цінова градація у залежності від ресурсу роботи. найнижча ціна сопел з реакційно спеченого карбіду кремнію, найвища – b4c. ціни на сопла залежать від матеріалу, типу та розміру. для одного типорозміру ср-10-170 (діаметр робочого каналу 10 мм, довжина 170 мм, тип “вентурі”) середня ціна за одне сопло у залежності від матеріалу, usd: карбід кремнію реакційно спечений: 50; твердий сплав: 130; карбід кремнію, нітрид кремнію: 140; карбід бору: 200. вибір матеріалу сопла залежить від робочого абразиву: шрот сталевий або чавунний: твердий сплав, карбід кремнію реакційноспечений; пісок: твердий сплав, карбід кремнію реакційноспечений, карбід кремнію, нітрид кремнію; шлак: твердий сплав, карбід кремнію нітрид кремнію, карбід бору; електрокорунд: карбід кремнію, нітрид кремнію, карбід бору. останнім часом у зв’язку з підвищенням вимог до чистоти поверхонь, об’єми обробки активними абразивами (шлак, електрокорунд) зростають, що зумовлює зростання об’ємів споживання сопел на основі нітриду кремнію, карбідів бору та кремнію. вітчизняні виробники сопел: сктс (м. світловодськ, твердий сплав), нвп “текском” (м. київ, карбід бору) на ринку україни представлені мало. тому важливою задачею є розробка вітчизняних сопел, які за ресурсом роботи не поступались би імпортним, але при цьому були дешевшими. одним з можливих шляхів вирішення даної задачі є структурне зміцнення матеріалів при високотемпературному деформуванні. високотемпературне деформування у структурному відношенні вирішує дві задачі: перша – покращення структури матеріалу за рахунок додаткового ущільнення, зниження кількості і підвищення рівномірності розподілу дефектів (пор), друга – формування направленої структури (текстури) під впливом напруженого стану у процесі деформування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення ресурсу роботи нітридокремнієвих аероабразивоструменевих сопел для очищення магістральних трубопроводів … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 23 висока ймовірність заліковування великих пор при високотемпературному деформуванні дозволяє сподіватись на значне підвищення модуля вейбулла отримуваних матеріалів. можливість отримання текстури і відповідної анізотропії властивостей для нітридокремнієвої кераміки розглянута в роботах [1 5]. розробляються спеціальні методи, які дозволяють отримувати нітридокремнієву кераміку з анізотропною структурою [6]. високотемпературне деформування може бути потужним інструментом при вирішенні основних проблем, які треба вирішувати при впровадженні нітридокремнієвих матеріалів, а саме: підвищення надійності деталей і вузлів, повторюваність технології, зменшення розсіювання фізико-механічних властивостей. метою даної роботи є визначення можливості підвищення ресурсу роботи аероабразивоструменевих сопел за рахунок структурного зміцнення нітридокремнієвих матеріалів при високотемпературному деформуванні. зміст і результати досліджень у результаті проведення конструкторського аналізу розроблені 10 типорозмірів сопел двох типів: ср (для різьбового приєднання) та сн (для прямого приєднання), які найбільш часто застосовуються у світовій практиці бластирування (рис. 1). корпус розроблених сопел – алюмінієвий або сталевий. а б рис. 1 – аероабразивоструменеві сопла: а –для різьбового приєднання (тип ср); б – для прямого приєднання (тип сн) типорозміри розроблених аероабразивоструменевих сопел наведені в табл. 1. таблиця 1 типорозміри аероабразивоструменевих сопел типорозмір d, мм d´, мм d, мм d´, мм l, мм 1 2 3 4 5 6 ср-11-200 11 17 200 ср-12-200 12 18 200 ср-8-170 8 14 170 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення ресурсу роботи нітридокремнієвих аероабразивоструменевих сопел для очищення магістральних трубопроводів … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 24 продовження таблиці 1 1 2 3 4 5 6 ср-10-170 10 16 170 ср-11-170 11 17 170 сн-8/32-110 8 28 12 32 110 сн-10/32-110 10 28 14 32 110 сн-6/25-100 6 21 10 25 100 сн-8/25-100 8 21 12 25 100 сн-10/25-100 10 21 14 25 100 на основі одержаних результатів досліджень розроблена технологічна схема одержання нітридокремнієвих матеріалів для сопел у відповідності з якою розроблені технічні та методичні рекомендації до серійного випуску керамічних сопел для аероабразивоструменевої обробки. як вихідні порошки застосовували плазмохімічний порошок нітриду кремнію складу si3n45мас.%y2o3-2мас.%al2o3 виробництва сктб інституту неорганічної хімії (м. рига, латвія). шихту завантажували в карбідокремнієвий тигель і поміщали у піч сшв для відпалу. відпал проводили у дві стадії: і – у вакуумі при температурі 1000 °с. на цій стадії відбувається повне видалення присутніх в порошку побічних продуктів. іі – під тиском азоту 0,03 мпа при температурі 1400 1450 °с. на цій стадії відбувається азотування вільного кремнію, який є у порошку нітриду кремнію, і формування монодисперсних частин . ці частинки після відпалу вже сформовані, однак припечені одна до одної і потребують розмолу. для одержання монодисперсного порошку (руйнування зв’язку між частинками) з кулеподібною формою частин після відпалу проводили розмол у середовищі ацетону. після 12 годин розмолу порошок висушували у сушильній шафі при температурі 250 °с. гранулометричний контроль проводили на лазерному гранулометрі zilaz. гранулометричний склад вихідного порошку повинен відповідати гранулометричному складу наведеному на рис. 2. рис. 2 – гранулометричний склад вихідного порошку формування заготовок проводили у сталевих прес-формах на гідравлічному пресі при двосторонній схемі пресування. для запобігання браку (розшарування) внаслідок пружної післядії застосовували роз’ємні прес-форми. пресування проводили при тиску 150 мпа. при пресуванні застосовували пластифікатор (1 % розчин каучуку в бензині). після пресування в сталевих прес-формах заготовки мали щільність 55 % від теоретичної. для спікання заготовки поміщали у тигель з карбіду кремнію, засипали активною нітридокремнієвою засипкою, закривали кришкою і поміщали у робочу камеру печі сшв. після одержання вакууму 10-4 мм. рт. ст. піднімали температуру до 1000 °с, підтримуючи вакуум. при 1000 °с вакуум повинен відповідати початковому. після досягнення температури 1000 °с без падіння вакууму запускали азот і здійснювали нагрівання до 1750 °с зі швидкістю 10 °с/хв. при досягненні температури 1750 °с здійснюpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення ресурсу роботи нітридокремнієвих аероабразивоструменевих сопел для очищення магістральних трубопроводів … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 25 вали ізотермічну витримку на протязі 1 години при тиску азоту 0,03 мпа. після охолодження печі заготовки очищали від засипки і проводили вибірковий контроль щільності методом гідростатичного зважування. деформування проводять по схемі прямої екструзії з використанням спечених заготовок діаметром 30 мм. для одержання сопел з зовнішнім діаметром 21 мм ступінь обтиску складає 51 %. кут перехідного конуса – 40°. температура деформування 1800 °с при тиску на пуансоні 30 мпа. механічну обробку проводили на круглошліфувальному (зовнішня циліндрична обробка) і плоскошліфувальному (обробка торців) верстатах з застосуванням алмазного інструменту. для шліфування використовували алмазні круги прямого профілю 1а1 на металевій (чорнове шліфування) і керамічній (чистове шліфування) зв’язці. при шліфуванні алмазними кругами на металевій зв’язці застосовували змащувально-охолоджувальну рідину. технологічний процес виготовлення партії з 5 шт. сопел для аероабразивоструменевої обробки з врахуванням технологічних переходів і допоміжного часу триває близько 50 годин. затрати електроенергії при цьому становлять близько 200 квт/год. виготовлена згідно розробленої дослідно-промислової технології дослідна партія сопел випробувана на установці фірми “kiess” на ат “херсонський суднобудівний завод”. тиск повітря при випробуваннях становив 0,7 мпа. робочий абразив – металургійний шлак. через кожні 20 годин випробувань проводились вимірювання величини відносної зміни діаметру. випробування проводились до повного зношування сопла. відносна зміна діаметру δd/d за 120 годин роботи становила 0,09. така відносна зміна діаметру знаходиться на рівні аналогічних нітридокремнієвих сопел німецького виробництва (“kiess”,”clemco”). орієнтовна вартість виготовлених сопел з нітриду кремнію, одержаних методом високотемпературної екструзії, є на 20 30 % нижчою ціни аналогічних сопел німецького виробництва. висновки розглянуто існуючий стан вітчизняних та імпортних матеріалів для виготовлення аероабразивоструменевих сопел. представлено технологічну схему одержання нітридокремнієвих аероабразивоструменевих сопел шляхом високотемпературного деформування методом прямої екструзії. показано можливість підвищення ресурсу роботи нітридокремнієвих аероабразивоструменевих сопел за рахунок структурного зміцнення при високотемпературному деформуванні з досягненням 20 30 % економії порівняно з імпортними аналогами. література 1. takenaka t., sakata k. grain orientation and electrical properties of hot-forged bi4ti3o12 ceramics // jpn. j. appl. phys. – 1980. – 19. – p. 31-39. 2. chen i-w., wu x., keating s., keating c. y., johnson p., tien t. g. texture development in yba2cu3o8 by hot extrusion and hot-pressing // j. amer. ceram. soc. – 1987. – 70, № 12. – p. 382-388. 3. bowman k. j., chen i-w. transformation textures in zirconia, submitted to j. amer. ceram. soc. 4. lee f., bowman k. j. texture and anisotropy in silicon nitride // j. amer. ceram. soc. – 1992. – 75, № 7. – p. 1748-1755. 5. goto y., ohta h., komatsu m. preferred orientation and mechanical properties of pressureless sintered silicon nitride // yogyo kyokaishi. – 1986. – 94, № 1. – p. 167-171. 6. yusuke okamoto, naoto hirosaki, motohide ando, fumio munakata and yoshio akimune. thermal conductivity of self-reinforced silicon nitride containing large grains aligned by extrusion pressing // journal of ceramic society of japan, int. edition. – 1997. – 105. – p. 684-687. надійшла 23.05.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 16_aulin.doc стан самоорганізації середовища ґрунту та закономірності зносу робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 114 аулін в.в. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru стан самоорганізації середовища ґрунту та закономірності зносу робочих органів ґрунтообробних машин удк 621.891:631.31 розглянуто закономірність зміни щільності ґрунту від вмісту його органічної складової – гумусу. показано, що при умові коли рівноважна і оптимальна щільності ґрунту співпадають реалізується стан самоорганізації ґрунту. досліджено залежність зносу зразків і робочих органів від вмісту гумусу в ґрунті. виявлено, що при вмісті гумусу, що визначає стан самоорганізації ґрунту, величина зносу мінімальна і подальше збільшення вмісту гумусу практично не впливає на знос. ключові слова: ґрунт, щільність ґрунту, гумус, самоорганізація ґрунту, знос. вступ досліджуючи закономірності взаємодії робочих органів ґрунтообробних машин (рогм) з ґрунтом вважали ґрунт специфічним трибоелементом, який характеризується власною зношувальною здатністю, має напружено-деформований, гранулометричний, елементний та фазовий стани [1 3]. на думку а.с. кушнарева [4] ґрунт можна вважати живим організмом, що повинно бути вирішальним і основоположним в створенні систем землеробства та конструюванні рогм. оскільки ґрунт, за визначенням в.і. вернадського [5], є в свою чергу підсистемою, що впливає на перебіг процесів в біосфері, то будь-які дії (механічні, фізичні, хімічні, біологічні) на нього, врахування трибологічних і реологічних властивостей, повинні стати предметом вибору раціональної технології його обробітку. при цьому основною метою обробітку ґрунту є зміна його щільності [2, 3, 6]. з досягненням її рівноважного значення, як умови природного стану, даний тип ґрунту, як відкрита інформаційна система має здатність до самоорганізації. щільність ґрунту є інтегральним показником його стану. врахування понять рівноважна та оптимальна щільність дозволяє, виявити характерні закономірності взаємодії, тертя та зношування в трибосистемі (тс) "рогм-ґрунт", оцінити енерговитрати, здійснити вибір способу і глибини обробітку ґрунту. рівноважна щільність щільність, якої набуває ґрунт після певного часу механічної дії рогм під впливом внутрішніх зв'язків різної природи хімічною, фізичною біологічною і взаємодією протікаючих процесів. оптимальна щільність щільність ґрунту, що забезпечує найбільш продуктивний розвиток вирощуваної культури, і що відображає фізіологічні особливості вирощуваних рослин, а також їх вимоги до ґрунту, тобто – це “генетична” пам'ять рослини на умови існування. існує стійка закономірність між щільністю ґрунту і урожаєм сільськогосподарських культур. зменшення або, особливо, збільшення щільності ґрунту, у порівнянні з оптимальною на 0,1 … 0,3 г/см3, може привести до зниження урожаю на 20 … 40 % [7]. рівноважна і оптимальна щільність ґрунту не завжди співпадають по величині. випадки, коли рівноважна щільність ґрунту вище оптимальної (ущільнений стан), безпосередньо пов'язані з природними умовами походження ґрунту та рівнем техногенного впливу на нього. ущільнений стан ґрунту супроводжується рядом серйозних негативних явищ, відмічених в роботах [4,6]. зрозуміло, що основним завданням обробітку ґрунту при дії на нього рогм, при зміні стану з реальною щільністю, полягає у наближенні її до оптимального значення. в дослідженнях [4,6] наведена спроба деякого впорядкування залежності оптимальної щільності, типу і різновиду ґрунтів та умов розвитку вирощуваних культур. виявлено, що діапазон оптимальної щільності знаходиться в межах 1,1 … 1,25 г/см3. через недостатнє методологічне і методичне забезпечення стану самоорганізації ґрунту є необхідність у системних дослідженнях у цьому напрямі, а отже і визначенні впливу ґрунту з рівноважною і оптимальною щільністю на закономірності тертя та зношування рогм і енергетичні витрати під час взаємодії в тс "рогм-ґрунт". дослідження закономірностей розподілу щільності та вплив на них еволюції станів ґрунту дають підстави для вибору способу і глибини обробітку, врахуванні його при виявленні закономірностей тертя і зношування рогм. мета і постановка задачі метою даної роботи є виявлення умов реалізації стану самоорганізації ґрунту як елементу трибосистеми "рогм-ґрунт" та його впливу на закономірності тертя та зношування рогм. однією з важливих задач трибології ґрунту є визначення стану його самоорганізації та впливу на характер взаємодії з рогм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:aulin52@mail.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com стан самоорганізації середовища ґрунту та закономірності зносу робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 115 виклад матеріалів досліджень аналіз можливих випадків розподілу щільності по глибині оброблюваного шару свідчить про існування чотирьох типів станів ґрунту [4, 8]: щільність ґрунту в оброблюваному шарі вище оптимальної; щільність ґрунту в оброблюваному шарі і нижче знаходиться в стані оптимальної щільності; верхній шар ґрунту переущільнений, проте нижні шари орного горизонту знаходяться в стані оптимальної щільності; верхня частина орного горизонту знаходиться в стані оптимальної щільності, нижня частина переущільнена; структура, зазначених типів ґрунтів по їх стану наведена в табл. 1. таблиця 1 структура різних типів ґрунту у верхніх і нижніх шарах обробітку структура різних типів ґрунтів шари ґрунту і тип іі тип ііі тип iv тип верхні нижні можна бачити, що структура ґрунтів гетерогенна і змінюється її дисперсність. найменш ущільненим є ґрунт і типу, а найбільш ущільненим іv типу. характер зміни структури ґрунту, розподіл його щільності за глибиною (рис. 1). рис. 1 – розподіл щільності ґрунту за глибиною оброблюваного шару: 1 4 – і іv типи ґрунту зазначені результати досліджень свідчать, що існує певна відповідність між розподілом щільності по глибині і структурою та ступенем її гетерогенності. дані наведені в табл. 1 і рис. 1 узгоджуються і з відповідним розподілом твердості ґрунту. зазначимо, що ґрунти україни експертно по розподілу рівноважної щільності в орному горизонті ґрунту по глибині поділяються на чотири типи: ґрунти і типу складають 19 %; ґрунти іі типу 49,9 %; ґрунти ііi 20,7 %; ґрунти іv 10,4 % [8]. за дослідженнями авторів робіт [4 7], і безпосередньо під керівництвом автора [1 3], виявлено, що органічна складова ґрунту – гумус, інакше формує структуру ґрунту, ніж мінеральна складова (частинки піску та глини). непрямим доказом впливу органічної речовини на властивості ґрунту є те, що вміст гумусу впливає практично на всі його властивості. визначення вмісту гумусу, як будівельного матеріалу утворення ґрунту приводить його в стан оптимальної щільності. для перевірки цього факту використано фактичну інформацію з атласу ґрунтів україни [9] та даних досліджень залежності "щільність вміст гумусу" [2, 3]. в результаті отримана регресійна залежність між щільністю ґрунту і вмістом гумусу: )17,0exp(74,082,0 vгг с−+=ρ , vгс – вміст гумусу в ґрунті. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com стан самоорганізації середовища ґрунту та закономірності зносу робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 116 характерна залежність щільності від вмісту гумусу наведена на рис. 2. рис. 2 – розподіл щільності ґрунту від вмісту гумусу можна бачити, що ґрунти, які містять більше 3,0 … 4,5 % гумусу практично знаходяться в стані оптимальної щільності, тобто мають стан самоорганізації. для таких ґрунтів рівноважна і оптимальна щільність однакові. дослідження м.к шикули [10], підтверджують той факт, що зміна вмісту гумусу супроводжується зміною щільності ґрунтів (рис. 3). рис. 3 – зміна властивостей ґрунтів при тривалому їх використанні зменшення вмісту гумусу в ґрунті приводить до пропорційного збільшення її щільності. отже, зниження вмісту гумусу і зростання рівноважної щільності взаємозв'язані процеси. можна вважати, що рівноважна щільність ґрунту це рівень самоорганізації ґрунту, який залежить від вмісту біологічної фази, тобто від вмісту гумусу в ґрунті. присутність гумусу в ґрунті сприяє створенню агрегатів, нових за якістю структурних формувань і відповідно нових властивостей та розширенню функціональних можливостей ґрунтів. зношувальну здатність різних типів ґрунтів на різних глибинах поряд з вмістом абразиву можна характеризувати і вмістом гумусу та наявністю пористості (табл. 2). таблиця 2 розподіл вмісту гумусу і пористості ґрунту за глибиною обробки вміст гумусу, % пористість ґрунту, % типи оброблених ґрунтів глибина шару ґрунту h, см і іі ііі iv і іі ііі iv 10 1,05 5,30 3,62 3,58 40 58 50 57 20 0,26 5,42 2,58 2,30 38 54 58 52 30 0,08 3,92 2,10 1,20 34 50 53 46 проте втрата гумусу в ґрунті, що так сьогодні прогресує в ґрунтах україни, приводить до встановлення рівноважного стану ґрунту на набагато нижчому рівні вмісту гумусу і високої щільності. в результаті погіршується водно-повітряний режим, рівноважна щільність ґрунту в орному шарі збільшується, ґрунт при оранці набуває глинистість і його обробіток потребує застосування додаткових енергетичних витрат. системи землеробства, що ведуть до втрати гумусу, ведуть до збільшення рівноважної щільності зі всіма витікаючими біосферними, екологічними, економічними та іншими наслідками. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com стан самоорганізації середовища ґрунту та закономірності зносу робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 117 погіршення фізико-механічних, трибологічних, реологічних та експлуатаційних властивостей ґрунту доводиться компенсувати зростаючими дозами добрив, зрошуванням, використанням інтенсивної технології обробітку ґрунтів, що на деякий час може притримати процес деградації ґрунтів, тобто порушення відновлення їх родючості. наявність стійкого зв'язку між вмістом гумусу і щільністю ґрунту відкриває інший шлях, що стосується побудови системи обробітку, та систем землекористування, дає можливість внести корективи щодо ефективного впливу рогм при взаємодії з ґрунтом на стан його оброблюваного шару і відповідним підбором типу рогм. отже вміст гумусу в ґрунті є впливовою характеристикою встановлення умов досягнення рівноважної та оптимальної щільності, тобто реалізації стану самоорганізації ґрунту. в даній роботі проведені дослідження впливу вмісту гумусу на величину зносу зразків та рогм з різальними елементами (ре). результати стендових досліджень впливу гумусу на зношувальні властивості ґрунту та знос зразків ре наведені на рис. 4. встановлено, що величина зносу зразків зі сталей л53, 45, 65г на круговому стенді в суглинистих чорноземах, зі збільшенням вмісту гумусу, значно зменшується. це пояснюється тим, що гумусові речовини утворюють з мінеральною частиною ґрунту органо-мінеральні сполуки, які обволікають ґрунтові частинки і тим самим усувається безпосередній контакт абразивних частинок з поверхнею, що зношується. зі збільшенням вмісту гумусу підвищується коефіцієнт пористості і значно зменшується (на 20 ... 30 %) щільність твердої фази, а отже і кількість абразивних частинок в одиниці об’єму ґрунту також зменшується, а тому знижується частота взаємодії їх з робочою поверхнею деталей рогм. залежність зносу від вмісту гумусу в ґрунті на фіксованому шляху тертя наведено на рис. 5. 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,5 1 1,5 2 2,5 3 зн ос u , г вміст гумусу, % 1 2 3 4 5 6 рис. 5 – залежність величини зносу від вмісту гумусу в чорноземі звичайному: шлях тертя: 1 – 8,52 км; 2 – 7,1 км; 3 – 5,68 км; 4 – 4,26 км; 5 – 2,84 км; 6 – 1,42 км. w = 10 %; p = 0 ,1 мпа; v = 1 , 4 м/с виявлено, що залежність зносу зразків ре від вмісту гумусу в ґрунті має експоненціальний характер. нахил експоненти залежить від шляху тертя: чим більший шлях тертя, тим більше крива відхиляється від горизонтальної осі. характерним є і те, що величина зносу змінюється до певної величини вмісту гумусу (2,7 … 3,0 %), а при подальшому збільшенні його вмісту величина зносу практично не змінюється. залежність зносу від шляху тертя при фіксованому вмісті гумусу наведено на рис. 6. можна бачити, що спостерігається практично лінійний характер залежності зносу від шляху тертя зразків в ґрунті. кут нахилу залежить від вмісту гумусу в ґрунті: чим менший вміст гумусу, тим більший кут нахилу має пряма даної залежності. стендові дослідження показують, що така складова твердої фази як гумус істотно впливає на величину зносу робочих поверхонь зразків і деталей, зменшуючи їх з напрацюванням і при досягненні ґрунтом стану самоорганізації знос стає усталеним і найменшим з усіх станів ґрунту. 0, 5 1, 5 2, 5 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 1, 42 2, 84 4, 26 5, 68 7, 1 8, 52 0,7-0,8 0,6-0,7 0,5-0,6 0,4-0,5 0,3-0,4 0,2-0,3 0,1-0,2 0-0,1 зн ос u , г рис. 4 – залежність величини зносу зразків ре від вмісту гумусу в ґрунті та шляху тертя: w = 10 %; p = 0 ,1 мпа; v = 1 , 4 м/с pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com стан самоорганізації середовища ґрунту та закономірності зносу робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 118 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0 1,42 2,84 4,26 5,68 7,1 8,52 зн ос u , г шлях тертя l, км 1 2 3 4 5 6 рис. 6 – залежність величини зносу від шляху тертя в ґрунті при вмісті гумусу сvг: 1 – 0,5 %; 2 – 1 %; 3 – 1,5 %; 4 – 2 %; 5 – 2,5 %; 6 – 3 %; w = 10 %; p = 0 ,1 мпа; v = 1 , 4 м/с оцінка стану рівноважної та оптимальної щільності по глибині, закономірності тертя і зношування рогм дають велику інформацію про резерви економії енергоресурсів і шляхи розробки енергозберігаючих технологій обробітку ґрунту. висновки проведені дослідження свідчать, що ґрунт, як елемент трибосистеми "рогм-ґрунт", в процесі взаємодії з рогм змінює свій стан, а також змінюється величина щільності, яка його характеризує. виявлено, що ґрунт може реалізувати стан самоорганізації, коли рівноважна і оптимальна щільність співпадають. доведено, на прикладі залежності щільності від вмісту гумусу (органічної складової ґрунту), що можна досягти умов самоорганізації ґрунту. результати експериментальних досліджень зносу зразків і рогм від вмісту гумусу в ґрунті свідчать, що при самоорганізації ґрунту знос має мінімальну величину. вміст гумусу, в залежності від типу ґрунту, має оптимальне значення. для суглинистих чорноземів він становить 2,7…3,0% література 1. аулін в.в. закономірності взаємодії робочих органів ґрунтообробних машин з ґрунтом в процесі його обробітку / в.в. аулін, а.а. тихий // вісник інженерної академії україни. – 2011.– № 2 – с. 144-149. 2. аулін в.в. фазовий склад ґрунтового середовища та його зношувальні властивості / в.в. аулін, в.м. бобрицький, а.а. тихий // проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький. хну, 2009. – №2. – с. 91-99. 3. аулін в.в. зношувальна здатність ґрунтового середовища та закономірності спрацювання деталей рогм / в.в. аулін, м.і.черновол, а.а. тихий // проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький. хну, 2010. – № 2. – с. 6-10. 4. кушнарев а. новый взгляд на обработку почвы // техніко-технологічні аспекти розвитку та випробування нової техніки і технологій для сільського господарства україни: зб. наук. праць / укрндіпвт ім. л. погорілого. – дослідницьке, 2009. – вип. 13(27), кн.2.с. 15-29. 5. ревут и.б. физика почв / и.б. ревут.– л.: колос, 1964. – 320с. 6. кушнарев а.с. уменьшение вредного воздействия на почву рабочих органов и ходовых систем машинных агрегатов при внедрении индустриальных технологий возделывания сельскохозяйственных культур / а.с. кушнарев, в.м. мацепуро.– м.: всхизо, 1986. – 56 с. 7. тарасенко б.и. плотность сложения пахотного слоя и урожайность с.-х. культур на черноземе кубани / б.и. тарасенко // почвоведение. – 1979. – № 8. – с. 54-60. 8. почвоведение. типы почв, их география и использование / под ред. в.а. ковда, б.г. розанов.– м.: высшая школа, 1988. – 368 с. 9. атлас почв украинской сср. к.: урожай, 1979. – 159 с. 10. шикула н.к. минимальная обработка черноземов и воспроизводство их плодородия / н.к. шикула, г.в. назаренко. – м.: агропромиздат, 1990. – 319 с. поступила в редакцію 05.02.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com стан самоорганізації середовища ґрунту та закономірності зносу робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 119 aulіn v.v. state of self-organization environment soil and wear patterns of working machines soil. soil is considered as an element tribosystem "working body-soil", in which there is an interaction between the working bodies of tillage machines and the soil itself. revealed that this changes the soil state, its properties and characteristics. in the tribology of soils the main attention focused at the mineral component of its solid phase, which forms the soil density. the distribution density of the depth of different soil types is considered. found that, depending on the type of soil the maximum and minimum values of the density can be located at different depths. there four types of soil are characterized for soil of ukraine. shown that the coincidences of value equilibrium and optimal density of states the conditions for the implementation of self-organization of soil are given. proved that changing the content of the organic component of the solid phase of the soil can achieve the conditions under which there is a process of self-organization of the soil. shown that this distribution of humus and porosity of different soil types on their depth. found that in a state of self-organization humus has a certain value. experimentally in a special laboratory bench, the dependence of wear and wotm samples from the humus content in the soil. it is shown that when a state of self-organization of the soil and the minimum amount of wear with a further increase of humus content is virtually unchanged. this dependence is exponential. the research samples and wear wotm of sliding distance for a fixed content of humus in the soil. dependence in this case is nonlinear. the data obtained can be used for establishing new patterns in tribology soil, for wotm choice for soil with different density distribution in depth, the development of advanced technologies for processing of soil and the development of a number of measures to restore the necessary properties of soils. keywords: soil, the density of the soil, humus, soil self-organization, the wear. references 1. aulіn v.v., tikhii a.a. zakonomіrnostі vzaemodіi robochikh organіv gruntoobrobnikh mashin z gruntom v protsesі jogo obrobіtku, vіsnyk іnzhenernoi akademіi ukraini, 2011, no 2, pp.144-149. 2. aulіn v.v., bobric'kii v.m., tikhij a.a. fazovui sklad gruntovogho seredovyscha ta jogo znoshuval'nі vlastyvostі, problemy tribologіi (problems of tribology), khmel'nyts'kyi, khnu, 2009, no2, pp.9199. 3. aulіn v.v., chernovol m.і., tikhii a.a. znoshuval'na zdatnіst' gruntovogo seredovischa ta zakonomіrnostі spratsiuvannia detalei rogm, problemy trybologіi (problems of tribology). khmel'nyts'kyi, khnu, 2010, no2, pp.6-10. 4. kushnarev a. s. novyj vzgliad na obrabotku pochvy,tehnіko-tehnologіchnі aspekti rozvitku ta viprobuvannia novoi tekhnіki і tekhnologіi dlia sіl's'kogo gospodarstva ukrainy: zbіrnyk naukovykh prac' /ukrndіpvt іm. l. pogorіlogo. doslіdnits'ke, 2009, vyp. 13(27), kn.2, pp.15-29. 5. revut i.b. fizyka pochv i.b. revut. l.: kolos, 1964, 320p. 6. kushnarev a.s. umen'shenie vrednogo vozdeistviia na pochvu rabochikh organov i khodovykh sistem mashinnyh agregatov pri vnedrenii industrial'nyh tehnologii vozdelyvaniia sel'skohoziaistvennykh kul'tur,vshizo, 1986, 56 p. 7. tarasenko b.i. plotnost' slozheniia pakhotnogo sloja i urozhainost' s.kh. kul'tur na chernozeme kubani, pochvovedenie, 1979,no 8, pp. 54-60. 8. pochvovedenie. tipy pochv, ih geografiia i ispol'zovanie / pod red. v.a. kovda, b.g. rozanov. m.: vysshaia shkola, 1988, 368 p. 9. atlas pochv ukrainskoi ssr, k.: urozhaj, 1979, 159 p. 10. shikula n.k., nazarenko g.v. minimal'naia obrabotka chernozemov i vosproizvodstvo ih plodorodiia, m.: agropromizdat, 1990, 319 p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_svirid.doc трибологічні характеристики пар тертя у робочих середовищах оброблених магнітним полем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 70 свирид м.м., приймак л.б., грищенко с.о., коломієць а.ф., плотніков а.о. національний аіаційний університет, м. київ, україна e-mail: трибологічні характеристики пар тертя у робочих середовищах оброблених магнітним полем удк 621.537.611 у статті визначені оптимальні параметри впливу магнітного поля на трибологічні властивості мастила і модифікатори змащувального матеріалу при терті. ключові слова: магнітне поле, зносостійкість, моторне мастило, трибологічні властивості. огляд досліджень в даний час у всіх сферах технічної індустрії актуальним є питання пов’язане із "старінням" парку машин, основною причиною якого є зношування прецизійних трибооб’єктів (підшипників, плунжерний і шестерний насоси). для вирішення цієї проблеми необхідно правильно підбирати матеріали, робоче середовище та оптимізувати умови експлуатації, що є економічно актуальним завданням підтримки ресурсних показників техніки. широке застосування знаходять нові методи і технології відновлення, таким чином впровадження безрозбірних технологій ремонту дозволяє значно скоротити витратну частину і вартість продовження ресурсу машин. одним з перспективних джерел енергії для перенесення матеріалу з робочого середовища на поверхню тертя є магнітне поле (мп). мп істотно змінює параметри робочих середовищ при терті, в умовах нестабільного стану, шляхом впливу на матеріали, що володіють різною магнітною складовою (ферро-, діаі парамагнетики). таким чином, залишається питанням, з чим пов'язана така різниця у дії мп на матеріали і який механізм цього впливу. можна припустити, що мп змінює напрям заряджених частинок у всіх середовищах, так як впливає на будь-який матеріал, оскільки всі матеріали складаються із заряджених частин іонів, електронів і ядер атомів. особливістю ремонтного виробництва є поетапне виконання робіт, що пов’язано з демонтажем, дефектацією і подальшим відновленням деталей. такий шлях пов’язаний з високими експлуатаційними витратами матеріалів на ремонт, які можуть перевищувати затрати на виготовлення нових машин. ремонтом обладнання, навіть в розвинутих країнах, зайнято близько 30 % від загального числа працюючих і приблизно така ж частина верстатного парку. на ремонт витрачається п’ята частина всього металу, що виплавляється. такі значні витрати обумовлені недооцінкою значущості проблем підвищення зносостійкості і довговічності машин, які експлуатуються, проектуються і готуються до випуску в найближчий час. основним напрямком розвитку в сфері техніки є стрімке підвищення надійності і довговічності машин, технологічного обладнання, що безпосередньо пов’язано з підвищенням зносостійкості. рішення цієї актуальної задачі може бути здійснено тільки на базі глибоких науково обґрунтованих рішень. найчастіше виходять з ладу машини і механізми по причині зносу вузлів тертя. особливо чутливі до умов тертя прецизійні системи відповідальних вузлів машин, до яких відносяться насоси перекачки мастила, а також механізми гідросистем, зношування в яких на рівні 3...5 мікрон є катастрофічним. збільшення терміну експлуатаційної надійності та довговічності вузлів тертя в середовищах з підвищеним електроопором багато в чому залежить від вдало підібраних захисних технологій для відновлення поверхонь, що труться, крім того, необхідно враховувати вплив навколишнього середовища (вологість повітря, потрапляння сторонніх предметів в зону взаємодії поверхонь тертя і в робоче середовище та ін.). керування тертям – це правильний вибір матеріалів для пар, що труться та робочих середовищ з максимально покращеними характеристиками, раціональне конструювання рухомих сполучень і оптимізація умов експлуатації, – ці фактори істотно подовжують термін експлуатації машин при незначному збільшенні собівартості. таким чином, найбільш перспективними для підвищення рівня зносостійкості поверхонь тертя є методи, що пов’язані з розробкою технологій відновних процесів. в цьому напрямку найбільш далекосяжним буде підвищення зносостійкості трибооб’єктів шляхом впливу мп на робоче середовище. для дослідження процесів, що відбуваються на поверхні тертя в робочому середовищі обробленому мп було розроблено трибокомплекс [1], на якому за допомогою постійних магнітів створюється направлене мп, що діє на робоче середовище, а також проводиться моніторинг поверхні тертя. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні характеристики пар тертя у робочих середовищах оброблених магнітним полем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 71 мета роботи – визначити трибологічні параметри пар тертя у робочих середовищах, оброблених мп. матеріали та методика досліджень для проведення досліджень під впливом постійного мп, використано методику [2], що дозволяє за допомогою мікроскопа проводити моніторинг процесів на поверхонях, з ціллю вивчення зміни їх топографії в обробленому мп робочому середовищі в динамічному режимі та оцінити кількісні і якісні параметри утворених захисних плівок в зоні контакту. в якості робочого середовища для досліджень використовувалися моторні мастила м10г2к (мінеральне) та 5w40 (синтетичне). схемою тертя є площина-палець, робочий зразок сталь 45, модельним контртілом слугувало скло (прозорий матеріал, що дозволяє проводити маніторинг трибологічних змін на поверхні тертя). швидкість 0,5 … 1 м/с, нормальне навантаження 1 ... 5 мпа. магніти вмонтовано один напроти одного так, щоб їх силові лінії були направленні до об’єму робочого середовища та розташовувалися якнайдалі від поверхні тертя (рис. 1, а, б), для обробки постійним мп виключно робочого середовища. а б рис. 1 – схеми розташування мп відносно змащувального середовища та поверхні тертя конструктивно проходження магнітних ліній крізь об’єм робочого середовища спрямовували таким чином, щоб вони пересікали робочу речовину безпосередньо перед попаданням в зону тертя (рис. 1, а, б). відомо, що інтенсивність зношування деталей гідравлічної системи залежить від середовища в якому вони працюють, а надійність деталей від трибологічних властивостей змащувального середовища. таким чином, чим кращі ці властивості робочого середовища, тим нищий рівень зношуваності поверхонь деталей при терті. як зазначено [3, 4] змащувальна здатність середовища запобігє зношуванню поверхонь тертя за умов утворення стійкої граничної плівки. міцність плівки залежить від наявності в ній активних молекул, їх кількості та якості [5]. загальновідомо, що диполі мастила орієнтуються перпендикулярно до поверхні [6], але при терті, в залежності від коефіцієнта тертя, має місце нахил диполю молекул від вертикального положення, що відповідно, значно знижує рівень захисту поверхні тертя від зношення. таким чином, зрозуміло, що найбільш сприятливим є перпендикулярне положення диполів мастила стосовно поверхонь при терті [6]. за допомогою впливу мп можливо створити такі умови, при яких диполі мастила не мінятимуть свого положення на горизонтальне, відповідно зношування буде нижчим. фізичну модель положення молекул мастила під дією мп показано на рис. 2. n s+ s+ n рис. 2 – фізична модель положення диполів мастила під дією мп при різному розташуванні полюсів магніту відносно робочого середовища pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні характеристики пар тертя у робочих середовищах оброблених магнітним полем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 72 в процесі напрацювання поверхня тертя вкривається трибологічними плівками щільність яких залежить від напрямку дії мп на робочу рідину. відомо, що полюс магніту s має знак «+», а полюс n – «-» [7], таким чином, при розміщенні магнітів перпендикулярно до робочого середовища отримаємо, що і при напрямку магнітного поля s n і n s диполі мастила будуть розташовані перпендикулярно стосовно поверхонь тертя, однак рівень зношування буде різним. це пояснюється тим, що при напрямку мп n-s (рис. 3, в) в діапазоні дії силових ліній на робоче середовище мастило м10г2к та 5w40, продукти зношування та диполі мастила мають напрямок магнітних ліній із середовища до контртіла, тобто продукти зношування силою мп притискаються до поверхні контртіла, а потім, при терті значна їх частина потрапляє на зразок, таким чином приймаючи активну участь у відновленні поверхні. м10г2к а б в 5w40 г д е без мп s n n s рис. 3 – топографія поверхонь тертя сталі 45 по скляному контртілу в робочих середовищах м10г2к та 5w40, оброблених магнітним полем, з різними напрямками магнітних ліній (рис. 1) та без впливу мп відповідно поверхня характеризується наявністю захисних трибологічних плівок (тп) (60 65 % в мастилі м10гк рис. 3, в та 25 30 % в 5w40 рис. 3, е) та відновленням до1 мкм (рис. 4). а б рис. 4 – трибологічні параметри сталі 45 по склу: а – м10г2к; б – 5w40під дією мп у випадку коли мп має s n напрям (рис. 1, б) магнітні лінії направленні навпаки: від контртіла до середовища, тобто продукти зношування виносяться в об’єм, таким чином практично не потрапляючи на контртіло, а відповідно і на поверхню тертя (тп займають 5 … 8 % в м10г2к рис. 3, б) та 2 4 % в 5w40 рис. 3, д) площі поверхні тертя). диполі мастила розташовуються перпендикулярно, що в свою чергу дещо компенсує незначну кількість відпрацьованих продуктів зношування на поверхні тертя, одpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні характеристики пар тертя у робочих середовищах оброблених магнітним полем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 73 нак рівень зношування у цьому випадку найвищий і складає майже 3 мкм (рис. 4, рівень зношування/ відновлення на графіках зображується відповідно у від’ємному та додатному напрямках осі ордината у мкм/км) за рахунок малої кількості тп (приблизно до 20 % поверхні тертя). при терті без дії мп продукти зношування розташовуються довільно в мастилі і частина їх кількості потрапляє на поверхню тертя, але розташування диполів не є таким сприятливим як у попередніх двох випадках, тому рівень зношування при s n напрямку та без магніту майже не відрізняється, що наглядно видно з рис. 4, а, б в м10г2к та рис. 3, г, д в 5w40. але якщо говорити про рівень зношування без дії мп в зазначених мастилах, то в синтетичному мастилі 5w40 зношування буде нижчим ніж в мінеральному м10г2к за рахунок наявності покращених та вдосконалених базових протизносних властивостей синтетичного мастила, а саме рівень зношування 1,9 мкм в 5w40 (рис. 4, б) та 2,2 мкм в м10г2к (рис. 4, а). висновки 1. визначено, оптимальні параметри впливу мп на змащувальне середовище та встановлено вплив мп на модифіковані добавки змащувального матеріалу для зниження інтенсивності зношування поверхні тертя, що дає можливість значно підвищити ресурсні показники техніки. 2. встановлено, що максимальний рівень відновлення поверхні тертя спостерігається при n-s напрямку мп і становить 0,5 0,9 мкм/км. література 1. свирид м.м., кудрін а.п., кравець і.а., приймак л.б., бородій в.м., патент на корисну модель: пристрій для дослідження поверхонь тертя в постійному рівномірному та нерівномірному магнітному полі ua 70877 go1n 3/56, 25.06.2012. 2. свирид м.м., кудрін а.п., кравець і.а., приймак л.б., бородій в.м., патент на корисну модель: спосіб відновлення поверхні тертя постійним рівномірним та нерівномірним магнітним полем ua 70878 go1n 3/56, 25.06.2012. 3. крагельский и.в. трение и износ в машинах / и.в. крагельский. – м.: машгиз 1962. – 382 с. 4. костецкий б.и. поверхностная прочность металлов при трении / б.и. костецкий. – к.: технгка, 1976. – 292 с. 5. трибология в работах в.а. белого / [мышкин н.с., петроковец м.и., плескачевский ю.м. и др.] // трение и износ. – 2002 (23). – № 3. – с. 236-246. 6. ахматов а.с. молекулярная физика граничного трения. – м.: физматгиз, 1963. – 472с. 7. магнетизм / с.в. вонсовский. – м.: наука, 1984. – 160 с. поступила в редакцію 26.12.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні характеристики пар тертя у робочих середовищах оброблених магнітним полем проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 74 svirid m.n., pryimak l.b., hrischenko s.o., kolomiec a.f., plotnikov a.o. friction pairs' tribological properties in treated by the magnetic field working environments. presently in all spheres of technical industry actual is a question related to "aging" of machines park, principal reason of that is precession triboobjects wear (bearing, plunger, gear pumps). thus, most perspective for the increase of friction surfaces wearproofness level is methods that are related to renewal processes technologies development. in this direction the most perspective will be triboobjects wearproofness increasing by influence of magnetic-field on a working environment. it is known that hydraulic system details wear intensity depends on an environment in that they work, and details reliability tribological properties of lubricating environment. thus, than these properties of working environment are better, that lower wears level of details surfaces during a friction. it is known that lubricating ability of environment prevents the friction surfaces wear at the conditions of tape formation. durability of tape depends on active molecules presence in it, their amount and quality. generally known, that the dipoles of oil are oriented perpendicular to the surface, but during the friction, depending on the friction coefficient, inclination of molecules dipoles takes place from vertical position, that considerably reduces the level of friction surface defence from the wear. thus, clear that the most feffective is oils dipoles perpendicular position relation to surfaces during friction. with the magnetic field influence it is possible to create such conditions when oils dipoles will not change the position on horizontal, accordingly a wear will be below. in the work process the friction surface covers by the tribological tapes the closeness of that depends on magnetic field action direction on a working liquid. certainly, optimal parameters of magnetic field influence on a lubricating environment and magnetic field influence is set on the modified additions of lubricating material for the decline of intensity of friction surface wear that gives an opportunity considerably to promote the resource indexes of technique. it is set that the maximal renewal level of the friction surface is observed at n s magnetic field direction and equal to 0,5 0,9 mkm/km. key words: magnetic field, wear resistance, engine oil, tribological properties. references 1. svirid m.m., kudrіn a.p., kravec' і.a., prijmak l.b., borodіj v.m., patent na korisnu model': pristrіj dlja doslіdzhennja poverhon' tertja v postіjnomu rіvnomіrnomu ta nerіvnomіrnomu magnіtnomu polі ua 70877 go1n 3/56, 25.06.2012. 2. svirid m.m., kudrіn a.p., kravec' і.a., prijmak l.b., borodіj v.m., patent na korisnu model': sposіb vіdnovlennja poverhnі tertja postіjnim rіvnomіrnim ta nerіvnomіrnim magnіtnim polem ua 70878 go1n 3/56, 25.06.2012. 3. kragel'skij i.v. trenie i iznos v mashinah. m.: mashgiz 1962, 382 s. 4. kosteckij b.i. poverhnostnaja prochnost' metallov pri trenii. k.: tehngka, 1976. 292 s. 5. myshkin n.s., petrokovec m.i., pleskachevskij ju.m. i dr. tribologija v rabotah v.a. belogo. trenie i iznos. 2002 (23). no. 3, рр. 236-246. 6. ahmatov a.s. molekuljarnaja fizika granichnogo trenija. m.: fizmatgiz, 1963, 472 s. 7. vonsovskij s.v. magnetizm. 1984, m., 160 s. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_broncek.doc tribological research of the tribological pairs under vacuum conditions проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 58 bronček j.,* dzimko m.,* winkelmann u.,** takeichi y.*** *university of žilina, faculty of mechanical engineering, department of machine elements and design, univerzitna 1, sk-01026 žilina, slovakia, **university of applied sciences magdeburgstendal, ifm, breitscheidstr. 2, d 39114 magdeburg, germany, ***toyohashi university of technology, toyohashi, aichi 441-8580, japan tribological research of the tribological pairs under vacuum conditions 1. introduction development of laboratory test equipment for tribology science area is closely linked with the development of friction and wear mechanisms theories. within the grant projects in tribological laboratory an experimental test was developed for tribometer device which allows the microscopic and submicroscopic examination of friction and wear in vacuum environments. acquired knowledge of present research on the adhesive surfaces in high vacuum environments enables better describing and understanding of the processes going on the surfaces of components working in the specific conditions of high vacuum. in the used device samples were tested by using the principle of “ball on disk.” progressive nanocrystaline pvd coatings represent revolutionary solution of hard and super hard wear resistant surfaces. tested dlc coating can be widely used for high quality machine components like: medical devices, cutting tools, aerospace components etc. diamond-like carbon (dlc) is a metastable form of amorphous carbon containing a significant fraction of sp. bonds. it can have high mechanical hardness, chemical inertness, and optical transparency smooth surface and low friction behavior. 2. vacuum with increasing requirements for quality, durability, safety components, as well as whole plants, there is a need to introduce new technologies to industry, which make it possible to meet those requirements. this is also valid for the use of vacuum and vacuum technology. today, the vacuum is not only associated with space exploration, but slowly gets into daily life, as shown in picture 1. fig. 1 – a spectrum of practical importance of vacuum in the industry [1] 3. vacuum tribometer device studies of friction, wear and lubrication under vacuum can be simply classified into the two following groups: fundamental studies of wear mechanisms, friction and lubrication, e.g. surface film formation, often involving nascent surface; wear, friction and lubrication of materials for space applications [2]. a tribometer for tests under vacuum conditions consist of a vacuum chamber which contains the dynamic contact and surrounding ancillary equipment such as vacuum pumps (turbopack) and drive system. a schematic illustration of tribometer for vacuum operation is shown in figure 2. there is a one point contact between the rotating ball and plane sample, by using „ball on disc” method. construction equipment allows examinations of friction pairs in environment of the pressure up to p = 10-5 pa. operation requires keeping and maintaining a high degree of purity, not only of the environment but also the samples themselves. figure.3. shows the detail view to chamber of equipment. from these figures the principle and the location of individual components is clearly seen followed by scheme of operation. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com tribological research of the tribological pairs under vacuum conditions проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 59 clut ch vakuum f eedt hr ough weight s ball specimen cl ut ch vakuum chamber load sensor tor que moment sensor engine dat a col lect ion and pr ocessing pc vakuum pumping syst em tabl e door of chamber bear ing fig. 2 – schematic illustration of vacuum tribometer device fig. 3 – detail view into equipment chamber the shaft driving the dynamic contact passes through the wall of the vacuum chamber via a seal vacuum feedthrough to the servo-motor. the servo motor is located in the atmospheric environment and the torque is transmitted through the vacuum feedthrough into the vacuum chamber. the rotating shaft is connected with a loading head with a support of a special linear bearing. this transmits the torque and allows a vertical movement of the head along the shaft in the direction of the z-axis at the same time. there is a normal force fn acting in the direction of the z-axis which might be regulated by the change of the weight of the loading head. a pin with a ball fixed on the end is connected with loading head. in the described construction arrangement the friction force is generated by the friction pair created by ball and tested coated disc. the rotating ball is being pushed against the stationary plane sample fixed to the holder. the value of the friction force ft or friction moment mt is determined by strain gage measurements applied on flat spring deformation. the values of the friction coefficient are calculated from the known ft and fn. 4. samples preparation the tested coating was applied on stainless steel of 2 mm thickness. double coating cromvic2® with nanogradient structure was deposited by using pacvd (plasma assisted chemical vapor deposition) and reaches thickness about 1 5 µm. sem view of dlc coating is shown in figure 4 [3]. quality of the dlc coated surface was tested and is represented by roughness value ra between 0,08 0,12 µm, rz = 1,2 až 1,9 µm and hardness of about 700 hv. sliding pair consists of bearing steel ball, sic and wc with 3,175 mm diameter, and plane sample with 30 mm edge of square shape (fig. 5). fig. 4 – sem view of dlc coating [3] fig. 5 – examined sample coated with cromvic2 5. methodology for estimation of the tribological properties methodology used for measurements was the same for all samples. the friction coefficient time dependence was examined under condition of low and high vacuum. for the objective comparison, coefficient of friction under normal atmospheric conditions was measured. initial level of low vacuum was set from 1,0 × 10-1 pa to 5,0 × 10-3 pa and during the experiment value of high vacuum 5,6 × 10-4 pa was reached. the experimental time was set to 80 minutes, the applied load was fn = 1n, and constant sliding speed v = 0,02 m.s-1. the diameter of tribological track was 22 mm, sliding trajectory length of each sample was set to 100 meters. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com tribological research of the tribological pairs under vacuum conditions проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 60 6. results experimental measurements were performed according to the methodology described above and representative values are graphically elaborated in fig. 6 to 8. uncoated surface of disc and ball from bearing steel from results analysis we can state that for each of examined pairs, differences between friction coefficient values measured under atmospheric conditions and in low vacuum, were discovered. it is clear from comparison of each sample that the friction pairs worked in high vacuum show 2 times higher friction coefficient values. measurement also confirmed that for these types of thin coatings and under given conditions both the high friction coefficient values and the specific instability of friction process are characteristic. this instability is represented by large dispersion of measured values. at the end of experiment the average friction coefficient was 0,6. we can assume that friction coefficients tend to be more unstable in a vacuum than in open air since as soon as a protective oxide is removed by wear. the friction coefficient of most metals rises rapidly and becomes very large. from analysis of friction pair worked under atmospheric conditions, we can see stable tribological process with relatively small value of dispersion. where: mi – coefficient of friction, b – second tested sample, 1, 2, 3, – low pressure values 10-1 pa, 10-2 pa, 10-3 pa, atm – atmospherical condition fig. 6 – the coefficient of friction as a function of time for uncoated surface of disc (17241) and ball from bearing steel (14109) apparently it’s caused by presence of gas molecules adsorbate thin layer, and also by rapidly in few milliseconds regenerated oxide layer. average friction coefficient value reached 0,25. dlc coating surface of disc and sic ball the tendency of the friction coefficient curves for samples with double coating cromvic2® (5 and 6) and also according to the level of the vacuum reachedare displayed on the fig. 7. fig. 7 – the coefficient of friction as a function of the time for dlc coated surface and sic ball pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com tribological research of the tribological pairs under vacuum conditions проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 61 by the 10-1pa value of pressure is possible to observe rapid decline of the friction coefficient from value of 0,35 to 0,12. this was probably caused by roughness alignment or by wear out of bounded oxides from the surface of the sample. the friction coefficient is after that phase stabilized with value of ~ 0,08. with the further decrease of the pressure to 10-2 pa or 10-3 pa the coefficient stabilizes around the value of ~ 0,04. another change which is characterized by the progressive increase of the friction coefficient to the value of ~ 0,74 was caused by the achievement of a high vacuum level of 10-4 pa. there is no dlc coating abrasion visible in both cases (fig. 11). dlc coating surface and wc ball the coefficient of friction as a function of the time with wc ball sliding on dlc coating cromvic2® was examined. from results analysis (fig. 8) we can state, that for each examined friction pair differences between friction coefficient values measured under ordinary atmospheric conditions and in vacuum were discovered. it is clear from comparison of each sample that the friction pairs worked under low vacuum show 4 times lower friction coefficient values than pairs worked under atmospheric conditions. the friction coefficient of dlc coating was in the range from 0,04 to 0,07 as shown in figure 8. the coefficient of friction was in the range of 0,14 to 0,18 for high vacuum and a higher value of 0,22 to 0,25.of friction coefficient on air was observed. fig. 8 – the coefficient of friction as a function of time for the friction pair dlc coated steel surface and wc ball evaluation of surface topography for better understanding of tribological processes – specifically wear – it is appropriate to undertake an evaluation of a topology of coating. wear rate evaluation through the use of friction track width was done by stereomicroscope nikon az100 and afm microscope solver next. fig. 9 – the microscopic image of worn surface for dlc coating cromvic2® fig. 10 – the microscopic image of worn surface for wc ball on the fig. 9 it is possible to observe a tribological trace created during the test with dlc coating. the wear trace is nearly 200µm wide. because of its small size the depth of the trace could not be evaluated by the stereomicroscope. there is also no coating abrasion created during the testing. for illustration the fig. 10 shows the coating of wc ball after completed tests. the abrasion of the ball coating is more significant as in the case of pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com tribological research of the tribological pairs under vacuum conditions проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 62 the plane sample. there was also progressive displacement of the ball´s material to the edge of the ball´s abrasion area during the testing. fig. 11 – 3d image of worn surface for dlc coating cromvic2® fig. 12 – 3d image of worn surface for uncoated surface figure 11 shows 3d image of unworn surface for dlc coating cromvic2®and figure 12 shows 3d image of worn uncoated surface 7. discussion the friction behavior of hard coatings in vacuum can be explained by formation of low shear strength microfilms on the hard coating or on the asperity tips of the coatings and reduction in the real contact. the formation of a hydrocarbon-rich microfilm, or graphite, on the hard coating can be explanation for very low coefficient of friction reported for ceramic slider sliding on diamond-like coatings [4]. 8. conclusion after the carried out investigations, the following conclusions can be drawn: 1. friction pairs (dlc coating surface and wc ball) worked under low vacuum reached during the tribological tests 4 times lower friction coefficient values than pairs worked under atmospheric conditions. 2. dlc coatings represent new solution for hard and super hard wear resistant surfaces. 3. a transferred layer is often formed on steel surface when it slides over a diamond-like coating and the process of layer formation has a crucial influence on the friction and wear. acknowledgement the work has been supported by the grant project vega v-1/1049/11, vega v-1/0582/12, daad exchange service program. the authors wish to express their thanks to mr. mr. škorík, v. and j. vidiečan for experimental support and providing some data from his work [5]. reference 1. vidiečan j. and bronček j. and radek n.: “design of the test system working in high vacuum”, terotechnologia 2011, p.p. 200-205 (2011). pl issn 1897-2683. 2. stachowiak g.w., and batchelor a.w., and stachowiak g.b.: “experimental methods in tribology”, p.p. 36 (2004). vol.44, isbn 0-444-51589-5. 3. http://platit.com/coatings-structures/dlc-coating?page=0%2c2 4. holmberg, k., and matthews, a.: “coatings tribology”, p.p. 119 (1998). isbn 0 444 888 705. 5. vidiečan j. experimentálne hodnotenie tribologických dvojíc v podmienkach vysokého vákua“, phd thesis, university of zilina, supervised by m. dzimko and j. bronček, žilina, august 2012. надійшла 25.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://platit.com/coatings-structures/dlc-coating?page=0%2c2 http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_bagriy.doc вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 114 багрій о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: avadaro@yahoo.com вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю удк 620.17 в роботі наведено результати експериментальних досліджень широкого класу композитних матеріалів з малою зв’язністю, наприклад, бетони, будівельні суміші, природні ґрунти, вироби технічної кераміки та ін., на закономірності деформування та руйнування яких суттєво впливає внутрішнє тертя. вказаний клас матеріалів характеризується значно більшою міцністю при роботі на стиск, ніж на розтяг. зростання опору зсувам зі збільшенням величини стискуючих напружень трактується як прояв внутрішнього кулонового тертя як у граничній так і в дограничній стадії деформування. результати експериментів оформлялись у формі залежностей між інваріантами тензорів напружень і деформацій. ключові слова: внутрішнє тертя, композитний матеріал, поверхня деформування, зв’язність. вступ до великої групи матеріалів, які є об’єктами дослідження механіки твердого деформівного тіла, крім пластичних та крихких матеріалів відносять композитні матеріали з малою зв’язністю, наприклад, бетони, будівельні суміші, природні ґрунти, вироби технічної кераміки та ін. для матеріалів вказаного класу характерно зростання міцності зі збільшенням величини стискуючих напружень, що трактується як прояв внутрішнього кулонового тертя. в механіці твердого деформівного тіла прояв окремих властивостей матеріалу: пружності, пластичності, повзучості та ін. вивчається експериментально на матеріалах, де цей вплив є визначальним. наприклад, повзучість початково досліджувалась на хлібному тісті, пластичність – на зразках мало вуглецевої сталі і т.п. вплив же внутрішнього кулонового тертя в повній мірі проявляється при деформуванні дискретних матеріалів. для композитних матеріалів з малою зв’язністю вплив зв’язності логічно вивчати на зразках пластичного матеріалу, а вплив внутрішнього кулонового тертя – на зразках дискретного матеріалу, у якого відсутня зв’язність. результати таких експериментів достатньо повно описані щодо оцінки міцності (граничне деформування матеріалу). композитні матерали з малою зв’язністю характеризуються значно більшою міцністю при роботі на стиск, ніж на розтяг, що описується гіпотезою міцності мора кулона і наглядно ілюструється системою граничних кругів мора (рис. 1, а). а б рис. 1 – граничні круги мора: а – матеріал з малою зв’язністю; б – ідеально пластичний матеріал прямолінійна огинаюча граничних кругів мора для композитних матеріалів нахилена до осі нормальних напружень σ під кутом внутрішнього тертя ϕ , який відображає вплив сухого кулонового тертя на опір деформуванню у граничній стадії. огинаючі граничних кругів мора ідеально пластичних матеріалів (рис. 1, б) паралельні осі σ ( )0=ϕ , тобто їх міцність на розтяг і на стиск однакова і нормальне стискуюче напруження σ не впливає на граничний опір зсувам. mailto:avadaro@yahoo.com вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 115 якщо вплив внутрішнього тертя на поведінку матеріалів з малою зв’язністю у граничній стадії вважається достатньо вивченим, наприклад, в механіці ґрунтів, то для дограничного деформування це питання потребує спеціальних досліджень. метою описаних у статті досліджень є вивчення впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю у дограничній стадії деформування. загальний опір s дограничному деформуванню композитних матеріалів можна представити як суму опору ( )πs , викликаного зв’язністю матеріалу, і опору ( )κs , пов’язаного з проявом внутрішнього кулонового тертя: ( ) ( ).κsπss += сказане наглядно ілюструє зображена на рис. 2 комбінована реологічна модель тіла, яка об’єднує одномірну модель прандтля (мп) і модель кулона (мк). опір деформаціям зсуву за моделлю прандтля ( )πs не залежить від величини стискуючих напружень mσ . в умовному просторі напружень ms σ, і деформацій γ модель прандтля описується циліндричною поверхнею, твірна якої паралельна осі mσ , а характер поверхні ( ) ( )γfπs = встановлюється за результатами класичних випробувань зразків пластичного матеріалу. рис. 2 – реологічна модель матеріалу з малою зв’язністю для вивчення впливу внутрішнього тертя на деформування композитних матеріалів у дограничній стадії проведено випробування зразків дискретного матеріалу (сухого кварцового піску) в умовах плоскої деформації. оскільки зв’язність цього матеріалу відсутня, його опір деформаціям визначається тільки кулоновим тертям. це дозволяє визначити вплив внутрішнього тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю і вивчити характер поверхні кулона. зразки сухого піску випробовувались в умовах плоскої деформації при постійній величині середнього стискуючого напруження, const 2 21 = σ+σ =σm (при сталій величині суми головних напружень const21 =σ+σ=p ), і збільшенні відношення головних напружень 2 1 σ σ =η до граничної величини       ϕ +°= σ σ =η 2 45tg 2 1 гр гр гр . результати експериментів оформлялись у формі залежностей між інваріантами тензорів напружень і деформацій. для випадку плоскої деформації, в умовах якої випробовувались зразки матеріалу, інваріанти визначались тільки через головні напруження 21 , σσ і деформації 21 , εε в площині деформування і мали чіткий фізичний зміст: mp σ=σ+σ= 221 − сума головних напружень; ( )215,0 σ−σ=s − максимальне дотичне напруження; 21 ε−ε=γ − максимальна деформація зсуву. графічно ці залежності описують поверхню деформування дискретного матеріалу в уявному просторі інваріантів γsp ,, , тобто поверхню кулона, яка за формою нагадує коноїд (рис. 3, в). коноїдальність поверхні означає, що для заданої величини деформацій γ зберігається сталим відношення ps . цей висновок вважається встановленим і підтверджується багатьма експериментами для граничного деформування, але для дограничної стадії потребує додаткових досліджень. якщо для конкретного матеріалу поверхні прандтля (рис. 3, б) і кулона (рис. 3, в) встановлені, то загальна поверхня деформування зв’язного матеріалу може бути одержана як сума складових поверхонь (рис. 3, а). вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 116 характер поверхні прандтля і методика експериментальних досліджень характеру деформування зв’язних матеріалів достатньо повно описані в літературі. поверхня ж кулона вивчена недостатньо. тому для одержання повної поверхні деформування як суми двох складових ( )πs і ( )κs проведені детальні експериментальні дослідження на зразках сухого піску, який разом з цементом був основним інгредієнтом спеціально створеного композитного матеріалу з малою зв’язністю. а б в рис. 3 – поверхні деформування матеріалів: а – загальна поверхня деформування композитного матеріалу; б – поверхня прандтля; в – поверхня кулона програма експериментальних досліджень вплив кулонового тертя як складової загального опору деформаціям тіла вивчався на прикладі сухого кварцового піску люберецького родовища, який рекомендований нормами як еталонний для випробувань будівельних розчинів при визначенні марок цементів. гранулометричний склад піску наведений у таблиці 1. таблиця 1 гранулометричний склад піску розмір фракції 5 3 3 2 2 1 1,0 0,5 0,5 0,25 0,25 0,1 менше 0,1 відсоток 0,1 23,2 75,1 1,6 пісок належить до категорії дрібнозернистих. щільність (густина) матеріалу частинок 2650=ρ кг/м3. коефіцієнт пористості у гранично пухкому стані max =e 0,83. коефіцієнт пористості у гранично щільному стані min =e 0,59. для вивчення поверхні деформування (поверхні кулона) в умовах плоскої деформації проведено три серії дослідів на описаній у [1] випробувальній системі за траєкторією 1: поступове збільшення відношення напружень 11 / σσ=η при збереженні сталості їх суми 21 σ+σ=p . серії відрізнялись тільки структурним станом матеріалу, який оцінювався величиною початкової відносної щільності. початкові фізичні характеристики піску наведені у табл. 2. вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 117 таблиця 2 фізичні характеристики піску серія, стан піску за щільністю об’ємна маса, кг/м3 коефіцієнт пористості e початкова відносна щільність minmax max ee ee i − − = серія 1 (12 дослідів), пісок у пухкому стані 1480 ± 15 0,80 ± 0,015 0,125 серія 2 (15 дослідів), пісок середньої щільності 1565 ± 15 0,72 ± 0,014 0,512 серія 3 (12 дослідів), пісок у щільному стані 1650 ± 10 0,61 ± 0,010 0,908 досліди проводились при сталих величинах суми головних напружень: =p 98; 196; 294; 392 кпа. результати досліджень представлені експериментальними графіками в просторі інваріантів „ γs − ” при const=p . показані на рис. 4 графіки являють собою лінії регресії s на γ , побудовані за результатами кореляційного аналізу дослідних даних. значення кореляційного відношення δ для вказаних графіків знаходяться в межах від 821,0=δ до 914,0=δ , а похибки ξ кореляційних відношень – від =ξ 0,00460 до =ξ 0,01151. для усіх кривих величини δ знаходились в інтервалі 0,75 75 <δ< 1. це означає, що залежність γs − близька до функціональної. довірчі границі кривих на рис. 4 не показані. а б в рис. 4 – експериментальні криві деформування піску в умовах плоскої деформації: а – для пухкого стану; б – для стану середньої щільності; в – для щільного стану для вивчення характеру поверхні кулона сім’ї кривих деформування (рис. 4) представлялись узагальнюючими кривими у відносних координатах       − γ p s для трьох станів піску за щільністю. ці криві (рис. 5) замінюють вузькі пучки експериментальних кривих в діапазоні середніх стискуючих напружень (50 ÷ 180 кпа). s, кпа s, кпа s, кпа вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 118 рис. 5 – криві деформування у відносних координатах: а – пухкий стан; б – стан середньої щільності; в – щільний стан найбільшу цікавість представляє безпосереднє описання загальної поверхні за результатами проведених експериментів на зразках матеріалу з малою зв’язністю. для дослідження характеру загальної поверхні деформування матеріалів з малою зв’язністю проведені випробування спеціально підготовлених зразків композитного матеріалу, який являє собою суміш кварцового піску і цементу. величина зв’язності в дослідах варіювалась. основним структурним компонентом композитів, що визначає вплив на їх деформування сил внутрішнього кулонового тертя, був люберецький пісок, закономірності деформування якого досліджувались попередньо і описані вище. це дозволило оцінити долю сухого кулонового тертя в загальному опорі деформуванню твердих композитних матеріалів. зв’язність композитних матеріалів, зразки яких випробовувались в умовах плоскої деформації, створювалась за рахунок домішок до піску портландцементу „м-500” кам’янець подільського цементного заводу. величина зв’язності змінювалась в залежності від частки цементу в суміші, що оцінювалось відношенням ваги цементу до ваги сухого піску пц / . кількість води у розчині визначалась водяноцементним відношенням цв / . фізичні характеристики сумішей і умови випробувань наведені у табл. 3. таблиця 3 фізичні характеристики сумішей серії випробувань цементно піщане відношення пц / водяно цементне відношення цв / тиск брикетування, мпа сума нормальних напружень при випробуваннях const=p , кпа серія 1 (4 досліди) 0,03 0,1 60 p = 98; 196; 294; 392 серія 2 (4 досліди) 0,05 0,2 60 p = 98; 196; 294; 392 для надання зразкам початкової форми паралелепіпеда проводилось їх брикетування на пресі під тиском 50 ÷ 60 мпа. це змінювало тільки початкову щільність суміші, яка наближалась до середнього значення 1570=ρ 1570 кг/м3. випробування зразків композитних матеріалів проводилось на 28-й день від їх формування, що, згідно з будівельними нормами, відповідає 100 % міцності цементних матеріалів. одержані сім’ї кривих деформування цементно-піщаних композитних матеріалів показано на рис. 6. криві побудовані за середніми значеннями координат. враховуючи малий об’єм вибірки статистична обробка результатів дослідів не проводилась. вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 119 а б рис. 6 – експериментальні криві деформування цементно піщаних композитних матеріалів в умовах плоскої деформації: а – серія 1; б – серія 2 характер кривих, що описують повну поверхню деформування композитів, і кривих, що описують поверхню деформування дискретних матеріалів, аналогічний. збільшення ординат кривих рис. 6 можна пояснити додатковим опором деформуванню за рахунок сил молекулярної зв’язності композитів. висновки в розрахунках композитних матеріалів з малою зв’язністю обов’язково необхідно враховувати вплив внутрішнього тертя, що є найбільш важливою ознакою поведінки цих матеріалів під дією зовнішнього навантаження. література 1. багрій о.в. обладнання та методика лабораторних випробувань зразків дискретних матеріалів в умовах плоскої деформації / о.в. багрій, в.в. ковтун // вісник хмельницького національного університету. технічні науки. – 2013. – № 2. – с. 31-39. 2. ковтун в.в. к вопросу о связи между напряжениями и деформациями в грунтах / в.в. ковтун // морские порты. – 1965. – № 1. – с. 69-74. 3. вялов с.с. реологические основы механики грунтов / вялов с.с. – м. : высшая школа, 1978. – 447 с. 4. дорофєєв о.а. математична модель взаємодії елементів машин з дискретним середовищем та методи її реалізації : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 01.05.02 "математичне моделювання та обчислювальні методи" / о.а. дорофєєв. – тернопіль, 2004. – 20 с. 5. боткин а.и. исследование напряженного состояния в сыпучих и связных грунтах / а.и. боткин // известия внииг. – 1939. – т. 24. – с. 215-225. поступила в редакцію 27.11.2013 s, кпа s, кпа вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 120 bagriy o.v. the influence of the internal coulomb friction on the deformation of composite materials with low of connectivity. in work presents the results of experimental researches of a wide class of composite materials with low connectivity, such as concrete, mortar, natural soils, technical ceramic products and others, on the regularities of deformation and failure of which significantly affects the internal friction. this class of materials have a significantly higher strength when working in compression than in distension. the growth of shear resistance with increasing values of compressive stress is interpreted as a sign of the internal coulomb friction in the limit and in the prelimit stage of deformation. the purpose of research is to study the influence of the internal coulomb friction on deformation of composite materials with a low connectivity in the limit stage of deformation. the results of the experiments are processed in the form of dependencies between the invariants of the tensors of the stress and strain. keywords: the internal friction, composite material, surface of deformation, connectivity. references 1. bagrіj o.v., kovtun v.v. obladnannja ta metodika laboratornih viprobuvan' zrazkіv diskretnih materіalіv v umovah ploskoi deformacіi. vіsnik hmel'nic'kogo nacіonal'nogo unіversitetu. tehnіchnі nauki. 2013. № 2. p. 31-39. 2. kovtun v.v. k voprosu o svjazi mezhdu naprjazhenijami i deformacijami v gruntah. morskie porty. 1965. № 1. p. 69-74. 3. vjalov s.s. reologicheskie osnovy mehaniki. m. vysshaja shkola, 1978. 447 p. 4. dorofeev o.a. matematichna model' vzaemodіi elementіv mashin z diskretnim seredovishhem ta metodi ii realіzacіi, avtoref. dis. na zdobuttja nauk. stupenja kand. teh. nauk, spec. 01.05.02 "matematichne modeljuvannja ta obchisljuval'nі metodi". ternopіl', 2004. 20 p. 5. botkin a.i. issledovanie naprjazhennogo sostojanija v sypuchih i svjaznyh gruntah. izvestija vniig. 1939. t. 24. p. 215-225. 16_chernec.doc вплив умов зачеплення зубів прямозубої конічної передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 109 чернець м.в. дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща вплив умов зачеплення зубів прямозубої конічної передачі на їх контактну міцність удк 539.3: 539.628 досліджено вплив умов зачеплення зубів конічної прямозубої передачі, пов'язаний із числом пар зубів, що перебувають у зачепленні, на рівень максимальних контактних тисків. розрахунок проведено на основі еквівалентної циліндричної передачі з торцевим, середнім та внутрішнім модулями конічної передачі. найвищих значень контактні тиски досягають на внутрішньому торці зубів. у результаті проведених досліджень встановлено, що за стандартизованою методикою розрахунку контактної міцності зубів рівень тисків буде в 1,48 рази вищим, ніж за розробленою методикою, яка враховує парність зачеплення. ключові слова: конічна прямозуба передача, дво – одно – двопарне зачеплення, контактна міцність зубів. конічні передачі широко використовують для передавання силового потоку між осями з кутом 90º (< 90º чи > 90º) у різноманітних механізмах, машинах, обладнанні. тому важливою є оцінка контактних тисків, що виникають у зачепленні, як характеристики міцності зубів. особливістю роботи зубчастих передач, в т. ч. і конічних, є те, що у зачепленні приймає участь дві або ж одна пара зубів. в оберті спочатку дві пари зубів входять у зачеплення, а після певного їх кута повороту лише одна пара передає крутний момент і потім знову реалізується двопарне зачеплення зубів. такі умови зачеплення зубів різко підвищують максимальні контактні тиски у однопарному зачепленні. у залежності від коефіцієнта перекриття у передачі залежатиме величина цих тисків. частково оцінка контактної міцності зубів прямозубих конічних передач проведена окремо для двопарного і однопарного зачеплення у [1] протягом повного оберту вала. однак таких умов роботи реально немає у прямозубих передачах. нижче досліджено залежність контактних тисків у прямозубій конічній передачі при реалізації дво – одно – двопарного зачеплення зубів. для визначення максимальних контактних тисків maxjp використовується формула герца: max 0, 418 /j jp n ′= θ ρ , (1) де j = 1, 2, …, 7 – точки контакту зубів; bwnn j /=′ ; 1 19550 / cosjn p r n= α – сила, що виникає у зачепленні; p – передавана потужність; b – ширина колеса; w – кількість пар зачеплень зубів; ( ) ( )2 21 1 2 21 1θ = − ν + − ν/ e / e ; ν ,e – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубчастих коліс; jρ – зведений радіус кривизни профілів зубів у нормальному перерізі. радіуси кривизни профілю зубів (зведений, шестерні, колеса) та геометричні параметри передачі: 1 2 1 2 ρ ρ ρ = ρ + ρ j j j j j , 1 1 1ρ tgαj b jr= , ( ) 2 2 2 2 2 2ρ / cos αj jr r r= − , 1 1 cosαbr r= , 2 2 cosα=br r , 1 10α arctg(tgα δj j= + φ), ( ) ( )2 210 20 2tgα 1 tgα / cos αcosα u u r r= + − − , 1 1=r mz , 2 2r mz= , 20 2ar r r= − , 2 2= +ar r m , 0, 2r m= , 2 2 1 1 1tgα ( / ) cos αs sr r= − , 1 1 1 0, 2s a ar r r r m= − = − , 1 1ar r m= + . ( )2 22 1 1 12 cos α αj j j jr a r ar= + − − , ( )1 2 / 2a z z m= + , 1 1 1cosα / cosαj jr r= , вплив умов зачеплення зубів прямозубої конічної передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 110 де 1 2,r r − відповідно радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; 1 2, −b br r радіуси основних кіл шестерні і колеса; 1 2,a ar r − радіуси вершин зубів коліс; r − радіус заокруглення вершин зубів; u – передаточне відношення; ϕ∆ – кут повороту зуба шестерні з точки початкового контакту (т. 0) в наступну точку; α = 20° – кут зачеплення; 21 , zz – число зубів коліс; nmm = – нормальний модуль зачеплення; 10α – кут, що відповідає 1-ій точці лінії зачеплення ; s1α – кут, що визначає положення останньої точки зачеплення зуба шестерні на лінії зачеплення; a – міжосьова відстань. кути переходу від двопарного ( 21 ∆ϕ f ) до однопарного і знову двопарного ( 11∆ϕ f ) зачеплення у циліндричній прямозубій передачі розраховуються так: 2 2 1 11 10 1 1 10 1 , ;∆ϕ = ϕ − ϕ ∆ϕ = ϕ + ϕf f f f (2) де 2 2 1 11 1 tg tg , tg tg ,f f f fϕ = α − α ϕ = α − α; 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) sin ( ) tg , tg , cos cos b b f f r p e r p e r r α − − α − − α = α = α α ; cos= π αbp m – крок; 1 2 2 2 2 2 1 1 1 2 20 2sin , sin ;s b be r r r e r r r= − − α = − − α. для розрахунку зношування конічних зубчастих передач використано еквівалентні циліндричні передачі з торцевим та внутрішнім модулями зачеплення [2]. по довжині зуба конічного колеса (рис. 1) його модуль є змінним minmax mmm mn ≤≤ . рис. 1 – параметри конічного колеса відповідно для прямозубих конічних передач торцевий модуль зачеплення: 1 1 sin δ te mn k b m m z = + . (3) торцевий модуль зачеплення вздовж зуба конічного колеса у розрахункових перерізах у: 1t te e y m m r   = −    . вплив умов зачеплення зубів прямозубої конічної передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 111 нормальний модуль зачеплення вздовж зуба конічного колеса у розрахункових перерізах у: 1n t te e y m m m r   = = −    . (4) геометричні розміри та параметри конічних коліс: а) середні діаметри: 1 1 2 2,m nm k m nm kd m z d m z= = ; б) кількість зубів: 1 2,k kz z ; в) передаточне відношення 2 1/k k ku z z= ; г) довжина твірної ділильних конусів 0, 5e mr r b= + ; д) середня довжина твірної ділильних конусів 1 1/ 2 sin δm mr d= ; е) кути ділильних конусів: 11 2tgδ , tgδk ku u −= = ; є) ширина зубчастого вінця ( )ψ / 1 0, 5ψmb r= − . параметри циліндричних еквівалентних коліс: а) кількість зубів: 1 1 1/ cosδkz z= , 2 2 2/ cosδkz z= ; б) передаточне відношення 22 1/ ku z z u= = . вихідні дані для розв’язку при дво одно двопарному зачепленні зубів прийнято наступними: m = 5 мм; uk = 3; 1n = 750 об/хв; kz1 = 20; p = 20 квт; b = 50 мм; ψ = 0,19; ϕ∆ = 4°; матеріали коліс: шестерня сталь 38хмюа, азотована на глибину 0,4 ... 0,5 мм, нв 600; вσ = 1040 мпа, колесо сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; вσ = 981 мпа, е= 2,1∙10 6 мпа, µ =0,3; нормальні модулі зачеплення: у = 0 – nm = 4,924 мм; у = 25 мм – nm = 4,157 мм; у = 50 мм – nm = = 3,391 мм. результати розв’зку задачі наведено на рис. 2 та рис. 3. а б рис. 2 – максимальні контактні тиски у зачепленні: а – у = 50 мм – mn = 3,391 мм; б – у = 0 – mn = 4,924 мм аналіз графіків зміни maxjp свідчить, що на вході зубів у зачеплення вони є найбільшими. оскільки вхід у зачеплення (вихід з нього) відбувається за участю двох пар зубів, то 0 maxp (нижній графік) є 1,41 рази нижчими як при однопарному зачепленні (верхній графік). однак при певному значенні кута 21f ∆ϕ = ∆ϕ двопарне зачеплення переходить в однопарне, що призводить до скачкоподібного зростання maxp , а після його переходу знову у двопарне зачеплення тиск зменшується. 0 200 400 600 800 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ ϕ˚ p( w ) j m ax , м п а 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ ϕ˚ p( w ) j m ax , м п а вплив умов зачеплення зубів прямозубої конічної передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 112 на рис. 2, а, б характер зміни ( )max w jp при коефіцієнті торцевого перекриття αε = 1,419 показано потовщеною лінією. 600 700 800 900 1000 1100 0 10 20 30 40 50 b, мм p(w)jmax, p(1)pmax, мпа рис. 3 – максимальні контактні тиски у полюсі зачеплення у досліджуваному випадку ( ) 2 0 maxp ( ∆ϕ = 0) та ( )1 max 2f p ( ∆ϕ = 8º) відрізняються на 1º, тобто міцність зубів можливо оцінювати на вході їх у зачеплення при двопарному зачепленні. слід зазначити, що рівень ( )max w jp залежить від координати у (рис. 1) і на внутрішньому діаметрі колеса при by = (рис. 2, а) вони будуть в 1,45 р вищими, ніж на його зовнішньому діаметрі ( y = 0) (рис. 2, б). на рис. 3 показано зміну ( )max w jp по довжині зуба, де верхній графік показує тиски ( ) 2 1 max fp , нижній – ( ) 2 0 maxp . як вже зазначалось, різниця між тисками є незначною, натомість по ширині зубчастого вінця сягає 45 %. при перевірочному розрахунку конічних передач контактні напруження згідно дст обчислюються у полюсі зачеплення по середньому діаметру 1m d з y = 25 мм, на якому тиски у полюсі є нижчими на 23 %, ніж на внутрішньому діаметрі при ∆ϕ = 0 чи 8°. зміна контактних тисків ( )1 maxpp у полюсі зачеплення по довжині зуба показана штриховою лінією. реально діючі контактні тиски у зазначених точках зачеплення ( ∆ϕ = 0, 8º) порівняно з тиском у полюсі зачеплення по середньому діаметру є в 1,4 рази більшими. за стандартизованою методикою оцінки контактної міцності зубів конічних передач [3] контактні напруження є в 1,48 раза більшими у порівнянні з контактними тисками, наведеними вище (рис. 2, а) на вході зубів в однопарне зачеплення. максимальні напруження (тиски) за [3] навіть дещо (в 1,06 рази) перевищують тисти на вході у зачеплення (рис. 2, а, верхній графік, однопарне), які не виникають в реальних умовах. якщо порівнювати обчислені таким чином контактні напруження з тисками ( )1 maxpp в полюсі зачеплення на середньому діаметрі 1md , то їх відношення є дуже значним (1510 / 730,4 = 2,07 раза). проведені дослідження свідчать, що стандартизована методика оцінки контактної міцності зубів конічних передач дає суттєво завищену величину контактних напружень у зачепленні. література 1. чернець м.в., береза в.в., чернець ю.м. оцінка впливу параметрів евольвентних конічних передач на їх довговічність та зношування. ч.1. прямозубі передачі // проблеми трибології. – 2011. – № 1. – с. 12 – 18. 2. чернець м.в., келбінські ю., береза в.в. метод прогнозної оцінки зношування конічних передач з косими зубами // проблеми трибології. – 2009. – № 4. – с. 6-13. 3. гузенков п.г. детали машин. – м.: высшая школа, 1986. – 359 с. поступила в редакцію 23.09.2013 вплив умов зачеплення зубів прямозубої конічної передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 113 chernets m.v. influence of straight bevel gear teeth hooking conditions on their contact strength. the influence of conditions of straight bevel gear teeth contact, which is connected with number of teeth pairs, that are in the gearing, on the level of maximal contact pressures has been researched. calculation has been conducted on the basis of equivalent cylindrical gear with front, medium and internal modules of conic gear. contact pressures reach their maximal values at the internal teeth butt end. as the result of conducted researches there has been established, that according to standardized technique of contact teeth strength calculation, pressures level would be 1,48 times higher, than according to developed technique, which allows to take into account the parity of gearing. key words: bevel spur gear, two one dvoparne engagement, contact strength of tooth. references 1. czernec m. v., bereza v. v., czernec j. m. ocinka wplywu parametriv evolventnych konicznych peredacz na ich dovhovicznist ta znoszuvannja. cz. 1. prjamozubi peredaczi. problemy trybologii, № 1, 2011. s 12 18. 2. czernec m. v., kielbinski j, bereza v. v. metod prohnoznoi ocinky znoszuvannia konicznych peredacz z kosymy zubamy. problemy trybologii, № 4, 2009. s 6 13. 3. huzenkov p. h. detali maszyn, wysszaja szkola, 1986. 359 s. 3_abramov.doc определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 32 абрамов а.а., завгородний в.в. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок постановка проблемы наконечники токоподводящих мундштуков сварочных горелок, используемыe при механизированной и автоматической дуговой сварке и наплавке, в процессе работы подвергаются интенсивному износу, что в конечном итоге приводит к ухудшению их контакта со сварочной проволокой. негативное влияние использования сварочных горелок с сильно изношенными наконечниками на качество сварных швов и наплавленных слоев металла известно и подробно описано в литературе, в том числе, в [1 4]. авторы работ отмечают, что первоначально происходит механический износ отверстий наконечников из-за действия на них сил трения со стороны скользящей сварочной проволоки. в результате между указанными деталями формируется зазор, в котором собираются продукты этого износа – пыль, масла и другие загрязнения. вследствие этого и того, что в процессе выполнения сварочных работ между наконечником и проволокой действует электрическое поле и имеется разность потенциалов, в зазоре между ними могут возникать различные по величине и интенсивности электрические разряды в виде искрений и микродуг. с этого момента все больше и больше начинает проявлять себя процесс электроэрозионного воздействия на наконечники, который в значительной степени увеличивает величину их общего (суммарного) износа. всё это в конечном итоге приводит к снижению ресурса работы наконечников, снижению качества сварочных работ и производительности труда сварщика. в немногочисленных литературных источниках приводятся сведения об определении величины электроэрозионной составляющей в общем износе наконечников. к ним относятся работы [1, 3], в которых приводятся результаты проведенных испытаний, показывающие, что величина электроэрозионного износа наконечников при сварке в углекислом газе проволокой марки св-08г2с может в 1,5 2 раза превышать величину их износа от механического истирания. однако представленные данные касаются в работе [1] лишь меди марки м1 и кермета мкв-10, в работе [3] – меди марок м0, м1 и кермета мкк. в связи с тем, что в настоящее время широкое применение на производстве получили наконечники из меди и хромоциркониевой бронзы зарубежного производства, их электроэрозионные составляющие в общем износе наконечников практически не исследованы. кроме того, в приведенных работах величина износа наконечников электроэрозией рассчитывалась как разность между величинами их общего износа при сварке и механической составляющей износа, зафиксированной во время стендовых испытаний при температуре окружающей среды. однако, известно, что в процессе сварки поверхности отверстий наконечников, контактирующие с электродной проволокой, могут нагреваться до температур, превышающих температуру их рекристаллизации – до 700 750 к и выше [5]. поэтому, величину электроэрозионной составляющей наконечников, по нашему мнению, целесообразно находить как разность между величинами их общего износа в условиях совместного воздействия трения и электроэрозии и механической составляющей износа, зафиксированной во время стендовых испытаний при нагреве до исследуемых температур. целью настоящей работы является определение доли электроэрозионной составляющей износа в структуре общего износа наконечников, изготовленных из меди м1, меди e-cu (binzel) и хромоциркониевой бронзы (binzel), при действии на них сил трения и электрических разрядов. методика проведения эксперимента ранее проведенными лабораторными испытаниями [6, 7] авторы данной статьи определили величину износа испытуемых наконечников в результате действия на их поверхность сил трения (величину механического износа). для определения доли электроэрозионной составляющей в величине общего износа наконечников за основу была взята та же лабораторная установка (рис. 1, а), которая использовались при определении величины механического износа. образцами служили такие же контактные наконечники со сформированными на их внешней поверхности площадками (лысками), с поверхностью которых контактировал вращающийся ролик с тороидальной ребордой, что имитировало скольжение электродной проволоки по поверхности отверстия в наконечнике. однако в данном случае в конструкцию испытательной установки были внесены изменения, которые позволили сделать наконечники элементом электрической цепи (рис. 1). если подвод электрического тока к образцу 1, неподвижно закрепленному в головке нагружающего устройства 10, не вызывал затруднений, то подвод тока к контртелу – вращающемуся ролику 13 с ребордой представлял собою более сложную задачу. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 33 а б рис. 1 – схема установки (а) и общий вид ее рабочей зоны (б) для испытания образцов на электроэрозионный износ (б) для ее решения на суппорте токарного станка с помощью шпильки 9 закреплялась толстая пластина из текстолита 7, к которой болтами 8 привинчивались уголки 6 по одному с каждой стороны от оси вращения вала шпинделя. к этим уголкам болтами 11 прикреплялась текстолитовая стойка 3, служащая для закрепления на ней винтами 5 кожуха 4 из жести с размещённой внутри него меднографитовой щёткой 2, обеспечивающей непосредственный токосъём на латунную втулку 14. прижим щётки к втулке обеспечивается пружиной, расположенной внутри кожуха за щёткой (на схеме пружина не показана). с целью обеспечения равномерности токосъёма обе щётки соединялись между собой медными шинами 12. сама втулка вместе с роликом располагается на текстолитовой втулке 15 и поджимается гайкой 18. между роликом и корпусом станка, а также между втулкой 14 и гайкой 18 находятся шайбы 16 и 17, также выполненные из текстолита. применение изолирующих материалов вызвано необходимостью защиты механизмов токарного станка от электрического тока. потенциал со знаком «–» подводился к ролику, потенциал со знаком «+» к образцу. в качестве источника питания использовался сварочный выпрямитель вксм-1000. рис. 2 – схема подключения элементов установки к источнику питания на рис. 2 представлена схема подключения испытательной установки к источнику питания при испытании образцов на износ, которая обеспечивает их изнашивание не только из-за действия сил трения, но и воздействия электрической эрозии. в состав схемы, помимо выпрямителя, входят четыре последовательно включенных балластных реостата рб-302 (на схеме обозначены рб), вольтметр и амперметр. с помощью балластных реостатов производилась ступенчатая регулировка величины тока. параметры проведения исследований по определению электроэрозионной составляющей совпадали с параметрами определения механической составляющей износа: использовалась схема испытаний «диск плоскость», силы прижима образцов к ролику составляли 0,8; 2,4; 4,8; 7,2; 9,6 и 12 н, которые соответствовали силам прижима сварочной проволоки к наконечнику на разных стадиях его износа [6]. частота вращения ролика составляла 350 мин-1, линейная скорость поверхности реборды ролика – 0,92 м/с, испытания при каждой нагрузке продолжались 20 минут, что обеспечивало прохождение пути трения 1104 метра. при испытаниях использовался ролик из стали 40х, термообработанный на твердость hrc 38. внешний диаметр ролика по реборде составлял 50 мм, высота реборды равнялась 5 мм, толщина реборды с тороидальной поверхностью – 1,2 мм, что соответствовало диаметру проволоки, применяемой при механизированной сварке. измерения длины канавки износа, оставляемой роликом на поверхности испытуемого образца, проводились с помощью компаратора горизонтального типа иза-2 с ценой деления 0,001мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 34 путём проведения пробных испытаний для исследования были выбраны три величины тока: 5, 8 и 11 а, при которых искрение было заметным (рис. 3). при меньших значениях тока искрение визуально не наблюдалось при силе прижима образцов к ролику в 9, 6 и 12 н, в канавках износа практически отсутствовали лунки, кратеры, т.е. признаки электрического износа. при более высоких значениях тока и, особенно, при небольшой силе прижима (0,8 н) искрение принимало непрерывный характер, вследствие чего поверхности образцов под роликом интенсивно выгорали. рис. 3 – вид искрения в зоне испытываемых наконечников с целью измерения температуры образцов в ходе проведения эксперимента в каждый из них запрессовывалась хромель-копелевая термопара. выводы термопары присоединялись к миллиамперметру с регистрацией значений протекающего по цепи тока через каждые 30 секунд, которые переводились в температуру нагрева по соответствующей таблице [7]. результаты исследований и их обсуждение анализ результатов, представленных на рис. 4, показывает, что температура образцов наконечников во время испытаний сначала росла довольно быстро – примерно до 600 к, после чего темп ее роста замедлялся. заметно также, что в начале испытаний быстрее нагревались образцы из меди м1, медленнее всех – из хромоциркониевой бронзы. однако с течением времени картина менялась: более нагретыми оказались наконечники из хромоциркониевой бронзы (ее теплопроводность самая низкая), менее нагретыми – из меди м1, которая имеет более высокую теплопроводность. температура нагрева всех образцов с увеличением прижимной силы уменьшалась, что, по нашему мнению, связано с улучшением условий перехода электрического тока в зоне контакта ролика с наконечником. 0 200 400 600 800 1000 1200 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 время испытаний, с т ем п ер ат ур а, к медь м1 медь e-cu бронза cu-cr-zr ряд4 ряд5 ряд6 рис. 4 – температура нагрева наконечников во время испытаний: (верхние три линии соответствуют силе прижима образцов к ролику в 2,4 н, нижние – в 4,8 н) на рис. 5, а, б представлены фотографии образцов после проведения испытаний, на которых видно, что канавки износа имеют вытянутую форму. на дне канавок можно отчётливо рассмотреть лунки и кратеры, характерные для электрической эрозии. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 35 а б рис. 5 – виды канавок износа на образцах после испытаний на износ: а – без увеличения; б – при десятикратном увеличении величину общего (суммарного) износа образцов-наконечников, определяемую при проведении таких испытаний, можно рассматривать как результат совместного воздействия на них механической и электроэрозионной составляющих. поэтому величину электроэрозионной составляющей износа наконечников рассчитывали как разность между длинами канавок, зафиксированными на их поверхности при определении общего износа в данной работе, и длинами канавок, зафиксированными при определении величины их механического износа после нагрева пламенем горелки до температуры 773 к в ранее проведенных и опубликованных работах [8] и [9]. результаты испытаний наконечников на общий, электроэрозионный и механический износ на пути трения 1104 м при разных прижимных усилиях и величинах тока приведены в табл. 1. таблица 1 значения длин канавок на образцах, мм: от общего износа (слева в числителе), от механического износа при нагреве до 773 к (слева в знаменателе) и электроэрозионного износа (справа), полученные при разной силе прижима к ролику и тока в контактной зоне на пути трения 1104 м сила прижима образцов к ролику 0,8 н сила прижима образцов к ролику 2,4 н сила тока i, a сила тока i, a материал 5 8 11 5 8 11 8,12 8,79 9,75 9,44 10,03 10,88 медь м1 5,37 2,75 5,36 3,43 5,36 4,39 6,42 3,02 6,42 3,61 6,42 4,46 5,74 6,08 6,72 6,77 7,01 7,46 медь e-cu 5,11 0,63 5,11 0,97 5,11 1,61 5,89 0,88 5,89 1,12 5,89 1,57 4,29 4,64 5,30 5,47 5,85 6,57 бронза cu-cr-zr 3,39 0,90 3,39 1,25 3,39 1,91 4,27 1,20 4,27 1,58 4,27 2,30 сила прижима образцов к ролику 4,8 н сила прижима образцов к ролику 7,2 н сила тока i, a сила тока i, a материал 5 8 11 5 8 11 9,58 10,40 11,03 10,07 11,13 11,75 медь м1 7,28 2,30 7,28 3,12 7,28 3,75 8,46 1,61 8,46 2,67 8,46 3,29 7,54 7,89 8,83 8,42 9,25 9,48 медь e-cu 6,71 0,83 6,71 1,18 6,71 2,12 7,59 0,93 7,59 1,76 7,59 1,99 6,43 6,95 7,89 7,24 7,82 8,37 бронза cu-cr-zr 5,21 1,22 5,21 1,74 5,21 2,68 5,94 1,30 5,94 1,88 5,94 2,43 сила прижима образцов к ролику 9,6 н сила прижима образцов к ролику 12 н сила тока i, a сила тока i, a материал 5 8 11 5 8 11 11,24 12,07 13,22 11,93 13,10 13,95 медь м1 9,78 1,46 9,78 2,29 9,78 3,44 10,74 1,19 10,74 2,36 10,74 3,21 9,26 10,04 10,54 10,80 10,92 11,45 медь e-cu 8,43 0,83 8,43 1,61 8.43 2,11 9,50 1,30 9,50 1,42 9,50 1,95 7,42 7,87 8,37 8,20 8,49 9,14 бронза cu-cr-zr 6,53 0,89 6,53 1,34 6,53 1,84 7,13 1,07 7,13 1,36 7,13 2,01 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 36 на основании приведенных экспериментальных данных вычислены средние значения (в %) доли электроэрозионной составляющей износа в общем износе испытуемых образцов (в диапазоне 5 11 а) для каждой из сил прижима ролика и силы электрического тока в контактной зоне. зависимость таких долей электроэрозионной составляющей износа образцов от прижимных сил ролика представлена на рис. 6 и в виде экспоненциальных уравнений (1 3) типа qbeak ⋅⋅= с достаточно высокой оценкой достоверности 2r , где а и b – эмпирические коэффициенты, e – основание натуральных логарифмов, q – сила прижима наконечника к ролику. 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 0 2,4 4,8 7,2 9,6 12 сила прижима, н д ол я эл ек тр о эр оз ио нн ог о и зн ос а, k % медь м1 медь e-cu бронза cu-cr-zr экспоненциальный (медь м1) рис. 6 – зависимость доли электроэрозионного износа наконечника в его общем износе от силы прижима к нему ролика 5 10 15 20 25 30 35 4 6 8 10 12 сила тока, а д о ля э ле кт ро эр о зи о нн ог о и зн ос а, k % рис. 7 – зависимость доли электроэрозионного износа наконечника в его общем износе от силы тока в контактной зоне для меди марки м1: qm ek 0793,0 1 354,42 −⋅= , 2r = 0,9889; (1) для меди системы e-cu: qek 0224,0cue 149,18 − − ⋅= , 2r = 0,8798; (2) для бронзы системы cu-cr-zr: qek 054,0zrcrcu 360,31 ⋅=−− , 2r = 0,8968, (3) где q – сила прижима ролика к образцу. зависимость средних долей электроэрозионной составляющей износа образцов от силы тока, протекающего через контактную зону, приведена на рис. 7 и описывается линейными уравнениями (4 6) типа biak +⋅= с оценкой их достоверности 2r , где а и b– эмпирические коэффициенты, i – сила сварочного тока в контактной зоне. для меди марки м1: 13833,11 +⋅= ikm , 2r = 0,9973; (4) для меди системы e-cu: 6167,2cue +⋅=− ik , 2r = 0,9980; (5) для бронзы системы cu-cr-zr: 667,2667,1zrcrcu +=−−k , 2r = 1,0. (6) вышеприведенные данные показывают, что с увеличением силы прижима наконечников к ролику с 0,8 до 12 н растет величина их общего износа. однако при этом доля электроэрозионного износа в общем износе наконечника уменьшается. уменьшение составляет: при силе тока 5 а для меди м1 с 34 до 11 % в (в 3,1 раза), для меди e-cu с 12 до 10 % (в 1,2 раза), для хромоциркониевой бронзы с 21 до 11 % (в 1,9 раза); при силе тока 8 а для меди м1 с 39 до 10 % в (в 3,9 раза), для меди e-cu с 16 до 13 % (в 1,2 раза), для хромоциркониевой бронзы с 27 до 16 % (в 1,7 раза); при силе тока 11 а для меди м1 с 45 до 23 % в (в 2 раза), для меди e-cu с 24 до 17 % (в 1,4 раза), для хромоциркониевой бронзы с 36 до 21 % (в 1,7 раза). в тоже время увеличение силы тока в месте контакта наконечника и ролика приводит к повышению общего износа наконечника и ещё более значительному росту его электроэрозионной составляющей. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 37 на рис. 8 представлено графическое изображение совместного влияния силы прижима ролика к наконечнику и силы тока в контактной зоне на величину его электроэрозионного износа. из рисунка видно, что доля электроэрозионного износа в структуре общего износа наконечников снижается при увеличении плотности контакта наконечника с роликом и возрастает при увеличении силы тока в той же контактной зоне. рис. 8 – влияние силы прижима ролика и силы тока в контактной зоне на долю электроэрозионного износа наконечника выводы предложен вариант определения доли электроэрозионного износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок как разности между величинами их общего (суммарного) износа (при одновременном воздействия трения и электроэрозии) и механической составляющей износа, фиксируемой стендовыми испытаниями при их нагреве до температуры, превышающей температуру рекристаллизации. установлено, что доля электроэрозионного износа в структуре общего износа наконечников снижается при улучшении контакта наконечника с роликом и возрастает при увеличении силы тока в той же контактной зоне. получены сравнительные результаты общей и электроэрозионной стойкости наконечников, изготовленных из меди м1, меди e-cu (binzel) и хромоциркониевой бронзы (binzel), при совместном действии на них сил трения и электрических разрядов. литература 1. чубуков а.а. влияние износа наконечника на технологические параметры процесса сварки // свароч. пр-во. – 1980. – № 1. – с. 26-27. 2. бригидин в.я. о работе токоподводящих наконечников при дуговой сварке // сварочное производство. – 1979. – № 8 – с. 20-21. 3. чвертко а.и., патон б.е., тимченко в.а. оборудование для механизированной дуговой сварки и наплавки. – м.: машиностроение, 1981. – 264 с. 4. воропай н.м., бринюк м.в. технологические свойства омедненной сварочной проволоки. // «сварщик». – 2002. – № 4 (26). – с. 16-20. 5. пентегов и.в., петриенко о.и. метод определения температуры проволоки на выходе из мундштука при механизированной сварке в защитных газах // автомат. сварка. – 2005. – № 10 – с. 25-28. 6. абрамов а.а., завгородний в.в. оптимизация геометрии наконечника токоподводящего мундштука для механизированной дуговой сварки // автомат. сварка. – 2008. – № 1. – с. 53-55. 7. чистяков в.с. краткий справочник по теплотехническим измерениям. – м.: энергоатомиздат, – 1990. – с. 86-87. 8. абрамов о.о., завгородній в.в. механічна складова зносостійкості струмопідвідних наконечників зварювальних пальників // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 2. – с. 36-40. 9. абрамов о.о., завгородний в.в. износостойкость меди и хромоциркониевой бронзы в условиях механического и электроэрозионного воздействия. // вісник ддма. – краматорськ, – 2011. – № 1 (22). – с. 6-11. надійшла 17.02.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_zamota.doc электрохимические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 56 замота т.н. восточноукраинский национальный университет им.в.даля, г.луганск, украина электрохимические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) введение c целью достижения высокой чистоты и точности поверхности в процессе производства и ремонта все большее количество металлических деталей нуждаются в полировании и выравнивании. электрохимико-механическое полирование основано на совместном электрохимическом и механическом воздействии на рабочие поверхности деталей. с помощью этого вида полирования достигается высокая чистота поверхности и эффективность процесса, используется простое оборудование и способ находит широкое применение [1]. одним из направлений в доводке сопряжений механизмов и сокращении времени обкатки агрегатов является электрохимико-механическая приработка (доводка) (эхмп(д)) [2, 3]. целью данной работы является выявление механизма приработки плоских поверхностей при эхмп(д), построение математической модели взаимосвязи его параметров и практическая реализация построенной модели механизм эхмп(д) принцип электрохимико-механической приработка (доводки) можно понять из рис. 1. деталям механизма придается рабочее движение, между ними прокачивается электролит и пропускается переменный электрический ток. благодаря этому каждая из деталей попеременно становится анодом и катодом с частотой 50 гц. в анодный полупериод происходит электрохимическое травление поверхности, которое зависит от свойств электролита, режима трения и токовых параметров процесса. а б в г рис. 1 – схема макрогеометрической приработки сопряженных поверхностей: а – общий случай неэквидистантности плоских поверхностей; б – частный случай(при отсутствии поперечного перекоса); в – приработочная зона; 1 – поверхность 1; 2 – поверхность 2; 3 – смазочная среда; p – давление;v – скорость взаимного перемещения; u, i, r – токовые параметры процесса; δ – толщина изнашиваемого материала; γ, φ – углы перекоса; hmin – толщина минимального слоя электролита в зоне механической депассивации; ra – сопротивление анода; h – толщина слоя электролита в зоне макрогеометрического отклонения; rк – сопротивление катода; rэл – сопротивление минимального слоя электролита; rэл·h/hmin – сопротивление слоя электролита в зоне макрогеометрического отклонения; rпл – сопротивление пассивационной пленки pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com электрохимические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 57 в отличие от электрохимического полирования при эхмп(д) применяются вязкие электролиты, обеспечивающие разделение трущихся поверхностей при гидродинамическом и хорошие смазывающие способности при переходном и граничном режимах трения. за счет совместного электрохимикомеханического воздействия происходит быстрое приспосабливание одной поверхности к другой. наиболее эффективным фактором эхмп(д) является электрохимический [2, 4, 5]. рис. 2 – расчетная схема распределения зазоров при приработке поверхности с макрогеометрическим отклонением как видно из рис. 2, на поверхности детали можно выделить следующие характерные участки: макрогеометрического отклонения сохранения эквидистантности поверхностей. на первом участке (в месте просвета) при эхмп(д) происходит только процесс анодного растворения (vа), а на втором периодически чередуются акты механического активирования и анодного растворения (vм + vад). приработка детали заканчивается когда максимальный припуск maxδ уменьшится до нуля. при этом необходимо обеспечить снятие приработочного припуска, обозначенного на рис. 2 штриховкой. очевидно, что при больших съемах с детали, приработка будет сопряжена с повышенными износами при эхмп(д). снижение приработочного износа возможно за счет увеличения скорости съема металла на участке механического активирования (vм + vад) по отношению к скорости съема в зоне просвета, где активирование поверхности отсутствует (vа). для упрощения примем, что скорость выравнивания погрешности maxv равна: ,maxmax aaдм vvvdt d v −+= δ = (1) где (vм + vад) и (vа) – соответственно скорости съема металла на участке механического активирования и анодного растворения; vад – скорость анодного растворения металла при механической депассивации. анодное травление vа в каждой конкретной точке происходит с определенной скоростью обратно пропорциональной величине межэлектродного зазора h. толщина смазочного слоя между трущимися поверхностями в зоне непосредственного контакта равна minhhi = , а в зоне макрогеометрического отклонения hhi =− . в начальный момент времени локальная область поверхности детали с макрогеометрическим отклонением находится на зазоре minhhi = и имеет скорость травления vа. обозначим межэлектродный зазор через h = h(t) – расстояние локальной области от начала отсчета в момент времени t, тогда в зоне непосредственного контакта min)0( hh = . согласно условию, изменение величины макрогеометрической погрешности h от времени можно описать дифференциальным уравнением: , h k dt dh = (2) где )()1( 2 1 1 kaa u x kk ϕ+ϕ−η⋅ ρ ε ⋅−⋅= ; (3) 1/2 – коэффициент, учитывающий анодный полупериод переменного тока, при котором происходит травление одной из деталей сопряжения; k1 – коэффициент, учитывающий учитывающий долю граничного трения (sm < 10-5) в общем времени цикла; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com электрохимические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 58 u – рабочее напряжение, в; φа – анодный потенциал, в; φк – катодный потенциал, в; ηа – анодный выход по току, %; χ – удельная электропроводимость электролита, ом-1·см-1; ρ – плотность материала, г/см3; ε – электрохимический эквивалент материала анода, г/а·ч. величину зазора в области макрогеометрического отклонения с течением времени можно оценить по формуле: ( ) ( ) tukcaxhktcaxhh kaa ⋅ϕ+ϕ−η⋅ρ χε ⋅−+−−δ+=+−−δ+= )()1(2 1 2 maxmin 2 maxmin , (4) где a и c – постоянные прямой линии характеризующей макрогеометрическое отклонение, и зависящие от угла перекоса γ и линейных размеров детали; x – координата сечения детали от максимального зазора (рис. 2). минимально возможный объемный износ для обеспечения эквидистантности поверхностей, с учетом анодного растворения зависит от ширины детали b: v эп h =b dxtukcaxh kaa lx x ⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε ⋅−+−−δ+∫ = = )()1()( 1 2 maxmin 0 , (5) при этом скорость анодного съема материала с поверхности детали в каждой конкретной локалбной области с учетом формул (2) и (3), описывается следующим выражением: .)()1()(/)()1(2/1 1 2 maxmin1 tukcaxhukdt dh v kaakааа ⋅ϕ+ϕ−η⋅ρ χε −+−−δ+ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε ⋅−⋅== (6) составляющую скорости анодного растворения материала vад можно определить исходя из законов фарадея и ома [8] с учетом периодического прерывания анодного растворения в рассматриваемой локальной области поверхности, вследствие падения напряжения при механическом активировании (в зонах граничного трения). по аналогии со скоростью анодного растворения vа составляющая vад равна: ,)()1(/)()1(2/1 1 2 min1 tukhukdt dh v kaдaдkададад ⋅ϕ+ϕ−η⋅ρ χε −+ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε ⋅−⋅== (7) подставив выражения (6) и (7) в (1), получим зависимость скорости выравнивания макрогеометрической погрешности vmax от электрохимико-механических параметров процесса: ).)()1()(/)( )()1(/)(()1(2/1 1 2 max 2 min 1 2 min1max tukcaxhu tukhukvv kaakaa kaдaдkададм ⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε −+−−δ+ϕ+ϕ−η− −⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε −+ϕ+ϕ−η ρ χε ⋅−⋅+= (8) отсюда следует, что скорость уменьшения макрогеометрической погрешности, кроме механического (vм) и геометрического (δ), зависит от электрохимических факторов, таких как удельная электропроводимость χ, значения анодных потенциалов адϕ , аϕ и выходов по току адη , аη . механическое активирование снижает анодный потенциал [8]. подтверждение того, что анодный выход по току возрастает в результате периодического механического воздействия, имеется в работах [5 … 7]. таким образом, выбор режимов эхмп(д) можно осуществить на основе информации о величинах адϕ , аϕ , адη , аη при определенных условиях приработки. ускорению приработки поверхностей способствует уменьшение коэффициента k1, который выражает долю граничного трения в общем времени цикла. в свою очередь, k1 зависит от критерия зоммерфельда sm. толщина пленки minh , разделяющая прирабатываемые поверхности, также является функцией скорости перемещения v и динамической вязкости µ, однако увеличение minh приведет к повышению переходного сопротивления слоя электролита. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com электрохимические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 59 исходя из формулы (8) для увеличения скорости приработки поверхности детали необходимо, чтобы величина minh была минимальной и обеспечивались условия гидродинамической смазки. снижение несущей способности электролита, с целью уменьшения minh , возможно за счет газообразования. при электрохимико-механической приработке (доводке) электролит заполняется пузырьками газа за счет электрохимических процессов, протекающих на поверхностях трибосопряжений. газообразование зависит от токовых параметров. поток газа с жидкостью обладает высокой степенью сжимаемости [7], что может быть использовано для уменьшения minh в процессе приработки с использованием эхмп(д). некоторое количество пузырьков газа будет способствовать локализации процесса анодного растворения, которая широко применяется во многих технологических схемах электрохимической размерной обработки деталей машин [7, 8]. применяемые электролиты и их характеристик экспериментальные исследования свидетельсвуют, что при эхмп(д) поверхностей трения целесообразно использовать следующие составы электролитов: смесь глицерина с 20 % водным раствором nacl в соотношении четыре объемных частей глицерина и одна объемная часть раствора хлорида натрия (состав № 1); смесь глицерина с 20 % водным раствором nano3 в соотношении четыре объемных частей глицерина и одна объемная часть раствора нитрата натрия (состав № 2); смесь глицерина с 20 % водным раствором na2co3 в соотношении 84 % глицерина и 16 % раствора карбоната натрия (состав № 3); смесь глицерина с 20 % водным раствором na2co3 в соотношении 84 % глицерина и 16 % раствора карбоната натрия и добавлением 4 % олеиновой кислоты (состав № 4). выявленно, что удельная электропроводимость электролита χ зависит от содержания глицерина и олеиновой кислоты. с увеличением концентрации этих диэлектриков происходит снижение электропроводимости χ. апроксимацией экспериментальных данных были получены уравнения удельной электропроводимости электролита χ в зависимости от концентрации глицерина (табл. 1, 2). таблица 1 электропроводимость χ различных типов электролитов состав электролитов удельная электропроводимость электролита в зависимости от концентрации глицерина, ом-1·см-1 радиальный межэлектродный зазор h, мкм 1 χ = 0,1830204 – 4,346347 . 10-3 . сгл + 2,578661 . 10-5 . с2гл 3 … 30 2 χ = 0,1115 – 1,6792·10-3· сгл. + 0,79515·10-5 . с2гл 3 … 30 3 χ = 0,1331486 – 3,009244 . 10-3 . сгл + 1,685120 . 10-5 . с2гл 3 … 30 χ = 0,1331486 – 3,009244 . 10-3 . сгл + 1,685120 . 10-5 . с2гл 4 электропроводимость олеиновой кислоты χ – 2·10-10 1 … 30 таблица 2 электропроводимость χ в зависимости от процентного содержания глицерина процентное содержание глицерина, % электролиты 72 76 80 84 88 100 1 0,47 · 10-3 0,40 · 10-3 0,34 · 10-3 0,32 · 10-3 0,29 · 10-3 2 0,38 · 10-3 0,28 · 10-3 0,26 · 10-3 0,24 · 10-3 0,16 · 10-3 3 0,29 · 10-3 0,23 · 10-3 0,20 · 10-3 0,12 · 10-3 0,08 · 10-3 6,4 · 10-8 на механически активированных выступах 0,29 · 10-3 0,23 · 10-3 0,20 · 10-3 0,12 · 10-3 0,08 · 10-3 6,4 · 10-8 4 во впадинах 9,06 · 10-7 8,13 · 10-7 7,81 · 10-7 3,75 · 10-7 2,50 · 10-7 2 · 10-10 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com электрохимические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 60 для расчета скорости анодного растворения прирабатываемых поверхностей необходимо знать как изменяется выход по току от плотности тока для различных материалов прирабатываемых поверхностей (рис. 3). рис. 4 – изменение выхода по току ηа при эхмп(д) поверхностей из различных материалов скорость анодного травления зависит от электрохимического эквивалента материала ε,его плотности ρ и других параметров, представленных в табл. 3 таблица 3 данные для расчета скорости электрохимического растворения металлов прирабатываемых деталей [9] металл плотность материала ρ, г/см3 электрохимический эквивалент материала ε, г/а·ч уравнение реакции электродный потенциал алюминий 2,699 0,839 al =al3+ + 3e– 1,663 водород 0,031 0,001 2h-= h2 + 2e – 2,251 железо 7,874 1,157 fe= fe2+ + 2e– 0,440 хром 7,19 1,077 cr= cr3+ + 3e– 0,744 медь 8,94 1,317 cu= cu2+ + 2e 0,337 практическая реализация математической модели, описывающая уменьшение макрогеометрической погрешности при эхмп(д) плоских повехностей имея данные по применяемым электролитам и их характеристикам рассчитаем скорость устранения макрогеометрической погрешности vmax при эхмп(д) сопряжения по схеме рис. 2. расчет проведем для материала прирабатываемой детали – железа. из табл. 3 берем плотность материала детали – ρ = 7,874 г/см3 и электрохимический эквивалент ε = 1,157 г/а·ч. лучшим является электролит с пассивирующими свойствами. добавление олеиновой кислоты усиливает эффект выравнивания прирабатываемой поверхности. опытным путем было определено оттимальное процентное содержание глицерина. оно составило 84 %. поэтому расчет проведем для 4 электролита (смеси глицерина с 20 % водным раствором na2co3 в соотношении 84 % глицерина и 16 % раствора карбоната натрия и добавлением 4 % олеиновой кислоты). электропроводимость выбранного электролита равна χ = 0,12 · 10-3 ом-1·см-1 без учета олеиновой кислоты на механически активированных выступах и χ = 3,75 · 10-7 ом-1·см-1 во впадинах (в зоне макрогеометрического отклонения). геометрические параметры прирабатываемой детали принимаем следующие – δmax= 50 мкм (0,005 см), ax +b = 10 мкм, а выходы по току 10 и 30 % для анодного растворения без механической активации и с ней, соответственно (ηа = 0,1, ηад = 0,3). минимальная толщина слоя электролита minh зависит от параметров процесса приработки и может быть задана такими параметрами как скорость взаимного перемещения, давление в паре трения и вязкость электролита. в нашем случае примем minh = 3 мкм (0,0003см). множитель напряжения процесса u – φa + φk = 4 в, а время опыта ограничим t = 10 мин. скорость механического съема будет миниpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com электрохимические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 61 мальной, с учетом малых нагрузок в паре трения (vм = 10-3 см/ч), а k1 зададим равным 0,1. подставляя обоснованные данные в уравнение математической модели (8), получим: ).см/ч(011,001,0001,017,041,0 874,7 157,11075,3 9,00043,0/41,0 17,043,0 874,7 157,11012,0 9,00003,0/43,0( 874,7 157,11012,0 9,02/110 ))()1()(/)( )()1(/)(()1(2/1 7 2 3 2 3 3 1 2 maxmin 1 2 min1max =+=⋅⋅⋅ ⋅⋅ ⋅+⋅− −⋅⋅⋅ ⋅⋅ ⋅+⋅ ⋅⋅ ⋅⋅+= =⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε −+−−δ+ϕ+ϕ−η− −⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε −+ϕ+ϕ−η ρ χε ⋅−⋅+= − −− − tukcaxhu tukhukvv kaakaa kaдaдkададм результат расчетов показал, что применение эхмп(д) позволяет производить выравнивание макрогеометрических погрешностей металлических деталей. электрохимическая составляющая процесса является наиболее значимой. расчетные значения скорости механического съема vм и других не табличных параметров процесса, входящих в уравнение, взяты с учетом экспериментального опыта автора и сотрудников. эхмп(д) – это высокоэффективный способ приработки сопряженных поверхностей, но получение оптимальных результатов возможно при глубоком понимании процесса, описанного выражением (8). выводы 1. на основе выявленного механизма эхмп(д), построена математическая модель взаимосвязи его параметров. 2. выявлено, что процесс эхмп(д) можно контролировать электрохимическими и механическими факторами, влияющими на толщину минимального слоя электролита minh , его электропроводимость χ и пассивирующие свойства, формирующих rэл – сопротивление минимального слоя электролита; rэл · h / hmin -сопротивление слоя электролита в зоне макрогеометрического отклонения и rпл – сопротивление пассивационной пленки. 3. установлено наличие пассивационной пленки ускоряет выравнивание поверхности, поэтому целесообразно при этом использовать электролит с пассивирующими свойствами. литература 1. yuan – long chen, shu– min zhu, shuo – jen lee and other. the technology combined electrochemical mechanical polishing. journal of materials processing technology 140 (2003). – pp. 203 – 205. 2. алексеев в.п. электрохимико-механическая макроприработка деталей. – луганск:элтон-2. – 2011-204 с. 3. замота т.н. физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения // проблеми трібології. – 2011. – № 2. – с. 26-30. 4.taras zamota, alexander kravchenko. electrochemical-mechanical running in of the main engine′s conjugations // teka, commission of motorization and power industry in agriculture. vol. xd. lublin,2010. p. 58-65 5.l. economikos, x. wang, a. sakamoto, p. ong, m. naujok, r. knarr, l. chen, y. moon, s. neo, j. salfelder, a. duboust, a. manens, w. lu, s. shrauti, f. liu, s. tsai, w. swart. integrated electro – chemical mechanical planarization (ecmp) for future generation device technology. ieee, 2004. – pp.233 – 235. 6.shuo– jen lee, yu– ming lee, ming– feng du. the polishing mechanism of electrochemical mechanical polishing technology. journal of materials processing technology 140 (2003). – pp. 280 – 286. 7. любимов в.в., китаев ю.в. влияние анионного состава электролита на выравнивающие свойства электрохимической обработки с периодической абразивной депассивацией // электронная обработка материалов. – 1983. – № 5. – с. 13-17. 8.мороз и.и. основы повышения точности электрохимического формообразования.кишинев: штиинца, 1977. – 293 с. 9. справочник по электрохимии / под ред. а.м.сухотина. – л.:химия, 1. надійшла 17.10.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_diha.doc випробування оптимального вмісту спеціальної присадки до індустріального мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 55 диха о.в.,* білик а.п.,* петрук р.в.** *хмельницький національний університет, **вінницький національний технічний університет e-mail: tribosenator@gmail.com випробування оптимального вмісту спеціальної присадки до індустріального мастила удк 621.891 розроблена теорія методу випробувань мастильних матеріалів для дослідження зносостійких властивостей на основі чотирикулькової схеми випробувань. в основу методу покладена безрозмірна закономірність зношуванні від базового фактора контактного тиску. в результаті розв`язку оберненої зносо контактної задачі отримані залежності для розрахунку параметрів моделі зношування за експериментальними даними. проведені випробування за схемою чотирикулькової піраміди індустріального мастила и-40 з добавками антифрикційної спеціальної присадки дф. присадка додавалась різної концентрації. результати реалізації запропонованого методу обробки результатів випробувань дозволили встановити оптимальне значення вмісту присадки за критерієм мінімізації зносу. ключові слова: випробування, знос, модель зношування, чотирикулькова піраміда, присадкові матеріали. постановка задачі визначальну роль у виборі метода лабораторних випробувань має геометрія контактуючих елементів. геометричні схеми систематизовані і наведені в науковій літературі і багатьох стандартах. у більшості випадків для відомих схем випробувань немає розрахункових залежностей для визначення параметрів контактування для досліджуваних зразків. відсутність даних про такий визначальний фактор випробувань роблять результати оціночними, як наприклад, для чотирикулькової схеми за гост 949075. в наших роботах [1] вирішується ця проблеми для різних схем і умов випробувань. в даній роботі розвинений метод математичного опису процесу випробувань для безрозмірної форми закономірності зношування і представлення результатів випробувань апроксимуючою степеневою функцією на базі випробувань присадок до мастильних матеріалів за чотирикульковою схемою. теоретичні співідношення для оцінки встановленого зношування за чотирьохкульковою схемою приймемо модель у вигляді залежності інтенсивності зношування від безрозмірного параметра навантаження hb w σ = . m w w hb k ds du i       σ == , (1) де σ − тиск у контакті, мпа; hb − твердість за брінеллем, мпа; wu − лінійне зношування нижніх куль, м; s − шлях тертя для нижніх кульок, м; wk , m − параметри закономірності зношування. прийнявши припущення про рівномірний розподіл контактних тисків за площадкою контакту, умову рівноваги в контакті сполучених кульок можна представити у вигляді: 2 1 a q π =σ , (2) де 1q − сила, що діє по нормалі до кожної нижньої кульки; a − радіус кругової площадки контакту сполучених кульок. сила 1q виражається через загальну силу, яка діє на верхню кульку: qq 4082,01 = . (3) зв'язок зносу wu і розміру площадки контакту a при зношуванні нижніх кульок визначається залежно від радіуса площадки контакту a та шляхи тертя: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:tribosenator@gmail.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування оптимального вмісту спеціальної присадки до індустріального мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 56 ( ) ( ) r sa suw 2 2 = . (4) нехай експериментальна залежність радіусу кругової площадки контакту від шляху тертя представлена у вигляді степеневої апроксимації: ( ) β= cssa , (5) де c , β − параметри апроксимації за результатами випробувань. інтегруючи вираз (1), отримаємо інтегральну форму моделі зношування кульок: ( ) ( )∫      σ = s m ww dsshb ksu 0 . (6) підставляючи в ліву частину рівняння (6) вираз для зносу через радіус площадки контакту, а в праву – вираз (2) для контактного тиску, отримаємо: ( ) ( )∫            π = s m w dshbsa q k r sa 0 2 1 2 1 2 , (7) або з урахуванням виразу (5) після інтегрування по шляху тертя маємо: m s hbc q k r sc m m w β−       π = β−β 212 21 2 1 22 . (8) з умови здійсненності рівняння (8) при будь-яких s слідує: mβ−=β 212 , (9) звідки β β− = 2 21 m . (10) для знаходження коефіцієнта wk скористаємося рівнянням (8). mm w q hb r c k       πβ = + 1 22 . (11) результати випробувань вихідні дані: 35,621 == rr мм; 120,3=q кг; 950=n об/хв; тривалість випробувань 120=t хв; 190=hb н/мм2. результати випробувань представлені в табл. 1. таблиця 1 результати випробувань t , хв 15 30 60 90 120 тип присадки a , мм чисте масло і-40а 0,275 0,3625 0,4 0,4125 0,4335 дф – 11 (0,1 %) 0,21 0,262 0,295 0,308 0,315 дф – 11 (0,5%) 0,187 0,238 0,27 0,282 0,3 дф – 11 (1 %) 0,138 0,18 0,22 0,229 0,24 дф – 11 (2,2 %) 0,168 0,216 0,245 0,253 0,265 визначаємо шлях тертя в моменти nttt ,, 21 за формулою: ii trns ⋅π= 2 таблиця 2 результати розрахунків шляхів тертя t , хв 15 30 60 90 120 s , мм 3,2828 · 105 6,5656 · 105 1,3131 · 106 1,9697 · 106 2,6262 · 106 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування оптимального вмісту спеціальної присадки до індустріального мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 57 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 шлях тертя sx10e6, мм р ад іу с a, м м і-40 0,10% 0,50% 2,20% 1% рис. 1 – графічна інтерпретація результатів випробувань нехай експериментальна залежність радіусу кругової площадки контакту від шляху тертя представлена у вигляді (5). визначаємо параметри апроксимуючої залежності с і β з графіка за програмою excel і заносимо значення до табл. 3. таблиця 3 параметри апроксимуючої залежності тип мастила і-40 дф – 11( 0,1 %) дф – 11(0,5%) дф – 11(1 %) дф – 11(2,2 %) β 0,1956 0,1596 0,1749 0,1623 0,1623 с 0,0246 0,03 0,0222 0,0208 0,0216 визначаємо навантаження 1q , що діє на кожну кульку: 274,1120,34082,04082,01 =⋅=⋅= qq кг. визначаємо параметри моделі зношування для матеріалу кульки за формулами (10 11). визначаємо інтенсивність зношування при однаковому значенні контактного тиску 50=σ н/мм2 за формулою (1) і результати заносимо в табл. 4. таблиця 4 результати розрахунків параметрів моделі і інтенсивності зношування тип мастила і-40 дф – 11 (0,1 %) дф – 11 (0,5%) дф – 11 (1%) дф – 11 (2,2 %) m 3,11 4,26 3,72 4,16 3,91 wk 5,6978 · 10 -10 6,1766 · 10-11 2,2402 · 10-11 1,9926 · 10-12 7,9028 · 10-12 i 8,936 · 10-12 2,0777 · 10-13 1,5664 · 10-13 7,7034 · 10-15 4,2531 · 10-14 висновок представлена розрахунково-експериментальна методика дозволила кількісно оцінити ефективність присадкових матеріалів за критерієм зношування. зокрема, в даному випадку для присадки дф-11 найвищу зносостійкість показало мастило з концентрацією присадки 1 %. література 1. кузьменко а. г контакт, трение и износ смазанных поверхностей. монография / а.г.кузьменко, а.в. дыха. – хмельницкий: хну, 2007. – 344 с. поступила в редакцію 15.04.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування оптимального вмісту спеціальної присадки до індустріального мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 58 dykha o.v., bilyk a.p., petruk r.v. a test of optimum content of the special additive is to industrial oil. developed theory of method of tests of lubricating materials for research of wearproof properties on basis four balls chart of tests. in basis of method dimensionless conformity to law is fixed wear from the base factor of contact pressure. as a result of decision of reverse wearcontact task the got dependences are for the calculation of parameters of model of wear from experimental data. conducted tests on a chart four ball pyramid of industrial oil of i-40 with additions of the antiwear special additive of df. an additive was added different concentration. the results of realization of the offered method of treatment of results of tests allowed to set the optimum value of content of additive after the criterion of minimization of wear. keywords: test, wear, model of wear, four ball-shaped pyramid, additives. references 1. kuzmenko a. g., dykha a.v. kontakt, trenie i iznos smazannyh poverhnostej. monografija, hmelnickij, hnu, 2007, 344 p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_brikov.doc о проблемных терминах трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 94 брыков м.н.,* ефременко в.г.** *запорожский национальный технический университет **приазовский государственный технический университет e-mail: <brykov@zntu.edu.ua> о проблемных терминах трибологии удк 621.891 изложено и обосновано мнение о потенциальных проблемах, связанных с применением терминов «изнашивание», «износ», «износостойкость» в том виде, в котором они сформулированы в гост 27674-88 и дсту 2823-94. предложены новые варианты определения данных терминов. ключевые слова: процесс изнашивания, износ, сопротивление износу, корректная формулировка. трибология, как и любая другая система знаний, опирается на ряд фундаментальных положений, среди которых наиболее важны термины и определения. ошибки в формулировках всегда приводят к нежелательным последствиям, но для трибологии некорректные определения наиболее опасны. в связи с этим авторы настоящей работы считают необходимым изложить свое мнение о некоторых широко используемых терминах в области трения и изнашивания, которые, как показывает исследовательская практика, не всегда корректно отражают существо происходящих явлений и определяемых величин. общие рассуждения об изнашивании и износе пусть два тела находятся в контакте под нагрузкой р (рис. 1). рис. 1 – схема трения двух тел: исходное состояние в результате относительного перемещения тел на расстояние l некоторый объем v на поверхности тел будет разрушен и отделится от тел в виде мелких частиц (рис. 2). рис. 2 – схема трения двух тел: перемещение тел на расстояние l объем частиц разрушенного (изношенного) материала составляет: kplv = , (1) где коэффициент k есть постоянная величина для постоянных условий трения. его можно рассматривать как вероятность того, что разрушение некоторого микрообъема материала произойдет при pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:<brykov@zntu.edu.ua> http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о проблемных терминах трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 95 единичном взаимодействии микровыступов поверхностей. как правило, значения коэффициента k находятся в диапазоне от 10-2 до 10-8 [1]. в 1953 г. архард [2] привел следующее обоснование выражения (1). рассмотрим две поверхности, находящиеся в скользящем контакте под нагрузкой p. допустим, микровыступы поверхностей пластически деформируются в процессе взаимодействия, и для каждого случая взаимодействия существует некоторая вероятность того, что частица износа будет отделена. допустим также, что микровыступы имеют радиус а (рис. 3). рис. 3 – гипотетическая модель образования полусферической частицы износа в случае скользящего контакта поверхностей [1] условие пластической деформации микровыступа материала под нагрузкой p: hap 2π= , (2) где н – среднее контактное напряжение в условиях полной пластичности или твердость наименее твердого материала. в результате взаимодействия микровыступов частица износа объемом dv может появиться с некоторой вероятностью. размеры частицы будут пропорциональны размерам области контакта. частицы имеют примерно одинаковые размеры во всех трех направлениях, поэтому dv пропорционален 3a . в предположении, что частица износа имеет полусферическую форму с радиусом, равным радиусу контакта, получаем: 3 3 2 adv π= . (3) предполагается, что контакт существует до перемещения тел на расстояние: adl 2= , (4) после чего он разрывается, и нагрузка воспринимается другим контактом. из выражений (2), (3), (4) следует, что: h p dl dv 3 1 = . отсюда: dl h p dv 3 1 = . отделение частицы износа за каждый акт взаимодействия микровыступов происходит с некоторой вероятностью z, поэтому с учетом: h zk 3 1 = приходим к выражению (1), т.е. к объему v, изношенному на расстоянии l. из выражения (1) следуют важные выводы, а именно, если условия трения остаются постоянными, то: износ v не зависит от формы контакта; износ v прямо пропорционален нагрузке p; износ v постоянен, если постоянен путь трения l, и не зависит от скорости скольжения. таким образом, если условия трения и путь трения остаются постоянными, изношенный объем также остается постоянным. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о проблемных терминах трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 96 с точки зрения локализации процессов разрушение можно подразделить на объемное и поверхностное. поэтому изнашивание является частным случаем разрушения, т.к. отделение частиц износа с поверхности трения есть поверхностное разрушение. поскольку разрушение может сопровождаться деформацией, необходимо определить, является ли деформация частным случаем разрушения, или это самостоятельное явление. данная задача только кажется тривиальной. «твердое тело под действием внешних усилий в большей или меньшей степени меняет свои размеры и форму, т.е. деформируется… если действующие на твердое тело усилия достаточно велики, то, пройдя некоторую стадию деформирования, тело разрушается, т.е. теряет свою целостность – распадается на отдельные части. свойство твердого тела оказывать сопротивление деформированию называется его жесткостью, а разрушению – прочностью» [3]. аналогичные по смыслу определения приведены в [4]: «деформация (от лат. deformatio – искажение) – изменение формы или размеров тела (или части тела под действием внешних сил…». «разрушение материала – макроскопическое нарушение сплошности материала в результате тех или иных воздействий на него. р. часто развивается одновременно с упругой и пластической деформацией…». таким образом, анализ определений приводит к утверждению, что разрушение и деформация есть различные явления. поэтому процессы деформации нельзя относить к разрушению. анализ стандартизованных терминов в государствах стран снг термины и определения в области трения и изнашивания стандартизованы гост 27674-88. в украине действует практически аналогичный дсту 2823-94. рассмотрим некоторые термины, определенные этими документами, на примере гост 27674-88. изнашивание – процесс отделения материала с поверхности твердого тела и (или) увеличения его остаточной деформации, проявляющийся в постепенном изменении размеров и (или) формы тела. в соответствии с определением изнашивание – это процесс, результатом которого является износ. износ – результат изнашивания, определяемый в установленных единицах. примечание. значение износа может выражаться в единицах длины, объема, массы и др. приведенные определения относят процесс деформации поверхности тела к изнашиванию. но если изнашивание есть частный случай разрушения, то деформацию к изнашиванию относить нельзя. поэтому изнашиванием фактически является только процесс отделения материала от поверхности твердого тела, а процесс поверхностной деформации лишь сопутствует изнашиванию. в соответствии с (1) результатом изнашивания (разрушения поверхности) является потеря объема материала. естественно, что определить величину изношенного объема можно лишь по потере массы или изменению размеров тела. причем, в некоторых случаях определение износа по изменению линейных размеров тела приводит к столь существенным погрешностям, что исчезает возможность проводить исследования [5]. только определение изношенного объема по потере массы тела позволяет свести погрешности до приемлемого уровня [6]. учитывая, что результатом изнашивания является именно потеря объема тела, а деформацию нельзя относить к изнашиванию, корректные, на наш взгляд, определения формулируются так: изнашивание – процесс отделения материала с поверхности твердого тела в условиях трения, проявляющийся в постепенном изменении объема тела; износ – результат изнашивания, определяемый в установленных единицах. примечание. значение износа определяют в единицах объема путем измерения потери массы или изменения линейных размеров тела. далее рассмотрим термины, характеризующие процесс изнашивания. этими терминами в гост 27674-88 являются скорость изнашивания и интенсивность изнашивания. скорость изнашивания – отношение значения износа к интервалу времени, на котором он возник. интенсивность изнашивания – отношение значения износа к обусловленному пути, на котором он возник, или объему выполненной работы. необходимо отметить отличие формулировки последнего термина в дсту 2823-94: інтенсивність зношування – відношення величини зносу до шляху тертя, вдовж якого відбувалося зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о проблемных терминах трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 97 мы рассматриваем только ту часть определения термина интенсивность изнашивания, которая является общей для обоих стандартов. вопрос о том, почему в определении дсту 2823-94 не упоминается объем выполненной работы, здесь не обсуждается. пусть износ одного материала на фиксированном пути трения (l = 30 м) при постоянных условиях трения (с и р) составил 1 мм3, а износ второго материала в тех же условиях трения – 2 мм3. отсюда: . м30 мм2 яизнашивани стьинтенсивно . м30 мм1 яизнашивани стьинтенсивно 3 2 3 1 = = способность материала сопротивляться изнашиванию характеризует износостойкость. износостойкость – свойство материала оказывать сопротивление изнашиванию в определенных условиях трения, оцениваемое величиной, обратной скорости изнашивания или интенсивности изнашивания. в соответствии с определением износостойкость может быть выражена как через интенсивность изнашивания, так и через скорость изнашивания. если выражать износостойкость как величину, обратную интенсивности изнашивания, то для примера, рассмотренного выше, получим: . мм м 15 мм2 м30 костьизносостой . мм м 30 мм1 м30 костьизносостой 332 331 == == теперь рассмотрим скорость изнашивания. очевидно, что скорость изнашивания некоторого материала даже в постоянных условиях трения может быть различной при различной скорости относительного перемещения тел, поскольку в соответствии с (1) износ данного материала зависит от пути трения, а не от скорости скольжения. известно, что существуют диапазоны скоростей скольжения в трибосистемах, когда условия трения (коэффициент k, см. 1) остаются неизменными. допустим, что материал 1 из приведенного выше примера изнашивается на пути трения 30 м при различной скорости скольжения (при условии сохранения постоянства коэффициента k). в первом случае скорость скольжения составляет 1 м/с, а во втором – 2 м/с. поскольку условия трения приняты постоянными, то в обоих случаях на постоянном пути трения 30 м износ материала составит, как уже указывали, 1 мм3. какова же будет износостойкость материала, если, согласно гост 27674-88, выражать ее как величину, обратную скорости изнашивания? определим сначала скорость изнашивания: . с мм 15 1 15с 1мм яизнашивани скорость . с мм 30 1 с30 мм1 яизнашиавни скорость 33 2 1 33 1 1 == == тогда износостойкость материала 1 для разной скорости изнашивания: . мм с 15костьизносостой . мм с 30костьизносостой 3 2 1 3 1 1 = = мы получили результат, согласно которому износостойкость одного и того же материала в одних и тех же условиях трения различна при различной скорости относительного перемещения тел. этого не может быть, поскольку справедливо выражение (1), т.е. износ материала постоянен при постоянстве условий и пути трения. следовательно, должна быть постоянна и износостойкость материала. таким образом, анализ определений, предлагаемых гост 27674-88 и дсту 2823-94, показывает, что пользоваться ими нужно осмотрительно. конечно, при постоянной скорости относительного перемещения тел, износостойкость материала можно выражать как величину, обратную скорости изнашивания, т.е. в с/мм3 (или производных единицах). это может быть полезно в случаях, когда путь трения невозможно точно зафиксировать, например, при полевых испытаниях рабочих органов сельскохозяйственных машин. однако в этом случае необходимо поддерживать строго постоянную скорость скольжения во избежание путаницы с числами износостойкости. тем не менее, в принципе износостойкость материала следует выражать как величину, обратную интенсивности изнашивания, т.е. в м/мм3 или производных единицах. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о проблемных терминах трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 98 выводы анализ существующих представлений об изнашивании и износе приводит к выводу о некоторой некорректности стандартизованных определений терминов изнашивание, износ, износостойкость (гост 27674-88, дсту 2823-94). применение существующих определений этих терминов может привести к проблемам в проведении трибологических исследований. предлагаются следующие варианты определений: изнашивание – процесс отделения материала с поверхности твердого тела в условиях трения, проявляющийся в постепенном изменении объема тела; износ – результат изнашивания, определяемый в установленных единицах. примечание. значение износа определяют в единицах объема путем измерения потери массы или изменения линейных размеров тела; износостойкость – свойство материала оказывать сопротивление изнашиванию в определенных условиях трения, оцениваемое величиной, обратной интенсивности изнашивания. литература 1. bhushan b. introduction to tribology / bhushan b. new york : john whiley & sons, 2002. 732 p. 2. archard j.f. contact and rubbing of flat surfaces // j. appl. phys. – 24. – p.981-988. 3. механика разрушения и прочность материалов: справ. пособие: в 4 т. / под общей ред. панасюка в. в. – киев : наук. думка, 1988. – т. 1 : основы механики разрушения / панасюк в. в., андрейкив а. е., партон в. з. – 1988. – 488 с. 4. политехнический словарь / редкол.: а. ю. ишлинский (гл.ред) и др. 3-е изд., перераб. и доп. – м. : советская энциклопедия, 1989. 656 с. 5. кроха в.а., планида в.е. оценка точности стандартных испытаний на абразивную износостойкость // трение и износ. 1988. т.9. n6. c.1128-1133. 6. брыков м. н. повышение точности определения величины износа при испытаниях на машине х4-б / м. н. брыков // problems of tribology. 1996. № 2. c. 7-11. поступила в редакцію 22.01.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о проблемных терминах трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 99 brykov m.n., efremenko v.g. on problematic wordings in tribology. widely used tribological terms “wear process”, “wear”, “wear resistance” are analyzed in wording applied in gost 27674-88 and dstu 2823-94. it is shown, that term “wear process” combines such processes as destruction and deformation. although deformation frequently precedes destruction, they are quite different phenomena and it is not correct to associate both of them with “wear process” term. it is highlighted that “wear” term should be distinguished only as a result of “wear process” evaluated by material volume loss. therefore the volume unit is the only could be applied to “wear” term, which may be determined via mass loss or linear dimensions change. according to gost 27674-88 and dstu 2823-94 the “wear resistance” is determined to be inversely proportional to wear rate or wear intensity. as it is shown in article, the wear resistance can be correct calculated only as а value inversely proportional to wear intensity. key words: wear process, wear, wear resistance, correct wording. reference 1. bhushan b. introduction to tribology, new york, john whiley & sons, 2002, 732 p. 2. archard j.f. contact and rubbing of flat surfaces, j. appl. phys. no 24, pp.981-988. 3. panasjuk v. v., andrejkiv a. e., parton v. mehanika razrushenija i prochnost' materialov, sprav. posobie: v 4 t , kiev, nauk. dumka, 1988. t. 1 : osnovy mehaniki razrushenija, 488 p. 4. ishlinskij a. j. politehnicheskij slovar', m., sovetskaja jenciklopedija, 1989, 656 p. 5. kroha v.a., planida v.e. ocenka tochnosti standartnyh ispytanij na abrazivnuju iznosostojkost', trenie i iznos, 1988. t.9. no 6, pp.1128-1133. 6. brykov m. n. povyshenie tochnosti opredelenija velichiny iznosa pri ispytanijah na mashine kh4b. problems of tribology, 1996, no 2, pp. 7-11. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 16_kuzmenko.doc метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть іi. практическая реализация метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 109 кузьменко а.г., вишневский о.а. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть ii. практическая реализация метода 4. методики и примеры проведения испытаний определения параметров моделей абразивного изнашивания 4.1. методика 1: одномерная размерная модель абразивного изнашивания типа (3.5) mw w du k ds = σ . (4.1) 4.1.1. порядок проведения испытаний: 10. выбираются условия и режимы испытаний: 1) нагрузка q , кг на цилиндр (ролик); 2) размеры ролика в , мм; r , мм; 3) число оборотов ролика; n , об/мин; 4) средний размер абразивных частиц δ , мм; 5) влажность песка ε ; 6) средняя температура испытаний t ; 7) вязкость песка 0v , мм 2/с; 8) марка материала. 20. выбирается метод измерения износа плоской поверхности: 1) полуширина площади контакта a , мм; 2) максимальная глубина лунки owu , мм; 3) вес (масса) удаленной части поверхности g , мг; 30. выбирается форма представления результатов испытаний: 1) таблицы; 2) графики; 4.1.2. порядок обработки результатов испытаний 10. определение параметров ,c β аппроксимирующей функции вида (3.8): ( )a s csβ= ; (4.1.2) 1) параметры ,c β при наличии экспериментальных данных могут быть определены численным методом наименьших квадратов (мнк); 2) приближенно параметры ,c β могут быть определены по двух экспериментальным точкам 1 1 2 2( , ), ( , )a s a s , (4.1.3) 3) по координатам этих точек параметры ,c β определяются по формулам: 1 2 1 2 lg / lg / a a s s β = ; (4.1.4) 1 1 a c sβ = ; (4.1.5) 20. определение параметров модели m и wk производится по формулам(3.14), (3.15) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть іi. практическая реализация метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 110 1 2 m − β = β , (4.1.5, а) 2 ( / 2 ) m w m c k r q в + β = . (4.1.6) 30. определение пути трения s для точке плоской поверхности 1) 2s rnt= π , (4.1.7) где r −радиус ролика в мм; n , об/мин – число оборотов ролика в минуту; 2) t продолжительность работы в минутах, определение скорости / 2v s t rn= = π . 40. переход от массового g (весового) износа к размерному, приближенно: 0w g u a в = ⋅ ⋅ ρ , (кг·мм3)/(мм3/кг); (4.1.8) 1) схема вычисления размера a объема изношенной части тела; 2) связь линейного износа 0wu с параметром, a − ширина лунки 2 0 2w a u r = ; (4.1.9) 3) приближенно объем сегмента 0wv fв aвu= = 01/ 2 [ 2 ( )]f rl a r u= ⋅ − − ; (4.1.10) 4) вес сегмента g 0wg v aвu= ρ = ρ , (4.1.11) 5) из (4.1.11) и (4.1.9) следует 1/ 3 2rg a в   =  ρ  , 6) приближенно объем сегмента v определяем по зависимости 0 0 1 , 2 2 w v fв f au au= = = , (а) или 0wv aвu= ; (в) 7) вес g изношенного объема: 0wg v aвu= ρ = ρ , (с) отсюда выражение линейного износа через вес 0w g u a в = ⋅ ⋅ ρ ; (4.1.12) 8) приравнивая (4.1.9) и (4.1.12), получаем: 2 2 a g r a в = ⋅ ⋅ ρ ; (4.1.13) 9) отсюда окончательно имеем выражение для полуширины площадки контакта a через вес g изношенного объема и другие величины: 1/ 3 2rg a в   =  ⋅ ρ  . (4.1.14) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть іi. практическая реализация метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 111 4.1.3. пример 1. по методике 4.1 выполнены испытания на абразивный износ стали 30 и определены параметры модели изнашивания 10. условия и режимы испытаний: 1) нагрузка на ролик 4, 41q = кг; 2) радиус ролика 24r = мм; 3) ширина ролика 15в = мм; 4) число оборотов ролика 60n = об/мин; 5) средний размер абразивных частиц кварцевого песка 1δ = мм; 6) скорость скольжения 0,158v = м/с; 7) влажность песка 1ε = , сухой песок; 8) вязкость песка 0 ....v = мм 2/с; 9) твердость испытываемого материала сталь 30 174hb = кг/мм2; сталь 30хгса; 221hb = кг/мм2. таблица 4.1 результаты испытаний при измерении линейного износа 0wu 1 174hb = , кг/мм 2 2 269hb = , кг/мм 2 3 578hb = , кг/мм 2 № 310s ⋅ мм wu , мм a , мм wu , мм a , мм a , мм 1 30 0,0115 0,743 0,071 0,583 0,4 2 60 0,0177 0,922 0,044 0,074 0,509 3 9 0,023 1,057 0,0152 0,854 0,58 4 120 0,0282 1,163 0,0182 0,935 0,643 5 150 0,035 1,296 0,0215 0016 0,696 β 0,375 0,35 0,35 c 0,015 0,016 0,011 m 0,67 0,86 0,86 wk (мм 2кг)m 0,8×10-6 10-7 3,6×10-9 ( ) ( 578) w w u hb u hb = 250 8 1 4.1.4. обработка результатов испытаний и определение параметров модели изнашивание 1. износ стали при твердости 1 174hb = , кг/мм 2: 1) выбираем базовые точки по табл. 4.1 1 0, 92a = мм; 4 1 6 10s = ⋅ мм; 2 1, 3a = мм; 4 2 15 10s = ⋅ мм; 2) параметр β , c по (4.1.4), (4.1.5) аппроксимируются кривой a csβ= : 1 2 1 2 lg / lg 0, 92 / 1, 3 0,15 0, 375 lg / lg 6 / 15 0, 4 a a s s β = = = = , 1 4 0,375 1 0, 92 0, 92 0, 015 (6 10 ) 61, 9 a c sβ = = = = ⋅ ; 3) параметр модели m по (4.1.5): 1 2 1 2 0, 375 0, 25 0, 67 0, 375 0, 375 m − β − ⋅ = = = = β ; 4) параметр wk по (4.1.6): pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть іi. практическая реализация метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 112 2 2,67 6 6 0,67 0, 015 0, 375 5 10 0, 8 10 ( / 2 ) 24(4, 41 / (2 0,15)) 6, 06 m w m c k k q в + − −β ⋅ ⋅= = = = ⋅ ⋅ . 2. аналогичным образом выполнены расчеты 1) для случаев 2 269hb = , кг/мм 2, 3 578hb = , кг/мм 2; 2) результаты расчетов представлены в табл. 4.1 в соответствующих строках 4.1.5. сравнение износа сталей при разной твердости 1) выполним при 1σ = кг/мм2 по зависимости: 6 1 1 12 9 3 2 ( 174) 0,8 10 220 ( 578) 3, 6 10 w w w w u hb k u hb k − − = ⋅ ε = = = = = ⋅ раз, 7 2 23 9 3 ( 269) 10 28 ( 578) 3, 6 10 w w u hb u hb − − = ε = = = = ⋅ раз. общие выводы 1. из анализа исследований, выполненных по методу br hv следует: 1.1. это один из самых распространенных методов испытаний на абразивный износ. доказательством этому является стандартизация это метода в большинстве развитых стран мира. 1.2. в то же время следует отметить качественный, а не количественный характер результатов метода, что не позволяет переносить результаты испытаний на условия испытаний отличие от стандартизированных. 1.3. предложенная систематизация разных конструктивных, геометрических и других признаков метода позволяет реализовать системный подход к его дельнейшему исследованию 1.4. наиболее совершенным в настоящее время следует признать многоцелевой анализатор абразивного истирания фирмы plint tribology. 1.5. на основе анализа формулированы задачи, направленные на устранение основного недостатка исследований: отсутствие моделей и исследуемых процессов и методов определения параметров этих моделей; устранение этого недостатка позволит распространять результаты исследований на натурные условия отличные от модельных. 2. на основе общих положений теории подобия и размерностей построена многофакторная обобщенная модель абразивного изнашивания включающая: 1) перечень определяющих и определяемых параметров; 2) безразмерные комплексы или критерии подобия; 3) выбраны общие формы критериальных уравнений подобия процесса абразивного изнашивания незакрепленным абразивом. 3. как основа методов определения параметров критериальных уравнений, проведения испытаний на износ и определения параметров моделей: 1) решена прямая контактная задача о взаимодействии резинового ролика и стального образца, разделенных слоем песка; 2) решена обратная контактная задача об указанном взаимодействии; в результате получены расчетные зависимости для определения параметров моделей изнашивания по результатам лабораторных испытаний; 3) обратная задача решена для двух базовых случаев, а) в случае если начальная площадка контакта нулевая; в) в случае, если начальная площадка контакта отлична от нуля. 4. на основе разработанной теоретической основы метода испытаний на абразивный износ по схеме br hv: 1) разработана и реализована на примере детальная методика № 1 проведения испытаний с определением параметров размерной модели изнашивания; 2) разработана и реализована на примере методика № 2 проведения испытаний с определением параметров безразмерной обобщенной модели изнашивания. 5. разработана методика проведения испытаний и обработки результатов с определением параметров ,wk m модели изнашивания. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-ховарта (br hv). часть іi. практическая реализация метода проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 113 6. выполнены испытания на абразивный износ сталей с твердостями 1 174hb = кг/мм 2; 2 269hb = кг/мм 2; 3 578hb = кг/мм 2. установлено с помощью предложенной методики, что отношение износа сталей при указанной твердости при σ = кг/мм2, равно 3 2 1 1 28 220w w wu u u÷ ÷ = ÷ ÷ . 7. основным итогом этой части работы явилось создание теоретической основы метода испытаний на абразивный износ по схеме бринелля-хаворта с использованием безразмерных критериев подобия процесса изнашивания, что позволяет переносить результат испытаний, полученные в модельных условиях на описание натурных процессов в условиях отличных от модельных. литература 1. хрущев м.м., бабичев м.а. абразивное изнашивание. – м.: наука, 1970. – 251 с. 2. куксенова л.и., лантева в.г., колмаков а.г., рыбакова л.м. методы испытаний на трение и износ. – м.: интермет, 2001. – 152 с. 3.комбалов в.с. методы и средства испытаний на трение и износ конструкционных и смазочных материалов / справочник. м.: машиностроение, 2008. – 384 с. 4. добровольский а.г., кошеленко п.и. абразивная износостойкость материалов. к.: техника, 1989. – 128 с. 5. те многоцелевой анализатор абразивного истирания «песок на колесе». – internet. soctrede.com/equipment. надійшла 01.11.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_velboy.doc дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 78 вельбой в.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування вступ довговічність надійної роботи деталей пар тертя передусім визначається зносостійкістю їх контактних поверхонь. відомі рекомендації щодо підвищення зносостійкості в основному ґрунтуються на результатах теоретичних і експериментальних досліджень механізму і наслідків взаємодії контактних поверхонь з урахуванням впливу хімічного складу і структурних перетворень контактних поверхонь, наявності зносостійких покриттів, умов силового навантаження і мащення та інших експлуатаційних чинників. визначальними вихідними параметрами здебільшого задаються швидкість ковзання і контактний тиск з боку контртіла на поверхню зношування і зумовлені ним нормальні напруження досліджуваної поверхні. в той же час очевидним є факт наявності тангенціальних напружень в приконтактній зоні зношуваної поверхні тертя, зумовлених як контактним тиском, так і силою тертя з боку контртіла. аналіз літературних джерел показує, що практично відсутні методики розрахунку таких напружень і дослідження їх впливу на зносостійкість контактної поверхні. в даній роботі розглядаються питання наближеного аналізу напруженого стану приконтактної зони рухомого ковзкого контакту і визначення тангенціальних напружень у цій зоні за умови її пружної і пластичної деформації. наведено методику і будову пристроїв для експериментального дослідження впливу попередньо напруженої контактної поверхні на її зносостійкість за однакових інших умов. аналіз відомих досліджень принцип створення попередніх напружень протилежного знаку тим напруженням, які виникають на робочій поверхні виробу під час його експлуатації зазвичай використовують для виготовлення важко навантажених деталей машин з метою підвищення їх міцності. вперше цей принцип практично використаний для розрахунку скріплених циліндрів за умови дії радіальних і тангенціальних напружень плоского напруженого стану (задача ляме і гадоліна)). тангенціальні стискальні напруження ϕσ (рис. 1) робочої поверхні вставки 1 створюються товстостінною обоймою (бандажем) 2, напресованим на втулку з відповідним натягом. за прикладом розрахунку [1] показано, що при радіальному тиску р = 130 мпа на внутрішню поверхню діаметром 60 мм товстостінного циліндра діаметром 216 мм тангенціальні розтягувальні напруження ϕσ =150 мпа (рис. 1, а). якщо вставку 1 діаметром 114 мм скріпити з натягом 1,41 мм бандажем 2 діаметром 216 мм, то за рахунок контактного тиску на внутрішній поверхні вставки виникають стискальні напруження 1ϕ σ = 65 мпа (рис. 1, б). при дії того ж радіального тиску тангенціальні розтягувальні напруження внутрішньої поверхні вставки ϕσ = 48,2 мпа (рис. 1, в), тобто зменшуються більше ніж у 3 рази і відповідно підвищується міцність вставки. 2 1 sj2 sr 2 sj sj2 sj1 sj sr 1 sr sr 2 sr 1 sr sj1 -+ + + р а б в рис. 1 – радіальні σr і тангенціальні σφ напруження скріплених циліндрів ( задача ляме) до подібних конструкцій, зокрема, належать скріплені матриці з твердосплавними робочими вставками для холодного об’ємного штампування сталевих деталей. оскільки при холодному деформуванні металів радіальний тиск на стінку вставки досягає 1200 … 1500 мпа і більше, то вставку скріплюють декількома запресованими з натягом один в інший бандажами (рис. 2, а). інженерна методика [2] pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 79 розрахунку таких матриць також ґрунтується на теорії плоского напруженого стану необмежених товстостінних циліндрів за умови рівномірного тиску. відомі конструктивні схеми штампів, практичні рекомендації щодо технології виготовлення скріплених (бандажованих) матриць і виробничі показники їх стійкості [3, 4] показують, що незважаючи на суттєве спрощення моделі напруженого стану через неврахування граничних умов на торцях кінцевих циліндрів і нерівномірного тиску на робочу поверхню вставки, стійкість скріплених таким чином матриць підвищується у декілька разів. вдосконаленим різновидом попереднього створення стискальних напружень є обмотування з натягом зовнішньої поверхні вставки стрічкою [5] з високоміцного матеріалу шириною, рівною висоті матриці (рис. 2, б) або обмотування з натягом криволінійної поверхні матриці [6] високоміцним дротом (рис. 2, в). р р р 3 2 1 4 1 5 4 а б в рис. 2 – скріплення робочих вставок матриць бандажуванням (а), обмотуванням з натягом міцною стрічкою (б) і міцним дротом (в): 1 – робоча вставка; 2, 3 – бандаж; 4 – обмотка стрічкою; 5 – обмотка дротом аналітичні рішення [7] осесиметричних задач теорії пружності для кінцевих циліндрів ґрунтуються на моделі об’ємного напруженого стану для визначення осьових zσ , радіальних rσ , тангенціальних ϕσ і дотичних rzτ напружень. опрацюванні автором табличні дані відносної величини /σ р і характер розподілу складових напруженого стану за умови внутрішнього тиску р при в/а = 1,5, 2/ =ah , 4,0/ =hl (задача № 75) представлені на рис. 3. числові значення напружень при z/2a = 1 діють у серединному січенні циліндра. показано, що при дії сталого тиску р на ділянці l внутрішньої поверхні (крива 1) виникають рівнозначні стискальні радіальні напруження ( )arr =σ , які поступово (крива 2) зменшуються ( )arr 25,1=σ і відсутні на зовнішній поверхні циліндра. р z r h l а в р z r h l а в z rf sj trj trz srsz 1 2 7 6 3 4 5 0,81,21,6 0,4 0 0,4 0,8 1,2 1,6 1,8 2,2 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 z/ 2a s/ p а б рис. 3 – розрахункова схема (а) і складові об’ємного напруженого стану (б) кінцевого товстостінного циліндра [7] тангенціальні розтягувальні (криві 3 і 4) напруження як на внутрішній ( )ar =σϕ , так і на зовнішній ( )вr =σϕ поверхнях досягають значного максимуму на границях дій внутрішнього тиску. осьові напруження (крива 5) на внутрішній поверхні ( )arz =σ стискальні, а на зовнішній поверхні ( )вrz =σ розтягувальні (крива 6), максимальні в серединному січенні циліндра і відсутні на торцях, призводять до викривлення циліндра. дотичні напруження (крива 7) відсутні на поверхнях циліндра, а в тілі стінки розтягувальні знизу ( )arrz 25,1=τ і стискальні зверху. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 80 дослідженнями [8, 9, 10] напруженого стану наскрізних і глуходонних циліндричних матриць закритих штампів з урахуванням кінцевих розмірів, конструктивних ознак і нерівномірної інтенсивності навантаження робочої поверхні також встановлено якісний і кількісний розподіл тангенціальних і осьових напружень на внутрішній і зовнішній поверхні матриці. розроблена інженерна методика розрахунку основана на мінімізації потенціальної енергії навантаженої системи методом ритца [11] з використанням математичного апарату варіаційного числення і фундаментальних функцій а.н. крилова [12]. така методика в більшій мірі дозволяє практично реалізувати принцип попереднього напруження для раціонального конструювання матриць, навантажених нерівномірним тиском на ділянці робочої поверхні, що призводить до її пружного викривлення і відхилення від циліндричності штампованого виробу. розроблена матриця [6], яка відрізняється тим, що з метою підвищення геометричної точності штампованих виробів шляхом зменшення впливу пружної деформації на матеріал заготовки і підвищення зносостійкості за рахунок стискальних напружень, твірна зовнішньої поверхні матриці виготовлена за кривою, адекватною кривій розподілу радіальної деформації і обмотана з натягом шарами змінною кількістю витків високоміцного дроту (рис. 2, в). основна частина особливий інтерес представляє дослідження напруженого стану поверхонь контактної взаємодії, наприклад, вала і підшипника ковзання з урахуванням сили тертя, яка чисельно рівна тій мінімальній зовнішній дотичній силі, яку необхідно прикласти до тіла, щоб заставити його стабільно ковзати на необмежену відстань по поверхні іншого тіла. за даними роботи [13] при контакті двох сфер дотичні напруження на контактній поверхні збільшують напруження зсуву в глибинних шарах матеріалу і зміщують їх максимум в напрямі до контактної поверхні. при переміщені сфери по поверхні пружного тіла в ньому виникають знакозмінні дотичні напруження, які призводять до втомного руйнування матеріалу. в роботі [14] показано, що при рухомому контакті шорстких поверхонь руйнування матеріалу ймовірно відбувається незалежно у двох зонах: ближче до контактної поверхні і на деякій глибині контактної зони. при досягненні коефіцієнтом тертя критичних значень виникають умови для глибинного руйнування матеріалу з утворенням крупних часточок зносу, розміри яких такого ж виміру, як і відстані між плямами контакту. тому врахування тангенціальних напружень прилеглої до зношуваної поверхні зони рухомого контакту вимагає спеціальних досліджень з питань руйнування тіл при терті. в даній роботі поставлена задача розробити методику попереднього створення пружних напружень в тілі зразка і дослідження впливу цих напружень на зношування контактної поверхні зразка за інших однакових умов випробування. відомі способи [15] для випробувань на тертя і зношування, в яких контртіло має циліндричну форму і обертається із заданою швидкістю під час випробувань, а нерухомі випробувальні зразки різної геометричної форми притискаються до зовнішньої поверхні контрзразка із заданим навантаженням. найближчим до запропонованого способу є метод трибологічних випробувань спряжень «вкладиш підшипника – шийка колінчастого валу» [16]. недоліком відомих способів є те, що при випробуванні на тертя і зношування задається лише контактний тиск сили притискання випробувального зразка до контртіла і не враховується напружений стан зони, прилеглої до контактної поверхні зразка. поставлене задача вирішується тим, що для випробувань використовують три зразки пружного випробувального матеріалу у формі прутка однакової довжини і однакового круглого або квадратного поперечного перерізу. одному із випробувальних зразків шляхом пластичної деформації згинанням надають остаточну u подібну форму радіусом кривизни r з паралельними прямими ділянками (рис. 4, а) і такий зразок є еталоном для порівняння результатів випробування, а інші два зразки того ж матеріалу зігнуті з таким же радіусом кривизн r так, що у вільному стані кут між прямими ділянками одного зразка складає 120° (рис. 4, б), а іншого 60° (рис. 4, в). l r r r l 110 120 o o р р60 о l р р 70 о sс sр а б в рис. 4 – зразки для випробування впливу попереднього напруження на зношування матеріалу pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 81 при пружному догинанні або перегинанні силою р відповідно першого і другого зразка до паралельного стану прямолінійних ділянок (пунктирні лінії на рисунку) на внутрішній поверхні першого зразка створюються стискальні сσ , а другого – розтягувальні рσ осьові напруження. випробування матеріалу на зношування проводять таким чином. за певних умов навантаження, мащення, часу і швидкості обертання контртіла випробують і отримують пляму зношування внутрішньої поверхні зразка-еталона та кількісно оцінюють ступінь його зносу, наприклад, шляхом вимірювання розмірів плями зношування або його зважування. інші випробувальні зразки догинають або розгинають в межах пружної деформації до u подібної форми зразка-еталона радіусом кривизни r з паралельними прямими ділянками і напружений зразок випробують на зношування за тих же умов тертя і так само кількісно оцінюють ступінь його зносу шляхом вимірювання розмірів плями зношування у напруженому стані зразка або його зважування у вільному стані за результатами порівняння ступеню зношування ненапруженого зразка-еталона і попередньо напруженого зразка виявляють і оцінюють вплив попередньо створених напружень прилеглої до поверхні тертя зони на її зношування. для випробування зразків виготовлений пристрій (рис. 5), який містить важіль 1, встановлений з можливістю вільного обертання у шарнірі 2 стійки 3 під дією підвішеної наважки 4. до важеля прикріплена з можливістю знімання жорстка п подібна скоба 5, розміщена над приводним котртілом 6, виготовленим зі сталі 6хс твердістю 51 … 52 нrc у формі диска, що обертається. радіус r диска контртіла не більше половини радіуса r кривизни випробувального зразка 7. випробувальний зразок 7 розміщений у жорсткій скобі 5 і закріплений в межах прямих ділянок до скоби фіксаторами 8. задана сила притискання випробувального зразка до контактної поверхні контртіла створюється наважкою 4. рис. 5 – пристрій для випробування впливу попереднього напруження на зношування матеріалу зразків пристрій працює таким чином: зразок-еталон 7 u подібної форми вільно вставляються в скобу 6 і кріпиться до скоби двома фіксаторами 8 в межах прямолінійних ділянок. надігнутий зразок пружно догинається, а перегнутий розгинається між стінками скоби до набуття u подібної форми радіусом кривизни r з паралельними прямими ділянками і в напруженому таким чином стані так само кріпиться до скоби двома фіксаторами 8. скоба нерухомо кріпиться до важеля 1 і вставлений зразок притискається до контртіла заданою силою р наважки 4. за певної частоти обертання контртіла 6 протягом заданого часу відбувається тертя контактних поверхонь.. проведені лабораторні випробування даного способу і пристрою для дослідження зношування зразків, виготовлених з каліброваного дроту діаметром 6 мм холоднотягнутої сталі 14х17н2. комплект 3-х зразків довжиною 275 мм згинали радіусом кривизни r = 85 мм так, щоб вони набули остаточної форми, як показано на рис. 4. зразок-еталон вільно вставляли в скобу 5 показаного пристрою, а інші додатково пружно згинали (рис. 4, б) або розгинали (рис. 4, в) радіусом кривизни r і в напруженому стані закріплювали в скобі 5 фіксаторами 8. випробування проводили на доопрацьованій багатофункціональній установці [17] за умови притискання зразка силою 15 н, швидкості ковзання 1 м/с і шляху тертя 65 м при змащуванні поверхні контртіла радіусом r = 30 мм мастилом шрб-4 (ту 33. усср 201143-77). після кожного випробування знімали скобу 5 з важеля 1 і в напруженому стані вимірювали розміри еліпсоподібної плями зношування з точністю 0,01мм штангенциркулем electronic digital caliper. усередненні результати вимірювання 3-х комплектів зразків представлені в таблиці, а плями зношування показані на рис. 6. таблиця розміри еліпсоподібної плями зношування випробувальних зразків вид зразка більша вісь еліпса, мм менша вісь еліпса, мм площа, мм2 зразок-еталон а (рис. 4, а) 13,20 2,97 29,4 додатково зігнутий б (рис. 4, б) 9,55 2,85 20,4 пружно розігнутий в (рис. 4, в) 14,65 3,80 41,7 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 82 показано, що площа еліпсоподібної плями зношування контактної поверхні попереднього напруженого зразка за рахунок створення стискальних напружень за інших однакових умов не більше 70 % площі плями зношування поверхні ненапруженого зразка-еталона., а при наявності розтягувальних напружень пляма зношування перевищує знос зразка-еталона майже в 1,5 рази. б а в а б рис. 6 – випробувані зразки (а) і плями (б) зношування їх контактної поверхні в результаті проведених випробувань також встановлено величину пружного відновлення форми зразків після виймання їх зі скоби 5. кут між прямолінійним ділянками додатково зігнутого зразка (рис. 4, б) зменшується приблизно до 110°, а пружно розігнутого – збільшується до 70°. величина пружинення як додатково зігнутих так і розігнутих (рис. 4, в) зразків знаходиться в межах 10° . за величиною пружинення можна визначити рівень попередньо створених напружень в зразках. за умови проведених випробувань (рис. 7) однобічне пружинення ϕ = 5° наближено призводить до пружного горизонтального переміщення точки с прикладання стискальної сили р на відстань ∆x=r tg⋅ 5о = 8,5 × 0,08 = 0,68 см. а а n 0 r b c pa j ùx mmax рис. 7 – до розрахунку попередньо створених напружень зразка з іншого боку за відомими формулами [1] розрахунку зусиль і переміщень згинання круглого стрижня в будь-якому січенні (точка в) визначається за формулою:       α − α =∆ 4 2sin 2 2 ei pr x , де p – горизонтальна сила згинання стрижня; r – радіус кривизни стрижня; α – кут нахилу сили згинання до нормалі лінії кривизни стрижня: е = 2,1∙ 106 кг/см2 – модуль пружності сталі; 0065,005,0 4 == di cм4 – статичний момент інерції січення зразка діаметром d = 0,6 см. при r = 8, 5 см, α = π /2: 004,0 4 2sin 40065,0101,2 5,8 6 2 =      π − π ⋅⋅ ⋅ =∆ p x p або 0,68 =0,04 р , звідки р = 170 н. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 83 в серединному січенні а а зразка діють сила n =p∙ αsin = 170∙ πsin /2 = 170 h і максимальний згинальний момент m =pr∙ αsin = 170∙8,5 ∙ πsin /2 = 1145 н∙см. максимальні напруження в серединному січенні зразка: w m f n +=σmax , де f = 4/2dπ = 3,14∙0,62/4 = 0,28 см2 – площа поперечного січення зразка; w = 0,1 d3 = 0,1∙0,63 = 0,02 см3 – момент опору поперечного січення зразка. максимальні попередньо створені стискальні (рис. 4, б) або розтягувальні (рис. 4, в) напруження в серединному січенні даних зразків: 7,5785 02,0 5,114 28,0 17 max =+=σ кг/ см 2 ≈ 586 мпа. висновки представлена методика створення і розрахунку попереднього напруженого стану зразків, конструкція пристрою і результати випробування впливу напружень стискання і розтягування зразків на зношування контактної поверхні тертя за однакових інших умов. показано, що при наявності стискальних напружень в межах 600 мпа знос зразків зі сталі 14х17н2 зменшується до 30 %, а такі ж напруження розтягування збільшують знос контактної поверхні майже у 1,5 рази. література 1. рудицын м.н. и др. справочное пособие по сопротивлению материалов. под общ. ред. м.н. рудицына. минск: вышейша школа, 1970. – 630 с. 2. трахтенберг б.ф., векслин и.и. методика расчета и конструктивные особенности скрепленного инструмента для холодной объемной штамповки. руководящие материалы. куйбышев, 1969. 3. холодная объемная штамповка. справочник. под ред. г.а.навроцкого. – м.: машиностроение, 1973. – 496 с. 4. трахтенберг б.ф. стойкость штампов и пути её повышения. куйбышевское книжное издательство, 1964. 5. патент сша № 3 691. 816, кл. 72-467, 1972. 6. авторское свидетельство ссср № 676375, кл. в 21 j 13/02. матрица для объемной штамповки. вельбой в.п. опубл.30.07.79 бюл. № 28. 7. колотов м.а. и др. упругость и прочность цилиндрических тел. учебное пособие для вузов. – м.: высшая школа, 1975. – 526 с. 8. вельбой в.ф., ганаго о.а., ситников е.и. исслдование напряженно-деформированного состояния при штамповке в закрытых штампах // сб. научных трудов № 89 челябинского политехнического института. челябинск, 1971. – с. 123 – 128. 9. ганаго о.а., вельбой в.ф. расчёт на прочность осесимметричных штампов // в сб.: совершенствование кузнечно-штамповочного производства. – л.: машиностроение, 1971. – с. 176 – 184. 10. ганаго о.а. вельбой в.ф основы расчета на прочность осесимметричных штампов холодной объемной штамповки // кузнечно-штамповочное производство. – 1973. – № 5. – с. 1-5. 11. расчеты на прочность в машиностроении / под ред. с.д. пономарёва. том іі. – м.: машгиз, 1958. – 654 с. 12. вельбой в.п. ефективність функцій крилова для розрахунку напружено-деформованого стану товстостінних циліндрів // проблеми трибології. – 2006. – № 1. – с. 173 -183. 13. горячева и.г., добычин м.н. контактные задачи в трибологии. – м.: машиностроение, 1988. – 256 с. 14. кузнецов е.а., гороховский г.а. фрикционное взаимодействие шероховатых тел с позиции механики твердого тела / трение и износ. – т.1, №4. – 1980. – с. 638-649. 15. комплекс машин и методики определения антифрикционных свойств материалов при трении скольжения / э.т. мамыкин, м.к. коваль, а.и. юга и др. / порошковая металлургия. – 1973. – №1. – с. 67-72 16. методы испытаний на трение и износ: справ. изд. // л.и. куксенова, в.г. лаптева, а.г. колмаков, л.м. рыбаков – м.: «интермет инжиниринг», 2001. – 152 с.. 17. вельбой в.п., кузьменко а.г., диха о.в., диха м.о. багатофункціональна лабораторна установка для дослідження трибологічних властивостей конструкційних і мастильних матеріалів // проблеми трибології. – 2008. – №1. с. 94-98. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_kuzm2.doc испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 41 кузьменко а.г., решетник п.п. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без введение 1. практически все сопряжения поверхностей в узлах трения машин можно разделить на два вида: 1) герцевский контакт – упругий контакт с малой площадкой контакта ra << ; 2) внутренний контакт цилиндров 21 rr < с площадкой контакта, соизмеримой с радиусом. 2. в ряде случаев цилиндры или валы в машинах вращаются, а их поверхности перекатываются друг по другу. при этом возможно два случая: 1) внутренний и наружный цилиндры соедены устройством типа шпонка или штифт; 2) цилиндры не соедены в окружном направлении и свободно перекатывающиеся друг по другу. 3. известно, что как в одном, так и в другом случаях при длительном взаимодействии цилиндры изнашиваются. цель работы, в конечном счете, состоит в разработке и реализации методов по снижению износа при перекатывании внутренних цилиндрических сопряжений. 4. при разработке методов повышения износостойкости неизбежно реализуются два основных этапа: 1) собственно разработка метода (технологического, конструкционного, подбором смазок и т.д.); 2) второй обязательный этап разработка методов испытаний на износ сопряжений с целью оценки эффективности метода повышения износостойкости. реализация этого второго этапа в свою очередь делится на две части: 1) построение математической модели изнашивания; 2) проведение испытаний с определением параметров модели изнашивания. 5. при построении и реализации модели изнашивания необходимо определить: 1) контактное давление в сопряжении; 2) величину пути трения точек одной поверхности по точкам другой поверхности. в работе [1] рассмотрены теоретические положения по определению пути трения или величины проскальзывания, возникающие при внутреннем качении цилиндров. 6. в данной работе выполнены экспериментальные исследования: 1) пути трения (скольжения); 2) износа поверхностей при внутреннем качении цилиндров, как со шпонкой, так и без шпонки; 3) влияние разных смазок на износ цилиндров. 1. испытание на износ при качении шпоночного соединения 1.1. методика испытаний 1.1.1. установка основа установки металлический каркас, на котором находятся основные элементы: двигатель и редуктор, соединенных между собой клиноременной передачей. на валу диаметром 10 мм, крепится подшипник 60200. первый подшипник нагружается внешней силой, а второй является дополнительной опорой для вала и значительно уменьшает его перемещения, что дает возможность загрузить исследуемый подшипник только в радиальном направлении. установка тет-02 предназначена для исследования проскальзывания в радиальных подшипниках качения. рис. 1 − установка тет-02 порядок работы: 1) установить регулятор оборотов в крайнее левое положение; 2) установить переключатель в верхнее (вращение по часовой стрелке) или в нижнее положение (вращение против часовой стрелки); pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 42 3) включить сетевой выключатель и регулятором установить необходимую частоту вращения. контроль проводится по вольтметру и амперметру. эти устройства показывают напряжение и ток рабочей обмотки двигателя. максимально допустимая величина напряжения на рабочей обмотке не должно превышать 110 в. рис. 2 − установка со шпонкой 1.1.2. порядок испытаний 1) с помощью шарика d = 5,34 мм на внешней стороне втулки 2 вдавливаем лунку и измеряем её диаметр на иза-2. 2) кольцо 4 надеваем на втулку 2 и с помощью штифта 3 объединяем их между собой. 3) устанавливаем объединённые детали на вал 1, и фиксируем гайкой 5. 4) нагружая устройством, устанавливаем необходимую нагрузкуq на испытательный узел. 5) включаем установку тет-03 и регулятором устанавливаем число оборотов n . 6) после отработанного времени t выключаем тет-03. 7) снимаем нагрузку с детали. 8) придерживая приводной пас, отвинчиваем гайку и снимаем деталь с вала. 9) отвинчивая штифт, разъединяем втулку и кольцо. 10) с помощью измерительного устройства иза-2 измеряем диаметр лунки. 11) проводим расчеты по формулам и заносим их в таблицу данных. 1.1.3. способ измерения износа рис. 3 − схема вдавливания шарика 1) начальная глубина лунки определяется по зависимости: ))2(2( 2 1 22 0 0drrh −−= ; (1) 2) текущая глубина лунки: ))2(2( 2 1 22 drrh −−= ; (2) 3) износ определяется как разница глубин лунок: ))2(2)2(2( 2 1 222 0 2 02 drrdrrhhuw −+−−−=−= ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 43 )2)2(( 2 1 2 0 2 0 2 drdruw −−−= . (3) 1.2. порядок обработки результатов 1. определение глубины отпечатка: r a u w 2 2 = , (4) где −a радиус отпечатка; −r радиус вдавливаного шарика, r = 2,67 мм. 2. определение глубины износа: 10 www uuu −=∆ , (5) где −0wu начальная глубина отпечатка; −1wu глубина отпечатка после проведения испытаний за время t . 3. полный путь трения: bnts 21 = , (5) где −b полуширина полосы контакта; −n частота вращения детали; −t время испытаний; 2/1 12 21128,1       − ⋅ ⋅= rr rr le q в , (6) где −q нагрузка на деталь; −1r внешний радиус втулки; −2r внутренний радиус кольца; −l ширина втулки. 4. параметр модели изнашивания m : 02 01 2 1 lg lg σ σ = w w u u m , (7) где 1wu∆ , −∆ 2wu величины износа детали при различных нагрузках q ; −σ максимальное давление в контакте.       − ⋅=σ 21 12 0 418,0 rr rr l qe . (8) 5. параметр модели изнашивания wk : 22 2 02 22 )()( )( s u k ww σ = . (9) 6. отношение износа: 2 0 1 0 2 1 2 1 m m w w w w k k u u σ σ ⋅= . (10) 1.3. реализация испытаний и их обработка (со шпонкой) 1.3.1. исходные данные: r = 2,67 мм; 1q = 10 кг; 2q = 20 кг; n = 650 об/мин; 1r = 35мм; 2r = 35,5 мм; ∆ = 0,5 мм. 1.3.2. результаты испытаний без смазки при нагрузке 10 кг. 1. определение глубины отпечатка pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 44 r a u w 17,034,5 9,0 2 2 0 === мм; ммu w 163,034,5 87,0100 == мм; u w 159,034,5 85,0200 == мм; ммu w 156,034,5 83,0300 == мм; u w 15,034,5 8,0600 == мм; u w 144,034,5 77,0900 == мм. 2. определение глубины износа: ммuuu www 007,0163,017,0 1000100 =−=−=∆ мм; uuu www 011,0159,017,0 2000200 =−=−=∆ мм; uuu www 014,0156,017,0 3000300 =−=−=∆ мм; ммuuu www 02,015,017,0 6000600 =−=−=∆ мм; ммuuu www 026,0144,017,0 9000900 =−=−=∆ мм. 3. полный путь трения: bnts 2= ; 23,0 5,1775,17 5,1775,17 101,215 10 128.1 2 1 4 =      − ⋅ ⋅ ⋅⋅ = − в ; bnts 510010 103,010065023,022 ⋅=⋅⋅⋅== мм; bnts 520010 106,020065023,022 ⋅=⋅⋅⋅== мм; bnts 530010 109,030065023,022 ⋅=⋅⋅⋅== мм; bnts 560010 108,160065023,022 ⋅=⋅⋅⋅== мм; bnts 590010 107,290065023,022 ⋅=⋅⋅⋅== мм. остальные расчёты аналогические и занесены в таблицы результатов. таблица 1 результаты испытаний без использования смазки при нагрузке 10 кг № хвt, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,9 0,17 2 100 1,86 0,163 0,007 0,3 3 200 1,84 0,159 0,011 0,6 4 300 1,825 0,156 0,014 0,9 5 600 1,79 0,15 0,02 1,8 6 900 1,754 0,144 0,027 2,7 таблица 2 результаты испытаний без использования смазки при нагрузке 20 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 2,0 0,19 2 100 1,93 0,176 0,014 0,42 3 200 1,894 0,168 0,022 0,84 4 300 1,86 0,162 0,028 1,25 5 600 1,79 0,15 0,04 2,5 6 900 1,717 0,138 0,052 3,75 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 45 принимаем для данного случая при времени 900 минут: 1∆ wu = 0,027 мм и 2∆ wu = 0,052 мм. 2 1 21 12 0 418,0       − ⋅=σ rr rr l qe ; 2 1 4 1 4,175,175,17 5,1775,17 15 101,210 418,0 =      ⋅ − ⋅ ⋅⋅ =σ кг/мм2; 2 1 4 2 98,175,175,17 5,1775,17 15 101,220 418,0 =      ⋅ − ⋅ ⋅⋅ =σ кг/мм2; 84,1 98,1 4,1 lg 052,0 027,0 lg ==m . в случаях без смазки, литол 24 и литол 24 + бронзовый порошок, поскольку зазор и нагрузка одинаковы то 1σ и 2σ будут соответственны для каждого из них. параметр модели износа wk 22 2 02 22 )()( )( s u k ww σ = ; 952 104,181075,398,1 027,0 −⋅= ⋅⋅ =wk ; 984,19 max 107,6498,1104,18 −− ⋅=⋅⋅=σ⋅= mww ku . смазка литолом 24 таблица 3 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 при нагрузке 10 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,6 0,12 2 100 1,57 0,116 0,004 0,3 3 200 1,56 0,114 0,0059 0,6 4 300 1,55 0,113 0,007 0,9 5 600 1,53 0,11 0,01 1,8 6 900 1,51 0,107 0,013 2,7 таблица 4 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 при нагрузке 20 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,53 0,11 2 100 1,476 0,102 0,008 0,42 3 200 1,45 0,0985 0,0115 0,84 4 300 1,432 0,096 0,014 1,25 5 600 1,387 0,09 0,02 2,5 6 900 1,34 0,084 0,026 3,75 принимаем для данного случая при времени 900 минут: 1∆ wu = 0,013 мм и 2∆ wu = 0,026 мм. 2 98,1 4,1 lg 026,0 013,0 lg ==m . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 46 параметр модели износа wk : 22 2 02 22 )()( )( s u k ww σ = ; 9 52 1085,8 1075,398,1 013,0 −⋅= ⋅⋅ =wk ; 929 max 107,3498,11085,8 −− ⋅=⋅⋅=σ⋅= mww ku . смазка литолом 24 + порошок бронзы таблица 5 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 + бронзовый порошок при нагрузке 10 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,95 0,178 2 100 1,931 0,1746 0,0034 0,3 3 200 1,922 0,173 0,005 0,6 4 300 1,918 0,1722 0,0058 0,9 5 600 1,904 0,1696 0,0084 1,8 6 900 1,89 0,1674 0,0106 2,7 таблица 6 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 + бронзовый порошок при нагрузке 20 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 2,2 0,23 2 100 2,18 0,2233 0,0067 0,42 3 200 2,17 0,2204 0,0096 0,84 4 300 2,16 0,2182 0,0118 1,25 5 600 2,14 0,2132 0,0168 2,5 6 900 2,11 0,2085 0,0215 3,75 принимаем для данного случая при времени 900 минут: 1∆ wu = 0,0106 мм и 2∆ wu 0,0215 мм. 04,2 98,1 4,1 lg 0215,0 0106,0 lg ==m . параметр модели износа wk : 22 2 02 22 )()( )( s u k ww σ = ; 9 52 102,71075,398,1 0106,0 −⋅= ⋅⋅ =wk ; 904,29 max 102998,1102,7 −− ⋅=⋅⋅=σ⋅= mww ku . 2. испытания на износ при свободном внутреннем качении цилиндров (без шпонки). 2.1. методика испытаний на проскальзывание методика и результаты определения величины проскальзывания: 1) на кольцо 3 и на втулку 2 наносим вертикальные линии. 2) устанавливаем деталь на вал и зажимаем гайкой. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 47 3) включаем установку на низкие обороты или прокручиваем вручную, щитая количество оборотов которые сделает втулка , чтобы кольцо проскользнуло один полный оборот. рис. 4 − схема установки без шпонки 1 − вал; 2 − втулка; 3 − кольцо; 4 − гайка зависимость величины проскальзывания от зазора и нагрузки при зазоре 1мм коэффициент проскальзывания составляет 1/29, при зазоре 2мм коэффициент составляет 1/17 , то есть при изменении зазора коэффициент проскальзывания тоже изменяется , а при изменении нагрузки коэффициент проскальзывания остаётся неизменным . 2.2. методика испытаний на износ 2.2.1 порядок испытаний 1) с помощью шарика 34,5=d мм на внешней стороне втулки 2 вдавливаем лунку и измеряем её диаметр на иза-2; 2) кольцо 4 надеваем на втулку 2; 3) устанавливаем детали на вал 1, и фиксируем гайкой 5; 4) нагружая устройством, устанавливаем необходимую нагрузкуq на испытательный узел; 5) включаем установку тет-03 и регулятором устанавливаем число оборотов n ; 6) после отработанного времени t выключаем тет-03; 7) снимаем нагрузку с детали; 8) придерживая приводной ремень, отвинчиваем гайку и снимаем деталь с вала; 9) отвинчивая штифт, разъединяем втулку и кольцо; 10) с помощью измерительного устройства иза-2 измеряем диаметр лунки; 11) проводим расчеты по формулам и заносим их в таблицу данных. 2.3. результаты испытаний (без шпонки) 2.3.1. исходные данные r = 2,67 мм; 1q = 10 кг; 2q = 20 кг; n = 650 об/мин, 1r = 34,7 мм; 2r = 35,7 мм; ∆ = 1мм. 2.3.2. результаты испытаний без смазки таблица 7 результаты испытаний без использования смазки при нагрузке 10 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,81 0,153 2 100 1,79 0,15 0,003 0,21 3 200 1,78 0,148 0,005 0,42 4 300 1,77 0,146 0,007 0,63 5 600 1,74 0,141 0,012 1,25 6 900 1,7 0,136 0,016 1,87 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 48 таблица 8 результаты испытаний без использования смазки при нагрузке 20 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 2,05 0,196 2 100 2,01 0,189 0,007 0,3 3 200 1,99 0,185 0,011 0,6 4 300 1,97 0,182 0,014 0,9 5 600 1,93 0,174 0,022 1,8 6 900 1,88 0,166 0,03 2,7 принимаем для данного случая при времени 900 минут: 1∆ wu = 0,016 мм и 2∆ wu = 0,03 мм. 2 1 21 12 0 418,0       − ⋅=σ rr rr l qe ; 2 1 4 1 98,135,1785,17 35,1785,17 15 101,210 418,0 =      ⋅ − ⋅ ⋅⋅ =σ кг/мм2; 2 1 4 2 81,235,1785,17 35,1785,17 15 101,220 418,0 =      ⋅ − ⋅ ⋅⋅ =σ кг/мм2; в случаях без смазки, литол 24 и литол 24 + бронзовый порошок, поскольку зазор и нагрузка одинаковы то 1σ и 2σ будут соответственны для каждого из них. 8,1 81,2 98,1 lg 03,0 016,0 lg ==m . параметр модели износа wk : 22 2 02 22 )()( )( s u k ww σ = ; 9521 1051,7107,281,2 016,0 −⋅= ⋅⋅ =wk ; 98,19 max11 103,4881,21051,7 −− ⋅=⋅⋅=σ⋅= mww ku . со смазкой литол 24 таблица 9 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 при нагрузке 10 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,634 0,125 2 100 1,62 0,1232 0,0018 0,21 3 200 1,615 0,122 0,003 0,42 4 300 1,61 0,121 0,004 0,62 5 600 1,59 0,1185 0,0065 1,25 6 900 1,574 0,116 0,0092 1,87 таблица 10 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 при нагрузке 20 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,74 0,142 2 100 1,716 0,1379 0,0041 0,3 3 200 1,7 0,1355 0,0065 0,6 4 300 1,69 0,134 0,008 0,9 5 600 1,66 0,129 0,013 1,8 6 900 1,63 0,124 0,017 2,7 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 49 принимаем для данного случая при времени 900 минут: 1∆ wu = 0,0092 мм и 2∆ wu = 0,017 мм: 76,1 81,2 98,1 lg 017,0 0092,0 lg ==m . параметр модели износа wk : 22 2 02 22 )()( )( s u k ww σ = ; 9 521 1032,4107,281,2 0092,0 −⋅= ⋅⋅ =wk ; 982,19 max22 106,2681,21032,4 −− ⋅=⋅⋅=σ⋅= mww ku . со смазкой литол 24 + бронзовый порошок таблица 11 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 + бронзовый порошок при нагрузке 10 кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,72 0,138 2 100 1,71 0,1365 0,0015 0,21 3 200 1,7 0,1355 0,0025 0,42 4 300 1,696 0,1347 0,0033 0,63 5 600 1,676 0,1315 0,0054 1,25 6 900 1,67 0,1305 0,0075 1,87 таблица 12 результаты испытаний с использованием смазки литол 24 + бронзовый порошок при нагрузке 20кг № t, хв d , мм u w , 0 мм u w ,∆ мм ,s мм·105 1 1,80 0,154 2 100 1,79 0,1503 0,0037 0,3 3 200 1,78 0,1485 0,0055 0,6 4 300 1,77 0,1471 0,0069 0,9 5 600 1,75 0,143 0,011 1,8 6 900 1,73 0,14 0,014 2,7 принимаем для данного случая при времени 900 минут: 1∆ wu = 0,0075мм и 2∆ wu = 0,014 мм; 78,1 81,2 98,1 lg 014,0 0075,0 lg ==m . параметр модели износа wk : 22 2 02 22 )()( )( s u k ww σ = ; 9 521 1052,3107,281,2 0075,0 −⋅= ⋅⋅ =wk ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com испытания на трение и износ при внутреннем качении цилиндров со шпонкой и без проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 50 978,19 max33 1014,2281,21052,3 −− ⋅=⋅⋅=σ⋅= mww ku . 3. сравнение результатов испытаний со шпонкой и при свободном качении таблица 13 результаты исследований со шпонкой без шпонки вид смазки без смазки литол 24 литол 24 + бронзовый порошок без смазки литол 24 литол 24 + бронзовый порошок зазор ∆, мм 0,5 0,5 0,5 1 1 1 10в 0,23 0,23 0,23 0,16 0,16 0,16 20в 0,32 0,32 0,32 0,23 0,23 0,23 10 900s , мм∙10 5 2,7 2,7 2,7 1,87 1,87 1,87 20 900s , мм∙10 5 3,75 3,75 3,75 2,7 2,7 2,7 1g , кг/мм 2 1,4 1,4 1,4 1,98 1,98 1,98 2g , кг/мм 2 1,98 1,98 1,98 2,81 2,81 2,81 m 1,84 2 2,04 1,8 1,76 1,78 wk ∙10 -9 18,4 8,85 7,2 7,1 4,3 3,52 wu ∙10 -9 64,7 34,7 29 48,3 26,6 22,1 основные результаты и выводы 1. разработана методика испытаний на износ при внутреннем качении цилиндров, методика включает: 1) установку для испытаний; 2) методику экспериментального определения величины проскальзывания (путь трения) при свободном качении цилиндров; 3) методику определения износа при внутреннем качении цилиндров. 2. разработанная методика использована для оценки эффективности смазки и присадки из порошка бронзы на повышение износостойкости сопряжения. 3. в результате испытаний установлено, что: 1) износ цилиндров со шпонкой больше износа цилиндров без шпонки в 1,34 раза, что объясняется соответственно большим путём трения; 2) смазка литолом снижает износ соединения в 1,86 раза; 3) смазка литолом с добавлением бронзового порошка снижает износ в сравнении со смазкой без добавления присадок в 1,2 1,9 раз; 4) общее снижение износа при использовании литола с порошком бронзы оценивается 2,34 2,18 раза. 4. предложенные метод испытаний и метод снижения износа могут быть рекомендованы на практике. литература 1. кузьменко а.г. скольжение, трение и износ при внутреннем качении цилиндров с проскальзыванием // проблемы трибологии. – 2011. – № 4. – с. 121-131. 2. кузьменко а.г. методы подобия в решении контактных задач для тел двоякой кривизны // проблемы трибологии. – 2008. – № 2. – с. 22-55. 3. методи розрахунків і випробувань на зношування та надійність / а.г. кузьменко // – хмельницький: 2002. – 151. с. надійшла 02.03.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 19_аulin.doc принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 129 аулін в.в. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах удк 621.891:621.001:631.31 в статті обґрунтовано використання таких принципів автоматичного керування процесами в трибосистемах як зворотного зв'язку, компенсації і комбінованого (зворотного зв'язку і компенсації одночасно). проаналізовані типи зв'язків трибосистем із зовнішнім середовищем, наведені схеми їх автоматичного керування з використанням від'ємного зворотного зв'язку по виходу, по стану, а також по виходу і стану одночасно. розглянуто приклади реалізації автоматичного керування для трибоспряжень двигуна на основі електронного блоку і електронної системи керування двигуном з використанням технологій триботехнічного відновлення. ключові слова: триботехнічна система, автоматичне керування, зворотний від'ємний зв'язок, зовнішнє середовище, моторна олива, двигун, самоорганізація, технологія трибовідновлення. вступ динамічні процеси в триботехнічних системах (тс), їх самоорганізація, стійкість і перехід від стаціонарного стану в нестаціонарний забезпечується різними механізмами саморегулювання [1]. при цьому самоорганізація виступає, як внутрішня властивість тс автоматичного підтримування на необхідному рівні параметрів протікаючих процесів. в тс проявляється деяка ієрархічна організованість, подібна до біологічних систем, яку можна представити деякою кількістю рівнів структурно-функціональної організації. на кожному з таких рівнів існують свої специфічні механізми саморегулювання, які базуються на принципах керування і характеру зв’язку тс із зовнішнім середовищем [2]. відкриті тс постійно обмінюються речовиною, енергією, інформацією із зовнішнім середовищем. обмін цими ж субстанціями відбувається і між частинами (елементами) тс. у разі негативної ентропії збільшується упорядкованість і здатність тс до самоорганізації. в таких умовах складна організація тс немислима без цілісності, яка означає незведенність її властивостей до сукупності властивостей її елементів. цілісність породжується структурою системи, типом зв’язку між її елементами. питання пов'язані з розробкою теорії автоматичного керування триботехнічних систем, управління їх поведінкою і станом, характером протікаючих процесів насьогодні не розроблені. не існує і теорії автоматичного регулювання, яка б враховувала специфічні процеси в триботехнічних системах, незважаючи на те, що загальну теорію автоматичного регулювання в лінеризованих технічних системах розробив російський вчений і.а. вишнеградський, яка отримала подальший розвиток в працях н. вінера, а.а. андронова, в.м. глушкова та ін. вчених. запропоновані ними принципи автоматичного керування на сучасному етапі розвитку техніки потребують перегляду, є потреба і в розробці автоматичного керування тс, особливо в яких реалізуються процеси самоорганізації, саморегулювання та реновації з використанням технологій триботехнічного відновлення [2]. мета і постановка задачі метою даної роботи є виявлення принципів автоматичного керування процесами в триботехнічних системах, їх можливості та реалізація на конкретних прикладах. виклад матеріалів досліджень основною функцією керування в тс є збереження стійкості еволюції розвитку та підтримання заданого режиму їх роботи. цю функцію можна автоматизувати за допомогою автоматичних регуляторів, дія яких базується на принципах керування процесами [2]. аналогічно до будь-яких технічних систем, в тс може бути реалізовано декілька принципів автоматичного керування (ак) поведінкою і станом. сутність першого принципу полягає в наступному: поява шкідливого ефекту або відхилення керованої величини від заданого значення виявляється, вимірюється і приводиться в дію виконавчими органами, які усувають зазначене. такий підхід до керування є принципом відхилення або зворотного зв’язку, який набув широкого поширення в техніці [4]. згідно цього принципу ак відхилення деякого параметру від необхідного рівня приводить до спрацювання функцій, які ліквідують цей дисбаланс, повертаючи даний параметр до потрібного рівня. mailto:aulin52@mail.ru принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 130 оскільки у випадку від’ємного зворотного зв’язку знак зміни параметру протилежний знаку його початкового відхилення, а при додатному зворотному зв’язку навпаки знак зміни співпадає зі знаком відхилення. в таких умовах тс виходить з одного стаціонарного стану і переходить в інший стан. зазначимо, що будь-яка тс здатна перебувати в різних стаціонарних станах, тому це дозволить їй функціонувати як у визначених співвідношеннях, так і адаптуватися до зовнішнього середовища при відповідних умовах. принцип зворотного зв’язку, який, незважаючи уваги на суттєві переваги, внутрішньо має глибокі суперечності: діючи по принципу зворотного зв’язку, перед тим як усунути шкідливий ефект, вимушені припустити його наявність. в той час, слід відмітити засоби по усуненню шкідливого ефекту приводяться в дію лише після того, як цей ефект виявлено. другим принципом ак в тс є принцип випередження або компенсації [2]. згідно нього необхідно щоб збурення подавалося на автоматичний регулятор миттєво, а на саму тс – із запізненням. в такій ситуації автоматичний регулятор встигає подати на систему вплив компенсуючий збурення, викликане випадковою зміною умов її функціонування. зазначимо, що запізнення такого впливу реалізувати технічно важко. незважаючи на це, принцип компенсації з часом набуває визнання в техніці, трибоспряженнях деталей і системах, в яких наявні процеси тертя і зношування. принцип компенсації не володіє недоліком першого принципу, але він вимагає передбачити причини, що породжують шкідливий ефект, і своєчасно привести в дію засоби, які усувають його наслідки. технічна реалізація принципу компенсації виявилася можливою на шляху зазначеному н. вінером [5], ідея якого полягає в тому щоб здійснити не запізнювання зовнішнього впливу, а передбачення сигналу про нього. автоматичний регулятор, що діє на основі упередженого значення сигналу, встигає привести в дію засоби, що компенсують наслідки збурення. н. вінер зазначив, що передбачення сигналів може бути тільки статистичним. значний внесок в це питання зроблено м.м. лузіним [6], який створив основи теорії інваріантності розв’язків диференціальних рівнянь і вказав на можливість компенсації процесів, що протікають в системі в окремих випадках і на причини, чому в інших випадках така компенсація неможлива. це обумовлено наявністю розривів у збуреннях зовнішнього середовища та можливістю непередбачених змін в самій системі, що призводить до неможливості встановлення абсолютно тотожної відповідності між параметрами автоматичного регулятора і параметрами системи. зазначимо, що при цьому мала невідповідність параметрів компенсації може привести до якісної зміни властивостей системи, появи нестійкості її елементів, автоколивань, зменшення стійкості системи до зовнішніх впливів. явище якісної зміни властивостей системи при малих змінах її параметрів вперше виявлено а.а. андроновим [7]. системи, в яких таке явище неможливе, віднесені до класу недосконалих систем. враховуючи цей недолік систем компенсації на думку н. вінера, найбільш розумним технічним рішенням задач ак може бути знайдено на шляху комбінування методів зворотного зв’язку і компенсації [2]. при цьому не виключається, що системи керування зі зворотним зв’язком і компенсаційні системи конкурують між собою. переваги того чи іншого методу керування залежать від того наскільки буде усталеними характеристики виконавчого органу. звичайно, при ак в тс вигідно поєднувати ці два методи. при тому ж рівні зворотного зв’язку поведінка тс визначено покращується. якщо ж виконавчий орган діє із запізненням, то компенсатор повинен бути упередженим, або прогнозуючим пристроєм, розрахованим на статистичний ансамбль вхідних сигналів. зрозуміло, що інформативний зворотний зв'язок з компенсатором є лише частковим випадком, загальної теорії ак процесами в тс. теорія статистичного передбачення сигналів є важливим кроком на шляху створення нових принципів ак технічними системами, в тому числі і тс, із врахуванням впливу зовнішнього середовища, структури та специфіки їх поведінки. тс із зовнішнім середовищем можуть мати як прямий, так і зворотний, зв’язки. сутність прямого зв’язку полягає в поданні сигналу без затримки на вхід тс. система з прямим зв’язком є відкритою. якщо при цьому відсутній зворотній зв’язок, то тс не може змінювати свій стан залежно від вихідного або початкового стану. зазначимо, що цей зв’язок практично не має відношення до ак процесами в тс. для досягнення необхідної динаміки керованої тс необхідним є наявність зворотного зв’язку із зовнішнім середовищем, тобто для приведення змінного стану до заданого його значення за деякий проміжок часу. зворотний зв’язок характеризує змінність станів в тс і поділяється на два типи: додатний і від’ємний. додатний зворотний зв’язок (дзз) в тс – це тип зворотного зв’язку, при якому зміна вхідного сигналу системи призводить до такої зміни вихідного сигналу, яка сприяє подальшому його відхиленню від початкового значення. дзз прискорює реакцію тс на зміну вхідного сигналу, тому істотна його перевага в ситуаціях, коли вимагається швидка реакція тс на зміну параметрів зовнішнього середовища. цей зв'язок призводить до нестійкості тс і виникнення якісно нових автоколивальних тс [2]. нелінійний дзз приводить до того, що тс починає розвиватися в режимі із загостренням умов і обставин, тобто в таких ситуаціях спостерігається його самопідсилення. чим сильніше діє дзз тим більше тс отримує підкріплення у вигляді потоків субстанцій, тим ще сильніше вона діє на зовнішнє середовище. принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 131 таким чином, ланцюг дзз є джерелом зростання, вибуху, руйнування і колапсу в системах. система з неконтрольованими дзз в решті-решт руйнується. ось чому системи з дзз зустрічаються не так часто. зазвичай рано чи пізно в розвиток процесів в тс втручається від’ємний зворотний зв’язок (взз). першим результатом такого втручання є те, що процеси відбуваються в тс, якщо дзз розвивається безконтрольно, а другим – зроблені певні заходи для обмеження самопідсилення системою, множення сигналу або його накопичення. зниження міри множення сигналу в контурі дзз, уповільнене його зростання, зазвичай, є більш значуще чутливим станом тс ніж посилення взз, або набагато прийнятніше ніж безконтрольність станів і поведінки тс. уповільнене зростання сигналу в системі дає множині взз запас часу на реалізацію. якщо слабкі взз намагаються боротися з сильними дзз, то набагато ефективніше послабляти в цей час самі додатні зворотні зв’язки тс із зовнішнім середовищем. найцікавіша поведінка тс, яка може з’явитися в результати швидкого запуску дзз – це хаос. це непередбачувана, нерегулярна, але обмежена поведінка тс трапляється, коли система починає змінюватися набагато швидше, ніж на це можуть відреагувати керуючі пристрої. реальні тс можуть ставати хаотичними, якщо значення параметрів, що їх характеризують, зростають або зменшуються занадто швидко. контроль в них має бути заснований на зниженні інтенсивності дзз. в таких ситуаціях у звичайних тс слід шукати більш чутливі стани, в яких система має більше можливостей на розвиток. від’ємний зворотний зв’язок (взз) – це тип зворотного зв’язку при якому вхідний сигнал тс змінюється таким чином, щоб протидіяти зміні її вихідного сигналу. цей сигнал подається назад на вхід, для гасіння частини вхідного сигналу. дзз сприяє більшій стійкості тс до випадкових змін параметрів, щоб протидіяти зміні її вихідного сигналу. методи математичного аналізу систем охоплених взз детально розглядаються теорією автоматичного керування (ак) [2]. взз широко використовується в системах різної природи, у тому числі і тс, для підтримки гомостазу, тобто тенденцій до саморегулювання і самоорганізації. при цьому зазначимо, що взз самокоректується. взз використовується для коригування значень регулюючих функцій в тс. для коригування ак в тс з наявними взз розрізняють три види цих зворотних зв’язків: по виходу; по стану; комбінованого (по виходу і по стану одночасно). схеми таких видів взз наведено на рис. 1-3. на приведених схемах відображені відповідні елементи: y, ys – вихідне змінне та задане значення вихідної змінної, або сукупності змінних тс; k – коефіцієнт підсилення регулятора; u – сигнал керування; b(t) – матриця керування розмірності n × l, елементи якої є функціями часу; n – порядок диференціального рівняння, що описує поведінку (еволюційний розвиток) тс; x – n-вимірний вектор станів тс, ẋ – перша похідна за часовим від вектору станів системи; s-1 – оператор інтегрування; en – одинична матриця розміру n × n; a(t) – функціональна матриця станів або матриця фробеніуса розміру n × n, елементи якої є деякими функціями часу; c(t) – матриця спостереження розміру n × n, елементи якої є також функціями часу. аналіз реалізації наведених схем для керування процесами в тс свідчить, що зворотній зв’язок по виходу (рис. 1) можливо застосовувати для тс, якщо вони є і керованими і спостережуваними повністю якщо тс не є повністю керованою, то доцільно скористатися зворотнім зв’язком за станом (рис. 2). комбінований зворотній зв’язок (рис. 3) також вимагає повної керованості та спостережуваності. якщо тс не є повністю керованою, то необхідно вносити корективи в її конструкцію, або повну заміну її елементів. при цьому ці зміни обумовлені характером зміни елементів матриць a(t) та в(t). перспективним для тс при їх ефективному функціонуванні із забезпеченням високої зносостійкості і надійності є модальне керування з реалізацією взз. основна ідея модального керування процесами в тс полягає у забезпеченні необхідної їх поведінки (час регулювання, необхідне значення комплексу параметрів стану і т.п.) шляхом вибору відповідних власних значень і забезпечення стійкості і належного функціонування або спостереження в них за процесами і станом. при реалізації модального керування в тс виникають деякі проблеми: власні значення параметрів тс не знаходяться в однозначній відповідності з характером перехідних процесів; їх вибір ускладнений особливо для тс високого порядку; власні значення параметрів не визначаються амплітудами керованих сигналів та ін. аналіз системи ак свідчить, що модальне керування тс можна реалізувати у випадку числових, а не функціональних матриць а, в, с, d. отже, при стаціонарному функціонуванні тс можливе модельне керування, а при нестаціонарному – ні, через наявність елементів у матрицях а, в, с, d, що є функціями від часу. таким чином, системою ак передбачено вирішення завдань стеження за процесами і керування ними в тс без безпосередній участі людини. завдання керування тс полягає в забезпеченні бажаної зміни стану і досягнення бажаної динаміки її поведінки. це стає можливим при використанні процесу регулювання. принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 132 рис. 1 – схема ак процесами в тс з використанням від’ємного зворотного зв’язку по виходу рис. 2 – схема ак процесами в тс з використанням від’ємного зворотного зв’язку по стану рис. 3 – схема ак процесами в тс з використанням від’ємного зворотного зв’язку по стану і виходу показниками якості ак стану і поведінки тс є: тривалість перехідних процесів, перерегулювання і статична похибка. при проектуванні ак в тс можна використати алгоритми при виявленні початкових параметрів: керована система → модель тс → модель стану і поведінки тс; вимоги до ак → показник якості → час переходу, передумови, статичні похибки; система обмежень → межі змінних стану тс. основними етапами при розв’язку трибологічних завдань є вибір структури (вид зворотного зв’язку) в тс; синтез регулятора або вибір регулятора та характеру методів відновлення параметрів стану і поведінки тс; аналіз ак в тс та його реалізованості. в якості прикладу розглянемо реалізацію системи ак в технічних системах, що мають трибоспряження. при використанні триботехнічних технологій відновлення (ттв) в процесі експлуатації трибоспряжень деталей встановлюється режим "беззносного тертя", а зношування відбувається не через злам або зім'ята виступів нерівностей поверхонь тертя, а через створення і руйнування вторинних структур [4]. навчитися керувати цими процесами одне з основних завдань проблеми підвищення зносостійкості і надійності машин. ттв дають можливість досягти підвищення ресурсу машин на основі фізичного ефекту беззносності і реалізації процесу самоорганізації за рахунок стабілізації технічного стану трибоспряжень [4, 8]. принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 133 схема моделі трибоспряження з реалізацією процесу самоорганізації приведена на рис. 4. рис. 4 – структурна схема моделі реалізації процесу самоорганізації на вхід трибоспряження подаються іони металів з композиційного мастильного середовища, яке знаходиться в зоні контакту, або поза нею. за допомогою електричного, магнітного, або електромагнітного полів іони прискорюється і спрямовуються для відновлення на зношені частини робочої поверхні деталей. інформацію про стан системи отримують за допомогою датчиків, сигнали з яких керують кількістю енергії, необхідної для роботи трибоспряження, зміни умов його функціонування, визначення кількості речовини, яка подається на вхід. реалізація процесів самоорганізації при використанні ттв дозволяє отримати інтенсивність зношування на декілька порядків меншу від інтенсивності зношування в умовах їх відсутності. в результаті оптимізації процесів в тс визначальні чинники (щільність і сили струму, напруги, швидкості відносного переміщення, тиски в контакті) набувають таких значень, при яких зносостійкість збільшується на декілька порядків, що дозволяє зробити висновок про можливість реалізації ефекту беззносності на етапі припрацювання і в процесі експлуатації. автором разом з колективом співробітників запропоновано спосіб керування зносом деталей двз в процесі експлуатації, яка включає введення в моторну оливу присадки, при компенсації зносу присадка подається в систему мащення двигуна за допомогою пристрою дозатора, керування яким здійснюється електронним блоком керування (ебк) (рис. 5) на основі сигналів з датчика температури оливи, тиску в камері згорання і якісного складу газів у картері [9]. рис. 5 – схема способу автоматичного керування зносом деталей двс в процесі експлуатації: 1 – електронний блок керування; 2 – пристрій дозатора для подання присадки в оливну магістраль; 3 – датчик якісного складу газів картерів; 4 – датчик тиску в камері згорання; 5 – датчик температури оливи реалізація способу ак процесом зношування деталей двз здійснюється наступним чином. у камері згорання монтують датчик тиску. у систему вентиляції газів картерів встановлюють датчик якісного складу газів в картері. у картер двигуна встановлюють датчик температури оливи. до оливної магістралі під'єднують пристрій дозатора для подання присадки в оливу. виводи відмічених датчиків сполучають з ебк. при нагріванні моторної оливи в двигуні до температур більших 85 °с датчик температури оливи дає команду ебк, який починає зчитувати показники інших датчиків. при близьких до граничних значеннях тиску в камері згорання і якісного складу картерних газів ебк дає керуючий сигнал пристрою дозатора для подання певної разової дози присадки в головну оливну магістраль. при попаданні присадки в оливу на поверхнях трибоспряжень деталей утворюються по принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 134 криття, які компенсують їх знос. наступне зчитування інформації з датчиків відбувається через певний час, необхідний для створення цих покриттів. якщо параметри датчиків після внесення присадки відповідають нормі, ебк переходить в режим стеження за параметрами датчиків. при зниженні температури оливи (при зупинці двигуна) ебк вимикається. використання цього способу дозволяє: ефективно підвищити довговічність деталей двз; керувати процесами зносу деталей двз, їх автокомпенсацією; підвищити компресію в циліндрах двигуна до рівня 90 %; понизити вміст шкідливих викидів у відпрацьованих газах (окису вуглецю, вуглеводню, сажі) в 2 рази; зменшити споживання паливно-мастильних матеріалів на 20 %; досягти підвищення ресурсу машин на основі фізичного ефекту беззносності за рахунок стабілізації технічного стану трибоспряжень. ебк двигуна, система датчиків та система виконавчих пристроїв [2] складають електронну систему керування двигуном (ескд). загальним недоліком відомих конструкцій ескд полягає в тому, що при їх застосуванні на автомобілях неможливо контролювати стан оливи та її характеристики для забезпечення максимальної ефективності роботи системи мащення, а отже зносостійкість основних спряжень двз, а також за необхідності змінювати їх в процесі експлуатації. покращити експлуатаційні характеристики оливи, а отже і експлуатаційної надійності двигуна в цілому та подовження міжсервісних пробігів транспортних засобів можна інтегруючи в електронний блок керування двигуном блок аналізу характеристик оливи з можливістю його взаємодії з системою датчиків для визначення характеристик оливи та електромагнітним активатором присадки (рис. 6) [10]. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 рис. 6 – електронна система керування автомобільним двигуном внутрішнього згоряння та характеристиками оливи на схемі ескд подано наступні елементи: 1 – електронний блок керування; 2 – система виконуючих пристроїв; 3 – система датчиків параметрів роботи двигуна; 4 – блок керування режимами; 5 – постійний запам’ятовуючий пристрій; 6 – блок системи аналізу і збереження параметрів; 7 – інтерфейсний пульт керування; 8 – блок аналізу характеристик оливи; 9 – система датчиків для визначення характеристик оливи; 10 – електромагнітний активатор присадок. ескд та характеристиками оливи працює наступним чином. попередньо, при плановій заміні оливи під час технічного обслуговування транспортних засобів, до системи мащення додається присадка. при цьому композиційна моторна олива набуває додаткових корисних характеристик під впливом електромагнітного поля. в блоці системи аналізу і збереження параметрів ебк зберігаються дані про еталонні характеристики оливи. в процесі експлуатації автомобіля вони постійно порівнюються з даними, що надходять від датчиків для визначення характеристик оливи, які встановлені в системі мащення двигуна, до блоку аналізу характеристик оливи. якщо блок аналізу характеристик оливи виявляє відхилення характеристик оливи від еталонних, або ж за допомогою системи датчиків параметрів роботи двигуна в інших вузлах та системах двигуна, виявлено відхилення в його роботі, що пов’язані зі зміною характеристик оливи, наприклад, зниження тиску оливи в системі мащення, та ебк передає на інтерфейсний пульт керування відповідний сигнал. водій з інтерфейсного пульту керування передає до блоку керування режимами команду про необхідність переведення двигуна на режим роботи, характерний для активації присадки, який зберігається в пам’яті постійного запам’ятовуючого пристрою. сигнал з постійного запам’ятовуючого пристрою надходить до ебк і за допомогою виконавчих пристроїв двигун переходить в режим активації присадки. цей режим полягає в певній тривалості роботи двигуна на конкретній або змінній частоті обертання колінчастого вала, що залежить від вимог активації присадки. одночасно з переходом на зазначений режим ебк передає сигнал на електромагнітний активатор присадок і він починає принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 135 працювати, впливаючи електромагнітним полем на композиційну оливу і надає їй властивостей, необхідних для відновлення початкових характеристик оливи. таким чином, відбувається покращення експлуатаційних характеристик оливи, забезпечення високої зносостійкості, а отже і експлуатаційної надійності двигуна в цілому та подовження міжсервісних пробігів транспортних засобів. висновки аналіз принципів автоматичного керування процесами в технічних системах дав можливість зазначити, що в триботехнічних системах можна реалізувати як принципи зворотного зв'язку, компенсації, так і їх комбінацію. розглянуто різні типи зворотних зв'язків тс із зовнішнім середовищем. показано, що найбільш ефективно для керування процесами в тс використати від'ємний зворотній зв'язок. розроблені схеми автоматичного керування характеристиками в тс різного виду: по виходу, по стану і комбінованому (по виходу і стану одночасно). запропоновано реалізацію автоматичного керування зношуванням спряжень двигунів транспортних засобів на основі електронного блоку і електронної системи керування двигуном з використанням технологій триботехнічного відновлення поверхонь тертя деталей. ці технології реалізовують режим "беззносного тертя" і мають великі можливості автоматичного їх керування і удосконалення по напрямах: варіювання вмістом компонентів в технологічному середовищі створення композиційних технологічних середовищ; реалізація і керування трибохімічними реакціями на поверхнях тертя; керування різними за природою внутрішніми і зовнішніми потоками енергії для спрямованої і прискореної доставки компонентів антифрикційних, зносостійких покриттів в зону тертя; керування формуванням шару вторинних структур на поверхнях матеріалу елементів трибоспряжень; розробка способів формування аморфних плівок на поверхнях тертя; дослідження характеристик і керування процесами самоорганізації на поверхнях тертя під час припрацювання та в експлуатації елементів трибоспряжень деталей. література 1. найдыш в.м. концепции современного естествознания / в.м. найдыш // м.: альфа – м; инфра-м, 2004 – 622 с. 2. егупов н.д. методы классической и современной теории автоматического управления. синтез регуляторов систем автоматического управления. / н.д. егупов, к.а. пупков. – в 5тт. – м.: мгту им. баумана, 2004. – т.3. – 616 с. 3. волгин л.н. оптимальное дискретное управление динамическими системами / л.н. волгин. – м.: наука, 1986. – 210 с. 4. аулин в.в. перспективы развития триботехнологий повышения долговечности деталей дизелей мобильной техники/в.в. аулин, е.к. соловых, с.в. лысенко, а.в. кузык // материалы международной научно-практической конференции, посвященной 100-летию со дня рождения профессора вадивасова д.г. / под. ред. в.в. сафонова; фгоу впо "саратовский гау". – саратов, 2009. – с. 10-16. 5. винер н. кибернетика, или управление и связь в животном и машине: пер. с анг. и.в. соловьева / под ред. г.н. поварова. – 2-е изд. – м.: сов. радио, 1968. – 326 с. 6. лузин н.н. к изучению матричной теории дифференциальных уравнений / н.н. лузин // автоматика и телемеханика, 1940, т.1 №5. – с. 3-66. 7. андронов а.а. теория колебаний / а.а. андронов, с.э. хайкин – м.; л.: онти, 1937. – 520 с. 8. аулін в.в. підвищення експлуатаційної надійності машин шляхом модифікування моторної оливи/в.в. аулін,с.в. лисенко, о.в. кузик // вісник харківського нац. техн. університету сільск. господарства. /проблеми надійності машин та засобів механізації сільськогосподарського виробництва. – харків. – 2010. – № 100. – с. 127-133. 9. пат. 45786 україна, мпк(2009) f01m 9/00. спосіб автоматичного керування зносом деталей двигуна внутрішнього згорання / аулін в.в., онолов м.в., кузик о.в., лисенко с.в., лівіцький о.м., голуб д.в., лисенко в.м.; кнту. – №u200906111; заявл. 15.06.2009; опубл. 25.11.2009; бюл.№ 22, 2009 р. 10. пат. 74646 україна, мпк(2012.01) f02d 41/00. електронна система керування автомобільним двигуном внутрішнього згоряння та характеристиками оливи. / в.в. аулін, д.є. панарін, в.м. бобрицький та ін. – u201203313; заявл. 20.03.2012; опубл. 12.11.2012; бюл.№ 21. поступила в редакцію 28.11 .2013 принципи автоматичного керування процесами в триботехнічних системах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 136 aulin v. principles of automatic process control in the tribotechnical system. the article is justified to the use of such principles of automatic process as tribosystem control feedback, compensation and combined (feedback and compensation at the same time). tribosystems analyzed the types of relationships with the external environment, given their automatic control scheme using a negative feedback on the output, as well as, the output and the state simultaneously. considered examples of automatic control for tribounit based on engine electronic control unit and the electronic engine management system using technologies tribological recovery. key words: tribotechnical system, automatic control, negative feedback, the external environment, engine oil, engine, self-organization, technology triboreconstruction. references 1. naidysh v.m. konceptcii sovremennogo estestvoznaniia. m. alfa, m; infra-m, 2004, 622 p. 2. egupov n.d., pupkov k.a. metody klassicheskoi i sovremennoi teorii avtomaticheskogo upravleniia. sintez reguliatorov sistem avtomaticheskogo upravleniia. n.d. egupov, v 5tt, m.: mgtu im. baumana, 2004. t.3. 616 p. 3. volgin l.n. optimalnoe diskretnoe upravlenie dinamicheskimi sistemami. m. nauka, 1986. 210 p. 4. aulin v.v., solovykh e.k., lysenko s.v., kuzyk a.v. perspektivy razvitiia tribotehnologii povysheniia dolgovechnosti detalei dizelei mobilnoi tehniki. materialy mezhdunarodnoi nauchno-prakticheskoi konferenthii, posviashchennoi 100-letiiu so dnia rozhdeniia professora vadivasova d.g. pod. red. v.v. safonova; fgou vpo "saratovskii gau". –saratov, 2009. pp.10-16. 5. viner n. kibernetika, ili upravlenie i sviaz v zhivotnom i mashine: per. s ang. i.v. soloveva. pod red. g.n. povarova. 2-e izd. m. sov. radio, 1968. 326 p. 6. luzin n.n. k izucheniiu matrichnoi teorii differencialnyh uravnenii. avtomatika i telemehanika, 1940, t.1 №5, pp. 3-66. 7. andronov a.a., haikin s.e. teoriia kolebanii. m. l. onti, 1937. 520 p. 8. aulin v.v., lysenko s.v., kuzyk o.v. pidvyshchennia ekspluatatsiinoi nadiinosti mashyn shliahom modyfikuvannia motornoi olyvy. visnyk harkivskogo nac. tekhn. universytetu silsk. gospodarstva. problemy nadiinosti mashyn ta zasobiv mehanizatsii silskogospodarskogo vyrobnytstva. harkiv. 2010. №100 pp. 127-133. 9. aulin v.v., onolov m.v., kuzyk o.v., lysenko s.v., livitskyi o.m., golub d.v., lysenko v.m. patent no 45786 ukraina, mpk(2009) f01m 9/00. sposib avtomatychnogo keruvannia znosom detalei dvyguna vnutrishnogo zgorannia ; kntu. №u200906111; zaiavl. 15.06.2009; opubl. 25.11.2009; biul. № 22, 2009 r. 10. aulin v.v., panarin d.e., bobrytskyi v.m. patent 74646 ukraina, mpk(2012.01) f02d 41/00. elektronna systema keruvannia avtomobilnym dvygunom vnutrishnogo zgoriannia ta harakterystykamy olyvy. ta in. u201203313; zaiavl. 20.03.2012; opubl. 12.11.2012; biul.№ 21, 2012 r. 12_marchenko.doc кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 86 марченко д.д. миколаївський національний аграрний університет, м. миколаїв, україна кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату удк 621.7; 621.8; 539.4 в статті приведені результати досліджень напружено деформованого стану при роботі стальних канатного блоку і канату. за допомогою кінцево елементного моделювання виконано чисельне рішення просторової і плосконапруженої контактної задачі при використанні прикладних програмних комплексів apm win machine і structure cad. результати аналізу статичного і динамічного навантаження пари показали, що максимальний рівень контактних напружень (поля напружень), а отже і найбільша інтенсивність трибоконтактного зношування, приходиться на робочий профіль канатного блоку, а саме на тороїдальну і конічні поверхні за рахунок зминання канатом робочої поверхні. ключові слова: напружено деформований стан, кінцево елементне моделювання, просторова модель, стальний канатний блок і канат. вступ мікронерівності робочих поверхонь викликають дуже значні зміни контактних напружень в крайньому поверхневому шарі. напруження, які з’являються на нерівностях поверхні, можуть значно перевищувати напруження зсуву, що виникає на критичній глибині під поверхнею контакту. навантаження концентрується на гребінцях мікронерівностей, ультрамісцеві напруження легко переходить межу пружності і пластичну деформацію матеріалу і розпочинається зі зминання вершин мікровиступів. з підвищенням навантаження пластична деформація захоплює групи гребінців, розташованих на вершинах макронерівностей поверхні, деформуючи їх і утворюючи окремі плями в зоні загальної поверхні контакту. на окремих ділянках пластична деформація може поєднуватися з пружною деформацією матеріалу залежно від форми нерівностей, розмірів, поєднання в їх розташуванні і, нарешті, залежно від пружних і пластичних властивостей самого матеріалу і його поверхневого шару. збільшення стискуючих навантажень понад певну межу, залежну від властивостей матеріалу, порушує картину розподілу пружних деформацій і напружень, оскільки викликає безповоротні деформації в значних об’ємах, сумірних із загальним об’ємом матеріалу, охопленою місцевою деформацією. проте пластична деформація гребінців мікронерівностей і навіть усього поверхневого шару є обов’язковим для будь-якого одноразового навантаження реальних поверхонь. при повторному навантаженні поверхні тим же навантаженням пластична деформація крайнього поверхневого шару поновлюється, але в значно меншій мірі і швидко затухає, хоча повністю не припиняється ні при повторному статичному стисканні, ні тим більше при коченні або коченні з ковзанням [1]. в процесі роботи при циклічних контактних навантаженнях відбувається безперервна зміна властивостей крайнього поверхневого шару і до моменту початку втомного руйнування в роботі бере участь матеріал з абсолютно іншими властивостями, ніж в початковий період [2]. при граничному навантаженні пружно-пластичні деформації в контакті, маючи на увазі, що при обмеженому числі навантажень виникаюче зминання поверхонь має деяку межу, залежну від пристосовності матеріалу, або ж зминання прогресує, але украй повільно. така ж поведінка матеріалу в зоні контакту можлива і при великому числі циклів навантаження, але при цьому вже доводиться враховувати такі явища, як диспергування поверхні, стирання, втомне руйнування в різних взаємодіях залежно від умов роботи деталей і, авжеж, властивостей матеріалів, що вступають в контакт. у одних випадках переважає втомне руйнування робочого шару, в інших – прямий знос, в третіх – їх комбінація в різних "пропорціях". маючи на увазі, що в реальних конструкціях має місце і "чиста" втома, і пряме стирання, і переформовування поверхонь контакту за рахунок пластичних деформацій, необхідно зважати на трудність оцінки комбінованої дії вказаних чинників. тому зрозуміле прагнення фахівців спростити завдання, абстрагуватися від деяких моментів, обмежити число параметрів при розгляді картини руйнувань в контакті. наприклад, при побудові методу розрахунку сталевих підйомних канатів по терміну служби можна спиратися на один тільки параметр, на механічний знос дротів, на стирання їх при взаємному ковзанні в процесі вигину канату на блоках і барабанах. але можна прийняти і інший критерій, також єдиний, – критерій втомного руйнування дротів, що повторно навантажуються в контактах між собою і між дротами і струмками блоків (підсумовуючи при цьому контактні напруження з напруженнями від згину, кручення, розтягування). насправді ж, як відомо, істотно впливають обидва чинники зносу канату, хоча в різних умовах по-різному (шахтний підйом, поліспастний підйом крану та ін.) [3]. практика експлуатації дротяних канатів показує, що нерівномірний розподіл напружень по шарах істотно знижує довговічність канатів, оскільки переобтяжені шари дротів швидко руйнуються, а розpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 87 вантажені шари дротів відшаровуються. міра нерівномірності розподілу напружень між дротами канату може бути оцінена величиною механічного зносу дротів канату [4 6]. методика і результати досліджень однією з основних проблем прикладної механіки є побудова методів, що дозволяють адекватно оцінювати напружено деформований стан (ндс) різноманітних технічних об’єктів [7 9]. тому пропонується провести чисельний аналіз для визначення ндс при роботі канатного блоку і канату за допомогою методу кінцево елементного моделювання. об’єктами дослідження являється пара "канатний блок канат". стальний канатний блок виготовлений зі сталі 35л (гост 977 – 88) відповідно до конструкторської документації на судоперевантажувач "krupp". радіус робочого профілю канатного блоку rб = 18 мм; глибина профілю h = 50 мм; діаметр канатного блоку по діаметру робочого профілю = 800 мм; половина кута робочого профілю струмка канатного блоку αб = 22,5º; модуль пружності канатного блоку е = 2,1 ∙ 105 мпа; коефіцієнт пуассона ν = 0,3. стальний канат подвійного звивання з лінійним торканням дротів в пасмах типу лк-ро конструкції 6 × 36(1 + 7 + 7/7 + 14) + 7× 7(1 + 6) з металевим осердям виконаний по гост 7669 – 80. модуль пружності матеріалу дротів е = 2,1 ∙ 105 мпа; коефіцієнт пуассона ν = 0,3; коефіцієнт тертя μ = 0,2. кут обхвату канатом робочого профілю канатного блоку 180º. одна з торцевих поверхонь канату жорстко закріплена через канатний блок на балансирі з гідравлічними амортизаторами, який слугує для натягу канату з метою зменшення динамічних коливань і пом’якшення ударів при різних послабленнях або розриві одного із пасів канату (тут і далі під торцевою поверхнею пасму канату мається на увазі сукупність торцевих поверхонь складових її дротів). на протилежному торці, який проходить через систему поліспастів до канатного барабану, моделюється поверхня з поведінкою, яка точно відповідає реальним умовам навантаження пасму канату. дослідження розповсюджуються на випадки статичного і динамічного навантаження торцевої поверхні пасму з жорсткою поведінкою. до неї прикладаються повздовжня розтягуюча сила, момент, який викликає скручування пасму. для кінцево елементного рішення даної контактної задачі при роботі стальних канатного блоку і канату були використані прикладні програмні комплекси apm win machine і scad office. для створення розрахункової геометрії досліджуваного об’єкту використовувалася одна з розповсюджених в інженерній практиці систем твердотільного трьохвимірного проектування. просторова модель була виконана в графічному редакторі autocad та імпортована через step формат в препроцесор трьохвимірного графічного редактора apm studio, що входить до програмного комплексу apm win machine, для моделювання з використанням об’ємних твердотільних (солід) елементів [10, 11]. на рис. 1 показано результати моделювання геометрії пари канатного блоку і канату. після створення/імпорту просторової геометричної моделі були послідовно вказані пари контактуючих деталей і поверхонь, по яким буде відбуватися взаємодія. на поверхні співпадаючих граней таким чином були створені контактні і цільові елементи. підготовчий етап розрахунку включає розбивку просторової моделі "канатний блок канат" на чотирьохвузлові кінцеві елементи у вигляді сітки тетраедрів (рис. 2). кількість елементів кінцевоелементної моделі – 116695; кількість вузлів – 34769; кількість ступенів свободи – 104307. рис. 1 – просторова геометрична модель рис. 2 – кінцево елементна розрахункова просторова модель pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 88 після розбиття кінцево елементної сітки розрахункова модель імпортувалася в модуль аналізу на міцність apm structure3d програмного комплексу apm win machine, де задавалися закріплення вузлів і властивості матеріалу, прикладались навантаження, що спостерігаються в умовах експлуатації пари "канатний блок – канат», вносились властивості контактуючих зон і елементів. розрахунок контактної взаємодії проводився в рамках нелінійного розрахунку, в т.ч. і статичного розрахунку, в припущенні малих переміщень і пружних деформацій. в процесі розрахунку створювалися фіктивні елементи, що пов’язують контактуючі поверхні, і, в залежності від відносного переміщення вузлів цих поверхонь, на кожній ітерації уточнювалися зусилля в площадці контакту і знаходилися рішення для системи лінійних алгебраїчних рівнянь у матричній формі. критерієм збіжності являлася умова мінімального взаємного проникнення об’єктів. результатами розрахунку контактної взаємодії пари "канатний блок канат" є переміщення, напруження і деформації, які виникають у об’ємних елементах, взаємне проникнення і стан контактних елементів в контактній області. аналіз напружено-деформованого стану показує, що максимальне еквівалентне напруження виникає не на поверхні робочого профілю канатного блоку, а в районі галтельного переходу під маточину блоку і досягає значення 450 мпа (рис. 3). рис. 3 – розподілення еквівалентних напружень за мезісом слід зазначити, що максимальне нормальне напруження по вісі y локальної системи координат досягне свого максимуму в 226 мпа на тороїдальній і конічних частинах робочого профілю канатного блоку (рис. 4). розподілення дотичних напружень у площадці з нормаллю y і у напрямку z системи координат приведені на рис. 5. рис. 4 – розподілення нормальних напружень просторової моделі рис. 5 – розподілення дотичних напружень просторової моделі ізополя напружень, представлені на рис. 4 і рис. 5, відповідають випадку робочого режиму пари «канатний блок – канат», коли півколо кочення канату котиться по середній лінії робочого профілю канатного блоку. при даному режимі роботи простежується мінімальний рівень інтенсивності робочих наpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 89 пружень, а також мінімальний рівень поперечних навантажень. змінюючи відносне положення канату і канатного блоку в невеликих значеннях, яке відбувається через динамічні навантаження, призводить до виникнення суттєвих повздовжніх навантажень, а також виникнення збільшеної області контакту. в цьому випадку контакту виникають зони з підвищеним значенням напружень і суттєве відносне проковзування, що призводить до виникнення зон пластичності і швидкого зносу робочого профілю канатного блоку. в процесі строгування досягаються більш високі напруження, ніж при встановленому коченні, що необхідно враховувати при розрахунках на міцність і оцінці строку служби канатних блоків. максимальні відносні деформації, як пружні, так і пластичні виникають на робочій поверхні профілю блоку під час роботи у парі з канатом і в районі галтельного переходу під маточину канатного блоку (рис. 6). максимальне значення сумарних лінійних переміщень буде складати 0,8041 мм (рис. 7). рис. 6 – розподілення лінійних відносних деформацій просторової моделі рис. 7 – розподілення сумарних лінійних переміщень просторової моделі аналіз розподілення відносних деформацій канатного блоку у парі з канатом показує, що пластичні деформації являються суттєвим фактором, що необхідно враховувати при оцінці процесів накопичення трибопошкоджень на робочому профілі канатного блоку. на основі результатів розрахунків просторової (трьохвимірної) моделі була сформована плоска (двовимірна) розрахункова модель, яка дозволила відстежити напрямок головних розтягувальних напружень, що виникають у канату в парі з канатним блоком, а також виконати уточнену перевірку аналітичного розрахунку контактної задачі. для цієї мети був використаний прикладний проектно-розрахунковий комплекс scad office. плоска модель була виконана в графічному редакторі autocad та імпортована через step формат в розрахунковий процесор structure cad, що входить до проектно-розрахункового комплексу scad office [12]. на рис. 8 показано результати моделювання геометрії пари канатного блоку і канату. плоска модель розбивалася на кінцеві елементи (рис. 9), на які накладалися діючі сили, навантаження і задавалися властивості і характер їх взаємодії. кількість елементів кінцево-елементної моделі – 12895; кількість вузлів – 8332. рис. 8 – плоска геометрична модель рис. 9 – кінцево-елементна розрахункова плоска модель pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 90 постпроцесорна обробка результатів кінцево-елементних розрахунків дозволяє легко отримати важливі характеристики рішення. так на рис. 10 12 отримані карти розподілення ізополів еквівалентних і нормальних напружень. рис. 10 – розподілення ізополів еквівалентних напружень плоскої моделі рис. 11 – розподілення ізополів нормальних напружень плоскої моделі аналіз форми і характеру зміни ізополів еквівалентних напружень, приведене до еквівалентного стискання по першій теорії міцності найбільших нормальних напружень (рис. 10), з врахуванням місцерозташування зони максимальних еквівалентних напружень показує, що в залежності від співвідношення діючих і граничних значень напружень може виникнути зминання робочої поверхні профілю канатного блоку, що контактує з канатом. у міру віддалення в осьовому напряму від контактуючого торця поверхні канату згідно розташування ізоліній розподілення еквівалентних напружень по глибині канатного блоку найбільш ймовірним напрямком розвитку пошкоджень буде в районі галтельного переходу під маточину канатного блоку, при цьому максимальне значення функції накопичення трибопошкоджень буде виникати на поверхні робочого профілю канатного блоку і визначати характер зношування. в процесі роботи пари «канатний блок – канат», внаслідок зминання, відбувається збільшення площадки контактної взаємодії, що призводить до суттєвого зменшення абсолютних значень, як контактних тисків, так і еквівалентних напружень. при подальшому підвищенні навантаження утворюється більш менш суцільна пляма контакту, здатна сприймати навантаження без відчутних пластичних деформацій, середній тиск на цій плямі зростає і приводить в дію увесь механізм пружних мікропереміщень на поверхні стискання. картина деформованого стану плоско напруженої (двовимірної) моделі (рис. 13) в цілому співпадає з інтуїтивно очікуваною. ндс пасу канату при дії в ньому поздовжньої розтягувальної сили і крутного моменту при комплексному навантаженні абсолютне значення подовження пасму мале, що пояснюється комбінацією навантажень: розтягувальна сила прагне розтягнути пасму канату, а крутний момент, навпроти, – стиснути її. при цьому розподіл інтенсивності напружень має неоднорідний характер. в центральному дроті напруження розподіляються рівномірно по її перерізу. в дротах 1-го шару присутні локальні максимуми в зонах контактної взаємодії з сусідніми дротами. шар 2 характеризується наявністю максимумів інтенсивності напружень в контактних областях з дротами 1-го шару. в зовнішньому шарі максимум інтенсивності напружень зміщений в сторону контактних областей дротів самого шару. розподілення максимальних контактних напружень простежується в дротах зовнішнього шару, дистанції ковзання розподіляються рівномірно по довжині дротів. основними факторами, обумовлюючими зношування при контактній взаємодії, являються контактні тиски і швидкість ковзання. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 91 рис. 12 – розподілення ізополів головних нормальних напружень плоскої моделі рис. 13 – розподілення сумарних переміщень деформацій плоскої моделі остання може бути визначена через дистанцію ковзання і час прикладання навантаження. це дозволяє обґрунтувати закон зношування, тобто закон зміни розмірів дротів в напрямку вісі, яка перпендикулярна до поверхні тертя, в результаті їх формозміни у процесі тертя, що дозволить створити методи щодо розрахунку канатів на довговічність. як видно з ілюстрацій, отриманні при розрахунках значення напружень і деформацій достатньо добре узгоджуються з результатами як просторової (тривимірної), так і плоско-напруженої (двовимірної) розрахункових схем. отримані значення чисельних рішень контактної задачі практично збігаються зі значеннями отриманих аналітичних результатів [13], при цьому відносна похибка в середньому складає біля 4 %, що свідчить про прийнятну точність обчислень. отриманні в ході проведених досліджень розподілення тисків по області контакту і розміри контактної зони добре узгоджуються з приблизною оцінкою, отриманою по теорії герца [14]. в цілому поведінка змодельованого канатного блоку у парі з канатом із пасмами добре узгоджується з отриманим аналітично виразом ндс тіл. наявність значних контактних тисків і ковзання дротів відносно один одного дає можливість стверджувати, що вони вносять значний вклад у роботу канату в цілому. в результаті проведених досліджень і аналізу характеристик ндс пари "канатний блок канат" з метою запобігання явища зношування як канату, так і робочого профілю канатного блоку, запропоновано конструкцію пристрою для підйомного канату, який дозволяє зменшити контакті напруження при роботі канатного блоку і канату та уникнути проковзування підйомного канату [15]. слід також зазначити, що розподілення контактних напружень і деформацій, які являються головними факторами, що визначають характер і інтенсивність зношування пари "канатний блок канат", буде залежати від якості, міцності і ндс металу поверхневих шарів [16]. тому керування властивостями поверхневого шару за рахунок обкатування клиновим роликом робочого профілю канатного блоку можливо досягти підвищення контактної міцності і тим самим підвищити надійність і довговічність пари, вузла і машини в цілому [17]. висновки 1. проведений детальний чисельний аналіз рішення контактної задачі ндс прикладного характеру, який грає важливу роль в інженерних розрахунках, зокрема в машинобудівних, для розрахунків на контактну міцність, а також оцінці строку служби пари "канатний блок канат". pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 92 2. створено на основі розробленого методу і алгоритму ефективні комп’ютерні моделі (кінцевеелементне моделювання) для швидкого аналізу впливу параметрів задачі на особливості контактної взаємодії (ндс) тіл. крім цього, це рішення важливе при розгляді зношування жорсткого тіла при його контактній взаємодії з пружним тілом, коли відбувається вдавлювання канатних дротиків з утворенням відповідних впадин (дефектів при зминанні). 3. запропонована і реалізована на пеом схема ітераційного процесу уточнення області контакту з врахуванням деформації граничних поверхонь канатного блоку і канату та умов контактних спряжень деталей і зміною цих умов в процесі робочих навантажень. 4. запропоновано на основі розрахунків конструкцію підйомного канату (патент україни на корисну модель № 66305) та рекомендовано проводити зміцнення робочого профілю канатного блоку поверхневою пластичною деформацією за допомогою технології обкатування клиновим роликом. література 1. пинегин с. в. о механизме качения при силовом контакте упругих тел / с. в. пинегин // труды. – м. : ин-т машиноведения ан ссср, 1961. – 13 с. – (совещание по контактной прочности машиностроительных материалов). 2. пинегин с. в. контактная прочность и сопротивление качению / с. в. пинегин. – м. : машиностроение, 1969. – 243 с. 3. ковальский б. с. расчет деталей на местное сжатие / б. с. ковальский. – харьков : хвкиу, 1967. – 224 с. 4. erdonmez c. modeling and numerical analysis of the wire strand / c. erdonmez, c. imrak // j. of naval science and engineering. – 2009. – vol. 5, №1. – p. 30-38. 5. гетман и. п. о методах расчета канатов. задача растяжения-кручения / и. п. гетман, ю. а. устинов // подъемные машины и механизмы. – 2008. – т. 72, вып. 1. – с. 81-90. 6. боровков а. и. конечно-элементное вычисление эффективных механических характеристик стального каната на основе моделирования микроструктуры и множественного контактного взаимодействия / а. и. боровков, д. в. климшин // фундаментальные исследования в технических университетах. – санкт петербург : спбгпу, 2005. – с. 232-233. 7. кузьменко а. г. контакт, трение и износ смазанных поверхностей : монография / а. г. кузьменко, о. в. диха. – хмельницкий : хну, 2007. – 344 с. 8. сорокатый р. в. метод трибоэлементов : монография / р. в. сорокатый. – хмельницкий : хну, 2009. – 242 с. 9. сорокатый р. в. решение износоконтактных задач методом трибоэлементов в среде конечноэлементного пакета ansys / р. в. сорокатый // проблеми трибології. – хмельницький, 2007. – № 3. – с. 9-17. 10. замрий а. а. проектирование и расчет методом конечных элементов трехмерных конструкций в среде apm structure 3d / а. а. замрий. – м. : апм, 2006. – 288 с. 11. apm winmachine. система расчета и проектирования деталей и конструкций методом конечных элементов. версия 9.6. руководство пользователя [электронный ресурс]. – электрон. текстовые данные. – режим доступу : http://www.apm.ru. 12. scad office. вычислительный комплекс scad / [в. с. карпиловский, э. з. криксунов, а. а. маляренко и др.] – м. : асв, 2004. – 592 с. 13. попов а. п. контактная задача напряженно-деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса / а. п. попов, б. и. бутаков, д. д. марченко // проблеми трибології. – хмельницький, 2011. – № 1. – с. 29-36. 14. hertz h. über die berührung fester elastischer körper und über die härte / h. hertz // varhandlungen des vereine zur beforderung des geverbefleisses. – berlin. nov. – 1882. – 449 s. 15. пат. 66305 україна, мпк в 66 d 3/04. підйомний канат / о. п. попов, б. і. бутаков, д. д. марченко, о. і. савенков ; заявник і власник марченко д. д. – № u201108208 ; заявл. 30.06.2011 ; опубл. 26.12.2011, бюл. № 24. 16. бутаков б. и. основные принципы технологии импульсного и малоскоростного воздействия на структуру и свойства металлов и сплавов: дис. на соискание ученой степени доктора техн. наук: 05.02.01 / бутаков борис иванович. – к., 1992. – 533 с. 17. бутаков б. и. оптимизация параметров поверхностного упрочнения обкатыванием роликами канатных блоков с целью повышения их контактной прочности / б. и. бутаков, д. д. марченко // проблеми трибології. – хмельницький, 2010. – № 3. – с. 99-107. поступила в редакцію 11.01.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.apm.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com кінцево елементне моделювання контактної взаємодії при роботі стальних канатного блоку і канату проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 93 marchenko d.d. finite-element modeling of contact interaction at work steel cable block and rope. the paper presented the results of studies of the stress-strain state at work steel cable block and rope. using finite element simulations performed numerical solution of spatial and plane-hard contact problem using application software systems apm win machine and structure cad. analysis of static and dynamic loads couples showed that maximum contact stress (stress field), and therefore the greatest intensity tribological contact wear falls on your profile cable unit, namely the toroidal and conical surfaces by crushing rope surface. key words: intense the deformed condition, finite-element modeling, spatial model, a steel rope sheave and a rope. references 1. pinegin s. v. o mehanizme kachenija pri silovom kontakte uprugih tel. m.: in-t mashinovedenija an sssr, 1961, р.13. 2. pinegin s. v. kontaktnaja prochnost' i soprotivlenie kacheniju. m. : mashinostroenie, 1969, р. 243. 3. koval'skij b. s. raschet detalej na mestnoe szhatie. har'kov : hvkiu, 1967, р. 224 s. 4. erdonmez c. modeling and numerical analysis of the wire strand. j. of naval science and engineering, 2009, vol. 5, no. 1, рр. 30-38. 5. getman i. p. o metodah rascheta kanatov. zadacha rastjazhenija-kruchenija. pod#emnye mashiny i mehanizmy, 2008, vol. 72, no. 1, рр. 81-90. 6. borovkov a. i. konechno-jelementnoe vychislenie jeffektivnyh mehanicheskih harakteristik stal'nogo kanata na osnove modelirovanija mikrostruktury i mnozhestvennogo kontaktnogo vzaimodejstvija. fundamental'nye issledovanija v tehnicheskih universitetah. sankt – peterburg : spbgpu, 2005, рр. 232-233. 7. kuz'menko a. g. kontakt, trenie i iznos smazannyh poverhnostej : monografija. hmel'nickij : hnu, 2007, p. 344. 8. sorokatyj r. v. metod tribojelementov : monografija. hmel'nickij : hnu, 2009, p. 242. 9. sorokatyj r. v. reshenie iznosokontaktnyh zadach metodom tribojelementov v srede konechnojelementnogo paketa ansys. problemi tribologії. hmel'nic'kij, 2007, no.3, pp. 9-17. 10. zamrij a. a. proektirovanie i raschet metodom konechnyh jelementov trehmernyh konstrukcij v srede apm structure 3d. m. : apm, 2006, p. 288. 11. apm winmachine. sistema rascheta i proektirovanija detalej i konstrukcij metodom konechnyh jelementov. versija 9.6. rukovodstvo pol'zovatelja [jelektronnyj resurs]. jelektron. tekstovye dannye. rezhim dostupu : http://www.apm.ru. 12. scad office. vychislitel'nyj kompleks scad. m. : asv, 2004, p. 592. 13. popov a. p. kontaktnaja zadacha naprjazhenno-deformirovannogo sostojanija tel pri rabote stal'nogo kanatnogo bloka i trosa. problemi tribologії. hmel'nic'kij, 2011, no 1, pp. 29-36. 14. hertz h. über die berührung fester elastischer körper und über die härte. varhandlungen des vereine zur beforderung des geverbefleisses. berlin. nov, 1882, p. 449. 15. pat. 66305 ukraїna, mpk v 66 d 3/04. pіdjomnij kanat. o. p. popov, b. і. butakov, d. d. marchenko, o. і. savenkov ; zajavnik і vlasnik marchenko d. d. no. u201108208 ; zajavl. 30.06.2011 ; opubl. 26.12.2011, bjul. no. 24. 16. butakov b. i. osnovnye principy tehnologii impul'snogo i maloskorostnogo vozdejstvija na strukturu i svojstva metallov i splavov: dis. na soiskanie uchenoj stepeni doktora tehn. nauk: 05.02.01. k., 1992, p. 533. 17. butakov b. i. optimizacija parametrov poverhnostnogo uprochnenija obkatyvaniem rolikami kanatnyh blokov s cel'ju povyshenija ih kontaktnoj. problemi tribologії. hmel'nic'kij, 2010, no. 3, pp. 99-107. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.apm.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_kaplun.doc дослідження впливу технологічних параметрів процесу зміцнення металів методом карбоазотування в тліючому розряді ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 117 каплун в.г., паршенко к.а., паршенко а.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна дослідження впливу технологічних параметрів процесу зміцнення металів методом карбоазотування в тліючому розряді на зносостійкість важливе значення у забезпеченні високого темпу зростання продуктивності праці і ефективності використання виробничого обладнання має створення і впровадження нових технологій виробництва та нових методів обробки деталей та інструменту. одним з найбільш ефективних методів поверхневого зміцнення деталей та інструменту є дифузійні процеси хіміко-термічної обробки в рідких, газових і твердих вуглецевих та азотних середовищах. для оцінки ефективності методу хіміко-термічної обробки особливо важливі такі характеристики як технологічність, оперативність, простота устаткування, температура та час процесу, економічність, надійність результатів, екологічна чистота процесу. хіміко-термічну обробку застосовують для деталей та інструменту, які підлягають інтенсивному зношуванню, корозії і знакозмінним напруженням. для виробів, які працюють в умовах контактного тертя, важливе значення має точність розмірів після хімікотермічної обробки і кращим є той метод зміцнення, після якого не потрібна механічна обробка. висока міцність і точність розмірів деталей важлива умова, яка забезпечує високу якість, надійність і довговічність устаткування, машин, механізмів і пристроїв. для підвищення якості виробництва машинобудування важливе значення мають дифузійні методи карбонітридного зміцнення стальних виробів: процеси обробки в розплавах нетоксичних солей карбонітрація, процес нітроцементації, а також процеси карбонітридного зміцнення з використанням тліючого розряду. карбоазотування в тліючому розряді – це процес одночасного насичення поверхні металу азотом і вуглецем при низьких температурах (від 500 °c до 600 °c). результати деяких досліджень щодо цього процесу наведені в роботах [1, 2]. в цих роботах одночасне насичення металу вуглецем і азотом розглядалося не як самостійний метод поверхневого зміцнення, а досліджувався вплив вуглецю на структуру і властивості азотованих шарів при гартуванні в аміачній плазмі з добавками газів, що містять вуглець. в роботі [1] встановлено, що при азотуванні в аміачній плазмі з добавками пропану, утворюється шар із розвинутою карбонітридною поверхневою зоною, яка міститься в зоні внутрішнього азотування карбонітридну сітку по межах аустенітних зерен. при чому, введення в аміачну плазму пропану зменшує швидкість утворення зони внутрішнього азотування. залежність товщини карбонітридної зони [ ])(32 ncfe − від концентрації цементуючого газу, наприклад, пропану, носить екстремальний характер. максимальний розвиток карбонітридна зона отримує при вмісту пропану в суміші від 8 % до 12 %. при цьому її товщина в 1,5 рази більша глибини нітридної зони, яку отримують при азотуванні в аміачній плазмі. при вмісті пропану біля 40 % подавляється ріст азотованого шару, очевидно, внаслідок утворення на поверхні карбонітридної або карбографітної плівки [1]. в роботі [1], також досліджували зносостійкість сталі 38х2нюа, азотованої при 520 °c і 650 °c на протязі 1,3 год в аміаці і в сумішах аміаку з пропаном і аргоном. крім того, були проведені комбіновані процеси по двохстадійній схемі: на першій стадії (1,5 год) на поверхні сталі утворювалась зона внутрішнього азотування при обробці в аміачно − аргонній (10 % аміаку + 90 % аргону) плазмі, а на другій стадії (1,5 год) утворювалась карбонітридна зона на базі ε − карбонітриду [ ])(32 ncfe − . авторами встановлено, що введення в аміачну плазму пропану, дозволяє додатково підвищувати зносостійкість азотованої поверхні (крива 3) за рахунок утворення карбонітридної ε − фази [1]. додатковим резервом підвищення властивостей поверхневих шарів азотованих сталей являється застосування комбінованих процесів [1, 2]: і стадія – утворення зони внутрішнього азотування по режиму катодного розпилення в плазмі аргону (від 85 % до 95 %) і аміаку (від 5 % до 15 %); іі стадія – наведення на поверхні дифузійного шару карбонітридної зони в плазмі аміаку (90 %) і пропану (10 %) при оптимальному тиску. такі режими дозволяють інтенсифікувати насичення і забезпечують отримання максимальної зносостійкості [2]. таким чином, аналіз літературних джерел показує, що питання дослідження впливу технологічних параметрів карбоазотування в тліючому розряд на зносостійкість матеріалів до кінця не вивчене і є актуальним. технологічні параметри процесу карбоазотування в тліючому розряді значно впливають на фізико–механічні характеристики, структуру, фазовий склад і зносостійкість карбонітрідного шару, тому вивчення цього впливу є важливим завданням. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу зміцнення металів методом карбоазотування в тліючому розряді ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 118 дослідження проводилися на інструментальних сталях марок у8 та хвг. завданням досліджень було визначення залежності характеристик карбоазотованого шару (глибини, твердості, структури, фазового і хімічного складу) від основних параметрів технологічного процесу (тиску, складу насичуючого середовища, температури і тривалості процесу). у якості робочих газів застосовувалися суміші азоту і аргону (75 % 2n + 25 % ar ) і пропану 83hc , температура насичення змінювалася від 480 ºс до 600 ºс, тиск газової суміші в процесі дифузійного насичення – від 80 па до 400 па, тривалість процесу – від 20 хв до 240 хв. в процесі дослідження використовувалися методи металографії, рентген-структурного і хімічного аналізів, в результаті застосування яких визначалися наступні характеристики карбоазотованого шару: структура і товщина із застосуванням мікроскопів ммр–2р, «neophot–21»; мікротвердість із застосуванням мікротвердоміра пмт–3; фазового складу із застосуванням рентгенівського приладу дрон– 3м. дослідження на зносостійкість проводились на установці торцевого тертя. з метою раціонального проведення дослідів і отримання достовірної інформації застосовувались математичні методи планування експериментів (плани першого і другого порядку) і статистичні методи обробки результатів експериментів. дослідження впливу технологічних параметрів процесу азотування на експлуатаційні характеристики азотованих зразків показали, що всі залежності нелінійні. тому при розв’язанні поставленої задачі прогнозування для математичного описання цих залежностей і раціонального проведення досліджень застосований метод планування експериментів – план другого порядку хартлі [3, 4]. плани хартлі відрізняються від інших планів другого порядку великою економічністю. наприклад, при чотирьох факторному експерименті по ортогональному центрально–композиційному плані потрібно провести 25 дослідів, по уніформному рототабельному центрально–композиційному плані – 31 дослід, по композиційному плані хартлі – 17 дослідів. однак, опрацювання результатів експериментів більш важка і потребує застосування програмного забезпечення. математичне описання досліджуваного явища здійснювалося регресивною моделлю у вигляді квадратичного полінома [3]: ∑∑∑∑ − === +++=ϕ 1n 1i jiij n 1i 2 iii n 1i ii0 xxβxβxββ(x) (1) де (x)ϕ – функція відклику (вихідна змінна); ijβ ,β ,β ,β iii0 – коефіцієнти рівняння регресії; ji x,x – незалежні змінні величини (фактори). параметри карбоазотування в тліючому розряді по плану хартлі для чотирьохфакторного експерименту наведені в табл. 1. таблиця 1 параметри карбоазотування в тліючому розряді по плану хартлі параметри режиму карбоазотування номер режиму температура t , °с тиск p , па тривалість τ , хв вміст пропану 83 hc , % 1 2 3 4 5 1 570 320 185 9 2 510 320 185 9 3 570 160 185 3 4 510 160 185 3 5 570 320 75 3 6 510 320 75 3 7 570 160 75 9 8 510 160 75 9 9 480 240 130 6 10 600 240 130 6 11 540 80 130 6 12 540 400 130 6 13 540 240 20 6 14 540 240 240 6 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу зміцнення металів методом карбоазотування в тліючому розряді ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 119 продовження таблиці 1 1 2 3 4 5 15 540 240 130 0 16 540 240 130 12 17 540 240 130 6 18 540 240 130 6 19 540 240 130 6 20 540 240 130 6 на рис. 1 4 наведені основні результати дослідження впливу технологічних параметрів процесу карбоазотування на товщину зміцненого шару та мікротвердість досліджуваних зразків. із графіків видно, що для всіх сталей товщина карбоазотованого шару збільшується із збільшенням температури. із підвищенням температури процесу вище 600 ºс при певному співвідношенні інших параметрів процесу можливе зменшення дифузійного шару внаслідок виникнення термоелектронної емісії на катоді. при цьому в загальному струмі розряду переважає електронний струм, доля іонного струму зменшується, що викликає зменшення кількості атомів іонів, які рухаються до катоду і зменшується градієнт концентрації по азоту і вуглецю в шарі. значний вплив на товщину азотованого шару має склад насичуючого середовища, а саме об’ємне співвідношення азоту, аргону та пропану. на рис. 1 2 наведені залежності товщини азотованого шару від процентного вмісту пропану (в об’ємних одиницях) в насичуючому середовищі для різних сталей при різних температурах. встановлені залежності показють, що товщина азотованого шару змінюється в залежності від вмісту пропану в суміші однаково для всіх сталей: із збільшенням вмісту пропану товщина зміцненого шару зменшується. це пояснюється тим, що при наявності вуглецю в насичуючому середовищі подавляється ріст зони внутрішнього азотування внаслідок утворення на поверхні металу карбонітридної плівки. при цьому, залежність товщини карбонітридної зони [ ])(32 ncfe − від концентрації цементуючого газу (пропану) носить екстремальний характер. максимальний розвиток карбонітридна зона отримує при вмісту пропану від 6 % до 10 % в суміші. при цьому її товщина в 1,5 рази більша, ніж товщина нітридної зони, отриманої при іонному азотуванні в азотаргонному середовищі. на товщину карбоазотованого шару значний вплив має тиск насичуючого середовища в період дифузійного насичення. із графіків ( рис. 1 2) видно, що для сталей хвг і сталі у8 існують певні значення тиску в розрядній камері, при якому досягається максимальна товщина зміцненого шару. аналізуючи графіки залежності товщини зміцненого шару від тривалості процесу, можна зробити висновок, що вони мають параболічний характер. при цьому крутизна параболи збільшується із підвищенням температури процесу. зміна тиску насичуючого середовища впливає на дану залежність, але зберігає її параболічний характер. однак цей вплив не однозначний по абсолютній величині для різних сталей. таким чином, проведенні дослідження показали, що параболічний характер залежності товщини азотованого шару від тривалості процесу зберігається для різних марок сталей і різних режимів зміцнення. рис. 1 − залежність товщини зміцненого шару сталі хвг від технологічних параметрів карбоазотування в тліючому розряді рис. 2 − залежність товщини зміцненого шару сталі у8 від технологічних параметрів карбоазотування в тліючому розряді pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу зміцнення металів методом карбоазотування в тліючому розряді ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 120 другою важливою фізико–механічною характеристикою карбоазотованого шару є його твердість (рис. 3 4). встановлено, що для кожної марки сталі існує оптимальне значення температури (інтервал температур), при якій (якому) досягається максимальна твердість. наприклад, для сталі у8 – це інтервал температур від 510 ºс до 540 ºс, для сталі хвг − інтервал температур від 540 ºс до 580 ºс. залежність зміни мікротвердості поверхні різних сталей від тривалості процесу показує, що дифузійний шар по мікротвердості в основному сформувався в початковий період процесу карбоазотування в тліючому розряді і в подальшому при збільшенні тривалості процесу майже не збільшувалася. при цьому із збільшенням кількості пропану в насичуючому середовищі мікротвердість із збільшенням витривалості процесу знижувалася (рис. 3 4). значний вплив на мікротвердість поверхні азотованого шару має тиск і склад насичуючого середовища. їх вплив неоднозначний для різних марок сталей і залежить від співвідношення інших технологічних параметрів процесу, так для сталей хвг і у8 оптимальним є вміст пропану від 3 % до 6 . оптимальний тиск для сталі хвг складає 320 па, тоді як для сталі у8 він знаходиться у межах від 240 па до 320 па. тобто, на мікротвердість азотованого шару впливають всі технологічні фактори. оптимальними технологічними режимами карбоазотуваня в тліючому розряді для забезпечення максимальної мікротвердості досліджуваних сталей є: для сталі хвг − температура азотування від 560 ºс до 580 ºс, тиск 320 па, тривалість насичення 180 хв, вміст пропану від 3 % до 5 %; для сталі у8 − температура азотування від 510 ºс до 540 ºс, тиск від 240 па до 320 па, тривалість насичення 240 хв, вміст пропану від 3 % до 6 %. рис. 3 − залежність мікротвердості зміцненого шару сталі хвг від технологічних параметрів карбоазотування в тліючому розряді рис. 4 − залежність мікротвердості зміцненого шару сталі у8 від технологічних параметрів карбоазотування в тліючому розряді таким чином, дослідження кінетики процесів карбоазотування в плазмі тліючого розряду в азотаргонному середовищі з добавленням пропану показали, що змінюючи технологічні параметри процесу (склад середовища, тиск, температуру і тривалість насичення), можливо змінити в широких межах товщину, твердість на поверхні і по глибині, структуру, фазовий склад карбоазотованого шару і концентрацію вуглецю в ньому. наявність пропану в насичуючому середовищі позитивно впливає на кінетику процесу і фізико−механічні характеристики карбоазотованого шару. результати досліджень зносостійкості зразків із сталей хвг та у8, зміцнених методом карбоазотування в тліючому розряді по різних режимах із застосуванням плану 2−го порядку хартлі, наведені на рис. 5 8. характер кривих зносу показує, що у всіх експериментах існує період припрацювання (рис. 5 8), який характеризується більшою інтенсивністю зносу, і період нормальної роботи із незначною інтенсивністю зносу. із порівняння величин зносу в період припрацювання і в період нормальної роботи видно, що перший значно впливає на процес зношування пари тертя, а як наслідок, і на довговічність деталей. на величину зношування в цей період значний вплив мають такі фактори як структура поверхневого шару, його хімічний склад, шорсткість поверхні та експлуатаційні параметри (питоме навантаження, швидкість, середовище). змінюючи ці всі параметри, можливо добитися значного зменшення інтенсивності зносу в період припрацювання. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу зміцнення металів методом карбоазотування в тліючому розряді ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 121 дослідженнями встановлено, що зносостійкість карбоазотованих зразків по деяких режимах значно вища порівняно із азотованими зразками. великий вплив на зносостійкість має режим карбоазотування в тліючому розряді, особливо в період припрацювання. так величина зносу зміцненої сталі хвг по режиму 6 в початковий період припрацювання в 4 рази більша порівняно з режимом 3. із збільшенням шляху тертя величина зносу зменшувалась і досягала сталої величини в кінці періоду припрацювання. при цьому різниця в інтенсивності зношування зміцнених по різних режимах зразків зменшувалася і майже не відрізнялася в період нормального зношування. аналогічний характер зношування карбоазотованих зразків отримано і для інших сталей. це пояснюється тим, що при зміцненні методом карбоазотування в тліючому розряді по різних технологічних режимах на поверхні зразків утворюються шари із різним фазовим складом, твердістю, пластичністю та іншими фізико-механічними властивостями. при оптимальному їх співвідношенню для даних умов зношування отримуємо мінімальну інтенсивність зношування пари тертя як в період припрацювання, так і в період нормального зношування. рис. 5 − кінетика зношування зразків із сталі хвг, зміцнених методом карбоазотування рис. 6 − кінетика зношування зразків із у8, зміцнених методом карбоазотування на рис. 7 8 наведені результати комплексних досліджень впливу основних технологічних факторів на зносостійкість сталей хвг та у8 із застосуванням планування експериментів (план хартлі, табл. 1), які дозволяють визначити оптимальні технологічні режими карбоазотування в тліючому розряді для забезпечення максимальної зносостійкості досліджуваних сталей. такими режимами є: для сталі хвг: температура карбоазотування від 540 ºс до 580 ºс, тиск − 400 па, тривалість насичення − 20 хв, вміст пропану − 6 %; для сталі у8: температура карбоазотування − 540 ºс, тиск − 400 па, тривалість насичення − 240 хв, вміст пропану від 3 % до 6 %. рис. 7 − залежність зносу сталі хвг від технологічних параметрів карбоазотування в тліючому розряді рис. 8 − залежність зносу сталі у8 від технологічних параметрів карбоазотування в тліючому розряді pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу зміцнення металів методом карбоазотування в тліючому розряді ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 122 аналіз отриманих залежностей показує, що підвищена твердість матеріалу не завжди позитивно впливає на його зносостійкість. значення технологічних параметрів процесу зміцнення, які забезпечують максимальну мікротвердість поверхні та товщину зміцненого шару не завжди співпадає із значеннями технологічних параметрів процесу по критерію максимальної зносостійкості. величина зносу поверхонь тертя залежить не тільки від технологічних параметрів процесу, але і від експлуатаційних умов (тиску на поверхні тертя, швидкості ковзання і середовища). тому з метою підвищення зносостійкості пар тертя для різних матеріалів і режимів карбоазотування в тліючому розряді необхідно знаходити не тільки оптимальні значення технологічних параметрів процесу, але і оптимальні експлуатаційні умови тертя. література 1. лахтин ю.м. регулируемые процессы азотирования в тлеющем разряде / ю.м. лахтин, я.д. коган, в.н. шапошников // в кн. прогрессивные методы химико-термической обработки. − м. : машиностроение, 1979. − 184 с. 2. арзамасов б.н. ионная химико–термическая обработка сплавов/ б.н. арзамасов, а.г. братухин, ю.с. елисеев, т.а. панайоти. – м. : изд−во мгту им. н.э.баумана, 1999. – 400 с. 3. каплун в. г. оптимизация технологии ионного азотирования в безводородных средах по параметрам прочности. / в. г. каплун, н. ф. семенюк, а. в. паршенко. // "управление триботехническими и прочностными свойствами механических систем". киев.: умкво, 1990. с. 113-118. 4. вплив метастабільної структури залишкового аустеніту на контактну витривалість і довговічність сталі при дії циклічного навантаження / в. г. каплун, п.в. каплун, к.а. паршенко // машиностроение и техносфера 21−го века : зб. праць 13−ї міжнародної науково–технічної конференції. – донецьк, 2006. – т. 2. – с. 98 – 103. надійшла 27.07.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 2_zamota.doc развитие площади пятна контакта при макроприработке поверхностей трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 9 замота т.н., * аулин в.в.** *восточноукраинский национальный университет им. в. даля, г. луганск, украина, **кировоградский национальный технический университет, г. кировоград, украина развитие площади пятна контакта при макроприработке поверхностей трения введение протекание процессов приработки трущихся поверхностей зависит от характера работы сопряженных деталей и условий трения. условия внешнего трения поверхностей сопряженных деталей определяются наличием разделительного смазочного материала между ними. режим трения характеризуется диаграммой герси штрибека, т.е. числом зоммерфельда μω / ρ или характеристикой режима трения – μn / ρ (где μ – динамическая вязкость смазочного материала, ω, n – угловая скорость и частота вращения вала). с ростом числа зоммерфельда трение переходит от граничного к переходному режиму, а затем к гидродинамическому [1]. б.и. костецкий получил формулу зависимости произведения коэффициента трения f на толщину разделительного слоя смазки h от условий трения [2]: fh = μv / ρ, где v – скорость перемещения трущейся поверхности. правая часть этого выражения μv/ρ является характеристикой режима жидкостного трения. при подстановке значения ρ = f/sк, где f – это сила взаимодействия прирабатываемых поверхностей, а sк – площадь контакта в паре трения, характеристика режима жидкостного трения принимает вид: μ vsк / f. из этого следует, что процесс макроприработки при одинаковых внешних нагрузках будет напрямую зависеть от развивающейся площади пятна контакта sк в трибосопряжении.вид сопряжения в свою очередь оказывает существенное влияние на изменение площади sк в процессе макроприработки. кроме этого на характер прирабатываемости и триботехнические характеристики контакта деталей влияют макрогеометрические отклонения [3], которые возникают в процессе изготовления и ремонта деталей. геометрии контакта сопряженных поверхностей уделяется большое внимание [4, 5]. отмечается, что определяющим для прогнозирования долговечности узлов трения машин является оценка и анализ процессов, происходящих в зоне контакта сопряженных деталей. в настоящее время кроме обычных способов приработки используется электрохимико-механическая приработка (доводка) (эхмп(д)), позволяющая значительно интенсифицировать макроприработку трущихся поверхностей [1, 6]. основным отличием эхмп(д) является то, что при существующих макрогеометрических отклонениях за счет целенаправленного изменения параметров процесса приработки обеспечивается режим гидродинамической смазки, а анодным травлением снимается необходимый припуск. с увеличением слоя электролита между трущимися поверхностями процесс съема материала затухает, что оптимизирует приработочный износ. целью данной работы является исследование развития площади пятна контакта sк прирабатываемых деталей с учетом вида трибосопряжения и величины макрогеометрического отклонения. развитие площади пятна контакта при макроприработке основных трибосопряжений машин среди различных видов трибосопряжений наибольшее распространение в машинах получили цилиндрические сопряжения (поршень гильза, вал втулка и т.д.). характер взаимного перемещения и макрогеометрические отклонения в них требуют детального изучения процесса формирования площади контакта. рассмотрим макрогеометрическую приработку наиболее распространенных сопряжений. цилиндрические сопряжения (без учета погрешности форм деталей) могут иметь перекос и несоосность внутреннего цилиндра относительно внешнего. для определения развития пятна контакта при перекосе была составлена схема, представленная на рис. 1. ранее была определена зависимость площади контакта при заданном угле перекоса γ и образующейся дуге φ [3]. объем, который необходимо удалить с поршня при заданном угле перекоса γ, может быть определен интегрированием площади сечения фигуры, представленной на рис. 1, б, в пределах φ от φ0 до π – φ0. считаем, что внутренний цилиндр высотой hц при перекосе вращается относительно своей середины на угол перекоса γ. при этом величина внедрения δ рабочей поверхности одной детали в другую равна δ = r1 + l – r2, (1) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие площади пятна контакта при макроприработке поверхностей трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 10 где r2 – радиус наружного цилиндра; l – величина смещения центра внутреннего цилиндра (в торцевой плоскости) от центра наружного цилиндра (l = hц / 2·sinγ); r1 – радиус внутреннего цилиндра. площадь контакта sцп, развивающаяся при приработке сопряжения цилиндр в цилиндре, при наличии начального перекоса (рис. 1) находится по выражению (2) интегрированием в пределах φ от φ0 до π – φ0. ( ) , sin2 sin 2sin 1sinsin 20 0 2 2 2 2 1 ∫ ϕ−π ϕ ϕ                 γ −ϕ+ γ −ϕ⋅      γ⋅+ = d rh h r s ц ц цп (2) где hц – высота внутреннего цилиндра; γ – угол перекоса внутреннего цилиндра в наружном; φ – угол дуги изнашиваемого сечения. а б рис. 1 – схема развития пятна контакта при макрогеометрической приработке цилиндрических поверхностей с перекосом: а – зона приработки; б – геометрическое представление изнашиваемого материала; sцп – площадь контакта цилиндрической пары при перекосе угол φ0 – начала пересечения проекций наружного и торца внутреннего цилиндров, определялся по формуле: , 2 arcsin 2 2 1 22 2 0 lr rlr ⋅ −+ =ϕ (3) а дуга взаимного пересечения двух прирабатываемых тел α0 равна . 2 arcsin2 2 2 1 22 2 0 lr rlr ⋅ −+ −π=α (4) расчет по формуле (2) проводился в программе mathcad 2001,используя теорему симпсона. для этого в формулу (2) подставляли значения r1, hц, r2, γ. для рассматриваемых в данной работе сопряжений геометрические параметры были следующие: r1 – 21мм; r2 – 21,0475 мм; hц – 50 мм; b – 50 мм; δ – величину внедрения прирабатываемой поверхности детали изменяли с шагом 0,19 мм, т.е. δ = 0; 0,19; 0,38; 0,57; 0,76 мм; γ задавали в зависимости от δ (γ = 0,1; 0,2; 0,3; 0,4; 0,5°, соответственно). по представленным выше выражениям были найдены зависимости дуги пересечения наружного и внутреннего цилиндров α0 и площади контакта sк от величины перекоса γ. при несоосности цилиндрических поверхностей (рис. 2) внутренний цилиндр внедряется в наружный по гораздо большей площади, чем при перекосе. это наглядно видно при сравнении рис. 1, а и рис. 2, а. площадь контакта sцн в этом случае находится по формуле: ),( 3,57 1 0 δ−+⋅ α ⋅= lrbsцн (5) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие площади пятна контакта при макроприработке поверхностей трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 11 а б рис. 2 – схема развития пятна контакта при макрогеометрической приработке цилиндрических поверхностей с несоосностью: а – зона приработки; б – геометрическое представление изнашиваемого материала; sцн – площадь контакта цилиндрической пары при несоосности в плоском сопряжении деталей при трении будет происходить линейное увеличение площади пятна контакта, зависящее от угла перекоса γ и ширины детали b (рис. 3). а б рис. 3 – схема развития пятна контакта при макрогеометрической приработке плоских поверхностей: а – зона приработки; б – геометрическое представление изнашиваемого материала; sпп – площадь контакта плоского ползуна; δ толщина изнашиваемого материала; γ – угол перекоса; b – ширина детали при этом площадь контакта плоского ползуна sпп равна: . tan γ δ ⋅=⋅= babsпп (6) технологически создать сферическую поверхность сложнее, чем цилиндрическую или плоскую, а припуски на приработку прецизионных сопряжений предъявляют повышенные требования к способу приработки. схема развития пятна контакта в этом случае представлена на рис. 4. площадь контакта сферического сопряжения с внедрением внутренней сферы радиусом r1 в наружную радиусом r2 на величину δ можно оценить по формуле: . 2 cos)(2 02212       α ⋅−+⋅+−δ⋅π= rlrrlsсф (7) а б рис. 4. схема развития пятна контакта при макрогеометрической приработке сферических поверхностей: а – зона приработки; б – геометрическое представление изнашиваемого материала; sсф – площадь контакта сферической пары pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие площади пятна контакта при макроприработке поверхностей трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 12 сложность приработки зубчатых зацеплений состоит в малой площади пятна контакта, кратковременности взаимодействия и повышенной износостойкости контактирующих поверхностей. схема развития пятна контакта при макрогеометрической приработке зубчатых зацеплений наглядно показывает геометрическое представление изнашиваемого материала (рис. 5). а б рис. 5 – схема развития пятна контакта при макрогеометрической приработке зубчатых зацеплений: а – зона приработки; б – геометрическое представление изнашиваемого материала; sзз – площадь контакта зубчатого зацепления площадь контакта зубчатого зацепления при взаимном внедрении контактирующих зубьевна величину δ находится по формуле с учетом угла α0 , 180 01 α⋅⋅π⋅= r bs зз (8) где . 4/)2( arcsin 1 2 1 2 1 0 r rr δ−− =α (9) результаты расчета площади пятна контакта sк и дуги взаимного пересечения α0 двух деталей сопряжения при макроприработке по полученным формулам проведены расчеты развития площади пятна контакта и изменения дуги прирабатываемых деталей различных сопряжений с ростом макрогеометрического отклонения. результаты расчетов приведены на рис. 6. а б рис. 6 – развитие площади пятна контакта sк(а) и изменение дуги пересечения α0 прирабатываемых деталей (б) различных сопряжений с ростом макрогеометрического отклонения: 1 – цилиндрическое с перекосом, (sцп); 2 – цилиндрическое с несоосностью, (sцн); 3 – плоский ползун, (sпп); 4 – сферическое сопряжение, (sсф); 5 – зубчатое зацепление, (sзз) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие площади пятна контакта при макроприработке поверхностей трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 13 непосредственный контакт внутреннего и наружного цилиндров осуществляется при величине перекоса, равного перекосу в пределах зазора. интенсивно нарастание площади контакта sцп происходит при небольших внедрениях внутреннего цилиндра (δ < 0,19). относительно других рассматриваемых сопряжений площадь контакта была наименьшей (рис. 6, а, кривая 1). напротив, тоже сопряжение, но с несоосностью имело максимальное развитие sцн, которое значительно превышало другие рассматриваемые примеры (рис. 6, а, кривая 2). учитывая реальное состояние цилиндрических сопряжений, необходимо более детально изучить приработку механизмов с перекосами от двух до трех раз превышающих перекос в пределах зазора. развитие площади контакта в цилиндрической паре при несоосности коррелирует с увеличением дуги пересечения прирабатываемых деталей (рис. 6, б, кривая 2), но перекос в этой паре резко меняет характер макроприработки. плоское сопряжение при трении быстро достигало номинальной площади контакта(sпп = sном) (рис. 6, а, кривая 3), что объясняется максимальным углом α0 (рис. 6, б, кривая 3). единственным исследуемым сопряжением, у которого увеличение площади пятна контакта sсф имело гиперболическую зависимость, было сферическое трибосопряжение. замедленная вначале макроприработка ускоряется с ростом взаимного внедрения проекций прирабатываемых деталей, а потом опять интенсивность процесса снижается. развитие площади контакта в зубчатых зацеплениях sзз характеризуется малыми значениями дуги пересечения прирабатываемых тел (рис. 6, б, кривая 5), что свидетельствует о высоких давлениях в контакте прирабатываемого трибосопряжения и обусловлено его особенностями. выводы 1. с теоретической точки зрения рассмотрено развитие площади пятна контакта sк на прирабатываемой детали от первоначального контакта до максимально возможного с учетом вида трибосопряжения деталей и величины макрогеометрического отклонения. 2. вид трибосопряжения оказывает значительное влияние на развитие площади пятна контакта при макроприработке, поэтому способ приработки должен учитывать особенности различных видов сопряжений и характер макрогеометрического отклонения поверхностей от правильных геометрических форм. при несоосности цилиндрического трибосопряжения площади контакта в десятки раз выше, чем при перекосе. назначение одинаковых режимов приработки без учета особенностей геометрии контакта может привести к значительному сокращению ресурса сопряжения. 3. полученные математические зависимости (1 … 9) дают возможность рассчитывать параметры процесса макрогеометрической приработки и могут быть использованы при выборе рационального способа приработки. литература 1. алексеев в.п. электрохимико-механическая макроприработка деталей / в.п. алексеев // монография. – луганск: элтон-2, 2011. – 204 с. 2.костецкий б.и. трение, смазка и износ в машинах. – к.: техника. – 1970. – 396 с. 3. замота т.н. влияние перекоса поршня в гильзе на триботехнические характеристики контакта / т.н.замота, в.в. аулин // вісник інженерної академії україни. випуск 1. –2010. – с. 196200. 4. кузьменко а.г. дослідженнязносоконтактної взаємодії змащених поверхонь тертя / а.г. кузьменко, о.в. диха // монографія. – хмельницький: хну, 2005. – 183 с. 5. кузьменко а.г. методи розрахунків і випробувань на зношування та надійність: навчальний посібник для студентів вищих навчальних закладів. – хмельницький: туп, 2002. – 151 с. 6. замота т.н. физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения // проблеми трібології. – 2011. – № 2 – с. 26 … 30. надійшла 12.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_kuzmenko.doc развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 72 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 удк 621.891 при исследовании сдвига сжатых поверхностей установленная связь функции напряжений трения по процессу с распределением напряжений по поверхности. описаны и объяснены два механизма скольжения при трении: синхронной и переползанием. ключевые слова: контактная механика, сжатые поверхности, трение, механизма скольжения. 1. введение и постановка задачи 1. в результате решения [1, 2, 3] вариационно-экспериментальным методом вэмτ. задачи об определении функции изменения касательных напряжений ( )xτ по функции диаграммы сдвига сжатых поверхностей было установлено, что при выпуклой растущей функции ( ) ,f x напряжение трения ( )xτ имеет падающий гиперболический характер. подчеркнем, что это изменение напряжений трения по процессу т. е. изменение сдвига от нуля до x и суммарной силе трения от 0 до ( ).f x 2. решение фиксирует связь между функциями ( )f x и ( )xτ , однако не объясняет причину установленной закономерности процесса. в данной роботе ставится задача: связать функцию изменение напряжения ( )xτ по процессу с функцией ( )'xτ распределения напряжений трения по поверхности контакта. 2. решение задачи и его анализ 2.1. обоснование формы решения 1) при сдвиге плоского сжатого контакта выпуклая растущая функция ( )f x диаграммы сдвига аппроксимирована степенной функцией вида: nf cx= ; (2.1) 2) для этого случая изменение функции касательных напряжений по процессу ( )xτ также получено [1] в степенной форме вида: ( ) 1nx x −τ = ε ; (2.2) 3) графическое представление решения при 1:n < ; 4) будем обозначать через 'x координаты точек поверхности (площадки) контакта так, что max0 ' ;x x< < величина сдвига x может быть меньше или равной координате площадки в направлении сдвига. 2.2. допущения 1) в случае, если максимальное перемещение сдвига maxx равно полному размеру площадки контакта maxx a= то выполняется равенство: ( ) ( )'x xτ = τ ; (2.3) 2) в случае, если ,x a< то выполняется равенство: ( ) max ' a x x x   τ = τ     , (2.4) т. е. max ' a x x x = ; (2.5) рис. 1 – схема контакта и график функции mailto:tribosenator@gmail.com развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 73 3) таким образом полагаем, что при переходе от ( )xτ к ( )'xτ соблюдается подобие с коэффициентом подобия k: max a k x = ; (2.6) 4) строгое обоснование используемого подобия следует из рассмотрения условия равновесия в контакте. 3. влияние вида функции ( )f x на функции ( )xτ и ( )' .xτ 3.1. виды функций ( )f x в соответствии со систематизацией функции ( )f x по [3] имеет. таблица 1 виды функции ( )f x № вар-та график функции ( )f x виды функции ( )f x значение параметра n 1 ( ) nf x cx= 1n < 2 ( ) nf x cx= 1n > 3 ( ) 1nf x cx −= 1n < 4 ( ) 1nf x cx −= 1n ≥ ( ) nf x cx= 1n > 5 ( ) 1nf x cx −= 1n ≥ ( ) 1nf x cx −= 1n < 6 ( ) nf x cx= 1n > развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 74 3.2. виды функций ( )xτ 3.2.1. решение в виде степенной функции при 1n < табл. 1, вариант 1 1) при решении задачи определения функции ( )xτ в степенной форме :α ( )x xατ = ξ , (2.7) при заданной функции ( ) nf x cx= , (2.8) в работах [1, 2] установлено, что решение (2.7) имеет вид: ( ) 1nx x −τ = ξ ; (2.9) 2) при 1n < решение (2.9) можно записать в виде: ( ) 1nx x − ξ τ = , (2.10) при 0,x → ( )0 .xτ → → ∞ рис. 2 – график функции (2.8) и (2.10) рис. 3 – графики функции f(x) (2.8) и τ(x) по (2.9) решение в виде степенной функции при 1n < , табл. 1, вариант 21) форма решения сохраняется в виде (2.9): ( ) 1nx x −τ = ξ ; 2) но при 1<n это функции вида рис. 3; 3) заметим, что максимум функции ( )хτ при 1n < имеем место в конце процесса сдвига. 3.2.3. функция ( )хτ для других вариантов видов функции диаграммы сдвига ( )f x по табл. 1 1. для определения вида функции касательных напряжений ( )хτ следует проводить специальные исследования с учетом начальных условий контакта. 2. интересно заметить, что для случаев функции ( ) ,f x содержащих экстремальную точку закономерность распределения ( )хτ и ( )'хτ изменение при переходе через эту точку. 3.3. пример определения функции распределения напряжений трения ( )'хτ по координате 'х площадки контакта 3.3.1. эксперимент (раздел 2.1) 1) схема контакта: поступательный сдвиг в смазанном плоском контакте рис. 1. 2) из теоретического решения задачи установлена функция касательных напряжений ( )хτ по процессу в виде степенной функции: ( ) 1ncnx x b −τ = , (2.11) или в безразмерном виде: развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 75 ( ) 1xx bn −τ = ; (2.12) 3) испытания были проведены при следующих исходных данных: площадь контакта 100 100а b× = × мм 410= мм 2; нормальная нагрузка 3q = кг; 4) после обработки результатов испытаний на сдвиг получена функция диаграммы сдвига в виде: ;nf cx= 2,1;c = 0,17; n = 5) безразмерная функция изменения касательных напряжений по процессу при максимальном сдвиге maxx = 1 мм, рис. 4. рис. 4 – распределение ( )'хτ по площадке контакта ( ) 2 0,83 1 0, 357·10x x −τ = . (2.13) 3.3.2. результаты определения ( )'хτ касательных напряжений по поверхности представлены в табл. 2 табица 2 № x, мм max ' 100 , a х x x x = = max100, 1a x= = м ( )xτ 1 0,1 10 170 2 0,2 20 85 3 0,3 30 57 4 0,4 40 42,5 5 0,5 50 34 6 0,6 60 28 7 0,7 70 24 8 0,8 80 21 9 0,9 90 19 10 1,0 100 17 4. механизм дискретного скольжения поверхностей переползанием при сдвиге развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 76 4.1. явление скольжения поверхностей дискретным переползанием 1) при сдвиге сжитых поверхностей два механизма взаимного проскальзывания поверхностей; 2) одновременное перемещение всех точек одной поверхности по всем точкам другой поверхности как целого; 3) постепенное, последовательное перемещение точек одной поверхности по другой начиная с края, при этом дискретном скольжении на одном участке на других участках скольжение не происходит. этот механизм скольжения будем называть переползанием; 4) механизм переползания до сих пор практически не имеет обоснованного описания; далее предлагаем такое описание и его объяснение. 4.2. описание механизма постепенного дискретного скольжения переползанием 4.2.1. основные предпосылки 1) при описании будем пользоваться иллюстрацией механизма по рис. 5. рис. 5 – схема дискретного изменения напряжений трения τ(х) при сдвиге в условиях скольжения по механизму переползания зоны проскальзывания 2) в основе описания механизма скольжения переползанием лежит решение контактной задачи о сдвиге сжатых поверхностей. 4.2.2. основная идея объяснения явления переползания 1) из решения задачи о сдвиге следует, что на границе области контакта в зоне сдвига возникают самые большие касательные напряжения, при которых может произойти местное проскальзывание; 2) приложение силы сдвига после первого проскальзывания возникают самые большие напряжения трения, приводящие к следующему локальному проскальзыванию; 3) далее процесс повторяется до выхода зоны проскальзывания на противоположную границу площадки контакта; 4) таким образом основная идея объяснения эффекта переползания зоны проскальзывания состоит в периодическом перемещении по площадки локальной зоны повышенных напряжений трения. 4.2.3. пошаговое описание процесса шаг 1. после приложения сдвигающей силы af : 1) возникает максимальное касательное напряжение трения 0 ,τ такое что в соответствии с законом амонтона: σ>τ f0 , (4.1) где f – коэффициент трения; σ – контактное давление; т. е. в начальный момент приложения сдвиговой нагрузки f в точке с максимальным напряжением трения 0τ произойдет микро-проскальзывание на величину 1x (по рис. 5); развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 77 2) после сдвига на величину 1x максимальное касательное напряжение уменьшается до величины 1 1( )xτ в соответствии с решением задачи методом вэмτ по [1]. шаг 2. увеличиваем нагрузку до величины 1,f 01 :f f> 1) основное свойство системы состоит в том, что после реализованного микросмешения и падения напряжения трения от 0τ до 1τ при новом приложении нагрузки 1f максимальное касательное напряжение вырастает до величины 2 1 ,τ > τ хотя может быть 2 0 ;τ < τ 2) высокое касательное напряжение 1 1( )xτ также, что 1 ,fτ > σ приводит к очередному второму микро проскальзыванию в контакте от величины 1x до 2x (рис. 5). шаг 3. шаг .n далее шаги повторяются до последнего шага ,n на котором контакт на величину проскальзывания x∆ выходит за пределы контакта. 4.2.4. о скорости процесса переползания 1) скорость перемещения зоны проскальзывания dx x dt = до выхода на противоположный от начала край площадки контакта зависит от интенсивности скорости приложения сдвиговой нагрузки : df f dt =& ( ) ;x f= φ && dx df dt dt   = φ     ; (4.2) 2) скорость переползания x& во многом определяются величиной начального значения силы 0 ;f чем больше начальное значение 0f там выше скорость переползания. 4.2.5. связь синхронной (одновременной и всем точкам ползучести) с ползучестью переползанием 1) осле каждого акта микро проскальзывания переползанием происходит нарушение фрикционных связей между поверхностями; 2) если это нарушение произойдет на всей площадке контакта, то наступает стадия синхронного скольжения и нового вида и механизма ползучести; 3) переход от макро дислокационного механизма к механизму одновременного проскальзывания по всем контактным точкам носит характер потери устойчивости трибосистемы; 4) понять и наблюдать потерю устойчивости в контакте трибосистем, обладающих свойствами и механизмами касательной ползучести можно на примерах оползней, сходе снежных лавин, сдвигах земной коры при землетрясениях; вопрос построения математических модулей потери устойчивости при проскальзывании поверхностей в трибосистемах при использовании вэмτ – метода является следующим этапом в развитии методов описания скольжения при сдвигах. 5. выводы и обобщения 1. исследована связь процессов по времени и по пространству в задаче сдвига сжатых поверхностей. 1) установлена связь между функциями силы трения ( )f x и напряжении трения ( )хτ по процессу сдвига x с одной стороны и функцией распределения напряжений трения по площадке контакта по координате 'x с другой стороны; 2) в основе логики установления связь функции по процессу ( )хτ (по времени) с функцией по поверхности (по пространству) лежит допущение о подобии и причинной связи этих процессов: т. е. полагаем, что вид функции касательных напряжений по процессу ( )хτ объясняется распределением напряжений трения по площадке контакта ( ) ;'хτ 3) процедура определения функции ( )'хτ показана на примере сдвига плоского сжатого контакта смазанных поверхностей. развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 78 2. введено понятие о двух разных видах механизмов скольжения во времени или касательной ползучести поверхностей при сдвиге. 1) в первом механизме все контактные точки сдвигаются друг относительно друга одновременно, или синхронно, это традиционный механизм скольжения при трении; 2) во втором механизме скольжение начинаясь от одного края распространяется образованием малых зон проскальзывания, которые затем последовательно перемещаются к противоположному краю площадки контакта; это механизм скольжения переползанием или макро дислокационный механизм; 3) механизм скольжения при сдвиге переползанием основан: с одной стороны на решении задачи о сдвиге вэмτ методом; с другой стороны на допущении о том, что при малой скорости роста внешней силы ( )f x после каждого микро сдвига максимальные касательные напряжения падают, а затем снова возрастают до величины, вызывающей микро проскальзывание; последовательное повторение микроскольжения заканчивается выходом края тела за пределы контакта. 3. известное явление контактной касательной ползучести или изменения во времени величина проскальзывания при действии постоянной касательной силы. 1) рассматривается как процесс на первом этапе последовательного микро переползания с нарушением структуры фрикционной связи; 2) начало сдвига с выполнением синхронного скольжения обычно используется для определения предела касательной прочности при сдвиге tτ силой ;tf 3) дальнейшее действие постоянной сдвиговой силы tf t≥ приводит к касательной ползучести по синхронному механизму скольжения. 4. полученные результаты могут бить использованы при изучении механизмов и модулей. 1) оползней грунта; 2) схода снежных лавин; 3) сдвиговых процессов, приводящих к землетрясениям; 4) закономерность сдвига сжатых поверхностей в узлах трения машин и т. д. литература 1. кузьменко а.г. вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений (вэмτ) // проблемы трибологии. – 2013. – № 1 – с. 144-153. 2. кузьменко а.г. контактная механика сдвига статичных поверхностей (методика и примеры расчётов) // проблемы трибологии. – 2013. – № 2. – с. 89-98. 3. кузьменко а.г. развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач методов направлений исследований и результатов // проблемы трибологии. – 2013. – № 3. – с. 51-58. 4. кузьменко а.г. пластический контакт. вариационно-экспериментальный метод. – хмельницький: хну, 2009. – 359 с. 5. кузьменко а.г., поступательный сдвиг в плоском контакте, эксперименты и анализ // проблемы трибологии. – 2014. – № 1. – с. 123-138. поступила в редакцію 25.04.2014 развитие методов контактной механики сжатых поверхностей. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 79 kuzmenko a.g. development of methods of contact mechanics shear concise surface. part 2. in the study of shear surfaces compressed established communication friction stress function to the process with the stress distribution on the surface. described and explained the mechanism of two sliding friction and climb of synchronous. key words: contact mechanics, compressed surface friction sliding mechanism. references 1. kuz'menko a.g. variacionno-jeksperimental'nyj metod v kontaktnoj mehanike sdvigovyh peremeshhenij i naprjazhenij (vjemτ). problemy tribologii. 2013. № 1 s. 144-153. 2. kuz'menko a.g. kontaktnaja mehanika sdviga statichnyh poverhnostej (metodika i primery raschjotov). problemy tribologii. 2013. № 2. s. 89-98. 3. kuz'menko a.g. razvitie metodov kontaktnoj mehaniki sdviga szhatyh poverhnostej. chast' 1. sistematizacija zadach metodov napravlenij issledovanij i rezul'tatov. problemy tribologii. 2013. № 3. s. 51-58. 4. kuz'menko a.g. plasticheskij kontakt. variacionno-jeksperimental'nyj metod. hmel'-nic'kij: hnu, 2009. 359 s. 5. kuz'menko a.g., postupatel'nyj sdvig v ploskom kontakte, jeksperimenty i analiz. problemy tribologii. 2014. № 1. s. 123-138. 18_kuzmenko.doc новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 120 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 содержание введение 0. введение и постановка задач 0.1. двучленный закон трения кулона 0.2. методы определения параметров модели 0 иα β модели (0.7) 0.3. недостатки методов определения параметров: 0.4. постановка задач исследования 1. способ большой лунки в методе 0 иα β михина определения параметров адгезионнодеформационной теории трения 1.1. теория эксперимента 1.1.1. схема контакта и идея метода 1.1.2. расчетные зависимости метода: 1.2. техника эксперимента, установка 1.2.1. описание работы установки 1.2.2. подготовка к испытаниям 1.2.3. порядок проведения испытаний 1.3. реализация эксперимента 1.3.1. пример проведения и обработки результатов испытаний № 1 при q = 187,5 кг 1.3.2. пример № 2. опыт при 30007 == qq 3000 кг 1.4. определение параметров функции )( cpa f σ=τ 1.5. приближенное определение твердости граничной смазки: 1.5.1. зависимости: 1.5.2. пример расчета твердости гс для графитной смазки 1.5.3. оценка уровня твердости граничной смазки 1.5.4. зависимость твердости гс от давлений 1.5.5. уточнение терминологии характеристик граничной смазки 1.6. определение параметров гс для разных материалов смазки 1.6.1. результаты испытаний разных видов смазок представлены в табл. 1.2 1.7. основные результаты испытаний и выводы по п.1. 1.7.1. развитие метода михина 1.7.2. метод приближенной оценки твердости тонкого (1 мкм) слоя граничной смазки 1.7.3. анализ изменения величин адгезионной компоненты 1.7.4. некоторые обобщения: 2. способ определения кинематической вязкости тонкого слоя граничной смазки 2.1. теория эксперимента 2.1.1. постановка задачи 2.1.2. динамическая вязкость по ньютону 2.1.3. размерность динамической вязкости 2.1.4. кинематическая вязкость 2.1.5. определение вязкости граничной смазки 2.1.6. вывод основного соотношения 2.2. техника эксперимента 2.3. реализация эксперимента 2.3.1. определение кинематической вязкости графитной смазки 2.3.2. влияние давления на вязкость тс основные выводы по п.2 3. метод определения деформационной компоненты напряжения трения (жесткий ржим пластического скольжения) 3.1. теория эксперимента 3.1.1. основные зависимости 3.1.2. жесткий и мягкий режимы пластинного сдвига шарика 3.1.3. задача испытаний 3.2. техника эксперимента 3.2.1. установка для испытаний 3.2.2. последовательность действий 3.2.3. обработка результатов испытаний 3.3. реализация эксперимента 3.3.1. результаты испытаний pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 121 3.3.2. обработка результатов испытаний определение экспериментального значения äf 3.3.3. теоретическое определение деформационной компоненты коэффициента. пример 1 по формуле (3.2) при q = 1500 кг основные результаты и выводы по п. 3 литература введение 0. введение и постановка задач 0.1. двучленный закон трения кулона 1) в 1779 году ш. кулон экспериментально установил двучленный закон трения типа: a дf f f= + . (0.1) где дf fn= , (0.2) часть трения, зависящая от нормальной нагрузки; −af часть трения независящая от нагрузки; −f общая сила трения; 2) в 1934 году б.в. дерягин объяснил двухчленный закон действием молекулярных сил между поверхностями; 3) и.в. крагельский с сотрудниками 1950 1970 обобщает основные положения биноминального закона до уровня молекулярно-механической теории трения; 4) разделив (0.1) на площадь контакта а приходят к выражению закона трения в напряжениях: a дτ = τ + τ , (0.3) σ+βσ+τ=+= f a n f a f a f a 0 ; (0.4) 5) казалось, что адгезионная часть напряжения трения также зависит от нормальной нагрузки; 6) если разделить (0.4) слева и справа на σ получаем в безразмерном виде: 0 дf f= α + β + , (0.5) где −f полный коэффициент трения; −дf деформационный коэффициент трения; −β,0t параметры адгезионного коэффициента трения; 7) установлен многими исследованиями, что деформационный коэффициент трения дf для контакта шара на плоскости может быть определен по зависимости: 00, 55д u f r = , (0.6) где −0u глубина вдавливания; −r радиус шара; в итоге из (0.4) и (0.6) имеем: r u f 00 55,0+β+α= , (0.7) или r r u0 0 55,0)( +σβ+α=τ . (0.8) 0.2. методы определения параметров модели 0 иα β модели (0.7) 1) основная сложность построения любых моделей процессов состоит в определении их параметров; 2) основной метод (михина н.м), которым в настоящее время пользуются для определения параметров состоит в следующем: 1) гладкий полированный шарик из стали шх15 закрепляется в специальную обойму; 2) шарик нагружается между двумя пластинами до образования пластических лунок; 3) после образования лунок шарик проворачивается вокруг своей оси; 4) параметры модели 0 иα β вычисляются по моменту с помощью специальных формулах. 3) идея метода заключается в том, чтобы за счет гладкости поверхностей исключить деформационную составляющую; 4) вторая часть идеи состоит в том, чтобы, проводя испытания при разных нагрузках построить зависимость )(nffa = и определить )0(0 == nffa . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 122 0.3. недостатки методов определения параметров: 1) узкий диапазоне изменения давлений при использовании одного шарика, например 10=d мм; 2) в методе не определяется деформационная составляющая напряжений трении в широком диапазоне нагрузок; 3) сложность установок для испытаний. 0.4. постановка задач исследования на основе анализа известных метода были приняты к решению следующие задачи: разработать методику: 1. определения aτ и дτ в широком диапазоне условий; 2) простое оборудование для испытаний на основе пресса бринелля; 3) методику определения твердости слоя граничной смазки; 4) изучить влияние материала смазки на параметры и свойства слоя граничной смазки. 2. определения вязкости граничной смазки (гс) значениям адгезионной компоненты; 2) связать вязкость гс с износостойкостью пары трения и смазки; 3) сравнить некоторые смазки по адгезионной компоненте и по вязкости слоя гс. 3. определения деформационной компоненты напряжения трения с учетом особенностей механизма пластического сдвига шарика в жестком режиме по отношению к траектории сдвига. 4. определения кинематической вязкости пластического течения материла поверхности трения в мягком режиме скольжения шарика по поверхности. 5. определения закономерностей измерения адгезионной компоненты, вязкости, толщины и износостойкости граничной смазки для разных вариантов материала смазки. 6. оценки влияния нагрузки и смазки на трение в осевом подшипнике качения как элементе системы определения компонентов напряжения трения. 7. определение адгезионной компоненты трения при пластическом качении шара по плоскости. 8. обобщить полученные результаты. примечание. экспериментальная часть работы выполнена совместно со студентом хну дипломником смолием в.а. 1. способ большой лунки в методе 0 иα β михина определения параметров адгезионнодеформационной теории трения 1.1. теория эксперимента 1.1.1. схема контакта и идея метода в соответствии с общепринятой в настоящие время молекулярно-механической моделью трений сила трения скольжения состоит из двух составляющих деформационной и адгезионной. идея метода михина определения адгезионной составляющей состоит в устранении деформационной составляющей путем трения верчения гладкого шара в гладкой сферической лунке (рис. 1.1). рис. 1.1 – схема опыта 1.1.2. расчетные зависимости метода 1. касательные напряжения при адгезионном трении определяются по зависимости [9]: 32 3 a m a π =τ , (1.1) 2/da = , (1.2) flm = . (1.3) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 123 где −m момент трения; −a радиус проекции лунки; −d диаметр лунки; −f сила на рычаге; −l плечо рычага. 2. среднее контактное давление по площадке контакта можно определить: по майеру: 22 )2/(d q a qm cp π = π =σ ; (1.4) по бринеллю: 22 0 )/(11(2 2 2 ddd q ru qb cp −−π = π =σ . (1.5) 3. адгезионная составляющая коэффициента трения скольжения af находим делением сдвигового напряжения на среднее давление по (1.4): aq m f a 2 3 = , (1.6) qa m q a a m 2 3 2 3 2 3 = π π . (1.7) 4. зависимость адгезионной составляющей трения от нормального давления по молекулярномеханической теории: cpa βσ+τ=τ 0 . (1.8) где 0τ определяется по графику, аппроксимирующему линейную зависимость, а угол наклона графика зависимости определяется из соотношения: cp a σ∆ τ∆ =β . 1.2. техника эксперимента, установка 1.2.1. описание работы установки 1) рабочий шарик 8 крепится боковыми винтами в корпусе 4; 2) силой q на прессе шарик прижимается к сферической полости в корпусе 7; 3) с помощью рычага 5 через рычажный электронный динамометр шарик проворачивается в сферической полости; 4) осевой подшипник в верхней части минимизирует момент поворота. 1. схема установки рис. 1.2 – схема приспособления установки к прессу бринелля: 1 – индентор пресса бринелля; 2 – промежуточная пластина; 3 – осевой подшипник в208; 4 – приспособление державка для основного шарика 6; 5 – ручка рычаг для поворота державки; 6 – образец с лункой под шарик; 7 – винт пресса; 8 –корпус пресса 1.2.2. подготовка к испытаниям 1) изготовить образец 7 из малоуглеродистой стали; 2) выбрать шарик 6 размером d = 20–30 мм; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 124 3) вдавливая силой 20 50 тонн шарик 6 в образец 7 изготовить лунку для испытаний; измерить диаметр лунки d = 2a; 4) изготовить приспособление как державку 4 для удерживания шарика с рычагом 5 для поворота шарика; 5) шарик в державке удерживается от поворота штифтами; 6) собрать приспособление, подготовить лунку для испытаний; 7) на сферическую поверхность лунки нанести тонкий слой смазки; 8) измерить диаметр шарика d и диаметр лунки d = 2a; 9) собрать установку; 10) подготовить динамометр для измерения силы f . 1.2.3. порядок проведения испытаний 1) приложить к шарику на прессе первую (минимальную возможную) нагрузку q = 187, 5 кг. 2) к рычагу поворота приложить касательную загрузку f до сдвига шарика; 3) результаты измерений заносятся в таблицу типа (табл. типа 1.1). 1.3. реализация эксперимента 1.3.1. пример проведения и обработки результатов испытаний № 1 при q = 187, 5 кг 1. исходные данные: 1) диаметр шарика d = 30 мм, r = 15 мм; 2) лунка d = 17 мм; 3) радиус проекции площадки контакта a = 8,5 мм; 4) плечо рычага l = 320 мм; 5) нормальная нагрузка q = 187, 5 кг от подвески на прессе бринелля; 6) нагрузка на рычаге при сдвиге 1f = 0,47 кг; 7) смазка графитовая. 2. расчеты сил трения: 1) сдвиговое напряжение по сферической площадке aτ , по формуле (1.1): 125,614 32047,05,1 )5,8(2 32047,03 2 3 33 ⋅π ⋅⋅ = π ⋅⋅ = π =τ a m a , 2 2 кг кг 0,11693 0,117 мм ммa τ = ≅ ; 2) среднее контактное давление по (1.4): 25,72 5,187 )5,8( 5,187 22 ⋅π = π = π =σ a q cp , 826,0=σcp кг/мм 2; 3) адгезионная составляющая af коэффициента трения может быть определена по зависимости: 826,0 117,0 = σ τ = cp a af , 1416,0=af . 1.3.2. пример № 2. опыт при 7 == qq 3000 кг 1) 182,1 66,3858 4560 )5,8(2 32075,43 2 3 33 ==π ⋅⋅ = π =τ a m a , 182,1=τ a кг/мм 2; 2) 22,13 )5,8( 3000 2 =π =σcp кг/мм 2; 3) 0895,0 22,13 182,1 ==af . 4) результаты расчетов и испытаний для других нагрузок представлены в табл. 1.1. 1.4. определение параметров функции )( cpa f σ=τ . строим график зависимости )( cpa f σ=τ : 1) и находим точку пересечения графика с координатами ( 0,0 τ=τ=σ acp ), находим: 05,00 =τ кг/мм 2 по рис. 1.2; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 125 2) находим 0max τ−τ=τ∆ aa ; maxmax 0 cpcpcp σ=−σ=σ∆ ; 3) 13max =σcp кг/мм 2; 2,1max =τ a кг/мм 2; 4) далее находим тангенс угла наклона или параметр 1,0 12 2,1 == σ∆ τ∆ =β cp ; 5) таким образом, имеем 05,00 =τ a кг/мм 2, 1,0=β ; 6) уравнение зависимости получаем в виде: cpa σ+=τ 1,005,0 . (1.10) таблица 1.1 обработка результатов графитная смазка № q , кг lf , кг cpσ ,кг/мм 2 aτ ,кг/мм 2 af v , мм 2/с 1 187,5 0,47 0,826 0,117 0,1416 1,17 2 500 0,82 2,203 0,204 0,0926 2,04 3 1000 1,77 1,59 4,405 0,4406 0,100 4,41 4 1500 2,30 2,085 6,608 0,5725 0,947 5,72 5 2000 3,15 2,39 8,810 0,784 0,0889 7,84 6 2500 3,3 2,8 11,01 0,8215 0,746 8,25 7 3000 4,75 3,85 13,22 1,182 0,00894 44,82 для получения точных результатов необходимо из силы f на рычаге вычесть силу, расходываемую на вращение подшипников качения в приспособлении. процедура определения этой силы приведена в п.6. 1.5. приближенное определение твердости граничной смазки: 1.5.1. зависимости: 1) по условиям опыта величина адгезионной компоненты напряжений: tпредa τ=τ=τ ; (1.11) 2) по третьей теории прочности: )(2/1 21 σ−σ=τt , (1.12) или при 02 =σ tt σ=τ 2/1 , tt τ=σ 2 , (1.13) at τ=σ 2 ; (1.14) 3) по формуле (1.14) может быть определен предел текучести тонкого слоя граничной смазки; 4) известно приближенное соотношение )(hbtσ : thb σ≈ 3 , (1.15) 5) с учетом (1.14): ahb τ= 6 . (1.16) 1.5.2. пример расчета твердости гс для графитной смазки 1) при давлении 826,0=σ кг/мм2 (табл. 1.1): 117,0=τ a кг/мм 2; по (1.16) имеем: 702,0117,066 =⋅=τ= ahb кг/мм 2; 2) при давлении 22,13=σ кг/мм2, 182,1=τ a кг/мм 2; 092,7182,16 =⋅=hb кг/мм2; 3) таким образом для графитной смазки твердость граничной смазки для давлений )22,13826,0( −σ кг/мм2 находятся в диапазоне: )092,7702,0( −=hb кг/мм2. 1.5.3. оценка уровня твердости граничной смазки 1) по справочнику [8] для свинца 4=hb кг/мм2, для олова 5=hb кг/мм2. 2) оценка твердости графитной смазки получена в пределах )092,7702,0( −=hb кг/мм2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 126 3) таким образом, получено, что при толщине 1 мкм твердость граничной смазки в рабочем диапазоне давлений соизмерима с твердостью мягких металлов свинца и олова; 4) эта информация может быть полезной при рассмотрении контактной механики, трения и износа тонких слоев граничной смазки. 1.5.4. зависимость твердости гс от давлений 1) представим эту зависимость линейной вида: σ+= khbhb 0 ; (1.17) 2) определение параметра k по двум точкам: 12 12 σ−σ − = hbhb k ; (1.18) 3) определение параметра 0hb по точке ),( 22 hbσ из (1.17): 220 σ+= khbhb , 2 12 12 2220 σσ−σ − −=σ−= hbhb hbkhbhb , 2 12 12 20 σσ−σ − −= hbhb hbhb ; (1.19) 4) пример: 7,01 =hb кг/мм 2; 092,72 =hb кг/мм 2; 826,01 =σ кг/мм 2; 22,132 =σ кг/мм 2; 51,0 7,022,13 7,0092,7 = − − =k , 35,051,022,1309,70 =⋅−=hb кг/мм 2. 1.5.5. уточнение терминологии характеристик граничной смазки в дополнение к существующим характеристикам граничной смазки на основании изложенного выше могут быть введены следующие новые понятия: 1. адгезионной предел текучести atτ граничной смазки при сдвиге. эта величина полностью соответствует понятию адгезионной компоненты напряжения трения, то есть: a a t τ≡τ . 2. деформационный предел текучести дtτ граничной смазки при сдвиге. эта величина полностью соответствует понятию деформационного напряжения трения, то есть: д д t τ≡τ . 3. предел текучести граничного слоя смазки при сжатии гсtσ . 4. оценочная твердость граничного слоя смазки как твердость приближенно, определяемая через предел текучести при сдвиге и сжатии. 5. вязкость тонкого слоя граничной смазки параметр, подробно рассматриваемый в следующем втором подразделе этой работы. 1.6. определение параметров гс для разных материалов смазки 1.6.1. результаты испытаний разных видов смазок представлены в табл. 1.2. таблица 1.2 результаты испытаний № вид смазки q , кг σ , кг/мм2 ef , кг aτ , кг/мм2 v , мм2/с hb , кг/мм2 187,5 0,826 0,17 0,117 1,17 0,702 1 графитная 2000 8,810 1,54 0,784 44,82 4,704 187,5 0,826 0,08 2 литол-24 2000 8,810 1,21 187,5 0,826 0,27 3 литол-24 + бронзовый порошок 2000 8,810 1,33 187,5 0,826 0,18 4 литол-24+бронзовый порошок + глицерин 2000 8,810 1,09 187,5 0,826 0,2 5 солидол 2000 8,810 1,5 1.7. основные результаты испытаний и выводы по п. 1 1.7.1. в развитие метода михина предложено испытания на сдвиг производить при верчении шара в заранее изготовленной большой по глубине лунке: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 127 1) использование заранее (до опытов) изготовленной сферической лунки позволяет проводить испытания на сдвиг при верчении шара в широком диапазоне давлений; 2) испытания при давлениях, измеряющихся в широком диапазоне давлений строить в этом диапазоне зависимость )( cpa στ и при этом более точно определять величину )0( =στ cpa . 1.7.2. предложен метод приближенной оценки твердости тонкого (1 мкм) слоя граничной смазки: 1) на первом этапе адгезионная компонента напряжения трения рассматривается как предел текучести )( гсtτ материала граничной смазки при сдвиге; 2) на втором этапе устанавливается связь предела текучести материала граничной смазки при сжатии )( гсt tc t τσ ; 3) на третьем этапе устанавливается связь твердости hb материала гс с пределом текучести гс при сжатии )( гсt гchb σ от предела текучести при сдвиге; 4) сравнением полученных значений твердости граничной смазки с твердостью цветных металлов установлено, что твердость граничной смазки (пластических масел) находится в диапазоне твердости по бринеллю свинца и олова; 5) полученный результат является основой для построения механизмов и моделей деформирования и изнашивания слоя граничной смазки; 6) твердость материала гс изменяется пропорционально величине давлений на слой. 1.7.3. анализ изменения величин адгезионной компоненты гсaτ и твердости гchb для разных материалов пластической смазки показывают, что эти изменения находятся в достаточно широком диапазоне (1,5 раза) а эти величины могут быть определенными характеристиками смазок. 1.7.4. некоторые обобщения: 1) модифицирован метод михина н.м. или метод верчения шарика в сферической лунке определения адгезионной (молекулярной) составляющей сил трения; 2) модифицированный метод отличается от традиционного метода тел, что заранее изготовляется сферическая лунка настолько можно большей глубины; 3) заранее заготовленная лунка позволяет проводить опыты в более широком диапазоне давлений; 4) возможно, испытание в двух противоположно расположенных лунках: это увеличивает точность и исключает влияние опорного подшипника качения; 5) способ заготовленной лунки позволяет построить зависимость )(στ a и определить ее параметры 0τ и β . 2. способ определения кинематической вязкости тонкого слоя граничной смазки 2.1. теория эксперимента 2.1.1. постановка задачи 1) известно, что механические свойства смазки зависят от разных факторов: давления, температуры, объема смазки и т.д. известно достаточное количество методов определения динамической и кинематической вязкости смазки; 2) полученные таким образом значения вязкости используются, как правило, для некоторой качественной оценочной процедуры при выборе смазки; 3) нам не известны методы определения вязкости граничной мазки в условиях тонкого слоя при высоких давлениях. в то же время именно вязкость в этих условиях могла быть полезной для исследования методов повышения износостойкости смазок; 4) в связи со сказанным, в данной работе ставится задача разработать метод определения вязкости граничного слоя смазки, при решении этой задачи предполагается в первую очередь использовать понятия и закономерности адгезионной составляющей трения при наличии слоя смазки. 2.1.2. динамическая вязкость по ньютону 1. вязкостью или внутренним трением смазки называется сопротивляемость относительному сдвигу под действием внешней силы. касательная сила t , возникающая при относительном скольжении смежных слоев смазки, называется силой вязкого сдвига или силой жидкостного трения. по закону ньютона для жидкостей эта сила определяется из соотношения: s dy dv t xµ= , (2.1) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 128 где µ − динамическая вязкость; − dy dvx градиент скорости сдвига по нормали к направлению потока x (рис 2.1), −s площадь сдвига. рис. 2.1 – схема изменения скоростей в потоке смазки 2. если const= dy dvx , в конечных приращениях (2.1) можно приближенно записать в виде h vv 21 −µ=τ , (2.2) при малой толщине слоя смазки и адгезии смазки к поверхности металла можно принять 02 =v , тогда имеем: h v µ=τ , (2.3) где −v скорость верхней поверхности контакта. 2.1.3. размерность динамической вязкости следует обращать внимание на размерность динамический вязкости 1) в международной системе единиц (системе si): µ     ⋅ 2м секh ; 2) в физической системе единиц (система cgs): µ     ⋅ 2м секдина ; 3) в технической системе единиц (система mks): µ     ⋅ µ 2м секкг ; 4) на практике динамическую вязкость выражают в пуазах, или чаще всего в санти пуазах (спз): 2 4 2 3 м секкг 10 м сек 10спз1 ⋅ ≈ ⋅ = −− н ; 2) динамическая вязкость воды при 20° равна 1,002 спз. 2.1.4. кинематическая вязкость 1. кинематическая вязкость v представляет собой отношение динамической вязкости к ее плотности ρ при тех же условиях: ρ µ =v . (2.4) 2. физическая единица кинематикой вязкости: v cт сек см2 −      . 3. обычно употребляется более мелкая величина – сантистокс (ссm) равный 0.01 стокса. 4. сантистокс представляет собой кинематическую вязкость жидкости, динамическая вязкость которой равна 10 спз, а плотность равна 1г/см3. 2.1.5. определение вязкости граничной смазки 1. пусть из эксперимента известна величина предельных сдвиговых напряжений tτ индентора на граничной смазке. заметим, что эти напряжения равны величине адгезионной составляющей напряжений трения: ta τ=τ , (2.5) 2. толщина граничной смазки находится в пределах от долей до целых значений мкм: 0,01 1 мкм; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 129 3. плотность масел отклонения от плотности воды на несколько процентов: ]г/см[0,182,0 3−=ρ ; 4. скорость скольжения при определении aτ можно принять из опыта равной 1мм/с. 2.1.6. вывод основного соотношения: 1) в соотношении (2.3) при aτ=τ : h v a µ=τ , (2.6) принимаем размерности     τ 2мм кгс a ,     = сек мм v , [мм]h = , ]сантипуаз[=µ , и примем размеры сек мм 1=v , 310−=h мм, aτ из опытов; 2) с учетом принятых размерностей и размеров из (2.3) имеем: мм10 мм/с1 мм кгс 32 − ⋅ µ=τ a ; (2.7) 3) введем кинематическую вязкость, разделив справа числитель и знаменатель на плотность ρ : мм10 мм мм кгс 32 − ρ ρ µ =τ a ; (2.8) 4) для принятых размерностей: v= ρ µ [сантистокс], сст, (2.9) 3 2 3 мм9810м8 секкгс мм кг ⋅ ⋅ ==ρ ; (2.10) 2) с учетом (2.10), (2.9), (2.8): мм10мм9810м8 секкгс ][ мм кг 33 2 2 ⋅ ⋅ =τ сстvа ; 6) окончательно имеем зависимость: 9,81мм секкгс сек мм v мм кг 4 2 2 ⋅       =τ а ; (2.11) 7) таким образом, имеем: 81,9 v a =τ , (2.12) или 81,9av τ= , (2.13) то есть в заданных условиях кинематическая вязкость v слоя граничной смазки равна адгезионной составляющей напряжения трения, умноженная на 9,81 или приближенно: av τ≈ 10 . (2.14) 2.2. техника эксперимента 1) оборудование, принцип работы и порядок эксперимента соответствует методике эксперимента. 2.3. реализация эксперимента 2.3.1. определение кинематической вязкости графитной смазки 1) возьмем результаты определения aτ , полученные в п. 1 и представленные в табл. 1.1; 2) в соответствии с приближенной формулой (2.14): av τ= 10 мм 2/сек. (2.15) умножая столбец aτ на 10 получаем столбец кинематической вязкости v мм 2/сек. зависимость кинематической вязкости графитной смазки от давления. оценки v п.1 получены при t = 20° с. по данным [6, рис. 2] в среднем температура от 100 °с до 20°с увеличиваем вязкость в 20 раз. с учетом этого оценена вязкость графитной смазки при 100 °с табл. 3.1. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 130 таблица 3.1 результаты определения № σ , кг/мм2 v , мм2/с; t = 20° с v , мм2/с; t = 100° с 1 0,826 1,17 0,05 2 2,203 2,04 0,1 3 4,405 4,41 0,22 4 6,608 5,72 0,3 5 8,810 7,84 0,39 6 11,01 8,25 0,4 7 13,22 44,82 2,25 2.3.2. влияние давления на вязкость тс 1. известно значительное влияние давления на вязкость смазки, оценка этого влияния важна для тонкого слоя граничной смазки. 2. из табл. 3.1 следует, что с увеличением давления в 13,22 / 0,826 = 16 раз вязкость v тонкого (1 мкм) слоя граничной смазки возрастает в 44,82 / 1,17 = 38,3 раз. 3. известны разные формы зависимостей вязкости от давления: 1) линейная по гурвицу, экспоненциальная по [6] и степенная по воларовичу: σ= avv 0 (где −σ давление). 4. по данным, полученным в табл. 3.1 для (2.15) имеем: 01,0 4,12 3,38lg/lg lg 12 12 == σ−σ = vv a . (2.16) 023,110 01,0 ==a . 5. эта данные могут быть использованы для оценки увеличения вязкости при высоких давлениях; так при увеличении давления от 401 =σ кг/мм 2 до 60 кг/мм2: 58,1023,1,023,132,1 2020 1 100 12 ==== σ−σa v v раз. 6. таким образом, имеем зависимость σ= )023,1(0vv . (2.17) основные выводы по п. 2 разработан метод определения вязкости смазочного вещества в тонком контактном слое граничной смазки. реализация метода состоит из следующих этапов по методике лр № 1: 1) определяется адгезионная компонента aτ напряжений трения в условиях малой скорости сдвига тонкого слоя; 2) при допущении о малой 10-3 мм толщине слоя и малой скорости сдвига 1=v мм/с получена приближенная зависимость кинематической вязкости смазки v от адгезионной компонента aτ в виде av τ≈ 10 ; 3) полученный результат позволяет сравнивать граничные смазки в реальных условиях по кинематической вязкости; 4) отмечено, что адгезионная компонента aτ по смыслу соответствует пределу текучести масляного слоя граничной смазки на сдвиг tτ , иначе: ta τ=τ ; 5) разработана методика оценки влияния давления на твердость граничной смазки и установлено, что для графитной смазки эта зависимость имеет вид: σ= )023,1(0vv ; 6) результаты определения кинематической вязкости граничной смазки для разных видов пластической смазки приведены в табл. 1.2. 3. метод определения деформационной компоненты напряжения трения (жесткий режим пластического скольжения) 3.1. теория эксперимента 3.1.1. основные зависимости: 1) многочисленными исследованиями крагельского и.в., михина н.м., боудена и тейбора, снурра, и др. установлена удивительно простая зависимость деформационной составляющей äf коэффициента трения для шарика в форме: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 131 00, 55д u f r = ; (3.1) где 0u − глубина вдавливания; r − радиус сдвигаемого шарика; 2) удивительно в (3.1) то, что деформационной коэффициент трения при сферическом инденторе не зависит от материала; 3) сила трения дf при этом определяется из соотношения: 00, 55д д u f f n n r = = ; (3.2) 4) деформационная компоненты напряжения трения äτ определяется как отношение силы äτ к площади контакта с радиусом a : 2 д д f a τ = π ; (3.3) 5) глубину вдавливания шарика удобно выражать через диаметр отпечатка шарика 2d a= приближенно для малой глубины лунки: 2 2 0 ( / 2) 2 2 a d u r r = = ; (3.4) 6) если диаметр лунки соизмерим с радиусом шара, то глубина вдавливания определяется из соотношения: 2 2 0 1 ( ) 2 u d d d= − − , (3.5) где 2d r= . 3.1.2. жесткий и мягкий режимы пластичного сдвига шарика 1) нормальное нагружение шарика может производиться грузом или пружиной. в данной работе нагружение производится на прессе бринелля грузами через рычаги; 2) после вдавливания шара в плоскость рис. (3.1, а) прикладывается касательная сила äf ; а б в рис. 3.1 – схема пластических деформаций плоскости шаром 3) ход дальнейшего процесса зависит от кинематических условий, опыта; 4) если движение центра шарика по вертикали ограничено специальными направляющими, то при достаточно большой силе äf происходит деформирование плоскостей с образованием желоба; будем называть это деформирование в жестком режиме; 5) в процессе деформирования поверхности шариком возникает радиальная сила rf , которую можно разложить на две силы: xf по оси x и yf по оси y ; 6) если сила yf больше сил сопротивления подъему шарика, то шарик поднимается вверх и дальнейшее его движение происходит по некоторой траектории оа, образуя желоб переменной глубины; 7) это деформирование будем называть движением в мягком режиме. 3.1.3. задача испытаний в этой работе ставится задача определить теоретически и экспериментально силу сопротивления шарика при пластическом деформировании плоскости в жестком режиме. теоретически сила деформирования определяется по формуле (3.2). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 132 3.2. техника эксперимента 3.2.1. установка для испытаний 1) испытания проводятся на прессе бринелля как на базовой установке, обеспечивающей общее нагружение от 187,5 до 3000 кг через 500 кг; 2) на прессе монтируется специальное приспособление рис. 3.2; рис. 3.2 – схема приспособления к прессу бринелля 3) образец 1 устанавливается на опоре 11 и закрепляется с помощью планки 14 и винта 15; 4) опора 11 устанавливается в винте 13 пресса и закрепляется от поворота винтом 12; 5) три рабочих шариках 3 для деформирования образца закрепляются в корпусе 3 винтами 16; 6) в средней части корпуса 3 выполнена полость, в которую устанавливается шарикоподшипник, который воспринимает радиальную нагрузку и передает ее на опору 14; 7) нагрузка от пресса через шарик 9 передается на плиту 5; 8) от плиты вертикальная нагрузка передается на осевой шарикоподшипник 4 типа 8208 и далее на корпус 3, и далее на винт пресса. 3.2.2. последовательность действий 1) задается вертикальная нагрузка, которая воспринимается шариками 2 и передается на образец; 2) на образце образуется лунка; 3) с целью ограничить вертикальное движение (всплывание) шариков при действии касательной нагрузки на шарик от корпуса через рычаг 3 устанавливаются распорные винты 6; 4) длина винтов регулируется гайками 7; 5) после установки винтов через рычаги 3 с заданным плечом l прикладывается окружная сила окрf и создается момент: окр окрm f l= ; (3.6) 6) во время приложения окружного усилия сила окрf замеряется динамометром; 7) рычаг проворачивается на некоторой угол, приблизительно 1/6 оборота; 8) после завершения нагрузки приспособление разбирается после разборки замеряется ширина 2a и глубина 0u образовавшегося желоба. 3.2.3. обработка результатов испытаний 1) определяется нагрузка на один шарик: 1 3 n n = ; (3.7) 2) при известном значении глубины желоба 0u и силе 1n на шарик определяется теоретическое значение усилия сдвига по (6.3): 1 / 2 00, 55тд u f n r   =     ; (3.8) 3) определяется экспериментальное значение касательной силы на один шарик: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 133 13 2 ср окр окр д f l f= , (3.9) 1 2 3д окр окр ср f f f д = = . (3.10) 3.3. реализация эксперимента 3.3.1. результаты испытаний 1) на установке с ограничителями всплытия шариков от касательной нагрузке выполнены испытания с двумя нагрузками 1500 кг и 500 кг. измерялись: 1) диаметр 2d a= лунки при вдавливании одного шарика; 2) сила lf кг на рычаге с плечом 320l = мм; 2) результаты испытаний представлены в табл. 3.1. таблица 3.1 результаты испытаний q , кг lf , кг 2d a= , мм lf , кг 0u , мм э дf т дf дτ 1500 19,3 3,2 68,6 0,205 0,134 0,1 24,19 500 6,3 1,6 22,4 0,071 0,058 24,19 3.3.2. обработка результатов испытаний определение экспериментального значения дf 1) нормальная нагрузка на один шарик при 1500q = кг; 1 1500 500 3 n = = кг; 2) касательная нагрузка действующая на 1 шар при 19, 3lf = кг: 13 ш ср lf r f l⋅ = ⋅ , 1 19, 3 320 68, 6 3 3 30 l ш ср f l f r ⋅ ⋅ = = = ⋅ кг; 1 2 2 68, 6 24,19 0, 95 ш д f a τ = = = π π ⋅ кг/мм2; 3) деформационная составляющая коэффициента трения скольжения: 1 1 68, 6 0,1372 500, 0 э ш д f f n = = = ; 4) аналогичные расчеты для нагрузки 500q = кг дают: 1 / 3 500 / 3 166, 7n q= = = , 1 6, 3 320 22, 4 3 3 30 l ш cp f l f r ⋅ = = = ⋅ кг; 22, 4 0,134 166, 7 э дf = = . 3.3.3. теоретическое определение деформационной компоненты коэффициента. пример 1 по формуле (3.2) при q = 1500 кг: 1 / 2 00, 55тд u f r   =     ; 1) при заданном диаметре лунки вдавливания шара d глубина вдавливания может быть определена по формуле: 20 (1 1 ( / ) )2 d u d d= − − − ; 2) при 3, 2d = мм; 12, 7d = мм; 20 12, 7 (1 1 ( 3, 2 / 12, 7) ) 0, 205 2 u d= − − − − = мм; 3) 1 / 2 0, 205 0, 55 0, 0988 0,1 6, 35 т дf   = = =    ; 4) расхождение между эдf и т дf равно: 0,134 0,1 0, 25 25% 0,134 э д т э д f f t − − ε = = = = , т.е. соответствие между значениями теоретического экспериментального коэффициентов деформационного трения число качественное, расхождение в 25 % достаточно велико. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com новые методы и результаты исследований адгезионно-деформационной теории трения (адд тт). часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 134 пример 2 определение дτ при q = 1500 кг 1) определение 0u ( 1, 9d = мм): 2 2 0 12, 7 (1 1 ( / ) ) (1 1 (1, 9 / 12, 7) ) 0, 071 2 2 d u d d= − − = − − = ; 2) определяем тдf : 0 0, 0710, 55 0, 55 0, 058 6, 35 т д u f r = = = , т эд дf f< ; 3) экспериментальное значение эдf : 1 1 22, 4 0,134 167 э ш д f f n = = = ; 4) 0,134 0, 058 0, 56 0,134 − ε = = . для повышения точности необходимо учесть адгезионную составляющую в деформационной компоненте. основные результаты и выводы по п. 3 4.1. установлено, что при сдвиге шарика по пластической плоскости возможны две принципиально разных схемы движения: 1) если нет ограничения вертикальному перемещению шарика, то шарик может всплывать – это мягкий режим деформирования; 2) для определения деформационной компоненты напряжения трения необходимы испытания в жестком режиме деформирования, то есть при движении центра шарика строго параллельно плоскости. 4.2. для испытаний в жестком режиме: 1) разработано приспособление к прессу бринелля с ограничителями вертикального движения шариков при нормальной и касательной нагрузках; 2) ограничители выполнены в виде трех стержней регулируемой высоты; 3) разработана и реализована методика испытаний с определением деформационной компоненты напряжения трения. 4.3. сравнение результатов экспериментального определения деформационной компоненты трения с теоретическим: 1) указывает на значительное расхождение; 2) из этого следует необходимость проведения более точного проведения опытов. литература 1. кузьменко а.г. прикладная теория твердости поверхностей // проблемы трибологии. – 2006. – № 2. – с. 3-62. 2. кузьменко а.г. твердость и трение: определение механических свойств поверхности по внедрению к сдвигу шара // проблемы трибологии. – 2008. – № 3. – с. 15-43. 3. кузьменко а.г. исследование метода идентирирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металлов // проблемы трибологии. –2011. – № 1. – с. 100-113. 4. михин н.м. внешнее трение твердых тел. – м.: наука, 1977. – 221 с. 5. кузьменко а.г. пластический контакт тел двоякой кривизны. – композиции 1) метода подобия (мп), 2) метода приведенного радиуса (мпр), 3) метода экспериментального теоретического равновесия (мэтр) // проблемы трибологии. – 2009. – № 1. – с. 46-64. 6. дерягин б.в. что такое трение. – м.: ан сср, 1963. – 232 с. 7. марковец м.п. определение механических свойств металла по твердости. – м.: машиностроение, 1979. – 191 с. 8. заранин ю.л. и др. стали и сплавы в металлургическом машиностроении. – м.: металлургия, 1980. – 144 с. 9. михин н.м. внешнее трение твердых тел. – м.: наука, 1977. – 221 с. надійшла 27.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_hlopenko.doc экспериментальные исследования циклической прочности и ударостойкости сильфонов выравнивающего устройства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 80 хлопенко н.я., гаврилов с.а. национальный университет кораблестроения им. адм. макарова, г. николаев, украина экспериментальные исследования циклической прочности и ударостойкости сильфонов выравнивающего устройства введение в работах [1, 2] методом конечных элементов (мкэ) выполнены расчеты циклической прочности и ударостойкости сильфонов гидравлического выравнивающего устройства (гву) упорных подшипников скольжения судовых газотурбинных двигателей при торцовых биениях гребня и кинематическом возбуждении корпуса. показано, что работоспособность сильфонов сохраняется при циклическом и ударном нагружениях, не превышающих нормативные значения. целью настоящей работы является экспериментальная проверка адекватности расчетов циклической прочности и ударостойкости сильфонов по методу конечных элементов. для проверки адекватности расчетов циклической прочности сильфонов по мкэ использовались экспериментальные результаты для сильфона 48 × 10 × 0,25 гост 21482-76, приведенные в работе [3], а также исследования, выполненные нами на действующем стенде [4] для сильфона 34 × 4 × 0,25 гост 21482-76 с четырьмя гофрами. испытания ударостойкости сильфона 34 × 4 × 0,25 гост 21482-76 с четырьмя гофрами, заполненного маслом, проводились на ударном стенде. необходимые измерения осуществлялись при помощи автоматизированного измерительного комплекса [5]. показано, что теоретическое и экспериментальное значения чисел циклов до разрушения сильфона 48 × 10 × 0,25 гост 21482-76 отличаются друг от друга всего лишь на 3 %, а потеря упругости сильфона 34 × 4 × 0,25 гост 21482-76 с четырьмя гофрами при ударе происходит при ускорении, которое всего лишь на 4 % отличается от измеренного значения. циклическая прочность сильфонов гву расчет циклической прочности сильфона 48 × 10 × 0,25 гост 21482-76, изготовленного из сплава 36нхтю, проводился при нагружении переменным внутренним давлением от p = 0 до p = 1,16 мпа при условии силовой компенсации (рис. 1). полученное в результате расчета по мкэ количество циклов оказалось равным 326 тыс., а циклическая прочность для рассматриваемого сильфона, определенная по номограммам гост 21482-76, составила 316 тыс. [3]. как и следовало ожидать, экспериментальное значение числа циклов с достаточной для практики точностью совпадает с расчетным по мкэ (расхождение не превышает 3 %). этот результат показывает, что метод конечных элементов адекватно описывает физические процессы, протекающие в сильфонах при их циклическом нагружении. как показывают экспериментальные исследования, проведенные нами в работе [6], амплитуды перемещений незакрепленных торцов сильфонов при внутреннем давлении 0,933 мпа, уравновешивающем внешнюю нагрузку, на несколько порядков меньше по сравнению со значениями, приведенными в гост 21482-76, и приблизительно равны амплитуде торцового биения гребня 60 мкм. при таких амплитудах перемещений сильфоны не разрушались. этот результат подтверждается также расчетами по мкэ распределения эквивалентных по мизесу напряжений в поперечных (рис. 2, а) и в наиболее напряженном (рис. 2, б) сечениях сильфона, изготовленного из стали марки 36нхтю. эта сталь имеет предел текучести тσ = 1300 мпа, временное сопротивление вσ = 1450 мпа и температурный коэффициент линейного расширения 16,6 × 10-6 °c-1 при температуре 20 °с [3]. температура масла в корпусе подшипника считалась неизменной и принималась равной экспериментальному значению 110 °c. видно, что максимальное напряжение намного меньше предела выносливости материала. для заданной марки стали отношение предела выносливости rσ к максимальному напряжению maxσ в наиболее напряженном сечении сильфона по результатам расчета составило около 5. рис. 1 – распределение эквивалентных по мизесу напряжений seqv сильфона при циклическом нагружении pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования циклической прочности и ударостойкости сильфонов выравнивающего устройства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 81 а б рис. 2 – распределение эквивалентных по мизесу напряжений seqv сильфона (а) и зависимость seqv в наиболее напряженном сечении от времени t (б) при циклическом нагружении ударостойкость сильфона, заполненного маслом на рис. 3 представлены фотография деталей (а) и продольный разрез (б) экспериментального образца сильфона 34 × 4 × 0,25 гост 21482-76 с четырьмя гофрами. этот сильфон подвергался испытаниям на специально изготовленном ударном стенде рамной конструкции, содержащем копер. использование копра для удара позволило задавать различные интенсивности ударных нагрузок и проверять соответствие испытуемого сильфона требованиям по ударостойкости. испытания сильфона на ударостойкость проводились вплоть до потери его упругости. в процессе испытаний с помощью автоматизированного измерительного комплекса [5] осуществлялось осциллографирование сигнала с датчика ускорения д-14. погрешность измерения ускорения торца сильфона при ударе не превышала 5 %. а б рис. 3 – фотография деталей (а) и продольный разрез (б) экспериментального образца сильфона: 1, 5 – жесткие торцы; 2 – сильфон; 3 – пружина; 4 – шарик было установлено, что при ускорении около 289 м/с2 сильфон полностью восстанавливает свою форму, которую он имел до удара. этот результат подтверждается также расчетами напряжений сильфона при ударе, представленными на рис. 4. видно, что максимальное значение напряжения по мизесу меньше предела текучести тσ = 1300 мпа для данной марки стали. при ударном нагружении сильфона с ускорением около 336 м/с2 он полностью потерял свою форму, что подтверждается сравнением фотографий образца до и после удара, представленных на рис. 5. расчеты ударостойкости сильфона приводят к потере его упругости при ускорении 350 м/с2. это значение ускорения незначительно отличается от экспериментального (расхождение не превышает 4 %). следовательно, получено хорошее совпадение теории и опыта. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования циклической прочности и ударостойкости сильфонов выравнивающего устройства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 82 рис. 4 – распределение эквивалентных по мизесу напряжений seqv сильфона при ударе а б рис. 5 – фотография образца сильфона до (а) и после (б) удара выводы 1. выполненные экспериментальные исследования показывают, что мкэ адекватно описывает динамические процессы, протекающие в сильфонах гву при торцовых биениях гребня и ударном нагружении. расхождение между теоретическими и экспериментальными результатами находится в пределах погрешности измерений и не превышает 5 %. 2. теоретические и экспериментальные исследования подтверждают целесообразность применения гидравлического выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами в упорных подшипниках скольжения судовых турбомашин. литература 1. хлопенко н.я., гаврилов с.а. ударостойкость сильфонов выравнивающего устройства упорного подшипника // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 1. – с. 85-90. 2. хлопенко н.я., гаврилов с.а. циклическая прочность и жесткость сильфонов выравнивающего устройства упорного подшипника // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 2. – с. 58-61. 3. андреева л.е. упругие элементы приборов. – 2-е изд., перераб. и доп. – м: машиностроение, 1981. – 392 с. 4. романовский г.ф., хлопенко н.я. динамика упорных подшипников скольжения судовых турбомашин: монография. – николаев: нук, 2007. – 140 с. 5. хлопенко н.я., гаврилов с.а. автоматизированный измерительный комплекс для мониторинга рабочих процессов в упорных подшипниках скольжения судовых турбомашин // проблеми трибології (problems of tribology). – 2007. – № 1. – с. 18-22. 6. хлопенко н.я., гаврилов с.а. экспериментальные исследования эффективности работы выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами // судовые энергетические установки. – одесса: онма, 2010. – № 25. – с. 33-38. надійшла 12.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_hlopenko.doc турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 40 хлопенко н.я., сорокина т.н. национальный университет кораблестроения имени адм. макарова, г. николаев, украина e-mail: tan-sorokina@yandex.ru турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея удк 621.822 построена численная модель для изучения статических характеристик ступенчатого подпятника рэлея при турбулентном неизотермическом течении смазки. на конкретном примере показано, что расчетные значения этих характеристик хорошо согласуются с экспериментальными данными других исследователей. ключевые слова: подпятник рэлея ступенчатый, численная модель, турбулентная смазка, режим неизотермический. введение при высоких скоростях вращения, характерных для нового поколения турбомашин и других технических устройств, течение смазки в упорных узлах жидкостного трения является турбулентным и сопровождается повышенным тепловыделением вследствие значительных потерь мощности на трение. при таком течении смазки использование ступенчатого подпятника рэлея [1], по-видимому, наиболее целесообразно. несмотря на то, что ступенчатым подпятникам рэлея посвящено много работ, до сих пор расчеты его статических характеристик в турбулентном режиме при неизотермической смазке не проводились, хотя имеются обстоятельные экспериментальные и теоретические исследования этих характеристик применительно к изотермическому течению смазки [1], это подтверждает необходимость проведения таких исследований. целью данной работы является определение статических характеристик ступенчатого подпятника рэлея при турбулентном неизотермическом течении смазки. исходными уравнениями для определения статических характеристик подпятника служили уравнение рейнольдса для давлений в слое и уравнение энергии, в которых коэффициенты турбулентности рассчитывались по методу в.н. константинеску [2].]. численное решение проводилось применительно к ступенчатому подпятнику рэлея [1]. показано, что при учете тепловых эффектов в математической модели турбулентности расчетные значения грузоподъемности, температур, расхода смазки и потерь мощности на трение с достаточной для практики точностью совпадают с экспериментальными данными, приведенными в работе [1]. принципиальная конструктивная схема подпятника и основные расчетные формулы принципиальная конструктивная схема подпятника со ступенями рэлея приведена на рис. 1. рис. 1 – принципиальна конструктивная схема подпятника с закрытой ступенью рэлея: 1 – подпятник; 2 – дренажная канавка; 3 – пята; 4 – питающая канавка mailto:tan-sorokina@yandex.ru турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 41 он состоит из подпятника 1 и пяты 3. рабочие поверхности подпятника выполнены секторной формы с закрытыми ступенями (карманами). между этими секторами выполнены дренажные канавки 2, через которые отводится масло на выходе из ступеней. пята (поз. 3) вращается вокруг неподвижной оси с угловой скоростью ω . смазка подается под давлением вхp через дроссель типа диафрагма к питающей канавке 4, расположенной на входе в карман каждой ступени. питающая канавка утоплена на глубину пкh (рис. 1) относительно рабочей поверхности кармана. во время работы подпятника вращающаяся пята (поз. 3) вовлекает в движение смазочную жидкость, находящуюся в питающей канавке, и продвигает ее по карману по направлению к ступени. в результате возникает градиент давления вдоль ступени, благодаря которому пята отделяется от рабочей поверхности подпятника, образуя узкую ступенчатую щель, заполненную смазкой. боковые уплотнительные площадки служат для ограничения боковых утечек смазки из кармана и, следовательно, увеличивают способность подпятника рэлея к генерации давления. распределение давлений и температур в масляной пленке для каждой ступени подпятника определяется из совместного решения стационарного уравнения рейнольдса и переноса энергии для адиабатического смазочного слоя [2 4]: θ ω 2 1 μθμθ 2 3 θ 3 ∂ ∂ =      ∂ ∂ ∂ ∂ +      ∂ ∂ ∂ ∂ h r r p k rh r r p k h r ; (1) ( )               ∂ ∂ +      ∂ ∂ +=      ∂ ∂ + ∂ ∂ 22 θ 32 θ 1 θ 11 μ ωμ τ θ ρ r p k p rk h h r r t q t r q c r сrp , (2) где θ,r − полярные координаты (см. рис.1); h − толщина смазочного слоя между рабочими поверхностями пяты и подпятника; ρ , pc , μ − плотность, удельная теплоемкость и динамический коэффициент вязкости слоя; θk rk , cτ − коэффициенты турбулентности; p , t − избыточное давление и температура слоя; ω − угловая скорость пяты; rqq ,θ − удельные расходы смазки в окружном и радиальном направлениях. толщина масляного слоя определяется по формуле: ( ),εε 10 пкк hhhh ++= где 0h толщина смазочного слоя вне области кармана (см. рис.1); 0=ε вне областях кармана и питающей канавки и 1ε = в области кармана; 1ε = 1 в области питающей канавки и 1ε = 0 в остальных областях. удельные расходы смазки описываются зависимостями: θ 1 μ2 ω θ 3 θ ∂ ∂ −= p rk hh rq ; (3) r p k h q r r ∂ ∂ −= μ 3 . (4) граничными условиями для уравнения (1) служат равенство нулю давлений по замкнутому контуру г, образованному дугами окружностей радиусов 1r и 2r сектора и радиальными прямыми 00 =θ=θ и cθ=θ , и избыточное давление вхp на контуре σ области подвода смазки, а для уравнения (2) – начальная температура масла 0t на входе смазки в указанный контур (при 0θ = ): 0=гр ; вхpр =σ ; 00θ tt == . (5) в случае обрыва слоя на выходе из несущего зазора к ним присоединяется условие обращения в нуль градиента давлений на линии его обрыва, которая может и не совпадать с отрезком прямой сθθ = . плотность масла ρ принимается постоянной в силу слабой зависимости ее от температуры. зависимость вязкости масла от температуры аппроксимируем экспоненциальной функцией вида: турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 42 ( )( )00 exp tt −α−µ=µ , (6) где 00 ,tµ – вязкость и температура масла на входе в смазочный слой; α – температурный коэффициент вязкости. для данного сорта масла const=α . для определения коэффициентов турбулентности и напряжения трения используется модель турбулентности в.н. константинеску для течения куэтта [2], в которой коэффициенты: 9,0 θ re0136,012 ⋅+=k ; 96,0re0043,012 ⋅+=rk , (7) а поправка на касательное напряжение, найденная по экспериментальным данным работы [2], 94,0re012,01 ⋅+=τс . (8) константинеску в.н. также показал [2], что, если преобладает течение пуазейля, коэффициенты θk и rk можно определить приближенно по формуле: 681.0 θ re147,0 ⋅=== kkk r . (9) эту формулу следует использовать в том случае, когда величина k больше значений θk и rk , рассчитанных по формулам (7) и (8). заметим, что в выражениях (7) и (8) число рейнольдса re определяется по скорости точек пяты на радиусе r , а в формуле (9) – по средней скорости жидкости по толщине зазора между рабочими поверхностями трения на том же радиусе. система уравнений (1) и (2) с учетом (3) (4), (6) (8) и заданных граничных условиях (5) решается численно на конечно разностной сетке вначале методом простой, а затем последовательной верхней релаксации [5] на персональном компьютере. при этом за начальное приближение принимается нулевое давление в каждом узле конечно-разностной сетки. на каждой итерации давление в узловых точках сетки определяется по методу контрольного объема, а давление подвода смазки вхp через питающее отверстие из уравнения баланса расхода смазки через дроссель и смазочный слой по внешнему контуру г сектора пяты. применение метода последовательной верхней релаксации обеспечивает улучшение сходимости решения уравнений рейнольдса и энергии, и сокращает число итераций при достижении заданной точности. в процессе численного решения задачи рассчитываются следующие статические характеристики подпятника: грузоподъемность: ∫ ∫ θ= 2 1 θ 0 r r c c drrdpzw ; (10) потери мощности на трение: drdr h rp r h zn r r cс c тр θ ω μ θ2 ω 2 θ 0 2 1 ∫ ∫      τ+ ∂ ∂ −= ; (11) расход смазки:         +++= ∫∫∫∫ cc c drqdrqdrqdrqzq rr r r r r с θ 0 θ 0 θθ θθ 21 2 1 2 1 0 , (12) где сz − число расчетных секторов; 0θ q , c qθ , 1rq , 2rq – соответственно, объемные расходы смазки на входе ( )00 =θ=θ , выходе ( )cθ=θ и по краям при 1rr = и 2rr = граница г несущего слоя. анализ полученных результатов численные расчеты проводились для ступенчатого подпятника рэлея [1] со следующими исходными данными: =1r 46,5 мм; =2r 63,5 мм; кr1 = 49,6 мм; кr2 = 60,4 мм; =θc 88 °; =кθ 48,2˚; 1θ = 3 °; 2θ = 3 °; пd = 3 мм; =кh 0,38 мм; пкh = 0,19 мм; количество секторов =cz 4; n = 20000 об/мин; вхp = 0,35 мпа; масло марки mil-l-23699 с начальной температурой =0т 120 °с, вязкостью 0μ = 0,0035 па·с, плотностью ρ = 950 кг/м 3 и удельной теплоемкостью рc =1,830 кдж/(кг·к). турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 43 все вычисления были выполнены с использованием координатной конечно разностной сетки размером 100 × 100. расчет поля давлений и температур в каждом узле этой сетки начинался при нулевых значениях давления и заканчивался в том случае, когда относительная погрешность в определении давления становилась равной 0,1 %, а для температуры 0,05 %. рис. 2 дает представление о грузоподъемности w и расходе смазки q (кривые 1) в зависимости от толщины слоя 0h . там же приведены экспериментальные значения этих характеристик (кривые 2), взятые из работы [1]. видно, что расчеты по данной теории дают несколько завышенные значения этих характеристик по сравнению с экспериментальными данными. рис. 2 – зависимости грузоподъемности w и расхода масла q от толщины слоя смазки h0: 1 – настоящая работа, 2 – эксперимент [1] рис. 3 – зависимости потери мощности на трение nтр и перегрева δt масляного слоя от h0: 1 – настоящая работа, 2 – эксперимент [1] на рис. 3 приведены расчетные кривые перегрева t∆ и потери мощности на трение трn по данной теории (линии 1) и экспериментальные (линии 2) по работе [1]. как и следовало ожидать, с увеличением толщины слоя 0h перегрев слоя смазки t∆ и потери мощности на трение трn падают вследствие уменьшения гидравлического сопротивления зазора между рабочими поверхностями трения и возрастания расхода смазки q . для оценки влияния коэффициентов турбулентности (8) и (9) на статические характеристики подпятника рэлея были проведены также расчеты этих характеристик при нулевых значениях критерия рейнольдса ( )0re = . они показали, что учет турбулентности в расчетной модели приводит к возрастаниям грузоподъемности в 3,08 раза, потери мощности на трение в 3,9 раза и расхода смазки в 1,87 раз и перегрева смазочного слоя на 2,49 % при толщине зазора 0h = 60 мкм по сравнению с расчетами по модели ламинарного течения. таким образом, построена численная модель для изучения статических характеристик ступенчатого подпятники рэлея при турбулентном неизотермическом течении смазки. турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 44 выводы 1. известные методы расчета статических характеристик ступенчатого подпятника рэлея не учитывают турбулентность и неизотермичность течения смазки в несущем зазоре между рабочими поверхностями жидкостного трения. поэтому при высоких частотах вращения роторов, при которых режим течения смазки становится турбулентным, они являются сугубо приближенными и не удовлетворяют запросам практики. 2. построенная численная модель статических характеристик ступенчатого подпятника рэлея, учитывающая в отличие от известных турбулентность и неизотермичность течения смазки, позволяет существенно повысить точность проводимых расчетов, что подтверждается экспериментальными данными других исследователей. литература 1. уилкок. повышение долговечности установок с подшипниками качения благодаря использованию комбинированного подшипника [текст] / уилкок, уин // проблемы трения и смазки: тр. амер. ова инж.-мех. – м.: мир, 1970. № 3. – с. 34-42. 2. константинеску в. н. теория турбулентной смазки и ее обобщение с учетом тепловых эффектов [текст] / константинеску // проблемы трения и смазки : тр. амер. о-ва инж.-мех. – м.: мир, 1973. – № 2. – с. 35-43. 3. уилкок. турбулентная смазка и ее роль в современной технике [текст] / уилкок // проблемы трения и смазки: тр. амер. о-ва инж.-мех. – м. : мир, 1974. № 1. – с. 2-7. 4. капитао. влияние турбулентности на эксплуатационные характеристики упорных подшипников с самоустанавливающимися вкладышами [текст] / капитао // проблемы трения и смазки: тр. амер. о-ва инж.-мех. – м.: мир, 1974. № 1. – с. 122-129. 5. шокин ю. и. метод дифференциального приближения. примение к газовой динамике [текст] / ю. и. шокин, н. н. яненко. – новосибирск: наука, 1985. – 357 с. поступила в редакцію 23.10.2013 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com mailto:tribosenator@gmail.com турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 45 khlopenko n.y., sorokina t.n. turbulent anisothermic lubrication for the rayleigh step bearing. this article is devoted to the reyleigh’s step bearing static characteristics analysis at the turbulent anisothermic lubrication. in this type of bearing the pressure gradient is making in time of lubrication charging to the stage pocket under the pressure from the feeding groove. the reinold’s equation for pressure in the layer, the energy and the oil consumption balance equations were the basis initial systems for a reyleigh’s step bearing static characteristics determination. turbulence coefficients were calculated using constantinescu method for incompressible fluid. the finite difference mesh with a cross scheme was used. the mesh solutions were based on the method of consecutive over relaxation; it gives the possibility to reduce the number of interactions and obtained the required accuracy. the program and the reyleigh’s step bearing static characteristics calculations were carried out on the basis of above mentioned numerical model. the numerical example shows that the theoretical values of exploring characteristics are well conformed to different scientist test researchers. the turbulence effect was shown to increase the capacity, friction and power losses. the numerical model for the rayleigh’s step bearing static characteristics analysis at the turbulent anisothermic lubrication is allows carrying out the bearing main factor calculations at the turbulent regime accounting changing the viscosity, temperature and density. the results can become the basic part for the further reyleigh’s step bearing design for high-speed turbo machines. key words: reyleigh step bearing, numerical model, turbulent lubrication, anisothermic regime. references 1. uilkok. povyshenie dolgovechnosti ustanovok s podshipnikami kachenija blagodarja ispol'zovaniju kombinirovannogo podshipnika. problemy trenija i smazki: tr. amer. o-va inzh.-meh. m. mir, 1970. № 3. s. 34-42. 2. konstantinesku v. n. teorija turbulentnoj smazki i ee obobshhenie s uchetom teplovyh jeffektov. problemy trenija i smazki : tr. amer. o-va inzh.-meh. m.: mir, 1973. № 2. s. 35-43. 3. uilkok. turbulentnaja smazka i ee rol' v sovremennoj tehnike. problemy trenija i smazki: tr. amer. o-va inzh.-meh. m. mir, 1974. № 1. s. 2-7. 4. kapitao. vlijanie turbulentnosti na jekspluatacionnye harakteristiki upornyh podshipnikov s samoustanavlivajushhimisja vkladyshami. problemy trenija i smazki: tr. amer. o-va inzh.-meh. m.: mir, 1974. № 1. s. 122-129. 5. shokin ju. i., janenko n. n. metod differencial'nogo priblizhenija. primenie k gazovoj dinamike . novosibirsk: nauka, 1985. 357 s. 15_pisarenko.doc влияние напряженно-деформированного состояния на процессы накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 92 писаренко в.г. кнпо "форт" мвд украины влияние напряженнодеформированного состояния на процессы накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия вступление проблема повышения ресурса стволов стрелкового оружия является сложной комплексной задачей и не может быть решена без основательного исследования факторов, влияющих на процессы накопления трибоповреждений в стволе. стволы стрелкового оружия – трибосистемы, которые подвержены динамическому воздействию высоких давлений, температур и механическому воздействию пули, движущейся с натягом в канале ствола в условиях высокоскоростного трения. целью данной работы является изучение особенностей напряженно-деформированного состояния (ндс), возникающих вследствие динамического взаимодействия системы "ствол-пуля" и их влияния на протекание процессов накопления трибоповреждений в стволах спортивного и снайперского оружия. особенности оценки факторов определяющих процессы накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия под факторами, влияющими на протекание процессов накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия, понимают изменяющиеся во времени и по длине канала ствола характеристики процессов, воздействующих на приповерхностный слой канала ствола и протекающих в стволе в период выстрела, при горении пороха и скольжении пули по нарезам. основные факторы, определяющие процессы повреждаемости каналов стволов, можно условно разделить на две группы: факторы температурного воздействия; трибомеханические факторы системы "ствол-пуля" [1]. влияние температурного воздействия на процессы накопления повреждений в каналах стволов достаточно хорошо представлено в работах чернова д.к., который показал, что снижение ресурса стволов происходит по причине трещинообразования на поверхности канала, вследствие резких термических изменений в процессе выстрела [2, 3]. в то же время следует отметить, что исследований процессов изнашивания в результате трибомеханического взаимодействия ведущих элементов пуль с каналом ствола, достаточно мало [1, 4, 5]. значительная часть исследований изнашивания стволов огнестрельного оружия посвящена артиллерийскому оружию и автоматическому стрелковому оружию, стреляющему очередями [2, 3]. изучению особенностей процессов накопления трибоповреждений в стволах спортивного и снайперского оружия, стреляющего одиночными выстрелами, внимания было уделено явно не достаточно. учитывая динамический характер воздействий, результаты расчетов напряженнодеформированного состояния, используемые для прочностного анализа и проектирования стволов [3] нельзя использовать для оценки процессов накопления трибоповреждений в системе "ствол-пуля". упрощения в расчетных моделях, которые принимаются при прочностном анализе, сводят задачу к расчету изотропной цилиндрической трубы, подверженной внутреннему статическому давлению. допущения о том, что сила трения о поверхность ствола вызывает пренебрежимо малые осевые напряжения в стенках ствола, давление ведущего устройства на боевые грани нарезов вызывает пренебрежимо малые напряжения кручения, нагрузки, испытываемые стволом при выстреле, носят статический характер, не приемлемы для анализа влияния ндс на процессы трибоповреждаемости. при анализе процессов изнашивания стволов следует учитывать еще одну важную особенность, а именно то, что система "ствол-пуля" является трибосистемой работающей в условиях высокоскоростного трения. авторы исследований, связанных с изучением процессов изнашивания в условиях высокоскоростного трения отмечают ряд особенностей протекания процессов изнашивания в зоне трения при скоростях скольжения превышающих 100 м/с. в первую очередь, отмечается явление значительного падения значений коэффициента трения для всех пар трущихся материалов. среди работ, связанных с экспериментальными исследованиями высокоскоростного трения, следует отметить работу [6]. авторами [6] получены значения коэффициентов трения при нагрузках до 150 мпа и скоростях скольжения достигавших 200 м/с. в докладе [7] проведены результаты экспериментальных исследований высокоскоростного трения сталь по стали, которые показывают, что коэффициент трения в данном случае может уменьшаться до значений 0,0001. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние напряженно-деформированного состояния на процессы накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 93 учитывая вышесказанное, для анализа влияния ндс на процессы накопления трибоповреждений в стволах нарезного оружия, характеристики полей напряжений должны определяться с учетом динамических эффектов происходящих в условиях высоких скоростей скольжения и учитывать изменение коэффициента трения, как функции скорости скольжения. анализ напряженно-деформированного состояния стволов нарезного оружия для оценки напряженно-деформированного состояния, возникающего при движении пули в канале ствола нарезного оружия, использован хорошо апробированный пакет численного динамического анализа ansys autodyn. для раздельной оценки степени влияния каждого из факторов, расчетная модель (рис. 1) строилась без учета давления пороховых газов на стенки ствола. в модели рассматривалось лишь напряженнодеформированное состояние, которое возникает при движении пули по каналу ствола под действием давления пороховых газов на пулю. кривая «давление пороховых газов – время» взята из несвязанного внутрибаллистического расчета. рис. 1 – конечно-элементная расчетная модель для учета особенностей процессов происходящих в условиях высокоскоростного трения, в расчетной модели учитывалось изменение коэффициента трения, как функции скорости скольжения. в качестве модели трения принято обобщенную модель кулона-амонтона с учетом эффекта штрибека, которая учитывает изменения коэффициента трения от текущей скорости скольжения: v dsd e β−⋅µ−µ+µ=µ )( где dµ – динамический коэффициент трения; sµ – коэффициент трения покоя; v – относительная скорость скольжения в точке контакта; β – показатель степени; адекватность расчетной модели оценивалась по результатам контрольных испытаний. среди результатов расчетного анализа напряженно-деформированного состояния, в первую очередь следует обратить внимание на полученную мозаичную картину распределения напряжений на поверхности ствола при движении пули вдоль канала ствола в процессе выстрела (рис. 2). результаты расчетов ндс, позволяют объяснить экспериментальные данные, приведенные в работе [4], где обращается внимание на мозаичную картину напряжений в приповерхностном слое ствола. однако следует отметить, что первопричиной образования мозаичного характера напряжений поверхностного слоя канала ствола, является динамический характер взаимодействия пули со стволом, а не частичное оплавление и перенос ("омеднение") материала оболочки пули на различные участки поверхности канала ствола и изменения вследствие этого коэффициента трения, как предполагали авторы [4]. появление "омедненных" участков поверхности ствола после выстрела, является следствием мозаичной картины распределений напряжений и деформаций ствола. анализ эволюции распределения эквивалентных пластических деформаций канала ствола (рис. 3) показывает, что пластические деформации являются существенным фактором, который необходимо учитывать при оценке процессов накопления трибоповреждений в канале ствола. характер распределения эквивалентных пластических деформаций (рис. 3) показывает, что максимальные пластические деформации в канале ствола возникают в период врезания пули вследствие существенных касательных напряжений, возникающих за счет сопротивления повороту пули в процессе врезания и во время выхода пули из канала ствола, вследствие больших скоростей поступательного и вращательного движения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние напряженно-деформированного состояния на процессы накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 94 рис. 2 – эволюция распределения эквивалентных напряжений (по мизесу) при движении пули по каналу ствола в различные моменты времени рис. 3 – эволюция распределения эквивалентных пластических деформаций при движении пули по каналу ствола в различные моменты времени pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние напряженно-деформированного состояния на процессы накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 95 при выходе пули из канала ствола центробежные силы вызывают существенные тангенциальные напряжения в оболочке. наиболее существенным пластическим деформациям подвержены грани боевых нарезов ствола, что в значительной мере определяет величины износа ствола и его ресурс. характер изменения касательных напряжений (рис. 4) при движении пули по каналу ствола определяет интенсивность процессов возникновения и накопления трибоповреждений на боевых гранях нарезов ствола. многочисленное изменение направления действия касательных напряжений на боевых гранях нарезов в процессе перемещения пули по стволу, о чем свидетельствует изменение знака (рис. 4), способствует интенсификации процессов образования микроповреждений. рис. 4 – распределение касательных напряжений по каналу ствола анализ эквивалентных напряжений с приложенным давлением пороховых газов на стенки ствола в запульном простанстве показал, что в период времени, непосредственно следующий за периодом врезания пули, максимальные эквивалентные напряжения незначительно увеличиваются от 910213,1 ⋅ па до 910235,1 ⋅ па, по сравнению с напряжениями, когда в расчетной модели учитывалось лишь давление пороховых газов на пулю (рис. 5). при этом в данный момент времени наблюдается увеличение скорости поступательного движения пули от 147 до 153м/с. увеличение скорости, в свою очередь, приводит к уменьшению динамического коэффициента трения скольжения и как показали результаты расчета, уменьшению максимальных эквивалентных давлений в последующие моменты времени движения пули по каналу ствола. а б рис. 5 – распределение эквивалентных напряжений по каналу ствола в момент времени 1,275 · 10-4 сек: а – без приложенного давления пороховых газов на стенки ствола в запульном пространстве; б –с приложенным давлением пороховых газов на стенки ствола в запульном пространстве pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние напряженно-деформированного состояния на процессы накопления трибоповреждений в стволах стрелкового оружия проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 96 таким образом, для оценки процессов накопления повреждаемости в канале ствола в процессе выстрела, учет в расчетной модели влияния давления пороховых газов в запульном пространстве на стенки ствола не оказывает существенного влияния на протекание процессов накопления трибоповреждений. как показал расчетный анализ, без давления на стенки ствола в запульном пространстве, процесс взаимодействия пули и канала ствола происходит в более жестких условиях. выводы на основании проведенного анализа намечены пути для оценки процессов накопления трибоповреждений стволов спортивного и снайперского оружия, показана необходимость учитывать особенности динамического характера напряженно-деформированного состояния в условиях высокоскоростного трения, возникающего вследствие взаимодействия системы "ствол-пуля". литература 1. дроздов ю. н. прикладная трибология (трение, износ, смазка) / ю.н. дроздов, е.г. юдин, а.и. белов. – м.: эко-пресс, 2010. – 604 с. 2. благонравов а.а. основы проектирования автоматического оружия / а.а. благонравов. – м.: оборонгиз, 1940. – 484 с. 3. кириллов в.м. основания устройства и проектирования стрелкового оружия / в.м. кириллов. – пенза.: пваиу, 1963. – 342 с. 4. зеленко в.к. взаимосвязь износа каналов стволов снайперского вооружения с конструкцией пули / в.к. зеленко, в.м. королев, ю.н. дроздов // проблемы машиностроения и надежности машин. – 2010, №3. – с. 83-87. 5. дроздов ю.н. трение и износ в экстремальных условиях / ю.н. дроздов, в.г. павлов, в.н. пучков. – м.: машиностроение, 1986. – 223 с. 6. montgomery r. s. friction and wear at high sliding speeds // wear. – 1976. – t. 36. – p. 275-298. 7. lim j. cambridge university internal report / michael f. ashby // cued, c.–mat. – 1986. – t. 123. надійшла 04.11.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 4_aulin.doc вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 28 аулін в.в. кіровоградський національний технічний університет м. кіровоград, україна вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи вступ додавання присадок до оливи є процесом формування композиційної оливи, яка є дисперсною системою, принаймні двох фаз [1]. композиційні оливи володіють складними реологічними властивостями. вважається, якщо реологічні властивості кожної з їх фаз є відомими, то задача буде полягати у визначенні властивостей суміші цих фаз [2], тобто композиційної оливи в цілому. при цьому вона характеризується пружністю, міцністю і в’язкістю, може змінюватися як реологічна константа (в’язкість) оливи, так і закон деформації [3, 4]. реологічні константи таких дисперсних систем дозволяють говорити про структуру композиційних олив та взаємодію в ній частинок присадки, залежно від їх складу та концентрації [5]. зазначене свідчить, що реологія є не тільки важливим елементом оптимізації технологічних процесів приготування композиційних олив, розробці способів їх транспортування, спрацювання в процесі обкатки та експлуатації, але одним з основних фізико-хімічних та трибологічних методів експериментальних досліджень композиційних олив як дисперсних середовищ та вплив їх на робочі поверхні деталей трибоспряжень двигуна [6, 7]. в зв’язку з цим є необхідність уточнення та розвитку теоретичних уявлень про вплив зовнішніх фізичних полів та вмісту присадок в композиційній моторній оливі на її структуру та реологічні властивості. постановка задачі теоретично обґрунтувати зміну структури та реологічних властивостей моторних олив при їх модифікуванні додаванням присадки та обробкою фізичними полями. кількісна теорія передусім спирається на моделюванні досліджуваних процесів та структурних змін в композиційній оливі. тому для спрощеного аналізу дисперсної системи оливи приймемо, що частинки присадки зважені в базовій оливі, розташовані на однаковій відстані між собою і не змочуються нею та мають сферичну форму. кожна з таких частинок переміщується зі швидкістю потоку оливи в тій площині, в якій лежить її центр (рис. 1, а). а б рис. 1 – рух частинок присадки у зсувному потоці оливи без накладання зовнішніх полів (а) та з їх накладанням (б) зазначимо, що основною задачею теоретичної реології є встановлення зв’язку між напруженням в дисперсній системі τ, і швидкістю її деформації γ& [2]. найпростіша загальна схема розв’язку цієї задачі базується на адитивності дисипації енергії в різних елементах дисперсної системи: в самому дисперсному середовищі (композиційна олива); його основі (базова олива); на окремих його фазах (частинках присадки) та елементах структури (композиції частинок присадки). при цьому, перш за все необхідно pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 29 знати дисипативну функцію q& , яка визначає опір деформації основи (базової оливи) і дає можливість встановити закон деформації: 2γη= &&q , (1) де q& – втрата енергії на подолання сил тертя (дисипація) в одиниці об’єму деформованого матеріалу оливи в одиницю часу; dtd /γ=γ& – швидкість деформації; η – динамічна в'язкість оливи. для цього найпростішого випадку закон ньютона має вигляд: γ=γη=τ &&& /q , (2) де γτ=η &/ – ньютонівська в’язкість, яка не залежить від напруження зсуву і швидкості деформації, тобто є постійним коефіцієнтом. якщо композиційні оливи являють собою стійку розбавлену дисперсну систему, то взаємодію частинок присадок в ній можна знехтувати. поведінка кожної окремої частинки присадки в потоці рідини є незалежною і дисипацію енергії в системі можна знайти простим підсумуванням втрат енергії на окремих частинках присадки композиційної оливи. в площинах, що знаходяться на відстані радіусу від центру частинки присадки, швидкість оливи відрізняється на величину: dv γ=∆± &5,0 , де d – усереднений діаметр частинки. при цьому частинка присадки крім поступального руху здійснює обертальний рух зі швидкістю γ=ω &5,0ч . дисипація енергії в такому середовищі відбувається в наслідок тертя поверхні частинки присадки в середовищі оливи, що її охоплює, при обертальному русі. при поступальному русі, оскільки центр частинок нерухомий відносно потоку, то дисипація енергії відсутня. частинка присадки середнім об'ємом чv при обертанні з кутовою швидкістю чω в середовищі оливи в'язкістю сη , зазнає дії моменту сил тертя: 2 чсчфvрм ωη=ω , (3) де фр – фактор форми частинки. для сферичних частинок ( 6=фр ), маємо: 223 82 vddм счс ηπ=ωηπ=ω , (4) де v – швидкість руху потоку оливи з частинками присадки; ηс – в’язкість середовища композиційної оливи. враховуючи (3) і вираз для кутової швидкості частинки присадки, потужність на підтримку її обертання дорівнює: 2 ч1 25,0 γη= && сфvрq , (5) а для сферичної форми частинок маємо: 23 1 5,0 γηπ= && сdq . відповідно при концентрації сферичних частинок чп ця величина складає: 235,0 γηπ= && счndq . (6) оскільки vчч сvп = – об'ємна частка (вміст) присадки в оливі, то отримаємо: 25,1 γη= && сvсq . (7) в базовій оливі, як середовищі, що підлягає деформації зі швидкістю γ& , дисипація одиниці об'єму дорівнює 2γη &с , а дисипація композиційної оливи становить: )5,11(5,1 222 vссvс ссq +γη=γη+γη= &&&& . (8) враховуючи (2), опір зсуву композиційної оливи дорівнює: ( )γ+η=τ &vс с5,11 , (9) якщо частинки присадки мають сферичну форму, то в'язкість композиційної оливи дорівнює: γτ=η & ( )vс с5,11 +η= . (10) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 30 використовуючи модель ейнштейна для дисперсного середовища [2] в’язкість композиційної оливи з сферичними частинками присадки дорівнює:       η+η η+η +η=η сі сі vс с 4,0 5,11 , (11) де iη – в’язкість матеріалу присадки. дослідження [8, 9] показують, що в'язкість композиційної оливи невзаємодіючих частинок присадки не залежить від їх розміру. така дисперсна система є ньютонівською рідиною ( const=vс , const=η ). якщо дисперсна фаза є частинками присадки і сі η<η , то потік композиційної оливи гальмується, а в’язкість збільшується, тобто спостерігаються неньютонівські властивості композиційної оливи внаслідок залежності орієнтації частинок від γ& . якщо на потік композиційної оливи накласти зовнішнє фізичне поле (електричне, магнітне, електромагнітне та ін.), то композиційна олива структурується, маючи переважну орієнтацію частинок присадки відносно напряму поля і можна компенсувати обертання частинок, тобто 0=∆v (рис. 1, б). зазначимо, що в’язкість композиційної оливи за моделлю ейнштейна формула (11) не враховує наявність на поверхні частинок присадки обволікаючої оболонки базової оливи та різного роду захисних оболонок: подвійного іонного, адсорбційного, сольватного шарів. але в межах моделі ейнштейна це можна врахувати, додаючи до об’єму частинок присадки об’єм захисних чи обволікаючих оболонок товщиною δ . якщо оболонка тонка d<<δ , то вміст таких частинок присадки в моторній оливі можна уточнити за виразом: )/61( dсс vv δ+≅δ . (12) в цьому випадку в’язкість η зростає лінійно із збільшенням дисперсності частинок d/1 :             η+η η+η       δ ++η=ηδ сі сі vс d с 4,06 15,11 . (13) модель ейнштейна можна поширити і на більш концентровані стійкі дисперсні системи мастильних середовищ, оливи можна розглядати як розчинник, в який додатково введена мала vdс кількість дисперсної фази (присадки): ( )vdсd 5,21 +η=η+η . (14) оскільки cη=η , то ( )       β+η≈η=η ∑ = i v n i iсvc cс 1 15,2exp , (15) де iβ – коефіцієнт розкладу в степеневий ряд. якщо 5,21 ≈β , то система залишається ньютонівською, а в інших випадках – вона проявляє неньютонівський характер властивостей. використовуючи модель ейнштейна, можна пояснити зміну в'язкості композиційної оливи, спостережувану при дії електричного, магнітного, електромагнітного, або інших фізичних полів, за структуруванням дисперсної фази в них. механізм зміни в’язкості композиційних олив, з урахуванням змочуваності оливою частинок присадки при накладанні фізичних полів можна уявити наступним чином (рис. 2, а). у відсутності зовнішнього фізичного поля частинка присадки вільно пересувається між двома площинами зсуву оливи, які дотикаються до її поверхні і рухаються з швидкостями dv γ=∆ &5,0 і dv γ−=∆ &5,0 . в такому наближенні шари рідини не проковзують відносно поверхні частинки присадки і не гальмуються нею. при накладанні фізичного поля частинки присадки, маючи постійний дипольний момент, жорстко зв'язаний з ними зорієнтуються вздовж поля і будуть утримуватимуться ним від обертання (рис. 2, б). це приведе до проковзування шарів рідини відносно поверхні нерухомої частинки присадки і їх гальмування, до зміни в'язкості системи і форми оливної оболонки навколо частинок. у випадку магнітного поля вона дорівнює: ( ) δ +η=η vс с41 . (16) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 31 а б рис. 2 – рух частинок присадок з обволікаючими оболонками у зсувному потоці оливи без накладання зовнішнього фізичних полів ( 0=фн r ) (а) та з його накладанням ( 0≠фн r ) (б) обертання частинок присадки може повністю припинитися при умові, що величина крутного моменту сил в'язкого тертя буде менше максимуму орієнтуючого моменту зовнішнього поля, тобто для сферичних частинок присадки маємо: γη> &снч фm 3, , (17) де фнч m , – крутний момент сил в’язкого тертя, для напруженості нф фізичного поля. у зв'язку з цим, обертальна в'язкість досліджуваних композиційних олив залежить від концентрації присадки і є причиною появи їх неньютоновських властивостей, наприклад у випадку слабомагнітних присадок та слабких полів (геомагнітне) і високої в'язкості сη . умова (17) може порушуватися при помірних швидкостях зсуву композиційної оливи, оскільки при цьому в деякій мірі зникне орієнтуюча дія поля і зменшить його вплив на в'язкість. згідно формули (16), додаткова дисипація енергії в фізичному полі фh q& ,обумовлена повним гальмуванням обертання частинок, 25,1 γη= δ && cvh сq при цьому загальна дисипація q& дорівнює: ( ) ( )225,21 γ+γ+η= δ &&&& hvc qсq . (18) за таких умов в рівнянні обертального руху частинки присадки: αω= α −ω sinфdt d , (19) де 0α – кут між дипольним моментом мчр r частинки і напрямом плину потоку v r ; відсутність повного гальмування враховується швидкістю повороту частинки присадки dtd /α , яка залежить від кута α між дипольним моментом мчр r частинки і напруженістю фізичного (електричного, магнітного, електричного та ін.) поля фн ; розв’язок рівняння (19) являє собою залежність часу t повороту частинок присадки на деякий кут 0α−α від початкового положення: ( ) ( ) ( ) ( ) ( )         ω−ω ω−α⋅ω − ω−ω ω−α⋅ω ω−ω = 5,022 0 5,0225,022 2/tg arctg 2/tg arctg 2 ф ф ф ф ф t , (20) де γ=ω &5,0 ; )/( 3dm cч,нф πη=ω . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 32 при відсутності дії зовнішнього фізичного поля на оливу: н=0; ωπ== /20tt . при впливі фізичного поля час повороту частинок присадки в потоці оливи складе:         ω ω + ω π = 2 2 2 1 1 2 фt . (21) отже спостерігається час запізнювання частинок по їх обертанню. з урахуванням (21), маємо: 3 2 3 2 22 γ γπ = ω πω = ω π −=∆ & & ффtt . (22) можна вважати, що частинки присадки за час t∆ під дією фізичного поля можуть припинювати обертання, внаслідок чого і з'являється запізнення. протягом цього проміжку часу додаткове розсіяння енергії буде практично таким як при повному гальмуванні обертання: 25,1 γη= δ && cvh сq ф , а середня за період швидкість дисипації енергії 275,0 кcvh сq ф γη= δ & – не залежить від швидкості зсуву. це означає, що в зовнішньому фізичному полі, при фγ>γ && , структурна частина опору фнτ і в'язкість фнη знижуються із зростанням γ& , асимптотично наближаючись до величин τ і η , що відповідає відсутності зовнішнього поля: ( )        γ γ η+γ+η=τ δδ & & & 2 / 75,05,21 фvcvc сс ; (23)             αα αα+ε αα−ε ++η=η δ 2 )-(sin )-h( )-h( 351 0 2 0 0 v с с t t , (24) де ε – відносна деформація композиційної оливи. зазначимо, що згідно ідеї ребіндера [2] зміну в'язкості може спричинити зміна структури в потоці оливи. у випадку композиційної оливи структуроутворення полягає у фіксації орієнтації частинок присадки в оливі, а руйнування структури – в переході до некогерентного обертання цих частинок потоком оливи. у композиційних оливах основним структуроутворюючим фактором є вплив зовнішніх фізичних полів, а дезорієнтуючим фактором є обертова дифузія частинок присадки, яка враховується в теорії, розробленій шліомісом [10]. причиною зміни в'язкості композиційної оливи може бути і анізотропія поляризуємості (намагніченості) частинок присадки, а також будь-які інші чинники, що впливають та фіксують її орієнтацію. до таких факторів можна віднести і гідростатичні диполі – агрегати із частинок присадок різної густини, які в оливі будуть орієнтовані важкою частинкою вниз [5]. слід мати на увагу і те, що дисперсна система зважених частинок у діелектричному середовищі оливи, якщо вона є неполярною рідиною може при достатньо високих напруженостях електричного поля переносити струм між електродами за рахунок контактної або безконтактної перезарядки частинок присадки у зонах прилеглих до електродів. частинки присадки при цьому будуть безперервно циркулювати в оливі від електроду до електрода, а створена композиція переходить в псевдозріджений стан. крім цього має місце циркуляційна в'язкість коли швидкість частинок присадки вздовж потоку незмінна в просторі і часі і відрізняється на величину v∆ від швидкості того шару в якому знаходиться. під дією фізичного поля в такому випадку спостерігається прискорення частинки присадки γω== &&&xa . сила, що викликає прискорення, чисельно дорівнює силі гальмування шару, в якій переходить частинка з усередненою масою чт . при цьому швидкість розсіяння енергії 1q& на одній частинці присадки дорівнює добутку сили vdf стр δπη3= на шлях, який частинка проходить відносно свого шару оливи за 1 с: ( )21 3 vdq с ∆πη=& . швидкість дисипації енергії в одиниці об'єму, очевидно, дорівнює: ( ) ( ) 62 2 42 2 1 82 d vтс d тс qnq с чv с чv ηπ γ = ηπ γω == δδ && && . (25) використовуючи це, зміну структурної частини опору композиційної оливи і її в’язкості, обумовлені циркуляцією частинок присадки між електродами, дорівнюють: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 33 62 224 d тvс с чv ηπ γ =τ∆ δ & ; (26) 62 224 d тvс с чv ηπ =η∆ δ . (26) з останніх формул видно, для композиційної оливи можна застосувати модель ейнштейна, тобто – модель невзаємодіючих частинок присадки, але циркуляційна в'язкість є невеликою, оскільки: 1 12 4 2 << η δ d тc с чv . висновки розглянуті реологічні ефекти, що стосуються циркулярної, обертальної та ейнштейнівської в’язкості (при с нм η <γ 3 & ) свідчать, що в'язкість композиційної оливи залишається незмінною до тих пір, поки не змінюється її структура. зміна орієнтації частинок присадки у фізичних полях відбувається при с hm η >γ 3 & . зазначимо, що орієнтація частинок присадки входить в число факторів, що визначають структурованість такої дисперсної системи в процесі її модифікації обробкою фізичними полями. література 1. аулін в.в. фізико-хімічні процеси, що відбуваються в композиційній оливі при припрацюванні сполучень деталей / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // матеріали ііі міжнародної науковотехнічної конференції "сучасні проблеми триботехніки" 7 9 жовтня 2009 р. – миколаїв: нук, 2009. – с. 65-67. 2. бибик е.е. реология дисперсных систем / е.е. бибик. – л.: изд-во ленингр. ун-та, 1981. – 172 с. 3. mac tagne j.p. – j. chem. phys., 1969. – vol. 51. – р. 133-136. 4. аулін в.в. дослідження властивостей моторної оливи в процесі експлуатації дизелів / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // загальнодержавний міжвідомчий науково-технічний збірник. конструювання, виробництво, експлуатація сільськогосподарських машин. – вип. 39. – кіровоград: кнту, 2009. – с. 274-280. 5. hall w.f., busenberg s.n. – j. chem. phys., 1969. – vol. 51. – р. 137-144. 6. аулін в.в. зміна властивостей оливи при електрохімічному відновленні робочих поверхонь деталей дизелів / в.в. аулін, с.в. лисенко, м.ф. семенюк, о.в. кузик // проблеми трибології. – 2009. – №1. – с. 68-70. 7. аулін в.в. заміна технічного стану основних сполучень двигуна та моторної оливи в процесі його експлуатації / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // проблеми трибології. – 2009. – №4. – с. 118-122. 8. электрореологический эффект / под ред. а.в. лыкова – минск: 1972. – 176 с. 9. шульман з.п. магнитореологический эффект / з.п. шульман, в.и. кордонский. – под. ред. академика анбсср р.и. солоухина. – мн.: наука и техника, 1982. – 184 с. 10. шлиомис м.и. журн. экспер. и. теор. физики / м.и. шлиомис. – 1971. – т. 61. – с. 2411-2418. надійшла 10.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_matnak.doc доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 67 матняк с.в. м. хмельницький, україна доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра удк 511.3 в статті дається доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра. для доведення справедливості цієї гіпотези використовується доведена раніше в роботі [3] гіпотеза рімана, а також теорія комплексної змінної і теорія групи галуа. ключові слова: гіпотеза берча і суіннертона– дайєра, функція хассе-вейля, гіпотеза рімана, група галуа, комплексний степеневий ряд. вступ берч і суіннертон-дайєр, на початку 1960-х років, запропонували, що ранг r групи еліптичної кривої e над q рівний порядку нуля дзета-функції хассе-вейля ( )sel , в точці 1=s . більш детально гіпотеза твердить, що існує ненульова границя ( ) ( )rse s sel b 1 , lim 1 − = → , де значення eb залежить від тонких арифметичних інваріантів кривих. найбільш важливим частковим результатом станом на 2011 рік залишається доведена в 1977 році джоном коутсом і ендрю уайлсом твердження, справедливе для великого класу елліптичних кривих про те, що коли крива f містить нескінченно багато раціональных точок, то ( ) 0, =sel . гіпотеза є єдиним відносно простим загальним методом обчислення рангу еліптичних кривих. 1. постановка задачі (гіпотеза) вважаємо, що e – деяка еліптична крива, визначена над q . тоді ранг групи e , er рівний порядку нуля l – функції ( )sel , в точці 1=s . рішення. нехай e – еліптична крива, визначена над q рівнянням: 2 01 2 0 2 1 2 20 xbxxaxxx ⋅−⋅⋅−= , qba ∈, . (1) аффіне рівняння одержимо, поклавши 0 1 x x x = і 0 2 x x y = : bxaxy −⋅−= 32 . (2) перетворення ( ) ( )ycxcyx 22 ,, → переводе це рівняння в: bcaxcxy 6432 −−= . (3) таким чином, з самого початку можна вважати,що zba ∈, . число ( )22 27416 ba −⋅=∆ називається дискримінантом кривої e . як ми бачимо, 0≠∆ . нехай zp ∈ деяке просте число, і розглянемо порівняння: ( )pbaxxy −−= 32 , або, що еквівалєнтно, рівнянню: bxaxy −−= 32 , pfpzzba =∈ /, . (4) це рівняння визначає еліптичну криву pe над pf , тільки тоді коли ( ) 1, =∆p . в дальнійшому будуть розглядатися тільки такі прості числа, коли явно не обувмовлене протилежне. крива pe називається редукцією кривої e по модулю p . нехай mpn позначає число точок в ( )mpp fe . тоді ми можемо розглянути дзета-функцію: ( )       = ∑ ∞ = m u nuez m m pmp 1 exp, . (5) доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 68 використовуючи теорему рімана–роха, можно записати: ( ) ( ) ( )puu puua uez m p p −⋅− +− = 11 1 , , za p ∈ . (6) для pa p 4 2 ≤ , запишемо: ( )( )uupuua p ⋅π−⋅π−=+− 111 2 , (7) де π – комплексно спряжене с π . видно, що p=π⋅π , π+π=pa . крім того, p=π=π . це є << гіпотеза рімана>> для еліптичної кривої над pf . логарифмічно дифференціюємо (5) і (6), і враховуючи (7) і прирівнюючи коефіцієнти, одержимо: mmm pm pn π−π−+= 1 . (8) зокрема, pp apn −+= 1 . таким чином,шляхом розрахунку pn , ми визначаємо pa . оскільки π і π є корені рівняння 02 =+⋅− ptat p , то рівняння (8) визначає pmn для всіх 1≥m . замінимо змінну u на sp − і одержимо: ( ) ( ) ( )ss ss p p pp ppa se −− −− −⋅− +⋅− =ς 1 1 11 1 , , (9) ми визначили ( )se p ,ς для простих чисел ( ) 1, =∆p . коли ∆/p , то ми вважаємо: ( ) ( ) ( )ssp ppse −− −⋅−=ς 111 1 , . тепер, ввівши локальну дзета-функцію для всіх простих чисел р, ми визначимо глобальну дзота-функцію просто, як добуток локальних дзета-функцій: ( ) ( )seпse pз ,, ς=ς . (10) із визначення ми бачимо, що ( ) ( ) ( ) ( )se ss sel , 1 , ς −ς⋅ς = . (11) запишемо функцію (11) у вигляді: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )sspр ss р ppaп ppпk se ss sel 21 1 1 1 115,0 , 1 , −− −−− +− −⋅−⋅⋅− = ς −ς⋅ς = , (12) де 1k значення функції ( )1 1 ς . функція ( )1ς збігається – теорема 5 [3, ст.9]. теорема 1. функція ( )sel , при 1=s буде дорівнювати нулю ( )( )0, =sel при всіх значеннях p . доведення. визначимо: ( ) ( ) ( )∑ ∑ ∫∑ ∞ = ∞ = ∞ = ∞ = =−≤ + ⋅−=      + −− ⋅⋅=      − + ⋅= ς = 1 1 1 2 32 1 1 5,425,225,21 1 25,2 1 1 1 1 1 n n nn n dn nn n nn nn n nn nmk . значення функції ( ) 1 1 1 k =ς знаходиться в границях ( ) 11 5,4 1 <ς< ( ) 11 5,4 1 <ς< . тоді запишемо, що при 1=s : ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )sspр ss р ppaп ppп se ss sel 21 1 1 115,0 , 1 , −− −−− +− −⋅−⋅− = ς −ς⋅ς = , (13) а при ε+= 1s і при 5,41 1 << k будемо мати: доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 69 ( ) ( ) ( )( )1 11 5,0, +− −⋅− ⋅−= εε εε papp ppp пsel p з ; тому що з леми 1 [9, ст.33]. "при 0re >s , 1>>n : ( ) { } ∑ ∫ = ∞ + − − − ⋅+⋅− − +=ς n n n s s s duu u sn s n n s 1 1 3 1 2 1 2 1 1 1 " одержимо, що ( ) 5,00 −=ς ; при 0→ε одержимо: ( ) ( ) ( ) 01lim 1 1 5,01 1 1 lim5,0, 00 =−⋅        −+ − ⋅−=−⋅        ⋅−+ − ⋅−= ε →ε ε εε ε →ε p ap p пp papp pp пsel p р p р .· тому що, при 0→ε ( ) 01 →−εp , а 1 1 1 >        −+ − pap p і при ∞→p 1 1 1 lim = −+ − ∞→ p p ap p . теорема доведена. 2. порядок нуля коли функція ( )sel . , яка тотожно не дорівнює нудю , голоморфна в області d , і рівна нулю в точці a цієї області, то разклад її для деякого околу точки a має вигляд: ( ) ( ) ( ) ( ) ...1...11, 221 +−⋅++−⋅+−⋅= n n scscscsel , (14) оскільки ( ) 01,0 == elc . очевидно, всі коефіцієнти nc розкладу (14) не можуть дорівнювати нулю, оскільки в цьому випадку функція ( )sel , , дорівнює нулю всюду в деякому околі точки a , була би за теоремою єдинного розв'язку тотожним нулем в області d . таким чином, серед коефіцієнтів nc ( ),...3,2,1=n є відмінні від нуля; позначимо через n , де 1>>n ‒ найменший номер таких коефіцієнтів. тоді будемо мати: 0... 121 ==== −nccc , 0≠nc . отже, розкладання (14) приймає вигляд: ( ) ( ) ( ) ...11, 11 +−+−⋅= + + n n n n scscsel , (15) де 0≠nc . в цьому випадку точка a є нуль порядку m для функції ( )sel , в точці 1=s . 3. побудова групи галуа еліптичної кривої нехай еліптична крива e визначена над полем k і нехай l ‒ розширення поля k . і нехай далі, σ є ізоморфізмом поля l , не обов'язково тотожним на k [4, ст. 27]. він визначає криву σe , одержану застосуванням σ до коефіцієнтів рівняння, яке задає криву e . наприклад, коли крива e задана рівнянням: baxxy −−= 32 , , то σe визначається рівнянням: σσ −−= bxaxy 32 . коли p , q є точками кривої e в полі l , то має місце формула: ( ) σσσ +=+ qpqp . сума в лівій частині відноситься до довання на e , а сума в правій частині відноситьсядо додавання на σe . рівність очевидним чином випливає з того, що алгебраїчна формула додавання задається доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 70 раціональними функціями від координат з коефіцієнтами з поля k . до того ж , коли ( )yxp ,= , то ( )σσσ = yxp , отримується застосуванням σ до координат. зокрема, припустимо, що p є точкою скінченного порядку , тому що 0=np . оскільки точка o раціональна над k , то для будь якого ізоморфізма σ поля l над k маємо 0=σnp і, отже, σp також є точкою порядку n . далі оскільки число точок порядку n скінченно, звідси випливає, що всі вони є алгебраїчні над k (тобто їх координати алгебраїчні над k ). коли ( )yxp ,= , то позначимо ( ) ( )yxkpk ,= розширення поля k , одержане приєднанням координат точки p . аналогично ( )nek позначимо композит полів ( )pk для всіх nep ∈ . підкреслимо, що ми розглядаємо всі точки скінченного порядку як точки з координаиами з фіксованного алгебраїчного замикання поля k , яке позначимо ka або ak . зроблене вище заувпаження показує, що група галуа gal ( )kk /σ діє як група елементів множини ne . отже, ( )nek є нормальне розширення поля k і є розширенням галуа, коли n не ділиться на характеристику поля k . назвемо ( )nek полем точок порядку n кривої a над полем k . крім того, коли σ є автоморфізм поля ( )nek над k і коли { }1t , { }21 , tt ,..., { }rttt ,...,, 21 ‒ бази ne над nzz / , то σ можна представити матрицями: ( )a ,       2,21,2 2,11,1 aa aa , ...,           rrr r aa aa ,1, ,11,1 ... ... такими, що ( )1t⋅σ ,       ⋅      + + =      ⋅σ ⋅σ 2 1 22,211,2 22,1111 2 1 t t tata tata t t т.д. таким чином, ми одержали іньєктивний гоморфізм: ( )( ) ( )qnglkekgal n ,/ → . теорема 2 (морделла) [1, cт. 367]. нехай e – деяка еліптична крива, визначена над q . тоді ( )qe – скінченно породжена абелева група. теорема 3 [1, ст. 368]. нехай e – деяка еліптична крива, визначена над q . тоді ( )qe . ізоморфна одній із наступних груп mzz / при 10≤m або 12=m , mzzzz 2/2/ ⊕ при 4≤m . 4. теорема 4 (відповідності між рангом групи і порядком нуля) нехай kl / скінченне розширення галуа степені n і nσσσ ,...,, 21 ‒ елементи його групи g , де ( )11 −=σ s , ( ) 2 2 1−=σ s ,..., ( ) n n s 1−=σ . тоді існує елемент l∈ω , такий, що ω⋅σω⋅σω⋅σ n,...,, 21 утворюють базис l над k , тоді елементи групи галуа переводять ( 1−n ) перших коефіцієнтів ряду (14) в нулі ряду (15). і отже ранг групи галуа буде дорівнювати порядку нулів ряду ( )sel ,. . доведення. для будь-якого g∈σ нехай σx ‒ змінна і τστσ −= 1, xt . покладемо ixx i σ= . де ( ) i sx i σ−= 1 , а ( ) τσστ −−= 11st . нехай ( ) ( )jin txxxf σσ= ,det,...,, 21 . тоді f не є тотожним нулем, що видно, то по теоремі 19 [2, ст. 259] визначник не може бути рівним нулю при всіх lx ∈ , коли ми в f підставим ( )xiσ замість ix . тому, існує елемент l∈ω , для якого ( )( ) 0det 1 ≠ωσ⋅σ− ji . доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 71 позначимо коефіцієнти степеневого ряду через 121 ,...,, −nccc . і вважатимемо, що елементи (коефіцієнти степеневого ряду) kccc n ∈−121 ,...,, такі, що: ( ) ( ) ( ) 0... 12211 =ωσ⋅++ωσ⋅+ωσ⋅ − nnccc . застосуємо 1−σi до цього виразу відповідно для кожного 1,...,2,1 −= ni . оскільки kc ji ∈, , ми одержимо систему лінійних рівнянь відносно невідомих jc і одержимо, що 0=jc для 1,...,2,1 −= ni . і, отже, ω буде шуканим елементов, в данному випадку 1 1 − =ω s . відповідно до наслідку леми 2.3 [10, ст.144] :"нехай −l скінченне розширення поля k з абелевою групою галуа g степені, яка ділить n . тоді група g є прямий добуток циклічних підгруп rggg ...,, ,21 . нехай для кожного i через il буде позначено підполе, нерухоме для підгрупи rggg ××× ...21 ; тоді ( ) ii gklg =/ , ( )ii kl α= , де kaini ∈=α і ( )nkl αα= ,...,1 ". і леми 2.4 [10, ст.144]. коли −l нормальне алгебраїчне розширення k з групою галуа g , то: ( ) 0,1 =∗lgh . тоді використовуючи теорему 1 і лему 2.4 можна записати, що при нормальному розширенні група галуа перетворює ряд (14) в ряд: ( ) ( ) ( ) ...111, 11 +−+−= + + n n n n scscel . (16) використовуючи співвідношення (16) будемо мати, при ern = : ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) nr n n n n srsen c s scsc s el c ee = − −+− = − = + + +→+→ 1 11 lim 1 1, lim 1 1 0101, . відповідно до леми 1 і наслідку [9, ст. 33] функція ( )sel , аналітична на всій області ( )∞∈ ,0s , то її можна розкласти в ряд тейлора по степеням ( )1−s і з коефіцієнтами ( ) ( ) !! 1, , , k b k el c en n en == , де ( ) ( )sel n , –похідна −n го порядку з функції хассе-вейля ( )sel , . отже, ранг групи галуа рівний порядку нулів функції хассе–вейля. теорема доведена. тому гіпотеза берча і суіннертона–дайєра справедлива. література 1. айерлэнд к., роузен м. классическое введение в современную теорию чисел. – м.: мир, 1987. – 415 с. 2. ленг с. алгебра. – м.: мир, 1968. – 564 с. 3. матняк с.в. доведення справидливості гіпотези рімана // проблеми трибології. – 2013. – № 2. – с. 43-49. 4. ленг с. эллиптические функции. – м.: наука, 1987. – 311 с. 5. коблиц н. введение в эллиптические кривые и модулярные формы. – м.: мир, 1988. – 318с. 6. привалов и.и. введение в теорию функций комплексного переменного. – м.: наука, 1984. – 432 с. 7. коблиц н. р-адические числа, p-адический анализ и дзета-функции. – м.: мир, 1982. – 192 с. 8. ван-дер-варден б.л. алгебра. – м.:москва, 1976. – 648 с. 9. карацуба а.а.. основы аналитической теории чисел. – м.: урсс, 2004. – 182 с. 10. алгебраическая теория чисел. под ред. дж. касселса и а. фрелиха. ‒ м.: мир, 1969. – 483 с. поступила в редакцію 09.09.2013 доведення справедливості гіпотези берча і суіннертона-дайєра проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 72 matnyak s.v. the proof of the correctness of the conjecture of the birch and swinnerton-dyer. the proof of the conjecture of the birch and swinnerton-dyer presents in the paper. the riemann's hypothesis on the distribution of non-trivial zeros of the zeta function of riemann, previously proven, using to prove this hypothesis. the theorem proved about the behavior of the l -function curve e for 1→s . it is shown that the l -function of the curve e tends to zero for any prime unpaired integers. it is shown that the function can be expanded in a power series of the holomorphic field. the theorem proved on conformity of the basis of the galois group and the number of zero coefficients of the power series. the result proved the conjecture of birch and swinnerton-dyer. key words: the hypothesis of birch and swinnerton-dyer, function of hasse-weil, riemann's hypothesis, the galois group, the complex power series. references 1. ajerljend k., rouzen m. klassicheskoe vvedenie v sovremennuju teoriju chisel. m.: mir, 1987. 415 s. 2. leng s. algebra. m.: mir, 1968. 564 s. 3. matnjak s.v. dovedennja spravidlivostі gіpotezi rіmana. problemi tribologії. 2013. № 2. s. 43-49. 4. leng s. jellipticheskie funkcii. m.: nauka, 1987. 311 s. 5. koblic n. vvedenie v jellipticheskie krivye i moduljarnye formy. m.: mir, 1988. 318s. 6. privalov i.i. vvedenie v teoriju funkcij kompleksnogo peremennogo. m.: nauka, 1984. 432 s. 7. koblic n. r-adicheskie chisla, p-adicheskij analiz i dzeta-funkcii. m.: mir, 1982. 192 s. 8. van-der-varden b.l. algebra. m.:moskva, 1976. 648 s. 9. karacuba a.a.. osnovy analiticheskoj teorii chisel. m.: urss, 2004. 182 s. 10. algebraicheskaja teorija chisel. pod red. dzh. kasselsa i a. freliha. m.: mir, 1969. 483 s. 3_dvoruk.doc нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та сплавів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 20 дворук в.і., бєлих с.с. національний авіаційний університет, м. київ, україна нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та сплавів завдання дослідження аналіз досвіду експлуатації технічних засобів у різних галузях промисловості, будівництві, сільському господарстві і на транспорті показує, що основною причиною їх малого терміну служби є абразивний знос великої групи деталей, значна частина яких виготовлена з нелегованих сталей та сплавів. у промислово розвинутих країнах світу витрати, що пов’язані з заміною таких деталей сягають 4 % національного прибутку [1]. оскільки абразивний знос – результат реалізації абразивного зношування, то зносостійкість визначається здатністю металів чинити опір розвитку цього процесу. сучасний рівень теорії та практики зносостійкості сталей витікає з уявлення про в’язкий характер абразивного руйнування на підґрунті класичних вчень про механіку та міцність матеріалів. результати багаторічних досліджень, що відображають цей рівень узагальнено [2] у вигляді діаграми "відносна зносостійкість ε – твердість hv” (рис. 1). аналіз вказаної діаграми дозволяє зробити ряд висновків щодо зносостійкості сталей. по-перше, зносостійкість сталей у відпаленому стані прямо пропорційна їх твердості. по-друге, для сталей, що зміцнені термічною обробкою зносостійкість підвищується лінійно зі збільшенням твердості. по-третє, зносостійкість сталей, що зміцнені холодним деформуванням не залежить від твердості. по-четверте, кожна марка сталі характеризується власною залежністю зносостійкості від твердості. з підвищенням вмісту вуглецю залежність ε )(hvf= сталі на діаграмі розташовується вище і під більшим кутом нахилу до горизонтальної осі координат. з наведених висновків випливає, що між зносостійкістю та початковою твердістю сталей існує три типи аналітичних залежностей. на додаток до цього, у роботі [3] показано, що зносостійкість та твердість сталей на діаграмі не мають однозначного зв’язку. за однієї і тієї самої твердості зносостійкість буває різною і одну і ту саму зносостійкість здатні проявляти сталі різної твердості (рис. 1). тому, всупереч думці [2], початкова твердість не може бути універсальним показником абразивної зносостійкості сталей. щодо зазначених закономірностей зносостійкості термічно зміцнених сталей, то огляд наукових праць з цієї проблеми [4 7 тощо] показав, що виконуються вони не завжди. так за даними [4, 7] виявлено істотну нелінійність функцій ε )(hvf= . причому по мірі збільшення вмісту вуглецю криві зносостійкості сталей не лише не розходились віялом, але навіть перетинались одна з одною. на думку [7], такі відхилення закономірностей можна ураховувати шляхом узагальнення діаграми "відносна зносостійкість ε – твердість hv" за аналогією з відомою у металознавстві діаграмою стану "залізо – вуглець". підставою для такого узагальнення став висновок [8] про існування двох принципових можливостей підвищення зносостійкості сталей порівняно зі зносостійкістю чистого заліза: наявність у структурі карбідної фази і термічна обробка металевої матриці. узагальнена діаграма абразивної зносостійкості (рис. 2) відображає закономірності абразивного зношування усього розмаїття залізовуглецевих сплавів, основою яких є сполучення карбідів з феритною, мартенситною і аустенітною матрицею. вона наочно показує рівень зносостійкості залежно від структурного стану сплавів і є базою для дослідженя зношування легованих сталей. як показник зносостійкості у діаграмі використовується твердість сталі. у такий спосіб вдалося урахувати ряд відхилень закономірностей абразивної зносостійкості, зокрема, не лінійність функцій ε )(hvf= та їх перетинання одна з одною при збільшенні вмісту вуглецю у сталях (див. вище). однак неоднозначний зв'язок зносостійкості з твердістю при цьому також мав місце і hv, гпа рис. 1 – діаграма "відносна зносостійкість ε– твердість hv" за теорією м.м. хрущова та м.а. бабичева [2] hv, гпа рис. 2 – діаграма "відносна зносостійкість ε – твердість hv" за узагальненням м.м. брикова [7]: 1 – ферит + карбіди; 2 – мартенсит; 3 – мартенсит + карбіди; 4 – залишковий аустеніт + мартенсит + карбіди pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та сплавів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 21 відповідного пояснення не отримав. без перегляду залишились і теоретичні уявлення про абразивне руйнування сталей. як і раніше воно вважається в’язким і таким, що ґрунтується на класичних вченнях про механіку та міцність матеріалів. судячи з усього, з’ясування закономірностей абразивної зносостійкості залізовуглецевих сплавів потребує інших теоретичних підходів та критеріїв, ніж ті, які застосовувались у роботах [2, 7]. відомо [9], що структурні методи зміцнення, зокрема, термічна обробка, ґрунтуються на збільшені густини дефектів у металах. однак при цьому виникають не лише бар’єри для руху дислокацій, але також потенціальні осередки руйнування. наприклад, після гартування сталей висока густина дефектів кристалічної будови забезпечує відповідний рівень міцності, але, разом з тим, підвищену схильність до руйнування [10]. остання пов’язана з утворенням мікротріщин під час мартенситного перетворення [11]. у зв’язку з викладеним вище, перспективою виглядає реолого–кінетична концепція зносостійкості [12], яка витікає з уявлення про квазікрихкий характер абразивного руйнування на підґрунті сучасних знань про механіку, кінетику, реологію та фізику руйнування металевих матеріалів. на доцільність такого підходу вказують отримані нами результати [13, 14] вивчення впливу термічної обробки, а також обробки холодним деформуванням на абразивну зносостійкість сталі 40х, за якими критерієм зносостійкості визначено реологічний параметр r. тому мета даної роботи – оцінити можливість та ефективність застосування реолого – кінетичного підходу для оцінки абразивної зносостійкості нелегованих залізовуглецевих сталей та сплавів у максимально широкому діапазоні вмісту вуглецю за усіх можливих типів структурного стану металевої матриці (ферит, мартенсит, аустеніт). методичне забезпечення дослідження для досягнення поставленої мети об’єктами дослідження обрані сталі та сплави з вмістом вуглецю від технічно чистого заліза до 4,3 %. зразки з концентрацією вуглецю до 1,2 % одержані зі стандартних сталей 3, 40, у8, у12. сплави для зразків з більш високим вмістом вуглецю (до 4,3 %) виготовляли у лабораторних умовах за технологією [6]. тип матриці зразків (ферит, мартенсит аустеніт)забезпечувався шляхом відповідної термічної обробки. випробуванням на абразивне зношування передували випробування кожного зразка на твердість за методом віккерса при навантаженні на індентор n = 100 н. випробування на абразивне зношування і вимірювання реологічних характеристик металів – в’язкості руйнування, розміру пластичної зони у вершині тріщини проводилися за методиками [13, 14]. абразивний знос зразків визначали методом зважування на електронних терезах "nagema" з ціною поділки 0,001 г. результати вимірювань триботехнічних та реологічних властивостей металевих матеріалів піддавали статистичній обробці математичними методами. результати дослідження та їх аналіз сплави з ферито–перлітною структурою. після обробки у режимі нормалізації стан залізовуглецевих сплавів характеризується феритною матрицею з карбідами. вміст вуглецю при цьому є показником розміру карбідної фази у сплаві. таблиця 1 абразивна зносостійкість, твердість, реологічні властивості сталей і сплавів з ферито перлітною структурою реологічні властивості сталь і сплав термічна обробка зн ос ос ті йк іс ть ε × 10 2 , кг -1 т ве рд іс ть h v , г п а в’язкість руйнування, kіс ×106, па м товщина деформованого шару hп × 10-7, м реологічний параметр, r ×1010 інтенсивність зміни hп, пзм feп h h −α інтенсивність зміни kіс, ісзм feіс k k − ст 3 40 у8 у12 сплав 2%с сплав 3,3%с сплав 4,3%с нормалізація —//— —//— —//— —//— —//— —//— 3,12 3,57 3,86 4,46 4,9 5,65 6,09 1,3 2 2 2,3 3,7 4,6 5,8 24,09 19,43 19,43 18,1 14,46 12,9 11,56 14,7 7,32 6,26 4,06 2,15 1,27 0,889 1,99 2,27 2,45 2,84 3,12 3,62 3,87 1,76 3,53 4,13 6,38 12 20,3 29 1,2 1,48 1,48 1,59 2 2,24 2,25 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та сплавів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 22 за результатами проведеного дослідження встановлено (табл. 1), що збільшення вмісту, а, отже, розміру карбідної фази у феритній матриці сприяє підвищенню реологічного параметру r і зносостійкості ε металів, яке відбувається з однаковою інтенсивністю (приблизно у два рази). тому залежність ε )(rf= (рис. 3) має прямолінійний характер. звідси можна зробити висновок, що розмір карбідів не чинить впливу на характер вказаної залежності, на відміну від залежності ε )(hvf= (рис. 2), яка після появи крупних надлишкових карбідів істотно відхилялась від вихідної прямої у бік менших значень зносостійкості. рис. 3 – залежність зносостійкості від реологічного параметру сталей та сплавів з різною структурою: – ферито – перліт; – мартенсит; – мартенсито – карбіди; – аустеніто – мартенсито – карбіди обидві складові реологічного параметру – критичний коефіцієнт інтенсивності напружень кіс і розмір пластичної зони hп у вершині тріщини по мірі збільшення вмісту вуглецю знижуються (табл. 1). виходячи з цього, підвищення r можна пояснити відмінністю у інтенсивності зміни кіс і hп. зниження hп відбувається інтенсивніше (у 29 разів), ніж kіс (у 2,5 рази). сплави з мартенситною структурою. були випробувані сталі 3, 40, у8, у яких вміст вуглецю змінюється від 0,15 % до 0,8 % після гартування та відпуску за температури 300 °с. після їшгнакої термічної обробки вільні карбіди у структурі сталі практично відсутні і зміна вмісту вуглецю впливає лише на кількість останнього у мартенситі, що дозволяє оцінити зносостійкість мартенситної матриці. подальше збільшення температури призводить до перетворення мартенситу у нелегованих сталях на ферито–цементитну суміш проміжних структур – трооститу, сорбіту, перліту, які сприяють різному зниженню зносостійкості [13]. у результаті проведених випробувань встановлено (табл. 2), що реологічний параметр та зносостійкість мартенситу однозначно залежить від вмісту в ньому вуглецю зі збільшенням r та ε підвищується з однаковою інтенсивністю (у 1,96 рази). усі доевтектоїдні сталі після гартування та відпуску при 300 °с задовільно укладаються на спільну з феритними структурами пряму (рис. 3), яка відображає залежність ε )(rf= мартенситу з різним вмістом вуглецю. звідки можна бачити, що навіть незначне зменшення r тягне за собою істотне зниження ε мартенситу. у той самий час залежність ε )(hvf= (рис. 2) доевтектоїдних сталей зі структурою мартенситу зображується окремою кривою, що не пов’язана з кривою феритних структур. підвищення реологічного параметру по мірі збільшення вмісту вуглецю у мартенситі (табл. 2), як і у випадку феритних структур, пояснюється випереджаючим зниженням товщини деформованого шару hп, порівняно зі зниженням критичного коефіцієнту інтенсивності напружень кіс. сплави з мартенситно–карбідною структурою. при з’ясуванні впливу надлишкової карбідної фази на реологічний параметр та зносостійкість сплавів з мартенситною матрицею встановлено (табл. 3), що для всіх заевтектоїдних сплавів з вмістом вуглецю до 4,3 % вказані характеристики однакові і знаходяться на одному рівні з відповідними характеристиками загартованої сталі у8. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та сплавів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 23 таблиця 2 абразивна зносостійкість, твердість, реологічні властивості сталей з мартенситною структурою реологічні властивості сталь термічна обробка зн ос ос ті йк іс ть ε × 10 2 , кг -1 т ве рд іс ть h v , г п а в’язкість руйнування, kіс ×106, па м товщина деформованого шару hп × 10-7, м реологічний параметр, r ×1010 інтенсивність зміни hп, пзм пнорм h h інтенсивність зміни kіс, пзм пнорм h h ст 3 40 у8 гартування, відпуск при 300 °с 250 °с гартування, відпуск при 300 °с 250 °с 200 °с 100 °с гартування, відпуск при 300 °с 250 °с 200 °с 3,72 4,31 4,6 4,9 5,4 5,65 6,24 6,84 7,28 3,7 4,2 5,3 5,6 5,9 6 6,8 7,5 8 14,4 13,5 12,09 11,79 11,47 11,39 10,73 10,22 9,93 3,7 2,42 1,7 1,43 1,11 1 0,729 0,55 0,457 2,36 2,75 2,93 3,11 3,44 3,6 3,97 4,36 4,66 3,97 6,07 4,3 5,11 6,59 7,32 8,61 11,38 13,69 1,67 1,78 1,6 1,64 1,69 1,7 1,8 1,9 1,95 таблиця 3 абразивна зносостійкість, твердість, реологічні властивості сталей і сплавів з мартенситно–карбідною структурою реологічні властивості сталь і сплав термічна обробка зн ос ос ті йк іс ть ε × 10 2 , кг -1 т ве рд іс ть h v , г п а в’язкість руйнування, kіс ×106, па м товщина деформованого шару hп × 10-8, м реологічний параметр, r ×1010 інтенсивність зміни hп, пзм пув h h інтенсивність зміни kіс, ісзм ісув k k у8 сплав 2%с сплав 3,3%с сплав 4,3%с гартування 755 °с —//— —//— —//— 7,88 7,88 7,88 7,88 8,5 8,7 9 9,5 9,67 9,55 9,42 9,37 3,67 3,58 3,48 3,44 5,06 5,05 5,06 5,06 1 1,02 1,05 1,07 1 1,01 1,02 1,03 усі сплави даного класу після гартування знаходяться у одній точці (рис. 3), яка відображає залежність ε )(rf= мартенситокарбіду з різним вмістом вуглецю. ця точка розташована на спільній прямій ε )( 3rf= для феритних і мартенситних структур. щодо залежності ε )(hvf= мартенситокарбіду, то вона зображується горизонтально, яка розташована на рівні зносостійкості загартованої сталі у8 (рис. 2). незміність реологічного параметру по мірі збільшення вмісту вуглецю у мартенситокарбіді (табл. 3) пояснюється однаковою інтенсивністю зміни hп і kіс. таким чином, приходимо до висновку, що надлишок карбідної фази не чинить впливу на опір утворенню бокових тріщин у поверхневому шарі, завдяки чому абразивна зносостійкість сплавів з мартенситною матрицею не змінюється. сплави з аустенітно – мартенситно карбідною структурою. для з’ясування впливу залишкового аустеніту на абразивну зносостійкість залізовуглецевих сплавів скористались модельним сплавом, що містить у собі 2,0 % с. згідно рекомендацій [6], такий сплав після гартування від різних температур дозволяє отримати аустенітну матрицю за повної відсутності карбідів. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та сплавів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 24 у результаті проведених випробувань встановлено (табл. 4), що зі збільшенням температури гартування реологічний параметр та зносостійкість сплаву підвищується унаслідок збільшення вмісту залишкового аустеніту в структурі сплаву. таблиця 4 абразивна зносостійкість, твердість, реологічні властивості сплавів з аустенітно–мартенситно–карбідною структурою реологічні властивості сплав термічна обробка зн ос ос ті йк іс ть ε × 10 2 , кг -1 т ве рд іс ть h v , г п а в’язкість руйнування, kіс ×106, па м товщина деформованого шару hп × 10-80, м реологічний параметр, r ×1010 інтенсивність зміни hп, пзм пн h h інтенсивність зміни kіс, ісзм існ k k сплав 2%с —//— —//— —//— гартування 1130 °с гартування 985 °с гартування 930 °с гартування 755 °с 8,77 8,47 8,17 7,88 3,4 6 8 8,5 14,54 11,02 9,63 9,55 6,76 4,18 3,41 3,58 5,59 5,4 5,23 5,05 0,52 0,85 1,63 1 0,65 0,86 0,99 1 за умови, що розглядається залежність ε )( 3rf= (рис. 3) є прямою лінією, спільно для феритних, мартенситних і мартенситокарбідних структур. у процесі дослідження встановлено, що для всіх заевтектоїдних залізовуглецевих сплавів зі структурою залишкового аустеніту залежності ε )(rf= є прямими лініями, які знаходяться на лінії сплаву з 2,0 % с. зі збільшенням температури гартування твердість досліджуваного сплаву збільшується (табл. 4). тому залежність ε )(hvf= для нього виражається окремою прямою лінією (рис. 2) [6]. підвищення реологічного параметру по мірі збільшення температури гартування сплаву (табл. 4) пояснюється поступовим переходом від випереджаючого зниження товщини деформованого шару hп порівняно зі зниженням критичного коефіцієнту інтенсивності напружень kіс за температури гартування 930 °с до випереджаючого зростання kіс порівняно з hп за температури гартування 1130 °с. найбільший опір утворенню бокових тріщин у поверхневому шарі досягається після гартування від 1130 °с, коли у структурі міститься максимально можлива кількість залишкового аустеніту, завдяки чому забезпечується найвища зносостійкість сплаву. таким чином, з усіх структур термооброблених залізовуглецевих сплавів максимальну зносостійкість забезпечує залишковий аустеніт, незважаючи на свою невисоку вихідну твердість, яка значно нижче, ніж твердість мартенситу та цементиту. цей висновок підтверджує багаторічний досвід успішного застосування в умовах виробництва сплавів зі структурою залишкового аустеніту для захисту вузлів тертя від абразивного зносу [6]. результати триботехнічних випробувань нелегованих сталей та сплавів, що були отримані в даній роботі зручно узагальнити у вигляді графіку "абразивна зносостійкість ε – реологічний параметр r". на рис. 3 представлений такий графік, що побудовано за даними табл. 1 4. всі точки для сталей та сплавів з вмістом вуглецю від технічно чистого заліза до 4,3 % за усіх можливих типів структурного стану металевої матриці (ферит, мартенсит, аустеніт) розташувалися уздовж спільної прямої, яка проходить через початок координат. це означає, що для нелегованих сталей та сплавів існує загальна закономірність між абразивною зносостійкістю і реологічним параметром у вигляді прямої пропорційності: ε br= (1) де b – коефіцієнт пропорційності. фізичний зміст формули (1) складається у такому: чим більше опір утворенню бокових горизонтальних тріщин на межі пластичної зони у вершині тріщини, тим вище абразивна зносостійкість залізовуглецевої сталі та сплаву. отже, реологічний параметр має однозначний зв'язок з абразивною зносостійкістю нелегованих сталей та сплавів, тому його необхідно розглядати як адекватний критерій зносостійкості. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та сплавів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 25 висновки у результаті цієї роботи встановлено таке: 1. підвищення розміру та вмісту карбідної фази сприяє зростанню реологічного параметру та зносостійкості сталей та сплавів. 2. підвищення вмісту вуглецю у мартенситній матриці сталей сприяє зростанню її реологічного параметру та зносостійкості. 3. наявність надлишкової карбідної фази у мартенситній матриці сталей та сплавів не чинить впливу на їх реологічний параметр та зносостійкість. 4. найбільші значення реологічного параметру та зносостійкості нелегованих залізовуглецевих сплавів забезпечує аустенітно–мартенситна матриця при максимальному вмісті залишкового аустеніту. 5. нові закономірності абразивної зносостійкості нелегованих сталей та вуглецевих сплавів, що були отримані можуть бути узагальнені у вигляді прямопропорційної залежності "зносостійкість (ε) – реологічний параметр (r)", яка встановлює однозначний зв'язок між вказаними характеристиками і визначає реологічний параметр як адекватний критерій абразивної зносостійкості. література 1. tylczak j.h. abrazive wear // asm handbook. materials park, oh, asm international. – 1992(18),184 – 190. 2. исследование изнашивания металлов: (монография). м.м. хрущов, м.а. бабичев. – м.: ан ссср, 1960. – 351 с. – библиогр.: с.337 – 342. 3. дворук в.і., кіндрачук м.в. розвиток та застосування кінетичної концепції абразивного зношування вузлів тертя машин // проблеми трибології. – 2005. – №3, 4. – с. 92-99. 4. макаров а.в., коршуков л.г., осинцева а.л. влияние отпуска и фрикционного нагрева на износостойкость стали у8, закаленной лазером // трение и износ – 1991. – т. 13, № 5. – с. 870-878. 5. misra a. correlations between two – body and three – body abrasion and erosion of metals // wear. – 1981. – v.68. – №1. – p.33-39. 6. либерман э.н. влияние структуры на износостойкость низколегированной стали // митом. – 1964. – № 11. – с. 37-39. 7. брыков н.н., брыков м.н. к вопросу о закономерностях сопротивляемости сталей и сплавов абразивному изнашиванию // проблемы трибологии. – 1997. – № 4. – с. 13-20. 8. дворук в.і. реолого – кінетична концепція абразивної зносостійкості та її реалізація в керуванні працездатністю механічних трибосистем: автореф. дис. доктора техн. наук / нау. – к.: 2007. – 40 с. 9. брыков н.н. оценка износостойкости сталей при абразивном изнашивании // трение и износ. – 1988. – т .9, № 2. – с. 317-321. 10. лариков л.н. залечивание дефектов в металлах / к.: наукова думка, 1980. – 280 с. – библиогр.: с. 260-277. 11. петров ю.н. дефекты и диффузионное превращение а стали. – к.: наукова думка, 1978. – 262 с. – библиогр.: с. 246-262. 12. marder a.r., bencotter a.o., kranes g. microcraking sensivity in fe-c plate martensite // met. trans., – 1970. – 1. №6. – p. 1545-1549. 13. дворук в.і., герасимова о.в. вплив структурного стану на абразивне руйнування сталі // проблеми тертя та зношування: наук.-техн.зб. – к.: видавництво нау «нау-друк», 2007. – вип. 47. – с. 82-94. 14. дворук в.і., кіндрачук м.в. абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі // проблеми трибології. – 2011. – № 3. – с. 24-28. надійшла 09.09.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_akopiyn.doc стойкость к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 6 акопян в.в., коновал в.п., яковлева м.с., гальцов к.н., бондаренко а.а. институт проблем материаловедения им. и. н. францевича нан украины, г. киев, украина e-mail: akopian@ukr.net стойкость к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) удк 621.762:621.793.79 методом детонационного напыления на стальных образцах получены покрытия из композиционных материалов системы tib2-(fe-mo). исследована стойкость покрытий в условиях абразивного изнашивания. исследовано влияние соотношения тугоплавкой составляющей (tib2) и металлической связки (fe-mo) в композиционных порошках на стойкость покрытий в условиях абразивного изнашивания, а также определены оптимальные составы покрытий для данных условий работы. ключевые слова: детонационные покрытия, композиционные порошки, диборид титана, металлическая связка, абразивный износ. вступление свойства рабочих поверхностей деталей и конструктивных элементов машин являются определяющими факторами их эксплуатационной надежности и долговечности. увеличение срока эксплуатации деталей машин можно обеспечить подбором материала детали или создания на поверхности этих деталей покрытий, которые защищают их от изнашивания, высокотемпературного действия, агрессивных сред и т.д. наличие защитных покрытий дает возможность реализовать функциональный подход к созданию конструкционных материалов. механическая прочность детали обеспечивается за счет материала основы, а сопротивление действию внешних факторов достигается локальным формированием на поверхности покрытий из другого материала [1]. настоящая работа является развитием исследований, посвященных созданию новых композиционных материалов и покрытий из них системы tib2-(fe-mo). ранее было показано, что в системе tib2(fe-mo) помимо основных упрочняющих включений tib2 (с твердостью 31 33 гпа) в металлической связке (с твердостью 3 4 гпа) образуются соединения сложного борида (с твердостью 20 22 гпа), а также интерметаллические фазы (7 10 гпа), которые дополнительно повышают твердость композиционного материала [2]. целью работы является оценка относительной износостойкости детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) с различным содержанием металлической связки 20, 40, 60, 80 масс. % (тбфм-20, тбфм-40, тбфм-60, тбфм-80 соответственно) в условиях абразивного износа. среди разнообразных способов создания защитных покрытий значительный интерес вызывает метод детонационного напыления. к достоинствам этого метода следует отнести возможность формирования покрытий с высокой плотностью и адгезией, что во многих случаях является необходимым условием их успешной работы в абразивной среде. процесс абразивного изнашивания материала можно рассматривать как действие твердых частиц на поверхность детали, с которой они контактирует (процесс трения частицы по поверхности детали). в некоторых случаях частицы могут скользить по поверхности контакта, вызывая ее пластическую деформацию, или проникать в поверхность материала и перемещаться вместе с ней, срезая при этом микрообъемы материала. интенсивность абразивного износа зависит от твердости, размеров и формы абразивных частиц. методика и объекты эксперимента для получения композиционного порошка исследуемого состава шихту из исходных порошков диборида титана, железа и молибдена смешивали в определённых пропорциях (табл. 1) в планетарной мельнице в течение трех часов в среде ацетона. после этого полученный порошок прессовали, а затем спекали при 1450 1500 ºc в вакуумной печи свш. спеки дробили и просеивали через сито для получения порошков с размером частиц -63 + 40 мкм. напыление покрытий осуществляли с помощью детонационно-газовой установки «днепр 5 ма», которая разработана в ипм нану. в качестве рабочих газов использовали ацетилен, кислород и воздух [3]. mailto:akopian@ukr.net стойкость к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 7 таблица 1 соотношение компонентов в шихте для получения композиционного порошка тбфм соотношение компонентов в шихте мас.% материал fe mo tiв2 80 тбфм-80 69,6 10,4 20 60 тбфм-60 52,2 7,8 40 40 тбфм-40 34,8 5,2 60 20 тбфм-20 17,4 2,6 80 покрытия наносили на стальные (ст. 3) пластинки, и образцы для ускоренных испытаний на стойкость к абразивному изнашиванию. для увеличения адгезии покрытия к подложке поверхность образцов предварительно подвергли струйно абразивной обработке. микротвердость покрытия определяли на приборе пмт-3 путем вдавливания алмазной пирамиды в полированную поверхность шлифа при нагрузке 0,5 н. структуру порошков и покрытий исследовали на микроскопе мим-8, электронном микроскопе рем-106. исследование свойств поверхности методом склерометрии проводили на приборе «микронгамма» алмазным индентором виккерса с углом при вершине 136° при режимах: нагрузка на инденторе – 240 г; длина царапания – 1 мм; скорость царапания – 5 мм/мин. изучая полученный трек царапины под микроскопом, определяли среднюю ширину (в, мкм.) дорожки разрушения покрытия. для сравнения полученных результатов рационально оперировать массой удалённого материала при прохождении индентора. массу удалённого материала находим по формуле [1]. iiiii lsvm ρ⋅⋅=ρ⋅= , (1) где v – объем удалённого материала; ρ – плотность материала; 47,22 ÷= ii bs – приведённая площадь удаленного материала для индентора с углом при вершине 136° (b – ширина трека); l – длина трека (l = 1 мм) (рис. 1). 136≈ в покрытие удалённый материал 136≈ в покрытие удалённый материал рис. 1 – схема поперечного сечения царапины: в – ширина следа также были смоделированы натурные испытания по схеме, представленной на рис. 2. в качестве абразивной среды использовали порошок карбида кремния размером 0,5 1 мм. механизм износа материала зависит от соотношения твердостей абразива (hab) и испытуемого материала (hm). средняя твердость покрытий тбфм 10 20 гпа. в нашем случае карбид кремния имеет твердость 32,4 35,3 гпа. при hab/hm > 1,3 1,4, изнашивание происходит по механизму микрорезания. выбор данного метода изнашивания обусловлен тем, что он является наиболее характерным для деталей машин и механизмов, работающих в условиях абразивной среды. стойкость к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 8 аа а-а р р 1 2 3 4 5 эталон аа а-а р р 1 2 3 4 5 эталон рис. 2. схема натурных испытаний на абразивный износ: 1 – державка в сборе; 2 – образцы; 3 – абразивная среда; 4 – корпус; 5 – контрнагрузка установка для испытаний состоит из державки, помещеной в корпус с абразивным материалом (карбид кремния). ось, на которую вращение передается от привода (фрезерный станок) на державку, проходит через центр корпуса и контрнагрузки. контрнагрузка создает противодавление в абразивной среде. одновременно на установке испытывались 4 образца с покрытием тбфм и эталон из стали 65г при следующих режимах: контрнагрузка -5 кг; скорость вращения -125 об/мин; пройдённый путь -283 км; время испытания -120 часов. результаты эксперимента и их обсуждение по режимам, приведенным в работе [3] были получены покрытия толщиной от 350 до 600 мкм с высокой плотностью. как правило, толщины слоя композиционного покрытия более 100 мкм, уже достаточно, чтобы существенно замедлить процесс абразивного износа. детонационные покрытия из порошков тбфм представляют собой гетерофазный материал с достаточно равномерным распределением фаз. фазовый состав материала покрытия наследует фазовый состав компактного материала тбфм [2]. граница "покрытие основа" ровная, без видимых дефектов. визуально количество пор незначительное. анализ структур детонационных покрытий с различным содержанием металлической связки позволяет сделать вывод о том, что с уменьшением содержания металлической связки с 80 до 20 % структура детонационных покрытий переходит от дисперсно-упрочненного материала до металлокерамики, характеризуется уменьшением количества ламелей. следует отметить, что покрытие тбфм-20 характеризуется низкой адгезией (25 мпа) в сравнение с другими материалами тбфм (80 125 мпа), что, вероятно, обусловлено недостаточным количеством металлической связки. для анализа стойкости к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из разработанных материалов были проведены склерометрические исследования покрытия, так как принято считать, что прохождения индентора по поверхности покрытия имитирует поведения абразивной частицы при работе покрытия в абразивной среде. после испытания ширина следа от индентора на покрытии характеризуется наличием зоны потери материала покрытия (царапина) (рис. 1). изучая полученный трек царапины под микроскопом, определяли среднюю ширину (в, мкм.) дорожки разрушения покрытия. результаты испытаний различных вариантов покрытий системы tib2(fe-mo) с различным содержанием металлической связки приведены в табл. 2 и на рис. 3. для сравнения полученных результатов рационально оперировать массой удалённого материала при прохождении индентора (микрорезанье), так как именно этот механизм износа реализуются при абразивном изнашивании поверхности покрытия. массу удалённого материала находим по формуле [1]. стойкость к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 9 таблица 2 результаты склерометрических исследований покрытий тбфм материал плотность покрытия ρ, г/см3 ширина трека в, мкм масса удалённого материала m · 10-4, мг mэ / mi тбфм-80 7,01 27 20,7 3,08 тбфм-60 6,5 22,5 13,3 4,8 тбфм-40 5,5 17 6,4 9,9 тбфм-20 5,0 47 44 1,45 эталон 7,82 45 63,8 1 а б в г рис. 3 – микроструктуры покрытий после склерометрических исследований: а – тбфм-80; б – тбфм-60; в – тбфм-40; г – яфм-20 были проведены смоделированные натурные испытания на стойкость к абразивному изнашиванию. испытания проводились на установке, схема которой показанная на рис. 3. в качестве абразивной среды использовали порошок карбида кремния размером 0,5 1 мм. испытания с регистрацией времени и массы начинались после притирки образцов. в представленном эксперименте износ происходит за счет вращения образцов в среде абразивных частиц. износ определялся по потере массы, поскольку с помощью измерения массы можно более точно характеризовать изменения образцов после трения, чем посредством определения изменения линейных размеров. результаты об относительном износе материала покрытия к эталону представлены табл. 3. таблица 3 результаты испытаний на стойкость к абразивному изнашиванию покрытий тбфм материал масса удалённого материала m, мг mэ / mi тбфм-80 13,1 2,80 тбфм-60 8,45 4,34 тбфм-40 3,85 9,53 тбфм-20 25,75 1,43 эталон 36,7 1 стойкость к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 10 полученные экспериментальные данные (рис. 4) приведены в относительных единицах (износ эталона к износу покрытия). как видно из (рис. 4), разница результатов при склерометрическом методе и испытаний в абразивной среде незначительная. отличия результатов находятся в пределах 3 8 %, что указывает на возможность замены длительных испытаний в абразивной среде (близких к натурным условиям работы деталей машин и механизмов) на ускоренные склерометрические исследования. в работе исследовали влияние количества металлической связки на износостойкость полученных покрытий в условиях абразивного изнашивания. анализируя результаты (рис. 4), видно, что относительная износостойкость покрытий увеличивается в ряду тбфм-20*→тбфм-80→ тбфм-60→тбфм-40. износостойкость увеличивается с уменьшением количества металлической связки, а также с увеличением твердости покрытия. исключением является покрытие из композиционного порошка тбфм-20, в котором ожидаемое повышение относительной износостойкости для покрытия с минимальным содержание металлической связки не произошло, так как сплошность покрытия нарушилась после 90 часов испытания, что указывает на низкую адгезию и когезию покрытия. вероятно, это связано с тем, что в структуре покрытия уже недостаточно металлической связки что, в свою очередь, приводит к хрупкости покрытия и интенсивному выкрашиванию отдельных зерен боридов при соударении с абразивными частицами. детонационное покрытие тбфм-40 имеет наименьшие значения износа. с одной стороны, покрытие тбфм-40 содержит значительное количество твердых зерен боридов, а с другой стороны количества металлической фазы достаточно для того, чтобы удерживать зерна тугоплавкой фазы в структуре покрытия. 0 2 4 6 8 10 тбфм-80 тбфм-60 тбфм-40 тбфм20* эталоно тн о си те л ьн ая и зн о со -с то й ко ст ь m э / m i склерометрические исследования испытания в абразивной среде рис. 4 – относительная износостойкость покрытий тбфм по отношению к образцу эталона (сталь 65г) (тбфм-20* – время испытания 90 часов) выводы в результате исследований по относительной стойкости к абразивному изнашиванию покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) установлено, что износостойкость покрытий увеличивается в ряду тбфм-20*→тбфм-80→тбфм-60→тбфм-40. покрытие из композиционного порошка тбфм-20 характеризуется максимальным уровнем износа, так как после 90 часов испытания нарушилась сплошность покрытия, что может быть связано с низкой когезией и адгезией покрытия. можно рекомендовать замену длительных с моделированных испытаний в абразивной среде на ускоренные склерометрические испытания, поскольку разница результатов находится в пределах 3-8 %. детонационное покрытие тбфм-40 является перспективным для упрочнения деталей машин и механизмов, работающих в условиях абразивного изнашивания. литература 1. борисов ю.с. – газотермические покрития из порошковых материалов / ю.с. борисов, ю.а. харламов, с.л. сидоренко, е.н. ардртовская. – к.: наукова думка. – 1987. – 550 с. 2. уманский а.п. формирование структурно-фазового состава композиционных материалов на основе диборида титана с железо молибденовой связкой / а. п. уманский, в. в. акопян, м.с. стороженко, и.с. марценюк // труды ііі -й международной самсоновской конференции «материаловедение тугоплавких соединений». – к. – 2012. – с.25. 3. уманский а. п. структура и свойства детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) / а. п. уманский, в. в. акопян, м.с. стороженко и др. // міжвузівський збірник "наукові нотатки", луцьк. – 2013. – № 41. – с. 247-253. поступила в редакцію 24.02.2014 стойкость к абразивному изнашиванию детонационных покрытий из композиционных порошков системы tib2-(fe-mo) проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 11 akopian v.v., konoval v.p., yakovleva m.s., gal'tsov k.n., bondarenko a. a. wear-resistance under abrasive conditions of detonation coatings of tib2 –(fe-mo) composite powders. the detonation method is used to deposit tib2–(fe–mo) composite coatings on steel 3 specimens. the mechanical and tribotechnical properties of these coatings are studied in comparison with steel 65g etalon. the abrasive wear of coatings is investigated. the influence of the ratio of refractory component (tib2) and metal binder (fe-mo) in the composite powder on resistance to abrasive wear are studied. it is established that coatings of tib2–40 wt.% (fe–mo) composite have greater wear resistance. the coatings of tib2–40 wt.% (fe–mo) composite have a good adhesion and cohesion strange (up to 125 mpa). the development coatings are prospective for parts of abrasive wear. key words: detonation coatings, composite powders, titanium diboride, metal binder, abrasive wear. references 1. borisov yu.s., kharlamov yu.a., sydorenko s.l., ardrtovskaya e.n. gazotermicheskie pokrytia iz poroshkovyh meterialov, kiev “naukova dumka”, 1987, 550 s. 2. umanskiy a.p., akopian v.v., storozhenko m.s., martsenuk i.s. formirovanie strukturno-fazovogo sostava kompozitsionnykh materialov na osnove diborida-titana s zhelezo-molibdenovoiy svyazkoy, trudy ііі mezhdunarodnoy samsonovskoy konferentsii “materialovedenie tugoplavkih soedineniy”, кiev, 2012, s.25. 3. umanskiy a.p., akopian v.v., storozhenko m.s. et.al. struktura i svoystva detonatsionnykh pokrytiy iz kompozitsionnykh poroshkov sistemy tib2-(fe-mo), mizhvuzivskyi zbirnyk “naukovi notatky”, lutsk, 2013, no41, s. 247 -253. 5_voytov.doc критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 29 войтов в.а., сысенко и.и., кравцов а.г. харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко, г. харьков, украина e-mail: ndch_khntusg@mail.ru критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания удк 621.891 в работе предложен безразмерный критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания. критерий учитывает противоизносные, противозадирные, антифрикционные, противопиттинговые свойства, а также индекс вязкости, несмываемость масла бензином с поверхностей трения и способность к нагарои лакообразованию. ключевые слова: моторные масла для двухтактных двигателей, критерий качества моторного масла, растительные моторные масла, противопиттинговые свойства, противоизносные свойства, противозадирные свойства. актуальность проблемы одним из существенных отличий конструкции двухтактного двигателя от четырехтактного – это отсутствие системы смазки. в мировой практике для смазывания двухтактных двигателей применяют специальные малозольные масла, которые добавляют в бензин в количестве 1 … 3 % [1]. смесь проходить через двигатель с большой скоростью, при этом часть масла в виде тонкой пленки оседает на деталях двигателя, осуществляя смазку. оставшаяся часть масла сгорает вместе с топливом. следовательно экологические проблемы от продуктов сгорания, а также попадания части несгоревшего масла в окружающую среду постоянно будут сопровождать применения таких двигателей [2 4]. данная статья является проложением статьи [5] и имеет целью разработать комплексный безразмерный критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания. критерий учитывает противоизносные, противозадирные, антифрикционные, противопиттинговые свойства, а также индекс вязкости, несмываемость масла бензином с поверхностей трения и способность к нагарои лакообразованию. анализ последних публикаций по данной проблеме для двухтактных двигателей начали применять специальные масла, которые отличаются от моторных масел для четырехтактных двигателей [6 10]. такие присадки, как моющее-диспергирующие, способные удерживать загрязняющие вещества во взвешенном состоянии с последующим задерживанием их фильтром, противопенные, антиокислительные и другие, эффективные в четырехтактных двигателях, не дают эффекта, так как сгорают вместе с бензином, и не будут выполнять своих функций [1]. более того, такие присадки содержат металлы, например, присадка дф-11 (диалкилдитиофосфат цинка), вызывают высокую зольность масел, которая является причиной абразивного изнашивания цилиндропоршневой группы и отложения нагара в камере сгорания, свечах и других деталях двигателя, снижая его надежность. все трибосистемы двухтактного двигателя, такие как подшипники качения, на которых установлен коленчатый вал и нижняя, а иногда и верхняя головка шатуна, поршень, поршневые кольца и гильза цилиндра смазывается тонкой масляной пленкой, которая удерживается на поверхности за счет физической адсорбции. в верхней части гильзы цилиндра, где высокая температура, возможна десорбция масляной пленки, а следовательно и работа двигателя в режиме «масляного голодания». на основании анализа работ [1 10] можно сформулировать основные требования к моторным маслам для двухтактных двигателей. анализ требований к моторным маслам для двухтактных двигателей 1. наличие противоизносных, противозадирных и антифрикционных свойств, которые обеспечивают долговечность трибосистем двигателя и минимальные потери на трение. наличие таких свойств можно оценивать удельной работой изнашивания еу, размерность дж/мм3 или н.м/мм3 [5]. 2. наличие противопиттинговых свойств, т.е. способность предотвращать усталостное выкрашивание у подшипников качения, которые являются опорами коленчатого вала и головки шатунов. наличие таких свойств можно оценивать параметром τ/δ, размерность мин/мкм; где τ – время начала образования mailto:ndch_khntusg@mail.ru критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 30 выкрашивания в подшипнике, определяется в минутах; δ – увеличение радиального зазора в подшипнике за время появления выкрашивания, определяется в мкм [11]. 3. способность сгорать без образования нагара, отложений на свечах зажигания и системы выпуска, а так же не образовывать золу, т.к. зола вызывает абразивное изнашивания цилиндропоршневой группы. наличие таких свойств обеспечивается присутствием в масле антиокислительной присадки. при этом многофункциональные присадки не должны содержать маталлов, которые в процессе сгорания будут образовывать золу. наличие таких свойств можно оценить термоокислительной стабильностью согласно гост 23175-78, т.е. способностью образовывать лак. при этом, содержание лака, учитывается не в процентах, а в удельных единицах, грамм образованного лака на испытуемый объем масла с учетом летучих веществ в масле с, гр/м3. 4. способность обеспечивать адсорбированную масляную пленку на поверхности цилиндра и других деталях двигателя, не смываться бензином в процессе работы. наличие таких свойств можно оценить последовательными пятисекундными окунаниями покрытой маслом пластинки в бензин. число окунаний до полного смывания (до 95 % площади) является мерой, которая оценивает несмываемость масел с поверхности цилиндра – ч, еденица измерения – безразмерна [10]. 5. способность смешиваться с топливом при низких температурах и высоких давлениях. характерна для современных двухтактных двигателей с раздельной подачей бензина и масла. наличие таких свойств можно оценить индексом вязкости – ив, единица измерения – безразмерна. чем выше индекс вязкости, тем более пологой вязкостно-температурной характеристикой обладает моторное масло. методический подход в проведении исследований изложенные выше параметры могут выступать для получения безразмерного критерия качества моторного масла. как и при классическом подобии [12] безразмерный критерий может быть получен способом анализа размерностей для процесса, рассматриваемого в интервале весьма малых изменений искомых величин, характеризующихся дифференциалами с последующим интегрированием и переходом к интегральным критериям, которые описывают изучаемый процесс в целом. интегральное подобие было предложено для исследования нелинейных систем с переменными параметрами [12]. в таком случае для установления подобия явлений существенны не соотношения между текущими (мгновенными) значениями параметров изучаемых процессов, а соотношения между их функциями (областями) или функционалами. в соответствии с правилами получение критериев подобия [12] методом анализа размерностей в качестве единиц измерения выбраны: длина – l, м; масса – м, кг; время – т, с. базисными переменными в выбранной системе единиц измерения можно использовать следующие сочетания параметров изучаемого процесса: мс кг 2 ⋅ =уе ; м с δ τ = ; 3м кг =с . по методике, изложенной в работе [12], получаем следующую запись: с ивче к ум ⋅⋅ δ τ = , (1) при подстановке размерностей параметров в формулу (1) следует, критерий мк является безразмерной величиной. физический смысл данного критерия будет состоять в следующем. максимальное значение критерий мк принимает при наличие в моторном масле хороших противопиттинговых свойств при одновременном минимальном износе подшипников качения, а так же хороших противоизносных, противозадирных и антифрикционных свойствах. одновременно с заявленными свойствами моторное масло не должно смываться со стенок цилиндра и других деталей двигателя, хорошо смешиваться с бензином при низких температурах и минимально откладывать лак и нагар в процессе сгорания. и, наоборот, минимальные значения мк соответствуют условиям, когда перечисленные выше свойства будут иметь противоположные значения. исходя из анализа формулы (1) следует вывод, что безразмерный критерий мк может выступать мерой интегральных свойств (качества) моторного масла для двухтактных двигателей. чем больше значение безразмерного критерия мк , тем лучшими интегральными свойствами (качеством) будет обладать моторное масло для двухтактных двигателей. критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 31 экспериментальные исследования и методика оценки противопиттинговых свойств моторных масел в работе [11] выполнен анализ методик оценки показателей противопиттинговой способности смазочных материалов по результатам которых выбрана структура исследовательского комплекса и параметры сигналов акустической эмиссии возникновения питтинга. исследование проводили на шариковых подшипниках № 202 одной партии изготовления. сигнал акустической эмиссии, который генерируется подшипником, воспринимается широкополосным датчиком gt300 (полоса пропускания 100 … 800 кгц) и поступает в усилитель, затем в usbосцилограф pv 650i и далее в компьютер. полоса пропускания usb-осцилографа составляет 20мгц, что многократно превышает верхние границы датчика и усилителя. образование питтинга на дорожке подшипника приводит к скачкообразному возрастанию интенсивности акустической эмиссии [11]. эксперимент повторяли пятнадцать раз с заменой подшипника на новый. после завершения эксперимента определили среднеарифметическое время появления очагов усталостного выкрашивания τ, мин, и среднеквадратическое отклонение времени начала выкрашивания. в отличие от ранее проведенных работ [11] вторым параметром, который измеряли после появления очагов усталостного выкрашивания, было выбрано увеличение радиального зазора за время испытаний. перед началом испытаний на специальном устройстве измеряли начальный радиальный зазор, который для всей партии подшипников составил 20 мкм, что соответствует гост 24810-81 – «подшипники качения. зазоры». после завершения испытаний, т.е. после появления усталостного выкрашивания, также выполняли измерения радиального зазора. разница между конечным и начальным радиальным зазором характеризует износ подшипника δ в мкм. отношение среднеарифметического времени начала появления очагов выкрашивания на дорожках подшипника τ к среднеарифметической величине износа (увеличение радиального зазора) подшипника за время появления очагов выкрашивания, дает комплексный параметр противопиттинговых свойств τ/δ, мин/мкм, с учетом величины износа. результаты эксперимента представлены в табл. 1. таблица 1 показатели противопиттинговых свойств смазочных материалов с м аз оч ны й м ат ер иа л с ре дн еа ри фм ет ич ес ко е вр ем я τ, м ин с ре дн ек ва др ат ич ес ко е от кл он ен ие в ре м ен и на ча ла у ст ал ос тн ог о вы кр аш ив ан ия с ре дн еа ри фм ет ич ес ко е зн ач ен ие у ве ли че ни я ра ди ал ьн ог о за зо ра δ, м км к ом пл ек сн ы й па ра м ет р пр от ив оп ит ти нг ов ы х св ой ст в τ/ δ, м ин /м км масло такт-2т 45,74 5,47 40 1,14 масло рапсовое +п 86,33 9,45 20 4,31 масло elf moto 2xt tech 63,99 4,12 10 6,39 масло подсолнечное +п 74,60 4,74 20 3,73 масло пуск-2т 70,32 4,09 30 2,34 как следует из представленных результатов лучшими противопиттинговыми свойствами (наибольшее значение комплексного показателя τ/δ) обладают (в порядке убывания): синтетическое масло elf moto 2xt tech, рапсовое масло +п; подсолнечное масло +п; полусинтетическое масло пуск-2т. минеральное масло такт-2т показало худший результат. при этом анализ величины среднеквадратического отклонения позволяет сделать вывод, что рапсовое масло имеет большой разброс показаний от опыта к опыту, что свидетельствует о сложных и неустойчивых процессах вызывающих усталостное выкрашивание. и наоборот, масло подсолнечное, elf moto 2xt tech и пуск-2т имеют минимальный разброс и устойчивые показатели по времени появления усталостного выкрашивания. это позволяет сделать вывод, что подобранный комплекс присадок к растительным маслам в большей степени подходит для подсолнечного масла, чем для рапсового [5]. критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 32 экспериментальные исследования и методика оценки смываемости и индекса вязкости моторных масел методика оценки смываемости масел с поверхности металла основана на работах фирмы shell (сша), суть которой состоит в последовательных пятисекундных окунаниях покрытой маслом пластинки в жидкий гептан. при этом считается число окунаний, при котором не остается следов масла на поверхности металлической пластинки. однако в публикациях специалистов фирмы не приводятся данные как и чем контролируется наличие на поверхности следов масла, что будет влиять на точность и воспроизводимость данных эксперимента. анализируя подобные отечественные стандарты можно отметить гост р 51021-97 «метод определения смываемости с посуды». стандарт распостраняется на товары бытовой химии и устанавливает метод определения смываемости с посуды пав, физическая сущность которого основана на окрашивании в синий цвет соединения пав красителем, экстракции его с поверхности и измерения оптической плотности полученного раствора при контрольном смыве. сложность данной методики состоит в применении фотоэлектроколориметра любого типа, обеспечивающего измерение оптической плотности при длине волны (590 ± 10) нм, что требует тарировки, поверки и оценки точности получаемых результатов. на основании изложенных выше двух методик была разработана методика оценки смываемости масел с поверхности металла, сущность которой заключается в определении числа окунаний в бензин а95-евро, дсту 4839:2007 покрытой маслом пластинки изготовленной из ст. 3 площадью 10 см2 (размер 2 ×5 см) толщиной 1 мм с контролем наличия на поверхности следов масла. перед экспериментом в испытуемое масло вводили флуорисцирующий пенетрант (жидкость), в объеме 1,0 % масс, которая полностью и равномерно растворялась в исследуемом масле. температура масла и температура бензина 18 ± 3 ºс. масло на обезжиренную ацетоном и сухую пластинку наносилось на обе поверхности кистью или окунанием, с последующей пятисекундной выдержкой перед окунанием в бензин. пластинку с помощью пинцета окунали на пять секунд в бензин, строго вертикально, и после извлечения под ультрафиолетовым фонарем осматривали обе поверхности. время осмотра пять секунд. наличие масла на поверхности регистрировалось фиолетовым свечением. при свечении менее 5 % площади пластинки принималось решение, что смыв масла произошел, при этом регистрировалось число окунаний пластинки. для лучшего определения остатка площади, которая покрыта следами масла, пластинка имела квадратную сетку на поверхности с площадью квадрата 1 см2. результаты эксперимента по смыванию испытуемых масел в сравнении с товарными моторными и растительными с присадками представлены в табл. 2. в таблице представлены среднестатистические значения трех повторов с расчетом дисперсии, среднеквадратического отклонения и коэффициента вариации. в связи с тем, что дисперсия и среднеквадратическое отклонение для всех типов масел в процессе эксперимента оказались одинаковыми, дополнительно был введен статистический параметр – коэффициент вариации, который определяет диапазон изменения числа окунаний в процентах, от среднеарифметического значения. анализируя значения параметров, представленных в табл. 2, можно сделать вывод, что наибольшее значение число окунаний, которое характеризует смываемость масел, характерно для растительных масел с присадками и равно для подсолнечного +п – 13 окунаний, а для рапсового +п – 12 окунаний. таблица 2 среднестатистические значения числа смываемости масел тип масла среднее значение числа окутаний, ч дисперсия s2 среднеквадратическое отклонение s коэффициент вариации k, % минеральное такт-2т 8 0,66 0,81 10,1 полусинтетическое пуск-2т 9 0,66 0,81 9,0 синтетическое elf moto 2xt tech 11 0,66 0,81 7,3 рапсовое +п 12 0,66 0,81 6,7 подсолнечное +п 13 0,66 0,81 6,2 такой результат можно объяснить наличием в подсолнечном масле более 80 % олеиновой кислоты и одновременно рициновой, которая содержится в касторовом масле. как отмечалось в работе [5], такие кислоты, являясь пав, обеспечивают хорошую физическую адсорбцию масла к поверхности металла, что затрудняет его смываемость. критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 33 синтетическое, полусинтетическое и минеральное масла уступают растительным по числу окунаний до полной смываемости на 12 %, 28 % и 36 % соответственно. анализ значения коэффициента вариации числа окунаний показывает, что диапазон изменения параметра находится в пределах 6,2 … 10,1 %. такое значение можно оценить как удовлетворительное, однако точность измерений можно повысить путем термостабилизации бензина и металлической пластинки, например, на уровне 18 ± 0,5 ºс. методика определения индекса вязкости растительных масел с присадками изложена в гост 25371-97 «нефтепродукты. расчет индекса вязкости по кинематической вязкости». сущность метода заключается в расчете индекса вязкости по значениям кинематической вязкости при 40 ºс и 100 ºс. значение индекса вязкости для минерального, полусинтетического и синтетического масел взяты из сертификата качества на товарные масла. расчет индекса вязкости рапсового +п и подсолнечного +п выполнен по значениям измерений динамической вязкости и плотности масел при 40 ºс и 100 ºс с последующим пересчетом в кинематическую вязкость. определение динамической вязкости выполняли на вискозиметре гепплера в3 с падающим шариком согласно нормам tgl 29202/03 или din 53015. методика применения вискозиметра изложина в руководстве по эксплуатации данного прибора. результаты измерения с последующим расчетом индекса вязкости представлены в табл. 3. из анализа табл. 3 следует, что все исследуемые масла обладают почти одинаковой кинематической вязкостью при 100 ºс. однако при этом растительные масла имеют больший индекс вязкости. например, индекс вязкости рапсового +п масла превышает индекс вязкости синтетического масла на 6,4 %, полусинтетического на 16,4 %, минерального на 38,2 %. такой результат позволяет утверждать, что растительные масла с присадками будут лучше смешиваться с бензином при низких температурах, особенно у двигателей с раздельной подачей масла и бензина. таблица 3 значение плотности, вязкости и индекса вязкости товарных и растительных масел с присадками тип масла плотность при 15 ºс, кг/м3 кинематическая вязкость при 40 ºс, мм2/с кинематическая вязкость при 100 ºс, мм2/с индекс вязкости минеральное такт-2т 887 76,2 9,7 105 полусинтетическое пуск-2т 875 54,9 9,0 142 синтетическое elf moto 2xt tech 883 58,9 12,0 159 рапсовое +п 919 36,1 9,1 170 подсолнечное +п 913 52,7 9,59 163 экспериментальные исследования и методика оценки лакои нагарообразования склонность моторных масел образовывать лак и нагар в процессе работы в двигателе оценивали на приборе папок. в процессе экспериментальных исследований применяли методику, которая изложена в гост 23175-78 «масла смазочные. метод оценки моторных свойств и определение термоокислительной стабильности». сущность методики заключается в нагревании одинакового объема масла на тонкой металлической поверхности (тарелка-испаритель), испарение легколетучих веществ содержащихся в масле и образующихся при его разложении под действием температуры остатка в виде лака и нагара. перед испытаниями в предварительно очищенные и взвешенные с точностью 0,0002 гр тарелки, помещали 1,0 см3 испытуемого масла. затем тарелки с маслом взвешивали и устанавливали в прибор папок, температура рабочей поверхности которого составляла 250 ºс. после выдержки в приборе 30 минут, тарелки извлекали, охлаждали, удаляли остаток масла, промывали, сушили и снова взвешивали. массу масла перед испытаниями через плотность пересчитывали в объем, а массу образованного лака и нагара определяли как разницу в массе тарелки с лаком и чистой тарелки перед испытаниями. по результатам взвешивания с точностью 0,0002 гр на аналитических весах вла-200 определяли удельный параметр с, гр/м3, т.е. грамм образованного лака на испытуемый объем масла с учетом летучих веществ в масле. результаты испытаний товарных моторных и растительных с присадками масел представлены в табл. 4. значение удельного показателя лакообразования позволяет сделать вывод, что у растительных масел с присадками данный параметр находится на уровне 21,3 … 22,4 % от испытуемого объема. у синтетического масла 20,4 %, полусинтетического 29,4 %, минерального масла 30,4 %. при том диапазон критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 34 колебания массы образовавшегося лака (коэффициент вариации) находится в пределах 5,9 … 8,3 %, что можно признать удовлетворительным. чем меньше приведенный выше удельный показатель, тем меньше лака и нагара будет образовываться на горячих деталях двухтактного двигателя. таблица 4 значения удельного параметра лакообразования для различных типов масел тип масла среднее значение массы образованного лака m, гр на 1 см3 масла среднеквадратическое отклонение массы лака s коэффициент вариации m s k = , % удельный показатель с, гр/м3 минеральное такт-2т 0,3048 0,0256 8,3 304800 полусинтетическое пуск-2т 0,2946 0,0241 8,1 294600 синтетическое elf moto 2xt tech 0,2042 0,0128 6,2 204200 рапсовое +п 0,2134 0,0132 6,1 213400 подсолнечное +п 0,2246 0,0134 5,9 224600 расчет безразмерного критерия качества моторного масла и его корреляция с другими параметрами выполним расчет критерия мк , формула (1) по значениям, которые получены выше. 1. комплексный параметр противопиттинговых свойств τ/δ, мин/мкм, представлен в табл. 1. 2. удельная работа изнашивания еу, дж/мм3, представлена в табл. 3, работы [5]. 3. показатель несмываемости масел, число окунаний, табл. 2. 4. индекс вязкости масел, табл. 3. 5. удельный параметр лакообразования с, гр/м3, табл. 4. значение параметров для пяти исследуемых масел и результаты расчета критерия мк сведены в табл. 5. дополнительно в табл. 5 введен показатель – классификация масел по api. таблица 5 значение параметров и расчетное значение критерия мк для товарных и растительных масел т ип м ас ла к ла сс иф ик ац ия a pi к ом пл ек сн ы й па ра м ет р пр от ив оп ит ти нг ов ы х св ой ст в τ/ σ, м ин /м км у де ль на я ра бо та из на ш ив ан ия е у, д ж /м м 3 п ок аз ат ел ь не см ы ва ем ос ти м ас ел ч и нд ек с вя зк ос ти и в у де ль ны й по ка за те ль ла ко об ра зо ва ни я с , гр /м 3 к ри те ри й ка че ст ва м ас ла к м минеральное такт-2т та 1,14 117 069 8 105 304 800 20,47 полусинтетическое пуск-2т тв 2,34 225 924 9 142 294 600 73,25 синтетическое alf moto 2xt tech тс 6,39 297 349 11 159 204 200 322,47 рапсовое +п не класси-фицировано 4,31 294 328 12 170 213 400 228,61 подсолнечное +п не класси-фицировано 3,73 278 520 13 163 224 600 191,2 как следует из табл. 5, безразмерный критерий качества масла позволяет выполнить рейтинг масел. на первом месте среди рассматриваемых масел синтетическое, которое соответствует по классифи критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 35 кации api-tc, на втором – рапсовое +п, на третьем подсолнечное +п, на четвертом полусинтетическое (по api-tв), на пятом минеральное (по api-tа). такую зависимость можно представить графически, как показано на рис. 1, которая построена по трем маслам – минеральное масло (точка 1), полусинтетическое (точка 2), синтетическое (точка 3). рис. 1 – зависимость классификации масел по api для двухтактных двигателей от критерия меры качества км: 1 – минеральное масло такт-2т; 2 – полусинтетическое масло пуск-2т; 3 – синтетическое масло elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое +п; 5 – подсолнечное +п анализ кривой на рис. 1 позволяет установить диапазоны критерия км для различных групп масел по api. масла группы та имеют значения мк в диапазоне от 0 до 36. масла группы тв имеют значения мк в диапазоне от 36 до 90. масла группы тс имеют значения мк в диапазоне от 90 до 200. масла, которые имеют значения мк свыше 200 можно классифицировать как группу тс или перспективную группу td. масло подсолнечное +п, которое имеет значение мк = 191, можно отнести к группе тс, а масло рапсовое +п, которое имеет значение мк = 228, отнести к группе тс. указанные масла, точки 4 и 5, нанесены на рис. 1. с помощью метода наименьших квадратов получена зависимость: ( ) 159,1ln724,0 −⋅⋅= мкxt , (2) где ( )xt – группа эксплуатации масел по api, та = 1, тв = 2, тс = 3, тd = 4. зависимость (2) позволяет выполнить оценку группы эксплуатации масел по api по расчетным значениям безразмерного критерия мк . коэффициент корреляции между группой эксплуатации api и безразмерным критерием мк составляет r = 0,998. выводы 1. теоретически обоснован и на основании анализа размерностей получен безразмерный критерий моторного масла для двухтактных двигателей, который является интегральной характеристикой противопиттинговых, противоизносных, противозадирных и антифрикционных свойств. в сравнении с известными ранее критериями полученный критерий учитывает несмываемость масляной пленки с деталей двигателя, индекс вязкости и способность к лакообразованию. 2. экспериментальным путем выполнена оценка всех параметров входящих в критерий качества и расчетным путем получена его величина для товарных моторных и растительных масел с присадками. установлено, что безразмерный критерий коррелирует с группой эксплуатации масел по api с коэффициентом корреляции r = 0,998 и может выступать как мера качества моторных масел для двухтактных двигателей. расчетным путем по полученной зависимости установлено, что рапсовое +п и подсолнечное +п масла может соответствовать группе эксплуатации по api-тс. критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 36 литература 1. мещерин е.м. масла для двухтактных двигателей / е.м. мещерин, с.б. борщевский, м.е. осперовская, е.к. шабанова // химия и технология топлив и масел. – 1982. – № 9. – с. 18-19. 2. евдокимов а.ю., фукс и.г., облащикова и.р. экологические аспекты химмотологии смазочных материалов. – м.: гуп издательство «нефть и газ» ргу нефти и газа им. и.м. губкина. – 2001. – с. 115-116. 3. мещерин e.m., островская м.е. масла для двухтактных бензиновых двигателей. тематический обзор. – м.: цниитэнефтехим. – 1989. – 70 с. 4. воробьева е.в. исследование и разработка экологически улучшенного масла для двухтактных бензиновых двигателей. дисс. канд. техн. наук. – м.: ргу нефти и газа им. и.м. губкина. – 2001. – 89 с. 5. войтов в.а. трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе / в.а. войтов, и.и. сысенко, а.г. кравцов // проблеми трибології. – 2014. – № 1. – с. 27 38. 6. мещерин е.м. масла для подвесных моторов / е.м. мещерин, м.е. островская // катера и яхты. – 1995. –№ 1 4(158). – с. 60-62. 7. владимиров и. масла для двухтактных подвесных моторов / и. владимиров // катера и яхты. – 2006. – № 1(199). – с. 97-99. 8. владимиров и. масла для двухтактных подвесных моторов / и. владимиров // катера и яхты. – 2006. – № 2(200). – с. 106-108. 9. владимиров и. масла для двухтактных подвесных моторов / и. владимиров // катера и яхты. – 2006. – № 3(201). – с. 110-112. 10. трение и смазка. масла для двухтактных двигателей [электронный ресурс]. – режим доступа : http://aviagamma.ru/ название с экрана. 11. войтов в.а. исследование противопиттинговых свойств моторных масел на растительной основе / в.а. войтов, и.и. сысенко // збірник наук. праць кнту «техніка в сільськогосподарському виробництві, галузеве машинобудування, автоматизація». – 2013. – вип. 26. – с. 21-26. 12. седов л.и. методы подобия и размерности в механике // л.и. седов. – м.: наука, 1981. – 448 с. поступила в редакцію 27.03.2014 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com http://aviagamma.ru/ mailto:tribosenator@gmail.com критерий оценки качества моторного масла для двухтактных двигателей внутреннего сгорания проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 37 vojtov v.a., sysenko i.i., kravtsov a.g. quality assessment criteria of motor oil for two-stroke internal combustion engines. in this paper we propose a dimensionless criterion for the quality of motor oil for two-stroke internal combustion engines. criterion takes into account antiwear, extreme pressure, anti-friction, antipitting properties and viscosity index oil gasoline indelibly with friction surfaces and the ability to sludging and laking. key words: motor oil for two-stroke engines, engine oil quality criterion, vegetable motor oil, antipitting properties, antiwear properties, extreme pressure properties. references 1. meshherin e.m. masla dlja dvuhtaktnyh dvigatelej. e.m. meshherin, s.b. borshhevskij, m.e. osperovskaja, e.k. shabanova. himija i tehnologija topliv i masel, 1982, № 9, s. 18-19. 2. evdokimov a.ju., fuks i.g., oblashhikova i.r. jekologicheskie aspekty himmotologii smazochnyh materialov. m.: gup izdatel'stvo «neft' i gaz» rgu nefti i gaza im. i.m. gubkina, 2001, s. 115-116. 3. meshherin e.m., ostrovskaja m.e. masla dlja dvuhtaktnyh benzinovyh dvigatelej. tematicheskij obzor. m.: cniitjeneftehim, 1989. 70 s. 4. vorob'eva e.v. issledovanie i razrabotka jekologicheski uluchshennogo masla dlja dvuhtaktnyh benzinovyh dvigatelej. diss. kand. tehn. nauk. m: rgu nefti i gaza im. i.m. gubkina, 2001. 89 s. 5. vojtov v.a. tribologicheskie svojstva motornyh masel dlja dvuhtaktnyh dvigatelej vnutrennego sgoranija na rastitel'noj osnove. v.a. vojtov, i.i. sysenko, a.g. kravcov. problemi tribologії. 2014. № 1. s. 27 38. 6. meshherin e.m. masla dlja podvesnyh motorov. e.m. meshherin, m.e. ostrovskaja. katera i jahty, 1995, 1-4(158), s. 60-62. 7. vladimirov i. masla dlja dvuhtaktnyh podvesnyh motorov. katera i jahty, 2006, 1(199), s.97-99. 8. vladimirov i. masla dlja dvuhtaktnyh podvesnyh motorov. katera i jahty, 2006, 2(200), s.106-108. 9. vladimirov i. masla dlja dvuhtaktnyh podvesnyh motorov. katera i jahty, 2006, 3(201), s.110-112. 10. trenie i smazka. masla dlja dvuhtaktnyh dvigatelej [jelektronnyj resurs]. rezhim dostupa : http:aviagamma.ru. nazvanie s jekrana. 11. vojtov v.a. issledovanie protivopittingovyh svojstv motornyh masel na rastitel'noj osnove. v.a. vojtov, i.i. sysenko. zbіrnik nauk. prac' kntu «tehnіka v sіl's'kogospodars'komu virobnictvі, galuzeve mashinobuduvannja, avtomatizacіja». 2013. vip. 26.– s. 21-26. 12. sedov l.i. metody podobija i razmernosti v mehanike. m.: nauka, 1981. 448 s. 1_shevelia.doc влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 6 шевеля в.в.,*, ** трытек а.c.,* coкoлaн ю.c.** * жешувская политехника, г. жешув, польша, ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства введение согласно молекулярно-механической (адгезионно-деформационной) теории внешнего трения твердых тел [1 4] фрикционный контакт формируют главным образом два процесса: образование и разрушение срезом адгезионных связей – «мостиков сварки» (молекулярная, или адгезионная составляющая силы трения); циклическое передеформирование приповерхностных областей зоны контакта (механическая, или деформационная составляющая силы трения). указанные процессы, являясь основными источниками диссипации механической энергии при трении скольжения, протекают на разных масштабных уровнях и следуют разным реологическим законам [5]. первый вид диссипации обусловлен контактным (адгезионно-сдвиговым) внутренним трением, а второй связан с объемным внутренним трением, вызванным несовершенной упругостью объемов, прилегающих к дискретным пятнам фактического контакта и подвергающихся импульсному циклическому нагружению. несмотря на то, что адгезионные и деформационные процессы следуют своим законам, они взаимосвязаны и описываются в единых терминах – деформациях и напряжениях [4]. контактные напряжения зависят от вязкоупругих свойств сопряжения и определяют величину суммарной силы трения. высокая эффективность преобразования подводимой механической энергии в теплоту (до 90 %) свидетельствует о тесной связи между внешним и внутренним трением. в зависимости от уровня действующих контактных напряжений процесс диссипации осуществляется различными механизмами амплитудонезависимого и амплитудозависимого внутреннего трения, которые одновременно являются механизмами релаксации напряжений. для дальнейшего развития теории внешнего трения твердых тел требуется учет неупругих динамических явлений, определяющих напряженное состояние фрикционного контакта, которое, формируя силу трения, в большинстве практически важных случаев более тесно связано с вязкоупругими свойствами и микропластичностью формирующихся фрикционных адгезионно-деформационных связей, нежели с макроскопическими показателями прочности и пластичности пары трения (твердость, предел прочности, предел текучести и т.п.). открытым остается также вопрос о соотношении между адгезионной и деформационной составляющими силы трения в зависимости от реологических свойств контактирующих металлов и температурно-нагрузочных параметров трения. методика исследования исследовалась термообработанная сталь 50 (закалка в воду от температуры 850 °с с последующим отпуском в течение часа при различных температурах от 200 до 700 °с). твердость и модуль упругости измерялись методом непрерывного вдавливания пирамиды берковича на установке opx nht/nst фирмы csm instruments (швейцария). скорость нагружения и разгрузки равнялась 900 мн/мин. структурные изменения стали, вызванные термообработкой, исследовались методом амплитуднозависимого внутреннего трения на усовершенствованной установке типа крутильного маятника (рис. 1) [6]. образец (рис. 2, а, б) закреплялся верхним концом, а к нижней его части прикреплялся скручивающий равноплечий маятник 3 с двумя грузиками на концах. пропусканием через катушку индуктивности 6 короткого импульса электрического тока маятник приводится в крутильное колебательное движение в горизонтальной плоскости. исследуемый образец является упругим элементом колебательной системы, в которой возбуждаются свободные затухающие колебания. эти колебания фиксируются емкостным датчиком 5, сигнал с которого подается в регистрирующую электронную систему с программным обеспечением, определяющим амплитуду, частоту и логарифмический декремент колебаний, который служит показателем внутреннего трения. по частоте крутильных колебаний образца ν определяется модуль сдвига: 22 4 128 ν⋅=ν⋅ ⋅⋅π = c d il g , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 7 где l – длина образца; d – диаметр образца; i – момент инерции скручивающей системы. 7 9 10 11 1 2 6 4357 8 15 o3 5 o3 o5 5 o5 а б в рис. 1 – принципиальная схема установки для измерения внутреннего трения при крутильных колебаниях: 1 – неподвижный образец; 2 – подвижный образец; 3 – маятник; 4 – опора (игла); 5 – датчик перемещений; 6 – катушка возбуждения колебаний; 7 – блоки питания; 8 – блок формирования импульса; 9 – аналогово-цифровой преобразователь; 10 – системный блок компьютера; 11 монитор рис. 2 – образцы для измерения объемного (а, б) и контактного (в) внутреннего трения диссипативные свойства фрикционного контакта оценивались по логарифмическому декременту затухающих колебаний в сопряжении пары образцов (рис. 2, в) по схеме: торец полого цилиндра (верхний неподвижный образец) торец сплошного цилиндра (нижний подвижный образец). верхний образец исследуемой пары закреплялся в держателе, а нижний – в маятнике, который опирался на опору в виде иглы. после взаимного прижатия образцов с контролируемым усилием возбуждались колебаний маятника вместе с подвижным образцом в режиме предварительного смещения. триботехнические испытания при трении скольжения без смазки проводились на машине трения tribometr (tht) фирмы csm instruments (швейцария) по схеме «вращающийся диск (образец) – закрепленный шарик (шх15, hv5 = 1050). после термообработки рабочие поверхности образцов шлифовались и полировались. в процессе испытаний осуществлялась автоматическая запись силы и коэффициента трения. условия испытаний: нормальная нагрузка – 2 н, скорость трения – 0,3 м/сек, путь трения – 200 м. результаты исследований и их обсуждение влияние температуры отпуска стали на твердость и модуль упругости при вдавливании индентора показано на рис. 3. рис. 3– влияние температуры отпуска закаленной стали на твердость (1) и модуль упругости при вдавливании индентора (2) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 8 в отличие от монотонного снижения твердости (hv0,05) с ростом температуры отпуска модуль упругости е стали изменяется циклически, формируя первый максимум в районе температуры отпуска 200 … 250 °с, а второй, менее выраженный максимум – в районе температуры отпуска 600 °с. такой характер изменения модуля упругости обусловлен микроструктурными изменениями, формирующими упруговязкие реологические свойства материала. для изучения структурных изменений в стали при отпуске построены амплитудные зависимости внутреннего трения, которые тесно связаны с микроструктурой стали [7]. одновременно контролировалось изменение частоты колебаний, квадрат которой характеризует модуль упругости. различие в способности к рассеянию энергии стали с разной структурой отпуска возрастает с повышением амплитуды колебаний. зависимости декремента и квадрата частоты колебаний от температуры отпуска стали для фиксированной возбуждаемой начальной амплитуды а0 показаны на рис. 4. рис. 4 – влияние температуры отпуска закаленной стали на внутреннее трение δ (1) и квадрат частоты колебаний ν2 (2): а0 = 0,64 мкм сталь непосредственно после закалки имеет относительно высокое внутреннее трение, т.к. мартенсит имеет большую плотность подвижных дислокаций, сформировавшихся в результате фазового наклепа. сталь в таком состоянии при высокой твердости имеет значительную микропластичность и относительно низкий модуль упругости (ν2). повышение температуры отпуска до 200 … 250 °с вызывает существенное снижение внутреннего трения и рост упругости стали вследствие: распада мартенсита с выделением высокодисперсных частиц метастабильного ε-карбида, когерентно связанного с матрицей (i превращение); распада остаточного аустенита (γост→α + к) с образованием низкоуглеродистого мартенсита и дисперсных карбидов (ii превращение) [8]. несмотря на то, что часть углерода переходит в карбиды, в тонких двойниках мартенсита сохраняется высокая плотность дислокаций, закрепленных сегрегациями примесных атомов внедрения (c + n) и выделившимися частицами карбидов. подвижность дислокаций становится минимальной (минимум δ), структура стабилизируется, обретая высокую упругость и релаксационную стойкость (максимум ν2). рост внутреннего трения в диапазоне температур отпуска 200 … 400 °с обусловлен ростом подвижности дислокаций вследствие значительного уменьшения концентрации углерода в твердом растворе из-за его перехода в карбиды. этому способствует карбидное превращение (ε-карбид→цементит), завершающееся образованием в районе температуры отпуска 400 °с высокодисперсной ферритоцементитной смеси – троостита отпуска (iii превращение). этот процесс сопровождается снижением модуля упругости. при температурах отпуска выше 400°с фазовые превращения не происходят, а развиваются процессы коагуляции и последующей сфероидизации карбидов. пластинчатый феррит преобразуется в зернистый с дроблением блоков мозаики, формируя так называемый соорбит отпуска. при этом плотность подвижных дислокаций уменьшается и внутреннее трение падает, упругость подрастает. новый рост внутреннего трения при температурах отпуска выше 550 … 600 °с обусловлен увеличением объема феррита, свободного от карбидов (вследствие коалесценции карбидных частиц), возрастанием пластичности феррита из-за обеднения его углеродом, а также ростом потерь на магнитомеханический гистерезис [7]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 9 амплитуднозависимое внутреннее трение стали может быть представлено суперпозицией двух основных механизмов: структурно-дислокационного δс и магнитомеханического δм (рис. 5). 200 400 600 t , сотп о м мс с закал рис. 5 – схема влияния температуры отпуска стали на структурно-дислокационную (δс) и магнитомеханическую (δм) составляющие внутреннего трения (δ – результирующее внутреннее трение) структурно-дислокационный механизм связан с релаксацией, возникающей в структурнометастабильных сплавах (например, после закалки) и контролируется плотностью и подвижностью дислокаций. в закаленной стали вследствие высоких внутренних напряжений практически отсутствуют магнитомеханические потери из-за малой подвижности границ магнитных доменов. с повышением температуры отпуска увеличивается вклад магнитомеханического гистерезиса в общий уровень затухания и в тем большей степени, чем больше амплитуда деформации [6, 7]. примеры влияния температуры отпуска на трибологические показатели стали приведены на рис. 6. а б в г рис. 6 – зависимости силы и коэффициента трения от пути трения (fh = 2 н; ν = 0,3 м/сек): а – сталь закаленная; б – отпуск 200 °с; в – отпуск 400 °с; г – отпуск 600 °с для закаленного и низкоотпущенного состояния характерна повышенная амплитуда колебаний силы и коэффициента трения (рис. 6, а, б). при более высоких температурах отпуска эти показатели ведут себя более стабильно (рис. 6, в, г). на зависимости коэффициента трения от температуры отпуска pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 10 формируется максимум в диапазоне температур отпуска 200 … 250 °с (рис. 7), явно соответствуя максимуму модуля упругости термообработанного стального диска (рис. 3, 4), выступающего в качестве подвижного менее твердого (по сравнению с контртелом-шариком) элемента трибосистемы. 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,90 0,95 0 100 200 300 400 500 600 700 температурa отпycкa, t [oc] µ зaк. 1 2 рис. 7 – влияние температуры отпуска на среднее (1) и максимальное (2) значения коэффициента трения (l = 200 м): fh = 2 н; ν = 0,3 м/сек в связи с вышеизложенным рассмотрим влияние термообработки стали на диссипативные свойства контакта (декремент колебаний) в условиях реверсивного предварительного смещения, создаваемого крутильным маятником в паре: кольцевой торец неподвижной втулки – плоская поверхность подвижного образца (рис. 2, в). исследовались амплитудные зависимости декремента колебаний для двух видов сопряжений, формирующих: а) одноименные (по виду термообработки) пары трения; б) разноименные пары, когда варьировалась температура отпуска подвижного образца, а неподвижная втулка постоянно оставалась в состоянии закалки. примеры амплитудных зависимостей декремента колебаний для одноименных пар трения приведены на рис. 8. 0 5 10 15 20 25 30 0 10 20 30 40 50 60 70 a 102, [мкм] δ ⋅ 1 0 2 1 2 3 4 5 6 7 рис. 8 – амплитудные зависимости логарифмического декремента колебаний в условиях предварительного смещения (одноименные пары трения): 1 – закалка; 2, 3, 4, 5, 6, 7 – температуры отпуска соответственно 200, 300, 400, 500, 600, 700 °с pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 11 при взаимодействии одноименных пар (рис. 9, кривая 1) контактные механические потери, значительно превышая объемные (в цельных образцах), по характеру изменения совпадают с последними при температурах отпуска более 200 °с. в частности, в обоих случаях максимальный декремент соответствует температуре отпуска 400 °с (рис. 4, кривая 1). для температур отпуска менее 200 °с такого соответствия нет (сравни кривые 1, рис. 4, 9). возможно, это связано с влиянием механической обработки (шлифование) на реологические свойства рабочих поверхностей образцов, ранее подвергнутых закалке и низкотемпературному отпуску. такая сталь при доводочных механических операциях может претерпеть динамическое деформационное старение, которое, как правило, снижает внутреннее трение. 0 5 10 15 20 25 30 0 100 200 300 400 500 600 700 температурa отпycкa, t [oc] δ ⋅ 1 0 2 зaк. 1 2 рис. 9 – изменение диссипативных свойств фрикционного контакта в зависимости от температуры отпуска закаленной стали: 1 – одноименные пары трения; 2 – разноименные пары (отпуск подвижного образца): а0 = 0,64 мкм при втором варианте испытаний номинально неподвижного контакта (рис. 9, кривая 2) комбинации контактирующих материалов отвечали сочетанию пар при рассмотренном выше однонаправленном трении скольжения (рис. 6, 7). в этом случае изменение декремента колебаний соответствует изменению модуля упругости стали (подвижного образца) в зависимости от температуры отпуска (рис. 3, 4). декремент колебаний, характеризующий диссипацию энергии (механические потери) в условиях предварительного смещения, в общем случае обуславливается: формированием и разрушением адгезионных связей; упругим и упруговязким передеформированием зон фактического контакта; микропроскальзыванием без нарушения фрикционных (адгезионно-деформационных) связей. чем меньше вклад первых двух источников диссипации (в зонах сцепления), тем больше рассеяние механической энергии связано с микроскольжением, т.к. на разноуровневые неровности дискретного контакта сопряженных поверхностей действуют неодинаковые силы сжатия и сдвига. поэтому на более нагруженных участках контакта будут преобладать упругие и упругопластические деформации, а на менее сжатых выступах возможно микропроскальзывание. согласно [3], с увеличением модуля упругости менее жесткого материала пары трения общий коэффициент трения должен понижаться за счет уменьшения как деформационной, так и адгезионной составляющих. действительно, при росте модуля упругости снижается уровень внутреннего трения (коэффициент гистерезисных потерь), уменьшаются толщина деформированного слоя и глубина внедрения неровностей. это должно приводить к снижению деформационной составляющей силы трения. одновременно, согласно [3], уменьшение фактической площади контакта, приводящее к росту локального давления и касательных напряжений, должно снижать и адгезионную составляющую силы трения. следуя этой логике, увеличение модуля упругости стали должно ослаблять сцепление пятен фактического контакта, приводя к наблюдаемому росту декремента для температур отпуска 200 … 250 °с из-за повышения вклада в диссипацию микропроскальзывания. однако, с другой стороны, такой вывод противоречит данным рис. 3 и 7, согласно которым наблюдается обратная картина: с ростом модуля упругости термообработанной стали коэффициент трения увеличивается, приобретая максимальное значение в диапазоне температур отпуска 200 … 250 °с. с нашей точки зрения, это связано с тем, что рост упругости стали сопровождается снижением запаса микропластичности и потерей релаксационной способности, о чем свидетельствует характер изменения внутреннего трения (рис. 4) и диссипативных свойств pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 12 контакта (рис. 9, кривая 2). в таких условиях ведущими механизмами диссипации энергии и релаксации контактных напряжений становятся процессы образования и разрушения адгезионных связей. усиление адгезии приводит к росту интегральной прочности фрикционных связей на срез, увеличивая молекулярную составляющую силы трения и соответствующие механические потери. с другой стороны, рост упругости и релаксационной стойкости поверхностей контакта минимизирует вклад в общую силу трения деформационной составляющей. таким образом, наблюдаемые закономерности изменения коэффициента трения (рис. 7) и декремента колебаний (рис. 9) в первую очередь следует связывать с изменением упругости стали и активизацией адгезионных процессов, максимум которых приходится на температурный диапазон отпуска 200 … 250 °с. этим же температурам отпуска отвечает аномальный рост износа контртела [9]. адгезия приобретает характер схватывания (микросварки) при отсутствии неповреждающих процессов релаксации напряжений, обычно реализуемых механизмами релаксационного и гистерезисного внутреннего трения [6]. в этом случае адгезия и схватывание выступают как форма структурной релаксации при развитии топохимической реакции образования металлических связей на границе раздела. адгезия более активно развивается на упругих поверхностях, имеющих стабильную структуру, не способную перестраиваться и эффективно рассеивать подводимую механическую энергию. на жесткой упругой подложке защитные пленки неустойчивы и в процессе контактного взаимодействия разрушаются, что вызывает повышенную повреждаемость контртела. рассмотрим, как изменение упругости и демпфирующей способности стали в зависимости от температуры отпуска влияет на закономерности изменения напряженного состояния фрикционного контакта. при динамическом контактном взаимодействии металлических материалов напряженное состояние и диссипативные свойства фрикционного контакта определяются преимущественно двумя реологическими параметрами: комплексным модулем упругости при сдвиге и внутренним трением. комплексный модуль сдвига: ///* iggg += , (1) где /g – действительная составляющая модуля, пропорциональная квадрату частоты колебаний и совпадающая по фазе с деформацией (динамический модуль сдвига )g ; //g – мнимая часть модуля, сдвинутая по фазе на 90° (модуль механических потерь). внутреннее трение 1−q характеризует уровень диссипации энергии механических колебаний и численно равно тангенсу угла механических потерь: / // 1 tg g g q = π δ =ϕ=− , (2) где δ – логарифмический декремент колебаний. внутреннее трение является функцией динамического модуля сдвига g , динамической вязкости η и частоты колебаний ω . вязкость материала функционально связана с его твердостью. из сопоставления рис. 4 и рис. 9 (кривая 2) следует, что контактные механические потери разноименных пар трения изменяются в соответствии с изменением динамического модуля сдвига в противофазе с изменением внутреннего трения материала подвижного образца. чем больше модуль сдвига и чем меньше внутреннее трение стали, тем больше контактные механические потери из-за роста адгезионной составляющей коэффициента трения (например, для тотп = 200 … 250 °с). снижение модуля сдвига и рост внутреннего трения сопровождаются уменьшением адгезии и переходом к деформационно-сдвиговому трению (тотп ≥ 400°с). очевидно, что количество и прочность адгезионных связей, формирование которых является одним из релаксационных процессов, обусловлены уровнем действующих контактных напряжений. в этой связи рассмотрим реологическую модель максвелла, которая связывает деформацию сдвига γ с напряжением s следующим дифференциальным уравнением [10]: η +=γ • • s g s . (3) установим связь между деформацией и напряжением, если напряжение изменяется по гармоническому закону: tsts ω⋅= cos)( 0 . (4) подставляя (4) в (3), найдем: t g s t s t ω⋅ ω⋅ −ω⋅ η =γ • sincos)( 00 . (5) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 13 закон изменения деформации находим после интегрирования (5) по времени: ct g s t s dttt +ω+ω ωη =⋅γ=γ ∫ • cossin)()( 00 . (6) обозначив )0(γ как деформацию в момент времени t = 0, найдем значение с: g s c 0)0( −γ= . (7) приняв, что g s 0)0( =γ , находим: t g s t s t ω+ω ωη =γ cossin)( 00 . (8) амплитуда сдвиговой деформации: 220 2 0 2 0 0 )(ωη+η⋅ω⋅ =      +      ωη =γ g g s g ss . (9) амплитуда сдвигового напряжения: 21 0 22 0 0 )(1)( −+ γ⋅ = ωη+ γ⋅η⋅ω⋅ = q g g g s , (10) где ωη =− g q 1 – внутреннее трение. с ростом упругости фрикционного контакта адгезионные связи, приобретая повышенную прочность, эффективно вовлекают в деформацию подповерхностные объемы, напряженность которых обратно пропорциональна внутреннему трению (адгезионно-деформационное трение). при росте g и снижении 1−q стали повышаются контактные сдвиговые напряжения, релаксация которых происходит при развитии процессов адгезии и схватывания, сопровождающихся ростом коэффициента трения. если nσ – нормальное давление, то коэффициент трения: 21 00 )(1 −+σ γ⋅ = σ =µ q gs nn . (11) из (11) следует, что рост коэффициента трения для стали, отпущенной при температуре 200 … 250 °с (рис. 7), обусловлен повышенным модулем сдвига g и пониженным внутренним трением q-1, когда адгезия становится ведущим процессом. последующее монотонное снижение коэффициента трения с ростом температуры отпуска, по-видимому, связано с влиянием продуктов износа (преимущественно – окислов). таким образом, в условиях импульсного динамического нагружения зон фактического контакта фрикционного сопряжения адгезионно-деформационные процессы вызывают внутреннее трение, механизмы которого ответственны за диссипацию подводимой при внешнем трении механической энергии и за формирование напряженного состояния контакта (рис. 10). рис. 10 – последовательность преобразования внешнего трения в теплоту и работу трения через внутреннее трение pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 14 диссипация механической энергии проявляется в соответствующем количестве выделяющейся теплоты, а контактные напряжения определяют работу трения. выводы 1. по мере роста температуры отпуска закаленной стали вязкоупругие свойства изменяются циклически с характерными минимумами внутреннего трения при температурах отпуска около 200 °с и 600 °с. в области температур отпуска менее 400 °с изменения внутреннего трения и динамического модуля упругости связаны с тремя стадиями фазовых превращений, влияющих на концентрацию подвижных дислокаций. при температурах отпуска более 400 °с изменение внутреннего трения обусловлено действием двух конкурирующих факторов: с одной стороны, снижением внутреннего трения из-за перехода пластинчатого феррита в зернистый, а с другой – ростом внутреннего трения за счет увеличения вклада магнитомеханического гистерезиса. 2. соотношение между адгезионной и деформационной составляющими силы трения зависит от вязкоупругих свойств фрикционного контакта, определяемых двумя реологическими параметрами материалов пары трения: динамическим модулем сдвига и внутренним трением. при высоком модуле сдвига и низком внутренним трении менее жесткого элемента пары трения суммарная сила трения определяется преимущественно адгезионной составляющей; при росте внутреннего трения и снижении модуля сдвига повышается вклад деформационной составляющей. 3. структура углеродистой стали, формирующаяся после закалки и отпуска при температурах 200 … 250 °с, приобретая неблагоприятные реологические свойства (минимальное внутреннее трение и высокий модуль упругости), проявляет максимальную склонность к адгезии и схватыванию, что приводит к аномальному росту силы внешнего трения. 4. в большинстве практически важных случаев трения металлических поверхностей без смазки с повышением упругости материалов сопряжения возрастает вероятность развития адгезионного контактного взаимодействия (вплоть до схватывания), как формы структурной релаксации напряжений при топохимической реакции в твердой фазе с образованием металлических связей на границе раздела. адгезионные связи инициируют деформацию приповерхностных объемов, формируя напряжения, величина которых обратно пропорциональна внутреннему трению. 5. внешнее и внутреннее трение тесно взаимосвязаны. адгезионно-деформационные процессы при внешнем трении трансформируются в теплоту и формируют сопротивление сдвигу (работу трения) через механизмы внутреннего трения, которое, с одной стороны, вызывает диссипацию подводимой механической энергии, а с другой – обуславливает уровень контактных напряжений. литература 1. крагельский и.в., добычин м.н., комбалов в.с. основы расчетов на трение и износ. – м.: машиностроение, 1977. – 528 с. 2. bowden f.p., tabor d. the friction and lubrication of solids: oxford university press, 1964. 3. михин н.м. внешнее трение твердых тел. – м.: наука, 1977. – 221 с. 4. горячева и.г., добычин м.н. итоги развития молекулярно-механической теории трения / трение и износ. – 2008. – т. 9, № 4. – с. 327-337. 5. шевеля в.в., трытек а.с. реология вязкоупругого фрикционного контакта // проблеми трибології. – 2010. № 4. – с. 5-15. 6. шевеля в.в., олександренко в.п. трибохимия и реология износостойкости. – хмельницкий, 2006. – 278 с. 7. криштал м.а., головин с.а. внутреннее трение и структура металлов. – м.: металлургия, 1976. – 376 с. 8. белоус м.в., черепин в.т., васильев м.а. превращения при отпуске стали. – м.: металлургия, 1973. – 231 с. 9. шевеля в.в., трытек а.с., соколан ю.с. влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели // проблеми трибології. – 2012. № 2. – с. 6-13. 10. постников в.с. внутреннее трение в металлах. – м.: металлургия, 1969. – 332 с. использовано оборудование, закупленное согласно проекту № popw.01.03.00-18-012/09 в рамках программы развития восточной польши, финансируемой европейским союзом из средств европейского фонда регионального развития. надійшла 30.07.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 4_gonchar.doc порівняльні дослідження зносостійкості зразків з різними властивостями в модельному абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 38 гончар в.а. хмельницький національний університет м. хмельницький, україна порівняльні дослідження зносостійкості зразків з різними властивостями в модельному абразивному середовищі в сучасних умовах роботи сільськогосподарського виробництва все більшої актуальності набуває проблема створення нових високоефективних кормів з невисокою собівартістю. дана проблема вирішується шляхом використання метода екструзії сировини на черв’ячних машинах з додаванням мінералів і отриманням кормів високої якості. в наукових дослідженнях не завжди є можливість проводити випробування на знос деталей на реальних машинах, в зв’язку з їх великою протяжністю і матеріальними затратами. тому з метою прискорення досліджень та зменшення матеріальних затрат проводиться моделювання тих чи інші умови роботи на експериментальних установках та стандартних машинах тертя. екструдери для переробки фуражного зерна з різними добавками працюють в специфічних умовах[1]. дослідження умов роботи вузла екструдування зерна з добавками сапоніту показали, що процес відбувається в абразивному середовищі при тиску 5 10 мпа і температурі 140 160 ос. абразивність середовища зумовлюється наявністю абразивних частинок в сапоніті та попадання піску в фуражне зерно при переробці [2]. дослідження абразивних частинок мінералу сапоніту показали, що вони містять частинки кварцю округлої форми з розміром від 0,3 до 1 мм в кількості 0,26 % від загальної маси. розподіл частинок за розмірами має нормальний закон. твердість абразивних частинок складає 1000 1200мпа. в зв’язку з різними умовами роботи на гребенях витків і впадинах, бокових сторонах витків, нами застосовувалось дві установки для моделювання умов роботи, що максимально наближені до реальних. поверхні впадин і бокових сторін витків контактують тільки з сировиною. з метою дослідження процесу зношування в даних умовах нами розроблена модельна установка, що моделює ці умови роботи, і проведено відповідні дослідження [3]. на гребенях витків умови роботи дещо інші. деформації шнека, перекоси в зв’язку з несоосністю шнека і приводу, неточності виготовлення вузла екструдування зумовлює безпосередні контакти поверхонь. при попаданні абразивних частинок в зазор між гребенями шнека і циліндром відбувається їх защемлення та руйнування поверхонь. для моделювання цих умов роботи застосовуємо установку торцового тертя [3]. установка має вузол тертя, що приводиться в рух свердлувальним верстатом. шпиндель верстата з’єднується з вузлом тертя за допомогою конуса морзе № 2. вузол тертя, конструкцію якого показано на (рис. 1), є універсальним і його можна застосовувати при випробуваннях як на тертя кочення, так і на тертя ковзання в різних середовищах, змінюючи при цьому лише пару тертя та метод кріплення. зміною форми і розмірів зразків можна змінювати коефіцієнт перекриття та характер контакту в парі тертя. а б рис. 1 – схема кріплення (а) та конструкція зразка (б) при випробуваннях на тертя ковзання: 1 – оправка; 2 – зразок, що досліджується; 3 – контр тіло; 4 – штифт; 5 – шпонка; 6 – хвостовик зразок 2, що досліджується, конструкцію якого показано на рис. 1, б, закріплюється шпонкою 5 в оправку 1, де контактує з контртілом 3, що утримується штифтами 4. модельний розчин подається в зону контакту. конструкція зразка передбачає наявність пазів на поверхні тертя, що забезпечує різний коефіцієнт перекриття (в даному випадку 0,5). на кромках пазів знімаються фаски, що утворюють кут 30° з контртілом і забезпечують проникнення абразиву в зону тертя. через кожні 15 хв. знімаємо оправку з закріпленим зразком вимірюємо знос на спеціальному пристрої з допомогою індикатора часового типу з точністю 1 мкм (рис. 2) і повторюємо дослід. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com порівняльні дослідження зносостійкості зразків з різними властивостями в модельному абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 39 а б рис. 2 – пристрій для вимірювання зносу: а – загальний вид; б – конструкція: 1 – рукоятка; 2 – упор; 3 – направляюча втулка; 4 – корпус; 5 – гвинт; 6 – вимірювальна головка; 7 – фіксатор кутових переміщень; 8 – корпус фіксатора; 9 – контргайка; 10 – пружина фіксатора; 11 – основа; 12, 13 – гайка і шайба; 14 – осьовий фіксатор; 15 – пружина осьового фіксатора випробування проводились в модельному розчині, що складається з муки, сапоніту та води відповідно в пропорції 9:1:8, при тиску на поверхні тертя 0,5 мпа і швидкості ковзання 1,37 м/с. на даній установці проведені порівняльні дослідження на знос зразків із різних сталей (табл. 1), поверхня яких була зміцнена за різними технологічними режимами: іонного азотування, борування, гартування. таблиця 1 фізико-механічні характеристики зразків мікротвердість поверхні н100, мпа № з/п вид хіміко-термічної обробки (хто) матеріал зразків до хто після хто товщина покриття, мкм 1 борування сталь 45 2500 16560 47 2 іонне азотування 38хмюа 2690 12050 300 3 гартування сталь 45 2510 4580 4 цементація сталь 20 2430 7500 600 5 без обробки сталь 20 2430 2430 в табл. 2 і рис. 3 наведені результати порівняльних випробувань зразків з різними властивостями поверхні тертя. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com порівняльні дослідження зносостійкості зразків з різними властивостями в модельному абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 40 таблиця 2 результати випробувань знос u, мкм та інтенсивність зношування і × 10-10 шлях тертя l × 103, м 50 100 200 300 400 № з/п вид хіміко-термічної обробки (хто) матеріал зразків u i u i u i u i u i 1 борування сталь 45 10 2 15 1.5 30 1.5 60 2 142 3.6 2 іонне азотування 38хмюа 15 3 18 1.8 35 1.8 55 1.9 96 2.4 3 гартування сталь 45 30 6 45 4.5 82 4.1 125 4.2 170 4.3 4 цементація сталь 20 18 3.6 23 2.3 45 2.4 70 2.5 118 3 5 без обробки сталь 20 50 10 90 8.8 180 8.9 266 9.2 350 9.1 а б рис. 3 – залежність зносу u (а) і інтенсивності зношування і (б) від шляху тертя зразків з різною хто: 1– борування; 2–іонне азотування; 3– гартування; 4– цементація; 5– без обробки результати випробувань показали, що зносостійкість зразків в модельному абразивному середовищі прямопропорційна твердості поверхні тертя. мінімальну інтенсивність зношування 0,02 × 10-8 в початковий період мали боровані зразки в яких твердість складала 16560 мпа. але після проходження шляху 300 × 103 м шляху тертя інтенсивність зношування борованого зразка різко збільшилась. це обумовлено тим, що зміцнений шар мав малу товщину (47 мкм) і в структурі борованого шару містилась велика кількість мікротріщин, які привели до його руйнування в результаті викришування. при цьому продукти зношування діяли як абразив, збільшуючи інтенсивність зношування. після проходження шляху тертя 400 × 103 м найбільшу зносостійкість показали зразки з сталі 38хмюа після іонного азотування за режимом: температура 560 ос; тиск 240 па; час дифузійного насичення 6 год.; середовище 75 % n2 + 25 % ar, яка в 2 рази менша в порівнянні з гартованою сталлю 45 і майже в 4 разі менша в порівнянні з сталю 20 без термообробки. це пояснюється тим, що азотований шар мав значно більшу товщину (300 мкм) і пластичність, а його структура містила значно менше дефектів в порівнянні з борованим зразком. таким чином, результати порівняльних досліджень показують, що іонне азотування є ефективною технологією для підвищення зносостійкості і довговічності сталей в умовах абразивного середовища, зокрема, в середовищі, яке моделює умови роботи екструдерів для переробки фуражного зерна з добавками мінералу сапоніту. порівнюючи результати експериментальних досліджень таких же зразків [3], що проводилися в аналогічних умовах на машині тертя, яка моделювала умови роботи екструдера, з результатами даних досліджень спостерігається їх кореляція. це свідчить про те, що дана установка придатна для проведення випробувань в більш широкому діапазоні зміни умов тертя (навантаження, середовища, тиск). література 1 черняев и.п. технология комбикормового производства. – м.: агропромиздат. – 1985 – 255 с. 2 каплун в.г. умови роботи та характер зношування екструдера при виготовленні комбікормів для тваринництва / в.г. каплун, в.а. гончар // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. – № 3. – с. 44-47. 3 каплун в.г. дослідження зносостійкості пар тертя в середовищі фуражного зерна з добавками мінералу сапоніту / в.г. каплун, в.а. гончар // проблеми трибології (problems of tribology) – 2011. – № 2. – с. 17-20. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_chernec2.doc метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 58 чернець м.в,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, ** люблінський політехнічний інститут метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на несучу здатність і довговічність черв’ячні передачі знаходять широке застосування у різноманітних машинах та обладнанні. у зачепленні виникає тертя ковзання, яке призводить до зношування зубів черв’ячного колеса і зміни як параметрів контактної взаємодії, так і довговічності роботи передачі. тому на етапі проектного розрахунку слід оцінювати вплив експлуатаційного фактору, яким є зношування, на несучу здатність і ресурс роботи передачі. однак у літературі відсутні такі методи. на основі методу розрахунку параметрів контактної та трибоконтактної взаємодії у черв’ячних передачах [1, 2], розроблено модифікований метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячного колеса на на зміну умов контакту і, як наслідок, на контактну міцність, радіус кривини зубів та довговічність. відповідно [1] лінійне зношування зубів колеса протягом одного оберту обчислюється за формулою: ( )( ) ( ) 2 2 max 2 2 2 mw j j j j m s t fp h c ′ν ′ = τ , (1) де 2 /j j jt b v′ = – час трибоконтакту спряжених профілів у вибраних довільно j-их точках співдотику на шляху тертя 2 jb ; jv – швидкість ковзання у j-их точках зачеплення, вибраних по висоті витків черв’яка від входу елементів кінематичної пари у зачеплення до виходу з нього; f – коефіцієнт тертя ковзання; 2 2,с m – характеристики зносостійкості матеріалу черв’ячного колеса 2 у парі зі стальним черв’яком 1 [3]; 2 0, 35s bτ ≈ σ – границя міцності на зріз (зсув) матеріалу колеса; bσ – його границя міцності при розтягу; ( ) 22 2, 256 / w j jb n bw′= θ ρ – ширина площадки контакту; ( ) max 20, 564 / w j jp n bw′= θρ – максимальні контактні тиски, які обчислюються за формулою герца у залежності від числа пар зачеплень w витків черв’яка з зубами колеса; ( ) ( )2 21 1 2 21 / 1 /e eθ = − µ + − µ ; , eµ – коефіцієнти пуасона та модулі юнга матеріалів черв’ячної передачі; n ′ – зусилля у зачепленні. ( ) 1 cos sin t pxj f n ′ = ′α γ + ρ , (2) де 1 1 2 /tf t d= – колова сила на черв’яку; ( )arctg / cosf′ρ = α – кут тертя; 3 19550 10 /t n n= ⋅ (нмм) – крутний момент на валу черв’яка; n – передавана потужність. зведений радіус кривини у j-ій точці зачеплення: 1 2 1 2 j j j j j ρ ρ ρ = ρ + ρ . (3) відповідно радіуси кривини профілів витків евольвентного черв’яка 1 jρ та зубів черв’ячного колеса 2 jρ обчислюються так: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 59 ( )1 3 2 tg cos tg cos b cj j pxj b cj j r α ρ = − α γ α + ε , 2 1 2 1 2 2 1 sin sin j pxj j paj paj j pxj j paj r e e r e ρ α + ρ − ρ = α + ρ − ; (4) a bx x x< < , 1 10, 2 ,a f b ax r m x r= + = ; ( ) 1 1 11 0, 5 2 , 1, 2f f fr d h h m= − = (при 15γ ≤ o ), 1 1, 2f nh m= (при 15γ > o ); 1 1tg /mz dγ = , 1d qm= ; ( ) 1 1 11 0, 5 2 ,a a ar d h h m= + = (при 15γ ≤ o ), 1a n h m= (при 15γ > o ); 2 2 2 2 2 10, 5 , 0, 5 , ;r z m r d z uz= = = 10, 5 cosb cr d= α , tg tg / sinc nα = α γ , ( )22 1 ;q z= + 20nα = α = o ; 2 2 arctg bcj b x r r − α = ; 2 2 arctg tg bpxj b x r x  −  α = − γ     ; 1 1 tg cosb c mz d γ = α ; 2 2180 b j b x r r − ε = π ; 1 1 1, 0, 5 , 2 1sinpaj pxj r x e r d b m q − = = = + α , де 1f r – радіус кола впадин черв’яка; 1d – ділильний діаметр черв’яка; 1f h – висота основи витка черв’яка; m – осьовий модуль зачеплення; cosnm m= γ – нормальний модуль зачеплення; γ – кут підйому гвинтової лінії витків черв’яка; 1z – кількість заходів черв’яка; q – коефіцієнт діаметра черв’яка; 1a r – радіус кола виступів витків черв’яка; 1a h – висота головки витка черв’яка; 2d – ділильний діаметр черв’ячного колеса; 2z – кількість зубів черв’ячного колеса; u – передавальне відношення передачі; br – радіус основного кола витків черв’яка; cα – торцевий кут зачеплення; nα = α – кут зачеплення; cjα – торцевий кут зачеплення для j–ої точки; bγ – кут нахилу лінії зуба на ділильному циліндрі; ε – кутова координата для кожного кроку (град); pae – відстань j-ої точки контакту від полюса зачеплення. координата x по висоті витків черв’яка змінюється в межах a bx x x< < . при xa зуби колеса входять у зачеплення, а при xb – виходять з нього. відрізок [ , ]a bx x поділяється пропорційно на менші відрізки 1 2 2 3 3, , , ...., .a a b n bx j j x j x j x j j= = = = = = швидкість ковзання jν , що виникає при обертанні черв’яка, визначається так: 1 cosj a xω ν = γ , (5) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 60 де 1tg / 2a mz xγ = ; 1 1 / 30nω = π – кутова швидкість черв’яка; 1n – число обертів вала черв’яка. зміна вихідних радіусів кривини 2 jρ зубів черв’ячного колеса у вибраних точках j враховується такою формулою: 2 2 2 2 n jh j h jnh′ρ = ρ + λ ∑ , (6) де hλ – безрозмірний коефіцієнт впливу зношування; 2 jhh′ – лінійне зношування зубів колеса (формула (1)) протягом однієї взаємодії, яке змінюватиметься внаслідок зміни jhρ , jht′ , maxjhp ; 2n – кількість обертів черв’ячного колеса; 2n ∗ – відповідатиме заданому граничному зношуванню 2h ∗ . отже внаслідок зростання в кожному оберті черв’ячного колеса радіуса кривини його зубів зведений радіус кривини теж зростатиме і, відповідно, знижуватимуться максимальні контактні тиски та збільшуватиметься ширина площадки контакту: max 0, 564jh jhp n bw′= θρ , 2 2, 256jh jhb n bw′= θ ρ , (7) тому при числовому розв’язку задачі проводиться покрокове обчислення наступних розрахункових параметрів: 2 jhh′ , 2 jhρ , jhρ , maxjhp , 2 jhb , jht′ . у випадку допустимого зношування зубів черв’ячного колеса 2h ∗ > 0,3 мм слід використати не покроковий метод розрахунку, а блочний метод, він полягає в тому, що покладаються постійними 2 jh′ , maxjp , 2 jb , jt′ протягом певного числа обертів 2n колеса (протягом блоку взаємодій b). в подальшому враховуються зміни параметрів у блоці і наступний блок взаємодій прораховується за їх нових значень. це суттєво пришвидшує (пропорційно величині блоку) час обчислень. отже у цьому випадку: 2 2 2 b jh j h jnh′ρ = ρ + λ ∑ . (8) при 2h ∗ < 0,3 мм сумарне зношування 2jnh зубів черв’ячного колеса обчислюється так: 2 2 1 n 2jn jnh h ∗ ′= ∑ . (9) при 2h ∗ > 0,3 мм, відповідно: 2 2 1 n 2jn jbh h ∗ = ∑ , (10) де 2 2jb jh h′= ∑ – зношування зубів протягом блоку. ресурс роботи передачі для результуючого числа обертів 2n ∗ колеса буде 2 2/ 60t n n ∗ ∗= . (11) числовий розв’язок задачі проведено за наступних вихідних даних: n = 3,5 квт, 1n = 1410 об/хв, 6m = мм, 1z =2, u = 25,5, f = 0,05, q = 8; черв’як сталь 45 гартування (hrc 50), для якої 1e = 2,1 × × 105 mпa, 1µ = 0,3; вінець черв’ячного колеса – бронза оцс 6-6-3, для якої 2e = 1,1 × 10 5 mпa, 2µ = 0,34; 2c = 7,6 × 10 6, 2m = 0,88; 2sτ = 75 mпa; для j = 1 (x = 18 мм), j = 2 (x = 20 мм), j = 3 (x = 20 мм), j = 4 (x = 24 мм); j = 5 (x = 26 мм); 2h ∗ = 0.5 мм; hλ = 100; b = 10 ( )1 / 30n uπ = 33177 об; розглядається двопарне зчеплення. результати розв’язку подано на рис. 1 6. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 61 рис. 1 – максимальні контактні тиски у зачепленні: суцільна лінія – незмінні умови контакту; штрихова – зі зміною зведеного радіуса кривини внаслідок зношування рис. 2 – зміна зведеного радіуса кривини в процесі зношування зубів колеса до h2*= 0.5 мм зокрема з аналізу рис. 1 слідує, що внаслідок зношування зубів колеса максимальні контактні тиски знижуються в 1,33 рази на вході у зачеплення, а на виході з нього – в 1, 85 рази. внаслідок зношування зубів зведений радіус кривини зростає у всьому діапазоні зміни параметра х (рис. 2), що і зумовлює зниження контактних тисків. лінійне зношування зубів протягом години роботи за сталих умов контакту (шляху тертя 2 jb ) є нижчим, ніж за змінних умов за рахунок зношування (шляху тертя 2 jhb ) (рис. 3). рис. 3 – лінійне зношування зубів колеса: суцільна лінія – протягом 1–го блоку взаємодій; штрихова лінія – протягом останнього блоку взаємодій рис. 4 – величина площадки контакту у вибраних точках співдотику попередньо поданий результат обумовлений тим, що 2 jhb > 2 jb (рис. 4). із зростанням шляху тертя 2 jhb збільшується і час зношування jht′ = 2 jhb / 0v (рис. 5). у результаті зношування зубів 2 jhh′ в одному оберті колеса теж дещо зростатиме (рис. 6), не зважаючи на зниження maxjhp (рис. 1). однак зростання jht′ із збільшенням 2 jhb є більш значним у (1), ніж зниження maxjhp , зумовлене збільшенням jhρ . за змінних умов контакту довговічність ∗ht передачі буде дещо нижчою, ніж ∗t за сталих умов (рис. 7). на вході у зачеплення, де довговічність є мінімальною, це зниження складає 3,5 %, а на виході із нього 7,6 %. швидкість ковзання залишається незмінною як за сталих, так і змінних умов контакту (рис. 8). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на несучу здатність і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 62 рис. 5 – час зношування зуба колеса протягом його оберту рис. 6 – зношування зуба в одному оберті колеса рис. 7 – тривалість роботи передачі в досліджуваних точках контакту рис. 8 – швидкість ковзання у точках зачеплення отже в рамках прийнятої моделі, яка відображає реальні умови трибоконтактної взаємодії черв’ячного колеса з евольвентним черв’яком, в результаті зношування зубів відбуватиметься значне зниження контактних напружень, а також незначне зниження довговічності передачі. література 1. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. розрахункова модель зношування та довговічності черв’ячних передач з евольвентним черв’яком // проблеми трибології. – 2011. – № 1. – с. 142146. 2. чернець м.в., ярема р.я. прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком // проблеми трибології. – 2011. – № 2. – с. 21-25. 3. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наук. думка, 1991. – 160 с. надійшла 25.06.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_kuzmenko.doc закономерности проскальзывания при внутреннем и наружном качении цилиндров. эксперимент (часть 1, см. [3]) проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 121 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина закономерности проскальзывания при внутреннем и наружном качении цилиндров. эксперимент (часть 1, см. [3]) 1. введение 1.1. трение и износ в подшипниках качения (пк) вращающихся колес транспортных средств: автомобиля, трактора, троллейбуса, автобуса и т.д. является без сомнения одним из наиболее ответственных по безопасности узлов машин. из эксплуатации известны три основных сопряжения в пк, выходящие из строя по износу: 1) дорожки качения; 2) износ оси в сопряжении с внутренней поверхностью внутреннего кольца подшипника; 3) износ посадочного места ступицы в сопряжении с наружной поверхностью внешнего кольца пк. максимальный пробег ступичных пк возможен до 1 млн.км. в то же время реальный пробег пк до замены находится в пределах 130 190 тыс. км в тоже время возможный шум в пк, требует экстренной замены пк через 500 3000 км. укрупнено все причины отказов ступичных подшипников (спк) можно разделить на два вида: 1) естественный износ при нормальной эксплуатации; 2) нарушение нормальных условий по монтажу, уплотнениям, смазке, дороге и т.д. данная работа направлена на исследование износа спк, работающих в нормальных условиях. многочисленные эксплуатационные исследования пк тяжелонагруженных тракторов типа т–150 [1] показывают, что изнашиваются не только ступичные пк, но и практически все подшипники и особенно пк коробок передач и трансмиссии. 2. общие задачи исследований. в связи с отмеченным во введении состояний пк возникает главная задача: повышение их ресурса различными методами: технологическими, конструкторскими и эксплуатационными. решение задачи повышения ресурса пк состоит из двух основных этапов: 1) разработка мероприятий по повышению ресурса; 2) разработка методов оценки эффективности этих мероприятий; 3) методы оценки эффективности могут быть теоретическими и экспериментальными; 4) комплекс этих методов составляет математическую модель процессов приводящих их к предельному износу; 5) для оценки эффективности моделей в первом приближении можно использовать простую модель изнашивания: sku mwk σ= , (1) где −wu текущий износ; −mkw , параметры модели изнашивания определяемые из эксперимента; −σ рабочее контактное давление в пк определяются расчетом; −s путь трения в изнашиваемых точках, определяемый расчетом и из эксперимента. 3. экспериментальное определение проскальзывания и пути трения в изнашиваемых сопротивлениях ступичных пк является главной в этой работе. 3.1. основная сложность в решении этой задачи состоит в том, что искомый путь трения состоит из микропроскальзывания, возникающего при внутреннем качении цилиндров: 1) внешней поверхности наружного кольца пк и внутренней поверхности ступицы; 2) наружной поверхности внутреннего кольца пк и внешней поверхности оси ступицы. строгое теоретическое определение величины проскальзывания при внутреннем качении цилиндров затруднено. в данной работе выполнено экспериментальное определение величины проскальзывания, теоретические основы которого предложены в работе [3]. 3.2. методика и результаты испытаний сводится к следующему: 1) выпуклый цилиндр радиуса 1r вводится в контакт с полым цилиндром 2r с зазором 12 rr −=∆ и нагружается силой q ; 2) в специальном приспособлении осуществляется перекатывание цилиндра 1r по цилиндру 2r ; 3) в начале испытаний на цилиндрах 1r и 2r наносятся друг против друга точки a и b ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com закономерности проскальзывания при внутреннем и наружном качении цилиндров. эксперимент (часть 1, см. [3]) проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 122 4) в процессе испытаний точки расходятся на величину l∆ ; после числа оборотов n точки a и b снова совмещаются; 5) в соответствии с общей теорией на момент совмещения точек a и b общее проскальзывание составляет путь: rsn π= 2 ; (2) 6) проскальзывание за один оборот s , будет равен: n r s π = 2 1 ; (3) 7) относительное проскальзывание ε за один оборот равно: nr r r s 1 2 2 2 1 = π π = π =ε , (4) n 1 =ε ; (5) 8) результаты испытаний при следующих исходных данных; 5,171 =r ; 12 =∆ мм; 2 мм; 3 мм; при 10=q кг на контакт. таблица 1 измерения при 352 =d мм 122 dd −=∆ , мм rd ∆ = ∆ =ψ 2 n ε при 1 ψ= /1n ξ , % 0,1 0,00286 400 0,0025 350 1,25 1 0,0285 30 0,033 35 0,4 2 0,0571 17 0,059 17,5 0,3 3 0,0857 12,5 0.08 11,7 0,06 3.3. обработка результатов измерений 3.3.1. 1) представим зависимость между коэффициентов проскальзывания ε и относительным зазором n/1=ε в форме степенной функции αψ=ε c ; (6) 2) параметры c и n функции (6) определим через две точки экспериментальной зависимости: ),(),,( 2211 ψεψε , по формуле: 21 21 /lg /lg ψψ εε =α , (7) αψ ε = 1 1c . (8) 3.3.2. удобней аппроксимирующей зависимость искать в форме функции 1) )(ψ= nn , с учетом того, что ε= /1n , имеем 2) αψ= /cn ; (9) 3) параметры c и α определяем по двум экспериментальным точкам: ),(),,( 2211 ψψ nn ; (10) 4) подставляя (10) в (9) находим: αψ= 11 /cn , αψ= 22 /cn ; (11) 5) отсюда имеем уравнение: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com закономерности проскальзывания при внутреннем и наружном качении цилиндров. эксперимент (часть 1, см. [3]) проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 123 α       ψ ψ = 1 2 2 1 n n ; (12) 6) из которого имеем параметр α : 12 21 /lg /lg ψψ =α nn ; (13) 7) второй параметр c находим из (11): αψ⋅= 11nc . (14) 3.3.3. расчет параметров α,c 1) выбираем базовые точки аппроксимации: 0571,0,17 11 =ψ=n , 00286,0,400 22 =ψ=n ; 2) подставляя в (13) имеем: 055,1 0571,0/00286,0lg 40/17lg ==α ; 3) по (14): 829,0)0571,0( 055,1 ==c ; 4) учитывая определенную точность экспериментов, приходим к мысли приближенном округлении параметров: 1,1 ≈α≈c ; 5) тогда искомая зависимость приобретает компактный вид: ε = ψ = 11 n ; (15) 6) то есть ψ=ε . (16) получаем достаточно точное на уровне закона выражение связи величин коэффициента проскальзывания и относительного зазора при внутреннем качении цилиндров: закон проскальзывания коэффициент проскальзывания равен величине относительного зазора. 4. элементы механизма проскальзывания при внешнем качении цилиндров 4.1. методика и порядок испытаний и обработки результатов соответствуют испытаниям при внутреннем качении цилиндров 1) цилиндры вводятся в контакт под нагрузкой q ; 2) около точки контакта на цилиндрах наносятся точки a и b ; 3) по мере вращения метки расходятся и снова сходятся через n оборотов; 4) путь трения за n оборотов точки a и b проходят 12 rπ или 22 rπ ; 5) коэффициент проскальзывания при этом равен: nr r 1 2 2 2 1 = π π =ε , n 1 =ε ; (17) 6) путь проскальзывания за оборот επ= rs 21 . (18) 4.2. условия и результаты испытаний 1) испытываются цилиндры одинаковых радиусов 352 =r мм из стали шх15 (наружное кольцо пк № 1000) при =q 20 кг по сухому и со смазкой солидол ж-2. результаты испытаний в табл. 2. эксперименты табл. 1 и 2 выполнены при участии магистранта решетника п.п. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com закономерности проскальзывания при внутреннем и наружном качении цилиндров. эксперимент (часть 1, см. [3]) проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 124 вид n ε 1s , мм без смазки 6800 1,47 · 10-4 0,032 солидол 4700 2,13 · 10-4 0,047 2) путь трения скольжения за один оборот: 032,01047,13522 41 =⋅⋅⋅π⋅=ε⋅⋅π⋅= −rs мм. из экспериментов следует, что при внешнем качении цилиндров в заданных условиях проскальзывание при введении смазки проскальзывание увеличивается в 1,5 раза. 4.3. связь параметров проскальзывания с параметрами контакт полученные из эксперимента закономерности проскальзывания при качении цилиндров могут быть основной для оценки достоверности механизмов и моделей процессов скольжения. 4.3.1. понятие о пути трения скольжения для контактирующих тел при качении 1) путь в начальной момент площадка контакта двух цилиндров равна в2 , и при качении точки поверхности одного тела скользят по точкам поверхности другого тела. 2) по определению: путь трения для контактных точек тела 1 равен пути который скользя проходят контактные точки поверхности тела 2 по контактным точкам тела 1. 4.3.2. скольжение цилиндра по плоскости 1) дл простоты объяснения и сдвинем его на расстояние s . 2) тогда; путь трения для точки 1a тела 1 равен расстоянию ss a =1 ; путь трения для точки 2a тел 2 равен: вs a 22 = , ssa =1 . (19) 4.3.3. скольжение при качении 1) происходит только в течении контактирования тел на площадке в2 , только на протяжении контакта на площадки в2 при этом: вsa 21 = , вs a 22 = , (20) 2) очевидно принципиальное различие в механизме скольжения цилиндра по плоскости от механизма с проскльзыванием двух цилиндров. 4.3.4. скольжение при полном оборотое 1) при повороте на полній оборот точка a перейдет в положение 1a′ не совпадающее с 1a на s∆ , а точка 2a переходит в 2a′ также не совпадающее с начальны; 2) это несовпадение объясняется проскальзыванием в пределах площадки контакта. 4.3.5. скольжение через n оборотов: 1) суммарное скольжение приводит к повторному после нала совпадению положений точек 1a и 2a . 4.3.6. сравнение расчетных и экспериментальных результатов для внешнего цилиндра 1) реальный путь трения за один оборот из эксперимента равен: n r s π = 2 1 ; (21) 2) сравнивая (21), (20) приходим к выводу, что с достаточной точностью проскальзывание точек контакта за один оборот может оцениваться по размеру площадки контакта в n r s 2 2 1 = π = . (22) 4.3.7. сопоставим пути трения скольжения определяемые расчетом по (20) и из эксперимента по (21) 1) сопоставление выполним для контактных условий: 5,1721 == rr ; 20=q кг; 4102 ⋅=e кг/мм2; 11=l мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com закономерности проскальзывания при внутреннем и наружном качении цилиндров. эксперимент (часть 1, см. [3]) проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 125 4.3.8. расчеты контакта при контакта цилиндров по формуле герца 1) [5] 2/12/12 2 522,1 2 522,1      =      = le qr rle qr в ; (23) 2) по условиям опыта: 5,17=r ; 20=q кг; 4102 ⋅=e кг/мм2; 11=l мм мкм7,60мм1007,6 10211 5,1720 522,1 2 2/1 4 =⋅=      ⋅⋅ ⋅ = −в ; 3) по формуле (20) путь за один оборот проскальзывания равен: 1214,020607,0221 =⋅⋅== вs мм; 4) относительное проскальзывание: 00011,0 5,172 1214,0 2 1 = ⋅π⋅ = π =ε r s , 4101,1 −⋅=ε расч ; 5) по экспериментальным данным таблица 2 в этих условиях коэффициент проскальзывания для стали шх 15 без смазки равен: 41047,1 −⋅=ε экс ; 6) расхождение составляет: 25,0 47,1 1,147,1 = − = ε ε−ε экс экрач ; 7) сравнивая расчетные и экспериментальные данные, устанавливаем, прежде всего, точное совпадение порядка (10-4) этих величин. это принципиально важный результат. при этом расхождении в 25 % не носит принципиального характера. выводы 1. разработана методика экспериментального определения коэффициентов проскальзывания: 1.1. при внешнем перекатывании цилиндров; 1.2. при внутреннем перекатывании цилиндров. 2. проведены испытания и установлено, что: 2.1. при внутреннем качении в диапазоне относительного зазора 0,057 0,0057 коэффициент проскальзывания находятся в пределах ε = 0,033 – 0,048; 2.2. при внешнем перекатывании цилиндров получено 44 1013,21047,1 −− ⋅−⋅=ε 1,47 . 3. для внутреннего перекатывания цилиндров установлена гиперболическая зависимость коэффициента проскальзывания ε от относительности зазора: n c ψ =ε . 3.1. с достаточной для практики точностью для условий выполненного эксперимента 1== nc ; 3.2. экспериментально установлен закон равенства коэффициента проскальзывания ε и относительного зазора ψ : ψ=ε . 4. для внешнего перекатывания цилиндров установлено что: 4.1. величина пути трения проскальзывания за один оборот 1s равна размеру площадки контакта по герцу вs 21 = ; 4.2. величина коэффициента проскальзывания r в r в r s π = π = π =ε 2 2 2 1 ; 4.3. значения теоретического и экспериментального проскальзывания совпадают по прядку 10-4 и на 25 % расходится по конкретным числам. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com закономерности проскальзывания при внутреннем и наружном качении цилиндров. эксперимент (часть 1, см. [3]) проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 126 5. для получения теоретических значений коэффициента проскальзывания при внутреннем качении цилиндров, определяемых с малым зазором необходимы дополнительные специальные исследования. 5.1. механизм проскальзывания поверхностей при внутреннем качении цилиндров сопрягаемых с малым зазором существенно более сложней, чем механизм внешнего качения цилиндров. первая сложность состоит в том, что контактные давления в этом случае не определяются по формулам герца. в этом случае может быть использован метод эквивалентной податливости изложенный в монографии [4]. вторая сложность состоит в кинематике качения с потерей равновесия в касательном направлении. 5.2. для изучения теоретического изучения механики проскальзывания поверхностей при внутреннем качении цилиндров необходимо проведение специальных исследований. кроме того необходимо расширение экспериментальных и теоретических исследований влияния на проскальзывание смазки, нагрузки, покрытий. формы контактирующих тел в осевом сечении, соединений типа шпоночные и д.т. 5.3. изучить перспективы перенесения закономерностей проскальзывания при внутреннем качении цилиндров на закономерности проскальзывания в подшипниках качения (учет зазора в пк на ε в пк). литература 1. ухтов в.г. долговечность деталей шасси колесных тракторов. – харьков, авду, 2001. 2. уктусов с. диагностика неисправимостей ступичных подшипников // автомастер. – 2008. – № 1-2. – с. 1-16. 3. кузьменко а.г. скольжение трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием // проблемы трибологии. 4. кузьменко а.г. метод алгебраических уравнений в контактной механике. – хмельницкий: хну. 2006. – 448. 5. писаренко г.с., яковлев а.п., матвеев в.в. справочник по сопротивлению материалов. – к.: наукова думка, 1988. – 536с. надійшла 16.04.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_butakov.doc аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 73 бутаков б.и., артюх в.а. николаевский национальный аграрный университет г. николаев, украина e-mail: vitaliy5555555555@rambler.ru аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания удк 621.787.4 проведены исследования по выбору оптимального усилия обкатывания, установлено, что значение среднего давления р для торообразных, бочкообразных и цилиндрических роликов, определенное при разных средних углах вдавливания φ, отклоняется от твердости по мейеру не более чем на 7 %. это позволяет принять при расчете усилия обкатывания р торообразными, бочкообразными и цилиндрическими роликами в качестве условия подобия постоянство среднего угла вдавливания φ, а также установлены оптимальные углы вдавливания для чистового и упрочняющего режима обкатывания и экспериментально определено оптимальное погонное усилие обкатывания в зависимости от диаметра ролика, которое обеспечит шероховатость поверхности на обработанной детали rа = 0,63 – 1,25 мкм. ключевые слова: обкатывание, ролик, средний угол вдавливания, твердость, стабилизация усилия, приведенная кривизна, погонное усилие. введение к основным элементам режима обкатывания роликами относят усилие, подачу, скорость и количество проходов. усилие обкатывания в многосерийном и массовом производствах определяется опытным путем на пробной партии деталей [1]. в условиях единичного и мелкосерийного производствах находят применение методики, которые позволяют назначить усилие обкатывания в зависимости от геометрических размеров детали и ролика, а также механических свойств обкатываемого материала [1]. ю. г. проскуряков на основе экспериментальных исследований предложил метод расчета усилия обкатывания валов и отверстий шариком и роликом с прямолинейной образующей. усилие определяется в зависимости от геометрических размеров ролика и детали, модуля упругости обкатываемого материала и максимального давления в контакте при обкатывании. основной материал измерения отпечатков, полученных при разных усилиях вдавливания и разных размерах деталей и роликов, показали, что форма эллипса характеризуется отношением полуосей в/а, значения которых рассчитаны по известным формулам теории упругости. на рис. 1 приведен график зависимости формы отпечатка (в/а) от соотношения кривизны детали и ролика [2]. нами в основу расчета усилия обкатывания положена зависимость, которая связывает усилие вдавливания шарика с диаметром отпечатка, который рассчитывается по формуле мейера [3, 4]. ϕ== nnш n ш mdmdр sin 0 , (1) где рш – сила вдавливания шарика; d0 – диаметр отпечатка; dш – диаметр шарика; ϕ – угол вдавливания (рис. 1); m и n – константы мейера, соответственно зависящие от диаметра шарика, свойств обрабатываемого материала и от способности материала к наклепу. при изменении диаметра шарика, когда соблюдается постоянство угла вдавливания, усилие изменяется пропорционально площади отпечатка (закон подобия): const == i ш f p f p . (2) рис. 1 – зависимость формы отпечатка от размеров детали и ролика: ω = (2/dp + 2/dд – 1/rp – 1/r)/(2/dp + 2/dд + 1/rp + 1/r), где dp, rp – диаметр и профильный радиус ролика; dд, r – диаметр и радиус кривизны образующей детали pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:vitaliy5555555555@rambler.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 74 при разных углах вдавливания равенство (2) не соблюдается, потому что удельное давление зависит от угла вдавливания шарика. так как отпечаток ролика на поверхности детали имеет форму эллипса (рис. 1) для сравнения усилия вдавливания ролика и шарика условие подобия заменено равенством среднего угла вдавливания: ϕ= ϕ+ϕ 2 ва , (3) где аϕ , вϕ – улы вдавливания ролика соостветственно в осевом и продольном сечениях. в предположении, что при условии (3) усилия пропорциональны площадям отпечатков, запишем с учетом (1): ваdm f f рр nnш ш ш ϕ== −− 22 sin4 , (4) где а, в – полуоси отпечатков соответственно в осевом и поперечном сечениях (рис. 1). значения m и n определены в работе [2] для разных сталей и диаметров шарика; n = 2,3 для dш = 60 мм и стали 20 (140 нв), m = 0,44 кн/мм (значение dш, а и в приведены в мм, р – в кн). экспериментально установлено, что при обкатывании без продольной подачи с углами вдавливания 5 6° шероховатость поверхности уменьшается на 5 7 классов. впрочем, использование таких углов вдавливания считают в работе [3] при обкатывании с подачей роликов недопустимым из-за волнистости обкатанной поверхности. полуось отпечатка ролика на детали будет равна: аprа ϕ= sin . (5) формулу (4) преобразуем с учетом (5): 2222 sinsin4 рa nn ш rа в dmр ϕϕ= −− . (6) основным параметром, который определяет чистовой или упрочняющий режим обкатывания, является усилие вдавливания ролика. с целью проверки применимости формулы (3) в зависимости мейера (формула 1), для значительно вытянутых отпечатков, когда а >>в осуществлено экспериментальное вдавливание шариков, торообразных, бочкообразных и цилиндрических роликов в стальные образцы с разными усилиями на прессе бринелля. при вдавливании цилиндрических роликов с целью получения равномерной деформации металла по длине роликов была обеспечена их самоустановка по поверхности образца. для того, чтобы уменьшить влияние концентрации напряжений вблизи концов цилиндрических роликов на величину напряжений в средней части отпечатка, где происходило измерение его ширины, длина цилиндрических роликов была принята равной ширине образцов и в несколько раз превышала диаметр роликов. после вдавливания роликов размеры отпечатков измерены на инструментальном микроскопе с точностью 0,005 мм и рассчитывалось среднее давление р (в мпа). это значение, умноженное для круговых отпечатков на 103, является твердостью по мейеру нм. зависимость нм от угла ϕ (в интервале 2 25°) для сталей различной твердости аппроксимировали зависимостью, 21 , βϕβ ϕγ= енм , где е – основание натуральных логарифмов, значения γ , 1β и 2β приведены в табл. 1. таблица 1 значения γ , 1β и 2β нв γ , нм/град 1β , град -1 2β 128 33,4 -0,0137 0,53 176 56,7 -0,017 0,49 202 86,7 -0,019 0,42 341 190,2 -0,02 0,21 прологарифмировав уравнение регрессии, получим: ϕβ+ϕβ+γ= lglglglg 21 ehm . введя обозначения γ=β=β== lg ; ;lg ;lg 12211 aвeвhmy имеем: ϕ+ϕ+= lg 211 ввay , (7) где у – среднее давление в отпечатке; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 75 ϕ – средний угол вдавливания. оценки коэффициентов 1 a , 1в , 2в линий регрессии определяются в соответствии с методом наименьших квадратов [5] по формулам: п у уа п і і∑ === 11 ; (8) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )( ) iі d уууу в п і п і п і п і iiііiiіiiііі ϕϕ = = = = ∑ ∑ ∑ ∑ ϕ−ϕϕ−ϕ⋅ϕ−ϕ⋅−−ϕ−ϕ⋅ϕ−ϕ⋅− = lg 1 1 1 1 2 1 lglglglglglg ; (9) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) iі d уууу в п і п і п і п і іііііiiiiііі ϕϕ = = = = ∑ ∑ ∑ ∑ ϕ−ϕ⋅−⋅ϕ−ϕ⋅ϕ−ϕ−ϕ−ϕ⋅−⋅ϕ−ϕ = lg 1 1 1 1 1 2 lglglglg ; (10) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 1 1 1 22 lg lglglglg∑ ∑ ∑ = = = ϕϕ       ϕ−ϕ⋅ϕ−ϕ−ϕ−ϕ⋅ϕ−ϕ= п і п і п і ііiiііiiiі d , где ∑ = ϕ=ϕ n і іі n 1 1 ; ∑ = ϕ=ϕ n і ii n 1 lg 1 lg . оценки дисперсий коефициентов определяются: n s s a 2 2 = ; (11) ( ) iі d ss n i ii в ϕϕ ∑ = ϕ−ϕ = lg 1 1 2 22 lglg ; (12) ( ) iі d ss n i іі в ϕϕ ∑ = ϕ−ϕ = lg 2 1 2 22 ; (13) ( ) ( ) iі d ss n i iiіі вв ϕϕ ∑ = ϕ−ϕ⋅ϕ−ϕ −= lg 21 12 lglg ; (14) ∑ = −ϕ⋅+ϕ⋅+⋅ − = n i iiі yввan s 1 2 211 2 )lg( 3 1 . (15) после статистической обработки результатов полученная зависимость среднего давления на отпечатке от среднего угла вдавливания для сталей различной твердости показана на рис. 2. значение р, умноженное на 103 для торообразных, бочкообразных и цилиндрических роликов, вычисленное при различных углах вдавливания ϕ , рассчитанных по формуле (3), отклоняется от твердости по мейеру не более чем на 7 %. это позволяет принять при расчете усилия обкатывания р торообразными, бочкообразными и цилиндрическими роликами в качестве условия подобия постоянство угла вдавливания ϕ . при обкатывании деталей бочкообразными роликами малого диаметра, дающими вытянутые отпечатки, а также торообразными роликами, с установкой роликового узла на опорах качения [6], усилие р и угол аϕ могут быть увеличены, а при отношении осей отпечатка в/а < 0,25 должны быть уменьшены во избежание шелушения обкатанной поверхности в результате перенаклепа. начало шелушения обкатанной поверхности зависит от механических свойств обкатываемого материала, формы микронеровностей, условий смазки и режима обкатывания. ограничивая средний угол вдавливания ϕ = 5° можно предотвратить шелушение при большем или меньшем числе проходов. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 76 рис. 2 – зависимость среднего давления на отпечатке от среднего угла вдавливания: о – отпечатки шариков; х – отпечатки торообразных и бочкообразных роликов; + – отпечатки цилиндрических роликов подставив в формулу (3) значения полуосей а и в, записанные с учетом малости углов аϕ и вϕ в виде выражений: , 22 ; дp в ар dd в rа ± ϕ = ϕ= (16) получим: дp вap nn ш dd rdm p 22 4 22 ± ϕϕϕ = −− . (17) определим значения углов аϕ и вϕ . отношение полуосей эллипса отпечатка с учетом (16): аp дp в r dd а в ϕ        ± ϕ = 22 . (18) из совместного решения уравнений (3) и (17) относительно аϕ и вϕ имеем:         ±+ ϕ =ϕ дp p а dd r а в 22 1 2 ; (19)         ±+ ϕ        ± =ϕ дp p дp p в dd r а в dd r а в 22 1 22 2 . (20) с учетом этих значений углов формула (17) примет вид: 2 22 22 1 16                 ±+ ϕ = − дp p p nn ш dd r а в а в rdm р , (21) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 77 где в круглых скобках знак “ + ” относится к обкатыванию валов, а знак “ – ” – к разкатыванию отверстий; значение угла ϕ в радианах. после подстановки в выражение (21) экспериментальных значений n = 2,3 и m = 0,44 кн/мм2 [4], например для стали 20, при шd = 60 мм получим: 2 23,2 20 22 1 21                 ±+ ϕ = дp p p dd r а в а в r р , (22) где 20р в кн. усилие обкатывания сталей различной твердости определяется произведением: 20 ркр р= , (23) где кр – коэффициент, учитывающий твердость нв обкатываемых сталей (табл. 2). таблица 2 выбор коэффициента усилия кр нв 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 360 380 400 кр 0,8 1,0 1,2 1,5 1,7 1,9 2,20 2,45 2,70 3,00 3,30 3,60 4,00 4,40 5,00 для построения графика зависимости усилия 20р от геометрических величин определим значение диаметра pd и профильного радиуса ролика pr [4], соответствующие фиксированному значению усилия 20р . для случая обкатывания плоскости, когда 2/dд = 0, параметр ω имеет вид: pp pp r d r d 12 12 + =ω . (24) преобразовав относительно pr имеем: ) -(1 2 ) (1 p ω ω+ = d rp . (25) подставив данное значения pr в (22) при 2/dд = 0, получим: )(1 29,2 )](1 1[p 1,15 20 ω+ϕ ω++ω− = а в а в dp . (26) задаваясь различными отношениями в/а, а также находя по графику (рис. 1) соответствующие им значения ω для фиксированных 20р и φ, находим по формулам (25) и (26) размеры pd и pr исходя из этого следует считать для стальных деталей допустимым средний угол вдавливания φ = 5°. при этом по мере вытягивания отпечатков (ω → 1) угол вдавливания в направлении обкатывания φв стремиться до 10°. на рис. 3 приведен график зависимости приведенного усилия от геометрических размеров детали и ролика. в левой части графика построено семейство кривых, представляющих собой зависимость удвоенного приведенного радиуса кривизны (2rпр) в плоскости качения ролика от диаметра ролика и детали (2rпр = 1/(1/ pd ±1 /dд) для обрабатываемых поверхностей разнообразной формы [3]. семейство кривых разделено прямой dд → ∞, которая относится к случаю обработки плоских поверхностей; кривые, расположенные над этой прямой, относятся к обкатыванию валов, под ней – к раскатыванию отверстий. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 78 2,5 3,15 4 5 6,3 8 10 12,5 16 20 25 31,5 40 50 63 80 100 125 160 200 2r , мм пр 3,15 4 5 6,3 8 10 12,5 16 20 25 31,5 40 50 63 80 100 125 160 500 315 250 200 125 100 80 63 50 40 31,5 25 20 16 12,5 10 8 6,3 5 d , мм r , ммр р 0,63 1,0 1,6 2,5 4,0 6,3 b/ а b/ а 0,04 0,063 0,1 0,16 0,25 0,4 16 25 40 63 100 160 250 500 16 25 40 63 100 160 250 500 dд d =10ммд(в) d = =10мм д(о) 0,63 1,0 1,6 2,5 4,0 6,3 10 16 25 40 63 100 160 250 0,250,4 0,631,0 1,6 2,54,06,3 10 16 25 40 63 100160 250 р =0,4кн 20(5) р =0,16 20(2,5) а рис. 3 – зависимость усилия обкатывания от размеров детали и ролика в правой части номограммы кривые линии с использованием уравнений (25) и (26) соответствуют усилиям ( )520р обкатывания роликами при установке роликовых узлов на подшипниках качения [3] и работе со средним углом вдавливания φ = 5°, когда необходимо получить поверхность с параметром шероховатости 0,08 ≤ ra ≤ 0,32 мкм и совместить чистовое и упрочняющее обкатывание. отрезки прямых, расположенные ниже наклонной прямой в/а = 0,25, соответствуют усилиям р20(2,5) обкатывания с средним углом вдавливания φ = 2,5° при чистовом режиме обкатывания. при расчете точек прямоугольных отрезков учтено влияние диаметра детали и этим ликвидирована погрешность, допускающаяся в пределах 10 % при построении номограммы [2]. представленную номограмму (рис. 3) с использованием формулы (23) можно применять при обкатывании сталей других марок с разной твердостью до нв = 400 с учетом значений кр (см. табл. 2). производительность процесса при обкатывании деталей роликами определяется числом проходов, скоростью обкатывания и продольной подачей ролика. как правило, обкатывание заканчивается за один продольный проход ролика. повторные проходы приходится назначать лишь при обработке грубо подготовленных поверхностей. шероховатость обкатанной поверхности практически не зависит от скорости обкатывания, поэтому всегда стремятся работать на высоких скоростях, предельно допускающиеся станком и конструкцией устройства для обкатывания. установка рабочих роликов на надежных подшипниках качения позволяет, работать со скоростями 100 м/мин и больше. ограничение скорости возникает при обкатывании крупных тяжелых валов в связи с недостаточной несущей способностью центров токарных станков. повышение производительности обкатывания в этих случаях может быть достигнуто увеличением подачи ролика. подачу и количество продольных проходов ролика кругового профиля при обкатывании определяют (табл. 3.) в зависимости от его профильного радиуса, ожидаемой и исходной шероховатости поверхности, а также количества роликов в устройстве [2]. как видно из табл. 3, ограничение усилия обкатывания углом вдавливания φ = 2,5° позволяет снизить шероховатость по параметру ra с 10,0 до 1,25; 5,0 – 0,63 и 2,5 – 0,32 мкм. последующее повышение усилия обкатывания в случае применения традиционных устройств, в которых роликовый узел установлен на опорах скольжения, приводит к появлению волнистости на обкатанной поверхности. увеличение профильного радиуса ролика – один из путей повышения производительности обкатывания [4]. однако увеличение радиуса влечет за собой рост рабочего усилия. например, для обкатывания вала диаметром 250 мм, изготовленного из малоуглеродистой стали (140 нв), при диаметре ролика 100 мм с профильным радиусом 20 мм необходимо рабочее усилие 2,2 кн. если радиус ролика увеличить в 2 раза (до 40 мм), усилие растет до 6,3 кн, в 4 раза (80 мм) – 18 кн, в 8 раз (160 мм) – 50 кн. однако величина допустимого усилия как правило ограничивается. на токарных станках средних размеров допускаются радиальные усилия до 25,0 кн и на более больших – до 60,0 кн. недостаточная жесткость детали может внести дополнительные ограничения рабочего усилия. кроме того, реализация больших рабочих усилий нуждается в применении сложных и тяжелых устройств для обкатывания. все это приводит к тому, что увеличение радиуса ролика rp при сохранении последних параметров процесса обкатывания позволяет повышать производительность лишь в очень узких пределах. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 79 таблица 3 подачи s, мм/об при обкатывании стальных деталей роликами кругового профиля при φ = 2,5° необходимая rа, мкм 1,25 0,63 0,16 0,32 исходная ra, мкм профильный радиус ролика rр, мм 10,0 5,0 2,5 5,0 2,5 2,5 1,25 5 0,07 0,15 0,3 0,07 0,15 0,07 0,15 6,3 0,09 0,18 0,36 0,09 0,18 0,09 0,17 1 2 3 4 5 6 7 8 8 0,12 0,23 0,46 0,12 0,23 0,12 0,19 10 0,15 0,29 0,56 0,15 0,29 0,15 0,21 12,5 0,18 0,37 0,64 0,18 0,34 0,18 0,24 16 0,23 0,47 0,72 0,23 0,39 0,23 0,27 20 0,29 0,58 0,80 0,29 0,42 0,29 0,30 25 0,37 0,83 0,88 0,37 0,48 0,35 0,35 32 0,47 0,94 1,00 0,47 0,54 0,39 0,39 40 0,58 1,12 1,12 0,58 0,60 0,43 0,43 50 0,74 1,24 1,24 0,66 0,66 0,48 0,48 63 0,92 1,40 1,40 0,72 0,72 0,54 0,54 80 1,17 1,60 1,60 0,84 0,84 0,60 0,60 100 1,45 1,80 1,80 0,96 0,96 0,66 0,66 125 1,8 2,0 2,0 1,05 1,05 0,75 0,75 160 2,25 2,25 2,25 1,23 1,23 0,85 0,85 200 2,55 2,55 2,55 1,35 1,35 0,95 0,95 250 2,9 2,9 2,9 1,55 1,55 1,1 1,1 320 3,2 3,2 3,2 1,7 1,7 1,2 1,2 400 3,6 3,6 3,6 1,9 1,9 1,4 1,4 500 4,0 4,0 4,0 2,2 2,2 1,55 1,55 630 4,6 4,6 4,6 2,4 2,4 1,7 1,7 дополнительные возможности увеличения степени пластической деформации при малом значении φ, предотвращающем появление волнистости, уменьшение диаметра ролика. диаметр ролика не определяет непосредственно величину продольной подачи при обкатывании, но от него зависит рабочее усилие. ролики еще меньших диаметров можно применять в самоустанавливающейся роликовой головке с помощью устройства [6], цилиндрическая пружина которого регулируется в пределах 17,0 кн. для этого устройства подходят станки типа 1к62. при проходах 1, 4, 8 и 16 раз появляется возможность обкатывать валы диаметром 50 мм, проточенные с подачами 0,26 и 0,43 мм/об. с целью определения влияния рабочего диаметра ролика и усилия обкатывания на шероховатость поверхности, были проведены исследования обкатывания стального вала роликами диаметром 3,2; 5; 8; 12,5; 20; 32 мм с разными рабочими усилиями с последующим замером шероховатости поверхности, соответственно после 1, 2, 4, 8, 16 проходов. считая, что оптимальное рабочее усилие в случае обкатывания валов должно обеспечивать снижение шероховатости поверхности до rа = 0,63 … 1,25 мкм, по данным проведенных исследований построены зависимости погонного усилия обкатывания q (усилие, отнесенное к длине пятна контакта ролика на детали) от рабочего диаметра ролика (рис. 4). на этом графике указаны усилия, позволяющие получить шероховатость поверхности ra = 0,6...1,25 мкм за 1; 2; 4; 8 и 16 приведенных проходов. под приведенным числом проходов понимарис. 4 – зависимость погонного усилия обкатывания от диаметра ролика: а – после одного прохода; б – двух проходов; в – четырех проходов; г – восьми проходов; д – шестнадцати проходов pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 80 ется отношение ширины контакта ролика с деталью к величине продольной подачи ролика. погонное усилие обкатывания изменяется пропорционально приведенной кривизне контакта ролика с деталью в плоскости обкатывания. при обкатывании роликами малого диаметра, когда приведенная кривизна определяется в основном кривизной ролика, погонное усилие пропорционально диаметру ролика. ролики малого диаметра с прямолинейным профилем, закругленным около торцев радиусами 30 50 мм, позволяют применять увеличенные продольные подачи, которые достигают 6 16 мм/об детали. волнистость на обкатанной поверхности отсутствует. для случаев обработки деталей цилиндрическим роликом относительно малого диаметра (dp ≤ dд) средний угол вдавливания можно выразить в радианах, используя соотношение: р в d в = ϕ =ϕ 2 . (27) нагрузка на единицу длины контакта ролика с обрабатываемой поверхностью с учетом (27) будет равняться: вq нм202,0= , (28) где q – измеряется в кн/мм; 0,02 – коэффициент соответствия размерностей q і нм; нм – в единицах твердости по мейеру; dp – в мм; ϕ – в рад (чтобы избежать шелушения от перенаклепа рекомендуется применять ϕ ≤ 5° или 0,0873 рад). погонное усилие обкатывания q, рассчитанное по (28) с учетом (22), удовлетворительно совпадает с данными, приведенными на рис. 3. при установке роликовых узлов на опорах качения, когда при средних углах вдавливания роликов φ, равных пяти градусам, волнистости на обкатываемой поверхности не возникает, а ось отпечатка в направлении подачи растет в 2 раза и больше, подачи обкатывания могут быть увеличениы в 2 раза по отношению к рекомендациям в табл. 3. вывод с целью предотвращения перенаклепа и шелушения обкатываемого металла, введено ограничение усилия обкатывания средним углом вдавливания, который не превышает 5°. экспериментально установлена зависимость погонного усилия от диаметра ролика и количества проходов, при которой будет создаваться шероховатость поверхности валов rа = 0,63 1,25 мкм. литература 1. шнейдер ю.г. чистовая обработка металлов давлением. / шнейдер ю.г. м.: машгиз, 1963. – 272 с. 2. браславский в.м. технология обкатки крупных деталей роликами. / браславский в.м. 2-е изд. – м.: машиностроение, 1975. – 160 с. 3. бутаков б.и. усовершенствование процесса чистового обкатывания деталей роликами // б.и. бутаков. вестник машиностроения. 1984. № 7. с. 50 – 53. 4. бабей ю.и. поверхностное упрочнение металлов. / ю.и. бабей, б.и. бутаков, в.г. сысоев – к.: наукова думка, 1995. – 255 с. 5. хальд а. математическая статистика с техническими приложениями. / хальд а. м.: ил, 1956. – 664 с. 6. пат. 71119 україна, мпк в24в 39/00. пристрій для зміцнюючого та чистового обкатування поверхонь тіл обертання зі стабілізацією робочого зусилля / б. і. бутаков, в. о. артюх; заявник і власник бутаков б. і. – № u201112463; заявл. 24.10.2011; опубл. 10.07.2012, бюл. №13. поступила в редакцію 18.04.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитическое определение режима обработки при обкатывании роликами устройством со стабилизацией рабочего усилия обкатывания проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 81 butakov b.i., artyukh v.a. analytical determination of mode treatment at rolling rollers by device from stabilizing working effort rolling. research on the choice of optimum effort of rolling-off, is it set that value of middle pressure , for torovivid, barreltype and cylindrical rollers, certain at the different middle corners of pressing φ, deviates from hardness on meyer no more than on 7 %. does it allow to accept at a calculation efforts of rolling toroobraznymi, by barrel-type and cylindrical rollers as a condition of similarity constancy of middle corner of pressing φ, and also the optimum corners of pressing are set for the clean and consolidating mode of rolling-off and optimum linear effort of rolling-off from the diameter of roller is experimentally certain which will provide the roughness of surface on the treated detail of ra = 0,63 – 1,25 mkm. keywords: rolling, roller, middle corner of pressing, hardness, stabilizing of effort, resulted curvature, linear effort. references 1. shnejder ju.g. chistovaja obrabotka metallov davleniem. shnejder ju.g. m.: mashgiz, 1963. 272 s. 2. braslavskij v.m. tehnologija obkatki krupnyh detalej rolikami. braslavskij v.m. 2-e izd. m.: mashinostroenie, 1975. 160 s. 3. butakov b.i. usovershenstvovanie processa chistovogo obkatyvanija detalej rolikami. 1984. № 7. s. 50 53. 4. babej ju.i. poverhnostnoe uprochnenie metallov. ju.i. babej, b.i. butakov, v.g. sysoev, k.: naukova dumka, 1995. 255 s. 5. hal'd a. matematicheskaja statistika s tehnicheskimi prilozhenijami. m.: il, 1956. 664 s. 6. pat. 71119 ukraїna, mpk v24v 39/00. pristrіj dlja zmіcnjujuchogo ta chistovogo obkatuvannja poverhon' tіl obertannja zі stabіlіzacієju robochogo zusillja. b. і. butakov, v. o. artjuh; zajavnik і vlasnik butakov b. і. № u201112463; zajavl. 24.10.2011; opubl. 10.07.2012, bjul. №13. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_moravec.doc identification of elastic plastic deformation for different degrees of deformation for forming sheet metal by swivel bending проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 63 moravec j. faculty of mechanical engineering, university of žilina, department of engineering technology identification of elastic plastic deformation for different degrees of deformation for forming sheet metal by swivel bending introduction definition of swivel bending swivel bending system is an example of flexibility when it is necessary to create valuable bent parts. this technology achieves high productivity of production of exact bent parts. (okoličányi, 2009) handling large plates with swivel bending is much easier. there is only needed one type of tool for the huge range of products. plates are formed without damaging the surface and it is also suitable for small as well as large parts. (swivel bending goes ahead, 2010). principle in swivel bending the sheet metal is lying on workbench. locking jaw ensure the plate on the bent line. upper and lower bending jaw tighten bending sheet. the new design of bending arm allows bent of 90° per second and with the automatic setting on the plate thickness is mainly an investment to productivity and flexibility . long part of the bent material remains lying on a desk. because the sheet may not be additionally supported, bending process is especially for large pieces much faster, safer and with higher quality. ensure that there will not be shift of the sheets in bending, sheet metal can be held between the bending jaws with strength to 120 tons. help of the operator in bending is unnecessary. (swivel bending scores, 2006). advantages of swivel bending in exact swivel bending ihe bending arm is bent with an accuracy of 0,1°. flatness of the bent part is secured by flatness of the machine. in the swivel bending user bends with a single tool angles up to 150 °. (swivel bending goes ahead, 2010). the biggest advantage is the rapid change of the bending in small series. it is used by small plumbing operations to industrial applications thickness up to 6 mm with steel plate or sheet up to 4 mm of stainless steel. (swivel bending goes ahead, 2010). application bending closed profiles, decorative aluminium sheets; advertising panels, tool boxes for installation vehicles; casing of air conditioners, furnaces and boilers; medicinal equipment and operation; kitchen and restaurant interiors; partitions, conveyors, metal furniture and doors; escalators, elevators and others. (swivel bending goes ahead, 2010). the design bending equipment principle bending equipment is a simple machine for bending sheet metal. force required to deform (bend) must develop operator. the machine is designed to allow him to bend the sheet with the strength of 420 mpa and thickness of 1 mm to 15 mm length. there is experimental bending equipment after assembly is shown in figure 1. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com identification of elastic plastic deformation for different degrees of deformation for forming sheet metal by swivel bending проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 64 fig. 1 – constructed experimental bending equipment there is need to be done setting of the bending equipment for the plate thickness before bending the sheet. the characteristic mark of the bending equipment is swivel movement of the punch that makes it possible to bend the sheet to different angles with relatively small punch stroke (fig. 2). start of the bending process bending angle 45° bending angle 90° bending angle 120° fig. 2 – various settings of bending angles in the experimental bending equipment experimental part the aim of the experimental tests was to verify the influence of strain on the accuracy and strength of stampings. the samples were made of material 11321with thickness 1,0 mm and bend radius 1,0 mm. there were bend 12 pieces of samples by swivel bending on the experimental bending equipment. based on experiments there were evaluate the effect of the degree of deformation on the accuracy of stampings and thinning effect of material thickness on the strength of stampings. thinning of the wall bending results is depletion of thickness of bent samples at the bending area from the value s to ss. the table 1 below shows the thickness after thinning compared with baseline thickness. the values were measured using a digital meter. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com identification of elastic plastic deformation for different degrees of deformation for forming sheet metal by swivel bending проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 65 table 1 the thinning of the material thickness 1,0 mm sample ss, (mm) hs, (mm) thinning (%) 1 0,973 0,027 2,7 2 0,975 0,03 2,5 3 0,966 0,024 3,4 4 0,973 0,035 2,7 5 0,983 0,017 1,7 6 0,985 0,014 1,5 7 0,99 0,027 1,0 8 0,983 0,037 1,7 9 0,986 0,024 1,4 10 0,976 0,037 2,4 11 0,983 0,027 1,7 12 0,986 0,024 1,4 accuracy of stampings after bending process using an optical protractor measured the following data on springback and calculated strain in the bending. the results from the experimental tests were focused on the influence of degree of deformation on elastic stress remaining in stampings after the bending process. there can draw the following conclusions: for the resulting deformation φ = 0,658 was measured maximum springback 1° 30' (graph 1). graph 1 – the values of springback and strain for the base material thickness = 1,0 mm strength of stampings strength of stampings was determined on the basis of material in bending strength 0σ , which is defined as the maximum bending stress in bending, due to the hardening caused by thinning of the sample in the bend area. for the thickness of 1,0 mm were calculated maximum 0σ : 365,99 mpa for thinning of material thickness 0,973 mm. hardness of stampings the above-mentioned weakening of thickness had results in local reinforcement material bent parts, which was detected by measuring the vickers microhardness (stn 420375). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com identification of elastic plastic deformation for different degrees of deformation for forming sheet metal by swivel bending проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 66 experimentally measured values of vickers hardness on the device hv1/10 innova test 412d were reported in table 2 for a sample thickness of 1,.0 mm. table 2 the microhardness values for the thickness of 1,0 mm sample thickness 1,0 mm number 1 2 3 4 5 6 hardness hv in bending area 172 178 173 174 180 176 hv hardness of the base material 162 161 165 162 162 161 discussion objective was to identify elastic of plastic deformation for different degrees of strain of metal sheet by swivel bending. there were use the literature to analyze the stress strain state in the process of bending and their effect on the final precision of the final stampings. then it was designed and constructed a bending equipment to perform experimental tests needed to determine the impact of the degree of strain. based on experiments there were conduct to evaluate the degree of strain, springback, bending strength and thinning of the material thickness. the specimens were made of sheet metal 11321 with material thickness 1,0 mm and with bend radius 1 mm. there were bend 12 pieces of samples with both methods. accuracy of stampings from the results of experimental tests to influence the degree of elastic deformation on residual stress remaining in stampings after bending process can be evaluated following conclusions: thinning of the thickness of the material: the thickness of the sample s = 1,0 mm were measured following values thinning material thickness ss max: 0,966 → 3,4 % springback of the material: the thickness of the sample s = 1,0 mm were measured following values γ suspension: deformation at φ = 0,658 → γ = 1 ° 30'. it can be concluded that by the swivel bending was achieved smaller springback angles of the material and smaller size of resulting thinning of the strain area of the stamping, it was achieved in some cases greater precision of bent part. strength of stampings strength of stampings was determined on the basis of material strength in bending σo due to hardening caused by thinning of the sample in the bend area. the thickness of the sample s = 1,0 mm were measured following values of bending strength 0σ : for swivel bending: the thinning ss = 0,973 → 0σ = 365,99 mpa it follows that the thinning increased strength of stampings in the bending area. hardness of stampings based on the results observed when measured by vickers microhardness is possible to argue that the bending was established to increase the hardness of the samples: the thickness of the sample s = 1,0 mm were measured microhardness values following: for swivel bending: in bending area: 180 hv basic material: 165 hv based on the results, we can conclude that the hardness was increased in the bending area. the advantage of the bending equipment is the possibility of bending sheet metal into different bending angles. this means that in bending of the part to an angle of 120° for example, it would be needed to replace the classical bending punch. resulting in increased costs to the utility. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com identification of elastic plastic deformation for different degrees of deformation for forming sheet metal by swivel bending проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 67 conclusion following the global trend, and having regard to the specific situation should solve the problem of forming metals in the whole complex forming material, forming tools, forming machines and automation, including management. the work aims to highlight the high bending progression, which is increasingly emerging new technologies and innovative solutions of traditional problems. progressive method of bending the technology is now undoubtedly the swivel bending, which is a great advantage to bend large parts (4 × 3, 7 m), automatic programming, and further advantages are the very structures swivel bender, for example programmable position of the upper jaw, lower jaw robustness, there is the deflection and bending jaw speed is up to 90 ˚ / s. as for the solutions work, the task was to design a bending equipment to produce desired components. they were therefore made technological and constructional calculations, determine the force necessary to bend the shape parts and work. upon completion of the experimental equipment for swivel bending, there were made samples, which are evaluated on the thinning of the sheet thickness, angle of springback of stampings and deformation in the bending area, which resulted in an increase in strength and hardness of the bending area of stampings. literature 1. bača j. bilik, j. (2000): forming technology . bratislava: slovak university of technology, 2000. 235 with. isbn 8022713392nd 2. moravec j. (2011): unconventional methods for forming, edis publishing university of zilina, isbn 978-80-554-0389-2 3. okoličányi, p. fuel bending flexibility without borders [online]. 2009th [cit.28.10.2010]. available at: http://www.techpark.sk/technika-782009/kyvna-ohybacka-flexibilita-bezhranic.html. 4. moravec j. (2003): bending and bending tools. zilina: edis, 93s. isbn 80-8070-040-0. надійшла 25.10.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.techpark.sk/technika-782009/kyvna-ohybacka-flexibilita-bez http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_shevela.doc центробежная биметаллизация цилиндров двухчервячных конических экструдеров проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 6 гладченко а.н.,* шевеля в.в.,** зверлин в.г.* *зао «пластмаш», г. киев, украина, **жешувский политехнический университет, г. жешув, польша центробежная биметаллизация цилиндров двухчервячных конических экструдеров одной из энергосберегающих технологий в строительной индустрии является применение стеклопакетированных металлопластиковых конструкций в проемах зданий. основой таких конструкций являются сложнопрофильные погонажные изделия из светои термостабилизированных композиций на основе поливинилхлорида (пвх), в качестве наполнителя в которых используется высокоабразивный порошок диоксида титана (tio2). предприятия, производящие такие профили, оснащены высокоавтоматизированными технологическими линиями, базовой машиной которых в большинстве случаев является двухчервячный конический экструдер с комплектом формующего и калибрующего инструмента. энергия червяков, вращающихся в неподвижном корпусе, за счет внешнего и внутреннего трения при взаимодействии с поступающим в межвитковое пространство полимером переходит в тепловую. происходит сжатие, плавление и выдавливание расплава через формующую щель экструзионной головки. устанавливаются весьма сложные условия, в которых находятся рабочие органы экструдера – сложнонапряженное состояние, высокие контактные давления, высокая температура, что сопровождается воздействием коррозионной составляющей полимера и абразива наполнителя композиции. при этом рабочие органы экструдера подвергаются комбинации нескольких видов износа. поэтому для обеспечения необходимой точности и стабильности геометрических параметров экструдируемого профиля и его физикохимических характеристик необходимо сохранение геометрических параметров червяков и корпусов экструдеров при их длительной работе. арсенал технологических методов повышения износостойкости червяков экструдеров весьма широк: азотирование, комбинированная обработка, включающая наплавку гребня витка износостойким сплавом и азотирование всего профиля, поверхностная закалка, поверхностное насыщение хромом, карбидом вольфрама и т.п. для двухчервячных конических экструдеров выбор технологии защиты червяка определяется технологией защиты от износа конических отверстий корпуса экструдера, что призвано обеспечить оптимальную трибосовместимость покрытий пары «червяк корпус». обычно корпус (цилиндр) конического экструдера представляет собой массивную цельнометаллическую деталь, в которой выполнены два пересекающихся по образующим конических отверстия со сходящимися осями (рис. 1). рис. 1 – корпус цельного двухчервячного конического экструдера сложность и трудоемкость, а значит и стоимость изготовления такой конструкции определяют, по сути, единственную, экономически оправданную, технологию повышения износостойкости ее рабочих конических поверхностей – азотирование. хотя некоторые фирмы [1, 2] рекламируют и другие технологии – лазерную закалку, впрессованные вставки в наиболее проблемные зоны экструдера, химическое никелирование и другие. заметим, что экструдеры с цилиндрическими рабочими органами в подавляющем большинстве случаев изготавливаются с корпусами, внутренняя поверхность которых наплавлена износостойкими твердыми сплавами центробежным способом (центробежная биметаллизация) с толщиной защитного слоя до 5 мм, что на порядок увеличивает срок службы корпуса при равных (а зачастую и существенно более низких) затратах на его изготовление. поэтому разработка технологии ценpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com центробежная биметаллизация цилиндров двухчервячных конических экструдеров проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 7 тробежной наплавки конических поверхностей корпусов экструдеров является актуальным и перспективным направлением научно-экспериментальных работ. в киевском институте «укрниипластмаш» на основе авторской технологии центробежной индукционной наплавки внутренних цилиндрических поверхностей корпусов экструдеров [3] был проведен комплекс научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ (ниокр), направленных на создание эффективной технологии, позволяющей оснащать двухчервячные конические экструдеры корпусами с наплавленными центробежным способом коническими отверстиями. первым шагом в решении этой задачи была разработка сборной конструкции корпуса с разделением ее функциональных признаков (рис. 2). в собственно корпусе выполнены два цилиндрических отверстия со сходящимися осями, в которые запрессованы фрезерованные по разъему гильзы с наружной цилиндрической и внутренней конической поверхностью. такое решение создавало необходимые технологические предпосылки для центробежной индукционной наплавки гильз. рис. 2 – сборная конструкция цилиндра экструдера: 1 – корпус; 2 – гильзы целью дальнейших работ было изыскание новых технологических «ноу-хау», чтобы, используя технические решения, изложенные в изобретении [3], минимизировать последствия стекания гранул и жидкой фазы наплавляемого сплава в сторону большего диаметра конического отверстия гильзы под действием центробежной силы и вибрации вращающейся заготовки. таким образом, задача состояла в том, чтобы разработать технологию нанесения покрытий на внутреннюю поверхность гильзы с переменным внутренним диаметром, включающую загрузку внутрь изделия гранулированного сплава, его расплавление в режиме непрерывно-последовательного нагрева наружным индуктором при вращении изделия вокруг горизонтальной оси с последующим охлаждением зоны нагрева. для минимизации упомянутых процессов стекания внутрь изделия помещается металлический конический стержень, размеры которого соответствуют окончательным размерам будущего отверстия с учетом усадочных процессов и припусков на механическую обработку. для исключения сварки с жидким металлом стержень покрывается теплоизолирующим антиадгезионным слоем. определяющее значение для обеспечения высокого качества наплавки имеет поддержание постоянства температурного и гравитационного режима в зоне плавления. начальную и конечную скорости вращения детали и перемещения индуктора вдоль детали определяют экспериментально на коротких цилиндрических втулках с контролем температуры на их наружном и внутреннем диаметрах, обеспечивая в дальнейшем поддержание необходимого температурного режима изменением скорости перемещения индуктора. установлено, что ширина зоны нагрева, т.е. ширина кольцевого индуктора, должна быть равна максимальному значению толщины стенки наплавляемой гильзы. наиболее качественные изделия получались, когда при строгом соблюдении температурных, гравитационных и других условий процесс наплавки разделялся на две стадии: спекание гранул сплава без расплавления; повторный нагрев в режиме расплавления с предварительным удалением стержня. схема оснастки для нанесения покрытия способом центробежной индукционной наплавки (биметаллизации) гранулированным износостойким сплавом приведена на рис. 3. работы проводились на модернизированном токарном станке, оснащенном индукционной установкой мощностью 300 квт и частотой 1000 гц. гранулированный сплав – эвтектический чугун с размерами гранул 0,2 … 1,5 мм, температурой плавления 1150 °с, уд. весом 7,6 г/см3, насыпным весом 5,2 г/см3. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com центробежная биметаллизация цилиндров двухчервячных конических экструдеров проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 8 рис. 3 – оснастка для центробежной биметаллизации в сборе: 1 – наплавляемая гильза; 2 – центрирующие шайбы; 3 – индуктор; 4 – спреер; 5 – гранулы наплавляемого сплава; 6 – оптический пирометр; 7 – стержень размеры наплавляемой гильзы: наружный диаметр – 120 мм; длина – 450 мм; диаметры конического отверстия – 50/100 мм; толщина наплавляемого слоя – 4 мм. режимы наплавки: потребляемая мощность – 70 квт; ток генератора – 85 а; частота вращения – от 1530 до 765 об/мин; скорость передвижения индуктора – от 0,025 до 0,07 м/сек. препарирование заготовок и контрольные измерения показали следующее: разнотолщинность наплавленного слоя не превышает 0,3 мм; припуск на механическую обработку в пределах 1,0 мм; твердость слоя hrc 60-64. в результате проведенных ниокр в киевском по «большевик» (з-д «большевик», укрниипластмаш, зао «пластмаш») с участием специалистов нау украины был изготовлен и испытан опытный образец двухчервячного конического экструдера с наплавленными центробежным способом коническими отверстиями корпуса, а также изготовлена установка для наплавки гильз с внутренним диаметром до 200 мм. литература 1. проспект фирмы hans weber mashhinenfabrik gmbh. deutschland. 2010. 2. проспект фирмы m-a-s maschinen-und anlagenban schulz gmbh. austria. 2010. 3. а.с. ссср. su 1557811 a1 29.07.88. извеков в.а., гладченко а.н., зверлин в.г. и др. устройство для получения покрытий на внутренних поверхностях изделий. надійшла 11.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_volinskiy.doc пристрій для електромеханічного зміцнення циліндричних трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 62 волинський б.с., диха м.о. хмельницький національний університет м. хмельницький, україна пристрій для електромеханічного зміцнення циліндричних трибосполучень одною з найважливіших проблем сучасного машинобудування є розробка заходів по підвищенню довговічності машин в умовах жорстких швидкісних і навантажувальних режимів експлуатації. при цьому задача забезпечення об`ємної міцності деталей при нормальних умовах роботи практично вважається вирішеною і на перше місце виходить міцність і зносостійкість поверхневого шару. адже саме контакт поверхонь деталей машин визначає її ресурс в цілому. тому зусилля науковців, інженерів, винахідників зараз у всьому світі сконцентровано навколо питань інженерії поверхні, на це витрачається левова частка всіх іноваційних капіталовкладень. новою тенденцією стала розробка нових комбінованих технологій з використанням механічного та інших високоенергетичних впливів на поверхню деталей. електромеханічне зміцнення (обробка) (емо) засновано на поєднанні термічного й силового впливу на поверхневий шар оброблюваної деталі. сутність цього способу [1] полягає в тому, що в процесі обробки через місце контакту інструмента з виробом проходить струм великої сили й низької напруги, внаслідок чого виступаючі гребінці поверхні піддаються сильному нагріванню, під тиском інструмента деформуються й згладжуються, а поверхневий шар металу зміцнюється. обкатування і розкочування при емо здійснюють, як правило, роликами, що чинять тиск на поверхню оброблюваної деталі. при певному (робочому) зусиллі в зоні контакту деформуючих елементів і деталі інтенсивність напружень перевищує межу текучості, внаслідок чого відбувається пластична деформація мікронерівностей, змінюються фізико-механічні властивості і структура поверхневого шару (наприклад, збільшується мікротвердість або виникають залишкові напруження в поверхневому шарі). об'ємна деформація деталі зазвичай незначна. на рис. 1 представлена характеристика способу електромеханічної обробки по галузям застосування, використовуваним матеріалам, формі оброблюваних деталей та ефективності отримуваних результатів. електромеханічна обробка застосування матеріали форма деталей ефективність вигладжування зміцнення відновлення дискретні структури мастильні профілі сталі чавуни кольорові метали покриття тіла обертання площини гвинтові профілі зубчасті профілі фасонні профілі підвищення зносостійкості зниження шорсткості підвищення мастильної здатності підвищення твердості підвищення втомної міцності рис. 1 − характеристика способу електромеханічної обробки для електромеханічного зміцнення розроблюються спеціальні пристрої, які встановлюють на верстатах з рухами формоутворення, що відповідають геометрії поверхонь деталей машин для фінішної зміцнювальної обробки. автором в роботі [2] розроблений пристрій для електромеханічного зміцнення з робочим інструментом у вигляді дискового ролика. особливістю пристрою є те, що ступиця ролика виконана сферичною у вигляді робочих напівкуль з центром сфери, розташованим у геометричному центрі ролика. робочі напівкулі ступиці ролика спряжені з підп’ятником ковзання і утворюють регульований сферичний шарнір. підп’ятники виконані з можливістю переміщення вздовж осі шарніра. в підшипникових опорах виконані системи каналів для змащування. розглянуті пристрої використовують для обробки концентричних циліндричних деталей. для зміцнення ексцентричних, кулачкових валів необхідні пристрої більш складної конструкції. для таких деталей використання токарного верстату не дозволяє забезпечити незмінність зусиль притискання. в роботах [3-4] для обробки деталей складної форми запропоновано провести модернізацію кругpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com пристрій для електромеханічного зміцнення циліндричних трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 63 лошліфувального верстату шляхом заміни опорного валу шліфувальної бабки на більш довгий для встановлення на ньому пристрою для зміцнення. постійність сил притиснення забезпечується копірувальним механізмом, що задає зміщення осі вала. дослідження способу емо в роботі [5] проводилось за допомогою установки дослідних зразків. згідно методиці дослідний зразок встановлювався і закріплювався в патроні токарного верстата. джерело технологічного струму підключалося до живлячої мережі через регулятор напруги типу рно-250. знижуюча обмотка джерела технологічного струму підключалася через струмозйомний пристрій до патрона і до накатної головки, встановленої в супорті токарного верстата з електричною ізоляцією від останнього. у повзуні накатної головки встановлювались твердосплавні ролики в міднографітових підшипниках. за допомогою гідроциліндра забезпечувались необхідні зусилля притискання ролика до поверхні випробовуваного зразка . рідина для притиснення подавалась гідронасосом. в даній роботі представлена конструктивна реалізація пристрою для комбінованої електромеханічної обробки циліндричних зовнішніх поверхонь з твердосплавним роликом. за прототип конструкції була прийнята інструментальна державка із спіральною пружиною, розроблена в ленінградській лісотехнічній академії і описана в роботі [1]. недоліком базової конструкції є односторонність притискання ковзного струмозйомника до інструментального ролика, що погіршує електричні і механічні характеристики, порівняно із запропонованою нижче симетричною схемою розташування струмозйомних елементів. рис. 2 − будова пристрою для електромеханічного зміцнення пристрій для електромеханічного зміцнення (рис. 2) складається з циліндричного пустотілого корпусу 14 в якому розташований робочий шток 12. шток сполучається з внутрішньою поверхнею корпусу по ковзній посадці з можливістю поздовжнього переміщення. для обмеження ходу штоку служить поздовжній паз на поверхні штоку і два гвинта 15. на задню частину корпусу нагвинчується задня кришка 16. між кришкою 16 і штоком 12 розміщена силова 17 пружина , при стисканні якої шляхом загвинчування кришки 16 створюється робоче навантаження до 200 н. до корпусу пристрою призварена призматична планка 1, яка дозволяє встановлювати пристрій у різцеутримувачі токарного верстату (рис. 3). для електроізоляції пристрою від корпусу верстату на планку 1 одітий текстолітовий кожух 19 з кріпленням гвинтами 20. спереду корпус пристрою закритий кришкою 13. передній кінець штоку 12 має різьбу, на яку нагвинчується вилка 10. у вилці 10 змонтований вузол інструментального ролика 5. ролик 5 виготовлений з твердого сплаву вк15 методом порошкової металургії з фінішною алмазноабразивною обробкою. ролик 5 через бронзову втулку 6 встановлений на двох радіально-упорних підшипниках 4, які в свою чергу запресовані на вісь 8. для електроізоляції інструментального ролика від корпусу пристрою вісь 8 опирається на дві текстолітові втулки 9, розміщені у корпусі вилки 10 і закріплені гвинтами 18. з іншого боку до ролика притиснена бронзова шайба 3. до торцевих поверхонь втулки 6 і шайби 3 щільно прилягають струмозйомники 7, виготовлені з бронзографітового матеріалу. струмозйомники 7 через шину (на рисунку не показана) під`єднані до металевої планки 1 гвинтом 2. а планка під`єднана до одного полюса електричного джерела живлення. другий полюс джерела електричного струму під`єднаний через бронзографітовий струмозйомник до циліндричної заготовки (рис. 3). в процесі обробки ролик притискається із робочим зусиллям до циліндричної заготовки. навантаження створюється поперечним переміщенням каретки супорту верстата, а попереднє навантаження підтисканням задньою кришкою 16 пружини 17. рухи обробки (швидкість обертання і подача) відповідають кінематичними рухами токарного верстату і налагоджуються відповідним чином. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com пристрій для електромеханічного зміцнення циліндричних трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 64 рис. 3 − вигляд процесу обробку емо циліндричної заготовки на базі токарного верстату в процесі обкочування поверхні заготовки через зону контакту ролика із заготовкою проходить електричний струм силою 500 ... 1000 а від джерела живлення. за рахунок цього поверхнева зона піддається швидкісному нагріву-охолодженню, що створює умови для утворення в поверхневому шарі особливої мартенситної структури «білого шару» з підвищеними зносостійкими властивостями. крім того поверхня заготовки зміцнюється і вигладжується від механічного обкочування твердосплавним шліфованим роликом. на рис. 3 показаний зовнішній вигляд процесу електромеханічного зміцнення циліндричної заготовки розробленим і виготовленим пристроєм. висновок проведений аналіз конструктивних особливостей технологічного устаткування для електромеханічної обробки і представлена модифікована конструкція пристрою для зміцнення циліндричних поверхонь деталей машин. література 1. аскинази б.м. упрочнение и восстановление деталей машин электромеханической обработкой. – м.: машиностроение, 1989. − 200 с. 2. патент рф 2383422, мпк b24b39/00 , b21h3/12, инструментальный узел для электромеханической обработки винтовых поверхностей / в.и. жиганов ; заявитель и патентообладатель федеральное государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования "ульяновская государственная сельскохозяйственная академия". – № ru 2383422 , заявл. 07.04.2008 ; опубл. 10.03.2010, : ил. 3. багмутов в. п. электромеханическая обработка: технологические и физические основы, свойства, реализация / в. п. багмутов, с.н. паршев., н.г.дудкина, и.н. захаров // новосибирск: наука, 2003. – 318 с. 4. богданов е.п. о целесообразности упрочнения наплавленных поверхностей / е.п. богданов, д.а. липченко, о.ю. полусмаков // инновационные технологии в обучении и производстве: материалы iii всероссийской конференции, г. камышин, 20-22 апреля 2005г.: в 3 т. – волгоград, 2005. том 2 – с. 15-17. 5. чумаченко в.с. разработка схемы и обоснование рациональных параметров электромеханического устройства упрочнения зеркала гидроцилиндров / в.с. чумаченко // сб. работ к 80 летию института имени м. м. федорова, ниигм им. федорова, донецк, 2009. надійшла 14.10.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_shevelia.doc влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 6 шевеля в.в.,*, ** трытек а.c.,* coкoлaн ю.c.** * жешувская политехника, г. жешув, польша, ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели введение в условиях трения сопряженные металлические поверхности подвергаются интенсивному механическому и тепловому воздействию, способному при определенных условиях вызвать структурные изменения, сопровождающиеся эффективным упрочнением зоны фрикционного контакта по механизмам динамической диффузиoнно-дислокационной перестройки [1]. подобные механизмы упрочнения реализуются, например, при комбинированной термомеханической обработке, предусматривающей пластическую деформацию стали после закалки с последующим отпуском – деформационным старением («марформинг») [2, 3]. при соответствующей степени деформации и определенном режиме термообработки обеспечивается значительное упрочнение стали при сохранении достаточного запаса вязкости и релаксационной способности. в процессе пластической деформации закаленной стали (структурнометастабильного мартенсита) увеличение плотности дислокаций способствует ускорению диффузионных процессов, что приводит к развитию благоприятных микроструктурных преобразований. во-первых, облегчается распад пeресыщенного твердого раствора с выделением в процессе деформирования дисперсных карбидных частиц. во-вторых, облегчается взаимодействие атомов внедрения с дислокациями, что уменьшает подвижность последних и повышает сопротивление пластической деформации. если последеформационный отпуск закаленной стали может сопровождаться существенным дополнительным упрочнением, то вопрос о необходимости проведения отпуска перед деформацией закаленной стали остается дискуссионным. в контексте сказанного приобретает актуальность вопрос о влиянии термообработки (закалки и отпуска) стали на триботехнические параметры с учетом того, что непосредственно в условиях трения материал подвергается динамическому термомеханическому воздействию. при этом одновременно развиваются процессы деформации и старения (динамическое деформационное старение, отпуск под напряжением и т.п.). следует ожидать, что изменяющиеся при этом микромеханические и реологические свойства стали будут влиять на процессы контактного взаимодействия. материалы и методики исследования исследовалась доэвтектоидная углеродистая сталь следующего состава: 0,52 % c; 0,27 % si; 0,72 % mn; 0,055 % cr; 0,018 % mo; 0,068 % ni; 0,13 % cu; 0,017 % al (спектрометр q4 tasman, германия). термообработка: закалка в воду от температуры 850 °с с последующим отпуском (1 час) при температурах: 200, 300, 350, 400, 450, 500, 600, 700 °с. твердость по виккерсу (hv5) измерялась на твердомере zhv10 фирмы zwick/roell (германия). микромеханические и реологические свойства поверхностных слоев оценивались в соотве-тствии с нормой [4] по параметрам кинетических диаграмм непрерывного вдавливания пирамиды берко-вича на многофункциональной установке opx nht/nst фирмы csm instruments (швейцария). исследо-вались двукратные (с повторным нагружением) циклы с регистрацией зависимости глубины внедрения индентора от действующей силы в процессе нагружения (fnmax = 450 мн), выдержки под нагрузкой (30 сек) и последующей разгрузки (рис. 1). скорость нагружения и разгрузки coсоставляла 900 мн/мин. определялись следующие параметры микроиндентации: wpl – работа пластической деформации в цикле; wel – работа упругой деформации в цикле (работа сил упругого последействия, связанного с рела-ксацией энергии, накапливаемой при вдавли-вании); r =[wel/(wpl+wel)]∙100 % – релаксационная способно-сть при разгрузке (упругий возврат); s =dfn/dh = tgα – коэффициент снижения контактной жесткости (снижение силы на этапе разгрузки индентора, приходящееся на единицу измене-ния глубины деформации); рис. 1 – схема кинетической диаграммы вдавливания индентора pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 7 p = [(hmax – h1)/h1]∙100 % – показатель микроползучести; e – модуль упругости при вдавливании. вязкопрочностные свойства и акустико-эмиссионная активность материалов при сканировании поверхности алмазным индентором роквелла (скрэч-метод) изучались на трибосклерометре revetest rst фирмы csm instruments (швейцария). триботехнические испытания при трении скольжения без смазки проводились на машине трения tribometer (tht) фирмы csm instruments (швейцария) по схеме «вращающийся диск – закрепленный шар». из исследуемой стали изготавливались дискообразные образцы диаметром 30 мм и толщиной 5 мм. после термообрабoтки pабочие поверхности образцов шлифовались и полировались до показателя шероховатости ra = 0,16 мкм. материал контртела (шарика) – сталь шх15 (hv5 = 1050). в процессе записи изменений силы и коэффициента трения автоматически определялись их максимальные и средние значения. износ образца – диска (δm) измерялся весовым методом на электронных весах с точностью до 10-4 г. износ шарика оценивался по диаметру пятна износа (d). общий линейный износ пары трения характеризовала величина сближения трибоэлементов (pd). указанные показатели соответствовали определенной нормальной нагрузке (fn), скорости скольжения (v) и пути трения (l). результаты исследований и их обсуждение на первом этапе образцы из термообработанной стали исследовались методом непрерывного вдавливания индентора (микроиндентация). на рис. 2 приведены двуцикловые кинетические диаграммы нагружения исследуемой стали в состояниях закалки и отпуска при различных температурах. рис. 2 – диаграммы непрерывного вдавливания индентора берковича (сталь 50): 1 – закалка; 2 6 – отпуск, соответственно при: 200, 350, 400, 450, 600°с; 7 – исходное состояние кинетика внедрения и разгрузки индентора отражает особенности микродеформации, упругие свойства и характеризует способность к обратимости деформации при повторном нагружении [5]. на основании этих диаграмм получены значения ряда микромеханических показателей, характеризующих сопротивление пластической деформации и упруговязкие свойства стали после термообработки (рис. 3 6). видно, что с повышением температуры отпуска монотонно уменьшаются твердость (hv5), работа упругой деформации в цикле (wel) и величина упругого возврата (r). одновременно повышаются работа пластической деформации в цикле (wрl) и показатель снижения жесткости контакта (s). характерно, что работа упругой деформации (wel) в обоих циклах сохраняется практически одинаковой (рис. 4). поэтому из-за большей доли пластической составляющей в первом цикле по сравнению со вторым (рис. 3) второй цикл нагружения характеризуется более значительным упругим последействием r2 (рис.5). обращает на себя внимание резкое изменение величин wel, s и r в районе температуры отпуска 400 450 °с (рис. 4, 5). в отличие от вышерассмотренных показателей модуль упругости (е) и параметр микроползучести (р) с ростом температуры отпуска изменяются немонотонно (рис. 6): в диапазоне температур отпуска 200 300 °с модуль упругости (е) приобретает максимальное значение, а показатель микроползучести (р), наоборот, имеет минимальную величину. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 8 рис. 3 – влияние закалки и температуры отпуска стали на твердость (hv5) и работу пластической деформации в первом (wpl1) и во втором (wpl2) циклах вдавливания индентора рис. 4 – влияние закалки и температуры отпуска стали на покзатель снижения жесткости контакта (s) и работу упругой деформации в первом (wеl1) и во втором (wеl2) циклах вдавливания индентора рис. 5 – влияние закалки и температуры отпуска стали на упругий возврат (релаксационную способность) в первом (r1) и во втором (r2) циклах рис. 6 – влияние термообработки стали на модуль упругости при вдавливании (e) и микроползучесть в первом (p1) и во втором (p2) циклах характер изменения изучаемых величин в зависимости от температуры отпуска при термообработке стали связан с соответствующими структурными превращениями и определяется наложением ряда факторов [6]. например, снижение твердости вызывается уменьшением тетрагональности решетки мартенсита и степени его фазового наклепа, укрупнением карбидных частиц. наоборот, выделение высокодисперсных кристаллов карбидов и распад остаточного аустенита вызывают повышение твердости. при отпуске закаленной стали при температурах до 200 °с протекает первое фазовое превращение, когда из мартенсита выделяется мелкодисперсный метастабильный ε-карбид. происходящее при этом обеднение твердого раствора углеродом уменьшает тетрагональность мартенсита. процесс протекает неравномерно по объему, что приводит к концентрационной неоднородности твердого раствора. в диапазоне температур отпуска 200 300 °с на фоне продолжающегося распада мартенсита распадается остаточный аустенит и начинается карбидное превращение: ε-карбид→цементит (второе превращение при отпуске). концентрационная неоднородность твердого раствора исчезает. образуется смесь низкоуглеродистого мартенсита и высокодисперсных карбидов (отпущенный мартенсит). во время отпуска при 300 400 °с протекает так называемое третье превращение, когда из мартенсита выделяется почти весь пересыщающий углерод в виде стабильного карбида-цементита, тетрагональность структуры устраняется. мартенсит переходит в пластинчатый феррит и образуется ферритоцементитная высокодисперсная смесь (троостит отпуска). после отпуска при более высоких температурах (> 400 °с) структурные изменения в стали не связаны с фазовыми превращениями. происходит коагуляция и последующая сфероидизация цементита, пластинчатый феррит превращается в зернистый, снимается фазовый наклеп. отпуск при 500 600 °с формирует структуру сорбита отпуска, а при температуре 700 °с образуется грубая ферритоцементитная смесь – зернистый перлит. на рис. 7, 8 приведены результаты скрэч-анализа влияния термообработки на склерометрические показатели сканирования изучаемых поверхностей алмазным индентором. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 9 а б в г д e рис. 7 –сопоставление склерометрических показателей термообработанной стали (fn=5н, vs=10мм/мин): а – закалка; б – e– отпуск соответственно при температурах: 200, 350, 400, 450, 600 °с; (fn – нормальная сила; μsc – коэффициент трения; ft – сила трения; аe – акустическая эмиссия) структуры закалки и мартенсита отпуска (тотп = 200 300 °с) при относительно малой глубине внедрения индентора и низком коэффициенте трения (μsc) проявляют максимальную акустикоэмиссионную активность (аe). в то же время структуры высокого отпуска (тотп ≥ 450 °с) при выбранных параметрах сканирования показали отсутствие акустической эмиссии. известно [7], что интенсивность акустической эмиссии при механическом нагружении отражает динамику локальной перестройки структуры металла с релаксацией микронапряжений. мартенситная структура склонна к такой перестройке при деформации вследствие двойникования, изменения энергетического состояния дислокаций, разблокировки закрепленных и возникновения новых легкоподвижных дислокаций, что и проявляется в повышенной релаксационной способности. в высокоотпущенной стали (тотп ≥ 450 °с) из-за более глубокого пропахивания поверхности образца индентором и большей пластической деформации движение дислокаций блокируется большим числом барьеров и подавляется работа источников свободных дислокаций. вследствие этого акустическая эмиссия стремится к нулю, т.к. ее интенсивность при микроперестройке зависит прежде всего от подвижности и длины свободного пробега дислокаций [8]. низкий коэффициент трения (μsc), отвечающий закалке и температурам отпуска 200 – 300 °с (рис. 8), соответствует повышенной упругости стали (рис. 6). рис. 9 11 иллюстрируют влияние закалки и температуры отпуска стали (диска) на трибологические показатели изучаемой пары трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 10 рис. 8 – влияние температуры отпуска стали на склерометрические показатели (fn = 5 н, vs = 10 мм/мин): μsc – коэффициент трения; аэ – акустическая эмиссия рис. 9 – влияние температуры отпуска на весовой износ диска (δm), диаметр пятна износа контртела (d) и линейное сближение пары трения (pd) (fn = 5 н, v = 0,2 м/сек, l = 103 м) а б в г рис. 10 – зависимость силы (ft) и коэффициента трения (μ) от пути трения (fn = 5 н; v = 0,2 м/сек): а – закалка; б – отпуск 200 °с; в – отпуск 400 °с; г – отпуск 600 °с износостойкость термообработанной стали (дискa) повышается с ростом твердости (рис. 3, 9). при этом закалка, увеличивающая твердость стали в 3 раза, повышает ее износостойкость в 8 раз. это связано как со спецификой исходных структур закалки (мартенсит закалки, мартенсит отпуска), так и с особенностями их поведения при динамическом нагружении в условиях трения, приводящим к дополнительному упрочнению материала с улучшением реологических (релаксационных) показателей. такие изменения влияют на изнашивающую способность стали, что и проявляется на характере изменения диаметра пятна контакта шарика (d) и общего линейного сближения элементов пары трения (pd) (рис. 9). из сопоставления рис. 9 и рис. 6 виден идентичный характер изменения упругих свойств термообработанного диска (е, р) и его изнашива-ющей способности. наблюдается аналогичное изменение и коэффициента трения с максимумом в районе температур отпуска 200 300 °с (рис. 10, 11). согласно [2], уменьшение твердости стали (с ростом температуры отпуска) должно привoдить к одновременному увеличению как деформaционной составляющей силы трения (вследствие увеличения глубины внедрения неровностей), так и адгезион-ной составляющей (из-за увеличения площади фактического контакта). однако, согласно рис. 11, рoст коэффициента трения наблюдается только до температур отпуска 200 300 oc, после чего он монотонно снижается. это связано с тем, что для исследованных полированных поверхностей трения деформационная составляющая пренебрежимо мала. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 11 рис. 11 – зависимость максимального (1) и среднего (2) коэффициента трения от температуры отпуска: fn = 5 н; v = 0,2 м/сек; l = 1000 м ведущую роль играют адгезионные явления, и адгезионная (молекулярная) составляющая коэффициента трения изменяется в соответствии с изменением упругости контакта. именно рост упругих свойств стали (рис. 6, 8), отпущеной при температурах 200 300 °с, объясняет характер изменения изнашивающей способности, площади контакта и коэффициента трения с максимумами, отвечающими указанному температурному диапазону (рис. 9, 11). при этом следует учитывать, что рабочие поверхности образцов после закалки и низкотемпературного отпуска (200 300 °с), по-видимому, приобретают дополнительную упругость вследствие динамического деформационного старения, как на этапе подготовки рабочих поверхностей (шлифование+полирование), так и непосредственно в процессе последующих испытаний на трение. из рис. 9, 11 следует, что низкотемпературный отпуск стали (до 250 °с) и отпуск при более высоких температурах по разному влияют на трибологические показатели изучаемого сопряжения. это связано не только с различием исходной структуры стали, приобретаемой в результате термообработки, но и с различием механизмов субструктурной перестройки при механотермическом воздействии, которому подвержены контактирующие поверхности при трении. в таких условиях сталь может претерпевать динамическое деформационное старение (ддс), которое, как правило, упрочняет материал более эффективно, чем холодная деформация или обычное деформационное старение [9]. это обусловлено высокой эффективностью образования атмосфер и сегрегаций из атомов внедрения (c + n) на размножающихся дислокациях за счет роста диффузионной подвижности дефектов кристаллической решетки. оптимальным условием упрочнения является соизмеримость скорости движения дислокаций и скорости диффузии атомов внедрения при динамическом нагружении. эффективность ддс зависит от микроструктуры стали, скорости трения и температуры [1, 9]. так, после среднеи высокотемпературного отпуска углеродистой стали формируется двухфазная структура (феррит + карбиды), и в результате ддс упрочняется феррит. сталь в состоянии закалки (мартенсит) вследствие фазового наклепа характеризуется структурной метастабильностью, концентрационной неоднородностью и повышенными локальными напряжениями. в условиях механо-термического воздействия при трении в мартенсите, кроме ддс, развиваются процессы отпуска под напряжением, или динамического старения (дс), способствующие росту эффективности упрочнения [3, 9]. при динамическом старении мартенсита ускоряется его распад с образованием высокодисперсных карбидных частиц (подобно первому превращению при отпуске стали). образование в пересыщенном твердом растворе зародышей карбидной фазы облегчается благодаря формирующимся на дислокациях атмосферам и сегрегациям атомов внедрения (c + n), которые приобретают высокую диффузионную подвижность вследствие роста плотности дислокаций. c одной стороны, блокировка дислокаций атмосферами атомов примесей и карбидными выделениями вызывает упрочнение, а с другой – развитие «восходящей» диффузии атомов углерода и азота к дислокациям (диффузионная релаксация), а также процесс образования зародышей новой фазы вызывает релаксацию пиковых напряжений со снижением тетрагональности решетки непосредственно в процессе трения. для деформационного упрочнения при трении закаленной или низкоотпущенной стали определяющее значение имеют именно процессы ддс и дс, а такие факторы, как двойникование, измельчение кристаллов мартенсита, увеличение угла разориентировки фрагментов и т.п., не имеют решающего значения. таким образом, влияние дисперсных карбидов на свойства стали имеет двойственный характер [2]. с одной стороны, выделение карбидов на дислокационной сетке из-за барьерного действия вызывает дополнительное упрочнение. с другой стороны, гетерогенизация системы с диспергированными карбидными частицами благоприятно влияет на микропластическую релаксацию напряжений внутри зерен, т.к. карбиды могут генерировать свежие дислокации. кроме того, при выделении карбидной фазы из пресыщенного твердого раствора уменьшается концентрация углерода, что приводит к снижению степени блоpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние микромеханических и реологических свойств термообработанной стали на трибологические показатели проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 12 кировки дислокаций и повышению микропластичности матрицы, облегчая релаксацию пиковых напряжений при динамическом нагружении в условиях трения. рассмотренные выше факторы, формирующие благоприятный комплекс вязкоупругих (релаксационных) и прочностных свойств деформированного мартенсита, обеспечивают высокую износостойкость и низкую изнашивающую способность стали в состоянии закалки. с точки зрения изнашивающей способности при трении без смазки (износ контртела) отпуск закаленной стали при температурах 250300°с неблагоприятен потому, что выделившиеся при этих температурах частицы ε-карбида и цементита способствуют интенсификации дальнейшего процесса динамического старения при трении, приводящего к дополнительной эффективной блокировке высокодисперсными карбидами активных систем скольжения, росту упругости и релаксационной стойкости. выводы 1. высокая износостойкость и низкая изнашивающая способность стали после закалки, а также после закалки и низкого отпуска (менее 200 °с) обусловлены благоприятным сочетанием твердости, микропластичности и релаксационной способности. 2. при трении структур, содержащих мартенсит, происходит дополнительное упрочнение, не связанное с простым наклепом, а вызываемое динамическим деформационным старением и динамическим отпуском под напряжением, которым сопутствуют релаксационные процессы. 3. упрочнение стали после закалки и отпуска при температурах вблизи 300 °с сопровождается снижением микропластичности, ростом упругости и релаксационной стойкости. это инициирует развитие в контакте адгезионных процессов и схватывания, что приводит к росту коэффициента трения и изнашивающей способности стали. 4. интенсивность изнашивания стали, термообработанной на различную твердость, в целом не коррелирует с изменением коэффициента трения. согласованный рост износа сопряжения и коэффициента трения имеет место только до температур отпуска менее 300 °с. для более высоких температур отпуска росту износа стали сопутствует снижение коэффициента трения. 5. изменение коэффициента трения в исследованном сопряжении коррелирует с изнашивающей способностью стали, которая, в свою очередь, тесно связана с изменением характеристик упругости и релаксационной стойкости, принимающих максимальные значения при температурах отпуска 200 300 °с. литература 1. шевеля в.в. структурно-реологические механизмы снижения динамической напряженности и деформационного упрочнения фрикционного контакта // в.в. шевеля, а. трытек, в.п. олександренко и др. // проблеми трибології. – 2010. – № 1. – с. 6-16. 2. васильева а.г. деформационное упрочнение конструкционных закаленных сталей. – м.: машиностроение, 1981. – 231 с. 3. пастухова ж.п., рахштадт а.г., каплун ю.а. динамическое старенне сплавов. – м.: металлургия, 1985. – 222 с. 4. pn-en iso 14577-1:2005. instrumentalna próba wciskania wgłębnika do określania twardości i innych własności materiałów. część 1: metoda badania. 5. булычев с.и., алехин в.п. испытание материалов непрерывным вдавливанием индентора. – м.: машиностроение, 1990. – 224 с. 6. курдюмов г.в., утевский л.м., энтин р.и. превращения в железе и стали. – м.: наука, 1973. – 238 с. 7. грешников в.а., дробот ю.б. акустическая эмиссия. – м.: изд.стандартов, 1976. – 272 с. 8. новиков н.в., вайнберг в.е. о физической природе акустической эмиссии при деформировании металлических материалов // проблемы прочности. – 1977. – № 12. – с. 65-69. 9. бабич в.г., гуль ю.п., долженков и.е. деформационное старение стали. – м.: металлургия, 1972. – 320 с. в исследованиях использовано оборудование, закупленное согласно проекту № popw.01.03.00-18012/09 в рамках программы развития восточной польши, финансируемой европейским союзом из средств европейского фонда регионального развития, а также согласно проекту „строительство, развитие и модернизация научно-исследовательской базы жешувской политехники” в рамках регионалной оперативной программы подкарпатского воеводcтва на 2007-2013 г.г. w badaniach wykorzystano aparaturę zakupioną w projekcie nr popw.01.03.00-18-012/09 z funduszy strukturalnych w ramach programu operacyjnego rozwój polski wschodniej współfinansowanego przez unię europejską ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego oraz w ramach projektu „budowa, rozbudowa i modernizacja bazy naukowo-badawczej politechniki rzeszowskiej” w ramach regionalnego programu operacyjnego województwa podkarpackiego na lata 2007 – 2013. надійшла 13.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_pisarenko.doc аналіз напружено деформованого і теплового стану трибосистеми "ствол патрон" проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 114 писаренко в.г., кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна аналіз напружено деформованого і теплового стану трибосистеми "ствол патрон" вступ одним із головних критеріїв граничного стану спортивної і снайперської зброї є погіршення точності, що оцінюється ступенем групування точок попадання. переважаючим фактором, що визначає погіршення точності стрілецької зброї і відповідно його ресурс, є величина, інтенсивність і характер зношування каналу ствола, як в діаметральному, так і осьовому напрямках. у цьому випадку, під ресурсом стрілецької зброї розуміється кількість пострілів для досягнення стволм критерію граничного стану. дослідження процесів зношування в каналах ствола вогнепальної зброї таких вчених як чернов д.к., благонравов а.а., слухоцький в.є., дроздов н.ф., чуєв ю.в., шипунов а.г. і багато інших, були присвячені в основному артилерійським стволам і стволам автоматичної зброї, що стріляє чергами [1, 2]. проблема підвищення ресурсу стрілецької зброї є важким комплексним завданням і не може бути вирішеним без ґрунтовного дослідження факторів, які впливають на ресурс ствола, і їх взаємозв’язку з геометричними параметрами системи "ствол патрон". ствол стрілецької зброї належить до трибосистеми, що працює в особливо важких умовах. вони схильні до динамічного впливу високих тисків, температур і механічній дії кулі, що рухається з натягом в каналі ствола в умовах високошвидкісного тертя. до особливостей системи "ствол патрон" спортивної і снайперської зброї варто зарахувати і те, що система працює в умовах поодинокої стрільби. під факторами, що впливають на перебіг процесів зношування, розуміють змінні в часі і по довжині каналу ствола характеристики процесів, що діють на приповерхневий шар каналу ствола і, що відбуваються в ньому в період пострілу, під час горіння пороху і ковзанні кулі по нарізам. виходячи з фундаментальності фізичних законів, які лягли в основу термокінетичної теорії руйнування, логічно припустити, що процеси накопичення трибопошкоджень, що відбуваються під час механічного впливу кулі, яка рухається з натягом в каналі ствола, будуть підпорядковуватися основним закономірностям цієї теорії. такий підхід робить можливим дослідження в очевидному вигляді спільного впливу на руйнування напруженого стану і температурних ефектів, які є переважаючими факторами, що визначають процеси накопичення трибопошкоджень в умовах високих швидкостей ковзання і динамічного навантаження. розрахункова модель для оцінки напружено деформованого стану, що виникає в той час, коли куля рухається в каналі ствола нарізної зброї, використано модуль explict dynamics з вирішувачем autodyn, добре апробованого пакету чисельного динамічного аналізу ansys. розрахункова схема системи "ствол куля" зображена на рис. 1. на поверхню в ствола нанесені обмеження на пересування по трьох координатних осях. по нормалі до поверхні а кулі прикладено тиск, який змінюється за часом в залежності від закономірності, що аналогічна закономірності тиску порохових газів на кулю. рис. 1 – розрахункова схема рис. 2 – кінцево елементна розрахункова модель для роздільної оцінки ступеню впливу кожного з факторів розрахункова модель будувалась без урахування тиску порохових газів на стінки ствола. в моделі розглядався лише напружено-деформований стан, який виникає під час руху кулі по каналу ствола під дією тиску порохових газів на кулю. крива "тиск порохових газів час" взята з незв’язаного всередині балістичного розрахунку. геометрична модель зображена у вигляді 30000 кінцевих елементів динамічного аналізу. переріз pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз напружено деформованого і теплового стану трибосистеми "ствол патрон" проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 115 кінцево елементної моделі в осьовому напрямку зображено на рис. 2. для врахування особливостей процесів, що відбуваються в умовах високошвидкісного тертя, в розрахунковій моделі до уваги бралась зміна коефіцієнта тертя, як функції швидкості ковзання. як модель тертя взято узагальнену модель кулона амонтона з урахуванням ефекту штрибека, яка враховує зміни коефіцієнта тертя від поточної швидкості ковзання. адекватність розрахункової моделі оцінювалась за результатами контрольних випробувань, визначення швидкості вильоту кулі з каналу ствола. за даними контрольних випробувань, середнє значення початкової швидкості кулі на вильоті з каналу ствола склало 305 м/с. розрахункові значення, отримані з вище наведеної моделі – 302 м/с. похибка в розрахунковому і експериментальному значеннях швидкостей склала 1 %. виходячи з вище сказаного, можна вважати, що розрахункова модель гарно описує реальний об’єкт. чисельний аналіз напружено-деформованого стану вузла на рис. 3 зображено результати чисельного моделювання напружено деформованого стану під час руху кулі в каналі ствола нарізної зброї. рис. 3 – еволюція розподілу еквівалентних напружень (за мізесом) під час руху кулі по каналу ствола в момент часу 3,48 × 10-4с аналіз різноманітних характеристик поля напруження дозволяє оцінити ступінь їх впливу на процеси накопичення трибопошкоджень, виявити характеристики чи їхні комбінації, які корелюють найбільш суттєвим чином з процесами руйнування і побудувати адекватну модель накопичення трибопошкоджень та зносу. рис. 4 – максимальні дотичні напруження в площині xy під час руху кулі по каналу ствола аналіз результатів розрахунку напружено деформованого стану під часу руху кулі по каналу ствола, добре узгоджується з результатами експериментальних даних, отриманими в роботі [3], де звертається увага на мозаїчну картину напружень в приповерхневому шарі ствола. варто відзначити, що першопричиною утворення мозаїчного характеру розподілу напружень поверхневого шару каналу ствола є динамічний характер взаємодії кулі з стволм, а не часткове оплавлення і перенесення матеріалу оболонки кулі на різні ділянки поверхні каналу ствола і внаслідок цього зміни коефіцієнта тертя, як передбачали автори [3]. поява "оміднених" ділянок поверхні ствола після пострілу є наслідком мозаїчної картини розподілу напружень і деформацій ствола. характер розподілу еквівалентних пластичних деформацій показує, що максимальні пластичні деформації в каналі ствола виникають в період врізання кулі внаслідок суттєвих дотичних напружень, що виникають за рахунок супротиву повороту кулі в процесі врізання і під час виходу кулі з каналу ствола, внаслідок високих швидкостей поступального і обертального руху. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз напружено деформованого і теплового стану трибосистеми "ствол патрон" проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 116 під час виходу кулі з каналу ствола центробіжні сили викликають суттєві тангенціальні напруження в оболонці. найбільш суттєвим пластичним деформаціям піддаються грані бойових нарізів ствола, що в значній мірі визначають величину зносу ствола і його ресурсу. загальний аналіз напружено деформованого стану показує, що максимальні еквівалентні напруження, дотичні максимальні деформації і т. д. виникають в зонах взаємодії кулі і граней бойових нарізів ствола. по мірі руху кулі – нарізи ствола зазнають знакозмінних навантажень стиснення – розтягу, що сприяє втомному утворенню тріщин. пластичному деформуванню найбільш піддаються бокові грані нарізів. в цих місцях також можна зазначити і найбільш високі значення загальних пружно пластичних деформацій. по всій довжині ствола, у міру переміщення кулі, спостерігається поява знакозмінних нормальних і дотичних напружень, найбільша інтенсивність яких зосереджена в місцях нарізів. аналіз впливу температури на процеси накопичення пошкоджень одним із важливих факторів, що впливають на перебіг процесів накопичення трибопошкоджень на поверхні каналу ствола, є температурний вплив. внаслідок термічного удару, який виникає в процесі загоряння пороху, в середині ствола виникають суттєві теплові напруження, що призводять до процесів інтенсивного утворення тріщин на поверхні каналу ствола. під час вивчення теплових процесів, які швидко протікають, і їхнього впливу на напружено деформований стан ствола доцільно розглянути два періоди часу. умови теплообміну після одного пострілу такі, що швидкість зміни температури досить велика і під час дослідження теплових напружень в тілах варто враховувати динамічні ефекти за швидкого теплового розширення. в процесі теплового удару різка зміна температури тіла відбувається лише у досить тонкому приповерхневому шарі, що прилягає до внутрішньої поверхні. приповерхневий шар нагрівається до високої температури і прагне стати довшим і ширшим. проте шари, що знаходять навколо, не нагріті шари металу не дають йому можливості це зробити, внаслідок чого в цьому шарі виникають температурні напруження. у цей час, в початковий період часу, сумарні абсолютні деформації досягають значень 0,06 мм, відносні термічні деформації (рис. 5) – 0,65 %. сумарні еквівалентні деформації в початковий період часу досягають значень 1 %. у результаті вказаних деформаційних процесів на внутрішній поверхні каналу ствола виникають суттєві як нормальні, так і дотичні напруження. максимальні еквівалентні напруження за мізесом складають 1800 мпа. розрахунки показують, що рахунок розширення нагрітого приповерхневого шару в початковий період часу на внутрішній поверхні закульного простору каналу ствола виникають напруження стискування, що добре узгоджується з результатами досліджень інших авторів [5]. аналіз результатів розрахунків впливу температурної дії на напружено деформований стан каналу ствола до періоду часу, що передує моменту залишення кулею каналу ствола показує, що тепловий удар викликає коливальні деформаційні процеси (рис. 6). рис. 6 – залежність повної максимальної деформації ствола від часу повна абсолютна деформація ствола досягає значень 0,1 мм на початку пострілу і згасає до 0,08 мм в період, що передує виходу кулі з каналу ствола. аналіз результатів розрахунків показує, що головною складовою, яка вносить вклад в коливальні деформаційні процеси, які виникають в середині ствола від температурної дії, є осьові деформації вздовж його осі. у цей час переважають деформації розтягнення (рис. 7). рис. 5 – відносні термічні деформації ствола в момент часу 7 × 10-5 с pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз напружено деформованого і теплового стану трибосистеми "ствол патрон" проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 117 рис. 7 – залежність абсолютних деформацій ствола від часу вище згадані деформаційні процеси, що виникають в середині ствола внаслідок термічного удару, визначають напружено деформований стан ствола. аналіз еквівалентних напружень (за мізесом) в момент часу, що передує залишенню кулею каналу ствола, показує, що максимальні напруження у цей момент менше від напружень в момент врізання кулі в нарізи і складає 1400 мпа у порівнянні з 1800 мпа, що пояснюється зменшенням температури порохових газів. мозаїчний характер деформацій зберігається, при цьому найбільш навантаженими елементами ствола є грані нарізів. узагальнення результатів розрахункового аналізу впливу температури на процеси, що відбуваються в середині ствола стрілецької зброї під час одного пострілу, показує, що внаслідок теплового удару у внутрішньому при поверхневому шарі відбуваються інтенсивні деформаційні процеси. швидкісне нагрівання внутрішнього приповерхневого шару до високих температур, внаслідок загорання пороху, супроводжується великими термічними деформаціями як в осьовому, так і в радіальному напрямках. не нагріті шари, що знаходяться навколо, перешкоджають деформаційним процесам, в результаті чого виникають великі температурні напруження. при цьому в при поверхневому шарі переважають напруження стискання. що узгоджується з результатами досліджень інших авторів [5]. література 1. благонравов а.а. основы проектирования автоматического оружия / а.а. благонравов. – м.: оборонгиз, 1940. – 484 с. 2. кириллов в.м. основания устройства и проектирования стрелкового оружия / в.м. кириллов. – пенза.: пваиу, 1963. – 342 с. 3. зеленко в.к. взаимосвязь износа каналов стволов снайперского вооружения с конструкцией пули / в.к. зеленко, в.м. королев, ю.н. дроздов // проблемы машиностроения и надежности машин. – 2010, №3. – с. 83-87. 4. дроздов ю.н. трение и износ в экстремальных условиях. / ю.н. дроздов, в.г. павлов, в.н. пучков. – м.: машиностроение, 1986. – 223 с. 5. дроздов ю. н. прикладная трибология (трение, износ, смазка) / ю. н. дроздов, е. г. юдин, а. и. белов. – м.: эко-пресс, 2010. – 604 с. 6. montgomery r. s. friction and wear at high sliding speeds // wear. – 1976. – t. 36. – p. 275-298. 7. lim j. cambridge university internal report / michael f. ashby // cued, c.–mat. – 1986. – t.123. надійшла 8.11.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_chernec.doc дослідження впливу параметрів інтервально блочної схеми трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника ковзання … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 23 чернець м.в.,*, ** жидик в.б.,* чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net дослідження впливу параметрів інтервально блочної схеми трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника ковзання з малою овальністю вала удк 539.538: 539.3 досліджено вплив величини інтервалу дискретизації контуру вала з малою технологічною овальністю та циклів трибоконтактної взаємодії при сталих умовах у підшипнику ковзання. встановлено, що збільшення величини інтервалу дискретизації контуру втричі призводить до прямо пропорційного зменшення часу обчислень та до певного зниження довговічності роботи підшипника. також пропорційно зростанню розміру блоку зменшується час обчислень та приблизно на 0,0001 % від розміру блока знижується розрахункова довговічність. виявлено, що овальність вала призводить до підвищення довговічності підшипника до 21 %. ключові слова: підшипник ковзання, узагальнена кумуляційна модель зношування, довговічність, інтервально блочна трибоконтактна взаємодія вступ розв’язок трибоконтактної задачі для підшипника ковзання з технологічною некруглістю контурів його спряжених деталей за кумуляційною [1, 2] чи узагальненою кумуляційною моделлю зношування [3, 4] є складним як у математичному плані, так і у чисельній реалізації. наявність технологічної некруглості вала, що неминуче виникає при виготовленні, змушує розглядати його контактну і трибоконтактну взаємодію з втулкою на певних вибраних інтервалах зі сталими умовами контакту. тобто протягом одного оберту вала досліджуються j його окремих взаємодій з втулкою. від числа цих інтервалів взаємодій залежатиме тривалість чисельного розв’язку задачі та його точність. чим меншим буде інтервал дискретизації контуру 2l вала, що характеризується кутом повороту 2α∆ , тим точнішим буде розв’язок по визначенню параметрів взаємодії, але, відповідно, і тривалішим. якщо прийняти 2 =α∆ 1°, то при 10 6 обертів вала до досягнення допустимого зношування втулки слід провести розв’язок 360·106 окремих складних трибоконтактних задач зі зміною умов контакту на кожному інтервалі внаслідок зношування та кумуляцією його результатів. тому доцільно збільшити інтервал дискретизації контуру, прийнявши 2 =α∆ 5°, 10°, 15°, що, відповідно, призведе до пропорційного зменшення часу обчислень. однак, як встановлено у результаті числового експерименту [4], тривалість обчислень залишається значною. тому з метою інтенсифікації чисельного розв’язку запропоновано інтервально-блочну схему обчислень, при якій параметри взаємодії на кожному інтервалі покладаються незмінними протягом прийнятого числа обертів вала (циклів взаємодій або розміру блока). у даній статті досліджено вплив на довговічність підшипника величини інтервалу дискретизації при різних розмірах блоків взаємодії. 1. постановка задачі для дослідження вибрано підшипник ковзання з овальністю вала 2 і втулки 1 (рис. 1), де у залежності від величини овальності буде реалізуватися однообластевий контакт тіл протягом цілого оберту вала або ж мішаний (одно-дво-однообластевий) контакт. овальність втулки 111 rr ′−=δ , а вала 222 rr −′=δ , де 11 , rr ′ – велика та мала півосі отвору втулки, 22 , rr′ – велика та мала півосі вала. крім того наявний радіальний зазор у підшипнику 021 >−=ε rr . вал 2, навантажений радіальною силою n , обертається зі сталою кутовою швидкістю 2ω і внаслідок цього в області контакту виникає сила тертя, яка призводить до зношування співдотичних деталей. пружні властивості матеріалів втулки і вала та їх зносостійкість є різними. внаслідок повороту вала на певний кут 2α буде реалізовуватись однообластевий (симетричний і косий) або ж мішаний (косий і симетричний) співдотик. при однообластевому симетричному контакті – mailto:chernets@drohobych.net дослідження впливу параметрів інтервально блочної схеми трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника ковзання … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 24 рис. 1, а )0( 2 =α його параметрами будуть: кут контакту δα02 , максимальний контактний тиск ),0( δp , область контакту 202 rw δα= . при однообластевому несиметричному контакті, відповідно: кут контакту )(2 20 αα δ , максимальний контактний тиск ),( 2 δαp , область контакту 2202 )(2)( rw αα=α δ . а б рис. 1 – розрахункова схема підшипника з овальністю деталей: а – вихідне положення вала з однообластевим контактом; б – симетричний двообластевий контакт при двообластевому симетричному контакті )90( 2 o=α (рис. 1, б) його параметри це: контактні тиски ),( 2 δαp , які досягають найбільших значень по лінії дії сил λ== cos2/21 nnn ; кути контакту 21 22 γ=γ , області контакту 221 2 rww γ== . у випадку несиметричного двообластевого контакту 21 nn ≠ , 21 λ≠λ , 21 22 γ≠γ , 21 ww ≠ , ),(),( 21 δλ≠δλ pp і вони залежать від 2α [3]. кут початкового співдотику λ2 визначається згідно [5], а λ=λ+λ 221 . 2. числовий розв’язок задачі його проведено для випадку мішаного контакту підшипника, вал якого має малу овальність контуру, а втулка коловий отвір. дані для обчислень є такими: n = 0,1 мн; r2 = 0,05 м; v = 0,0628 м/с; f = 0,04 – коефіціент тертя ковзання; ε = 4,1·10-4 м; 1δ == 0, 2δ = (0; 1; 2; 3; 4)·10 -4 мм, ε≤δ+δ 21 ; 12 δ≤δ ; 2α∆ = 5°, 10°, 15°; 2n = 12 об/хв – кількість обертів вала; 1h ∗ = 0,3 мм – допустиме зношування втулки; =b 1, 12, 720, 7200, 72000 обертів – розміри блоків; матеріал втулки: бронза оцс 5-5-5, для якої e1 = 1,1·105 мпа – модуль юнга, 1µ = 0,34 – коефіцієнт пуасона, b1 = 4,75 ·10 9, 1m = 0,85, 10τ = 0,1 мпа – характеристики зносостійкості; матеріал вала: сталь 35 (гартування + високий відпуск), для якої e2 = 2,1·105 мпа, 2µ = 0,3, b2 = 5,46 ·10 9, m2 = 0,66, 20τ = 0,08 мпа. у результаті розв’язку встановлено залежність довговічності підшипника (обертів 2n вала) при 1h ∗ = 0,3 мм від інтервалу дискретизації 2α∆ контуру вала та розміру блоків b блоків взаємодії. результати подано у табл. 1, 2 та на рис. 2. дослідження впливу параметрів інтервально блочної схеми трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника ковзання … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 25 таблиця 1 довговічність підшипника за точним розв’язком 2α∆ = 5° 2α∆ = 10° 2α∆ = 15° 2δ =, мм *2n , об. *2n , об. *2n , об. 0,4 1258490 1239410 1214331 0,3 1221610 1195707 1164654 0,2 1251118 1226732 1203413 0,1 1064826 1047977 1031636 0 995952 982501 969401 таблиця 2 похибки уточненого розв'язку при різних інтервалах дискретизації 2α∆ 2α∆ = 5° 2α∆ = 10° 2α∆ = 15° 2δ =, мм b , об 2n , об. b∆ , % *2n , об. b∆ , % *2n , об. b∆ , % )15( *2 )10( *2 )5( *2 // nnn 1 1258490 0,000 1239410 0,000 1214331 0,000 1/ 1,015/ 1,036 12 1258483 0,000 1239396 0,001 1214322 0,001 1/ 1,015/ 1,036 720 1257798 0.055 1238724 0,055 1212957 0,113 1/1,015/ 1,037 7200 1251505 0,555 1234561 0,398 1206576 0,639 1/1,014/ 1,037 0,4 72000 1188593 5,554 1170499 5,560 1142208 5,939 1/1,015/ 1,041 1 1221610 0,000 1195707 0,000 1164654 0,000 1/1,022/ 1,049 12 1221605 0,000 1195697 0,001 1164649 0,000 1/1,022/ 1,049 720 1220902 0,058 1195037 0,056 1164261 0,033 1/1,022/ 1,049 7200 1214500 0,582 1190778 0,415 1158157 0,557 1/1,022/ 1,049 0,3 72000 1150622 5,811 1125399 5,88 1059106 6,061 1/1,022/ 1,049 1 1251118 0,000 1226752 0,000 1203483 0,000 1/1,020/ 1,040 12 1251113 0,000 1226600 0,013 1203409 0,005 1/1,020/ 1,040 720 1250408 0,057 1225746 0,082 1202759 0,064 1/1,020/ 1,040 7200 1243932 0,574 1219153 0,619 1196268 0,602 1/1,020/ 1,040 0,2 72000 1180100 5,676 1154477 5,891 1132301 5,913 1/1,022/ 1,042 1 1064826 0,000 1047977 0,000 1031636 0,000 1/ 1,016/ 1.032 12 1064822 0,000 1047963 0,001 1031629 0,002 1/ 1,016/ 1.032 720 1064115 0.067 1047258 0,069 1030937 0,069 1/ 1,016/ 1.032 7200 1057639 0,675 1040788 0,681 1024452 0,697 1/ 1,016/ 1.032 0,1 72000 993654 6,684 977400 6,731 960725 6,875 1/ 1,017/ 1.034 1 995952 0,000 982501 0,000 969401 0,000 1/ 1,014/ 1,027 12 995946 0,001 982500 0,000 969381 0,002 1/ 1,014/ 1,027 720 995240 0,071 981779 0,074 968635 0,079 1/ 1,014/ 1,027 7200 988772 0,721 975313 0,732 962195 0,743 1/ 1,014/ 1,027 0 72000 924685 7,155 911708 7,205 898747 7,288 1/ 1,014/ 1,029 зліва на рис. 2 подано графіки довговічності при реалізації однообластевого контакту (0 ≤δ≤ 2 0,204 мм), а справа – двообластевого контакту (0,204 мм ≤δ< 2 0,4 мм). із збільшенням інтервалу дискретизації 2α∆ контуру вала втричі спостерігається зменшення довговічності 2n підшипника до 3,8 % в однообластевому контакті та до 3,6 % у двообластевому контакті. овальність вала спричиняє при однообластевому контакті зростання довговічності підшипника у порівнянні з валом кругового перерізу при 2α∆ = 5° – до 21,5 %, 2α∆ = 10° – до 21 %, 2α∆ = 15° – до 20,6 % (табл. 1, рис. 2). практично таке ж зростання довговічності підшипника при збільшенні овальності вала спостерігається і у дво дослідження впливу параметрів інтервально блочної схеми трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника ковзання … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 26 областевому контакті. тобто найвищу довговічність підшипника можна забезпечити при ε≈δ 5,02 (однообластевий контакт). встановлено, що незалежно від виду контакту довговічність буде найменшою у зоні однообластевого контакту при куті повороту вала 2α = 0. рис. 2 – вплив інтервалу дискретизації контуру вала на довговічність підшипника (в = 7200 об.): 1 – δα2 = 5°; 2 – δα2 = 10°; 3 – δα2 = 15° аналіз результатів обчислення довговічності *2n підшипника за різних 2α∆ (табл. 2) показує, що похибки ∆b уточненого розв’язку (b = 72000, 7200, 720, 12 об.) у порівнянні з точним розв’язком (b = 1 об.) мають виражену закономірність до деякого зменшення із зменшенням 2α∆ . вона чітко прослідковується при b = 72000, 7200 обертів. також зменшення овальності вала призводить до деякого зростання похибки b∆ . встановлено, що відносне )15( *2 )10( *2 )5( *2 // nnn зниження довговічності *2n підшипника при збільшенні інтервалу 2α∆ для кожної величини овальності вала 2δ = має своє практично однакове значення, яке не залежить від розміру блоку. проведені дослідження показують, що при розрахунку доцільно використовувати блок розміром 7200 об та інтервал дисретизації контуру 2α∆ = 10°. література 1. чернець м.в., лєбєдєва н.м. оцінка кінетики зношування трибосистем ковзання при наявності овальності контурів їх елементів за кумуляційною моделлю // проблеми трибології. – 2005. – №4. – с. 114 -120. 2. чернець м.в., андрейків о.є., лєбєдєва н.м., жидик в.б. модель оцінки зношування і довговічності підшипника ковзання за малої некруглості // фхмм. – 2009. – №2. – с. 121 129. 3. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.1. лінійна і кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2012. – №4. – с. 11 17. 4. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.2. узагальнена кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2013. – №1. – с. 6-15. 5. чернець м.в. контактна задача для циліндричного з’єднання з технологічним ограненням контурів деталей // фхмм. – 2009. – № 6. – с. 93-99. поступила в редакцію 27.06.2013 дослідження впливу параметрів інтервально блочної схеми трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника ковзання … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 27 chernets m.v., zhydyk v.b., chernets yu.m. the investigation of interval-block interaction parameters influence on sliding bearing durability with small shaft ovality. the presence of low technological ovality (thilobing or tetralobing) of sliding bearing shaft complicates the process of tribocontact task solution of its durability determining using interval-discrete cumulative wear model. therefore, to reduce the length of calculation the interval-block scheme for this problem solution has been applied. the effect of sampling interval size of the shaft contour and cycles (blocks) of tribocontact interaction at constant conditions on bearing durability has been investigated. increasing of the sampling interval shaft contour and increasing of the block size can proportionally reduce the calculation (up to 100000 times) with a proportional loss of solution accuracy to 10 %. found that shaft ovality significantly affect on the bearing durability increasing (21 %). key words: sliding bearing, generalized cumulative wear model, durability, interval-block tribocontact interaction. references 1. chernets m.v., ljebjedjeva n.m. ocinka kinetyky znoshuvannja trybosystem kovzannja pry najavnosti ovalnosti konturiv jih elementiv za kumuljacijnoju modellju. problemy trybologiji, 2005, no 4, p.p. 114-120. 2. chernets m.v., andrejkiv o.je., ljebjedjeva n.m., zhydyk v.b. model ocinky znoshuvannja i dovgovichnosti pidshypnyka kovzannja za maloji nekruglosti. fhmm, 2009, no 2, p.p. 121-129. 3. chernets m.v., zhydyk v.b. uzagalnena kumuljacijna model kinetyky znoshuvannja pidshypnyka kovzannja. part 1. linijna i kumuljacijna model. problemy trybologiji, 2012, no 4, p.p. 11-17. 4. chernets m.v., zhydyk v.b. uzagalnena kumuljacijna model kinetyky znoshuvannja pidshypnyka kovzannja. part 2. uzagalnena kumuljacijna model. problemy trybologiji, 2012, no 4. p.p. 11-17. 5. chernets m.v. kontaktna zadacha dlja cylindrychnogo zjednannja z tehnologichnym ogranennjam konturiv detalej. fhmm, 2009, no 6, p.p. 93-99. 4_ransky.doc дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 26 ранський а.п.,* диха о.в.,** петрук р.в.,* *вінницький національний технічний університет, **хмельницький національний університет дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук вступ для ринку українських нафтопродуктів є необхідність виробництва власних присадок різного типу, зокрема, присадок типу дф-11, які входять в склад майже 80 % товарних моторних масел [1]. виробництво цієї присадки в україні забезпечується власною сировиною – оксидом цинку та спиртами. є необхідність закупляти за кордоном лише пятисірнистий фосфор. поширеним способом синтезу диалкілдитіофосфатів металів (присадок дф) є взаємодія різних спиртів з сульфідом фосфору (v) з наступною нейтралізацією отриманих кислих ефірів дитіофосфорної кислоти гідроксидами відповідних металів[2]: найбільш широке застосування отримали присадки, що випускаються в промислових масштабах дф-1 та дф-11: ro p ro s s 2 p s s 2 ba zn r1o r2o а б де а – дф-1; б – дф-11; r= алкіл ≤с20; r 1= алкіл с3-с4; r 2=c5-c10. нами раніше були досліджені експлуатаційні характеристики індустріальної оливи и-40а в присутності змішанолігандних комплексів міді (іі) загальної формули [cu(hl)2(cx3coo)2]2, що мали у своєму складі металолігандний координаційний вузол cun2s2 [1]. з метою подальшого встановлення залежності трибо технічних характеристик індустріальних олив від природи металу та його лігандного оточення було цікаво дослідити координаційні сполуки деяких 3d-металів на основі похідних диалкілдитіофосфатної кислоти, що мають у своєму складі металолігандний координаційний вузол ms4 [2 5]. на сьогодні до класичних оливорозчинних модифікаторів тертя можна віднести метал-хелати барію та цинку диалкілових естерів дитіофосфатної кислоти, промислової класифікації, відповідно дф-1 та дф-11, що мають поліфункціональні властивості [6]. в останній час підвищений інтерес до фосфоровмісних модифікаторів тертя зріс не лише тому, що вони є одночасно протизносними, антикорозійними, антифрикційними та антиокислювальними присадними матеріалами а і тому, що механізми тертя мастильних матеріалів до складу яких входять вище перелічені сполуки, почали розглядати як впорядковані структуровані на поверхні тертя наночастинки [7]. при цьому слід відмітити, що поєднання теоретичних положень стосовно тертя і практичних досягнень сучасної нанотехнології дозволяє пояснити багато процесів, що проходять в парах тертя і використовувати цей «творчий союз» не як руйнівне явище природи, а як у випадку, скажімо, вибіркового переносу, а як самоорганізований створювальний процес. постановка задачі мастильні матеріали, що включають до свого складу фосфорорганічні сполуки та їх металокомплекси, постійно розширюють свій асортимент. це можна пояснити не лише високими полі функціональними властивостями самої присадки, наприклад, дф-11, дф-5, дф-9, дф-и, лубрізол, 1060 і 360, а і їх можливістю утворювати високоефективні синергетичні суміші з сукцинамідами, нафтен атами деяких металів, дитіоксантогенатами тощо. тому кількість синергетичних явищ в цій галузі постійно збільшується в геометричній прогресії. так, можна відмітити синтез µ-аксо [біс(дипропілдітіофофато) оксомолібденум (v) [8], біс (0,0-неопентілендитіофосфато) нікол (іі) [9] та деяких інших похідних дитіофосфатної кислоти [10]. однак, всі ці синтетичні розробки отримання кінцевих похідних дитіофосфатної кислоти мають ряд суттєвих недоліків: багатостадійність та складність хімічних перетворень, не дивлячись на досить задовільний вихід кінцевих продуктів (70 85 % мас.); високу ціну вихідних сполук та невисоку комерційну привабливість у випадку промислового виробництва. враховуючи вище означені недоліки та перспективність використання похідних дитіофосфатної кислоти в якості модифікуючих добавок до індустріальних олив, останні були отримані нами неповним лужним гідролізом непридатних фосфоровмісних пестицидних препаратів за схемою [11]: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 27 naoh 1 hor2 32 s p s r 2r 1 r p s s na r r 1 ++ naoh 1 hor2 32 s p s r 2r 1 r p s s na r r 1 ++ продукти неповного лужного гідролізу na-солі диалкілових естерів дитіофосфатної кислоти 2 наведені в табл. 1. таблиця 1 фосфорвмісні пестицидні препарати, які гідролізуються за схемою (1) структура вихідного пп № п/п назва пп, що гідролізується r r1 r2 1 бі-58, диметоат, рогор, фосфамід, данадім сh3o ch3o сh2-c(=o)-nh-ch3 2 бенсулід, бетазан, префар с3h7o с3h7o (ch2)2nh-so2-c6h5 3 дифонат, фонофос с2h5 c2h5o c6h5 4 антіо, форматіон сh3o сh3o ch2-c(=o)-n(ch)3-c(=o)h 5 піперфос, рилоф с3h7o с3h7o ch2-c(=o)-nc5h6-ch3 6 хлормефос, дотан с2h5o с2h5o ch2-cl 7 фозалон, бензофосфат, золон, рубитокс с2h5o с2h5o ch2-n(co2)-c6h5cl 8 азинфос-метил, гузатіон-м, гутіон сh3o сh3o ch2-n3c(=o)c6h4 9 каунтер, тербуфос с2h5o с2h5o ch2-c(-ch3)3 10 метил-паратіон, метафос, вофатокс, метацид, фолідол сh3o сh3o c6h4-no2 11 амофос сh3o сh3o (ch2)2-nh-c(=o)ch3 12 афідан с3h7o с3h7o ch2c(=o)c2h5 13 карбофос, малатіон, фостіон, фосфотіон сh3o сh3o (ch2c(=o)oc2h5)2 14 дельнав, діоксатіон, навадел, руфос, сикаден с2h5o с2h5o c4h6o2 15 супацид, метідатіон, ультрацид сh3o сh3o ch2-n2-c(=o)s-ch(-och3) 16 фенкаптон, г 28029, фенатол, фенудін с2h5o с2h5o c6h4cl2 17 цидіал, паптіон, фентоан, елсан сh3o сh3o ch(-c6h5)-c(=o)-oc2h5 18 сайфос, азидитіон, меназон, сафазон, сафікол сh3o сh3o ch2-c3n3-(nh2)2 19 фталофос, децемтіон, імідан, пролат, сафадон, фосмет сh3o сh3o ch2-n-(c(=o)2-c6h4 20 інтратіон, м81, тіометон, екавіт, екатін сh3o сh3o (ch2)2-s-c2h5 експериментальна частина об’єктом для дослідження лужного гідролізу будо взято некондиційний фоп диметоат, який в україні продається під назвою бі-58 (0,0-диметил-s-(n-метилкарбомоїл-метил) дітіофосфат), вироблений хімічною фірмою basf (тов «басф т.о.в.», м. київ, україна), кінцева дата споживання якого закінчилась у 2008 році. гідроліз пп диметоат проводили в тригорлому реакторі обладнаному механічною мішалкою, зворотним холодильником лібіха та крапельною воронкою. при цьому реактор мав зовнішній обігрів за допомогою бані з теплоносієм та контактним термометром для автоматичного регулювання температури, як це було зазначено в роботі [11]. так, хімічне перетворення, наприклад, дослідженого пестицидного препарату бі-58 можна представити наступними схемами: o p o s s zn s p s o ch3 o ch3 ch3 ch3 ch3o p ch3o s s ch2.co.nh.ch3 ch3o p ch3o s sna oh ch2.co.nh.ch3naoh ch3o p ch3o s sna zno + 2 + 2 + h2o 2 + 2oh3 1 отримання біс(о,о-диметилдитіофосфату) цинку(іі). в тригорлий реактор завантажили 52,5 мл (0,1 моль) 40 %-го розчину пестицидного препарату бі-58. далі поступово при перемішуванні добавляли 20 мл 20 %-го водного розчину naoh (0,1 моль) та витримували реакційну масу протягом 1 годин при температурі 95 98 ос. далі добавили порошкоподібний цинк оксид (0,05 моль) 4,07 г. осад виділяли фільтруванням на фільтрі шота та промивали холодною (5 ос) водою. для додаткової очистки від органічних залишків осад повторно промивали циклогексанолом. максимальний вихід склав 13,44 г . (1) (2) . (3) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 28 (70,41 % мас.). в рівняннях (2) (3) показано постадійне перетворення пестициду бі-58 з діючою речовиною диметоатом (1) до проміжної сполуки 2 0,0-диметилдитіофосфату натрію, а далі перетворенні його до сполуки 3, яка є відомою присадкою до мастил дф-11(zdtp). вихід та фізико-хімічні характеристики інших метал-хелатів наведено в табл. 2. елементний аналіз на метал в наведених сполуках (табл. 2) проводили на плазмовому спектрометрі jy 38 plus (пп «плазмотек», смт. глухівці, козітинський р-н, вінницька область). таблиця 2 фізико-хімічні характеристики синтезованих сполук знайдено, % визначено, % № п/п бруттто-формула tпл, ос колір кристалів p s m p s m 1 ((ch3o)ps2)2zn 216 білий 16,37 33,86 14,33 16,31 33,77 17,22 2 ((ch3o)ps2)2cu розкл чорний 16,38 22,90 16,97 16,39 22,94 16,81 3 ((ch3o)ps2)2ni 232 зелений 16,75 34,42 15,28 16,60 34,38 15,73 4 ((ch3o)ps2)2co розкл малиновий 16,62 34,47 15,37 16,59 34,36 15,78 приготування мастильних композицій. до 25 30 мл індустріальної оливи і-40а додавали 0,044 г синтезованої присадки дф-11. далі розчин нагрівали до 60 70 ос та перемішували до повної гомогенізації суміші. об’єм отриманого гомогенного розчину доводили до 50 мл додаванням індустріальної оливи і-40а. при незначному перемішування розчин знову ставав гомогенним. решту мастильних композицій з різним вмістом присадки дф-11 готували аналогічно. склади отриманих мастильних композицій на основі біс(о,о-диметилдитіофосфату) цинку (іі) наведено в табл. 3. таблиця 3 склади мастильних композицій на основі біс (о,о-диметилдитіофосфату) цинку (іі) назва мастильної композиції концентрація вмісту присадки, %мас маса введеної присадки, г базова олива об’єм отриманої мастильної композиції, мл базова олива (суміш 0) 0,0 0,0 і-40а 50 суміш 1 0,1 0,044 і-40а 50 суміш 2 0,5 0,220 і-40а 50 суміш 3 1,0 0,440 і-40а 50 суміш 4 2,2 0,968 і-40а 50 методика дослідження зношування змащених поверхонь за чотирикульковою схемою. метод випробувань мастил проводили чотирикульковій машині тертя (4мт) за стандартизованою схемою. при цьому основним вузлом є робочий вузол, принципова конструкція якого показана на рис. 1. верхній шар(кулька) 1 базується безпосередньо в спеціально змонтованій виточці кінця шпинделя, що виключає биття кульки при обертанні і підвищує жорсткість вузла привода. нижні три кульки 2 діаметром 12,7 мм установлюються на загартовану і відшліфовану поверхню опори 3. як базову інформацію при іспитах вимірюють знос кульок. однак, при відсутності рішень контактної задачі зі зносом для пари кульок, використання результатів іспитів і вимірів зносу носить якісний характер. в даній роботі застосовувався метод випробувань на знос зі змащенням за чотирикульковою схемою з визначенням параметрів моделей сталого зношування[12]. ставиться задача визначення параметрів wk і m інтенсивності зношування i з рішення контактної задачі як критерій ефективності мастильного матеріалу відповідно до рівняння 4. m wki σ= . (4) нехай з експериментів відомі результати іспитів у двох точках: (а1s1), (a2s2) за інших рівних умов, у тому числі і по навантаженню. система рівнянь для двох зазначених іспитів: рис. 1 – принципова схема тертя чотирикулькової установки [12] 1 3 2 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 29       + π += + π += + + ).1() 1 ()22()( );1() 1 ()22()( 1112 22 2 1111 22 1 acs q krma acs q krma m wпр m m wпр m (5) склавши відношення цих рівнянь ліворуч і праворуч, отримаємо: )1( )1( )( 2112 111122 2 1 + + =+ aсs acs a a m (6) звідси вираз для визначення показника ступеня m: 1 )lg(2 )1( )1( lg 2 1 1112 1111 − + + = a a acs acs m . (7) другий параметр wk знаходимо з одного з з рівнянь: )1()()22( 1111 1 22 1 + π + = + acs q rm a k m пр m w . (8) таблиця 4 вихідні дані випробувань тертя для чотиришарикової установки назва показника і одиниці вимірювання умовне позначення числове значення радіус контактуючих тіл, мм 21 rr = 6,35 навантаження, кг q 3,120 навантаження, що діє на кожну кулю, кг q1 1,274 швидкість обертання, об/хв n 950 контактний тиск, н/мм2 σ 50 отримані результати випробувань представлені в табл. 5 та на рис. 2. рис. 2 – результати випробувань мастильних композицій на основі біс (о,о-диметилтитіофосфато) цинку(іі) в різних концентраціях та різного часу випробувань дві базові точки залежності a1 = 0,31 мм, t1 = 60 хв, a2 = 0,4335 мм, t2 = 120 хв. визначення шляху тертя для точок a1 і a2 проводиться по формулі 9: а, мм pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 30 s1=2∙π∙r1∙n∙t=2 π∙0,574∙r∙n∙t. (9) таблиця 5 результати випробувань тертя мастильної композиції з синтезованою присадкою дф-11 різної концентрації зношування(a), мм масляна композиція час тертя 15 хв час тертя 30 хв час тертя 60 хв час тертя 90 хв час тертя 120 хв базова олива (суміш 0) 0,09 0,178 0,31 0,38 0,4335 суміш 1 0,07 0,115 0,221 0,27 0,315 суміш 2 0,065 0,105 0,21 0,25 0,3 суміш 3 0,041 0,092 0,175 0,21 0,24 суміш 4 0,05 0,099 0,19 0,23 0,265 при t1 = 60 хв та t2 = 120 хв шлях тертя буде для точки a1 складати s11 = 1,312∙106 мм, а для точки a2 – s11 = 2,625∙106 мм. допоміжна величина с1 визначається по формулі 10, і складає 0,26 1/мм. 1 1 3 r c ⋅π = . (10) приведений радіус визначається по формулі 8 і складає 3,175 мм: 221 21 r rr rr rпр =+ ⋅ = . (11) параметри моделі зношування для матеріалу кульки m та kw визначаються за формулою 7 та 8 відповідно і занесені до табл. 6. визначення інтенсивності зношування при однаковому значенні контактного тиску проводять по формулі 4 та занесена до табл. 6. таблиця 6 показники зношування для різних масляних композицій мастильна композиція показник m, г коефіцієнт інтенсивності зношування kw, мм2/н інтенсивність зношування базова олива (суміш 0) 7,78∙10 -2 7,4025∙10-9 10,036∙10-9 суміш 1 1,07∙10-2 5,2329∙10-9 5,4558∙10-9 суміш 2 0,29778∙10-2 4,9375∙10-9 4,9953∙10-9 суміш 3 16,44∙10-2 1,3883∙10-9 2,6407∙10-9 суміш 4 6,99∙10-2 2,7741∙10-9 3,6469∙10-9 рис. 3 – інтенсивність зношування мастильних композицій з різним вмістом дослідженої присадки pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 31 наведені на рисунку дані показують, що найбільшу інтенсивність зношування має мастильна композиція без присадок, а найменшу з присадкою 1 % мас. висновки некондиційні пестицидні препарати становлять значний негативний вплив на довкілля та здоров’я людей. іх переробка або утилізація є важливим завданням. термічні методи не дозволять використати продукти переробки, тоді як переробка за допомогою реагетних методів дозволяє отримати вторинні продукти корисні для промисловості україни. запропонований метод переробки фосфоровмісного пестицидного препарату бі-58 з діючою речовиною диметоат до вторинного продукту присадки до індустріальних мастил дф-11. синтезована присадка володіє відмінними протизносними властивостями. 1. показано принципову можливість синтезу присадок до індустріальних олив з великої кількості непридатних фосфоровмісних пестицидів, накопичених на складах україни. 2. досліджені триботехнічні характеристики синтезованої присадки дф-11 за допомогою чотири кулькової установки тертя та встановлено її протизносні властивості. 3. на основі синтезованої з пестициду диметоат присадки дф-11 приготовлено мастильні композиції різної концентрації і експериментально встановлено оптимальну концентрацію на рівні 1 %. література 1. ранський а.п., гордієнко о.а. дослідження присадних матеріалів на основі триналогенпохідних карбонових кислот в оливі і-40а // проблеми трибології. – 2012. – № 1. – с. 55-61. 2. spikes h. the history and mechanisms of zddp // tribology letters. – 2004. – vol.17, no.3. – p. 469-489. 3. kirichenko g.n., glazunova v.i., desyatkin a.a., ibragimov a.g., dzhemilev u.m. synthesis of new polyfunctional additives of lubrication oils // russian journal of applied chemistry. – 2009. – vol.82, no.1. – p. 94-97. 4. evstafev v.p., kononova e.a., levin a.k., trofimova g.l. a new dithiophosphate additive for lubricating oils // chemistry and technology og fuels and oils. – 2001. – vol.37., no.6. – p. 427-431. 5. graham j.f., mccague c., norton p.r. topography and nanomechanical properties of tribochemical films derived from zinc dialkyl an diaryl dithiophospates // tribology letters. – 1999. – no.6. – p. 149-157. 6. ранський а.п., бойченко с.в., гордієнко о.а., діденко н.о. волошинець в.а. композиційні матеріали на основі тіоамідів та їх комплексних сполук. синтез дослідження. використання. – вінниця, внту, 2012 – 327 с. 7. бакунин в.н., кузьмина г.н., паренаго о.п. высокоефективные модификаторы трения на основе наноразмерных материалов. режим доступу до матеріалу: www.tribo.ru – 12.40.2009. 8. ratnani r., bohra r., srivastava g., mahrorta r.c. crystal and molecular structure of µ-oxobis [bis (dipropyldithiophospato)oxomolybdenum(v)] // journal of crystallographic and spectroscopic reseach. – 1990. – vol.20, no.6. – p. 541-544. 9. bingham a.l., drake j.e., saraswatt k., nirwan m., hursthouse m.b., light m.e., ratnani r. crystal structure of bis (0,0-neopentylene dithiophosphato) nikel(ii) ni[s2pocme2ch2chmeo]2 // journal of chemical crystallography. – 2006. – vol.2, no.12. – p. 320-326. 10. sofronov a.v., nizamov i.s., almetkina l.a., nikitina l.e., fatyhova d.g.// russian journal of general chemistry. – 2010. – vol.80, no.7. – p. 1267-1271. 11. ранський а.п. повний лужний гідроліз некондиційного пестицидного препарату диметоат з отриманням екологічно безпечних продуктів / ранський а.п., петрук р.в./ вісник нау 2012. – № 1. – c. 258-265. 12. контакт, трение и износ смазаных поверхностей: монография / а.г. кузьменко, а.в. дыха. – хмельницкий: хну, 2007. – 344 с. надійшла 25.05.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tribo.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_aulin.doc вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 120 аулін в.в., тихий а.а. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині удк 621.891:631.31 розглянуто зміну станів середовища ґрунту під час обробітку робочими органами ґрунтообробних машин. показано, що окремі фази ґрунту по-різному чинять опір силовим діям роґм і впливають на деформацію ґрунту. виявлено вплив зміни напружено-деформованого стану середовища ґрунту на характер і величину зносу самих робочих органів. досліджено залежність зносу зразків і робочих органів від щільності твердої фази ґрунту, вмісту вологості та пористості. ключові слова: ґрунт, напружено деформований стан, фазовий стан, агрегатний склад ґрунту, знос, пористість ґрунту, щільність твердої фази. вступ насьогодні питання керування зносостійкістю роґм здійснюється в основному підвищенням фізико-механічних властивостей поверхонь тертя методами зміцнення та зміною геометричної форми ре [1 3], але недостатньо розглянуті питання керування процесами зношування роґм під час взаємодії з ґрунтом, як гетерофазним середовищем та зміні його властивостей і стану. недостатньо уваги приділено питанню визначення характеристик середовища ґрунту, таких як щільність, пористість, агрегатний склад, які змінюються за глибиною поверхневого шару і суттєво впливають на величину та характер зносу роґм під час обробітку. під час дії роґм на ґрунт спостерігається зміна його стану, фізико-механічних властивостей, порушується початкова структура [4 6]. вплив цих процесів на тертя і зношування роґм, виявлення напружено-деформованого стану (ндс) ґрунту і поверхневого шару матеріалу роґм, являються важливим при встановленні закономірностей взаємодії і керуванні триботехнічними характеристиками в специфічній трибосистемі "роґм ґрунт". питаннями взаємодії роґм з ґрунтом, зношуванням їх робочих поверхонь займалися вчені м.м. xpyщов, м.а. бабичев, в.м. ткачов, а.ш. рабінович, а.н. розенбаум, б.і. костецький, і.е.ульман, м.м. тененбаум, і.а. ніловський та ін. виявлено, що під час взаємодії ґрунту з роґм, задіяний пласт ґрунту залежить як від типу роґм, так від типу і властивостей ґрунту. залишається не розкритим питання розподілу характеристик та властивостей ґрунту за глибиною, при обробітку різними типами роґм. дослідження зміни властивостей та агрегатного складу, розподілу ндс, твердості та пористості за глибиною поверхневого шару ґрунту дасть можливість виявити протікання процесів тертя і зношування під час взаємодії роґм з ґрунтом. мета і постановка задачі метою даної роботи є виявлення впливу зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів ґрунтообробних машин, що працюють на різній глибині. однією з важливих задач експериментальних та теоретичних досліджень є виявлення змін властивостей та напружено-деформованого і агрегатного стану середовища ґрунту, з урахуванням його щільності, вологості і пористості в процесі взаємодії з роґм на різній глибині та їх впливу на величину і характер зносу роґм. виклад матеріалів досліджень ґрунт – це складна поліфункціональна, полідисперсна, чотирифазна, гетерогенна, відкрита структурна система [7], яка знаходиться в стані постійного обміну речовиною й енергією з навколишнім середовищем. ця обставина повинна бути вирішальною в створенні систем землеробства, конструюванні і створенні сгт. розрізняють напружено деформований, агрегатний, елементний, фазовий стани. з їх характеристикою безпосередньо зв’язують щільність, пористість, фазовий та агрегатний склад, розподіл напружень за глибиною. розглянемо зміну характеристик ґрунту за глибиною їх обробітку, використовуючи такі роґм як одностороння лапа і щілиноріз, що мають різальні елементи і призначенні для обробітку на різній pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:aulin52@mail.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 121 глибині [4]. в першу чергу це стосується щільності ґрунту, як інтегрального показника його стану, та пористості. проведені експериментальні дослідження методом ріжучого кільця показали, що щільність важкосуглинистого ґрунту становить 1,2 … 1,3 г/см3. характер зміни щільності та пористості ґрунту за глибиною поверхневого шару наведено в табл. 1. таблиця 1 зміна щільності та пористості важкосуглинистого ґрунту за глибиною поверхневого шару при вологості w = 12 % щільність ґрунту, г/см3 пористість, % глибина відбору проб ґрунту, м до обробітку після обробітку до обробітку після обробітку обробіток односторонньою лапою 0,10 … 0,15 м 0 … 0,10 1,23 0,738 52,93 28,58 0,10 … 0,20 1,28 0,806 51,27 28,71 0,20 … 0,30 1,31 0,887 48,89 25,42 0 … 0,30 (середнє) 1,27 0,81 51,03 27,57 обробіток щілинорізом 0,30 … 0,35 м 0 … 0,10 1,23 0,75 53,1 30,27 0,10 … 0,20 1,26 0,79 51,9 29,17 0,20 … 0,30 1,29 0,83 50,2 29,12 0,30 … 0,40 1,31 0,86 48,4 28,47 0 … 0,30 (середнє) 1,26 0,79 51,73 29,52 виявлено, що у процесі тривалого сільськогосподарського використання орних земель відбувається ущільнення ґрунту за глибокою і полицевою обробками [8]. плоскорізний обробіток (одностороння лапа) менше ущільнює ґрунт, а у шарі 10 … 15 см відмічалось навіть його розпушення. зі збільшенням кількості обробітку ґрунту роґм найбільше ущільнення ґрунту спостерігалось у шарі 20 … 30 см, а при обробітку щілинорізом – на 30 … 35 см. пористість ґрунту меншою мірою змінювалась за плоскорізного обробітку порівняно з обробітком на різну глибину. так, за плоскорізного обробітку на глибину 30 … 32 см щільність ґрунту в цьому шарі зросла на 0,05 … 0,09 г/см3, тоді як за мілкого обробітку на глибину 12 … 14 см відмічено найбільше зростання щільності ґрунту, відповідно на 0,14 г/см3, що є наслідком формування підошви при обробітку роґм. загальна пористість ґрунту в процесі тривалого використання розпушування дещо зменшувалась, тоді як за плоскорізного обробітку залишалась стабільною і дорівнювала 52 %. так, за обробітку на глибину 30 … 35 см пористість в оброблюваному шарі зменшилась на 1,7 %. дані структурно-агрегатного стану важкосуглинистого ґрунту, під час дії односторонньої лапи і щілинорізу наведені в табл. 2. таблиця 2 агрегатний склад важкосуглинистого ґрунту при сухому просіюванні (%) розподіл ґрунту за агрегатним складом, % розміри фракцій ґрунту, мм глибина відбору проб ґрунту, м < 0,25 0,25 … 10 > 10 обробіток односторонньою лапою на глибину 0,10 … 0,15 м 0 … 0,10 11,14 68,03 21,32 0,10 … 0,20 10,84 74,96 15,32 0,20 … 0,30 12,06 81,23 7,84 0 … 0,30 (середнє) 11,35 74,74 14,82 обробіток щілинорізом на глибину 0,30 … 0,35 м 0 … 0,10 10,73 68,43 21,74 0,10 … 0,20 10,83 67,97 22,59 20 … 30 12,64 76,12 12,68 0 … 30 (середнє) 11,40 70,80 19,01 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 122 можна бачити, що кількість агрегатів розмірами 0,25 … 10,0 мм в оброблюваному горизонті ґрунту практично не залежить від обробітку ґрунту і змінюються у межах 68 … 81 %. збільшення щільності грудок, що можуть утворитися при обробітку, відбувається у зв'язку з тим, що в процесі взаємодії роґм з ґрунтом в нижніх шарах утворюється ядро ущільнення. ущільнене ядро в процесі взаємодії видавлюється між ґрунтом і робочим органом і спостерігається постійний підйом ущільненого шару ґрунту на поверхню під час руху робочого органу. щільність в ядрі ущільнення в 1,3 … 1,5 разів вище, ніж в непорушеному шарі ґрунту. ядро ущільнення і ущільнений шар ґрунту є основними чинниками утворення перед поверхнею робочих органів ущільнених грудок і локальної області. утворення переущільнених глиб вимагає додаткового кришення ґрунту, а отже і витрат додаткової енергії. за розробленою установкою та методикою вимірювання напруження в локальних областях горизонтальній та вертикальній площині відносно різальних елементів роґм [9]. в шарах ґрунту прилеглих до робочих поверхонь роґм визначали розподіл напружень з відстанню від робочої поверхні односторонньої лапи (рис. 1) та щілинорізу (рис. 2). а б рис. 1 – залежність величини напружень в горизонтальній площині з відстанню від носку та cередини ре односторонньої лапи на різній глибині: 1 – 5 см; 2 – 10 см; 3 – 15 см; 4 – 20 см а б рис. 2 – залежність величини напруження перед серединою вертикального та горизонтальним ре щілинорізу на різній його глибині: 1 – 5 см; 2 – 10 см; 3 – 15 см; 4 – 20 см; 5 – 25 см; 6 – 30 cм експериментальні результати свідчать, що закономірності розподілу величини напруження в ґрунті з відстанню від робочої поверхні роґм залежать як від типу роґм, так і глибини шару ґрунту. результати дослідження розподілу напружень в ґрунті при його взаємодії з роґм дозволили виявити наступне: в зоні розпушування і зоні пружних і пластичних деформацій закони розподіли напружень аналогічні і мають вигляд експоненціальних кривих; в зоні розпушування криві напруження спадають крутіше в порівнянні з кривими в зоні пружних і пластичних деформацій; ізобари розташовуються симетрично по відношенню до нормалі, що проходить через центр симетрії різальної поверхні роґм; у вертикальних площинах, співпадаючих з нормалями, напруження розподіляються нерівномірно; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 123 величина напружень і характер їх залежності від глибини різання визначаються відстанню від осі щілини, що прорізається в ґрунті. елементи шару ґрунту, прилеглого до роґм, на різній глибині знаходяться в різних умовах деформації. неоднаковий напружений стан ґрунту в зоні розпушування і зоні пружних і пластичних деформацій породжується відмінністю в характері переміщення структурних агрегатів, а отже і відмінністю характеру і величини зношування робочих поверхонь роґм. на підставі проведених досліджень встановлено, що в зоні розпушування ґрунт підводиться та видавлюється до відкритої поверхні, а у зоні пружних і пластичних деформацій запресовується в стінки вирізуваної борозни. результати дослідження величини і характеру зношування стандартних односторонніх лап та щілинорізів на круговому стенді свідчать про залежність їх від типу ґрунту, їх властивостей і характеристик, співвідношення фазових складових та розподілу напружень в ґрунті. залежність зносу ре від величини напруження в шарі ґрунту прилеглому до роґм з урахуванням зміни вологості наведено на рис. 3. рис. 3 – залежність зносу горизонтального ре щілинорізу: 1 – w = 14 %; 2 – w = 10 %; 3 – w = 10 %; носку односторонньої лапи: 4 – w = 14 %; 5 – w = 10 %; 6 – w = 10 % від величини напруження ґрунту в чорноземі звичайному при шляху тертя; l = 8,52 км та швидкості v = 1 , 4 м/с виявлено, що знос ре роґм при збільшенні величини напруження ґрунту збільшується, а при зміні вологості – зафіксована неоднозначна залежність, яка безпосередньо визначається величиною вологості на протікання процесів в ґрунті, особливо тертя і зношування. залежність зносу зразків ре роґм від пористості ґрунту та шляху тертя наведено на рис. 4. 2325 2729 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 1420 2840 4260 5680 7100 8520 зн ос u , г рис. 4 – зміна зносу ре роґм в залежності від пористості ґрунту та шляху тертя на круговому стенді: w = 10 %; р = 0,1 мпа, v = 1 , 4 м/с pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 124 на лабораторному стенді [5] досліджували ґрунт, який містив 2 % гумусу, пористість ґрунту при цьому змінювали в межах 23 … 29 % за допомогою зміни кількості проходів катка. найбільше значення зносу спостерігається при пористості ґрунту 23 % і найменше при пористості 29% тобто знос зменшувався в 2,0 … 3,3 рази. це пояснюється зміною щільності твердої фази ґрунту, а отже і кількості абразивних частинок в одиниці об’єму ґрунту. при зменшенні пористості ґрунту також знижується частота взаємодії абразивних частинок з робочою поверхнею деталей роґм. отже пористість є впливовим фактором, який істотно змінює величину зносу ре роґм. визначена залежність пористості за глибиною свідчить про те, що цей фактор слід враховувати при виборі виду обробітку ґрунту. у глинистих ґрунтах волога відіграє роль мастила на поверхні тертя [7, 8]. якщо врахувати, що зношування тут являє процес, при якому руйнування і відділення матеріалу, що утворює фрикційний зв'язок, відбуваються внаслідок багатократного його порушення, то можна зробити висновок, що із збільшенням вологості ґрунту сили фрикційних зв'язків зменшуються, отже, зменшується видалення найдрібніших об'ємів металу з поверхні тертя. зазначеним можна пояснити і характер зміни зносу від вологості із зміною механічного складу ґрунтів. взято п’ять ґрунтів, що мають різну щільність твердої фази: 1 – 2,72 г/см3; 2 – 2,60 г/см3; 3 – 2,58 г/см3; 4 – 2,54 г/см3; 5 – 2,51 г/см3. результати досліджень зносу ре роґм від щільності твердої фази і рівня вологості ґрунту представлені на рис. 5 6. 10 15 20 25 30 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 грунт 1 грунт 3 грунт 5 1,2-1,4 1-1,2 0,8-1 0,6-0,8 0,4-0,6 0,2-0,4 0-0,2 зн ос u ,г 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 10 15 20 25 30 вологість, % зн ос u m ,г 1 2 3 4 5 а б рис. 5 – зміна зносу ре роґм залежно від ґрунтів, що мають різну щільність твердої фази та вологість (а): cvг = 2%; р = 0 ,1 мпа; v = 1 , 4 м/с; l = 8 , 5 2км та фіксована щільність твердої фази (б): 1 – 2,72 г/см3; 2 – 2,60 г/см3; 3 – 2,58 г/см3; 4 – 2,54 г/см3; 5 – 2,51 г/см3 на круговому стенді (шлях тертя l = 8,52 км) 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 2,72 2,6 2,58 2,54 2,51 1 2 3 4 5 щільність твердої фази ρт, г/см3 зн ос u m , г рис. 6 – зміна зносу ре роґм залежно від щільності твердої фази при фіксованій вологості ґрунту: 1 – 20 %; 2 – 25 %; 3 – 30 %; 4 – 10 %; 5 – 15 % та шляху тертя l = 8 , 5 2км можна бачити, що залежності подані на рис. 5, б мають складний характер, тобто для всіх фіксованих рівнів щільність ґрунту спостерігається мінімум зносу при вологості 15 %, але максимум зносу при максимальній щільності твердої фази спостерігається при вологості 20 %. для решти рівнів щільності твердої фази – максимум зносу спостерігається при 25 %, тобто закономірність неоднозначна і pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 125 залежить від механічного складу ґрунту. що стосується зміни зносу ре роґм від щільності твердої фази при фіксованій вологості, то спостерігається експоненціальна залежність зменшення величини зносу при зменшенні щільності твердої фази ґрунту. характер нахилу експоненти відповідає рівню вологості ґрунту. таким чином, закономірність залежності зносу, швидкості зношування на різних ґрунтах, при різному напрацюванні і різній щільності твердої фази неоднозначна, оскільки існує багато впливових факторів залежних від стану, складу і структури ґрунту, так і матеріалу ре роґм. разом з тим, виявлено що для кожного ґрунту існує рівень вологості, при якому знос ре роґм буде мінімальним. для підвищення зносостійкості роґм можуть бути застосовані сучасні прогресивні технології, наприклад, представлені в [10]. висновки показано, що при обробітку односторонньою лапою і щілинорізом розподіл щільності ґрунту і його пористості різний. ці показники залежать і від попереднього обробітку, коли значне зростання щільності у шарі 0,20 … 0,30 м не залежало від основного обробітку, але величина зростання спостерігалась різною. твердість ґрунту після обробітку щілинорізом в поверхневих шарах на глибині 0 … 0,10 м зменшується в 1,7 … 1,9 рази, а при обробітку односторонньою лапою – в 1,5 … 1,6 рази. змінюється характер розподілу твердості за глибиною поверхневого шару ґрунту, що суттєво впливатиме на процеси тертя і зношування роґм. виявлено, що під час взаємодії ґрунту з роґм у випадку односторонньої лапи, задіяний пласт ґрунту менший за товщиною, ніж у випадку щілинорізу. значна концентрація напружень приходиться саме в області носку односторонньої лапи і на зону дії долота щілинорізу, де відбувається сколювання пласту ґрунту, а отже спостерігається максимальний знос. показано, що розподіл напружень, щільності твердої фази, пористості по глибині обробітку роґм істотно впливають на величину і характер зносу ре роґм. що стосується впливу вологості ґрунта на знос роґм, то її вплив взаємообумовлений зв’язком багатьох факторів, а отже спостерігається неоднозначна залежність. література 1. костецкий б.и. управление изнашиванием машин / б.и. костецкий. – к.: знание, 1984. – 20 с. 2.севернев м.м. износ деталей сельскохозяйственных машин / м.м. севернев, г.п. каплун, в.а. короткевич. – л.: колос, 1972. – 288 с. 3. аулін в.в. характер та інтенсивність зношування робочих органів ґрунтообробних машин / в.в. аулін, в.м. бобрицький // проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький. хду, 2004. – № 2 – с. 107-112. 4. аулін в.в. закономірності взаємодії робочих органів ґрунтообробних машин з ґрунтом в процесі його обробітку / в.в. аулін, а.а. тихий / вісник інженерної академії україни. – 2011. – № 2. – с. 144-149. 5. аулін в.в. фазовий склад ґрунтового середовища та його зношувальні властивості / в.в. аулін, в.м. бобрицький, а.а. тихий // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 2 – с. 91-99. 6. аулін в.в. зношувальна здатність ґрунтового середовища та закономірності спрацювання деталей роґм / в.в. аулін, м.і. черновол, а.а. тихий // проблеми трибології (problems of tribology). – 2010. – № 2 – с. 6-10. 7. панов а.и. физические основы механики почвы / а.и. панов // науч.тр. вим. – т.131. – 2000. – с. 46-51. 8. качинский п.а. почва, ее свойства и жизнь / п.а. качинский. – м.: наука, 1975. – 295 с. 9. аулін в.в. закономірності зміни напружено деформованого стану ґрунтового середовища при дії на нього робочих органів ґрунтообробних машин / в.в. аулін, а.а. тихий, о.д. мартиненко / вісник харківського нац.. техн.. ун-ту сільс. госп. ім.. п.василенка. – вип. 118. – харків, 2011 – с. 263-267. 10. radek n., konstanty j.: cermet esd coatings modified by laser treatment. archives of metallurgy and materials, vol. 57, issue 3, (2012), pp. 665-670. поступила в редакцію 08.02.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив зміни стану та властивостей ґрунту на знос робочих органів, що працюють на різній глибині проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 126 aulіn v., tikhii a. influence of condition changing and properties of soil on deterioration of working organs, which are working at different operating depth. the changes of state of the environment during processing soil by working organs of tillage machines. it is shown that the individual phases of soil differently resist wotm of force and influence on the deformation of the soil. the dependence of the wear patterns and the working bodies of the density of the solid phase in the soil moisture content and porosity of the soil environment. the effect of changes in the state and properties of the soil on the wear of the working bodies of tillage machines operating at different depths. found that, in the long process of agricultural cropland soil is compacted with a deep and regimental treatments. were used for such as wotm of sliter and unilateral flat paw. soil porosity changes with less flat processing compared to processing at different depths. increase in the density of lumps that may form during processing, is due to the fact that in the process of interaction with the soil wotm in the lower forms the core compaction. the core of compaction and compacted soil are key to the formation of the working surface of compacted clods and the local area, which adds to the crumbling of the soil, and thus the cost of additional energy. the distribution of stress with distance from the working surface of the foot and one-sided sliter in surface soils adjacent to the working surfaces wotm. studies have shown that the value of the distribution of stress in the soil with the distance from the working surface wotm depend both on the type of wotm and depth of topsoil. results of the study the size and nature of the standard one-sided wear pads and a circular stand sliters show their dependence on the type of soil, their properties and characteristics, and the ratio of the phase components of the stress distribution in the soil. proved that the porosity of the soil is an influential factor that significantly alters the wear ce wotm. this relationship suggests that the choice of type of treatment should take into account the porosity of the soil, and therefore its previous treatment. the regularity of wear ce wotm changes the density of the solid phase at a fixed moisture content, that is, there is an exponential dependence of the wear decrease with decreasing density of the solid soil. keywords: soil, stress-strain state, the phase state of aggregation of the soil, wear, soil porosity, the density of the solid phase. references 1. kostetskii b.i. upravlenie iznashivaniem mashin, kiev: znanie, 1984, 20 p. 2.severnev m.m., kaplun g.p., korotkevich v.a. iznos detalei sel'skokhoziaistvennyh mashin, l.: kolos, 1972, 288 p. 3. aulin v.v., bobryts'kyj v.m. kharakter ta intensyvnist' znoshuvannia robochyh organiv gruntoobrobnyh mashyn, problemy trybologii (problems of tribology). khmel'nyts'kyi, khnu, 2004, no2, pp.107-112. 4. aulin v.v., tikhii a.a. zakonomirnosti vzaiemodii robochyh organiv gruntoobrobnyh mashyn z gruntom v protsesi jogo obrobitku, visnyk inzhenernoii akademii ukraiiny, 2011, no 2, pp.144-149. 5. aulіn v.v., bobrits'kii v.m., tikhij a.a. fazovyi sklad gruntovogho seredovyscha ta jogo znoshuval'nі vlastyvostі, problemy tribologіi (problems of tribology), khmel'nyts'kyi, khnu, 2009, no2, pp.91-99. 6. aulіn v.v., chernovol m.і., tikhii a.a. znoshuval'na zdatnіst' gruntovogo seredovischa ta zakonomіrnostі spratsiuvannia detalei rogm, problemy trybologіi (problems of tribology), khmel'nyts'kyi, khnu, 2010, no2 pp.6-10. 7. panov a.i. fizicheskie osnovy mehaniki pochvy, nauch.tr, vim, 2000, no 131, pp. 46-51. 8. kachinskii p.a. pochva, ee svoistva i zhizn', m.: nauka, 1975, 295 p. 9. aulіn v.v., tikhii a.a., martynenko o.d. zakonomіrnostі zmіny napruzheno-deformovanogho stanu gruntovogho seredovischa pry dіi na niogo robochikh orghanіv gruntoobrobnykh mashyn, vіsnyk kharkіvs'kogho nats.. tekhn.. un-tu sіl's. ghosp. іm.. p.vasilenka, kharkіv, 2011, no 118. 10. radek n., konstanty j.: cermet esd coatings modified by laser treatment. archives of metallurgy and materials, vol. 57, issue 3, (2012), pp. 665-670. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_matushevski2.doc features surface geometric structure of machine elements and a wear related loss of component weight in a friction pair with ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 81 matuszewski m. university of technology and life science, faculty of mechanical engineering bydgoszcz, poland e-mail: matus@utp.edu.pl features surface geometric structure of machine elements and a wear related loss of component weight in a friction pair with a conformal contact удк.621 this work analyses the effect of the surface geometric structure directionality on the wear process of elements of friction pairs with a conformal contact. in addition, it describes the characteristics of the surface layer of machine elements with a focus on the importance of directionality of the surface structure in the aspect of the surface layer transformation. moreover, this work presents the results of experimental tests where the following input factors were used: tool marks intersection angle on the sample and the counter sample (0°; 30°; 45°; 60° and 90°) and pressure of the sample and the counter sample (1.0; 1.5 and 2.0 mpa). changes of the surface layer were recorded as a function of a change in the sample weight. the tests have shown that the intersection angle of tool marks on the sample and the counter sample has a significant effect on the intensity of the wear process. changes are the greatest for an angle of 0° and the smallest for 90°. in addition, it has been demonstrated that the observed changes have a greater gradient for higher values of sample load, confirming thus the importance of the effect of the surface geometric structure directionality on the wear intensity of the friction pairs elements. key words: conformal contact, structure directionality, wear process. 1. introduction durability and reliability of machine interacting elements are inextricably linked with the characteristics of the surface layer as it is this layer that is mainly affected by friction processes that lead to wear and damage. since the condition of the surface layer has a significant effect on the operating characteristics of machine elements, it is attracts interest from researchers, as well as being the subject of numerous experimental tests. these tests are aimed to acquire and spread the knowledge of the observed surface characteristics and their effect on the tribological characteristics of kinematic pairs. the knowledge obtained from such tests is useful in that it allows the surface layer to be provided with characteristics that increase its resistance to a destructive effect of forces during machine or equipment operation. the objective of this study was to verify the importance of the surface geometric structure (sgs) directionality for the stages and effects of the working transformation of the surface layer of the friction pair elements with a conformal contact. 2. features of surface layer and wear process features of the surface layer (tension, hardness, structure etc) at various stages of product existence are not constant and are subject to changes. during production, the characteristics of the surface layer (called at this stage the technological surface layer) are dynamic in nature as they practically change following each operation or process activity. these changes relate to both the inner part of the surface layer and its surface, and the entire process is called the transformation of the technological surface layer. however, since the operating characteristics of the kinematic pairs elements are determined by the condition of the surface layer of such components, it is this condition that is assumed as the technological surface layer of a finished item after the last operation as part of a process is finished, and in this aspect it has a static character. upon start of operation of an engineering structure, i.e. as soon as the structure and its elements are exposed to external forces, the technological surface layer transforms to the operating surface layer, giving a rise to the transformation process which is a dynamic one, as in the case of the technological surface layer transformation. the common feature of the technological and operating surface layer transformation is therefore the dynamic character of this phenomenon. in the case of the technological surface layer (because operations are performed in stages), an important condition is that occurring at the end of the production stage, whereas the condition important for the operating surface layer is the current one [1]. features of the surface layer are largely determined by the surface stereometry. the surface stereometry is defined as the surface geometric structure (sgs). it is a collection of surface micro-unevenness, i.e. tool marks or the effects of the wear process. the basic characteristics that describe sgs include: roughness, waviness, anisotropy degree – tool marks directionality, shape deviations and surface defects [2]. tribological characteristics of the interfacing surfaces of machine elements are determined mostly by roughness and directionality parameters of sgs [3, 4, 5, 8]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:matus@utp.edu.pl http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com features surface geometric structure of machine elements and a wear related loss of component weight in a friction pair with ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 82 the condition and changes in the surface layer are usually described by various roughness parameters e.g. [8, 9]. less frequent here is the use of the sgs directionality parameters. tool marks are an inevitable result of the manufacturing process; they may have a number of different dimensions, shapes and locations so they are significant characteristics of the surface layer condition. it can be therefore stated that a significant component of the sgs from the perspective of the wear process is its directionality. this refers in particular to kinematic pairs with a conformal contact of the interacting surfaces of kinematic pairs elements [5]. 3. experimental tests 3.1. objective and methodology of tests the tests were aimed to determine the effect of positioning and directionality of tool marks located on the interacting elements at the conformal contact on the wear intensity. the intensity of the surface layer transformation process was measured based on the weight change (loss), i.e. the value that is used as a direct measure of wear (weight wear). tested were the samples of which sgs has an anisotropic character with a clear directionality of tool marks (fig. 1). the wear stages were observed by changing relative location of tool marks, thus obtaining the structure interacting angle arising from the characteristic directionality lines. а b fig. 1 – surfacegeometric structure of tested samples: a – 2d system; b – 3d system samples with such surface geometric structure were subjected to tribological tests. samples made of 102cr6 steel and a counter sample made of x210cr12 steel were used in these tests. the samples interacted with the counter sample on the wear test station designed and made at the manufacturing engineering department of the university of technology and life sciences in bydgoszcz [6, 7]. fig. 2 – selection of the samples and the counter sample depending on α angle (α1 = 0° and α2 = 60°) of tool marks intersection: 1– samples; 2 – counter sample; 3 – sample setting sleeve pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com features surface geometric structure of machine elements and a wear related loss of component weight in a friction pair with ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 83 the hardness of the counter sample was significantly higher (by 50 %) compared to the hardness of the sample so that changes occur mainly on the surfaces of the samples. the value of hardness was respectively 60 hrc and 40 hrc. the samples interacted with the counter sample in a lubricating medium, that is machine oil (l–an 68), at the following operating values: relative motion speed: 2.9 m/min (0.05 m/s); load: 300, 450 and 600 n (which corresponded to theoretical pressure in the contact area of 1.0, 1.5 and 2.0 mpa respectively). the tests were performed for the following angles between the characteristic tool marks: 0°, 30°, 45°, 60° and 90°. the principle of selecting the samples and the counter sample during tests and resulting angles between the directionality of the interacting textures during tests are presented in fig. 2. tested samples were immobilised in three grooves located on the setting sleeve positioned on the circumference at every 120°. oscillating relative motion was performed by the counter sample, while the counter sample was pressed to the samples (load applied to the system) with springs. 3.2. results of the experimental tests the results of the experimental tests are shown in the form of diagrams – fig. 3 where weight changes of the samples caused by the sgs changes are presented as a function of the friction path. changes in the weight of the samples were determined during tests by weighing the samples using a wax 220 analytical laboratory balance with an accuracy to 0.01 milligram. 1 0 0 2 0 0 3 0 0 5 0 0 1 0 0 0 2 0 0 0 0 0 , 5 1 1 , 5 2 2 , 5 3 a 1 0 0 2 0 0 3 0 0 5 0 0 1 0 0 0 2 0 0 0 0 0 , 5 1 1 , 5 2 2 , 5 3 b ∆m, mg l, m ∆m, mg l, m pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com features surface geometric structure of machine elements and a wear related loss of component weight in a friction pair with ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 84 1 0 0 2 0 0 3 0 0 5 0 0 1 0 0 0 2 0 0 0 0 0 , 5 1 1 , 5 2 2 , 5 3 c fig. 3 – changes in the weight of the samples ∆m as a function of the friction path for the following pressure forces: a – 300 n; b – 450 n; c – 600 n the tests indicate that the changes in the samples weight, i.e. the parameter that describes the intensity of wear process, are dependent on the angles of the characteristic tool marks located on the surfaces of the interacting elements. the diagrams show that the largest weight loss compared to the initial weight occurs for α = 0°, whereas the changes are smaller for α = 90°. on the other hand, changes in weights for intermediate angles, i.e. 30°, 45° and 60° are always within these values for angles 0° and 90°. the principle behind these changes is that the weight decreases as the angle increases. this can be explained by the fact that at an angle 0° (parallel marks), micro-unevenness come into contact with each other resulting in the largest loss of material as a result of friction and shearing. at an angle of 90° (perpendicular marks), interfacing surfaces move on the tops of the tool marks causing a smaller loss of material. changes of such nature are observed for all interacting conditions (different loads) with the changes in the values within the respective stages of the wear process being more intensive for larger loads. based on that, it can be stated that, along with verification of the basic assumption of the tests, that is proving that the surface structure directionality has an effect on the surface layer transformation, it was demonstrated that the wear intensity is dependent on the analysed elements interaction conditions. 4. summary based on the experimental tests, it was demonstrated that the wear process depends largely on the surface structure directionality, i.e. on the degree of the structure anisotropy. it was furthermore demonstrated that the intensity of the wear process is dependent on the conditions of interaction between respective elements. as the effect of the surface stereometry (described by the directionality parameters) on the stages and effects of transformation of the operating surface layer has been proved, it is advisable to continue studies and extend collections of input factors by structures with a various degree of anisotropy. further studies shall make it possible to choose the best treatment method (in tribological terms) depending on the positioning of tool marks, and to obtain in this way the desired surface stereometry. поступила в редакцію 09.01.2013 α5 = 90° α4 = 60°; α3 = 45°; α2 = 30°; α1 = 0°; ∆m, mg l, m pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com features surface geometric structure of machine elements and a wear related loss of component weight in a friction pair with ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 85 references 1. burakowski t., marczak r.: eksploatacyjna warstwa wierzchnia i jej badania. zagadnienia eksploatacji maszyn z. 3/1995, s. 327÷337. 2. burakowski t., wierzchoń t.: inżynieria powierzchni metali. wnt, warszawa 1995. 3. czarnecki h.: analiza teoretyczna wpływu stereometrii powierzchni na działanie pary tribologicznej. tribologia nr 4/2005, s. 19÷31. 4. daca j., rudnicki z., warszyński m.: analiza wpływu topografii powierzchni na przebieg zjawisk tribologicznych. materiały xxi sympozjonu pkm, bielsko–biała, wnt tom 1, warszawa 2003, s. 213÷218. 5. matuszewski m.: badanie wpływu wybranych parametrów struktury geometrycznej powierzchni elementów par kinematycznych na proces ich zużywania. praca doktorska, uniwersytet technologiczno– przyrodniczy, bydgoszcz 2008. 6. matuszewski m., styp-rekowski m.: kinematyka elementów elementów wyznaczanie drogi tarcia w tribologicznych badaniach pary ciernej. tribologia, nr3/2008, s. 115÷124. 7. matuszewski m., styp-rekowski m.: significance meaning of texture direction of surfaces’ geometric structure for course of wear process. international journal of applied mechanics and engineering, vol. 9/2004, pp. 111÷115. 8. styp-rekowski m.: znaczenie cech konstrukcyjnych dla trwałości skośnych łożysk kulkowych. wydawnictwo uczelniane atr, seria rozprawy nr 103, bydgoszcz 2001. 9. zwierzycki w., grądkowski m. (redakcja): fizyczne podstawy doboru materiałów na elementy maszyn współpracujących tarciowo. instytut technologii eksploatacji, radom 2000. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_artemchuk.doc механізм зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 51 артемчук в.в. дніпропетровський національний університет залізничного транспорту ім. академіка в. лазаряна, м. дніпропетровськ, україна механізм зношення елементів pавтозчепного пристрою рухомого складу вступ, постановка проблеми раціональний підбір матеріалів, методів і технологій відновлення, зокрема, наплавлення зношених деталей можливе лише визначивши умови експлуатації та механізми зношування при взаємодії деталей досліджуваних вузлів. виходячи з умов експлуатації, характеру та величини зносу, одними з найбільш зношуваних деталей є деталі автозчепного пристрою, які й були обрані для подальшого розгляду. актуальність проблеми підвищення зносостійкості деталей, зокрема, автозчепного пристрою викликана необхідністю збільшення терміну експлуатації (ресурсу). відомо, що на ремонтні операції при поточному та капітальному ремонтах витрачаються значні кошти, які в сумі можуть перевищувати вартість самої рухомої одиниці. також відомо, що значна частина розходів припадає на ремонт механічної частини рухомого складу, а основна доля відмов або несправностей її елементів виникає в наслідок зносу деталей. тому, очевидно, що для зменшення витрат на ремонт механічного обладнання зі збереженням закладеного рівня надійності, необхідно збільшувати міжремонтні пробіги рухомого складу. останнє можливо, застосовуючи більш зносостійкі матеріали. у той же час, замінювати технологічний і відносно дешевий матеріал всієї деталі на новий, більш дорогий не має сенсу; найчастіше достатньо нанести на основу зносостійкий матеріал на певних ділянках деталі. технології відновлення деталей автозчепів, що застосовують на даний час, не забезпечують високого ресурсу вказаних деталей, отже, вивчення проблеми зношування і відновлення ударно-тягових пристроїв є актуальним і потребує глибокого вивчення. таким чином, зношувана деталь потребує досліджень механізмів зношування та визначення раціональних режимів та матеріалів при її відновленні. аналіз досліджень та публікацій з розглядуваних питань показує, що даний напрям перспективний і потребує уваги. в роботах [1-4] представлені результати досліджень триботехнічних властивостей наплавочного матеріалу, який автор пропонує для використання. безумовно, роботи [1 4] заслуговують увагу, проте механізм зношення деталей розкритий не повністю та, на наш погляд, потребує більш досконалого вивчення. метою даної роботи є дослідження механізму зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу, що дозволить в подальшому більш точно підібрати зносостійкий наплавочний матеріал. величина зносу при терті металу по металу визначається, перш за все, такими факторами [5 7]: початковим станом поверхонь; родом і характером тертя; питомим тиском тертьових поверхонь і характером прикладання навантаження; швидкістю переміщення тертьових поверхонь і її зміною в часу; способом підвода, кількістю і якістю змащення (в'язкістю, адсорбційною здатністю і характером зміни цих властивостей при різних температурах, тисках та ін); температурними умовами; властивостями утворюваних поверхневих плівок; присутністю абразиву і його властивостями; можливостями видалення продуктів зносу; формою і розміром тертьових поверхонь, що визначають умови тертя, охолодження, підведення мастила і т.д. в роботі [8] проведено статистичний аналіз зносу елементів автозчепних пристроїв. на підставі отриманих результатів статистичного аналізу приходимо до висновку, що різні ділянки корпусу автозчеплення мають різний по величині знос, що очевидно, пов'язано з різними чинниками, які впливають на корпус автозчеплення, наприклад, питомими навантаженнями, наявності абразиву в контактуючих тілах, температури та ін. на рис. 1 показані виникаючі під час експлуатації дефекти та ділянки зношування. також вимірювання елементів автозчепного пристрою локомотивів і вагонів показали, що найбільше зношуються торцева частина хвостовика корпусу автозчеплення 1, отвір під клин 15, малий зуб 10 (рис. 1) і упорна плита. зупинимося на ділянці 1 корпусу автозчепи (рис. 1) і ударної поверхні упорної плити, які найбільше зношуються (рис. 2). для визначення причин, що приводять до значного зносу торцевої частини хвостовика та упорної плити, проаналізуємо механізм зношування вказаних ділянок. в процесі експлуатації автозчепний пристрій безперервно піддається ударним навантаженням. основними відмовами автозчепного пристрою є [9]: порушення висоти автозчеплення від головки рейки; вигин хвостовика автозчеплення, деталей механізму; тріщини в корпусі автозчеплення: у кутках ударної стінки і в з'єднанні зіву з бічною стінкою, по кутах вікон для замку і замкотримача, у хвостовику; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 52 знос робочих поверхонь корпусу, ударної плити і тягового хомута; знос робочих поверхонь деталей механізму. у момент зчепу вагонів, руху та гальмування рухомого складу хвостовик автозчепу вдаряє по упорній плиті, після чого вони разом переміщуються, долаючи протидію поглинаючого апарату. зазор між хвостовиком автозчеплення і упорної плитою в момент руху становить у середньому 5 7 мм, але може досягати 10 12 мм. граничне відхилення корпусу автозчеплення від поздовжньої осі в горизонтальній площині при русі – 17° в кожну зі сторін. можливий також зсув корпусів автозчепів сусідніх вагонів відносно один одного у вертикальній площині. рис. 1 – корпус автозчеплення [9] рис. 2 – визначення зносу шаблоном корпусу автозчепу електровозу чс 2 хімічний склад сталей, які допускаються гост 22703-91 для виготовлення деталей автозчепів, наведено в табл. 1. упорні плити виготовляють зі сталі 20л, сталі 45, допускається застосування сталі 38хс. твердість 255 321 нв. хімічний склад сталі 45 (мас. частка, %): 0,42 0,50 вуглецю; 0,17 0,37 кремнію; 0,5 0,8 марганцю. хімічний склад сталі 38хс (мас. частка, %): 0,34 0,42 вуглецю; 1,0 1,4 кремнію; 0,3 0,6 марганцю; 1,3 1,6 хрому. обидві сталі відносяться до важкозварювальних. торцева частина хвостовика має квадратний перетин 130 × 130 мм, радіус закруглення – r = 130 мм. закруглення упорної плити, з яким контактує торцева частина хвостовика, має радіус 150 мм. заміри плями контакту при ударі дозволяють визначити фактичну площу контакту, яка становить приблизно 17688/2 = 8844 мм2, тобто близько половини номінальної площі ударної частини хвостовика. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 53 таблиця 1 хімічний склад вказаних сталей для деталей автозчепу вміст елементів у відсотках за масовою долею марка сталі c mn si cr ni cu v ti 20гл 0,17-0,25 1,10-1,40 0,30-0,50 0,30 0,30 0,30 20фл 0,17-0,25 0,80-1,20 0,30-0,50 0,30 0,30 0,30 0,06-0,13 20гтл 0,17-0,25 1,00-1,30 0,30-0,50 0,30 0,30 0,30 0,01-0,03 20фтл 0,17-0,25 0,70-1,20 0,30-0,50 0,30 0,30 0,60 0,01-0,06 0,005-0,025 20г1фл 0,17-0,25 1,00-1,30 0,30-0,50 0,30-0,50 0,30 0,30 0,04-0,07 0,01-0,02 20сфтл 0,17-0,25 0,90-1,40 0,30-0,50 0,30 0,30 0,30 0,06-0,13 20гсфтл 0,17-0,25 0,90-1,40 0,30-0,60 0,30-0,60 0,60 0,60 0,01-0,06 0,006-0,025 20хгсфал 0,17-0,25 1,10-1,40 0,40-0,70 0,30-0,60 0,30 0,30 0,07-0,11 20хгсфтал 0,17-0,25 1,10-1,40 0,40-0,70 0,30-0,60 0,30 0,30 0,04-0,08 0,01-0,025 20хг2сл 0,17-0,22 1,50-1,70 0,30-0,60 0,30-0,60 0,30 0,30 один з отриманих відбитків плями контакту при ударі хвостовика об упорну плиту показано на рис. 3, а фіксація сили удару на рис. 4. рис. 3 – відбиток плями контакту при ударі хвостовика об упорну плиту вантажного вагону (напіввагону) п од ов ж ня с ил а, т с рис. 4 – залежність сили подовжнього навантаження напіввагону при швидкості зіткнення 3,8 км/год другий контрольний показник – товщина перемички між торцевою поверхнею хвостовика і отвором під клин. мінімально допустима товщина перемички 40 мм. в процесі експлуатації ударні поверхні піддаються багатократній пружно-пластичній деформації, на поверхні і у приповерхневому шарі виникають напруження, які можуть в десятки разів перевищувати межу текучості матеріалу. у теорії міцності [10] приводиться, що крихке руйнування відбувається під дією нормальних, а в'язке руйнування під дією дотичних напружень. дія цього напруження супровоpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 54 джується відривом частинок металу або крихким викришуванням поверхні. крім того, при зіткненні автозчепних пристроїв виникає ударна хвиля, частина якої гаситься в поглинаючому апараті, частина в матеріалі автозчепного пристрою; в той же час виникає зворотна хвиля; дія цих хвиль також приводить до виникнення напружень в п’ятні контакту ударних поверхонь. на даний час існує наступна класифікація видів зношування при ударі: ударно-абразивне, ударно-гідроабразивне, ударно-втомлене і ударно-теплове [11]. під дією різних чинників на поверхні, що зношується, формується рельєф, розглядаючи який на макроі мікрорівні можна визначити вид ударного зношування. перед детальним розглядом даного питання зробимо деякі зауваження. згідно з зазначеною класифікацією [11] ударно-абразивне зношення відбувається внаслідок ударів часток абразиву по металу або навпаки. наприклад, дія абразивних часток (корунду) при піскоструминної обробці деталі перед газотермічним напиленням; зворотний приклад – подрібнення породи молотами або білами. в нашому випадку, розглядаючи ударні взаємодії тіл, ми будемо розуміти, що в результаті ударних навантажень відбувається зминання деталей. тобто такий вид зношення, як зминання (зміна геометричних розмірів без втрати маси) будемо умовно називати ударним зношенням, тобто зношенням в наслідок дії ударних навантажень, а розгалуження на ударно-абразивне та ударно-втомлене конкретизує характер контактної взаємодії контактуючих поверхонь. при детальному розгляді рельєфу поверхні торцевої частини хвостовика корпусу автозчеплення і ударної плити, що контактує з нею, визначити вид зносу однозначно не можна. вивчаючи конструктивні особливості автозчепного пристрою, умови експлуатації і рельєф ударних поверхонь (рис. 5, 6), можна припустити, що на вказані поверхні діє складна комбінація видів зношування: зминання з абразивним (умовно ударно-абразивне) з прослизанням та зминання з втомленим (умовно ударно-втомлене) з прослизанням. розглянемо їх детальніше. а б рис. 5 – ударна поверхня хвостовика корпусу автозчепу: а – електровоза чс7; б – вантажного вагону при чисто ударно-абразивному зношуванні контактні поверхні піддаються дії з боку твердих частинок, твердість яких може бути більше твердості поверхонь. частинки втискуються в метал, деформують його, після багатократної дії виникає втома мікрооб'ємів металу, унаслідок чого, відбувається їх відділення від основи. у свою чергу, частинки зносу, що утворилися, самі стають додатковим джерелом зносу, якщо вони залишаються між контактуючими поверхнями. про ударно-абразивне зношування можна судити по рівномірно розподіленій, не направленій шорсткості, без рисок і подряпин [11]. при чисто ударно-втомленому зношуванні контактуючі поверхні мають рівномірну, слабковиражену шорсткість, без характерних для ударно-абразивного зношування лунок. багатократні динамічні дії приводять до деформацій поверхневого шару, наклепу, підвищенню твердості, появі мікротріщин, крихкому викришуванню [11]. в процесі експлуатації деталі рухомого складу, зокрема, автозчепного пристрою безперервно знаходяться під впливом різних чинників, хвостовик автозчепи співударяється з упорною плитою під різними кутами, удар може здійснюватися з прослизанням і без нього, також може бути тертя ковзання без удару і т.д. крім того, в зазор між хвостовиком автозчепи та упорною плитою потрапляють різні абразивні частинки. відмітимо, що при русі залізничного складу сила і швидкість удару, а також час дії ударного імпульсу є випадковими, а їх величина залежить від безлічі чинників (маси потягу, швидкості руху, профілю шляху, режиму ведення потягу і т.д.). для класифікації видів зношування автозчепного пристрою, перш за все, вивчали рельєф поверхні тертя, оскільки стан поверхні дозволяє в першому наближенні дати якісну оцінку виду зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 55 на рис. 5, 6 показані типові рельєфи ударних поверхонь автозчепу та ударної плити. абсолютна більшість досліджених ударних поверхонь хвостовиків автозчепів має більш менш виражену пляму в середній частині з відносно рівномірною шорсткістю, проте з віддаленням від середньої частини до периферії можна спостерігати подряпини, риски завдовжки до 10 мм і більше. також можна відмітити, що риски мають певний напрям – від центральної точки ударної поверхні до периферії або від центральної вертикальної осі і мають в основному горизонтальний напрямок. відмінність в спрямованості слідів зносу, очевидно, пов'язана з експлуатаційними і технологічними особливостями і для досліджень у даному контексті цікавості не представляє. проте важливим моментом вивчення даного питання є з'ясування механізму формування спостережуваного рельєфу. як видно, не під один з перерахованих видів зношування (умовно ударно-абразивний і ударно-втомлений) у чистому вигляді досліджуване зношування віднести не можна. рис. 6 – упорні плити для з’ясування механізмів формування пластичних деформацій та рельєфу поверхонь, що співударяються були проведені моделювання ударів (рис. 7 9), лабораторні та натурні дослідження. моделювання ударів дозволило оцінити напружено-деформований стан досліджуваних поверхонь автозчепи різних локомотивів і вагонів, які мали нові та відновлені до креслярських розмірів поверхні, піддавали періодичному огляду. таким чином, визначали формування рельєфу поверхні залежно від пробігу. а б рис. 7 – розподіл напружень у хвостовику корпусу автозчепу в момент дії навантаження (1 мн): а – при прямому ударі; б – при ударі під кутом pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 56 рис. 8 – утворення пластичних деформацій у хвостовику корпусу автозчепу в момент дії максимального навантаження (1 мн) при ударі під кутом рис. 9 – розподіл напружень в упорній плиті в момент дії навантаження (1 мн) при ударі автозчепу під кутом в результаті виявлене наступне. приблизно до 25 тис. км пробігу формується поверхня зношування з рівномірною, слабковираженою шорсткістю без характерних рисок і лунок. по краях ударної поверхні розклеп не спостерігався. потім до 50 100 тис. км поверхня зношування набуває великої шорсткості, по периферії з'являється розклеп, на поверхні можна побачити появу подряпин і рисок. таким чином, можна зауважити, що до 100 тис. км переважно діє зминання та втомлене з прослизанням зношування. знос в даний період пробігу відбувається за рахунок багатократної деформації поверхневого шару, внаслідок чого частинки стають крихкими та відділяються від основного металу. при цьому унаслідок наклепу збільшується твердість ударної поверхні, тобто відбувається її зміцнення. глибина наклепу за цей період досягає 10 12 мкм. по краях знос вищий, ніж в середній частині поверхні. можна припустити також, що у момент зіткнення з прослизанням виникає локальне розігрівання точок контакту ударних поверхонь автозчепу і ударної плити, їх мікрозварювання (схоплювання) і подальший вирив. починаючи приблизно з 100 тис. км пробігу і далі, на зношування ударних поверхонь більшою мірою діє зминання та абразивне з прослизанням зношування. цей вид зношування також представляє складність, оскільки діє сукупність чинників, притаманних зносу від тертя ковзання і від дії удару. у період, коли в основному діяв вид зношування зминання з втомленим з прослизанням, з контактних поверхонь відділялися частинки; крім того, під час руху в зазор між хвостовиком автозчепу та ударною плитою потрапляють різні абразивні частинки, твердість яких може бути вища за твердість металу. про наявність абразивного виду зношування свідчить наявність лунок, що створюють відносно рівномірну шорсткість, особливо в середній частині ударної поверхні хвостовика автозчепу. проте головною відмінністю від ударно-абразивного зношування в чистому вигляді є наявність подряпин і рисок, направлені від центральної частини до периферії. дане спостереження однозначно говорить про взаємні переміщення контактних поверхонь автозчепу і ударної плити та абразивні частинки, що є між ними. дійсно, корпус автозчепи в процесі руху може відхилятися на кут 17° в горизонтальній площині в одну сторону, що необхідно для проходження кривих. при цьому відхилення автозчепи може супроводжуватися ударом; таким чином, відбувається накладення ударного імпульсу з прослизанням. в результаті на ударній поверхні утворюються риски, як правило, розташовані горизонтально і ближче до периферійної частини ударної поверхні. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношення елементів автозчепного пристрою рухомого складу проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 57 суттєво впливає на зношення ударних поверхонь пластична деформація основного металу. до моменту постановки локомотива на ремонт об'єму пр3 або кр знос ударних поверхонь автозчепу і упорної плити досягає максимальних значень, по краях поверхні автозчепу, що зношується, спостерігається розклеп (рис. 10), що досягає 7 мм, краї нерівні, є сліди крихкого викришування. рис. 10 – залишки розклепу ударної поверхні хвостовика корпусу автозчепу висновки та перспективи подальших досліджень підводячи підсумок зазначимо, що в процесі експлуатації рухомого складу на ударні поверхні одночасно впливають різні види зношування, а саме зминання, втомлене та абразивне. поверхневі шари деталей автозчеплення повинні володіти високим опором проти визначених вище видів зношування. з іншого боку, враховуючи високі механічні навантаження на ці деталі в експлуатації, вони повинні володіти високою конструктивною міцністю і пластичністю, які не завжди можуть забезпечити матеріали з високою зносостійкістю або іншими особливими властивостями. можливим поєднанням таких властивостей володіють багатошарові конструкції, в яких міцнісні властивості забезпечуються основним матеріалом деталі, а її особливі зносостійкі властивості – поверхневими наплавленими шарами. проведені дослідження дозволяють звузити можливий набір наплавочних матеріалів, заощадивши час на проведення експериментів, а також обрати найбільш прийнятні та раціональні варіанти наплавочних матеріалів. література 1. абраменко д.н., павлов н.в. триботехнические свойства комплексно-легированного наплавленного металла со структурой игольчатого феррита // вестник вниижта. – № 4, 2008. – с. 31-37. 2. абраменко д.н. микроструктура металла износостойкой наплавки деталей грузовых вагонов. железнодорожный транспорт на современном этапе. задачи и пути их решения: сб.науч.тр. оао «вниижт» / под ред. а.е. семечкина. – м.: интекст, 2008. – с. 185-189. 3. павлов н.в. высокопроизводительная износостойкая наплавка литых деталей тележек грузовых вагонов / н.в. павлов, в.к. струнец, д.н. абраменко // развитие железнодорожного транспорта в условиях реформирования: сб.науч.тр. / под ред. ю.м. черкашина, г.в. гогричиани. – м.: интекст, 2006. – с. 175-183. 4. синельников н.г., абраменко д.н. специализированное сварочно-наплавочное оборудование грузовых вагоноремонтных предприятий россии (обзор) // сварщик профессионал. – 2006. – № 1(20). – с. 14-16 5. гаркунов д.н. триботехника. – м.: машиностроение. – 1989. – 328 с. 6. костецкий б.и. надежность и долговечность машин. – к.: техника, 1975. – 404 с. 7. трение, изнашивание и смазка. справочник. в 2 т. / под ред. и.в. крагельского, в.в. алисина. м.: машиностроение, 1978. – т. 1. – 399 с. – т.2. – 357 с. 8. артемчук в.в., мухіна н.а., грічаний м.а., статистичний аналіз зносу елементів автозчепних пристроїв // вісник дніпропетровського національного університету залізничного транспорту імені академіка в. лазаряна. – дніпропетровськ. – 2009. – випуск 26. – с. 7-10. 9. інструкція по ремонту і обслуговуванню автозчепного пристрою рухомого складу залізниць україни цв-цл-цт-0014 / київ, 2006. 10. фридман я.б. механические свойства металлов. м.: машиностроение. – 1974, т. 1. – 472 с. 11. виноградов в.н. и др. изнашивание при ударе / в.н. виноградов, г.м. сорокин, а.ю. албагачиев. – м.: машиностроение, 1982. – 192 с. надійшла 12.03.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_dragomereckiy.doc моделювання температурних полів робочих поверхонь периферійного підшипника ковзання тришарошкового долота при терті проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 34 дрогомирецький я.м., василик а.в., довжинський і.м., долгопола г.є. івано франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна моделювання температурних полів робочих поверхонь периферійного підшипника ковзання тришарошкового долота при терті вступ буріння свердловин на нафту і газ проводиться, в основному, шарошковими долотами, на долю яких випадає близько 80 % всього об’єму буріння. проведені дослідження шарошкових доліт і режимів їх експлуатації при бурінні глибоких свердловин засвідчили, що найефективнішими при проведені свердловин є низько обертовий режим. разом з тим, вказані значні резерви підвищення техніко-економічних показників роботи шарошкових доліт при бурінні свердловин, що пов’язані з надійністю доліт, і в теперішній час залишається не реалізованим. це викликає потребу в більш глибокому дослідженні довговічності елементів герметизованих шарошкових доліт, їх підшипників ковзання і кочення та в розробці на цій основі комплексу рішень, які дозволяли б підвищити загальні показники буріння свердловин. математичне моделювання температурних полів робочих поверхонь периферійного підшипника ковзання при терті в теперішній час для буріння глибоких свердловин на нафту і газ застосовують наступні герметизовані шарошкові долота, це долота типу гну і гау. долота типу гну мають упорну п’яту ковзання, кульковий підшипник кочення, і ущільнюючу манжету форми пружини бельвіна, а долото типу гау периферійний підшипник ковзання, кульковий, замковий підшипник кочення і також упорну п’яту ковзання (рис. 1). рис. 1 – опора шарошкового долота типу гау (із двома підшипниками ковзаннями): 1 – лапа шарошкового долота; 2 – канал для поступлення мастильних матеріалів із лубрікатора в опору долота; 3 – цапфа долота; 4 – ущільнюючий елемент; 5 – периферійний підшипник ковзання; 6 – шарошка; 7 – зубок; 8 – замковий підшипник кочення; 9 – упорний підшипник ковзання; 10 – упорна п’ята слід пам’ятати, що серед чисельних підходів до опису поверхонь тертя підшипників особливе місце займають температурні моделі, які інтегрально враховують вплив механічних факторів, теплофізичних характеристик матеріалів пар тертя, зокрема захисних покрить на різноманітних середовищ у зоні контакту. ці та інші параметри закладають у модель за допомогою функцій джерел тепла, а також відносно коефіцієнта теплообміну. відображення більш точного реального температурного поля складає значні складності при проведені таких дослідів, а іноді навіть не є можливим їх проведення. врахування часової залежності відносно коефіцієнта теплообміну дозволяє розширити коло досліджувальних задач, але це ускладнює, а іноді унеможливлює їх розв’язок. не менш важливим є завдання введення в модель pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання температурних полів робочих поверхонь периферійного підшипника ковзання тришарошкового долота при терті проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 35 просторової залежності температури від координат. для цього необхідно зробити припущення, що периферійний підшипник ковзання – необмежене тіло [1]. це припущення нам дозволяє зробити те, що робочі температури в тілі підшипника не є значними і вони не передаються в навколишнє середовище, а теплопередача здійснюється в середині тіла підшипника. диференціальне рівняння теплопровідності буде мати вигляд: x t ∂ ∂ ( ) ( ) 2 2 ,, x txt a x txt ∂ ∂ = ∂ ∂ , 0 < x < d; t > 0 при граничних умовах: т(х, 0) = т0, ( ) тертяqx tt = ∂ ∂ ⋅λ− ,0 та 0 ),( = ∂ ∂ x txt . (1) розв’язуючи цю задачу операційним методом розв’язок для зображення ( )sxtl , в випадку необмеженої пластини має вигляд: ( ) x a s shbx a s ach s t sxt ol +=−, . (2) початкова температура пластин всюди однакова і рівна оt . тоді граничні умови будуть мати в зображення такий вигляд: ( ) 0 , ,/ = λ +− s q sdt ml , (3) ( ) 0,0/ =stl . (4) з умови симетрії розподілу тепла випливає, що в = 0. постійну а знаходимо з умови (3). d a s sh a s s q a s q d a s sha a s mm ⋅⋅λ =→= ⋅λ +− ,...0 . (5) підставляючи постійну а в диференційне рівняння теплопровідності в зображення отримаємо: ( ) ( ) )( , s s d a s shx a s s x a s chq s t sxt m o l ψ φ = ⋅⋅⋅λ ⋅ =− . (6) як бачимо розв’язок рівняння (6) є відношення двох поліномів, оскільки: ,... !4 1 !2 1 1)( 22 42       +⋅⋅+⋅⋅+⋅=φ s a x s a x qs m ( ),... !5 1 !3 1 22 53 2 sss a d s a d a r s ϕ⋅⋅λ=               +⋅⋅+⋅⋅+⋅λ=ψ (7) де −ϕ )(s вираз в дужках. для розв’язування застосуємо теорему розкладу поліномів. степеневий ряд ( )sψ не містить постійних величин, тому всі умови теореми розкладу справджуються. знайдемо розв’язки поліному ( )sψ , для чого прирівняємо його до нуля: ( ) 0)( 2 =ϕ⋅⋅λ=⋅⋅λ=ψ ssd a s sh a s ss . (8) розв’язавши отримаємо корені: 1) 00 =s подвійний корінь; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання температурних полів робочих поверхонь периферійного підшипника ковзання тришарошкового долота при терті проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 36 2) 2 2 d a s nn µ⋅ −= – безліч коренів так, як: . ,0sin 1 nnda s id a s i i d a s sh µ=π=== використаємо теорему розкладу: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )[ ] , 62 lim lim 2 200 λ ⋅ − ⋅λ⋅ ⋅ + ⋅λ τ⋅⋅ = =      ϕλ ϕ′⋅φ − ϕ⋅λ φ′ + ϕ⋅λ φ ⋅τ=             ϕ⋅λ φ ⋅ τττ → τ → dq d xq d aq s ss e s s e s s ee s s sd d ттт sss s s s так як ( ) ( ) 2 2 / 2 / 6 0 , 2 0 ,0 ,)0( a d a x a d )(qm ⋅ =ϕ ⋅ =φ=ϕ=φ . далі отримаємо: ( ) ( ) ∑∑ ∞ = ∞ = τ       τ⋅µ−µ µ⋅µλ ⋅ −= ψ′ φ 1 2 2 2 1 expcos cos 2 n nn nn m n sn n n d a d xdq e s s , так як       ⋅ +⋅λ=ψ′ d a s ch a ds d a s sh a s s 22 3 )( , d a s ch a ds s nn 2 )( ⋅ λ=ψ′ . отже, загальний вигляд диференційного рівняння буде мати вигляд: ( ) ( )( ) ( )      µ−µ µ −+ − − τ⋅ λ =− ∑ ∞ = + 0 2 2 1 1 22 0 expcos 2 1 6 3 , f d x d d xd d aq ttxt nn nn nm , (9) де , 20 x a fnn τ⋅ =π⋅=µ – число фур’є. для обрахунку температурних полів периферійного підшипника ковзання скористаємось математичним моделюванням. при проведені моделювання припущення та розглянули периферійний підшипник ковзання, як нескінчену пластину, що дозволило отримати формулу для оцінки температурного поля в підшипнику в будь-який момент часу. скориставшись програмою gw-basic (див. додаток) можемо отримати значення температури в момент часу t = 600 c. отримані значення показані на графічній залежності (рис. 2), але отримані значення через допущення нами припущення не є точними,а є орієнтованими. рис. 2 – залежність температури від відстані до поверхні тертя в момент часу t = 600 c pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання температурних полів робочих поверхонь периферійного підшипника ковзання тришарошкового долота при терті проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 37 висновки проведені дослідження дають можливість створити такий підшипниковий вузол, котрий буде мати значну зносостійкість завдяки правильному підборі матеріалів. отримане в результаті моделювання оціночне температурне поле в підшипнику, що дозволяє приблизно оцінити робочі температури в підшипнику. дану температурну модель можна застосовувати для визначення температур в циліндричному тілі при температурному імпульсу. крім досліджень матеріалів та моделювання температурних полів проводились дослідження впливу змащування на інтенсивність зношування тому, як змащував для герметизованих опор бурових доліт найкраще себе зарекомендували уніол-1, літол-24 із різними порошкоподібними добавками [4], та комплексні графітні мастила. додаток програма для обрахунку температурніх полів. end 140 x next 130 n next 120 x;"x" print:p;"pprint": 120 goto:100)p* 10000,pset(x* 110 3)l2l-1(l*(q/l)p 100 sd*3l 90 t/(x^2)))(a**3.14)^2exp(-(n**(x/d)*3.14)cos(n**3.14)^2)/(n*(2*1)(n(-1)^s 80 d)*/(6(x^2))*3-(d^22l 70 /dt)(a*1l 60 12 to 1n for 50 .0005 step .012 to .001x for 40 2screen30 40.5l:.025d:tinput20 150q:.000053а10 == += = += = = = = == == література 1. дрогомирецький я. м., василик а. в., попадюк і. і. моделювання температурних полів у робочих елементах упорного підшипника ковзання тришарошкового долота при терті // держ. міжвідомчий наук.-техн: зб. розвідка та розробка нафтових і газових родовищ. – івано-франківськ. – іфдтунг. – 1997, вип. 54. – с. 315-323. 2. корслоу г., егер д. теплопровідність твердих тіл. – м.:наука, 1964. – 371с. 3. лыков а. в. теория теплопроводности. – м.: высшая школа, 1967. – 600с. 4. довжинський і. м., дрогомирецький я. м., котюшко н. є. вплив порошкоподібних добавок на трибологічні характеристики пластичного мастила літол-24 «перспективні інновації в науці, освіті, виробництві і транспорті '2011». том 5. технічні науки. – одеса: чорноморя, 2011. – с. 5-1. надійшла 11.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 19_umanskiy.doc влияние состава покрытий на основе интерметаллидов никеля на механизмы их изнашивания в условиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 123 уманский а.п., полярус е.н., костенко а.д., терентьев а.е. институт проблем материаловедения им. и.н. францевича нан украины влияние состава покрытий на основе интерметаллидов никеля на механизмы их изнашивания в условиях высокотемпературных трибоиспытаний введение развитие современной аэрокосмической отрасли, в частности, газотурбостроения определяется возможностями используемых материалов. в связи с этим возникает необходимость поиска и разработки новых композиционных материалов, которые совмещают высокие показатели физико-механических и физико-химических свойств и могут работать в жестких условиях эксплуатации, характерных для современного оборудования [1, 2]. интерметаллиды системы ni-al – алюминиды никеля nial и ni3al – находят широкое применение в качестве материалов защитных покрытий на деталях аэрокосмической техники и энергетического машиностроения, в том числе на элементах газотурбинных установок и ракетных двигателей различного назначения. такие материалы предназначены для длительной эксплуатации при высоких температурах в окислительной среде в условиях значительной механической и термической усталости [3-5]. одним из наиболее перспективных направлений создания новых материалов, работающих в данных условиях, является разработка композитов систем «интерметаллид-тугоплавкое соединение» и покрытий из них для их широкого применения в газотурбинных двигателях, которые эксплуатируются в области высоких температур и нагрузок. введение в состав интерметаллических покрытий карбидов, боридов и нитридов переходных металлов iv vi групп периодической системы элементов приведет не только к изменению структуры покрытий, но и в значительной мере повлияет на механизмы окисления, изнашивания упрочняемых поверхностей, а, следовательно, их свойства при эксплуатации в экстремальных условиях. такой подход позволит получить плотные, стойкие к высокотемпературному окислению и изнашиванию покрытия, обеспечивающие защиту деталей гтд, таких как: уплотнительные кольца и прокладки турбины, турбинные демпферы, подшипники всасывающей трубы, амортизаторы дефлектора турбины. первым этапом на пути создания композиционных покрытий систем «интерметаллидтугоплавкое соединение», работающих при повышенных температурах, является детальное исследование поведения исходных интерметаллических покрытий в условиях трения без смазочных материалов. в связи с этим целью данной работы было исследование влияния состава и начальной температуры трибоиспытаний на механизмы изнашивания nial и ni3al покрытий. материалы и методы исследования в качестве материалов исследования были выбраны плазменные покрытия из серийных порошков пн70ю30 и пн85ю15, которые соответствуют интерметаллидам nial и ni3al, гранулометрический состав порошков составлял –80 + 40 мкм. напыление покрытий проводили в открытой атмосфере на плазменной установке упу-3д, модернизированной в институте проблем материаловедения нан украины, в камере напыления 15 вб. в качестве плазмообразующих газов использовали смесь аргона и водорода, транспортирующий газ – аргон. триботехнические испытания покрытий проводили на машине трения, оснащенной высокотемпературным модулем, по схеме «стержень-диск», в паре с контртелом из стали р18, без смазочных материалов, в диапазоне нагрузок р = 3–8 мпа. скорость вращения v = 200 об/мин, пройденный путь s = 1 км, испытания проводили как с предварительным подогревом до t = 550 °с, так и при комнатной температуре (т = 20 °с). высокотемпературное окисление на воздухе покрытий проводили с помощью лабораторной электропечи снол 2.3.1,3/11и2 в диапазоне температур т = 550 950 °с. интенсивность окисления определяли с помощью лабораторных электронных весов путем измерения привеса массы материалов до и после испытаний. изучение микроструктуры окисленных покрытий, а также топографии, структуры поверхностей трения и микрорентгеноспектральный анализ (мрса) продуктов трибовзаимодействия проводили с помощью растрового электронного микроскопа рэм-106и. результаты исследований в данной работе исследовано влияние состава интерметаллических покрытий на основе nial, ni3al на их триботехнические характеристики при т = 550 °с. для покрытий, которые показали более pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава покрытий на основе интерметаллидов никеля на механизмы их изнашивания в условиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 124 высокие характеристики при высокотемпературных испытаниях – nial – с целью определения влияния предварительного нагрева на механизмы изнашивания, были проведены дополнительные исследования их триботехнического поведения при начальной температуре испытаний т = 20 °с. результаты интенсивности изнашивания плазменных покрытий при трибоиспытаниях приведены на рис. 1. рис. 1 – интенсивность изнашивания плазменных покрытий при трибоиспытаниях при высокотемпературных испытаниях интерметаллических покрытий в диапазоне нагрузок р = 3 6 мпа не наблюдается их существенного износа. при увеличении нагрузки до р = 6 мпа наблюдается начало процесса изнашивания, а при р = 8 мпа этот процесс интенсифицируется и сопровождается потерей массы образцов, которая в пересчете на линейный износ составляет 4,07 мкм/км для покрытий ni3al и 0,75 мкм/км для покрытий nial (рис. 1). при этом покрытия из nial работают значительно эффективнее, интенсивность их изнашивания в 5 раз меньше этого параметра для покрытий ni3al. полученные результаты подтверждаются соответствующими структурами поверхностей трения покрытий ni3al, nial (рис. 2). а б рис. 2 – поверхности трения плазменных покрытий после испытаний в паре с контртелом р 18 при т = 550 °с: а – покрытие ni3al; б – покрытие nial зона трения покрытия ni3al характеризуется чередующимися участками относительно гладкой поверхности с многочисленными зонами интенсивного повреждения. эти зоны представляют собой глубокие борозды шириной до 20 мкм, которые, очевидно, образуются в результате формирования продуктов износа на трущихся поверхностях в виде оксидных фаз, их последующего разрушения и внедрения в поверхность трения. в отличие от ni3al, зона трения покрытия nial (рис. 2, б) представляет собой гладкую поверхность с единичными участками полос скольжения, ширина которых на порядок меньше и не превышает 2 мкм. очевидно, что существенное различие в величине износа и структуре поверхностей трения покрытий ni3al и nial объясняется образованием различных продуктов взаимодействия в процессе трибоиспытаний, что в конечном итоге оказывает влияние на механизмы, а, следовательно, и интенсивность изнашивания. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава покрытий на основе интерметаллидов никеля на механизмы их изнашивания в условиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 125 так как трибоиспытания покрытий проводили при высоких температурах, очевидно, что на рабочих поверхностях покрытий ni3al и nial сформировались оксиды различных составов, структуры и свойств. для подтверждения этого проведено высокотемпературное окисление исследуемых покрытий. по результатам микрорентгеноспектрального анализа видно, что на поверхности покрытия nial образуется сплошная защитная пленка, которая соответствует al2o3 (рис. 3, а) такая пленка, с одной стороны, препятствует дальнейшему окислению покрытия, а с другой – предотвращает адгезионное схватывание покрытия с контртелом. на поверхности покрытия ni3al (рис. 3, б) в процессе окисления формируется сложная оксидная пленка на основе ni и al, предположительно шпинель. структура этой пленки несплошная и состоит из рыхлых, чешуйчатых слоев, которые недостаточно плотно прилегают друг к другу. в процессе трения такая пленка легко разрушается, что в конечном итоге отрицательно сказывается на износостойкости материала. а б рис. 3 – микроструктура покрытий, окисленных при т = 950 ºс: а – nial; б – ni3al для более глубокого исследования поверхностей трения и определения особенностей механизмов изнашивания покрытий ni3al и nial, были изучены состав, микроструктура и топография дорожек трения этих покрытий при большем увеличении. а б рис. 4 – поверхность трения плазменного покрытия ni3al после испытаний в паре с контртелом р 18 при т = 550°с: а – микроструктура и химический состав (фазы 1-3); б – топография поверхность зоны трения покрытия ni3al (рис. 4, а) имеет три характерных участка. поверхность более темного участка (фаза 1) гладкая и характеризуется равномерным распределением линий скольжения без каких-либо зон повреждений (рис. 4, б). микрорентгеноспектральным анализом установлено, что эта фаза содержит 25,5% ni, 27,8% al, 36,5% о (табл. 1). образование таких оксидных фаз согласуется с результатами высокотемпературного окисления покрытий с учетом того, что на поверхности трения также обнаружено железо в количестве 10,2 %, которое переносится с контртела на материал покрытия в процессе трибоиспытаний. таким образом, на поверхности формируются сложные оксидные пленки на основе никеля и алюминия, легированные железом. светлая область характеризуется двумя участками: фазы 2 и 3 (рис. 4). поверхность трения участка (фаза 2) характеризуется наличием зон повреждений в виде вырывов и сколов материала покрытия. химический состав данной фазы соответствует интерметаллиду ni3al (табл. 1), в нем не обнаружен кислород и отсутствует железо. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава покрытий на основе интерметаллидов никеля на механизмы их изнашивания в условиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 126 таблица 1 химический состав поверхностей покрытий ni3al и nial после трения в паре трения с контртелом из стали р 18 по результатам микрорентгеноспектрального анализа ni3al т = 550 °с nial т = 550 °с nial т = 20 °с элемент содержание, масс.% фаза 1 фаза 2 фаза 3 фаза 4 фаза 5 фаза 6 фаза 7 о 36,5 6,4 10,3 19,1 5,7 13,9 al 27,8 15,3 8,3 29,9 14,4 12,7 2,8 ni 25,5 84,7 74,2 55,5 42,3 68,8 8,4 fe 10,2 11,1 4,3 24,2 12,8 74,9 механизм изнашивания можно представить следующим образом: в процессе высокотемпературных трибоиспытаний на поверхности материала покрытия образуются оксидные пленки на основе никеля – шпинели (nial2о4), что согласуется с результатами высокотемпературного окисления (рис. 4, б). такие пленки являются рыхлыми, легко отслаиваются и уносятся из зоны трения. в результате происходит адгезионное схватывание покрытия с материалом контртела и формируется структура, представленная на рис. 4, б. для участка 3 характерно наличие более глубоких по сравнению с участком 1 линий скольжения, которые распределены неравномерно. фазовый состав соответствует образованию оксидных фаз на основе ni, fe и al. таким образом, наличие участков адгезионного схватывания на поверхности покрытий ni3al объясняет высокую интенсивность их изнашивания (рис. 1). зона трения покрытия nial характеризуется наличием двух фаз: светлой и темной. состав этих фаз отличается тем, что в темной фазе 5, согласно данным мрса содержание кислорода в два раза больше, чем в фазе 4 и содержится 24,2% fe (табл. 1). очевидно, что в результате предварительного нагрева на поверхности трения сформировались оксидные пленки на основе al и ni, а в процессе трения произошел перенос оксида железа с контртела на поверхность покрытия. в целом оба типа оксидов формируют на поверхности покрытия сплошную гладкую пленку, которая имеет достаточно высокую адгезию к покрытию и предотвращает адгезионное схватывание с контртелом. топография поверхности трения характеризуется равномерным распределением линий скольжения и отсутствием зон повреждений. этим объясняются высокие триботехнические характеристики, полученные при испытаниях интерметаллида nial. а б рис. 5 – поверхность трения плазменного покрытия nial после испытаний в паре с контртелом р 18 при т = 550°с: а – микроструктура и химический состав (фазы 4, 5); б – топография для изучения влияния предварительного нагрева на механизм изнашивания покрытий nial в процессе трибоиспытаний, был проведен эксперимент при т = 20 ºс. результаты представлены на рис. 1, 6. величина износа плазменных покрытий nial при испытаниях без предварительного подогрева составляет 2,31 мкм/км, что в три раза превышает величину износа покрытий этого состава, испытанных при высоких температурах (рис. 1). структура поверхности трения покрытия nial, испытанного при т = 20 ºс, состоит из двух фаз: светлой 6 и темной 7 (рис. 6, а). по данным мрса и в результате изучения топографии поверхности установлено, что данные фазы идентичны по составу и соответствуют оксиду железа. отличие фаз по цвету объясняется тем, что на поверхности трения формируется оксидная пленка разной толщины. темные участки 7, характеризующиеся большей толщиной пленки, содержат железо и кислород. светлые участpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава покрытий на основе интерметаллидов никеля на механизмы их изнашивания в условиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 127 ки также содержат пленки оксида железа, однако эти пленки, по-видимому, очень тонкие и при определении их состава микрозонд регистрирует компоненты интерметаллических покрытий, расположенные под ними. это подтверждается тем, что в фазе 6 соотношение железа и кислорода такое же, как и в фазе 7 (табл. 1). а б рис. 6 – поверхность трения плазменного покрытия nial после испытаний в паре с контртелом р 18 при т = 20°с: а – микроструктура и химический состав (фазы 6, 7); б – топография механизм изнашивания покрытий, испытанных при т = 20 ºс можно представить в следующем виде: в процессе трибоиспытаний в результате локального повышения температуры происходит окисление стального контртела (окисление nial происходит менее интенсивно). оксиды железа переносятся на материал покрытия и, в результате трибовзаимодействия, на поверхности формируются пленки различной толщины. по мере роста более толстые участки пленок под действием нагрузки разрушаются и уносятся из зоны трения, что приводит к эрозии покрытий. этот процесс имеет циклический характер. таким образом, при трибоиспытаниях покрытий nial реализуются окислительные механизмы изнашивания. однако, образующиеся при высокотемпературных испытаниях на поверхности трения сложные оксиды al и ni, работают эффективнее и обеспечивают более высокие триботехнические характернистики, чем оксиды железа, которые формируются на поверхности трения покрытий, испытанных при температуре т = 20 ºс. выводы 1. исследовано влияние состава интерметаллических покрытий на интенсивность и механизмы изнашивания в условиях высокотемпературных трибоиспытаний. установлено, что износостойкость покрытий из nial в 5 раз выше, чем у покрытий ni3al. это объясняется формированием на поверхности трения nial сложных оксидных пленок, которые предотвращают адгезионное схватывание с материалом контртела. 2. изучено влияние предварительного нагрева на триботехнические характеристики плазменных покрытий nial и установлено, что при т=20ºс реализуется окислительный механизм изнашивания за счет образования оксидов железа на поверхности контртела, их переноса и взаимодействия с материалом покрытия. формирование оксидных пленок на основе al и ni при предварительном нагреве (т=550ºс) предпочтительнее и приводит к существенному повышению износостойкости покрытий. литература 1. henderson m.b., hannis j., mccolvin g., ogle g. materials issuesforthe designinindustrial gas turbines, advaced materialsand processes gas turbines// tms. the minerals, metals & materials society. – 2003. –p.3 13. 2. smarsly w., singheiser l. potential of intermetallics to replace superalloys for advanced operation conditions in gas turbines // j. mat. adv. power eng. – 1994. – partii. – p. 1731 1756. 3. интерметаллические соединения / [в.а. брыксин, в.в. вавилова, с.н. горин и др.]; под ред. и.и. корнилова. – м.: металлургия, 1970. – 440с. 4. darolia r., lahrman d. f., field r. d. overview of nial forhigh temperature structural application// ordered intermetallics-physical metallurgy and mechanical behavior. – 1992. –vol. 3. – p. 679 698. 5. тамарин ю.а. жаростойкие диффузионны епокрытия лопаток газотурбинных двигателей. – м.: машиностроение, 1978. – 136 с. надійшла 17.08.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_storozhenko.doc механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 121 стороженко м.с. національний авіаційний університет, м. київ, україна e.mail: storozhenkomary@ukr.net механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила удк 621.762:531.43 в роботі досліджено зносостійкість плазмових покриттів на основі самофлюсівного сплаву nicrsib з добавками 10 %, 20 %, 40 % (мас.) дибориду титану в умовах тертя ковзання без мастила в парі зі сталевим контртілом. встановлено, що зносостійкість плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 зростає при збільшенні вмісту дибориду титану. покриття нхтб10 пошкоджується в результаті реалізації адгезійного механізму зношування. виявлено, що на поверхнях тертя плазмових покриттів нхтб20 та нхтб40 формуються оксидні плівки на основі оксидів в2о3, тіо2, сr2o3, siо2 та nio, які виконують роль твердого мастила та ефективно захищають поверхні тертя від пошкоджень. при збільшенні швидкості процеси формування та руйнування оксидних плівок інтенсифікуються, що призводить до збільшення інтенсивності зношування розроблених покриттів. ключові слова: самофлюсівний сплав, диборид титану, плазмове покриття, зносостійкість, механізм зношування, трибоокислення, тертя. вступ терміни експлуатації машин та механізмів обмежуються в основному недостатньою зносостійкістю їх складових вузлів і деталей. серед існуючих конструкторських, технологічних та експлуатаційних методів забезпечення зносостійкості одним з найбільш ефективних є створення на робочих поверхнях деталей захисного шару з заданими властивостями, які забезпечують максимальну міцність і довговічність при мінімальній вартості. тому в даний час актуальна розробка композиційних металокерамічних покриттів, в яких можна керувати структурними ефектами, що дозволяє конструювати матеріал з необхідними експлуатаційними властивостями. в якості основи зносостійких композиційних покриттів перспективними є самофлюсівні сплави nicrbsi на основі нікелю з легуючими добавками хрому, кремнію, вуглецю та бору. в сплаві бор і кремній утворюють з нікелем та хромом легкоплавкі евтектики з температурою плавлення 950 1080 °с, а також відновлюють оксидні плівки на поверхні частин порошку з утворенням боросилікатних шлаків. наявність в сплаві бору та вуглецю призводить до утворення в покритті боридів та карбідів хрому і нікелю [1]. як правило, покриття з самофлюсівних сплавів наносять на робочі поверхні деталей методами газотермічного напилення з наступним їх оплавленням, під час якого відбувається очищення покриттів від оксидів та збільшується твердість за рахунок росту карбідних та боридних зерен. в жорстких умовах експлуатації покриття системи nicrbsi не завжди задовольняють вимогам по зносостійкості. кількості зміцнюючих фаз в структурі покриттів недостатньо для ефективного запобігання процесам адгезійного схоплювання в умовах тертя без мастила та протидії пошкодженню поверхні твердими абразивними частинками в умовах інтенсивного абразивного зношування [2 5]. для підвищення зносостійкості газотермічних покриттів системи nicrsib до складу порошків самофлюсівних сплавів вводять добавки тугоплавких сполук: карбіду вольфраму wc, карбіду титану tic, карбіду хрому cr3c2 [6, 7]. введення таких добавок приводить до формування гетерофазної структури покриття, що складається з металевої матриці в якій рівномірно розподілені зерна зміцнюючих фаз. в умовах експлуатації пластична матриця ефективно запобігає крихкому руйнуванню, а тверді зерна карбідів сприймають основне контактне навантаження та збільшують зносостійкість покриттів. при розробці композиційних покриттів для умов тертя ковзання без мастила важливим є вибір таких компонентів, які б не просто зміцнювали структуру покриття, а й сприяли формуванню на поверхнях контакту оксидних плівок, що перешкоджають адгезійній взаємодії спряжених поверхонь. тому в якості зміцнюючої фази для покриттів на основі самофлюсівних сплавів перспективними є добавки дибориду титану, який характеризується високим рівнем твердості (33 гпа), високою температурою плавлення (2980 ос) та малою густиною (4,52 г/см3) [8]. в умовах трибоокиснення дибориду титану імовірне утворення борного ангідриду b2o3 та рутилу tio2 [9]. в умовах тертя оксид бору сприяє формуванню на поверхнях тертя суцільної оксидної плівки, яка запобігає пошкодженню спряжених поверхонь[10, 11]. в інституті проблем матеріалознавства ім. і.м. францевича було розроблено композиційні порошків нхтб на основі самофлюсівного сплаву nicrbsi з добавками tib2 для напилення газотермічних покриттів[12]. мета і постановка задачі при розробці зносостійких покриттів важливо не тільки визначити їх триботехнічні властивості, а й вивчити механізми зношування, що дозволить цілеспрямовано впливати на трибосистему з метою вдосконалення її експлуатаційних властивостей. дана стаття є продовженням робіт [12 13] по дослідженню поведінки газотермічних покриттів системи nicrbsi tib2 в умовах тертя ковзання без мастила. mailto:storozhenkomary@ukr.net механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 122 мета роботи – дослідження закономірностей впливу структурно фазового складу плазмових покриттів на основі самовлюсівного сплаву nicrbsi з добавками tib2 на зносостійкість та механізми зношування умовах тертя ковзання без мастила в умовах тертя ковзання без мастила в парі зі сталевим контртілом в широкому діапазоні швидкостей. об’єкти і методи дослідження для напилення плазмових покриттів використовували промисловий порошок марки прнх16ср3 (cr-16, b-2,7, si-3,2, c-0,75, fe<5, ni – осн.) і розроблені композиційні порошки нхтб10, нхтб20, нхтб40 на основі самофлюсівного сплаву nicrsib з добавками 10%мас., 20%мас., 40%мас. дибориду титану відповідно. для отримання композиційних порошків нхтб змішували промисловий порошок пр-нх16ср3 (30 60 мкм) і порошок дибориду титану (2 3 мкм) в певних пропорціях. отриману шихту брикетували і спікали в вакуумі при температурах 900 1400 ос. встановлено, що в процесі спікання композитів відбувається хімічна взаємодія між компонентами системи, що призводить до формування зерен боридів хрому, які додатково зміцнюють структуру [12]. отримані композити подрібнювали і просіювали через сита, відбираючи потрібну фракцію порошку (-100 + 63) мкм. кожна частинка порошку нхтб є конгломератом, що містить металевий сплав на основі нікелю та частинки боридів хрому та дибориду титану [12]. покриття з розроблених композиційних порошків нхтб та самофлюсівного сплаву nicrsib наносили на сталеві зразки методом плазмового напилювання на установці упу-3д-м. особливості технології та режими плазмового напилювання детально описані в роботі [12]. розроблені покриття нхтб характеризуються гетерофазною структурою, що складається з зерен дибориду титану та бориду хрому, які рівномірно розподілені в матриці на основі нікелю (рис. 1, б г). розмір зерен tib2 в структурі покриттів становить 2 3 мкм. розмір включень бориду хрому crb зменшується зі збільшенням вмісту дибориду титану в покритті і становить до 20 мкм. а б в г рис. 1 – мікроструктура плазмових покриттів: а – nicrsib; б – нхтб10 (nicrsib-10мас.%tib2); в – нхтб20 (nicrsib-20мас.%tib2); г – нхтб40 (nicrsib-40мас.%tib2) триботехнічні дослідження розроблених покриттів нхтб проводили в умовах тертя ковзання без мастила при кімнатній температурі за схемою стержень-диск (рис. 2). в якості зразків використовували сталеві стержні з нанесеними на їх поверхню покриттями. в якості контртіла використовували диск зі сталі 65г. триботехнічні випробування проводили при навантаженні р = 5мпа, швидкостях v = 4, 8, 12 м/с, шлях тертя становив 5 км. механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 123 рис. 2 – схема триботехнічних випробувань покриттів: 1 – вал; 2 – зразок з покриттям; 3 – сталевий диск; 4 – фіксатор диску; для забезпечення плоского контакту між поверхнями спряжених тіл зразки припрацьовували перед кожним випробуванням. для цього на поверхню диска наклеювали шліфувальний папір 400/800, по якому терли зразки до повного прилягання поверхонь. потім використовували шліфувальний папір 2400 для фінішної обробки поверхні покриття, після чого шліфувальний папір знімали, поверхні стержня та диска протирали спиртом. в процесі триботехнічних випробувань визначали лінійний знос зразків. для виявлення механізмів зношування розроблених покриттів, вивчали поверхні тертя методом мікрорентгеноспектрального аналізу на електронному мікроскопі рем. результати досліджень та їх обговорення в умовах тертя ковзання без мастила в усьому діапазоні досліджуваних швидкостей композиційні покриття нхтб на основі самофлюсівного сплаву з добавками дибориду титану мають менші значення інтенсивності зношування в порівнянні з покриттям nicrsib (рис. 3). введення до самофлюсівного сплаву добавок дибориду титану в кількості 10%мас. призводить до зменшення інтенсивності зношування покриття нхтб10 в 1,6 2 рази в порівняні з покриттям nicrsib. з подальшим збільшенням вмісту tib2 до 20 40 %мас. спостерігається підвищення зносостійкості плазмових покриттів нхтб. покриття нхтб40, що містить 40 %мас. дибориду титану характеризується найменшими значення інтенсивності зношування (6 15 мкм/км) серед розроблених покриттів в усьому інтервалі досліджуваних швидкостей. зі збільшенням швидкості спостерігається загальна тенденція до збільшення інтенсивності зносу всіх досліджуваних плазмових покриттів. рис. 3 – інтенсивність зношування плазмових покриттів: 1 – nicrsib; 2 – нхтб10; 3 – нхтб20; 4 – нхтб40 для виявлення особливостей механізмів зношування розроблених покриттів в умовах тертя ковзання без мастила вивчали топографію та мікроструктуру поверхонь тертя зразків нхтб (рис. 4 8). переважна більшість поверхні тертя зразка нхтб10 після триботехнічних випробувань при швидкості v = 8 м/с являє собою поверхневий шар на основі нікелю, який покриває вихідну структуру покриття (рис. 4, а б, табл. 1: спектр 1 2). при цьому поверхня тертя містить значну кількість пошкоджень в вигляді ритвин та подряпин. на деяких локальних ділянках, що характеризуються рівномірним та вигладженим рельєфом, виявлено плівки за участю оксидів заліза та нікелю (рис. 4, в г, табл. 2: спектр 4). механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 124 а б в г рис. 4 – мікроструктура та топографія характерних ділянок поверхні тертя плазмового покриття нхтб10 після триботехнічних випробувань при швидкості v = 8 м/с поверхня тертя плазмового покриття нхтб10 після триботехнічних випробувань при швидкості v = 12 м/с складається з трьох характерних ділянок, на яких виявлено значну кількість нікелю та заліза (рис. 5). на окремих ділянках, які мають вигладжену поверхню, також виявлено значну кількість кисню (рис. 5, табл. 1, спектр 5), що свідчить про утворення складних оксидних плівок нікелю та заліза. ділянки білого кольору з шарувато-пелюстковою структурою являють собою поверхневий шар неокисленого нікелю (рис. 5, табл. 1, спектр 6). на поверхні тертя зразка нхтб10 також було виявлено ділянки з шарувато-пелюстковою структурою та слідами виривів, які, імовірно, утворилися внаслідок адгезійної взаємодії з сталлю. за даними мікрорентгеноспектрального аналізу такі ділянки містять значну кількість нікелю, заліза та кисню (рис. 5, табл. 1, спектр 7). таблиця 1 хімічний аналіз поверхні тертя покриття нхтб 10 після триботехнічних випробувань при швидкості 8 і 12 м/с вміст елементів [мас. %] рисунок спектр o ni cr ti fe si № 1 2,17 80,82 7,87 1,19 6,84 111 № 2 23,25 51,56 11,09 3,54 5,10 5,44 № 3 12,04 1,12 84,53 1,28 1,13 0,00 рис. 4 v = 8 м/с № 4 23,31 22,61 8,36 1,98 41,81 1,94 № 5 25,6 25,72 2,70 7,84 34,18 3,96 № 6 3,39 58,98 5,01 1,98 29,96 1,94 рис. 5 v = 12 м/с № 7 34,42 28,09 10,82 4,04 16,61 6,03 на поверхні тертя плазмового покриття нхтб20 після триботехнічних випробувань при швидкості 8 м/с виявлено формування плівок двох типів. переважна більшість поверхні тертя зразка нхтб20 покрита плівками на основі оксидів титану, нікелю, хрому та кремнію (рис. 6, табл. 2, спектр 2). при цьому в поверхневому шарі фактично не виявлено заліза (2 3 %). також виявлено локальні ділянки, що являють собою поверхневий шар нікелю. (рис. 6, а б, табл. 2, спектр 1). механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 125 рис. 5 – мікроструктурата топографія характерних ділянок поверхні тертя плазмового покриття нхтб10 після триботехнічних випробувань при швидкості v = 12 м/с а б в г рис. 6 – мікроструктура та топографія характерних ділянок поверхні тертя плазмового покриття нхтб20 після триботехнічних випробувань при швидкості v = 8 м/с рис. 7 – мікроструктура та топографія характерних ділянок поверхні тертя плазмового покриття нхтб20 після триботехнічних випробувань при швидкості v = 12 м/с механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 126 таблиця 2 хімічний аналіз поверхні тертя покриття нхтб 20 після триботехнічних випробувань при швидкості 8 і 12 м/с вміст елементів [мас, %] рисунок спектр o ni cr ti fe si № 1 1,05 87,84 2,41 0,86 7,44 0,41 № 2 43,81 12,93 17,39 15,53 2,77 7,57 рис. 6 v = 8 м/с № 3 10,44 0,48 82,16 5,28 1,64 0,00 № 4 43,64 12,09 17,66 17,10 2,66 6,85 № 5 9,68 79,38 3,31 4,03 1,86 1,74 рис.7 v = 12 м/с № 6 9,44 0,31 83,32 6,12 0,81 0,00 збільшення швидкості випробувань до v = 12 м/с призводить до більш інтенсивного формування оксидних плівок на основі оксидів титану, нікелю, хрому та кремнію – вони покривають всю поверхню зразка нхтб20 (рис. 7, табл. 2, спектр 4). на рис. 6 7 видно, що формування таких плівок сприяє вигладжуванню поверхні тертя та заліковуванню дефектів, при цьому плівки покритті сіткою тріщин. на поверхні тертя покриття нхтб20 можна також спостерігати окремі зерна боридів хрому, що дещо виступають над поверхнею сформованих оксидних плівок (рис. 6 7, табл. 2, спектр 3; спектр 5). за даними мікроренгеноспектрального аналізу поверхня тертя плазмового покриття нхтб40 після триботехнічних випробувань при швидкості 12 м/с також покрита плівками на основі оксидів титану, нікелю, хрому (рис. 8, табл. 3, спектр 1). поверхня тертя зразку нхтб40 має рельєфну структуру, що містить сліди утворення та відшарування оксидних плівок. рис. 8 – мікроструктурата топографія поверхні тертя плазмового покриття нхтб40 після триботехнічних випробувань при швидкості v = 12 м/с таблиця 3 хімічний аналіз поверхні тертя покриття нхтб 40 після триботехнічних випробувань при швидкості 12 м/с вміст елементів [мас. %] рисунок спектр o ni cr ti fe si № 1 43,81 21,77 9,74 18,44 2,14 1,74 рис. 8 № 2 2,85 72,53 7,60 12,03 3,08 1,91 розвиток того чи іншого механізму зношування визначається структурою, фізико-механічними властивостями покриттів та швидкісно-навантажувальними параметрами триботехнічних випробувань. механізми зношування розроблених покриттів нхтб можна пояснити наступним чином. в процесі тертя під дією високих навантажень та швидкостей в локальних точках контакту стержня та диска розвиваються високі температури. в результаті відбувається інтенсивне нагрівання зразка з покриттям, що, в свою чергу, призводить до збільшення пластичності металевої матриці. в умовах триботехнічних випробувань плазмового покриття нхтб10 нікель, що є основною складовою матриці, інтенсивно деформується і намазується на поверхню боридних зерен. матеріал сталевого контртіла також деформується, окислюється і частково переноситься на більш тверду поверхню покриття нхтб10. тому на поверхні тертя нхтб10 відбувається формування оксидних плівок за участю оксидів нікелю, заліза та хрому. внаслідок інтенсивної пластичної деформації поверхневого шару покриття нхтб10 ці плівки руйнуються, а тому не захищають поверхні тертя від пошкоджень. при збільшенні швидкості випробувань відбувається інтенсифікація процесів пластичної деформації поверхонь, що призводить до їх адгезійної взаємодії і, як наслідок, до збільшення інтенсивності зношування покриття нхтб10. механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 127 вміст твердих зерен боридів хрому та титану в структурі покриттів нхтб20 та нхтб40 вищий в порівнянні з покриттям нхтб10, а тому вони більш ефективно запобігають пластичній деформації матриці та сприймають основне навантаження під час тертя. крім того, зерна тугоплавких сполук приймають активну участь в формуванні оксидних плівок на поверхні тертя покриттів нхтб20 та нхтб40. приймаючи до уваги результати мікроренгеноспектрального аналізу поверхонь тертя, можна припустити, що в процесі триботехнічних випробувань на поверхні плазмових покриттів нхтб20 та нхтб40 відбувається формування оксидної плівки, що являє собою механічну суміш оксидів в2о3, тіо2, сr2o3, siо2 та nio. в процесі тертя оксидна плівка пом'якшується, оплавляється, покриває поверхню зразків і виконує роль мастила, запобігаючи пошкодженню покриттів нхтб20 та нхтб40. отже, механо-хімічний (оксидний) механізм зношування є основним для плазмових покриттів нхтб на основі самофлюсівного сплаву nicrsib з добавками 20 та 40 %мас. дибориду титану. слід зазначити, що на процеси формування та руйнування оксидних плівок впливають два основні фактори. з одного боку, збільшення вмісту включень дибориду титану в структурі покриттів сприяє більш інтенсивному та рівномірному утворенню оксидних плівок. з іншого боку, при збільшенні швидкості випробувань процеси формування оксидних плівок інтенсифікуються, товщина плівок зростає, а тому вони легко руйнуються та виносяться з зони контакту, що призводить до збільшення інтенсивності зношення покриттів нхтб20 та нхтб40. висновки таким чином, добавки дибориду титану призводять до збільшення зносостійкості плазмових покриттів на основі самофлюсівного сплаву nicrsib. покриття нхтб10 характеризується високими значеннями інтенсивності зношування, оскільки в процесі тертя реалізується адгезійний механізм зношування, що призводить до значних пошкоджень поверхонь тертя. в умовах тертя ковзання плазмових покриттів нхтб20 та нхтб40 тверді зерна боридів титану та хрому перешкоджають пластичній деформації матриці на основі нікелю та сприяють формуванню на поверхнях тертя оксидних плівок, що складаються з оксидів в2о3, тіо2, сr2o3, siо2 та nio. такі плівки ефективно запобігають адгезійній взаємодії покриттів зі сталлю та виконують роль твердого мастила. зі збільшенням швидкості процеси формування та руйнування оксидних плівок інтенсифікуються, що призводить до збільшення інтенсивності зношування плазмових покриттів нхтб20 та нхтб40. література 1. борисов ю.с. плазменные порошковые покрытия / ю.с. борисов, а.л борисова – к.: техніка, 1986. – 233 с. 2. kulu p. recycled hard metal-base wear-resistance composite coatings / p. kulu, j. halling // journal of thermal spray technology. – 1998. – v.7. – p. 173-178. 3. rodríguez j. an experimental study of wear performance of nicrbsi thermal spray coatings / j. rodríguez, a. martín, r. fernández, j. fernández // wear. – 2003. – v. 255. – p.950-955. 4. miguel s.j. tribological study of nicrbsi coating obtained by different process // s.j. miguel, j.m. guilemany, j.m. vizcain // tribol. int. – 2003. – v.36. – p. 181-187. 5. houdkova sˇ. comparative study of thermally sprayed coatings under different types of wear conditions for hard chromium replacement / sˇ. houdkova, f. zaha´lka, m. kasˇparova´, l. m. berger // tribol. lett. – 2011. – v.43. – p. 139-154. 6. sari n.j. improvement of wear resistance of wire drawing rolls with cr-ni-b-si+wc thermal spraying powders / n.j. sari, m. yilmaz // surface and coatings technology. – 2008. – v.202. – p. 3136-3141. 7. клинская-руденская н.а. о влиянии тугоплавких добавок на структуру и свойства покрытий из самофлюсующихся сплавов / н.а. клинская-руденская, б.п. кузьмин // физика и химия обработки материалов – 1996. – № 1. – с. 55-61. 8. самсонов г.в. бор, его соединения и сплавы / г.в. самсонов, л.я. марковский, а.ф. жигач, м.г. валяшко. – к.: изд-во ан усср, 1960. – 590 с. 9. войтович р.ф. высокотемпературное окисление боридов металлов iv группы / р.ф. войтович, э.а. пугач // порошковая металлургия. – №2. – 1975. – с. 57-62. 10. пашечко м. окислення бору та вуглецю у композитних матеріалах пар тертя / м. пашечко, а. кондир, л. богун. // спецвипуск журналу "фхмм". –2002. –т.1. –№3. – с.293-297 11. пашечко м.і. механізми утворення оксидів на контактних поверхнях під час тертя матеріалів, що містять залізо та бор / м. пашечко, а. кондир, л. богун // проблеми трибології. – №2. – 2003. – с. 139 -143. 12. уманский а. п. влияние добавок tib2 на структуру и свойства плазменных покрытий на основе nicrsib / а.п. уманский, а.е. терентьев, м.с. стороженко, а.а. бондаренко // авиационнокосмическая техника и технология. – 2012. – №10 (97). – с. 50-55. 13. sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed coatings / o. umanskyi, i. hussainova, m. storozhenko, o. terentjev, m. antonov: processing of the 9th baltic-buylgarian conference on biomechanic and mechanics. riga, latvia. june 17-18, 2013. p. 250-258. поступила в редакцію 28.11.2013 механізми зношування плазмових покриттів системи nicrsib-tib2 в умовах тертя ковзання без мастила проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 128 storozhenko м.s. wear mechanisms of nicrsib-tib2 plasma-sprayed coatings under dry sliding conditions. in this work the wear behavior of nicrsib-tib2 coatings against steel counter-body under dry sliding conditions is studied. the nicrsib-based coatings with 10wt.%, 20wt.%, 40wt.% of titanium diboride particles content were sprayed by plasma technique.the heterogeneous structure of plasma sprayed nicrsib-20wt.%tib2 coating consists of the nickel-based matrix, titanium diboride and chromium boride grains. wear rates of nicrsib-tib2 coatings were examined using pin-ondisk tester at sliding speed of 4, 8, 12 m/s and at constant load applied to the pin of 5mpa. the worn surfaces were observed using scanning electron microscopy. it has been determined, that the addition of 10 wt.% titanium boride into the nicrsib alloy results in the increase of plasma sprayed coating wear resistance as compared with nicrsib coating. however, adhesive wear mechanism is proved to be a dominant for nicrsib-10wt%tib2 сcoating. the subsequent increase of tib2 content in nickel-based self-fluxing alloy up to 20-40 wt. % results in increase of plasma sprayed coatings wear-resistance. hard tib2 and crb grains prevent the deformation of nickel matrix and promote formation of oxide films (tio2, b2o3, nio, cr2o3) that further serve as protective layer. key words: self fluxing alloy, titanium diboride, plasma-sprayed coating, wear resistance, wear mechanism, oxide films. references 1. borisov ju.s., borisova a.l. plazmennye poroshkovye pokrytija. k.: tehnіka, 1986.. 233s. 2. kulu p., halling j. recycled hard metal-base wear-resistance composite coatings. journal of thermal spray technology. 1998. v.7. p. 173-178. 3. rodríguez j., martín a., fernández r., fernández j. an experimental study of wear performance of nicrbsi thermal spray coatings. wear. 2003. v. 255. p. 950-955. 4. miguel s.j., guilemany j.m., vizcain j.m. tribological study of nicrbsi coating obtained by different process. tribol. int. 2003. v.36. p. 181-187. 5. houdkova sˇ. zaha´lka f., kasˇparova m. l,. berger m. comparative study of thermally sprayed coatings under different types of wear conditions for hard chromium replacement. tribol. lett. 2011. v.43. p. 139-154. 6. sari n.j., yilmaz m. improvement of wear resistance of wire drawing rolls with cr-ni-b-si+wc thermal spraying powders. surface and coatings technology. 2008. v.202. p. 3136-3141. 7. klinskaja-rudenskaja n.a., kuz'min b.p. o vlijanii tugoplavkih dobavok na strukturu i svojstva pokrytij iz samofljusujushhihsja splavov. fizika i himija obrabotki materialov. 1996. n 1. s. 55-61. 8. samsonov g.v., markovskij l.ja., zhigach a.f., valjashko m.g. bor, ego soedinenija i splavy. k. izdvo an ussr, 1960. 590s. 9. vojtovich r.f., pugach je.a. vysokotemperaturnoe okislenie boridov metallov iv gruppy. poroshkovaja metallurgija. №2. 1975. s. 57-62. 10. pashechko m., kondir a., bogun l. okislennja boru ta vuglecju u kompozitnih materіalah par tertja. specvipusk zhurnalu "fhmm". 2002. t.1. №3. s.293-297. 11. pashechko m.і., kondir a., bogun l. mehanіzmi utvorennja oksidіv na kontaktnih poverhnjah pіd chas tertja materіalіv, shho mіstjat' zalіzo ta bor. problemi tribologії. №2. 2003. s. 139 -143. 12. umanskij a. p., terent'ev a.e., storozhenko m.s., bondarenko a.a. vlijanie dobavok tib2 na strukturu i svojstva plazmennyh pokrytij na osnove nicrsib. aviacionno-kosmicheskaja tehnika i tehnologija. 2012. №10 (97). s.50-55. 13. umanskyi o., hussainova i., storozhenko m., terentjev o., antonov m. sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed coatings. processing of the 9th baltic-buylgarian conference on biomechanic and mechanics. riga, latvia. june 17-18, 2013. p. 250-258. 17_voytov.doc моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 114 войтов в.а., козырь а.г. харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко, г. харьков, украина e-mail: ndch_khntusg@mail.ru моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов удк 621.891 в работе приведены теоретические и экспериментальные исследования по обоснованию методики моделирования переходных процессов в трибосистемах и критериям оценки таких процессов. критерии оценки получены в виде коэффициентов дифференциальных уравнений, которые описывают переходный процесс. показано, что предложенные коэффициенты имеют определенный физический смысл и характеризуют реакцию трибосистемы на входное возмущение (изменение нагрузки, скорости скольжения и т.д.). ключевые слова: трибосистема, моделирование, скорость изнашивания, сила трения, переходный процесс. актуальность проблемы надежность конструкций машин и механизмов закладывается на этапе проектирования и неразрывно связана с разработкой и совершенствованием расчетных методов. как показывает практика проектирования методы расчета на износостойкость и прогнозирования ресурса используются ограничено и имеют значительное отставание от методов расчета на прочность. отсутствие расчетов на износостойкость и прогнозирование ресурса не позволяет конструктору выбрать оптимальный вариант технического решения и тем более определить рациональные режимы обкатки и эксплуатации. в результате машина проектируется с «запасом надежности» по износостойкости, либо имеет недостаточный ресурс, что приводит к простоям и ремонту в процессе эксплуатации. трудности, которые возникают при разработке расчетных методов на износостойкость, связаны с большим разнообразием сложных по своей природе процессов, протекающих на поверхностях трения трибоэлементов и влиянием на эти процессы большого количества факторов. особенно трудно поддаются моделированию с последующим прогнозированием ресурса переходные процессы, например, обкатка или приработка. согласно опубликованным работам износ за время обкатки соизмерим износу за период эксплуатации. поэтому учет величины износа за время обкатки является необходимым звеном в методиках и методах расчета на износостойкость на этапе проектирования новых машин. исходя из вышеизложенного, разработка методов расчета износостойкости трибосистем с учетом приработки является актуальной задачей, направленной на повышение ресурса машин и оборудования. анализ публикаций, посвященных данной проблеме при разработке моделей по расчету износа и прогнозированию ресурса используют в основном вероятностные подходы [1 5]. построение таких моделей базируется на расчетах характеристик контакта и методах описания шероховатости поверхности [6]. в работе [7] дается анализ современного состояния методов расчета износа и прогнозирования ресурса и делается вывод, что аналитические методы не позволяют учитывать динамику изменения параметров режимов работы контакта, а перспективными представляются численные методы. в работе [8] предложено описывать износ массивом векторов вероятностей величин износа дискретных точек поверхности, называемых «трибоэлементами». трибоэлемент моделируется нестационарными случайными функциями марковского типа, а износ оценивается математическим ожиданием вероятности нахождения трибоэлементов в некотором состоянии. форма изношенной поверхности определяется с помощью кубической сплайн-аппроксимации математических ожиданий износа в точках расположения трибоэлементов. авторами работ [9 11] разработана методика математического моделирования переходных процессов в трибосистемах, в основу которой положен математический аппарат теории автоматического регулирования и теории идентификации динамических объектов. авторами указанных выше работ построены структурно-динамические схемы для моделирования скорости изнашивания и силы трения на переходных режимах. после проведения параметрической идентификации трибосистемы, которая имеет цель определение коэффициентов входящих в дифференциальные уравнения, авторами работ [10, 11] получены зависимости для их определения. из анализа представленных зависимостей по определению коэффициентов следует, что для выполнения моделирования переходных процессов необходим предварительный лабораторный тестовый эксперимент или испытания натурных образцов. mailto:ndch_khntusg@mail.ru моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 115 как следует из изложенного выше, обязательное наличие тестового эксперимента перед моделированием снижает ценность разработанной методики. анализируя накопленный опыт при решении подобных задач можно сделать вывод, что такие функциональные зависимости рациональнее получать в виде регрессионных уравнений, где в виде варьируемых факторов будут выступать объединенные комплексы параметров. цель исследований определить и теоретически обосновать критерии оценки переходных процессов в трибосистемах, а также их функциональные зависимости от величины входного воздействия на трибосистему. методический подход в проведении исследований согласно работам [10, 11] дифференциальные уравнения для моделирования переходных процессов в трибосистемах представлены в следующем виде: для моделирования переходного процесса скорости объемного изнашивания: ,21 ttvv bbiia π+π=+ &&& & (1) где a = t1i; b1 = k1i(1 – k2i); b2 = k1it1i; k1i и k2i – коэффициент усиления; t1i – постоянная времени переходного процесса для скорости изнашивания; tπ& – относительное отклонение входного воздействия на трибосистему: , базt базtтекt t π π−π =π & && & (2) где текtπ& – текущее значение входного воздействия на трибосистему, определяются по формуле [10]: , )( 3/2. 3/1 . 3/73/23/2 текфтектекуср тектектек текt кqa vn ⋅⋅ α⋅⋅ =π& (3) базtπ& – базовое значение входного воздействия, определяется по формуле: , )( 3/2. 3/1 . 3/73/23/2 баз базфбазбазуср базбазбаз t кqa vn ⋅⋅ α⋅⋅ =π& (4) где n – нагрузка на узле трения, н; v – скорость скольжения, м/с; α – параметр, учитывающий релаксационные свойства структуры сопряженных материалов и их совместимость в трибосистеме, dв/м; сруа – параметр, характеризующий смазывающие свойства среды, дж/м 3; q – расход смазочной среды через узел трения, кг/с; фk – коэффициент, учитывающий геометрические размеры узла трения (коэффициент формы), 1/м. методики определения параметров α , сруа , фk изложены в работах [9, 12]. за базовое значение выбирают минимально возможную величину для условий моделирования. для моделирования переходного процесса силы трения: ,12312 ttttptptp dddffcfc π+π+π=++ &&&&&& &&& (5) где c2 = t1f·t2f; c1 = t1f + t2f; d3 = k3ft1ft2f; d2 = k1f(t1f + t2f – k2ft2f + k3ft1f); d1 = k1f(1 – k2f + k3f); k1f, k2f, k3f – коэффициенты усиления; t1f и t2f – постоянные времени переходного процесса для силы трения. моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 116 на основании анализа представленных дифференциальных уравнений (1) и (5), а также на основании анализа структурно-динамических схем моделирования скорости изнашивания и силы трения представленных на рис. 1, 2 можно определить физический смысл коэффициентов усиления k и постоянных времени т. рис. 1 – структурно-динамическая схема моделирования скорости изнашивания [10]: k – коэффициенты усиления; т – постоянная времени; р – оператор дифференцирования рис. 2 – структурно-динамическая схема моделирования силы трения [10]: k – коэффициенты усиления; т – постоянная времени; р – оператор дифференцирования 1. коэффициенты усиления k1i и k1f определяют реакцию трибосистемы на возмущение, т.е. определяют чувствительность трибосистемы. увеличение коэффициентов k1 будет характеризовать начальное максимальное значение скорости изнашивания и начальный заброс силы трения трибосистемы. поэтому величины коэффициентов k1i и k1f могут выступать критериями оценки чувствительности трибосистемы к внешним воздействиям. 2. коэффициенты усиления k2i и k2f определяют значение скорости изнашивания и силы трения трибосистемы на установившемся режиме, т.е. после завершения переходного процесса. увеличение коэффициентов k2 будет характеризовать уменьшение скорости изнашивания и силы трения. поэтому величины коэффициентов k2i и k2f могут выступать критериями оценки величин скорости изнашивания и силы трения, по которым можно судить о ресурсе и механических потерях в трибосистемах и производить их ранжирование. 3. коэффициент усиления k3f определяет величину максимального заброса силы трения во время переходного процесса, увеличение коэффициента k3f будет характеризовать увеличение заброса силы трения в процессе приработки. поэтому величина коэффициента k3f может выступать критерием оценки механических потерь в трибосистеме в процессе приработки. 4. постоянные времени t1i, t1f и t2f определяют время завершения переходного процесса, т.е. инерционные свойства трибосистемы. увеличение значений ti делает процесс приработки длительным и слабо выраженным. и наоборот, уменьшение значений постоянных времени будет характеризовать сокращение времени переходного процесса. поэтому величины постоянных времени ti могут выступать критериями оценки приработки трибосистем.· результаты исследований дальнейшие исследования направлены на разработку алгоритма определения коэффициентов усиления ki и постоянных времени ti и построение расчетных функциональных зависимостей перечисленных критериев от величины входного воздействия на трибосистему. моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 117 реакция трибосистемы на входное воздействие, т.е. чувствительность трибосистемы, величины скорости изнашивания и силы трения на установившемся режиме, механические потери за время переходного процесса, а также длительность переходного процесса зависит от трех объединенных комплексов-факторов: ; v w k n ф = α ; ауср·q = ау, где первый комплекс характеризует условия нагружения трибосистемы. физический смысл этого комплекса – мощность подводимая к трибосистеме, геометрическим параметром которого является коэффициент формы, размерность (н·м·м)/с = вт·м; второй комплекс – характеризует релаксационные свойства структуры обоих сопряженных материалов и их совместимость между собой, размерность dв/м; третий комплекс – характеризует смазочную среду и ее расход через узел трения. физический смысл этого комплекса заключается в способности единицы массы смазочной среды проявлять свои трибологические свойства в единицу времени, размерность дж∙кг/м3·с. поэтому в дальнейших исследованиях будем определять взаимосвязь критериев переходного процесса скорости изнашивания от перечисленных выше объединенных комплексов в виде: k1i =f (w, α, ay); (6) k2i =f (w, α, ay); (7) t1i =f (w, α, ay). (8) алгоритм определения зависимостей (6), (7), (8) состоит из следующих расчетных операций. 1. задавшись текущими значениями объединенных комплексов, по величинам которых будет производиться моделирование, определяют максимальное значение скорости изнашивания во время переходного процесса ivmax; значение скорости изнашивания после завершения приработки (на установившемся режиме работы) ivуст и время приработки tпр. данные параметры определяют по регрессионным зависимостям, которые получают на основе тестовых экспериментов. 2. задавшись базовыми значениями объединенных комплексов, которые незначительно меньше текущих и выбираются произвольно, по регрессионному уравнению определяют базовое значение скорости изнашивания, которое соответствует установившемуся режиму работы, т.е. после завершения приработки, ivбаз. 3. рассчитывают коэффициент k1i, который согласно работы [11] определяют: ( ) ( )базtтвкt базt базv базvv i i ii k π−π π ⋅ − = && & max 1 . (9) 4. рассчитывают коэффициент k2i, который согласно работы [11] определяют: ( ) ( ) ( )базtтвкt базt базvv устvv i ii ii k π−π π ⋅ − − = && & max max 2 . (10) 5. рассчитывают постоянную времени t1i, которую согласно работы [11] определяют: 31 np i t t = . (11) согласно проведенных расчетов были построены следующие зависимости, представленные на рис. 3, 4, и 5 зависимости k1i, k2i и t1i от параметра входного воздействия удобнее отображать в логарифмических координатах, )ln( tπ& . как следует из представленных зависимостей коэффициент усиления k1i, рис. 3, однозначно определяет чувствительность трибосистемы к возмущениям. чем больше величина входного возмущения, тем больше будет величина заброса скорости изнашивания в начальный период работы трибосистемы. при определенной величине входного воздействия tπ& наступит повреждаемость, т.е. выход из строя трибосистемы. поэтому большая величина k1i в эксплуатации не даст большого ресурса для трибосистемы. необходимо на этапе проектирования трибосистем стремится к снижению значений k1i. для этого необходимо, как следует из формулы (9), уменьшать разницу между максимальной величиной скорости износа на начальном этапе и установившейся (базовой) величиной скорости износа после завершения приработки. это возможно выполнить правильным подбором материалов в узел трения, смазочной среды к ним, геометрии узла трения, или эксплуатировать трибосистему, на пониженных нагрузках, т.е. при минимальных значениях tπ& . моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 118 рис. 3 – зависимость коэффициента усиления к1i от величины входного воздействия tπ& рис. 4 – зависимость коэффициента усиления к2i от величины входного воздействия tπ& рис. 5 – зависимость постоянной времени т1i от величины входного воздействия tπ& коэффициент усиления k2i, рис. 4, определяет значение величины скорости изнашивания после завершения приработки. как следует из зависимости представленной на рис. 4, существует оптимальное значение величины входного воздействия tπ& , при котором процесс приработки будет оптимальным, т.е. величина скорости изнашивания после завершения процесса будет минимальной и время для завершения процесса тоже будет минимальным, рис. 5. поэтому на этапе проектирования трибосистем необходимо стремится к оптимальным значениям k2i и t1i. изменять эти коэффициенты, как следует из формул (10 и 11), можно с помощью параметра tπ& , формула (3), а, следовательно: материалами, смазочной средой, геометрией узла, нагрузкой, скоростью скольжения. по оптимальному значению tπ& можно определить режимы приработки трибосистемы. эта величина на графиках 4 и 5 соответствует оптимумам k2i и t1i. физически это объяснимо. при низких значениях входного воздействия энергии для перестройки поверхностных слоев и изменения шероховатости недостаточно и процесс приработки происходит медленно. это будет характеризоваться большой величиной скорости изнашивания после завершения приработки (малые значения k2i) и длительностью процесса приработки (большие значения t1i). при больших значениях входного сигнала процесс будет также неэффективным из-за интенсивного образования поверхностных пленок и быстрого их разрушения. процесс приработки становится плохо выраженным. поэтому расчет и анализ критериев переходного процесса в виде коэффициентов k1i, k2i и t1i, на этапе проектирования трибосистем, позволит конструктору выбрать оптимальные режимы их обкатки (приработки), по значениям оптимумов k2i и t1i, и оптимальные режимы эксплуатации, повышение которых нежелательно, по значениям коэффициента k1i. согласно разработанного методического подхода определим взаимосвязь критериев переходного процесса силы трения от объединенных комплексов в виде: k1f =f (w, α, ay); (12) k2f =f (w, α, ay); (13) k3f =f (w, α, ay); (14) t1f =f (w, α, ay); (15) t2f =f (w, α, ay); (16) моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 119 алгоритм определения зависимостей (12) (16) состоит из следующих расчетных операций. 1. для заданных текущих значений объединенных комплексов выбирают текущее значение параметров и по формуле (3) рассчитывают текущее значение текtπ& . по регрессионным зависимостям, которые получены на основании тестового эксперимента определяют начальный заброс силы трения f0, максимальное значение силы трения в процессе приработки fтр.max, значение силы трения после завершения приработки fтр.уст, время, когда сила трения достигает максимального значения tmax и время, когда производная функции fтр(t) меняет свой знак *t . 2. для заданных базовых значений объединенных комплексов, которые выбираются произвольно и меньше текущих значений определяют базtπ& по формуле (4) и по регрессионному уравнению значение силы трения на установившемся режиме для базовых рабочих параметров fтр.баз. 3. рассчитывают коэффициент k1f, который согласно работы [11] равен: ( ) ( )базtтвкt базt базmp базmp f f ff k π−π π ⋅ − = && & . .0 1 . (17) нахождение коэффициентов k2f и k3f будем производить из системы двух уравнений, которая приведена в работе [11]: усттрf . , )( )1( 321 базtтекt базt fff kkk π−π π ⋅+−= && & (18) , )( )1( 321max базtтекt базt fff bkakkf π−π π ⋅⋅+⋅−= && & (19) где ,1 1 max       − −= ft t ea (20) ,1 2 max       − −= ft t eb (21) где , 31 пр f t t = (22) . 3 * 2 t t f = (23) определим относительные величины максимального значения силы трения и силы трения на установившемся режиме. согласно теории линейных дифференциальных уравнений такие величины определяются как: базmp базтрусттр усттр f ff f . .. . − = ; (24) базmp базтртр тр f ff f . .max. max. − = . (25) 1. величину коэффициента k3f выразим из уравнения (18), которая с учетом формул (2) и (24) примет вид: .12 1t 3 −+⋅π = f f тр.уст f kk f k & (26) 2. подставив формулы (26) в формулу (19), получим значение k2f, которое с учетом формул (25) и (2) примет вид: . )( )1( t1 t1max. 2 abk bkfbf k f fтр.усттр f −π −π+− = & & (27) согласно проведенных расчетов были построены зависимости, представленные на рис. 6 10. как следует из представленных зависимостей коэффициент усиления k1f, рис. 6, как и в случае изменения скорости изнашивания, определяет чувствительность трибосистемы к внешним возмущениям. моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 120 только в отличии от скорости изнашивания зависимость изменения коэффициента k1f для силы трения носит линейный и монотонно возрастающий характер. это можно объяснить механизмом формирования шероховатости поверхности, который связан с деформационной составляющей материалов узла трения. в целом, величина коэффициента k1f, так же как и величина коэффициента k1i, определяет границу перехода от нормального износа к повреждаемости. поэтому величины коэффициентов k1f и k1i могут выступать критериями оценки чувствительности трибосистемы к внешним воздействиям, характеризуя при этом максимальную величину заброса скорости изнашивания и величину деформационной составляющей силы трения. рис. 6 – зависимость коэффициента усиления к1f от величины входного воздействия tπ& рис. 7 – зависимость коэффициента усиления к2f от величины входного воздействия tπ& рис. 8 – зависимость постоянной времени т1f от величины входного воздействия tπ& рис. 9 – зависимость коэффициента усиления к3f от величины входного воздействия tπ& рис. 10 – зависимость постоянной времени т2f от величины входного воздействия tπ& коэффициент усиления k2f и постоянная времени t1f, рис. 7 и 8, так же как и в случае скорости изнашивания определяют характер протекания процесса приработки. на рис. 7 и 8 отражены оптимальные режимы текtπ& , при которых процесс приработки (связанный с формированием оптимальной шероховатости поверхности) будет проходить наиболее эффективно. если сравнить зависимости на рис. 4, 5, и рис. 7, 8, становится очевидным, что оптимальные режимы для проведения эффективной приработки как по скорости изнашивания, так и по силе трения совпадают. такой подход позволяет на этапе проектирования трибосистем новых машин расчетным путем определить характер изменения коэффициентов усиления k2i и k2f, а также постоянных времени t1i и t1f во всем эксплуатационном диапазоне и выбрать рациональные нагрузочно-скоростные режимы (величину входного воздействия), при которых процесс приработки (обкатки) будет наиболее эффективным. моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 121 существенным отличием при моделировании силы трения, по сравнению со скоростью изнашивания, является наличие второго инерциального звена, а следовательно и наличие коэффициента усиления k3f и постоянной времени t2f. коэффициент усиления k3f определяет величину максимального заброса силы трения во время переходного процесса, а постоянная времени t2f определяет длительность этого процесса. на рис. 9 и 10 представлены зависимости изменения этих величин при изменении входного воздействия на трибосистему. из представленных зависимостей следует, что коэффициент усиления k3f имеет асимптотически убывающий характер, и при достаточно высоких значениях входного воздействия на трибосистему может быть равен нулю. при k3f = 0 процесс приработки проходит без заброса величины силы трения. при этом время приработки будет увеличивается, рис. 10, а процесс становится слабо выраженным. величины k3f и t2f только дополняют характер поведения трибосистемы в процессе приработки, который достаточно описывается величинами k2i, k2f и t1i, t1f. однако характер этих зависимостей показывает, что величина k3f не должна стремиться к нулю. выводы 1. определены критерии оценки переходных процессов в трибосистемах в качестве которых выступают коэффициенты усиления и постоянные времени дифференциальных уравнений, описывающих переходный процесс. 2. коэффициенты усиления k1i и k1f определяют реакцию трибосистемы на возмущение, т.е. чувствительность трибосистемы. чем больше значение коэффициентов k1, тем больше будет заброс скорости изнашивания и силы трения во время переходного процесса. большие забросы этих параметров приведут к потере устойчивости трибосистемы, т.е. к переходу от нормального износа к повреждаемости. поэтому оптимальным диапазоном эксплуатации трибосистем будут диапазоны с малыми значениями k1. 3. коэффициенты усиления k2i и k2f, а также постоянные времени t1i и t1f имеют явно выраженный оптимум и определяют режимы рациональной приработки трибосистем. прирабатывая трибосистему на режимах, соответствующих k2opt и t1opt, будут обеспечены минимальные значения скорости изнашивания и силы трения после завершения приработки и минимальное время приработки. это сократит время обкатки трибосистемы и увеличит его ресурс в процессе дальнейшей эксплуатации. 4. коэффициент усиления k3f постоянная времени t2f определяют величину максимального заброса силы трения в процессе приработки. увеличение k3f способствует уменьшению t2f и характеризует механические потери в трибосистеме в процессе приработки. литература 1. кузьменко а.г. влияние статистической неоднородности, размеров и кинематических условий на износ поверхностей трения // трение и износ. – 1985. – т.6, № 3. – с. 432-441. 2. тартаковский и.б. корреляционное уравнение износа // вестник машиностроения. – 1968. – № 2. 3. бендерский а.м. вероятностная модель износа детали // надежность и контроль качества. – 1970. – № 5. – с. 13-24. 4. костецкий б.и., стрельников в.п., таций в.г. марковская модель износа и прогнозирование долговечности изнашиваемых деталей // проблемы трения и изнашивания. – 1976. – № 10. – с. 10-15. 5. богданофф дж., козин ф. вероятностные модели накопления повреждений: пер. с англ. – м.: мир, 1989. – 344 с. 6. семенюк н.ф. средняя высота микровыступов шероховатой поверхности и плотность пятен контакта при контактировании шероховатой поверхности с гладкой // трение и износ. – 1986. – т.7, №1. – с. 85-91. 7. сорокатый р.в. анализ современного состояния методов расчета износа и прогнозирования ресурса // проблеми трибології. – 2007. – №1. – с. 23-36. 8. сорокатый р.в. метод трибоэлементов. – хмельницкий: хну, 2009. – 242 с. 9. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. і. методика физического моделирования // трение и износ. – 1996. – т.17, №3. – с. 298-306. 10. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. іі. методика математического моделирования стационарных процессов при граничном трении // трение и износ. – 1996. – т.17, №4. – с. 456-462. 11. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. ііі. математическое моделирование нестационарных процессов при граничном трении // трение и износ. – 1996. – т.17, №5. – с. 598-605. 12. войтов в.а. принципы конструктивной износостойкости узлов трения гидромашин / в.а. войтов, о.м. яхно, ф.х. аби-сааб. – к.: кпи, 1999. – 192 с. моделирование переходных процессов в трибосистемах. часть 1. критерии оценки переходных процессов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 122 vojtov v.a., коzyr a.g. simulation of transient processes in the tribosystem. part 1. criteria for evaluation transient processes. the paper presents the theoretical and experimental studies to validate a method of modeling of transients in tribosystem and evaluation criteria of such processes. criteria for evaluation were obtained in the form of coefficients of the differential equations which describe transient process. it is shown that the proposed coefficients have definite physical meaning and the response of tribosystem on input disturbance (change in load, sliding velocity, etc.). key words: tribosystem, modeling, wear rate, friction force, transition process. references 1. kuz'menko a.g. vlijanie statisticheskoj neodnorodnosti, razmerov i kinematicheskih uslovij na iznos poverhnostej trenija trenie i iznos,1985,t.6, no 3, pp. 432-441. 2. tartakovskij i.b. korreljacionnoe uravnenie iznosa vestnik mashinostroenija, 1968, no 2. 3. benderskij a.m. verojatnostnaja model' iznosa detali nadezhnost' i kontrol' kachestva,1970, no 5, pp. 13-24. 4. kosteckij b.i., strel'nikov v.p., tacij v.g. markovskaja model' iznosa i prognozirovanie dolgovechnosti iznashivaemyh detalej problemy trenija i iznashivanija ,1976 ,no 10, pp. 10-15. 5. bogdanoff dzh., kozin f. verojatnostnye modeli nakoplenija povrezhdenij, per. s angl, m, mir, 1989, 344 p. 6. semenjuk n.f. srednjaja vysota mikrovystupov sherohovatoj poverhnosti i plotnost' pjaten kontakta pri kontaktirovanii sherohovatoj poverhnosti s gladkoj, trenie i iznos,1986,t.7, no1, pp. 85-91. 7. sorokatyj r.v. analiz sovremennogo sostojanija metodov rascheta iznosa i prognozirovanija resursa problemi tribologії, 2007, no1, pp. 23-36. 8. sorokatyj r.v. metod tribojelementov, hmel'nickij, hnu, 2009, 242 p. 9. vojtov v.a., isakov d.i. modelirovanie granichnogo trenija v tribosistemah. і. metodika fizicheskogo modelirovanija, trenie i iznos,1996,t.17, no3, pp. 298-306. 10. vojtov v.a., isakov d.i. modelirovanie granichnogo trenija v tribosistemah. іі. metodika matematicheskogo modelirovanija stacionarnyh processov pri granichnom trenii trenie i iznos, 1996, t.17, no 4 , pp. 456-462. 11. vojtov v.a., isakov d.i. modelirovanie granichnogo trenija v tribosistemah. ііі. matematicheskoe modelirovanie nestacionarnyh processov pri granichnom trenii, trenie i iznos, 1996,t.17, no 5, pp. 598-605. 12. vojtov v.a., jahno o.m., abi-saab f.h. principy konstruktivnoj iznosostojkosti uzlov trenija gidromashin, k., kpi, 1999, 192 p. 2_aulin.doc вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 13 аулін в.в., лисенко с.в., кузик о.в. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей удк 621.891:631.31 розглянуто вплив зміни режимів тертя в трибоспряженнях деталей на коефіцієнт тертя робочих поверхонь. показано можливість керування режимами тертя комбінованим модифікуванням моторної оливи: додавання присадки і обробка електричним або магнітним полем. виявлено, що на різних режимах тертя змінюються середні значення коефіцієнта тертя. визначено зміну режиму тертя при різних способах комбінованого модифікування оливи за встановленою залежністю електричного опору шару оливи від критерію зоммерфельда. ключові слова: мастильне середовище, комбіноване модифікування, цпг, режим тертя. вступ при дослідженні закономірності впливу фізико-хімічних показників та властивостей оливи на зміну триботехнічних характеристик робочих поверхонь тертя, її розглядають як один з елементів трибосистеми (тс) [1 3], який виконує функції забезпечення не тільки зниження втрат на тертя і зношування, зміну режиму тертя в трибоспряженнях деталей, але і високу довговічність, економічність роботи двигуна в цілому. результати досліджень робіт [4], дають підстави вважати, що втрати на тертя в спряженнях цпг – 50 % та кшм – 24 %, є найбільшими вагомими в загальному балансі механічних втрат. умови роботи в них включають: високі питомі навантаження і температури в зоні зупинки компресійних кілець; зворотно-поступальний характер руху поршня, розвинені площі поверхонь тертя поршня, при мінімально можливих зазорах і т. п. у спряженнях тертя двигуна, можна виділити три основні режими тертя: гідродинамічний, змішаний і граничний [5]. перший характеризується наявністю суцільної плівки оливи між спряженими поверхнями деталей, товщина якої перевищує сумарну висоту шорсткості поверхонь. гідродинамічний режим є найбільш сприятливим з точки зору зниження тертя і зносу, оскільки знос деталей відсутній, а тертя незначне: між собою взаємодіють легкозсувні шари оливи, а не деталі. проте сила гідродинамічного тертя може бути досить високою при істотному збільшенні швидкості руху деталей, площі їх робочих поверхонь, в'язкості оливи. змішаний режим тертя виникає при критичному зменшенні товщини плівки оливи, що призводить до появи ділянок безпосереднього контакту поверхонь деталей. тертя при цьому супроводжується незначним зносом поверхонь деталей в місцях контакту. граничний режим визначається тертям в тонких поверхневих (граничних) шарах деталей, фізико-хімічні властивості їх істотно відрізняються від властивостей оливи і основного матеріалу деталей. інтенсивність тертя і зношування деталей в цьому режимі залежать від співвідношення міцності граничних шарів на зріз-розрив, а також від характеру зміни міцності по глибині матеріалу деталей. найбільш сприятливим при цьому є створення позитивного градієнту механічних властивостей. численні експерименти на спеціальних установках і повнорозмірних двигунах свідчать, що тертя в спряженні "поршневе кільце-гільза циліндра" є переважно граничним (60 ... 70 % від часу робочого циклу) і у меншій мірі змішаним і гідродинамічним (30 ... 40 %) [3, 6]. тертя в спряженні "поршень-гільза циліндр" має, навпаки, переважно гідродинамічний характер (70 ... 80 %), що переходить в змішане і граничне тертя (20 ... 30 %) [6]. підшипники кшм працюють в основному в режимі гідродинамічного тертя (90 %), що переходить в змішаний і граничний (10 %) в моменти пуску-зупинки і максимального навантаження двз [7]. зміна режимів тертя в тс істотно впливає на знос робочих поверхонь спряжених деталей, техніко-економічні показники та ресурс двигуна в цілому. керування режимами тертя можливе за допомогою модифікування фізичними полями як робочих поверхонь деталей, так і моторної оливи. найбільш ефективно це реалізувати додаванням металовмісних присадок в моторну оливу й обробляти її електричним або магнітним полем. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:aulin52@mail.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 14 мета і постановка задачі метою даної роботи є зміна режиму тертя в трибоспряженнях зразків і деталей цпг та виявлення впливу комбінованого способу модифікування моторної оливи присадкою та обробкою електричним і магнітним полем на триботехнічні характеристики їх робочих поверхонь. однією з важливих задач трибології мастильного середовища є розробка підходів керованої зміни його фізико-хімічних показників та властивостей при комбінованому модифікуванні з визначенням оптимальних режимів тертя в основних спряженнях деталей цпг двз та покращення триботехнічних характеристик їх робочих поверхонь. виклад матеріалів досліджень для реалізації процесів модифікування електричним (еп) та магнітним (мп) полями, покращення робочих поверхонь гільз циліндрів й поршневих кілець в даній роботі використовували композиційну оливу, що містить присадку гліцерату міді cu3(c3h5o3)2. така присадка задовольняє вимогам, що ставляться до композиційних олив [2], а вибір гліцерину як розчинника, обумовлений його високою стабільністю у мастильних композиціях при їх зберіганні, дає можливість одержувати стійкі і недорогі композиційні оливи, а також добрими мастильними властивостями і здатністю відновлювати робочі поверхні деталей цпг. дослідження проведені на базових оливах м-10г2к, м10-дм та оливах підлеглих комбінованим модифікуванням присадкою і обробкою еп або мп. визначити умови тертя, наявність і зміну товщини роздільного шару оливи між спряженнями двигуна, можна по зміні струмових параметрів (сила струму, напруга), зміні потужності або зміні електричного опору моторної оливи. електричний опір моторної оливи в різних спряженнях визначали на машині тертя 77мт-1 та одноциліндровій установці, з використанням дослідного спеціально виготовленого багатосекційного поршня [8]. електропровідність шару композиційної оливи, розміщеного між поверхнями тертя в спряженнях цпг, за подвійний хід поршня оцінювали за допомогою кондуктометра ок 102/1 (0...500 см). силу струму та напругу вимірювали ампервольтметром аво-5м1, їх зміну записували п'ятиканальним осцилографом н327-5. по зміні струмових параметрів (i, u) також визначали режим тертя і його вплив на припрацювання спряжень цпг. для оцінки ефективності низькоенергетичної фізико-хімічної модифікаційної дії на моторну оливу та трибоспряження деталей компресора використано автоматизований випробувальний комплекс, загальний вид якого наведена на рис. 1. рис. 1 – загальний вид випробувального комплексу дослідження роботи основних спряжень деталей компресора forte fl 24 при досліджені механічних втрат в трибоспряженнях і визначення режимів тертя в них використано універсальний вимірювальний прилад "цифровий мультиметр dmk-32", який призначений для вимірювання контролювання збереження і передачі на комп'ютер параметрів одно-, двоі трифазних мереж з нейтраллю і без неї. для роботи програми дистанційного керування, пк і dmk під'єднано через послідовний "интерфейс rs-232", яким є стандартним комунікаційним портом в пк і інших системах управління. активування послідовного обміну, вивід інтерфейсу за допомогою кабелю витої пари, здійснюється під'єднанням до інтерфейсу конвертора, дотримуючись полярність виводів a і b. характеристики струму виводяться у вікні програми дистанційного контролю мультиметра dmk. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 15 характер тертя робочих поверхонь деталей спряжень і режим мащення визначаються як кількістю мастильного матеріалу і його в'язкістю, так і умовами роботи трибоспряження. згідно гідротермодинамічної теорії мащення [5], розробленої м.п. петровим, в тс з мастильним матеріалом силу тертя трf і коефіцієнт тертя трf можна оцінити за формулами: h sv f тртр ⋅⋅ = η ; hp v fтр ⋅ ⋅ = η , (1) де η, h – динамічна в'язкість та товщина мастильного матеріалу; v, p – швидкість відносного руху та питомий тиск в тс; трs – площа поверхні тертя. при цьому співвідношення λ=⋅η pv / η⋅ для даної конструкції спряження деталей є постійною величиною, яка характеризує режим тертя. наявність і товщину відокремлювального шару моторної оливи між боковою поверхнею поршневого кільця і дзеркалом гільзи циліндра, режим тертя, можна оцінити критерієм зоммерфельда [9]: кг 0 p v s ⋅η = , (2) де b – висота поршневого кільця; кгp , v – тиск кільця на гільзу циліндра та швидкість переміщення поршня. товщину плівки при цьому можна оцінити за формулою: 0 кг sb p bv h = ⋅⋅η = . (3) тобто, за значенням критерію зоммерфельда можна оцінити товщину плівки оливи для характерних зон режимів тертя. знаючи число зоммерфельда, можна оцінити електроопір шару оливи в спряженнях деталей та коефіцієнт тертя за співвідношеннями: бs sb r ⋅ ⋅ = χ 0 ; 0кг sbp v fтр ⋅⋅ ⋅η = , (4) де χ – питома електропровідність оливи, см∙м-1; sб – площа бічної поверхні кільця, м2. дослідженнями, проведеними на машині тертя 77мт-1, з урахуванням співвідношень (4), побудовано криві герсі-штрибека, за якими виявлено, що на різних режимах тертя змінюється середні значення коефіцієнта тертя (табл. 1). таблиця 1 режими та відносна зносостійкість в трибоспряженні зразків "гільза циліндра-поршневе кільце" на машині тертя 77мт-1 середній коефіцієнт тертя по режимах, fтр № п/п олива гідродинамічний змішаний граничний відносна зносостійкість 1 базова, м-10дм 0,009 0,017 0,140 1,00 2 композиційна (4% гліцерату міді) 0,007 0,016 0,110 1,15 3 композиційна + електричне поле 0,006 0,015 0,108 1,18 4 композиційна + магнітне поле 0,004 0,013 0,080 1,23 можна бачити, що значення коефіцієнтів тертя при комбінованому модифікуванні оливи ділянках зменшуються: в гідродинамічному режимі для обробки еп з 0,009 до 0,006, а мп з 0,009 до 0,004, або в 1,9 … 2,3 разів; змішаному – з 0,017 до 0,015 при обробці еп та 0,017 до 0,013 – обробці мп – в 1,10 … 1,3 разів; граничному – з 0,140 до 0,080 – в 1,5 … 1,8 разів. максимальне зниження коефіцієнта тертя в граничному режимі спостерігається при введенні в моторну оливу присадки гліцерату міді ( vc = 4 %) і обробці еп напруженістю е = 1,25∙10 6 в/м та напруженість мп н = 2,5∙104 а/м. режим тертя визначали і по залежності електричного опору шару оливи від значення критерію зоммерфельда (рис. 2). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 16 рис. 2 – визначення режиму тертя в трибоспряженні "гільза циліндра-поршневе кільце" за електричним опором шару моторної оливи в ньому: 1 – базова олива; 2 – композиційна олива модифікована еп (е = 1,25 ∙ 106 в/м); 3 – композиційна олива модифікована мп (н = 2,5 ∙ 104 а/м); зони тертя: і – граничне; іі – змішане; ііі – гідродинамічне виявлено, що кожному значенню критерію зоммерфельда відповідає певне значення електричного опору. показано, що комбіноване модифікування моторної оливи зменшує електричний опір при різних режимах тертя у порівнянні з електричним опором базової оливи. оскільки, виходячи з роботи [5], швидкість v поршня є функцією кута повороту колінчастого валу, то значення критерію зоммерфельда, згідно формули (2), можна оцінити за виразом: bkmmmр rn s k nn ⋅ψ⋅++ψ⋅+ψ⋅+ αλ+α⋅⋅π⋅η = )cos...3cos2cos1( )2sinsin2( 32кг 0 , (5) де n – частота обертання колінчастого валу, с-1; r – радіус кривошипу, м; αn – кут повороту колінчастого валу, град; шlr /=λ – число, що характеризує кшм двигуна; lш – довжина шатуна, м; b – висота кільця, м; ψ = 15° – кут від стінки до замку стиснуто кільця; k – порядковий номер члена ряду фур’є k = 1...12; кг/ ppзм 86,2= , k = 1...12; mk – відоме співвідношення змішаного тиску до середнього, ( кг/ ррm змk = ). оцінки, проведені за формулою (5) свідчать, що досліджувані поверхні спряження "гільза циліндра-поршневе кільце" взаємодіють при різних режимах тертя (крива 1, рис. 3): граничному, змішаному і гідродинамічному. рис. 3 – зміна режимів тертя в спряженні "гільза циліндра-поршневе кільце" при модифікуванні моторної оливи мп в залежності від кута повороту колінчастого валу за один подвійний хід поршня: 1, 2 – відповідно модифікована і базова моторна олива pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 17 умови граничного тертя спостерігаються для поршневих кілець при положеннях в вмт і нмт, де швидкість поршня мінімальна. для граничного режиму тертя достатньо товщини плівки до 0,1 мкм, при цьому вона в спряженні не володіє об'ємними властивостями рідини, а має характер еластичного покриття поверхні пружно деформованого під поршневим кільцем і відновлюючим після його проходження шаром оливи. граничний режим тертя спостерігається при куті повороту колінчастого валу 0,01°, 179,99°, 180,01° і 359,99°. в межах кутів повороту колінчатого валу: 0 … 0,01°; 179,99° … 180,01°; 359,99°… 360° може бути механічне контактування спряжених деталей. гідродинамічне мащення повинно мати місце при куті повороту колінчатого валу в межах: 3,37°… 174,02° та 185,98°… 356,63°. збільшення частки гідродинамічного режиму тертя в спряженні "поршневе кільце-гільза циліндра" буде в області 45°, що особливо чітко проявляється при умові частоти обертання колінчастого валу до 3,33 с-1 і в’язкості оливи 0,1 па⋅с. результати зміни опору оливи в зазорі спряжень деталей цпг за допомогою дослідного поршня на одноциліндровій установці наведено на рис. 4. рис. 4 – зміна опору шару композиційної (сv = 4 %) оливи модифікованої мп (н = 2,5 ∙ 104 а/м) в спряженнях деталей цпг залежно від кута повороту колінчастого валу (n = 3,33 с-1, rmах = 2,1 мкм): 1 – спряження "верхнє компресійне кільце-гільза циліндра"; 2 – спряження "середнє компресійне кільце-гільза циліндра"; 3 – спряження "нижнє компресійне кільце-гільза циліндра"; 4 – спряження "оливоз'ємне кільце-гільза циліндра"; 5 – спряження "поршень-гільза циліндра" дослідженнями встановлено, що найбільший електричний опір шару оливи спостерігається в спряженні "поршень-гільза циліндра", особливо в районі вмт і нмт (рис. 4, крива 5), який змінюється залежно від положення поршня в гільзі. при русі поршня вниз від вмт, після досягнення ним максимальної швидкості в межах кута повороту колінчастого валу від 90° до 163° спостерігається значне зменшення електричного опору шару оливи. така ж закономірність спостерігається при русі поршня вгору від нмт після його перекладки в межах кута повороту колінчастого валу від 198° до 224°, після чого електричний опір підвищується до максимального значення у вмт. зміна сумарного електричного опору шару оливи по спряженням 1 … 4 має різний характер і залежить від кута повороту колінчастого валу. при русі поршня від вмт до нмт максимальний опір шару оливи зафіксований в спряженнях "верхнє компресійне кільце-гільза циліндра" (рис. 4, крива 1). дещо менше значення електричного опору шару оливи відповідають спряженням "середнє компресійне кільце-гільза циліндра" та "нижнє компресійне кільце гільза циліндра" (рис. 4, крива 2, 3). найменший електричний опір шару оливи в спряженнях "оливоз'ємне кільце-гільза циліндра", який практично незмінний при зміні кута повороту колінчастого валу (рис. 4, крива 4). на відмінну від загального електричного опору оливи в спряженнях "верхнє компресійне кільцегільза циліндра " (рис. 4, крива 1), електричний опір оливи в спряженні "середнє компресійне кільцегільза циліндра" в 10 ... 20 разів менший (рис. 4, крива 2). тоді різниця загального електричного опору і електричного опору оливи в спряженні "кільце гільза" складе електричний опір оливи в спряженні "канавка поршня-кільце" (рис. 4, крива 3), яке також значно перевищує електричний опір оливи в спряженні "кільце-гільза". проте електричний опір оливи в спряженні "поршень кільце", при русі поршня від вмт до нмт має в 1,8 разу більшу величину, ніж при його русі від нмт до вмт. зміна електричного опору оливи в спряженні "кільце гільза" за подвійний хід поршня має протилежний характер. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 18 за характером зміни електричного опору в спряженні "гільза циліндра поршневе кільце" встановлено, що у момент зупинки поршня в мертвих точках він мінімальний, а у момент досягнення поршнем максимальної швидкості збільшується. звертає на увагу той факт, що у момент досягнення поршнем максимальної швидкості, при його русі від нмт до вмт електричний опір шару оливи має величину в 1,5 разів більшу, ніж при русі поршня вниз від вмт до нмт. ці результати свідчать про наявність роздільного шару оливи між бічною поверхнею кільця і гільзою циліндра при русі поршня від нмт до вмт. виникненню роздільного шару сприяє не лише швидкісний режим, але і наявність шару оливи над поршнем, на який набігало кільце при русі з нмт до вмт. стосовно інших кілець, то ймовірно при русі поршня від вмт до нмт оливоз'ємні кільця і нижні кільця, маючи зворотну конусність знімали оливу із стінок гільзи циліндра, що послабляло умови гідродинамічного мащення (рис. 4, криві 2, 3 і 4). отримані дані свідчать, що за подвійний хід поршня досліджувані поверхні взаємодіють при різних режимах тертя: граничного, змішаного і гідродинамічного мащення. режим граничного тертя сприяє активуванню поверхонь присадкою гліцерату міді, що посилює ефект зменшення тертя і втрат потужності. при режимі гідродинамічного мащення ділянки поршневого кільця, прилеглі до робочої поверхні гільзи циліндра, відокремлюються від нього тонким шаром оливи. товщина цього шару значно менша, ніж на неприлеглих ділянках, тому вплив обробки оливи мп спостерігається на них більше інтенсивно, внаслідок меншого електричного опору модифікованого композиційного шару оливи. потрапляючи потім в зони змішаного і граничного тертя, прилеглі до гільзи циліндра ділянки, активізуються механічним та фізико-хімічним способом. звертає на себе увагу отримана залежність коефіцієнта тертя від кута повороту колінчастого валу (рис. 5). рис. 5 – порівняльні графіки коефіцієнтів тертя трибоспряження "гільза циліндра-поршневе кільце" ( nкв = 120 хв-1): 1 – базова олива; 2 – композиційна олива модифікована еп (е = 1,25 ∙ 106 в/м); 3 – композиційна олива модифікована мп (н = 2,5 ∙ 104 а/м) зростання сумарного навантаження робить неможливою підтримку необхідної товщини клину плівки оливи матеріалу і в досліджуваному спряженні реалізується режим граничного тертя, коефіцієнти тертя якого мають значення в межах 0,05 … 0,07. спостерігається істотне підвищення значення коефіцієнта тертя у ряді характерних точок у районах 75° і 90° кута обертання колінчастого валу та подальше його зниження на інтервалі кутів повороту 180° … 360°. це пояснюється наявністю шару оливи над поршнем одноциліндрової установки та швидкісними режимами його руху, що дозволяє вийти на гідродинамічний режим тертя. у реальних спряженнях деталей при зміні умов експлуатації відбувається плавний перехід від режиму тертя одного виду до іншого. таким чином, аналіз зміни режимів тертя в спряженнях деталей цпг за діаграмою герсіштрибека та за вимірюванням електричного опору оливи дає можливість зазначити наступне: перехід на гідродинамічний режим тертя у багато разів знижує втрати на тертя, а також знос спряжень деталей; для забезпечення оптимального режиму тертя в тс ковзання необхідно, що критерій зоммерфельда змінювався в діапазоні: ∈0s [5; 30]∙10 -5; працездатність і довговічність трибоспряжень двз залежить від стану і зміни характеристик оливи в процесі експлуатації; умови роботи трибоспряжень з мастильним середовищем, їх режими тертя визначаються не тільки тиском, відносною швидкістю руху і температурою в зоні тертя, але і від способу модифікування оливи додаванням присадки і обробкою фізичним (магнітним, електричним) полем. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 19 висновки виявлено, що при модифікуванні оливи присадкою ( vc = 4,0 %) і мп (н = 2,5∙10 4 а/м) в гідродинамічному режимі коефіцієнт тертя зменшується в 1,9 … 2,3 разів; змішаному – в 1,1 … 1,3 разів; граничному – в 1,5 … 1,8 разів. встановлено, що електричний опір шару оливи в спряженні "гільза циліндра-поршневе кільце" у момент зупинки поршня в "мертвих точках" мінімальний, а у момент досягнення ним максимальної швидкості максимальний. визначено, що при русі поршня від нмт до вмт електроопір шару оливи в 1,5 рази більший, ніж від вмт до нмт. експериментально визначено зміну режиму тертя за встановленою залежністю електричного опору шару оливи від критерію зоммерфельда для базової оливи та оливи підлеглої комбінованому модифікуванні металовмісною присадкою та обробкою електричного або магнітного поля. література 1. аулін в.в. дослідження властивостей моторної оливи в процесі експлуатації дизелів / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // конструювання, виробництво та експлуатація с/г машин : загальнодержавний міжвідомчий науково-технічний збірник. – кіровоград : кнту, 2009 р. – вип.39. – с. 274-280. 2. аулін в.в. вплив модифікуючих фізичних полів на структуру та реологічні властивості композиційної моторної оливи / в.в. аулін // проблеми трибології (problems of tribology). – хмельницький. – 2012. – № 4. – с.28-33. 3. путинцев с.в. измерение сил и работы трения в цпг двс (обзор) / с.в. путинцев // двигателестроение. – 1991. – № 8-9. – с. 31-32. 4. григорьев м.а. конструкторско-технологическое обеспечение надежности двс / м.а. григорьев, в.м. енукидзе // автомобильная промышленность. – 1988. – № 8. – с. 8-12. 5. семенов b.c. режим смазки пары трения поршневое кольцо цилиндровая втулка двс / b.c. семенов // двигателестроение. – 1991. – № 10-11. – с. 19-23. 6. путинцев с.в. анализ режима трения деталей цилиндро-поршневой группы автомобильного дизеля / с.в. путинцев // известия вузов. – машиностроение. – 1999. – № 2-3. – с. 65-68. 7. аулін в.в. вплив модифікування композиційних моторних олив магнітним полем на триботехнічні характеристики робочих поверхонь деталей / в.в. аулін, о.в. кузик, о.д. мартиненко // вісник харківського нац. техн. університету сільск. господарства ім. п.василенка. – харків, 2011. – вип. 118. – с. 268-273. 8. аулін в.в. вплив режимів тертя в основних сполученнях деталей на механічні втрати в двз / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // вісник інженерної академії україни. – 2011. – № 2. – с. 200-204. 9. аулін в.в. теоретичне обґрунтування зміни режимів тертя в циліндро-поршневій групі двз / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький. – 2010. – № 3. – с. 46-54. поступила в редакцію 08.02.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив комбінованого модифікування мастильного середовища на зміну режимів тертя в трибоспряженнях деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 20 aulin v., lysenko s., kyzik о. influence of the combined modification of lubricating medium on friction modes change in tribounits of details. it is shown that the change of the modes of friction at tribounits of details substantially influences on the wear of their working surfaces and control by them maybe by means of modification by the electric and magnetic field of both working surfaces of details and motor oil. it is educed, that it is possible to define the mode of friction by the change of current parameters (strength of current, tension), power, electric resistance of motor oil at presence of separate layer of oil between interfaces by surfaces. it is certain that every value of criterion of sommerfeld is answered by the concrete value of electric resistance, and the combined retrofitting electric resistance diminishes an additive and treatment of oil the electric or magnetic field at the different modes of friction by comparison to electric resistance of the base oil. according of researches, conducted on the machine of friction of 77мт-1, the curves of hersi-shtribeka, it is educed after that, are built, that on the different modes of friction changes mean values of friction coefficient. by the nature changes of electric resistance in an interface "cylinder liner-piston ring" is set that in the moment of stopping of piston at dead centres it is minimum, and in the moment of achievement increases the piston of high speed. it is shown that it is assisted by not only the speed mode but also presence of layer of oil above a piston into that a ring ran at motion with bdc to tdc. in relation to other rings, then, probably, at motion of piston from tdc to bdc of oil ring and lower rings, having reverse taper, took off oil from the walls of shell of cylinder, that weakened the terms of the hydrodynamic mode of friction. the results of researches testify that for a double piston stroke the investigated surfaces co-operate at the different modes of friction: border, mixed and hydrodynamic lubrication. the mode of border friction assists labilizing of surfaces the additive of glycerate of copper in oil, that strengthens the effect of reduction of friction and losses of power. it is educed, that at the combined retrofitting of oil by an additive (сv = 4,0 %) and magnetic field (н = 2,5∙10 4 a/м) in the hydrodynamic mode the coefficient of friction diminishes in 1,9 ... 2,3 time; mixed – in 1,1 ... 1,3 time; border – in 1,5 ... 1,8 time. it is set that electric resistance of layer of oil in an interface "cylinder liner-piston ring" in the moment of stopping of piston at "dead centres" minimum, and in the moment of achievement to them to high speed maximal. it is certain, also, that at motion of piston from bdc to tdc electrical resistance of layer of oil there is more than from tdc to bdc time in 1,5. the change of the mode of friction is experimentally certain after the set dependence of electric resistance of layer of oil on the criterion of sommerfeld and different methods of the combined modification of oil. key words: acoustic emission, nanotechnology, tribosystem, wear, sensitivity, error, prediction. references 1. aulin v.v., lysenko s.v., kuzyk o.v. doslidzhennya vlastyvostey motornoyi olyvy v protsesi ekspluatatsiyi dyzeliv, konstruyuvannya, vyrobnytstvo ta eksplyatatsiya s/g mashyn, kirovograd: kntu, 2009, no 39, p.p. 274-280. 2. aulin v.v. vplyv modyfikuyuchyh fizychnyh poliv na strukturu ta reologichni vlastyvosti kompozytsiynoyi motornoyi olyvy, problemy trybologii (problems of tribology). khmel'nyts'kyi, 2012, no 4, pp. 2833. 3. putintsev sv. izmerenie sil i raboty treniya v tspg dvs (obzor), dvigatelestroenie, 1991, no 8-9, p.p. 31-32. 4. grigor'ev m.a., enukidze v.m. konstruktorsko-tehnologicheskoe obespechenie nadezhnosti dvs, avtomobilnaya promyishlennost, 1988, no 8, p.p. 8-12. 5. semenov b.c. rezhim smazki pary treniya porshnevoe koltso tsilindrovaya vtulka dvs, dvigatelestroenie, 1991, no 10-11, p.p. 19-23. 6. putintsev s.v. analiz rezhima treniya detaley tsilindro-porshnevoy gruppy avtomobilnogo dizelya, izvestiya vuzov: mashinostroenie, 1999., no 2-3, p.p. 65-68. 7. aulin v.v., kuzyk o.v., martynenko o.d. vplyv modyfikuvannya kompozytsiinyh motornyh olyv magnitnym polem na trybotehnichni harakterystyki robochyh poverhon' detalei, tehnichnyi servis apk, tehnika ta tehnologiui u silskogospodarskomu mashynobuduvanni, harkiv: khntusg, 2011, no 118, p.p. 268-273. 8. aulin v.v., lysenko s.v., kuzyk o.v. vplyv rezhymiv tertya v osnovnyh spoluchennyah detaley na mehanichni vtraty v dvz, visnyk inzhenernoyi akademiyi ukrayiny, 2011, no 2, p.p. 200-204. 9. aulin v.v., lysenko s.v., kuzyk o.v. teoretychne obgruntuvannya zminy rezhymiv tertya v tsilindro-porshnevii grupi dvz , problemy trybologii (problems of tribology). khmel'nyts'kyi, 2010, no 3, p.p.46-54. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_dykha.doc результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 111 диха о.в., вельбой в.п., гедзюк т.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі удк 621.891 наведені результати трибологічних випробувань на знос конічних зразків із загартованої сталі за геометричною схемою випробувань «конус-три кульки» при змащуванні оливою. встановлений вплив швидкості ковзання та контактного тиску на інтенсивність зношування. за допомогою математичної двохфакторної моделі зношування та отриманих за результатами випробувань її параметрів побудовані залежності інтенсивності зношуванні від визначальних факторів. ключові слова: результати випробувань, інтенсивність зношування, контактний тиск, швидкість ковзання. вступ в трибологічних випробуваннях використовують різні методи і схеми випробувань на зносостійкість конструкційних і мастильних матеріалів: чотирикулькова схема, кулька-кільце, кулька-три ролика, конус-три ролика та інші [1] , в яких верхній зразок обертається та притискається до нерухомих нижніх зразків із заданою силою. недоліком цих способів є те, що результати випробувань мають якісний характер та є достовірними тільки для заданих умов випробувань, при цьому відсутні методики визначення кількісних залежностей від визначальних факторів навантаження, швидкості ковзання, в`язкості мастила для кількісного порівняння різних технологій підвищення зносостійкості. в чотирикульковій схемі випробувань [2] верхній зразок представляє собою шарикопідшипникову кульку, що обмежує можливості використання зразків з різних конструкційних матеріалів та зміцнених за різними технологіями, крім того, результати випробувань на знос за цим способом не дозволяють отримати розрахункові залежності для визначення інтенсивності зношування. експериментальна установка та методика випробувань експериментальна установка для випробувань за схемою «конус три кульки» представлена на рис. 1. p 4 1 2 3 5 6 7 8 9 10 11 p 4 1 2 3 5 6 7 8 9 10 11 рис. 4 –. експериментальна установка випробуваний зразок 1 із зміцненою конічною поверхнею закріплюється в універсальному самоцентруючому свердлильному патроні 2. до нижніх трьох кульок із шарикопідшипникової сталі конічний зразок 1 притискається із вертикальною силою p та йому задається обертальний рух від шпинделю mailto:tribosenator@gmail.com результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 112 випробувальної установки 4. кулькові зразки 3 розташовуються на плоскій поверхні загартованої опори 7 і центруються спеціальною гайкою 6 з конічною робочою поверхнею. при випробуваннях стакан 5 заповнений досліджуваним мастильним матеріалом. для самовстановлення зразків під час випробувань використаний двохрядний самоцентруючих шарикопідшипник 8, що запресований у корпус 9. вимірювання моменту тертя проводиться за допомогою пружного індикатора завдяки радіально упорному шарикопідшипнику 10, розміщеному в нижньому корпусі 11, що кріпиться до столу випробувальної установки. за наведеною схемою для визначення параметрів процесу зношування (рис. 2) зразок 1 досліджуваного матеріалу, закріплений в цанговому патроні шпинделя, обертався з частотою n і притискався силою q = 100 н до трьох нерухомих кульок 2 діаметром kd = 12,7 мм з шарикопідшипникової сталі шх15 (гост 3722 – 81). кульки встановлені в обойму 4, порожнина якої 3 заповнена мінеральною моторною оливою magnum 15w – 40. обойма 4 закріплена в пристрої (на схемі не показано) на столі верстату з можливістю забезпечення контакту конічної поверхні зразка з трьома кульками обойми. за відомими [3] формулами визначено: сила притискання зразка до кульки: 6,40 82,03 100 55sin31 = ⋅ == o q q н. діаметр кола сліду контакту конуса з кульками:         −= o55cos 3 32 kdd ( ) 36,75736,015,17,12 =−×= мм. випробуванню піддавали сталеві зразки за умови їх обертання з частотою 5001 =n об/хв і 10002 =n об/хв. швидкість ковзання в зоні контакту зразка з кульками відповідно була: 19,0 60000 50036,714,3 601000 1 1 = ⋅⋅ = ⋅ π = dn v м/с; 38,0 60000 100036,714,3 601000 2 2 = ⋅⋅ = ⋅ π = dn v м/с. кількісно знос зразків оцінювали за шириною і глибиною сліду їх контактної взаємодії з кульками, який проявлявся у вигляді криволінійної конічної поверхні. ширину сліду a2 вимірювали мікроскопом мбс-10 з точністю 0,05 мм. для вимірювання ширини сліду використанням пристрій (рис. 3), у якому твірна конічної поверхні зразка 1, вільно вставленого в отвір втулки кронштейна 2, поворотом останнього відносно основи 3 виставлялась паралельно столу 4 мікроскопа. 110 o q q1 d n 1 2 3 4 110 o q q1 d n 1 2 3 4 рис. 2 – схема випробувань процесу зношування зразка 2а 55 o 1 2 3 4 рис. 3 – пристрій для вимірювання ширини сліду зносу конічної поверхні мікроскопом мбс 10 для визначення форми січення криволінійної поверхні і глибини сліду h визначали використовували проектор за умови 77-кратного збільшення (рис. 4). результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 113 2а h 1 2 3 4 5 2а h 1 2 3 4 5 рис. 4 схема оптичної системи проектора: 1 – лампа освітлення; 2 – об’єктив; 3 – зразок; 4 – конденсор; 5 – проекція зразка на екрані таким чином за проекцією зображення виявлено, що твірна криволінійної конічної поверхні сліду описується радіусом кульки, а ширина сліду 2а практично співпадає з її величиною з вимірами мікроскопом мбс – 10. так, наприклад, при випробуванні зразка з відпаленої вуглецевої сталі за умови навантаження силою q =100 н, швидкості ковзання v = 0,19 м/с і шляху тертя s = 342 м за вимірами мікроскопом ширина сліду a2 = 2,75 мм, а за розмірами її проекції на екрані 2а = 205 мм. з урахування 77-кратного збільшення проекції фактична ширина сліду a2 = 205/77 = 2,66 мм, тобто похибка складає 3,3%. за вимірами проекції зображення глибина сліду h = 12 мм, а з урахуванням 77-кратного збільшення фактичне її значення складає 12/77 = 0,15 мм. розрахована за відомою [4] формулою для визначення висоти сегмента глибина сліду складає: 22 )2(45,0 arrh kk −−= 14,066,235,645,035,6 22 =−⋅− мм, де 35,6=kr мм –радіус кульки. оскільки різниця між розрахованим і визначеним за вимірюванням проекції сліду значеннями глибини сліду менше 7%, можна вважати, що форми січення сліду контактної взаємодії конуса і кульок описується геометрією сегмента радіусом кульки. результати випробувань та їх обговорення випробування зносу загартованих до твердості 42 hrc зразків зі сталі 45 (гост 1050 – 88) виконували за умови тертя під дією сили 100 н, швидкостях ковзання 0,19 м/с і 0,38 м/с та мащення мінеральною моторною оливою magnum 15w – 40 з вмістом 2 % (ваг) спеціальної присадки наведено в таблиці 1. вимірювання ширини сліду при швидкості ковзання 0,19 м/с здійснювали протягом години мікроскопом мбс-10 через кожні 10 хв., а при швидкості ковзання 0,38 м/с через кожні 5 хв. процесу тертя. результати вимірів ширини a2 , розрахункові значення глибини h сліду контактної взаємодії та шляху s тертя наведені в таблиці 1. таблиця 1 розміри площадки зношування конічних зразків зі сталі 45. v = 0,19 м/с v = 0,38 м/с s, м 2а, мм h, мм 2а, мм h, мм 115 0.7 0.01 0.8 0.012 231 0.8 0.012 0.9 0.016 346 0.85 0.014 0.95 0.018 462 0.9 0.016 1.15 0.026 577 1.0 0.019 1.25 0.031 693 1.05 0.021 1.35 0.036 графічна інтерпретація результатів випробувань, тобто залежність ширини площадки зносу від шляху тертя та їх степеневі апроксимація наведені на рис. 5. результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 114 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0 100 200 300 400 500 600 700 s/1000, m m a, m m 0,38 м/с 0,19 м/с рис. 5 – графіки залежностей площадки зносу від шляху тертя та їх степеневі апроксимації отримані залежності половини ширини площадки зносу від шляху тертя за умови різних швидкостей ковзання (рис. 5) апроксимовані у вигляді степеневих функцій, які аналітично описуються такими рівняннями: 3584,00536,0 sa = – при швидкості ковзання 0,19 м/с; 3766,00577,0 sa = – при швидкості ковзання 0,38 м/с. за результатами випробувань ідентифікувалась залежність інтенсивності зношування ),( vi σ від визначальних факторів контактного тиску і швидкості ковзання у вигляді [3]: pm w vr hb fkvi       ν       σ=σ * ),( , (1) де f − коефіцієнт тертя; σ − тиск у контакті, мпа; hb − твердість за брінелем, мпа; v − швидкість ковзання, м/с; *r − приведений радіус контактуючих тіл, м; ν − кінематична в’язкість мастила (при 100 °с), м2/с; wk , m , p − параметри закономірності зношування, що визначаються за залежностями [3]: β β− = 2 21 m ; )/lg( )/lg( )22( 21 21 vv cc mp += ; .2 sin3 * 1 * 22 1 p m m w rvq hb fr c k       ν             γ πβ = + за умовами проведених випробувань для розрахунку параметрів зношування приймались наступні вихідні дані: 100=q н; 0110=γ ; 33,2=npr мм; 1931 =v мм/с; 3861 =v мм/с; 390=hb мпа; 01,0=f ; 40=ν мм2/с; 0536,01 =с ; 0577,02 =с ; 3675,0=β . розраховані параметри зношування: 3102863,9 −⋅=wk ; 3605,0=m ; 2894,0=p . після підстановки отриманих параметрів у (1) за допомогою програм mathcad та statistica визначалась графічна залежність інтенсивності зношування від визначальних факторів контактного тиску і швидкості ковзання, показана на рис. 6. результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 115 рис. 6--залежність інтенсивності зношування від контактного тиску і швидкості ковзання отримані результати показують, що за даних умов випробувань (матеріали сталь 45 –сталь шх15; моторне мастило із спеціальною присадкою; режим навантаження; режим тертя) показують помірне зростання інтенсивності зношування із збільшенням контактного тиску і швидкості ковзання у встановлених діапазонах. висновок отримана аналітична модель з параметрами зносостійкості, визначеними за результатами випробувань на знос, дозволяє оцінювати вплив різних технологічних і конструкційних параметрів на перебіг процесу зношування та прогнозувати зносостійкість трибосистем на стадії проектування вузла тертя. література 1. методы испытаний на трение и износ: справ. изд. // л.и.куксенкова, в.г. лаптєва, а.г. колмаков, л.м. рибаков – м.: «интермет инжиниринг», 2001. – 152 с 2. гост 9490−75. материалы смазочные жидкие и пластичные. метод определения трибологических свойств на четырехшариковой машине. − м.: изд-во стандартов, 1980. 3. dykha o.v. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials / o.v.dykha, t.v. gedzuk // проблеми трибології (problems of tribology). – 2014. – № 1. – с. 84-87. 4. справочник металлиста. в 5-ти т. т. 1. изд. 3-е, перераб. под ред. с. а. чернавского и в. ф. рещикова. м. машиностроение, 1976, 768 с с ил. надійшла в редакцію 14.05.2014 результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 116 dykha o.v., velboy v.p., gedzuk t.v. results of wear tests of of the conical standards from steel 45 in motor oil presented the results of tribo tests on the wear of conical standards from hard-tempered steel on the geometrical chart of tests a «cone three balls» with lubrication. the set influence of speed of sliding and contact pressure is on intensity of wear. by mathematical two factor model of wear and got as a result of tests of its parameters the built dependences of intensity wear from determinatives. keywords: results of tests, intensity of wear, contact pressure, sliding speed references 1. kuksenkova l.i., laptєva v.g., kolmakov a.g., ribakov l.m. metody ispytanii na trenie i iznos: sprav. izd. m. intermet inzhiniring, 2001. 152 p/ 2. gost 9490−75. materialy smazochnye zhidkie i plastichnye. metod opredeleniya tribologi-cheskih svojstv na chetyrehsharikovoj mashine. m. izd-vo standartov, 1980. 3. dykha o.v., gedzuk t.v. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubri-cating materials, problemi tribologії (problems of tribology). 2014. no 1. pp. 84-87. 4. spravochnik metallista. v 5-ti t. t. 1. izd. 3-e, pererab. pod red. s. a. chernavskogo i v. f. reshchikova. m. mashinostroenie, 1976, 768 s s il. 6_dovbnia.doc уточнения величин приведенных коэффициентов трения в цапфах подшипников и цилиндрическом желобе проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 47 довбня н.п., бондаренко л.н., бобырь д.в., кислый д.н. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта им. акад. в. лазаряна, г. днепропетровск, украина e-mail: dmitrob@ua.fm уточнения величин приведенных коэффициентов трения в цапфах подшипников скольжения и цилиндрическом желобе удк 621.01.(0.75) многие механические узлы и системы невозможно построить без использования подшипников скольжения. надежность работы подшипниковых узлов, особенно тех, на которых используются подшипниковые материалы, обладающие высокой усталостной прочность, определяется главным образом работой их без образования задира. работоспособность подшипников скольжения нарушается вследствие износа деталей в зоне трения или из-за ослабления втулки (вкладышей) в посадке. по мере износа деталей увеличивается зазор между ними, что приводит в одних случаях к появлению ударных нагрузок, а в других – к разрегулировке соединительных цепей. в статье доказано, что рекомендуемая в существующей литературе величина приведенного коэффициента трения в цапфе подшипника и цилиндрическом желобе завышена в 2 раза. ключевые слова: подшипник скольжения, трение, коэффициент трения, изнашивание деталей, распределение нагрузок постановка проблемы в подшипниках скольжения цапфа вала (оси) и подшипник находятся в условиях относительного скольжения. при этом возникает трение, которое приводит к изнашиванию пары вал (ось) – подшипник. для уменьшения изнашивания необходимо рационально выбрать материалы трущихся пар, предложить оптимальные условия смазывания рабочих поверхностей. для этого необходимо знать закон распределения удельных давлений по поверхности соприкосновения цапфы и подшипника. в существующей литературе [1] принято допущение, что давление по поверхности соприкосновения распределяется равномерно, т.е. удельное давление n постоянное (рис. 1). при этом в [1] получено, что величина удельного давления: ( )2 sin / 2 q p lr = β , (1) где l – длина цапфы; r – радиус цапфы; β – угол обхвата подшипником цапфы. исходя из величины (1) получены момент элементарной силы трения относительно оси вращения цапфы: ϕ= dpflrdm 2 (2) и работа элементарной силы трения: ϕ= pflvrdda . (3) работа трения по всей поверхности соприкосновения цапфы и подшипника при этом: ( )2/sin2 β β = qfva . (4) когда 2/2/ π=β , а ( ) 12/sin ≈β , fqvfqva ′=      π = 2 , (5) где ( ) ff 2/π= – приведенный коэффициент трения цапфы. рис. 1 – принятая в [1] расчётная схема распределения давления pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:dmitrob@ua.fm http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com уточнения величин приведенных коэффициентов трения в цапфах подшипников и цилиндрическом желобе проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 48 цель статьи уточнить формулы (1) (5) с учётом реального распределения давлений по дуге обхвата цапфы подшипником. материал исследований из рис. 2 очевидно, что сила dq будет нормальный к цапфе только при текущем углу ϕ равной нулю. нормальную к цапфе величину силы на углу ϕ найдём так. распределенное давление от силы q на горизонтальную составляющую x элементарного сектора: ( )2/sin2 0 β = q q . (6) поскольку горизонтальная составляющая элементарного сектора имеет длину: ( ) ϕϕ= drx cos , (7) то давление на нее составит: ( ) ϕ β ϕ = d q dq 2/sin2 cos2 , (8) а нормальная сила, действующая на элементарную дугу ϕrd определяется как: ( ) ϕ β ϕ = d q dp 2/sin2 cos2 . (9) величину равномерного давления с учётом закона распределения (9) найдем приравняв площади фигур ограниченной этой кривой и равновеликого прямоугольника: ( ) β β+β ⋅ β = sin 2/sin4lr q p . (10) в [1] величина среднего давления определяется уравнением (1). очевидна идентичность этих формул при 0→β . величины средних давлений от угла поверхности соприкосновения, полученные по формулам (1) и (10) показаны на рис. 3 при 60=l мм; 50=d мм; 5=q кн. рис. 3 – величина равномерных давлений в зависимости от угла соприкосновения: 1 – по формуле (10); 2 – по формуле (1); 3 – расхождение в процентах между 1 и 2 рис. 4 – зависимость работы трения от угла обхвата: 1 – по формуле (13); 2 – по [1] зависимости работы трения от угла обхвата показаны на рис. 4. рис. 2 – схема к определению нормальных давлений по дуге обхвата pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com уточнения величин приведенных коэффициентов трения в цапфах подшипников и цилиндрическом желобе проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 49 исходя из величины dp (9) момент элементарной силы трения относительно оси вращения цапфы: ( )2/sin2 cos2 β ϕ = qfr dm . (11) работа элементарной силы трения: ( )2/sin2 cos2 β ϕ = qfv da . (12) отметим, что в [2] формула (11) получена в виде: ( ) β+β β = sin 2/sin4qrf m . (12) величины m , полученные по формулам (2), (11), (13) существенно различные и составляют ( ) qfrm 57,12 ; ( ) qfrm 78,011 = ; ( ) qfrm 27,113 = . работу трения по всей поверхности соприкосновения найдем, проинтегрировав выражение (12) в пределах от / 2+β до / 2−β : ( ) β+β β = sin 2/sin4 qfv a . (13) при π=β и ( ) 12/sin =β : fqvfqva ′=      π = 4 , (14) где ( )4/π=′ ff – приведенный коэффициент трения цапфы с учетом непостоянности давления по поверхности соприкосновения. для определения трения цилиндрического желоба найдем полную величину нормального давления между желобом и цилиндрическим ползуном. для этого проинтегрируем выражение для dp (9) в пределах от 2/β+ до 2/β− : ( ) ( )2/sin4 sin β β+β = q p . (15) уравнение движущей силы: ( ) ( )2/sin4 sin β β+β = qf f . (16) очевидно, что при π=β и ( )2/sin β получим аналогично предыдущему: fqfqf ′      π = 4 . (17) анализ полученных зависимостей и графиков на рис. 3 и рис. 4 позволяет сделать такие выводы: работа сил трения в цапфах подшипников скольжения зависит от угла обхвата подшипником цапфы уменьшаясь, в отличие от существующей теории, с увеличением угла обхвата; приведенный коэффициент трения цапфы с учётом реального распределения давлений между цапфой и подшипником в 2 раза меньше, чем по рекомендуемой в литературе зависимостям; при расчёте подшипников скольжения и при абсолютно жестком подшипнике необходимо использовать предложенную методику, что позволит более точно подобрать вязкость масла, рассчитать температурный режим подшипникового узла. литература 1. колчин, н. и. теория механизмов и машин [текст] / н. и. колчин, м. с. мовнин. – л. : судпромгиз, 1962. – 616 с. 2. теория механизмов и машин [текст] / с. н. кожевников. – м. : машиностроение. – 584 с. поступила в редакцію 07.12.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com уточнения величин приведенных коэффициентов трения в цапфах подшипников и цилиндрическом желобе проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 50 dovbnia n.p., bondarenko l.m., bobir d.v, kislyj d.n. refinements for values of the coefficients of friction in the bearings and cylindrical trunnions chute. many mechanical components and systems can not be built without the use of sliding bearings. often bearings limit the period of operation of machines because of the lack of reliability tribo unit axle and bearing. terms of bearings is determined by many factors that are common to different vehicles. some systems have a number of features that define the specifics of their bearings. all available features have a significant impact on the conditions of the bearings and their reliability. reliability of the bearings, especially those that use bearing material with high fatigue resistance is mainly determined by the performance of their non-bully. the efficiency of bearings is broken due to wear of parts in the area due to the weakening of friction or bushings (bearings) in the landing. as the wear of parts increases the gap between them, which results in some cases led to shock, and others to the misalignment of connecting circuits, and lubrication of the violation. it is shown that the recommended value in the existing literature of the reduced coefficient of friction in the bearing journals and cylindrical chute inflated by 2 times. keywords: sliding bearing, friction, friction coefficient, wear of details, distribution of loadings references 1. kolchin n.i., movnin m.s. teorija mehanizmov i mashin. l. : sudpromgiz, 1962, 616 s. 2. kozhevnikov s.n. teorija mehanizmov i mashin. m. : mashinostroenie, 584 s. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 19_savulak.doc повышение триботехнических свойств чугунов с мелкозернистым компактным графитом бейнитной закалкой проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 135 янченко а.б., савуляк в.и. винницкий национальный технический университет, г. винница, украина повышение триботехнических свойств чугунов с мелкозернистым компактным графитом бейнитной закалкой одной из основных задач современного материаловедения является разработка и создание новых сплавов и новых функциональных материалов с высокими триботехническими свойствами, по энергосберегающим технологиям. решение этой проблемы может осуществляться разными путями: за счет изменения технологии и состава легирования чугунов и сталей, путем изменения и совершенствование режимов термообработки, а также использования разных методов внешнего воздействия. бейнитная закалка чугунов обеспечивает существенный прирост их прочности. в ряде случаев повышается и вязкость сплавов из-за присутствия в бейните до 45 % остаточного аустенита. высокая способность аустенита наклепываться обеспечивает и высокую износостойкость их в условиях ударных нагрузок и деформаций. известно, что серый перлитный чугун с пластинчатым графитом является ценным трибоматериалом, однако пластинчатый перлит (или сорбит подкалки) оказывается часто недостаточно вязким для обеспечения ударопрочности деталей. закалка серых чугунов (сч) на бейнит с высоким содержанием аустенита позволяет повышать этот показатель, одновременно увеличивая и износостойкость. при этом остаточный аустенит достаточно «морозоустойчив» – низкие температуры почти не уменьшают его содержание. несмотря на эти преимущества, изотермическая закалка чугунов во всем мире охватывает небольшую часть отливок. главная причина такого отставания практики от теории заключается в недостаточной технологичности изотермической закалки. поэтому проведены исследования по устранению недостатков и поставлены задачи: исключить применение солевых расплавов в качестве закалочных сред, вызывающих коррозию оборудования и экологические потери; исключить длительные выдержки закаливаемых деталей в закалочных средах. нами проведены исследования по замене солевых ванн на цинковые. исходя из того что цинк имеет температуру плавления 419 °с, сплав цам 9 1,5 ниже 400 °с и при быстром переносе деталей из цинковой ванны в атмосферную печь для изотермического распада аустенита цинкования поверхности чугуна или стали практически не происходит. постоянство температуры ванны обеспечивалось заменой части расплава металла присадками того же металла (zn или цам) в твердом состоянии. таким образом, использовался метод закалки в двухфазной жидко-твердой изотермической среде. важно отметить, что после такой бейнитной закалки сч сохраняет достаточно хорошую обрабатываемость резанием из-за присутствия в нем пластинчатого графита. чугун очень перспективен как материал для бейнитной закалки ввиду того, что даже нелегированный серый или высокопрочный чугун фактически «легирован» большим количеством кремния (до 3 %) – элемента, сдвигающего вправо с–образные кривые ттт-диаграмм и тормозящего карбидообразование при бейнитном распаде. фактически бейнит в чугуне состоит из пересыщенного углеродом α′ раствора и обогащенного углеродом и стабилизированного им аустенита. в этом плане дополнительное легирование этого fe-с-si – сплава медью очень перспективно. медь также ингибирует карбидообразование и повышает прокаливаемость переохлажденного аустенита. она повышает теплопроводность чугуна, значительно улучшает обрабатываемость резанием, существенно повышает износостойкость, в том числе за счет эффекта безызносности (избирательного переноса) [1, 2, 3, 4]. если искусственно отбеливать сч (за счет легирования s, вi, те, литья в кокиль), то после краткого графитизирующего отжига получается неоднородный (полосчатый) бейнит с повышенными триботехническими свойствами (рис. 1). полосчатость вызвана тем, что в исходном ледебурите белого чугуна весь кремний был сконцентрирован в аустенитной фазе, а марганец – преимущественно в цементитной [4]. такой неоднородный сплав с компактными включениями углерода отжига можно рассматривать как своеобразный композит. большой технологической стабильностью отличаются сплавы, содержащие более 2,0 % si, по отношению к промежуточному или мартенситному превращению переохлажденного аустенита. на этом основано производство крупных пружин и рессор из сталей 55с2 и 60с2. выcокопрочные чугуны, большинство серых и чугуны с мелкодисперсным компактным графитом (чмкг) также отвечают этому условию. большое будущее за закалкой на бейнитную структуру [4]. особо перспективны закалка с «замачиванием» в жидком цинке или более легкоплавких сплавах типа ца (zn – al), либо цам (zn – al – cu) либо быстрый перенос деталей из холодной воды в кипящую, а затем в печь изотермического распада аустенита [5]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com повышение триботехнических свойств чугунов с мелкозернистым компактным графитом бейнитной закалкой проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 136 а б рис. 1 – микроструктура чугунов с компактным графитом, закаленных на бейнит (травлено ниталем × 100): а – с однородной структурой (чугун не был предварительно отбелен и отожжен); б – с полосчатой структурой (чугун был предварительно отбелен и затем отожжен) в то время как большое внимание во всем мире уделяется бейнитной закалке чугунов с компактным графитом [6], она недостаточно используется для повышения прочности серых чугунов. вместе с тем, и в данном случае это технологически стабильный процесс: отпадает опасность избыточного ферритообразования. закалка с повышенных температур аустенитизации (∼ 950 °с) полностью исключает формирование феррита, а закалка с промежуточного интервала позволяет весьма точно регулировать содержание феррита в микроструктуре. для серых чугунов, содержащих более 2,0 % si, отработан следующий технологичный и экономичный режим бейнитной закалки: нагрев до 850 900 °с, затем выдержка 1 0,5 ч. соответственно; «замачивание» в холодной воде или растворе nacl в течение 4 с.; перенос в кипящую воду с выдержкой в ней 8 15 с.(в зависимости от сечения деталей); перенос в воздушную печь с заданной температурой изотермического распада аустенита и дальнейшее охлаждение на воздухе. твердость полученных бейнитных чугунов приведена в табл. 1. предел прочности при этом повышается не менее чем на две ступени гост 1412-85. при твердости < нв250 обрабатываемость резанием не очень сильно снижается после бейнитной закалки (вследствие наличия пластинчатого графита в структуре металла). технологическая стабильность процесса обеспечивается возможностью точно регулировать температуру и длительность изотермического превращения аустенита. при этом можно использовать и новые политермические режимы, например, превращение части аустенита в верхний бейнит, а части в нижний. таблица 1 твердость серого чугуна сч15 после бейнитной закалки* температура изотермической выдержки, °с длительность выдержки, ч твердость, нв 375 1,0 311 400 0,75 302 450 0,5 255 *примечание. температура и длительность аустенитизации 850 °с 1час; замачивание в холодной воде 4с и в кипящей воде 15с, затем изотермическая выдержка в печи с воздушной атмосферой. диаметр цилиндрических образцов 30 мм. предел прочности чугуна после всех трех режимов выше 250 мпа. машина ми-1м, граничное трение, капельная смазка веретенным маслом 3, давление в контакте р = 0,9 мпа, скорость скольжения 2 м/с. технологическая стабильность процессов при использовании «замачивания в двух водах» обусловлена также тем, что, даже при образовании за это время небольшого количества игл мартенсита (в тонкостенных частях деталей до 20 %), это почти не сказывается на окончательных результатах термообработки вследствие трооститного отпуска этих игл в печи бейнитного превращения. действительно, свойства троостита отпуска мало чем отличаются от свойств соответствующего бейнита . при производстве отливок из серого или высокопрочного чугуна графитизирующий отжиг часто интегрально предусмотрен в цепочке технологических процессов как постоянная мера борьбы с возможным отбелом отливок. при внедрении улучшения (на зернистый перлит), подкалки на сорбит, закалки на бейнит или мартенсит этот отжиг интегрируется с режимом аустенитизации, так как температурные режимы совпадают (∼ 950°с). это важный экономический стимул внедрения новых процессов. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com повышение триботехнических свойств чугунов с мелкозернистым компактным графитом бейнитной закалкой проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 137 по первому варианту нами использовался жидкий цинковый сплав (тпл = 419 °с) содержащий ∼ 20 % кристаллического цинка. в лабораторных условиях изотермичность системы поддерживалась заливкой части расплава в изложницы, охлаждением получаемых слитков и возвратом их в расплав. выдержка цилиндрических образцов чугунов диаметром 30 мм в жидко-твердом расплаве варьировалась от 20 до 40 с, после чего металл переносился в печь с постоянной температурой бейнитного превращения, где выдерживался от 0,5 до 1,5 часа. исследования показали, что для нелегированного чугуна типа сч20 достаточно выдержки в жидкометаллической ванне 25 с и в воздушной среде при 375 °с – один час. для деталей со сравнительно равной толщиной стенок разработана еще более дешевая и доступная технология, заключающаяся в аустенитизации при 850 ... 900 °c, кратковременном погружении в холодную воду, быстром переносе в кипящую воду с кратковременной выдержкой в ней с последующим переносом в печь с воздушной атмосферой. опыты проводили на чугуне сч15 (∅ 30 мм), содержащем 3,4i % c; 2,38 % si; 0,55 % mn; 0,13 % s и 0,13 % p. аустенитизация при 850 °с длилась 1час, погружение в холодную воду 4 с, в горячую воду 15с. результаты испытаний приведены в табл. 2. дальнейшие исследования направлены на отработку технологии бейнитной закалки с использованием воды в качестве закалочной среды. рассмотрены ступенчатые режимы, при которых детали после аустенитизации замачиваются в холодном растворе соли вплоть до стабильного исчезновения свечения металла, затем переносятся в кипящую воду, после чего переносятся в атмосферную печь с температурой, необходимой для проведения изотермического распада аустенита. таблица 2 износостойкость чугуна сч15 после бейнитной закалки температура изотермической выдержки, °с длительность выдержки, час твердость, нв относительная износостойкость* 375 1,0. 311 2,34 400 0,75 302 1,90 450 0,5 255 1,51 1. выдержка деталей в жидком цинковом сплаве этот металл имеет температуру плавления 419 °с, т.е. весьма подходящую для быстрого изъятия тепла из деталей после их аустенитизации. при 400-420 °с вредность ванн с жидким цинком или сплавами типа ца и цам невелика (из опыта цехов оцинковывания метизов), особенно при защите флюсами поверхности этого металла от окисления. выдержка деталей мелкого и среднего развеса в ванне в течение всего процесса около 1 минуты не вызывает обогащения поверхности чугуна цинком. после такого «замачивания» детали охлаждаются на воздухе до необходимой температуры и закладываются в обычную печь с воздушной атмосферой с этой же температурой (нами исследованы два ее уровня – 320 °с и 380 °с). чугун с компактным графитом был «нелегированным» и содержал 2,8 % si. результаты исследования приведены в табл. 3. таблица 3 механические свойства чугуна с компактным графитом после замачивания в жидком цинке и аустенитизации механические свойства режим термообработки (температуры аустенитизации и аустемпирования, °с) длительность изотермической выдержки вσ , мпа δ , % kcu, дж/см2 hb 900 → 320 3,0 1200÷1350 5÷6 40÷60 300÷320 900 → 380* 2,5 1100÷1200 6÷9 60÷90 280÷300 900 → 450 → 320** 1,2 1150÷1350 4÷7 40÷60 300÷320 900 → 450 → 380 1,0 1100÷1150 6÷8 70÷90 290÷300 примечание. *после изотермической выдержки охлаждение на воздухе. ** приблизительная температура металла после "замачивания" в изотермической смеси жидкого и твердого цинка с температурой 419 °с. длительность «замачивания» 1 минута. как видим, «замачивание» и последующее охлаждение на воздухе при переносе металла в печь аустенитизации существенно ускоряет изотермическое превращение за счет сокращения инкубационного «предраспада». механические свойства чугуна высокие. ванна уже не сдерживает производительность процесса, которая теперь зависит только от пропускной способности проходной печи (печей), являющейся фактически простым термостатом (ибо тепло привносится деталями) непрерывного действия. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com повышение триботехнических свойств чугунов с мелкозернистым компактным графитом бейнитной закалкой проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 138 2. выдержка деталей в воде сначала опыты проводились с использование кратковременного погружения в горячую воду [4]. затем был разработан для деталей диаметром 30 мм (или с толщиной стенки 15 мм) следующий режим: погружение в холодную воду или раствор nacl 4с, затем в кипящую воду – 15 с, затем перенос в печь аустенитизации с температурой 375 °с, либо 400 °с, либо 450 °с. результаты предоставлены в табл. 4. структура чугуна получилась бейнитной. иглы мартенсита (если они и могли появиться в небольшом количестве – до 10 15 % – в поверхностном слое) практически не видны они все равно пpeвращаются в троостит отпуска, имеющего почти те же свойства, что и соответствующий бейнит [5]. процесс отличается дешевизной и легко реализуется при минимальных капитальных вложениях. закалочных трещин в металле нет, коробление деталей незначительное, хотя и несколько больше, чем при погружении в жидкий цинк (или в сплавы цинк – алюминий типа ца и типа цам с температурой плавления ниже 400 °с). однако в случае очень разностенных деталей этот процесс неосуществим из-за массового образования мартенсита в тонкостенных частях и тросто-сорбита в толстостенных. в этом случае «замачивание» в цинке или сплавах типа ца или цам незаменимо. таблица 4 твердость серого чугуна типа сч15 после аустемпирования температура аустемпирования, °с длительность аустемпирования, час твердость, нв 375 1,0 311 400 0,75 302 450 0,5 255 температура и длительность аустенитизации – 850 °с, 1час; замачивание в холодной воде в течение 4 с и затем в кипящей воде в течение 15 с, после чего металл претерпевал изотермическое превращение в печи сопротивления с воздушной атмосферой. прочностные свойства σв повышены на 10 мпа и более. выводы 1. операцию изотермической выдержки необходимо выносить из закалочных ванн и переносить: в обычные печи с воздушной атмосферой (например, в проходные печи), сохранив ванны лишь для кратковременного "замачивания" аустенитизированного металла. 2. селитровые и другие солевые закалочные среды желательно при этом заменить на жидкометаллические, воду или раствор nacl. технологичной и безопасной жидкометаллической средой могут служить цинк или его сплавы с алюминием. 3. серый чугун с пластинчатым графитом также целесообразно во многих случаях подвергать аустемпированию, в частности для повышения его марки. литература 1. жуков а.а. технологически стабильные процессы получения бейнитного чугуна / а.а. жуков, а.б. янченко // литейное производство. – 1993. – №12. – с.8-9. 2. жуков а.а. технологически стабильные процессы получения бейнитного чугуна с пластинчатым и компактным графитом / а.а. жуков, а.б. янченко // процессы литья. – 1993. – № 1. – с. 108. 3.савуляк в.і. побудова та аналіз моделей металевих сплавів // в.і. савуляк, а.о. жуков, г.о. чорна. – вінниця: універсум. – 1999. – 200 с. 4. zhukov a.a. some peculiarities and new trends in adi technology / a.a. zhukov, a.b.yanchenko // indian foundry journal. – 1992. – no8. – р. 17-22. 5. жуков а.а. ступенчатые режимы закалки чугунов на бейнитную структуру / а.а. жуков, а.б. янченко, п.м. котляров // в кн.: антифрикционные и износостойкие чугуны. – винница. изд. ассоциация литейщиков украины. – 1992. – с. 69-71. 6. nili ahmadabadi m.effects of successive – stage austempering on the structure and impact strength of high mn ductile iron/ nili ahmadabadi m., ohide t., niyama e. // cast metals. – 1992. – vol.5. – no2. р. 62-72. 7. бикулов р.а. влияние сфероидизирующего модифицирования на механические свойства термически обработанных аустенито-бейнитных чугунов / бикулов р.а., астащенко в.и., колесников м.с., астащенко т.в. // труды нижегородского государственного технического университета им. р.е. алексеева. – нижний новгород. – 2010. – № 2 (81). – с. 238-242. надійшла 02.02.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 19_posvatenko.doc розвиток уявлень про контактні явища та тертя в процесах різання матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 127 посвятенко е.к., посвятенко н.і., національний транспортний університет, м. київ, україна розвиток уявлень про контактні явища та тертя в процесах різання матеріалів стан питання теплові явища відіграють важливу роль у процесі різання, оскільки, визначають температуру в зоні різання, що впливає на характер пластичної деформації, утворення стружки, наріст, усадку стружки, силу різання і мікроструктуру поверхневого шару. ще більш істотно температура різання впливає на інтенсивність зношування інструмента і період його стійкості [1]. так, основні інструментальні матеріали задовільно працюють у процесі різання до досягнення наступних температур: вуглецеві та леговані інструментальні сталі – 200 220 ºс; швидкорізальні сталі – 500 550 ºс; тверді сплави – 850 1050 ºс; синтетичні і природні алмази – 800 ºс; кубоніт – 1100 ºс; мінералокераміка – 1050 1150 ºс. джерелом виділення теплоти при знятті стружки є механічна робота, яка витрачається на її зрізання, при чому до 99,5 % цієї роботи перетворюється у тепло. механічна робота, а отже і виділення тепла відбувається у зоні пластичної деформації, ділянках тертя по передній та задній поверхнях. експерименти показують, що при обробці звичайних конструкційних сталей зі швидкостями до 40 м/хв відносна кількість теплоти становить: 60 70 % тієї, що переходить у стружку, 3 % у інструмент; 30 40 % – у деталь; 1 2 % – у навколишнє середовище [1]. н.й. рєзніков серед кількох джерел утворення теплоти при різанні виділяє механічну роботу тертя, що виникає між різцем і стружкою внаслідок їх контакту по передній грані інструменту, а також – механічну роботу тертя між виробом і різцем в зоні їх контакту по задній грані останнього [2]. у роботі г.і. грановського та ін. [3] відзначається наступне. якщо враховувати тільки головні джерела тепла, то можна стверджувати, що вони розміщені на трьох поверхнях. першим джерелом є зона максимальних зсувів, або зона найбільших деформацій. другим джерелом тепла є поверхня, по якій відбувається тертя стружки по передній грані інструмента. третім джерелом тепла є контактна площадка задньої гарні інструмента, що треться по заново сформованій обробленій поверхні. прийнято вважати, що ділянка тертя по передній поверхні складається з двох частин: ділянки пластичного контакту і ділянки пружного контакту. на першій ділянці розташований загальмований шар, у межах якого стружка рухається не по передній поверхні, а по загальмованому (привареному) шару, і опір, здійснюваний рухом стружки, визначається опором зсуву у контактному шарі стружки з урахуванням температури цих шарів. на цій ділянці зовнішнє тертя ковзання відсутнє і заміняється більш енергетично вигіднішим внутрішнім тертям між окремими шарами стружки. на другій ділянці стружка контактує в умовах зовнішнього тертя ковзання і опір руху стружки визначається силою тертя між стружкою і передньою поверхнею інструмента. результати дослідження питанням тертя в період становлення науки про різання матеріалів приділялось вкрай мало уваги. учені, що започатковували обробку матеріалів різанням як науку, мали створювати власну базу експериментальних методик та приладів. до середини хіх ст. обробка матеріалів різанням залишалась, головним чином, справою практики майстрів і механіків, а знання і досвід передавались ними із покоління в покоління. першим і єдиним основним довідником і підручником з металообробки була книга р. буханана, яка була опублікована у першому десятилітті хіх ст. перші найбільш глибокі дослідження в галузі обробки матеріалів різанням були проведені російським та українським вченим професором і.а. тіме(1838 1920 рр.). системне експериментальне дослідження професором і.а. тіме стало науковою основою процесу різання, причому найважливіші результати цього дослідження наступні: вперше висловлено припущення про спільність закономірностей різних за кінематикою процесів різання (точіння, стругання тощо); доведено, що різання є послідовним сколювання (зсувом) окремих елементів оброблюваного матеріалу, тобто вперше вірно визначена сутність процесу; вперше введено поняття про площину сколювання (зсуву) та кут нахилу цієї площини і показано, що основне деформування матеріалу при різанні відбувається в межах цієї площини; експериментально визначено, що сума кутів різання і нахилу площини сколювання знаходиться у порівняно вузькому діапазоні (145° 155°); вперше виявлено явище усадки стружки і введено поняття коефіцієнту усадки; дана класифікація видів стружки; введено поняття “коефіцієнта різання” як сили різання, віднесеної до 1 мм2 поперечного перерізу зрізуваного шару, і досліджено його залежність від кута різання та механічних властивостей оброблюваного матеріалу; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розвиток уявлень про контактні явища та тертя в процесах різання матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 128 отримано перше (приблизне) рівняння для визначення сили різання без урахування сили тертя; показана періодичність сили різання, яка викликається утворенням окремих елементів стружки. таким чином, пріоритет професора і.а. тіме, як першого дослідника механіки процесу різання матеріалів, є незаперечним [4]. зауважимо, що о.м. розенберг пізніше розрахував середній коефіцієнт тертя стружки по передній поверхні різця у схемі процесу різання і.а. тіме, який виявився рівним 0,46. при цьому допускалось, що зсув відбувається у площині, паралельній силі, що діє на стружку [5]. аналізуючи механіку сил, що діють в процесі різання на стружку та інструмент, а також враховуючи сили тертя на передній та задній поверхнях різця, к.о. зворикін сформулював умови пластичності при різанні металів і аналітично визначив напрямок площини зсуву матеріалу. він отримав наступне рівняння для визначення кута зсуву φ, що визначає напрямок єдиної площини зсуву оброблюваного матеріалу: cф =γ−θ+2 , (1) де θ – кут тертя на передній поверхні інструмента; γ – передній кут інструмента; с – постійна величина, що приблизно дорівнює 80 . аналізуючи наступну формулу к.о. зворикіна для визначення положення площини зсуву через кут зсуву 1β : 2 90 11 α+ϕ+ϕ −=β , (2) де α – кут різання; ϕ= tgf і 11 tgϕ=f – відповідно коефіцієнти тертя стружки по різцю ( ϕ – кут зовнішнього тертя) і внутрішнього тертя, що залежить від пружно-пластичних властивостей обробленого матеріалу ( 1ϕ – кут внутрішнього тертя), о.м. розенберг знаходить для заліза і сталі f = 0,44, а 1f = 0,34. при цьому якщо кут різання α = 75º (передній кут 15º), то 1β = 31º30', а α + 1β = 148º30'. на підставі такого аналізу о.м. розенберг робить висновок, що кут зсуву залежить лише від кута різання і властивостей оброблюваного матеріалу [5]. наукова значимість рівняння (1), яке не зазнало суттєвих змін і по сьогодні, полягає в тому, що вперше було поєднано усі основні фактори механіки процесу різання при стружкоутворенні: явища в площині зсуву і в зоні контакту стружки з передньою поверхнею інструмента і з геометрією різального клина. с.с. рудник відзначає: «дослідження хіх ст. виразно показали, що теоретичним шляхом не можна обґрунтувати закони різання: треба було зробити багато точних ретельних дослідів, щоб зібрати достатній матеріал для формулювання законів різання. першій зразок такого емпіричного дослідження була робота проф. зворикіна, другий – величезного обсягу – клясичні дослідження фред. тейлора»[6]. тейлор протягом більш ніж чверть століття (1880 1906 рр.), у виробничих умовах заводів сша виконав понад 50 тис. дослідів, знявши 365 т стружки. він уперше в математичній формі дав основні закони швидкості, зокрема, залежність стійкості різця від швидкості різання (закон т–v). у 1912 р. під керівництвом проф. георга шлезінгера в технологічній лабораторії – дослідницькій станції для металообробних верстатів берлінського політехнічного інституту (versuchfeld fűr werkzeugmaschinen – vfw) досліджено стійкість швидкорізальних різців німецьких та англійських фірм, на основі чого запропоновано новий критерій затуплення інструменту [6]. с.с. рудник, теоретично аналізуючи сили, напруги та деформації у процесі різання, користується поняттями «елементарні сили зовнішнього тертя fn», що виникають в наслідок нормального тиску n при русі стружки по передній грані, а також кутом тертя ϕ , коефіцієнтом тертя f ( ϕ= tgf ) і силою тертя ( / cosq n= ϕ ). дослідник застосовує також поняття «внутрішнє тертя» між матеріалом стружки та нерухомої поверхні виробу, при чому коефіцієнт внутрішнього тертя дорівнює 11 tgϕ=f , де 1ϕ – кут внутрішнього тертя. для кута зсуву θ рудник отримав спрощену залежність останнього від кута різання δ : δ−=θ 6,073o , (3) яка по суті є різновидом формул к.о. зворикіна (1), (2). о.м. розенберг показав, що в основі зміни всіх явищ процесу різання лежать зміни температури на передній грані інструмента, від якої залежить наявність і стан наросту на передній грані, величина коефіцієнта тертя між стружкою і передньою гранню, напрямок рівнодійної сили на передній грані. знаpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розвиток уявлень про контактні явища та тертя в процесах різання матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 129 чення коефіцієнта тертя при обробці конструкційної сталі 40 в діапазоні швидкостей різання 20 140 м/хв знаходиться в межах 0,4 1,7 [7]. о.о. виноградов на основі своїх експериментальних досліджень [8] дійшов висновку, що сума кутів дії γ−η=ω і зсуву φ у великому практично використовуваному діапазоні умов різання дорівнює 40 50º. це підтвердило висновки к.о. зворикіна, с.с. рудника і м.м. зорєва. згідно з результатами досліджень м.м. зорєва та м.ф. полетики [9] питома сила тертя fq на передній поверхні однозначно залежить від дійсного опору розриву ks : 0, 28k kq s= , (4) а довжина пластичного контакту стружки з передньою поверхнею, де діє внутрішнє тертя, приблизно дорівнює половині довжини загального контакту. висновки і перспективи за 120 років, коли вперше к.о. зворикіним було введено в механіку процесу різання поняття тертя, зокрема, внутрішнього, провідними вченими було виконано багато теоретично-експериментальних досліджень цього процесу. було встановлено, що коефіцієнт тертя у зоні контакту «стружка–інструмент» сягає величин 0,5 1,7, що на порядок вище коефіцієнта тертя в машинах і механізмах. фундаментально досліджено процеси внутрішнього тертя, які пов’язані з пружно-пластичними деформаціями і наростоутворенням. проте останнє явище вимагає додаткових досліджень з метою визначення заходів для боротьби з ним, а також для корисного його використання. література 1. мазур м.п. основи теорії різання матеріалів: підручник [для вищих навч. закладів] / м.п. мазур, ю.м. внуков, в.л. доброскок, в.о. залога, ю.к. новосьолов, ф.я. якубов; під заг. ред. м.п. мазура. – львів: новий світ-2000, 2010. – 422 с. 2. резников н.и. учение о резании металлов: учебник / н.и. резников. – м.: машгиз, 1947. – 588 с. 3. грановский г.и. резание металлов: учебник / г.и. грановский, п.п. грудов, в.а. кривоухов, м.н. ларин, а.я. малкин. – м.: машгиз, 1954. – 368 c. 4. жорнік н.і. історичні межі періоду становлення науки про різання матеріалів / н.і. жорнік // резание и инструмент в технологических системах. междунар. науч.-техн. сб. – харьков: нту «хпи». – 2004. – вып. 66. – с. 47-60. 5. розенберг а.м. экспериментальное исследование процесса образования металлической стружки / а.м. розенберг // известия сибирского технологического института. – томск, 1929. – т.51, вып. iv. – 58 с. 6. рудник с.с. теорія різання металів: підручник / с.с. рудник. – київ: онтву–машбудвидав, 1932. – 240 с. 7. розенберг а.м. элементы теории процесса резания металлов / а.м. розенберг, а.н. еремин. – м.: машгиз, 1956. – 320 с. 8. виноградов а.а. физические основы процесса сверления труднообрабатываемых металлов твердосплавными сверлами / а.а. виноградов. – киев: наук. думка, 1985. –263 с. 9. полетика м.ф. контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента / м.ф. полетика. – м.: машиностроение, 1969. – 148 с. надійшла 24.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_pisarenko.doc аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 84 писаренко в.г. кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї вступ у процесі пострілу із зброї з нарізним стволом снаряд набуває заданої лінійної й кутової швидкості, що забезпечує йому необхідну дальність і стійкість польоту по траєкторії [1]. в задній частині снаряду або патрона є один або два ведучих паска (у вигляді кілець, закріплених на корпусі) з відносно м’яких матеріалів. при врізанні ведучого паска в нарізи ствола відбувається закручування снаряду навколо своєї вісі, в той же час зона ковзного контакту (ведучий пасок нарізи) повинна запобігати витоку порохових газів в напрямку руху снаряда. процес фрикційної взаємодії ведучого паска з нарізами каналу ствола супроводжується зносом обох елементів пари тертя, яка розглядається. термін служби каналу ствола визначається допустимою величиною втрати початкової швидкості снаряду при вильоті зі зброї, або втратою стійкості його в польоті. зазвичай він визачається декількома тисячами пострілів, що відповідає часу експлуатації ствола до 10 с. надмірний знос ведучого паска може призвести до появи зазора між паском і стволом, прориву порохових газів в цей зазор, виникненню одностороннього контакту корпусу снаряду з каналом ствола і, як наслідок, до підвищеного зносу ствола. на корпусі такого снаряду після пострілу видно сліди нарізів ствола. під ресурсом стволів стрілецької зброї розуміють кількість пострілів до досягнення стволом критерія граничного стану. критерій граничного стану оговорюється в технічних умовах на зброї. погіршення кучності, тобто зріст розсіювання пробоїн, настає як внаслідок діаметрального зносу каналу ствола, так і внаслідок його нерівномірності по по довжині ствола. таким чином, ресурс ствола залежить від величини, інтенсивності і характера зноса канала ствола. дослідженням процесу зноса стволів вогнепальної зброї займався цілий ряд вчених: д.к. чернов, а.а. благонравов, в.є. слухоцький, н.ф. дроздов, ю.в. чуєв, є.і. совз, а.г. шипунов, в.в. свешніков, в.с. логвінов, нобль, шарбоньє, габо, летан та інші. [1, 2] ці дослідження були присвячені як стволам артилерійської зброї з роздільним и гільзовим заряджанням, з поодиночними пострілами, так і стволам автоматичної зброї. в загальному випадку, зносом називають залишкові зміни форми або розмірів на поверхнях твердих тіл внаслідок тертя. стосовно снайперської зброї знос каналу ствола є результатом його взаємодії з двома фізичними тілами пороховим газом, що утворюється в результаті згорання порохового зараду, і кулею. процеси фізико-хіміко-механічної взаємодії системи «ствол-патрон» стуктурні перетворення в поверхневому шарі матеріалу стволів можна представити наступним чином. під час пострілу, внаслідок високих температур і тиску, виникає цементація сталі: завдяки дифузії вуглецю утворюється твердий розчин вуглецю в сталі, який при охолодженні виділяється у вигляді карбіда заліза ( cfe3 ). шар, який при цьому утворюється називають «білим шаром». дослідження білого шару дозволили висловити припущення, що насичений вуглецем рідкий метал, який утворюється на поверхні канала ствола, швидко твердіє після пострілу і утворює тонкий шар мілкозернистої евтектики cfe3 і fe зі значним вмістом аустеніту. цементований шар плавиться при температурі 1150 ºс, в той час як температура плавлення основного металу складає 1450 ºс, що викликає утворення тріщин. при цьому кисень окислює поверхню канала ствола. навіть при одиничному пострілі нагрів приповерхневого шару стінки ствола викликає фазове перетворення структури метала в аустеніт при порівняно помірних температурах – близько 725 ºс. при охолодженні утворюється невідпущений крихкий мартенсит з залишками аустеніта. при циклічній зміні температури ствола, яка супроводжується фазовими перетвореннями, невідповідність об’ємів кожної з фаз призводить до виникненян напружень и утворенню тріщин. в приповерхневому шарі утворюються великі термічні напруження через великі відмінності в коефіцієнтах розширення аустеніта і ферита, що викликає при циклічному нагріві охолодженні виникнення сітки тріщин. інколи білий шар складається з двох різних шарів: зовнішнього, який включає в себе карбіди заліза, оксіди, нітриди і сталь як в аустенітній, так і в мартенситній фазах, і внутрішнього, що містить вуглець і азот, які розподілені в аустеніті. аустенітна фаза має низьку межу текучості, високу пластичність, тому більш піддається хімічному впливу; мартенситна структура має високу межу текучості, але значно меншу пластичність і схильність до тріщиноутворення, тому чутлива до механічного зносу. окрім хімічного і структурно-фазового впливу, пороховий газ справляє механічний і термічний вплив на приповерхнений шар канала ствола. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 85 за час пострілу, тривалістю в тисячні долі секунди, поверхня канала ствола в запульному просторі піддається впливу порохового газу з максимальними величинами тиску більше 300 мпа і температурою більше 2700 ºс. фізичний стан приповерхневого шару під впливом порохового газу змінюється наступним чином: в перший момент в ньому виникають напруження розтягу за рахунок дії тиску порохового газу. потім приповерхневий шар наргрівається за рахунок тепловіддачі порохового газу до високої температури і прагне подовжитись і розширитись. але навколишні, не нагріті шари металу не дають йому цього зробити, в результаті чого в цьому шарі виникають тангенціальні температурні напруження розтягу, які утворюються тиском порохового газу. за рахунок лінійного розширення приповерхневого шару и зміни механічних властивостей матеріалу в ньому виникають напруження стискання. напруження стикання в приповерхневому шарі каналу ствола в перерізі, віддаленому на відстань x від казеного зрізу визначаються залежністю[1]: ( )нxtx тte кн −µ− α =σ 1 , (1) де tα – коефіцієнт лінійного розширення; e – модуль пружності; µ – коефіцієнт пуасона; кнx t – температура приповерхневого шару канала ствола; нт – початкова температура стінки ствола. якщо розподіл температури по товщині стінки таке, що: ( ) tнxt тte кн σ>−µ− α 1 , (2) де tσ – межа текучості, то в стволі з’являється пластично деформована зона стискання зі сторони внутрішньої поверхні. стиснутий тонкий шар діє на основну товщину ствола як додатковий внутрішній тиск; крім того він є джерелом тепла. після закінчення теплового імпульсу приповерхневий шар каналe ствола починає вистигати, віддаючи тепло решті металу ствола, напруження стискання в приповерхневому шарі знімаються і виникають розтягучі напруження за рахунок лінійного стиснення. таким чином, при поодиночному пострілі приповерхневий шар каналу ствола під дією порохових газів зазнає циклічних навантаження: розтяг-стискання-розтяг.в результаті на поверхні каналу ствола виникає сітка тріщин, з розмірами, які поступово зменьшуються до дульної частини. температура поверхні каналу ствола залежить від інтенсивності тепловіддачі порохового газу і теплової активності металу, яка характеризує внутрішню передачу тепла в товщу стінки. при розв'язанні задачі про теплообмін між пороховим газом і поверхнею каналу ствола, використовують закон ньютона-ріхмана: ( )хкнx ttdt dq ,−α= , (3) де xq – кількість тепла, яка вводиться в ствол при пострілі за рахунок тепловіддачі порохового газу через одиницю площі поверхні каналу; α – коефіцієнт тепловіддачі порохового газу; t температура порохового газу; хкнt , – температура поверхні каналу ствола в розрахунковому розрізі, віддаленому на відстань х від казеного зрізу каналу ствола. при одиничному пострілі, нехтують тепловіддачею з зовнішньої поверхні в осьовому напрямку. взаємодія кулі з каналом ствола визначається тиском порохового газу, швидкістю кулі і конструкцією кулі [5], від яких залежить величина сили тертя в парі «куля-кнал ствола». сила тертя tpf залежить від радіального контактного напруження rσ і коефіцієнта тертя f [1]: ∫ σπ= nl rtp dlrff 0 2 , (4) де nl – довжина ведучої частини кулі; r – еквівалентний радіус поверхні тертя кулі. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 86 найбільш поширеними є оболонкові кулі, конструкція яких складається з біметалевої оболонки, в середені якої або послідовно розташовані сталевий і свинцевий сердечники, або коаксіально сталевий сердечник і свинцова рубашка. внаслідок імпульсного характеру навантаження кулі при пострілі свинець переходить у в'язкопластичний стан, передаючи навантаження по всім напрямкам однаково як пластично нестискаюче середовище. тому радіальне контактне напруження буде визначатися сумою осьового rocσ і відцентрового напруження rццσ від інерції свинцової рубашки або сердечника і відцентровою силою rеσ від ексцентриситета центра мас кулі, який виникає з технологічних причин. тертя та зношування нарізного ствола стрілецької зброї розглядаючи рух снаряду по каналу ствола доцільно виділити три ділянки: початкова (ділянка врізання ведучого паска в нарізи), середня і дульна. ці ділянки відрізняються одна від одної контактними тисками і швидкостями ковзання. відома методика в.а. балакіна [8] експериментального визначення сил тертя в процесі пострілу, яка основана на використанні рівняння руху снаряду по каналу ствола у вигляді: tf dt dv m −= , (5) де m – маса снаряда; v – швидкість; t – час; f – сила тиску порохових газів; t – сила тертя. у рівнянні (5) відсутня сила аеродинамічного опору повітря, отже, ним можна користуватись тільки на початковій ділянці руху, коли швидкість снаряду ще мала. в [8] розглянуті питання контактної геометрії, а також радіальних переміщень ведучого паска, корпуса снаряда і ствола під дією порохових газів. в початкові моменти врізання, коли швидкість ковзання ще мала, відбувається інтенсивне пластичне деформування поверхневих шарів ведучого паска більш жорсткими виступами нарізки ствола. характер фрикційної взаємодії двох тіл в зоні ковзного контакту при цьому можна кваліфікувати як тертя без змащення. зі збільшенням швидкості зростає інтенсивність тепловиділення. приблизно через 130 мм шляху відбувається повне врізання ведучого паска в нарізи ствола, коефіцієнт тертя зменшується до значень, характерних для гідродинамічних режимів тертя. на підставі цього в роботах [4, 8] робиться висновок про плавлення поверхні тертя ведучого паска та подальшого руху снаряду зі змащенням. дослідження [8] показали, що знос по довжині ствола нерівномірний. підвищений знос ствола спостерігається на ділянці врізання. чим вища твердість матеріалу ведучого паска, тим інтенсивніший знос ствола. використання полімерних і пластмасових пасків збільшує строк використання ствола. застосування пасків з відпаленого заліза веде до більшого (в порівнянні з міддю і мідним сплавом) зносу нарізів ствола. крім тертя на знос ствола зброї діє термічний, хімічний і механічний вплив порохових газів, які викликають ерозію канала ствола. ряд компонентів порохових газів вступає в хімічну реакцію з нагрітою поверхнею ствола, змінюючи її фізико-хімічні властивості і в, зокрема, знижуючии температуру плавлення. в лабораторних умовах моделювання процесів фрикційної взаємодії снаряду з каналом ствола зброї проводилось [1] на спеціальній дисковій установці при швидкостях до 600 м/с. установка складалася з диска диаметром 610 мм, який через коробку швидкостей приводився до обертання за допомогою єлектродвигуна. диск виготовлений з матеріалу ствола знаряддя. до пласких (торцевих) поверхонь диска поблизу його перифирії притискались (торцем) циліндричні зразки діаметром 2 мм. зусилля притискання створювалось пневмоциліндром. зразки мають можливість рухатись по радіусу до центру диска, в результаті чого здійснюється тертя по новому сліду. радіальний рух зразків здійснювався від автономного електропривода. в процесі випробувань за допомогою тензометрії вимірювались сили тертя і номінальний тиск. одночасно реєструвалась кутова швидкість диска, а після випробувань лінійний знос зразків. максимальну температуру на поверхні тертя нарізів ствола в зоні фрикційного контакту можна визначити за домогою теорії блока, використовуючи формулу [1]: 21 max )(2 ρπλ=ϑ cbvfp , (6) де maxϑ – максимальна температура на ковзаючому контакті; λ – коефіцієнт теплопровідності; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 87 с – питома теплоємкість; ρ – густина; b – довжина контакту. з виразу (6) знаходять коефіцієнт тертя: 210 )( bvc p t cf пл λρ      ϑ− = , (7) де c – константа; плt – температура плавлення матеріалу паска; 0ϑ – початкова температура. в зоні контакту утворюється рідка плівка змінної товщини в результаті фрикційного нагріву і плавлення поверхневих шарів повзуна. при цьому вважається, що плівка розплаву є ньютонівською рідиною і має постійну густину; все тепло, що виділяється в плівці при її зсуві, йде на плавлення повзуна; течія рідкої плівки в зазорі описується одномірним рівнянням рейнольдса. використання рівнянь гідродинамічної теорії змащування в роботі [8] стало можливим в результаті припущення, що зазор між повзуном і контртілом, заповнений розплавом, має профіль аналогічний профілю зазора в радіальних підшипниках ковзання (тобто, який спочатку звужується, потім розширюється). задача про оплавнення повзуна при високих швидкостях ковзання розглянута в припущенні, що поверхня плавлення повзуна і поверхня контртіла паралельні, а товщина плівки вздовж контакту постійна. у вказаному підході однак не враховується шорсткість контртіла (нарізів каналу ствола). модель взаємодії повзуна з контртілом при умові паралельності рухомої розплавленої поверхні і поверхні нерухомої значно спрощена, особливо для таких нестаціонарних процесів, як рух снаряда по каналу ствола. питання механіки контакту, теплофізики тертя і теорії змащування при наявності фрикційного переносу в зоні ковзаючого контакту ведучий пасок нарізи ствола є складними і недостатньо вивченим. але , представлені вище моделі дають уявлення про стан питання по теорії тертя і зноса в каналах нарізних стволів артилерійської і стрілецької зброї. в загальному випадку знос каналу ствола залежить від параметрів, які наведені в таблиці [1]. таблиця 1 елемент група параметрів параметр геометрія каналу ствола діаметр по полям нарізів;число і крок нарізів; ширина нарізів; довжина ствола ствол приповерхневий шар каналу ствола хімічний склад; фазовий стан; шорсткість; коефіцієнт тертя зрушення кулі; межа текучості; межа міцності; твердість; коефіцієнт лінійного розширення пороховий заряд параметри інтенсивності газоутворення імпульс тиску за час горіння пороха; коефіцієнт форми зерна; показник закону зміни поверхні горіння; характеристика моменту розпаду зерен гільза об’єм зарядної камори; тиск розпатронування геометрія кулі діаметр кулі; довжина напрямної частини кулі; діаметр свинцевої рубашки; діаметр сталевого сердечника; товщина оболонки; товщина покриття оболонки масові характеристики маса кулі; маса свинцевої рубашки; ексцентриситет мас кулі куля матеріал густина матеріалу оболонки; густина матеріалу рубашки; коефіцієнт пуасона для матеріалу рубашки; матеріал покриття оболонки з таблиці видно, що знос каналів стволів і відповідно ресурс стволів зброї є результатом комплексного впливу різних за своєю природою факторів, величина і ступінь участі в зносі яких, залежить від сполучення ряду параметрів системи «ствол-патрон», які закладені конструктором на стадії проектування. трибологічні фактори граничного стану стволів зброї я було сказано вище, оцінка ресурса стволів стрілецької зброї виконується по кількості зроблених пострілів до досягнення стволом критерія граничного стану. для срілкової зброї існує декілька критеріїв граничного стану, встановлених відносно паспортних значень параметрів: зменшення pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 88 початкової швидкості куль на 5 % і більше, збільшення розсіювання куль більш ніж в 2 рази; поява більше 50 % овальних і бокових пробоїн. збільшення розсіювання куль може наставати як за рахунок діаметрального зноса каналу ствола, коли не забезпечується необхідне обертання і швидкість кулі і, відповідно, стійкість її руху по траєкторії, так і внаслідок нерівномірного зносу по довжині ствола, яке утворює збурювання кулі при виході з її ствола, хоча стійкість руху кулі при цьому може забезпечуватись. під зносом ствола розуміють незворотні зміни поверхні каналу ствола, обумовлені впливом на неї пострілу. знос ствола це не тільки зміни розмірів і форми його каналу, але і утворення на ньому сітки тріщин, хімічні і структурні перетворення в матеріалі, остаточні деформації поверхні і т. і. засновником теорії зносу каналів стволів вважається професор д.к. чернов, який показав, що зниження ресурса ствола відбувається внаслідок появи на поверхні каналу ствола тріщин [9]. найбільш розвинені і глибокі тріщини з’являються в казеній частині. появу тріщин д.к. чернов бачив в різких термічних змінах каналу ствола при пострілі. з причини теплового, хімічного впливу гарячих газів, механічної взаємодії снаряду зі стволом з’являються тріщини, які утворюють, по мірі збільшення числа пострілів, замкнуті петлі. прорив газів між стінкою ствола і снарядом викликає ерозійний знос ствола, який призводить до втрати початкової швидкості і порушенню правильності польоту кулі. в теперішній час існує розуміння, що визначальним для зношування каналів стволів є знос за рахунок впливу ведучих елементів куль у вигляді трибомеханічного зносу і порохових газів у вигляді трибологічної деструкції термодинамічного,газодинамічного, ерозивного зносу. питання трибомеханічного зносу розглянуті авторами в роботах [10, 11]. термодинамічний вплив порохового газу. картина фізичного стану приповерхневого шару канала ствола при одиночному пострілі, який супроводжується дією високого тиску порохового газу і теплового імпульса, така: оскільки тепло не відразу передається стінці циліндра, то спочатку виникають напруження і деформації тільки за рахунок внутрішнього тиску. для спрощення приймають, що ці напруження пружні. динамічний стан порохового газу для піродинамічного періоду, що змінюється, описується системою рівнянь [12]: зміна внутрішньої енергії газа в закульному об’ємі: )(lsvp dt du −= ; середньомасовий тиск в каналі ствола: ( ) slbmw u kp +− −= ω0 1 ; тиск біля дна кулі: qm m p lp ω+ = 3 1 1 )( ; швидкість кулі: )( )( lp m s dt ldv q = ; шлях кулі: )(lv dt d = l ; розподіл тиску по довжині закульного простору: ( )20 2 )]()0([)0()( ll x lpppxp + −−= ; де u – внутрішня енергія порохового газу; t – час; p – середньомасовий тиск; k – відношення теплоємності при постіному тиску і постіному об’ємі; 0w – об’єм зарядної камори; b – коволюм порохового газу; ωm – маса пороховогу заряду; s – площа поперечного зрізу канала ствола; l – шлях дна кулі по каналу ствола; )(lp – тиск біля дна кулі; qm – маса кулі; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 89 ( )lv – швидкість газу біля дна кулі (швидкість кулі); 0l – приведена довжина зарядної камори. при згоранні порохового заряда тільки 25 30 % енергії, що виділяється витрачається в якості корисної роботи на викид кулі. на врізання в нарізи і подолання тертя кулі при русі по каналу ствола нагрівання стінок ствола, гільзи, шляху, переміщення рухомих частин в автоматичній зброї, викид газоподібної і незгорівшої частини пороха використовується до 20 % енергії порохового заряда. близько 40 % енергії не використовується і губиться після вильоту кулі з каналу ствола. умови теплообміну при пострілі такі, що швидкість зміни температури досить велика і при дослідженні теплових напружень в тілах слід враховувати динамічні ефекти, обумовлені рухом частинок твердого тіла при швидкому тепловому розширенні. в процесі теплового удару різка зміна температури тіла відбувається тільки в надто тонкому приповерхневому шарі, які прилягає до його поверхні. різка зміна температури тіла в процесі теплового удара відбувається тільки в надто тонкому приповерхневому шарі, тому, на відмінність від вище розлянених задач термопружності, при тепловому ударі в рівняннях руху не враховується інерційні (даламберові) сили [12]. при тепловому ударі великої інтенсивності в приповерхневому шарі виникають значні пластичні деформації стискання, після закінчення удару вони міняють знак, досягаючи приблизно тої ж абсолютної величини. для теорії теплового удару і напруженості граничного шару не суттєво, рівномірно чи нерівномірно в різних точках поверхні тіла відбувається тепловіддача, суттєво тільки, щоб градієнти температур в будь-якому напрямку на поверхні тіла були значно менші градієнта температури по глибині граничного шару [13]. при тепловому ударі в каналі ствола під дією температури і внутрішнього тиску відбуваються наступні явища. в приповерхневому шарі металу ствола, на протязі часу дії теплового імпульса, виникають тангенціальні і осьові стискаючі напруження, які перевищують межу текучості і викликають пластичні деформації стискання порядка 1 % [13]. по закінченні дії теплового імпульсу у вказаному шарі металу тангенціальне і осьове напруження стають розтягуючими, інтенсивність напружень перевищує межу текучості. при цьому тангенціальна і осьова пластичні деформації видовження знову досягають значень порядка 1 % [13]. при батократній дії теплових імпульсів тонкий шар металу зазнає повторних знакозмінних пластичних деформацій, що викликає втомне руйнування. після досягнення межі втоми і утворення великої кількості мікротріщин, відстань між якими значно менша товщини приграничного шару метала, при наступних теплових імпульсах повинен початися інтенсивний знос приповехневого шару канала ствола. якісна сторона явищ, які описуються вперше встановлена д.к. черновим [9]. таким чином, при одиночному тепловому імпульсі внутрішній шар металу двічі або (у випадку достатньо великого максимального внутрішнього тиску) тричі виходить за межу пружності, отримуючи спочатку від максимального тиску невелике видовження порядка 0,3 %, потім значне стискання від дії високої температури порядка 1 % і потім за рахунок повного вистигання значне видовження порядка 1 % [14, 15]. газодинамічний вплив порохового газу. при сильному нагріві внутрішньої поверхні каналу ствола і наявності потоку порохового газа вздовж осі канала однією з можливих причин руйнування приповерхневого шару може бути газодинамічний винос металу, який не ще приходить в рідкий або газоподібний стан [15]. інтенсивний винос твердої речовини з поверхні починається з моменту, коли швидкісний напір газу або рідини 22vρ стане порядку межі текучості sσ нагрітого поверхневого шару метала. отже основним параметром, що характеризує газодинамічне винос поверхневого металу потоком рідини або газів, буде: s v г σ ρ = 2 2 . тобто граничний стан виникає при г , близькому або більшому одиниці. ерозивний знос каналу ствола. ерозивне руйнування процес динамічний, тому він не може бути ефективно проаналізований на основі традиційних статичних критеріальних співвідношень, яким є, наприклад, критерій критичного напруження. в аналізі процесів ерозійного руйнування користуються підходами м.ф. морозова, в.і. смірнова, ю.в. петрова [15]. найважливішою особливістю ерозійного процесу є те, що при цьому поверхня піддається впливу коротких динамічних імпульсів напруження. оцінка можливості руйнування в таких умовах може бути проведена тільки на основі критеріїв, які враховують специфіку швидкісного динамічного розриву твердих тіл. фрактографічний аналіз показав [1], що при ерозійному руйнуванні визначальним фактором є утворення кільцевих тріщин, утворених контактною динамічною взаємодією летючих твердих частинок з поверхнею. в експериментах по ерозійному руйнуванню використовують дрібні сферичні частинки розмірами до сотен мікрометрів, які при контактній взаємодії з поверхнею утворюють короткі руйнуючі імпульси. за їх характеристиками і граничною швидкістю удара , при якій починається ерозійне руйнування поверхні, можна визначити елементарний «квант» руйнування і відповідний йому інкубаційний pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз проблем зношування стволів стрілецької зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 90 час. з іншого боку за визначальними параметрами руйнування, можна визначити характеристики ерозійного процесу. хімічна дія порохового газу. склад порохових газів впливає на зношування поверхні канала ствола. хімічна енергія палива перетворюється в кінетичну енергію газів і далі в кінетичну енергію об’єкту. внаслідок хімічної дії газів в каналі ствола можуть мати місце явища: цементації, окислення, нітрування, утворення твердих розчинів азота, водню з залізом. поверхневий шар каналу ствола стає більш крихким, легкоплавким, з утворенням нітратів заліза. процеси, що відбуваються в каналі ствола є нерівноваженими в просторі і нестаціонарними в часі. постріл протягом десятків мілісекунд характеризується високим тиском до 600 мпа і високими температурами до 3000 к. потенційна хімічна енергія пороху претворюється в результаті тертя в теплову енергію порохових газів; теплова енергія порохових газів в кінетичну енергію руху кулі. хімічні гетерогенні реакції не проявляють суттєвої ролі в процесах взаємодії поверхні канала ствола з пороховими газами. в нагарі ствола містяться продукти хімічної взаємодії порохових газів з металами ствола і кулі. залізо, мідь, свинець знаходяться в нагарі у вигляді окислів і вуглекислих солей, оміднення стволів є результатом дії порохових газів на мідь. добавка свинцю до порохового заряду зменшує вигорання міді [1]. література 1. дроздов ю. н. прикладная трибология (трение, износ, смазка) / ю. н. дроздов, е. г. юдин, а. и. белов. – м.: эко-пресс, 2010. – 604 с. 2. ханов г.в., кучеров в.г., садовников в.и. и др. физические основы устройства и функционирование стрелково-пушечного, артиллерийского и ракетного оружия. часть 1. учебник, волгоград: рпк "политехник, 2002 г. . – 560 с. 3. дроздов ю.н. прогнозирование изнашивания с учетом механических, физико-химических и геометрических факторов / ю.н. дроздов // современная трибология. итоги и перспективы; под ред. к.в. фролова.– м. 2007. – с. 24-32. 4. платонов ю.п. термогазодинамика автоматического оружия / ю.п. платонов // м.: машиностроение, 2009. – 356 с. 5. взаимосвязь износа каналов стволов снайперского оружия с конструкцией пули / в.к. зеленко, в.м. королев, ю.н. дроздов // проблемы машиностроения и надежности машин. – 2010. – № 3. – с. 83-87. 6. дроздов ю.н. трение и износ в экстремальных условиях / ю.н. дроздов, в.г. павлов, в.н. пучков // м.: машиностроение. – 1986, 220 с. 7. дроздов ю.н. противозадирная стойкость трущихся тел / ю.н. дроздов, в.г. арчегов, в.и. смирнов // м.: наука, 1981, 139 с. 8. балакин в.а. трение и износ при высоких скоростях скольжения / в.а. балакин // м.: машиностроение, 1980. – 136 с. 9. зеленко в.к. система вооружения антитеррора / в.к. зеленко // в сб. труды ix всеросийской научно-практической конференции «актуальные проблемы защиты и безопасности», т.1. «технические средства противодействия терроризму и оружие нелетального действия». – спб.– 2006 – с. 301-311. 10. серебряков м.е. внутренняя балистика ствольных систем и пороховых ракет / м.е. серебряков // м.: оборонгиз, 1962, 214 с. 11. д.к. чернов. о выгорании каналов в ствольных орудиях. артжурнал, 1912, №7. 12. взаимосвязь износа каналов стволов снайперского оружия с конструкцией пули / зеленко в. к., королев в. м., дроздов ю. н. // проблемы машиностроения и надежности машин. – 2010. – № 3. – с. 83-87. 13. зеленко в.к., королев в.м., дроздов ю.н. основные факторы влияния на ресурс стволов снайперского оружия. 14. платонов ю.п. термогазодинамика автоматического оружия. / ю.п. платонов // м.: машиностроение, 2009 – 356 с. 15. огибалов п.м., грибанов в.ф. термоустойчивость пластин и оболочек / п.м. огибалов, в.ф. грибанов // изд-во моск. универст., 1968, 520 с. 16. ильюшин а.а., огибалов п.м. теория теплового расчета толстостенных труб в упругой и упруго-пластической областях / а.а. ильюшин, п.м. огибалов // «изв. артил. инж. академии им. ф.э. дзержинского». – 1958. – 109 с. 17. морозов н.в., смирнов в.и., петров ю.в. об эрозионном разрушении твердых тел. механика контактных взаимодействий / н.в. морозов, в.и. смирнов, ю.в. петров // м.: физматгиз, 2001. – с. 640-650. надійшла 1.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_gladchenko.doc изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 73 гладченко а.н.,* шевеля в.в.,** кияница е.в.,* зверлин в.г.* *зао «пластмаш», г. киев, украина **жешувский технический университет, г. жешув, польша изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах удк 621.891 основными факторами, определяющими эксплуатационный ресурс оборудования для переработки полимерных материалов, являются износостойкость рабочих органов и изнашивающая способность наполненных полимерных композиций. на основе усталостной концепции изнашивания металла абразивом, закрепленным в полимерной матрице, обладающей вязкоупругими свойствами, построена математическая модель, позволяющая связать сопротивление изнашиванию сплавов с их реологическими свойствами. введен в рассмотрение реологический показатель, характеризующий упруго-пластические свойства изнашиваемого материала. экспериментальная проверка модели изнашивания проведена на сплавах железа, никеля, кобальта, а также на твердых сплавах. исследована зависимость интенсивности изнашивания исследуемых сталей и сплавов от относительной твердости наполнителей полимера сфд применительно к процессу переработки в экструдерах. ключевые слова: экструзия, износостойкость, наполненные полимеры, изнашивающая способность, реологические свойства, относительная твердость наполнителя введение основой для производства широко применяемых изделий из пластмасс являются технологические линии, базовой машиной в которых являются экструдеры. при большом разнообразии конструкций и типоразмеров эти устройства объединяет физико-химия процесса экструзии: механическая энергия, подводимая к шнеку, за счет внешнего и внутреннего трения преобразуется в теплоту, изменяя агрегатное состояние перерабатываемого материала и его реологические свойства. при этом в основной полимер для улучшения его эксплуатационных свойств вводится определенная номенклатура веществ (термостабилизаторы, красители, армирующие волокна, дисперсные порошки), существенно влияющих на физико-механические свойства получаемых композиций по сравнению с исходным полимером. поскольку упомянутые наполнители обладают, как правило, абразивным действием, необходимо обеспечивать износостойкость шнека и цилиндра при эксплуатации экструдеров. переработка композиций, наполненных абразивными материалами, резко повышает интенсивность изнашивания рабочих органов, увеличивая радиальный зазор между ними. это требует повышения частоты вращения шнека для компенсации падения давления экструзии, а значит увеличения удельного расхода энергии и общих издержек производства [1 3]. таким образом, знание закономерностей трения и изнашивания рабочих органов экструдера при переработке наполненных пластмасс и обеспечение их износостойкости является важным условием оптимизации параметров технологического процесса. методики исследования для экспериментального определения изнашивающей способности наполненных полимеров проводили триботехнические испытания на модернизированной установке, выполненной на базе машины трения модели 2101тп [4]. по торцевой поверхности дискового металлического образца осуществлялось трение трех штырьевых образцов из полимерного материала, закрепленных в гнездах кассеты через каждые 120° по дуге окружности (d = 33,5 мм). износ металлических образцов определяли весовым методом (с погрешностью не более 10-4 г) с пересчетом на объем. упруго-пластические свойства изнашиваемых материалов оценивали по кинетическим диаграммам микровдавливания алмазного индентора [5]. результаты исследований и их обсуждение при переработке полимерных материалов в качестве основных факторов, определяющих рабочий ресурс оборудования, выступают износостойкость металлических рабочих органов и изнашивающая способность полимерной среды. эксперименты показывают [2], что взаимодействие закрепленных в полимерной матрице частиц наполнителя с металлической поверхностью контртела (цилиндра, шнека) но изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 74 сит характер многократного упруго-пластического деформирования микрообъемов металла, вызывающего накопление усталостных повреждений. для моделирования процесса абразивного изнашивания металлического контртела в контакте с полимерным материалом матрично наполненного типа принимаем, что изношенный объем v пропорционален объему материала, деформированного упруго-пластически vуп: упm vcv ⋅= , (1) где с – коэффициент, зависящий от свойств наполненного полимера и металлического контртела. объем упруго-пластически деформируемого материала при взаимодействии абразивного зерна с поверхностью контртела можно смоделировать с помощью кинетической диаграммы микровдавливания индентора с исключением упругой деформации (рис. 1). а б рис. 1 – модель вдавливания конусного индентора: а – контур вдавливания; б – диаграмма вдавливания при деформировании материала на глубину h и последующем снятии нагрузки вначале исчезает упругая составляющая деформации hу, а затем происходит некоторое дополнительное уменьшение глубины деформации на величину hпд, связанное с упругим последействием, которое определяют как процесс релаксации энергии, накопленной при деформации [5]. при смещении абразивной частицы под действием тангенциальной силы площадь поперечного сечения износа (на рис. 1, а заштрихована), возникающего за счет упруго-пластической деформации, равна: уппду hrhhhrs ⋅=−−⋅= 22 )( . (2) учитывая, что радиус пластического отпечатка: β⋅= tg2 упhr , (3) можно записать: β⋅      +⋅−=β⋅−≈β⋅= tg)(21tg)(tg 2222 h h h h hhhhs ууууп . (4) невосстановленная микротвердость hh (твердость под нагрузкой) определяется из выражений: ;2 1r p h h ⋅π = β⋅= tg1 hr , (5) из которых следует: β⋅⋅π = 2 2 tghh p h . (6) после подстановки (6) в (4) получаем: h уп h hhp s 2)/( tg ⋅ β⋅π = . (7) изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 75 при смещении частицы абразива на величину l объем деформированного материала: h уп уп h hhpl lsv 2)/( tg ⋅ β⋅π ⋅ =⋅= , (8) где l – путь трения; p – нормальная нагрузка. таким образом, с учетом (1), получаем величину объемного износа: β⋅π ⋅⋅⋅ = tg rplc vm , (9) где 12)/( −⋅= hуп hhhr (10) является реологическим показателем, учитывающим упруго-пластические свойства изнашиваемого материала. физический смысл параметра r поясняется схемой, представленной на рис. 2, характеризующей зависимость износа v от твердости металла hh в связи с соответствующим вкладом составляющих суммарной энергии wс, расходуемой на абразивное изнашивание. рис. 2 – схема зависимости износа v и вклада составляющих расходуемой энергии (wр, wг, wпл) от твердости металла суммарную энергию wс можно представить в виде суммы: плгрc wwww ++= , (11) где wр – энергия, рассеиваемая по механизмам амплитуднонезависимого (релаксационного) внутреннего трения; wг – энергия, соответствующая гистерезисному внутреннему трению; wпл – энергия, расходуемая на микропластическую деформацию. зависимость )( 1−= hhfv имеет трехстадийный характер. в области i скорость изнашивания минимальна и удельная доля повреждающей составляющей рассеяния энергии wпл / wс в общем балансе энергии незначительна. в области iii скорость изнашивания и отношение wпл / wс максимальны. область ii является промежуточной. показатель r, будучи пропорциональным величине hcпл hww ⋅/ , отражает влияние на износ материала соотношения повреждающих (wпл) и неповреждающих (wр, wг) составляющих механической энергии, рассеиваемой при трении. коэффициент пропорциональности с в формуле (9) зависит от твердости, дисперсности и концентрации наполнителя, а также от системы легирования изнашиваемого металлического материала, с учетом чего указанный коэффициент можно представить в виде: лн kkc ⋅= , (12) где kн – фактор, учитывающий твердость, дисперсность и концентрацию наполнителя; kл – фактор, зависящий от системы легирования сплава (вида сплава). изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 76 с учетом сказанного, выражение для объемного износа металла в контакте с полимером, содержащим абразивный наполнитель, принимает вид: r pl kkv лнm ⋅β⋅π ⋅ ⋅⋅= tg (13) из этого выражения следует, что для данного полимерного композита интенсивность износа металлического контртела пропорциональна реологическому показателю r сплава и зависит от системы его легирования. для экспериментальной проверки рассмотренной модели изнашивания было выбрано четыре группы материалов (системы легирования): сплавы на основе железа, никеля, кобальта и твердые сплавы (табл. 1). таблица 1 сплавы для испытаний на изнашивание № п/п сплавы микротвердость, кгс/мм2 i. сплавы на основе железа 1 сталь 40х, зак. 207 2 сталь 40хн2ма, аз. 746 3 сталь 38х2мюа, аз. 868 4 сплав ан-148 796 5 сплав пн-ан2 452 6 чугун № 1 (эксп) 746 7 чугун № 2 (эксп) 854 8 чугун № 3 (эксп) 941 ii. сплавы на основе никеля 9 пг-ср2 320 10 пг-ср3 432 11 пг-ср4 620 12 пг-ан6 804 iii. сплавы на основе кобальта 13 110х27к61м5н3 (эксп) 361 14 ан34 (co-cr-w-si-b) 525 15 160х29к60в8 (эксп) 467 16 180х30к55в12 (эксп) 580 17 c-6 (co-cr-w) 863 iv. твердые сплавы 18 вк6 (wc-co) 565 19 вк8 (wc-co) 478 20 вк15 (wc-co) 444 выбранные конструкционные стали и чугуны традиционно применяются для изготовления рабочих органов экструдеров. исследованные наплавочные материалы разных систем легирования и твердые сплавы являются перспективными для применения в оборудовании для переработки композиционных термопластов. наплавку сплавов на стальные образцы (ст20) производили плазменным методом. в качестве полимерного материала был выбран сополимер формальдегида с диоксоланом (сфд). для приготовления композиций наполнителями служили высокодисперсные оксиды (табл. 2) зернистостью 40/28 мкм, вводимые в количестве 30 % мас. таблица 2 оксиды для приготовления композиций оксид микротвердость, гпа оксид микротвердость, гпа feo 4,6 5,5 mgo 11 12,6 cao 6,0 6,15 zro2 13,6 16,0 sio2 9,5 10,5 al2o3 20 21 изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 77 испытания материалов на изнашивание производились в контакте с наполненными полимерами в твердом агрегатном состоянии в условиях, отвечающих режимам переработки в зонах загрузки и сжатия экструдера (р = 140 н; v = 0,3 м/с). штыревые образцы из исследуемой композиции, трущиеся по торцевой поверхности дискового металлического образца, моделировали единичные гранулы перерабатываемого полимера. реологический показатель r, входящий в выражение (13) и характеризующий упругопластические свойства изнашиваемых материалов, рассчитывали по кинетическим диаграммам микровдавливания алмазной пирамиды и значениям микротвердости согласно (10). на рис. 3 представлены зависимости интенсивности объемного износа v сталей и сплавов различных систем легирования от реологического показателя r при трении с композицией сфд+30%al2o3. рис. 3 – интенсивность износа сталей и сплавов при трении с композицией сфд+30%al2o3 в зависимости от реологического показателя r. цифры у точек соответствуют номерам материалов, приведенных в табл. 1 для сплавов одной системы легирования наблюдается линейная зависимость в соответствии с выражением: rcr kk pl v v л лнm ⋅=⋅ β⋅π ⋅ = ⋅ = tg , (14) где сл – коэффициент, зависящий от системы легирования материалов (при трении с данным композитом), равный для сплавов на основе железа – 1,0; никеля – 0,52; кобальта – 0,23; чугунов – 0,28; твердых сплавов – 0,03. из рис. 3 следует, что соотношение между максимальными и минимальными значениями коэффициента сл, характеризующее относительную износостойкость сплавов различных систем легирования, равно 34, что свидетельствует о широком диапазоне их эксплуатационных возможностей. при данной дисперсности и концентрации наполнителя наиболее значимым фактором, определяющим интенсивность изнашивания металлического контртела, является твердость этого наполнителя. обычно влияние твердости наполнителя оценивается по относительному показателю п = на/нм, где на и нм – значения твердости абразива и изнашиваемого материала. за счет комбинирования отобранных для исследования материалов пар трения (табл. 1 и 2) получен широкий диапазон величин относительной твердости п, который охватывает основные случаи, имеющие место на практике. на рис. 4 представлена зависимость приведенного объемного износа исследуемых сталей и сплавов от относительной твердости наполнителей полимера сфд. приведенный износ нормировался по следующим факторам: l, p, tgβ, сл: л пр cpl tgv v ⋅⋅ β⋅ = (15) изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 78 рис. 4 – приведенный объемный износ (vпр) сталей и сплавов в контакте с композициями на основе полимера сфд в зависимости от относительной твердости наполнителя (п) (сплавы на основе: ○ – железа, ● – никеля, ◊ – кобальта; ▲ – твердые сплавы) зависимость имеет трехстадийный характер, подобный ранее рассмотренной схеме (рис. 2). видно, что интенсивности изнашивания минимальны при п < 1,6. в диапазоне значений 1,6 < п < 3,4 изнашивание металлического контртела резко возрастает, а при п > 3,4 интенсивность износа максимальна и стабильна по величине. указанные значения величины п, соответствующие трем стадиям влияния этого показателя на изнашивание, отличаются от таковых при трении по абразивному кругу или при ударноабразивном изнашивании [6]. по-видимому, это связано со специфическими условиями закрепления абразива в полимерной матрице, обладающей вязкоупругими свойствами. литература 1. силин в.а. динамика процессов переработки пластмасс в червячных машинах. – м.: машиностроение, 1972. – 150 с. 2. гладченко а.н., зверлин в.г., петренко с.д., шевеля и.в. износостойкость оборудования для переработки полимерных материалов. – к., 1997. – 256 с. 3. зверлин в.г. исследование предельно-допустимого износа рабочих органов червячных прессов // химическое и нефтяное машиностроение. – 1982, № 9. – с. 20-22. 4. гладченко а.н., шевеля и.в. реология износостойкости металлополимерных трибосистем. – хмельницкий: универ, 2001. – 183 с. 5. булычев с.и., алехин в.г. испытание материалов непрерывным вдавливанием индентора. – м.: машиностроение, 1990. – 224 с. 6. добровольский а.г., кошеленко п.и. абразивная износостойкость материалов. справочное пособие. – к.: техника, 1989. – 128 с. поступила в редакцію 11.09.2013 изнашивающая способность наполненных полимеров при их переработке в экструдерах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 79 gladchenko a.n., shevelya v.v., kianycia e.v., zverlin v.g. wear out capability of filed polymers subject to their processing in extruder. the basic factors, that define the operation life of the equipment for the processing of polymer materials, are wear resistance of operative parts and wear out capability of filled polymer materials. mathematic model on the basis of fatigue conception of the wear of metals by abrasive, fixed in the polymer matrix, that are possessed of viscoelastic properties was built. this model allows to bind wear resistance of alloy materials and their rheological properties. the rheological index that characterizes elasto-plastic properties of wearing material was introduced for consideration. the experimental verification of the model was examined on the iron alloys of nickel, cobalt as well as on hard alloys. the dependence of wear rate of mentioned alloys on relative solidity of the polymer fillers with regard to the process of treatment in extruders was studied. key words: extrusion, wear resistance, field polymers, wear out ability, rheological properties, relative solidity of the filler. reference 1. silin v.a. plastic treatment process dynamics in strainer extruders. m.: mechanical engineering, 1972, 150 p. 2. gladchenko a.n., zverlin v.g., petrenko s.d., shevelya i.v. endurance of the equipment for polymer materials processing. kiev, 1997. 256 p. 3. zverlin v.g. study of the extreme-acceptable wear rate of driven elements of worm presses. chemical and petrol mechanical engeneering. 1982, № 9. p. 20-22. 4. gladchenko a.n., shevelya i.v. endurance rheology of metal-polymeric tribosystmes. khmelnitskiy: univer, 2001. 183 p. 5. bulychev s.i., alehin v.g. testing of the material by continuous indentation of the indentor. m.: mechanical engineering, 1990, 224 p. 6. dobrovolskiy a.g., koshelenko p.i. abrasive wear resistance of materials. handbook. k.: technology, 1989. 128 p. 1_chernec.doc до питання оцінки контактної міцності та довговічності черв’ячної передачі з архімедовим і евольвентним черв’яком … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 6 чернець м.в, *, ** чернець ю.м.* *дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, **люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща до питання оцінки контактної міцності та довговічності черв’ячної передачі з архімедовим і евольвентним черв’яком з урахуванням впливу зношування зубів колеса черв’ячні передачі з архімедовим і евольвентним черв’яками часто застосовують у різноманітних машинах і обладнанні різного призначення. в процесі їх експлуатації у зачепленні внаслідок тертя ковзання спостерігається зношування зубів черв’ячного колеса, яке призводить до зміни параметрів контактної взаємодії. у [1] розроблено метод оцінки впливу зношування зубів колеса черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на контактну міцність, радіус кривини зубів та довговічність. нижче наведено результати порівняльної оцінки за розробленим методом параметрів контактної та трибоконтактної взаємодії черв’ячних передач з архімедовим і евольвентним черв’яками згідно [1] зміна вихідних радіусів кривини j2ρ зубів черв’ячного колеса у результаті їх зношування у вибраних точках j контакту від входу зубів у зачеплення до виходу з нього встановлюється так: 2 2 2 2ρ ρ λ n jh j h jnh′= + ∑ , (1) де λh – безрозмірний коефіцієнт впливу зношування; 2 jhh′ – лінійне зношування зубів колеса протягом однієї взаємодії, яке змінюватиметься внаслідок зміни jh2ρ , jht′ , maxjhp ; 2n – кількість обертів черв’ячного колеса; 2n ∗ відповідатиме заданому граничному зношуванню 2h ∗ ; 2 /jh jh jt b v′ = – час трибоконтакту спряжених профілів у вибраних довільно j-их точках співдотику на шляху тертя 2 jb ; jv – швидкість ковзання у j-их точках зачеплення, вибраних по висоті витків черв’яка від входу елементів кінематичної пари у зачеплення до виходу з нього; maxjhp – максимальні контактні тиски, які обчислюються за формулою герца у залежності від числа пар зачеплень w витків черв’яка з зубами колеса. відповідно [2] змінне лінійне зношування зубів колеса протягом його одного оберту обчислюється за формулою: ( ) ( ) 2 2 max 2 2 2 m j jh jh jh m s t fp h c ′ν ′ = τ , (2) f – коефіцієнт тертя ковзання; 2 2,с m – характеристики зносостійкості матеріалу черв’ячного колеса 2 у парі зі стальним черв’яком 1; 2 0, 35s bτ ≈ σ – границя міцності на зріз (зсув) матеріалу колеса; bσ – його границя міцності при розтягу. швидкість ковзання jν , що виникає при обертанні черв’яка, визначається так: 1 cosj a xω ν = γ , (3) де aγtg 1 / 2atg mz xγ = ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання оцінки контактної міцності та довговічності черв’ячної передачі з архімедовим і евольвентним черв’яком … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 7 m – осьовий модуль зачеплення; 1z – кількість заходів черв’яка; ba xxx << – кордината розрахункової точки контакту від впадини до вершини витка черв’яка; 1 1 / 30nω = π – кутова швидкість черв’яка; внаслідок зростання в кожному оберті черв’ячного колеса радіусів кривини його зубів знижуватимуться максимальні контактні тиски та збільшуватиметься ширина площадки контакту: max 0, 564 θρjh jhp n bw′= , 2 2, 256 θ ρjh jhb n bw′= , (4) де ( ) ( )2 21 1 2 21 / 1 /e eθ = − µ + − µ ; , eµ – коефіцієнти пуасона та модулі юнга матеріалів черв’ячної передачі; n ′ – зусилля у зачепленні: ( )1 2 cos sinpxj t n d ′ = ′α γ + ρ , (5) 3 19550 10 /t n n= ⋅ (нмм) – крутний момент на валу черв’яка; n – передавана потужність; 1n – кількість обертів черв’яка; 1d – ділильний діаметр черв’яка; γ – кут підйому гвинтової лінії витків черв’яка; ( )α=ρ cos/arctg' f – кут тертя; α кут зачеплення. 1 2 1 2 jh jh jh jh jh ρ ρ ρ = ρ + ρ – зведений радіус кривини передачі з евольвентним черв’яком [2]; jhρ = jh2ρ – радіус кривини передачі з архімедовим черв’яком [2]; тому при числовому розв’язку задачі проводиться покрокове обчислення наступних розрахункових параметрів: 2 jhh′ , 2ρ jh , ρ jh , maxjhp , 2 jhb , jht′ . для пришвидшення обчислень доцільніше використовувати не покроково – кумуляційний, а блочно – кумуляційний метод. він полягає в тому, що покладаються постійними 2 jh′ , maxjp , 2 jb , jt′ протягом певного числа обертів 2n колеса (протягом блоку взаємодій b). в подальшому враховуються зміни параметрів у блоці і наступний блок взаємодій прораховується за їх нових значень. відповідно час обчислень скорочується пропорційно величині блоку. у цьому випадку: 2 jh 2 2ρ ρ λ b j h jnh′= + ∑ . (6) при покроково – кумуляційному та блочно – кумуляційному методі результуюче зношування 2 jnh зубів черв’ячного колеса, відповідно, обчислюється так: 2 2 2 1 n jn jnh h ∗ ′= ∑ , 2 2 2 1 n jn jbh h ∗ = ∑ , (7) де 2 2jb jh h′= ∑ – зношування зубів протягом блоку. довговічність передачі для результуючого числа обертів 2n ∗ колес, при якому досягається допустиме лінійне зношування його зубів, буде: 2 2/ 60t n n ∗ ∗= . (8) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання оцінки контактної міцності та довговічності черв’ячної передачі з архімедовим і евольвентним черв’яком … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 8 числовий розв’язок задачі проведено за наступних вихідних даних: n = 3,5 квт, 1n = 1410 об/хв, m = 6 мм, 1z = 2, u = 25,5, f = 0,05, q = 8; черв’як – сталь 45 гартування (hrc 50), для якої 1e = 2,1 × 10 5 mпa, 1μ = 0,3; вінець черв’ячного колеса – бронза оцс 6-6-3, для якої 2e = 1,1×10 5 mпa, 2μ = 0,34; 2c = 7,6 × 10 6, 2m = 0,88; 2τs = 75 mпa; для j = 1 (x = 18 мм), j = 2 (x = 20 мм), j = 3 (x = 20 мм), j = 4 (x = 24 мм); j = 5 (x = 26 мм); 2h ∗ = 0,5 мм; λh = 100; b = 10 ( )1π / 30n u = 33177 об; розглядається двопарне зчеплення. результати розв’язку подано для некоригованих передач на рис. 1 8: а) архімедів черв’як, б) евольвентний черв’як. а б рис. 1 – максимальні контактні тиски у зачепленні: суцільна лінія – незмінні умови контакту; штрихова – зі зміною зведеного радіуса кривини внаслідок зношування а б рис. 2 – зміна зведеного радіуса кривини в процесі зношування зубів колеса до h2*= 0,5 мм з аналізу рис. 1 слідує, що внаслідок зношування зубів колеса максимальні контактні тиски знижуються в 1,31 (архімедів черв’як) та в 1,33 (евольвентний черв’як) рази на вході у зачеплення, а на виході з нього в 1,43 (архімедів черв’як) та в 1,85 (евольвентний черв’як) рази. внаслідок зношування зубів зведений радіус кривини зростає у всьому діапазоні зміни параметра х (рис. 2): на вході у зачеплення у 1,72 і 1,76 рази (архімедів і евольвентний черв’як); на виході з нього в 1,97 і 3,41 рази (архімедів і евольвентний черв’як). лінійне зношування зубів протягом години роботи за сталих умов контакту (шляху тертя 2 jb ) буде нижчим, ніж за змінних умов за рахунок зношування (шляху тертя 2 jhb ) (рис. 3). на вході у зачеплення зростання складає 1,033 рази, а на виході з нього в 1,044 і 1,076 (архімедів і евольвентний черв’як) рази. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання оцінки контактної міцності та довговічності черв’ячної передачі з архімедовим і евольвентним черв’яком … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 9 а б рис. 3 – лінійне зношування зубів колеса: суцільна лінія – протягом 1-го блоку взаємодій; штрихова лінія – протягом останнього блоку взаємодій а б рис. 4 – величина площадки контакту у вибраних точках співдотику попередньо поданий результат обумовлений тим, що 2 jhb > 2 jb (рис.4). із зростанням шляху тертя 2 jhb збільшується час зношування jht′ = 2 jhb / 0v (рис. 5 евольвентний черв’як). у результаті зношування зубів 2 jhh′ в одному оберті колеса теж дещо зростатиме (рис. 6 – евольвентний черв’як), не зважаючи на зниження maxjhp (рис. 1). однак зростання jht′ із збільшенням 2 jhb є більш значним у (2), ніж зниження maxjhp , зумовлене збільшенням ρ jh . рис. 5 – час зношування зуба колеса протягом його оберту рис. 6 – зношування зуба в одному оберті колеса за змінних умов контакту довговічність ht ∗ передач буде дещо нижчою, ніж t ∗ за сталих умов (рис.7). на вході у зачеплення, де довговічність є мінімальною, це зниження, відповідно, складає: 1,033 і 1,035 (архімедів і евольвентний черв’як) рази, а на виході із нього 1,04 і 1,076 (архімедів і евольвентний черв’як) рази. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання оцінки контактної міцності та довговічності черв’ячної передачі з архімедовим і евольвентним черв’яком … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 10 а б рис. 7 – тривалість роботи передачі в досліджуваних точках контакту швидкість ковзання залишається незмінною як за сталих, так і змінних умов контакту (рис.8) для обох видів передач. рис. 8 – швидкість ковзання у точках зачеплення отже в рамках прийнятої моделі, яка відображає реальні умови трибоконтактної взаємодії черв’ячного колеса з архімедовим та евольвентним черв’яком, в результаті зношування зубів відбуватиметься значне зниження контактних напружень, а також незначне зниження довговічності передачі. література 1. чернець м.в., чернець ю.м. метод оцінки впливу зношування зубів черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком на несучу здатність і довговічність // проблеми трибології. – 2012. № 3. – с. 43-47. 2. чернець м.в., ярема р.я. прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком // проблеми трибології. – 2011. – №2. – с. 21-25. надійшла 20.08.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_dvoruk.doc вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 46 дворук в.і. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: dvoruk@voliacable.com вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі удк 621.891 встановлено ефект відсутності впливу низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі. показано можливість застосування реологічного параметру як критерію абразивної зносостійкості сталі після нтмо. обґрунтовано неправомірність ототожнення об’ємного та абразивного руйнування сталі. ключові слова: низькотемпературна термомеханічна обробка, абразивна зносостійкість, реологічний параметр. завдання дослідження абразивне зношування є головним фактором, що обмежує ресурс машин, механізмів та інструменту в різних галузях господарства. тому підвищення зносостійкості матеріалів, зокрема, легованих сталей складає вельми актуальну проблему, над якою багато років працюють вчені в усіх технічно розвинутих країнах світу. уявлення щодо природи та механізму абразивного зношування в умовах тертя ковзання довгий час базувались на експериментальних даних, які ураховують вплив на знос лише твердості сталей [1]. при цьому характер взаємодії одиничної абразивної частинки з поверхнею зношування не аналізувався, а її силова дія на контакті розглядалась, як одноетапна картина, подібна дії одиничного індентора. подальші дослідження [2, 3 та ін.] показали неадекватність такої аналогії. доведено, що взаємодія абразивної частинки зі зношуваною поверхнею складається з двох самостійних елементарних етапів: прямого занурення в поверхню і подальшого переміщення нею за відносного руху частинки поверхнею зношування. при переміщенні частинки силове навантаження на поверхню зношування, продуковане нею, більш складне, ніж при її зануренні. поблизу частинки можна припустити наявність двох зон деформування: зони стиску та зони розтягу; в межах цих зон діють напруження згинання, відриву та зсуву. розвиток цих процесів поступово переходить в кінцеву фазу – зону формування та відокремлення продуктів зношування. характер взаємодії абразивної частинки з поверхнею зношування ускладнюється тим, що вказані два етапи можуть проявитися одночасно. опір частинки при її переміщенні поверхнею визначається комплексом механічних властивостей останньої, в якому провідна роль належить міцнісним характеристикам [2]. отже, в природі та механізмі абразивного зношування лежить міцнісна основа. тому, з підвищенням міцнісних характеристик можна очікувати позитивних змін у зносостійкості сталей. традиційні методи зміцнення останніх, а саме: складне легування, різні види термічної обробки, наклеп поступово вичерпують свої можливості і стають все більш дорогими. це змушує шукати нові ефективні технологічні процеси, які ґрунтуються на досягненнях сучасної науки. стосовно загартовуваних сталей, такі процеси реалізуються в різних схемах комбінованої обробки, зокрема термомеханічної (тмо) – суміщення операцій термічної обробки та пластичної деформації в єдиному процесі [4]. ефект зміцнення при тмо зумовлений сумарною дією зміцнення, отриманого в результаті наклепу високотемпературної фази та зміцнення, що виникає при гартуванні. якщо при тмо наклеп застосовується в температурній області нижче порогу рекристалізації, то її називають низькотемпературною термомеханічною обробкою (нтмо). принципову схему зміцнення сталі за допомогою нтмо показано на рис.1. зі схеми випливає, що метод нтмо складається в інтенсивному деформуванні сталі в області відносної стійкості аустеніту за температури вище мартенситної форми, але нижче температури рекристалізації, з наступним фазовим перетворенням. таким чином, істотною відмінністю нтмо від втмо [5] є затримка охолодження аустенізованої сталі в надмартенситній області температур та деформування аустеніту в метастабільному стані. придатний метод нтмо лише для сталей з широкою зоною стійкості аустеніту. результати дослідження [6] показали, що при такій обробці вдається істотно підвищити міцність сталі та зберегти задовільні пластичні властивості. щодо впливу нтмо на абразивну зносостійкість сталей, то до теперішнього часу це питання досліджено недостатньо. встановлено [7], що всупереч суттєвого підвищення міцності, зносостійкість при терті закріпленим абразивом, як привило, проявляла тенденцію до зниження, незалежно від ступеня деформації та температури відпуску сталі. зміна зносостійкості при цьому, складала 7 20 %, порівняно зі зносостійкістю після звичайної обробки, а, отже, знаходилась в межах похибки вимірювання. тому її mailto:dvoruk@voliacable.com вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 47 слід було визнати статистично незначущою. однак, автори [7], не звернули увагу на цей важливий факт і належного пояснення він не отримав. у зв’язку з цим проведено [8] додаткове вивчення абразивної зносостійкості сталі, зміцненої нтмо з кінцевою структурою відпущеного мартенситу, результати якого співпадають з результатами [7]. отриманий ефект знайшов задовільне пояснення з позицій реологокінетичної концепції зносостійкості [3]. метою даної роботи є подальше вивчення впливу нтмо на абразивну зносостійкість легованої сталі в різних структурних станах: мартенситному, тростинному, сорбітному та підходів до його пояснення. методичне забезпечення дослідження об’єктом дослідження була легована сталь 40хнма, хімічний склад якої наведено в табл. 1. таблиця 1 хімічний склад досліджуваної сталі вміст, % марка сталі с mn si p c cr ni mo 40хнма 0,40 0,68 0,27 0,03 0,021 0,76 1,50 0,18 сталь піддавали низькотемпературній термомеханічній обробці (нтмо) за такою технологічною схемою: нагрівання вище верхньої критичної температури 3а до аустенітного стану, переохолодження до температури 753 793 к в проміжну область стійкості аустеніту з тривалим інкубаційним періодом, прокатування на лабораторному стані дуо-210 за швидкості 0,3 м/с та обтискуваннях 15 %, 30 %, 45 %, гартування (рис. 1) та відпуск за температур 373 к, 473 к, 673 к, 873 к. рис. 1 – принципова схема нтмо: а1 – перша критична точка; а3 – третя критична точка; м – точка мартенситного перетворення режим нтмо наведено в табл. 2. таблиця 2 режим нтмо досліджуваної сталі марка сталі температура критичної точки 3а , к температура аустенізації, к тривалість аустенізації, с температура прокатування, к гартувальне середовище 40хнма 1018 1173 1800 773 олива вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 48 для виявлення ефекту комбінованої обробки (нтмо) зразки сталі піддавали звичайному гартуванню з наступним відпуском за таких самих температур. режим термічної обробки наведено в табл. 3. таблиця 3 режими термічної обробки досліджуваної сталі марка сталі температура нагрівання під гартування, к тривалість витримування, с гартувальне середовище 40хнма 1133 900 олива після всіх варіантів обробок зразки сталі випробували на розтяг, твердість та зношування закріпленим абразивом. випробування на розтяг проводили за допомогою універсальної машини умм-50, а на твердість за методом бринеля стаціонарного твердоміру тш-2м. випробування на зношування закріпленим абразивом, проводили за методикою [9] на лабораторній установці [10], що створена на базі приладу лкі-3 для випробування будівельних матеріалів на стиранність. за результатами триботехнічних випробувань проводили оцінку реологічних властивостей та зносостійкість сталі. реологічні властивості – критичний коефіцієнт інтенсивності напружень ісk , розмір пластичної зони пh у вершині тріщини та реологічний параметр r визначали за методиками [9]. зносостійкість розраховували як величину зворотну абразивному зносу, який вимірювали методом зважування на електронних терезах "nagema" (ціна поділки 0,001г). результати вимірювань трибомеханічних та реологічних властивостей сталі обробляли методами математичної статистики. експериментальна і аналітична частина дослідження отримані результати дослідження трибомеханічних та реологічних властивостей сталі (табл. 4) показують таке. зносостійкість загартованої сталі істотно залежить від температури відпуску: найбільша зносостійкість спостерігається після відпуску за температури 373 к (структура тетрагонального мартенситу), а найменша – 873 к (структура сорбіту) (рис. 2). рис. 2 – залежність зносостійкості ε від ступеня деформації λ після нтмо сталі 40хнма за температури відпуску: 1 – 373 к; 2 – 473 к; 3 – 673 к; 4 – 873 к під впливом нтмо зносостійкість сталі в різних структурних станах змінюється в межах 7 18 % порівняно зі зносостійкістю після звичайної термічної обробки. такі зміни є незначущими і тому можна констатувати, що нтмо несуттєво впливає на зносостійкість. міцність загартованої сталі також істотно залежить від температури відпуску: найбільшу міцність має сталь після відпуску за температури 473 к (структура відпущеного мартенситу), а найменшу 873 к (структура сорбіту) (рис. 3). вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 49 таблиця 4 залежність трибомеханічних та реологічних властивостей сталі 40хнма від ступеня деформації при нтмо в різних структурних станах трибомеханічні властивості реологічні властивості м ар ка с та лі т ем пе ра ту ра в ід пу ск у т, к с ту пі нь о бт ис ку ва нн я λ, % тв ер ді ст ь н в , м п а границя міцності вσ , мпа зносостій кість ⋅ε 106, г-1 в’язкість руйнування ісk · 10 6, мпа розмір пластичної зони ⋅пh 10 -7, м реологічний параметр ⋅r 1010, па 0 472 1700 6,21 10,33 0,63 3,97 15 596 2150 5,58 9,21 0,67 3,55 30 596 2150 6,2 9,21 0,54 3,96 373 45 596 2150 5,43 9,21 0,71 3,46 0 486 1750 5,74 10,14 0,77 3,66 15 513 1850 5,37 9,9 0,84 3,43 30 513 1850 4,71 9,9 1,09 3 473 45 513 1850 5,29 9,9 0,87 3,36 0 403 1370 4,95 11,43 1,32 3,15 15 432 1470 4,67 11,07 1,39 2,97 30 432 1470 4,56 11,07 1,45 2,91 673 45 432 1470 4,67 11,07 1,39 2,97 0 291 960 4,76 13,5 1,99 3,03 15 321 1060 4,5 13 2,06 2,86 30 321 1060 4,42 12,98 2,12 2,82 40 х н м а 873 45 321 1060 4,5 13 2,06 2,86 нтмо з обтискуванням λ = 15 % сприяє підвищенню міцності в межах 5 25 % порівняно з міцністю після звичайної термічної обробки. досягнутий при цьому рівень міцності зберігається після нтмо з обтискуваннями λ = 30 % і λ = 45 %. отже, вплив нтмо на міцність сталі слід визнати незначущим. рис. 3 – залежність границі міцності σв та реологічного параметру r від ступеня деформації λ сталі 40хнма за температури відпуску: 1 – 373 к; 2 – 473 к; 3 – 673 к; 4 – 873 к вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 50 від температури відпуску істотно залежить реологічний параметр загартованої сталі: найбільший реологічний параметр проявляється після відпуску за температури 373 к (структура тетрагонального мартенситу), а найнижчий – 873 к (структура сорбіту) (рис. 3). після впливу нтмо реологічний параметр змінюється немонотонно в межах 7 14 % порівняно з реологічним параметром після звичайної термічної обробки. тому вплив нтмо на реологічний параметр сталі також є несуттєвим. співставлення залежності зносостійкості від ступеня деформації при нтмо сталі (рис. 2) з аналогічними залежностями міцності та реологічного параметру (рис. 3) показують їх однакову форму, що свідчить про наявність якісного кореляційного зв’язку між ними. щодо кількісної кореляції, то вона спостерігається лише між зносостійкістю та реологічним параметром і має такий характер: чим більше реологічний параметр, тим вище зносостійкість сталі. кількісний зв’язок зносостійкості з міцністю простежується не завжди. наприклад, найбільшою зносостійкістю володіє сталь зі структурою тетрагонального мартенситу (рис. 2, крива 1) в той час як найбільшою міцністю – сталь зі структурою відпущеного мартенситу (рис. 3, крива 2). звідки випливає, що для критеріальної оцінки абразивної зносостійкості сталі, зміцненої нтмо, реологічний параметр є більш адекватним показником, ніж міцнісні характеристики. як відомо [3], реологічний параметр визначається відношенням (1): п ic h k r = , (1) де ісk – в’язкість руйнування сталі, пh – розмір пластичної зони у вершині тріщини. в’язкість руйнування ісk тут одночасно є реологічною та енергетичною характеристикою [11], яка інтегрально ураховує міцнісні та пластичні властивості сталі. останній факт заслуговує на особливу увагу, оскільки між абразивною зносостійкістю та сполученням міцнісно-пластичних характеристик сталей різних структурних класів встановлено [2] функціональний зв’язок. однак на відміну від стандартних характеристик міцності та пластичності, які є умовними показниками [12] і ураховують усереднені властивості сталі при зношуванні, показник ісk оцінює її локальні властивості поблизу вершини тріщини і прив’язані до плоскодеформованого стану у вказаній зоні. з огляду на це, в’язкість руйнування ісk – фундаментальна характеристика опору сталі руйнуванню, зокрема, абразивному. щодо розміру пh пластичної зони у параметрі r то він є реологічною характеристикою яка, з одного боку описує ступінь локалізації деформації в поверхневому шарі, а з іншого – механічний стан (зміцнення, відпуск, запас пластичності, залишкова напруженість тощо) цього шару. виходячи з фізичного сенсу реологічного параметру на макрорівні [13], факт його адекватності абразивній зносостійкості сталі після нтмо, встановлений в даній роботі дозволяє інтерпретувати міцнісну основу механізму абразивного зношування як опір утворенню та розвитку бокових горизонтальних тріщин на межі пластичних зон біля вершин вихідних клиноподібних тріщин в поверхневому шарі. відомо [14], що саме ці тріщини значною мірою визначають процеси поверхневого руйнування, особливо абразивне зношування, і є однією з його головних відрізнювальних особливостей. тому існуючу точку зору [15] щодо механізму абразивного зношування, як звичайного об’ємного руйнування, що відрізняється лише своїм масштабом слід визнати неправомірною. висновки на підставі результатів проведеного дослідження можна констатувати таке: 1. нтмо, незалежно від ступеня деформації, не впливає на трибомеханічні властивості сталі при всіх температурах відпуску, порівняно зі звичайною термічною обробкою. тому вказане зміцнення є непридатним для підвищення абразивної зносостійкості сталі. 2. для критеріальної оцінки абразивної зносостійкості сталі, зміцненої нтмо, реологічний параметр є більш адекватним показником, ніж характеристики об’ємної міцності. 3. міцнісну основу механізму абразивного зношування слід інтерпретувати як опір утворенню та розвитку бокових горизонтальних тріщин на межі пластичних зон біля вершин вихідних клиноподібних тріщин в поверхневому шарі сталі. 4. абразивне зношування сталі є процесом контактного руйнування, який відрізняється від звичайного об’ємного руйнування не лише своїм масштабом, але також морфологією поверхневих тріщин та закономірностями їх розповсюдження. вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 51 література 1. хрущов м.м. исследование изнашивания металлов / м.м. хрущов, м.а. бабичев. – м.: ан ссср, 1960. – 352с. – библиогр.: – с. 337-342. 2. сорокин г.м. трибология сталей и сплавов / г.м. сорокин. – м.: недра, 2000. – 316 с. – библиогр.: с. 237-245. 3. дворук в.і. реолого-кінетична концепція абразивної зносостійкості та її реалізація в керуванні працездатності механічних трибосистем: автореф. дисертації доктора техн. наук / к.: нау, 2007-40 с. 4. бернштейн м.л. термомеханическая обработка металлов и сплавов: в 2т. / м.л. бернштейн. – м.: металургия, 1968. – т.2. – 1171 с.: ил., табл. – библиогр.: с.1165. 5. новые пути повышения прочности металлов: (монография) / в.с. иванова, л.к. гордиенко. – м.: наука, 1964. – 18 с.: ил., табл. – библиогр.: с.111-117. 6. бернштейн м.л. прочность стали / м.л. бернштейн. – м.: металургия, 1974. – 199 с. – библиогр.: с.196-199. 7. жарков в.я. абразивная износостойкость сталей в зависимости от термомеханической обработки втмо и нтмо / в.я. жарков, м.м. кантор // износ и антифрикционные свойства материалов (трение и износ в машинах): сб. науч. тр. – м.: наука, 1968. – вып.20. – с. 65-71. 8. дворук в.і. абразивна зносостійкість теплодеформованої сталі / в.і. дворук, с.с. бєлих // проблеми тертя та зношування: наук. тех. зб. – к.: нау 2012. – вип.58. – с. 41-48. 9. дворук в.і. вплив структурного стану на абразивне руйнування сталі / в.і. дворук, о.в. герасимова // проблеми тертя та зношування: наук. техн. зб. – к.: нау, 2007. – вип. №47. – с. 82-94. 10. шевеля в.в. обеспечение триботехнических свойств композиционих материалов при абразивную изнашивании / в.в. шевеля, в.и. дворук, в.е. довжок, а.в. радченко // проблеми трибологии. – 2000. – №1. – с. 67-72. 11. хеккель к. техническое применение механики разрушения / к. хеккель. – м.: металлургия, 1974. – 64с. – библиогр.: с.92-93. 12. латишенко в.а. диагностика жосткости и прочности материалов / в.а. латишенко. – рига: зинатне, 1968. – 320 с.: библиогр.: с. 274-299. 13. дворук в.і. абразивна зносостійкість та структура легованих сталей / в.і. дворук, с.с. бєлих // проблеми трибології – 2012. – №1. – с. 14-19. 14. механика контактного разрушения: (монография) / ю.в. колесников, е.м. морозов. – м.: наука, 1989. – 224 с. – библиогр.: с.183-219. 15. сорокин г.м. новые критерии повышения долговечности машин / г.м. сорокин // вестник машиностроения. – 2008. – № 5. – с. 19-23. поступила в редакцію 28.10.2013 вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 52 dvoruk v.i. effect of low-temperature thermomechanical treatment (ltmt) on the abrasive wear resistance of stainless steel. found no effect of the impact of stainless steel to low-temperature thermomechanical treatment (ltmt) on the abrasive wear resistance of stainless steel. the possibility of application of rheological parameters as a viterion abrasive wear resistance of steel after ltmt. proved illegality identification and abrasive bulk fracture of steel. key words: low-temperature thermomechanical treatment, abrasive wear resistance and rheological parameters. references 1. hrushhov m.m., babichev m.a. issledovanie iznashivanija metallov, m.: an sssr, 1960. 352 p. bibliogr. p. 337-342. 2. sorokin g.m. tribologija stalej i splavov. m.: nedra, 2000. 316 p. bibliogr.: pp. 237-245. 3. dvoruk v.і. reologo-kіnetichna koncepcіja abrazivnoї znosostіjkostі ta її realіzacіja v keruvannі pracezdatnostі mehanіchnih tribosistem: avtoref. disertacії doktora tehn. nauk, k. nau, 2007-40 p. 4. bernshtejn m.l. termomehanicheskaja obrabotka metallov i splavov: v 2t, m.: metalurgija, 1968. t.2. 1171 p.: il., tabl. bibliogr.: pp. 1165. 5. ivanova v.p., gordienko l.k. novye puti povyshenija prochnosti metallov: (monografija), m.: nauka, 1964. 18 p.: il., tabl. bibliogr.: pp.111117. 6. bernshtejn m.l. prochnost' stali, m.: metalurgija, 1974. 199 p. bibliogr.: pp. 196-199. 7. zharkov v.ja., kantor m.m. abrazivnaja iznosostojkost' stalej v zavisimosti ot termomehanicheskoj obrabotki vtmo i ntmo , iznos i antifrikcionnye svojstva materialov (trenie i iznos v mashinah): sb. nauch. tr. m.: nauka, 1968. vyp.20. pp. 65-71. 8. dvoruk v.і., bєlih p.p. abrazivna znosostіjkіst' teplodeformovanoї stalі, problemi tertja ta znoshuvannja: nauk. teh. zb. k.: nau 2012. vip.58. pp. 41-48. 9. dvoruk v.і., gerasimova o.v. vpliv strukturnogo stanu na abrazivne rujnuvannja stalі, problemi tertja ta znoshuvannja: nauk. tehn. zb. k.: nau, 2007. vip. no47. pp. 82-94. 10. shevelja v.v., dvoruk v.i., dovzhok v.e., radchenko a.v. obespechenie tribotehnicheskih svojstv kompozicionih materialov pri abrazivnuju iznashivanii, problemi tribologii. 2000. no1. pp. 67-72. 11. hekkel' k. tehnicheskoe primenenie mehaniki razrushenija, m.: metallurgija, 1974. 64p. bibliogr.: pp. 92-93. 12. latishenko v.a. diagnostika zhostkosti i prochnosti materialov, riga: zinatne, 1968. 320 p.: bibliogr.: pp. 274-299. 13. dvoruk v.і., bєlih p.p. abrazivna znosostіjkіst' ta struktura legovanih stalej, problemi tribologії: 2012. no1. pp.14-19. 14. kolesnikov ju.v., morozov e.m. mehanika kontaktnogo razrushenija: (monografija), m.: nauka, 1989. 224 p. bibliogr.: pp. 183-219. 15. sorokin g.m. novye kriterii povyshenija dolgovechnosti mashin, vestnik mashinostroenija. 2008. no5. pp. 19-23. 16_kubich.doc о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 97 кубич в.и. ивщенко л.и. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» постановка проблемы механические характеристики контактных поверхностных слоев элементов трибосопряжений во многом обуславливают протекание процессов, связанных с зарождением дефектов, приводящих к их последующему разрушению в свойственных им эксплуатационных условиях работы. к таким характеристикам могут быть отнесены послойные микротвердость и модуль упругости. формирование исходных покрытий на поверхности одного из элементов трибосопряжений способом финишной антифрикционной базабразивной обработки (фабо) в поверхностно-активных средах приводит к ее первичному модифицированию, а дальнейшее ее контактное взаимодействие с поверхностью другого элемента к последующему. причем изменению деформационного состояния подвергаются и контактные приповерхностные слои необработанной поверхности. при этом изменяются и приведенные механические характеристики. безусловно, характер послойного глубинного изменения их значений обуславливает механизм деформации контактных слоев, лежащий в основе обеспечения износостойкости элементов трибосопряжений в целом [1, 2]. результаты проведенных ранее триботехнических испытаний по оценке износостойкости трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш», проведенные в лабораторных условиях с использованием натурных образцов, и металлографических исследований показали следующее. покрытие, сформированное способом фабо на поверхностях шеек с использованием комплекса материалов в составе: оловянистая бронза броф4-0,25; поверхностно-активная среда %, (ат.) галлий 81, индий 19, обуславливает снижение: износа контактных поверхностей элементов трибосопряжений, при изменении нагружения и режимов смазывания в зоне трения; температурной напряженности и механических потерь в трибосопряжениях, за счет образования вторичных структур из элементов покрытия и элементов антифрикционного слоя вкладыша при протекании в их приповерхностных контактных слоях структурных превращений; неоднозначно влияет на изменение микроструктуры приповерхностных слоев основного материала шеек. покрытие формировалось на натурных образцах-шейках, материал сталь 45, чугун вч50. в качестве образцов-вкладышей использовались цельные сталеалюминевые вкладыши с антифрикционным сплавом ао20-1, материал основы сталь 0,8 кп. триботехнические испытания проводились в соответствии с циклом, моделирующим условия граничного трения поверхностей образцов, при которых происходит «рубежное граничное трение» условия разрушения и возобновления слоя масляной композиции в зоне контакта [3, 4, 6]. в соответствии с этим определенный интерес представляет картина послойного изменения механических свойств в контактируемых слоях элементов исследуемых трибосопряжений, что, безусловно, лежит в основе протекания целого комплекса процессов структурообразования при действии компонентов используемой галлиево-индиевой среды. особенно важно получить картину изменения свойств контактных слоев именно в условиях образования вторичных структур. однако сведения о характере изменения механических характеристик поверхностных слоев при использовании натурных образцов отсутствуют. данный факт вызывает необходимость в проведении измерений значений микротвердости, модуля упругости приповерхностных слоев элементов испытанных трибосопряжений. полученные результаты позволят получить картину изменения рассматриваемых характеристик при проявлении свойств компонентов галлиево-индиевой среды и оценить степень ее влияния на процессы структурообразования в контактных слоях элементов трибосопряжений. методы исследования для измерения и последующего анализа механических характеристик поверхностей образцов использовался аппаратурный комплекс для микро и нанотестирования слоев поверхности материалов и покрытий в составе универсального нанотестера «микрон-гамма», рис. 1 а, б [5]. для удобства проводимых измерений фрагменты образцов собирались в пакет, закреплялись в струбцине 2 и позиционировались на рабочем столике прибора. при работе нанотестера в качестве индентометра, осуществлялось непрерывное внедрение в локальные участки поверхности образцов твердого индентора с регистрацией в автоматизированном режиме глубины его проникновения (h) и вдавливающей силы (р). результаты представлялись в виде графических диаграмм внедрения, отображающих зависимость р от h, а также в виде цифровой базы данных. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 98 а б рис. 1 – внешний вид нанотестера «микрон-гамма»: а – размещение образцов:1 направляющая прибора; 2 – струбцина; 3 – фрагменты образцов роликов (шеек); 4 – окно программного обеспечения измерений; б – диаграммы внедрения: 1 5 ветви нагружения – слева, ветви разгрузки – справа программное обеспечение данного прибора позволяет определять такие параметры как глубина внедрения hmax, микротвердость hμ, модуль упругости e деформированного антифрикционного слоя. на каждом образце выполнялось от четырех до семи уколов при нарастающем нагружении и разгружении от 0 до 50 г. уколы выполнялись как непосредственно в поверхность образцов, так и в плоскости шлифов. для проведения измерений по поверхности с помощью приспособления выполнялись лунки, а уколы производились в соответствии со схемой, рис.2 а,б. а б рис. 2 – приспособления для выполнения лунок на поверхности образцов: а – приспособление: 1 – образец-шейка; 2 – электродвигатель; 3 – вращающийся шар; 4 – направляющие конусы; 5 – опора; б – схема уколов в плоскости сечения лунки: 1 – слой покрытия; 2 – слой основного материала образца; 3 – места внедрения индентора; 4 – лунка; h1, h2, h3, hi – глубина измерения такой прием позволил определить послойно как механические характеристики покрытий, так и приповерхностных структур основного материала без существенного разрушения образцов. последнее позволило использовать для триботехнических испытаний натурные образцы с изначально определенными исходными характеристиками исследуемых структур образцов. для определения глубины измерения использовалась программное обеспечение расчетов измерений recogn of objects, алгоритм вычислений составлен с учетом геометрических размеров шара, рис. 3 а, б. программа производит вычисления расстояний между фиксируемыми точками на изображении (пикселями), в данном случае в местах уколов, определяя координаты в системе хоу. точность измерения расстояний составила 1 мкм. в соответствии с полученными координатами определялась глубина анализируемого слоя: xcp ycp i x i x i a baa h = α = tg , (1) где iха – расстояние между точками по проекции на ось ох, мкм; ахср – среднее расстояние между точками измерений по совокупности уколов по проекции на ось ох, мкм; вуср – среднее расстояние между точками измерений по совокупности уколов по проекции на ось оy, мкм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 99 х800 а б рис. 3 – окно программы recogn of objects измерения расстояний по поверхности лунки: а – поверхность лунки на образце-шейке: 1 – материал образца (сталь 45); 2 – медьсодержащее покрытие; 3 – точки фиксации измерений (зоны уколов); 4 – укол индентора; б – информационное табло с рассчитанными расстояниями результаты исследований и обсуждение в табл. 1 приведены усредненные значения микротвердости, модуля упругости приповерхностных слоев вкладышей, а на рис. 4, 5 представлены комплексные схемы их изменения по глубинам контактных слоев вкладышей, покрытия, шеек. таблица 1 усредненные значения микротвердости, модуля упругости приповерхностного слоя вкладышей микротвердость hμ, гпа модуль упругости е, гпа наименование глубина слоя (0 7) мкм глубина слоя (30 40) мкм глубина слоя (0 7) мкм глубина слоя (30 40) мкм исходный материал 0,46 0,49 0,46 0,49 64,0 66,0 64,0 66,0 материал, после испытаний модельных образцов 0,88* 0,48** 72,0 34,0 материал, после испытания натурных образцов 0,82 0,77 0,56 0,61 0,62 0,68 0,61 0,65 68,5 71,3 38,3 42,8 (59,3 62,8) 73,2 74,9 70,2 73,4 примечание: * – для трибосопряжений без покрытия; ** – для трибосопряжений с покрытием а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 100 б в г рис. 4 – комплексная схема изменения модуля упругости, микротвердости по глубинам контактных слоев элементов трибосопряжений: а, б – материал шейки чугун вч50; в, г – материал шейки сталь 45; i – слои поверхности вкладыша: 1 – взаимодействие с покрытием после испытаний; 2 – взаимодействие с поверхностью без покрытия; 3 – исходный материал; 4 – зона контакта поверхности вкладыша с шейкой; ii – слои покрытия на шейке: 5 – область № 3; 6 – область № 2; 7 – область № 1; 8 – зона адгезионного взаимодействия материала покрытия с подложкой материала шейки; iii – приповерхностные слои шейки: 9 – без покрытия после испытаний; 10 – без покрытия до испытаний; 11 – после нанесения покрытия до испытаний; 12 – после испытаний с покрытием pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 101 анализ полученных результатов показал следующее. для приповерхностных слоев вкладышей: микротвердость поверхностного слоя, контактирующего с покрытием на шейке, по отношению к микротвердости слоя, контактирующего с шейкой без покрытия, уменьшилась в 1,35 раза, и в тоже время, по отношению к исходной увеличилась в 1,2 раза. при этом микротвердость слоя, контактирующего с шейкой без покрытия увеличилась, по отношению к исходной в 1,7 раза; на большей глубине от поверхности контакта микротвердости слоев, контактируемых как с покрытием на шейке, таки и без него, увеличились в 1,34 раза по отношению к микротвердости исходного материала; модуль упругости слоя контактирующего с покрытием на шейке, по отношению к таковому для слоя, контактирующего с шейкой без покрытия, уменьшился в 1,7, а также и в 1,2 раза (для данных приведенных в скобках), что выделяет наличие неоднородности упругих свойств по глубине; по отношению к исходному материалу наблюдается незначительное увеличение модуля упругости для слоев, контактирующих с шейкой без покрытия, и снижение в 1,6 (1,1), для слоев, контактирующих с покрытием; на большей глубине от поверхности контакта модуль упругости слоев, контактируемых как с покрытием на шейке, таки и без него, увеличились в 1,14 раза по отношению к микротвердости исходного материала. характер изменения величин, определяющих механические свойства приповерхностных слоев вкладышей, указывает на неоднозначность протекания структурных изменений, приводящих к различному уровню пластичности и упругости контактных зон, что обуславливает их деформационное состояние. контактные зоны поверхностей вкладышей, контактирующие с шейками без покрытий подвергаются поверхностному упрочнению в большей степени, чем зоны вкладышей, контактирующие с покрытием на шейках, что является сопутствующим процессом деформаций с накоплением дефектов, приводящих к разрушению когезионных связей антифрикционного материала. для приповерхностных слоев шеек, материал чугун вч50, наблюдается: незначительное увеличение модуля упругости в 1,1 раза с выраженным максимумом на глубине ~ 10 мкм для слоев модифицированных процессом формирования покрытия до испытаний, по отношению к не обрабатываемой поверхности, для которой максимальные значения наблюдаются на глубине ~ (20 30) мкм и сходятся со значениями обработанной поверхности в более глубоких слоях; снижение модуля упругости модифицированного слоя по результатам триботехнических испытаний в 1,2 раза на глубине ~ (0 15) с последующим увеличением и сходимостью с результатами до испытаний на глубине ~ (20 30) мкм; для не обрабатываемой поверхности после ее испытания характерно незначительное увеличение модуля упругости – в 1,1 раза, симметричное по всей глубине; увеличение микротвердости слоев, модифицированных обработкой, в 1,24 раза, по отношению к не модифицированным, с максимальными значениями на поверхности с пологим уменьшением в глубину; незначительные изменения микротвердости для слоев поверхности, не подвергавшихся обработке после испытаний: уменьшение в 1,2 раза на глубине ~ (0 10) мкм, а также увеличение в 1,17 раза на глубине (25 30) мкм; снижение микротвердости модифицированных слоев после испытаний в 1,3 раза, при этом линия уменьшения ее значений в глубину более пологая, чем до испытаний. такая картина характера изменений показателей механических свойств обуславливает протекание процессов структурообразования, не приводящих к изменению микроструктуры чугуна, а приводящих к упрочнено релаксационному состоянию приповерхностных слоев с покрытием [6]. в результате работы трибосопряжения приповерхностные слои шеек с покрытием менее упруги, при большей микротвердости, по отношению к шейкам без покрытия. для приповерхностных слоев образца шейки, материал сталь 45, наблюдается: незначительное увеличение модуля упругости в 1,1 раза с выраженным максимумом на глубине ~ 10 мкм для слоев модифицированных процессом формирования покрытия до испытаний, по отношению к не обрабатываемой поверхности, для которой максимальные значения наблюдаются на глубине ~ (20 30) мкм и сходятся со значениями обработанной поверхности на этой глубине; увеличение модуля упругости модифицированных слоев после испытаний в 1,24 раза с сохранением максимального значения, но уже на глубине ~ 15 мкм и таким же убыванием далее по глубине; для слоев, не модифицированных обработкой, модуль упругости увеличивается в 1,4 раза и сохраняется постоянным по всей анализируемой глубине, что в 1,12 раза больше чем для модифицированных слоев; уменьшение микротвердости модифицированных слоев в 1,2 раза до испытаний по отношению к не модифицированным слоям с сохранением пологости убывания в глубину и сходимостью в более глубоких слоях; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 102 увеличение микротвердости модифицированных слоев после испытаний в 1,24 раза, а также не модифицированных слоев в 1,38 раза, при том, что микротвердость модифицированных слоев по отношению к не модифицированным меньше в 1,2 раза. такая картина характера изменений показателей механических свойств также обуславливает протекание процессов структурообразования, но уже приводящих к изменению микроструктуры стали, и релаксационно-упрочненному состоянию приповерхностных слоев с покрытием [6]. в результате работы такого сопряжения приповерхностные слои шеек с покрытием менее упруги, при меньшей микротвердости, по отношению к шейкам без покрытий. для слоев покрытия на шейках до испытаний, характерно: 1) четко просматриваются области структурных составляющих фаз материала покрытия со значениями микротвердости, модуля упругости: область № 1: 0,3-0,7 гпа, 20-45 гпа; область № 2: 1,2-2,2 гпа, 60-85 гпа; область № 3: 4,5-6,0 гпа , 110-140 гпа; область адгезионного взаимодействия материалов шеек с материалом покрытия: для чугуна вч50 – 150-160 гпа, 5,5-6,0 гпа; для сталь 45 – 190-210 гпа, 9 10 гпа; 2) глубина внедрения индентора для зон уколов составляла 2,5 5,3 мкм, что свидетельствовало о достаточной неоднородности слоев. в соответствии с полученными данными предположительно: области № 1, 2 образованы механическими смесями (галлий + индий) с (олово + медь); область № 3 упрочненная медь, что обусловлено увеличением модуля упругости с 100 гпа, исходных для бронзы броф4-0,25, до выявленных 110 140 гпа. на схемах характер распределения значений анализируемых величин приведен как вариант отображения наличия выявленных областей. после испытаний распределение областей стало таким, что в основном осталась область № 1 и № 3. значения микротвердости и модуля упругости по отношению к исходным уменьшились: микротвердость (4,5 6,0 гпа)→ (3,0 4,3 гпа); модуль упругости (110 140 гпа) → (90 110гпа). отсутствие области № 2, а также снижение значений рассматриваемых величин предопределяет изменение состава образовавшейся при трении структуры и ее свойств. выводы получены комплексные схемы изменения механических характеристик модуля упругости, микротвердости контактных слоев материалов шеек (сталь 45, чугун вч50), антифрикционного сплава вкладыша ао20-1, покрытия на шейке (бронза броф4-0,25, компоненты галлиево-индиевой среды). выявлены изменения в анализируемых слоях, которые обусловлены влиянием галлиевоиндиевой среды на характер протекания как адгезионных, так и когезионных процессов, связанных с перераспределением энергий взаимодействия между элементами кристаллических решеток материалов. такое состояние может создать предпосылки к более интенсивному протеканию процессов индивидуального структурирования взаимодействующих материалов без накопления дефектов, приводящих к разрушению поверхностного слоя. литература 1. справочник по триботехнике: в 3-х т. т.1 теоретические основы / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичиназдзе. – м.: машиностроение, 1989. – 400 с. 2. кубич в.и. топография поверхностей элементов трибосопряжений энергетических машин / в.и. кубич, л.и. ивщенко, в.и. закиев // вестник двигателестроения. – № 1. – 2011. – с. 8-14. 3. кубич в.и. износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблемы трибологии. – №2 (60). – 2011. – с. 103-110. 4. кубич в.и. к методике разработки цикла испытания трибосопряжения «шейка-покрытиевкладыш»/в.и. кубич, л.и. ивщенко // «ольвійський форум-2011: стратегії україни в геополітичному просторі»: тези. – миколаїв: вид-во чду ім. петра могили, 2011. – том ii. – с. 35-37. 5. игнатович, с.р. аппаратурный комплекс для микрои нанотестирования поверхности материалов и покрытий / с.р. игнатович, в.н. шмаров, и.м. закиев // технологические системы. – 2009. – №5(49). – с. 72-78 6. кубич в.и. металлографический анализ приповерхностных слоев подложек образцов шеек коленчатых валов двс / в.и. кубич // «тиждень науки-2011» збірник тез науково-практичної конференції. т.1 – запоріжжя: знту, 2011. – с184-185. надійшла 10.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 20_kuhar.doc разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 137 кухарь в.в., суглобов р.в., присяжный а.г. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv_mariupol@mail.ru разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях штамповки и прокатки удк 621.89(088.8): 621.896: 621.7 предложена конструкция эжекторного узла для нанесения распылением технологических смазок на смазываемые поверхности. экспериментально установлена зависимость режимов работы данного устройства от влияния комплекса конструктивных и технологических факторов, которая положена в основу методики проектирования устройства для подачи и нанесения смазок в технологических процессах обработки металлов давлением. ключевые слова: устройство для нанесения технологических смазок, эжекторный узел, экспериментальные исследования, методика расчета введение повышение стойкости дорогостоящего штампового инструмента и прокатных валков является актуальной научно-технической проблемой, для решения которой предложен ряд методов [1, 2]. к ним относят разработку химического состава и режимов термической обработки штамповых сталей, химикотермическую обработку, предварительное профилирование заготовок, смазку гравюр или штампуемых заготовок, улучшение температурного режима работы штампа, сбив окалины, варьирование толщиной заусенца (облоя) и др. использование технологических смазок позволяет в 1,6 … 1,8 раз повысить стойкость штампов для горячей объемной штамповки, при этом существенную роль в обеспечении требуемого температурного режима штампа и эффективной его защиты от износа играет не количество, а равномерность нанесения технологической смазки [2]. для соблюдения условий равномерного нанесения слоя смазочно-охлаждающих смесей на смазываемые поверхности разработаны технические устройства, конструкционные параметры которых требуют уточнения исходя из условий их работы. питатели эжекторного типа зарекомендовали себя наименее материалоёмкими, дешевыми и легко управляемыми устройствами, что особенно важно для использования в автоматизированных комплексах обработки металлов давлением. при этом влияние вида конструкции и производственных факторов на рабочие характеристики эжекторных устройств для подачи смазок до настоящего времени изучено недостаточно. анализ известных исследований и публикаций эффективность использования водно графитовых технологических смазок в процессах горячей обработки металлов не вызывает сомнения по сравнению, например, с твердыми или маслографитовыми препаратами [2-4]. смазки на водной основе являются бездымными, при непреднамеренных разливах не создают травмоопасных ситуаций, а устройства для их нанесения легко автоматизировать [3 5]. для улучшения условий работы в прокатно-штамповочной отрасли и минимизации негативного влияния на окружающую среду с обязательным увеличением производительности и стойкости штампов в европейском союзе учрежден отраслевой исследовательский проект “brite-euram”, целью которого является разработка экологически безопасных систем смазки инструмента для горячей обработки материалов [6]. наиболее распространено смазывание и охлаждение рабочих частей штампового инструмента способами смачивания (“dip cooling”), например, квачём, облаком тумана технологической смазки (“film cooling”) и распылением (“spray cooling”) [5]. нанесение смазки на поверхность заготовки менее эффективно и сопровождается повышенным расходом смазочного материала. для всех перечисленных способов при горячей штамповке или прокатке, когда температура рабочего инструмента выше некоторой критической величины (“leidenfrost temperature”), возможно возникновение нежелательной “паровой подушки” (“leidenfrost-effect”) между поверхностью деформируемого металла и инструмента. с данной точки зрения смазывание распылением является более предпочтительным, т.к. наличие кинетической энергии у капель смазки способствует их проникновению в глубокие полости ручьев [5]. для высокоточного нанесения смазки на рабочие поверхности штампов горячей штамповки разработаны устройства, основанные на эффекте распыления жидкости, вытесняемой высоким давлением (40 … 80 атмосфер и более) [4, 5]. такие устройства содержат герметично закрытый прочный бак емкостью 45 … 400 литров, компрессор для нагнетания воздуха и создания высокого давления в баке, электродвигатель, трубопровод (гибкий шланг) и распылительную головку. предусмотрены исполнения с ручным, полуавтоматическим и автоматическим перемешиванием смазки для исключения слипания часmailto:kvv_mariupol@mail.ru разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 138 тиц графита и закупорки форсунок [2, 4]. кроме того, необходимость продавливания смазки через сопла форсунок с малыми проходными сечениями накладывает ограничение на дисперсность помола её нерастворимых компонентов. также известны устройства, в которых нанесение технологических смазок осуществляется подаваемым под давлением инертным газом [7]. здесь возможности более равномерного и глубокого нанесения смазки связаны с эксплуатацией криостойких баков с жидким азотом, испарителей для его испарения при оптимальном давлении и температуре и инжекторов для впрыскивания газосмазочной смеси в полость штампа, что делает данные конструкции весьма энергоемкими. в работе [3] изучено изменение температуры штампов при их смазке и охлаждении различными способами в технологических циклах автоматизированной штамповки на механических и гидравлических прессах. при этом подтверждены наилучшие результаты для нанесения технологической смазки распылением. недостатки способов распыления жидких технологических смазок, заключающиеся в их подаче в систему под давлением, подводе сжатой среды (воздуха или газа) для продувки и барботажа смазки по отдельным трубопроводам, засорения трубопроводов, исключаются при использовании эжекторных узлов. способы предполагают приготовление раствора смазки, смешение его с потоком воздуха, подвод смеси по трубопроводу к смазываемым поверхностям и распыление, при котором предусмотрено создание локального сопротивления потоку воздушно смазочной смеси для установления давления в зоне смешивания больше атмосферного. типовым устройством для реализации данного способа является конструкция эжектора [8], содержащая корпус, сопло, трубопровод, подпружиненный шток для уменьшения поперечного сечения трубопровода, открытый бак и всасывающий рукав. воздушный поток от пневматической сети проходит через сопло и трубопровод с открытым сечением при отжатом штоке и образует разрежение, благодаря которому из бака всасывается поток смазки, смешивающейся с воздухом за корпусом устройства. дозировку смазки осуществляют с помощью подпружиненного штока, при изменении положения которого часть воздушного потока направляется на продувку распылителя, а другая – на продувку рукава всасывания смазки и её перемешивание в баке [8]. такие устройства обладают техническими ограничениями, связанными со сложностью определения их конструктивных параметров, что ухудшает управляемость подачей и отсечкой технологической смазки и требует установки дополнительных звеньев. стабильность работы устройства и его способность к автоматизации также снижается из за установки управляющего штока в зоне смешивания. цель работы и постановка задач исследования целью настоящей работы является усовершенствование конструкции устройства для нанесения распыленной технологической смазки на основе принципа эжекции и разработка методики расчета его конструктивных параметров для улучшения управляемости устройством в автоматизированных линиях обработки металлов давлением, в частности, горячей объемной штамповки и прокатки. для решения поставленной цели требуется решить следующие задачи: 1. экспериментально исследовать работу устройства при различных конструктивных и технологических факторах. 2. обработать экспериментальные данные и разработать методику расчета устройства для нанесения технологической смазки, которая позволит обеспечить необходимый перепад давления в камере разрежения при требуемом взаимном расположении конструктивных элементов. 3. улучшить управляемость процессом подачи распыленной смазки и повысить стабильность работы устройства. изложение основного материала с точки зрения простоты, управляемости и обеспечения стабильности работы технологических установок в широком диапазоне влияющих факторов наиболее технологичными являются газожидкостные эжекторы с прямолинейной камерой смешения (распыления жидкой смазки). давление p∆ , па, в зоне смешивания может быть определено по формуле [9]: 22 22 0 0 ωζρ+ ω ρ      λ=∆ d l p , (1) где 25,0 0 re 68 11,0       + ∆ =λ d e – коэффициент гидравлического трения (по альтшулю), здесь re – число рейнольдса, e∆ – эквивалентная шероховатость проходного сечения трубопровода, м; 0l и 0d – длина и диаметр трубопровода соответственно, м; ρ – плотность потока смеси, кг/м3; ω – скорость потока смеси, м/с; ζ – коэффициент местных сопротивлений. разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 139 регулировку величины p∆ возможно производить за счет изменения местного сопротивления, перекрытием проходного сечения, воздействием физического поля на поток или трубопровод, увеличением длины или количества поворотов трубопровода. регулировка значения p∆ за счет изменения величины шероховатости e∆ трубопровода технически трудноосуществима и малозначима. для прекращения подачи распыленной смазки и перехода в режим продувки и барботажа необходимо увеличить местные сопротивления так, чтобы выполнялось неравенство: p∆ > 0p , где 0p – атмосферное давление, па. в связи с многообразием различных технологических процессов, при которых необходимо нанесение смазок различной вязкости и плотности, диапазон значений отношения площади перекрытия к площади остающегося проходного сечения довольно широк. например, при подаче жидких смазок, компоненты которых не склонны к выпадению в осадок, а торец выходного распылителя находится в непосредственной близости от горячей заготовки, необходимо интенсифицировать продувку распылителей для исключения зашлаковывания отверстий остатками смазки после испарения жидкой основы. в других случаях, когда низкого коэффициента трения на поверхности “инструмент заготовка” достигают подачей крупнодисперсного графита, быстро выпадающего в осадок в рабочих растворах водно графитовых смазок, а торец выходного распылителя находиться на значительном расстоянии от нагретой заготовки, необходимо интенсифицировать барботаж рабочего раствора. для выполнения экспериментальных исследований было разработано и изготовлено устройство для нанесения технологических смазок, схема которого приведена на рис. 1. в конструкции предусмотрены регулирование расстоянием a за счет резьбовых соединений между корпусом 1, соплом гильзой 2 и втулкой 5, а также смена трубы 3 для варьирования площадью проходного сечения 0f и длиной 0l трубопровода. последний выполняли по вариантам прямоточного движения воздушно-смазочной смеси 7 (i) и с поворотом потока на 90° (ii) для изменения величин местных сопротивлений (рис. 1). рис. 1 – схема устройства для нанесения технологических смазок: 1 – корпус; 2 – сопло-гильза; 3 – трубопровод; 4 – подпружиненный шток; 5 – втулка с камерой смешения; 6 – зона смешивания; 7 – поток воздушно-смазочной смеси; 8 – воздушный поток; 9 – поток смазки; 10 – открытый бак со смазкой; 11 – всасывающей рукав; 12 – отверстие для подвода жидкой смазки; 13 – выходное сопло; а – режим подачи смазки (шток опущен); б – режим продувки и барботажа (шток поднят); а – расстояние от торца сопла до оси всасывания смазки из бака; δ → 0 – зазор основным параметром, характеризующим эффективность работы устройства, является величина разрежения, возникающая на рукаве всасывания технологической смазки. предварительно было установлено, что, при прочих равных условиях, наиболее качественного распыления смазок различной вязкости достигают при получении максимального разрежения на всасывающем трубопроводе. разрежение фиксировали вакуумметром модели вк-316, соединенным с всасывающим трубопроводом. при проведении экспериментов сетевое давление воздушного потока 8 (рис. 1) изменяли в пределах 0,3 … 0,6 мпа. результаты исследований приведены на рис. 2. анализ результатов позволяет заключить следующее. эжекторный узел (рис. 1), несмотря на простоту, чувствителен к изменениям отношения выходного диаметра сопла 2 к внутреннему диаметру втулки 5, длине отверстия сопла 2 и втулки 5, их взаимному расположению относительно оси отверстия всасывающего трубопровода, отношению проходного сечения трубы 3 к выходному сечению распылителей 13. быстрота срабатывания узла зависит от длины рукава всасывающего трубопровода и расположения бака с технологической смазкой относительно эжекторного узла по высоте. рекомендуемые отношения площадей отверстий сопла 2 и втулки 5 находятся в пределах 5…6; длина отверстия сопла 2 составляет 2…3 диаметра сопла; длина отверстия втулки 5 (зона распыления) составляет 5 … 6 диаметров разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 140 отверстия; торец сопла 2 и обращенный к нему торец втулки 5 совмещают в одну плоскость ( δ = 0) и смещают от оси отверстия для всасывания в сторону по ходу потока воздуха на 1,0 … 1,1 диаметра отверстия втулки 5; выходное сечение отверстий распылителя должно превышать сечение отверстия втулки 5 не менее чем на 40 %. длина всасывающего рукава должна быть максимально короткой, а емкость с технологической смазкой – максимально приближена к эжектору таким образом, чтобы уровень смазки в баке не превышал горизонтальной оси эжектора. а б рис. 2 – результаты экспериментальных исследований устройства для подачи распыленной смазки: а – зависимость давления на всасывающем трубопроводе от сетевого давления воздуха и сопротивления трубопровода для распыления при смещении торцов сопла и втулки от оси всасывания на 12 мм; б – зависимость давления на всасывающем трубопроводе от сетевого давления воздуха, сечения трубопровода для распыления и смещения торцов сопла и втулки относительно оси всасывания в результате обработки графиков (рис. 2) получена эмпирическая зависимость для расчета длины трубопровода ( 0l , мм) от влияющих факторов [10]: ( ) ( ) 0 2 0 014,004,0 028,008,011,0055,0022,0057,0 f kk kk р р kkkk l pl pl cet bc lppl ⋅             ⋅−⋅ ⋅−⋅⋅+⋅−⋅−⋅−⋅ = , (2) где       +      α ⋅⋅      +      ⋅=⋅= 1 180 36,1329,0 1000 239,2 01α1 f kkk fl ; ; 1 180 24,0935,0 1000 215,0 0 22 cetcet f p p f p kk k       +      α⋅⋅      +     ⋅ = ⋅ = α всp и cetр – давление на всасывающем трубопроводе и сетевое давление воздуха, мпа; α и 0f – угол поворота потока, град., и площадь сечения трубопровода (рис. 1), мм 2. данная зависимость положена в основу разработанной методики расчета устройства для нанесения технологических смазок для процессов штамповки (рис. 3, а) и прокатки (рис. 3, б). время и продолжительность подачи технологической смазки в автоматизированных линиях необходимо согласовывать с циклограммой работы оборудования, технологическим циклом. конструкция и расположение (расстояние до смазываемой поверхности) распылителя зависит от площади смазывания. поясним работу устройства на примере процесса прокатки (рис. 3, б). пусть струя воздушносмазочной смеси (аэрозоля) распыляется на расстоянии l от рабочих валков, вращающихся с угловой скоростью bw , на их поверхность, причем рабочие валки опираются на опорные валки (клеть квадро). струя раскрывается под углом θ и образует на поверхности рабочих валков масляное пятно диаметром d , которое при вращении рабочих валков попадает на поверхность прокатываемой полосы, движущейся со скоростью nv (рис. 3, б). разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 141 а б рис. 3 – расположение устройств и нанесение распыленных смазок в технологических линиях обработки металлов давлением: а – при штамповке (1 – распылители, 2 – сопло для предварительного обдува штампов 7, 3 – вентиль; 4 – бак со смазкой, 5 и 6 – трубопроводы для подачи воздуха и смазки соответственно); б – при прокатке для выполнения расчетов зададимся следующими исходными данными: cetр = 400000 па; 0р = 101325 па (1 атм.) – атмосферное давление; aγ = 80 % – содержание воздуха в смеси; tcγ = 20 % – содержание смазки в смеси; aρ = 1,29 кг/м 3 – плотность воздуха; tcρ = 900 кг/м 3 – плотность жидкой технологической смазки; l = 0,35 м (принимаем из практики). определим режим движения смазочного аэрозоля. для этого из формулы (1) запишем: λζ⋅ρ ∆⋅ =ω k p2 ;       ζ+      λ=λζ 0 0 d l k . (3) коэффициент λζk зависит от материала и чистоты обработки трубы, траектории гидравлического пути (перегибов, поворотов), габаритов трубопровода (дины, диаметра), причем последние являются искомыми параметрами расчета. значение λζk изменяется по ходу движения смазочного аэрозоля в трубопроводе и, очевидно, что в зоне смешения его влиянием можно пренебречь. плотность аэрозоля: tc tc a a ρ⋅ γ +ρ⋅ γ =ρ 100100 . (4) подставляя в уравнение (4) исходные данные получим: ρ = 181,032 кг/м3. тогда, используя выражение (3), для зоны смешения рассчитываем скорость /ω потока смеси: ( ) ρ−⋅=ω 0/ 2 ppcet = 57,4 м/с. основные параметры турбулентной струи при распылении смазочного аэрозоля на поверхность прокатных валков определяем по формулам г.н. абрамовича [9]. угол раскрытия струи (рис. 3, б): ,8,6 θ⋅=θ а (5) где θa = 0,07 – рекомендуемый числовой коэффициент [9]. тогда имеем: θ = 0,476 рад. = 28°. в рассматриваемом случае принимаем диаметр выходного сопла распылителя (форсунки) равным диаметру трубопровода. диаметр пятна (рис. 3, б), образующегося на поверхности валков при распылении смазочного аэрозоля, без учета диаметра сопла распылителя: )2/(2 θ⋅⋅= tgld . откуда: d = 0,175 м. относительный радиус турбулентной струи на расстоянии l от сопла (по г.н. абрамовичу) [9]: ,29,04,3 00       ⋅ +⋅= θ r la r r (6) где 0r = 2/0d и 2/dr = – радиусы сопла (трубопровода) и пятна смазки соответственно. из формулы (6) получим: . 986,0 4,3 0 lar r ⋅⋅− = θ (7) разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 142 после расчетов по выражению (7) имеем: 0r = 0,0043 м; 0d = 0,0086 м или 0f = 58 мм2. определим значение критерия рейнольдса [9]: ( ) ,re 0/ υ⋅ω= d где υ = 18∙10-6 м2/с – коэффициент кинематической вязкости смеси, м2/с. re = 27424 > крre = 2300, т.е. турбулентный режим движения смеси в трубопроводе подтвержден. задаваясь практическим отношением bср / cetр = 0,1 (при bср = 0,04 мпа) и используя выражение (2), получим: lk = 0,459 , pk = 2,369, откуда 0l = 331 мм. по выражению (3) уточним скорость смеси на выходе из трубопровода. для стальных труб e∆ = 0,05 мм [9], тогда λ = 0,026, ζ = 0,11, т.е. λζk = 1,111. откуда: ω = 54,5 м/с. пересчет по методике (2) (7) с уточненной скоростью ω не оказывает влияния на конструктивные параметры устройства. выводы в результате выполненного анализа разработано незасоряющееся эжекторное устройство для нанесения жидких технологических смазок распылением, конструкция которого усовершенствована за счет монтажа управляющего штока смещено относительно зоны смешивания, что улучшает управляемость и повышает стабильность работы устройства в автоматизированных технологических процессах. проведены экспериментальные исследования и выявлены закономерности изменения давления на всасывающем трубопроводе от давления воздуха в пневматической сети, величины смещения оси всасывающего трубопровода от камеры смешивания, местных сопротивлений трубопровода, обусловленных изменением его длины и площади поперечного сечения. это позволило установить рациональные конструктивные параметры эжекторного устройства для распыления жидкой смазки от технологических факторов и разработать методику его расчета при использовании для смазывания рабочего инструмента в технологиях обработки металлов давлением. литература 1. taylan a., mayur d. selection of die materials and surface treatments for increasing die life in hot and warm forging / taylan altan, mayur deshpande // erc for net shape forming. paper no 644-fia tech conference. – the ohio state university, april 2011. – p. 1-32. 2. chun liu. modeling of water and lubricant sprays in hot metal working : dissertation … presented in partial fulfillment of the requirements for the degree doctor of philosophy (ph.d.) in the graduate school of the ohio state university / chun liu. – the ohio state university, 2007. – 282 p. 3. manas shirgaokar. technology to improve competitiveness in warm and hot forging: increasing die life and material utilization : dissertation … presented in partial fulfillment of the requirements for the degree doctor of philosophy (ph.d.) in the graduate school of the ohio state university / manas shirgaokar. – the ohio state university, 2008. – 296 p. 4. hot forging die lubrication by the use of zero maintenance spraying systems // purchase. tech article. – november, 2012. – p. 149-154. 5. behrens b.-a., lueken i., odening d. cooling and lubrication of automated forging processes with high-pressure systems / bernd-arno behrens, ingo lueken, dirk odening // international journal of material forming. – 2010. – vol. 3, issue 1 sup. – p. 331-334. 6. sheljaskow s. tool lubrication systems in warm forging / s. sheljaskow // journal of materials processing technology. – 2001. – № 113. – p. 16–21. 7. pat. wo/2008/071355 italy, a1, b 21 j 3/00; b 30 b 15/00. lubricating system and method for a press-forging die / bassi stefano, borgogno alessandro, porto gianluca, giudici raoul (it); petruzziello, aldo et al. (racheli & c. spa) (it). – № ep2007/010678; заяв. 07.12. 2007; опубл. 19.06.2008. 8. пат. 13855а ua, мпк в 21 j 3/00. розпилювач / діамантопуло к. к., капланов в. і., діамантопуло о. к. (ua); маріупольський металургійний інститут. – № 94041255; заяв. 31.12.1992; опубл. 25.04.1997, бюл. № 2. 9. смыслов в.в. гидравлика и аэродинамика / в. в. смыслов. – к.: вища школа, 1979. – 336 с. 10. пат. 11783 ua, мпк (2006) b 21 j 3/00. розпилювач / діамантопуло к. к., кухар в. в., присяжний а. г. (ua); приазовський державний технічний університет. – № u200505681; заявл. 13.06.05; опубл. 16.01.06, бюл. № 1. поступила в редакцію 29.11.2013 разработка конструкции и методики расчета устройства для нанесения технологических смазок в автоматизированных линиях ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 143 kukhar v.v., suglobov r.v., prisyazhnyi a.g. the working of design and projecting methodic for technological lubricants spraying system in automatic lines of die-forging and rolling. the design of ejecting facility for covering of technological lubricants by spraying on lubricating surfaces was proposed for automatic lines of impression die-forging and rolling. the regulation of modes of stream givens of viscid liquids is possible in knot for lubricants spraying for proportional cover guarantee. the experimental researches were executed and depending between modes of work of spraying system and complex of designing and technological factors was finding. rational design parameters of ejecting spray system were finding and results grounding to the methodic of calculation of new design of knot for spraying of lubricant in metal forming technologies that realized in automatic lines with counting of pressure in air net, quantity of dismiss of axe of absorbing pipe-line from mixing zone, local resistances of pipe-line from condition of changing of length and square of tube cross-section. the methodic of obtain the designing parameters of ejecting spray system for technological lubricant can be improving by method of successive approximations but example for rolling process was shown about given requiring results at first calculation. key words: spraying system for covering by technological lubricants, ejecting knot, experimental research, methodic of design calculation references 1. taylan altan, mayur deshpande. selection of die materials and surface treatments for increasing die life in hot and warm forging. erc for net shape forming, paper no 644-fia tech conference, the ohio state university, april 2011, pp. 1-32. 2. chun liu. modeling of water and lubricant sprays in hot metal working. dissertation, presented in partial fulfillment of the requirements for the degree doctor of philosophy, ph.d., in the graduate school of the ohio state university, the ohio state university, 2007, 282 p. 3. manas shirgaokar. technology to improve competitiveness in warm and hot forging: increasing die life and material utilization. dissertation, presented in partial fulfillment of the requirements for the degree doctor of philosophy, ph.d., in the graduate school of the ohio state university, the ohio state university, 2008, 296 p. 4. hot forging die lubrication by the use of zero maintenance spraying systems. purchase, tech article, november, 2012, pp. 149-154. 5. behrens b.-a., lueken i., odening d. cooling and lubrication of automated forging processes with high-pressure systems. international journal of material forming, 2010, vol. 3, issue 1 sup., pp. 331-334. 6. sheljaskow s. tool lubrication systems in warm forging. journal of materials processing technology, 2001, № 113, pp. 16–21. 7. pat. wo/2008/071355 italy, a1, b 21 j 3/00; b 30 b 15/00. lubricating system and method for a press-forging die. bassi stefano, borgogno alessandro, porto gianluca, giudici raoul it. petruzziello, aldo et al. racheli & c. spa it, № ep2007/010678, zajav. 07.12. 2007, opubl. 19.06.2008. 8. pat. 13855а ua, mpk в 21 j 3/00. rozpyl’uvach. diamantopulo k.k., kaplanov v.i., diamantopulo o.k. ua, mariupol’skyi matalurgijnyi instytut. № 94041255, zajav. 31.12.1992, opubl. 25.04.1997, bul. no. 2. 9. smyslov v.v. gidravlika i aerodinammika. kiev, vysha shkola, 1979, p. 336. 10. pat. 11783 ua, mpk 2006 b 21 j 3/00. rozpyl’uvach. diamantopulo k.k., kukhar v.v., prisyazhnyi a.g. ua, pryazovskyi derzhavnyi technichnyi universytet. № u200505681, zajav. 13.06.05, opubl. 16.01.06, bul. no. 1. 4_chernec.doc до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 26 чернець м.в., *, ** ярема р.я.*** * дрогобицький державний педагогічний університет імені івана франка ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща, ***львівський локомотиворемонтний завод, м. львів, україна до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність евольвентні зубчасті зачеплення із коригуванням, як конструкційним способом покращення форми зубів, знаходять широке застосування у практиці. при цьому коригована передача набуває корисних властивостей у порівнянні із такою ж некоригованою передачею. у літературі, на загал, відзначається можливість зниження внаслідок коригування контактних напружень на робочих поверхнях зубів, що зумовлене зростанням радіусів кривини евольвентних зубів шестерні. однак конкретних результатів досліджень впливу коригування на контактну міцність обмаль. тому нижче подано результати таких досліджень для коригованої косозубої циліндричної евольвентної передачі за розробленим узагальненим методом дослідження кінетики контактно-фрикційної взаємодії. також оцінка впливу коригування на контактну та згинну витривалість зубів може бути проведена згідно рекомендацій гост 21354-75. 1. оцінка максимальних контактних тисків максимальні контактні напруження (тиски) maxjp , що діють у вибраних точках j співдотику зубів, обчислюються за формулою герца: max 0.418 /j jp n ′= θ ρ , (1) де min/n n l w′ = ; 1 19550 / cosh tn pk r n= α – сила, що виникає у зачепленні; hk – коефіцієнт навантаження; tα – торцевий кут зачеплення; minl – мінімальна довжина контактних ліній у зачепленні; w – кількість пар зачеплень зубів; p – потужність на ведучому валу; ( ) ( )2 21 1 2 21 / 1 /e eθ = − ν + − ν ; ,e ν – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубчастих коліс; jρ – зведений радіус кривини профілів зубів у нормальному перерізі; j = 0, 1, 2, 3,…, s – точки контакту на робочих поверхнях зубів. радіуси кривини профілів зубів косозубої передачі (зведений, шестерні, колеса) [1]: 1 2 1 2 j j j j j ρ ρ ρ = ρ + ρ , 1 1 cos t j j b ρ ρ = β , 2 2 cos t j j b ρ ρ = β , (2) ( )cos , cos  α β = β α α =  β  b t t tg arctg tg arctg , 1 1 1t j b t jr tgρ = α , ( ) 2 2 2 2 2 2/ cost j j tr r rρ = − α , ( )1 10t j tarctg tgα = α + ϕ , ( )2 2 2arccos / cost j jr r α = α  , 1 1 cosb tr r= α , 1 1 / 2 cos ,r mz= β 2 2 cosb tr r= α , 2 2 / 2 cosr mz= β , ( ) ( )2 210 20 21 / coscost t tt u tg u tg r rα = + α − − α α , 20 2ar r r= − , 2 2ar r m= + , ( )2 22 1 1 12 cosj j j t t jr a r ar= + − α − α , 1 1 1cos / cosj t t jr r= α α , ( )1 2 / 2 cosa z z m= + β , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 27 ( )2 21 1 1/ cost s s tarctg r rα = − α , 1 1s ar r r= − , 1 1ar r m= + , ( ) ( )21 22 1 111 / coscost s t s tt tg u tg r r u −α = + α − − α α , де β – кут нахилу зубів; 1 2,r r − відповідно, радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; ϕ – кут повороту (вибраний) зубів шестерні з точки початкового контакту (т.0) в т. 1 і т. д.; u – передаточне відношення передачі; m – модуль зачеплення; 0, 2r m= – радіус заокруглення вершин зубів; 1 2,z z – числа зубів коліс; α = 20° – кут зачеплення; 10tα , 1t sα – кути, що вказують розташування першої і останньої точок зачеплення зуба шестерні на лінії зачеплення; 20tα , 2t sα – кути, що вказують розташування першої і останньої точок зачеплення зуба колеса на лінії зачеплення. мінімальна довжина лінії контакту: ( ) ( ) min 1 1 1 cos b n nb l α βα α β  − −ε  = − β ε ε   при 1n nα β+ 〉 , (3) min 1cos b n nb l α βα α β  ε = −  β ε ε   при 1n nα β+ ≤ , (4) де b – ширина шестерні; ,n nα β – дробові частини коефіцієнтів ,α βε ε торцевого і покрокового перекриття передачі; 1 2 z t t tα + ε = , sinb mβ β ε = π , 1 21 2 1 1 1 1 , b b e e t t r r = = ω ω , 1 1 2 zt z π = ω , 2 2 1 1 1 1 sins b te r r r= − − α , 2 2 2 20 2 2 sinb te r r r= − − α . 2. кориговані зачеплення коригування зубчастих коліс виникло як засіб усунення явища підрізання ніжки зубів шестерні з малим числом зубів, яке спричиняє вкорочення робочої висоти зуба, зменшення довжини зачеплення і зниження згинної міцності. у випадку додатнього коригування використовуються участки евольвенти з більшим радіусом кривини, а це підвищує контактну міцність зубів. також внаслідок збільшення товщини зубів біля основи зростає їх міцність на згин. важливим практичним наслідком коригування є зниження зношування та зростання довговічності передачі. коригування зачеплення також застосовується щоб забезпечити задану міжосьову відстань. в загальному шляхом коригування досягається покращення якості зачеплення: зменшення швидкостей та умов ковзання робочих профілів, зниження небезпеки заїдання, підвищення к.к.д. та надійності передачі. в практиці знаходять широке застосування два види коригування профілю зубів: висотне і кутове. процедура когигування полягає на зміщенні (додатньому чи від'ємному) профілю відносно вихідного (некоригованого) контура зубів зубчастих коліс на певну відстань ξ і характеризується коефіцієнтами зміщення 1x (шестерня) та 2x (зубчасте колесо). відповідно тоді зміщення інструменту при нарізанні зубів буде: .xmξ = 1. висотне коригування. коефіцієнти зміщення 1 2x x= − ; сумарний коефіцієнт 1 2 0x x xς = + = ; міжосьова відстань 1 2a r r= + та торцевий кут зачеплення tα залишаються такими ж, як і для передачі без зміщення. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 28 радіуси виступів зубів: 1 1 1 2 2 2(1 ) , (1 )a ar r x m r r x m= + + = + + . (5) всі інші параметри передачі залишаються такими ж, як для некоригованої передачі. 2. кутове коригування. коефіцієнти зміщення 1 2x x≠ ( як правило 1 0x > , 2 0x > ); сумарний коефіцієнт 0xς > ; міжосьова відстань 1 2w w wa r r a= + 〉 ; коригований кут зачеплення w tα 〉α на початковому колі. відповідно, початкові радіуси шестерні і колеса: 1 1 cos , cos t w w r r α = α 2 2 cos , cos t w w r r α = α (6) 1 1 1 2 2 2(1 ) , (1 ) ,a ar r x k m r r x k m= + + − = + + − (7) де коефіцієнт зменшення висоти головок зубів: wa ak x m σ − = + , (8) 1 2 1 2 ( )( ) 2 w tinv inv z zx x x tgς α − α + = + = α . (9) в інженерній практиці використовується кілька способів розкладу σx : 1) обернено пропорційно (додатнє коригування 0σ >x ): 2 1 1 2 σ= + z x x z z , 2 1σ= −x x x ; 2) прямо пропорційно (від’ємне коригування 0σ <x ): 1 1 1 2 σ= + z x x z z , 2 1σ= −x x x ; 3) порівну ( 1 2≈z z ): 1 / 2σ=x x , 2 1=x x ; 4) на одне колесо 0, 3σ <x : 1 σ=x x , 2 0=x . якщо задано дійсну (необхідну) міжосьову відстань wa , то: arccos cos .w t w a a α = α (10) якщо задано 1 2x x+ , то коригований кут зачеплення wα знаходиться так: 1 2 1 2 2w t x x inv tg inv z z + α = α + α + , (11) а в подальшому слід обчислити дійсну міжосьову відстань cos cos t w w a a α = α . (12) для цього виду коригування у вищеподаних розрахункових співвідношеннях слід здійснити відповідно заміну 1 2, , ,a r rα на 1 2, , ,w w w wa r rα у таких співвідношеннях: 1 19550 / cosw wn p r n= α , ( ) ( )2 210 20 21 / coscost w w ww u tg u tg r rα = + α − − α α , ( )2 22 2 2 2/ cost j w j w wr r rρ = − α , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 29 ( )2 22 1 1 12 cosj w j w j w t jr a r a r= + − α − α , 1 1 1cos / cosj w w t jr r= α α , ( ) ( )21 22 1 111 / coscost s w s w ww tg u tg r r u −α = + α − − α α , 2 2 1 1 1 1 sins b w we r r r= − − α , 2 2 2 20 2 2 sinb w we r r r= − − α . 3. числовий розв'язок задачі прийнято, що: 1) у зачепленні постійно знаходиться дві пари зубів, оскільки передача є косозубою; 2) максимальні контактні тиски maxjp в процесі зношування покладаються постійними; 3) забезпечується граничне мащення оливою; 4) досліджується тягова спарена передача локомотива вл-10. дані для обчислень: 1z = 23; 2z = 88; m = 10 мм ; u = 3,826; 1n = 800 об/хв; p = 670 квт; β = 24,517°; b = 100 мм; матеріали коліс – шестерня – сталь 20хн3а цементація або нітроцементація на глибину 1,6 ... 2,4 мм, 58 ± 3 hrc; bσ = 950 мпа; колесо – сталь 55ф об’ємне гартування з високим відпуском, 280 – 321 нв, bσ = 931 мпа; e = 2,1ּ10 5 мпа, ν = 0,3; hk = 1,5; ϕ = 0, 4°, 8°, 12°, 16°, 20°, 24,95° – кути розташування точок контакту j . коефіцієнти зміщення та параметри передачі: а) зміщення по висоті : 1x = 0; 0,2; 0,4; 0,6; 2x = 0; – 0,2; – 0,4; – 0,6; xς = 0; a = 610 мм; б) кутове зміщення: 1x = 0; 0,2; 0,4; 0,6; xς = 0,66; a = 610 мм; wa = 615,222 мм, wα = 22,991°. результати розв’язку подано у табл. 1 і 2 та на рис. 1 5. таблиця 1 висотне коригування кут повороту, град коефіцієнт щення (– х2) 0 (вхід) 4 8 12 16 20 24,95 (вихід) 0 560,2 499,8 459,3 430,5 409,3 393,3 378,9 0,2 525,6 478,1 445,1 420,9 402,9 389,4 377,3 0,4 500,5 462,3 434,9 414,5 399,2 387,9 376,6 0,6 482,5 451,1 428,1 410,8 397,8 388,2 379,9 примітка: у чисельнику наведено maxp ; у знаменнику – ϕ аналіз даних, наведених у таблицях і на рис. 1 і 2, свідчить, що в обох випадках коригування зачеплення спричиняє зниження рівня максимальних контактних тисків. найбільш значним воно є на вході зубів у зачеплення ( 0j = , 0ϕ = ): висотне – 14 %, кутове – 12 %. це показано на рис. 3, де 0p% – відношення 0 maxp у коригованому зачепленні до 0 maxp для некоригованого зачеплення. натомість на виході pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 30 із зачеплення впливу коригування на тиски практично немає. у загальному, збільшення коефіцієнта зміщення зубів коліс (висотне коригування) чи збільшення коефіцієнта зміщення зубів шестерні (кутове коригування) позитивно впливає на контактну втомну витривалість передачі. коригування досліджуваної передачі призводить до незначного зростання maxpp у межах 4 % у полюсі зачеплення (табл. 1, 2) внаслідок його зміщення до входу у зачеплення зі зростанням коефіцієнта зміщення 1 2x x= − чи 1x . це також спричиняє зменшення тут швидкості ковзання з одночасним її збільшенням на виході із зачеплення (рис. 4, 5). таблиця 2 кутове коригування кут повороту, град коефіцієнт щення 0 (вхід) 4 8 12 16 20 вихід 560,2 499,8 459,3 430,5 409,3 393,3 ( ) 378, 9 24, 95o 537,5 489,9 456,2 431,4 412,7 ( ) 409, 4 16, 82o 512,3 473,3 445,0 423,9 407,7 ( ) 406, 4 16, 4o 493,7 461,2 437,2 418,9 ( ) 405, 4 15, 9o 350 400 450 500 550 600 0 4 8 12 16 20 24 28 φ˚ p j m ax ,м п а x1,(-x2)=0 x1,(-x2)=0,2 x1,(-x2)=0,4 x1,(-x2)=0,6 рис. 1 – вплив висотного коригування на контактну міцність pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 31 350 400 450 500 550 600 0 4 8 12 16 20 24 28 φ˚ p jm ax ,м п а x1=0; x2=0 x1=0,2; x2=0,46 x1=0,4; x2=0,26 x1=0,6; x2=0,06 рис. 2 – вплив кутового коригування на контактну міцність 0,86 0,88 0,9 0,92 0,94 0,96 0,98 1 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x1 x1, (-x2) p̃ 0 висотне кутове рис. 3 – зменшення контактних тисків у результаті коригування -2500 -1500 -500 500 1500 2500 3500 4500 5500 0 4 8 12 16 20 24 28 φ˚ v j ,м м /c x1,(-x2)=0 x1,(-x2)=0,2 x1,(-x2)=0,4 x1,(-x2)=0,6 рис. 4 – швидкість ковзання у процесі зачеплення (висотне коригування) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 32 -2500 -1500 -500 500 1500 2500 3500 0 4 8 12 16 20 24 28 φ˚ v j ,м м /c x1=0; x2=0 x1=0,2; x2=0,46 x1=0,4; x2=0,26 x1=0,6; x2=0,06 рис. 5 – швидкість ковзання у процесі зачеплення (кутове коригування) нижче проведено порівняльну оцінку напружень maxpp у полюсі зачеплення за поданою методикою та відомими методами розрахунку ησ за гост 21354-75 «передачі зубчасті циліндричні евольвентні. розрахунок на міцність» і за методикою [2]. згідно гост 21354-75: ( ) 1 1t w w u z z z d u η η η μ ε + σ = , (13) де /t t hw f k bw= – питома розрахункова колова сила; 2 cos / sin 2b wzη = β α – для коригованих передач; 2 cos / sin 2zη = β α – для некоригованих передач або при висотному коригуванні ( xς = 0 ); ( )2/ 1zμ = ε π − ν – коефіцієнт, що враховує механічні властивості матеріалівс; 1/zε α= ε (при 0, 9βε ≥ ) – коефіцієнт, що враховує розподіл навантаження між зубами; 1 12 /tf t d= – розрахункова колова сила; 1 19550 /t p n= – крутний момент на валу шестерні; 1wd – початковий діаметр шестерні. згідно методики [2]: ( )32 2 1270 h w t k u a buη + σ = , (14) де 2 1 /=t t u w – крутний момент на валу зубчастого колеса (при неоднопарному зачепленні). за результатами розрахунків встановлено, що відмінність між maxp та ησ за обома вказаними методами складає: за наведеною методикою – maxp = 444,9 мпа – за відсутності коригування; за гост 21354-75 – ησ = 503,0 мпа (13 %) – за відсутності коригування або при xς = 0; за методикою [2] – ησ = 479,8 мпа (7,8 %) – для висотного коригування ( wa a= = 610 мм); ησ = 475,8 мпа (6,95 %) – для кутового коригування ( wa = 615,222 мм). при наявності коригування, відповідно, maxp і ησ та їх відмінності будуть: за наведеною методикою – maxp = 461,9 мпа (висотне при 1 2= −x x = 0,6); pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 33 maxp = 462,9 мпа (кутове при 1 =x 0,6 2x = 0,06); за гост 21354-75 – ησ = 485,4 мпа (5 %) – кутове коригування; за методикою [2] – ησ = 479,8 мпа (3,9 %) – висотне коригування; ησ = 475,8 мпа (3,0 %) – кутове коригування. однак ні гост 21354-75, ні використовувані в інженерній практиці розрахункові методики не враховують зміщення полюсу зачеплення при коригування зубів, внаслідок чого в дійсності відбувається деяке зростання maxpp ( до 4 %), а не їх зниження як це є для ησ . проведені дослідження підтверджують той факт, що найвищих значень maxp досягають на вході зубів у зачеплення, а не у полюсі зачеплення (табл. 1, 2; рис. 1, 2). ця вкрай важлива для практики обставина, однак, не враховується ані гост 21354-75, ані іншими рекомендованими інженерними методиками розрахунку контактної міцності зубчастих передач. проведена вище оцінка вказує на суттєве зниження у некоригованих передачах 0 maxp у порівнянні з maxpp (до 21 %). внаслідок коригування зачеплення відмінність між ними зменшується до 4,3 % (висотне при 1 2= −x x = 0,6) та до 6,2 % (кутове при 1 =x 0,6, 2x = 0,06). література 1. чернець м.в., келбіньскі є. вплив нахилу зубів косозубих циліндричних передач на трибомеханічні, силові та кінематичні характеристики // проблеми трибології. – 2006. -№ 4. – с. 3-7. 2. курсовое проектирование деталей машин / чернавский с.а., ицкович г.м., боков к.н. и др. – м.: машиностроение, 1979. – 351 с. надійшла 10.09.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_kukhar.doc physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 80 kukhar v.v.,* vasylevskyi o.v.** *shei “priazovskyi state technical university”, mariupol, ukraine, **llc “metinvest – mariupol mechanical-repair plant”, mariupol, ukraine e-mail: kvv_mariupol@mail.ru physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies удк 621.73: 621.7.001 the method of intensification of deformation of billet or ingot for reaching of effect of macro-shift deformations during stretch forging in combined dies is grounded. the experimental analysis of form changing of billets at different modes of hot stretch forging was executed by physical models from lead. the method of experimental research of technological characteristics is developed applied to new conditions of stretch forging of billets by hydraulic presses. the best technological modes as quantities of reduction and angles of rotation of billet around axe are founded for approximation work-piece cross-section to round shape and getting resource saving effect. key words: stretch forging, combined dies, billet, physical models, form changing. introduction processes of forging of shaft forgings are very labour-consuming, and the operations of stretch forging occupy the major share of machine time of production. changing of the sizes of the cross section and length of the forging at stretch forging is produced with different working tools [1]: flat dies, convex dies, cut-out dies, combined dies. the calibers of cut-out and combined dies can have rhombic or radius (round) profile. forgings shafts, depending on the operating conditions of these products are subdivided into groups of process with a particular procedure of a mechanical test. currently an active development of innovative ways of forging, which let intensify the deformations at low coefficients of the total reduction of cross-section, and the main mass of them is connected with the implementation of macro-shifts of work-piece material [2]. from the perspective of waste minimization in further fine-tuning to the size of forgings parts it is necessary to comply with the geometrical precision of forgings of round cross-section by machining operations. analysis of recent researches and publications in work [3] was proposed to implement an intermediate forging of large forgings with profiled dies, allowing compressing of ingot for a three-beam and a four-beam billet. further broaching from a profiled billet, accompanying by the formation of round cross-section of forging due to macro-shift, requires the tool change that may cause cooling and necessity of additional heating of the ingot. furthermore, for obtaining of three-beam and four-beam billets various sets of the working tools are used. the technological realization of the method [4] involves forging of a billet at first with flat dies and then it’s spinning around a longitudinal axis in dies with a round cutout without the increasing of the length of the shaft. studying of broaching of ingots with profiled dies was discussed in an article [5], which also analyzed the conditions of changing of a billet size and macro-shifts beginning. according to the method [6], shafts produce broaching with gripper at first one end, then the other end of the ingot. in this case a special lower die is turned along the feed of forged billet and broaching is made along the length. the repetition of this cycle provides the forging of formed profiled billet with ensuring macroshifts effect. but it is clear that the achievement of a positive impact of macro-shifts effect on quality indexes of forgings due to complications or increase the number of tool sets is economically justified only in forging of ingots of highpriced alloyed steel grades. it is necessary to pay attention to the method [7], according to which the achievement of macro-shifts in forging of shafts of round or polygonal cross-section in round or rhombic cut out dies by varying of modes of reduction and rotation of the ingot around the longitudinal axis was established. but in this case the modes of combination of quantities of reduction and angles of rotation, which are optimal for achieving of elaborated work of the ingot in cross-section, or in getting the best indicators in geometry (from the point of view of approach of the cross section to a round shape) remain unknown. taking into consideration, that the use of a universal tool allows to reach a wider range of forged products, the research should be aimed precisely to development of innovative modes of forging of billets spread in manufacturing combined dies. such studies initiated in works [8, 9] applied to the conditions of a forging shop at company ltd. “metinvest mariupol mechanical repair plant”, organized on the basis of a unit of repair shops pjsc “mariupol ilyich iron and steel works” (ukraine). by methods of finite element modeling the peculiarities of stress-strain state of forgings shafts at forging have been indicated [8], as well as the regularity of the influence of the amount of reduction on kinematical characteristics at stretch forging of billets in combined dies mailto:kvv_mariupol@mail.ru physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 81 with a round shape of cut-out has been set up [9]. the development of scientifically well-founded recommendations in the choice of rational modes of stretch forging in these dies at the expense of implementing of the schemes of intense deformations requires an experimental study of the influence of quantities of reduction and angles of rotation of the billet around the longitudinal axis to the geometric characteristics of the cross-section and study of the material strain to ensure the production of forging-parts with an elongated axis and with the necessary performance exploitative characteristics. the purpose of the research the aim of the present study is an experimental study of the forming and force parameters at different modes of stretch forging of cylindrical billets with rotation around the longitudinal axis in combined dies. to achieve this aim the task has been formulated. to determine the coefficients of reduction of billets, changes in the geometric characteristics of the cross-section from the point of view of its approach to a round shape and distribution of the force parameters on modes of stretch forging with different parameters of upsetting and angles of rotation of billets around the longitudinal axis. materials and methods six samples with diameter 0d = 50 mm and length 0l = 100 mm were produced from antimonide lead (2 % antimony). samples were produced by extrusion and were labeled at one end with labels "0", "1", "2", "3", "5", "8" (fig. 1, a), and at the other end marks were applied to perform rotation around the longitudinal axis of the work-piece at fixed angles δφ = 30°, 60° and 90° (fig. 1, b). before the stretch forging performing the length of billets yl0 was refined by measuring with a caliper. a b fig. 1 – initial samples: a – marking at one end; b – marking-out of angles of rotation on the other end the model of cut-out dies were made for laboratory experiments in scale 1:10 to the size of a productive nature: width mb = 30 mm, the radius of the notch in the lower die mr = 30 mm. the material of dies is steel 45 (0.45% carbon). these dies were fixed in a stamp block (fig. 2, a), mounted on a universal testing machine (0.2 mn), and carried out the deformation of lead samples (fig. 2, b) with the entire width of the die in the middle of the length of the work-piece (which corresponds to the amount of feed lδ = 30 mm, the relative feed rate mbl /δψ = = 1,0). so, the influence of hard not deformed ends at modes of running forgings was also taken into account (fig. 3, a, b), which receives the stretch in the longitudinal direction due to making compressions. in real conditions it is necessary to remove the work-piece along the front of feed with relative feed ψ ≤ 1,0 and hold running along the diameter, having the given values of upsetting and angles of rotation for the implementation of the next step of stretch forging. the samples were divided into two groups to study the effect of influence of stretch forging modes on the controlled indicators, each of which was assigned rotation angle φδ , amount of reduction dδ and quantity of compression n till to full rotation of the work-piece to 360°. in the first group of samples ("0", "1", "2") varying of the rotation angle φδ was performed at a fixed value of compression dδ = 5 mm: a sample "0" – φδ = 30°, n = 12; a sample "1" – φδ = 60°, n = 6; a sample "2" – φδ = 90°, n = 4. in the second group of samples ("3", "5", "8") varying with the magnitude of compression dδ was performed at a fixed tilting of rota physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 82 tion angle φδ = 60°: a sample "3" – dδ = 5 mm, n = 6; a sample "5" – dδ = 6.6 mm, n = 6; a sample "8" – dδ = 9 mm, n = 6. thus, the study was carried out at relative reduction: 0/δε ddd = = 0,1; 0,132 and 0,18. in the experiments deformation force ( p ) was recorded on each swaging carried out for a given mode. а b fig. 2 – stamp block (a) for research of stretch forging of billets (b): 1, 2 – the lower and upper plates; 3, 4 – the upper flat and lower cut-out dies; 5 – fasteners, 6 and 7 – guides and springs, 8 – sample; 9 – testing machine а b fig. 3 – scheme of stretch forging of a billet: a – before compression, b – after compressions with rotation of the work piece; 1, 2 – the upper flat and lower cut-out dies; 3 – billet; p and v – force of compression and speed of the tool after each compression the length kl of the deformed sample was measured (see fig. 3) and calculated its relative stretch by the formulas: m yki b ll 0)(λ − = , y ykii l ll 0 0)(λ − = . (1) after the last compression at full running-in for 360° an indication of relative stretch kλ , hoods corresponding to the compression mode was got. the forging of the work-piece at stretch forging is estimated with a parameter [1]: kffу /0= , (2) where 0f = 4/π 20d = 1962,5 mm2 – the area of the cross-section of an initial sample; kf – cross-sectional area of the sample after reduction. in these cases kf can be determined in several methods. the calculation method. it is calculated by the formula: ( ))(0)( λ1/ ikpk ff += . (3) the experimental and computational method. the method, which consists of cutting out of the middle portion of the deformed samples (see fig. 4, a) of templates, data weighting clippings to determine their mass physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 83 tem and measuring their heights 521 ...,,, hhh at different sites (see fig. 4, b) was developed to determine the geometrical characteristics of the deformed work piece. а b fig. 4 – the samples after deformation: а – the places of cutting out of templates in the samples «0», «1», «2»; b – cut-out templates and heights measuring then the area of the deformed sample in a place of compression: cpte ep k hvf / )( = , (4) where ctete mv ρ/= – is the volume of cut out templates, here cρ = 11760 kg/m3 = 11,76 ⋅ 10-6 kg/mm3 – is the density of lead used; ( ) 5/... 521 hhhhcp +++= – is an average height of the templates. the experimental method with computer processing of images. cut out templates were scanned and recognized using computer technology. to carry out the calibration the scanning was performed in conjunction with a reference element of graph paper (fig. 5). as the result the cross sectional area )( ekf and the perimeter )(π ek of clippings from the experimental samples were defined. fig. 5 – the example of the scanning of the templates for sample «3» and determining of its geometric characteristics calculations revealed that the values of the areas, defined by the expressions (3) and (4) have a difference of not more than 2 %. this allowed further with a minimum error for the calculations only use data on the geometric characteristics of the cross-sections obtained by experimental design method. as the perfectly round shaped figure is characterized by a minimum cross-sectional area ratio to the perimeter, the degree of approximation of cross-sectional shape of the deformed sample to the circle can be estimated with coefficients: )( )( π π π ep k e kk = , )( )( ep k e k f f f k = , (5) where )()( ππ epk ep k d⋅= – is a shown (idealized) perimeter, here we have )( )( 13,1 eepk fd = – is a shown cross-sectional diameter. the closer the ratio (5) to the unit, the more regular geometrical shape is obtained in cross-section. in addition, experimental and calculated ratio of the area to the perimeter of the cross-section of deformed samples was computed: )()( π/ ek e ke fk = , )()( π/ epk ep kp fk = . (6) physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 84 in order to fulfill the statistical processing of the results of the experiment the number of samples was increased to 5 for each tested mode of stretch forging. results of the research the experimental distribution of forces on the reduction at various modes of stretch forging is shown on fig. 6. а b fig. 6 – experimental data on the distribution of reduction power at different modes of stretch forging with rotation of billets in combined dies: a – for the samples "0", "1", "2"; b – for the samples "3 ", "5", "8" deformation modes, performed under the same reduction, but with different angles of rotation, are characterized by minimal power costs at the initial stages and the overall increase in the cost of power at the final stages of the rotation in diameter at stretch forging (see fig. 6, a). the greatest differences of power at reduction at various stages of running (at different total angle of rotation φ ) are observed for samples, deformed at the lowest angles of rotation. deformation modes, performed at the same angles of rotation, but with different reduction, are characterized by a general increase of the deformation forces during running around a diameter up to a total rotation angle φ = 240°. further power costs are lower. fig. 7 shows a graphic plot of the relative stretch forging samples against different modes of stretch forging in rotation around the diameter at all stages of reduction. it is obviously that the relative stretching increases with the increase of the total rotation angle of the work piece. at deformation modes with a constant reduction and maximum angle of rotation ( φδ = 90°, dε = 0,1, for the sample «2») minimum intensity of the stretching is observed (fig. 7, a). the maximum intensity of stretching for sample "8" is fixed, so at modes of deformation at φδ = 60° and maximum reduction dε = 0,18 (fig. 7, b). a b fig. 7 – results of an experiment, investigating the relative stretching of a billet at various modes of stretch forging with rotation in combined dies: a – for the samples "0", "1", "2"; b – for the samples "3", "5", "8" physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 85 fig. 8 shows the results of studying of forging of the samples at different modes of stretch forging with rotation in combined dies. the forgings were determined for the final stage of running with a total angle of rotation φ = 360°. increasing of the value of reduction leads to a increasing of the total forging, while the increasing of the angle of rotation affects badly on the intensity of the work-piece forging. results of studies of geometric characteristics of cross-sections of the samples, calculated by the expressions (5) and (6) after stretch forging in various modes are shown in the table 1 and in fig. 9. it is obviously, for the best results in terms of approximation of the cross-sectional work-piece to a shape of a circle is necessary to implement small relative reduction ( dε ≅ 0,1) with angles of rotation кантовки φδ = 60 … 90° with alternating the angles of rotation after a full turn of the work-piece to φ = 360°. fig. 8 – forging of the samples at different modes in of stretch forging in combined dies table 1 the ratio of the area to the perimeter of the cross-sectional deformed samples at stretch forging in combined dies marking of a sample mode dε × φδ ek pk %100δ ⋅ − = e pe k k kk «0» 0,1×30° 10,8 10,83 7,44 % «1» 0,1×60° 11,04 11,26 1,72 % «2» 0,1×90° 11,4 11,68 2,45 % «3» 0,1×60° 10,97 11,25 2,55 % «5» 0,132×60° 9,51 10,33 7,93 % «8» 0,18×60° 10,127 10,53 3,95 % fig. 9 – results of investigation of geometrical characteristics of cross-sectional samples at different modes of reduction in combined dies minimum error for the sample is revealed for a sample "1" ( dε = 0,1, φδ = 60, see the table 1), what confirms the conclusion that has just been done. physical modeling of technological characteristics at stretch forging of billets with rotation in combined dies проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 86 conclusions the technique of experimental studies of form changing and power mode of stretch forging of a billet with rolling in combined anvils was designed and implemented, based on the results of analysis of requirements for forgings shafts. the method of forging determining on the basis of experimental counted determination of the values of the finishing area of cross-sectional forging relative to the forging stretching, in height of cut out template and computer processing of scanned images of cutting out from the deformed part of the work piece, applicably to the processes of pulling of billets in combined anvils was further developed. the laws of change of power parameters and geometric characteristics of work pieces at stretching with rolling in combined anvils with different values of reduction and angles of rotation of work pieces around the longitudinal axis were adjusted. the conclusion was made, requiring a perspective study by checking the internal layers of the work piece, optimal modes of stretch forging with rolling in combined anvils from the point of view of achievement the best geometric characteristics of the cross-section of the forging. in according to method for produced of forging parts with shapes of cross-sections most neared to round pressing during stretch forging conducted to degrees of deformation in diapason 5 … 12 % with rotation after every stretch mode by angle 80 … 90°. largest angle of rotation of rod billet securing for slender upsetting degree and for relative giving steps from 0,5 to 0,7. references 1. sokolov l.m., aliev i.s., markov о.e., аlieva l.і. tekhnologija kuvannja, kramatorsk, ddма, 2011, 268 p. 2. markov o. new technological process of shafts forging, new technologies and achievements in metallurgy and materials engineering, czestochowa, quick-druk, 2012, pp. 414-418. 3. kargin s.b., markov o.e., kukhar v.v. teoreticheskij analiz naprjazhenno-deformirovannogo sostojanija slitka pri kovke na trekhlepestkovuju zagotovku, obrabotka materialov davlenijem, sb.nauch.tr., kramatorsk, dgma, 2011, no 1(26), pp. 17-21. 4. pat. jp3120591 japan, mpk b 21 j 5/00, b 21 j 5/02, b 21 j 5/06, b 21 k 1/06 method for forging round bar. toshihiko obata. ishikawajima harima heavy ind. co. ltd., no jp1992000253849, date of application 28.08.1992; published 20.10.2000. 5. banaszek g., szota p. a comprehensive numerical analysis of the effect of relative feed during the operation of stretch forging of large ingot in profiled anvils, j. mater. process. technol., 2005, no 169, pp. 437444. 6. pat. jp02108429 japan, mpk b 21 j 1/04, b 21 j 1/00 cross forging method for ingot. kiyomi nanba. nippon stainless steel co. ltd., no jp1988000263282, date of application 19.10.1988, published 20.04.1990. 7. pat. jp2002102987 japan, mpk b 21 j 5/00, b 21 j 1/04, b 21 j 13/02, b 21 j 13/06, b 21 j 1/00, b 21 j 13/00 heat forging method for billet. junpei tajima. sumitomo metal ind. ltd., no jp2000000297348, date of application 28.09.2000, published 09.04.2002. 8. vasilevskij o.v., grushko a.v., kukhar v.v. issledovanije deformirovannogo sostojanija pokovok tipa valov pri kovke v kombinirovannyh bojkah, obrabotka materialov davlenijem, sb.nauch.tr., kramatorsk, dgma, 2011, no 3(28), pp. 78-82. 9. vasilevskij o.v., grushko a.v., kukhar v.v. issledovanije vlijanija velichiny obzhatija na kinematicheskije i energosilovyje kharakteristiki pri kovke cilindricheskih zagotovok v kombinirovannyh bojkah, obrabotka materialov davlenijem, sb.nauch.tr., kramatorsk, dgma, 2012, no 3(32), pp. 44-48. поступила в редакцію 05.05.2014 кухар в.в., василевський о.в. фізичне моделювання технологічних характеристик при ковальському протягуванні заготовок з обкаткою у комбінованих бойках. обґрунтовано спосіб інтенсифікації деформування заготовок або злитків для досягнення ефекту макрозсувних деформацій при ковальському протягуванні у комбінованих бойках. експериментальний аналіз формозміни заготовок при різних режимах гарячого протягування виконано на фізичних моделях зі свинцю. пристосовано до нових умов ковальського протягування заготовок на гідравлічному пресі розвинутий метод експериментального дослідження технологічних характеристик при куванні. визначено найкращі технологічні режими, такі як величина обтиску та кут повороту заготовки навкруг поздовжньої осі, для наближення поперечного перерізу заготовки до круглої форми та для отримання ресурсозберігаючого ефекту. ключові слова: ковальське протягування, комбіновані бойки, заготовка, фізична модель, формозміна. 6_akimov.doc оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 38 акимов и.в., кубич в.и. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-mail: reibung1@mail.ru оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах удк 62-592.112.002.3: 669.112.274.6 в работе проведена оценка совместимости пар трения графитизированная сталь углеродистая сталь, определены значения силовых и тепловых нагрузок. показана направленность влияния химического состава графитизированных сталей на проявление совместимости и фрикционности контакта со сталью 40х. установлено, что графитизированная сталь состава: с 1,54 %; cu 0,85 %; si 1,07 %; al 0,22 %; mn 0,41; ni 0,13 %; cr 0,15 %; s 0,022 %; p 0,018 % при скорости скольжения не менее 176 м/мин обуславливает лучшие совместимость и фрикционность контакта по сравнению с представленным рядом. при этом температурная напряженность контакта при его разгружении ниже, чем у эталонного чугуна марки асч-2. ключевые слова: графитизированная сталь, структура, нагрузка, коэффициент трения, трибосопряжение, испытания. вступление графитизированные стали, как сплавы, содержащие графитовые включения в структуре, характеризуются рядом ценных свойств: термостойкостью и теплопроводностью [1, 2], достаточно высоким сопротивлением усталостному разрушению [3]. кроме того, известно, что графитизированные стали достаточно широко используются как антифрикционный материал. по данным работ [2, 4 7 и др.] стали, благодаря включениям графита, выполняющего роль естественной смазки, отличаются низкой склонностью к адгезии, хорошей прирабатываемостью, теплопроводностью и стабильностью свойств при термоциклировании. это позволяет применять их для штампов холодной штамповки, волочильного инструмента, сепараторов подшипников качения, червячных колес, деталей стеклоформующих машин, валкового инструмента и других изделий [9-11]. по данным г. в. коровиной [4], п. я. груздова [5], в. м. жукова [7] и других авторов известные марки антифрикционных графитизированных сталей эи293 и эи336 успешно могут заменять такие антифрикционные материалы, как латуни лс59-1, дуралюмини д16 и др. для деталей, работающих в условиях взаимного скольжения поверхностей. при этом долговечность износостойкой графитизированной стали марки эи366, применяемой для просечных штампов, в 1,5 раза превышает стойкость стали марки х12м [8]. однако следует отметить следующее. графитизированные стали, как класс конструкционных материалов, являются мало изученными. в литературных данных встречаются обрывочные сведения об их использовании для конкретных деталей, и нет четкого описания возможных областей их применения. известные же марки сталей, на которые существуют технические условия, требуют длительного и энергозатратного графитизирующего отжига при производстве из них изделий. указанные факторы значительно сдерживают широкое применение графитизированных сталей. в украине производство таких сталей фактически не налажено, отсутствуют технические требования и государственные стандарты, которые регламентировали бы их составы и требования к качеству. анализ свойств графитизированных сталей показывает, что одной из возможных областей ее применения является изготовление тормозных колодок железнодорожного назначения. по данным работ [9, 10, 11] наиболее часто применяемые материалы для железнодорожных колодок являются серые фосфористые чугуны и композитно-полимерные материалы. фосфористый чугун – наиболее дешевый и технологичный материал, имеющий хорошие теплофизические свойства, но он характеризуется низкой долговечностью (износостойкостью) и снижением фрикционных свойств при повышении температуры, выделяющейся при трении скольжении. композитные колодки лишены указанных недостатков, но в то же время обладают низкой теплопроводностью и термостойкостью, что приводит как к снижению механических свойств колодочного материала, так и к сильному тепловому воздействию на железнодорожное колесо, что является нежелательным фактором. в этой связи обращают на себя внимание графитизированные стали, которые согласно [12] в отличие от чугунов не теряют своей фрикционной способности с увеличением температуры. следует заметить, что определение фрикционно-температурных зависимостей указанных материалов от их химического состава с целью возможного применения графитизированных сталей в качестве материала железнодорожных тормозных колодок на сегодняшний день в литературе не описывались. в этой связи результаты таких исследований представляют научный и практический интерес. mailto:reibung1@mail.ru оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 39 цель и постановка задачи в соответствии с гост 30480-97 первоочередным видом испытаний на износостойкость новых материалов являются лабораторные испытания малогабаритных образцов. испытания рекомендуется проводить, варьируя нагрузочными режимами, моделируя при этом условия, обеспечивающие воспроизведение процесса изнашивания в натурных трибосопряжениях. это позволяет оценивать совместимость пар трения, определять значения силовых, тепловых нагрузок, после которых наблюдается заметное уменьшение износостойкости и их фрикционных характеристик при заданных условиях [13]. причем, в соответствии с гост 23.224-86 проводятся сравнительные моделирующие испытания (группа а), которые предполагают испытание и эталонной поверхности материала [14]. в отношении рассматриваемых сплавов подобные исследования не проводились. прогнозируемые физико-механические свойства разрабатываемого материала очевидны. из чего, чтобы сузить до необходимой достаточности анализируемые параметры, принято следующее решение. на данном этапе исследований ограничиваемся контролем изменения следующих триботехнических величин: коэффициента трения и повышения температуры в пределах возможностей испытательного оборудования. цель работы оценить влияние химического состава и структуры графитизированных сталей на совместимость и фрикционность контакта со сталью 40х при трении скольжения без смазочного материала в условиях варьирования нагрузочным и скоростным режимами взаимодействия. полученные результаты позволят, во-первых, определить наиболее оптимальный химический состав стали с высокими триботехническими свойствами, во-вторых, получить сравнительную оценку фрикционности полученных сплавов по отношению к промышленному сплаву в относительных условиях триботехнических испытаний, и, в-третьих, определиться с направлением дальнейшего исследования. изложение методов и материалов исследования поскольку рассматривается возможность применения разрабатываемого материала для изготовления тормозных колодок рельсовых транспортных средств, то близкой моделью по физическим процессам, протекающих при образовании тормозной силы между тормозной колодкой и бандажом колеса колесной пары, является модель взаимодействия вращающегося ролика и колодки, прижимаемой к его поверхности с определенной силой. экспериментальные графитизированные стали выплавляли в индукционной печи с последующей их разливкой в песчано-глинистые литейные формы. при этом были получены опытные слитки, химический состав которых приведены в табл. 1. таблица 1 химический состав опытных сплавов и чугуна асч-2 химический состав, масс. % номер образца c si cu al mn ni cr s p твердость hb 1 1,21 1,69 3,95 0,22 0,42 0,17 0,19 0,024 0,022 283 2 1,27 1,65 2,01 0,24 0,64 0,18 0,18 0,016 0,025 268 3 1,54 1,07 0,85 0,22 0,41 0,13 0,15 0,022 0,018 254 4 1,78 2,25 3,19 0,23 0,64 0,15 0,17 0,016 0,029 271 5 1,95 1,66 1,94 0,22 0,50 0,12 0,14 0,030 0,030 240 6 (асч-2) 3,10 0,20 1,18 0,41 0,10 0,12 0,20 230 для проведения исследований использовались образцы ролики (рис.1, а, в), изготовленные из стали 40х, наружный диаметр d = 50 мм, шириною b = 10 мм, твердость поверхностного слоя нв 300. образцы-колодки (рис. 1, б, г) размером 25 × 11 × 15 изготовлялись из слитков сплавов, образцы № 1 5 (табл. 1), твердость поверхностного слоя зависела от химического состава и приведена в табл. 1, а также из эталонного материала асч-2, образец № 6. контактная рабочая поверхность колодки выполнялась цилиндрической радиусом rk = 25 мм. исходя из приведенных материалов, испытаниям подвергались пять трибосопряжений № 1 5 с модифицированными сплавами и одно трибосопряжение № 6 – с эталонным материалом. триботехнические испытания проводились на машине трения модели смц-2 при следующих условиях: схема трения «подвижный ролик неподвижная колодка»; частоты вращения подвижного ролика: 300 мин-1; 500 мин-1; n=1000 мин-1; нагрузка в зоне трения постоянная, приложена к колодке через рычаг подвижной каретки: 165 н, 188 н, 210 н, 235 н. для проведения триботехнических испытаний предложен следующий цикл нагружения при фиксированных частотах вращения ролика: пуск ролика, плавное соприкосновение рабочих поверхностей ролика и колодки с выходом на статическое нагружение с силой р = 165 н в течение 5 с, испытание в течение 2 мин; оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 40 ступенчатое нагружение контакта нормальной нагрузкой в 188 н, 210 н, 235 н, испытание на каждой в течение 2 мин; ступенчатое разгружение контакта нормальной нагрузкой в 188 н, 210 н, 165 н, испытание на каждой в течение 2 мин; остановка ролика, раскрытие контакта, визуальный контроль состояния поверхностей трения. а \ б в г рис. 1 – вид образцов сопряжения № 2 после испытаний: а, б – ролик, колодка после 30 мин приработки при р = 165 н; в, г – после ступенчатого нагружения, разгрузки зоны трения: 1 – провод термопары; 2 – колодка образцы предварительно прирабатывались при нагрузке 165 н в течение 10 мин каждый при частотах вращения ролика 300 мин-1; 500 мин-1; n = 1000 мин-1 ,.что обеспечивало скорости скольжения пар трения соответственно 52 м/мин, 86 м/мин и 173 м/мин. средняя площадь трения поверхности колодки составила 135 мм2, при этом среднее расчетное давление в зоне трения изменялось в пределах 1,2 1,7 мпа. контролируемые параметры: сопротивление вращению ролика по изменению напряжения на выходе из моментоизмерителя, отображаемого в виде трибограм на самописце (сигнал в mv пересчитывался в коэффициент трения); относительная температура приповерхностного слоя колодки. при фиксированных частотах опыты повторяли три раза. момент трения в соответствии с нагрузкой в контакте и геометрическими размерами ролика пересчитывался в коэффициент трения по формуле: рr м f t= , (1) где мt – момент трения, нм, в соответствии с тарировочными графиками: 1 деление сетки поля трибограмм 0,18 ± 0,001 нм; r – радиус ролика, м. для измерения относительной температуры в зоне трения поверхности ролика и колодки (далее температуры) использовался мультметр dt-835 с термопарой тр-01а. полученные численные значения коэффициента трения и температуры усреднялись и использовались для построения графических зависимостей с использованием компьютерной программы sygmaplot. среднее среднеквадратическое отклонение для коэффициентов трения составило σf = 0,003, для температуры σt = 12 ºc. результаты исследований и обсуждение по результатам обработки полученных данных построены графические зависимости изменения коэффициента трения в трибосопряжениях, и температуры колодок (рис. 2, а в,3, а в). визуализация процессов, происходящих на поверхности вращающегося ролика, позволила наблюдать следующую картину. в трибосопряжениях №1 и 2 при перекрытии контактных поверхностей образцов при нагрузке в 165 н в конце второй минуты испытаний имели место негармоничные звуковые эффекты, на фоне которых выделялись резкие и острые звуки, свидетельствующие о трении твердых включений по более мягким. при этом на поверхности ролика наблюдались следы образования борозд. по мере общего снижения звука и прекращения выделения на его фоне резкой составляющей на поверхности ролика формировался наращиваемый слой из компонентов переносимого материала колодки, материал заполнял образовавшиеся борозды. при по оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 41 следующих увеличениях нагрузки толщина формирующегося слоя на поверхности ролика увеличивалась, о чем свидетельствовало изменение его визуализированной макроструктуры, ее цветности, и образования сплошности покрытия на рабочей поверхности ролика. с ростом относительной температуры колодки от 230 ºс и выше, торцевые поверхности ролика, колодки сплошно, а поверхность формирующегося слоя фрагментально, приобретала темный бордово фиолетовый оттенок. в трибосопряжении №3 при нагрузке в 165 н на поверхности ролика очагов схватывания практически не наблюдалось. процесс трения сопровождался звуковым эффектом шипением, без явно выраженных синкоп. на поверхности ролика имели место следы механического разрушения в виде мелких борозд, потертостей зеркального оттенка. причем бороздки были заполнены темным продуктом взаимодействия графитом. ×200 а ×200 б ×200 в рис. 2 – зависимости коэффициента трения f (кривые 1-3) и температуры т °с (кривые 4 6) от нормальной нагрузки и скорости скольжения (кривые 1,4 52 м/мин; кривые 2,5 86 м/мин; кривые 3,6 173 м/мин) и микроструктуры экспериментальных сплавов колодок для трибосопряжений №1 (а), №2 (б), №3 (в) в трибосопряжениях № 4, 5 на поверхности ролика после 8 минут приработки имели место очаги схватывания с материалом колодки. перенесенный материал вытянутой формы, бугристого строения, однородного цвета по всей поверхности. при нагружении имело место изменение цветности поверхности (посинение), а также искрообразование. при достижении температуры свыше 850 ºс колодка становилась багрово-красной, при этом коэффициент трения был стабилен, и очаги схватывания сравнивались, поверхность наблюдалась гладкой с цветами побежалости. после цикла испытания поверхность ролика была фрагментально покрыта очагами перенесенного материала с поверхности колодки, причем их бугристость отсутствовала (сплющивание бугорков), строение оставалось вытянутой формы, покрытие поверхности не сплошное, порядка 50 %. оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 42 ×200 а ×200 б ×200 в рис. 3 – зависимости коэффициента трения f (кривые 1 3) и температуры т °с (кривые 4 6) от нормальной нагрузки и скорости скольжения (кривые 1,4 52 м/мин; кривые 2,5 86 м/мин; кривые 3,6 173 м/мин) и микроструктуры экспериментальных сплавов колодок для трибосопряжений №4 (а), №5 (б), №6 (в) в трибосопряжении №6 на поверхности ролика очагов схватывания не наблюдалось. поверхность ролика при трении покрывалась темным налетом, который при остановке ролика с помощью ветоши легко вытирался. однако, под ним имело место формирование локальных зон перенесенных компонентов фосфидной эвтектики сплошного строения, без наплывов, вырывов и наростов. зоны занимали порядка 50 % площади трения. остальная же площадь была без патологических повреждений с зеркальным оттенком. в целом полученные результаты свидетельствуют о следующем. при данных условиях скоростного взаимодействия однозначно имеют место процессы схватывания, особенно при частотах 300 мин-1 (скорость скольжения 52 м/мин), 500 мин-1 (скорость скольжения 86 м/мин). относительно большое время фрикционного контакта, при выбранных значениях нормальных нагрузок, создает благоприятные условия для протекания процессов адгезионного взаимодействия между компонентами структур исследуемых материалов. тангенциальная прочность таких связей значительно выше, чем предел текучести основного материала, что и обуславливает активное протекание процессов массопереноса компонентов с поверхности графитизированных сталей на ролик, формируя при этом слой третьего тела с определенными физико-механическими свойствами. причем, ведущую роль при этом играют более твердые фазы, посредством которых разрушаются поверхностные оксидные пленки и формируются микрозоны ювенильного контакта. формирующееся третье тело обуславливает образование микропрофиля с выступами определенного радиуса закругления. выступы же, под действием нормальной нагрузки внедряясь в поверхность ролика, определяют механическую составляющую силы трения. таким образом, в процессе испытаний контактное взаимодействие при низких частотах осуществлялось через явно выражаемое третье тело. исходя из наблюдаемого характера взаимодействия поверхностей испытываемых материалов следует, что высокие значения коэффициента трения определяли именно процессы формирования третьего тела. наиболее близким по значению коэффициента трения к эталонному сплаву представлялись сплавы № 3, № 5. оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 43 при частоте вращения 1000 мин-1 (скорость скольжения 176 м/мин) также имел место массоперенос. однако, по состоянию профиля, механическая составляющая коэффициента трения была значительно меньше, и это очевидно, т.к. в 2 раза уменьшилось время фрикционного контакта. наиболее близким по значению коэффициента трения к эталонному сплаву представлялись сплавы №3. но в тоже время эталонный сплав показывал снижение коэффициента трения при росте нагрузки с 188 н до 235 н, тогда как сплав № 3 обеспечивал увеличение коэффициента трения. при этом температурная напряженность в трибосопряжении №3 по сравнению с трибосопряжением № 6 (эталонное) при максимальной нагрузке была в 1,3 1,4 раза меньше. самый нестабильный коэффициент трения наблюдался в трибосопряжении №4, в котором с увеличением нагрузки инициировались процессы снижения сдвиговых сопротивлений под действием тангенциальных сил, они же имели место при снятии нагрузки. стабилизации коэффициента трения не наблюдалось. для всех испытываемых трибосопряжений имело место наличие порогового значения нагрузки равное 165 н, при котором коэффициент трения был в границах 0,32 0,42 в начале испытаний, и в границах 0,33 0,37 в конце испытаний. с ростом же нагрузки коэффициент трения увеличивался, и например, в трибосопряжении № 3 5 имел постоянные значения при разгружении контакта. это объясняется различными свойствами фазовых включений, образующих третье тело в поверхностных структурах сталей, и их изменением под действием силовых и температурных полей как при микросближении контактных зон, так и их расхождением в условиях упруго-пластического деформирования. при этом, от характера когезионноадгезионного взаимодействия компонентов третьего тела внутри себя и с «родственниками» ювенильных зон поверхностей основных материалов (сталь 40х, образцы № 1 6) зависит доля молекулярной и механической составляющей коэффициента трения. выводы результаты триботехнических испытаний графитизированных сталей позволили определить направленность влияния их химического состава на проявление совместимости и фрикционности контакта со сталью 40х. установлено, что сталь состава: с 1,54 %; cu 0,85 %; si 1,07 %; al 0,22 %; mn 0,41; ni 0,13 %; cr 0,15 %; s 0,022 %; p 0,018 % при скорости скольжения не менее 176 м/мин обуславливает лучшие совместимость и фрикционность контакта по сравнению с представленным рядом. при этом температурная напряженность контакта при его разгружении ниже, чем у эталонного чугунка асч-2. однако выявленные особенности формирования третьего тела в исследованных трибосопряжениях вызывают необходимость в проведении дополнительных триботехнических испытаний при больших скоростях скольжения. литература 1. графитизированные стали в машиностроении / и. в. акимов, с. е. бельский, и. п. волчок и др. // литье и металлургия. – 2010. – № 4. – с. 55-57. 2. акімов, і. в. підвищення високотемпературної витривалості графітизованих сталей / і. в. акімов, і. п. волчок // fides. intern. forum for the development of education and science proc. norway : lulu press inc., 2010. – р. 61. 3. разрушение графитизированных сталей при циклических загрузках / и. в. акимов, и. п. волчок, а. а. митяев и др. // литье и металлургия. – 2010. – № 4. – с. 58-61. 4. коровина, г. в. литая графитизированная сталь / г. в. коровина. – свердловск : машгиз, 1959. – 39 с. 5. груздов, п. я. графитизированная сталь / п. я. груздов. – м. : стандартиздат. – 1950. – 84 с. 6. формирование оптимальной структуры графитизированной стали / в. м. жураковский, б. в. самелик, в.я. садчиков и др. // технология и орг. пр-ва. – 1986. – № 4. – с. 35-36. 7. жуков, a. а. литая графитизированная сталь / a. а. жуков, в. м. жураковский // литейное пр-во. – 1993. – № 10 – с. 13-15. 8. тодоров р.п., николов м.в. структура и свойства отливок из графитизированной стали. – м.: металлургия, 1976. – 168 с. 9. асташкевич б.м. свойства и кинетика формирования вторичных структур на поверхностях трения фрикционных фосфористых чугунных тормозных железнодорожных колодок // трение и износ. – 1998. – т. 19. – № 1. – с. 75-85. 10. tsujimura taro, arai hiroshi, fujiwara naoya. development of high performance special cast iron brake shoes // quart. repts railway techn. res. inst. – 1990. – № 4. – s. 218-224. 11. асадченко в.р. автоматические тормоза подвижного состава. – м.: маршрут, 2006. – 392 с. 12. применение графитизированной стали в тормозных устройствах сухого трения / а.а. боровиков, л.ш. райнес и др. // вестник машиностроения. – 1973. – № 8. – с. 46-48. 13. обеспечение износостойкости изделий. методы испытаний на износостойкость. общие требования. гост 30480-97. – м.: изд. стандартов, 1998. – 11 с. 14. обеспечение износостойкости изделий. методы оценки износостойкости восстановленных деталей. гост 23.224-86. – м.: изд. стандартов, 1986. – 28 с. поступила в редакцію 31.03.2014 оценка фрикционности модифицированных графитизированных сталей на малогабаритных образцах проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 44 akimov i.v., kubich v.i. evaluation of frictionality of modified graphitized steels on small-sized samples. graphitized steels as alloys, containing carbon partly in the shape of graphite inclusions, possess a number of valuable properties. their analysis shows that one of the possible areas of application of such steels is using them as a structural material for manufacturing of railway brake blocks. it is required to carry out a number of researches in order to confirm this assumption. these researches have to include determination of frictional and temperature dependences of such steels on their chemical composition, as well as comparison of these data with the materials used for railway blocks nowadays grey phosphorous cast irons. evaluation of compatibility of graphitized steel carbon steel friction pairs has been conducted, values of power and thermal loads have been determined in this work. the direction of influence of graphitized steels' chemical composition on compatibility demonstration and frictionality of the contact with steel 40х has been shown. it has been established that the graphitized steel of the following composition: с 1.54 %; cu 0.85 %; si 1.07 %; al 0.22 %; mn 0.41 %; ni 0.13 %; cr 0.15 %; s 0.022 %; p 0.018 % has higher compatibility and frictionality of the contact as compared to the presented row at sliding speed not less than 176 m/min. at the same time the temperature stress level of the contact during its unloading is lower than the standard cast iron асч-2. key words: graphitized steel, structure, loading , сoefficient of friction,. triboconjugation, tests. references 1. grafitizirovannye stali v mashinostroenii. i. v. akimov, s. ye. belskiy, i. p. volchok i dr. lite i metallurgiya. 2010. № 4. s. 55-57. 2. akіmov, і. v. pіdvishchennya visokotemperaturnoї vitrivalostі grafіtizovanikh staley. і. v. akіmov, і. p. volchok. fides. intern. forum for the development of education and science proc. norway : lulu press inc., 2010. r. 61. 3. razrushenie grafitizirovannykh staley pri tsiklicheskikh zagruzkakh. i. v. akimov, i. p. volchok, a. a. mityaev i dr. lite i me-tallurgiya. 2010. № 4. s. 58-61. 4. korovina, g. v. litaya grafitizirovannaya stal. g. v. korovina. sverdlovsk: mashgiz, 1959. 39 s. 5. gruzdov, p. ya. grafitizirovannaya stal. p. ya. gruzdov. m. standartizdat., 1950. 84 s. 6. formirovanie optimalnoy struktury grafitizirovannoy stali. v. m. zhurakovskiy, b. v. samelik, v.ya. sadchikov i dr. tekhnologiya i org. pr-va. 1986. № 4. s. 35-36. 7. zhukov, a. a. litaya grafitizirovannaya stal. a. a. zhukov, v. m. zhurakovskiy. liteynoe pr-vo. 1993. № 10. s. 13-15. 8. todorov r.p., nikolov m.v. struktura i svoystva otlivok iz grafitizirovannoy stali. m. metallurgiya, 1976. 168 s. 9. astashkevich b.m. svoystva i kinetika formirovaniya vtorichnykh struktur na poverkhnostyakh treniya friktsionnykh fosforistykh chugunnykh tormoznykh zheleznodorozhnykh kolodok. trenie i iznos. 1998. t. 19. n1. s.75-85. 10. tsujimura taro, arai hiroshi, fujiwara naoya. development of high performance special cast iron brake shoes. quart. repts railway techn. res. inst. 1990. №4. s. 218-224.; 11. asadchenko v.r. avtomaticheskie tormoza podvizhnogo sostava. m. marshrut, 2006. 392 s. 12. primenenie grafitizirovannoy stali v tormoznykh ustroystvakh sukhogo treniya. a.a. borovikov, l.sh. raynes i dr. vestnik mashinostroeniya. 1973. № 8. s. 46-48. 13. obespechenie iznosostoykosti izdeliy. metody ispytaniy na iznosostoykost. obshchie tre-bovaniya. gost 30480-97. m.: izd. standartov, 1998, 11 s. 14. obespechenie iznosostoykosti izdeliy. metody otsenki iznosostoykosti vosstanovlennykh detaley. gost 23.224-86. m.: izd. standartov, 1986, 28 s. 14_pisarenko.doc аналіз впливу динамічного коефіцієнта тертя на напружено деформований стан стволів проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 100 писаренко в.г. кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна аналіз впливу динамічного коефіцієнта тертя на напружено деформований стан стволів удк 621.891 на основі проведеного аналізу визначені шляхи для оцінки зносу стволів зброї, показана необхідність враховувати особливості динамічного характеру напружено-деформованого стану в умовах високошвидкісного тертя, що виникає внаслідок взаємодії систем "ствол куля". ключові слова: динамічний коефіцієнт тертя, напружений стан, знос ствола однією з найважливіших особливостей, що суттєво впливає на перебіг процесів накопичення пошкоджень і відповідно зносу ствола є те, що трибосистема "ствол куля" працює в умовах високошвидкісного тертя. автори досліджень процесів високошвидкісного тертя [1-5] показали явище значного падіння коефіцієнта тертя за швидкостей відносного ковзання понад 100 м/с. при цьому деякими авторами [6] зазначалося, що збільшення питомого тиску призводить до більш суттєвого зменшення значень коефіцієнта тертя. більшість досліджень, пов’язаних з аналізом процесів високошвидкісного тертя, спрямовані на вивчення впливу різних факторів, наприклад, тиску, властивостей матеріалів на зменшення коефіцієнта тертя, але практично відсутні дослідження спрямовані на вивчення впливу залежності коефіцієнта тертя від швидкості ковзання на поведінку та умови функціонування трибосистеми. такі дослідження є дуже важливими для трибосистем, що працюють в умовах високих швидкостей і динамічного навантаження, до яких можна віднести і ствола стрілецької зброї. у зв'язку з вищезазначеним, вивчення умов функціонування вузла не буде повним без аналізу впливу коефіцієнта тертя на напружено деформований стан ствола, який значною мірою визначає і є одним з основних факторів, що визначають знос системи "ствол куля". як зазначалося раніше, як розрахункову модель тертя взято узагальнену модель кулонаамонтона з урахуванням ефекту штрибека, яка дозволяє врахувати зміни коефіцієнта тертя від швидкості відносного ковзання: v dsd e β−⋅µ−µ+µ=µ )( , де dµ – динамічний коефіцієнт тертя; sµ – коефіцієнт тертя спокою; v – відносна швидкість ковзання в точці контакту; β – показник ступеня. для проведення аналізу впливу коефіцієнта тертя на напружено-деформований стан вузла розрахунковим шляхом отримано залежності максимальних еквівалентних (за мізесом) напруг у середині ствола, максимальних дотичних напружень і максимальних значень інтенсивності напруг від часу для різних значень динамічного і статичного коефіцієнтів тертя, а також показника ступеня за швидкості відносного ковзання. для отриманих залежностей проведено апроксимацію і згладжування результатів, побудовано поліноміальні лінії трендів шостого порядку з оцінкою достовірності апроксимації. рівняння лінії тренду: 01 2 2 3 3 4 4 5 5 6 6 kxkxkxkxkxkxky ++++++= . (1) величина достовірності тренду: ( ) ( )∑ ∑ = = − − = n i i n i i yy yy r 1 2 1 2 2 ˆ , (2) де y – середнє значення змінної; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз впливу динамічного коефіцієнта тертя на напружено деформований стан стволів проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 101 ŷ – розрахункове значення змінної. параметри отриманих рівнянь ліній трендів наведено в табл. 1. таблиця 1 параметри рівнянь ліній трендів максимальних еквівалентних напружень sµ dµ β 6k 5k 4k 3k 2k 1k 0k 2r 0,025 0,0012 -0,0541 0,6369 4,34 -145,11 1045,2 -975,63 0,94 0,05 0,0026 -0,14 2,6836 -19,145 -11,667 670,63 -683,8 0,98 0,4 0,025 0,1 0,0016 -0,0869 1,7621 -14,044 5,0074 468,53 -473,11 0,92 0,025 0,0003 -0,0118 -0,126 10,287 -162,79 1043,2 -959,84 0,95 0,05 0,0004 -0,0167 0,0114 8,3554 -146,66 951,33 -866,33 0,97 0,4 0,05 0,1 0,0005 -0,0326 0,7118 -5,0324 -27,516 511,5 -486,18 0,99 0,025 0,0003 -0,0109 -0,0932 8,1822 -129,99 857,47 -773,05 0,94 0,2 0,025 0,1 0,0038 -0,2158 4,4874 -40,398 116,92 303,03 -410,33 0,98 0,1 0,025 0,025 0,0024 -0,1307 2,5434 -19,601 12,323 542,09 -570,01 0,97 залежності максимальних еквівалентних напружень, максимальних дотичних напружень і максимальних інтенсивностей напружень носять характер згасаючого в часі коливального процесу. у момент врізання кулі в нарізи відбувається збільшення навантажень, про що свідчить значне збільшення амплітуд характеристик напружено-деформованого стану (рис. 1), а потім їх зменшення. тренди вищевказаних залежностей мають характер швидко згасаючого коливального процесу. рис. 1 – залежності максимальних еквівалентних напружень у середині ствола від часу для: µs = 0,4; µd = 0,025; β = 0,025; 0,05; 0,1 аналіз отриманих залежностей показує, що для значень показника ступеня за швидкості ковзання β = 0,05; 0,1, тренди відрізняються тільки в початковий момент часу на стадії врізання кулі в нарізи ствола (до 11e · 10-0,4 с), потім, у міру руху кулі по каналу ствола, тренди характеристик напружено деформованого стану практично зливаються. варто зазначити, що зі зменшенням показника ступеня β до значень 0,025 відбувається збільшення значень максимальних амплітуд в початковий період. за значень β = 0,025 всі характеристики напружено деформованого стану мають найбільші значення, відповідно вузол є максимально навантаженим. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз впливу динамічного коефіцієнта тертя на напружено деформований стан стволів проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 102 важливим є те, що вищевказані закономірності зберігають для різних значень динамічного і статичного коефіцієнтів тертя. так, для різних значень статичного коефіцієнта тертя sµ = 0,2 і sµ = 0,1 за значень показника ступеня β = 0,025 криві трендів максимальних еквівалентних напружень, максимальних дотичних напружень і максимальних інтенсивностей напружень досить тісно зближуються в початковий момент часу і практично зливаються в період часу після повного врізання кулі в нарізи ствола. закономірності коливального згасаючого процесу при цьому зберігаються. розрахунковий аналіз показав, що для стабільної роботи трибосистеми абсолютні значення динамічного коефіцієнта тертя не повинні перевищувати 0,055 ... 0,06. за значень динамічного коефіцієнта тертя, що перевищує вказані значення відбувається істотне збільшення діючих напружень, як результат цього – швидке гальмування кулі в каналі ствола і істотне падіння швидкості кулі в момент покидання каналу ствола. варто зазначити, що динамічний коефіцієнт тертя в досліджуваному діапазоні значень 0,05 ... 0,025 не робить істотного впливу на абсолюні значення амплітуд максимальних еквівалентних напружень, максимальних дотичних напружень і максимальних інтенсивностей напружень. амплітудні значення максимальних еквівалентних напружень у середині ствола для значень динамічного коефіцієнта тертя dµ = 0,025 і dµ = 0,05 мало відрізняються і коливаються в межах 1200 мпа. аналогічні закономірності властиві і для амплітуд максимальних дотичних напружень. встановлено, що значення максимальних дотичних напружень в період часу після врізання кулі знаходяться в діапазоні 650 ... 700 мпа. аналіз залежності коефіцієнта тертя від швидкості ковзання для різних значень показника ступеня β показує (рис. 2), що значення β визначають швидкість зменшення коефіцієнта тертя µ від значень статичного коефіцієнта тертя sµ до значень динамічного dµ . іншими словами, величина β визначає швидкість відносного ковзання тіл пари тертя, за якої фактичний коефіцієнт тертя µ досягає значень динамічного і хто виходить на стаціонарний режим. рис. 2 – залежності коефіцієнта тертя від швидкості ковзання для: µs = 0,2; µd = 0,025; β = 0,025; 0,05; 0,1 результати розрахункового аналізу показують, що для β в діапазоні значень 0,05 ... 0,1 фактичний коефіцієнт тертя досягає мінімальних значень і виходить на стаціонарний режим за будь-яких значень статичного коефіцієнта sµ до швидкості ковзання в 120 м/с. аналіз процесу руху кулі по каналу ствола показує, що до моменту часу 11e · 10-0,4 с закінчується період повного врізання кулі в нарізи ствола, що відповідає швидкості ковзання близько 120 м/с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз впливу динамічного коефіцієнта тертя на напружено деформований стан стволів проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 103 виходячи з отриманих результатів, можна стверджувати, що ствол піддається мінімальним навантаженням у тому випадку, коли до моменту повного врізання кулі в нарізи ствола коефіцієнт тертя з урахуванням фактичної швидкості ковзання досягне мінімального значення і вийде на стаціонарний режим. узагальнений аналіз розрахункових результатів показує, що преважаючим фактором, який впливає на напружено деформований стан трибосистеми "ствол куля" і відповідно на процеси накопичення пошкоджень і зносу ствола, є швидкість зменшення коефіцієнта тертя від значень статичного до значень динамічного і виходу коефіцієнта тертя на стаціонарний режим. основним фактором, який впливає на напружено деформований стан трибосистеми "ствол куля" і відповідно на процеси накопичення пошкоджень і зносу ствола, є швидкість зміни коефіцієнта тертя від значень статичного до значень динамічного і виходу коефіцієнта тертя на стаціонарний режим. як критерій оцінки ефективності використання матеріалів, технологічних процесів нанесення покриттів, термообробки та інших способів підвищення зносостійкості ствола стрілецької зброї можна використовувати швидкість зміни коефіцієнта тертя, беручи за кількісну оцінку критерію коефіцієнт β за інших однакових умов. висновок на основі проведеного аналізу визначені шляхи для оцінки зносу стволів зброї, показана необхідність враховувати особливості динамічного характеру напружено-деформованого стану в умовах високошвидкісного тертя, що виникає внаслідок взаємодії систем "ствол куля". література 1. дроздов ю.н. трение и износ в экстремальных условиях. / ю.н. дроздов, в.г. павлов, в.н. пучков. – м.: машиностроение, 1986. –223 с. 2. дроздов ю.н. прикладная трибология (трение, износ, смазка) / ю.н. дроздов, е г. юдин, а и. белов. – м.: эко-пресс, 2010. – 604 с. 3. montgomery r. s. friction and wear at high sliding speeds // wear. – 1976. – t. 36. – p. 275-298. 4. lim j. cambridge university internal report / michael f. ashby // cued, c.–mat. – 1986. – t. 123. 5. регель р.в. кинетическая природа прочности твёрдых тел / р.в. регель, а.и. слуцкер, э.е. томашевский. – м.: наука, 1974. – 560 с. 6. philippon s. an experimental study of friction at high sliding velocities / g. sutter, a. molinari // wear. – 2004. – t. 257. – p. 777-784. поступила в редакцію 30.01.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз впливу динамічного коефіцієнта тертя на напружено деформований стан стволів проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 104 pisarenko v.g. analysis of influence of dynamic coefficient of friction on tensely is the deformed state of barrels. the basic factor which influences on tensely is the deformed state a tribosistemi "barrel bullet" and accordingly on the processes of accumulation of damages and wear of barrel, there is speed of change of coefficient of friction from values static to the values dynamic and to the output of coefficient of friction on the stationary mode. on the basis of the conducted analysis certain ways are for the estimation of wear of barrels of weapon, rotined necessity to take into account the features of dynamic character tensely deformed to the state in the conditions of high-speed friction which arises up as a result of co-operation of the systems "barrel bullet". key words: dynamic coefficient of friction, tense state, wear of barrel. references 1. drozdov j.n., pavlov v.g., puchkov v.n. trenie i iznos v jekstremal'nyh uslovijah. m., mashinostroenie, 1986, 223 p. 2. drozdov j.n., judin e g., belov a i. prikladnaja tribologija (trenie, iznos, smazka). m., jeko-press, 2010, 604 p. 3. montgomery r. s. friction and wear at high sliding speeds, wear, 1976, t. 36, pp. 275-298. 4. lim j. cambridge university internal report, michael f. ashby, cued, 1986, t. 123. 5. regel' r.v., slucker a.i., tomashevskij j.e. kineticheskaja priroda prochnosti tvjordyh tel. m.: nauka, 1974, 560 p. 6. philippon s., sutter g., molinari a. an experimental study of friction at high sliding velocities. wear, 2004, t. 257, pp. 777-784. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_radek.doc powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 82 radek n.,* wrzałka z.,** shalapko j.,*** bronček j.,**** bilska i.,* świderski j.* * politechnika świętokrzyska, kielce, polska, ** starosta powiatu kieleckiego, kielce, polska, *** khmelnitckij narodowy uniwersytet, khmelnitckij, ukraina, **** żiliński uniwersytet w żilinie, żilinie,słowacja e-mail: shalapko@yahoo.com powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje удк 621.2.082.18 przedmiotem badań morfologicznych i tribologicznych były powłoki nakładane elektrodami wc-coal2o3 (85 % wc, 10 % co oraz 5 % al2o3) oraz wc-coal2o3/3tio2 (85 % wc, 10 % co oraz 5 % al2o3/3tio2) o przekroju 4 mm x 6 mm metodą elektroiskrową na próbki wykonane ze stali c45. powłoki nanoszono w osłonie argonu. badania oporów tarcia (tarcie technicznie suche) przeprowadzono na próbkach w kształcie pierścienia wykonanych ze stali węglowej wyższej jakości c45 (w stanie normalizowanym). słowa kluczowe: obróbka elektroiskrowa, twarde stopy z ceramiki, tarcie, zużycie. 1. wstęp węgliki spiekane są to cermetale składające się w 70 ÷ 96 % z węglików metali trudnotopliwych (np. wolframu, tantalu, niobu) oraz osnowy wiążącej, która jest zwykle kobalt, czasami molibden, nikiel, a niekiedy żelazo. węgliki spiekane obecnie są bardzo popularne jako materiał do wytwarzania ostrz skrawających, szczególnie w operacjach toczenia i frezowania [1]. węgliki spiekane dzieli się na poszczególne gatunki w zależności od ich składu chemicznego lub od rozmiarów cząstek wc. węgliki spiekane typu wc-co podzielono według rozmiarów cząstek wc na następujące grupy [2]: gruboziarniste o średniej średnicy 3 ÷ 30 µm; standardowe o średniej średnicy 1,5 ÷ 3 µm; drobnoziarniste o średniej średnicy 0,5 ÷ 1,5 µm; ultradrobnoziarniste o średniej średnicy mniejszej od 0,5 µm. rozmiar ziarna wc ma olbrzymi wpływ na właściwości ostrzy z węglików spiekanych, a szczególnie na ich wytrzymałość na zginanie i twardość. gdy średnica cząstek wc jest większa od 1,5 µm, obserwuje się wzrost wytrzymałości na zginanie i spadek twardości ostrza z węglika spiekanego wraz ze wzrostem rozmiarów ziaren wc. w przypadku gdy ziarna wc mają średnice mniejszą od 1,5 µm, obserwuje się jednoczesny wzrost wytrzymałości na zginanie i twardości ostrza z węglika spiekanego tym większy im mniejsze jest ziarno wc. obserwacja ta stanowi jeden z przykładów, na podstawie których nastąpił przełom w poglądach, że wzrost twardości musi powodować spadek własności plastycznych np. ciągliwości [2]. zastosowanie ceramicznych materiałów narzędziowych w porównaniu do węglików spiekanych jest niewielkie, ale ciągle wykazuje dynamikę wzrostu. według szacunków około 5 % ostrzy narzędzi skrawających wykonuje się z tej grupy materiałów. do najbardziej popularnych materiałów służących do wytwarzania ceramicznych materiałów narzędziowych możemy zaliczyć: jednofazowy tlenek glinu al2o3; azotek krzemu si3n4; wielofazowe mieszaniny al2o3 i si3n4 z twardymi węglikami, azotkami i tlenkami. dość interesująco przedstawia się możliwość wytwarzania obróbką elektroiskrową przeciwzużyciowych powłok węglikowo-ceramicznych, elektrodami wykonanymi metodami metalurgii proszków [3]. supertwarde powłoki mogą być nanoszone na ostrza skrawające narzędzi, takich jak np. noże tokarskie, frezy, dłutaki czy gwintowniki. przypuszcza się, że w/w powłoki mogą być z powodzeniem stosowane na elementach maszyn, które pracują w ekstremalnych warunkach np. intensywne zużycie ścierne, obciążenia udarowe. dodatkową zaletą zachęcającą do stosowania supertwardych powłok elektroiskrowych jest wątek ekologiczny. obróbkę elektroiskrową cechuje brak szkodliwych oddziaływań na środowisko. mailto:shalapko@yahoo.com powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 83 proces osadzania elektroiskrowego charakteryzują wyładowania impulsowe generowane pomiędzy elektrodą i podłożem [4 ÷ 6]. podczas obróbki elektroiskrowej następuje jonizacja powietrza do obszarów wysokotemperaturowych i wysokociśnieniowych pól, w efekcie czego następuje tworzenie się stopu. stopowanie elektroiskrowe jest technologią obróbki powierzchniowej i cechuje się intensywnym dopływem ciepła i bardzo wąską strefą wpływu ciepła (swc), również przy nakładaniu powłok z trudnotopliwych kompozytów [7 ÷ 9]. 2. metodyka badań przedmiotem badań były powłoki nakładane elektrodami wc-co-al2o3 (85 % wc, 10 % co oraz 5 % al2o3) oraz wc-co-al2o3/3tio2 (85 % wc, 10 % co oraz 5 % al2o3/3tio2) o przekroju 4 mm × 6 mm metodą elektroiskrową na próbki wykonane ze stali c45. powłoki nanoszono w osłonie argonu. do nanoszenia powłok elektroiskrowych użyto urządzenie produkcji ukraińskiej, model eil-8a (rys. 4.10). opierając się na zdobytych doświadczeniach własnych przyjęto następujące parametry nanoszenia powłok elektroiskrowych: napięcie u = 230 v; pojemność kondensatorów c = 150 µf; natężenie prądu i = 2,4 a. badania powłok węglikowo-ceramicznych skupiły się na: obserwacji i analizie mikrostruktury, pomiarach struktury geometrycznej powierzchni, mikrotwardości i przyczepności oraz badaniach tribologicznych. obserwacje mikrostruktury prowadzono w elektronowym mikroskopie skaningowym joel typ jsm-5400. pomiary chropowatości przeprowadzono za pomocą przyrządu topo l120 przy wykorzystaniu programu profilometr. mikrotwardość mierzono na mikrotwardościomierzu microtech mx3 przy obciążeniu 40 g, przyłożonym na 15 s. pomiary przyczepności wykonano metodą zarysowania (z ang. scratch test), stosując przyrząd revetest. testy tribologiczne wykonano na testerze tribologicznym t-01m typu kulka tarcza. 3. wyniki badań i ich omówienie 3.1. badania morfologii powłok w procesie elektroiskrowego tworzenia warstw powierzchniowych na katodzie następuje wzajemne oddziaływanie znajdujących się w stanie ciekłym materiałów elektrod. powstają tu nowe związki chemiczne, zachodzą procesy samoi heterodyfuzji oraz następuje tworzenie stopów i pseudostopów. proces konstytuowania warstwy wierzchniej zachodzi w skrajnie nierównowagowych warunkach sprzyjających powstawaniu form drobnodyspersyjnych. w strefie działania wyładowania struktura jest bardzo rozdrobniona, obserwuje się znaczne naprężenia wewnętrzne oraz ślady deformacji ziaren. działanie wysokich ciśnień i temperatur znacznie przewyższających temperaturę topnienia i wrzenia materiałów elektrod, a także duża szybkość odprowadzania ciepła powodują, że powstają specyficzne struktury o unikalnych własnościach np. twardość powłoki ma zwykle znacznie większą wartość niż twardość materiału elektrod. w składzie warstwy mogą występować fazy nie występujące w wyjściowych materiałach elektrod. osobliwe własności jak i struktura powstałej powłoki są rezultatem przebiegu procesu. rys. 1 – mikrostruktura powłoki wc-co-al2o3 rys. 2 – widmo charakterystycznego promieniowania rentgenowskiego dla powłoki wc-co-al2o3 powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 84 w procesie wyładowania iskrowego na katodę przenoszone są materiały anody, w tym również azot z powietrza. krople płynnego metalu i azot pod wpływem wysokich temperatur, wywołanych wyładowaniem, dyfundują w powierzchnię detalu tworząc w metalicznym podłożu mocno przetopioną azotkowo-węglikową warstewkę o wysokiej twardości i odporności na zużycie. przy czym utrzymuje się, że o twardości warstwy decyduje obecność azotu. wychodząc z analizy metalograficznej zgładów można stwierdzić, że efekt umocnienia polega głównie na zjawiskach dyfuzyjnych. w wyniku wyładowania na katodzie powstaje bardzo cienka warstwa, przy czym podłoże nie rozgrzewa się. ponadto proces ten zachodzi bardzo szybko. ogólnie warstwa nałożona elektroiskrowo składa się z dwóch stref: zewnętrznej (białej trudnotrawiącej się, jednorodnej) i wewnętrznej (o charakterze dyfuzyjnym i zmiennym składzie). często obserwuje się też trzecią strefę wpływu ciepła. na przykładowej fotografii (rys. 1) przedstawiono przykładowy widok mikrostruktury powłoki wc-coal2o3 stopowanej elektroiskrowo. w oparciu o uzyskane wyniki stwierdzono, że maksymalna grubość powłoki wyniosła 64 µm, natomiast minimalna grubość około 34 µm. w przypadku powłoki wc-co-al2o3/3tio2 (rys. 2) grubość wyniosła od 29 ÷ 68 µm. głębokości swc w głąb materiału podłoża dla obu powłok były porównywalne i wynosiły ok. 23 ÷ 31 µm. rys. 3 – mikrostruktura powłoki wc-co-al2o3/3tio2 rys. 4 – widmo charakterystycznego promieniowania rentgenowskiego dla powłoki wc-co-al2o3/3tio2 obserwacje mikrostruktury (rys. 1 i 3) powłok wc-co-al2o3 oraz wc-co-al2o3/3tio2 wykazały występowanie niekorzystnych zjawisk w postaci porów i mikropęknięć oraz nierównomierna grubość. jedną z przyczyn uzyskania nierównomiernej grubości powłok było zastosowanie do ich nanoszenia urządzenia o ręcznym posuwie elektrody. ponadto efekt ten można rozpatrywać od fizycznej strony przebiegu wyładowania elektrycznego między elektrodami. energia dostarczana w impulsie elektrodom powoduje erozję anody (erody) jak i również katody (materiału podłoża). powłokę tworzy nie tylko stopiony materiał erody, ale również stopiony materiał podłoża w efekcie czego tworzą się tzw. wspólne obszary powłokowe. przeprowadzona analiza punktowa w górnej części powłok (rys. 2 i rys. 4) pokazała dużą intensywność pików pierwiastków wchodzących w skład zastosowanych elektrod. w przypadku powłoki wc-co-al2o3 zawartość w wyniosła około 57,77 % at. oraz 39,59 % at. c. ponadto stwierdzono obecność al (około (około 1,19 % at.) oraz kobaltu (około 1,33 % at.). natomiast w przypadku powłoki wc-co-al2o3/3tio2 stwierdzono 27,82 % at. w i 9,24 % at. co. na rysunku 4 stwierdzono również obecność pików aluminium (około 2,78% at.) oraz tytanu (około 0,63 % at.). 3.2. badania tribologiczne badania oporów tarcia (tarcie technicznie suche) przeprowadzono na próbkach w kształcie pierścienia wykonanych ze stali węglowej wyższej jakości c45 (w stanie normalizowanym), na które naniesiono elektroiskrowo powłoki wc-co-al2o3 i wc-co-al2o3/3tio2. przeciwpróbką była kulka o średnicy φ6,3 mm wykonana ze stali 100cr6. badania na testerze przeprowadzono przy następujących parametrach tarcia: prędkość liniowa v = 0,8 m/s, czas próby t = 3600 s, zakres zmian obciążenia q = 4,9 n; 9,8 n; 14,7 n. powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 85 przykładowe wyniki badań przedstawiono na wykresie (rys. 5), który ilustruje przebiegi współczynnika tarcia w funkcji czasu próby przy obciążeniu 4,9 n. rys. 5 – wykres zmian współczynnika tarcia w funkcji czasu: a – powłoka wc-co-al2o33tio2; b – powłoka wc-co-al2o3 podczas tarcia technicznie suchego badanych powłok nastąpiło przekształcenie technologicznej warstwy powierzchniowej (twp) w eksploatacyjną warstwę powierzchniową (ewp). efekt ten nastąpił głównie na skutek nacisków i prędkości ślizgania oraz oddziaływania atmosfery otoczenia bliskiego z badaną powierzchnią. obserwowano stabilizację stanu przeciwzużyciowej warstwy powierzchniowej (pwp). na przebiegu (rys. 5, a) można zaobserwować, że stabilizacja współczynnika tarcia następuje po upływie około 2500 sekund, a wartość jego oscyluje na poziomie 0,27 ÷ 0,3. 0,632 0,427 0,374 0,538 0,495 0,263 0 0,2 0,4 0,6 0,8 4,9 9,8 14,7 obciążenie, n ś re d ni w sp ó łc zy nj ni k ta rc ia wc-co-al2o3 wc-co-al2o3/3tio2 rys. 6 – średnie wartości współczynnika tarcia dla powłoki wc-co-al2o3 (rys. 5, b) współczynnik tarcia stabilizuje się po upływie około 3100 sekund, a jego wartość wynosi 0,38÷0,4. wartości średnie współczynnika tarcia powłok węglikowoceramicznych przedstawiono na wykresie (rys. 6). z wykresu (rys. 6) wynika, że wartości średnie współczynnika tarcia rosną proporcjonalnie do zwiększającego się obciążenia. przy czy mniejsze wartości średnich współczynników tarcia występują dla powłoki wc-co-al2o3/3tio2. wyjątkiem jest obciążenie 9,8 n, przy którym mniejsza wartość średniego współczynników tarcia wystąpiła dla powłoki wc-co-al2o3. 3.3. pomiary mikrogeometrii pomiary chropowatości powłok wc-co-al2o3 i wc-co-al2o3/3tio2 wykonano w dwóch prostopadłych do siebie kierunkach. pierwszy pomiar był wykonany zgodnie z ruchem przemieszczania się elektrody, natomiast drugi pomiar był prostopadły do ściegów skanujących. z dwóch pomiarów obliczono powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 86 wartość średnią parametru ra dla danej powłoki. powłoki wc-co-al2o3 posiadały chropowatość ra = 6,16÷7,79 µm, natomiast w przypadku powłok wc-co-al2o3/3tio2 parametr ra = 4,18 ÷ 4,58 µm. próbki ze stali c45, na które nanoszono powłoki miały chropowatość ra = 0,38 ÷ 0,41 µm. przykładowe wykresy pomiarów parametrów mikrogeometrii badanych próbek przedstawiono na rys. 7 i 8. rys. 7 – przykładowe wyniki pomiarów parametrów mikrogeometrii powłoki wc-co-al2o3 rys. 8 – przykładowe wyniki pomiarów parametrów mikrogeometrii powłoki wc-co-al2o3/3tio2 3.4. pomiary mikrotwardości pomiary mikrotwardości przeprowadzono metodą vickersa. odciski penetratorem wykonano na zgładach prostopadłych w trzech strefach: w powłoce (białej trudnotrawiącej się, jednorodnej), w strefie wpływu ciepła (swc), jak również w materiale rodzimym. wyniki badań mikrotwardości przedstawiono na wykresie (rys. 9). 378 141 393 140 843 851 0 200 400 600 800 1000 1200 powłoka swc materiał rodzimy m ik ro tw ar do ść h v 0 ,0 4 wc-co-al2o3 wc-co-al2o3/3tio2 rys. 9 – wyniki pomiarów mikrotwardości powłok powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 87 zastosowanie obróbki elektroiskrowej spowodowało zmiany mikrotwardości w obrabianym materiale. mikrotwardość materiału podłoża po obróbce elektroiskrowej wynosiła średnio około 141 hv0,04 (taka samą wartość mikrotwardości miał materiał w stanie wyjściowym). nakładając obróbką elektroiskrową powłoki wcco-al2o3 oraz wc-co-al2o3/3tio2 uzyskano znaczny wzrost mikrotwardości w stosunku do mikrotwardości materiału podłoża. powłoka wc-co-al2o3 posiadała średnią mikrotwardość 843 hv0,04 (nastąpił wzrost mikrotwardości średnio o 498 % w stosunku do mikrotwardości materiału podłoża), a powłoka wc-co-al2o3/3tio2 około 851 hv0,04 (nastąpił wzrost mikrotwardości średnio o 504 % w stosunku do mikrotwardości materiału podłoża). mikrotwardość swc po obróbce elektroiskrowej wzrosła o 168 % (powłoka wc-co-al2o3) i o 179 % (powłoka wc-co-al2o3/3tio2) w stosunku do mikrotwardości materiału podłoża. większa wartość mikrotwardości w swc powłoki wc-co-al2o3/3tio2 w stosunku do powłoki wc-co-al2o3 może być spowodowana powstaniem w niej węglików tytanu. ta tematyka będzie przedmiotem dalszych badań. 3.5. pomiary przyczepności pomiary przyczepności i oznaczenie innych symptomów uszkodzenia mechanicznego powłok wc-coal2o3 oraz wc-co-al2o3/3tio2 wykonano zgodnie z normą [39]. badania wykonano przy narastającej sile obciążającej od 0÷200 n i przy następujących parametrach pracy: szybkość wzrostu obciążenia 39,8 n/min; prędkość przesuwu stolika z próbką 1 mm/min; długość rysy 5 mm; stożek diamentowy rockwella o promieniu zaokrąglenia 200 µm. test zarysowania polegał na wykonaniu rysy za pomocą odpowiednio dobranego penetratora (w tym przypadku stożek diamentowy rockwella) przy stopniowym wzroście siły normalnej (obciążającej ten penetrator) z jednoczesnym pomiarem siły oporu stawianego przez materiał (siły stycznej) i rejestracji sygnałów emisji akustycznej informujących o powstawaniu uszkodzeń warstwy w postaci pęknięć lub złuszczeń warstwy. najmniejsza siła normalna powodująca utratę adhezji powłoki z podłożem, określana jest mianem siły krytycznej i jest przyjmowana za miarę tej adhezji. do oceny wartości siły krytycznej służy zapis zmian sygnałów emisji akustycznej i siły stycznej oraz obserwacje mikroskopowe (mikroskop optyczny wbudowany w aparat revetest). w przeprowadzonych badaniach wartości sił krytycznych oceniono na podstawie obserwacji mikroskopowych powstałych rys po przejściu penetratora, które odnoszono do przebiegów sygnałów emisji akustycznej. wyniki badań przyczepności przedstawiono w tabeli 1. powłoki elektroiskrowe posiadały porównywalną przyczepność. średnia wartość (z trzech pomiarów) siły krytycznej powłoki wc-co-al2o3 wyniosła 6,33 n. powłoka wc-co-al2o3/3tio2 posiadała średnią wartość siły krytycznej (z trzech pomiarów) na poziomie 6,64 n. tabela 1 wyniki pomiarów przyczepności powłok siła krytyczna [n] numer pomiaru powłoka 1 2 3 wartość średnia [n] wc-co-al2o3 7,42 6,67 4,89 6,33 wc-co-al2o3/3tio2 5,46 7,92 6,54 6,64 3.6. aplikacje powłok węglikowo-ceramicznych badania trwałości ostrzy skrawających noży tokarskich w badaniach trwałości ostrzy skrawających zastosowano noże tokarskie z wymiennymi płytkami wieloostrzowymi ze stali szybkotnącej sw7m oraz węglików spiekanych s10 i h10. badania porównawcze trwałości ostrzy skrawających wykonano dla dwóch grup noży tokarskich tj. z przeciwzużyciowymi powłokami wc-co-al2o3/3tio2 naniesionym elektroiskrowo na w/w płytki oraz z płytkami niepokrytymi powłoką. jako kryterium stępienia ostrza przyjęto postać powstających wiórów, świadczącą o utracie właściwości skrawnych lub zużycie wytrzymałościowe objawiające się wyszczerbieniami, wyruszeniami bądź wyłamaniem ostrza. testy trwałościowe wykonano na tokarce tub 32 wyprodukowanej w zakładach mechanicznych w tarnowie, będącej na wyposażeniu wydziału z-5 narzędzioworemontowego zm mesko w skarżysku kamiennej. obróbkę skrawaniem prowadzono w operacji toczenia wzdłużnego stali chromowej o wysokiej hartowności 40h. w czasie obróbki stosowano płyn obróbkowy mecafluid 137. operację toczenia wraz z parametrami obróbki przedstawiono na rysunkach 10 ÷ 12. powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 88 rys. 10 – obróbka nożem z płytkami ze stali sw7m: n = 450 obr/min; p = 0,25 m/min rys. 11 – obróbka nożem z płytkami z węglika spiekanego s10: n = 450 obr/ min; p = 0,90 m/min rys. 12 – obróbka nożem z płytkami z węglika spiekanego h10: n = 450 obr/ min; p = 1 m/min analiza pracy poszczególnych noży tokarskich wykazała, że ostrza skrawające z przeciwzużyciową powłoką wc-co-al2o3/3tio2 wykazywały mniejsze zużycie w porównaniu do ostrzy noży niepokrytych powłoką. tabela 2 zestawienie czasu pracy ostrzy skrawających materiał płytek czas pracy ostrza noża z powłoką wc-co-al2o3/3tio2 [min] czas pracy ostrza noża bez powłoki [min] sw7m 438 189 s10 202 277 h10 476 218 zastosowanie przeciwzużyciowej powłoki węglikowo-ceramicznej na ostrza skrawające wydłużyło czas ich pracy w niektórych przypadkach nawet dwukrotnie. wyjątek stanowi płytka wieloostrzowa z węglika spiekanego s10 z naniesioną powłoką wc-co-al2o3/3tio2, gdzie odnotowano krótszy czas pracyn (t = 202 min.) w odniesieniu do płytki bez powłoki (t = 277 min.). powodem tego efektu było wyszczerbienie płytki podczas operacji toczenia. uszkodzenie płytki mogło być skutkiem wżerów w materiale po obróbce elektroiskrowej lub wadą spojenia płytki z materiałem rdzenia. wyniki badań zamieszczono w tabeli 2. na rysunku 13 przedstawiono przykładowe krzywe zużycia ostrzy skrawających (wskaźnik zużycia powierzchni przyłożenia hp w funkcji czasu t). podsumowując uzyskane wyniki badań można stwierdzić, że ostrza noży z naniesioną powłoką przciwzużyciową wc-co-al2o3/3tio2 mogą wykonywać toczenie z większymi prędkościami wrzeciona i większym posuwem, co w efekcie podniesie wydajność pracy. rys. 13 – krzywe zużycia ostrzy skrawających: a – płytka z węglika spiekanego h10 z powłoką wc-co-al2o3/3tio2; b – płytka z węglika spiekanego h10 bez powłoki; c – płytka z węglika spiekanego s10 z powłoką wc-co-al2o3/3tio2 powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 89 na krzywej (rys. 13, a) widoczne jest wstępne docieranie współpracujących powierzchni połączone z wyrównywaniem mikronierówności, co w efekcie prowadzi do ustabilizowanego procesu zużycia. krzywa (rys. 13, b) przedstawia normalny proces zużycia, na której widoczne są trzy fazy: docieranie, zużycie ze stałą intensywnością oraz gwałtowny wzrost zużycia z całkowitą utratą możliwości skrawnych. natomiast na krzywej (rys. 13c) obserwujemy szybkie zużycie wynikłe z błędu obróbki lub wadliwego materiału ostrza skrawającego. badania trwałości gwintowników do badań wybrano gwintowniki wykonane ze stali hsse (stal szybkotnąca kobaltowa). badania trwałości wykonano stosując trzy grupy gwintowników: z powłoką tin naniesioną metodą pvd, z powłoką wc-co-al2o3 nałożoną obróbką elektroiskrową oraz gwintownik niepowleczony żadną powłoką. powłoki zostały naniesione na części robocze gwintownika. jako kryterium trwałości części roboczej gwintownika przyjęto postać zużycia ściernego lub wykruszenia materiału. testy trwałościowe wykonano na tokarce cnc firmy ydpm bml280, która znajduje się w firmie kiel-inox pod kielcami (rys. 14). elementem testowym były mufy ze stali s235jr, które są wytwarzane w w/w zakładzie i stosowane w piecach co (rys. 15). w czasie operacji gwintowania stosowano płyn obróbkowy emulkol ps. trwałość gwintowników określano liczbą nagwintowanych muf. rys. 14 – tokarka cnc z podajnikiem rys. 15 – mufa z wykonanym gwintem wyniki badań trwałości gwintowników przedstawia rysunek 16. w wyniku przeprowadzonych badań eksploatacyjnych okazało się, że największą trwałość wykazał gwintownik z powłoką tin, przy pomocy którego wykonano gwinty w 2000 szt. muf. gwintownikiem z przeciwzużyciową powłoką wc-co-al2o3 wykonano gwinty w 500 szt. muf. najmniejszą liczbę gwintów (w 100 szt. muf) wykonano gwintownikiem ze stali hsse (bez powłoki). 0 500 1000 1500 2000 2500 tin wc-co-al2o3 hsse materiał li cz ba s zt uk , s zt . rys. 16 – wykres ilość nagwintowanych muf w zależności od zastosowanego gwintownika powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 90 analiza zużytych części roboczych gwintowników po teście trwałości wykazała dominującą rolę zużycia ściernego. w mniejszym stopniu występowało wykruszenie bądź wyszczerbienie materiału. podsumowując uzyskane wyniki badań można stwierdzić, że gwintownik z naniesioną powłoką wcco-al2o3 (obróbka elektroiskrowa) można być stosowany do wykonywania precyzyjnych gwintów na obrabiarkach cnc, choć wykona mniejszą liczbę gwintów w stosunku do gwintownika z powłoką tin (metoda pvd). wnioski 1. powłoki wc-co-al2o3 i wc-co-al2o3/3tio2 naniesione elektroiskrowo charakteryzowały się znacznym wzrostem chropowatości ra w stosunku do chropowatości materiału podłoża. powłoki wc-co-al2o3 posiadały chropowatość ra = 6,16 ÷ 7,79 µm, natomiast chropowatość powłok wc-co-al2o3/3tio2 wyniosła ra = 4,18 ÷ 4,58 µm. 2. analizując mikrostrukturę stwierdzono, że grubość powłok wc-co-al2o3 i wc-co-al2o3/3tio2 mieściła się w zakresie 29 ÷ 68 µm, natomiast zasięg strefy wpływu ciepła w głąb materiału podłoża ok. 23 ÷ 31 µm. ponadto powłoki posiadały mikropęknięcia oraz pory. 3. w wyniku obróbki elektroiskrowej otrzymano powłokę wc-co-al2o3 o średniej mikrotwardościwardości 843 hv0,04 oraz powłokę wc-co-al2o3/3tio2 o średniej mikrotwardościwardości 851 hv0,04, podczas gdy mikrotwardość materiału podłoża (stali c45) wynosiła 350 hv0,04. 4. przyczepność powłok węglikowo-ceramicznych do podłoża była porównywalna. średnia wartość siły krytycznej powłoki wc-co-al2o3 wyniosła 6,33 n, natomiast powłoka wc-co-al2o3/3tio2 posiadała średnią wartość siły krytycznej na poziomie 6,64 n. 5. wyznaczone współczynniki tarcia w obydwóch przypadkach naniesionych powłok elektroiskrowych miały zbliżone wartości. mniejsze wartości współczynników tarcia wystąpiły dla powłoki wc-co-al2o33tio2 i mieściły się w zakresie µ = 0,263 ÷ 0,538. 6. przeprowadzone w rzeczywistych warunkach pracy badania trwałości ostrzy skrawających noży tokarskich i części roboczej gwintowników z powłoką wc-co-al2o3/3tio2, dowiodły większą ich trwałość (od 2 do 5 razy) w porównaniu do ostrzy noży i gwintowników nie pokrytych powłoką. literatura 1. http://www.fanar.pl/katalogi.php 2. wysiecki m.: nowoczesne materiały narzędziowe. wydawnictwo naukowo techniczne, warszawa 1997. 3. konstanty j.: powder metallurgy diamond tools. elsevier, oxford 2005. 4. łazarenko b. r. łazarenko n. i.: elektroiskrovaja obrabotka tokoprovodiaszćih materiałow. akademia nauk cccp, moskwa 1958. 5. dibitonto d. d., eubank p. t., patel m. r., barrufet m. a.: theoretical models of the electrical discharge machining process. i-a simple cathode erosion model. journal of applied physics 66/9 (1989), 123-131. 6. ozimina d., radek n., styp-rekowski m.: modyfikowanie cech warstwy wierzchniej za pomocą obróbki elektroiskrowej. archiwum technologii maszyn i automatyzacji vol. 24, nr 2 (2004), 229-238. 7. radek n.: determining the operational properties of steel beaters after electrospark deposition. eksploatacja i niezawodność maintenance and reliability, 4(2009), 10-16. 8. miernikiewicz a.: doświadczalno-teoretyczne podstawy obróbki elektroerozyjnej (edm). politechnika krakowska rozprawy nr 274 kraków 2000. 9. galinov i.v., luban r.b.: mass transfer trends during electrospark alloying. surface & coatings technology 79 (1996), 9-18. the work has been supported by the grant project apvv sk-pl_0034-12: research of tribological properties of electro-spark deposited coatings поступила в редакцію 13.11.2013 http://www.fanar.pl/katalogi.php powłoki węglikowo ceramiczne wytwarzanie, własności i aplikacje проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 91 radek n., wzalka z., shalapko j., bronchek j., bilska i., swiderski j. сausing of carbonceramic coverages, properties and application. the subject of the study of morphological and tribological coatings were applied to the electrodes wc-coal2o3 (85% wc, 10% co and 5% al2o3) and wc-coal2o3/3tio2 (85% wc, 10% co and 5 al2o3/3tio2) a cross-section of 4 mm x 6 mm by spark erosion of the sample made of c45 steel. the coatings were applied argon. a friction resistance test (dry friction) was performed on samples in the form of a ring madeof carbon steel c45 higher quality (when normalized). key words: electrosparks alloing, hard alloys with ceramics, friction, wear. reference 1. http://www.fanar.pl/katalogi.php 2. wysiecki m. nowoczesne materiały narzędziowe. wydawnictwo naukowo techniczne, warszawa 1997. 3. konstanty j. powder metallurgy diamond tools. elsevier, oxford 2005. 4. łazarenko b. r. łazarenko n. i. elektroiskrovaja obrabotka tokoprovodiaszćih materiałow. akademia nauk cccp, moskwa 1958. 5. dibitonto d. d., eubank p. t., patel m. r., barrufet m. a. theoretical models of the electrical discharge machining process. i-a simple cathode erosion model. journal of applied physics 66/9 (1989), 123-131. 6. ozimina d., radek n., styp-rekowski m. modyfikowanie cech warstwy wierzchniej za pomocą obróbki elektroiskrowej. archiwum technologii maszyn i automatyzacji vol. 24, nr 2 (2004), 229-238. 7. radek n. determining the operational properties of steel beaters after electrospark deposition. eksploatacja i niezawodność maintenance and reliability, 4(2009), 10-16. 8. miernikiewicz a. doświadczalno-teoretyczne podstawy obróbki elektroerozyjnej (edm). politechnika krakowska. rozprawy nr 274. kraków 2000. 9. galinov i.v., luban r.b. mass transfer trends during electrospark alloying. surface & coatings technology 79 (1996), 9-18. http://www.fanar.pl/katalogi.php 11_umanskiy.doc композиционный материал триботехнического назначения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 65 уманский а.п., * пугачевская е.п., ** марценюк и.с., * *институт проблем материаловедения нану, **национальный авиационный университет, м. київ, україна композиционный материал триботехнического назначения введение с каждым днем все больше растут требования к надежности и долговечности машин, что в свою очередь ведет к разработке новых технологий, методик и материалов, которые помогают продлить ресурс работы той или иной техники. одним из перспективных направлений развития машиностроения является применение новых материалов, обладающих высокими физико-механическими и трибологическими характеристиками. к числу наиболее перспективных материалов относятся тугоплавкие металлоподобные и неметаллические соединения типа карбидов, боридов, нитридов и т.д. [1 3]. однако их непосредственное использование для изготовления деталей машин и механизмов часто ограничивается технологическими трудностями, значительной хрупкостью и невысокими прочностными свойствами в условиях динамических нагрузок, а также относительно высокой стоимостью. поэтому гораздо целесообразнее использовать полезные свойства тугоплавких соединений, применяя их в виде основы композиционных материалов. в качестве пластичной составляющей таких композитов традиционно используют металлические сплавы. композиционный материал можно использовать для изготовления деталей машин, но гораздо целесообразнее его использовать в качестве накладок для трущихся и нагруженных деталей или в форме покрытий. применение композиционных материалов в таком виде является в ряде случаев наиболее эффективным, а иногда и единственно возможным средством решения сложных технических проблем. постановка проблемы целью работы была разработка нового композиционного материала на основе диборида титанахрома с высокими эксплуатационными характеристиками для применения его в узлах трения в качестве накладок. изложение основного материала методом смачивания и изучения механизмов физико-химического взаимодействия были определены структурные составляющие материала. в качестве твердой фазы был выбран диборид титанахрома, так как он обладает высокими физико-механическими (твердостью, микротвердостью, прочностью при изгибе) и эксплуатационными свойствами (износои коррозионностойкостью) [4]. однако, применение его в чистом виде ограничено за счет высокой хрупкости диборида титан-хрома. для повышения пластичности материала в качестве металлической связки был предложен никелевый сплав с добавками хрома. по результатам смачивания диборида титана-хрома никель-хромовыми сплавами был выбран оптимальный состав металлической связки для композиционного материала – ni-15 мас. % cr [5]. хром, как поверхностно-активный элемент, способствует растеканию никеля по поверхности диборида титана-хрома, что приводит к образованию нулевых контактных углов. при такой концентрации хрома в никелевом сплаве не происходит активное химическое взаимодействие между компонентами композиционного материала, что является необходимым условием при выборе металлической связки км. методами порошковой металлургии были получены три состава материала: тбхн30, тбхн40, тбхн50 с 30, 40 и 50 мас. % металлической связки ni-cr соответственно. на микроскопе camebax sx-50 был проведен микрорентгеноспектральный анализ (мрса) полученных материалов (рис. 1). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиционный материал триботехнического назначения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 66 а б в рис. 1 – микроструктура материала тбхн30 и распределение в ней элементов: а – никель; б – титан; в – хром структура материала тбхн гетерофазна с равномерным распределением фаз: темно серая фаза – зерна диборида титана-хрома, светло-серая фаза – металлическая связка ni-cr. был проведен сравнительный анализ физико-механических свойств разработанных композиционных материалов с твердым сплавом вк6 (табл. 1). этот материал в качестве эталона выбран потому что, во-первых, он относится к тому же классу материалов, что и разработанный, а именно, к керметам, а во-вторых, этот материал широко используется для упрочнения и восстановления узлов трения. таблица 1 физико-механические свойства материалов материал микротвердость, гпа агрегатная твердость, hra предел прочности при изгибе, мпа тбхн30 25 89,1 1310 тбхн40 23 88,6 1360 тбхн50 21 88,9 1490 вк6 17 86 1400 на приборе пмт-3 была измерена микротвердость разработанных материалов и твердого сплава вк6. cамой высокой микротвердостью обладает материал тбхн40 (табл. 1). это объясняется тем, что тбхн40 содержит оптимальное количество металлической связки, т.е. в материале тбхн30 ее недостаточно, что приводит к охрупчиванию композита, а в материале тбхн50 ее слишком много, что обеспечивает высокие пластичные свойства, однако снижает микротвердость материала. с увеличением содержания металлической связки в композиционном материале, т.е. с увеличением его пластичности, растут значения предела прочности при изгибе. для твердого сплава вк6 предел прочности при изгибе составил 1400 мпа, что сопоставимо с результатами, полученными по композиционным материалам. исследовалась стойкость разработанных композиционных материалов к высокотемпературному окислению. образцы в виде кубиков из материала тбхн30 с гранью 5 мм подвергались окислению на дериватографе марки q-1500d с плавным нагревом их до температуры 1000 °с. по полученным данным была построена дериватограмма (рис. 2). рис. 2 – дериватограмма окисления композиционного материала тбхн30 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиционный материал триботехнического назначения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 67 окисление материала характеризуется несколькими стадиями: на первой стадии образуются пики в интервале 450 550 ос. эти пики предположительно соответствуют оксидам бора в2о3, что согласуется с данными, приведенными в работе [6]. вторая стадия характеризуется образованием пиков в температурном интервале 600 800 °с. после проведения окисления была изучена структура образовавшейся пленки. микрорентгеноспектральный анализ сечения переходной зоны оксидной пленки и материала выявил образование сложных оксидов титана-хрома (рис. 3), т.е. окислению подвергается главным образом тугоплавкая составляющая материала – диборид титана-хрома. также обнаружены сложные оксиды никеля-хрома, что, очевидно, свидетельствует о том, что пластичная составляющая только начинает окисляться, то есть для образования четких пиков недостаточно заданной температуры. кривая тг подтверждает прирост массы материала, то есть происходит процесс окисления металлической связки, однако не так интенсивно, как окисление тугоплавкой составляющей материала. эти результаты согласуются с процессом окисления ni – cr сплавов, описанном в работах [7, 8]. рис. 3 – микроструктура переходной зоны материала тбхн30 и оксидной пленки и распределение элементов на основании результатов по высокотемпературному окислению можно говорить о том, что материал обладает селективной окисляемостью. то есть, протекает многостадийный процесс окисления с образованием оксидов тугоплавкой составляющей материала и металлической связки разных составов. для изучения триботехнических характеристик материалов были проведены испытания образцов в условиях фреттинг-коррозии на установке имитирующей вибрацию мфк-1(гост 23.211-80), по схеме контакта плоскость-плоскость. были подготовлены образцы цилиндрической формы из композиционных материалов тбхн диаметром 20 мм и высотой 25 30 мм. контробразец во всех испытаниях выполнен из стали 95х18 с твердостью 45-50 нrc. условия испытаний: р = 20 мпа; а = 50 мкм; т = 293 к; n = 5·105 циклов. применение разработанных материалов рекомендуется в качестве накладок на титановые сплавы авиационного назначения, в частности, упрочнение вибрационных полок лопаток газотурбинного двигателя. поэтому проводился сравнительный анализ износостойкости композиционного материала тбхн и титановых сплавов вт-22 и вт-3. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиционный материал триботехнического назначения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 68 гистограмма (рис. 4) иллюстрирует линейный износ композиционных материалов тбхн и титановых сплавов в условиях фреттинг-коррозии. рис. 4 – линейный износ материалов, мкм результаты испытаний свидетельствуют о том, что линейный износ материала тбхн растет с увеличением содержания в композите металлической связки, однако, в целом, износостойкость композиционных материалов в паре трения со сталью 95х18 в 5 8 раз выше износостойкости титановых сплавов. таким образом, на основании проведенных исследований можно говорить о том, что композиционный материал на основе диборида титана-хрома обладает высокими физико-механическими, физикохимическими и триботехническими свойствами, что позволяет его считать перспективным материалом для использования в узлах трения. для решения научно-технической проблемы повышения работоспособности рабочих лопаток гтд, были проведены триботехнические испытания композиционных материалов (композитов) и титановых сплавов в различных сочетаниях с целью выбора оптимального среди следующих пар трения: 1) титановый сплав титановый сплав; 2) композит титановый сплав; 3) композит композит. испытания проводились в условиях, максимально приближенных к реальным условиям работы лопаток газотурбинных двигателей, изготовленных из титановых сплавов, а именно, р = 20 мпа; а = 125 мкм; т = 293 к; n = 5·105 циклов. титановый сплав титановый сплав. линейный износ титановых сплавов составил ~ 10 мкм (рис. 5). в процессе трения титановых сплавов оксидная пленка, образуемая на поверхности, разрушается, и трение происходит по ювенильной поверхности титанового сплава. это приводит к схватыванию и вырывам материала (рис. 6), т.е. реализуется адгезионный механизм изнашивания. рис. 5 – линейный износ материалов а б рис. 6 – микроструктуры дорожек трения титанового сплава вт-3 в паре с титановым сплавом вт-3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиционный материал триботехнического назначения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 69 композит титановый сплав. испытывался композиционный материал тбхн40 в паре трения с титановым сплавом вт-3. линейный износ составил 8,64 мкм (рис. 5). как известно [9 11], особенностью изнашивания титановых сплавов является то, что в процессе трения происходит перенос материала образца на поверхность контртела и трение происходит по схеме «титановый сплав титановый сплав». причем, такое явление проявляется независимо от материала контробразца. как правило, во всех таких случаях износ титанового сплава интенсивнее износа контробразца вследствие налипания и задира. микрорентегоспектральный анализ дорожек трения композиционного материала тбхн40 свидетельствует о том, что на поверхности композита действительно присутствует слой титанового сплава (рис. 7). рис. 7 – микроструктуры дорожки трения материала тбхн40 и распределение элементов (пара трения – вт3) микроструктуры дорожек трения иллюстрируют наличие участков схватывания с последующими вырывами и сколами материала. таким образом, реализуется адгезионный механизм изнашивания, как и в одноименной паре трения «титановый сплав титановый сплав». композит композит. линейный износ составил ~ 4 мкм (рис. 5). высокие результаты по износостойкости композиционных материалов в одноименных парах обеспечиваются за счет реализации окислительного механизма изнашивания. на поверхности материала в процессе трения образуются оксидные пленки с дискретной структурой (рис. 8) а б в рис. 8 – микроструктуры дорожек трения композиционного материала: а – тбхн30; б – тбхн40; в – тбхн50 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиционный материал триботехнического назначения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 70 а б в рис. 9 – микроструктуры материала тбхн ×2500: а – тбхн30; б – тбхн40; в – тбхн50 очевидно, в процессе трения в зоне контакта происходит существенное повышение температуры, что приводит к образованию оксидных пленок. причем, дискретность оксидной пленки объясняется селективностью окисления композиционного материала, что согласуется с данными по высокотемпературному окислению композиционного материала тбхн. анализ дорожек трения композиционных материалов тбхн на микроскопе рэм-106и показал, что кислород содержится и в светлой и в темной фазах, то есть на поверхности трения образуются оксиды двух составов, причем белая фаза содержит кислорода значительно больше, а значит, и температура образования этих оксидов разная (рис. 10). то есть, в процессе трения также реализуется двухстадийное окисление материала. рис. 10 – микроструктура дорожки трения тбхн30 и распределение в ней элементов таким образом, формируемая на поверхности трения дискретная оксидная пленка работает как защитная за счет формирования оксидов разных составов, тем самым предотвращая повышенный износ композиционных материалов. кроме того, для разработанных композиционных материалов с разным содержанием металлической связки выявлена следующая закономерность. в зависимости от состава материала меняется дисpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com композиционный материал триботехнического назначения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 71 кретность оксидной пленки. на рис. 9 четко видно, что с увеличением содержания металлической связки в материале количество зерен диборида титана-хрома заметно уменьшается, что ведет к уменьшению количества оксидной пленки. так, дорожка трения материала тбхн50 с 50% металлической связки характеризуется мелкодисперсной оксидной пленкой и количество ее существенно меньше, чем на дорожке трения материала тбхн30. дорожка трения материала тбхн40 содержит текстурированные дискретные оксидные фазы белого цвета размер которых составляет 100-150 мкм (рис. 8б). такие результаты позволяют говорить о том, что механизмом изнашивания композиционного материала тбхн можно управлять, варьируя содержание металлической составляющей в нем. выводы 1. разработан новый композиционный материал на основе диборида титана-хрома с никельхромовой связкой. материал тбхн обладает высокими физико-механическими свойствами (микротвердость 21-25 гпа, агрегатная твердость ~89 hra, предел прочности при изгибе 1310-1490 мпа). температура начала интенсивного окисления ~ 700 0с. линейный износ материалов в паре трения со сталью 95х18 составил 4-6 мкм при 500000 циклов. 2. проведены испытания нового композиционного материала и титановых сплавов в условиях фреттинг-коррозии в различных сочетаниях пар трения. среди исследованных материалов максимальной износостойкостью обладает пара трения «композит композит» за счет реализации окислительного механизма изнашивания. на дорожках трения композиционного материала тбхн формируются дискретные оксидные пленки, которые работают как защитные, предотвращая повышенный износ материала. 3. варьируя количеством металлической связки в материале можно управлять интенсивностью изнашивания композиционного материала. так, с увеличением количества металлической связки меняется состав оксидной пленки, формируемой на материале в процессе трения. чем больше металлической связки в материале, тем ниже износостойкость материала. 4. композиционный материал на основе диборида титана-хрома является перспективным и может быть рекомендован для работы в качестве накладок или износостойких покрытий в узлах трения авиационной техники. литература 1. котельников р.б. особо тугоплавкие элементы и соединения. справ. / под ред. котельникова р.б. – м.: металлургия, 1969. – 468 с. 2. самсонов г.в. тугоплавкие соединения. – м.: металлургиздат, 1963. – 397 с. 3. туманова а.г. тугоплавкие материалы в машиностроении. справ. / под ред. туманова а.г. и портного к.и. – м.: машиностроение, 1967. – 438 с. 4. самсонов г.в. бор, его соединения и сплавы / самсонов г.в., марковский л.я., жигач а.ф., валяшко м.г. – к.: изд-во ан усср, 1960. – 590 с. 5. уманский а.п. исследование контактного взаимодействия диборида титана хрома со сплавами ni-cr / а.п. уманский, е.п. пугачевская, в.п. коновал // адгезия металлов и сплавов. – к., 2008. – №41. – с. 44-52. 6. лавренко в.а. высокотемпературное окисление композиционных материалов на основе диборида титана / в.а. лавренко, с.с. чупров, а.п. уманский, т.г. проценко, е.с. луговская. // порошковая металлургия. – к.: 1987. – № 9 (297). – с. 84-86. 7. жаропрочные сплавы. симс ч., хагель в. нью-йорк – лондон – сидней – торонто, 1972. пер. с англ. м.: металлургия, 1976. – 568 с. 8. panasyuk a.d., lavrenko v.a. development of advanced aln and si3n4 based ceramics with metallic binder and investigation of the corrosion properties / corrosion of advanced ceramics trans tech. publication. 1995. p. 59-64. 9. абковиц с. и др. титан в промышленности. пер. с англ. м., оборонгиз, 1957. – 146 с. 10. горынин и.в. титан в машиностроении / и.в. горынин, б.б. чечулин. – м.: машиностроение, 1990. – 400 с. 11. пульцин н.м. титановые сплавы и их применение в машиностроении. – м. – л.: машгиз, 1962. – 168 с. надійшла 31.10.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_kaplun.doc дослідження зносостійкості конструкційних сталей в водному середовищі при терті в парі з пропиленом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 118 каплун в.г, паршенко к.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна дослідження зносостійкості конструкційних сталей в водному середовищі при терті в парі з пропиленом в даний час в техніці досить часто мають місце застосування пар тертя "метал полімер". зокрема такі пари тертя застосовуються в обладнанні харчової і текстильної промисловості, в побутовій техніці, в водяних і газоперекачуючих насосах тощо. в процесі тертя таких пар відбувається зношування не тільки полімерних матеріалів, але і металів. дослідження багатьох авторів[1 5] показують, що в умовах сухого тертя і в агресивних середовищах відбувається корозійно-механічне зношування металів не тільки від впливу середовища. але і від агресивних елементів і речовин, що утворюються при диструкції полімерів в процесі тертя. з метою підвищення зносостійкості металів в парі тертя з полімерами їх поверхню зміцнюють, підвищуючи не тільки твердість, але й корозійну стійкість поверхні. одним з ефективних способів підвищення зносостійкості чорних металів в цьому випадку є іонне азотування [6 8], яке дозволяє не тільки збільшувати твердість поверхневих шарів, але значно підвищувати їх корозійну стійкість за рахунок утворення нітридів заліза та легуючих елементів. методика експериментальних досліджень нами проведені порівняльні експериментальні дослідження зносостійкості сталей 12хн3а, у8 і хвг в парі з поліпропиленом в середовищі дистильованої води. дослідження зношування проводилися на машині торцового тертя ковзання при тиску 2 мпа та швидкості ковзання 0,8 м/с. таблиця 1 твердість поверхні сталей після азотування в тліючому розряді в безводневих середовищах за різними технологічними режимами параметри технологічного режиму азотування твердість поверхні після азотування в мпа ре ж им аз от ув ан ня № п /п те м пе ра ту ра т °с тиск р, па ч ас аз от ув ан ня τ, х в вміст аr в суміші % аr сталь 12хн3а сталь хвг сталь у8 1 570 320 185 57 8980 7120 6520 2 510 320 185 57 9800 6940 4980 3 570 160 185 19 10950 6980 5520 4 510 160 185 19 10140 6890 4810 5 570 320 75 19 7850 6130 6610 6 510 320 75 19 6900 5930 4160 7 570 160 75 57 8780 6730 5830 8 510 160 75 57 10920 6690 4320 9 480 240 130 38 10630 4340 5450 10 600 240 130 38 8210 7770 5880 11 540 80 130 38 7750 5520 5470 12 540 400 130 38 7880 6690 5890 13 540 240 20 38 11100 7320 6310 14 540 240 240 38 9990 6780 5810 15 540 240 130 0 10200 6060 4950 16 540 240 130 76 11640 5760 4080 17 540 240 130 38 11630 7570 5700 18 540 240 130 38 11610 7490 5640 19 540 240 130 38 11670 7520 5650 20 540 240 139 38 11660 7590 5670 експериментальні зразки сталей зміцнювалися методом азотування в тліючому розряді в безводневих насичуючих середовищах (сумішах азоту з аргоном в певних співвідношеннях) за різними техноpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження зносостійкості конструкційних сталей в водному середовищі при терті в парі з пропиленом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 119 логічними режимами, що дало можливість отримувати на поверхні різний фазовий склад (нітриди fe2-3n, fe4n в різних кількостях і співвідношеннях з α фазою) та різні товщину і твердість азотованого шару. властивості азотованого шару змінювались з допомогою 4 х технологічних параметрів процесу азотування (температури т °с, тиску р па, складу насичуючого середовища і часу дифузійного насичення τ хв), які змінювалися в широких межах: температура т віл 500 до 600 °с, тиск р від 80 до 400 па, вміст аr в суміші з азотом від 0 до 76 %, час дифузійного насичення τ від 20 до 240 хв ( табл. 1). в процесі досліджень використовувався метод планування експериментів (4 х факторний план хартлі) [9]. знос зразків вимірювався періодично після певного шляху тертя з допомогою спеціального пристрою. похибка вимірювань складала 1 мкм. математичний опис зносу від технологічних параметрів процесу азотування здійснювалося регресивною моделлю у вигляді квадратичного полінома [9]: ( ) ∑ ∑ ∑∑ = = − = β+β+β+β=ϕ n i n i n i jiijiiiii xxxxx 1 1 1 1 2 0 , (1) де ( )xϕ – функція відзову (вихідна змінна – знос u); β ,0 iβ ,, iiβ ,, ijβ – коефіцієнти рівняння регресії; ji xx , – незалежні змінні величини (параметри технологічного процесу). результати експериментальних досліджень на рис. 1 наведені результати досліджень зносу зразків із сталей 12хн3а, у8 і хвг до і після азотування в тліючому розряді в безводневих насичуючих середовишах за різними технологічними режимами в умовах проведення експериментів. а б в рис. 1 – кінетика зношування зразків із різних сталей після азотування в тліючому розряді за різними режимами (табл.1): а – сталь хвг; б – сталь 12хн3а; в – сталь у8 результати експериментальних досліджень показали, що застосування азотування в тліючому розряді для зміцнення поверхні сталей в умовах тертя в парі з поліпропиленом дозволяє на порядок підвищити їх зносостійкість в порівнянні з неазотованою сталлю.. при цьому зносостійкість азотованої сталі залежить від властивостей азотованого шару, які формуються технологічним режимом азотування і змінюються в широких межах. так, наприклад, для сталі 12хн3а (рис. 1, б) знос зразків після азотування за режимом 6 після шляху тертя 200 км в 6,3 раз, а для сталі у8 (рис. 1, в) в 8,5 раз менший ніж для зразpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження зносостійкості конструкційних сталей в водному середовищі при терті в парі з пропиленом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 120 ків, що азотувалися за режимом 10. подібна картина спостерігається і для сталі хвг. слід зазначити, що самий великий вплив на величину зносу зразків мали режими азотування в період припрацювання. в цей період експлуатації відбувається утворення і формування вторинних структур, які екранують поверхні тертя від схоплення, зменшуючи адгезійну складову сили тертя. вторинні структури представляють собою нову структуру, яка спонтанно утворюються при терті в результаті взаємодії поверхневих шарів твердих тіл, мастильних матеріалів та газового середовища. вторинним структурам характерні антифрикційні властивості та підвищені характеристики міцності, які мінімалізують знос. тонкі плівки вторинних структур відрізняються від вихідних матеріалів складом, структурою, властивостями. формування вторинних структур − це термодинамічний акт пасивації активованих тертям поверхневих шарів твердих тіл. вторинні структури, які утворюються в процесі тертя, захищають вихідний матеріал від механічної і фізико хімічної деструкції. зовнішні механічні чинники, що діють на поверхні тертя, призводять до руйнування екрануючої структури, але в той же час ці чинники і спряжені процеси переносу речовини із середовища забезпечують її регенерацію. в діапазоні нормального тертя процеси утворення і руйнування вторинних структур знаходяться в динамічній рівновазі і саморегулюються. на швидкість утворення і формування вторинних структур, їх структуру та хімічний склад великий вплив має фазовий склад азотованих шарів, що утворюються при азотуванні. при різних режимах азотування фазовий склад поверхні різний. після завершення періоду припрацювання, коли сформувалися вторинні структури на поверхнях тертя, наступає період нормального зношування, в процесі якого знос зразків ,що азотувалися за різними режимами, зменшується і його величина не так різко відрізняється ,як в період припрацювання (рис. 1). на основі проведених експериментів одержані емпіричні залежності зносу азотованих шарів досліджуваних сталей 12хн3а (2), у8 (3) і хвг (4) від технологічних параметрів процесу азотування, які навелені нижче: u =6,62 + 5,66 х1 + 1,0 х2 – 0,5 х3 – 0,5 х4 +14,89 х12 + 6,89 х22 + + 5,39 х32 + 7,39 х42 +7,85 х1х2 – 1,65 х1х3 + 1,15 х1х4 – 0,35: х2х3 + (2) + 18,85 х2х4 – 5,65 х3х4; u =5,37 + 7,06 х1 + 2,0 х2 – 0,5 х3 – 1,0 х4 +8,62 х12 + 7,87 х22 + + 6,87 х32 + 7,87х42 +2,75 х1х2 + 2,25 х1х3 – 3,75 х1х4 – 5,25 х2х3 + (3) + 6,25 х2х4 – 7,25 х3х4; u = 3,62 + 2,44х1 + 4,25 х2 +1,0 х3 – 0,5 х4 +12,94 х12 + 13,69 х22 + + 8,94 х32 + 11,44 х42 – 0,75 х1х2 – 3,75 х1х3 – 13,25 х1х4 + 11,75 х2х3 + (4) + 16,25 х2х4 – 5,25 х3х4, де 60 540 1 − = t x ; 160 240 2 − = p x ; 110 130 3 −τ =x ; 38 38% 4 − = ar x . з допомогою рівнянь (2), (3), (4) можна одержати графічні залежності зносу від технологічних параметрів процесу азотування для кожного з режимів зміцнення поверхні для кожної з досліджуваних сталей, на основі яких знаходимо оптимальні режими азотування за критерієм мінімального зносу. приклад таких залежностей для сталі у8 наведені на рис. 2. р: 1 – 80 па; 2 – 160 па; 3 – 240 па; 4 – 320 па; 5 – 400 па а τ: 1 – 20 хв; 2 – 75 хв; 3 – 130 хв; 4 – 185 хв; 5 – 240 хв б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження зносостійкості конструкційних сталей в водному середовищі при терті в парі з пропиленом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 121 t: 1 – 480 ос; 2 – 510 ос; 3 – 540 ос; 4 – 570 ос; 5 – 600 ос в % ar: 1 – 0 %; 2 – 19 %; 3 – 38 %; 4 – 57 %; 5 – 76 % г рис. 2 − вплив параметрів технологічного процесу азотування на зносостійкість сталі у8 для забезпечення максимальної зносостійкості в конкретних умовах експлуатації необхідні оптимальні властивості азотованого шару для кожної з марок сталей. для умов тертя, в яких проводилися експерименти, на основі рівнянь (2), (3). (4) одержані оптимальні режими азотування досліджуваних сталей, що забезпечують їх максимальну зносостійкість такими режимами є: для сталі 12хн3а: температура азотування − 525 ºс, тиск − 80па, тривалість насичення − 180 хв, вміст аргону − від 38 % до 57 %; для сталі хвг: температура азотування від 510 ºс до 520 ºс, тиск − 100па, тривалість насичення − 180 хв, вміст аргону − 57 %; для сталі у8: температура азотування − 550 ºс, тиск − 80па, тривалість насичення − 150 хв, вміст аргону 76 %. твердість поверхні сталей після азотування в тліючому розряді за оптимальними режимами мала наступні значення: сталь 12хн3а – 7820 мпа; сталь хвг – 6940 мпа; сталь у8 – 6910 мпа. порівнюючи ці значення твердості зі значеннями твердості поверхні азотованих шарів (табл. 1), ми бачимо, що не завжди максимальна твердість поверхні тертя забезпечує її максимальну зносостійкість і, зокрема, в умовах проведення експериментів – корозійному середовищі. для таких умов експлуатації неабхідне оптимальне співвідношення між твердістю, пластичністю і фазовим складом азотованого шару, що досягається при оптимальному режимі азотування. на рис. 3 наведені залежності зносу сталей 12хн3а, хвг, і у8 від технологічних параметрів дифузійного насичення при оптимальному режимі азотування, з якого видно вплив кожного з параметрів на величину зносу та їх оптимальні значення. зміна умов експлуатації приведе до зміни величини зносу і для його мінімізації неохідний буде інщий оптимальний режим азотування. а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження зносостійкості конструкційних сталей в водному середовищі при терті в парі з пропиленом проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 122 в рис. 3 − залежність зносу сталей 12хн3а (а), хвг (б), у8 (в) від технологічних параметрів азотування в тліючому розряді в безводневому середовищі висновки застосування технології азотування в тліючому розряді в безводневих середовищах для зміцнення поверхні сталей в парі тертя з полімером в середовищі дистильованої води дозволяє підвищити зносостійкість сталей більш ніж на порядок в порівнянні з неазотованими сталями. технологічні параметри процесу азотування дозволяють змінювати властивості азотованого шару та його зносостійкість в широких межах, що дає можливість їх оптимізації за критерієм максимальної зносостійкості з врахуванням реальних умов експлкатації. на основі експериментальних досліджень знайдені оптимальні режими азотування в тліючому розряді сталей 12хн3а, хвг, у8. оптимальні режими азотування сталей, що забезпечують їх максимальну зносостійкість в реальних умовах експлуатації, різні для різних сталей література 1. поверхностная прочность металлов при трении / под общ. редакции б.и. костецкого. – к.: техника, 1976, – 292 с. 2. силин в.а. динамика процессов переработки пластмасс в червячных машинах / в.а. силин. – м.: машиностроение, 1972. – 150 с. 3. гороховський г.а. поверхностное диспергирование динамически контактирующих полимеров и металлов. – к.: наукова думка, 1972 – 238 с. 4. meridies r. plastverarbeiter / r. meridies, f.bassner // 1970. – bd. 21. №7. – s. 617-623. 5. гладченко а.н. износостойкость оборудования для переработки полимерных материалов / а.н. гладченко, в.г. зверлин, с.д. петренко, и.в. шевеля. – м.: машиностроение, 1992. – 256 с. 6. арзамасов б.н. химико термическая обработка металлов в активизированных газовых средах. – м.: машиностроение, 1979. – 224 с. 7. лахтин ю.м. азотирование стали / ю.м. лахтин, я.д. коган // м.: машиностроение, 1976. – 256 с. 8. каплун в.г. прогрессивные технологии упрочнения конструктивных элементов / в.г. каплун, п.в. каплун // в кн. «современные технологии в машиностроении». харьков нту «хпи», 2007. – с. 388-403. 9. красовский г. и. планирование эксперимента /г.и. красовский, г.ф.филаретов / минск: изд. бгу, 1982. – 302с. надійшла 02.11.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_сhernec2.doc оцінка впливу радіального зазору у підшипнику ковзання на довговічність і максимальні контактні тиски проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 39 чернець м.в. дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net оцінка впливу радіального зазору у підшипнику ковзання на довговічність і максимальні контактні тиски удк 539.538: 539.3 досліджено вплив величини радіального зазору у підшипнику ковзання з малою технологічною овальністю вала на його довговічність та максимальні контактні тиски. встановлено, що при зменшенні радіального зазору довговічність підшипника зростає, а максимальні контактні тиски знижуються як при однообластевому, так і при двообластевому контакті. при зменшенні у підшипнику радіального зазору з 0,41 до 0,11 мм (у 3,72 рази) його довговічність зростає у 1,84 рази. при цьому початкові максимальні контактні тиски знижуються близько 2 разів, а у результаті зношування відбувається подальше їх зниження. при зазорі близькому до нуля ( ε = 0,01 мм) довговічність зростає у 12,1 раза. результати досліджень подано графічно та таблично. ключові слова: підшипник ковзання, технологічна овальність вала, радіальний зазор, довговічність, максимальні контактні тиски, інтервально блочна схема трибоконтактної взаємодії. підшипники ковзання є одними з поширених вузлів тертя. при їх конструюванні не проводиться розрахункова оцінка впливу радіального зазору ε на довговічність підшипника у зв'язку з відсутністю такої методики. його величина залежить від діаметру d цапфи вала, швидкості ν ковзання, густини оливи та інших чинників. у літературі також відсутні розв'язки відповідних трибоконтактних задач з дослідження цього практично важливого питання, хоча величина радіального зазоруε впливає на рівень контактних тисків, зношування та ресурс підшипника. окрім того, як встановлено у працях [1, 2], на параметри контакту і трибоконтакту теж впливає мала технологічна некруглість вала і втулки. нижче за узагальненою кумуляційною моделлю зношування [4, 5] проведено прогнозну оцінку довговічності підшипника ковзання з овальністю вала з застосуванням експрес-методу дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії його елементів [6]. 1. постановка трибоконтактної задачі у підшипнику ковзання (рис. 1) з овальністю контурів виникатиме їх мішаний (одно-двооднообластевий) контакт втулки 1 і вала 2. зокрема на рис. 1, а зображено випадок симетричного однообластевого співдотику його елементів (вихідне положення вала при куті його повороту 2α = 0), а на рис. 1, б – їх симетричного двообластевого співдотику (проміжне положення при 2α = 90°). а б рис. 1 – розрахункова схема підшипника ковзання із овальністю контурів співдотичних тіл: а – симетричний однообластевий співдотик; б – симетричний двообластевий співдотик mailto:chernets@drohobych.net оцінка впливу радіального зазору у підшипнику ковзання на довговічність і максимальні контактні тиски проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 40 вал 2 і втулка 1 мають малу технологічну некруглість (овальність, тригранність, чотиригранність) k kδ 〈〈 kr<< (де k – нумерація тіл), яка неминуче виникає у процесі їх виготовлення. відповідно 111 rr ′−=δ , 222 rr −′=δ , а 1r велика піввісь отвору у втулці, 1r′ – його мала піввісь, 2r′ – велика піввісь контуру перерізу вала, 2r його мала піввісь. у підшипнику наявний радіальний зазор 1 2r rε = − 〉 0> . вал 2, що обертається з кутовою швидкістю 2ω = const , навантажено радіальною зосередженою силою n . пружні властивості вала 2 і втулки 1 є різними. під впливом навантаження в області контакту виникає сила тертя, що зумовлює зношування вала і втулки. зносостійкість матеріалів вала і втулки є неоднаковою. під впливом радіальної сили n у області w (областях контакту 1w , 2w ) контакту виникатимуть контактні тиски, а внаслідок обертання вала відбуватиметься зношування співдотичних деталей. поворот вала на кут 2α від вихідного положення (рис. 1, а) призводитиме до переходу від однообластевого симетричного до однообластевого косого контакту, далі до двообластевого косого, двообластевого симетричного (рис. 1, б), двообластевого косого і знову до однообластевого косого та симетричного контакту. для однообластевого симетричного контакту 2 0α = (рис. 1, а) параметри, що його характеризують це: кут контакту 02 δα , максимальний контактний тиск ( )0p ,δ , область контакту 0 22w rδ= α . при двообластевому симетричному контакті ( 2α = 90°) (рис. 1, б) його параметри це: контактні тиски ),( 2 δαp , які досягають найбільших значень ( )p ,λ δ по лінії дії сил λ== cos2/21 nnn ; кути контакту 21 22 γ=γ , області контакту 221 2 rww γ== . кут початкового співдотику 2λ тіл є невідомим і для його визначення розроблено відповідні методи [3]. при несимметричному двообластевому контакті сили 1 2n n≠ , кути 1 2λ ≠ λ , кути контакту 1 22 2γ ≠ γ , тиски ( ) ( )1 2p , p ,λ δ ≠ λ δ і їх величини залежать від кута повороту 2α вала. 2. числовий розв’язок задачі його проведено з використанням узагальненої кумуляційної моделі зношування [14, 15] для випадку мішаної трибоконтактної взаємодії у підшипнику, вал якого має овальність, а втулка є коловою. дані для обчислень: n = 0,1 мн; r2 = 0,05 м; v = 0,0628 м/с; f = 0,04 – коефіціент тертя ковзання; ε = 0,01; 0,11; 0,21; 0,31; 0,41 мм; 1δ = 0, 2δ = 0; 0,05; 0,1; 0,15; 0,2; 0,3; 0,4 мм, ε≤δ+δ 21 ; 2n = 12 об/хв – кількість обертів вала; 1h ∗ = 0,3 мм – допустиме зношування втулки; =b 7200 об. – розмір блока постійних умов контакту; 2α∆ = 10° – інтервал дискретизації контуру вала; матеріал втулки: бронза оцс 5-5-5, для якої e1 = 1,1 · 105 мпа – модуль юнга, 1µ = 0,34 – коефіцієнт пуасона; b1 = 4,75 · 109, 1m = 0,85, 10τ = 0,1 мпа – характеристики зносостійкості бронзи; матеріал вала: сталь 35 (гартування + високий відпуск), для якої e2 = 2,1·105 мпа, 2µ = 0,3, b2 = 5,46 ·10 9, m2 = 0,66, 20τ = 0,08 мпа. результати розв’язку задачі наведено на рис. 2, де подано довговічність ∗2n , та у табл. 1, де вказано величини максимальних контактних тисків за різних значень радіального зазору. аналіз отриманих результатів свідчить, що для ідеалізованого контуру вала ( 2δ = 0), коли реалізується однообластевий контакт, довговічність підшипника є найнижчою (графік 0). у випадку овальності >δ2 )1( max20 δ=〉 (табл. 1) у однообластевому контакті довговічність (графік 1) помітно зростає в усьому діапазоні зміни ε . в подальшому при зростанні >δ2 )2( max20 δ=〉 при двообластевому контакті (графік 2) теж надалі дещо зростає довговічність. при зменшенні у підшипнику радіального зазору з 0,41 до 0,11 мм (в 3,72 рази) його довговічність зростає у 1,84 рази (рис. 1), а при зазорі близькому до нуля ( ε = 0,01 мм) довговічність зростає у 12,1 рази. оцінка впливу радіального зазору у підшипнику ковзання на довговічність і максимальні контактні тиски проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 41 рис. 2 – вплив радіального зазору на довговічність підшипника: 0 – δ2 = 0; 1 – (1)max2δ ; 2 – (2)max2δ таблиця 1 максимальні контактні тиски у підшипнику ε , мм 2δ ,мм ( )0p ,δ , ( )0p , ,hδ , мпа 0,01 0,11 0,21 0,31 0,41 ( )0p ,δ 3,24 10,65 14,71 17,87 20,54 2δ = 0 ( )0p , ,hδ 1,2 3,66 8,95 12,80 15,96 ( 2δ = 0,05) ( 2δ = 0,1) ( 2δ = 0,15) ( 2δ = 0,2) ( )0p ,δ 12,84 17,87 21,46 25,06 (1)max2δ ( )0p , ,hδ 10,14 15,82 19,81 23,01 ( 2δ = 0,1) ( 2δ = 0,2) ( 2δ = 0,3) ( 2δ = 0,4) ( )0p ,δ ( )p ,λ δ 14,71 (17,62) 20,55 (24,85) 25,06 (40,89) 28,87 (50,72) (2) max2δ ( )0p , ,hδ ( )p , ,hλ δ 9,97 (12,89) 15,96 (19,00) 20,68 (32,89) 24,72 (41,84) примітки: 1. у дужках подано максимальні контактні тиски ( )p ,λ δ , ( )p , ,hλ δ у зоні двообластевого контакту. 2. відповідно: (1)max2δ – максимальна величина овальності вала, при якій ще буде однообластевий контакт, а (2)max2δ – максимальна величина овальності вала у двообластевому контакті оцінка впливу радіального зазору у підшипнику ковзання на довговічність і максимальні контактні тиски проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 42 наведені дані свідчать, що у діапазоні зменшення радіальних зазорів ε = 0,41 … 0,11 мм початкові максимальні контактні тиски знижуються близько 2 разів. у результаті зношування відбувається їх зниження у 1,1 … 2,9 разів при однообластевому контакті. рівень початкових максимальних контактних тисків у двообластевому контакті є суттєво вищим, ніж у однообластевому особливо у випадку більших радіальних зазорів. література 1. чернець м.в., лєбєдєва н.м. оцінка кінетики зношування трибосистем ковзання при наявності овальності контурів їх елементів за кумуляційною моделлю // проблеми трибології. – 2005. – №4. – с. 114-120. 2. чернець м.в., андрейків о.є., лєбєдєва н.м., жидик в.б. модель оцінки зношування і довговічності підшипника ковзання за малої некруглості // фхмм. – 2009. – № 2. – с. 121-129. (chernets m.v., andreikiv o.e., liebiedieva n.m. and zhydyk v.b. a model for evaluation of wear and durability of plain bearing with small non-circularity of its contours // materials science. – 2009. №2. – p. 279 -290.) 3. чернець м.в. контактна задача для циліндричного з’єднання з технологічним ограненням контурів деталей // фхмм. – 2009. – № 6. – с. 93-99. (chernets m.v. a contact problem for a cylindrical joint with technological faceting of the contours of its parts // materials science. – 2009. №6. p. 859 -868.) 4. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель дослідження кінетики зношування підшипника ковзання. ч.1. лінійна і кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2012. – № 4. – с. 11-17. 5. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.2. узагальнена кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2013. №1. – с. 6-15. 6. чернець м.в., жидик в.б. експрес – метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю контурів деталей // проблеми трибології. – 2013. – № 2. – с. 6-12. поступила в редакцію 30.07.2013 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com mailto:tribosenator@gmail.com оцінка впливу радіального зазору у підшипнику ковзання на довговічність і максимальні контактні тиски проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 43 chernets m.v. the influence estimation of radial clearance in sliding bearing on longevity and maximal contact pressures. the influence of radial clearance magnitude in a sliding bearing with small technological ovality of shaft on its longevity and maximal contact pressures has been investigated. it has been determined, that in the case of radial clearance decrease, the bearing longevity increases and maximal contact pressures decrease both for single-area and double-area contact. in the case of radial clearance decrease in the bearing from 0,41 to 0,11 mm (that is 3,72 times) its longevity increases by 1,84 times. during this process, the starting maximal contact pressures are decreasing for approximately two times and in the result of wear, their further decrease is taking place. when the clearance is approximate to zero ( ε = 0,01 mm), the longevity increases by 12,1 times. the results of the investigations have been presented graphically and tabularly. key words: sliding bearing, technological ovality of shaft, radial clearance, longevity, maximal contact pressures, intervalblock scheme of tribocontact interaction. references 1. chernets m.v., liebiedieva n.m. otsinka kinetyky znoshuvannia trybosystem kovzannia pry naiavnosti ovalnosti konturiv yikh elementiv za kumuliatsiinoiu modelliu. problemy trybolohii, 2005, no 4, pp. 114 -120. 2. chernets m.v., andreikiv o.ye., liebiedieva n.m., zhydyk v.b. model otsinky znoshuvannia i dovhovichnosti pidshypnyka kovzannia za maloi nekruhlosti . fkhmm, 2009, no 2, pp. 121 129. (chernets m.v., andreikiv o.e., liebiedieva n.m. and zhydyk v.b. a model for evaluation of wear and durability of plain bearing with small non-circularity of its contours. materials science, 2009, №2, pp. 279 -290.) 3. chernets m.v. kontaktna zadacha dlia tsylindrychnoho ziednannia z tekhnolohichnym ohranenniam konturiv detalei. fkhmm, 2009, no 6, pp. 93-99. (chernets m.v. a contact problem for a cylindrical joint with technological faceting of the contours of its parts. materials science, 2009, no 6, pp. 859 868.) 4. chernets m.v., zhydyk v.b. uzahalnena kumuliatsiina model doslidzhennia kinetyky znoshuvannia pidshypnyka kovzannia. ch.1. liniina i kumuliatsiina model. problemy trybolohii, 2012, no 4, pp. 11 17. 5. chernets m.v., zhydyk v.b. uzahalnena kumuliatsiina model kinetyky znoshuvannia pidshypnyka kovzannia. ch.2. uzahalnena kumuliatsiina model. problemy trybolohii, 2013, no 1, pp. 6 15. 6. chernets m.v., zhydyk v.b. ekspres – metod doslidzhennia kinetyky trybokontaktnoi vzaiemodii u pidshypnyku kovzannia z tekhnolohichnoiu nekruhlistiu konturiv detalei. problemy trybolohii, 2013, no 2, pp. 6 12. 20_sorokaty.doc 128 моделювання напружень і деформацій при дискретному електроконтактному зміцненні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 сорокатий р.в., диха м.о., диха к.о. хмельницький національний університет моделювання напружень і деформацій при дискретному електроконтактному зміцненні електромеханічне обробка (емо) засновано на поєднанні термічного й силового впливу на поверхневий шар оброблюваної деталі. сутність цього способу [1] полягає в тому, що в процесі обробки через місце контакту інструмента з виробом проходить струм великої сили й низької напруги, внаслідок чого виступаючі гребінці поверхні піддаються сильному нагріванню, під тиском інструмента деформуються й згладжуються, а поверхневий шар металу зміцнюється. обкатування при емо здійснюють, як правило, роликами, що чинять тиск на поверхню оброблюваної деталі. при певному робочому зусиллі в зоні контакту деформуючих елементів і деталі інтенсивність напружень перевищує межу текучості, внаслідок чого відбувається пластична деформація мікронерівностей, змінюються фізико-механічні властивості і структура поверхневого шару (наприклад, збільшується мікротвердість або виникають залишкові напруження в поверхневому шарі). об'ємна деформація деталі зазвичай незначна. вибір технологічних параметрів емо пов`язаний з необхідністю оцінки глибіни зміцненого шару. зміцнений шар це шар, що характеризується утворенням так званої світлої зони. фактически, светлая зона образуется в объемах материала, температура нагрева в которых превышает температуру фазового превращения. высокотемпературным объемом условно можно назвать такой объем, температура в котором выше 600 °с.[аск]. фактично, світла зона утворюється в об'ємах матеріалу, температура нагріву в яких перевищує температуру фазового перетворення. високотемпературним об'ємом умовно можна назвати такий об'єм, температура в якому вище 600 °с [1]. експериментальні дослідження показують [1], що ширина і висота зверхвисокотемпературног об'єму при досить жорстких зміцнюючих режимах близькі за значенням відповідно до ширини і висоти контакту інструменту з деталлю. таким чином, визначення поверхні контакту інструменту і обробляємої деталі є одним з перших кроків, необхідних для правильного вибору технологічних параметрів. крім того, знання геометричних параметрів контактної поверхні потрібне для визначення інших характеристик технологічного процесу, зокрема густини струму, що забезпечує необхідну температуру на поверхні зони контакту. для визначення глибини зміцненого шару пропонується ряд напівемпіричних залежностей, які не враховують механічні і геометричні параметри інструменту і деталі. для вирішення поставлених завдань пропонується використати комп'ютерне моделювання, зокрема метод скінчених елементів. у зв'язку з цим визначення технологічних параметрів емо, які забезпечать необхідну глибину зміцненого шару, пропонується проводити в 2 етапи: перший етап полягає у визначенні площадки контакту при взаємодії інструменту і оброблюваної деталі з урахуванням реальних гео-метрических розмірів і механічних характеристик, шляхом рішення контактної задачі методом скінчених елементів; другий це рішення теплової задачі, з урахуванням знайденої з рішення контактної задачі площадки контакту, з якого визначається об'єм, усередині якого температура перевищує 600 °с і таким чином забезпечуються умови для утворення білого шару. при зміцненні з малими швидкостями і тисками можна нехтувати теплотою, що виділяється при терті. таке допущення можна вважати виправданим не лише зважаючи на малість коефіцієнта тертя кочення, але також і тому, що при малих швидкостях обробки тепловиділення від тертя мале [1]. такий підхід дозволить визначити не лише розміри площадки контакту, і відповідно глибину зміцненого шару, але і дозволять оцінити напружено-деформований стан від механічного навантаження і окремо напружено-деформований стан, що виникає в результаті температурного впливу. у роботі [1] авторами зверталася увага на те, що особливості термомеханічних процесів при емо, а також загасання термічних і силових дій по глибині істотно відбиваються на фізико-механічних і експлуатаційних властивостях поверхневого шару, а глибина зміцнення пов'язана із зоною поширення деформацій. для вирішення контактної задачі про взаємодію інструменту і деталі і визначення площадки контакту використовувався пакет скінчено-элемeнтного аналізу ansys. розрахункова модель представлена на рис. 1. для скорочення об'єму обчислювальної роботи накатний ролик виконаний у вигляді сегменту, до якого прикладено навантаження а. сегмент може переміщуватись тільки у напрямі осі х, для цього по поверхні в накладені обмеження на переміщення. на торці деталі накладені обмеження на переміщення на всіх напрямках. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 129 моделювання напружень і деформацій при дискретному електроконтактному зміцненні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 рис. 1 – розрахункова модель рис. 2 – кінцево-різністна модель розрахункова модель представлена у вигляді звичайно-елементної моделі (рис.2), що складається з 380000 елементів. у місцях передбачуваної контактної взаємодії щільність сітки істотно збільшена для отримання точніших результатів. в результаті рішення контактної задачі про взаємодію інструменту і деталі отримані форма і розміри площадки контакту (рис. 3). окрім цього рішення контактної задачі дозволило оцінити при цьому напружено-деформований стан. рис. 3 – розрахункова площадка контакту при навантаженні на ролик 500 н аналіз напружено-деформованого стану показує, що максимальне еквівалентне напруження виникає не на поверхні, а на деякій відстані від поверхні і досягають значень 325 мпа (рис. 4). рис. 4 – эквивалентні напруження по мізесу (р = 500 н) слід зазначити, що максимальне дотичне напруження має подібну форму розподілу і досягає максимуму в 185 мпа на деякій відстані від поверхні. контактна взаємодія інструменту і деталі викликає на поверхні істотні стискуючі нормальні навантаження (890 мпа) у напрямі лінії прикладання навантаження. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 130 моделювання напружень і деформацій при дискретному електроконтактному зміцненні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 анализ деформационных процессов показывает, что максимальные деформации, как упругие, так и пластические возникают на некотором расстоянии от поверхности. причем пластические деформации значительно превышают упругие. так относительные пластические деформации достигают значений 5,3 %. суммарные деформации достигают значений 5,6 % (рис. 5). аналіз деформаційних процесів показує, що максимальні деформації, як пружні, так і пластичні виникають на деякій відстані від поверхні. причому пластичні деформації значно перевищують пружні. так відносні пластичні деформації досягають значень 5,3 %. сумарні деформації досягають значень 5,6 % (рис. 5). рис. 5 – эквивалентные относительные суммарные деформации (р = 500 н) особливості термомеханічних процесів при емо, а також термічні і силові дії по глибині істотно відбиваються на фізико-механічних і експлуатаційних властивостях поверхневого шару. визначення площадки контакту з рішення задачі про взаємодію інструменту і деталі дозволило визначити геометричні параметри об'єму, в якому виникають умови для формування білого шару. рис. 6 – розподіл температурних полів по глибині деталі рис. 7 – розподіл відносних сумарних деформацій по глибині деталі аналіз ізотерм по глибині деталі (рис. 6) показує, що для даних фізичних і геометричних параметрів деталі і інструменту, мінімальна температура, при якій можливе формування білої зони, розташована від поверхні на відстані 0,225 мм, що добре узгоджується з даними [1] до 0,3 мм для тіл обертання. слід зазначити, що максимальні напруження і деформації (рис. 7) знаходяться приблизно на такій же відстані від поверхні, що сприяє формуванню зміцненої білої зони. відносні деформації від температурної дії досягають значень 1 %, при відносних сумарних деформаціях 0,7 % (рис. 8). при цьому еквівалентні напруження по мізесу від температурної дії досягають досить високих значень 950 мпа (рис. 9) і максимальні дотичні напруження досягають значень 500 мпа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 131 моделювання напружень і деформацій при дискретному електроконтактному зміцненні проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 рис. 8 – відносні сумарні деформації рис. 9 – еквівалентні напруження від термічної дії слід зазначити, що максимальні еквівалентні напруження і максимальні дотичні напруження від температурної дії досягають максимумів в двох місцях на самій поверхні і на деякій глибині від поверхні. для інших значень навантажень, що діють в процесі обробки зі сторони ролика на деталь результати розрахунку напружень і деформацій наведені нижче в таблиці. таблиця результати визначення напружень і деформацій при контакті інструмента і деталі в процесі емо площадка контакту, мм навантаження, н a b максимальні еквівалентні напруження, мпа еквівалентні напруження від температури, мпа еквівалентні сумарні відносні деформації, % глубина зміцненого шару, мм 100 0,90 0,35 245 930 2,5 0,130 300 1,275 0,525 290 940 4,5 0,175 400 1,5 0,61 305 940 5,0 0,200 500 1,65 0,75 325 950 5,6 0,225 висновки 1. аналіз напружено-деформованого стану показує, що максимальні еквівалентні напруження виникають не на поверхні, а на деякій відстані від поверхні і досягають значень 325 мпа. 2. максимальні деформації, як пружні, так і пластичні виникають на деякій відстані від поверхні, причому пластичні деформації значно перевищують пружні. 3. максимальні еквівалентні напруження і максимальні дотичні напруження від температурної дії досягають максимумів в двох місцях на самій поверхні і на деякій глибині від поверхні. література 1. аскинази б.м. упрочнение и восстановление деталей машин электромеханической обработкой. м.: машиностроение, 1989. − 200 с. надійшла 15.08.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_gladkiy.doc износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 82 гладкий я.н.,* лисовой е.н.** *хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина, **государственное авиационное предприятие "украина" г. борисполь, украина e-mail: gladkiy@dn.tup.km.ua износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур удк 621.891 представлены результаты исследования детонационных покрытий из композиционных порошков feal2-ti-si в условиях высокотемпературного трения. показано, что при нагрузке 5,0 мпа и скорости скольжения 1,5 м/с покрытия на основе feal2 в температурном диапазоне до 650 °с отличаются устойчивым проявлением структурной приспосабливаемости и по сопротивлению износу не уступают покрытиям на основе нихрома и оксида алюминия. ключевые слова: детонационное напыление, износостойкость, структурная приспосабливаемость, поверхность трения, покрытия. вступление процессы трения и изнашивания являются одной из наиболее важных научно-технических областей исследования, так как в них теоретическими и прикладными методами изучаются вопросы, с которыми приходится сталкиваться в повседневной практике. характерной особенностью большинства подвижных сопряжений деталей машин, работающих в условиях трения, является необходимость выполнения рабочих и технологических функций при повышенных температурах. температура, как один из эксплуатационных факторов, важный показатель условия трения, а тепловые процессы, возникающие при этом, оказывают непосредственное влияние на формирование физико-химических и механических свойств поверхностных слоев. однако, несмотря на принципиальную важность, теоретические и практические работы, связанные с высокотемпературным изнашиванием детонационных покрытий, в научной литературе крайне немногочисленны , поэтому исследование влияния температурного фактора на закономерности изнашивания детонационных покрытий остается актуальной проблемой современной практики. от качества и разнообразия ассортимента порошков в значительной степени зависят масштабы и эффективность практического применения покрытий. в связи с этим общий интерес в этой области неразрывно связан с разработкой новых порошковых материалов. при прочих равных условиях получения дешевых порошков является непременным условием их массового использования, при этом технология их получения должна быть простой и производительной [1]. постановка проблемы изучить состав, структуру и закономерности трения и изнашивания разработанных на базе природных ресурсов страны детонационных покрытий системы feal2-ti-si для защиты деталей машин, работающих в условиях высокотемпературного трения. теоретические положения, обосновывающие сопротивление изнашиванию созданного детонационным методом поверхностного слоя, рассматривались с позиции структурно-энергетической теории трения и износа [2]. композиционный порошок для напыления получали методом механохимического синтеза [3]. покрытия наносили на детонационно-газовой установке "днепр-3". толщина покрытий после доводки составляла 0,20 0,25 мм при шероховатости rа = 0,63 0,32. для сравнения по аналогичным программа были испытаны детонационные покрытия, напыленные вольфрамосодержащим порошком вк15, а также порошками на основе нихрома и оксида алюминия. испытания на износ осуществляли на установке м-22пв [4] на кольцевых образцах в условиях распределенного контакта (квз ≈ 1) при скорости скольжения 1,5 м/с и нагрузке 5,0 мпа. за основу исследования приняты общие технические требования методики испытания на износостойкость материалов при высоких температурах [5]. при этом были сделаны необходимые изменения с целью максимально приблизить процессы физико-химической механики трения и изнашивания к реальным условиям эксплуатации. температура трения образцов измерялась хромель-копелевыми термопарами, изготовленными из паспортизированного провода. при раскрытии взаимосвязей между свойствами материалов покрытий в условиях трения, их структурой, влиянием внешних факторов, определяющих надежность и работоспособность системы трения, ведущую роль играет выбор методов исследований. возможности используемых методик и аппаратуры во многом определяют глубину и достоверность представлений о процессах, протекающих при контактном взаимодействии сопряженных поверхностей. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:gladkiy@dn.tup.km.ua http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 83 изучение физико-химических свойств, микрофазовый анализ поверхностных слоев, обуславливающих закономерности активации, интенсификацию процессов механохимического окисления и схватывания, осуществлено использованием метода дифракции электронов. исследования проводили на электронографе эмр-100 (съемка на отражение при напряжении 100 кв), микрорентгеноспектральный анализ – на микроанализаторе "камека". при определении истинных концентраций вносили поправки на основные эффекты по программам для эвм [6]. информацию о качественном и количественном составах, химическом состоянии элементов, наличии дефектов и функциональных групп в приповерхностных слоях получали с помощью метода ожеэлектронной спектроскопии на установке "jamp-10s" по методике фирмы "jeol". оже-спектры регистрировали при токе 5⋅10-8 а, ускоряющем напряжении 10 кв, вакуум 2⋅10-7 па, диаметр зонда 30 мкм. металлографические исследования проводились на микроскопе типа мим-8м. важным этапом качественного изучения структуры покрытий являлось получение микрошлифов, которые изготовлялись по методике изложенной в работе [7]. результаты исследований проблема выбора рациональной композиции покрытий feal2-ti-si связана с оценкой влияния компонентов на их структуру и свойства, которые осуществляли по структурному признаку [2]. выбор в качестве исходного сырья порошка железа, являющегося достаточно дешевым, недефицитным стандартным материалом [8], обусловлен также его возможностью многократного легирования особенно элементами с ограниченной растворимостью [9]. на рис. 1 и 2 приведен характер зависимостей влияния содержания титана и кремния на микротвердость (нµ) и интенсивность изнашивания (iи) покрытий. рис. 1 – зависимость изменения микротвердости покрытия feal2 от содержания ti рис. 2 – зависимость микротвердости (1) и интенсивности изнашивания (2) покрытия feal2-ti от содержания si как видно из графика, максимальную микротвердость имеют детонационные покрытия feal2-ti с содержанием титана ∼ 28 %, при этом механические свойства полученного материала могут быть повышены путем дополнительного введения в его состав кремния, оптимальное содержание которого, как установлено, соответствует ~ 22 %. введение титана и кремния, входящих в твердый раствор железа и упрочняющих его, способствуют образованию сложнолегированных высокотемпературных структур, вызывающих дисперсное твердение благодаря чему сопротивление износу вследствие образования значительного количества упрочняющих фаз с высокой термодинамической устойчивостью повышается. положительное влияние на структуру и свойства покрытий легирующие элементы оказывают, как установлено в процессе испытаний, лишь при определенных концентрациях, оптимальные значения которых определено экспериментально. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 84 рис. 3 – зависимость интенсивности изнашивания покрытий feal2-ti-si от расхода газовой смеси рис. 4 – зависимость адгезионной прочности покрытий от расхода газовой смеси при напылении важное значение в обеспечении высокого качества многокомпонентных покрытий, имеют влияние технологические параметры напыления. была проведена серия экспериментов по определению влияния соотношения рабочих газов и степени заполнения ствола газовой смесью на эксплуатационные характеристики покрытий. на рис. 3 приведена зависимость интенсивности изнашивания от заполнения ствола газовой смесью на основе ацетилен-кислорода соотношение (1:1,1). как видно напыление при расходах рабочих газов в соотношении для ацетилен-кислорода 22/27 24/29 обеспечивает наибольшую износостойкость, которая однозначно коррелируется с прочностью связи покрытия, что иллюстрируется рис. 4. неизменность химического состава и параметров процесса напыления обуславливают постоянство свойств покрытий, относительная плотность которых ∼ 99 %. полученные в результате оптимизации покрытий feal2-ti-si по данным микрорентгеноспектрального анализа позволило классифицировать структуру как тонкий конгломерат включений (более 65 % объема) типа алюминидов железа (fe3al, feal2, fe3al5, feal3), титана (ti3al, tial2, tial3) и силицидов (fe3si, fe2si, fe5si3; tisi, tisi2), кроме бинарных интерметаллидных включений, наложение соответствующих концентрационных максимумов указывает на возможность существования сложных тугоплавких фаз типа (fe,ti)al, (fe,si)al, твердых растворов ti5si3-fe5si3, установлено, что интерметаллидные соединения, растворяя исходные компоненты, обуславливают образование твердых растворов. в табл. 1 приведены изменения физико-механических свойств покрытий в результате легирования. таблица 1 физико-механические свойства покрытий при изменении фазового состава состав покрытия толщина, мм в σ , гпа .изгσ , мпа сцσ , мпа нµ, мпа feal2 0,15 0,25 0,45 0,50 380 430 45 51 11 000 feal2-ti 0,15 0,25 0,53 0,66 550 600 62 79 17 000 feal2-ti-si 0,20 0,30 0,80 0,97 670 840 89 110 19 500 известно, что при нагружении трением поверхностный слой вследствие пластической деформации переходит в термодинамически неравновесное активированное состояние, из которого путем диффузии и химического взаимодействия с окружающей средой стремится перейти в пассивное, в результате чего образуются тонкопленочные вторичные структуры [2]. данные испытаний определяющие функциональную зависимость интенсивности изнашивания от температуры вблизи поверхностей трения исследуемых покрытий, представлены на рис. 5. с ростом температуры вплоть до 600 °с изнашивание покрытий feal2-ti-si (кривая 1) практически стабильно, имеет место нормальный механохимический износ. согласно исследованиям состав поверхностных пленок, экранирующих адгезионные взаимодействия в зоне трибоконтакта, представляют наряду с основной фазой пересыщенные твердые растворы на основе fe, si в α-al, оксидов fe2o3-al2o3, al2o3-tio2, а также рис. 5 – зависимость интенсивности изнашивания от температуры: 1 – feal -ti-si; 2 – ni-cr-al-b; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 85 конгломерат сложных оксидных соединений типа fe2tio5, fe2(tio3)3, feal3o4, β-тиалита al2tio5, мулита al2sio5 и силиката файялитного типа fesio4, которые в результате спекания обуславливают образование тонкопленочных гетерогенных поверхностных структур, микротвердость при этом составляет 21 23 гпа, при исходной – до 19 ± 0,5 гпа. таким образом, при повышении температур под действием касательных и сжимающих напряжений в поверхностных структурах и приповерхностном слое интенсивно протекают термомеханические процессы, существенные структурно-фазовые изменения. на рис. 6 представлены микроструктуры и электронограммы, отражающие кинетику распада структур на поверхности трения покрытий feal2-ti-si. повышение температуры активирует процессы коагуляции и рекристаллизации, развивающиеся на различных масштабных уровнях, о чем свидетельствует постепенное исчезновение колец и появление на электронограммах точечных рефлексов, указывающих на аморфное состояние [9]. в настоящее время общепризнано, что на основные закономерности трения и изнашивания немаловажное влияние оказывает эволюция последовательно усложняющихся конфигураций поверхностных структур, имеющих высокопрочное тонкодисперсное строение, которые способствуют локализации пластических деформаций и экранированию недопустимых процессов схватывания. а б рис. 6 – поверхности трения и электронограммы покрытий feal2-ti-si, испытанных при температурах: а – 400 °с (х240); б – 550 °с (х28000) с энергетической точки зрения данную трансформацию вторичных структур можно рассматривать в качестве адекватных элементарных механизмов адаптации поверхностных слоев в процессе структурной приспособливаемости системы трения. так, с одной стороны, вследствие статистических закономерностей фазы образования и фрагментации вторичных структур на различных участках контактных поверхностей не совпадают, но их аддитивное распределение представляет устойчивое структурновременное состояние, с другой – формирование структуры поверхностного слоя не является индетерминированным, а управляется минимальными принципами диссипативных процессов [9, 10]. с повышением температуры (рис. 5) комплекс поверхностных явлений интенсифицируется, что обусловлено на наш взгляд искажением кристаллических решеток при пластической деформации за счет флуктуирующих напряжений, возникающих при трении, кроме того, появление точечных и многомерных дефектов активируют трибохимические реакции. но при достижении критического значения, которые для испытываемого покрытия (кривая 1) составляет ∼650 °с, вызывает деструкционные процессы и обуславливает переход к недопустимым явлениям повреждаемости (рис. 7). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 86 рис. 7 – поверхности трения покрытия feal2-ti-si, иллюстрирующие кинетику процесса разрушения, после испытаний при 650 °с для покрытий системы al2o3-cr2o3 (кривая 3) предельная критическая температура при данных условиях трения составляет ∼ 680 °с, у покрытий типа ni-cr-al-b (кривая 2) диапазон нормального трения ограничен температурной ∼ 600 °с, а покрытия на основе wc (кривая 4) сохраняют работоспособность до 530 °с. тонкопленочный конгломерат оксидных фаз, препятствующий адгезионно-молекулярному взаимодействию контактных поверхностей, представляет собой сложный объект, интегральные свойства которого в свою очередь зависят от характеристических особенностей и индивидуальных свойств простых оксидов как субстантных самостоятельных единиц, свойства которых могут быть исследованы в терминах своеобразия их структур. так, микротвердость поверхностных структур и характер зависимости от температуры представлены на рис. 8. микротвердость вюстита feo, образующегося на поверхностях трения покрытий feal2-ti-si при понижении температуры монотонно уменьшается, а вблизи значения 520 °с скачок микротвердости, что происходит в результате твердофазного превращения feo в более стабильный оксид fe2o3. при чем значения микротвердости данных оксидов при понижении температуры не совпадают с результатами измерений, полученными при нагреве, что, с нашей точки зрения, обусловлено различными значениями структурнотермической активации и, следовательно, контактной упругопластической деформацией, влияющей на аномальную диффузионную активность как кислорода, так и других элементов, включая железо. микротвердость гематита fe2o3 при повышении температуры уменьшается и имеет место скачок микротвердости вследствие полиморфного β→α – превращения. при охлаждении гематита с выдержкой в момент измерения микротвердости наблюдается скачкообразное понижение микротвердости до значений, совпадающих со значениями микротвердости магнетита fe3o4, более рыхлого и менее плотного, чем γ-fe2o3. продукты износа представляют собой порошок темно-бурого цвета. результаты рентгенофазового анализа подтверждают превращение гематита в магнетит, являющийся более стабильным оксида железа в данных условиях. микротвердость одноокиси титана, которая не претерпевает полиморфных превращений, при повышении температуры монотонно уменьшается. также следует отметить, что простые оксиды склонны к образованию твердых растворов, растворение в них легирующих элементов, как правило, обусловливает повышение микротвердости. двуокись титана tio2 претерпевает полиморфное превращение при 500 °с, причем увеличение микротвердости в момент превращения свидетельствует о переходе менее плотно упакованной кристаллической решетки брукита (ромбической) в более плотноупакованную тетрагональную решетку рутила. микротвердость двуокиси титана при растворении в нем железа почти не изменяется. при введении в качестве легирующей присадки в состав детонационных покрытий кремния на поверхности трения образуется двуокись, которая в исследуемом температурном диапазоне претерпевает рис. 8 – зависимость микротвердости оксидных структур на поверхностях трения детонационных покрытий от температуры pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 87 два полиморфных превращения, первое при 500 °с и второе при 700 °с. рентгенофазовым анализом установлено, что в первом случае низкотемпературный β-кварц превращается в высокотемпературный α-кварц. микротвердость образующихся на поверхностях трения оксидных пленок трехвалентных металлов в данном случае fe2o3 и al2o3 при повышении температуры уменьшается, однако вблизи 550 ÷ 600 °с кривая изменения микротвердости al2o3 имеет перегиб, свидетельствующий о полиморфном превращении. в результате исследования микротвердости оксидных структур, образующихся в условиях высокотемпературного изнашивания на поверхностях трения детонационных покрытий, можно отметить некоторые характерные особенности, а именно, исследуемые структуры в зависимости от химического состава могут находиться в различных состояниях. при повышенных температурах, оксидные структуры переходят в более стабильное состояние, что обуславливает изменение их физических свойств. зависимость микротвердости поверхностных структур от температуры, как правило, монотонная, если они не полиморфны, и скачкообразная, если происходят полиморфные превращения или превращения метастабильных состояний в более стабильные и устойчивые при нагреве или охлаждении. перегибы на кривых изменения микротвердостей в большинстве плавные, так как в оксидных структурах растворены и присутствуют частицы внедрений и примесей, которые существенно влияют на микротвердость, а следовательно, и на свойства оксидов как простых, так и сложных составов. при всем многообразии конструктивных форм и функциональных особенностей машин и механизмов, требование износостойкости является общим параметром, который определяет безотказность и долговечность. и создание универсального покрытия для их защиты от износа ограничено той же проблемой, что и получение износостойкого монолитного материала, удовлетворяющего всем требованиям, которые реализуются в практике машиностроения. общий интерес в этой области неразрывно связан с созданием новых материалов. при разработке которых учитывались технико-экономические ограничения, обусловливаемые требованиями производства, в том числе затрату дефицитных и дорогих компонентов. результаты сопротивления износу детонационных покрытий системы feal2-ti-si при повышенных температурах подтверждают целесообразность и перспективность продолжения испытаний с целью всестороннего исследования их эксплуатационных возможностей в экстремальных условиях защиты деталей от износа. выводы 1. установлена правомерность используемых методологий и алгоритма проведения экспериментальных исследований покрытий feal2-ti-si, которые в воздушной среде при отсутствии смазки в условиях высокотемпературного трения показали высокие значения износостойкости, не уступающие таковым для покрытий на основе нихрома, оксида алюминия и твердого сплава вк. 2. установлено оптимальное содержание компонентов в покрытии, соответствующее максимальной износостойкости, и исследованы их физико-механические свойства. определен структурнофазовый состав покрытий, что позволило классифицировать их состав как структуру тонкого конгломерата упрочняющих фаз (более 65 % объема). 3. установлено, что износостойкость покрытий в режиме структурной приспосабливаемости обусловлена устойчивым образованием в результате кооперативных поверхностных трибохимических эффектов тонкопленочных структур, представляющих собой дисперсные гетерогенные оксиды типа шпинельных фаз. наличие на поверхностях трения оксидных пленок типа β-тиалита, муллита, силикатов препятствует адгезионно-молекулярному взаимодействию, выполняя роль твердой смазки, и способствует аккомодации зернограничного скольжения. 4. установлены оптимальные соотношения рабочих газов и степени заполнения ствола газовой смесью. при этом отмечено, что, управляя технологическим процессом напыления детонационных покрытий, удалось реализовать не только прогнозируемый химический состав, но получить при этом заданную структуру, позволяющую обеспечить минимальные показатели трения в данных условиях испытаний. 5. разработаны композиционные покрытия системы feal2-ti-si, не содержащие дефицитных и дорогостоящих компонентов, с целью повышения износостойкости узлов трения, которые, как показали результаты испытаний, обеспечивают их эксплуатационную надежность в соответствии с требованиями и возможностями, открывающимися с применением нового конкурентоспособного материала для износостойких покрытий, полученных детонационным методом. литература 1. лисовой е.н. сопротивление износу детонационных покрытий системы feal2-ti-si при трении без смазки / е.н. лисовой // проблемы техники. – 2012. – № 4. – с. 46-54. 2. костецкий б.и. поверхностная прочность материалов при трении / б.и. костецкий, и.г. караулов и др. – к.: техника. – 1976. – с. 296. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 88 степанчук а.н. технология порошковой металлургии / а.н. степанчук, и.и. билык, п.а. бойко. – к.: вища шк. – 1991. – с. 415. 4. полотай в.в. машина трения м-22пв / в.в. полотай. – к.: ипм. – 1995. – с. 20. 5. тушинский л.и. теория и технология упрочнения металлических сплавов / л.и. тушинский. – новосибирск: наука; сиб. отд-ние. – 1990. – с. 306. 6. андрющенко н.с. математическая обработка данных микрорентгеновского анализа / н.с. андрющенко // аппаратура и методы рентгеновского анализа. – 1997. – № 17. – с. 179-192. 7. носовский и.г. авиационное материаловедение / и.г. носовский, в.в. щепетов.– к: ки ввс. – 1998. – с. 287. 8. машков ю.а. трибология конструкционных материалов / ю.а. машков. – омск: омгту. – 2001. – с. 299. 9. владимиров в.и. физика износостойкости поверхности металлов / в.и. владимиров. – л.: фти. – 2001. – с. 252. 10. бершадский л.и. адаптивность и обучаемость трибосистем / л.и. бершадский. – к.: знание. – 1989. – с. 20. поступила в редакцію 24.04.2013 gladkiy ya.n., lisovoy e.n. wear-resistant feal2-ti-si detonation spray coatings under friction loading at elevated temperatures. performing working and operating functions at elevated temperatures is inherent in most of mating and moving machinery parts which operate under friction. in disclosing interrelations between tribological properties of materials, their structure, effect of outside factors, which determine a friction system reliability, the state-of-art physicochemical analysis techniques have been employed. this allowed the investigation of friction and wear behavior of feal2-ti-si detonation coatings developed (using domestically available resources) to protect machinery components operating under high temperature friction. an optimal content of components corresponding to the maximal coating wear resistance has been found in the process, their physicomechanical properties examined. the structure-phase composition has been defined thus enabling the composition of the coatings to be categorized as a structure of fine conglomerate of strengthening phases. it has been established that coating wear resistance in the regime of a structural adaptability is due to the stable formation of thin-film structures of oxide type as a result of the cooperating areal tribochemical effects. the quantitative changes of microhardness in oxide structures of both simple and complex compositions minimizing the destruction of surface layer under high temperature friction have been obtained. it has been demonstrated that the presence of oxide films of β-tialite (al2tio5), mulite (al2sío5), silicates of fesio4 type, and others on friction surfaces opposes the adhesive-molecular interaction of working surfaces, acting as a solid lubricant, and is beneficial for accommodating a grain-boundary glide. the process-dependent parameters of sputtering have been optimized. thus, the efficient ratios of working gases and extents of barrel filling have been found, making it possible not only to implement the predicted chemical composition but to obtain the set structure enabling the minimal friction factors to be provided under the given test conditions. the feal2-ti-si composition coatings not containing scarce and costly components have been developed for the purpose of enhancing the wear resistance of tribological units which, as proved by the test findings, provide their production safety to suit the requirements and opportunities to be offered by developing a new competitive material for wear resistant coatings fabricated through the detonation spraying technique. keywords: detonation spraying, wear resistance, structural adaptability, friction surface, cover. references 1. lisovoy e.n. soprotivlenie iznosu detonacionnyh pokrytij sistemy feal2-ti-si pri trenii bez. problemy tehniki. 2012. no 4. pp.46 – 54. 2. kosteckij b.i., karaulov i.g. i dr. poverhnostnaja prochnost' materialov pri trenii. k.: tehnika. 1976. 296p. 3. stepanchuk a.n., bilyk i.i., bojko p.a. tehnologija poroshkovoj metallurgii. k.: vishha shk. 1991. 415p. 4. polotaj v.v. mashina trenija м-22pv. k.: ipm. 1995. 20p. 5. tushinskij l.i. teorija i tehnologija uprochnenija metallicheskih splavov. novosibirsk: nauka; sib. otd-nie. 1990. 306 p. 6. andrjushhenko n.s. matematicheskaja obrabotka dannyh mikrorentgenovskogo analiza. apparatura i metody rentgenovskogo analiza. 1997. no 17. pp. 179–192. 7. nosovskij i.g., shhepetov v.v. aviacionnoe materialovedenie. k: ki vvs. 1998. 287p. 8. mashkov ju.a. tribologija konstrukcionnyh materialov. omsk: omgtu. 2001. 299p. 9. vladimirov v.i. fizika iznosostojkosti poverhnosti metallov. l.: fti. 2001. 252p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость детонационных покрытий системы feal2-ti-si при нагружении трением в условиях повышенных температур проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 89 10. bershadskij l.i. adaptivnost' i obuchaemost' tribosistem. k.: znanie. 1989. 20p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_kuhar.doc экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 44 кухарь в.в.,* фролов е.а.,** николенко р.с.,* суглобов р.в.* *приазовский государственный технический университет, г. мариуполь, украина **полтавский национальный технический университет, г. полтава, украина e-mail: kvv_mariupol@mail.ru экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке радиусными вставками удк 621.735.043 изложены методика и результаты экспериментальных исследований формоизменения заготовок при эксцентричной осадке радиусными штамповыми вставками. исследования проведены на физических моделях из свинца и обоснованы необходимостью поиска новых способов получения профилированных заготовок под объемную штамповку для расширения номенклатуры поковок, штампуемых на кривошипных прессах. приведены графические зависимости относительных геометрических показателей формоизменения заготовок от величины радиуса штамповых вставок и степени деформации при фиксированной величине эксцентриситета внедрения инструмента. показаны различия в закономерностях формоизменения заготовок с отношением высоты к диаметру 1,0 и 2,0, что необходимо учитывать при проектировании технологических переходов объемной штамповки для достижения экономии материальных ресурсов и обеспечения высокой стойкости штампового инструмента. ключевые слова: профилирование заготовок, выпуклые штамповые вставки, эксцентричная осадка, объемная штамповка, геометрические показатели формоизменения. введение условия производства поковок объемной штамповкой на кривошипных горячештамповочных прессах (кгшп) позволяют минимизировать припуски на изделия, повысить их геометрическую точность, снизить вредное влияние шума и вибраций на оператора, автоматизировать технологические процессы, повысить производительность. однако, при прочих равных условиях, номенклатура поковок, штампуемых на кгшп, является более узкой, чем номенклатура поковок, штампуемых на паровоздушных штамповочных молотах (пшм). это связано, прежде всего, с жестким нерегулируемым ходом кгшп, из-за чего возможности предварительного профилирования исходных заготовок и формообразования поковок весьма ограниченны [1]. для обеспечения требуемых формы и размеров профилированных полуфабрикатов под поковки определенных типов используют вальцовку заготовок на ковочных вальцах [2] или их подготовку другими формоизменяющими способами, связанными с использованием дорогостоящего дополнительного оборудования. такие мероприятия оправданы только при массовом характере производства, который в настоящее время встречается крайне редко. отказ от предварительного профилирования повышает расход металла, снижает стойкость штампов кгшп, увеличивает энергетические затраты на штамповку. учитывая, что штампы кгшп работают в более неблагоприятных условиях, чем штампы пшм, то поиск новых способов профилирования заготовок в штамповом пространстве прессового оборудования представляет весьма актуальную задачу. анализ известных исследований и публикаций первые попытки получать профилированные заготовки в штампах кривошипных прессов были осуществлены новатором кузнечно-штамповочного производства а.в. потехиным, который, по мнению авторов [3, 4], внес значимый вклад в усовершенствование технологий изготовления поковок в условиях мелкосерийного производства. им были внедрены в производство способы комбинированной ковкиштамповки мелких партий поковок на экономичном и точном оборудовании: кривошипных и кривошипно-коленных прессах с использованием дешевой, быстросменной технологической оснастки (подкладных инструментов, штампов и приспособлений), время на переналадку которой существенно сокращалось. такие новаторские приемы были успешно применены на прессах с номинальной силой от 1 мн до 6,3 мн, при этом номенклатура изготавливаемых на них изделий (в условиях ленинградского завода «свобода» в 1947 г.) была доведена до 500 наименований [3]. способы группового производства поковок [4] основаны на разбиении сложного технологического процесса на отдельные простейшие переходы, выполняемые в определенной последовательности в ручьях ковочных приспособлений или штампов, снабженных сменными вставками или накладками для регулировки величины обжатия за ход пресса. предварительную ковку заготовки производят обычно на одном прессе, а штамповку из подготовленной по форме и размерам заготовки – на втором, параллельно mailto:kvv_mariupol@mail.ru экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 45 работающем прессе, с того же нагрева. то есть проводят своего рода подготовку заготовок вне ручьев штампов операциями свободного формоизменения. основным недостатком здесь является то, что при штамповке задействован не один пресс, а несколько единиц оборудования. при необходимости проведения осадки заготовок большого диаметра применяют накладки, частично покрывающие площадь осаживаемой заготовки, осадку выполняют за два и более хода ползуна [3, 4]. при этом величину осаживаемой площади необходимо согласовывать с силой, развиваемой прессом на данном участке рабочего хода. в работе [5] рассмотрены возможности расширения области применения кгшп на свободную ковку для производства фасонных поковок путем применения подвижного стола с клиновым механизмом для регулировки закрытой высоты пресса. при этом для привода клина используют винтовую пару с диаметром винта 300 мм (для кгшп 12,5 мн), что усложняет кинематическую схему машины и требует согласования скорости подачи клина с технологическими режимами ковки. наиболее широко известны способы подготовки формы заготовки с использованием операции осадки штамповыми вставками (плитами) вогнутого или выпуклого профиля [6, 7]. в зависимости от конфигурации и размеров поковок, свойств их материала при заданных термомеханических условиях подбирают геометрию инструмента, размеры исходной заготовки, степень её осадки. необходимыми режимами редуцирования и регенерации профиля заготовки при деформировании после кантовки получают различные конфигурации полуфабрикатов под поковки пластин, основываясь на принципах наименьшего периметра и наименьшего сопротивления. комплексный учет влияния таких факторов, как размеры и степень деформации заготовок, реологические свойства материалов при заданной температуре и скорости деформирования, условия на контактных поверхностях позволяет получать после осадки заготовки с профилем боковой поверхности различной вогнутости или бочкообразности [7]. для получения фасонных полуфабрикатов под поковки дисков с фланцевой частью известен способ осадки заготовок с затрудненным истечением на одном из торцов [8]. данный эффект реализуется, например, путем дифференцированного нагрева заготовки по длине, а использование электротермии, в целом, рассматривают как отдельный способ влияния на форму заготовки при деформировании на прессах [7, 9]. обобщение и систематизация способов свободного формоизменения и вариантов интенсификации пластического течения металла заготовки позволили разработать классификацию процессов бесштампового (безручьевого) профилирования заготовок [7, 9], на основе которой развиты принципы проектирования энергоресурсосберегающих технологий объемной штамповки на прессовых машинах. постановка проблемы выше показано, что процессы профилирования заготовок на основе осадки представляют значимую составляющую способов безручьевой подготовки формы заготовок под объемную штамповку на прессах. при этом технологические возможности профилирования заготовок выпуклым инструментом имеют ограничения по номенклатуре поковок, которые рационально штамповать из профилированного полуфабриката [7]. для расширения технологических возможностей способа подготовительной осадки заготовок выпуклыми продолговатыми (радиусными) плитами предложено такие вставки внедрять в торцы заготовок с эксцентриситетом, когда обеспечивают несовпадение вертикальных осей заготовки и стрелы прогиба вставок. в работе [10] проведено конечно-элементное моделирование процесса эксцентричной осадки заготовок такими радиусными вставками и исследовано изменение напряженнодеформированного состояния материала заготовок по объему с их исходным соотношением высоты 0h к диаметру 0d равным 1,0 при отношении эксцентриситета e внедрения к диаметру 0d/e = 0,25 в диапазоне отношений радиуса выпуклости плиты r к диаметру заготовки от 0,6 до 2,25. варьирование относительными параметрами 00 d/h , 0d/e , 0d/r , а также степенью деформации осадки, которую условно принимали как ( )[ ] %100/ 00 ⋅−=ε hhhh , где h – конечное расстояние между образующими оппозитных радиусных плит после осадки, приводит к различному характеру формоизменения заготовок при профилировании, что до настоящего времени подробно не изучено. целью работы является экспериментальное выявление закономерностей формоизменения заготовок при профилировании эксцентричной осадкой радиусными плитами. знание данных закономерностей необходимо для определения номенклатуры поковок, под которые целесообразно использовать изучаемый способ профилирования, разработки методики расчета заготовки, физико-геометрических условий профилирования и выбора технологических переходов горячей объемной штамповки. изложение основного материала как показали исследования [7], в виду того, что осадке подвергают заготовки с 00 d/h ≥ 1,0, а также из-за малости площади контакта инструмента и заготовки, влиянием фактора трения на конечное экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 46 формоизменение заготовок при осадке выпуклым инструментом можно пренебречь. привлекали методы физического моделирования пластического течения на образцах из свинца сурьмянистого марки ссу, реологические характеристики которого соответствуют реологическим характеристикам группы конструкционных среднеуглеродистых сталей в диапазоне температур горячей деформации. исследования выполняли на универсальной разрывной машине номинальной силой 0,2 мн. следовательно, в процессе проведения эксперимента обеспечивали условия статического нагружения заготовок. осадку выполняли выпуклыми (радиусными) бойками (рис. 1) из стали 5хнв (ra = 6,3 мкм) с радиусом закругления рабочей поверхности r = 30; 50; 75 и 112,5 мм, т.е. выдерживали отношение 0d/r = 0,6; 1,0; 1,5 и 2,25. диаметр образцов 0d = 50 мм, высота образцов 0h = 50 мм и 100 мм, т.е. отношение 00 d/h = 1,0 и 2,0 соответственно. при осадке обеспечивали фиксированный эксцентриситет вертикальной оси плит и экспериментального образца e = 12,5 мм (рис. 2), т.е. для всех заготовок отношение 0d/e составляло 0,25. образцы осаживали в диапазоне hε = 20…50 % с шагом hε∆ = 10 %. измерения проводили после каждого обжатия с помощью штангенциркуля. схема обмера образцов показана на рис. 3. для обеспечения статистической обработки результатов замеров каждый эксперимент при одинаковых условиях повторяли пять раз. рис. 1 – набор бойков для проведения эксперимента рис. 2 – схема эксцентричной осадки заготовки радиусными бойками: 1 2 – верхняя и нижняя осадочная плита; 3 4 – верхний и нижний радиусный боек; 5 – заготовка а б в г рис. 3 – схема обмера и образцы после эксцентричной осадки выпуклыми бойками с радиусом r: а б – н0/d0 = 1,0; в г – н0/d0 = 2,0; н1, н2, d, d3, d/3, d4-1, d4-2, d/4-1, d/4-2 – контролируемые размеры экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 47 для определения относительных показателей формоизменения использовали средние значения (математические ожидания) пяти замеров по предложенной схеме. в расчетах использовали усредненные размеры симметричных верхней и нижней части профилированных полуфабрикатов: ( ) 224144 /ddd −− += и ( ) 224144 /ddd /// −− += . за базовые безразмерные показатели формоизменения заготовки принимали следующие отношения: 03 d/d , 03 d/d / , /d/d 33 , 04 d/d , 04 d/d / , /d/d 44 , 01 h/h , 02 h/h , 21 h/h , 0d/b . экспериментальные зависимости некоторых относительных показателей формоизменения цилиндрических образцов с 00 d/h = 1,0 и 00 d/h = 2,0 от величины относительного радиуса осадочных плит 0d/r и степени деформации осадки hε при фиксированной величине эксцентриситета e приведены на рис. 4 рис. 6. среди изучаемых показателей формоизменения можно выделить группу, отвечающую за изменение диаметральных размеров (рис. 4), высотных размеров (рис. 5) и изгиб заготовки (рис. 6), характерный для заготовок с 00 d/h = 2,0. рис. 4 – экспериментальные зависимости изменения диаметральных размеров образцов от относительного радиуса (r/d0) выпуклых вставок при осадке с фиксированным эксцентриситетом (e/d0 = 0,25) экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 48 рис. 5 – экспериментальные зависимости изменения высотных размеров образцов от относительного радиуса (r/d0) выпуклых вставок при осадке с фиксированным эксцентриситетом (e/d0 = 0,25) рис. 6 – зависимость относительного прогиба образцов от относительного радиуса (r/d0) выпуклых вставок при осадке с фиксированным эксцентриситетом (e/d0 = 0,25) анализируя данные графические зависимости, следует отметить рост показателей изменения размеров в диаметральной плоскости по ходу осадки, причем в направлении поперек горизонтальной оси осадочных вставок наблюдается более интенсивная раздача, по сравнению с направлением вдоль их оси (см. рис. 4). увеличение относительного радиуса 0d/r приводит к возрастанию относительных показателей формоизменения на средине высоты профилированного полуфабриката в поперечном направлении ( 03 d/d ), в то время как значения относительных показателей в продольном направлении ( /d/d 33 ) в данных сечениях снижаются. на интенсивность набора металла в диаметральных приторцовых сечениях существенное влияние оказывает появление продольного изгиба, возникающего при увеличении относительной высоты заготовки. так возрастание значений относительного радиуса вставок при осадке заготовок с 00 d/h = 1,0 сопровождается ростом значения поперечного показателя 04 d/d , в то время как для заготовок с 00 d/h = 2,0 наблюдается снижение значений показателя 04 d/d при увеличении радиуса выпуклых продолговатых штамповых вставок. в данных сечениях макропоток материала в продольном направлении также меньше, чем в поперечном направлении. кроме того, в приторцовых сечениях у более высоких заготовок ( 00 d/h = 2,0) интенсивность набора металла большая, т.к. у более низких заготовок ( 00 d/h = 1,0) деформация сосредотачивается в серединной зоне полуфабриката. наличие эксцентриситета внедрения радиусных вставок в тело цилиндрической заготовки со стороны торцов приводит к несимметричной форме полуфабриката относительно оси движения инструмента. при этом у полуфабрикатов, полученных из более низких заготовок ( 00 d/h = 1,0), наблюдается уменьшение относительной высоты минимального отростка ( 01 h/h ) с ростом относительного радиу экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 49 са. а у изогнутых полуфабрикатов, полученных из заготовок с ( 00 d/h = 2,0), увеличение значения характеристики 0d/r сопровождается ростом относительного показателя 01 h/h (см. рис. 5). с ростом степени деформации относительный показатель 21 h/h для заготовок обоих типоразмеров снижается, что позволяет ориентировать способ на производство поковок с широким диапазоном (0,5…0,9) отношения минимального и максимального отростков, в том числе для изделий с изогнутой осью. уменьшение величины относительного прогиба для заготовок с 00 d/h = 2,0 при деформировании радиусными вставками с 0d/r = 2,25 (см. рис. 6) связано с уменьшением эффекта выпуклости деформирующего инструмента и увеличением набора металла в центральной зоне полуфабриката. снижение значения величины относительного радиуса выпуклых плит приводит к увеличению относительного прогиба в процессе профилирования заготовок таким способом. выводы 1. разработан и исследован способ получения профилированных полуфабрикатов эксцентричной осадкой цилиндрических заготовок радиусными штамповыми вставками, применимый к условиям производства поковок на кривошипных прессах. установлены закономерности формоизменения заготовок при эксцентричной осадке радиусными вставками, на основании которых целесообразна разработка новых энергои ресурсосберегающих процессов объемной штамповки, позволяющих снизить нагрузки на окончательные штамповочные ручьи прессовых штампов. 2. показано, что различия в формоизменении заготовок с 00 d/h = 1,0 и 2,0 позволяют получать полуфабрикаты под широкую номенклатуру поковок: пластин, пластин с несимметричными отростками, с изогнутой осью. выявлено, что в номенклатуру поковок с несимметричными отростками, производимых на кгшп, могут быть включены поковки с различием размеров отростков в 1,1…2,0 раза. 3. перспективы исследований в данном направлении заключаются в оценке стабильности формоизменения при профилирующей осадке заготовок радиусными вставками и получении аналитических выражений для описания закономерностей формоизменения, которые требуется положить в основу автоматизированной методики расчета заготовки и технологических параметров штамповочных переходов. литература 1. машиностроение. энциклопедия / ред. совет: к.ф. фролов (пред.) и др. – м.: машиностроение. технологии заготовительных производств. т. iii-2 / и.л. акаро, р.а. андриевский, а.ф. аржанов и др.; под общ. ред. в.ф. мануйлова, 1996. 736 с. 2. скрябин с.а. технология горячего деформирования заготовок из алюминиевых сплавов на ковочных вальцах: монография / с.а. скрябин. – винница: о. власюк, 2007. – 284 c. 3. атрошенко а.п. изготовление поковок под кривошипными и винтовыми прессами. вып. 5 / а.п. атрошенко, г.т. оболдуев, с.м. хесин / под ред. п.в. камнева. – м.; л.: машгиз, 1958. – 129 с. 4. камнев п.в. групповой метод производства поковок / п.в. камнев. – л.: лениздат, 1981. – 207 с. 5. роганов м.л. развитие операций свободной ковки на кривошипных прессах / м.л. роганов // удосконалення процесів та обладнання обробки тиском в металургії і машинобудуванні: зб. наук. пр. – краматорськ, 2007. – с. 198-201. 6. володин и.м. сравнительный анализ традиционных и новых технологических процессов изготовления поковок с развитым фланцем / и.м. володин, с.а. бирюков // удосконалення процесів та обладнання обробки тиском в металургії і машинобудуванні: зб. наук. пр. – краматорськ, 2006.– с. 284-287. 7. анализ пластического формоизменения в частных задачах ковки и штамповки : монография / в.а. гринкевич, в.в. кухарь, м.в. краев, в.а. бурко. – мариуполь: изд-во зао «газета «приазовский рабочий», 2011. – 336 с. 8. воронцов а.л. исследование осадки цилиндрической заготовки с затрудненным течением металла на одном из торцов / а.л. воронцов // вестник машиностроения. – 2009. – № 2. – с. 67-74. 9. кухарь в.в. направления реализации бесштампового профилирования заготовок на прессах / в.в. кухарь // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2011. – № 7. – с. 173-179. 10. кухарь в.в. исследование напряженно-деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами с эксцентриситетом нагрузки / в.в. кухарь, р.с. николенко // проблеми трибології (problems of tribology). – 2012. – № 3. – с. 132-136. поступила в редакцію 03.09.2013 экспериментальные исследования формоизменения заготовок под объемную штамповку при эксцентричной пластической осадке … проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 50 kukhar v.v., frolov e.a., nikolenko r.s., suglobov r.v. experimental researches of form-changing of billets for volumetric die-forging with eccentric plastic upsetting by radial tool insertions. the constructive properties of crank-shaft presses are restricting of technological possibility for followed preparing of billet form to design shape of forging-part and reducing of nomenclature of forged products was grounded. the method for received of profiled semi-finished parts by eccentric forging to upsetting of cylindrical billets by radial tool insertions was worked out and researched for application to condition for producing of forging parts by crank-shaft presses. the methodic and results of experimental researches of form changing of billets during eccentric plastic upsetting by radial tool insertions are expounded. the researches was made on physical models from lead for grounding of necessary for finding a new methods for producing profiled billets for volumetric die-forging with widening of nomenclatures of forging parts that punching by crank-shaft presses. graphical depends of relative geometric indexes of form changing of billets from parameter of radius of radial tool insertions and degree of upsetting deformation during fixed parameter of eccentric rooting of forging tool are happened. differences in depends of form changing of billets with relation of high to diameter 1,0 and 2,0 were showed for necessary in counting during designing of technological steps and modes for volumetric die-forging with reaching of economy of material resources and securing of high stability of die tools. the differences in form changing of billets with relation of high to diameter 1,0 and 2,0 allowing to producing of semi-finished parts for width nomenclature of forging parts: plates, plates with unsymmetrical growths, with bended axe. there are explain for forging parts with differences in dimensions of growth from diapason 1,1…2,0 can be including in to selection of forging parts with unsymmetrical growths. key words: profiling of billets, radial tool insertions, eccentric plastic upsetting, volumetric die-forging, geometrical index of form-changing. references 1. akaro i.l., andrievskij r.a., arzhanov a.f. i dr. pod obsсh. red. manujlova v.f.. red. sovet: frolov k.f. (pred.) i dr. mashinostroenie. jenciklopedija. tehnologii zagotovitel'nyh proizvodstv. t. iii-2. m., mashinostroenie, 1996, 736 p. 2. skrjabin s.a. tehnologija gorjachego deformirovanija zagotovok iz aljuminievyh splavov na kovochnyh val'cah. monografija. vinnica, o. vlasjuk, 2007, 284 p. 3. atroshenko a.p., obolduev g.t., hesin s.m. pod red. kamneva p.v. izgotovlenie pokovok pod krivoshipnymi i vintovymi pressami. vol. 5. m., l., mashgiz, 1958, 129 p. 4. kamnev p.v. gruppovoj metod proizvodstva pokovok. l., lenizdat, 1981, 207 p. 5. roganov m.l. razvitie operacij svobodnoj kovki na krivoshipnyh pressah, udoskonalennja procesiv ta obladnannja obrobky tyskom v metalurgii' i mashynobuduvanni. zb. nauk. pr. kramators'k, 2007, pp. 198-201. 6. volodin i.m., birjukov s.a. sravnitel'nyj analiz tradicionnyh i novyh tehnologicheskih processov izgotovlenija pokovok s razvitym flancem, udoskonalennja procesiv ta obladnannja obrobky tyskom v metalurgii' i mashynobuduvanni. zb. nauk. pr. kramators'k, 2006, pp. 284–287. 7. grinkevich v.a., kuhar' v.v., kraev m.v., burko v.a. analiz plasticheskogo formoizmenenija v chastnyh zadachah kovki i shtampovki. monografija. mariupol', zao «gazeta «priazovskij rabochij», 2011, 336 p. 8. vorontsov a.l. issledovanie osadki cilindricheskoj zagotovki s zatrudnennym techeniem metalla na odnom iz torcov, vestnik mashinostroenija, 2009, no. 2, pp. 67-74. 9. kuhar' v.v. napravlenija realizacii besshtampovogo profilirovanija zagotovok na pressah, metallurgicheskaja i gornorudnaja promyshlennost', 2011, no. 7, pp. 173-179. 10. kuhar' v.v., nikolenko r.s. issledovanie naprjazhenno-deformirovannogo sostojanija zagotovok pri profilirovanii vypuklymi plitami s jekscentrisitetom nagruzki, problemy trybologii' (problems of tribology), 2012, no. 3, pp. 132-136. 5_solovyov.doc практические аспекты создания магнитных масел проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 32 соловьев с.н., трофимова е.в. национальный университет кораблестроения им. адм. макарова, г. николаев, украина практические аспекты создания магнитных масел введение магнитные масла (мм) представляют собой взвеси, состоящие из нескольких компонент: жидкости-носителя (основа), магнитных частиц и поверхностно-активных веществ (пав). свойства магнитных масел определяются свойствами этих элементов, их сочетанием, концентрацией и совместимостью. свойства мм должны коррелироваться с режимами трения. магнитные масла, удовлетворяющие жидкостное трение, могут оказаться неработоспособными для полужидкостного или граничного трения. например, вязкость магнитных масел, используемых для режимов граничного трения, имеет предельные значения, исходя из возможной потери магнитной управляемости. в общем случае магнитные масла должны отвечать следующим основным требованиям, предъявляемым условиями эксплуатации: хорошие смазочные свойства; низкая испаряемость во всем диапазоне рабочих температур; высокая химическая стойкость; высокая длительность сохранения коллоидной структуры; низкая вязкость; стабильность магнитных свойств масла. требования к жидкостям, представляющим собой основу (масла, синтетические жидкости и пр.), концентрируются возле проблем, связанных с трибосвойствами и ресурсом, исходя из целесообразности однократной или возобновляемой заправки узла трения магнитным маслом. эти требования противоречивы. в реальных мм их удовлетворяет разумный инженерный компромисс [1]. несмотря на то, что магнитные масла предназначены для смазки, триботехнические свойства при их создании во многом подчиняются другим элементам качества: испаряемости, вязкости. магнитные масла используются для смазки трущихся пар специального назначения при незначительных объемах и затрудненной циркуляции мм. эти особенности приводят к ограничениям по скоростям и нагрузкам в связи с возникающими температурными полями [2]. высокая испаряемость приводит к постепенному увеличению вязкости основы. повышение вязкости сопровождается ростом рабочих температур, что само по себе является ограничением работоспособности узла трения. кроме того, рост температур вызывает дестабилизацию коллоидной системы магнитного масла, повышению химической активности, в частности к окислению. вместе с тем, повышение температуры приводит к снижению вязкости. процессы увеличения вязкости в связи с испаряемостью и уменьшением ее с ростом температуры протекают по нелинейным закономерностям. в общем случае, следует стремиться к использованию жидкостей-основ в магнитных маслах с наименее возможной вязкостью, что не позволяет применять основы с наилучшими триботехническими свойствами и низкой испаряемостью. масла становятся магнитными при введении в их состав ферромагнетиков. наилучшим из них остается железо. однако в связи с высокой активностью к окисляемости оно практически не применяется. чаще других в магнитных маслах используется магнетит fe3o4, получаемый в результате различных химических реакций. магнитные свойства мм зависят от размера магнитных частиц, их геометрии и объемной концентрации. в основном магнитные качества определяются концентрацией магнетита в жидкости-основе, чем она выше, тем сильнее проявляется магнитное влияние на магнитные масла [3]. с целью исключения слипания частиц магнетита в мм вводятся поверхностно-активные вещества. формулирование проблемы достижение компромисса взаимодействия агентов магнитных масел в исходном состоянии, при наложении магнитного поля, в условиях трения и изнашивания рабочих поверхностей – сложная научная и инженерная задача. необходимо дифференцированно подходить к оптимизации состава мм, используемых при гидродинамическом трении и в условиях граничного трения. свои ограничения вносят режимы эксплуатации узлов трения, смазываемых магнитными маслами (нагрузка, скорость, температура). вместе с тем имеются некоторые принципиальные подходы к созданию магнитных масел (жидкостей), которые следует учитывать при работе над составами мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com практические аспекты создания магнитных масел проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 33 целью настоящей работы является формулирование общих проблем оптимизации составов мм и некоторых соответствующих рекомендаций. решение проблемы в настоящее время в качестве дисперсных сред (жидкостей-основ) в мм рекомендуется применение вакуумных масел, зарубежных жидкостей: apiezon-201, алкарен-д24с (россия), силиконов. все они обладают высокой химической стабильностью, малой испаряемостью и удовлетворительной вязкостью. в таблице приведены основные характеристики применяемых дисперсных сред. характеристики жидкостей-носителей (основы) наименование описание давление пара, p , при 100°с в па вязкость, η , при 40°с в па·с ap201 apiezon, жидкость на основе вакуумного масла 2,4·10 –3 0,0220 l9 вакуумное масло 2,6·10–3 0,030 вм-3 вакуумное масло 1,33·10–2 0,012 ткп трансформаторное масло 0,011 алкарен-д24с синтетическое масло 0,040 в условиях граничного трения рабочее поведение узла определяется смазочными свойствами магнитного масла, в то время как в области жидкостного трения преобладают вязкостные свойства смазочного материала. в гидродинамическом режиме масло подвергается высоким касательным напряжениям, приводящим к соответствующему температурному полю. чем выше вязкость, тем выше температура. в общем случае нужно стремиться к использованию основ наименьшей вязкости. однако, не все так однозначно. этому совету можно следовать во всех случаях, когда проектируются узлы с возобновляемым поступлением мм. тогда, когда предусматривается одноразовая заправка мм, предпочтение требуется отдавать не сочетанию вязкость–температура, а испаряемости и стабильности. тем более что использование основ с повышенной вязкостью, приводящей к росту температурного режима, компенсируется снижением значений вязкости при увеличении температур. вязкость магнитной суспензии больше вязкости несущей жидкости. наличие взвешенных частиц увеличивает скорость диссипации энергии при течении жидкости. поведение магнитной суспензии без наложения внешнего магнитного поля не отличается от случая немагнитных коллоидов твердых частиц, взвешенных в жидкости. поэтому для определения вязкости магнитных жидкостей без влияния магнитного поля можно использовать известные теоретические модели, связывающие вязкость смеси ηс вязкостью несущей жидкости 0η и объемной долей твердой фракции ϕ [3]. при допущении сферической формы частиц без оболочек и малой концентрации частиц в жидкости можно записать: ϕ+= η η 2 5 1 0 . (1) для больших концентраций применимо выражение: ( )20 1 1 ϕ+ϕ+ = η η ba . (2) максимальная концентрация, 74,0=ϕc , соответствует плотной упаковке сфер. если сферические частицы радиуса r покрыть однородным слоем поверхностно-активного вещества (пав) толщиной δ , то они займут иную объемную долю. анализ показывает, что при 2=δ нм диаметр частицы d равен 4,8 нм [3]. сильно концентрированные магнитные жидкости (высокое значение поля насыщения магнитного момента) максимальную текучесть приобретают с частицами больших радиусов maxr , сферической формы, покрытых пав минимальной толщины minδ . такие предпочтения противоречат условиям устойчивости коллоида и триботехнологическим требованиям рабочих поверхностей. решающее значение на состояние и поведение магнитных масел имеет объемная доля дисперсной фазы (магнетита), рис. 1. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com практические аспекты создания магнитных масел проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 34 7,5 5 2,5 0 и зм ен ен ие о т но си т ел ьн ой в яз ко ст и η r– 1 10 температура т = 40ºс угловая скорость d = 300 c-1 напряженность магнитного поля н = 0 ка/м основа: – ар 201 – ткп – l9 0,35 0,05 0,1 0,2 гидродинамическая объемная доля ϕh 0,15 0,25 0,3 рис. 1 – зависимость изменения вязкости от гидродинамической объемной доли частиц с увеличением объемной доли частиц вязкость увеличивается. учитывая влияние магнетита на износ [4, 5] объемную долю дисперсной фазы следует выбирать наименьших величин, достаточных для реализации управляемости и удержания мм в заданных скоростных режимах работы устройств. в присутствии магнитного поля вязкая диссипация увеличивается. если векторы течения жидкости и магнитного поля параллельны, наличие намагниченности не влияет на коэффициент вязкости. если эти векторы перпендикулярны, то вклад намагниченности в коэффициент вязкости максимален. с возрастающей напряженностью магнитного поля вязкость повышается и ньютоновский характер текучести изменяется к структурновязкому, рис. 2. 0,6 0,3 0,15 0 1250 2500 скорость сдвига d, с-1 в яз ко ст ь η , п а⋅ с 0,45 вакуумное масло: вм-3 температура: т=40°с 3750 5000 н=160 ка/м н=120 ка/м н=80 ка/м н=40 ка/м н=0 ка/м рис. 2 – изменение вязкости мм работоспособность узла трения смазываемого мм во многом определяется коллоидной стабильностью масла. время расслоения мм зависит от его свойств, величины и градиента магнитной индукции [6], что можно представить в виде: bmr hg t ∆⋅⋅⋅ ⋅η⋅ = 22 , (3) где g – ускорение силы тяжести; η – динамическая вязкость дисперсионной фазы мм; h – половина величины зазора; r – радиус частицы магнетита; m – намагниченность мм; b∆ – индукция магнитного поля. если принять величину зазора за конструктивную константу, то можно видеть, что на стабильность влияет вязкость дисперсной среды, показатели магнитного поля, особенно, величина частиц магнетита, чем она больше, тем скорее произойдет потеря стабильности мм. при этом следует учитывать, что распределение частиц помола магнетита указывает на повышенное количество частиц порядка 8 10 нм. кроме того, наименьшее абразивное влияние оказывают частицы размерами порядка 3 4 нм. поэтому, все указывает на целесообразность использования частиц меньших размеров. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com практические аспекты создания магнитных масел проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 35 приведенная формула (3) несовершенна, например, в ней отсутствуют характеристики пав, которые влияют на стабильность мм. повышению стабильности физико-химических свойств мм способствует замена гидрофильных пав, применяемых для стабилизации высокодисперсного магнетита, на гидрофобные пав. в магнитном масле [7] в качестве гидрофобного стабилизатора использована синтетическая нафтеновая кислота «снк(д)-4», имеющая стабильные состав и структуру молекулы. способ получения магнитного масла состоит в следующем. растворяют o6hfecl 23 ⋅ в дистиллированной воде, затем растворяют o4hfeso 24 ⋅ в дистиллированной воде при температуре 35 °с. растворы солей, не смешивая предварительно, вводят в 25 %-ный раствор аммиака при перемешивании. смесь подогревают до 45 °с и вводят постепенно гидрофобный стабилизатор «снк(д)-4», не переставая подогревать до 50 °с. при температуре 50 °с и перемешивании в смесь вводят вакуумное масло – вм-3, нагревая ее до 55 °с. осуществляется отделение застабилизированного магнетита )o(fe 43 от маточного раствора. нагревание прекращают, отстаивают на магнетите 10-15 мин., сливают воду; промывают дистиллированной водой до ph 8-9, максимально удаляют воду. остаток при перемешивании нагревают до 50 °с и добавляют стабилизатор «снк(д)-4» и отделяют на магните остаток воды. нагревают при перемешивании до 55 60 °с и постепенно добавляют вакуумное масло (вм-3), отстаивают на магните и максимально удаляют воду полученную реакционную массу при перемешивании нагревают до 80 °с и диспергируют в течении одного часа. изготовленные мм центрифугируют в течение одного часа при 10000g, что позволяет отделять магнитную жидкость от более стойкой коллоидной дисперсной фазы. магнитная жидкость при этом не расслаивается и имеет стабильные свойства: намагниченность – 85 ка/м (1100гс); плотность – 1,6 г/см3. представление о существенном преимуществе смазочной способности магнитной жидкости в сравнении с дисперсной средой, на основе которой она изготовлена [8], сменилось устойчивым пониманием, что эти способности в лучшем случае равны. как правило магнитные жидкости по этому показателю проигрывают [1]. с целью улучшения триботехнического качества вводят присадки, повышающие задиростойкость, свойства масляной пленки, организующие избирательный перенос. выводы 1. не существует однозначных рецептов подбора мм для различных узлов трения. проектирование и подбор магнитного масла для смазывания механических систем – сложная компромисснооптимизационная проблема. 2. имеется по-крайней мере три области использования мм, определяющих их принципиальные различия по составу: гидродинамическое трение, граничное трение и количество заправок (одноразовые, возобновляемые). 3. приведены рекомендации по созданию магнитных масел с учетом количественного и качественного подбора дисперсной среды, дисперсной фазы и пав. литература 1. болотов а.н. триботехника магнитопассивных опор скольжения [текст]: монография / а.н. болотов, в.л. хренов. тверь: тгту, 2008. – 124 с. 2. patzwald r. magnetische flussigkeiten als schmierstoff in hydrodynamischen gleitlagern. berlin: ptz, 2001. – 200 s. 3. розенцвейг р. феррогидродинамика: пер. с англ. – м.: мир, 1983. – 386 с. 4. сачек б.я., логинов а.р. исследование изнашивания бронзы в жидкостях-носителях фмж. плес-4-3, 1985. – с. 83-84. 5. соловьев с.н., трофимова е.в. реализация режима избирательного переноса в магнитожидкостных устройствах. «проблемі техніки», одеса: онму, 2003. – №3. – с. 62-68. 6. сайкин м. с. разработка магнитожидкостных герметизаторов вращающихся валов [электронный ресурс] // – url: http://sibac.info/index.php/2009-07-01-10-21-16/1387-2012-03-02-16-42-14.html (дата обращения: 02.03.12). 7. патент україни № 31937 а. спосіб одержання феромагнітної рідини. / соловйов с.м., шевченко н.д., кельїна с.ю., івахненко м.м., нурієв л.г., сергеєва о.в. (україна) – заявлено 24.11.1998; опубл. 15.12.2000. бюл. № 7-іі 8. польцер г., майсснер ф. основы трения и изнашивания: пер. с нем./под ред. добычина м.н. – м.: машиностроение, 1984. – 264 с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://sibac.info/index.php/2009-07-01-10-21-16/1387-2012-03-02-16-42-14 http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_butakov.doc исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 83 бутаков б.и., марченко д.д., артюх в.а., зубехина а.в. николаевский государственный аграрный университет, г. николаев, украина исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами 1. вступление при изготовлении и эксплуатации деталей машин на их поверхностях образуются неровности и микронеровности, а слой металла, непосредственно прилегающий к поверхности, имеет нередко новые структуру, фазовый и химический состав по сравнению с сердцевиной, в нем возникают остаточные напряжения [1]. в условиях эксплуатации этот слой подвергается наиболее сильному физико-химическому воздействию: механическому, тепловому, магнитоэлектрическому, световому, химическому и др. [2 – 4]. часто разрушение деталей начинается с поверхности, например при изнашивании, эрозии, кавитации, усталости, контактной усталости и многих других случаях. поэтому к поверхностному слою предъявляются более высокие требования, чем к глубинным слоям детали. одним из эффективных и простых методов упрочнения поверхностного слоя является метод поверхностного пластического деформирования (ппд) [5], который позволяет рассматривать его не только как метод получения деталей требуемой формы, точности и микрогеометрии поверхности, но и как способ упрочнения деталей, существенно влияющих на их эксплуатационные характеристики. характер изменения физико-механических свойств по глубине детали после любых способов поверхностной обработки или упрочнения позволяет оценить влияние так называемой технологической наследственности на формирование окончательных свойств изделий. 2. исследование механических свойств и оценка точности определения глубины наклепа по различным механическим характеристикам наиболее доступным экспериментальным методом исследования глубины и степени наклепа при ппд является измерение твердости по виккерсу в поперечном или наклонном сечениях упрочненной детали. однако большой разброс значений твердости, особенно в переходной зоне между упрочненным слоем и исходным металлом не позволяет с достаточной точностью определить глубину наклепа. более полное представление о механических свойствах поверхностного слоя можно получить на основе испытания на разрыв образцов, вырезанных из детали на различном расстоянии от поверхности. такие испытания малых плоских образцов (рис. 1) толщиной 0,2 ... 0,4 мм были выполнены на машине п. шевенара [6], на которой проводилась оптическая диаграммная запись на фотопленке зависимости деформации образца от нагружения. образцы изготавливались по следующей технологии. обкатанный вал разрезался на цилиндрические отрезки соответственно количеству исследуемых режимов. каждый такой отрезок, обкатанный с определенным режимом, подрезали по торцу в зоне стабильного процесса обкатывания и эксцентрично обтачивали на длине, соответствующей размеру микрообразцов. рис. 1 – образец для микроиспытаний на разрыв рис. 2 – схема вырезки образцов величину эксцентриситета выбирали так, чтобы вновь образованная поверхность с одной стороны осталась касательной к обкатанной поверхности, а на другой стороне диска углубилась заведомо ниже деформированного слоя (рис. 2). вновь образованная таким образом при обточке цилиндрическая поpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 84 верхность сохраняет обкатанную полоску шириной 10 12 мм. затем вал растачивали на глубину, равную длине обточки, до тех пор, пока не останется тонкое кольцо, из которого и вырезали микрообразцы для механических испытаний. из каждого обкатанного участка вырезали по два кольца – одно шириной 27,5 мм для продольных (осевых) и второе шириной 9 мм для поперечных (круговых) образцов. половина широкого кольца после разметки и нанесения маркировки разрезалась на 30 темплетов, которые затем равномерно шлифовали с двух сторон на плоскошлифовальном станке до выведения следов предыдущей обточки. на узком кольце, после разметки и маркировки, с использованием делительной головки шлифовали 24 лыски длиной 6 7 мм. это обеспечивает необходимое прилегание темплетов, вырезанных в дальнейшем из кольца, к поверхности магнитной плиты при их последующем шлифовании. затем в специальном кондукторе сверлили и развертывали два отверстия диаметром 3н7 для крепления будущих образцов в захватах испытательной машины. эти отверстия служат также базой для последующего шлифования профиля образцов, при котором пакет из нескольких образцов закрепляли во втором кондукторе. после шлифования их полировали тонкими шкурками зернистостью мз до выведения следов предыдущей обработки. шероховатость шейки образца должна быть ra = 0,08...0,16 мкм, что соответствует требованиям, высказанным в [7]. ширина и толщина шейки образцов измерялась рычажным микрометром с ценой деления шкалы 0,002 мм. расстояние осевых сечений образцов от поверхности определяли угловым расположением образцов относительно центра кольца: ( ) ∆−−+α−−−= 22 sin 42 22 2 b bttd dd h кд дд , где ∂d – диаметр детали; t – полная толщина исследуемого слоя; α – координатный угол образца; kb – толщина кольца; ∆ – припуск на шлифование с внутренней стороны кольца. при разрезке кольца на п заготовок равной ширины: ( )12 −π=α n n , где n – номер образца от 1 до n. приведенные на рис. 3 и 4 результаты определения глубины наклепа по изменениям твердости 10hv и условного предела текучести металла наклепанного слоя статистически обработаны по критерию колмогорова [9] и методом малых выборок. выборки объемом 5 10 замеров были взяты с интервалом 0,5 мм по глубине от поверхности детали. однородность механических свойств по глубине проверена гипотезой равенства дисперсий выборок с помощью критерия фишера [10]. однородность дисперсий выборок проверена с помощью критерия бартлета [11]. гипотезы равенства и однородности дисперсий выборок всех исследованных образцов подтверждены с вероятностью р = 0,95. при определении глубины наклепа, оцениваемой по началу изменения 10hv и 2,0σ деформированного слоя, и оценке точности определения его глубины применен нелинейный регрессионный анализ. в качестве линий регрессии взяты функции [12]: mxbxbay 211 ++= и xbxbay lg211 ++= , где у – твердость или предел текучести; х – расстояние точки замера от поверхности детали. коэффициенты a1, b1, b2 линий регрессии оценивались в соответствии с методом наименьших квадратов [13]. в качестве глубины изменения механических характеристик принята абсцисса точки экстремума линии регрессии (точки сопряжения линии регрессии с горизонталью на уровне исходных механических свойств), для которой рассчитаны доверительные интервалы. значение абсциссы точки экстремума х0 для случая параболической линии регрессии определится из условия: ( ) ,0121 =+= −mxmbb dx dy .1 2 1 0 − −== m mb b xx (1) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 85 можно считать, что ( )121 −ξ+= mmbbz распределяется нормально со средним значением 0=z и дисперсией: ( ) ( ) ,2 1122222 2121 −− ξ+ξ+= mbb m bbz msmsss так что отношение zsz / имеет t-распределение с k = п – 3 степенями свободы [13]. здесь ξ – теоретическая абсцисса максимума; п – число пар значений у и х. с учетом предыдущего запишем неравенство: a s z z < , (2) где число а представляет собой двухстороннюю 95 %-ную границу для t-распределения стьюдента с k степенями свободы [10]. подставив значения z и zs в неравенство (2), получим: ( ) ( ) ( ) a msmss mbb m bb m bb m < ξ+ξ+ ξ+ −− − 112222 1 21 2121 2 . (3) а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 86 в рис. 3 – механические свойства поверхностного слоя валов, обкатанных торообразными роликами: а – диаметром dp = 105 мм, с профильным радиусом rp = 10 мм; б – dp = 105 мм, rp = 18 мм; в – dp = 105 мм, rp = 100 мм; σв, σ0,2, δ – свойства в круговом направлении; σ/в, σ/0,2, δ/ – свойства в осевом направлении а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 87 в рис. 4 – механические свойства поверхностного слоя валов, обкатанных цилиндрическими роликами: а – диаметром dp = 5 мм; б – dp = 12 мм; в – dp = 32 мм; σв, σ0,2, δ – свойства в круговом направлении; σ/в, σ/0,2, δ/ – свойства в осевом направлении решение неравенства (3), приводящее к уравнению 2 (т – 1) степени относительно ξ, дает доверительные границы для ξ: ( ) ( ) ( ) ( ) ,022 2221122112222222 1212 =−+ξ−+ξ− −− bmbbmb sabmsambbsmabm 0 откуда имеем ( ) ( )( ) ( ) 1 222 2 222 1 222 2 22 2121 2 2,1 2 122121− − −−−−±− =ξ m b bbbbbb sabm sabsabsabbbbsa . (4) приближенно стандартное отклонение глубины изменения механических свойств с учетом (1) можно рассчитать по формуле [13]: 21 222 2 22 10 21210 1 1 2 1 1 1 1 bb s mmb s mb s x s bbbbx       − −      −       +      −       ≈      или .2 1 1 21 2 2 2 10 21210       −      +      − ≅ bb s b s b s mx s bbbbx (5) глубина изменения механических характеристик и ее доверительные интервалы для случая логарифмической линии регрессии определяются из выражений ,0 43429,0 21 =+= x bb dx dy .43429,0 1 2 0 b b xx −== (6) считаем, что ξ += 43429,0 21 bbz распределяется нормально со средним значением 0=z и дисперсией . 43429,0 2 43429,0 2121 2 2 222 ξ + ξ += bbbbz ssss решение неравенства asz z </ приводит к уравнению второй степени относительно ξ : ( ) ( ) ( ) .02 222122122222 2 1212 =−+− ξ +− ξ bbbb sabsabb m sab m отсюда следует ( ) ( ) ( )( ) . 222 2 222 1 2 21 2 21 2 222 2 2,1 212121 2 bbbbbb b sabsabbbsabbsa sabm −−−−±− − =ξ (7) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 88 стандартное отклонение значения х0 рассчитывается с учетом [13] по формуле: .2 212 2 1 2 0 21210 bb s b s b s x s bbbbx −      +      ≅      (8) при регрессионном анализе значения коэффициентов уравнения линии регрессии и абсциссы точки экстремума первоначально рассчитывали по формулам метода наименьших квадратов, затем по (1) или (6) – с учетом механических характеристик, существенно отличающихся от исходных. после того, как точки замера исходных характеристик были сдвинуты в направлении оси х до совпадения их абсцисс с абсциссой точки экстремума линии регрессии, решение проводили снова уже с учетом преобразованных таким образом замеров исходных механических характеристик. решение повторяли до тех пор, пока разница между абсциссами точек экстремума двух последних линий регрессии не превышала наперед заданного числа, равного 0,01 мм. коэффициент параболической линии регрессии принимал значения 2 – 25. из всевозможных линий регрессии выбирали линию, имеющую наименьшую остаточную дисперсию 2s . лучшей линией регрессии оказалась параболическая зависимость. доверительные границы и стандартные отклонения глубины изменения механических характеристик рассчитывались соответственно по формулам (4), (7) и (5), (8). результаты регрессионного анализа приведены в табл. 1. таблица 1 результаты исследования глубины наклепа по изменениям механических свойств 10hv и 2,0σ поверхностного слоя вала диаметром 220 мм, обкатанного с усилием 50 кн найденная по изменению 10hv t, мм № пп r p , м м d p, м м п ри ве де нн ая к ри ви зн а σk , м м –1 a, м м b, м м степень наклепа, hv hv∆ ра зб ро с ис хо дн ой тв ер до ст и h v , % н ом ин ал ьн ая x 0 н аи бо ль ш ая ξ 1 н аи м ен ьш ая ξ 2 95 % -ы й до ве ри те ль ны й ин те рв ал , % 1 10 105 0,128 4,3 2,15 0,40 14 6,18 8,0 5,0 48 2 18 105 0,0835 3,8 2,65 0,37 6,2 6,3 8,0 5,12 48 3 100 105 0,035 5,1 2,9 0,21 8,6 4,93 6,6 3,9 58 4 ∞ 5 0,2 12,5 1,2 0,61 12,4 2,49 3,05 2,22 32 5 ∞ 12,5 0,16 11,5 1,9 0,41 9,2 3,45 4,34 3,01 38 6 ∞ 32 0,053 12 2,65 0,32 11,3 4,41 6,75 3,58 75 таблица 2 найденная по изменению 2,0σ теоретическая глубина наклепа, мм t, мм № пп с те пе нь н ак ле па , δ σ 0 ,2 /σ 0, 2 ра зб ро с ис хо дн ог о σ 0 ,2 , % н ом ин ал ьн ая x 0 н аи бо ль ш ая ξ 1 н аи м ен ьш ая ξ 2 95 % -ы й до ве ри те ль ны й ин те рва л, % 2,0σ k по х ей ф ец у [1 5] по п ет уш ко ву [ 16 ] по д ро зд у [1 7] по ч ер но м у [1 8] по б ра сл ав ск ом у [1 4] п о те ор ии с ре дн их к ас ат ел ьн ы х на пр яж ен ий [1 9, 2 0] 1 1,05 12,5 8,01 8,67 7,77 11,2 1,3 7,88 5,1 7,15 8,83 7,2 7,8 2 0,80 14 8,08 9,80 7,40 29,7 1,28 7,8 4,2 6,55 8,73 7,2 7,7 3 0,67 9,5 7,44 8,05 7,20 11,4 1,5 8,12 2,87 5,95 9,1 6,8 7,2 4 1,30 13 3,12 3,62 2,74 30 1,25 3,4 3,2 5 1,13 13,6 4,82 6,05 4,26 36 1,35 3,3 4,07 6 0,90 11 6,16 7,73 5,6 36 1,40 2,1 3,8 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 89 как видно, 95 %-ные доверительные интервалы на глубину наклепа, рассчитанные по результатам замеров условного предела текучести, составляют 11 36 % глубины наклепа, а по результатам измерений твердости, определяемой методом виккерса, – 32 75 %. для всех испытываемых образцов гипотеза равенства средних значений глубины наклепа, определенных по результатам замеров твердости и предела текучести, проверенная по критерию стьюдента, не подтвердилась. глубина наклепа, определенная по изменениям условного предела текучести, на 25 50 % больше глубины, определенной по изменениям твердости. различие возрастает с уменьшением приведенной кривизны ролика и детали. значения коэффициента 2,0σ k , характеризующего это различие, приведены в табл. 1. различие глубины наклепа, определенной по нv и 2,0σ , обусловлено тем, что при одной и той же степени деформации условный предел текучести возрастает в большей степени, чем твердость, т. е. предел текучести является более чувствительной механической характеристикой для определения глубины пластической деформации, чем твердость. ранее установленное отношение толщины слоя со сжимающими остаточными напряжениями к глубине наклепа по твердости находится в пределах 1,2 1,5 [14], что соответствует значениям коэффициента 2,0σ k . можно считать, что глубина залегания сжимающих напряжений близка глубине наклепа, определенной по пределу текучести. при сравнении результатов расчета глубины наклепа по методикам [14 18] и по теории средних касательных напряжений (табл. 1) с результатами экспериментальной ее проверки получены следующие данные. не обнаружено статистического различия по критерию стьюдента между глубиной наклепа, рассчитанной по [15], и определенной экспериментально по пределу текучести для случая обкатывания вала торообразными роликами с профильными радиусами 10 и 18 мм, несмотря на то, что для этих случаев приведенная кривизна в контакте мала: соответственно 0,128 и 0,835 мм–1. нет различия также между глубиной наклепа по пределу текучести и по расчету в соответствии с теорией средних касательных напряжений для всех торообразных и цилиндрического ролика диаметром 5 мм при b/а < 0,05. во всех остальных случаях различие существенно. значительное расхождение результатов расчета по теории средних касательных напряжений [19 20] для цилиндрических роликов диаметрами 12,5 и 32 мм при b/а > 0,05 объясняется тем, что в теории упругости при выводе зависимостей главных напряжений под прямоугольным отпечатком применен предельный переход, предполагающий, что в соприкосновении находятся цилиндры неограниченной длины. вероятно, что при вдавливании короткого цилиндрического ролика, для которого b/а = 1, глубина пластической деформации будет незначительно отличаться от расчетной по [15] для сосредоточенной силы. различие глубины наклепа, определенной по нv и 2,0σ , обусловлено тем, что при одной и той же степени деформации условный предел текучести возрастает в большей степени, чем твердость, т. е. предел текучести является более чувствительной механической характеристикой для определения глубины пластической деформации, чем твердость. ранее установленное отношение толщины слоя со сжимающими остаточными напряжениями к глубине наклепа по твердости находится в пределах 1,2 1,5 [14], что соответствует значениям коэффициента 2,0σ k . можно считать, что глубина залегания сжимающих напряжений близка глубине наклепа, определенной по пределу текучести. при сравнении результатов расчета глубины наклепа по методикам [14 18] и по теории средних касательных напряжений (табл. 1) с результатами экспериментальной ее проверки получены следующие данные. не обнаружено статистического различия по критерию стьюдента между глубиной наклепа, рассчитанной по [15], и определенной экспериментально по пределу текучести для случая обкатывания вала торообразными роликами с профильными радиусами 10 и 18 мм, несмотря на то, что для этих случаев приведенная кривизна в контакте мала: соответственно 0,128 и 0,835 мм–1. нет различия также между глубиной наклепа по пределу текучести и по расчету в соответствии с теорией средних касательных напряжений для всех торообразных и цилиндрического ролика диаметром 5 мм при b/а< 0,05. во всех остальных случаях различие существенно. значительное расхождение результатов расчета по теории средних касательных напряжений [19 20] для цилиндрических роликов диаметрами 12,5 и 32 мм при b/а > 0,05 объясняется тем, что в теории упругости при выводе зависимостей главных напряжений под прямоугольным отпечатком применен предельный переход, предполагающий, что в соприкосновении находятся цилиндры неограниченной длины. вероятно, что при вдавливании короткого цилиндрического ролика, для которого b/а = 1, глубина пластической деформации будет незначительно отличаться от расчетной по [15] для сосредоточенной силы. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 90 отношение глубины наклепа, определенной экспериментально по пределу текучести для прямолинейного отпечатка, к расчетной глубине обозначим символом цk . зависимость цk от отношения полуосей пластического отпечатка b/а показана на рис. 5, б. а б рис. 5 – зависимости степени наклепа по твердости от приведенной кривизны (а) и отношения экспериментальной глубины наклепа к теоретической от формы прямолинейного отпечатка (б): b и a – полуоси пластического отпечатка итак, при обкатывании цилиндрическими роликами большой длины, когда b/а < 0,05, глубину наклепа можно рассчитывать по формулам теории упругости для прямоугольного отпечатка. с уменьшением длины прямолинейной образующей ролика 2а, когда b/а > 0,05, расчетную глубину наклепа необходимо умножить на цk полуширина пластического отпечатка b определяется экспериментально вдавливанием ролика или рассчитывается по ϕ= pdb , в которой угол ϕ в зависимости от требуемого эффекта обкатывания можно принять равным 2,5 или 5°. 3. исследование микроструктуры упрочненного слоя валов, обкатанных роликами влияние режимов обкатывания роликами на изменение микроструктуры обрабатываемых металлов (валов из стали 40 после нормализации, имеющей перлитно-ферритную структуру) исследовано при обкатывании цилиндрическими роликами малого диаметра и торообразными роликами. на девяти образцах с различной степенью деформации (табл. 3) измерялась микротвердость структурных составляющих в поперечном сечении обкатанного вала [21]. таблица 3 микротвердость образцов из стали 40, обкатанных роликами с усилием 50 кн № о бр аз ца расстояние среднего сечения от поверхности вала, мм форма ролика рd , мм pr , мм срϕ *, град 1105 −⋅hv , мпа hv hv 5 5∆ , % 110 −µ ⋅h , мпа µ µ∆ h h , % 1 0,42 тор 105 10 13 232 135 105/140 123/100 2 2,59 208 121 90/136 106/100 3 4,49 190 110 85/140 100/100 4 7,72 183 106 85/138 100/100 5 16,42 172 100 85/140 100/100 6 0,36 100 3 216 127 85/140 100/100 7 16,27 170 100 85/136 100/100 8 0,21 цилиндр рl = 25 мм 5 7 278 162 119/180 140/128 9 16,25 170 100 85/136 100/100 примечание. перед чертой приведены значения для феррита, после черты – для перлита, при нагрузке 0,40 н. * срϕ – средний угол вдавливания ролика, 2 ba сp ϕ+ϕ =ϕ , где aϕ , bϕ – углы вдавливания ролика соответственно в осевом и поперечном сечениях обкатываемого вала. образцы 1 7 вырезаны на различных расстояниях от поверхности из вала, обкатанного торообразными роликами с радиусами профиля 10 и 100 мм, остальные – с поверхности вала, обкатанного pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 91 игольчатым роликом. замеры микротвердости показали небольшие изменения твердости феррита и лишь у наиболее деформированного образца 8 заметно повысилась твердость перлитных зерен. дополнительные замеры твердости по виккерсу (при нагрузке 50 н) на этих образцах подтвердили характер изменения твердости, приведенный на рис. 4, в. опыты показали, что при обкатывании в первую очередь упрочняются границы зерен. микроструктура образцов, изготовленных из различных валов, до поверхностного наклепа была одинаковой. она состояла из перлитных зерен, окруженных доэвтектоидным ферритом (рис. 6, а). после обкатывания пятимиллиметровым роликом ферритные и перлитные зерна значительно вытянуты в направлении качения ролика вследствие большой кривизны ролика в плоскости его качения и наличия большой силы трения ролика о неподвижный стальной сепаратор (рис. 6, б). а б рис. 6 – микроструктура образцов, 9 (а) и 8 (б) из нормализованной стали 40 (х 300) (номера образцов в табл. 3) электронно-микроскопические исследования, проведенные с помощью микроскопа уэмв-100к на тонких фольгах (окончательное утонение пластин до толщины, прозрачной для электронов, проводили по методике, описанной в работе [22]), приготовленных из образцов, вырезанных на разных расстояниях от поверхности (табл. 3) и утоненных до толщины, прозрачной для электронов, по методике, описанной в работе [19], показали, что перлит имеет вид чередующихся темных полос цементита и более светлого феррита (рис. 7). пластины цементита в образцах 4 и 5, наиболее удаленных от поверхности, в основном прямые, среднее расстояние между ними составляет 0,30 0,35 мкм. изгиб и разрыв цементитных пластин происходит у границ субзерен. ферритные пластины перлита не содержат дислокаций, лишь на отдельных участках наблюдаются единичные дислокации на поверхности раздела ферритцементит. ферритные зерна в этих же образцах ограничены плоскими прямыми границами. внутри зерен присутствует трехмерная сетка дислокаций невысокой плотности (рис. 7, а). эта микроструктура возникла при нормализации исходного металла, хотя в образце 4 на глубине 7,7 мм обнаружен уже некоторый прирост твердости. при рассмотрении микроструктуры слоев, расположенных ближе к поверхности, необходимо отметить возрастание плотности дислокаций в феррите. в образце 2 сетка дислокаций располагается по всему объему ферритных прослоек перлита. такие участки встречаются и в образце 3 (рис. 7, б), хотя в большинстве случаев обнаруживается определенный контраст (стрелки). внутри ферритных зерен в образце 2 начинает формироваться ячеистая структура, состоящая из стенок с высокой плотностью дислокаций, окружающих области, сравнительно свободные от дислокаций. плотность дефектов в избыточном феррите примерно на порядок выше, чем в феррите эвтектоида (перлита). микроструктура образца 1, наиболее близко расположенного к поверхности, показана на рис. 7, в, г. количество дефектов в феррите возросло, а изменений в строении цементитных пластин не обнаружено. в ферритных пластинках перлита (рис. 7, г) плотность дислокаций по-прежнему меньше, чем в избыточном феррите и не наблюдается признаков ячеистой структуры. в зернах феррита, (рис. 7, в) сформировалась четко выраженная ячеистая структура со значительными разориентировками по границам ячеек, о чем свидетельствует появление азимутального размытия рефлексов на электронограммах, полученных с этих участков. сталь образца 8, вырезанного из вала, обкатанного игольчатым роликом, подверглась наибольшей деформации, о чем можно судить по данным твердости, 2,0σ , вσ вытянутости зерен (рис. 4, в и 7, б). на электронных микрофотографиях микроструктуры наблюдается изгиб цементитных пластин. относительно редко видны их разрыв и образование вытянутых областей, длиной 1,5 мкм, ограниченных изогнутыми пластинками и скоплениями дислокаций (рис. 7, д). в местах разрыва цементитных пластин наблюдаются скопления дислокаций. в зернах избыточного феррита (рис. 7, е) видна хорошо развитая субструктура, причем средний размер ячеек составляет 6,4 мкм в сравнении с 0,7 мкм в образце 1. при pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 92 этом границы ячеек образованы более сложными и плотными переплетениями дислокаций, создающими значительные резориентировки. на девяти образцах с различной степенью деформации измерена микротвердость структурных составляющих в поперечном сечении обкатанных валов, приведенная в табл. 3. а б в г д е ж з рис. 7 – микроэлектроннографическая структура образцов, вырезанного с поверхности вала (нормализованная сталь 40), обкатанного торообразным и игольчатым роликами (электронный микроскоп, тонкая фольга): а – избыточный феррит, х35000 (образец № 4); б – перлит, х25000 (образец № 3); в – избыточный феррит, х35000 (образец № 1); г – перлит, х35000 (образец № 1); д – перлит, х15000 (образец № 8); е – избыточный феррит, х20000 (образец № 8); ж – феррит, х18000 (образец № 2); з – перлит, х20000 (образец № 2) (номера образцов в табл. 3) исследование механических свойств и микроструктуры образцов, вырезанных из различных по глубине сечений вала, показало, что обкатывание валов с усилием 50,0 кн приводит к наклепу поверхностных слоев на глубину порядка 8 мм при торообразной форме роликов и на глубину 3 6 мм при цилиндрической форме последних, имеющих линейный контакт с деталью. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 93 из двух структурных составляющих стали феррита и перлита первым воспринимает пластическую деформацию более мягкий феррит. это приводит к формированию в зернах избыточного феррита ячеистой структуры, в которой плотность дислокаций и микроразориентировки по зерну возрастают по мере приближения к поверхности вала. в феррите эвтектоида плотность дислокаций значительно меньше, чем в зернах избыточного феррита, и не возникает ячеистой структуры. это объясняется затруднением прохождения пластической деформации в узких прослойках феррита, окруженных значительно более твердым цементитом. при этом плоскости легкого скольжения в феррите находятся под большим углом к пластинам цементита, что вытекает из ориентационного соотношения этих двух фаз. возникновение дислокаций в ферритных прослойках перлита происходит у поверхности раздела феррит-цементит, что согласуется с выводом о том, что основным источником дислокаций являются границы [23]. при относительно небольших деформациях, которые достигались при обкатывании поверхности вала роликом торообразного профиля, не найдено признаков деформации цементитных пластин, по крайней мере их форма не изменяется. контраст внутри цементитных пластин, обнаруженный при исследовании ряда образцов, не удается однозначно толковать как дефекты кристаллического строения, подобные тем, которые обнаружены другими исследователями в экстрагированном цементите. такой контраст в двухфазной фольге может быть связан с проекцией накладывающихся решеток цементита и феррита. при обкатывании вала игольчатым роликом достигается больший поверхностный наклеп, чем при обкатывании торообразным роликом. такая деформация приводит к вытягиванию перлитных зерен, особенно тех, у которых пластины расположены под небольшим углом к направлению деформации. изгиб, а иногда и дробление цементита, очевидно, происходит на участках, в которых полосы скольжения феррита располагаются поперек цементитных пластин. аналогичная структура присуща перлиту после больших степеней деформации, например, при волочении проволоки. даже при наиболее интенсивном поверхностном наклепе, после обкатывания игольчатым роликом, обнаружено сравнительно немного областей, где происходило разрушение цементитных пластин. как показали электронно-графические исследования, упрочнение поверхностных слоев при обкатывании валов роликом в основном связано с возникновением дислокационных ячеек в структуре зерен избыточного феррита. меньшую деформацию испытывают ферритные пластины перлита. деформации цементитных пластин при обкатывании торообразными роликами не обнаружено. увеличение степени наклепа при обкатывании игольчатым роликом проявляется в большей плотности дислокаций и уменьшении размера ячеек в субструктуре ферритных зерен, а также в более густой сетке дислокаций в ферритных пластинах перлита. в отдельных районах происходит изгиб и разлом цементитных пластин, что свидетельствует о предельной степени пластической деформации поверхностного слоя. это подтверждается началом шелушения поверхности, обкатанной пятимиллиметровым роликом. 4. выводы 1. предел текучести наклепанного слоя возрастает в большей степени, чем твердость (100 130 % против 20 60 %). благодаря этому по изменению текучести более четко определяется граница деформированного слоя. применение для обкатывания цилиндрических игольчатых роликов малого диаметра приводит к резкому повышению степени деформации в тонком поверхностном слое, фиксируемой на оптических микрофотографиях по вытягиванию зерен в направлении обкатывания. 2. точность определения границы наклепанного слоя методом регрессионного анализа по результатам замеров условного предела текучести в два раза выше, чем по замерам твердости, определяемой методом виккерса. 95 %-ные доверительные интервалы для глубины наклепа, рассчитанные по результатам замеров условного предела текучести, составляют 11 36 % глубины наклепа, а по измерениям твердости 32 75 %. 3. глубина наклепа, определяемая по изменениям условного предела текучести, 25 50 % больше глубины, определяемой по измерениям твердости по виккерсу. различие возрастает с уменьшением степени наклепа. 4. глубина наклепа по условному пределу текучести для круговых и близким к ним отпечатков (b/a ≤ 2) соответствует расчетной по с.г. хейфецу даже при довольно малой приведенной кривизне контакта ролика с деталью (k = 0,0835 мм–1). 5. как показало электронно-графическое исследование, упрочнение поверхностных слоев при обкатывании валов роликом в основном связанно с возникновением дислокационных ячеек в структуре зерен избыточного феррита. меньшую деформацию испытывают ферритные пластины перлита. деформации цементитных пластин при обкатывании торообразными роликами не обнаружено. 6. увеличение степени наклепа при обкатывании игольчатым роликом проявляется в большей плотности дислокаций и уменьшении размера ячеек в субструктуре ферритных зерен, а также в более pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование физико-механических свойств поверхностного слоя валов, обкатанных роликами проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 94 густой сетке дислокаций в ферритных пластинах перлита. в отдельных участках происходит изгиб и разлом цементитных пластин, что свидетельствует о предельной степени пластической деформации поверхностного слоя. это подтверждается началом шелушения поверхности, обкатанной пятимиллиметровым роликом. литература 1. одинцов л.г. упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием / л.г. одинцов. – м.: машиностроение, 1987. – 328 с. 2. власов в. м. работоспособность упрочненных трущихся поверхностей / в. м. власов. – м.: машиностроение, 1987. – 304 с. 3. гаркунов д. н. триботехника / д. н. гаркунов. – м.: машиностроение, 1985. – 424 с. 4. фролов к. в. методы совершенствования машин и современные проблемы машиноведения / к. в. фролов. – м.: машиностроение, 1984. – 224 с. 5. бутаков б. и. основные принципы технологии импульсного и малоскоростного воздействия на структуру и свойства металлов и сплавов: дис. на соискание ученой степени доктора техн. наук: 05.02.01 / бутаков б. и. – к., 1992. – 533 с. 6. бутаков б. и. оценка точности определения глубины наклепа при поверхностном пластическом деформировании / б. и. бутаков // вестник машиностроения. – 1982. – № 11. – с. 22–24. 7. фридман я. б. механические свойства металлов / я. б. фридман. – м. : оборонгиз, 1952. – 556 с. 8. кобрин м. м. эпюры остаточные напряжений при контактной и контактно-сдвиговой схеме поверхностного пластического деформирования / м. м. кобрин // вестн. машиностроения. – 1963. – № 1. – с. 56-60. 9. солонин и. с. математическая статистика в технологии машиностроения / и. с. солонин. – м. : машиностроение, 1972. – 216 с. 10. смирнов н. в. курс теории вероятностей и математической статистики / н. в. смирнов, и. в. дунин-борковский – м. : наука, 1969. – 512 с. 11. степнов м. н. статистическая обработка результатов механических испытаний / м. н. степнов. – м.: машиностроение, 1972. – 232 с. 12. бутаков б. и. статистическая оценка точности определения глубины изменения механических свойств упрочненного поверхностного слоя / б. и. бутаков // оборудование и технологии высоковольтного разряда в жидкости. – к.: наук. думка, 1987. – с. 48-53. 13. хальд а. математическая статистика с техническими приложениями / а. хальд – м. : изд-во иностр. литературы, 1956. – 664 с. 14. браславский в. м. технология обкатки крупных деталей роликами / в. м. браславский. – м.: машиностроение, 1975. – 160 с. 15. хейфец с. г. аналитическое определение глубины наклепанного слоя при обкатке роликами стальных деталей / с. г. хейфец // сб. цниитмаша. – м.: машгиз, 1952. – кн. 49. – с. 7-17. 16. кудрявцев и.в. влияние кривизны поверхностей на глубину пластической деформации при упрочнении деталей поверхностным наклепом / и.в. кудрявцев, г.е. петушков // вестник машиностроения. – 1966. – № 7. – с. 41-43. 17. дрозд м.с. расчет глубины распространения пластической деформации в зоне контакта тел произвольной кривизны / м.с. дрозд, а.в. федоров, ю.и. сидякин // вестник машиностроения. – 1972. – № 1. – с. 54-57. 18. черный а.г. исследование зависимости пределов выносливости упрочненных валов от характеристик поверхностного пластически деформированного слоя и параметров процессов упрочнения: дис. на соискание ученой степени кандидата техн. наук: 05.02.01 / черный а. г. – м., 1971. – 215 с. 19. прочность, устойчивость, колебания: справочник в 3-х томах. т. 2. под ред. и.а. биргера и я.г. пановко – м.: машиностроение, 1968. – 463 с. 20. беляев н. м. местные напряжения при сжатии упругих тел / н. м. беляев // инженерные сооружения и строительная механика. – л., 1924. – с. 20-32. 21. браславский в. м. исследование поверхностного слоя валов, упрочненных обкаткой роликами / в. м. браславский, б. и. бутаков, б. и. гольдштейн и др. // пр-во крупных машин. технология механической обработки и сборки. – 1975. – вып. xxv. – с. 162-170. 22. гольдштейн м. и. исследование отпуска закаленного железа / м. и. гольдштейн, в. м. фарбер // физика металлов и металловедение. – 1963. – 25, вып. 1. – с. 94-96. 23. орлов л. г. деформация поликристаллического железа у предела текучести / л. г. орлов // физика твердого тела. – 1967. – № 8. – с. 23-34. надійшла 25.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_popov.doc аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 59 попов с.м., антонюк д.а. запорізький національний технічний університет, м. запоріжжя, україна e-mail: oasd@mail.ru, spopov@zntu.edu.ua аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом удк 669.018.25 в роботі модернізовано та адаптовано аналітичну модель до умов зношування закріпленим абразивом, встановлено оптимальні геометричні співвідношення між абразивними частками та зміцнювальною фазою. подано аналіз комплексного впливу кількості, типу та розміру зміцнювальної фази гетерогенних сплавів на їх зносостійкість. ключові слова: гетерогенний сплав, зносостійкість, зміцнювальна фаза, абразивне зношування. вступ абразивне зношування, як процес руйнування поверхонь тертя пов’язано з роботою практично всіх деталей та робочих органів дорожньої, будівельної, гірничої, землеобробної техніки та обладнання. при цьому з’ясовано, що контактна взаємодія металу із закріпленими абразивними зернами у порівнянні з незакріпленими зернами, має максимальну інтенсивність зношування, що обумовлює необхідність більш детальнішого вивчення схеми контакту та зокрема геометричних співвідношень між формою, розмірами абразивних часток та зміцнювальною твердою фазою сплавів. насамперед, це пов’язано з тим що, при контакті поверхні металу в умовах закріпленого абразиву висока зносостійкість, визначається комплексом оптимальних співвідношень і взаємозв’язків між фізико-механічними властивостями такими як агрегатна твердість сполучена з достатньою міцністю та технологічною здатністю сплавів (кількість холодних тріщин), які вагомою мірою залежать від наявності в їх структурі зміцнювальної фази, зокрема її кількості, типу та розміру. так дослідження мікроструктури поверхонь тертя сплавів після взаємодії з абразивом [1 4] доводить, що вони виступають своєрідним «бар'єром» на шляху руху абразивної частки, та в деяких випадках спроможні її руйнувати та подрібнювати. при цьому, конче важливим є і розуміння того, що надмірна кількість й розміри, чи щільність розташування твердих вкраплень (карбідів, боридів, карбоборидів, борокарбідів та інших хімічних сполук які використовують для зміцнення матеріалу) у основі провокує їх подальше викришування зі структури матриці металу або створюють умови для утворення та розвитку холодних тріщин, особливо на етапі технологічного процесу нанесення зносостійкого шару покриття чи кристалізації та охолодження гетерогенного сплаву. тому задача розробки алгоритмів та аналітичних моделей розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом надасть можливість прогнозування оптимальної кількості, типу зміцнювальної фази (з можливим урахуванням її просторового розташування), що кристалізується в сплавах різних систем легування, а у загальному підсумку дозволить отримати кількісну оцінку їх інтенсивності руйнування в залежності від трибологічних і триботехнічних чинників конкретних умов спрацьовування. кількість зміцнювальної фази зносостійкого гетерогенного сплаву, а також здатність матриці утримувати її, визначається вихідним хімічним складом матеріалу, температурними режимами, що використовуються під час отримання цих матеріалів [1, 2]. варіювання кількісним складом, розміром і розподілом зміцнювальної фази можливе також за рахунок легування та модифікування азотом, титаном, ніобієм й іншими елементами [1, 3]. використання технологічних прийомів, які дозволяють мінімізувати тепловкладення чи регулювати швидкість охолодження, також забезпечує зміну кількості та просторового розташування твердих включень [4]. особливу увагу під час прогнозування зносостійкості сплавів слід приділити комплексному аналізу кількості зміцнювальної фази та її типу. зокрема, значна кількість тонких і довгих включень пластинчастої форми (наприклад, карбіди хрому cr23c6, рис. 1, а; карбіди кремнію sіc) не здатна протистояти абразиву при зіткненні [1, 3, 5, 6]. карбіди розтріскуються та видаляються зі зрізаною матрицею, залишаючи канавки, прокреслені абразивом, і рвані кромки. помітну здатність опиратися зношуванню мають карбіди ромбоподібної [3, 4, 7] (vc, див. рис. 1, д), квадратоподібної [3] (nbc), сфероподібної [3, 8, 9] (tic, див. рис. 1, е) і розеткової [1, 4] (w2c, див. рис. 1, ж; wc, див. рис. 1, з) форми, які мають високі фізико-механічні характеристики (vc: µh = 25 гпа, стσ = 62 мпа; nbc: µh = 20,5 гпа, стσ = 2423 мпа; tic: µh = 32 гпа, стσ = 138 мпа). позитивний вплив твердих включень на зносостійкість гетерогенних сплавів фіксується за наявності 10 60 % зміцнювальної фази у вигляді боридів (m2b, див. рис. 1, в, г) і карбоборидів (m7(cb)3, pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:oasd@mail.ru mailto:spopov@zntu.edu.ua http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 60 m(bc), m2(bc), m2(cb)) [1, 3, 4, 8]. зокрема з'єднання tib2, feb2, mo2b мають підвищену стійкість до руйнування абразивною часткою навіть з можливістю збільшення зміцнювальної фази до 80 90 %. відмічається [1], що за масової частки вуглецю > 1,5 % і відношення в/с = 1,2, в наплавленому металі утворюється карбоборид м23(св)6, який має меншу зносостійкість, ніж м2(вс), що з'являється за масової частки бору > 2 %. за малого вмісту бору (до 1,5 %) та високої масової частки вуглецю (близько 2,1 2,6 %) кристалізується карбід м7с3 [1, 10]. збільшення кількості бору (> 2 %) в наплавленому металі призводить до утворення карбоборида м(вс). тому максимальна зносостійкість сплавів в умовах абразивного зношування досягається завдяки кристалізації зміцнювальної фази у вигляді карбідів боридів і карбоборидів витягнутої прямокутної, розеткової чи багатокутної форми. отже, варіювання типом, кількістю та розмірами зміцнювальної фази дозволяє керувати зносостійкістю сплавів. а б в г д е ж з рис. 1 – мікроструктури сталей і сплавів із вмістом зміцнювальної фази різного типу: а – cr23c6, x300; б – cr7c3, x300; в – crb2, x300; г – crb4, x200; д – vc, x500; е – tic, x1000; ж – w2c, x3500; з – wc, x300 мета і постановка задачі метою даної роботи є теоретико-аналітичне прогнозування оптимальної кількості, типу зміцнювальної фази (з можливим урахуванням її просторового розташування), що кристалізується в сплавах різних систем легування. задача наукового дослідження є розробка алгоритмів та аналіз аналітичних моделей розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких гетерогенних сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом та отримати кількісну оцінку інтенсивності руйнування в залежності від трибологічних і триботехнічних чинників конкретних умов спрацьовування. виклад матеріалів досліджень оптимальне співвідношення матриці та зміцнювальної фази, її кількість визначали виходячи з удосконаленої графоаналітичної моделі зношування [11]. модель була доопрацьована та адаптована до умов взаємодії гетерогенного сплаву б, рис. 2, (нанесений на поверхню робочого органу в, що рухається pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 61 під кутом α ) з асфальтобетоном а, в якому закріплені абразивні частки граніту г. в розрахунках використана округла форма зміцнювальної фази, яка дозволила спрощено змоделювати механізм її взаємодії із закріпленим абразивом наступним чином. у гетерогенному зносостійкому сплаві б (рис. 2) зміцнювальна фаза у вигляді часток округлої (i) або багатокутної форми знаходиться в матриці (ii). твірна робочого інструменту проходить крізь лінію 1 2 (рис. 2). аналіз відбитків на мікроструктурах сплавів від контакту з абразивними частками, встановив, що площа реального контакту може складати 50 300 мкм, що співрозмірно з площею твердого включення карбіду та бориду. згідно принципу шарпі матриця сплаву зношується швидше під час взаємодії інструменту з абразивом – рух в напрямку швидкості v, граничний знос основи відповідає кривій 2 3 4 1. зрештою відбувається викришування зміцнювальної фази, коли лінія 3 4 не перетинає тіло частки i. з трикутника, що утворився, з катетом d (діаметр зміцнювальної фази), гіпотенузою s (відстань між центрами зміцнювальних фаз) мінімальний знос нанесеного матеріалу спостерігається під час виконання такої умови: β≥ cossd , (1) де s – відстань між центрами зміцнювальної фази; β – кут між утворюючою різця та лінією, перпендикулярною до напряму руху; d – діаметр зміцнювальної фази спрощеної округлої форми. рис. 2 – графічна модель взаємодії гетерогенного сплаву з абразивом: а – асфальтобетон; б – шар зносостійкого матеріалу; в – різець дорожньої фрези; г – абразивні частки граніту; i – зміцнювальна фаза у вигляді часток округлої форми; ii – матриця зносостійкого матеріалу тоді відстань між частками повинна скласти: dss −=′ , ( ) β β− ≤′ cos cos1d s . (2) тож аналіз показує, що скорочення відстані s′ призводить, з одного боку, до підвищення щільності розташування зміцнювальної фази у матриці та збільшення агрегатної твердості, а, з іншого, – обумовлює зростання крихкості та зниження технологічної міцності сплавів в результаті сколювання і відшаровування мікрооб’ємів металу у процесі експлуатації. тому у даному випадку їх зносостійкість знижується. виходячи з цього, в умовах багато циклових контактних навантажень тривала взаємодія зміцнювальної фази із закріпленим абразивом потребує її оновлення. це може відбуватися тільки за фактом деструкції основи (згідно принципу шарпі ) шляхом зношування матриці та зменшення її рівня відносно твердих вкраплень, що виступають над умовною поверхнею тертя. тому, з урахуванням вище зазначеного, відстань між частками зміцнювальної фази повинна відповідати умовам: β = cos d s ; (3) ( ) β β− =′ cos cos1d s . (4) іі і pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 62 маючи крок між частками, визначаємо кількість зміцнювальної фази k на ділянці площею f. приймаючи розташування зерен за схемою рівностороннього трикутника, кількість зміцнювальної фази на такій ділянці визначається як: 23 2 s f k = . (5) отже, кількість зміцнювальної фази k знаходиться в зворотньо-пропорційній квадратичній залежності від відстані між центрами зерен (рис. 3). таким чином, на підставі графоаналітичного аналізу запропонованої аналітичної моделі виходить, що при кількості зміцнювальної фази 65 70 %, оптимальна відстань між твердими включеннями повинна складати приблизно 4,0 4,21 мкм. рис. 3 – вплив кількості зміцнювальної фази (к) на відстань між центрам зміцнювальної фази (s), що забезпечує максимальну зносостійкість (на площу наплавленого шару 1000 мкм) загальна товщина наплавленого шару (рис. 4) укладається з наступного математичного опису: ( )pdt +=δ , (6) де p – товщина матриці зносостійкого матеріалу; d – діаметр зміцнювальної фази; t – кількість шарів. рис. 4 – конструктивна схема розміщення зносостійких шарів гетерогенного сплаву на поверхні корпусу різця дорожньої фрези: 1 – матеріал корпусу різця; 2 – шар матриці зносостійкого матеріалу; 3 – шар зміцнювальної фази у вигляді часток округлої форми тоді в об'ємі: fv δ= знаходитиметься n частинок із загальною масою: 33 cos 336 2 .. 2 .. 3 .. 3 βρπ = ρπ =ρ π = fd s fdd km фуфуфуз , (7) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 63 при цьому маса матриці сплаву складе:       βπ −δρ=ρ      π −= 33 cos 6 23 d f d kvm ммм , (8) де .ф.уρ , мρ – щільність зерен зміцнювальної фази і матриці. тоді співвідношення мас зерен твердих включень до матриці складе: ( ) = βπ−+ βπ ⋅ ρ ρ = 2 2 .... cos33 cos dpdt d m m м фу м фу ( ) β−+π β ⋅ ρ ρ = − 21 2 .. cos33 cos ztм фу , (9) де z – коефіцієнт, що показує відношення товщини шару матриці до діаметру зміцнювальної частки. виходячи з одержаних математичних рівнянь (7) (9), кількість матриці та зміцнювальної фази визначається, виходячи з щільності матеріалів ( .ф.уρ , мρ ), кількості шарів зміцнювального матеріалу, а також кута взаємодії β . мінімально необхідна маса частинок зміцнювальної фази, що забезпечує найменший знос, виходить при кутах взаємодії 30 45° і 65 80° (рис. 5). рис. 5 – вплив кута взаємодії та діаметру часток зміцнювальної фази на масу зміцнювальної фази на одиницю об’єму висновки таким чином, у даному науковому дослідженні була зроблена спроба вирішення комплексної задачі розробки алгоритмів та аналітичних моделей розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом, що може застосовуватися для визначення основних співвідношень між зміцнювальною фазою та абразивом згідно принципу шарпі. проведені дослідження дозволили удосконалити та адаптувати аналітичну модель абразивного зношування під час взаємодії робочого органу (з нанесеним гетерогенним сплавом, що містить надлишкову зміцнювальну фазу і матрицю) в умовах закріпленого (частки граніту) контактного абразивного руйнування. таким чином, графічна інтерпретація аналітичної моделі дозволяє у межах практичної достатності визначити оптимальне співвідношення між діаметром абразивних часток та розміром зміцнювальної фази. крім того, доведено можливість аналітичного розрахунку відстаней між центрами твердих включень надлишкової зміцнювальної фази гетерогенних сплавів. тож, аналіз результатів розрахунків на основі модернізованої графоаналітичної моделі дозволив встановити, що при кількості зміцнювальної фази 65 70 %, оптимальна відстань між частками твердої фази складає 4,0 4,21 мкм; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 64 аналіз розрахунків прогнозування оптимальної кількості, типу зміцнювальної фази з урахуванням її просторового розташування, що кристалізується в сплавах у загальному підсумку дозволив отримати кількісну оцінку їх інтенсивності руйнування в залежності від трибологічних і триботехнічних чинників спрацьовування: кількість матриці та зміцнювальної фази визначається виходячи з щільності матеріалів ( ..фуρ , мρ ), кількості шарів зміцнювального матеріалу, а також кута взаємодії інструменту з абразивом β . найменший знос з урахуванням мінімально необхідної маси часток зміцнювальної фази, виходить при кутах взаємодії 30 45° і 65 80°. теоретичний аналіз апріорі та власних наукових досліджень дозволив встановити, що підвищення зносостійкості сплавів в умовах абразивного зношування можливо здобути завдяки примусового внесення або кристалізації зміцнювальної фази у вигляді карбідів боридів і карбоборидів та інших включень витягнутої прямокутної, розеткової чи багатокутної форми. при цьому доведено, що прогнозування кількості, типу та просторового розташування зміцнювальної фази, що кристалізується в сплавах різних систем легування, дозволяє оцінювати інтенсивність їх руйнування, а отже, рекомендувати ці матеріали для тих або інших умов зношування. у той же час, требо розуміти, що наявність допущень у моделі які не враховують параметри абразивного середовища (швидкість відносного переміщення, тиск та температуру середовища) обумовлює її статичний характер. тому відтворення моделей прогнозу зносостійкості з урахуванням цих чинників чекає на нас у подальших наукових опрацьовуваннях. література 1. лившиц л. с. основы легирования наплавленного металла / л. с. лившиц, н. а. гринберг, э.г. куркумелли. – м.: машиностроение, 1969. – 188 с. 2. попов с.н. аналитическое исследование влияния технологических параметров процессов нанесения износостойких покрытий с учетом термодинамической возможности образования упрочняющей фазы / с. н. попов, д. а. антонюк // вісник сну ім. в. даля. – 2005. – № 7. – с. 186-197. 3. попов в. с. металловедческие аспекты износостойкости сталей и сплавов / в. с. попов, н. н. брыков. – запорожье: изд-во в.п.к. «запоріжжя», 1996. – 180 с. 4. попов с.м. трибологічні та матеріалознавчі аспекти руйнування сталей і сплавів при зношуванні / с. м. попов, д. а. антонюк, в. в. нетребко // монографія. – запоріжжя: знту, ват «мотор січ», 2009. – 364 с. 5. спиридонова и. м. структура и свойства железобороуглеродистых сплавов // металловедение и термическая обработка металлов. – 1984. – № 2. – с. 58-61. 6. данильченко б. в. выбор износостойкого наплавленного металла для работы в условиях абразивного изнашивания // сварочное производство. – 1992. – № 5. – с. 31-33. 7. попов с. н. оптимизация химического состава наплавленного металла деталей для работы в условиях абразивного изнашивания / с. н. попов // автоматическая сварка. – 2001. – № 4. – с. 33-35. 8. кальянов в. н. износостойкость наплавленного металла с повышенной долей карбидов титана / в. н. кальянов, а. н. петренко // автоматическая сварка. – 2004. – № 12. – с. 59-60. 9. рябцев и. а. износостойкость наплавленного металла системы легирования fe-c-cr-ti-mo / и. а. рябцев, и. а. кондратьев, в. г. васильев, л. к. дорошенко // автоматическая сварка. – 2002. – № 4. – с. 48-51. 10. гринберг н. а. влияние бора на фазовое строение и свойства наплавленного металла при абразивном изнашивании / н. а. гринберг, и. а. монгайт // металловедение и термическая обработка металлов. – 1978. – № 12. – с. 48-50. 11. фаюршин а.ф. повышение долговечности лап культиваторов в сельскохозяйственных ремонтных предприятиях: автореф. дис. на соискание учен. степени канд. техн. наук: спец. 05.20.03 «технологии и средства технического обслуживания в сельском хозяйстве» / а. ф. фаюршин. – уфа, 2006. – 16 с. поступила в редакцію 15.04.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналітична модель розрахунку геометричних складових твердої фази зносостійких сплавів в умовах контакту із закріпленим абразивом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 65 popov s.n., antoniuk d.a. analytical model of geometric components solid phase calculation of wear resistant alloys in contact conditions with fixed abrasives. the paper attempts to solve the complex problem of developing algorithms and analytical models for calculating geometric components of the solid phase of wear-resistant alloys in contact with fixed abrasive that can be used to identify relationships between strengthens phase and abrasive according to the principle sharpe. the research allowed to improve and adapt the analytical model of abrasive wear by the interaction of worker body (coated with heterogeneous alloys containing strengthens phase and matrix) in a fixed (granite particle) contact abrasion damage. thus, the graphical interpretation of the analytical model allows within practical to determine the adequacy, optimal ratio between the diameter of the abrasive particles and the size of strengthens phase. in addition, the proven ability of the analytical calculation of distances between the centers of excess solids strengthens phase heterogeneous alloys. therefore, the analysis of simulation results based on graph-analytic model of modernized revealed that the amount of reinforcing phase of 65 70 %, the optimum distance between the particles of the solid phase is 4,0 4,21 m; analysis calculations predict the optimal number, type of strengthens phase, taking into account its spatial location, which crystallizes in alloys in grand total allowed receive the quantitative assessment of fracture intensity depending on the tribological and tribotechnical factors of operation: number of matrix and strengthens phase is determined from the density materials (ρу.ф., ρм), the number of layers of strengthens material and the angle of interaction tools with abrasive β. the smallest wear considering minimum required mass particle of strengthens phase obtained in interaction angles 30 45° and 65 80°. keywords: heterogeneous alloy, wear resistance, strengthens phase, abrasive wear. references 1. livshic l. s., grinberg n. a., kurkumelli je.g. osnovy legirovanija naplavlennogo metalla. m., mashinostroenie, 1969. 188 p. 2. popov s.n., antonjuk d. a. analiticheskoe issledovanie vlijanija tehnologicheskih parametrov processov nanesenija iznosostojkih pokrytij s uchetom termodinamicheskoj vozmozhnosti obrazovanija uprochnjajushhej fazy. vіsnik snu іm. v. dalja. 2005. no 7 . pp.186-197. 3. popov v. s., brykov n. n. metallovedcheskie aspekty iznosostojkosti stalej i splavov. zaporozh'e: izd-vo v.p.k. «zaporіzhzhja», 1996. 180 p. 4. popov s.m. , antonjuk d. a., netrebko v. v. tribologіchnі ta materіaloznavchі aspekti rujnuvannja stalej і splavіv pri znoshuvannі. monografіja. zaporіzhzhja, zntu, vat «motor sіch», 2009. 364 p. 5. spiridonova i. m. struktura i svojstva zhelezoborouglerodistyh splavov. metallovedenie i termicheskaja obrabotka metallov. 1984. no 2.pp. 58–61. 6. danil'chenko b. v. vybor iznosostojkogo naplavlennogo metalla dlja raboty v uslovijah abrazivnogo iznashivanija. svarochnoe proizvodstvo. 1992. –no 5. pp. 31–33. 7. popov s. n. optimizacija himicheskogo sostava naplavlennogo metalla detalej dlja raboty v uslovijah abrazivnogo iznashivanija. avtomaticheskaja svarka. 2001. no 4. pp. 33–35. 8. kal'janov v. n., petrenko a. n. iznosostojkost' naplavlennogo metalla s povyshennoj dolej karbidov titana. avtomaticheskaja svarka. 2004. no 12. pp. 59–60. 9. rjabcev i. a., kondrat'ev i. a., vasil'ev v. g., doroshenko l. k. iznosostojkost' naplavlennogo metalla sistemy legirovanija fe-c-cr-ti-mo. avtomaticheskaja svarka. 2002. no 4. pp. 48– 51. 10. grinberg n. a. , mongajt i. a. vlijanie bora na fazovoe stroenie i svojstva naplavlennogo metalla pri abrazivnom iznashivanii. metallovedenie i termicheskaja obrabotka metallov. 1978. no 12. pp. 48–50. 11. fajurshin a.f. povyshenie dolgovechnosti lap kul'tivatorov v sel'skohozjajstvennyh remontnyh predprijatijah. avtoref. dis. na soiskanie uchen. stepeni kand. tehn. nauk: spec. 05.20.03 «tehnologii i sredstva tehnicheskogo obsluzhivanija v sel'skom hozjajstve», ufa, 2006. 16 p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_dovbna.doc амортизаторы качения как альтернатива гидравлическим проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 32 довбня н.п., бондаренко л.м., бобырь д.в., коренюк р.а. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта им. академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина e-mail: dmitrob@ua.fm амортизаторы качения как альтернатива гидравлическим удк 62-567 с использованием аналитических зависимостей для определения коэффициента трения качения цилиндра по плоскости доказано, что характер затухания колебаний при этом идентичен затуханию при гидравлических амортизаторах. ключевые слова: амортизатор, сопротивление качению, амортизатор качения, гаситель колебания, коэффициента трения качения, темп затухания колебаний. ведение в качестве гасителей колебаний в машинах чаще всего применяются гидравлические амортизаторы. считается, что они наиболее удачно определяют темп затухания колебаний. однако, необходимо учесть, что эти амортизаторы имеют, по крайней мере, два существенных недостатка: первый − сложность в изготовлении, требующая высокой культуры производства и высокой квалификации рабочих, и второй − трудность регулирования темпа затухания с изменением динамических усилий. в связи с указанными недостатками гидравлических амортизаторов логичным было бы предложить технологически удобные в изготовлении и простые в регулировке темпа затухания амортизаторы. цель статьи в данной статье сделана попытка доказать, что амортизаторы, основанные на использовании сопротивления при качении являются близкими по темпу затухания колебаний. в то же время они значительно проще гидравлических по конструкции, а в эксплуатации легко поддаются регулировке, как в автоматическом, так и в ручном режиме, о чем легко будет убедиться из представленных ниже схем. основной материал исследований применение амортизаторов качения ограничено, по крайней мере, двумя причинами. к первой необходимо отнести ошибочное доказательство рейнольдса [1], что причиной сопротивления качению является трение скольжения в месте контакта. учитывая авторитет рейнольдса и технический авторитет англии во второй половине xix ст. исследования амортизаторов качения не производилось, ибо считалось, что попадание масел в место контакта сведет на нет сопротивление качению. только через 90 лет мэй [2] доказал, что скольжение здесь играет незначительную роль. второй причиной было отсутствие инженерной зависимости для определения сопротивления качению. полученные многими авторами формулы по определению или самого сопротивления или коэффициента трения качения содержали экспериментальные коэффициенты, определение которых требовало средств и времени больших, чем определение непосредственно самого сопротивления. наиболее удачной, на наш взгляд, предложена формула по определению коэффициента трения качения в работе [3]. однако, она содержит коэффициент гистерезисных потерь, несовпадающий с его величиной, полученной при растяжении-сжатии и зависящий от большого количества факторов (нагрузки, модуля упругости, коэффициента пуассона). описанный в [4] способ его экспериментального определения требует тонкого физического эксперимента и вызывает чисто субъективное недоверие, поскольку сжатие заменено кручением. в [5] предложена аналитическая зависимость для определения коэффициента трения качения, которая содержит только общепринятые механические константы материалов и их геометрические размеры. в дальнейшем приведем расчет амортизаторов качения и докажем их идентичность с гидравлическими. силы сопротивления качению относятся к неупругим сопротивлениям и их общим свойством является связь со знаком скорости: они всегда направлены против движения, т.е. в любое мгновение pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:dmitrob@ua.fm http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com амортизаторы качения как альтернатива гидравлическим проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 33 имеют знак противоположный знаку скорости. будем считать положительными силы, действующие против положительного направления осей. 1. ввиду большого разнообразия возможных схем амортизаторов, рассмотрим одну из простейших, которая позволит наиболее просто проследить математическую сторону задачи (рис. 1). рис. 1 – простейшая схема амортизатора качения пусть масса m (заштрихована) подвешена на пружине жесткостью 1c , а гаситель колебания после начального возбуждения попытаемся при помощи качения двух цилиндров длиной b и радиусом 1r , которые прижаты к направляющей силами p . из теории контактных напряжений герца [6] найдем максимальную величину силы p : ebrp 221 418,0σ= , где σ − допускаемые контактные напряжения; e − модули упругости материалов цилиндра и направляющей; здесь принято, что коэффициенты пуассона равны 0,3. сопротивление качению двух цилиндров [5]: [ ] , 4,9 418,0 225,02 1 1 2,1 2 3 1 1 2 2,12 1 r r e e br er ebbr w − − σ ≈ σ⋅ = (1) где b – полуширина пятна контакта, определяемая из теории контактных деформаций герца. запишем дифференциальное уравнение свободных колебаний, возникающих после начального возмущения состояния равновесия массы m : .01 =±− wycym && (2) рассмотрим первый интервал движения, который начинается в мгновение 0=t . примем, что 0ay = , а 0=y . в этом интервале скорость отрицательная, поэтому в (2) должен быть взят знак минус. обозначим mcp 1 2 = , 1cwa = , тогда: .022 =−+ apypy&& (3) решение этого уравнения при принятых начальных условиях будет иметь вид: ( ) .cos0 aptaay +−= (4) когда аргумент pt становится равным π скорость обратиться в нуль и масса m достигнет своего крайнего отклонения вниз. это отклонение согласно (4) составит ( ) aaaaaa 2cos 001 +−=+π−= и по абсолютной величине меньше начального на величину a2 . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com амортизаторы качения как альтернатива гидравлическим проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 34 если абсолютная величина 11 cwa > , или aa >1 , то сила упругости больше силы трения качения, и масса m начнет двигаться в сторону положительных значений y и уравнение движения запишется в виде: .022 =++ apypy&& если совместить начало отсчета времени так: 0=t ; аy = ; 0=y , то решение можно записать в виде: ( ) .cos1 aptaay −+= рассуждая аналогично выше приведенному, легко получить, что для следующего отклонения aаа 402 −= , т.е. за один период колебания, амплитуда уменьшиться на одну и ту же величину a4 и, таким образом, последовательность образует арифметическую прогрессию огибающей кривой которой будет прямая линия. естественно, что колебания будут происходить до тех пор, пока wac >11 или aa >1 . если же отклонение 1a станет меньше, чем a , движение массы прекратиться, поскольку сила трения качения w превзойдет силу упругости пружины yc1 . пример. пусть 1c = 6000 н/м; m = 800 кг; е = 2 · 10 6 кпа; σ = 300 – 1200 мпа; 0а = 0,15 м; в = 50 мм; 1r = 20 мм. зависимости величин, входящих в формулы (1 4) от допускаемых контактных напряжений показаны на рис. 2. на рис. 3 показаны кривые колебаний в зависимости от величины прижатия цилиндров к направляющей. кривая 4 представляет колебания груза при вязком сопротивлении исходя из уравнения: ,02 2 =++ ypnyy&& где mkn 20= ; 0k − коэффициент пропорциональности при начальных условиях 0= yy = 150 мм; 00 =v . рис. 2 – зависимость от величины допускаемых контактных напряжений: 1 − допускаемой силы p; 2 − сопротивления качению двух цилиндров по направляющей; 3 − полуширины пятна контакта b рис. 3 – виды кривых колебаний 1 − при σ = 800 мпа (р = 17,4 кн); 2 − при σ = 1100 мпа (р = 33 кн); 3 − при вязком сопротивлении из рис. 3 легко убедиться в идентичности кривых колебаний 2 и 3. это дает основание говорить о том, что трением качения можно добиться примерно такого же характера затухания колебаний, как и при вязком сопротивлении. однако отметим, что в случае двух цилиндров легко менять сопротивление w , например, за счет уменьшения расстояния между цилиндрами. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com амортизаторы качения как альтернатива гидравлическим проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 35 2. рассмотрим задачу, приведенную схематично на рис. 4. рис. 4 – расчетная схема амортизатора качения с клином рис. 5 – динамическая модель амортизатора с клином и двумя пружинами отличием такого амортизатора от показанного на рис. 1 является перенос пружины с жесткостью 1c к цилиндрам (роликам) с целью упрощения изменения положения статического равновесия и величины сопротивления качению за счет, например, винта. величину 2h примем за положение статического равновесия, а жесткость пружин найдем такую, чтоб груз удерживался в этом положении за счет сопротивления качению роликов по клину. радиус роликов найдем для нижнего положения 2hy −= , когда контактные напряжения будут максимальными. вертикальная составляющая сопротивления качению двух роликов найдется из выражения: ( ) ( )( ) ( ) ( ) . 22678,0 12,1 5,022 11 22 1 3 1 re hdbeh yhrc hdr yhdc yw − − − + − = (5) величину 1c здесь необходимо принять следующей: ( ) ( ) , 28,1 5,022 1 2 22 1 hdmg behr hd hdmg c + + = (6) а максимальная величина радиуса роликов 1r найдется из выражения: . 3,0 22 3 3 1 hdbh mge r + σ = (7) нормальное давление ролика на клин составит: ( ).2 22 2 1 yh hdh dc p − + = (8) если величины 1r и 1c из (7) и (8) подставить в формулу (5), то получим: ( ) ,22 8,2 2 3 2,1 1 h ey h y h mg yw r−      −      − = (9) при 22 h y h ≤≤− . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com амортизаторы качения как альтернатива гидравлическим проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 36 напомним, что величина 1r найдена исходя из величины максимальных контактных напряжений, а 1c − из условия, что положение статического равновесия груза определяется ординатой 0=y . теперь уравнений колебаний груза на клине определяется формулой (2) при величине w , найденной из выражения (9). решение этого уравнения очевидно получить в замкнутом виде трудно, но каким-либо приближенным способом его решение не вызывает труда. 3. решим задачу аналогичную первой, но качение цилиндров (роликов) осуществляется по клину, как в задаче 2 (рис. 5). в этом случае радиус ролика определиться из его нижнего положения: ( ) , 1 418,0 222 20 2 hlb lcne r +σ + = (10) а величина мгновенного коэффициента трения качения находиться из выражения: ( ) ( )( ) ( )[ ] , 1 64,1 23 2022 20 2,1 yhlcn hllcne e yw r + ++ σ = − (11) если при 0=y 00 =n , то уравнение принимает вид: ( ) ( ) . 64,1 232,1 22 2 ye hlhe lс yw r− + σ = (12) уравнение колебаний массы m также определяется уравнением (2), но, в отличие от исходного, это уравнение является нелинейным и его решение осуществляется каким-либо приближенным методом. в статье не рассмотрены другие возможные схемы, однако, и анализ полученных результатов позволяет сделать выводы о том, что характер затухания колебаний в этих случаях близок для вязкого сопротивления, поэтому эти амортизаторы, при проведении необходимых экспериментальных исследований могут быть рекомендованы как альтернатива гидравлическим. литература 1. reynolds o. on rolling friction.−philos, nrans. soc., 1875, 166, p. 155−168. 2. may w. d., morris e. l., atack d. rolling friction of a hard cylinder over a viscoelastic material. − j. appl. phys., 1959, 30, p. 1713−1726. 3. tabor d. the mechanism of rolling friction: the elastic range. −proc. ray. soc., 1955, a229, p. 198−216. 4. джонсон к. механика контактного взаимодействия. − м.: мир, 1989. − 510 с. 5. бондаренко л. м., довбня м. п., ловейкін в. с. деформаційні опори в машинах.−дніпропетровськ: дніпро-val, 2002. − 200 c. 6. справочник по сопротивлению материалов / писаренко г. с., матвеев в. в., яковлев а. п. − к.: наук.думка, 1988. − 736 с. поступила в редакцію 22.03.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com амортизаторы качения как альтернатива гидравлическим проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 37 dovbnia n.p., bondarenko l.m., bobir d.v, korenjuk r.a. shock absorbers of woobling as alternative hydraulic. as the shock absorbers in cars are mainly used hydraulic shock absorbers. it is believed that they are most appropriately determined by the rate of damping of vibrations. however, be aware that these shocks have at least two major drawbacks: first – complexity in manufacturing, requiring high production and high-skilled workers, and a second – difficulty pacing damping with dynamic change efforts. because of these disadvantages of hydraulic shock absorbers logical to offer technologically easy to manufacture and easy to adjust the damping rate of the shock absorbers. analysis of the results leads to the conclusion that the damping of oscillations in these cases, is close to the viscous resistance, so these shocks, when carrying out the necessary experimental investigations can be recommended as an alternative to hydraulic. key words: shock, rolling resistance, shock bearings, shock absorbers, the coefficient of rolling friction, damping rate. references 1. reynolds o. on rolling friction.−philos, nrans. soc., 1875, 166, p. 155-168. 2. may w. d., morris e. l., atack d. rolling friction of a hard cylinder over a viscoelastic material. − j. appl. phys., 1959, 30, p. 1713-1726. 3. tabor d. the mechanism of rolling friction: the elastic range. −proc. ray. soc., 1955, a229, p. 198-216. 4. dzhonson k. mekhanika kontaktnogo vzaimodeystviya. m.: mir, 1989. 510 s. 5. bondarenko l. m., dovbnya m. p., loveykіn v. s. deformatsіynі opori v mashinakh. dnіpropetrovsk: dnіpro-val, 2002. 200 s. 6. pisarenko g.s., matveev v.v., jakovlev a.p. spravochnik po soprotivleniju materialov. k.: nauk.dumka, 1988. 736 s. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_kshiveckiy.doc прогнозування довговічності термопластичних клейових з’єднань деревини за допомогою математичної моделі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 38 кшивецький б.я. національний лісотехнічний університет, м. львів, україна прогнозування довговічності термопластичних клейових з’єднань деревини за допомогою математичної моделі вступ значна роль у розвитку деревообробної галузі лісопереробного комплексу країни належить клеям та процесам склеювання, які забезпечують високі показники якості та надійності продукції, дозволяють раціонально використовувати деревину та деревинні матеріали, інтенсифікувати технологічні процеси склеювання, тощо. за останні роки збільшився випуск та використання термопластичних клеїв, оскільки саме за допомогою таких клеїв та з'єднань на їх основі можна забезпечити екологічні, технологічні, економічні та експлуатаційні вимоги сучасного виробництва. експлуатаційні вимоги термопластичних клейових з’єднань забезпечуються відповідною довговічністю, яка характеризується зміною напружено-деформаційного стану склеєної деревини під час експлуатації. існуючі на сьогоднішній день методи та методики прогнозування міцності і довговічності використовуються для термоактивних клейових з’єднань і зводяться до феноменологічних розрахунків. прогнозувати міцність і довговічність для термопластичних клейових з’єднань деревини, за даними методами і методиками неможливо, оскільки термореактивні та термопластичні клеї мають різні механізми як формування так і руйнування клейових з’єднань деревини. постановка проблеми результати довговічності, які отримані шляхом їх прогнозування за допомогою математичної моделі, дають можливість вирішувати існуючі проблеми сучасного деревообробного виробництва, а саме: рекомендувати умови та визначати терміни експлуатації клейових з’єднань, модифікувати клеї з врахуванням фізико-механічних процесів, що проходитимуть у клейовому з’єднанні при експлуатації, розробляти клеї з наперед заданими властивостями, економити сировину, забезпечувати екологічність виробам, утилізовувати відходи, тощо. тому, прогнозування довговічності за допомогою математичної моделі для термопластичних клейових з’єднань деревини є актуальним. математична модель для прогнозування довговічності була побудована на основі досліджень фізико хімічних процесів у термопластичних клейових з’єднаннях деревини при циклічній дії вологості і температури, які наведені у публікаціях [1, 2], та моделювання напружено-деформаційного стану у термопластичних клейових з’єднань деревини [6, 7]. за допомогою математичної моделі здійснено прогнозування та проаналізовано впливу вологості та температури навколишнього середовища на довговічність термопластичних клейових з’єднань деревини дуба. виклад основного матеріалу на основі моделювання вологоперенесення, тепломасоперенесення та напруженодеформаційного стану у термопластичних клейових з’єднаннях деревини побудовано математичну модель прогнозування довговічності для термопластичних клейових з’єднань деревини [3, 4, 5], яка має наступний вигляд:         ⋅+σ ⋅ ⋅=τ ta wb c гран. ln 1 , (1) де τ – довговічність, діб; σгран. – мінімальна гранична міцність з’єднання, яка становить 0,5 мпа; a, в, с – коефіцієнти апроксимації; t – температура навколишнього середовища, о с; w – вологість навколишнього середовища, %; значення граничної міцності σгран. = 0,5 мпа було встановлено експериментально за признаками появи перших ознак розшарування. ці ознаки виникають тоді, коли міцність клейового з'єднання на будь-якій ділянці знижується до нуля. з врахуванням числових значень коефіцієнтів апроксимації для клейових з’єднань деревини дуба математична модель матиме наступний вигляд: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності термопластичних клейових з’єднань деревини за допомогою математичної моделі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 39 для структурованих клеїв, із рідкосітчастою структурою клейового шва:         ⋅+σ ⋅ ⋅=τ t w гран 024,0 1151,0 ln 00205,0 1 . ; (2) для неструктурованих клеїв, із лінійною структурою клейового шва:         ⋅+σ ⋅ ⋅=τ t w гран 0006,0 1372,0 ln 0082,0 1 . . (3) за запропонованою математичною моделлю (2, 3), з врахуванням числових значень коефіцієнтів апроксимації, задаючись ступенем навантаження з'єднань (d1-d4 згідно європейського стандарту en204), температурою та вологістю навколишнього середовища можна прогнозувати довговічність для структурованих і неструктурованих термопластичних з'єднань деревини дуба. достовірність математичної моделі підтверджена порівняльним аналізом результатів прогнозування міцності для термопластичних клейових з’єднань деревини дуба, отриманих за допомогою математичної моделі з результатами тривалих експериментальних досліджень деревини дуба [8]. за допомогою математичної моделі здійснено прогнозування, та досліджено вплив вологості і температури навколишнього середовища на довговічність термопластичних клейових з’єднань деревини дуб. для прогнозування довговічності, середньозважену вологість і температуру навколишнього середовища брали за період проведення тривалих експериментальних досліджень. на рис. 1 і 2 наведена графічна інтерпретація результатів прогнозування довговічності клейових з'єднань деревини дуба, яка отримана за математичною моделлю. як видно з рис. 1 при середньозваженій температурі навколишнього середовища +4,19 °с та середньозваженій вологості 66,46 % довговічність становить 1260 діб. при збільшенні вологості до 93,91 % при даній температурі довговічність збільшується до 1441 діб, тобто на 181добу або на 14 %. 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 д ов го ві чн іс ть , д іб вологість, % t=4,19 oc t=7,89 oc t=12,23 oc 65,46 80,5 91,93 рис. 1 – прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба склеєних структурованими клеями із ступенем навантаження d4 від зміни вологості 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 д о в го в іч н іс ть , д іб температура, ос w=65,46% w=80,50% w=91,93% +4,19 +7,89 +12,23 рис. 2 – прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба склеєних структурованими клеями із ступенем навантаження d4 від зміни температури аналогічна картина спостерігається і для середньозважених температур +7,89 °с та 12,23 °с, за яких довговічність теж зростає на 181 і 172 діб відповідно. тобто, із збільшенням вологості від 65 % до 92 % довговічність зростає в середньому на 14 % незалежно від температури експлуатації. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності термопластичних клейових з’єднань деревини за допомогою математичної моделі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 40 вплив температури на довговічність показана на рис. 2. при середньозваженій температурі + 4,19 °с і вологості 66,46 % довговічність становить 1290 діб, а при температурі 12,23 °с довговічність зменшується до 1108 діб. зменшення довговічності на 151 152 діб із зміною температури від 4,19 до 12,23 °с відбувається і при вологості 80,5 і 92 %. таким чином, підвищення температури на 1 °с в середньому скорочує термін експлуатації виробу на 19 діб (1,3 1,5 %), а підвищення вологості на 1 % – збільшує термін експлуатації приблизно на 7 діб (0,5 0,54 %). на рис. 3. наведено прогнозовану довговічність з'єднань деревини дуба склеєної термопластичними клеями в залежності від зміни середньозваженої температури за різної вологості навколишнього середовища. 500 700 900 1100 1300 1500 1700 1900 2100 2300 -16 -10 -5 0 5 10 15 20 26 д о в го в ін іс т, д іб температура, ос w=50% w=60% w=70% w=80% w=90% w=100% рис. 3 – прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба склеєних структурованими клеями із ступенем навантаження d4 від зміни температури за різної вологості т=-16 ос т=-10 ос т=-5 ос т=0 ос т=+5 ос т=+10ос т=+5 ос т=+20 ос т=+26 ос 500 700 900 1100 1300 1500 1700 1900 2100 2300 40 50 60 70 80 90 100 д о вг ов іч ні ст ь, д іб вологість, % рис. 4 – прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба склеєних структурованими клеями із ступенем навантаження d4 від зміни вологості для різних температур на рис. 4. наведено прогнозовану довговічність з'єднань деревини дуба склеєної структурованими клеями із навантаженням d4 в залежності від зміни середньозваженої вологості за різної температури експлуатації. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності термопластичних клейових з’єднань деревини за допомогою математичної моделі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 41 з рис. 3 і рис. 4 видно, що підвищення температури на 1 ос в середньому скорочує термін експлуатації виробу на 0,7 доби (або на 0,12% від довговічності), а підвищення вологості на 1% – збільшує термін експлуатації приблизно на 3,5 доби (0,66 % від довговічності). аналогічні результати прогнозування довговічності за допомогою математичної моделі для деревини дуба склеєної неструктурованими термопластичними клеями із ступенем навантаженням d1 наведені на рис. 5 і рис. 6. 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 д ов го ві ч н іс ть , д іб вологість, % t=1,90 ос t=5,43 o c t=9,73 o c 66,32 80,02 90,30 рис. 5 – прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба склеєних неструктурованими клеями із ступенем навантаження d1 від зміни вологості 520 530 540 550 560 570 580 590 600 610 620 д ов го ві чн іс ть , д іб температура ос w=66,32 % w=80,02 % w=90,30 % +1,90 +5,43 +9,73 рис. 6 – прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба склеєних неструктурованими клеями із ступенем навантаження d1 від зміни температури 400,00 450,00 500,00 550,00 600,00 650,00 1,90/66,32 1,90/80,2 1,90/90,35 5,43/66,32 5,43/80,2 5,46/90,35 9,73/66,32 9,73/80,2 9,73/90,35 тр ив ал іс ть е кс п лу ат ац ії , ді б зміна вологості (%) та температури (ос) 1 місяць 2 місяць 3 місяць 4 місяць 5 місяць 6 місяць 7 місяць 8 місяць 9 місяць 10 місяць 11 місяць 12 місяць 13 місяць 14 місяць 15 місяць 16 місяць 17 місяць 18 місяць рис. 7 – прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба склеєних не структурованими клеями із ступенем навантаження d1 в залежності від поєднання зміни температури та вологості pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності термопластичних клейових з’єднань деревини за допомогою математичної моделі проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 42 якщо порівняти аналогічні дані для клейових з’єднань із ступенем навантаження d4, то можна зробити висновок, що на довговічність клейових з’єднань із ступенем навантаження d1 значно менше впливає температура і дещо менше вологість навколишнього середовища. пояснити це можна тим, що неструктуровані термопластичні клейові з'єднання деревини дуба із ступенем навантаження (d1) формують лінійну структуру клейового шва, в яких релаксація внутрішніх деформаційних напружень, що виникають при зміні вологості і температури буде більшою, порівняно з структурованими термопластичними клейовими з’єднаннями деревини із ступенем навантаження (d4). на рис. 7. наведено результати прогнозування міцності для клейових з'єднань деревини дуба склеєних неструктурованими термопластичними клеями із ступенем навантаження d1 в залежності від поєднання середньозваженої зміни температури та вологості навколишнього середовища. вісь х: чисельник – середньозважена температура навколишнього середовища (т); знаменник – середньозважена вологість навколишнього середовища (ϕ). висновки підсумовуючи можна констатувати, що прогнозування довговічності за допомогою математичної моделі дозволило дослідити вплив циклічної дії температури та вологості навколишнього середовища на довговічність термопластичних клейових з’єднань деревини та встановити загальні закономірності її зміни. згідно яких термопластичні клейові з'єднання деревини дуба будуть краще експлуатуватися при від’ємних температурах та підвищеній вологості навколишнього середовища. така поведінка клейових з’єднань деревини під час експлуатації пояснюється фізико хімічними процесами, які будуть проходити у клейових з’єднаннями деревини під час експлуатації, та дослідженнями спектрального аналізу термопластичної клейової плівки. література 1. кшивецький б.я. дослідження релаксаційних властивостей клейової плівки на основі полівінілацетату залежно від кількості циклів волого-температурних навантажень / б.я. кшивецький // вісник ну «львівська політехніка». «хімія, технологія речовин та їх застосування» 2007. – с. 60-64. 2. кшивецький б.я., салапак л.в. вплив температури на механізм формування та руйнування термопластичних клейових з’єднань деревини / б.я. кшивецький, л.в. салапак // науковий вісник нлту україни: зб. наук-техн. праць. львів: рвв нлту україни. – 2012 . вип. 22.4. – с. 144-148. 3. патент на корисну модель №45134 україна, мпк в23в 21/00. спосіб прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини дуба клеями на основі полівінілацетату / кшивецький б.я., бехта п.а. (україна); заявл. 29.05.2009; опубл. 26.10. 2009, бюл. №5. 4. патент на корисну модель №48285 україна, мпк в23в 21/00 спосіб прогнозування довговічності клейових з’єднань деревини сосни клеями на основі полівінілацетату / кшивецький б.я., бехта п.а. (україна); заявл. 29.09.2009; опубл. 10.03. 2010, бюл. №5. 5. патент на винахід №98515 україна, мпк g01n 33/46, g01l 1/26. спосіб прогнозування міцності та довговічності з’єднань деревини клеями на основі полівінілацетату / кшивецький б.я., бехта п.а. (україна); заявл. 25.05.2010; опубл. 25.05.2012, бюл. №10. 6. assoc. prof. b. ya. kshyvetskyy. modeling of the influence of atmospheric moisture cyclic action on the durability of thermoplastic adhesive wood joint / b. ya. kshyvetskyy // лісове господарство, лісова, паперова і деревообробна промисловість: міжнародний науково-технічний збірник. – львів: нлту україни. 2011. – вип. 37.2. – с. 75-80. 7. б.я. кшивецький. дослідження довговічності з‘єднань твердолистяних порід деревини клеями на основі полівінілацетату / б.я. кшивецький // науковий вісник нлту україни: зб. наук-техн. праць. львів: рвв нлту україни. – 2004 . вип. 14.7. – с. 99-103. 8. б.я. кшивецький, п.а. бехта. прогнозування довговічності клейових з'єднань деревини клеями на основі полівінілацетату /б.я. кшивецький, п.а. бехта// лісове господарство, лісова, паперова і деревообробна промисловість: міжнародний науково-технічний збірник. – львів: нлту україни. – 2009. – вип. 35. – с. 84-89. надійшла 11.10.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_chernec.doc дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних … . частина 2. вплив передавального відношення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 6 чернець м.в.,*, ** береза в.в.,* чернець ю.м.* *дрогобицький державний педагогічний університет імені івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих евольвентних передач при двопарному зачепленні. частина 2. вплив передавального відношення у зубчастих передачах передавальне відношення, як і модуль зачеплення, належить до основних характеристик. нижче з використанням методу дослідження кінетики зношування конічних передач [1] проведено аналіз впливу ku на низку основних розрахункових експлуатаційних факторів. розв’язок трибоконтактної задачі проведено за наступних вихідних даних: 1. частота обертання вихідного вала 1n = 750 об/хв. 2. потужність на вихідному валу p = 20 квт. 3. кількість зубів коліс kz1 = 20; 2 1k k kz z u= . 4. передавальне відношення передачі ku = 3; 5. 5. нормальний модуль зачеплення m = 4, 5, 6 мм. 6. кут нахилу зубів β = 0°, 10°, 20°. 7. ширина вінця шестерні b = 50 мм. 8. коефіцієнт тертя ковзання f = 0,07. 9.допустиме зношування зубів •h = 0,3 мм. 10. матеріал шестерні та його характеристики: сталь 38хмюа, азотування на глибину 0,4 ... 0,5 мм, нв 600; вσ = 1040 мпа (границя міцності), 1c = 3,5∙10 6, 1m = 2 – характеристики зносостійкості сталі. 11. матеріал колеса та його характеристики: сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; вσ = 981 мпа, 2c = 0,17∙10 6, 2m = 2,5. 12. пружні постійні сталей: е = 2,1∙106 мпа, µ = 0,3. 13. мастильний матеріал – осьова олива з 3 % антизношувальної присадки. 14. у зачепленні при >β 10° перебуває дві пари зубів. при β ≤ 5° буде двопарно – однопарне зачеплення (на вході та виході зубів з зачеплення – двопарне , а в околі полюса зачеплення – однопарне). результати розв’язку подано на рис. 1 10. 1. максимальні контактні тиски встановленно, що ku практично не впливає на ( 2) maxjp в торцевому перерізі (рис. 1, 2). 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p (2 ) jm ax , м п а 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p( 2) jm ax , м п а 0 200 400 600 800 1000 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p( 2) jm ax , м п а u=3 u=4 u=5 u=3 u=4 u=5 m=4 мм uk=3 uk=4 uk=5 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 1 – зміна максимальних контактних тисків при m = 4 мм pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних … . частина 2. вплив передавального відношення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 7 натомість у внутрішньому перерізі зростання ku призводить до деякого зниження ( 2) maxjp . збільшення модуля при однакових uk спричиняє значне зниження ( 2) maxjp . 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p (2 ) jm ax , м п а 0 100 200 300 400 500 600 700 800 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p (2 ) jm ax , м п а 0 100 200 300 400 500 600 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p( 2) jm ax , м п а m =6 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 2 – зміна максимальних контактних тисків при m = 6 мм 2. швидкість ковзання у зачепленні закономірності зміни jv , що подані на рис. 3, 4, свідчать, що в обох досліджуваних перерізах швидкість ковзання мало залежить від ku . дещо помітнішим є цей вплив при β = 20°. із зростанням β на вході у зачеплення jv зменшуються, а на виході – зростають. 0 200 400 600 800 1000 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с 0 200 400 600 800 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j ,м м /с 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с m =4 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 3 – зміна швидкостей ковзання при m = 4 мм при однакових ku збільшення модуля зачеплення призводить до значного зростання ( ~ 1,5 рази) швидкостей ковзання. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних … . частина 2. вплив передавального відношення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 8 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j ,м м /с 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с m =6 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 4– зміна швидкостей ковзання при m = 6 мм 3. зношування зубів коліс відповідно на рис. 5, 6 показано результати зношування зубів шестерні і колеса протягом години. 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 5,00e-05 6,00e-05 7,00e-05 8,00e-05 9,00e-05 1,00e-04 1,10e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 5,00e-05 6,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м m =4 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 5 – зміна лінійного зношування зубів шестерні протягом 1 год при m = 4 мм pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних … . частина 2. вплив передавального відношення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 9 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 1,50e-05 2,00e-05 2,50e-05 3,00e-05 3,50e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 1,50e-05 2,00e-05 2,50e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 1,50e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м m=6 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 6 – зміна лінійного зношування зубів шестерні протягом 1 год при m = 6 мм зміна ku не викликає зміни величин зношування зубів шестерні у торцевому перерізі. у внутрішньому переррізі спостерігається зниження зношування при збільшенні ku . також при одинакових ku збільшення модуля зачеплення призводить до суттєвого зниження зношування. із зростанням кута нахилу зубів спостерігається вирівнювання зношування на вході і виході із зачеплення. 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 1,40e-04 1,60e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м m=4 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 7 – зміна лінійного зношування зубів колеса протягом 1 год при m = 4 мм pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних … . частина 2. вплив передавального відношення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 10 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 1,50e-05 2,00e-05 2,50e-05 3,00e-05 3,50e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 1,50e-05 2,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м m =6 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 8 – зміна лінійного зношування зубів колеса протягом 1 год при m = 6 мм при зростанні ku має місце зниження зношування зубів колеса у близько 2,5 разів для зовнішнього перерізу і у межах 3 разів – для внутрішнього (рис. 7, 8). збільшення модуля спричиняє зниження зношування за однакових ku . звичайно загальновідомою тенденцією є позитивний вплив нахилу зубів на зниження зношування. 4. мінімальна довговічність передачі у випадку двопарного зачеплення (верхні криві) довговічність передачі є у 2,5 3 рази вищою, ніж була б при однопарному зачепленні (нижні криві). 0 2000 4000 6000 8000 10000 3 4 5 uk t m in , г од 0 5000 10000 15000 3 4 5 uk t m in , г од 0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 3 4 5uk t m in , г од m=4 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 9 – вплив передавального відношення на довговічність передачі при m = 4 мм pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних … . частина 2. вплив передавального відношення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 11 0 5000 10000 15000 20000 3 4 5 uk t m in , г од 0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 3 4 5 uk t m in , г о д 0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 70000 3 4 5 uk t m in , г од m=6 мм β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 10 – вплив передавального відношення на довговічність передачі при m = 6 мм зростання ku майже не впливає на довговічність передачі у торцевому перерізі. а у внутрішньому перерізі цей вплив є більш помітним при β = 20°. за однакових ku збільшення модуля передачі суттєво підвищує ресурс передачі. література 1. чернець м.в., келбінські ю., береза в.в. метод прогнозної оцінки зношування конічних передач з косими зубами // проблеми трибології. – 2009. – № 4. – с. 6-13. надійшла 20.04.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_antonuk.doc зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 87 антонюк д.а., редька м.о. запорізький національний технічний університет, м. запоріжжя, україна зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями та защемленням часток вступ згідно статистичних даних [1], середній рівень використання промислових відходів в україні є меншим за 30 %, у той час як у росії він сягає 53 %, а в деяких високорозвинених країнах – 80 90 %. слід враховувати, що близько 80 % від загальних твердих промислових відходів складають шлаки металургійних підприємств, які є основними бюджетоутворюючими підприємствами україни. отже, ефективне використання вторинних ресурсів, особливо в кризові періоди, є нагальною проблемою як світової, так і української промисловості. постановка проблеми значні обсяги шлакових відвалів металургійних виробництв обумовлюють можливість повторного їх використання в багатьох галузях промисловості україни після відповідного подрібнення, розділення та фракціонування. особливістю цих матеріалів є наявність у структурі металевих включень у вигляді зростків металу та шлаку. разом з цим у поверхневих шарах шлаку, окрім безпосередньо вкраплень металу, відбувається утворення склоподібної та дрібнокристалічної фази, яка характеризуэться високою твердістю та абразивністю [2, 3]. тому під час подрібнення шлаків у диспергаторах, дезінтеграторах, спеціальних дробарках та інших установках їх робочі органи (била, молотки, пластини тощо) працюють в умовах складного механізму ударно-абразивного руйнування, а тому мають низький строк експлуатації. перспективним методом збільшення терміну служби цих інструментів є вибір оптимального зносостійкого матеріалу (підбір марки сталі та режимів термічного оброблення; отримання покриття шляхом наплавлення зносостійкими сплавами; використання комбінованого інструменту «сталь – зносостійка вставка» тощо) з урахуванням факторів зовнішнього середовища, умов зношування диспергаторів, матеріалознавчих і технологічних параметрів отримання металу. аналіз літературних джерел відповідно до запропонованого раніше багатокритеріального підходу до дослідження зносостійкості деталей машин [4, 5], аналіз апріорної інформації проводили шляхом поетапного вивчення характеристик робочого органу, умов зношування та властивостей зовнішнього середовища, а також структурно-фазового стану й фізико-механічних показників матеріалів для цього механізму контактної взаємодії. характеристика робочого органу. процеси подрібнення шлакових відходів відбувається у відцентрово-ударних установках (диспергаторах, дробарках, дезінтеграторах), які випускаються провідними світовими виробниками [6]: «barmac» (сша), «kolberg pioneer» (сша), «krupp» (німеччина), «sbm» (австрія), «kroft imprise» (великобританія) тощо. для подрібнення різних фракцій фероматеріалів застосовуються біла, молотки, пластини різної форми, конструкції та геометричних розмірів (рис. 1), які характеризуються високою зносостійкістю, здатністю легко замінюватися, витримувати значні ударні навантаження та навантаження від відцентрових сил. робочі органи зазвичай виготовляють зі сталі 110г13л, що забезпечує їх досить високу зносостійкість, але іноді ускладнює конструкцію кріплення до ротора через складність механічної обробки цієї сталі. а б в г д рис. 1 – зовнішній вигляд робочих органів відцентрово-ударних установок: а, б – молотки; в, г, д – била pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 88 під час розроблення конструкції бил і молотків беруть до уваги можливість їх багаторазового використання шляхом перестановок, перевертання тощо. молотки, зазвичай, також мають декілька робочих поверхонь. після зносу однієї сторони їх переставляють, і вони продовжують служити майже такий самий час. одним із шляхів підвищення зносостійкості робочих органів диспергаторів є наплавлення їх зносостійкими сплавами. в цьому випадку їх виготовляють зі звичайної сталі, а на робочі поверхні за допомогою спеціальних присадкових матеріалів наплавляють шар зносостійкого металу. цей спосіб дозволяє використовувати широку гаму зносостійких сплавів для умов зношування робочих органів диспергаторів та проводити наплавлення без демонтажу бил і молотків. умови зношування. результати спостереження за динамікою спрацьовування робочих елементів [7, 8] свідчать про незначний термін їх експлуатації (16 годин), що пояснюється складними умовами зношування (високі швидкості, тиск, ударні навантаження). аналіз контактної взаємодії (рис. 2) дозволяє пояснити механізм зношування як сукупність складних процесів руйнування. рис. 2 – схема зношування бил диспергатора: а – защемлення, б – ударна та ковзна взаємодія на торці робочих органів диспергаторів відбувається защемлення, подрібнення та стирання абразиву між торцем била та стінкою корпуса. на передній лобовій частині спостерігається зношування напівзакріпленим абразивом при ковзній взаємодії з кутом атаки 45–80º, а також наявність незначних локальних ударних навантажень, а на бокових поверхнях – лише ковзний контакт з кутом атаки аатаки =5– 10º. хоча специфіка механізму контактної взаємодії робочого органу диспергатору з абразивним середовищем практично не вивчена, зазначене вище дозволяє дійти висновку про наявність процесів зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями та защемленням часток. однак повне розуміння трибологічних та фізичних процесів в контактній парі «робочий орган – абразивне середовище» вимагає проведення додаткових спрямованих досліджень. характеристика матеріалів для робочих органів диспергаторів. аналіз літературних джерел [9 13] свідчить, що високу зносостійкість в умовах абразивного зношування показують матеріали з нестабільною аустенітною, аустенітно-карбідною структурою, а також зі структурою мартенситу з нестабільним аустенітом. легований аустеніт за міцністю посідає проміжне місце між феритом і мартенситом, має значну в'язкість, близькі параметри ґратки з карбідною фазою, що сприяє кращому закріпленню карбідів в основі матеріалу, тим самим підвищує ударно-абразивну зносостійкість [11]. недостатня зносостійкість стабільного аустеніту призводить до необхідності застосування для умов зношування закріпленим і напівзакріпленим абразивом комплексної матриці, що містить аустеніт і мартенсит. визначення оптимального співвідношення фаз мартенсит / аустеніт залежить від кількості й властивостей твердої фази, а також від наявності та величини ударного навантаження. чим воно більше, тим більше в сплаві повинно бути аустеніту. при цьому рекомендується, щоб мартенсит був низьковуглецевим. це пов'язане з тим, що поверхня такого матеріалу має високу опірність абразивному зношуванню, а наявність в’язкої аустенітної серцевини забезпечує відсутність тріщин і відколів металу. щодо виготовлення бил диспергаторів відсутня однозначна оцінка необхідної кількості метастабільного аустеніту в структурі наплавленого металу. саме тому, вважаємо, що для умов зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями та защемленням часток доцільно випробувати матеріали із аустенітною, аустенітно-мартенситною та ледебуритною структурою з наявністю зміцнювальної фази у вигляді карбідів, боридів і карбоборидів. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 89 за результатами літературного огрляду, мету дослідження можна сформулювати як: теоретичний та експериментальний аналіз зносостійкості сталей і сплавів, які використовуються для умов абразивного, ударно-абразивного зношування напівзакріпленим і закріпленим абразивом, у промислових умовах експлуатації диспергаторів. для цього були поставлені такі завдання: 1. спроектувати та розробити експериментальний диспергатор-подрібнювач для проведення серії промислових випробувань. 2. запропонувати геометричну форму експериментального била з можливістю наплавлення робочої ділянки зносостійкими сплавами. 3. провести випробування серії сталей і сплавів, які використовуються для умов інтенсивного абразивного й ударно-абразивного зношування. 4. сформулювати основні вимоги до хімічного складу, структурно-фазового стану та фізикомеханічних властивостей матеріалу для деталей, що працюють в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями та защемленням часток. методика проведення дослідження дослідження матеріалів в аналізованих умовах зношування проводили за допомогою спеціально розробленого обладнання (рис. 3), призначеного для перероблення шлакових відвалів металургійних підприємств. конструктивно воно складалося з диспергатору – установки для подрібнення фероматеріалів окремої фракції і повітряних класифікаторів, які є альтернативою віброгрохотам при фракціонуванні дрібних фракцій (менше 5 мм). оскільки процес подрібнення визначається лише кінетичною енергією геометрії била, в роботі використали робочі органи за формою рис. 4. рис. 3 – конструкція установки диспергатора-подрібнювача аисс-07/50: 1 – рамний корпус; 2 – завантажувальний желоб; 3 – патрубок для вивантаження; 4 – ротор; 5 – диск кріплення бил; 6 – било (робочий орган диспергатора); 7 – електропривод; 8 – клино-ременна передача; 9 – шкаф керування; 10 – механізм вилучення тіл, що не подрібнені; 11 – повітряний класифікатор; 12 – транспортний вентилятор рис. 4 – форма експериментального била диспергатора-подрібнювача та схема його наплавлення pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 90 для промислових випробувань стандартних матеріалів, що застосовуються для умов інтенсивного абразивного та ударно-абразивного зношування напівзакріпленим і закріпленим абразивом, виконували наплавлення за схемою рис. 4. в якості абразивного матеріалу використовували шлаки металургійних підприємств м. запоріжжя фракції 0 10 мм та 10 60 мм (табл. 1, рис. 5). таблиця 1 фізико-механічні характеристики шлаків для промислових випробувань дослідних зразків хімічний склад, % межа міцності н ай м ен ув ан ня м ат ер іа лу m go a l 2 o 3 si o 2 c ao t io 2 c r 2 o 3 m no fe o т ве рд іс ть по м оо су на с ти ск пр и уд ар і на р оз да вл . ф ор м а зе ре н 0 10 мм не магнітний 13,5 4,15 27,0 24,2 0,8 2,1 2,2 25,13 6,9 7,2 0,9 × 10 н/м2 97,5 мпа 16,6 % кутова 10 60 мм не магнітний 16,3 4,34 26,8 24,4 0,9 2,24 2,15 16,2 6,9 7,2 0,7 × 10 н/м2 97 па 16,6 % кутова а б рис. 5 – зовнішній вигляд шлаків фракцією 0-10 мм (а) та 10-60 мм (б) у роботі досліджували сталі та сплави із різним співвідношенням γ / α, твердістю, мікротвердістю зміцнювальної фази тощо. для проведення експериментів використовували наплавлювальні матеріали (електроди, порошкові дроти, порошки) т-590, т-620, нр-70, цс-1, 300х20р2ф1, пг-ср3 (50х15н78с5р6), пп-202 (іез ім. є.о. патона). натурні зразки бил виготовляли зі сталі 110г13, високохромистого чавуну 300х16г5 і сталі х12 із різними режимами термічного оброблення. окрім цього випробували металокерамічні пластини з твердого сплаву вк-8. твердість hrc визначали на твердомірі типу тк-2. для більш детального дослідження властивостей наплавлених сплавів вимірювали мікротвердість основних структурних складових за допомогою мікротвердоміру пмт-3 при навантаженні на індентор 50 г. результати дослідження для вирішення поставленого завдання систематизовані відомості про зносостійкі матеріали, що застосовуються для умов інтенсивного абразивного і ударно-абразивного зношування. проведені випробування дозволили розрахувати масовий знос експериментальних бил та, виходячи з цього, відносну зносостійкість дослідних матеріалів (табл. 2, рис. 6). виходячи з втрат маси за однаковий проміжок часу, досліджувані сталі та сплави умовно розподілили на кілька груп: 1) сталі та сплави із агрегатною твердістю < 52–54 hrc та мікротвердістю зміцнювальної фази нμ < 12 – 16 гпа: електроди т-590 та т-620, сталь 110г13л, електрод нр-70, порошок для наплавлення та напилення пг-ср3; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 91 2) матеріали, що схильні до зміцнення в процесі взаємодії із абразивним середовищем через γ → α перетворення: сталь х12 із температурами закалки 975, 1100 та 1170 ºс, 300х16г5; 3) гетерогенні сплави, що містять > 60 % зміцнювальної фази у вигляді карбідів, боридів і карбоборидів із мікротвердістю > 18 гпа: 300х20р2ф1, пп-ан202, металокерамічний сплав вк-8. перша група матеріалів характеризується незначною зносостійкістю в умовах зношування бил диспергаторів через недостатню агрегатну твердість та мікротвердість основи й надлишкової зміцнювальної фази. матеріали другої групи, в структурі яких міститься мартенсит деформації, схильний до зміцнення в процесі взаємодії з абразивним середовищем, проявили себе краще в умовах зношування напівзакріпленим абразивом із локальними ударними навантаженнями та защемленням часток. при чому оптимальне співвідношення γ / α для величини енергії удару та особливостей процесу зношування робочих органів диспергаторів напівзакріпленим абразивом у цих сталей складає 40/60. високу зносостійкість показав сплав 300х16г5, що пояснюється тим, що його структурно-фазовий стан представлений легованим аустенітом (має значну в'язкість, близькі параметри ґратки з карбідною фазою) та карбідною фазою. це підвищило його ударно-абразивну зносостійкість. сплави третьої групи мають найбільшу зносостійкість, однак через низькі технологічні властивості на дослідних зразках з’явилась значна кількість тріщин та відколів унаслідок дії ударних навантажень. рис. 6 – інтенсивність зношування сталей і сплавів в умовах експлуатації бил диспергаторів pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 92 таблица 2 середній вміст легуючих елементів у сплаві, % фазовий склад,% № з ра зк а матеріал с сr mn si ni w v b інші т ве рд іс ть h r c α γ к іл ьк іс ть зм іц ню ва ль но ї ф аз и, % 1 т-590 2,75 22,5 1,3 1,93 1,0 50-55 90 10 50 2 т-620 3,25 22 1,1 2,2 1,2 1,2ti 50-60 65 35 55 3 нр-70 0,38 1,0 2,0 0,15 0,9мо 42 100 1,5 4 цс-1 3,0 27 1,35 3,5 4,0 45-54 70 30 60 5 пг-ср3 1,0 16,5 2,5 3,5 78,0 0,4 3,8 47-52 6 300х20р2ф1 3,0 19,5 0,9 1,7 60 70 30 70 7 пп-ан202 50-55 90 10 60 8 110г13л 1.4 1,0 14 0.8 1,0 0,3cu 59 100 2,5 9 300х16г5 т.о. 3,0 16,5 5,4 0,45 0,35 60 70 10 х12 t3=975 с 2,2 14,0 0,45 0,40 0,35 0.2 0,15 0,3cu 59-62 60 40 19 11 х12 t3=1100 с 2,2 14,0 0,45 0,40 0,35 0.2 0,15 0,3cu 52 23 87 9 12 х12 t3=1170 с 2,2 14,0 0,45 0,40 0,35 0.2 0,15 0,3cu 55 0 100 13 вк-8 металокерамічний сплав 92% wc, w2c та 8% co 92 wc 88hra 92 00 еталон сталь 45 t3=870 с 0,45 0,25 0,65 0,32 0,3cu hv166 8,73 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зносостійкість матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 93 висновки проведені дослідження дозволили дійти таких висновків. 1. внаслідок інтенсивного абразивного зношування робочі органи диспергаторів для подрібнення шлаків металургійних виробництв потребують застосування зносостійких матеріалів та впровадження відповідних технологій зміцнення, однією з яких є нанесення зносостійких наплавок. 2. специфіка механізму контактної взаємодії робочого органу диспергатору з абразивним середовищем практично не вивчена, однак результати проведених досліджень дозволяють дійти висновку про наявність процесів зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями та защемленням часток. детальне розуміння трибологічних та фізичних процесів у контактній парі «робочий орган – абразивне середовище» вимагає проведення додаткових спрямованих досліджень. 3. спроектовані та розроблені дослідний диспергатор-подрібнювач, а також експериментальне било з можливістю наплавлення робочої ділянки зносостійкими сплавами, дозволили створити умови для проведення серії досліджень матеріалів в умовах зношування напівзакріпленим абразивом з локальними ударними навантаженнями та защемленням часток. 4. аналіз результатів промислових випробувань стандартних сталей і наплавлювальних матеріалів, які застосовуються для умов інтенсивного абразивного та ударно-абразивного зношування, показав, що для зміцнення робочих органів диспергаторів доцільно рекомендувати матеріали з аустенітною чи аустенітно-мартенситною структурою, наявністю не менше 40 50 % зміцнювальної фази за агрегатної твердості 60hrc із мікротвердістю зміцнювальної фази не менше hμ = 22 24 гпа, орієнтовною вихідною мікротвердістю основи сплаву hμ = 0,5 0,6 гпа та одержаною мікротвердістю в межах 0,8 1,0 гпа. література 1. шадрунова и.в. перспективы применения центробежно-ударной техники для переработки металлургических шлаков [електронний ресурс] / и. в. шадрунова, е. в. колодежная. – 2011. – режим доступу: www.uralomega.ru/infonews/articles/perspectives2/. 2. довгопол в.и. использование шлаков черной металлургии / в. и. довгопол. – м.: металлургия, 1978. – 289 с. 3. купряков ю.п. шлаки медеплавильного производства и их переработка / ю. п. купряков. – м.: металлургия, 1987. – 201 с. 4. износостойкость сплавов, восстановление и упрочнение деталей машин: учебное пособие / под ред. в.с. попова. – запорожье: изд-во оао «мотор сич», 2006. – 420 с. 5. попов с. н. решение задач трибоматериаловедения на основе системных многокритериальных методов математического анализа износостойкости сталей и сплавов / с.н. попов, д.а. антонюк, т.в. попова // проблеми трибології (problems of tribology). – 2004. – № 4. – с. 172-181. 6. обзор рынка дробильного оборудования россии [електронний ресурс]. – 2010. – режим доступу: http://maxi-exkavator.ru/news/inf_news/~id=1750. 7. попов с.м. аналіз механізму зношування бил диспергаторів / с.м. попов, д.а. антонюк, м.о. редька // тези міжнар. наук.-практ. конференції «ольвійський форум – 2011: стратегії україни в геополітичному просторі» – миколаїв: вид-во чду ім. петра могили, 2011. – том 11. – с. 3-4. 8. попов с.м. підвищення зносостійкості робочих органів диспергаторів для подрібнення шлаків металургійного виробництва / с.м. попов, д.а. антонюк, м.о. редька // матеріали міжнар. науково-технічної конференції «сучасні аспекти металознавства та термічної обробки металів» (м. маріуполь). – маріуполь.: пдту, 2010. – с. 130 131. 9. лившиц л.с. основы легирования наплавленного металла / л.с. лившиц, н.а. гринберг, э.г. куркумелли. – м.: машиностроение, 1969. – 188 с. 10. виноградов в.н. изнашивание при ударе / в.н. виноградов, г.м. сорокин, а.ю. альбагачиев. – м.: машиностроение, 1982. – 192 с. 11. малинов в.л. разработка экономнолегированных наплавочных материалов для повышения износостойкости деталей, работающих в условиях ударно-абразивного изнашивания: дис. … канд. техн. наук: 05.03.06 / малинов владимир леонидович. – мариуполь, 1999. – 135 с. 12. попов в.с. износостойкость прессформ огнеупорного производства / в.с. попов, н.н. брыков, н.с. дмитриченко. – м.: металлургия, 1971. – 220 с. 13. данильченко б.в. выбор износостойкого наплавленного металла для работы в условиях абразивного изнашивания / б.в. данильченко // сварочное производство. – 1992. – № 5. – с. 31-33. надійшла 16.07.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.uralomega.ru/infonews/articles/perspectives2/ http://maxi-exkavator.ru/news/inf_news/~id=1750 http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 20_ romanuk.doc predicting surface wear numerically on wear stochastic process bundle realizations under uncertainties of wear intensity and volatility … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 139 romanuke v.v. khmelnytskyy national university, khmelnytskyy, ukraine predicting surface wear numerically on wear stochastic process bundle realizations under uncertainties of wear intensity and volatility in ito differential equation wear prediction problem introduction predicting the solid material surface wear (smsw) ( )w t through time [ ]0;t t∈ for the total exploitation expiration t opens a range of possibilities to control handling it. also knowing the dynamics of wear allows evaluating the upper speed of the action over the material surface. and the wear dynamics law often appears a starting spindle for finding the function ( )w t , though this law versions may be various, including uncertainty of their parameters [1], what bears deep complexities with trusting the function ( )w t shape eventually. wear prediction origins survey and the non-highlighted question emphasizing there is a simplest smsw prediction model [1] in the form of the ito stochastic differential equation (isde) [2] ( ) ( ) ( ) ( )dw t a t dt t d t= + λ ψ (1) that could be stated also into the leftsided wear dynamics equation (wde) ( ) ( ) ( ) ( ) dw t d t a t t dt dt ψ = + λ (2) for the known smsw intensity ( )a t and volatility ( )tλ up with the standard wiener process ( ){ } [ ]0;t tt ∈ψ . this random process may be restated over the normally distributed variate ξ with zero expectance and unit variance for its values ( ){ } [ ]0;t tt ∈ξ as [2] ( ) ( )t t tψ = ξ . (3) then with the known integral form solution (ifs) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 0 0 0 t t w t w a d d= + τ τ + λ τ ψ τ∫ ∫ (4) of the isde (1) or wde (2) at the given initial wear ( )0w there is a way to obtain the wear (3) numerically, substituting ( )d t dtψ = ξ (5) for the fixed random value ξ of the variate ξ . nevertheless, having the numerical solution of the isde (1) or wde (2) may undergo demurring due to uncertainty of the function-parameters ( )a t and ( )tλ , being stated more strictly like , . (6) so, the same lower and upper evaluations should be predicted and controlled for the wear ifs (4), although the wear lower evaluation is not as important as the upper. purpose for wear prediction as numerical ifs (4) of isde (1) under uncertainties (6) in order to prevent false prediction of wear or its dynamics here is the paper purpose to find the lower and upper evaluations of wear as numerical ifs (4) of isde (1), driven with uncertainties (6) of smsw intensity ( )a t and volatility ( )tλ . this ought to be accomplished with modeling a bundle of wear stochastic processes (wsp) for every fixed ( )a t and ( )tλ , changing them from their lower evaluations up to the upper ones. for pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com predicting surface wear numerically on wear stochastic process bundle realizations under uncertainties of wear intensity and volatility … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 140 that it is easily to apply the matlab environment, where it should be created a script-solver for isde (1) or wde (2) as ifs (4), using (3) and (5) under uncertainties (6). predicting wear with a matlab script-solver for isde (1) as ifs (4) under uncertainties (6) within matlab environment one can freely model variate ξ as many rounds, lengths and dimensions as needed. it is useful to normalize the total exploitation expiration t to the unit and then for samples ( ){ } 1 l j j j t = ξ = ξ 1 1 i it t l+ ∀ = + for 1, 1i l= − at 1 1 t l = and 1lt = (7) there is the numerical routine ( ) ( ) ( ) ( ) 1 1 1 1 0 j j j i i i i i w t w a t t l l = = = + + λ ξ∑ ∑ for 1,j l= (8) of finding wsp (4) [ ]0; 1t∀ ∈ . furthermore we may consider parameters ( )a t and ( )tλ constant [ ]0; 1t∀ ∈ within the functional fields in (6) as the lower and upper functions in those fields are best accepted constant due to insignificant dynamics of the wear intensity and its volatility [1]. for making an example assume that and . (9) there is a matlab script-solver “wearinv” code on figure 1, which after having been run plots wsp bundle realizations (figure 2) as (8) on the background of the wear expectance . (10) here ( )0 0w = and 1000l = by increments 0.01 and 0.001 for ( )a t and ( )tλ correspondingly. figure 1 – matlab script-solver “wearinv” code for plotting wsp (4) bundle realizations by ( )0 0w = and 1000l = for (9) at increments 0.01 and 0.001 for ( )a t and ( )tλ correspondingly figure 2 – wsp (4) bundle realizations, obtained twice by ( )0 0w = and 1000l = for (9) at increments 0.01 and 0.001 for ( )a t and ( )tλ correspondingly on the background of 21 wear expectances bundle pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com predicting surface wear numerically on wear stochastic process bundle realizations under uncertainties of wear intensity and volatility … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 141 going for more complicated, for the case with functional uncertainty in smsw intensity ( )a t , which, say, lies within some zone, included functions ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )( )1 3 23 20.25 0.5 0.5 0.5 0.125 2 4a t b b bt b bt b bt b b b b−= + − + − + − + − + (11) for 2, 12b = , with the same volatility uncertainty in (9) there is a matlab script-solver “wearinv2” code on figure 3, working analogously to “wearinv” (figure 4). surely, codes of solver “wearinv” and solver “wearinv2” both may be easily modified for any needed cases with uncertainties in (6). moreover, these matlab scripts may be used for creating advanced matlab scripts or modules, aimed for researching smsw processes. figure 3 – matlab script-solver “wearinv2” code for plotting wsp (4) bundle realizations by ( )0 0w = and 1000l = for the volatility uncertainty in (9) by the uncertainty in smsw intensity ( )a t as (11) for 2, 12b = figure 4 – two wsp (4) bundle realizations by ( )0 0w = and 1000l = for the volatility uncertainty in (9) by the uncertainty in smsw intensity ( )a t as (11) for 2, 12b = (on the left side) on the background of 11 wear expectances bundle (on the right side) conclusion and the further investigation outlook having visualized wsp (4) bundle realizations under corresponding conditions allows to watch its stretching width, though for predicting smsw the most significant is the wear process upper evaluation (wpue) in the bundle. this wpue curve shows the worse case of wear could run. however, modeling bundles of wsp under uncertainties (6) should refer to the expectance (10), and with the bundle stretching more wide (through the time) it is recommended to inspect the working surface more scrupulously. and the further investigation outlook is on to schedule such inspections due to that wsp runs wider. references 1. andersson s. a random wear model for the interaction between a rough and a smooth surface / s. andersson, a. söderberg, u. olofsson // wear. – 2008. – volume 264, issues 9 – 10. – p. 763-769. 2. кузнецов д. ф. численное интегрирование стохастических дифференциальных уравнений : [монография] / кузнецов д. ф. – спб. : изд-во с.-петербургского государственного университета, 2001. – 712 с. надійшла 06.02.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_dudchak.doc дослідження технологічних параметрів пресування на адгезійну міцність антифрикційних полімерних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 91 дудчак т.в., дудчак в.п., остапенко р.м. подільський державний аграрно-технічний університет, м. кам'янець-подільський, україна дослідження технологічних параметрів пресування на адгезійну міцність антифрикційних полімерних покриттів постановка проблеми адгезійна міцність полімерного покриття з металевою основою, є одним з головних факторів що визначають надійність і довговічність відновлених деталей машин. на міцність зчеплення полімерного покриття з металом впливають: режими нанесення покриття (тиск, температура, час), фізична природа металу і полімеру, хімічна активність поверхонь, їхня мікрогеометрія, ступінь очищення від забруднення, товщина полімерного покриття, усадка, залишкові напруги. поряд з високою адгезійною міцністю покриття повинно мати достатню навантажувальну здатністю, зносостійкість, стабільність розмірів протягом усього періоду експлуатації. технологічні фактори відіграють вирішальну роль у зміні фізикомеханічних властивостей покриттів. тому, для розробки технології відновлення деталей машин композиційними полімерними покриттями була поставлена задача вивчити вплив технологічних факторів пресування на адгезійні і фізико-механічні властивості покриттів. аналіз останніх досліджень і публікацій для пояснення адгезійних процесів, між контактуючими тілами, висунуто багато теорій: механічну, адсорбційну, мікрореологічну, реологічну, електричну , электрорелаксаційну, дифузійну, молекулярно-кінетичну та ін. уперше дослідження з адгезії були проведені в 20-х роках мак-бенем [1, 2], що розглядав цей процес як механічне заклинювання клейового шару в порах підложки. ця теорія одержала назву механічної і прийнятна в основному до високопористих субстратів. вона не може пояснити процес склеювання полірованих деталей. у роботах дебройна, мак-ларена знайшла відображення адсорбційна теорія адгезії [3]. вона розглядає адгезію як результат прояву сил міжмолекулярної взаємодії між контактуючими поверхнями і підкоряється «правилу полярності», тобто молекули адгезиву і субстрату повинні бути або полярні, або неполярні. ця думка є помилковою стосовно полярних субстратів, що можуть бути склеєні неполярними адгезивом. крім цього, на практиці руйнування адгезійного з'єднання супроводжується деформацією адгезиву чи субстрату і залежить від швидкості прикладеного навантаження, у той час, як робота розриву міжмолекулярних чи хімічних зв'язків не повинна мати швидкісної залежності. адсорбційна теорія стосується тільки власне адгезії, що має місце на поверхні розділу фаз і не враховує адгезійну міцність [4]. б.ф. дерягін і н.а. кротова [5] розвили електричну теорію, в основі якої лежить припущення про вирішальний вплив подвійного електричного шару, який утворюється при контакті двох поверхонь. руйнування адгезійного зв'язку являє собою процес розведення «обкладок мікроконденсатору». явища, що мають місце при донорно-акцепторній взаємодії в зоні контакту, знайшли розвиток в електронній теорії, що розглядає механізм утворення подвійного електричного шару як перехід електронів через границю фаз. електронна й електрична теорії мають ряд слабких місць. зокрема, у них розглядаються закономірності формування адгезійного з'єднання, не приділяється належної уваги характеру наявної площі контакту, а також вони не можуть пояснити високі адгезійні властивості саженаповнених і струмопровідних адгезивів. электрорелаксаційна теорія розвита в роботі н.і москвітина [6], у якій адгезиційна міцність визначалася природою сил взаємодії між адгезивом і субстратом, наявною площиною контакту, діелектричною проникністю середовища між контактуючими крапками. н.і москвитін враховує релаксаційний характер механічних властивостей полімерів, однак недостатня увага приділялася власне адгезії, закономірностям формування адгезійного зв'язку. в основі дифузійної теорії, запропонованої с.с. воюцким адгезія полімерів зводиться до дифузії ланцюгових молекул, зникненню границі між адгезивом і субстратом і утворенню міцного зв'язку між ними [7]. дифузійна теорія в основному прийнятна для системи полімер-полімер і не пояснює механізму процесу склеювання скла, металів і т.д. а.а. берліним і в.е. басіним [8] розвита молекулярна теорія адгезії, що розглядає взаємодію адгезиву і субстрату як складний фізико-хімічний процес, з огляду на особливості мікроструктури полімерів. молекулярна теорія велику увагу приділяє термодинаміці адгезії – співвідношенням поверхневих енергій контактуючих тіл, закономірностям розтікання адгезиву. реологічний підхід розвитий у роботі я.о. бікермана [9], у який показано, що міцність адгезійpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження технологічних параметрів пресування на адгезійну міцність антифрикційних полімерних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 92 ного з'єднання визначається в основному когезійними властивостями контактуючих тіл. у цій теорії не враховується роль хімічної і молекулярної природи адгезивів, специфіка поводження полімерів у граничних шарах. на підставі вищевикладеного можна вважати, що всі ці теорії, власне кажучи, розглядають окремі питання і в основному чи доповнюють, чи удосконалюють одна одну. з технологічної позиції найбільш важливими є експлуатаційні характеристики, які впливають на адгезійну взаємодію – це адгезійна міцність полімерних покриттів з підложкою і їхня стабільність, що являє собою сумарний ефект взаємодії різних факторів. у процесі формування адгезійного контакту системи полімер-метал з часом відбувається збільшення наявної поверхні контакту і числа зв'язків, що з'єднують контактуючі поверхні. відповідно до концепції, розвинутої у роботах в.е. ґуля і співробітників [10, 11, 12], величина істинної поверхні контакту може змінюватись в результаті мікрореологічних процесів затікання полімерного адгезиву в мікронерівності поверхні субстрату. аналіз кінетики мікрореологічного процесу показує, що аналітичний підхід до кількісного визначення адгезійної міцності, може бути застосований при нанесенні покриттів з композиції на основі фенолоформальдегідної смоли, методом прямого пресування. таким чином, коли металевий субстрат являє собою поверхню з розвинутим мікрорельєфом, а адгезів-композицію на основі модифікованої фенолоформальдегідної смоли р2м, що знаходиться у в’язкотекучому стані, протікання мікрореологічних процесів представляється нам найбільш ймовірним. теоретичні передумови до дослідження адгезійної міцності полімерних композиційних покриттів при нанесенні покриттів із запропонованої антифрикційної полімерної композиції [13] можна виділити три її різних фізичних стани (див. рис.1), що по різному впливають на утворення адгезійних зв'язків: вихідне, в’язкотекуче, затверджене. перший стан пресматеріалів можна розбити на три стадії. на першій стадії заповнюються проміжки між частками за рахунок кращого їхнього упакування. на другій стадії в основному виникають сили міжмолекулярної взаємодії. третя стадія зв'язана з об'ємним тиском, ущільненої прескомпозиції. ця стадія ймовірно характеризується початком адгезійного з'єднання системи полімер-метал (заповненням макронерівностей підложки). рис. 1 – схема процесу утворення адгезійного з'єднання системи полімер-метал. оа – і заповнення пресформи; ав – іі стискання прескомпозиції; вр – ііі витримка під тиском; сд – iv розмикання пресформи; де – v знімання деталі міцність зв'язків на границі адгезив-субстрат визначається характером затвердіння композиції, що визначається в’язкотекучим і затвердженним станом. в’язкотекучий і затверджений стан композиції на основі модифікованої фенолоформальдегідної смоли р2м також можна розділити на три стадії. перша стадія відповідає пластично-в’язкому стану матеріалу. час і тривалість перебування пресматеріалу у в’язкотекучому стані визначається швидкістю хімічного процесу – поліконденсацією низькомолекулярних продуктів, які є у пресматеріалі. на цій стадії, очевидно, відбувається протікання мікрореологических процесів і в основному формується адгезійне з'єднання системи полімер-метал. тривалість циклу, с т ис к, м п а в’язко текучий стан початок утворення резітолу і резіту утворення резіту і закінчення затвердіння 0 а в с е д а а1 а2 а3 і іі ііі іv v pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження технологічних параметрів пресування на адгезійну міцність антифрикційних полімерних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 93 друга стадія, що йде з великою швидкістю, залежить в основному від швидкості утворення резитола і резіту. на цій стадії матеріал покриття одержує визначену, властиву йому механічну міцність і виділяється основна кількість летучих і вологи. адгезійні зв'язки на цій стадії характеризуються експлуатаційними властивостями – адгезійною міцністю покриття з підложкою. третя стадія – затвердіння, що йде з малою швидкістю, зв'язана з завершенням структурування. затвердіння на цій стадії йде, в основному, внаслідок утворення остаточного продукту – резіту. після остаточного затвердіння композиції і випресовки відновленої деталі з пресформи починається охолодження, шляхом тепловіддачі від поверхні покриття в навколишнє середовище. відбувається усадка і ряд інших явищ з нею зв'язаних, що приводять до об'ємних і лінійних змін. у покритті при цьому неминуче виникають залишкові напруги, які збільшують, або зменшують адгезійну міцність системи полімер – метал. на кінетику мікрореологічного процесу впливає тиск, температура і час контакту розплаву з підложкою. якщо оцінити величину адгезії напругою, яка необхідна для руйнування адгезійного з'єднання pσ , то за аналогією з виразами для когезійної міцності можна одержати [12]: pр rtе p еk / 1 ⋅ν⋅=σ , (1) де k1 – коефіцієнт, що враховує природу адгезиву і субстрату, а також факторів, що діють у процесі формування адгезійного з'єднання; v – швидкість навантаження; ер – енергія активації адгезійного руйнування; r – універсальна газова постійна; тр – температура руйнування. отже, при кращому заповненні дефектів поверхні, більш повно реалізуються умови міжмолекулярної чи хімічної взаємодії, природа яких може бути різна. якщо заповнення мікродефектів відбувається внаслідок розвитку деформації в’язкого плину ε, той вплив на адгезійну міцність факторів, що діють у процесі формування адгезійного з'єднання, можна врахувати, знаючи залежність ε від температури контакту тк, тиску пресування рi, часу контакту tк. залежність ε від р1 представлена в наступному вигляді: dt d ep ε ⋅η= α01 , (2) де р1 – тиск пресування, що викликає плин розплаву; 0η – коефіцієнт в'язкості при лінійній деформації; α – баричний параметр в'язкості. у свою чергу, 0η залежить від температури в зоні контакту: kа rtеae /0 =η , (3) де еа – енергія активації в'язкості плину; а – експоненціальний множеник. таким чином, )( 1 k а rt е k eta p +α− ⋅⋅=ε . (4) так як число зв'язків, що утворилися за рахунок міжмолекулярної взаємодії, пропорційно поверхні контакту розплаву і субстрату з розвинутим мікрорельєфом, то k1 у рівнянні (1) пропорційного ε. тоді підставляючи вираз (2) у рівняння (1), одержимо залежність напруги, що викликає руйнування адгезійного з'єднання: )](exp[1 p a k a kp pt e pt e at a kp −+−⋅ ν⋅ =σ . (5) мабуть, в міру того, як буде реалізовуватися здатність полімеру заповнювати мікродефекти, роль факторів, що впливають на адгезію в процесі формування адгезійного з'єднання, буде зменшуватися. наступить момент, коли збільшення тиску, температури і часу контакту не буде супроводжуватися ростом pσ . збільшення температури антифрикційної термореактивної композиції буде по різному впливати на ріст істинної площі контакту. очевидно, у визначеному інтервалі температур за рахунок зменшення в'язкості розплавленої маси буде збільшуватися площа істинного контакту, тобто й адгезійна міцність, pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження технологічних параметрів пресування на адгезійну міцність антифрикційних полімерних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 94 але з ростом температури з якоїсь межі, у зв'язку зі збільшенням швидкості затвердження термореактивної смоли, вона може затвердіти набагато раніш, ніж заповнить пори субстрату, що викличє зменшення площини контакту. отже діапазон температур повинний бути в строго визначених межах. передбачається, що тиск, і час витримки під тиском також у визначеному інтервалі буде позитивно впливати на формування адгезійного з'єднання. однак надмірне збільшення тиску може викликати руйнування вже сформованих зв'язків, і чим більше час витримки під тиском, тим слабкіше вони будуть. таким чином, для одержання максимальної адгезійної міцності при нанесенні покриття із запропонованої антифрикційної композиції, необхідно, варіюючи на визначених рівнях температуру, тиск і тривалість процесу, визначити їхній оптимальний діапазон. виклад основного матеріалу дослідження для вивчення технологічних факторів пресування на адгезійну міцність покриття з металевою основою (σсц), твердість нв, руйнівне напруження на стиск (σсж) і щільність (ρ) використовували антифрикційну полімерну композицію, що складається з колоїдного графіту, дисульфіду молібдену, порошкового поліамідного матеріалу і здрібненого препрега, що включає скловолокнистий наповнювач модифікований фенолоформальдегідною смолою р2м [13]. зразки для дослідження міцності зчеплення виготовляли зі сталі 45 діаметром 9 мм і довжиною 35 мм при цьому торці шліфували в призмі до шорсткості rz 32. перед нанесенням покриття торці дотичних поверхонь знежирювали ацетоном. пресматеріал перед нанесенням покриття, попередньо просушували при температурі 333 к в продовж 1,5 години. руйнівне напруження на стиск і величину адгезійної міцності покриття з металевою основою визначали на розривній машині мр-05. твердість визначали на твердомірі моделі mkv-1, по глибині вдавлення кульки діаметром 5 мм при навантаженні 50 кг. щільність визначали шляхом обмірювання відпресованого зразка мікрометром мк-25, і зважуванням на вагах марки вла-200 з точністю 0,1 мг. дослідження проводили при наступних режимах: тиск пресування 10 ... 90 мпа, температура пресформи 403 ... 463 к, час витримки під тиском 0,5 ... 1,5 хв/мм перетину. рівні варіювання технологічних факторів представлені в табл. 1. таблиця 1 рівні вимірювання факторів кодове значення рівнів значення фактора -1 0 +1 х1 – тиск пресування, мпа 10 50 90 х2 – час витримки, хв/мм 0,5 1,0 1,5 х3 – температура пресформи, к 403 433 463 таблиця 2 матриця планування і результати дослідів по визначенню впливу технологічних режимів пресування № досвіду х1 х2 х3 у1 у2 у3 у4 1 +1 +1 0 16,0 188 131,2 1694 2 +1 -1 0 13,6 139 85,2 1632 3 -1 +1 0 9,6 152 119,5 1679 4 -1 -1 0 10,4 139 82,0 1595 5 +1 0 +1 18,4 188 130,5 1694 6 +1 0 -1 8,0 80 59,4 1545 7 -1 0 +1 6,4 128 79,7 1562 8 -1 0 -1 5,2 97 62,5 1606 9 0 +1 +1 17,6 160 129,7 1679 10 0 +1 -1 10,0 86 55,5 1552 11 0 -1 +1 15,2 133 125,0 1666 12 0 -1 -1 4,0 74 46,1 1544 13 0 0 0 17,6 160 124,2 1687 14 0 0 0 16,9 168 127,4 1690 15 0 0 0 18,0 168 122,8 1680 151,3 1732 1230,5 21135 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження технологічних параметрів пресування на адгезійну міцність антифрикційних полімерних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 95 експериментальне дослідження проводили відповідно до матриці планування (табл. 2) за планом бокса-бенкина. параметрами оптимізації служили: адгезійна міцність покриття з основою (у1), твердість нв (у2), руйнівне напруження на стиск (у3), щільність (у4). в результаті математичної обробки експериментальних даних отримані моделі, що адекватно описують вплив технологічних режимів пресування: у1 = 17,5 + 3,05 х1 + 1,25 х2 + 3,8 х3 – 3,7 х12 – 1,5 х22 – 4,4 х32 + 2,3 х1 х3; (6) у2 = 165+ 10 х1 + 12 х2 + 34 х3 – 12 х22 – 43 х32 + 19,3 х1 х3 (7) у3 = 124,8 +7,81 х1 +12,2 х2 +30,2 х3 –12,8х12 – 6,8 х22 – 28,2 х32 + 13,5 х1 х3; (8) у4 = 1686 +15,4 х1 +20,9 х2 +40,5 х3 –21х12 – 14 х22 – 62,5 х32 + 48,2 х1 х3. (9) адгезійна міцність покриття є одним з головних факторів, що визначає надійність роботи нанесеного покриття. аналіз даних отриманих при дослідженні адгезійної міцності (у1) показав, що величина адгезії, у залежності від технологічних факторів пресування, коливається у великих межах і складає 4 ... 18 мпа. зважаючи на те, що фактор часу відіграє істотну роль у продуктивності процесу, оптимальне значення часу витримки під тиском приймаємо мінімальним (0,8 хв/мм перетину), для одержання адгезійної міцності 18 мпа. оптимальні значення температури і тиску пресування визначали при х2 = – 0,4, досліджуючи при цьому параметрі адгезійну міцність (у1), твердість (у2), руйнівне напруження на стиск (у3), щільність (у4). висновки аналіз результатів досліджень дозволив зробити наступні висновки: 1. технологічні параметри пресування значно впливають на міцність зчеплення і фізикомеханічні властивості покриттів, при цьому міцність зчеплення змінюється з 4 до 18,4 мпа, твердість нв із 74 до 188 мпа, руйнівне напруження на стиск із 46,1 до 131,2 мпа, щільність з 1544 до 1694 кг/м3. 2. у зв′язку з тим, що фактор часу впливає на продуктивність технологічного процесу, мінімальний час витримки під тиском прийнятий 0,8 хв/мм перерізу, забезпечуючи максимальну адгезійну міцність у межах 17 ... 18 мпа. 3. при міцності зчеплення 18 мпа фізико-механічні властивості знаходяться в межах: твердість нв 16,5...17 мпа, щільність 1690 … 1694 кг/м3, руйнівне напруження на стиск 125 … 130 мпа. 4. пресування антифрикційних покриттів доцільно проводити при наступних режимах: а) час витримки під тиском – 0,8 хв/мм перерізу; б) тиск пресування – 54 ... 75 мпа; в) температура пресформи – 438 ... 463 к. література 1. кардашов д.а. синтетические клеи. – м.: химия, 1968. – 592 с. 2. москвитин н.и. физико-химические основы склееванния и прилипания. – м.: лесная промышленность, 1964. – 248 с. 3. дебройн н.а. некотрые вопросы адгезии. – химия и технология полимеров, 1961, № 6. – с. 126. 4. берлин а.а., басин в.е. – у кн.: адгезия и прочность адгезионных соединений / мднтп им. ф.э.дзержинського. – м. – 1968, № 1. – с. 22 29. 5. дерягин б.в., кротова н.а. адгезия. – м.: ан ссср, 1949. – 244 с. 6. москвитин н.и. склеевание полимеров. – м.: лесная промышленность, 1968. – 304 с. 7. воюцкий с.с. аутогезия и адгезия высокополимеров. – м.: ростехиздат, 1960. – 244 с. 8. берлин а.а., басин в.е. основи адгезии полимеров. – м.: химия, 1974. – 392 с. 9. бикерман я.о. новые представленния о прочности адгезионных связей полимеров. – успехи химии, т. 9, вып. 8, 1972. – с. 1431-1436. 10. гуль в.е., генель с.в. микрореологические представлення о адгезии плёночных полимерных материалов. – в кн.: адгезия и прочность адгезионных соединений. – м., 1968. – с. 30-38. 11. гуль в.е., вахрушина л.н. исследование механизма адгезии в зоне контакта металл-розплав полимера. – високомолекулярные соединения, т. (а) 18, 1976, № 1. – с. 122-126. 12. гуль в.е., кудряшова л.л. – в кн.: адгезия полимеров. – м.: изд. ан ссср, 1968. – с. 134 – 136. 13. а.с. №1218661 ссср. антифрикционная композиция / дудчак в.п. и др., заявка №3606035, 1985. надійшла 03.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 20_bober.doc особенности изменения в процессе износа триботехнических свойств стальных поверхностей упрочненных воздействием … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 130 бобер м.в., варченко в.т., аврамчук с.к., волкогон в.м. институт проблем материаловедения им. и.н. францевича нан украины, г. киев, украина особенности изменения в процессе износа триботехнических свойств стальных поверхностей упрочненных воздействием электрического разряда введение повышение долговечности пар трения, работающих в условиях фрикционного контакта, можно обеспечить путем формирования на рабочих поверхностях функциональных покрытий [1]. электрофизические методы (плазменная и лазерная обработка, электроискровое легирование) являются одними из наиболее эффективных путей поверхностного упрочнения деталей, когда изменение свойств материала происходит под воздействием высококонцентрированных потоков энергии [2]. в институте проблем материаловедения им. и.н. францевича нан украины для увеличения срока службы рельсового транспорта разработан метод поверхностного упрочнения рельс [3, 4] и конструкция оборудования для его реализации [5, 6], в основу которого положено действие мощного электрического разряда в результате которого на обрабатываемой поверхности формируется нерегулярный микрорельеф с измененными структурой и свойствами [7, 8]. последнее обусловлено сверхвысокими скоростями нагрева и охлаждения, контактом ювенальных поверхностей друг с другом и с элементами окружающей среды в условиях импульсного воздействия высоких температур и давлений, высокой скоростью диффузионных процессов. в микрообласти действия электрического импульса, по данным металлографического анализа, содержится значительное количество высокодисперсных карбидов. такая структура аналогична структуре материалов построенных по правилу шарпи и при работе на истирание, которое имеет место при фрикционном контакте пары «рельс-колесо», должна обеспечивать высокую износостойкость [9], что и нашло подтверждение результатами испытаний трамвайных рельс в реальных условиях эксплуатации [10]. представляет интерес как изменяются триботехнические характеристики неупрочненных поверхностей и упрочненных обработкой импульсным электрическим разрядом по мере их изнашивания и изучению этого вопроса посвящено настоящее исследование. методика эксперимента и исследований в качестве объекта исследований была выбрана рельсовая марганцовистая сталь м76 после обкатки в условиях эксплуатации в состоянии поставки и упрочненная воздействием мощного импульсного электрического разряда с плотностью кратеров на поверхности 55 65 %. упрочнение образцов воздействием мощного электрического разряда (i = 50 100 а, u = 25 40 в) осуществляли одноименным стальным электродом из стали 65г для исключения влияния на процессы кристаллизации возможного образования новых химических соединений или твердых растворов. из указанных рельсов вырезали фрагменты головки (рис. 1). а б рис. 1 – общий вид фрагмента рельса из стали м76 для исследований (а) и его поверхности после обработки импульсным электрическим разрядом (б) изучение триботехнических свойств неупрочненных и упрочненных образцов рельса осуществляли на машине трения м-22м по схеме сопряжения «вал-плоскость», используя контртело из стали р18 (hrc 60…63) при скорости скольжения v = 1 м/с под внешней нагрузкой р = 10 кг со смазкой (инpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изменения в процессе износа триботехнических свойств стальных поверхностей упрочненных воздействием … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 131 дустриальное масло и-20). нагрузка циклическая – 5 циклов в течение 30 с. после каждого циклического нагружения измеряли ширину и длину пятна контакта образца по которым рассчитывали площадь его контакта sсред., определяли коэффициент трения f, а также производили взвешивание образца с целью определения потери его массы в процессе трения. по данным измерений глубины пятна контакта и длины дуги сегмента выработки образца рассчитывали объем выработанного материала и определяли темп износа материала образцов. после каждого проведенного определения триботехнических характеристик образцов производили снятие их поверхностного слоя на глубину 15 20 мкм и эксперименты повторяли, фиксируя все указанные выше показатели. послойное снятие испытуемых образцов производили на глубину измененного слоя образца упрочненного действием электрического разряда, который согласно [8] составлял 120 мкм. кроме того, определяли триботехнические характеристики образцов при снятии слоя на глубину 0,5 мм и 1 мм. такая методика позволила смоделировать динамику износа и характер изменения триботехнических свойств упрочненных и неупрочненных рельс в процессе их эксплуатации. следует отметить, что в процессе эксплуатации неупрочненных рельс в результате наклепа их поверхностные слои претерпевают структурные изменения, которые влияют на силу трения и интенсивность изнашивания [11, 12]. структура рельса состоит из нескольких слоев, верхний из которых, так называемый, «белый травленый», находится в наноструктурном состоянии [13] и характеризуется повышенной хрупкостью и значительным количеством трещин. его толщина составляет порядка 40 мкм и ниже его находится слой толщиной порядка 60 70 мкм с другой микроструктурой и меньшей величиной твердости. это обстоятельство может оказывать существенное влияние на триботехнические характеристики рельс по мере их изнашивания. обсуждения результатов исследования на рис. 2 приведен график износа материала упрочненных действием электрического разряда (1) и неупрочненных (2) образцов рельс по глубине снятия поверхностного слоя h (мкм). 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0 50 100 150 величина снятого слоя h, мкм и зн о с i, гр /к м ряд1 ряд2 рис. 2 – график износа материала образцов рельс упрочненных действием электрического разряда (1) и неупрочненных (2) в первоначальный момент износ упрочненного образца несколько выше – это обстоятельство можно объяснить тем, что в данном случае износу подвержен «белый слой» образующийся в процессе электроимпульсной обработки, который по данным растровой электронной микроскопии характеризуется наличием дефектов в виде трещин (рис. 3). увеличение износа материала образцов по глубине соответствует изменению их твердости, которая снижается в направлении от поверхности к основе (рис. 4), и обусловлена структурным состоянием их поверхностного слоя. повышение износа по глубине упрочненного образца может быть связано с наличием трещин, которые хорошо видны в «белом слое» и распространяются вглубь измененного слоя (рис. 3). хрупкое разрушение этого слоя может способствовать увеличению износа. на глубине порядка 30 мкм происходит стабилизация износа, а после снятия 50 мкм заметно его снижение обусловленное, по видимому, с одной стороны, полным удалением дефектов, а с другой стороны, обнажением износостойких дискретных участков с измененной структурой, образовавшихся при воздействии импульсного электрического разряда. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изменения в процессе износа триботехнических свойств стальных поверхностей упрочненных воздействием … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 132 рис. 3 – рэм-изображение микроструктуры поверхности образца, упрочненной действием электрического разряда а б рис. 4 – микроструктура (а) и характер распределения твердости (б) по поверхности измененного слоя образца после воздействия импульсным электрическим разрядом примечательно, что линейное увеличение изнашивания неупрочненного образца наблюдается на глубину порядка 40 50 мкм т.е. глубину, которая соответствует толщине дефектного хрупкого наклепанного слоя, после чего имеет место снижение износа до глубины 72 80 мкм и в дальнейшем изнашивание образца менее интенсивно. для упрочненного образца на глубине 72 80 мкм, которая соответствует пограничной области между безпористым слоем обогащенным углеродом, и пластичной переходной зоной термического влияния (рис. 4, а), износ материала также существенно снижается практически до первоначального значения и при дальнейшем снятии материала износ снова начинает увеличиваться уже по следующему слою упрочнения, аналогично неупрочненному образцу, однако величина износа значительно меньше. увеличение износа упрочненных образцов на глубине пластической переходной зоны термического влияния может быть связано с уменьшением сплошности сформированного в процессе электроимпульсной обработки микрорельефа при послойном снятии материала образцов, поскольку в исходном состоянии сплошность покрытия кратерами от электрических разрядов была выбрана оптимальной для износостойкости. на глубине 120 мкм износ упрочненных образцов почти в 2 раза меньше чем неупрочненных образцов. по глубине для обоих видов образцов наблюдается также увеличение коэффициента трения, причем более заметно этот эффект проявляется у неупрочненных образцов (рис. 5). если в начальный момент коэффициент трения для неупрочненного fн и упрочненного fу образцов составляет 0,055 и 0,08, соответственно, то на глубине 18 мкм они уже одинаковы и в дальнейшем увеличение коэффициента трения для неупрочненного образца по глубине происходит более интенсивно, в то время как для упрочненного образца оно имеет практически линейный характер. и только на глубине 120 130 мкм этот показатель для обоих образцов имеет одно и то же значение. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изменения в процессе износа триботехнических свойств стальных поверхностей упрочненных воздействием … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 133 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0 50 100 150 величина снятого слоя h, мкм к о эф ф и ц и ен т тр ен и я f ряд1 ряд2 рис. 5 – изменение коэффициента трения образцов при послойном снятии материала: 1 – упрочненный образец; 2 – неупрочненный образец темп износа материала по глубине для исследованных образцов также существенно отличается (рис. 6). 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0 20 40 60 80 100 120 140 величина снятого слоя h, мкм п л о щ ад ь п ят н а ко н та кт а s , м м 2 ряд1 ряд2 рис. 6 – темп износа материала образцов по глубине снятого слоя: 1 – упрочненный образец; 2 – неупрочненный образец кривые темпа износа образцов по глубине снятого слоя имеют одинаковый характер отличаясь лишь начальным этапом для упрочненного образца, связанным с износом «белого слоя», о чем упоминалось ранее. на глубине 120 мкм темп износа неупрочненных образцов в 2 раза выше в сравнении с упрочненными образцами, что хорошо согласуется и с результатами сравнительных испытаний износостойкости трамвайных рельс в реальных условиях эксплуатации [10]. на глубине 500 мкм темп износа неупрочненных образцов составляет 0,035 гр/км, в то время как этот показатель для упрочненного образца составляет 0,008 гр/км, а на глубине 1000 мкм темп износа обоих образцов выравнивается и составляет 0,031 гр/км. детальный анализ состояния поверхности образцов после снятия материала на глубину 500 мкм свидетельствует о том, что на неупрочненных образцах присутствует значительное количество усталостных трещин, в то время как на упрочненных образцах их практически нет. на глубине 1000 мкм наличие трещин на обоих образцах не обнаружено. таким образом, проведенные исследования показали, что нанесение покрытий мозаичного вида на рабочую поверхность рельс путем их обработки мощным импульсным электрическим разрядом, обеспечивают повышение их трибологических характеристик на протяжении всего процесса изнашивания, при этом, износостойкость снижается от поверхности по глубине измененного слоя материала в 2 раза. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изменения в процессе износа триботехнических свойств стальных поверхностей упрочненных воздействием … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 134 литература 1. волкогон в.м., карюк г.г., антонюк в.с. эффективность и перспективы применения функциональных покрытий в технике // вісті академії інженерних наук україни. серія машинобудування та прогресивні технології. – 2000. – № 4. – с. 4-10. 2. верхотуров а.д., муха и.м. технология электроискрового легирования. – к.: техника, 1982. – 182 с. 3. волкогон в.м., аврамчук с.к., стрелец е.в. формирование упрочняющих покрытий под действием мощного электрического разряда // матер. 5-й междунар. науч.-техн. конф. «инженерия поверхности и реновация изделий», 24-26 мая 2004 г. – с. 48-51. 4. патент №84770, україна, мпк в23н 9/00, с23с 4/00. спосіб нанесення зносостійких покриттів / в.с. антонюк, в.м. волкогон, о.с. кліманов, с.к. аврамчук, о.б. сорока, а.в. кравчук, м.в. бобер. – заяв. 21.12.06. опубл. 21.11.2008. – бюл. № 22. 5. волкогон в.м., аврамчук с.к., кліманов о.с., кравчук а.в., бобер м.в. розробка конструкції устаткування для зміцнення поверхонь рейок дією потужного імпульсного електричного розряду // зб. наук. ст. „проблеми ресурсу і безпеки експлуатації конструкцій, споруд та машин”. – к.: іез ім. є.о. патона нан україни. – 2009. – с. 429-435. 6. патент №50658, україна, мпк в23н 7/26. роторна електродна головка для формування зносостійких покриттів / в.м. волкогон, с.к. аврамчук, о.с. кліманов, а.в. кравчук, м.в. бобер. – заяв. 14.10.2009. опубл. 25.06.2010. – бюл. № 12. 7. волкогон в.м., аврамчук с.к., бобер м.в., павличук т.в. влияние материала электрода на структуру и свойства поверхностного слоя сталей после воздействия импульсного электрического разряда большой мощности // матер. 7-й междунар. науч.-техн. конф. «инженерия поверхности и реновация изделий», 29-31 мая 2007 г. – с. 33-38. 8. особливості формування топографії і структури зносостійких покриттів мозаїчного типу дією імпульсного електричного розряду / м.в. бобер, в.м. волкогон, с.к. аврамчук, н.г. палагута, а.о. скринька // доповіді нан україни. – 2011. – № 1. – с. 70-75. 9. бобер м.в., аврамчук с.к., волкогон в.м. зносостійкість марганцевої сталі м76 з дискретними покриттями сформованими дією імпульсного електричного розряду // матер. 8-й междунар. науч.техн. конф. «инженерия поверхности и реновация изделий». – к.: атм украины, 2008. – с. 23-28. 10. волкогон в.м., аврамчук с.к., павличук т.в., бобер м.в. особенности и эффективность упрочнения рельс действием мощного импульсного электрического разряда // сб. докл. междунар. науч. конф. «актуальные проблемы физики твердого тела». т. 3. – минск: изд. центр бгу. – 2007. – с. 422425. 11. lojkowski w., milman y.v., chugunova s.i., goncharova i.v., djahonbakhsh m., burkle g., fecht h.j. the mechanical properties of the surface layer on railway rails // mater. sci. eng. – 2001. – a 303. – p. 209-215. 12. baumann g., knothe k., fecht h.j. surface modification, corrugation and nanostructure formation of high speed railway tracks // nanostructure materials. – 1997. – 9. – p. 751-754. 13. lojkowski w., djahonbakhsh m., burkle g., gierlotka s., zielinski w., fecht h.j. formation of nanocrystalline iron carbon alloy on the surface of railway rails // mater. sci. eng. – 2001. – a 303. – p. 197. надійшла 24.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_stelmah.doc адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 63 стельмах а.у. национальный авиационный университет, г. киев, украина адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов в граничных слоях (дпгс) радиального подшипника скольжения с их физико-механическими, теплофизическими свойствами и механизм возникновения вторичных течений 1. введение для управления работоспособностью трибосистем с граничным трением первостепенное значение имеет понимание ее взаимосвязи с физико-химическими, физико-механическими и теплофизическими закономерностями, проявляющимися на рабочих поверхностях трибоконтакта и в смазочной среде. знание доминирующих процессов, вызывающих разрушение трибосистем во время эксплуатации, могут быть получены лишь на основе достоверных экспериментальных данных о тепловых, силовых и фазовых параметрах поверхностей и среды во время трения, то есть в динамике. получение качественных закономерностей поведения множества взаимосвязанных различных динамических параметров, характеризующих один процесс – трение, необходимо для построения физической модели процесса граничного трения и на ее основе разработки эффективных методов управления работоспособностью трибосистемы. до настоящего времени построение такой модели сдерживалось противоречивостью существующих подходов к проблеме граничного трения: 1 – традиционного адгезионно-деформационного [1, 2, 3], в котором давление в граничном слое, отождествляемое с герцевскими контактными напряжениями, считается всегда выше давления окружающей среды, а динамические процессы в граничном слое полностью игнорируются; 2 – более раннего, эластогидродинамического (эгд) подхода, где на основе динамических процессов в тонком смазочном слое рассматривается лишь эпюра избыточного давления относительно давления окружающей среды, но игнорируются адсорбционно-деформационные взаимодействия поверхностей [4, 5, 6]. для разрешения этого противоречия необходим компромиссный подход, учитывающий динамические процессы в граничном слое наряду с адгезионно-деформационными взаимодействиями рабочих поверхностей. для модельных трибосистем с линейным контактом в условиях граничного трения скольжения было установлено повышение износостойкости с ростом мгновенных контактных напряжений, асимметрия профилей износа дорожек скольжения, возникновение первичных узлов адгезионного взаимодействия в диффузорной области (до) и оседание продуктов изнашивания в конфузорной области (ко) [7]. полученные закономерности не находят однозначного объяснения в рамках традиционных представлений, основанных на адгезионно-деформационной теории граничной смазки [1 3]. для объяснения этих результатов была выдвинута гипотеза [8] о возникновении в граничном слое трибоконтакта двух разнополярных процессов, инициированных микротечениями в смазочной среде, которые приводят к появлению областей разряжения в до и сжатия – в ко. для подтверждения этой гипотезы необходимы исследования динамических процессов в их взаимосвязи с физическими и тепловыми процессами в диффузорной и конфузорной областях трибоконтакта. в связи с изложенным, цель настоящей работы – на базе разработанного специального аппаратно-методического комплекса [9] провести систематические исследования взаимосвязи дпгс радиального подшипника скольжения с параметрами трения (скорость, нагрузка, вязкость среды и ее фазовый состав, давление, геометрия контакта) с фактическим напряженным состоянием поверхностей, термоэффектом, трибокавиатцией, силой трения и предложить механизм возникновения вторичных течений. 2. методы и материалы для исследования динамических и теплофизических процессов в граничных слоях напряженного состояния поверхностей трения использовался комплекс методов и аппаратуры, описанных в работе [9]. это приборы: изучения дпгс и распределения давления в граничных слоях (асб-01, асб-02); изучения теплового распределения в смазочных слоях в динамике (асб-02т, тепловизор thermacamtm65); распределения давления в граничных слоях с определенным зазором (асб-03). оптико-поляризационным методом исследовали распределение напряжений в модельном подшипнике скольжения как в статических условиях нагружения, так и при трении. влияние скорости pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 64 скольжения, направления сканирования, величины осевой нагрузки и вязкости смазки на распределение давлений в ее граничных слоях линейного трибоконтакта изучали с использованием модернизированных современными цифровыми и программными продуктами приборах асб-01 и асб-02. динамические и тепловые процессы в граничных слоях изучены в широком диапазоне осевых нагрузок (от 1 до 150 н) и линейных скоростей скольжения от 0,01 до 2,0 м/с в среде различных классов смазочных материалов: авиационный керосин тс-1, авиационные моторные масла: минеральное мс-20 и синтетическое ипм-10, авиационное гидравлическое мало амг-10, холодильное масло хф-12-16, глицерин хч, вакуумное масло вм-6, диалкилбензольное синтетическое масло, дистиллированная вода и др. 3. результаты и обсуждение экспериментальных исследований 3.1. распределение давления в граничных слоях путем сканирования распределения давления в граничных слоях приемным устройством, расположенным на рабочей неподвижной поверхности модельной трибосистемы, получены экспериментальные эпюры давления в нормальных условиях (рис. 1), свидетельствующие о возникновении по обе стороны контакта симметричных относительно середины контакта, но разно-полярных процессов: сжатия – в области входа вала в контакт, и разрежения – в области выхода из контакта. а б рис. 1 – распределение перепада давления ∆p в граничных слоях керосина тс-1 относительно атмосферного по координате сканирования x перпендикулярно контакту скольжения: а – вращение по часовой стрелке; б – вращение против часовой стрелки; [ав] – ширина линейного контакта контртела 1 и ролика 2 с радиусом rp (45 мм); ω – частота вращения 100 мин-1, n – осевая нагрузка (4 н) избыточное давление смещается в сторону области разрежения относительно оси симметрии контакта. это свидетельствует о том, что фактический контакт при скольжении является подвижной динамически изменяемой системой поверхность-среда-поверхность. такое смещение вызвано перераспределением контактных напряжений в поверхностях в соответствии с контактными трибогидродинамическими процессами сжатия и разрежения граничных слоев. минимальную толщину смазочного слоя в трибоконтакте без учета его разрежения не следует рассматривать, как однозначный критерий нагруженности подшипников скольжения. контактные течения граничных слоев смазки, а также возникающие околоконтактные зоны сжатия и разрежения граничных слоев среды полностью определяются условиями трения (осевая нагрузка и скорость). прямыми экспериментальными измерениями интегрального давления в контактной и околоконтактной зонах установлено градиентное изменение давления на обеих границах переходной области: с максимумом со стороны конфузорной и с минимумом – в диффузорной. эта же закономерность сохраняется для разных скоростей скольжения от малых до умеренных (0,001 … 0,8 м/с) в разных средах (рис. 2, 3). экспериментально установлено (рис. 2), что сила трения скольжения, определяемая мощностью, потребляемой электроприводом, возрастает пропорционально увеличению избыточного давления среды в конфузорной области контакта, которое, в свою очередь, возрастает с увеличением вязкости среды, осевой нагрузки и линейной скорости скольжения. следовательно, сила трения скольжения является отражением деформационных и адгезионных процессов, протекающих в граничных слоях смазки в конфузорно-диффузорных областях контакта. при этом в диффузорной области контакта в (рис. 2), то есть в области понижения давления, характер распределения давления существенно отклоняется от симметричного (пунктир), как это имело место в авиакеросине (рис. 1). объясняется это особенностями поведения pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 65 жидкости в условиях пониженного относительно окружающей среды давления, когда она «вскипает» и переходит в двухфазное состояние, а также техническими трудностями при измерении разрежения в реальных жидкостях. рис. 2 – распределение перепада давления ∆p в граничных слоях диалкилбензольного масла относительно атмосферного по координате сканирования x перпендикулярно контакту при разных скоростях скольжения (0,2; 0,4; 0,6; 0,8 м/с). [ав] – ширина линейного контакта на воздухе контртела 1 и ролика 2 с радиусом rp (45 мм); ω – частота вращения; n – осевая сила сжатия (4 н). пунктирная линия – предполагаемое реальное распределение давления в граничных слоях распределение давления в граничных слоях (масло ипм-10) при различных нагрузочноскоростных параметрах (рис. 3) показывает повышение интенсивности динамических процессов как в конфузорной, так и в диффузорной областях трибоконтакта скольжения с увеличением линейной скорости υ и осевой нагрузки n. при осевой нагрузке 2 н, линейной скорости 0,02 м/с и площади контакта 4 мм2 степень разрежения достигала 50 кпа. а б рис. 3 – распределение давления в контактной и околоконтактной областях: а – v = 0,044 м/с; n = 1н; 2н; 3н; 4н; 5н; 6 н; б – n = 2 н и v = 0,04; 0,08 и 0,12 м/с таким образом, анализ зависимостей (рис. 1 3) показывает, что величина осевой нагрузки и скорости скольжения трибоконтакта полностью определяют интенсивность дпгс, то есть вторичных течений, которые в свою очередь приводят к возникновению разнополярных градиентов давления по обе стороны контакта. необходимо отметить разницу в явлении разнополярного градиента давления, возникающего в контактной области в граничном слое смазки и в твердом теле при его нагружении перемещающимся индентором. общепризнанно [10], что «даже при однократном взаимодействии истираемая поверхность pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 66 последовательно подвергается действию сжимающих и растягивающих напряжений, так как каждый выступ поверхности гонит перед собой волну напряжений, сжимая материал впереди и растягивая позади». эффект разнополярного градиента давления на обоих фронтах перемещения нагруженного индентора по поверхности твердого тела, обнаруженный при качении и скольжении в работах [2, 11], обусловлен не гидродинамическими процессами, а движением дислокаций в твердом теле (общепринято, что при трении положительный градиент напряжений в поверхностях возникает при сжатии, а отрицательный при растяжении). поэтому природа обоих внешне схожих эффектов градиента давлений в жидкой среде и в твердом теле различна и, следовательно, они не могут быть сопоставимы. 3.2. схема образования разнополярных градиентов давления в граничных слоях на рис. 4 показана схема возникновения вторичных течений граничных слоев смазки в конфузорных и диффузорных областях при трении скольжения вала 1 по модельному плоскому подшипнику 2 в упругодеформированных участках аов и в бесконтактных зонах faс и bed. при скорости набегающих с валом граничных слоев υл в конфузорной области fа возникает обратное движению вала гидродинамическое течение υгд и на участке ао – контактно-гидродинамическое течение υконт. трение этих течений с фрагментами граничных слоев, набегающих с валом, приводит к увеличению давления в конфузорной области контакта. на диффузорном контактном участке ов происходит понижение давления упругодеформированных и, следовательно, с минимальным количеством фрагментов эжк-слоев, прошедших область максимальных напряжений оо1. поэтому под действием давления окружающей среды в зазор на участке ов будут стремиться фрагменты смазки из кромки диффузорного зазора вв1 со скоростью υконт. также под действием давления окружающей среды в области dbe возникает гидродинамическое течение со скоростью υгд из объема смазки в контакт. рис. 4 – схема возникновения вторичных течений, инициирующих возникновение разно-полярных градиентов давления в граничных слоях (а) и соответствующие им распределения контактных напряжений σ в поверхностях трения и давления pm в граничных слоях смазки (б): σs – без трения (ω = 0); σк – суммарное контактно-гидродинамическое давление при трении (ω > 0); σn – суммарное поле контактных реактивных напряжений при трении (ω > 0) учитывая разнополярность давления рm, возникающего при трении в граничных слоях, контактные напряжения σк определяются как разница герцевских контактных напряжений в статике σs и давления рm. суммарные реактивные напряжения σn, действующие на поверхность вала при трении, включают в себя сумму давления граничных слоев рm и напряжения σs. таким образом, контактные напряжения увеличиваются в области выхода вала из контакта и уменьшаются – в области входа. при этом сопротивление движению вала создается не только деформационно-адгезионным взаимодействием поверхностей, но и дпгс, вызванными градиентами давления. перепад давления в граничных слоях при трении (рис. 1) указывает на то, что статические напряжения в поверхности модельного вала при его движении смещаются в направлении, противоположном движению, а контактные напряжения – в направлении выхода вала из контакта, где возникает разрежение смазочной среды. это подтверждается поляризационно-оптическими исследованиями трения в динамике (рис. 5). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 67 а б в рис. 5 – контактные напряжения в изотропном кристалле (поляризованный свет) при сжатии нагрузкой n: а – на воздухе в статике; б – смоченный маслом (эжк-слоями) в статике; в – то же при трении по часовой стрелке экспериментальное перераспределение контактных напряжений сухих и смоченных эжкслоями поверхностей (рис. 5, а) можно представить схематически (рис. 6). образование линейного контакта аaвa шириной ba поверхности вала 1 и поверхности плоского подшипника 2 происходит под действием осевой силы ng, когда в поверхностях возникают контактные напряжения σа на воздухе. его расширение до аdвd с шириной bd и соответствующим их уменьшением до σd с учетом наличия на них эжк-слоев толщиной d связано с жидкокристаллической природой граничных слоев. таким образом, представленный механизм возникновения линейного контакта эжк-слоями заключается в анизотропии свойств граничных слоев, адсорбированных на рабочих поверхностях, что приводит к уменьшению максимальных расчетных контактных напряжений вследствие увеличения фактической площади их действия упругодеформированными эжк-слоями (рис. 6). рис. 6 – схема образования линейного контакта аaвa шириной ba поверхности вала 1 и поверхности плоского подшипника 2 под действием осевой силы ng и возникновение в них контактных напряжений σа на воздухе и его расширение до аdвd с шириной bd и соответствующим их уменьшением до σd с учетом наличия на них эжк-слоев толщиной d таким образом, реально протекающие динамические процессы в граничных слоях (дпгс) полностью определяют фактическое напряженное состояние поверхностей трибоконтакта. 3.3. распределение давления в граничных слоях при их трении скольжения в зависимости от зазора между поверхностями трибосистемы представленные выше результаты указывают на протекание динамических процессов в граничных слоях смазочной среды в модельном подшипнике скольжения не только при его осевом нагружении, но и при бесконтактном вращении вала. поэтому представляют интерес исследования динамики возникновения вторичных течений в граничных слоях смазочной среды в модельном подшипнике скольжения с изменяемым зазором между поверхностями. на первом этапе изучалось влияние степени погружения вращающегося вала в смазочную среду на потребляемую электроприводом мощность, то есть на величину трения граничных слоев с покоящейся смазочной средой в объеме при отсутствии преград в виде других поверхностей (рис. 7). при постепенном погружении вращающегося модельного вала в смазочную среду и отсутствии преград в виде других поверхностей, то есть путем постепенного погружения вала в pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 68 жидкость, существенно увеличиваются силы гидромеханического сопротивления, которые определены по изменению мощности w, потребляемой электроприводом. при этом с увеличение частоты вращения вала и глубины погружения его в среду потребляемая мощность возрастает. очевидно, что увеличение вязкости смазочной среды при прочих равных условиях приведет к увеличению потерь энергии на ее перемешивание вследствие гидромеханического трения набегающих граничных и покоящихся слоев. полученные результаты (рис. 7) показывают, что наряду с уменьшением вязкости смазочной среды к экономии энергии также приводит уменьшение смазываемой площади деталей трибосистем, погруженной в данную среду. рис. 7 – зависимость мощности двигателя w от частоты вращения ω и глубины погружения l модельного вала в смазочную среду (вакуумное масло вм-6) рис. 8 – распределение перепада давления p в граничных слоях вакуумного масла вм-6 от частоты вращения ω при минимальном зазоре 0,5 мм в координате 0 при наличии плоской неподвижной поверхности на некотором расстоянии от рабочей поверхности модельного вала по обе стороны минимального геометрического зазора обнаружены две характерные области в направлении вращения вала (рис. 8). на входе в зазор давление повышается и возникают вторичные обратные течения; на выходе из зазора происходит разрежение среды, и возникают соответствующие течения из среды в зазор, что наблюдается визуально. зазор = 1 мм зазор = 0,75 мм зазор = 0,5 мм зазор = 0,25 мм pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 69 зазор = 0,1 мм зазор = 0,05 мм рис. 9 – распределение перепада давления в граничных слоях вакуумного масла (+δр та – δр) по координате х относительно минимального зазора (6 мм) при разных скоростях вращения вала ω и минимального зазора определенной величины (1; 0,5; 0,25; 0,1; 0,05 мм) между поверхностью вала и неподвижной плоской стенкой. глубина погружения минимального зазора в масло 14 мм этот эффект подтверждается множественными экспериментами в различных смазочных средах, в частности, в вакуумном масле вм-6 (рис. 9). при этом с увеличением частоты вращения вала в указанном диапазоне (рис. 8, 9) градиенты давления относительно области минимального зазора возрастают практически линейно. представленные зависимости потерь мощности привода на трение и максимального перепада давления (рис. 8, 9) от частоты вращения и фиксированного зазора между рабочими поверхностями модельной трибосистемы указывают на их тесную взаимосвязь. аппроксимация полученных экспериментальных данных (рис. 10, а) позволяет предположить, что при трении граничных слоев в микрометровом и нанометровом зазоре перепад давления ∆p возрастет на порядки, что вызвано соответствующим на порядки ростом градиентов давления (рис. 10, б). это предположение составило основу разработки и создания насосов нового типа и микронаноразмерную триботехнику [12, 13]. при больших минимальных зазорах (hmin > 0,5мм) и малых скоростях вращения ω (ω < 300мин-1) давление в граничных слоях будет близким к атмосферному, что свидетельствует о малых скоростях вторичных возвратных течений в конфузорной области и приводит к излому зависимостей ∆p(hmin). увеличение скорости вращения вала интенсифицирует динамические процессы трения набегающих и вторичных течений, что соответственно приводит к росту градиентов давления. а б рис. 10 – зависимости потери мощности привода на трение w (а) и максимального перепада избыточного давления рmax (б) от скорости вращения модельного вала и величины зазора (hmin) таким образом, сила сопротивления, возникающая при трении приповерхностных граничных слоев, как контактного (без зазора под осевой нагрузкой), так и бесконтактного (с определенным зазором), имеет одинаковую трибо-гидродинамическую природу. известно [14], что граничные слои большинства смазочных материалов формируют на металлических поверхностях эпитропные жидкокристаллические (эжк) структуры. это составляет основу предложенного механизма возникновения вторичных гидродинамических течений в зазорах, меньших высоты структурно-чувствительных эжк-слоев (рис. 11). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 70 рис. 11 – схема возникновения вторичных гидро-динамических течений в зазоре h между модельными валом 1 и плоским подшипником скольжения 2 с эжк-слоями 3 толщиной d, над которыми на высоте hcx граничные структурно-чувствительные слои жидкости практически неподвижны вращение вала 1 вокруг своей оси со скоростью ω в жидкой среде в нормальных атмосферных условиях с давлением окружающей среды рос = 0,1мпа схематически представлено на рис. 11. в случае отсутствия какого-либо препятствия около поверхности, образующей цилиндр вала, эпюры скоростей граничных слоёв смазочной среды можно упрощенно представить в виде треугольника, что характерно для ньютоновской жидкости. максимальную линейную скорость лυ r развивают эжк-слои, имеющие некоторую толщину d, так как они характеризуются свойствами анизоторопных кристаллических структур [3]. в начале движения эжк-слоёв начинается их трение по слоям покоящейся в объёме изотропной жидкости. близлежащие к эжк-слоям молекулы среды также начинают перемещаться, но с меньшей скоростью. по мере удаления сенсора давления от поверхности при определённой линейной скорости лυ r поверхности вала (примем малые скорости до 0,5 м/с) на некотором расстоянии hсч движение молекул среды будет крайне мало, а датчики давления на этом расстоянии будут указывать на практическое отсутствие изменения давления и течения жидкости. то есть движущиеся с поверхностью структурночувствительные граничные слои смазки в бесконечном объёме жидкой среды характеризуются некоторой высотой эпюры скоростей. на этой высоте hсч по нормали к поверхности, образующей цилиндр вала, чувствительность сенсоров к движению фрагментов среды снижается до 1 мм водяного столба, и теоретически можно предположить, что на расстоянии hсч скорость движения молекул жидкой среды практически равна нулю. в наших экспериментах с помощью датчиков давления в среде моторных, гидравлических и других технических масел измеренная высота структурной чувствительности граничных слоёв hсч не превышала 2 мм. это значит, что движение самых дальних слоёв масла от поверхности становилось не существенным уже на расстоянии до 1 мм при малых скоростях. на больших расстояниях от поверхности жидкость оставалась однофазной сплошной средой без воздушной фазы. при приближении препятствия к поверхности, образующей цилиндр вращающегося вала, в том числе и измерительного зонда, например, на плоской поверхности параллелепипеда, до расстояния меньше двух высот структурной чувствительности граничных слоёв среды hсч возникают вторичные течения (рис. 11). в сужающемся по направлению движения вала зазоре, то есть в конфузорной его области, происходит истечение среды из него в обратную движению вала сторону со скоростью кгдυ r . в расширяющейся части зазора, то есть в диффузорной области, жидкость втекает в зазор из объёма со скоростью дгдυ r . эти течения возникают вследствие повышения давления в конфузорной области зазора, до его минимальной величины, где оно резко уменьшается до атмосферного. это сопровождается соответствующим разрежением среды в диффузорной части зазора. сжатие и разрежение среды, а также возникающие соответствующие вторичные течения из зазора и в зазор, направленные обратно вращению вала, приводят к росту потерь мощности электропривода, что подтверждается экспериментально. полученные в данном разделе результаты указывают на взаимосвязь потерь мощности привода модельного вала подшипника скольжения, то есть силы трения, с условиями трения: вязкостью среды, осевой нагрузкой, скоростью скольжения, геометрией контакта, величиной зазора, площадью смазываемой поверхности. в совокупности эти параметры определяют распределение градиента давления в граничных слоях смазочной среды относительно их минимальной толщины: положительный – в конфузорной области контакта, отрицательный – в диффузорной. предложен механизм возникновения вторичных течений, согласующийся с гипотезой динамических процессов в граничных слоях, который состоит в их деформации сжатия и растяжения в соответствующих конфузорной и диффузорной областях трибоконтакта. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 71 3.4. тепловые процессы в граничных слоях при трении скольжения после тщательной юстировки машины трения асб-03тн и фокусировки тепловизора thermacamtm r65 контробразец путем медленного нагружения поднимался до соприкосновения с поверхностью, образующей цилиндр фторопластового ролика и создавался линейный контакт. пари этом видеокамера фиксировала повышение температуры в образце на 3,5 °с относительно температуры окружающей среды. при осевой силе сжатия 40 н образовывался контакт шириной около 2,8 мм. плавное снятие нагрузки и вывод из контакта германиевого контробразца приводили к выравниванию температуры через несколько минут, т.е. тепловой след от созданного разовым сжатием контакта является следствием упругой деформации сжатия граничных слоев (рис. 12). рис. 12 – распределение температуры в контактной области при сжатии поверхности, образующей цилиндр ролика, с германиевым плоским стеклом в вазелиновом масле (а) и то же – после снятия нагрузки и создания зазора между поверхностями 1 мм через 1 мин распределение температуры исследовали как непосредственно в области трибоконтакта, так и в околоконтактной зоне. на рис. 13 представлено распределение температуры относительно контакта и направления скольжения модельного вала при трении в динамике: максимальная температура развивается перед контактом, а торцевое повышение температуры свидетельствует о перетекании граничных слоев из конфузорной области контакта в диффузорную. ранее экспериментально было установлено для трибоконтакта качения [5], что самое интенсивное теплообразование происходит не на выходе вала из контакта, а на входе в него (перед ним). этот термоэффект с позиций эгд-теории смазки не нашел однозначного объяснения. в рамках гипотезы дпгс повышение температуры перед входом вала в контакт при трении скольжения объясняется молекулярным трением набегающих и противоположно направленных вторичных течений граничных слоев смазки в конфузорной области трибоконтакта. а б в рис. 13 – распределение температуры в околоконтактных областях в статических условиях (а) и при трении скольжения в разных направлениях, указанных стрелками (б, в) в области входа вала в контакт с подшипником скольжения молекулярное трение набегающих и вторичных истекающих течений граничных слоев смазки, имеющих противоположное направление, приводит не только к повышению давления, но и к повышению температуры. в то же время в диффузорной области ожидается понижение температуры, вызванное локальным разрежением граничных слоев, вплоть до образования газо-воздушного пространства между поверхностями модельной трибосистемы скольжения и возникновения трибокавитации. однако с использованием имеющейся аппаратуры вероятное понижение температуры в диффузорной области контакт установить пока не удалось. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 72 таким образом, тепловой эффект в конфузорной области трибоконтакта скольжения является следствием трения набегающих и вторичных возвратных течений граничных слоев. термоэффект, с одной стороны, приводит к повышению тепловой напряженности трибосистемы, а с другой интенсифицирует упруго-динамические и термодиффузионные микропроцессы тепломассопереноса, смешения и турбулентности смазки в конфузорной области. очевидно, что с увеличением вязкости среды термонапряженность контакта в конфузорной области возрастает вместе с увеличением силы трения и одновременным уменьшением теплоотдачи смазки. 3.5. влияние агрегатного состояния смазочной среды на характеристики трибоконтакта скольжения с увеличением частоты вращения гидромеханическое сопротивление уменьшается, что обусловлено практическим отсутствием разрежения в диффузорной области контакта. при скоростях > 3 м/с для данной модельной трибосистемы в масле мс-20 возникает интенсивный барботаж и насыщение масла микропузырьками воздуха. это объясняет снижение степени разрежения смазочной жидкости, так как масловоздушная суспензия в условиях всестороннего растяжения характеризуется на порядки меньшим модулем упругости. зависимости силы трения fтр и перепада давления δp в слоях смазки (мс-20) от скорости скольжения через 1 минуту после выхода трибосистемы на установившийся режим линейной скорости υ представлены на рис. 14, а. аналогичные зависимости были получены при тех же скоростях, но через 10 минут трения (рис. 14, б), когда количество микропузырьков возрастало, обусловливая уменьшение перепада давления и, как следствие – силы трения. при трении в режиме жидкостной смазки с увеличением скорости от 0,1 до 0,6 м/с сила трения и давление в конфузорной области контакта изменяются согласованно (рис. 14). визуально установлено, что с увеличением скорости в прозрачном масле мс-20 возникают воздушные пузырьки, количество которых и интенсивность образования со временем возрастает. с увеличением скорости скольжения до значения 0,6 м/с масло теряет прозрачность, а при дальнейшем ее увеличении в контактной зоне формируется непрозрачная однородная масловоздушная смесь в виде суспензии серого цвета. а б рис. 14 – зависимость силы трения fтр и максимального избыточного давления δp от скорости линейного скольжения υ при осевой нагрузке 4 н через 1 мин (а) и через 10 мин (б) после выхода на установившийся режим таким образом, впервые экспериментально показано, что причиной экстремального изменения силы трения при увеличении скорости скольжения трибоконтакта в моторном масле мс-20, является его переход из гомогенного жидкого состояния в многофазную масло-паровоздушную суспензию. образование масло-паровоздушной суспензии, вызванное увеличением скорости вращения вала, приводит к увеличению коэффициентов сжатия и расширения исходно однородной жидкой смазочной среды. уменьшение сопротивления сжатию смазочных слоев в конфузорной области контакта и разрежения в диффузорной приводят к снижению интегральной вязкости, скорости вторичных обратных течений, температуры и силы трения. фактическое фазовое состояние смазочной среды является важным фактором, существенно влияющим на результаты трибологических испытаний при оценке эффективности смазок с различными реологическими свойствами. таким образом, замена гомогенной однофазной жидкой смазки на масловоздушную смесь позволяет повысить работоспособность и эффективность трибосистем. процесс расслоения смазки ипм-10 в конфузорной области контакта и возникновения устойчивой газовой полости в диффузорной наблюдается визуально (рис. 15). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 73 а б рис. 15 – расслоение граничных слоев в конфузорной области контакта (а) и газо-паровоздушная полость (б) при трении скольжения процессы фазового перехода граничных слоев в области их разрежения, где возникают условия для интенсивного трибоадгезионного взаимодействия поверхностей, подтверждают десорбционноадгезионный механизм изнашивания трибосистем [7]. эксперимент показал, что разрежение в диффузорной области трибоконтакта в среде вакуумного масла вм-6 при малых максимальных расчетных контактных напряжениях (1 мпа) и скорости скольжения 0,3 м/с достигает порога его кавитации – 3.10-6 мм ртутного столба. при таком низком давлении происходит десорбция граничных слоев, и некоторые участки поверхностей вступают в непосредственный контакт, реализуя адгезионное взаимодействие в условиях квазисухого трения. в результате образования мостиков схватывания, некоторые фрагменты подшипника скольжения будут налипать на поверхность вала и вместе с ним двигаться в конфузорную область зазора. часть фрагментов, имеющих высокую степень связи с валом, становится микрорезцами для подшипника, другие подрезаются на входе в вал и выносятся в виде продуктов изнашивания. об этом свидетельствует наблюдаемое закономерное адгезионное изнашивание поверхностей трения в диффузорных областях трибосистем в условиях граничной смазки. оно всегда происходит в зоне выхода вала из контакта с характерными вырывами материала вследствие образования и разрушения адгезионных мостиков сваривания, чего никогда не наблюдается на входе [7]. таким образом, именно диффузорная область трибоконтакта, где происходит разрежение, ответственна за работоспособность трибосистем. таким образом, процессы разрежения смазки в диффузорных областях контакта и трибокавитация, наряду с барботажем, способствующие выделению из смазочной среды газо-воздушной составляющей в условиях высокой степени разрежения в граничных слоях при локальном давлении, близком к давлению насыщенных паров масла, определяют условия квазисухого трения в до. выводы 1. впервые установлена взаимосвязь возвратных (реверсивных) течений смазочной среды с основными ее физико-механическими, теплофизическими свойствами, триботехническими характеристиками системы и выявлен механизм их возникновения. 2. предложены механизмы возникновения вторичных течений, согласующиеся с гипотезой динамических процессов в граничных слоях в условиях бесконтактного трения (с определенным минимальным зазором между модельными валом и подшипником) и при граничном трении. он заключается в деформировании граничных слоев (трение с зазором) и/или эжк-слоев (граничное трение) путем сжатия в конфузорных областях и растяжения – в диффузорных, что приводит к возникновению соответствующих вторичных течений: в ко – из контакта в среду, а в до – из среды в контакт. в соответствии с этим механизмом находит свое объяснение известный термоэффект [5]: повышение температуры перед контактом, в его конфузорной области, происходит вследствие интенсивного трения набегающих с поверхностью вала граничных слоев и истекающих из контакта вторичных течений смазки. 3. величина осевой нагрузки и скорость скольжения трибоконтакта полностью определяют интенсивность дпгс, то есть вторичных (обратных) течений, которые в свою очередь приводят к возникновению разнополярных градиентов давления по обе стороны контакта. 4. установлена взаимосвязь потерь мощности привода модельного вала подшипника скольжения, то есть силы трения, с условиями трения: вязкостью среды, осевой нагрузкой, скоростью скольжения, геометрией контакта, величиной зазора, площадью смазываемой поверхности. в совокупности эти параметры определяют распределение градиента давления в граничных слоях смазочной среды относительно их минимальной толщины: положительный в конфузорной области контакта, отрицательный в диффузорной. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iii. взаимосвязь динамических процессов ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 74 5. реально протекающие динамические процессы в граничных слоях полностью определяют на фактическое напряженное состояние поверхностей трибоконтакта. 6. процессы разрежения смазки в диффузорных областях контакта и трибокавитация, наряду с барботажем, способствуют выделению из смазочной среды газо-воздушной составляющей в условиях высокой степени разрежения в граничных слоях при локальном давлении, близком к давлению насыщенных паров масла. 7. причиной экстремального снижения силы трения с увеличением скорости скольжения трибоконтакта, обильно смазанного моторным маслом, является его переход из гомогенного прозрачного жидкого состояния в гетерогенную масло-паровоздушную суспензию. ее образование при повышенной скорости вращения вала приводит к увеличению на порядок коэффициентов сжатия и растяжения исходной жидкой смазочной среды. уменьшение сил сжатия смазочных слоев такой суспензии в конфузорной области контакта и разрежения в диффузорной снижает интегральную вязкость, скорость вторичных обратных течений, температуру и, как следствие силу трения. фазовое состояние смазочных материалов может существенно влиять на результаты оценки их эффективности. поэтому при испытаниях смазочных материалов разных классов на средних и больших скоростях рекомендуется учитывать фактическое фазовое состояние смазочной среды. 8. проведенные исследования трибосистем с определенным минимальным зазором между поверхностью вала и радиальным подшипником позволили предложить новые способы и устройства нагнетания и разрежения среды путем реализации бесконтактного трения поверхностей с граничными слоями и использования эффектов их сжатия в конфузорных областях и разрежения – в диффузорных [12, 13]. автор выражает благодарность коллективу лаборатории нанотриботехнологий ндч нау, за непосредственное участие в разработке приборов, макетов и в экспериментальных исследованиях. литература 1. костецкий б. и. износостойкость деталей машин / б. и. костецкий. – м.; к : машгиз, 1950. – 168 с. 2. крагельский и. в. основы расчетов на тертя и износ / и. в. крагельский, м. н. добычин, в. с. комбалов. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 3. ахматов а. с. молекулярная физика граничного трения / а. с. ахматов. – м.: физматгиз, 1963. – 472 с. 4. чихос х. системный анализ в трибонике / х. чихос. – м.: мир, 1982. – 351 с. 5. дмитриченко н.ф. эластогидродинамика. – львов: изд-во национального университета «львовская политехника», 2000. – 224 с. 6. dowson d. and taylor, c.m., 1974, “fundamental aspects of cavitation in bearings,” cavitation and related phenomena in lubrication, imeche, england, pp. 15-26. 7. стельмах а.у. адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение 1. закономерности процесса изнашивания при трении в условиях граничной смазки // проблеми трибології (problems of tribology). – 2012. – № 1. – с. 106-112. 8. компресійно-вакуумна складова сили тертя в умовах граничного змащування / о.у. стельмах // вісн. нац. авіац. ун-ту. – 2008. – n 4. – с. 74-81. – бібліогр.: 14 назв. – укp. 9. стельмах а.у. адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение 2. новые приборы и методы исследования граничных слоев трибосистем // проблеми трибології (problems of tribology). – 2012. №2. – с. 96-107. 10. словарь-справочник по трению, износу и смазке деталей машин / в.д.зозуля, е.л.шведков, д.я.ровинский, э.д.браун; отв. ред. и.м.федорченко. ан усср. ин-т проблем материаловедения. – 2-е изд., перераб. и доп.к.: наук думка, 1990. – 264 с. 11. запорожец в.в. диагностика узлов трения авиационной техники / в.в. запорожец, в.а. бердинских. – к.: киига, 1987. – 164 с. 12. патент на корисну модель №65839 україна, (51) мпк (2011.01) f04b 19/00, f04c 25/00. спосіб нагнітання і створення розрідження або вакууму речовини, що перебуває в рідкому/газоподібному/високодисперсному, твердому або багатофазовому стані /стельмах о.у., аксьонов о.ф., хуфенбах в.а., кунце к.б.ф., запорожець о.і., бадір к.к., бондар в.с., стельмах д.о., ібраімов т.т., хуссейн д.д., аль-тамімі р.к.; – № u 2011 09336; заявл. 26.07.2011; опубл. 12.12.2011. бюл. №23, 2011 р. – 22 с. 13. патент на корисну модель №65840 україна, (51) мпк (2011.01) f04с 2/00. пристрій для нагнітання і створення розрідження або вакууму речовини, що перебуває в рідкому/газоподібному/високодисперсному твердому або багатофазовому стані /стельмах о.у., аксьонов о.ф., хуфенбах в.а., кунце к.б.ф., запорожець о.і., бадір к.к., бондар в.с., стельмах д.о., ібраімов т.т., хуссейн д.д., аль-тамімі р.к.; – № u 2011 09337; заявл. 26.07.2011; опубл. 12.12.2011. бюл. №23, 2011 р. – 32 с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_dykha.doc комп`ютерне моделювання контактних навантажень в підшипниковому вузлі турбоагрегата проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 95 диха о.в., сорокатий р.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com комп`ютерне моделювання контактних навантажень в підшипниковому вузлі турбоагрегата удк 621.891 наведені результати комп`ютерного моделювання контактних напружень і деформацій валу турбокомпресора для оцінки його зносостійкості. встановлена можливість оцінки впливу особливостей конструкції підшипникового вузла та його умов роботи на перебіг процесів зношування. ключові слова: комп`ютерне моделювання, контактний тиск, турбокомпресор, зносостійкість. вступ на стадії проектування вузлів тертя недостатньо уваги приділяється розрахунковим методам аналізу процесів зношування й прогнозування ресурсу пара тертя за критерієм зношування, а також виявленню на цій стадії можливих відмов технічної системи внаслідок зношування вузлів тертя [1]. з огляду на важливість даної проблеми стає очевидною необхідність створення розрахункових інструментів для інженерного аналізу вузлів тертя. як показав аналіз використання міцнісних розрахунків, ефективним інструментом в інженерній діяльності є комп`ютерні розрахункові пакети, які дозволяють за допомогою розрахункових методів оцінити, як поведеться комп'ютерна модель вузла в реальних умовах експлуатації, допомагають переконатися в працездатності його в заданий період часу, без залучення більших витрат часу й засобів. з огляду на інтенсивний розвиток комп'ютерної техніки й появу універсальних розрахункових пакетів для рішення інженерних завдань, останнім часом застосовують спроби використання переваг чисельних методів для симуляції й аналізу фізичних процесів, що відбуваються в процесі зношування [1]. постановка задач досліджень для розрахунково-експериментальної оцінки зносостійкості валу роторного вузла турбокомпресора ткр-7н1, призначеного для наддуву дизельних двигунів внутрішнього згоряння, необхідні дані про діючі на робочі поверхні валу контактні навантаження. сутність наддуву полягає в тому, що якщо в циліндри двигуна подати велику масу повітря, не збільшуючи об'єму циліндрів, то в них можна спалити більшу кількість палива і отже збільшити потужність двигуна. тобто турбокомпресор використовують для примусової подачі в циліндри двигуна збільшеного заряду повітря. це сприяє поліпшенню процесу згоряння палива, підвищенню середнього індикаторного тиску, об'ємної потужності і зменшенню питомої маси дизеля без істотної зміни його габаритних розмірів [2]. рис. 1 -. конструкція роторного вузла турбокомпресора ткр-7н1 сталевий вал ротора турбокомпресора (рис. 1) обертається в бронзовому підшипнику (бр. о10с10). базовий матеріал валу – сталь 40г або 40х, термообробка – гартування свч на глибину 1 ... 1,8 мм, твердість hrc 35 ... 40. підшипник встановлений в центральній бобишці середнього корпусу з певним зазором. підшипник турбокомпресора змащується оливою, яка поступає по каналу, просвердленому в середньому корпусі. необхідна товщина шару оливи в зазорі забезпечується примусовим тиском 300 ... 400 кпа. особливістю роботи турбокомпресора є те, що він працює при високій частоті оберmailto:tribosenator@gmail.com комп`ютерне моделювання контактних навантажень в підшипниковому вузлі турбоагрегата проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 96 тання турбіни, для турбокомпресора ткр-7н1 n = 40000 ... 60000 об/хв. наступною особливістю є робота турбіни при високій температурі відпрацьованих газів 400 ... 500 оc. гази містять хімічно активні агресивні сполуки. ці особливості накладають істотний відбиток на працездатність і довговічність трибоспряжень турбокомпресора. аналіз пошкоджень турбокомпресорів показує, що близько 40 % пошкоджень є наслідком попадання сторонніх предметів на лопатки компресорного або турбінного коліс. ще 40 % пошкоджень викликано несправністю системи мащення. попадання абразиву разом з оливою в підшипниковий вузол внаслідок високої частоти обертання валу турбокомпресора призводить до виходу його з ладу в результаті зносу як самого валу, так і внутрішнього отвору підшипника в бобишці середнього корпусу. для нормальної роботи турбокомпресора дуже важливо, щоб за важких умов роботи подавалася певна кількість оливи в підшипники турбокомпресора. підшипниковий вузол валу ротора турбокомпресора має конструктивні особливості, що суттєво впливають на розподіл та значення параметрів, які характеризують напружено деформований стан. геометричні параметри з`єднання встановлювалися з робочих креслень деталей і вузла в цілому. розрахункова схема та модель для аналізу умов функціонування підшипникового вузла ротора турбокомпресора побудована розрахункова схема представлена на рис. 2. поверхні а і в навантажено еквівалентними силами, які моделюють навантаження на лопатки турбокомпресора. зовнішня поверхня с втулки підшипника ковзання закріплена нерухомо. у відповідності до розрахункової схеми в препроцесорі програмного комплексу ansys побудована розрахункова скінчено-елементна модель (рис. 3). рис.2 – розрахункова схема рис.3 – скінчено елементна модель втулка та вал деформуються пружно. матеріал валу сталь з модулем пружності 2,1 · 105 мпа, коефіцієнтом пуасона 0,3. матеріал втулки бронза з модулем пружності 1,1 · 105 мпа, коефіцієнтом пуасона 0,35. сила, прикладена до лопаток ротора лq = 150 н. для створення сітки скінчених елементів валу та втулки використані трьохмірні елементи solid187. в якості контактної поверхні вибрана поверхня втулки, а цільовою – поверхня валу. для створення контактних поверхонь цільової поверхні використані елементи targe170, а контактної – conta174. для розв’язку контактної задачі вибрано модифікований метод лагранжа, який забезпечує високу точність при досить швидкій збіжності результатів. чисельна реалізація результати розрахунків вище наведеної розрахункової моделі показано на рис. 4 5. а комп`ютерне моделювання контактних навантажень в підшипниковому вузлі турбоагрегата проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 97 б рис. 4 – еквівалентні напруження вузла аналіз еквівалентних напружень та деформацій вузла (рис. 5) показує, що при такій схемі навантаження відбуваються суттєві деформації вала (рис. 5, а), які є причиною виникнення максимальних еквівалентних напружень в місцях контактної взаємодії вала та втулки (рис. 5, б). а б рис. 5 – розподіл контактного тиску деформації вала викликають характерну форму розподілу контактного тиску (рис. 5), максимальні значення якого виникають в місцях перегину вала на торцях втулки. при цьому діапазон робочих контактних тисків складає σ = 4 … 8 мпа. висновок результати розрахунків напружено деформованого стану вузла вказують, що для аналізу працездатності підшипникового вузла необхідно враховувати конструктивні особливості, які призводять до прогину вала та відповідно до того, що осі вала й втулки підшипника ковзання будуть розташовані під деякими кутами. така конструктивна особливість підшипника ковзання істотно впливає на напружено деформований стан і характер його зміни в процесі функціонування конструкції, що у свою чергу впливає на перебіг процесу зношування. література 1. сорокатый р.в. анализ современного состояния и перспективы развития сае-систем для триботехники / р.в. сорокатый, м.а. дыха, с.с. ковальчук // проблеми трибології (problems of tribology). – 2010. – № 4. – с. 85-90. 2. галеркин ю.б. турбокомпрессоры / ю. б. галеркин, л. и. козаченко // учеб. пособие – спб.: изд-во политехн. ун-та, 2008. – 374 c. надійшла в редакцію 05.04.2014 комп`ютерне моделювання контактних навантажень в підшипниковому вузлі турбоагрегата проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 98 dykha o.v., sorokaty r.v. a computer design of the contact loadings is in the bearing knot of turbo compressor. the resulted results of computer design of contact tensions and deformations of billow of turbo-compressor are for the estimation of his wearproofness. the set possibility of estimation of influence of features of construction of bearing knot and his terms of work is on motion of processes of wear. keywords: computer design, contact pressure, turbo-compressor, wearproofness references 1. sorokaty r.v., dykha m.a., kovalchuk s.s. analiz sovremennogo sostojanija i perspektivy razvitija sae-sistem dlja tri-botehniki, problemi tribologії (problems of tribology), 2010. no 4, pp. 85-90. 2. galerkin ju.b., kozachenko l. i. turbokompressory, ucheb. posobie, spb. izd-vo politehn. un-ta, 2008. 374 p. 3_pohmurskiy.doc особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α-титану за водневого впливу проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 21 похмурський в.і.,* винар в.а.,* василів х.б.,* закієв в.і.,** рацька н.б.* *фізико-механічний інститут ім. г. в. карпенка нан україни, м. львів, україна, **національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: vynar@ipm.lviv.ua особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α -титану за водневого впливу удк. 620.178.162.42 досліджено особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування титану вт1-0 після електролітичного наводнювання. встановлено, що після катодної поляризації протягом 1 год за густини струму 1 а/дм2 концентрація водню у поверхневих шарах титану відповідає граничній, а за 2 а/дм2 перевищує її у 1,5 рази завдяки утворенню гідридних фаз (тін2). після наводнювання внутрішні напруження у кристалічній гратці титану зростають на 19 %, що призводить до підвищення мікротвердості на 20 % та модуля пружності на 15 %. водночас суттєво (на 40 %) знижується робота відновлення об’єму матеріалом після пружної деформації та на 6 % пластичної. зниження роботи пружно-пластичної деформації призводить до зменшення сили тертя у 2 ... 3 рази порівняно з вихідним станом. зношування відбувається внаслідок утворення тріщин і крихкого руйнування поверхневих шарів. після стирання наводненого шару переважає пластична деформація мікровиступів. ключові слова: мікродеформація поверхневих шарів, механізми зношування, електролітичне наводнювання. вступ трибологічна поведінка металів значною мірою залежить від стану і властивостей тонкого приповерхневого шару товщиною ~ 0,1 мм, у якому локалізуються контактні процеси. під час ковзання мікровиступів у точках контакту виникають напруження вздовж різних напрямків, які змінюються від стиску до розтягу і викликають пошкодження поверхні [1]. опір руйнуванню та характер пошкоджень визначається насамперед мікромеханічними характеристиками поверхневих шарів, роботою пружного та пластичного деформування мікровиступів. ці величини можуть суттєво відрізнятися від механічних характеристик макрооб’ємів металу як внаслідок масштабного ефекту, так і в результаті адсорбції та оклюзії газів, зокрема, водню. значною мірою це стосується металів, що володіють гетерними властивостями, зокрема, титану. він відноситься до групи екзотермічних металевих оклюдерів, який адсорбує та поглинає водень вже за кімнатної температури з утворенням твердих розчинів та гідридних фаз [2, 3]. при збільшенні вмісту водню в титані суттєво понижується напруга його руйнування, оскільки гідридне перетворення має значний об’ємний ефект і призводить до збільшення дефектності гратки і втрати пластичності [4]. мета даної роботи – дослідити вплив електролітичного наводнювання на особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α -титану. методика експерименту електролітичне наводнювання попередньо відпалених зразків титану вт1-0 реалізували шляхом катодної поляризації з використанням свинцевого анода за кімнатної температури в 1 нормальному розчині h2so4 з 10 мг/л as2o3. тривалість поляризації 1 год, густина струму 1,0 ... 2,0 а/дм 2. концентрацію водню у металі визначали методом локального мас-спектрального аналізу на установці эхо-4м з використанням лазерного мікрозонда – екстрактора. для визначення механічних властивостей поверхневих шарів застосовували дюрометрію (твердомір пмт-3) та метод динамічного індентування [5, 6]. він грунтується на автоматичній реєстрації діаграми навантаження p = f (h), де p – навантаження на індентор, h – глибина його впровадження у поверхню досліджуваного матеріалу. крім того, застосовували скретч-метод, що базується на безперервній реєстрації сили опору руху індентора по поверхні з заданим навантаженням (1 н) і швидкістю переміщення (0,2 мм/с). метод поєднували з визначенням сили тертя, об’єму витісненого індентором матеріалу та параметрів шорсткості поверхні, яка формується на дні подряпини [7]. досліджували трибологічну поведінку наводненого матеріалу за умов реверсивного руху за схемою кулька-площина. навантаження 200 н, швидкість ковзання індентора 1,6 мм/с, тривалість випробувань 2000 с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:vynar@ipm.lviv.ua http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α-титану за водневого впливу проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 22 мікроструктуру поверхонь оцінювали металографічним методом на сканівному електронному мікроскопі evo 40xvp. рентгенофазовий аналіз проводили за масивами рентгенівських дифракційних даних, отриманих на рентгенівському дифрактометрі-дифрактографі дрон-2,0м. експериментальні результати та їх обговорення наводнювання приповерхневих шарів титану вт1-0 здійснювали методом катодної поляризації за густини струму 1, 1,5 і 2 а/дм2 протягом 1 год. методом локального мас-спектрального аналізу встановлено, що після наводнювання за густини струму 1 а/дм2 концентрація оклюдованого водню в титані відповідає його граничній розчинності за кімнатної температури і нормального тиску (рис. 1, a). при цьому змінюються міжатомні відстані у кристалічній гратці металу (рис. 1, б). після наводнювання за густини струму 2 а/дм2 концентрація водню в титані підвищується до 26,8 · 10-4 aт.%, що перевищує граничну розчинність у 1,5 рази (рис. 1, а). за цих умов відбувається перебудова кристалічної гратки титану з утворенням гідридних фаз. на рентгенівських дифрактограмах фіксуються рефлекси, що відповідають гідриду тін2 (рис. 2, а). оскільки гідридне перетворення відбувається, як правило, на границях зерен і супроводжується об’ємним ефектом [8], воно ініціює окрихчування матеріалу. це підтверджує мікроструктура поперечного перерізу металу з дефектами типу пор (рис. 2, б) та значний розкид даних по мікротвердості (рис. 3). 0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 0 5 10 15 20 25 30 c *1 04 ,a т% l, мм 1 2 3 0 1 2 0,29540 0,29545 0,29550 0,29555 0,29560 0,29565 0,29570 0,29575 0,29580 a, нм c, нм j, a/дм2 a c a c 0,4684 0,4686 0,4688 0,4690 0,4692 0,4694 0,4696 0,4698 а б рис. 1 – концентрація залишкового водню (а) на поверхні титану у вихідному стані (1) і після наводнювання за густини струму 1 а/дм2 (2) і 2 а/дм2 (3); залежність параметрів гратки титану(б) від густини струму наводнювання 30 40 50 60 70 80 90 0 100 200 300 tih 2 α−ti α−tiα−ti α−ti α−ti α−ti 2θ, град α−ti i, в.о. а б рис. 2 – дифрактограма кристалічної гратки (a) та виникнення підповерхневих дефектів (б) після наводнювання титану за густини струму 2 а/дм2 як видно з рис. 3, традиційний метод вимірювання мікротвердості у випадку наводненого титану виявився недостатньо чутливим та інформативним. у зв’язку з цим для визначення механічних властивостей поверхневих шарів металу застосовували метод динамічного індентування. будували діаграми навантаження р(h) для титану у вихідному стані та після катодної поляризації за густини струму 1 а/дм2 протягом 1 год (рис. 4). діаграма дає інформацію про роботу, витрачену індентором на подолання опору матеріалу апласт. (площа під гілкою навантаження) і роботу, витрачену маpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α-титану за водневого впливу проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 23 теріалом на відновлення своїх властивостей апруж. (площа під гілкою розвантаження) (рис. 4). за цими даними визначали ступінь пластичності поверхні ε згідно формули ( ) ... / пластпружпласт ааа −=ε . значення мікротвердості за меєром знаходили як відношення максимального навантаження pmax до площі проекції відбитка а; модуль юнга визначали, як ase /2 π= , де s – тангенс кута нахилу початкової ділянки кривої розвантаження. . 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 1,2 1,4 1,6 j, a/дм2 h50 µ , гпa 0 10 20 30 40 50 0 1 2 3 розвантаження h, мкм 2 1 p,г навантаження рис. 3 – мікротвердість титану після електролітичного наводнювання за різної густини струму рис. 4 – діаграми навантаження титану у вихідному стані (1) та після наводнювання (2) виявлено, що в результаті наводнювання механічні властивості поверхневих шарів титану суттєво змінюються (табл. 1). зокрема, спостерігається зростання внутрішніх напружень у кристалічній гратці на 19 % порівняно з вихідним станом. це призводить до підвищення мікротвердості (за меєром) на 20 % і модуля пружності на 15 %. водночас суттєво (на 40 %) знижується робота відновлення об’єму матеріалом після деформації апруж, що проявляється у підвищенні ступеня пластичності поверхні ε . таблиця 1 мікромеханічні характеристики поверхні титану показники max h , мкм fh , мкм нмеєр, гпa е, гпa апласт., дж апруж., дж ε нσ , гпa вихідний стан 3,368 2,016 2,066 91,1 62,52 13,54 0,783 0,476 після наводнювання 3,085 2,642 2,475 105,2 58,88 8,32 0,859 0,567 примітки: maxh – максимальне заглиблення наконечника; fh – глибина відбитка; нмеєр – мікротвердість за меєром; е – модуль юнга; апласт. і апруж. – робота пластичної і пружної деформацій; ε .– ступінь пластичності поверхні; нσ – внутрішні напруження. більше інформації про характеристики поверхневих шарів титану отримано методом скретчтестування. характер зміни сили тертя при переміщенні індентора по титану у вихідному стані і після наводнювання суттєво відрізняється (рис. 6, а). у першому випадку на початковому етапі голка індентора ковзає по твердій оксидній плівці і сила тертя близька до нуля. після руйнування плівки і деформування підповерхневих шарів металу сила тертя різко зростає, і діапазон її коливань досягає ± 30 % (рис. 6, а). профіль поверхні витісненого індентором матеріалу неоднорідний, містить розриви і нарости внаслідок мікросхоплень з індентором (рис. 6, б). мікроструктура сліду від індентора містить сітку тріщин, розташованих перпендикулярно до напрямку його руху, які поширюються поза зону контакту на третину її ширини. концентрація тріщин досягає 10 ... 15 на кожні 10 мкм трека. наводнювання титану знижує силу опору руйнуванню утричі, діапазон її коливань зменшується до 4 %. винесення матеріалу з зони контактування проходить без затрат великої кількості енергії на опір схоплюванню, матеріал "вигорнутий" з зони контактування. як і у вихідному стані, після наводнювання на всій площі сліду від індентора спостерігаються поперечні тріщини. їх ширина у наводненого металу значно більша, а площа становить 8 12 % всієї площі треку (рис. 6). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α-титану за водневого впливу проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 24 0 -2 -4 -6 -8 -10 -12 0 500 1000 1500 2000 2 1 f, ch l, мкм а б в рис. 6 – залежність сили тертя від переміщення індентора по титану (а), та топографія сліду від індентора у вихідному стані (б) і після наводнювання за густини струму 1 а/дм2 протягом 1 год (в) при переміщенні індентора у кристалічній гратці титану виникають напруження стиску попереду і під зоною контакту та розтягу – позаду індентора, що призводить до деформації металу і утворення тріщин. оскільки при електролітичному наводнюванні знижується робота як пружного, так і пластичного деформування, за впливу розтягуючих напружень це призводить до розкриття тріщин на поверхні. зміна механічних властивостей поверхневих шарів титану після наводнювання впливає на його трибологічну поведінку. кінетика коефіцієнта тертя свідчить про зниження сили опору зношуванню наводнених шарів металу порівняно з вихідним станом та нерівномірний характер тертя. після стирання наводненого шару значення коефіцієнта тертя такі ж, як у вихідного металу (рис. 7, а). мікроструктура поверхні тертя титану у вихідному стані свідчить про крихке руйнування поверхневої оксидної плівки з утворенням дрібнодисперсних продуктів зношування та пластичне деформування мікровиступів (рис. 7, б). поверхня тертя наводнених матеріалів містить численні поперечні тріщини (рис. 7, в). 0 500 1000 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 µ t, c 1 2 а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α-титану за водневого впливу проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 25 б в рис. 7 – кінетика зміни коефіцієнта тертя: 1 – вихідний стан; 2 після наводнювання (а). мікроструктура поверхні тертя у вихідному стані (б) та після електролітичного наводнювання (в) під час ковзання в точках контакту виникають напруження вздовж різних напрямків. на початку формується мікровиступ, розміри якого визначаються силами адгезії зі спряженою поверхнею. метал у цьому виступі зазнає напружень стиску. при переміщенні виступу максимальні розтягуючі напруження виникають на його задньому краї, а при ковзанні напруження періодично змінюються від стиску до розтягу. пошкодження поверхні, зумовлені видаленням, проникненням чи витісненням металу при терті ковзання, є місцями зародження тріщин, які поширюються через метал, формуючи частинки зносу. висновки 1. встановлено, що після електролітичного наводнювання титану вт1-0 за кімнатної температури за густини струму 1 а/dm2 протягом 1 хв концентрація водню у поверхневих шарах відповідає граничній, а за 2 а/дм2 перевищує її у 1,5 рази завдяки утворенню гідридних фаз (тін2). 2. після наводнювання внутрішні напруження у кристалічній гратці титану зростають на 19 %, що призводить до підвищення мікротвердості на 20 % та модуля пружності на 15%. водночас суттєво (на 40 %) знижується робота відновлення об’єму матеріалом після пружної деформації та на 6 % – пластичної. 3. зниження роботи пружно-пластичної деформації призводить до зниження опору руйнуванню титану при терті у 2 ... 3 рази порівняно з вихідним станом. зношування відбувається внаслідок утворення тріщин і крихкого руйнування поверхневих шарів. після стирання наводненого шару переважає пластична деформація мікровиступів. література 1. беркович и.и., громаковский д.г. трибология. физические основы, механика и технические приложения. – самара: самар. гос. техн. ун-т. – 2000. – 268 с. 2. jones j.w., wert j.j. the effects of gaseous environments on the wear of commercial purity titanium // wear.– 32. – 1975. – р. 363-377. 3. фромм е., гебхардт е. газы и углерод в металлах. – м.: металлургия, 1980. – 711 с. 4. birnbaum h.k. mechanical properties of metal hydrides // j. less common metals. – 104. – 1984. – p. 31-41. 5. головин ю.и. наноиндентирование и механические свойства твердых тел в субмикрообъемах, тонких приповерхностных слоях и пленках (обзор) // физика твердого тела. – 2008. – т.50. – вып. 12. – с. 2116-2142. 6. головин ю.и. наноиндентирование и его возможности. м.: машиностроение, 2009. – 312 с. 7. blau, p. j., lab handbook of scratch testing, chapter 7, scratch adhesion testing, blue rock technical publ., oak ridge, tn, 2002, pp. 7.1-7.15. 8. гольдфайн в.и., зуев а.м., клабуков а.г., лукина в.п.влияние окисления и наводораживания на трение и износ титановых сплавов // в сб. а.а. поляков, д.н.гаркунов водородный износ в узлах трения. – м.: наука, 1977. – с. 71-80. поступила в редакцію 18.03.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особливості мікродеформації поверхневих шарів та механізми зношування α-титану за водневого впливу проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 26 pokhmursky v.v., vynar v.a., vasyliv kh. b., zakiev v.i., ratska n.b. peculiarities microstrain of surface layers and mechanisms wear α-titanium under the influence of hydrogen. the peculiarities of surface layers microdamage and mechanisms of wear of titanium bt1-0 after electrolytic hydrogenation has been investigated. the concentration of hydrogen in the surface layers of titanium after hydrogenation at current density 1 a/dm2 during 1 h corresponding equilibrium, and at 2 a/dm2 exceeds the 1.5 times due to the formation of hydride phases (tih2 ). internal stress in the crystal lattice of titanium after hydrogenation increased by 19 %, leading to an increase in microhardness by 20 % and modulus by 15 %. at the same time significantly (by 40 %) reduced the volume of material recovery work after the elastic deformation and de 6 % after the plastic deformation. reduction of elastic-plastic deformation work leads to reducing friction coefficient of titaqnium in 2 ... 3 times compared with the initial state. wear occurs due to cracking and brittle fracture of surface layers. the plastic deformation of microasperities dominates after abrasion of hydrogenated layer. key words: microstrain of superficial layers, mechanisms of wear, electrolytic flood. references 1. berkovich i.i., gromakovskij d.g. tribologija. fizicheskie osnovy, mehanika i tehnicheskie prilozhenija. samara, samar. gos. tehn. un-t., 2000. 268 p. 2. jones j.w., wert j.j. the effects of gaseous environments on the wear of commercial purity titanium . wear. no 32 .1975. pp. 363-377. 3. fromm e., gebhardt e. gazy i uglerod v metallah. m. metallurgija, 1980. 711 p. 4. birnbaum h.k. mechanical properties of metal hydrides. j. less common metals. no 104. 1984. pp. 31-41. 5. golovin ju.i. nanoindentirovanie i mehanicheskie svojstva tverdyh tel v submikroob"emah, tonkih pripoverhnostnyh slojah i plenkah (obzor). fizika tverdogo tela. 2008. t.50.vyp.12. pp. 2116-2142. 6. golovin ju.i. nanoindentirovanie i ego vozmozhnosti. m.mashinostroenie, 2009, 312 p. 7. blau, p. j., lab handbook of scratch testing, chapter 7, scratch adhesion testing, blue rock technical publ., oak ridge, tn, 2002, pp. 7.1-7.15. 8. goldfajn v.i., zuev a.m., klabukov a.g., lukina v.p.vlijanie okislenija i navodorazhivanija na trenie i iznos titanovyh splavov. v sb. a.a. poljakov, d.n.garkunov vodorodnyj iznos v uzlah trenija, m. nauka, 1977, pp. 71-80. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_kubich.doc коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 51 кубич в.и. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-mail: reibung1@mail.ru коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" удк 621.894:621.891 в статье предложены подходы к аппроксимации экспериментальных данных, полученных в результате испытаний трибосопряжения "шейка – покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" эмпирическим уравнением, что позволило определить вид регрессионной зависимости, устанавливающей связь между коэффициентом трения, параметрами трибологического состояния вторичных структур его элементов и режимами их взаимодействия. ключевые слова: коэффициент трения, уравнение, шейка, вкладыш, структура, регрессионная зависимость, параметр, трибологическое состояние, коэффициент регрессии, безразмерный комплекс. постановка проблемы значения коэффициента трения при контактном взаимодействии поверхностей элементов трибосопряжений дают возможность судить о величине силы трения, инициирующей зарождение процессов изменения трибологического состояния структур, образующихся в их приповерхностных слоях. при этом частота смены их активированного и пассивированного состояния сопровождается процессами разрушения материалов, приводящих к изменениям линейных размеров элементов трибосопряжений, соответствующих зазоров в них. последние лимитируют ресурс трибосопряжений коленчатого вала двигателя внутреннего сгорания "шейка вкладыш". частота смены трибологического состояния структур в рассматриваемом трибосопряжении обусловлена их свойствами, и процессами перехода с режимов от жидкостного к граничному, от граничного к сухому трению материалов их поверхностей и обратно. последний режим обусловлен кратковременным разрушением масляных пленок, превышением времени ювенильного контакта материалов над временем их локализованного восстановления, и может рассматриваться как "пленочное голодание" [1]. именно в такие временные моменты главную роль и играют вторичные структуры, образующиеся контактным взаимодействием из материалов элементов трибосопряжений "шейка вкладыш". в результате предыдущих исследований трибологических процессов, обусловленных проявлением свойств образующихся вторичных структур из материала исходного покрытия на поверхности шеек и антифрикционного сплава вкладыша, в условиях "пленочного голодания": определены графические зависимости изменения коэффициента трения от времени испытания, сводные результаты приведены на рис. 1 [2 4]; рис. 1 – зависимость коэффициента трения от времени испытания элементов трибосопряжений в условиях прекращения подачи масла при изменении давления в зоне трения (рм – давление в зоне трения модельных образцов; рн – давление в зоне трения натурных образцов): 1 – модельные образцы без покрытия; 2 – натурные образцы шеек двигателя зил без покрытия; 3 – натурные образцы шеек двигателя змз без покрытия; 4 – натурные образцы шеек двигателя зил с покрытием; 5 – натурные образцы шеек двигателя змз с покрытием; 6 – модельные образцы с покрытием pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:reibung1@mail.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 52 оценены изменения модуля упругости е, микротвердости µh по глубине контактных слоев (табл. 1) [5]; определены значения среднего арифметического отклонения профиля поверхности структур ra (табл. 1) [6]. при этом покрытие формировалось фрикционно механическим способом на поверхности модельных образцов, натурных образцов шеек коленчатых валов из комплекса материалов в составе: оловянистая бронза броф4-0,25, поверхностно-активная среда %, (ат.) галлий 81, индий 19. триботехнические испытания проводились на модернизированной машине смц-2 для модельных образцов по схеме "ролик колодка", для натурных – "шейка вкладыш" с подачей смазочного материала и без него. в качестве образцов колодок и вкладышей использовались фрагменты вкладышей с антифрикционным сплавом ао20-1 и цельные сталеалюминевые вкладыши материал основы сталь 0,8 кп. ролики изготавливались из стали 45хн2мфа, шейки изготовлялись электроэрозионным способом из восстановленных под ремонтный размер коленчатых валов рядных двигателей змз (материал чугун вч500), v-образных двигателей зил (материал сталь 45). таблица 1 характеристики приповерхностных слоев элементов трибосопряжений наименование е, гпа ra, мкм материал поверхности вкладыша, контакт с покрытием 40,5 0,08 материал поверхности вкладыша, контакт без покрытия 69 0,14 материал покрытия 100 0,28 материал стальной поверхности без покрытия 285 0,21 материал чугунной поверхности без покрытия 150 0,21 в качестве смазочного материала использовалось моторное масло lukol–standard sae 15w/40 sf/cc. частоты вращения образцов-роликов, шеек составляли 320 ± 10 мин-1, 675 ± 10 мин-1 соответственно. давление в контакте в условиях "пленочного голодания" менялось от 0,7 мпа до 1,32 мпа. средняя величина площади трения для модельных трибосопряжений составила мs = 1,2 10 -4 м2, для трибосопряжений из образцов элементов конструкции двигателя зил 1нs = 5,4 · 10 -4 м2, из образцов змз 2нs =3,6 ∙ 10 -4 м2. исходя из полученных результатов, значения коэффициента трения в трибосопряжениях при проявлении свойств образующихся вторичных структур в материалах поверхностей шейки и вкладыша в условиях "пленочного голодания" зависят от следующих параметров: модулей упругости структур (фаз) 1e , 2e ; среднего арифметического отклонения профиля поверхностей структур (фаз) ra1, ra2; площади трения s; давления в контакте р; скорости скольжения в контакте v; времени работы t. такая зависимость может быть представлена в виде аналитического выражения многих переменных: ( )tvpsrreeff aa ,,,,,,, 2121= . (1) однако вопросу аппроксимации полученных результатов эмпирическим уравнением, устанавливающим связь между коэффициентом трения в трибосопряжениях "шейка вкладыш" коленчатого вала с предлагаемыми материалами и экспериментально определенными параметрами внимание не уделялось. сведения о характере изменения значений коэффициента трения при прогнозных диапазонах значений установленных параметров, приближенных к эксплуатационным режимам работы для данного трибосопряжения в настоящее время отсутствуют. приведенное и вызывает необходимость в определении эмпирической формулы, позволяющей оценивать влияние установленных параметров на изменение коэффициента трения в трибосопряжении "шейка – покрытие вкладыш", что дополняет результаты ранее проведенных исследований и позволяет оценивать и прогнозировать его триботехническое состояние. методы исследования известно, что интенсивность изнашивания материалов сопрягаемых деталей является степенной функцией, может быть представлена в виде произведения комплексов: нагрузочного; фрикционноpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 53 усталостного; микрогеометрического [7], и процессы, обуславливающие изменения линейных размеров элементов трибосопряжений на пути трения, связаны с разрушениями вследствие накопления дефектов от работы сил трения. исходя из приведенного, связь между коэффициентом трения и установленными параметрами можно также представить в виде степенной функции: k kппапf ααα= k21 21 , (2) где а – постоянный коэффициент, учитывающий влияние на коэффициент трения неучтенных факторов; ( 11 αп – kkп α ) – безразмерные комплексы, составленные из параметров влияния; ( 1α – kα ) – коэффициенты, определяемые экспериментальным путем; k количество комплексов. рассматривая комплексы ( 11 αп – kkп α ), как обобщенные факторы исследуемого процесса, выразив каждый комплекс обобщенной переменной ii пx = , выражение (2) примет вид: ik k i ik ik xaххахf 1 21 21 = αααα == , (3) где ix независимые безразмерные обобщенные параметры (переменные), которые используются в качестве управляемых факторов. приведенное уравнение (3) представляет собой основу для определения математической зависимости коэффициента трения от выделенных параметров. предлагается установленные параметры в соответствии с первой теоремой подобия представить в виде двух безразмерных обобщенных комплексов [7]: ( )21 21 1 2 еер ее х + = и ( )21 21 2 raras ravtra х + = , где 1x – относительный приведенный модуль упругости контактных зон поверхностей трения; 2x – скорость формирования эквивалентной характеристики микрогеометрии поверхности вкладыша на площади трения. истираемым телом по результатам эксперимента является вкладыш. с учетом представленных комплексов, их совместном влиянии на функцию отклика – коэффициент трения, для определения коэффициентов в выражении (3), предлагается использовать методику планирования факторного эксперимента и определения коэффициентов регрессии уравнения вида [8]: 21322110 xxbxbxbbу +++= . (4) для выражения (3) коэффициенты ( ) ( )311 bbk −=α−α . в приведенном уравнении с учетом полученных экспериментальных данных четыре неизвестных, определить которые становиться возможным, решив систему из четырех таких уравнений. при составлении системы уравнений необходимо учитывать, что их вид будет получен с учетом логарифмирования левой и провой частей выражения (3). тогда для выражения (4) известные значения определятся исходя из следующих выражений: fу ln= , ab ln0 = , ( )21 21 1 2 ln еер ее х + = , ( )21 21 2 ln raras ravtra х + = , (5) ( ) ( )        + + + = 21 21 21 21 22 2 ln raras ravtra eep ee xх . результаты исследований и обсуждение в соответствии с экспериментальными данными (рис. 1, табл. 1) для составления двух систем уравнений: первая – для образцов шеек (материал сталь 45); вторая – для образцов шеек (материал чугун вч500) численные значения уровней параметров сведены в табл. 2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 54 таблица 2 численные значения уровней параметров материал шеек сталь 45 материал шеек чугун вч500 функция отклика 1x 2x f lnf 1x 2x f lnf v, м/с р 10-3, гпа s 10-4, м2 t, с у1 + 0,14 -1,97 + 0,125 -2,08 у2 + 0,175 -1,74 + 0,160 -1,83 0,84 +0,7 -1,2 у3 0,05 -3,0 0,05 -3,0 у4 + + 0,12 -2,12 + + 0,12 -2,12 +2 -1,32 +5,4 900 примечание: данные для комплекса хmax(+) соответствуют для образцов без покрытия; хmin(-) – для образцов c покрытием. с учетом данных приведенных в табл. 1, 2 и выражений (4,5) получены две системы уравнений. для образцов шеек (материал сталь 45): ;53,1234,1268,1097,1 3210 bbbb +++=− ;21,1387,1297,1174,1 3210 bbbb +++=− (6) ;98,1287,1268,100,3 3210 bbbb +++=− .88,1234,1297,1112,2 3210 bbbb +++=− для образцов шеек (материал чугун вч500): ;53,1234,1268,1008,2 3210 bbbb +++=− ;17,1387,1281,1183,1 3210 bbbb +++=− (7) ;98,1287,1268,100,3 3210 bbbb +++=− .81,1234,1281,1112,2 3210 bbbb +++=− решив полученные две системы алгебраических уравнений (6,7) методом крамера [8] получены значения коэффициентов 30 bb − : для системы уравнений (6) 0b = 13,42; 1b = 3,07; 2b = 8,03; 3b = –11,75; для системы уравнений (7) 0b = 11,74; 1b = 3,3; 2b = 9,68; 3b = –13,44. тогда линейные полиномы для коэффициентов трения трибосопряжений в логарифмических единицах в соответствии с выражением (4) примут следующий вид: для образцов шеек (материал сталь 45): 2121 75,1103,807,332,13 xxxxу −++= , (8) для образцов шеек (материал чугун вч500) 2121 44,1368,93,374,11 xxxxу −++= . (9) в результате преобразования уравнения (8, 9) получена регрессионная зависимость коэффициента трения в рассматриваемых трибосопряжениях от установленных параметров: для образцов шеек (материал сталь 45): ( ) ( ) ( ) ( ) 75,11 21 21 21 21 03,8 21 21 07,3 21 2132,13 22 −       + + +       +       + = raras ravtra eep ee raras ravtra eep ee еf ; (10) для образцов шеек (материал чугун вч500): ( ) ( ) ( ) ( ) 44,13 21 21 21 21 68,9 21 21 3,3 21 2174,11 22 −       + + +       +       + = raras ravtra eep ee raras ravtra eep ee еf , (11) где е = 2,718… основание натурального логарифма. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 55 полученные регрессионные зависимости являются математическим описанием изменения коэффициента трения от влияния установленных параметров в рассматриваемых трибосопряжениях. выражения (10, 11) могут быть использованы для прогнозирования характера изменения и оценки коэффициента трения в трибосопряжениях коленчатого вала двигателя внутреннего сгорания с исследуемыми материалами в зависимости от изменения значений установленных параметров, определяющих трибологического состояние образующихся вторичных структур в зонах контакта поверхностей и режимы их взаимодействия в условиях "пленочного голодания". в качестве примера приведены пространственные диаграммы коэффициента трения в зависимости от изменения значений установленных параметров полученных с помощью выражения (10) (рис. 2). а б рис. 2 – пространственные диаграммы коэффициента трения в трибосопряжениях "шейка вкладыш" в условиях "пленочного голодания": а – с покрытием (е1 = 40,5 гпа; е2 = 100 гпа; ra1 = 0,08 мкм; ra1 = 0,28 мкм; s = 3,6 ∙ 10-4 м2); б – без покрытия (е1 = 69 гпа; е2 = 285 гпа; ra1 = 0,14 мкм; ra1 = 0,21 мкм; s = 3,6 ∙ 10-4 м2) анализ полученных пространственных диаграмм показывает следующее. при пусковых частотах и минимальном давлении в контакте шейки с вкладышем, обусловленном весовыми параметрами деталей кривошипно шатунного механизма, значения коэффициента трения максимальные, что указывает на реалистичность отображаемого процесса изменения сопротивления вращению, механических потерь при трении полученной пространственной диаграммой. картина уменьшения коэффициента трения при росте частоты вращения с некоторого максимума, обусловленного давлением в зоне контакта, указывает на протекание гидродинамического режима трения, а наличие экстремума – на смену режимов трения по условиям проявления трибологических свойств образующихся вторичных структур, что согласуется с диаграммой герси. при диапазонах значений параметров, определяющих условия трения 1v = 0,2 1,1 м/с (≈ 70 370 мин-1), 1p = 0,1 1,3 мпа и 2v = 1,1 2,0 м/с (≈ 370 675 мин -1), 2p = 0,1 0,9 мпа превышение коэффициента трения в трибосопряжениях с покрытием по отношению к трибосопряжениям без покрытия составляет от 10 до 49 %. данный факт объясняется большей пластичностью вторичных структур, однако при этом по результатам экспериментов потерь массы материала меньше, чем в трибосопряжениях с более упругими вторичными структурами, т.е. в трибосопряжениях без покрытия. однако при таких параметрах нагружения работа подшипника скольжения коленчатых валов двигателей семейства, например змз-402 (406), зил-130 (131,508), мало вероятна. при диапазонах 3v = 1,1 2 м/с (≈ 370 675 мин -1), 3p = (0,9 1,3) 2,5 мпа снижение коэффициента трения в трибосопряжениях с покрытием по отношению к трибосопряжениям без покрытия при увеличении давления составляет: 8 – 24 % при 1,1 м/с; 10 – 36 % при 1,4 м/с; 20 – 40 % при 1,7 м/с; 25 – 43 % при 2 м/с. рассмотренные диапазоны могут соответствовать динамике нагружения деталей кривошипно-шатунного механизма при пуске упомянутых двигателей [10]. полученное указывает на то, что увеличение давления в зоне контакта активизирует механизмы структурообразования, обуславливающие снижение механических потерь при трении. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 56 выводы рассмотренные в работе подходы к аппроксимации полученных ранее экспериментальных данных эмпирическим уравнением, позволили определить вид регрессионной зависимости, устанавливающей связь между коэффициентом трения, параметрами трибологического состояния вторичных структур в трибосопряжениях "шейка-вкладыш" коленчатого вала и режимами их взаимодействия с предлагаемыми материалами в условиях "пленочного голодания". полученное уравнение позволяет давать прогнозную оценку характера изменения коэффициента трения от параметров нагружения, свойственных эксплуатационным режимам работы кривошипношатунного механизма двигателя внутреннего сгорания. литература 1. алексеев н.м. экспериментальное исследование «пленочного голодания» при трении твердых тел / н.м. алексеев, н.а. буше, и.и. карасик // проблемы трения и изнашивания. – 1982. – вып. 21. – с. 64-73. 2. кубіч в.і. про вплив вмісту компонентів галієво-індієвого середовища на триботехнічні характеристики трибоз’єднання / в.і. кубіч, л.й. івщенко // проблеми тертя та зношування. – 2009. – вип. № 52. – с. 92-101. 3. кубич в.и. износостойкость деталей трибосопряжения "шейка вкладыш" с медьсодержащими покрытиями / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблемы трибологии. – 2011. – №2. – с. 103-110. 4. пат. № 49630 україна, мпк (2009) с23с 30/00. склад поверхнево активної речовини для формування зносостійких покрить / в.і. кубіч, л.й. івщенко, заявник і патентовласник запорізький національний технічний університет. – № u200909788; заявл. 11.05.2010; опубл. 11.05.2010, бюл. №9, 2010. 5. кубич в.и. о механических характеристиках приповерхностных слоев элементов трибосопряжения "шейка – покрытие вкладыш" / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблемы трибологии. – 2011. – №4 (60). – с. 97-102. 6. кубич в.и. о топографии поверхностей элементов трибосопряжений / в.и. кубич, л.и. ивщенко // «iv українсько польські наукові діалогі»: тези наукових праць між нар. наук. конф., 11-14 жовт. 2011 р.: – хмельницький-яремче: хмельницький національний університет, 2011. – с.154-155. 7. справочник по триботехнике: в 3-х т. т.1 теоретические основы / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичиназдзе. – м.: машиностроение, 1989. – 400 с. 8. грушко и.м. основы научных исследований / и.м. грушко, в.м. сиденко 3-е изд., перераб. и доп. – харьков: вища школа, 1983. – 224 с. 9. решение слау методом крамера [электронный ресурс]/ – режим доступа: http://math.semestr.ru/kramer/kramer.php. 10. кубич в.и. определение параметров контактного взаимодействия подшипников скольжения коленчатого вала двигателей внутреннего сгорания / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблеми трибологии. – 2010. – вып. №2(56). – с.11-17. поступила в редакцію 11.12.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://math.semestr.ru/kramer/kramer.php http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com коэффициент трения трибосопряжения "шейка покрытие вкладыш" в условиях "пленочного голодания" проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 57 kubich v.i. coefficient of friction triboconjugation of "neck – coating bearing" in the conditions of "pellicle starvation". the terms of cooperation of elements of triboconjugation are examined at the halt of serve of lubricating material in an area frictions at which the clear contact of their materials takes place, and антифрикционные properties of the formed structures show up. approaches are offered to approximation of the results of experimental researches got before conducted on the standards of models and models, directed on the study of evolution of tribologistates descriptions, mechanical properties of the second structures, appearing in contact layers at forming of initial coverage from the bronze of brof4-0,25 in gallium-indium environment on rollers (necks), by empiric equalization. presence of numeral values of the modules of resiliency of phases of superficial layers, mean arithmetic deviation of type of surfaces, area of friction, pressures in a contact, sliding speed in a contact, it was allowed time of work to present them as two dimensionless generalized complexes which was examined as factors of influencing at two levels. the decision of the made systems of linear equalizations allowed to define the numeral values of coefficients of equalizations of regression. the got regressive dependences can be used for prognostication of character of change of coefficient of friction in triboconjugation of crankshaft of combustion engine depending on tribologistates the state of the appearing second structures in the conditions of "pellicle starvation". key words: сoefficient of friction, equalization, neck, bearings, structure, to regressive dependence, parameter, tribologistates, coefficient of regression, dimensionless complex. references 1. alekseev n.m. jeksperimental'noe issledovanie «plenochnogo golodanija» pri trenii tverdyh tel. n.m. alekseev, n.a. bushe, i.i. karasik . problemy trenija i iznashivanija.1982.vyp.21, pp.. 64-73. 2. kubіch v.і. pro vpliv vmіstu komponentіv galієvo-іndієvogo seredoviwa na tribotehnіchnі harakteristiki triboz’єdnannja. v.і. kubіch, l.j. іvwenko. problemi tertja ta znoshuvannja. 2009. vip. no. 52, pp. 92-101. 3. kubich v.i. iznosostojkost' detalej tribosoprjazhenija «shejka-vkladysh» s med'soderzhawimi pokrytijami. v.i. kubich, l.i. ivwenko. problemy tribologii. 2011. no. 2, pp. 103-110. 4. pat. № 49630 ukraїna, mpk (2009) s23s 30/00. sklad poverhnevo-aktivnoї rechovini dlja formuvannja znosostіjkih pokrit'. v.і. kubіch, l.j. іvwenko, zajavnik і patentovlasnik zaporіz'kij nacіonal'nij tehnіchnij unіversitet. № u200909788; zajavl. 11.05.2010; opubl. 11.05.2010, bjul. no. 9, 2010. 5. kubich v.i. o mehanicheskih harakteristikah pripoverhnostnyh sloev jelementov tribosoprjazhenija «shejka-pokrytie-vkladysh». v.i. kubich, l.i. ivwenko. problemy tribologii. 2011. no. 4 (60), pp. 97-102. 6. kubich v.i. o topografii poverhnostej jelementov tribosoprjazhenij. v.i. kubich, l.i. ivwenko. «iv ukraїns'ko-pol's'kі naukovі dіalogі»: tezi naukovih prac' mіzh nar. nauk. konf., 11-14 zhovt. 2011 r.: hmel'nic'kij-jaremche: hmel'nic'kij nacіonal'nij unіversitet, 2011, pp. 154-155. 7. spravochnik po tribotehnike: v 3-h t. t.1 teoreticheskie osnovy. pod obw. red. m. hebdy, a.v. chichinazdze. –m.: mashinostroenie, 1989. 400 s. 8. grushko i.m. osnovy nauchnyh issledovanij. i.m. grushko, v.m. sidenko 3-e izd., pererab. i dop. har'kov: viwa shkola, 1983. 224 s. 9. reshenie slau metodom kramera [jelektronnyj resurs]. rezhim dostupa: http: math.semestr.ru/kramer/kramer.php. 10. kubich v.i. opredelenie parametrov kontaktnogo vzaimodejstvija podshipnikov skol'zhenija kolenchatogo vala dvigatelej vnutrennego sgoranija. v.i. kubich, l.i. ivwenko. problemi tribologii. 2010. vyp. no. 2(56), pp. 11-17. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_kindrachuk.doc триботехнические свойства высокохромистых сплавов в литом и термообработанном состоянии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 58 киндрачук м.в.,* куцова в.з.,** ковзель м.а.,** гребенева а.в.,** данилов а.п.,* хлевна ю.л.,* *національний авіаційний університет, **національна металургійна академія україни триботехнические свойства высокохромистых сплавов в литом и термообработанном состоянии анализ последних исследований и публикаций по рассматриваемой проблеме. износостойкость белых чугунов определяется количеством, размерами, формой карбидов, типом и морфологией металлической основы и их микротвердостью. высокая износостойкость белых чугунов определяется высокой микротвердостью карбидной составляющей, равной 10000 18000 мпа. рост износостойкости с увеличением количества карбидной составляющей происходит только до эвтектического состава сплава, так как крупные заэвтектические карбиды выкрашиваются при износе, уменьшая износостойкость сплава [1, 2, 3]. тенденцию к образованию крупных хрупких карбидов в сплавах с повышенным содержанием углерода устраняют путем уменьшения содержания хрома до 12 18 % и ввода 2 4 % мо [4, 5]. небольшое отличие в износостойкости чугунов при содержании 1,26 7,0 % cr объясняется тем, что тип карбидов этих сплавов остается неизменным – карбиды цементитного типа; твердость карбидов так же одинакова. некоторое снижение износостойкости при 5 % cr можно объяснить увеличением хрупкости цементита в связи с укрупнением размеров карбидов [6, 7]. износостойкость закаленных на мартенсит чугунов максимальна при содержании 12 24 % сr. эта область соответствует карбидам м7с3 с твердостью hv 1240–1550. минимальную износостойкость имеют чугуны с карбидами fe3c (hv 800 1000). повышение содержания хрома вызывает существенный рост износостойкости лишь после того, как карбиды м3с начинают заменяться карбидами м7с3. при содержании хрома в чугуне более 8 % наряду с карбидами (fe, сr)3с обнаруживаются карбиды (cr, fe)7c3, количество которых растет с увеличением содержания хрома за счет карбидов типа (fe, сr)3с. увеличение содержания хрома свыше 12 % приводит к полной замене карбидов м3с карбидами м7с3. этому же содержанию соответствует максимальная износостойкость чугуна. большинство исследователей считает, что с увеличением количества карбидной фазы износостойкость сплава возрастает [1, 8 12, 13]. износостойкость чугунов, имеющих одинаковые характеристики карбидной составляющей, линейно связана с микротвердостью основы и не зависит от химического состава сплава. и, следовательно, чем тверже при прочих равных условиях металлическая основа, тем более износостоек чугун. объектом исследований в данной работе служили образцы белого высокохромистого чугуна в литом и изотермически закаленном состоянии и хромоникелевого сплава «никорим», состав которых приведен в таблице. исследованный чугун и сплав «никорим» используют для изготовления прокатного инструмента для станов горячей прокатки труб. стойкость оправок из сплава «никорим» существенно превышает стойкость оправок из высокохромистого чугуна однако экономически использование сплава «никорим» не оправдано. методика исследования. микроструктуру образцов чугуна и «никорима» выявляли у реактиве гросбека. исследования микроструктуры осуществляли при помощи оптического микроскопа “neophot-21”. термическую обработку высокохромистого чугуна осуществляли по следующей схеме: аустенитизация при 950 и 1050 °с в течении 1 часа в атмосфере проточного аргона, потом образцы переносили в ванну для изотермической выдержки при температуре 350 °с с последующей закалкой в воде. таблица 1 химический состав исследованных сплавов химические элементы, % высокохромистый чугун 28х32н3ф хромоникелевый сплав «никорим», % c 2,7-3,0 % 1,8 cr 30,0 35,0 % 34,0 ni 2,5 3,0 % 57,0 al 2,5 ti 0,6 v 0,2 0,3 % mn 0,3 0,6 % 0,2 si 1,2 % 0,7 cu 0,4 % pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства высокохромистых сплавов в литом и термообработанном состоянии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 59 микротвердость фаз и структурных составляющих определяли с помощью микротвердомера пмт-3 по стандартной методике. фазовый состав образцов изучали на дифрактометре дрон–3м в feкα излучении. триботехнические испытания проводились на модернизированной установке трения 2070 смт 1, по схеме «вал-плоскость». в качестве контртела использовали ст 45. результаты исследований. анализ микроструктуры образцов чугуна 28х32н3ф (рис. 1) свидетельствует, что по сечению отливки формируется неоднородная структура. микроструктура оправки от поверхности (рис. 1, а) к центру (рис. 1, б) постепенно меняется, наблюдается укрупнение и увеличение количества избыточных карбидов, в центральной части слитка в микроструктуре присутствуют крупные избыточные карбиды в виде игл и шестигранников и колоний а + к эвтектики. малое количество избыточных крупноигольчатых карбидов и неравномерное их расположение в поверхностном слое свидетельствует об ускоренном охлаждении оправки при затвердевании и при охлаждении в литейной форме. структура оправок из жаропрочного хромоникелевого сплава по сечению более равномерная (рис. 1), чем в чугуне 28х32н3ф. микроструктура жаропрочного хромоникелевого сплава состоит из аустенитной матрицы, избыточных карбидов cr7с3, и малого количества отдельных кристаллов σ-фазы (fecr). а б в г рис. 1 – микроструктура литого высокохромистого чугуна 28х32н3ф: а – поверхность отливки х500; б – центральная часть отливки х600) литое состояние; микроструктура высокохромистого жаропрочного хромоникелевого сплава «никорим»; в – поверхность отливки х500; г – центральная часть отливки х600 на рис. 2 приведены микроструктуры исследуемого чугуна после различных режимов термической обработки. наблюдается укрупнение вторичных избыточных карбидов, остаточный аустенит претерпевает распад на феррит, карбид хрома cr7c3 и цементит fe3c. наибольшей дисперсностью характеризуется структура чугуна после термической обработки при тауст = 1050 °с и τауст = 1 ч, тизот = 350 °с (τизот = 3 ч) рис. 3, б. а б рис. 2 – микроструктура чугунных образцов, термообработанных по режимам тауст = 950 °с, τауст = 1 ч, тизот = 350 °с: а – τизот = 3 ч, тауст = 1050 °с, τауст = 1 ч, тизот=350 °с: б – τизот = 3ч, х1000 фазовый состав исследуемых высокохромистых сплавов изучали с помощью рентгеноструктурного анализа (рис. 3, табл.2). 150 250 350 450 550 650 20 30 40 50 60 70 80 2 θ, град. и нт ен си вн ос ть , о тн .е д. c r7 c 3+ γ f e γ-fe γfe с r7 с 3 αfeс r7 с 3 αfe +c r7 c 3 а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства высокохромистых сплавов в литом и термообработанном состоянии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 60 50 100 150 200 250 300 350 400 450 20 30 40 50 60 70 80 90 100 2 θ,град. ін те нс ив ні ст ь, в ід н. о д. c r 7 c 3 nini ni c r 7 c 3 fe 3c t ic c r 7 c 3 n i3a l ni ni3a l б в г рис. 3 – участки дифрактограмм исследуемого а – образца высокохромистого чугуна 28х32н3ф; б – хромоникелевого сплава «никорим» в литом состоянии; и образцов чугуна в термообработанном состоянии: в – тауст = 950 °с, τауст = 1 ч, тизот = 350 °с: а – τизот = 3 ч; г – тауст = 1050 °с, τауст = 1 ч, тизот = 350 °с: а – τизот = 3 ч таблица 2 данные рентгеноструктурного анализа исследуемых сплав исследуемые высокохромистые сплавы аα по (011), α аγ по (022), γ степень несовершенства α – фазы (β0,5) % γ, в матрице чугун 28х32н3ф 2,88 2,48 0,43 52 тауст = 950 °с, τ = 1 ч, тизот = 350 °с, τ = 3 ч 2,88 3,59 0,43 20 тауст = 1050 °с, τ = 1 ч, тизот = 350 °с, τ = 3 ч 2,86 3,57 0,76 40 хромоникелевый сплав «никорим» 3,59 100 на рис. 3 приведена дифрактограмма высокохромистого чугуна 28х32н3ф. фазовый рентгеноструктурный анализ выявил в чугуне 28х32н3ф избыточный карбид cr7с3 и матрицу, состоящую из аустенита в количестве 52 % и феррита – 48 %. присутствие феррита связано, вероятно, с недостаточной стабильностью аустенита, претерпевающего распад на феррит и карбид в процессе охлаждения. наличие феррита в структуре чугуна нежелательно и может быть причиной, наряду с макродефектами, низкой износостойкости и жаропрочности чугуна. термическая обработка исследуемого чугуна приводит к изменению его фазового состава. на рис. 3 приведены участки дифрактограмм исследуемых образцов высокохромистого чугуна, подвергнутого различным режимам термической обработки. различия в фазовом составе изученных чугунов после термической обработки заключается в изменении количественного соотношения остаточного аустенита и образовании феррита с различной степенью несовершенства. карбидная составляющая во всех случаях представлена карбидами cr7c3 и fe3c. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства высокохромистых сплавов в литом и термообработанном состоянии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 61 как следует из данных табл. 2, аустенитизация при температуре 950°с и изотермическая выдержка в промежуточной области температур высокохромистого чугуна в исходном (литом) состоянии приводит к тому, что в структуре чугуна присутствует α-фаза, степень несовершенства (β0,5) решетки которой мала – 0,43, параметр решетки α-фазы (аα) – 2,88. наряду с этим в структуре чугунов, охлажденных с температуры 1050 °с после изотермической выдержки в промежуточной области температур присутствует α-фаза, степень несовершенства (β0,5) решетки которой высока: 0,76, а параметр решетки (аα) этой α-фазы равен 2,86, количество остаточного аустенита колеблется в пределах 20 40 % в зависимости от температуры аустенитизации. минимальное количество остаточного аустенита наблюдается в структуре чугунов термообработанных с температуры 950 °с. максимальное количество остаточного аустенита (40 %) фиксируется в результате аустенитизации при температуре 1050°с и изотермической выдержке в промежуточной области температур (350 °с, τизот = 3 ч). данные измерений микротвёрдости продуктов распада аустенита исследуемого чугуна в литом и термообработанном состоянии приведены в табл. 3. максимальной микротвёрдостью и твердостью характеризуется чугун подвергнутый изотермической выдержке в промежуточной области температур при охлаждении с температуры аустенитизации 1050 °с и изотермической выдержке 350 °с в течение 3 часов. в структуре этого образца присутствует большое количество метастабильного остаточного аустенита и α-фазы с высокой степенью несовершенства кристаллической решетки (β0,5 ≈ 0,76), что и обеспечивает высокую микротвердость и твердость. таблица 3 микротвердость продуктов распада аустенита, эвтектических карбидов исследуемого чугуна в литом и термообработанном состоянии исследуемые высокохромистые сплавы продукты распада аустенита, мпа эвтектические карбиды, мпа hrc литой чугун 28х32н3ф 3285 18921 49 тауст = 950 °с, τ = 1 ч, тизот = 350 °с, τ = 3 ч 3809 22894 54 тауст = 1050 °с, τ = 1 ч, тизот = 350 °с, τ = 3 ч 4471 26281 55 хромоникелевый сплав «никорим» 2769 18920 47 максимальной микротвёрдостью и твердостью характеризуется чугун подвергнутый изотермической выдержке в промежуточной области температур при охлаждении с температуры аустенитизации 1050 °с и изотермической выдержке 350 °с в течение 3 часов. в структуре этого образца присутствует большое количество метастабильного остаточного аустенита и α-фазы с высокой степенью несовершенства кристаллической решетки (β0,5 ≈ 0,76), что и обеспечивает высокую микротвердость и твердость. таким образом, для получения максимальной твердости и износостойкости деталей из высокохромистого чугуна с содержанием хрома 30 % в промышленных условиях рекомендуется термическая обработка включающая: аустенитизацию при температуре 1050 °с с последующей изотермической выдержкой в промежуточной области температур (350 °с) в течение 3 часов. проведены триботехнические испытания на образцах литого и термообаботанного чугуна и хромоникелевого сплава «никорим» в литом состоянии. путь трения составлял 7,2 км, при скорости 1 м/с. результаты исследований образцов приведены в табл. 4 7. таблица 4 показатели износостойкости и интенсивности износа литого образца чугуна при различных нагрузках литой чугун 28х32н3ф № опыта нагрузка удельная кг/мм2 интенсивность износа i показатель износостойкости 1 0,1 1,85 × 10-9 8,73 2 0,2 7,1 × 10-9 8,15 3 0,3 16,7 × 10-9 7,77 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства высокохромистых сплавов в литом и термообработанном состоянии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 62 таблица 5 показатели износостойкости и интенсивности износа термообработанного образца чугуна по режиму: тауст = 950°с, τауст = 1 ч.; тизот = 350°с, τизот = 3 ч при различных нагрузках тизот термообработанный чугун по режиму: тауст = 950 °с, τауст = 1 ч; тизот = 350°с, τизот = 3год № опыта нагрузка удельная кг/мм2 интенсивность износа i показатель износостойкости 1 0,1 11,3 × 10-9 7,94 2 0,2 15,25 × 10-9 7,81 3 0,3 19,2 × 10-9 7,71 таблица 6 показатели износостойкости и интенсивности износа термообработанного образца чугуна по режиму: тауст = 1050°с, τауст = 1год.; тизот = 350°с, τизот = 3 ч при различных нагрузках термообработанный чугун по режиму: тауст = 1050°с, τауст = 1 ч; тизот = 350°с, τизот = 3 ч (оптимальный режим, при котором образцы имеют наибольшую твердость и микротвердость) № опыта нагрузка удельная кг/мм2 интенсивность износа i показатель износостойкости 1 0,1 6,1×10-9 8,21 2 0,2 9,2×10-9 8,03 3 0,3 14,4×10-9 7,84 таблица 7 показатели износостойкости и интенсивности износа литого хромоникелевого сплава «никорим» при различных нагрузках хромоникелевый сплав «никорим» № опыта нагрузка удельная кг/мм2 интенсивность износа i показатель износостойкости 1 0,02 2,6 × 10-8 7,58 2 0,03 4,92 × 10-8 7,3 3 0,04 7,3 × 10-8 7,13 литой чугун при минимальной нагрузке имеет самый высокий показатель износостойкости (8,73) и наименьшую интенсивность износа (1,85 × 10-9), а чугун после термической обработки по режиму: тауст = 950 °с, τ = 1 ч, тизот = 350°с, τ = 3 ч характеризуется наименьшим показателем износостойкости (7,94) и наибольшей интенсивностью износа (11,3 × 10-9). при средней удельной нагрузке, при прочих равных условиях, чугун в литом состоянии также имеет наибольшую износостойкость (8,15) и наименьшую интенсивность износа (7,1 × 10-9), термообработанный чугун по режиму: тауст = 950 °с, τ = 1 ч, тизот =350°с, τ = 3ч также характеризуется наименьшим показателем износостойкости (7,81) и наибольшей интенсивностью износа (15,25 × 10-9). однако, при наибольшей прилагаемой нагрузке высокохромистый чугун 28х32н3ф прошедший термическую обработку по оптимальному режиму: тауст = 1050°с, τ = 1 ч, тизот =350°с, τ = 3 ч характеризуется наибольшим показателем износостойкости (7,84) и наименьшей интенсивностью износа (14,4 × 10-9). хромоникелевый сплав «никорим» начал разрушаться при тех нагрузках, при которых испытывали образцы чугуна, поэтому его нагрузки несколько меньше, но даже при меньших нагрузках «никарим» характеризуется наименьшими показателями износостойкости. проведенные трибологические испытания высокохромистых сплавов, которые одновременно содержат кристаллы карбидов различной дисперсности, свидетельствуют, что наибольшей износостойкостью при самой большой нагрузке характеризуется образец чугуна, прошедшего термическую обработку по режиму: тауст = 1050°с, τ = 1 ч, тизот =350°с, τ = 3 ч. в термообработанном образце макрочастички принимают напряжение при трении, а частички менее 100 нм упрочняют матрицу, ограничивая ее пластические деформации и противодействуют выкрашиванию больших зерен. в высокохромистых чугунах (fe-c-cr) после изотермической закалки, в жаропрочной матрице присутствуют карбиды разного типа cr7c3, cr23c6, fe3c и разного размера (от мкм до нано) [15]. выводы. изучена структура, фазовый состав, триботехнические характеристики, твердость, микротвердость структурных составляющих высокохромистого чугуна 28х32н3ф и жаропрочного хромоникелевого сплава «никорим». показано: более однородной структурой по сечению слитка характеризуется жаропрочный хромоникелевый сплав «никорим» в литом состоянии. чугун 28х32н3ф характеризуется существенной структурной неоднородностью; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com триботехнические свойства высокохромистых сплавов в литом и термообработанном состоянии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 63 после термической обработки наиболее благоприятной структурой характеризуется образец, термообработанный по режиму: тауст = 1050 °с и τауст = 1 ч, тизот = 350 °с (τизот = 3 ч); различия в фазовом составе изученных чугунов после термической обработки заключаются в изменении количественного соотношения остаточного аустенита и образовании феррита с различной степенью совершенства кристаллической решетки. карбидная составляющая во всех случаях представлена карбидами cr7c3 и fe3c; максимальной твёрдостью также характеризуется чугун подвергнутый изотермической выдержке в промежуточной области температур при охлаждении с температуры аустенитизации 1050°с и изотермической выдержке 350°с в течение 3 часов. наличие высокохромистых карбидов обеспечивает высокую твердость обоих сплавов; наибольшей износостойкостью при самой большой нагрузке характеризуется образец чугуна, прошедший термическую обработку по режиму: тауст = 1050°с, τ = 1 ч, тизот = 350 °с, τ = 3 ч. литература 1. гарбер м.е. влияние структуры на износостойкость белых чугунов / м.е. гарбер, л.и. леви // мтом. – 1968. – № 11. – с. 48–52. 2. попов в.с. сопротивляемость чугунных отливок абразивному износу / в.с. попов, н.н. брыков // литейное производство. – 1965. – №8. – с. 4–5. 3. norman t.е. martensitic white irons for abrasion resistance castings / t.е. norman, a. solomon, p. doane // modern castings. – 1959. – № 4. – р. 104–118. 4. norman t.e. high–chromium–molybdenum white iron for abrasion resistance castings / t.e. norman // foundry. – 1958. – № 6. – р. 128, 130 and 131. 5. связь мартенситного и бейнитного превращений в углеродистой и легированных сталях / в.м. счастливцев, д.а. мирзаев, а.и. баев [и др.] // мтом. – 1991. – №7 – с. 2–3. 6. гарбер м.е. отливки из белых износостойких чугунов / михаил ефимович гарбер. – м.: машиностроение, 1972. – 112 с. 7. большаков в.и. влияние легирующих элементов и примесей на структуру низкохромистых износостойких чугунов / в.и. большаков, с.в. бобырь // металл и литье украины. – 2004. – №12. – с. 10-12. 8. гарбер м.е. исследование свойств износостойкого белого чугуна / м.е. гарбер, и.д. 3еликман, и.и. цыпин // литейное производство. – 1965. – №8. – с. 1–4. 9. ленайчук е.и. влияние углерода на сопротивление наплавленного металла абразивному износу / е.и. ленайчук // автоматическая сварка. – 1956 – №3. – с. 25–26. 10. попов в.с. микроразрушение металла при абразивном изнашивании / в.с. попов, н.н. брыков // мтом. – 1966. – №3. – с. 25–26. 11. попов в.с. сопротивляемость чугунных отливок абразивному износу / в.с. попов, н.н. брыков // литейное производство. – 1965. – №8. – с. 4–5. 12. шулепникова а.г. абразивный износ и микроструктура стали / а.г. шулепникова // мтом. – 1962. – №10. – с. 5–8. 13. металловедение и термическая обработка стали: справочник в 3 т. / [под ред. м.л. бернштейна, а.г. рахштадта]. –[4-е изд., перераб. и доп.]. – м.: металлургия, 1991. 14. т.1: методы испытаний и исследований: в 2 кн., кн. 1 / б.а.клыпин и др.]. – 1991. – 303, [1] с. 15. чейлях а.п., клок д.в. новый экономнолегированный чугун с метастабильной структурой // оттом–3: междунар. науч.техн. конф., 10–14 сент. 2002 г.: тезисы докл. – х., – 2002. – ч. 1. – с. 93–97. 16. геллер ю.а. инструментальные стали / юлий александрович геллер. – [5-е изд., перераб. и доп.]. – м.: металлургия, 1983. – 526 с. 17. цыпин и.и. белые износостойкие чугуны. структура и свойства / цыпин и.и. – м.: металлургия, 1983. – 176 с. 18. влияние термической обработки на формирование наноструктурной матрицы в высокохромистых чугунах / в.з. куцова, м.а. ковзель, а.в. гребенева, а.в. кравченко // materials engineering. – честохов. – польша. 2010. – с 68-81. 19. пат. 59272 а, україна, мкв c21d 5/04. спосіб термічної обробки високолегованого чавуну / в.з. куцова, а.ю. куцов, м.а. ковзель, г.в. мамченко – 20021210426; заявл. 23.12.2002; опубл. 15.08.2003, бюл. №8. – 1с. 20. пат. 69795 а, україна, мкв c21d 1/78. спосіб термічної обробки відливків / в.з. куцова, а.ю. куцов, м.а. ковзель, г.в. мамченко – 20031211118; заявл. 08.12.2003; опубл. 15.09.2004, бюл. №9. – 2с. 21. структура, фазовый состав и распределение элементов в высокохромистых сплавах / в.з. куцова, м.а. ковзель, а.в. животович // митом. – 2007. – №3. –ч.2.с. 10-23. 22. влияние режимов термической обработки на перераспределение легирующих элементов в высокохромистом чугуне / в.з. куцова, м.а. ковзель, а.в. кравченко, а.в. животович // митом. – 2007. – №3. –ч.2.с. 33-51. 23. влияние режимов термической обработки на морфологию продуктов распада аустенита в высокохромистом чугуне / в.з. куцова, м.а. ковзель, а.в. кравченко, а.в. животович // строительство, материаловедение, машиностроение. – 2007. – вып. 41, ч.1. – с. 75-84. надійшла 26.03.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_oleksandrenko.doc вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 117 олександренко в.п., кирилков в.а., паршенко к.а., мисліборський в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: parshenko@ukr.net вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення удк 621.793.6 наведені результати дослідження впливу кількості насиченого та ненасиченого азотом залишкового аустеніту на здатність матеріалу до релаксації мікронапружень. доведено, що максимальна довговічність та зносостійкість зразків із сталі х12 відповідає максимальній зміні реологічних властивостей матеріалу, тобто вичерпанню внутрішнього резерву. оптимальне значення початкової кількості залишкового аустеніту для отримання максимальних показників реологічних характеристик матеріалу та контактної витривалості при зношуванні від дії циклічних навантажень до появи викришування на доріжці кочення для структур ненасиченого та насиченого азотом залишкового аустеніту складає 30 об’ємних відсотків. ключові слова: аустеніт, реологічні властивості, тертя кочення, зносостійкість. вступ підвищення надійності, довговічності та конкурентоздатності машин і обладнання є одним з важливіших завдань машинобудування. статистика свідчить, що близько 80 % несправностей у роботі машин відбуваються в результаті зносу і руйнування поверхні тертя деталей машин. у сучасному машинобудуванні збільшення питомих навантажень і швидкостей руху ускладнюють умови експлуатації деталей і вузлів машин, що призводить до підвищення інтенсивності зносу контактуючих поверхонь. у зв'язку з цим проблеми вивчення процесів зношування і пошук шляхів підвищення зносостійкості та довговічності деталей машин мають велике практичне значення. широке застосування в машинобудуванні мають пари тертя кочення. їх зносостійкість і довговічність у багатьох випадках визначає працездатність і довговічність машин та обладнання в цілому. є різні способи підвищення довговічності пар тертя кочення: конструктивні, технологічні, експлуатаційні. в літературі є значна кількість досліджень, присвячених цим питанням. проте проблема підвищення зносостійкості та довговічності пар тертя кочення, що виготовлені зі сталі х12 з різним вмістом залишкового аустеніту залежно від здатності до релаксації мікронапружень, не вирішена і є актуальною. вивченням питання впливу метастабільних структур, зокрема залишкового аустеніту, на контактну витривалість та здатність до релаксації мікронапружень займалося багато вчених, серед них: м.н. бриков, я.м. гладкий, в.в. запорожець, в.м. зінченко, л.с. малінов, в.в. шевеля та інші. деякі з них вважають, що в поверхневому шарі деталей, які працюють при змінних навантаженнях, навіть незначна кількість залишкового аустеніту є недопустимою. інші, навпаки, стверджують, що при дії тертя ковзання зносостійкість сталі є дуже високою навіть при вмісті залишкового аустеніту 90 %. ряд авторів вважає, що для зубчатих коліс вміст залишкового аустеніту 46 50 % є оптимальним для забезпечення контактної витривалості. м.н. бриковим доведено, що в умовах абразивного зношування оптимальним вважається вміст залишкового аустеніту 60 % [4]. в умовах експлуатації при контактній взаємодії конструктивних елементів їх довговічність значною мірою залежить від властивостей матеріалів, з яких вони виготовлені, і, зокрема, від їх хімічного складу, структури, здатності до релаксації мікронапружень. очевидно, що для різних умов експлуатації існують оптимальні значення характеристик матеріалів, при яких досягається максимальна довговічність цих конструктивних елементів. мета і постановка задачі метою даної роботи є виявлення залежностей впливу залишкового аустеніту та здатності до релаксації мікронапружень на контактну витривалість сталі х12 в умовах тертя кочення для різних умов навантаження та експлуатації до кінця не вивчене і є актуальним. виклад матеріалів досліджень для визначення реологічних і міцністних властивостей поверхонь тертя, зокрема здатності матеріалу до релаксації мікронапружень було використано пристрій на базі мікротвердоміра пмт-3, розроблений професором шевелею в.в., що працює за методом безперервного втискування індентора [1, 2, 7]. метод засновано на реєстрації у процесі досліджень глибини h заглиблення індентора під навантаженням та при його зніmailto:parshenko@ukr.net вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 118 манні. величину h оцінюють за допомогою вимірювальної системи мікротвердоміра або по автоматично записаній на самописці безперервним втискуванням індентора діаграмі втискування ( )hfp = функціональній залежності глибини заглиблення індентора від навантаження. розшифрування такої діаграми дозволяє отримати не тільки більш широку, але також і принципово нову інформацію [1, 2, 5, 7]. загальний вигляд і принципову схему пристрою для дослідження здатності матеріалу до релаксації мікронапружень показано на рис. 1. та рис. 2. до складу пристрою входять: стояк і рама, на яких розміщено механізми реєстрації навантаження і глибини втискування, двокоординатний потенціометр типу пдс-021м [2]. на жорсткій рамі 7 за допомогою пружних пластин 8 закріплено стакан 9, усередині якого на пружних мембранах 11 підвішено шток 10 із індентором 5. вимірювання здатності матеріалу до релаксації мікронапружень проводиться безконтактним ємнісним датчиком 3, закріпленим на стакані 7, а вимірювання величини навантаження – аналогічним датчиком 6, закріпленим на стакані 9. пружини 8 забезпечують вертикальне безлюфтове переміщення стакана 9, мембрани 11, дозволяють виконувати вимірювання навантаження за величиною їх прогину та плавне прикладення навантаження до зразка 2. навантаження індентора виконується за допомогою привода 13 через шток 12. встановлення зразка 2 в потрібне положення здіснюється за допомогою трикоординатного столика 1. нагрівання зразка відбувається за допомогою нагрівального пристрою 4. рис. 2 – схема пристрою для визначення релаксаційної здатності матеріалів методом безперервного втискування індентора [2]: 1 – столик; 2 – зразок; 3 – датчик контролю глибини вдавлюваня; 4 – електропіч; 5 – індентор; 6 – датчик контролю навантаження; 7 – корпус; 8 – мембрана; 9 – стакан; 10 – шток; 11 – мембрана; 12 – шток; 13 – електропривід рис. 3 – блок-схема пристрою для визначення релаксаційної здатності матеріалів методом безперервного втискування індентора [2 ] рис. 1 – загальний вигляд пристрою для визначення релаксаційної здатності матеріалів методом безперервного втискування індентора [2 ] вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 119 електронну блок-схему пристрою наведено на рис. 3. сигнали, що знімаються з датчиків 1 та 2 надходять на двокоординатний самописець пдс-021м для отримання залежності навантаження ( p ) – глибина втискування ( h ) або на самописець лкс4-003 для отримання залежності навантаження – час, що дозволяє оцінити релаксаційні властивості матеріалу при витримці зразка під навантаженням. гранична помилка, пов’язана з похибкою тарування при обрахунку за діаграмами втискування від 0,01 до 1 н, не перевищує 10 %. типова діаграма, що отримана під час випробувань, має три характерних ділянки (рис. 4): 1 – активного навантаження; 2 – витримки під навантаженням; 3 – активного розвантаження і повторного навантаження. рис. 4 – типова діаграма p h та деякі її параметри [7 ] за гілкою навантаження можна знайти ряд величин кінетичної твердості, що розраховується за глибиною відбитку h [1]: ( )220 hc p h p c f p h ⋅ === , (1) де c – коефіцієнт форми індентора; f – площа відбитку глибиною h , при цьому fhc =⋅ . для пірамідального або конічного індентора 0c , c – постійні величини. якщо f – площа поверхні відбитку, то 0c дорівнює 37,84 для піраміди вікерса; 37,97 та 13,85 – для пірамід берковича та кнуппа відповідно [2, 7]. аналіз кінетики руху індентора по діаграмі втискування дає можливість досліджувати закономірності пружньопластичного деформування матеріалів не тільки у процесі формування відбитку при навантаженні, а також при його пружному відновленні після зняття навантаження. приріст глибини відбитку при витримці під навантаженням, що характеризує мікроповзучість матеріалів, оцінюється за абсолютною величиною відповідної ділянки діаграми втискування (рис. 4). більш повну інформацію можна отримати безпосередньо за кривою повзучості відбитку в координатах глибина відбитка-час. необхідно відмітити, що збільшення пластичної деформації у часі в умовах витримки під навантаженням супроводжується зменшенням рівня діючих напружень через збільшення розміру відбитку, а також деякого зменшення величини навантаження через послаблення пружин при заглибленні індентора. тому умови накопичення пластичної деформації матеріалу під індентором більше зумовлені режимом релаксації, ніж режимом повзучості, що відбувається при постійному рівні прикладених напружень. відповідно до [1] здатність матеріалу до релаксації напружень у часі оцінювали за величиною: 00 0 0 0 2 hh h h hh h t ∆+ ∆ = − =δ , (2) де 2 0 00 h p ch = – твердість, знайдена за гілкою навантаження; th – твердість у такий момент часу t після виключення приводу навантаження, після закінчення якого твердість th практично не змінилась. вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 120 коефіцієнт розсіювання енергії можна визначити за формулою [2, 6]: h δ =ψ , (3) де δ і h – величини відповідних ділянок з діаграми втискування індентора (рис. 4). за допомогою діаграми втискування також можна визначити модуль юнга, пружні та пластичні деформації, енергетичні витрати. основним показником, що визначає здатність до релаксації мікронапружень та коефіцієнт розсіювання енергії сталі х12 є кількість залишкового аустеніту. у процесі досліджень визначалась здатність до релаксації мікронапружень та коефіцієнт розсіювання енергії в залежності від кількості ненасиченого азотом залишкового аустеніту сталі х12 та насиченого азотом залишкового аустеніту, отриманого методом описаним у роботі [4]. на рис. 5 8 наведено залежності впливу початкового вмісту метастабільного насиченого та ненасиченого азотом залишкового аустеніту на вихідну і кінцеву (після проведення експериментальних досліджень) здатність до релаксації мікронапружень, а також коефіцієнт розсіювання енергії. встановлено, що насичення аустеніту азотом сприяє підвищенню вихідних реологічних властивостей хромистих сталей. рис. 5 – залежність здатності матеріалу до релаксації мікронапружень δн від вмісту ненасиченого залишкового аустеніту: 1 – кінцева; 2 – початкова рис. 6 – залежність коефіцієнта розсіювання енергії ψ від вмісту ненасиченого залишкового аустеніту: 1 – кінцевий; 2 – початковий проведені експериментальні дослідження показують, що початкова здатність матеріалу до релаксації мікронапружень із структурою ненасиченого залишкового аустеніту має нелінійну екстремальну залежність з максимумом при вмісті залишкового аустеніту 30 об.% ( 151,0=δh ). аналогічно впливає початковий вміст залишкового аустеніту і на коефіцієнт розсіювання енергії. при кількості залишкового аустеніту 30 об.% він набуває максимального значення ( 648,0=ψ ). рис. 7 – залежність здатності матеріалу до релаксації мікронапружень δн від вмісту насиченого азотом залишкового аустеніту: 1 – кінцева; 2 – початкова рис. 8– залежність коефіцієнта розсіювання енергії ψ від вмісту насиченого азотом залишкового аустеніту: 1 – кінцевий; 2 – початковий як видно з рис. 5 8, вихідна здатність матеріалу до релаксації мікронапружень із структурою насиченого азотом залишкового аустеніту при вмісті аустеніту 30 об. % зростає приблизно на 30 %, а коефіцієнт розсіювання енергії – на 13 %, порівняно з структурою ненасиченого азотом залишкового аустеніту. зменшення стабільності залишкового аустеніту також спостерігається під час проведення експериментальних досліджень до появи викришування на доріжці кочення. кінцеві значення реологічних властивостей досліджуваних зразків набагато нижчі за початкові. вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 121 характер зміни показників здатності матеріалу до релаксації мікронапружень та коефіцієнт розсіювання енергії залежно від початкового вмісту залишкового аустеніту також відрізняється від початкового. при кількості нелегованого метастабільного аустеніту 30 об.% показник здатності до релаксації мікронапружень набуває після зношування мінімального значення ( 085,0=δh ), відповідно коефіцієнт розсіювання енергії дорівнює 0,41. аналогічні зміни відбуваються під час насичення аустеніту азотом. з рис. 9, 10 видно, що зміна реологічних характеристик є більш інтенсивною для випадку менш стабільної структури, тобто для насиченого аустеніту. 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 25 30 46 кількість аустеніту, об.% з да тн іс ть м ат ер іа лу д о ре ла кс ац ії м ік ро на пр уж ен ь h насичений азотом аустеніт ненасичений азотом аустеніт рис. 9 – порівняння здатності до релаксації мікронапружень δн при терті кочення від кількостінасиченого та ненасиченого залишкового аустеніту 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 25 30 46 кількість аустеніту,об.% ко еф іц іє нт р оз сі ю ва нн я е не рг ії насичений азотом аустеніт ненасичений азотом аустеніт рис. 10 – порівняння коефіцієнта розсіювання енергії ψ при терті кочення від кількості насиченого та ненасиченого залишкового аустеніту 0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 25 30 46 65 80 90 кількість залишкового аустеніту, об.% з д ат ні ст ь м ат ер іа л у д о ре ла кс ац ії м ік ро на пр уж ен ь h 0 50 100 150 200 250 300 350 д ов го ві чн іс ть з ра зк ів , n x1 0 6 ци кл 1 2 4 3 рис. 11 – порівняння здатності до релаксації мікронапружень δн при терті кочення та довговічності зразків від кількості залишкового аустеніту: 1 – довговічність зразків з насиченим аустенітом; 2 – довговічність зразків з ненасиченим аустенітом; 3 – здатність матеріалу до релаксації мікронапружень зразків з насиченим аустенітом; 4 – здатність матеріалу до релаксації мікронапружень зразків з ненасиченим аустенітом 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 25 30 46 65 80 90 кількість залишкового аустеніту, об.% к ое ф іц іє нт р оз сі ю ва нн я е не рг ії 0 50 100 150 200 250 300 350 д ов го ві чн іс ть з ра зк ів , n x1 0 6 ци кл 1 2 4 3 рис. 12 – порівняння коефіцієнта розсіювання енергії при терті кочення та довговічності зразків від кількості залишкового аустеніту: 1 – довговічність зразків з насиченим аустенітом; 2 – довговічність зразків з ненасиченим аустенітом; 3 – коефіцієнт розсіювання енергії зразків з насиченим аустенітом; 4 – коефіцієнт розсіювання енергії зразків з ненасиченим аустенітом тобто, на зносостійкість і довговічність зразків з метастабільними структурами в умовах тертя кочення, крім фізико-механічних характеристик і фазового складу, великий вплив мають реологічні характеристики матеріалу, такі, як здатність матеріалу до релаксації мікронапружень та коефіцієнт розсіювання енергії. в ході експериментальних досліджень виявлено, що максимальна довговічність та зносостійкість зразків із сталі х12 відповідає максимальній зміні реологічних властивостей матеріалу, тобто вичерпанню внутрішнього резерву. оптимальне значення початкової кількості залишкового аустеніту для отримання максимальних показників реологічних характеристик матеріалу та контактної витривалості при зношуванні від дії циклічних навантажень до появи викришування на доріжці кочення для структур ненасиченого та насиченого азотом залишкового аустеніту складає 30 об’ємних відсотків. вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 122 0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 25 30 46 65 80 90 кількість залишкового аустеніту, об.% з д ат ні ст ь м ат ер іа л у д о ре л ак са ці ї м ік ро на пр уж ен ь h 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 з но с зр аз кі в, м км 1 2 4 3 рис. 13 – порівняння здатності до релаксації мікронапружень δн при терті кочення та зносу зразків від кількості залишкового аустеніту: 1 – знос зразків з насиченим аустенітом; 2 – знос зразків з ненасиченим аустенітом; 3 – здатність матеріалу до релаксації мікронапружень зразків з насиченим аустенітом; 4 – здатність матеріалу до релаксації мікронапружень зразків з ненасиченим аустенітом 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 25 30 46 65 80 90 кількість залишкового аустеніту, об.% к ое ф іц іє нт р оз сі ю ва нн я е не рг ії 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 з но с зр аз кі в, м км 1 2 4 3 рис. 14 – порівняння коефіцієнта розсіювання енергії при терті кочення та зносу зразків від кількості залишкового аустеніту: 1 – знос зразків з насиченим аустенітом; 2 – знос зразків з ненасиченим аустенітом; 3 – коефіцієнт розсіювання енергії зразків з насиченим аустенітом; 4 – коефіцієнт розсіювання енергії зразків з ненасиченим аустенітом очевидно, що на ступінь перетворення метастабільних структур, зокрема залишкового аустеніту, а отже, на значення довговічності і величини зношування матеріалів, впливають умови контактної взаємодії, розподіл контактних напружень по глибині досліджуваних зразків. комплексне вивчення впливу наведених факторів дозволить сформувати основні принципи підвищення зносостійкості та довговічності пар тертя, що працюють в умовах тертя кочення, застосуванням метастабільних структур, і як наслідок забезпечити зростання працездатності і надійності обладнання в цілому. література 1. булычев с.и. исследование механических свойств материалов с помощью кинетической диаграммы нагрузка – глубина отпечатка при микровдавливании / с.и. булычев, в.п. алехин, м.х. шоршоров, а.п. терновский // проблемы прочности. – 1976. – № 9. – с. 79-83. 2. ильинский и.и. методика определения параметров микротекучести листовых материалов / и.и. ильинский, в.в. шевеля, а.п. круглик // проблемы прочности. – 1983. – № 2. – с. 105-109. 3. каплун п. в. кінетика зношування матеріалу підшипників кочення з структурою залишкового аустеніту / п.в. каплун, к.а. паршенко // проблемы трибологии. – 2005. – № 3 4. – c. 25-28. 4. паршенко к.а. вплив метастабільного аустеніту на кінетику зношування нітрогартованої сталі х12 при терті кочення / к.а. паршенко // вісник технологічного університету поділля (хну). – 2006. – т.2, № 2. – c. 145-151. 5. шевеля в. вплив структури та складу сталі на припрацьовуваність в умовах фретингу / в. шевеля, а. джимала, г. калда, в. олександренко // машинознавство. – 2001. – № 1. – с. 24-27. 6. шевеля в.в. фреттинг-усталость металлов. / в.в. шевеля, г.с. калда. – хмельницкий: поділля, 1998. – 299 с. 7. шевеля в.в. о роли релаксационных явлений и субструктурных превращений при трении металлов / в.в. шевеля, в.п. олександренко, г.с. калда // проблеми трибології. – 2003. – №2. – с. 3-10. поступила в редакцію 21.05.2014 вплив здатності сталі х12 до релаксації мікронапружень на зносостійкість та довговічність в умовах тертя кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 123 oleksandrenko v.p., kyrylkov v.a., parshenko k.a., mysliborskiy v.v. effect of capacity of steel x12 relaxation microstresses on wear resistance and durability under rolling friction. the results of research on the impact the number of saturated and unsaturated nitrogen retained austenite on the ability of the material to relax microstresses. we prove that the maximum durability and wear resistance of steel samples x12 corresponds to the maximum change in the rheological properties of the material, that is exhausting internal reserves. the optimum value of the initial amount of retained austenite to maximize performance rheological characteristics of the material and the contact endurance in wear on the action of cyclic loads to the appearance of chipping on the track bearing structures for unsaturated and saturated nitrogen retained austenite is 30 percent by volume. keywords: austenite, rheological properties, rolling friction, wear resistance. references 1. bulychev s. y. issledovanye mekhanycheskykh svojstv materyalov s pomoshhjju kynetycheskoj dyaghrammy naghruzka – ghlubyna otpechatka pri mykrovdavlyvanyy, problemy prochnosty, 1976, no 9. pp. 7983. 2. iljynskyj y. y. metodyka opredelenyja parametrov mykrotekuchesty lystovykh materyalov, problemy prochnosty, 1983, no 2, pp. 105-109. 3. kaplun p. v. kinetyka znoshuvannja materialu pidshypnykiv kochennja z strukturoju zalyshkovogho austenitu, problemy tribologіi (problems of tribology), khmel'nyts'kyi, khnu, 2005, no 3-4, pp. 25-28. 4. parshenko k. a. vplyv metastabiljnogho austenitu na kinetyku znoshuvannja nitroghartovanoji stali x12 pry terti kochennja, visnyk tekhnologhichnogho universytetu podillja, khmel'nyts'kyi, khnu. 2006, no 2, pp. 145-151. 5. shevelja v. vplyv struktury ta skladu stali na prypracjovuvanistj v umovakh fretynghu, mashynonavstvo, 2001, no 1, pp. 24-27. 6. shevelja v. v. frettyngh-ustalostj metallov, khmeljnyckyj, podillja, 1998, 299 p. 7. shevelja v. v. o roly relaksacyonnykh javlenyj i substrukturnykh prevrashhenyj pri trenii metallov, problemy tribologіi (problems of tribology), khmel'nyts'kyi, khnu, 2003, no 2, pp. 3-10. 19_sorokatiy.doc геометричні параметри дискретної електромеханічної обробки і напружений поверхневий стан проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 123 сорокатий р.в., диха м.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна геометричні параметри дискретної електромеханічної обробки і напружений поверхневий стан постановка задач досліджень електромеханічна обробка формує на поверхні структуру із заданим розподілом міцнісних властивостей по локальних об`ємах поверхні. зміцнена поверхня являє собою регулярну дискретну структуру, що складається з елементів білого шару. дослідження, пов'язані з вивченням механізмів утворення елементів білого шару [1] показують, що змінюючи конструктивно-технологічні параметри електромеханічної обробки на поверхні можна сформувати дискретні структури з необхідним розташуванням зміцнених фрагментів і заданою площею зміцненої поверхні. сукупність явищ визначає особливості механічного поводження, що протікають у поверхневому, шарі й властивостей поверхнево зміцненого зразка. аналіз досліджень показує [1], що для ефективної роботи зміцненої емо поверхні необхідно, щоб взаємне розташування зміцнених фрагментів і площа покриття поверхні враховували особливості умов експлуатації деталей. оптимальними з погляду експлуатаційних характеристик будуть зміцнені емо поверхні зі сформованими певним чином специфічними структурами з погляду розташування й площі покриття поверхні фрагментами білого шару. аналіз робіт у даному напрямку [1] показує, що більшість проведених досліджень, що стосується електромеханічної обробки, спрямовані на вивчення механізмів й явищ, що протікають у поверхневому шарі при емо, а також властивостей отриманої зміцненої поверхні. метою даних досліджень є аналіз впливу виду взаємного розташування елементів білого шару й площі покриття поверхні на особливості поводження зміцненого тіла в умовах тертя. для аналізу проведене моделювання поводження неоднорідного матеріалу, поверхня якого армована елементами білого шару з більш високими міцнісними характеристиками в порівнянні з матеріалом матриці в умовах тертя. для моделювання використовувалась кінцево елементна модель бруска розмірами 15 × 15 × 6 мм, кожна зі сторін якого представлена у вигляді 30 елементів, що склало 27 000 елементів. базова модель умови тертя матеріалу моделювалися додаванням до зміцненої поверхні нормальних (рис. 1, а) і дотичних (рис. 1, в) навантажень, величиною відповідно 1 й 0,1 мпа. поверхня, протилежна зміцненій поверхні, закріплена жорстко. розрахункова модель представлена на рис. 2. рис. 1 − розрахункова модель тіла в умовах тертя рис. 2 − еквівалентні (по мізесу) напружень незміцненого тіла для проведення порівняльних оцінок спочатку проведений розрахунковий аналіз напруженодеформованого стану вихідного, незміцненого тіла. у результаті деформацій формується напруженодеформований стан, представлений на рис. 2 4. у зв'язку з тим, що поверхня тіла піддається впливу дотичних навантажень у площині xy, інтерес представляє характер розподілу дотичних напружень у даній площині (рис. 3) та ізоповерхонь (рис. 4). аналіз напружено-деформованого стану однорідного тіла під впливом нормальних і дотичних навантажень на одній із площин показує, що розподіл дотичних напружень у площині xy має симетричний характер щодо площини дії дотичного навантаження (рис. 4). при цьому стискаючі й розpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com геометричні параметри дискретної електромеханічної обробки і напружений поверхневий стан проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 124 тягуючі напруження мають симетричний характер і досягають абсолютних значень 0,02 мпа (рис. 3). при цьому максимальні еквівалентні (по мізесу) напруження досягають значень 3,8 мпа. рис. 3 – ізолінії розподілу дотичних напружень у площині xy незміцненого тіла рис.4 – ізоповерхні розподілу дотичних напружень у площині xy незміцненого тіла зразки, після електромеханічної обробки, з погляду механіки деформованого тіла, представляють собою тіла з неоднорідною поверхнею, армованою сторонніми локально зміцненими зонами (лзз). утворення в поверхневому шарі регулярної дискретної структури приводить до зміни напруженодеформованого стану тіла в процесі навантаження. при цьому варто врахувати, що напруженодеформований стан тіла буде залежати, як від характеру прикладених навантажень, так і від геометричних параметрів взаємного розташування локально зміцненими зонами. у кожному разі, сторонні лзз є концентраторами напружень. моделювання ндс емо модифікованих поверхонь аналіз різних геометричних схем електромеханічної обробки поверхні, що працює в умовах нормального й дотичного навантаження показує, що взаємне розташування лзз може істотно змінити напружено-деформований стан, як убік зменшення напружень, так й убік істотного їхнього збільшення. при електромеханічній обробці поверхні за схемою представленою на рис. 5, елементи лзз, які відіграють роль концентраторів напружень приводять до того, що еквівалентні напруження поверхневого шару досягають значень 740 мпа (рис. 6) і близько 400 мпа в підповерхневому шарі. рис. 5 − схема розташування на поверхні зносостійких елементів pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com геометричні параметри дискретної електромеханічної обробки і напружений поверхневий стан проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 125 якщо врахувати, що при цьому максимальні дотичні напруження становлять близько 370 мпа, то таке взаємне розташування зносостійких лзз на поверхні приведе до виникнення й розвитку мікротріщин і руйнуванню поверхневого шару. рис. 6 − розподіл еквівалентних напружень (по мізесу) по поверхні тіла розрахунковий аналіз показує, що схема взаємного розташування лзз (рис. 5) приводить також до виникнення істотної різниці між розтягуючими (220 мпа) і стискаючими (370 мпа) напруженнями на поверхні, що сприяє втомному руйнуванню шарів. таким чином, при виборі конструктивних геометричних параметрів електромеханічної обробки варто виходити з умов мінімізації напружено-деформованого стану поверхневого шару з урахуванням умов функціонування деталі. аналіз різних геометричних, технологічно реалізованих варіантів обробки поверхні показує, що найбільш оптимальною схемою, з погляду мінімізації напруженого стану поверхні, що працює в умовах тертя, буде схема, представлена на рис. 7. тобто оптимальним є варіант розташування лзз у вигляді перехресних ділянок обробки. рис. 7 − схема розташування на поверхні зносостійких елементів аналіз отриманих результатів показує, що завдяки оптимальному взаємному розташуванню лзз і площі покриття поверхні можна досягти мінімального впливу концентрації напружень за рахунок лзз у поверхневому шарі. порівняльний аналіз еквівалентних напружень (по мізесу) однорідного тіла і зміцненого емо по оптимальній схемі показує, що максимальні напруженьи мають однакові значення 3,77 мпа. при цьому максимальні дотичні напруження зміцненого тіла і незміцненого становлять 2 мпа. рис. 8 − ізолінії розподілу дотичних напружень у площині xy оптимально зміцненого тіла pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com геометричні параметри дискретної електромеханічної обробки і напружений поверхневий стан проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 126 аналіз розподілу дотичних напружень (рис. 8 9), показує, що на поверхні виникають розтягуючі і стискаючі дотичні напруження рівні по абсолютній величині. максимальні значення становлять 0,02 мпа, що практично дорівнює максимальним значенням напружень незміцненого тіла 0,019 мпа. рис. 9 − ізоповерхні розподілу дотичних напружень у площині xy оптимально зміцненого тіла таким чином, шляхом правильного вибору схеми обробки, взаємного розташування зносостійких елементів білого шару можна досягти мінімальної концентрації напружень у поверхневому шарі в процесі експлуатації при цьому істотно збільшити зносостійкість поверхні. мінімізація напруженого стану поверхні шляхом варіювання розташуванням лзз сприяє одержанню на поверхні напружено-деформованого стану (рис. 8, 9), що сприяє підвищенню втомної міцності поверхневого шару. слід зазначити, що аналіз різних геометричних, технологічно реалізованих варіантів обробки поверхні показав, що для обраної схеми (рис. 7) оптимальна площа зміцнення поверхні склала 0,54. збільшення або зменшення площі покриття приводило до збільшення всіх складових напруженодеформованого стану. аналіз отриманих результатів показав, що переважаючим фактором у мінімізації напруженодеформованого стану поверхні є взаємне розташування зносостійких лзз. висновок аналіз напружено деформованого стану поверхневого шару в результаті нанесення на поверхню дискретно зміцнених зон електромеханічною обробкою з різними геометричними параметрами показав, що за критерієм мінімізації залишкових напружень найбільш оптимальним є перехресний зміцнений профіль, який займає 54 % всієї несучої поверхні. література 1. аскинази б.м. упрочнение и восстановление деталей машин электромеханической обработкой. – м.: машиностроение, 1989. − 200 с. надійшла 01.11.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 2_gladkiy.doc трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 12 гладкий я.м., маковкін о.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: gladkiy@dn/tup.km.ua трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування удк 621.891 встановлено закономірність та поведінку зношування інструментальних матеріалів у8а та хвг зі зносостійкими покриттями нанесеними різними способами від зміни режимів тертя. встановлено фізичну величину трибологічних параметрів та їх зміну в процесі тертя. показано, що зміна у декілька разів площі контакту не впливає на зміну коефіцієнту тертя. зміна коефіцієнту тертя викликана як правило хімічним складом вторинних структур, які в свою чергу залежать від хімічного складу основи, покриття, навколишнього середовища та від температури у зоні тертя і залежить від режимів тертя. встановлено хімічний склад вторинних структур, які утворилися під час тертя. ключові слова: знос, зносостійкі покриття, хімічний склад, вторинні структури. вступ в загальному тертя є дуже складним процесом, який майже неможливо на даний момент описати математично абсолютно для будь-яких умов і тому трибоповедінка матеріалів досліджується експериментальним шляхом. отримані характеристики можуть бути використані при створенні математичних моделей та в інженерних розрахунках. підвищення зносостійкості деталей та інструментів може бути досягнуто на стадії проектування, технологічними методами та на стадії експлуатації. найбільш розповсюдженими є технологічні методи підвищення опору зношування. одним із напрямків захисту вузла тертя від зношування є нанесення зносостійких покриттів різноманітними технологічними прийомами. утворення композитних та багатошарових покриттів здійснюється різними способами: спіканням порошків, наплавленням, гальванічними методами і т.д. знаючи поведінку кожного з матеріалів, який застосовується в багатошаровому чи композиційному покритті, передбачити поведінку композиту неможливо, оскільки вона залежить від безлічі факторів – хімічного складу, пропорцій складових компонентів, технології нанесення та товщини самого покриття. спільна робота різнорідних елементів дає ефект, рівносильний створенню нового матеріалу [1], властивості якого за кількісними та якісними показниками відрізняються від властивостей кожного із інгредієнтів. різниця у властивостях матеріалів безпосередньо пов’язана з їх складом та структурою. на думку а. в. чичинадзе [2] головна проблема створення зносостійких покриттів полягає в тому, що до даного часу при конструюванні машин та механізмів не відпрацьована методика найефективнішого використання того чи іншого методу зміцнення вузлів тертя. верещака а. с. [3] для різального інструмент, який працює в дуже жорстких умовах експлуатації (високі контактні напруження,температура в зоні різання,великі швидкості взаємного переміщення стружки по поверхні інструменту та інш.), намагається з допомогою багатошарового композиційного покриття створити інструментальний матеріал з "ідеальними властивостями", що є не простою задачею, оскільки покращення, як правило, одних показників призводить до погіршення інших, що є основною причиною вузького діапазону технологічного застосування відомих інструментальних матеріалів. мета і постановка задачі метою даної роботи є встановлення впливу покриттів, що отримані різними методами, на характер зміни трибологічних характеристик інструментальних сталей у8а та хвг: коефіцієнта тертя, температури та зносостійкості. виклад матеріалів досліджень дослідження впливу режимів випробування на триботехнічні властивості вуглецевої у8а та легованої хвг інструментальних сталей (хімічний склад яких представлено в табл. 1) проводились на модернізованій машині тертя умт 2168 [4, 5], що дало можливість безперервно, не знімаючи зразок з установки, автоматично фіксувати та записувати у вигляді файлу трибологічні показники: величина лінійного зношування, момент тертя, середня температура в зоні тертя з частотою 0,5 гц та точністю 0,5 мкм з наступною обробкою результатів на пк. дослідження проводились за схемою сухого тертя диск-палець зі сферичною (рис.1) поверхнею, що має наступні переваги: немає потреби припрацювання, відсутні перекоси та похибки базування , можливість досягання високих питомих тисків в зоні контакту. сталі підлягали термічній обробці, після якої зразки шліфували з метою зняття обезвуглеченого шару, досягаючи шорсткості ra 1,25. mailto:gladkiy@dn/tup.km.ua трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 13 таблиця 1 хімічний склад досліджуваних сталей хімічний склад, % (ваговий) марка сталі c si сu mn ni p cr s w mo у8а 0,75 0,84 0,17 0,33 < 0,20 0,17 0,33 < 0,20 < 0,03 < 0,20 < 0,01 хвг 0,90 1,05 0,10 0,40 < 0,30 0,80 1,10 < 0,35 < 0,03 0,90 1,20 < 0,030 1,20-1,60 <0,30 відсутність стадії припрацювання та використання безперервної фіксації трибологічних параметрів дозволяє досліджувати трибологічні властивості як самих матеріалів, так і покриттів різної товщини починаючи з тонких плівок. рис. 1 – стадії зношування зразка з покриттям на зразки з інструментальних сталей у8 та хвг були нанесені наступні покриття: хімічне осадження хрому (технологія розроблена я.м. гладким "янг" [8]); комбіновані електролітичні покриття на основі нікелю, нікелево корундне (ni-al2o3) [6, 7]. рис. 2 – залежність коефіцієнта тертя (f) сталі у8а від шляху тертя (l) і режимів тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с; 4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с рис. 3 – залежність середньої температури в зоні тертя (t) сталі у8а від шляху тертя (l) і режимів тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с; 4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с рис. 4 – залежність лінійного зношування (h) сталі у8а від шляху (l) і режимів тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с; 4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с трибологічні дослідження проводились у широкому діапазоні швидкостей ковзання (v = 0,67 … 1,33 м/с) та початкових питомих тисків (σ = 1300 … 2000 мпа) за наступними режимами: режим 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; режим 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; режим 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с; режим 4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с. результати досліджень триботехнічних характеристик сталі у8а представлені на рис. 2 4 свідчать, що середня температура у зоні тертя для третього режиму складала 100 … 110 ºс, для другого та трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 14 четвертого – 50 … 100 ºс, тоді як для першого (σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с) – 160 ºс. першому режиму тертя притаманний також (рис. 3) надзвичайно низький коефіцієнт тертя (f = 0,09), тоді як у інших випадках значення коефіцієнту тертя відповідало значенням f = 0,09 … 0,19, а для режиму 2 (σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с) коефіцієнт тертя склав f = 0,22. на нашу думку, такий низький коефіцієнт тертя в першому режимі є наслідком виникнення надзвичайно високих температур безпосередньо у самій зоні тертя, наслідком часткового оплавлення зерен сталі є малий коефіцієнт тертя. стабільність коефіцієнту тертя та температури (відсутня пилкоподібність на графіках) спостерігається на першому та другому режимах тертя рис. 2, 3, де добуток σ і v є найбільшим. на першому режимі випробувань сталі у8а відзначається найменша стійкість до зношування (рис. 4),а найбільша стійкість – на другому режимі. результати трибологічних досліджень сталі хвг представлені на рис. 5 8, на яких відзначено те, що на 2, 3, 4 режимах випробування коефіцієнт тертя та температура кардинально не відрізняються. лише при інтенсивному режимі (1) відбувається катастрофічне зношування та зростання температури більше аніж у два рази у порівнянні із іншими режимами. характерною особливістю трибоповедінки сталі хвг на 1 і 3 режимах випробування є наростоутворення на поверхні зразків на початковій стадії. причому на 3 режимі випробування величина наросту є максимальною і досягає 50 мкм.тому при виборі експлуатаційних режимів для інструменту виготовленого із даної сталі слід підходити дуже уважно. оскільки інструментальна сталь хвг не схильна до короблення, що робить її унікальною у порівнянні з іншими матеріалами з одного боку, а з іншого – вона є дещо чутливою до робочих режимів, то, на нашу думку, проблему робочого діапазону контактних напружень та швидкостей можна вирішити з допомогою нанесення зносостійких покриттів на робочу поверхню інструменту. для цього на робочу поверхню зразків із сталі хвг було нанесено зносостійкі покриття ni-al2o3, за технологією [6]. результати досліджень представлені на рис. 8. рис. 5 – залежність лінійного зношування (h) сталі хвг від шляху (l) і режимів тертя рис. 6 – залежність коефіцієнта тертя (f) сталі хвг від шляху (l) і режимів тертя рис. 7 – залежність середньої температури в зоні тертя (t) сталі хвг від пройденого шляху тертя (l) і режимів тертя рис. 8 – лінійне зношування сталі хвг з композиційним нікель корундовим (ni-al2o3) покриттям в залежності від режимів тертя 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с;2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с;4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с встановлено, що процес наростоутворення взагалі не відбувається з композиційним нікелькорундовим (ni-al2o3) покриттям при терті за режимами 2, 4, але при цьому відзначається збільшення моменту тертя, температури, зростання інтенсивності зношування у порівнянні з вихідним матеріалом. на нашу думку на першому режимі, дуже інтенсивно відбувається зношування за рахунок відсутності вторинних структур, або із за їх недостатньої товщини та міцності. на другому режимі, очевидно, найбільш сприятливі умови для утворення необхідної товщини та якості вторинних структур для даного матеріалу. сприятливими умовами є режими тертя, які в свою чергу інтенсифікують теплові, хімічні магнітні і т.д. процеси. також сприятливими умовами можуть бути і сповільнення деяких процесів, наприклад блокування росту та утворення тріщин на поверхні тертя. трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 15 оскільки композиційне нікель корундове покриття на сталі хвг є не досить ефективними проти наростоутворення, було досліджено вплив хрому на процес наростоутворення. для цього використовували електрохімічні та хімічні хромові покриття (покриття янг, запропоноване авторами проф. гладким я.м.), що відрізняються між собою дефектністю поверхневого шару. при нанесенні на основу покриття янг (хімічне осадження хрому) та при подальшому дослідженні трибологічних характеристик на машині тертя наросту не було зафіксовано. для сталі хвг були проведені мікроструктурні дослідження поверхні з метою: встановити механізм зношування та наявність хімічних елементів, які утворилися підчас тертя внаслідок високих питомих тисків, швидкостей та, як наслідок, високих локальних температур; дослідити утворення хімічних елементів (вторинних структур) на доріжках тертя. поверхня тертя зразка із сталі хвг без покриття характеризується рівномірним розподілом включень хрому, який входить до складу сталі. мікроструктура зразка однорідна, без значних виступів, впадин і подряпин. поодинокі включення (чорні цяточки) на мікроструктурі (рис. 9, а) можуть бути брудом (продуктом зношування), або дефектами, отриманими внаслідок мікросхоплювання, деформування, перегріву та інше. можливе також утворення оксидних плівок на основі хрому, але ймовірність цього невисока і це в значній мірі може залежати від умов та режимів тертя. досліджувана ділянка має матричну структуру, в якій виявлені поодинокі включення світлої і темної фази. склад матриці: основа – fe, виявленні піки (невеликі ~1 мас.%) cr, mn, sі. склад включень темної фази: основа – fe, але інтенсивність піків легуючих елементів у ~2 рази вища. в темній фазі також виявлені інтенсивні піки кремнію і кисню. розмір таких включень становить 4 ... 7 мкм. ймовірніше всього в процесі випробувань на локальних ділянках температури досягають 900 °с, а при яких утворюються оксидні плівки – ортосилікат fesіo4, легований хромом. для отримання більш точного результату необхідно проводити додаткові дослідження (очистити сталь хвг, а краще порошок і провести спектрографічний аналіз при температурі 900 °с). a б в г рис. 9 – мікроструктура доріжок тертя сталі хвг (х 2000): а – без покриття; б – розподіл хрому (б); в, г – розподіл хімічних елементів на доріжці тертя мікроструктура доріжок тертя сталі хвг з покриттям al2o3-ni представлена на рис. 12, з якого видно, що матриця після випробувань за якісним складом аналогічна зразку без покриття, тобто fe основа. також виявлені сліди cr, sі, c. більш чітко виражені доріжки тертя, при цьому виявлені світлі і темні фази. розміри світлої фази більші, ніж у зразка без покриття. в основному це окремі зерна розміром ~ 5 ... 7 мкм, які знаходяться на великих відстанях одне від одного, але вони є характерними для даної структури. поверхня тертя зразків з покриттям ni-al2o3 має досить шорстку поверхню з чітко вираженими доріжками тертя. це можливо пов’язано з відривом часток покриття і потрапляння їх в зону тертя. за рахунок утворення вторинних структур (плівок) на поверхні тертя коефіцієнт тертя f рис. 10 з покриттям al2o3-ni у зменшився в середньому майже у два рази у порівнянні із зразком без покриття на усіх режимах тертя (рис. 5). середня температура в зоні тертя майже не змінилася для зразків з покриттям та без нього рис. 7, 11. трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 16 рис. 10 – залежність коефіцієнта тертя (f) сталі хвг з покриттям al2o3-ni від шляху (l) і режимів тертя. режими тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с;4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с рис. 11 – залежність середньої температури в зоні тертя (t) сталі хвг з покриттям al2o3-ni від пройденого шляху тертя (l) і режимів тертя. режими тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с;4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с по всій поверхні тертя (рис. 12, а, б) рівномірно розподілені включення аl, і ймовірніше всього це оксидні плівки al2o3, які носять острівковий характер розподілу. а б в г рис. 12 – мікроструктура доріжок тертя сталі хвг з покриттям al2o3-nі (а, б) і розподіл елементів: в – аl, г – nі-(х 2500); а – зображення від вторинних електронів; б – зображення від відбитих електронів рис. 13 – залежність коефіцієнта тертя (f) сталі хвг з покриттям янг від шляху (l) і режимів тертя. режими тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с;4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с рис. 14 – залежність середньої температури в зоні тертя (t) сталі хвг з покриттям янг від пройденого шляху тертя (l) і режимів тертя. режими тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с;4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 17 враховуючи високу щільність включень аl (рис. 12, в), оксидні плівки повинні охоплювати всю поверхню тертя зразка. поодинокі включення нікелю (рис. 12, г), які співпадають із піками алюмінію, свідчать про утворення вторинних структур ni-al-o (нікеліни, алюмініди). наявність в зоні тертя вторинних структур на основі оксиду алюмінію може суттєво підвищувати зносостійкість зразків. при дуже інтенсивному терті (високі швидкості і навантаження) або при наростанні товщини плівки вони виносяться із зони тертя. при цьому на поверхні тертя миттєво утворюються нові плівки, які продовжують захищати поверхню. вміст вуглецю складає відповідно 55 і 54 імпульси, тобто по вуглецю відмінностей немає. зразок з покриттям "хром хімічний" (рис. 15, а) має "гладку" поверхню тертя без помітних мікронерівностей (виступів, впадин), що говорить про окислювальний знос зразка. рівномірне розподілення хрому (рис. 15, б), яке проявляється в невисоких піках (біленькі маленькі цяточки), ймовірніше всього фіксує хром, присутній в сталі хвг. наявність на розподілі більш виражених піків, і співпадіння їх із поодинокими включенням (рис. 15, а) свідчить про утворення на поверхні тертя вторинних структур на основі хрому. це можуть бути сполуки систем cr-o (cr2o3) або fe-cr-o (хроміти заліза), які суттєво знижують втрати на знос в умовах сухого тертя. а б в рис. 15 – мікроструктура доріжок тертя сталі хвг (х 2000) з cr покриттям (а): б – розподіл хрому; в – розподіл хімічних елементів внаслідок утворення вторинних структур на поверхні тертя під впливом температури, які виникають в свою чергу від інтенсивних режимів тертя змінюється характер зношування зразків. якщо порівнювати процес зношування сталі хвг без покриття рис. 5 7 та з покриттям рис. 13, 14 хром хімічний (янг), спостерігається зменшення коефіцієнта тертя в середньому у два раз і температури на 30 … 50 ос. найбільш суттєвими відмінностями зразків сталі хвг з crпокриттям від хвг без нього є наявність в світлій фазі значного вмісту хрому. хром, порівняно із іншими хімічними елементами, має найбільш сильні піки в цій фазі. темна фаза за складом ідентична зразку хвг. в темній фазі виявлено багато хрому. темна фаза зразка зі сталі хвг без покриття містить 8 мас. ч. cr, а аналогічні фази зразка з cr-покриттям відповідно 18 мас % cr. крім того, тут виявлений підвищений вміст кисню і, скоріше всього, що спонукає утворенню складних оксидів (fecr)2o3. утворення цих складних оксидів стає можливим, починаючи з температури 650 ос. рис. 16 – залежність коефіцієнта тертя (f) сталі у8а з покриттям янг від шляху (l) і режимів тертя режими тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с;4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с рис. 17 – залежність середньої температури в зоні тертя (t) сталі у8а з покриттям янг від пройденого шляху тертя (l) і режимів тертя режими тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с;4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 18 в ході експериментальних досліджень (рис. 16, 17) було встановлено, що покриття янг сприяє зменшенню середньої температури у зоні тертя та коефіцієнта тертя. в залежності від особливостей трибологічних властивостей того чи іншого матеріалу коефіцієнт тертя зменшується для сталі хвг у два рази на першому та другому режимі тертя, а для сталі у8а – на другому та третьому режимі. висновки на основі експериментальних триботехнічних та мікроструктурних досліджень встановлено: 1. під впливом високих температур та високих питомих тисків на локальних ділянках утворюють вторинні структури відповідного хімічного складу, що суттєво впливають на процес тертя та зношування, зменшуючи коефіцієнт тертя, температуру та інтенсивність зношування. 2. встановлено, що на зміну коефіцієнта тертя майже не впливає загальна площа контакту. оскільки використовувався зразок зі сферичною поверхнею тертя, в процесі зношування площа контакту постійно збільшувалася. на початку випробувань контакт був у точці а рис.1, а в процесі зношування площа збільшувалась у десятки разів, що майже не викликало ніяких змін у поведінці коефіцієнту тертя. 3. основний вплив на зміну коефіцієнту тертя мають вторинні структури, а зокрема їх хімічний склад. режими тертя безпосередньо не впливають на коефіцієнт тертя, це видно на прикладі сталі хвг. дана сталь на режимах 2, 3, 4 має однакові трибологічні характеристики і однаковий хімічний склад вторинних структур, що свідчить про ідентичність захисних плівок, які є бар’єром для зношування. 4. нестабільність коефіцієнту тертя пояснюється наявністю окисних плівок, що періодично утворюється та руйнується внаслідок зношування. на таких ділянках спостерігається динамічна поведінка зміни коефіцієнту тертя, аналогічне відбувається і з температурою, але менш виражено, що, на нашу думку, є наслідком інертності термопари та теплопровідності матеріалу. скупчення усіх позитивних або негативних процесів, які регулюються режимами тертя призводить до переходу від одного типу зношування до іншого (наприклад від адгезійного до втомного, або навпаки). 5. покриття незначної товщини 10 … 20 мкм (хром хімічний (янг) та комбіноване покриття al2o3-ni ) суттєво впливають на процеси тертя та зношування інструментальних сталей, приймаючи кардинально відмінний характер порівняно зі зразками без покриття. незважаючи на незначну товщину покриття (десятки мкм) та його миттєве зношування на перших хвилинах випробування, часточки останнього розмащуються на поверхні тертя і відіграють роль сухого змащувального матеріалу. література 1. кузнецов в. д. фізико-хімічні основи створення покриттів : [навч. посібник] / в. д. кузнецов, в. м. пащенко. – к. : нмц во, 1999. – 176 с. 2. основы трибологии (трение, износ, смазка) / [под ред. а. в. чичинадзе]. – м. : машиностроение, 2001. – 664 с. 3. верещака а. с. работоспособность режущего инструмента с износостойкими покрытиями / верещака а. с. – м. : машиностроение, 1993. – 336 с. 4. гладкий я. м., таранчук а. а., маковкін о. м., лаба о. а. автоматизація досліджень процесу тертя та зношування // вісник хмельницького національного університету, 2005. – №1. – с. 12-16. 5. патент на корисну модель № 29595 g01b 21/06. спосіб підвищення точності вимірювання лінійного зношування / я. м. гладкий, с. к. підченко, а. а. таранчук, о. м. маковкін, о.а. лаба. заявлено 12.03.2007; опубл. 25.01.2008, бюл. №2. – 4 с. 6. гладкий я. м., покришко г. а., заверач є. м., маковкін о. м. вплив термічної обробки на зносостійкість покриттів // вісник хмельницького національного університету, 2005. – №5. – ч.1, т.1. – с. 27-30. 7. гладкий я. м., милько в. в., бись с. с., маковкін о. м. працездатність спеціальних покрить на інструментальних матеріалах // високі технології в машинобудуванні: збірник наукових праць нту “хпі”. – харків, 2008. – вип. 2 (17). – с. 77-87. 8. пат. 22093 україна. спосіб підвищення тріщиностійкості інструментальних сталей / я. м. гладкий, р. і. сілін, в. і. семенюк. 23.04.1998. поступила в редакцію 15.10.2013 трибоповедінка інструментальних сталей у8а та хвг в процесі тертя та зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 19 hladkyi ya. m., makovkin o. m. tribo-behaviour of instrumental steels "у8а" and "хвг" in the process of friction and wear. there has been established the regularity and wear behavior of instrumental materials «у8а» and «хвг» with wear-resistant coatings applied in different ways depending on friction modes changing. there has been established the physical value of triblological parameters and their change in the process of friction. it has been shown that a several times change of the contact area doesn’t influence the change of the friction factor. the change of the friction factor is caused as a rule by a chemical composition of secondary structures, which in their turn depend on a chemical composition of a basis, coating, environment and the temperature in the friction area and depends on the friction modes. there has been established the chemical composition of the secondary structures formed during friction. in general, friction is a very complex process, which can hardly be nowadays described mathematically, absolutely for any conditions, that is why the experimental research remains the main trend of defining tribo-behaviour of friction pairs. on the basis of experimental tribo-technical and microstructural research it has been established that: under the influence of high temperatures and high specific pressures on the local areas there are formed secondary structures of a corresponding chemical composition, that significantly influence the process of friction and wear, lowering the friction factor, temperature and wear intensity. the change of the friction factor almost is not influenced by the total are of the contact. as there was used the sample with a spherical friction surface, in the process of wear the contact area was constantly growing. at the beginning of the tests the contact was in the point, and in the process of wear the area was increasing dozens of times, the fact which was not causing any changes in the friction factor behavior. the main influence on the change of the friction factor is made by secondary structures, and namely their chemical composition. the modes of friction aren’t directly influencing the friction factor, which can be seen as exemplified by “хвг” steel. the given steel in modes 2, 3, 4 has the same tribological characteristics and the same chemical composition of the secondary structures, that proves that the protective films are identical, which serve as a barrier for wear. the instability of friction factor is explained by the presence of oxidizing films, which periodically form and ruin due to wear. on such areas there is observed the dynamic behaviour of the friction factor change, the same thing happens with the temperature, but in a less manifested way, the fact, that to our mind, is the result of thermo-pair inertness and material thermal conductivity. accumulation of all positive or negative processes, which are regulated by the friction modes causes the transition from one type of wear to another one (for instance from the adhesive to the fatigue one, or vice versa). the coating of an insignificant thickness 10…20 mcm (chemical chromium (янг) and the combined coating al2o3-ni) are essentially influencing the processes of instrumental steels wear, becoming totally different as compared with the samples without coating. despite the insignificant thickness of the coating (tenth of mcm) and its instantaneous wear at the first minutes of testing, the particles of the latter are spread all over the friction surface and serve as a dry lubricating material. key words: wear, wear-resistant coatings, chemical composition, secondary structures. references 1. kuznecov v. d. fіziko-hіmіchnі osnovi stvorennja pokrittіv [navch. posіbnik], v. d. kuznecov, v. m. pashhenko, k. nmc vo, 1999, 176 p. 2. osnovy tribologii (trenie, iznos, smazka), [pod red. a. v. chichinadze], m. , mashinostroenie, 2001, 664 p. 3. vereshhaka a. s. rabotosposobnost' rezhushhego instrumenta s iznosostojkimi pokrytijami, m. , mashinostroenie, 1993, 336 p. 4. j. m. gladkij, a. a. taranchuk, o. m. makovkіn, o. a. laba. avtomatizacіja doslіdzhen' procesu tertja ta znoshuvannja, vіsnik hmel'nic'kogo nacіonal'nogo unіversitetu, 2005, №1, 12-16p. 5. patent na korisnu model' № 29595 g01b 21/06. sposіb pіdvishhennja tochnostі vimіrjuvannja lіnіjnogo znoshuvannja, j. m. gladkij, s. k. pіdchenko, a. a. taranchuk, o. m. makovkіn, o.a. laba. zajavleno 12.03.2007, opubl. 25.01.2008, bjul. №2, 4 p. 6. j. m. gladkij, g. a. pokrishko, e. m. zaverach, o. m. makovkіn, vpliv termіchnoї obrobki na znosostіjkіst' pokrittіv, vіsnik hmel'nic'kogo nacіonal'nogo unіversitetu, 2005, №5. ch.1, t.1, 27-30 p. 7. j. m. gladkij, v. v. mil'ko, s. s. bis', o. m. makovkіn pracezdatnіst' specіal'nih pokrit' na іnstrumental'nih materіalah, visokі tehnologіi v mashinobuduvannі, zbіrnik naukovih prac' ntu “hpі”, harkіv, 2008, vip.2 (17), 77-87p. 8. pat. 22093 ukraina. sposіb pіdvishhennja trіshhinostіjkostі іnstrumental'nih stalej, j. m. gladkij, r. і. sіlіn, v. і. semenjuk. 23.04.1998. 4_dovgal.doc влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 20 довгаль а.г. национальный авиационный университет, г. киев, украина влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре с керамическим контртелом введение получение керамических материалов методами горячего прессования и спекания невозможно без технологической операции размола исходных ингредиентов шихты для тщательного их перемешивания, а также для изменения размера зерна. это вносит такие особенности в технологический процесс как применение специальных футерованных барабанов и размольных тел или же применение стальных барабанов и размольных тел с последующей необходимостью удаления стального намола и всех остальных примесных компонентов. использование футерованных барабанов существенно удорожает производственный цикл, а керамические размольные тела значительно легче стальных, поэтому увеличивается время размола, и даже эти мероприятия не гарантируют достаточной чистоты шихты от примесных компонентов. использование стальных барабанов и стальных размольных тел приводит к неизбежному образованию стального намола, удаление которого также усложняет технологический процесс получения шихты. серийное производство керамических изделий может быть значительно удешевлено и упрощено за счет применения стальных барабанов большого размера и стальных размольных тел, но при этом практический интерес представляет влияние присутствие частиц намола железа на свойства полученного методом горячего прессования композита из шихты, размолотой в стальных барабанах и стальными размольными телами. керамические материалы системы sic-al2o3 обладают высокими физико-механическими свойствами [1] и технологичностью, так как позволяют получать в графитовых пресс-формах горячепрессованные изделия в форме колец, так как коэффициент термического расширения композита больше чем графитового сердечника, и при остывании разрушения кольца не происходит. это свойство позволило применять карбидокремниевые композиционные материалы для кольцевых деталей торцевых уплотнительных элементов насосных агрегатов. обладая высокой износостойкостью, композиционный материал системы sic-al2o3 незначительно изнашивает стальные поверхности [2], что позволяет использовать различные компоновки уплотнительных узлов по материалам (керамика-сталь, керамика-керамика) [3]. также, следует отметить, что компоненты шихты сравнительно дешевые, что предоставляет существенные экономические преимущества по сравнению с известными ранее применяемыми материалами для этих узлов [2]. исходя из выше изложенного, автором было исследовано влияние времени размола, намола железа и соотношения компонентов шихты, полученной в стальных барабанах на структуру и износостойкость керамических материалов системы sic-al2o3 в паре с керамическим контртелом из керамики состава sic-50 % al2o3. методика исследования в данной работе проведено исследование влияния состава шихты и времени размола в стальных барабанах на размер зерна карбидокремниевой керамики полученной горячим прессованием, количественное содержание железного намола системы (sic-50 % al2o3), на структуру и износостойкость карбидокремниевой керамики. предварительно порошки оксида алюминия (ту 6-092486-77) средний размер которых составлял 40-45 мкм и карбида кремния средним размером 45 50 мкм марки 64с (гост 26 327 – 84) в соответствующей концентрации перемешивали в стальных барабанах со стальными размольными телами в планетарной мельнице «санд-1» в среде ацетона. полученную шихту сушили и просеивали через сито. исследовали гранулометрический анализ шихты на приборе sk laser micron sizer pro 7000. в каждом образце шихты определяли методами химического и спектрального анализа содержание в % масс. железа введенного в результате намола. исследования проводили по схеме представленной на рис. 1. вначале получали образцы в различных концентрационных соотношениях: в карбид кремния прибавляли 20, 50 и 80 % оксида алюминия материалы сиал-20, сиал-50, сиал-80 соответственно (рис. 1), все с рис. 1 – схема исследования влияния состава шихты и времени размола на структуру и свойства карбидокремниевых композитов pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 21 одинаковым временем размола 6 часов, так как 6 часов размола средний размер частицы шихты не превышает 5 мкм, но существенно изменяется наличие намола железа (табл. 1.) далее исследовали влияние времени размола композицию состава (sic-50%al2o3) в течении 1, 2, 4, 8, 16, и 32 часов (табл. 2). горячее прессование производили на установке спд-120 с индукционным нагревом без защитной атмосферы. температуру контролировали с помощью пирометра. нагрузку прикладывали при температуре 800 ос. разогрев продолжали до начала усадки и прекращали для избегания рекристаллизационных процессов. полученные образцы испытывали на машине трения по схеме плоскость-плоскость в паре с контртелом из керамики состава sic – 50 % al2o3, без смазочных материалов (по методике описанной в [3]) в диапазоне скоростей скольжения 2 7 м/с и нагрузок 2 7 мпа. эти режимы соответствуют реальным условиям работы контактной зоны торцевых уплотнительных элементов центробежных насосов топливоперекачивающих агрегатов технологического оборудования аэропортов. рентгенофазовый анализ образцов производили на рентгеновском дифрактометре дрон-2,0 в cukα-излучении. полированные поверхности образцов, а также поверхности трения образцов исследованы на электронном микроскопе «camebax sx 50». результаты исследований результаты гранулометрического и рентгенофазового анализов, а также процесса горячего прессования в зависимости от концентрации шихты и времени размола приведены в табл. 1. и 2. изучение влияния намола железа с разной концентрацией карбидной и оксидной фаз системы sic-al2o3 при постоянном времени размола 6 часов показало, что с увеличением в материале содержания карбида кремния с 20 % до 80 %,содержание железного намола изменяется от 5,4 % до 12,5 %, при этом интенсивнее протекал процесс размола для материала сиал-20 (средний размер частицы 4,4 мкм), а медленнее для материала сиал-50 (средний размер частицы 4,9 мкм). температура прессования также была снижена по сравнению с такими же составами, но полученными в футерованных барабанах [2] на 150 200 ос (табл. 1). таблица 1 характеристики получения карбидокремниевых материалов в зависимости от состава компонентов керамики материал* сиал-20 сиал-50 сиал-80 время размола, ч 6 средний размер частицы шихты, мкм 4,4 4,9 4,5 содержание железного намола, % масс. 5,4 7,7 12,5 оптимальная температура прессования, ос 1550 1700 2050 фазовый состав sic, al 2o3, sio2, fe sic, al2o3, sio2, fe, fesi sic, al2o3, sio2, fe, fesi *примечание. приняты следующие обозначения материалов: сиал-20 – 20 % sic-80 % al2o3; сиал-50 – 50 % sic-50 % al2o3; сиал-80 – 80 % sic-20 % al2o3. затем была исследована структура полученных образцов (рис. 2). материал сиал-20 представляет собой матрицу из оксида алюминия с включениями карбида кремния размером 5-10 мкм и частиц намола железа (рис. 2, а). микроструктура материала сиал-50 также матричная, но включения карбида кремния значительно больше по размеру 20 25 мкм, а оксидоалюминиевая матрица изобилует частицами намола железа (рис. 2, б). материал сиал-80 имеет каркасную структуру из-за недостатка в нем оксидоалюминиевой связки (этим и объясняется достаточно мелкий размер зерна 10 15 мкм, так как пластифицированная связка эффективнее сближает их передавая давление и интенсифицирует теплообмен который способствует протеканию рекристаллизационных процессов), структура содержит еще больше частиц намола железа (рис. 2, в), который в месте контакта с карбидом кремния образует силициды железа. следует отметить и о существенной пористости образца (более 5 %) этого состава (материал не уплотняется даже после полной усадки, и ни повышение температуры, ни приложение большего давления не снижает пористости образца этого состава). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 22 а б в рис. 2 – микроструктура керамических материалов ×1000: а – сиал-20; б – сиал-50; в – сиал-80; 1 – sic; 2 – al2o3; 3 – частицы намола железа таким образом, в результате исследования влияния состава шихты на структуру керамики системы sic-al2o3 можно сделать выводы: повышение в композите концентрации карбида кремния интенсифицирует процесс намола железа, но обеднение композита по связке (сиал-80) приводит к повышению пористости композита. поэтому в дальнейшем исследовалась шихта состава сиал-50 (sic-50%al2o3). в результате исследования влияния времени размола на состав и структуру керамики cbfk-50 (табл. 2) было установлено, что средний размер частиц шихты после 16 часов размола стабилизировался на 2 мкм., а наличие железного намола при времени размола 32 часа составило 19,3 %. свыше 32 часов размола параметры шихты уже стабилизировались на полученных значениях для 32 часов. таблица 2 характеристики получения карбидокремниевых материалов в зависимости от времени размола материал* сиал-р1 сиал-р2 сиал-р4 сиал-р8 сиал-р16 сиал-р32 время размола, ч 1 2 4 8 16 32 средний размер частицы шихты, мкм 28,7 14,9 6,8 4,8 2,2 2,1 содержание железного намола, % масс. 1,5 3,4 6,8 10,9 16,3 19,3 оптимальная температура прессования, ос 1870 1830 1770 1630 1560 1540 фазовый состав sic, al 2o3, sio2, fe sic, al2o3, sio2, fe sic, al2o3, sio2, fe sic, al2o3, sio2, fe, fesi sic, al2o3, sio2, fe, fesi sic, al2o3, sio2, fe, fesi *примечание. приняты следующие обозначения материалов: сиал-р1 – 50 % sic-50 % al2o3 время размола 1 час, и т. д. после этого определяли оптимальную температуру прессования, исходя из известного значения температуры прессования керамики sic – 50 % al2o3 без намола в футерованных барабанах до полной усадки, которая составляет 1870 ос [2]. при этом, там же было отмечено, что уже при этой температуре был замечен рекристаллизационный рост зерен карбида кремния и появления заметных участков фазовой неравномерности, что негативно повлияло на физико-механические свойства композита [2], а именно износостойкость и прочность на изгиб. поэтому применялись технологические мероприятия, позволяющие снизить температуру прессования, а именно разогрев прекращали сразу же после начала усадки. таким образом, было установлено, что состав сиал-р32 начал уплотняться уже при температуре 1100 ос, но образцы полученные при такой температуре все же обладали высокой пористостью 9,6 %. поэтому оптимальная температура при которой удалось получить беспористый образец из шихты состава сиалр32 составляет 1540 ос. также было установлено, что с повышением в шихте содержания намола железа, температура прессования до полной усадки и получении беспористых образцов снижалась с 1870 ос для образца сиал-р1 до 1540 ос для сиал-р32. зависимость оптимальной температуры прессования до полной усадки и получения беспористых образцов для каждого из составов также приведена в табл. 1. из pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 23 этой таблицы следует, что введение стального намола существенно снижает температуру прессования – для образцов сиал-р16 и сиал-р32 она стабилизируется до значения 1540 ос. затем была исследована микроструктура полученных компактных образцов на электронном микроскопе «camebax sx 50» и на дифракционном рентгеновском анализаторе был определен их фазовый состав. а а а а б б б в в в г г г д д д рис. 3 – микроструктура (а) материала сиал-р1 ув. 1000 и распределение в ней алюминия (б), кислорода (в), кремния (г) и железа (д) рис. 4 – микроструктура (а) материала сиал-р8 ув. 1000 и распределение в ней алюминия (б), кислорода (в), кремния (г) и железа (д) рис. 5 – микроструктура (а) материала сиал-р32 ув. 1000 и распределение в ней алюминия (б), кислорода (в), кремния (г) и железа (д) результаты этого анализа для образцов сиал-р1, сиал-р8 и сиал-р32 приведены на рис. 3 5. из этих результатов можно сделать следующие выводы, о том, что были получены компактные бесpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 24 пористые образцы с различным размером включений карбидной фазы в матрице из оксида алюминия с включениями железного намола. так, образец сиал-р1 (1 час размола и температура прессования 1870 ос) содержит зерна карбида кремния размером 20 40 мкм со следами заметного укрупнения в матрице из оксида алюминия, в которой обнаружены мелкие включения частиц железного намола (рис. 3.). образец сиал-р8 (8 часов размола и температура прессования 1550 ос) содержит зерна размером 10 20 мкм в матрице из оксида алюминия, в которой обнаружены частицы железного намола в свободном виде, так и в составе силицидов вблизи зерен карбида кремния (рис. 4, а, г, д). образец сиал-р32 (32 часа размола и температура прессования 1510 ос) содержит зерна карбида кремния размером 5 7 мкм, в матрице из оксида алюминия, в которой обнаружены частицы железного намола также как в свободном виде, так и в составе силицидов вблизи зерен карбида кремния (рис. 5, а, г, д). наличие фаз силицида железа также показал и рентгенофазовый анализ компактных образцов. данные микрорентгеноспектрального анализа дают основания сделать очень важный вывод о том, что наличие железного намола позволяет существенно снизить температуру прессования 200 250 ос и избежать нежелательного эффекта роста зерен (а если он и есть то незначителен) с образованием структурных неоднородностей. далее было исследовано влияние структуры полученных образцов на износостойкость в паре с керамическим контртелом. результаты этих исследований приведены на рис. 6. 0 5 10 15 20 25 30 35 сиал-р1 сиал-р2 сиал-р4 сиал-р8 сиалр16 сиалр32 1. интенсивность изнашивания по контртелу из керамики сиал50, мкм/км 2.коэффициент трения, *0,01 рис. 6 – интенсивность изнашивания (1) и коэффициент трения (2) материалов сиал-р1-32 по керамическому контртелу состава сиал-50 в зависимости от времени размола при скорости 7 м/с и давлении 7 мпа из этого рисунка следует, что при увеличении времени размола и содержания железного намола в шихте, при получении образцов с минимальной пористостью при оптимальной температуре до окончательной усадки, интенсивность изнашивания керамических материалов по керамическому контртелу монотонно снижается с 35,0 до 4,1 мкм/км. это значение определялось по результатам долгосрочных испытаний, при которых путь трения составлял 10 км, а окончательное значение определялось как деление суммарного износа на 10 км, условно допуская, что на протяжении всего пути образец изнашивался равномерно. коэффициенты трения при этом варьировались в пределах 0,21 0,35. износ керамического контртела из материала сиал-50 не превышал 15 мкм/км. для объяснения полученных результатов и выяснения механизмов изнашивания были исследованы поверхности трения для образцов сиал-р1, сиал-р8 и сиал-р32 часов размола. результаты этих исследований приведены на рис. 7 10. а б в рис. 7 – микроструктура поверхностей трения образцов сиал-р1, сиал-р8 и сиал-р32 часов размола ув. 200 по керамическому контртелу pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 25 а а а б б б в в в г г г д д д рис. 8 – поверхность трения образца сиал-р1 (а) ув. 1000 и распределение в ней алюминия (б); кислорода (в); кремния (г); железа (д) рис. 9 – поверхность трения образца сиал-р8 (а) ув. 1000 и распределение в ней алюминия (б); кислорода (в); кремния (г); железа (д) рис. 10 – поверхность трения образца сиал-р32 (а) ув. 1000 и распределение в ней алюминия (б); кислорода (в); кремния (г); железа (д) общая морфология поверхностей трения при увеличении 200 показана на рис. 7 и позволяет констатировать, что при увеличении концентрации железного намола в образцах происходит переход от абразивной формы повреждаемости с обширными сколами (для сиал-р1, рис. 7, а) до зарождения на поверхности пленок, очень тонких и неустойчивых (для сиал-р8, рис. 7, б), и до сплошных, толстых с хорошим адгезионным взаимодействием (для сиал-р32, рис. 7, в). для более детального изучения состава поверхностей трения и установления механизма изнашивания был произведен их микрорентгеноспектральный анализ, результаты которого представлены на рис. 8 10. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние времени размола на структуру и износостойкость керамических материалов на основе системы sic-al2o3 в паре … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 26 поверхность трения образца сиал-р1 (рис. 8) характеризуется развитием абразивной формы повреждаемости. на ней наблюдаются обширные сколы довольно крупных зерен и, по видимому, механизм изнашивания заключается в усталостном многократном нагружении выступов зерен карбида кремния, и окончательного их выкрашивания. поверхность трения образца сиал-р8 (рис. 9) демонстрирует переходный процесс от абразивной повреждаемости до окислительного изнашивания. свою роль играет при этом повышение концентрации железа и уменьшение размера зерна. в местах обогащенных железом формируются довольно тонкие и нестабильные пленки, однако в составе этих пленок явно недостаточно кислорода для образования соединений окислов типа муллитов которые при высокой температуре растворяет оксиды железа [4], именно эта пленка и играет роль вторичных структур, повышая износостойкость композита. эти пленки обладают недостаточной адгезией и легко отслаиваются, но все же повышают износостойкость образца этого состава по сравнению с предыдущими составами. поверхность трения образца сиал-р32 (рис. 10) характеризуется активным образованием прочных, толстых и грубых по морфологии (чешуйчатых) пленок, что незначительно повышает коэффициент трения материала этого состава (на 0,1). состав этих пленок содержит оксиды алюминия, кремния и железа. следует отметить, что в повышении износостойкости играют роль два кооперативных эффекта: это уменьшение размера зерна керамического композита и введение в его структуру железа в форме намола (очень мелкодисперсных частиц), что позволило как снизить температуру прессования, так и контролировать процесс взаимодействия карбида кремния с железом и образованием силицидов. автором ранее были проведены исследования [5], которые показали, что ввести железо в форме порошка в компактный материал системы siс-al2o3 не удалось. материал получался с низкими физико-механическими свойствами из-за активного взаимодействия карбида кремния с железом. контактное взаимодействие системы siс-al2o3 с расплавами железа и ферросплавами абсолютно отсутствует [5]. введение железа в композицию в форме намола наоборот позволило улучшить свойства композита, за счет более мелкого размера частиц и более равномерного распределения его в шихте, взаимодействие железа с карбидом кремния было ингибировано (оно имело место, но не имело массового характера и свойств композита не ухудшило). выводы 1. в результате изучения влияния времени размола системы siс-al2o3 в стальных барабанах на структуру и свойства керамического композита были получены новые композиционные материалы. изучение технологии получения и структуры этих материалов показало, что введение железа в форме намола позволяет снизить температуру горячего прессования и устранить нежелательный эффект роста зерен. 2. в результате исследования триботехнических характеристик полученных материалов в паре с подобным керамическим контртелом установлено, что с увеличением времени размола от 1 до 32 часов их износостойкость повышается более чем в 6 раз, а коэффициент трения на 0,1. механизм изнашивания меняется от абразивной формы повреждаемости до окислительного. 3. полученные керамические материалы пригодны для производства деталей торцевых уплотнений насосных агрегатов, а проведенные исследования позволили значительно удешевить, упростить технологический процесс их получения, а также снизить его энергоемкость. литература 1. пат. № 53010 композиційний зносостійкий матеріал на основі карбіду кремнію / довгаль а.г., уманський а.п., тамаргазін о.а., панасюк а.д., костенко о.д., коновал в.п. – 27.09.2010. – бюл. № 18. 2. уманський о.п. довгаль а.г., суботін в.і., костенко о.д. розроблення керамічного зносостійкого матеріалу на основі карбіду кремнію для високошвидкісних вузлів тертя / вісник національного авіаційного університету. – 2011. – № 1. – с. 65-71. 3. уманский а.п., довгаль а.г., костенко а.д. влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении в паре с керамическим контртелом // проблеми трибології. – № 3. – 2011. – с. 81-88. 4. фотиев а.а. анализ фазовых соотношений в системах содержащих v2o3, fe2o3, cr2o3, al2o3, tio2 и sio2 / а.а. фотиев, л.л. сурат, в.г. добош, в.г. мизин // журнал неорганической химии. – 1984. – т. 29., вып. 5. – с. 1277-1279. 5. панасюк а.д., уманский а.п., довгаль а.г. исследование контактного взаимодействия керамики sic-al2o3 с никелем, алюминием и никель-алюминиевыми сплавами // адгезия расплавов и пайка материалов. – 2010. – № 43. – с. 55-63. надійшла 29.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_kashickiy.doc трибологічні процеси та структурні перетворення в поверхневих шарах полімеркомпозитів при навантаженні тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 103 кашицький в.п., савчук п.п., садова о.л. луцький національний технічний університет, м. луцьк, україна трибологічні процеси та структурні перетворення в поверхневих шарах полімеркомпозитів при навантаженні тертям вступ та постановка проблеми розвиток машинобудівної галузі потребує використання нових триботехнічних матеріалів з високими експлуатаційними та технологічними властивостями, які мають низьку собівартість виготовлення. застосування полімерів дозволяє значно скоротити витрати дорогих матеріалів та знизити енерговитрати, тому перспективними матеріалами для підшипників ковзання є полімеркомпозити на основі термопластів та термореактивних смол. порівняно з іншими полімерними матрицями широке застосування в техніці знайшли епоксиполімери, які вирізняються високими адгезійно-міцнісними властивостями, однак обмежено використовуються як основа триботехнічного матеріалу через високі крихкість та коефіцієнт тертя [1]. вирішення даної проблеми полягає в ґрунтовному аналізі триботехнічних процесів, які відбуваються в поверхневому шарі епоксикомпозитів, що в подальшому дозволяє розробляти ефективні трибоматеріали на основі епоксиполімерів з прогнозованими властивостями. метою досліджень є узагальнення результатів фрикційних досліджень відомих полімеркомпозитних матеріалів та оцінка триботехнічних можливостей створених екм. матеріали та методи досліджень. як матеріал основи використали епоксидно-діанову смолу марки ед-20, яку структурували поліетиленполіаміном (пепа). як модифікатори переважно застосовували кремнійорганічні сполуки [2]. для наповнення системи застосовано комплекс функціональних добавок з порошків лускатого графіту, фторопласту, оксиду міді, а також подрібнене механічним способом вуглецеве волокно. кількісний вміст інгредієнтів розраховували у масових частинах на 100 мас. ч. епоксидної смоли ед-20. вміст вуглецевого волокна використовували в кількості 2,0 мас. ч., лг – 8,0 мас. ч., уф – 14,0 мас. ч., порошку оксиду міді змінювали в межах – 5,0 200 мас. ч. дослідження макрота мікроструктури матеріалу проводили на оптичному мікроскопі мбс-9 при збільшенні (х30) та металографічному мікроскопі мим-10 (х100 ... 600). дослідження топографії поверхонь трибоконтакту та фрактограми зламу досліджували на скануючому електронному мікроскопі superprobe 733 (фірми jeol, японія) при прискорюючій напрузі 25 кв. дослідження триботехнічних характеристик проводили на машинах тертя м-22п та смц-2 за схемою “диск-сегмент втулки” в умовах сухого тертя. шлях тертя становив 2000 м при навантаженні 1 мпа та 1,5 мпа відповідно. швидкість ковзання змінювали від 0,5 до 4,0 м/с. аналіз топографії поверхонь трибоконтакту здійснювали на скануючому електронному мікроскопі superprobe 733 та модульному комплексі dimic 1000, що являє собою оптичну 3d-систему контролю [2]. дослідження структури епоксидного композиційного матеріалу проводили, застосовуючи метод пластмасографії, а наповнених графітом композитів – з додатковою плазмохімічною обробкою поверхні шліфів у полі високочастотного газового розряду на установці вуп-5м. у роботі також використано установки для обробки епоксидних композицій на стадії формування ультразвуком та ультрафіолетовим опроміненням. термостійкість композитів оцінювали методом диференціально-термічного аналізу на дериватографі паулік-паулік-ердей, а фізико-механічні характеристики визначали за стандартними методиками [3, 4]. характеристики екм оцінювали за стандартними методиками, а аналогів за літературними даними. результати досліджень та їх обговорення зношування високомолекулярних з’єднань залежить, головним чином, від структурної будови полімерної матриці [5, 6] та її фізико-механічних властивостей. фрикційна взаємодія контактуючих поверхонь є сукупністю механічного й температурного впливів на тверді тіла, що приводить до деформаційних і структурних змін матеріалів в зоні тертя, завдяки яким тонкий поверхневий шар насичується киснем, елементами контактного матеріалу. в ньому відбувається розрив хімічних зв’язків та утворення вільних радикалів, що зумовлює фрагментацію поверхневого шару і появу мікропустот [7, 8]. в роботах [7, 9] показано, що при низьких швидкостях ковзання (< 0,1 м/с) і тиску менше 0,5 мпа механічна робота витрачається на деформацію поверхневих шарів. при швидкості ковзання > 0,1 м/с і незмінному тиску процес зношування в значній мірі визначається інтенсивністю теплових процесів на зонах фрикційного контакту. тривалість існування, напрямок і швидкість переміщення зон по контактній площині пов’язані з механічними властивостями і опором матеріалів пари тертя зношуванню. високі щільності теплового впливу можуть сприяти переходу матеріалів в контактних мікрооб’ємах з твердого стану в високоеластичний, рідкий, газоподібний і плазмовий, що підвищує роль локального фізикомеханічного руйнування. при досягненні рівності локальної температури і температури деструкції одноpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні процеси та структурні перетворення в поверхневих шарах полімеркомпозитів при навантаженні тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 104 го з матеріалів можливий перехід до катастрофічного зношування. температура є головною причиною більшості структурних перетворень на поверхнях тертя, активізує утворення мікротріщин, всі трибохімічні реакції, формування “третього тіла”. епоксидно-новолачні олігомери після тверднення при нагріванні до температури 95 – 110 °с знаходяться в склоподібному стані [10, 11], коли в полімері переважають пружні деформації. якщо в зоні тертя епоксидного композиту розвивається температура, що перевищує температуру склування, на робочій поверхні полімерного тіла формується матеріал, який знаходиться у високоеластичному стані. такий стан зберігається до моменту термомеханічної деструкції, що настає при 180 … 230 °с. підвищення температури в вузлі тертя призводить як до деструкції зв’язуючого, так і до структурних перетворень полімерної матриці. автори праці [12] використовують тепловий вплив для підвищення триботехнічних характеристик графітопласту, виготовленого на основі епоксикремній-органічної матриці і графітизованої тканини. так, наприклад, з підвищенням швидкості ковзання до 0,4 … 0,5 м/с, що відповідає росту температури в зоні тертя до 95 … 100 °с, спостерігається різке зниження коефіцієнта тертя до 0,06 … 0,11. отримані характеристики матеріалу пояснюються впливом полімерної матриці і наявністю в його складі спеціальних органічних присадок. при температурі нижчій за 80°с тепловий вплив недостатній для початку дії органічних присадок. з ростом температури в зоні контакту стає можливою адсорбція молекул органічних присадок і їх орієнтація вздовж поверхні тертя. вплив механічної складової на характер зношування епоксидного полімеру по сталевому індентору ґрунтовно вивчав п.н. богданович [13], який виділяв, в основному, два види зношування: втомний та абразивний; існування абразивного зносу підтверджується наявністю в продуктах зношування частинок витягнутої ниткоподібної форми і утворенням на поверхні зношуваного матеріалу смуг ковзання. інтенсивність зношування полімеру у більшій мірі визначається частотою появи частинок зношування, отже частотою утворення й швидкістю росту втомних мікротріщин у зношуваному матеріалі. обмежити розвиток мікротріщини в композиті здатний наповнювач. його підсилююча дія пов’язана з переходом полімеру в граничних шарах в зміцнюючий орієнтований стан, який визначає його підвищені механічні властивості. при цьому поверхня наповнювача утворює з матрицею ефективні фізичні та хімічні вузли [14], які зберігаються при температурах склування полімеру. чим вищий вміст наповнювача, тим більше створюється перешкод для розвитку тріщини. при зростанні вмісту наповнювача зменшення зносу пояснюють формуванням фактичної площі контакту за рахунок частинок наповнювача, зносостійкість яких вища зносостійкості матриці. введення до складу епоксидної матриці антифрикційних дисперсних наповнювачів зумовлює підвищення триботехнічних характеристик композиту. в роботі [15] розглянуто особливості трибовзаємодії композиту, наповненого поліетиленом. під дією температури і великих питомих навантажень пластифікований поліетилен проникає в зону тертя, адсорбуючись на поверхні контртіла, заповнюючи нерівності поверхні і утворюючи резервуари мастильного матеріалу. у цьому випадку тертя відбувається між “третім тілом” і поверхневим шаром композиту. при підвищенні температури текучість поліетилену збільшується, що приводить до видалення його з зони тертя, зниження зносостійкості матеріалу. введення в епоксидну матрицю наповнювачів не антифрикційного призначення [16], які мають вищу теплопровідність і зносостійкість, ніж епоксидний полімер, дозволяє знизити інтенсивність зношування полімерних покриттів і підвищити верхню температурну межу працездатності пари тертя. автори це пояснюють армувальною дією наповнювачів та підвищенням теплопровідності композиту. відомим способом регулювання триботехнічних характеристик епоксикомпозитів є формування прошарків “третього тіла”, розміри, структура, склад та тривалість існування яких визначають коефіцієнт тертя та зносостійкість системи [1, 17]. їх утворення відбувається в результаті вибіркового переносу при відсутності зовнішнього підведення мастила. автори робіт [7, 18, 19] формування елементів “третього тіла” в полімерних матеріалах й композитах на їх основі пов’язують з виникненням імпульсів теплової та механічної енергії, під дією яких збільшується сегмента рухливість макромолекул, розриваються зв’язки і утворюються активні центри – реакційноздатні макрорадикали. останні, взаємодіючи з поверхнею контртіла, наповнювачами й оточуючим середовищем, утворюють нові структури з відмінним від вихідної системи степенем структурування. у подальшому відбувається поступовий розрив перенапружених і ослаблених тепловим впливом зв’язків та забезпечується тим самим поява й розвиток мікродефектів, руйнування поверхневого шару. при цьому від основного матеріалу відділяються частинки, які переносяться на поверхню контртіла або видаляються з зони фрикційного контакту. інтенсивність формування “третього тіла” визначається трибохімічними процесами, що протікають у зоні фрикційного контакту між поверхнями спряжених тіл [20]. активним елементом в хімічних реакціях виступає чистий метал, вільний від оксидних плівок, кількість якого в поверхневих шарах і визначає кінетику трибохімічних реакцій. оксидна плівка гальмує і в кінцевому рахунку перешкоджає формуванню “третього тіла” у вигляді плівки переносу, про що свідчить збільшення коефіцієнта тертя при рості концентрації оксидів на поверхні контртіла. для підсилення процесів плівкоутворення в зону контакту вводять активні добавки, найефективнішими серед яких є металоорганічні комплекси. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні процеси та структурні перетворення в поверхневих шарах полімеркомпозитів при навантаженні тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 105 ефективне формування плівки переносу спостерігали при терті графітопластів, що яскраво висвітлено у роботах авторів [21, 22]. в результаті високої адгезійної здатності графіту до металу в зоні тертя відбувається перенос графіту на стальну поверхню, що суттєво покращує антифрикційні властивості пари тертя. розширення навантажувально-швидкісного діапазону експлуатації графітопластів можна досягнути шляхом підвищення адгезії графітової плівки переносу до поверхні контртіла. успішне вирішення цієї задачі можливо внаслідок модифікування сухих мастил в процесі тертя з метою підвищення вмісту в плівці переносу реакційноздатних груп, які збільшують її адгезійну взаємодію з матеріалом контртіла. використання ефекту контактного окислення сухих мастил призводить до підвищення зносостійкості графітопластів. однак, помітне окислення графіту киснем повітря спостерігається при температурі 523-723 к. тому реалізація цього ефекту при терті графітопластів пов’язана з жорсткими навантажувально-швидкісними режимами, які забезпечують необхідні температури в зоні фрикційного контакту, при яких композиційний матеріал піддається або катастрофічному зносу, або інтенсивній термоокислювальній деструкції зв’язуючого. для досягнення високого степеня окислення графіту при звичайних експлуатаційних режимах до складу графітопластів вводять каталізатори. накопичення в плівці переносу продуктів окислення графіту, утворення яких ініціюється азотнокислою міддю, призводить до підвищення зносостійкості й зменшення коефіцієнта тертя епоксифуранових композитів. окислені продукти здатні взаємодіяти з поверхневими оксидними плівками і атомами металу контртіла шляхом утворення зв’язків різної природи, що сприяє значному підвищенню адгезії утворених плівок переносу. зниження коефіцієнта тертя композиційного матеріалу обумовлено зменшенням опору зсуву в плівці переносу через виникнення в ній площин легкого ковзання внаслідок адсорбції газів, парів й низькомолекулярних оксидних з’єднань на поверхні частинок графіту. плівки переносу, екрануючи взаємодію епоксидного полімеру й металевого контртіла, зменшують адгезійну взаємодію між спряженими поверхнями. це сприяє зниженню швидкості накопичення дефектів в робочому шарі матеріалу та підвищує його зносостійкість. триботехнічні характеристики композитних матеріалів залежать від фізико-хімічних явищ в зоні фрикційної взаємодії полімеру з металом, які пов’язані з конкуруючою дією процесів структурування й деструкції. тертя при температурі 293 к викликає в епоксидкомпозитному покритті переважно процеси структурування з утворенням нових хімічних зв’язків, що супроводжується структурними й фазовими перетвореннями та переходом всієї поверхні системи у більш вигідний енергетичний стан, в результаті чого утворюються більш термостійкі структури [9, 23]. тертя при високих температурах (393к) супроводжується домінуванням деструкційних процесів у поверхневому шарі матеріалу, які приводять до збільшення вмісту карбоксильних, гідроксильних і аліфатичних ефірів, зменшенню вмісту епоксидних груп. руйнування епоксидних полімерів при температурах вище 393 к пов’язано з низькою термодинамічною стабільністю зв’язків між органічними радикалами в макромолекулах [24, 25]. значно стійкішими до високих температур є матеріали на кремнійорганічний основі [1, 26], які здатні витримувати температури до 400°с. на практиці найчастіше використовують поліорганосилоксани [27, 28] з органічними складовими біля атома кремнію, для яких характерне вдале поєднання термостабільності і хімічної інертності кремнійкисневого скелету з високими фізикомеханічними і фізико-хімічними властивостями органічних сполук. композиції на основі епоксидних смол модифікованих кремнійорганічними олігомерами характеризуються підвищеною ударною в’язкістю та термостійкістю системи [29]. авторами робіт [30, 31] запропоновані кремнійорганічні полімери для розробки зносостійкого покриття, яке має високу стійкість до механічних циклічних і теплових навантажень. в процесі тертя кремнійорганічні фрагменти, утворені в результаті трибокрекінгу, здатні зрощувати мікрорадикали, заповнюючи дефектні зони системою хімічних зв’язків, які виникають за рахунок механокрекінгу і подальшого взаємного переміщення макрорадикалів під дією зовнішніх деформуючих сил. таким чином є можливим утворення зшитої об’ємної структури, значно стійкішої до зовнішніх механічних і термічних впливів при фрикційні взаємодії. в експериментальній частині даної роботи проведено аналіз впливу варіантів поєднання дрібнодисперсних наповнювачів на інтенсивність вагового зношування в умовах тертя без мастильного матеріалу. в результаті проведеної порівняльної оцінки інтенсивності вагового зношування матеріалу, який містить оптимальну кількість компонентів, з дослідними зразками зафіксовано значне зниження досліджуваної характеристики через відсутність необхідних структурних складових, що виконують функцію твердого мастила (табл. 1). особливий вплив на триботехнічні характеристики має лускатий графіт, який виконує екрануючу функцію та знижує коефіцієнт тертя епоксидної матриці, зменшуючи таким чином вплив адгезійної складової. ультрадисперсний фторопласт виконую дублюючу функцію разом з лускатим графітом і відповідно його присутність в композиті не є обов’язковою. подрібнене вуглецеве волокно вводиться в систему для підвищення ударної в’язкості системи, оскільки наповнювач є перешкодою для поширення тріщини. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні процеси та структурні перетворення в поверхневих шарах полімеркомпозитів при навантаженні тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 106 таблиця 1 триботехнічні характеристики епоксикомпозитного матеріалу, s = 2000 м № склад матриці кількість наповнювача, мас. ч. наповнювач кількість, мас. ч. іg при режимі тертя №1, мг/км іg при режимі тертя №2, мг/км лускатий графіт 8,0 ед-20 100 ультрадисперсний фторопласт 14,0 подрібнене вуглеволокно 2,0 1 пепа 12 cuo 5,0 0,01 3,33 лускатий графіт 8,0 ед-20 100 ультрадисперсний фторопласт 14,0 подрібнене вуглеволокно 2,0 2 пепа 12 cuo 200 1,66 2,66 ультрадисперсний фторопласт 14,0 ед-20 100 подрібнене вуглеволокно 2,0 3 пепа 12 cuo 200 454,66 – лускатий графіт 8,2 ед-20 100 подрібнене вуглеволокно 1,8 4 пепа 12 cuo 200 5,33 4,00 ед-20 100 подрібнене вуглеволокно 1,8 5 пепа 12 cuo 200 16,66 – примітка: режим № 1: р = 1,4 мпа, v = 2,3 м/с; режим 2: р = 2,0 мпа, v = 3,6 м/с. порошок оксиду міді (сuо) виконує армувальну функцію, а також сприяє кращому відведенню тепла із зони трибоконтакту. в процесі трибовзаємодії відбувається відновлення чистої міді у вигляді захисної плівки, в результаті чого значно знижується інтенсивність зношування. висновки таким чином, негативний вплив механічного та теплового полів при терті двох поверхонь компенсується процесами структурного пристосування матеріалу за рахунок введення в систему добавок, які при підвищенні температури виконують мастильну функцію або ініціюють утворення плівок переносу з низьким опором зсуву, що в загальному покращує триботехнічні характеристики композиту. показано, що отриманий методом багатофакторного експерименту оптимальний склад полінаповненого епоксикомпозитного матеріалу (зразок № 2) забезпечив найкращі триботехнічні характеристики підшипника ковзання, оскільки функціональна роль кожного з наповнювачів дозволила в повній мірі реалізувати потенціал для створення структури стійкої до зношування при середньому режимі навантаження. перспективи розвитку подальші дослідження в даній області будуть направлені на розробку та вивчення функціональних можливостей триботехнічних матеріалів з елементами самоорганізації структури поверхневого шару при реалізації ефекту вибіркового перенесення. література 1. савчук п.п. наукові і технологічні основи створення та керованого функціонування епоксидних композитів з різним ступенем наповнення: дис... д-ра техн. наук: 05.02.01 – к.: іпм, 2010. – 320 с. 2. савчук п. п. особливості застосування епоксидних композиційних матеріалів у триботехніці / п.п. савчук // проблеми трибології. – 2008. – № 4 (50). – с. 120-125. 3. савчук п.п. розробка композиційних антифрикційних матеріалів на основі епоксидних смол, неорганічних наповнювачів для динамічно навантажених вузлів тертя: автореф. дис... к-та техн. наук: 05.02.01 – тернопіль: тдпу, 1999. – 18 с. 4. кашицький в.п. розробка захисних покриттів з підвищеною зносостійкістю на основі епоксидних композитів, модифікованих кремнійорганічним лаком ко-921: автореф. дис... к-та техн. наук: 05.02.01 – луцьк: лдту, 2006. – 20 с. 5. зайцев а.л., сысоев п.в. о фрикционном взаимодействии некоторых полимерных материалов с твердым сплавом // трение и износ. – 1987. – т. 8. – № 2. – с. 348-353. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологічні процеси та структурні перетворення в поверхневих шарах полімеркомпозитів при навантаженні тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 107 6. золоторева в.в., липская в.а., кочеггин ю.с. исследование истирания эпоксидных композиций // матеріали 25-ї міжнародної науково-практичної конференції. – київ: уіц “наука. техніка. технологія”. – 2005. – с. 312-314. 7. богданович п.н., белов в.н. тепловые процессы в зоне контакта трущихся тел // трение и износ. – 1992. – №4. – т. 13. – с. 624-632. 8. мышко в.и., кочетова я.в. исследование износостойкости высоконаполненных медью полимерных композиций // композиционные полимерные материалы. – 1981. – № 9. – с. 12-18. 9. белый в.а., свириденок а.и. актуальные направления развития исследований в области трения и изнашивания // трение и износ. – 1987. – т. 8. – №1. – с. 5-24. 10. крыжановский в.к. износостойкие пресс-материалы на основе модифицированных эпоксидно-новолачных олигомеров // пластические массы. – 1982. – № 5.– с. 15-18. 11. стухляк п.д. эпоксидные композиты для защитных покрытий. – тернополь: збруч, 1994. – 177 с. 12. хотин п.н., петренко а.в. фролова н.в., губанова т.ф., александров и.в. сравнительная оценка работоспособности самосмазывающихся материалов при трении на воздухе // пластические массы. – 1991. – №10. – с. 25-27. 13. богданович п.н. образование частиц изнашивания при фрикционном нагружении эпоксидного полимера // трение и износ. – 1988. – т.9. – № 6. – с. 1000-1006. 14. аладышкин а.н., букин а.с., крыжановский в.к. износостойкие композиционные материалы и покрытия на основе эпоксидно-новолачного блоксополимера и продуктов дистиляции каменноугольной смолы // трение и износ. – 1992. – т. 13. –№3. – с. 498-500. 15. клочихин в.и., стухляк п.д. некоторые особенности трения и изнашивания покрытий на основе эпоксидного композита в условиях работы цилиндрического шарнира // трение и износ. – 1988. – т. 9. – №5. – с. 897-902. 16. стухляк п.д., коржик в.и., шкодзинский о.к. иследование триботехнических характеристик пары эпоксидный композит-плазменное аморфное покрытие // трение и износ. – 1990. – т. 11. –№3. – с. 556-559. 17. богданович п.н., прушак в.я. трение и износ в машинах. –минск: высшая школа, 1999. – 374 с. 18. свириденок а.и. роль фрикционного переноса в механизме самосмазывания композиционных материалов // трение и износ. – 1987. – т. 8. – №5. – с. 773-778. 19. савкин в.г., смуругов в.а. адгезия и перенос материала при трении полимеров // трение и износ. – 1983. – т. 4. – №1. – с. 34-39. 20. козаков а.т., любимов д.н., никольский а.в., іванов а.е., панасик м.м., козаченко п.н. влияние структуры “третьего тела” на фрикционные характеристики сопряжения эпоксидный композит – металл // трение и износ. – 1992. – т. 13. № 6. – с. 1032-1038. 21. кононович и.н., мироевский м.а., олешкевич э.п., полуянович в.я. изнашивание композиционных полимерных материалов в коррозионно-абразивных средах // трение и износ. – 1987. – т. 8. – №3. – с. 443-451. 22. трение, изнашевание и смазка: справочник. в 2-х кн. / под ред. и.в. крагельского и в.в. алисина. – м.: машиностроение, 1979. – кн. 2. –358 с. 23. крагельский и.в., зеленская м.н. трибохимические процессы в наполненных покрытиях из высокомолекулярной эпоксидной смолы // трение и износ. – 1987. – т. 8. – №6. – с. 965-971. 24. полимеры в узлах трения машин и приборов: справочник / а.в. чичинадзе, а.л. левин, м.м, бородулин, е.в. зиновьев / под ред. а.в. чичинадзе. – м.: машиностроение, 1988. – 328 с. 25. коршак в.в., грибова и.а. о некоторых проблемах создания новых антифрикционных пластмасс // трение и износ. – 1980. – т. 11. – №1. – с. 30-44. 26. середницький я.а. сучасна протикорозійна ізоляція в трубопровідному транспорті. – львів: фізико-механічний інститут ім. в.г. карпенка, 1999. – 239 с. 27. круглицкий м.н., круглицкая в.я. структурообразование в органических и кремнийорганических средах. – к.: наукова думка, 1981. – 316 с. 28. луговская е.к., лисицын в.н., вершинина к.и., жукова а.в. повышение термостабильности полиорганосилоксанов путем их модифицирования комплексами меди (іі)//пластические массы. – 1983. – № 8. – с. 21-23. 29. дамаева а.д., пономарев в.с., машутина г.г., кириченко э.а., лукина с.п. новые модификаторы для смолы эд-20 // пластические массы. – 1983. – №3. – с. 56. 30. точильников д.г., красный в.а., приемский н.д., гинзбург б.м., булатов в.п. применение полимерных покрытий для повышения износостойкости рабочих поверхностей вкладышей подшипников в условиях недостаточного смазывания // трение и износ. – 1992. – т. 13. – №4. – с. 689 -694. 31. зайченко л.п., точильников д.г., росинский н.а. иследование свойств тонкослойных смазочных покрытий на основе растворимых фторопластов и полиорганосилоксанов // трение и износ. – 1988. – т. 9. – №5. – с. 886-890. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 8_pastuh.doc энергетические предусловия азотирования в тлеющем разряде с независимыми параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 53 пастух и.м., соколова г.н. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: pastim@mail.ru энергетические предусловия азотирования в тлеющем разряде с независимыми параметрами удк 621.78/(66.088+537.52+66.046) приведен анализ влияния энергетических факторов на процесс азотирования в тлеющем разряде и как следствие – перспектив применения технологических режимов с независимыми параметрами ключевые слова: азотирование, тлеющий разряд, энергетические факторы, независимые параметры. вступление так традиционно сложилось, что азотирование как процесс модификации поверхности металлов в варианте печного газового проводилось в практически однотипных по составу средах с небольшими вариациями, имеющими целью в основном управление азотным потенциалом. по этой причине иные факторы (за исключением, пожалуй, только температуры) оставались стабильными, прежде всего по той причине, что по существу механизмы влияния на них отсутствовали. с появлением процессов с высокой концентрацией энергии круг возможностей изменения условий протекания модификации существенно расширился. тот же азотный потенциал как основа всех главных субпроцессов (составляющих технологии азотирования на уровне более детальной структуры) может быть изменен как за счет параметров, условно названных режимными (состав газовой среды, ее давление, температура поверхности), так и с использованием факторов, в первую очередь оказывающих влияние на энергетику модификации (энергетические параметры режима): плотность тока, отображающую количественные характеристики падающего потока на объект обработки (пп), и напряжение на электродах разрядной камеры, оказывающего в первую очередь влияние на энергетические показатели частиц пп. следует отметить, что если режимные параметры отмечались и исследовалось их влияние практически во всех вариантах технологий азотирования, то за очень редким исключением энергетические характеристики не фигурируют даже в материалах, касающихся азотирования в тлеющем разряде, где, казалось бы, сама природа процесса требует, по крайней мере, их фиксации. в какой-то мере причина указанного недостатка может скрываться в том, что некоторую сложность представляет даже определение значения средней плотности тока как результата деления общего тока на оплазменную площадь хотя бы потому, что сама оплазменная (охваченная тлеющим разрядом) площадь с учетом сложности конфигурации поверхности деталей и оснастки может быть рассчитана с большой вероятностью ошибок. кроме того, распределение тока по поверхности крайне неравномерно ввиду наличия так называемых локальных исключений поверхности (пазы, в том числе – клиновидные, отверстия малого диаметра и большой длины, острые кромки и узкие углубления и т. п.), вызывающих значительную концентрацию поля, а, соответственно, неравномерность распределения плотности тока. однако эти сложности легко обходятся для однотипных или вовсе одинаковых деталей в среднесерийном или массовом производстве. в самом деле, известно, что наиболее точные и экономически выгодные методы расчета деталей машиностроения, базирующиеся на вероятности безотказной работы, разработаны и применяются для устройств массового или, по крайней мере, крупносерийного производства. только в таких случаях оправдано накопление достаточного статистического материала, на основе которого и разрабатываются соответствующие методики. аналогично и при азотировании в тлеющем разряде представляется возможным и перспективным как с точки зрения создания банка данных технологических решений, так и для накопления определенного фактологического материала для научных исследований учет указанных выше энергетических параметров модификации. на важность подобной постановки вопроса обращал внимание б. н. арзамасов, установивший эффект минимальной удельной мощности при азотировании в тлеющем разряде однотипных деталей [1, 2]. суть указанного явления состоит в том, что при азотировании одинаковых деталей наилучшие результаты получаются в том случае, когда удельная мощность (а для одинаковых деталей сопоставимо и общее значение мощности) – минимальна. учитывая то, что мощность формируется значениями тока и напряжения разряда, вероятно соотношение этих факторов, принципиально по-разному влияющих на энергетику азотирования, в случае оптимума результатов модификации также оптимально. несомненно, что отправной и основополагающей предпосылкой исследования субпроцессов азотирования в тлеющем разряде является анализ энергетических факторов, влияющих на них. анализ энергетических факторов влияния развивая тезис об оптимальном соотношении напряжения и плотности тока, заметим в первую очередь, что плотность тока отражает в общем случае (помимо параметров площади и времени) количеmailto:pastim@mail.ru энергетические предусловия азотирования в тлеющем разряде с независимыми параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 54 ство заряженных частиц, движущихся к катоду, что в свою очередь предопределяет, например, сплошность адсорбционного слоя на поверхности обрабатываемых деталей, частоту соударений частиц пп и поверхности, интенсивность передачи энергии поверхности и т. п. напряжение же между электродами разрядной камеры при конкретном значении режимных факторов, соответственно – при соответствующей ширине области катодного падения (окп), формирует напряженность электрического поля в окп, а, значит – энергетические характеристики пп. классическая теория азотирования в тлеющем разряде рассматривает его на уровне макропроцессов как совокупность образования нитридов на поверхности, диффузии свободного атомарного азота в глубину поверхностного слоя и распыления поверхности. соотношение этих макропроцессов квалифицируется как взаимно конкурирующее, что не совсем адекватно отображает весь процесс азотирования. очевидно, что, например, бомбардировка поверхности пп не только стимулирует ударное воздействие на диффузионные процессы, но, вскрывая новые слои поверхности, расширяет возможности для образования нитридов. подобные аргументы подтверждают взаимно дополняющее начало упомянутых макропроцессов. хотя роль каждого макропроцесса может рассматриваться как существенная, однако очевидно, что ведущее значение имеет образование нитридов. в принципиальном плане опубликованы две модели образования нитридов: модель школы ю. м. лахтина, солидарной с моделью группы немецких исследователей (прежде всего й. кельбеля), и модель школы б. н. арзамасова. суть первой состоит в том, что в окрестности катода, насыщенном атомарными частицами распыленного железа (в общем случае, так как азотироваться может не только сталь – металла основы), происходит столкновение атомов металла с атомарным азотом и образование нитридов ме-n (здесь ме обозначает атом основы). постепенно после осаждения молекулы первичного нитрида на поверхность к ней присоединяются новые атомы металла, нитрид преобразуется последовательно в me2-3n, me4n , при этом высвобождается азот, который под ударным воздействием пп и градиента концентрации диффундирует в глубину поверхностного слоя. схема подобного процесса стала уже классической, однако в 1986 году б. н. арзамасов выступил с ее критикой вплоть до полного отрицания. в его модели существенная роль, и это как будет показано ниже небезосновательно, отводится атомарному азоту, а также адсорбционному слою на поверхности. основой столь радикального пересмотра послужил тезис о физической невозможности образования в окп первичного нитрида me-n. для подобного вывода следует, прежде всего, убедиться: имеются ли в окп распыленные частицы металла основы. нами были проведены эксперименты по азотированию титановых образцов, закрепленных на стальном приспособлении [3]. в подобном устройстве распыленное железо осаждается на титане, препятствуя его азотированию, и четко фиксируется. в результате было установлено, что следы железа обнаруживались на значительном расстоянии от стального приспособления, причем величина этого расстояния помимо всего прочего существенно зависела и от состава газовой среды. с увеличением в газовой среде объемной доли аргона возрастала интенсивность распыления, но путь распыленных частиц металла от поверхности укорачивался. оба эффекта объясняются большей массой аргона, что при столкновениях с частицами поверхности или распыленными частицами стимулирует более интенсивную передачу энергии. таким образом, в окп присутствуют оба компонента для образования первичной молекулы нитрида. однако это условие обязательное, но недостаточное. дело в том, что физически образование молекулы первичного нитрида возможно только, если металл будет участвовать в упомянутом процессе в виде кластера. в принципе форма особой роли не играет. здесь важно выполнение условия, при котором обеспечивается возможность передачи избыточной энергии молекулы после ее образования. в противном случае молекула нитрида буквально при следующем колебании от избытка внутренней энергии может разрушиться. в свою очередь избыток энергетического состояния молекулы нитрида объясняется, прежде всего, тем, что в момент реакции образования молекулы оба ее участника имеют некоторую кинетическую энергию, в сумме, как правило, превышающую необходимую для совершения этой реакции. однако помимо кластерной формы среды, где проходит реакция образования первичного нитрида, возможны и другие варианты, при которых обеспечивается отдача избыточной энергии. анализ условий бомбардировки поверхности частицами пп [3] показывает, что значительная часть их может сталкиваться с поверхностью под большими относительно вектора поля углами (почти параллельно поверхности), при этом они обладают энергией, существенно превышающей энергию сублимации (принята в качестве порога распыления металлической поверхности). таким образом, налицо все условия не просто для распыления поверхностного слоя, но, что более важно для обсуждаемого вопроса, отрыва от поверхности целых фрагментов. при столкновении атомарных ионов азота с подобными фрагментами не только могут образовываться первичные молекулы нитридов, но и ввиду создавшихся условий для отвода избыточной энергии – стабилизироваться вновь созданные молекулы. другие варианты образования первичной молекулы нитрида – в результате трехчастичного столкновения, стабилизации молекулы за счет излучения избыточной энергии при условиях, характерных для исследуемого процесса, невероятны. для подобного вывода, прежде всего, следует обратить внимания на чрезвычайно низкую степень ионизации при азотировании в тлеющем разряде (по порядку величин – 10-6). далее под энергетические предусловия азотирования в тлеющем разряде с независимыми параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 55 ударным воздействием пп фрагменты поверхности с вновь образованными молекулами нитрида или (если согласно рассматриваемой модели допустить все-таки возможность реакции образования автономной молекулы) сама молекула осаждаются на поверхность, где и происходят дальнейшие ее преобразования с постепенным увеличением числа атомов железа (в общем случае – металла основы). считается [4], что подобные трансформации происходят за счет того, что одиночные молекулы нитрида того или иного типа (по содержанию металла основы) объединяются, при этом выделяется атомарный азот как первооснова для его диффузии в глубину поверхности. с подобным допущением сложно согласиться, если учесть, что в этом случае необходимо объединение двух молекул нитрида, причем атом железа (металла основы) должен перейти от одной молекулы к другой, высвобождая (генерируя) при этом атом азота, а для этого нужно разорвать химическую связь me-n, что в свою очередь требует определенной энергии. в то же время известно, что сам процесс преобразования молекул нитрида проходит с высвобождением энергии [5, 6]. отсюда вполне логический вывод – молекуле нитрида проще присоединить к себе атом решетки (или присоединится к нему), чем разорвать связь в соседней молекуле, хотя в принципе и подобную возможность нельзя полностью отрицать, например как следствие столкновения молекулы нитрида с высокоэнергетическими частицами пп. правда подобный вариант требует цепочки последовательных событий: распад молекулы нитрида как следствие удара частицей пп, причем столкновение и по величине передаваемой энергии, и по характеру столкновения – вдоль или перпендикулярно продольной оси молекулы – должен быть достаточным для распада молекулы; захват освободившегося атома основы соседней молекулой. очевидно, что вероятность аналогичного совпадения событий практически равна нулю. как результат вышеизложенного вполне оправдано предположение, что превращение нитридов происходит по схеме последовательного присоединения к ним атомов поверхности. в этом случае высвобождается некоторая энергия, однако она без особых сложностей может быть отведена поверхностью. иными словами, более вероятна с позиций энергетики процесса реакция преобразования нитридов путем связывания атомами азота атомов основы, чем распад молекул нитрида и высвобождение атомов азота. очевидно, что этот вариант возможен только на поверхности или, что менее вероятно – на крупных фрагментах распыленной поверхности. естественно, крупные фрагменты поверхности в основном концентрируются в непосредственной близости от поверхности, поскольку обладая большой (в сравнении с отдельными оторванными от поверхности атомами) массой они не могут удалиться от нее на значительные расстояния. к этому следует добавить, что поверхность в общепринятом представлении существует как математическое понятие. в действительности как часть материального объекта она представляет собой структуру с постепенно увеличивающимся при приближении к поверхности расстоянием между слоями (размерами решетки в направлении перпендикуляра к поверхности). в этом же направлении растет число свободных электронов и атомов, снижается энергия, необходимая для разрыва связей и т. п., причем эти характеристики имеют тенденцию проявляться интенсивнее с увеличением температуры поверхности, что (не в последнюю очередь важно) стимулирует термоэлектронную эмиссию. изложенный анализ выдвигает на первый план проблему первичности образования нитридов или генерации и накопления достаточной для начала образования нитридов концентрации атомарного азота, столь характерную и, пожалуй, основную для дискуссии между упомянутыми выше научными школами. расчет и сопоставление скоростей, а на их основе – периодов бомбардировки и занятия места частицами на поверхности свидетельствует о высокой вероятности сплошности адсорбционного монослоя на ней. для некоторых металлов, например – титана, адсорбционный монослой находится под первым слоем [7], что, вероятно, предопределяет и отрицательную энергию образования нитрида титана, и высокую скорость образования сплошного слоя этого соединения на поверхности. когда молекула попадает на поверхность, последующая ее судьба может реализовываться по одному из сценариев: она может быть отражена снова в газовую среду; остаться на ней; проникнуть в глубину поверхностного слоя; диссоциировать на атомы; вступить в химическое взаимодействие с атомами металла. каждый из этих сценариев имеет определенную вероятность в зависимости, прежде всего, от энергии молекулы, химической активности атомов, кристаллической структуры металлической поверхности, ее состава и т. п. считается, что в случае если энергия молекулы по порядку величин 0,1 эв, то она останется на поверхности благодаря физической сорбции. если же энергия молекулы несколько электрон-вольт частица уже сможет преодолеть потенциальный барьер приповерхностного слоя, проникнуть в глубину его, причем обмен электронами между атомами создаст условия для химической сорбции или химической реакции. при относительно малых кинетических энергиях ионов, которые бомбардируют поверхность (не больше нескольких десятков электрон-вольт, что соответствует реальным процессам), характер их взаимодействия с поверхностью определяется переносом зарядов, которые необходимы для нейтрализации иона. распыленные частицы имеют относительно небольшую энергию (максимум распределению меньше 10 эв [7]), однако и этой энергии во многих случаях достаточно для реакции образования нитридов даже без учета энергии второй частицы соучастницы столкновения. сопоставление времен нахождения атома в возбужденном энергетические предусловия азотирования в тлеющем разряде с независимыми параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 56 состоянии (10-8 с) и периода бомбардировки одного места на поверхности (10-12 с) подтверждает временную возможность передачи избыточной энергии третьей частице от вновь образованной молекулы нитрида. нейтрализация ионов на металле является сугубо поверхностным процессом в отличие от процессов, которые имеют место в глубине металла, при этом низкоэнергетические ионы лучше взаимодействуют с поверхностью в аспекте нейтрализации. особенно в значительной мере увеличивается вероятность нейтрализации иона, если он находится значительное время на коротком расстоянии от поверхности, например при многоразовом рассеивании, что характерно для ионов, которые бомбардируют поверхность под большим относительно вектора поля углом (направление движения почти параллельно поверхности). приведенный выше анализ в первую очередь приводит к выводу, что процесс взаимодействия падающего потока с поверхностью является сложным и неоднозначным, потому упомянутые выше теоретические модели, вероятно, следует рассматривать как частные случаи более обобщенного процесса. в пользу этого тезиса свидетельствует также то, что ни одна из упомянутых моделей не может в полной мере объяснить некоторые варианты реальных процессов, например – азотирование в тлеющем разряде с обратной полярностью. диссоциативную рекомбинацию молекулярных ионов азота следует считать одним из ключевых моментов генерации атомарного азота и дальше образования нитридов или диффузии атомов азота в глубину поверхности. молекулярный ион при столкновении с частицей матрицы захватывает электрон или из среды свободных электронов, или от частицы поверхности и нейтрализуется. причиной диссоциативной рекомбинации является то, что молекулярный ион после захвата электрона превращается в неустойчивую молекулу. в свою очередь относительно высокий энергетический уровень молекулярного иона азота (приблизительно 24 эв при энергии диссоциации 8,73 эв) составляет причину неустойчивого состояния рекомбинированной молекулы азота. после рекомбинации молекулярного иона в результате ударного столкновения с электроном энергия нейтральной молекулы более чем в два разы превышает сумму энергетических состояний двух атомов азота, потому рекомбинация молекулярного иона азота всегда проходит по диссоциативной схеме. еще одна из ситуаций, при которой создаются условия для диссоциативной рекомбинации молекулярных ионов, заключается в возможности ионизации атома металла в результате столкновения с молекулярным ионом азота. она весьма вероятна, если учесть относительно небольшие потенциалы ионизации наиболее распространенных компонентов сплавов (fe 7,89 эв; с 11,26 эв; сr 6,77 эв; ni 7,64 эв; mo 7,1 эв, что существенно меньше, чем для азота 14,53 эв или аргона 15,76 эв [5]). стоит также заметить, что энергия диссоциации молекул практически всех нитридов значительно меньше энергии диссоциации молекулярного азота. общий вывод из приведенного анализа состоит в том, что процесс образования нитридов в принципе возможен по вариантам обеих моделей, однако реально он по многим критериям более вероятен или в непосредственной близости от поверхности, или в приповерхностных слоях (в последнем случае следует иметь ввиду, как уже отмечалось выше, что поверхность имеет место прежде всего как математическое понятие в форме некоторой условной геометрической системы. в действительности слой металла, примыкающий непосредственно к газу, представляет собой морфологическую систему с сильно измененными свойствами в сравнении с внутренними слоями (в основном в направлении перпендикуляра к поверхности), над которой наблюдаются флуктуации атомов металла, электронов и т. п.). именно здесь созданы лучшие условия для столкновения контрагентов, результатом которого и будет образование нитридов. очевидно, что приведенная выше аргументация в любом случае предусматривает в качестве определяющего фактора для всех субпроцессов энергию частиц, бомбардирующих поверхность, а она в свою очередь, прежде всего, зависит от параметров технологического режима, квалифицированных выше как энергетические. основная сложность управления технологией азотирования в тлеющем разряде по традиционной схеме состоит в том, что и практически все режимные, и энергетические параметры взаимосвязаны. прежде всего, это касается важнейшего режимного параметра – температуры поверхности, для стабильного поддерживания которой в конкретных условия, преопределенных остальными режимными факторами, требуется определенная мощность разряда. она в свою очередь формируется как напряжением между электродами разрядной камеры, так и током разряда. именно поэтому чисто экспериментально было проявлена роль оптимального соотношения между этими характеристиками разряда, что и предопределило эффект минимума удельной мощности при получении наилучших результатов модификации, о чем отмечалось выше. объяснение этого эффекта можно сформулировать только с позиций комплексного воздействия пп на поверхность. действительно при значениях мощности как следствия незначительной величины тока или напряжения разряда преобразования поверхности не обеспечиваются или необходимым количеством частиц пп, или их энергией. при большой мощности число частиц воз энергетические предусловия азотирования в тлеющем разряде с независимыми параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 57 можно и достаточно, но их энергия существенно превышает необходимую для реакции образования нитридов, зато стимулирует распыление поверхности. и только при минимуме энергии как результата оптимального соотношения числа активных частиц и их энергетического уровня обеспечиваются наилучшие условия для необходимого сочетания всех перечисленных выше макропроцессов. естественно, при необходимости тесной взаимосвязи между режимными и энергетическими параметрами технологии возможностей для управляемого воздействия на модификацию немного. это связано, прежде всего, с тем, что в первую очередь нужно обеспечить требуемую температуру поверхности, что при определенных конкретных размерно-массовых характеристиках садки (с учетом также ее геометрии и локальных особенностей формы) требует определенного сочетания энергетических показателей разряда. очевидно, что указанное условие существенно снижает управляемость процессом модификации. и только при азотировании с автономными (независимыми друг от друга) параметрами режима достигается ситуация, способствующая моделированию превращения поверхности в первую очередь соответственно требованиям предстоящей эксплуатации выводы энергетический анализ факторов влияния на основные субпроцессы азотирования в тлеющем разряде указывает на возможность реального и оперативного управления модификацией с применением исследуемой технологии путем автономного (независимого) комбинирования параметрами режима. в этом случае представляется возможным в первую очередь управлять энергетикой практически всех элементарных составляющих технологии, которая предопределяет как протекание самого процесса, так и его результаты. еще одним важным для практики применения технологии аспектом является возможность проектирования или оптимизации параметров режима в зависимости от необходимых согласно требованиям эксплуатации характеристик модифицированной металлической поверхности. литература 1. ионная химико-термическая обработка сплавов / б. н. арзамасов, а. г. братухин, ю. с. елисеев, т. а. панайоти. – м.: изд-во мгту им. н. э. баумана, 1999. – 400 с. 2. арзамасов б. н., панайоти т. а. роль удельной мощности разряда при ионной химикотермической обработке сплавов // металловедение и термическая обработка металлов. – 2000. – № 6. – с. 31-34. 3. пастух и. м. / и. м. пастух теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде. – харьков, национальный научный центр «харьковский физико-технический институт», 2006. – 364 с. 4. keller k. hochfeste maschinenteile durch ionnitrieren von miartensitaushartendem stshl // fachberichte fur oberflachtentechnik, 1971.№3.s. 92-94. 5. справочник химика. – 2-е издание. – л. – м.: госхимиздат, 1962. – т. 1. – 1071 с. 6. свойства неорганических соединений/ справочник. – л.: химия, 1983. – 390 с. 7. вудраф д. современные методы исследования поверхности: пер. с англ.; под ред. в. и. рахновского / д. вудраф, т. дельчар. – м.: мир, 1989. – 564 с. поступила в редакцію 6.11.2013 энергетические предусловия азотирования в тлеющем разряде с независимыми параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 58 pastukh i. m., sokolova g. n. energetic preconditions of nitriding in a glowing discharge with independent parameters. an analysis is conducted on the energetic effects from the process of nitriding in a glowing discharge with a follow up of perspectives on the applications of related technological modes with independent parameters. key words: nitriding, glow discharge, independent parameters. references 1. ionnaja himiko-termicheskaja obrabotka splavov. b. n. arzamasov i dr. m.: iz-stvo mgtu im. n. e. baumana, 1999. 400 s. 2. arzamasov b. n., panajoti t. a. rol udelnoi moshchnosti pri ionnoj himiko-termicheskaoi obrabotke splavov. metallovedenie i termicheskaja obrabotka metallov. 2000. №6. s. 31-34. 3. pastukh i. m. theorija i praktyka bezvodorodnogo azotirovania v tleushchem razrjade. kharkov, national science center "kharkov institute of physics and technology". 2006. 364 p. 4. keller k. hochfeste maschinenteile durch ionnitrieren von miartensitaushartendem stshl. fachberichte fur oberflachtentechnik, 1971. №3. s. 92-94. 5. spravochnik himika. 2-e izdanie. l. m.: goshimizdat, 1962. t. 1. 1071 s. 6. svoistva neorganicheskich soedinenij. spravochnik. l.: himija, 1983. 390 s. 7. wudraf d., delchar t. covremennye metody issledovanija poverchnosti: per. s angl. m.: mir, 1989. 564 s. 21_kuhar.doc исследование напряжённо деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 132 кухарь в.в., николенко р.с. приазовский государственный технический университет, г. мариуполь, украина исследование напряжённо деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами с эксцентриситетом нагрузки введение внедрение в производство прогрессивных процессов обработки материалов давлением с максимальным приближением формы заготовки к форме готового изделия, т.е. с предварительным профилированием, позволяет значительно сократить потери материала в облой и заусенец, снизить затраты на последующую механическую обработку, а также повысить стойкость штампового инструмента. наиболее актуальными вопросы профилирования заготовок остаются для процессов горячей объёмной штамповки, в которых штампы, подвергаясь интенсивному ударно-абразивному износу, воздействию высоких температур и давлений, работают в весьма неблагоприятных условиях [1]. подготовка формы заготовки позволяет перераспределить силовые режимы по переходам, улучшить заполнение ручьев, снизить контактные давления, обеспечив лучшее напряженно-деформированное состояние (ндс) инструмента, которое напрямую связано с ндс штампуемого материала. введение предварительного профилирования позволяет в 1,4 … 2 раза повысить стойкость окончательных ручьев [1]. кроме того, выбранный способ профилирования заготовки должен быть экономически целесообразным и соответствовать требованиям быстрой перестройки структуры технологических процессов на новую номенклатуру изделий без использования дополнительного специализированного оборудования. с данной точки зрения наиболее перспективным направлением является развитие способов профилирования на основном штамповочном оборудовании, причем на кривошипных горячештамповочных прессах (кгшп) использование подготовительно-заготовительных переходов особо затруднено из-за постоянства величины рабочего хода главного исполнительного механизма. поэтому в настоящее время разработан ряд бесштамповых технологий подготовки заготовок под объемную штамповку [2], в частности процессы осадки выпуклыми плитами, которые дают достаточно хорошие результаты. анализ последних исследований и публикаций применение осадки выпуклыми сферическими плитами известно в процессах ковки [3], когда данная операция способствует улучшению проработки внутренних слоёв слитков. осадка выпуклыми продолговатыми плитами достаточно изучена как с точки зрения развития формоизменения [4], так и с точки зрения изменений ндс [5]. технологии, включающие осадку выпуклыми плитами, успешно использованы в промышленности [6], однако номенклатура изделий, под которые данный способ профилирования оптимально подходит, не является распространённой. для расширения технологических возможностей заготовительных операций, выполняемых на кгшп, предложено рассмотреть процесс осадки выпуклыми продолговатыми плитами с эксцентриситетом их внедрения в торец цилиндрической заготовки (рис. 1). исследование ндс позволит технологам научно-обоснованно выбирать режимы профилирования с ориентацией на последующие формоизменяющие (штамповочные) операции. рис. 1 – переходы штамповки сложной поковки с предварительным профилированием заготовки осадкой выпуклыми продолговатыми плитами с эксцентриситетом: 1 – осадочные плиты с радиусом выпуклости r; 2 – исходная заготовка диаметром d0 и высотой h0; 3 – профилированная заготовка (размеры h, h1 и h2); 4 – поковка без облоя (габариты an и bn); e – эксцентриситет оси плит и оси заготовки цель исследований целью работы является исследование влияния величины радиуса выпуклых осадочных продолговатых (цилиндрических) плит при пластической осадке с фиксированным эксцентриситетом внедрения данных плит в торец заготовки на напряжённо-деформированное состояние материала. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование напряжённо деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 133 изложение основного материала исследование проводили с использованием пакета для конечно-элементного анализа deform 3d. объектом моделирования был процесс осадки цилиндрической заготовки с диаметром 0d = 50 мм и высотой 0h = 50 мм (отношение 00 / dh = 1,0). температурные условия принимали изотермическими, температура деформации 1100 °с. заданное количество конечных элементов составляло 10000 шт., однако, после генерации сетки, количество элементов было принято 7847 шт. материал заготовки – сталь 45, при этом модель упрочнения, также как и граничные условия, взяты в соответствии с условиями, предложенными программой. коэффициент контактного трения при деформации, согласно рекомендациям источника [7], принимаем f = 0,3. в связи с тем, что результаты моделирования в широком диапазоне отношений радиуса осадочных плит r к диаметру заготовки 0d предполагается проверить экспериментально путём осадки на испытательной машине, скорость деформирования принята υ = 1 мм/с. осадку выполняли до относительных степеней обжатия hε = ×∆ )/( 0hh 100 % = 70 %, где h∆ – величина хода инструмента (абсолютное обжатие), мм. значение эксцентриситета при осадке, т.е. несовпадение оси заготовка и вертикальной оси осадочных плит, принимали e = 12,5 мм. для определения влияния величины радиуса выпуклости осадочных плит на характеристики ндс заготовки, проводили моделирование осадки при r = 30 мм; 50 мм; 75 мм и 112,5 мм, т.е. относительный радиус составлял 0/ dr = 0,6; 1,0; 1,5 и 2,25. результаты моделирования в виде осаженных заготовок с распределением интенсивностей напряжений iσ и интенсивностей деформаций iε на боковой поверхности приведены в табл. в связи с наличием эксцентриситета при осадке параметры ндс на поверхности заготовки распределяются неравномерно. наибольшие значения параметров ндс характерны для середины высоты заготовки в областях, находящихся на оси движения осадочных плит. для удобства отслеживания изменений iε и iσ на различных участках заготовки с ростом величины hε от 20 % до 70 %, выделим в твердотельной модели характерные точки-маркеры (рис. 2), в которых будем проводить идентификацию ндс: точка № 1 – на середине высоты боковой поверхности левой части заготовки; точка № 2 – на середине высоты боковой поверхности правой части заготовки; точка № 3 – на контактной поверхности по оси симметрии плит (в плоскости максимального локального обжатия); точка № 4 – на боковой поверхности по оси симметрии плит; точка № 5 – в центральной части заготовки на пересечении оси симметрии плит с горизонтальной осью симметрии заготовки. а б рис. 2 – твердотельная модель осаженной заготовки (а) и её половина по продольному разрезу (б) с обозначенными точками-маркерами для исследования изменений ндс изменение интенсивностей напряжений и интенсивностей деформаций в указанных точках с увеличением обжатия hε при различном отношении 0/ dr показано на рис. 3. анализируя график )/;( 0drf hi ε=σ (рис. 3) отметим общую тенденцию к увеличению значений интенсивности напряжений с ростом обжатия hε . причём наименьшие значения iσ соответствуют точке № 2, а максимальные – точке № 3, где сильно влияние давления на контакте. отметим, что при малых величинах 0d/r в точке № 2 наблюдаются меньшие значения iσ , чем при большем соотношеpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование напряжённо деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 134 нии 0/ dr . с увеличением отношения 0/ dr при осадке наблюдается уменьшение значений iσ в точке № 3, что связано с перераспределением давления на контакте по большей опорной площади. таблица результаты моделирования эксцентричной осадки заготовки (h0 = 50 мм, d0 = 50 мм) выпуклыми продолговатыми осадочными плитами до εh = 70 % радиус (относительный радиус) выпуклости осадочных плит интенсивность деформаций, iε интенсивность напряжений, iσ , мпа r = 30 мм ( 0/ dr = 0,6 ) r = 50 мм ( 0/ dr = 1,0 ) r = 75 мм ( 0/ dr = 1,5 ) r = 112,5 мм ( 0/ dr = 2,25 ) аналогичным образом представлены графики изменения распределения iε в различных точках с увеличением деформационных обжатий (рис. 3). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование напряжённо деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 135 рис. 3 – зависимости распределения интенсивностей напряжений (σi) и интенсивностей деформаций (εi) в процессе осадки с эксцентриситетом (е = 12,5 мм) от отношения r/d0 для различных точек-маркеров (r/d0 = r/d0) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование напряжённо деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 136 анализируя график )/;( 0drf hi ε=ε необходимо отметить, что с ростом обжатия hε также наблюдается общее увеличение значений интенсивностей деформаций. причём наименьшее значение iε соответствует точке № 2, а максимальное – точке № 4. следует заметить, что в точке № 3, несмотря на существенные значения полей интенсивностей напряжений, величины интенсивностей деформаций сравнительно невелики, что связано с незначительным искажением сетки из-за влияния сил трения на контакте инструмента и пластически деформируемой заготовки. при малых величинах 0/ dr значения iε в точке № 2 регистрируются меньшие, чем при большем соотношении 0/ dr . с увеличением отношения 0/ dr при осадке происходит возрастание значений iε в точке № 4. для контактной точки № 3 характерно увеличение значений iε с ростом отношения 0/ dr . также значительное изменение в сторону увеличения характеристик ндс наблюдается в точке № 5, причём с ростом 0/ dr величины iσ и iε возрастают. выводы на основе полученных результатов моделирования установлено, что в начальный момент осадки интенсивности напряжений и деформаций локализируются в контактных зонах заготовки с инструментом, а увеличение обжатия приводит к переносу акцента значений параметров ндс от контактной поверхности к центру и периферии заготовки в её горизонтальной плоскости симметрии. выявлено, что при осадке с эксцентриситетом приложения нагрузки параметры ндс материала на боковой поверхности зависят от величины отношения 0d/r и распределяются неравномерно. области максимальных значений iσ и iε смещаются к левому краю заготовки (в сторону эксцентриситета приложения нагрузки). во всех точках, кроме точки № 3, с увеличением 0/ dr наблюдается общее увеличение значений интенсивности напряжений и интенсивности деформаций. перспективным направлением исследований процесса осадки выпуклыми продолговатыми плитами с эксцентриситетом приложения нагрузки является изучение и аналитическое описание закономерностей формоизменения заготовки при предварительном профилировании с точки зрения разработки методики расчета переходов штамповки, а также оценка преимуществ профилирования, связанных со снижением опасных напряжений в штамповых ручьях для окончательных переходов. литература 1. довнар с.а. термомеханика упрочнения и разрушения штампов объёмной штамповки / с.а. довнар. – м.: машиностроение, 1975. – 254 с. 2. гринкевич в.а. бесштамповое профилирование на прессах с повышением точности формоизменения на окончательных операциях / в.а. гринкевич, в.в. кухарь, к.к. диамантопуло // кузнечно– штамповочное пр-во. обраб. материалов давлением. – 2010. – № 5. – с. 19-23. 3. тарновский и.я. свободная ковка на прессах / и.я. тарновский, в.н. трубин, м.г. златкин – м.: машиностроение, 1967. – 328 с. 4. кухарь в.в. моделирование формоизменения металла при осадке цилиндрических заготовок выпуклыми продолговатыми плитами / в.в. кухарь, с.а. короткий, в.а. бурко // вісник хмельницького нац. ун-ту. – хмельницький, 2008. – № 5. – с. 204-208. 5. кухарь в.в. влияние радиусности выпуклых продолговатых осадочных плит на деформированное состояние и степень использования запаса пластичности при кузнечной осадке / в.в. кухарь // обработка материалов давлением: сб. науч. тр. / дгма. – краматорск, 2012. – № 1 (30). – с. 105-111. 6. совершенствование технологии штамповки на кгшп поковок для деталей поглощающих аппаратов / в.в. кухарь, в.а. бурко, с.а. короткий, е.ю. балалаева // обработка материалов давлением: сб. науч. тр. / дгма. – краматорск, 2010. – № 3 (24). – с. 69-75. 7. грудев а.п. трение и смазки при обработке металлов давлением: справочник / а.п. грудев, ю.в. зильберг, в.т. тилик. – м.: металлургия, 1982. – 312 с. надійшла 14.08.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_chernec.doc вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 45 чернець м.*, ** * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання удк 539.538: 539.3 з використанням кумуляційної моделі зношування при терті ковзання проведено у підшипнику ковзання розрахункову оцінку впливу величини та виду технологічного огранення (овальності, тригранності, чотиригранності) вала на зміну максимальних контактних тисків (початкових та після допустимого зношування втулки). встановлено закономірності зміни тисків під час обертання вала при реалізації однообластевого та мішаного (одно – дво – однообластевого) контакту. результати досліджень подано графічно. ключові слова: підшипник ковзання, вал з технологічним ограненням, варіація контактних тисків підшипники ковзання належить найпоширеніших вузлів з тертям ковзання в машинобудуванні. при їх конструюванні належить проводити оцінку навантажувальної (несівної) здатності із застосуванням сучасних методів розрахунку. відомо, що при виготовленні валів та втулок вони неминуче отримують мале технологічне огранення певного виду (овальність, тригранність чи чотиригранність), що слід враховувати при оцінці параметрів контактної і трибоконтактної взаємодії. у відомих методах [1 10 та ін.] ця важлива конструктивна обставина не враховується. у працях [11 20] досліджено якісний і кількісний вплив овальності вала на максимальні контактні тиски за різних схем взаємодії (повна однообластева та мішана – одно дво однообластева). нижче наведено результати розв’язку цієї трибоконтактної задачі для підшипника із вищевказаним ограненням вала за узагальненою кумуляційною моделлю зношування [19, 20] при мішаному контакті. схеми підшипників з різним ограненням вала 2 та втулкою 1 наведено на рис. 1, 2. а б рис. 1 – загальні схеми підшипника ковзання із овальністю контурів співдотичних тіл: а – вихідне положення вала з симетричним однообластевим співдотиком (α2 = 0); б – симетричний двообластевий співдотик (α2 = 900) радіальний зазор у підшипниках буде 21ε rr −= , де 1r – більша піввісь отвору у втулці, 2r – менша піввісь перерізу шипа вала, 1r′ – менша піввісь отвору у втулці, 2r′ – більша піввісь перерізу шипа. відповідно характеристики огранення 111 rr ′−=δ , 222 rr −′=δ . співдотик тіл без зовнішнього навантаження відбувається під кутом λ2 [21]. при навантаженні вала вертикальною радіальною силою n контакт тіл відбуватиметься в двох областях 221 γ2 rww == (рис. 1, б) чи одній області 202 rw δα= (рис. 1, а). тут виникатимуть максимальні контактні тиски ),( 2 δαp , які циклічно змінюватимуться при повороті вала на кут °≤≤ 360α0 2 у фазах симетричного однообластевого (рис. 1, а), косого однообластевого, косого двообластевого, симетричного двообластевого (рис. 1, б) і т.д. (рис. 3) контакту. mailto:chernets@drohobych.net вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 46 1 2 0 x y 1 2 0 x y 1 2 0 x y 1 2 0 x y а б рис. 2 – схеми підшипників з ограненням вала: а – тригранність; б – чотиригранність рис. 3 – фази мішаного контакту відповідно протягом одного оберту вала з овальністю буде (рис. 1) 5 фаз контактної взаємодії (3 – однообластевої, 2 – двообластевої), з тригранністю (рис. 2, а) – 7 фаз (4 + 3), з чотиригранністю (рис. 2, б) – 9 фаз (5 + 4). у процесі обертання вала з постійною кутовою швидкістю 2ω під впливом навантаження n в області (областях) контакту виникатимуть сили тертя, які призводитимуть до зношування співдотичних тіл, що спричинить трансформацію початкових параметрів контакту, – зокрема тисків ),( 2 δαp . їх початкова величина та зміна у результаті зношування даної трибосистеми встановлюється в рамках узагальненої моделі зношування [19]. розв’язок задачі з визначення максимальних контактних ),( 2 δαp та трибоконтактних ),,( 2 hp δα тисків проведено при таких даних: n = 0,1 мн; 2r = 0,05 м; v = 0,0628 м/с – швидкість ковзання; f = 0,04 – коефіцієнт тертя ковзання; ε = 0,41 мм; 1 0δ = (втулка є коловою), 2δ = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4 мм, ε≤δ+δ 21 ; 2ω = 1,2566 с -1 – кутова швидкість вала; 1h ∗ = 0,3 мм – допустиме зношування втулки; матеріал втулки: бронза оцс 5-5-5; матеріал вала: сталь 35 (гартування + високий відпуск). використано експрес – метод дослідження кінетики зношування з інтервально – блочною схемою обчислень [22] з розміром блока постійних умов контакту b = 7200 об і інтервалом дискретизації 2α∆ = 10° контуру вала. p2r p2l p1r p1l n 2 ω2 1 i ii iii iv v _______________ ________________________ _______________ ________________ __________________________ ii iv вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 47 результати розв’язку наведено на рис. 4, 5. 0 10 20 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 ,град p(α 2 , δ ), p(α 2 ,δ ,h), мпа 2 2′ 1 1′ 0 0′ а 0 20 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 ,град p(α 2 , δ ), p(α 2 , δ ,h), мпа 2 2′ 0 0′ 1 1′ б 0 20 40 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 ,град p(α 2 , δ ), p(α 2 , δ ,h), мпа 2 2′ 1 1′ 0 0′ в рис. 4 – зміна максимальних контактних і трибоконтактних тисків від повороту вала при реалізації повного однообластевого контакту у підшипнику: а – вал з овальністю; б – вал з тригранністю; в – вал з чотиригранністю; 0, 0′ – δ1 = δ2 = 0; 1, 1′ – δ2 = 0,1 мм; 2, 2′ δ2 = 0,2 мм вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 48 0 20 40 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 , град p(α 2 ,δ ), p(α 2 ,δ ,h), мпa 4 4′ 3 4 3′ 4 0 4 0′ 4 а 0 20 40 60 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 ,град p(α 2 , δ ), p(α 2 ,δ ,h), мпа 4 3 4′ 3′ 0 0′ б 0 20 40 60 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 ,град p(α 2 ,δ ), p(α 2 ,δ ,h), мпа 4 4′ 3 3′ 0 0′ в рис. 5 – залежність максимальних контактних і трибоконтактних тисків від повороту вала при реалізації змішаного контакту: 3, 3′ – δ2 = 0,3 мм; 4, 4′ – δ2 = 0,4 мм аналіз отриманих результатів свідчить, що: а) у випадку вала з овальністю та тригранністю при 2δ ≤ 0,2 мм виникатиме однообластевий контакт при °≤≤ 360α0 2 (рис. 4а, б); при чотиригранності вала буде мішаний контакт (рис. 4, в); б) при ε≈δ 5,02 в усіх випадках реалізовуватиметься мішаний контакт тіл (рис. 5); в) із зростанням складності огранення контуру вала спостерігається зростання тисків ),( 2 δαp та ),,( 2 hp δα у порівнянні з тисками при 2δ = 0 (круговий переріз вала); г) при мішаному контакті тиски у фазах однообластевої взаємодії є найнижчими для випадку вала з овальністю (рис. 4, а) і зростають вдвічі для вала з чотиригранністю (рис. 5, в); у фазах двообластевої взаємодії вони зростають менш інтенсивно (рис. 5, а 5, в); вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 49 д) максимальні контактні тиски у обох фазах мішаного контакту є практично однаковими за наявності чотиригранності вала (рис. 4, в, 5, в), але різними при тригранності і ще більш значно відмінними при овальності вала (рис. 5а, б). отже зростання складності огранення призводить до зростання величини контактних напружень у підшипнику порівняно з валом з овальністю контуру: при повному однообластевому контакті менш значно, а при мішаному контакті суттєво чи навіть вдвічі. характерною особливістю контактної взаємодії у підшипнику ковзання з овальністю вала є циклічна зміна максимальних контактних тисків з різною амплітудою та частотою в межах оберту. література 1 андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наукова думка, 1991. –160 с. 2. горячева и.г., добычин н.м. контактные задачи в трибологии. – м.:машиностроение, 1988. – 256 с. 3. коваленко е.в. к расчету изнашивания сопряжения вал – втулка // ммт. – 1982. № 6. – с.66-72. 4. крагельский и.в., добычин н.м., комбалов в.с. основы расчетов на трение и износ. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 5. кузьменко а.г. методи розрахунків на зношування та надійність. – хмельницький:туп, 2002.– 151 с. 6. теплый м.и. определение контактных параметров и износа в цилиндрических опорах скольжения // трение и износ. – 1987. – № 6. – с. 895-902. 7. усов п.п. внутренний контакт цилиндрических тел близких радиусов при изнашивании их поверхностей // трение и износ. – 1985. – № 3. – с. 404-414. 8. zwieżycki w. prognozowanie niezawodności zużywających się elementów maszyn. – ite: radom, 1999. – 332 s. 9. сорокатый р.в. обобщение метода трибоэлементов для моделирования процессов изнашивания подшипников скольжения // проблеми трибології. – 2007. – № 2. – с. 36-45. 10. сорокатый р.в. решение износоконтактных задач методом трибоэлементов в среде конечно – элементного пакета ansys // проблеми трибології. – 2007. – № 3. – с. 9-17. 11. чернец м.в. к вопросу об оценке долговечности цилиндрических трибосистем скольжения с границами, близкими к круговым // трение и износ. – 1996. – № 3. – с. 340-344. 12. чернець м.в., луцишин р.м. про один метод контактної міцності циліндричних спряжень з малим збуренням контурів // проблеми трибології. – 1997. – № 2. – с. 80-87. 13. чернець м., пашечко м., невчас а. методи прогнозування та підвищення зносостійкості триботехнічних систем ковзання. у 3-х тoмах. – дрогобич: коло, 2001. 14. чернець м.в. методологія оцінки характеристик контакту та прогнозування довговічності циліндричних трибосистем ковзання // проблеми трибології. – 2000. – № 1. – с. 14-22. 15. чернець м.в., лєбєдєва н.м. оцінка кінетики зношування трибосистем ковзання при наявності овальності контурів їх елементів за кумуляційною моделлю // проблеми трибології. – 2005. – №4. – с. 114-120. 16. чернець м., андрейків о., лєбєдєва н. дослідження впливу складного огранення деталей підшипника ковзання на параметри контактної та трибоконтактної взаємодії // проблеми трибології. – 2007. – №4. – с. 50-54. 17. чернець м.в., андрейків о.є., лєбєдєва н.м., жидик в.б. модель оцінки зношування і довговічності підшипника ковзання за малої некруглості // фхмм. – 2009. – №2. – с. 121-129. 18. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.1. лінійна і кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2012. – № 4. – с. 11 17. 19. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.2. узагальнена кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2013. – № 1. – с. 6 15. 20. чернець м.в. трибоконтактні задачі для циліндричних зєднань з технологічною некруглістю. – люблін: люблінська політехніка, 2013. – 274 с. 21. чернець м.в. контактна задача для циліндричного з’єднання з технологічним ограненням контурів деталей // фхмм. – 2009. – № 6. – с. 93-99. 22. чернець м.в., жидик в.б. експрес – метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю контурів деталей // проблеми трибології. – 2013. – № 2. – с. 6 12. надійшла в редакцію 24.02.2014 вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 50 chernets m.v. influence of shaft cutting on the variation of maximal contact pressures in sliding bearing. with the use of cumulative wear model at the sliding friction it has been conducted in sliding bearing the calculation assessment of influence of quantity and type of shaft technological cutting (ovality, trilobing, tetralobing) on the change of maximal contact pressures (initial and those which appear after allowable shaft wear). it has been established the regularities of pressures change during shaft rotation at the realization of single-area and mixed (single – double – single area) contact. the results of the researches are presented in a graphic form. key words: sliding bearing, shaft with technological cutting, contact pressures variation. references 1 andreikiv a.e., czernec m.v. ocenka kontaktnoho vzaimodejstvija trushchihsja detalei mashyn. k.: naukova dumka, 1991. 160 p. 2. horiacheva y.h., dobychin n.m. kontaktnye zadachi v trybologii. m.: mashynostroenie, 1988. 256 p. 3. kovalenko e.v. k raschetu iznashyvanyia soprjazhenyja val – vtulka. mmt. 1982. no 6. p.p. 66-72. 4. krahelskyi y.v., dobychin n.m., kombalov v.s. osnovy raschetov na trenije i iznos. m.: mashynostroenie, 1977. 526 p. 5. kuzmenko a.h. metody rozrahunkiv na znoshuvannia ta nadijnist. khmelnytskyi:tup, 2002. 151 s. 6. teplyi m.y. opredelenie kontaktnyh parametrov i iznosa v tsylindricheskih oporah skolzenija. trenie i yznos. 1987. no 6. p.p. 895-902. 7. usov p.p. vnutrennij kontakt tsylindricheskikh tel blizkih radiusov pri iznashyvanii ikh poverhnostei. trenie i iznos. 1985. no 3. p.p. 404 414. 8. zwieżycki w. prognozowanie niezawodności zużywających się elementów maszyn. ite: radom, 1999. 332 p. 9. sorokatyi r.v. obobshchenye metoda tryboelementov dlia modelirovanija processov iznashyvanija podshypnikov skolzhenyia. problemy trybologii. 2007. no 2. p.p. 36 45. 10. sorokatyi r.v. reshenie iznosokontaktnyh zadach metodom tryboelementov v srede konechno – elementnoho paketa ansys. problemy trybologii. 2007. no 3. p.p. 9 17. 11. czernec m.v. k voprosu ob ocenke dolgovechnosti cylindricheskikh tribosistem skolzhenija s granicami, blizkimi k kruhovym. trenie i iznos. 1996. no 3. p.p. 340 344. 12. czernec m.v., lucyshyn r.m. pro odyn metod kontaktnoi micnosti cylindrychnyh spriazhen z malym zburenniam konturiv. problemy trybologii. 1997. no 2. p.p. 80 87. 13. czernec m., pashechko m., nevchas a. metody prohnozuvannia ta pidvyshchennia znosostijkosti trybotehnichnyh system kovzannia. u 3-h tomah. drohobych: kolo, 2001. 14. czernec m.v. metodolohija ocinky harakterystyk kontaktu ta prohnozuvannia dovhovicznosti cylindrychnyh trybosystem kovzannia. problemy trybologii. 2000. no 1. p.p. 14 -22. 15. czernec m.v., liebiedieva n.m. ocinka kinetyky znoshuvannia trybosystem kovzannia pry najavnosti ovalnosti konturiv jih elementiv za kumuliacijnoju modellju. problemy trybologii. 2005. no 4. p.p. 114-120. 16. czernec m., andrejkiv o., liebiedieva n. doslidzhennja wplywu skladnoho ohranennja detalei pidshypnyka kovzannja na parametry kontaktnoi ta trybokontaktnoi vzaiemodii. problemy trybologii. 2007. no 4. p.p. 50 54. 17. czernec m.v., andreikiv o.ye., liebiedieva n.m., zhydyk v.b. model ocinky znoshuvannia i dovhovichnosti pidshypnyka kovzannia za maloi nekruhlosti. fhmm. 2009. no 2. p.p. 121-129. 18. czernec m.v., zydyk v.b. uzahalnena kumulacijna model kinetyky znoszuvannja pidszypnyka kovzannja. cz. 1. linijna i kumulacijna model. problemy trybologii, no 4, 2012. p.p. 11 17. 19. czernec m.v., zydyk v.b. uzahalnena kumulacijna model kinetyky znoszuvannja pidszypnyka kovzannja. cz. 2. uzahalnena kumulacijna model. problemy trybologii, no 1, 2013. p.p. 6 15. 20. czernec m.v. trybokontaktni zadachi dlia tsylindrychnykh ziednan z tehnolohichnoju nekruhlistiu. – liublin : liublinska politehnika, 2013. 274 p. 21. chernec m.v. kontaktna zadacha dlia tsylindrychnoho ziednannia z tekhnolohichnym ohranenniam konturiv detalei. fhmm. 2009. no 6. p.p. 93 99. 22. czernec m.v., zydyk v.b. ekspres-metod doslidzhennja kinetyky trybokontaktnoi vzajemodii u pidszypnyku kovzannja z tehnologicznoju nekruhlistju konturiv detalej. problemy trybologii, no 2, 2013. p.p. 6 12. 8_kuzmenko2.doc развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 51 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений исследований и результатов удк 621.891 предложена систематизация задач, методов, направлений исследований и результатов работы по контактной механике сдвига сжатых поверхностей. систематизация выполнена по критериям: геометрия контакта, свойства материалов, постановка контактных задач сдвига, методы решений задач; результаты решений задач; области применения задач и решений. ключевые слова: контактная механика сдвига, систематизация видов задач, методы решения задач сдвига, области применения решений. введение трение контактирующих тел является основным физическим эффектом в механике взаимодействия поверхностей. трение приводит к износу и выходу из строя узлов трения машин и приборов. решение общей задачи повышения износостойкости требует детального изучения закономерностей трения. решению задач по распределению напряжений трения в контактной механике уделяется непропорционально мало работ в сравнении с задачами о распределении нормальных напряжений или давлений. в работе [1] предложен вариационно-экспериментальный метод вэмτ решения сдвиговых контактных задач с определением функций распределения напряжений трения. далее в работе [2] показана методика и примеры практического применения предложенного метода и его реализация на практике. в данной работе вэмτ и анализ его применения используется для построения некоторых принципиальных основ механики трения таких как: 1) трибодислокационный механизм трения; 2) введение понятия вязкого сухого трения и его приложений. 1. расчетные схемы, понятия, обозначения 1.1. обобщенная расчетная схема контакта при сдвиге а б в г д рис. 1.1 – схемы обобщенного контакта при сдвиге mailto:tribosenator@gmail.com развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 52 1.1.1. объекты взаимодействия рассматривается контактное взаимодействие поверхностей двух тел 1 и 2, разделенных слоем “третьего тела” (смазка, абразив, частицы износа, шероховатости и т.д.). условия взаимодействия разделяются на: 1) силовые; 2) кинематические; 3) скоростные; 4) температурные; 5) смазочные и т.д. 1.1.2 силовые и кинематические условия: 1) нормальная к рабочей поверхности сила q , действующая на оси z ; 2) касательная к рабочей поверхности сила xf , действующая по оси x , по центру площадки контакта; касательная к рабочей поверхности сила yf , действующая по оси y , по центру площадки контакта; осевое касательное смещение; 3) касательная сила xf по оси x при одновременном действии момента сил xylfm 2= от действия двух эксцентрично приложенных сил yf на плечо xl ; трение верчения. 1.1.3 напряжения, деформация, перемещение, скорость 1) контактное давление zσ ; 2) касательные напряжения или напряжения трения xτ , yτ ; 3) момент верчения ϕm ; 4) угол верчения ϕ ; 5) касательные перемещения точек а и в на границах тела 1: ax , bx , cy , dy ; 6) условие касательных перемещений как целого для тела 1: ba xx = , dc yy = ; это условие синхронного скольжения всех точек; 7) условие проскальзывания переползанием aa xx ≠ , cc yy ≠ в режиме предварительного смещения; 8) деформации касательного смещения l x x ∆ ∆ =ε ; l y y ∆ ∆ =ε ; 9) скорости синхронных касательных перемещений dt dx x = ; dt dy y = ; 10) скорости касательных перемещений проскальзывания dt dx x ss = ; dt dy y ss = . 1.2 модельная расчетная схема элемента сопряжения 1.2.1 составные части и виды сдвиговых перемещений: 1) yx1υ – касательные перемещения от упругой касательной деформации тел 1 и 2 в точке 1x ; 2) px1υ – касательные перемещения от пластической касательной деформации тел 1 и 2 в точке x (одновременные пластические деформации); а б развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 53 в рис. 1.2 – схема модельного контакта при сдвиге 3) sx1υ – касательные перемещения от синхронного одновременного скольжения всех точек контакта; 4) sx p xx vv 111 +=υ – суммарное касательное перемещение в т. а от пластических деформаций и скольжения в точке контакта. 1.2.2 распределение нормальных и сдвиговых напряжений или напряжений трения: 1) 1x τ , .., ix τ – сдвиговые напряжения трения; 2) 1z σ , .., iz σ – нормаль. 1.3 сдвиг тела 1 при подвижном теле 2 1.3.1. тело 2 вращающийся диск рис. 1.3 – схема сдвига тела 1 на вращающемся диске 2 1.3.2 тело 2 вращающийся цилиндр рис. 1.4 – схема сдвига тела 1 на вращающемся цилиндре 2 2. геометрия сопряжений разных поверхностей 2.1 матрица базовых поверхностей матрица базовых поверхностей (табл. 2.1). количество возможных контактных задач прежде всего определяется количеством возможных сопряжений разных поверхностей. для определения возможных видов сопряжений составлена матрица из 22 базовых поверхностей табл. 2.1. развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 54 таблица 2.1 возможные сопряжения сжатых поверхностей 2.2 таблица возможных сопряжений путем составления пар сопрягаемых поверхностей из табл. 2.1 получена табл. 2.2 возможных сопряжений сжатых поверхностей, которые могут быть объектами контактных задач. таблица 2.2 развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 55 продолжение таблицы 2.2 2.3. о решении задач для сжатых тел заметим, что систематизация возможных сопряжений может быть использована также при выборе метода решения контактной задачи с определением функции давления соответствующей заданной сдвиговой контактной задачи. 3. механические свойства материалов контактирующих тел 3.1. тела 1 и 2 обладают свойствами сплошной среды: 1) упругий; 2) пластический; 3) с ползучестью; 4) резины, пластмассы. 3.2. тело 3 обладает свойствами среды: 1) твердый (шероховатость); 2) жидкий (смазка); 3) зернистый (песок); 4) сложный (влажный песок). 4. задачи контактной механики сдвига 4.1. основная одномерная задача т-1 по заданной функции ( )xf диаграммы сдвига определить функцию распределения напряжений трения по поверхности сдвига при неподвижном теле 2. 4.2. двумерная задача т-2 по двум заданным функциям ( )xf и ( )yf определить функцию распределения напряжений трения ( )yx,τ при неподвижном теле 2. 4.3. сдвиг тела 1 на вращающемся теле 2; диске; задача т-3 4.4. сдвиг тела 1 на вращающемся теле 2; цилиндре; задача т-4 4.5. задача т-5, о разделении касательных напряжений трения и пластичности 4.6. задача т-6, о скоростях скольжения при фрикционном и пластическом сдвиге каждая из названных задач определения функции распределения напряжений трения ( )xτ по функции сил трения ( )xf имеет столько вариантов, сколько видов функции ( )xf . развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 56 4.7. виды функций ( )xf таблица 4.1 виды функций № название функции ( )xf график функции № название функции ( )xf график функции 1 растущая, выпуклая 4 падающая, вогнутая 2 растущая, вогнутая 5 экстремальная №1 рост, падение 3 падающая, выпуклая 6 экстремальная №2 падение, рост 5. методы решений задач контактной механики сдвига: подлежит разработать в этой серии публикаций по теме «контактная механика сдвига» 5.1. первая публикация [1] по применению вариационно-экспериментально метода вэм τ в решении контактных задач при сдвиге сжатых поверхностей вышла в первом номере журнала проблемы трибологии за 2013 г. (статья поступила 22.02.2013). в соответствии с публикациями [1] и [2] к настоящему времени предложены три модификации метода вэмτ : 5.2. вэмτ строго вариационно-экспериментальный метод при решении задач сдвига с использованием решения в форме степенного ряда; 5.3. вэмτ степенная функция ( )xτ приближенный вариант вэм τ , в котором в качестве разрешающего уравнения используется уравнение равновесия; решение задачи по отысканию функции ( )xτ отыскивается в форме степенной функции с двумя параметрами; 5.4. вэм τ экспоненциальная функция в другом варианте использования уравнения равновесия решение ( )xτ отыскивается в форме экспоненциальной функции с двумя параметрами; другие направления развития методов решения задачи сдвига будут указаны в конце статьи. 6. основной результат решений [1], [2]: 6.1. для случая выпуклой возрастающей функции ( )xf диаграмма сдвига при использовании степенной функции ( )xτ получено распределений ( )xτ с )0(max =τ=τ x , то есть с максимумом значения касательного напряжения или напряжения трения в точке 0=x . 6.2 неустойчивость распределения ( )xτ , механизм переползания из неравномерности и экстремальности в точке 0=x распределения напряжений трения ( )xτ следует неустойчивость этого состояния в момент 0=t . при ( ) tx τ>=τ 0max начинается процесс скольжения переползанием; процесс продолжается при ( ) txx τ>>=τ 01 ; ( ) txxx τ>>=τ 12 и так далее; при ( ) tnxx τ>=τ процесс заканчивается выходом элемента xd тела 1 за пределы тела2 то есть завершением процесса сдвига точек тела 1 относительно контактных точек тела 2. развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 57 6.3 макродислокация трения по аналогии с терминологией микроперемещений в кристаллах, называемых дислокациями, описанный процесс скольжения переползанием при тени логично назвать макродислокацией трения скольжения при сдвиге. 7. перспективы использования решения контактной задачи о сдвиге, механизма переползания и макродислокаций трения и деформации в разных областях знаний i проблемы сдвига грунтов и участков земной коры 1. проблемы сдвига грунтов насыщенных водой, оползни 2. проблемы схода снежных лавин 3. проблемы сдвига геологических слоев перед землетрясением 4. проблемы сдвига участков земной коры перед извержением вулканов ii обработка металлов давлением 1. осадка 2. штамповка 3. высадка 4. протяжка iii проектирование и расчет систем и деталей машин 1. распределение нагрузок по виткам резьбового соединения 2. распределение нагрузок по зубьям зубчатой муфты или элементам упругой втулочной муфты 3. распределение нагрузок и напряжений по швам сварочных соединений 4. распределение нагрузок и сил трения по листам листовой рессоры 5. распределение нагрузок по сцепным устройствам ж.д. состава при трогании 6. распределение сил трения по элементам тормозных устройств 7. распределение сил трения по элементам соединений с натягом iv испытания по определению механических свойств материалов 1. испытания материалов на чистый сдвиг и кручение; 2. испытания на растяжение и сжатие 3. механизм контактной ползучести материалов v механизм скольжения при качение со скольжением 1. механизм скольжения резиновой шины по дороге 2. механизм поперечных колебаний шины, механизм шимми 3. механизм поперечного проскальзывания ж.д. колеса по рельсу, механизм крипа 4. механизм окружного проскальзывания при качении с проскальзыванием: шара, цилиндра: подшипники качения 5. цилиндрические соединения с качением;колеса транспортных машин. всего насчитывается n = 4 + 4 + 7 + 3 + 3 + 5 = 26 областей науки и техники, в которых может быть полезна информация о закономерностях механизма скольжения с переползанием. выводы с целью более полного представления о контактной механике сдвига сжатых поверхностей предложено расширенная систематизация задач, методов, направлений и результатов исследований по проблеме: “контактная механика сдвига”. 1. установленно значительное множество задач контактной механики сдвига, различающихся: расчетными схемами; геометрией контакта; механическими свойствами материалов контактирующих тел; формулировкой и постановкой задач; методами решения задач; основными результатами реализации некоторых задач; областями науки и техники и перспективой исследований и использованием решений. 2. знакомство с разными областями науки и техники, в которых решения проблем сдвига могут оказаться полезными, указывает на перспективность исследований в этой области. 3. введение понятия и механизма работы макродислокаций трения и деформаций может оказаться новым эффективным инструментом исследования контактной механики твердых деформируемых тел. литература 1. кузьменко а.г. вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений // проблемы трибологии. – 2013. – №1. – с.144-155. 2. кузьменко а.г. контактная механика сдвига сжатых поверхностей (методика и примеры расчетов) // проблемы трибологии. – 2013. – № 2. – с. 89-98. 3. новиков и.и. дефекты кристаллического строения металлов. – м.: металлургия, 1975. – 208с. 4. работнов ю.н. механика деформируемого твердого тела. – м.: наука, 1979. – 744с. 5. кузьменко а.г. развитие методов контактной трибомеханики.хмельницкий: хну, 2010. поступила в редакцію 03.09.2013 развитие методов контактной механики сдвига сжатых поверхностей. часть 1. систематизация задач, методов, направлений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 58 kuzmenko a.g. development of methods of contact mechanics shear concise surface. part 1. systematize tasks, methods, and research directions results. systematization of the proposed tasks, methods, fields of research and the results of work on the mechanics of the contact shift compressed surfaces. systematization made by criteria: contact geometry, material properties, formulation of contact problems shift method for solving problems, the results of the solutions, the areas of application problems and solutions. keywords: contact mechanics shift, organize types of problems, problem-solving methods shift, application solutions. references 1. kuzmenko a.g. variacionno-jeksperimental'nyj metod v kontaktnoj mehanike sdvigovyh peremeshhenij i naprjazhenij. problemy tribologii. 2013. №1. s.144-155. 2. kuzmenko a.g. kontaktnaja mehanika sdviga szhatyh poverhnostej (metodika i primery ras-chetov). problemy tribologii. 2013. №2. s. 89-98. 3. novikov i.i. defekty kristallicheskogo stroenija metallov. m.: metallurgija, 1975. 208s. 4. rabotnov ju.n. mehanika deformiruemogo tverdogo tela. m.: nauka, 1979. 744s. 5. ku'menko a.g. razvitie metodov kontaktnoj tribomehaniki. hmel'nickij: hnu, 2010. 12_gedzyuk.doc аналіз процесів самоорганізації в умовах граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 72 гедзюк т.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна аналіз процесів самоорганізації в умовах граничного тертя вступ однією з не до кінця вирішених проблем трибології є спроба детально пояснити молекулярний механізм взаємодії частинок трибологічно активних компонентів мастильних матеріалів (мм) між собою та з твердими поверхнями. через «пробіли», що знаходяться в сучасних теоріях будови граничних шарів, неможливо за допомогою традиційних математичних методів створити узагальнену модель граничного шару. постановка завдання проаналізувати сучасний стан теорії молекулярної будови граничного мастильного шару та пояснити можливості самоорганізації трибосистем, що працюють в умовах граничного тертя, на основі аналізу хімічних механізмів станів трибосистеми. виклад основного матеріалу відомо два основні механізми дії трибологічно активних присадок, в присутності яких може утворюватися граничний змащуючий шар при терті ковзанні та в процесі різання: адсорбційний (фізикохімічний) процес і хімічна поверхнева реакція. адсорбція молекул присадок відіграє суттєву роль в процесі тертя, так як створює необхідну підвищену концентрацію молекул присадок в зоні тертя. граничний мастильний шар – тонка структура, яка формується зі змащуючого середовища на тонкій поверхні. процес утворення граничного мастильного шару відбувається в два етапи: спершу – адсорбція; потім – молекулярна організація (полімолекулярна фізична адсорбція з елементами впорядкування). в теперешній час одними з найвідоміших є дослідження явища молекулярної організації в граничному змащуючому шарі березіної є.в., годлевського в.а., усольцева н.в., волкова а.в., кузнецова с. а. вони вважають [1,2], що сприятливим фактором для тертя є структурна впорядкованість присадок на поверхні, тобто формування епітропних мезофаз. термотропні системи структуруються в певних діапазонах температур, а ліотопні – у відповідних діапазонах концентрацій. у випадку водоі маслорозчинних трибоактивних присадок в основному відбувається ліотропний мезоморфізм [3]. мастильна дія зумовлюється граничним змащуванням при малих контактних температурах і хімічним змащуванням – при високих температурах [4]. ці дві взаємодоповнюючі функції мастильного матеріалу можуть забезпечувати відповідно два типи трибологічних присадок, що входять до їх складу. перший тип – це поверхнево активні речовини (пар) з добре вираженою здатністю до адсорбції. другий тип присадок діє через деструкцію молекули з наступним формуванням пассиваційних шарів хімічної природи. березіна є. в., годлевський в. а. і усольцева н. в. запропонували такий тип присадок, в якому були б обидві вищеперечислені якості, тобто присадки змогли б забезпечувати при різних температурних режимах обробки матеріалів той чи інший механізм мастильної дії. в якості таких присадок вони використали водорозчинні мідні комплекси фталоціаніну (cuфц) з бічними фрагментами різного складу. похідні фталоціаніна – це гетероціклічні органічні сполуки, в яких великі пласкі молекули зі слабкими міжмолекулярними зв’язками. трибологічні характеристики водних розчинів досліджуваних присадок визначалися для двох різних випадків: а) тертя-ковзання на трибометрі тау-1 (схема палець-диск) і б) при свердлінні отворів діаметром 5 мм і глибиною 6 мм швидкоріжучим сердлом в сталі 45 на динамометричному стенді. під час дослідження бінарних розчинів (неонол+вода) виявили, що існує певний діапазон концентрацій, коли відбувається перехід системи в гелеподібний стан, коли не можливо виміряти коефіцієнт поверхневого натягу. екстремуми на ізотермах поверхневого натягу відповідають перебудовам надмолекулярних сполук. на границі поділу знаходиться розчин – повітря адсорбується не на окремі молекули, а на їх асоціати. висока поверхнева активність в деякому діапазоні концентрацій пояснюється тим, що поверхня розчину заповнюється асоціатами молекул фц-сполук. трибологічні характеристики сполук, що досліджувалися, визначаються концентрацією і природою фц-сполук. фц 3 є більш ефективним при терті ковзанні, що пояснюється формуванням змішаних надмолекулярних агрегатів. в розчинах пар працює як агент, що створює граничний мастильний шар при малих концентраціях і впливає на об’ємну структуру розчину. добавка фц-сполук впливає як на міжмолекулярні взаємодії в об’ємі, так і на поверхневі процеси. додавання фц-сполук значно нівелює стрибок в’язкості в зоні гелеутворення пар, що позитивно впливає на змащуючий ефект при різанні. пік збільшення в’язкості гелеподібного неонола пов’язаний pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз процесів самоорганізації в умовах граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 73 з виникненням мезофази. в об’ємі виникають неоднорідності, причинами яких можуть бути молекули фц-сполук. добавка даних молекул згладжує пік збільшення в’язкості, змінюється текстура мезофази разом з реологічними властивостями; при різанні покращується мастильна дія в цьому діапазоні концентрацій. співставлення кривих течії розчинів неонолів свідчить про структурні відмінності. вчені виділили область, в якій реалізуться текучість, близька до ньютонівської, і область різкого зниження в’язкості за рахунок руйнування структури (неньютонівська текучість). можна відмітити критичну поведінку, пов’язану з лавиноподібним зростанням в’язкопружних властивостей. зона гелеутворення, виявлена для розчинів пар, знижує коефіцієнт тертя ковзання в гідродинамічному режимі за рахунок збільшення в’язкості. можна припустити, що при різанні, гелеутворення – це негативний фактор, оскільки підвищення в’язкості відіграє гальмуючу роль для кінетики формування граничного мастильного шару. березіна є. в., годлевський в. а. і усольцева н. в. констатували, що на поверхневі властивості досліджуваних присадок впливають як процеси асоціації дискотичних амфіфілів, так і фазові переходи у цих ліотопних системах. з найбільшою ймовірністю утворення згаданих молекулярних агрегатів буде відбуватися на поверхні металу, що і буде зумовлювати мастильну активність присадки [1]. в останні роки внаслідок швидкого прогресу обчислювальної техніки інтенсивно розвивається комп’ютерне моделювання молекулярної структури речовини [5]. складність задачі суттєво збільшується зі збільшенням числа атомів в молекулі. незважаючи на це з’явилися пакети програм, які дозволяють розраховувати конфігурацію досить складних органічних молекул і молекулярних агрегатів. в зв’язку з їх появою, з’явилась можливість використовувати ці програмні продукти для модельного розрахунку процесу адсорбції в трибосистемі. мастильна трибосистема в узагальненому, спрощеному модельному вигляді являє собою схему, що включає в себе як мінімум п’ять шарів: “об’ємний” шар мастильного матеріалу (мм), дві твердих поверхні та два адсорбційних шари. під час тертя елементи цієї конструкції піддаються зсуву, що сприяє безперервній перебудові та самоорганізації молекул в шарах мастильного матеріалу. модель мастильного шару слід розробляти по принцпу “від простого до складного”. 1. модель одиничної молекули мм. 2. модель ділянки твердої поверхні. 3. модель “молекула мм + тверда поверхня”. 4. модель неадсорбованої ділянки однотипних молекул мм. 5. модель адсорбованого моношару групи молекул мм на твердій поверхні. 6. полішарова модель “полімолекулярного” адсорбційного шару з виходом за межі граничного шару (адсорбційного об’єму) в зону гідродинамічної частини шару. на початкових етапах моделювання слід приймати певні обмеження та припущення: а) розглядати шар, що складається з молекул лише одного виду; б) нехтувати хемосорбцією; в) припустити що температура постійна і нехтувати температурним градієнтом; г) обмежитися відносно невеликою кількістю молекул адсорбату. модельні об’єкти спершу потрібно будувати “в статиці” і лише потім ці віртуальні системи можна буде приводити в рух (вводити поля швидкостей, напружень). лише на цій стадії можливе отримання змістовної трибологічної інформації (напр. коеф. тертя). групою російських вчених [2] були здійснені спроби побудови моделей граничного змащуючого шару на площині, яка складається з атомів заліза, де поверхнево-активний адсорбат являв собою попередньо оптимізований кластер з 30 молекул метанолу. в якості пар обрали спирт з найменшим розміром молекули. розрахунки виконувались за допомогою програми hyper chem [6]. оптимізація проводилась до тих пір, поки не задовільнилася умова: градієнт rms менше величини, встановленої користувачем. програма hyper chem використовується для геометричної оптимізації і розрахунку однієї координатної точки. нуль градієнта rms структури – це локальний мінімум або точка стійкості в потенціальній енергії поверхні (це не обов’язково найменша енергія). за допомогою цієї програми обчислюють окремо повну енергію кластеру і мастильного шару. різниця суми енергій мастильного шару і кластера окремо з енергією кластера після його злиття з шаром, дає енергію, поглинуту або виділену в результаті об’єднання. ця розрахункова енергія може бути прийнята в якості розрахункової оцінки енергії адсорбції мастильного компоненту по відношенню до поверхні тертя [2]. а. с. кужаров, с. б. булгаревич і к. кравчик проводили трибологічні випробування на трибометрі tr-2 [7], з парою тертя сталь 45 – сталь 45, площа контакту 2 × 1 мм2, швидкість відносного ковзання – 1,0 м/с, температура – 20 ± 0,1 ос. в якості мм використовували високоякісні мастила hipol-15, zc-90 і spirax 80. вивчення реальних мм дозволило встановити, що при збільшенні наватаження залежність сили тертя від навантаження має складний характер з рядом максимумів і мінімумів, кількість яких залежить pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз процесів самоорганізації в умовах граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 74 від степені легування мм, чим більше присадок в мастилі, тим більше біфуркаційних точок спостерігається на експериментальних кривих. таку поведінку можна пов’язати з переходом трибологічної системи з одного стаціонарного стану в інший, що характеризується різними послідовними трибохімічними реакціями, що забезпечують модифікацію поверхні тертя. зміна електричного опору фрикційного контакту однозначно корелює зі зміною сили тертя в проведених дослідах. отримані результати свідчать про те, що по мірі зростання навантаження в зоні тертя і в залежності від умов функціювання трибосистеми утворюються або різні по своїй хімічній природі граничні шари, або суттєво змінюється товщина граничного шару. оскільки електричний опір контакту нелінійно зв’язаний з товщиною плівки що розділяє контактуючі поверхні, то результати експерименту свідчать лише про зміни в граничному шарі, але не про конкретний характер цих змін [8]. на основі результатів трибологічних досліджень можна судити про процеси самоорганізації в умовах граничного тертя. структура і властивості граничного шару в процесі тертя не залишаються незмінними. в місцях фактичного контакту вони інші, ніж на решті поверхні тертя. тому трибологічна система є гетерогенною і, як мінімум, двохкомпонентною, якщо під компонентами розуміти збуджений і незюуджений стан речовини в зоні контакту.саме це дає змогу стверджувати, що механізми хімічної диссипації механічної енергії, яка безперервно підводиться, відіграють значну роль в процесі самоорганізації. додатково до хімічного каналу енеретичного скидання в досліджуваних трибосистемах, вчені припустили, що збуджений тертям граничний шар під орієнтуючою дією поверхні і відносного руху являє собою квазірідину, яка містить в своєму складі фрагменти незбудженого шару. впорядкування цих фрагментів (полімолекулярних агрегатів) за рахунок орієнтації в градієнтному потоці [9] при відносному русі тіл що труться приводить до орієнтаційно-впорядкованої структури граничного шару, що в трибологічному експерименті проявляється як зменшення опору руху (зниження сили тертя), а самий перехід в новий стаціонарний стан з локальною мінімізацією сили тертя є ні що інше, як фіксація в реальному масштабі часу процесу самоорганізації в умовах граничного тертя. в момент переходу з одного стаціонарного стану в інший і товщина плівки і її енергонапруженість змінюються стрибком. після такого переходу суттєву роль починають відігравати трибохімічні реакції модифікації поверхні тертя, так як трибосистема намагається максимально зменшити безперервно ростуще в даному експерименті її енергетичне збурення. різні канали такого енергетичного скидання забезпечуються багатокомпонентним складом досліджуваних мастил, що дає змогу для протікання різних хімічних реакцій і, відповідно, призводить до різних складів і властивостей граничних шарів в різних стаціонарних станах. кожен з цих станів в умовах граничного тертя можна розглядати як окреме елементарне трибологічне явище [7], пов’язане з певною сукупністю трибохімічних реакцій, а точки переходу між ними як біфуркаційні точки в ході еволюції самоорганізації трибосистеми. дослідження механізму граничного змащування проводили ахматов а.с., райко м.в., крагельський и.в., аксьонов о.ф., матвієвський р.м., єлін л.в., костецький б.і. та інші. механізм граничного тертя і змащування є досить складною сукупністю процесів і залежить від великої кількості факторів, а при нормальному терті саморегулюється. костецький б.і. [10] склав функціональну схему протікання процесів при нормальному граничному терті (рис. 1). динамічна рівновага руйнування і відтворення вторинних структур і існування надійної змащуючої плівки забезпечуються при виконанні всіх умов, наведених у функціональній схемі. 1 2 3 4 6 5 8 9 7 рис. 1 – схема протікання процесів при нормальному терті: 1 – стійкий граничний шар; 2 – деконцентрація напружень; 3 – поверхнева локалізація пластичних деформацій; 4 – активізація поверхневого шару; 5 – відновлення вторинних структур; 6 – насичення шару мастила компонентами з газового середовища; 7 – фізико-хімічно-механічне розділення; 8 – динамічна рівновага руйнування і відновлення вторинних структур; 9 – газогідродинамічний шар у крагельського і.в., добичіна м.м., комбалова в.с., алєксєєва н.в., буше м.а., карасіка і.і., гаркунова д.і., ахматова а.с., розенберга ю.а., гітіса н.в., шахновського м.і., фукса г.і., матвієвського р.м., буяновського і.а., комбалова в.с. досить різні уявлення про механізм граничного змащування, хоча більшість з них вважають, що при граничному терті велику роль відіграють процеси руйнування і відновлення мастильної плівки в точках контакту, а швидкість їх відновлення повинна бути не нижче за швидкість руйнування [11 21]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналіз процесів самоорганізації в умовах граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 75 швидкість відновлення граничної мастильної плівки залежить від механізму подачі мастила. тому досить важливим є вивчення просторочасових факторів на утворення-руйнування контактних мастильних граничних шарів. висновок в статті проаналізовано сучасний стан теорії молекулярної будови граничного мастильного шару, пояснюється можливість самоорганізації трибосистем, що працють в умовах граничного тертя. література 1. берёзина е.в. явления надмолекулярной организации в граничном смазочном слое / е.в. берёзина, в.а. годлевский, н.в. усольцева // трение и смазка в машинах и механизмах. – 2007. – № 4. – с. 30-36. 2. молекулярное моделирование граничного смазочного слоя / е.в. берёзина, а.в. волков, в.а. годлевский, с.а. кузнецов // трение и смазка в машинах и механизмах. – 2009. – № 2. – с. 3-8. 3. усольцева н.в. лиотропные жидкие кристаллы: химическая и надмолекулярная структура / усольцева н.в. – иваново: ивановский гос. университет, 1994. – 220 с. 4. смазочные материалы. антифрикционные и противоизносные свойства. методы испытаний: справочник / [р.м. матвеевский, в.л. лашхи, и.а. буяновский и др.]. – м. : машиностроение, 1989. – 224 с. 5. haile j.m. molecular dynamics simulation: elementary methods / haile j.m. – j. wiley&sons, 1997. – 489 p. 6. hyperchem release 7.0 for windows. reference manual. 7. кравчик к. трибологическая идентификация самоорганизации при трении со смазкой: дис. … доктора техн. наук : 05.02.04 / кшиштоф кравчик. – ростов-на-дону, 2000. – 280 с. 8. молекулярные механизмы самоорганизации при трении. часть v. самоорганизация в условиях граничного трения / а.с. кужаров, с.б. булгаревич, а.а. кужаров, к. кравчик // трение и износ. – 2002. – т. 23, № 6. – с. 645-652. 9. молекулярные механизмы самоорганизации при трении. часть іі. ориентационная упорядоченость поддерживающего слоя при самоорганизации в гидродинамическом режиме трения / а.с. кужаров, с.б. булгаревич, а.а. кужаров, к. кравчик // трение и износ. – 2001. – т. 22, № 2. – с. 173-179. 10. костецкий б.и. трение, смазка и износ в машинах / костецкий б.и. – к.: техніка, 1970. – 396 с. 11. крагельский и.в. основы расчетов на трение и износ / крагельский и.в., добычин м.н., комбалов в.с. – м. : машиностроение, 1977. – 526 с. 12. алексеев н.в. экспериментальное исследование «пленочного голодания» при трении твердых тел / н.в. алексеев, н.а. буше, и.и. карасик // проблемы трения и изнашивания. – 1982. – вып. 21. – с. 64-73. 13. гаркунов д.и. триботехника / гаркунов д.и. – м. : машиностроение, 1985. – 424 с. 14. ахматов а.с. молекулярная физика граничного трения / ахматов а.с. – м.: гос. изд-во физ. мат. л-ры, 1963. – 472 с. 15. розенберг ю.а. влияние смазочных масел на долговечность и надежность деталей машин / розенберг ю.а. – м.: машиностроение, 1970. – 315 с. 16. крагельский и.в. о природе заедания при сухом и граничном трении / и.в. крагельский, н.м. алексеев, л.е. фисун // трение и износ. – 1980. – т. 1, № 2, – с. 197-208. 17. келле в.в. расчетная оценка условий «пленочного голодания» в узлах трения при адсорбционном и хемосорбционном механизме восстановления пленок / в.в. келле, и.в. крагельский, н.в. гитис // проблемы трения и изнашивания. – киев, 1982. – вып. 21. – с. 3-10. 18. возможность применения метода акустической эмиссии для оптимизации микрорельефа поверхностей трения / и.в. крагельский, в.м. щавелин, н.в. гитис, г.а. сарычев, м.и. шахновский // трение и износ. – 1984. – т. 5, № 5. – с. 773-778. 19. фукс г.и. адсорбция и смазочная способность масел / фукс г.и. // трение и износ. – 1983. – т. 4, № 3. – с. 398-414. 20. матвеевский p.m. противозадирная стойкость смазочных сред при трении в режиме граничной смазки / матвеевский p.m., буяновский и.а., лазовская о.в. – м. : наука, 1978. – 192 с. 21. комбалов в.с. к вопросу нормирования протяженности фактического контакта и шага микроканавок поверхностей с частично-регулярным микрорельефом (чрмр) / в.с. комбалов, м.в. зайцев // трение и износ. – 1992. – т. 13, №1. – с. 110-115. надійшла 01.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_tsibanov.doc дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 33 цибаньов г.в.,* марчук в.є.,** калініченко в.і.,* радько о.в.** *інститут проблем міцності ім. г.с. писаренко нан україни, **національний авіаційний університет дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту загальна постановка проблеми та її зв'язок з науково-практичними задачами проблема підвищення надійності і довговічності трибосполучень сучасної техніки, зокрема авіаційної, нерозривно пов’язана з підвищенням вимог до властивостей матеріалів трибоконтактів, їх фізико-механічних і триботехнічних характеристик. деталі авіаційної техніки працюють у широкому діапазоні статичних та динамічних навантажень, швидкостей тертя, температур, за різних умов мащення, терміни служби та ресурси яких значною мірою визначаються якістю і заданими властивостями захисних поверхневих шарів. в багатьох випадках традиційні матеріали і технології вичерпали свої можливості щодо покращення властивостей поверхневих шарів. одним із перспективних рішень, які можуть вирішити існуючі проблеми, є застосування дискретних поверхонь у вигляді мікрозаглибин (лунок). технологія формування окремих дискретних ділянок таких поверхонь пов’язанa з високими швидкостями ударного ідентування (на одиницю об’єму зміщеного матеріалу), пластичного стискання кромок лунок і виникненням смуг локалізованого зміщення матеріалу по внутрішніх сторонах лунок. всі ці процеси призводять до виникнення внутрішніх залишкових напружень розтягу у дискретних ділянках поверхні, величина яких має неоднозначну розподіл і залежать від текстури поверхні, геометричних параметрів лунок, що в свою чергу буде визначати фізико-механічні властивості і зносостійкість трибосполучень [1]. огляд публікацій та аналіз невирішених проблем основним напрямком зменшення залишкових напружень розтягу дискретної поверхні є видалення напливів, які формуються при створенні лунок, а також усунення сітки мікротріщин, як результат дії індентора, по внутрішніх сторонах лунок. для цього поверхневий шар піддають шліфуванню на глибину виступу напливу з наступним нанесення тонкого поверхневого шару покриття із заданими властивостями, які дозволять заліковувати дефекти, що виникли після формування лунки, та забезпечити необхідну довговічність дискретних ділянок. сьогодні широко застосовують в різних галузях промисловості метод іонно-плазмового термоциклічного азотування (іпта), який дозволяє формувати задані поверхневі шари залежно від умов роботи деталей і інструменту. висока зносостійкість азотованих поверхонь забезпечується за рахунок формування нітридних шарів, які володіють високою твердістю, створенням стискуючих напружень і підвищеною теплостійкістю покриття. встановлено [2], що в іонно-азотованих шарах виникають залишкові напруження стиску від 400 до 950 мпа, тоді як у шарах після газового азотування – лише до 470 мпа. рівень і розподіл напружень залежать від параметрів процесу іпта. ще на початку 90-х років минулого століття світовий парк налічував більш 1200 установок іонного азотування, а саме: китай – 400, європа (включаючи срср) – 400, японія – 300, сша – 70, інші країни – більше 50-ти [3]. така велика увага у економічно розвинених країн світу до методу іпта пов’язується з наступними основними перевагами, у порівняно з широко використовуваними способами хіміко-термічної обробки сталевих деталей, таких, як цементація, нітроцементація, ціанування і газове азотування в печах: вища поверхнева твердість азотованих деталей; відсутність деформації деталей після обробки; підвищення границі витривалості і збільшення зносостійкості оброблених деталей; відсутність перетворень завдяки нижчої температури обробки; можливість обробки глухих і крізних отворів, якими є дискретні ділянки; збереження твердості азотованого шару після нагріву до 600 650 °с; можливість отримання шарів заданого складу; відсутність забруднення навколишнього середовища; зниження собівартості обробки у декілька разів [4, 5]. переваги методу іпта проявляються і в істотному скороченні основних витрат виробництва. так, наприклад, у порівнянні з газовим азотуванням в печах, іпта забезпечує: скорочення тривалості обробки в 2 5 разів; скорочення витрат робочих газів в 20-100 разів; скорочення витрат електроенергії 1,5 3 рази; втрачається необхідність проводити фінішну шліфовку; поліпшення санітарно-гігієнічних умов виробництва; повна відповідність технології всім сучасним вимогам з охорони навколишнього середовища. крім того, застосування іпта дозволяє заощадити основні фонди підприємств (устаткування і виробничі площі), знизити верстатні і транспортні витрати [5]. механізм зношування дискретних поверхонь залежить від багатьох факторів, є саморегулюючим і сьогодні найменш дослідженим. процеси тертя та зношування на таких поверхнях протікають на фактичній площині контакту між дискретними ділянками. дискретні ділянки на поверхні тертя забезпечують відновлення мастильного шару між контактуючими поверхнями у разі її пошкодження. крім того, вони виконують функції «мікрокапканів» для абразивних часток як в умовах тертя з мастильним pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 34 матеріалом, так і без нього. результатом дії цих процесів є руйнування і зношування дискретних ділянок, що, в свою чергу, потребує заходів підвищення зносостійкості поверхонь дискретних ділянок за рахунок їх зміцнення сучасними методами, одним із яких є метод іпта [6, 7]. вплив форми, розмірів, профілю, розташування лунок, зміцнених методом іпта, на фізико-механічні і триботехнічні властивості в умовах граничного тертя вивчено недостатньо. це пояснюється тим, що існуючі способи обробки не можуть забезпечити можливість варіювання формою і розташуванням мікрозаглибин. крім того, широке застосування методу іпта для зміцнення дискретних ділянок стримується недостатнім вивченням закономірностей впливу структурно фазового й хімічного складу азотованих шарів на фізико-механічні і триботехнічні властивості дискретних покриттів. мета дослідження вивчення напружено-деформованого стану, процесів зношування дискретних покриттів, зміцнених методом іпта, в умовах граничного тертя та дослідження впливу поверхневої концентрації азоту в іонно-азотованих шарах дискретних ділянок на сталі 30хгса на їх структуру, фізико-механічні та триботехнічні властивості. методика експериментальних досліджень дослідження триботехнічних характеристик дискретних поверхонь проводили відповідно до стандарту [8], який встановлює метод дослідження матеріалів при терті з обмеженою подачею мастильного матеріалу. в якості матеріалу зразка використовувалась сталь 45 загартована, контрзразка – сталь 30хгса загартована. лунки формували на робочій поверхні контрзразка за допомогою спеціального пристосування [9]. дискретні покриття додатково піддавалось зміцненню методом іпта [10]. для випробувань дискретних поверхонь в умовах граничного тертя використовували машину тертя м–22м. контакт пари тертя відбувався за схемою “диск–колодка”. в якості мастильного середовища застосовували індустріальне мастило и–20а відповідно до гост 20799–75. для забезпечення режиму граничного тертя застосовували мастильний пристрій відповідно до рекомендацій гост 26614–85. фазовий склад азотованих шарів визначали за допомогою рентгенівського дифрактометра дрон–4–13с із фокусуванням по брегу–брентано у fe–характеристичному випромінюванні. дифракційні максимуми реєструвались у дискретному режимі з кроком 0,1°, час експозиції у точці – 2 с. фотографування зображень структур проводилося за допомогою металографічного мікроскопу neophot та скануючого електронного мікроскопа-мікроаналізатора ремма-101а при напрузі прискорення 30 кв. визначення хімічного складу проведено за допомогою систем енерго-дисперсійного аналізу для важких елементів та хвильового рентгенівського мікроаналізу для легких елементів. мікротвердість вимірювалася за допомогою мікротвердоміра пмт-3м, кут між протилежними гранями алмазної пірамідки − 136°, навантаження − 0,98 н, час витримування під навантаженням − 20 с, крок вимірювання по товщині зразка − 30 40 мкм. визначали середнє значення мікротвердості за результатами п’яти вимірювань. чисельне моделювання напружено-деформованого стану дискретних покриттів здійснювали методом скінченних елементів, який реалізований у скінченно-елементному комплексі msc visual nastran for windows. суть методики полягає у розв’язуванні задачі лінійної пружності та наступного визначення напружено-деформованого стану дискретної ділянки. для спрощення розрахунку розглядали частину моделі, яку розбивали на гексагональні скінченні елементи. розмір скінченних елементів 75… 140 мкм. для моделі без лунок кількість вузлів – 44590, елементів – 39936, для моделі з лунками – 49966 і 46176 відповідно. l h qc qt l h qc qt h1 l h qc qt h2 l h qc qt h2 а б в г рис. 1 – схематичне прикладення навантаження до моделей: а – 30хгсазаг; б – 30хгса+л; в – 30хгса + а; г – 30хгса + л + а (qc – розподілене навантаження стиску, qt – дотичне навантаження, l – ширина ділянки моделі, h – висота ділянки моделі; h1 – глибина лунки; h 2– товщина покриття) до моделей прикладались розподілене навантаження стиску (qc = 1000 н/м2) на поверхні фрикційного контакту, та дотичне навантаження (qt = 100 н/м2) (рис. 1). прийняті позначення на рис. 1: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 35 заг – загартовка, л – наявність лунок на поверхні, а – поверхня матеріалу після іпта, н = 2 мм, l = 8 мм, h1 = 150 мкм, h2 = 300 мкм, відстань між лунками – 2 мм. властивості матеріалу основи і азотованого шару наведені в табл. 1. таблиця 1 властивості матеріалів матеріал початкова температура т0, °c модуль пружності е, мпа коефіцієнт пуасона густина матеріалу ρ, кг/м3 сталь 30хгса 20 2,15 × 105 0,26 7850 азотована поверхня 20 4,4 × 105 0,25 7850 результати експериментальних досліджень та їх аналіз дослідження триботехнічних характеристик дискретних поверхонь показали, що найбільшою зносостійкістю і найменшим коефіцієнтом тертя володіють зразки з дискретними покриттями як без (30хгса + л), так і додатково зміцнених методом іпта (30хгса + л + а, рис. 2, а). вони перевищують за зносостійкістю зразки зі сталей 45 у 3,1 5,3 рази і 30хгса загартовані (30хгса заг) 1,9 3,25 рази, сталі 30хгса, поверхневий шар якої зміцнений методом іпта (30хгса + а) у 1,3 2,3 рази. а б рис. 2 – триботехнічні характеристики дискретних покриттів в умовах граничного тертя (шлях – 2000 м, швидкість ковзання 0,625 м/с, питоме навантаження 10,0 мпа, середовище – індустріальне масло и-20а): а – знос; б – коефіцієнт тертя фрактографічний аналіз дискретного покриття 30хгса + л + а показав, що поверхня тертя гладка з відсутністю пошкоджень і руйнувань поверхневого шару (рис. 3, а, в). висока зносостійкість дискретного покриття 30хгса + л + а в цілому, так і окремих дискретних ділянок обумовлена високою захисною дією поверхневих азотованих шарів. рентгенофазовий аналіз структури азотованих шарів виявив наявність у них двох зон: основної нітридної зони, що складається з нітриду основного металу і легуючих елементів, і зони внутрішньої азотування (рис. 3, г). а б в г рис. 3 – мікрофотографія поверхні тертя дискретного покриття (30хгса + л + а) в умовах граничного тертя: а – поверхня тертя перед лункою; б – дно лунки; в – поверхня тертя за лункою; г – контрастний знімок поперечного розрізу зразка за структурою перша зона ультрадрібнозерниста і включає монофазний гранецентрований нітрид fe4n – γ´-фаза, яка має чисто нітридний характер через погану розчинність у цій фазі вуглецю. нітридна зона забезпечує не тільки високі захисні властивості дискретних ділянок, але і усуває різного роду pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 36 поверхневі дефекти, які виникали під час формування дискретних ділянок (рис. 3, б). внутрішня зона складається з α-fe(n) фази, яка представляє собою твердий розчин (об’ємноцентрований азотистий ферит). поверхні тертя довколо лунки практично не відрізняються (рис. 3, а, в). аналіз структури азотованих шарів дозволив виявити також наявність на поверхні азотованого покриття карбонітридних фаз fe2-3(nс) і fe3(n,с), а також невеликої кількості твердого розчину α-fe(nс), які забезпечують високі значення мікротвердості азотованих шарів. утворення карбонітридних фаз пояснюється особливістю технологічного процесу іпта при додаванні до складу насичуючої суміші вуглецю у вигляді пропану c3h8 (табл. 2). кількість карбонітридних фаз зменшується у глибину азотованого покриття. дослідження мікротвердості зміцнених поверхневих шарів дискретного покриття виявили зростання її значень до 10750 мпа на поверхні та поступове зменшення до 3600 мпа у глибину матриці матеріалу. висока твердість поверхневих азотованих шарів контртіл 30хгса + а і 30хгса + л + а призводить до підвищеного зношування зразків (рис. 2, а), порівняно з іншими трибосполученнями. таблиця 2 результати пошарового рентгенофазового аналізу азотованого дискретного покриття глибина шару від поверхні зразка у глибину, мкм кількість азоту, % мас. фазовий склад шару 10 7,04 fe2-3 (n,c), fe3(n,с), α-fe(nс), fe4n 40 3,98 α-fe(n), fe2-3n, fe4n 70 0,60 α-fe(n), fe2n 100 0,42 α-fe(n) 130 0, 01 α-fe(n) умови роботи трибосполучення впливають на напружено-деформований стан поверхневого шару трибоконтакту. для виявлення впливу зазначених факторів було побудовано скінченно-елементну модель, яка відтворює напружено-деформований стан зразка під дією зовнішнього навантаження. прикладення зусиль та закріплення скінченно-елементної моделі відповідає схемі зображеній на рис. 1. основа моделі закріплена жорстко, а на поверхні діє результуюче навантаження від дотичної та нормально прикладеного розподіленого навантаження. для відтворення однакового рівня навантаження усіх моделей, поверхневі вузли кожної з них були асоційовані із поверхнею, побудованою за чотирма точками, до якої прикладались навантаження qt = 100 н/м2, qc = 1000 н/м2. як видно з рис. 4, прикладення більш значного нормального напруження у порівнянні з дотичним приводить до незначного нахилу результуючого навантаження до поверхні елемента, який розглядається. рис. 4 – закріплений елемент для розрахунку напруженого стану під дією зовнішнього навантаження після розрахунку отримали розподіл еквівалентних напружень по об’єму моделі і продубльовані напруження у вигляді ізоповерхонь поверхонь з однаковим рівнем напружень (рис. 5). аналіз отриманих моделей показав, що розподіл еквівалентних напружень в них має неоднозначний характер. у вихідній моделі (30хгса) по об’єму зразка деформаційні процеси проходять рівномірно. при нанесенні лунок (30хгса + л) рівномірність суттєво порушується. лунки, що є концентраторами напружень, створюють кратероподібні вершини, які є перешкодою деформаційним процесам. наведені результати розрахунку дають загальну картину напруженого стану елемента у заданих умовах навантаження і закріплення азотований шар поверхня прикладення навантаження результуюча дотичної та нормальної складової навантаження l вузли місце розташування лунок pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 37 закріплення, яка свідчить про незначний вплив наявності лунок на напруження в елементі. більш значний вплив на напружений стан справляє азотування поверхні: наявність поверхневого шару з фізикомеханічними властивостями, які відрізняються від основи в бік більш високих характеристик опору деформуванню, призводить до перерозподілу напружень з більшим їх зосередженням у азотованому шарі. 30хгса 30хгса + а а 30хгса + л 30хгса + л + а б рис. 5 – моделі розподілу еквівалентних напружень (а) і еквівалентних напружень у вигляді ізоповерхонь (б) при інтенсивності контактного навантаження qc = 1000 па/м2 qt = 100 па/м2 на рис. 6 наведено результати розрахунку елемента, конкретизовані для його поверхні по довжині поблизу лунок. проведений аналіз розрахованих відносних еквівалентних напружень дозволив встановити, що, як і було відзначено вище, їх найменший рівень в поверхневих шарах спостерігається у вихідного зразка та такого ж зразка з лунками. про наявність лунок на поверхні тертя свідчить незначне зниження напруження в місцях їх розташування за рахунок перерозподілу напружень (на рис. 6 помітно у вигляді незначних провалин на графіках для зразків з лунками). при цьому, криві розподілу напружень для азотованих поверхонь лежать вище від не азотованих, що пов’язано з прийняттям на себе більшої частки навантаження азотованим шаром у відповідності з більш високими характеристиками міцності. незначне підвищення і падіння відносних еквівалентних напружень для всіх розрахованих випадків на ділянці l ≈ (0 … 0,003) м пов’язано з умовами закріплення елемента та напрямком поверхневого навантаження, хоч більша частина поверхні (l ≈ 0,003 … 0,008 м) навантажена рівномірно. а б рис. 6 – графік розподілу відносних еквівалентних напружень в поверхневому шарі елемента по його довжині (σ – максимальні напруження вихідного елемента) рис. 7 – графік розподілу відносних еквівалентних напружень по довжині елемента в шарах деталі на глибині, що виходить за межі азотованого шару σ, па σ, па σ, па σ, па pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 38 рис. 8 – графік розподілу відносних еквівалентних напружень по глибині деталі вздовж осі y (0 відповідає поверхні зразка) результати, подібні до приведених на рис. 6, продемонстровані на рис. 7 для шару матеріалу на глибині від поверхні, яка перевищує товщину азотованого шару (положення шару відзначено на верхніх рисунках для елементів без лунок і з лунками). характер графіків відображає картину, подібну до розподілу у поверхневому шарі елемента з тою різницею, що напруження в елементах з азотованим шаром і без нього майже вирівнюються, а величина напружень на ділянці їх рівномірного розподілу знижується на ~ (8 … 24) %. як видно з графіків, наявність лунок не суттєво впливає на розподіл напружень як на поверхні так і у внутрішньому шарі деталі. більший вплив на розподіл напружень має азотування, в поверхневих шарах їх рівень на 18,3 % вищий (рис. 5, 7). зміцнення поверхневого шару методом іпта як вихідної поверхні, так і дискретної приводить до збільшення рівня розподілу еквівалентних напружень на 20 30 % (рис. 5). але оскільки границя міцності азотованого шару більша за границю міцності основного матеріалу, то вищий напружений стан в азотованому матеріалі не зменшує характеристик міцності деталі. наявність лунок майже не впливає на напружений стан поверхневого шару, однак на віддалі від поверхні під лунками зменшуються напруження на 40 %, що робить розвантаженим основний матеріал (рис. 6). розглядаючи напружений стан по глибині (товщині) елемента, видно (рис. 8), що між азотованою поверхнею та основним матеріалом є досить значний перепад напружень, приблизно 21 28 %. як видно з графіку, азотований шар розвантажує основний матеріал, який має меншу границю міцності, саме таким чином підвищуючи загальний ресурс усієї деталі (конструкції). експериментальні випробування на зносостійкість показали досить високу стійкість азотованих зразків із лунками без відшарування та когезійного розтріскування поверхневих шарів, тому можна стверджувати, що перепад напружень, між основним матеріалом та азотованим шаром не зменшує характеристик міцності деталі в умовах контакту і тертя. високу зносостійкість самого азотованого шару та стійкість проти розтріскування інтерфейсного шару, в якому зазвичай проходить когезійне розшарування основи і покриття, очевидно, можна пояснити тим, що азотована модифікація поверхні не являє собою покриття основи іншим матеріалом з різко відмінними від неї властивостями. як показано в табл. 2, спостерігається повільний перехід структурного складу азотованого шару з великим вмістом карбонітридних з’єднань безпосередньо на поверхні з поступовим їх зменшенням по глибині, що створює плавне зниження характеристик опору деформуванню і відсутність високих градієнтів зміни властивостей. про це також свідчать результати заміру твердості у різних підповерхневих шарах, наведені вище. слід також відзначити, що результати розрахунку розподілу еквівалентних напружень по глибині елемента (рис. 8) одержані з допущенням, що механічні властивості азотованого шару однакові по всій його товщині і відповідають їх значенням на поверхні. у зв’язку з їх зниженням по глибині, пов’язаним зі зменшенням об’єму і складу карбонітридних з’єднань, припускається, що напруження від дії сил контакту і тертя у поверхневому азотованому шарі реально змінюються більш плавно, ніж це приведено на графіку (рис. 8). у цьому повідомленні, як було сказано вище, розглянуто лише загальну картину розподілу напружень по елементу для визначення зон, в яких може наступити граничний стан в результаті спільної дії зусиль від контакту і тертя. у зв’язку з цим в розрахунковій скінченно-елементній моделі прийнята відносно груба сітка елементів, розмір яких порівнюваний з розмірами лунок і тому визначення локального напруженого стану поблизу вершини і стінок лунки за такою моделлю буде помилковим і тому не виконувалось. однак, необхідно відзначити, що у попередніх дослідженнях [11, 12], експериментально було встановлено значне покращення опору руйнуванню поверхні з лунками після іонного азотування при втомі і фретинг-втомі за рахунок заліковування дефектів поверхонь лунок та ініціювання стискаючих залишкових напружень. тому можна вважати, що граничний стан розглядуваного елемента від дії контакту і тертя може наступити за критерієм допустимого граничного зносу поверхні або недопустимих переміщень чи напружень від контакту. азотування поверхні не впливає на рівень дотичних напружень дискретного покриття. воно призводить тільки до перерозподілу напружень на поверхні зміцнених дискретних ділянок і розвантаженню основи матеріалу. тобто все навантаження від дотичних напружень сприймає азотоване дискретне покриття (рис. 8, в). на азотованому зразку відносні дотичні напруження сприймаються всією суцільною поверхнею азотованого покриття і передаються на весь об’єм основою матеріалу у глибину (рис. 8, а). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу іонного азотування на структуру і властивості дискретних поверхонь в умовах трибоконтакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 39 висновки 1. аналіз триботехнічних характеристик дискретних покриттів показав, що найбільшою зносостійкістю володіють поверхні з нанесеною сіткою лунок, додатково зміцнені іонним азотуванням, які перевищують за зносостійкістю зразки зі сталі 45 без модифікації поверхні у 3,1 5,3 рази, сталі 30хгса (30хгса заг) 1,9 3,25 рази, сталі 30хгса, поверхневий шар якої зміцнений методом іпта (30хгса + а) у 1,3 2,3 рази. 2. наявність азотованого поверхневого шару в умовах контакту і тертя ковзання приводить до покращення стану поверхні сталі, включаючи поверхні лунок, перерозподілу напружень від дії цих факторів за рахунок більш високих механічних характеристик поверхневого шару і повільним їх зниженням по глибині, що призводить до пропорційної зміни властивостей і напруженості матеріалу з дискретною поверхнею, підвищуючи опір зношуванню і руйнуванню. 3. лунки дискретної поверхні відіграють свою роль у підвищенні зносостійкості поверхні, що пов’язано зі зміною умов контактування та зношування трибоспряження з дискретною поверхнею. іонне азотування цієї поверхні приводить до значного підвищення її твердості та незначного підвищення коефіцієнта тертя. на кінцевому результаті – значному підвищенні зносостійкості (висновок 1) – даються взнаки позитивні фактори від двох модифікацій поверхні: зниження коефіцієнта тертя, підвищення твердості поверхні та наявність на ній залишкових стискаючих напружень. 4. граничний стан трибосполучення, одна з поверхонь якого дискретно текстурована лунками і додатково модифікована методом іпта, визначається допустимими граничним зносом поверхні або переміщень чи напружень від контакту, які можуть бути визначені за скінченно-елементною моделлю, подібною до розглянутої у цьому повідомленні. література 1. ляшенко б.а., марчук в.є., калініченко в.і., градиський ю.о. дискретні покриття для підвищення зносостійкості деталей машин і механізмів // вісник харківського нтусг ім. петра василенка. – харків: вид-во харківського нтусг ім. петра василенка, 2010. – вип. 94. – с. 324-335. 2. радько о.в. формування триботехнічних властивостей сталевих деталей авіаційної техніки імпульсним газотермоциклічним іонним азотуванням : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. техн. наук : спец. 05.02.04 «тертя та зношування в машинах» / радько о.в. – к., 2008. – 20 с. 3. georges j. tc plazma nitriding. 12th ifhtse melbourne 2000, australia / georges j. // heat treatment of metals. – 2001. – № 2. – p. 33-37. 4. пастух и.м. модификация металлов с применением азотирования в тлеющем разряде: состояние и перспективы / и.м. пастух // проблеми трибології. – 2004. – № 3. – с. 42-55. 5. ляшенко б.а. о достоинствах технологии вакуумного азотирования / б.а. ляшенко, а.в.рутковский // оборудование и инструмент. – 2005. – № 12. – с. 20-21. 6. марчук в.є. механізм зношування дискретних поверхонь в умовах абразивного зношування // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: вид-во нац. авіац. ун-ту “нау-друк”, 2010. – вип. 52. – с. 112-119. 7. марчук в.є., духота о.і., градиський ю.о., єнін о.м. фретингостійкість дискретних поверхонь в умовах граничного тертя // вісник харківського нтусг ім. петра василенка. – харків: вид-во харківського нтусг ім. петра василенка, 2010. – вип. 100. – с. 147-152. 8. материалы антифрикционные порошковые. метод определения триботехнических характеристик : гост 26614-85. – м. : изд-во стандартов, 1985. – 9 с. 9. пат. 13762 україна, мпк (06) f01l 1/20, f01l 1/46. пристрій для утворення на плоскій поверхні тертя рельєфу заглибин, що утримують мастильні матеріали / марчук в.є., шульга і.ф., шульга о.і., плюснін о.є.; заявник та патентовласник національна академія оборони україни. – № u200509981; заявл. 24.10.2005; опубл. 17.04.2006, бюл. №4. 10. пат. 44643 україна, f01l 1/20 c23c 8/02. спосіб отримання рельєфних зносостійких азотованих шарів стальних деталей / марчук в.є., шульга і.ф., ляшенко б.а., цибаньов г.в., рутковський а.в., калініченко в.в.; заявник та патентовласник національний авіаційний університет. – № u200904236 ; заявл. 29.04.2009; опубл. 12.10.2009, бюл. №19. 11. цыбанев г.в., марчук в.е., герасимчук о.н. фреттинг-усталость поверхностей с дискретными покрытиями // проблемы трибологии. – 2009. – № 1. – с. 97-104. 12. цыбанев г.в., марчук в.е., калиниченко в.и. управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга // проблемы трибологии. – 2011. – № 1. – с. 52-57. надійшла 05.09.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_artemchuk.doc властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 80 артемчук в.в. дніпропетровський національний університет залізничного транспорту ім. академіка в. лазаряна, м. дніпропетровськ, україна e-mail: art_vv@ukr.net властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом удк 629.4.027 у роботі розглянуто один з перспективних напрямків розвитку ремонтного виробництва, а саме відновлення деталей композиційними, зокрема, шаруватими покриттями з наперед заданими властивостями. проведено дослідження із визначення працездатності електролітичних сплавів залізо-фосфор, визначення раціонального вмісту складових компонентів сплавів у шарах відновлювальних покриттів. ключові слова: рухомий склад, відновлення деталей, електроліз, електролітичні сплави, шаруваті покриття, зносостійкість, ресурс вступ одними з головних задач залізниці є підвищення швидкості руху, оновлення парку локомотивів та вагонів, підвищення надійності експлуатації та збільшення міжремонтного пробігу рухомого складу, а також зниження витрат на ремонт. проблема підвищення надійності та ресурсу деталей є важливою та актуальною не тільки для залізничного транспорту, а і для будь-якого транспортного засобу. однією з пріоритетних задач галузі також залишається виведення ремонтного виробництва залізниці на сучасний рівень. рухомий склад залізниць, й особливо його механічна частина, працює у важких умовах. механічна частина рухомого складу – це велика, складна система взаємодіючих між собою вузлів і деталей, що у процесі експлуатації піддаються зносу й іншим видам ушкоджень. високі статичні та динамічні навантаження породжують різноманітні зусилля, які викликають появу надмірних зносів, тріщин, зламів і інших дефектів, що можуть суттєво впливати на стан рухомого складу. однією з важливих складових ремонтного виробництва є повторне використання деталей, оскільки за існуючими даними відновлення спрацьованої деталі в грошовому еквіваленті обходиться на 30 70 % дешевше, ніж вартість виготовлення нової. крім того, різноманітні технології відновлення деталей можуть бути використані безпосередньо у локомотивних та ремонтних депо. тому розробка та використання сучасних технологій відновлення і зміцнення зношених деталей є актуальною проблемою. на нашу думку, одним з перспективних напрямків розвитку ремонтного виробництва є відновлення деталей композиційними, зокрема, шаруватими покриттями з наперед заданими властивостями. отримання багатофункціональних шаруватих покриттів можливе різними шляхами, одним із яких є електролітичні методи. представлена робота є продовженням досліджень [1 3]. постановка проблеми метою даної роботи є визначення властивостей та працездатності електролітичних сплавів на основі заліза, визначення раціонального вмісту складових компонентів сплавів у шарах відновлювальних покриттів. виклад основного матеріалу підвищення ресурсу та надійності деталей можливе лише за умови покращення експлуатаційних властивостей, які у свою чергу пов’язані з механічними. ресурс деталей визначається, у першу чергу, їх зносостійкістю, а також втомною міцністю. вказані властивості впливають на формування поступових (за зносом) та раптових (втомлене руйнування) відмов. тому логічним є збільшувати їх ресурс та надійність, впливаючи певним чином на властивості покриттів. спрощено структурну послідовність впливу та отримання необхідного результату можна представити у вигляді «технологічні параметри процесу нанесення покриттів – структура шарів покриття – механічні властивості – експлуатаційні властивості покриття – ресурс та надійність відновленої деталі». зрозуміло, що ремонтне виробництво цікавить останній пункт представленої структурної послідовності, тобто ресурс відновленої при ремонті деталі, а також технологічні параметри процесу, оскільки вони прямо пов’язані з техніко-економічними показниками процесу. однак, для розв’язання науково-прикладних задач, на наш погляд, необхідно поетапно досліджувати покриття на всіх етапах структурної послідовності, що і було нами зроблено. для нанесення електролітичних покриттів використовували розроблену установку, яка дозоляє проведення стаціонарного, нестаціонарного, ванного та позаванного електролізу, а також дозволяє регуmailto:art_vv@ukr.net властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 81 лювати електричні режими процесу осадження в широких межах. дана установка допускає виконання технологічних операцій без та з використанням еом. джерело живлення може використовуватись, як джерело постійного струму, якщо еом не задіяна. при роботі цієї установки рідина, наприклад, робочий електроліт за допомогою насоса із відповідної ємності через гнучкі полівінілхлоридні шланги поступає до електролітичної комірки і повертається у ту ж ємність. оператор (технолог) задає форму та параметри струму (максимальні значення прямого та зворотного імпульсів, їх тривалість, наявність та тривалість пауз), час процесу нанесення покриття. для потреб ремонтного виробництва залізниці з метою відновлення та зміцнення деталей проводили залізнення, цинкування, нікелювання, хромування та міднення, а також процеси пов’язані з отриманням сплавів на основі заліза. в роботі [1] представлені результати досліджень зносостійкості шаруватих електролітичних покриттів, отриманих за допомогою розробленого програмного електролізу. було показано, що мінімальному зносу електролітичного заліза відповідає певний розмір блоків мозаїки, який не є єдиним і залежить від питомого навантаження; встановлені раціональні співвідношення товщин шарів покриття в залежності від параметрів їх тонкої структури, а також було показано, що шарувата структура електролітичного залізного покриття дозволяє підвищити зносостійкість в 1,16 разів у порівнянні з одношаровим покриттям. однак зазначимо, що застосування різних технологічних прийомів при нанесенні покриттів з певного матеріалу, у даному випадку електролітичного заліза, дозволяє «підняти» зносостійкість або інші властивості до певної межі. подальше покращення необхідних властивостей можливе лише за умови використання комбінації різних матеріалів, наприклад, сплавів. електролітичні методи осадження покриттів дозволяють отримувати різноманітні сплави. попередній аналіз літературних джерел [4 7] показує, що мікротвердість сплавів на основі заліза, як правило, вище мікротвердості залізного покриття. причому, якщо оптимальною мікротвердістю µh з точки зору зносостійкості залізнених покриттів вважають 4500 … 5500 мпа [6], то для сплавів групи заліза µh може значно зміщуватись в сторону збільшення, при цьому позитивно впливаючи на зносостійкість покриття. проте технологічний процес нанесення покриттів із сплавів має недоліки: ускладнення та здороження процесу, а також окрихтування покриттів, що нівелює позитивні їх властивості. крім того, для підвищення якоїсь властивості, наприклад, зносостійкості необхідно витримувати вміст легуючого компоненту в жорстких межах. до того ж покращення певних властивостей може приводити до погіршення інших, наприклад, введення фосфору при залізненні підвищує мікротвердість та зносостійкість покриття, але при цьому зменшується міцність зчеплення та значно підвищується крихкість. тому виникає необхідність покращення одних властивостей покриття при збереженні або мінімальному погіршенні інших. головною відмінністю представлених розробок від існуючих є використання нестаціонарних режимів осадження сплавів групи заліза для відновлення деталей рухомого складу залізниць. в даній роботі наведені результати досліджень властивостей шаруватих покриттів із сплавів групи заліза, осаджених за допомогою програмного електролізу. загальною ідеологією отримання шаруватих покриттів із сплавів було наступне: перші шари – адгезійні наносили з мінімальним вмістом легуючих компонентів, якщо ці елементи погіршують міцність зчеплення, а робочі шари в залежності від задач наносили з поступовим зростанням або детермінованим вмістом компонентів. крім того, регулювання вмісту легуючих компонентів дозволило значно зменшити собівартість процесу відновлення (на 17 %) за рахунок зниження використання дорогих легуючих елементів на «нижніх» шарах покриття. такий підхід дозволяє вирішувати різні техніко-економічні задачі, поєднуючи в собі переваги нанесення покриттів з «чистого» заліза та сплавів на його основі та створюються умови для прояву синергічного ефекту. за мету ставили отримання максимальної зносостійкості покриття при забезпеченні високої міцності зчеплення, максимально можливої при цьому втомної міцності та мінімально можливій вартості процесу за критерієм використання матеріалів. відомо, що властивості осаджених електролітичних сплавів залежать від концентрації іонів, що розряджаються та поляризації кожного з компонентів сплаву хімічного складу, які у свою чергу впливають на хімічний склад та фазову будову сплаву. розглянемо деякі теоретичні аспекти впливу параметрів імпульсів на електролітичне покриття. вплив прямих імпульсів. згідно з [8] високі значення прямого струму при імпульсному електролізі обумовлює високі миттєві густини струму, що обумовлює розряд іонів при більш від’ємних значеннях у порівнянні із стаціонарними режимами. збільшення максимального значення густини струму прямого імпульсу приводить до прискорення зародкоутворення та зростання кристалів. в результаті відбувається подрібнення структури осадів та збільшується число дефектів кристалічної гратки, що в цілому впливає на механічні властивості покриття. на структуру також впливає час імпульсу, який обумовлює перерозподіл ліній струму, що дозволяє регулювати дисперсність осадів. тривалість імпульсу впливає на відстань віддалення фронту дифузії іонів, що розряджаються: чим менша , тим ближче фронт дифузії до поверхні катоду. більш того, форма переднього фронту також впливає на швидкість зміни електродного потенціалу: чим більш крутий властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 82 передній фронт, тим швидше зростає електродний потенціал e , що в кінцевому рахунку приводить до подрібнення та ущільнення осадів [8]. склад сплавів за даними [9] залежить від кількості електрики , а саме максимального значення і тривалості прямого імпульсу. збільшення при зменшенні і незмінній частоті f приводить до збагачення прикатодного шару більш електровід’ємним компонентом. вплив зворотних імпульсів. під час дії зворотних імпульсів відбувається активація поверхні за рахунок «зриву» пасивних ділянок, а також розчинення мікровиступів (дендритів). це стимулює зародження нових центрів кристалізації при наступних прямих імпульсах , поверхня становиться більш однорідною та рівномірною. регулюванням також можна змінювати розташування електродного потенціалу, в результаті чого в покритті може бути знижена концентрація водню в покритті [8]. при осадженні сплавів зворотними імпульсами також можна регулювати склад сплаву. таке можливе шляхом селективного розчинення компонентів сплаву, наприклад електровід’ємного; тоді створюється фаза з електропозитивного компоненту. зворотні імпульси також дозволяють виводити неметалеві елементи з прикатодної зони, отримуючи складні сплави [9]. наявність пауз. паузи в процесі електролітичного нанесення покриттів дозволяють збагатити концентрацію катіонів у прикатодній зоні за рахунок їх руху із глибини розчину. однак треба враховувати, що підчас пауз на катоді (деталі) може з’являтися пасивна плівка. відомо, що пасивація зменшує кількість кристалічних зародків, активних ділянок поверхні катода. пасивна плівка може бути суцільна або часткова, що залежить від тривалості паузи пт . метою застосування пауз при імпульсному електролізі є гальмування зростання кристалів для отримання мілкокристалічної структури [8]. у той же час існує протилежна думка щодо необхідності застосування пауз принаймні при залізненні, оскільки поява пасивної плівки хоча б часткової створює передумову до погіршення адгезії. тому нами було розроблено режим з використанням псевдопаузи (термін автора), що буде показано нижче. особливу роль паузи набувають при осадженні сплавів, оскільки при цьому використовують комплексні електроліти, в яких потенціал у паузу за рахунок дії псевдоємності електроду на певний час затримується в електровід’ємній області. у простих же електролітах електродний потенціал до свого стаціонарного значення у паузу спадає набагато швидше. механізм дії паузи пояснюють так [9]: під час паузи можлива парціальна реакція внутрішнього електролізу, тобто при розряді псевдоємності електроду на реакцію виділення компоненту більш електропозитивного. при збільшенні тривалості паузи пт потенціал електроду зміщується в сторону більш електропозитивного, тоді більш електропозитивний компонент може довше розряджатися. однак при пт більшим за час, який необхідний для повернення електроду у стаціонарний стан, кількість електропозитивного компоненту буде знижуватись [8, 9]. методика проведення експериментів. для визначення зносостійкості покриттів використовували машину тертя смц-2. випробування проводили в умовах граничного та сухого тертя за схемою «ролик – колодка». зразки виготовляли зі сталі 45. еталонні зразки та контртіло піддавали термічній обробці: гартували на глибину до 2 мм з наступним відпуском при температурі 573 к, твердість після термічної обробки складала 45…60 hrc, що відповідає вимогам до валиків гальмівної важільної передачі та ресорного підвішування. у якості зразків в залежності від поставлених задач виступали як ролики, так і колодочки. товщина покриттів (після механічної обробки) коливалась у межах 0,1 … 0,5 мм на сторону; шорсткість поверхні ra = 1,25 … 2,5 мкм (наближена до реальних умов), також частину зразків шліфували до шорсткості ra = 0,3 … 0,6 мкм (імітація поверхні колінчастих валів). окрім сталі у якості матеріалу контртіла використовували сірий чавун. площа контакту поверхні зразка та контртіла складала 2 см2. для умов граничного тертя на поверхню ролика біля зони контакту подавалося мастило м14 з частотою 1 краплина за 5 хвилин. частота обертання ролика складала 300 об/хв., лінійна швидкість в зоні контакту – 0,79 м/с; питоме навантаження для умов сухого тертя складало 1 мпа, для умов граничного в залежності від задач – від 2,0 до 5,0 мпа. перед проведенням експериментів для визначення зносу в умовах граничного тертя, зразки витримувались у мастилі, температура якого складала приблизно 353 к протягом ~ 1,5 год. знос визначали ваговим методом на аналітичних вагах вда-200 з точністю 0,1 мг. шлях тертя для умов сухого тертя складав 3140 м (20 · 103 обертів), для граничного (максимальний) – до 31400 м (200 · 103 обертів). випробуванням на знос піддавали покриття сплаву fe-p тільки після їх відпалу. сплав залізо-фосфор fe-p доволі широко відомий, тому дослідження проводилися нами в напрямку удосконалення технології нанесення покриттів з використанням даного сплаву. відзначимо одразу, що головною перевагою даного сплаву є його висока зносостійкість. до відомих недоліків можна віднести підвищену крихкість покриттів, зменшення міцності зчеплення з основою. нам не вдалося отримати працездатні залізофосфорні покриття без їх подальшої термічної обробки через їх високу крихкість. тому, на нашу думку, до недоліків також можна віднести необхідність додаткових витрат на термічну обробку покриттів. властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 83 осаджування проводили з використанням двох типів електролітів – хлористого та сульфатного. для хлористого використовували розчин складу, г/л: fecl2 · 4h2o – 300 … 400; nah2po2 · 4h2o – 10 … 20. температура електроліту складала 293 … 313 к, ph електроліту – 0,6 … 0,8. при використані хлористого електроліту програмували джерело живлення таким чином, щоб пауз не було, тобто використовували псевдопаузи. максимальне значення густини струму прямих імпульсів досягало 80 а/дм2, зворотних – 20 а/дм2. тривалість прямих імпульсів задавали в межах від 15 мс до 100 мс, зворотних – 4 … 20 мс, тривалість псевдопаузи nt – 150 мс. для отримання сплавів з сульфатних електролітів використовували розчин складу, г/л: feso4 · 7h2o – 220; na2po2 – 8 … 12. кислотність ph складала 2 … 2,5. осадження проводили при температурі 293 … 298 k прямокутними імпульсами струму з частотою 30 … 1000 гц і шпаруватістю імпульсів від 2 до 32 та середньою густиною струму 1,5 … 4 а/дм2. порівняння проводили із сплавами, отриманими за допомогою постійного струму. у роботі [2] проведено моделювання з визначення впливу електричних параметрів, а саме густини струму, шпаруватості імпульсів і частоти при електролітичному нанесенні покриттів на процентний вміст компонентів сплавів залізо-фосфор, що дозволяє прогнозувати структуру шарів покриття, які формуються та їх властивості. у якості фіксованих значень були вибрані середня густина струму фj = 3 а/дм 2, частота f = 1000 гц і шпаруватість q = 2. при виборі фіксованих значень виходили з того, що при даній частоті і шпаруватості струму величина пересичення на поверхні катода досягає таких же значень, що і при процесі електрокристалізації, що протікає на постійному струмі. це призводить до того, що концентрація фосфору в сплавах, отриманих імпульсним струмом, мало чим відрізняється від його концентрації в покриттях, отриманих на постійному струмі. концентрація фосфору в сплавах, як функція параметрів струму приймає вигляд [2]: 2),,( )()()( ),,( фффф jqfp jpqpfp jqfp ⋅⋅ = , де p – шукана концентрація фосфору в сплаві; фp – концентрація фосфору в сплаві, отримана при фіксованих значеннях частоти, шпаруватості, густині струму; )( fp – концентрація фосфору при вибраному значенні частоти і фіксованих значеннях решти параметрів електроосадження; )(qp і )( jp – функції для вибраних значень шпаруватості і густини струму відповідно при фіксованій решті параметрів. в результаті проведених експериментів були отримані залежності концентрації фосфору від частоти, шпаруватості, густини струму. на підставі цих залежностей були побудовані графіки для функцій )(qp і )( jp , )(qp і )( jp (рис. 1, 2) та за методом найменших квадратів були підібрані поліноми, що описують ці функції. 0 200 400 600 800 1000 13 14 15 16 17 18 19 p, ат.% f, гц рис. 1 – залежність концентрації фосфору в сплаві fe-p в сульфатному електроліті від частоти f (1) та шпаруватості q (2) властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 84 аналітичний вираз залежності концентрації фосфору в сплаві fe-p від: частоти: 4123825 1062,41002,21009,302,091,12)( fffffp −−− ⋅−⋅+⋅−+= ; шпаруватості: 45352 1026,01022,0013,051,095,19)( qqqqqp −− ⋅−⋅−+−= . 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 14 16 18 20 22 24 26 p, ат.% j, а/дм2 рис. 2 – залежність концентрації фосфору в сплаві fe-p від густини струму j аналітичний вираз залежності концентрації фосфору в сплаві fe-p від густини струму має вигляд: jjp 7,488,32)( −= . рентгеноструктурний аналіз показав, що сплав fe-p характеризуються аморфною структурою, про що свідчить аморфне гало на місці першого дифракційного максимуму. рентгеноспектральний аналіз поверхні покриттів показав, що концентрація фосфору в сплаві fe-p склала 20 ат. %. при імпульсних режимах електроосадження було встановлено, що при частотах 1000 гц і шпаруватості 2 у сплаві спостерігалася аморфна структура, а зміст фосфору був таким же, як і у покриттів, отриманих на постійному струмі. зменшення ж частоти імпульсного струму з 1000 гц до 30 гц і збільшення шпаруватості імпульсів з 2 до 32 приводить до зменшення змісту фосфору в сплавах до 10 … 12 ат. %. зменшення змісту фосфору позначилося на зміні структури покриттів. при концентрації фосфору менше 13 ат. % на дифрактограмі окрім аморфного гало спостерігалися віддзеркалення від дифракційних площин з малими індексами. разом з аморфною структурою, що характеризується ближнім порядком стала формуватися кристалічна структура сплаву, для якій характерний дальній порядок розташування атомів. отримувані сплави характеризувалися наявністю змішаної структури – аморфно-кристалічною. подальше зниження частоти і збільшення шпаруватості призводило до того, що концентрація металоїду зменшилася в сплаві fe-p до 9 … 10 ат. %. зниження змісту фосфору приводило до зменшення аморфної частки сплаву і збільшення його кристалічної. при вказаних вище концентраціях структура сплавів була повністю кристалічною. зниження вмісту фосфору в сплавах при зниженні частоти і збільшенні шпаруватості пов'язане з тим, що густина струму в імпульсі зростає, тоді як середня густина струму залишається незмінною, струм же розряду іонів фосфору при цьому досягає свого максимального значення, і розряд іонів відбувається в режимі насичення, тоді як струми розряду основних металів цього стану ще не досягають. крім того, необхідно відзначити, що із збільшенням шпаруватості і зменшенням частоти зменшується вихід по струму металів до 60 % за рахунок того, що збільшується частка струму водню. на поверхні катода спостерігається інтенсивне виділення водню, бульбашки водню, що утворюються на поверхні покриття перешкоджають відновленню фосфору, а відповідно знижує його концентрацію в сплаві. зауважимо, що сама по собі аморфна структура отримана електролітично, на відміну від інших способів, практичне значення має невисоке при виконанні ремонтно-відновлювальних робіт деталей рухомого складу, тому не є самоціллю. тобто проведені експерименти показали, що осаджені сплави fe-p з аморфною та аморфно-кристалічною структурою мали високу крихкість, яка унеможливлювала проведення повноцінних подальших експериментів для виявлення їх механічних та експлуатаційних властивостей. для забезпечення працездатності таких сплавів проводили термічну обробку, після якої структура була кристалічною, ультрадисперсною, щільно упакованою. тому на етапі осадження покриттів вигідно отримати сплав, у даному випадку залізо-фосфор, з аморфною структурою. властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 85 характерною особливістю формування аморфних сплавів в імпульсних режимах від отриманих в стаціонарних умовах є те, що аморфну структуру вдається отримати при менших концентраціях фосфору. для fe-p сплавів при частотах і шпаруватостях рівних відповідно 30 і 4 гц аморфна структура спостерігалася при змісті фосфору 13 ат. %, тоді як сплави, отримані на постійному струмі, з таким вмістом фосфору характеризувалися наявністю аморфно-кристалічної структури. пояснити дане явище можна тим, що в імпульсних режимах поляризація катода (різниця потенціалів катода у відсутності струму і у момент імпульсу), а відповідно і пересичення на його поверхні зростають із зростанням шпаруватості і зменшенням частоти і складає декілька десятків вольт, що приводить до збільшення запасу вільної енергії. ця енергія перевищує на порядок енергію, яка відповідає кристалічній решітці з великою концентрацією точкових і лінійних дефектів близько 1013 … 1014 см-2. за рахунок великих пересичень відбувається формування високодефектної структури. у подальшому отримані покриття сплавів піддавали відпалу протягом 1 години при температурі 700 к, яка є вище за температуру рекристалізації заліза. при цьому спостерігалося зменшенням внутрішнього напруження, що імовірно пов'язано з значним виділенням включеного в сплав водню і про що свідчить зміна дифракційної картини. високотемпературний відпал при 700 к повністю переводить покриття з аморфного стану в кристалічне з утворенням двох фаз: фосфід заліза fe3p і твердий розчин фосфору в α – fe. зносостійкість сплаву fe-p як і для осаджених залізних покриттів зносостійкість електролітично нанесених сплавів залежить від структури, у тому числі, структурних дефектів, але відмінністю сплавів від електролітичного заліза є різниця хімічного складу, що також може значно впливати на процеси зношування. одним із факторів, що пояснює високу зносостійкість сплаву fe-p є його температурна стабільність в процесі тертя. як показали експерименти, якщо у еталонних зразків відбувалось зниження твердості поверхні ~ на 15 … 20 hrc, що вочевидь пояснюється знеміцненням, то у зразків з електроосадженими fe-p сплавами – збереження або навпаки підвищення мікротвердості. даний ефект у деякій мірі підтверджується зростанням µh при збільшенні питомого навантаження. крім того, можна припустити, що даний сплав характеризується стабільністю у відтворюванні окисної плівки на поверхні тертя. дане припущення збігається з висновками, зробленими іншими дослідниками відносно електролітичного заліза [10]. також відомим поясненням високої зносостійкості покриттів електролітичного сплаву fe-p є утворення після відпалу фосфідів. при шаруватій структурі утворені фосфіди рівномірно розподілені по площині шарів покриття. залежність зносу покриття зразків від шляху тертя показано на рис. 3, 4. рис. 3 – знос електролітичного сплаву fe-p при сухому терті. шлях тертя 3140 м, тиск 1 мпа: 1 – електролітичне залізо; 2 – сплав fe-p осаджений на постійному струмі; 3 – сплав fe-p осаджений програмно на нашу думку однією з головних відмінностей і переваг розробленої технології є можливість лише за рахунок електричних режимів регулювати вміст фосфору в сплаві, створювати умови для часткової релаксації внутрішніх напружень по товщині покриття, що загалом дозволяє при відносно високому відсотковому вмісті фосфору та високій мікротвердості отримувати міцне зносостійке покриття. отримати подібні покриття за допомогою стаціонарних режимів не вдалося, що свідчить про переваги використання програмного електролізу. на жаль, на даний момент нам не вдалося отримати покриття зі властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 86 сплавом fe-p (та й іншими сплавами) з мікрошарами з різкозмінним вмістом легуючих елементів, що теоретично було б цікавим. можливо, це пов’язано з певною інерційністю процесів, тому, хоча вміст компонентів по товщині змінюється, однак даний процес відбувається не детерміновано, а плавно. однак в цілому, це не знижує практичної цінності отриманих результатів. рис. 4 – знос електролітичного сплаву fe-p при граничному терті. шлях тертя 31400 м. тиск (1, 2, 3) – 5 мпа, (4, 5, 6) – 3 мпа, (7, 8, 9) – 1 мпа 1, 4, 7 – електролітичне залізо; 2, 5, 8 – сплав fe-p осаджений на постійному струмі; 3, 6, 9 – сплав fe-p осаджений програмно на нашу думку однією з головних відмінностей і переваг розробленої технології є можливість лише за рахунок електричних режимів регулювати вміст фосфору в сплаві, створювати умови для часткової релаксації внутрішніх напружень по товщині покриття, що загалом дозволяє при відносно високому відсотковому вмісті фосфору та високій мікротвердості отримувати міцне зносостійке покриття. отримати подібні покриття за допомогою стаціонарних режимів не вдалося, що свідчить про переваги використання програмного електролізу. на жаль, на даний момент нам не вдалося отримати покриття зі сплавом fe-p (та й іншими сплавами) з мікрошарами з різкозмінним вмістом легуючих елементів, що теоретично було б цікавим. можливо, це пов’язано з певною інерційністю процесів, тому, хоча вміст компонентів по товщині змінюється, однак даний процес відбувається не детерміновано, а плавно. однак в цілому, це не знижує практичної цінності отриманих результатів. при сухому терті (моделювання ситуації пуску, вичавлювання мастила із зони контакту, втрату мастила між контактними поверхнями) представляло інтерес здатність розглядуваного сплаву протистояти схоплюванню, оскільки цей вид зношування є одним із визначальних. як показали експерименти, сплав fe-p здатний витримувати без схоплювання питоме навантаження 1,3 … 1,7 мпа навіть при контактуванні з контртілом із загартованої сталі. можливо, виникнення схоплювання при більших навантаженнях пов’язано з тим, що швидкість руйнування окисної плівки привалює над швидкістю її утворення, хоча дане припущення не є достовірно перевіреним і залишається лише припущенням. проте, сплав fe-p показав себе більш зносостійким у порівнянні з еталонними зразками та однозначно може бути рекомендований для практичного використання у ремонтній практиці залізниці. також зауважимо відмінність зв’язку мікротвердості електролітичного заліза, у якого оптимальна µh за критерієм зносу знаходиться у межах 4500 … 5500 мпа [10], для сплаву fe-p цей оптимум зміщується в бік збільшення мікротвердості та має менш виражений характер (рис. 5). 310h µ ⋅ рисунок 5 – зв’язок між мікротвердістю та зносом електролітичного сплаву fe-p: 1 – при сухому терті; 2 – при граничному терті властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 87 як видно з рис. 5 найменший знос розглядуваного сплаву знаходиться в межах 8500…9500 мпа при граничному терті та 7000 … 8500 мпа при сухому. неспівпадіння зазначених мікротвердостей, при яких знос мінімальний можна пояснити різними температурними режимами та структурними перетвореннями в зоні контакту поверхонь при терті. можна також припустити, що незначне збільшення зносу при збільшенні мікротвердості, як і у випадку з електролітичним залізом, пов’язане з окрихтуванням поверхневих шарів та проходженням відокремлених твердих та надтвердих часток між контактними поверхнями, утворюючи паралельні риски на поверхнях. додатковим фактором, що сприяє підвищенню зносостійкості при програмному нанесенні електролітичних сплавів, зокрема, fe-p є те, що шар, який знаходиться під поверхневим шаром має меншу мікротвердість та більш пластичний. по мірі зносу контактуючого шару і наближення до підповерхневого, останній зміцнюється, якщо температура в зоні контакту не перевищує критичної, при якій відбувається перекристалізація або розм’якшення поверхневого шару. зазначений цикл продовжується, доки система знаходиться в рівновазі. висновки використання програмного електролізу має широкі можливості, які дозволяють отримувати якісні відновлювальні покриття та в певних межах впливати на структуру і хімічний склад сплавів за рахунок селективного розряду компонентів електроліту і тим самим регулюючи пошарово властивості всього покриття. у процесі досліджень було встановлено, що при терті сплаву fe-p, як і багатьох інших матеріалів, відбувається комбінація різних механізмів зношування. зносостійкість отриманого програмно сплаву fe-p приблизно у 2,8 разів вище при сухому терті та у 2,3 рази при граничному у порівнянні зі сталлю 45; 1,18 рази у порівнянні із аналогічними покриттями, отриманими у стаціонарних умовах; ~ у 2 рази більше у порівнянні з електролітичним залізом. література 1. артемчук в.в. зносостійкість шаруватого залізного покриття отриманого програмним електролізом // проблеми трибології. – 2012. – № 1. – с. 72 79 2. заблудовський в.о., ганич р.п., артемчук в.в. вплив параметрів імпульсного струму у формуванні структури сплавів металів групи заліза з фосфором // фізика і хімія твердого тіла. – 2012. – т.13, № 1. – с. 214 219. 3. заблудовський в.о., ганич р.п., артемчук в.в. дослідження структурних перетворень в сплавах fe-ni-p, отриманих в нерівноважних умовах електрокристалізації // фізика і хімія твердого тіла. – 2012. –т.13, № 2. – с. 618-624. 4. петров ю.н. электролитическое осаждение железа / петров ю.н., гурьянов г.в., бобанова ж.и., сидельникова с.п., андреева л.н. – кишинев: штиинца, 1990. – 195 с. 5. закиров ш.з. упрочнение деталей электроосаждением железа. душанбе: изд-во «ирфон», 1978. – 208 с. 6. швецов а.н. основы восстановления деталей осталиванием. – омск: западно-сибирское ки. – 1973. – 143 с. 7. мелков м.п. электролитическое наращивание деталей машин твердым железом. – саратов: приволжское книжное издательство. – 1964. – 204 с. 8. костин н.а. импульсный электролиз / костин н.а., кублановский в.с., заблудовський в.о. – к.: наук. думка, 1989. – 168 с. 9. костин н.а. импульсный электролиз сплавов / костин н.а., кублановский в.с. – к.: наук. думка, 1996. – 206 с. 10. шадричев в.а. основы выбора рационального способа восстановления автомобильных деталей металлопокрытиями. – м.-л.: машгиз, 1962. – 296 с. поступила в редакцію 12.09.2013 властивості шаруватих електролітичних сплавів fe-p, отриманих програмним електролізом проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 88 artemchuk v. properties of layered electrolytic alloys fe-p, received the software electrolysis. the article deals with one of the promising areas of repair production, namely the restoration of components, in particular layered coatings with desired properties. a study evaluating the efficacy of electrolytic iron-phosphorus alloys, the definition of a rational component content in the alloy layers deposited coatings. the purpose of this study is to determine the properties and performance of electrolytic iron-based alloys, the definition of rational content of the components in the alloy layers renewable coatings. the problem of improving the reliability and lifetime of the details are important and relevant not only for rail transport, but also for any vehicle. one of the priorities of industry output also remains the repair of railway on the current level. use of the electrolysis has broad capabilities that allow for high-quality restoration coatings and to some extent affect the structure and chemical composition of alloys by selective discharge of electrolyte components, thereby adjusting layer properties only coverage. during the research it was found that the friction of the alloy fe-p, as well as many other materials, is a combination of different mechanisms of wear. wear resistance of the resulting software fe-p alloy at about 2.8 times higher in dry friction and is 2.3 times the limit when compared to steel 45; 1.18 times compared to similar coatings obtained in stationary conditions; ~ 2 times increase from electrolytic iron. key words: rolling-stock, reconditioning of parts, electrolysis, electrolytic alloys, layered coating, wear resistance, resource. references 1. artemchuk v.v. znosostіjkіst' sharuvatogo zalіznogo pokrittja otrimanogo programnim elektrolіzom. problemi tribologії. 2012. № 1. s. 72 79 2. zabludovs'kij v.o., ganich r.p., artemchuk v.v. vpliv parametrіv іmpul'snogo strumu u formuvannі strukturi splavіv metalіv grupi zalіza z fosforom. fіzika і hіmіja tverdogo tіla. 2012. t.13, № 1. s. 214 219. 3. zabludovs'kij v.o., ganich r.p., artemchuk v.v. doslіdzhennja strukturnih peretvoren' v spla-vah fe-ni-p, otrimanih v nerіvnovazhnih umovah elektrokristalіzacії. fіzika і hіmіja tverdogo tіla. 2012. – t.13, № 2. s. 618-624. 4. petrov ju.n., gur'janov g.v., bobanova zh.i., sidel'nikova s.p., andreeva l.n. jelektroliticheskoe osazhdenie zheleza. kishinev: shtiinca, 1990. 195 s. 5. zakirov sh.z. uprochnenie detalej jelektroosazhdeniem zheleza. dushanbe: izd-vo «irfon», 1978. 208 s. 6. shvecov a.n. osnovy vosstanovlenija detalej ostalivaniem. omsk: zapadno-sibirskoe ki. 1973. 143 s. 7. melkov m.p. jelektroliticheskoe narashhivanie detalej mashin tverdym zhelezom. saratov: privolzhskoe knizhnoe izdatel'stvo. 1964. 204 s. 8. kostin n.a., kublanovskij v.s., zabludovs'kij v.o. impul'snyj jelektroliz. k.: nauk. dumka, 1989. 168 s. 9. kostin n.a., kublanovskij v.s. impul'snyj jelektroliz splavov. k.: nauk. dumka, 1996. 206 s. 10. shadrichev v.a. osnovy vybora racional'nogo sposoba vosstanovlenija avtomobil'nyh deta-lej metallopokrytijami. m.-l.: mashgiz, 1962. 296 s. 15_titov.doc дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 105 тітов т.с.,* диха о.в.,** гордієнко о.а.,* груздєва о.в.*** *вінницький національний технічний університет, **хмельницький національний університет, ***двнз «український державний хімікотехнологічний університет, e-mail: tarastitov@rambler.ru дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив удк 621.89.099 в роботі розроблено метод реагентного вилучення сірковуглецю головної фракції сирого бензолу коксохімічних виробництв з утворенням n, n-діалкілдитіокарбаматів металів як додатків до індустріальних олив. склад та будову отриманих сполук доводили елементним аналізом та іч-спектроскопією. на чотирикульковій машині тертя проведені випробування протизношувальних властивостей кінцевих сполук в складі індустріальної оливи і-40а. за результатами випробувань проведено моделювання процесу зношування. показано, що n, n-діетилдитіокарбамати натрію та кобальту(іі) володіють кращими протизношувальними властивостями порівняно з іншими комплексами. ключові слова: реагентне вилучення, головна фракція, індустріальна олива, діалкілдитіокарбамати, протизношувальні властивості, моделювання зношування. вступ надійність та довговічність роботи багатьох машин та механізмів суттєво залежать від якості використаних у вузлах тертя мастильних матеріалів. у зв’язку з цим до товарних олив висувають високі вимоги, які мають забезпечувати надійну їх експлуатацію [0]. сучасні мінеральні та синтетичні оливи складаються з базової оливи та різноманітних хімічних додатків, що забезпечують їх високі триботехнічні, антиокислювальні та антикорозійні властивості. серед досліджених p, s, n вмісних антифрикційних, протизношувальних, протизадирних, антикорозійних та антиокислювальних додатків до індустріальних олив широкого поширення дістали тіоаміди, дитіокарбамати [0], дитіофосфати [0], інші органічні сполуки та їх комплекси [0]. в продовження цих робіт нами були досліджені дитіокарбамати деяких 3d-металів як продукти реагентної переробки сірковуглецю головної фракції сирого бензолу коксохімічних виробництв україни. постановка задачі раніше досліджені нами додатки до індустріальних олив отримували хімічним модифікуванням діючих речовин непридатних пестицидних препаратів на основі тіурамів, алкілта арилкарбонових кислот [0], а також фосфорорганічних сполук [0]. при цьому зазначені технологічні розробки поєднувала їх матеріало-, енергота екологозберігаюча спрямованість, а також можливість повторного використання виділених при цьому сполук як додатків до вуглеводневих матеріалів. в даній роботі продовжена вищезазначена технологічна спрямованість розробок, але об’єктом дослідження була визначена головна фракція сирого бензолу коксохімічного виробництва із значним вмістом високотоксичного сірковуглецю [0]. проте системних трибологічних досліджень дитіокарбаматів металів, як продуктів хімічного модифікування сірковуглецю головної фракції, не проводилось. у зв’язку з вищезазначеним, нами синтезовані деякі метал-хелати дитіокарбамінової кислоти та досліджені їх протизношувальні властивості в індустріальній оливі і-40а. експериментальна частина досліджені n,n-діетилдитіокарбамат натрію та біс-(n, n діетилдитіокарбамато) купруму (іі), цинку, кобальту(іі) та ніколу(іі) як додатки до індустріальних олив, отримували з використанням діетиламіну марки "ч" та сірковуглецю головної фракції сирого бензолу, відібраної на пат "ясинівський коксохімічний завод" (м. макіївка, донецька обл.), з вмістом cs2 31,7 %. склад і будову отриманих n,n-діалкілдитіокарбаматів доводили елементним аналізом (табл. 1) та іч-спектроскопією дифузного відбиття (табл. 2). нітроген визначали методом к’єльдаля, вміст металів – методом полум’яної фотометрії та атомно адсорбційною спектроскопією на спектрофотометрі с-115 пкрс. іч-спектри реєстрували іч-фур’є-спектрометром nicolet is10 в діапазоні 400 4000 см-1. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:tarastitov@rambler.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 106 синтез n,n-діетилдитіокарбамату натрію. в двохгорлу колбу об’ємом 250 мл, обладнану механічною мішалкою, холодильником, термометром та льодовою банею, поміщали 10,3 мл (0,1 моль) діетиламіну, додавали 6,0 г (0,15 моль) гідроксиду натрію, розчиненому в мінімальному об’ємі дистильованої води, та при енергійному перемішуванні краплями додавали 28,6 мл 31,7 % ого розчину сірковуглецю в бензолі. реакційну масу витримували при інтенсивному перемішуванні протягом 2 год за температури 0 5 °с, далі нагрівали до 55 65 ºс і витримували ще 30 хв. після охолодження реакційної маси до 18 23 ºс виділяли n, n-діетилдитіокарбамат натрію. отриманий продукт відфільтровували та висушували. вихід технічного продукту 16,38 г (95,8 %). отриманий продукт очищали перекристалізацією з ізопропілового спирту. синтез біс-(n,n-діетилдитіокарбамато)купруму(іі). в двохгорлу колбу об’ємом 250 мл, обладнану механічною мішалкою, холодильником, термометром та льодовою банею, поміщали 10,3 мл (0,1 моль) діетиламіну, додавали 6,0 г (0,15 моль) гідроксиду натрію, розчиненому в мінімальному об’ємі дистильованої води та при енергійному перемішуванні по краплям додавали 28,6 мл 31,7 % ого розчину сірковуглецю в бензолі. реакційну масу витримували, інтенсивно перемішуючи, протягом 2 год при температурі 0 5 °с, далі нагрівали до 55-65 ºс і витримували ще 30 хв. після охолодження до 18 23 ºс додавали 12,16 г (0,048 моль) cuso4·5h2o марки «ч» у вигляді насиченого водного розчину. при цьому спостерігали утворення малорозчинного коричневого осаду. реакційну масу перемішували ще протягом 20 хв. далі осад відфільтровували, багатократно промивали холодною водою (дистилятом) та висушували на повітрі. вихід біс-(n, n-діетилдитіокарбамато)купруму(іі) – 16,25 г (94,3 %). аналогічно отримували біс-(n,n-діалкілдитіокарбамато)цинку(іі), кобальту(іі) та ніколу(іі). приготування мастильних композицій. до 6,0 мл хлороформу додавали 0,9 г біс-(n,nдіетилдитіокарбамато) купруму (іі) та перемішували до повної гомогенізації суміші (композиція 2, табл. 3). отриманий розчин додавали до 94 мл індустріальної оливи і-40а та витримували при перемішуванні протягом 90 хв в температурному інтервалі 55 60 °с. охолоджена мастильна композиція готова до проведення триботехнічних досліджень. решту мастильних композицій, до складу яких входили n,n-діетилдитіокарбамати металів, готували аналогічно. методика розрахунково-експериментального дослідження протизношувальних властивостей мастильних композицій. експериментальна установка. випробування проводились на чотирикульковій машині тертя [0], основною складовою якої є робочий вузол, що зображений на рис. 1. він складається з верхньої кульки 1, що базується безпосередньо у зцентрованій виточці кінця шпинделя та трьох нижніх кульок 2, діаметром 12,7 мм, встановлених на поверхню опори 4. закріплення і центрування нижніх кульок здійснюється гайкою 3. рис. 1 – робочий вузол установки для чотирикулькової схеми для виміру температури мастила в зоні нижніх кульок застосовується термометр этп-м, який працює за методом одинарного неврівноваженого моста постійного струму. для вимірювання площини зносу на нижніх кульках використовується мікроскоп мпб-2 з ціною поділки 0,05 мм. моделювання процесу зношування. моделювання процесу зношування матеріалів здійснено за результатами випробувань за чотирикульковою схемою (степенева апроксимація). на рис. 2 зображена геометрія контакту при випробуваннях за чотирикульковою схемою. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 107 q r αq1 r rq1 ασ a u w n рис. 2 – геометрія контакту при випробуваннях за чотирикульковою схемою: n – частота обертання, об/хв; q та q1– загальна сила та сила, що діє по нормалі до кожної нижньої кульки відповідно, н; r – радіус кульок, мм; a – радіус кругової площини контакту сполучених кульок, мм; σ − тиск у контакті, н/мм2; uw − лінійне зношування нижніх куль, м для оцінки сталого зношування за чотирикульковою схемою приймемо модель у вигляді залежності інтенсивності зношування від безрозмірного параметра навантаження       σ hb : m w w hb k ds du       σ = , (1) де hb − твердість за бринелем, мпа; s − шлях тертя для нижніх кульок, м; wk , m – безрозмірні параметри закономірності зношування. для визначення залежностей для розрахунку параметрів закономірності зношування (1) в роботі використана теорія методу випробувань за чотирикульковою схемою, представлена у роботі [0]. прийнявши допущення про рівномірний розподіл контактних тисків за площадкою контакту, умову рівноваги в контакті сполучених кульок можна представити у вигляді: 2 1 a q π =σ , (2) де 1q – навантаження для кожної нижньої кульки, н. навантаження 1q виражено через загальне навантаження qq 4082,01 = , яке діє на верхню кульку. зв'язок зношування wu і розміру площини контакту при зношуванні нижніх кульок в центрі площини контакту визначено з геометрії перетину сферичних поверхонь залежно від радіуса площини контакту та шляху тертя: ( ) ( ) r sa suw 2 2 = . (3) результати випробувань зношування апроксимували степеневою залежністю за допомогою програми excel як залежність радіусу кругової площини контакту від шляху тертя: ( ) β= cssa , (4) де с , β − параметри степеневої апроксимації. інтегруючи вираз (1), отримали інтегральну форму моделі зношування нижніх кульок: ( ) ( )∫      σ= s m ww dsshb ksu 0 . (5) підставляючи в ліву частину рівняння (6) вираз (4) для зносу, а в праву − вираз (2) для контактного тиску з урахуванням виразу (4), після інтегрування по шляху тертя отримали: m s hbc q k r sc m m w β−       π = β−β 212 21 2 1 22 . (6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 108 з умови виконання рівності (6) отримали: β β− = 2 21 m . (7) для знаходження коефіцієнта wk скористались рівнянням (7): mm w q hb r c k       πβ = + 1 22 . (8) таким чином, за отриманими з експериментальних даних параметрами с та β , а також вихідними геометричними, кінематичними та навантажувальними характеристиками можна визначити чисельні значення закономірності зношування (1), що дозволяє дати кількісну порівняльну оцінку ефективності застосування мастильних композицій за результатами зношувальних випробувань. результати та обговорення дитіокарбамат натрію (сполука1, табл. 1) отримують за класичною методикою, використовуючи, як правило, стехіометричне співвідношення первинний (вторинний) амін : сірковуглець = 1,0 : 1,1 в лужному середовищі за схемою [0]: , де r1 = н, r2 = alk; r1 = r2 = alk; ме = na+, k+ чи nh4+. реакція проходить при температурі 5 20 °с та деякому надлишку чистого сірковуглецю, що потребує додаткового відділення тієї кількості, що не прореагувала. більш технологічним виглядає вилучення сірковуглецю з головної фракції сирого бензолу шляхом його взаємодії з водним розчином аміаку з наступним кислотним розкладом дитіокарбамату амонію [0]: . дана реакція проходить стадійно з послідовним утворенням дитіокарбамінової кислоти nh2c(=s)sh на першій стадії, дитіокарбамату амонію nh2c(=s)snh4 на другій та його кінцевим розкладом сульфатною кислотою на третій стадії. така багатостадійність та можливість перебігу побічних процесів суттєво ускладнює виділення чистих продуктів хімічної модифікації з високим виходом. в даній роботі нами досліджено отримання кінцевих n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів металів за загальною схемою: , де me = cu2+, zn2+, co2+, ni2+; an = cl-, 1/2so42-. особливістю дослідженої технології є те, що сірковуглець використовується у складі головної фракції сирого бензолу коксохімічного виробництва без додаткового концентрування чи вилучення, а утворення кінцевих n,n -діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів відбувається без виділення проміжної натрієвої солі дитіокарбамінової кислоти. фізико-хімічні характеристики отриманих n,n-діетилдитіокарбаматів металів наведено в табл. 1. отримані метал-хелати кольорові, дрібнокристалічні сполуки з досить високими температурами розкладання, що передбачає їх високу термічну стійкість у високонавантажених парах тертя. будову отриманих сполук 1 5 досліджували іч-спектроскопією після попередньої перекристалізації. так, для n,n-діетилдитіокарбамату натрію (сполука 1, табл. 2) характерними є валентні коливання зв'язку ν с–н в області 2982 см-1 та 2926 см-1 груп сн3 та сн2 відповідно, а також деформаційні (δсим та δасим) коливання зв’язку с–н групи сн3 в області, 1382 см-1 та 1421 см-1 відповідно. крім зазначених частот фіксували коливання групи с = n та дитіокарбоксильної групи с( = s ) s . останні є чутливими до реакції комплексоутворення. збільшення інтенсивності коливань групи c = n в хелатних комплексах в порівнянні з натрієвою сіллю вказує на зменшення ролі подвійного зв’язку в молекулах комплексу, а заміна дублету до 20 см-1 на сильний синглет з наступним зміщенням в більш низькочастотну область в районі 1000 см-1 вказує на наявність чотирьохчленного циклу та бідентатну природу дитіокарбаматного ліганду. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 109 таблиця 1 фізико хімічні характеристики n,n-діетилдитіокарбаматів металів загальної формули [(c2h5)2nc(=s)s]nmen+ знайдено**, % мас. вирахувано, % мас. с по лу ка метал меn+ колір с полуки вихід, % мас. тпл. з розкладанням, °с n ме брутто формула n ме 1 na+ білий* 95,8 90 95 7,92 13,18 c5h10ns2na 8,18 13,42 2 cu2+ коричневий 94,3 191 202 7,61 17,31 c10h20n2s4cu 7,78 17,65 3 zn2+ білий 93,2 174 182 7,45 17,84 c10h20n2s4zn 7,74 18,06 4 co2+ зелений 81,7 248 257 7,61 16,21 c10h20n2s4со 7,88 16,58 5 ni2+ світло-зелений 96,8 251 263 7,64 16,12 c10h20n2s4ni 7,89 16,52 примітки: * – після перекристалізації; ** – елементний аналіз отриманих сполук проводили після перекристалізації з органічного розчинника. таблиця 2 іч-спектри n, n-діетилдитіокарбаматів металів загальної формули [(c2h5)2nc(=s)s]nmen+ коливання, см-1 сн3– сн2– с по лу ка с–н, ν с–н, δ с–н, ν с–н, δ с–n, ν с–с, ν , ν , ν 1 2982 ср* 1421 сл асим 1382 сл д сим 2926 сл 1460 сл 1210 сл 1269 ср 1483 ср 1068 сл д 2 2981 ср 1439 ср асим 1377 ср д сим 2931 ср 1458 сл 1209 с 1277 с 1521 с 997 с 3 2981 ср 1436 ср асим 1378 ср д сим 2933 ср 1451 сл 1206 с 1274 с 1511 с 996 с 4 2976 ср 1437 ср асим 1376 ср д сим 2930 ср 1460 сл 1215 с 1269 с 1498 с 999 с 5 2976 ср 1442 ср асим 1377 ср д сим 2931 ср 1452 сл 1207 с 1281 с 1535 с 994 с примітка: * – прийняті скорочення коливань: асим – антисиметричні, сим – симетричні, сл – слабкі, ср – середні, с – сильні, д – дублет. на основі синтезованих сполук та базової індустріальної оливи і-40а готували мастильні композиції, склад яких наведено в табл. 3. таблиця 3 склад мастильних композицій на основі n, n-діетилдитіокарбаматів металів [(c2h5)2nc(=s)s]nme n+ хлороформ номер композиції ме n+ г % мас. мл % мас олива і-40а, мл 1 na+ 0,9 1,0 – – до 100 2 cu2+ 0,9 1,0 6,0 9,7 до 100 3 zn2+ 0,9 1,0 6,0 9,7 до 100 4 co2+ 0,9 1,0 6,0 9,7 до 100 5 ni2+ 0,9 1,0 6,0 9,7 до 100 6 і-40а без додатків – – 100 вихідні дані випробувань для оливи і-40а з додатками 1-5 (див. табл. 3) наведено в табл. 4. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 110 таблиця 4 вихідні дані випробувань для чотирикулькової машини показник, умовне позначення та одиниці вимірювання числове значення радіус кульок r , мм 6,35 навантаження на верхню кульку q , н 31,2 навантаження на кожну окрему нижню кульку 1q , н 12,7 твердість за бринелем hb , мпа 190 частота обертання n , об/хв 950 час випробувань t , хв 120 в результаті випробувань отримані результати, які представлені в табл. 5. при цьому найкращі протизношувальні властивості були встановлені для мастильної композиції № 4 (табл. 3). метал-хелати купруму(іі), цинку та ніколу(іі) показали дуже близькі результати, в той час як натрієва сіль n, nдіетилдитіокарбамінової кислоти в порівнянні з дослідженими метал-хелатами показала аномально високі протизношувальні властивості. отримані триботехнічні характеристики досліджених мастильних композицій наведено на рис. 3 та рис. 4. таблиця 5 результати випробувань досліджених мастильних композицій 1 6 час випробування t , хв 15 30 60 90 120 номер композиції радіус кругової площини контакту сполучених кульок a , мм 1 0,125 0,161 0,182 0,189 0,195 2 0,165 0,199 0,221 0,231 0,237 3 0,162 0,203 0,219 0,227 0,233 4 0,115 0,142 0,154 0,162 0,167 5 0,185 0,221 0,232 0,239 0,245 6 0,090 0,178 0,310 0,38 0,434 шлях тертя для нижніх кульок s , м 1 6 328 657 1313 1970 2626 за фактичними експериментальними даними в програмі excel побудовано графік залежності радіусу кругової площини контакту сполучених кульок a від шляху тертя s . 6 5 2 3 1 4 рис. 3 – графік залежності радіусу площини контакту від шляху тертя pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 111 далі визначили апроксимуючі залежності c та β , а також параметри m та wk для матеріалу кульки. для цього за допомогою програми mathcad проведено чисельне рішення нелінійних рівнянь (7) і (8). потім визначено інтенсивність зношування i при однаковому значенні контактного тиску σ = 50 н/мм2 за формулою (1). отримані результати заносимо до табл. 6. таблиця 6 результати розрахунків параметрів моделі зношування для досліджених мастильних композицій номер композиції величина 1 2 3 4 5 6 β 0,1532 0,1645 0,1637 0,1455 0,1675 0,1722 с 0,0201 0,0213 0,0212 0,0195 0,0218 0,0223 m 4,527 4,079 4,109 4,873 3,970 3,807 kw 9,1827∙10-18 2,9548∙10-16 2,3342∙10-16 7,0057∙10-19 7,4047∙10-16 2,5609∙10-15 i 2,178∙10-20 1,275∙10-18 9,682∙10-19 1,048∙10-21 3,696∙10-18 1,589∙10-17 в програмі mathcad розраховано інтенсивність зношування при змінному значенні контактного тиску. результати наведено в табл. 7. таблиця 7 результати розрахунків інтенсивності зношування при змінному значенні контактного тиску контактний тиск σ, н/мм2 10 20 30 40 50 60 номер композиції інтенсивність зношування і 1 1,4911∙10-23 3,4388∙10-22 2,1560∙10-21 7,9304∙10-21 2,1780∙10-20 4,9720∙10-20 2 1,7966∙10-21 3,0365∙10-20 1,5873∙10-19 5,1319∙10-19 1,2752∙10-18 2,6826∙10-18 3 1,3004∙10-21 2,2435∙10-20 1,1870∙10-19 3,8707∙10-19 9,6820∙10-19 2,0479∙10-18 4 4,1141∙10-25 1,2054∙10-23 8,6939∙10-23 3,5320∙10-22 1,0477∙10-21 2,5474∙10-21 5 6,2039∙10-21 9,7230∙10-20 4,8631∙10-19 1,5238∙10-18 3,6956∙10-18 7,6216∙10-18 6 3,4667∙10-20 4,8529∙10-19 2,2720∙10-18 6,7933∙10-18 1,5887∙10-17 3,1805∙10-17 експериментальна залежність інтенсивності зношування від значення контактного тиску наведена на рис. 4. 0,80 – 1,30 – 1,80 – 2,30 – 3,30 – ×10 -18 0 6 5 2 3 1 4 2,80 – 3,80 – рис. 4 – графік залежності інтенсивності зношування від значення контактного тиску pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 112 висновки 1. розроблено метод реагентного вилучення високотоксичного сірковуглецю із головної фракції сирого бензолу шляхом утворення на його основі n,n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів. 2. елементним аналізом та іч-спектроскопією встановлено склад та будову виділених металхелатів дитіокарбамінової кислоти. 3. з використанням чотирикулькової машини тертя та математичних програмних пакетів для обробки результатів вимірювання досліджені мастильні композиції з додатками 1-5 та встановлено їх кращі протизношувальні властивості в порівнянні з чистою індустріальною оливою і-40а. література 1. бойченко с. в. вступ до хіммотології палив та олив: навч. посібник у двох частинах / с. в. бойченко, в. г. спіркін. – одеса : астропринт, 2009. – ч. 1. – 236 с. 2. композиційні мастильні матеріали на основі тіоамідів та їх комплексних сполук. синтез. дослідження. використання / [ранський а. п., бойченко с. в., гордієнко о. а. та ін.]. – вінниця : внту, 2012. – 328 с. 3. ранський а. п. дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук / а. п. ранський, о. в. диха, р. в. петрук // проблеми трибології. – 2012. – № 3. – с. 26–31. 4. ранський а. п. дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 / а. п. ранський, о. а. гордієнко // проблеми трибології. – 2012. – № 1. – с. 55–61. 5. пат. 70039 україна, мпк12 в09в 3/00. спосіб утилізації сірковуглецю головної фракції сирого бензолу коксохімічних виробництв та пестицидних препаратів на основі похідних хлорвмісних карбонових кислот / ранський а. п., тітов т. с. ; патентовласник вінницький національний технічний університет. – № u201113204 ; заявл. 09.11.2011 ; опубл. 25.05.2012, бюл. № 10. 6. пат. 69635 україна, мпк12 в09в 3/00. спосіб переробки високотоксичного фосфоровмісного пестицидного препарату диметоат / ранський а. п., петрук р. в. ; заявник та патентовласник вінницький національний технічний університет – № u201111881 ; заявл. 10.10.2011 ; опубл. 10.05.2012, бюл. № 9. 7. диха о. в. модернізація чотирикулькової машини тертя / о. в. диха, в. і. мокрицький // проблеми трибології. − 2001. − № 4. − с. 193−195. 8. дыха а. в. закономерности изнашивания и испытания образцов со смазочными материалами / а. в. дыха // проблеми тертя та зношування: науково-технічний збірник. – к. : нау, 2007. – вип. 47. – с. 228–241. 9. бырько в. м. дитиокарбаматы : монография / в. м. бырько. – м. : химия, 1984. – с. 17-18. 10. физико-химические основы извлечения сероуглерода из головной фракции сырого бензола химическим методом [электронный ресурс] / [и. г. крутько, а. в. кипря, в. а. колбаса и др.] // наукові праці донецького національного технічного університету. – 2010. – вип. 14. – с. 85–90. режим доступу до журн.: http://www.nbuv.gov.ua/portal/natural/npdntu/chim/2010_14/zmist.htm поступила в редакцію 22.01.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.nbuv.gov.ua/portal/natural/npdntu/chim/2010_14/zmist.htm http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження протизношувальних властивостей n, n-діалкілдитіокарбаматів деяких 3d-металів як додатків до індустріальних олив проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 113 titov t. s., dykha o. v., gordienko o. a., gruzdeva o. v. analysis of antiwear properties of n, n-dialkyldithiocarbamates of some 3d-metals as additives for industrial oils. the method of reagent extraction of carbon disulfide from the head fraction of crude benzene of coke production with the formation of metal n,n-dialkyldithiocarbamates as additives for industrial oils was developed in this work. composition and structure of the obtained compounds were proved by elemental analysis (on the content of metal and nitrogen) and ir spectroscopy on nicolet is10 device in range 400-4000 sm-1. lubricant compositions were prepared by previously solving of n,n-dialkyldithiocarbamates in organic solvent followed by adding the solution in basic oil. on a four-ball testing machine were carried out the antiwear properties of the obtained lubricant compositions. according to the results of tests a wear modeling were carried out. it is shown that sodium and cobalt (ii) n,n-diethyldithiocarbamates have better antiwear properties in comparison with other complexes and especially with pure basic oil i-40a. in addition the relatively high temperatures of decomposition of all the complexes predict their thermal stability in extreme loaded friction pairs. key words: reagent extraction, head faction, industrial oil dialkyldithiocarbamates, antiwear properties, wear modeling, friction pairs. references 1. bojchenko s. v., spirkin v. g. vstup do himmotologii palyv ta olyv: navch. posibnyk u dvoh chastynah, odesa, astroprynt, 2009, ch. 1, 236 p. 2. ranskiy a. p., bojchenko s. v., gordijenko o. a. kompozycijni mastylni materialy na osnovi tioamidiv ta ih kompleksnyh spoluk. syntez. doslidzhennja. vykorystannja, vinnycja, vntu, 2012, 328 p. 3. ranskiy a. p., dykha o. v., petruk r. v. doslidzhennja prysadnyh materialiv na osnovi fosfororganichnyh spoluk, problemy trybologii, 2012, no. 3, pp. 26–31. 4. ranskiy a. p., gordijenko o. a. doslidzhennja prysadnyh materialiv na osnovi trygalogenpohidnyh karbonovyh kyslot v olyvi i-40, problemy trybologii, 2012, no. 1, pp. 55–61. 5. ranskiy a. p., titov t. s. patent 70039 ukraina, mpk12 b09b 3/00. sposib utylizacii sirkovuglecju golovnoi frakcii syrogo benzolu koksohimichnyh vyrobnyctv ta pestycydnyh preparativ na osnovi pohidnyh hlorvmisnyh karbonovyh kyslot, patentovlasnyk vinnyckyj nacionalnyj tehnichnyj universytet, № u201113204, filed 09.11.2011, date of patent 25.05.2012, bull. no. 10. 6. ranskiy a. p., petruk r. v. patent 69635 ukraina, mpk12 b09b 3/00. sposib pererobky vysokotoksychnogo fosforovmisnogo pestycydnogo preparatu dymetoat, zajavnyk ta patentovlasnyk vinnyckyj nacionalnyj tehnichnyj universytet, № u201111881, filed 10.10.2011, date of patent 10.05.2012, bull. no. 9. 7. dykha o. v., mokritskij v. і. modernіzacіja chotirikulkovoi mashini tertja, problemi tribologіi, 2001, no. 4, pp. 193−195. 8. dykha a. v. zakonomernosti iznashivanija i ispytanija obrazcov so smazochnymi materialami, problemi tertja ta znoshuvannja: naukovo-tehnіchnij zbіrnik, nau, 2007, no. 47, pp. 228–241. 9. byrko v. m. ditiokarbamaty : monografija, m., khimija, 1984, pp. 17–18. 10. krutko i. g., kiprja a. v., kolbasa v. a. et al. fiziko-khimicheskie osnovy izvlechenija serougleroda iz golovnoj frakcii syrogo benzola khimicheskim metodom, naukovі pracі doneckogo natsіonalnogo tekhnіchnogo unіversitetu, 2010, no. 14, pp. 85–90. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_zaporozec.doc механізми припрацювання пар тертя в об’ємних гідромашинах в умовах "нанозношування" в присутності трибовідновлюючих сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 92 запорожец в.в., стадниченко в.н. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: vstadnichenko@bk.ru механізми припрацювання пар тертя в об’ємних гідромашинах в умовах "нанозношування" в присутності трибовідновлюючих сумішей удк.621.891:621.316 в роботі наведено результати досліджень процесів припрацювання пар тертя об’ємних гідромашин в присутності трибовідновлюючих сумішей за сигналами акустичного випромінювання. отримано закономірності зміни параметрів сигналів акустичної емісії, які відповідають зміні механізмів дисипації енергії поверхневих шарів пар тертя при різних механізмах припрацювання поверхневих шарів трибосистем. на цій основі дана класифікація видів припрацювання. ключові слова: акустична емісія, "нанозносне" тертя, метало керамічний шар. вступ одним з сучасних напрямків збільшення ресурсу вузлів тертя об’ємних гідромашин [1, 2, 3] є використання трибовідновлюючих сумішей (твс). в основі їх дії знаходиться зміна механізмів первинного і вторинного припрацювання (структурної адаптації) трібосистем до зміни умов їх експлуатації. однак, існуючи рекомендації щодо застосування твс не враховують специфіки кінетики та динаміки фізико-хімічних процесів, що протікають у поверхнях контакту при їх первинному та вторинному припрацюванні після введення твс у мастильне середовище. у першу чергу, це відноситься до визначення умов виникнення і роботи металокерамічного шару (мкш), як на стаціонарних, так і нестаціонарних режимах експлуатації вузлів тертя, включаючи первинне і вторинне припрацювання [4]. для оцінки припрацювання таких пар тертя застосовують різні методи досліджень, зокрема фрактографічний аналіз їх поверхонь, електричний, електромеханічний методи оцінки інтенсивності зношування та ін. в той же час, значне поширення одержують методи, які дозволяють отримувати інформацію про кінетику процесів, що протікають в поверхневих шарах матеріалів в реальному часі. одним з таких методів є метод акустичної емісії (ае) [5, 6, 7, 8]. він має високу чутливість до зміни механізмів зношування деталей, які обумовлені фізико хімічними процесами, що протікають на границі розділу поверхневих шарів матеріалів [6, 7, 8]. це дозволяє використовувати ае інформацію для розробки методів оцінки стану пар тертя з визначення стадій зношування їх матеріалів. у даній роботі буде показано, що при введенні твс має місце зміна механізму припрацювання трібосистеми з мікроприпрацювання за рахунок мікроструктурних змін у поверхневому шарі на наноприпрацювання за рахунок поворотно ізомерного руху утворених ультрадисперсних фрагментів різного масштабу відносно один одного. це приводить до зміни умов контактної взаємодії і переходу пари тертя до "нанозносного" режиму тертя. під "нанозносним" режимом тертя, розуміють режим тертя, що характеризується аномально низкими значеннями интенсивности износа 10-9 0-13 м/м (наноизносы) [1, 2, 3, 4]. також буде визначено основні закономірності зміни акустичного випромінювання як на етапі припрацювання, так і на стаціонарному режимах тертя, які можливо використовувати для розробки методів оцінки стану поверхонь тертя в робочих умовах. методика досліджень для проведення досліджень на зношування були виготовлені дві пари зразків зі сталі шх-15 і 12х2н4а. іспити зразків проводилися на універсальній машині тертя на автоматизованій системі трібодіагностики за конструктивною схемою "диск диск", з 20 % проковзуванням. при цьому рухомий зразок був виконаний зі сталі шх-15, нерухомий – сталі 12х2н4а. розміри досліджуваних зразків складали: діаметр dобр = 25 мм, товщина h = 15 мм. температура мастильного середовища складала 373к і підтримувалася сталою. це досягалося за допомогою системи терморегулювання. дана температура відповідає робочим температурам мастильного середовища вертолітних редукторів і підшипникових опор вертолітних газотурбінних двигунів. швидкість обертання приводного вала машини тертя також вибиралася з умови максимального наближення до умов експлуатації моделюючих вузлів і складала 500 об/хв. на зношування під навантаженням випробувалась як пара тертя без твс, так і пара тертя з з мк шаром. мк шар на поверхнях тертя утворювався після введення між поверхнями зразків, що контактують, мастильної твс типу "комбат", відповідно до методики викладеної в роботі [3]. mailto:vstadnichenko@bk.ru механізми припрацювання пар тертя в об’ємних гідромашинах в умовах "нанозношування" в присутності трибовідновлюючих сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 93 дослідження виконувалися в два етапи. спочатку до пар тертя прикладалося навантаження, яке перераховувалося в прикладене напруження з урахуванням розмірів досліджуваних зразків відповідно до прийнятих методик [5, 7, 8]. первісне прикладене напруження складало maxσ = 1000 мпа. після виходу пари тертя на режим сталого зношування і тривалої роботи на цьому режимі (не менш 30 годин) проводилося миттєве зменшення напруження до значення: maxσ = 600 мпа. діапазон зміни контактних навантажень на зразки вибирався з умови їх відповідності експлуатаційним навантаженням, що виникають на плямах контакту зубів шестерень редукторів і тіл котіння опор вертолітних газотурбінних двигунів. на другому етапі після не менш 5 годин работи під напруженням у maxσ = 600 мпа проводилось раптове навантаження пар тертя до рівня первісного прикладеного напруження maxσ =1000 мпа з їх подальшою работаю на згаданому режимі. основними параметрами, що характеризували зносостійкість досліджуваних пар тертя, були момент тертя і вага зразків, значення яких визначалися відповідно до методики, викладеної в роботі [5]. в процесі тертя також проводилась реєстрація і обробка сигналів акустичної емісії (ае). первинне перетворення інформації виконувалось за допомогою датчика, який був виготовлений з п’єзокераміки цтс-19. частотний діапазон реєстрованих сигналів ае знаходився в межах 500 кгц – 1 мгц. в якості основних оброблюваних параметрів сигналів ае, що реєструються, були: усереднена амплітуда, усереднена потужність і усереднена накопичена потужність. час усереднення складав 0,2 с. після проведення випробувань на тертя та знос були виконані фрактографічний аналіз структурного стану та хімічного складу мкш. для цього використовувався растровий електронний мікроскопаналізатор "camscan4dv" при збільшенні × 3500. результаті досліджень результати випробувань пар тертя без мк шару на зношення показали наступне. у процесі контактної взаємодії при прикладеній напрузі в 1000 мпа відбувається поступовий перехід вузла тертя з режиму припрацювання (макроприцювання) за рахунок оптимізації шорсткості поверхонь фрикційного контакту в режим сталого зношування (рис. 1). рис. 1 – характер зміни усередненої потужності акустичної емісії під час макроприпрацювання а б рис. 2 – залежності зміни мтр (а) і усередненої потужності w (б) у звичайних парах тертя (без мк шару). значення прикладеного напруження: 1, 3 – σmax = 1000 мпа; 2 – σmax = 600 мпа механізми припрацювання пар тертя в об’ємних гідромашинах в умовах "нанозношування" в присутності трибовідновлюючих сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 94 останній режим характеризується стабілізацією значень моменту тертя на рівні мтр ≈ 5,6 н/м (стадія 1, рис. 2, а). після зниження напруження до 600 мпа спостерігається миттєве падіння моменту тертя до значення мтр ≈ 4,3н/м (а, рис. 2, а). надалі спостерігається поступове зростання моменту тертя (в, рис. 2, а), що є характерним для вторинного припрацювання (мікроприпрацювання) трібосистеми за рахунок мікроструктурних змін у поверхнях фрикційного контакту. дане збільшення протікає в плині приблизно однієї години контактної взаємодії поверхонь досліджуваних зразків. після цього відбувається стабілізація моменту тертя на новому рівні, значення якого складало: мтр ≈ 4,5 н/м (стадія 2, рис. 2, а). з отриманих результатів видно, що різниця між миттєвим значенням мтр у момент часу після зменшення напруження і його стабілізованим значенням на новому рівні складає: ∆мтр ≈ 0,2 н/м. після 5 годин роботи пари тертя без мк шару на новому режимі стабілізації, проводилося миттєве збільшення прикладеного напруження до первісного значення ( maxσ = 1000 мпа). на діаграмі зміни мтр даний перехід характеризується різким стрибкоподібним зростанням моменту тертя (с, рис. 2, а) до рівня мтр ≈ 5,9 н/м, що перевищує рівень первісної стабілізації при тому же самому значенні напруження. надалі при тій же напрузі спостерігається плавне зменшення мтр (d, рис. 1, а) з поступовим його виходом на режим стабілізації (стадія 3, рис. 2, а). стадія стабілізації характеризується значенням моменту тертя, що незначно перевищує первісний рівень стабілізації. як показали результати обробки даних, середнє відхилення моменту тертя ∆м на стадії 3 для всіх проведених випробувань складає приблизно 0,5 0,7 %. плавна зміна мтр із виходом на режим стабілізації, як і у випадку зменшення, так і у випадку збільшення прикладеного напруження (в, d, рис. 2, а), очевидно, пов'язано з виникненням і протіканням процесу мікроприпрацювання, що є наслідком структурного пристосування поверхневих шарів працюючих матеріалів у нових умовах навантаження. це співпадає з результатами досліджень, що отримані в роботах [12, 13]. з отриманих даних також випливає, що структурна пристосовуваність при зміні напруження не відбувається миттєво, а протікає в плині деякого, досить тривалого проміжку часу. слід зазначити, що даний проміжок часу у випадку збільшення і зменшення навантаження приблизно однаковий. це дозволяє припустити, що механізми мікроприпрацювання поверхневих шарів матеріалів пар тертя при зміні зовнішніх факторів подібні між собою. результати обробки сигналів ае показали, що характер зміни їхньої усередненої потужності цілком повторює характер зміни моменту тертя. при цьому на акустичній діаграмі також виділяються три характерні стадії, а також стадії, що відповідають стадіям виникнення і протікання вторинного приробляння пар тертя (1, 2, 3, в, d, рис. 2, б). однак, час плавної зміни потужності реєстрованих сигналів на стадії прироблення більше часу плавної зміни моменту тертя (в, d, рис. 2, б). обробка отриманих результатів показала, що тривалість вторинного приробляння, яка фіксується за моментом тертя, при зменшенні навантаження на 3 % менша, ніж при збільшенні навантаження. однак на відміну від стадій стабілізації моменту тертя, що розрізняються за своїми числовими значеннями (стадії 1, 3, рис. 1, а), усереднена потужність сигналів ае на даних стадіях практично залишається постійною і має значення w = 22 ∙ 10-8 b2. це вказує на те, що при поверненні максимального напруження, прикладеного до пар тертя їхнє зношування відбувається за єдиним механізмом. результати випробувань пар тертя з мк шаром при тих же режимах зміни прикладеного напруження показали, що діаграми зміни моменту тертя й усередненої потужності сигналів ае відрізняються від діаграм, отриманих при випробуваннях пар тертя без мк шару. при цьому на діаграмі зміни мтр фіксуються ділянки миттєвої зміни навантаження і переходи до стабілізаційних "нанозносних" стадій (рис. 2, а) з відсутністю ділянок вторинного припрацювання. як і у вище описаних дослідженнях повернення напруги до первісного значення ( maxσ = 1000 мпа) супроводжується збільшенням мтр на стадії стабілізації 3 (рис. 3, а). дане збільшення ∆м для всіх проведених випробувань складає приблизно 0,3 0,6 %, відносно до стадії стабілізації 1 (рис. 3, а). відсутність ділянок плавної зміни мтр при зміні навантаження, ймовірно, пояснюється новим механізмом припрацювання, що забезпечує близьку до "миттєвої" структурну пристосованость мк шару до нового режиму роботи. у той же час, на діаграмах зміни потужності сигналів ае спостерігаються короткочасні сплески акустичного випромінювання, які складають приблизно 6 8 с (с, в, рис. 3, б). вони фіксується в моменти часу зміни прикладеного напруження на ділянках стабілізації мтр (2, 3, рис. 3, а). в подальшому акустичне випромінювання відсутнє. механізми припрацювання пар тертя в об’ємних гідромашинах в умовах "нанозношування" в присутності трибовідновлюючих сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 95 а б рис. 3 – залежності зміни мтр (а) і усередненої потужності w сигналів ае (б) в парах тертя с мк шаром. значення прикладеного напруження: 1, 3 – σmax = 1000 мпа; 2 – σmax = 600 мпа слід зазначити, що поняття "миттєва" зміна прикладеного напруження є досить умовним. з урахуванням його стабілізації встановлення нового значення напруження може відбуватися в плині 2 3 с. у той час, ае випромінювання фіксується на значно більшому проміжку часу. це вказує на те, що при миттєвій зміні прикладеного напруження в парах тертя з мк шаром так само відбувається вторинне припрацювання, але за іншим механізмом, який в подальшому будимо називати наноприпрацюванням. при цьому дисипація енергії поверхонь тертя проходить за зміни механізму розсіювання енергії поверхневим шаром з мікропластичної деформації на механізм ротаційної пластичності пов'язаної з проковзуванням утворених ультрадисперсних фрагментів різного масштабу відносно один одного, тобто наноприпрацювання. цьому висновку відповідають і результати аналізу фрактограм поверхонь зразків пар тертя, які отримані для різних стадій прикладеного напруження (рис. 3). як видно з рис. 4 на всіх стадіях тертя спостерігаються полоси ротаційної рухомості. при цьому деформації, які спостерігаються для стадій 1, 3 (рис. 4, а) значно більші, ніж для стадії 2 (рис. 4, б) (наявність характерних ротаційних смуг). а б рис. 4 – фрактографія поверхні мк шару при мітевій зміні робочого навантаження (×290): а – σmax = 1000 мпа; б – σmax = 600м па висновки таким чином, в результаті проведених досліджень встановлені основні закономірності зміни усередненої потужності сигналів ае при різних механізмах припрацювання пар тертя. показано, що для пар тертя без уведеного твс характер зміни ае діаграм повторює характер діаграм зміни моменту тертя. відповідність тимчасових ділянок вторинного приробляння, що фіксуються за сигналами ае, а також стабільність величини акустичного випромінювання при тому самому значенні прикладеного навантаження свідчить про схожість механізмів структурної пристосованості матеріалів пар тертя в процесії їх експлуатації. механізми припрацювання пар тертя в об’ємних гідромашинах в умовах "нанозношування" в присутності трибовідновлюючих сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 96 наявність сплесків акустичного випромінювання, реєстрованого на малих проміжках часу при зміні умов навантаження пар тертя пар тертя з мкш, при відсутності зміни моменту тертя, дозволяє зробити висновок про існування нанозносного механізму припрацювання. однак воно відбувається зі значною швидкість в проміжку короткого часу за рахунок ротаційної пластичності пов'язаної з проковзуванням утворених ультрадисперсних фрагментів різного масштабу відносно один одного, тобто наноприпрацювання. це підтверджується результатами фрактографічного аналізу. таким чином, можливим є класифікація різних механізмів припрацювання трибосистем відповідно до механізму дисипації енергії, що підводиться при терті. а саме, існує макроприпрацювання, де адаптація трібосистем до умов експлуатації відбувається за рахунок оптимізації рельєфу поверхонь фрикційного контакту. мікроприпрацювання, де адаптація трібосистем до умов експлуатації відбувається за рахунок мікроструктурних змін у поверхнях фрикційного контакту, та наноприпрацювання, де адаптація трібосистем до умов експлуатації відбувається за рахунок проковзуванням утворених ультрадисперсних фрагментів різного масштабу відносно один одного. переніс речовини у термодинамічній системі вузлів тертя в процесі "нанозносного" зношування опосредован щільністю потоку теплоутворення, дисипацією енергії та хімічним потенціалом елементів системи. використання цього підходу дозволяє поясніти поведінку мкш, отриманого при використанні трибовідновлюючих сумішей та дозволяє визначити технологічні, науково-обгруновані рекомендації по його використанню. література 1. аратский п.б., капсаров а.г. применение геомодификаторов трения для увеличения ресурса работы металлообрабатывающего инструмента. – электронный журнал «трение, износ, смазка», 2001, т. 3, №1. 2. половинкин в.н., лянной в.б., аратский п.б. применение геомодификаторов трения для восстановления изношенных поверхностей узлов трения при эксплуатации. – электронный журнал «трение, износ, мазка», 2000, т. 2, № 2. 3. булатов в.п., киреенко о.ф. структурное исследование механизмов безызносного трения конструкционных материалов на основе синергетических представлений // проблемы машиностроения и надежности машин. – №2. – 1991. – с. 56-61. 4. аналіз стану питання та визначення можливих напрямків продовження ресурсу парку літальних апаратів впс україни (шифр “ресурс”). підвищення надійності та довговічності трибосполучень авіаційної техніки модифікацієй їхнього поверхневого шару. (заключний). – т. 2: отчет о нир / харьковский институт ввс украины. – инв. №48282. – харьков, 2003. – 151 с. 5. стадниченко в.н., стадниченко н.г., джус р.н., трошин о.н. об образовании и функционировании мк покрытия, полученного с помощью ревитализантов // вестн. науки и техн. – харьков: хднт и нту “хпи”. – 2004. – вып. 1(16). – с. 18-27. 6. джус р.м., стадниченко в.м., стадниченко м.г. пристрій для беззупиної реєстрації динаміки зміни геометрії зразків при випробуваннях на тертя і знос // вісн. нту “хпи”. зб. наук. пр. темат. вип.: динаміка і міцність машин. – харьков: нту “хпи”. – 2003. – т.1, №12. – с. 58-64. 7. справочник по триботехнике / под общ. ред. хебды м., чичинадзе а.в.: в 3 т. – м.: машиностроение, 1989.– т. 1: теоретические основы. – 400 с. 8. чихос х. системный анализ в трибонике. – м.: мир, 1982.– 352 с. 9. богданов а.к. оптико-структурный машинный анализ лейкоцитов: автореф. дис. … канд. биол. наук. – м., 1983. – 122 с. 10. о структуре поверхностного слоя стали 100cr6, обработанной лезвийным инструментом из композита 10. / розенберг о.а., делеви с.е., шейкин в.н. и др. // сверхтвердые материалы. – 1999. – №5. – с. 57-62. 11. fisher r.a. statistical methods for research works. – edinburgh: oliver and royard, 1958. – 261 p. 12. гаркунов д.н. триботехника. – 2-е изд., перераб. и доп. – м.: машиностроение, 1989. – 328 c. 13. костецкий б.и. трение, смазка и износ в машинах. – к.: техника, 1970. – 263 с. 14. николис дж. динамика неравновесных систем. – м.: мир, 1989. – 486 с. 15. биргер и.а расчет на прочность деталей машин \ справочник \\ и.а.биргер, б.ф. шор, г.б.иосилевич. – м.: машиностроение, 1979. – 702 с. поступила в редакцію 14.11.2013 механізми припрацювання пар тертя в об’ємних гідромашинах в умовах "нанозношування" в присутності трибовідновлюючих сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 97 zaporojetz v.v., stadnychenko v.n. mechanisms of run-in processes of friction pairs of reciprocating pumps in the conditions of "nano-wear" at the presence of tryboretrofitting mixes. the experimental and theoretical researches of run-in processes of friction pairs of reciprocating pumps at the presence of tryboretrofitting mixes (trm) on the base of analysis acoustic emission signals are presented. the dependences of parameters of acoustic emission which correspond to the alteration of energy dissipation mechanism at different mechanisms of run-in of superficial layers are obtained. the classification of run-in regimes is given. keywords: acoustic emission, "nano-wear" friction metal – ceramic layer references 1. aratskiy p.b., kapsarov а.g. primenenie geomodifikatorov treniya dlya uvelicheniya resursa raboty matalloobrabatyvaushego instrumenta. electronniy jurnal «trenie, sznos, smazka», 2001, t. 3, №1. 2. polovinkyn v.n., lannoy v.b., aratskiy p.b. primenenie geomodifikatorov treniya dlya восстановления iznoshennikh poverkhnostey uzlov treniya pri ekspluatatcii. electronniy jurnal «trenie, sznos, smazka», 2000, t. 2, №2. 3. bulatov v.p., kireenko о.f. strukturnoye issledovanie mekhanizmov безызносного treniya конструкционных materialov na osnove synergiticheskykh predstavleniy. problemy mashinostroeniya i nadejnosty mashin. №2. 1991. s. 56-61. 4. analyz stanu pitannya ta viznachennya mojlivikh napryamkiv prodovjennya resursu parku litalnykh aparativ vps ukrainy (shifr “resurs”). pidvishennya nadiynosty ta dovgovicnosty tribospoluchen aviatziynoi tekhniki modifikatcey ykhnego poverkhnevogo sharu. (zakluchniy). т.2 otchet о nir. kharkovskiy institute vvs ukrayni. inv. №48282. kharkov, 2003. 151 с. 5. stadnychenko b.n., stadnychenko n.g., djus r.n. ob obrazovanii i funktzionirovanii мk pokritiya, poluchennogo s pomoshiyu revitalizantov. vestn. nauki i tekhniki. kharkov khdnt и ntu “khpi”. 2004. vyp. 1(16). с. 18-27. 6. djus r.m., stadnychenko v.м., stadnychenko м.g. prystriy dlya bezzupinnoy reestratzii dinamiki zminy geometrii zrazkiv pri viprobuvannyakh na tertya i znos. visn. ntu “khpi”. zb. nauk. pr. temat. vip.: dinamika і mitznist mashin. kharkiv ntu “khpi”. 2003. т.1, №12. s. 58-64. 7. sprovochnik pо tribotekhnike. pod obsh. red. khebdy м., chichinadze а.v. v 3 t. – м.: mashinostroenie, 1989. т. 1: teoreticheskie osnovi. 400 s. 8. chikhos х. systemniy analyz v tribotekhnike. м. mir, 1982. 352 с. 9. bogdanov а.к. optiko-strukturniy mashinniy analyz leykozitov. avtoref. dis. … kand. biol. nauk. м., 1983. 122 с. 10. о strukture poverkhnostnogo sloya stali 100cr6, obrabotannoy lezviyniym instrumentov iz kompozita 10. / rozerbeng о.а., delevi s.е., sheykin v.n. i dr. sverkhtverdie materialy. 1999. №5. s. 57-62. 11. fisher r.a. statistical methods for research works. edinburgh: oliver and royard, 1958. 261 p. 12. garkunov d.n. trybotekhnika– 2-е izd., pererab. i dop. m. мashinostroenie, 1989. 328 s. 13. kostetzkiy b.i. trenie, smazka i iznos v mashinakh. k. tekhnika, 1970. 263 s. 14. nikolis dzh. dinamika neravnovesnikh system. м. mir, 1989g. 486str. 15. birger i.а., shor b.f., ioselevitch g.b. raschet na prochnost detaley mashin. spravochnik. м.: mashinostroenie, 1979. 702 s. 14_kuzmenko.doc контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 89 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов удк 621.891 в соответствии с теоретическим решением задачи о сдвиге сжатых поверхностей вариационным экспериментальным методом разработана методика и анализ её практического использования. на основании анализа экспоненциальной функции распределения напряжений трения по сжатым поверхностям предложен механизм трения скольжения при сдвиге. выполнен методический пример эксперимента по определению функций распределения напряжений трения при сдвиге поверхности поролона. на основе анализа решений предложена модель влияния на износ амплитуды реверсивных скольжений при фреттинг износе. повышенный фреттинг износ при малых амплитудах объzсняется концентрацией напряжений трения в начальной части контакта. ключевые слова: взаимодействие поверхностей, вариационно-экспериментальный метод (вэм), сдвиг, фреттинг износ. 1. методика практического использования решения контактной задачи вэмτ [1] 1.1. исходные данные и диаграмма сдвига 1) расчетная схема: рассматривается сдвиг сжатых поверхностей; для простоты полагаем площадку контакта прямоугольной; 2) поверхности введены в соприкосновение, а затем сжимаются общей силой q до номинального давления σ в контакте; 3) нижний образец жестко закрепляется, акверхнему плавно прикладывается сдвигающая сила f, по мене вырастания силы f верхний образец постепенно смещается на величину х; 4) смещение происходит на малую величину, и имеет две составляющих: упругую линейную и нелинейную от пластичности или от взаимного проскальзывания; указанным признакам соответствует перемещение именуемое предварительным смещением; 5) после достижения максимального перемещения maxx нагрузка f плавно уменьшается до нуля при этом фиксируется перемещение разгрузки; 6) зависимость суммарной силы сдвига оси перемещения имеет название диаграммы сдвига ( ) f х (рис. 2). рис. 2 – график диаграммы сдвига 1.2. функция напряжений трения ( ) хх иτ = τ определение ее параметров 1) в соответствии с решением [1] функция напряжений трения ( )хτ имеет вид: рис. 1 – схема сдвига двух сжатых поверхностей pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:tribosenator@gmail.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 90 0 , nt x e −τ = τ (1.1) где 0 τ − максимальные напряжения трения в точке 0,х = параметр функции ( )xτ ; n – показатель степени экспоненциальной функции распределения напряжений трения; 2) параметр 0τ из [1] определяется по формуле: 0 , nf b ∞τ = (1.2) где ( )f f x∞ = → ∞ предельные значения интегральной силы трения при х → ∞ или при скольжении верхней подвижной поверхности как целого; в первом приближении f f x x∞ = =( )maxxx = ; 3) величина в ровна поперечному размеру площадки контакта; для прямоугольной площадки контакта с площадкою аа: max , aa b x = (1.3) 4) величина n определяется из соотношения: 1 . n x x = (1.4) 5) величина nх определяется по графику диаграммы сдвига путем следующих построений (рис. 3); рис. 3 – схема определения величины xn а) в начале координат приводится касательная к графику диаграммы сдвига; б) из точки а с координатами maxx , ∞f приводится линия параллельно оси х до пересечения с касательной в точке в; в) из точки в опускается перпендикуляр на ось х до пересечения в точке с; г) расстояния ос определяемое в мм равно искаемой величине nх ; ;nос х= этим построением заканчивается определение величин, ходящих в форму функций касательных напряжений ( )хτ по (1.1). 1.3. качественный анализ функциисдвиговых напряжений 0( ) , ntx e−τ = τ 1) при ( ) 00 , ;х х= τ = τ 2) при ( ) , 0;х х→∞ τ → 3) точка 0х = соответствует началу сдвига верхней плоскости как жесткого на деформируемом тонном контактном слое. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 91 рис. 4 – графики функций f(x) и τ(x) 2. связь механизма трения с видом функции ( )хτ 2.1. понятие краевой микродислокации 1) в основе методов описания состояний, свойств и процессов в физике металлов лежит понятие дислокации или несовершенства кристалла [2]; 2) простейшим видом дислокации в металлах является сдвиг части поверхности по нормам к поверхности. область несовершенства кристалла вокруг края плоскости сдвига называется краевой дислокацией; 3) на границе плоскости сдвига краевой дислокации внутри кристалла находится область размером от двух до десяти атомов, обладающие особыми свойствами; особенность этой области состоит в способности перемещаться внутрь кристалла независимо от окружающих область атомов; 4) этот процесс перемещения области дислокации без значительных дополнительных усилий на большие расстояния и выходить на противоположную плоскость кристалла называют скольжением краевой дислокации. при этом сдвиг распространяется постепенно; в каждый момент времени в нем участвуют не все атомы по плоскости сдвига, а только те, которые находятся в области дислокации; происходит поочередное эстафетное перемещение атомов на расстояния меньшие атомного; в результате чего дислокация скользит на большие расстояния через весь кристалл; 5) важно, что для поддержания этого процесса необходимо касательные напряжения несравненно меньшие чем предельные напряжения сдвига. 2.2. понятие о механизме действии краевой макродислокации при трении скольжения 1) из рассмотрения графики функции ( )хτ следует, что в точке 0х = действуют наибольшие касательные напряжения трения; возможно, что эти напряжения превышают предел текучести материала контактного слоя: ( 0) ;txτ = ≥ τ ; (1.5) 2) под действием силы ( )f x при выполнении условия (1.5) в зоне границы поверхностей произойдет локальный сдвиг 1х∆ части верхней поверхности относительно нижней; будем называть этот локальный сдвиг макродислокацией, возникающей в контакте поверхностей; 3) появление сдвига 1х∆ приводит к уменьшению площади контакта поверхностей аа на величину 1aa x b∆ = ∆ : 1 1 ;aa aa x b= − ∆ ; (1.6) 4) оставляя функции ( )f x и ( )хτ прежними в результате из (1.6) имеем увеличения напряжения трения в точке: 2 1 1, х х х= − ∆ на величину: 2 1 ( )f x aa =∆τ . (1.7) 5) на последующих шагах сдвига 2 3, ....х х∆ ∆ процесс повторяется до выхода макро дислокации на противоположную грань, что означает сдвиг верхней поверхности относительно нижней на величину .х∆ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 92 2.3. выводи по п. 1 п. 2 1) контактной задачи о сдвиге и определении функций ( )хτ методом вэдτ позволяет определить функцию распределения напряжений трения ( ) ;хτ 2) функция напряжений ( )хτ имеет ярко выражений экстремум в точке 0х = со значением 0τ = τmaxτ ; 3) напряжения maxτ в точке 0х = вызывает микросдвиг ,х∆ который можно рассматривать как краевую макродислокацию в области контакта поверхностей; 4) появление микросдвига или макродислокации приводит к уменьшению площадки контакта при неизменной силе ( )f x что вызывает рост касательных напряжений в точке 10 х+ ∆ и появление новых перемещений до точки 0 2 ;х+ ∆ 5) таков механизм дискретного эстафетного перемещения поверхностей без приложения всей полной силы ( )f x одновременно; 6) подчеркнем, что такой механизм удается описать при использовании решения задачи о сдвиге вэмτ − методом. 3. сдвиг сжатого поролона как методический пример использования метода 3.1. расчетная схема и исходные данные методики эксперимента рис. 3.1 – схема эксперимента 1 – корпус; 2 – образец поролон; 3 – динамометр; 4 – основание; 5 – индикатор таблица 3.1 результаты испытания w f, кг х, мм τ(х), кг/см2 1 0,84 0,7 0,033 2 1,0 0,9 3 1,2 0,11 0,017 4 1,42 0,2 5 1,86 0,23 0,037 6 2,4 0,39 0,0043 исходные данные 1) в = 70 мм; 2) f∞ = 2,4 кг; 3) maxx = 39 мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 93 3.2. обработка результатов испытания определение величин входящих в формулу (1.2): 0 , nf b ∞τ = 1) величина максимальной силы трения f∞ определяется по графику диаграммы сдвига рис 3.2; f∞ = 2,4 кг; 2) величина в = 70 мм, задана; 3) для определения величины n: 1 , n n x = при определении nх делаются построения по рис. 3.2: 18,0=nx мм, далее 6,518,0/1 ==n 1/мм; 4) итоговый расчет 0τ : 0 5, 6 2, 4 0, 033 70 ⋅ τ = = кг/мм2; 5) функция напряжения трения: 0, 39х = 5,6 20 0, 033 / , nx xе e кг мм− −τ = τ = кг/мм2; (1.8) 5,6 0,39 2( 0, 39) 0, 033 0, 043 / ,х e кг мм− ⋅τ = = = кг/мм 2; 0,11х = 5,6 0,11 20, 033 0, 017 / .e− ⋅τ = = кг/мм2. 4. сдвиг круговой площадки трения* для стали 45 на 40 мкм 4.1. исходные данные: 1) круговая площадка с площадью аa = 16,9 мм2; d = 4,11 мм; 2) материал поверхностей шх15; 3) нагрузка нормальная n = 40 кг; давление n/аa = 40/16,9 = 2,37 кг/мм2. 4.2. результаты измерений (по данным аспиранта хну в. кускова): 1) измерения перемещений сдвига с точностью до 1 мкм и соответствующих сил результаты приведены в табл. 4.1: таблица 4.1 n = 40 кг n = 30 кг № п/п x, мм f(x), кг x, мм τ(х), кг/мм2 1 0 0 0 66,5 2 0,01 2,4 0,01 35 3 0,02 3,5 0,02 18,48 4 0,03 4,2 0,03 9,7 5 0,04 4,4 0,04 5,1 результаты измерений нанесены на график диаграммы сдвига рис 4.1 4.3. обработка результатов измерений, диаграммы сдвига в соответствии с методикой изложенной в п. 1 выполняются следующие действия направленные на определение параметров 0 , nτ функции распределения напряжений трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 94 0( ) , nxx e−τ = τ (4.1) 1) путем графического построения находим по рис. 4.1 вспомогательную величину 315·10nx −= мм; 2) по формуле (1.4) находим показатель степени n: 3 3 1 1 0, 067 10 15, 6 10 ; n n x − ⋅ ⋅ = = = ; (4.2) 3) по графику максимальное сдвиговое усилие: 4, 2f∞ = кг; 4) ширина площадки контакта: 1/ 216, 9 4,11( )b = = мм; 5) максимальное касательное напряжение определяется по (1.2): 0 6, 064 4, 2 66, 5 4,11 n f b ∞ ⋅⋅τ = = = кг/мм2; (4.3) 6) напряжение трения с учетом (4.2) и (4.3) определяется по (4.1) из выражения: 3(6,064 10 )( ) 66, 5 ,xx e− ⋅τ = ⋅ ; (4.4) 7. результаты расчетов ( )хτ при разных х приведены в табл. 4.1 и на графике рис. 4.1. 6,4( ) 66, 5 ,xx e−τ = ⋅ . (4.5) рис. 4.1 – диаграмма сдвига 4.4. работа трения (энергия): 1) по определению: max 0 ,( ) x e f x dx= ∫ (4.6) 2) при ( ) 1 ,( )nxf x f e−∞= − (4.7) ( ) max max 0 1 1 xx nx nx o e f e dx f x e n − − ∞ ∞  = − = − ⋅ − ∫ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 95 max 0 max 1 1 0nxe f x e e n n − ∞      = − ⋅ − − ⋅    − −     max max max 1 1 1 max nx n x e e e x n x − ∞ ⋅ = + ⋅ − ⋅ ⋅ ( )max max max 1 1 1 ,nx e e e x n x − ∞ = + − ⋅ ⋅ (4.8) при 1 15 n = max 40,x = 15 40 max 15 1 1 , 40 e e e x − ∞ +   = −  ⋅   max 1 0, 375 0, 313 1 0,117 0, 883,( ) e f x∞ −= + ⋅ − = = ⋅ max 0, 883.( )e f x∞= ⋅ ⋅ работа трения может быть мерой напряжённости сопряжения при трении и фреттинг-износе. 4.5. оценка влияния амплитуды на фреттинг износ 1. при малых амплитудах смещений поверхностей большей повреждаемости подвергается начальный (левый) участок контакта, в котором как найдено в решении, касательные напряжения могут быть в несколько раз больше, чем на остальной части контакта при равном пути трения. 2. используя модель изнашивания в форме: m w wu k s= ⋅ σ ⋅ . (4.10) с учетом трения по кулону f τ σ = имеем: m w w mu k sf τ = ⋅ ⋅ . (4.11) 3. если принять для одной пары трения величины wk , , ,m f s, f , s постоянными, то влияние амплитуды смещений можно выразить через износ (4.11). при 1m = : 1 1 1 2 2 2 ( ) ( ) ( ) ( ) w w u x u x δ τ = δ = δ τ = δ . (4.12) 4. например (с учетом табл. 4.1) при δ1 = x = 0,01 мм; δ2 = х = 0,04 мм по (4.12) отношение износов будет: 1 1 2 2 0, 01 35 7 0, 04 5,1 ( ) ( ) w w мм мм u u δ = = = δ = раз. фреттинг износ при амплитуде δ1 = 10 мкм больше износа при δ2 = 40 мкм в 7 раз. 5. сдвиг плоских стыков направляющих станков по [3] 5.1. условия испытаний: 1. измерения ( )f x для диаграммы сдвига выполнена на натуральных направляющих скольжения станков. 2. при нормальном давлении σ = = =3,5 кг/см2 = 0,035 кг/мм2 без смазки и со смазкой; 3. площадь контакта 51 см2 = 5100 мм2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 96 5.2. результаты испытаний представлены в табл. 5.1 и на рисунке рис. 5.1 таблица 5.1 без смазки со смазкой № п/п х, мкм х · 10-3, мм f(x), кг τ(х), кг/мм2 х, мкм f(x), кг τ(х), кг/мм2 0 1587 1478 1 0,05 6,1 0,1 6,1 2 0,1 12,2 0,13 12,2 3 0,2 18,4 0,25 18,4 4 0,32 24,5 0,36 24,5 5 0,55 30,6 1,0 28,5 6 0,7 0 33,6 91 36,5 рис. 5.1 графики функций f(x): 1 – без смазки; 2 – со смазкой 5.3. обработка результатов испытаний: 1) определение максимального касательного напряжения производится по(4.3): 0 ; n f b ∞⋅τ = по (5.1) 2) при площади контакта в1 = 51 см2, в2 = 225 см2 величину в определяем как для площади квадрата: 1/ 2 1 5100 71, 4( )b = = мм; 2в 1/ 2 1 22500 150( )b = = мм. 5.3.1. сдвиг без смазки 1) по табл. 5.1 f∞ = 30,6 кг; 2) по графику в соответствии с графическим способом определения находим nx = 0,27 мкм = 0,27 · 10 -3 мм соответственно: 3 3 1 1 3, 7 10 0, 27 10n n x − ⋅ ⋅ = = = 1/мм; 3) определяем 0τ при в1 = 71,4 мм: 3 0 1 10 30, 6 1587 0, 27 71, 4 ( ) ⋅ ⋅ τ = = кг/мм2; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 97 4) определим 0τ при в2 = 150 мм: 3 0 2 10 30, 6 755 0, 27 150 ( ) ⋅ ⋅ τ = = кг/мм2; 5) распределение ( )хτ : 33,7 101587 ,( ) xx e− ⋅ ⋅τ = ⋅ (5.2) при 30, 7·10х −= мм: 3 3,7 /0,7 2,860, 7 10 1587 1587 91( ) e e− − −⋅τ = ⋅ = ⋅ = кг/мм2. 5.3.2. сдвиг со смазкой 1) по табл. 5.1 f∞ = 28,5 кг; 2) по графику в соответствии с графическим способом определения находим nx = 0,27 мкм = 0,27·10-3 мм соответственно: 3 3 1 1 3, 7 10 0, 27 10n n x − ⋅ ⋅ = = = 1/мм. 1) определяем 0τ при 1в = 71,4 мм: 3 0 10 28, 5 1478 0, 27 71, 4⋅ ⋅ τ = = кг/мм2; 2) распределение ( )хτ : 33,7 101478 ,( ) xx e− ⋅ ⋅τ = ⋅ (5.2) при 31·10х −= мм, 3 3,7 /11 10 1478 36, 5( ) e− −⋅τ = ⋅ = кг/мм2. выводы 1. в соответствии с теоретическим решением задачи о сдвиге сжатых поверхностей вариационно-экспериментальным методом (вэмτ) [1] разработана методика и анализ её практического использования, решения. 2. на основании анализа экспоненциальной функции распределения напряжений трения по сжатым поверхностям при трении; предложен механизм трения скольжения при сдвиге; (механизм подобен скольжению дислокаций в физике металлов). 3. выполнен методический пример эксперимента по определению функций распределения напряжений трения при сдвиге поверхности поролона. 4. в качестве примера реального практического применения решения вэмτ выполнен эксперимент по сдвигу кругового контакта из стали 45. 5. на основе анализа решений предложена модель объясняющая влияние на износ амплитуды реверсивных скольжений при фреттинг износе. повышенный фреттинг износ при малых амплитудах объесняется концентрацией напряжений трения в начальной части контакта. 6. выполнен анализ касательных напряжений трения в направляющих станков по данным левиной з.м. [3]. литература 1. кузьменко а.г. вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений // проблемы трибологии. – 2013. – № 1. – с. 144 153. 2. новиков и.и. дефекты кристаллического строения металлов. – м.: металлургия, 1975. – 208 с. 3. решетов д.н., левина з.м. контактная жесткость машин. – м.: машиностроение, 1971. поступила в редакцію 24.04.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная механика сдвига сжатых поверхностей. методика и примеры расчетов проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 98 kuzmenko a.g. contact mechanics of change of the compressed surfaces. method and examples of calculations. in accordance with the theoretical decision of task about the change of the compressed surfaces a variation experimental method is develop a method and analysis of its practical use. on the basis of analysis of exponential function of distributing of tensions of friction on the compressed surfaces the mechanism of sliding friction is offered at a change.the methodical example of experiment on determination of functions of distributing of tensions of friction is executed at the change of surface of foam rubber. on the basis of analysis of decisions the model of influence on the wear of amplitude of the reversible sliding is offered at fretting wear. enhanceable fretting wear at small amplitudes is explained the concentration of tensions of friction in initial part of contact. keywords: co-operation of surfaces, variation experimental method, change, fretting wear. references 1. kuz'menko a.g. variacionno-jeksperimental'nyj metod v kontaktnoj mehanike sdvigovyh peremeshhenij i naprjazhenij, problemy tribologii. 2013. no 1. pp. 144 153. 2. novikov i.i. defekty kristallicheskogo stroenija metallov. m.: metallurgija, 1975. 208 p. 3. reshetov d.n., levina z.m. kontaktnaja zhestkost' mashin. m. mashinostroenie, 1971. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_velboy.doc дискретна електроконтактна цементація циліндричної поверхні проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 29 вельбой в.п., посонський с.ф., диха о.в., дробот о.с. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна дискретна електроконтактна цементація циліндричної поверхні в даній роботі запропонований спосіб підвищення зносостійкості деталей вузлів тертя машин хіміко-термічною обробкою шляхом дискретної електроконтактної цементації циліндричних поверхонь сталевих виробів. відомий спосіб електроконтактного поверхневого загартування деталей, який передбачає нагрівання заготовок по дискретних ділянках поверхні, в яких загартовані та незагартовані ділянки чергуються між собою [1]. недоліком такого способу є те, що він забезпечує підвищення зносостійкості виробів, виготовлених лише з конструкційних та інструментальних сталей, схильних до гартування. найближчими до запропонованого способу за сукупністю ознак є відомий спосіб нанесення зносостійкого дискретного покриття, за яким розташований на поверхні деталі шар порошкового матеріалу притикається і обкочується роликовим електродом з використанням імпульсного електричного струму для дискретного зміцнення поверхні [2] та спосіб нанесення зносостійкого дискретного покриття, що полягає у використанні шару зносостійкого матеріалу з гранул сферичної форми, які дискретно розташовані на поверхні деталі і роликовим електродом гранули притискають до поверхні деталі та пропускають електричний струм [3]. недоліком вказаних способів є застосування їх тільки для плоских поверхонь і неможливість нанесення дискретних зносостійких покриттів на циліндричних внутрішніх і зовнішніх поверхнях деталі, особливо малих розмірів, через нестабільне утримання гранул і порошку на циліндричній поверхні. в основу запропонованого способу поставлене завдання підвищення зносостійкості циліндричної поверхні деталей з маловуглецевих сталей шляхом її навуглецювання дискретною цементацією з одночасним загартуванням з температури електроконтактного нагрівання. поставлене завдання вирішується тим, що дискретна цементація здійснюється циклічними електричними контактами бойка-електрода з оброблюваною поверхнею з використанням вуглецевої тканини, вставленої між бойком-електродом і оброблюваною поверхнею. вуглецева тканина у вигляді згортки щільно облягає зовнішню (внутрішню) поверхню деталі і фіксується на протилежній поверхні, наприклад, пружними кільцями. вуглецева тканина 1 одним шаром щільно облягає зовнішню або внутрішню (рис. 1) поверхню деталі 2. краї тканини 1 завертаються на торцях деталі 2 і притискаються до протилежної її поверхні, наприклад, пружними кільцями 3, виготовленими з електроізоляційного матеріалу. рис. 1 – схема способу електроконтактної цементації обгорнута тканиною 1 деталь 2 затискається кулачками 4 токарно-гвинторізного верстату. до поверхні деталі 2, протилежної оброблюваній поверхні, притискається ковзкий електричний контакт 5, з’єднаний з джерелом живлення (не показано) напругою 2 … 3 в і силою струму 250 … 300 а. до другої клеми джерела живлення з’єднується бойок-електрод 6, закріплений у різцетримачі верстату (не показано) з можливістю здійснення з заданою частотою переривчастих контактів з обгорнутою вуглецевою тканиною 1 оброблюваною поверхнею деталі 2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дискретна електроконтактна цементація циліндричної поверхні проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 30 формування дискретно цементованої циліндричної поверхні відбувається при обертанні деталі 2 і осьовій подачі бойка-електрода 5 приводом механізмів верстата, а радіальне переміщення бойкаелектрода забезпечується окремим приводом пристрою (не показано), закріпленому у різцетримачі верстату. змінюючи частоту 1n обертання оброблюваної деталі, величину осьової подачі s і частоту 2n радіального переміщення бойка-електрода 5 отримують задане розміщення точок контакту бойкаелектрода 5 з обгорнутою вуглецевою тканиною оброблюваною поверхнею деталі 2, у яких відбувається локальне нагрівання і навуглецювання поверхні. висновки 1.запропонований спосіб дискретної електроконтактної цементації циліндричної поверхні, що включає розташування вуглецево місткого матеріалу на поверхні циліндричної деталі, притискання матеріалу до оброблюваної поверхні електродом-бойком з пропусканням через них електричного струму до отримання дискретно зміцненої ділянки. 2. основною відмінністю запропонованого способу є те, що зміцнення ділянки здійснюється навуглецюванням дискретною цементацією циліндричної поверхні з одночасним загартуванням від температури електроконтактного нагрівання. література 1. деклараційний патент україни на винахід №55099 а, 7 с21d1/40. спосіб електроконтактного поверхневого загартування деталей / мілевський с.в., ляшенко б.а., клименко с.а., мановицький о.с., муковоз ю.о. опубл. 17.03.2003, бюл. №3, 2003 р. 2. патент україни на корисну модель №39488 мпк (2009) с23с 4/00. спосіб нанесення зносостійкого покриття / ляшенко б.а., ліпінська н.в., лопата л.а., стрижало в.о., новогрудський л.с., опубл. 25.02.2009, бюл. №4, 2009 р. 3. патент україни на корисну модель №38200 мпк (2006) с23с 4/00. спосіб нанесення зносостійкого дискретного покриття / ляшенко б.а., лопата л.а., майстренко а.л., кіндрачук м.в., опубл. 17.03.2003, бюл. №3, 2003 р. надійшла 15.06.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 8_svirid.doc трибологические параметры сталей в обработанных магнитным полем смазывающих материалах проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 52 свирид м.н., кудрин а.п., приймак л.б. национальный авиационный университет, г. киев, украина трибологические параметры сталей в обработанных магнитным полем смазывающих материалах введение повышение срока службы прецизионных трибообъектов (плунжерный, шестеренчатый насосы), экономия смазивавающих веществ это важная техническая задача. одним из основных факторов при этом является износостойкость трибосопряжений, зависящая не только от металлофизических характеристик поверхностей трения, но и от свойств смазочного материала. в условиях физико-химических взаимодействий смазочного материала с поверхностью металла при трении одним из направлений повышения срока службы трибосопряжений и восстановления изношенных подвижных сопряжений является трибомодификация поверхностей трения формированием металлосодержащих пленок путем использования в качестве рабочей среды обработанных магнитным полем смазывающих материалов. смазывающие материалы, обработанные магнитным полем, обладают высокими антифрикционными и противоизносными свойствами [1], потому и используются для смазки магнитных подшипников, магнитожидкостных торцевых уплотнений, зубчатых передач с магнитной системой подачи смазки и т.д. таким образом, актуальным при трении представляется использовать в качестве рабочей среды смазывающие материалы, обработанные магнитным полем. цель работы. определить влияние магнитного поля на состояние смазывающего материала и изменение трибологических параметров сталей. научная новизна. изменяя состояние смазывающего материала использованием энергии магнитного поля оптимизируем трибологические параметры поверхностей трения. для исследования выбраны объекты: энергетические влияния магнитного поля на смазывающий материал (постоянные магниты, с возможностью смены мощности магнитной идукции и направления магнитных линий); физические: образец из стали 2 в форме цилиндра, диаметром 3 мм, стекло (модельное контртело, которое позволяет проводить мониторинг процесса трения), рабочая среда – моторное масло м10г2к, синтетическое масло 5w40. в свою очередь магниты создают постоянное, равномерное магнитное поле, которое влияет на рабочую среду вне зоны трения (рис. 1). а б в рис. 1 – схема направлений магнитных линий, относительно рабочей среды, при трении: а – расположение s n полюсов магнита; б – s n s n; в – s s n n n s s n s s n n s n pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологические параметры сталей в обработанных магнитным полем смазывающих материалах проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 53 експеримент проводились на трибологическом комагнитное полелексе [2], который дает возможность проводить мониторинг поверхности трения и соответственно изучить процессы, происходящие в трибосистеме при трении в рабочей среде, обработанной магнитным полем. исследования на износостойкость проводили по схеме контакта плоскость палец. нормальная нагрузка на образец составляла 5 мпа, а скорость – 0,1 м/с. результаты исследований поверхности трения стальных образцов по контртелу-стеклу в смазывающих рабочих середах, обработанных магнитным полем, м10г2к и 5w40, с разными направлениями магнитных линий (рис. 1) и различной магнитной индукцией представленны на рис. 2. м10г2к а б в г 5w40 д э е ж без магн. s n s n s n s s n n рис. 2 – топография поверхности трения образца из стали 2 по контртелу из стекла в робочих середах м10г2к и 5w40, обработанных магнитным полем, с разными направлениями магнитных линий (рис. 1) на поверхностях трения без влияния магнитного поля (рис. 2, а, д) практически нет защитных пленок, что говорит о том что интенсивность изнашивания в этом случае высокая (топография поверхностей трения фиксировали в динамическом режиме). на рис. 2, б, э представленны поверхности трения под действием магнитного поля, с направлением s-n, величина магнитной индукции составляла 0,15 тл. топография поверхности при этом характеризуются наличием защитных пленок, что объясняется тем, что парамагнитные и ферромагнитные модификаторы рабочей среды, попадая в зону влияния магнитного поля намагничиваются. и укрепляются по краю поверхности трения (по периметру образца на острых краях), после чего, уже механическим действием переносятся в рабочую зону образовывая трибологические плёнки. при этом несколько повышается процесс репарации поверхности по отношению к трению без магнитного поля рис. 3 (2). картинка, образованная при трении на рис. 2, в, е, с направлением магнитного поля s-n-s-n характеризуется значительным количеством продуктов участвующих в механизме трения, с которых образовываются защитные трибологические плёнки. это говорит о том что парамагнитные и ферромагнитные модификаторы смазывающего материала намагничиваются в зоне действия магнитного поля, и оседают на трущуюся поверхность интенсивней чем в предыдущем случае за счет силы магнитного поля равного 0,3 тл и перпендикулярного направления магнитных линий, которые в свою очередь влияют на ориентировку диполей рабочей среды. кроме того намагниченные продукты износа и модификаторы масла в зоне трения активно внедряя их в поверхность, отчего проходят процессы репарации трущегося материала рис. 3 (3). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com трибологические параметры сталей в обработанных магнитным полем смазывающих материалах проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 54 1 2 3 4 р1 р2-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 в, мкм/км 5w 40, м10г2к рис. 3 – трибологические параметры стали 2 по стеклу в рабочих средах м10г2к и 5w40 в рабочей среде обработанной магнитным полем разных направлений: 1 – без магнита; 2 – s n (рис. 1, а); 3 – s n s n (рис. 1, б); 4 – s s n n (рис. 1, в) и величены магнитной индукции результаты трибологических исследований образца из стали 2 по модельному контртелу-стеклу в робочих средах м10г2к и 5w40 обработанных магнитным полем, с учётом разного направления магнитных линий представленны на рис. 3. таким образом, исходя из результатов представленных на рис. 3 постоянное магнитное поле при влияние на смазывающую рабочую среду значительно улучшает противоизносние характеристики стали 2 в направленом магнитном поле s n(рис. 1, а), s-ns-n (рис. 1, б). выводы в ходе экспериментов определено влияние магнитного поля на модифицирующие добавки смазывающего материала и трибологические параметры сталей в обработанных магнитным полем робочих средах. установлено что интенсивное восстановление поверхностей трения проходит в рабочей среде обработанной магнитным полем постоянного магнита при котором дипольные моменты располагаются перпендикулярно поверхности трени, что позволяет существенно повысить ресурсные показатели агрегатов. литература 1. балденко а.а., пичугин в.ф, лаптева в.г. повышение износостойкости металлических пар в моторных маслах трибомодификацией поверхностей трения // трение и смазка в машинах и механизмах. – 2008. – том 10, № 3. – с. 27-32. 2. свирид м.м., паращанов в.г., занько с.м., задніпровська с.м., приймак л.б. патент на корисну модель: пристрій для дослідження матеріалів на тертя та зношування, ua 36600 go1n 3/56, 27.10.2008. надійшла 26.12.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_diha.doc схеми і результати трибологічних випробувань дискретно модифікованих циліндричних зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 38 диха о.в., вельбой в.п., диха м.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com схеми і результати трибологічних випробувань дискретно модифікованих циліндричних зразків удк 621.891 представлені результати експериментальних випробувань зносостійкості зміцнених дискретною електромеханічною обробкою циліндричних зразків. дискретність обробки досягалась шляхом створення на поверхні треків обробки, розташованих із заданим кроком під кутом до циліндричної твірної зразки. в результаті випробувань встановлений вплив геометрії обробки на зносостійкість зразків та вплив дискретного зміцнення на знос спряжених конструкційних антифрикційних матеріалів. ключові слова: випробування, знос, електромеханічне зміцнення, геометрія обробки, антифрикційні матеріали. вступ на сьогодні в трибології на відміну від міцності фактично відсутні довідники чи бази даних на зношування пар тертя. їх просто не може бути до тих пір, доки не створена єдина основа експериментальної трибології. створення бази трибологічних даних ускладнюється також наявністю великого числа факторів, що впливають на зношування.інтенсивність зносу різних пар тертя може відрізнятися в сотні раз. також може відрізнятися знос однієї пари тертя в залежності від мастильного матеріалу, умов навантаження, температури, швидкості тощо. головною ознакою зміни умов є зміна виду зношування. вид – це зовнішня картина результату процесу зношування: топографія і структура матеріалу поверхні і підповерхневого шару. вид зношування визначається його механізмом, тобто тими складовими, що спостерігаються, з яких складається процес: деформування, руйнування, хімічні і фізичні процеси і т.д. випробування на зношування можуть виконуватися з різною метою, зокрема: якісне порівняння матеріалів на зношування; вивчення механізму і виду зношування; визначення параметрів моделей, що описують кількісні закономірності процесу. мета досліджень в даній роботі застосовується комплексних підхід порівняльних випробувань зносостійкості зміцнених циліндричних зразків за допомогою контрольного зразка та експериментальні дослідження впливу зміцнення цих зразків на зношування конструкційних антифрикційних матеріалів. відомі методи трибологічних випробувань і способи підвищення зносостійкості деталей пар тертя ґрунтуються на оптимізації експлуатаційних властивостей контактних поверхонь і умов їх мащення з урахуванням умов роботи рухомого спряження. одним з перспективних і технологічно реалізованих способів зменшення зносу деталей є дискретне зміцнення поверхні деталі електромеханічною обробкою. метою даної роботи є дослідження впливу однобічного і двобічного електромеханічного обкатування циліндричної поверхні деталі типу вала твердосплавним роликом, технологія і режими якого представлені в роботі [1], на зносостійкість зміцненої поверхні і зношування спареного з валом вкладиша. основний матеріал для дослідження представлені три зразки зі сталі 40х (рис. 1), які відрізнялися тим, що перший зразок не піддавався зміцненню і використовувався для порівняння зносостійкості його поверхні твердістю 23 нrc з іншими зразками за однакових інших умов тертя. другий зразок піддавався електромеханічному обкатуванню твердосплавним роликом на токарно-гвинторізному верстаті з кроком правої подачі 1,75 мм. третій зразок також піддавався електромеханічному обкатуванню за тих же умов спочатку в напрямі правої, а потім в напрямі лівої подачі з однаковим кроком. таким чином на поверхнях другого і третього зразків формувалась різна топографія і щільність дискретно зміцнених зон, а відповідно і напруженого стану поверхні. на рис. 2 показана топографія треків обробки, ширина яких знаходилась в межах 1,4 ... 1,6 мм. перед випробуванням на зносостійкість обкатані зразки обточували до стану гладкої поверхні ø24 мм, оскільки після обкатування були чітко виявлені канавки втискання ролика глибиною до 0,5 мм і відповідні напливи витісненого з них металу. твердість обточеної поверхні другого зразка становила 25 нrc, а третього зразка – 28 нrc. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:tribosenator@gmail.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com схеми і результати трибологічних випробувань дискретно модифікованих циліндричних зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 39 рис. 1 – геометрія треків поверхні випробувальних зразків рис. 2 – топографія треків поверхні випробувальних зразків випробування зносостійкості зразків проводили на лабораторній установці для дослідження трибологічних властивостей конструкційних і мастильних матеріалів [2] за схемою пари тертя «циліндр кулька» [3] з використанням пристрою для мащення, показанного на рис. 3. мащення здійснювалось маслом castrol 10w-40 (67 %) з камери 1, прикріпленої на кронштейні 4, фетровою щіткою 2, яка дотикалася до поверхні досліджуваного зразка 3, що обертався з частотою 340 об/хв. кулька 5 діаметром 12,7 мм зі сталі шх15 нерухомо закріплена в повзуні 6, встановленому між напрямними 7 з можливістю притискання кульки до зразка силою 50 н. випробування на зносостійкість кожного зразка проводили протягом 3-х годин з періодичним вимірюванням ширини сліду стирання поверхні зразка мікроскопом мбс-10 через кожні 30 хв. результати проведених випробувань представлені на рис. 4 і в табл. 1. рис. 3 – пристрій випробування за семою тертя «циліндр-кулька» рис. 4 – залежність ширини сліду стирання зразків від тривалості випробування аналіз фрактографії слідів стирання показав, що поверхня стирання не зміцненого зразка має чітко видимі безперервні лінії в напрямі шляху тертя, а на поверхні слідів стирання дискретно зміцнених зразків проявляються локальні кратери, зумовлені очевидно вириванням окремих зон, що відрізняються механічними властивостями і напруженим станом. щільність і розміри кратерів поверхні стирання зразка, що піддавався двобічному обкатуванню значно більші, ніж на поверхні зразка, який піддавався однобічному обкатуванню. таблиця 1 показники зношування незміненої і дискретно зміцнених поверхонь зразків зі сталі 40х ширина сліду зносу b, мм тривалість випробувань t, хв шлях тертя s, м зразок 1 зразок 2 зразок 3 30 766,7 0,75 0,55 0,25 60 1533,4 1,08 0,78 0,32 90 2300,1 1,25 1,00 0,36 120 3066,8 1,36 1,10 0,38 150 3833,5 1,45 1,15 0,4 180 4600,2 1,45 1,15 0,4 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com схеми і результати трибологічних випробувань дискретно модифікованих циліндричних зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 40 вплив топографії дискретно зміцненої поверхні вала на зношування спареного вкладиша випробували за схемою тертя «циліндр плоский вкладиш» (рис. 5) з використанням пристрою для мащення (рис. 2), у якому випробувальний вкладиш 5, нерухомо закріплений до повзуна 6, притискався силою р = 75 н до дискретно зміцненої поверхні зразка 3, що обертався з частотою n = 340 об/хв. за умови мащення оливою ол castrol 10w-40 (67 %). випробували вкладиші у формі прямокутних пластин шириною 14 мм і товщиною 2 … 4 мм з технічно чистого алюмінію а85, латуні л63, антифрикційного матеріалу корінних вкладишів двигуна автомобіля і вуглецевої сталі 20. оскільки за вказаних умов спостерігалось інтенсивне зношування вкладишів з кольорових металів, то слід стирання кожного вкладиша вимірювали тричі через 10 хв тертя. шлях тертя за 10 хв випробувань складав 25,5 м, за 20 хв – 51 м, за 30 хв – 76,5 м. ширину b сліду стирання сталевого вкладиша вимірювали мікроскопом мбс-10, а інших вкладишів – штангенциркулем digtal caliper з електронним дисплеєм.. встановлено, що зношування вкладишів практично не залежить від топографії зміцненої поверхні спареного зразка, а відхилення розмірів слідів стирання знаходиться в межах похибки вимірювання. усереднені результати випробувань вкладишів представлені на рис. 6, де крива 1 відповідає зношуванню вкладиша з технічно чистого алюмінію а85, крива 2 – антифрикційному матеріалу корінних вкладишів двигуна автомобіля, крива 3 – латуні л63, крива 4 – сталевого вкладиша (сталь 20). рис. 5 – пристрій випробування за семою тертя «циліндр-плоский вкладиш» рис. 6 – залежність ширини сліду стирання вкладиша від тривалості випробування величина зносу вкладишів розрахована за формулою: 2245,0 brru −−= , (1) де r – радіус зміцненої поверхні зразка, мм; b – ширина сліду стирання вкладиша, мм. експериментальні значення ширини слідів стирання і розраховані за формулою (1) загальноприйняті величини зносу вкладишів випробуваних матеріалів наведено в табл. 2. таблиця 2 показники зношування вкладишів з випробуваних матеріалів ширина сліду стирання b, мм величина зносу u, мм матеріал вкладиша твердість, мпа 10 хв 20 хв 30 хв 10 хв 20 хв 30 хв алюміній а85 230 5,10 6,25 6,47 0,27 0,42 0,44 антифрикційний* 950 2,85 3,37 3,74 0,08 0,12 0,14 латунь л63 1100 1,83 3,0 3,50 0,03 0,09 0,13 сталь 20 2230 0,8 1,08 1,12 0,004 0,010 0,011 примітка: * матеріал корінних вкладишів колінчастого вала двигуна автомобіля. встановлена прямо пропорційна залежність зносу від твердості матеріалу вкладиша: чим більша твердість, тим менша величина зносу. за даних умов випробування знос вкладиша з алюмінію а85 після 30 хв тертя більше, ніж у 4 рази перевищує знос вкладишів з латуні л63 і матеріалу корінних вкладишів колінчастого вала двигуна автомобіля. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com схеми і результати трибологічних випробувань дискретно модифікованих циліндричних зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 41 висновки 1. електромеханічна обробка циліндричної поверхні твердосплавним роликом призводить до різного ступеню дискретного зміцнення поверхні зразка залежно від способу обкатування, що проявляється в процесі випробувань поверхні на її зносостійкість. 2. при однобічному і двобічному обкатуванні за умови інших однакових умов зносостійкість дискретно зміцненої поверхні зразків зі сталі 40х відповідно в 1,26 і 3,62 рази збільшується у порівнянні із зносостійкістю поверхні не зміцненого зразка. 3. підвищення зносостійкості зумовлено як утворенням дискретних зон більш високої твердості ніж твердість основного металу, так і величиною та характером внутрішніх напружень у поверхневому шарі, які виникають під час утворення таких зон. теоретичний аналіз напруженого стану дискретно зміцненої поверхні [4] показав, що при однобічному обкатуванні в поверхневому шарі виникають значні дотичні неврівноважені залишкові напруження розтягу матеріалу, які практично відсутні при двобічному обкатуванні.4. оскільки наявність дотичних розтягувальних напружень в поверхневому шарі негативно впливає на його зносостійкість, то підвищення зносостійкості на 26% при однобічному обкатуванні очевидно зумовлено більшим ефектом позитивного впливу зміцнення дискретних зон і меншим впливом несприятливого напруженого стану обробленої таким чином поверхні. 5. суттєве підвищення зносостійкості у 3,62 рази при двобічному обкатуванні можна обґрунтувати тим, що перехресне формування дискретних зон призводить до більш вагомого ефекту їх зміцнення за умови врівноваженого напруженого стану поверхні у порівнянні з однобічним обкатуванням. 6. геометричні параметри дискретно зміцнених зон поверхні вала практично не впливає на зношування спареного з ним вкладиша, ступінь зносу якого пропорційно залежить від твердості матеріалу вкладиша. література 1. вельбой в.п. технологія і пристрої електромеханічного формування топографії зон дискретного зміцнення циліндричної поверхні / в.п. вельбой, м.о. диха, о.ю. биков // “вісник хмельницького національного університету”, 2012. – №2 (187). – с. 7-10. 2. вельбой в.п. багатофункціональна лабораторна установка для дослідження трибологічних властивостей конструкційних і мастильних матеріалів / в.п. вельбой, а.г.кузьменко, о.в. диха, м.о. диха // проблеми трибології. – 2008. – №1. – с. 94-98. 3. диха о.в. теорія та експеримент методу трибологічних випробувань за схемою «циліндр куля» / о.в.диха, в.п.вельбой, м.в.диха // проблеми трибології. – 2012. – №2. – с. 135-138. 4. сорокатий р.в. геометричні параметри дискретної електромеханічної обробки і напружений поверхневий стан / р.в. сорокатий, м.о. диха // проблеми трибології (problems of tribology). – 2012. – № 4. – с. 123-126. 5. вельбой в.п. дослідження впливу попереднього напруження контактної поверхні тертя на її зношування / в.п. вельбой // проблеми трибології. – 2012. – №2. – с. 78-83. поступила в редакцію 25.03.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com схеми і результати трибологічних випробувань дискретно модифікованих циліндричних зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 42 dykha o.v., velboj v. p., dykha m.o. types and results of tribologcal tests of the discretely modified cylinder standards. presented results of experimental tests of wearproofness of fixed discrete electric tooling of cylinder standards. the discreteness of treatment was arrived at by creation on-the-spot of tracks of treatment, located with the set step under a corner to cylinder formative standards. as a result of tests the set influence of geometry of treatment on wearproofness of standards and influence of the discrete strengthening is on the wear of conjugating construction antifriction materials. electromechanics treatment of cylinder surface results a hard-alloy roller in the different degree of the discrete strengthening of surface of standard depending on the method of rolling-off which shows up in the process of tests of surface on its wearproofness. the increase of wearproofness is predefined both formation of discrete areas of higher hardness than hardness of parent metal and size and character of internal tensions in a superficial layer, which arise up during formation of such areas. substantial increase of wearproofness in 3,62 times at a bilateral rolling-off it is possible to ground that the cross forming of discrete areas results in more ponderable effect of their strengthening on condition of the balanced tense consisting of surface of comparing to the one-sided rolling-off. geometrical parameters of the discretely fixed areas of surface practically does not influence on the wear of bearing coupled with it, the degree of wear of which proportionally depends on hardness of material of standard. keywords: test, wear, electromechanics strengthening, geometry of treatment, antifriction materials. references 1. velboj v.p., dykha m.o., bykov o.yu. tehnologіja і pristroї elektromehanіchnogo formuvannja topografії zon diskretnogo zmіcnennja cilіndrichnoї poverhnі. vіsnik hmelnickogo nacіonalnogo unіversitetu. 2012. no 2 (187). pp. 7 –10. 2. velboj v.p., kuzmenko a.g., dykha o.v., dykha m.o. bagatofunkcіonalna laboratorna ustanovka dlja doslіdzhennja tribologіchnih vlastivostej konstrukcіjnih і mastilnih materіalіv. problemi tribologіi. 2008. no 1. pp. 94-98. 3. diha o.v. teorіja ta eksperiment metodu tribologіchnih viprobuvan' za shemoju «cilіndr ku-lja» / o.v.diha, v.p.vel'boj, m.v.diha // problemi tribologії. – 2012, №2. – s. 135-138. 4. sorokatij r.v., dykha m.o. geometrichnі parametri diskretnoї elektromehanіchnoi obrobki і napruzhenij poverhnevij stan. problemi tribologії (problems of tribology). 2012. no 4. pp. 123-126. 5. velboj v.p. doslіdzhennja vplivu poperedn'ogo napruzhennja kontaktnoї poverhnі tertja na ii znoshuvannja. problemi tribologіs. 2012. no 2. pp. 78-83. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_poddubniy.doc износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 127 поддубный и.н.,* кубич в.и.,** коробочка а.н. * *днепродзержинский государственный технический университет, **запорожский национальный технический университет, e-mail: reibung1@mail.ru износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения "фаска клапана седло" удк 620.178.16: 621.815 в работе предложено определение пути трения для сопряжения "фаска клапана седло" с учетом вертикального перемещения контакта по спирали при закрытии клапана и его горизонтального вращения по окружности при открытии за счет работы механизма принудительного вращения за n е количество циклов за время работы. разработано новую технологию поверхностного упрочнения деталей механизмов и систем двигателя внутреннего сгорания. в результате обработки данных по параметрам нагружения, геометрическим размерам клапанов, контрольного взвешивания после каждого временного показателя испытаний, определены расчетным путем линейные износы фасок, что позволило рассчитать интенсивности изнашивания и их износостойкость. полученную систему уравнений решали методом крамера. разработано математическое описание износостойкости упрочненной поверхности фаски клапана двигателя внутреннего сгорания от параметров контактного взаимодействия с учетом ее изнашивания на интегрированном двумя перемещениями пути трения. ключевые слова: износостойкость, контактное взаимодействие, поверхность, испытания, диаграмма. постановка проблемы экспериментальная оценка контактного взаимодействия элементов трибосопряжений позволяет определять не только их триботехнические характеристики, но и установить функциональную взаимосвязь между ними и параметрами исследуемого процесса. при этом совместный учет влияния изменения физико-механических и геометрических характеристик изнашиваемых поверхностей и параметров, определяющих условия трения, позволяет прогнозировать трибологическое состояние узла трения в целом. особенно значимо математическое выражение, в котором учитывается характер сложного динамического нагружения рабочих поверхностей, поскольку построенные с его помощью пространственные диаграммы будут более полно отображать картину изменения изучаемой характеристики, например, износостойкости. износостойкость сопряжения и его деталей (материалов) является комплексным и наиболее универсальным показателем его триботехнического качества [1]. особенно это важно, если речь идет о разработках новых технологий поверхностного упрочнения деталей механизмов и систем двигателя внутреннего сгорания (двс), определяющих его надежность в целом [2]. трибосопряжение "фаска клапана седло" (рис. 1) газораспределительного механизма двс является одним из узлов трения, обуславливающим характер протекания термодинамических процессов в цилиндре, определяющим значения мощностных, экономических показатели его работы и ресурса в целом. в процессе работы клапанной группы отдельно выделенный микрогеометрический фрагмент профиля фаски клапана совершает сложное нагруженное перемещение по поверхности неподвижного седла, а именно удар с проскальзыванием, происходящем от вибрации в механизме газораспределения двс. описанный процесс сопровождается изнашиванием материалов на пути трения с учетом коррозионной и эрозионной составляющей процесса. рис. 1 – трибосопряжение "фаска клапана – седло" в момент контактного взаимодействия: 1 – клапан; 2 – седло (фрагмент) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:reibung1@mail.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 128 в этом трибосопряжении путь трения определяется с учетом вертикального перемещения контакта по спирали при закрытии клапана и его горизонтального вращения по окружности при открытии за счет работы механизма принудительного вращения за n е количество циклов за время работы. в качестве цикла можно считать время одного проворота клапана вокруг своей оси [3]. в ранее проведенных исследованиях [4, 5] установлено, что применение разработанной упрочняющей технологии модифицирования поверхности фаски клапана лучом лазера позволяет увеличить ее износостойкость на 40 50 %. при этом испытания проводились с целью оптимизации следующих режимов: плотности мощности лазерного излучения, длительности импульса и коэффициента зон перекрытия. последующие же контрольные испытания образцов – клапанов с фасками, обработанными по заявленной технологии [6] проводились в лабораторных условиях на установке (рис. 2) [7] при параметрах нагружения, соответствующих эксплуатационным режимам работы двигателя зил – 508: линейная скорость перемещения клапана 8,06,0 −=v м/с; угловая скорость вращения клапана (при действии механизма проворота) 12,015,0 −=ω рад/с; давление в зоне трения 113=p мпа; время испытаний 61 tt − . однако, до настоящего времени определению пути трения в трибосопряжении "фаска клапана седло" с учетом приведенных перемещений внимание не уделялось (рис. 3). а б рис. 3 – схема контактного взаимодействия трибосопряжения "фаска клапана седло": а – положение седла; б – перемещений фрагмента фаски клапана по седлу; 1 – положение фаски в момент соударения с седлом; 2 – положение фаски в момент проскальзывания по седлу; 3 – седло; аа1 = бб1 = l – линейное перемещение точки а во время проскальзывания фаски по седлу рис. 2 – внешний вид установки для проведения испытаний натурных образцов клапанов: 1 – основание; 2 – блок цилиндров; 3 – электродвигатель привода; 4 – корпус головки блока цилиндров; 5 – коромысло; 6 – тарелка клапана; 7 – пружина клапана pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 129 за основу пути трения, как правило, принималась длина окружности, посередине высоты фаски, умноженная на время испытаний с учетом времени проворота клапана вокруг своей оси. расчет реального пути трения представляется достаточно сложным. это приводит к необходимости разработки подходов к возможному учету величины пути трения, приближенной к реальной, при определении износостойкости и установлении ее функциональной зависимости от параметров контактного взаимодействия как всего трибосопряжения, так и отдельных его элементов, что является ключевым звеном в объективности оценки результатов изучаемого процесса. цель работы – разработка математического описания износостойкости упрочненной поверхности фаски клапана (на данном этапе исследований) от задаваемых и определяемых параметров контактного взаимодействия с учетом ее изнашивания на интегрированном двумя перемещениями пути трения. методика проведения исследований для оценки изменения износостойкости фаски клапана использованы подходы, предложенные в работе [8], в соответствии с которыми рассматриваемые параметры контактного взаимодействия можно свести в четыре обобщенных безразмерных комплекса п1 – п4 и использовать их для определения вида уравнения регрессии. степень влияния каждого из них на износостойкость определяется степенными показателями (коэффициентами), численные значения которых определяются при решении системы линейных алгебраических уравнений. в этих уравнениях численные значения натуральных логарифмов износостойкости и безразмерных комплексов определяются соотношениями численных значений экспериментальных данных – параметров контактного взаимодействия. при этом количество неизвестных коэффициентов определит количество уравнений. в общем виде зависимость износостойкости фаски клапана от рассматриваемых параметров будет иметь вид: ( )21 ,,,,,,,, aav rrthvllpfh l и µω σ ∑ ω= ∆ = , (1) где vhhh += ως – суммарный линейный износ фаски клапана при линейном и угловом ее перемещении в контакте с поверхностью седла, мкм; σl – путь трения за время испытания, м; vl – путь трения за один цикл работы клапана при его линейном перемещении, мкм; ωl – путь трения за один цикл работы клапана при его вращении, мкм; с учетом предложенного подхода выражение (1) примет вид: 4321 2 1 ββ µ β ω ω β                       ω       = a a v v r r p h l tk l vtk ви , (2) где vk – коэффициент, учитывающий долю линейного износа при линейном перемещении клапана; ωk – коэффициент, учитывающий долю линейного износа при вращении клапана. составленные безразмерные комплексы выражают следующее: v v l vtk п =1 – скорость линейного нагружения фрикционного контакта фаски с седлом в цикле за время t; ω ωω= l tk п2 – скорость углового нагружения фрикционного контакта фаски с седлом в цикле за время t ; p h п µ=3 – относительная микротвердость упрочненного поверхностного слоя фаски; 2 1 4 a a r r п = – относительное изменение параметра шероховатости ra поверхности фаски за время испытаний ( 1ar – значение до испытания; 2ar – после испытания). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 130 в выражении (2) в первом и втором комплексах введены коэффициенты vk и ωk которые, будут определять долевую составляющую линейного износа поверхности фаски при ее контактном взаимодействии с поверхностью седла за время испытаний. численные значения коэффициентов определятся исходя из того, в каком соотношении находятся численные значения перемещений в вертикальной и горизонтальной плоскостях за один оборот клапана (3): ωω = l l k k vv . (3) при проведении эксперимента установлено: фаска клапана в момент взаимодействия с седлом (закрытие клапана) смещается в горизонтальной плоскости на 4; точка на поверхности фаски клапана совершает перемещение по дуге равной 1,62 мм; за время одного проворота клапана он совершает 462 вертикальных перемещений. тогда путь трения при возвратно поступательном движении клапана и его вращении определится в соответствии с выражениями (4 6): ... клоботкv tnll ⋅⋅= , (4) где l – путь, пройденный фаской клапана в момент взаимодействия с седлом во время закрытия клапана, мм; ( 62,1=l мм); .откn – частота открытия клапана (разрыва контактного взаимодействия) за 1 с; ( 11. =откn рад/с); ..клобt – время, за которое клапан совершает полный оборот, с; ( 42.. =клобt с). lnrl отк.2 −π=ω , (5) где rπ2 – длинна окружности средней линии фаски клапана, мм; .откn . – число открытий клапана за 1 секунду ( 11. =откn ). ως += lll v . (6) после расчетов имеем следующие величины: 7484,0=vl м; 128,0=ωl м; 8764,0. =σтрl м. таким образом, коэффициенты vk и ωk составляют 0,854 и 0,146 от доли общего износа фаски клапана, соответственно. в соответствии с полученными расчетами выражение (2) можно переписать в виде: 4321 2 1146,0854,0 ββ µ β ω β                       ω       = a a v r r p h l t l vt ви . (7) выравнивание представленной зависимости (7) позволяет представить ее в виде линейного полинома: k k k xbbу ∑ = += 4 1 0 , (8) где иу ln= ; bb ln0 = ; 41−β=kb ;       = vl vt x 854,0 ln1 ;       ω = ωl t x 146,0 ln2 ;       = µ p h x ln3 ;       = 2 1 4 ln ra ra x . результаты исследований и их обсуждение в результате анализа поверхностного слоя фаски испытанных натурных образцов – клапанов определены их механо-геометрические характеристики – параметр шероховатости ar , микротвердость µh , после каждого из временных периодов. начальная шероховатость упрочненной фаски клапана составляла 63,01 =ar , не упрочненной – 345,02 =ar . в результате обработки данных по параметрам нагружения, геометрическим размерам клапанов, контрольного взвешивания после каждого временного показателя испытаний, определены расчетным пуpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 131 тем линейные износы фасок h∆ , что позволило рассчитать интенсивности изнашивания и их износостойкость 2,1и . в соответствии с экспериментальными данными (табл.1, 2) рассчитаны численные значения 41 хх − , составлена и решена система из пяти алгебраических уравнений для износостойкости упрочненной и не упрочненной фаски клапана. при этом выявилось, что коэффициент, определяемый значимость комплекса 4п , близок к нулю. поэтому принято решение исключить данный комплекс (на данном этапе исследований), и представить систему из четырех уравнений. каждое из уравнений определяет краевые значения износостойкости и их значения внутри рассматриваемого диапазона времени испытаний. таблица 1 параметры контактного взаимодействия трибосопряжения с упрочненной фаской номер опыта наименование параметра 1* 2 3* 4* 5 6* 1и 1542 5002 56818 32373 39170 40144 h∆ , мкм 3,6 2,84 1,0 3,95 3,99 4,6 p , мпа 113 113 113 113 113 113 µh , гпа 7,34 7,34 7,1 6,94 6,6 6,48 v , м/с 0,6 0,6 0,8 0,8 0,8 0,8 ω , рад/с 0,12 0,12 0,15 0,15 0,15 0,15 t , с (час) 43200 (12) 108000 (30) 432000 (120) 972000 (270) 1188000 (330) 1404000 (390) ar , мкм 0,62 0,617 0,591 0,57 0,55 0,52 примечание: * – значения, используемые для расчетов. таблица 2 параметры контактного взаимодействия трибосопряжения с не упрочненной фаской номер опыта наименование параметра 1* 2 3* 4* 5 6* 2и 1762 5092 22552 32373 3,86 38714 h∆ , мкм 3,15 2,79 2,52 3,95 4,05 4,77 p , мпа 113 113 113 113 113 113 µh , гпа 5,57 5,34 5,21 5,02 4,92 4,84 v , м/с 0,6 0,6 0,8 0,8 0,8 0,8 ω , рад/с 0,12 0,12 0,15 0,15 0,15 0,15 t , с (час) 43200 (12) 108000 (30) 432000 (120) 972000 (270) 1188000 (330) 1404000 (390) ar , мкм 0,32 0,3111 0,3105 0,3038 0,3040 0,299 примечание: * – значения, используемые для расчетов. система уравнений для износостойкости упрочненной фаски имеет вид:        +++= +++= +++= +++= .05,439,1206,1460,10 ;12,402,1269,1338,10 ;14,421,1188,1295,10 ;17,49,829,1034,7 3210 3210 3210 3210 bbbb bbbb bbbb bbbb (9) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 132 система уравнений для износостойкости не упрочненной фаски имеет вид:        +++= +++= +++= +++= .76,339,1206,1456,10 ;79,302,1269,1338,10 ;83,321,1188,1202,10 ;89,39,829,1047,7 3210 3210 3210 3210 bbbb bbbb bbbb bbbb (10) решая полученную систему уравнений методом крамера [9] определены значения коэффициентов: для (9) 2,210 =b ; 46,191 =b ; 36,202 −=b ; 89,73 −=b ; для (10) 34,10 =b ; 7,51 =b ; 32,52 −=b ; 33,13 −=b . тогда линейные полиномы примут следующий вид: 3211 89,736,2046,192,21 xxxу −−+= ; (11) 3212 33,132,57,534,1 xxxу −−+−= . (12) в результате преобразования уравнения (11, 12) получены регрессионные зависимости износостойкости упрочненной 1и и не упрочненной 2и поверхности фаски клапана от рассматриваемых параметров: 89,736,2046,19 2,21 1 146,0854,0 − µ − ω               ω       = p h l t l vt eи v , (13) 33,132,57,5 34,1 2 146,0854,0 − µ − ω               ω       = p h l t l vt eи v . (14) с учетом выражений (4, 5): 89,736,2046,19 .. 2,21 1 2 146,0854,0 − µ −               ⋅−⋅π ⋅ω⋅       ⋅⋅ ⋅⋅ = p h lnr t tnl tv eи откклоботк , (15) 33,132,57,5 .. 34,1 2 2 146,0854,0 − µ −               ⋅−⋅π ⋅ω⋅       ⋅⋅ ⋅⋅ = p h lnr t tnl tv eи откклоботк , (16) где ...718,2=e – основание натурального логарифма. анализ численных значений коэффициентов регрессионных зависимостей показывает, что основное влияние на износостойкость фаски клапана оказывают скорости нагружения ее контакта с седлом. полученные зависимости могут рассматриваться как математическое описание процесса изнашивания упрочненной и не упрочненной фаски клапана по времени испытания и от выявленного характера изменения микротвердости ее приповерхностных слоев при параметрах, определяющих путь трения. зависимости можно использовать для анализа и прогнозирования трибологического качества приповерхностных слоев фаски с учетом интенсивности изменения микротвердости по мере их изнашивания. однако полученные выражения на данном этапе исследований не могут отображать характер поведения износостойкости при изменении давления в зоне контакта и скоростей нагружения, поскольку при проведении испытаний уровни варьирования этими факторами не изменялись. приведенное ограничение является направлением дальнейших исследований, что позволит уточнить значения показателей степени составленных обобщенных комплексов. в соответствии с выражениями (13, 14) и данными табл. 1, 2, построены пространственные диаграммы износостойкости упрочненной и не упрочненной фаски клапана по истечению 120 часов испытаний (рис. 4, а, б). из диаграмм следует, что прогнозируемый характер изменения износостойкости не упрочненной и упрочненной фаски при различных микротвердостях их поверхностных слоев на протяжении времени испытаний имеет существенные отличия. из приведенных результатов следует, что в поверхностных слоях упрочненной и не упрочненной фаски имеет место протекание структурных превращений, которые обуславливают колебательное изменение сопротивляемости изнашиванию с уменьшением ее амплитуды по времени испытаний. это свидетельствует о том, что в период прирабатываемости тончайшие приповерхностные слои фаски способны в большей степени и до определенного предела накапливать деформации, не приводящие к их разрушеpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 133 нию. причем первый предел износостойкости по времени испытаний наблюдается быстрее у не упрочненной фаски. в последующем же наблюдается усталостно фрикционное разрушение структур, причем до определенного уровня, на котором внутри системы создаются условия для возможного последующего накопления деформаций, но с меньшим запасом прочности. а б рис. 4 – пространственные диаграммы износостойкости фаски клапана при ее нагружении в трибосопряжении "фаска клапана седло": а – не упрочненная поверхность; б – упрочненная поверхность выводы предложенные подходы при оценке параметров контактного взаимодействия трибосопряжения "фаска клапана седло", экспериментальные данные результатов испытаний упрочненной фаски позволили составить из них безразмерные обобщенные комплексы и аппроксимировать их влияние на износостойкость регрессионной зависимостью. литература 1. справочник по триботехнике. в 3 т. т.1. теоретические основы / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичинадзе. – м.: машиностроения, 1989. – 400 с. 2. двигуни внутрішнього згорання. т.6. надійність машин / ф.і. абрамчук та інші. – к.: «либідь», 2005. – 472 с. 3. двигатели внутреннего сгорания. в 3 кн. кн.2. динамика и конструирование: [учебник для вузов] / [в.н. луканин, и.в. алексеев, м.г. шатров и др.]; под ред. в.н.луканина и м.г. шатрова. – [3-е изд. перераб.] – м.: высш. шк., 2007. – 400с. 4. чернета о.г. упрочнение рабочих поверхностей клапанов двигателей внутреннего сгорания / чернета о.г., поддубный и.н. // «розвиток наукових досліджень 2007»: мат. третьої міжнар. наук.практич. конф. – [м.полтава, 26-28 листопада 2007 р.]. – 2007. – т.6. – с.83 – 84. 5. поддубный и.н. моделирование свойств материалов после лазерного модифицирования / поддубный и.н., ивщенко л.и, чернета о.г. // вестник двигателестроения. – 2012. – №1 – с.215 – 217. 6. пат. 33735 україна, мпк8 в23к 26/12. спосіб модифікації поверхні деталі лазером / лисенко о.б., чернета о.г., піддубний і.м. [та ін.]; заявник та патентовласник дніпродзержинський держ. техн. унів. – № 200802566; заявл. 28.02.08; опубл. 10.07.08, бюл.№13. 7. пат. 43294 україна, мпк8 g23m 15/00. пристрій для випробування клапанів двигунів внутрішнього згоряння / піддубний і.м., чернета о.г., коробочка о.м. [та ін.].; заявник та патентовласник дніпродзержинський держ. техніч. універ. – № 200902605; заявл. 23.03.09; опубл. 10.08.09, бюл.№15. 8. кубич в.и. математическое описание изнашивания элементов трибосопряжения "шейка – покрытие – вкладыш" / в.и.кубич, л.и. ивщенко, а.о. щаднев // вісник кременчуцького національного університету ім. м. остроградського – 2011. – №3(68). – с.62 – 66. 9. решение слау методом крамера online // [электронный ресурс]. – режим доступа: – http://math.semestr.ru/kramer/kramer.php. поступила в редакцію 11.02.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://math.semestr.ru/kramer/kramer.php http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость упрочненной фаски клапана и параметры контактного взаимодействия элементов трибосопряжения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 134 poddubniy i., kubich v., korobochka a. wear resistance of the strengthened facet of the valve and parametres of contact interaction of elements tribointerface "a valve facet a saddle". there are definition of a way of a friction for interface "a valve facet – a saddle" taking into account vertical moving of contact on a spiral is offered at closing of the valve and its horizontal rotation on a circle at opening at the expense of work of the mechanism of compulsory rotation for n quantity of cycles for an operating time in the work. the technology of superficial hardening of details of mechanisms and internal combustion engine systems is developed. mehano-geometrical characteristics of a blanket of valves’ facets are defined. as a result of data processing on loading parametres, to the geometrical sizes of valves, control weighing after each time indicator of tests, are defined settlement by linear wear facets that has allowed to calculate intensity of wear process and their wear resistance. the received system of the equations solved kramer's method. experimental data of results of tests of the strengthened facet have allowed to make of them the dimensionless generalised complexes and to approximate their influence on wear resistance regress dependence. the mathematical description of wear resistance of the strengthened surface of a facet of the valve of an internal combustion engine from parametres of contact interaction taking into account its wear process on the way of a friction integrated by two movings is developed. there are spatial diagrammes of wear resistance of facets of the valve after tribotehnical tests are constructed. key words: wear resistance, contact interaction, surface, tests, the diagramme. references 1. hebdy m., chichinadze a.v. spravochnik po tribotehnike,v 3 t., t.1., teoreticheskie osnovy, m.mashinostroenija, 1989, 400 р. (rus.). 2. abramchuk f.і. dviguni vnutrіshn'ogo zgorannja, t.6, nadіjnіst' mashin, kiїv,libіd', 2005. 472 р. (ukr.). 3. lukanin v.n., alekseev i.v., shatrov m.g., dvigateli vnutrennego sgoranija, v 3 kn. kn.2. dinamika i konstruirovanie, m.,vysshанya shkola, 2007, 400р. (rus.). 4. cherneta o.g., poddubnyj i.n. uprochnenie rabochih poverhnostej klapanov dvigatelej vnutrennego sgoranija, rozvitok naukovih doslіdzhen' 2007, mat. tret'oї mіzhnar. nauk.-praktich. konf., m.poltava, 26-28 listopada 2007 r., 2007, t.6., рр.83 – 84. (rus.). 5. poddubnyj i.n., ivshhenko l.i, cherneta o.g. modelirovanie svojstv materialov posle lazernogo modificirovanija, vestnik dvigatelestroenija, 2012, no1, pp.215 – 217. (rus.). 6. lisenko o.b., cherneta o.g., pіddubnij і.m., ivshhenko l.i., gonchar a.v., sposіb modifіkacії poverhnі detalі lazerom, patent 33735 ukraїna. (ukr.). 7. pіddubnij і.m., cherneta o.g., korobochka o.m., ivshhenko l.i., kubich v.i., pristrіj dlja viprobuvannja klapanіv dvigunіv vnutrіshn'ogo zgorjannja, patent 43294 ukraїna. (ukr.). 8. kubich v.i., ivshhenko l.i., shhadnev a.o matematicheskoe opisanie iznashivanija jelementov tribosoprjazhenija «shejka – pokrytie – vkladysh», vіsnik kremenchuc'kogo nacіonal'nogo unіversitetu іm. m. ostrograds'kogo, 2011, no. 3(68), pp.62 – 66. (rus.). 9. reshenie slau metodom kramera online, math.semestr.ru. (rus.). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_prunko.doc оптимізація технологічних параметрів електроіскрового зміцнення деталей нафтогазового технологічного транспорту проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 43 прунько і.б., богатчук і.м., криштопа с.і., долішній б.в. івано франківський національний технічний університет нафти і газу оптимізація технологічних параметрів електроіскрового зміцнення деталей нафтогазового технологічного транспорту постановка проблеми сучасні методи поверхневого зміцнення деталей трибосистем дозволяють отримувати поверхні тертя з наперед заданими властивостями, істотно підвищуючи зносостійкість пар тертя. перспективним напрямком є обробка поверхонь тертя концентрованими потоком енергії, зокрема електроіскровим розрядом [1]. процеси перебудови структури оброблюваного матеріалу відбуваються в термодинамічно нерівноважних умовах. відбувається процес насичення оброблюваної поверхні матеріалом електроду та його окисами, насичення сполуками азоту та ін.. це дозволяє отримувати поверхневі шари, які володіють цілим комплексом унікальних фізико-механічних властивостей [2, 3, 4]. аналіз результатів застосування електроіскрового легування (еіл) для зміцнення робочих поверхонь швидкозношуваних деталей нафтогазового технологічного транспорту показує, що режими енергетичного впливу на оброблювані стальні поверхні мають неоднозначний вплив на механічні і триботехнчні властивості оброблюваного шару, його шорсткість і напружено-деформований стан. у раніше виконаних роботах [3 5] автори показали, що технологічні режими обробки мають істотний вплив на твердість нанесеного шару. мікротвердість покриття може в 1,5 3,0 рази перевищувати твердість матеріалу основи [5]. разом з тим маловивченим залишається питання комплексного впливу технологічних параметрів еіл на напружено деформований стан модифікованого шару. даний параметр також має істотний вплив на триботехнічні властивості отриманих поверхонь. мета роботи – оптимізація технологічних режимів електроіскрового легування на основі досліджень їх впливу на внутрішні напруження модифікованого шару з метою отримання оптимальних триботехнічних властивостей оброблених поверхонь. обладнання і методика експерименту зразки для обробки еіл виготовлялися з матеріалу сталь 40х [6, 7]. геометричні розміри зразка 2500 × 25 × 5. поверхню зразка нарощували в 4 проходи. за електроди для електроіскрового легування використали твердосплавні пластинки вк8 (82 % wc та 8 % co). для здійснення електроіскрового нарощування і зміцнення штоків насосів використовувалась установка "элитрон – 24а" [8]. обробка деталі проводилася на різних режимах, при цьому ємність накопичувача міняли від 40 до 300 мкф, амплітуда імпульсів від 48 до 75 в. для визначення внутрішніх напружень у покритті використали схему, при якій поверхневий шар наноситься на вільнонезащемлену пластину, рівноважна форма якої встановлюється під час нанесення цього шару. залишкові напруження вираховуються за формулою [9]: ( )[ ]2211max 6/ hhhhe k ⋅ρ⋅−⋅⋅=σ , (1) max 2 8/ δ⋅=ρ lk , (2) де maxσ – максимальні внутрішні напруження у поверхневому шарі; e – модуль пружності матеріалу пластини; l – довжина пластини; 1h – товщина пластини; 2h – товщина нарощеного шару; kρ – радіус кривизни пластини; maxδ – максимальний прогин пластини. результати досліджень та їх аналіз вплив технологічних режимів на залишкові напруження одержали методом планування багатофакторного експерименту. в якості плану експерименту використовували повний факторний експеримент 23. в якості функції відгуку була вибрана залежність залишкових напружень від параметрів. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технологічних параметрів електроіскрового зміцнення деталей нафтогазового технологічного транспорту проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 44 факторами дії на об’єкт досліджень було прийнято: 1x – ємність накопичування, мкф; 2x – амплітуда імпульсів, в; 3x – режими легування. математичну модель впливу технологічних факторів обробки на залишкові напруження прийняли у вигляді полінома першої степені, що враховує основні ефекти сумісної дії [10]: ∑∑ ++= ijij i ii xbxbby 0 , (3) де 0b , ib , ijb – експериментальні оцінки теоретичних коефіцієнтів регресії. вибір основного рівняння та інтервалів зміни факторів виконано на основі результатів попередніх експериментів. в задачі з трьома факторами ( 3=k ) кількість дослідів повного факторного експерименту складає 823 ==n . в табл. 1 задано рівні факторів та основні значення параметрів. таблиця 1 рівні факторів та основні значення параметрів фактори умови планування 1x с, мкф 2x u, в 3 x основний рівень 170 61,5 3 інтервал зміни 130 13,5 1 верхній рівень 300 75 4 нижній рівень 40 48 2 складаємо робочу матрицю планування експерименту (табл. 2). таблиця 2 матриця планування та значення факторів значення факторів умовна одиниця фактична величина номер досліду 0x 1x 2x 3x 21 xx 31 xx 32 xx 321 xxx єм ні ст ь на ко пи че нн я, с ам пл іт уд а ім пу ль сі в, в ре ж им ле гу ва нн я 1 +1 -1 -1 -1 +1 +1 +1 -1 40 48 2 2 +1 +1 -1 -1 -1 -1 +1 +1 300 48 2 3 +1 -1 +1 -1 -1 +1 -1 +1 40 75 2 4 +1 +1 +1 -1 +1 -1 -1 -1 300 71 2 5 +1 -1 -1 +1 +1 -1 -1 +1 40 48 4 6 +1 +1 -1 +1 -1 +1 -1 -1 300 48 4 7 +1 -1 +1 +1 -1 -1 +1 -1 40 75 4 8 +1 +1 +1 +1 +1 +1 +1 +1 300 71 4 проведемо для нашого випадку паралельні досліди, в результаті яких отримаємо значення функції відгуку. результати заносимо в табл. 3. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технологічних параметрів електроіскрового зміцнення деталей нафтогазового технологічного транспорту проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 45 таблиця 3 результати паралельних дослідів експериментальне значення y номер досліду 1uy 2uy 3uy uy 1 -27 -28 -29 -28 2 105 107 103 105 3 -4 1 3 0 4 68 72 70 70 5 -29 -28 -27 -28 6 107 105 103 105 7 1 2 -3 0 8 69 70 71 70 середнє значення параметра оптимізації визначаємо за формулою [10]: ∑ = = m v uvu ym y 1 1 . (4) результати заносимо в табл. 3. обчислюємо коефіцієнти рівняння регресії (3) за формулами: n yx b n u u∑ == 1 0 0 , (5) n yx b n u ui i ∑ == 1 , (6) ∑ = = n u ujiij yxxb 1 . (7) таким чином рівняння регресії запишеться: y .75,1575,175,5075,36 2121 xxxx −−+= (8) помилки досліду, або дисперсії 20s оцінимо паралельними дослідами. обчислимо рядкові дисперсії, використовуючи дані табл. 3: ( )∑ = − − = m k kukk yym s 1 22 1 1 . (9) перевіримо на однорідність дисперсій 20s за критерієм кохрена: ∑ = = n u u u p s s g 1 2 2 max . (10) значення критерію кохрена, згідно розрахунків 371,0=pg . табличне значення критерію кохрена при 21311 =−=−= mf і 82 =≠ nf знайдемо за таблицями [10] і воно буде рівне 5157,0=tg . так, як tg > pg то дисперсія однорідна і визначимо похибку дослідів 2 0s за формулою: ∑ = = n u usn s 1 22 0 1 . (11) згідно наших даних 375,420 =s . середньоквадратичне відхилення, або похибка відповідності буде рівна: 092,2200 == ss . виконаємо перевірку коефіцієнтів рівняння регресії. спочатку визначимо дисперсію коефіцієнтів регресії за формулою: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технологічних параметрів електроіскрового зміцнення деталей нафтогазового технологічного транспорту проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 46 mn s sbi ⋅ = 2 02 , (12) де n = 8 – число експериментів; m = 3 – число паралельних дослідів. тоді: 2bis = 0,182; 2 bibi ss = = 0,427. знайдемо розрахункові значення критерію стьюдента за формулою: bi i ip s b t = . (13) результати обчислень наступні: 06,860 =pt ; 86,1181 =pt ; 098,42 =pt ; 88,363 =pt . знайдемо табличні значення критерію стьюдента за табл. 8.7 [10], за числом ступенів вільності 16)1(0 =−= mnf і рівні значущості 005,0=q , він буде рівний 12,2=tt . так, як всі ipt > tt , то всі коефіцієнти рівняння регресії (8) значимі. перевіримо придатність лінійного рівняння регресії (8) для пошуку області оптимуму. для цього порівняємо дві дисперсії: 2адs – дисперсія адекватності та 2 дs – помилки досліду. обчислимо дисперсію адекватності адs , яка показує розсіювання середніх дослідних даних змінної стану uy відносно тих значень змінної стану uŷ , які розраховуються за отриманим рівнянням регресії. дисперсію адекватності знайдемо за формулою: ( )∑ = − − = m u uuад yyln m s 1 22 ˆ , (14) де l – число членів у рівнянні регресії, що залишилися, після перевірки їх значущості. в нашому випадку 4=l . обчислимо значення функції відгуку uy для кожного рядка табл. 3 за отриманим рівнянням регресії (8). дисперсія адекватності буде рівна: 02 =адs . знаходимо розрахункове значення критерію фішера: 2 0 2 s s f адp = . (15) розрахункове значення даного параметру: 0=pf . за таблицею 8.8 [10] при ступенях вільності 4=−= lnf ад і 160 =f та при рівні значущості 005,0=q знаходимо табличне значення tf . так, як 01,3=tf >0, тобто tf > pf , то умова про адекватність регресії виконується. аналіз одержаних результатів дозволяє зробити наступні висновки про вплив технологічних факторів (ємність, амплітуда, режими легування) на залишкові напруження. так при збільшенні ємності накопичувача залишкові напруження зростають, а при збільшенні амплітуди імпульсів – зменшуються. режим легування впливу на залишкові напруження немає. поряд із лінійним ефектом значний вплив має також ефект взаємодії 21 xx , тобто сумісна дія ємності накопичувача і амплітуди імпульсів веде до зменшення залишкових напружень. аналізуючи одержані рівняння регресії, можна зауважити, що найбільший вплив на залишкові напруження має ємність накопичувача. вплив амплітуди 2x також є, але значно менший ніж 1x . аналіз результатів першої серії дослідів дозволяє вибрати найбільш ефективний фактор, яким є ємкість накопичувача. для цього параметра було вибрано напрямок руху в область оптимуму. рух в багатовимірному просторі факторів проводимо дискретно (покроково). для знаходження оптимального шляху використовують один з градієнтних методів оптимізації – метод крутого сходження (метод бокауілсона) [10]. якщо фактори ix пропорційні значенням відповідних їм коефіцієнтів, то буде збережено рух вздовж лінії крутого сходження. значення факторів оптимізації приведено в табл. 4. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технологічних параметрів електроіскрового зміцнення деталей нафтогазового технологічного транспорту проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 47 таблиця 4 значення факторів оптимізації досліджень фактори параметр дослідження ємність х1, мкф амплітуда напруги х2, в режими легування х3 коефіцієнт рівняння bi 50,75 -1,75 0 добуток bi ∙δхі 6597,5 -23,625 0 крок (заокруглений) z 52 -0,2 0 з метою руху по лінії крутого сходження визначаємо крок руху по кожному із факторів, для чого знайдемо величину ix∆ : 2 minmax xxxi − =∆ . (16) обчислюємо величини ixb ∆⋅ , значення яких подано в табл. 4. найбільшим є добуток 5,6597=∆⋅ ixb , тому фактор х1 приймаємо, як базовий. обчислюємо параметр λ за формулою: maxb µ =λ , (17) де µ може приймати значення від нуля до одиниці. приймаємо 4,0=µ ; maxb – найбільше із значень коефіцієнтів. тоді 0079,0=λ . обчислимо кроки при крутому сходженні. для фактора 1x крок буде рівний ( ) 5211 ≈∆λ xb , для фактора 2x крок буде рівний ( ) 2,022 −≈∆λ xb . далі проводимо уявні досліди, які полягають в обчисленні значень функції відгуку в точках факторного простору, що лежать на шляху до оптимуму, тобто здійснюємо уявний рух до оптимуму. в табл. 5 представлено результати руху по лінії крутого сходження. для зручності розрахунків кодові значення факторів переведемо в натуральні шляхом декодування. для цього рівняння (8) перепишеться з врахуванням того, що , 130 170 1 − = c x 5,13 5,61 2 − = u x : 01,04,194,074,115ˆ ucucy ⋅−++−= . (18) таблиця 5 умови та результати досліджень фактори досліди на лінії крутого сходження ємність с, мкф амплітуда напруги u, в режим легування параметр оптимізації f, кг∙с/мм2 1 уявний 222 61,3 2 42,67 2 уявний 274 61,1 2 59,95 3 уявний 300 59,9 2 70,42 4 реалізований 300 59 2 72,2 висновки круте сходження було припинене при ємкості конденсаторної батареї 300 мкф. подальше дослідження лімітується пороговим значенням ємкості конденсаторної батареї, встановленої на установці «элитрон – 24а». зі зростанням ємкості конденсаторної батареї зростають і внутрішні напруження в поверхневому шарі, що, в свою чергу, сприяє зародженню і росту мікротріщин і знижує зносостійкість обробленої поpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технологічних параметрів електроіскрового зміцнення деталей нафтогазового технологічного транспорту проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 48 верхні. ці дані корелюються з даними, наведеними в [6], де показано, що зі зростанням жорсткості енергетичних режимів електроіскрової обробки зносостійкість до певної межі зростає, а надалі знижується. отримане рівняння дозволить підбирати оптимальні по зносостійкості режими обробки поверхонь методом еіл. література 1. тематические научно-технические обзоры «повышение долговечности тарельчатых клапанов и уплотнительных узлов буровых насосов» серия машины и оборудование нефтяной промышленности. внии оэнг. – м. – 1973. – 91 с. 2. лазаренко б.р. электрическая теория искровой электрической эрозии металлов / б.р. лазаренко, н.и. лазаренко // проблемы электрической обработки материалов. – м.: изд-во ан ссср, 1962. – с. 33 -36. 3. верхотуров а.д. технология электроискрового легирования / а.д. верхотуров, и.м. муха. – к.: техника, 1982. – 181 с. 4. верхотуров а.д. электродные материалы на основе карбидов вольфрама и титана для электроискрового легирования стали / а.д. верхотуров, с.н. кириленко, в.т. бондарь // электрофизические и электрохимические методы обработки. – м.: ниимаш, 1980. – №4. – с. 3-5. 5. назарец в.с. влияние электроискровой обработки на эксплуатационные свойства валиков прокатных станов / в.с. назарец // электронная обработка материаллов. – 1979. – № 1. – с. 88-90. 6. прунько і. відновлення зношених поверхонь штоків нафтопромислових насосів електроіскровим нарощуванням і зміцненням / і. прунько, ю. богатчук, а. марков // механіка руйнування матеріалів і міцність конструкцій / [під заг. ред. в.в. панасюка]. – львів: фізико-механічний інститут ім. г.в. карпенка нан україни, 2009. – с. 569-574. 7. прунько і.б. структура і залишкові напруження в поверхневому шарі сталі 40х після електроіскрового оброблення електродами зі сплавів т15к6 та вк8 / і.б. прунько, ю.і. богатчук, м.м. студент // наукові нотатки. – луцьк: луцький національний технічний університет, 2009. – с. 255-260. 8. установка “элитрон -24а”: паспорт. – кишинев: академия наук мсср, 1989. – 21 с. 9. напряжение и деформации в элементах микросхем / в.с. сергеев, о.а. кузнецов, н.п. захаров, в.а. летягин. – м.: радиосвязь, 1987. – 88 с. 10. евдокимов ю.а. планирование и анализ экспериментов при решении задач трения и износа / ю.а. евдокимов, в.и. колесников, а.и. тетерин. – м.: наука, 1980. – 228 с. надійшла 15.10.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_vencel.doc о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 66 венцель е.с., щукин а.в., скапович в.и. харьковский национальный автомобильно-дорожный университет, г. харьков, украина e-mail: supercar_88@mail.ru о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций удк 621.869.98 разработана математическая модель, описывающая закономерности износа ножа и учитывающая влияние различных режимов эксплуатации автогрейдера при работе его с различными грунтами с разной степенью абразивности. получены зависимости ресурса ножа от времени его контакта работы с тремя категориями грунта. получена эмпирическая зависимость суммарной вероятности безотказной работы ножа автогрейдера от величины его износа, а также динамической и усталостной составляющей. ключевые слова: ресурс, безотказная работа, износ, рабочее оборудование, грунт. введение при исследовании работы автогрейдеров выявлено, что значительное количество отказов связано с выходом из строя рабочего оборудования. при этом, как свидетельствуют данные [1, 2 и др.], до 90 % отказов обусловлено быстрым износом режущих элементов рабочих органов (ро). как известно, эксплуатация автогрейдеров происходит в различных условиях. при этом отдельные рабочие операции отличаются друг от друга схемами приложения внешних нагрузок, поэтому поразному формируется нагруженность узлов. следовательно, статистические характеристики нагруженности в общем случае могут быть постоянными. вместе с тем можно принять, что в каждом случае сумма накопленных усталостных повреждений не зависит от последовательности возникновения нагрузочных режимов. это позволяет представить работу автогрейдера, состоящую из отдельных типичных режимов нагружения, которые определяются так же определёнными грунтовыми условиями. основная часть времени работы приходится на режимы, при которых его рабочий орган совершает относительно медленные вертикальные и угловые перемещения. однако, средняя скорость последних мала по сравнению со скоростью перемещения самой машины. результаты экспериментальных исследований, проводимые с рабочими органами землеройнотранспортных машин (зтм) в условиях связных однородных грунтов, показывают существенные высокочастотные колебания сил резания [3]. в реальных условиях при резании грунта широкими ножами присутствует не один скол грунта, а последовательность сколов, происходящих одновременно. пульсации, являющиеся причиной этого, не могут быть обнаружены по причине их демпфирования массами рабочего оборудования. на числовые характеристики (математическое ожидание, дисперсия и др.) случайного процесса суммарного нагружения ножа автогрейдера оказывают влияние только числовые характеристики прочностных показателей грунта. из-за достаточно медленного изменения прочностных показателей однородных грунтов можно представить их влияние дискретным набором характеристик. при этом в каждом конкретном случае параметры грунтовых условий неизменные. вместе с тем известно, что ро зтм, в частности, режущие элементы автогрейдеров, работают весьма в неблагоприятных условиях. при этом наиболее ярко выраженным процессом, влияющим на долговечность ро, является изнашивание. в свою очередь, износ ро зтм, главным образом, зависит от абразивности грунтов, т.е. способности их изменять поперечное сечение режущих элементов, что в конечном итоге приводит к проведению процедуры по их восстановлению или в худшем случае к отколу режущей части с дальнейшей заменой всего ножа. при этом абразивность грунтов возрастает с увеличением содержания, размера и закреплённости кварцевых частиц (оксида кремния sio2) [3]. к тому же, как установлено в [4], с увеличением плотности грунта износ ро может увеличиться в 5 раз (особенно при малом содержании глинистых частиц). цель и постановка задачи целью настоящей работы является определение взаимосвязи ресурса с износом ножа рабочего оборудования автогрейдера при различных динамических и знакопеременных нагрузках. изложение материалов исследования одними из основных показателей надёжности ро зтм являются вероятность безотказной работы и ресурс. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:supercar_88@mail.ru http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 67 всё эксплуатационное нагружение рабочего оборудования автогрейдера возможно разложить на составляющие, классифицируемые по характерным признакам [5]. в первую очередь необходимо рассмотреть такие составляющие: p(pдин) – вероятность безотказной работы ножа, зависящая от максимальной нагрузки, действующая на кромку ножа; p(hиз) – вероятность, зависящая от величины, на которую изменилась толщина ножа в результате изнашивания; p(pиз) – вероятность, зависящая от знакопеременной нагрузки. зная их влияние на вероятность безотказной работы всего рабочего оборудования автогрейдера, появляется возможность внести корректировки на этапе проектирования ножа. тогда согласно [5] найдём суммарную вероятность безотказной работы ножа автогрейдера: ( ) ( ) ( ).дин из изp p p p h p p∑ = ⋅ ⋅ (1) в действительности же вероятности ( ), ( ), ( )дин из изp p p h p p взаимосвязаны между собой следующим образом: при износе рабочей поверхности ножа на величину hиз изменяется сечение ножа, а следовательно, и его несущая способность. в свою очередь, от последней зависит максимальное значение усилия на кромке ножа, которое он может выдержать. от несущей способности зависит также вероятность p(pиз). в результате исследований процессов резания, зарезания, стопорения и удара автогрейдера о труднопреодолимое препятствие была проведена оценка нагруженности ро [6, 7, 8]. кроме того, было проведено исследование влияния угла установки отвала в плане на величину максимального усилия на кромке ножа отвала при ударе о труднопреодолимое препятствие. на рис. 1 представлен, полученный нами расчетным путем, график изменения максимального усилия pmax = max(rx) на кромке ножа отвала при ударе о труднопреодолимое препятствие в зависимости от угла установки отвала в плане α для трёх категорий грунта. рис. 1 − зависимость pmax от угла захвата отвала α: 1 – i категория грунта; 2 – ii категория; 3 – iii категория аппроксимируя зависимость ( )α= fpmax , представленную на рис. 1, получим: max α (α) sin , 80 c p a b d −  = ⋅ ⋅ +    (2) где коэффициенты a, b, c и d, полученные на основании аппроксимации зависимости ( )α= fpmax , представлены в табл. 1. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 68 таблица 1 значение коэффициентов a, b, c и d категория грунта a b c d i 250 1,2 5 -10 ii 305 1,25 10 20 iii 380 1,4 12 50 согласно [4] будем рассматривать первые 700 часов работы ножа в грунте. тогда зависимость износа ножа автогрейдера как случайной функции наработки в общем случае может быть представлена в виде ( ) uu btath += β (рис. 2). в этом уравнении при расчетах были использованы статистические данные, полученные авторами во время эксплуатации зтм. при этом было принято, что показатель β = 1/2, ub = 0 [9]. рис. 2 – график зависимости величины износа h от наработки t для трёх разных категорий грунта: 1 – i категория грунта; 2 – ii категория; 3 – iii категория из графика на рисунке 2 видно, что на первых 50 100 часах работы износ происходит интенсивно и линейно. далее износ постепенно квазистабилизируется, а затем после 500 600 часов значительно возрастает. соответственно, скорость изнашивания ножа автогрейдера для каждой категории грунта может быть определена как dtdhv из /= [10]. в уравнении (1) первый множитель, касающийся вероятности безотказной работы ножа и зависящий от максимальной нагрузки, был преобразован следующим образом: ( ) ( ) ∫ ∫         σ + − − σπ −= x x vx v r v s pp vx дин dpdves pp 0 0 22 2 2 2 2 2 1 1 . (3) на рис. 3 показаны зависимости вероятности безотказной работы ножа автогрейдера p(pдин)от времени его эксплуатации в абразивной среде, полученные на основании применения нормального закона распределения (3). падающая характеристика графиков на рис. 3 свидетельствует о снижении вероятности безотказной работы ножа p(pдин) в процессе эксплуатации рабочего оборудования автогрейдера. в результате аппроксимации зависимости вероятности p(pдин) от времени работы ножа в абразивной среде t (рис. 3) получена зависимость 1/( ) 1 0, 02 ,zдинp p t= − ⋅ (4) где z = 2,4; 2,13; 2 – для i, ii и iii категорий грунта соответственно. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 69 рис. 3 – график изменения вероятности безотказной работы ножа автогрейдера p(pдин) от времени его работы в абразивной среде t, ч: 1 – i категория грунта, 2 – ii категория, 3 – iii категория разработанная математическая модель суммарной вероятности (1) позволяет получить теоретическое описание изменения вероятности безотказной работы рабочего оборудования автогрейдера в процессе выполнения рабочих операций и описать изменение ресурса работы ножа автогрейдера. исходя из принятых допущений, как было сказано выше, предложено рассматривать вероятность безотказной работы как мультипликативную функцию вероятностей, каждый аргумент которых зависит от аргумента другой вероятности. тогда суммарная вероятность безотказной работы ножа автогрейдера будет составлять: max min 1 1 1 1 1 1 ( )( ) ( )1 ( ) 1 , 2 2 ( ) 2 ( ) ( ) пр и дин и и m ap m p p m p tp p p d p d p d а − − − − ∑ − −    −         − −    = − φ − φ φ                              β (5) где 2 2 0 1 ( ) 2π x t x e dt − φ = ∫ – функция лапласа; p-1 = p0-1 – rx; p0-1 – несущая способность при усталостном нагружении; rx – действующая нагрузка на кромку ножа; m(p-1) – математическое ожидание (среднее значение) предела разности несущей способности ножа автогрейдера и максимальной нагрузки; d(p-1) – среднеквадратическое отклонение предела разности несущей способности и максимальной нагрузки. в зависимости ( ) uu btath += β рассмотрим случай предельного износа. для этого в формулу износа вместо ( )th подставим значение предельного износа при и решим получившееся уравнение относительно t = t при ub = 0. тогда ресурс ножа будет иметь следующий вид: β пр и и t а = , (6) где при – предельный износ ножа. на рис. 4 приведён график-поверхность pς = f(p(pmax), p(hиз)), построенная с использованием зависимости (1). зависимость суммарной вероятности безотказной работы рабочего оборудования pς от вероятностей ( )maxpp и ( )изhp , pς = f(p(pmax), p(hиз)) аппроксимируем полиномом второй степени: 2 2 max max max0.2 1.08 ( ) 0, 24 ( ) 0,13 ( ) 0, 08 ( ) 0,846 ( ) ( ).из из изp p p p h p p p h p p p hς = + + − − + (7) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 70 рис. 4 − зависимость изменения суммарной вероятности безотказной работы pς от p(pmax) и p(pиз) таким образом, получена зависимость вероятности безотказной работы ножа, в которую вошли параметры износа, динамическая и знакопеременная нагрузки (рис. 4). следует также иметь в виду, что уравнение регрессии pς = f(p(pmax), p(hиз)) действительно только в пределах тех опытных данных, в частности, величины износа, на основании которых они получены. если значения выйдут за пределы опытных данных, то в этом случае прогноз вероятности безотказной работы ножа может быть получен со значительными ошибками. для расширения границ применения уравнений их необходимо строить на основе данных по нескольким или всем современным моделям объектов одного функционального назначения. зная суммарную вероятность безотказной работы, найдём ресурс ножа автогрейдера. для этого необходимо решить уравнение (5) относительно величины t. функция лапласа вычисляется только с помощью специальной таблицы. следовательно, уравнение (5) не представляется возможным решить аналитически. поэтому используя операторы matlab erf(x), решим численно это уравнение для суммарной вероятности. принимая во внимание нелинейность изменения величины износа ножа от времени работы hиз = f(t) в абразивной среде при выполнении рабочих операций (рис. 2), получим ресурс работы ножа рабочего оборудования автогрейдера как функцию t = f(t) (рис. 5) для трёх категорий грунта. рис. 5 – зависимость ресурса ножа t от времени его работы в абразивной среде t: 1 – i категория грунта; 2 – ii категория; 3 – iii категория pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 71 аппроксимируя зависимость ресурса ножа от времени его работы в абразивной среде, получим следующую экспоненциальную зависимость: 160( ) , t t t x e − = ⋅ (7) где коэффициент x = 447; 340; 260 – для i, ii и iii категорий грунта соответственно. полученное уравнение не противоречит классу решений мультипликативного уравнения (5) для суммарной вероятности безотказной работы ножа рабочего оборудования автогрейдера. таким образом, из (7) видно, что чем ниже категория грунта, тем выше ресурс работы ножа в этом грунте. выводы полученное уравнение регрессии даёт возможность оценить степень влияния износа ножа на его ресурс в зависимости от категории грунта. закономерность изменения ресурса от износа ножа ро автогрейдера носит экспоненциальный характер. при этом чем выше категория грунта, тем износ, а следовательно и ресурс, меньше. литература 1. густов ю.и. повышение износостойкости рабочих органов и сопряжений строительных машин / ю.и. густов // механизация строительства. – 1996. – №5. – с. 15-16 2. кравченко и.н. износостойкие материалы для восстановления деталей рабочих органов строительных и дорожных машин / и.н. кравченко, в.ю. гладков, с.в. карцев, в.п. тростин // строительные и дорожные машины. – 2004. – №5. – с. 32-34. 3. волков д.п. надёжность роторных траншейных экскаваторов. / д.п. волков, с.н. николаев, и.а. марченко. – м.: машиностроение, 1972. – 207 с. 4. рейш а.к. повышение износостойкости строительных и дорожных машин / а.к. рейш – м.: машиностроение, 1986. – 184 с. 5. анилович в.я. надёжность машин в задачах и примерах / в.я. анилович, а.с. гринченко, в.л. литвиненко. – х.: око, 2001. – 318 с. 6. гречишников б.а. исследование средств и способов снижения нагруженности основных узлов автогрейдера : дис. … кандидата техн. наук : 05.05.04 / гречишников борис алексеевич. – харьков, 1980. – 189 с. 7. назаров л.в. динамические нагрузки на ходовое оборудование и конечные элементы трансмиссий пневмоколесных зтм. / л.в. назаров, б.а. гречишников, и.а. евтушок // повышение эффективности работы колесных и гусеничных машин в суровых условиях эксплуатации. – тюмень, 1996. – с. 98103. 8. воронович а.в. совершенствование автогрейдеров массой 15…16 т комплектацией энергосиловыми модулями повышенной надежности : дис. … кандидата техн. наук : 05.05.04 / воронович андрей викторович. – харьков, 2007. – 172 с. 9. волков д.п. надежность строительных машин и оборудования : учебное пособие / д.п. волков, с.н. николаев. – м.: высшая школа, 1979. – 400 с. 10. бареян а.г. повышение износостойкости и долговечности ножей куттеров при самозатачивании : дис. … кандидата техн. наук : 05.02.04 / бареян ананий генрикович. – ставрополь, 2000. – 181 с. поступила в редакцію 10.04.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о взаимосвязи ресурса и износа ножей автогрейдеров при выполнении рабочих операций проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 72 ventsel e.s., shchukin a.v., skapovich v.i. on the interrelation of life and wear of the blade when carrying out working operations. while examining earth-moving machines it was determined that the wear of the operating tools blades, particularly ones of the motor-graders, is most often characterized by the change in the size of the part in direction, perpendicular to the surface of friction. hence, it has been assumed that the blade’s wear appears throughout the contact area uniformly, i.e. is of the linear character. . the empiric dependence, describing the wear process of the bulldozer blade wear is known, according to which the wear occurs linearly over the whole period of time of the blade’s operation in the abrasive environment, which does not take into account the dynamics of this process. therefore, we have considered fuller characteristics of the blade wear process in terms of the dependence hиз = f(t), where hиз is part wear, t is part operating lifelength. working load of the shovel of the moto-grader (therefore of its blades too) is presented with the use of normal law of frequency distribution. mathematical expectation of the normal loads is stipulated for each working operation by the complex of reasons. as a result of the researches carried out, the dependencies of the total probability of the failure-free operation of the blade from the wear and dynamic compounds of the load to the shovel, as well as the dependencies of the blade life from the time of his operation in the abrasive environment on the 3 categories of coat have been received. keywords: resource, reliable operation, wear, work equipment, soil. references 1. gustov ju.i. povyshenie iznosostojkosti rabochih organov i soprjazhenij stroitelnyh mashin mehanizacija stroitel'stva, 1996, no. 5, pp. 15–16. 2. kravchenko i.n., gladkov v.yu., karcev s.v., trostin v.p. iznosostojkie materialy dlja vosstanovlenija detalej rabochih organov stroitel'nyh i dorozhnyh mashin, stroitel'nye i dorozhnye mashiny, 2004, no. 5, pp. 32–34. 3. volkov d.p., nikolaev s.n., marchenko i.a. nadjozhnost' rotornyh transhejnyh jekskavatorov. m., 1972, 270 p. 4. rejsh a.k. povyshenie iznosostojkosti stroitel'nyh i dorozhnyh mashin. m.: mashinostroenie, 1986, 184 p. 5. anilovich v.ja, grinchenko a.s., litvinenko v.l. nadjozhnost' mashin v zadachah i primerah. h. oko, 2001, 318 p. 6. grechishnikov b.a. issledovanie sredstv i sposobov snizhenija nagruzhennosti osnovnyh uzlov avtogrejdera : dis. … kandidata tehn. nauk : 05.05.04, kharkov, 1980, 189 p. 7. nazarov l.v., grechishnikov b.a., evtushok i.a. dinamicheskie nagruzki na hodovoe oborudovanie i konechnye jelementy trans-missij pnevmokolesnyh ztm. povyshenie jeffektiv-nosti raboty kolesnyh i gusenichnyh mashin v surovyh uslovijah jekspluatacii, tjumen, 1996, pp. 98-103. 8. voronovich a.v. sovershenstvovanie avtogrejderov massoj 15…16 t komplektaciej jenergosilovymi moduljami povyshennoj nadezhnosti, dis. kandidata tehn. nauk, 05.05.04, kharkov, 2007, 172 p. 9. volkov d.p., nikolaev s.n. nadezhnost' stroitel'nyh mashin i oborudovanija, uchebnoe posobie, m. vysshaja shkola, 1979, 400 p. 10. barejan a.g. povyshenie iznosostojkosti i dolgovechnosti nozhej kutterov pri samozatachi-vanii : dis. … kandidata tehn. nauk : 05.02.04, barejan ananij genrikovich. stavropol, 2000, 181 p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 8_shevelia.doc обеспечение износостойкости фильерных решеток гранулирующих устройств проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 64 шевеля в.в.,* кияница е.в.,** гладченко а.н.,** зверлин в.г.** *жешувская политехника, г. жешув, польша, **зао «пластмаш», г. киев, украина обеспечение износостойкости фильерных решеток гранулирующих устройств грануляционные установки крупнотоннажных производств пластмасс (полиэтилена, полипропилена и т.п.) основаны на технологии экструдирования расплава, поступающего из полимеризационных устройств, червячными прессами с гранулирующими головками. в процессе гранулирования расплав полимера вращающимся червяком продавливается через отверстия в гранулирующей фильерной решетке головки в виде жгутов (стренг), которые на выходе из каналов решетки срезаются скользящими по ее поверхности ножами. производительность таких грануляторов достигает 20 т/час [1]. такие единичные мощности и непрерывность процесса полимеризации требуют обеспечения высокой надежности грануляторов, которая определяется износостойкостью трибопары «фильерная решетка – срезающий нож». поскольку нож является сравнительно простой и недорогой деталью, замена которой технически не сложна, основная ответственность за работоспособность гранулятора ложится на фильерную решетку. фильерная решетка (фильера) является сложной и весьма дорогой (до 100 тыс. долларов сша) сборно-сварной конструкцией с длительным технологическим циклом производства, включающим кузнечно-заготовительные, термические, механические, сборочно-сварочные, сборочно-прессовые, контрольно-испытательные и доводочные операции. при этом в конструкциях применяются различные технологии повышения износостойкости контактной поверхности вышеупомянутой трибопары «фильеранож». схематическое изображение такого сопряжения представлено на рис. 1. рис. 1 – схема фильерной решетки: 1 – контактная поверхность; 2 – нож; 3 – деформируемая втулка; 4 – вставка; 5 – корпус фильера работает в сложных условиях нагружения. со стороны входа расплава полимера на нее действует давление до 300 кгс/см2 при температуре расплава 300 °с и более. на выходе стренг фильеру омывает охлаждающая вода с температурой около 100 °с, благодаря чему гранулы затвердевают и срезаются ножами. внутренние каналы фильеры обогреваются паром при давлении 30 … 35 кгс/см2. ножи, закрепленные в ножевой обойме, прижаты к рабочей поверхности (зеркалу) фильеры с усилием, обеспечивающим качественный (без «усов») срез гранул. скорость вращения обоймы до 3000 об/мин. при этом существенное влияние на стойкость трибопары оказывают вибрационные нагрузки. количество фильерных каналов в зависимости от производительности достигает 1600 и более, а диаметры корпуса – в диапазоне 300 … 1500 мм [1, 2]. такие конструктивные особенности, обусловленные технологией получения гранул крупнотоннажных пластмасс, требуют решения нескольких технических задач обеспечения работоспособности фильерной решетки в течение регламентных периодов. основные из них – следующие. материал корпуса фильеры должен иметь необходимую прочность, чтобы выдерживать давление расплава при высокой степени перфорации, обладать коррозионной стойкостью в контакте с расплавом и охлаждающей средой при повышенных температурах, иметь максимально возможную износостойкость, как компромисс между твердостью, с одной стороны, и демпфирующей способностью – с другой, проявлять достаточно хорошую свариваемость и минимальные коробления при термических воздействиях, хорошо воспринимать различные износостойкие покрытия. экспериментальные работы и испытания в промышленных условиях позволили установить, что наиболее полно таким требованиям удовлетворяют поковки из термообработанной стали марки 20х13 (гост 5949-75, нв 285-341, σт = 45 кгс/мм2). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com обеспечение износостойкости фильерных решеток гранулирующих устройств проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 65 для повышения долговечности рабочих поверхностей фильер («зеркала» и кромки фильерных отверстий) их усиливают износостойкими покрытиями [2]. применяются в основном следующие технологии: наплавка, газотермическое напыление, армирование износостойкими твердыми сплавами путем пайки, обжатия, механического крепления или их различных комбинаций. применение других способов повышения износостойкости фильер, например, объемной или поверхностной закалкой, термодиффузионной обработкой (цементация, азотирование, борирование), электролитическими или химическими покрытиями не обеспечивает необходимого ресурса их работы. наибольшая износостойкость обеспечивается применением армирующих элементов из металлокерамических твердых сплавов, которые крепятся в корпусе фильеры так называемым «холодным способом». впервые такая конструкция фильеры была разработана авторами и применена в производстве на новополоцком химкомбинате «полимир» (республика беларусь) – ас ссср № 894967, а также описано в патентах украины № 1147 от 30.12.1993 г., № 4733 от 28.12.1994 г. и № 14567 от 06.02.1995 г. отличительной особенностью крепления твердосплавной детали к корпусу фильеры, согласно патенту, является ее защемление в специальной проточке корпуса с помощью деформируемой промежуточной втулки из пластичного металла при прессовой сборке фильеры. на рис. 2 показано собранное под запрессовку и после запрессовки прессовое соединение. а б рис. 2 – прессовый узел: а – до запрессовки; б – после запрессовки; 1 – армирующая вставка wс-co; 2 – деформируемая втулка; 3 – корпус фильеры такое решение позволило снять проблему трещинообразования в твердом сплаве, отказаться от применения дорогостоящих серебряных припоев, обеспечить контроль усилия удержания армирующей детали в теле фильеры, осуществлять, при необходимости, замену выпавших и треснувших твердосплавных вставок и, в итоге, на порядок повысить общий ресурс работы фильеры. вместе с этим применение такого крепления потребовало разработки и соблюдения ряда норм и правил изготовления и контроля деталей. например, был введен двойной 100%-ный контроль твердосплавных вставок под микроскопом, в результате которого выбраковывалось до 10% этих деталей по наличию микротрещин на их рабочих поверхностях. наилучшее качество вставок обеспечивалось применением сплавов системы wс-co типа вк8 и вк6. введение селективной сборки под запрессовку вставок, применение промежуточных втулок под расточенные гнезда в корпусе фильеры, а также предварительный контроль усилий и качества запрессовки на образцах-имитаторах с их препарированием и исследованием под микроскопом дали практически полную гарантию необходимой прочности прессового соединения. кроме этого был разработан ряд приспособлений для доводочных и финишных операций после предварительного шлифования зеркала фильеры. применение описанной конструкции фильерной решетки, освоенной производством на заводе опытных машин укрниипластмаш зао «пластмаш» (г. киев), вместе с другими необходимыми мероприятиями по совершенствованию технологии производства на томском заводе полиэтилена (российская федерация) позволило существенно (почти в два раза) увеличить производительность грануляторов. дальнейшие исследования по совершенствованию конструкции фильер были направлены на увеличение относительной площади застила зеркала фильер армирующими элементами. новое техническое решение позволило отказаться от выполнения кольцевых проточек, в которые запрессовываются промежуточные втулки и, за счет этого, существенно уменьшить шаг между соседними каналами в фильере. отличительной особенностью такого крепления является то, что твердосплавные вставки защемляются в отверстиях корпуса фильеры осадкой материала самого корпуса вместе с промежуточной втулкой на бурты вставок (патент украины № 75142 от 01.2006 г.). это позволяет достичь плотности застила зеркала решетки твердым сплавом до 80 %. важным условием проведения экспериментальных работ по новому техническому решению было обеспечение преемственности уже освоенной производством технологии. поэтому работы проводиpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com обеспечение износостойкости фильерных решеток гранулирующих устройств проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 66 лись на образцах из стали 20х13 с указанными выше характеристиками, а геометрические размеры твердосплавных вставок и промежуточных втулок были выполнены наиболее приближенными к существовавшим. конфигурация образцов-имитаторов фрагмента фильерной решетки для оценки усилий опрессовки изображена на рис. 3 4. размеры двух вариантов исследованных образцов приведены в таблице. рис. 3 – образец-фрагмент фильеры рис. 4 –сборка деталей под опрессовку: 1 – корпус фильеры; 2 – промежуточная втулка; 3 – армирующая вставка таблица варианты и размеры образцов-имитаторов фильер d t d s вариант мм площадь опрессовки, мм2 № 1 8 2 32 10 452 № 2 7 3 33 10 585 теоретический расчет необходимого усилия опрессовки металла корпуса (фрагмента) дал результат для варианта № 1 – 27,2 т., для варианта № 2 – 35,2 т., при котором зазор между вставкой и отверстием под нее – 0,5 мм должен полностью закрыться. в расчете было принято, что напряжения сжатия должны быть 60 кгс/мм2. в эксперименте при усилии сжатия 32 т в обоих вариантах зазоры между вставкой и стенкой отверстия под нее были полностью закрыты. выпрессовка вставок показала, что их сдвиг начинается при усилии 500 кг, что вполне удовлетворяет условиям работы фильеры. вместе с этим на качество опрессовки существенно влияли краевые эффекты, связанные с непараллельностью стола и плоскости торца плунжера пресса, а также со сверхнормативными зазорами в его плунжерной паре. проведенные работы подтвердили возможность существенного увеличения плотности застила твердым сплавом зеркала фильерной решетки при использовании рассмотренной конструкции. однако следует заметить, что для каждого конкретного исполнения фильеры размеры и расположение отверстий, размеры промежуточной втулки и твердосплавной вставки, припуски на осадку, а также форма и размеры пуансона для пошаговой опрессовки должны уточняться экспериментом на образцахимитаторах фрагментов фильеры. в связи с необходимостью обеспечения повышенных требований по надежности фильеры работы следовало бы продолжить на натурных экспериментальных образцах фильер с их испытаниями в производственных условиях, но это представляется проблематичным из-за высокой стоимости экспериментов. актуальной также является разработка технологии неразрушающего контроля прочности прессового соединения «вставка-корпус» в фильерной решетке. литература 1. оборудование для переработки пластмасс. справочное пособие / под ред. в.к. завгороднего. – м.: машиностроение, 1976. 2. гладченко а.н., зверлин в.г., петренко с.д., шевеля и.в. износостойкость оборудования для переработки полимерных материалов. – к., 1997. надійшла 13.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 21_pisarenko.doc розвиток теорії методу випробувань на знос за схемою конус-три кульки для деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 142 писаренко в.г.,* диха о.в.** * кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна, ** хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна розвиток теорії методу випробувань на знос за схемою конус три кульки для деталей точної механіки вступ на кнво форт (м. вінниця) впроваджена високоефективна технологія комбінованої хімікотермічної обробки (кхто) з метою підвищення зносостійкості і захисту від корозії деталей точної механіки [1]. основною особливістю розробленої технології є комплексне забезпечення високих характеристик зносостійкості, корозійної стійкості, теплостійкості за рахунок формування міцних поверхневих шарів в інтервалі підвищених температур. технологія кхто є екологічно чистою і може в більшості випадків замінювати гальванічні покриття (оксидування, цинкування, хромування, кадміювання та ін.). ефективність розробленої технології може бути досліджена шляхом експлуатаційних або лабораторних випробувань, які є більш економічними. разом з цим, під час лабораторних випробувань необхідно забезпечити умови, найбільш адекватні до реальних умов експлуатації. широко використовувані в цей час якісні методи випробувань на знос дають тільки локальні результати стосовно конкретних умов. метою даної роботи є розвиток теорії методів лабораторних випробувань для встановлення кількісних характеристик зносостійкості, що дозволяють прогнозувати зносостійкість вузлів тертя, підданих різним способам модифікаії поверхневого шару. теорія визначення параметрів моделей зношування, як правило, розроблюється на основі розв`язку обернених зносоконтактних задач (тобто коли за прийнятою математичною формою закону зношування, геометричними співвідношеннями (умова нерозривності в контакті), умовою рівноваги та результатами випробувань на зношування визначаються залежності для розрахунку параметрів). чим більше визначальних факторів в моделі, тим складніше розв`язок. так вже два параметри (наприклад тиск і температура) значно ускладнюють задачу і потребують певних припущень. як найбільш доцільну схему випробувань пропонується використати схему, коли в процесі випробувань змінюється контактний тиск внаслідок зміни площадки контакту, що дає можливість за результатами випробувань одного зразка мати результати для діапазону тиску. для випробувань приймається та схема, яка за геометричними та технологічними ознаками найбільше відповідає реальному трибоспряженню. в даній роботі розвинені методи теорії випробувань на більшу кількість визначальних факторів для схем випробувань із змінною площадкою контакту. це дало можливість оцінювати вплив факторів тиску і температури на процес зношування. маючи ророблений теоретичний апарат, проводять випробування вузла тертя в умовах близьких до реальних (по матеріалах, мащенні, температурі і т.п.) і кількісно розраховують параметри моделі зношування. на основі отриманої моделі зношування можна: розраховувати (прогнозувати) знос вузла при різних умовах по контактному тиску та температурі, наприклад, на стадії проектувального розрахунку вузла тертя; оптимізувати конструктивні і технологічні параметри вузла тертя за критерієм зносу. звичайно, що такий підхід не дає стовідсоткової відповідності реальному протіканню процесу, але є необхідним шляхом в створенні розрахункових інженерних методів прогнозування зносостійкості вузлів тертя. для випробувань в трибології широко застосовується схема чотирикулькової піраміди [2]. за цією схемою три кульки встановлюють жорстко (без обертання) у нижньому корпусі, а четверту розміщують зверху на перші три, навантажують і обертають. при цьому випробовується, як правило, мастильний матеріал. за критерій температурної стійкості випробовуваних при терті масел прийнята критична температура руйнування граничних змащувальних шарів. ця температура визначається по різкому зростанню коефіцієнта тертя. вказана схема має обмеження щодо випробувань конструкційних матеріалів, оскільки кульки приймаються стандартними з шарикопідшипникової сталі. виготовлення кулькових зразків для випробувань матеріалів практично недоцільне і складно реалізуєме. в даній роботі для випробувань різних конструкційних матеріалів пропонується схема випробувань «конус-три кульки», яка дає можливість застосовувати в якості досліджуваних конічні зразки з різних матеріалів. основний матеріал загальний опис схеми три кульки 1,2,3 однакового радіусу (рис. 1) r розташовані на площині так, щоб вони контактували за схемою рис. 1, при цьому їх центри утворюють рівносторонній трикутник 321 ooo . конус 4 с кутом при вершині γ розташовується на трьох нижніх кульках так, що контактує з кожною в точках pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розвиток теорії методу випробувань на знос за схемою конус-три кульки для деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 143 321 ,, aaa . до верхнього конусу прикладена сила q , яка передається до кожної з трьох нижніх кульок по перпендикулярам від твірної конуса в точках дотику з кульками, створюючи рівні сили 321 qqq == . o1 a2 a 1 a3 rk o2 c o3 oq α a r c o1 q1 r 1 4 2 1 2 3 5 o2 γ/2 γ/2 b рис. 1 – розрахункова схема наявність обойми 5 забезпечує стійке нерухоме положення нижніх кульок при вертикальному навантаженні силою q і обертанні конуса моментом навколо вертикальної осі. геометрія контакту и навантаження для визначення сил, що діють між конусом та кульками, необхідно визначити їх напрямок і кут α (рис. 1): 2/90 γ−=α o , (1) де γ – кут при вершині конуса. сили, що діють вздовж по нормалі до кожної кульки, виражаються через загальну силу співвідношенням: α = cos31 q q , (2) або )2/cos(31 γ = q q . (3) величину r , що визначає відстань від осі обертання конуса до точки контакту з кульками, визначаємо з подібності трикутників coo1 и oab :       −== 1 1 1 1 1 oo r co oo oa cor , (4) величина co1 знаходиться як радіус кола, описаного навколо правильного трикутника 321 ooo (рис. 1): pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розвиток теорії методу випробувань на знос за схемою конус-три кульки для деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 144 . 3 32 1 rco = (5) з прямокутного трикутника coo1 : 2/cos3 32 2/cos 1 1 γ = γ = rco oo . (6) отже після проміжних підстановок отримаємо:         γ−= )2/cos( 3 32 rr . (7) шляхи тертя для площадок контакту шляхи тертя для площадок контакту конуса s и нижніх 1s кульок різні. нехай при визначенні шляхів тертя розміри площадки контакту на нижніх площадках кульок малі порівняно з розміром r площадки контакту верхнього конуса ( ra << ). розрахунок шляху тертя будемо здійснювати за середнім радіусом. шлях тертя для кожної точки нижньої площадки контакту 1s дорівнює: rnts π= 21 , (8) де n – кількість обертів конуса за одиницю часу; t – тривалість випробувань. шлях тертя s для площадки контакту конусу: ntas )2(3= , (9) де a2 – середній шлях тертя за один прохід контактних точок верхнього конуса через площадку контакту нижньої кульки; a – середній радіус площадки контакту конуса і кульки. відношення шляхів тертя верхньої і нижніх площадок є коефіцієнтом перекриття: r sa rnt nta s s k n π = π == )(3 2 )3(3 1 1 . (10) таким чином, маємо взаємозв'язок середніх шляхів тертя: r sass π = 3 )( 11 . (11) або позначивши r c π = 3 , отримаємо csass )( 11= . визначення параметрів двохфакторної моделі при випробуваннях за схемою конус три кульки для оцінки зношування досліджуваного конічного зразка за схемою конус-три кульки приймемо модель у вигляді залежності інтенсивності зношування від безрозмірних параметрів контактного тиску і температури у вигляді: pm w w t t hb k ds du             σ = * , (12) де σ − тиск у контакті, мпа; hb − твердість за брінелем, мпа; wu − лінійне зношування конусної поверхні, м; s − шлях тертя для конуса, м; wk , m , p − параметри закономірності зношування; *,tt − відповідно температура випробувань і базова температура, к. приймемо форму зношеної поверхні у вигляді колового жолоба з радіусом профілю a . припустимо що контактний тиск під жорсткою кулькою по зношеній поверхні жолоба конуса розподілений рівномірно. тоді спараведливо співвідношення: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розвиток теорії методу випробувань на знос за схемою конус-три кульки для деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 145 2 1 a q π =σ , (13) де 1q − сила, що діє по нормалі до кожної нижньої кульки; a − радіус колової площадки контакту спряжених кульок і конуса. сила 1q у відповідності до (2) виражається через загальну силу q , що діє на верхню конус: α = cos31 q q . зв`язок максимального зносу wu і розміру площадки контакту a центрі площадки визначається з геометрії перетину спряженого конуса і кульки. при цьому будемо розглядати контакт сфери радіусом r з циліндром радіусом r . з достатньою точністю шукану залежність можна подати у вигляді [3]: ( ) ( )* 2 2r sa suw = , (14) де rr rr r + =* − приведений радіус в контакті конуса і кульки. нехай експериментальна залежність радіусу колового жолобу зносу конуса від шляху тертя представляється у вигляді степеневої апроксимації: ( ) β= cssa , (15) де c , β − параметри апроксимації, які визначаються за наслідками випробувань. інтегруючи вираз (12), отримаємо інтегральну форму моделі зношування конуса: ( ) ds t t hb s ksu s pm ww ∫            σ = 0 * )( . (16) підставляючи в ліву частину отриманого рівняння вираз (14) для зносу через радіус площадки контакту, а в праву – вираз (13) для контактного тиску, отримаємо: ( ) ( ) ds t t hbsa q k r sa p s m w ∫                  π = 0 *2 1 * 2 1 2 , (17) або, з урахуванням виразу (15), після інтегрування по шляху тертя маємо: m s t t hbc q k r sc m pm w β−             π = β−β 212 21 *2 1 * 22 . (18) з умови виконуваності рівняння (18) при будь-яких s слідує: mβ−=β 212 , (19) звідки: β β− = 2 21 m . (20) для знаходження параметра p проводимо випробування при двох значеннях температури 1t і 2t , звідки отримаємо дві групи даних з параметрами: . ; 22 11 β β = = sca sca (21) в даній роботі розглядається задача визначення параметрів зношування за наслідками випробувань зразків з площадкою контакту )(sa , що змінюється в процесі зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розвиток теорії методу випробувань на знос за схемою конус-три кульки для деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 146 зміна площадки зношування викликає зміну значень контактного тиску )(aσ . показник степеня m у виразах типу (17) характеризує швидкість зміни контактних тисків і безпосередньо пов`язаний з параметром β експериментальної залежності (15), який характеризує відповідно швидкість зміни площадки контакту при зношуванні. зв`язок між m і β в прийнятій закономірності зношування (17) однозначно описується співвідношенням (20). оскільки в даних виразах в другому комплексі температура випробувань t не залежить від шляху тертя s , то вона не впливає на параметри m і β в процесі проведення випробувань. в даному випадку зміна температури t лінійно впливає тільки на масштабний коефіцієнт c у виразах (15), (21). викладені міркування підтверджуються результатами випробувань. підставляючи вирази (21) в (18), отримаємо два рівняння:         β               π = β               π = ββ ββ . 22 ; 22 2 * 2 2 2 1 * 22 2 2 * 1 2 1 1 * 22 1 s t t hbc q k r sc s t t hbc q k r sc pm w pm w (22) розділивши перше рівняння на друге, після перетворень отримаємо: . 2 1 22 2 1 pm t t c c       =      + (23) звідки: . )/lg( )/lg( )22( 21 21 tt cc mp += (24) для знаходження коефіцієнта wk скористаємось одним з рівнянь (22): . cos3 * * 22 1 pmm w t t q hb r c k             απβ = + (25) геометричні розміри зразків для випробувань можуть бути прийняті за матеріалами гост 23.221-84 [4]. вказаний стандарт встановлює метод експериментального визначення температурної стійкості рідких і пластичних мастильних матеріалів при терті на основі вимірювання моменту тертя і об'ємної температури. висновок розроблена теорія методу випробувань на знос за схемою конус-три кульки для двохфакторної моделі зношування (контактний тиск, температура) з визначенням характеристик закономірності зношування. метод випробувань рекомендований для лабораторних випробувань ефективності технологій підвищення зносостійкості деталей точної механіки. література 1. писаренко в.г. комбінована хіміко-термічна обробка як ефективний спосіб підвищення довговічності деталей точної механіки / в.г. писаренко // проблеми трибології (problems of tribology). – 2011. – № 2. – с. 75-78. 2. кузьменко а.г. метод испытаний на износ со смазкой по четырехшариковой схеме (теория износа шаров в чшм) / а.г. кузьменко, а.в. дыха // проблеми трибології. − 2000. − № 3. − с. 30-40. 3. кузьменко а.г. методы испытаний на износ / а.г. кузьменко., с.в. сытник // проблемы трибологии. – 1999. – № 2(12). – с. 38-109. 4. гост 23.218-84. оии. метод экспериментальной оценки температурной стойкости смазочных материалов при трении. взамен гост 17604-72. надійшла 06.02.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_shevelia.doc влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 6 шевеля в.в.,*, ** трытек а.c.,* coкoлaн ю.c.** *жешувская политехника, г. жешув, польша **хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@mail.com влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта удк 621.891 исследованы температурные зависимости характеристик внутреннего и внешнего трения термообработанной стали. показано, что сила внешнего трения тесно связана с внутренним трением, механизмы которого зависят от амплитуды и скорости деформации пятен фактического контакта, а также от температуры и структурного состояния материалов. установлены температурные интервалы развития трибодинамического деформационного старения, сопровождающегося субструктурным упрочнением и возникновением фрикционных автоколебаний. ключевые слова: внутреннее и внешнее трение, диссипация, атомы внедрения, дислокации, динамическое деформационное старение, температура, термообработка. введение теории трения твердых тел базируются на адгезионном и деформационном процессах диссипации энергии [1, 2]. соответствующие составляющие силы трения зависят от вязкоупругих свойств материалов, обусловленных несовершенной упругостью. совокупность процессов, протекающих на фрикционном контакте, приводит к неоднозначной зависимости силы трения и интенсивности изнашивания от температуры, а также от скорости скольжения, которая, по существу, формирует температуру в зоне трения. для материалов, обладающих сравнительно совершенными упругими свойствами, при увеличении температуры молекулярная (адгезионная) составляющая силы внешнего трения уменьшается, в то время как механическая (деформационная) растет. в этом случае суммарный коэффициент трения проходит через минимум. при несовершенной упругости контакта с ростом температуры коэффициент трения проходит через максимум, положение которого определяется динамическими (скоростными) параметрами, обеспечивающими наибольшие механические потери по механизмам внутреннего трения [1, 3 5]. рассмотрение реологической природы фрикционного контакта, проявляющего вязкоупругие свойства, позволяет объяснить природу формирования максимумов коэффициента трения при изменении температурно-скоростного режима [1, 4, 5]. такой подход показал свою эффективность в трибологии полимеров, учитывающей изменение динамических (релаксационных) свойств трущихся пар [3, 4 6]. в этой связи отметим, что на основе явления несовершенной упругости получило объяснение трение качения вязкоупругих тел, как проявление гистерезисных механических потерь (гистерезисная теория качения) [7, 8]. в частности, установлено, что сила сопротивления качению приобретает максимум при определенном соотношении скорости качения и времени релаксации, отвечающем резонансному условию роста гистерезисного внутреннего трения. таким образом, температурно-скоростные зависимости трибологических характеристик свидетельствуют о тесной связи природы внешнего трения с механизмами внутреннего трения. в то же время, хотя механизмы внутреннего трения металлов достаточно хорошо изучены, в большинстве работ по трению скольжения металлических материалов фактор внутреннего трения не учитывается при анализе экспериментальных данных. методики исследования исследовалась термообработанная сталь 45 (закалка с последующим отпуском при различных температурах от 200 до 700 °с).температурные зависимости внутреннего трения изучались на установке типа крутильного маятника, отписанной в работе [9]. нагрев осуществлялся посредством пропускания электрического тока через нихромовый элемент, охватывающий рабочую часть образца, температура которой контролировалась термопарой. показателем внутреннего трения служил логарифмический декремент колебаний (f ~ 60гц) образцов, которые после термообработки механической отделке не подвергались. являясь структурно-чувствительным свойством металлов, внутреннее трение позволяет оценивать концентрацию, подвижность. а также взаимодействие точечных дефектов и дислокаций. тем самым предоставляется возможность исследовать такую прблематику прикладного материаловедения как: механизм и кинетика превращений при отпуске и деформационном старении стали, природа термомеханической обработки и т.п. mailto:tribosenator@mail.com влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 7 температурные триботехнические испытания при трении скольжения без смазки проводились на машине трения tribometr (tht) фирмы csm instruments (швейцария) по схеме (рис. 1): «торец вращающегося диска (образец) – закрепленный шарик (шх15)». после термообработки рабочие поверхности образцов (диаметр 30 мм, толщина 5 мм) шлифовались и затем полировались. в процессе испытаний осуществлялась автоматическая запись силы и коэффициента трения в зависимости от температуры и пути трения. а б в рис. 1 общий вид машины трения (а, б) и схема триботехнических испытаний (в) результаты исследований и их обсуждение температурные зависимости внутреннего трения (вт) исследуемой стали (до 120 °с) представлены на рис. 2. для всех режимов термообработки обнаруживаются два максимума внутреннего трения – азотный (в районе 60 °с) и углеродный (вблизи 80 °с) [10]. температуры, при которых формируются указанные пики вт, определяются частотой возбуждаемых свободно затухающих колебаний образца(в наших экспериментах f ~ 60 гц). атомы азота и углерода, как примеси внедрения, находятся в октаэдрических положениях, создавая тетрагональные искажения в оцк-решетке. при определенной температуре и частоте действия внешней периодической нагрузки в поле напряжений происходит резкое усиление миграции внедренных атомов по междоузлиям кристалличекой решетки. в результате такой активизации диффузионного перераспределения атомов примеси деформация запаздывает по отношению к изменению напряжений, что приводит к резонансному росту рассеяния энергии (механических потерь) с формированием релаксационных максимумов внутреннего трения (пиков сноека). степень релаксации напряжений и, следовательно, высота пика внутреннего трения пропорциональны концентрации атомов внедрения, зависящей, в частности, от температуры отпуска закаленной стали. релаксационные максимумы вт формируются при условии: ω · τ = 1, где ω = 2πf – циклическая частота колебаний; τ – время релаксации, зависящее от температуры. наличие упомянутых выше пиков вт указывает на то, что после закалки произошло неполное мартенситное превращение и сформи1 – гири; 2 – державка; 3 – шарик; 4 – диск(образец); 5 – ось влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 8 ровалась, по-видимому, структура, содержащая (кроме мартенсита) феррит, бейнит и остаточный аустенит. возможно, это обусловлено некоторым обезуглераживанием поверхностного слоя в процессе термообработки стали. предполагается, что в чистом мартенсите релаксация сноека не возникает, т.к. переориентировка осей тетрагональных искажений путем миграции внедренных атомов привела бы к большим объемным изменениям [10]. а б рис. 2 температурные зависимости логарифмического декремента колебаний стали: 1 – закалка; 2 – 7 – отпуск, соответственно: 200°, 300°, 400°, 500°, 600°, 700 °с(f = 60 гц) на рис. 3 5 приведены температурные зависимости силы и коэффициента трения исследуемого сопряжения, в котором при выбранной линейной скорости трения (v = 0,2 м/с) и при данном радиусе дорожки трения (r = 8 мм) каждый элемент зоны трения на вращающемся диске подвержен импульсному воздействию со стороны неподвижного шарика с частотой 4 … 5 гц. в то же время частота вибрации самого шарика находится в килогерцевом диапазоне. для сравнения на рис. 3, а показан пример испытания без подогрева. на последующих графиках (также для сравнения) пунктирной линией показаны величины установившейся силы трения при испытаниях данной пары без подогрева (при 20 °с). на образцах закаленных и низкоотпущенных (рис. 3, б; 4, а, б) в районе 60 °с формируются остро выраженные максимумы силы и коэффициента внешнего трения, которые для частоты ~ 4 гц отвечают углеродному пику релаксационного рассеяния энергии. в то же время максимумы силы и коэффициента трения, которые бы соответствовали ожидаемому азотному пику декремента колебаний (в районе 40 °с при f = 4 гц) на указанных образцах отсутствуют. влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 9 а б рис. 3 сталь 45, закалка. изменение силы (ft) и коэффициента внешнего трения (μ) в зависимости от пути трения: а – без подогрева; б – с подогревом (v = 0,2 м/с; fn = 5н) высота азотного и углеродного пиков внутреннего трения зависит от концентрации атомов внедрения в междоузлиях кристаллической решетки твердого раствора. в неравновесной системе с повышенной концентрацией вакансий (состояние закалки) атомы внедрения частично растворяются в вакансиях. кроме того после поверхностной деформации при подготовке образцов (шлифование+полирование) сталь дополнительно приобретает повышенную концентрацию вакансий c ростом плотности дислокаций. значительная часть атомов внедрения будет мигрировать в энергетически более выгодные позиции – к вакансиям и к дислокациям, не давая вклада в резонансное рассеяние энергии. это должно проявляться в снижении или полном исчезновении соответствующего релаксационного пика. по-видимому, сказанное в большей степени касается более подвижных атомов азота, вследствие чего азотный пик силы внешнего трения закаленной и низкоотпущенной (200 °с) стали практически исчезает. этот пик силы трения в районе 40 °с (f = 4 гц) начинает отчетливо проявляться лишь на образцах, отпущенных при температурах 500 … 700 °с (рис. 5). следует учитывать, что релаксационные пики сноека в деформированной стали не стабильны и могут уменьшаться до нуля после деформационного старения при температурах 100 350 °c [10]. одновременно в районе 250 °c возникает деформационный пик внутреннего трения кестера, вызываемый взаимодейстием атомов углерода и азота с дислокациями. исчезновение релаксации сноека свидетельствует об уходе атомов примеси из твердого раствора к дислокациям. при деформационном старении подвижность дислокаций уменьшается, что приводит к значительному понижению амплитудно-зависимого внутреннего трения (азвт). падение азвт может быть также вызвано большими степенями пластической деформации. влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 10 а б в рис. 4 температурные зависимости силы (ft) и коэффициента трения (μ) стали: а – закалка (повышенная скорость нагрева); б – отпуск 200 °с; в – отпуск 400 °с (v = 0,2м/с; fn = 5н) влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 11 а б в рис. 5 температурные зависимости силы (ft) и коэффициента трения (μ) стали: а в –соответственно, температуры отпуска: 500, 600, 700 °с (v = 0,2 м/с; fn = 5 н) влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 12 одновременно с ростом температуры отпуска уменьшение величин силы и коэффициента внешнего трения, соответствующих 60-градусному углеродному пику внутреннего трения, отвечает, согласно рис. 2, общей тенденции к снижению высоты этого релаксационного максимума (рис. 6). рис. 6 влияние температуры отпуска стали на высоту пиков внутреннего трения в районе 60 °с (δ60max) и 80 °с (δ80max), а также на коэффициент трения при 60 °с для закаленного и низкоотпущенного состояния стали при внешнем трении возможно проявление максимума внутреннего трения в районе 80°с, характерного для деформированного остаточного аустенита [10, 11]. согласно [11], возникновение этого пика связано с вращением в поле напряжений пар собственных атомов кристаллической решетки, образующихся в результате их смещения из нормальных позиций при пластической деформации (гантельный механизм зегера). колебания межузловых гантелей сопровождается миграцией атомов, приводящей к залечиванию вакансий. с повышением температуры отпуска стали атомы внедрения (с+n) в основном концентрируются в выделениях (карбидах, нитридах), твердый раствор обедняется этими атомами, что и приводит к снижению высоты релаксационных пиков внутреннего трения. отпуск стали вблизи температуры рекристаллизации (700 °с) повышает пик сноека, что связано с ростом концентрации свободных атомов примеси в твердом растворе вследствие снижения плотности дислокаций и коагуляции карбидов, сопровождающейся ростом полей феррита [10]. с ростом температуры отпуска стали 60-градусный пик коэффициента внешнего трения становится более размытым, по-видимому, вследствие дополнительного наложения диссипативных процессов (с разным временем релаксации), происходящих при трении как в образце, так и в контртеле (шх-15). следует учитывать, что с повышением температуры отпуска возрастают магнитомеханические потери, обусловленные движением стенок магнитных доменов под действием переменного напряжения и магнитным упорядочением твердого раствора при диффузии внедренных атомов примеси. это приводит к формированию относительно широкого максимума внутреннего трения (пика марингера) при температуре на 30°с более высокой, чем углеродный пик сноека [12]. в районе температуры испытания 160 … 170 °с для всех видов термообработки наблюдаются рост силы трения (рис. 3, 4) или ее стабилизация (рис. 5), что, по-видимому, обусловлено реологическими свойствами контртела (шх15), температура которого на 40 … 50 °с ниже температуры образцадиска. действительно, в закаленных, легированных хромом, сталях проявляются пики внутреннего трения в районе температур 160 … 200 °с, возникновение которых связывают с миграцией в поле напряжений атомов углерода, располагающихся в позициях fe-c-cr [13,14]. кроме того, следует учитывать, что наличие хрома смещает пик сноека к более высоким температурам (до 125 °с при частоте колебаний ~ 1 кгц), а наклеп стали трением увеличивает ширину этого пика из-за возможного наложения нескольких релаксационных процессов с близкими значениями энтальпии активации. пики силы трения в районе 250 … 280 °с можно интерпретировать как начальное трибологическое проявление релаксационного максимума кестера (деформационный пик внутреннего трения) [10, 14]. релаксация кестера вызывается, с одной стороны, переориентацией атомов внедрения в упругом поле дислокаций, созданных при пластической деформации, а с другой – выгибанием дислокационных сегментов под действием приложенных циклических напряжений со скоростью, лимитированной скоростью миграции примесных атмосфер. условием формирования максимума кестера является определенная степень предварительного деформационного старения, обеспечивающего скопление примесных атомов внедрения в районе свежих дислокаций [15, 16]. влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 13 на рис. 4, 5 видно, что пик кестера проявляется более выразительно с ростом температуры отпуска образцов. это может быть связано со снижением твердости и более значительным ростом плотности наведенных дислокаций как при предварительном шлифовании, так и непосредственно в процессе трибоиспытаний. необходимо также учитывать, что сталь в состоянии закалки, а также после низкого отпуска имеет высокую концентрацию вакансий, которые при своей малой подвижности способны связывать атомы внедрения в малоподвижные комплексы, значительно снижая высоту деформационного пика кестера. этот вид механической релаксации имеет место при определенном соотношении скорости движения дислокаций и диффузионной подвижности атомов внедрения (c+n). если при этом процесс закрепления дислокаций становится превалирующим, в диапазоне температур 250 … 350 °с развивается динамическое деформационное старение (ддс), сопровождающееся упрочнением и частичной потерей пластичности.физические условия нагружения металлов, при которых возникает релаксация кестера и ддс, идентичны. в обоих случаях необходимо эффективное динамическое взаимодействие примесных атомов внедрения с генерируемыми в процессе трения дислокациями, что достигается при определенных температурно-скоростных условиях деформации, когда скорость перемещения дислокаций при динамическом нагружении соизмерима со скоростью диффузии атомов примесей [15]. при трении в диапазоне температур развития ддс (250 … 350 °с) в ряде случаев наблюдается неустойчивое скачкообразное изменение силы и коэффициента трения, имеющее характер релаксационных автоколебаний (рис. 3 5). это явление можно рассматривать как трибологический аналог эффекта портевена-ле шателье, который заключается в прерывистом немонотонном течении образца при его растяжении в температурном диапазоне ддс с появлением зубчатости на диаграммах растяжения [16, 17]. при трении в условиях ддс происходит многократное чередование актов блокировки (торможения) дислокаций примесными атомами с исключением их из процесса течения и генерации источниками новых дислокаций. при этом пятна фактического контакта по упомянутым причинам приобретают существенную неоднородность по своим реологическим свойствам, когда участки локальной упругости чередуются с областями повышенной микропластичности, что и проявляется в неустойчивом колебательном изменении силы и коэффициента трения при общем их снижении. если температура трения ниже или выше температурного диапазона ддс, синхронность в перемещениях и взаимодействии дислокаций с атомами примеси отсутствует: при низкой температуре скорость перемещения дислокаций выше скорости миграции атомов примеси, а при высокой температуре, наоборот, диффузионная подвижность атомов примеси превышает подвижность дислокаций. ддс приводит к динамической блокировке дислокаций атмосферами и сегрегациями из примесных атомов внедрения непосредственно в процессе деформации, вследствие чего пластическая деформация развивается в основном за счет генерации свежих дислокаций и общая плотность дислокаций быстро увеличивается. при этом обеспечивается такая концентрация точек закрепления дислокационных линий, при которой дислокационные сегменты имеют определенную подвижность, обеспечивая достаточную релаксационную способность стали при повышенной прочности. упрочняющее действие ддс на металлическую подложку стабилизирует защитный эффект влияния окисной пленки, что сопровождается снижением силы трения и температуры непосредственно в зоне контакта, о чем свидетельствовали показания термопары, закрепленной вблизи неподвижного контртелашарика (рис. 7). рис.7 зависимости силы (ft) и коэффициента трения (μ) стали (отпуск 300 °с) от температуры образца (т); тк – изменение температуры контртела (v = 0,2 м/с; fn = 5 н) влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 14 если температурно-скоростной режим трения отвечает оптимальным условиям развития ддс, реализуется устойчивый во времени эффект нерегулярного трения -фрикционные автоколебания (рис. 8). рис. 8 фрикционные автоколебания при температуре развития ддс (отпуск 300 °с): пониженная скорость нагрева; v = 0,2 м/с, fn = 5н в случае высокоотпущенной стали (600, 700 °с) плотность генерируемых трением дислокаций выше, вследствие чего концентрация точек закрепления дислокационных линий оказывается меньше и упрочняющий эффект ддс существенно снижается. при этом исчезает характерное нерегулярное трение, а в районе 280 … 300 °с фиксируется только максимум силы трения, соответствующий релаксационному (деформационному) пику внутреннего трения кестера (рис. 5, б, в). при высокотемпературном трении закаленной и низкоотпущенной стали, кроме ддс, развивается процесс отпуска под напряжением, или динамического старения (дс), способствующий росту эффективности упрочнения из-за ускорения распада мартенсита с образованием высокодисперсных карбидов, создающих дополнительный барьерный эффект [18]. карбидные частицы благоприятно влияют и на релаксационную способность материала, т.к. способствуют генерации свежих дислокаций и вызывают уменьшение концентрации углерода в матрице, что приводит к снижению плотности точек закрепления дислокаций. явление снижения силы трения в диапазоне температур 250 … 350 °с, обусловленное упрочняющим действием ддс и отпуска под напряжением (динамического старения), можно назвать трибодинамическим деформационным старением i рода. если сталь находится в состоянии низкого или среднего отпуска, этот вид деформационного старения сопровождается фрикционными автоколебаниями. при трении закаленной и низкоотпущенной стали с повышенной скоростью (v = 1 м/с) в предрекристализационном диапазоне температур (350 … 580 °с) зафиксировано повторное аномальное снижение силы и коффициента трения (рис. 9), которое не наблюдается при пониженной скорости трения v = 0,2 м/с (рис. 4, а). учитывая, что с повышением скорости деформации температура рекристаллизации понижается до 500 550 ºс, наблюдаемое изменение трибологических свойств фрикционного контакта, по-видимому, обусловлено эффектом снижения пластичности вследствие рекристаллизационного перераспределения дислокаций с формированием новых субграниц и их обогащением углеродом при динамической сфероидизации цементита [16]. другой причиной повторного охрупчивания может быть ускорение диффузионного выделения сегрегаций вредных примесей и карбидных частиц по границам исходных аустенитных зерен, из-за чего сцепление между зернами ослабляется [19]. это явление, не сопровождающееся заметным упрочнением и фрикционными автоколебаниями, можно назвать трибодинамическим деформационным старением ii рода. примечательно, что упомянутые два характерные температурные диапозоны соответствуют двум температурным интервалам отпуска закаленной стали, в которых ударная вязкость и пластичность при динамическом нагружении резко снижаются .такое понижение вязкости соответственно называют отпускной хрупкостью i и ii рода. очевидно, подобные явления имеют место и при высокотемпературном трении стали. влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 15 рис. 9 температурные зависимости силы (ft) и коэффициента трения (μ) закаленной стали (отпуск 200 °с): v = 1 м/с; fn = 5 н учитывая 5-кратное увеличение скорости трения, возможно, реальные контактные температуры на левой половине рис. 9 будут несколько выше значений, фиксируемых термопарой, которая связана с нижней (не рабочей) поверхностью образца (такие значения выборочно приведены на указанном рисунке). выводы 1. температурные зависимости диссипативных свойств стали при внешнем трении связаны с релаксационным внутренним трением, которое определяется субструктурой, формирующейся при термообработке. диффузионное амплитудно-независимое внутреннее трение повышает силу внешнего трения; в то же время диффузионно-дислокационное внутреннее трение, сопровождающее упрочнение стали, уменьшает потери на внешнее трение. 2. установлены два температурные интервалы аномального снижения силы и коэффициента трения стали (250 350° и 350 – 580 °с), обусловленные развитием трибодинамического деформационного старения (тддс) i и ii рода, имеющих разные механизмы поверхностного упрочнения и снижения пластичности. температуры начала и максимального развития тддс зависят от структуры стали и скорости трения. 3. трибодинамическому деформационному старению i рода сопутствует возникновение фрикционных автоколебаний, являющихся трибологическим проявлением эффекта портевена-ле шателье, вызывающего неустойчивое (скачкообразное) изменение силы трения вследствие периодической блокировки дислокаций атмосферами атомов внедрения. 4. термообработка, формирующая метастабильную структуру стали (закалка, низкий отпуск), при трении благоприятствует суммированию эффектов динамического деформационного старения и отпуска под напряжением. 5. термообработка, стабилизирующая структуру стали (высокотемпературный отпуск), снижает эффективность трибодинамического деформационного старения. литература 1. крагельский и.в., добычин м.н., комбалов в.с. основы расчетов на трение и износ. – м.: машиностроение, 1977. – 528 с. 2. михин н.м. внешнее трение твердых тел. – м.: наука, 1977. – 221 с. 3. бартенев г.м., лаврентьев в.в. трение и износ полимеров. – л.: химия, 1972. – 240 с. 4. шевеля в.в., олександренко в.п. трибохимия и реология износостойкости. – хмельницкий, 2006. – 278 с. 5. шевеля в.в., трытек а. реология вязкоупругого фрикционного контакта // проблемы трибологии. – 2010, № 4. – с. 5-15. 6. мур д. основы и применения трибоники. – м.: мир, 1978. – 488 с. влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 16 7. ишлинский а.ю. теория сопротивления перекатыванию и смежных явлений. – в кн. «трение и износ в машинах». 1-я всесоюзная конференция по трению и износу в машинах. т. ii. м.: изд-во ан ссср. – 1940. – с. 255-264. 8. боуден ф.п., тейбор д. трение и смазка твердых тел. – м.: машиностроение, 1968. – 543 с. 9. шевеля в.в., трытек а.с., соколан ю.с. влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства // проблеми трибології. – 2012, № 3. – с. 6-14. 10. криштал м.а., пигузов ю.в., головин с.а. внутреннее трение в металлах и сплавах. – м.: металлургия, 1964. – 245 с. 11. гордиенко л.к. субструктурное упрочнение металлов и сплавов. – м.: наука, 1973. – 223 с. 12. братина у. внутреннее трение и основные механизмы усталости в оцк металлах // в сб. «влияние дефектов на свойства твердых тел». – м.: мир, 1969. – с. 263-346. 13. баранова в.и. релаксационные процессы в системах железо-хром и железо-молибден // в сб. «релаксационные явления в металлах и сплавах». – м.: металлургия, 1963. – с. 140-146. 14. головин с.а., пушкар а., левин д.м. упругие и демпфирующие свойства конструкционных металлических материалов. – м.: металлургия, 1987. – 190 с. 15. долженков и.е. динамическое деформационное старение (синеломкость) стали // в сб. «металлофизика». – к.: наукова думка. – № 39, 1972. – с. 16-26. 16. бабич в.к., гуль ю.п., долженков и.е. деформационное старение стали. – м.: металлургия, 1972. – 320 с. 17. металловедение. сталь. справочник, т. 1. – м.: металлургия. – 1995. – с. 268-269. 18. пастухова ж.п., рахштадт а.г., каплун ю.а. динамическое старение сплавов. – м.: металлургия, 1985. – 223 с. 19. новиков и.и. теория термической обработки металлов. – м.: металлургия, 1978. – 392 с. использовано оборудование, закупленное согласно проекту № popw.01.03.00-18-012/09 в рамках программы развития восточной польши, финансируемой европейским союзом из средств европейского фонда регионального развития. поступила в редакцію 28.05.2013 пробл еми триб оло г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com mailto:tribosenator@gmail.com влияние температуры на диссипативные свойства фрикционного контакта проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 17 shevelya v.v., тrytek а.s., sokolan y.s. influence of temperature on dissipative properties of friction contact. thermal mode of friction it one of basic factors which determine the operating parameters of friction interface. temperature dependence of force of friction has an of principle value for establishment of nature of the dissipative phenomena and mechanism of contact co-operation of metallic materials. from the practical viewpoint, temperature dependences of tribo mechanical properties of friction contact must be taken into account during work of tribo systems in the conditions of enhanceable temperatures and at at development of technological processes of hot treatment pressure in diapozone 20-700°c (hot dragging of pipes and wire, hot rolling of pipes). temperature dependences of descriptions of internal and external friction of the thermo treated steel were probed. it is rotined that force of external friction is closely related to the internal friction the mechanisms of which depend on amplitude and speed of deformation of spots of actual contact and from a temperature and structural state of materials. an internal friction is the basic mechanism of dissipation of mechanical energy with transformation of it to the warmth both at deformation and at adhesion co-operation of surfaces of friction. the temperature intervals of development of tribodynamic deformation senescence are set with the substructural work-hardening and friction self-excited oscillations. key words: internal and external friction, dissipation, atoms of introduction, distributions, dynamic deformation senescence, temperature, heat treatment. references 1. kragelskij i.v., dobychin m.n., kombalov v.p. osnovy raschetov na trenie i iznos, m.: mashinostroenie, 1977, 528 p. 2. mihin n.m. vneshnee trenie tverdyh tel, m.: nauka, 1977, 221 p. 3. bartenev g.m., lavrent'ev v.v. trenie i iznos polimerov, l.: himija, 1972, 240 p. 4. shevelja v.v., oleksandrenko v.p. tribohimija i reologija iznosostojkosti, hmel'nickij, 2006, 278 p. 5. shevelja v.v., trytek a. reologija vjazkouprugogo frikcionnogo kontakta , problemy tribolo-gii, 2010, no 4, pp. 5-15. 6. mur d. osnovy i primenenija triboniki, m.: mir, 1978, 488 p. 7. ishlinskij a.ju. teorija soprotivlenija perekatyvaniju i smezhnyh javlenij, v kn. «trenie i iznos v mashinah». 1-ja vsesojuznaja konferencija po treniju i iznosu v mashinah. t. ii. m.: izd-vo an sssr, 1940, pp. 255-264. 8. bouden f.p., tejbor d. trenie i smazka tverdyh tel, m.: mashinostroenie, 1968, 543 p. 9. shevelja v.v., trytek a.p., sokolan ju.p. vlijanie termoobrabotki stali na formirovanie frikcionnyh svjazej i ih dissipativnye svojstva , problemi tribologії, 2012, no 3, pp. 6-14. 10. krishtal m.a., piguzov ju.v., golovin p.a. vnutrennee trenie v metallah i splavah, m.: metallurgija, 1964, 245 p. 11. gordienko l.k. substrukturnoe uprochnenie metallov i splavov, m.: nauka, 1973, 223 p. 12. bratina u. vnutrennee trenie i osnovnye mehanizmy ustalosti v ock metallah , v sb. «vlija-nie defektov na svojstva tverdyh tel», m.: mir, 1969, pp. 263-346. 13. baranova v.i. relaksacionnye processy v sistemah zhelezo-hrom i zhelezo-molibden , v sb. «relaksacionnye javlenija v metallah i splavah», m.: metallurgija, 1963, pp. 140-146. 14. golovin p.a., pushkar a., levin d.m. uprugie i dempfirujushhie svojstva konstrukcionnyh metallicheskih materialov, m.: metallurgija, 1987, 190 p. 15. dolzhenkov i.e. dinamicheskoe deformacionnoe starenie (sinelomkost') stali , v sb. «metallofizika», kiev: naukova dumka. no 39, 1972, pp. 16-26. 16. babich v.k., gul' ju.p., dolzhenkov i.e. deformacionnoe starenie stali, m.: metallurgija, 1972, 320 p. 17. metallovedenie. stal'. spravochnik, t. 1, m.: metallurgija, 1995, pp. 268-269. 18. pastuhova zh.p., rahshtadt a.g., kaplun ju.a. dinamicheskoe starenie splavov, m.: metallur-gija, 1985, 223 p. 19. novikov i.i. teorija termicheskoj obrabotki metallov,m.: metallurgija, 1978, 392 p. 2_kaplun.doc calculation of wear resistance and durability of structural elements with gradient diffusive coatings and metastable phases in the structure ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 12 kaplun v.,* gonchar v.,* kaplun p.,* matviishyn p.** *khmelnitsky national university, khmelnitsky, ukraine, **berezhany agrotechnical institute, berezhany, ukraine e-mail: kaplun@datasvit.km.ua calculation of wear resistance and durability of structural elements with gradient diffusive coatings and metastable phases in the structure of materials удк. 621.891 method of calculating of the durability and longevity of structural elements with gradient coatings and metastable phases in the structure of materials after ion nitriding and subsequent quenching to yield the residual nitrogen austenite is presented. key words: residual austenite, wear, durability, nitriding, glow discharge introduction research by many authors [1; 2] shows that the presence of metastable residual austenite in the structure of material has a positive impact on improving of the durability of structural elements in abrasive environment. under the influence of deformation the metastable austenite is converted into other phases, thus the energy of activation is absorbed, which leads to a slowdown of the fracture in wear. methods of chemical and thermal processing – nitriding, carburizing, borating and others are widely used in order to improve the wear resistance and durability of structural elements in friction and wear. thus the diffusive gradient coatings with improved tribological properties are formed on the surface. operating experience of structural elements in friction shows that the most effective method of chemical and thermal processing is nitriding in a glow discharge [3; 7]. however, the literature is not driven the methodology of calculating of the durability of diffusive coatings with metastable phases in the structure of the material. nitrided layers consist of nitride zone with stable structure and hardness and transitive zone (zone of internal nitriding) with variable hardness and nitrogen concentration in depth, which decreases from the surface to the base by the exponential dependence (1) and depends on technological parameters of the process of nitriding [8] (fig. 1). 0 hi h0 hí hv hhн hв hi hn 1 2 α p (h h1 н н, ) p (h h2 n 0, ) fig. 1 – distribution of hardness through the thickness of the nitrided layer: 1 – on linear dependence; 2 – by an exponential dependence ( ) )(04max0 321 in i hhkkk h i ehkhhн −⋅⋅⋅⋅−⋅+= , (1) mailto:kaplun@datasvit.km.ua calculation of wear resistance and durability of structural elements with gradient diffusive coatings and metastable phases in the structure ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 13 where 0h – the hardness of the base; maxh – surface hardness of the nitrided layer in optimally nitriding; ih – hardness of i-ty layer at a distance ih from the surface; nh – the thickness of the nitrided layer, which is the sum of the thickness of nitride zone нh and the zone of internal nitriding вh ; 4321 ,,, kkkk – coefficients that depend on the technological parameters of nitriding process (temperature, pressure, medium composition and time of diffusion saturation). mean hardness of zone of internal nitriding can be found by the formula: нn h h i св hh dhh н в н − = ∫ .. , (2) where нh and вh – thickness of the nitride zone and the zone of internal nitriding, respectively; ih – hardness of the nitrided layer at a distance ih from the surface in case when a change of hardness by depth zone of internal nitriding to approximate by linear dependence of hardness on thickness вh (fig. 1), the average hardness ch of internal nitriding zone is defined by the formula: 2 0нhh нс + = , (3) given the characteristics of the nitrided layer with nitride zone, a zone of internal nitriding and contain residual austenite, we obtain the generalized multifactor model of abrasive wear for each of the zones of the nitrided layer. basic materіal the calculation of the intensity of wear materials with metastable phases in their structure and nitrided layers on the surface will be carried out in three stages. the first stage we make a list of all determining and determined quantities with their dimensions. quantities that are determined will be: the intensity of wear of nitride zone – н н н j dl du = and intensity of wear zone of internal nitriding в в в j dl du = , where нu and нl – wear and the way of friction in nitride zone (μm), вu and вl – wear and friction path in the zone of internal nitriding (μm). determining quantities or the main factors affecting the abrasive wear are: maxp – maximum pressure in the material cylinder, mpa; f – coefficient of friction; δ – clearance between the screw and the cylinder, μm; χ – diameter of cutting abrasive particle, μm; а – percentage of residual austenite in the material,%; ah – microhardness of abrasive, mpa; et – temperature of extrusion, ос; qt – temperature of quenching, ос; нh – microhardness of nitride zone, mpa; вh – microhardness of zone of internal nitriding, mpa; 0h – microhardness of base, mpa; ch – average microhardness of zone of internal nitriding, mpa; in the second stage of the theory of similarity and dimension (tsd) we make dimensionless complexes from determining and determined quantities. in our case, taking into account the working conditions of the calculation of wear resistance and durability of structural elements with gradient diffusive coatings and metastable phases in the structure ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 14 extruder during processing feed grains with the addition of minerals containing abrasive particles, the intensity of wear for each of the zones can be expressed as the product of the following complexes: 11111 z t m нн n a y см х нwнн н н пппппkj dl du ⋅⋅⋅⋅⋅== , (4) 11111 z t m нв n a y см х вwвв в в пппппkj dl du ⋅⋅⋅⋅⋅== , (4, а) where 11111 ,,,,,, zmnyxkk wнwв – coefficients which are deterdmined from the experiment with regard to operating conditions. complexes: н н h fр п ⋅ = max ; (5) с в h fр п ⋅ = max , (5, а) characterizing the stress state of contact and the dimensionless area of contact bodies. complex: χ δ =смп , (6) which takes into account the influence of the size of clearance and the size of the abrasive. dimensionless complex: aа kcabаап =+⋅+⋅= 2 , (7) where а, b, с – coefficients for each material from experiment on wear; ak – coefficient taking into account the influence of content of austenite а in the structure of the material on wear (parabolic dependence). complex: h m a h kh h п == , (8) hk – coefficient which takes into account the effect of the hardness of the abrasive material on wear. complex: т q е t kt t п == , (9) tk – coefficient which takes into account the effect of temperature on wear. in the third stage of the method of tsd experiment we set relationships between dimensionless complexes that serve as similarity criteria: 11 1 11 max z q e m h an a yx н wнн t t h h k h fр kj         ⋅      ⋅⋅      χ δ ⋅      ⋅ ⋅= ; (10) 11 1 11 max z q e m с an a yx с wвв t t h h k h fр kj         ⋅      ⋅⋅      χ δ ⋅      ⋅ ⋅= , (10, а) for the conditions of abrasive wear 1x = 1 [9]; to avoid jamming between the screw and the cylinder we take constructively δ = χ; by [1] 1n = 1; 1m = 0,8 and 1z = 0,1 for steel х12 (table 1) according to the data [2]. then: 2,085,0max тhнa н wнн kkkh fр kj ⋅⋅⋅      ⋅ ⋅= ; (11) 2,085,0max тhвa с wвв kkkh fр kj ⋅⋅⋅      ⋅ ⋅= , (11, а) calculation of wear resistance and durability of structural elements with gradient diffusive coatings and metastable phases in the structure ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 15 table 1 chemical composition of steel x12 chemical composition, % steel grade c mn cr si ni s p cu x12 2,1 0,35 12 0,2 < 0,35 < 0,03 < 0,03 < 0,3 coefficient wнwв kk , are found by the formula: н нн wн lfр нu k 1max 1 ⋅⋅ ⋅ = ; (12) в св wв lfр нu k 1max 1 ⋅⋅ ⋅ = , (12, а) where нu (μm) – wear in the nitride zone on the way нl (μm); вu (μm) – wear in the area of internal nitriding on the way of friction вl (μm). after the experiment, knowing ввнн lulu 1111 ,,, by formulas (12) and (12, a), we find wнwв kk , . for materials with gradient coatings the intensity of their wear is variable. therefore, the durability of d coatings can be expressed: in linear units of the way of friction ld : в в н н l j h j h d += m, (13) or in hours td :       +⋅ ⋅⋅ = в в н н t j h j h v d 3106,3 1 hours, (13а) where v – sliding speed, m/s; нh and вh – thickness of the nitride zone and the zone of internal nitriding expressed in meters. in case when the value of allowable wear h is greater than the thickness of the nitrided layer, we calculate the durability of parts by the following dependencies: 0j hhh j h j h d вн в в н н l −− ++= m, (14) or in hours td :       −− ++⋅ ⋅⋅ = 0 3106,3 1 j hhh j h j h v d вн в в н н t hours, (14а) where 0j – the intensity of wear of the basic material. summary to calculate the tribological characteristics and durability of structural elements with gradient coatings and metastable phases in the material structure the following method is recommended. we conduct calculations in the following sequence in accordance with the method of the theory of similarity and dimension (tsd): 1. we make up a list of quantities that determined with their dimensions. for materials without coating value, which is determined will be the intensity of wear:, where u – is wear and tear in μm, l – the way of friction in μm. for materials with gradient coatings obtained by nitriding, the values, which are determined will be the following figures: the intensity of wear of nitride zone – н н н j dl du = and the intensity of wear zone of internal nitriding в в в j dl du = , where нu and нl – wear and the way of friction in nitride zone (μm), вu and вl – wear and the way of friction in the zone of internal nitriding (μm). calculation of wear resistance and durability of structural elements with gradient diffusive coatings and metastable phases in the structure ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 16 2. we make up a list of determining quantities, or the main factors affecting the abrasive wear with their dimensions. from the experimental conditions we determine pressure maxp , coefficient of friction of sliding f, temperature of quenching qt and wear et , size of the clearance δ and size of the abrasive particles χ and hardness ah . based on metallographic studies of experimental models we find: percentage of residual austenite in the material, microhardness of nitride zone нh , microhardness of zone of internal nitriding вh , microhardness of basis 0h . 3. from determining and determined quantities we make up dimensionless complexes. 4. after the experiment we set the relationship between dimensionless complexes that serve as similarity criteria (4) and (4, а). 5. knowing the basic values of determining quantities, we conduct tests for wear. on the basis of these tests and published data we find the coefficients 11111 ,,,,,, zmnyxkk wнwв and intensity of wear of the friction surface by dependencies (11) and (11, а). 6. knowing the quantity of allowable wear we find the durability of structural elements strengthened by this technology (we find by dependencies): (13), (13, а), (14), (14, а). deviations of calculated values of the intensity of wear and durability of materials with gradient coatings and metastable phases in their structure during abrasive wear are 11 % 19 % of experimental data. references 1. popov v.s. durability of equipment of refractory production / v. s. popov, n. n. brуkov, n. s. dmitrichenko, p. g. pristupa // м. : metalurgija. – 1978. – 232 s. 2. brykov n.n. effect of conditions on the degree of hardening and durability of metastable austenitic alloys / n. n. brykov, g. a. pugachev, m. n. brykov // problems of tribology. – 2003. – № 3. – s.157–172. 3. lahtin j. m. nitriding of steel / j. m. lahtin, j. d. kogan. – m. : mashinostrojenije, 1976. – 256 s. 4. chemical and thermal treatment of metals and alloys. handbook / ed. l. s. lyahovicha. – m. : mashinostrojenije, 1981. – 420 s. 5. kaplun v.g. advanced technologies of hardening of structural elements / v. g. kaplun, p.v. kaplun // modern technology in engineering. – har’kiv : ntu «hpi», 2007. – s. 388–403. 6. kartinskij c.t. technological parameters of the ion nitriding // journal of engineering. – 1979. – №12. – s. 56–58. 7. pastuh i.m. theory and practice of hydrogen-nitriding in a glow discharge. – har’kiv : nec hfti. – 2006. – 364 s. 8. kaplun v.g. mathematical modeling of regularities of hardness distribution through the thickness of the nitrided layer with nitriding in a glow discharge / v. g. kaplun, p. v. kaplun, v. a. gonchar // herald of khmelnitsky national university. – engineering. – khmelnyc’kij. – 2012. – №3. – s. 7–10. 9. khrushchev m. m. abrasive wear / m. m. hrushhev, m. a. babichev. – m. : nauka. – 1970. – 252 s. поступила в редакцію 03.03.2014 каплун в, гончар в., каплун п., матвіїшин п. розрахунок зносостійкості і довговічністі структурних елементів конструкцій з градієнтними дифузійними покриттями і метастабільними фазами в структурі матеріалів. представлено методика розрахунку зносостійкості і довговічності конструктивних елементів з метастабільними фазами в структурі матеріалу і градієнтними покриттями на прикладі сталі х12 після іонного азотування і наступного гартування з отриманням залишкового азотистого аустеніту. ключові слова: залишковий аустеніт, знос, довговічність, азотування, тліючий розряд. 13_kuzmenko.doc испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 87 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали удк 621.891 разработана математическая модель процесса отрыва поверхностей, смазанных пластической смазкой. предложен и реализован метод испытаний на отрыв с определением удельной энергии отрыва, как новой характеристики смазок. ключевые слова: масляный слой, математическая модель процесса отрыва поверхностей, нагружение напряжения. введение и постановка задачи эффект прилипания смазанных поверхностей 1. если взять две плоских, гладких поверхности, смазать их пластической смазкой, (или жидкостью), ввести их в контакт и сжать некоторой силой cn на некоторое время, а после этого попытаться растянут, разделить по нормали эти поверхности, то при этом потребуется достаточно большая разрывная сила рn . 2. фактически это прилипание или адгезия поверхностей, а смазка играет роль клея. разные виды смазки (жидкости) будут требовать приложения разных сил рn для разрыва смазки и разделения поверхностей. 3. взаимодействие поверхностей через смазку можно рассматривать, как сложное физикомеханическое явление, при изучении которого можно получить полезную информацию и о физикомеханических свойствах смазки. постановка задач ставиться задача: путём описания процесса отрыва смазанных поверхностей с помощью вариационно-экспериментального метода, разработать методы определения механических свойств граничной смазки, как: 1. предел прочности рσ на нормальный (по нормали), разрыв слоя граничной смазки. 2. коэффициент поверхностного натяжения материала граничной смазки (пластической смазки). 1. решение задачи о нормальном отрыве смазанных поверхностей вариационноэкспериментальным методом в форме экспоненты 1.1. расчётная схема и функция диаграммы ( )n x растяжения граничного слоя по нормали 1.1.1. схема опыта 1. две плоских смазанных поверхности, после введения в контакт, отдаляются друг от друга постепенно, увеличивающейся силой .n 2. сила n по мере нагружения вызывает деформацию растяжения по нормали граничного слоя пластической смазки; деформация слоя вызывает перемещения тела 1 по нормали на величину ;х 3. по мере увеличения силы n перемещения х также увеличиваются; получаемую в результате функцию ( )n x будем называть диаграммой нормального отрыва поверхностей, или растяжения граничной смазки по нормали. 1.1.2. описание функции ( )n x диаграммы растяжения экспоненциальной функцией 1) будем полагать, что функция диаграммы растяжения может быть представлена в форме экспоненты вида: рис. 1 – схема испытания взаимодействия двухплоских поверхностей: 1 – тело 1; 2 – тело 2; 3 – граничный слой смазки, толщиной h размер площади: a × b mailto:tribosenator@gmail.com испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 88 ( ) ( )1 nxn x n e−∞= − , (1.1) где ( )n x n→ ∞ ≈ , (1.2) n – показатель степени экспоненты (1.1); 2) показатель степени можно [1] определить по соотношению: 1 n n x = , (1.3) где nx – определяется по графику диаграммы растяжения (рис. 2); 3) определение :nx этап 1 – проводится касательная 0 ,а к графику ( )n x в точке 0;х = этап 2 – проводится касательная ba к графику ( )n x в точке, в которой ( )max max ;n x x n= = этап 3 – из точки, а пересечения касательных саи ba опускается перпендикуляр на ось x до пересечения в точкес , с координатами ;х xn= 4) далее параметр экспоненты n определяется по соотношению (1.3). 1.2. уравнение равенства контактной системы 1. рассматривается равновесие контактной системы рис. 1 при растяжении граничного слоя (гс) смазки с одной стороны силой ( ) ,n x изменяющейся в процессе перемещения на величину ,х а с другой нормальными напряжениями ;рσ . 2. в дифференциальном виде: ( ) ( ) ,dn x a x dx= σ (1.4) где а – площадь по которой действует растягивающее напряжение ( )xσ . 3. в интегральной форме уравнение равновесия имеет вид: ( ) ( ) 0 . x n x a x dx= σ∫ (1.5) подставляя в (1.1) в (1.5), имеем: ( ) ( ) ( ) 0 1 x nxn x n e a d x dx−= ∞ − = σ∫ . (1.6) это и есть основное уравнение равновесия контактной системы. 4. задача состоит в определении функции растяжения ( ) ,xσ удовлетворяющее уравнению равновесия (1.6); по определению это интегральное уравнение задачи, т.к. искомая функция стоит под знаком интеграла. 1.3. решение уравнения равновесия в форме экспоненты 1) будем искать решения уравнения (1.6) в форме экспоненты вида: ( ) ,xx e−ασ = ξ (1.7) где ,ξ α ,ξ α – параметры определяемой функции; 2) подставляя (1.7) в (1.6), получаем: ( ) 0 1 ; x nx xn e a e dx− −α∞ − = ξ α∫ (1.8) рис. 2 – схема определения величины xn для зависимости (1.3) испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 89 3) после интегрирования имеем: ( ) ( )1 1 ; nx xn e e a − −α∞ − = − ξ (1.9) 4) из условия выполнимости уравнения (1.9) при любых значениях переменной x следует решение: nα = , (1.10) n a ∞ξ = ; (1.11) 5) подставляя полученные значения параметров в (1.7) для функции напряжений получаем: ( ) nx n x e a −∞σ = . (1.12) 1.4. анализ решения 1) представим решение (1.12) в безразмерном виде: ( ) ;nx x a e n − ∞ σ = (1.13) 2) таким образом безразмерная функция растягивающих напряжений – классическая падающая экспонента: ( ) ;nxx e−σ = (1.14) 3) главная особенность (1.14) заключается в том, что при 0х = напряжения растяжения конечны: ( )0 1;xσ = = (1.15) ( )0' ; n x a ∞σ = = (1.16) 4) далее выполняется решение этой же задачи в форме степенной функции. далее будет показано, что в этом случае: ( )0 .х → ∞σ = 2. решение задачи о нормальном отрыве смазанных поверхностей в форме степенной функции 2.1. вид и параметры функции диаграммы сдвига 1) расчётная схема соответствует п. 1.1.1 и рис. 1; 2) будем на основе экспериментальных данных определять параметры степенной функции диаграммы растяжения: ( ) ;nn x cx= (2.1) 3) выбрав из экспериментальных данных две точки 1 1 2 2, ; ,( ) ( )n x n x находим параметры функции: 1 2 1 2 lg lg ; lg lg n n n x x = (2.2) 1 1 .n n c x = (2.3) 2.2. уравнение равновесия контактной системы, подобно (1.5) принимаем в виде: ( ) ( ) 0 . x n x a x dx= σ∫ (2.4) 2.3. решение (2.4) 1) будем искать в форме степенной функции вида: испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 90 ( ) ;x xασ = ξ (2.5) 2) после подстановки (2.1) и (2.5) в (2.4) получаем: ;nсx a x dxα= ξ∫ (2.6) 3) после интегрирования (2.6) имеем: 1 ; 1 nсx x a α + = ξ α + (2.7) 4) из условия выполняемости уравнения (2.7) при любых значениях х можно определить параметры ξ и α в виде: 1 1; ,n n= α + α = − (2.8) . cn a ξ = (2.9) 5) подставляя (2.8) и (2.9) в (2.5), имеем функцию изменения напряжений растяжения граничного слоя в виде: ( ) 1ncnx x a −σ = . (2.10) 2.4. анализ решения 1) при 1n < т.е. при выпуклом графике функции диаграммы растяжения ( )n x (2.10), имеет вид: ( ) 1 1 ,n cn x a x − σ = (2.11) в итоге, при 0,х → ( )0х → → ∞σ (2.12) т.е. в начальный момент сдвига функция напряжений растяжения стремится к бесконечности; 2) при 0х > функция (2.11) ведет себя как гиперболическая; 3) в более удобном виде: ( ) ( ) 1 . n a x a x cnx n n x x σ σ = = (2.13) 3. механические характеристики смазки, определённые при разрыве плёнки 3.1. средняя удельная энергия разрушения граничного слоя мазки на разрыв 1) max , ; р врр уд n xэ э а а = = ≡; (3.1) 2) так как, по размерности рудэ совпадает с поверхностным натяжением ,пнα можно полагать, что: уд р пнэ = α . рис. 3 – схема диаграммы растяжения слоя смазки при отрыве испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 91 3.2. средний предел прочности смазки рвσ при растяжении отрывом max ,рв n а σ = [кг/мм2]. (3.2) 3.3. средний предел текучести смазки ртσ при растяжении отрывом ,р тт n а  σ =    [кг/мм2]. (3.3) 3.4. жесткость граничной смазки при растяжении отрывом :ргсс ,р тгс р т n с x = [кг/мм]. (3.4) 4. эксперименты 4.1. методика испытаний на отрыв 1) установка и условия испытаний, ум-22, лаборатории тэт-лаб. установка состоит из: деревянного корпуса 9; два стеклянных образца 1 и 2, смазанных смазкой 3 и закрепленных в корпусе; сила отрыва создается с помощью вороткового привода, состоящего из тонкой стальной проволоки 4, диаметром 0,5 мм; воротка 5, ручки 6, сила n измеряется с помощью электронного динамометра 7; перемещение х измеряется индикатором часового типа 8; рис. 4 – схема установки 2) результаты измерений заносятся в таблицу типа табл. 1 и представляется в виде графика; 3) условия испытаний: поверхность тел 1 и 2 – стекло; смазки: вода, литол-24, мобил, солидол; нагрузка n до 16 кг. 4.2. результаты испытаний таблица 1 среда вода литол-24 мобил солидол № ,n кг ,х мм ,n кг ,х мм ,n кг ,х мм ,n кг ,х мм 1 1,25 0,02 3,47 0,02 11,2 0,4 11,8 0,3 2 1,3 0,025 5,24 0,04 11,27 0,45 12,3 0,35 3 1,4 0,035 6,73 0,06 11,4 0,47 13,3 0,4 4 1,47 0,04 7,15 0,1 11,45 0,5 13,8 0,47 5 1,53 0,045 8,76 0,15 11,7 0,55 14,5* 0,5* 6 1,53* * 9,25 0,2 11,7* * испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 92 рис. 5 – график функции ( )n x для литол-24, мобил, солидол рис. 6 – график функции ( )n x для воды 4.3. обработка результатов для воды 1. энергия разрушения слоя воды при растяжении, при нормальной энергии разрушения: max 1, 53n = кг, 0, 045врх = мм. max 1, 53 0, 045 0, 069 р врэ n х ⋅ == = кг. мм; 2. удельная энергия разрушения: 4 4 2 0,069кг.мм. 0, 069 10 ; 10 мм р р уд э э а ⋅= = = кг/мм. или 6, 9рудэ = г/мм, что соответствует поверхностному натяжению воды. 3. 6, 9руд пнэ = α = г/мм; 4.3.2. предел прочности граничного слоя воды при растяжении отрывом по (3.2) 4 3max 4 2 2 1,53кг кг 1, 53 10 1, 53 10 мпа; 10 мм мм р в n а − −⋅ ⋅σ = = = = 4.3.3. средний предел текучести гс воды при отрыве рис. 6 по (2.3) 1тn = кг 4 4 1 1 10 10 р т в n а −⋅σ = = = мм. 4.4. обработка результатов для смазки литол-24 4.4.1. полная и удельная энергия разрушения по (3.1) 1) при max 13, 2n = кг по табл. 1, 0, 4врх = : max 13, 2 0, 4 5, 28 р врэ n х ⋅ == = кг. мм; 2) удельная энергия разрушения гс смазки мобил при растяжении: 4 4 2 5,28кг.мм. кг 5, 28 10 10 мм мм ; р р уд э э а −⋅= = = испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 93 т.е. в ≈ 100 раз более, чем пнα воды. 4) очевидно, это не поверхностное натяжение, в традиционном понимании, а удельная сила адгезии на единицу длинны линии натяжения. 4.4.2. редел прочности при разрыве по 3.2 при max 13, 2n = кг: 4 3 4 2 2 13,2 кг кг 13, 2 10 13, 2 10 мпа. 10 мм мм р в − −⋅ ⋅σ = = = 4.5. смазка солидол 1) удельная энергия разрушения гс смазки солидол при растяжении: 4 4 2 14,5 0,5 кг 7, 25 10 10 мм ;рудэ −⋅ ⋅= = 2) 7, 25пнα = г/м; 3) 4 34 2 2 14,5 кг кг 14, 5 10 14, 5 10 мпа. 10 мм мм р в − −⋅ ⋅σ = = = 4.6. мобил 1) удельная энергия разрушения гс смазки мобил при растяжении: 4 4 2 11,7 0,55 кг 6, 44 10 10 мм ;рудэ −⋅ ⋅= = 2) 644пнα = г/м; 3) 4 34 2 2 11,7 кг кг 11, 7 10 11, 7 10 мпа. 10 мм мм р в − −⋅ ⋅σ = = = 5. выводы выполнено исследование растяжения и отрыва поверхностей, смазанных тонким слоем пластической смазки, при этом получаем следующие научные результаты: 1. из решения задачи о процессе отрыва поверхностей вариационно-экспериментальным способом, следует, что в начале процесса напряжения растяжения наибольшие. при последующем нагружении напряжение быстро увеличивается по зависимости, близкой к параболе. 2. разработана и реализована методика испытаний плоских смазанных поверхностей на отрыв. 3. по результатам испытаний установлено, что удельная работа граничного слоя на разрыв для воды практически совпадают с коэффициентом поверхностного натяжения. 4. предложено считать удельную энергию разрыва граничной пленки при отрыве смазанных поверхностей считать новой характеристикой пластической смазки, близкой к понятию поверхностного натяжения и к адгезионной прочности. литература 1. кузьменко а. г. вариационно-экспериментальный метод в контактной механике сдвиговых перемещений и напряжений // проблемы трибологии. – 2013. – № 1. – с. 144-153. поступила в редакцію 05.05.2014 испытания масляного слоя граничной смазки на отрыв по нормали проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 94 kuzmenko a.g. test the oil layer boundary lubrication at normal takeoff. a mathematical model of the process of separation surfaces lubricated plastic lubricant. proposed and implemented test method for takeoff with the definition of specific energy separation as new characteristics of lubricants. key words: oil layer, the mathematical model of the separation surfaces, loading stress. references 1. kuz'menko a. g. variacionno-jeksperimental'nyj metod v kontaktnoj mehanike sdvigovyh peremeshhenij i naprjazhenij. problemy tribologii. 2013. № 1. s. 144-153. 1_shevela.doc поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 6 шевеля в.в.,*, ** трытек а.c.,* соколан ю.с.** * жешувская политехника, г. жешув, польша ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации введение термообработка рабочих поверхностей деталей машин с использованием концентрированного теплового потока большой мощности позволяет решать технические задачи, связанные с повышением износостойкости металлических изделий. в этой связи с экономической точи зрения и технологических возможностей представляет интерес метод обработки электродуговой плазмой, позволяющий после поверхностного оплавления вызывать быструю кристаллизацию металла за счет интенсивного теплоотвода (метод gtaw) [1]. однако остается недостаточно изученным вопрос влияния технологических параметров процесса оплавления с последующей перекристаллизацией стальных изделий на формирующуюся микроструктуру и ее реолого-прочностные свойства, определяющие сопротивление износу. методики исследований исследовалась доэвтектоидная низкоуглеродистая сталь следующего состава: 0,18 % с; 0,02 % si; 0,45 % mn; 0,016 % cr; 0,02 % cu; 0,28 % al; 0,016 % p; 0,028 % s. на поверхности стальных образцов в форме плиток (200 × 50 × 10 мм) с использованием оборудования faltig 315ac/dc проводилось зональ-ное оплавление плазмой электрической дуги в защитной атмосфере аргона с применением непла-вящегося вольфрамового электрода, упрочненного окисью тория. оптимальная длина дуги составляла 3 мм. сила тока равнялась i = 100, 200 а; скорость сканирования электрической дугой: sv = 200, 400, 600, 800 мм/мин. для интенсификации отвода теплоты от зоны оплавления и кристаллизации стальная плитка закреплялась в качестве крышки проточного калориметра так, что нижняя ее плоскость охлаждалась потоком воды, в то время как ее верхняя поверхность подвергалась зональному оплавлению. в процессе сканирования дугой на входе и выходе калориметра измерялась температура воды при установленном ее расходе [1]. теплота, поглощенная материалом плитки, расходуется на нагревание (qн) и плавление (qп) зоны сканирования. количество поглощенной таким образом теплоты (принятой калориметром) рассчитывалось по формуле: tcvqqq пнk ∆⋅⋅⋅ρ=+= , где ρ – плотность воды; v – объем воды, расходуемой в процессе оплавления; c – удельная тепло-емкость воды; t∆ – прирост температуры воды. эффективность полезного использования выделяющейся в электрической дуге теплоты оценивалась по тепловому к.п.д.: qqk /=η , где q = i·u·τ – полное количество теплоты, выделенной за время τ . противоизносные свойства стали определялись при испытании образцов в форме кубиков (10 × 10 × 10 мм), которые вырезались из зон оплавления. в машине трения такой образец прижимался с контролируемым усилием к поверхности вращающегося диска диаметром 210 мм, изготовленного из белого чугуна (60 hrc). удельная нагрузка равнялась pn = 1 мпа, скорость скольжения (без смазки) vt = 1,6 м/с, время испытания 2 часа. интенсивность изнашивания рассчитывалась по формуле: la m z ⋅⋅ρ ∆ = , где δm – убыль массы образца; ρ – плотность стали; a – площадь контакта; l – путь трения. микромеханические и реологические свойства поверхностных слоев оценивались по параметрам кинетических диаграмм непрерывного вдавливания индентора берковича на установке nht/nst фирмы csm instruments (швейцария). исследовались двукратные нагрузочно-разгрузочные циклы с регистраpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 7 циeй зависимости глубины внедрения индентора (pd) от действующей силы (fn). при этом определялись: микротвердость hv0,05, модуль упругости юнга е, релаксационная способность r (отношение работы сил упругого последействия к полной работе внедрения индентора), контактная жесткость s и площадь петли гистерезиса wh, характеризующая механические потери (циклическую вязкость) при повтор-ном нагружении. контактная жесткость s определяется величиной снижения силы при разгрузке индентора, приходящегося на единицу деформации [1]. чем меньше величина s, тем более материал микропластичен. вязкопрочностные и трибологические свойства приповерхностных слоев определялись скрэчме-тодом на трибосклерометре revetest фирмы csm instruments, позволяющем измерять силу и коэффи-циент трения, а также уровень акустической эмиссии при сканировании изучаемой поверхности алмаз-ным индентором роквелла (vck = 4 мм/мин). результаты исследований и их обсуждение на первом этапе исследовалось влияние основных технологических параметров процесса gtaw (силы тока и скорости сканирования дугой) на количество теплоты, принимаемой образцом плиткой при нагреве и оплавлении ( )пнk qqq += , а также на величину теплового к.п.д. процесса η (рис. 1). напряжение дуги имело второстепенное значение. 0 20 40 60 80 100 0 200 400 600 800 1000 v s [мм/мин] q k [к д ж ] 1 2 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 0 200 400 600 800 1000 vs [мм/мин] η 1 2 а б рис. 1 – зависимость поглощенного количества теплоты qk (а) и теплового к.п.д. η (б) от скорости сканирования электрической дугой и силы тока: 1 – i = 100 а; 2 – i = 200 а (u = 14 в) полученные зависимости показывают, что эффективность приема теплoты образцом растет с увеличением силы тока и уменьшением скорости сканирования. в исследованном диапазоне наибольшие значения теплового к.п.д. (η = 60÷70 %) наблюдались при скорости sv = 200 мм/мин. 0 1 2 3 4 5 6 0 200 400 600 800 1000 vs [мм/мин] l [м м ] l 1 2 0 0,5 1 1,5 2 2,5 0 200 400 600 800 1000 vs [мм/мин] h [ м м ] h 1 2 а б рис. 2 – влияние силы тока и скорости сканирования электрической дугой на ширину l (a) и глубину h (б) оплавлений: 1 – i = 100 а; 2 – i = 200 а рис. 2 иллюстрирует влияние изучаемых технологических параметров на геометрические показатели оплавлений. видно, что ширина, глубина и площадь поперечного сечения оплавлений увеличиваются при росте силы тока и при уменьшении скорости сканирования. эти геометрические характеристиpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 8 ки имеют повышенную чувствительность к изменению силы тока при низкой скорости сканирования. величины qk и η, влияя на показатели l и h, одновременно формируют температурно-скоростные параметры теплового цикла: нaгрев оплавление кристаллизация закалка самоoтпуск стали. решающим фактором, вляющим на формирование структуры стали, является скорость отвода тепла от зоны оплавления. проведено сопоставление износостойкости стали в зависимости от параметров оплавления – силы тока и скорости сканирования (рис. 3). установлено, что износостойкость стали значительно возрастает с увеличением скорости сканирования и с уменьшением силы тока. так, после оплавления при скорости сканирования 800 мм/мин и силе тока 100 а интенсивность изнашивания уменьшается почти на порядок. это свидетельствует о том, что повышенная скорость сканирования и пониженная сила тока способствуют такой оптимизации условий охлаждения и кристаллизации, при которых формируется микроструктура с благоприятными прочностными и вязкоупругими свойствами. на рис. 4 приведены диаграммы испытаний исследуемых материалов непрерывным вдавливанием индентора (два цикла нагружения). исследовались приповерхностные слои (на глубине h = 50 мкм) на шлифах поперечного сечения областей оплавления в сравнении с исходным (без оплавления) состоянием. а б рис. 4 – кинетические диаграммы непрерывного микровдавливания индентора после оплавления при силе тока дуги i = 100 а (а) и i = 200 а (б): 1 – исходное состояние; 2 5 – vs = 200, 400, 600, 800 мм/мин (nht/nst csm instruments) таблица 1 сравнение микромеханических показателeй ( sv = 800 мм/мин) состояние микромодуль релаксационная площадь петли контактная 0 2 4 6 8 10 12 0 200 400 600 800 1000 vs [мм/мин] z* 10 7 1 2 исходное cостояние рис. 3 – зависимость интенсивности изнашивания стали от скорости сканирования электрической дугой (fn = 1 мпа, vt = 1,6 м/сек): 1 – i =100 а; 2 – i =200 а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 9 способность материала твердость, hv0,05 упругости е, гпа r1, % r2, % гистерезиса wh ∙10-3, пдж жесткость s, мн/нм исходное 140 155 4,5 55 4 3,1 упрочнение при i = 100 а 580 205 23 87 11 1,4 упрочнение при i = 200 а 570 230 17 78 9 2,0 на основании записи таких диаграмм получены значения ряда микромеханических показателей, характеризующих сопротивление микропластической деформации и упруговязкие свойства стали после упрочняющей обработки (рис. 5). проявляется специфическая закономерность: с увеличением скорости сканирования при оплавлении и последующей быстрой кристаллизации существенно повышаются микротвердость (hv0,05), упругость (е), релаксационные показатели (r1, r2) и диссипативная способность (wh). при этом жесткость контактного взаимодействия индентора с материалом (s) снижается. для наглядности сравнения указанные характеристики сведены в табл. 1 для скорости сканирования sv = 800 мм/мин. 0 100 200 300 400 500 600 e [г п а] h v 0, 05 0 0,6 1,2 1,8 2,4 3 3,6 s [м н/ м м ]s e hv 0, 05 0 100 200 300 400 500 600 e , [ гп а] h v 0, 05 0 0,6 1,2 1,8 2,4 3 3,6 s [м н/ м м ] hv0,05 s e 0 5 10 15 20 25 0 200 400 600 800 vs, [мм/мин] w н [п д ж ] r 1 [% ] 0 20 40 60 80 100 r 2 [% ] исходное cостояние r1 r2 w h 0 5 10 15 20 25 0 200 400 600 800 vs, [мм/мин] w н, [п д ж ] r 1, [% ] 0 20 40 60 80 100 r 2 [% ] исходное cостояние r1 r2 wh а б рис. 5 – влияние скорости сканирования электрической дугой на микромеханические свойства упрочнeнных поверхностей при i = 100 а (a) и i = 200 а (б): hv0,05 – микротвердость; е – модуль упругости юнга; s – контактная жесткость; r1 и r2 – релаксационная способность в первом и втором циклах; wh – площадь петли гистерезиса из приведенных данных следует, что изучаемая технология дает повышение твердости в 4 раза, модуля упругости в 1,3 1,5 раза, релаксационной способности в 4 5 раз, диссипативной способности (циклической вязкости) в 2 3 раза с одновременным снижением контактной жесткости в 1,5 2 раза. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 10 0 100 200 300 400 500 600 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 h [мм] h v 0, 05 1 23 рис. 6 – изменение микротвердости по глубине области оплавления в зависимости от скорости сканирования электрической дугой (i = 200 а); 1 3 – vs = 400, 600, 800 мм/мин рис. 7 – кинетические диаграммы микровдавливания индентора, соответствующие зонам, формирующимся после оплавления при i = 200 а, vs=400 мм/мин; 1 4 – зоны, соответственно, дендритной кристаллизации (1), перегрева (2), нормализации (3), pекристаллизации (4); 5 – переходная область (nht/nst csm instruments) металлографические исследования показали, что в результате оплавления и быстрой кристаллизации изучаемой стали в поверхностном слое формируется верхний или нижний бейнит (в зависимости от скорости охлаждения) и ориентированная видманштеттова структура феррита («игольчатый феррит») с прослойками перлита. характер изменения микротвердости по глубине от оплавленной области (рис. 6) отражает формирование зон, соответствующих определенным температурам нагрева и скоростям охлаждения (рис. 7). наблюдаются четыре характерные зоны: область дендритной (ориентированной) кристаллизации, крупнозернистая зона перегрева (1100 1500 °с), зона нормализации с мелко-зернистой структурой (900 1100 °с) и зона рекристаллизации (600 900 °с). примечательно, что при четырехкратном повышении твердости износостойкость стали увеличилась почти в десять раз. это свидетельствует о том, что сопротивление износу металлов при трении определяется не только макроскопической прочностью и твердостью, но и способностью к релаксации локальных пиковых напряжений в условиях динамического контактного взаимодействия. релаксационные процессы при внешнем трении реализуются различными теплотворными механизмами внутреннего трения (диссипации механической энергии), которые обусловлены проявлением неупругости в условиях циклического динамического взаимодействия пятен фактического контакта [2]. одним из показателей неупругости (внутреннего трения) является петля гистерезиса, площадь которой характеризует вязкость и релаксационную способность материала. при повторных нагружениях гистерезисные потери в значительной степени связаны с эффектом баушингера, проявляющимся в уменьшении напряжения микротекучести при изменении знака приложенной силы. это связано с тем, что при деформации материала в одном направлении дислокационные скопления создают напряжения, противодействующие приложенной нагрузке. при изменении направления силы на противоположное (например, при разгрузке индентора) внутренние контактные напряжения суммируются с внешней нагрузкой, вызывая микротекучесть при более низких напряжениях [3]. после оплавления и быстрой кристаллизации формируется феррито-бейнитная ориентированная гетерогенная структура повышенной твердости, значительно менее подверженная деформационному наклепу и охрупчиванию по сравнению со сталью в исходном нормализованном состоянии. поэтому с увеличением доли упрочняющей фазы увеличиваются гистерезисные потери, снижается контактная жесткость и растет величина упругого последействия, которая является одним из показателей релаксационной способности.из сопоставления данных, приведенных на рис. 3 и 5, видно, что структуры перекристаллизации, полученные при силе тока i = 100 а (рис. 5, а), i = 200 а (рис. 5, б) и скоростях сканирования sv = 600, 800 мм/мин приобретают практически одинаковую повышенную твердость. однако износостойкость таких структур различна. это обусловлено тем, что режим обработки при i = 100 а более существенно улучшает релаксационные показатели (r и wh) и повышает микро-пластичность (s), которая непосредственно связана с процессами релаксации. эти выводы подтвержда-ются исследованиями с применением склерометрии (скрэч-метода). на рис. 8 10 приведены данные склерометрического анализа поперечных шлифов стали в исходном состоянии и после поверхностного упрочнения методом быстрой кристаллизации. рис. 8, а показывает, что для стали в исходном нормализованном состоянии с ростом контактного давления непоcредственно в процессе движения индентора существует критическая нагрузка (около 25 n), при которой накопленная упругая энергия достигает предельного значения, материал охрупчивается и образуются разрывы (микроpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 11 трещины). в процессе образования таких микротрещин упругая энергия высвобождается в виде упругих волн, вызывающих акустическую эмиссию (аэ) с одновременной релаксацией внутренних микронапряжений. другими словами, в нормализованной стали деформационное упрочнение сопровождается наклепом с охрупчиванием, приводящим к быстрому развитию процессов разрушения [4]. в то же время сталь, упрочненная при быстрой кристаллизации (рис. 8,б), судя по отсутствию акус-тико-эмиссионной активности в значительно большем нагрузочном диапазоне склерометрирования (до fn = 120 n), не проявляет признаков трещинообразования, свидетельствуя о сочетании высоких показателей твердости и вязкоупругости. при этoм наблюдается двукратнoe снижение силы и коэффициента трения (например, при fn = 50 n). рис. 9 иллюстрирует реакцию исходной и упрочненной структур стали на скрэчвоздействие при постоянных значениях действующих на индентор контактных нагрузок. на стали неупрочненной уже при fn=20 n (рис. 9, а) наблюдаются периодические всплески аэ, которые, как правило, соответствуют минимумам силы и коэффициента трения. по-видимому, сила трения, среднее значение которой составляет 7,5 n, уменьшается в момент высвобождения упругой энергии при образовании микронесплошностей с разблокировкой дислокационных барьеров, сопровождающейся релаксацией напряжений и излучением импульсов аэ. в то же время в упрочненной зоне (рис. 9, б) даже при значительно большей конта-ктной нагрузке (fn = 100 n) и более высокой силе трения (ft = 56 n) микротрещины не образуются, о чем говорит отсутствие сигналов аэ. a б рис. 8 – влияние контактной нагрузки на склерометрические показатели стали в исходном состоянии (а) и после упрочнения при i = 100 а, vs = 200 мм/мин (б): fn – нормальная сила; μ – коэффициент трения; ft – сила трения; аэ – акустическая эмиссия (revetest csm instruments) a б рис. 9 – сопоставление склерометрических показателей при постоянных значениях контактной нагрузки для исходного состояния стали (а) и после упрочнения при i = 100 а, vs = 400 мм/мин (б): fn – нормальная сила; μ – коэффициент трения; ft – сила трения; аэ – акустическая эмиссия (revetest csm instruments) на рис. 10 показан характер изменения склерометрических показателей при переходе индентора из упрочненной зоны в материал с исходной структурой. при контактной нагрузке (fn = 40 n), превышающей критическое значение для стали в исходном состоянии, упрочненная зона практически не проявляет акустико-эмиссионной активности. в то же время движение индентора вне зоны упрочнения сопровождается интенсивной акустической эмиссией, свидетельствующей о развитии трещинообразования. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 12 a б рис. 10 – примеры склерометрического анализа перехода из упрочненной зоны в область исходного состояния стали: а – i = 100 а; vs = 200 мм/мин; б – i = 200 а; vs = 800 мм/мин; fn – нормальная сила; μ – коэффициент трения; ft – сила трения; аэ – акустическая эмиссия (revetest csm instruments) при меньшей глубине внедрения индентора в зоне упрочнения регистрируются меньшие значения как силы трения, так и коэффициента трения (рис. 11). таким образом, при быстрой кристаллизации низкоуглеродистой стали формируется тонкая микроструктура, состоящая преимущественно из реeчного (пластинчатoго) бейнита (пересыщенный углеродом феррит + карбиды) и игольчатого феррита. такая микроструктура с ориентированными фазами, образующимися по сдвиговому механизму, проявляет одновременно высокую прочность и благоприятную вязкость из-за малой длины свободного пробега дислокаций [5]. последнее и объясняет низкую акустико-эмиссионную активность упрочненных зон, т.к., по данным [6], интенсивность аэ микроуровня определяется не столько плотностью дислокаций, сколько их подвижностью и длиной свободного пробега. в заключение заметим, что проведенные нами ранее подобные склерометрические исследования [1] на высокоуглеродистом сплаве чугуне дали противоположную картину: область оплавления и последующей закалки, имевшая структуру цементитной эвтектики с мартенситной основой, показала более высокую акустико-эмиссионную активность, нежели исходный материал (исcледовалась непосредственно поверхность oплавленной зоны, а не её поперечное сечение). это вызвано тем, что на метастабильном мартенсите при относительно небольших контактных на-грузках (fn= 10; 20n) проявляется микроуровневый (дислокационный) механизм структурной перестройки, вызывающий акустическую эмиссию. такой динамический процесс обуславливается прежде всего высокой плотностью подви-жных дислокаций, которые, имея достаточную длину свободного пробега, под действием внешней нагрузки изменяют свое энергетическое cостояние, вызывая локальную релаксацию пиковых напряжений. именно поэтому при деформации мартенситных структур вклад релаксации напряжений, обусловленный микропластичностью, превалирует над механическим наклепом с трещинообразованием [4]. заключение поверхностное оплавление малоуглеродистой стали концентрированным тепловым потоком плазмы электрической дуги с последующей быстрой кристаллизацией формирует видманштеттову структуру феррита с бейнитной упрочняющей фазой. такой материал при высокой твердости проявляет улучшенные вязкоупругие и релаксационные свойства, что обеспечивает значительный рост износостойкости. при скрэч-анализе не исключено влияние на акустико-эмиссионный эффект анизотропии свойств микроструктуры, что требует дополнительных исследований. рис. 11 – влияние контактной нагрузки на склерометрические показатели в зоне упрочнения (2, 4) и за ее пределами (1, 3): 1, 2 – сила трения; 3, 4 – коэффициент трения. условия оплавления: i = 100 а, vs = 200 мм/мин 0 5 10 15 20 5 10 20 30 40 fn, [n] f t , [ n ] 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 µ 1 2 3 4 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 13 в исследованиях использовано оборудование, закупленное согласно проекту № popw.01.03.00-18-012/09 в рамках программы развития восточной польши, финансируемой европейским союзом из средств европейского фонда регионального развития. w badaniach wykorzystano aparaturę zakupioną w projekcie nr popw.01.03.00-18-012/09 z funduszy strukturalnych w ramach programu operacyjnego rozwój polski wschodniej współfinansowanego przez unię europejską ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego. литература 1. шевеля в.в., трытек а.с., калда г.с. влияние электродуговой обработки на структуру и износостойкость чугуна // проблеми трибології. – 2009. – № 2. – с. 6-15. 2. шевеля в.в., олександренко в.п. трибохимия и реология износостойкости. – хмельницкий: хну, 2006. – 278 с. 3. булычев с.и., алехин в.п. испытание материалов непрерывным вдавливанием индентора. – м.: машиностроение, 1990. – 224 с. 4. шевеля в.в. структурно-реологические механизмы снижения динамической напряженности и деформационного упрочнения фрикционного контакта / трытек а., олександренко в.п., швед м., соколан ю.с. // проблеми трибології. – 2010. – № 1. – с. 6-16. 5. металловедение. сталь. справочник, том 1. – м.: металлургия, 1995. – 447 с. 6. новиков н.в., вайнберг в.е. о физической природе акустической эмиссии при деформировании металлических материалов // проблемы прочности. – 1977. – № 12. – с. 65-69. надійшла 15.06.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_fabrichnikova.doc теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 94 фабричнікова і.а. харківський національний технічний університет с/г ім. п василенка, м. харків, україна теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів вступ і постановка проблеми як відомо, для вироблення цукру коренеплід цукрового буряка зрізується бурякорізальними ножами в стружку. важливу роль при цьому має динаміка процесу різання. а якість бурякової стружки є одним з визначальних чинників ефективності бурякоцукрового виробництва. тому теоретичне визначення сил тертя при зрізанні стружки є актуальним і представляє науковий інтерес. аналіз останніх досліджень і публікацій в попередніх публікаціях теоретично описані і визначені геометричні параметри випереджаючої тріщини при утворенні бурякової стружки з урахуванням дійсних процесів, що відбуваються в зоні різання, та досліджені види ушкоджень бурякорізальних ножів [1 та ін.]. метою представленої роботи є розвиток теоретичних основ процесу утворення бурякової стружки, а саме визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів і, розрахунок інтенсивності руйнування леза ножа внаслідок кавітації. вказана мета досягається тим, що теоретично визначено величину сили тертя і її вплив на зношення бурякорізальних ножів. рис. 1 – схема різання: 1 – буряк; 2 – ніж; 3 – стружка викладення основного матеріалу зношування леза ножа обумовлюється не тільки особливостями його навантаження, що характеризується високою відносною концентрацією зусиль на кромці ножа, але і значним коливанням складових цих зусиль, які і викликають руйнування кромки. ці руйнування, що не підлягають розгляданню в загальному випадку як різновиди зношування для леза ножа, не можуть бути відділені від процесу його зношування як постійно супутні його взаємодії з анізотропним матеріалом коренеплоду буряка. розглянемо задачу втискання клина в пружне тіло. при цьому маємо на увазі, що клин – лезо ножа, а пружне тіло – матеріал коренеплоду цукрового буряка. розрахункова схема представлена на рис. 1. реакція n1 – це відцентрова нормальна сила притискання буряка до корпуса бурякорізки та ножових рам і саме ножів, яка при різанні прикладається до леза ножа [2]. реакція n2 – це нормальна сила, що вигинає стружку. сила p – сила різання одного леза ножа [3]. максимальні значення дотичних сил зовнішнього тертя дорівнюють t1= f∙n1, t2= f∙n2, де f – коефіцієнт зовнішнього тертя ножа по буряку, n1 та n2 – нормальні сили опору при різанні. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 95 в проекціях на вісі координат рівняння рівноваги будуть такі: 0sincos 221 =α⋅+α− nfnn ; (1) 0cossin 212 =α⋅+−⋅+α nfpnfn . (2) перепишемо: ( )α⋅−α= sincos21 fnn ; (3) ( )α+α+⋅= cossin21 fnnfp . (4) з рівняння (3) матимемо: α⋅−α = sincos 1 2 f n n . (5) підставимо рівняння (5) в (4): ( ) α⋅−α α⋅+α +⋅= sincos cossin1 1 f fn nfp ,       α⋅−α α⋅+α +⋅= sincos cossin 1 f f fnp . (6) перетворимо рівняння (6): α−α ε+α+α−α = α⋅−α α⋅+α += sincos cossinsincos sincos cossin 2 1 f fff f f f n p . (6,а) позначимо 1n p =λ , тоді після перетворення матимемо: ( ) 0sincoscos2sinsin2 =α−αλ+α−αλ−α ff . (7) це квадратне рівняння, рішенням якого буде: ( ) ( ) α α−αλα−α−αλ±α−αλ = sin2 sincossin4cos2sincos2sin 2 2,1f . (8) підставимо в рівняння (8) значення кута загострення ножа α = 20°. отримаємо f = 0,114. згідно [2, 3] р = 14 н та n1 = 36 н. наведені вище міркування зроблені для того, щоб розрахувати на підставі експериментальних даних реальний зовнішній коефіцієнт тертя. невелике значення його пояснюється напіврідинним характером тертя в зоні різання. з урахуванням цього положимо α = 9° для експериментального ножа і матимемо р = 7,04 н. таким чином, зменшення кута загострення ножа від 20° до 9° приводить до зменшення зусилля різання від 14н до 7н та збільшення такого трибологічного параметра як зносостійкість, та, відповідно, і до зменшення енергозатрат. як уже раніше згадувалось, в зоні різання тертя має напіврідинний характер. це означає, що поряд з абразивним видом зносу маємо і окислювальне зношення через рідинне тертя. розглянемо це питання з точки зору гідродинаміки. для цього скористаємося схемою, зображеною на рис. 2. рис. 2 – рідинне тертя: 1 – випереджаюча тріщина; 2 – стружка; 3 – ніж; 4 – буряк pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 96 згідно положень гідродинаміки, градієнт тиску в клиновому зазорі – між тілом коренеплоду цукрового буряку та лезом ножа – розраховується згідно закону рейнольдса: 3 126 h hh v dx dp − ⋅µ= , (9) де µ – динамічна в’язкість клітинного соку коренеплоду цукрового буряку при прогнозованій температурі в зоні різання + 25°с, µ = 1,32·10-3 мпа·с; v – швидкість різання, 7 м/с; h – зазор між лезом ножа та тілом коренеплоду цукрового буряку, м. тоді, з урахуванням (9), питома сила в’язкого тертя на одиницю поверхні або дотична напруга в зоні різання буде: dx dph h v 2 +µ=σ τ . (10) підставимо рівняння (9) в (10) і матимемо 3 126 2 h hh v h h v − ⋅µ+µ=σ τ . (11) враховуючи, що h1 = 0,005·10-3м, h2 = 0,01·10-3м та h = 0,0075·10-3м, розрахуємо дотичну напругу τσ : 32,11=στ мпа ці міркування стосуються статичного докладання втиснення ножа в тіло буряка. але на практиці ніж зазнає змінні зусилля, що зумовлені обертанням коренеплодів, динамічними факторами (швидкістю різання, анізотропією будови структури коренеплодів [4] та ін.). тому розглянемо процес різання з динамічної точки зору, тобто в процесі проходження коренеплоду в зоні кромки бурякорізального ножа з урахуванням динамічних факторів. при цьому ніж зазнає як нормальний тиск, що руйнує структуру, так і силу тертя, зумовлену обтіканням його кромки і фасок клітиннім соком. однак внаслідок того, що при різанні виникають пропуски в проходженні коренеплодів в зоні різальних кромок ножів через нещільну укладку, зусилля різання мають різні знаки. тож будемо мати знакозмінне навантаження на лезо ножа. відповідно до рис. 3 від’ємні значення зусилля різання відповідають стану леза ножа при переході від одного коренеплоду до іншого. рис. 3 – зміни зусилля різання в часі як видно, тривалість кожного імпульсу залежить від розмірів перерізу коренеплоду і проміжку між ними. крім того, значення амплітуд залежать від фізико-механічних властивостей буряка і проміжків між коренеплодами. таким чином, процес різання носить випадковий характер. будемо вважати, що середнє значення процесу буде дорівнювати значенню, визначеному по статичному розрахунку, тобто р0 = 17н. враховуючи, що зусилля різання розподілено по нормальному закону, знайдемо максимально можливе зусилля різання за формулою: pp ∆σ+= 3p 0max , (12) де p∆σ – середнє квадратичне значення випадкового зусилля різання. можна вважати, що сила тертя між ножем та коренеплодом буряка з урахуванням випадкового розкиду. ( ) vfff tt sign10 ⋅∆−= , (13) де δft – випадкова складова сили тертя, v – швидкість руху коренеплоду. скориставшись принципом даламбера, отримаємо: 00 =−+−− tfppvm & . (14) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 97 оскільки р=р0+δр, отримаємо: vfef x x vm tt sign⋅∆−=⋅ ∆ −− & . (15) рівняння малих коливань приймає вигляд: v m ft signx ⋅ ∆ =∆ && . (16) оскільки швидкість руху v більше δx, то функцію signv можна замінити одиницею. тоді рівняння (16) можна представити у вигляді: tf∆=xm&& . (17) дослідження показали, що випадковий розкид сили тертя можна представити у вигляді процесу, що показано на рис. 4. випадкову складову сили тертя δft можна приблизно розглядати як стаціонарну випадкову функцію, обмежену в часі, з випадковими моментами зміни знаку. реалізація такого процесу показана на рис. 4. рис. 4 – ідеалізація змін зусилля різання в часі для повної характеристики процесу потрібно знати ще розподілення точок переходу через нуль (розподілення нулів), тобто вірогідність р(n, τ), де n – число нулів на інтервалі τ (n – випадкова величина). представлений на рис.4 графік змінення δft(t) у часі є ідеалізованим, бо миттєві зміни сили тертя (випадкової складової) на кінцеву величину визначити неможливо, але така ідеалізація дозволяє скористатися розподіленням пуассона: a n n en a p −⋅= ! , (18) де а – математичне очікування, а > 0; n – кількість точок. математичне очікування (параметр а) можна виразити через середню частоту нулів, що приходяться на одиницю часового інтервалу τ, приймаючи а = µτ. тоді (18) запишеться так: ( ) ( ) µτ− τ ⋅ µτ = e n p n n !, . (19) перетин випадкової функції δft (t) має закон розподілу, представлений рядом: δfi(t) … – δft0 +δft0; pi(t) ... 1/2 1/2. оскільки моменти змін знаку функції δft ніяк не пов’язані зі значенням випадкової функції, то немає підстав вважати будь-яке із значень +δft0 ,– δft0 найбільш вірогідним, тому: 0 2 1 2 1 00f =∆−∆+=∆ tt ffm (математичне очікування), ( ) 20 2 0 2 0f 2 1 2 1 ttt fffd ∆=∆+∆−=∆ (дисперсія). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 98 найдемо кореляційну функцію, скориставшись її визначенням: ( ) ( ) ( )[ ]121ft tftfmttk tt ∆⋅∆=∆ . добуток ( ) ( )1tftf tt ∆⋅∆ дорівнює –1, якщо між моментами часу виникла непарна кількість перемін знаку, та +1, якщо парна. вірогідність того, що за час tt −=τ 1 виникне парна кількість перемін знаку: ( ) ( ) 2!2 2 0 µτ−µτ µτ−µτ− ∞ = + =⋅ µτ = ∑ ее еe т p т т п . (20) вірогідність того, що за час τ виникне непарна кількість перемін знаку: ( ) ( ) . 2!12 12 0 µτ−µτ µτ−µτ− +∞ = − =⋅ + µτ = ∑ ее еe т p т т н (21) знаючи рп та рн , знайдемо: ( ) ., 20220201 thtпtf fepfpfttк t ∆=⋅∆−⋅∆= − ∆ µτ (22) отриманий вираз справедливий для t1 > t. аналогічно при t1 < t отримаємо: ( ) ( ) ., 2202201 τ−µ−µτ∆ ⋅∆=⋅∆= еfеfttк ttft (23) після об’єднання (22) та (23) отримаємо кореляційну функцію зусилля різання: ( ) ( ) ,,, 1 1 ||22 011 0 0 ττ εµ− ∆ ⋅∆τ⋅τ= ∫ ∫ ddeftktkк t t t х де ,1τ−τ=ε ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ., 21222221 md ftfftf tk τ−τ =τ тоді дисперсія випадкового зусилля δf: ( ) ( ) ( ) .,, 1 1 1 22 011 0 0 2 ττ −µ− ∆ ⋅∆τ⋅τ      = ∫ ∫ ddeftktkd ef d ttt t t f (24) знайдемо максимальне значення dδf (або ff d∆∆ =σ ). із структури виразу для dδf (24) витікає, що максимальне значення dδf буде при ( ) 112 =−µ− tte , що відповідає випадку µ = 0. для цього граничного випадку (статика): ( ) ., 2 0 2 0         ττ⋅      ∆=≤ ∫∆∆ dtkfd ef dd t tff t внаслідок отримуємо верхню границю можливих значень зусилля різання: tepp pf ∆σ+= 30max . (25) таким чином, максимальне значення сили різання дорівнює сумі статичної сили різання р0 та потроєного середньоквадратичного значення сили тертя. для оцінки середньоквадратичного відхилення σδfтер скористаємося формулою рейнольдса: , 2 dx dph h v ⋅+µ=τ (26) де 3 6 h h v dx dp ∆ µ= . приймаємо наступні вихідні дані: µ = 0,55·10-2 кг/м·с; h = 0,01 мм = 10-5м; δh = 0,009·10-5м; площа перетину в зазорі між ножем та стружкою s = 14·10-6 м2; v=7м/с. тоді 1021,0 10 10009,0 71055,06 815 5 2 dx dp + − − − ⋅= ⋅ ⋅⋅⋅= н/м. після підстановки в (26) отримаємо суму рідинного тертя на одиницю ширини ріжучої фаски: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 99 10951,310101,01085,31021,0 2 10 10 7 1055,0 3338 5 5 2 1 н⋅=⋅+⋅=⋅+⋅=τ − − − н. відповідно, на ширину фаски (2·10-3м): 1972,02 нн ≈=τ н. аналогічно, для іншої фаски при h = 10-6м та δh = 10-7м отримаємо: 52 ≈τ н. таким чином, сумарна сила тертя в зоні різання одного v-подібного пера ножа: 621 ≈τ+τ=τ н. оскільки сила тертя розподілена по випадковому закону, то можна вважати, що складаючись із силою різання, вона представляє собою середньоквадратичне відхилення 3 2терf = τ =σ ∆ н. таким чином, відповідно до (12) 263317fріз =⋅+= н. як видно, сила тертя вносить суттєвий внесок в опір різанню, як і саме різання. звідси можна зробити висновок про те, що в зоні різання маємо гідроабразивне зношення, яке характеризується рухом абразивних часток в потоці рідини (клітинного соку) та активізацією окислювальних процесів поверхневих слоїв ножа за рахунок пластичної деформації, що посилюється явищем кавітації. рух абразивних часток викликає мікрорізання поверхонь тертя. в процесі різання на поверхні ножа також виникають окисні плівки, що при руйнуванні перетворюються на абразив і також суттєво сприяють зношенню. зауважимо, сила опору різанню від внутрішнього тертя не залежить від кута загострення ножа, бо направлена вздовж поверхні тертя. суттєву роль в гідроабразивному зношенні відіграє кавітація [5]. зупинимося на цьому питанні докладніше. відомо, тиск пароутворення відіграє ключову роль в утворенні явища кавітації. зокрема, при кімнатній температурі t = 20 °с тиск пароутворення складає рк = 2261 па (17 мм рт. ст.). при цьому радіус каверни r складає 10-4 мм при тривалості схлопування 1033 6s −⋅=µ≅τ с. схлопуючись, каверна створює ударний імпульс тривалістю τ. обчислимо силу, що приходиться на поверхню каверни. площа цієї поверхні каверни sk = π·r2 = = 3,14·10-8 м2. тоді сила fk, що діє на цю поверхню, дорівнює: fk = pk·sk = 2261·3,14·10-8 = 7103,13·10-8 н. протягом часу t виникає ударний імпульс ( ) . 0 dttfk∫ τ τ =σ представимо ( ) 4t f tf kk = , тоді: 1069,87 1033 1013,7103 33 1 10 183 8 33 0 4 f t fdt t f k k k ⋅−= ⋅⋅ ⋅ −= τ −=τ−==σ − −τ τ ∫ н. знак мінус означає, що імпульс направлений на відрив частки металу в зоні його дії. відповідно до положень трибології, число циклів до руйнування є ступеневою функцією діючих на пружному контакті напруг [6]. , втt м цn       σ σ = τ (27) де στ – руйнівна напруга; tвт – коефіцієнт втомлюваності, що змінюється від 1,3 до 12. приймаємо tвт = 2; σм – границя міцності на розрив. σм = 73,5·107 па (для сталі у8). після підстановки в (27) отримаємо: ( ) .1042,110193,1 105,73 1069,87 623 2 7 10 ⋅=⋅=      ⋅ ⋅ =цn для швидкості v = 7м/с, відповідно до відомого співвідношення , 30 vn v π = отримаємо n = 74,2 1/хв. враховуючи, що за одне обертання завитка кожен ніж випробує співудари з коренеплодами буряку в середньому тридцять разів, знайдемо кількість повних обертів завитка: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 100 4730010473,010 30 42,1 30 56 =⋅=⋅== цповн n п . розділивши пповн на частоту обертання завитка (57 … 114 об/хв.), отримаємо час роботи т: 102,597 2,79 47300 2,79 хв n т повн ≅=== год. висновки отриманий результат стосується однієї каверни внаслідок того, що процес не адитивний, тобто кожний ударний імпульс діє локально, а оскільки каверни розташовані по всій передній поверхні (кромці) ножа, то і зношування виникає по всій поверхні, де утворюється кавітація. приведені оцінки зносу відносяться до повного руйнування передньої поверхні різальної частини ножа, тобто максимальне значення часу роботи ножа до переточування. але руйнівний вплив кавітації можна суттєво зменшити за рахунок вдосконалення геометрії заточування бурякорізальних ножів [5], що дає змогу значно збільшити ресурс ножа. література 1. фабричнікова і.а. уточнені умови утворення стружки при зрізанні коренеплоду цукрового буряка бурякорізальними ножами / і.а. фабричнікова, в.м. євдокимов // вісник хнтусг ім. п.василенка. – харків: 2011. – випуск 107. – с. 194-201. 2. гребенюк с.м. исследование силовых взаимодействий сахарной свеклы с барабаном свеклорезок / с.м. гребенюк, а.м. щербаков // сахарная промышленность. – 1981. – № 2 – с.22-25. 3. сичевой п.с. к вопросу теории резания высококачественной свекловичной стружки // сахарная промышленность. 1956. – № 6. – с. 37-41. 4. фабричникова и.а. зависимость усилий и напряжений процесса срезания стружки от неоднородного строения корнеплода сахарной свеклы / и.а. фабричникова, в.в. коломиец // вісник хнтусг ім. п. василенка вип. 42 «технічний сервіс в апк, техніка та технології у с/г машинобудуванні». – харків: 2006. – с. 16-19. 5. фабричнікова і.а. зношення бурякорізальних ножів при зрізанні коренеплоду цукрового буряка // сільськогосподарські машини: зб. наук. ст. – вип. 21.том іі. – луцьк: ред.-вид. відділ лнту, 2011. – с. 150-157. 6. трибология. физические основы, механика и технические приложения: учебник для вузов/ и.и. беркович, д.г. громаковский; под ред. д.г. громаковского; самар. гос. техн. ун-т. – самара, 2000. – 268 с. надійшла 27.07.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 19_kuzmenko_1.doc скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 113 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, украина cкольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием содержание 1. общее рассмотрение проблемы 1.1 общность узлов трения и механизмов износа 1.2 этапы работ по повышению износостойкости узлов трения 2. механизмы и модели проскальзывания при качении 2.1 краткий перечень известных исследований 2.2 работы по взаимодействию колеса и рельса 3. внутреннее перекатывание цилиндров, соединенных в окружном направлении 3.1 свободное внутреннее перекатывывание цилиндров разного радиуса 3.2 внутреннее перекатывание цилиндров соединенных зубчатым зацеплением 4. сила и коэффициент трения при качении цилиндров 4.1 определение коэффициента трения качения цилиндра или шара на плоскости 4.2 большой угол контакта в сопряжении 4.3 автоколебания при качении шпонкового соединения 5. экспериментальное определение проскальзывания при свободном внутреннем качении цилиндров 5.1 методика испытаний 5.2 методика обработки результатов 5.3 результаты испытаний 6. обсуждение результатов, выводы и рекомендации литература введение основная проблема трибологии – повышение износостойкости узлов трения. проблема – это такое состояние информации, в данной области при котором неизвестен способ увеличения ее количества в сторону развития (или улучшения с точки зрения пользы для человека). два основных фактора влияют на износ: 1) нагруженность или контактное давление в узле; 2) путь трения или продолжительность существования контакта. методы определения контактных давлений достаточно хорошо развиты и тем самым проблема определения давлений сведена к решению конкретных задач известными способами. существенно меньше развиты методы определения касательных сдвиговых перемещений или пути трения в контакте. в данной работе обсуждаются вопросы определения пути трения в контакте при внутреннем и внешнем перекатывании цилиндров. 1. общее рассмотрение проблемы 1.1. общность узлов трения и механизмов износа 1) подавляющее большинство сопряжений деталей машин это внутреннее или внешнее сопряжение цилиндров. этот факт объясняется, прежде всего, вращательным движением при механической обработке деталей. внутреннее сопряжение цилиндрических деталей вала и отверстия могут быть как с зазором, так и с натягом. из множества узлов трения в данной работе, выделяются узлы, в которых сплошной цилиндр сопрягается с полым цилиндром по разной посадке, а в процессе работы поверхности цилиндров перекатываются друг по другу с проскальзыванием. к таким узлам относятся: 1) сопряжения колец подшипников качения с валом и с конусом [5]; 2) шпоночные соединения [1, 2, 3]; 3) волновые передачи; 4) соединения оси и ступицы колеса в раздвижных колесных парах ж.д. вагонов [4]; 5) контакт в игольчатых подшипниках [6]. 2) можно отметить также общность видов и механизмов изнашивания цилиндрических сопряжений, работающих в условиях качения с проскальзыванием. в зависимости от посадки сопряжения при pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 114 перекатывании может быть путь трения малый при малых зазорах и достаточно большой при больших зазорах. в случае малого пути трения и прерывистого движения наблюдается повреждаемость поверхностей в форме фреттинг-коррозии. в случае большого и непрерывного пути трения наблюдается обычный износ, протекающий по разным механизмам. 1.2. этапы работ по повышению износостойкости узлов трения 1) основная проблема трибологии снижение износа и обеспечение максимального ресурса машин. решение этой проблемы проходит, как правило, через два этапа: 1) разработка методов повышения износостойкости (пи) и 2) разработка расчетно-экспериментальных методов определения эффективности (оэ) способов и методов пи. 2) в соответствии с общей концепцией методов расчетно-экспериментальной оценки износа разных пар трения [7] для выполнения оценки необходимо определять контактные давления σ и путь трения s на изнашиваемых поверхностях. 3) определение контактных давлений базируется на хорошо разработанной контактной механики сопряжения поверхностей, на решении контактных задач теории механики деформируемых тел. 4) гораздо меньше уделяется внимание и соответственно менее разработаны методы определения пути трения или величины взаимного проскальзывания в контакте. здесь основной задачей является на первом этапе макро кинематика взаимодействия поверхностей, а на втором этапе механика микропроскальзывания в контакте. 5) в связи с этим данная работа направлена на изучение микрокинематики и определению путей трения или проскальзывания между цилиндрами при их внутреннем качении в условиях ограничения перемещения тел как целых в окружном, касательном направлении. 2. механизмы и модели проскальзывания при качении 2.1. краткий перечень известных исследований задача описания процесса проскальзывания при качении одна из самых сложных в контактной механике. приведем здесь только некоторые варианты механизмов проскальзывания. о. рейнольдс (1876 г.) полагал, что основная причина сопротивления качению деформации основана в передней и задней частях контакта. г. хизкоут (1921 г.) предложил механику качения шарика по желобу, основанную на разности скоростей скольжения, на периферии и в центре площадки контакта. а. томлинсон (1929 г.) разрабатывал молекулярную теорию трения качении. а. ишлинский (1938 г.) объяснял сопротивление качению пластическими деформациями в контакте. а. пальмгрен (1945 г.) полагал, что главную часть в подшипнике качения составляют потери, связанные с проскальзыванием поверхностей в контакте. д. тейбор (1956 г.) утверждал, что явлением, связанным с упругим гистерезисом материалов принадлежит главная роль при образовании сил сопротивления качению. д. канвисоров (1948 г.) выдвинул предложение учитывать совместное действие различных причин, вызывающих сопротивление качению реальных тел. заметим, что практически все варианты механизмов качения относятся к внешнему касанию выпуклых цилиндров или шаров. далее рассматривается внутренние качение цилиндров. 2.2. работы по взаимодействию колеса и рельса являются примером наиболее распространенного случая качения цилиндра по плоскости с проскальзыванием. множество исследований в этой области посвящено исследованию процессов сцепления и износа колеса и рельса. изучению процесса проскальзывания цилиндра на плоскости с целью установить зависимости сил трения от величины проскальзывания из чисто механических представлений при упругом взаимодействии посвящены классические работы картера 1962 г. и калкера 1979 г. [1]. оригинальная модель упругого контакта колеса и рельсом в виде многогранника, перекатывающегося по плоскости, предложена коганом а.я. [11]. в реальном контакте неизбежны пластические деформации, что не учитывается в [2]. в работе маркова д.п. [10] отличается связь сцепления с понятием предварительного смещения и связь коэффициента трения с величиной проскальзывания. в этой же работе указывается на влияние вибраций и неравномерности нагрузок на проскальзывание. 3. внутреннее перекатывание цилиндров, соединенных в окружном направлении 3.1. свободное внутреннее перекатывание цилиндров разного радиуса 1) сначала рассмотрим простейший случай внутреннего перекатывания цилиндров, не связанных между собой в касательном направлении (рис. 1) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 115 рис. 1 – схема контакта цилиндров разного радиуса при перекатывании 2) при действии сил q и t наружный цилиндр катится по плоскости, а в это время внутренний цилиндр своей наружной поверхностью радиуса 1r катится по внутренней поверхности радиуса 2r внешнего цилиндра, путь 2s пройденной точкой 2a равен 22 2 rs π= . пусть наружный цилиндр при перекатывании сделал полный оборот π=ϕ 2 и точка 2a вернулась в свое исходное положение iia2 пройдя путь 22 2 rs π= . за это время внутренний цилиндр при перекатывании по внутренней поверхности наружного цилиндра поверхностей на уголϕ , но при этом точка 1α пройдет путь 11 2 rs π=α и не вернется в исходное положение i1α . при этом точка 1α не дойдет до исходного положения на величину пути длиной s∆ ∆π=απ−απ=∆ 222 12s , (1) где 12 rr −=∆ , (2) ∆π= 2s . (3) 3.2. внутреннее перекатывание цилиндров, соединенное внутренним зубчатым зацеплением 1) рассматривается сопряжение с зазором ∆ вала радиуса 1r и полого цилиндра радиуса 2r , 12 rr −=∆ , соединенных внутренним зубчатым зацеплением с числом зубьев z (рис. 2). 2) при внутреннем перекатывании цилиндров зубьев не дают возможности скользить цилиндрам как при свободном перекатывании, на величину ∆π= 2s . (4) эта величина пути трения распределяется между зубьями. при повороте на один зуб проскальзывания будет на величину z s ∆π2 1 . (5) рис. 2 – сопряжения используются в конструкциях раздвижных колесных пар [4] pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 116 3) при внутреннем перекатывании вала по полому цилиндру, соединенных шпонкой. это соединение аналогично скольжению при этом зубчатому при 1=z , равно ∆π= ∆π = 2 1 2 шпs ; (6) 4) заметим, что формулами (1-5) определяется суммарная величина проскальзывания на рассматриваемом участке схемы. в действительности имеет место непрерывное скольжение на всем участке. 4. сила и коэффициент трения при качении цилиндров 4.1. определение коэффициента трения качения цилиндра или шара на плоскости 1) ш. кулоном [3] (1779 г.) экспериментально была установлена зависимости силы t трения качения цилиндра радиуса r по плоскости при нормальной нагрузке n в виде r n ft k == . (7) или r n t f k = , (8) где −kf величина, в дальнейшем называемая коэффициентом трения качения, имеющая размерность длины, что неудобно для сравнения трения качения в разных парах трения. 2) иногда на практике используют безразмерный коэффициент сопротивления качению n t f ck = , (9) к сожалению зависящий от размеров тел и координат точек приложения сил n иt . 3) некоторый физический смысл размерного коэффициента трения можно установить из условия равновесия контактирующих тел с учетом деформации и образования площадки контакта. рис. 3 – схемы взаимодействия цилиндра и плоскости: а) без силы t , вызывающей качение; в) при действии силы t , вызывающий перекатывание после перекатывания цилиндра под действием силы t на величину a и смещении центра цилиндра на величину kf цилиндр находится в равновесии под действием сил по схеме рис. 4.1, в. 4) из условия равновесия 0=σm далее следует trnf k = , (10) r n t f k . (11) таким образом, коэффициент трения качения kf соответствует смещению центра цилиндра или центра давления в контакте после приложения силыt , вызывающей перекатывание цилиндра. 4.2. большой угол для контакта в сопряжении при достаточно большом угле контакта вала и полого цилиндра при внутреннем сопряжении момент возникающий при качении создает касательные напряжения, действующие по окружности на pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 117 части площадки контакта. b зависимости от величины эти напряжения будут вызывать предварительные смещения или скольжение. по мере качения поверхность внутреннего цилиндар будет отставать от точек цилиндра большего радиуса. однако в контакте по основной поверхности будут создаваться силы, приводящие в соответствии скорости вращения цилиндров. рис. 4 – схема сопротивления качению при большом угле контакта в результате будет происходить проскальзывание в контакте, аналогичное проскальзыванию при наличии шпонки. 4.3. автоколебания при качении в шпоночном соединении 1) при непрерывном качении сила трения и проскальзывание, согласовывающие скорости вращения вала и ступицы действует постоянно. это является условием возникновения окружных автоколебаний вала по схеме, приведенной на рис. 5. рис. 5. – а) схема автоколебаний вала в ступице при качении; в) зависимость силы трения )(uf от проскальзывания 2) автоколебания возникают при наличии нелинейности в зависимости силы трения )(uf от величины проскальзыванияu . 3) уравнение автоколебаний будет иметь вид 0)( =−ϕ= urc dt du j , (12) где −j момент инерции вала, −ϕ угловая координата, −c жесткость шпонки в контакте, −)(ur нелинейная функция трения. уравнение (16) может быть решено [12] методом определения с разложением )(ur в полином третьей степени. в результате решения (12) могут быть найдены частоты и амплитуда автоколебаний вала внутри ступицы с использованием шпонки как жесткости. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 118 5. методика и результаты экспериментального определения проскальзывания при свободном внутреннем качении цилиндров 5.1 методика испытаний 1) схема испытаний (рис.6): пусть сплошной цилиндр (вал) радиуса 1r (тело 1) вставлен в полый цилиндр радиуса 2r (тело 2) и контактируют под действием силы q в точке 1a (тело 1) и точке 2a (тело 2) рис.6 схема внутренного свободного перекативание цилиндров 2) пусть цилиндр радиуса 1r своей внешней поверхностью свободно перекативаетса по внутренней поверхности радиуса 2r . при этом точка 1a за полный оборот цилиндра 1r переместится в τ 1a , пройдя расстояние τs (теоретически) ∆π=−π=τ 2)(2 21 rrs (13) 3) если при этом перекатывании происходило проскальзывание, то точка 1a переместитса в другое положение эa1 ; 4) таким образом, за один оборот путь проскальзывания s∆ опредиляется разностью ∆π−=−=∆ τ 2ээ ssss ; (14) эту величину можно измерить с любой точностью во время опыта, однако погрешность определяется одним опытом. точность испытаний можно повысить используя способ суммирования величины проскальзывания при некотором числе оборотов 1n >1; проведем испытания при таком числе оборотов 1n , при котором точки 1a и 2a будут находиться на одинаковом радиусе; в этом случае суммарное проскальзывание s∆ будет равно: ∆π=∆ 2s , (15) а проскальзывание за один оборот будет равно 11 1 2 nn s s ∆π = ∆ = ; (16) относительная величина коэффициента проскальзывания ε опредиляетса соотношением: 11111 2 2 2 2 rnrnr s ∆ = π⋅ ∆π = π =ε (17) 5.2 реализация методики испытаний были проведены испытания по определению коэффициента проскальзивания при свободном внутреннем качении цилиндров по схеме рис.6 на установке тэт–3 лаборатории теоретической и експерементальной трибологии кафедры износостойкости и надежности хмельницкого национально-го университета. 1.параметры установки, условия испытаний размеры pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 119 7,342 11 == rd мм ; 7,352 22 == rd мм ; 112 =−=∆ rr мм ; 1) ширина образцов 30=b мм ; 2) материал вала и втулки сталь 45 ; 3) нагрузка на сопряжение 30=q кгс ; 4) скорость вращения вала 1=n об/с. ; 2. порядок испытаний: 1) собрать установку; 2) приложить нагрузку; 3) в месте контакта на вал и втулку нанести метки в точках 1a и 2a ; 4) запустить установку; 5) метки начинают смесчатса друг относительно друга; 6) считать обороты вала (внутреннего цилиндра); 7) зафиксировать число оборотов 1n , при котором метки 1a и 2a совместятся. 3. вычисление коэффициента проскальзывания проводится по методике п. 5.1 1) в результате испытаний найдено, без смазки 301 =n оборотов; со смазкой 291 =n оборотов. 2) коэффициент проскальзывания определяем по формуле (17) 11 rn ∆ =ε , при 1=∆ мм; 301 =n ; 7,341 =r мм %1,0001,000096,0 7,3430 1 =≈= ⋅ =ε со смазкой %0009937,0 7,3429 1 = ⋅ =ε 3) путь трения 1s при скольжении поверхности втулки по поверхности вала за один оборот равен 218,0001,07,3422 11 =⋅⋅π=επ= rs мм 2,0≈ мм таким образом, путь трения для вала в испытанном сопряжении за один оборот получен: 2,01 =s мм. 6. обсуждение результатов, выводы и рекомендации 1. качение цилиндров не соединенных в окружном направлении 1.1 определение величины проскальзывания при качении цилиндров одна из актуальных задач контактной механики и трибологии вообще. не зная величины проскальзывания нельзя моделировать, то есть предсказывать износ таких узлов трения, как 1) сопряжения колец пк с осью и с корпусом; 2) шпоночного соединения вала и ступицы колеса; 3) колеса и рельса и многих других сопряжения. 1.2 попытки известных механиков от рейнольдса до когана а.я. не привели и в принципе не могли привести к расчетной методике оценки величины проскальзывания при контакте цилиндров. дело в том, что в конечном итоге величину проскальзывания можно найти только имея достоверно определенную из эксперимента зависимость скольжения от трения и нормальных давлений. 1.3 с учетом этого вывода представляется единственно целесообразным определять величину проскальзывание при качении цилиндров только непосредственно экспериментально, и на это необходимо направить основные усилия. все соображения п. 1, п. 2, п. 3 относятся к качению цилиндров не соединенных в окружном направлении. 2. качение цилиндров соединенных в окружном направлении 2.1 проскальзывание при качении цилиндров соединенных в окружном направлении шпонкой или зубчатом зацеплении могут быть с достаточной точностью (по крайней мере, по среднему), если есть размеры сопряжения и параметры зацепления. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com скольжение, трение и износ при качении цилиндров с проскальзыванием проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 120 2.2 проскальзывание при качении сцепленных цилиндров происходит прерывисто при движении в одну сторону. это создает условия, при которых возникает фреттинг-коррозии в контакте. 2.3 решающую роль на характер и величину сцепленных цилиндров играет величина зазора между валом и полым цилиндрами. 2.4 внутреннее качение цилиндров при большой площадке контакта может испытывать эффект сцепления и соответственно гарантированное проскальзывание. 3.направления дальнейших исследований. для дальнейшего развития представлений о механизме проскальзывания при качении цилиндров с последующим износом необходимо: 1) провести эксперименты по определению величины проскальзывания при внутреннем качении не сцепленных цилиндров; 2) изучить при этом влияние больших и малых углов контакта на величину проскальзывания; 3) провести испытания на износ при внутреннем качении а) сцепленных цилиндров; в) не сцепленных цилиндров. 4) изучить экспериментально влияние натяга и зазора на величину проскальзывания и износа цилиндров при внутреннем качении; 5) связать результаты испытаний указанных сопряжений с износом сопряжений колец с осью и корпусом в подшипниках качения. 4. экспериментальное исследования проскальзывания при свободном качении. 4.1 разработана методика определения величины проскальзывания 5.установлено,что: 1) коэффициент проскальзывания при свободном качении стальных цилиндров без смазки; 001,0%1,0 ==ε ; 2) коэффициент проскальзывания при свободном качении цилиндров при смазке литол-24 равен 01,0=ε %1 ,что практически сопоставимо с проскальзываем без смазки; 3) полученные результаты могут быть использованы при расчетах и испытаниях на износ цилиндрических сопряжений, работающих в режиме качения. литература 1. фастовец п.м. визначення параметрів закону фреттингового зношування в трибоконтакті циліндра з циліндром при внутрішньому дотиканні і шпонковому з’єднанні // проблеми трибології. – 2007. – № 4. – с. 99-105. 2. фастовець п.м. динамічна модель зношування шпонкового спряження // машинознавство. – 2008. – № 8-9. – (134-135). – с. 30-34. 3. фастовець п.м. математичне моделювання фреттингового зношування спряження вала з підшипником каченя // проблеми трибології. – 2011. – № 3. – с. 13-20. 4. кузьменко а.г. исследование контактной прочности и напряженного состояния полимерных втулок подшипников скольжения раздвижных колесных пар подвижного состава // автореферат кандидатской диссертации по специальности (05.161. машиноведение и детали машин): брянск, 1971. 5. кухтов в.г. долговечность деталей шасси колесных тракторов. – харьков: хнаду, 2004. – 292 с. 6. гура г.с. качение тел с трением, фреттинг. – сочи: дория, 2009. – 295 с. 7. кузьменко а.г. методи розрахунків і випробувань на зношування та надійність. – хмельницький: хну, 2002. – 151 с. 8. крагельский и.в., щедров в.с. развитие науки о трении. – м.: анссср, 1956. – 190 с. 9. колгин н.и. механика машин. часть iv. трение в машинах. – м. – л.: машгиз, 950. – 87 с. 10. марков д.п. коэффициенты трения и сцепления при взаимодействии колеса и рельса // вестник вниижт, . – № 3. – с. 34-33. 11. коган а.я. взаимодействия колеса и рельса при качении // вестник вниижт. – 2004. – № 5. – с…… 12. бидерман в.л, теория механических колебаний. – м.: высшая школа, 1980. – 408 с. надійшла 21.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_chernec.doc аддитивний метод оцінки довговічності підшипника ковзання з технологічною овальністю вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 20 чернець м.,*,** опеляк м.** * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща аддитивний метод оцінки довговічності підшипника ковзання з технологічною овальністю вала удк 539.538: 539.3 подано аддитивний експрес-метод розв'язку трибоконтактної задачі для підшипника ковзання з малою технологічною овальністю вала для схеми мішаного (одно дво однообластевого) контакту. встановлено, що аддитивний метод дозволяє спростити числовий розв’язок задачі. водночас у результаті числового розв'язку підтверджено, що за аддитивним методом точність обчислення довговічності підшипника є практично однаковою за уточненими обчисленнями. результати досліджень порівняльної оцінки за аддитивним, основним та уточненим розв’язками подано у таблицях для різних розмірів блоків та інтервалів дискретизації контуру. ключові слова: підшипник ковзання, вал з технологічною овальністю, довговічність, аддитивний метод оцінки довговічності розрахункова оцінка довговічності підшипників ковзання при наявності малої некруглості контурів їх співдотичних деталей, яка виникає у процесі їх виготовлення, проводиться за узагальненою кумуляційною моделлю зношування [2]. ця модель передбачає інтервально дискретну схему дослідження трибоконтактної взаємодії з поділом контуру вала на інтервали дискретизації 2αδ , для реалізації якої необхідно значний час обчислень. тому у роботі [3] запропонувано інтервально-блокову схему обчислень, яка дозволяє пришвидшити час розв'язку цієї складної трибоконтактної задачі пропорційно до розміру блока взаємодій за сталих умов з певною втратою точності основного розв'язку порівняно з інтервально-дискретною схемою результати оцінки впливу розміру блоків та інтервалу дискретизації наведено у [3, 4]. нижче наведено результати розрахунку довговічності підшипника за модифікованою інтервально-блочною схемою згідно розробленого аддитивного методу обчислень. у залежності від величин овальності 222111 δ,δ rrrr − ′=′−= контурів 1l і 2l співдотичних деталей підшипника та її розташування стосовно координатних осей xoy можливий їх повний однообластевий чи мішаний (однодвооднообластевий) контакт (рис. 1). відповідно 11 , rr ′ – велика та мала півосі отвору втулки, 22 , rr′ – велика та мала півосі вала. у результаті силової взаємодії співдотичних тіл, між якими є радіальний зазор 021 >−=ε rr , під впливом радіальної зосередженої сили n в області 202 rw δα= (однообластевий контакт: симетричний чи косий) чи областях ( ) 22;121 2 rww γ= (двообластевий контакт: симетричний чи косий) діятимуть максимальні контактні тиски ( )δ,α2p . як величини області (областей) контакту, так і максимальні контактні тиски залежатимуть від кута повороту 2α вала з овальністю, методика визначення яких детально розглянута у [1]. розрахунок кількості *2n обертів вала 2 до досягнення втулкою 1 допустимого зношування 1h ∗ проведено за узагальненою кумуляційною моделлю зношування [2] для схеми підшипника з коловою втулкою та валом з еліптичністю. за аддитивним методом обчислень розрахункова довговічність *2n підшипника при допустимому зношуванні *1h втулки встановлюється наступним чином: 5544332211*2 bxbxbxbxbxn ++++= , (1) рис. 1 – схема підшипника з мішаним співдотиком вала і втулки аддитивний метод оцінки довговічності підшипника ковзання з технологічною овальністю вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 21 де 1в – максимальний (основний) розмір блока взаємодій, а 1x – найбільше число максимальних блоків, при якій 1h не перевищить *1h ; 432 bbb >> – наступні прийняті розміри блоків, а 432 ,, xxx – їх кількість, яка забезпечує умову 1h буде не більшим *1h ; 5x – кількість блоків 5b = 1 об, за яких забезпечується досягнення 1h практично рівне *1h . вихідні дані для обчислень прийнято такими: n = 0,1 мh; r2 = 50 мм; ε21 += rr ; ε = 0,01; 0,11; 0,21; 0,31; 0,41 мм; v = 62,8 мм/с – швидкість ковзання; 1δ = 0, 2δ = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4 мм; 1 2δ + δ ≤ ε ; 2αδ = 1º, 10º; 2n = 12 об/хв – число обертів вала; 1h ∗ = 0,3 мм; матеріал втулки: бронза оцс 5-5-5, для якої e1 = 1,1·10 5 мпа – модуль юнга, 1µ = 0,34 – коефіцієнт пуасона, b1 = 4,75 ·109, 1m = 0,85, 10τ = 0,1 мпа – характеристики зносостійкості бронзи оцс 5-5-5 у парі зі сталлю 35 при вказаних режимах роботи підшипника; матеріал вала: сталь 35 (гартування + високий відпуск), для якої e2 = 2,1·105 мпа, 2µ = 0,3, b2 = 5,46 ·10 9, 2m = 0,66, 20τ = 0,08 мпа; в = 72000, 7200, 720, 12, 1 оберт – розміри блоків незмінних умов трибоконтакту. таблиця 1 відхилення а від о і у розв’язків при основному блоці b1 = 72000 об. а (72000 об + …) 72000 об. ε, мм δ2, мм n2*, об. n2*, об. ∆ао, ∆ау, % 11088000 0,2976 0,01 0 11055000 11055239 0,0022 1728000 0,1263 0 1725817 1725871 0,0031 2232000 3,1693 0,05 2161261 2163476 0,1024 2376000 1,3106 0,11 0,1 2344861 2345779 0,0391 1296000 3,5231 0 1250341 1252739 0,1914 1368000 2,1583 0,05 1338474 1342501 0,3000 1584000 0,3946 0,1 1577749 1578025 0,0175 1656000 1,8992 0,15 1624549 1594618 1,8770 1656000 0,3383 0,21 0,2 1650397 1650635 0,0144 1080000 3,8766 0 1038133 1040753 0,2517 1224000 5,8185 0,1 1152781 1156747 0,3429 1368000 3,9605 0,15 1313821 1316528 0,2056 1296000 2,1360 0,2 1268317 1269775 0,1148 1368000 1,5131 0,31 0,3 1347301 1348337 0,0768 936000 2,7243 0 910501 912322 0,1996 1008000 3,1773 0,1 975973 978112 0,2187 1224000 5,6911 0,2 1154341 1158210 0,3340 1152000 0,3905 0,3 1147501 1147776 0,0240 1224000 4,6107 0,41 0,4 1167565 1170709 0,2686 аддитивний метод оцінки довговічності підшипника ковзання з технологічною овальністю вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 22 результати розв'язку задачі подано у табл. 1 3. зокрема у табл. 1, 2 подано довговічність *2n , обчислену за аддитивним (а) методом та її відхилення від основного (о) (∆ао) та уточненого (у) (∆ау) розв’язків [4] при інтервалі дискретизації контуру вала 2αδ = 10º контуру вала. таблиця 2 відхилення а від о і у розв’язків при b1 = 7200 об. а (7200 об + …) 7200 об. ε, мм δ2, мм n2*, об. n2*, об. ∆ао, ∆ау, % 11124000 0,0377 0,01 0 11119801 11119811 0,0001 1792800 0,1218 0 1790617 1790592 0,0014 2232000 0,2661 0,05 2226061 2226086 0,0011 2412000 0,0970 0,11 0,1 2409661 2409671 0,0004 1317600 0,1866 0 1315141 1315149 0,0006 1411200 0,3718 0,05 1405953 1405983 0,0021 1648800 0,3791 0,1 1642549 1642580 0,0019 1663200 1,5722 0,15 1689349 1656777 1,9660 1720800 0,3256 0,21 0,2 1715197 1715226 0,0017 1108800 0,5291 0 1102933 1102973 0,0036 1224000 0,5244 0,1 1217581 1217628 0,0039 1382400 0,2734 0,15 1378621 1378641 0,0015 1339200 0,4542 0,2 1333117 1333152 0,0026 1418400 0,4441 0,31 0,3 1412101 1412135 0,0024 979200 0,3982 0 975301 975328 0,0028 1044000 0,3091 0,1 1040773 1040798 0,0024 1224000 0,3970 0,2 1219141 1219172 0,0025 1216800 0,3697 0,3 1212301 1212339 0,0031 1238400 0,4873 0,41 0,4 1232365 1232410 0,0037 аналіз результатів при основних блоках в = 72000 об. (табл. 1) та в = 7200 об. (табл. 2) показує, що розв’язок за а методом мало відрізняється від розв'язку за у методом. слід відзначити, що а метод є значно простішим у практичній реалізації і тому є ефективнішим, ніж зазначені попередньо експрес-методи розв'язку. у табл. 3 також подано результати обчислення довговічності підшипника при малому інтервалі дискретизації 2αδ = 1º контуру вала. порівняльна оцінка )10(2 )1( 2 α∆α∆ довговічностей при вказаних інтервалах дискретизації 2αδ свідчить, що точність розв’язків при 2αδ =10º у порівнянні із розв’язками при 2αδ = 1º знижується аддитивний метод оцінки довговічності підшипника ковзання з технологічною овальністю вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 23 у 1,023…1,088 рази у залежності від величини овальності 2δ . зростання 2δ спричиняє зростання відношення )10(2 )1( 2 αδαδ . таблиця 3 відносна зміна довговічності при 2α∆ = 1º і 2α∆ = 10º 2α∆ = 1º 2α∆ = 10º ε, мм δ2, мм n2*, об n2*, об )10( 2 )1( 2 α∆α∆ 0,01 0 11379217 11119801 1,023 0 1835437 1790617 1,025 0,05 2315797 2226061 1,040 0,11 0,1 2617597 2409661 1,086 0 1348117 1315141 1,025 0,05 1452721 1405953 1,033 0,1 1707325 1642549 1,039 0,15 1824241 1689349 1,080 0,21 0,2 1863925 1715197 1,087 0 1130617 1102933 1,025 0,1 1255885 1217581 1,031 0,15 1431181 1378621 1,035 0,2 1430221 1333117 1,038 0,31 0,3 1532245 1412101 1,085 0 999793 975301 1,025 0,1 1071505 1040773 1,030 0,2 1265090 1219141 1,038 0,3 1309381 1212301 1,080 0,41 0,4 1340341 1232365 1,088 наведені результати свідчать, що аддитивний експрес метод розв'язку розглянутої трибоконтактної задачі є ефективним для широкого діапазону радіальних зазорів та овальності вала. для основного блоку взаємодій в = 7200 об. він дає результати практично ідентичні з уточненим розв’язком. результати обчислень, подані у табл. 3 також вказують, що немає потреби використовувати інтервал дискретизації 2α∆ = 1º, а практично доцільним є інтервал 2α∆ = 10º. література 1. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.1. лінійна і кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2012. №4. – с. 11 – 17. 2. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.2. узагальнена кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2013. №1. – с. 6 – 15. 3. чернець м.в., жидик в.б. експрес – метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю контурів деталей // проблеми трибології. – 2013. №2. – с. 6 – 12. 4. чернець м.в., жидик в.б., чернець ю.м. дослідження впливу параметрів інтервальноблочної схеми трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника ковзання з малою овальністю вала // проблеми трибології. – 2013. №3. – с. 23 – 27. поступила в редакцію 18.10.2013 аддитивний метод оцінки довговічності підшипника ковзання з технологічною овальністю вала проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 24 chernets m.v., opeljak m. additive method of sliding bearing longevity estimation with technological ovality of shaft. the additive express-method of tribocontact problem solution for sliding bearing with small technological ovality of shaft for the scheme of mixed (single – double – single area) contact has been presented. it has been established that additive method allows simplifying the numerical solution of the problem. at the same time as the result of numerical solution it has been confirmed that under the additive method the accuracy of bearing longevity calculation is almost the same according to specified calculations. the results of comparative assessment investigation according to additive, basic and specified solutions are presented in the tables for different block sizes and contour discretization intervals. key words: sliding bearing, shaft with technological ovality, longevity, additive method of longevity estimation. references 1. czernec m.v., zydyk v.b. uzahalnena kumulacijna model kinetyky znoszuvannja pidszypnyka kovzannja. cz. 1. linijna i kumulacijna model. problemy trybologii, no 4, 2012. p.p. 11 – 17. 2. czernec m.v., zydyk v.b. uzahalnena kumulacijna model kinetyky znoszyvannja pidszypnyka kovzannja. cz. 2. uzahalnena kumulacijna model. problemy trybologii, no 1, 2013. p.p. 6 – 15. 3. czernec m.v., zydyk v.b. ekspres-metod doslidzhennja kinetyky trybokontaktnoi vzajemodii u pidszypnyku kovzannja z tehnologicznoju nekruhlistju konturiv detalej. problemy trybologii, no 2, 2013. p.p. 6 – 12. 4. czernec m.v., zydyk v.b., czernec j.m. doslidzhennja wplywu parametriv intervalno-blocznoi shemy trybokontaktnoi vzajemodii na dovhovicznist pidszypnyka kovzannja z maloju ovalnistju vala. problemy trybologii, no 3, 2013. p.p. 23 – 27. 12_pohmurskiy.doc вплив водню на зношування міді за кімнатних і підвищених температур проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 75 похмурський в.і., василів х.б., винар в.а., арендар л.а. фізико-механічний інститут ім. г. в. карпенка нан україни, м. львів, україна вплив водню на зношування міді за кімнатних і підвищених температур мідь широко застосовується як антифрикційний матеріал у складі сплавів та композитних матеріалів. основна перевага цих матеріалів – низький коефіцієнт тертя, що часто поєднується з високою пластичністю і корозійною тривкістю [1 3]. трибологічна поведінка мідних сплавів суттєво залежить від навколишнього середовища. при терті в окислювальних середовищах вже за помірних навантажень мідь порівняно швидко наклепується, руйнується і заклинює пару тертя [1]. при терті сплавів міді у відновлювальних середовищах може проявлятися ефект беззношуваності. у ділянках контакту внаслідок підвищення температури і тиску, а також деформації поверхневих шарів протікають своєрідні хемосорбційні процеси, що призводять до перерозподілу елементів на поверхні та її збагачення міддю. за цих умов на фрикційній поверхні утворюється новий м'який і тонкий шар міді, який забезпечує мінімальне тертя [2 6]. мідна плівка, утворена на поверхні тертя, створює бар’єр для дифузії елементів з навколишнього середовища вглиб металу, тому вважається ефективним засобом захисту металевих матеріалів від наводнювання при терті. крім того, відновлювальне водневе середовище запобігає утворенню оксидних плівок на поверхні, які погіршують трибологічні властивості мідних сплавів [3 4]. з іншого боку, іони водню, проникаючи всередину міді, можуть реагувати з розчиненими в ній оксидами з утворенням водяної пари, що призводить до виникнення тріщин і пухирів («воднева хвороба міді») і зміни механічних властивостей [7]. за надрівноважних концентрацій іонів водню, що досягаються методом катодної поляризації за довготривалої витримки (48 ... 72 год), спостерігається тріщиноутворення у поверхневих шарах міді та її сплавів, що призводить до їх крихкого руйнування під час тертя [8 10]. оскіьки проблеми водневого матеріалознавства і водневого зношування на даний час особливо актуальні, у даній роботі досліджували трибологічну поведінку чистої міді за водневого впливу. з цією метою вивчали характеристики зношування, мікроструктуру та властивості її поверхні після тертя за кімнатних та підвищених температур за різних умов наводнювання. методика експерименту випробування матеріалів тертям здійснювали на установці, створеній на базі серійної машини имаш-20-75 (ала-тоо), за таких умов: пара тертя мідь (пластина розміром 12 × 50 × 3 мм) – кулька зі сталі шх15 чи з al2o3 діаметром 8 мм, навантаження 2 н, середня швидкість переміщення 1,6 мм/с, температури 20, 50 і 100 ºс, тривалість експерименту 2000 сек. випробування проводили на повітрі, в атмосфері водню (тиск 105 па) та у вакуумі (10-1 па). крім того, досліджувані зразки наводнювали електролітично в 1-н розчині h2so4 за густини струму 1,0 ... 2,0 а/дм2 протягом 1 ... 2 год. мікроструктуру поверхонь оцінювали металографічним методом на оптичному мікроскопі “neophot-2“, сканівному електронному мікроскопі evo 40xvp з системою мікрорентгеноспектрального аналізу на енергодисперсійному рентгенівському спектрометрі inca energy 350. рентгенофазовий аналіз проводили за масивами рентгенівських дифракційних даних, отриманих на рентгенівському дифрактометрі-дифрактографі дрон–2.0м (fe кα-промені). ідентифікацію фаз проводили за допомогою програм winxpow [7], на основі порівняння експериментальних дифрактограм з теоретичними. для масивів рентгенівських дифракційних даних уточнення профільних та структурних параметрів фаз виконувалось за допомогою методу рітвельда [8] з використанням програм wincsd [9]. pозрахунок відносного внутрішнього напруження зразків за різних умов наводнювання виконувався за рівнянням: ( ) θε=θ∆ tg42b , де ε – зважене середнє значення напруженості; δ b – зміна ширини піка на 1/2 висоти (fwhm); θ – позиція піка (в градусах). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив водню на зношування міді за кімнатних і підвищених температур проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 76 результати експерименту та їх обговорення характер зміни коефіцієнта тертя пари мідь-шх15 на повітрі залежить від температури (рис. 1, а). так, за кімнатної температури на початковому етапі тертя він близький до 0,2. через 2000 сек спостерігається зміна характеру фрикційної взаємодії, що супроводжується різким підвищенням коефіцієнта тертя до 0,9 ... 1,0. за підвищених температур стрибок коефіцієнта тертя спостерігається значно швидше: після 500 сек після початку тертя, як за 50 ºс, так і за 100 ºс. з ростом температури ширина доріжки тертя зростає (рис. 1, б, в). стрибкоподібна зміна коефіцієнта тертя зумовлена руйнуванням твердої оксидної плівки на поверхні тертя. на початку тертя до пошкодження оксидної плівки коефіцієнт тертя низький. оксиди крихкі і швидко руйнуються, а їх уламки, потрапляючи в зону тертя, відіграють роль абразиву, пришвидшуючи руйнування. крім того, виявлено перенесення оксидів міді на поверхню контртіла (рис. 1, б). з підвищенням температури дефектність поверхонь тертя підвищується (рис. 1, в). це пов’язано з більш активним утворенням оксидних плівок (рис. 1, г) та їх руйнуванням, що інтенсифікує зношування матеріалу. 0 1000 2000 3000 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 µ t,cåê 1 2 3 t, сек а б в г рис. 1 – характер зміни коефіцієнта тертя пари мідь-шх15 на повітрі за температури: 1 – 20 ºс; 2 – 50 ºс; 3 – 100 ºс (а); поверхня міді після тертя за температури: 20 ºс (б); 100 ºс (в), ×250; мікроструктура оксиду міді, перенесеного на поверхню контртіла, ×3250 при терті у вакуумі 10-1 па за кімнатної температури середні значення коефіцієнтів тертя змінюються в межах 0,25 ... 0,35 (рис. 2, а). за температури 50 ºс характер зміни коефіцієнта тертя такий же, як на повітрі, проте його абсолютні значення дещо нижчі. поверхня доріжки тертя свідчить про пластичну деформацію мікровиступів (рис. 2, б). за температури 100 ºс після нетривалого процесу притирання коефіцієнт тертя знижується до 0,05. поверхня тертя гладка, блискуча, без пошкоджень і продуктів зношувння (рис. 2, в). ширина доріжки тертя за температури 100 ºс удвічі менша, ніж за нижчих температур. у вакуумі зносотривкість міді вища, ніж на повітрі внаслідок відсутності абразивного впливу уламків оксидних плівок на поверхні тертя та пластичної деформації мікровиступів, яка збільшується з pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив водню на зношування міді за кімнатних і підвищених температур проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 77 підвищенням температури. крім того, внаслідок перенесення міді на поверхню сталевого контртіла за температури 100 ºс спостерігається зниження коефіцієнта тертя до 0,05. при терті пари мідь-шх15 у водні після нетривалого процесу притирання коефіцієнт тертя стабілізується на величині 0,32 за кімнатної температури і 0,24 – за 100 ºс (рис. 3). мікроструктура поверхні тертя гладка, блискуча, без пошкоджень і продуктів зношування, що свідчить про пластичну деформацію мікровиступів і вигладжування поверхні тертя. в атмосфері водню можливе відновлення міді з її оксидів, оскільки в електрохімічному ряді напруг вона розташована справа від водню. потенціал гіббса реакції відновлення міді від’ємний (91,29 кдж/моль), отже термодинамічно вона дозволена, особливо за підвищених температур, які виникають у зоні фрикційного контакту за тертя без змащування. 0 500 1000 1500 0,1 0,2 0,3 0,4 µ 1 2 3 t, сек а б в г рис. 2 – характер зміни коефіцієнта тертя пари мідь-шх15 у вакуумі за температури: 1 – 20ºс; 2 – 50 ºс; 3 – 100 ºс (а); поверхня міді після тертя за температури: 20 ºс (б); 50 ºс (в); 100 ºс (г), ×250 експериментально підтверджено відновлення міді з її оксидів у водневому середовищі. для цього зразки міді попередньо відпалювали 0,5 год на повітрі за температури 300 ºс. після відпалу на поверхні утворилася суцільна плівка оксидів, а мікротвердість збільшилася до 781 mпa. під час витримки у водні оксидний шар на поверхні поступово зникає, а мікротвердість знижується. тому підвищення зносотривкості міді в атмосфері водню можна пояснити відсутністю оксидних плівок, які відновлюються воднем. очевидно, це відбувається на початковому етапі тертя та супроводжується зміною коефіцієнта тертя (рис. 3). з підвищенням температури хімічні процеси інтенсифікуються, а також збільшується пластичність міді, що призводить до вигладжування поверхні та стабілізації коефіцієнта тертя. таким чином, характер зношування міді у першу чергу визначається наявністю чи відсутністю оксидних плівок на поверхні тертя та пластичною деформацією мікровиступів. дифузія водню в метал, імовірно, не відіграє важливої ролі, оскільки за тиску 0,1 мпа розчинність водню у міді за температури до 100 ºс не перевищує 10-5 ат % [11]. активація поверхонь при терті внаслідок зміни фізикомеханічного та хімічного стану сприяє підвищенню їх абсорбційної здатності. проте, враховуючи, що pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив водню на зношування міді за кімнатних і підвищених температур проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 78 площа фрикційної зони не перевищує 2,3 % від загальної площі зразка, суттєвої зміни концентрації водню у зразку порівняно з рівноважною не очікується. 0 500 1000 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 µ t,cåê 1 2 t, сек а б в рис. 3 – характер зміни коефіцієнта тертя пари мідь-шх15 у водні за температури: 1 – 20 ºс; 2 – 100 ºс (а); поверхня міді після тертя за температури: 20 ºс (б); 100 ºс (в); ×250 при насиченні металів воднем у процесі катодної поляризації водень потрапляє на поверхню металу в іонізованому стані, при цьому протікає реакція: н++e→←н 0. утворений атомарний водень частково адсорбується поверхнею і проникає всередину металу, розчиняючись у ньому. електролітичним методом за низьких температур можна досягнути значного насичення воднем поверхневих шарів металу. це відбувається тому, що при катодному виділенні водню біля поверхні металу створюється така концентрація іонів атомарного водню, яка за результатами еквівалентна тисячам атмосфер тиску газоподібного водню за підвищених температур [12]. для моделювання описаної ситуації зразки наводнювали електролітично за густини струму 1,0...2,0 а/дм2 протягом 1 ... 2 год. випробування тертям попередньо наводнених зразків проводили на повітрі, з одночасним наводнюванням – у відповідному розчині. щоб уникнути впливу наводнювання на матеріал контртіла, у парі тертя використовували кульку з al2o3. після електролітичного наводнювання міді за густини струму 1 ... 2 а/дм2 протягом 1 ... 3 год мікротвердість її поверхні знижується на 10 12 % (рис. 4, а) внаслідок відновлення оксидних плівок іонами водню. явище підтверджено експериментально: після катодної поляризації за даних умов виявлено відновлення міді з оксидного шару, утвореного після відпалу на повітрі за температури 300 ºс протягом 0,5 год. на основі рентгенофазового аналізу зразків виявлено, що за даних режимів катодної поляризації параметри кристалічної гратки міді не змінюються, оскільки півширини рефлексів дифракційних спектрів наводненої і ненаводненої міді співпадають. за відсутності оксидних фаз на поверхні ненаводненого металу його трибологічна поведінка практично не відрізняється від наводненого. коефіцієнти тертя змінюються в діапазоні 0,2 ... 0,3, мікроструктура доріжки тертя тертя свідчить про пластичну деформацію і подекуди адгезійну взаємодію мікpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив водню на зношування міді за кімнатних і підвищених температур проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 79 ровиступів поверхні (рис. 4 в, г). якщо у зону тертя потрапляють оксиди міді, характер зношування змінюється: підвищується коефіцієнт тертя, особливо на початкових стадіях; збільшується ширина доріжки тертя, на її поверхні утворюються дрібнодисперсні продукти зношування (рис. 4, б, крива 1’). 0 1 2 3 230 240 250 260 h µ 0.02, mпа t, ãî ä j=1a/äì 2 t, год а 0 500 1000 1500 0,2 0,3 0,4 τ,s µ j=1 a/äì 2 1, вихідний cтан; 1' оксиди на поверхні тертя; 2 наводнювання 1 h; 3 наводнювання 2 h. 1 3 2 1' б в г д рис. 4 – вплив густини струму електролітичного наводнювання на мікротвердість (а) та коефіцієнт тертя міді (б). поверхня тертя міді у вихідному стані (в); наводненої за густини струму 1 а/дм2 (г); руйнування оксидів на поверхні тертя (д) висновки трибологічна поведінка міді у газових середовищах визначається хімічним складом поверхні тертя, зокрема, наявністю чи відсутністю оксидних фаз та пластичною деформацією мікровиступів поверхні тертя. на повітрі крихкі оксиди, потрапляючи в зону тертя, руйнуються, а їх тверді уламки відіграють роль абразиву, пришвидшуючи зношування металу. з підвищенням температури зносотривкість міді j=1а/дм2 1, – вихідний стан; 1 , – оксиди на поверхні тертя; 2 – наводнювання 1 год; 3 – наводнювання 2 год. j=1а/дм2 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив водню на зношування міді за кімнатних і підвищених температур проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 80 знижується, що пов’язано з більш активним утворенням оксидних плівок та їх стиранням, що інтенсифікує зношування матеріалу. у вакуумі 10-1 па зносотривкість міді вища, ніж на повітрі внаслідок відсутності абразивного впливу оксидів та пластичної деформації мікровиступів, яка збільшується з підвищенням температури. крім того, за температури 100 ºс спостерігається зниження коефіцієнта тертя до 0,05 внаслідок перенесення міді на поверхню сталевого контртіла. у відновлювальній атмосфері водню чи під час електролітичного наводнювання протікає реакція відновлення міді з її оксидів, яка інтенсифікується з підвищенням температури. при терті відбувається пластична деформація мікровиступів і вигладжування поверхні тертя, що призводить до зниження і стабілізації коефіцієнта тертя. за тиску газоподібного водню 0,1 mпa і катодної поляризації за густини струму 1...2 a/дм2 зміни параметрів кристалічної гратки міді внаслідок абсорбції водню не виявлено. література 1. беркович и.и., громаковский д.г. трибология. физические основы, механика и технические приложения, самара: самар. гос. техн. ун-т., 2000. – 268 с. 2. справочник по триботехнике. теоретические основы. / под ред. м.хебды, а.в. чичинадзе. – м.: машиностроение. – т.1, 1989. – 400 с. 3. гаркунов д.н. триботехника (износ и безизносность). – м.:мсха, 2001. – 616 с. 4. защита от водородного износа в узлах трения / под ред. а.а.полякова. – м.: машиностроение, 1980. – 135 с. 5. поляков а.а., гаркунов д.н. водородный износ в узлах трения. – м.: наука, 1977. – 85 с. 6. шпеньков г.п.физикохимия трения // применительно к избирательному переносу и водородному износу. минск: изд-во бгу, 1978. – 204 с. 7. www.cniga.com.ua/index.files/cuprum.htm. 8. duheisat, s.; al-rawashdeh, s.; el-amoush, a. s. sliding friction wear of hydrogenated pure copper //surface engineering, volume 23, number 6, november 2007 , pp. 464-469(6). 9. sawae, y., sugimura, j. tribology in gaseous hydrogen// journal of the vacuum society of japan. 2010.53 (4).р. 280-287. 10. amjad saleh el-amoush investigation of wear properties of hydrogenated tin brass heat exchanger.-journal of alloys and compounds.vol. 4482008.p. 257–262. 11. газы и углерод в металлах / е. фромм, е. гебхардт; перевод с нем. в. т. бурцева, м.: металлургия, 1980. – 711 с. 12. пасечник а.а. основы трибологии резания конструкционных материалов в условиях наводораживания.-хмельницький, 2009. – 293 с. надійшла 26.06.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.cniga.com.ua/index.files/cuprum.htm http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_hlopenko.doc экспериментальные исследования винтоканавочного подпятника проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 108 хлопенко н.я., кириченко а.с. национальный университет кораблестроения имени адм. макарова, г. николаев, украина экспериментальные исследования винтоканавочного подпятника введение в патенте [1] предложен гидростатический подпятник с винтовой многозаходной нарезкой на конусной поверхности пяты. его принцип работы основан на гидростатическом подъеме пяты за счет нагнетания нарезкой под давлением масла в центральную круговую камеру. вследствие этого существенно возрастает несущая способность подпятника [2, 3, 4 и др.]. целью настоящей работы является экспериментальные исследования несущей способности винтоканавочного подпятника, защищенного патентом [1]. для изучения поведения подпятника была создана экспериментальная установка. опыты проводились в условиях ламинарного движения смазки в несущих зазорах винтоканавочного подпятника. исследования показали, что подпятник [1] с винтовой нарезкой на конусной поверхности пяты обладает сравнительно высокой несущей способностью, которая с точностью ошибки измерений согласуется с расчетной по формулам работы [2]. описание экспериментальной установки общий вид экспериментальной установки представлен на рис. 1. она состоит из экспериментальной головки, закрепленной в патронах передней 3 и задней 10 бабок токарно-винторезного станка тв-4, автоматизированного измерительного комплекса [5], состоящего из звукового генератора 15, персонального компьютера 2, платы сопряжения 14 с компьютером, контрольно-измерительных приборов и датчиков температуры окружающей среды, температуры и давления масла в центральной круговой камере подпятника, частоты вращения и осевого перемещения вала. токарно-винторезный станок предназначен для привода во вращательное движение пяты и создания на нее необходимого усилия за счет перемещения задней бабки (см. поз. 10) при помощи рукоятки 9. рис. 1 – общий вид экспериментальной установки: 1 – осциллограф; 2 – персональный компьютер; 3 – передняя бабка; 4 – прибор овен; 5 – индуктивный датчик; 6 – трехкулачковый самоцентрирующий патрон; 7 – манометр; 8 – кран; 9 – рукоятка задней бабки; 10 – задняя бабка; 11 – емкость; 12 – индикатор часового типа 1миг; 13 – трансформаторный датчик; 14 – плата сопряжения с персональным компьютером; 15 – звуковой генератор экспериментальная головка, продольный разрез которой представлен на рис. 2, состоит из винтоканавочного подпятника, упруго-упорного узла и рессоры, обеспечивающей передачу вращательного движения пяте и ее свободное перемещение вдоль оси вращения при нагружении подпятника перемещением задней бабки токарно-винторезного станка. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования винтоканавочного подпятника проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 109 рис. 2 – продольный разрез экспериментальной головки: 1 – втулка; 2 – стаканы, 3 – шарикоподшипник; 4 – ровчик; 5 – крышка; 6 – корпус; 7 – сверление для подачи масла; 8 –пята; 9 – подпятник; 10 – конусный хвостовик подпятника; 11 – крепежный болт; 12 – сверление для удаления воздушных пробок; 13 – центральная круговая камера; 14 – кольца уплотнительные; 15 – сальник; 16 – диск; 17 – рессора; 18 – пружина винтоканавочный подпятник состоит из корпуса 6, конусной пяты 8 с хвостовиком, крышки 5 и подпятника 9, уплотнительных колец 14 и 15 и крепежных болтов 11. на конусной поверхности пяты выполнена пятизаходная винтовая нарезка прямоугольной формы и ровчик для подвода масла через сверление 7, выполненное в корпусе 6. в подпятнике 9 предусмотрены центральная круговая камера 13 и конусный хвостовик 10. хвостовик 10 крепится в патроне задней бабки токарно-винторезного станка. отвод масла осуществляется через боковой радиальный зазор, образующийся при всплытии пяты. удаления воздушных пробок из центральной круговой камеры производится через сверление 12, выполненненое в подпятнике 9 и его хвостовике 10, при открытом кране (рис. 1, поз. 8). в качестве смазки для подпятника использовалось масло мс-20. упруго-упорный узел включает в себя втулку 1 с квадратным отверстием, стаканов 2, двух радиально-упорных шарикоподшипников 3 и пружины 18. втулка 1 закреплена в трехкулачковом патроне (рис. 1, поз. 6) токарно-винторезного станка. рессора 17 (рис. 2) выполнена в виде стержня с квадратным и цилиндрическим с резьбой концами. квадратным концом она установлена по скользящей посадке в квадратное отверстие втулки 1, а цилиндрическим с резьбой концом жестко соединена с хвостовиком пяты 8. измерение температур масла на входе и выходе из винтовой канавки производится хромелькопелевыми термопарами с использованием прибора овен (рис. 1, поз. 4). температура окружающей среды определяется по показаниям термометра (гост 215-73-тл-2). давление масла в центральной круговой камере подпятника измеряется манометром серии мо с ценой деления 0,02 мпа (рис. 1, поз. 7). для измерения частоты вращения пяты используется индуктивный датчик (рис. 1, поз. 5), а для измерения осевого ее перемещения – трансформаторный датчик (рис. 1, поз. 13). индуктивный датчик частоты вращения (рис. 1, поз. 5) закреплен к корпусу передней бабки (поз. 3) токарно-винторезного станка с помощью державки. он реагирует на изменение воздушного зазора при прохождении каждого из трех равноудаленных по окружности болтов трехкулачкового патрона непосредственно напротив датчика. трансформаторный датчик (рис. 1, поз. 13) установлен в державке, прикрепленной к корпусу подпятника. его чувствительная часть находится вблизи рабочей плоскости стального диска (рис. 2, поз. 16), насаженного на хвостовик пяты по напряженной посадке. рабочая плоскость диска обработана по десятому классу чистоты. выходное напряжение трансформаторного датчика измеряется при помощи автоматизированного измерительного комплекса [5] с точностью 0,5 % от измеряемой величины. контроль температуры масла осуществляется термометром (гост 215-73-тл-2), частоты вращения пяты – тахометром ио-30, ее осевого перемещения – индикатором часового типа 1миг (гост 9696-89) (рис. 1, поз. 12), частоты вращения и осевого перемещения пяты – осциллографом (см. рис. 1, поз. 1). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования винтоканавочного подпятника проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 110 методика проведения опытов 1. проводятся опыты по тарировке трансформаторного датчика осевого перемещения пяты [6]. 2. определяется коэффициент жесткости пружины упруго-упорного узла известным способом. 3. ставятся опыты по определению несущей способности винтоканавочного подпятника на установившемся режиме работы при закрытом кране. 4. во время опытов по определению несущей способности винтоканавочного подпятника измеряются: частота вращения пяты; деформация прδ пружины упруго-упорного узла; температура масла на входе в подпятник 0θ ; температура 1θ и давление масла в центральной круговой камере подпятника; осевое перемещение пяты h и состояния, соответствующего нулевому радиальному зазору; температура окружающей среды. по полученным данным строят кривые нагрузки прct δ= и перегрева масла 01 θθ −=∆θ от h , которые позволяют определить несущую способность подпятника. анализ результатов опытных данных экспериментальные исследования проводились на установившихся режимах работы винтоканавочного подпятника [1, 2] со следующими исходными данными: длина конусной пяты l = 30 мм; радиус большего основания конуса пяты r = 22,68 мм; угол конусности λ = 7º; угол подъема винтовой нарезки на пяте ϕ = 10º; глубина канавки кh = 0,3 мм; ширина канавки a = 1,2 мм; ширина выступа b = 3 мм; радиус меньшего основания конуса пяты 1r = 19 мм; радиус кругового отверстия в камере подпятника 2r = 3 мм; коэффициент динамической вязкости масла 0μ = 0,1315 па∙с при температуре масла на входе 0θ = 50 ºс; произведение плотности на удельную теплоемкость масла cρ = 0,176·10 7 дж/(м3·ºс); температурный коэффициент вязкости α = 0,0428 1/ºс; коэффициент местного гидравлического сопротивления k = 1; число заходов винтовой нарезки нz = 5; атмосферное давление атмp = 0,101 мпа. смазкой служило масло мс-20. на рис. 3 представлена тарировочная зависимость (сплошная линия) и предельные отклонения погрешностей измерений (штриховые линии) выходного напряжения выхu трансформаторного датчика от толщины воздушного зазора h , соответствующей величине всплытия пяты. при тарировке величина h измерялась индикатором 1миг (рис. 1, поз. 12) с погрешностью 1 мкм, а электрический сигнал – автоматизированным измерительным комплексом с точностью до 0,5 %. рис. 3 – тарировочная линия (сплошная линия) и предельное отклонение погрешности измерений (штриховые линии) выходного напряжения uвых трансформаторного датчика от толщины воздушного зазора h pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования винтоканавочного подпятника проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 111 на рис. 4 приведены осциллограммы а, б и в электрических сигналов трансформаторного датчика перемещения пяты и соответствующие им осциллограммы г, д и е электрических сигналов индуктивного датчика частоты вращения. эти осциллограммы зарегистрированы автоматизированным измерительным комплексом [5, 6]. их запись производилась в файл на жестком диске в режиме реального времени. по осциллограммам видно, что вращение пяты протекает с частотой вращения около 1000 об/мин (рис. 4, г е). поэтому осциллограммы, представленные на рис. 4, а в, позволяют выявить влияние статической нагрузки при данной частоте вращения на величину h всплытия пяты из положения, соответствующего нулевому радиальному зазору между конусными рабочими поверхностями пяты и корпуса. а б в г д е рис. 4 – осциллограммы электрических сигналов трансформаторного датчика осевого перемещения а в и индуктивного датчика частоты вращения пяты г е: а – δпр = 49 мм; б – 48 мм; в – 47 мм а б рис. 5 – зависимости статической нагрузки t (а) и перегрева δθ (б) в камере подпятника от высоты всплытия пяты h pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования винтоканавочного подпятника проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 112 рис. 5 иллюстрирует влияние величины всплытия пяты h на экспериментальные (обозначены крестиками) и теоретические значения (сплошные линии) статической нагрузки t и перегрева δθ в камере винтоканавочного подпятника. теоретическая линия получена по методике, предложенной в работе [1], а экспериментальные значения определены по формуле прct δ= в процессе опытов при коэффициенте жесткости пружины c = 34 ± 0,1 кн. незначительное расхождение между опытными и теоретическими данными находяться в пределах погрешностей измерений, не превышающих для нагрузки не более 2,4 %, а для температуры – не более одного градуса по цельсию. по рис. 5, а видно, что несущая способность – наибольшая статическая нагрузка на подпятник приблизительно равна 1,66 кн при минимально допустимой величине всплытия вала 5 мкм. при значениях, меньших 5 мкм, происходит, как показали экспериментальные исследования, заедание и заклинка поверхностей трения. выводы 1. эффект всплытия пяты на масляной пленке во многом определяется осевой нагрузкой на подпятник. 2. экспериментальные исследования подтверждают адекватность разработанного метода расчета и конструирования винтоканавочных подпятников. 3. выполненные расчеты и экспериментальные исследования несущей способности винтоканавочного подпятника показывают, что данную опору и ее модификацию, защищенную патентом на полезную модель [7], можно использовать в винтовых насосах системы смазки судовых двигателей, а также в узлах жидкостного трения винтовых насосов общепромышленного назначения. литература 1. пат. україна № 52820, мпк f16c25/02. упорний гідростатичний підшипник ковзання / г.ф. романовський, м.я. хлопенко, б.а. рогожін; заявл. 10.10.2000; опубл. 15.01.2003, бюл. № 1. 2. хлопенко н.я., кириченко а.с. статические характеристики винтоканавочного подпятника // судовые энергетические установки: научно-технический сборник. вып. 26. – одесса: онма, 2010. – с. 20-29. 3. хлопенко н.я., кириченко а.с. проверка адекватности метода расчета трибосопряжений с винтовой нарезкой на вращающейся поверхности // сучасні проблеми триботехніки: матеріали ііі міжнародної науково-технічної конференції. – миколаїв: нук, 2009. – с. 70-71. 4. хлопенко н.я., кириченко а.с. анализ исследований статических характеристик винтоканавочного подпятника // суднова енергетика: стан та проблеми: матеріали v міжнародної науковотехнічної конференції. – миколаїв: нук, 2011. – с. 92-93. 5. хлопенко н.я., гаврилов с.а. автоматизированный измерительный комплекс для мониторинга рабочих процессов в упорных подшипниках скольжения судовых турбомашин // проблеми трибології (problems of tribology). – 2007. – №1 (43). – с. 18-22. 6. романовский г.ф., хлопенко н.я. динамика упорных подшипников скольжения судовых турбомашин: монография. – николаев: нук, 2007. – 140 с. 7. пат. на корисну модель № 61718 україна, мпк f16c17/00. гідростатичний підшипник ковзання тригвинтового насоса / м.я. хлопенко, о.с. кириченко – № u201100467; заявл. 17.01.2011; опубл. 25.07.2011, бюл. № 14. надійшла 14.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_pozbelko.doc предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 95 пожбелко в.и. южно-уральский государственный университет, г. челябинск, россия предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 данный материал является логическим продолжением части 1 [10], содержащей постановку задачи исследований трибодинамики гибкой пары трения; построение реологических моделей деформируемых сдвигающей силой твёрдых тел; установление тягово-габаритных характеристик реальных упруго-растяжимых гибких тел, образующих гибкую пару трения; и оптимизационный синтез на их основе фрикционных тяговых механизмов с гибкой связью. перейдём к обобщению результатов начатого в части 1 решения нестандартной задачи определения предельных тяговых свойств, габаритов и установления аналитических законов трения гибких тел с учётом их упругой растяжимости, толщины и кривизны изгиба в ременных передачах. такой вид механического привода рабочих органов широко применяется в машиностроении и существенно отличается от рассмотренной эйлером идеальной нити [1] ÷ [9]. 5. классификация фрикционных механических систем в зависимости от отсутствия или наличия обратной взаимосвязи между собой сдвигающей тангенциальной силы и нормальной нагрузки, создающих объемное напряженное состояние в так называемом [7] «третьем теле» (возникающем в зоне фрикционного контакта), различные фрикционные механические силовые системы можно разделить на 2 класса (рис. 6). а б рис. 6 – тяговая характеристика трения: а – системы 1-го класса; б − системы 2-го класса (i − плоскоременные, ii − круглоременные, iii − клиноременные передачи) системы 1-го класса. в таких системах нормальная нагрузка n на фрикционный контакт не имеет обратной зависимости от сдвигающей тангенциальной силы f (называемой силой кинетического трения), которая определяется через коэффициент трения kff = согласно экспериментальному закону амонтона-кулона [1]: nff k ⋅= . при этом различают [1], [8] статическое трение до срыва тела ( sff = ) и кинетическое трение последующего движения ( kff = ). к указанным силовым системам 1-го класса – без обратной взаимосвязи между нормальной нагрузкой и сдвигающей силой (силой трения) − относятся пары трения твердых тел без гибких фрикционных элементов (т.е. приводы машин без гибких пар трения) с n = const (рис. 6, а). системы 2-го класса. это механические системы с обратной силовой взаимосвязью нормальной нагрузки n с требуемой для сдвига фрикционного контакта тангенциальной силой f. в рассмотренных передачах с гибкими растяжимыми и изогнутыми по радиусу элементами (рис. 3) эта взаимосвязь имеет вид (13): ,; 0 ∫ β β=β= t fdnfddn pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 96 и определяет (приведённый в п. 3 части 1 [10]) основной закон трения растяжимых гибких тел, в котором зависимость: [ ],)(0 fnff = существенно отличается от закона амонтона-кулона. рассчитанные по основному закону (см. п. 3 [10]) переменные характеристики трения передач с изогнутой в пределах различного угла обхвата α гибкой связью представлены на рис. 6, б, где обозначены: i − плоскоременные; ii − круглоременные (знак «x» − эксперимент), iii − клиноременные передачи. отметим, что механические системы 2-го класса именно из-за указанной обратной взаимосвязи (с ростом f увеличивается n и происходит дальнейшее увеличение f) приобретают известное в машиностроении свойство самозатягивания (используется, например, в стопорящих передачах). для экспериментального определения тяговых свойств и силы трения фрикционных систем 2-го класса с гибкими элементами можно использовать прямой метод измерений на основе разработанного автором простого по конструкции и компактного vip-трибометра (рис. 7). а б рис. 7 – vip-трибометр для прямого определения силы трения и тяговых свойств гибких тел указанный трибометр не содержит тензометрических узлов и привода непрерывного движения исследуемого объекта (гибкая кинематическая пара «ремень – шкив») и позволяет измерять тяговые способности фрикционных гибких элементов при неограниченном изменении угла их обхвата. особенности прибора – замер производится по показаниям шкалы прибора в фазе неподвижного ремня с предварительно подпружиненными открытыми концами и после целенаправленного срыва его фрикционного контакта (на пределе устойчивого упругого скольжения). для эксплуатации данного трибометра (рис. 7) достаточно после установки требуемого угла обхвата α и предварительного натяжения силой 0f исследуемого гибкого фрикционного элемента (ремень, нить, лента и т.д.) вокруг направляющей (рис. 7, а − положение 0) – выполнить простой угловой поворот направляющей до срыва исследуемого фрикционного контакта (положение 1). затем в состоянии неподвижной направляющей (и тоже неподвижного гибкого элемента) в положении 1 произвести точное статическое измерение силы на ведущей ветви )(1 αf , силы трения )(αtf и коэффициента тяги ( )αψ по шкале прибора, проградуированной на основе формул: .1 2 );(2 0 1 0 01 −==ψ−= f f f f fff tot результаты эксперимента на vip-трибометре обозначены знаком «x» на рис. 6, б. примечание. из совместного анализа расчётной таблицы 1 [10] и отвечающих ей кривых (см. рис. 6, б) следует, что в интервале π÷=α 0 с погрешностью от 5 % (плоскоременные) до 10 % (клиноременные) передачи тяговая характеристика гибких тел может быть представлена линейной функцией )(αtf (круглоременные передачи занимают между ними промежуточное положение по погрешности линеаризации). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 97 6. законы и универсальные константы предельного трения гибких тел представленные ниже новые физические законы и универсальные физические константы представляют собой обобщение результатов выполненного в части 1 [10] аналитического моделирования трибодинамики упруго-деформируемых (растяжимых) гибких тел во фрикционных узлах и механизмах различных механических систем. закон 1. основной закон трения упруго-деформируемых гибких тел. предельная сила трения и оптимальный коэффициент тяги изогнутых растяжимых гибких тел на устойчивом режиме упругого скольжения (с учётом их упругости, толщины и кривизны изгиба) равны: ( ) ( ) ( ) , 11 lim lim exp 11 lim lim exp ;)2()lim(lim ;1 lim lim ln min min 021 min2 1 +                   ∆ +⋅                   α⋅⋅ −                   ∆ +⋅                   α⋅⋅ =ψ ⋅ψ=−=       ∆ +⋅       α⋅⋅ = ∗ ∗ ∗ d f f fc d f f fc ffff d f f fc f f k s k k s k o ot k s k где 1f , 2f − силы на ведущей и ведомой ветвях гибкой связи; 0f − сила предварительного натяжения; α − угол обхвата; rrd ;2min = – радиус кривизны изгиба гибкой связи; kflim , sflim , ∗c – константы трения; δ − показатель толщины гибкой связи (δ = δ, ∗c = 1 − плоскоременные передачи; δ = δ, 4 5=∗c − круглоременные передачи; 02 y=∆ , 3 5=∗c – клиноременные передачи [10]. следствие. вводя в обозначениях проектных параметров фрикционных механизмов с гибкими элементами – действительный коэффициент трения 0f вида: )lim( lim 0 k s k f f fс f ⋅ = ∗ , можно основной закон трения упруго-деформируемых гибких тел (с учётом универсальных физических констант трения [8], [10] 3 2lim,9 4lim == sk ff и ∗с ) преобразовать к более компактному виду: а) плоскоременные передачи: 0f = 0,3; ;13,0ln min2 1      δ+α= df f б) круглоременные передачи: 0f = 0,375; ;1375,0ln min2 1      δ+α= df f в) клиноременные передачи: 0f = 0,5; ; 215,0ln min 0 2 1       +α= d y f f где для стандартных плоских, круглых, клиновых и поликлиновых ремней, лент и нитей набор значений δ и 0y приводится в таблицах параметров их поперечных сечений [2]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 98 эксперименты. представленные в работе [2, c. 619] результаты экспериментальных исследований типовых ременных передач с различной формой поперечного сечения ремня: 0f = 0,3÷0,55 – подтверждают основной закон 1 (трения упруго-деформируемых гибких тел). закон 2. предельный угол упругого скольжения изогнутой гибкой связи по шкиву β на устойчивом тяговом режиме (без пробуксовок) определяется предельным соотношением коэффициентов трения покоя sf и движения kf , и равен 3 2 угла обхвата ею шкива α: α=     ⋅α=β 3 2limlim k s f f и определяет предельную силу трения гибких тел на режиме упругого скольжения [10, рис. 5], где ( ) .32 α≤β . следствие. предельный угол сцепления гибкой связи 0α до начала её пробуксовки равен 3 1 угла обхвата ею шкива α: α=α−α=β−α=α 3 1 3 2)lim(lim 0 и представляет собой порог внешнего трения, выше которого ( 30 α≥α ) будет устойчивый тяговый режим упругого скольжения, а ниже которого ( 0α < 3 α ) будет срыв сцепления гибких тел. эксперименты. представленные в работе [6, c. 322] результаты экспериментальных исследований типовой ременной передачи: β ≈ 0,7α; 0α ≈ 0,3 α − подтверждают теоретические положения законов 2 и 3. закон 3. для обеспечении режима устойчивого упругого скольжения (без пробуксовок передаточных гибких элементов) во фрикционных механизмах должно выполняться следующее уравнение баланса – силового равновесия между сдвигающей силой (в пределах дуги упругого скольжения β) и удерживающей от срыва силой сцепления (в пределах дуги сцепления 0α ): β − 2 0α = 0, решение которого через соотношение дуг β, 0α и их длин 0, llβ имеет вид: β = 2 0α ; .2limlim 00 =      =      α β β l l следствие 1. нарушение указанного уравнения баланса является основной причиной возникновения вредных пробуксовок по шкиву гибких связей при передаче ими окружного момента или перегрузок тягового ремня в ременных передачах: а) в случае β − 2 0α > 0 (β > 2 0α ) – это приводит к переходу за пределы порога р прямолинейного участка тяговой характеристики на рис. 5 [10] – в область пробуксовок ( ψ > оψ ); б) в случае β − 2 0α < 0 (β < 2 0α ) – это приводит к завышенному усилию предварительного натяжения ремня и сокращению его ресурса из-за недоиспользования прямолинейного участка тяговой характеристики ( ψ < оψ ). следствие 2. правильное конструкторское решение данного уравнения силового баланса должно быть ограничено условием: ,2;2 0llо ≤α≤β β причем наиболее оптимальным является предельный случай – равенство ,2 оα=β обеспечивающее работу с ψ = оψ , т.е. наименьшее усилие предварительного натяжения гибкой связи для передачи без пробуксовок заданного окружного момента. совместное решение системы уравнений: α=α+β=α−β 0;02 о определяет оптимальное распределение углов: 3 2;3 α=βα=αо (идеальная цель проектирования любой передачи на границе ψ = оψ работы без пробуксовок). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 99 закон 4. предельный запас по сцеплению за счёт увеличения силы трения гибких тел при переходе от упругого скольжения ( kff = ) к буксованию ( sff = > kf ), т.е. запас тяговой способности o k ψ ψ= max при перегрузках ( ψ > оψ , ∆ d < ∆ mind , оα < βα ;3 > 3 2α ) ограничен существующим в природе динамическим пределом 2 3≤ k s f f [8] и потому не может превысить 2 3 : . 2 3 limlim max == ψ ψ = k s o f fk эксперименты. представленные в работе [2, c. 613] результаты экспериментальных исследований по стандартам iso типовых ременных передач на запас по сцеплению: 5,1≤k − подтверждают теоретические положения закона 4. закон 5. существует порог внешнего трения деформируемых твёрдых тел (предел p упругой деформации на рис. 2 и 5 в работе [10]),который в зависимости от формы образующей поверхности трения гибких тел определяет нижний предел коэффициента тяги (образующая – прямая в плоскоременной передачи): ( ) , 9 4 limmin ==ψ ko f и верхний предел коэффициента тяги (образующая – клиновой паз в клиноременной передаче): ( ) . 3 2 limmax ==ψ so f следствие 1. для исключения пробуксовки тяговых фрикционных передач с гибкой связью полный диапазон изменения оптимального коэффициента тяги на границе устойчивого скольжения (порог p на рис. 5) должен выбираться в интервале: . 3 2 9 4 ≤ψ≤ o следствие 2. в тяговых фрикционных механизмах с параллельным расположением ведущей и ведомой ветвей гибкой связи ( α = 180°) коэффициент тяги равен соответствующему значению коэффициента трения от oψ = kflim (плоскоременные передачи) до oψ = sflim (клиноременные передачи). эксперименты. в научно-технической литературе указанный порог экспериментально зафиксирован приближенно в диапазоне kf ≈ 0,3 ÷ 0,4 [7, с. 79], что соответствует указанной в законе 5 точной константе 9 4lim =kf . закон 6. в пределах упругой деформации растяжимых гибких тел существует прямая взаимосвязь между тяговыми свойствами фрикционной передачи (коэффициент тяги oψ ) и геометрическими параметрами гибких тел ( радиус кривизны изгиба, угол обхвата направляющей изгиба, толщина гибкого элемента) в виде следующих соотношений : 1. уравнение граничной кривой устойчивого упругого скольжения: ,17const0 min === ∆ ⋅ψ c d o определяющей [10, рис. 4] переход от режима упругого скольжения ( прямолинейный участок тяговой характеристики на рис. 5 в работе [10]) на режим пробуксовок ( криволинейный участок тяговой характеристики на рис. 5 [10]). согласно указанному уравнению рекомендуемые оптимальные проектные параметры разных типов ременных передач гибкой связью должны удовлетворять граничному условию: о d ψ = ∆ 17min и в работе [10] представлены в общей расчетной таблице 1. 2. обратнопропорциональная зависимость между углом обхвата гибкой связи и относительным расчетным диаметром шкива: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 100 const1 min == ∆ ⋅α c d . 3. прямопропорциональная зависимость между углом обхвата гибкой связи и коэффициентом тяги: const.1 0 == ψ ⋅α c с о следствие. для исключения пробуксовки тяговых фрикционных передач гибкой связью минимальный относительный расчетный диаметр меньшего шкива должен выбираться в диапазоне: ,25,385,25 min ≤ ∆ ≤ d где нижняя граница дана для плоскоременных передач: ;5,25minmin =δ=∆ dd верхняя граница − для клиноременных передач: ;25,382 0 minmin ==∆ y dd с расположением между ними параметров круглоременных передач: ;5,31minmin =δ=∆ dd ; выполненных с углом обхвата α = π. примечание. значение константы граничной кривой 0c (единой для разных типов ременных передач) и значение константы 1c ( зависящей от типа ременной передачи ) определяются по зависимостям закона 6 и данным таблицы 1 [10] следующим образом : а) плоскоременные передачи − ( ) ;12094 17 ;1725,38 9 4 10 ≈⋅π==⋅= cc б) круглоременные передачи − ;100 54,0 17 ;175,3154,0 10 ≈⋅π==⋅= cc в) клиноременные передачи − ( ) .8032 17 ;175,25 3 2 10 ≈⋅π==⋅= cc закон 7. на режиме упругого скольжения гибкой связи произведение коэффициента тяги на удвоенный относительный радиус кривизны изгиба гибкой связи является постоянной величиной, единой для всех типов ременных передач с различной формой сечения гибких элементов, и равной граничной константе упругого скольжения 0c : .17const 2 0 min 0 ===      ∆ ⋅ψ=      δ ⋅ψ c dr o следствие 1. для каждого радиуса кривизны изгиба гибкого тела существует оптимальный коэффициент тяги oψ [10, табл. 1; рис. 4]: ,17 minmin 0       ∆ =       ∆ =ψ dd c o при превышении которого ( ψ > oψ ) возникает пробуксовка фрикционной передачи. следствие 2. для каждого значения коэффициента тяги ψ = oψ существует минимальный радиус кривизны изгиба гибкой связи ( т.е. минимальный расчетный относительный диаметр шкива ∆ mind [10, табл. 1] ), уменьшение которого приводит к возникновению пробуксовки фрикционной передачи: . 17 00 0min ψ = ψ = ∆ сd следствие 3. при одинаковых тягово-габаритных характеристиках, например: oψ = 0,37; ∆ mind = 46; ,174637,0min =⋅=     ∆⋅ψ d o pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 101 диапазон допустимого снижения угла обхвата до α = α* зависит от формы поверхности трения поперечного сечения гибкой связи (i − плоскоременные; ii − круглоременные; iii − клиноременные передачи): i. α > α* =150°; ii. α > α* =120°; iii. α > α* =90°. указанные реперные точки (α = α*) выделены в работе [10] − на рис. 4 и в табл. 1. примечание. результаты совместного решения уравнений законов 1 и 7 представлены в части 1 [10] − в расчетной табл. 1 и на рис. 4 в виде граничной кривой устойчивого упругого скольжения (реализация предельной точки p прямолинейного участка тяговой характеристики, представленной на рис. 5). закон 8. на режиме упругого скольжения гибкой связи существует минимальная (пороговая) длина дуги сцепления ( 0lim l ) и соответствующий ей минимальный угол сцепления ( 3lim 0 α=α ), обеспечивающие тяговый режим без пробуксовок (при 3;lim 000 α≥α≥ ll ): . 36 2lim2 lim , 6 1 6 1 32 limlim min 11 minmin 0 0 1 minmin 00 d cc dd l c dd rl ∆ ⋅=      ∆⋅ ==α ∆⋅⋅=∆⋅      ∆ ⋅α= α ⋅=α= следствие. подставляя в указанные зависимости закона 8 численные значения константы 1c (см. примечание к закону 6) , получаем для разных типов ременных передач аналитические зависимости 0lim l и 0lim α через геометрические проектные параметры гибкой связи: а) плоскоременные передачи ( 1c = 120): ;40lim,20lim min 00 d l δ =αδ= б) круглоременные передачи ( 1c = 100): ;34lim,17lim min 00 d l δ ≈αδ≈ в) клиноременные передачи ( 1c = 80): .54lim,27lim min 0 000 d y yl ≈α≈ эксперименты. в работе [ 5, с. 177] дано экспериментально полученное (необходимое для устойчивой работы плоскоременной передачи без пробуксовок) соотношение: ,400 d δ ≈α которое подтверждает полученные из закона 8 теоретические результаты (см. следствие к закону 8). закон 9. в трибодинамике гибких тел существуют следующие универсальные физические константы трения (новые универсальные триботехнические константы): 9 4 lim ==ψ ko f − оптимальный коэффициент тяги плоскоременной передачи с параллельными ветвями (α = π); 3 2 lim ==ψ so f − оптимальный коэффициент тяги клиноременной передачи с параллельными ветвями (α = π);       α≥α=     −=      α α 3 1 3 1 lim1lim 00 s k f f − относительный предел угла сцепления без пробуксовок;       α≤β=     =     α β 3 2 3 2 limlim s k f f − относительный предел угла устойчивого упругого скольжения (до пробуксовок); ( )00 00 2;22lim;2lim lll l ≤α≤β=      =      α β β β − предел соотношения углов и длин дуг упругого скольжения и сцепления на границе работы гибких связей без пробуксовок ( ψ = oψ , пороговая точка р); pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 102 2 3 limmax =    = k s f fk − предел перегрузки ременной передачи (до начала её буксования); 0c = 17 − граничная константа устойчивого упругого скольжения; 1c − константа типа ременной передачи ( 1c = 120 − плоскоременные; 1c = 100 − круглоременные; 1c = 80 − клиноременные). закон 10. оптимальное значение окружного момента 01 tmm = (с учетом универсальных констант трения 9 4 lim =kf ,    = 3 2 smfli из условия отсутствия пробуксовок при данном радиусе кривизны изгиба гибкой связи 1r выбирается в диапазоне: ( ) ( ) ( ) , 3 4 lim22 9 8 lim2 10101001010     ⋅=⋅⋅≤⋅⋅ψ=≤    ⋅=⋅⋅ rfrffrfmrfrff sotk обеспечивающем устойчивую работу фрикционного контакта с реализацией нижней границы 100 9 8 rfm t ⋅⋅= − в плоскоременных передачах, и верхней границы 100 3 4 rfm t ⋅⋅= − в клиноременных передачах. следствие 1. при проектировании фрикционных механизмов с гибкими связями ( с заданным значением окружного момента 1m ) можно решить и обратную конструкторскую задачу − определения оптимальной минимальной силы предварительного натяжения гибкой связи ( соответственно большей величины – в плоскоременных передачах, и меньшей величины − в клиноременных передачах): ( ) ( ) . 8 6 ; 8 9 1 0 min0 1 0 min0       =      = r m f r m f tt следствие 2. аналогично с учетом универсальных констант трения ,lim kf , sflim − можно определить диапазон оптимальных минимальных значений окружного усилия: ( ) , 3 4 9 8 000 ffff oto ⋅≤⋅ψ=≤⋅ с реализацией нижней границы – в плоскоременных передачах и верхней границы – в клиноременных ; или решить обратную конструкторскую задачу − определения оптимальной минимальной силы предварительного натяжения гибкой связи (соответственно большей величины - в плоскоременных передачах, и меньшей величины − в клиноременных) при проектировании механизмов с заданной окружной силой: ( ) ( ) . 8 6 ; 8 9 min0min0 toto ffff == следствие 3. с учетом универсальных констант трения 9 4lim =kf , и 3 2lim =sf , индекс тяги фрикционных передач с оптимальными значениями 0tm и 0f находится в диапазоне: ( ) ( )[ ] ( )111 23 2 22 9 4 rrjr oto ⋅≤⋅ψ=≤⋅ и его величина указывает, что клиноременные передачи (за счет клиновой формы образующей поверхности трения) при том же радиусе кривизны изгиба гибкой связи обладают в 1,5 раза большими тяговыми способностями по сравнению с плоскоременными передачами. эксперименты. указанный (в следствии 3) вывод (а следовательно , и установленные (в законе 8) универсальные константы трения 444,09 4lim ≈=kf , и 666,03 2lim ≈=sf ) подтверждаются экспериментально – увеличением коэффициента тяги на опытных кривых скольжения с 45,0≈ψ o [3, с. 613] до 67,0≈ψ o [2, с. 609], т.е. в     45,0 67,0 = 1,49 раза. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 103 заключение 1. установленные аналитические законы и универсальные физические константы трения упругодеформируемых гибких тел учитывают их упругость при растяжении, толщину и кривизну изгиба, а также форму поверхности трения − и тем самым дополняют и расширяют известные классические законы трения [1, с. 49] (включая формулу эйлера статического равновесия буксующей идеальной нити); что позволяет: а) конструировать оптимальные по тяговым свойствам и габаритам передачи гибкой связью (см. часть 1 − табл. 1 и табл. 2 [10]); б) совмещать экстремальный и оптимизационный синтез при проектировании ременных передач (см. пример синтеза в части 1, п. 4 [10]). например, (несмотря на парадоксальное снижение tf α, и oψ − согласно расчетам в табл. 2 [10]), спроектированная на основе законов предельного трения гибких тел (см. п.6) оптимальная плоскоременная передача ( 0а = 0,55; α = 130°; oψ = 0,32) по сравнению с базовой ( 0а = 2 ; α = 166°; oψ = 0,41) − будет иметь не только меньшие в 1,85 раза габариты при меньшем в 2,84 раза межосевом расстоянии, но и меньшие в 1,18 раза суммарные напряжения в тяговом ремне и соответственно больший в 1,3 раза ресурс и долговечность ремня (при той же силе предварительного натяжения ремня 0f = const). 2. представленные в табл.1 (см. часть 1) оптимальные тягово-габаритные характеристики фрикционных передач с гибкими упруго-растяжимыми передаточными элементами устанавливают следующий диапазон предельных проектных параметров: ;25,385,25, 3 2 9 4 min ≤ ∆ ≤≤ψ≤ d o взаимосвязанных между собой при разных значениях угла обхвата α на граничной кривой (см. часть 1, рис. 4) и определяющих предел рационального применения ременных передач с устойчивым тяговым режимом без пробуксовок в зоне трения гибких элементов о шкив. 3. для характеристики тяговых свойств фрикционных гибких тел при передаче ими окружного момента более логично (в дополнении к оптимальному коэффициенту тяги oψ ) ввести понятие «индекс тяги»: ,172 2 0 min 1 00 1 0 0 δ=δ⋅=δ⋅      δ ψ=⋅      = ⋅ == c d r f f f rf f m j o ttt t показывающий, какую силу 0f предварительного натяжения гибкой связи надо создать для передачи без пробуксовок заданного окружного момента. с физической точки зрения величина вводимого индекса тяги показывает, на каком плече надо приложить силу предварительного натяжения 0f , чтобы за счет силы трения гибкой связи о шкив передать без пробуксовок заданный момент tmm =1 . поэтому чем больше величина 0tj , тем выше тяговые свойства фрикционной гибкой связи (так как тем больше будет длина дуги обхвата, и, соответственно, длина дуги сцепления в пределах угла 3lim 0 α=α ). 4. величина традиционно применяемого в передачах гибкой связью коэффициента тяги ψ [1] ÷ [6] оценивает тяговые усилия (а не окружные моменты) и потому характеризует тяговые свойства сравниваемых передач только при одинаковых диаметрах их меньшего шкива (при таком сравнении принято считать, что чем больше ψ ,тем выше способность передачи именно усилий). поэтому коэффициент тяги ψ будет непригоден для оценки тяговых способностей передач с неодинаковыми 1d . например, для всех приведенных в расчетной табл. 1 (часть 1) [10] типов передач гибкой связью с предельными проектными параметрами − величина индекса тяги 0tt jj = во всем диапазоне значений α и oψ является константой: ( ) ,17const25,25 3 2 5,3154,025,38 9 4 0min0 δ==⋅      ⋅=δ⋅⋅=δ⋅      ⋅=⋅ψ= ydj ot pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 104 что указывает на равнозначность по тяговым способностям всех вариантов сочетаний проектных параметров плоскоременных, круглоременных и клиноременных передач с различными углами обхвата α [10] (представленных в расчетной табл. 1 и на граничной кривой, показанной на рис. 4). 5. c физической точки зрения константа граничной кривой упругого скольжения 170 =c (единая для разных типов ременных передач) представляет собой безразмерный показатель тяги, полученный делением индекса тяги 0tj на единицу толщины гибкой связи δ: ,const 2 minmin 00 0 =δ ⋅ψ=      δ ⋅      = δ⋅ = δ = dd f f f mj c o ttto определяющий минимально допустимый радиус кривизны изгиба гибкой связи ( r = 0,5 mind ) для обеспечения устойчивой работы ременной передачи без пробуксовок (с ψ = оψ ). 6. на основании закона 8 трения гибких тел (см. часть 2, п.6) считаем, что при рассмотрении вопроса о пробуксовке (или полном буксовании)гибкой связи о шкив при передаче окружного тягового момента − определяющим является не угол обхвата гибкой связи (как это акцентируется в научнотехнической литературе [1] ÷ [7]), а длина дуги обхвата (и, соответственно, длина дуги сцепления ) гибкой связи. тогда, согласно этого утверждения, из совместного анализа законов 3, 8, 9 предельного трения (см. п. 6), расчетной табл. 1 и граничной кривой на рис. 3 (см. часть 1 [10]) можно указать на существование предельной (пороговой) длины дуги сцепления 0l , гарантирующей отсутствие пробуксовок: ( ) ( ) ( ) , 6 1 ; 6 1 5,0 3 5,0limlim min0minminmin00 dldddl ⋅α⋅≥⋅α=⋅ α =⋅α= и соответствующей ей ( β = оα−α ) максимально допустимой длине дуги упругого скольжения βl (из условия 3lim;3 00 α=αα≥α ): .2;2;2limlim ; 3 1 ; 3 1 lim2lim 00 00 minmin0 lll l dldll ≤α≤β=      α β=      ⋅α⋅≤⋅α⋅== β β ββ 7. на основании предлагаемых реологических моделей (рис. 2 и 3 [10]) и построенной на их основе диаграммы перехода (рис. 2 в части 1 [10]можно утверждать: * в любой силовой системе деформируемых через фрикционный контакт твердых тел (пары трения: «два плоских тела», «вал – цапфа», «колесо – плоскость», «два колеса», «ремень – шкив» и др. ) на тяговой характеристике сдвигающей силы (рис. 2 и 5 [10]) должен наблюдаться переход от начального прямолинейного участка упругой деформации (до порога внешнего трения p) к выпуклой криволинейной зависимости экспоненциального вида [8] с четко выраженным максимумом (в конце совместной упругой и пластической деформации фрикционного контакта ) – что подтверждает существование в природе точно установленного впервые в работах [8], [9] динамического предела роста силы трения (приближенно наблюдаемого во всех экспериментах [1] ÷ [7]). 8. результаты эксперимента на разработанном трибометре (по схеме на рис. 7) согласуются с построенными по данным расчетной таблицы 1 [10] теоретическими тяговыми кривыми рис. 6, б ), которые указывают, что в интервале углов обхвата α = 0 ÷ π тяговая характеристика гибких тел может быть представлена линейной функцией )(αtf с погрешностью в пределах 5 % (плоскоременные) или в пределах 10 % (клиноременные передачи). другие рассмотренные выше результаты экспериментов разных авторов из различных стран [1] ÷ [7] также объективно подтверждают (как это ни удивительно) представленные в п. 6 (часть 2) новые аналитические законы и универсальные константы трения упруго-деформируемых (растяжимых) гибких тел и рассчитанные на их основе: оптимальные параметры (часть 1, табл. 1); граничную кривую упругого скольжения (часть 1, рис. 4) и тяговые характеристики (часть 1, рис. 5) [10]. примечание. установленные в динамической теории предельного трения [8], [9] и в данной работе [части 1 и 2] новые аналитические законы и универсальные физические константы трения – предопределяют и объясняют наблюдаемое на практике в разных областях машиностроения поведение и предельные характеристики разнообразных машин; а их знание − способствует лучшему пониманию «механизма» происходящих в природе физических процессов трибодинамики явления трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 105 литература 1. мур д.ф. основы и применения трибоники (пер. с англ.) / д.ф. мур. – м.: изд-во «мир», 1978. – 487 с. 2. машиностроение. энциклопедия. / детали машин. трение, износ, смазка. том iv − 1 // отв. ред. к.с. колесников. – м.: машиностроение, 1995. – 864 с. 3. крайнев а.ф. механика (искусство построения) машин. фундаментальный словарь / а.ф. крайнев. – м.: машиностроение, 2000. – 904 с. 4. кожевников с.н. теория механизмов и машин / с.н. кожевников. – м.: машиностроение, 1973. – 590 с. 5. скойбеда а.т. детали машин и основы конструирования / а.т. скойбеда, а.в. кузьмин, н.н. макейчук – минск: изд-во «вышейшая школа», 2000. – 583 с. 6. трение, изнашивание, смазка. справочник / под ред. и.в. крагельского и в.в. алисина. – м.: машиностроение, 1979. – 358 с. 7. польцер г. основы трения и изнашивания (пер. с.нем.) / г. польцер, ф. майсснер. – м.: машиностроение, 1984. – 264 с. 8. пожбелко в.и. динамическая теория предельного трения / в.и. пожбелко // теория механизмов и машин в вопросах и ответах. – изд-во юургу, 2004. – с. 144-156. 9. пожбелко в.и. механическая модель трения и нахождение универсальных триботехнических констант / в.и. пожбелко // известия челябинского научного центра. – челябинск: уро ран, 2000. вып. 1. – с. 33 – 38. 10. пожбелко в.и. предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1 // проблемы трибологии. – № 4, 2011. – с. 76-86. дополнение от редакции по статье пожбелко в.и. предельные тяговые свойства и законы трения растяжимых гибких тел в ременных передачах. часть 1. в ранее опубликованной части 1 данной статьи (проблеми трибології (problems of tribology). – 2011. – № 4. –с. 76-86.) по технической причине ошибочно была дважды (на с. 81 и с. 85) напечатана одна и та же таблица 2 вместо прилагаемой ниже таблицы 1. таблица 1 расчетная таблица предельных (оптимальных) тягово-габаритных характеристик передач гибкой связью ( consttо =j ) угол обхвата шкива i. плоскоременные передачи ii. круглоременные передачи iii. клиноременные передачи °α oψ δ mind oε oψ δ mind oε oψ 0 min 2 y d oε 180 4 9 38,25 0,026 0,54 31,5 0,031 2 3 25,5 0,039 170 0,42 40,25 0,025 0,51 33,25 0,03 0,63 26,75 0,038 160 0,4 42,5 0,024 0,49 35 0,028 0,61 28 0,036 150 0,37 46 0,022 0,46 37 0,027 0,58 29,5 0,034 140 0,35 49 0,02 0,43 40 0,025 0,55 31 0,032 130 0,32 53 0,019 0,4 42,5 0,024 0,52 33 0,03 120 0,3 57 0,018 0,37 46 0,022 0,48 35,5 0,028 110 0,28 61 0,017 0,34 50 0,02 0,45 38 0,026 100 0,25 67,5 0,015 0,31 55 0,018 0,41 41,5 0,024 90 0,23 74 0,013 0,28 61 0,017 0,37 46 0,022 надійшла 18.01.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_sorokatiy.doc анализ механизма изнашивания сопряженных цилиндрических поверхностей при перекосе осей проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 60 сорокатый р. в., писаренко в. г., дыха м.а. хмельницкий национальный университет, кнпо "форт" мвд украины анализ механизма изнашивания сопряженных цилиндрических поверхностей при перекосе осей введение одним из наиболее сложных этапов моделирования процессов изнашивания является анализ механизма изнашивания и определение критериев разрушения, соответствующих этому механизму. критерии разрушения зависят от множества факторов. к числу превалирующих можно отнести абсолютные или амплитудные значений напряжений, температура, механические характеристики материалов. при этом следует учитывать, что сам механизм разрушения во многом определяется напряженнодеформированным состоянием контактного слоя. для расчёта кинетики процесса изнашивания на макроуровне используются феноменологические модели, в которых принимаются известными соотношения, устанавливающие связь между характеристиками износа поверхности и параметрами, характеризующими свойства фрикционного контакта и условиями взаимодействия. выбор типа феноменологической модели для описания износа должен базироваться на знании механизма изнашивания узла трения. анализ работоспособности подшипников скольжения должен учитывать конструктивные особенности машиностроительных конструкций. одной из особенностей, которая может существенно повлиять на долговечность подшипника скольжения – взаимное расположение осей вала и втулки подшипника. отклонение от параллельности может возникнуть вследствие изгиба вала, который приводит к тому, что оси вала и втулки подшипника скольжения будут расположены под некоторым углом. такая конструктивная особенность подшипника скольжения существенно влияет на напряженно-деформированное состояние (ндс) и характер его изменения в процессе функционирования конструкции, что в свою очередь оказывает существенное влияние на механизм накопления триборазрушений и изнашивания. в связи с этим анализу ндс подшипников скольжения посвящено достаточно много работ [1 6], в которых рассматриваются ндс элементов пары трения в учетом различных схем нагружения и особенностей функционирования. однако в этих работах недостаточно уделено внимания анализу механизма изнашивания подшипника скольжения, в условиях, когда оси вала и втулки расположены с перекосом. целью данной работы является анализ механизма изнашивания и формирования поверхности контакта путем оценки напряженно-деформированного состояния элементов подшипника скольжения при перекосе осей вала и втулки. расчетная схема и модель рассматривается контакт жесткого вала радиуса 1r и цилиндрического упругого антифрикционного слоя толщиной ε , сцепленного с жесткой втулкой. вал наклонен под углом θ к втулке. ось z направлена вдоль оси подшипника. износ подшипника и контактные давления зависят от положения точек области контакта. принимается, что изнашивается только антифрикционный слой. для решения задачи об изнашивании подшипника скольжения работающего при взаимном перекосе осей вала и втулки использовался метод трибоэлементов [7]. исходя из приведенной расчетной модели, в препроцессоре ansys построена параметризованная расчетная модель, которая приведена на рис. 1. при построении модели, учитывая условия задачи, контактное взаимодействие элементов трибосопряжения моделировалось жесткоподатливым контактом. вал 2 (рис. 1), как жесткий, принят в качестве целевой поверхности. антифрикционный элемент 1 – в качестве контактной поверхности. на контактной поверхности антифрикционного слоя определено геометрическое положение трибоэлементов. для создания сетки конечно-элементной модели антифрикционного слоя использовались двадцатиузловые пространственные элементы solid186. для создания контактной пары "втулка-антифрикционный элемент" использовались контактные элементы "поверхность-поверхность". целевая поверхность описана элементами targe170, контактная – conta174. в качестве алгоритма для решения контактной задачи выбран модифицированный метод лагранжа. рис. 1. расчетная модель: 1 –антифрикционный элемент; 2 – жесткий вал pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ механизма изнашивания сопряженных цилиндрических поверхностей при перекосе осей проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 61 изнашивание, согласно методу трибоэлементов, рассматривалось как случайный процесс марковского типа с дискретным временем и состояниями. в момент времени 1=t вероятности нахождения тэ в том или ином состоянии определялись как произведение вектора начальных состояний [ ]jπ на матрицу переходных вероятностей (мпв) [ ]ijw : ( )[ ] ( )[ ][ ] cjj kjitt ,...,2,1, , 01 ==== ijwππ , (1) где ( )[ ]0=tjπ – вектор начальных состояний; ( )[ ]1=tjπ – вектор безусловных вероятностей нахождения тэ в j-х состояниях cki ,...,1= в момент времени 1=t ; [ ]ijw – матрица переходных вероятностей. компоненты вектора начальных состояний [ ])0( =tjπ определялись из допущения, что в начальный момент времени тэ находился в первом состоянии: ( )[ ] [ ]0,...0,0,10 ==tjπ . (2) вероятности состояний тэ в момент времени 1>t определялись как произведение [ ])1( −tjπ вектора безусловных вероятностей в момент 1−t на мпв, задающую поведение тэ в момент времени t: ( )[ ] ( )[ ][ ] cjj kjitt ,...,2,1, , 1 =−= ijwππ (3) для описания поведения тэ используются мпв с единичными скачками вверх и наличием поглощающего состояния: [ ] ( ) ( ) ( ) ( )             = 1...0000 .................. 0...00 0...00 2322 1211 twtw twtw ijw (4) под поглощающим состоянием понимается состояние полного износа антифрикционного слоя. компоненты ( )twij , определяются следующим образом: ( ) ( ) , tttw iij ∆λ≅ (5) где ( ) ( ) ;/ htvt ii =λ – интенсивность потока изнашивания; t∆ – временной шаг нагружения; h – величина, определяемая из условия ординарности потока изнашивания; )(tvi – скорость изнашивания в момент времени t . значение величины износа определяется через математическое ожидание tm : ( ) hmz tt 1−= (6) где ( ) c k i t kitim c ,...,2,1 , 1 == ∑ = iπ ; ( )tiπ – безусловные вероятности состояний тэ; )1/( −ε= ckh – величина изнашивания, которая определяет состояние трибоэлементов. в начальный момент времени предполагалось, что все элементы находились в состоянии 1. в качестве функции скорости изнашивания от контактных давлений и скорости скольжения использовалась степенная зависимость вида: γϕϕ= ))(,( 0 tpvkv wi , (7) где iv – скорость изнашивания; wk – коэффициент интенсивности изнашивания; v – скорость скольжения вала по антифрикционному слою; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ механизма изнашивания сопряженных цилиндрических поверхностей при перекосе осей проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 62 ))(,( 0 tp ϕϕ – контактные давления; γ – показатель степени. численная реализация и анализ полученных результатов в качестве материала изнашиваемого образца пары трения, был выбран композиционный материал на основе фторопласта марки флубон 15. выбор данного материала обусловлен триботехническими свойствами, которые обеспечивают стабильную работу в условиях без смазки с низким коэффициентом трения и практическим отсутствием износа второго элемента пары трения. численный анализ проведен для следующих значений параметров: 9109,0 −⋅=k м2/н; 300=q h; 3106,2 −⋅=ε м; 4100,2 −⋅=∆ м; 2 1 1012,1 −⋅=r м; 95,0=cpv м/с; 5=ck ; 1=γ ; o1=ϕ∆ ; 12101 −⋅=wk м 2/н. результаты расчетного анализа приведены на рис. 2 3. для анализа механизма изнашивания в качестве критерия разрушения и накопления трибоповреждений для материала втулки подшипника в соответствии с рекомендациями [8], принята гипотеза удельной энергии формоизменения губера-мизеса-генки, в соответствии с которой, эквивалентные напряжения определялись по выражению: ( ) ( ) ( )[ ] 2 1 2 13 2 32 2 212 1       σ−σ+σ−σ+σ−σ=σe (8) ansys 13.0 nodal solution step=1 sub =1 time=1 contpres (avg) dmx =.697e-04 smx =.240e+08 1 0 .267e+07 .534e+07 .801e+07 .107e+08 .133e+08 .160e+08 .187e+08 .213e+08 .240e+08 smn =33.0575 smx =.239e+08 33.0575 .266e+07 .532e+07 .798e+07 .106e+08 .133e+08 .160e+08 .186e+08 .213e+08 .239e+08 а б step=1 sub =1 time=1 seqv (avg) powergraphics efacet=1 avres=mat dmx =.697e-04 smn =33.0575 smx =.239e+08 a =.133e+07 b =.399e+07 c =.665e+07 d =.931e+07 e =.120e+08 f =.146e+08 g =.173e+08 h =.199e+08 i =.226e+08 в г рис. 2 – результаты расчетного анализа в начальный момент времени: а – контактные давления; б – эквивалентные напряжения; в – сечения распределений эквивалентных напряжений по глубине втулки; г – изоповерхности эквивалентных напряжений a a pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ механизма изнашивания сопряженных цилиндрических поверхностей при перекосе осей проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 63 результаты расчетного анализа (рис. 2) показали, что в начальный момент времени, когда происходит формирование площадки контакта, в окрестностях контактирующего с валом торца втулки возникают существенные эквивалентные напряжения (рис. 2, б, г, зона а). направление изолиний распределений эквивалентных напряжений по глубине втулки для различных сечений в осевом направлении (рис. 2, в) свидетельствует о том, что в окрестностях зоны а (рис. 2, б, г) линии наиболее вероятных направлений развития микротрещин будут направлены в радиальном направлении между внутренней и внешней цилиндрическими поверхностями втулки. анализ формы и характера изменения изоповерхностей эквивалентных напряжений (рис. 2, г) с учетом месторасположения зоны максимальных эквивалентных напряжений показывает, что в начальный момент времени в зависимости от соотношения действующих и предельных значений напряжений может возникнуть расслоение (скол) торца втулки, контактирующего с валом. по мере удаления в осевом направлении от контактирующего торца втулки, как свидетельствуют изолинии распределения эквивалентных напряжений по глубине втулки (рис. 2, в) наиболее вероятные направления развития микротрещин будут располагаться концентрично с деформированной внутренней поверхностью втулки, при этом максимальные значения функции накопления повреждений будут находиться на поверхности. это свидетельствует о том, что процесс изнашивания будет иметь характер поверхностного износа. smx =.504e+07 0 560399 .112e+07 .168e+07 .224e+07 .280e+07 .336e+07 .392e+07 .448e+07 .504e+07 smx =.688e+07 1549.46 765658 .153e+07 .229e+07 .306e+07 .382e+07 .459e+07 .535e+07 .611e+07 .688e+07 а б nodal solution step=1 sub =1 time=1 seqv (avg) powergraphics efacet=1 avres=mat dmx =.207e-04 smn =1556.36 smx =.687e+07 a =383392 b =.115e+07 c =.191e+07 d =.267e+07 e =.344e+07 f =.420e+07 g =.497e+07 h =.573e+07 i =.649e+07 в г рис. 3 – результаты расчетного анализа в момент времени 4,5 кс: а – контактные давления; б – эквивалентные напряжения; в – сечения распределений эквивалентных напряжений по глубине втулки; г – изоповерхности эквивалентных напряжений в процессе функционирования подшипника скольжения, вследствие износа, происходит увеличения площадки контактного взаимодействия, что приводит к существенному уменьшения абсолютных значений, как контактных давлений, так и эквивалентных напряжений (рис. 3, a, б). направление изолиний распределений эквивалентных напряжений по глубине втулки в различных сечениях (рис. 3, в) свидетельствует о том, что в осевом направлении вдоль внутренней контактирующей с валом поверхности втулки формируется зона квазиравномерного поверхностного износа. наиболее вероятные направления pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ механизма изнашивания сопряженных цилиндрических поверхностей при перекосе осей проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 64 развития микротрещин и накопления триборазрушений будут располагаться концентрично с деформированной внутренней поверхностью втулки, при этом максимальные значения функции накопления трибоповреждений будут находиться на поверхности и определять поверхностный характер изнашивания. полученные результаты хорошо согласуются с экспериментальными данными, приведенными в работах [9 11]. выводы в работе, путем оценки напряженно-деформированного состояния элементов подшипника скольжения при перекосе осей вала и втулки, представлены результаты анализа механизма изнашивания. в результате проведенных исследований получено, что в начальный момент времени в зависимости от соотношения действующих и предельных значений напряжений может возникать расслоение (скол) торца втулки, контактирующего с валом. в период установившегося изнашивания наиболее вероятные направления развития микротрещин и накопления триборазрушений будут располагаться концентрично с деформированной внутренней поверхностью втулки. максимальные значения функции накопления трибоповреждений находятся на поверхности и определяют поверхностный характер изнашивания, что хорошо согласуется с экспериментальными данными для такого вида материалов. литература 1. александров в.м. контактные задачи в машиностроении / в.м. александров, б.л. ромалис. – м.: машиностроение, 1986. – 176 с. 2. проников а.с. контактная задача для сопряженных поверхностей деталей машин. в сб.: трение и износ в машинах / а.с. проников. – м.: изд-во ан ссср, 1962. – с. 375-391. 3. галахов м.а. дифференциальные и интегральные уравнения математической теории трения / м.а. галахов, п.п. усов. – м.: наука, 1990. – 280 с. 4. кузьменко а.г. методические рекомендации мр 215-86. расчет контактных давлений и напряжений при сухом и граничном трении / а.г. кузьменко, м.в. зернин. – м. : вниинмаш, 1986. – 60 с. 5. кузьменко а.г. контактная задача для рпс с учетом изнашивания при перекосе осей вала и вкладыша / а.г. кузьменко, а.г. любин, в.а. кузьменко // проблеми трибології (problems of tribology). – 1997. – №4. – с. 76-80. 6. сорокатий р.в анализ работоспособности подшипников скольжения при перекосе осей вала и втулки // трение и износ. – 2006. – т. 27, № 1. – с. 24-32. 7. сорокатый р.в. метод трибоэлементов. монография. / р.в. сорокатый. – хмельницкий: хну, 2009. – 242 с. 8. коллинз дж. повреждения материалов в конструкциях. анализ, предсказание, предотвращение / дж. коллинз; пер. с англ. — м.: мир, 1984. – 624 с. 9. воронков б.д. подшипники сухого трения / воронков б.д. —л.: машиностроение, 1979. – 224 с. 10. чернавский с.а. подшипники скольжения / чернавский с.а. – м : машгиз, 1963. – 243 с. 11. сиренко г.а. антифрикционные карбопластики / сиренко г.а. – к. : техніка, 1985. – 195 с. надійшла 06.06.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_chernec.doc експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 6 чернець м.в.,*, ** жидик в.б.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, ** люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю контурів деталей удк 539.538:539.3 подано розроблений експрес-метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з малою некруглістю вала і втулки, який дозволяє за узагальненою кумуляційною моделлю зношування суттєво пришвидшити (навіть до 105 разів) розв’язок задачі з оцінки його довговічності. розглянуто випадок змішаного (одно-дво-однообластевого) контакту, коли вал має овальність контуру, а втулка коловий переріз. у результаті проведеного дослідження встановлено вплив розмірів блоків постійних циклів трибоконтактної взаємодії на довговічність підшипника. показано, що застосування інтервально-блочної схеми обчислень дозволяє отримати прийнятні з практичної точки зору результати. вступ підшипники ковзання є достатньо поширеними вузлами у сучасному машинобудуванні та найрізноманітнішому обладнанні. відомі у літературі розв’язки [1 6] трибоконтактних задач для цієї триботехнічної системи не враховують вплив малої технологічної некруглості вала і втулки на довговічність підшипника. некруглість циліндричних тіл може бути різної складності: овальність (двогранність), тригранність, чотиригранність. у працях [7 9 та ін.] показано, що огранення втулки виявляє суттєвий вплив на характеристики контактної (контактні тиски і область стику) та трибоконтактної (зношування та довговічність) взаємодії. тому для трибосистеми ковзання, якою є підшипники ковзання з малим збуренням номінально колових контурів вала та втулки, розроблено кумуляційну модель зношування [10], яка передбачає дослідження інтервально-дискретної взаємодії деталей такого підшипника. за цією моделлю отримано [10 12] розв’язки трибоконтактних задач для випадку однообластевого контакту вала з втулкою при різнотипному ограненні їх контурів. в основу кумуляційної моделі зношування деталей підшипника ковзання з технологічним ограненням контурів деталей покладено принцип інтервально-дискретної взаємодії вала з некруглістю певного виду з втулкою (в найпростішому випадку з коловим контуром). вал має змінний радіус кривини в кожній точці контуру. тому при розв’язку цієї контактної задачі контур вала з некруглістю розділено на низку інтервалів певної довжини, яка вибиралась довільно ( 2α∆ = 1º, 5º, 10º, 15º, …, 90º). на кожному з прийнятих інтервалів параметри контакту (максимальні контактні тиски та зона стику) покладались постійними. таким чином в одному оберті вала досліджувалось j його окремих взаємодій з втулкою (j = 360º/ 2α∆ ). в наступних обертах вала характеристики процесу взаємодії елементів з врахуванням їх зношування підлягали кумуляції. оскільки для досягнення допустимих величин зношування 1h втулки порядку 0,3 мм число обертів вала сягає (1 … 1,5)·10 6, то число окремих взаємодій у залежності від інтервалу 2α∆ буде (360 … 4)·(1 … 1,5 ·10 6). точний розв’язок цієї складної трибоконтактної задачі вимагає значного обсягу обчислень, що викликає в інженерній практиці труднощі, бо можливості серійної обчислювальної техніки є обмеженими. тому для суттєвого зменшення затрат машинного часу запропоновано блочну схему обчислень, при якій покладаються незмінними умови контактної взаємодії протягом певного числа обертів вала. у першому блоці циклів взаємодій параметри контакту мають початкове значення, встановлене із розв’язку статичної контактної задачі для циліндричного з’єднання з некруглістю контурів. у кожному наступному блоці вони приймаються як на виході з попереднього блоку. критерієм розмірів блоків циклів взаємодії за сталих умов прийнято кінематичний параметр вузла частоту n2 обертання вала протягом певного часу. 1. постановка трибоконтактної задачі за умов змішаного співдотику у підшипнику ковзання зі схемою розташування втулки 1 і вала 2, зображеною на рис. 1, виникатиме їх змішаний (одно-дво-однообластевий ) контакт. зокрема на рис. 1, а зображено випадок симетричного однообластевого співдотику елементів підшипника з овальністю контурів, а на рис. 1, б – їх симетричного двообластевого співдотику. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:chernets@drohobych.net http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 7 вал 2 і втулка 1 можуть мати малу початкову некруглість (овальність, тригранність, чотиригранність) kk r<<δ , де k – нумерація тіл. відповідно 111 rr ′−=δ , 222 rr −′=δ , а 1 1r a= – велика піввісь отвору у втулці, 1 1r b′ = – його мала піввісь, 2 2r a′ = – велика піввісь контуру перерізу вала, 2 2r b= його мала піввісь. у підшипнику наявний радіальний зазор 021 >−=ε rr . силова взаємодія у підшипнику відбувається під впливом радіальної зосередженої сили n , прикладеної до диска 2. пружні властивості вала 2 і втулки 1 є різними. вал обертається з кутовою швидкістю 2ω = const= , а під впливом навантаження в області контакту виникає сила тертя, що зумовлює зношування вала і втулки. зносостійкість матеріалів вала і втулки є неоднаковою. а б рис. 1 – розрахункова схема підшипника ковзання із збуренням контурів співдотичних тіл: а – симетричний однообластевий співдотик; б – симетричний двообластевий співдотик при повороті вала 2 реалізується одно дво однообластевий контакт (симетричний чи несиметричний). для однообластевого симетричного контакту 2 0α = (рис. 1, а) параметри, що його описують це: кут контакту 02 δα , максимальний контактний тиск ( )0p ,δ , область контакту 0 22w rδ= α . в міру збільшення кута 2α спочатку виникатиме однообластевий несиметричний, а в певний момент двоообластевий несиметричний контакт у випадку симетричного двообластевого співдотику (рис. 1, б) в областях контакту 1 2 22w w r= = γ виникатимуть контактні тиски. максимальних значень ( )p ,λ δ вони досягатимуть по лінії дії сил 1 2n n n / cos= = λ( )λcos2 як складових навантаження n . кут початкового співдотику 2λ є невідомим і для його визначення розроблено відповідні методи [13]. при несимметричному двообластевому співдотику сили 1 2n n≠ , кути 1 2λ ≠ λ , кути контакту 1 22 2γ ≠ γ , тиски ( ) ( )1 2p , p ,λ δ ≠ λ δ і їх величини залежать від кута повороту 2α вала. 2. числовий розв’язок задачі його проведено з використанням узагальненої кумуляційної моделі зношування [14, 15] для випадку змішаної трибоконтактної взаємодії у підшипнику, вал якого має малу овальність, а втулка є коловою. прийнято наступні вихідні дані для обчислень: n = 0,1 мн; r2 = 0,05 м; v = 0,0628 м/с; f = 0,04; ε = 4,1·10-4 м; 1 0δ = , 2δ = (0; 1; 2; 3; 4)·10 -4 м; 1 2δ + δ ≤ ε , 2 1δ ≤ δ ; 2∆α = 10°; 2n = 12 об /хв; 1h ∗ = 0,3 мм; ( )1 11 h′σ = − − , e1 = 1,1·105 mпа, 1µ = 0,34 (бронза оцс 5-5-5); e2 = 2,1·105 mпа, 2µ = 0,3 (сталь 35, гартування + високий відпуск); b1 = 4,75 ·109, 1m = 0,85, 10τ = 0,1 мпа; b2 = 5,46 ·10 9, m2 = 0,66, 20τ = 0,08 мпа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 8 результати розв’язку подано на рис. 2 4 та у табл. 1 3. на рис. 2 показано схеми контакту вала з втулкою в окремих фазах однообластевого (i, iii, v) та двообластевого (ii, iv) контакту і зміну у залежності від кута 2α повороту вала початкових максимальних контактних тисків р( 2 ,α δ ), а також їх величини р( 2 , ,hα δ ) у результаті зношування при =ε 0,41 мм та 1δ = 0, 2δ = 0,4 мм. i ii iii iv v n ω2 1 2 0 30 60 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 , град p(α 2 , δ ), p(α 2 ,δ ,h), mпа рис. 2 – залежність максимальних контактних тисків від положення вала: суцільні лінії – початкові тиски, штрихові – при вибраному допустимому зношуванні h1* = 0,3 мм втулки; прямі лінії (суцільна, штрихова) тиски при δ2 = 0 проведено оцінку довговічності підшипника за *2n обертів вала, при якому втулка досягає допустиме зношування *1h = 0,3 мм, при наступних розмірах блоків циклів взаємодії за сталих умов контакту: в = 1 об, в = 12 об (1 хв), в = 720 об (1 год), в = 7200 об (10 год), в = 72000 об (100 год). встановлено, що максимальні зношування втулки виникають в т. α = 0 (на вертикальній осі) як при однообластевому контакті ( 2δ = 0 … 0,204 мм), так і при змішаному контакті ( 2δ > 0,204 мм). точний числовий розв’язок задачі по оцінці довговічності підшипника за узагальненою кумуляційною моделлю при в = 1 об наведено у табл. 1. таблиця 1 довговічність підшипника за точним розв’язком b = 1 об 2δ , мм *2n , об *1h , мм 0,4 1291990 0,3 0,3 1219510 0,3 0,2 1226752 0,3 0,1 1047977 0,3 0 982501 0,3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 9 при обчисленні лінійного зношування втулки з різними розмірами блоків забезпечувався його прорахунок до завершення останнього блоку, що, як правило, приводило до деякого перевищення зношування 1h понад допустиму величину *1h . результати оцінки обертів n2 вала при зношуванні 1h (дані у чисельнику) та уточнена оцінка обертів *2n для зношування *1h (дані у знаменнику) подано у табл. 2 та на рис. 2 для різних розмірів блоків. також тут подано відхилення ∆ між 2n і *2n та 1h і *1h . таблиця 2 довговічність підшипника за блочним методом b = 72000 об b = 720 об 2δ , мм *22 / nn *11 / hh ∆ , % 2δ , мм *22 / nn *11 / hh ∆ , % 1224000 0,300930 1291680 0,300096 0,4 1220206 0,3 0,31 % 0,4 1291267 0,3 0,03% 1152000 0,301104 1218960 0,300041 0,3 1147761 0,3 0,37 % 0,3 1218793 0,3 0,01% 1224000 0,317040 1226160 0,300132 0,2 1154477 0,3 5,68 % 0,2 1225746 0,3 0,04% 1008000 0,309107 1047600 0,300098 0,1 977400 0,3 3,04 % 0,1 1047258 0,3 0,03% 936000 0,307786 982080 0,300092 0 911708 0,3 2,60 % 0 981779 0,3 0,03% b = 7200 об b = 12 об 2δ , мм *22 / nn *11 / hh ∆ , % 2δ , мм *22 / nn *11 / hh ∆ , % 1288800 0,300932 1291980 0,300001 0,4 1284796 0,3 0,31 % 0,4 1291976 0,3 0,00% 1216800 0,301104 1219500 0,300000 0,3 1212322 0,3 0,37 % 0,3 1219500 0,3 0,00% 1224000 0,301188 1226611 0,300003 0,2 1219153 0,3 0,40 % 0,2 1226000 0,3 0,00% 1044000 0,300923 1047970 0,300002 0,1 1040788 0,3 0,31 % 0,1 1047963 0,3 0,00% 979200 0,301191 982500 0,300003 0 975313 0,3 0,40 % 0 982489 0,3 0,00% n2,об 9 00 00 0 9 50 00 0 10 00 00 0 10 50 00 0 11 00 00 0 11 50 00 0 12 00 00 0 12 50 00 0 13 00 00 0 1 10 1 00 10 00 10 000 1 000 00 в,об рис. 2 – довговічність підшипника ковзання: 0 – δ2 = 0; 1 – δ2 = 0,1 мм; 2 – δ2 = 0,2 мм; 3 – δ2 = 0,3 мм; 4 – δ2 = 0,4 мм; суцільні лінії однообластевий контакт; штрихпунктирні лінії – змішаний контакт; точкові лінії – уточнені результати 4 2 3 1 0 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 10 отримані результати свідчать, що із збільшенням розміру блоку відхилення обчисленої довговічності від уточненої зростає. особливо значним воно є у випадку максимально прийнятого блоку b = 72000 об. у випадку однообластевого контакту при 2δ = 0,2 мм (графік 2) обчислена довговічність перевищує уточнену для b = 72000 об на 69523 оберти. тому графік 2 не має характерного перелому, як інші графіки. в подальшому було проведено оцінку похибки b∆ (табл. 3) використовуваного блочного експрес методу у порівнянні з точним розв’язком. аналіз наведених результатів свідчить, що для прийнятих вихідних даних, інтервалу дискретизації контуру вала 2α∆ = 10º із зростанням розміру блоку відхилення b∆ зростає. результати, наведені у табл. 3 та на рис. 3 свідчать, що зростання розміру блоку у 103 разів дає зниження довговічності на 0,09 … 0,1 %, у 104 разів – на 1,1 … 1,5 %, у 105 разів – на 7,2 … 9 % залежно від величини овальності вала. максимальними вони будуть при 2δ = 0. ∆ β,% 0 2 4 6 8 10 1 10 100 1000 10000 100000 в,об 4 2,3 1 0 рис. 3 – вплив розмірів блоку на похибку обчислень довговічності наближено величину відхилення від точного розв’язку (табл. 3) можна подати залежністю: b∆ ≈ d (10 6− b) %100⋅ , (1) де для прийнятих вихідних даних діапазон розкиду d = 0,82 … 1,0785. таблиця 3 похибки експрес методу 2δ , мм b, об *2n , об b∆ , % 1 2 3 4 1 1291990 0,000 % 12 1291976 0,001 % 720 1291267 0,056 % 7200 1284795 0,560 % 0,4 72000 1220206 5,883 % 1 1219510 0,000 % 12 1219500 0,001 % 720 1218793 0,059 % 7200 1212322 0,593 % 0,3 72000 1147761 6,251 % 1 1226752 0,000 % 12 1226600 0,013 % 720 1225746 0,082 % 7200 1219153 0,623 % 0,2 72000 1154477 6,260 % pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 11 продовження таблиці 3 1 2 3 4 1 1047977 0,000 % 12 1047963 0,001 % 720 1047258 0,069 % 7200 1040788 0,691 % 0,1 72000 977400 7,221 % 1 982501 0,000 % 12 982500 0,000 % 720 981779 0,074 % 7200 975313 0,737 % 0 72000 911708 7,765 % вищенаведені результати дослідження впливу розміру блоку постійних циклів взаємодії на довговічність підшипника з малою технологічною некруглістю контуру вала вказують на важливу практичну обставину. зокрема на рис. 3 добре помітно, що блоки розмірами до 10000 обертів дають відхилення від точного результату не більше 1,5 %, що з інженерної точки зору є малою похибкою. в інженерній практиці відхилення у 5 % в оцінці робочих параметрів є допустимими. тобто на рівні 5 % відхилення у точності розв’язку розмір блоків можна прийняти величиною 45000 … 60000 обертів, а це дає пришвидшення обчислень у стільки ж разів. література 1. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наукова думка, 1991. – 160 с. 2. горячева и.г., добычин н.м. контактные задачи в трибологии. – м.: машиностроение, 1988. – 256 с. 3. коваленко е.в. к расчету изнашивания сопряжения вал – втулка // ммт. – 1982. – № 6. – с. 66-72. 4. крагельский и.в., добычин н.м., комбалов в.с. основы расчетов на трение и износ. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 5. кузьменко а.г. методи розрахунків на зношування та надійність. –хмельницький: туп, 2002.– 151 с. 6. теплый м.и. определение контактных параметров и износа в цилиндрических опорах скольжения // трение и износ. – 1987. – № 6. – с. 895-902. 7. чернец м.в. к вопросу об оценке долговечности цилиндрических трибосистем скольжения с границами, близкими к круговым // трение и износ. – 1996. – № 3. – с. 340-344. 8. чернець м., пашечко м., невчас а. методи прогнозування та підвищення зносостійкості триботехнічних систем ковзання. у 3-х тoмах. том.1. – дрогобич: коло, 2001. – 492 с. 9. чернець м.в. методологія оцінки характеристик контакту та прогнозування довговічності циліндричних трибосистем ковзання // проблеми трибології. – 2000. – №1. – с. 14-22. 10. чернець м.в., лєбєдєва н.м. оцінка кінетики зношування трибосистем ковзання при наявності овальності контурів їх елементів за кумуляційною моделлю // проблеми трибології. – 2005. – №4. – с. 114-120. 11. чернець м., андрейків о., лєбєдєва н. дослідження впливу складного огранення деталей підшипника ковзання на параметри контактної та трибоконтактної взаємодії // проблеми трибології. – 2007. – №4. – с. 50-54. 12. чернець м.в., андрейків о.є., лєбєдєва н.м., жидик в.б. модель оцінки зношування і довговічності підшипника ковзання за малої некруглості // фхмм. – 2009. – №2. – с. 121-129. 13. чернець м.в. контактна задача для циліндричного з’єднання з технологічним ограненням контурів деталей // фхмм. – 2009. – №6. – с. 93-99. 14. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.1. лінійна і кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2012. – №4. – с. 11-17. 15. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.2. узагальнена кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2013. – №1. – с. 6-15. поступила в редакцію 18.01.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com експрес метод дослідження кінетики трибоконтактної взаємодії у підшипнику ковзання з технологічною некруглістю ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 12 chernets m. v., zhydyk v. b. express-method of the kinetics tribocontact interaction in the sliding bearing with the technological non-circularity of contours. the developed express-method of the kinetics tribocontact interaction investigation in the sliding bearing with small non-circularity of shaft and bush contours that allows under the generalized cumulative model of wear substantially quicken (even in 105 times) the solution of the evaluation of the degree and durability problems has been presented. the case of mixed (single-double-single area) contact when the shaft has the ovality of contour and the bush is of circular cross has been considered. as a result of the realized research the influence of the size of the constant cycle tribocontact interaction blocks on the durability of the bearings has been established. it is shown that the use of the interval-block scheme of calculations allows to receive acceptable results, from the practical point of view. references 1. andrejkiv a.e., chernec m.v. ocenka kontaktnogo vzaimodejstvija trushhihsja detalej mashin. k.: naukova dumka, 1991. 160 s. 2. gorjacheva i.g., dobychin n.m. kontaktnye zadachi v tribologii. m.: mashinostroenie, 1988. 256 s. 3. kovalenko e.v. k raschetu iznashivanija soprjazhenija val – vtulka. mmt. 1982. № 6. s. 66-72. 4. kragel'skij i.v., dobychin n.m., kombalov v.s. osnovy raschetov na trenie i iznos. m.: mashinostroenie, 1977. 526 s. 5. kuz'menko a.g. metodi rozrahunkіv na znoshuvannja ta nadіjnіst'. hmel'nic'kij: tup, 2002. 151 s. 6. teplyj m.i. opredelenie kontaktnyh parametrov i iznosa v cilindricheskih oporah skol'-zhenija. trenie i iznos. 1987. № 6. s. 895-902. 7. chernec m.v. k voprosu ob ocenke dolgovechnosti cilindricheskih tribosistem skol'zhenija s granicami, blizkimi k krugovym. trenie i iznos. 1996. № 3. s. 340-344. 8. chernec' m., pashechko m., nevchas a. metodi prognozuvannja ta pіdvishhennja znosostіjkostі tribotehnіchnih sistem kovzannja. u 3-h tomah. tom.1. drogobich: kolo, 2001. 492 s. 9. chernec' m.v. metodologіja ocіnki harakteristik kontaktu ta prognozuvannja dovgovіchnostі cilіndrichnih tribosistem kovzannja. problemi tribologії. 2000. №1. s. 14-22. 10. chernec' m.v., lєbєdєva n.m. ocіnka kіnetiki znoshuvannja tribosistem kovzannja pri najavnostі oval'nostі konturіv їh elementіv za kumuljacіjnoju modellju. problemi tribologії. 2005. №4. s. 114-120. 11. chernec' m., andrejkіv o., lєbєdєva n. doslіdzhennja vplivu skladnogo ogranennja detalej pіdshipnika kovzannja na parametri kontaktnoї ta tribokontaktnoї vzaєmodії. problemi tribologії. 2007. №4. s. 50-54. 12. chernec' m.v., andrejkіv o.є., lєbєdєva n.m., zhidik v.b. model' ocіnki znoshuvannja і dovgovіchnostі pіdshipnika kovzannja za maloї nekruglostі. fhmm. 2009. №2. s. 121-129. 13. chernec' m.v. kontaktna zadacha dlja cilіndrichnogo z’єdnannja z tehnologіchnim ogranennjam konturіv detalej. fhmm. 2009. №6. s. 93-99. 14. chernec' m.v., zhidik v.b. uzagal'nena kumuljacіjna model' kіnetiki znoshuvannja pіdshipnika kovzannja. ch.1. lіnіjna і kumuljacіjna model'. problemi tribologії. 2012. №4. s. 11 17. 15. chernec' m.v., zhidik v.b. uzagal'nena kumuljacіjna model' kіnetiki znoshuvannja pіdshipnika kovzannja. ch.2. uzagal'nena kumuljacіjna model'. problemi tribologії. 2013. №1. s. 6-15. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_stelmah.doc адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 68 стельмах а.у. национальный авиационный университет, г. киев, украина адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая (агд) модель трения и управление работоспособностью трибосистем в условиях граничной смазки 1. введение решение проблемы управления работоспособностью трибосистем с граничным трением, являющейся одним из наиболее актуальных направлений современной трибологии, невозможно без создания физической модели процесса. фундаментом наиболее признанных адгезионно деформационной теории граничной смазки (ад) и эластогидродинамического (эгд) подхода к описанию процессов трения и изнашивания служат соответствующие противоречащие друг другу физические модели. поскольку граничное трение осуществляется в жидкой смазочной среде, естественно предположить влияние свойств этой среды и протекающих в ней динамических процессов на триботехнические характеристики узла сопряжения, и, соответственно, на его работоспособность. однако до настоящих исследований этому вопросу не уделялось достаточного внимания, поэтому для устранения противоречий между ад и эгд моделями представляет интерес создание компромиссной адгезионно гидродинамической (агд) модели, которая устраняла бы разногласия адгезионно деформационного и эластогидродинамического подходов к описанию процессов граничного трения и изнашивания с учетом влияния взаимообусловливающих гидродинамических и адгезионно деформационных процессов на работоспособность трибосистем. с позиций существующей ад модели предполагается дискретный характер адгезионного взаимодействия тех участков рабочих поверхностей по всей контурной площади контакта, где происходит локальное разрушение граничного смазочного слоя под действием нормальных и тангенциальных напряжений [1], при этом влияние динамических процессов в граничных слоях (гс) на работоспособность трибосистемы не рассматривается. экспериментально эта модель не подтверждена. так, в работе [2] автор, опираясь на многочисленные исследования, аргументировано утверждает, что разрыв граничного слоя всегда происходит внутри слоя и никогда достоверно не наблюдается на межфазной границе "твердое тело граничный слой". эгд модель теоретически бесконтактного и безызносного трения, которое применимо к трибосистемам с малыми нагрузками и высокими скоростями скольжения полированных поверхностей, основана на следующих положениях. в процессе трения давление в смазочном слое трибоконтакта всегда выше давления окружающей среды и отождествляется с контактными напряжениями поверхности [3, 4, 5]. экспериментально установленное смещение минимальной толщины смазочной пленки эгд-контакта в его диффузорную область, а также повышение контактных напряжений (пик петрусевича) в этой области не находят однозначного объяснения. эгд модель постулирует безызносность трибосистем, что на практике не подтверждается. современное моделирование трибосистем развивается с учетом кавитационных процессов, наблюдаемых в смазочных слоях диффузорной области трибоконтактов, путем модификации классического уравнения о. рейнольдса с использования новых математических аппаратов его решения, например, алгоритма сохранения масс [6]. природа кавитации до конца не выяснена. известно, что твердая поверхность оказывает упорядочивающий эффект на жидкость и как бы кристаллизует прилегающую непосредственно к ней тонкую прослойку жидкости, которая имеет, так называемую, эпитропную жидкокристаллическую (эжк) структуру [7]. недавние исследования [8] показали, что структура жидкости в непосредственной близости к твердой поверхности сложнее, чем представлялось ранее. в обычных нормальных условиях в жидкостях всегда хоть и в малых концентрациях, но присутствуют растворенные газы (1…6% объема), а при смачивании твердой стенки их разделяет тончайший слой газа, который мигрирует из объема жидкости и оседает на поверхности твердого тела. этот установленный эффект имеет огромное значение для трибосистем, так как газовый подслой является ее новым дополнительным элементом. поэтому современная физическая модель трибосистем с граничной смазкой должна отражать фазовые превращения агрегатного состояния граничных слоев, в том числе и кавитационные эффекты [9]. значимость влияния свойств смазочной среды и протекающих в ней динамических процессов в граничных слоях (дпгс) на работоспособность трибосистемы была установлена нами [10, 11, 12] на основе изучения взаимосвязи различных свойств граничного слоя (физико-механических, теплофизических, реологических и др.) с параметрами трения. в частности, экспериментально было доказано возникновение вторичных (обратных) течений в конфузорной и диффузорной областях в направлении, обратpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 69 ном скольжению, и появление взаимосвязанных с ними разнополярных градиентов давления на обеих сторонах контакта и, в конечном счете, возникновение в диффузорной области условий квазисухого трения, определяющих работоспособность трибосистемы в целом. цель данной работы – на основе проведенных комплексных исследований контактной области модельного подшипника скольжения, полученных с использованием новых оригинальных приборов, разработать физическую адгезионно-гидродинамическую (агд) модель трения и на ее основе создать физико технологические основы управления работоспособностью трибосистем в условиях граничной смазки, подтвержденные натурными испытаниями. 2. методы и приборы экспериментальные данные, положенные в основу предлагаемой ниже физической модели, получены на разработанных и созданных приборах и методах [11]. кроме этого был разработан и изготовлен лазерный сканирующий дифференциально фазовый микроскоп-профилометр в конфигурации "на просвет" (лсдфмп-п), на котором исследовали кинетику фазовых превращений агрегатного состояния жидкой смазочной среды в системе "граничный слой газ поверхность": нуклеацию, рост и схлопывание микропузырьков, возникающих в смазке в процессе трения. а б рис. 1 – микрои нанопузырьки в масле хф12-16 после длительного трения скольжения (3 часа) при осевой нагрузке 4 н и линейной скорости 0,8 м/с модельной трибосистемы прибора трения асб-02 [11], полученные путем сканирования на лсдфмп в конфигурации "на просвет" в амплитудном (а) и в дифференциально фазовом (б) режимах сканирования этот прибор позволяет исследовать газовые полости на просвет внутри жидкости на двух режимах: амплитудном и дифференциально фазовом. их сочетание дает возможность исследовать не только контуры газовой фазы в плане (амплитудный), но и получать 3-d изображение (дифференциальнофазовый). в качестве примера на рис. 1 показаны возможности этого прибора при исследовании газовых полостей в масле хф12-16 после трения. в амплитудном режиме (рис. 1, а) и в более контрастном дифференциально-фазовом наряду с одной большой газовой полостью (50 мкм) фиксируются газовые пузырьки меньших размеров, причем их количество тем больше, чем меньше их размер, количество пузырьков диаметром около 4 мкм составляет 4, тогда как с уменьшением диаметра до 1 мкм, их количество возрастает до 25. это дает основания предположить возможность образования наноразмерных газовых полостей в маслах в процессе трения, что подтверждает двухфазное состояние смазки. 3. результаты исследований и обсуждение 3.1. физическая адгезионно гидродинамическая (агд) модель трения радиального подшипника скольжения 3.1.1. слоистая структура граничных слоев в основу представлений о структуре граничного слоя положены результаты фундаментальных исследований ахматова а.с. [2], где граничные слои на поверхности твердой фазы представляются в виде поликристаллической зоны граничного слоя и монокристаллической зоны на границе раздела фаз с поликристаллической поверхностью металла. как известно, в нормальных условиях в смазочных материалах протекает интенсивный тепломассоперенос молекул газа и жидкости на свободной поверхности раздела фаз "жидкость воздух". по pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 70 данным [13] в большинстве минеральных масел в нормальных атмосферных условиях при эксплуатации растворенные газы занимают 8 … 12 % объема. растворенными газами в смазочных материалах при трении, как правило, пренебрегают в силу их "незначительного" количества. однако даже приблизительная оценка соотношения количества молекул двухатомных газов, приходящихся на количество молекул масла, например, олеиновой кислоты с17н33соон при 5 % объемной концентрации растворенных газов показывает, что на одну молекулу масла с 54-х атомным строением приходится 2 3 молекулы газов. в пользу этого предположения говорят и следующие рассуждения. предположим, что молекулы имеют строение в виде соприкасающихся шариков с соответствующим атомным радиусом (углерод – 0,077 нм, водород – 0,046 нм, кислород 0,066 нм, азот – 0,074 нм). тогда объем молекулы олеиновой кислоты будет порядка 50,2 · 10-3 нм3, а молекулы кислорода – 2,4 · 10-3 нм3, азота – 2,1 · 10-3 нм3. следовательно, при 5 % й концентрации раствора атмосферных газов на одну молекулу олеиновой кислоты должно приходиться более, чем одна молекула кислорода или азота. или, объем одной молекулы газа составляет приблизительно 4 % объема одной молекулы олеиновой кислоты. исходя из этого, справедливо предположение о том, что в нормальных условиях в смазочных материалах, близких по химическому составу к олеиновой кислоте, большинство из которых используется в технике, на одну молекулу масла приходится более одной молекулы газа, растворенного на границе раздела воздух масло. если учесть, что объем водорода (0,8 · 10-3 нм3), гелия (1,0 · 10-3) существенно меньше, чем объем азота, то, видимо, в нормальных условиях может быть и больше молекул растворенных газов, приходящихся на одну молекулу масла. таким образом, некорректно игнорировать газовой компонентой в смазочной среде при нормальных атмосферных условиях. о наличии газовой приповерхностной прослойки на границе раздела "граничный слой смазки поверхность" свидетельствуют многочисленные эксперименты на приборах трения асб-02 [11]. визуально наблюдаемые газо-воздушные полости в диффузорной области трибоконтакта возникали и находились в динамическом равновесии при сверхмалых погонных нагрузках и скоростях: 0,1 н/мм в линейном контакте 9 мм вала радиусом 80 мм с плоскостью и 0,04 м/с, соответственно. подтверждением существования газового подслоя в структуре граничных слоев смазки являются недавние исследования процессов смачивания поверхностей [8]: экспериментально установлена диффузия молекул газа из жидкой фазы на поверхность твердой подложки, то есть возникновение газовой прослойки. с учетом этого и представлений а.с.ахматова, а также результатов собственных исследований [12], обобщенная схема граничного слоя может быть представлена в виде слоистой структуры, включающей в себя растворенные газы и газовый подслой (рис. 2). рис. 2 – обобщенная структура эпитропного жидкокристаллического (эжк) слоя граничной смазки с учетом растворенных газов на полированной поверхности металлической детали: 1 – поликристаллическая поверхность металла [2]; 2 – несущий слой бейльби [1]; 3 – газовый подслой [8]; 4 – молекулы растворенных газов [13]; 5 – молекулы смазки [2]; 6 – изотропное объемное состояние двухфазной смазки с растворенными молекулами газов; 7 – переходная область [2]; 8 – монокристаллический молекулярный слой [7] взяв за основу модель структуры эжк-слоев смазки с учетом растворенных газов (рис. 3), образование контакта смазанных поверхностей при их одноосном сжатии представляется следующим образом. при сближении смазанных поверхностей жидкая мезогенная фаза 4 выдавливается из зазора (б) наружу в среду и начинается упругое деформирование переходных областей 3 эжк слоев. при этом количество жидкой фазы уменьшается, а газовые подслои, вероятно, будут растворяться в мономолекулярных упруго деформируемых слоях смазки. при большей нагрузке (в) мономолекулярные слои будут упруго деформироваться в соответствии с законом гука [2]. таким образом, следует весьма важный вывод: при увеличении осевой нагрузки сжатия поверхностей с эжк-слоями смазки (рис. 3, а), количество жидкой фазы в зазоре будет уменьшаться, а концентрация газов в этих слоях возрастать (рис. 3, б). вероятно этим и объясняется рост газовых полостей и степени разрежения в диффузорных областях при трении скольжения с одной скоростью при увеличении осевой нагрузки, приведенных в работе [12] и схематически показанных на рис. 3 (б, в). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 71 а б в рис. 3 – структура эжк слоев с учетом адсорбированных и растворенных газов в смазочной жидкости между двумя поверхностями с зазором (а) и при сжатии поверхностей с небольшим усилием n1 (б) и при высоких контактных нагрузках n2 >> n1 (в) литературные данные [1 8] и результаты собственных исследований [10 12] позволяют сформулировать основные свойства граничных слоев смазочной среды, которые во многом определяют трибологическое поведение радиального подшипника скольжения, шероховатость поверхностей трения которого принимается идеально гладкой с учетом ее реального волнистого состояния с параметром ra < 20 нм: смазочная среда в объеме является не ньютоновской жидкостью, а двухкомпонентным, газожидкостным, текучим и вязким веществом; смазочная среда в условиях всестороннего сжатия в объеме может рассматриваться, как ньютоновская жидкость, а в условиях всестороннего растяжения как двухкомпонентное вещество (раствор газов в жидкости); смазочная среда при смачивании поверхностей твердой фазы, находясь в силовом поле последней, структурируется в эпитропные жидкокристаллические (эжк) приповерхностные двухфазные слои, обладающие анизотропией вязкоупругих, оптических и других свойств с определенным параметром порядка. в результате массообменных и диффузионных процессов на границе раздела фаз "жидкость твердое тело" из приповерхностных эжк слоев выделяются молекулы газов, образуя газовый подслой; эжк-слои в условиях их одностороннего статического сжатия путем сближения под нагрузкой твердых подложек не разрушаются, воспринимая одноосные напряжения сжатия с модулем упругости, близким к алмазу, при этом увеличение нагрузки на эжк слои приводит к экструзии их фрагментов в объем жидкости; всестороннее растяжение предварительно упругодеформированных сжатием фрагментов эжкслоев путем снятия нагрузки или разнесения твердых подложек приводит к газовой нуклеации и появлению газовых полостей (микрокаверны, пузырьки), образованных из молекул растворенных газов, легких фракций смазочной среды и газового подслоя. таким образом, граничные слои представляют собой слоистую дфухфазную структуру с растворенными в ней газами, содержащую газовый подслой на границах раздела "жидкость твердое тело", который играет доминирующую роль в инициировании газообразования и трибокавитации в диффузорной области контакта [10, 12, 14]. 3.1.2. основные физические процессы в различных областях подшипника скольжения и их характеристики базовой трибосистемой скольжения традиционно служит радиальный подшипник скольжения (рис. 4, а), поперечное сечение которого показано на рис. 4, б, где под действием осевой нагрузки n скольжение осуществляет вал 1 с частотой вращения ω по поверхности подшипника 2, зазор h между которыми полностью заполнен жидкой смазочной средой. зазор между поверхностью вала и рабочей поверхностью подшипника является одним из важнейших его параметров. в зависимости от диаметра вала и частоты его вращения максимальный зазор hmax регламентируется в диапазоне от 40 до 760 мкм при соответствующих скоростях (менее 1000 об/мин и более 1500 об/мин) и диаметрах: от 18 до 600 мм. на модельном плоском подшипнике скольжения в различных средах экспериментально установлено [10, 12], что динамические процессы в граничных слоях при относительно малых скоростях и нагрузках возникают соответственно в зазорах: 78 мкм в керосине и до 310 мкм в масле ипм-10. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 72 а б рис. 4 – схема радиального подшипника скольжения (а) и его сечение (б) с увеличением скоростей и нагрузок возрастают протяженности околоконтактных площадок, а следовательно, и площадь сегментов рабочей области подшипников, где возникают динамические касательные и нормальные напряжения во фрагментах смазочного слоя. таким образом, в реальных подшипниках скольжения с наногеометрическими поверхностями и исходно полностью заполненным смазкой зазором динамические процессы в граничных слоях будут протекать во всем зазоре. при фиксированном положении центров вала и цапфы сечение подшипника (рис. 5, а) и зазор между плоской поверхностью вала 1 и подшипника 2 можно представить в развернутом виде (рис. 5, б). зазор, образующийся между рабочей поверхностью развернутого в плоскость вала 1 и поверхностью подшипника 2, преобразованный соответственно в косинусоиду, представлен на рис. 5, б. а б рис. 5 – характерные области подшипника скольжения, где в радиальном направлении движения вала x изменяются давление масла pм и величина зазора h в граничных слоях (а) и развернутый зазор между плоской поверхностью вала 1 и подшипника 2 (б) в условиях атмосферного давления p0 при внешней нагрузке n, линейной скорости υ и "контактных напряжений" σ в поверхностях при движении вала в радиальном направлении x [0….π...2π] периодически изменяются: давление в граничных слоях p и величина зазора h. учитывая динамические процессы в граничных слоях смазки, протекающие в околоконтактной и упругодеформированной зонах трибоконтакта, можно выделить шесть характерных областей (рис. 5, а). в зависимости от изменения геометрии зазора относительно линии центров вала и подшипника dh/dx в радиальном направлении условно можно выделить следующие области, принципиально отличающиеся распределением градиентов давления dp/dx в граничных слоях смазки: i. конфузорная бесконтактная область, где σ = 0, dh/dx < 0 и dр/dx > 0; ii. конфузорная упругодеформированная область, где σ > 0, dh/dx < 0 и dр/dx > 0; iii. переходная область минимального зазора σ = σmax, h = hmin и dр/dx ≈ 0; iv. диффузорная упругодеформированная, где σ > 0, dh/dx > 0 и dр/dx < 0; v. диффузорная бесконтактная σ = 0, dh/dx > 0 и dр/dx < 0; vi. переходная область максимального зазора σ = 0, h = hmax и dp/dx ≈ 0; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 73 в табл. 1 представлены основные характеристики двух конфузорных, двух переходных и двух диффузорных областей радиального подшипника скольжения. таблица 1 основные характеристики конфузорных, переходных и диффузорных областей в радиальном подшипнике скольжения конфузорные области переходные области диффузорные области i ii iii vi iv v напряжения σ сжатых силой n идеальных поверхностей в линейном контакте по г. герцу с учетом деформации шириной b на воздухе в статике ко i ко ii по iii по vi до iv до iv σ > p0 (σ – p0)2/ σmax + + x2 / b2 = 1 σ ≈ p0 + σmax σ ≈ p0 (σ – p0)2 / σmax + + x2 / b2 = 1 σ < p0 давление в граничных слоях py по оси действия нагрузки n в статике ко i ко ii по iii по vi до iv до iv py ≈ p0 py ≈ p0 py ≈ σmax + p0 py ≈ p0 py ≈ p0 py ≈ p0 объемное давление масла в граничных слоях p при трении идеально гладких поверхностей ко i ко ii по iii по vi до iv до iv p > p0 p > p0 p ≈ p0 p ≈ p0 p < p0 p < p0 градиент давления в смазочных слоях dp / dx dp/dx>0 dp/dx≈0 dp/dx<0 ускорение граничных слоев вала dυ / dt ко i ко ii переходные области iii и vi до iv до v dυ / dt ≈ 0 dυ / dt < 0 dυ / dt ≈ 0 dυ / dt > 0 dυ/dt ≈ 0 плотность смазочной жидкости ρ ρ > ρ0 ρ >> ρ0 ρ ≈ ρ0 ρ > ρ0 ρ << ρ0 ρ < ρ0 градиент напряжений в поверхностях dσ / dx > 0 dσ / dx >> 0 dσ / dx ≈ 0 dσ / dx ≈ 0 dσ / dx << 0 dσ/dx < p0 необходимо подчеркнуть, что определяющую роль в трибологическом поведении подшипников скольжения играют упругодеформированные области минимального зазора, где происходит изнашивание и возникает максимальное сопротивление движению вала. однако, немаловажное значение имеют также бесконтактные области, влияющие на распределение смазки в упругодеформированных областях. подробно этот вопрос рассмотрен ниже. обобщение полученных экспериментальных данных [10 12] позволило установить взаимосвязь процессов, протекающих при одностороннем трении скольжения в характерных упругодеформированных областях ii, iii и iv (рис.5, а) в направлении движения вала: "конфузорная область (ко) → переходная область (по) → диффузорная область (до)". протекающие взаимосвязанные процессы представлены в табл. 2. таблица 2 взаимосвязанные физические процессы в характерных областях подшипника скольжения конфузорная область (сужающийся зазор) переходная область (минимальный практически параллельный зазор hmin) диффузорная область (расширяющийся зазор) 1 2 3 деформационные процессы в граничных слоях смазки деформация сжатия максимальная деформация и минимальная толщина зазора деформация растяжения возвратные течения из контакта в среду параллельное скольжение граничных слоев возвратные течения из среды в контакт экструзия среды через торцы из контакта торцевое перетекание среды из ко в до торцевое всасывание среды в контакт циркуляция набегающих и возвратных течений переход сжатия граничных слоев в разрежение циркуляция выходящих фрагментов и возвратных течений эффект "масляного клина" дросселирование граничных слоев из ко в до десорбция граничных слоев pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 74 продолжение таблицы 2 1 2 3 тепломассообменные и упругодеформационные микропроцессы в граничных слоях растворение газового граничного подслоя в эжк-слоях смазки повышение концентрации газов и их растворение в эжк-слоях смазки выделение газовой компоненты эжк-слоев в виде микропузырьков и обогащение ими смазки термоэффект скольжение упруго-деформированных эжк-слоев смазки разрежение образование маслогазовоздушной смеси в объеме масла фрагментация (расслоение, турбулентность) встречными течениями массодиффузионные процессы обогащения граничных слоев газами нуклеация, рост газо воздушных каверн, трибокавитация взаимодействие поверхностей поверхности полностью разделены слоем сжатых граничных слоев поверхности полностью разделены упругодеформированными слоями с толщиной hmin поверхности притягиваются за счет разрежения в граничных слоях понижение "контактных" напряжений за счет эффекта "масляного клина" максимальные "контактные" напряжения в поверхностях и в эпитропных эжк граничных слоях повышение контактных напряжений на величину, равную степени разрежения в граничных слоях составляющие силы трения тангенциальная (набегающих и возвратных течений) и нормальная (повышенное давление) гидродинамическая тангенциальная и нормальная гидродинамические составляющие линейного скольжения эжк слоев в минимальном зазоре тангенциальная (выходящих фрагментов и возвратных течений) и нормальная (пониженное давление) гидродинамические составляющие тангенциальная и нормальная составляющие микрорезания тангенциальная и нормальная составляющие микрорезания тангенциальная и нормальная составляющие адгезионного схватывания изнашивание поверхностей трения скольжения микрорезание подшипника продуктами адгезии, образовавшимися в до микрорезание подшипника продуктами адгезии, образовавшимися в до адгезионное схватывание и образование продуктов адгезии на валу протекающие физические процессы в упругодеформированных областях контакта свидетельствуют о тесной взаимосвязи гидродинамических и упруго-деформационных процессов в граничных слоях и на поверхностях и соответственно с механизмом изнашивания в конфузорной, переходной и диффузорной областях трибоконтакта. при этом определяющим интенсивность изнашивания является процесс разрежения граничных слоев в до, вызывающий их десорбцию и адгезионное схватывание поверхностей. поэтому первостепенное значение для работоспособности трибосистем приобретают динамические процессы в граничных слоях смазки, протекающие во всех характерных областях контакта. при этом необходимо также учитывать, что в условиях квазисухого трения в до, согласно работе [16], благодаря импульсному упругому и неупругому деформированию локальных микрообъемов происходит периодическое формирование и разрушение образующихся всегда вторичных структур на рабочих поверхностях трибосистемы, оказывающих влияние на адгезионное схватывание поверхностей. 3.1.3. контактное и бесконтактное трение граничных слоев после заполнения зазора смазкой и создания осевой нагрузки наружная поверхность вала и внутренняя поверхность подшипника с имеющимися на них граничными слоями смазки будут сближаться по оси и в направлении приложения силы n (рис. 3). при этом поверхности и граничные слои упруго деформируясь, будут реализовывать упругий «контакт», в котором зазор уменьшается по мере увеличения нагрузки, а с противоположной стороны зазор между валом и подшипником будет увеличиваться. учитывая высокую прочность граничных слоёв, а также их подвижность и способность выдавливаться при сжатии поверхностями в плоскости контакта, можно утверждать, что контакт поверхностей с наногеометрическими параметрами шероховатости не произойдет, вплоть до предела текучести стали при сжатии [2]. тогда процесс трения скольжения радиального подшипника следует рассматривать дифференцированно в двух возможных вариантах его работы: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 75 1. бесконтактное трение слоев смазки в случае наличия большого зазора hmin, который превышает сумму высот эпитропных жидкокристаллических слоёв смазки hmin >2d, (рис. 6) с характерными четырьмя областями: конфузорная – i, переходная область с минимальным зазором hmin >2d – ii, диффузорная область iii и переходная область с максимальным зазором hmax – iv (рис. 6, а). а б рис. 6 – схема зазора радиального подшипника скольжения, образованного поверхностью трения вал 1, развернутым в плоскость и подшипника 2, заполненного смазкой с эжк слоями 3 толщиной d: без скольжения (а) и при скольжении (б) с минимальным зазором hmin > 2d как было показано в работе [12], при бесконтактном трении в граничных слоях протекают интенсивные динамические процессы сжатия/растяжения граничных слоев и возникновение возвратных течений в конфузорной и диффузорной областях соответственно (рис. 6, б), влияющих на тепломассоперенос в упругодеформированных областях, а именно, на количество смазки, поступаемой в ко, степень ее разрежения в до и агрегатное состояние смазки. 2. контактное трение жидкокристаллических слоёв смазки в случае осевого их сжатия поверхностями под осевой нагрузкой n с соответствующей упругой деформацией эжк слоёв, которая меньше двух высот эжк слоев смазки hmin >2d (рис. 7). в этом случае выделяются соответствующие шесть характерных областей: конфузорная бесконтактная – i, упругодеформированная конфузорная – ii; переходная область с минимальным зазором hmin >2d – iii, диффузорная упругодеформированная область – iv; диффузорная бесконтактная – v и переходная область с максимальным зазором hmax – vi. а б рис. 7 – схема зазора радиального подшипника скольжения, образованного поверхностью трения вал 1, развернутым в плоскость и подшипника 2, заполненного смазкой с эжк слоями 3 без скольжения (а) и при скольжении (б) с минимальным зазором hmin < 2d pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 76 первая область i – бесконтактная конфузорная, где повышается давление в граничном смазочном слое за счет трения упруго деформируемых набегающих и встречных течений истекающих граничных слоев. при увеличении скорости в этой области смазочный слой полностью воспринимает внешнюю нагрузку на себя, раздвигая поверхности и предотвращая их непосредственный контакт. превышение скорости скольжения некоторого критического значения, когда однородная смазочная среда переходит в воздушно-масляную суспензию, возникает расслоение потока. при этом происходит смешение и возникает турбулентность от внутреннего трения набегающих и истекающих граничных слоев, что приводит к повышению температуры смазки, и этот источник тепла во многом определяет тепловую напряженность подшипника. процессы, протекающие в конфузорном зазоре подшипника скольжения, имеют как положительные, так и отрицательные стороны. к положительным относится расклинивающее действие сжатых граничных слоев на поверхности, к отрицательным возникновение касательных и нормальных составляющих силы трения граничных слоев, что обусловливает возникновение турбулентных микротечений, приводящих к увеличению трения и интенсивному тепловыделению. вторая упругодеформированная конфузорная область ii, где упруго сжатые эжк слои смазки вместе с поверхностью движутся также в сужающийся зазор. этот зазор возникает вследствие упругих деформаций, которые, в соответствии с законом гука [2], с увеличением степени сжатия в направлении максимального контактного напряжения, рассчитываемого по г. герцу, фактическое расстояние между сжатыми поверхностями уменьшается и минимально под действием максимальных сил сжатия. в этой области также развивается положительный градиент давления, который приводит к возникновению вторичных контактно-упруго-гидродинамических и высокоскоростных течений направлении обратном набегающим граничным слоям. этот процесс по мере приближения эжк слоев в зону с максимально нагруженными граничными слоями смазки по оси у (ру = σmax), где участки поверхностей практически параллельны h = hmin, то есть dh / dx ≈ 0 и градиент давлений в граничных слоях dp / dx ≈ 0, а абсолютное объемной давление уменьшается до величины атмосферного давления р0. третья, переходная область iii, с минимальным зазором, разделяющим конфузорную и диффузорную области, имеет малую протяженность, где поверхности вала и подшипника практически параллельны друг другу. скорость скольжения, вязкость среды и осевая нагрузка полностью определяют количество смазки, которая с движущейся поверхностью поступит в третью, диффузорную область подшипника. эта переходная область характеризуется минимальным зазором между поверхностями, который обусловливается степенью упругой деформации граничных слоев смазки под действием одноосного сжатия ру = σmax от внешней нагрузки n. здесь происходит переход процесса деформации сжатия в деформацию растяжения фрагментов граничных слоев. граничные слои в области перехода имеют жидкокристаллическую природу, так как они воспринимают высокие одноосные напряжения сжатия pу, равные максимальным контактным напряжениям поверхностей σmax, а объемное давление в них соответствует давлению внешней среды. относительное перемещение квазипараллельных высоконагруженных поверхностей в этой области характеризуется образованием общих для поверхностей полостей с фрагментами граничных слоев, оставшихся в результате выдавливания из них под высоким давлением ру = σmax частиц смазки из контакта в объем смазки. часть максимально деформированных фрагментов граничных слоев переходной области, имеющих минимальное количество молекул смазки, адсорбированных на поверхности вала, вместе с поверхностью поступает в диффузорную область iv. фрагменты смазки, находящиеся в общих для поверхностей полостях на границе с диффузорной областью iv, подвергаются разрежению за счет релаксации ранее упругодеформированных сжатых вершин поверхностей, образующих контуры замкнутых полостей. при различных скоростях скольжения и нагрузках на границе переходной области iii и диффузорной области iv всегда происходит нуклеация газовой фазы и/или зарождаются ядра трибокавитации за счет высоких отрицательных градиентов давления, создаваемых релаксацией, ранее деформированных сжатием, выступов поверхностей. это подтверждается исследованием кинетики формирования газовой полости в до трибоконтакта скольжения для модельной трибосистемы шх-15 – тiо2, масло ипм-10, (рис. 8). в четвертую, упругодеформированную диффузорную область iv вместе с валом поступает минимальное количество фрагментов смазки из области iii. при этом контуры этой области полностью заполнены ранее выдавленными молекулами смазки при первичном сжатии смоченных поверхностей. эти контурные минимально нагруженные эжк слои играют роль уплотнительного материала с высоким сопротивлением срезу за счет их высокой тангенциальной прочности. попадая в расширяющейся зазор, смазка оказывается в условиях всестороннего объёмного растяжения за счет уменьшения напряжений и релаксации ранее упругодеформированных эжк-слоев и поверхностей. понижение давления в эжк слоях в упругодеформированной диффузорной области контакта приводит к дополнительному сжатию поверхностей и их взаимному притягиванию разреженными граничными слоями среды. интенсивное разрежение граничных слоев в диффузорной области вызывает нуклеацию газовой фазы из жидкокристаллической фазы эжк слоев. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 77 именно в этой iv й области возникают самые неблагоприятные для поверхностей трения условия квазисухого трения, вызванные интенсивным разрежением определенного внешней нагрузкой n минимального количества вещества, поступившего из переходной области iii: при всестороннем растяжении смазки в диффузорном зазоре появляется дополнительная нагрузка под действием давления окружающей среды, т.е. дополнительное сжатие поверхностей. это обстоятельство следует учитывать, так как понижение давления в граничных слоях диффузорной области приводит к увеличению дополнительной нагрузки сжатия поверхностей до десятков и сотен мпа. для модельной трибосистемы скольжения ([11], рис. 14) фторопласт – неориентированное оргстекло (модули упругости – 450 мпа и 2900 мпа соответственно, для модельного вала с радиусом r = 80 мм, длиной l = 9 мм, при осевой нагрузке n = 10 н, и малой скорости скольжения 0,1 м/с) расчетные значения максимальных контактных напряжений составляют σmax =1,94 мпа на ширине контакта b = 1,84 мм. при этом следует учесть, что поверхности испытывают давление окружающей среды р0, которое в нормальных атмосферных условиях принимаем 0,1 мпа. приблизительная численная оценка степени разрежения эжк слоев в до показывает, что при таком малом максимальном напряжении поверхностей (σmax = 1,94 мпа) произойдет разрежение теоретически не растягиваемых граничных слоев до давления разрежения рр, которое определяется по предлагаемой формуле рр = р02 / (р0 + σmax), то есть до 0,005 мпа или 5 кпа. учитывая, что длительность диффузорного процесса растяжения составляет порядка 2 мкс, нуклеация газовой фазы из смазочных слоев неизбежна, так как кипение минеральных масел в нормальных условиях наблюдается при значительно большем (50 … 90 кпа) давлении. расчет степени разрежения при реальных нагрузках для контактных напряжениях 2000 мпа в стальных полированных поверхностях (шх-15) показывает, что при скорости скольжения 0,5 м/с возникает упругодеформированная площадка шириной 0,5 мм, а разрежение в граничных слоях дегазированного вакуумного масла вм-6 достигнет 5 · 10-6 мпа за 0,4 микросекунды; а б в г д рис. 8 – кинетика образования газовой полости разрежения граничных слоев в диффузорной области трибоконтакта скольжения (шх-15 – тio2, масло ипм-10) при разных направлениях скольжения (вверху – против часовой стрелки, внизу – по часовой стрелке): а – нуклеация в начальный момент трения; б – рост и динамическое равновесие с увеличением скорости; в – кавитация; г, д – аннигиляция газовой полости после прекращения трения при увеличении нагрузки и скорости скольжения модельной трибосистемы локальное давление в смазочном слое понижается до величины порога кавитации. это явление наблюдается визуально (рис. 8) и следует рассматривать как трибокавитацию, принципиально отличающуюся от известных гидравлической и акустической. возникающие кавитирующие микропузырьки на поверхности раздела фаз "твердая подложка жидкость" при схлопывании разрушают трущиеся поверхности по известному кавитационно-эрозионному механизму [9]; в этой области смазка представляет собой тонкие мультимолекулярные слои на поверхностях трения, разделенные газо-паровоздушной полостью разрежения, обусловливающего их физическую десорбцию. газовая полость, образованная в диффузорной области контакта в широком диапазоне малых скоростей (до 0,1 м/с) и погонных нагрузок (до 1 н/м), находится в динамическом равновесии (рис. 8). внутренняя поверхность такой газовой каверны, перекатываясь по поверхности вала, достаточно устойчива. с увеличением осевой нагрузки, ее объем возрастает, степень разрежения в ней увеличивается, что объясняется уменьшением минимальной толщины смазочного слоя в контакте, то есть уменьшением коpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 78 личества смазки, поступающей в диффузорную область разрежения. с увеличением скорости скольжения происходит также рост объема каверны и степени разрежения в ней, а при достижении некоторой критической скорости (в наших экспериментах ≈ 0,6 м/с) происходит отрыв микро пузырьков от каверны, трибокавитация и переход во времени исходно прозрачного однородного масла в маслогазовую суспензию. важным выводом из полученных результатов является понижение степени разрежения граничных слоев (вплоть до давления окружающей среды) в до контакта и, как следствие, повышение эффективности трибосистем, а именно уменьшение силы трения и температуры, достигаемое путем использования масловоздушной суспензии. такая суспензия включает в себя достаточно долгоживущие (от нескольких часов до 2-х недель) газовые пузырьки, диаметры которых составляют от десятков микрометров до нанометровых размеров. с использованием микроскопа лдфсмп (на просвет) фиксировали микропузырьки размером от 100 нм, количество которых с уменьшением диаметра экспоненциально возрастало (рис. 1). это объясняется тем, что в результате длительной диффузорной фрагментации граничных слоев путем их ударного разрежения в диффузорной области контакта, в объеме будут накапливаться визуально невидимые нанопузырьки. за счет более низких (в тысячи раз), чем в жидкостях значений коэффициентов сжатия и растяжения наличие таких нанопузырьков в смазочной среде предотвращает возникновение высокого разрежения граничных слоев и, таким образом, устраняет условия квазисухого трения [12]. приведенные факторы, характеризующие процессы, протекающие в диффузорной области iv трибоконтакта (дополнительная нагрузка от разрежения в граничных слоях, десорбция граничных слоев и трибокавитация смазки) в совокупности создают все предпосылки для адгезионного взаимодействия практически сухих поверхностей, которые испытывают дополнительную нагрузку от разрежения граничных слоев. таким образом, динамические процессы, протекающие в граничных слоях диффузорной области подшипника скольжения, определяют его работоспособность и долговечность. пятая область v также диффузорная, которая характеризуется отсутствием упругих деформаций поверхностей от внешней нагрузки. в ней также протекают процессы разрежения, которые во многом определяют количество смазки, поступающей из области iv с разреженной смазкой. в недеформированной диффузорной области v за счет процесса разрежения эжк слоев, смазка всасывается из объёма и под действием давления окружающей среды подается в зону кромки диффузорной области упругого контакта. область v также характеризуется возникновением газовых каверн, пузырьков, сопровождающегося их ростом и аннигиляцией, а также течениями микроструек смазки из зазора в контакт. шестая область vi, как и iii-я, также переходная, но характеризуется максимальным зазором между поверхностями скольжения. в этой области происходит циркуляция граничных слоев: их перетекание из конфузорной в диффузорную область под действием избыточного давления в ко и разрежения в до, что, в свою очередь, приводит к уменьшению количества смазочной среды в конфузорной части контакта, а также поступление граничных слоев с поверхностью вала из до в ко. эти процессы циркуляции визуально наблюдаются в модельных трибосистемах с оптическими каналами съема информации. таким образом, с точки зрения дпгс адгезионное изнашивание поверхностей локализуется в упругодеформированной диффузорной области трибоконтакта, что вызвано естественным быстропротекающим (микросекунды) разрежением граничных слоев. значительную роль в этом процессе играют области бесконтактного трения, влияющие на тепломассоперенос граничных слоев в упругодеформированных областях. 3.1.4. агд модель трения в условиях граничной смазки с учетом приведенных в настоящей работе результатов и обобщения предыдущих исследований [10 12, 14] предлагается следующая адгезионно-гидродинамическая (агд) модель трения радиального подшипника скольжения (рис. 9). процесс трения радиального подшипника скольжения рассматривается дифференцированно в каждой из характерных областей: в бесконтактных – i, v, vi при отсутствии упругой деформации граничных поверхностей и в контактных областях – ii, iii, iv. в соответствии с этим выделяется две до, две ко и две по (рис. 9). трибологическое поведение подшипника скольжения определяется упругодеформированными областями, в которых происходит изнашивание и возникает максимальное сопротивление движению вала. бесконтактные области, влияющие на тепломассоперенос смазки в упругодеформированную диффузорную область (до) также вносит существенный вклад в трибологическое поведение контакта, что определяет необходимость их учета при оценке работоспособности трибосистемы. в исходно двухфазных граничных слоях с растворенной газовой компонентой возникают гидродинамические процессы турбулентности и кавитации в конфузорной и диффузорной областях контакта соответственно, а также вторичные течения в направлении, обратном скольжению. при этом в до посредством термомассопереноса и упругой микродеформации рабочих поверхностей поступает ограниченное количество смазки. эти процессы взаимосвязаны с возникновением полярных градиентов давления по обе стороны по: положительный – в ко, отрицательный – в до. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 79 рис. 9 – адгезионно-гидродинамическая модель трения радиального подшипника скольжения величина отрицательного давления в до определяется режимом трения, реологическими свойствами смазочной среды и степенью ее насыщения газовой компонентой. наличие разрежения в до создает условия квазисухого трения, локализующего адгезионное схватывание рабочих поверхностей в этой области, и соответственно – адгезионное изнашивание, сопровождающееся периодическим образованием и разрушением вторичных структур на рабочих поверхностях, как результат импульсного упругонеупругого деформирования локальных микрообъемов. образовавшиеся продукты адгезионного взаимодействия рабочих поверхностей в до налипают на поверхность вала и вместе с ней поступают в ко, осуществляя микрорезание поверхности подшипника в ко и по. увеличение в материале смазки содержания газовой составляющей, характеризующейся низкими значениями коэффициентов сжатия/растяжения, увеличивает давление в до, подавляя адгезионное схватывание. это открывает новые нетрадиционные пути управления трибологическим поведением контакта в условиях граничной смазки. 3.2. полуколичественная оценка основных параметров трибоконтакта при конструировании трибосистем основной акцент в расчетах трибоконтактов сделан на оценке условий и состояния смазочных слоев в диффузорной области контакта. на основе полученных экспериментальных данных [10, 12] и предлагаемой агд модели, с использованием известных формул и законов г.герца, гука, а.зоммерфельда, о. рейнольдса и н.п.петрова предлагается следующая последовательность в полуколичественной оценке параметров модельного трибоконтакта скольжения (рис. 10). рис. 10 – схема образования линейного контакта при упругой деформации поверхностей 1. расчет ширины контакта b и максимальных контактных напряжений с учетом давления окружающей среды р0: 21 21 0max 2 418,0 ee ee rl n р + ⋅ ⋅⋅+=σ и 21 2115,2 ee ee l rn b ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅= , (1) где maxσ и b – максимальное напряжение в поверхностях и ширина упругого контакта; 0p – давление масла в объеме; n – осевая нагрузка; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 80 1e и 2e – модули упругости материалов вала и подшипника; r – приведенный радиус подшипника. 2. определение диффузорной области контакта в соответствии с направлением трения. 3. установление зависимости ( )xσ согласно уравнения г. герца полуэллиптического распределения напряжений в поверхностях: ( ) max 2 1 σ      −=σ b x x . (2) пример такой зависимости σг(х) показан на рис. 11 совместно с микроструктурой рабочей поверхности модельного подшипника скольжения. показана локализация адгезионного взаимодействия рабочих поверхностей в области максимального разрежения граничных слоев рmin = 0,005 мпа) и максимального напряжения maxσ = 2мпа, в которую соответственно смещается минимальная толщина смазочного слоя (рис. 11, h, ω > 0). 4. решение квазистатической задачи деформирования граничных слоев модельной трибосистемы (рис. 11) в одном из выбранных направлений для определения максимальных значений нарастания напряжений в конфузорной области и максимальной релаксации, то есть разрежения – в диффузорной, на экстремальных зависимостях р(х): bx ⋅±= 4 2 ; max2 2 )( σ⋅±=хр ; (3) 5. определение максимального разрежения и напряжения дополнительной нагрузки maxσ , ω > 0, возникающей в диффузорной области контакта, путем суммирования зависимостей ( )xσ и ( )xp (рис. 11). а б рис. 11 – распределение контактных напряжений σ, давления в граничных слоях р и толщины эжк слоёв h в упругом контакте ав модельной трибосистемы скольжения с линейным контактом (а) и микроструктура рабочей поверхности модельного подшипника скольжения с локализацией адгезионного взаимодействия в до (б). ав – протяженность упругого контакта. σг – расчетное напряжение по г. герцу и симметричная толщина граничного слоя модельной смазки h при частоте вращения ω = 0. распределение давления в смазочном слое р, приводящее к смещению контактных напряжений σmax в диффузорную область (до) и соответствующему смещению минимальной толщины h при сверхмалой скорости вращения ω > 0 6. оценка вероятного состояния смазочной среды с учетом ее физико химических свойств при заданной скорости υ трения. при малых (докритических) скоростях масло можно рассматривать, как двухкомпонентную однородную жидкость с определенной концентрацией растворенных в ней газов (в pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 81 нормальных условиях ≈ 10 %), при "закритических" значениях (в наших экспериментах υ ≈ 0,6 м/с) – как масло паровоздушную суспензию. 7. оценка степени понижения давления в граничных слоях по формуле         σ⋅+= max0 2 0 2 2 ppp p , где р0 – давление окружающей среды или давление в маслосистеме, а также скорость разрежения, как отношение         σ⋅+= max0 2 0 2 2 ppp p ко времени нахождения поверхности вала с фрагментами смазки в до: tдо = b / 2υ. 8. изучение поведения граничных слоев выбранного смазочного материала путем лабораторного моделирования процесса быстрого разрежения с целью установления фактического порогового значения давления, при котором происходит полная десорбция граничных слоев на рабочих поверхностях трибосистемы. 9. оценка минимальной толщины смазочного слоя minh в статических условиях нагружения, как обратной величины максимальных контактных напряжений maxσ с учетом шероховатости поверхностей ra и свойств смазочной среды. это значение в настоящее время определить достаточно сложно в силу практического отсутствия экспериментальных сведений о деформировании мультии мономолекулярных слоев разнообразных технически применяемых смазочных материалов. некоторые данные позволяют оценить порядковые величины minh , опубликованные в работе [2], и сведения о том, что в условиях двустороннего сжатия поверхностями граничные слои деформируются по закону гука. 10. выбор способов подавления процесса десорбции граничных слоев в до, если в граничных слоях смазки давление понижается до значения давления насыщенных паров исходной смазочной среды с учетом ее фазового состояния и внешнего давления. другой путь полуколичественной оценки параметров модельного трибоконтакта скольжения состоит в использовании эмпирических формул распределения давления в граничных слоях на основе следующей базовой функции: dвхс вха рр к ++ + += 20 )( )( , (4) где х – координата, а, в, с, к и d – постоянные, которые зависят от условий трения, геометрии контакта, физических свойств поверхностей, их шероховатости, физико реологических свойств смазочной среды, в том числе коэффициент сжимаемости фактической двухфазной масловоздушной суспензии; р0 – давление окружающей среды, которое в нашем случае было атмосферным – 102 кпа. формула (4) является базовой для определения распределения давления р по координате х и может быть перспективной для оценки степени разряжения граничных слоев в диффузорной области трибоконтакта на стадии его проектирования. преимущество такого полуэмпирического подхода состоит в простоте формулы, что весьма важно для инженерных оценочных расчетов в различных конструкторских бюро. состоятельность такого подхода подтверждается практически полным совпадением экспериментальных данных с расчетными по формуле (4) (рис. 12). экспериментальная зависимость р(х) была получена с использованием прибора трения асб-02м [11] в условиях: среда – ипм-10, модельный фторопластовый вал диаметром 80 мм, и длиной 9 мм, модельный плоский подшипник (оргстекло неориентированное), частота вращения вала ω = 20 мин-1, линейная скорость скольжения вала υ = 0,09 м/с, осевая нагрузка на контакт n = 0,4 н, расчетные значения ширины контакта b = 0,145 мм и максимальных контактных напряжений – maxσ = 0,389 мпа, рассчитанные по формуле г. герца (1), давление окружающей среды – 102 кпа (кра). приемное устройство давления имело ширину – 0,2 мм и длину – 6 мм, скорость сканирования – 0,002 мм/с, направление сканирования – обратное направлению скольжения. на рис. 12 представлено экспериментальное характерное распределение давления вдоль оси х (пунктирная линия i при скольжении модельного вала – 1 по плоскости 2), в абсолютных величинах. объемное давление в граничных слоях в конфузорной области возрастает до 150 кра, затем в переходной области по оно снижается до атмосферного, после чего, в диффузорной области происходит разрежение до 50 кпа и асимптотическое повышение давления до атмосферного давления 102 кпа. экстраполяция данных по формуле (4) и подбор коэффициентов позволило получить расчетное распределение давления в трибоконтакте, показанное в виде сплошной линии ii (рис. 12). таким образом, для данной модельной трибосистемы при данных условиях наиболее близкой является следующая эмпирическая формула зависимости р(х): pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 82 13 120 102 4 + += х х р . (5) формула (4) включает постоянные, которые отражают как условия эксперимента, так и свойства материалов. высокая корреляция экспериментальных данных с рассчитанными по полуэмпирической формуле (5) указывает на перспективность использования такого подхода для различных трибосистем на базе функции (4). рис. 12 – экспериментальное i и расчетное ii по формуле (5) распределение давления в граничных слоях при скольжении вала 1 по модельному плоскому подшипнику 2 3.3. сравнительный анализ адгезионно деформационной (ад), эластогидродинамической (эгд) и адгезионно гидродинамической (агд) моделей трения современная трибология граничного трения базируется на двух признанных моделях: преимущественно экспериментальной адгезионно деформационной (ад) и преимущественно теоретической эластогидродинамической (эгд). согласно ад модели в процессе граничного трения смазочный слой рассматривается, как вторичная структура/"третье тело" в виде аморфной "стеклоподобной" субстанции, которая возникает под действием высоких контактных напряжений [1]. его прочность подчиняется закону упругой деформации твердых тел гука, а модуль упругости молекул масла соизмерим с таковым алмаза [2]. при этом адгезионное изнашивание рабочих поверхностей происходит дискретно в пределах контурной площади трибоконтакта, что экспериментально не подтверждается [10]. такой подход ограничивает способы борьбы с изнашиванием традиционными материаловедческими приемами созданием новых составов смазок, конструкционных материалов, их покрытий, а также структурированием поверхностей. в рамках агд модели экспериментально доказана локализация адгезионного взаимодействия в диффузорной области контакта [10] и влияние на него динамических процессов в граничных слоях, обусловливающих двухфазное (жидкогазовое) состояние смазочной среды и степень разрежения в диффузорной области [10]. это расширяет возможности подавления адгезионного взаимодействия путем создания новых двухфазных смазочных материалов и конструктивных способов для их возникновения на начальном этапе работы трибоконтакта. на рис. 13, 14 представлены характерные признаки трибоконтакта с позиций эгд и агд моделей, которые существенно отличаются. в рамках эгд модели (рис. 13) подвижная плоская поверхность реализует контакт с неподвижной поверхностью hx протяженностью [-аоа], в поверхностях которого в статике (без трения) возникают контактные напряжения рн.. при движении нижней плоской поверхности со скоростью v в граничном слое создаётся давление рх, которое отождествляется с контактными напряжениями. на эпюре контактных напряжений выделяют наличие пика петрусевича в области выхода движущейся поверхности из контакта, где толщина смазочного слоя hmin минимальна. в рамках эгд модели трибосистема является безызносной при определенной и минимальной толщине смазочного слоя, которая определяется "контактными напряжениями", рассчитываемыми по герцу, и давлением в слоях. однако прямые экспериментальные измерения, как минимальной толщины смазочного слоя, так и давления в них отсутствуют. при этом считается, что давление в смазочных слоях при трении всегда выше атмосферного. понятия "контактные напряжения", "давление в смазочном слое" и "давление на трущиеся поверхности" нуждаются в коррекции в соответствии с экспериментальными данными, положенными в основу агд модели трения и трибокавитационного механизма изнашивания [14]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 83 σр рис. 13 – характерные признаки трибоконтакта с позиций эгд модели [5] рис. 14 – схема контактно-гидродинамических процессов с позиций агд модели [14] сравнение распределения давления в смазочном слое радиального подшипника с позиций эгд (рис.13) и агд (рис.14) моделей указывает на целесообразность учета динамических процессов в граничных слоях смазки, особенно в диффузорной области контакта, что является существенным дополнением известных схем при построении математических моделей. принципиальное отличие состоит в том, что в рамках агд модели диффузорная область трибоконтакта практически оказывается несмазанной при повышенных нагрузках от разрежения в граничных слоях, тогда как с позиций эгд модели давление во всех областях контакта больше давления окружающей среды. установленные ранее экспериментальные закономерности [14] свидетельствуют о том, что в граничных слоях трибоконтакта протекают значительно более сложные процессы, чем принятые в рамках ад и эгд моделей [1 5]. как показали прямые измерения давления в смазочных слоях трибоконтакта [10 12], в них возникает характерное конфузорное сжатие и диффузорное разрежение, что легло в основу агд модели трения, основные положения которой (табл. 3) не согласуются с эгд моделью. экспериментально доказано [12], что при трении в смазочном слое относительно его минимального зазора самопроизвольно возникает сжатие смазочных слоев в конфузорной и их растяжение – в диффузорной областях трибоконтакта. таким образом, давление в смазочном слое не тождественно поверхностным контактным напряжениям, определяемым по г.герцу (рис. 14). рис. 15 – рабочие схемы распределения давления в граничных слоях радиального подшипника скольжения с позиции эгд [3 5] (а) и агд (б) моделей [12, 14], где в ко жидкая фаза смазки (жф) находится под избыточным давлением и до газовая фаза (гф) – в разреженном состоянии с позиций модели агд модели [14] при движении нижней плоской поверхности со скоростью υ (рис. 14) в конфузорной области кроме набегающего потока граничных слоев возникают вторичные, обратные движению течения смазочной среды (показано стрелками). в диффузорной, расширяющейся области, при определенных скоростях возникает маслопаровоздушная фаза смазки и вторичные, обратные движению, течения из среды в контакт. это происходит в соответствии с экспериментальной закономерностью распределения давления в смазочном слое рм, которое в конфузорной области выше, а в диффузорной ниже давления окружающей среды. при этом реактивные давления, возникающие на поверхности неподвижного криволинейного трибоэлемента σр , представляют собой сумму герцевских напряжений σг и давления в смазочном слое рм, а "контактные напряжения" σк следует рассматривать, как разницу герцевских напряжений σг и давления в смазочном слое рм и лишь в диффузорной области, где наиболее вероятно возникновение фактического контакта напряжения являются контактными. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 84 основным положением агд модели является самопроизвольное возникновение относительно минимального зазора каждого элементарного трибоконтакта двух характерных областей [10 12]. в области уменьшения зазора по направлению скольжения/качения, т.е. в конфузорной, происходит повышение давления в граничных слоях смазки и возникновение вторичного течения, противоположного направлению движения. в этой области при высоких скоростях трение происходит между набегающими с движущейся поверхностью слоями граничной смазки и слоями вторичного обратного течения, вызванного градиентом давлений в сужающейся зоне трибоконтакта, что является основным источником теплоты. в диффузорной области происходит разрежение граничных слоев и уменьшение давления в них относительно давления окружающей среды до значений, равных и меньших давления насыщенных паров смазочной среды. здесь возникает вторичное течение, направленное из окружающей среды в контакт против движения вала также, как и в конфузорной области. при этом в диффузорных областях трибоконтактов, особенно при высоких скоростях (0,1 10,0 м/с), происходит нарушение однородности смазочного слоя с образованием маслопаровоздушных полостей пузырьковой кавитации, которая характеризуется самопроизвольным возникновением пузырьков и их схлопыванием у поверхностей трения, что также приводит к их нагреву. главным критерием реализации гидродинамического и эластогидродинамического режимов трения считается минимальная толщина смазочного слоя, которая должна превышать сумму максимальных значений шероховатостей поверхностей. однако, эта величина определялась не прямыми, а косвенными измерениями в динамике. кроме того, отсутствовали прямые измерения распределения локального давления по длине контакта в смазочных слоях, которые отождествлялись с контактными напряжениями, рассчитываемыми по г.герцу. поэтому минимальную толщину смазочного слоя не следует рассматривать как единственный надежный критерий работоспособности трибосистем. сравнение основных положений моделей эгд, ад и модель агд приведены в табл. 3. таблица 3 сравнение основных положений эгд, ад и агд моделей трения № п/п положения эгд модели положения ад модели положения агд модели 1 2 3 4 1 работоспособность трибосистемы определяется толщиной смазочного слоя/количеством смазки, достаточным для обеспечения неразрывности смазочного слоя в контакте работоспособность трибосистемы определяется свойствами вторичной структуры / "третьего тела" и количеством смазки в трибоконтакте, которые обуславливают адгезионное изнашивание рабочих поверхностей работоспособность трибосистемы определяется степенью десорбции граничных слоев в диффузорной области контакта, которая зависит от степени их разрежения и обуславливает квазисухое адгезионно деформационное взаимодействие рабочих поверхностей 2 смазочный слой в трибоконтакте является однофазной ньютоновской жидкостью на протяжении всего контакта смазочный слой в трибоконтакте является "третьим" телом в виде стеклоподобной субстанции смазочный слой в трибоконтакте не является однофазной ньютоновской средой, а представляет собой в конфузорной и переходной областях контакта масловоздушную среду, а в диффузорной – газовую полость 3 слой смазки в трибоконтакте практичес-ки параллельный рабочим поверхностям в его центральной части и сужается в районе выхода из него движущейся поверхности геометрия смазочных слоев не рассматривается. их прочность подчиняется закону упругого деформирования гука, а модуль упругости молекул масла соизмерим с таковым алмаза смазочный слой трибоконтакта, образованного криволинейными поверхностями при сжатии, не параллельный в его центральной части, а является адекватным отражением упругой деформации граничных слоев и обратно пропорционален напряжениям г.герца по закону гука 4 в процессе трения напряжения в поверх-ностях трибоконтакта, рассчитываемые по г.герцу, равны давлению в смазочном слое в процессе трения напряжения в поверхностях трибоконтакта, рассчитываемые по г.герцу, равны давлению в смазочном слое в процессе трения давление в смазочном слое в конфузорной области контакта увеличивается, а в диффузорной – уменьшается относительно давления окружающей среды. давление в смазочном слое не отождествляется с контактными напряжениями pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 85 продолжение таблицы 3 1 2 3 4 5 контактные напряжения в рабочих поверхностях соответствуют расчетным значениям по г.герцу и отмечается наличие второго максимума давления (так называемый пик петрусевича) контактные напряжения в рабочих поверхностях соответствуют расчетным значениям по г. герцу "контактные напряжения", "давление в смазочном слое" и "давление на трущиеся поверхности" являются разными параметрами, так как давление в смазочном слое не тождественно поверхностным контактным напряжениям, определяемым по г. герцу 6 минимальная толщина слоя смазки в трибоконтакте считается определяющим критерием его работоспособности и находится в диапазоне 0,1 1 мкм при герцевском давлении 1 гпа, а время прохождения смазки через контакт составляет 10-3 10-5с минимальная толщина слоя смазки в трибоконтакте не является определяющим критерием его работоспособности минимальная толщина слоя смазки в трибоконтакте является одним из факторов динамических процессов в граничных слоях (но не определяющим), влияющим на его работоспособность 7 сила трения имеет гидродинамическую природу (коэффициент трения не более 0,001), обеспечивая теоретически безызносное трение сила трения определяется адгезионным (99%) и деформационным (1%) взаимодействием рабочих поверхностей, обуславливающим износ сила трения включает в себя гидромеханическую, гидродинамическую и адгезионно деформационную составляющие, определяющие интенсивность адгезионного изнашивания 8 граничные слои характеризуются объемными свойствами смазки, включающими кавитационный эффект граничные слои рассматриваются как жидкокристаллическая трибохимически активная среда, без учета гидродинамических эффектов граничные слои рассматривается, как многофазная газо-жидкокристаллическая трибохимически активная среда с многослойной структурой, в которой при трении возникают турбулентность в ко и трибокавитация в до сравнение основных положений известных ад и эгд моделей трения в условиях граничной смазки указывает на существенные противоречия в представлениях о физике процессов, протекающих в граничных слоях трибоконтакта, и подтверждает состоятельность разработанной агд модели, в значительной мере устраняющей эти противоречия. 3.4. новые методы управления работоспособностью трибосистем и их апробация в условиях лабораторно стендовых и натурных (летных) испытаний исходя из агд модели трения с позиции динамических процессов в граничных слоях (дпгс), наряду с известными методами повышения эффективности трибосистем, предлагается управление их работоспособностью путем понижения степени разрежения в граничных слоях смазки в диффузорных областях трибоконтактов соответствующими приемами. приведенные в табл. 4 предлагаемые подходы повышения работоспособности трибосистем, также как и традиционные, прошли широкую лабораторную апробацию [15], а некоторые из них реализованы в авиационном двигателестроении, в частности, на двигателях тв-3-117вма сбм-1 самолета ан-140. известный подход создания на поверхностях трения различных микрогеометрических канавок повышает работоспособность узлов трения. однако механизм такого эффекта связывают с улучшением смазывания контакта. с нашей точки зрения наличие таких канавок, несомненно, приведет к уменьшению протяженности диффузорной области путем создания множества линейных контактов малой длины. это позволяет торцевым перетеканием понизить степень разрежения в диффузорных микрообластях трибоконтакта. геометрический профиль, рисунок в плане (винтовой, двойной и пр.) и частота таких канавок во многом зависят от свойств смазочной среды и условий нагружения. проектирование микрогеометрии трущихся поверхностей с заданными параметрами на основе агд модели является перспективным способом понижения разрежения в диффузорных областях трибоконтактов, который можно будет использовать под конкретные узлы трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 86 таблица 4 методы повышения работоспособности трибосистем традиционные методы предлагаемые материаловедческий реологический конструкторскотехнологический реологический создание антифрикционных конструкционных материалов улучшение свойств базовых минеральных и синтетичских масел создание трибосистем с подвижными контактами в пределах контурной площади создание эффективных двухфазных масло-паровоздушных смазочных смесей при запуске трибосистем конструкторскотехнологическими методами создание структурированных конструкционных пористых материалов применение эффективных многофункциональных присадок наноструктурирование рабочих поверхностей "каналами перепуска" граничных слоев из ко в до с определенными геометрией, шагом и направленностью разработка двухфазных маслопаровоздушных смазочных материалов путем насыщения базовых масел и смазок газами (азот, аргон, смеси и др.) создание трибосистем с подвижным фактическим контактом в пределах контурной площади показал свою эффективность на лабораторных трибосистемах скольжения (прибор трения аск-01), что подробно описано в работе [14]. при создании двигателя тв-3-117вма-сбм1 на стадии стендовых испытаний оказалось, что ресурс винтового редуктора, смазка которого производилась традиционно через отверстия в сателлитах непосредственно на дорожку качения (рис. 15) недопустимо мал. стендовая и летная апробация метода повышения работоспособности главных редукторов двигателей тв-3-117вма-сбм-1 путем организации их смазки двухфазной масло-паровоздушной суспензией масла ипм-10 позволила повысить их ресурс более чем в 7 раз. рис. 15 – главный редуктор гтд тв3-117вма-сбм1: а – ранее применявшая конструкция; б – внедренный вариант подшипника сателлита на стадии разработки двигателя тв-3-117вма сбм1 на стенде испытывались ведущие редукторы с различными зазорами роликовых подшипников сателлитов переднего редуктора с установленным на выходном валу воздушным винтом. при прочих равных условиях режимов работы двигателя и крутящего момента на валу винта испытывались три типа двигателей по три изделия каждого типа: 1-й тип – двигатели тв3-117вма-сбм1 с зазорами 0,015 0,035 мм с подачей масла ипм-10 на дорожки качения с расходом 1,2 л/мин; 2-й тип – то же, но с зазорами 0,005 0,025мм с подачей масла ипм-10 на дорожки качения с расходом 1,2 л/мин и 3-й тип – то же, но с подачей масла через отверстия, которые вынесены отверстия подвода масла на беговой дорожке подвод масла изпод колец pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 87 за беговые дорожки качения роликов, а масло подавалось через зазор распорной втулки на торцы роликов и сепаратора с тем же расходом 1,2 л/мин. результаты испытаний подтверждаются соответствующим актом внедрения гп "ивченкопрогресс" и нау, который отражает следующие результаты: 1. испытания группы двигателей с передним редуктором 1-го типа показали, что трение качения роликов реализуется в трети необходимого расчетного сектора качения, то есть две трети пути качения за один оборот ролики находились вне контакта с осями сателлитов и тормозились смазочной средой, подаваемой на беговую дорожку, что приводило к их ускоренному проскальзыванию в области входа в контакт с беговыми дорожками осей и сателлитов. после испытаний на беговых дорожках осей сателлитов были выявлены дефекты, классифицированные, как "усталостное выкрашивание". 2. испытания группы двигателей с передним редуктором 2-го типа показали, что трение качения реализуется в двух третях пути качения роликов, то есть в достаточном секторе качения сателлита редуктора. таким образом, лишь треть пути качения роликов за один оборот находилось вне контакта с осями сателлитов, что соответствует норме из-за сохранившегося тормозящего воздействия смазочного средства. после испытаний на беговых дорожках были выявлены дефекты, классифицированные как "усталостное выкрашивание", на протяжении всей длины контактного трения. средняя наработка до возникновения дефектов, которые свидетельствовали о необходимости замены редуктора, составила 415 часов. 3. испытания группы двигателей с передним редуктором 3-го типа показали, что трение качения роликов реализуется в двух третях окружности качения, что необходимо и достаточно для нормальной работы сателлитов в соответствии с расчетным значениям. после испытаний на беговых дорожках признаков возникновения дефектов, классифицирующихся как "усталостное выкрашивание", обнаружено не было. 4. эксплуатация восьми двигателей с конструкторскими доработками по организации смазки масло-паровоздушной смесью, или масляным туманом, показали, что при суммарной наработке более 5000 моточасов признаки выкрашивания осей сателлитов передних редукторов двигателей тв3117вма-сбм1 отсутствовали. до внедрения нового способа смазки межремонтный ресурс передних редукторов с традиционной подачей смазки на беговые дорожки роликовых подшипников (аналогично редукторам двигателей аи-20 и аи-25) составлял 415 часов. внедрение нового способа смазки трибоузлов редукторов масло-паровоздушной суспензией с соответствующей конструкторской доработкой позволило повысить срок безремонтной эксплуатации передних редукторов двигателей тв3-117вма-сбм1 в среднем до 3250 часов (по состоянию на 1 марта 2012 г.), т.е. более чем в 7 раз. при этом признаки выкрашивания осей сателлитов не обнаруживались. летная эксплуатация этих двигателей продолжается. таким образом, метод повышения работоспособности трибосистем путем их смазки двухфазной маслогазовоздушной суспензией показал свою эффективность и в настоящее время внедрен на маршевых двигателях тв3-117вма-сбм1 самолётов ан-140. выводы на базе комплексных исследований физических и гидродинамических процессов, протекающих в характерных областях трибоконтакта подшипников скольжения с линейным и радиальным контактом, разработана физическая адгезионно-гидродинамическая (агд) модель трения, в значительной мере устраняющая существующие противоречия между современными адгизионно-деформационным (ад) и эластогидродинамическим (агд) подходами к рассмотрению природы трения с граничными слоями. использование агд модели позволяет значительно расширить возможности эффективного управления работоспособностью трибосистем с граничным трением. основные положения агд модели трения сводятся к следующему: смазочный слой в трибоконтакте не является однофазной ньютоновской средой, а представляет собой в конфузорной и переходной областях контакта масловоздушную среду, а в диффузорной – газовую полость; граничные слои представляют слоистую структуру с растворенными в них газами, которая содержит внутренний газовый подслой на границе с поверхностью металла. при трении скольжения с постоянной скоростью с повышением осевой нагрузки увеличиваются как размер газовых полостей, так и степень разрежения в диффузорной области (до), что свидетельствует об увеличении концентрации газа в граничных слоях; в процессе трения давление в смазочном слое в конфузорной области контакта увеличивается, а в диффузорной – уменьшается относительно давления окружающей среды. давление в смазочном слое не отождествляется с контактными напряжениями; граничный слой рассматривается, как многофазная газо-жидко-кристаллическая трибохимически активная среда с многослойной структурой, в которой при трении возникают турбулентность в ко и трибокавитация в до; исследованием кинетики формирования газовой полости установлено, что на границе упругодеформированных по и до всегда происходит нуклеация газовой фазы и зарождение ядра трибокавитаpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение iv. физическая адгезионно гидродинамическая ... проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 88 ции за счет высоких отрицательных градиентов давления, создаваемых релаксацией выступов поверхностей, ранее деформированных сжатием. это инициирует адгезионное взаимодействие в до контакта; взаимосвязанные процессы деформации, тепломассопереноса, образования масловоздушной среды в объеме смазки и взаимодействия поверхностей в комплексе обуславливают локализацию в до адгезионного изнашивания рабочих поверхностей с последующим их микрорезанием в ко продуктами адгезионного взаимодействия, переносимыми из до в ко вместе с валом. в радиальных подшипниках скольжения в зависимости от изменения величины зазора h относительно линии центров вала и подшипника в радиальном направлении dh / dx, существует шесть областей, принципиально отличающихся распределением градиентов давления dp / dx и контактных напряжений σ в граничных слоях смазки. две ко (dp / dx > 0, dh / dx< 0): бесконтактная (σ ≅ 0) и упругодеформированная (σ > 0); две по (dp / dx ≅ 0): с минимальным (σ = σmax) и максимальным (σ = 0) зазором; две до (dp / dx < 0): упругодеформированная (σ > 0) и бесконтактная (σ = 0). доминирующий вклад в трение вносят упругодеформированные конфузорная, переходная и диффузорная области контакта; в соответствии с агд моделью предложена методика оценки основных параметров трибоконтакта, в том числе распределение напряжений в линейном контакте и давления в граничных слоях смазки; разработаны патентно-подтвержденные эффективные способы повышения работоспособности трибосистем с граничными слоями с использованием новых конструкторско технологических и реологических приемов, апробированных в реальных условиях эксплуатации, в частности, на маршевых двигателях тв3-117вма-сбм1 самолетов ан-140. эти способы включают создание трибосистем с подвижными контактами, наноструктурирование поверхностей и использование маслопаровоздушных смесей, образующихся как на стадии запуска, так и путем насыщения базовых смазок газами. автор выражает глубокую благодарность профессору подчерняевой ирине александровне за участие в обсуждении результатов литература 1. крагельский и. в. основы расчетов на трение и износ / и. в. крагельский, м. н. добычин, в. с. комбалов. – м. : машиностроение, 1977. – 526 с. 2. ахматов а. с. молекулярная физика граничного трения / а. с. ахматов. – м. : физматгиз, 1963. – 472 с. 3. петрусевич а.и. зубчатые передачи. справочник по деталям машин / а.и.петрусевич. – м.: машиностроение, 1969. – т. ш. с. 15-156; 209 – 216. 4. коднир д. с. контактная гидродинамика смазки деталей машин / д. с. коднир. – м. : машиностроение, 1976. – 304 с. 5. дмитриченко н.ф. эластогидродинамика / н.ф.дмитриченко. –львов: изд-во национального университета «львовская политехника», 2000. – 224 с. 6. elrod h.g., 1981 “a cavitation algorithm,” asme j-l of lubr. technol., vol. 103, pp. 350-354. 7. алтоиз б.а., кириян с.в., шатагина е.а. // журн. техн. физики, 2010. – т.80, вып.10. – с. 37 8. www. elementy.ru/news/430259. 9. прейс г.а. повышение износостойкости оборудования пищевой промышленности / г.а. прейс, н.а. сологуб, а.и. некоз – м.: машиностроение, 1979. – 208 с. 10. стельмах а.у. адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение і. закономерности процесса изнашивания при трении в условиях граничной смазки / проблеми трибології. – хмельницький: хну. – 2012. –№1. – c. 106–112. 11. стельмах а.у. адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение іі. новые приборы и методы исследования граничных слоев трибосистем / проблеми трибології. – хмельницький: хну. – 2012. –№2. – c. 96–107. 12. стельмах а.у. адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение 3. взаимосвязь динамических процессов в граничных слоях (дпгс) радиального подшипника скольжения с их физико-механическими, теплофизическими свойствами и механизм возникновения вторичных течений //проблеми трибології. – хмельницький: хну.–2012. №3. – с.63-74. 13. pinkus, o., 1990, «thermal aspects of fluid film tribology,» asme press, n.york, pp. 317-326. 14. компресійно-вакуумна складова сили тертя в умовах граничного змащування / о.у. стельмах // вісн. нац. авіац. ун-ту. – 2008. — n 4. – с. 74-81. – бібліогр.: 14 назв. – укp. 15. кравченко и.ф., ананьев в.г., колесник п.а., единович а.б., аксенов а.ф., стельмах а.у. физическая механика гетерофазной смазки редукторов гтд // наукові нотатки. – луцьк: лнту. – 2011. – №34. – с.141 – 144. 16. запорожец в.в. диагностика узлов трения авиационной техники / в.в.запорожец, в.а.бердинских. – к.: киига, 1987. – 164 с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_rabek.doc własności tribologiczne i struktura geometryczna powierzchni powłok węglikowych w osnowie miedzi przed i po obróbce laserowej проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 40 radek n.,* świderski j.** *centrum laserowych technologii metali, **katedra technologii mechanicznej i metrologii, politechnika świętokrzyska, kielce, polska własności tribologiczne i struktura geometryczna powierzchni powłok węglikowych w osnowie miedzi przed i po obróbce laserowej wstęp obróbkę elektroiskrową zalicza się do grupy metod opartych na wykorzystaniu skoncentrowanego strumienia energii [1]. jej historia sięga lat czterdziestych i związku radzieckiego, gdzie powstała jednocześnie z obróbką elektroerozyjną [2]. dokładniej została zbadana w latach siedemdziesiątych i wtedy to też została szerzej rozpowszechniona w przemyśle do nanoszenia trudnotopliwych materiałów na metale i ich stopy. idea metody elektroiskrowego nanoszenia powłok opiera się na zjawisku wyładowania iskrowego między elektrodami (przedmiot obrabiany jest katodą, anodą jest elektroda erodująca) w atmosferze gazu, zwykle powietrza, rzadziej gazów ochronnych. podczas wyładowania następuje erozja anody wykonanej z materiału powłokowego i nanoszenie cząstek materiału anody na pokrywany przedmiot z równoczesnym jego nagrzewaniem w okolicy styku obu elektrod [1 ÷ 3]. obróbka elektroiskrowa posiada zalety do których można zliczyć: możliwość wykorzystania różnych materiałów powłokowych, bardzo dobra adhezja powłoki z podłożem (połączenie dyfuzyjne), brak odkształceń materiału, możliwość wykonywania powłok miejscowych oraz pokrywania skomplikowanych kształtów, brak konieczności wstępnego przygotowania powierzchni przed nanoszeniem elektroiskrowym, tanie i proste urządzenia do nanoszenia powłok (o ręcznym posuwie elektrody). natomiast do wad obróbki elektroiskrowej możemy zaliczyć: brak możliwości stosowania materiałów nie przewodzących prądu (zarówno elektrod i materiałów podłoża), znaczna chropowatości powłoki w stosunku do materiału podłoża, niezbyt duża powtarzalność właściwości powłok nanoszonych przy użyciu urządzeń ręcznych, powłoki posiadają naprężenia rozciągające. szczególnie interesująco przedstawia się możliwość wykorzystania obróbki laserowej do polepszenia właściwości powłok otrzymanych elektroiskrowo [4 ÷ 10]. wiązka laserowa może zostać wykorzystana do wygładzania oraz uszczelniania tych powłok. zastosowanie wiązki laserowej do wygładzania powłok otrzymanych elektroiskrowo powinno zapewnić zmniejszenie chropowatości powierzchni i zmianę kształtu profilu nierówności. do wygładzania zalecane są niewielkie gęstości mocy i duże średnice wiązki laserowej w celu przetopienia warstwy na niewielką głębokość. celem zagęszczania laserowego jest zmniejszenie porowatości powłoki oraz likwidacja rys, rozwarstwień, pęknięć powierzchni powłoki. w ramach aktualnie zrealizowanych badań odniesiono się do opisu struktury geometrycznej powierzchni (sgp) oraz badań tribologicznych powłok węglikowych w osnowie miedzi przed i po obróbce laserowej. urządzenia i materiały stosowane w badaniach przedmiotem badań były powłoki nakładane elektrodą wc-cu (50 % wc, 50 % cu) o przekroju 4 × 6 mm (anoda) metodą elektroiskrową na próbki wykonane ze stali c45 (katoda). skład chemiczny stali c45 przedstawiono w tabeli 1. tabela 1 skład chemiczny stali c45 pierwiastki c mn si p s zawartość % 0,42 ÷ 0,50 0,50 ÷ 0,80 0,10 ÷ 0,40 0,04 0,04 do nanoszenia powłok elektroiskrowych użyto urządzenie (o ręcznym przesuwie elektrody) produkcji ukraińskiej, model eil-8a. opierając się na doświadczeniach własnych oraz zaleceniach producenta urządzenia przyjęto następujące parametry nanoszenia powłok elektroiskrowych: napięcie u = 230 v, pojemność kondensatorów c = 150 µf, natężenie prądu i = 0,7 a. obróbkę laserową przeprowadzono laserem nd:yag (impulsowy tryb pracy), model bls 720. próbki z powłokami elektroiskrowymi naświetlano laserowo przy następujących parametrach obróbki: średnica plamki laserowej d = 0,7 mm; moc lasera p = 60 w; prędkość przemieszczania wiązki v = 250 mm/min; odległość dysza-przedmiot obrabiany ∆f = 6 mm; czas trwania impulsu ti = 0,45 ms; częstotliwość powtarzania f = 50 hz; skok przesuwu wiązki s = 0,4 mm; gaz osłonowy azot q = 25 l/min. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com własności tribologiczne i struktura geometryczna powierzchni powłok węglikowych w osnowie miedzi przed i po obróbce laserowej проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 41 wyniki pomiary struktury geometrycznej powierzchni przeprowadzono na profilometrze optycznym talysurf cci wykorzystujący opatentowany prze firmę taylor hobson algorytm korelacji koherencji, umożliwiający pomiar z rozdzielczością w osi z poniżej 0,8 nm. wynik pomiarów zapisywany jest w macierzy 1024 × 1024 punktów pomiarowych co przy zastosowanym obiektywie x10 daje mierzony obszar 1,65 mm × 1,65 mm i rozdzielczość poziomą 1,65 µm × 1,65 µm. trójwymiarowe powierzchnie i ich analiza z wykorzystaniem oprogramowania talymap platinium pozwoliły na precyzyjne poznanie struktury geometrycznej badanych powierzchni. na rysunkach 1 ÷ 4 przedstawiono obrazy topografii powierzchni, rozkłady rzędnych z krzywymi nośności, diagramy izotropowości oraz funkcję autokorelacji próbek przed i po obróbce laserowej. w tabeli 2 zestawiono najważniejsze parametry struktury geometrycznej powierzchni badanych próbek. tabela 2 parametry struktury geometrycznej powierzchni powłoka parametry sgp wc-cu wc-cu + laser sa [µm] 4,02 6,95 sq [µm] 5,24 8,48 ssk 0,15 0,02 sku 3,89 2,77 sp [µm] 26,44 34,03 sv [µm] 21,21 66,76 sz [µm] 47,65 100,80 a b rys. 1 – topografia powierzchni próbek: a – przed obróbką laserową; b – po obróbce laserowej a b rys. 2 – rozkład rzędnych i krzywe nośności próbek: a – przed obróbką laserową; b – po obróbce laserowej pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com własności tribologiczne i struktura geometryczna powierzchni powłok węglikowych w osnowie miedzi przed i po obróbce laserowej проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 42 a b rys. 3 – izotropowość próbek: a – przed obróbką laserową; b – po obróbce laserowej a b rys. 4 – funkcja autokorelacji próbek: a – przed obróbką laserową; b – po obróbce laserowej większą wartość średniego arytmetycznego odchylenia chropowatości powierzchni sa – podstawowego parametru amplitudowego do ilościowej oceny stanu analizowanej powierzchni zarejestrowano dla próbki po obróbce laserowej, dla próbki przed obróbką jest on prawie dwukrotnie mniejszy. podobną tendencję zaobserwowano dla średniokwadratowego odchylenia chropowatości powierzchni sq. uzupełniającą informację na temat ukształtowania powierzchni badanych elementów dają parametry amplitudowe: współczynnik skośności asymetrii sku oraz współczynnik skupienia kurtoza ssk. parametry te są wrażliwe na występowanie na powierzchni miejscowych wzniesień czy wgłębień, również defektów. parametr ssk, w przypadku obu próbek ma wartość dodatnią, dla próbki przed obróbką bliską zeru co świadczy o symetrycznym położeniu rozkładu rzędnych względem płaszczyzny średniej. uzyskane wartości kurtozy zbliżone do sku = 3 świadczą o tym, że rozkład rzędnych dla obu próbek jest zbliżony do rozkładu normalnego. próbka przed obróbką laserowa posiada strukturę izotropową losową (iz = 88,52 %), natomiast po obróbce jest to struktura okresowa znajdująca się w obszarze przejściowym pomiędzy strukturami izotropowymi a anizotropowymi (iz = 55,32 %). taki stan rzeczy potwierdza kształt funkcji autokorelacji obu powierzchni, okrągły i symetryczny dla powierzchni przed obróbką oraz asymetryczny i wydłużony dla powierzchni po obróbce laserowej. badania oporów tarcia (tarcie technicznie suche) przeprowadzono na testerze tribologicznym t-01m typu trzpień-tarcza. jako próbki stosowano pierścienie ze stali niestopowej specjalnej c45, na które naniesiono elektroiskrowo powłoki wc-cu (przed i po obróbce laserowej). przeciwpróbką była kulka o średnicy φ6,3 mm wykonana ze stali 100cr6. badania na testerze przeprowadzono przy następujących parametrach tarcia: prędkość liniowa v = 0,8 m/s; czas próby t = 3600 s; zakres zmian obciążenia q = 4,9; 9,8; 14,7 n. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com własności tribologiczne i struktura geometryczna powierzchni powłok węglikowych w osnowie miedzi przed i po obróbce laserowej проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 43 na przykładowym wykresie (rys. 5) przedstawione są przebiegi współczynnika tarcia w funkcji czasu próby przy obciążeniu 14,7 n. wykres, który ilustruje rysunek 5 dotyczy badania powłoki wc-cu przed i po modyfikacji wiązką laserową. podczas tarcia technicznie suchego badanych powłok nastąpiło przekształcenie technologicznej warstwy powierzchniowej (twp) w eksploatacyjną warstwę powierzchniową (ewp). efekt ten nastąpił głównie na skutek nacisków i prędkości ślizgania oraz oddziaływania atmosfery otoczenia bliskiego z badaną powierzchnią. obserwowano stabilizację stanu przeciwzużyciowej warstwy powierzchniowej (pwp). na przebiegu (rys. 5) dotyczącym powłoki wc-cu można zaobserwować, że stabilizacja współczynnika tarcia następuje po upływie około 3000 sekund, a wartość jej oscyluje na poziomie 0,80 ÷ 0,82. w przypadku powłoki wc-cu po modyfikacji laserowej widzimy, że stabilizacja współczynnika tarcia następuje po upływie 3200 sekund, a wartość jej oscyluje na poziomie 0,61 ÷ 0,64. średni współczynnik tarcia powłoki wc-cu jest około 22 % większy od współczynnika tarcia powłoki wc-cu po naświetlaniu laserowym (w momencie ich stabilizacji). główną przyczyną tego efektu może być likwidacja wad powłoki (mikropęknięć oraz porów) po obróbce laserowej. 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 wc-cu wc-cu+laser w sp ół cz yn ni k ta rc ia czas, s rys. 5 – wykres zmian współczynnika tarcia w funkcji czasu powłoki wc-cu przed i po obróbce laserowej badania odporności na zacieranie wykonano na testerze tribologicznym t-09, w którym węzeł tarcia składa się z walca i dwóch pryzm. jako próbki stosowano pryzmy z naniesionymi powłokami wc-cu oraz stal c45 (nieobrobione i obrobione laserem), natomiast przeciwpróbką był wałek o średnicy ∅ = 6,3 mm wykonany z hartowanej stali węglowej. do badań użyto 3 pary kinematyczne z każdego wariantu materiałowego, co umożliwiło uśrednienie wyników badań. podczas testu stosowano smarowanie zanurzeniowe w oleju parafinowym. na rys. 6 przedstawiono zbiorczą informację o średnich wartościach obciążenia zatarcia dla próbek przed i po obróbce laserowej. wynika z nich, że zastosowanie obróbki laserowej spowodowało wzrost siły obciążającej powodującej zatarcie zarówno dla powłok nałożonych elektroiskrowo jak i stali c45. 6752 5894 2526 2213 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 wc-cu+laser wc-cu c45+laser c45 o bc ią że ni e za ta rc ia , n rys. 6 – średnie wartości obciążenia zatarcia pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com własności tribologiczne i struktura geometryczna powierzchni powłok węglikowych w osnowie miedzi przed i po obróbce laserowej проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 44 wnioski 1. skoncentrowanym strumieniem wiązki laserowej można skutecznie modyfikować stan warstwy wierzchniej powłok elektroiskrowych i wpływać w ten sposób na ich właściwości użytkowe. 2. parametry struktury geometrycznej powierzchni powłok elektroiskrowych mają mniejsze wartości w odniesieniu do parametrów sgp powłok po obróbce laserowej. 3. podczas badań tribologicznych uzyskany średni współczynnik tarcia powłoki wc-cu jest około 22 % większy od współczynnika tarcia powłoki wc-cu po modyfikacji laserowej (w momencie ich stabilizacji). 4. obróbka laserowa spowodowała wzrost siły obciążającej powodującej zatarcie badanych materiałów. powłoki wc-cu obrobionej laserem o około 13 % w stosunku do próbek z powłokami bez obróbki laserowej. 5. dalsze badania będą ukierunkowane na analizie morfologii i składu fazowego powłok przed i po obróbce laserowej. literatura 1. praca zbiorowa pod redakcją petrowa j.: elektroiskrowoje legirowanie metallićieskich powierchnostoj. kisziniew 1985. 2. łazarenko b. r. łazarenko n. i.: elektroiskrovaja obrabotka tokoprovodiaszćih materiałow. akademia nauk cccp, moskwa 1958. 3. galinov i.v., luban r.b.: mass transfer trends during electrospark alloying. surface and coatings technology, 79 (1996), 9-18. 4. radek n.: laser treatment of electro-spark wc-co-al2o33tio2 coatings. proc. inter. conf. nekonvencne technologie nt’10, 22.06.2010 r, strecno, slovakia, 1-7. 5. radek n: experimental investigations of the cu-mo and cu-ti electro-spark coatings modified by laser beam. advances in manufacturing science and technology, vol. 32, 2 (2008), 53-68. 6. radek n., antoszewski b.: influence of laser treatment on the properties of electro-spark deposited coatings. kovove materialy-metallic materials 1 (2009), 31-38. 7. radek n., bartkowiak k.: performance properties of electro-spark deposited carbide-ceramic coatings modified by laser beam. physics procedia (elsevier), 5 (2010), 417-423. 8. radek n., szalapko j.: manufacture of heterogeneous surfaces by electro spark deposition and laser beam. herald of aeroenginebuilding, 2 (2006), 208-210. 9. radek n., szalapko j.: tribological properties of electro spark molybdenum coatings after laser treatment. problems of tribology, 1 (2006), 76-81. 10. radek n., wajs e., luchka m.: the wc-co electrospark alloying coatings modified by laser treatment. powder metallurgy and metal ceramics, 3-4 (2008), 197-201. praca wykonana w ramach projektu badawczego n n503 150736 надійшла 03.10.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_kuzmenko.doc метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 59 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме удк 621.891 предложена модель и метод испытаний смазок на износ с определением параметров моделей изнашивания. выполнены испытания основных пластических смазок на износ с построением рейтинга их износостойкости. метод рекомендуется для широкого применения в практике оценки качества пластических смазок. ключевые слова: пластические смазки, метод испытаний на износ, расчет смазок по износу. введение и постановка задач основной метод повышения износостойкости состоит в применении стандартных и специальных смазок. процесс работы смазанных поверхностей проходит в два этапа: 1) истирание или изнашивание граничного слоя смазки m первоначального значения толщины hv и до h = 0; 2) второй этап частино перекрывающий первый этап состоит изнашивании твердых контрактующих поверхностей. методы испытаний на износ твердых поверхностей детально изложены в монографии [1]. данная работа посвящена разработке метода испытаний на износ граничной смазки. с построением модели изнашивания смазки и определения параметров модели изнашивания. цель построения этих моделей создании обоснование алгоритмов определения периодов подачи новых порций смазки. эффективность любой смазки обеспечивается только регулярной её подачей периодами предельного износа 1. теория експеримента 1.1. постановка задачи 1) расчетная схема, експеримента (рис. 1); рис. 1 – схема взаимодействия сферы и полости 2) рассматривается контакт силой q шара r и сферической полости r без зазора; 3) между шаром и полостью имеется тонкий (порядка 1 мкм) слой пластической смазки; 4) шар закреплен в обойме 3; к обойме закреплён стержень 4; к стержню прикладывается касательно сила tpf , под действием которой поверхность шара скользит по слою смазки, нанесенной на поверхность полусферы; 5) шар поворачивается многократно цикличиски; при этом тонкий слой толщиной h граничной смазки уменьшается или изнашивается; в следствии этого момент трения увеличивается с каждым циклом на некоторую величину tpf∆ ; mailto:tribosenator@gmail.com метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 60 6) слой с первоначальной толщиной h0 уменьшается на величину ∆h равную износу слоя c wu ;ставится задача по результатам испытаний установить закономерности изнашивание тонкого слоя смазки с целью их дальнейшего использования при назначении периода восстановления смазки в эксплуатации и получении характеристик изнашивания смазки. 1.2. математическая постановка задачи 1) алгебраическая модель изнашивания слоя смазки применяется в форме: c m w wu k s= σ , (1.1) где 0 c wu h h h= − = ∆ , (1.2) uw – износ слоя смазки; h0 – начальная толщина слоя; h – текущая толщина слоя; h∆ – изнашиваемая толщина слоя; 2) при циклических испытаниях измеряется сила трения tpf на плече l и вычисляется момент трения: tpm f l= ; (1.3) 3) среднее нормальное давление определяется по формуле: 2 q a σ = π , (1.4) где а – радиус круга проекции площадки контакта; 4) s – путь трения скольжения точек шара по сферической полости; за один цикл: 2s l∆ = ∆ϕ (1.5) за n циклов: 2s l= ∆ϕ n; (1.6) 5) по испытаниям при двух разных нагрузках q1 и q2 получают данные для двух функций 1 2( , ); ( , );тр трf q n f q n 6) ставится задача по двум функциям 1 2( , ); ( , );тр трf q n f q n определения kw, m модели изнашивания граничной смазки. 1.3. решение задачи 1.3.1. выражение толщины слоя через силу трения трf 1) допущение 1: принимаем, что значение толщины масленой пленки 0h – известно; для определенности в начале до точки определения величины принимаем 0 1h = мкм = 10 -3 мм; 2) допущение 2: принимаем, что изменение толщины граничного слоя происходит по закону ньютона, применительно для граничного слоя с малой толщиной h = 10-3 мм в форме: h ν µ=τ , (1.7) где τ – касательное напряжение в контакте; µ – динамический коэффициент вязкости; v – скорость скольжения в паре трения; h – текущая толщина; 3) примем очевидное соотношение: τ tpkfτ = , (1.8) где по [2]: 2 2 33 2 2 tpf lmk a a = = π π ; (1.9) 4) запишем (1.7) для двух сил трения tpf и для двух значений толщины слоя h = h0; hi – текущее значение: метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 61 0 2 0 2 3 ; 3 ; tp tpi i f l a h f l a h ν  = µ π   ν = µ π  (1.10) 5) взяв отношение выражений (1.10), получаем при l, a , ν , ν – постоянные величины: 0 0 i tp tpi h f h f = (1.11) или 00 ( ) ( ) tp i tp i f h h f = . (1.12) 1.3.2. определение параметров (kw, m) модели изнашивания граничного слоя смазки в реверсивном режиме 1) запишем модель изнашивания (1.2) для двух точек (ww1, h1, 1σ ) (ww2, h2, 2σ ) и фиксируем пути трения s: 1 1 2 2 σ ; σ ; c m w w c m w w u k s u k s =   =  (1.13) 2) решаем систему (1.13) относительна kw и m, получаем: 1 2 1 2 lg( / ) lg(σ /σ ) c c w wu um ; (1.14) 3) напомним, что: 1 0 1 2 0 2 ; ; c w c w u h h u h h = −   = −  (1.15) 4) при этом по (1.12): 0 1 0 1 0 2 0 2 ( ) ; ( ) ( ) ; ( ) tp tp tp tp f h h f f h h f  =    =  (1.16) 5) из (1.10): 1 1σ c w w m u k s = . (1.17) 2. техника експеремента 2.1. установка и общая методика испытаний приведена в [1] и [2] 2.2. порядок испытания и форма представления результатов измерения 1) задаётся нормальная нагрузка q на шарик,выбирается смазка; выбирается способ задания силы трения трf – от двигателя или ручной; 2) прикладываются силы трения и измеряют изменения этих сил от числа касаний; 3) результат измерений представляются в таблице значения функции трf (n). 2.3. порядок обработки результатов измерений проследим на примере реализации експеримента 3 2.4. схема испытаний: верчении шара в сферической полости – требует выборки в форме отверстия рис. 2 в полости отверстия d0 по оси вращения (рис. 2). при отсутствии испитания искажаются сразу после минимального износа смазки (или послости). метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 62 рис. 2 – схема выборки в центре контакта 3. реализация эксперимента 3.1. опыт 1 – смазка, литол-24; используются данные полученные при испытаниях в работе [2] 3.1.1. исходные данные 1) шар 2r = 30 мм; 2) диаметр 2 a = 17мм; a = 8,5 мм; 3) плечо рычага поворотного шара l = 300 мм; 4) первая нагрузка q1 = 187,5 кг; 5) вторая нагрузка q2 = 500 кг; 6) угол поворота в одну сторону 15∆ϕ = o ; 7) путь трения за один ход 15 26 180 s l∆ = π = мм; 8) путь трения за n циклов 26 ;s n мм= мм. 3.1.2. результаты испытания таблица 3.1 № q1 = 187,5 кг; 1σ = 0,83 кг/ мм 2 q2 = 500 кг; 2σ = 2,2 кг/ мм 2 0 tpf кг, кг 310 ммh − tpf кг, кг 310 ммh 2 0,08 1 0,16 1 10 0,11 0,72 0,46 0,8 30 0,12 0,67 0,51 0,73 100 0,17 0,47 0,54 0,3 3.1.3. обработка результатов измерений: 1) давление по (1.4): 1 2 2 2 187.5 0,83; 8 500 2, 2; 8 s s σ = = π σ = = π 2) путь трения при n = 100: 3100 6 2, 6 10s z= ⋅ = ⋅ мм; 3) определение толщины слоя смазки: при 32 1 10n −= = ⋅ мм; при 10n = 3 3 31 2 0,8 (10) 10 1 10 0, 72 10 10 0,11 h − − −= ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ мм; аналогично 31 0, 08 (10) 1 0, 67 10 0,12 h −= = ⋅ мм. остальные результаты в табл. 1; 4)для дальнейших расчетов выбираем две точки: метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 63 3 1 1 3 2 2 ( 0,83) 0, 47 10 ; ( 2, 2) 0, 3 10 ; h h − − σ = = ⋅ σ = = ⋅ 5) для выбранных точек определяется износ по (1.15): 3 1 1 1 3 2 2 2 1 1 0, 47 0, 53 10 ; 0, 83; 1 1 0, 3 0, 7 10 ; 2, 2; c w c w u h u h − − = − = − = ⋅ σ = = − = − = ⋅ σ = 6) определение параметра модели m по (1.14): 1 2 1 2 lg( / ) lg 0, 53 / 0, 7 0,121 0, 286; lg( / ) lg 0, 83 / 2, 2 0, 4233 0, 286; c c w wu um m = = = σ σ = 7) определение параметра wr по (1.17): 3 61 0.286 3 1 6 0, 53 10 0, 215 10 ; (0, 83) 2, 6 10 0, 215 10 . c w w m w u k s k − − − − ⋅ = = = ⋅ σ ⋅ ⋅ = ⋅ 3.2. опыт – 2 – графитовая смазка 3.2.1. методика испытаний по п. 3.1 n = 300 об/мин 3.2.2. результаты испытаний в табл. 3.2 таблица 3.2 t 1σ = 0,82 кг/ мм 2 2σ = 2,2 кг/мм 2 f, кг h f, кг h σ 0,3 1 0,3 1 2 0,7 1,32 10 30 100 1,14 0,61 3,2 0,41 базовые точки: 3 1 1( , 10) 0, 61 10 ;h t −= σ = = ⋅ 32 2( , 6, ) 0, 41 10 ;h t −σ = = ⋅ 3 1 0, 39 10wu −= ⋅ мм; 32 0, 59 10wu −= ⋅ мм. 3.2.3. определение параметров модели 1) параметры модели: 1 2 1 2 lg( / ) lg(0, 39 / 0, 59) lg( / ) lg(0,83 / 2, 2) w wu um = = σ σ ; 0,18 0, 425; 0, 423 m = = 0, 425;m = 3 7 0,425 3 0, 39 10 0, 78 10 ; 0,83 6 10w k − −⋅= = ⋅ ⋅ ⋅ 32 2 300 10 6 10s nt= = ⋅ ⋅ = ⋅ мм; 87, 8 10wk −= ⋅ кг/мм2; 2) сравнение износа смазок 1w летол-24 и 2w графитовая при 2, 2σ = кг/мм 2. 1 2 6 ( 0,285 0,415)1 1 7 2 2 0, 2 10 2, 2 2,8 0, 78 10 m mw w w w u k u k − − − − ⋅ = σ = = ⋅ раза. слой смазки литола изнашивается в 2,8 раза бистре чем слой графитной смазки. метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 64 3.3. опыт – 3 – литол-24 + бронзовый порошок 3.3.1. исходные данные методика испытания по (3.1) при n = 120 об/мин. 3.3.2. результаты испытаний q1 = 100 кг; 1σ = 0,44 кг/ мм 2 q2 = 200 кг; 2σ = 0,88 кг/ мм 2 t∆ , мин t , мин f, кг 10h ⋅ 10-3 f, кг 10h ⋅ 10-3 0 0 1,14 1 2,0 1 1 1 1,15 1 2,4 1,83 +2 3 1,4 1 2,2 0,91 +3 6 ,32 0,84 2,3 0,96 +3 9 1,43 0,96 3,1 0,645 3 1 0.04 10wu −= ⋅ 32 0, 355 10wu −= ⋅ 3.3.3. обработка результатов испытаний 1) определения давления: 1 2 100 0, 44 0,82 σ = = π ⋅ кг/мм2; 2 0,88σ = кг/мм 2; 2) параметр m: 4 3 1 1 21 1 0, 96 0, 04 10 ; 1 0, 645 0.355 10 ;wu h h − −= − = − = ⋅ = − = ⋅ lg 0, 04 / 0, 355 0, 948 3,16 lg 0, 5 0, 3 m = = = ; 3) путь трения: 426 120 9 2, 8 10s n t= ∆ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ мм; 3 3 7 4 4 0, 4 10 0, 4 10 0,16 10 0, 44 0,173 2,8 10 0,87 2, 8 10w k − − −⋅ ⋅= = = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ; 70,16 10wk −= ⋅ (мм2/кг)m. сравнение литол-24 без порошка и с порошком: 1 2 7 0.183 4 1 1 1 7 0.286 4 2 2 2 0, 215 10 0, 44 2, 8 10 0,16 10 0,83 2, 6 10 m w w m w w u k s u k s − − = σ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = = σ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ; 4) параметр 1wk : 3 71 1 4 0, 04 10 0, 2 10 0, 075 2, 8 10 w w m u k s − − − ⋅ = = = ⋅ σ ⋅ ⋅ (мм2/кг)m. 3.3.4. сравнение смазки литол-24 и литол-24+порошок бронзы по формуле: 1 1 1 2 2 2 m w w m w w u k u k σ = ⋅ σ ; 1) m1 = 0,286; 61 0, 215 10wk −= ⋅ ; 2) m2 =3,16; 72 0, 2 10wk −= ⋅ , σ = 1 кг/ мм2; 3) 6 1 7 2 0, 215 10 10 0, 2 10 w w u u − − ⋅ = = ⋅ раз; 4) вывод износ граничной смазки литол-24 без добавления бронзового порошка в 10 раз больше чем износ с порошком. метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 65 4. рейтинг пластических смазок по износу в реверсивном режиме 4.1. способ приближеной сравнительной экспресс-оценка износа пластических смазок в реверсивном режиме 4.1.1. порядок испытания 1. на описанной выше установке в самом начале испытаний измеряется сила трения 0 yx tpf σ без смазки в шарнире при двух режимах нагрузки q1 и q2, 2 21 ( ) ( 0)yx yxq qf t t f t σ σ= = = , 2 yx qf σ . 2. шарнир смазывается при заданной смазке измеряется начальная сила трения со смазкой при двух нагрузках 1 yx qf σ , 2 yx qf σ . 3. при заданной частоте n и амплитуде ϕ∆ производится испытания с периодически измеряются силы трения 1 yx qf σ (t), 2 yx qf σ (t). 4. испытания с периодическим замером сил трения продолжается с силами q1 и q2 до момента, когда сила трения станет равной силе трения без смазки: 1 11 ( ) ( 0)yx yxq qf t t f t σ σ= = = ; (4.1) 2 21 ( ) ( 0)yx yxq qf t t f t σ σ= = = . (4.2) 5. моментам 1 2,t t , соответствуют циклы реверсирования 1 2,n n ; величина 1 2,t t или 1 2,n n принимаются за меру износостойкости смазки. 4.2. критерии износостойкости смазки 4.2.1. критерий 1: 1) сравнение смазок по приближенному определенному износу смазок wu по методу 1.3.2; 2) недостаток метода в использовании допущений при определении толщины масленой пленки при износе; допущение 1 – принято, что начальная толщина граничной смазки 0h = 1 мкм; допущение 2 – изменение толщины слоя пропорциональное силе трения по (1.12). критерий 2: сравнение смазок по продолжительности испытаний до выполнения условий (4.1), (4.2), т.е. до момента, когда сила трения после работы со смазкой станет начальной силе трения без смазки. критерий 3: 1) сравнение смазок по суммарной работе трения tpa , затраченной на износ смазки: tp tpi ia f s≤ ∑ ; 2) приближенно при одинаковых is сравнение смазок по сумме сил трения до выполнения условий (4.1), (4.2). замечание 1: 1)при определении критерия 2 для разных смазок можно использовать график зависимости ( )f t до пересечения с уровнем 0 yxf f σ= ; 2) в случае, если линия ( )f t не пересечет 0 yxf σ , можно применить визуальную энтерполяцию. 4.3. результаты испытаний пластических смазок на износ 1) по описанной методике были испытаны на износ некоторые основные смазки; 2) результаты испытаний представлены в таблице при q = 100 кг. 3) испытаны разные наиболее часто используемые на практике смазки при общей нагрузки 100 кг, что соответствует давления 0,44 кг/мм2 = 44 кг/см2. в качестве критерия износостойкости принят n а) продолжительность в мин t1 работы узла до полного истирания смазки u; б) число повторных циклов n1 до этого же состояния из рассмотренных результатов табл. 4.1 следует, что наименьшая износостойкость t1 = 1 мин у смазки солидол ж. наибольшая износостойкость у смазок мobil t1 = 38 мин и сastrol t1 = 30 мин. для остальных смазок износостойкость находится в диапазоне t1 = 1 30 мин. при выборе смазок можно ориентироваться на результаты проведенных испытаний. предложен метод испытаний на износ граничной смазки с определениям параметров модели. метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 66 таблица 4.1 результаты испытаний разных смазок № название смазки t1, мин n1, цикл 1 mobil 38 12 200 2 castrol 30 9 600 3 графитная ж 25 8000 4 retinax 20 6 400 5 графитная универсальная 11 5 500 6 литол – 24 11 3 520 7 литневая густая 10 3 200 8 mehr zweck 8,2 2 600 9 шрус 8,0 2 500 10 купрум спрей 6,14 1 960 11 литол – 24+бронзовый порошок 4,0 1 200 12 солидол 1,0 320 метод включает: 1. модель процесса изнашивания: 1) содержит зависимость износа от двух факторов: давления и пути трения; 2) модель содержит cwk , cm , опридиления из эксперимента. 2. испытания граничной смазки на износ выполняется по схеме шар сферическая полость условиях реверсивного верчения шара. 3. изменения толщины слоя граничной смазки определяется как величина пропорциональная силе трения. 4. процедура испытаний и определения параметров модели показано на примерах смазок литол 24 и граничной смазки. 5. предложенный метод определения износа граничной смазки рекомендуется использовать для определения периодичности смазывания узлов трения в эксплуатации. 6. параметры модели изнашивания смазки можно использовать как новые характеристики смазок. 7. испытаниями распространенных пластических смазок определен рейтинг этих смазок по износостойкости от солидола до мобила. этот результат может использоваться на практике для выбора смазки для проектируемого узла. 8. предложенный метод испытаний может использоваться для оценки эффективности мероприятий по повышению износостойкости пластических смазок, на пример таких как канавки. литература 1. кузьменко а.г прикладная теория методов испитаний на износ.теоретическая и экспериментальная трибология vi : монография. – хмельницкий: хну. – 2007. – 579с. 2. кузьменко а.г новые методи и результаты исследований адгезионно деформационной теории трения (адд тт) // проблемы трибологии. – 2012. – №1. – с. 120-134. поступила в редакцію 11.11.2013 метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 67 kuzmenko a.g. the method and test results for wear greases in reverse mode. a model of the test method and lubricants for wear with the definition of parameters of the models wear. submitted test basic greases wear with building their durability rating. this method is recommended for widespread use in practice quality assessment greases. key words: рlastic lubricants, wear testing method, the calculation of lubricants for wear. references 1. kuzmenko a.g prikladnaja teorija metodov ispitanij na iznos.teoreticheskaja i eksperimentalnaja tribologija vi, monografija. hmelnickij, hnu, 2007. 579s. 2. kuzmenko a.g novye metodi i rezultaty issledovanij adgezionno deformacionnoj teorii trenija (add tt). problemy tribologii. 2012. №1, s. 120-134. 8_osipov.doc исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 51 осипов м.ю. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-mail: mosipov61@ukr.net исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию при повышенных температурах удк 621.791.927.5:669.15 приведены результаты исследований влияния структуры сплавов в условиях натурных испытаний при абразивном изнашивании и повышенных (до 500 550 °с) температурах. установлено, что в данных условиях изнашивания основной вклад в повышение износостойкости вносит карбидная фаза. влияние основы сплава на общее повышение износостойкости, меньше, чем твердой фазы. ключевые слова: структура, матрица, карбиды, абразивное изнашивание, температура. введение, постановка задачи влияние структуры металла на его износостойкость отмечается во многих работах. именно этим обусловлен металловедческий подход к исследованию процессов изнашивания. большинство исследователей в своих работах показывают, что сопротивление абразивному изнашиванию в значительной степени зависит от количества, формы и расположения карбидных частиц в структуре сплавов. в условиях абразивного изнашивания при повышенных температурах карбиды эффективно упрочняют сплав, так как избыточная карбидная фаза даже при температурах нагрева 600700° с является термостабильной и не претерпевает существенных изменений [1]. более того, при нагреве из матрицы сплава выделяются и коагулируют вторичные карбидные фазы [2, 3], что позволило некоторым исследователям объяснить этим процессом снижение интенсивности изнашивания с повышение температуры отпуска [4]. однако, образование вторичных карбидных выделений при нагреве сплава приводит к обеднению легирующими элементами основы, что снижает ее собственную сопротивляемость абразивному изнашиванию [1, 5, 6]. в связи с тем, что даже в высоколегированных сплавах с большим количеством карбидов в структуре металла присутствует также и металлическая матрица – основа сплава, то наряду с характером и состоянием карбидной фазы свойства износостойких сталей и сплавов определяются характером, составом и строением матрицы этих материалов. важными свойствами основы для увеличения износостойкости сплава является ее вязкость, прочность ее связи с карбидами, твердость. поэтому от свойств основы сплава в значительной степени зависит износостойкость материала в целом [7]. роль структурных составляющих в процессе абразивного изнашивания исследовалась различными авторами в различных условиях изнашивания, и оцениваются неоднозначно. большинство исследователей в своих работах показали, что наиболее низкой сопротивляемостью изнашиванию отличается феррит [8]. наличие перлита в структуре по сравнению с ферритом увеличивает износостойкость сплава, а стали с мартенситной структурой обладают еще более высокой износостойкостью [9]. особое место в работах многих исследователей занимает выяснение влияния аустенита на износостойкость сталей и сплавов. сведения о роли аустенита при абразивном изнашивании противоречивы: отмечается как положительное влияние аустенита на сопротивляемость сплавов изнашиванию в абразивной среде, так и отрицательное, а для некоторых условий изнашивания показано, что изменение количества аустенита не оказывает существенного влияния на износостойкость сплавов. легированный аустенит имеет прочность более высокую, чем феррит, но меньшую, чем мартенсит. легированный аустенит, обладая значительной вязкостью и прочностью, играет сложную роль в сплавах: хорошо сопротивляется изнашиванию, удерживает твердые фазы от выкрашивания в карбидных сплавах, может менять первоначальные свойства сплава в результате фазовых γ → α – превращений [10 15]. таким образом, сопротивляемость изнашиванию отдельных структурных составляющих основы сплавов изучалась давно и в различных условиях трения. однако, вопрос сопротивляемости структурных составляющих сплава, а также способности аустенита к деформационным γ → α – превращениям в условиях абразивного изнашивания при повышенных до 500 550 °с температурах остается открытым. поэтому, целью данной работы являлось комплексное исследование влияния структуры сплава на абразивную износостойкость при повышенных температурах. методика и материалы при разработке износостойких сплавов исследователи зачастую основываются на результатах испытаний, полученных в лабораторных условиях. применение лабораторных методов и установок для mailto:mosipov61@ukr.net исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 52 испытаний образцов при изыскании оптимальных сплавов часто оправдано, так как позволяет оперативно и с малыми затратами испытать большое количество образцов разнообразных материалов. однако, несмотря на значительную сложность и большие затраты средств и времени, проведение промышленных испытаний целесообразно, потому что позволяет получить наиболее достоверную информацию не только об износостойкости материалов в конкретных условиях изнашивания, но и судить о конструкционной прочности и надежности деталей, позволяя в дальнейшем сделать правильный выбор технологического метода их изготовления. поэтому в данной работе основные результаты исследований получены на основании определения износостойкости материалов в производственных условиях эксплуатации натурных деталей. испытания проводились на скребках смесителей, перемешивающих огнеупорную массу для прессования шамотных огнеупорных изделий. ранее проведенные исследования условий эксплуатации и характера изнашивания скребков показали [16], что в условиях их эксплуатации кромки скребков подвержены интенсивному абразивному изнашиванию при повышенных (до 500 550 °с) температурах. в качестве образцов использовались накладки, которые устанавливались на кромку скребка и заменялись по истечении 22 24 часов работы смесителя. образцы-накладки устанавливались на одно и то же место на скребке, что позволило получить сопоставимые результаты испытаний. для каждого варианта термообработки были изготовлены по 3 образца-накладки. нагрев под закалку осуществлялся в соляной ванне в расплаве bacl2, охлаждение – в масле. температура в ванне контролировалась платинаплатинородиевой термопарой и потенциометром типа ксп. в процессе изнашивания производился учет количества переработанной массы, времени работы смесителя под нагрузкой, количество циклов перемешивания. измерение абсолютной величины износа определялось взвешиванием накладок до и после испытаний на контрольных весах мтз с точностью ± 2,5 г. уровень износостойкости накладок оценивался по интенсивности изнашивания ( qi , г/т), определяемой отношением абсолютного износа в граммах к весу переработанной огнеупорной массы в тоннах. сравнение износостойкости испытанных сплавов производилось по величине относительной износостойкости: оq этq i i =ε где этqi , oqi – удельный износ эталона и образца испытуемого материала соответственно. наиболее достоверные результаты могут быть получены при условии, что образцы испытуемых материалов с различной структурой, изменяемой в широком диапазоне, будут изготовлены из сплава одного химического состава. поэтому в качестве материала накладок использовались инструментальные стали х12ф1 (1,4 % с; 0,32 % si; 0,3 % mn; 12,2 % cr; 0,95 % v) и х12 (2,03 % с; 0,29 % si; 0,31 % mn; 12,4 % cr), термообработанные на различные структурные состояния основы и содержащие различное количество карбидной фазы (табл.). таблица твердость и фазовый состав образцов из сталей х12ф1 и х12, испытанных в условиях эксплуатации скребков смесителей твердость, hrc содержание γ-фазы, % маркировка образца температура закалки, °с до испыт. после испыт. до испыт. после испыт. колличество карбидной фазы, % относительная износостойкость, ε образцы из стали х12ф1 ф1-1 1050 64 50 15 5 13 3,4 ф1-2 1130 58 53 50 10 8 1,9 ф1-3 1180 45 43 85 60 6 1,6 ф1-4 1200 35 34 95 90 4 1,6 ф1-5 (эталон) отожжен. 230нв 220нв 17 1,0 образцы из стали х12 12-1 975 65 57 25 10 20 5,2 12-2 1040 61 52 50 5 14 3,1 12-3 1060 55 50 65 5 13 2,9 12-4 1200 38 35 95 85 7 2,3 12-5 отожжен. 210нв 200нв 25 1,7 исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 53 исследования влияния матрицы сплава на износостойкость оценивались на образцах-накладках из инструментальной стали х12ф1, обладающей после закалки в масло широким диапазоном структурных состояний матрицы: от ферритной до мартенситной и преимущественно аустенитной [1, 2, 10]. для оценки влияния карбидной фазы на износостойкость испытывались накладки из стали х12 после соответствующей термообработки, обеспечивающей то же структурное состояние основы сплава, что и у стали х12ф1, но при большем (в 1,5 1,6 раза) количество карбидной фазы (см. табл.). в качестве основных структурных состояний основы были использованы три типа матрицы: ферритная (после отжига), мартенситная и аустенитная (после закалки с соответствующих температур – см. табл.). исследовались также и аустенитно-мартенситное состояние матрицы с различным соотношением γ и α фаз. фазовый состав матрицы сплавов оценивался по стандартным методикам на дифрактометре дрон-3 в кобальтовом излучении. результаты и их обсуждение как показали испытания, наименьшей износостойкостью обладает сталь х12ф1 в ферритном состоянии после отжига. аналогичный результат был получен и на стали х12. наибольшей износостойкостью обладают испытанные стали в преимущественно мартенситном состоянии. так, интенсивность изнашивания сталей х12ф1 и х12 составила соответственно 7,1 и 4,7 г/тонну, что соответственно в 3,4 и 5,2 раза меньше, чем износ стали х12ф1 в ферритном состоянии. с увеличением количества аустенита в основе обеих сталей интенсивность изнашивания пропорционально растет (рис. 1, рис. 2). сплавы с аустенито-мартенситной структурой занимают промежуточное по износостойкости положение. рис. 1 – изменение интенсивности изнашивания (iq), твердости (hrc), содержания карбидной фазы (k) и количества остаточного аустенита (a) стали х12ф1 в зависимости от температуры закалки (tзак) a1 – количество остаточного аустенита до испытаний; a2 – после испытаний рис. 2 – изменение интенсивности изнашивания (iq), твердости (hrc), содержания карбидной фазы (k) и количества остаточного аустенита (a) стали х12 в зависимости от температуры закалки (tз) a1 – количество остаточного аустенита до испытаний; a2 – после испытаний исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 54 такое различие в износостойкости исследованных сталей в различном структурном состоянии отражается на характере и количестве повреждений поверхности при изнашивании. так, при испытании сталей х12ф1 и х12 в преимущественно мартенситном состоянии шамотными зернами, микротвердость которых (~12 гпа) существенно ниже микротвердости карбидов и всего на 20 30 % превышает микротвердость мартенситной матрицы, интенсивность изнашивания относительно мала. это приводит к возникновению на поверхности характерного рельефа с малым количеством рисок и царапин (рис. 3, а, б). а б в г рис. 3 – поверхность образцов после изнашивания (х150х2): а – х12ф1 (tзак. = 1050 °с); б – х12 (tзак. = 975 °с); в – х12ф1 (tзак. = 1180 °с); г – х12 (tзак. = 1060 °с) при относительно невысокой температуре закалки (ф1-1, ф1-2, 12-1, 12-2) в структуре образуется мартенсит, который при нагреве рабочей кромки скребка в процессе эксплуатации переходит в феррито-цементитную смесь (троостит), поэтому после испытаний было отмечено значительное снижение твердости (см. табл.). с повышением температуры закалки структура металлической матрицы стали более теплоустойчива за счет повышения ее степени легированности [17]; интенсивность разупрочнения поверхностного слоя уменьшается. в результате испытаний сталей х12ф1 и х12 в условиях абразивного изнашивания при повышенных температурах (в условиях эксплуатации скребков смесителей) установлено, что количество аустенита в поверхностном слое после изнашивания уменьшилось. это может быть связано со способностью аустенита претерпевать деформационные γ→α превращения в процессе пластической деформации при абразивном изнашивании [10, 11, 18]. в то же время, нагрев аустенита выше температуры его термодинамической устойчивости также приводит к образованию α – фазы [1, 2, 17, 19]. исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 55 следовательно, снижение количества аустенита в изнашиваемой поверхности образцов из инструментальных сталей обусловливается протеканием γ→α – превращения, вызванного как пластической деформацией, так и нагревом образцов в процессе испытаний. достоверно оценить вклад каждого механизма в превращении аустенита по результатам одних только производственных испытаний затруднительно. в связи с этим возникает необходимость в проведении дальнейших дополнительных лабораторных исследований сплавов с остаточным аустенитом. в данной работе этот вопрос не рассматривался. с целью определения влияния количества карбидной фазы на износостойкость в условиях эксплуатации скребков смесителей была испытана сталь х12, обеспечивающая при термообработке аналогичные структурные состояния матрицы, что и у стали х12ф1, но содержащая в структуре в 1,5 1,6 раза больше карбидной фазы. следствием этого является более высокая износостойкость стали х12 во всех структурных состояниях (см. табл.). наиболее показательным в этом отношении является влияние количества карбидной фазы на износостойкость сталей х12ф1 и х12 с ферритной матрицей после отжига: увеличение в 1,5 раза количества карбидов в стали х12 по сравнению со сталью х12ф1 в отожженном состоянии приводит к повышению износостойкости в 1,7 раза. причем, это повышение износостойкости столь существенно, что интенсивность изнашивания образцов из стали х12 в феррито-карбидном состоянии меньше интенсивности изнашивания стали х12ф1 в преимущественно аустенитном состоянии (ф1-3, ф1-4) и находится на уровне интенсивности изнашивания образцов стали х12ф1 с аустенитомартенситной матрицей (ф1-2). следовательно, увеличение количества карбидной фазы приводит к существенному повышению износостойкости сплава. это связано с тем, что в данных условиях эксплуатации (нагрев изнашиваемой поверхности до 550° с) карбидная фаза не претерпевает заметных изменений [1, 20, 21], в то время как матрица сплава подвержена разупрочнению в результате нагрева. результаты испытаний сталей х12ф1 и х12 в условиях эксплуатации скребков смесителей – интенсивного абразивного изнашивания при повышенных температурах – свидетельствуют о существовании пропорциональной зависимости между износостойкостью и твердостью (рис. 4), а при одном типе основы, между износостойкостью и количеством карбидной фазы (рис. 5). рис. 4 – изменение относительной износостойкости (ε) сталей х12ф1 и х12 в зависимости от твердости (hrc): ○ – х12ф1; ∆ – х12 рис. 5 – изменение относительной износостойкости (ε) закаленных сталей х12ф1 и х12 в зависимости от количества в структуре карбидной фазы (k): ○ – х12ф1; ∆ – х12 исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 56 выводы в результате натурных испытаний образцов-накладок, установлено, что ферритная основа сплава неудовлетворительно сопротивляется абразивному изнашиванию при повышенных температурах. износостойкость аустенито-мартенситной матрицы в условиях изнашивания скребков смесителей выше, чем ферритной. вклад основы сплава в общее повышение износостойкости в условиях абразивного изнашивания при повышенных температурах, меньше, чем карбидной фазы. увеличение количества карбидов в структуре сплава пропорционально повышает его износостойкость. литература 1. геллер ю.а. инструментальные стали / ю.а. геллер. – м.: металлургия, 1983. – 527 с. 2. раузин я.р. термическая обработка хромистой стали / я.р. раузин. – м.: машиностроение, 1978. – 277 с. 3. порада и.л. о перераспределении легирующих элементов между твердым раствором и карбидной фазой в процессе отпуска закаленной стали типа шх15сгмфш / и.л. порада, г.м. воробьев, г.и. василенко, б.с. натапов // изв. вузов. черная металлургия. – 1974. – № 8. – с. 96-98. 4. полищук и.е. влияние карбидной фазы на износостойкость литых хромистых сложнолегированных сталей / и.е. полищук, м.п. браун // в кн.: литые износостойкие материалы. – к., 1972. – с. 169-173. 5. larsen-basse j. / journal austral. inst. metals // j. larsen-basse, c.m. shtishido, p.a. tanouye. – 1974. – v. 19. – p. 270-275. 6. gat n. some effects of temperature on the erosion of metals / n. gat, n. tabakoff // wear. – 1978, v. 50. №1. – p.85-94. 7. восстановление и повышение износостойкости и срока службы деталей машин / под ред. в.с. попова. – запорожье.: изд-во оао "мотор сич", 2000. – 394 с. 8. гринберг н.а. о влиянии легирования феррита и карбидной фазы на износостойкость сталей / н.а. гринберг, л.с. лившиц, в.с. щербаков // металловедение и терм. обраб. металлов. – 1971. – №9. – с. 57-59. 9. тылкин м.а. повышение долговечности деталей металлургического оборудования / м.а. тылкин. – м.: металлургия. – 1971. – 608 с. 10. попов в.с. долговечность оборудования огнеупорного производства / в.с. попов, н.н. брыков, н.с. дмитриченко, п.г. приступа. – м.: металлургия, 1978. – 232 с. 11. попов в.с. повышение износостойкости сплавов со структурой метастабильного аустенита при абразивном изнашивании / в.с. попов, н.н. брыков, г.а. пугачев // физ. хим. механика материалов. – 1979. – т. 15, №5. – с. 97-100. 12. брыков н.н. влияние условий изнашивания на степень упрочнения и износостойкость метастабильных аустенитных сплавов / н.н. брыков, г.а. пугачев, м.н. брыков // проблемы трибологии. – 2003. – №3 4. – с. 158-173. 13. филиппов м.а. стали с метастабильным аустенитом // м.а. филиппов, в.с. литвинов, ю.р. немировский. м.: металлургия. – 1988. – 256 с. 14. малинов л.с. стали и чугуны с метастабильным аустенитом и эффектом самозакалки при нагружении – разновидность адаптационных материалов, повышающих свои свойства при внешнем воздействии за счет самоорганизации структуры // металл и литье украины. – 2003. – № 11 12. – с. 3-9. 15. чейлях а.п. возможности создания метастабильных состояний аустенита в сплавах на основе железа // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2002. – № 2. – с. 31-34. 16. исследование условий эксплуатации и характера изнашивания скребков смесителей / попов в.с. [и др.] – огнеупоры: научно-производственный журнал. – м.: 1988. – № 8. с. 38 40. 17. гуляев а.п. металловедение / а.п. гуляев. – м.: металлургия, 1977. – 647 с. 18. попов в.с. износостойкость пресс-форм огнеупорного производства / в.с. попов, н.н. брыков, н.с. дмитриченко. – м.: металлургия, 1971. – 160 с. 19. гудремон э. специальные стали / э. гудремон. – м.: металлургия, 1966. – 2 т. т. 1. 736 с.; т. 2. – 737 – 1274 с. 20. банных о.а. фазовые превращения и изменение структуры при нагреве хромомарганцовомолибденовой аустенитно-мартенситной стали / о.а. банных, о.и. коваленко // изв. ан ссср. металлы. – 1967. – №4. – с. 85-89. 21. исследование износостойкости сплавов хрома / бакун о.в. [и др.] – в кн.: литые износостойкие материалы. – к.: 1975. – с. 42-46. поступила в редакцію 04.04.2014 исследование влияния структурного состояния сплавов на их сопротивляемость абразивному изнашиванию ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 2 57 osipov m.y. research of the effect of alloys structural condition on their resistance to abrasive wear under elevated temperatures. the paper reflects the results of alloys structural condition effect in terms of field tests under abrasive wear and elevated (up to 500 550 °c) temperatures. the tests were performed on mixer scrapers which mix refractory mass for pressing chamotte refractories. scraper edges were subjected to intense abrasive wear and heated up to 550 °c at the result of friction with the skin of compressed refractory mass. scraper plates installed at the same place and periodically replaced served as samples. the plates were made of high-speed steel х12ф1 and х12 and then heat-treated to different structural conditions of matrix alloys containing various amounts of carbide phase. it was found that under conditions of abrasive wear and temperatures up to 550 °c the lowest wear resistance have the materials with ferritic matrix, while the highest wear resistance have predominantly materials with martensitic condition. austenitic-martensitic alloys occupy intermediate position in wear resistance scale. it was established that carbide phase plays the most important role in wear resistance improving under such conditions. the test results demonstrate the existence of proportional relation between wear resistance and hardness, while under one type of matrix, between the wear resistance and the amount of carbide phase. key words: structure, matrix, carbides, abrasive wear, temperature. references 1. geller ju.a. instrumental'nye stali. m.: metallurgija, 1983, 527 p. 2. rauzin ja.r. termicheskaja obrabotka hromistoj stali. m.: mashinostroenie, 1978, 277 p. 3. porada i.l., vorob'ev g.m., vasilenko g.i., natapov b.s. o pereraspredelenii legirujushhih jelementov mezhdu tverdym rastvorom i karbidnoj fazoj v processe otpuska zakalennoj stali tipa шх15сгмфш. izv. vuzov. chernaja metallurgija, 1974, №8, pp. 96-98. 4. polishhuk i.e., braun m.p. vlijanie karbidnoj fazy na iznosostojkost' lityh hromistyh slozhnolegirovannyh stalej. k., 1972, pp. 169-173. 5. larsen-basse j., shtishido с.м., tanouye p.a. journal austral. inst. metals. 1974, v. 19, рp. 270-275. 6. gat n., tabakoff n. some effects of temperature on the erosion of metals. wear, 1978, v. 50, №1, рp.85-94. 7. vosstanovlenie i povyshenie iznosostojkosti i sroka sluzhby detalej mashin. pod red. v.s. popova. zaporozh'e, izd-vo oao "motor sich", 2000, 394 p. 8. grinberg n.a., livshic l.s., shherbakov v.s. o vlijanii legirovanija ferrita i karbidnoj fazy na iznosostojkost' stalej. metallovedenie i term. obrab. metallov, 1971, №9, pp. 57-59. 9. tylkin m.a. povyshenie dolgovechnosti detalej metallurgicheskogo oborudovanija. m.: metallurgija, 1971, 608 p. 10. popov v.s., brykov n.n., dmitrichenko n.s., pristupa p.g. dolgovechnost' oborudovanija ogneupornogo proizvodstva. m.: metallurgija, 1978, 232 p. 11. popov v.s., brykov n.n., pugachev g.a. povyshenie iznosostojkosti splavov so strukturoj metastabil'nogo austenita pri abrazivnom iznashivanii. fiz.-him. mehanika materialov, 1979, t. 15, №5, pp. 97-100. 12. brykov n.n., pugachev g.a., brykov m.n. vlijanie uslovij iznashivanija na stepen' uprochnenija i iznosostojkost' metastabil'nyh austenitnyh splavov. problemy trybologіi (problems of tribology). khmel'nyts'kyi, khnu, 2003, no3-4, pp.158-173. 13. filippov m.a., litvinov v.s., nemirovskij ju.r. stali s metastabil'nym austenitom. m.: metallurgija, 1988, 256 p. 14. malinov l.s. stali i chuguny s metastabil'nym austenitom i jeffektom samozakalki pri nagruzhenii raznovidnost' adaptacionnyh materialov, povyshajushhih svoi svojstva pri vneshnem vozdejstvii za schet samoorganizacii struktury. metall i lit'e ukrainy, 2003, №11-12, pp. 3-9. 15. chejljah a.p. vozmozhnosti sozdanija metastabil'nyh sostojanij austenita v splavah na osnove zheleza. novi materialy i tehnologii v metalurgii ta mashynobuduvanni. 2002, №2, pp. 31-34. 16. issledovanie uslovij jekspluatacii i haraktera iznashivanija skrebkov smesitelej. popov v.s. i dr. ogneupory: nauchno-proizvodstvennyj zhurnal, m.: 1988, №8, pp.38-40. 17. guljaev a.p. metallovedenie. m.: metallurgija, 1977, 647 p. 18. popov v.s., brykov n.n., dmitrichenko n.s. iznosostojkost' press-form ogneupornogo proizvodstva. m.: metallurgija, 1971, 160 p. 19. gudremon je. special'nye stali. m.: metallurgija, 1966, t. 1, 736 p., t. 2, 1274 p. 20. bannyh o.a., kovalenko o.i. fazovye prevrashhenija i izmenenie struktury pri nagreve hromomargancovomolibdenovoj austenitno-martensitnoj stali. izv. an sssr. metally, 1967, №4, pp. 85-89. 21. issledovanie iznosostojkosti splavov hroma. bakun o.v. i dr. v kn.: litye iznosostojkie materialy. k.: 1975, pp. 42-46. 2_gorenko.doc про можливість формування заданого профілю контактних поверхонь проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 13 горенко м.в. національний авіаційний університет, м. київ, україна про можливість формування заданого профілю контактних поверхонь аналіз проблеми одним із основних чинників ефективності трибосистеми є шорсткість контактуючих поверхнонь тертя, яка в значній мірі обумовлює статичні та динамічні параметри трибосистеми. при взаємодії поверхонь тертя на контакті концентруються зони підвищених навантажень, що обумовлює протікання там складних процесів взаємодії. поверхня характеризується показником шорсткості, яка визначає фактичну площу опорних поверхонь. на механічні властивості, крім рівня шорсткості, впливає направлення і геометрія виступів та впадин шорсткості поверхонь, особливо кути нахилу взаємодіючих вершин відносно напряму руху площини поверхні, що в стандартизованих показниках шорсткості не враховується, бо для вимірювання таких параметрів покищо не існує надійних способів. завдяки шорсткості взаємодія поверхонь утворює розгалуджену систему каналів, заглиблень і контактів вершин [1 4]. по каналам під дією капілярних і зовнішніх сил тиску, які діють на поверхні, а також в результаті взаємного переміщення поверхонь переміщуються і змащувальні речовини. в каналах і об`ємах виникає градієнт опору як результат різниці градієнтів швидкостей переміщення речовин, що циркулюють. системи каналів характеризуються складною геометрією перерізу і різною площею перерізів по напрямах циркуляції, що при переміщенні поверхонь відтворює перистальтичний ефект, який сприяє або заважає переміщенню, приводить до перемішування і турбуленізації речовин змащування. до цих факторів переміщення речовини змащування додається ще й ефект взаємних коливальних переміщень контактуючих поверхонь, які є результатом взаємодії різновисотних ділянок шорсткості по зоні контакту. тобто взаємний коливальний процес на контакті описується швидкістю зміни локалізації взаємодіючих елементів шорсткості за проміжок часу з врахуванням зміни взаємодії локалізацій контактної зони по висоті її виступів. загалом середня зміна висоти (h) у локалізації для множини вершин (n) на поверхні має вигляд: hзони локалізації = (h1 + h2 + …. + hn) / n. отже, зони локалізації виступів шорсткості на контакті утворюють складні системи тривімірних коливань, які в свою чергу впливають на наступний енергообмін в системі. середня зміна висоти в одній площині для 2-х контактуючих поверхонь (h1n, h2n): hконтактної зони локалізації = ((h21 h11) + (h22 h12) + …. + (h2n h1n) ) / n. тому на поверхні з великою кількістю різновисотних контактних ділянок, коливальні процеси носять несистематизований характер і змінюються на всьому шляху контактування поверхонь по амплітуді і довжині, що збільшує енерговтрати у системі. неконтрольовані хаотичні коливальні процеси викликають передчасний знос і вихід вузла тертя з ладу. до цих чинників додається фактор впливу опору, який виникає при переміщенні змащувальної речовини по каналам. цей фактор обумовлюється зміною векторів і швидкостей взаємного переміщення речовин по каналам. що в цілому утворює складний процес розподілу взаємодіючих потоків по поверхні контакту. всі ці фактори негативно впливають на ефективність і економічність контактних систем. щоб звести до мінімуму негативні чинники, які виникають в зоні контакту, необхідно оптимізувати структуру контактуючих поверхонь. існуючі способи підвищення протизносних характеристик вузлів тертя і забезпечення їх функціонування в заданому діапазоні навантажень зводяться до підбору класу точності обробки поверхонь [1], та підбору відповідних матеріалів. це забезпечує наявність каналів і резервуарів на поверхні для утримання на ній змащувальних матеріалів. для обробки матеріалів використовується свердлувальне, токарне, фрезерне, шліфувальне, електроерозійне обладнання. у кожного з цих видів обробки стандартні ступені свободи оброблюючого інструменту, що обумовлює як результат стандартні види шорсткості без контролю геометрії схилів вершин, та інших структуризацій і без врахування напряму переміщення змащувальних матеріалів або матеріалів зношування по поверхні в місці контакту [5]. невраховування взаємної орієнтації векторів руху середовища по поверхні на взаємодіючих площинах, обумовленої геометрією схилів каналів та об’ємів, і зміни цих векторів і їх розподілу по контактних поверхнях приводить до енергетичних втрат в системі, і, як результат, виділення цієї енергії на контакті, зокрема у вигляді теплового і інших видів випромінювання, що веде до локального перегріву. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com про можливість формування заданого профілю контактних поверхонь проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 14 шляхи вирішення проблеми щоб зменшити ці втрати і пропонується метод формування поверхневих структур з врахуванням розподілу векторів переміщення змащувальних речовин по каналам і об`ємам. варіанти моделей поверхневих структур (рис. 1). рис. 1 – варіанти моделей поверхневих структур з врахуванням розподілу векторів переміщення змащувальних речовин по каналам і об`ємам та площ контактних ділянок поверхні pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com про можливість формування заданого профілю контактних поверхонь проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 15 метод полягає в узгодженні попередньо розрахованої оптимальної нано-, мікроі макроструктури шорсткості та інших видів макроструктури поверхні з контрольованими їх геометричними параметрами та наступному відтворенні їх на поверхні за допомогою механічної, лазерної або електроєрозійної обробки з дискретністю, кратною класу необхідної шорсткості в поєднанні макро-, мікро-, нанорозмірності (рис. 2). рис. 2 – поверхні, створені і відтворені методом узгодження попередньо розрахованої оптимальної нано-, мікроі макроструктури шорсткості поверхні з контрольованими іх геометричними параметрами при таких умовах структуризація настільки змінює рельєф поверхні, що первинні параметри шорсткості перестають негативно впливати на процеси енергообміну. для реалізації цього методу було створено прилад з трьома і опційно шістю ступенями свободи з контрольованою середньою роздільною здатністю 0,001 мм з можливістю розміщення оброблюючого інструменту на супорті. система в залежності від виду формування заданої структури поверхні може використовувати лазерну систему стабілізацій, що забезпечує максимальну відтворюваність і точність позиціювання. прилад має загальний вигляд (рис. 3). рис. 3 – загальний вигляд приладу для моделювання поверхні до складу приладу входить лазерна скануюча слідкуюча система оброблюваної поверхні. на приладі можна використовувати лазерну скануючу слідкувальну систему оброблюваної поверхні точечного, лінійного та матричного типу, в залежності від виду мікрогеометрії поверхні. за допомогою скануючої системи робиться математична модель поверхні, по якій і проводиться обробка з врахуванням мікроі макрогеометрії деталі. до складу пристрою також входить розрахунковий модуль на базі еом. скануюча система дозволяє будувати 3-х вимірну модель оброблюваної поверхні з заданою дискретністю. при заміні робочого оброблюючого інструменту силомоментною насадкою для вимірювання зносу і визначення сили тертя даний прилад функціонує як трибологічний вимірюючий стенд, знімаючи параметри поверхні (топографію) та сили, виникаючі при терті, причому вектор орієнтації взаємного переміpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com про можливість формування заданого профілю контактних поверхонь проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 16 щення зразок – контрзразок можна задавати довільно в трьохкоординатному просторі (як по площині x, y, так і в об`ємі x, y, z). завдяки можливості роздільно керувати ступенями свободи даного приладу з`являється можливість моделювати різні режими роботи трибосистеми з врахуванням заданого напряму (вектору) руху поверхонь тертя, а також моделювати складні коливальні процеси, задаючи траєкторію переміщення зони контакту кривими другого і вищих порядків, а також задавати вектор і величину сили тертя по поверхням, що дозволяє отримувати дані, які характеризують трибосистему в різних умовах роботи, наближених до реальних. швидкість створення структурованої поверхні залежить від особливостей математичної моделі поверхні (роздільної здатності), типу обробки і варіюється на даній модифікації приладу в діапазоні 0,059 mm3/с 0,17 mm3/с (швидкість відтворення можливо контролювати). висновки 1. структуризація можлива на контактних поверхнях, що утворюють площинний, лінійний, точечний контакти. 2. результати випробувань показали, що таким методом можливо зменшити тертя в 3 5 разів. за допомогою даного приладу створено поверхні, на яких на площинному контакті отримано меншу силу тертя в 1,5 2 рази, на лінійному – в 2 рази, на точечному в 1,5 рази, але теоретично ці показники можливо підвищити. 3. така обробка можлива і в промисловому масштабі за рахунок модернізації приладу для моделювання поверхні, збільшення зони обробки та потужності і оптимізації процесу структуризації. література 1. гаркунов д. н. триботехника. – м.: машиностроение, 1989. – с. 21-24. 2. дроздов ю.н., павлов в.г., пучков в.н. трение и износ в экстремальных условиях. –м.: машиностроение, 1986. – с. 40. 3. зозуля в.д., шведков е.а., ровинский д.я., браун э.д. под. ред. и.м.федорченко словарьсправочник по трению, износу и смазке деталей машин. – к.: наукова думка, 1990. – 244 с. 4. справочник по триботехнике. – м.: машиностроение, 1989, под ред. м.хебты и а.в.чичинадзе. 5. гост 2789-73. надійшла 17.01.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_stelmah.doc адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 96 стельмах а.у. национальный авиационный университет, г. киев, украина адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы исследования граничных слоев трибосистем введение повышение работоспособности трибосистем с граничным трением, являющееся одним из основных и актуальных направлений современной трибологии. решение проблем граничного трения в значительной степени зависит от эффективности используемых методов исследования граничных слоев. в граничных слоях трибосистем протекает комплекс взаимосвязанных физико-химических, физикомеханических и гидродинамических процессов, оказывающих доминирующее влияние на трибологическое поведение контакта. существующая современная диагностика систем «твердое тело – смазочная среда – твердое тело» основана, главным образом, на изучении физико-химических и физикомеханических явлений на рабочих поверхностях трибоконтакта с использованием традиционных материаловедческих методов анализа их состава и структуры [1 3]. при этом практически полностью игнорируется исследование динамических процессов в граничных слоях, что обусловлено существующим традиционным адгезионно-деформационным подходом к проблеме граничного трения [4]. вместе с тем, последние исследования граничных слоев [5 7] указывают на ограниченность такого подхода и на необходимость комплексного изучения микротечений в граничных слоях, термои кавитационных эффектов в их взаимосвязи с адгезионно-деформационными явлениями на рабочих поверхностях трибоконтакта. цель настоящей работы – разработать и создать измерительно-испытательный трибологический комплекс и квалификационный метод определения трибологических свойств трибосистем с граничным трением с учетом исследования динамических процессов в граничных слоях (дпгс). приборы, материалы и методы исследования граничных слоев в качестве основной модельной смазочной среды использовался авиационный керосин тс-1, как прозрачная, маловязкая среда, исключающая при трении скольжения на малых скоростях (0,2 … 0,8 м/с) и малых нагрузках (1 … 10 н) возникновение режима гидродинамического бесконтактного трения. также изучалось поведение смазочных слоев различных технических товарных и модельных масел: глицерина хч, вакуумного масла вм-6, моторного синтетического масла ипм-10, холодильного масла хф 12 16, авиационного гидравлического масла амг-10, моторного минерального масла мс-20, диалкилбензольного синтетического масла, дистиллированной воды и др. при разработке приборов предусматривалась возможность измерения силы трения и величины износа на модельном подшипнике скольжения, а также плавного регулирования условий трения в диапазоне: линейная скорость скольжения от 0,2 до 2,0 м/с, осевая нагрузка от 4,0 до 20,0 н, максимальная объемная температура среды не более 60 °с. приборы для визуального изучения дпгс для визуального изучения динамических процессов, в частности, интенсивности возникающих встречных течений, возникающих в граничных слоях трибоконтакта, было разработано несколько лабораторных приборов трения с оптически-прозрачным линейным контактом [8]. с целью непосредственного наблюдения за возникающими течениями смазки относительно линии контакта в диффузорной области (до) и в конфузорной области (ко) контакта, в приборе асб-01 (рис. 1) контакт плоского модельного и прозрачного подшипника скольжения с валом осуществлялся сверху. это позволяет наблюдать за течениями смазочной среды через полированные грани прозрачного параллелепипеда. материал модельного подшипника – оргстекло, кристалл парателлурита (tio2), сапфира или кварца. в качестве модельного вала использовался фторопластовый или стальной (шх-15, hrc 59 … 63) ролик с полированной (ra < 0,04мкм) рабочей поверхностью, образующей цилиндр. диаметр модельного вала – 90мм, длина модельного вала или ширина рабочей поверхности, образующей цилиндр вала – 9 мм (фторопластовые) и 16 мм (стальные). исследуемая среда подавалась в контакт движущейся поверхностью путем подхвата её нижним сегментом, который погружался в ванночку с жидкостью. прибор трения асб-02 отличается от асб-01 тем, что контакт плоского модельного подшипника с рабочей поверхностью модельного вала создается не сверху, а снизу, и смазывание контакта производится путем его полного погружения в прозрачную ванночку с предварительно наполненной рабочей жидкостью (рис. 2, а). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 97 а б рис. 1 – схема (а) и внешний прибора трения скольжения асб-01 (б) с оптическим каналом исследования динамики граничных слоев и верхним положением контакта в приборах асб-01 и асб-02 предусмотрено измерение локальных давлений в граничных слоях в процессе трения. для этого в прозрачном модельном подшипнике (параллелепипеде) на рабочей поверхности трения делалось приемное устройство в виде отверстия или щели (диаметр отверстия – 0,2 мм, ширина щели – 0, 23…0,3 мм, а длина – 6 мм). такое приемное устройство через каналы, изготовленные внутри образца, штуцер и гибкий шланг соединялось с измерительными приборами (манометры, вакуумметры, электромеханические или тензометрические датчики давления). а б рис. 2 – внешний вид приборов трения асб-02(а), асб-02т(б) конструкция приборов асб-01 и асб-02 позволяет визуально наблюдать непосредственно возникновение встречных течений и эффекты кавитации в различных средах в процессе трения [9, 10]. в качестве примера на рис. 3 представлены линии тока в керосине (а) и эффекты кавитации (б, в). а б в рис. 3 – линии тока встречных течений (а) и эффекты кавитации на приборе асб-01 (керосин тс-1) (б) и на приборе асб-02 (масло ипм-10), (в) кроме того, разработанные приборы позволяют исследовать все стадии нуклеации, роста и образования газо-воздушной полости, находящейся в состоянии динамического равновесия, процесс кавитации, а также частичное растворение микропузырьков в диффузорной области контакта (рис. 4). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 98 а б в г д рис. 4 – стадии образования газовой полости разрежения граничных слоев в диффузорной области трибоконтакта скольжения (шх-15 – тio2, масло ипм-10) при разных направлениях скольжения (вверху – против часовой стрелки, внизу – по часовой стрелке): а – нуклеация в начальный момент трения; б – рост и динамическое равновесие с увеличением скорости; в – кавитация; г, д – частичное растворение газовой полости после прекращения трения приборы для изучения тепловых эффектов в трибоконтакте для изучения тепловых процессов в граничных слоях первостепенное значение имеет распределение температуры в контактной области. с этой целью был изготовлен прибор асб-02т, в котором модельный подшипник скольжения представляет собой плоскую поверхность в виде плоскопараллельного диска, изготовленного из германиевого стекла высшего качества, полированного, просветленного, имеющего защитное покрытие. этот диск герметично устанавливался в днище камеры, которая заполнялась вазелиновым маслом хч, пропускающим 90 % теплового молекулярного излучения в соответствующем диапазоне инфракрасного (ик) спектра (от 7,5 до 13,0 мкм). в этом диапазоне ик-излучения германиевое стекло и вазелиновое масло практически прозрачны, что позволило с помощью тепловизора thermacamtm65 (рис. 5) исследовать распределение температуры по полю зрения в контактной области модельного подшипника скольжения при трении в динамике с чувствительностью 0,5 ос. а б рис. 5 – внешний вид машины трения асб-02т (а), тепловизора thermacamtm r65(б) и их расположение в ходе исследований после тщательной юстировки и фокусировки контробразец путем медленного нагружения поднимался до соприкосновения с поверхностью, образующей цилиндр фторопластового ролика, создавался линейный контакт, и видеокамера фиксировала повышение температуры в нем на 3,5 ос относительно температуры окружающей среды. при осевой силе сжатия 40 н образовывался контакт шириной около 2,8 мм. плавное снятие нагрузки и вывод из контакта германиевого контробразца не приводили к выравниванию температуры, т.е. тепловой след от созданного разовым сжатием контакта оставался неизменным (рис. 6). этот факт, также как и распределение тепловых потоков при трении, требует дополнительного изучения, что может быть достигнуто с использованием разработанного прибора асб-02т. прямые измерения тепловых процессов в трибоконтакте современной тепловизионной техники на приборе асб02т позволили подтвердить возникновение в эластогидродинамическом контакте термоэффекта [4], который не находит однозначного объяснения без учета динамических процессов в граничных слоях смазки. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 99 рис. 6 – распределение температуры в контактной области при сжатии поверхности, образующей цилиндр ролика, с германиевым плоским стеклом в вазелиновом масле (а) и то же – после снятия нагрузки и создания зазора между поверхностями 1 мм через 1 мин прямые измерения давления в граничных слоях при трении в рамках эгд-теории расчетные контактные напряжения, возникающие в поверхностях при сжатии, отождествляются с давлением, развиваемым в граничных слоях при трении. то есть, давление в смазочной пленке эгд-контакта всегда выше давления окружающей среды. такое же мнение принято и в адгезионно-деформационном подходе, где динамические процессы в граничных слоях игнорируются. вместе с тем, для установления взаимосвязи трибологического поведения контакта с динамикой граничных слоев принципиально важным является прямое экспериментальное измерение локального фактического давления в граничных слоях смазки трибоконтакта при трении в динамике. в приборах трения асб-01, асб-02, асб-02(т) обеспечено постоянство линейного контакта и равномерное распределения мгновенных контактных напряжений при перемещении рабочей поверхности модельного вала благодаря использованию системы самоустановки контакта, как в приборе аск-01 [11]. это достигнуто тем, что ось качания модельного подшипника пересекает ось нагружения и ось вращения модельного вала в его центре масс. кроме того, в этих приборах реализовано электромеханическое сканирование контактных областей приемными устройствами (отверстиями круглого или прямоугольного сечения в виде щелей), расположенными на контактной поверхности модельного подшипника, путем перемещения электропривода модельного вала с контролируемой скоростью шаговым двигателем. разработанные и созданные специальные ацп, цап и программа управления параметрами трения обеспечивают их стабильность благодаря обратным связям с соответствующими датчиками. интерфейс программы (рис. 7, а) позволяет регистрировать локальное давление (рис. 7, б) на срезе приемного отверстия, его координату, скорость сканирования и другие параметры. рис. 7 – графический интерфейс программного обеспечения (а), где плавная кривая отражает распределение давления (повышение и понижение) при сканировании перпендикулярно контакту, а также результаты экспорта с первичной обработкой измеренных параметров (б) после серии экспериментов при линейной скорости скольжения 0,251 м/с и разных осевых нагрузках графический интерфейс в совокупности с программными модулями математической обработки экспериментальных данных позволяют создать наглядную, удобную и относительно простую автоматизированную систему регистрации параметров и управления режимами трения скольжения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 100 использование модернизированного прибора асб-02 позволило впервые провести прямые экспериментальные измерения локального давления в контактных областях и установить наличие разнополярного градиента давления в граничных слоях смазки при трении скольжения по обе стороны контакта (положительный в ко и отрицательный в до). многократные измерения распределения давления в контактной области на приборе асб-02 в среде масла хф 12-16 при сканировании в направлении (рис. 8, а) и против (рис. 8, б) направления скольжения вала показали, что относительная погрешность не превышает 5 %. при максимальных расчетных контактных напряжениях 0,615 мпа по г. герцу (диаметр вала – 0,08 м, ширина вала – 0,009 м, модуль упругости фторопласта 4 450 мпа, модуль упругости оргстекла неориентированного – 2900 мпа) модельный вал вращался с частотой 15 об/мин., т.е. с линейной скоростью скольжения в контакте 0,06 м/с, а скорость сканирования, т.е. перемещения контробразца (оргстекло), составляла 0,011 мм/с. при таких условиях были получены распределения давления в контактной области с постоянными скоростью и направлением скольжения вала и различным направлением сканирования (рис. 8). рис. 8 – распределение давления в контактной области при скольжении вала с линейной скоростью 0,251 м/с и сканировании со скоростью vск = 0,00036 м/с: а – в направлении вращения вала; б – против направления вращения вала обращает на себя внимание закономерное понижение давления в конфузорной области и повышение степени разрежения – в диффузорной при изменении направления сканирования со встречного на обратное. симметричное относительно вертикальной оси распределение давления в граничных слоях и его характерное изменение в ко и до областях контакта при разных направлениях сканирования с одинаковой скоростью объясняется определенными изменениями протекающих динамических процессов в граничных слоях в случае чистого скольжения и качения с проскальзыванием. для косвенного измерения коэффициента трения была произведена доработка прибора асб-02 (рис. 9). модернизация прибора асб-02 заключалась в установке дополнительных электронных датчиков давления дд и разрежения др для измерения соответствующих параметров в зоне контакта модельного вала с поверхностью плоского неподвижного прозрачного модельного подшипника, оптического датчика частоты оборотов вала дчв и датчика определения потребления тока дт основного двигателя ад, доработке механизма позиционирования на базе шагового двигателя шд. разработанные схемы модуля измерения напряжения дн и потребления тока дт позволяют получать исходные данные для расчета мощности потерь ад в процессе трения скольжения при фиксированной частоте вращения и различных нагрузках. блок управления бу выполняет следующие функции: обработку сигналов датчиков др, дд, дчв, дт, дн; формирование и передачу массива данных в пк; прием данных из пк для формирования сигналов управления ад и шд. программное обеспечение выполняет функции формирования алгоритма управления исполнительными устройствами, отображение в цифровом или в графическом виде рабочих параметров и режимов лабораторной установки асб-02. управление скоростью позиционно-сканирующего механизма при исследовании процесса трения скольжения автоматизировано. предусмотрена ручная юстировка зоны контакта. частота вращения основного двигателя стабилизирована и автоматически поддерживается на заданном уровне независимо от влияния нагрузки и скорости сканирования. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 101 рис. 9 – структура автоматизированной измерительно-испытательной системы: асб-02 – лабораторная установка для измерения компрессионно-вакуумных процессов; бу – блок управления; пк – персональный компьютер; ад – асинхронный двигатель; шд – шаговый двигатель; др – датчик разрежения; дд – датчик давления; дчв – датчик частоты вращения; дт – датчик тока; дн – схема измерения напряжения формирование данных табл. 1 осуществляется в ручном или в автоматическом режиме с предварительной установкой периода записи. предусмотрена возможность экспорта данных в программу excel с целью дальнейшей статистической обработки. таблица 1 массив данных, получаемых в ходе испытаний на приборе аск-02 № пп частота об/мин, избыточное давление, кпа ра зр еж ен ие , кп а ток, а н ап ря ж ен ие , в м ощ но ст ь, в т о се ва я на гр уз ка к оо рд ин ат а, м м те м пе ра ту ра , ° с время дата 0 100 255 255 2,55 60 153 0 -1 0 20:02:41 19.03.2011 1 115,5 255 255 2,55 60 153 0 -0,91 0 20:02:59 19.03.2011 2 132,03 255 255 2,55 60 153 0 -0,65 0 20:03:13 19.03.2011 … … … … … … … … … … … … 12 187,83 255 255 2,55 60 153 0 -0,23 0 20:04:32 19.03.2011 13 211,6 255 255 2,55 60 153 0 0,01 0 20:04:49 19.03.2011 графический интерфейс (рис. 9) программы дает возможность визуально наблюдать в реальном времени необходимые графические зависимости с сохранением изображений в памяти пк. для исследования динамических процессов, возникающих при трении граничных слоев при относительном движении поверхностей с адсорбированными фрагментами граничных слоев смазочной среды, был разработан и изготовлен лабораторный прибор асб-03 (рис. 10). этот прибор включает в себя механический модуль (электропривод прецизионного вала через шкивы и ременную передачу, который вращается относительно неподвижного блока с приемным устройством) и электрический модуль управления частотой вращения с обратной связью и регистрацией потребляемой мощности электродвигателя. в отличие от предыдущих приборов, здесь в качестве приемного устройства использована длинная щель (20 мм) и реализована возможность ее изменения от 0 до 5 мм, а также точного регулирования зазора между валом и поверхностью с приемным устройством и точного позиционирования щели относительно оси вращения вала. на блоке с приемным устройством размещена система тонкой регулировки микрометрическими винтами (рис. 10, б). прибор асб-03 позволяет изучать распределение давления, возникающего в граничных слоях при их движении с поверхностью вращающегося модельного вала с плоской поверхностью, расположенной на определенном расстоянии с установленным минимальным зазором от 0 до 5 мм, шагом 25 нм. в качестве измерительного прибора используется мановакуумметр мвтп-160а. для измерения расхода жидкости при различном избыточном давлении используются дроссельный кран тонкой регулировки и расходомер в виде мерного тарированного цилиндра. получаемые результаты позволили произвести принципиальную оценку возможности использования динамических процессов в диффузорной и конфузорной областях контакта для разработки и создания принципиально новой трибомолекулярной техники нагнетания и разрежения среды. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 102 а б рис. 10 – внешний вид лабораторного прибора трения граничных слоев асб-03(а) и его неподвижного блока 1 с регулировочными винтами позиционирования приемного устройства относительно поверхности вала 2 (б) измерительно-испытательный комплекс для исследования трения в условиях граничной смазки с целью исследования влияния постоянства мгновенных контактных напряжений на противоизносные свойства трибосистемы скольжения с линейным контактом наногеометрических поверхностей трения была разработана и создана машина трения со стабилизированными мгновенными контактными напряжениями и определенными радиальными отклонениями модельного вала. на рис. 11 представлена схема и внешний вид созданной машины трения аск-01 [9], где при измерении силы трения ось нагружения, ось вращения модельного вала и ось, вокруг которой колеблется плоский неподвижный образец, пересекаются в центре масс контробразца. таким образом, мгновенные контактные напряжения соответствуют расчетным, что подтверждается образованием равномерно по всей поверхности контробразца вторичных структур. рис. 11 – внешний вид машины трения аск-01 (а) и модельной трибосистемы скольжения с линейным контактом (б) большинство углеводородных неполярных смазочных материалов при смачивании поверхностей деталей машин образуют на них эпитропные жидкокристаллические структуры в нанои микрометровом диапазоне. так как их структура и свойства в значительной степени определяются шероховатостью рабочей поверхности, то необходимо иметь максимально полную информацию о трехмерном состоянии исходной поверхности. наногеометрическая поверхность модельных образцов нуждается в соответствующем контроле, который необходимо осуществлять бесконтактным методом с высокой чувствительностью по профилю и достаточно большим полем зрения. контактные профилографы-профилометры типа «калибр м201» или м-283 не удовлетворяют этим требованиям из-за повреждения поверхности и малой информативности. поэтому совместно со специалистами лаборатории акустооптики радиофизического факультета кну им. тараса шевченко был разработан и создан [12] лазерный сканирующий бесконтактный дифференциально-фазовый микроскоп–профилограф-профилометр (лсдфмп) (рис. 12). экспериментально установлено, что именно 3d состояние рабочих поверхностей характеризует их трибологические свойства, а не стандартизованные параметры шероховатости (rа, rz, rmax, sm, tp и др.), рассчитываемые лишь по одной профилограмме. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 103 рис. 12 – внешний вид лазерного сканирующего дифференциально-фазового микроскопа-профилометра (а) и 3d инвертированное изображение дорожки трения (б) экспериментально установлено, что при одном и том же параметре шероховатости, в частности rа, создаваемой различными технологическими приемами, поверхности имеют принципиально различные трибологические свойства, зависящие от их 3d состояния. в результате сканирования поверхности дфлспп можно получить ее двумерное дифференциально-фазовое изображение (рис. 13, а), состоящее из 512 × 512 профилограмм. путем интегрирования поверхность восстанавливается (рис. 13, б) с возможностью анализа любой из 1024 профилограмм (рис. 13, в). новый способ двумерного представления трехмерного состояния поверхностей в виде амплитудно-частотно-пространственного распределения дисперсии показан на рис. 13, г, что чрезвычайно важно для трибосистем. а б х, мкм f (x), мкм мкм в г рис. 13 – рельеф реальной поверхности с параметром шероховатости ra = 0,15 мкм в двух(а) и трехмерном (б) изображениях, один из ее профилей (в) и двумерное распределение дисперсии по направлению для отдельных спектральных составляющих пространственного спектра поверхности (г), (по радиусу – пространственные частоты в см –1) таким образом, именно 3d микрои наносостояние поверхностей с учетом направления граничного трения дает информацию об эксплуатационных трибосвойствах рабочих поверхностей. кроме шероховатости, дфлспп позволяет определять объем изношенного материала в нанометрах кубических, что значительно повышает точность определения величины изнашивания. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 104 разработана новая многоступенчатая методика трибологических испытаний смазочных материалов, учитывающая влияние вторичных структур на износостойкость в ходе длительных испытаний [9]. суть методики заключается в поэтапных измерениях величины износа во времени при прочих равных начальных условиях. по разработанным методикам были испытаны определенные товарные моторные и получены их противоизносные характеристики, которые полностью соответствовали результатам шестичасовых моторно-стендовых испытаний по пропорциям эффективности, что подтверждено соответствующим актом мнпп «присадки». в совокупности лабораторный прибор трения аск-01, лазерный сканирующий дифференциально-фазовый микроскоп-профилометр лдфсмп и методики трибологических испытаний в условиях граничной смазки представляют собой комплекс приборов и методов, который внесен в перечень квалификационных методов укрцах сепро украины [13]. приборы и методы для изучения влияния граничных слоев на контактные напряжения прибор асб-01 позволяет исследовать влияние природы смазочной среды на реологические и физико-химические свойства граничных слоев, которые оказывают существенное влияние на фактические контактные напряжения поверхностей трения. так, путем медленного прижатия плоского модельного подшипника 1 из оргстекла полированной поверхностью к рабочей поверхности вала 2 (рис. 14, а) при осевой нагрузке 4 н на воздухе возникает тонкая прямоугольная площадка контакта. ее длина соответствует длине модельного подшипника, т.е. высоте ролика 9 мм, а ширина 0,9 мм, что согласуется с расчетными значениями, полученными по формуле г.герца, учитывающей модули упругости материалов. в верхнем положении контакта (рис. 14, а) при его смачивании керосином капиллярный и иммерсионный эффекты проявляются визуально: ширина смоченного контакта при прочих равных условиях возрастает до 5,5 мм. учитывая, что хорошо смачиваемым является модельный подшипник (оргстекло), а поверхность вала (фторопласт) олеофобна по отношению к неполярным углеводородным жидкостям, можно предположить, что высота эпитропных жидко-кристаллических слоев равна расстоянию между поверхностями в крайних положениях ширины контакта, которую можно оценить путем вычисления расстояния между поверхностями на краях мениска. так, в керосине тс-1 ширина смачиваемого контакта равнялась при диаметре ролика 80 мм –7,4 мм, в масле ипм-10 – 7,9 мм, и в масле мс-20 – 11,4 мм. вязкость этих масел при 20 °с соответственно составляла 1,34 сст; 24,7 сст и 1600 сст. толщина эпитропного иммерсионного упорядоченного граничного слоя определялась из расчета постоянства нагрузки 1,5 н без учета различий по коэффициенту поглощения в малых толщинах, которые соответственно составляли: для тс-1 – 0,17 мм, для ипм-10 – 0,19 мм и для мс-20 – 0,4 мм. при этом учесть минимальную толщину смазочного слоя оказалось достаточно сложно, хотя она, безусловно, влияет на полученные результаты измерений ширины смоченного контакта. таким образом, можно предположить, что границы смазочного слоя неполярной углеводородной среды, где прекращается иммерсионный эффект вокруг смоченного контакта, образованного криволинейными поверхностями олеофобной (фторопласт) и олеофильной поверхностью, являются показателем, отражающим толщину эпитропного жидкокристаллического приповерхностного слоя, структурированных молекул в поле твердой подложки. рис. 14 – вид контакта 3 машины трения асб-01, возникающего при соприкосновении плоского модельного подшипника 1 с модельным валом 2, смоченного авиакеросином тс-1 (а) и образование линейного контакта на воздухе (б), а также при смачивании его авиакеросином при осевой нагрузке 4 н исследования распределения напряжений поверхности модельного, а также плоского вала, проводились оптико-поляризационным методом. в качестве подшипника использовался кубик изотропного полимерного материала с полированными гранями. параллельный пучок белого света или лазера направлялся фронтально к контакту, после чего он, пройдя через поляризатор, проецировался на экран. такой подход использовался как в статических условиях нагружения, так и в динамике – при трении в различных средах (воздух или смазочная среда). поляризационно-оптическим методом исследований (рис. 15) экспериментально наблюдается перераспределение контактных напряжений в поверхностях, смоченных граничными слоями смазки (рис. 15, б, в). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 105 а б в рис. 15 – контактные напряжения в изотропном кристалле (поляризованный свет) при сжатии нагрузкой n: а – на воздухе в статике; б – смоченный маслом (эжк-слоями) в статике; в – трение по часовой стрелке уменьшение максимальных расчетных контактных напряжений, вызванное увеличением фактической площади контакта, обусловленного возникновением упругодеформированных эпитропных жидкокристаллических слоев смазки, схематически представлено на рис. 16. при сжатии полированных плоских поверхностей стали шх15 и кварцевого стекла, на которые предварительно наносился слой оптически непрозрачного вещества (закрашенное черным красителем масло тад-17), наблюдается его экструзия, а после снятия нагрузки – возникновение газовых полостей в граничном слое. исходная полированная стальная поверхность после сканирования на лдфспп представлена на рис. 17, а. при сжатии поверхностей до 1,0 мпа в контакт вступают вершины волнистых поверхностей стального и кварцевого образцов (рис.17, б), где площадь контактов вершин (светлые участки) составляла около 40 % контурной площади в поле зрения. при увеличении нагрузки до 5,0 мпа, очевидно, начинают сливаться упругодеформированные вершины, а между ними образуются общие плоскости с остатками непрозрачной смазки (рис. 17, в). дальнейшее увеличение нагрузки до 10,0 мпа привело к некоторому расширению площади контактирующих вершин и уменьшению площади плоскостей, заполненных маслом (рис. 17, г). при этом общая площадь контактирующих вершин (светлые участки) увеличилась до 60 % и четко видно образование общих для обеих поверхностей полостей, заполненных закрашенным маслом. при увеличении нагрузки наблюдалось перетекание граничных слоев из образованных полостей наружу. после этого снятие нагрузки приводило к очень медленному увеличению объемов со смазочным материалом, о чем свидетельствуют 2d изображения контакта через 10 минут и 24 часа после разгружения контакта. при этом после снятия нагрузки в контакте, образованном под давлением 10 мпа, и нескольких дней наблюдений, разъединить поверхности в нормальном направлении к плоскости контакта не удавалось. разъединить его с наименьшими усилиями удалось лишь путем сдвига. таким образом, при сжатии двух поверхностей с граничными слоями образуются общие для поверхностей замкнутые полости с субмикрообъемами смазочного материала. лазерная 3d профилография подтверждает возможность возникновения разрежения в микрообъемах граничных слоев в образуемых, общих для обеих поверхностей полостей, заполненных фрагментами смазочной среды. полученные результаты исследования упругой деформации эжк-слоев в статических условиях (без трения) сжатия и релаксации после снятия нагрузки позволяют объяснить ряд известных явлений или дополнить их новыми сведениями и гипотезами. в машиностроении известен прием микрометрирования в размер с помощью набора калиброванных плиток ягонтсона, основанный на сжатии концевых мер их стальными полированными поверхностями. после снятия усилия сжатия плитки удерживаются. из практики также известно, что плитки ягонтсона лучше удерживаются при их сжатии с незначительным одновременным тангенциальным сдвигом. это объясняют с позиций адгезионно-деформационнной теории трения и.в. крагельского действием молекулярной составляющей силы трения. рис. 16 – схема образования линейного контакта аaвa шириной ba поверхности вала 1 и поверхности плоского подшипника 2 под действием осевой силы ng и возникновение в них контактных напряжений σа на воздухе и его расширение до аdвd с шириной bd и соответствующим их уменьшением до σd с учетом наличия на них эжк-слоев толщиной d pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 106 а б в г д е рис. 17 – образование общих плоскостей с граничными слоями непрозрачной смазочной среды между стальной и кварцевой полированными поверхностями (а) при их сжатии до напяжений 1,0 мпа (б), 5,0 мпа (в), 10,0 мпа (г) и после снятия нагрузки через 10 минут (д) и 24 часа (е) однако при таком подходе не учитываются и другие виды взаимодействия, например электромагнитное, которое возникает в ферромагнитных плитках при относительном перемещении доменов поверхностей. также не рассматривается возможное влияние динамических процессов в граничных слоях при их деформировании и релаксации после сжатия. так, удержание плиток ягонтсона может быть следствием образования микрои нанометровых общих полостей при сжатии двух полированных поверхностей, из которых в окружающую среду выдавливаются излишки граничных, адсорбированных на поверхностях молекул атмосферы. затем, в процессе снятия нагрузки, происходит упругая релаксация контактирующих вершин, что и приводит к растяжению ранее образованных при сжатии полостей, т.е. к разрежению адсорбированных слоев среды в ранее образованных, общих для обеих поверхностей полостях. таким образом, плитки удерживаются не только молекулярными силами и магнитными полями ферромагнитных материалов, но и внешним давлением, действующим на разреженные, общие для поверхностей полости. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение ii. новые приборы и методы … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 2 107 выводы 1. разработаны приборы с оптическими каналами съема информации (асб-01, асб-02, асб-02т), позволяющие наблюдать: фазовые превращения в граничных слоях смазки (нуклеацию, рост паровоздушных полостей, их эволюцию и схлопывание пузырьков в диффузорной области контакта); расслоение граничных слоев в конфузорной области трибоконтакта; возникновение вторичных возвратных течений и вихревых потоков в граничных слоях; распределение тепловых потоков в динамике при трении. 2. разработаны приборы непосредственного измерения локального давления в граничных слоях путем сканирования приемными устройствами (контактные асб-01, асб-02 и бесконтактный асб-03), позволившие выявить общую закономерность возникновения разнополярных градиентов давления в граничных слоях: положительный – в конфузорной области контакта и отрицательный – в диффузорной. 3. в совокупности лабораторный прибор трения аск-01, лазерный сканирующий дифференциально-фазовый микроскоп-профилометр лдфсмп и методики трибологических испытаний в условиях граничной смазки представляют собой комплекс приборов и методов, который внесен в перечень квалификационных методов оценки укрцах сепро украины [13]. автор выражает благодарность коллективу лаборатории нанотриботехнологий ндч нау, за непосредственное участие в разработке приборов, макетов и в экспериментальных исследованиях. литература 1. костецкий б. и. износостойкость деталей машин / б. и. костецкий. – м. ; к : машгиз, 1950. – 168 с. 2. крагельский и. в. основы расчетов на тертя и износ / и. в. крагельский, м. н. добычин, в. с. комбалов. – м. : машиностроение, 1977. – 526 с. 3. ахматов а. с. молекулярная физика граничного трения / а. с. ахматов. – м. : физматгиз, 1963. – 472 с. 4. чихос х. системный анализ в трибонике /х.чихос. – м.: мир, 1982. – 351 с. 5. дмитриченко н.ф. эластогидродинамика. – львов: изд-во национального университета «львовская политехника», 2000. – 224 с. 6. dowson d. and taylor, c.m., 1974, “fundamental aspects of cavitation in bearings,” cavitation and related phenomena in lubrication, imeche, england, pp. 15-26. 7. luis san andres, cavitation in liquid bearings. ©notes 6. 2009. 8. патент на корисну модель №57465 україна, (51) мпк g01n 3/56. пристрій визначення трибореологічних характеристик тертя ковзання в умовах граничного змащення /стельмах о.у., бондар в.с., бадір к.к., ібраімов т.т. – № u 2010 10464; заявл. 30.08/2010: опубл. 25.02.2011. бюл. №4. – 18 с. 9. кияшко с.н., стельмах а.у., костюник р.е., терновая т.в., сидоренко а.ю. способ определения противоизносных и (или) антифрикционных свойств трибосистемы с одним линейным контактом постоянной протяженности и устройство для его осуществления // патент рф на изобретение №2279660, приоритет от 30.09.04.опубликовано: 10.07.2006. бюл. №19. – 10 с. 10. патент на корисну модель №65839 україна, (51) мпк (2011.01) f04b 19/00, f04c 25/00. спосіб нагнітання і/або створення розрідження або вакууму речовини, що перебуває в рідкому/газоподібному/високодисперсному, твердому або багатофазовому стані /стельмах о.у., аксьонов о.ф., хуфенбах в.а., кунце к.б.ф., запорожець о.і., бадір к.к., бондар в.с., стельмах д.о., ібраімов т.т., хуссейн д.д., аль-тамімі р.к. – № u 2011 09336; заявл. 26.07.2011; опубл. 12.12.2011. – бюл. №23, 2011. – 22 с. 11. патент на корисну модель №65840 україна, (51) мпк (2011.01) f04с 2/00. пристрій для нагнітання і/або створення розрідження або вакууму речовини, що перебуває в рідкому/ газоподібному/високодисперсному твердому або багатофазовому стані /стельмах о.у., аксьонов о.ф., хуфенбах в.а., кунце к.б.ф. та ін. – № u 2011 09337; заявл. 26.07.2011; опубл. 12.12.2011. бюл. №23, 2011. – 32 с. 12. патент на изобретение №2179328 рф, g02b21/00, g01b11/30. способ дифференциальнофазовой профилометрии и/или профилографии и устройство для его реализации /кияшко с.н., смирнов е.н., ильченко л.н., коленов с.а., стельмах а.у. – №2001116525/28; заявл. 19.06.01; опубл. 10.02.2002. 13. бойченко с.в. комплекс методів кваліфікаційної оцінки палив для авіаційних газотурбінних двигунів /с.в.бойченко. – к.: український науково-дослідний та навчальний центр хімотології й сертифікації пмм і тр, 2011. – 8 с. надійшла 05.04.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_dudchak.doc методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 36 дудчак в.п., дудчак т.в., остапенко р.м. подільський державний аграрно-технічний університет, м. кам'янець-подільський, україна методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів вступ адгезійна міцність полімерного покриття з металевою основою є одним з головних факторів, що визначає працездатність відновлених деталей сільськогосподарської техніки. недостатня адгезійна міцність системи полімер-метал обмежує застосування покриттів для відновлення деталей. технологічні фактори пресування (тиск, температура, час витримки під тиском) відіграють вирішальну роль у зміні фізико-механічних властивостей полімерних покриттів. однак в літератypі немає яких-небудь теоретичних досліджень на вибір технологічних параметрів нанесення антифрикційних покриттів на основі термореактивних смол, що забезпечують високі адгезійні властивості. на міцність зчеплення композиційного покриття з металом значно впливають: режими термообробки, фізична природа матеріалу основи, хімічна активність поверхонь, їхня мікрогеометрія, ступінь очищення від забруднень, товщина полімерного покриття і ін., що вимагають ретельного вивчення. при отриманні високоякісних покриттів основними параметрами пресування є: температура нагріву пресформи, при якій формується покриття, тиск пресування і тривалість витримки деталі в пресформі. фізико-механічні властивості покриттів із термореактивних композицій, залежать від підбору оптимальних режимів пресування. аналіз відомих досліджень для кожної композиції є оптимальна температура пресування, яку визначають дослідним шляхом. а.е. вардомська і а.д. соколов [1] вивчали вплив режимів отвердіння (в інтервалі 423 ... 463к) на фізико-механічні властивості скловолокнитів дсв і аг-4в при зміні часу витримки в пресформі на приладі пвр-1. найкращі міцнісні властивості виробів отримані при температурі формування 423-443к. використання температури формування 453-463к рекомендується при виготовленні дрібних деталей з використанням попереднього нагріву матеріалу. при підвищенні температури пресування прискорюється отвердіння реактопластів, а відповідно, зменшується час витримки деталей в пресформі. з підвищенням температури пресування до визначеної межі покращуються фізико-механічні властивості, однак при цьому зменшується тривалість пластично-в’язкого стану матеріалу. так, за даними а.д. соколова [2] при температурі вище 463к якість поверхні виробів погіршується, з'являються пори, збільшується усадка. в.а брагинский [3] також зтверджує, що із зростанням температури пресформи збільшується абсолютне значення й анізотропія усадки. при збільшенні часу витримки, підвищення необхідної температури [3], підвищеня тиску понад 50 мпа, зростає пористість матеріалу з-за інтенсивного виділення летучих, так як поверхневі шари прескомпозиції твердіють раніше, ніж через них встигають виділитися пари води. внаслідок цього частина парів залишається в виробі і в ньому виникають внутрішні напруження. в результаті при розкритті пресформи відбувається розрив чи руйнування виробу, або утворення на його поверхні тріщин. пресувати при пониженій температурі також недоцільно, так як чим нижче температура, тим більш тривалою повинна бути витримка і фізико-механічні властивості деталей при цьому погіршуються. в роботах а.с. гуляєва, в.г. дедюхина, в.п. ставрова [4, 5] встановлено, що міцність склопластику аг-4в майже не змінюється в інтервалі тисків від 10 до 100 мпа, а по даним і.я. страуме [6] оптимальні його механічні властивості спостерігаються при зміні тиску в межах від 10 до 40 мпа. таким чином, при формуванні полімерних покриттів вибір питомого тиску вимагає додаткових досліджень. введення наповнювачів також значно впливає на кінетику отвердіння, однак в літературі питання технології нанесення покриттів з термореактивних композицій практично не вивчені. з приведеного вище огляду видно, що питання впливу технологічних факторів на фізикомеханічні властивості покриттів вивчені недостатньо, при цьому, вони стосуються переважно конструкційних деталей і виробів. такі фактори, як температура, тиск пресування і час витримки в пресформі, що беруть участь при відновленні зношених деталей сільськогосподарської техніки, вивчені і оцінені з точки зору їх ефективності. ефективність цих факторів оцінена за допомогою вивчення адгезійної міцності системи полімерметал, твердості, межі міцності при стиску, щільності. аналізуючи літературні дані про дослідження фізико-механічних властивостей, можна припустити наявність зв’язку між адгезійною міцністю і щільністю, щільністю і твердістю, твердістю і межею pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 37 міцності при стисканні і т.д. так, в роботі з.я. абашина і ін. [7] встановлений взаємозв’язок між щільністю і твердістю матеріалу амс-1 з коефіцієнтом кореляції 0,966. в роботі м.в. біленького [8] встановлена залежність коефіцієнту тертя антифрикційних матеріалів (графітованого текстоліту, фенілону, капролону, карбопластику ксг) від фізико-механічних властивостей: твердості, межі міцності при розриві σр.з., межі міцності при стиску σс, межі міцності при зрізі σзр, ударної в’язкості ан і т.д. таким чином, фізико-механічні властивості, отримані при різних технологічних параметрах пресування дають можливість в деякому наближенні судити про антифрикційні властивості композиційних покриттів. методика досліджень об'єктом дослідження були: композиції на основі фенолоформальдегідної смоли модифіковані антифрикційними наповнювачами. основою дослідження було вивчення фізико-механічних, технологічних і експлуатаційних властивостей полімерних покриттів, отриманих методом прямого компресійного пресування. дослідження адгезійної міцності проводились методом нормального відриву двох циліндричних зразків, з’єднаних полімером встик і конусних штифтів. для вивчення адгезійної міцності була виготовлена спеціальна пресформа (рис. 1). рис. 1 – схема пресформи для отримання зразків, з’єднаних полімером встик: 1 – обойма; 2 – зразки; 3 – нагрівальна спіраль; 4 – латр; 5 – термопара; 6 – плита; 7 – гідроциліндр; 8 – індикатор; 9 – мілівольтметр; 10 – матриця; 11 – полімерне покриття; 12 – зразковий динамометр рис. 2 – схема пресформи для нанесення полімерних покриттів на зразки методом відриву конусних штифтів: 1 – пуансон; 2 – втулка; 3 – матриця; 4 – знак; 5 – зразок; 6 – нагрівач; 7 – полімерне покриття; 8 – конусний штифт; 9 – нагрівальна плита; 10 – термопара; 11 – міліамперметр; 12 – латр в якості матриці була взята обойма плунжерної пари 1 діаметром 9 мм, пуансоном був зразок 2. обігрів пресформи здійснювався нагрівальною спіраллю 3 і регулювався за допомогою латр-а 4. температуру контролювали термопарою 5 і реєстрували мілівольтамперметром 9 (м2007). тиск через шліфовану плиту 6 створювали гидроциліндром 7, при цьому використовували звичайний домкрат. величину тиску вимірювався зразковим динамометром (1тс) за допомогою індикатора годинникового типу 8. зразки для дослідження адгезійної міцності виготовляли із ст. 45 діаметром 9 мм і довжиною 35 мм. торці зразків 2 шліфували в призмі до шорсткості rz32 мкм. перед нанесенням покриттів торці дотичних поверхонь знежирювали ацетоном. пресматеріал перед нанесенням покриттів просушували при температурі 333к протягом 0,5 годин, а зразки 2 нагрівали до температури 423к у якості антиадгезійної змаски для прессформ застосовували кремнійорганічні рідини , які утворювали на стінках пресформи тонку плівку, що дозволяло легко витягати з пресформи деталі і забезпечувати гладку і рівну поверхню нанесеного покриття, а також зводити до мінімума порушення адгезійних зв'язків між покриттям і основою. адгезійну міцність покриття визначали кількісним методом рівномірного відриву конусних штифтів і зразків, з'єднаних полімером встик, на розривній машині мр-05, використовуючи при цьому спеціально виготовлені пристосування (рис. 3 і 4 ). стабільність нагрівання зразків перед покриттям, за даними попередніх дослідів, забезпечували однаковими температурними умовами (швидкість нагрівання – 4 ... 6 к/хв, витримка при необхідній температурі – 10 ... 15 хв.). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 38 рис. 3 – схема пристрою для визначення адгезійної міцності покриттів методом відриву конусних штифтів: 1 – затискач; 2 – державка; 3 – конус; 4 – захват; 5 – обойма; 6 – зразок; 7 – штифт; 8 – планка рис. 4 – схема пристрою для визначення адгезійної міцності покриттів, з’єднаних встик: 1 – затискач; 2 – державка; 3 – обойма; 4 – гвинт; 5 – зразок; 6 – покриття; 7 – фіксатор з метою підвищення адгезійної міцності композиції нами пропонується пристрій [10] який схематично зображений на рис. 5. пристрій містить рухливу плиту 1, жорстко зв'язану із силовим циліндром 2 преса. на плиті 1 встановлений пуансон-хвилевід 3, що оснащений магнітострикційним перетворювачем 4 і збудником низькочастотних коливань, виконаним у виді эксцентрикового вібратора 5, причому пуансон-хвилевід 3 підпружинений до плити 1 пружиною 6. під рухливою плитою 1 розміщена матриця 7, яка закріплена на нерухомій плиті 8, стола 9 преса. у нерухомій плиті 8 встановлений знак 10, хвильовід-виштовхувач 11, оснащений магнітострикційним перетворювачем 12 і виконаний у виді стакану з внутрішньою порожниною в, що має форму гіперболоіда. в стакані передбачені пази г утворюючі при перетинанні двох катеноїдних у поперечному перерізі поверхонь зовнішньої циліндричної і внутрішньої гіперболічної не менш трьох виступів д, що забезпечує максимальну концентрацію коливань у робочій зоні. ви рис. 5 – схема пристрою для нанесення полімерної композиції: 1 – рухлива плита; 2 – силовий циліндр; 3 – пуансон-хвилевід; 4 і 12 – магнітострикційний перетворювач; 5 – эксцентриковий вібратор; 6 – пружина; 7 – матриця; 8 – нерухома плита; 9 – стіл преса; 10 – знак; 11 – хвильовід-виштовхувач; 13 – корпус;14 – прокладка; 15 – відновлювана деталь хвильовід-виштовхувач 11 розміщений у корпусі 13, що через прокладку 14 стикається з плитою 9 преса. відстань від торця пуансона-хвилеводу 3 до хвильоводу-виштовхувача 11 визначили зі співвідношення: λ<< 4 1 2 ld , де d – діаметр матриці під відновлювану деталь, мм; l – відстань від торця пуансона-хвилевода до хвильовода-виштовхувача (довжина формоутворюючої частини матриці) , мм; λ – довжина хвилі ультразвукових коливань, мм. довжину пуансона-хвилеводу 3 і хвильоводу-виштовхувача 11 визначали по відомих залежностях. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 39 залежність довжини l формоутворюючої частини матриці від довжини λ хвилі і діаметра d матриці під формуючу деталь знаходили експериментально. пристрій працює наступним чином. попередньо нагріту термореактивну композицію завантажують у матрицю 7, в якій розміщена нагріта відновлювана деталь 15. на стадії низького тиску (наприклад від 0 до 10 мпа) на матеріал через пуансон-хвилевід 3 впливають низькочастотними коливаннями з частотою 50 200 гц і амплітудою 1 2 мм, наприклад, ексцентриковим вібратором 5. при досягненні верхньої межі тиску низькочастотні коливання припиняють і на деталь 15 через хвильовід-виштовхувач 11 від магнітострикційного перетворювача 12 подають ультразвукові коливання з інтенсивністю 70 110 вт/см2, причому тиск при цьому підвищують до 55 60 мпа. при досягненні верхньої межі на стадії високого тиску інтенсивність коливань знижують до 25 ± 5 вт/см2 і впливають ними одночасно на деталь 15 і термореактивну композицію до початку витримки під тиском. після витримки під тиском і отвердіння термореактивної композиції деталь 15 за допомогою хвильовода-виштовхувача 11 видаляють з матриці. як джерело ультразвукових коливань брали генератор узг-10-22 з магнітострикційними перетворювачами пмс 15а-18. низькочастотні коливання одержували від звичайного эксцентрикового механізму. застосування ультразвукового впливу на полімерну композицію і деталь дозволило збільшити адгезійну міцність з 18 мпа до 25 30 мпа, крім того ультразвуковий вплив збільшує щільність композиції, знижує водомаслопоглинання. руйнівне напруження і величину адгезійної міцності покриття з металевою основою визначали на розривній машині мр-05. твердість визначали на твердомірі моделі mkv-1, по глибині вдавлення кульки діаметром 5 мм при навантаженні 50 кг. щільність визначали шляхом обмірювання відпресованого зразка мікрометром мк-25, і зважуванням на вагах марки вла-200 з точністю 0,1 мг. дослідження проводили при наступних режимах: тиск пресування 10 ... 90 мпа, температура пресформи 403 ... 463 к, час витримки під тиском 0,5 ... 1,5 хв/мм перетину [12] дослідження на зносостійкість проводили шляхом нанесення покриття на внутрішню поверхню втулки діаметром 40 мм, довжиною 10 мм, товщина покриття 1 мм. з втулок вирізали сектори з площею поперечного перерізу 2 см2. зносостійкість досліджуваних композицій визначали за схемою "колодка-вал". досліди проводили в умовах граничного тертя (1 крапля масла мс-20с на 400 метрів шляху) при швидкості ковзання 0,63 м/с і навантаженні 1,5 мпа. ваговий знос покриття і контртіла визначали за 10 годин безперервного спрацювання. попереднє припрацювання зразків проводилась при р = 0,2 мпа і швидкості ковзання 0,63 м/с (без змащення), шлях тертя при цьому складав 25 км. при створенні нових композиційних матеріалів для покриттів першочергове значення має підбір найбільш ефективних типів наповнювачів. однак відомо, що в залежності від експлуатаційних умов одні і ті ж наповнювачі чи їх поєднання впливають на інтенсивність зношування пар тертя. на даний час немає науково-обґрунтованої теорії по вибору складу і кількості наповнювачів при створенні композицій для конкретних умов роботи. вплив наповнювачів на механізми тертя і зносу мало вивчені. тому при створенні композицій для покриттів, здатних працювати в умовах обмеженого змащення і у воді, були поставлені наступні задачі: а) обґрунтувати кількість і тип наповнювачів; б) дослідити вплив наповнювачів на процес зносу покриття і контртіла; в) визначати оптимальний склад антифрикційної композиції, що забезпечує мінімальний знос покриття і контртіла. визначення оптимального складу антифрикційної композиції пoроводили в два етапи. на першому етапі на підставі деяких попередніх дослідів і аналізу літературних даних обрані рівні варіювання антифрикційних наповнювачів для досліджень. на другому етапі, за допомогою планування експерименту визначений оптимальний склад композиції, що забезпечує високу зносостійкість покриття і контртіла. підготовку антифрикційних композицій, робили наступним чином: подрібнювання високоміцного, скловолокнистого полімеру аг-4в у швидкохідному подрібнювачі ц-10 і просіванні його через сито, з розміром отворів 0,5 мм. довжину подрібненого препрігу контролювали насипною щільністю, а також при просіванні навіски в 250 г через різні сита. вона склала: до 50 мкм – не більше 10 %, до 150 мкм – не більш 15 %, до 400 мкм – не більш 55 %, до 500 мкм – не більше 20 %: змішування рецептурної кількості здрібненого препрігу, колоїдного графіту, дисульфіду молібдену і порошкового поліаміду в тихохідному кульовому млині типу ze-101 сухим методом протягом 0,5 години при швидкості обертання барабана 80...120 хв-1. вибір типу і кількості антифрикційних добавок найважливішою функцією антифрикційних наповнювачів в композиціях є поліпшення їх зносостійких та притизадирних властивостей, які набувають особливе значення при високих навантаженнях, температурах і великих швидкостях ковзання. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 40 антифрикційні добавки разом із твердими високоміцними наповнювачами дозволяють одержувати покриття більш щільні і міцні, з мінімальною усадкою, що дозволяє виключити наступну механічну обробку, створюють ефект ковзання при формуванні покриттів. як вказувалося вище, при створенні нового антифрикційного матеріалу для покриттів, нами вибраний твердий високоміцний, скловолокнистий полімер аг-4в, на основі модифікованої фенолоформальдегідної смоли р2м. хоча в літературі [8] є дані про високу зносостійкість матеріалів типу аг-4, однак у чистому виді його застосовувати у вузлах тертя недоцільно через підвищений знос спряженої деталі. при введенні ж цільових наповнювачів істотно поліпшуються фізико-механічні і триботехнічні властивості композицій. тому, особлива увага була спрямована на вибір наповнювачів, що забезпечують низький коефіцієнт тертя в умовах обмеженого мащення, а також що сприяють точності розмірів і стабільності властивостей покриттів. враховуючи позитивний досвід попередніх дослідників, було прийняте рішення використовувати в якості антифрикційних наповнювачів дисульфід молібдену дм-1, колоїдний графіт c-1 і порошковий поліамід 12 апн-б. покращення зносних властивостей антифрикційних матеріалів забезпечується оптимальною кількістю того чи іншого наповнювача. так, за даними г.в. салагаєва і н.л. шембеля [9] при введенні в композицію графіту, дисульфіду молібдену й ін. на поверхнях тіл що контактують утворюються тонкі плівки, для чого досить 2 ... 10 % наповнювача. введення більшої кількості наповнювача, чим це необхідно для утворення роздільної плівки, приводить до негативних результатів, тому що знижує міцність та зносостійкість композиції. встановлено [9], що збільшення в поліаміді графіту більше ніж на 20 % приводить до підвищення крихкості полімерній композиції і збільшенню її зносу, причому добавка в поліамід графіту ефективна тільки при роботі в умовах змащення. в якості антифрикційних добавок може бути використаний порошковий поліамід 12 апн-б. частки такого полімерного наповнювача закладені з усіх боків в твердий полімер. при терті, в зв’язку з великим коефіцієнтом об'ємного термічного розширення, він виступає на поверхню і сприймає зусилля тертя на себе. введення порошкового поліаміду також сприяє збільшенню ударної в'язкості , додає композиції еластичність, добре припрацювання. виклад основного матеріалу ґрунтуючись на вищенаведених літературних даних, при створенні антифрикційної композиції для покриттів нами обрані рівні варіювання наповнювачів (табл. 1). таблиця 1 рівні варіювання факторів кодове значенні рівнів значення фактора -1 0 +1 х1 – графіт с-1 0 8 16 х2 – дисульфід молібдену дм-1 0 2 4 х3 – порошковий поліамід 12 апн-б 0 7 14 введення наповнювачів в полімерну композицію може знизити адгезійну міцність системи полімер-метал. однак, як вказувалося вище, вплив наповнювачів на адгезійні властивості покриттів носить складний характер і не дозволяє дати навіть загальних рекомендацій по вибору того чи іншого наповнювача для підвищення міцності зчеплення металополімерних покриттів. тому, критерієм оптимізації служили ваговий знос полімерного покриття (у1) і контртіла (у2). при оптимізації складу композиції варіювався зміст колоїдного графіту (х1), дисульфіду молібдену (х2), порошкового поліаміду (х3) при постійному вмісті подрібненого препрігу, що включає суміш скловолокна і модифікованої фенолоформальдегідної смоли р2м. для отримання математичної моделі зони оптимума використаний план другого порядку (бокса-бенкіна), що складається з 15 дослідів і що включає три точки, які закріплені на нульовому рівні. регресійний аналіз моделі дозволив відобразити з початкової моделі значимі коефіцієнти і відкинути незначимі, а також провести перевірку адекватності моделі. в результаті математичної обробки експериментальних досліджень отримані математичні моделі, що адекватно описують вплив складу наповнювачів на знос покриття і контртіла. 2 2 2 13211 53,053,131,044,085,006,2 ххххху ++−−−= , (1) 2 3 2 13212 6,07,073,051,028,003,2 ххххху ++−−−= . (2) аналіз коефіцієнтів регресії доводить, що колоїдний графіт, дисульфід молібдену і порошковий поліамід сприяють зниженню зносу як полімерного покриття, так і контртіла (коефіцієнти при х1, х2, х3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 41 відємні). колоїдний графіт має більш сильний вплив на зменшення зносу полімерного покриття (0,85х1) і незначно впливає на знос контртіла. порошковий поліамід, навпаки, робить більш сильний вплив на зменшення зносу контртіла (0,73х3) і незначно впливає на знос полімерного покриття. це пояснюється тим, що поліамід у порівнянні з графітом має більш низькі показники механічної міцності і твердості. вплив ж дисульфіду молібдену (х2) на знос полімерного покриття і контртіла приблизно рівнозначний (0,44х2; -0,51х2). отримані залежності у1(х1, х2, х3) і у2(х1, х2, х3) оптимізували по мінімуму знос поверхонь що труться. залежності у1 та у2 влаштовані в такий спосіб, що для дослідження екстремальних властивостей задача зводиться до дослідження функцій двох змінних. це випливає з того, що як для у1 так і для у2 квадратичні форми можна виділити тільки для двох змінних, по третій ж змінній обидві функції лінійно убувають. визначимо лінію екстремумів у1: ( ) 0278,053,12 1 1 1 =−⋅= х дх ду , (3) ( ) 0415,053,02 2 2 1 =−⋅= х дх ду , (4) 31,0 3 1 −= дх ду . (5) де х1 = 0,278, х2 = 0,415, х3 – довільне. так як квадратична форма по х1 і х2 позитивно визначена, то вздовж лінії у1 (х3) = 1,85 0,31 х3 є сповзаючий вниз мінімум. аналогічно досліджуємо у2: 04,128,0 1 1 2 =+−= х дх ду , (6) 51,0 2 2 −= дх ду , (7) 02,173,0 3 3 2 =+−= х дх ду , (8) де х1 = 0,2, х3 = 0,608, х2 – довільне. у2 (х2) = 1,782-0,51 х2. оптимальне значення х1 для мінімального зносу покриття (у1) і контртіла (у2) дорівнює 0,278 і 0,200 що відповідає 10,25 % і 9,65 % графіту, тобто остаточні висновки по результатам досліджень доцільно провести при стабілізації х1 = 0,25 = 10 % графіту. підставляючи значення х1 = 0,25 в рівняння (1 і 2) одержимо: 2 2321 53,031,044,094,1 ххху −−−= , (9) 2 3322 6,073,051,00,2 ххху +−−= . (10) рис. 6 – геометричний образ поверхні рівного відклику процесу зносу полімерного покриття і контртіла pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com методика дослідження адгезійної міцністі і зносостійкості полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 3 42 за даними рівнянь (9 і 10) побудовані поверхні рівного відгуку процесу зносу полімерного покриття і контртіла (рис. 6). заштрихована поверхня, показана на рис. 6, обмежена ізолініями, отриманими при розрахунку для зносу полімерного покриття і контртіла рівних 1,6 мг є оптимальною для визначення складу антифрикційних наповнювачів. однак попередні дослідження показали, що при збільшенні вмісту в композиції порошкового поліаміду більше 10 % приводить до підвищеної адгезії полімерного покриття до стінок деталей, що оформляють пресформу. для отримання якісного покриття необхідно охолоджувати пресформу, що значно відображається на продуктивності процесу формування. отже, зону оптимуму доцільно перемістити в точку перетинання ізоліній, отриманих для зносу 1,6 мг. у цій точці вміст порошкового поліаміду 12 апн-б складає 9 %, а дисульфіду молібдену дм-1 – 3 %. так як, при досліджені композицій вміст подрібненого препрігу, що включає скловолокнистий наповнювач було незмінним (83 %), то при перерахунку на 100 % вагових частин композиції оптимальний вміст антифрикційних наповнювачів буде: колоїдний графіт – 9,5 %; дисульфід молібдену – 2,9 %, порошковий поліамід – 8,6 %, подрібнений препріг, що включає скловолокнистий наповнювач, просочений модифікованою фенолоформальдегідною смолою р2м – решта [11]. висновки 1. на підставі аналізу літературних даних обрані цільові наповнювачі для створення антифрикційної композиції для покриттів. обґрунтовано їхню кількість і склад. 2. отримані рівняння регресії, що адекватно описують процес зносу полімерного покриття і контртіла. встановлено, що колоїдний графіт cі сприяє зменшенню зносу полімерного покриття, а порошковий поліамід 12 апн-б має більш сильний вплив на зменшення зносу контртіла. вплив ж дисульфіду молібдену дм-і на знос покриття і контртіла – рівнозначно. 3 визначено оптимальний склад антифрикційної композиції: а) колоїдний графіт cl 9,5 %; б) дисульфід молібдену дм-1 2,9 %; в) порошковий поліамід 12 апн-б 8,6 %; г) подрібнений препріг, що включає скловолокнистий наповнювач, просочений модифікованою фенолоформальдегідною смолою р2м решта. література 1. вардомская а.е., соколов а.д. влияние режимов отверждения дсв и аг-4в на их свойства // пластические массы. – № 1, 1977. – с. 64-65. 2. соколов а.д. реактопласты применяемые в производстве электротехнических изделий. – информ-экспресс, 1977. – с. 51-61. 3. брагинский в.а. точное литье изделий из пластмасс. – л.: химия, ленинградское отделение, 1977. – 112 с. 4. гуляев а.с. новый стеклонаполненный прессматериал аг-4в и его изготовление. – госнити, 1959. 5. дедюхин в.г., ставров в.п. технология прессования и прочность изделий из стеклопластиков. – м.: химия, 1969. 6. страуме и.я. структура и свойства поверхностного слоя термореактивных композиционных пластмасс. – дисс. канд. тех. наук. – рига, 1975. – 152 с. 7. абашин з.я., балахин в.в., гусарев г.с. надежность и долговечность пар трения стальграфитопласт асм-1. – в кн.: фрикционные и антифрикционные пластмассы / мднтп им. ф.э. дзержинского, 1975. – с. 162-166. 8. беленький м.в. к оценке влияния механических свойств полимеров на трение их по стали. – в кн.: фрикционные и антифрикционные пластмассы / мднтп им. ф.э.дзержинского, 1975. – с. 135-140. 9. сигалаев г.в., шембель н.л. основные принципы создания композиционных полимерных материалов для узлов сухого трения. – в кн.: фрикционные и антифрикционные пластмассы / мднтп им. ф.э.дзержинского, 1975. – с. 22-30. 10. а.с. №1269398 ссср. способ нанесения полимерной композиции и устройство для его осуществления / дудчак в.п. и др., заявка №3748139, 1986 11. а.с. №1218661 ссср. антифрикционная композиция / дудчак в.п. и др., заявка №3606035, 1985. 12. дудчак т.в.дудчак в.п. остапенко р.м. дослідження технологічних параметрів пресування на адгезій ну міцність антифрикційних полімерних покриттів // проблеми трибології (problems of tribology) – 2012. – № 2. – с. 91-95. надійшла 05.06.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 21_kuzmenko.doc контактное взаимодействие с учетом износа внутреннего кольца … . сообщение 2. взаимодействие элементов с учетом износа проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 129 кузьменко а.г., милятинский с.в. хмельницкий национальный университет г. хмельницкий, украина контактное взаимодействие с учетом износа внутреннего кольца подшипника качения и оси ступицы колеса транспортной машины. сообщение 2. взаимодействие элементов с учетом износа 2. контакт внутреннего кольца подшипника и оси с учетом износа постановка задачи. при взаимодействии цилиндров рис. 2 [1] в точках проскальзывания, в зоне ( ) 21 , sss φφ=φ происходит изнашивание контактных поверхностей. допустим, что изнашивание происходит в установившемся режиме и описывается степенной зависимостью интенсивности изнашивания от пути трения для обеих поверхностей: ( )1 1 1 1 1 sk ds du m w w σ= ; (2.1.1) ( )2 2 2 2 2 sk ds du m w w σ= . (2.1.2) при известном законе изменения давлений от пути, можно записать интегральную форму зависимости: ( )∫ σ= s m ww dssku 0 11 1 11 ; (2.1.3) ( )∫ σ= s m ww dssku 0 22 2 22 , (2.1.4) где 1w k и 2w k – коэффициенты интенсивности изнашивания поверхностей; 1m и 2m – показатели степени модели износа. приближенное решение задачи 1. в задаче рассматриваются малые микропроскальзывания в контакте, приводящие к износу. малые перемещения в условиях возвратного-поступательного или возвратно-вращательного проскальзывания приводят к особому виду изнашивания фреттинг-износу. учитывая с одной стороны малость износа, с другой необходимость его оценки, дальнейшее рассмотрение задачи выполним при следующих допущениях: 1) будем полагать, что ввиду малости износа изменение угла контакта в процессе изнашивания пренебрежимо мало: const00 =φ=φ s ; (2.1.5) 2) будем полагать, что изменения области проскальзывания +φ s0 , определяемой в начале процесса ( 0=s ), при изнашивании пренебрежимо мало: ( ) const ... 21 s0 =φφ=φ+ ss ; (2.1.6) 3) полагаем, что контактные давления ( )φσ и касательные усилия ( )φτ остаются неизменными на протяжении всего процесса изнашивания; 4) при решении контактной задачи в начальный момент (без износа) по методике п.1.1 [1] будем полагать, что вторым слагаемым в условии равновесия (1.1.3) можно пренебречь (чем угол контакта меньше, тем это лучше согласуется с действительностью); 5) наконец, будем полагать, что износ при наличии проскальзывания описывается моделями типа (2.1.1) и (2.1.2). 2. с учетом признанных допущений, решение контактной задачи на начальный момент изнашивания может быть записано с использованием формул, полученных в [1]: 1) контактные давления по (1.1.19) [1]: ( ) ( )1cossec 0 21 −φφ + ∆ =φσ kk ; (2.1.7) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактное взаимодействие с учетом износа внутреннего кольца … . сообщение 2. взаимодействие элементов с учетом износа проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 130 2) касательные усилия по (1.1.20) [1]: ( ) ( ) φ−φφ + ∆ =φτ ττ tg1cossec 0 21 kk ; (2.1.8) 3) угол контакта определяется из уравнения: ( ) 000 21 sinsec φ−φφ= ∆ + r kkq (2.1.9) или приближенно: ∆ + −      ∆ + =φ r kkq r kkq )( 13,0 )( 13,1 21 3 1 21 0 ; (2.1.10) 4) область, в которой происходит проскальзывание, имеет границы: ( )ξ=φφ=φ fss arctg , 21 0 , (2.1.11) где ( ) ( )2121 kkkk ++=ξ ττ ; 5) величина относительного проскальзывания или путь трения ( )s ϕ за один цикл, определяемый по (1.1.31) [1], имеет вид: ( ) ( )( )ξ−φ−φφ∆=φ fs tg1cossec 0 . (2.1.12) 3. если принять выписанные начальные условия, то износ в зоне проскальзывания с учетом (2.1.1) и (2.1.2) после интегрирования за один цикл нагружения 1=n составит: ( ) ( ) ( )ξ−φ−φφ + ∆ =φ + + f kk k u mm m w w tg1cossec)( 1, 10 21 1 1 1 1 1 1 1 ; (2.1.13) ( ) ( ) ( )ξ−φ−φφ + ∆ =φ + + f kk k u mm m w w tg1cossec)( 1, 10 21 1 1 2 2 2 2 2 . (2.1.14) общий износ после действия n циклов получаем умножением износа за один цикл на число циклов: ( ) ( ) nunu wnw ⋅φ=φ 1,, 1 11 ; (2.1.15) ( ) ( ) nunu wnw ⋅φ=φ 1,, 1 22 . (2.1.16) общий износ в сопряжении: n w n w n w uuu 21 += . (2.1.17) 4. если рассматривается контактирование шероховатых поверхностей, то необходимо в качестве исходных на начало процесса изнашивания взять зависимости, полученные в п.1.3 [1] с учетом податливости слоя шероховатостей по [2]. выводы получены зависимости износа от параметров сопряжения: ось – внутреннее кольцо подшипника качения, которые могут быть использованы: 1) для расчета износа сопряжения, если известны параметры модели изнашивания iw k , im , 2,1=i ; 2) для оценки параметров модели изнашивания iw k , mi , если из эксперимента известна величина износа ( )nuw ,1 φ , ( )nuw ,2 φ . литература 1. кузьменко а.г. контактное взаимодействие с учетом износа внутреннего кольца подшипника качения и оси ступицы колеса транспортной машины. сообщение 1. взаимодействие элементов без учета износа / а.г. кузьменко, с.в. милятинский // проблеми трибології. – 2010. – №4.с.105-116. 2. левина з.м. контактная жесткость машин / з.м. левина, д.н. решетов.м.: машиностроение, 1971. 264 с. надійшла 12.01.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_aulin.doc характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 89 аулін в.в., слонь в.в., лисенко с.в. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах удк 621.891:631.31 в статті наведено результати впливу різних присадок на зміну моменту тертя спряжених зразків "роликколодочка" змащених базовою та композиційною моторною оливою м10г2к на машині тертя смц-2. дослідження проведені в безперервному та "пуск-зупинка" режимі. виявлено, що при додаванні присадок "ниод-5", "roil gold", "кгмт-1" до моторної оливи м10г2к зменшується рівень і ширина піку моменту тертя на першому інтервалі і зниження піків моменту тертя на решта інтервалах випробувань. встановлено, що моментом тертя спряжених зразків та деталей, які працюють на моторній оливі м10г2к, можна керувати, а спрацьовану моторну оливу – відновлювати при її модифікуванні присадкою. ключові слова: композиційна моторна олива, дизель, присадки, момент тертя, граничний рівень моменту тертя, напрацювання, електронний блок. вступ відомо [1], що транспортні засоби (тз), які експлуатуються в важких умовах, працюють переважно в безперервному нестаціонарному режимі, при великих навантаженнях, складній траєкторії руху та істотній запиленості. це призводить до таких негативних наслідків як зростання моменту тертя коефіцієнту тертя та інтенсивності зношування в трибоспряженнях, зростання витрат пального та оливи, часта заміна оливи, підвищення прориву газів в картер, зменшення терміну експлуатації двигунів, а отже і надійності тз в цілому. застосування моторних олив необхідного рівня якості, залежно від технічної необхідності і економічної доцільності, розглядається в зв'язку із збереженням зміщуваного шару на робочих поверхнях деталей спряжень дизеля. при цьому якість працюючої оливи з напрацюванням змінюється відповідно до характеру і умов протікання процесів в поверхневому шарі трибоспряженнях та сформованих плівках оливи. оскільки моторні оливи в дизелях тз піддаються дії високого тиску, температури, кисню, повітря, палива, сторонніх домішок, що потрапляють через впускний колектор, то вплив цих факторів знижує фізико-хімічні показники та збільшує момент тертя в трибоспряженнях дизеля, погіршується і інші триботехнічні характеристики. щоб зменшити момент тертя в спряжених деталях, до оливи додають присадки. насьогодні існує цілий комплекс різноманітних функціональних присадок [2], але остаточно не виявлено закономірності їх взаємодії з оливою та робочою поверхнею деталей спряжень дизеля, щоб можна було прогнозувати його працездатний стан та термін заміни оливи. для зменшення тертя в трибоспряженнях деталей і підвищення надійності дизеля в цілому на етапі припрацювання і експлуатації застосовують композиційну моторну оливу. через наявність перехідних процесів в нестаціонарному режимі роботи поверхні трибоспряження важко припрацьовуються, особливо це стосується трибоспряжень дизелів автосамоскидів, що працюють в умовах кар’єрних перевезень. величина моменту тертя спряжених поверхонь деталей дизелів, в основному, залежить від характеристик та властивостей їх матеріалу, мастильних властивостей моторних олив і режимів роботи рухомого складу [2]. експлуатація дизеля в нестаціонарних умовах роботи обумовлює інтенсивне зростання або спадання моменту тертя в трибоспряженнях деталей [3 5]. при пробігах на коротких відстанях, тривалій роботі на холостому ході, головним чином в зимову пору року, характерним є робота на тепловому режимі, що сприяє різкому збільшенні моменту тертя. вплив присадок на фізико-хімічні показники моторної оливи та триботехнічні характеристики спряжених поверхонь деталей є предметом дискусій і потребує більш ретельних досліджень у цьому напрямку [6 8]. залишається недостатньо дослідженим і вплив різних присадок на характер зміни моменту тертя трибоспряжень деталей дизеля при напрацюванні та в різних режимах їх роботи. мета і постановка задачі метою даної роботи є дослідження зміни моменту тертя в різних режимах експлуатації основних спряжень деталей дизеля в середовищі моторної оливи, модифікованою присадками. mailto:aulin52@mail.ru характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 90 виклад матеріалів досліджень при визначенні моменту тертя трибоспряжень зразків деталей цпг дизеля була модернізована машина тертя смц-2 введенням вимірювальну систему електронного блоку вимірювання моменту тертя, удосконалено пристрій навантаження та мащення. загальний вид вимірювального комплексу наведено на рис. 1, а схему вимірювання моменту тертя – на рис. 2. рис. 1 – машина тертя смц-2 модернізована електронним блоком для визначення моменту тертя рис. 2 – схема вимірювання моменту тертя на машина тертя смц-2 з електронним блоком: 1 – ролик; 2 – колодочка з пристроєм для вимірювання температури; 3 – пристрій навантаження; 4 – пристрій для мащення; 5 – фіксуючий пристрій; 6 – датчик моменту тертя; 7 – мікросхема з датчиком обертів для обробки і передачі електричних величин; 8 – електронний блок для визначення моменту тертя; 9 – персональний комп’ютер (пк) електронний блок складається з датчика моменту тертя електронної плати для перетворення механічних величин в електричні та передачі даних на пристрій для визначення моменту тертя, який в свою чергу складається з клавіатури, монітора (виводиться меню та вибір режиму роботи машини), контролера в який через програматор записана програма інтерфейсу. обробка і виведення інформації на монітор пк здійснюється через rs-232 порт з урахуванням часу і режимів роботи машини тертя. плати розроблялися за допомогою пакету програми "p-саd". програма контролера складена з одного рівня програмування, а програма виведення інформації на монітор пк з трьох рівнів: першого початкового, на якому обробляються дані, що надходять з контролера; другий рівень – це рівень в якому закладено час; третій рівень – це рівень безпосередньої побудови графіків залежності моменту тертя від тривалості випробування. програми контролера і виведення інформації на монітор пк розроблені на мові с++. дослідженню підлягала як свіжа, так і спрацьована моторна олива м10г2к та олива з додаванням присадок "ниод-5", "roil gold" і "кгмт-1" [9]. в зону тертя базова і композиційна олива подавались характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 91 пристроєм для мащення в крапельному режимі. для порівняльного аналізу випробування на вимірювальному комплексі проводили дослідження і при сухому терті. колодочку закріплювали фіксуючим пристроєм, а ролик встановлювали на нижній вал машини тертя. до і після кожного випробування зразки знежирювали і протирали спиртом. досліджували спряження зразків у двох режимах: безперервному і "пуск-зупинка". для цього за допомогою пристрою навантаження задавали зусилля на трибоспряженні зразків в межах від 20 н до 80 н. випробування проводили в умовах фіксованого, наростаючого та спадаючого навантажень. за допомогою клавіатури електронного блоку в його меню вводили інтервал роботи трибоспряження від 50 с до 3600 с, та фіксували тривалість паузи у режимі "пуск-зупинка". частота обертання ролика в різних режимах випробувань залишалася сталою: n = 2,5 с-1. інформація накопичувалась і оброблялась в електронному блоці визначення моменту тертя і виводилась у вигляді графіків на монітор пк. приклад результату зміни моменту тертя при фіксованому навантаженні у безперервному режимі та режимі "пуск-зупинка" для сухого тертя і мащенні базовою моторною оливою наведено на рис. 3. а б в г рис. 3 – залежність зміни моменту тертя спряжених зразків на модернізованій машини тертя смц-2 при фіксованому навантаженні – 20 н для сухого тертя (а, б) і мащення базовою моторною оливою м10г2к (в, г) в безперервному режимі (а, в) та режимі "пуск-зупинка" (б, г) з напрацюванням аналіз отриманих результатів свідчить, що при сухому терті в безперервному режимі роботи трибоспряження зразків (рис. 3, а) максимальна величина моменту тертя практично не змінюється, але зі збільшенням напрацювання спостерігається тенденція до наступного збільшення його величини. в режимі "пуск-зупинка" при сухому терті (рис. 3, б) максимальний початковий момент тертя має тенденцію до зниження, порядку 10 … 15 %, на наступних інтервалах випробувань. причому рівень величини моментів тертя на інтервалах часу не менший від їх рівня в безперервному режимі. при мащенні базовою оливою м10г2к в безперервному режимі (рис. 3 в) початкове максимальне значення моменту тертя зменшується в 1,3 … 1,7 рази, а при припрацюванні – в 3,5 … 5,0 разів. при мащенні базовою оливою в режимі "пуск-зупинка" (рис. 3, г) на кожному з інтервалів випробувань трибоспряжень зразків величина початкового моменту зменшується і через декілька періодів пік моменту тертя зникає. характерним є і те, що мінімальний рівень моменту тертя при досліджених режимах випробувань з мащенням практично однаковий, який свідчить про припрацювання зразків. результати досліджень закономірностей зміни моменту тертя трибоспряжень зразків "колодочкаролик" при мащенні оливою м10г2к з додаванням присадок ниод-5, roil gold та присадки кгмт-1, розробленої авторами [9], в безперервному режимі та режимі "пуск-зупинка" наведені на рис. 4. характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 92 а б в г д е рис. 4 – характерні криві зміни моменту тертя в трибоспряженні зразків з напрацюванні при фіксованому навантаженні – 20 н на модернізованій машині тертя смц-2 при мащенні композиційною моторною оливою на основі присадки "ниод-5" (а, б), "roil gold" (в, г), "кгмт-1" (д, е) в безперервному (а, в, д) та "пуск-зупинка" (б, г, е) режимах випробувань можна бачити, що пікові початкові моменти тертя на композиційній оливі з досліджуваними присадками менші за величиною і за шириною, що свідчить про позитивний ефект від присадок вже на початковій стадії припрацювання і про його прискореність у порівнянні з результатами досліджень отриманими на базовій моторній оливі. порівняльний аналіз закономірностей змін моменту тертя спряжень зразків при фіксованому навантаженні, що працюють на композиційній оливі при безперервному режимі і режимі "пуск-зупинка", виявив що на досліджуваних присадках в різних режимах існує початковий пік моменту тертя (рис. 4, б, г, е) і відсутні піки в наступні періоди випробувань. за величиною і шириною початкові піки моменту тертя відрізняються у відповідності до режимів випробувань, вмісту і типу присадок. відмітною особливістю є ефективність дії досліджування присадок як у безперервному режимі випробувань (рис. 4, а, в, д), так і у режимі "пуск-зупинка" (рис. 4, б, в, е). в останньому режимі дещо зменшується рівень величини моменту тертя при припрацюванні. порівняння максимальних моментів тертя сухого, базової моторної оливи та моторною оливою з присадками дає графік максимальних моментів в режимі "пуск-зупинка" (рис. 5). характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 93 рис. 5 – зміна пікового моменту тертя на інтервалах випробувань в режимі "пуск-зупинка": 1 – сухе тертя; 2 – моторна олива м10г2к; 3 – м10г2к+ниод-5; 4 – м10г2к+roil gold; 5 – м10г2к + "кгмт-1" порівняльний аналіз кривих свідчить про відмінність моменту тертя при сухому терті (рис. 5, крива 1), мащенні базовою моторною оливою (рис. 5, крива 2) та модифікованими присадками (рис. 5, криві 3 5). видно, що момент тертя з базовою моторною оливою при пуску на першому інтервалі досягає меншого значення (102 н⋅м) ніж з присадками ниод-5-140 н⋅м, roil gold-117 н⋅м, кгмт-1-132 н⋅м, але на другому, третьому, четвертому та п’ятому інтервалів істотно вище у порівняні з ними. на увагу заслуговує і той факт, що запропонована дешева присадка кгмт-1 за триботехнічними характеристиками не поступається таким присадкам як ниод-5 і roil gold. закономірності зміни моменту тертя з напрацюванням, при різних фіксованих навантаженнях, для композиційної оливи з присадкою кгмт-1 наведено на рис. 6. а б в г рис. 6 – залежність моменту тертя трибоспряжень зразків від напрацювання на композиційній оливі з присадкою "кгмт-1" в безперервному (а, в) та режимі "пуск-зупинка" (б, г) при різних навантаженнях: 20 н (а, б); 40 н (в, г) характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 94 результати досліджень показують, що при постійній концентрації вмісту присадки кгмт-1 в композиційній оливі зі збільшенням навантаження (рис. 6 а, в) та (рис. 6 б, г) збільшується початковий пік моменту тертя, зменшується його ширина, що свідчить про прискорення припрацювання спряжених поверхонь зразків. незначно збільшується і рівень моменту тертя в умовах припрацювання в різних режимах випробувань. результати дослідження на спрацьованій оливі без додавання присадок і з додаванням досліджуваних присадок в різних режимах випробувань наведено на рис. 7. а б в г д е рис. 7 – залежність моменту тертя спряжених зразків на спрацьованій оливі без додавання присадок (а, б) та з додаванням присадок (в, г, д, е) в безперервному режимі випробування (а, в, д) і режимі "пуск зупинка" (б, г, е); (в, г) – моторна олива м10г2к+ниод-5; (д, е) моторна олива м10г2к+roil gold можна бачити, що при додаванні присадки в спрацьовану моторну оливу її властивості відновлюються, оскільки триботехнічна характеристика як момент тертя зменшується, але по різній закономірності в неперервному режимі (рис. 7, в, д) та режимі "пуск-зупинка" (рис. 7 г, е). в останньому режимі є невеликі проміжні піки моменту тертя і більший рівень величини моменту тертя у порівнянні з безперервним режимом, обумовлені діями частинок зносу у спрацьованій оливі. характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 95 висновки проведені дослідження свідчать про позитивну зміну моменту тертя спряжених зразків які працюють в моторній оливі м10г2к та з додаванням до неї присадок "ниод-5", "roil gold" та "кгмт-1", а також про те, що перші дві поширені присадки можна замінити на запропоновану авторами дешеву присадку. література 1. аулін в. в. підвищення експлуатаційної надійності машин шляхом модифікування моторної оливи / в. в. аулін , с.в. лисенко , о.в. кузик // вісник харківського нац. техн. університету сільск. господарства. – вип. 100. проблеми надійності машин та засобів механізації сільськогосподарського виробництва. – харків. – 2010. – с. 127-133. 2. погодаев л.и. влияние металлоплакирующих добавок к пластичным смазкам на работоспособность трибосопряжений / л. и. погодаев, в.н. кузьмин // проблемы машиностроение и надежности машин, 2003. – № 1. – с. 54-66. 3. аулін в.в. теоретичне обґрунтування зміни режимів тертя в циліндро–поршневій групі двз / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // проблеми трибології. – 2010. – № 3 – с. 46-54 4. пат. 69657 україна, припрацювальна мастильна композиція / аулін в.в., кузик о.в., лисенко с.в., слонь в.в.; заявник і патентоотримувач кіровоградський національний технічний університет. – № 69657 /09 ; заявл. 17.10.2011 ; опубл. 10.05.12, бюл. № 9. 5. аулін в.в. способи підвищення зносостійкості основних спряжень деталей дизеля в режимі роботи "пуск-зупинка" / в.в. аулін, в.в. слонь // матеріали іі міжнародної науково – технічної конференції: "актуальні проблеми інженерної механіки", 22-24 жовтня 2012р. – миколаїв: нук, 2012. – с 74-76. 6. путинцев с.в. методика и результаты экспериментальной проверки энергосберегающих свойств моторных масел / с.в. путинцев, а.в. синюгин, а.а. белов // известия вузов. машиностроение. – 2006. – №11. – с. 47-55. 7. аулін в.в. зміна технічного стану основних сполучень двигуна та моторної оливи в процесі його експлуатації / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 4 – с. 118-122. 8. аулін в.в. вплив режимів тертя в основних сполученнях деталей на механічні втрати в двз / в.в. аулін, с.в. лисенко, о.в. кузик // вісник інженерної академії україни. – 2011. – № 2. – с. 200-204. 9. пат. 81598 україна, припрацювальна мастильна композиція / аулін в.в., слонь в.в., лисенко с.в., голуб д.в.; заявник і патентоотримувач кіровоградський національний технічний університет. – №81598 /13 ; заявл. 06.12.2012 ; опубл. 10.07.13, бюл. № 13. поступила в редакцію 18.09.2013 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com mailto:tribosenator@gmail.com характер зміни триботехнічних характеристик спряжень дизелів при їх роботі в різних режимах проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 3 96 aulin v.v., slon v.v., lysenko s.v. the variation of characteristics tribotechnical conjugations diesels with their work in different modes. the article describes the effects of various additives to replace the friction torque coupled models "roller-block" base lubricants and motor oils compositional m10г2к on the friction machine смц-2. studies conducted in a continuous and "start-stop" mode. we found that the addition of additives "ниод-5", "roil gold", "кгмт-1" to the motor oil m10г2к reduced level and the peak width of the first friction torque range and lower peak friction torque test on the remaining intervals. found that the friction factor conjugate samples and components that run on motor oil m10г2к can be handled and worn motor oil – restore it at modifying additive. keywords: composite motor oil, diesel, additives, friction torque, friction torque limit level, working hours, an electronic unit. references 1. aulin v.v, lysenko s.v., kuzyk o.v. pidvyshhennia ekspluatatsiinoi nadiinosti mashyn shliahom modyfikuvannia motornoi olyvy. visnyk harkivskogo nac. tehn. universytetu silsk. gospodarstva. vyp. 100. problemy nadiinosti mashyn ta zasobiv mehanizacii silskogospodarskogo vyrobnytstva. harkiv. 2010.pp.127133. 2. pogodaev l.i., kuzmin v.n. vliyanie metalloplakiruyushchikh dobavok k plastichnym smazkam na rabotosposobnost tribosopryazheniy. problemy mashinostroeniia i nadezhnosti mashin, 2003. n1. pp. 54-66. 3. aulin v.v, lysenko s.v., kuzyk o.v. teoretychni obgruntuvannia zminy rezhymiv tertia v cylindro-porshnevii grupi dvz. problemy trybologii (problems of tribology). hmelnyckyi. hnu, 2010. №3. pp. 46-54. 4. pat. 69657 ukraina, prypraciuvalna mastylna kompozyciia. aulin v.v., kuzyk o.v., lysenko s.v., slon v.v.; zaiavnyk i patentootrymuvach kirovogradskyi natsionalnyi tekhnichnyi universytet. № 69657 /09; zaiavl. 17.10.2011; opubl. 10.05.12, biul. № 9. 5. aulin v.v., slon v.v. sposoby pidvyshhennia znosostiikosti osnovnyh spriazhen detalei dyzelia v rezhymi roboty "pusk-zupynka". materialy ii mizhnarodnoi naukovo-tekhnichnoi konferentsii: "aktualni problemy inzhenernoi mehaniky", 22-24 zhovtnia 2012r. mykolaiv: nuk, 2012. pp. 74-76. 6. putintsev s.v., siniugin a.v., belov a.a. metodika i rezultaty eksperimentalnoy proverki energosberegaiushchih svoistv motornyh masel. izvestiia vuzov. mashinostroenie. 2006. №11. pp. 47-55. 7. aulin v.v, lysenko s.v., kuzyk o.v. zmina tehnichnogo stanu osnovnyh spoluchen dvyguna ta motornoi olyvy v protsesi yogo ekspluatacii. problemy trybologii (problems of tribology). hmelnytskyi. hnu, 2009. №4 pp. 118-122. 8. aulin v.v, lysenko s.v., kuzyk o.v. vplyv rezhymiv tertia v osnovnyh spoluchenniah detalei na mehanichni vtraty v dvz. visnyk inzhenernoi akademii ukrainy. 2011. №2. pp. 200-204. 9. pat. 81598 ukraina, prypratsiuvalna mastylna kompozytsiia. aulin v.v., slon v.v., lysenko s.v., golub d.v.; zaiavnyk i patentootrymuvach kirovogradskyi natsionalnyi tehnichnyi universytet. №81598/13; zaiavl. 06.12.2012 ; opubl. 10.07.13, biul. № 13. 15_kuzmenko.doc способы оценки величины, коэффициента части работы трения, вызывающей изнашивание поверхности (кпч) проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 99 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com способы оценки величины, коэффициента части работы трения, вызывающей изнашивание поверхности (кпч) удк 621.891 научная ценность предложенных способов определения коэффициента повреждающей части работы трения является мировоззренческой и состоит в установлении соотношения величин энергетических потоков при трении поверхности трибологических систем. обоснованные порядки оценок поврежденной части работы трения позволяет строить более достоверные энергетические модели изнашивания. получено теоретически, что износ обратно пропорционален твëрдости, что является предельной удельной работой трения. ключевые слова: коэффициент трения, изнашивание, предельная энергия, твердость. 1. первый способ оценки кпч (коэффициент повреждающей части работы трения) первая оценка коэффициента повреждающей части работы трения (кпч). в известных энергетических моделях процесса изнашивания фляйшера погодаева и др. принимается допущение о равенстве работы трения fa и изнашивания wa . в тоже время известно, что работа трения расходется не только на износ но и на нагрев, вибрации, шум, электризацию и т.д. в работе [1] нами была предложена гипотеза о том что работа идущая на изнашивание может быть определена как произведьонные нормальные нагрузки в контакте на перемещение, равное износу поверхности по нормали wu : ww una ⋅= . (1.1) далее в [1] введено понятие коэффициенты повреждающей части работы трения ξ (ппч): f w a a =ξ , (1.2) где работа трения равна произведению силы трения f на путь трения s: sfaf ⋅= , (1.3) с учетом (1) и (3) из (2) имеем: sf un w ⋅ ⋅ =ξ . (1.4) замечая, что в этом выражении величина: ih s uw = , (1.5) есть интенсивность изнашивания поверхности, а f f n = , (1.6) где f эффективность трения. с учетом (1.5), (1.6), (1.4) имеем: f іh =ξ . (1.7) полученное выражение позволяет дать первую количественную оценку коэффициента повреждающей части роботы трения. величина интенсивности изнашивания іh находится в пределах: 133 1010 −− −=іh , (1.8) если принять величину коэффициента трения f в пределах: 101,0 −=f . (1.9) в итоге имеем первую оценку величины ξ : 153 1010 −− −=ξ . (1.10) отмечая очень широкий диапазон возможных значений ξ можно определить ориентировочные средние значение при 1010 −=іh и 01,0=f ; 1110 −=ξ . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:tribosenator@gmail.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com способы оценки величины, коэффициента части работы трения, вызывающей изнашивание поверхности (кпч) проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 100 2. второй способ оценки кпч в соответствии с общим законом сохранения энергии в применяемом к работе трения имеем: ∑ ++= i aaaa qwf , (2.1) где fa – работа трения; wa – работа изнашивания; qa – работа расходуемая на нагревания трибосистемы; ∑ i a – другие формы потери работы трения. полагая 0≈ ∑ i a из (3.1) имеем: qwf aaa += . (2.2) принимая работу трения по (1.3), а работу изнашивания по (1.1) из (2.2) имеем: qanuwfs += . (2.3) разделив слева и справа на fs , имеем: fs a fs nu qw +=1 , (2.4) или с учотом (1.2): fs aq−=ξ 1 . (2.5) для определения ξ по (2.5) необходимо знать величину той части работы трения, которая превращается в тепло. например по данным [2] при трении во время работы тепло превращается 99,5 % работы трения, тогда из (2.5) имеем: 3105005,0445,01 −⋅==−=ξ . (2.6) это вторая частная оценка коэффициента повреждающей части работы трения. на нижней границе диапазона ;10 3−=ξ эти оценки стыкуются. таким образом грубо приближенно повреждающая часть работы трения составляет тысячную долю от общей работы трения. из (2.5) следует, что: 1) при fsaq = ; 0=ξ ; то если вся работа трения переходит в тепло работа повреждаемости равна нулю; 2) при 0=qa ; 1=ξ ; то вся работа трения тратится на повреждаемость; 3) с другой стороны при 0=qa из (1.7) следует первая оценка величины ξ . 3. третий способ оценки кп ч. 3.1. принцып третьего способа оценки 1) при определении кпч необходимо знать две величины: роботу трения fa и часть этой работы затрачивается на износ wa или на qa другие потери, например на теплообразования тогда: f w a a =ξ или f qf a aa − =ξ ; (3.1) 2) другой путь определения работы расходуем на износ состоит в определении затрат необходимых для реализации износа или иными словами или предельная энергия, вызывающая износ; 3) в качестве предельной величины вызывающей износ примем энергию или работу трения приходящуюся на единицу обëма wv изношенного материала: 23 * мм кг мм ммкг = ⋅ ⋅= w f vw v a a ; (3.2) 4) в роботе [1] показано, что удельной работе соответствует твëрдость материала по брипелю: * hbavw = кг/мм 2; (3.3) 5) с учотом сказанного величина кпч может быть определена из соотношения: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com способы оценки величины, коэффициента части работы трения, вызывающей изнашивание поверхности (кпч) проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 101 wwf vfs нв va нв // ⋅ ==ξ , (3.4) 23 мм кг мпм ммкг = ⋅ = ⋅ wv fs , (3.5) sfnsfaf ⋅⋅=⋅ ; (3.6) 6) в (3.4) в числителе нв имеет смысл плотности педального количества энергии, введенной в единицу обëма части материала удальонной с поверхности при износе; 7) в знаменателе (3.3) плотность всей энергии трения введëнной в еденицу удальонного обëма; 3.2. пример определения кпч по третьему способу 1) в работе [4] приведены данные об удельоной работе изнашивания шариков из стали шх-15 при испытаниях на износ чшм при разних видах смазки; 2) например для гидравлической смазки внин нп 403: 8 823 15 1045,3 10мм кг м дж 103,45 ⋅=    ⋅ =⋅=fwa кг/мм 2; 27262233 мм10 кг мм10м кг0,1 м н м мн м дж = = == ⋅ = ; 28 3 15 кг/мм1045,3 м дж 103,45 ⋅=⋅ ; 3) при 2кг/мм48 ⋅=нв : 8 28 2 1005,1 кг/мм1045,3 кг/мм48,0 −⋅= ⋅ ==ξ fva нв ; 81005,1 −⋅=ξ . диапазон измерения ξ для семи разных масел с использованием данных [4] находятся в диапазоне: 810)401( −⋅−=ξ при трении на чшм шариков из шх-15. 4. практическое использование третьего способа определения кпч 4.1. основное соотношения третьего способа может быть представленным 1) в виде: sfn vнв w ⋅⋅ ⋅ =ξ ; (4.1) 2) или hb sfn vw ⋅⋅⋅ξ = ; (4.2) 3) выражения (4.2) представляет собой зависимость обëмного износа от четырех основных факторов влияющих на износ: n нормальной нагрузки на сопряжения; f коэффициента трения; s пути трения; нв твëрдости изнашиваемой поверхности; 4) при этом предполагается что известна ξ величина коэффициента повреждающей части работы трения; 5) заметим, что зависимость износа от n , f , s прямо пропорциональная; 6) зависимость от твëрдости обратно пропорциональная. 4.2. связь обëмного износа wv с износом h по нормали к изнашиваемой поверхности 1) обëм шарового сегмента [5] ( )hrhvw −⋅⋅π⋅= 33 1 2 ; (4.3) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com способы оценки величины, коэффициента части работы трения, вызывающей изнашивание поверхности (кпч) проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 102 или при h , r : rhrhvw ⋅⋅π=⋅⋅⋅π⋅= 22 3 3 1 , (4.3) отсюда имеем: 2 1       ⋅π = r v h w ; (4.4) 2) (4.4) → (4.2) ⇒ 2 1       ⋅π⋅ ⋅⋅⋅ξ = rhb sfn h . (4.5) 4.3. твëрдость нв и размерный износ 1) из (4.5) следует, что размерный износ поверхности для двух разних поверхностей определяется соотношением: . 2 1 1 2 2 1       = нв нв h h (4.6) 2) (4.6) представляет практический интерес при выборе материала с заданной твëрдостю. 5. выводы 5.1. по первому способу коэффициент повреждающей части работы трения (кпч) определить зная интенсивность изнашивания іh и коэффициент трения f по зависимости: f іh=ξ . (5.1) в этом случае диапазон кпч находится в пределах .1010 153 −=ξ − 5.2. по второму способу величина кпч зависит от обëма поглощаемого тепла при трении. для точного определения кпч необходимо знать относительность работы трения превращающейся в тепло. если в тепло превращается 99,5 % работы трения, то коэффициент кпч оценивается величиной 3105 −⋅=ξ . 5.3. по третьему способу порядок величины кпч имеет значение 810 −=ξ . при этом требуется знать удельную работу трения сопряжения fvа и предельное значение удельной работы или твëрдость. 5.4. главная научная ценность предложенных способов определения коэффициента повреждающей части работы трения является мировоззренческой и состоит : в установлении соотношения величин энергетических потоков при трении поверхности трибологических систем обоснованные порядки оценок поврежденной части работы трения позволяет строить более достоверные энергетические модели изнашивания. 5.5. при наличии кпч представляется возможным определять как обëмный так и размерный износ поверхностей в зависимости от нагрузки коэффициента трения, пути трения и твëрдости. 5.6. в частности получено теоретически, что износ обратно пропорционален твëрдости, что является придельной удельной работай трения. литература 1. кузьменко а.г. энергетические методы и модели в трибологии. часть іі. поглащение енергии и повреждаемость поверхности в контакте // проблемы трибологии. – 2005. – №3. – с. 41-91. 2. ящерицын п.и., еременко м.л., фельдштейн е.э. теория резания. физические и тепловые процессы в технологических системах. – минск: высшая школа, 1990. – 512 с. 3. основы трибологии (трение, износ, смазка) / э.д. браун, н.а. буше, и.а. буяновский и др. / под ред. а.в. чичинадзе: учебник для технических вузов. – м.: центр «наука и техника», 1995. – 778 с. 4. исаков д.и., щетинкин в.а. критерии оценки трибологических свойств смазочных материалов // проблемы трибологии. – 1991. – № 2. – с. 20-21. 5. бронштейн и.н., семендяев к.а. справочник по математике. – м.: наука, 1967. – 608 с. поступила в редакцію 14.05.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com способы оценки величины, коэффициента части работы трения, вызывающей изнашивание поверхности (кпч) проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 2 103 kuzmenko a.g. methods of estimation of size, coefficient of part of work of friction, defiant the wear of surface. a scientific value of the offered methods of determination of coefficient of damaging part of work of friction is a world view and consists of correlating sizes of power streams at the friction of surface of the tribology systems. allows to build the grounded orders of estimations of the damaged part of work of friction more reliable power models of wear. it is got in theory, that a wear is back proportional hardness, that is maximum specific work of friction. keywords: coefficient of friction, wear, maximum energy, hardness. references 1. kuz'menko a.g. jenergeticheskie metody i modeli v tribologii. chast' іі. poglashhenie energii i povrezhdaemost' poverhnosti v kontakte. problemy tribologii. 2005. no 3. pp. 41-91. 2. jashhericyn p.i., eremenko m.l. fel'dshtejn e.je. teorija rezanija. fizicheskie i teplovye processy v tehnologicheskih sistemah. minsk, vysshaja shkola, 1990. 512 p. 3chichinadze a.v. osnovy tribologii (trenie, iznos, smazka), uchebnik dlja tehnicheskih vuzov. m. centr «nauka i tehnika», 1995. 778 p. 4. isakov d.i., shhetinkin v.a. kriterii ocenki tribologicheskih svojstv smazochnyh materialov. problemy tribologii. 1991. no 2. pp. 20-21. 5. bronshtejn i.n., semendjaev k.a. spravochnik po matematike. m. nauka, 1967. 608 p. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 14_smirnov.doc повышение износостойкости металлокерамических покрытий на основе плакированных порошков проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 98 смирнов и.в. национальный технический университет украины «кпи», г. киев, украина e-mail: smirnovkpi@gmail.com повышение износостойкости металлокерамических покрытий на основе плакированных порошков удк 621. 787 разработаны износостойкие покрытия с использованием технологий электронно-лучевого напекания и плазменного напыления металлокерамических порошков плакированных вакуумно-дуговым методом, позволяющим формировать наноструктурные пленки и покрытия. повышение износостойкости покрытий на основе порошков карбида вольфрама и оксида алюминия достигалось плакированием оболочками из меди, титана и алюминия, что способствовало уменьшению растворения карбидных частиц в металлической матрице и увеличению прочности когезионной связи в оксидной керамике. ключевые слова: покрытие, износостойкость, электронно лучевое напекание, плазменное напыление, вакуумно дуговое плакирование. вступление резервы использования покрытий на основе традиционных металлов и сплавов на их основе довольно ограничены, особенно при решении проблем связанных с защитой от износа. для восстановления, повышения срока службы и надежности деталей, работающих в условиях абразивного износа, наиболее эффективными являются металлокерамические покрытия на основе оксидов, нитридов и карбидов металлов [1]. не смотря на относительно высокую стоимость они в ряде случаев являются незаменимыми, особенно в горнодобывающей отрасли, землеобрабатывающей технике, инструментальном хозяйстве и т.п. к настоящему времени создано большое число методов поверхностной обработки материалов, позволяющих управлять составом, структурой и свойствами поверхностных слоев. в этом плане плазменные и электронно-лучевые технологии открывают широкие возможности в получении функциональных износостойких покрытий. анализ публикаций по теме исследования дальнейшее повышение триботехнических свойств покрытий на основе металлокерамики многие исследователи связывают с наноматериалами и нанотехнологиями. в работах [2, 3] проводились испытания на трение и износ наноструктурированных покрытий системы wc-co, напыленных плазменным и hvof (high velocity oxy-fuel) методами, которые, несмотря на более высокую твердость не показали явного преимущества перед покрытиями из микропорошков. подобный результат был получен в работе [4] при испытаниях наноструктурированного покрытия по схеме «pin-on-disk», при достижении более низкого коэффициента трения в сравнении с обычным покрытием. как свидетельствуют литературные источники, основными методами нанесения покрытий из наноструктурированных порошков являются: плазменное напыление, hvof и в некоторых случаях напыление в динамическом вакууме. отдельное направление развития номенклатуры функциональных покрытий из порошковых материалов связано с созданием металлической плакирующей оболочки на керамической частице типа кермет. при плакировании порошков наибольшее распространение получили химические, химикотермические способы и в последнее время находят применение новые вакуумно-конденсационные методы, позволяющие формировать наноструктурные покрытия [5]. для получения износостойких покрытий широкое распространение получили плакированные порошки системы а12о3-(а1,ni), zrо2-(ni,сu), wc-co, с-сu и п.т. при этом, в качестве плакирующей оболочки перспективным является использование термореагирующих компонентов (тi-а1, ni-а1, тi-ni и т.п.), способствующих дополнительному разогреву тугоплавкого керамического ядра в условиях газотермического напыления [6]. дополнительный эффект также проявляется при использовании титана, благодаря его способности к смачиванию оксидной керамики и близкого коэффициента термического расширения [7], что в свою очередь приводит к повышению когезионных свойств металлокерамических покрытий. определенные ограничения накладываются при напылении или наплавке износостойких покрытий из карбида вольфрама, что связано с процессами растворения (разложения) и обогащения матричных сплавов вольфрамом и углеродом. устранение данных негативных явлений достигается за-счет уменьшения (локализации) термического воздействия при формировании покрытия, например путем использования электронно-лучевых технологий, а также нанесением на частицы карбида вольфрама плакирующей оболочки [8]. mailto:smirnovkpi@gmail.com повышение износостойкости металлокерамических покрытий на основе плакированных порошков проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 99 цель работы заключалась в повышении износостойкости функциональных покрытий на основе керамических порошков плакированных металлическими оболочками вакуумно дуговым методом. для достижение поставленной цели необходимо решить задачи связанные с выбором материалов, а также установлением технологических режимов, как вакуумно дугового плакирования керамических порошков, так и их последующего нанесения на поверхность стальных образцов. материалы и методики исследований в работе для плакирования использовались порошки оксида алюминия аl2о3 (ту 6-09-426-75) фракцией 40 63 мкм и карбид вольфрама wc (релит ту 4-65) с широким фракционным диапазоном от 50 до 200 мкм, используемые в технологиях плазменного напыления и напекания покрытий для защиты металлоизделий от износа, эрозии, коррозии, термического воздействия и т.п. данные порошки отличаются механическими и химическими свойствами, а также формой, рельефом частиц, удельной поверхностью, коэффициентом термического расширения, гигроскопичностью и др. для плакирования порошков вакуумно-дуговым методом использовались катоды из следующих материалов: алюминий – 99,9 % а1 (гост 21488-76), титан вт1 – 99 % (гост 26492-85), медь м0 – 99 % сu (гост 859-2001). данные металлы имеют различную способность к смачиванию, разные значения предельного тока и природу испарения, в этой вязи был проведен комплекс исследований связанных с испарением и конденсацией данных материалов [9]. для всех полученных покрытий определялось изменение микротвердости и износостойкость. микротвердость определялась с помощью микротвердомера пмт-3. испытания на износ композиционных покрытий на основе релита полученных электронно-лучевым напеканием проводились на машине трения 2070 смт-1. в качестве контртела использовали диск диаметром 50 мм, толщиной 12 мм, изготовленный из закаленной стали 45 (hrc 45-48). износостойкость плазменных покрытий на основе оксида алюминия оценивалась по величине износа контртела rau 2/2= , где а – площадка контакта, мм, r – радиус контртела, мм. испытания проводились по схеме "сфера плоскость" на установке выполненной на базе настольного сверлильного станка. в качестве контртела использовали шарик іі степени точности класса н диаметром 12,7 мм из стали шх 15. нагрузка составляла 30 h, частота вращения шарика 200 мин–1. для измерения размера пятен износа шарика использовался микроскоп мпб-2 с ценой деления 0,05 мм. для оценки твердости и когезионной прочности плазменных покрытий были проведены склерометрические испытания на специализированном приборе с электроприводом и электромагнитным нагружением индентора в соответствии с требованиями гост 21318-75. в качестве индентора использовалась четырехгранная алмазная пирамида виккерса с углом между гранями при вершине 136º. скорость перемещения индентора относительно образца составляла 5,17 мм/мин при нагрузке 0,981 н и 1,471 н. это обусловлено тем, что при меньших значениях, царапины нестабильны вследствие влияния шероховатости поверхности и пористости плазменных покрытий. значение микротвердости при царапании вычислялось в соответствии с разложением сил, действующих на контактную поверхность по формуле: 2/3782,0 bph p = , где р – нагрузка на индентор, н; b – ширина канавки (рис. 5). результаты исследований плакирование осуществляли на модернизированной установке вакуумно дугового напыления, оснащенной специальным устройством для перемешивания порошка. режимы вакуумно дугового плакирования устанавливали исходя из фракции порошка и максимальной концентрации ионов в потоке металлической плазмы. так, при плакировании порошка релита фракцией 80 120 мкм, ток вакуумнодугового разряда при остаточном давлении в камере (5 6)·10-3 па составлял 80 90 а, напряжение смещения 50 70 в, время плакирования 20 мин. в результате все частицы порошка были покрыты медной оболочкой толщиной δ в диапазоне 2 3 мкм (рис. 1). r δ рис. 1 – морфология и микрошлиф частиц плакированного порошка релита с медной оболочкой повышение износостойкости металлокерамических покрытий на основе плакированных порошков проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 100 при установлении режимов электронно лучевого напекания, важно было обеспечить спекание тугоплавкого материала в поверхностных слоях, плавление легкоплавкого подслоя и припекание композиции к основе. величина температурного градиента в слоистой композиции зависит от мощности электронного луча, под действием которого в порошковых прослойках происходят процессы теплопередачи и обеспечивается пропитывание тугоплавкого каркаса легкоплавкой составляющей под действием капиллярных сил. в качестве легкоплавкой матричной составляющей использовали сплав ан6 на основе fe и ni. полученные в результате электронно-лучевого напекания металлокерамические покрытия имели по толщине структурную неоднородность и изменение микротвердости. графические зависимости изменения микротвердости по толщине покрытия показаны на рис. 2. 2 1 0 5 10 15 20 25 30 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 h, мкм 1 2 нµ, гпа рис. 2 – изменение микротвердости по толщине покрытия h: 1 – на основе чистого (не плакированного релита); 2 – на основе плакированного релита по мере удаления от поверхности покрытия микротвердость уменьшается, что может быть объяснено процессами растворения карбида вольфрама, уменьшения его процентного содержания и как следствие уменьшение прочности каркаса между карбидными частицами. поскольку при электроннолучевом нагреве поверхностные слои нагреваются на более высокую температуру и перепад температуры по высоте может достигать 400 ос/мм, минимальное значение микротвердости наблюдается на поверхности покрытия. как видно из рис. 2 интегральная микротвердость для покрытия на основе плакированного порошка релита выше, чем у не плакированного, что может быть объяснено менее интенсивным растворением частиц релита в матричной фазе железа и никеля. о процессах растворения не плакированных частиц релита при электронно-лучевом напекании свидетельствуют данные металлографии (рис. 3, а). h а б рис. 3 – микроструктура покрытия полученного электронно лучевым напеканием порошков системы: а – релит самофлюс на основе никеля; б – плакированный релит самофлюс на основе никеля. на рис. 4 показана зависимость потери массы образцов δm с покрытием, полученным электронно-лучевым напеканием от прикладываемой нагрузки р. на основании полученных данных можно сделать вывод, что покрытия на основе плакированного порошка релита имеют меньшую потерю массы и соответственно большую износостойкость в 1,5 2,5 раза выше в сравнении с покрытием на основе не плакированного порошка релита. полученные данные коррелируют с данными по изменению микротвердости и металлографическим анализом, показывающим преимущественное сохранение частиц карбида вольфрама в медной плакирующей оболочке при электронно-лучевом напекании (рис. 3, б). повышение износостойкости металлокерамических покрытий на основе плакированных порошков проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 101 рис. 4 – зависимость износа покрытий полученных электронно лучевым напеканием от прикладываемой нагрузки: 1 – на основе не плакированного релита; 2 – на основе плакированного релита плазменное напыление плакированных порошков осуществлялось с помощью плазмотрона, конструкция и режимные параметры которого обеспечивали генерацию плазменной струи с характером истечения близким к ламинарному. данное условие является благоприятным, для наилучшего проплавления тугоплавкого керамического ядра и сохранения относительно легкоплавкой плакирующей оболочки. мощность плазмотрона составляла до 8 квт, производительность до 4 кг/ч, рабочий ток дуги 80–90а, напряжение 60в. в качестве плазмообразующего, защитного и транспортирующего газа использовался аргон с общим расходом 6 л/мин. результаты триботехнических и склерометрических испытаний полученных плазменных покрытий из плакированных порошков на основе al2о3 показаны на рис. 5 и рис. 6. b а б рис. 5 – царапины после склерометрических испытаний плазменных покрытий на основе плакированного порошка al2о3: а – ×250; б – ×100 исследования методом склерометрии показали достаточно стабильные значения микротвердости у покрытий на основе плакированных порошков, что характеризует высокую равномерность распределения металлической и керамической составляющих в покрытии. установлено, что наибольшей твердостью, когезионной прочностью и как следствие износостойкостью, обладают покрытия на основе порошка al2о3 плакированного двухслойными оболочками из титана и алюминия. металлические оболочки при толщине уже на уровне 0,5 мкм, существенно увеличивают когезионную прочность керамических плазменных покрытий при незначительном содержании металлической составляющей в составе покрытия. для порошков al2о3 фракцией 40 мкм, массовая доля алюминия составляла 3,5 %, а массовая доля титана – 5,8 %. в результате внедрении индентора по краям канавки наблюдается наплыв (рис. 5, а), который определяет в свою очередь способность материала к пластическому деформированию. при формировании царапины протекает деформация материала, вызванная движением боковой поверхности пирамиды. при последующем движении впереди индентора наплыв нарастает и достигает предельной высоты при максимальном усилии царапания. в этот момент происходит локальное разрушение металла в вершине наплыва, в результате чего снижается усилие царапания. в [10] показано, что значение твердости при склерометрии практически совпадает со значением внутренних когезионных напряжений в материале покрытия, в этом случае для определения данных напряжений принимают значение максимального усилия царапания. повышение износостойкости металлокерамических покрытий на основе плакированных порошков проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 102 рис. 6 – результаты триботехнических и склерометрических испытаний плазменных покрытий на основе: а – чистого (не плакированного) оксида алюминия; б – плакированного оксида алюминия титаном и медью; в – плакированного оксида алюминия титаном и алюминием данные рис. 6 также показывают повышение износостойкости плазменных покрытий на основе плакированных порошков и корреляцию между микродтвердостью и износом контртела в процессе трения. при этом максимальный износ контртела наблюдается у покрытия на основе порошка оксида алюминия плакированного титаном и алюминием, что в 2,2 раза выше, чем у покрытия из чистого оксида алюминия (рис. 6, а, в). вывод разработаны износостойкие покрытия с использованием технологий электронно-лучевого напекания и плазменного напыления керамических порошков плакированных металлическими оболочками вакуумно дуговым методом. при электронно-лучевом напекании, в результате уменьшения растворения карбида вольфрама плакированного медью, износостойкость покрытий повысилась в 1,5 2,5 раза. использование порошка оксида алюминия плакированного оболочками из титана и алюминия при плазменном напылении обеспечивало повышение микротвердости, когезионной прочности и износостойкости покрытий, сопровождающееся увеличением износа контртела в 2 2,2 раза. литература 1. косторнов а.г. композиционные керамические материалы и покрытия трибологического назначения / а.г. косторнов, а.д. панасюк, и.а. подчерняева, а.п. уманский, а.д. костенко // порошковая металлургия. – 2003. – №5/6. – с. 37-46. 2. ying-chun zhu tribological propeties of nanostructured and coventional wc-co coatings deposited by plasma spraying / ying-chun zhu, ken yukimura, chuan-xian ding, ping-yu zhang // thin solid films, vol.388. – 2001. – p. 277-282. 3. marple b.d. / process temperature-hardness-wear for hvof – sprayed nаnostructured and conventional cermet coatings / b.d. marple, r.s. lima //материалы конференции «thermal spray 2003: advancing the science & applying the technology» usa. – 2003. – p. 273-282. 4. guilemany j.m. study of the properties of wc-co nanostructured coatings sprayed by high-velocity oxyfuel / j.m. guilemany, s.dosta, j.nin and j.m. miguel //journal of thermal spray technology, volume 14(3), september 2005. – p. 405-413. 5. castanho j.m. nanostructured coated powders for structural net shape components /j.m. castanho, m.t. vieira, m. matos, b. trindade//journal of alloys and compounds 434–135 (2007). – p. 383-385 6. pawlowski l. the science and engineering of thermal spray coatings/ l.pawlowski //chichester uk: wiley, 2008. 656 s. 7. найдич ю.в. нанопленки металлов в процессах соединения (пайки) керамических материалов/ ю.в. найдич, и.и. габ, б.д. костюк [и др.] // доповіді національної академії наук україни, 2007. – №5. – с.97-104. 8. смирнов і.в. електронно-променеве напікання зностійких покриттів на основі плакованого wc-cu/ і.в. смирнов, м.о. сисоев, п.і. лобода, в.г. матяшов // матеріали міжнародної науковотехнічної конференции «матеріали для роботи в екстремальних умовах-4». 20–21 грудня. київ, нтуу «кпі». – 2012. – с.78-80. 9. копилов в.і. процеси іонно-плазмового плакування порошків для газотермічних покриттів/ в.і. копилов, смирнов і.в., сєліверстов і.а., // наукові вісті нтуу „кпі”.– 2009.–№3.– с.11–20. 10. riester, l. analysis of depth–sensing indentation tests with a knoop indenter / l. riester, t.j. bell, a.c. fischer–cripps // j. mater. res.– vol. 16, № 6.– jun. 2001.– р. 1660-1665. поступила в редакцію 20.11.2013 повышение износостойкости металлокерамических покрытий на основе плакированных порошков проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 4 103 smirnov i.v. wear resistant increase of metal-ceramic coatings on the basis of clad powders. reserves for application of coatings on the basis of traditional metals and alloys are limited, especially at the decision of problems of related to wear resistant. metal-ceramic coatings on the basis of oxide and carbide powders are most effective for recovery, lifetime increase as well as reliability of details serving under the conditions of abrasive wear. the use of these powders at thermal spraying and facing has the certain difficulties related to the processes of decomposition of carbides at high temperatures and low adhesion and cohesion of the oxide coatings due to the thermal expansion coefficient difference. the elimination of the negative effects achieved by decreasing (localizations) of thermal influence at spraying of the coating and also deposition cladding shell on the powder particles. a vacuum-arc method allowing forming nanostructure coatings from any metals and alloys with high adhesion to ceramic was used for cladding of the powder. wear-resistant coatings on the basis of technologies of the electron-beam deposition and plasma spraying with the use of the ceramic powders with cladding metallic shells created by the vacuuming-arc method are developed. the wear resistant of the coating rose in 1.5–2.5 times at the electron-beam deposition, as a result of decrease of dissolution of tungsten carbide particles with copper shells. the use of alumina powder with clad shells from titan and aluminium at plasma spraying provided the increase of microhardness, cohesion strength and wear resistant of coating attended with the increase of rider wear in 2–2.2 times. keywords: coating, wear resistant, electron-beam deposition, plasma spraying, vacuuming-arc cladding. references 1. kostornov a.g., panasjuk a.d., podchernjaeva i.a., umanskij a.p., kostenko a.d. kompozicionnye keramicheskie materialy i pokrytija tribologicheskogo naznachenija. poroshkovaja metallurgija. 2003. №5/6. s. 37-46. 2. ying-chun zhu, ken yukimura, chuan-xian ding, ping-yu zhang. tribological propeties of nanostructured and coventional wc-co coatings deposited by plasma spraying. thin solid films, vol.388, 2001. р. 277-282. 3. marple b.d., lima r.s. process temperature-hardness-wear for hvof. sprayed nanostructured and conventional cermet coatings. materialy konferencii «thermal spray 2003: advancing the science & applying the technology» usa, 2003. р.273-282. 4. guilemany j.m., dosta s., nin j., miguel m. study of the properties of wc-co nanostructured coatings sprayed by high-velocity oxyfuel. journal of thermal spray technology, volume 14(3), september 2005. р. 405-413. 5. castanho j.m., vieira m.t., matos m., trindade b. nanostructured coated powders for structural net shape components. journal of alloys and compounds 434–135 (2007). p.383-385. 6. pawlowski l. the science and engineering of thermal spray coatings. chichester uk wiley, 2008. 656 s. 7. najdich ju.v. gab i.i., kostjuk b.d [i dr.]. nanoplenki metallov v processah soedinenija (pajki) keramicheskih materialov. dopovіdі nacіonal'noї akademії nauk ukraїni, 2007. №5. s.97-104. 8. smirnov і.v., sisoev m.o., loboda p.і., matjashov v.g. elektronno-promeneve napіkannja znostіjkih pokrittіv na osnovі plakovanogo wc-cu. materіali mіzhnarodnoї naukovo-tehnіchnoї konferencii «materіali dlja roboti v ekstremal'nih umovah-4». 20–21 grudnja. kiїv, ntuu «kpі». 2012. s.78-80. 9. kopilov v.і. smirnov і.v., sєlіverstov і.a. procesi іonno-plazmovogo plakuvannja poroshkіv dlja gazotermіchnih pokrittіv. naukovі vіstі ntuu „kpі”. 2009.№3. s.11-20. 10. riester l., bell t.j., fischer–cripps a.c. analysis of depth-sensing indentation tests with a knoop indenter. mater. res. vol. 16, № 6. jun. 2001. р. 1660-1665. 14_pisarenko.doc комбінована хіміко-термічна обробка як ефективний спосіб підвищення довговічності деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 75 писаренко в.г. кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна комбінована хіміко-термічна обробка як ефективний спосіб підвищення довговічності деталей точної механіки вступ забезпечення високої надійності виробів точної механіки пов’язано в першу чергу з наданням їм високих показників зносостійкості та корозійної стійкості. переважна більшість конструкційних деталей сучасного машинобудування виготовляєтьяся з сплавів на основі заліза, які мають низьку корозійну стійкість навіть в умовах атмосферного впливу. крім того ще необхідно враховувати також те, що більшість деталей точної механіки працюють в умовах часткового змащення, або при повній його відсутності і знаходяться водночас під впливом корозії та зношення. традиційно, в машинобудуванні забезпечення вимог корозійної стійкості деталей, які працюють в умовах часткового змащення, або ж при повній його відсутності вирішується в основному за рахунок використання занадто дорогих корозійностійких матеріалів (корозійностійкої сталі, бронзи, латуні та інших), але при цьому не гарантується висока зносостійкість та теплостійкість поверхні. застосування металічного покриття (хромування, нікелювання та ін.) у випадку захисту від корозії деталей, які виготовляються з сплавів на основі заліза не забезпечує одночасно достатньо тривалого захисту від зношення та корозії. крім того відомо, що металічні покриття, які наносять електрохімічними методами знижують міцність від втомленості. також занадто проблематично та дорого наносити металічні покриття на поверхню отворів при виготовленні високоточних деталей. таким чином актуальною задачею є розробка таких технологій фінішної хіміко-термічної обробки поверхонь деталей, які передбачають комплексне забезпечення одночасно високих показників міцності, зносостійкості, теплостійкості та корозійної стійкості. основна частина важливим завданням в період освоєння виробництва деталей точної механіки в україні став пошук екологічно чистої технології одержання поверхневих шарів з високими властивостями зносостійкості та корозійної стійкості, яка не потребує використання дефіцитних технологічних матеріалів і є малоенергоємкою в порівнянні з методами гальванічного покриття. до деталей точної механіки по умовам експлуатації пред’являються вимоги одержання не тільки відповідних механічних властивостей та необхідного опору корозії та зносу, але й незначної шорсткості поверхні вузлів тертя та низького постійного коефіцієнту тертя. аналіз зарубіжних джерел показує, що в зв’язку з тим, що вимоги до фізіко-механічних і хімічних властивостей конструкційних матеріалів стають все більш жорсткими і точними, все більше уваги приділяється удосконаленню відомих способів хіміко-термічної обробки хто (азотуванню, карбонітруванню). давно відомий процес газового азотування з використанням аміачних газованих сумішей безперервно удосконалюється. добавка до аміаку вуглецевомістких сумішей поліпшує зносостійкість поверхневого шару [1]. наступне за азотуванням окислення поверхневого шару також сприяє підвищенню зносостійкості і корозійної стійкості [2, 3]. азотування в соляній ванні (теніфер-процес) з окисленням дифузійного поверхневого шару в процесі його формування почало застосуватися промисловістю німеччини з 1981 року. фірма "дегусса" зареєструвала товарний знак та цю технологію під назвою "tafftride". також дещо подібні технологічні процеси запропонували великобританія (фірма "lucas electrical ltd") – "nitrotec", сша (фірма "kolene") – "qpq". узагальнюючи розробки ряду фірм в цьому напрямку, можливо виділити такі три варіанти технологічного процесу хто: карбонітрування з окисленням при охолодженні в кінці процесу (фірмова назва "tafftride q"); карбонітрування з окисленням при охолодженні в кінці процесу і механічною обробкою (поліровкою) поверхневого шару (фірмова назва "tafftride qp"); карбонітрування з окисленням при охолодженні в кінці процесу і механічною обробкою, після якої ще один раз проводиться окислення поверхневого шару (фірмова назва "tafftride qpq"). нижче приведені області застосування цих трьох варіантів технологічного процесу. процес "tafftride q" застосовується для поліпшення зносостійкості, корозійної стійкості, теплостійкості, міцності від втомленості, збільшення опору адгезійному схопленню, підвищення терміну роботоздатності. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com комбінована хіміко-термічна обробка як ефективний спосіб підвищення довговічності деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 76 процес "tafftride qp" застосовується, коли поряд з високими властивостями зносостійкості і корозійної стійкості необхідно зменшення шорсткості поверхні. процес "tafftride qp" застосовується, коли необхідно забезпечити незначну шорсткість поверхні, низький коефіцієнт тертя, надзвичайно високу корозійну стійкість, привабливий зовнішній вигляд і низьке відображення світла. як правило, всі ці три варіанти хіміко-термічної обробки проводяться в ціанід-ціанатних розплавах. особливістю азотування в розплавах є утворення на поверхні композиційного шару, який складається з ε нітриду і містить в собі вуглець і кисень, що обумовлює високі властивості пластичності і зносостійкості. поверхневі шари, одержані при обробці по технології "tafftride" мають значно нижчий коефіцієнт тертя, особливо в умовах відсутності змащення (сухого та напівсухого тертя), ніж шари, одержані по технології гартування на мартенсит, або хромування. ohsawa [4] вважає, що на відміну від шарів хрому, коефіцієнт тертя поверхні, обробленої за допомогою процесів "tafftride qp" і "tafftride qpq" залишається стабільним навіть при різних швидкостях тертя. за даними "франке і хаазе" [5] коефіцієнт тертя після навантаження 7 мпа протягом 40 годин набуває урівноваженого стану і знаходиться в межах: 0,03< f <0,004. найбільш високу зносостійкість мають дифузійні шари, які складаються з ε фази (fe2-3n) з пониженим вмістом азоту або з карбонітридної фази (fe2-3(n, c)), в якій атоми азоту частково заміщені атомами вуглецю. згідно з електрохімічними дослідженнями еберсбаха та інших [1] при азотуванні в газовому середовищі спостерігається десятиразове зменшення швидкості корозії в розчині хлористого натрію концентрацією 0,9 м. після додаткового окислення азотованого шару швидкість корозії сповільнюється на два порядки. поряд із значним зменшенням швидкості корозії підвищується стійкість до наскрізної корозії в десятки і сотні разів. порівняльні промислові випробування показують, що поверхневі хромовані шари завтовшки 20-30 мкм, зазвичай витримують в соляному тумані на протязі 70 годин до появи слідів корозії, а шари, одержані після обробки способом "tafftride qp" – 120 годин і більше 200 годин після обробки способом"tafftride qpq". при азотуванні в аміаці заліза формування дифузійного шару відбувається згідно з діаграмою залізо-азот (fe-n). метастабільна система fe-n приведена на рис. 1. в системі залізо-азот формуються наступні фази: • α фаза являє собою азотистий феррит з оцк-решіткою. азот займає октоедричні пори в решітці α заліза. максимальна розчинність азоту в α залізі складає 0,1 %. при більш високих концентраціях азоту формуються нітридні γ / і ε фази; • γ / фаза, стехіометрічний склад fe4n, містить 5,88 % заліза, структура її кубічна гранецентрована; • ε фаза, стехіометричний склад fe2-3n, область існування між 7,8 і 11,3 % азоту, структура її гексогональна; рис. 1– діаграма стану системи залізо-азот (fe-n) ξ γ α γ+ε ε ε γ/ α+γ / γ /+ε pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com комбінована хіміко-термічна обробка як ефективний спосіб підвищення довговічності деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 77 • ε фаза має підвищений опір зношуванню і високу стійкість до атмосферної корозії. електрохімічний потенціал ε фази, що визначений в розчині nacl по відношенню до насиченого каломелієвого електроду (електрод + зразок), складає 0,12 0,15 мв. • ξ фаза (fe2n) має ромбічну кристалічну решітку. кристалічну структуру ξ– фази можна розглядати як спотворену модифікацію решітки ε фази (псевдогексогональну). пакування атомів азоту в ξ фазі щільніше, ніж в ε фазі. область гомогенності ξ фази невелика і становить 11,07 11,18 %. вищій нітрид заліза (fe2n) стійкий в рівновазі з аміаком при температурі до 450ос. корозійна стійкість виробів з нітридним покриттям залежить від суцільності поверхневого шару. в зв’язку з цим для забезпечення високої корозійної стійкості необхідно одержувати на поверхні виробів суцільний шар нітриду заліза (ε фаза). на практиці нітридний шар, як правило, має пори і тріщини, які є зачатками корозії. при одночасній дифузії в сталь азоту і вуглецю ε– фаза має карбонітридний характер. утворений поверхневий шар являє собою – карбонітрид fe2-3 (n, c), в якому частково атоми азоту заміщені атомами вуглецю. заміна частини атомів азоту (rn = 0,75 a) більшими за розміром атомами вуглецю (rс = 0,77 a) приводить до збільшення періоду решітки ε фази. карбонітридна ε фаза, одержана при одночасній дифузії в сталь азоту і вуглецю в порівнянні з чисто азотною має більшу пластичність, меншу твердість (hv 400 450) і більшу зносостійкість. в ξ фазі розчиняється більше вуглецю, чим в ε фазі. склад ξ фази може змінюватися в межах від fe8c3n до f2n. розчинність вуглецю в γ / фазі невелика. γ / фаза має чисто нітридний характер. вуглець позитивно впливає на розчинність азоту в α залізі. одержання оксинітридних поверхневих шарів досягається шляхом оксідування нітридних шарів. оскільки спорідненість до кисню в інтервалі температур 450 – 700 ос у всіх металів без винятку більша спорідненості до азоту, то неминучі обмінні реакції при оксидуванні азотованих шарів, тобто кисень частково замінить азот в поверхневому нітридному шарі. це підтверджено також термодинамічною оцінкою взаємодії заліза і нітридів заліза з киснем. нітрид заліза більш активно взаємодіє з киснем чим залізо. розрахунки ізобарно-ізотермічного потенціалу реакцій утворення оксидів при 500ос показують, що він складає для fe 209-293 кдж/моль, для fe4n – 878 1463 кдж/моль. при цьому, що особливо важливо, висока спорідненість до кисню нітридів забезпечується одночасним утворенням оптимальних оксидних структур. оскільки в нітридах розчинність кисню приблизно на три порядки вища чим в чистому залізі (при 700 ос 3 % в нітридах і 0,009 % в α – fe), то на поверхні нітридів формуються оксидні структури 1-го роду, тобто тверді розчини кисню. сформовані оксинітридні зони більше пластичні, ніж оксидні плівки fe2o3, і в той же час володіють близькими до останніх антиадгезійними властивостями. дослідження, виконанні миттемейером і колліном [4], показали, що наступне окислення азатованої поверхні також спричиняє заповнення пор α фази киснем. при проведенні комбінованої хіміко-термічної обробки (азотування і оксидування) можливе різке підвищення корозійної стійкості. в результаті проведеного аналізу попередніх досліджень і розробок визначились основні напрямки проведення робіт по удосконаленню технології хіміко-термічної обробки на базі процесу азотування з метою поліпшення властивостей зносостійкості та корозійної стійкості. застосований деякими зарубіжними фірмами процес рідинного азотування в соляній ванні з наступним окисленням також в розплаві солей малопридатний для умов вітчизняного виробництва в зв’язку з необхідністю застосування солей на основі ціанату nacno або kcno. при роботі з ціанатними розплавами можливе утворення ціанистих сполук (nacn, kcn), що потребує виконання особливих складних заходів безпеки. на відміну від простих систем залізо-азот (азотування), залізо-вуглець (цементація), залізокисень (оксидування), які достатньо вивчені, система залізо-азот-вуглець-кисень (оксикарбонітрування) є занадто складною і на сьогоднішній день майже не досліджена. в зв’язку з цим при створенні нової технології хто, яка базується на сумісній дифузії азоту, вуглецю та кисню в залізо, необхідним стало проведення досліджень по визначенню оптимальних параметрів: температурного режиму, складу газової суміші, тривалості процесу дифузії. таким чином, головною метою створення технологічного процесу комбінованої хімікотермічної обробки (кхто) є комплексне забезпечення властивостей зносостійкості, корозійної стійкості та чорного кольору поверхні. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com комбінована хіміко-термічна обробка як ефективний спосіб підвищення довговічності деталей точної механіки проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 78 висновки 1. основним метою застосування запропонованого варіанту комбінованої хіміко-термічної обробки є використання її з метою підвищення зносостійкості і захисту від корозії стволів та інших деталей, які повинні мати також чорний колір. 2. основною перевагою технології кхто є комплексне забезпечення одночасно високих характеристик зносостійкості, теплостійкості, корозійної стійкості та чорного кольору поверхні. 3. технологія кхто придатна для зміцнення поверхні виробів виготовлених із сплавів на основі заліза (сталі, чавуну). 4. технологія кхто є екологічно чистою і може в більшості випадків замінювати гальванічні покриття (оксидування, цинкування, хромування, кадміювання та ін.) що забезпечує зниження витрат на 35 40 %. література 1. spies, h. -j; winkler, h. –r;langenhan, b: zum korrosions – und verschleiβverhalten von enitridschten auf stahlen. harterei – tech. mitt. 44 (1989) 2, s. 75-82. 2. pakrasi, s: niox-ein modifiziertes nitrocarborieververfahren mit anschliebender oxidation. harterei – tech. mitt. 43 (1988) 6, s. 365-373. 3. wahl, g: verbesserung der bauterleingenschften durch nitrocarburieren im salzbad, zwichenbearbeiten und oxidieren. harterei – tech. mitt. 42 (1987) 3, s. 161-168. 4. ohsawa, m: der heutige stand des nitriens im fahrzeugbau in japan. harterei – tech. mitt. 34 (1979) 2, s. 3-10. 5. franke, r; haase, j: gleitreibungs – und verschleiβ – untersuhungen an nitrocarburierten randschichten mit unterschiedlichen nachbechanlungen. harterei – tech. mitt. 46 (1991) 5, s. 294-300. 6. ebersbach, u; friedrich, s; nighia, t; spies, h: electrochemische korrosionsuntersuchungen an gasoxinitriertem und salzbadnitrocarburiertem stahl in abhangigkeit vom aufbau der nitrierschicht. harterei – tech. mitt. 46 (1991) 6, s. 339-349. 7. vdj-z, ноябрь 1984, т. 126, n 21, с. 811-818. материалы фирмы degussa. надійшла 23.03.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_voytov.doc моделирование напряженно-деформированного состояния поверхностей трения трибосистем при проявлении избирательного … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 31 войтов в.а., великодный д.а. харьковский национальный технический университет с/х им. п.василенко, г. харьков, украина моделирование напряженнодеформированного состояния поверхностей трения трибосистем при проявлении избирательного переноса актуальность на всех этапах жизненного цикла машин – проектирование, изготовление, эксплуатация, ремонт – инженеры стремятся оптимизировать параметры процесса трения и изнашивания с целью повышения ресурса и снижения энергозатрат. одним из путей повышения ресурса и снижения потерь на трения в трибосистемах, например, аксиально-поршневых гидромашин, является реализация эффекта избирательного переноса. данное направление является экономически выгодным, по сравнению с технологическими направлениями и решается путем конструктивных изменений в трибоэлементах. анализ последних публикаций данная работа является завершающей в цикле работ [1 3]. в работах [1, 2] выполнен анализ конструкций аксиально-поршневых гидромашин и показан путь управления тепловыми потоками в трибосистемах за счет изменения тепловых сопротивлений. в работе [3], на основании деления трибосистем на прямые и обратные, установлено явление массопереноса меди на стальные поверхности трибоэлементов обратных трибосистем. экспериментальными исследованиями установлено [3], что основными движущими факторами интенсификации массопреноса являются: направление и величина теплового потока; температура; термоциклирование поверхностей трения медных сплавов и высокая, не изменяющаяся во времени, температура стальной поверхности. целью данной работы явилось определить зависимости изменения основных параметров фрикционного контакта без явления массопереноса и при проявлении массопереноса на обратных конструкциях трибосистем. методика численного моделирования напряженно деформированного состояния поверхностных слоев к основным параметрам фрикционного контакта относятся: диаметр пятен фактического контакта; напряжения на пятнах фактического контакта; скорость деформации материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов; скорость работы диссипации в подвижном и неподвижном трибоэлементах; температура поверхности терния; тепловой поток в трибосистеме. характер зависимостей перечисленных выше параметров от толщины пленки меди, которая формируется на поверхности трения стального трибоэлемента, позволит дать физическое объяснение снижения скорости изнашивания и коэффициента трения в таких трибосистемах, а также позволит разработать конструктивные мероприятия управления ресурсом трибосистем. результаты металлографических исследований, которые выполнены в работе [3] позволяют утверждать, что толщина сервовитной пленки меди на стальной поверхности, при проведении лабораторных исследований, находится в пределах 0,1 … 0,5 мкм, т.е. соизмерима высоте шероховатостей, ra ≤ 0,48, что согласуется с данными работы [4]. выполним численное моделирование изменения параметров фрикционного контакта в зависимости от толщины пленки меди на стальной поверхности, начиная с состояния, когда толщина равна нулю (массопереноса нет), затем с диапазоном 0,1 мкм до толщины 0,5 мкм, когда пленка меди соизмерима с шероховатостями. в последнем случае можно говорить, что поверхности трения трибосистемы имеют одноименные материалы: медь-медь. основными структурными элементами методики являются следующие расчеты. 1. определяется вид контакта, упругий или пластичный для плоских поверхностей скольжения [5]: νν ν+νν ∆ −µ−⋅⋅ = 2 2 1 2 2 2212 )()1(4,557,1 е rrнв n oc , (1) где ν – параметр степенной аппроксимации кривой опорной поверхности шероховатости [5, стр. 463]; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделирование напряженно-деформированного состояния поверхностей трения трибосистем при проявлении избирательного … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 32 нв – твердость по бринеллю материала более мягкого трибоэлемента в трибосистеме; µ – коэффициент пуассона материала более мягкого трибоэлемента; r1 и r2 – внешний и внутренний радиусы трибоэлемента – кольца; ∆ – безразмерный комплекс шероховатости [5, стр. 463]; е – модуль упругости материала более мягкого трибоэлемента. если приложенная нагрузка n, н меньше, чем расчетное nос, то контакт упругий, если n > nос, то контакт пластичный. 2. рассчитывается контурное давление по формуле [5]: если контакт упругий: )1( 15,0 2 4321 µ− ∆ = νben pc , (2) где b – параметр кривой опорной поверхности шероховатостей [5, стр. 463]; если контакт пластичный: 42 425 )1(5,14 е нв рс ∆ µ− = . (3) 3. определяется диаметр фактических пятен контакта по формуле [5] для упругого контакта: 12 1 22 +νν ν       θ∆ π ν = cфпк pk r d , (4) )23( )1( +ν +ν = г г kv . в случае пластического контакта: ν       σ ∆ ν = 2 1 2 122 t cп фпк c pr d , где r – радиус закругления вершин неровностей шероховатости [5, стр. 463]; vk – числовой коэффициент, зависимый от ν [5, стр. 216]; )( zг – гамма функция аргумента z ; e 21 µ− =θ – упругая постоянная материала; с ≈ 3, коэффициент, характеризующий контакт шероховатостей [5, стр. 80]; tσ – предел текучести материала. 4. определяется напряжения на фактических пятнах контакта согласно [5]: 12 2 2121 12 1 2 +ν ν ν ν +ν       θ ∆ π =σ k pсфпк [h/м 2]. (5) 5. скорость деформации материала на фактических пятнах контакта определим по формуле [6]: фпк скфпк dе υσ )μ05,186,0)(μ1(5,1ε −+=& [1/с], (6) где υск – скорость скольжения, м/с. 6. скорость работы диссипации для подвижного и неподвижного трибоэлементов определим по формуле [6]: εσ ρ == &фпкрdt dw 1 [вт/кг], (7) где ρ – плотность материала, кг/м3. согласно работы [7] скорость работы диссипации является мерой превращения механической энергии в тепловую и характерна для единицы массы материала среды. если в выражение (7) добавить pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделирование напряженно-деформированного состояния поверхностей трения трибосистем при проявлении избирательного … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 33 произведение плотности на объем деформированного материала (ρv∂), то получим скорость работы диссипации на единичном пятне фактического контакта. объем деформируемого материала на пятнах фактического контакта определим по выражениям [8]: д фпк д h d v 4 2π = [м3], (8) фпкд dh 5,0= [м], где h∂ – глубина зоны материала, на которую распространяется деформация. с учетом (8) окончательное выражение для определения скорости работы диссипации на единичном пятне фрикционного контакта примет вид: 3 фпкd125,0 πεσ=εσ== && фпкдфпк vpdt dw , [вт]. (9) согласно работы [9] тепловой поток, который генерируется подвижным и неподвижным трибоэлементами на единичном пятне контакта можно определить по выражению: фпкkдk n k k dt pt vt ptf t tp q 5,0 ρ ⋅ === [вт], (10) где т – температура, °к; fn – площадь единичного пятна контакта, м2; тk – температурный градиент, °к/м. на рис. 1 представлена расчетная зависимость изменения диаметра пятна фактического контакта dфпк, а на рис. 2 – зависимость изменения напряжения на пятнах фактического контакта σфпк. рис. 1 – зависимость изменения диаметра пятна фактического контакта от толщины сервовитной пленки меди рис. 2 – зависимость изменения напряжения на пятнах фактического контакта от толщины сервовитной пленки меди как следует из представленных зависимостей, диаметр пятна фактического контакта увеличивается в 6 раз, при этом контакт шероховатостей остается упругим, а напряжение на единичном пятне контакта уменьшается в 7,5 раз. снижение удельных давлений равносильно «разгрузке» трибосистемы при неизменной нагрузке и скорости скольжения. зависимости изменения скорости деформации материала и скорости работы диссипации для бронзового и стального трибоэлементов на единичном пятне контакта представлены на рис. 3 и рис. 4. как следует из представленных зависимостей с переносом меди на стальную поверхность трения значения скорости деформации бронзы и стали уменьшаются и при достижении толщины сервовитной пленки, равной высоте шероховатостей, имеют одинаковое значение. с физической точки зрения это можно объяснить тем, что поверхности трения трибосистемы имеют одноименные материалы, что не противоречит физическому смыслу. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделирование напряженно-деформированного состояния поверхностей трения трибосистем при проявлении избирательного … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 34 рис. 3 – зависимости изменения скорости деформации материала на единичном пятне контакта для бронзового и стального трибоэлементов от толщины сервовитной пленки меди рис. 4 – зависимости изменения скорости работы диссипации на единичном пятне контакта для бронзового и стального трибоэлементов от толщины сервовитной пленки меди величина скорости работы диссипации, рис. 4, характеризует нагруженность трибоэлементов в трибосистеме. чем больше величина скорости работы диссипации, тем больше нагружен трибоэлемент в трибосистеме [6]. из зависимостей, представленных на рис. 4, следует, что при отсутствии сервовитной медной пленки на стальной поверхности «загрузка» трибоэлементов не равновелика. бронзовый трибоэлемент загружен в 2,2 раза больше, чем стальной и является тепловым генератором [1, 2] в трибосистеме. при переносе меди с поверхности бронзы на стальную поверхность скорость работы диссипации стального и бронзового трибоэлементов уменьшается и при толщине пленки равной высоте шероховатости достигает одинакового значения, что говорит о равнозначной «загрузке» трибоэлементов в трибосистеме. физический смысл полученного вывода заключается в одинаковых физических свойствах материалов на поверхности трения стального и бронзового трибоэлементов, которые имеют одинаковые величины скорости деформации, напряжения на пятнах фактического контакта, а, следовательно, и скорость работы диссипации, которая характеризует превращения механической энергии в тепловую. из анализа зависимостей на рис. 4 следует, что при формировании пленки меди на стальной поверхности скорость работы диссипации обоих трибоэлементов уменьшается, по сравнению с трибосистемой, когда пленки нет. это свидетельствует о мнимой «разгрузке» трибосистемы (при неизменной нагрузке и скорости скольжения), что приведет к снижению скорости изнашивания коэффициента трения, и повышению износостойкости. численное моделирование величины теплового потока, который генерируется на единичном пятне контакта в стальном и бронзовом трибоэлементе, рис. 5, позволяет сделать вывод, что при формировании сервовитной пленки меди величины тепловых потоков уменьшаются и становятся равновеликими, по сравнению с трибосистемой, где массопереноса нет. это говорит о снижении теплонагруженности трибоэлементов и снижении температуры поверхности трения, рис. 6. рис. 5 – зависимости изменения теплового потока генерируемого на единичном пятне контакта в стальном и бронзовом трибоэлементах от толщины сервовитной пленки меди рис. 6 – зависимости изменения температуры поверхности трения от толщины сервовитной пленки меди pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделирование напряженно-деформированного состояния поверхностей трения трибосистем при проявлении избирательного … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 35 можно предположить, что снижение теплонагруженности и объемной температуры приведет к замедлению или остановке процессов диффузии в поверхностных слоях бронзы, замедлению анодного растворения ионов меди в смазочной среде, т.к. будут заторможены процессы окисления смазочной среды, к замедлению процессов восстановления ионов меди на стальной поверхности. такие процессы вызывают саморегулирование массопереноса внутри трибосистемы и не позволят пленке меди расти до бесконечности. после износа сервовитной пленки меди на стальной поверхности, процессы, вызывающие массоперенос, будут восстановлены, и пленка меди начнет снова формироваться. выводы численное моделирование напряженно-деформированного состояния поверхностей трения при реализации эффекта массопереноса позволило установить, что при формировании сервовитной пленки бронзовый и стальной трибоэлемент имеют одинаковые значения скорости деформации, напряжения на пятнах фактического контакта, а, следовательно, и скорости работы диссипации, которая характеризует превращение механической энергии в тепловую. при этом скорость работы диссипации обоих трибоэлементов уменьшается, что свидетельствует о «разгрузке» трибосистемы. установлено, что величины тепловых потоков, которые генерируются бронзовым и стальным трибоэлементом равновелики и уменьшаются, что приводит к снижению температуры и теплонагруженности трибосистемы. литература 1. войтов в.а. экспериментальная оценка триботехнических характеристик различных конструкций трибосистем с тепловыми сопротивлениями. часть і. методический подход в исследованиях / в.а. войтов, д.а. великодный // проблемы трибології. – 2009. – № 2. – с. 25-31. 2. войтов в.а. экспериментальная оценка триботехнических характеристик различных конструкций трибосистем с тепловыми сопротивлениями. часть іі. износостойкость и потери на трение прямых и обратных трибосистем / в.а. войтов, д.а. великодный // проблемы трибології. – 2009. – № 3. – с. 20-38. 3. войтов в.а. механизм повышения износостойкости трибосистем посредством управления тепловыми потоками / в.а. войтов, д.а. великодный, о.н. трошин // проблемы трибології. – 2010. – № 4. – с. 95-100. 4. избирательный перенос в тяжелонагруженных узлах трения / д.н. гаркунов, с.и. дякин, о.н. курлов и др. / под общ. ред. д.н. горкунова. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 5. крагельский и.в. основы расчетов на трение и износ / и.в. крагельский, н.м. добычин, в.с. комбалов. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 6. войтов в.а. математическая модель распределения энергии между элементами трибосистемы в процессе трения и методика расчета. часть іі. методика расчета скорости работы диссипации элементов трибосистем / в.а. войтов, о.н. трошин, в.а. багров // проблемы трибології. – 2006. – № 4. – с. 24-32. 7. хайтун с.д. механика и необратимость. – м.: янус, 1996. – 448 с. 8. киреенко о.ф. структурно-масштабная модель безызносности при трении металлических поверхностей. – л.: физ.-техн. ин-т, 1989. – с. 82-88. 9. циглер г. экстремальные принципы термодинамики необратимых процессов и механика сплошной среды / г. циглер. – м.: мир, 1966. –136 с. надійшла 11.05.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_pozbelko.doc реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 98 пожбелко в.и. южно-уральский государственный университет, г. челябинск, россия реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя к движению без смазки трение играет определяющую роль во всех без исключения физических процессах фрикционного взаимодействия тел как в живой природе, так и в любых машинах и механизмах и потому исследуется в многочисленных трудах [1] [12]. под силой трения (которая существенно зависит от отсутствия или наличия смазки) понимают силу сопротивления, необходимую для тангенциального перемещения одного тела относительно другого при их фрикционном взаимодействии. трение без смазочного материала имеет место во фрикционных передачах, тормозах, демпферах сухого трения, в узлах машин пищевой, текстильной и химической промышленности и в узлах машин, работающих в условиях высоких температур (когда любой смазочный материал недопустим и непригоден), а также в транспорте с фрикционной опорой типа «колесо рельс», а режим перехода от покоя к движению без смазки возникает при разгоне машин и постоянно происходит в контакте «колесо автомобиля-дорога». более того, режим работы без смазки является неотъемлемой частью работы машин с гидродинамическими подшипниками скольжения, когда при их разгоне зазор в подшипнике равен нулю – между вращающимся валом и цапфой возникает сухое трение (турбины гидроэлектростанций, двигатели внутреннего сгорания и др.). явление трения представляет сложный с позиций динамического моделирования процесс механического и молекулярного взаимодействия контактирующих поверхностей при их проскальзывании [1 12]. процесс скольжения трущихся поверхностей начинается только после достижения наибольшей силы трения покоя, которая традиционно и повсеместно определяется только экспериментально [1 5]. большое число и сложные взаимосвязи параметров, влияющих на динамику процесса трения различных материалов, сдерживают поиск общих теоретических закономерностей при расчетах возникающей силы сопротивления (силы трения). в результате этого наиболее известные законы трения являются экспериментальными (например, амонтона–кулона), а динамика пар трения (трибодинамика) остается малоизученной. в работе [11] впервые ставится и решается задача о доказательстве существования и аналитическом определении величины предельно достижимых в природе силы и коэффициентов трения при заданной нормальной нагрузке n ′ (т.е. точной количественной оценке предельных возможностей передачи трением усилий в машинах). с математической точки зрения это задача поиска глобального экстремума неопределенной функции неизвестного множества переменных (в виде силы трения), причем существующими математическими методами данная задача вообще неразрешима. в работе [11] предложен другой путь решения этой задачи – создание механической модели трения и динамический анализ механизма трения. разработанная на основе аналитического моделирования динамическая теория предельного трения содержит полученные автором следующие новые законы, универсальные константы и закономерности трения: 1. аналитический закон предельного трения твердых тел: ( )[ ]                     υ −−−−+⋅=υ н kнs k tknftf 100 ' 0 exp1exp12 1 1),( ; ⇒ ksk fff 2 3 ≤≤ , (1) который по сравнению с классическими законами амонтона кулона [9] является более информативным, так как дополнительно содержит совместную зависимость статической силы трения от времени остановки ( )0t и от скорости (т.е. времени) тангенциального нагружения фрикционного контакта ( )нυ – и поэтому может быть использован в динамических расчетах узлов трения машин. здесь приняты обозначения: kf , kf – сила и коэффициент трения движения; sf , sf – сила и коэффициент трения покоя; 0k , 1k – коэффициенты, n ′ − нормальная нагрузка на фрикционный контакт; 0vcн =υ , с – жесткость привода, 0v − задающая скорость привода. в работе [12] зависимость (1) преобразована (путем деления n ′ и sf на фактическую площадь фрикционного контакта) в закон предельного молекулярного трения, связывающий возникающие при сдвиге в паре трения нормальные и касательные напряжения. таким образом, данный закон (1) описывает наиболее общий случай фрикционного взаимодействия контактирующих тел и в частном случае ( )∞→υ→ нt ,00 приводится к закону амонтона кулона (фигурная скобка в выражении (1) становится равной единице). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 99 закон предельного трения (1) в виде двойной экспоненциальной временной зависимости трения ),( 0 нs tf υ позволяет установить существующий в природе предел сил трения, определить условия его достижения ( )0 ,0 →υ∞→ нt и выявить следующую ранее неизвестную закономерность: в природе (а значит и в любой машине, механизме) существует динамический предел увеличения силы трения покоя, равный 2 3 силы трения движения и обусловленный динамикой триботехнической системы. 2. аналитический закон предельного перепада силы трения: ( )[ ]                     υ −−−−⋅⋅=−=υ∆ н kksн k tknffftf 100 ' 0 exp1exp12 1 ),( ; kff 2 1 0 ≤∆≤ . (2) двойной экспоненциальный временной закон предельного трения (2) является следствием закона (1) и позволяет установить существующий в природе предел перепада силы трения, определить условия его достижения ( )0 ,0 =υ∞→ нt и выявить следующую ранее неизвестную закономерность: в природе (а значит и в любой машине, механизме) существует динамический предел перепада силы трения после срыва тела, равный 2 1 силы трения движения твердых тел и обусловленный динамикой триботехнической системы. 3. из законов предельного трения (1) и (2) можно установить [10], [11] существование следующих физических пределов, представляющих новые универсальные физические константы трения твердых тел (общим числом девять): 2 3 arctg ; 3 2 arctg ; 9 4 arctg ; 9 2 ; 9 2 ; 2 1 ; 2 3 ; 3 2 ; 9 4 g , (3) определяющие предельно достижимые (для любых материалов и условий) коэффициенты и силы порогового трения движения и покоя, их перепады и максимальное ускорение любых твердых тел (а) при переходе от покоя к движению за счет фрикционного взаимодействия с опорной поверхностью; соответствующие им предельно возможные углы трения покоя ( )sϕ и движения ( )kϕ , а также максимально допустимый угол давления на холостом ходу механизмов ( )maxϑ , исключающий заклинивание фрикционной пары: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) .1956 2 3 arctglimarctg90lim ;4133 3 2 arctglim ;5723 9 4 arctglimarctglim ; 2 1δ lim ; 9 2 lim ; 9 2 limlim ; 2 3 /lim ; 3 2 lim ; 9 4 lim ; 2 1 lim ; 9 2 limlim ; 3 2 lim ; 9 4 lim ' max ' ' ''' oo o ==−=ϑ==ϕ ===ϕ== =−=∆=== = ∆ =−=∆== ss kk k kskssk k kssk f f f f ga nfffffnfnf f f fffff практические выводы из анализа универсальных констант трения (3): 1. для гарантированного предотвращения фрикционного заклинивания проектируемого, например, рычажного или кулачкового механизма следует вместо рекомендуемого на холостом ходу [9] эмпирического максимально допускаемого угла давления o60max ≈ϑ задавать его более точный аналитический предел o56max =ϑ (пороговое значение угла давления) – особенно при продолжительном неподвижном фрикционном контакте (до начала движения) и малых скоростях скольжения. 2. нельзя создать фрикционные материалы с kf > 9 4 (точный порог внешнего трения твердых тел) и потому для превышения указанного барьера силы трения необходимы специальные конструктивные решения (например, применение вакуумных сцеплений в автомобилях – для увеличения силы n ′ сжатия фрикционных дисков). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 100 3. максимально достижимый коэффициент сцепления гладкого колеса с опорной поверхностью равен 3 2 lim ==ϕ sx f (точный порог внутреннего трения твердых тел). на основе механической модели трения [10, 11] (рис. 1), аналитических законов предельного трения (1), (2) и универсальных констант (3) сложное явление трения и процесс образования силы сопротивления сдвигу твердых тел в машинах и механизмах без смазки можно формализировать и наглядно представить в виде обобщенной диаграммы и набора графиков (рис. 2 4), отображающих закономерности динамики изменения силы трения и износа в областях внешнего и внутреннего трения деформируемых твердых тел. рис. 1 – механическая модель трения (двумерная модель динамического взаимодействия пары трения): i период – внедрение твердого тела сосредоточенной массы по нормали вдоль оси z и усиление фрикционных связей bz за время неподвижного фрикционного контакта; ii период – предварительное смещение деформируемого твердого тела распределенной массы до его срыва; iii период – скольжение твердого тела сосредоточенной массы вдоль оси x после разрыва фрикционных связей bx в виде образовавшегося в i периоде объемного вязко-пластического «третьего тела» (с0 – жесткость сдвигаемой системы; с – жесткость привода) рис. 2 – обобщенная диаграмма перехода деформируемого твердого тела от покоя к движению без смазки: f − сила сопротивления сдвигу; v – скорость скольжения; s – предварительное смещение до срыва тела в точке 2; точка 0 – фаза неподвижного фрикционного контакта (f = 0); 0 − 1 – зона «а» упругой деформации (0 < f ≤ fk); 1 2 – зона «в» совместной упругой и пластической деформации (fk ≤ f ≤ fs); 2 3 – зона «с»− нестабильного трения и скачкообразного движения (fs ≥ f > fk); 3 4 – зона «d» равномерного движения (f = fk); 1 2 3 – образование «зуба сухого трения»; γ − угол наклона падающей упругой характеристики привода вида f(x) = fs xtgγ (где tgγ = k*c, c − жесткость привода); i – область внешнего трения твердых тел; ii – область внутреннего трения твердых тел при моделировании динамики процесса трения фрикционные связи (образующие так называемое [1 3] «третье тело») предлагается рассматривать (рис. 1), как двунаправленный демпфер вязкого трения, представляющий вязкое течение фрикционных связей сначала по нормали оси z (при 0=f ), за время 0t , а затем вдоль оси x под действием сдвигающей силы f > kf . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 101 механическая модель трения (рис. 1) отражает все фазы реального процесса динамического взаимодействия пары трения, как во время остановки твердых тел, так и во время их последующего сдвига – и поэтому данная модель трения пригодна как для построения физической картины «передачи сил» [10], так и для рассмотрения процесса возникновения движения в механической системе с учетом ее динамической деформации (рис. 2). рис. 3 – двойная экспоненциальная предельная зависимость силы и коэффициента трения покоя от продолжительности неподвижного фрикционного контакта (t0) и скорости его тангенциального нагружения (υн): i – область внешнего трения твердых тел; ii – область внутреннего трения твердых тел рис. 4 – закономерности износа фрикционных поверхностей твердых тел: i – область внешнего трения; ii – область внутреннего трения; точка p – порог внешнего трения с одинаковым износом твердых тел h = h0 (нулевой уровень износа) представленные на рис. 2, 3 и 4 графики имеют следующие особенности: 1. обобщенная диаграмма на рис. 2 содержит зону «а» упругой деформации (прямая 0 1), зону «в» совместной упругой и пластической дефермаций (кривая 1 2) и зону «с» нестабильного трения после срыва тела в точке 2 (прямая 2 3). 2. показанная на рис. 2 и 3 область ii (перепада силы трения) представляет собой разность между силой трения покоя до срыва тела и силой трения при его последующем движении. 3. показанная на графиках рис. 4 уменьшение интенсивности износа при увеличении коэффициента трения за пределы точки p (нулевой уровень износа [3, с. 90]) объясняется начинающимся после точки p пластическим сдвигом поверхностных контактирующих слоев пары трения именно в следствии перехода внешнего сухого трения твердых тел в область их внутреннего вязкого трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 102 заключение на основе аналитических временных зависимостей трения (1), (2), универсальных констант (3) и обобщенной диаграммы перехода от покоя к движению без смазки (см. рис. 2) можно предложить следующее представление о возникающем при динамическом фрикционном взаимодействии твердых тел явлении трения и сформулировать следующие законы предельного трения (согласующиеся с многолетними экспериментами разных авторов [1, с. 355], [2, с. 483], [3, с. 102], [4, с. 161], [5, с. 61]). i. динамическая теория предельного трения 1. возникающая в упругой триботехнической системе деформируемых твердых тел сила сопротивления их относительному сдвигу формируется динамическими процессами в самой системе по законам предельного трения (1) и (2) и диаграмме перехода от покоя к движению (см. рис. 2) с четко выраженными абсолютными численными пределами роста силы и коэффициента трения. 2. так называемая «сила трения покоя» sf [1 9] в действительности представляет собой «силу сопротивления движению отдельных частиц деформируемого твердого тела», возникающую в процессе его предварительного смещения в результате упругой и пластической деформации (зоны «а» и «в» на рис. 2). величина sf зависит от трех основных динамических параметров, определяющих динамику пары трения и размер зоны «с» нестабильного трения: а) продолжительности неподвижного (по оси x) фрикционного контакта, за время 0t которого происходит внедрение сдвигаемого тела по нормали (ось z) и усиление фрикционных связей по законам (1) и (2), представленным на рис. 3; б) скорости последующего тангенциального нагружения фрикционного контакта нυ , равной произведению задающей скорости сдвигающего привода на его жесткость; указанное в законах (1) и (2) и на графике рис. 3 снижение силы трения sf и ее перепада f∆ при увеличении нυ можно объяснить возникновением дополнительной силы инерции от волновой деформации частиц сдвигаемого тела, ослабляющей фрикционной связи; в) жесткости сдвигающего привода, влияющей не только на скорость тангенциального нагружения фрикционного контакта (а, следовательно, согласно (1) и (2) на величину sf и f∆ ), но и на размер зоны «с» скачкообразного движения после срыва тела – по диаграмме перехода, где сk x f кр ∗= ∆ =γtg , сразу легко определяем: ck f ck f x kкр ∗∗ ≤ ∆ = 2 (аналогично из условия перехода в точке 3 диаграммы накопленной до срыва упругой энергии привода жесткостью с в кинетическую энергию разгона тела массой m получаем: m c xv кркр = ). 3. согласно обобщенной диаграмме перехода (рис. 2), возникающее в машинах и механизмах без смазки превышение силы трения покоя по сравнению с силой трения движения (в виде «зуба сухого трения» на рис. 2) является неизбежным и объясняется возникающей в области внутреннего трения твердых тел (область ii на рис. 2) пластической деформацией фрикционных связей (вязким течением «третьего тела»), увеличивающей силу сопротивления сдвигу ( sf > kf ) до срыва тела в точке 2 диаграммы. 4. согласно двойной экспоненциальной временной зависимости законов предельного трения (1) и (2) сила трения покоя формируется динамическими процессами в самой триботехнической системе в два этапа (рис. 3): i этап. сначала сила sf увеличивается пропорционально продолжительности неподвижного (вдоль оси x) фрикционного контакта 0t ,стремясь к максимуму ks ff 2 3 lim = , что объясняется усилением фрикционных связей за время 0t . ii этап. затем необходимая для срыва тела сила sff = уменьшается, стремясь к минимуму ks ff = , пропорционально скорости тангенциального нагружения фрикционного контакта нυ и жесткости привода – что объясняется возникновением дополнительного нагружения фрикционных связей силой инерции от волновой деформации сдвигаемого тела. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 103 5. в триботехнической системе с упругим приводом (γ < 90° на рис. 2) скачок силы трения и, соответственно, скачок ускорения после срыва тела отсутствует. сила трения после срыва тела (сила упругости привода) уменьшается постепенно (поэтому в области малых скоростей скольжения и перемещений тела образуется зона «с»); интенсивность этого падения пропорциональна жесткости привода. в результате возникает важное динамическое свойство триботехнической системы: ускорение срыва тела при переходе от покоя к движению равно ускорению динамической деформации тела в конце предварительного смещения (граничная точка 2 диаграммы на рис. 2) и возникает сразу после разрыва фрикционной связей (следовательно, скачок ускорения и, соответственно, скачок силы трения в момент срыва тела отсутствует). 6. в жесткой триботехнической системе твердых тел (γ = 90° на рис. 2) зона «с» скачкообразного движения отсутствует. в упругой триботехнической системе (γ < 90°) возникновение скачкообразного движения при малых перемещениях ( x < крx ) и скоростях ( v < крv ) в зоне «с» при sf > kf неизбежно из-за избыточной энергии, накопленной в упругом приводе до срыва тела (зона «в» на рис. 2). 7. согласно диаграмме перехода от покоя к движению (рис. 2) и законам (1) и (2) для уменьшения зоны «с» вредного скачкообразного движения типа «прилипание – скольжение» (и тем самым увеличения точности позиционирования рабочих органов машин, например, станков и роботехники) необходимо: а) повышать жесткость сдвигающего привода (т.е. угол γ на рис. 2); б) уменьшать перепад силы и коэффициента трения f∆ , f∆ (за счет уменьшения периода 0t и величины kf , подбора пар трения с малой интенсивностью роста sf за время 0t , применения гидроразгрузки направляющих и гидростатических подшипников и т.д.). ii. законы предельного трения закон 1. в природе, а, следовательно, в любой машине и механизме, существует динамический предел роста силы (коэффициента) трения покоя, равный 2 3 силы (коэффициента) трения движения, и возникающий при переходе от покоя к движению предел перепада силы (коэффициента) трения, равный 2 1 силы (коэффициента) трения движения: ( )[ ]                     υ −−−−+= н ks k tkff 100 exp1exp12 1 1 ; ⇒ ksk fff 2 3 ≤≤ ; ks ff 2 3 lim = , ( )[ ]                     υ −−−−+= н ks k tkff 100 exp1exp12 1 1 ; ⇒ ksk fff 2 3 ≤≤ ; ks ff 2 3 lim = , ( )[ ]                     υ −−−−=−=∆ н kks k tkffff 100 exp1exp12 1 ; ⇒ kff 2 1 0 ≤∆≤ ; kff 2 1 lim =∆ , ( )[ ]                     υ −−−−=−=∆ н kks k tkffff 100 exp1exp12 1 ; ⇒ kff 2 1 0 ≤∆≤ ; kff 2 1 lim =∆ . закон 2. в триботехнической системе без смазки сила трения покоя изменяется прямопропорционально силе трения движения kf и возрастает до предела, равного kf2 3 , при увеличении продолжительности неподвижного фрикционного контакта ( ∞→0t ) и/или уменьшении скорости его тангенциального нагружения ( 0→υн ). закон 3. ускорение срыва тела изменяется прямо-пропорционально силе трения движения и в пределе равно отношению силы трения движения к удвоенной массе тела: m f m f a k 2 ≤ ∆ = ; g f а k 2 lim = . следствие 1. предел отношения силы (коэффициента) силы трения покоя к силе (коэффициенту) трения движения равен: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 104 . 2 3 limlim == k s k s f f f f следствие 2. предел отношения перепада силы (коэффициента) трения к силе (коэффициенту) трения движения равен: ; 2 1 limlim = − = ∆ k ks k f ff f f . 2 1 limlim = − = ∆ k ks k f ff f f следствие 3. предел коэффициента трения движения (порог внешнего трения твердых тел) равен: . 9 4 lim =kf следствие 4. предел коэффициента трения покоя (порог внутреннего трения твердых тел) равен: . 3 2 lim =sf следствие 5. предел перепада силы и коэффициента трения при переходе от покоя к движению равен: . 9 2 lim 2 1 lim;lim 2 1 lim ==∆=∆ kk ffff следствие 6. предел ускорения тела массой m при переходе тела от покоя к движению за счет фрикционного взаимодействия с опорной поверхностью равен: . 9 2 2 lim 2 lim lim g m fg m f m f a kk === ∆ = следствие 7. предел угла трения движения равен: ( ) 7523 9 4 arctglimarctglim ′===ϕ okk f . следствие 8. предел угла трения покоя равен: ( ) .1433 3 2 arctglimarctglim ′===ϕ oss f следствие 9. предел угла давления на холостом ходу механизмов без заклинивания фрикционной пары равен: ( ) 9156 2 3 arctg 3 2 arctg90limarctg90lim max ′==−=−=α o sf . iii. реология физических процессов трения деформируемых твердых тел на основании представленной механической модели упруговязкого трения (рис. 1) и отвечающих ей графиков (рис. 2, 3 и 4) можно сделать следующее утверждение и дать новые определения, приводящие к любопытной (с практической точки зрения) гипотезе: 1. базовое утверждение. в механической силовой системе деформируемых через фрикционный контакт твердых тел на пороге p внешнего трения (рис. 2) происходит переход от упругой деформации к совместной упругой и пластической деформации фрикционного контакта (вследствие возникающей выше порога p вязкоупругости фрикционных связей, образующих "третье тело"). 2. определение. сила (кинетического) трения движения это сила сопротивления упругому сдвигу на пороге p внешнего трения деформируемых твердых тел, возникающая в момент перехода упругой деформации фрикционных связей в упруго-пластическую. 3. определение. сила (статического) трения покоя – это совокупность силы трения движения и дополнительной силы сопротивления (вследствие возникающего выше порога р вязкоупругого сдвига фрикционных связей), величина которой стремиться к точному пределу, равному 3/2 от силы трения движения (согласно представленным законам предельного трения 1, 2 и 3). 4. гипотеза. при создании на пороге р (упругого внешнего трения деформируемых твердых тел) предварительно напряженного состояния и ослабления фрикционных связей отличными от приложения тангенциальной сдвигающей силы способами должна возникать аномально низкая сила трения (сопротивления разрыву этих связей). примечание к гипотезе. в машиностроении явно просматриваются следующие 2 физических способа реализации данной гипотезы: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com реологическая модель и диаграмма нагружения деформируемых через фрикционный контакт тел при переходе от покоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 105 1. энергетических способ — за счет постоянного облучения фрикционных связей ионизирующим потоком частиц (в работе [14], с. 92, п. 8 отмечен экспериментально зафиксированный эффект снижения первоночального коэффициента трения с 0,1 до 0,0015 под воздействием облучения сдвигаемых твердых тел энергоемким потоком частиц гелия – который теперь можно объяснить данной гипотезой; причем после прекращения облучения коэффициент трения восстанавливается опять до 0,1 – что тоже подтверждает данную гипотезу). 2. механический способ – предполагает создание [13] напряженного состояния фрикционных связей их ослабление путем предварительного изгиба гибкого фрикционного тела с малым радиусом кривизны изгиба (на практике это подтверждается снижением в ременных передачах [17] окружной силы трения при уменьшении диаметра шкива). примечание. базовое утверждение и отвечающая ему диаграмма на рис. 2 согласуются с известными экспериментами разных авторов на полученных в процессе натурных испытаний тяговых характеристиках фриционных механизмов: а) зависимости коэффициента сцепления колеса автомобиля от кэффициента его скольжения при моделировании антиблокировочной системы торможения [15, с. 33, рис. 1]; б) тяговые характеристики скольжения типовых ременных передач [16, с. 613], [17, с. 609]; в) тяговые характеристики относительного скольжения ведущего и ведомого контактирующих упругих колес фрикционного механизма [18, с. 264, рис. 13.4]. литература 1. мур д. основы и применения трибоники (пер. с англ.) – м.: изд-во «мир», 1978. – 488 с. 2. боуден ф.п., тейбор д. трение и смазка твердых тел (пер. с англ.). – м.: машиностроение, 1968. – 542 с. 3. польцер г., майсснер ф. основы трения и изнашивания (пер. с нем.). – м.: машиностроение, 1984. – 263 с. 4. трение, изнашивание и смазка. справочник. в 2-х кн. кн. 2. /под ред. и.в. крагельского и в.в. алисина. – м.: машиностроение, 1979. – 358 с. 5. пуш в.э. конструирование металлорежущих станков // м.: машиностроение, 1977. – 358 с. 6. чичинадзе а.в. расчет и исследование внешнего трения при торможении. м.: наука, 1967. – 232 с. 7. дроздов ю.н. передаточные механизмы. справочник. кн. 2. – м.: машиностроение, 1979. – с. 113-147. 8. горячева и.г., добычин м.н. контактные задачи в трибологии. м.: машиностроение, 1988. – 256 с. 9. теория механизмов и механика машин: учебник для втузов/ к.в. фролов, с.а. попов, а.к. мусатов и др.; под ред. к.в. фролова. – м.: изд-во мгту им. н.э. баумана, 2002. – 664 с. 10. пожбелко в.и. динамическая теория предельного трения // теория механизмов и механика машин в вопросах и ответах: учебное пособие для втузов. – челябинск: изд-во юургу, 2004. – с. 143-156. 11. пожбелко в.и. механическая модель трения и нахождение универсальных триботехнических констант //известия челябинского научного центра. – челябинск: уро ран, 2000. вып. 1. – с. 33-38. 12. пожбелко в.и. аналитическая временная зависимость статического трения и пороговая прочность фрикционных связей // известия челябинского научного центра. – челябинск: уро ран, 2000. вып. 1. – с. 39-43. 13. пожбелко в.и. силовые закономерности упруго-деформируемой ременной передачи (новая постановка задачи эйлера) / известия челябинского научного центра. – челябинск: уро ран, 2000. вып. 3. – с. 56-62. 14. гаркунов д.н. триботехника. – м.: машиностроение, 1985. – 424 с. 15. кравец в.н., мусарский р.а., мотренко а.в. моделирование работы антиблокировочной системы легкового автомобиля / известия высших учебных заведений. машиностроение. – м.: мгту им. н.э. баумана, №2 / 2011. – с. 31-35 16. крайнев а.ф. механика машин. фундаментальный словарь. м.: машиностроение, 2000. – 904 с. 17. машиностроение. энциклопедия / детали машин. том iv-1 // отв.ред. к.с.колесников. – м.: машиностроение, 1995. – 864 с. 18. вопилкин е.а. расчет и конструирование механизмов приборов и систем. м.: высш. школа, 1980. – 463 с. надійшла 29.06.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 20_romanuk.doc регулярна оптимальна стратегія проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на n-колонну … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 111 романюк в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна регулярна оптимальна стратегія проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на n -колонну будівельну конструкцію-опору вступ і постановка проблеми дослідження на сьогодні одна з фундаментальних моделей оптимального використання будівельних ресурсів в конструкціях-опорах як антагоністична модель дії нормованого одиничного навантаження (мднон) [1] на двоколонну будівельну конструкцію узагальнена для триколонної опори [2, 3]. у цих моделях мінімізується максимальний дисбаланс відношень стискаючих зусиль до квадратів площ поперечних перерізів. розглянуті моделі можна узагальнити для n -колонної конструкції-опори, де . крім того, якщо брати відношення довільних степенів стискаючих зусиль і площ поперечних перерізів, то буде змодельовано узагальнену проблему усунення n часткових невизначеностей за допомогою мінімізації максимального дисбалансу. аналіз останніх досліджень й окреслення невирішеного питання узагальнена проблема усунення n часткових невизначеностей за допомогою мінімізації максимального дисбалансу, частинним випадком якої буде мднон на n -колонну конструкцію-опору, полягає у знаходженні оптимальної стратегії другого гравця (проектувальника) в антагоністичній грі з ядром як гіперповерхнею [4] ( ) ( )1 2 1 1 2 1, , , , ; , , ,n nt t x x x y y y− −= =x y k k 1 1 1 1 111 2 1 1 1 2 1 1 1 1 1 1 max , , , , max , 1 1 m mn n nk kmmm m jk kn n n n n n nn n n j j k k k k x x xxx x y y y y y y − − − = =− − − − = = =           − −                 = α = α              − −                    ∑ ∑ ∑ ∑ k (1) з параметром 0α > й 0m > , 0n > на паралелепіпеді [ ] 1 1 1 1 1 1 1 1 ; ; n n n n j k j j k k j k j k x y a b a b − − − − = = = =               × = × = × ⊂                      ∏ ∏ ∏ ∏x y , (2) де точка (3) є чистою стратегією першого гравця (стискаюче зусилля в мднон), точка (4) є чистою стратегією другого гравця (площа поперечного перерізу в мднон), причому виконані умови ( ); 0; 1j j jx a b = ⊂  1, 1j n∀ = − , [ ] ( ); 0; 1k k ky a b= ⊂ 1, 1k n∀ = − , (5) 1 1 1 n n k k x x − = = − ∑ , 1 1 1 n n k k y y − = = − ∑ , (6) 1, 1k n∀ = − , (7) k ka b< , 0ka > , 1kb < 1, 1k n∀ = − , 1 1 1 n k k b − = <∑ . (8) звісно, умови (7) і (8) є взаємопов’язаними, серед яких легко визначити зайву [4]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com регулярна оптимальна стратегія проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на n-колонну … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 112 формулювання мети дослідження узагальненої проблеми усунення невизначеностей необхідно знайти оптимальну поведінку проектувальника в мднон на n -колонну конструкцію-опору як оптимальну стратегію другого гравця у грі з ядром (1) на паралелепіпеді (2) за умов (5) – (8). така оптимальна поведінка стане методом усунення n часткових невизначеностей за допомогою узагальненого принципу мінімізації максимального дисбалансу. теорема про обґрунтування опуклості гри з ядром (1) на паралелепіпеді (2) теорема 1. антагоністична гра з ядром (1) з параметром 0α > й 0m > , 0n > на паралелепіпеді (2) за умов (5) (8) є опуклою. доведення. умовою опуклості цієї гри є виконання нерівностей j jy y∀ ∈ та l lx x∀ ∈ при 1, 1j n= − та 1, 1l n= − , 1, 1i n= − . (9) маємо можливі ненульові значення перших частинних похідних (майже скрізь): ( ) 1, m i n i i nx t y y + ∂ = −α ∂ x y або ( ) 1 1 11 1 1 , 1 mn k k nn i k k n x t y y − = +− =   −  ∂  = α ∂   −     ∑ ∑ x y 1, 1i n∀ = − . (10) зі співвідношень (10) слідують можливі ненульові значення для других частинних похідних (майже скрізь): ( ) ( ) 2 2 1 1 , m i n i i n n x t y y + +∂ = α ∂ x y або ( ) ( ) 1 2 1 22 1 1 1 1 , 1 mn k k nn i k k n n x t y y − = +− =   + −  ∂  = α ∂   −     ∑ ∑ x y 1, 1i n∀ = − . (11) усі чисельники і знаменники дробів під знаком максимуму в (11) є додатними, звідки майже скрізь випливає (9). на нуль-вимірних множинах, де ядро (1) не є диференційовним, його перші частинні похідні (10) “стрибають” з меншого значення у більше, тому і там (9) виконано. теорему доведено. теорема про єдину чисту оптимальну стратегію проектувальника в опуклій грі з ядром (1) на паралелепіпеді (2) теорема 2. в опуклій грі з ядром (1) з параметром 0α > й 0m > , 0n > на паралелепіпеді (2) за умов (5) (8) другий гравець (проектувальник) має єдину чисту оптимальну стратегію: (12) з компонентами * 1 1 1 1 1 m n j j m nn n m n k k k k b y b a − − = = =   + −     ∑ ∑ 1, 1j n∀ = − (13) при виконаних умовах належностей 1 1 1 1 ; 1 m n j j jm nn n m n k k k k b a b b a − − = =  ∈     + −     ∑ ∑ 1, 1j n∀ = − . (14) доведення. оскільки за теоремою 1 досліджувана гра є опуклою, то у ній за відомою теоремою про оптимальні стратегії другого гравця в опуклій грі проектувальник має (можливо, єдину) чисту оптимальну стратегію (12), котра знаходиться за принципом мінімаксу [1, 2, 4]. маємо pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com регулярна оптимальна стратегія проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на n-колонну … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 113 ( ) ( ) 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ; ; 1 1 1 max , max , max max , 1 n n n j j j j j j j j mn n km j k n nn jx a b a b j k k x x t t y y − − − = = = − − = −    ∈ ∈ ∈    = =       −         = = α =         ∏ ∏ ∏ −           ∑ ∑ x x x x y x y 1 1 1 1 1 1; ;1 1 1 max max , max 1 n j j j j j j mn n km j k nn nx a b j a bj k k x x y y − = − − = − ∈   ∈  = =       −            = α =            ∏  −          ∑ ∑ x 1 1 1 1 111 2 1 1 1 2 11 1 1 1 1 max , max , , , , 1 1 m mn n n k km mm m j k kn n n n n n nn n j nj k k k k a a b bb b y y y y y y − − − = =− − − −= = =           − −                 = α = α              − −                    ∑ ∑ ∑ ∑ k , (15) ( ) [ ] ( ) 1 11 1 1 11 1 ; ; min max , min max , n nn n k k kj j j k kj j y a bx a b t t − −− − = == =  ∈ ∈∈ ∈           = =       ∏ ∏∏ ∏     y yx x x y x y [ ] ( )1 1 1 1 1 1 1 1 1 1* ; 1 *1 1 1 1 1 min max , max , 1 1 n k k k m mn n n n k km m j jk k n n n nn n a b j j j j k k k k a a b b y y y y − = − − − − = = − − ∈ = = = =           − −                   = α = α               ∏  − −                    ∑ ∑ ∑ ∑ y *v    =    . (16) оптимальне значення гри *v у (16) досягається на таких { } 1* 1 n j j y − = , що ( ) 1 1 * 1* * 1 1 1 mn km j k n nn j k k a b v y y − = − =   −    = α = α   −     ∑ ∑ 1, 1j n∀ = − . (17) із (17) отримуємо 1 * * nm j j b y v   = α     1, 1j n∀ = − , 1 1 1 1* *1 1 1 nmn kn k k k a y v − − = =     −    − = α     ∑ ∑ , (18) 1 1 11 1 1 1* * * *1 1 1 1 1 1 nmn n kn n n m j k j k j k j a b y y v v − − − − = = = =     −      + − = = α + α =         ∑ ∑ ∑ ∑ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com регулярна оптимальна стратегія проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на n-колонну … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 114 ( ) ( ) 1 1 1 1 1 1 1 11 1 1 1 * * 1 1 m n m nn n n n m n m n j k k k j k k kn n n n b a b a v v − − − − = = = =     + − + −          = α = α ∑ ∑ ∑ ∑ , (19) ( ) 1 1 1 1 * 1 1 1 m nn n n n m n k k k k v b a − − = =     = α + −      ∑ ∑ , (20) 1 1 * 1 1 1 nm nn n m n k k k k v b a − − = =     = α + −      ∑ ∑ , (21) 1 * * nm j j b y v   = α =     1 1 11 1 1 11 1 11 n m m n j j n m nm n n nn n m nm n k kk k k kk k b b b ab a − −− − = == =        = α =        + −  α + −             ∑ ∑∑ ∑ 1, 1j n∀ = − . (22) звичайно, виведене (13) через (17) — (22) має місце тільки при (14), адже має бути виконано (12), тобто [ ] 1 * 1 ; n k k k a b − = ∈∏y обов’язково. теорему доведено. висновок і перспективи подальших досліджень дії нормованого одиничного навантаження за (13) відбуватиметься не тільки відповідний розподіл будівельних ресурсів виготовлення n призматичних колон конструкції-опори [1, 2], а й усунення n часткових невизначеностей [4] за допомогою узагальненого принципу мінімізації максимального дисбалансу у формі гіперповерхні (1) з параметром 0α > й 0m > , 0n > на паралелепіпеді (2) за умов (5) (8). у подальших дослідженнях щодо дії нормованого одиничного навантаження слід узагальнювати метод визначення компонент у (12), які за (13) можуть називатися регулярними, як і сама оптимальна стратегія. таке узагальнення стосуватиметься випадків виходу частини компонент вектора (12) за границі відповідних областей { } 1 1 ; n j j j a b − =    . література 1. романюк в. в. модель визначення оптимального рішення проектувальника у задачі про розрахунок повздовжньої стійкості двох елементів будівельної конструкції при дії на них нормованого стискаючого зусилля / в. в. романюк // проблеми трибології. – 2010. – № 1. – с. 42-56. 2. романюк в. в. моделювання дії нормованого одиничного навантаження на три колони однакової висоти у будівельній конструкції і знаходження оптимальної площі кожної опори / в. в. романюк // проблеми трибології. – 2010. – № 3. – с. 18-25. 3. романюк в. в. доведення тверджень для моделі дії нормованого одиничного навантаження на три колони однакової висоти у будівельній конструкції / в. в. романюк // проблеми трибології. – 2010. – № 4. – с. 72-81. 4. романюк в. в. модель усунення часткових невизначеностей імовірнісного типу як мінімізація максимального дисбалансу // науковий вісник чернівецького університету: збірник наукових праць. комп’ютерні системи та компоненти. – чернівці: чну, 2011. надійшла 14.04.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_gaydamaka.doc випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 19 гайдамака а.в. національний технічний університет “харківський політехнічний інститут”, м. харків, україна випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання актуальність проблеми для роликопідшипників важких режимів експлуатації характерні значні радіальні fr ≥ 0,1 cr (cr – динамічна вантажність) та осьові fa ≤ fr сили, частоти обертання n ≤ 0,3 nгран (nгран – гранична каталожна частота), прискорення вузла a ≤ 50 g (g – прискорення вільного падіння), висока забрудненість середовища, та інші фактори [1]. до цієї групи підшипників відносять циліндричні, сферичні, конічні однорядні та дворядні конічні роликопідшипники буксових вузлів колісних пар залізничних вагонів та локомотивів. найбільш масові − циліндричні роликопідшипники букс колісних пар вагонів мають недостатню надійність [2], особливо, за критерієм зносостійкості (рис. 1). рис. 1 – розподіл пошкоджень роликопідшипників типу 2726: 1 – втомні пошкодження кілець та роликів; 2 – корозійні пошкодження кілець та роликів; 3 – тріщини кілець та роликів; 4 – знос та порушення розчеканки латунного сепаратора; 5 – знос торців роликів та бортів кілець; 6 – інші пошкодження дослідні дворядні конічні роликопідшипники, які встановлюють останнім часом у буксових вузлах колісних пар вантажних вагонів укрзалізниці виявились також далекі від досконалих через підвищене нагрівання в експлуатації в порівнянні навіть з типовими однорядними циліндричними. аналогічні проблеми виникають і в російських залізничних вагонах [3], що обладнані дворядними конічними роликопідшипниками (рис. 2). рис. 2 – середні значення рівней нагрівання за показниками ктсм-01 буксових вузлів пасажирських вагонів російських залізниць на парних та непарних вісях з типовими однорядними циліндричними та дослідними двохрядними конічними роликопідшипниками зменшення тепловиділення та підвищення зносостійкості роликопідшипників буксових вузлів колісних пар залізничних вагонів та локомотивів можливе шляхом вдосконалення конструкції їх деталей на основі дослідження працездатності. основним видом дослідження працездатності підшипників кочення є стендові випробування [4]. однак застарілі методи та обладнання для стендових випробувань буксових роликопідшипників, що використовують залізничники майже півстоліття без суттєвих змін [5], не дозволяють вирішити в повній мірі проблему вдосконалення їх конструкції як в росії, так і в україні. в цих умовах створення вітчизняних ефективних методів та обладнання для випробування на знос деталей буксових роликопідшипників колісних пар вагонів та локомотивів є актульним і назрілим для безпеки руху на залізничному транспорті. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 20 аналіз досліджень випробування на знос деталей машин, згідно з [6 9], виконують поетапно: лабораторне випробування матеріалів, стендові випробування вузла, експлуатаційні випробування вузла в машині. випробування підшипників кочення виконують на стендах та безпосередньо у вузлах машин з метою визначення їх ресуру шляхом реєстрації втомних контактних пошкоджень на робочих поверхнях кілець та тіл кочення [4]. для роликопідшипників букс колісних пар вагонів та локомотивів проводять стендові, полігонні пробігові та експлуатаційні поїздні випробування з визначення γ-процентної наробки до появи перших ознак втомного викришування поверхонь кочення. досліджен-ня зносу інших поверхонь будьяких деталей роликопідшипників букс колісних пар вагонів та локомотивів за допомогою ресурсних стендових, пробігових чи експлуатаційних випробувань значно утруднюються. з урахуванням вищезазначеного постає протиріччя: є потреба окрім випробування поверхонь тертя кочення кілець та роликів у випробуваннях поверхонь тертя ковзання деталей підшипників, але немає способів випробування на знос будь-яких робочих поверхонь деталей підшипників, їх теоретичного обґрунтування та відповідного обладнання. мета статті метою статті є презентація розроблених способів випробування на знос будь-яких робочих поверхонь деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації, наприклад букс колісних пар вагонів і локомотивів, та обладнання для реалізації нових способів. основний матеріал на рис. 3 10 показані характерні види зносу деталей циліндричних роликопідшипників типу 2726, що встановлені в буксах колісних пар пасажирських та вантажних вагонів. рис. 3 – задири та тріщини неробочого борта зовнішнього кільця рис. 4 – задири робочого борта зовнішнього кільця рис. 5 – задири торця ролика рис. 6 – знос базуючих поверхонь бортів зовнішнього кільця рис. 7 – знос кілець сепаратора рис. 7 – втомні викришування бігової доріжки зовнішнього кільця рис. 8 – втомне відлущування циліндричної поверхні ролика pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 21 рис. 9 – симетрична форма зносу перемичок сепаратора рис. 10 – несиметрична форма зносу перемичок сепаратора відповідно до зносу поверхонь деталей циліндричних роликопідшипників букс колісних пар вагонів пропонуються способи випробування деталей в складі трибоспряжень: “торець ролика – борт кільця”, “кільця сепаратора – борта базуючого кільця”, “бігова доріжка кільця – поверхня кочення ролика”, “перемичка сепаратора – поверхня кочення ролика”. спосіб випробування на знос трибоспряження “торець ролика – борт кільця” [10] полягає в тому, що з підшипника вилучають один ролик, закріплюють його в кулачки, що обертаються, вирізають з будьякого кільця два фрагменти борта довжиною не більш діаметра ролика і до спряження торця ролика з фрагментами борта, що зафіксовані від обертання пружнім елементом, прикладають навантаження через технологічний підшипник, спостерігають за роботою спряження, а по завершен-ню випробувань вимірюють знос (рис. 10). величину навантаження (статичного чи динамічного) та частоту обертання ролика вибирають з урахуванням умов експлуатації підшипника на основі критерія подоби фізичного (натурного) моделювання. переваги запропонованого способу випробування на знос трибоспряження “торець ролика – борт кільця” полягають в тому, що є можливість оперативно у форсованому режимі отримувати достовірну інформацію про зношування дослідних деталей без впливу сепаратора та решти роликів, вдосконалювати конструкцію деталей дослідного трибоспряження і вибирати необхідні добавки/присадки до мастильного матеріалу для збільшення зносостійкості деталей. рис. 10 – схема випробування на знос трибоспряження “торець ролика – борт кільця”: 1 – ролик; 2, 3 – фрагменти борта кільця; 4 – фіксатор; 5 – пружній елемент; 6 – технологічний підшипник рис. 11 – схема випробування на знос трибоспряження “кільця сепаратора – борта базуючого кільця”: 1 – базуюче зовнішнє кільце; 2 – сепаратор; 3 – технологічний підшипник; 4 – пружній элемент спосіб випробування на знос трибоспряження “кільця сепаратора – борта базуючого кільця” [11] полягає в тому, що підшипник розбирають, залишаючи базуюче кільце та сепаратор, сепаратор пов’язують з валом, що обертається, до базуючого кільця через технологічний підшипник приклада-ють навантаження, колове переміщення базуючого кільця обмежують пружнім елементом, спостерігають за роботою спряження, а по завершенню випробувань вимірюють знос (рис. 11). величину навантаження (статичного чи динамічного) та частоту обертання сепаратора вибирають з урахуванням умов експлуатації підшипника на основі критерія подоби фізичного (натурного) моделювання. переваги запропонованого способу випробування на знос трибоспряження “кільця сепаратора – борта базуючого кільця” полягають в тому, що є можливість оперативно у форсованому режимі отримувати достовірну інформацію про зношування дослідних деталей без впливу тіл кочення та внутрішнього кільця, вибирати оптимальну геометрію поверхонь тертя сепаратора, що краще утримують мастило для збільшення зносостійкості деталей. спосіб випробування на знос трибоспряження “бігова доріжка кільця – поверхня кочення ролика” [12] полягає в тому, що підшипник розбирають, залишаючи одне кільце і одне тіло кочення, що обертаpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 22 ються, до них через силовий технологічний підшипник прикладають радіальне наванта-ження, колове переміщення ролика щодо кільця обмежують опорним технологічним підшипником, а колове переміщення ролика щодо власної осі регулюють зверху гальмівною колодкою, спостерігають за роботою спряження, а по завершенню випробувань вимірюють знос (рис. 12). величину радіального навантаження, гальмівної сили та частоту обертання внутрішнього кільця вибирають з урахуванням умов експлуатації підшипника на основі критерія подоби фізичного (натурного) моделювання. переваги запропонованого способу випробування на знос трибоспряження “бігова доріжка кільця – поверхня кочення ролика” в тому, що є можливість оперативно у форсованому режимі отримувати достовірну інформацію про зношування дослідного спряження, моделювати різні режими кінематики дослідного спряження (кочення, кочення з проковзуванням, ковзання) без впливу решти роликів та сепаратора, вдосконалювати конструкцію деталей дослідного трибоспряження . рис. 12 – схема випробування на знос трибоспряження “бігова доріжка кільця – поверхня кочення ролика”: 1 – внутрішнє кільце; 2 – ролик; 3, 4 – технологічні підшипники; 5 – гальмівна колодка рис. 13 – схема випробування на знос трибоспряження “перемичка сепаратора кругової робочої форми – поверхня кочення ролика”: 1 – ролик; 2 – перемичка сепаратора; 3, 4, 5, 6 – технологічні підшипники; 7, 8 – пружні елементи рис. 14 – схема випробування на знос трибоспряження “перемичка сепаратора площінної робочої форми – поверхня кочення ролика”: 1 – ролик; 2 – перемичка сепаратора; 3, 4, 5, 6 – технологічні підшипники; 7, 8 – пружні елементи спосіб випробування на знос трибоспряження “перемичка сепаратора – поверхня кочення ролика” [13] полягає в тому, що з підшипника вилучають одне тіло кочення, вирізають з сепаратора одну перемичку і к дослідному спряженню через силовий технологічний підшипник прикладають навантаження, обмежують вертикальне та горизонтальне переміщення ролика разом з перемичками опорними технологічними підшипниками, а вертикальні переміщення перемички додатково обмежують пружніми елементами, спостерігають за роботою спряження, а по завершенню випробувань вимірюють знос (рис. 13, рис. 14). величини сил взаємодії ролика з перемичкою та частоту обертання ролика вибирають з урахуванням умов експлуатації підшипника на основі критерія подоби фізичного (натурного) моделювання. переваги запропонованого способу випробування на знос трибоспряження “перемичка сепаратора – поверхня кочення ролика” в тому, що є можливість оперативно у форсованому режимі отримувати достовірну інформацію про зношування дослідного спряження з перемичками будь-якої форми без впливу конструкції сепаратора та кілець підшипника, оперативно вибирати найкращу геометрію канавок та отворів на поверхні перемички для збільшення запасу мастила, зменшення тертя та зносу деталей. діючі стенди для дослідження і випробування на знос трибоспряжень “кільця сепаратора – базуюче кільце” та “торець ролика – борт кільця” циліндричних роликопідшипників колісних пар вагонів показано на рис. 15 та рис. 16. рис. 15 – стенд для випробування спряження “кільця сепаратора – базуюче кільце” рис. 16 – стенд для випробування спряження “торець ролика – борт кільця” pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 23 для вибору режиму модельних випробувань на знос та перевірки отриманих результатів застосовуються спосіб випробування роликопідшипника на знос (рис. 17) і стенд, що моделює умови експлуатації деталей роликопідшипників букс колісних пар вагонів та локомотивів (рис. 18). рис. 17 – схема випробування роликопідшипників на знос: 1 – приводний вал; 2, 3 – внутрішнє та зовнішнє кільця; 4 – сепаратор; 5 – ролик; 6 – корпус; 7, 9 – механізми динамічного навантаження кілець; 8 – технологічний підшипник рис. 18 – стенд з приладами для вимірювання динамічних процесів взаємодії деталей роликопідшипників букс колісних пар вагонів та локомотивів спосіб випробування роликопідшипників на знос полягає в тому, що після початку обертання вала до кілець прикладають статичні радіальну та осьову сили (можливо з ексцентриситетом), а потім динамічні, здійснюють спостереження за роботою дослідного підшипника, а по завершенню випробування вимірюють знос деталей [14]. величини статичних та динамічних радіальної та осьової сил, ексцентриситети їх прикладання, частоту обертання вибирають за умовами експлуатації підшипника. конструкція стенда [15] дозволяє моделювати швидкісний режим (60…200 км/г) залізничного потяга та режими радіального (10…50 кн) і осьового (1…30 кн) навантаженнь будь-яких роликопідшипників букс колісних пар вагонів (пасажирських та вантажних) і локомотивів. можливість випробування великогабаритних роликопідшипників різних типорозмірів важких режимів експлуатації досягається за рахунок змінності деталей вузла навантаження. стенд дозволяє проводити наступні роботи: досліджувати закономірності руху та силову взаємодію деталей підшипника при різних видах навантаження (статичному і динамічному, центральному і нецентральному, тільки радіальному, тільки осьовому, радіальному і осьовому); визначати момент опору обертанню підшипника при різних видах навантаження (статичному і динамічному, центральному і нецентральному, тільки радіальному, тільки осьовому, радіальному і осьовому) спеціально розробленими пристроями [16, 17]; проводити ресурсні випробування на контактну втому поверхонь кочення під дією радіального навантаження та випробування підшипника на знос при різних видах навантаження (статичному і динамічному, центральному і нецентральному, тільки радіальному, тільки осьовому, радіальному і осьовому). висновки 1. сучасні роликопідшипники букс колісних пар вагонів та локомотивів потребують підвищення працездатності за критерієм тепловиділення і зносостійкості. 2. відсутність способів та обладнання для випробування на знос будь-яких робочих поверхонь кілець, роликів та сепаратора роликопідшипників важких режимів експлуатації стримують роботи з вдосконалення їх конструкцій. 3. запропоновані способи та обладнання для випробування на знос деталей роликопідшипників потребують теоретичного обґрунтування вибору форсованих режимів випробування. література pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 24 1. комиссар а.г. опоры качения в тяжелых режимах эксплуатации: справочник. − м.: машиностроение, 1987. − 384 с. 2. мельничук в.а., донченко а.в., мартынов и.э. к вопросу повышения надёжности буксовых узлов с подшипниками качения // залізнич. транспорт україни. – 2002. – № 5. – с. 34-37. 3. регеда в.в. проблемы теплового контроля букс в современных условиях // зб. наук. праць укрдазт. – 2007. – вип. 86. – с. 61-67. 4. спришевский а.и. подшипники качения. − м.: машиностроение, 1969. − 285 с. 5. волков н.н., родзевич н.в. подшипники качения колесных пар вагонов и локомотивов. – м.: машиностроение. – 1972. – 168 с. 6. хрущов м.м. основные положення к методам испытания на изнашивание / тр. всес. конф. по трению и изнашиванию в машинах. т. 1. – м.: изд-во ан ссср, 1938. – с. 110-122. 7. зайцев а.к. методы лабораторного испытания материалов на износ (методы и машины) // трение и знос в машинах. – т.1. – м.: изд-во ан ссср, 1939. – с. 310-327. 8. гриб в.в., лазарев г.е. лабораторные испытания материалов на трени и знос. – м.: наука, 1968. – 141 с. 9. крагельский и.в. трение и знос. – м.: машиностроение, 1968. – 480 с. 10. пат. №43151 україни, мпк g 01 n 3/56. спосіб випробування трибоспряження “кільце сепаратора – базуюче кільце” підшипників на знос / а.в.гайдамака (україна). – № u200900061; заяв. 05.01.2009; надр. 10.08.2009, бюл. № 15. – 2 с. 11. пат. №43152 україни, мпк g 01 n 3/56. спосіб випробування трибоспряження “тіло кочення – перемичка сепаратора” підшипників на знос / а.в.гайдамака (україна). – № u200900063; заяв. 05.01.2009; надр. 10.08.2009, бюл. № 15. – 2 с. 12. пат. №43153 україни, мпк g 01 n 3/56. спосіб випробування трибоспряження “торець ролика – борт кільця” підшипників на знос / а.в.гайдамака (україна). – № u200900066; заяв. 05.01.2009; надр. 10.08.2009, бюл. № 15. – 2 с. 13. пат. №43154 україни, мпк g 01 n 3/56. спосіб випробування трибоспряження “кільце – тіло кочення” підшипників на знос / а.в.гайдамака (україна). – № u200900069; заяв. 05.01.2009; надр. 10.08.2009, бюл. № 15. – 2 с. 14. а.с. 1298611 ссср, мки g 01 n 3/56. способ испытания подшипников на износ / в.г. андриевский, а.в. гайдамака, а.е. божко, а.и. федоров, в.и. белых (ссср). – № 3978959/25–28; заяв. 18.11.85; опубл. 23.03.87, бюл. № 11. – 2 с. 15. а.с. 1444631 ссср, мки g 01 м 13/04. стенд для моделирования силового нагружения буксового роликоподшипника / в.г. андриевский, а.в.гайдамака (ссср). – № 4162430/27–11; заяв. 15.12.86; опубл. 15.12.88, бюл. № 46. – 4 с. 16. а.с. 1250886 ссср, мки g 01 м 13/04. устройство для измерения момента сопротивления вращению крупногабаритного тяжелонагруженного подшипника / в.г. андриевский, а.в. гайдамака (ссср). – № 3835664/25–27; заяв. 04.01.85; опубл. 15.08.86, бюл. № 30. – 2 с. 17. а.с. 1532831 ссср, мки g 01 м 13/04. устройство для измерения момента сопротивления вращению крупногабаритного тяжелонагруженного подшипника качения / в.г. андриевский, а.в. гайдамака, б.а. лагутин (ссср). – № 4251844/31–27; заяв. 28.05.87; опубл. 30.12.89, бюл. № 48. – 2 с. надійшла 22.10.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_tsibanev.doc управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 52 цыбанев г.в.,* марчук в.е.,** калиниченко в.и.* *институт проблем прочности **национальный авиационный университет управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга общая постановка вопроса одной из основных проблем в машиностроении является обеспечение необходимого качества узлов трения, которое достигается проведением технологической приработки изделий. значение приработки особенно велико для ответственных и тяжело-нагруженных трибосопряжений, работающих в условиях ограниченной подачи смазочного материала, высоких значений нагрузок, скоростей и температур. выбор оптимальных режимов работы узлов трения в период приработки обеспечиваются необходимыми параметрами микрорельефа, площадью фактического контакта, свойствами поверхностного слоя, а также зависит от материалов трибосопряжений и состава смазочной среды. изменение данных параметров, материалов и среды в каждом конкретном случае по-разному влияет на переход к процессу стабильной воспроизводимости параметров поверхностного слоя. обзор публикаций и анализ нерешенных проблем контактирование при внешнем трении, а также и в процессе приработки, характеризуется дискретной природой взаимодействия трущихся поверхностей, обусловленным остаточным формоизменением микронеровностей, образованием углублений, отделением продуктов изнашивания, изменением структуры, химического состава и физических свойств материала контактирующих поверхностей в режиме постепенного изменения уровня внешних нагрузочных воздействий. образованные углубления, сформированные в процессе приработки, служат средством увеличения поверхностной микрокапиллярности, способствующей лучшему удержанию смазочного материала. это обеспечивает повышение фретингостойкости трибосопряжений за счет того, что, во-первых, микровпадины представляют собой микрорезервуары, которые являются источником регенерации граничных смазочных слоев, а во-вторых – в эти микровпадины попадают продукты изнашивания [1]. в работе [2] было предложено разделить профили углублений на два типа: мелкие каверны в виде блюдец и маленькие глубокие отверстия. первый тип углублений возникает тогда, когда абразивные продукты фреттинга проникают за пределы области начального повреждения, продолжая абразивную обработку на соседнем участке и делая именно разрушение менее интенсивным. углубления второго типа возникают в случае задержки продуктов износа в месте их образования, которое приводит к локальному абразивному действию. это может быть следствием местного повышения давления, что из расчета превышал в четыре раза предел прочности. очевидно, подобные повреждения поверхности могут быть источниками начальной усталостной трещины. для повышения усталостной прочности деталей, которые работают в условиях фретингизнашивания, был предложен эффективный метод уменьшения концентрации напряжений болтового соединения, которое заключается в нанесении сетки канавок определенной глубины на поверхность для защиты от разрушения. в результате долговечность болтового соединения в условиях фретингизнашивания увеличилась в три раза [3]. влияние канавок является основной причиной того, что шероховатая поверхность имеет более высокую усталостную прочность при фретинге, чем гладкая. фретинг в этом случае происходит на выступах шероховатости, которые не поддаются переменным напряжениям, действующих в материале. проточка канавки снижает концентрацию напряжений в месте "фретинга", но создает концентрацию напряжений у ее дна. вытачивание должно быть сконструировано таким образом, чтобы был достигнут оптимальный баланс этих двух эффектов [4]. все эти исследования говорят о перспективности дискретных структур для защиты от фретинга и обеспечения увеличения ресурса и долговечности узлов трения, работающих в экстремальных условиях эксплуатации. особое значение в этом процессе играют приработочные процессы, которые относятся к нестационарным и поэтому слабо изучены. установление принципиальных закономерностей и взаимосвязей триботехнических параметров процесса приработки и нахождения на этой основе приемов управления ими в условиях фреттинг-изнашивания – одна из основных задач трибологии. целью работы является исследование влияния дискретности трибоконтакта на приработочный процесс в условиях фреттинга. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 53 методика экспериментальных исследований испытания на изнашивание в условиях фреттинга проводились на установке мфк-1 на образцах, изготовленных в соответствии c гост 23.211-80 при следующих параметрах виброконтактной нагрузки: удельная нагрузка – p = 20 мпа; амплитуда относительного перемещения образцов – a = 87,5 мкм; частота колебаний – f = 25 гц; база испытаний – n = 105 циклов. конструкция и принцип работы установки мфк-1 описан в работе [5]. в процессе испытаний измерялся момент трения и определялся коэффициент трения в зависимости от количества циклов виброконтактной нагрузки. для изготовления образцов, на поверхности которых формировались микроуглубления, использовалась сталь 30 хгса. в качестве материала контробразцов – сталь 45, термически обработанная до твердости hrc 52–54. образцы изготовлялись из стали 30хгса в состоянии поставки без дополнительной термической обработки, что имело целью установить наличие эффекта образованных на поверхности микроуглублений на триботехнические характеристики при наиболее неблагоприятной с точки зрения износостойкости твердости материала образцов, а соответственно и условий сохранения в процессе изнашивания сформированных микроуглублений. рабочая поверхность образцов и контробразцов шлифовалась до ra = 0,32 мкм. микроуглубления формировались на плоской торцевой поверхности образцов путем пластической деформации материала при динамическом действия индентора с помощью специального устройства [6], который позволяет регулировать, в зависимости от хода головки индентора, глубину и диаметр лунок, а также расстояние в ряду между лунками и расстояние между рядами лунок. для испытаний были подготовлены две партии образцов с параметрами дискретной поверхности, которыеприведены в табл. таблица параметры сформированной дискретной поверхности образцов № образца расстояние между рядами лунок, мкм расстояние между лунками в ряду, мкм ход головки индентора (глубина лунок), мкм 1 200 200 100 2 200 200 150 испытания проводились в среде масла циатим-201 в условиях граничного трения. как базовые варианты для сравнения в таких же условиях смазки испытались образцы с шлифуемыми рабочими поверхностями без микроуглублений, а также образцы с шлифуемыми рабочими поверхностями при отсутствии смазочного материала. величина изнашивания определялась весовым методом как разница между начальным весом образцов и весом образцов после испытания. для удаления остатков смазочного материала и продуктов изнашивания образцы после испытаний тщательным образом промывались в бензине б-1 и просушивались. результаты экспериментальных исследований и их анализ процесс приработки прослеживался по изменению коэффициента трения. кривые изменения коэффициента трения дискретных поверхностей от количества циклов при фреттинге представлены на рис. 1. анализ кривых показал, что изменение коэффициента трения в процессе приработки по мере наработки циклов нагружения носит немонотонный характер и зависит от геометрических параметров лунок на поверхности трибоконтакта. так при первых циклах нагружения коэффициент трения резко возрастает, проходит через максимум, а затем с увеличением количества циклов нагружения резко падает, оставаясь далее постоянным. такая тенденция поведения коэффициента трения коррелируется с данными, полученными в более ранних исследованиях [7]. сравнительная оценка изменения значений коэффициентов трения по мере увеличения количества циклов нагружения позволило выделить три характерных периода приработки контактирующих поверхностей при фреттинге. первый период обусловлен максимальными значениями коэффициента трения. для всех поверхностей в этом периоде характерно кратковременное резкое возрастание коэффициента трения на первых циклах нагружения и дальнейшее резкое его снижение. наибольший скачок коэффициента трения 0,52 проявляется на исходной поверхности (без лунок). это связано с нарушением сплошности масляной пленки в зазоре трибосопряжения и преобладание в большей степени абразивных процессов, что приводит к высоким значениям интенсивности изнашивания. исследования показали [1], что на участках фактического контакта в результате разрушений возникают раковины, микроуглубления с размерами от 10 до 80 мкм. это процессы связаны с локальным абразивным действием продуктов износа и усталостного разрыхления металла, усугубленное химической активизацией поверхности трения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 54 рис. 1. зависимость коэффициента трения от количества циклов фреттинга: 1 – без лунок при трении без смазочных материалов; 2 – без лунок в условиях граничного трения; 3 – дискретная поверхность с параметрами лунок образца № 1; 4 – дискретная поверхность с параметрами лунок образца № 2 для дискретных поверхностей этот скачок коэффициента трения лежит в пределах 0,25 0,28 (в зависимости от геометрических параметров лунок), что на 57 62 % меньше, по сравнению с исходной поверхностью. кроме того, дискретные поверхности в виде лунок, по сравнению с исходной поверхностью, превышают их по износостойкости в 1,8 2,44 раза [1]. высокие триботехнические характеристики дискретных поверхностей связаны с тем, что лунки представляют собой резервуары для попадания продуктов изнашивания, которые обеспечивают стимулирование трибохимических процессов за счет постоянного их удаления с поверхности трения. также лунки являются резервуарами для удерживания смазочного материала, которое используется в случаях смазочного голодания контактирующих поверхностей. на втором периоде приработки отмечается заметное улучшение условий трения и изнашивания. масляная пленка между разделяющими поверхностями постепенно восстанавливается, значения коэффициента трения уменьшается менее интенсивно. разница значений коэффициента трения между исходной поверхностью (0,25 0,28) и дискретными (0,2 0,22 … 0,18 0,2) составляет 64 – 80 %. третий период приработки характеризуется стабилизацией коэффициента трения, что свидетельствует о нормальном механо-химическом износе поверхностей трения и окончания процесса приработки. результаты численного расчета для детального анализа процессов, происходящих в трибоконтакте, а также влияния напряженно-деформированного состояния и температуры контактирующих поверхностей на процессы трения и изнашивания было осуществлено моделирование процесса контактирования поверхности контртела с дискретной поверхностью. к поверхности модели прикладывались нормальные и касательные нагрузки, которые приближенно отвечают тем силам, которые действуют в направлении вращения контртела и силам давления по нормали. а также температурные составляющие, которые возникают в результате трения между поверхностями контакта. вся модель разбита на гексагональные конечные элементы (количество узлов 37727, элементов 14478), а ее основа жестко закреплена в координатных плоскостях (рис. 2, а). на рис. 2, б показан увеличенный вид разбивки поверхности образца с лунками на конечные элементы. а б рис. 2 – конечно элементная модель с прилагаемыми касательными и нормальными нагрузками и закреплениями в основе (а), и увеличенный вид поверхности с лунками (б) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 55 расчет проводился в несколько этапов. на первом этапе было определено температурное распределение по объему модели за определенный период времени, где максимальная температура на поверхности достигла почти 100 °с (рис. 3, а, б, в, г). температурное распределение получили путем задания конвекционного потока по поверхности модели в области контакта образца с контртелом. а б в г рис. 3 ‒ распределение температурного поля образца в разных временных интервалах: t = 0,1 c (а); t = 0,2 c (б); t = 0,78 c (с); t = 98 c (г) на рис. 4. показан график изменения температуры во времени при действии нормальной и касательной составляющих нагрузки в процессе трения дискретной поверхности. характер распределения температуры на поверхности образца и по его глубине практически одинаков. разброс температур составляет 4 10 °с. наибольшая температура наблюдается в зоне трибоконтакта (кривая 1) возле лунок и составляет 30 95 °с в зависимости от временного интервала. в процессе трения температура отводится в луночное пространство и далее в глубь материала образца. разность температур в лунке и на поверхности трибоконтакта обеспечивает постоянный отвод тепла из зоны трения. градиент температур приводит к возрастанию напряженно-деформированного состояния на поверхности трибоконтакта (рис. 5), что является следствием неустановившегося режима трения и высоких значений коэффициента трения. это соответствует первому периоду приработки. рис. 4 ‒ распределение температуры на дискретной поверхности образца в зависимости от времени: 1 ‒ изменение температуры на поверхности между лунками; 2 ‒ изменение температуры в лунке; 3 ‒ изменение температуры у основания образца лунка pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 56 а б рис. 5 – напряженно-деформированное состояние дискретной поверхности в первом периоде приработки: а – распределение эквивалентных напряжений в образце по мизесу (σэкв) вдоль оси х на поверхности дискретного покрытия при воздействии силовой и температурной нагрузки; б – график распределения приведенных напряжений вдоль образца с максимальным значениями напряжений в межлуночном пространстве (σекв/σмах – отношение текущего эквивалентного напряжения в образце по мизесу к максимальному; d – диаметр образца) с увеличением температуры прогрев образца становится более равномерным, т.е. разница температур на его поверхности и у основания устанавливается минимальной (рис. 6). термические напряжения в образце при установившейся температуре уменьшаются, поскольку нет существенного перепада температур между его поверхностью и основанием. это приводит к уменьшению коэффициента трения, что соответствует второму и далее третьему периодам приработки. а б рис. 6 ‒ распределение температуры по глубине образца для разных временных интервалов: а – графическое представление результатов; б – точки, по которым проводились исследования для определения напряженного состояния модели было взято за основу распределение температурного поля образца в последний временной интервал t=98c, исходя из тех рассуждений, что повышение температуры больше не происходит при заданном постоянном нагружении. как видно из рис. 5, а, максимальные напряжения возникают в зоне закрепления образца, но они минимальны и не могут существенно влиять на поверхность с лунками. данный тип модификации поверхности в виде лунок, за счет отсутствия значительных остаточных напряжений, имеет преимущества по сравнению с покрытиями, для которых характерны разные коэффициенты температурного расширения материала основы и покрытия. на поверхности образца напряжения распределились в виде островков с максимальными значениями около краев лунок (рис. 5). наплывами, которые возникают при создании луночного покрытия, при расчете пренебрегаем, поскольку их площадь, по сравнению с площадью контакта образца и конттртела, мизерно мала, а на стадии приработки они исчезают. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com управление свойствами поверхностей трения при приработке дискретных покрытий в условиях фреттинга проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 57 выводы 1. установлено три периода приработки. изменение коэффициента трения в процессе приработки по мере увеличения числа циклов нагружения носит немонотонный характер и зависит от геометрических параметров лунок на поверхности трибоконтакта. 2. высокие триботехнические характеристики дискретных поверхностей связаны с тем, что лунки представляют собой резервуары для попадания продуктов изнашивания, которые обеспечивают стимулирование трибохимических процессов за счет постоянного их удаления с поверхности трения. эти процессы приводят к уменьшению коэффициента трения на 57-62% по сравнению с исходной поверхностью. кроме того лунки являются резервуарами для удерживания смазочного материала, которое используется в случаях смазочного голодания контактирующих поверхностей. 3. луночное пространство обеспечивает эффективный отвод тепла с поверхности трибоконтакта, что приводит к снижению напряженно-деформированного состояния. 4. наличие граничной смазки и ее отсутствие в трибосопряжении не влияет на общую тенденцию изменения коэффициентов трения в процессе приработки. 5. применение дискретных покрытий с различными параметрами их нанесения позволяет управлять процессами в трибоконтакте при приработке в условиях фреттинга путем влияния на процессы трения и изнашивания. литература 1. марчук в.є. зносостійкість дискретних поверхонь в умовах фретинг-зношування // вісник нау. – к.: вид-во нац. авіац. ун-ту “нау-друк”, 2010. – вип. 2 (43). с. 40-45. 2. уотерхауз р.б. фреттинг-коррозия. – л.: машиностроение, 1976. – 272 с. 3. вахтель в.ю. повышение усталостной прочности деталей, работающих в условиях контактной коррозии трения // вестник машиностроения. – 1969. – №2. 4. heywood r.b. designing against fatigue //chapman and hall. – london. – 1962. 5. голего н.л., алябьев а.я., шевеля в.в. фреттинг-коррозия металлов. – к.: техніка, 1974. – 272 с. 6. пат. україна, f01l 1/20, f01l 1/46. пристрій для утворення на плоскій поверхні тертя рельєфу заглибин, що утримують мастильні матеріали / марчук в. є., шульга і. ф., шульга о. і., плюснін о. є. (україна); наоу. – № 13762; заявл. 24.10.2005; опубл. 17.04.2006. бюл. №4. 7. марчук в.є., духота о.і., градиський ю.о., єнін о.м. фретингостійкість дискретних поверхонь в умовах граничного тертя // вісник харківського нтусг ім. петра василенка. – харків: вид-во харківського нтусг ім. петра василенка, 2010. – вип. 100. – с. 147-152. надійшла 11.11.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_kuzaev.doc анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 27 кузяев и.м., анисимов в.н. государственное высшее учебное заведение «украинский государственный химикотехнологический университет», г. днепропетровск, украина анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения введение подшипники скольжения используются в качестве опор или направляющих в различных машинных агрегатах, где трение происходит при скольжении сопряжённых поверхностей. при этом следует различать два основных типа подшипников скольжения: радиальные и упорные. первый тип с конструктивной точки зрения представляет собой корпус, в котором выполнено цилиндрическое отверстие, предназначенное для монтажа вкладыша или втулки из антифрикционного материала. при этом может быть также предусмотрено смазывающее устройство для подшипников, работающих в режиме жидкостного трения. в данном случае между валом и отверстием втулки подшипника имеется зазор, который заполнен смазочным материалом, позволяющий свободно вращаться валу. принято различать три основных режима смазки подшипников скольжения: первый – граничный; второй – полужидкостной; третий – жидкостной. первый режим является малоэффективным видом смазки, потому что происходит контакт большого количества микронеровностей. для второго режима смазывания имеется контакт микронеровностей в ограниченном количестве точек. в случае осуществлении третьего режима контакта микронеровностей не происходит. в последнее время все большее значение приобретают подшипники скольжения с использованием самосмазывающихся материалов. подшипники скольжения и направляющие, которые функционируют без дополнительной смазки, представляют собой значительный потенциал для оптимизации при проектировании, эксплуатации и модернизации различных типов оборудования во всех отраслях промышленности. при этом одновременно можно добиться ощутимой экономии производства. расчёт зазора подшипника, работающего в режиме разделения поверхностей трения смазочным слоем, производится на основе гидродинамической теории смазки. до настоящего времени выполнено множество экспериментальных и теоретических исследований в этом направлении и написано большое количество работ, среди которых можно выделить такие: [1 13]. разработанные математические модели достаточно адекватно описывают процессы в том случае, когда отсутствуют значительные температурные градиенты в зоне контакта. однако такие режимы характерны для функционирования подшипниковых узлов при незначительных скоростях и давлениях. при этом температурные градиенты значительно возрастают в случае использования вкладышей из полимерных композитов, вследствие значительно меньшей величины коэффициента теплопроводности в сравнении с металлическими вкладышами. принцип функционирования подшипников скольжения с самосмазывающимися материалами основан на том, что при скольжении образуются частицы микро-абразива, которые высвобождают твердую смазку из слоя скольжения, запрессованную и внедренную в материал скольжения. в результате создается достаточно прочная пленка твердой смазки на сопрягаемых поверхностях. истирание этой пленки скольжения, обусловленное, например, высокой скоростью движения или сторонними частицами, как правило, вызывает повышенный износ, что приводит к высвобождению очередной порции сухой твердой смазки, а это, в свою очередь, вызывает восстановление смазывающей пленки. данный процесс особую ценность имеет при функционировании оборудования в тяжелых условиях работы. наибольшее распространение получили подшипники скольжения со сферической и цилиндрической формой исполнения, формы исполнения которых представлены на рис. 1. а б рис. 1 – форма исполнения подшипников скольжения: а – сферическая; б – цилиндрическая с внутренним уплотнением pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 28 постановка проблемы для описания неизотермических процессов, происходящих в узле подшипника скольжения цилиндрической формы без смазки, представим рабочий элемент согласно схеме, показанной на рис. 2. на схеме, представленной на рис. 2, предполагается, что вал 3 вращается с частотой 0n . при этом линейная скорость вала cv определяется из следующей зависимости: 02 nrv vc ⋅⋅π⋅= . (1) рис. 2 – расчетная схема для моделирования тепловых процессов в подшипниках скольжения: 1 – вкладыш (втулка); 2 – корпус; 3 – вал чтобы выполнить анализ тепловых полей для данной схемы, введем следующие допущения: составляющую переноса тепла за счет теплопроводности будем учитывать только вдоль оси r ; тепловое поле осесимметрично относительно координаты ϕ , т.е. имеем 0/ =ϕ∂∂t . тогда будет справедливо следующее дифференциальное уравнение при описании температурного поля для втулки, т.е. для слоя 1 на рис. 2:       ∂ ∂ + ∂ ∂ ⋅⋅λ= ∂ ∂ ⋅⋅ρ 2 1 2 1 1 1 11 ),(),(1),( r trt r trt rt trt сp , (2) где 1 – индекс, характеризующий параметры втулки 1 (далее индексы 2 и 3 будут обозначать соответственно корпус 2 и вал 3); ρ – плотность; pc , λ – коэффициенты соответственно теплоемкости и теплопроводности. для уравнения (2) следует иметь два граничных условия по координате r и начальное условие по времени t . для втулки 1 на внутренней границе, вследствие наличия сил трения между ней и валом 3, следует принять температурное условие второго рода, которое можно представить следующим образом: vqr t = ∂ ∂ ⋅λ 11 при vrr = , (3) где vq – тепловой поток на границе раздела, который можно записать так: [ ]),(),( 113 thrttrth pfvq vvv v cvcv −−⋅ λ −⋅⋅= , (4) где vf – коэффициент трения между втулкой и поверхностью вала; cp – давление, развиваемое на границе контакта. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 29 аналогично на наружной границе втулки 1 будем иметь: nqr t = ∂ ∂ ⋅λ 11 при nrr = , (5) где [ ]),(),( 112 thrttrth q cvn v n +−⋅ λ −= . (4, а) решение тепловой задачи методом интегрального преобразования лапласа для решения уравнения (2) воспользуемся методикой, разработанной в работах [14 25] на базе интегрального преобразования лапласа [26, 27]. выполняя преобразование по времени t , получим операторный аналог в виде: 1 1 1 1 2 1 2 1 a t t a s dr dt rdr td nl ll −=⋅−⋅+ , (6) где lt1 – изображение температуры ),(1 trt ; s – переменная лапласа; nt – начальная температура рассматриваемого элемента; 1a – коэффициент температуропроводности. решение уравнения (6) имеет следующий вид [28]:         ⋅⋅⋅+        ⋅⋅⋅+= ri a s ycri a s jc s t t nl 1 02 1 011 , (7) где 0j , 0y – функции бесселя первого рода нулевого порядка; i – мнимая единица; 1c и 2c – константы интегрирования. чтобы определить константы интегрирования, следует записать граничные условия в операторном виде. при этом операторные аналоги граничных условий согласно с выражениями (3) и (5) будут иметь вид (пренебрегая при этом величиной δ в сравнении с vr ): s q dr dt v l =⋅λ 11 при vrr = ; (8) s q dr dt n l =⋅λ 11 при nrr = . (9) подставляя граничные условия (8) и (9) в (7), определяем константы интегрирования. после чего выражение для определения температурного поля во втулке 1 для изображения будет иметь вид: )( ),(2 )( ),(1 1 1 1 1 1 sb rsa s a is q sb rsa s a is q s t t nvnl ⋅⋅ ⋅λ⋅ +⋅⋅ ⋅λ⋅ += , (10) где         ⋅⋅⋅        ⋅⋅−        ⋅⋅⋅        ⋅⋅= ri a s jri a s yri a s yri a s jrsa nn 1 0 1 1 1 0 1 1),(1 ;         ⋅⋅⋅        ⋅⋅−        ⋅⋅⋅        ⋅⋅= ri a s yri a s jri a s jri a s yrsa vv 1 0 1 1 1 0 1 1),(2 ;         ⋅⋅⋅        ⋅⋅−        ⋅⋅⋅        ⋅⋅= nvvn ria s jri a s yri a s jri a s ysb 1 1 1 1 1 1 1 1)( . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 30 чтобы найти выражение для распределения температурного поля во втулке в оригинале, необходимо определить оригинал каждого из трех членов в правой части уравнения (10). при этом второй и третий члены умножим и разделим на комплекс ( is ⋅ ), после чего получаем: )( ),(2 )( ),(1 1 2 1 1 2 1 1 sb rsaisa s q sb rsaisa s q s t t nvnl ⋅⋅⋅ ⋅ ⋅λ − ⋅⋅⋅ ⋅ ⋅λ −= . (11) для первого члена имеем: n n t s t → . (12) чтобы определить оригиналы второго и третьего членов, следует предварительно представить их как произведение двух функций, а именно (на примере второго члена): )(2)(1 )( ),(11 2 1 ss sb rsaisa s q v φ⋅φ= ⋅⋅⋅ ⋅ ⋅λ , (13) где 2 1 1)(1 s aq s v ⋅λ ⋅ =φ ; )( ),(1 )(2 sb rsais s ⋅⋅ =φ . при записи третьего члена необходимо vq заменить на nq . для определения оригинала правой части соотношения (13) следует воспользоваться теоремой умножения (теоремой бореля), что в общем виде можно представить таким образом: ∫ ττϕ⋅τ−ϕ→φ⋅φ t dtss 0 )(2)(1)(2)(1 , (14) где )(2),(1 tt ϕϕ – оригиналы соответственно изображений )(2),(1 ss φφ . оригинал )(1 tϕ имеет вид: t aq s aq vv ⋅ λ ⋅ → ⋅λ ⋅ 1 1 2 1 1 . (15) оригинал )(2 tϕ можно определить, используя вторую теорему разложения в виде: ∑ ∞ = τ⋅⋅ ⋅⋅ → ⋅⋅ 1 )exp( )( ),(1 )( ),(1 k k k kk s sdb rsais sb rsais , (16) где kss sb ds d sdb k = = )()( ; ks – полюсы. полюсы в данном случае можно представить так: 2 2 1       ⋅= i p r a s k v k , (17) где kp – нули для kss sb =)( . с учетом (14) и (16) имеем: ( )∫∑ ττ⋅⋅τ−⋅ ⋅⋅ ⋅ λ ⋅ →φ⋅φ ∞ = t k k k kkv dst sdb rsaisaq ss 011 1 )exp( )( ),(1 )(2)(1 . (18) окончательно оригинал для выражения (11) будет иметь вид: ∑∑ ∞ = ∞ = ψ⋅ ⋅ ⋅ λ ⋅−ψ⋅ ⋅ ⋅ λ ⋅−= 1 2 11 2 1 1 )( )(22 )( )(12 ),( k k kk kv n k k kk kv vn tznp rkr qt znp rkr qttrt , (19) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 31 где kk k k znznp zn 21 2 −⋅= ; ( ) ( ) ( ) ( )nvkkknvkk rpjpypjrpyzn ⋅⋅−⋅⋅= 11111 ; ( ) ( ) ( ) ( )[ ] ( ) ( ) ( ) ( )nvkkknvk nvkkknvknvk rpjpypjrpy rpjpypjrpyrzn ⋅⋅−⋅⋅+ +⋅⋅−⋅⋅⋅= 1001 01102 ; )()()()()(1 0101 vknvkvknvkk rrpjrpyrrpyrpjrk ⋅⋅⋅−⋅⋅⋅= ; )()()()()(2 0101 vkkvkkk rrpypjrrpjpyrk ⋅⋅−⋅⋅= ; ( ) 1exp)( −⋅+⋅−=ψ tkttktt kkk . с учетом соотношений (4) и (4а) в уравнении (19) на данном этапе значения температур на границах ),( trt v и ),( trt n неизвестны. чтобы их найти, следует записать систему уравнений, полученную из формулы (19) при подстановке в нее граничных значений vrr = и nrr = . тогда в матричной форме данную систему можно представить так:       =      ×      1 0 1,10,1 1,00,0 v v mm mm t t nc vv , (20) где ),( trtt vvv = , ),( trtt nnc = ; )( 2 1 1 1 3 0,0 tkvh r m v v ⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −= , )( 2 2 1 2 1,0 tkvh r m c v ⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −= ; )( 2 1 1 3 0,1 tknh r m v v ⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −= , )( 2 1 2 1 2 1,1 tknh r m c v ⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −= ; )( 2 )( 2)(2 1 1 3 2 1 2 1 1 0 tkvh rt tkv h rttkvrpfv tv v vvv c vncvcvc n ⋅λ⋅ λ⋅⋅⋅ −⋅ λ⋅ λ⋅⋅⋅ − λ ⋅⋅⋅⋅⋅ −= ; )( 2 )( 2)(2 1 1 3 2 1 2 1 1 1 tknh rt tkn h rttknrpfv tv v vvv c vncvcvc n ⋅λ⋅ λ⋅⋅⋅ −⋅ λ⋅ λ⋅⋅⋅ − λ ⋅⋅⋅⋅⋅ −= ; ∑ ∞ = ⋅ ψ⋅ = 1 1 )()(1 )( k kk kvk znp trk tkv , ∑ ∞ = ⋅ ψ⋅ = 1 2 )()(2 )( k kk kvk znp trk tkv ; ∑ ∞ = ⋅ ψ⋅ = 1 1 )()(1 )( k kk knk znp trk tkn , ∑ ∞ = ⋅ ψ⋅ = 1 2 )()(2 )( k kk knk znp trk tkn . в результате изменения температурного поля по объему тела будут изменяться и его характеристики в той или иной мере. наиболее сильное температурное влияние при этом сказывается на коэффициенте трения, изменение которого влечет и перераспределение ряда параметров. наиболее важными из этих параметров являются следующие: износ поверхности контакта, контактное давление и напряженное состояние в теле вкладыша. при наличии перепада температур в цилиндрической втулке температурные напряжения можно рассчитать по следующим формулам [29]: ( ) ( )                     ⋅ ⋅ + +     ⋅−     ⋅ ⋅       ⋅−⋅µ−⋅ −⋅⋅α =σ v nvn n n v v v n vn r r r rr r r r r r r r r rr tte rr ln lnln ln)1(2 )( 2 22 22 22 21 ; (21) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 32 ( ) ( )                     ⋅ ⋅ − −      −⋅−      −⋅ ⋅       ⋅−⋅µ−⋅ −⋅⋅α =σ v nvn v v n n v n vn r r r rr r r r r r r r r rr tte rt ln 1ln1ln ln)1(2 )( 2 22 22 22 21 ; (22) ( ) ( )             −⋅−      −⋅⋅       ⋅−⋅µ−⋅ −⋅⋅α =σ r r r r r r r r rr tte rz vv n n v n vn 2 1ln 2 1ln ln)1(2 )( 22 22 21 , (23) где )(rrσ , )(rtσ и )(rzσ – соответственно радиальные, кольцевые и осевые напряжения; 1t и 2t – температуры соответственно на внутренней и наружной поверхностях втулки 1; α – коэффициент линейного расширения; e – модуль упругости; µ – коэффициент пуассона. для того чтобы выполнить расчет по приведенным формулам, следует знать основные характеристики материала. наиболее часто в качестве материала втулки используется полиамид па-6 и его композиты. в табл. 1 приведены основные физико-механические свойства полиамида па 6 210/310 по ост 6-06-с9-93. таблица 1 физико-механические свойства полиамида па 6 210/310 по ост 6-06-с9-93 № п\п наименование показателя значение 1 плотность, кг/м3 1,13 1,14 2 температура плавления, °с 217 219 3 разрушающее напряжение при растяжении, мпа 65 75 4 относительное удлинение при разрыве, %, не менее 70 5 коэффициент теплопроводности при комнатной температуре 0,27 0,28 6 средний коэффициент линейного теплового расширения 10-5 1/к в интервале температур: от -70 °с до + 20 °с; от 20 °с до 160 °с 1 8 8 10 7 изгибающее напряжение при величине прогиба, равной 1,5 толщины образца, мпа 25 30 8 износ по сетке, мм3 (м·см2) 1,5 2,0 9 коэффициент трения по стали 0,15 0,25 10 модуль упругости при растяжении, мпа 1500 1600 11 модуль упругости при изгибе, мпа 1400 1600 12 предел текучести при растяжении, мпа, не менее 65 13 ударная вязкость, кдж/м 2: без надреза; с надрезом 100 120 5 10 14 предел текучести при сжатии, мпа 15 напряжение при деформации сжатия 25 %, мпа 90 100 16 твердость вдавливания шарика, мпа, не менее 100 17 теплостойкость по вика, °с при нагрузке 9,8 н 205 215 18 усадка, % 0,7 1,2 19 прочность при разрыве, мпа 50 20 деформационная теплостойкость при 1,8 мпа, °с 50 21 усталостная прочность при 106 циклов (при 50 гц), мпа 15 25 22 динамический модуль юнга, мпа 2200 одной из основных характеристик при прочностных расчетах является коэффициент пуассона, который согласно с [30] для полиамида равен µ = 0,33. следует, однако, заметить, что для вязкоупругих материалов, каковым и является полиамид, имеет место временная зависимость не только коэффициента пуассона, но и других прочностных характеристик [16, 31]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 33 на рис. 3 представлены графики зависимости модуля упругости для полиамида па-6 и его композитов [32]. как видно из графиков на рис. 3, наполнитель значительно повышает модуль упругости, а наноматериал приводит к стабилизации функциональной зависимости модуля упругости от температуры. рис. 3 – зависимость модуля упругости от температуры: —●— – чистый па-6; —■— – композит па-6 с 40% стекловолокна; —▲— – композит па-6 с 4% нанопластинок силиката реализация разработанной математической модели реализация разработанной математической модели осуществлялась на базе пакета mathcad. полная программа составлена из отдельных программных блоков, которые представляют собой последовательно выполняемые расчетные части. экспериментальные данные для аппроксимации коэффициента трения и теплофизических характеристик взяты из справочника [33]. программный блок 1: определение нулей kp для kss sb =)( mmrn 5.22:= mmrv 20:= v n nv r r r =: 125.1=nvr 610..1.0,0:=ks )(1)(1)(1)(1:)( knvkkknvk srjsysjsrysb ⋅⋅−⋅⋅= а б рис. 4 – графики для предварительного определения нулей pk: а – начальный участок; б – конечный участок p kp papabrootp ppa kfor pp k k k π⋅⋅+← ← ← ∈ π⋅←= + 8)2(1 )),(( 1 34..0 81: 1 0 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 34 3.2515.2261.2019.1758.15067.12553.1004.7527.5015.250 9876543210 =tp программный блок 2: аппроксимация трибологических и теплофизических характеристик 6..0:=ii 10..0:=jj 6 6 6 6 6 6 6 6 1010473 109448 108423 107398 104373 103348 102323 101298 : ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =tpm 4.0427.0464.05.06.0618.0624.063.0 48.051.055.061.074.0793.0846.09.0 6.0667.0734.08.091.002.11.12.1 71.079.086.093.005.119.121.131.1 8.092.0014.105.114.123.129.135.1 85.089.094.004.114.124.13.136.1 78.0827.0874.092.005.1133.116.118.1 6.0629.0658.0667.0738.0745.0764.077.0 :=ef ),(: etp fmpsplinefv = papapap 666 1010..102,101:1 ⋅⋅⋅= kkkt 473..308,298:1 =             = 1 1 ,,,int:)1,1( p t fmfverpptf etp а б рис. 5 – аппроксимирующие кривые для коэффициента трения: а – в зависимости от температуры при разных уровнях давления: ─ × ─ – p1 = 1 мпа, ─ + ─ – p1 = 4 мпа, ─ □ ─ – p1 = 7 мпа, ─ ◊ ─ – p1 = 10 мпа; б – в зависимости от давления при разных уровнях температуры: ─ × ─ – t1 = 298 k, ── – t1 = 353 k, ─ □ ─ – t1 = 413 k, ─ о ─ – t1 = 473 k pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 35 kte ⋅= 503493483473463423398373348323: kkg j c pe ⋅ ⋅= 2740273635563300311927862714255423662103: ( )tpetpi ctelsplinec ,:= kkkt 503..328,323:= ( )tctecerptc tpetpip ,,,int:)( = kte ⋅= 473463453443433423398373348323: km w e ⋅ ⋅=λ 2.021.0218.0224.023.0235.0245.026.027.028.0: ( )teti telspline λ=λ ,: kkkt 473..324,323:= ( )tteerpt teti ,,,int:)( λλ=λ kte ⋅= 513493473453433413393353313293: 3 925102710651078109611101120113411521157: m kg e ⋅=ρ ( )teti telspline ρ=ρ ,: kkkt 503..298,293:= ( )tteerpt teti ,,,int:)( ρρ=ρ )()( )( :)( ttc t ta p ρ⋅ λ = а б в г рис. 6 – аппроксимирующие кривые для теплофизических характеристик в зависимости от температуры: а – коэффициент теплоемкости; б – коэффициент теплопроводности; в – плотность; г – коэффициент температуропроводности pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 36 программный блок 3: определение распределения температур в полимерной втулке на базе уравнения (19) mmhc 15:= mmhv 5:= cnnc hrr +=: vvvv hrr −=: ktn 300:= ktnc 310:= ktvv 320:= st 30:max = 31 1065: m kg ⋅=ρ kkg j c p ⋅ ⋅⋅= 31 107.2: km w ⋅ ⋅=λ 25.0:1 km w ⋅ ⋅=λ 5.46:2 23 : λ=λ 11 1 1 : ρ⋅ λ = pc a 8:=im 20:=jm im rr dr vn − =: jm t dt max:= imi ..0:= jmj ..0:= idrrr vi ⋅+=: jdtt j ⋅=: 35:=kk kkk ..0:= ( ) ( ) ( ) ( )nvkkknvkk rpjpypjrpyzn ⋅⋅−⋅⋅= 1111:1 ( ) ( ) ( ) ( )( ) ( ) ( ) ( ) ( )nvkkknvk nvkkknvknvk rpjpypjrpy rpjpypjrpyrzn ⋅⋅−⋅⋅+ ⋅⋅−⋅⋅⋅= 1001 ...0110:2 kk k k znznp zn 21 2 : −⋅= ( ) 2 2 1: v k k r pa kt ⋅ = ( ) ( )              ⋅⋅⋅⋅−      ⋅⋅⋅= v i kknvk v i knvkik r r ppjrpy r r pyrpjk 0101:1 , ( ) ( )              ⋅⋅⋅−      ⋅⋅= v i kkk v i kkik r r ppypj r r pjpyk 0101:2 , ( ) 1exp:, −⋅+⋅−=ψ jkjkjk tkttkt pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 37 ∑ ⋅ ψ⋅ = k kk jkjk ji znp k f 2 ,, , )( 2 :2 ∑ ⋅ ψ⋅ = k kk jkjk ji znp k f 2 ,, , )( 1 :1 1 0 2: −⋅= sn 02: nrv vc ⋅⋅π⋅= s m v c 251.0= papc 610:= =:1t ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 1 2 2 ...1 20 1 001 10..0 2 ,0 0 , 222 222 2 1 2 22 1 2121 ..1 1 ..0 , , 1 2 , 1 3 1, , , 11 1 1 1 0 1 31 1 22 1 11 1 1 31 1 22 1 11 0 2 1 2 1,11 1 3 0,1 2 1 2 1,01 1 3 0,0 ,2,1,02,01 0, 11 0 t f r h tktim otherwisef r h tkt pfvtt imiifktimt iifktt ifor ff fpaptff ktgrtimktgrt vmlsolvetgr h knr t h knr t knrpfv tv h kvr t h kvr t kvrpfv tv kn h r mkn h r m kv h r mkv h r m fknfknfkvfkv jmjfor tt imifor papktff ji v c ncj ji v v vvj cjvcnji jji jji jvjv jvcjjv jj v v vv c v nc vcjvc n v v vv c v nc vcjvc n c v v v c v v v jimjimjj ni cnv ⋅ λ ⋅ ⋅ −⋅⋅λ + ⋅ λ ⋅ ⋅      −⋅⋅λ −⋅⋅−← =⋅← =⋅← ∈ + ←⊕⋅← ⋅←⊕⋅← ← λ⋅ λ⋅⋅⋅ ⋅− λ⋅ λ⋅⋅⋅ ⋅− λ ⋅⋅⋅⋅⋅ −← λ⋅ λ⋅⋅⋅ ⋅− λ⋅ λ⋅⋅⋅ ⋅− λ ⋅⋅⋅⋅⋅ −← ⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −←⊕⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −← ⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −←⊕⋅ λ⋅ λ⋅⋅ −← ←⊕←⊕←⊕← ∈ ← ∈ ⋅⋅← − −− −− − − −− ( )[ ]〉〈= 01 1: ttmeant kt 747.3521 = ( )[ ]〉〈= 82 1: ttmeant kt 561.3092 = pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 38 рис. 7 – распределение температурного поля во втулке при частоте вращения вала n0: = 2 c-1 и контактном давлении pc: = 1 мпа а б рис. 8 – распределение температурного поля во времени на поверхности контакта втулки и вала: а – n0: = 2 c-1: ── – pс: = 1 мпа, ─ о ─ – pс: = 1,5 мпа, ─ □ ─ – pс: = 2 мпа; б – pс: = 1,1 мпа: ── – n0: = 1 c-1, ─ ◊ ─ – n0: = 3 c-1; ─ × ─ – n0: = 5 c-1 программный блок 4: определение температурных напряжений в полимерной втулке по уравнениям (21) (23) 15109: −− ⋅⋅=α k pae ⋅⋅= 91035.2: 33.0:=µ idrrr vi ⋅+=: ( ) ( ) ( ) ( )               ⋅ ⋅ +      ⋅−      ⋅⋅       ⋅−⋅µ−⋅ −⋅⋅α =σ v n i vn i n n i v v v n vn i r r r rr r r r r r r r r rr tte r lnlnln ln12 : 2 22 22 22 21 ( ) ( ) ( ) ( )               ⋅ ⋅ −              −⋅−              −⋅⋅       ⋅−⋅µ−⋅ −⋅⋅α =σ v n i vn i v v i n n v n vn i r r r rr r r r r r r r r rr tte t lnln1ln1 ln12 : 2 22 22 22 21 ( ) ( ) ( )                       ⋅−⋅−              ⋅−⋅⋅       ⋅−⋅µ−⋅ −⋅⋅α =σ i v v i n n v n vn i r r r r r r r r rr tte z ln21ln21 ln12 : 22 22 21 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 39 а б в рис. 9 – распределение температурных напряжений по радиусу втулки: а – радиальные; б – кольцевые; в – осевые выводы 1. получена математическая модель для анализа распределения температурного поля во втулке (вкладыше) подшипников скольжения, работающих в режиме без смазки. 2. разработаны программные блоки на базе математического пакета mathcad для моделирования температурных процессов в рабочих элементах подшипников скольжения с целью оптимизации режимов работы в соответствии с трибологическими и теплофизическими характеристиками, а также геометрическими параметрами рабочих элементов. 3. представлена методика аппроксимации экспериментальных данных с целью дальнейшего их использования при расчетах тепловых процессов и напряженно-деформированного состояния элементов машин. 4. как видно из результатов, приведенных в программных блоках, при определенных соотношениях геометрических и технологических параметров могут возникать существенные диссипативные выделения, которые в значительной степени повышают уровень температурного поля в объеме рабочих элементов. при этом неверное соотношение параметров может привести к термодеструкционным процессам. литература 1. чернавский с.а. подшипники скольжения. – м.: гнтимл., 1963. – 243 с. 2. подшипники скольжения. расчет, проектирование, смазка / н. типей, в.н. константинеску, ал. ника, о. бице. – бухарест: иарнр, 1964. – 457 с. 3. богданов о.и., дьяченко с.к. расчет опор скольжения. – к.: техніка, 1966. – 241 с. 4. карасик и.и. прирабатываемость материалов для подшипников скольжения. – м.: наука, 1978. – 136 с. 5. костецкий б.и., натансон м.э., бершадский л.и. механохимические процессы при граничном трении. – м.: наука, 1972. – 170 с. 6. воронков б. д. подшипники сухого трения. – 2-е изд., перераб. и доп. – л.; машиностроение. 1979. – 224 с 7. галахов м.а., бурмистров а.н. расчет подшипниковых узлов. – м.: машиностроение, 1988. – 272 с. 8. савин, л.а., соломин о.в моделирование роторных систем с подшипниками жидкостного трения. – м.: машиностроение, 2006. – 444 с. 9. механика контактных взаимодействий / под ред. и.и. воровича и в.м. александрова. – м.; физматлит. 2001. – 672 с. 19. галин л.а. контактные задачи теории упругости и вязкоупругости. – м.: наука, 1980. – 303 с. 11. горячева и.г., добычин м.н. контактные задачи в трибологии. – м.: машиностроение, 1988. – 256 с. 12. теория и проектирование опор роторов авиационных гтд. / балякин в.б., жильников е.п., самсонов в.н. и др. – самара: самарск. гос. авиац. ун-т, 2007. 253 с. 13. романовский г.ф., кирюхин а.л., воробьев ю.м. термогидродинамический расчет радиальных подшипников скольжения судовых пропульсивных комплексов в неспецификационных эксплуатационных условиях // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 3(53). – с. 62-71. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ температурных процессов в подшипниках скольжения с учетом трения проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 40 14. кузяєв і.м. моделювання неізотермічних процесів в робочому об’ємі черв’ячних насосів для аномально в’язких рідин // вопросы химии и химической технологии. – 2002. – № 2. – с. 107-112. 15. кузяев и.м. математическое моделирование процессов в зоне дозирования одночервячных машин // вопросы химии и химической технологии. – 2007. – № 3. – c. 151-172. 16. кузяєв і.м. механіка та реологія полімерів: навч. посібн. [для студ. вищ. навч. закл.]. – дніпропетровськ: удхту, 2002. – 386 с. 17. кузяев и.м. разработка программного пакета в системе мathcad для оптимизационного проектирования и моделирования работы экструзионных агрегатов // plastics processing technology summit, 2004. – xi’an: china. – 2004. – p. 68 78. 18. кузяев и.м. интенсификация процессов тепломассопереноса в рабочем канале червячных машин при переработке неньютоновских полимерных жидкостей // промышленная теплотехника. – 2004. – т. 26, № 1. – с. 25-31. 19. кузяев и.м. моделирование процессов плавления в одночервячных машинах при нежестком каркасе твердой пробки // вопросы химии и химической технологии. – 2008. – № 3. – с. 103-111. 20. кузяев и.м. анализ взаимосвязи между коэффициентами трения и давлением с учетом температурного поля при транспортировке материалов в винтовом канале червячных машин // трение и износ. – 2002. – т.23, № 2. – с. 154-159. 21. кузяев и.м. анализ диссипативных процессов, развивающихся в пространстве между вращающимся и неподвижным дисками, с учетом внутреннего и внешнего трения // трение и износ. – 2002. – т. 23, №6. – с. 635-639. 22. кузяев и.м. оптимизация структуры пористых материалов // вопросы химии и химической технологии. – 2005. – № 6. – c. 143-146. 23. кузяев и.м. влияние динамического поведения газовых пузырей на степень разделения наноагрегатов при получении пористых полимерных нанокомпозитов // вопросы химии и химической технологии. – 2006. – № 3. – c. 83-89. 24. кузяев и.м. обоснование и построение базовой теории для разделения наноагрегатов при получении полимерных нанокомпозитов // вопросы химии и химической технологии. – 2008. – №5. – с. 157-165. 25. кузяєв і.м. моделювання роботи та проектування екструзійних агрегатів з розробкою елементів сапр. – дніпропетровськ: двнз удхту, 2008. – 474 с. 26. лаврентьев м.а., шабат б.в. методы теории функций комплексного переменного. – м.: наука, 1973. – 736 с. 27. диткин в.а., прудников а.п. интегральные преобразования и операционное исчисление. – м.: наука., 1974. – 544 с. 28. камке э. справочник по обыкновенным дифференциальным уравнениям; пер. с нем. с.ф. фомина. – м.: наука, 1976. – 576 с. 29. кантарович з.б. основы расчета химических машин и аппаратов. – м.: гнтимл., 1960. – 743 с. 30. козлов н.а., митрофанов а.д. физика полимеров: [учеб. пособие]. – владимир: владим. гос. ун-т; 2001. – 345 с. 31. колтунов м.а., майборода в.п., зубчанинов в.г. прочностные расчеты изделий из полимерных материалов. – м.: машиностроение, 1983. – 239 с. 32. akkapeddi m.k. glass fiber reinforced polyamide-6 nanocomposites // polymer composites. – 2000. – vol.21, №4. – с. 576-585. 33. теплофизические и реологические характеристики и коэффициенты трения наполненных термопластов. справочник / пахаренко в.а., зверлин в.г.,. привалко в.п и др. – к., наука, 1983. – 280 с. надійшла 23.12.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_shifrin.doc трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 54 шифрин б.м. кировоградская летная академия национального авиационного университета, г. кировоград, украина e-mail: b_shifrin@mail.ru трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо удк 629.735.015:533.6.013.43 с помощью известных математических маломерных моделей решена прямая задача динамики для катящегося пневмоколеса. ограничиваемся малыми углами увода и нулевым углом развала, а зоной скольжения в пятне контакта шины с опорной плоскостью пренебрегаем; находим поперечную силу трения и восстанавливающий момент. используем модель м. в. келдыша, а также ее упрощенную версию для жестких пневматиков и модели установившегося увода. ключевые слова: трение, пневмоколесо, м. в. келдыш, угол увода. 1. введение отсутствие общепринятой развитой модели трения на пневмоколесах заметно снижает роль математического моделирования в решении актуальных задач динамики автомобилей, самолетов при взлетах и посадках, скутеров и других пневмоколесных машин. при докритических углах увода требуемая модель должна учитывать адгезию и скольжение в пятне контакта шины с опорной поверхностью. с наибольшей полнотой трение на пневмоколесе изучено, когда углы увода малы настолько, что зона скольжения пренебрежима или, говоря иначе, реализуется квазиадгезионный контакт [1, 2]. в процессе построения требуемой модели для анализа ее работы при малых углах увода понадобятся некие «эталонные» решения квазиадгезионного контакта. одной из наиболее полных, последовательных и удачных моделей этого класса является модель м. в. келдыша [1 5]. в настоящей статье, продолжая начатое в [5] рассмотрение частных случаев модели м. в. келдыша, выделен случай специального буксируемого пневмоколеса. показано, что решение для упомянутого случая обладает рядом особенностей и его целесообразно использовать в качестве «эталонного». кроме того, в статье проведено сопоставление ряда моделей квазиадгезионного контакта. 2. постановка задачи рассмотрим движение буксируемого пневмоколеса, имеющего вынос назад l (рис. 1). точка c – его центр масс. оси ggg yxo неподвижны и лежат в опорной плоскости. считаем, что силы трения, возникающие на пневмоколесе, приводятся к силе f и моменту m вокруг оси, перпендикулярной рисунку и проходящей через точку c (рис. 1). силу f дальше называем поперечная сила, а момент m , как это принято в механике шин, – восстанавливающий момент. рис. 1 – буксируемое пневмоколесо рис. 2 – специальное буксируемое пневмоколесо пневмоколесо закреплено так, что его диск всегда строго перпендикулярен опорной плоскости. тяга ac абсолютно жесткая. углы ее поворота )(11 tφ=φ , где −t время в секундах, «малы». скорость const=av r обусловливает переносную скорость точки c , а углы поворота – относительную, которую обозначаем cw r : mailto:b_shifrin@mail.ru трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 55 1φ= &lwc , точка сверху указывает на дифференцирование по времени t . в итоге скорость точки с равна: cac wvv rrr += . «малый» угол ∆ между плоскостью диска пневмоколеса и вектором скорости точки c на виде сверху называется углом увода, он равен (рис. 1): 21 φ+φ=∆ , где |)/(arctg|2 cc xy &&=φ , −cc x,y && проекции вектора cv r на оси gggg xo,yo , соответственно. с учетом малости углов остановимся на приближении: av/l 11 φ+φ=∆ & . (1) в дальнейшем будем полагать, что ff kk // =αβ , (2) а mm kk ≡ , (3) где −αβ mmff kkkk ,,,,, требующие экспериментального определения механические постоянные шины: −βα, кинематические коэффициенты м.в. келдыша; −mf kk , боковая и крутильная жесткости шины; −fk коэффициент увода; −mk коэффициент восстанавливающего момента в моделях увода. соотношение (2) можно найти, к примеру, в [6, 7], а справедливость тождества (3) показана в [8]. будем считать, что длина l не произвольная, а специальная: αβ== /*ll . (4) буксируемое пневмоколесо, длина выноса которого равна *l , назовем специальным буксируемым пневмоколесом или сбп-колесом. пусть функция «малых» поворотов тяги имеет вид: ∑ = ω+φ=φ n n nn tbt 1 01 sin)( , (5) где 0φ и −ωnnbn ,, заданные постоянные. другими словами, функция «малых» поворотов тяги включает постоянное и зависящее от времени слагаемые, причем второе из них представлено своим разложением «по синусам». из дальнейшего следует, что важна лишь принципиальная возможность представления поворотов в виде (5). двухмерный вектор { }mf , описывает трение на пневмоколесе и является предметом нашего изучения. ставится задача: для сбп-колеса и поворотов тяги (5) с помощью ряда известных моделей трения на пневмоколесе найти компоненты вектора трения и сопоставить полученные решения между собой. 3. решения задачи о трении на сбп-колесе 3.1. применение модели м. в. келдыша будем использовать такую систему уравнений [3]:      βϕ−αξ=φ+ϕ φ+ϕ−=φ+ξ ϕ=ξ= ),( ),( ,, 1 11 a a mf v vl kmkf && && (6) где −ϕξ, абсолютные линейная и угловая деформации шины. при заданном законе «малых» поворотов )(1 tφ уравнения (6) позволяют найти функции времени )(),(),(),( tttmtf ϕξ . согласно (6) деформации )(),( tt ϕξ без учета собственных колебаний для случая гармонического закона поворотов: tt ωφ=φ sin)( 01 , (7) трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 56 где −=φ const0 амплитуда и −=ω const частота вынужденных гармонических колебаний, имеют вид [4]: ϕξ=βαωγ+ωβαω= ,)],,,,(sin[),,,( iltlai ii , где −γ iia , амплитуды и фазовые углы; −ω=ω avr / число с. кларка [10]. воспользовавшись решением [4] для сбп-колеса и закона поворотов (5), найдем:    φ−=φ−= φ−=ϕφ−=ξ ).()(),()( ,, 11* 11* tktmtlktf l mf (8) подчеркнем – амплитуды и фазовые углы при гармонических колебаниях тяги сбп-колеса не зависят ни от частоты ω , ни от коэффициентов βα, . 3.2. применение упрощенной модели м. в. келдыша. как показано в [5], вместо (6) для достаточно жестких пневматиков будем иметь: }ξβα=ξ= )/(, mf kmkf , (9) для нахождения деформации ξ нужно использовать дифференциальное уравнение: lv)/(v aa 11 φ−φ−=ξβα+ξ && . в частном случае сбп-колеса имеем: *11* )/1( lvlv aa φ−φ−=ξ+ξ && . (10) приняв во внимание (5), придем к зависимостям:    φ−=φ−= φ−=ξ ).()(),()( , 11* 1* tktmtlktf l mf (11) сопоставив (8) и (11), заключим, для сбп-колеса упрощенная модель м. в. келдыша для достаточно жестких пневматиков (9), (10), приводит к тем же результатам, что и исходная модель м. в. келдыша (6). 3.3. применение гипотезы и модели и. рокара, [5, 9]. соотношение: ∆−= fkf (12) известно [5], как гипотеза и. рокара; соотношения [9]: { rkf f ∆=ξξ−= , (13) назовем моделью и. рокара. несмотря на то, что формулы (13) в [9] мало аргументированы, они нашли широкое применение. приняв во внимание (1) и (13), находим: )/( 1*1 af vlrkf φ+φ−= & . (14) рассматривая совместно (12) и (13), увидим: rk/k ff = . (15) это же соотношение представлено в [10], как эмпирическая формула о. в. буданцевой. теперь совместно рассмотрим (2), (4) и (15). получим: rl* = . иными словами, длина выноса сбп-колеса имеет порядок радиуса необжатой шины (рис. 2). перепишем (14), учтя только что полученную оценку: )/( 1*1* af vllkf φ+φ−= & . если ограничиться режимами установившегося увода ( 01 =φ& ), то применение гипотезы и модели и. рокара дает результаты моделей 3.1 и 3.2. 3.4. основная аналитическая модель установившегося увода [1]. в пределах «малых» установившихся углов увода ( )(t∆≠∆ , 0const ∆==∆ ) справедливы линейные приближения:    ∆= ∆−= , , m f km kf (16) где −mk коэффициент восстанавливающего момента. трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 57 в [8] модель (6) рассмотрена для описания установившегося увода и, в частности, получено, что: 10 φ−=∆−=ϕ . вспомним (2), (12). таким образом, уравнения (16) согласуются с выше изложенным. 4. заключение и выводы рассматривается прямая задача динамики катящегося пневмоколеса, решая которую находим поперечную силу трения и восстанавливающий момент. ограничиваемся малыми углами увода и нулевым углом развала, а зоной скольжения в пятне контакта шины с опорной плоскостью пренебрегаем. предложено выделять случай буксируемого с помощью жесткой тяги пневмоколеса, длина выноса назад которой отношению кинематических коэффициентов м. в. келдыша (или случай специального буксируемого пневмоколеса). на основе полученных результатов приходим к выводам: 1. случай специального буксируемого пневмоколеса (спб-колеса) целесообразно использовать в качестве «эталонного» решения для анализа работы полной модели трения на пневмоколесе при нулевом развале и в окрестности нулевого угла увода. 2. упрощенная модель м. в. келдыша, построенная в [5] для достаточно жестких пневматиков, в случае задачи спб-колеса дает те же результаты, что и исходная модель [3]. 3. модель м. в. келдыша (1) согласуется с моделями установившегося увода (13) и (16). литература 1. pacejka, h.b. tyre and vehicle dynamics [текст] / h. b. pacejka. – butterworth-heinemann, 2006. – 642 p. 2. саркисов, п.и. обзор моделей нестационарного качения колеса с упругой шиной по недеформируемому опорному основанию [текст]/ п. и. саркисов, с.д. попов // инженерный журнал: наука и инновации. – 2013. – вып. 12. – 18 с. url: tp://engjournal.ru/ catalog/machin/transport/1129.html. 3. келдыш, м.в. шимми переднего колеса трехколесного шасси [текст] / м.в. келдыш // труды цаги, 1945. – № 564. – 37 с. 4. шифрин, б.м. о модели шины м.в. келдыша [текст] / б.м. шифрин // восточно-европейский журнал передовых технологий. – 2009. – № 5/6(41). – с. 34 37. 5. неймарк, ю.и. динамика неголономных систем [текст] / ю.и. неймарк, н.а. фуфаев. – м.: наука, 1967. – 520 с. 6. певзнер, я.м. о качении автомобильных шин при быстро меняющихся режимах увода [текст] /я. м. певзнер// автомобильная промышленность. – 1968. – №6. – с. 15 19. 7. кручинин, п.а. механика подавления параметрических колебаний управляемых колес транспортных машин: дис…кандидата физ.-мат. наук: 01.02.01 [текст] / кручинин павел анатольевич. – м., 1984. – 181 с. 8. шифрин, б.м. о стыковке моделей увода и. рокара и м. в. келдыша [текст]/б.м. шифрин // матер. міжнар. наук.-практ. конф. «сучасні інформаційні технології в управлінні та професійній підготовці операторів складних систем», 27-28 жовтня 2010 р./ м-во освіти і науки україни, держ. льотна акад. україни. – к., 2010. – с. 339 342. 9. рокар, и. неустойчивость в механике: автомобили, самолеты, висячие мосты: пер. с франц. [текст] / и. рокар. – м.: изд. иностр. лит., 1959. – 287 с. 10. смрчек, а.в. расчет и испытания ориентирующихся колес на шимми [текст] /а.в. смрчек // труды цаги. – 1950. – 26 с. 11. clark, s. dynamic properties of aircraft tires [текст] /s. clark, r. dodge, g. nybakken// j. aircraft. – 1974. – vol. 11, №3. – p. 166 – 172. поступила в редакцію 28.08.2014 трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 58 shifrin b. m. friction on air wheels: a special towed air wheel. with the help of well-known mathematical models of low-dimensional dynamics the paper solves direct problem of dynamics of a rolling air wheel. the paper restricts itself to small slip angles and zero camber angle, neglects slip zone at the contact patch of the tire with the plane and finds the lateral force of friction and restoring moment. the author uses the model of m.v. keldysh and its simplified version for hard tire and the model of steady withdrawal. it is shown that at a certain length of air wheel tow (i.e. for special towed air wheels) temporal laws of change for thrust rotation angles, lateral friction and restoring moment coincide up to constant size multiplier factors. in this case, regardless of the hardness of the tires, the original and the above-mentioned simplified models by m.v. keldysh lead to the same results. the case of a special towed air wheel is convenient to use in the process of building a more complete model of friction — for testing its work in cases of small-angle slip. keywords: friction, air wheels, m. v. keldysh, slip angle. references 1. pacejka, h.b. tyre and vehicle dynamics. butterworth-heinemann, 2006. 642 p. 2. sarkisov, p.i. obzor modeley nestatsionarnogo kacheniya kolesa s uprugoy shinoy po nedeformiruemomu opornomu osnovaniyu. p. i. sarkisov, s.d. popov. inzhenernyiy zhurnal: nauka i innovatsii. 2013. vyip. 12. 18 s. url: tp:engjournal.ru/ catalog/machin/transport/1129.html. 3. keldyish, m.v. shimmi perednego kolesa trehkolesnogo shassi .trudyi tsagi, 1945. №564. 37 s. 4. shifrin, b.m. o modeli shinyi m.v. keldyisha. vostochno-evropeyskiy zhurnal peredovyih tehnologiy. 2009. №5/6(41). s. 34 – 37. 5. neymark, yu.i. dinamika negolonomnyih sistem. yu. i. neymark, n.a. fufaev. – m.: nauka, 1967. – 520 s. 6. pevzner, ya.m. o kachenii avtomobilnyih shin pri byistro menyayuschihsya rezhimah uvoda. avtomobilnaya promyishlennost. 1968. №6. s.15 – 19. 7. kruchinin, p.a. mehanika podavleniya parametricheskih kolebaniy upravlyaemyih koles transportnyih mashin: dis…kandidata fiz.-mat. nauk: 01.02.01. kruchinin pavel anatolevich. m., 1984. 181 s. 8. shifrin, b.m. o styikovke modeley uvoda i. rokara i m. v. keldyisha. mater. mizhnar. nauk.-prakt. konf. «suchasni informatsiyni tehnologiyi v upravlinni ta profesiyniy pidgo-tovtsi operatoriv skladnih sistem», 27–28 zhovtnya 2010 r. m-vo osviti i nauki ukrayini, derzh. lotna akad. ukrayini. k., 2010. s.339 – 342. 9. rokar, i. neustoychivost v mehanike: avtomobili, samoletyi, visyachie mostyi: per. s frants. m.: izd. inostr. lit., 1959. 287 s. 10. smrchek, a.v. raschet i ispyitaniya orientiruyuschihsya koles na shimmi. trudyi tsagi. 1950. 26 s. 11. clark, s. dynamic properties of aircraft tires. s. clark, r. dodge, g. nybakken. j. aircraft. 1974. vol. 11, no 3. – p. 166 –172. copyright © 2021 m.n.brykov, v.g.efremenko, m.yu.osipov, a.e.kapustyan, t.a.akrytova, yu.a.kalinin. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,59-65 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-59-65 high-carbon steel: microstructure and abrasive wear resistance of heat affected zone after welding with fast cooling m.n.brykov 1* , v.g.efremenko 2 , m.yu.osipov 1 , a.e.kapustyan 1 , t.a.akrytova 1 , yu.a.kalinin 3 1 "zaporizhzhya polytechnic" national university, ukraine, 2 priazovskyi state technical university, ukraine 3 prjsc “zaporozhtransformator”, ukraine *e-mail: brykov@zntu.edu.ua abstract the goal of this work is to estimate the abrasive wear resistance of heat affected zone (haz) after welding high-carbon low-alloy steel 120mn3si2 with fast cooling. the following benchmark data were used: microstructures of haz of 120mn3si2 steel after welding with cooling in water; abrasive wear resistance of different microstructure constituents of 120mn3si2 steel in two-body abrasive wear conditions. it is shown that high abrasive wear resistance of material in haz is provided in the vicinity of fusion line. the reason is unstable retained austenite which appears in haz as a result of quenching at fast cooling right after welding. the wear resistance of material in haz is altered by microstructural changes from austenite to austenite+martensite and finally martensite. the martensitic zone is about 0.5 mm wide and it is followed by zone of tempering of initial structure of steel. zone of tempering is 1.5-2.0 mm wide and is the only zone of low abrasive wear resistance in haz of 120mn3si2 steel welded with fast cooling. welding of 120mn3si2 steel with fast cooling in water results in welding joints which have as high wear resistant as the base material or even higher. this enables manufacturing flat welded elements with high wear-resistance and large surface area. key words: high-carbon steel, welding, fast cooling, austenite, martensite, bainite, abrasive wear resistance, microstructure. introduction protection against abrasive and other kinds of wear requires materials with specific properties. for example, high abrasive wear resistance of steels is attributed to high carbon content (1.0 wt. % of carbon or even more) and specific thermal treatment to obtain certain microstructure. the problem may arise if such thermally treated machine parts are to be welded. heat input during thermal welding cycle changes the initial wear resistant microstructure inside heat affected zone (haz). special efforts are needed to minimize haz and provide quality welding joints while welding heat treated high-carbon wear resistant steels. anyway, the width of haz in any case would not be less than approximately 5 mm from the fusion line. therefore, if two plates of high-carbon steel are welded, a zone of changed wear resistance appears to be 10 mm wide. it is necessary to know the wear resistance of this zone because local low wear resistance may negatively affect the overall lifetime of machine part. in this study the attempt is made to estimate the abrasive wear resistance in haz of high-carbon low-alloy steel 120mn3si2 after welding with fast cooling. literature review friction and wear are estimated to cause approximately 20% of the world energy consumption [1]. wear is responsible for short lifetime of many critical machine parts and even for their sudden catastrophic failures. abrasive wear is the most aggressive form of wear. generally it appears during operation in mining sector [2, 3] and other industries where hard particles of natural or artificial abrasives are in direct contact with metallic surfaces. losses connected to abrasive wear are estimated as 4% of the gnp of industrially developed countries http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-59-65 60 problems of tribology [4]. extensive investigations have been made on abrasive wear resistance of steels and cast irons during last century. important results were obtained by i.n.bogachev and r.i.mints, b.a.voinov, v.i.dvoruk, v.g.kaplun and p.v.kaplun, v. n. kashcheev, m.v. kindrachuk, l.g.korshunov, a.v.makarov, l. s. malinov, v.s.popov and n.n.brykov, m.m.tenenbaum, v.m.tkachev, m. m. khrushchev and m. a. babichev, a.p.cheiliakh, v.v.shevelya, a.fisher, i.i.garbar, a.misra и i.finnie, r.c.d.richardson, g.w.stachoviak, a.a.torrance, j.h.tylczak, k.-h. zum gahr. main attention of researchers has been concentrated on wear resistance of martensite and austenite. abrasive wear resistance of austenite depends on its degree of hardening during friction and the ability of the wear medium to provide such hardening. i.m.bogachev and r.i.mints have discovered the phenomenon of deformation transformation of austenite to martensite during mechanical load [5]. since then this effect was widely used to increase wear resistance of machine parts under conditions of abrasive wear. researches of l. s. malinov [6], a.p.cheiliakh [7], m. a. filippov [8] should be mentioned among the works devoted to the study of the properties of steels with the structure of unstable residual austenite. v.s.popov and n.n.brykov [9, 10] have made extensive research on abrasive wear resistance of retained austenite in numerous applications in refractory industry. in [10] the range of optimal chemical composition for wear resistant austenitic alloys was proposed. it was shown that high carbon content, i.e. 1.0 mass.% or higher, is responsible for high abrasive wear resistance. according to [11] maximal wear resistance in fe-c alloys is achieved at 2 mass.% of carbon. as a result of studying the effect of alloying on the wear resistance of steels with the structure of unstable austenite during abrasive wear, it was found that the level of alloying of wear -resistant alloys should be maintained at the lowest possible level [12]. thus, the requirements for the chemical composition of abrasive wear resistant steels are specified as follows: approximately 3% of alloying elements (e.g. mn, cr) in total, the carbon content should provide the martensite start temperature at 20 o c. the simplest example is the steel containing 1.2% c and 3% mn. after quenching from 1000 o c (single-phase γ-region) austenite retains almost completely and is capable to deformation martensitic transformation in the course of abrasive wear. this provides high wear resistance for steel after above mentioned thermal treatment, much higher than the one of high-carbon untempered martensite. high ability of austenite to deformation martensitic transformation is useful in the case of impactless-abrasive wear. but if the machine part is subjected not only to wear but also to impacts, the instability of austenite is also a disadvantage. in the initial stages of the impacts, when the crack is not yet formed, the initial plastic deformation takes place. but after the formation of the first crack, a stress concentration occurs at its tip. under the large local stresses near the crack tip, a deformation martensitic transformation occurs, and the crack actually propagates in brittle high-carbon martensite during repeated shocks. thus, low resistance to shock loads is the price for high abrasive wear resistance. this significantly narrows the potential range of possible successful usage of high-carbon low-alloy steels as a wear-resistant material in conditions of mechanical wear. in [13, 14] it is proposed to use isothermal treatment of residual austenite of high-carbon low-alloy steels in order to reduce the susceptibility to brittle fracture while maintaining abrasive wear resistance at a sufficiently high level. high-carbon low-alloy steels, for example, 120mn3 steel, allow to obtain up to 100% of residual austenite after quenching from a single-phase region. therefore, such steels do not require baths with liquid media for the isothermal treatment of austenite. it is enough to quench them in water, to heat further in a conventional air furnace and to hold at a constant temperature for the required time. during isothermal holding of quenched 120mn3 steel, bainite transformation of austenite takes place. if silicon content is high enough (1.5-2.0%), cementite is not formed during bainite transformation. after isothermal transformation the structure contains bainitic ferrite and austenite, which is carbon supersaturated [15, 16]. due to increasing the carbon content the austenite stabilizes and its susceptibility to deformation martensitic transformation is reduced. thus, it is possible to eliminate the catastrophic fragility of unstable residual austenite due to a small loss of abrasive wear resistance [13, 14]. in order to accelerate the bainite transformation, it is necessary to quench 120mn3si2 steel from such a temperature that after cooling, martensite was present in the structure in small amount. martensite acts as a catalyst for bainite transformation [17], which begins less than in 1 hour if the steel 120mn3si2 is hardened from 900 o c [18]. welding of previously quenched 120mn3si2 steel may be needed for large-part manufacturing. in order to minimize influence of welding heat on initial microstructure of steel it is proposed to use fast cooling of just-welded joints in water [19]. it was shown that due to rapid cooling it is possible to minimize dimensions of heat affected zone (haz) and obtain welding joints of acceptable quality. the width of haz was about 5 mm from fusion line from each side of a welding joint. this results in a 10 mm wide zone of altered microstructure and hence altered wear resistance at the location of welding joint on a produced large-scale part. the goal of this work is assessing the abrasive wear resistance of a material inside haz of 120mn3si2 welding joint after welding with fast cooling in water. methods the assessment of the abrasive wear resistance of the material in haz of 120mn3si2 steel was carried out according to the known experimental data. the authors have performed numerous experiments on abrasive wear of steels with different microstructures in two-body abrasive wear conditions and reported the results in [11-14, 2022]. the microstructure of haz in welding joints of 120mn3si2 after welding with fast cooling in water has been investigated and reported in [19, 23]. hence, it is possible to accurately predict the abrasive wear problems of tribology 61 resistance of each point in haz depending on the microstructure. for the sake of this research, wear mode was assumed to be two-body abrasive wear of cylindrical specimen 2 mm in diameter sliding against fresh surface of abrasive cloth under load of 300 g. the assumed abrasive is 0.6…0.8 mm grits of al2o3. the ability of material to resist abrasive wear is expressed as relative wear resistance ε. the assumed reference sample is pure iron having ε = 1,0. results and discussion according to [19] optimal heat treatment of 120mn3si2 steel includes quenching from 900 o c and subsequent isothermal treatment at 250 o c. after quenching from 900 o c microstructure is preliminary austenitic with nearly 30% of martensite. certain amount of undissolved carbides is present as well. subsequent isothermal treatment leads to appearance of fine lamellas of bainitic ferrite. the amount of bainitic ferrite depends on isothermal holding time. the very first lamellas are observed even after 1 hour of isothermal holding [18]. decarburized layer inevitably appears when 120mn3si2 steel is exposed to quenching heat. the depth of decarburized layer depends on holding time at quenching temperature and may reach 1 mm. because of decrease in carbon content, martensite start temperature (ms) significantly increases. therefore the martensitic layer appears after quenching in the near surface regions where significant decarburization had happened [22]. 5 mm thick plates of 120mn3si2 steel where quenched from 900 o c, held isothermally at 250 o c and then were welded with fast cooling in water. the microstructure of welding joint from 120mn3si2 side is shown on fig.1, a. because of fast cooling after welding the material in haz is quenched. therefore haz consists of several zones of microstructures depending on peak temperatures during heating cycle in each particular point. fig. 1. macroand microstructure of welding joint of thermally treated 120mn3si2 steel: a – macrostructure of welding joint with different zones of haz, 1 – austenite, 2 – austenite + martensite, 3 – martensite, 4 – zone of high tempering of initial microstructure, 5 – thermally unaffected core; b – microstructure of thermally unaffected core: austenite + tempered martensite + bainitic ferrite + carbides; c – microstructure of decarburized layer: tempered martensite + austenite 62 problems of tribology four different zones may be distinguished in haz. zone 1 appears as a result of heating the material to the temperatures between acm critical point and solidus temperature (single-phase γ-region). the structure in zone 1 is almost fully austenitic because the ms temperature is near 30 o c [13]. the more the distance from fusion line is, the less is the peak temperature. zone 3 is preliminary martensitic and is equivalent to classic quenching for maximal hardness of hyper-euthectoid steels. it corresponds to quenching from temperatures slightly above ac1 critical point. zone 2 corresponds to quenching from a range of temperatures between ac1 and acm. the structure is austenite + martensite. the closer to fusion line in the zone 2, the more amount of austenite is present in the structure. if heating temperature doesn’t exceed ac1, then no phase transformation takes place during welding cycle (zone 4). the structure in this zone right at the border with zone 3 contains products of diffusional decomposition of initial microstructural constituents. the more the distance to zone 3 is, the less is the peak temperature in the welding cycle in zone 4. thus, microstructure gradually changes from products of high tempering to products of low tempering and further to zone 5 where initial microstructure is not changed at all. having the information on microstructures of different zones in haz it is possible to determine changes in relative wear resistance of material on different distance to fusion line (fig. 2). relative wear resistance of preliminary austenitic structure in zone 1 of haz is at the level of 4.0. this value corresponds to wear resistance of 120mn3si2 steel quenched from 1000 o c as reported in [14]. if quenching temperature decreases to 900 o c then some amount of martensite appears after quenching. this is due to less carbon content in austenite before quenching and rising the ms. retained austenite becomes even more unstable, therefore relative wear resistance of 120mn3si2 steel after quenching from 900 o c is slightly higher than that after quenching from 1000 o c [20]. this microstructure corresponds to zone 2. relative wear resistance gradually increases to some maximum due to gradual alteration in content of retained austenite. this maximum corresponds to microstructure which is equivalent to those obtained after quenching from 900 o c. the expected value of relative wear resistance at the point of maximum is 4.2-4.3. further increasing of distance from fusion line leads to decreasing of peak temperatures in welding cycle. consequently, the amount of martensite gradually increases until zone 3 is reached. relative wear resistance of untempered martensite (eutectoid composition) is 2.9 [21]. therefore the same relative wear resistance is provided in zone 3. sharp drop in relative wear resistance takes place upon transition from zone 3 to zone 4. the structure of zone 4 in the vicinity of zone 3 is equivalent to that after recrystallization annealing, i.e. pearlite. relative wear resistance of pearlite is 1.4 [21], so that is the value to which ε is decreased on the border of zones 3 and 4. th e more is the distance from zone 3, the finer is the pearlite. the microstructure gradually changes to sorbite, troostite, and finally the thermally unaffected zone 5 is reached. relative wear resistance increases respectively from 1.4 to the level that is specific for the base preliminary treated material. in the case of quenching 120mn3si2 steel from 900 o c and subsequent isothermal treatment at 250 o c the structure is austenite+tempered martensite+bainitic ferrite+carbides. relative wear resistance of such microstructure is slightly higher than that of untempered high-carbon martensite [14]. fig. 3. relative wear resistance of different zones of haz of 120mn3si2 steel after quenching from 900 o c, isothermal treatment at 250 o c and welding with fast cooling in water problems of tribology 63 steels with martensitic microstructure are widely used as abrasive wear resistant material. because of high brittleness of untempered martensite this microstructure is not acceptable for majority of machine parts. at least low temper is needed to get lower brittleness of material after quenching. low tempering decreases hardness and hence abrasive wear resistance. thus, relative wear resistance of tempered martensite is the lowest level that is practically acceptable. this level of ε is designated as “acceptable level of ε” on fig. 2. all points in haz with higher values of ε should be considered as zone with high relative wear resistance to abrasive wear. it is evident, that the only zone of low wear resistance is that designated in gray on fig. 2 (“low ε”). the width of this zone is 1.5-2.0 mm. the rest of haz possesses wear resistance that is above acceptable level. relative wear resistance in zones 1 and 2 is even higher than the one of the base material. all considerations expressed above allow to claim that welding of 120mn3si2 steel with fast cooling in water enables haz with wear resistance that is the same or even higher than the one for base thermally treated material. the only zone with low wear resistance is 1.5-2.0 mm wide and corresponds to heating the material to high but subcritical temperatures. this zone cannot be eliminated since it is not possible to avoid places in haz that are heated to subcritical temperatures. this zone also cannot be made less wide since cooling is as fast as possible. conclusions abrasive relative wear resistance of heat affected zone of 120mn3si2 steel after welding with fast cooling in water is assessed in this research. the only zone with low wear resistance is 1.5-2.0 mm wide. this zone cannot be neither avoided nor narrowed. it corresponds to heating material to subcritical temperatures during welding cycle. the relative wear resistance of material in this zone corresponds to that for pearlite. the relative wear resistance of the rest of haz appears to be higher or at the same level as for previously heat treated steel. thus, welding 120mn3si2 steel with fast cooling in water enables obtaining welding joint with high abrasive wear resistance of heat affected zones. the research shows that welding of 120mn3si2 steel with fast cooling in water results in welding joints which have as high wear resistance as the base material or even higher. this enables manufacturing flat welded elements of high wear-resistance and large surface area. references 1. holmberg, k., erdemir, a. influence of tribology on global energy consumption, costs and emissions. friction 2017, 5, 263–284. 2. holmberg, k., kivikytö-reponen, p., härkisaari, p., valtonen, k., erdemir, a. global energy consumption due to friction and wear in the mining industry. tribology international 2017, 115, 116–139. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2017.05.010 3. terva, j., kuokkala, v.-t., valtonen, k., siitonen, p. effects of compression and sliding on the wear and energy consumption in mineral crushing. wear 2018, 398–399, 116–126. 4. totten, g.e. (ed.). friction, lubrication, and wear technology. asm international 2017. 5. bogachev i.n., mincz r.i. kavitaczionnoe razrushenie zhelezouglerodistykh splavov. m., sverdlovsk : mashgiz, 1959. 111 s. 6. malinov l. s., malinov v. l. ekonomnolegirovannye splavy s martensitnymi prevrashheniyami i uprochnyayushhie tekhnologii : monografiya. khar`kov : nncz khfti, 2007. 346 s. 7. chejlyakh, a. p. ekonomnolegirovannye metastabil`nye splavy i uprochnyayushhie tekhnologii : monografiya. mariupol` : pgtu, 2009. 483 s. 8. filippov m. a., litvinov v. s., nemirovskij yu. r. stali s metastabil`nym austenitom. m. : metallurgiya,1988. 257 s. 9. popov v. s., brykov n. n., dmitrichenko n. s. iznosostojkost` pressform ogneupornogo proizvodstva. m. : metallurgiya, 1971. 160 s. 10. schastlivczev v. m., filippov m. a. rol` princzipa metastabil`nosti austenita bogacheva-mincza pri vybore iznosostojkikh materialov. metallovedenie i termicheskaya obrabotka metallov. 2005. # 1, s.6-9. 11. brykov m. n. abrazivnoe iznashivanie zhelezouglerodistykh splavov. trenie i iznos. 2006. # 1, s. 105-109. 12. brykov m. n., andrushhenko m. i., kulikovskij r. a. vliyanie legirovaniya na iznosostojkost` zhelezouglerodistykh splavov pri abrazivnom iznashivanii. novi materiali i tekhnologiyi v metalurgiyi ta mashinobuduvanni. 2006. # 2, s. 59-62. 13. hesse o., liefeith j., kunert m., kapustyan a., brykov m., efremenko v. bainit in stählen mit hohem widerstand gegen abrasivverschleiß. tribologie + schmierungstechnik. 2015. v 63. № 2, s. 5-13. 14. brykov m. n. iznosostojkost` bejnita pri abrazivnom iznashivanii. problems of tribology. 2015. # 1, s.113-118. 15. bhadeshia h. k. d. h. nanostructured bainite. proc. r. soc. a. 2010. v 466, p. 3-18. 64 problems of tribology 16. gabarello f. g., miller m. k., garcia-mateo c. opening previously impossible avenues for phase transformation in innovative steels by atom probe tomography. materials science and technology. 2014. v 30, p. 1034-1039. 17. jellinghaus w., anregung der zwischenstufen-umwandlung des stahles durch kleine mengen von aeisen. arch. eisenhütt. 1952. v 23, p. 459-470. 18. kalinin yu. a., petrishinecz i., efremenko v. g., kapustyan a. e., brykov m. n. vliyanie izotermicheskoj obrabotki na mikrostrukturu zakalyonnoj na austenit vysokouglerodistoj nizkolegirovannoj stali. visnik khnadu. 2020. t 1. vip. 88, s. 58-66. 19. microstructure and properties of heat affected zone in high-carbon steel after welding with fast cooling in water / m.n. brykov, i. petryshynets, m. džupon, yu. a. kalinin, v. g. efremenko, n.a. makarenko, d. yu. pimenov, f. kováč // materials. 2020. 13(22). 5059. 20. efremenko v.g. two-body abrasion resistance of high-carbon high-silicon steel: metastable austenite vs nanostructured bainite / v.g. efremenko, o. hesse, t. friedrich, m. kunert, m.n. brykov, k. shimizu, v.i. zurnadzhy, p. šuchmann // wear. 2019. v. 418-419, p. 24-35. 21. brykov m.n., efremenko v.g., efremenko a.v. iznosostojkost` stalej i chugunov pri abrazivnom iznashivanii : nauchnoe izdanie / m.n.brykov, v.g.efremenko, a.v.efremenko. kherson : grin` d.s., 2014. 364 s. 22. khesse o. iznosostojkost` obezuglerozhennogo sloya vysokouglerodistoj nizkolegirovannoj stali v ekstremal`nykh usloviyakh treniya / o. khesse, m. kunert, v.g. efremenko, k. shimiczu, m.n. brykov, a.e. kapustyan // naukovi notatki. 2017. vip. 58, s. 301-307. 23. struktura okoloshovnoj zony zakalyonnoj vysokouglerodistoj stali posle svarki s uskorennym okhlazhdeniem / yu. a. kalinin, a. a. shumilov, i. petrishinets, v. g. efremenko, m. n. brykov // novi materiali i tekhnologiyi v metalurgiyi ta mashinobuduvanni. 2019. # 1, s. 31-36. problems of tribology 65 бриков м.м., єфременко в.г., осіпов м.ю., капустян о.є., акритова т.о., калінін ю.а. високовуглецева сталь: мікроструктура і абразивна зносостійкість зони термічного впливу після зварювання із швидким охолодженням у воді. метою роботи є оцінювання абразивної зносостійкості зони термічного впливу (зтв) після зварювання високовуглецевої низьколегованої сталі 120г3с2 із швидким охолодженням. було використано такі вихідні дані: мікроструктура зтв сталі 120г3с2 після зварювання з охолодженням у воді; абразивна зносостійкість різних мікроструктурних складових сталі 120г3с2 в умовах абразивного зношування закріпленими частинками. показано, що в зтв у безпосередньої близькості до границі сплавлення забезпечується висока абразивна зносостійкість матеріалу. причиною є структура нестабільного залишкового аустеніту, який утворюється в зтв в результаті гартування під час швидкого охолодження одразу ж після зварювання. зносостійкість матеріалу в зтв змінюється із зміною мікроструктури від аустеніту до аустеніт+мартенсит і, нарешті, мартенситу. ширина мартенситної зоні становить приблизно 0,5 мм. за мартенситною зоною утворюється зона відпуску вихідної мікроструктури сталі завтовшки 1,5-2,0 мм. ця зона є єдиною зоною зі зниженою зносостійкістю. зварювання сталі 120г3с2 із швидким охолодженням у воді дозволяє отримати зварні з’єднання із зносостійкістю, що дорівнює зносостійкості вихідного матеріалу, або навіть перевищує її. це дає можливість виготовляти пласкі зварні елементи з високою зносостійкістю і великою площею поверхні. ключові слова: високовуглецева сталь, зварювання, швидке охолодження, аустеніт, мартенсит, бейніт, абразивна зносостійкість, мікроструктура. 11_ sokolan.doc влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 73 coкoлaн ю.c. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина julia.lila@yandex.ru влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки удк 621.891 методом амплитудно независимого и амплитудно зависимого внутреннего трения исследованы особенности влияния внешнего трения на процесс естественного старения углеродистой стали после различной термообработки. установлено, что естественное старение стали сопровождается первоначальным ростом внутреннего трения вследствие развития процессов отдыха в стали с последующим снижением уровня внутреннего трения, вызванного блокировкой дислокаций. показано, что внешнее трение замедляет развитие деформационного старения мартенситных структур, но значительно активизирует этот процесс в случае высокоотпущенной стали на поздних стадиях выдержки. ключевые слова: внешнее трение, внутреннее трение, декремент колебаний, естественное старение, деформационное старение, закалка, отпуск, дислокации, атомы внедрения, термообработка. введение при внешнем трении релаксация контактных напряжений может сопровождаться разупрочнением, неизменностью механических свойств или упрочнением (ростом упругости). результат зависит от степени стабильности структуры металла и температурно-скоростного режима деформации. при циклическом динамическом нагружении зон фактического контакта процессы релаксации напряжений в металлах тесно связаны с внутренним трением, имея одинаковые механизмы. поэтому мерой релаксационной способности материала и степени релаксации напряжений может служить уровень внутреннего трения, соответствующий данной амплитуде циклических напряжений и температуре деформации. примерами релаксационных процессов при трении стали могут служить релаксация напряжений при динамическом деформационном старении (ддс) и при отпуске под напряжением – динамическом старении (дс). в первом случае диффузионная перестройка приводит к упрочнению вследствие блокировки наведенных деформацией свежих дислокаций атмосферами и сегрегациями примесных атомов (углерода и азота). при втором виде старения в метастабильных системах (например, после закалки) в дополнение к ддс формируется гетерогенная структура с выделением мелкодисперсных избыточных фаз (частиц карбидов и нитридов), затрудняющих вязкое течение (релаксационное упрочнение) [1, 2]. эффективность развития указанных релаксационных явлений зависит от согласованности процессов диффузии атомов внедрения и дислокационной перестройки, которые, в свою очередь, зависят от скорости деформации и температурного режима. с другой стороны, релаксационное разупрочнение с ростом диссипативной способности может наступить, например, при выделении крупнодисперсных (скоагулированных) частиц избыточной фазы. высокая эффективность преобразования подводимой механической энергии в теплоту (до 90%) свидетельствует о тесной связи между внешним и внутренним трением. в зависимости от уровня действующих контактных напряжений процесс диссипации осуществляется различными механизмами амплитуднонезависимого и амплитуднозависимого внутреннего трения, которые одновременно являются механизмами релаксации напряжений. в данной статье изучается изменение релаксационной способности при естественном старении после термообработки стали, а также при деформационном старении после внешнего трения. анализируются соответствующие механизмы стабилизации структур в процессе старения. методика исследований исследовалась сталь 45 в состоянии закалки (в воду от температуры 850 ºс), а также в состоянии низкотемпературного (200 ºс) и высокотемпературного (600 ºс) отпуска. образцы подвергались естественному старению непосредственно после термообработки, а также после внешнего трения при температуре 20°с на протяжении 14 дней с промежуточными измерениями логарифмического декремента колебаний образцов (внутреннего трения). изменение декремента колебаний исследовалось на установке типа крутильного маятника [3], в области амплитуднонезависимого (анзвт) и амплитуднозависимого (азвт) внутреннего трения. триботехнические испытания проводились при контактной нагрузке р = 10н и скорости скольжения v = 0,34 м/с на установке, описанной в работе [4]. путь трения составлял 300 м. образцы подвергались первоначальной приработке для снятия окислов при той же контактной нагрузке и скорости трения. путь трения приработки составлял 50 м. mailto:julia.lila@yandex.ru влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 74 результаты и их обсуждение на рис. 1 представлены примеры амплитудных зависимостей внутреннего трения стали после термообработки и разного времени последующей выдержки (естественного старения). а) б) в) рис. 1 –амплитудные зависимости внутреннего трение стали после термообработки и разного времени выдержки: а – закалка; б отпуск 200°с; в – отпуск 600°с (1 – исходное состояние, 2, 3, 4 – соответственно 2, 4, 9 дней выдержки) сталь непосредственно после закалки имеет метастабильную структуру пересыщенного твердого раствора (мартенсит) с большой плотностью малоподвижных дислокаций, сформировавшихся в ре влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 75 зультате фазового наклепа. сталь в таком состоянии при высокой твердости имеет значительную микропластичность и относительно низкий модуль упругости. отпуск при температуре 200°с вызывает существенное снижение внутреннего трения и рост упругости стали вследствие распада мартенсита с выделением высокодисперсных частиц метастабильного ε-карбида, когерентно связанного с матрицей (i превращение), а также вследствие распада остаточного аустенита (γост→α + к) с образованием низкоуглеродистого мартенсита и дисперсных карбидов (ii превращение) [5]. несмотря на то, что часть углерода переходит в карбиды, в тонких двойниках мартенсита сохраняется высокая плотность дислокаций, закрепленных сегрегациями примесных атомов внедрения (c + n) и выделившимися частицами карбидов. подвижность дислокаций становится минимальной, структура стабилизируется, обретая высокую упругость и релаксационную стойкость. при температурах отпуска выше 400°с фазовые превращения не происходят, а развиваются процессы коагуляции и последующей сфероидизации карбидов. пластинчатый феррит преобразуется в зернистый с дроблением блоков мозаики, формируя при тотп = 600°с так называемый сорбит отпуска. при этом плотность подвижных дислокаций уменьшается и внутреннее трение снижается. амплитуднонезависимое внутреннее трение (анзвт) соответствует преимущественно потерям, обусловленным колебаниями коротких дислокационных сегментов длиной lc, расположенных между ближайшими примесными атомами, локально закрепляющими дислокации (фон внутреннего трения). рассеяние энергии связано с отставанием по фазе деформаций от приложенных напряжений при периодическом выгибании таких дислокационных сегментов. деформация, после которой внутреннее трение становится зависящим от ее амплитуды, соответствует началу отрыва дислокаций от примесных атмосфер. в то же время дислокации остаются закрепленными в узлах дислокационной сетки, вызывая потери при колебательном движении отрезков ln (дислокационный гистерезис). при дальнейшем увеличении амплитуды деформации дислокации отрываются уже и от узлов сетки дислокаций, образуя дислокационные петли, перемещение которых вызывает микропластическую деформацию. амплитуднозависимое внутреннее трение (азвт) несет в себе информацию о дислокационной структуре металлов, взаимодействии дислокаций с примесными атомами, а также о механизмах диссипации механической энергии при циклическом нагружении [6, 7]. на рис. 2 представлены примеры амплитудных зависимостей внутреннего трения термообработанной стали после внешнего трения и разного времени деформационного старения. известно [1], что деформационное старение протекает после пластической деформации, если она происходит при температуре ниже температуры рекристаллизации и развивается в течение 15... 16 суток при 20°с или в течение нескольких минут при 200...350°с. при этом происходит упрочнение, что связано, в основном, с ухудшением условий движения дислокаций и образованием карбидных и нитридных фаз (при нагреве). изменение свойств стали, характерное для деформационного старения, происходит только в том случае, если: 1) в металл деформацией введено определенное количество «свежих» дислокаций; 2) концентрация примесных атомов, которые могут эффективно взаимодействовать с этими дислокациями, превышает 10-4% (по массе). основу механизма деформационного старения составляют процессы взаимодействия примесных атомов с дислокациями, которые введены деформацией. итогом этого взаимодействия является изменение расположения примесных атомов в объеме металла по сравнению с тем расположением, которое существовало сразу после деформации. на основании данных рис. 1 и 2 на рис. 3 показано изменение малоамплитудного (амплитуднонезависимого) внутреннего трения термообработанной стали в процессе естественного старения. сравнение приведенных на рис. 3 значений декремента колебаний образцов перед началом их выдержки (старения) показывает, что внешнее трение повышает анзвт всех исследуемых структур, полученных после термообработки. по-видимому, это обусловлено ослаблением степени закрепления дислокационных сегментов lс вследствие активизации в условиях фрикционного воздействия диффузионной перестройки атомов внедрения (c+n) и их атмосфер. естественное старение (без трения) образцов с закалочной и низкоотпущенной структурами сопровождается первоначальным ростом декремента (после 2-4 суток) с последующим его непрерывным снижением (рис. 3 а, б; кривая 1). внешнее трение формирует более высокий уровень анзвт мартенсита уже на данной стадии деформационного старения (рис. 3 а, кривая 2). такой же эффект наблюдается для отпущенного мартенсита на более поздних стадиях старения (рис. 3 б, кривая 2). естественное старение высокоотпущенной стали (тотп = 600°с) после термообработки характеризуется непрерывным ростом декремента (рис. 3 в, кривая 1). в то же время после внешнего трения деформационное старение такой стали сопровождается существенным снижением амплитуднонезависимого внутреннего трения (рис. 3 в, кривая 2). влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 76 а) б) в) рис. 2– амплитудные зависимости внутреннего трения термообработанной стали после внешнего трения и разного времени последующей выдержки: а – закалка; б отпуск 200°с; в – отпуск 600°с (1 – исходное состояние, 2, 3, 4, 5 – соответственно 2, 4, 9, 14 дней выдержки) высокоотпущенная сталь (тотп = 600ºс) мало склонна к ддс, поэтому при увеличении плотности дислокаций в используемом скоростном режиме внешнего трения (v = 0,34 м/с) подвижность дислокаций уменьшается преимущественно вследствие взаимной блокировки, приводящей к снижению вязкости и охрупчиванию (механический наклеп). влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 77 а) б) в) рис. 3– изменение анзвт (ε = 5 ∙ 10-5) в процессе естественного старения: а – закалка; б отпуск 200°с; в – отпуск 600°с (1 – после термообработки; 2 – после последующего внешнего трения) подобно вышеизложенному, на основании данных рис. 1 и 2, рис. 4 иллюстрирует изменение амплитуднозависимого внутреннего трения (азвт) в процессе старения. сравнивая начальные значения декремента для всех исследуемых структур видно, что в отличие от малых амплитуд возбуждения колебаний (см. рис. 3) декремент колебаний в области амплитуднозависимого внутреннего трения после внешнего трения снижается, свидетельствуя о развитии в условиях фрикционного взаимодействия динамического деформационного старения, когда сокращается длина дислокационных отрезков ln и увеличивается степень их закрепления в узлах дислокационной сетки. в то же время повышенная диффузионная подвижность точечных дефектов (атомов внедрения, вакансий, дислоцированных атомов), вызванных внешним трением, на начальном этапе статического старения (выдержка 2-4 часа) приводит к частичной разблокировке дислокаций, что сопровождается ростом азвт как по отношению к исходному значению, так и по отношению к образцам, не подвергавшихся внешнему трению. эта особенность наиболее характерна для структуры закалки (рис. 4 а). влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 78 для низкои высокоотпущенных структур (рис. 4 б, в) первоначальная разблокировка дислокаций с ростом уровня азвт наблюдается как при деформационном старении образцов, подвергнутых внешнему трению, так и при естественном старении термообработанных образцов без трения. из данных, приведенных на рис. 4 следует, что внешнее трение, существенно не влияя на общий характер изменения декремента в процессе естественного старения стали непосредственно после термообработки, замедляет развитие деформационного старения мартенситных структур (рис. 4 а, б; кривая 2), но значительно активизирует этот процесс в случае стали высокоотпущенной на поздних стадиях выдержки (рис. 4 в, кривая 2). а) б) в) рис. 4. изменение азвт (ε = 22 ∙ 10-5) в процессе естественного старения: а – закалка; б отпуск 200°с; в – отпуск 600°с (1 – после термообработки; 2 – после последующего внешнего трения) выдержка в течение 2-4 суток после трения способствует развитию процессов отдыха, связанных с десорбцией атомов внедрения в неоднородном поле остаточных напряжений как из межкристал влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 79 литных зон, так и от внутризеренных дефектов кристаллического старения. это сопровождается снижением вязкости течения границ зерен и уменьшением степени закрепления дислокаций, что проявляется в наблюдаемом первоначальном росте декремента колебаний внутреннего трения непосредственно после испытаний на внешнее трение. обычно основными точками закрепления дислокаций являются узлы дислокационной сетки, атомы примесей, дислоцированные атомы и вакансии. закалка, формируя метастабильную структуру с высокой концентрацией примесных атомов (c+n) в твердом растворе, способствует усилению эффекта ддс при трении. при этом ускоряется распад мартенсита и превращение остаточного аустенита с выделением высокодисперсных карбидных частиц. тем самым вызывается так называемый отпуск под напряжением (динамическое старение), результатом чего является структурная релаксация, обусловленная диффузионным перераспределением атомов примеси с образованием новых фаз [2]. выделяющиеся при этом частицы карбидов имеют высокую дисперсность и повышенную концентрацию вследствие увеличения числа центров зарождения карбидной фазы. в результате растет сопротивление стали малым пластическим деформациям и повышается релаксационная стойкость как результат релаксации напряжений, возникших в процессе мартенситного превращения. трение низкоотпущенной стали (тотп = 200ºс), имеющей в исходном состоянии высокую упругость и релаксационную стойкость, приводит к суммированию термического упрочнения и динамического деформационного старения, что обуславливает дополнительное повышение релаксационной стойкости (снижение вязкости и диссипативной способности). таким образом сталь, отпущенная при 200ºс, проявляет наименьшую способность к диссипации механической энергии и наибольшую стабильность релаксационных свойств после внешнего трения. после внешнего трения в приповерхностных слоях металла формируются неоднородные сильно искаженные участки кристаллической решетки, что особенно характерно для границ зерен, состоящих из разупрочненных групп дислоцированных атомов и множества вакансий. в эти несовершенства межкристаллитного строения внедряются атомы углерода и азота. в результате, из-за структурной неоднородности твердого раствора возникает неравномерное распределение атомов внедрения с формированием так называемых зон внутренней адсорбции с повышенной концентрацией примесных атомов [2]. внутри зерен также возможно образование зон адсорбции на дефектах кристаллов, однако связывающих атомы внедрения (с+n) менее прочно, чем границы зерен. выводы 1. под воздействием внешнего трения амплитуднонезависимое внутреннее трение стали повышается, что обусловлавливается ослаблением степени закрепления дислокационных сегментов из-за активизации в условиях фрикционного воздействия диффузионной перестройки атомов внедрения и их атмосфер. 2. после внешнего трения амплитуднозависимое внутреннее трения снижается, что свидетельствует о развитии в условиях фрикционного взаимодействия динамического деформационного старения, когда сокращается длина дислокационных отрезков и увеличивается степень их закрепления в узлах дислокационной сетки. 3. естественное старение термообработанных образцов со структурой закалки и низкотемпературного отпуска сопровождается первоначальным ростом амплитуднонезависимого внутреннего трения и последующим его непрерывным снижением. в случае высокоотпущенной стали, естественное старение вызывает непрерывный рост декремента колебаний. 4. естественное старение стали (после термообработки и после трения) протекает, как правило, в два этапа. первоначальный рост внутреннего трения обусловлен развитием процессов отдыха, связанных с десорбцией атомов внедрения в неоднородном поле остаточных напряжений, что сопровождается снижением вязкости течения границ зерен и уменьшением степени закрепления дислокаций. на поздних стадиях превалируют процессы блокировки дислокаций, что проявляется в уменьшении декремента, как правило, ниже исходных значений. 5. внешнее трение существенно не влияет на характер изменения декремента колебаний в процессе естественного старения непосредственно после термообработки. в то же время внешнее трение замедляет развитие деформационного старения мартенситных структур, но значительно активизирует этот процесс в случае высокотемпературного отпуска на поздних стадиях выдержки. влияние внешнего трения на деформационное старение стали с учетом ее термообработки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 80 литература 1. бабич в.к., гуль ю.п., долженков и.е. деформационное старение стали. – м.: металлургия, 1972. – 320 с. 2. пастухова ж.п., рахштадт а.г., каплун ю.а. динамическое старение сплавов. м.: металлургия, 1985. 3. шевеля в.в., трытек а.с., соколан ю.с. влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства // проблемы трибологии. – 2012. – № 3. – с. 6-14. 4. шевеля в.в., соколан ю.с. процессы динамического старения стали при внешнем трении // проблемы трибологии. – 2014. №3 – с. 6-13. 5. белоус м.в., черепин в.т., васильев м.а. превращения при отпуске стали. – м.: металлургия, 1973. – 231 с. 6. криштал м.а., пигузов ю.в., головин с.а. внутреннее трение в металлах и сплавах. м.: металлургия, 1964. 7. криштал м.а., головин с.а. внутреннее трение и структура металлов. м.: металлургия, 1976 надійшла в редакцію 25.11.2014 sokolan j.s. effect of external friction on deformational aging of steel taking into consideration its thermal treatment features of external friction effect on the process of natural aging of carbon steel after different thermal treatment was studied by amplitude-dependent and amplitude-independent methods of internal friction. determined, that natural aging of steel is conducted by primary growth of internal friction as a result of relaxation processes development with further decreasing internal friction level, generated by blocking of dislocations. it is showed, that external friction decelerates development of deformational aging of martensite structures, but considerably activizates this process in the case of hightemperature tempering of steel on late stage of aging. key words: external friction, internal friction, oscillation decrement, natural aging, deformational aging, hardening, tempering, dislocations, interstitial atoms, thermal treatment/ references 1. babich v.k., gul j.p., dolzhenkov i.e. deformational aging of steel. – m.: metallurgy, 1972. – 320 p. 2. pastuhova z.p., rahshtad а.g., kaplun j.а. dynamical aging of alloys. м.: metallurgy, 1985. 3. shevelya v.v., trytek а.с., sokolan j.s. influence of steel thermal treatment on formation of frictional connections ant their dissipative properties.// problems of tribology. 2012. №3 p. 6-14. 4. shevelya v.v., sokolan j.s. processes of dynamical aging of steel during external friction.// problems of tribology. 2014. №3 p. 6-13. 5. belous m.v., cherepin v.t., vasiliev m.a. transformations during tempering of steel. – m.: metallurgy, 1973. – 231 p. 6. krishtal м.а., piguzov j.v., golovin s.а. internal friction in metals and alloys. – м.: metallurgy, 1964. – 245 p. 7. krishtal м.а., golovin s.a. internal friction and structure of metals. m.: metallurgy, 1976. 8_kamel.doc особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 43 камель г.и.,* куликовский р.а.,* ершов в.а.,* олексеенко с.в.** *запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина, **черниговский государственный технологический университет, г. чернигов, украина особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях в последнее время, в машиностроении при автоматизации технологических процессов и проектировании оборудования, начали широко использовать устройства для компенсации износа вращающихся деталей. преимущество способа компенсации износа состоит в следующем: во вращающихся деталях неизбежны процессы износа, что влечет за собой образование недопустимых зазоров и последующее снижение производительности и надежности оборудования; возможность автоматизации производственных процессов, так как компенсация износа выполняется без остановки работы всего агрегата; простота в проведении ремонтно-восстановительных работ поверхностей трения; компенсация износа не влияет на работу всего механизма [1]. поэтому, дальнейшее развитие исследований в области триботехники процессов в узлах трения, компенсирующих износ, является актуальной задачей. цель исследований получение распределения износа и конусности по рабочим коническим поверхностям деталей конических трибосистем. определение способов компенсации зазора. установление факторов, влияющих на износ. в работе рассмотрены опыт эксплуатации и закономерности изнашивания сопрягаемых конических поверхностей на примере роторных питателей высокого давления (пвд) непрерывной варки целлюлозы установки шведской фирмы камюр. питатели работают в тяжёлых условиях: щелочная среда, перепад давления составляет 0,15 … 1,2 мпа, температура 160 ºc. установки такого типа работают в россии (количестве 75 штук), в сша – 150 штук, в мире около 500 установок. в украине подобные установки работают на херсонском, измаильском и жидачевском целлюлозно-бумажных комбинатах. работа выполнялась на протяжении 30 лет в основном на предприятиях россии, где используются для загрузки щепы в варочный котел транспортные системы пвд. конструкция, методика определения износа, особенности изнашивания, оптимизация рабочих параметров и техпроцессов ремонта изложены в работах [1, 2]. согласно работе костецкого [2], среди перспективных методов повышения надежности и долговечности машин и механизмов, новым направлением при проектировании современных машин являются: 1) создание конструкций, износ которых наименьшим образом влияет на работу механизма; 2) принцип равномерного износа сопрягаемых поверхностей; 3) возможность постоянной и своевременной компенсации износа. роторные пдв осуществляют непрерывную (круглогодичную) загрузку древесной щепы в варочный котел. пвд состоит из литого ротора (рис. 1) и корпуса (рис. 2), которые сопрягаются по коническим поверхностям (конусность 1:20). рис. 1 – распределение износа (е, мкм) по рабочей поверхности корпуса: а, б – поперечный и продольный разрез корпуса; в – развертка корпуса в аксонометрии; d, l – диаметр и длина корпуса; i, ii … viii, 1, 2…5 – условная разбивка корпуса по длине окружности и образующей корпуса pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 44 рис. 2 – распределение износа (е, мкм) по рабочей поверхности корпуса: а, б – поперечный и продольный разрез корпуса; в – развертка корпуса в аксонометрии; d, l – диаметр и длина корпуса; i, ii…viii, 1, 2…5 – условная разбивка корпуса по длине окружности и образующей корпуса на рис. 1 и 2 приведены схемы ротора и корпуса, где а и б – поперечные и продольные разрезы корпуса; в – развертки в аксонометрии. условно рабочие поверхности ротора и корпуса разделены на восемь характерных участков по длине окружности и на пять по образующей ротора и корпуса [1]. в табл. 1 приведен материальный баланс рабочих конических поверхностей ротора и корпуса. из рис. 1 и 2 и табл. 1 видно, что рабочие поверхности ротора можно разделить на: рабочие конические поверхности ротор и корпуса, которые обеспечивают функции зазорного устройства – 2700 см2/38 %; окна загрузки и выгрузке 2700 см2/38 %; основание и средние перемычки ротора 1500 см2/21 %. рабочие поверхности ротора и корпуса на участках 2 и 4 по окнам изнашиваются под действием следующих видов изнашивания: абразивного; гидроабразивного; ударно-абразивного; изнашивания при срезании щепы. в сопряжении величина зазора достигает больших величин от 2-х до 4-х мм. через эти зазоры осуществляется протечка щелочи, величина которой определяется по формуле: 3δ⋅= aqn , (1) где nq – протечка щелочи в питателе из варочного котла, м 3/с; ( ) σ⋅µ ⋅− = l lpp a nk – коэффициент пропорциональности, зависит от перепада давлении в варочном котле kp = 1,2 мпа и в питательной трубе np = 0,15мпа; l – длина зазора, м; σl – суммарная длина зазора, м; δ – величина зазора в питателе, мм. в результате изнашивания рабочих поверхностей ротора и корпуса между ними на участках 2 и 4 питателя возникает критический зазор, при котором протечки щелочи достигают критической величины. при этом загрузка щелочи варочного котла прекращается. для возобновления загрузки варочного котла осуществляется компенсация критического зазора в питателе, которая осуществляется за счет осевого перемещения конического ротора вглубь конического корпуса. при перемещении ротора на 1000 мкм, величина зазора в питателе при конусности 1:20 уменьшается на 25 мкм. компенсация критического зазора (ккз) выполнялась один раз в 5 … 7 суток. при этом возможно заклинивание, схватывание и заедание ротора относительно корпуса и досрочное снятие более 40 % роторных пвд. величина износа на этих участках (рис. 1 и 2) достигает 2 … 4 мм, а шероховатость до 150 … 200 мкм. на рис. 3 приведена зависимость площади кривой износа (е) от величины зазора в пвд ( 0δ ) и концентрации твёрдых частиц (з). таким образом, по мере образования зазора в результате изнашивания осуществляется его компенсация в питателе. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 45 таблица 1 материальный баланс рабочих поверхностей сопряжения ротора и корпуса величина зазора при ккз, мкм величина зазора при пмкз, мкм шероховатость поверхности zr , мкм № наименование пара-метров сопряжения в н ач ал и эк сп лу ат ац ии в с ер ед ин е эк сп лу ат ац ии в к он це э кс пл уа та ци и д о ра бо ты в о вр ем я ра бо ты д о ра бо ты в о вр ем я ра бо ты д о ра бо ты в о вр ем я ра бо ты 1 общая площадь соп-ряжения, см2/% 7000 100 7000 100 7000 100 – – – – – – 2 сопряжения площадей основания и средней перемычки см2/% 170 2,5 1500 21 170 2,5 50 50100 50 10-15 40 20 3 площадь окон загруз-ки см2/% 700 10 700 10 700 10 – – – – – – 4 площадь окон выгру-зки см2/% 420 6 420 6 420 6 – – – – – – 5 площадь сброса дав-ления см2/% 280 4 280 4 280 4 2008000 2008000 2008000 2008000 – – 6 площадь сопряжения обеспечения запорных свойств см2/% 2700 38 2700 38 2700 38 50 2000 4000 50-50 250-650 150-200 250-500 7 площадь окон ротора и корпуса см2/% 2700 38 2700 38 2700 38 – – – – – – pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 46 рис. 3 – зависимость площади кривой износа (е) от величины зазора в пвд (δ0) и концентрации твёрдых частиц (з) с целью устранения явления заклинивания, схватывания и заедания ротора относительно корпуса предложена новая принудительная микротолчковая компенсация зазора (пмкз), которая позволяет увеличить значение числа компенсации с 50…100 до 400…800. на основаниях 1 и 5 и средних 3 перемычках ротора и корпуса износ минимальный, на них приходится 1500 см2 /21% в середине эксплуатации и 170 см2 /2,5% в начале и в конце работы питателя. на этих участках ротора при выполнении ккз имеют место граничное трение, сопровождающиеся явлениями заклинивания, схватывания и заедания ротора относительно корпуса. при компенсации зазора в режиме пмкз имеет место стабильное жидкостное трение. при этом величина зазора на данных участках не превышает 10…15 мкм, соизмеримых с высотой микронеровности зеркальных поверхностей ротора и корпуса. изнашивание на этих участках происходит по аналогии с гидродинамическими подшипниками скольжения, под действием нагнетания щелочи под избыточным давлением 1,2 мпа, содержащих в щелочи абразивных частиц диаметром 1…5 мкм обусловливающих гидроабразивное изнашивание. для устранения самозаклинивания и облегчения расцепления ротора и корпуса на основаниях и средних перемычках необходимо соблюдать условия ( ) β=α=      2arktg 2 arktg k > ( )farktg=ρ (2) β=′′′ 65521o < 623 ′=ρ o , где α= tg2k – конусность сопрягаемых поверхностей; f – коэффициент трения; ρ – коэффициент трения скольжения. при конусности =k = 1:20 и коэффициента трения =f 0,15 решение уравнения (2) показывает, что имеет место при компенсации зазора граничное трение. поэтому необходимо переходить на конусность 1:15 или 1:10 и использовать пмкз. о возможности компенсации износа в роторном питателе судят по величине суммарного износа в питателе, идущего на компенсацию зазора. 22 kпkп sss kpkp ⋅ − ⋅ =+= , (3) где pss , и ks – тсуммарный зазор питателя, износ ротора и корпуса, мм; pп и kп – прижим ротора или корпуса, мм. для роторного пвд производительностью 500 тонн/суток =k = 1:20; pп = 100 мм; kп = 0; 5,10,1 +=+= kp sss мм. при выполнении компенсации зазора (перемещение ротора в осевом направлении) можно делать до 100 компенсаций за все время эксплуатации. одним из способов компенсации износа в современных автоматизированных установках являются конические сопрягаемые поверхности. анализ литературных данных у нас и за рубежом показал, что информация об использовании конических поверхностей и закономерностях износа практически отсутствует. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 47 на рис 4, а приведена схема сопрягаемых поверхностей корпуса 2 и ротора 1. углы конусности и уклонов ротора и корпуса определяются по формуле: lk dkdk lp dpdp k − = − =α= tg2 , (4) где dp и dk – большие основания ротора и корпуса, мм; dp и dk – меньшее основания ротора и корпуса; lp и lk – основания ротора и корпуса; α= tg2k – конусность сопрягаемых поверхностей; α2 – угол конуса, град; α – угол уклона, град. а б в г д рис. 4 – схема компенсации износа в больших основаниях конических трибоузлах роторного питателя: а – сопряжение больших оснований ротора; до и после выработки присадки ротора; б, в – износ в большом основании ротора корпуса при eк = eр; г, д – эпюры износа в большом основании корпуса и ротора при ек = 0; ер = ∞; ек = ∞; ер = 0; ек, ер – относительная износостойкость корпуса и ротора; п – прижим ротора; lк, lр – большие основания ротора и корпуса; 1 – большое основание ротора; 2 – большие основания корпуса; 3 – эпюры износа ротора и корпуса в табл. 2 приведены нормальные конусности общего назначения согласно гост 3593-57, которые используются в роторных питателях установок камюр, пандия и бауэр. таблица 2 нормальные конусности общего назначения в пвд конусность α= tg2k угол конусности, α2 угол наклона 1:20 2°51’56” 1°25’56” 1:15 3°49’6” 1°54’33” 1:12 4°46’19” 2°23’9” 1:10 5°43’29” 2°51’45” 1:8 7°9’10” 3°34’35” 1:7 8°10’16” 4°5’8” 1:5 11°25’16” 5°42’38” 1:3 18°55’29” 9°27’44” согласно работы [3] рабочие конические поверхности подвергаются абразивному, гидроабразивному и коррозионному видам изнашивания, в результате чего между вращающимися ротором и корпусом образуется зазор. наличие зазора способствует прохождению через питатель избыточного количества щелочи. при зазоре δ > 50 мкм в роторном пвд предусмотрен механизм компенсации зазора (износа), эта операция выполняется за счет перемещения конического ротора вглубь корпуса на величину присадки. из прямоугольного треугольника (рис. 4, а) видно, что при перемещении ротора 1 на расстояние пml =ε величина зазора между ротором и корпусом уменьшается на величину зазора sl =ε , которые связаны между собой выражением ;sinε α= lml 5,2)"56'251sin(100sin =⋅=α⋅= oпs мм, (5) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 48 где sl =ε – суммарный износ питателя (s = sp – sk) – суммарные рабочие слои ротора и корпуса, которые используются для компенсации зазора в пвд), мм; п – прижим ротора (осевое перемещение ротора вглубь корпуса), мм; α – угол уклона ротора (корпуса), град. в роторных пвд величина прижима ротора достигает 100 мм, при этом величина максимального износа, который может компенсировать ротор достигает 2,5 мм. при конусности 1:20 при перемещении ротора на 1 мм (1000 мкм), величина зазора в питателе уменьшается на 0,25 мм (25 мкм). при этом максимальное число компенсаций, которое можно выполнить в питателе достигает 100. при полной выработке прижима ротора 1 (см. рис. 4, а) ротор выдвигается из корпуса на величину присадки ротора п. при этом исходная конусность α= tg2k на участке bl до эксплуатации претерпевает изменения. на участке сопряжения cd ротора и корпуса она сохраняется прежней, а на участке dm ротора она равняется α= tg2k p, на участке вс корпуса она равняется α= tg2k к. значения износа ротора sp и корпуса sk и углов уклонов α р и α к определяются через известные величины п и α . значения угла уклона ротора α р после изнашивания находятся из прямоугольного треугольника ldm. ;sin dm п dm ml p = ⋅ =α ; sin p п dm α = (6) где pα – угол уклона ротора после износа, град; dm – длина, износившейся (выдвинутой) части ротора, определяется с помощью мерительного инструмента, мм. из прямоугольного треугольника dpm определяем величину износа ротора, которая используется для компенсации износа pdmspdp β⋅== sin , (7) где sp = dp – суммарный износ ротора, используемого для компенсации износа, мм. из треугольника mlε угол pβ выразим через углы α и α p получим pp α+α=β (8) в выражение (4) подставим значение выражений (6) и (8), получим )sin( sin sin p p п pdmsp α−α⋅ α =β⋅= , (9) выражение (6) позволяет определить величину износа sp в зависимости от величины прижима ротора п и углов уклона до эксплуатации α и после эксплуатации α р ротора. значение износа корпуса уклона корпуса α к определим из прямоугольного треугольника вас ;cos bc п bc ac k ==α k п bc α = cos , (10) где bc – длина участка корпуса после износа (свободная от сопряжения с ротором), измеряется с помощью мерительного инструмента, мм; α к – угол уклона корпуса после износа, град. из прямоугольного треугольника скв находим величину износа корпуса с учетом выражения (7) k kп k k п kbcskck α α−α⋅ =β⋅ α =β⋅== cos )sin( sin cos sin , (11) с учётом выражений (6) и (8) и рис. 4, а величина суммарного износа питателя определяется k kп p pп sksps α α−α⋅ + α α−α⋅ =+= cos )sin( sin )sin( , (12) где s = sp + sk – величина суммарного износа, используемого для компенсации износа ротора, мм. из выражений (9) и (11) после несложных преобразований получим значения уклонов ротора и корпуса: , sin ctgarctg       α⋅ −α=α п sг p (13) , cos ctgarctg       α⋅ −α=α п sк к (14) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 49 где lp = 60 мм – ширина средней перемычки ротора; lk = 60 мм – ширина средней перемычки корпуса; f1 = f3 = 10 мм – сопряжения между средними перемычками ротора и корпуса до и после эксплуатации. из формулы видно, что величина суммарного износа ротора зависит от: величины присадки ротора п; исходного уклона ротора α р; уклона корпуса kα . на рисунке 4, б и в приведены схемы износа корпуса и ротора после выработки присадки ротора. величина износа для ротора sp и корпуса sk определяется по формулам (9) и (11) для случая, когда износостойкость материалов ротора и корпуса равны между собой. на рис. 4, г приведены схемы износа корпуса и ротора для случая, когда износостойкость ротора ep = ∞, а износостойкость корпуса равно 0. при этом α=αp , а kα = 0. на рис. 4, д приведена схема эпюр износа корпуса и ротора для случая, когда относительная износостойкость корпуса равна eк = ∞, а ротора ер = 0. рассмотрены значения износа и углов уклона ротора и корпуса до и после эксплуатации при различных исходных значениях углов уклонов и относительной износостойкости ротора и корпуса. установлено, что при исходной конусности сопрягаемых поверхностей деталей питателя к = 1:20 можно получить следующие закономерности: 1) величина суммарного износа конусного соединения остаётся постоянной и не зависит ни от износостойкости материалов, ни от величины прижима ротора; 2) с увеличением относительной износостойкости ротора происходит увеличение углов уклона и конусности на корпусе и уменьшение на роторе свободных от сопряжения; 3) углы уклонов и конусности на сопрягаемых участках ротора и корпуса остаются постоянными как до, так и после износа. аналогичные закономерности износа сопрягаемых конических поверхностей имеет место и для меньших оснований ротора и корпуса. иначе распределяется износ по коническим поверхностям средних перемычек ротора и корпуса. назначение средних перемычек ротора и корпуса состоит в обеспечении надёжной автономной работы двух секций 2 и 4 (см. рис. 2) роторного пвд. соотношение между средними перемычками ротора и корпуса, величиной прижима ротора и сопряжениями между ними при эксплуатации определяются по формуле: lp + lk – f1 – f2 = п; 60 + 60 – 10 – 10 = 100. (15) на рис. 5, в приведены схемы эпюр износа средних перемычек ротора и корпуса под действием гидроабразивного износа – участок 4 и граничного трения участок 3. на рис. 5, г приведены схемы эпюр износа средних перемычек ротора и корпуса при выполнении конечной присадки ротора на величину пк. а б в г рис. 5 – схема компенсации износа между коническими средними перемычками ротора корпуса роторного пвд: 1, 2 – средние перемычки ротора и корпуса; 3 – эпюры износа средних перемычек ротора и корпуса при граничном трении; 4 – эпюры гидрообразивного износа ротора и корпуса; lр, lк – среднее основания ротора и корпуса; пн, пк –прижим ротора на первом и втором этапах компенсации износа ; f1, f2, f3 – сопряжение средних перемычек ротора и корпуса в начале, середине и в конце эксплуатации; α, αк, αр – угол уклона в начале эксплуатации, угол уклона в конце эксплуатации корпуса и ротора соответственно из прямоугольного треугольника δadb и dlk определим связь между прижимом ротора, исходной величиной угла α уклона до и после эксплуатации: пн sк p ⋅α α cos sin ; пн spн к ⋅α α cos sin , (16) где пн – начальная величина прижима ротора, мм; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com особенности изнашивания и компенсации износа в конических сопрягаемых поверхностях проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 50 αр, αк – угол уклона ротора и корпуса после прижима ротора на величину пн; sk, sp – начальная величина износа корпуса, мм; α – исходная величина уклона, град. из анализа рис. 5, а, б и в видно, что конструкция теоретически неработоспособна, так как при прижиме ротора (перемещение ротора в осевом направлении на величину прижима ротора пн), большее основание ротора 1 не может войти в меньшее основание корпуса 2, так как ему мешают это сделать участки adb (рис. 5, б) и участки 4 (рис. 5, в). с другой стороны, больший размер среднего основания ротора 1 не может войти в меньшее основание корпуса, так как этому мешает участок 4 (см. рис. 5, в). на практике конструкция работоспособна и объясняется это тем, что в секторе 2 (рис. 2) изнашивается под действием гидроабразивного износа участка среднего основания ротора, а в секции 4 (рис. 2) изменение высоты внутренней поверхности среднего основания корпуса. при этом известно, что скорость гидроабразивного износа на порядок выше износа при жидкостном трении–скольжении. за время равное между очередными периодами ккз – 5 … 7 суток, гидроабразивный ротор перемещается в осевом направлении на 1000 … 2000 мкм, при этом величина зазора, который можно при этом компенсировать составляет 25 … 50 мкм (при конусности 1:20). при выполнении пмкз при осевом перемещении на 250 мкм зазор между средним основанием ротора и корпуса может уменьшаться на 6,25 мкм. таким образом, в роторном питателе заложен принцип износа оснований и средних перемещений ротора и корпуса под действием гидросмеси, состоящей из щепы и щелочного раствора. причем участки 4 средних перемычек ротора и корпуса изнашиваются под действием гидроабразивного износа, а участки 3 средних перемычек ротора и корпуса изнашиваются при граничном или жидкостном трении. таким образом, наличие явления самоизнашивания отдельных участков средних перемычек ротора и корпуса позволяет обеспечить в два раза меньшие размеры средних перемычек ротора и корпуса по сравнению с основанием. сопряжение средних перемычек ротора и корпуса изменяется с 101 =f мм; 2f = 60 мм; 3f = 10 мм; в то время как для оснований 1001 == пf 100 мм. разность в давлении щелочи 1,2 мпа обеспечивает жидкостное трение скольжение. выводы 1. конические сопрягаемые поверхности ротора и корпуса позволяют обеспечить работу транспортной системы в автоматическом режиме за счет: равномерного износа рабочих поверхностей; обеспечения условий жидкостного трения; рациональной схемы компенсации износа; обеспечения постоянной конусности, как до, так и после эксплуатации; выполнения компенсации износа в питателе без его остановки; обеспечения и сохранения постоянной конусности на 2,5 … 21 % поверхности ротора и корпуса. 2. суммарную площадь сопряжений оснований и средних перемычек ротора и корпуса изменяют от 2,5 % в начале, до 21 % в середине и до 25 % в конце эксплуатации. 3. сопряжения оснований и средних перемычек ротора и корпуса работают в режиме гидродинамического подшипника скольжения, позволяющего за счет разности в давлении щелочи (1,2 мпа) обеспечить жидкостное трение-скольжение. 4. анализ работы роторных питателей установок камюр показал целесообразность и надежность работы конического соединения, из которого 80 % всех поверхностей используют для выполнения главных технологических функций (загрузки; выгрузки; функции зазорного устройства), а 2,5 … 20 % используется для обеспечения возможности стабильной компенсации износа. 5. доказана возможность использования в конической передаче не всей ее рабочей поверхности, а части – 2,5 … 20 %, остальную часть поверхности используют для других целей. при этом необходимо, чтобы интенсивность изнашивания на сопрягаемых поверхностях была ниже, чем на других участках. 6. в процессе эксплуатации происходит износ сопрягаемых конических поверхностей корпуса и вращающего ротора, с образованием зазора между ними. для устранения зазора в питателе используют циклическую компенсацию износа. 7. величина компенсации износа в питателе зависит от: конусности; величины прижима ротора; износостойкости используемых материалов. 8. величина износа ротора или корпуса зависит от: износостойкости используемых материалов; конусности; величины прижима ротора; относительной износостойкости материалов ротора и корпуса. 9. на средних перемычках ротора и корпуса имеет место автоматическое самоизнашивание тех участков, которые соприкасаются с гидросмесью. при этом виде изнашивания обеспечивается использование размеров средних перемычек ротора и корпуса в два раза меньше, чем на основаниях ротора и корпуса. литература 1. камель г.н. роторные питатели установок непрерывной варки целлюлозы.– м.: лесная промышленность, 1987. – 160 с. 2. костецкий б.н., носовский н.г., бершавский л.н. надежность и долговечность машин. – к.: техника, 1975. – 408 с. 3. камель г.и. повышение надежности и производительности роторных питателей непрерывной варки на базе системного анализа и функционирования // автореферат дис. д-ра техн. наук. – спб.: спбгтурп, 1999. – 36 с. надійшла 28.02.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_kuzmenko_1.doc трехфакторная модель масштабного фактора в износе часть i -теория проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 112 кузьменко а.г. хмельницький нацыональний університет, м. хмельницький, україна e-mail: kuzmenko-36@mail.ru трехфакторная модель масштабного фактора (мф) в износе. часть 1 – теория удк 621.891 предложен метод построения трех факторных аналитических моделей трибологических процессов. в большинстве случаев установлено, что при прочих (давление, путь трения) условиях – влияния площади контакта линейное или пропорциональное. ключевые слова: методы, испытания, износ, модели, масштабный фактор. введение в 50-е года хх века интенсивно развивалась и применялась математическая теория планирования многофакторных экспериментов (мпэ). основы этой теории были заложены английским статистиком р. фишером еще в 1935 г. численная процедура планирования экспериментов по этой теории основана на построении линейных или квадратичных моделях процессов. на сложность и недостаточную надежность и понимание мпэ указывалось в разных работах налимова в частности в [6]. в данной работе указано, что в случае 3-хфакторного эксперимента возможно эффективное планирование и определение параметров моделей простыми аналитическими методами. применение этих методов показано на примере построения модели влияния размеров площадки контакта на износ поверхностей трения. давно (1955) [4] замечено, что при прочих равных условиях на износ влияют размеры контактирующих поверхностей. в 1982 г. нами предложена [5] и далее развивалась [3] статистическая модель влияния масштабного фактора на износ. среди методов испытаний на износ с определением параметров моделей изнашивания эффективными показали себя методы испытаний с переменной площадкой контакта (мппк) [1,2]. в этих методах площадь контакта от начала и до завершения испытаний может изменятся в широком диапазоне (в десятки раз). в связи с этим влияние масштабного фактора на результаты испытаний на износ может быть существенным и требует учета. в связи с этим ставится две задачи: первая – предложить и реализовать модель и методику учета масштабного фактора в испытаниях на износ при переменной площадке контакта, с определением параметров этой модели; вторая задача – установить связь параметров первой модели со статистическими характеристиками неоднородной поверхностей трения. в дальнейшем метод обобщается еще на другие трех факторные модели. во второй модели учитывается зависимость износа от пути трения s , давления σ и скорости скольжения v , в третей модели тремя факторами являются: путь трения s , давления σ и температура трения ct o . в дальнейшем аналогичным образом могут быть построены трех факторные модели для процессов с учетом других трех факторов как в процессах например трения, смазывания, контактирование и других трибологических и других механических процессов. 1. модель и теория эксперимента 1.1. смысловая постановка задачи 1) рассматривается контактное взаимодействие шара по плоскости с учетом износа шара; 2) при скольжении шара по плоскости на пути трения s шар изнашивается на величину wu с образованием круглой площадки контакта размером диаметра ровно a2 ; полагаем, что в начальной момент t , площадка контакта мала, )( 1sa а в конце испытаний ks площадка существенно увеличивается: )( ksa >> )( 1sa ; (1.1) 3) известно, что интенсивность износа зависит от размера (площади) площадки контакта. 1.2. модель износа с учетом масштабного фактора 1) в традиционной модели: ;σmw w k ds du = (1.2) влияние размера площадки не учитывается; mailto:kuzmenko-36@mail.ru трехфакторная модель масштабного фактора в износе часть i -теория проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 113 рис. 1 – схема контакта 2) здесь для учета этого влияния будем использовать модель изнашивания вида: ;σ 2nmw w ak ds du = (1.3) 3) для практического использования модели (1.3) необходимо определить три параметра nmk w ,, ; в работе ставится задача разработки и реализации методики определения этих параметров из эксперимента. 1.3. математическая постановка прямой задачи 1) в соответствии с схемой рис.1 из геометрических соотношений следует: ; 2 2 r a u w = (1.4) 2) из условия равновесия в контакте при круглой площадке и равномерном распределении давлений, имеем: ; π σ 2a q = (1.5) 3) таким образом ставится задача при использовании соотношений (1.3), (1.4), (1.5) и результатов испытаний на износ определить три параметра nmk w ,, модели износа с учетом масштабного фактора, имеем систему уравнений: ;σ 2 nmw w ak ds du = (а) ; 2 2 r a u n w = (в) (1.6) . π σ 2a q = (с) 1.4. решение прямой задачи 1.4.1. смысловая постановка задачи: 1) математическая постановка задачи формируется с помощью уравнений (1.6) при условии, что параметры модели (1.1) nmk w ,, – заданы; 2) требуется определить значение размеров площадки контакта ),(sa удовлетворяющие системе уравнений (1.6); т.е. получить зависимость для определения )(sa с учетом всех влияющих факторов: ),,,,,,( wknmrqsa или дано (1.6) получить формулу типа : ),,,,,( wknmrqsa . 1.4.2. вывод дифференциального уравнения процесса изнашивания: 1) дифференцируя по s выражение (в) в (1.6) получаем: ; ds da r a ds du w = (1.7) 2) подставляя (1.7) и (с) из (1.6) в (а) из (1.6), получаем: трехфакторная модель масштабного фактора в износе часть i -теория проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 114 ; π 2 2 n m w aa q k ds da r a n      = (1.8) 3) преобразовывая (1.8), имеем: ( ) ( ) ;π212 dsqrkdaa mwnm n=−+ (1.9) это дифференциальное уравнение будем решать при условии, что в начале процесса площадка контакта равна нулю т.е.: .0)0( ==sa (1.10) 1.4.3. решение уравнения (1.9) с учетом (1.10) 1) интегрируя (1.11), имеем: ( ) ;π 222 222 csqrk nm a m w nm n += −+ −+ (1.11) с учетом (1.12) имеем 0=c , тогда решение имеет вид: ( ) ( ) .π222222 sqrknma mwnm n−+= −+ (1.12) 1.5. постановка и решение обратной задачи 1.5.1 постановка задачи 1) математическая постановка задачи соответствует системе уравнений (1.6), которую необходимо решить относительно параметров nmk w ,, при использовании экспериментальных данных в форме ).(sa 1.5.2. схема эксперимента 1) будем полагать, что испытания выполнены по схеме рис.2; рис. 2 – схема представления результатов с испытаний 2) испытания выполняются при двух нагрузках 21 ,qq на испытываемую пару шар-плоскость; 3) по результатам испытаний сроится график двух функции );,();,( 2211 qsaqsa 4) функции )(),( 21 sasa аппроксимируются степенными функциями: ;; 21 β21 β 11 scasca == (1.13) 5) параметры 2211 β,,β, cc аппроксимируемых функции могут быть определены численно методом наименьших квадратов или приближенно по двум точкам: ; β )( ; β )( ; lg lg β; lg lg β 21 12 2 11 11 1 21 2221 2 21 1211 1 s sa c s sa c ss aa ss aa == == (1.14) 1.5.3. порядок решения обратной задачи: 1) обратную задачу будем решать при использовании решения прямой задачи, полученное в форме (1.14); 2) для определения трех параметров nmk w ,, с учетом (1.14) необходимо иметь три уравнения; 3) с этой целью запишем (1.14) для трех точек функции )(sa по рис.2 с координатами: );,,();,,();,,( 212112121111 qsaqsaqsa трехфакторная модель масштабного фактора в износе часть i -теория проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 115 4) подставляя координаты этих точек в решении прямой задачи (1.14), получаем три уравнения обратной задачи: ( ) ( ) ;π222 1122211 sqrknma m w nm n −+=−+ ( ) ( ) ;π222 2122212 sqrknma m w nm n −+=−+ (1.15) ( ) ( ) ;π222 2222222 sqrknma m w nm n −+=−+ 1.5.4. решение системы уравнений (1.15) обратной задачи: 1) разделив первое уравнение на второе, получаем: ; 2 1 222 12 11 mnm s s a a       =      −+ (1.16) 2) разделив второе уравнение на третье, имеем: ; 2 1 222 22 12 mnm q q a a       =      −+ (1.17) 3) в результате имеем два уравнения (1.16), (1.17) с двумя неизвестными nm, ; 4) логарифмируя уравнения (1.16), (1.17), имеем: ( ) ( ) );lg()lg(222 );lg()lg(222 212212 211211 qqmaanm ssaanm =−+ =−+ (1.18) 5) решая систему (1.18), получаем: ; )lg( )lg(1 )lg( )lg( 21 21 2212 1211 qq ss maa aa = отсюда: ; )lg( )lg( )lg( )lg( 21 21 1211 2212 qq ss aa aa m = (1.19) и с учетом (1.14): ; )lg( )lg( β 1211 2212 1 aa aa m = (1.20) 6) параметр n определяем из уравнения (1.16) с учетом (1.20): ( ) ;β222 1=−+ nm ( );β22 2 1 1−+= mn (1.21) (1.20)→(1.21) ⇒ ;β2 )lg( )lg( β2 2 1 1 21 2212 1       −+= qq aa n (1.22) 1.6. определение параметра wk 1) из первого уравнения системы (1.15) при известных значениях параметров m и n находим: ( ) ( ) ; π222 11 222 11 sqrnm a k m nm wn −+ = −+ (1.23) 1.6.1. оценка влияния размера площадки контакта a на износ 1) сравнение интенсивности изнашивания выполним по модели (1.3) при одинаковых давлениях σ , и пути трения ;s 2) для двух размеров площадки :, iii aa ( ) ( ) ;σ ;σ 2 2 n ii m w w iiw n i m w w iw ak ds du i ak ds du i n n == == (1.24) 3) разделив первое на второе получаем: трехфакторная модель масштабного фактора в износе часть i -теория проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 116 ( ) ( ) ; 2n ii i iiw iw a a i i       = (1.25) 1.7. случай когда 0=n , отсутствие влияния масштаба 1) модель: ;σmw w k ds du = (1.2) 2) получая 0=n из (1.12), имеем: ( ) ( ) ;π2222 sqrkma mwm n+= + (1.26) 3) выбирая две точки ),(),,( 212111 sasa , имеем систему: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ;π22 ;π22 21 β22 2 22 11 β22 1 22 sqrkmsc sqrkmsc m w mm m w mm += += ++ ++ (1.27) 4) решения системы: ; 2 1 β)22( 2 1 s s s s m =      + (1.28) отсюда: ;1β)22( =+m ; β2 β21 − =m (1.29) (1.27)→(1.24) ⇒ ( ) . π 22 sqr c k m m wn + = (1.30) выводы 1. предложен метод построения трехфакторных аналитических моделей трибологических процессов. 2. построение трехфакторных трехпараметрических моделей влияния масштабного фактора в износе пар трения. 3.разработана и реализована процедура определения параметров модели масштабного фактора в износе. 4. определены параметры модели масштабного фактора в износе для 4-х пар трения. 5. в большинстве случаев установлено, что при прочих равных условиях (давление, путь трения)– влияние площади контакта линейное или пропорциональное. литература 1. кузьменко а.г. теоретическая и експерементальная трибология том 6. прикладная теорія методов испитаний на износ, -хмельницький: хну . -2007. -5 .79с. 2. кузьменко а.г. методи испытаний на износ при переменной площадке контакта с определением параметров модели изнашивания // проблемы трибологии .2014. – w1. – с123 – 148. 3. кузьменко а.г. влияния статистической неоднородности, размеров и кинематических условий на износ поверхностей трения // трение на износ. – 1985. – т6. – w3.с 432 – 441. 4. гаркунов д.н. влияния отношения поверхности трения на износ // доклады ан ссср. – 1955. – т104. – w2. с.125 5. кузьменко а.г. статистическое уравнения подобия и масштабний фактор в износе // деконезовано в винити – 1659 – 88. – брянск: бим – 1982. 6. налимов в.в. голинова т.н. логические основание планирование експеремента м.: металлургия, 1981. – 152с. надійшла в редакцію 04.12.2014 трехфакторная модель масштабного фактора в износе часть i -теория проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 117 kuzmenko a.g. three-factor model of the scale factor (sf) in the wear. part 1 a method of constructing three factor analytic models tribology processes. in most cases, found that when other (pressure, friction path) conditions the influence of the contact area of the linear or proportional. keywords: methods, testing, wear, model, scale factor. references 1. kuzmenko a.g. teoreticheskaya i eksperementalnaya tribologiya tom 6. prikladnaya teoriya metodov isptaniy na iznos, -hmelnitskiy: hnu . -2007. -5 .79s. 2. kuzmenko a.g. metodi ispyitaniy na iznos pri peremennoy ploschadke kontakta s opredeleniem parametrov modeli iznashivaniya // problemyi tribologii .2014. – w1. – s123 – 148. 3. kuzmenko a.g. vliyaniya statisticheskoy neodnorodnosti, razmerov i kinematicheskih usloviy na iznos poverhnostey treniya // trenie na iznos. – 1985. – t6. – w3.s 432 – 441. 4. garkunov d.n. vliyaniya otnosheniya poverhnosti treniya na iznos // dokladyi an sssr. – 1955. – t104. – w2. s.125 5. kuzmenko a.g. statisticheskoe uravneniya podobiya i masshtabniy faktor v iznose // dekonezovano v viniti – 1659 – 88. – bryansk: bim – 1982. 6. nalimov v.v. golinova t.n. logicheskie osnovanie planirovanie eksperementa m.: metal-lurgiya, 1981. – 152s. 5_bagriy.doc аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 37 багрій о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: avadaro@yahoo.com аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів удк 620.17 в роботі досліджено залежності величин модуля зсуву g і коефіцієнта пуассона ν від досягнутого рівня напружено-деформативного стану. це дає можливість використовувати одержані співвідношення в розв’язанні плоскої фізично нелінійної задачі механіки дискретних матеріалів чисельними методами. ключові слова: внутрішнє тертя, апроксимація, модуль зсуву, коефіцієнт пуассона, модуль об’ємної деформації. вступ до великої групи композитних матеріали з малою зв’язністю відносять, наприклад, бетони, будівельні суміші, природні ґрунти, вироби технічної кераміки та ін. такі матеріали характеризуються зростанням міцності зі збільшенням величини стискуючих напружень, що трактується як прояв внутрішнього кулонового тертя. для композитних матеріалів з малою зв’язністю вплив на деформування зв’язності логічно вивчати на зразках пластичного матеріалу, де цей вплив є визначальним; а вплив внутрішнього кулонового тертя – на зразках дискретного матеріалу, у якого відсутня зв’язність. вплив на деформування матеріалів внутрішнього кулонового тертя, що описується моделлю кулона, досліджувався на прикладі дискретних матеріалів [1], чий опір зсувам повністю визначається сухим тертям. випробовувались зразки сухого кварцового піску люберецького родовища. гранулометричний склад піску наведений у [1]. було проведено три серії дослідів, що відрізнялись тільки структурним станом матеріалу, який оцінювався величиною початкової відносної щільності. початкові фізичні характеристики піску наведені у [1]. результати випробувань макрозразків сухого кварцового піску в умовах плоскої деформації представлені сім’єю кривих [1, рис. 4, 5] та описують в просторі інваріантів γ , , ps поверхню деформування матеріалів, у яких відсутня молекулярна зв’язність (поверхню кулона). для формулювання фізичних співвідношень моделі кулона одержану експериментально поверхню необхідно апроксимувати зручними для подальших розрахунків і аналізу функціями. найчастіше подібні експериментальні криві апроксимувались степеневими функціями виду αγστ ma= , або гіперболічними γ+ γσ =τ m n m , де mna ,,α, – параметри апроксимуючих функцій. степенева апроксимація використовувалась в.в. ковтуном [2], (1965 р.), с.с. вяловим [3], (1978 р.), о.а. дорофєєвим [4], (2004 р.). перевагою такої апроксимації є простота використання степеневої функції. до недоліків слід віднести те, що для степеневої залежності початковий модуль зсуву ( ) ∞==0sg , а також неможливість чіткого описання за допомогою степеневої функції переходу матеріалу у граничний стан (при 0 γ τ ,γ ≠∞→ d d ). апроксимація діаграм „напруження деформація” гіперболічною (дробово лінійною) функцією виду is s i g g γτ τ τ 0 0 + = , що не враховує вплив стискуючого напруження на величину деформації запропонована в 1931 році с.п. тимошенко і пізніше використовувалась с.с. вяловим, м.в. малишевим та ін. вплив внутрішнього тертя (стискуючого напруження) на деформації дискретного матеріалу вперше описав а.і. боткін [5], який використав апроксимуючу функцію виду ,σ γ γ τ 0 0 0 0 + = d c (1) де 000 γ,σ,τ – октаедричні напруження і деформації; dc, – параметри апроксимації. в статті зроблено порівняння апроксимацій дослідних кривих, одержаних для умов плоскої деформації, двома функціями: mailto:avadaro@yahoo.com аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 38 степеневою αγaps = , αγa p s = ; (2) дробово-лінійною p m n s γ γ + = , γ γ + = m n p s . (3) метою апроксимації є вибір найбільш раціональної функції для описання деформування дискретних матеріалів в умовах плоскої деформації і визначення параметрів функції для конкретного матеріалу. для цього використовувались спеціальні (функціональні) шкали, в системі координат яких апроксимуючі функції описуються лінійними залежностями. логарифмуючи степеневу залежність (2) γlnαlnln += a p s , одержуємо рівняння прямої з кутовим коефіцієнтом α=k , що відтинає на осі ординат відрізок ab ln= (рис. 1, а). а б рис. 1 − графіки апроксимуючих функцій у функціональних шкалах: а − степенева функція; б − дробово лінійна функція; 1 – пухкий стан; 2 – стан середньої щільності; 3 – щільний стан аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 39 функціональні координати дробово-лінійної функції (3) одержимо після введення обернених величин: s p =ξ ; γ 1 ω = . тоді співвідношення (3) перетворюється у лінійне nn m 1 ωξ += , де кутовий коефіцієнт прямої n m k = , а відрізок на осі ординат n b 1 = (рис. 1, б). параметри k та b прямих у функціональних системах координат визначались методом найменших квадратів. коефіцієнти кореляції для степеневої апроксимації становили: серія 1 (пухкий стан): =η 0,757; серія 2 (середня щільність): =η 0,772; серія 3 (щільний стан): =η 0,796. коефіцієнти кореляції для апроксимації дробово лінійною функцією: серія 1 (пухкий стан): =η 0,893; серія 2 (середня щільність): =η 0,897; серія 3 (щільний стан): =η 0,899. описана статистична обробка результатів випробувань зразків сухого кварцового піску з різною початковою щільністю в умовах плоскої деформації дозволила зробити наступні висновки. апроксимація експериментальних кривих дробово лінійною функцією (3) краще узгоджується з дослідними даними, ніж апроксимація степеневою функцією (2), особливо на початковій та приграничній дільницях деформування. для трьох описаних у [1] серій з імовірністю =α 0,9 одержані такі середні значення параметрів апроксимації n і m : серія 1 (пухкий стан): =n 0,3979; =m 0,03999; серія 2 (середня щільність): =n 0,4115; =m 0,02817; серія 3 (щільний стан): =n 0,8923; =m 0,077103. для формування на основі проведених експериментальних досліджень фізичних рівнянь "напруження деформації" зручно використовувати поняття змінного "дотичного" або "січного" модуля зсуву: ( ) , γγ 2 p m nm d ds gд + == (4) . γγ p m ns gc + == (5) як видно з наведених виразів, величина модуля зсуву залежить від досягнутих напружень p і деформацій γ , що підтверджується графіками рис. 2, одержаними шляхом графічного диференціювання "згладжених" експериментальних кривих ( )γfs = , const=p [1]. залежність модуля зсуву від стискуючого напруження p відображає вплив сухого кулонового тертя. характер цієї залежності можна прослідкувати, якщо перейти до відносного модуля зсуву: ( ) , γ 20 + == m nm p g g (6) експериментальні графіки ( )γ0 fg = для піску різного стану щільності побудовано за середніми значеннями 0g і показано на рис. 3. з виразу (6) для відносного модуля зсуву випливають такі особливості апроксимуючої дробоволінійної функції. при зменшенні деформації ( )0γ → величина відносного модуля зсуву 0g зростає до свого найбільшого значення m n g →0 . отже, відношення параметрів m n має фізичний зміст. воно дорівнює початковому відносному модулю зсуву: .0 m n g п = (7) аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 40 а б в рис. 2 − залежність модуля зсуву g від деформацій і стискуючих напружень: а − пухкий стан; б − середня щільність; в − щільний стан; 1 – p = 98 кпа; 2 – p = 196 кпа; 3 – p = 294 кпа; 4 – p = 392 кпа при зростанні деформації ( )∞→γ відносний модуль зменшується до нуля, що відповідає переходу матеріалу в граничний стан. в проведених дослідах модуль 0g мало відрізняється від нуля вже при деформаціях =γ 0,1 ÷ 0,15. фізичні залежності "напруження деформації" у механіці деформівного тіла представляють у вигляді двох незалежних інваріантних співвідношень, які зручно записати через змінні модулі деформації змg , змk , величини яких залежать від досягнутого рівня напружень та деформацій: ( ) ( ) .θ,θ ;γ,γ skp pgs зм зм = = таке представлення поверхні деформування вимагає незалежного визначення двох функцій змg , змk або інших змінних параметрів: модуля юнга змe , коефіцієнта пуассона змν , параметра ляме змλ та ін. найбільш зручною для визначення в умовах плоскої деформації є функція модуля зсуву ( )pgзм ,γ . характер функції змg , встановлений за результатами випробувань кварцового піску в умовах плоскої деформації, описано вище (див. (4), (5)). незалежно визначити експериментальним шляхом функцію модуля об’ємної деформації ( )skзм ,θ не вдається в зв’язку з проявом недостатньо вивченого ефекту дилатансії. однак проведені експериментальні дослідження дозволяють легко визначити величину коефіцієнта пуассона змν на кож рис. 3 − відносний модуль зсуву: 1 – пухкий стан; 2 – середня щільність; 3 – щільний стан аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 41 ному етапі навантаження і за допомогою відомого співвідношення для умов плоскої деформації перейти до модуля об’ємної деформації змk : зм зм змзм gk ν1 ν1 2 − + = . методика визначення змν в умовах одновісної деформації описана у [6]. результати експериментальних досліджень наведені для сухого кварцового дрібнозернистого піску середньої початкової щільності. характеристики матеріалу: об’ємна маса – 1565 ± 15 кг/м3; коефіцієнт пористості e = 0,72 ± 0,014; початкова відносна щільність i = 0,512. випробування проведені в умовах одновісної деформації на приладі, описаному в [7]. розміри зразка у камері приладу: =d 80 мм, =h 50 мм, площа перерізу зразка a = 50,265 см2. модуль юнга та коефіцієнт пуассона визначались за виразами, наведеними у [6]. результати випробувань представлені у табл. 1. таблиця 1 результати експериментальних досліджень в умовах одновісної деформації № досліду n , кн zσ , кпа hδ , мм ε p , кпа δ , мм e , мпа ν 1 0,4 78,9 2,14 0,0428 73,8 2,02 27,86 0,31 2 0,39 78,3 3,48 0,0696 67,0 2,51 27,15 0,34 3 0,37 73,4 3,28 0,0656 69,5 3,09 26,19 0,32 4 0,34 68,3 2,49 0,0498 70,3 3,25 27,8 0,32 5 0,37 73,7 2,90 0,058 76,5 3,09 26,05 0,31 6 0,33 65,5 3,03 0,0606 76,8 2,09 26,75 0,3 7 0,38 75,6 2,86 0,0572 67,0 2,23 26,71 0,33 8 0,34 67,7 2,89 0,0578 65,5 2,56 27,24 0,33 9 0,34 66,8 2,47 0,0494 74,6 2,91 27,57 0,31 10 0,36 71,2 3,27 0,0654 77,8 3,04 27,13 0,33 осереднені значення модуля юнга та коефіцієнта пуассона в діапазоні зміни напружень 65 ÷ 80 кпа становлять e = 27,05 ± 0,59 мпа; ν = 0,32 ± 0,012. для випробувань на приладі плоскої деформації коефіцієнт пуассона визначався з умови 0=ε z : ( )[ ] 0σσνσ1ε 21 =+−= змz зм z e ; 21 σσ σ ν + = zзм . випробування проведені на приладі плоскої деформації (серія 2, 15 дослідів). досліди проводились при сталих величинах суми головних напружень: p = 98; 196; 294; 392 кпа. коефіцієнт пуассона визначався в діапазоні відносних деформацій 0=γ 0,07 ÷ 0,09 з виразу 21 σσ σ ν + = z . одержано такі середні значення коефіцієнта пуассона: при p = 98 кпа ν =сер 0,39; при p 196= 196 кпа ν =сер 0,39; при p = 294 кпа ν =сер 0,38; при p 392= 392 кпа ν =сер 0,39. значення коефіцієнта пуассона в інтервалі відносних деформацій 0γ = 0,07 ÷ 0,09 становило ν = 0,39 ± 0,013. аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 42 аналіз результатів експериментальних досліджень дозволяє зробити висновок, що коефіцієнт пуассона є найбільш стабільним параметром деформування дискретних матеріалів у дограничній стадії. осереднене значення ν у вказаних інтервалах навантаження для умов одновісної деформації, де вплив дилатансії практично відсутній, складало ν = 0,32 ± 0,012. для умов плоскої деформації ν = 0,39 ± 0,013. це дозволило зробити припущення, що при формулюванні фізичних рівнянь плоскої задачі коефіцієнт пуассона в першому наближенні можна прийняти як умовно сталу величину. для піску середньої щільності прийнято ν = 0,39. таким чином, для запису фізичних рівнянь плоскої задачі рекомендується експериментально визначати за описаними методиками змінні деформаційні параметри змg і ν , а модуль об’ємної деформації змk обчислювати з відомого співвідношення для плоскої деформації ν1 ν1 2 − + = змзм gk . висновки досліджено залежності величин модуля зсуву g і коефіцієнта пуассона ν від досягнутого рівня напружено деформативного стану. це дає можливість використовувати одержані співвідношення в розв’язанні плоскої фізично нелінійної задачі механіки дискретних матеріалів чисельними методами. література 1. багрій о. в. вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю / о. в. багрій // проблеми трибології. – 2013. – № 4. – с. 114-119. 2. ковтун в. в. к вопросу о связи между напряжениями и деформациями в грунтах / в. в. ковтун // морские порты. – 1965. – № 1. – с. 69-74. 3. вялов с. с. реологические основы механики грунтов / вялов с. с. – м. : высшая школа, 1978. – 447 с. 4. дорофєєв о. а. математична модель взаємодії елементів машин з дискретним середовищем та методи її реалізації : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 01.05.02 "математичне моделювання та обчислювальні методи" / о. а. дорофєєв. – тернопіль, 2004. – 20 с. 5. боткин а. и. исследование напряженного состояния в сыпучих и связных грунтах / а. и. боткин // известия внииг. – 1939. – т. 24. – с. 215-225. 6. пат. 11675 україна, мпк (2006) g 01 n 33/24. спосіб визначення деформаційних параметрів пористих матеріалів за результатами лабораторних випробувань / заявники ковтун в. в., багрій о. в. ; власник хмельн. нац. ун-т. – № u 2005 03929 ; заявл. 25.04.05 ; опубл. 16.01.06, бюл. № 1. – 3 с. 7. пат. 18390 україна, мпк (2006) g 01 n 33/24. пристрій для лабораторних випробувань пористих матеріалів / заявники ковтун в. в., багрій о. в. ; власник хмельн. нац. ун-т. – № u 2006 03878 ; заявл. 07.04.06 ; опубл. 15.11.06, бюл. № 11. – 4 с. надійшла в редакцію 31.10.2014 аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 43 bagriy o.v. analysis of influence of internal coulomb friction on the deformation of composite materials. in work investigated dependence of the values of the shear modulus and poisson's ratio of the achieved level of the stress-strain state. this makes it possible to use the value obtained in solving planar physically nonlinear problems of the mechanics of discrete materials on numerical methods. keywords: the internal friction, approximation, shear modulus, poisson ratio, module of volumetric deformation. references 1. bagriy o. v. vpliv vnutrishn'ogo kulonovogo tertya na deformuvannya kompozitnih materialiv z maloyu zv’yaznistyu. problemi tribologii. 2013. n 4. s. 114–119. 2. kovtun v. v. k voprosu o svyazi mejdu napryajeniyami i deformaciyami v gruntah. morskie porty. 1965. n 1. s. 69–74. 3. vyalov s. s. reologicheskie osnovy mehaniki gruntov. – m. : vysshaya shkola, 1978. 447 s. 4. dorofeev o. a. matematichna model' vzaemodii elementiv mashin z diskretnim seredovischem ta metodi ii realizacii : avtoref. dis. na zdobuttya nauk. stupenya kand. teh. nauk : spec. 01.05.02 "matematichne modelyuvannya ta obchislyuval'ni metodi". ternopil', 2004. 20 s. 5. botkin a. i. issledovanie napryajennogo sostoyaniya v sypuchih i svyaznyh gruntah. izvestiya vniig. 1939. t. 24. s.215–225. 6. pat. 11675 ukraina, mpk (2006) g 01 n 33/24. sposib viznachennya deformaciynih parametriv poristih materialiv za rezul'tatami laboratornih viprobuvan'. zayavniki kovtun v. v., bagriy o. v. ; vlasnik hmel'n. nac. un-t. n u 2005 03929 ; zayavl. 25.04.05 ; opubl. 16.01.06, byul. n 1. 3 s. 7. pat. 18390 ukraina, mpk (2006) g 01 n 33/24. pristriy dlya laboratornih viprobuvan' poristih materialiv. zayavniki kovtun v. v., bagriy o. v. ; vlasnik hmel'n. nac. un-t. n u 2006 03878; zayavl. 07.04.06; opubl. 15.11.06, byul. n 11. – 4 s. 9_ranskiy.doc дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 55 ранський а.п., гордієнко о.а. вінницький національний технічний університет дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 вступ для зниження тертя щороку в світі використовується понад 100 млн. т мастильних матеріалів різного призначення [1]. сучасні технології, машини і механізми висувають до мастильних матеріалів цілий ряд жорстких вимог за навантажувальними, протизносними, протизадирними властивостями, густині, стійкості до окиснення та корозії, а також токсикологічній безпеці по відношенню до людини та довкілля. чисті оливи та мастила не в змозі задовольнити таким вимогам, тому виникає нагальна потреба вводити до складу базових олив присадні матеріали. на сьогодні сучасні високоякісні моторні оливи містять у своєму складі до 12 % присадних матеріалів різного призначення. в умовах обмеженої сировинної бази в україні та підвищення вимог до експлуатаційних характеристик олив забезпечення потреб у мастильних матеріалах може бути досягнуто не лише за рахунок збільшення обсягів їх виробництва, а, головним чином, в результаті підвищення їх якості. в цьому випадку різко підвищується роль присадних матеріалів, використання яких з кожним роком різко зростає [2, 3]. пошук нових ефективних вітчизняних присадних матеріалів, що мають поліфункціональні властивості, дає змогу суттєво скоротити їх процентний вміст в базових оливах та мастилах і в кінцевому варіанті зменшити їх собівартість, отримати суттєву економію мастильних матеріалів, металу та електроенергії. постановка задачі раніше нами в режимі вибіркового переносу були досліджені мастильні композиції, до складу яких входили: індустріальна олива и-40 – дмфа – аддукт «тіоамід – оцтова кислота» (hl · ch3cooh) в різних стехіометричних та концентраційних співвідношеннях [4]. отримані при цьому значення по зносу та коефіцієнту тертя показали суттєве покращення цих показників у порівнянні з «чистою» оливою. покращення протизносних і антифрикційних властивостей пари тертя бронза – сталь автори пояснювали наявністю в складі мастильних композицій тіоамідів різного заміщення r–c(=s)nhr' [5, 6], а також тригалогенкарбонових кислот, а саме наявністю в їх структурі тригалогенметильних радикалів [7, 8]. проведені в останній час дослідження з реагентної переробки непридатних до використання пестицидних препаратів (пп) із класу алкілта арилкарбонових кислот та їх похідних дозволили не лише відпрацювати прийнятну технологію їх виділення [9 13], а і дослідити ці присадні матеріали в складі індустріальних олив [14]. але при цьому системних досліджень впливу галогенкарбонових кислот, що входили до складу мастильних композицій на експлуатаційні характеристики індустріальних олив не проводились. в зв’язку з вище зазначеним нами синтезовані нові змішанолігандні комплексні сполуки міді(іі) на снові тіоамідів різного заміщення і тригалогенкарбонових кислот та досліджено вплив складу цих присадних матеріалів на протизносні і антифрикційні властивості оливи и-40 в парі тертя бронза браж 9-4 – сталь 45. експериментальна частина вихідні тіоаміди загальної формули hl синтезували за методикою, що наведена в роботі [15]. склад і будову змішанолігандних комплексних сполук 1 5 (табл. 1 3) доводили елементним аналізом, електронними та інфрачервоними (іч) спектрами. іч-спектри в діапазоні 400 4000 см-1 реєстрували на приладі specord ir-75 в таблетках з kbr, а електронні спектри (ес) синтезованих координаційних сполук реєстрували на спектрофотометрі specord м-40. зразки досліджувались в розчинах ацетону або хлороформу з концентрацією 10-5 10-4 моль/л. реагентна переробка пестицидного препарату на основі трихлорацетату натрію (пп тхан) з отриманням трихлороцтової кислоти. 10,3 г пп тхан з вмістом діючої речовини 81 % мас. розчиняли у 5,6 мл води при перемішуванні та нагріванні до 50 °с. отриманий розчин фільтрували від нерозчинного залишку. до фільтрату невеликими порціями при перемішуванні та температурі в межах 40 50 °с додавали 4,9 мл 32 % мас. розчину хлоридної кислоти. реакційну масу витримували при перемішуванні протягом 15 хвилин, а потім охолоджували її до 20 25 °с без перемішування. утворювались два шари, нижній з яких – концентрований водний розчин трихлороцтової кислоти, який відділяли ділильною лійкою. отримували розчин, який містив 6,4 г технічної трихлороцтової кислоти (вихід 87 % мас.). воду упарювали і виділяли ссl3cooh ⋅ nн2о в твердому стані. тпл = 50 °с. реагентна переробка пп тхан з отриманням трихлорацетату міді (іі). 10,3 г пп тхан з вмістом діючої речовини 81 % мас. розчиняли у 5,6 мл води при перемішуванні та нагріванні до 50 °с. отриманий розчин фільтрували від нерозчинного залишку. до фільтрату невеликими порціями при перемішуванні та температурі в межах 40 – 50 °с додавали 4,9 мл 32 % мас. розчину хлоридної кислоти. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 56 реакційну масу витримували при перемішуванні протягом 15 хвилин, а потім охолоджували її до 20 25 °с без перемішування. після розшарування фаз за допомогою ділильної лійки відділяли нижній шар – концентрований водний розчин тхок, до якого при перемішуванні додавали 2,1 г основного карбонату міді (іі). закінчення реакції фіксували за відсутністю виділення вуглекислого газу. трихлорацетат міді (іі) тригідрат виділяли повільним упарюванням реакційної маси, охолодженням та її фільтруванням. осад промивали холодною водою (2 × 5 мл) і висушували в ексикаторі над хлоридом кальцію. вихід 7,6 г (88 %). синтез змішанолігандних комплексних сполук. до розчину 1,33 г (3,0 ммоль) сu(ссl3соо)2 ⋅ 3н2о в 150 мл безводного метанолу (~ 35 °с) додавали 1,91 г (3,0 ммоль) біс[бензімідазол-2-(n-2-хлорфеніл)карботіоамідато]міді(іі), після чого отриману суспензію підкисляли 4,90 г (30,0 ммоль) кристалічної трихлороцтової кислоти ссl3соон. реакційну масу перемішували при кімнатній температурі протягом 6 годин. зеленовато-коричневий осад димера біс(трихлорацетато)[бензімідазол-2-(n-2-хлорфеніл)карботіоаміда]міді(іі) відфільтровували, промивали безводним метанолом (3 × 10 мл) і висушували на повітрі. вихід 0,57 г (14 %). після чого об'єднані метанольні фільтрати розбавляли 100 мл дистильованої води, а зелений осад димера ди(трихлорацетато)біс[бензімідазол-2-(n2-хлорфеніл)карботіоаміда]міді(іі), що випадав, відфільтровували, промивали послідовно охолодженим спиртом (~ 6 10 °с), водою (2 × 10 мл) і висушували на повітрі. вихід 4,5 г (90,5 %). аналогічно синтезували інші змішанолігандні комплексні сполуки, фізико-хімічні властивості яких наведені в табл. 1. приготування мастильних композицій. до 98 мл індустріальної оливи и-40 при нагріванні до 70 90 °с додавали 0,06 г п-толуідід бензімідазол-2-тіокарбонової кислоти (композиція 2, табл. 4) і перемішували до повного його розчинення (розчин № 1). 0,072 г трихлороцтової кислоти вносили в 3 мл дмфа і перемішували до повного розчинення (розчин № 2). після чого до розчина № 1 при нагріванні до температури 70 90 °с додавали розчин № 2 і перемішували до повної гомогенізації суміші. охолоджена мастильна композиція готова до проведення триботехнічних досліджень. інші мастильні композиції, до складу яких входили аддукти, що наведені в табл. 4, готували аналогічно. до 3 мл дмфа додавали 0,179 г ди(трихлорацетато)біс[бензімідазол-2-(n-2-хлорфеніл)карботіоаміда]міді(іі) і перемішували до повного розчинення комплексної сполуки (композиція 10, табл. 5). отриманий розчин додавали до 98 мл індустріальної оливи и-40 при нагріванні до 70 90 °с і перемішували до повної гомогенізації суміші. охолоджена мастильна композиція готова до проведення триботехнічних досліджень. інші мастильні композиції, до складу яких входили комплексні сполуки, що наведені в табл. 5, готували аналогічно. методика дослідження. протизносні (знос і) і антифрикційні (коефіцієнт тертя f) властивості аддуктів та комплексних сполук у складі мастильних композицій визначали на машині тертя типу смц-2 з парою тертя бронза – сталь із швидкістю ковзання 3,0 м/с та шляхом тертя 3 × 103 м. матеріал ролика – сталь 45, колодки – браж 9-4. коефіцієнт взаємного перекривання дорівнював 0,13. початкова шершавість 0,30 0,62 мкм для стального зразка і 0,62 0,80 мкм – для бронзового. при дослідженнях знос реєстрували ваговим методом. температуру в зоні тертя вимірювали хромель-копелевою термопарою, а силу тертя – з допомогою тензобалки. принципова схема установки дослідження триботехнічних характеристик мастильних композицій пари тертя бронза – сталь наведена на рис. 1. рис. 1 – принципова схема дослідження триботехнічних характеристик пари тертя бронза браж 9-4 – сталь 45 на машинi тертя типу смц-2 обговорення експериментальних даних для визначення впливу тіоамідної складової на триботехнічні характеристики мастильних композицій в індустріальній оливі и-40 в парі тертя бронза – сталь були досліджені ариламіди бензімідазол2-тіокарбонової кислоти загальної формули r h 2-ch3 3-ch3 4-ch3 2-och3 2-cl та використані при цьому такі їх умовні скорочення hl hl 1 hl2 hl3 hl4 hl5 hl6 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 57 необхідно відмітити, що константи іонізації цих сполук мало відрізняються одна від одної (величини рка знаходяться в інтервалі 9,5 10,5 одиниць [16, 17]). це обумовлено незначним впливом замісників r в ариламінному фрагменті досліджених тіоамідів. між тим велика розбіжність в отриманих триботехнічних характеристиках індустріальної оливи и-40, до складу якої входили чисті тіоаміди hl1-6, аддукти hl1-6 ⋅ сх3cooh та комплексні сполуки [cu(hl)2(сх3coo)2]2, а також велика розбіжність в значеннях констант іонізації галогенкарбонових кислот [18], однозначно вказували на доцільність пояснення отриманих результатів, виходячи з фундаментальної залежності координаційної хімії «будова – реакційна здатність – практичне використання» з врахуванням, в першу чергу, кислотної складової галогенкарбонових кислот. раніше нами встановлено [4], що в процесі тертя подібні аддукти можуть утворювати подібні комплексні сполуки складу [cu(hl)2(сх3coo)2]2 або cu(hl)(сх3coo)2: з метою забезпечення чистоти експерименту нами крім раніше досліджених аддуктів складу hl ⋅ сх3cooh були додатково синтезовані змішанолігандні комплексні сполуки 1 5, фізико-хімічні властивості яких наведені в табл. 1. таблиця 1 фізико-хімічні властивості комплексних сполук міді(іі) загальної формули знайдено,% вирахувано, % с по лу ка r x колір кристалів вихід, % тпл.(з розкл.), ºс n s cu брутто-формула n s cu 1 о-осн3 cl зелений 90,3 245 250 8,92 6,41 6,31 c68h52cl12n12o12s4cu2 8,80 6,70 6,70 2 о-сl f світло-коричневий 87,7 245 256 9,54 7,26 7,62 c64h40cl4f12n12o8s4cu2 9,71 7,40 7,40 3 о-сl cl зелений 90,5 250 254 8,49 6,88 6,77 c64h40cl16n12o8s4cu2 8,71 6,64 6,64 4 о-сl br темно-зелений 91,7 218 224 6,46 5,04 5,12 c64h40cl4br12n12o8s4cu2 6,82 5,20 5,20 5 о-сl h зелений 92,0 220 226 10,89 8,22 8,58 c64h52cl4n12o8s4cu2 11,10 8,45 8,45 таблиця 2 іч-спектри комплексних сполук міді(іі) загальної формули ν(nh), см-1 коливання групи с(=s)nh, см-1 с по лу ка r x с(=s)nh nhгет. смуга "в" смуга "d" смуга "e" ν(с=n)гет., см-1 ν(соо-), см-1 ν(сх3), см-1 інші коливання 1 о-осн3 cl 3380ср 3210ср 3060ср 1602с 1500с 1460с 1325с 1170ср 960ср 790сл 740с 1635ср 1670с 830с 3000, 1560, 1435, 1295, 1110, 1250, 1020 2 о-сl f 3280с 3200с 3115с 3060с 1567ср 1492ср 1440ср 1320ср 1280ср 946ср 765ср 745с 1610ср 1670с 1196с 1147ср 1390, 1075 3 о-сl cl 3370 3200 3020с 1570ср 1440ср 1330ср 1150ср 970ср 740с 1615ср 1670с 833с 1500, 1430, 1110, 950 4 о-сl br 3150 3020 3100с 3050ср 1575ср 1440ср 1330с 1120ср 950ср 745с 1615ср 1663с 665ср 1510, 710 5 о-сl h 3205, 3050 3020ср 1550ср 1420ср 1305ср 1110сл 950ср 740с 1630 1665с 826с 3000, 1510, 1430, 1290, 905, 700 в іч-спектрах сполук 1 5 (табл. 2) наявні інтенсивні валентні коливання ν(nh) в інтервалі 3115 3020 см-1, характерні для n–h зв’язку гетероциклічного фрагменту. валентні коливання ν(с=n) бензімідазольного фрагменту спостерігали у вигляді середньоінтенсивної смуги коливань в інтервалі pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 58 1635 – 1610 см-1. при інтерпретації іч-спектрів змішанолігандних комплексних сполук фіксували три характеристичні смуги поглинань – «в»-смуга (в інтервалі 1602 1420 см-1); «d»-смуга (в інтервалі 1330 1110 см-1) і «е»-смуга (в інтервалі 970 740 см-1). для всіх координаційних сполук 1 5 (табл. 2) характерним є наявність в іч-спектрах інтенсивних смуг поглинання з максимумом в інтервалі 1670 1663 см-1, а також в інтервалі 1196 665 см-1, що відносяться, відповідно, до валентних коливань карбоксильної та тригалогенметильної групи. в електронних спектрах комплексних сполук 1 3 (табл. 3) зафіксоване різне зміщення смуги поглинання λ1 (серія е1) у порівнянні з «чистим» тіоамідним лігандом. так, сполуки 1 3 в електронних спектрах мають гіпсохромний зсув поглинання на 15 нм. смуга поглинання λ2 (серія е2) у всіх комплексах має батохромний зсув на 4 нм з одночасним збільшенням інтенсивності; смуга λ3 (серія е2) в спектрах комплексів має гіпсохромне зміщення на 10 нм. для означених комплексних сполук характерним є також поглинання в області 436 нм (серія к1). таблиця 3 електронні спектри комплексних сполук міді(іі) загальної формули е1 е2 k1 спо лука r x λ1 max, нм lgε1 λ2 max, нм lgε2 λ3 max, нм lgε3 λ4 max, нм lgε4 1 о-осн3 cl 272 3,73 306 4,40 436 3,54 2 о-сl f 304 4,56 3 о-сl cl 207 5,32 262 4,76 306 335 5,09 4,89 результати дослідження протизносних та антифрикційних властивостей аддуктів hl ⋅ сх3cooh та комплексних сполук [cu(hl)2(сх3coo)2]2 в складі мастильних композицій (табл. 4, 5) наведені в табл. 6. таблиця 4 склади мастильних композицій при дослідженні аддуктів hl ⋅ сх3cooh в оливі и-40 тіоамід кислота номер мастильної композиції hl мг / ммоль сх3cooh мг / ммоль дмфа, мл / ммоль и-40, мл 1 hl4 60 / 0,22 до 100 2 hl5 62 / 0,22 до 100 3 hl6 63 / 0,22 до 100 4 hl4 60 / 0,22 сf3cooh 50 / 0,44 3 / 39,0 до 100 5 hl4 60 / 0,22 сcl3cooh 72 / 0,44 3 / 39,0 до 100 6 hl4 60 / 0,22 сbr3cooh 130 / 0,44 3 / 39,0 до 100 7 hl4 60 / 0,22 сh3cooh 26 / 0,44 3 / 39,0 до 100 таблиця 5 склади мастильних композицій при дослідженні змішанолігандних комплексних сполук складу [cu(hl)2(сх3coo)2]2 в оливі и-40 комплексна сполука номер мастильної композиції [cu(hl)2(сх3coo)2]2 мг / ммоль дмфа, мл / ммоль и-40, мл 8 177 / 0,093 3 / 39,0 до 100 9 161 / 0,093 3 / 39,0 до 100 10 179 / 0,093 3 / 39,0 до 100 11 229 / 0,093 3 / 39,0 до 100 12 141 / 0,093 3 / 39,0 до 100 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 59 таблиця 6 результати досліджень трибохімічних властивостей аддуктів hl4 ⋅ сх3cooh і комплексних сполук складу [cu(hl)2(сх3coo)2]2 в оливі и-40 номер мастильної композиції 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 и-40 і·10-4, г 19,8 2,3 1,5 2,0 0,8 20,0 25,2 2,0 0,9 1,0 2,0 3,0 6,0 знос і/і0 3,300 0,383 0,250 0,333 0,133 3,333 4,200 0,333 0,150 0,167 0,333 0,500 f·10-2 5,2 3,5 2,0 1,5 0,9 17,0 25,1 3,0 1,8 3,0 3,2 4,5 5,2 коефіцієнт тертя f/f0 1,00 0,67 0,38 0,29 0,17 3,27 4,83 0,58 0,35 0,58 0,62 0,87 в загальному вигляді отримані результати вказують на те, що у випадку комплексних сполук триботехнічні характеристики кращі, ніж при дослідженні аналогічних аддуктів. це можна, мабуть, пояснити більшою упорядкованістю комплексів при формуванні граничних шарів дослідженої пари тертя. крім того, раніше відмічалось [4], що кращі протизносні властивості аддуктів пов’язані із основністю тіоамідних лігандів hl, що підтверджувалось отриманими результатами досліджень (ефект хемосорбції поверхні тертя), а також передбачалось, що більш слабкі кислоти в аддуктах hl ⋅ сх3cooh будуть забезпечувати кращі триботехнічні властивості в парах тертя бронза – сталь. однак отримані в даній роботі результати спростували цю тезу стосовно сили галогенкарбонових кислот. з врахуванням кислотних властивостей тіоамідного ліганду нами встановлено, що отримані результати по зносу (і/і0), як і кислотні властивості галогенкарбонових кислот (рка) мають екстремальну залежність (рис. 2, 3). при цьому як у випадку аддуктів, так і у випадку координаційних сполук кращі результати були отримані, коли до складу мастильних композицій входили сильні галогенкарбонові кислоти (рка = 0,23; 0,66). рис. 2 – залежність зносу від складу аддуктів в досліджених мастильних композиціях: 1 – hl4; 2 – hl4 ⋅ сf3cooh; 3 – hl4 ⋅ сcl3cooh; 4 – hl4 ⋅ сbr3cooh; 5 – hl4 ⋅ сh3cooh рис. 3 – залежність зносу від складу комплексних сполук в досліджених мастильних композиціях: 1 – hl6; 2 – [cu(hl6)2(сf3coo)2]2; 3 – [cu(hl6)2(сcl3coo)2]2; 4 – [cu(hl6)2(сbr3coo)2]2; 5 – [cu(hl6)2(сh3coo)2]2 рис. 4 – залежність коефіцієнта тертя від складу аддуктів в досліджених мастильних композиціях: 1 – hl4; 2 – hl4 ⋅ сf3cooh; 3 – hl4 ⋅ сcl3cooh; 4 – hl4 ⋅ сbr3cooh; 5 – hl4 ⋅ сh3cooh рис. 5 – залежність зносу від складу комплексних сполук в досліджених мастильних композиціях: 1 – hl6;2 – [cu(hl6)2(сf3coo)2]2; 3 – [cu(hl6)2(сcl3coo)2]2; 4 – [cu(hl6)2(сbr3coo)2]2; 5 – [cu(hl6)2(сh3coo)2]2 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 60 подібна залежність спостерігалась нами і раніше, що можна пояснити кращими хемосорбуючими властивостями хімічних сполук, що входять до складу мастильних композицій. більш складною виглядає залежність коефіцієнта тертя від складу досліджених галогенкарбонових кислот (рис. 4, 5). так, якщо у випадку аддуктів мали таку ж, як і у випадку зносу, екстремальну залежність (рис. 4), то у випадку комплексних сполук була встановлена прямолінійна залежність (рис. 5). нами зроблене припущення, що протизносні властивості досліджених присадних матеріалів визначаються їх хемосорбційними властивостями (взаємодія з поверхнею металу), тоді як антифрикційні – утворенням упорядкованих структур в мастильному середовищі. в цьому контексті доцільно розглянути результати, наведені на рис. 4. в ряду галогенкарбонових кислот при збільшенні сили кислоти антифрикційні властивості покращуються. цікаво розглянути отримані результати з точки зору можливого утворення присадними матеріалами смектичних шаруватих бішарових структур у вигляді іонних рідких кристалів (ірк) [19, 20]. вважається, що катіони металів (к + , na + , ba +2 , cd +2 ) та карбоксилат-аніони сnh2n+1coo − (2 ≤ n ≤ 7) утворюють мезофазні угрупування у вигляді квазіглобулярних асоціатів бішарової форми. при цьому для ірк у порівнянні з класичними молекулярними рідкими кристалами (мрк), наприклад, sma-типу властивим є високе відношення електростатичних зарядів, що характеризують їх компоненти, до загального числа атомів, тобто це приводить до домінування кулонівських сил (ірк) над ван-дер-ваальсовими (мрк) при формуванні упорядкованих структур. очевидно, що при збільшенні електронегативності галогена в галогенкарбонових кислотах: сf3 > ccl3 > cbr3 > ch3 сила кислот та їх упорядкованість при формуванні бішарових структур теж буде зростати, а антифрикційні властивості, відповідно, будуть покращуватись. висновки 1. реагентною переробкою пестицидного препарату тхан виділено та ідентифіковано трихлороцтову кислоту, на основі якої та гетероциклічних тіоамідів синтезовані змішанолігандні комплексні сполуки складу [cu(hl)2(ссl3coo)2]2. 2. на машині тертя смц-2 в індустріальній оливі и-40 досліджені триботехнічні характеристики систем браж 9-4 [аддукт – дмфа – и-40] сталь 45 і браж 9-4 [тіоамідний комплекс – дмфа – и-40] сталь 45 та встановлено, що аддукти, до складу яких водять сильні тригалогенкарбонові кислоти, та комплексні сполуки суттєво покращують протизносні та антифрикційні властивості оливи и-40. 3. встановлена залежність досліджених триботехнічних характеристик (і/і0, f/f0) від константи іонізації галогенкарбонових кислот (рка), що входили до складу мастильних композицій. залежності f/f0 – рка, і/і0 – рка для аддуктів та і/і0 – рка для комплексних сполук мають екстремальний характер, тоді як залежність f/f0 – рка для комплексних сполук – прямолінійний. література 1. справочник по триботехнике. теоретические основы / [под ред. проф. м. хедбы, проф. а. в. чичинадзе]. – м. : машиностроение ; варшава : вкл, 1989. – т. 1. – 397 с. 2. современные тенденции развития производства и потребления смазочных материалов за рубежом. – м. : цниитнефтехим., 1990. – 86 с. 3. худолей в. ю. стратегия нефтепродуктообеспечения украины как составляющая ее энергетической безопасности / в. ю. худолей // вісник мнту. – 2011. – № 2. – с. 142–150. 4. ранский а. п. химия тиоамидов. сообщение vі. аддукты n-алкил-n-арилтиоамидов с галогенкарбоновыми кислотами как присадки к индустриальным маслам / а. п. ранский, а. г. панасюк // вопросы химии и хим. технологии. – 2005. – № 2. – с. 139–141. 5. ранский а. п. химия тиоамидов. сообщение viii. смешанолигандные комплексы меди(ii) ариламидов бензимидазол-2-тиокарбоновой кислоты как присадки к смазочным маслам / а. п. ранский, а. г. панасюк // вопросы химии и хим. технологии. – 2005. – № 5. – с. 47–50. 6. ранский а. п. химия тиоамидов. сообщение х. синтез медных комплексов алкиламидов бензимидазол-2-тиокарбоновой и галогенсодержащих кислот и их исследование как присадок к смазочным маслам / а. п. ранский, а. г. панасюк, а. а. митрохин // вопросы химии и хим. технологии. – 2006. – № 4. – с. 36–41. 7. санин п. и. о полимерах трения и полимерообразующих присадках / и. п. сании // трение и износ. – 1980. – т. 1. – № 6. – с. 765–775. 8. кулиев а. б., зейналова г. а. β-алкилоксиэтиловые эфиры тригалогенуксусных кислот и их влияние на свойства смозочных масел // нефтехимия. – 1970. – т. 10, № 5. – с. 751–753. 9. утилізація хлорвмісних пестицидних препаратів / а. п. ранський, о. а. гордієнко, м. в. євсєєва, т. м. авдієнко // вопросы химии и хим. технологии. – 2010. – № 6. – с. 121–124. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 61 10. пат. 48144 україна мпк8 в 09 в 3/00. спосіб переробки пестицидних препаратів на основі похідних хлорвмісних алкілкарбонових кислот / ранський а. п., гордієнко о. а., євсєєва м. в. – № u200909019 ; заяв. 31.08.09 ; опубл. 10.03.10, бюл. № 5. – 4 c. 11. пат. 47065 україна мпк8 в 09 в 3/00. спосіб переробки пестицидних препаратів на основі похідних α-арил(гетарил)оцтової кислоти / ранський а. п., гордієнко о. а., звуздецька н. с. – № u200909021 ; заяв. 31.08.09 ; опубл. 11.01.10, бюл. № 1. – 4 c. 12. пат. 48145 україна мпк8 в 09 в 3/00. спосіб переробки пестицидних препаратів на основі похідних хлорвмісних арилкарбонових кислот / ранський а. п., гордієнко о. а., прокопчук с. п. – № u200909020 ; заяв. 31.08.09 ; опубл. 10.03.10, бюл. № 5. – 4 c. 13. пат. 48146 україна мпк8 в 09 в 3/00. спосіб переробки пестицидних препаратів на основі похідних хлорвмісних піридилкарбонових кислот / ранський а. п., гордієнко о. а., резніченко о. в., пелішенко с. в. – № u200909023 ; заяв. 31.08.09 ; опубл. 10.03.10, бюл. № 5. – 4 c. 14. дослідження поліфункціональних властивостей n, s-вмісних органічних сполук та їх металхелатів в індустріальних оливах // а. п. ранський, о. а. гордієнко, н. о. діденко [та ін.] // авіа-2011 : х міжнародн. науково-технічна конф. : 19 – 21 квітня 2011 р. : матеріали конф. – к., 2011. – т. 3. – с. 18.104–18.107. 15. ранский а. п. координационные соединения некоторых 3d-металлов с ароматическими и гетероциклическими тиоамидами : дис. … докт. хим. наук : 02.00.01 / а. п. ранский – днепропетровск, 2003. – 334 с. 16. walter w. über die struktur de tioamide und ihren derivate. vii. acidität aromatis substituierter tioamide / w. walter, r. f. becker // liebigs. ann. chem. – 1969. – bd. 727. – s. 71–80. 17. hisano tokuzo. studies on organosulfurcompounds. xiii. the substituent effect of oxidation by hydrogen peroxide / hisano tokuzo, ichikawa masataka // chem. and pharm. bull. – 1976. – vol. 24, № 7. – p. 1451–1458. 18. альберт а. константы ионизации кислот и оснований / а. альберт, е. сержент. – м., л. : химия. – с. 116–118. 19. зоркий п. м. структурные исследования жидких кристаллов / п. м. зоркий, т. в. тимофеева, а. п. полищук // успехи химии. – 1989. – т. lviii, вып. 12. – с. 1971–2010. 20. полищук а. п. жидкокристаллические металлсодержащие фазы / а. п. полищук, т. в. тимофеева // успехи химии. – 1993. – т. 62, № 4. – с. 319-350. надійшла 28.12.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_stelmah.doc адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 106 стельмах а.у. национальный авиационный университет, г. киев, украина адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания при трении в условиях граничной смазки введение одной из актуальных проблем современной трибологии является повышение работоспособности трибосистем с граничным трением. значимость этой проблемы возрастает, если учесть, что потери, связанные с изнашиванием узлов трения, составляют до 5 % ввп промышленно-развитых стран. развитие этого направления сдерживается недостаточностью знаний о сложных физико-химических, физикомеханических и динамических процессах, протекающих при трении в условиях высоких нагрузочноскоростных параметров в трибосистеме «твердое тело смазочная среда твердое тело». существует два основных взаимоисключающих подхода к решению проблемы граничного трения. первый, эгд (эластогидродинамический) подход, основан на динамических процессах в тонком смазочном слое, в котором возникает избыточное давление, отождествляемое с контактными напряжениями в рабочих поверхностях, хотя трибоконтакт имеет три характерные области по направлению движения: сужающаяся или конфузорная область (ко), переходная область (по) и расширяющаяся или диффузорная область (до). при этом смазочная среда рассматривается, как ньютоновская однородная жидкость. этот подход разработан о. рейнольдсом, н.п. петровым, а.и. петрусевичем и др. [1 4] в основном на уровне теоретических описаний, которыми предусматривается безызносность эгдконтакта, что противоречит эксперименту. при этом адгезионно-деформационные взаимодействия между поверхностями не рассматриваются. однако в рамках этого подхода обнаружены кавитация [5] и термоэффект [6] в смазочных слоях, подтверждающие наличие в них динамических процессов. второй подход, основанный на адгезионно-деформационной теории граничной смазки, является признанным в современной трибологии, экспериментально подтвержденным и развит в работах крагельского и.в, боудена и др.[7, 8], а также отечественным ученым костецким б.и. и его школой (голего н.л., аксенов а.ф., шевеля в.в., запорожец в.в., дмитриченко н.ф. и др.) [9 … 12]. в рамках этого подхода граничный слой рассматривается, как «третье тело», в котором давление, отождествляемое с герцевскими контактными напряжениями, всегда выше давления окружающей среды. при этом какиелибо динамические процессы в граничном слое не учитываются, что не позволяет объяснить наличие в нем кавитации и термоэффекта, описать кинетику адгезионно-деформационного взаимодействия поверхностей, определить условия и области его локализации, обосновать механизм образования и распределения продуктов изнашивания в контактной области и другие эффекты. это ограничивает установление взаимосвязи неоднозначных сложных динамических процессов в граничных слоях с адгезионнодеформационным взаимодействием поверхностей, что не позволяет управлять трибологическим поведением трибоконтакта. в данной работе предлагается третий подход к рассматриваемой проблеме [13], основанный на адгезионно-деформационном взаимодействии поверхностей в его взаимосвязи с динамическими процессами в граничном слое. для установления такой взаимосвязи необходимо было провести систематические комплексные исследования как закономерностей динамических процессов в граничном слое, так и адгезионно-деформационного взаимодействия поверхностей совместно с трибологическим поведением контакта, что и явилось целью настоящей работы. методика и материалы исследование процессов трения в условиях граничной смазки потребовало использования специального оборудования, которое было разработано и изготовлено в лаборатории нанотриботехнологий нау. физическое моделирование радиального подшипника скольжения осуществлялось на специально разработанном и изготовленном приборе трения скольжения с линейным контактом аск-01 [14], где модель подшипника реализовывала плоская поверхность неподвижного образца (рис. 1, а), а модель вала образец в виде цилиндрического ролика (диаметр – 33 мм, ширина рабочей поверхности образующей, т.е. длина модельного подшипника – 3 мм). сталь шх-15, hrc 59 … 63. в приборе аск-01 (рис. 1, б) обеспечивается постоянство линейного мгновенного контакта и равномерность распределения контактных напряжений благодаря использованию системы самоустанавливания контакта (рис. 1, а). это достигнуто тем, что оси вращения модельного подшипника oz и ox пересекают ось вращения модельного вала oz в его центре масс по оси действия осевой нагрузки oy. для обеспечения корректности трибологических исследований использовался разработанный и изготовленный лазерный сканирующий диффеpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 107 ренциально-фазовый микроскоп-профилометр лсдфмп с чувствительностью по профилю 1нм [15], а также растровый электронный микроскоп рэм-106и. а б рис. 1 – внешний вид машины трения аск-01 (а) и схема модельной трибосистемы скольжения с постоянным мгновенным линейным контактом (б) в качестве смазки использовали горюче-смазочные материалы различных классов: авиакеросины (тс-1, рт), моторные минеральные (мс-20, галол м-4042, мк-8) синтетические масла (диалкилбензольное, ипм-10) вакуумные масла (вм-6, вм-4), гидравлические масла (амг-10, игп 18), холодильное масло хф 12-16 и др. трибологические испытания проводились в широком диапазоне нагрузочно-скоростных параметров. начальные контактные напряжения создавались для низкомолекулярных углеводородных сред 1000 мпа, а для масел от 2000 до 2500 мпа. линейная скорость скольжения варьировалась от 0,04 м/с до 2м/с. шероховатость рабочих поверхностей модельных вала и плоского подшипника создавалась путем их последовательного полирования алмазными пастами до уровня параметра ra < 20 нм, что контролировалось лсдфмп. измерения профилей износа дорожек трения производились контактным профилографом-профилометром «калибр м201» и бесконтактным лсдфмп. результаты исследований и обсуждение на рис. 2 … 4 представлены экспериментальные закономерности процесса изнашивания, адгезионного взаимодействия поверхностей и распределение продуктов износа после трения симметричной системы, которые не имеют однозначного объяснения с позиций известных теорий трибологии. однако они могут быть описаны с позиций упорядоченных микротечений упругодеформированных граничных слоев смазки, обуславливающих градиенты давлений в конфузорной и диффузорной областях трибоконтакта. рис. 2 – зависимость износа i от от начальных максимальных контактных напряжений σmax (1 – теоретическая, 2 – экспериментальная) при разных мгновенных фактических контактных напряжениях σф относительно теоретических σт с учетом фактической площади контакта sф и теоретической sт. скорость скольжения 0,3 м/с на рис. 2 представлены изменения износа от осевой нагрузки модельной трибосистемы скольжения при реализации постоянного (i) и подвижного контакта (ii). в первом случае фактическая мгновенная площадь контакта приблизительно соответствует теоретической и сам контакт при вращении модельного вала практически не нарушается. представленная зависимость (i) соответствует традиционным представлениям об увеличении износа с ростом контактных напряжений (пунктир 1). однако при подвижном контакте, вызванном осевыpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 108 ми отклонениями поверхности образующей цилиндр модельного вала, фактическая площадь контакта при постоянной нагрузке существенно (в разы) меньше теоретической. следовательно, мгновенные напряжения поверхностей – больше расчетных, что объясняется осевой подвижностью контактирующих участков в пределах контурной площади. при этом интенсивность изнашивания существенно уменьшается (ii). после реализации полного контакта на приборе аск-01, когда мгновенная площадь контакта близка к теоретической и фактические контактные напряжения существенно меньше, чем в предыдущем случае, интенсивность изнашивания при прочих равных условиях нагружения возрастала, несмотря на меньшие значения фактических контактных напряжений, обеспечиваемых системой самоцентрирования (рис. 1, а). увеличение износостойкости при повышении мгновенных контактных напряжений (рис. 2, ii) можно объяснить динамическими процессами в граничных слоях, а именно, их торцевыми микроперетеканиями из реверсивно смещающейся конфузорной области в диффузорную в осевом направлении. эта закономерность справедлива для масел различных классов и особенно ярко проявляется в синтетических маслах (ипм-10). рабочая поверхность трения в контактной диффузорной области характеризуются признаками адгезии (вырывы, каверны, кратеры, рис. 3, а), которые всегда отсутствуют в конфузорной области. профилограммы дорожек износа (рис. 3, б) носят явно асимметричный характер относительно оси пересечения максимальной глубины профиля, перпендикулярной плоской поверхности. симметрия профилей (рис. 3, б) нарушается вследствие адгезионного разрушения поверхности подшипника в диффузорной области (до) контакта. адгезионное взаимодействие поверхностей в диффузорной области трибоконтакта может быть вызвано понижением в граничных слоях давления ниже давления окружающей среды. такое разрежение в граничных слоях приводит к их десорбции и дополнительному сжатию поверхностей, инициируя их схватывание. а б рис. 3 – адгезионное взаимодействие материалов поверхностей в диффузорной области (а) и асимметрия профилей изношенных дорожек скольжения (б) на рис. 3, б показана фактическая асимметрия профилограмм дорожек скольжения, образованных на поверхности модельного подшипника после трения теоретически симметричного линейного трибоконтакта. нарушение симметрии связано с образованием адгезионных локальных взаимодействий, показанных на рис.3, б в виде всплесков величины износа в диффузорной области контакта. продукты изнашивания в виде высокодисперсного порошка располагались вокруг дорожки трения определённым образом (рис. 4), отражая траекторию их движения. планарная картина осаждения указывает на их упорядоченное движение: большинство частиц при этом скапливалось в области входа вала в контакт, а по торцам частицы износа оседали симметрично оси направления скольжения. такое распределение продуктов износа свидетельствует об их упорядоченном движении из области входа вала в контакт в область выхода. линии тока граничных слоёв с микрочастицами износа, показанные на рис. 4, отражают микротечения слоёв. обращает на себя внимание практическое отсутствие продуктов изнашивания в диффузорной области выхода вала из контакта. анализ такого распределения продуктов изнашивания в околоконтактной области свидетельствует о возникновении при трении в условиях граничной смазки определённых течений граничных слоёв, проявляющихся в оседании продуктов износа по определённым траекториям. в конфузорной области контакта происходит вынос частиц износа возвратными течениями на достаточно большое расстояние от него. при этом по краям контакта наблюдается движение продуктов изнашивания в область выхода вала из контакта, что свидетельствует об их всасывании. возможные линии токов граничных слоёв набегающих с поверхностью 1 и возникающих встречных течений 3, направленных обратно движению вала, представлены стрелками (рис. 4). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 109 рис. 4 – распределение продуктов изнашивания: 1 – контур модельного вала, скользящего в направлении v; 2 – дорожка трения; 3 – продукты износа; 4 – траектории течений кроме того, наблюдается следующее: при кратковременном трении скольжения полированных поверхностей основной признак действия адгезионной составляющей силы трения – изнашивание – практически отсутствует, а коэффициент трения достигает значений 0,15. исходя из адгезионнодеформационнной теории, адгезионная составляющая силы трения в сто раз больше других слагаемых. то есть, представление адгезионной составляющей макросилы трения в виде превалирующей (99 % от всех потерь на трение в условиях граничной смазки) вызывает сомнение. следовательно, что, помимо известных адгезионной и деформационной составляющих силы трения, в условиях граничной смазки в контакте возникают процессы, приводящие к дополнительному сопротивлению движения вала, вызванные, вероятно, динамическими процессами в граничных слоях. на рис. 5 представлены области локализации адгезионного повреждения модельного подшипника. видно, что в диффузорной области перед кромкой выхода вала из контакта происходят локальные вырывы материала в случайных местах. в том же сечении, но в конфузорной области (перед кромкой входа вала в контакт), наблюдается штриховое прерванное микрорезание поверхности частицей, ранее вырванной из подшипника в диффузорной области. следовательно, в диффузорной области происходит первичное адгезионное взаимодействие поверхностей, после чего происходит образование продуктов адгезионного износа по следующему механизму. закрепившиеся на поверхности вала окисленные частицы износа адгезионного происхождения, попадая в конфузорную область, осуществляют микрорезание поверхности подшипника, образуя на ней равномерные риски в направлении скольжения (рис. 5 а, б). скалывание вершин ранее образованных адгезионных «наростов» в области входа вала в контакт приводит к образованию частиц износа, о чем свидетельствует штриховое царапание рабочей поверхности в конфузорной области (рис. 5, в). возникновение адгезионных узлов схватывания происходит перед кромкой выхода вала из контакта и на некотором расстоянии от нее в диффузорной области. а б в рис. 5 – локализация адгезионного разрушения поверхности модельного подшипника в диффузорной области (до) контакта в направлении υ после трения скольжения по нему модельного вала (а, б) и штриховое микрорезание предконтактной конфузорной области (ко) (в) кроме того, наблюдается противоречие: при кратковременном трении скольжения полированных поверхностей основной признак действия адгезионной составляющей силы трения – изнашивание – практически отсутствует, а коэффициент трения достигает значений 0,15, где, исходя из молекулярноpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 110 деформационной теории, её адгезионная составляющая в сто раз больше других слагаемых. то есть представление адгезионной составляющей макросилы трения в виде превалирующей (99 % от всех потерь на трение в условиях граничной смазки) [7] вызывает сомнение. полученные результаты свидетельствуют о разнополярности процессов в конфузорной и диффузорной областях относительно середины контакта модельной трибосистемы скольжения в условиях граничной смазки, что требует экспериментального подтверждения на специальном лабораторном оборудовании с возможностью визуальных наблюдений и зондирования давления в граничных слоях прямыми измерениями путем сканирования в динамике. анализ результатов экспериментальных исследований позволил выдвинуть гипотезу о протекании в граничных слоях трибоконтакта скольжения двух разнополярных процессов в граничных смазочных слоях, которая заключается в следующем. процесс трения скольжения трибосистемы с линейным контактом в направлении движения вала (рис. 6, 7) представляется, как последовательность динамических деформационных процессов в граничных слоях: этап начала формирования контакта (рис. 6, 7, область 1), когда при малых нагрузках в контакт вступают лишь вершины шероховатостей, образуя дискретные площадки контакта (по крагельскому и.в.); этап формирования замкнутых полостей впадин (рис.6, 7, область 2). при увеличении осевой нагрузки за счет упругих деформаций поверхностей площадь контактирующих вершин возрастает с образованием замкнутых полостей со смазкой – «резервуары» (по боудену ф.); этап сжатия возникающих замкнутых полостей (рис. 6, 7, область 3). при дальнейшем повышении контактной нагрузки смазка выдавливается из замкнутых полостей впадин в соседние полости и через них – наружу; этап разрежения (рис. 6, 7, область 4). после достижения максимальной упругой деформации контурно-замкнутых вершин напряжения в них уменьшаются, они упруго релаксируют, увеличивая объем «резервуаров» с остатками смазки. так как поступлению смазки из среды в микрообъемы резервуаров препятствуют расположенные вокруг них такие же многочисленные резервуары, то в них возникает разрежение; этап заполнения разреженных замкнутых полостей впадин (рис. 6, 7, область 5). этот этап носит взрывной характер, когда сильно разреженные фрагменты смазки во впадинах выходят в среду с атмосферным давлением за доли микросекунд. рис. 6 – схема образования полостей разрежения в диффузорной и сжатия – в конфузорной областях, возникновения вторичных течений, эпюры распределения нормальных σ и тангенциальных τ давлений в граничных слоях: 1 – область образования замкнутых общих для поверхностей полостей; 2 – область сжатия замкнутых полостей впадин и экструзии смазки; 3 – область максимального сжатия впадин и экструзии смазки; 4 – область разрежения; 5 – область заполнения полостей впадин смазкой у выхода вала из контакта рис. 7 – схема образования общих для поверхностей полостей с граничными слоями, их сжатия в конфузорной и разрежения – в диффузорной областях контакта: 1 – область образования общих для поверхностей замкнутых полостей впадин «резервуаров» со смазкой; 2 – область сжатия замкнутых полостей впадин и экструзии смазки; 3 – область максимального сжатия замкнутых полостей впадин; 4 – область разрежения полостей впадин; 5 – область заполнения разреженных полостей смазкой под давлением окружающей среды pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 111 на этапах разрежения смазки в областях 4 и 5 (рис. 6, 7), то есть в диффузорной части контакта наиболее вероятна десорбция граничных слоев, трение полусухих поверхностей, их адгезия с последующим микрорезанием в конфузорной области контакта, что согласуется с полученными закономерностями. такой десорбционно-адгезионный механизм изнашивания и образования продуктов износа подтверждается отсутствием признаков адгезии поверхностей в конфузорной области и упорядоченным распределением продуктов износа в околоконтактной зоне преимущественно в конфузорной области контакта (шириной 0,1 мм) на достаточно большом (2 мм) удалении от него (рис. 5). адгезионное взаимодействие поверхностей происходит в диффузорной области трибоконтакта и может быть вызвано понижением в граничных слоях давления ниже давления окружающей среды, что с одной стороны приводит к дополнительному сжатию поверхностей, а с другой – создаёт условия для квазисухого трения, инициирующего адгезионное схватывание поверхностей. упорядоченное распределение продуктов изнашивания (рис. 4) в сочетании с асимметрией профилей изношенных поверхностей (рис. 3, б) также может быть результатом процессов микротечений граничных слоев и соответствующих градиентов давления в них. полученные экспериментальные закономерности подтверждают предложенную гипотезу о взаимосвязи процессов адгезионного изнашивания поверхностей трения с возникающими динамическими процессами в граничных слоях смазки. на основе полученных экспериментальных эффектов, которые не имеют своего однозначного объяснения с позиций известных теорий трибологии и наблюдений за течениями, возникающими в контактной области, выдвинута гипотеза о протекании в трибоконтакте скольжения двух разнознаковых процессов в граничных смазочных слоях, что представлено на рис. 6 и 7. выводы повышение износостойкости трибосистем с ростом мгновенных контактных напряжений, асимметрия изношенных дорожек скольжения, возникновение первичных узлов адгезионного взаимодействия в до и оседание продуктов изнашивания в области, близкой к ко, может быть результатом возникновения контактных микротечений граничных слоев. выдвинута гипотеза о наличии двух разнополярных процессов сжатия и растяжения фрагментов смазки в трибосистеме скольжения с линейным контактом, инициированных микротечениями граничных слоев. установлено, что первичное адгезионное взаимодействие поверхностей трения возникает в диффузорной области трибоконтакта. предложен десорбционно–адгезионный механизм изнашивания при трении в условиях граничной смазки, заключающийся в адгезии поверхностей в диффузорной области (до) контакта, вырывом и поступлении вместе с валом первичных частиц износа в конфузорную область (ко), которые осуществляют микрорезание поверхности в этой области с последующим скалыванием вершин адгезионных «наростов», переходящих в продукты износа. автор выражает благодарность профессору аксенову а.ф. за постоянный интерес к работе и участие в обсуждении результатов, а также коллективу лаборатории нанотриботехнологий ндч нау за участие в экспериментальных исследованиях. литература 1. гидродинамическая теория смазки / под редакцией и с доп. статьями проф. лейбензона л.в.. государственное технико-теоретическое издательство. – м. – л., 1934. – 575 с. 2. петров н.п. трение в машинах и влияние на него смазывающей жидкости. инж. журн., т. 27, №1, №2, 227: №3, 337; №4, 535, 1883. отдельное издание, спб, 1881. – 212 с. 3. петрусевич а.и. основные выводы из контактно-гидродинамической теории смазки. – известия ан ссср, отн, 1951, №2,с.209-216. 4. никитин а.к., ахвердиев к.с., остроумов б.и. гидродинамическая теория смазки деталей машин. м.: машиностроение, 1976. – 304 с. 5. floberg l. sub-cavity pressure and number of oil streamers in cavitation regions with special reference to the infinite // journal bearing mech. engng.: acta polytechnica scandinavica. – 1968. – ser. №37. 6. дмитриченко м.ф., міланенко о.а. мастильна дія олив в умовах еластогідродинамічного мащення. – к.: інформавтодор, 2009. – 184 с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com адгезионно-деформационные и динамические процессы в граничных слоях. сообщение i. закономерности процесса изнашивания … проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 1 112 7. крагельский и. в. основы расчетов на тертя и износ / и. в. крагельский, м. н. добычин, в. с. комбалов. – м. : машиностроение, 1977. – 526 с. 8. боуден ф. п. трение и смазка твердых тел / ф. п. боуден, д. тейбор. – м. : машиностроение, 1968. – 543 с. 9. костецкий б. и. износостойкость деталей машин / б. и. костецкий. – м. ; к : машгиз, 1950. – 168 с. 10. шевеля в. в. трибохимия и реология износостойкости : монография / в. в. шевеля, в. п. олександренко. – хмельницкий : хну, 2006. – 278 с. 11. запорожец в.в. ремонт летательных аппаратов. ученик для вузов гражданской авиации / а.я.алябьев, ю.м. болдырев, в.в. запорожец и др.; под ред. н.л.голего. – 2-е узд. перераб. и доп. – м.: транспорт, 1984. – 422 с. 12. дмитриченко н.ф. эластогидродинамика. – львов: изд-во национального университета «львовская политехника», 2000. – 224 с. 13. стельмах о.у. компресійно-вакуумна складова сили тертя в умовах граничного змащування // вісник нау. – 2008. – №4. – с. 50–57. 14. стельмах а.у. способ определения противоизносных и (или) антифрикционных свойств трибосистемы с одним линейным контактом постоянной протяженности и устройство для его осуществления / кияшко с.н., стельмах а.у., костюник р.е., терновая т.в., сидоренко а.ю. // патент рф на изобретение № 2279660. заявлено 30.09.04; опубл. 10.07.06. бюл. № 19.– 10 с. 15. способ дифференциально-фазовой профилометрии и/или профилографии и устройство для его реализации / кияшко с.н., смирнов е.н., ильченко л.н., коленов с.а., стельмах а.у. // патент на изобретение № 2001116525. – 2001. надійшла 18.01.2012 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 1_shevela.doc процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 6 шевеля в.в.,*,** coкoлaн ю.c.** *жешувская политехника, г. жешув, польша, ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: shevelya@prz.edu.pl процессы динамического старения стали при внешнем трении удк 621.891 методом температурнозависимого внутреннего трения исследовано влияние внешнего трения углеродистой стали на субструктурные изменения, контролирующие процессы старения и релаксации динамических напряжений, которые определяют диссипативные свойства (энергоемкость) фрикционного контакта. показано, что на формирование релаксационной (диссипативной) способности стали в процессе трения влияет насыщенность твердого раствора примесными атомами внедрения, их диффузионная активность, а также количество и морфология выделений. от этого зависит подвижность дислокаций и сопротивление вязкому течению по границам раздела, т.е. свойства, определяющие возможность реализации динамических механизмов старения, сопровождающихся релаксацией напряжений непосредственно в процессе трения. ключевые слова: внешнее трение, внутреннее трение, декремент колебаний, диссипация энергии, релаксация напряжений, деформационное старение, закалка, отпуск, дислокации, атомы внедрения, термообработка, диссипативная способность. введение при трении скольжения металлических поверхностей действующие контактные напряжения тесно связаны с неупругими явлениями релаксации напряжений, от которых зависит динамическая напряженность фрикционного контакта. при циклическом динамическом нагружении процессы релаксации напряжений в металлах взаимосвязаны с внутренним трением (вт), уровень которого может служить мерой релаксационной способности материала и степени релаксации напряжений при данной амплитуде циклических напряжений и температуре деформации. в определенных условиях внешнего трения могут получить развитие процессы релаксации напряжений при динамическом деформационном старении (ддс) и отпуске под напряжением – динамическом старении (дс). эффективность развития явлений динамического старения зависит от согласованности процессов диффузии атомов внедрения и дислокационной перестройки, которые, в свою очередь, зависят от структуры стали, скорости деформации и температурного режима. процессы развития упрочняющих и разупрочняющих механизмов релаксации контактных напряжений при внешнем трении металлов составляют важную проблематику в металлофизике контактной прочности. методика исследования исследовалась сталь 45 в состоянии закалки (в воду от температуры 850 ºс), а также в состоянии низкотемпературного (200 ºс) и высокотемпературного (600 ºс) отпуска. субструктурные изменения в стали, вызванные термообработкой и внешним трением исследовались методом температурнозависимого внутреннего трения на установке типа крутильного маятника [1]. колебания фиксируются бесконтактным емкостным датчиком, сигнал с которого подается в регистрирующую электронную систему с программным обеспечением, определяющим начальную амплитуду а0, период колебаний т, квадрат частоты 2v и логарифмический декремент колебаний δ, который служит показателем внутреннего трения (диссипативной способности). для исследования температурных зависимостей внутреннего трения осуществлялся нагрев образцов посредством пропускания электрического тока через нихромовый элемент, охватывающий узкую рабочую часть образца (рис. 1, а), температура которого контролировалась термопарой. триботехнические испытания проводились на установке, принципиальная схема которой приведена на рис. 1, б. образец 3, закрепленный в зажиме 2 и центрирующей опоре 8, приводится во вращение с заданной скоростью с помощью электродвигателя 1. трение осуществляется между узкой рабочей частью образца и абразивной прокладкой (р500), которая прижимается с контролируемым усилием к цилиндрической поверхности образца охватывающим приспособлением 4, на которое подается нагрузка от гирь 6, уложенных на подвес 7. испытания проводились при двух контактных нагрузках (р = 5н; 10н) и трех скоростях скольжения (v = 0,08; 0,21; 0,34 м/с). путь трения составлял 300м. mailto:shevelya@prz.edu.pl процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 7 a a a-a p 7 6 9 8 5 4 3 2 1 p а б рис. 1 – образец (а) и схема машины трения (б): 1 – электродвигатель; 2 – зажимное устройство (цанга); 3 – образец; 5 – абразивная прокладка; 6 – гири; 7 – основание подвеса; 4 – контртело; 8 – подвижная осевая опора (центрирующая); 9 – шарикоподшипниковые опоры результаты исследования и их обсуждение на рис. 2, 3 показано влияние внешнего трения на температурные зависимости декремента колебаний стали после трех режимов термообработки и при двух значениях нагрузки. а б в рис. 2 – влияние внешнего трения при р = 5 н на температурные зависимости декремента колебаний: а – закалка; б – отпуск 200 ºс; в – отпуск 600 ºс; 1 – исходное состояние; 2 – v1 = 0,08 м/с; 3 – v2 = 0,21 м/с; 4 – v3 = 0,34 м/с процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 8 кроме объемных дислокационно сдвиговых и диффузионных релаксационных процессов в поликристаллах значительная роль принадлежит пограничной релаксации, обусловленной вязким течением по поверхностям раздела зерен, блоков, избыточных фаз, плоскостей сдвигов. такое вязкое течение, как и диффузионные явления, является термически активируемым, приводя к изменению ведущих механизмов релаксации напряжений при повышении температуры. а б в рис. 3. – влияние внешнего трения при р = 10 н на температурные зависимости декремента колебаний: а – закалка; б – отпуск 200 ºс; в – отпуск 600 ºс; 1 – исходное состояние; 2 – v1 = 0,08 м/с; 3 – v2 = 0,21 м/с; 4 – v3 = 0,34 м/с температурные зависимости внутреннего трения (рис. 2, 3) изучались при циклических напряжениях, формирующих при комнатных температурах фон внутреннего трения – амплитуднонезависимое внутреннее трение (анзвт), соответствующее преимущественно потерям, обусловленным колебаниями коротких дислокационных сегментов, расположенных между ближайшими примесными атомами, локально закрепляющими дислокации. рассеяние энергии связано с отставанием по фазе деформаций от приложенных напряжений при периодическом выгибании таких дислокационных сегментов. температурные зависимости внутреннего трения в первом приближении можно описать свойствами реологической модели максвелла (последовательное соединение тел гука и ньютона) [2]. деформация и напряжение в этой модели связываются следующим дифференциальным уравнением: g s s g+ ⋅ = ⋅ γ η & & (1) где s – напряжение сдвига; γ – относительная деформация сдвига; η – динамическая вязкость; g – модуль сдвига. процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 9 при действии в вязкоупругом теле периодически изменяющегося с частотой ω напряжения: 0 i ts s e ω= ⋅ (2) происходит диссипация механической энергии из-за сдвига по фазе напряжения относительно деформации. после подстановки (1) в (2) и последующего интегрирования получим связь между амплитудными значениями напряжения s0 и деформации γ0: *0 0 0 i g s g g i ⋅ ⋅ ω⋅ η = ⋅ γ = ⋅ γ + ωη (3) где g* – комплексный модуль сдвига, преобразуя который, получим: 2 2 * 2 2 2 2 ( ) , ( ) ( ) g g g i g ig g g ωη ωη ′ ′′= + = + + ωη + ωη (4) где g′ – действительная составляющая комплексного модуля, совпадающая по фазе с деформацией (динамический модуль сдвига); g′′ – мнимая составляющая, которая сдвинута относительно деформации на 90° (модуль механических потерь). выражение для внутреннего трения находим в виде [2]: 1 . g g q g − ′′= = ′ ωη (5) тогда логарифмический декремент колебаний равен: 1 . g q− π δ = π ⋅ = ωη ; 1 . g q− π δ = π ⋅ = ωη (6) согласно [3], с повышением температуры вязкость быстро уменьшается: . u kta eη = ⋅ ; . u kta eη = ⋅ (7) следовательно, с ростом температуры усредненный декремент колебаний увеличивается в соответствии с выражением: , u u kt ktg ge c e a − −π ⋅ δ = ⋅ = ⋅ ⋅ ω⋅ ω (8) где а и с – константы. характер изменения и интенсивность затухания колебаний образцов после триботехнических испытаний с повышением температуры зависят от структурного состояния стали и скорости трения. на температурных зависимостях внутреннего трения в той или иной степени формируются релаксационные максимумы в районе температур 60, 80 и 120 ºс. два максимума отвечают азотному (в районе 60 °с) и углеродному (вблизи 80 °с) пикам вт [4]. температуры, при которых формируются указанные пики вт, определяются частотой возбуждаемых свободно затухающих колебаний образца (в наших экспериментах f ~ 60 гц). атомы азота и углерода, как примеси внедрения, находятся в октаэдрических положениях, создавая тетрагональные искажения в оцк-решетке. при определенной температуре и частоте действия внешней периодической нагрузки в поле напряжений происходит резкое усиление миграции внедренных атомов по междоузлиям кристаллической решетки. в результате такой активизации диффузионного перераспределения атомов примеси деформация запаздывает по отношению к изменению напряжений, что приводит к резонансному росту рассеяния энергии (механических потерь) с формированием релаксационных максимумов внутреннего трения (пиков сноека). степень релаксации напряжений и, следователь процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 10 но, высота пика внутреннего трения пропорциональны концентрации атомов внедрения в междоузлиях кристаллической решетки твердого раствора, зависящей от температуры отпуска закаленной стали. в неравновесной системе с повышенной концентрацией вакансий (состояние закалки) атомы внедрения частично растворяются в вакансиях. значительная часть атомов внедрения будет мигрировать в энергетически более выгодные позиции – к вакансиям и к дислокациям, не давая вклада в резонансное рассеяние энергии. это должно проявляться в снижении или полном исчезновении соответствующего релаксационного пика. известно, что релаксационные пики сноека в деформированной стали не стабильны и могут уменьшаться до нуля после деформационного старения при температурах 100 350 °c [4]. одновременно в районе 250 °c возникает деформационный пик внутреннего трения кестера, вызываемый взаимодействием атомов углерода и азота с дислокациями. исчезновение релаксации сноека свидетельствует об уходе атомов примеси из твердого раствора к дислокациям. при деформационном старении подвижность дислокаций уменьшается, что приводит к значительному понижению внутреннего трения. падение вт может быть также вызвано большими степенями пластической деформации. для закаленного и низкоотпущенного состояния стали возможно проявление дополнительного максимума внутреннего трения в районе 80 °с, характерного для деформированного остаточного аустенита [4, 5]. согласно [5], возникновение этого пика связано с вращением в поле напряжений пар собственных атомов кристаллической решетки, образующихся в результате их смещения из нормальных позиций при пластической деформации (гантельный механизм зегера). колебания межузловых гантелей сопровождается миграцией атомов, приводящей к залечиванию вакансий. с повышением температуры отпуска стали атомы внедрения (c + n) в основном концентрируются в выделениях (карбидах, нитридах), твердый раствор обедняется этими атомами, что приводит к снижению высоты релаксационных максимумов внутреннего трения. возникновение пика вт в районе 120 °с обычно связывается с ферромагнетизмом [2]. в работе [6] показано, что этот пик имеет более сложное происхождение, т.е. определяется не только ферромагнетизмом. влияние температуры на релаксационную (диссипативную) способность стали оценивалось по усредненному температурному коэффициенту диссипации: tt ∆δ∆=α (прирост декремента на один градус), который характеризует степень блокировки и подвижность дислокаций в условиях термомеханической активации. чем больше tα , тем легче происходит отрыв дислокаций от блокирующих атомов примеси и их выделений при циклическом нагружении и тем меньше сопротивление вязкому течению по границам раздела (рис. 4). а б рис. 4. – зависимость температурного коэффициента диссипации αт от скорости трения и режима термообработки стали а – р = 5 н; б – р = 10 н; 1 – закалка; 2 – отпуск 200 ºс; 3 – отпуск 600 ºс для стали закаленной характерен первоначальный рост показателя tα после трения при невысоких скоростях (рис. 4, кривые 1), что обусловлено процессами субструктурной перестройки в зоне фрикционного контакта с повышением плотности подвижных дислокаций, имеющих возможность дальнего перемещения. этому же, по-видимому, способствует миграция примесных атомов вдоль дислокаций к узлам закрепления, что приводит к росту размеров дислокационных сегментов lc. вновь образующиеся в этих условиях дислокации при их высокой плотности оказываются слабо закрепленными атомами примесей вследствие их пониженной концентрации на дислокациях и термической неустойчивости. процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 11 такая сталь с ростом температуры проявляет повышенную релаксационную (диссипативную) способность. при увеличении скорости скольжения, вызывающим рост контактной температуры и скорости перемещения дислокаций, в зоне фрикционного контакта активизируются процессы, сопровождающиеся повышением степени закрепления дислокаций примесными атомами (c+n) и субмикроскопическими карбидными выделениями. повышается энергия и термическая устойчивость связи дислокаций с примесными атомами и их атмосферами. для стали после отпуска (особенно, высокотемпературного) характерно преимущественное снижение показателя tα при повышении скорости скольжения (рис. 4, кривые 2, 3). это значит, что диссипативная способность стали значительно уменьшается и при скорости трения v = 0,34 м/с может оказаться ниже исходного значения. наблюдающееся снижение коэффициента tα , сопровождающее, как правило, упрочнение металла, происходит вследствие уменьшения подвижности дислокаций. этому способствует: формирование малоподвижной сетки дислокаций в процессе их взаимодействия (при достижении критической плотности) с сокращением расстояния между узлами ln; развитие в той или иной степени динамического деформационного старения (ддс), в результате которого генерируемые ("свежие") дислокации блокируются мигрирующими к ним примесными атомами внедрения (c + n), их атмосферами и сегрегациями [7]. диссипативная способность структуры при ддс снижается вследствие сокращения длины дислокационных сегментов (lc) и уменьшения общей подвижности дислокаций. оптимальные условия для развития ддс создаются при таких скоростях трения и температурах, когда скорость движения дислокаций становится соизмерима со скоростью диффузии примесных атомов. ддс контролируется диффузионными процессами, которые при трении существенно ускоряются вследствие роста температуры и за счет увеличения плотности дислокаций. наиболее высокие значения показателя tα , а также существенное его падение с ростом скорости скольжения и контактной нагрузки характерны для закаленной стали (рис. 4, кривые 1). после закалки структурно метастабильный мартенсит имеет высокие остаточные микронапряжения и значительную микропластичность вследствие высокой плотности и слабой закрепленности дислокаций, сформировавшихся в результате фазового наклепа. при трении закаленной стали со скоростью v1 = 0,08 м/с кроме дополнительного роста плотности дислокаций снижается тетрагональность мартенсита вследствие уменьшения концентрации углерода в твердом растворе в процессе его распада (углерод мигрирует к дислокациям). судя по интенсивности снижения показателя tα с ростом скорости внешнего трения, закаленная сталь подвержена значительному упрочнению в изучаемых условиях. закалка, формируя метастабильную структуру с высокой концентрацией примесных атомов (c + n) в твердом растворе, способствует усилению эффекта ддс при трении. при этом ускоряется распад мартенсита и превращение остаточного аустенита с выделением высокодисперсных карбидных частиц. тем самым вызывается так называемый отпуск под напряжением (динамическое старение), являющийся результатом структурной релаксации, обусловленной диффузионным перераспределением атомов примеси с образованием новых фаз [8]. выделяющиеся при этом частицы карбидов имеют высокую дисперсность и повышенную концентрацию вследствие увеличения числа центров зарождения карбидной фазы. в результате дополнительно ограничивается подвижность дислокаций, растет сопротивление стали малым пластическим деформациям и повышается релаксационная стойкость как результат релаксации напряжений, возникших в процессе мартенситного превращения. отпуск под напряжением (динамический отпуск) способствует росту эффективности упрочнения из-за образования высокодисперсных карбидов, создающих для дислокаций дополнительный барьерный эффект. с другой стороны, карбидные частицы благоприятно влияют и на релаксационную способность материала, т.к. способствуют генерации свежих дислокаций и вызывают уменьшение концентрации углерода в матрице, что приводит к снижению плотности точек закрепления дислокаций. по сравнению с обычным отпуском, при динамическом отпуске под нагрузкой происходит более полный распад мартенсита, что обеспечивает дополнительный рост прочности закрепления дислокаций и снижение микропластичности, а температура, формирующая максимум предела упругости, на 50 100 °c ниже [8]. следовательно, релаксация напряжений при трении закаленной стали обуславливается: диффузионным перераспределением атомов углерода и азота в поле циклических напряжений, а также перемещением слабо закрепленных дислокаций (разупрочняющий фактор); структурной релаксацией (физико химические реакции распада пересыщенного твердого раствора – мартенсита и превращение остаточного аустенита); динамическим деформационным старением и динамическим отпуском, вызывающими в конечном счете снижение подвижности дислокаций и затрудняющим вязкое течение по границам раздела (упрочняющий фактор). процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 12 указанные механизмы релаксации при трении закаленной стали превалируют над обычным наклепом, который более характерен для деформации в условиях трения высокоотпущенной стали. действительно, в случае стали высокоотпущенной (тотп = 600 °c) снижение показателя tα и соответственно подвижности дислокаций с увеличением скорости трения (рис. 4, б, кривая 3) обусловлено преимущественно формированием малоподвижной дислокационной структуры, сопровождающимся уменьшением длины дислокационных сегментов lc и сокращением расстояния между точками закрепления дислокационной сетки ln: с уменьшением lc и ln при наклепе стали релаксационная (диссипативная) способность структуры уменьшается. при пониженной контактной нагрузке (рис. 4а, кривая 3) независимо от скорости скольжения влияние трения резко снижает показатель αт, свидетельствуя о благоприятных условиях для развития ддс. низкоотпущенная сталь (тотп = 200 °с) проявляет в изученных условиях внешнего трения наименьшую способность к диссипации механической энергии и наибольшую температурную стабильность релаксационных свойств при изменении скорости скольжения и контактной нагрузки (рис. 4, кривые 2). уже в процессе низкотемпературного отпуска происходит значительное снижение внутреннего трения вследствие распада мартенсита с выделением высокодисперсных частиц ε-карбида, когерентно связанных с матрицей [1]. одновременно происходит распад остаточного аустенита с образованием низкоуглеродистого мартенсита и дисперсных карбидов. хотя в двойниковых кристаллах мартенсита сохраняется высокая плотность дислокаций, они закреплены атмосферами примесных атомов внедрения и выделившимися карбидами. в результате подвижность дислокаций минимизируется, структура приобретает высокую упругость и релаксационную стойкость. вследствие высокой упругости такой стали прирост количества дислокаций в процессе трения невелик. поэтому при ддс происходит лишь небольшое дополнительное закрепление дислокаций атмосферами атомов внедрения и высокодисперсными частицами карбидов. выводы 1. внешнее трение стали инициирует упрочняющие и разупрочняющие релаксационные процессы, которые влияют на динамическую напряженность фрикционного контакта и его диссипативные свойства. интенсивность и механизмы диссипации зависят от структурного состояния стали, нагрузочноскоростного режима и температуры контактного взаимодействия. 2. в зависимости от термообработки стали и режима трения релаксация в процессе динамического деформационного старения (ддс) в той или иной степени снижает диссипативную способность материала. результат зависит от насыщенности твердого раствора примесными атомами, а также от количества выделений и их морфологии (дисперсности, формы). упрочняя сталь и одновременно сохраняя достаточную релаксационную способность материала, ддс способствует росту износостойкости. 3. при трении закаленной стали ддс сопровождается динамическим отпуском под нагрузкой (динамическим старением), что способствует дополнительной упрочняющей релаксации напряжений, уменьшая опасность наклепа с возникновением хрупких микротрещин и увеличивая энергоемкость металла. 4. полученные данные представляют интерес в контексте проблемы создания триботехнических материалов, обладающих высокой диссипативной (релаксационной) способностью при сохранении достаточной прочности. литература 1.шевеля в.в., трытек а.с., соколан ю.с. влияние термообработки стали на формирование фрикционных связей и их диссипативные свойства // проблемы трибологии. – 2012. – № 3. – с. 6-14. 2. постников в.с. внутреннее трение в металлах. – м.: металлургия, 1969. – 330 с. 3. глестон с., лейдлер к., эйринг г. теория абсолютных скоростей реакций. – м.: иностранная литература, 1948. 4. криштал м.а., пигузов ю.в., головин с.а. внутреннее трение в металлах и сплавах. – м.: металлургия, 1964. – 245 с. 5. гордиенко л.к. субструктурное упрочнение металлов и сплавов. – м.: наука, 1973. – 223 с. 6. постников в.с., разумов в.и. известия вузов. черная металлургия, 1957. – №11. 7. бабич в.к., гуль ю.п., долженков и.е. деформационное старение стали. – м.: металлургия, 1972. – 320 с. 8. пастухова ж.п., рахштадт а.г., каплун ю.а. динамическое старение сплавов. – м.: металлургия, 1985. – 320 с. надійшла в редакцію 28.08.2014 процессы динамического старения стали при внешнем трении проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 13 shevelya v.v., sokolan j.s. processes of dynamical aging of steel during external friction. influence of external friction of carbon steel on substructural changes, controlling aging processes and relaxation of dynamical tensions, that define dissipative properties (energy intensity) of frictional contact was studied by temperaturedependent internal friction. it is shown, that during friction saturation of solid solution by foreign interstitial atoms, their diffusive activity and also quantity and morphology of exudations influence on formation of relaxational (dissipative) ability of steel. mobility of dislocations and resistance to viscous flow on interface depends on mentioned higher, that is properties, defining ability of realization of aging dynamical mechanisms, accompanied by tension relaxation directly during friction. keywords: external friction, internal friction, oscillation decrement, dissipation of energy, tension relaxation, deformational aging, hardening, tempering, dislocations, interstitial atoms, thermal treatment, dissipative ability. references 1. shevelya v.v., trytek а.с., sokolan j.s. influence of steel thermal treatment on formation of frictional connections ant their dissipative properties. problems of tribology. 2012. №3 p. 6-14. 2. postnikov v.s. internal friction in metals. м.:metallurgy, 1969. 330p. 3. gleston s., laidler k., aring g. theory of absolute speed reactions. m.: foreign literature, 1948. 4. krishtal м.а., piguzov j.v., golovin s.а. internal friction in metals and alloys. м.: metallurgy, 1964. 245 p. 5. gordienko l.к. substructural strengthening of metals and alloys. м.:science, 1973. 223 p. 6. postnikov v.s., razumov v.i. reports of institutes of higher education. black metallurgy, 1957, №11. 7. babich v.к., gul y.p., dolzhenkov i.е. deformational aging of steel. м.: metallurgy, 1972. 320p. 8. pastuhova z.p., rahshtad а.g., kaplun j.а. dynamical aging of alloys. м.: metallurgy, 1985. 12_gorenko.doc проблема усунення вібрацій при формуванні мікрота наношорсткості трибоефективних поверхонь … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 65 горенко м.в. національний авіаційний університет, м. київ, україна проблема усунення вібрацій при формуванні мікрота наношорсткості трибоефективних поверхонь для підвищення прецизійності обробки суть проблеми при фінішній доводці поверхонь підшипників і інших трибоефективних поверхонь використовується спосіб шліфування абразивними кругами, або іншими видами полірувальних кругів з великою швидкістю обертів. при поліруванні криволінійних поверхонь 2-го і вищих поряків у процесі полірування виникають небажані вібраційні процеси, які негативно впливають на якість обробки поверхні, знижується відповідність заданим параметрам обробки. це може привести і до псування робочого інструменту й самого верстату. рис. 1 – дефекти при обробці абразивними кругами консервативним способом боротьби з цим явищем є або збільшення жорсткості конструкції [1 5], що веде до суттєвого збільшення маси, або використання поряд з цим системи компенсуючих противаг, що теж веде до збільшення ваги і погіршення динамічних характеристик верстатів. це компенсується збільшенням вживаної енергії, а оскільки моделювання наноі мікрогеометрії вимагає великої кількості циклів проходу, то ці чинники впливають на собівартість процесу обробки. при моделюванні мікроі наногеометрії поверхонь ця проблема стоїть дуже гостро, тому це вимагає усунення неконтрольованих факторів впливу на прецизійність обробки. шляхи вирішення проблеми сама технологія створення направленної шорсткості поверхонь вимагає зміни вектора напряму руху оброблюючого інструмента. одним з варіантів реалізації кінематичної групи для формування мікроі наногеометрії є чотирьох координатний верстат, у якого три координати базові і четверта є віссю зміни кута повороту полірувального інструмента з можливістю статично (опційно динамічно) задавати кут нахилу робочої обробляючої поверхні в залежності від геометрії інструмента. у процесі проектування спеціалізованого 4-x (опційно 5-ти) координатного оброблюючого центру з`являється необхідність визначення умов виникнення небажаних вібрацій і визначити способи боротьби з ними (рис. 2). рис. 2 – умовна спрощена схема верстата з чотирма ступенями свободи: 1 – оброблюючий інструмент; 2 – робоча зона xy pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com проблема усунення вібрацій при формуванні мікрота наношорсткості трибоефективних поверхонь … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 66 при моделюванні на 4-х координатній кінематичній схемі верстата процеса обробки поверхні була поставлена задача забезпечення прецизійності обробки і усунення небажаних вібрацій. з аналізу кінематичної схеми випливає, що ключовим елементом інтерференції коливань, які розповсюджуються по конструктивним елементам верстату є місця рухомих з`єднань. вібраційні процеси негативно впливають на рухомі з`єднання, знижуючи їх ресурс. на конструкційних елементах відбувається взаємопідсилення чи зменшення амплітуди коливань [6] (рис. 3). рис. 3 – умовний розподіл коливань на конструктивних елементах по рухомим вісям: 1 – оброблюючий інструмент; 2 – робоча зона xy джерела коливань мають різну власну частоту, яка розподіляється по всій конструкції верстата. у процесі обробки змінюється відстань між зв`язуючими рухомими вузлами, змінюється відстань від джерела коливань до місця інтерференції і тим самим, в залежності від частоти коливань на конструктивних елементах, рухомий шарнір може регулярно потрапляти у точки інтерференції. при довжині плеча, кратній довжині хвилі, на конструктивних елементах виникають стоячі хвильові зони, а при збігу фаз на вузлах утворюються інтерференційні максимуми. в якості джерел вібрації виступають привод робочого інструмента та двигуни позиціювання. у спрощеному вигляді вібрації розповсюджуються по кінематичним вісям. розрахунок вібрацій для рухомої кінематичної групи в точках а, b, c загалом буде мати вигляд, приведений на рис. 4. рис. 4 – умовна схема досліджуваної моделі припускаємо, що коливання відбуваються лише вздовж осі z .тоді координати точок: { ( )} { ( )} ( ) ( ) ( ) . cos cos cos,0, : ; cos,0, : ; cos0,0, : 333222 0 111 0 0 222 111    φ+ω+φ+ω − +φ+ω    φ+ω φ+ω tata l xl ta l x xc talxb taa x x x за вібрації відповідає z компонента точки с. ( ) ( ) ( )33322201110 cos cos cos φ+ω+φ+ω − +φ+ω= tata l xl ta l x z x x x c . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com проблема усунення вібрацій при формуванні мікрота наношорсткості трибоефективних поверхонь … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 67 середньоквадратичне відхилення за достатньо великий проміжок часу т: ; 1 0 22 tdz t z t ctc ∫= ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) . cos cos12 cos cos 1 2 cos cos 1 2 2 1 2 1 2 1 33 0 1131 0 33 0 22322 0 22 0 1121 2 002 3 2 2 2 0 2 102 tdtt t aa l x tdtt t aa l xl tdtt t aa l xlx aa l xl l ax z t x t x x t x x x x x tc φ+ωφ+ω+ +φ+ωφ+ω − + +φ+ωφ+ω× × − ++      − +      = ∫ ∫ ∫ якщо частоти 1ω , 2ω , 3ω суттєво різні, то останні три інтеграли рівні нулю, тоді: . 2 1 2 1 2 1 23 2 02 1 2 02 a l xl a l x z x x x tc +      − +      = якщо ж ω≈ω≈ω≈ω 321 то ( ) ( ) ( ). cos cos cos )( 2 1 2 1 2 1 3131 0 3232 0 21212 002 3 2 2 2 0 2 102 φ−φ+φ−φ − + +φ−φ − ++      − +      = aa l x aa l xl aa l xlx aa l xl l ax z xx x x x x x x tc позначимо . ; ; ; ; 232 121 33 22 0 11 0 φ∆=φ−φ φ∆=φ−φ = = − = ba ba l xl ba l x x x x тоді ( ) ( ). cos cos cos 2 1 2132231121 2 3 2 2 2 1 2 φ∆−φ∆+φ∆+φ∆+++= bbbbbbbbbz tc знайдемо мінімуми цієї функції з умов: ( ) ; 0 sin sin2132121 1 2 =φ∆−φ∆−φ∆= φ∆∂ ∂ bbbb z tc ( ) . 0 sin sin2132231 2 2 =φ∆−φ∆−φ∆= φ∆∂ ∂ bbbb z tc pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com проблема усунення вібрацій при формуванні мікрота наношорсткості трибоефективних поверхонь … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 68 є декілька розв’язань цієї системи рівнянь: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) . -2csc2csccos 2 1 : 2 cos 2 cos ; 2 sec 2 seccosb 2 1 : 2 cos 2 cos ; 2 sec 2 seccosbb 2 1 2 cosδφ 2 cosδφ 2 csc 2 csccos 2 1 : 2 cos 2 cos ; 2 1 : ; 2 1 : ; 2 1 : 0 ; 2 1 : ; 2 1 : ; 2 1 : 0 ; 2 1 :0 ; 2 1 :0 ; 2 1 :0 0 2 12 3 2 2 2 1 311 2 3 2 2 2 1 211 32 2 3 2 2 2 1 2 31 2 3 2 2 2 11 2 21 2 3 2 2 2 11 1 2 12 3 2 2 2 1 311 2 3 2 2 2 1 211 32 2 3 2 2 2 1 2 31 2 3 2 2 2 11 2 21 2 3 2 2 2 11 1 2 12 3 2 2 2 1 311 2 3 2 2 2 1 211 32 2 3 2 2 2 1 2 31 2 3 2 2 2 11 2 21 2 3 2 2 2 11 1 2 12 3 2 2 2 1 311 2 3 2 2 2 1 211 32 2 3 2 2 2 1 2 31 2 3 2 2 2 11 2 21 2 3 2 2 2 11 1 32132 2 3 2 2 2 1 2 21 32132 2 3 2 2 2 1 2 21 32121 2 3 2 2 2 1 2 21 32132 2 3 2 2 2 1 2 21 32132 2 3 2 2 2 1 2 21 32121 2 3 2 2 2 1 2 21 32231 2 3 2 2 2 1 2 21 32231 2 3 2 2 2 1 2 21 32132 2 3 2 2 2 1 2 21 b bbb bb bbb bb bbbbbz bb bb-b bb bb-b b bbb bb bbb bb bbbbz bb bb-b bb bb-b b bbb bb bbb bb bbbz : bb bb-b bb bb-b ;-b bbb bb bbb bb bbbbbz bb bb-b bb bb-b bbbbbbbbz bbbbbbbbz bbbbbbbbz bbbbbbbbz bbbbbbbbz bbbbbbbbz b-bbbbbbbz b-bbbbbbbz bbbbbbbbz tc tc tc tc tc tc tc tc tc tc tc tc tc               +− −      −+ +++=       −+ =φ∆      +− =φ∆               +− +      −+ +++=       −+ =φ∆      +− −=φ∆               +− +      −+ +++=       −+ −=      +− =               +− −      −+ +++=       −+ −=φ∆      +− −=φ∆ +−+++=π=φ∆π=φ∆ +−+++=π=φ∆π−=φ∆ +−+++=π=φ∆=φ∆ +−+++=π−=φ∆π=φ∆ +−+++=π−=φ∆π−=φ∆ +−+++=π−=φ∆=φ∆ −+++==φ∆π=φ∆ −+++==φ∆π−=φ∆ +++++==φ∆=φ∆ −− −− −− −− −− −− −− −− для різних точок (різних 0x ) фази повинні бути різними, що важко зробити на практиці. якщо забезпечити це для якоїсь певної точки, то в інших точках коливання складуться і амплітуда зросте. тому потрібно щоб вібрації мали суттєво різну частоту. щоб усунути ефект взаємного підсилення, необхідно забезпечувати суттєво різну частоту коливань по вісям. це важко зробити при рівноприскореному русі, але можливо суттєво змінювати цю частоту при розподілі прискорень по вісям позиціювання. тобто, якщо враховувати власну частоту вібрацій по рухомим вісям і забезпечувати цикли прискорень – гальмувань, які б забезпечували різність фаз у місцях рухомих з`єднань, тоді можливо і забезпечити режими, в яких взаємного підсилення не буде, то можливо pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com проблема усунення вібрацій при формуванні мікрота наношорсткості трибоефективних поверхонь … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 69 забезпечити взаємогасіння вібрації. це особливо доцільно, якщо використовується траєкторія, сформована кривими вищого порядку. при позиціюванні по таким криволінійним траекторіям коливання розподіляються таким чином, що виникнення взаємопідсилення вібрацій можливо або перемістити з місця контакту інструмента з оброблюванною деталлю, або створити умови взаємого гасіння частот (рис. 5). рис. 5 – приклад криволінійної траєкторії в ортогональній системі координат при використанні різної геометрії оброблюючого инструмента: 1 – траєкторія руху; 2 – проекція криволінійної траекторії на площину zox; 3 – проекція на площину yox; 4 – проекція на площину zoy; υ1, υ2, υ3 − розподіл градієнта швидкості по траєкторії висновки запропоновано можливий метод гасіння та контролю вібрації при прецизійній обробці деталей. на практиці цей метод можливо реалізувати слідуючим чином: а) розрахунок траєкторії і розподіл швидкості виконується з дотриманням умов різності фаз на основі математичної моделі з урахуванням індивідуальних особливостей кінематичної схеми верстату; б) перед обробкою виконується цикл без контакту з поверхнею інструмента вимірюється рівень вібрації по траєкторії і, виходячи з цього, корегується траєкторія руху та розподіл по ній швидкості; с) також можливо передбачити корегування швидкісті по траєкторії руху інструмента під час обробки за допомогою зворотнього зв’язку датчиків вібрації. використання цього методу допоможе контролювати вібрації під час обробки, а також допоможе зменшити вібраційні процеси і підвищити точність відтворення мікроі нанорельєфу оброблюваної поверхні. література 1. артоболевский и.и. теория механизмов и машин. м.: наука, 1975. – 640 с. 2. янг л. исследование кинематики манипулятора платформенного типа // тр. американского общества инженеров-механиков. сер. в. конструирование и технология машиностроения. м.: мир, 1984. – № 2. – с. 264-272. 3. дроздов ю.н., павлов в.г., пучков в.н. трение и износ в экстремальных условиях. – м.: машиностроение, 1986. – с. 40. 4. когаев в.п. прочность и износостойкость деталей машин / в.п. когаев, ю.н.дроздов. – м.: высш.шк., 1991. – 309 с. 5. щепетильников в.а. уравновешивание механизмов. м.: машиностроение, 1982. – 256 с. 6. мандельштам л.и. лекции по теории колебаний. м.: наука, 1972. – 470 с. надійшла 07.06.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com акустоемісійний аналіз перехідних режимів роботи машини тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 6 заспа ю.п., шалапко ю.і., возняк а.л. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-m ail: shalapko@yahoo.com акустоемісійний аналіз перехідних режимів роботи машини тертя удк 534.134:621.891 м етодом спектр ального аналізу аку стичної емісії до сліджені пер ехідні р ежими р оботи експериментальної машини тер тя. виявлені су ттєві відмінно сті так их р ежимів від встановлених р ежимів ек сплу атації машини – як за спектр альним складо м вібр оаку стичного поля, так і за напр ямом каскадних пр оцесів пер едачі енер гії в динамічній системі. відмічений максимальний р івень інер ційних навантажень в пу скових р ежимах машин і механізмів, що створ ює р изики виникнення авар ійних ситу ацій. клю чові слова: машина тер тя, пере хідний режим, акустична емісія, спектр, енергетичний каска д, збурення. вступ пере хідн і режими експ луатац ії машин і ме ханізмів (увімкненн я, вимкненн я, зміна робочих па раметрів) є авар ійно-небезпечними в зв’язку із значно ви щим рівнем інерцій ни х наван тажень – в порівнянні з вс тановленими режимами [1, 2]. висо кий рівень а кустичної еміс ії, характерний для пере хідни х режимів [2, 3], може бути ви користаний з метою їх безкон тактно ї діагности ки в реальному масштабі часу. в роботі таким способом досліджується е кспериментальна машина тертя [4], що включає електромагнітни й привід, трансмісію , вузол тертя та ста торну частину. завданням роботи є встановле ння фізични х механ ізмів і закономірностей пере хідни х режимів роботи машини і ме хан ізмів, ви хо дячи з даного експериментального при кла ду. технічне обладнання та методика екс пе риме нту кінематична с хема дослідної машини тертя показана на рис. 1. 142221 12 10 11 9 16 58 6 4 2 20 3 151314 171 9 1 8 6 3 7 1 рис. 1 – кі не матична схема установки: 1 – вал електродвигуна; 2 – направляючі; 3 – гвинтова пара; 4 – повзун; 5 – вал ; 6 – гвинт; 7 – корпус; 8 – шатун; 9 – кривошип; 10, 11 – зразкотримачі; 12 – затискач; 13 – вал ; 14 – датчик пе ремі щення; 15 – важіль навантаже ння; 16 – роз’ємна камера; 17 – головка; 18 – направляючі ; 19 – колони; 20 – основа; 21 – пружний елемент; 22 – гвинтова пара акустоемісійний аналіз перехідних режимів роботи машини тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 7 установка розроблена для досліджень номінально неру хомих фрикц ійни х з’є днань в умова х фретингу та реверсивного тер тя. оберта льний ру х ва ла еле ктро двигуна змінного струму за допомогою ступінчас тої пасово ї передач і та кривошипно -ша тунного ме ханізму перетворювався у зворотнопоступальний ру х зразко тримача нижнього зразка. номіна льно неру хомий вер хн ій кон трзразок був закріп лений у самовстановлююч ій головц і, здатній ру ха тись вздовж колон с та тора. нормальне наван таження в дослідному контакті зада валось важ ільною системою, амплітуда ко ливань ниж нього зразка регулюва лась зміною ексцен трисите ту кривошип но-ша тунного механ ізму. використовува лась кон тактна пара типу плоска смуга-торець ци ліндра з номіна льним конта ктним тис ком близько 30 мпа та з номінальною частотою коли вань ≈ 28 гц. увімкнення е лектроприводу здійснюва лось прямою подачею напруги живлен ня без ви користанн я спец іальни х пус кови х с хем. акус тична емісія машини реєструвалась пор тативн им комп’ютером з виносним мікрофоном. подальша обробка записани х осцило грам акустичної ем ісії (а е) здійснюва лась з ви користанням ста ндар тного програмного забезпечення – у т.ч. шви дкого перетворення фур’є. експе риме нтальні резуль тати та їх обговорення на рис. 2 показан і зага льн і осцилограми ае, записан і в процесі роботи машини тертя в р ізни х режимах. коротко тривалі максимуми сигналу акустичної емісії відповідаю ть моментам увімкнення та вимкнення ус тановки . м ін імуми на осцилограмах пов’язан і із спеціа льним знаттям нормального на вантаження у дос лідному фрикційному контакті. довго трива лі спа дн і ділянки осцилограм характеризую ть рух машини «за інерцією»піс ля вимкнення еле ктроприводу. на рис. 3 наведен і більш де тальні та різномасштабн і за часом осцилограми сигналу ае, що характеризую ть пусковий режим машини. а б в г рис. 2 – осцилограми сигналі в акустичної емі сії , записані для значе нь амплітуди встановле них коливань рухомого зразка: а б – 300 мкм; в г – 150 мкм як ви дно, спостерігаю ться ін тенсивн і каска дн і процеси передачі енергії між збуреннями різни х часових (і часто тни х) масштаб ів, пов’язан і з шви дким увімкненням електроприводу та відповідн ими інерційними наван таженнями. нес тац іонарний процес пуску в ц ілому триває ~ 0,30 сек. і завершується перехо дом у встановлений режим роботи машини. акустоемісійний аналіз перехідних режимів роботи машини тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 8 рис. 3 – рі зномасштабні осцилограми акустичної емі сії, що характе ризують пусковий режим машини нестац іонарний процес вимкнення електроприводу машини у порівнянні з увімкнен ням є значно спокійн ішим та коротшим (~0,15 сек) – рис. 4. піс ля вимкнен ня електроживлення машина, я к уже відзначалось, ще три валий час працює «за інерцією» (рис. 2), що значною мірою зн імає величину інерційни х переван тажень . рис. 4 – осцилограми акустичної емісії , що характе ризують проце с вимкне ння еле ктромагнітного приводу машини окремий ін терес становить ви явлення напрямів каска дної передач і енергії ви хоре-хви льови х збурень в процесі зупинки машини піс ля вимкнення еле ктроприводу. на рис. 5 показан і отримані з цією метою фур’є – спектри си гна лів а е в різни х режима х роботи машини. ана ліз спе ктр ів показує, що напрям каскадного транспорту енергії суттєво за лежи ть від значення дисбалансу роторної частини ус тановки, тобто ексцен триси те ту кривошипно-шатунно го механ ізму. при малому дисбаланс і п ісля вимкнення електроприводу спостер ігає ться си льно виражений турбулентн ий зворотний каска д, направлен ий в інфразвукову частину спектру збурень – рис. 5, б. навпа ки, збільшення дисбалансу роторної части ни, сприяючи посиленню нелін ійни х акус тични х (ударни х) процесів, перенаправляє потік енергії в б ік в ищи х часто т – рис. 5, г. при цьому спектр збурень дещо звужується – у порівнянн і з відповідним робочим режимом (рис. 5, в). у пере хідни х режима х роботи машини також су ттєво перерозподіляється роль домінуючи х частот у спектрі збурень – т.з. часто т енерге тичної на качки [2]. так при малому дисбала нсі ро тора машини після вимкнення е лектроприводу домінан тною с тає частота 75 80гц – рис. 5, б. в робочому режимі цю роль виконува ла номіна льна часто та колива нь кри вошипно-ша тунного ме хан ізму (≈ 28 гц ) – рис. 5, а. акустоемісійний аналіз перехідних режимів роботи машини тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 9 а б в г рис. 5 – с пектри сигналів ае у встановле них режимах роботи машини (а, в) та в проце сі її руху «за і не рці єю» пі сля вимкне ння еле ктроживле ння (б, г). амплітуда встановле них віброколивань рухомого зразка: а б – 150 мкм; в г – 300 мкм висновки таким чином, вихо дячи з даного експеримента льного прикладу, с лід зробити висновок про те , що перехідн і режими роботи машин і ме ханізмів су ттєво відрізняю ться від вс тановлен и х робочи х режимів як за характером спектру збурень поля шви дкос тей і поля ме хан ічни х напружень, так і за напрямом каска дни х процесів передачі енергії в динамічн ій сис темі. максимальний рівень інерційн и х вібронаван тажень в пере хідни х режима х створює ризики ви никнення авар ійни х ситуац ій. ці ризики можуть бути су ттєво зменшен і за ра хунок оп тимізац ії дисба лансу роторної частини машини, або ж механізму. зокрема, підтримання дисбалансу на допустимому рівні блокує інверсний енерге тичний каска д збурень, направлений в інфразвукову частину спектру при зменшенні робочого навантаження , або ж відключенні приво ду машини. це сприяє збереженню цілісності динамічної сис теми у та ки х пере хідни х режима х. літе ратура 1. заспа ю.п., разуваева м.а., ша лапко ю.и. динамическая автоподс тройка под внешнее си ловое воздействие в номинально неподвижном фрикционном соединении // трение и износ. – 2011, т. 32, №4, 375-380. 2. заспа ю.п. когерентная трибо динамика // трение и износ. – 2012, т. 33, №6, 656-673. 3. a kay a. acoustics of friction // j. acoust. soc.am. – v. 111, №4, 1525-1548. 4. пат. 69559а україн и, мпк 7g01n3/ 00. ус тановка для дослідження матеріа лів та покриттів в умовах фретин г-процесів / гончар в.в., шалап ко ю.і., кап лун в.г . / опубл. 11.08.2003, бюл. №9. поступи ла в редакц ію 22.12.2014 акустоемісійний аналіз перехідних режимів роботи машини тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 10 yu.p. zasp a, yu.i. shalap ko, a.l. vozny ak. the acoustic-emissive analysis of transient operation of the friction machine. the transitional modes of exp erimental friction mach ine are inv estigated by the method of the sp ectral analy sis of the acoustic emission. sign ificant differences between such mod es and the established modes of the op eration of the mach ine – both as for the sp ectral comp osition of the vibroacoustic field and the dir ection of the cascad e ener gy transfer p rocesses in a dy namic sy stem were revealed. the maximum level of the inertial loads in the starting mod es of the mach ine and mechanisms that creates the risk of accidents was marked. keywords: friction mach ine, transitional regime, acoustic emission, sp ectrum, the energetic cascade, d isturbance. references 1. zaspa yu.p., ra zuvaeva m.a., shalapko yu.i. dyna mycheskaya avtopodstroyka pod vneshneye silovoye vozdeystvie v nominalno nepodvizhnom frikc ionnom soedineniy. trenye i iznos. 2011, vol. 32, №4, 375-380. 2. zaspa yu.p. koherentnaya trybodynamyka. trenye i iznos . 2012, vol. 33, №6, 656-673. 3. akay a. acoustics of friction. j. acoust. soc.am. v. 111, №4, 1525-1548. 4.pat. ukraine 69559a, ipc 7g01n3 / 00. installat ion for study materials and coatings under fretting processes . gonchar v.v., shalapko yu.i., kaplun v.g. publish. 11.08.2003, bull. №9. 15_kulgaviy.doc формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 88 кульгавый э.а. национальный авиационный университет, г. киев, украина формирование потока отказов в антифрикционных системах отказы узлов трения в значительной степени определяют надежность и безопасность техники, они ограничивают ресурс, являются причиной аварий и катастроф, поэтому,актуальны исследования механизма возникновения и закономерностей развития состояний отказа в трибологических системах, результаты исследований в этом направлении, представлены в настоящей работе.отказ – событие, заключающееся в нарушении работоспособности, при этом достаточно, чтобы хотя бы однозначение хотя бы одного параметра не соответствовало требованиям нормативно-технической документации.в теории надежности различают постепенныеи внезапные отказы [1]. постепенный отказ – это случайное событие, заключающееся в медленном изменении параметра и закономерном выходе его за пределы установленных требований нормативно-технической документации. причиной постепенного отказа в трибологии является износ деталей узла трения выше допустимого значения. внезапный отказ – это случайное событие, которое с одинаковой вероятностью может произойти в любой момент и заключающееся в скачкообразном изменении параметра. в трибологии состояние внезапного отказа может возникнуть в любой момент, и затем, с разной вероятностью, вернутся в нормальное состояние; либоразвивается процесс отказа, который заканчивается аномально высоким значением износа, заклиниванием, поломкой конструкции или пожаром [2]. в антифрикционных системах интенсивность отказов ( )tλ представляет собой сумму потоков постепенных и внезапных отказов. постепенные отказы связаны с участием вещества твердых тел в непрерывном трибологическом процессе, в результате которого происходит износ. внезапные отказы определяются частотой появления аномальных состояний в трибологическом контакте, то есть, это последовательность дискретных событий. использование времени нахождения системы в данном состоянии в качестве меры и временной интерпретациивероятности позволяет объединить два потока в единое целое: дискретный и непрерывный. при этом случайные величины, такие какинтенсивность отказов, время достижения предельно допустимого значения износа, время до первого отказа и среднее время между отказамииспользуются в качестве меры, а вероятности этих состояний в качестве характеристики процессов отказа. типичная форма измененияинтенсивности потока отказов ( )tλ во времени представлена на рис. 1 рис. 1 – интенсивности потока отказов λ(t) во времени t: 1 – приработка; 2 – стационарное состояние; 3 – этап износовых отказов постепенные отказы главную роль в формировании потоков отказовиграют трибологические структуры диссипативного типа, которые образуются в контакте на эволюционном этапе приработки и затем функционируют в стационарном режиме по нелинейным законам синергетики[3].в зависимости от соотношения энергии и энтропии в трибоструктуре интенсивность потока вещества при прохождении через трибологическую систему может увеличиваться, уменьшаться или оставаться на одном уровне. источникомвещества в трибологической системемогут быть только твердые тела, то есть:если трибологическая структура пополняется веществом твердых тел, то поток вещества увеличиваетсяпроходя через контакт, а значит,происходит износ и развивается постепенный отказ. если в формировании трибоструктур участвует только вещество смазки и в системе отсутствует источник и сток дивергенция потока вещества равна нулю, при этом,реализуется безызносное и безотказное состояние. если в системе существует сток, то из динамической диссипативной трибологической pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 89 структуры на поверхности трения образуется и растет покрытие, а это можетпривести к перегреву, заеданию, зависанию подвижных элементов или к другойформе отказа. в настоящей работе рассматриваются износовыеотказы. исследовалимеханизм возникновения и закономерности развития отказа при постоянных и переменных состояниях среды, воздействующейна трибосистему. на эволюционном этапе приработки (рис. 1)трибосистемы переходят из состояния, задаваемого технологией в состояние, определяемое самим процессом. в формировании потоков вещества основную роль играют процессы переноса и самоорганизации, которые приводят к образованию в контакте трибологических структур диссипативного типа. механизм образования этих структур определяется организующим действиемнеравновесных состояний на потоки вещества [4].формирование потоков веществав трибологическом контакте определяется явлениями переноса на атомном уровне. при координационном числе кристаллической решетки равной восьми, поверхностные атомы имеют от семи до одной связи с внутренними атомами твердого тела и от одной до семи свободных связей, энергия которых формирует избыточную поверхностную энергию твердых тел. межатомная связь рассматривается не в смысле реального физического объекта, а как результат динамического перераспределения плотности вероятности электронных состояний, в следствие которого, возникают электрические силы притяжения, отталкивания или нейтральное состояние.в контакте, между атомом одной поверхности и атомами контртела могут образоваться состояния, которые соответствуют энергии от одной до семи связей. если энергия связей с атомами контртела превышает энергию внутренних связей, то при относительном движении твердых тел атом переносится на другую поверхность. при трении происходит непрерывный перенос атомов между поверхностями, эти активные атомы вступают в химическую связь с атомами контртела и молекулами смазки. в минеральных маслах в различных соотношениях содержатся углеводороды парафинового, нафтенового, ароматического рядов, а также их кислородных, сернистых, азотистых производных. в незначительных количествах масла содержат: асфальтены, смолы, органические кислоты и др. молекулы таких соединений имеют сложную цепную структуру, в процессе трения происходит их деструкция с образованием радикалов, гидроксильных и полярных групп. молекулы взаимодействуют активными частями с аналогичными молекулами и переносимыми атомами металлов, образуя мицеллы. в процессе трения происходит окисление и образуются: кислоты, альдегиды, нафтеновые окиси, асфальтовые окиси, ангидриды, закиси кислот, ароматические асфальтены, продукты полимеризации [5]. соединения фосфора серы, хлора образуют конечные вещества чрезвычайно устойчивые к внешним воздействиям, например, хлористое железо устойчиво до 1100 °с, а окислы железа не изменяют физикомеханических свойств до 800 °с. в трибологическом контакте происходит многоступенчатый синтез, в результате которого образуются конечные продукты физико-химических превращений: окислы, сульфиды, фосфаты, коксы, хлориды, металлорганические соли, комплексы и др. в виде молекул, кластеров, мицелл и наноразмерныхчастиц. на этом синтез не заканчивается, в неравновесных условиях трибологического контакта в потоках вещества возникает самоорганизация. в процессе непрерывного обмена связей происходят флуктуации потенциала, контакт можно считать случайным потенциальным полем. на каждом см2 поверхности трения одновременно образуются и рвутся ~109 1012 межатомных связей, при образовании связи избыточный поверхностный потенциал атомов превращается в тепло. при разрыве связи атомы становятся поверхностными, потенциал восстанавливается; наэто затрачивается работа и возникает сила, суммарная мгновенная сила связей в направлении движения,равная силе трения. в неравновесных условиях трибологического контакта в различных местах случайным образом возникают скопления частиц, которые становятся центрами; к ним присоединяются новые частицы и постепенно формируются структуры в виде отдельных участков, сеток, ячеек, клинои волнообразных слоев толщиной от нано до микрометров. уменьшение энтропии, при образовании трибоструктур, многократно компенсируется ее производством в процессе трения и ростом при отводе тепла из системы.в процессе формирования трибоструктур молекулы, кластеры, ультрадисперсные частицы, в стремлении уменьшить свободную энергию, устремляются к образовавшимся центрам, потоки вещества из системы уменьшаются, пока не стабилизируютсяна стационарном уровне(рис. 1). на этапе приработки процесс контролирует энергия: в стремлении свободной энергии к минимуму происходит агрегация переносимых частиц. внутренние потоки вещества направлены на формирование трибоструктуры и увеличение ее объема, одновременно растет экстенсивная величина энтропия трибоструктуры. когда влияние энтропии и энергии становятся сопоставимыми, система переходит в стационарное состояние, функционирующее по нелинейным законам синергетики. устойчивость стационарных состояний определяет конкуренция между свободной энергией f и энтропией s . когда влияние энтропии становится преобладающим, трибоструктура теряет устойчивость. стремление к равномерному распределению приводит к частичному разрушению трибоструктуры и выносу некоторого количества ее вещества из системы в виде продуктов износа. объем и энтропия трибоструктуры, при этом, уменьшаются; преобладающим становится стремление свободной энергии к минимуму. происходит взаимодействие выступающих участков твердых тел, взаимоперенос атомов, синтез молекул, кластеpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 90 ров, ультрадисперсных частиц, присоединение их к трибоструктуре, ее объем увеличивается, растет и цикл повторяется. величина износа, изменения линейных размеров твердых тел, определяется участием их вещества в формировании трибоструктур; поток этого вещества, усредненный по площади контакта, равен скорости износа ( ) ( ) dttditi = . в стационарном состоянии это процесс с постоянным средним и дисперсией, устойчивость его к флуктуациям обеспечивает конкуренция свободной энергии и энтропии, при этом, вторая производная 22 dtid противоположна по знаку отклонению ( )ti от среднего значения. само же среднее значение является точкой перегиба функции ( )ti , в которой свободная энергия и энтропия меняются местами по степени влияния на процесс. уровень стационарного состояния определяет не вся производимая энтропия, а только та ее малая часть, которая связана с веществом трибоструктуры; при постоянной температуре она пропорциональна объему и может, как увеличивается, так и уменьшаться, полная же энтропия в процессе трения всегда растет. конкуренция свободной энергии f и энтропии s , которую можно представить уравнением f e ts= − , порождает, в далеких от равновесия условиях, устойчивые периодические процессы. в координатах tsf − таким процессам соответствуют модели лотки-вольтера, брюсселятор и др. если трибоструктуравозобновляется на временном интервале τ , то износ на каждом таком интервале можно рассматривать как независимую, однородную случайную величину. то есть, износ является суммой большого числа величин и, согласно центральной предельной теореме, при τ>>t износ ( )ti имеет нормальное распределение, его можно представить в виде ( ) ( )21/ τηστ±>=< ttiti t , (1) где >< i – среднее значение скорости износа; σ – среднеквадратичное отклонение скорости износа cреднее время срт достижения износа ( )ti также распределено по нормальному законуи представимо в виде: ( ) ( ) 2 1 / −τ τησ±><= titiт tср , (2) где τσ – среднеквадратичное отклонение интервала τ ; η – гауссовскаявеличина с единичной дисперсией. если для узла трения задать максимально-допустимое значение износа, которое определяет состояние постепенного отказа, а также вероятность этого состояния, то используя формулу (2) и соответствующие квантили нормального распределения можно определить ресурс узла. интервал τ в различных трибосистемах может достигать нескольких десятков часов. это означает, что продолжительность испытаний определяется не только разрешающей способностью инструмента, но внутренней структурой самого процесса. оптимальная продолжительность опыта t находится в диапазоне от трех до шести интервалов τ . при оптимальном соотношении энергии и энтропии в трибологическихсистемах реализуется стационарное состояние.энтропияопределяет подвижность элементовтрибоструктуры, а свободная энергия – ее устойчивость. периодически происходит сброс части вещества трибоструктуры в виде продуктов износа, непосредственное взаимодействие микроскопических участков твердых тел, взаимоперенос атомов металла, синтез конечных продуктов и пополнение трибоструктуры. таким образом,на временном интервале τ реализуется цикл, в течение которого возникает порция износа. при недостатке энтропии элементы трибоструктуры малоподвижны, происходит ее частичное разрушение, усиливается непосредственное взаимодействие твердых тел, увеличивается скорость износа. недостаток энтропии при запуске автомобильных двигателей приводит к увеличению скорости износа цилиндров и колец до такой степени, что каждый запуск эквивалентен 200 300 км пробега, а запуск при температуре – 20 °сувеличивает скорость износа в 2 3 раза, по сравнению с запуском + 20 °с [6]. при износовых отказах скорость износа выполняет функцию интенсивности потока постепенных отказов. определив, исходя из условий надежности и безопасности, предельно-допустимые значения износа и вероятность достижения этого значения, можно выбрать трибологическую систему, которая обеспечит требуемый ресурс узла трения.термин «трибологическая система» определяет объект, включающий два контактирующихтвердых тела и смазку – твердую, жидкую, газообразную или их смесь. внезапный отказ – редкое событие, поэтому при исследовании механизма и оценке интенсивности потока отказов важную роль играет всесторонняя информация об отказах, неисправностях и признаках состояния отказа.синтез всей информации об отказах антифрикционных узлов за все время существования авиации показал, что внезапен момент возникновения состояния отказа, затем с разной вероятностью трибологическая система возвращается в стационарное состояние, либо развивается состояние pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 91 отказа, которое в дальнейшем рассматривается как «процесс отказа». установлено также, что антифрикционные системы однородны относительно достаточно небольшого количества признаков возникновения процесса отказа. показано, что все эти признаки свидетельствуют о разрушении трибологических структур, которое обратимо в состоянии износа и необратимо в состоянии отказа[7]. в реальных узлах трения развитие отказа происходит во временных интервалах от нескольких часов до нескольких десятков часов. это позволяет обнаруживать процесс отказа на раннем этапе и предотвращать опасные последствия, по данным международной авиационной организации икао только 0,01 процента отказов приводит к авиационным происшествиям, 98% обнаруживается и устраняется при техническом обслуживании на земле, около2 % компенсируется экипажем в воздухе. синтез в информационном пространстве позволил создать в авиации эффективную систему диагностики и контроля, достичь вероятности катастрофы по техническим причинам для воздушного судна в целом не более 10-7, а аварии не более 107на час налета. на воздушном судне имеется сотни узлов трения, отказ которого может привести к авиационному происшествию. вероятность отказа одного узла трения близка к нулю, поэтому для определения этой характеристики нужен очень большой массив исследуемых объектов. при исследовании редких событий используется свойство функции ( ) xx /11 + , которое заключается в том, что при 0→x эта величина стремится к пределу e ≈ 2,718 [8]. если вероятность отказа узла трения за час эксплуатации равна p , то вероятность того, чтоотказ не появится в течение n часов равна ( ) ( ) ( )nppn pp −−−−=−− 11111 . (3) если 0→p то и 0→− p , значит: ( ) ep p →− −11 . (4) потому при достаточно малых p : ( ) npeep npn =α−=−≈−− α−− ;1111 . (5) выражение (3) отлично от нуля или единицы в том случае, когда α ограничена, то есть не стремится ни к 0, ни к ∞ . это означает, что число испытаний должно иметь порядок p1 , или p имеет порядок n/1 . в случае использования в качестве меры непрерывного времени t ,выраженного в часах при вероятностиотказа p = 10-4 на час работы, нужны эксперименты продолжительностью не менее 104 часов.вероятность того, что в серии n испытаний произойдет m редких событийдаетформула пуассона: αα= e m p m m ! . (6) этой формулой пользуются прибольших, но конечных n , подставляя np на место α . после начального этапа приработки стационарный поток отказов является простейшим пуассовским потоком, то есть, он удовлетворяет условиям стационарности, отсутствием последействия и ординарности. вероятность безотказной работы ( )tp и вероятность отказа ( )tq распределены по закону: ( ) ( )ttp λ−= exp (7) ( ) ( )ttq λ−−= exp1 . (8) по закону (7) распределена вероятность того, что расстояние по времени между соседними моментами отказа окажется большим чем t , среднее время на отказ в стационарном потоке λ= 1срт определяется статистически; выражение (7) переводит дискретную частоту возникновения отказов в однородном ансамбле большого количества узлов трения в непрерывную во времени вероятность отказа любого узла из ансамбля. здесь появляется свойство эргодичности временных вероятностей, которое, в рассматриваемом случае, состоит в том, что вероятность отказа одной системы равна относительному количеству отказавших систем из ансамбля. вероятность отказа не зависит от предыстории, а только от характеристики трибосистемы λ и продолжительности временного интервала. например, для одного узла трения при ( ) 10=λ t 10-4 за любые 10 часов наработки ( ) =tp 0,999, а за 100 часов – ( ) =tp 0,99. соответственно в большом ансамбле за 10 часов признаки отказа будут иметь 0,1 %, а за 100часов 1 % от общего количества антифрикционных узлов. при традиционном механистическом подходе основным методом исследования в трибологии является анализ разделение целого на элементы, при этом износ рассматривается как варианты микрорезания, когезионного, усталостного или хрупкого разрушения поверхностей твердых тел или образовавшихся химических пленок. различают следующие виды механического износа: абразивный, усталостный, коррозионно-механический, фреттинг-коррозию, кавитационный и др. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 92 трибологические системы открыты, они обмениваются с окружающим пространством энергией и веществом, в процессе трения механическая работа превращается в тепло. процессы превращения механической работы в тепло и обратно – превращения тепла в работу, являются основными объектами исследования термодинамики. поэтому,трибологические системы это, прежде всего, неравновесные термодинамические системы. процессы в таких системах необратимы, для них характерно производство энтропии, самоорганизация, стационарные состояния – аттракторы, устойчивость которых,нарушают только автокаталитические реакции. самоорганизация возникает на эволюционном этапе приработки, когдатрибологические системы спонтанно переходят из состояния, задаваемого технологией, в состояние, определяемое самим процессом. при этом,в трибологическом контакте формируется динамическое диссипативноесостояние вещества, которое определили как «трибологическая структура».однородностьмиллионов узлов трения относительно небольшого количества признаков свидетельствует об общем механизмевозникновения внезапного отказа в антифрикционных системах. моменты возникновения отказов распределены неравномерно, существуют временные интервалы с повышенной вероятностью возникновения отказа, к ним относятся: период приработки, этапы запуска при низких и высоких температурах, взлетные и форсированные режимы работы авиационных двигателей. неравномерна интенсивность отказа, также, на временном интервале возобновления трибоструктуры τ ; она повышена в моменты, когда из-за выброса продуктов износа трибоструктура имеет минимальный объем. при этом, выступающие участки шероховатости твердых тел вступают в непосредственный контакт с такими же участками контртела: происходит микросхватывание, когезионное отделение микрочастиц твердых тел. появление металлических частиц в продуктах износа относится к основным признакам возникновения состояния отказа, увеличение размеров и количества таких частиц в процессе трения свидетельствует о повышении вероятности отказа. например, в маслосистемах авиационных двигателей металлическим частицам размерами до 4 мкм.соответствуют пренебрежительно малые вероятности отказа; при увеличении количества и размера частицах от 4 до 15 мкм. двигатель ставят на подконтрольную эксплуатацию; если размер частиц становится более 15 мкм. и их количество растет двигатель снимают с эксплуатации и отправляют на капитальный ремонт, так как значимой становится вероятность отказа. момент возникновения и развития состояния отказа сопровождается также и другими признаками: изменениями в акустическом и вибрационном спектре, флуктуациями силы трения, ростом температуры, изменением состояния поверхностей трения.для неравновесных необратимых процессов свойственно существование иерархии внутренних пространственно-временных масштабов. применительно к внезапным отказамсуществует два таких масштаба: первый, измеряется в тысячах часов, он связан с моментом возникновения процесса отказа; второй, измеряется в десятках часов, он определяется временем развития состояния процесса отказа: от момента возникновения до полной потери работоспособности. в совокупности два этих, развивающихся во времени, состояния определены как «процесс отказа». для каждой антифрикционной системы на двухмерном пространстве скоростей и нагрузок существует область устойчивых стационарных состояний. основной результат теории неравновесных процессов заключается в том, что устойчивости стационарных состояний угрожают только автокаталитические реакции, в которых продукт реакции участвует в воспроизводстве самого себя[9]. устойчивость стационарных состояний в каждой точке области обеспечивает конкуренция свободной энергии f и этропийного потенциалаts . стремление свободной энергии к минимуму консолидирует частицы в трибологической структуре, а энтропийная составляющая определяет их подвижность. при постоянной температуре экстенсивная величина, энтропия, пропорциональна объему трибоструктуры и вместе с объемом она флуктуирует около среднего значения с периодом, равным τ (6). то есть, на фоне общей энтропии, которая возникает при образовании тепла и растет при теплопередаче, существует энтропия,связанная с веществом трибоструктуры, которая может, как расти, так и уменьшаться. среднее значение является точкой перегиба процесса, в которой вторая производная по времени меняет знак, то есть, выполняется условие устойчивости; знак второй производной всегда противоположен знаку отклонения процесса от среднего значения, чтообеспечивает устойчивость стационарных состояний. развитие отказа всегда связано с разрушением трибоструктуры, при износе это разрушение частичное и обратимое, а в случае внезапного отказа полное и необратимое. повышение вероятности отказа при нагрузках, соответствующих границе области стационарных состояний, связано с нарушением устойчивого динамического равновесия между свободной энергией и энтропией в трибоструктуре. рост энтропии приводит к увеличению подвижности элементов диссипативной структуры и снижению ее несущей способности. происходит увеличение размера и количестваучастков твердых тел, непосредственно контактирующих с контртелом, что активизирует процесс когезионного отделения микроскопических частиц отповерхностей, рост их количества и размера. при достижении критических размеров частицы создают перенапряжение в контакте и вызывают отделение подобных частиц. процесс развивается по автокаталитическому механизму, приводит к необратимому разрушению диссипативной структуры, аномально высокому уровню трения, износа, заклиниванию или пожару. в реальных узлах трения процессы отказа зарождаются при случайном попадании частиц твердых телв контакт, что может привести к pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 93 возбуждению автокаталитической реакции и, соответственно, процесса отказа. повышена вероятность отказа на пересечении области эксплуатационныхи аномальных состояний ∆ . для антифрикционных узлов авиационных двигателей участок ∆ соответствует взлетным и форсированным режимам, когда скорости и нагрузки максимальны. если для узла трения вероятность состояния ∆ в эксплуатации равна ( )∆p , а вероятность возникновения процесса отказа e трибосистемы на ∆ равна ( )∆ep , то средняя плотность отказов ( )ep по всему эксплуатационному пространству равна ( ) ( ) ( )∆∆= eppep . умножив ( )ep на время эксплуатации t , можно определить значение вероятности отказа за время от 0 до t . плотность ( )ep отображает априорные знания о процессах отказа, она равномерно распределена во времени, то есть, имеет максимальную информационную энтропию. апостериорная информация позволяет локализовать процесс отказа и улучшить качество прогноза при наличии признаков, а также, уменьшить вероятность отказа при их отсутствии. уменьшение неопределенностив результате диагностирования, можно принять за меру количества получаемой информации, то есть, информация обратна неопределенности.информация относительно отказа e , содержащаяся в признаке f , сводится к изменению вероятности e от ее априорного значения ( )ep к ее апостериорному значению ( )fep / . количество информации, содержащееся в событии f относительно возникновения события e , определяется в теории информации как: ( ) ( ) ( ){ }epfepfei log, = . (9) основание логарифма в этом выражении определяет единицу измерения информации. при основании 2 единицу информации относительно e получают, если ( )ep увеличивается в 2 раза; при основании 10 единица информации соответствует увеличению ( )ep в десять раз. в том случае, когда диагностирование производится по двум признакам одновременно, выполняется свойство аддитивности количества информации: ( ) ( ) ( )1211 ;;; ffeifeiffei f += . (10) однородность относительно признаков отказа позволяет использовать в экспертных целях чрезвычайно широкую информационную базу и получать достоверные оценки вероятностей для очень редких событий. использование всего предыдущего опыта, методов субъективной логики в сочетании с современными средствами технической диагностики и байесовским расчетом позволяет на ранней стадии определить возникновение процесса отказа, оценить вероятность отказа и предотвратить его развитие. если выход трибосистемы на какой-то режим с вероятностью { }1ep вызывает процесс отказа 1e , а с вероятностью { }0ep его не вызывает, то диагностический признак f с вероятностью { }1efp определяет процесс отказа, а с вероятностью { }0efp дает ошибочный диагноз. вероятность процесса отказа { }fep 1 , при возникновении признака f , определяется формулой байеса: }{}{}{}{ }{}{ }{ 0011 11 1 epefpepefp efpep fep + = вероятность необнаружения процесса отказа определяется как }{}0{}{}0{ }0{}{ }0{ 0011 11 1 epepepep epep ep + = пусть методом экспертных оценок установлено, что признак f с вероятностью { } 95,01 =efp определяет процесс отказа 1e , а с вероятностью { } 05,00 =efp – дает ошибочный диагноз. тогда для различных граничных состояний формула байеса дает вероятности, представленные в табл. 1. таблица 1 № п/п { }1ep { }fep 1 { }01ep 1 0,9 0,994 0,32 2 0,75 0,98 0,136 3 0,5 0,95 0,05 4 0,1 0,68 5,3 · 10-3 5 0,01 0,16 5,3 · 10-4 6 0,001 0,02 5,3 · 10-5 (11) (12) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 94 точность прогноза многократно увеличивается при использовании нескольких диагностических признаков одновременно. для большинства антифрикционных систем область однородных стационарных состояний расширяется в процессе приработки; максимально допустимые нагрузки можно существенно увеличить, уменьшая энтропию трибоструктуры путем интенсивного теплоотвода. недостаток энтропии в трибологических структурахуменьшает подвижность ее элементов, чтоприводит к разрыву трибоструктур,повышению вероятности развития автокаталитической реакции и отказа. в этом случае, для достижения оптимального соотношения между энергией и энтропией в трибоструктуре, осуществляют подогрев трибосистем от внешних источников или производят прогрев, работая какое-то время на режимах малого газа. заключение трибологические системы открыты, они обмениваются с окружающим пространством энергией, веществом и информацией, их состояния неравновесны. процессы в таких системах необратимы, для них характерны: производство энтропии, самоорганизация, существование устойчивых стационарных состояний, автокаталитических процессов и иерархии внутренних пространственно-временных масштабов. самоорганизация проявляется в спонтанном формировании в контакте трибологических структур диссипативного типа, благодаря которым формируются устойчивые стационарные состояния. интенсивность отказов в таких системах представляет собой сумму потоков постепенных и внезапных отказов. механизм постепенных отказов связан с частичным и обратимым разрушением трибологических структур и достижением предельно-допустимого уровня износа, такие отказы распределены по нормальному закону, время достижения такого износа с заданной вероятностью определяет ресурс узла трения. внезапные отказы имеют два внутренних пространственно-временных интервала, их возникновение – это редкое событие, интервал между этими событиями измеряется в тысячах часов. после возникновения процесс отказа развивается по автокаталитическому механизму сравнительно быстро, приводит к необратимому разрушению трибоструктуры и заканчивается полной потерей работоспособности узла трения. поэтому, обнаружение процесса отказа на ранней стадии и предотвращение опасных последствий следует отнести к основным задачам трибологии. литература 1. величко ю. к., коронин в. г. теория надежности // мга киига, к. – 1971. – 120 c. 2. кульгавый э.а. трибосистемы в случайных средах // проблемы трибологии. – № 3. – 2004. – с. 8-12. 3. кульгавый э. а. время, пространство и вероятность в трибологии антифрикционных систем // проблемы трения и износа. вып. 47. – 2007. – с. 5-23. 4. пригожин и. от существующего к возникающему // м.: наука, физматгиз. – 1985 – 328 с. 5. кеба и. в. диагностика авиационных газотурбинных двигателей // м.: транспорт. – 1968. – 248 c. 6. кузьменко а. г, бабак о. п. износ узлов трения двигателей при граничной смазке(обзор) // проблемы трибологии. – 2007. – № 3. –с. 61-93. 7.кульгавый э. а. триботехнические характеристики и их применение // проблемы трибологии. – № 3. – 2003. – с. 51-61. 8. зельдович я. б, мышкис а. д. элементы прикладной математики // м.: наука, физматгиз.– 1979. –592 c. надійшла 09.12.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_kaplun.doc дослідження зносостійкості пар тертя в середовищі фуражного зерна з добавками мінералу сапоніт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 17 каплун в.г., гончар в.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна дослідження зносостійкості пар тертя в середовищі фуражного зерна з добавками мінералу сапоніт в сучасних умовах роботи сільськогосподарського виробництва все більшої актуальності набуває проблема створення нових високоефективних кормів з невисокою собівартістю. дана проблема вирішується шляхом використання метода екструзії сировини на черв’ячних машинах з додаванням мінералів і отриманням кормів високої якості. екструдери при переробці фуражного зерна з добавками мінералів працюють в складних умовах при підвищеній температурі (до 169 ос) і тиску (до 10 мпа). в сировині з добавками сапоніть присутні до 1,67 % абразивних частинок розмірами від 250 до 600 мкм, твердістю 1000 1200мпа.[1] величина зносу збільшує зазор між шнеком і циліндром, що призводить до прогресуючого зниження таких важливих техніко-економічних показників роботи обладнання як продуктивність праці, приріст питомих витрат енергії, загальній витрат виробництва, якості продукції тощо.[2] тому підвищення зносостійкості пари шнек-циліндр черв'ячних машин для переробки фуражного зерна з добавками мінералів є актуальною проблемою. в роботі [3] наведена формула (1) для оцінки зношувальної здатності матеріалів з абразивними наповнювачами в залежності від фізико-механічних характеристик наповнювача, полімерної матриці і матеріалу пари тертя: βπ= tg0 mmpлnmadn рфlkkkkkkv , (1) де v – величина об'ємного зносу; 0k – коефіцієнт не уточнених факторів; nk – коефіцієнт відносної твердості наповнювача; dk – коефіцієнт розміру наповнювача; ak – коефіцієнт концентрації наповнювача; nmk – коефіцієнт контактного модуля механічних втрат полімерної матриці; лk – коефіцієнт системи легування зношуваного матеріалу; mpl – шлях тертя; р навантаження; mф – фактор пружно-пластичних властивостей зношуваного матеріалу; β – половинне значення кута при вершині модельованого конуса індентора. проте в формулі (1) не враховано зношування від хімічної дії сировини при їх переробці. переробка фуражного зерна супроводжується деструкцією його макромолекул від механічної дії, впливу температури тощо. розрив молекулярних ланцюгів білків, денатурацїї білків, декстринізації крохмалю, деструкції целюлозно-легнінних утворень та руйнування інших складних сполук в прості призводить до виникнення активних частинок (вільних радикалів, газовидних і низькомолекулярних продуктів, водяної пари), зміни структури і фізико-механічних властивостей сировини [4]. продукти деструкції мають високу активність і реакційну здатність по відношенню до металічних сплавів і викликають інтенсифікацію процесу зношування [5]. в безпосередньому взаємозв'язку з дією абразивного і фізико-хімічних факторів при переробці фуражного зерна з добавками мінералів знаходяться технологічні параметри переробки тиск на матеріал робочих органів, температура, агрегатний стан перероблюваного матеріалу тощо. встановлено [3, 6], що з підвищенням тиску знос в парі шнек-циліндр зростає лінійно, а температурна залежність зносу має екстремальний характер. з метою вивчення зносостійкості матеріалів з різними властивостями при експлуатації в середовищі фуражного зерна з добавкою мінералу сапоніту нами розроблена спеціальна експериментальна установка (рис. 1), що моделює умови роботи пари шнек-циліндр даних екструдерів. на рис. 1 наведена конструктивна схема даної установки, в якій рух від електродвигуна 22 через муфту 21 передається на черв’ячний вал 2, на кінці якого закріплені рухомі зразки 8. вал опирається на підшипники ковзання 11 12 з антифрикційного матеріалу, що розміщені в корпусі 1, в якому кріпляться нерухомі зразки кільця 9. модельний розчин подається з ємкості 4 в зону завантаження до черв’яка, який при обертанні проштовхує розчин в зазор між рухомими і нерухомими зразками. після цього розчин по замкнутому каналу повертається в зону загрузки. величина тиску модельної рідини регулюється гвинтом 18, який частково перекриває січення каналу зворотного руху модельного розчину. величина тиску вимірюється манометром 19. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження зносостійкості пар тертя в середовищі фуражного зерна з добавками мінералу сапоніт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 18 досліджувані зразки, що являють собою рухомі і нерухомі кільця товщиною 5 мм (рис. 2), виготовляються з різних матеріалів з різними фізико-механічними властивостями і фазовим складом поверхонь тертя. діаметри поверхонь тертя кілець в процесі досліджень вимірювались в двох взаємно перпендикулярних площинах на мікроскопі імц 100 × 50а з точністю до 1 мкм через кожні 30 хвилин випробувань. рис. 1 – схема установки: 1 – корпус; 2 – вал з нарізаними на ньому витками черв’яка; 3 – шайба фіксації зразків; 4 – ємкість з модельним розчином; 5-6 – кришки корпуса; 7 – основа; 8-9– зразки; 10 – втулка; 11 12 – втулки з антифрикційного матеріалу, 13-14 – гвинти кріплення кришок; 15-16 – шайби; 17 – гвинт фіксації зразків; 18 – гвинт регулювання тиску середовища; 19 – манометр; 20 – штифт муфти; 21 – муфта; 22 – двигун а б рис. 2 –зразки: а ‒ зовнішнє кільце; б – внутрішнє кільце на даній установці проведені порівняльні дослідження на знос зразків із різних сталей (табл.1.), поверхня яких була зміцнена за різними технологічними режимами: іонного азотування, борування, гартування. таблиця 1 фізико-механічні характеристики зразків мікротвердість поверхні нµ, мпа № з/п вид хіміко-термічної обробки (хто) матеріал зразків до хто після хто 1 борування сталь 45 2500 16560 2 іонне азотування 38хмюа 2690 12050 3 гартування сталь 45 2510 4580 4 без обробки сталь 20 2430 2430 дослідження проводились в середовищі модельного розчину, що складається з муки, сапоніту та води відповідно в пропорції 9:1:8. на рис. 3 і табл. 2 наведені результати випробувань зразків (внутрішніх і зовнішніх кілець) з різними видами хіміко-термічної обробки. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження зносостійкості пар тертя в середовищі фуражного зерна з добавками мінералу сапоніт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 19 а б рис. 3 – залежність зносу від шляху тертя: а – зовнішніх кілець; б – внутрішніх кілець таблиця 2 результати випробувань марки сталей і їх хто сталь 45 борування 38хмюа іонне азотування сталь 45 гартування сталь 20 без обробки № з/п шлях тертя, м знос, мм інтенсивність зносу, 10-8 знос, мм інтенсивність зносу, 10-8 знос, мм інтенсивність зносу, 10-8 знос, мм інтенсивність зносу, 10-8 зовнішні кільця 1 3000 0,017 0,57 0,025 0,83 0,033 1,10 0,106 3,53 2 6000 0,039 0,65 0,041 0,68 0,062 1,03 0,191 3,18 3 9000 0,069 0,77 0,057 0,63 0,094 1,04 0,275 3,06 4 12000 0,118 0,98 0,074 0,62 0,122 1,02 0,347 2,89 внутрішні кільця 1 3000 0,011 0,37 0,019 0,90 0,036 1,20 0,065 2,17 2 6000 0,033 0,55 0,038 0,73 0,072 1,20 0,209 3,48 3 9000 0,064 0,71 0,059 0,66 0,104 1,16 0,371 4,12 4 12000 0,121 1,01 0,079 0,66 0,139 1,16 0,499 4,16 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження зносостійкості пар тертя в середовищі фуражного зерна з добавками мінералу сапоніт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 20 відомо [7], що в абразивних середовищах існує кореляційний зв'язок між зносом і твердістю поверхонь тертя, тому інтенсивність зношування зменшується при підвищенні твердості. в нашому випадку середовище є не тільки абразивним, але і хімічно-активним в результаті деструкції сировини та утворення корозійно-активних компонентів середовища. тому для забезпечення високої зносостійкості поверхні тертя в даному середовищі вона повинна мати крім великої твердості досить високу корозійну стійкість і бездефектну структуру. борований шар досліджуваних зразків мав велику кількість мікротріщин, що і стало однією із головних причин його низької зносостійкості та інтенсивного руйнування після 7000 м. шляху тертя. на зразках, які були піддані боруванню, після 12000 м випробувань були помітні дефекти в вигляді відшарування та викришування зміцненого шару. проведені дослідження показали, що з парі тертя інтенсивність зношування внутрішніх кілець, що обертаються, вища в порівнянні з зовнішніми нерухомими зразками при однакових фізикомеханічних характеристиках їх поверхонь. це пояснюється більш інтенсивним протіканням електрохімічних і корозійних процесів при русі зразків в хімічно активному середовищі [8]. таким чином, дослідження показали, що при абразивному зношуванні в хімічно активних середовищах на зносостійкість пари тертя крім твердості вплив має якість і фазовий склад поверхневого шару, що забезпечують значну стійкість проти електрохімічних процесів і крихкого руйнування поверхні при зношуванні. найбільшу зносостійкість показали зразки, що з зміцнювались іонним азотуванням. література 1. каплун в.г., гончар в.а. умови роботи і характер зношування деталей екструдера при виготовленні комбікормів для тваринництва // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. – № 3. – с. 44-47. 2. зверлин в.г. исследования предельно допустимого износа робочих органов червячных прессов // химическое и нефтяное машиностроение – 1982 – № 9. – с. 20-22. 3. гладченко а.н. триботехническое обеспечение долговечности экструзионной техники: автореферат дис. д-ра техн., наук: 05,02.04. – 1992 – 24 с. 4. черняев и.п. технология комбикормового производства. – м.: агропромиздат. – 1985. – 255 с. 5. бартенев г.м., трение и износ полимеров / г.м. бартенев, в.в. лавретьев – л.: химия, 1972 – 240 с. 6. каплун в.г. дослідження зносу і тиску в матеріальному циліндрі термопластавтоматів при переробні пластмас / в.г. каплун, п.в. матвіїшин, в.а. гончар // проблеми трибології (рrоblеms оf тrіbо1оgу). – № 3 – 2007. – с. 25-29. 7. хрущов м.м. абразивное изнашивание / м.м. хрущев, м.а. бабичев. – м: наука, 1970 – 252 с. 8. каплун в.г. износостойкость азотированной стали 45х в растворе лимонной кислоты / в.г. каплун, а.е. рудык // проблемы трения и изнашивания: республ. межвед. науч.-техн. сб. вып. 28.к.: – 1985 – с. 69-74. надійшла 24.01.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_kostogriz.doc систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 93 мисліборський в.в., костогриз с.г. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: mvovka13@gmail.com систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту удк удк 621.891:620.194 виявлені системно пов’язані фактори та параметри, що формують початкову тангенціальну жорсткість контакту. це дозволило встановити компактну аналітичну залежність початкової тангенціальної жорсткості ннфк від основних факторів і параметрів, що впливають на її формування. ключові слова: номінально нерухомий фрикційний контакт(ннфк), коефіцієнт запасу зчеплення, пружнопластичний контакт, в’язко пружний контакт, тангенціальна жорсткість ннфк, параметр пластичності контакту, коефіцієнт розсіювання енергії в контакті, коефіцієнт в’язкості. вступ в роботі [1] в.і. максак встановив аналітичні залежності для попереднього зміщення та податливості номінально нерухомого фрикційного контракту при зсуві його елементів, тобто при тангенціальному навантаженні та подав загальний якісний аналіз впливу деяких факторів на початкову податливість, а відтак, і на початкову жорсткість контакту. зокрема, показано, що початкова тангенціальна жорсткість ннфк не залежить від коефіцієнта тертя, а залежить від геометричних, механічних характеристик контактних поверхонь і сили стискування елементів контакту. однак, більш-менш детальний кількісний аналіз впливу різних факторів, що відносяться до фізико-механічних характеристик елементів контакту, характеристик навантаження нормальною і тангенціальною силами в роботі [1], на жаль, відсутній. такий аналіз дуже потрібний для виявлення тих факторів, спрямований вплив на які дозволить також спрямовано впливати на жорсткість та інші реологічні характеристики ннфк. саме цим обумовлена необхідність аналізу початкової тангенціальної жорсткості ннфк на основі залежностей, які одержані в роботі [1] та їх перетворень до зручного для аналізу вигляду, які зроблені нами. мета і постановка задачі метою даної роботи є виявлення та дослідження системи головних чинників, які обумовлюють формування пружних властивостей номінально нерухомого фрикційного контакту (ннфк). важливі задачі, які необхідно було вирішити в роботі: 1. здійснити аналіз формування пружних властивостей ннфк при деформуванні зсувом на основі досліджень, виконаних раніше іншими авторами, та впливу системи різних факторів на його тангенціальну жорсткість. 2. встановити аналітичну залежність для тангенціальної жорсткості ннфк, яка б розкривала вплив на неї різних факторів і була б зручною для інженерного використання. виклад матеріалів досліджень в роботі [1] початкова тангенціальна жорсткість ннфк представлена виразом: 0 ma x (2 1)(1 ) 2 a n n c q h δ τ ∗ ν + − µ = χε . (1.1) безпосередньо аналізувати цю залежність недоцільно, оскільки в ній за величиною ε , що є відносним зближенням контактуючих поверхонь під дією стискуючої сили, ховається ціла низка інших величин, що ілюструє формула (1.2). ∗ε – відносне зближення контактуючих поверхонь. відповідно ∗ε за макcаком в.і.: 2 3 / 2 1/ 2 2 1 1/ 2 2 max (1 )( ) 1,88 повз поп c n r r n bk h ga ν+ ∗ δ  π − µ + ε =     , (1.2) де nδ – коефіцієнт, що характеризує контакт [2]; n – зусилля стиску (нормальне зусилля); 2k – коефіцієнт, який залежить від 1ν та 2ν [3]; mailto:mvovka13@gmail.com систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 94 ca – контурна площа контакту; maxh – максимальна висота нерівностей; g – модуль зсуву: враховуючи це, зведемо вираз початкової тангенціальної жорсткості до більш зручного для його аналізу вигляду з позиції виявлення впливу на неї основних факторів, відображених на рис. 1.1, що характеризують властивості і стан навантаження ннфк. рис. 1.1 – зведена система факторів та параметрів, які визначають механізм и формування початкової тангенціальної жорсткості контакту на основі моделі в.і. максака [1] для цього підставимо вираз (1.2) у формулу (1.1) і, здійснивши елементарні перетворення, отримаємо: 0 2 1/ 2 2 12 1 max 2 1 2 (2 1) 1, 67( ) (1 ) 2 a повз поп c n r r h c n q bk g − ν ν−ν+ ν+ τ δ  ν + +  = − µ   χ η  , (1.3) де cc a a η = – відносна контурна площа контакту. на рис. 1.2 зображені розраховані за формулою (1.3) залежності початкової тангенціальної жорсткості контакту від номінального тиску в контакті двох стальних (сталь 45 покращена) поверхонь при різних характеристиках якості поверхонь. аналіз цих графіків дає підставу стверджувати, що початкова тангенціальна жорсткість 0 cτ зростає зі збільшенням номінального тиску в контакті. було б помилкою вважати, що ця залежність близька до прямо пропорційної залежності. темп зростання жорсткості зі збільшенням номінального тиску для всіх поданих на рис. 1.2 випадків найвищий у діапазоні контактного тиску 0 20g≤ ≤ мпа, після чого він поступово зменшується і наближається майже до постійного значення. гамма кривих початкової тангенціальної жорсткості контакту, зображена на рис. 1.2, побудована для набору фіксованих значень параметра опорної кривої профілю контактних поверхонь. їх аналіз показує, що вплив параметра ν опорної кривої поверхні на початкову тангенціальну жорсткість контакту досить виразний. верхні значення початкової тангенціальної жорсткості відповідають найменшому із практично можливих для реалізації значень параметра опорної кривої нерівностей профілю ν = = 2,0, тобто тій ситуації, коли якість обробки поверхні підвищується шляхом електрохімічної та інших методів доводки контактних поверхонь. систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 95 а б в г рис. 1.2 – залежність початкової тангенціальної жорсткості сτ0 від номінального тиску в контакті: а – ηс = 0,25; б – ηс = 0,5; в – ηс = 0,7; г – ηс = 0,8; 1 – ν = 2,0; 2 – ν = 3,0; 3 – ν = 4,0; 4 – ν = 5,0; 5 – ν = 6,0. матеріал елементів контакту – сталь 45 покращена. характеристика нерівностей поверхні: na = 1,013; nδ = 0,987; χ = 1,0; μ = 0,3; rповз = 10; rnon = 100; hmax = 5 мкм на рис. 1.3 зображені залежності початкової тангенціальної жорсткості контакту від максимальної висоти нерівностей maxh площин контакту. вона виявляє виражене зменшення початкової тангенціальної жорсткості контакту зі збільшенням максимальної висоти нерівностей. особливо помітно жорсткість зменшується із зростанням maxh у діапазоні від 0,5 мкм до 1,5 мкм. подальше збільшення максимального значення висоти мікронерівностей має помітно менший вплив, ніж у попередньому діапазоні і він монотонно зменшується. в цілому можна дійти висновку, що збільшення максимальної висоти нерівностей призводить до зменшення тангенціальної жорсткості ннфк. вплив maxh на тангенціальну жорсткість контакту посилюється із збільшенням відносної контурної площі контакту ca , яка характеризується параметром cη . вплив зміни модуля пружності другого роду g матеріалів контактних елементів на пружні властивості контакту ілюструє рис. 1.4. зростання модуля пружності другого роду однозначно призводить до збільшення майже за прямою пропорційністю початкової тангенціальної жорсткості контакту. це одна із основних фізико механічних характеристик контактних поверхонь, зміна якої суттєво впливає на зміну тангенціальної жорсткості контакту при всіх можливих значеннях номінального тиску та параметра опорної кривої профілю. найвищий темп зростання тангенціальної жорсткості при зміні модуля пружності другого роду виявляється у контактних парах із найменшим значенням параметра опорної кривої профілю. якщо прослідкувати це зростання при тих же умовах, але приймаючи ν = = 6,0, то тангенціальна жорсткість зростає з 56 мпа/мкм до 64 мпа/мкм, або тільки на 14 %. тобто, із збільшенням параметра ν темп зростання жорсткості при зміні модуля пружності зменшується. систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 96 а б в г рис. 1.3 – залежність початкової тангенціальної жорсткості сτ0 від максимальної висоти мікронерівностей hmax контактуючих профілів елементів контакту: а – q = 10 мпа; б – q = 20 мпа; в – q = 50 мпа; г – q = 100 мпа; 1 – ν = 2,0; 2 – ν = 3,0; 3 – ν = 4,0; 4 – ν = 5,0; 5 – ν = 6,0. матеріал елементів контакту – сталь 45 покращена. характеристика нерівностей поверхні: na = 1,013; nδ = 0,987; χ = 1,0; μ = 0,3; rповз = 10; rnon = 100; hmax = 5 мкм так, при зростанні модуля пружності другого роду з 41,17 10⋅ до 42, 34 10⋅ мпа або майже у двічі, тангенціальна жорсткість контакту зростає з 79 мпа/мкм до 104 мпа/мкм або на 31,6 % при ν = 2,0 (рис. 1.4, в). збільшення відносної контурної площі контакту (рис. 1.5) призводить до монотонного зростання тангенціальної жорсткості зі змінним темпом, який при всіх фіксованих значення номінального тиску в контакті та параметра опорної кривої профілю поступово спадає зі збільшенням контурної площі контакту. так, із збільшенням cη в межах 0, 2 0,8c≤ η ≤ (рис. 1.5, в) тангенціальна жорсткість підвищується з 72 мпа/мкм до 125мпа/мкм або у 1,74 рази. при значеннях параметра опорної кривої мікропрофілю нерівностей ν > 3> 3 його вплив на жорсткість при різних значеннях відносної контурної площі контакту відносно слабкий. у роботі [1] отримана залежність для визначення попереднього зміщення ∆ у функції номінального дотичного напруження τ в контакті: 2 2 1 max 1 1 (1 ) a f h n n gf ∗ ν+ δ    χ ε τ  ∆ = − −  − µ     . (1.4) слід звернути увагу, що в.і. максак не ставив собі за мету визначити характеристики, що відносяться до пластичних властивостей ннфк, однак на основі виразу (1.4) можна знайти аналітичні залежності для пружної та пластичної частини повного попереднього зміщення і, таким чином підійти до визначення параметра пластичності. пружна частина повного попереднього зміщення розраховується за формулою: 0 пр qf сτ ∆ = . (1.5) систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 97 а б в г рис. 1.4 – залежність початкової тангенціальної жорсткості сτ0 від модуля пружності другого роду g: а – q = 10 мпа; б – q = 20 мпа; в – q = 50 мпа; г – q = 100 мпа; 1 – ν = 2,0; 2 – ν = 3,0; 3 – ν = 4,0; 4 – ν = 5,0; 5 – ν = 6,0. матеріал елементів контакту сталь – 45 покращена. характеристика нерівностей поверхні: na = 1,013; nδ = 0,987; χ = 1,0; μ = 0,3; rповз = 10; rnon = 100; hmax = 5 мкм підставляючи в неї вираз (1.1) для початкової тангенціальної жорсткості, отримаємо: ( ) max2 2 1 (1 )пр a h f n n ∗ δ χε ∆ = ν + − µ . (1.6) якщо підставити у вираз (1.4) залежність qfτ = , що відповідає моменту вибору попереднього зміщення, коли починається фрикційне ковзання по всій номінальній площі контакту, одержимо вираз для повного попереднього зміщення max∆ = ∆ : max max (1 ) a h f n n ∗ δ χε ∆ = − µ . (1.7) незворотна (пластична) частина повного попереднього зміщення дорівнює різниці між повним попереднім зміщенням і його пружною частиною: max .пл пр∆ = ∆ − ∆ (1.8) підставляючи у формулу (1.8) вираз (1.6) та (1.7), одержимо: max2 1 2 1 (1 )пл a h f n n ∗ δ χεν −  ∆ =  ν + − µ  . (1.9) використовуючи співвідношення [5] пл прn = ∆ ∆ і підставляючи у нього вирази (1.6) і (1.9), отримаємо формулу для визначення параметра пластичності ннфк: 2 1 2 n ν − = , (1.10 ) де 1 2ν = ν + ν , а 1ν та 2ν відповідно параметри опорних кривих нерівномірностей поверхні першого та другого елементів контакту. систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 98 а б в г рис. 1.5 – залежність початкової тангенціальної жорсткості сτ0 від відносної контурної площі контакту ηc: а – q = 10 мпа; б – q = 20 мпа; в – q = 50 мпа; г – q = 100 мпа; 1 – ν = 2,0; 2 – ν = 3,0; 3 – ν = 4,0; 4 – ν = 5,0; 5 – ν = 6,0. матеріал елементів контакту – сталь 45 покращена. характеристика нерівностей поверхні: na = 1,013; nδ = 0,987; χ = 1,0; μ = 0,3; rповз = 10; rnon = 100; hmax = 5 мкм на рис. 1.6 наведений графік залежності для визначення параметра пластичності ннфк, розрахованої за формулою (1.10), згідно з якою контакт матиме абсолютно пружні властивості ( n = 0) тільки при ν = = 0,5. рис. 1.6 – залежність параметра пластичності n від параметра опорної кривої ν відомо, що досягнути якості контактних поверхонь з таким значенням параметра ν опорної кривої мікропрофілю нерівностей практично неможливо. використовуючи дані [4] про параметри опорних кривих мікронерівностей сталевих поверхонь для різних видів механічної розробки розрахуємо за формулою (1.10) і подамо у табл. 1.1 числові значення параметра пластичності n для контакту, утвореного двома такими поверхнями, враховуючи що 12ν = ν , де 1ν – параметр опорної кривої однієї поверхні. систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 99 таблиця 1.1 числові значення параметра пластичності n для контакту вид механічної обробки клас шорсткості maxh , мкм b 1ν n 5 37 1,0 2,1 3,7 точіння 8 4,7 2,0 1,6 2,7 5 37 0,4 2,2 3,9 торцеве фрезерування 7 8 0,6 1,4 2,3 7 9,4 0,6 2,0 3,5 кругле шліфування 10 1,2 2,0 1,9 3,3 8 4,7 2,0 1,7 2,9 полірування 10 1,2 3,5 1,5 2,5 5 35 0,6 2,2 3,9 плоске шліфування 9 2,4 2,3 1,6 2,7 8 4,7 0,7 1,8 3,1 хонінгування 11 0,6 2,5 1,6 2,7 10 1,2 2,4 1,6 2,7 доводка площин 13 0,15 4,5 1,1 1,7 слід зазначити, що ці табличні дані стосовно параметра пластичності n цілком задовільно узгоджуються з результатами експериментальних даних, отриманих костогризом с.г. [5] для контактних пар, виготовлених із сталі 45 з обробкою шліфуванням до ra = 0,25 ... 1,6, в яких параметр пластичності перебував у межах від 1,82 до 3,85. те, що параметр пластичності виражений досить простою залежністю, яка враховує лише один, причому геометричний параметр якості поверхні ν і зовсім не відображає вплив на нього фізикомеханічних характеристик контактних поверхонь та умов навантаження, є досить несподіваним результатом. але так само несподіваним є те, що реальні значення параметра пластичності, одержані експериментально [5], задовільно вкладаються у розрахункові за формулою (1.10) результати. обидва ці моменти є досить цікавими, оскільки спонукають до важливих роздумів. перший з них може породжувати певний сумнів щодо визначення параметра пластичності тільки через параметр опорної кривої мікронерівностей контактних поверхонь при відсутності впливу на нього інших факторів. однак останнє обумовлене особливостями моделі шорстких контактних поверхонь, яку запропонував і використав в.і. максак, зокрема моделі шорсткої поверхні у вигляді набору однакових еліпсоїдних сегментів, розподілених по висоті за кривою опорної поверхні. крім того, при розгляді механізму попереднього зміщення він зробив припущення, що коефіцієнт тертя на всіх виступах однаковий, а також, що ковзання по всій номінальній площі контакту не почнеться до того моменту, поки не вступить в ковзання найбільш стиснутий виступ. якби в моделі був передбачений випадковий розподіл числових значень коефіцієнта тертя за виступами, то неминуче в такій моделі з певною вірогідністю були б випадки, коли найбільш стиснуті виступи в числі перших, а не останніх, проковзували в контакті. у такій моделі не можна було б не враховувати вплив на параметр пластичності співвідношення між питомою силою тертя та питомою зсувною силою, так званого запасу сили тертя. другий важливий момент відноситься до того, що в певному, порівняно широкому діапазоні зміни параметра опорної кривої мікронерівностей поверхонь, розрахункові значення параметра пластичності контакту задовільно узгоджуються з експериментальними даними. викладене дає підстави стверджувати про доцільність використання одержаної нами формули (2.15) для визначення параметра пластичності в діапазоні зміни параметра опорної кривої мікронерівностей ν від 1,5 до 2,2 і за цим параметром на основі матеріалів досліджень крагельського [6 11], м.б. дьомкіна [12 16], рижова [17, 18] вибрати та застосувати методи механічної обробки контактних поверхонь, що фрагментарно представлені у таблиці 1.1. не дивлячись на те, що виявлена в.і. максаком аналітична залежність для початкової жорсткості ннфк, яка в кінцевому вигляді перетворена нами і виражається формулою (1.3), дає цілком задовільні результати і в явному вигляді розкриває вплив різних факторів на жорсткість, що досить важливо для вирішення багатьох практичних задач, слід звернути увагу на те, що її використання в інженерній практиці пов’язане з певними труднощами. це, в першу чергу, відноситься до використання у формулі (1.3) нестандартизованих параметрів b , ν , maxh шорсткості поверхні та до певних труднощів із встановленням коефіцієнта 2k за м.б. дьомкіним [13], а також із деякою невизначеністю з вибором параметра sη – відносної контурної площі контакту. систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 100 в роботі [20] нами встановлена аналітична залежність для початкової тангенціальної жорсткості контакту: 0 2, 22 5, 25 ln 1, 238 q gq ey с eraτ   −   = . (1.13) якісний аналіз формули (1.13) показує, що початкова тангенціальна жорсткість прямо пропорційна відношенню g e , та обернено пропорційна середньоарифметичному відхиленню профілю поверхонь ra , а також перебуває у близькій до прямо пропорційної залежності від номінального тиску в контакті q . більш детальний аналіз впливу кожного з цих параметрів на тангенціальну жорсткість контакту виявляє наступне. одержана формула (1.13) в явному вигляді розкриває механізм впливу на початкову тангенціальну жорсткість контакту трьох основних чинників: номінального тиску в контакті q , відношення модуля пружності другого роду g матеріалу контактних поверхонь до модуля пружності першого роду e ; середнього арифметичного відхилення профілю поверхонь ra . виходячи з цього, спрямований вплив на початкову тангенціальну жорсткість 0 cτ контакту можна здійснювати як окремо за кожним з цих факторів, наприклад за номінальним тиском, так і комплексно, за всією групою факторів, що показано на рис. 1.7. розглянемо, наскільки отримана нами формула (1.13) для початкової тангенціальної жорсткості реально відображає вплив на неї виявлених факторів. для цього порівняємо результати розрахунку початкової тангенціальної жорсткості контакту за формулою (1.3), експериментальними даними та розрахунку за формулою (1.13), і зокрема, залежності початкової тангенціальної жорсткості контакту 0 cτ від номінального тиску в контакті q . результати порівняльних розрахунків ілюструє рис. 1.8. рис. 1.8 – залежність початкової тангенціальної жорсткості контакту сτ0, розраховані за формулами: 1 – (1.3); 2 – (1.13); 3 – експериментальна крива. розрахунки здійснено для ннфк сталевих поверхонь з ra = 0,63 мкм; ν = 3,0; ηc = 0,7; b = 4; na = 1,013; nδ = 0,987 як видно з рисунка (1.8), у трьох випадках залежність початкової тангенціальної жорсткості контакту від номінального тиску в контакті мають монотонно зростаючий характер, близький до прямо пропорційної залежності. розбіжності між результатами, розрахованими за формулами (1.3) та (1.13) та експериментальною кривою, перебувають у межах від 12 % до 18 %, причому із збільшенням номінальнорис. 1.7 – зведена система факторів та параметрів, що визначають механізм формування початкової тангенціальної жорсткості контакту систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 101 го тиску в контакті відбувається монотонне збільшення розбіжностей у результатах розрахунку. вищі числові значення початкової тангенціальної жорсткості контакту дають розрахунки за формулою (1.13) порівняно з результатами, отриманими за формулою (1.3). таким чином, це порівняння дає підстави вважати, що формула (1.13) для розрахунку початкової тангенціальної жорсткості ннфк дає близькі до реальних числові значення, які задовільно співставляються (корелюють) з результатами, як раніше виконаних наукових досліджень іншими авторами [1], так і експериментальними результатами, які отримані нами. разом з тим, формула (1.13) набагато компактніша за формулу (1.3) і тому є зручною для використання в інженерних розрахунках. висновки виявлена система факторів та параметрів, що визначають формування початкової тангенціальної жорсткість контакту. встановлена компактна аналітична залежність початкової тангенціальної жорсткості ннфк від основних факторів і параметрів, що впливають на її формування. література 1. максак в. и. предварительное смещение и жесткость механического контакта / в. и. максак. – м. : наука, 1975. – 60 с. 2. расчеты на прочность в машиностроении / с. д. пономарев, в. л. бидерман, к. к. лихарев [и др.]. – м. : машгиз, 1958. – т 2. 3. демкин н. б. контактирование шероховатых поверхностей / н. б. демкин. – м. : наука, 1970. – 227 с. 4. демкин н. б. экспериментальное и теоретическое исследование контактирования шероховатых поверхностей применительно к проблемам внешнего трения : автореф. дис… канд. техн. наук / н. б. демкин. – м., 1968. 5. костогрыз с. г. механика вибрационного трения в номинально неподвижном фрикционном контакте : дис... д-ра техн. наук : 05.02.04 “трение и износ” / костогрыз сергей григорьевич. – хмельницкий, 1995. – 367 с. 6. крагельский и. в. анализ сухого трения скольжения на основе рассмотрения малых движений в зоне контакта / и. в. крагельский, в. с. щедров // журнал технической физики. – 1948. – т. xvii, № 6. – c. 48–61. 7. крагельский и. в. о природе контактного предварительного смещения твердых тел / и. в. крагельский, н. м. михин // доклады академии наук ссср. – 1963. – т. 153, № 1. – с. 78–81. 8. крагельский и. в. о скачках при трении / и. в. крагельский, а. ю. ишлинский // журнал технической физики. – 1944. – т. xiv, вып. 4–5. – с. 276–283. 9. крагельский и. в. основы расчетов на трение и износ / и. в. крагельский, м. н. добычин, в. с. комбалов. – м. : машиностроение, 1977. – 526 с. 10. крагельский и. в. трение волокнистых веществ / и. в. крагельский. – м. – л. : гизлегпром, 1941. – 126 с. 11. крагельский и. в. трение и износ / и. в. крагельский. – м. : машиностроение, 1968. – 480 с. 12. демкин н. б. исследование реологических свойств контакта шероховатых поверхностей / н. б. демкин, п. д. нетягов // изв. вузов. машиностроение. – 1978. – № 3. – с. 18–24. 13. демкин н. б. контактирование шероховатых поверхностей / н. б. демкин. – м. : наука, 1970. – 227 с. 14. демкин н. б. предварительное смещение при упругом контакте твердых тел / н. б. демкин, и. в. крагельский // дан ссср. – 1969. – т. 186, № 4. – с. 812–814. 15. демкин н. б. развитие теории фрикционного контакта / н. б. демкин // трение и износ. – 1992. – т. 13. – с. 67–71. 16. демкин н. б. экспериментальное и теоретическое исследование контактирования шероховатых поверхностей применительно к проблемам внешнего трения : автореф. дис… канд. техн. наук / н. б. демкин. – м., 1968. 17. рыжов э. в. контактная жесткость деталей машин / э. в. рыжов. – м. : машиностроение, 1966. 18. рыжов э. в. основы расчета стыковых поверхностей деталей машин на контактную жесткость / э. в. рыжов. – м. : машгиз, 1962. 19. костогриз с. г. тангенціальна жорсткість та пластичність номінально нерухомого фрикційного контакту / с. г. костогриз, о. в. романішина, в. в. мисліборський // проблеми трибології. – 2001. – № 1. – с. 130–133. 20. мисліборський в. в. формування пружно-пластичних та в’язко-пружних властивостей номінально нерухомого фрикційного контакту : дис.. канд. техн. наук / в. в. мисліборський. – хмельницький, 2012. поступила в редакцію 30.09.2014 систематизація та аналіз факторів впливу на тангенціальну жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 102 misliborski v.v., kostogris s.g. systematization and analysis of factors effecting tangential hardness of nominal stationary friction contact. tangential hardness of nominal stationary friction contact (nsfc), which characterizes its elastic properties under shifting has been analytically defined on the base of analysis of the research conducted on previous shifting in nsfc. it clearly identifies dependence of the initial tangential hardness on the three basic factors: nominal pressure in contact q, the ratio of the shear modulus g of contacting surfaces material to the young's modulus e; arithmetic mean deviation of surface profile ra. assuming all given above the conclusion can be made that direct effect on the initial hardness of the contact сτо can be performed by each of those factors separately, for an instance by nominal pressure, and by complex group of factors as well. keywords: nominal stationary friction contact (nsfc), friction force safety factor, elastoplastic contact, viscoelastic contact, tangential hardness of nsfc, contact plasticity parameter, energy dissipation factor in the contact, viscosity factor. references 1. maksak v. i. predvaritel'noe smeshhenie i zhestkost' mehanicheskogo. m. : nauka, 1975. 60 s. 2. raschety na prochnost' v mashinostroenii. s. d. ponomarev, v. l. biderman, k. k. liharev [i dr.]. m. : mashgiz, 1958. t 2. 3. demkin n. b. kontaktirovanie sherohovatyh poverhnostej. m. : nauka, 1970. 227 s. 4. demkin n. b. jeksperimental'noe i teoreticheskoe issledovanie kontaktirovanija sherohova-tyh poverhnostej primenitel'no k problemam vneshnego trenija : avtoref. dis… kand. tehn. nauk.– m., 1968. 5. kostogryz s. g. mehanika vibracionnogo trenija v nominal'no nepodvizhnom frikcionnom kontakte : dis... d-ra tehn. nauk : 05.02.04 “trenie i iznos”. hmel'-nickij, 1995. 367 s. 6. kragel'skij i. v. analiz suhogo trenija skol'zhenija na osnove rassmotrenija malyh dvizhenij v zone kontakta. i. v. kragel'skij, v. s. shhedrov. zhurnal tehnicheskoj fiziki. 1948. t. xvii, № 6. c. 48–61. 7. kragel'skij i. v. o prirode kontaktnogo predvaritel'nogo smeshhenija tverdyh tel. i. v. kragel'skij, n. m. mihin. doklady akademii nauk sssr. 1963. t. 153, № 1. s. 78–81. 8. kragel'skij i. v. o skachkah pri trenii. i. v. kragel'skij, a. ju. ishlinskij. zhurnal tehnicheskoj fiziki. 1944. t. xiv, vyp. 4–5. s. 276–283. 9. kragel'skij i. v. osnovy raschetov na trenie i iznos / i. v. kragel'skij, m. n. dobychin, v. s. kombalov. – m. : mashinostroenie, 1977. – 526 s. 10. kragel'skij i. v. trenie voloknistyh veshhestv. m. – l. : gizlegprom, 1941. 126 s. 11. kragel'skij i. v. trenie i iznos. m. : mashinostroenie, 1968. 480 s. 12. demkin n. b. issledovanie reologicheskih svojstv kontakta sherohovatyh poverhnostej. n. b. demkin, p. d. netjagov. izv. vuzov. mashinostroenie. 1978. № 3. s. 18–24. 13. demkin n. b. kontaktirovanie sherohovatyh poverhnostej. m. : nauka, 1970. 227 s. 14. demkin n. b. predvaritel'noe smeshhenie pri uprugom kontakte tverdyh tel. n. b. demkin, i. v. kragel'skij. dan sssr. 1969. t. 186, № 4. s. 812–814. 15. demkin n. b. razvitie teorii frikcionnogo kontakta. trenie i iznos. 1992. t. 13. s. 67–71. 16. demkin n. b. jeksperimental'noe i teoreticheskoe issledovanie kontaktirovanija sherohova-tyh poverhnostej primenitel'no k problemam vneshnego trenija : avtoref. dis… kand. tehn. nauk. m., 1968. 17. ryzhov je. v. kontaktnaja zhestkost' detalej mashin. m. : mashinostroenie, 1966. 18. ryzhov je. v. osnovy rascheta stykovyh poverhnostej detalej mashin na kontaktnuju zhest-kost'. m. : mashgiz, 1962. 19. kostogriz s. g. tangencіal'na zhorstkіst' ta plastichnіst' nomіnal'no neruhomogo frik-cіjnogo kontaktu. s. g. kostogriz, o. v. romanіshina, v. v. mislіbors'kij. problemi tribologії. 2001. № 1. s. 130–133. 20. mislіbors'kij v. v. formuvannja pruzhno-plastichnih ta v’jazko-pruzhnih vlastivostej nomі-nal'no neruhomogo frikcіjnogo kontaktu : dis.. kand. tehn. nauk. hmel'nic'kij, 2012. безрозбірні технології відновлення деталей прецезійних пар тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 74 кудрін а.п. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-m ail: tvat_aki@nau.edu.ua безрозбірні технології відновлення деталей прецезійних пар тертя удк 621. 179 в р оботі пр оведено анал із концепцій безр озбір них технологій відновлення пр ецезійних пар тер тя. на основі моделі тр ибосистеми за у мов тер тя ковзання та дії зовнішнього електр ичного і маг нітного пол ів р озгляну то пр инципи кер ування станом тр ибосистем для забезпечення р еалізації пр оцесів тр ибоелектр охімічно ї і тр ибомагнітної р епар ації. клю чові слова: тер тя, прецезій ні пари, відновлення, безрозбірні те хно логії, принципи керування. вступ та постановка проблем и досвід експ луата ції і ремонту виконавчи х ме хан ізмів і а грега тів бага тьо х машин, зокрема агрегатів па ливно -мастильни х і гідравлічни х сис тем авіаційної те хніки свідчи ть , що найбільша кількіс ть їх несправностей і відмов спричинено зношуванням і пошко дженням де талей вузлів тер тя. ремонт таки х агрегатів заміною або відновлен ням зношени х дета лей потребує виконання складн и х і трудоємни х демонтажно-монта жни х робіт, що обумовлює високу вартіс ть ремонту. найб іль ш проблемним питанням є відновлення де та лей прецизійни х пар тертя , які складно піддаю ться відновленню тра диц ійними методами, а можливості пода льшого п ідвище ння їх ресурсу практично вичерпані. новим напрямком у вирішенні цієї за дачі є те хно логії, я кі дозволяю ть безрозбірно, без заміни де тале й відновлюва ти зноси з о дночасним підвищен ням триботе хн ічни х характерис тик пар тертя . метою роботи є аналіз концеп цій безрозбірни х те хнологій відновлення дета лей прецезійни х пар тертя та визначення принц ипів керування с таном трибосистеми за умов реалізації процесів трибоелек трохімічної і трибомагнітно ї репарації. результати д ослідження та їх обг оворення особливу роль у забезпеченні працездатнос ті прецизійн и х пар тертя відіграє період припрацювання. при несприя тливи х умовах припрацювання порушується динамічна рівнова га процесів утворення і руйнування вторинни х за хисни х структур, відбувається ін тенсивне зношування і зростання зазору в спряженні. інте нсивна п ластична деформація поверхонь, вільни х від за хисни х пліво к, обумовлює можливіс ть розви тку с хоплен ня. одним із перспекти вни х на прямків у вирішенн і проблеми поліпшен ня умов припрацювання і створення повер хонь тертя з п ідвищеними триботе хнічними властивостями є реалізац ія в вузла х тер тя режиму вибіркового перенесення [1 2]. су тн ість процесу вибіркового перенесення полягає в тому, що за певни х умов фрикційно-конта ктної взаємодії та поєднанні мета лів у парі тертя при взаємодії з робочим середовищем відбувається вибіркове розчинення повер хневого шару одного із металів. в резу ль таті перенесення іонів розчиненого металу поверхня кон тр тіла покривається тонкою за хисною плівкою, яка отримала назву “сервови тної” [2]. резуль та ти дослідження структури сервови тної п лівки да ли можливість припустити, що матеріа л плівки зна хо ди ться у стан і, б лизь кому до розплаву [2]. та ка плівка зда тна до бага торазового передеформування без наклепу, має малі зусилля зсуву, вільна від повер хне ви х о ксидни х плівок, здатна до бага торазового перенесення з однієї повер хн і тертя на іншу без утворення пошкоджень і зб іль шення си л тер тя. завдяки цьому, реалізац ія ефекта вибір кового перенесення розгля дається я к о дин із ш ля хів по ліп шення припрацювання і п ідвищення зносостій кості де талей вузлів тертя. серед безрозбірни х те хноло гій відновлен ня широке розповсюдженн я знай шли те хно логії, основані на ви користанн і фрикц ійно-регенеруючи х сумішів і матер іалів ревіта лізан тів [3]. бу дучи введеними в вузол тертя , такі матеріа ли зда тн і формувати за хисн і мета лопла куючі покри ття. причому, активне формування такого покриття відбуває ться в місця х найбільшого зносу. за рахунок приросту товщини покриття геометр ія зношени х де та лей повніс тю відновлює ться, чим забезпечується відновлення е ксплуа таційни х характеристи к відповідного вузла чи а грегата . на основі застосування трибоелектро хімічни х процес ів розроблено енергорепараційний підхід до регенерації е лементів трибосис тем [4] який дозво ляє відновлюва ти дета лі безпосередньо в процесі тертя. принц ип енергорепарації поля гає в тому, що в вузол тертя поміщаю ть еле ктрично-ізо льован і від деталей пари тертя вс тавки -еле ктроди, я кі є донорами для постачання ме талу. до робочих повер хонь де талей і вс тавки п ідводя ть е лектричний струм так, щоб робочі поверхн і були като дом, а розчинні в техноло безрозбірні технології відновлення деталей прецезійних пар тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 75 гічн ій робочій рідин і п ід дією е лектричного с труму вставки -анодом. іони ме талу розчиненого анода переносяться і осаджую ться на акти вни х повер хня х тер тя [5]. поступове зростанн я товщ ини шару перенесеного метала забезпечує компенсацію попереднього зносу у трибоконтакті. як окремий напрямок розвитку безрозбірної те хно логії відновлення де талей трибосистем розгля даються та кож способи направленого масоперенесення за участю магнітного по ля [6]. практичне ви користання те хно логій енергорепарації для відновленн я де талей пар тер тя по требує встановлення за кономірностей та принц ипів керування процесом формування на поверхня х тер тя до да ткови х компенсуючи шарів. взаємозв’язок вхідни х параметрів, що дію ть на трибосистему, з ви хідними параметрами, які відображають с тан трибосистеми за умов тертя ковзання та дії зовнішнього е лектричного і магн ітного по лів можна пода ти с труктурною моделлю , наве деною на рис. 1. рис. 1 – структура модель трибосистеми при реалі зації проце сів трибоеле ктрохі мі чної і трибомагнітної ре парації пар те ртя сукупн ість вхідни х параметрів трибосистеми включає три блоки : те хно логічний, трибологічний і енергетичний. параметри те хнологічного блоку включають матер іали пари тертя , матеріа ли еле ктродадонора або дода ткового матеріа ла-ревіталізан та, що може вводи тись в робоче середовище, матеріа л робочого середовища. до параметрів трибологічного б лока для умов тер тя ковзання відносятьс я пи томе навантажен ня у трибоконта кті р, ш ви дкіс ть ковзанн я v, с хема конта кта та характер відносного руху деталей пари тертя . параметри енергетичного б локу скла даються із дво х п ідсистем: перша п ідсистема характеризує вплив на трибосистему параметрів зовн ішнього еле ктричного поля , друга – параметрів магнітного по ля. енерге тичн і параметри електричного і магн ітного полів можуть дія ти на трибосистему окремо або сумісно і є основними вхідними параметрами, які ре гулюю ть направлене переміщення еле ктронни х (іон ів матер іала е лектрода -донора) або молекулярни х (час тки продуктів зношуванн я та матеріа ла вихідні параметри коефіцієнт тертя швидкість фор мування ко мп енсую чого шар у інт енсивність знош ування стан трибосистеми стан репарації стан зношування тех нологічні параметри триб ологічні параметри енергетичн і параметр и матеріали пари тер тя матеріали електро да-до нора ро боче середовище р, мпа v,м/с сх ема кон такта х арактер відно сного р уху детале й параметр и зовнішнього еле кт ричного п оля i;u напр ямо к магніт них ліній індукція магніт ного пол я па ра ме тр и зо вн іш нь ог о ма гн ітн ог о по ля безрозбірні технології відновлення деталей прецезійних пар тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 76 ревіта лізан та) носіїв матер іала до повер хні тер тя. вплив на параметри їх переміщенн я і керування ви хідним станом трибосистеми у напрямку розвитку процеса репарації можна здійс нюва ти як е нергетичними параметрами електричного і магн ітного полів, так і за ра хунок вибору матеріалів пари тертя , еле ктродадонора, робочого середовища та режиму тер тя. предс тавлені те хнологічн і, триботе хн ічн і і енерге тичн і параметри всі одночасно приймають участь у зміні с тану трибосистеми і можуть зміщува ти йо го як в сторону реалізац ії процесу репарації (утворення на повер хн і тертя до даткового матеріа лу-трибоплівок), та к і в сторону розвитку зношуван ня. зміна стану трибосистеми в сторону репарації по требує знахо дження такого сп іввідношення вхідни х параметрів, при якому її енергетичний баланс для процесу репарації буде більш вигідним, н іж для зношування. для досягнення стану репарації при дії напрямленого електричного поля в якості матеріала допоміжного електрода-донора необхідно зас тосовувати мета ли з б ільш відємним електродним потенц іалом по відношенню до матеріала де та лі, яка підлягає відновленню. в якості робочого середовища – електропровідні те хнологічні рідин и, здатні забезпечи ти ефективне перенесення іон ів з допоміжного еле ктрода до поверхні тертя . при репарації енерге тичною дією магнітного поля в я кості робочого середовища можуть бути використан і я к еле ктропровідн і, та к і не е лектропровідні те хнологічн і рідини . в е лектропровідн и х та малоелектропровідни х рідина х доц ільно застосовува ти сумісний вп лив е лектричного і магнітного полів. в цьому випадку формування компенсуючого додаткового шару відбуває ться одночасно за механ ізмом трибоелектро хімічної і трибомагнітно ї репарації, що може забезпечити більш ефективне відновлення повер хонь тертя . висновки таким чином, застосування методів трибоелектро хімічної і трибомагнітно ї репарації можна розгля да ти як перспективний напрямок с творення те хнологій безрозб ірного відновленн я прецезійни х пар тертя . керування процесом репарації за ра хунок енерге тични х параметрів зовн іш нього еле ктричного і магнітного полів, матеріа ла еле ктрода-донора, робочого середовища та режимів тер тя дає можливіс ть не тіль ки компенсації зноса робочих повер хонь де талей , але і в необ хідному напрямку змінювати триботе хнічні характерис тики трибосистеми. літе ратура 1. повыше ние износостойкости на основе избирательного переноса: под. ред. д. н. гаркунова. – м.: маши ностороение, 1977. – 215с. 2. гаркунов д. н. триботе хни ка (знос и безизносность): учеб. – 4-е изд. перераб. и доп. / д. н. гаркунов. – м.: изд-во «мсха», 2001. – 616с . 3. джус р. н. об образовании и функционировании мк покрыти я, полученого с помощью ревитализан тов / р. н. джус, в. н. ста дниченко, н. г. ста дниченко, о. н. трошин // вес тни к науки и те хн ики. – харьков: хднт «нт у хпи». – 2004. – вып. 1. – с. 59-84. 4. кравец и. а. репаративная регенирация трибосистемы. – т.: изд. бережанского агроте хнического инс ти тута. – 2003. – 284с. 5. свирид м. м. влияние однонаправленного тока на трибологические параметры повер хнос ти трения // проблеми трибології. – 2010. – №4. – с. 41-46. 6. свири д м. м. методика дос ліджен ь матеріалів в умова х реверсивного тертя в магнітному полі / м. м. свирид, а. п. ку дрін та ін ш. // проблеми тертя та зношування : наук. – те хн .. зб. – к.: ви д-во нау «нау-друк», 2010. – вип . 52. – с. 53-64. поступи ла в редакц ію 29.05.2015 безрозбірні технології відновлення деталей прецезійних пар тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 77 kudrin a.p. disassembling tec hnologies of precise friction pair. purpose of the work is to analyze the conception of disassembling technologies of precise frict ion pair detail’s restoration. the management principles of tribosystem of development of realization of triboelectrochemical and tribo magnetic processes of reparation on the basis of tribosystem model upon condition of friction and sliding and action of e xte rnal e lectric and magnetic fie lds. t ribosystem controlling in the d irection of development of reparat ion development can be performed e ither by use of energy para meters of electric and magnetic fie lds or by means of friction materia ls using.of electrod-supply materia ls, working conditions and friction regime. ke y wor ds: friction, prec ise pairs, restoration, disassembling technologies, management principles. references 1. povyshenie iznosostojkosti na osnove izbirate l'nogo perenosa. pod. red. d. n. ga rkunova. m.: mashinostoroenie, 1977. 215s. 2. ga rkunov d. n. t ribotehnika (znos i beziznosnost'): ucheb. 4-e izd. pererab. i dop. m.: izd-vo «msha», 2001. 616s. 3. dzhus r.n., stadnichenko v.n., stadnichenko.g., troshin o.n. ob obrazovanii i funkc ionirovanii mk pokrytija, poluchenogo s pomoshh'ju revi-talizantov. vestnik nauki i tehni-ki. har'kov: hdnt «ntu hpi». 2004. vyp. 1. s. 59-84. 4. kravec i. a. reparativnaja regenirac ija tribosistemy. t.: izd. bere zhanskogo agrotehniches -kogo instituta. 2003. 284s. 5. svirid m . m. vlijanie odnonapravlennogo toka na tribologicheskie para metry poverhnosti trenija . proble mi tribologії. 2010. №4. s. 41-46. 6. svirid m. m ., kudrіn a.p. metodika doslіdzhen' mate rіa lіv v umovah reversivnogo tertja v magnіtno mu polі proble mi tertja ta znoshuvannja: nauk. tehn.. zb. k.: vid -vo nau «nau-druk», 2010. vip. 52. – s. 53-64. дослідження міцності тканини із використанням узагальненого критерію руйнування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 44 нахайчук о.в., захарова е.а, рой є.в. вінницький інститут конструювання одягу і підприємництва, м. вінниця, україна e-m ail: olegnahau@mail.ru дослідження міцності тканини із використанням узагальненого критерію руйнування удк 687.157.004 розр облена методика до слідження міцності тканини з викор истанням у загальненого кр итер ію ру йну вання, яка дозволяє, без пр оведення тр у домістких експер иментальних досл іджень, пр огнозу вати вичер пання міцності на р ізних стадіях експлу атації із вр аху ванням одночасної дії різних вир обнич их фактор ів. викор иставши стер еометр ичне мо делювання, показано, що втр ата міцності може бу ти відо бр ажена шляхо м дефор мування, який включає тр и хар актер истики, гр афік зміни яких побу дований в безр озмір ній тр ивимірній системі коор динат. клю чові слова: міцніс ть ткани ни, кри терій руйнування, ш ля х деформування, використаний ресурс, цикл тертя. вступ сучасний е тап розви тку текс ти льного виробництва потребує розробки нови х п ідхо дів до визна чення запасу міцності ткани н із вра хуванням одночасної дії таки х фа кторів, як кількіс ть циклів тертя , розривного наван таження , жорсткості при згині матеріа лів, ви довження та інши х; актуаль ним є та кож в изначення рекомендацій по оптималь ній експ луатац ії різни х тканин , які мають ін ди відуаль ні характеристики та те хнології ви готовлення. відомо, що в процесі експ луа тації тканина набуває мікропошко джень , які з часом зростають до критичної кіль кості і відбувається її руйнування. в зв’я зку з цим, розробка розрахунковоекспериметальни х мето дів досліджень виробів має практичне значення і дозволяє, без проведення ма теріалоза тратни х та трудомістки х експеримента льни х досліджень, прогнозува ти їх якіс ть та характеристики міцнос ті ще як на ста дії проектування, та к і п іс ля визначеного часу використа ння. при проектуван ні те хно логічни х процес ів, пов’язан и х з п лас тичним деформуванням металів, знайшли широке ви користання кри терії деформуємості [1, 2, 3], я кі вра ховують вп лив на міцніс ть заготовок мікро та макро пошкоджень на різни х ста дія х їх формоутворення. мірою накопичення мікропошкоджень прийня то ра хува ти використан ий ресурс плас тичності. приймається по ложення, згідно я кого в необробленому матеріалі мікропошко дження відсутні (  = 0). в по даль шому, виріб в процесі формування і експ луа тації, накопичує пошко дження , і руйнування нас тає при  = 1. даний п ідхід може бути використан ий і для дослідження виробів р ізного призначення із тканин. мета і пос тановка задачі метою даної роботи є підвище ння якості швейн и х виробів на основі вивчення резуль та тів розрахун ково-екс периментальн и х досліджень з вичерпання їх міцності та зносостій кості на р ізни х с та дія х експлуа тації. для досягнення ціє ї мети була сформульована задача – розробити методику дослідження міцності тка нини з викорис танням узагальненого кри терію руйнування, за допомогою якої можна прогнозувати вичерпання міцності із вра хуванн ям одночасної дії виробничи х факторів. виклад мате рі алів д осліджень розглянемо одночасний вплив на міцніс ть тканини таки х факторів, як жорсткіс ть при згин і матеріалів уb , кіль кіс ть ци клів тер тя n , розривне навантажен ня f . вве демо поняття ви користаного ресурсу міцності тканини – відношення вичерпаного ресурсу по якомусь із факторів до його граничного значення, тобто, для нашого випа дку: гр т f f 1 ; гр т n n 2 ; угр ут в в 3 , (1) де тf , тn , утв – текучі значення відповідно розривного навантаження, ци клів тертя, жорсткості в процесі екс плуа тації; дослідження міцності тканини із використанням узагальненого критерію руйнування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 45 грf , грn , угрв – їх граничні значення (при я ки х відбувається руйнування ). під ш ля хом деформування будемо розуміти графік, я кий побудовани й за резуль та тами експериментальни х досліджень, що відображає втра ту міцності по трьом перерахованим характеристи кам на різни х ста дія х експ луатац ії тканини. ви хо дячи із викладе ного, в тривимірн ій сис темі координа т гранична повер хня буде ма ти форму куба з довжиною ребер, рівною 1. експерименталь ні дос лідженн я зразків тканини «ортон» виконувались при нормальни х умовах, передбачени х с тан дартом (гост 10681-75). т канину досліджено на розривне наван таження , згідно гост 17922-72 «ткан и ш тучные и изделия те кстильные . мето д определения раздирающей нагрузки» на розривній машині рт– 250м. д ля дос лідни х робіт було ви користано метод мали х смужок, призначений для випробування на розривання зразків пробни х смужок шириною 25 мм при затискній довжин і 200 мм (гост 3812–72) [4]. це й мето д зас тосовують при випробуванні тканини і три котаж ни х поло тен. важ ливе значення для одя гу має жорсткіс ть ткани ни. жорсткіс ть при згин і матеріа лів для о дягу визначається мето дом консолі. цей метод пере дбачає визначення жорсткос ті матер іалів п ід дією власної маси, без примусової деформації. за мето дом консолі ви значення жорсткості виконува ли на прила ді пт-2 (г ост 10550-75) [4]. за кінцевий проги н зразка було прийня то середнє арифметичне резуль татів деся ти вимір ів з точніс тю до 0,1 мм. тертя є однією з основних причин зносу одягу, тому стійкіс ть до тер тя внесена для ряду матеріалів в номенкла турі с тан дартн и х по казни ків. значно впли вають на резуль тати дос ліджень ви д абразивного матеріалу, ве личина тис ку абразиву на зразок та сила натя гу матеріалу, який випробовують. оціню вати с тій кість ма теріалу до тер тя можна на різни х с та дія х випробування [5]. д ля отримання відповідни х результа тів необ хідно, щоб для всіх порівнювани х матеріа лів був єди ний кри терій оцін ки. та ким кри терієм вибрано стирання до повного зносу (до діри) – число циклів приладу, я ке характеризує витриваліс ть матеріалу, або час випробування до руйнування зразка, яким визначається довговічн іс ть. д ля визначення стійкості тканин и «ортон» до тертя зас тосовано прилад марки діт, який ви конує тертя по площі. за критерій оцін ки було вибрано стійкіс ть тканини до тер тя за методикою цнд ішп [4]. вс тановлено, що для тканини « ортон» граничними значеннями є: грf = 69,3 дн, грn = 3526 циклів тер тя, угрв = 9753 мкн × см 2. резуль та ти екс периментальн и х дос ліджень предс тавлен і в таблиц і 1, за якими в системі math cad побудована в двох вигля да х гранична повер хня та шля х деформування (рис. 1, червона лін ія). таблиця 1 результати д осліджень зразків тканини «ортон» на ж орсткість при зг ині, цикли те ртя, розривне навантаже ння точки ут в , мкн × см2 тn т f , дн 1 2 3 0 0 0 0 0 0 0 1 1951 1587 22,2 0,2 0,45 0,32 2 3023 2292 29,8 0,31 0,65 0,43 3 прогнозовані данн і 4681 3526 45,7 0,48 1 0,66 як видно із рис. 1, графік залежнос ті зміни значень 1 , 2 , 3 в безрозмірній системі координат має ква зілін ійний характер, тому нескла дно, ви користавши метод екс траполяц ії, знай ти точку перетину із граничною повер хнею (точка k , рис. 2). в такому випа дку, узага льнений кри терій руйнування  може бути визначено як відношення довжини лін ії шля ху деформування до довжини лін ії від початку координат до перетину із граничною поверхнею (при умові, якщо суттєво не зміня ться параметри експлуатац ії ткан ини до її руйнування): кд рд 1 1 . (2) ви користовуючи елементарн і геометричні та тригонометричні співвідношення, зна хо димо: 2 3 2 2 2 11 рд , (3) де 1 , 2 , 3 – координати точки 2, (таб л. 1). дослідження міцності тканини із використанням узагальненого критерію руйнування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 46 ψ3 ψ3 ψ2 ψ1 ψ2 ψ1 рис. 1 – ре зультати е кспериме нталь них дослідже нь в системі math c ad (2 вигляди) рис. 2 – схема до визначе ння узагальне ного крите рі ю руйнування ψ вра ховуючи, що ку ти  та  можна знайти я к: 2 1arctg    , 2 2 2 1 3arctg    , (4) довжина відр ізка мд1 буде рівною:   cos 1 1мд , оскіль ки точка к є прогнозованою точкою перетину ш ля ху деформування площини 2222 дсва . то ді, в даному випа дку, довжину кд1 можна знай ти за формулою:   cos 1 1 мд кд . (5) підс тави вши формули (3) та (5) в (2), зна хо димо, що значення узага льненого кри терію руйнування  = 0,65, тоб то дорівнює значенню 2 для точки 2 (табл. 1). такий же результа т можна отримати, розглянувши подібніс ть три кутни ків 1кмд , 1рnд та 12 мдд , 1дqn (рис. 2). предс тавлений прикла д розрахун ку можна вважа ти частковим випа дком, оскіль ки шля х деформування інши х тканин може мати форму криви х лін ій з різними радіусами кривизн и, я кі залежа ть від умов експлуатації (наприкла д, на дея кому етапі ін тенсивн іс ть дії силови х факторів значно перевищує резуль тати впливу тер тя та втра ти жорсткості, або вини кає переважна дія деформації розмірів в тому чи іншому напрямку). в таки х випа дка х треба створювати матема тичні моде лі з використан ням методів апроксимації та е кстраполю вання [6]. дослідження міцності тканини із використанням узагальненого критерію руйнування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 47 ви кла дений зага льний підхід може бути взя тим за основу розра хунків м іцності тка нини з ви користанням стереометричного моделюван ня. висновки розроблена методика дослідження міцнос ті тка нини з ви користанням узагальненого критер ію руйнування, яка дозволяє , без проведення трудоміс тки х експеримента льни х досліджень , прогнозувати вичерпання міцності на різни х с та дія х екс плуа тації із вра хуванням одночасної дії різн и х виробничи х ф акторів. вс тановлено, що для тканини « ортон» вичерпання міцності найбільш ін тенси вно відбувається при дії та кого фактора, як ци кли тертя (  = 2 = 0,65). якщо за б лизь кі до руйнування прийня ти зна чення 2 = 0,95 … 1, то можна вважа ти, що міц ніс ть вичерпана прибли зно на 2/3. отже, для запобіган ня руйнування необхідно зменши ти або обмежити дію тертя . оп тимальним шля хом деформування є лінія 21вд , так як вона рівновідда лена від граней граничної поверхн і. для кожно го випадку можуть бути знайден і прийня тн і умови експлуатац ії тканини із враху ванням одночасної дії ви значальни х факторів. обґрунтовано, що міцн іс ть виробів із тканин и за лежи ть не тіль ки від її фізико-хім ічни х влас ти востей, а і від характерис тик, я ки х набуває ткани на в процесі використання – їх зміна може бути представлена в безрозмірній тривимірн ій сис темі координа т шля хом деформування; показана можливіс ть кількісної оцін ки запасу міцності на різни х ста дія х експ луа тації. в по даль шому, суттєви й науковий ін терес становитимуть дослідження з визначення вп ливу форми шля ху деформування на міцність ткан ини із вра хуванням лін ійності або неліній ності накопичення пошкоджень на р ізни х ста дія х як ви готовлення , та к і е ксплуа тац ії. дані результа ти можуть бути використан і для с творення тканин із прогнозованими влас тивос тями, – особливо це має значення для екс тремальни х умов їх е ксплуа тац ії (дія ш кідливи х хімічни х сполук, високи х температур, вели ки х значень розривни х наван тажень та ін .). літе ратура 1. огородни ков в. а. оценка деформируемости металлов при обработке давлением. – к.: вища школа. – 1983. – 175 с . 2. нові те хнологічні процеси з викорис танням прогресивни х мето дів п ластичного деформування: монографія / о.в. на хайчук, о.о. розенберг, в.а. огородн іков, а.д . криць кий, в.в. ме льниченко, с.ф. студенець . – вінниця : універсум-вінниця , 2008. – 158 с. 3. на хайчук о.в. оцен ка граничного формообразования заготовок при с ложном нагружении // збірник наукови х праць вінниць кого нац іонально го аграрного університе ту. серія: те хнічн і науки. випуск 10. – 2012. – с.23-26. 4. бузов б.а. материалове дение швейно го производс тва. – м.: легпромгостизда т, 1986. – 424 с. 5. куки н г.н. те ксти льное материа ловеден ие / г.н. кукин , о.н. соловйов, а.і. кобляков. – м.: легпромбытизда т, 1992. – 272с. 6. кри лик л.в. обчислю вальна ма тематика . інтерполяція та апроксимація таб лични х дан и х: на вчальний посібник / л.в. крили к, і.в. бо гач, м.о. прокопова. – вінниця : внту, 2013. – 111 с . поступи ла в редакц ію 02.02.2015 дослідження міцності тканини із використанням узагальненого критерію руйнування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 48 nakhay chuk o.v., zakharova e.a., ro i e. v. research of fabrics’ strength using generalized criterion of destruction. in the op eration fabric takes micro d amages, which will eventually grow to a critical number and is its destruction. in this regard, the develop ment of settlement and exp erimental r esearch methods of tissue p roducts is of p ractical imp ortancewithout allowing time-consumin g exp erimental studies to p redict the quality and characteristics of strength even as the design stage, and after a certain time of use. in this work there is a technique to study the strength of the fabric, introduced the notion of generalized cr iterion of destruction, shown the p rocedure of its calculation, mak in g it p ossible to quantitatively determine the value loss of strength in view of friction cy cles, loss of hardness, tensile strength action at various stages of op eration. these results can be used to create a fabric with p redictable p rop erties in advance – esp ecially it’s imp ortant for extreme conditions of their use (the action of harmfu l chemicals, high temp eratures, high v alues of discontinuous loads, etc.). keywords: stren gth fabric, destruction criterion, defor mation p ath, used resource, friction cy cle. references 1. ogorodnikov v.a. evaluation of deformability of metals under pressure treatment. kiev: high.sch., 1983. 175 p. 2. new technological processes using advanced methods of plastic deformat ion: monograph. o.v. nahaychuk, o.o. ro zenberg, v.a. ogorodnikov, a.d. krytskiy, v.v. melnichenko, s.f. studenets. vinnytsia: uiversum, vinnytsia, 2008. 158 p. 3. nahaychuk o.v. estimate of the boundary forming blanks under comple x loading. collection of re search papers of vinnytsia national agra rian university. series: technical sciences. issue10. 2012. p. 23-26. 4. bu zov b.a. materials science of garment production. m .: lightindustrystatepublic.986. 424 p. 5. ku kin g.n. te xtile materia l knowledge. g.n. ku kin, o.n. solovyov, a.і. koblyakov. m.: lightindustrycompublic, 1992. 272p. 6. krylyk l.v. co mputational mathe matics. interpolation and approximat ion table data: an educationalbook. l.v. kry lyk, i.v. bogach, m.o. pro kopova. vinnytsia: vntu, 2013. 111 p. 21_kuzm_75.doc публікації до 75-річчя від дня народження проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 115 публікації до 75-річчя від дня народження кузьменко анатолія григоровича, д.т.н., проф., головного редактора журнала «проблеми трибології» кузьменко а.г. короткий нарис науково-педагогічної діяльності народився 28 квітня 1936 року в селі тузли ічкинського району кримської області. в 1959 році закінчив дніпропетровський інститут інженерів залізничного транспорту (дііт) за спеціальністю «локомотиви і локомотивне господарство» з кваліфікацією інженер-механік. після закінчення інституту 12 років працював на брянському машинобудівному заводі як інженер-конструктор, дослідник. за цей час закінчив аспірантуру за заочною формою навчання і в 1971 році захистив кандидатську дисертацію на тему «дослідження контактної міцності і напруженого стану полімерних втулок підшипників ковзання розсувних колісних пар рухомого складу залізниць» за науковою спеціальністю 05.161 «машинознавство і деталі машин». після захисту дисертації почав працювати в брянському інституті транспортного машинобудування на кафедрі динаміки і міцності машин і деталей машин. протягом 17 років працював на вищезгаданій кафедрі, брав активну участь у становленні спеціальності «динаміка та міцність машин». викладав різні курси дисциплін, зокрема: теорія пружності, теорія пластичності і повзучості, стійкість елементів конструкцій, математичне моделювання, чисельні методи, експериментальні методи, механіка руйнування та інші, що дало можливість добре засвоїти методи механіки твердого і деформованого тіла. під час роботи на кафедрі виконав експериментальні та теоретичні дослідження за темою «наукові основи розрахунково-експериментальних методів оцінки напруженого стану і довговічності циліндричних опор ковзання». в 1986 році в інституті машинознавства ан ссср імені академіка благонравова а.н. захистив докторську дисертацію за двома науковими спеціальностями: «динаміка, міцність машин, приладів і апаратури» (01.02.06), «тертя та зношування в машинах» (05.02.04); опоненти д.ф.м.н. в.м. александров, д.т.н. дроздов ю.н., д.т.н. буше н.а. звання професора кафедри динаміки і міцності машин отримав у 1989 році. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com публікації до 75-річчя від дня народження проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 116 в 1989 році був запрошений у хмельницький технологічний інститут побутового обслуговування (сьогодні хмельницький національний університет) на посаду завідувача кафедри для впровадження нової спеціальності «тертя і зношування в машинах», на той час єдиної в україні. спеціальність відкрили в 1991 році. в подальшому, після реформ вищої школи в україні спеціальність була сформована на основі кваліфікаційного рівня бакалавра «зварювання» і почала називатися «технологія і обладнання відновлення і підвищення зносостійкості деталей машин і конструкцій». за 15 років становлення та розвитку спеціальності на кафедрі зносостійкості та надійності машин здійснено 10 випусків загальною кількістю більше 300 спеціалістів. готуючи студентів цієї спеціальності, викладав різні курси дисциплін, в тому числі: триботехніка та основи надійності, автоматичне керування зварюванням, проблеми трибології автомомбіля, напруження зварювальних конструкцій, надійність машин, основи наукових досліджень. з більшості дисциплін видані методичні та навчальні посібники. після захисту докторської дисертації наукова робота продовжувалась в напрямку створення моделей і методів розв’язку задач контактної механіки і їх практичного використання. серед розроблених математичних моделей найважливішими є: 1) моделі просторового контактного середовища; 2) моделі встановленого і невстановленого зношування з методикою експериментального визначення їх параметрів; 3) статистичні моделі масштабного фактора у втомі та зношуванні; 4) ізохронні моделі накопичення втомлювального пошкодження і накопичення зношування; 5) в зв’язку з оцінкою точності визначення параметрів моделей розроблена математична теорія сенситивів. найважливішими науковими результатами під час розроблення методів контактної механіки є: 1) метод еквівалентної піддатливості з узагальненням його в метод алгебраїчних рівнянь розв’язку контактних задач; 2) варіаційно-експериментальний метод з його окремим видом – методом експериментально-теоретичної рівноваги; 3) узагальнення метода герца і розвиток його на розв’язок квазигерцівських (великий розмір за однією координатою) задач; 4) метод розв’язку задач для квазигерцівського контакту зі зношуванням; 5) метод кінцевих елементів для розв’язку контактних задач з використанням механіки контактного середовища; 6) система методів розв’язку зворотних контактних задач, як основа для методів випробувань на зношування зразків з майданчиком, який змінюється в процесі зношування; 7) система методів оцінки властивостей мастильних матеріалів за умов граничного тертя. розроблені методи контактної механіки використані для розв’язку контактних задач для різних вузлів тертя: підшипники ковзання і кочення; опори вертіння; ріжучий інструмент по металу, дереву і камінню; зношування тканини та інше. останнім часом проводяться роботи для створення прикладної теорії твердості і основ контактної механіки поверхнево-пластичної обробки матеріалів. за результатами досліджень опубліковано більше 300 наукових робіт. праці по тертю та зношуванню особливо активізувалися з березня 1996 року, коли на базі хмельницького національного університету був створений міжнародний науковий журнал «проблеми трибології». за 15 років існування журналу видано 60 повноцінних номерів, по суті книг, спеціалізованих по тертю та зношуванню. журнал, безумовно, сприяв захисту десятків кандидатських і докторських дисертацій на спеціалізованій раді співробітників хну та інших вищих навчальних закладів. журнал сприяє вирішенню проблеми підготовки кваліфікованих кадрів по тертю та зношуванню в україні. квітень 2011 р., м. хмельницький pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 22_dykha.doc вплив швидкісного фактора на зносостійкість трибосистем граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 131 диха о.в., сорокатий р.в., гедзюк т.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна вплив швидкісного фактора на зносостійкість трибосистем граничного тертя вступ процеси тертя та зношування машин багато в чому залежать від властивостей мастильного матеріалу. останніми роками західні і вітчизняні фірми приділяють велику увагу розробці високоякісних мастильних матеріалів, як на синтетичній так і на мінеральній основі, здатних задовольняти підвищеним вимогам до антифрикційних, протизнозносових та антизадирних властивостей. вибір мастильного матеріалу залежить від конструктивно-технологічних особливостей вузла тертя, зокрема матеріалів, що використовуються для виготовлення або відновлення поверхонь вузлів тертя, їх подальшої обробки, режиму роботи мастильного матеріалу і умов його експлуатації. тип мастила уточнюється лабораторними і стендовими випробуваннями. в даний час підбір мастил до агрегатів машин є складним завданням, з огляду на те, що на споживчому ринку є великий асортимент мастильних матеріалів різних фірм виробників, дані про які не дозволяють судити про їх дійсну якість. для ефективного вибору мастильного матеріалу необхідно дослідити основні закономірності процесів тертя і зношування деталей машин, умови, в яких експлуатуються мастила, режими навантаження, швидкісні характеристики. постановка завдання вплив швидкості ковзання на фрикційні властивості вивчений недостатньо. швидкість ковзання визначає тривалість існування одиничного фрикційного зв`язку і, відповідно, швидкість деформування матеріалів. з цієї причини на тертя та зношування впливає в`язкість фрикційного контакту. якщо має місце безпосередній контакт нерівностей (граничне тертя і мащення), зростання швидкості ковзання призводить до скорочення тривалості фрикційного контакту , зменшення площі фактичного торкання і зменшення коефіцієнту тертя. більшість пар тертя, що працюють в умовах граничного змащування, мають чітко визначені реологічні властивості і сприяють виникненню релаксаційних коливань, що характеризується спадаючою залежністю сили тертя від швидкості. в умовах рідинного тертя, коли немає взаємного проникнення матеріалів, реалізується звичайна в`язкість мастила, яка призводить до зростання опору при зростанні швидкості. тобто в даному випадку впливають реологічні властивості мастильного матеріалу [1-2]. в даній роботі ставиться задача на основі лабораторних випробувань на зношування дослідити вплив швидкості ковзання зразків на характеристики зношування в умовах граничного змащування. виклад основного матеріалу 1. теоретичні передумови для опису процесу зношування, в тому числі і за наявності мастильного матеріалу, використовують математичні форми закономірностей зношування. закономірність зношування встановлюється експериментально та апроксимується деякими функціями. найбільшого розповсюдження отримало подання експериментальних закономірностей у вигляді залежності інтенсивності зношування від різних параметрів (контактного тиску, швидкості ковзання, температури). для прогнозування зношування в присутності мастильного матеріалу пропонується використовувати модель [3] у вигляді залежності інтенсивності зношування від параметрів: навантаження *e w σ = і швидкості ковзання ν ⋅ = ∗rv u . nm w w uwk ds du = , (1) де σ − тиск в контакті, мпа; ∗e − приведений модуль пружності матеріалів контактуючих тіл, мпа; v − швидкість ковзання, м/с; ∗r − приведений радіус контактуючих тіл, м; ν − кінематична в`язкість мастильного матеріалу (при 100 °с), м2/с; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив швидкісного фактора на зносостійкість трибосистем граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 132 wu − лінійний знос тіл, м; s − шлях тертя для тіла, що зношується, м; nmkw , , − параметри закономірності зношування. розрахункова схема випробувань показана на рис. 1. q r αq1 r rq1 ασ a u w n рис. 1 – геометрія контакту при випробуваннях за чотирикульковою схемою прийнявши припущення про рівномірний розподіл контактного тиску, маємо: 2 1 a q π =σ , (2) де 1q − сила, що діє по нормалі до кожної нижньої кульки; a − радіус кругової площадки контакту спряжених кульок. сила 1q виражається через загальну силу q , що діє на верхню кульку: q1 = 0,4082q. зв`язок зносу wu і розміру площадки контакту a нижніх кульок в центрі площадки контакту визначається з геометрії перетину сферичних поверхонь в залежності від радіусу площадки контакту a і шляху тертя: ( ) ( ) r sa suw 2 2 = . (3) експериментальна залежність радіусу кругової площадки контакту від шляху тертя представляється у вигляді степеневої апроксимації: ( ) β= cssa , (4) де c , β − параметри апроксимації, які визначаються за наслідками випробувань на чотирикульковій машині тертя. інтегруючи вираз (1), отримаємо інтегральну форму моделі зношування нижніх кульок: ( ) ( ) dsuswksu s nm ww ∫= 0 . (5) підставляючи в ліву частину рівняння вираз для зносу через радіус площадки контакту, а в праву вираз для контактного тиску, отримаємо: ( ) ( ) ds vr esa q k r sa n s m w ∫       ν           π = ∗ ∗ 0 2 1 2 1 2 , (6) або після інтегрування по шляху тертя маємо: m svr ec q k r sc m nm w β−       ν       π = β−∗ ∗ β 212 21 2 1 22 . (7) звідки: β β− = 2 21 m . (8) для знаходження параметра n проводимо випробування на чотирикульковій машині тертя при двох значеннях швидкості , звідки отримаємо дві групи даних з параметрами: . ; 21 ββ == scasca (9) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив швидкісного фактора на зносостійкість трибосистем граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 133 в даній роботі розглядаються задачі визначення параметрів зношування за наслідками випробувань зразків з площадкою контакту )(sa , що змінюється в процесі зношування. зміна площадки зношування викликає зміну значень контактного тиску )(aσ . показник степеня m характеризує швидкість зміни контактних тисків і безпосередньо пов`язаний з параметром β експериментальної залежності (4), який характеризує відповідно швидкість зміни площадки контакту при зношуванні. зв`язок між m і β в прийнятій закономірності зношування однозначно описується співвідношенням (8). оскільки в даних виразах швидкість ковзання v не залежить від шляху тертя s , то вона не впливає на параметри m і β в процесі проведення випробувань. в даному випадку зміна швидкості ковзання v лінійно впливає тільки на масштабний коефіцієнт c . викладені міркування підтверджуються результатами випробувань. вирази (9) дозволяють отримати на базі рівняння (7) систему двох рівнянь для відшукання шуканих параметрів. в результаті отримаємо: )/lg( )/lg( )22( 21 21 vv cc mn += ; .* 11 *22 1 nmm w rvq e r c k       ν       πβ = + (10) 2. результати випробувань для дослідження впливу швидкості ковзання були досліджені два типи мастильних матеріалів: 1. м6/12 – г1, ν = 12 мм2/с; 2. 15w-40, ν = 15 мм2/с. випробування проводились на чотирикульковій машині тертя за наступних умов: 1. діаметри верхніх и нижніх кульок 12,7 мм. 2. навантаження на верхню кульку 65 н; 3. частоти обертання верхньої кульки 1n = 200 об/хв, 2n = 500 об/хв (лінійні швидкості ковзання відповідно – 1v = 0,077 м/с, 2v = 0,192 м/с). під час випробувань температура масла в зоні контакту контролювалася за допомогою термометра етп–1м. за даних умов випробувань температура масла залишалася майже незмінною ~ 30 °с. результати випробувань представлені в табл. 1. таблиця 1 середні розміри радіусів зносу a нижніх куль, в мм тип мастила 20 хв 40 хв 60 хв 90 хв 120 хв n = 200 об/хв м6-12г 0,55 0,73 0,79 0,80 0,80 n = 500 об/хв м6-12г 0,61 0,80 0,80 0,81 0,82 n = 200 об/хв 15w-40 0,50 0,65 0,66 0,69 0,71 n = 500 об/хв 15w-40 0,57 0,70 0,73 0,77 0,80 графічна інтерпретація результатів випробувань показана на рис. 2. 200 об/ хв 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 20 40 60 90 120 t, хв a, м м 500 об/ хв 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 20 40 60 90 120 t, хв a, м м рис. 2 – залежності розміру площадки зносу від часу ( ♦ – м6-12г; ■ –15w-40) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив швидкісного фактора на зносостійкість трибосистем граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 134 параметри зносостійкості за алгоритмом залежностей (1 10) розраховувались за допомогою програми mathcad. параметри апроксимації експериментальної функції (4) визначались за допомогою програми excel. приклад реалізації розрахунку для першого типу масла м6-12г наведений нижче. після реалізації розрахункового алгоритму були отримані необхідні параметри апроксимуючої функції (4) і параметри функції інтенсивності зношування (1), представлені в табл. 2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив швидкісного фактора на зносостійкість трибосистем граничного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 135 таблиця 2 результати розрахунку параметрів зносостійкості тип масла м6-12г 15w-40 β 0,272 0,266 1c , мм β−1 (200 об/хв) 0,0367 0,0353 2c , мм β−1 (500 об/хв) 0,0347 0,0339 m 1,674 1,759 n -0,328 -0,232 wk 0,026 0,018 значення отриманих параметрів в безрозмірному комплексі інтенсивності зношування (1) дають можливість кількісно оцінити вплив факторів контактного тиску та швидкості ковзання на знос. 2 1 v , м/с σ, мпа2 4 6 8 4321 i 10 -11 10 20 30 40 2 4 6 8 4321 i 10 -11 40 30 20 10 1 2 м6-г12 15 w40 рис. 3 – залежності інтенсивності зношування iвід контактного тиску σ (1) та швидкості ковзання v (2) на рис 3. представлені графічні залежності інтенсивності зношування від контактного тиску і швидкості ковзання, побудовані на основі прийнятої моделі зношування (1) з параметрами, отриманими і розрахованими в результаті проведених випробувань двох типів мастильних матеріалів при двох значеннях швидкості ковзання. отримані параметри моделей зношування дозволяють визначати значення інтенсивності зношування вузлів тертя, що працюють з вказаними мастильними матеріалами для різних умов навантаження та швидкостей ковзання. загальний аналіз отриманих результатів однозначно вказую на підвищення зносостійкості із збільшенням швидкості ковзання в робочому діапазоні параметрів, в яких проводились випробування для обох типів мастильних матеріалів. ці результати узгоджуються з основними загально прийнятими положеннями впливу швидкості ковзання на процеси тертя і зношування, характерними для граничного режиму змащування, який реалізується при випробуваннях за чотирикульковою схемою. представлена розрахунково-експериментальна методика дозволяє на основі традиційних випробувань отримувати кількісні моделі зношуванні, що дозволяють прогнозувати зносостійкість вузлів тертя в умовах граничного змащування і оптимізувати конструктивні, кінематичні та навантажувальні параметри змащених трибосистем. висновок представлена експериментально-розрахункова методика дослідження впливу швидкості ковзання на зносостійкість вузлів тертя за результатами лабораторних випробувань за чотирикульковою схемою в умовах граничного змащування. література 1. крагельский и. в. трение и износ / и. в. крагельский. – м.: машгиз, 1962. – 383 с. 2. справочник по триботехнике / под общ. ред. м. хебды, а. в. чичинадзе : в 3 т. – т. 1. теоретические основы. − м. : машиностроение, 1989. − 400 с. 3. кузьменко а. г контакт, трение и износ смазанных поверхностей. монография / а.г.кузьменко, а.в. дыха. – хмельницкий: хну, 2007. – 344 с. надійшла 09.01.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 20_artemchuk.doc побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 121 артемчук в.в. дніпропетровський національний університет залізничного транспорту імені академіка в. лазаряна, (дііт), україна побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами вступ, постановка проблеми досвід експлуатації механічної частини рухомого складу показав, що основною причиною відмов та несправностей її елементів є знос та пошкодження контактних поверхонь деталей. у загальному випадку тертя спостерігається при контакті двох тіл і русі одного відносно іншого. в результаті зношення деталей можуть виникати неприйнятні для експлуатації наслідки, наприклад, вібрації, биття, порушення герметичності та режиму змащування, втрата міцності з’єднання для спряжень з гарантованим натягом. знос, який супроводжується пошкодженнями робочої поверхні деталей такими, як риски, задири, глибинні вириви та інші, зменшує втомну міцність та може приводити до руйнування. узагальнюючи наведене вище, можна зробити висновок, що в результаті підвищеного зносу порушується конструктивна взаємодія деталей у вузлах, при цьому можуть виникати значні додаткові навантаження та напруження і стати причиною аварійних руйнувань [1 5]. важливою проблемою пов’язаною із зношуванням є визначення контактного напруження контактуючих деталей. суттєву практичну цінність мають розв’язання контактних задач теорії пружності для циліндричних тіл, які складають теоретичну основу розрахунку валів, підшипників, шарнірних з'єднань та з'єднань з натягом [5 9]. підкреслимо, що властивості контакту суттєво впливають на процеси зношування внаслідок його дискретності, тобто контактування поверхонь відбувається на окремих ділянках нерівностей, які і утворюють фактичну площу контакту. таким чином, враховуючи тісний зв’язок між зносом та контактною взаємодією поверхонь деталей, постає необхідність рішення контактних задач з урахуванням зносу і при цьому враховуючи геометричні параметри деталей, характеристики та властивості їх поверхонь [5, 6, 7, 10]. розв’язуванню задач контактної механіки присвячено роботи багатьох науковців. зокрема, дослідження контактних задач теорії пружності для тіл з круговими межами виконані за допомогою аналітичних методів [5, 6]. значно розширити можливості аналізу напруженого стану в зоні контакту дозволяють чисельні методи [6]. але недоліком використання аналітичних методів є громіздкість математичного апарату [5, 11], необхідність використання потужних еом, а також похибки розрахунків при певних спрощеннях та припущеннях. метою даної роботи є отримання рішень поставлених задач з відносною простотою їх практичної реалізації, з достатньою точністю та з використанням при цьому еом середнього рівня. з певним ступенем точності тертя підрозділяють на три класи: тертя ковзання, тертя кочення і тертя вертіння. залежно від того, який вид тертя матиме місце фізико-хімічні і геометричні наслідки будуть різними, не дивлячись на те, що початкові умови є однаковими при одному і тому ж часі взаємодії. цей факт визначає різні напрацювання, при яких визначається втрата працездатності даної пари. 1. експлуатаційні властивості поверхонь. слідуючи роботі [12] відзначимо наступні експлуатаційні властивості контактуючих поверхонь: відхилення форми; хвилястість; шорсткість; мікрошорсткість. перераховані властивості поверхонь деталей певною мірою є умовними. дані властивості відображають різні механізми їх виникнення, вимоги експлуатації і вимірювальної апаратури. необхідно відзначити механічні властивості, які визначаються наступними параметрами: товщина поверхневого шару; мікротвердість; наклеп; залишкове напруження. фізико-хімічними властивостями поверхневого шару є: адсорбційна здатність; структура і хімічний склад поверхневого шару; корозійна стійкість. експлуатаційні властивості поверхні деталі залежать так само від теплофізичних властивостей шарів, параметрів кристалічної решітки, густини дислокацій, наявності мікротріщин і т.д. 2. основні механізми зношування. під зношуванням або зносом розуміють руйнування і відділення часток з поверхні твердого тіла, а також зміну розмірів і форми тіла в процесі деформацій при контактній взаємодії. як відомо, процес зношування розбивають на основні три групи: механічне зношування; молекулярно-механічне зношування; корозійно-механічне зношування. у реальних умовах часто має місце одночасна дія декількох механізмів зносу. виділити, які механізми мають місце в тому або іншому випадку вельми непросте завдання, тому для кількісної характеристики зносу поверхні вводять таке поняття, як «середня інтенсивність зносу». 3. кількісні характеристики поверхні тертя. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 122 оскільки поверхня контакту пари тертя не буває абсолютно гладкою і при розгляді аналогічних пар, що працюють в однакових умовах, мають різні мікронерівності, які утворюють шорсткість, то має місце невизначеність і однією з можливостей її кількісного опису є залежність ( ), ,z f x y= ω , де ω – елементарна подія з множини ω . таким чином, z є випадковою поверхнею, а при фіксованому ω (конкретна пара тертя) дану поверхню можна розглядати, як реалізацію випадкової функції. якнайповнішою кількісною характеристикою випадкової функції є набір кінцевомірних розподілів ймовірностей. на практиці обмежуються гаусовськими випадковими полями. дані поля досить добре описують поверхні отримані, наприклад, електроосадженням [13]. у разі, коли поле є ізотропним, то усереднювання за площею можна замінити усереднюванням по якому-небудь перетину поля [14]. параметри та характеристики шорсткості широко відомі, тому в роботі не представлені. 4. зміна форми поверхні при зносі. пов'яжемо з тілом, яке піддається зносу систему координат oxyz . нехай у момент часу поверхня, яка піддається зносу, має вигляд ( ), , , 0f x y z t = . у момент часу t t+ ∆ поверхня приймає вигляд (пунктирна лінія). нехай точка tm буде на поверхні у момент часу t , а у момент часу t t+ ∆ вона займає деяке положення t tm +∆ . вектор 0 t tm m +∆ uuuuuuuuur паралельний нормалі до поверхні ( ), , , 0f x y z t = (рис. 1). t tm +∆ tm рис. 1 – геометричне представлення процесу зносу визначення. вектор 0 0 lim t t t m m t + ∆ ∆ → γ = ∆ uuuuuuuuur r являє собою швидкість зношування. зауважимо, що вектор γ r відмінний від нуля тільки в області контакту. у загальному випадку він залежить від параметрів мікронерівностей (шорсткості) і контактного тиску, виду тертя (ковзання, кочення або вертіння), температури поверхневих шарів і т.д. зауважимо, що у момент часу t t+ ∆ , координати точки t tm +∆ будуть являти собою ( ) ( )x t t x t x+ ∆ = + ∆ ; ( ) ( )y t t y t y+ ∆ = + ∆ , ( ) ( )z t t z t z+ ∆ = + ∆ , де ( ), ( ), ( )x t y t z t координати точки tm . розкладаючи в ряд ( ) ( ) ( )( ), , , 0f x t x y t y z t z t t+ ∆ + ∆ + ∆ + ∆ = по x∆ , y∆ , z∆ та t∆ отримаємо ( ), , , 0f f f ft x y z o x y z t t x y z ∂ ∂ ∂ ∂ ∆ + ∆ + ∆ + ∆ + ∆ ∆ ∆ ∆ = ∂ ∂ ∂ ∂ де ( ), , ,o x y z t∆ ∆ ∆ ∆ – доданки, порядок малості яких другий і вище. поділивши на t∆ і спрямувавши t∆ до нуля приходимо до рівняння 0x y z f f f f v v v t x y z ∂ ∂ ∂ ∂ + + + = ∂ ∂ ∂ ∂ , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 123 де ,,x y zv v v – відповідні компоненти швидкості руху точки tm . оскільки напрям t t tm m +∆ uuuuuuuur паралельний вектору нормалі до поверхні ( ) ( ) ( )( ), , , 0f x t y t z t t = , то вектор ( ),,x y zv v v v= r буде введеним вектором γ r і тоді отримане рівняння можна записати у вигляді 0 f f t n ∂ ∂ + γ = ∂ ∂ r , (1) де γ r – абсолютна величина швидкості зносу; ( ),f n f n ∂ = ∇ ∂ – проекція градієнта f∇ на нормаль. рівняння (1) є основним в теорії зносу, яке дозволяє при заданому значенні ( )0 0 0, , , 0 0f x y z = і швидкості зносу γ = γ r визначати еволюцію поверхні зносу. на це рівняння можна подивитися і з іншої точки зору: якщо яким-небудь чином отримана залежність ( ), , , 0f x y z t = , то з цього рівняння можна визначати швидкість зносу γ . знос при ковзанні. знос при ковзанні розглянемо на прикладі пари нерухомого вкладиша і валу, що обертається (рис. 2). r r i+ ϕ рис. 2 – пара «нерухомий вкладиш – вал», що обертається вважаємо, що при 0t = внутрішня поверхня вкладиша має форму кругового циліндра. при 0t > унаслідок контакту валу і вкладиша і відносного ковзання їх поверхні зазнають зміну. якщо позначити через ( ),i tϕ знос вкладиша, то тоді поверхня вкладиша у будь-який момент часу є ( ) ( )( )22 2, , , 0f x y t x y r i t= + − + ϕ = де r – початковий радіус вкладиша. зв'язок між декартовими координатами ,x y і полярним кутом ϕ буде наступний : x arctg y ϕ = , а похідні від ϕ по x і y рівні 2 2 y x x y ∂ϕ = ∂ + ; 2 2 x y x y ∂ϕ = − ∂ + , які необхідні для обчислення градієнта від f . ( )( ) ( ) ( ) 2 22 2 , 2 2 2 2 f i i i y x r i t x r i x r i x x x x y ∂ ∂ ∂ ∂ϕ ∂ = − + ϕ = − + ⋅ = − + ⋅ ∂ ∂ ∂ϕ ∂ ∂ϕ + . аналогічно обчислюємо ( ) 2 22 2 f i x y r i y x y ∂ ∂ = + + ⋅ ∂ ∂ϕ + . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 124 тоді ( ) ( ) 2 22 2 1 2 1 f f f i r i n x y r i    ∂ ∂ ∂ ∂  = − + = − + +    ∂ ∂ ∂ ∂ϕ  +    , а оскільки ( )2f ir i t t ∂ ∂ = + ∂ ∂ , то, підставивши в рівняння (1) отримаємо: ( ) 2 2 1 1 0 i i t r i  ∂ ∂ − γ + = ∂ ∂ϕ+   , (2) звідки швидкість зносу γ буде рівна ( ) 2 2 1 1 i t i r i ∂ ∂γ =  ∂ +  ∂ϕ+   . (3) рівняння (2) при відомій швидкості зносу γ за заданих початкових умов дозволяє визначити знос як функцію часу і кута ϕ . співвідношення (3) дозволяє по наявній залежності ( ),i tϕ визначати швидкість зносу. іншими словами рівняння (3) є визначальним при обробці експериментальних даних. тепер розглянемо знос валу, рівняння поверхні якого у будь-який момент часу буде ( ) ( )( )22 2, , , 0x y t x y r i tφ = + − − ψ =% %% % % % , де система координат oxyz%% % пов'язана з валом і вісь z направлена по осі валу, а ( ),i tψ% – є знос валу (рис. 3). 0′ ψ x% y% рис. 3 – до зносу валу формально для валу, аналогічно як і для вкладиша маємо ( ) 2 2 1 1 0 i i t r i  ∂ ∂ − γ + = ∂ ∂ψ − % % % % % , (4) де r% – початковий радіус валу. з певним ступенем точності, через симетрію валу по куту ψ , витікає, що знос валу ( ),i tψ% від кута ψ не залежить. з даного положення виходить, що: 0 i∂ = ∂ψ % , тоді рівняння (4) приймає вигляд: i t ∂ = γ ∂ % % . (5) спільно з рівнянням (2) маємо систему для опису пари «вкладиш – вал». pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 125 дана система містить дві функції ( ),i tϕ і ( )i t% , тоді при відомих γ і γ% за початкових умов приходимо ( )0 0i =% ; ( ), 0 0i ϕ = (6) до замкнутої моделі зносу пари «вкладиш – вал». швидкості зносу γ і γ% суттєво залежать від властивості поверхонь вкладиша і валу, а також навантаження, під яким знаходиться дана пара. останнє значною мірою визначає їх контактну взаємодію. перш за все, знайдемо область контакту вкладиша і валу. припускатимемо, що нерівності на поверхні тіл в околиці вершин або впадин можна описувати у вигляді параболоїда 2 , 1 ij i j i j z x x = = χ∑ , (6) де ijχ – двомірний симетричний тензор, що характеризує кривизну поверхні в точці контакту, а площина перпендикулярна нормалі в цій точці прийнята за площину 1 2ox x . аналогічно записується і рівняння для другого тіла 2 , 1 ij ij i j z x = ′ ′= χ∑ . (7) рівняння (6) відноситимемо до нерівності валу, а (7) для вкладиша. для кожного з тіл z координату будемо відлічувати в глиб тіла (рис. 4). z′ z′zu′ z zu рис. 4 – контакт опуклих нерівностей оскільки відбувається стиснення прикладеними силами, то тіла зближуються на деяку малу відстань h . поблизу точки зіткнення на поверхні тіл виникає втискування, і тіла стикатимуться по деякій області. позначимо через zu і zu′ – компоненти векторів зсуву валу і вкладиша відповідно, тоді повинна виконуватися умова (рис. 4) z zz u z u h′ ′+ + + = . (8) скористаємося уявленням z і z′ у вигляді (6) і (7), тоді (8) приймає вигляд ( ) 2 , 1 ij ij i j z z i j x x u u h = ′ ′χ +χ + + =∑ . (9) вибираючи осі 1x і 2x так, щоб тензор ij ij′χ + χ був приведений до головних осей, отримаємо: 2 2 1 2 z zax bx u u h′+ + + = (10) де a і b пов'язані з радіусами кривизни 1r , 2r , 1r′ , 2r′ наступними співвідношеннями pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 126 ( ) 1 2 1 2 1 1 1 1 2 a b r r r r + = + + + ′ ′ ; ( ) 2 2 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 1 1 1 1 1 1 1 4 2 cos 2a b r r r r r r r r         − = − + − + − − ϕ       ′ ′ ′ ′        , де кут ϕ є кут між тими нормальними перетинами, в яких радіуси кривизни рівні 1r і 1r′ . якщо ),( 21 xxσ тиск між обома стисненими тілами в точках їх зіткнення, то зв'язок між zu , zu′ та ),( 21 xxσ описується співвідношеннями [15]: ( ) ( ) ( ) ( ) 2 1 2 2 1 2 ,1 , ; ,1 , , z z x y u x x dxdy e r x y u x x dxdy e r σ− µ = π σ′− µ ′ = ′π ∫∫ ∫∫ (11) де інтеграція здійснюється по області контакту ( ) ( )2 21 2r x x x y= − + − ; µ , ′µ , e , e ′ коефіцієнти пуассона і модулі розтягування матеріалів валу і вкладиша відповідно. з (11) витікає: ( ) ( ) 2 2 1 1 z z eu u e ′− µ = ′ ′− µ , тобто дане відношення є постійним і визначається пружними властивостями валу і вкладиша. у роботі [12] показано, що в рамках пружних деформацій, область контакту є еліпс: 2 2 1 2 2 2 1 x x a b + = , напіввісі, якого a , b і зближення h визначаються із співвідношень ( ) ( )2 20 pd d h a b ∞ ξ = π + ξ + ξ ξ ∫ ; ( ) ( ) ( )2 2 20 pd d a a a b ∞ ξ = π + ξ + ξ + ξ ξ ∫ ; ( ) ( ) ( )2 2 20 pd d b b a b ∞ ξ = π + ξ + ξ + ξ ξ ∫ , (12) де p –повна сила, що здавлює тіла. 2 23 1 1 4 d e e ′ − µ − µ = + ′  . розподіл напружень в області контакту є ( ) 2 2 1 2 1 2 2 2 3 , 1 2 x xp x x ab a b σ = − − π , (13) максимальне значення, якого дорівнює: max 3 2 p ab σ = π . (14) для того, щоб скористатися залежностями (13), (14) необхідно знати напіввісі a і b , знайдені з (12). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 127 у співвідношеннях (12) покладемо: b a α = . тоді значення a визначається з рівняння: ( )3 1 ja b j α = α    α  , де ( ) ( ) ( ) ( )20 1 1 du j u u u u ∞ α = + + α + ∫ . (15) зробивши заміну змінної інтегрування: 2u tg= ϕ , інтеграл (15) буде мати вигляд: ( ) 22 2 2 2 0 cos 2 cos sin j d π ϕ α = ϕ α ϕ + ϕ ∫ . (16) відзначимо прості властивості інтеграла (16): 1. ( )0j = +∞ ; ( )1 2 j π = ; ( ) 0j ∞ = ; 2. ( ) 0j ′ α < при 0α > . тобто якісний характер ( )j α буде таким, як на рис. 5. ( )j α 2 π α1 рис. 5 – залежність ( )j α заради стислості доведення цих співвідношень в даній роботі не наведено. всі ці дослідження нам необхідні для вирішення рівняння: ( )a f b = α , (17) де ( ) ( )3 1 j f j α α = α    α  . крім того, має місце ( ) 0f ′ α > ; ( ) 0f ′′ α > ; на рис. 6 представлена залежність ( )f α при [ ]0,10α ∈ . всі ці розгляди дозволяють стверджувати, що рівняння (17) має єдине рішення. нехай *α є рішенням рівняння (17), тоді напівосі еліпса контакту будуть ( ) 1 1* 3 33 ja d p a α = ⋅ π ; 1 13 * 3 3 1 j b d p b    α = ⋅ π , а максимальне контактне напруження складе: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 128 ( ) 1 3 2 1 3 3 max * * 3 2 1 a b d p j j −     ⋅ σ =    π α   α   . (18) ( )f α α рис. 6 – залежність ( )f α отримане співвідношення підказує, що максимальне контактне напруження можна представити у вигляді: ( ) ( ) 1 3 max 1 1 2 1 2 2, , , , , ,c f r r r r f e e p′ ′ ′ ′σ = ⋅ ⋅ µ µ ⋅ , де c постійна; ( ) ( ) 1 3 1 1 2 1 2 * * , , , 1 a b f r r r r j j     ⋅ ′ ′ =    π α ⋅   α   ; ( ) 2 2 2 3 2 3 1 1 , , , 4 f e e e e − ′ − µ − µ ′ ′µ µ = + ′  ; 2 2 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 2 cos 2 16 a b r r r r r r r r r r r r             ⋅ = + + + − − + − + − − ϕ          ′ ′ ′ ′ ′ ′           зауважимо, що отримані співвідношення справедливі для пружного контакту і коли центри кривизни розташовані усередині відповідних тіл. у разі, коли опуклість одного тіла входить в западину іншого тіла, то для западини обидві кривизни треба брати із знаком мінус. розглянемо випадок, коли западина в околиці точки контакту з опуклістю другого тіла можуть бути описані кульовою поверхнею (рис. 7). рис. 7 – контакт двох шорстких поверхонь нехай r – радіус внутрішньої кулі, а r′ радіус западини, тоді 1 2r r r= = , 1 2r r r′ ′ ′= = . в цьому випадку маємо ( ) 2 22 a b r r + = − ′ ; ( )24 0a b− = , звідки отримуємо 1 1 1 2 a b r r   = = − ′  , оскільки кривизна западини від’ємна, тому що центр знаходиться поза тілом западини. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 129 в цьому випадку область контакту є круг радіусу: 1 1 3 3 rra b p d r r ′  = =  ′ −  . максимальне контактне напруження визначиться по формулі: 2 13 3 max 3 3 2 2 p rr d p ab r r −′  σ = = ⋅ ′π π −  . у роботі [16] виконаний аналіз різного виду нерівностей і встановлено, що в більшості випадків нерівності мають сферичну форму, тому надалі виходитимемо з даного припущення і вважаємо, що відомі параметри мікрогеометрії. у загальному випадку залежно від мікрогеометрії поверхні контакту, фізико-механічних властивостей і знімаючого зусилля розрізняють наступні види контакту: пружний, еластичний, пластичний із зміцненням і пружнопластичний. у роботі [17] приводиться умова, коли має місце пружний контакт: max cq νσ ≤ , де ( ) ( ) 1 2 22 1 2 1 max 1 0.2 2.4 1c hbrb q b hb r e ν ν ν + ν ν    − µ   = ⋅ ⋅ ν ⋅ ν − ⋅ ⋅ ⋅        ; , bν – параметри опорної кривої профілю; r – радіус сферичної нерівності; maxr – максимальна висота мікронерівностей; hb – твердість по брінеллю; e модуль пружності; µ коефіцієнт пуассона; ( ) ( ) ( )1 2.5 1 1.5 b γ ⋅ γ ν − = γ ν + ; де ( )xγ – гамма-функція. контактна деформація при пружному контакті визначається виразом ( ) 2 2 1 1 1 22 2max max max 2 1 r h r k be r ν+ ν   π σ − µ    = ⋅         , де ( ) ( ) 1 1.5 kν γ ν + = γ ν + . пластичний контакт має місце при контактному тиску [17]: ( ) 1 2 2 max max 1 0.5 5.4c hbrb q hb r e ν ν ν γ ν    − µ   σ ≥ = ⋅ ⋅        , а контактна деформація дорівнює: 1 max maxh r b hb ν  σ =     . у разі, коли має місце: maxc cq q ν γ< σ < , то говорять, що має місце пружнопластичний контакт, а деформація є: 1 max maxh r b hb ν σ  =  α ⋅ ⋅  , де α – коефіцієнт, залежний від твердості і співвідношення кроків нерівностей по середній лінії профілю і середньої висоти нерівностей m z s r . при пластичній деформації із зміцненням для сферичної моделі нерівностей деформація дорівнює: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 130 1 max max max 22 v m m y r h r h k b r +   σ  =    ⋅ α ⋅ ⋅ ⋅    , де 1 2 v m = − , v – показник в ступені закону майера; yh максимальна твердість по майеру; k коефіцієнт, залежний від ν . у роботі [18] затверджується, що при деякому тиску, коли всі виступи увійдуть до контакту, параметри опорної кривої змінюються. це наступить, якщо контактна деформація рівна або більша ніж 1 1 max 1 hh r b υ−   =  υ  . у цій ситуації величину деформації необхідно визначати по формулі: ( ) ( )( ) 12 2 / 3 2 33 max max 2 1 1 3 3 1 max 3 1 1r h r be r ν ν−   ⋅ σ ⋅ − µ ⋅ ν − = +   ν  , для пружного контакту, а для пластичного: ( )( ) ( )( ) 1 1 maxmax 1 1 1 br h hb b ν− ν ν−   σ ⋅ ν = ⋅ + − ν  α ⋅ ν   . наведені формули мають обмежене застосування, і область їх застосування визначається відносним зближенням, тобто коли має місце: max 0.44 h r ε = ≤ . проте, якщо контурний тиск перевищує межу пластичності, то не всі мікронерівності деформуються пластично і в роботі [19] пропонується дві величини ( ) 2 225.4 1n hb h r e   = ⋅ − µ     ; ( ) 2 222.4 1y hb h r e   = ⋅ − µ     , по яким можна судити про характер деформації i-той нерівності: якщо i yh h< , то має місце пружна деформація; якщо y i nh h h≤ < , то має місце пружно-пластична деформація; якщо n ih h≤ , то має місце пластична деформація, де ih втиснення для i-тої нерівності. і тоді для ненасиченого контакту, нормальне навантаження прикладене до контактуючих поверхонь, визначиться за формулою 0 y n y n iy r iyn r in rn n dn n dn n dn ε−ε ε −εε ε−ε ε −ε = + +∫ ∫ ∫ , (19) де iyn , iynn , inn нормальні навантаження, що викликають пружні, пружно-пластичні деформації; rdn – число нерівностей з однаковим зближенням; max y y h r ε = ; max n n h r ε = . співвідношення (19) дозволяє визначити значення контактної деформації ε . зауважимо ще раз, що співвідношення (19) справедливе для ненасичених контактів, коли: nε < ε , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com побудова математичної моделі зносу з уточненими параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 131 де nε деформація насиченого контакту, яка ≈ 0.44. висновки 1. для тривимірної взаємодії отримано диференціальне рівняння поверхонь зносу контактуючої пари. 2. у класичному завданні пружної взаємодії двох тіл запропонована методика розрахунку параметрів площі контакту і параметрів деформації з використанням спеціального інтеграла ( )j α , де α відношення напівосей еліпса в задачі герца. 3. досліджені властивості інтеграла ( )j α і отримано взаємозв'язок даного інтеграла з параметрами квадратичної форми приведеної до головних осей суми тензорів поверхні контакту. перспективи. даний розгляд в подальшому дозволить сформулювати уточнені вимоги до технологій відновлення (ремонту) зношених деталей покриттями, а також для кожного виду тертя визначити вимоги до фізико-хімічних властивостей контактуючих тіл, щоб напрацювання до моменту втрати працездатності було якомога більше. література 1. гриб в.в. решение триботехнических задач численными методами. м.: наука, 1982.-112 с. 2. любарский и.м., палатник л.с. металлофизика трения. м.: металлургия, 1976. -176 с. 3. малинин н.н. ползучесть в обработке металлов. м.:машиностроение, 1986.-216 с. 4. пелех б.л., максимук а.в., коровайчук и.м. контактные задачи для слоистых элементов конструкций. киев: наук. дум., 1988. 280 с. 5. теплый м.и. контактные задачи для тел с круговыми границами. львов: выща школа, 1980. 176 с. 6. джонсон к. механика контактного взаимодействия. м: мир, 1989. 510 с. 7. кузьменко а.г. метод алгебраических уравнений в контактной механике: монография / а.г. кузьменко. – хмельницкий: хну, 2006. – 448 с. 8. кузьменко а.г. теоретическая и экспериментальная трибология. в 12 т. т. іі. пластический контакт. вариационно-экспериментальный метод: монография / а.г. кузьменко. – хмельницкий: хну, 2009. – 359 с. 9. кузьменко а.г. теоретическая и экспериментальная трибология. в 12 т. т. ііі. развитие методов контактной трибомеханики: монография / а.г. кузьменко. – хмельницкий: хну, 2010. – 270 с. 10. гриб в.в. решение триботехнических задач численными методами. м.: наука, 1982.-112 с. 11. горшков а.г., тарлаковский д.в. динамические контактные задачи с подвижными границами. -м.: наука:физматлит, 1995. 351 с. 12. галахов м.а., усов п.п. дифференциальные и интегральные уравнения математической теории трения. – м.: наука, 1990. – 280 с. 13. гнусин н.п., коварский м.я. шероховатость электроосажденных поверхностей. – новосибирск: наука, 1970. – 231 с. 14. лукьянов в.с., рудзит я.а. параметры шероховатости поверхности. – м.: издательство стандартов, 1979. – 162 с. 15. ландау л.д., лифшиц е.м. теория упругости. – м.: наука, 1965. – 203 с. 16. демкин н.б. контактирование шероховатых поверхностей. – м.: наука, 1970. – 226 с. 17. трение, изнашивание и смазка: справочник в 2 кн. – м.: машиностроение, 1978. кн. 1 – 400 с. 18. михин н.м., крагельский и.в. изменение площади касания твердых тел при значительном сближении. – доклады ан ссср, 1967, т. 176, № 6, с. 1285 – 1287. 19. крагельский и.в., михин н.м. узлы трения машин: справочник. – м.: машиностроение, 1984. – 400 с. надійшла 20.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_romanuk.doc assertion on off-bound components in nonregular projector optimal strategy for a construction with four supports within three identical … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 36 romanuke v.v. khmelnytskyy national university, khmelnytskyy, ukraine assertion on off-bound components in nonregular projector optimal strategy for a construction with four supports within three identical partial uncertainties of compressions actuality and essentiality of the problem there is a known problem of distributing optimally building resources in the support construction, where each support is under partially uncertain pressure [1]. it is ever hard to before-evaluate those partial uncertainties (pu), and so they often are laid to be identical, what, on the one hand, simplifies the model of distribution, but, on another, necessitates asserting some claims to resolve the problem faster. analysis of recent investigations on removing partial uncertainties in constructing supports construction with four supports is a classic building support, where their axes are in nodes of rectangular. if the total compression on the construction is unit-normed (un), than even within pu of compressions on each support there is a relevant model, guaranteeing the full reliability in final result. this model is an antagonistic game (ag), which kernel [1] for the classic support construction ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ){ }1 2 3 1 2 3 1 1 1 2 2 2 3 3 3 4 4 4, , , ; , , max , , , , , , ,t t x x x y y y t x y t x y t x y t x y= = =x y ( ) ( ) 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 2 22 2 2 2 2 2 1 2 3 1 2 31 2 3 1 2 3 1 1 max , , , max , , , 1 1 x x x x x x x x x x x x y y y y y yy y y y y y    − − − − − −    = α α α α = α    − − − − − −       (1) is defined on the cartesian product (2) of two parallelepipeds (3) and (4) as the sets of pure strategies (5) and (6) of the first and second players, respectively. the value ix is the un pressure on the i -th support, being selected by the first player, and the value iy is the un cross-section square (css) of the i -th support, being selected by the second player, might be called the projector for further, 1, 3i = . the condition 1, 4s∀ = (7) means that every support is compressed with nonzero force, whence there is a condition 3 1 1i i b = <∑ . (8) other conditions, s sa b< 1, 4s∀ = and 3 1 1i i a = <∑ , are consequent from (7) and (8) correspondingly. and, whatever, 4 4 1 1 1s s s s x y = = = =∑ ∑ . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com assertion on off-bound components in nonregular projector optimal strategy for a construction with four supports within three identical … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 37 purpose of the paper assume, that the before-evaluated partial [ ]{ }3 1 ;i i ia b = -uncertainties had appeared to be identical: ib b= and ia a= 1, 3i∀ = . the matter is what the components of projector optimal strategy (pos) (9) will be, if pos appears nonregular [1]. the purpose of the current paper is to make some assertions on this. recollecting the convexity of ag with kernel (1) on hyperparallelepiped (2) first above all, recall that ag with kernel (1) on hyperparallelepiped (2) is convex [1]: 1, 3i∀ = (10) as almost everywhere [1] (but minding the zero derivatives) 2 2 2 3 4 2 6 0i i i i i i i i x x x y y y y y    ∂ ∂ = − = >    ∂ ∂    1, 3i∀ = , (11) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 1 2 3 1 2 31 2 3 2 3 42 1 2 3 1 2 3 1 2 3 2 1 6 11 0 1 1 1i i x x x x x xx x x y yy y y y y y y y y    − − − − − −∂ − − − ∂    = = >    ∂ ∂− − − − − − − − −    1, 3i∀ = . (12) surely, (10) is also true everywhere [1]. and this convexity gives the single pos (9) with components * 3 3 1 2 3 1 2 3 1 1 1 1 i i i k k k k b b y b b b a a a b a = = = = + + + − − − + −∑ ∑ , 1, 3i = . (13) however, (13) is true only if [ ] 3 3 1 1 ; 1 i i i k k k k b a b b a = = ∈ + −∑ ∑ 1, 3i∀ = . (14) especially this agitates the interest when compressions had been before-evaluated as three identical [ ];a b uncertainties, and it matters badly if then the component * 1 2 3 1 2 31 3 1 3 i i b b y b b b a a a b a = = + + + − − − + − (15) is out of the range, that is pos appears to be off-bound (with all its components simultaneously). theorems on left and right off-bound (nonregular) pos theorem 1. in ag with kernel (1) on (2) by three identical [ ];a b -uncertainties and there is pos [ ]* a a a=y . (16) proof. having 3 1 3 b a b a < + − (17) causes impossibility of the statement [1] ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 1 2 3 1 2 3 * 2 2 2 2 2 2* * * * * * * * * * 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 1 3 1 1i b b b b a a a a v y y y y y y y y y y − − − − = α = α = α = α = α = α − − − − − − (18) with components (15) for the optimal game value *v . however, by * iy a= 1, 3i∀ = gives pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com assertion on off-bound components in nonregular projector optimal strategy for a construction with four supports within three identical … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 38 ( ) 1* 1 3v a − = α − and (16) as ( ) ( )2 2 2* * * *1 2 3 1 3 1 1 31i b b a a ay y y y − α = α < α = α −− − − under maximum in (1). mind that here 1 3 a b< < due to 43 1b b= − and 4 0b > . so, 3 1 3b a b a a< + − , ( )1 3 1 3b a a a− < − , ( )1 3b a a− < , ( ) 21 3b a a− < , 2 1 3 a b a < − , , , , . (19) the roots of the corresponding equation 23 3 1 0a a+ − = are 1 3 21 6 a − − = and 2 3 21 6 a − + = . as 1 2 10 3 a a< < < , then (17) is true by , causing the left off-bound (nonregular) pos (16). the theorem has been proved. theorem 2. in ag with kernel (1) on (2) by three identical [ ];a b -uncertainties and there is pos [ ]* b b b=y . (20) proof. having 3 1 3 b b b a > + − (21) causes impossibility of the statement (18) with components (15) for the optimal game value *v . however, by * iy b= 1, 3i∀ = gives 1 *v b −= α and (20) as ( ) ( ) ( )2 2 2* * * *1 2 3 1 1 3 1 3 1 31i b a a b by y y y − − α = α > α = α −− − − under maximum in (1). so, 1 3 1 3 b b a > + − , ( )1 3 1 3b b a> + − , ( ) ( )21 3 1 3b b a− > − , 21 7 9 3b b ab− + > − , 23 9 7 1ab b b> − + − , , . (22) the roots of the corresponding equation 29 7 1 0b b− + = are 1 7 13 18 b − = and 2 7 13 18 b + = . as 1 210 1 3 b b< < < < , then (21) is true by , causing the right off-bound (nonregular) pos (20). the theorem has been proved. conclusion conditions and for proved pos (16) and (20) may be restated as 21 3 1 ; 6 3 a  − ∈     or 21 3 ; 6 a b  − ∈     and 7 13 0; 18 b  − ∈     or 7 13 ; 18 b a  − ∈     . those ones ought to be applied for fast determining the off-bound optimal css within three identical pu of compressions. references 1. романюк в. в. регулярна оптимальна стратегія проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на n -колонну будівельну конструкцію-опору / в. в. романюк // проблеми трибології. – 2011. – № 2. – с. 111-114. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com збільшення зносостійкості ножів землерийно транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 30 венцель є.с., щукін о.в. харківський національний автомобільно-дорожній університет, м. харків, україна e-m ail: supercar_88@mail.ru збільшення зносостійкості ножів землерийно транспортних машин удк 621.878 наведено методику та р езу льтати лабор атор них випр обу вань на машині тер тя см ц-2 та на лабор атор ному стенді зр азків тер тя зі сталі 65г, з якої виготовлені но жі р обочого обладнання земл ер ийно-тр анспор тних машин. показано, що застосу вання іонно-плаз мового покр иття tin-cr2n є найбільш р аціо нальним способо м підвищення зносостійкості но жів (на пр икладі зр азків тер тя та фр агментів ножів автогр ейдер а). показано, що іонно-плазмове покр иття tin-cr2n дозволяє підвищити зно состійкість фр агментів р ізальних елементів, у мови р оботи яких набл ижені до р еальних, пр иблизно в 1,7 р ази. клю чові слова: ніж, знос, іонно-пла змове покриття , ко лодка, роли к, машина тертя. вступ підвищення зносостій кості р ізаль ни х е лементів робочи х органів (ро) землерийно-транспортни х машин (зтм) є най важливішим резервом підвищен ня їх ефективності е ксп луатац ії. з ве ли кого різном аніття методів і способів підвищення зносостій кості ро слід ви ділити методи нанесення зносостійки х покриттів, у тому числі, іонно-п лазмови х (іпп), я кі в останн і роки зна хо дя ть все більш поширене застосування в те хн іці. але незважаючи на певн і успіхи в цьому напрямку, до цього часу іпп не ви користовують для покращенн я зносостій ки х хара ктерис тик ножів ро зтм. найбільшого розповсюджен ня отримують іпп, що скла даю ться з нітри дів, карбідів, карбонітри дів і тугоп лавки х елемен тів [1]. вони, на думку авторів робіт [1, 2 та ін.], забезпечують корозійну с тійкіс ть, значно зменшують знос і я к наслідок, ресурс деталей машин. та кі покри ття утворюються в умовах конденсац ії іонного бомбардування (кіб) [3]. при цьому іонне бомбардування використовується для очищення поверхн і від домішок і значного підвищен ня адгезійного зв'я зку покриття з основним м еталом [4]. особли віс ть таки х покри ттів – утворення нанокристалічної с труктури [1]. досліджен нями було встановлено, що с труктура отриманого покри ття дозволяє зб іль ши ти міцн іс ть де талей на 35 – 40 % [1]. при цьому не знижується п ластичн іс ть, тобто зб ільшується конс трукти вна міцн іс ть в резуль таті «за ліковування» дефектів при іонному бомбардуванні і вп ли ві ме хан ізму надп ластичної деформації в повер хневому шарі [5]. такі покри ття знайш ли зас тосування, наприкла д, в золо тникови х пара х гідроприводу, які ви готовляютьс я зі с та лі 38х2мюа. у хо ді досліджень було вс тановлено, що іпп t in, що нанесене на поверхню зо лотни кови х пар, зменшує знос в 3,0 рази [2]. разом з тим авторами роботи [5] вс тановлено, що іпп ti-cr-n во лодію ть значним опором пластичній деформації. до того ж в [6] показана ефективн іс ть застосування іпп ti-cr-n, нанесени х ме тодом кіб, для кульок ра діа льно-поршневи х гідромашин одноразової дії. при цьому, як свідча ть резуль тати досліджень, зносостій кість кульок, що виготовлен і зі с талі р6м 5ф3-м п, підвищується в 2,3 рази. як відмічалося вище, іпп в даний час не о тримала широкого зас тосування взага лі і для різаль ни х е лементів ро зтм, зокрема, в си лу малої вивченос ті пи тання вп ливу на ме хан ічні властивості р ізни х матеріалів ножів ро. для досліджень було обрано ніж автогрейдера, оскільки ця де таль найбільш п іддана ш видкому зношуванню з боку абразивни х частинок ґрунту п ід час роботи машини. мета і пос тановка задачі метою дано ї роботи є виб ір і обґрунтування матеріа лу складу та кого іпп з уже встановленими режимами, яке би забезпечило найбільшу зносостій кість ножів зтм. виклад мате рі алів д ослідження для вибору скла ду іпп для нож ів автогрей дера були прове ден і лабораторні випробування на машині тертя смц-2, я кі проводи лися за с хемою «колодка-роли к», що імітує умови роботи нижчи х кінематични х пар. характерис ти ка зразків була нас тупна : матеріа л – с та ль 65г , за гартована свч (хімічний склад наве дено в таб л. 1); твердіс ть – 55hrc; чисто та повер хонь – 0,4 мкм. збільшення зносостійкості ножів землерийно транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 31 такі показни ки с талі повн іс тю відповідаю ть матер іалу, з яко го виго товляються реальн і нож і ро автогрей дерів. таблиця 1 хімічний с клад роликів і колодок, виг отовле них зі сталі м арки 65 г і викорис таних у випробуваннях вміс т е лементів, % найменування де талі c si mn cr ni ролики і колодки 0,68 0,22 1,05 0,03 0,07 примітка: хімічний с клад роликів і коло док відповідає матеріа лу нож ів ро автогрейдер ів. діаметр роли ків с тановив 50 мм, ширина – 12 мм, ширина коло дки – 10 мм, частота обертання ролика – 500 об/ хв. ро лики занурювалися в кюве ту з гус тим абразивним середовищем, що скла дає ться з оливи і-г-а-32 і дрібнозернисто го кварцового піску із середн ім розміром абразивни х частинок 0,4 мм. концен трація абразиву (кварцового п іску) у о ливі с кла ла 30% за об'ємом. як показа ли пошукові експерименти і досвід проведення анало гічни х випробувань на машин і тертя смц-2, наван тажен ня на випробовувані зразки не повинна перевищува ти 200 н, оскіль ки в іншому випадку спостер ігається утворення за дирів на повер хня х тертя . режим випробувань зразків, ви хо дячи з вищес казани х м іркувань, був наступний. чотири партії роликів і коло док піддава лися припрацюванню протягом 15 хвили н при навантаженн і, що відповідає вазі каретки машини . по тім випробування тривали протя гом 4 годин и 45 хви лин для кожної з чо тирьо х партій коло док при навантажен ні 50 н (перша партія), 100 н (друга партія), 150 н (третя партія ) і 200 н (четвер та партія ). знос зразків визначали за втрати н ими маси за час випробування за допомогою зважування на аналітични х вага х вла-200г-м з точн істю до ± 0,0001 г з дове денням зразків до пос тій ної маси. кожна з чотирьо х партій роли ків була розділена на чотири групи: перша група – 8 роли ків з загар туванням свч при температурі 910ºс на глибину 3 4 мм; друга група – 8 роли ків з іпп t in; третя група – 8 роли ків з іпп mon; четверта група – 8 роликів з іпп t in-cr2n. виб ір саме таки х матеріа лів покри ття пояснюється тим, що дан і іпп на основі т і, одержан і пла змовим напиленням, найбільш часто викорис товуються при виробництві дета лей ковш ів землерийни х машин, де та лей гідроприводів зтм, бурів для ви добутку нафти, с ільсь когосподарськи х машин , молотів в молоткови х млина х з метою зни ження їх зносу [2, 5, 7 та ін.]. для о тримання дос товірни х резу льта тів е ксперименти проводилися по віс ім разів з використан ням нових зразків і нови х порцій змішаного з абразивом оливи. така повторніс ть екс периментів забезпечила можливіс ть о тримання відносно ї по хиб ки не більше 0,20 при довірчій ймовірності 0,9. резуль та ти випробувань на машині тертя см ц-2 наведен і на рис. 1, з я ки х видно, що найбіль ший знос мають ті зразки , які були п іддані тільки загартуван ню свч (наприклад, при наван таженн і 200 н знос зразків з загар туванням свч скла в 6,51 г). при цьому найменший знос 3,14 г при аналогічному навантаженн і мають ті зразки , на повер хню я ки х наносилось іпп тіn-cr2n. рис. 1 – залежні сть зносу w досліджуваних мате ріалі в від прикладе ного навантаже ння p 1 – сталь 65г з загартуванням свч; 2 – сталь 65г з покриттям mon; 3 – сталь 65г з покриттям tin; 4 – сталь 65г з покриттям ti n-cr2n збільшення зносостійкості ножів землерийно транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 32 крім то го,сумарний знос зразків п ісля випробувань на машині тертя см ц-2 збільшує ться прямо пропорційно підвищен ню наван таженн я на ни х. при цьому знос зразків, п іддани х загар туванню свч, при всіх наван таження х значно більше ніж при нанесенні іпп (в 2,78 рази при наван тажен ні 50 н і в 2,08 рази при наван таженн і 200 н). звер тає на себе увагу той факт, що в міру підви щення наван таже ння різниця в зносі всіх чо тирьо х пар тій зразків зб іль шується. знос зразків з іпп моn і тіn при всіх на ван таження х менше порівняно із зразками піс ля гарту свч, а ле більше , н іж при ви користанн і іпп т іn-cr2n. однак, машина тертя см ц-2 не дозволяє наблизи ти умови випробувань до умов експ луатац ії зтм та врахува ти в процесі зношуванн я геометричні параметри ножів, проаналізува ти особливості такого процесу конкретно для нож ів зтм. тому для того, щоб оціни ти впли в ци х факторів на процес зношування, нами була спроектована і ви готовлена лабораторна установка (рис. 2). рис. 2 – загаль ний вигляд лабораторної установки принцип роботи лабораторної установки по лягає в нас тупному. у заван тажуваль ний бункер поміщається абразивна середови ще, в я кому встановлюється фрагмент ножа, що обертає ться безпосередньо в ґрунті з пос тійною ку товою шви дкіс тю, що імітує роботу ро зтм з ґрунтом. за допомогою цієї установки нами були проведені три серії експеримента льни х випробувань, сутніс ть яки х поля гала у визначенн і зносу фрагментів ножа, виго товлено го зі ста лі 65г з обраним іпп tin-cr2n і без нього. знос фрагментів ножа визначався шля хом встановлен ня втрати ними маси за час випробування за допомогою зважування на компараторі «sa rtorius» з точніс тю до ± 0,0005 г. до і піс ля випробувань фрагменти ножа знежирюємо в бензині, просушувалися протягом 20 хвилин і доводи лися до постійно ї маси. кожна серія випробувань прохо ди ла в два е тапи. на першому етапі зношувалися звичайн і ножі, загартован і свч, а на другому – ті ж нож і, але на їх повер хню наноси лося іпп t in-cr2n. у перш ій і другій сер ія х випробувань в заван тажува льний бункер установки міс ти лася абразивна середу – кварцовий пісок з розміром абразивних час ток 3 і 5 мм, відповідно, в тре тій серії викорис товувався щебінь з розміром частинок 10 мм. при цьому щебінь в періо д випробувань замінюва ли на нови й кожн і 10 го дин , так як він має значно меншу твердість , н іж зерна кварцового п іску, а отже, с хи льний до диспергування під впли вом дії фрагмента ножа. вологіс ть абразивного середовища відповідно до її сер тифікату становила не б іль ше 5 % . частота обертання ножів – 60 хв-1, час випробувань, при якому можна отримати відчутний знос – 50 годин. піс ля закінчення кожни х 10 годи н роботи установки фрагмент ножа демонтува ли і п ісля ре тель ного промивання в бензині з наступним просушуванням піддавали зважуванню. різниця в масі до і піс ля випробувань предста вля ла собою їх знос. резуль та ти випробувань на знос наве дені на рис . 3 5, з яки х ви дно, що знос р ізаль ни х елемен тів у всіх трьо х абразивн и х середовища х носи ть лінійний характер протя гом усього періоду ви пробувань. це пояснюється, мабуть, тим що як і в реальни х зтм, в зоні конта кту ножа з абразивної середовищем відбувається постійне оновлення абразивни х частинок новими, у яки х відсутня можливіс ть постійно взаємодіяти о дин з одн им і я к нас лідок, зн ижува ти свій вплив у процесі зношування. при цьому нанесення іпп tin-cr2n вельми іс тотно знижує знос фрагментів ножів: в середовищ і кварцового п іску з розміром абразивни х часто к 3 і 5 мм – в 1,8 і 1,7 рази , відповідно; в сере довищ і щебеню з розміром абразивни х час ток 10 мм – в 1,6 рази. збільшення зносостійкості ножів землерийно транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 33 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0 10 20 30 40 50 t, год w, г рис. 3 – графі к залежності зносу w штатного ножа (1) і з іонно-плазмовим покриттям ti n-cr2n (2) від часу t роботи в се редовищі кварцового піску з розмі ром частинок 3 мм 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0 10 20 30 40 50 t, год w, г рис. 4 – графі к залежності зносу w штатного ножа (1) і з іонно-плазмовим покриттям ti n-cr2n (2) від часу t роботи в се редовищі кварцового піску з розмі ром часток 5 мм 0 0,5 1 1,5 2 2,5 0 10 20 30 40 50 t, год w, г рис. 5 – графі к залежності зносу w штатного ножа (1) і з іонно плазмовим покриттям tin-cr2n (2) від часу t роботи в се редовищі щебе ню розміром частинок 10 мм одночасно можна відзначи ти, що знос фрагментів нож ів ав тогрей дера в значній мір і за лежи ть від розміру абразивни х части нок і їх твердос ті. 1 2 1 2 1 2 збільшення зносостійкості ножів землерийно транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 34 до того ж, в процесі випробувань було відмічено, що кварцові зерна змінюютьс я в розмірі незначно, що пояснюється відносно вели кою твердіс тю частинок кварцу. при цьому відбувається перемішування і опускання б ільш дрібни х зерен кварцу на дно заван тажуваль ного бункера лабораторної ус тановки. це пояснює ться тим, що великі зерна кварцу при зіткненн і один з о дним с хильні у творювати осередки відносно ве ли ки х розмірів, я кі і служа ть лока льними облас тями прова лювання більш др ібни х абразивни х кварцови х частино к на дно заван тажува льного бункера. в резуль та ті та кого процесу фрагмент ножа конта ктує з новими б іль ш ве ликими абразивними частин ками. висновок покриття mon і tin зменшують знос досліджувани х зразків (роликів на машині тертя смц-2) в порівнянн і з загар туванням свч в 1,3 1,5 рази, а покриття t in-cr2n – в 2,0 рази. та ким чином, іпп tin-cr2n є найкращим з точки зору зниженн я зносу. при ви пробування х фрагментів реальни х нож ів з ста лі 65г, за гартовано ї свч, встановлено, що у процесі тер тя їх в абразивному середовищі знос ножа зтм в за лежності від часу його роботи носить лінійний хара ктер і при нанесенн і іпп тіn-cr2n зменшується у 1,7 разів порівн яно зі шта тним ножем. при цьому відбуваєтьс я ін тенсивне закругле ння (за туплення ) р ізаль ної час тини ножа. літе ратура 1. д’ячен ко с.с. новий аспект ви користання іонно-пла змової обробки / с.с. д яченко, і.в. пономаренко // металознавс тво та обробка металів. – №3. – 2009. – с. 53-56. 2. рижков ю.в. підвище ння зносоі корозійно ї с тійкості де талей об’ємного гідроприводу нане сенням іонно-плазмови х покри ттів : автореф. дс. на соискание уч. степени канд. те хн . наук : спец. 05.02.01 «матер іалознавс тво» / ю. в. рижков. – дн іпропетровсь к, 2010. – 19 с. 3. д ’яченко с.с. вли яние нанокрис талически х покрытий на свойс тва изделий из конструкцион ной ста ли / с.с. дьячен ко, и.в. пономаренко, и.в. дощечкина // современное материалове дение : достижени я и проблемы: междунар. конф. 26-30 сентября 2005 г. : те зисы докл. – к., 2005. – с. 665-666. 4. д’яченко с.с. іонно-п лазмова обробка як фактор п ідвищен ня конструкц ійно ї міцнос ті с тале ви х виробів / с.с. д яченко, і.в. пономаренко // нові матеріали і те хнології в металургії та машинобудуванні. – 2009. – №1. – с. 71-77. 5. роик т.а. повы шение износои коррозионной стойкости де та лей объемного гидропривода нанесением ионно-плазменны х покрыти й: монография / т.а. роик, д.б. глушкова, ю.в. рыжков. – харьков: 2012. – 112 с . 6. применение плазменны х покрытий для повышен ия эксп луатационны х характерис ти к де та лей гидропередач / в.а. карпенко, д.б. глуш кова, г.а. аврунин, ю.в. ры жков // автомобильный транспорт: сборник научных ста тей . – 2008. – №23. – с. 116–119. 7. современная те хнология воздушно-п лазменного напыле ния износостойки х покры тий / [г ладков в.ю., карцев с.в., кравченко и.н., афонин н.в.] // строите льные и дорожные машины. – 2003. – №5. – с. 30-34. поступи ла в редакц ію 26.03.2015 збільшення зносостійкості ножів землерийно транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 35 ventsel ye. s., shchuk in a.v. increasing the wear resistance of earthmovers knives. the method and results of p erformance tests grader blades exp osed hardened by high frequ ency and sp utter tincr2n. recently , the ion-p lasma coatin g has been inflicted on surface blades, initially exp osed hardened by high frequen cy . choice co mp osition for ion-p lasma p avement for nozhey graders bыly p rovedenы laboratory equip ment y sp ыtanyy a by friction machine sm c-2. the wear test samp les were subjected to ion-p lasma coatin gs such as м оn, тіn and tin-cr2n. as a result of laboratory tests was found to ion-p lasma coating tin-cr2n imp roves the wear resistance of the cutting elements graders about 2.0 times. furthermore, the wear of the samp les with the ion p lasma coatin g tin and m on at all lo ads is less than the samp les after quenching by high frequen cy but higher than when using the co ating tin-cr2n. in actual tests of blades fragments with 65g steel, hardened by high frequ ency , using the exp erimental setup shown that during op eration in the abrasive environ ment earthmovers blad e wear versus time its op eration is linear and coatin g tincr2n decreases in 1.7 times co mp arison with the standard knife. keywords: kn ife, wear, ion-p lasma coatin g, blo ck, roller, friction machin e. references 1. d’jachenko s.s., pono marenko і.v novij aspekt vikoristannja іonno-plazmovoy obrobki. metaloznavstvo ta obrobka metalіv, no 3, 2009, рр. 53–56. 2. rizh kov ju.v. pіdvishhennja znosoі korozіjnoy stіjkostі detalej ob’e mnogo gіdroprivodu nanesennjam іonno-plazmovih pokrittіv : avtoref. ds. na soiskanie uch. stepeni kand. tehn. nauk : spec. 05.02.01 «materіaloznavstvo» .dnіpropetrovs'k, 2010, 19 р. 3. d’jachenko s.s., pono marenko i.v., doshhechkina i.v. vlijan ie nanokristalicheskih pokrytij na svojstva izdelij iz konstrukcionnoj stali. sovre mennoe materialovedenie : dostizhenija i proble my : me zhdunar. konf. 26-30 sentjabrja 2005 g. : te zisy dokl. kiev, 2005, рр. 665–666. 4. d’jachenko s.s., ponoma renko і.v іonno-plazmova obrobka ja k faktor pіdvishhennja konstrukcіjnoy mіcnostі stalevih virobіv. novі materіa li і tehnologіy v metalurg іy ta mashinobuduvannі, 2009, no 1, рр. 71– 77. 5. ro ik t.a., glushkova d.b., ryzhkov ju.v. povyshenie iznosoi korrozionnoj stojkosti detalej obemnogo gidroprivoda naneseniem ionno-plazmennyh pokrytij: monografija. har'kov: 2012, 112 р. 6. karpenko v.a., glushkova d.b., avrunin g.a ryzh kov., ju.v. primenenie pla zmennyh pokrytij dlja povyshenija je kspluatacionnyh harakteristik detalej g idroperedach. avtomobil'ny j transport: sbornik nauchnyh statej. 2008, no 23, рр. 116–119. 7. gladkov v.ju., karcev s.v., kravchenko i.n., afonin n.v. sovre mennaja tehnologija vozdushnoplazmennogo napylenija iznosostojkih pokrytij. stroite l'nye i dorozhnye mashiny. 2003, no 5, рр. 30–34. copyright © 2021 a.g. kravtsov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021, 34-40 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-34-40 dependences of changes in the structural viscosity of oil films on the friction surface with fullerene compositions a.g. kravtsov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine e-mail: kravcov@gmail.com abstract in this work, the physical phenomenon of the formation of an oil film containing fullerenes was further developed, on the friction surface of tribosystems, which, in contrast to the known ones, takes into account the structural viscosity and structure of the formed film under the action of the electrostatic field of the friction surface. an increase in load significantly increases the structural viscosity of the gel structure, 13 20 times. the concentration of fullerenes in the base lubricant does not significantly affect the dynamic viscosity of aggregates in the composition of the liquid and the structure of the gel. an increase in the tribological properties of the base lubricant medium reduces the value of the structural viscosity of the gel on the friction surface by a factor of 3. at the same time, the concentration of fullerenes in the range of 0.5 1.5% does not have a large effect on these indicators. this phenomenon can be explained by the presence or absence of an additive package in the base lubricating medium. for those oils where the additive package is absent or present in a small amount 1410)6,3...8,1(  spec е j/m 3, the introduction of a fullerene composition promotes the formation of clusters and micelles, which increase the structural viscosity and, consequently, form a film on the friction surface in the form of a gel structure. conversely, if fullerenes are introduced into a base oil that contains a large and balanced additive package, where tribological properties are high 1410)2,76,3(  spec е j/m 3, interaction at the molecular level does not occur. fullerenes to a lesser extent will form stable aggregates in the form of micelles. the effect of reducing the coefficient of friction, equal to 96 %, is typical for low and medium loads of operation of tribosystems and base lubricants with average values of tribological properties. with increasing loads or tribological properties of base oils, the effect of the use of fullerenes decreases. keywords: fullerenes, oil film, fullerene compositions, structural viscosity, sol structure, gel structure, electrostatic field of the friction surface, dynamic viscosity. introduction the use of fullerenes as anti-wear, extreme pressure and antifriction additives to technical liquid lubricants gives an ambiguous answer about their effectiveness. there is a direction where fullerenes, in the form of nanopowders, are directly introduced into the lubricant and the direction, where pre-dispersion of fullerenes is used in solvents, for example, vegetable high oleic oils, and then the introduction of such compositions into technical oils. according to the authors of the work [1], this use of fullerenes gives a better positive effect than the addition of fullerenes in the form of nanopowders to lubricants. the general structural feature of liquid lubricants in the presence of fullerenes in them is that clusters and micelles are formed in the volume of the liquid. based on the findings [2] it can be argued that a viscous liquid can be considered as a continuous dispersion medium, and clusters and micelles as a dispersion phase. fullerene molecules interacting with each other and oleic acid molecules of vegetable oil form aggregates, and the viscous liquid medium becomes structured. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-57-62 mailto:kravcov@gmail.com problems of tribology 35 literature review author of the work [3] claims that structured fluids form aggregates in the form of doublets or chains, chains can form a continuous grid. the interaction of aggregates in the volume of fluid is expressed in the formation of sufficiently strong compounds, primarily of coagulation origin. anisometric units are able to rotate when the layers of liquid are shifted. according to the author of the work [3] rheological properties of suspensions due to the volume concentration of the dispersed phase, the magnitude of the forces of interaction between aggregates and particles and the structure of the formed aggregates. the author considers brownian motion of particles to be the main factors influencing the process of aggregate formation, gravitational and repulsive forces that occur between particles, hydrodynamic interaction between particles. in our opinion, when considering the processes of friction and wear, when the friction surfaces accumulate electrostatic charge [1], it is necessary to consider the forces of electrostatic interaction between the units of the dispersed phase and the friction surface. it should be borne in mind that the concentration of units in the field of electrostatic forces of the friction surface will be greater than at a distance from the surface where the field does not act. according to the conclusions of the work [2] units of the dispersed phase, combined by external electrostatic forces into a continuous grid (frame) on the friction surface, acquire the properties of a "solid". insignificant external load forms elastic deformation of a skeleton. at high enough loads, the frame collapses and the individual units disconnect. in this case, according to the authors [2], individual units (clusters and micelles of fullerenes) can form a rotational motion between the friction surfaces. when such an interaction mechanism occurs, the viscosity of the fluid gradually decreases [2]. the above conclusion is accepted by us as a working hypothesis of reduction of friction forces in tribosestopics in the presence of a dispersed phase in the lubricant, which will be further confirmed by theoretical models and experimentally. the presence in the volume of the lubricant of the dispersed phase in the form of clusters and micelles requires, along with the total dynamic viscosity of the liquid, to consider the "structural viscosity". this concept was introduced in the work [4]. the use of the concept of "structural viscosity" allows to take into account not only the dynamic viscosity of the liquid, but also the dynamic viscosity of the units that are in the volume of the liquid, taking into account the shear rate. the authors of the work [5] provides an overview of the literature on lubricants with added nanoparticles. the effect of nanoparticles on the tribotechnical characteristics of oils is analyzed. it is noted in the work that the use of nanoadditives to lubricants leads to an increase in the viscosity of the base medium, high bearing capacity of the interface, reducing the coefficient of friction, increasing wear resistance. in work [6] theoretical studies of changes in the structural viscosity of oil films on the friction surface with fullerene compositions in the field of action of electrostatic forces of the friction surface and the base lubricant are presented. based on the working hypothesis, it was theoretically established that for a thin oil film located in the field of action of electrostatic forces of the friction surface, the structural dynamic viscosity of the lubricant must be considered, which at the friction surface has gel structures, and as the electrostatic forces from the friction surface decrease, the gel structure transforms into a sol structure. it is shown that the value of the structural viscosity of the considered aggregates is comparable with the viscosity of polymers or bitumen. in this case, the viscosity of the gel structure is four orders of magnitude higher than the viscosity of the sol structure. an increase in the concentration of fullerenes leads to an increase in the dynamic viscosity of aggregates. it has been shown theoretically that the structure of the oil film, which corresponds to the structure of the gel, belongs to the class of non-newtonian liquids. with an increase in the slip rate, the dynamic viscosity of such structures decreases by a factor of 4, which is explained by the destruction of micelle clusters and the appearance of rotational motions of elastic flocks. it is assumed that this will lead to a decrease in the value of the coefficient of friction. it is shown that for the gel structure, the concentration of fullerenes in the bulk of the base lubricant does not have a large effect on the structural viscosity. conversely, for the structure of a sol, the concentration of fullerenes has a significant effect on the value of the structural dynamic viscosity. purpose the aim of this work is to obtain theoretical dependences of the effect on the structural viscosity of oil films containing fullerene compositions in the field of action of electrostatic forces of the friction surface, operating factors, such as load, tribological properties of the base lubricant. methods in developing a microreological model for the formation of a thin film of lubricant on the friction surface under the action of electrostatic forces, the following assumptions were made. 36 problems of tribology 1. the dispersion of clusters and micelles in the volume of liquid lubricant outside the action of the electrostatic field of the friction surface is taken as the structure of the sol [4]. in this structure, stresses are perceived by a viscous liquid medium and transmitted to elastic units. this structure has viscoelastic properties. 2. the dispersion of clusters and micelles near the friction surface (in the field of electrostatic forces), take the structure of the gel [6], where between the micelles and the friction surface there are forces of electrostatic interaction, which contribute to the formation of a framework of units, the cavities between which are filled with a viscous fluid. this structure has elastic and viscous properties. intermicellar forces can relax, respectively, the structure behaves like maxwell's body [4]. in such a structure, stresses are perceived by the elastic elements of the units and transmitted to a viscous liquid medium. 3. a tribosystem was chosen for modeling: a movable triboelement steel 40н (нrc52); fixed triboelement br.azh 9-4 (нв 100); friction area of the movable triboelement 0003,0 mr  f f m2, fixed 00015,0 fr  f f m2; ringto-ring interface. the sliding speed was constant and amounted to vsl = 0,5 m/s; load varied within n = 600…1800 n; the tribological properties of the lubricating medium varied within 14 10)2,7...8,1(  spec е j/m3. results based on the expressions that are given in the work [6], the structural viscosity of the sol μ s and gel μ g can be determined: μ μ μ ,s l l f kk k  pa·s, (1) μ μ μ ,g l l f mk k  pa·s, (2) where μ s and μ g – structural dynamic viscosity of sol and gel, which are formed under the action of the electrostatic force field of friction surfaces, dimension pa·s; kl, kf – dimensionless coefficients that take into account the mass concentration of fullerenes per unit of lubricant outside the field of action of electrostatic forces and on the friction surface, in the field of action of electrostatic forces; μ l – dynamic viscosity of the base lubricant, dimension pa·s; μ k , μ m – dynamic viscosity of aggregates of structures consisting of kelvin bodies and maxwell bodies, dimension pa·s [7]. calculation formulas for determining the above parameters are presented in the work [6]. dependences of changes in the structural dynamic viscosity of a thin oil film on the friction surface, in the field of action of electrostatic forces, which consists of aggregates of maxwell's bodies μ m and gel structures μ g , are shown in fig. 1 and fig. 2. fig. 1. dependences of changes in the structural viscosity of aggregates consisting of maxwell's bodies on the load and concentration of fullerenes problems of tribology 37 fig. 2. dependences of the change in the dynamic viscosity of the gel structure on the load and the concentration of fullerenes the nature of the change in the presented dependencies allows us to draw the following conclusions. as follows from the presented dependences in fig. 1 and fig. 2 an increase in load significantly increases the structural viscosity of aggregates in the form of a maxwell body, fig. 1 and the viscosity of the gel structure, 13 20 times, fig. 2. the concentration of fullerenes in the base lubricant does not significantly affect the dynamic viscosity of aggregates in the composition of the liquid and the structure of the gel. such an increase in the dynamic viscosity of the gel structure can be explained by the squeezing out of a viscous liquid under load and, thereby, a decrease in its content in the gel structure. the general conclusion for the presented dependences is that with an increase in the load, the structure of the oil film on the friction surface in the presence of fullerene compositions acquires the properties of an "elastic solid". in this case, the concentration of fullerenes in the basic lubricating medium does not play a large role. modeling the nature of the change in the structural viscosity in the field of action of electrostatic forces of the friction surface with a change in the tribological properties of the base lubricant medium and the concentration of fullerenes in this medium is shown in fig. 3 and 4. fig. 3. dependences of changes in the structural viscosity of aggregates consisting of maxwell bodies on the tribological properties of the lubricating medium and the concentration of fullerenes fig. 4. dependences of the change in the dynamic viscosity of the gel structure on the tribological properties of the lubricating medium and the concentration of fullerenes 38 problems of tribology the following lubricating media were used in the modeling: hydraulic oil mgp-10, 14108,1  spec е j/m 3; motor oil м-10g2k, 14106,3  spec е j/m 3; transmission oil valvoline gl-5, 14102,7  spec е j/m 3. determination of the tribological properties of lubricating media as a parameter espec specific work of wear, presented in the work [8]. as follows from the presented dependences, an increase in the tribological properties of the lubricating medium reduces the value of the structural viscosity of aggregates in the form of maxwell bodies, fig. 3 and the structural viscosity of the gel on the friction surface by a factor of 3, fig. 4. at the same time, the concentration of fullerenes in the range of 0.5 1.5% does not have a large effect on these indicators. in our opinion, this phenomenon can be explained by the presence or absence of an additive package in the base lubricating medium. for those oils where the additive package is absent or present in an insignificant amount 1410)6,3...8,1(  spec е j/m3, the introduction of a fullerene composition promotes the formation of clusters and micelles, which increase the structural viscosity, and consequently, form a film on the friction surface in the form of a gel structure. conversely, if fullerenes are introduced into a base oil that contains a large and balanced additive package, where tribological properties are high 1410)2,76,3(  spec е j/m 3, interaction at the molecular level does not occur. fullerenes to a lesser extent will form stable aggregates in the form of micelles. fig. 5. dependences of the change in the friction coefficient of the tribosystem on the load and the concentration of fullerenes fig. 6. dependences of the change in the friction coefficient of the tribosystem on the tribological properties of the lubricating medium and the concentration of fullerenes the change in the structural dynamic viscosity of a thin oil film on the friction surface made it possible to theoretically obtain the dependence of the change in the friction coefficient on the change in the load on the tribosystem and the concentration of fullerenes in the base oil, which is shown in fig. 5. the dashed line shows the change in the friction coefficient when the tribosystem operates on base oil, м-10g2k, solid lines in the presence of different concentrations of fullerenes in the base oil. analysis of the presented dependences allows us to conclude that the maximum effect when using fullerenes is observed at low and medium loads. the effect of reducing the coefficient of friction at 600n n equal to 96 %, at 1200n n – 66 %. at maximum load n = 1800 n, the effect is 7,2 %. at the same time, a change in the concentration of fullerenes in the range from 0.5 % to 1.5 % affects the change in the coefficient of friction in the range of 3 – 5 %. theoretically, the dependences of the change in the friction coefficient on the tribological properties of the base lubricating medium were obtained espec and the concentration of fullerenes in this medium, which are shown problems of tribology 39 in fig. 6. the dashed curve corresponds to the change in the friction coefficient of the tribosystem on base oils without the use of fullerenes, solid lines for oils with different concentrations of fullerenes. analysis of the presented dependences allows us to assert that the introduction of fullerenes into hydraulic oils with low values of tribological properties 14108,1  spec е j/m 3 reduces the coefficient of friction by 4 %. the maximum effect of reducing the coefficient of friction, equal to 83 – 98 %, is typical for oils with 14106,3  spec е j/m3. these are mid-quality oils, which include engine oil м-10g2k. the use of base oils with 14106,3  spec е j/m 3 does not lead to an increase in the effect of reducing the friction coefficient from the use of fullerenes, the friction coefficient remains constant. in this case, the magnitude of the change in the coefficient of friction when using different concentrations of fullerenes is within 13 %. based on the above theoretical studies, it is possible to form a general conclusion on the use of fullerenes in lubricants of various qualities. the maximum effect of reducing the friction coefficient, equal to 83 – 98 %, can be obtained with oils of an average level of tribological properties. conclusions the physical phenomenon of the formation of an oil film containing fullerenes on the friction surface of tribosystems was further developed, which, in contrast to the known ones, takes into account the structural viscosity and structure of the formed film under the action of the electrostatic field of the friction surface. an increase in load significantly increases the structural viscosity of the gel structure, 13 20 times. such an increase in the dynamic viscosity of the gel structure can be explained by the squeezing out of a viscous liquid under load and, thereby, a decrease in its content in the gel structure. the concentration of fullerenes in the base lubricant does not significantly affect the value of the dynamic viscosity of the aggregates in the composition of the liquid and the structure of the gel. an increase in the tribological properties of the base lubricant medium reduces the value of the structural viscosity of the gel on the friction surface by a factor of 3. at the same time, the concentration of fullerenes in the range of 0.5 1.5% does not have a large effect on these indicators. this phenomenon can be explained by the presence or absence of an additive package in the base lubricating medium. for those oils where the additive package is absent or present in an insignificant amount 1410)6,3...8,1(  spec е j/m 3, the introduction of a fullerene composition promotes the formation of clusters and micelles, which increase the structural viscosity and, consequently, form a film on the friction surface in the form of a gel structure. conversely, if fullerenes are introduced into a base oil that contains a large and balanced additive package, where tribological properties are high 1410)2,76,3(  spec е j/m 3, interaction at the molecular level does not occur. fullerenes to a lesser extent will form stable aggregates in the form of micelles. the effect of reducing the coefficient of friction, equal to 96 %, is typical for low and medium loads of operation of tribosystems and base lubricants with average values of tribological properties. with increasing loads or tribological properties of base oils, the effect of the use of fullerenes decreases. references 1. vojtov v. a., kravcov a. g., and tsymbal b. m. evaluation of tribotechnical characteristics of tribosystems in the presence of fullerenes in the lubricant / friction and wear, 2020, vol. 41, no. 6, 704 710. doi: 10.3103/s1068366620060197 [english] 2. matviyenko v.n., kirsanov ye.a. vyazkost' i struktura dispersnykh sistem // vestnik moskovskogo universiteta. seriya 2. khimiya. – 2011. – t.52. – № 4.– s. 243– 276. [russian] 3. bibik ye.ye. reologiya dispersnykh sistem. – l.: izd-vo leningradskogo un-ta, 1981. -172s. [russian] 4. reyner m. reologiya / m. reyner. // perev. s angl. pod red. e.i. grigolyuka. – m.: nauka, 1965. – 223s. [russian] 5. anurag singh, prashant chauhan, mamatha t. g. a review on tribological performance of lubricants with nanoparticles additives // materials today: proceedings volume 25, part 4, 2020, pages 586-591 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.07.245 [english] 6. kravtsov a.g. investigation of the structural viscosity of oil films on the friction surface with fullerene compositions. problems of tribology, vol 26, no 1/99, 2021, pp. 13-19. https://doi.org/10.31891/2079-13722021-96-1-13-19 [english] 7. kravtsov a.h. rozrobka makroreolohichnoyi modeli relaksatsiyi napruzhenʹ v mastylʹniy plivtsi na poverkhni tertya pry nayavnosti fullereniv/ problemy trybolohiyi. – 2018. – № 4. – s. 36– 40. [ukraine] 8. zakharchenko m.b. yntehralʹnyy parametr otsenky trybolohycheskykh svoystv smazochnykh materyalov // zbirnyk naukovykh pratsʹ ukrayinsʹkoyi derzhavnoyi akademiyi zaliznychnoho transportu. tom 2. – kharkiv: ukrdazt, 2015. – vyp. 151. – s. 5– 10. [russian] https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s2214785319324228?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s2214785319324228?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s2214785319324228?via%3dihub#! https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.07.245 http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib/index https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-96-1-13-19 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-96-1-13-19 40 problems of tribology кравцов а.г. залежності зміни структурної в'язкості мастильних плівок на поверхні тертя з фулереновими композиціями/ дістало подальший розвиток фізичне явище формування масляної плівки з фулереновими композиціями на поверхні тертя трибосистем, яке, на відміну від відомих, враховує структурну в'язкість і структуру сформованої плівки під дією електростатичного поля поверхні тертя. збільшення навантаження значно збільшує структурну в'язкість структури гелю, в 13 20 разів. таке підвищення динамічної в'язкості структури гелю можна пояснити видавлюванням в'язкої рідини під навантаженням і тим самим, зменшення її змісту в структурі гелю. концентрація фулеренів в базовому змащувальному матеріалі не робить істотного впливу на величину динамічного в'язкості агрегатів в складі рідини і структури гелю. збільшення трибологічних властивостей базового мастильного середовища знижує величину структурної в'язкості гелю на поверхні тертя в 3 рази. при цьому концентрація фулеренів в межах 0,5 1,5% не робить великого впливу на дані показники. дане явище можна пояснити наявністю або відсутністю пакета присадок в базовому мастильному середовищі. у тих олив, де пакет присадок відсутній або присутній в незначній кількості 1410)6,3...8,1(  у е дж/м 3, введення фулеренової композиції сприяє утворенню кластерів і мицелл, які збільшують структурну в'язкість, а отже і утворюють на поверхні тертя плівку у вигляді структури гелю. і навпаки, якщо вводити фулерени в базову оливу, яка містить великий і збалансований пакет присадок, де трибологічні властивості високі 1410)2,76,3(  у е дж/м 3, взаємодія на молекулярному рівні не відбувається. фулерени в меншій мірі будуть утворювати стійкі агрегати у вигляді міцел. ефект зниження коефіцієнта тертя, що дорівнює 96%, характерний для малих і середніх навантажень експлуатації трибосистем і базових мастильних матеріалів із середніми значеннями трибологічних властивостей. при збільшенні навантажень або трибологічних властивостей базових олив, ефект від застосування фулеренів зменшується. ключові слова: фулерени; мастильна плівка; фулеренові композиції; структурна в'язкість; структура золю; структура гелю; електростатичне поле поверхні тертя; динамічна в'язкість влияние фактора трения на выскальзывание заготовки из выпуклых бойков при эксцентричной осадке проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 86 кухарь в.в., николенко р.с. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-m ail: kvv_mariupol@mail.ru влияние ф актора трения на выскальзывание заготовки из выпуклых бойков при эксцентричной осадке удк 621.73.043 изложены р езу льтаты иссл едований влияния коэффициента тр ения на контакте на стабильность пр оцесса эксцентр ичной осадк и цил индр ических заготовок выпу клыми бойками с точки зр ения выскальзывания заготовки из р абочего пр остр анства. исследования пр оведены в пр огр аммно м пакете для конеч но-элементного модел ир ования deform 3d с пр именением методики планир ования экспер имента. полу чены сведения, позволяющие исключать выскальзывание цил индр ической заготовки из выпу клых бо йков пр и эксцентр ичной о садке, в зависимо сти от исходных р азмер ов заготовки, хар актер истики пр офиля бойков, величины эксцентр иситета и коэффициента тр ения на контакте з аготовки с вы пу клыми бойками. разр аботаны р егр ессионные модел и, адекватно сть котор ых подтвер ждена значениями кр итер ия фишер а ( максимально е значение f = 0,66633  fкр = 3,24), а воспр оизводимость – вел ичинами кр итер ия кохр ена (gp = 0,0625  gтабл = 0,4546). клю чевые с лова: выпуклые бойки, эксцен тричная осадка, коэффициент трения , цилин дрическая заготовка , п ланирование эксперимента . введение в современной кузнечно-ш тамповочной отрасли широко использую т операции предвари тель ного профилирования заго товок для приближени я и х формы к конфигурации поковки. такая по дго товка формы заготовки позволяе т перераспредели ть силовые режимы по переходам, улучшить заполнение ручьев, снизить давления на кон такте инс трумента и заго товки , обеспечив равномерное напряженнодеформированное состояние ш тампов. различные операции пре дварите льного профилирования позволяю т в 1,4 … 2,0 раза повысить с тойкость окончате льны х ручьев ш тампов [1]. при предвари тельном профилировании заго товок экс центричной осадкой выпуклыми бойками формоизменение металла сопровождае тся сколь жением торцевы х облас тей заго товки по повер хнос ти бойков, в резуль та те чего могут возникнуть неже лате льные ус ловия выска льзывания заго товки из рабочего пространства бойков. анализ извес тных исс ледований и публикаций извес тны способы подготовки формы заготовки с использованием операции предварите льного деформирования осадочными плитами или ш тамповыми вста вками вогну того и ли вы пуклого профиля [2]. оса дка выпуклыми продолгова тыми вставками доста точно изучена как с точки зрения формоизменения, та к и с точки зрения изменения напряжённо-деформированного состояния (нд с) [2 4]. применение эксцентрисите та при внедрении выпуклы х ш тамповы х вс тавок (бойков) в процессе осадки цилин дрически х за готовок уве личивае т варианты конфи гураций предварите льно профилированны х заго товок, расширяя те хнологичес кие возможности оборудования и номенкла туру ш тампуемых поковок. иссле дования предвари те льного профилирования заго товок при эксцен тричной осадке выпу клыми вставками перед после дующей ш тамповкой начаты авторами в работа х [5, 6], где получены све дения об изменении нд с и показа те лей формы заготовок. в работе [7] ус тановлено по ложи тельное влияние выбранной конфигурации выпуклы х ш тамповы х вс тавок, величины эксцен трисите та и с тепени деформации при предваритель ном профилировании в те хнологии ш тамповки поковки п лас тины на формоизменение и силовые режимы штамповки. очеви дно, ч то для различны х те хноло гий возможны разные варианты реализац ии профилирования выпуклыми вставками в широком диапазоне эксцен трисите тов при осадке, радиусов выпуклос ти бойков, соотношений габаритов заго товки , степеней деформаций и т.д. при этом на формоизменение существенное влияние оказы вают та кие граничные услови я на кон такте заготовки с выпуклыми бойками, как фактор трения, значение которого в преды дущи х иссле дования х, выполненны х в программных па кета х для конечно-элементного ана лиза , принимали фиксированным. пос тановка проблем ы в процессе эксцен тричной осадки ци лин дрически х заго товок при высоком профиле вста вок, больши х с тепеня х деформации и низки х коэффициента х трения формоизменение сопровождается проскальзы ванием заго товки по повер хнос ти деформирующего инструмента. начало проска льзыван ия характеризуется не которой степенью деформации cк , при этом дальней шее деформирование, в зависимо влияние фактора трения на выскальзывание заготовки из выпуклых бойков при эксцентричной осадке проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 87 сти от совокупности те хнологически х факторов и граничны х условий , может проис ходить со стаби льным формоизменением. критической степенью деформации кp следуе т счита ть та кую, при которой происхо ди т полное выс каль зывание заготовки и з выпуклы х бойков, ч то может привес ти к выпа дению незафиксированной заготовки из рабочего пространства. д ля обеспечения условий стабильного форм оизменения необхо димо выяви ть влияние фактора трения и други х те хно логически х факторов процесса эксцентричной осадки выпуклыми бойками на начало проскаль зывания заго товки ( cк ). це лью работы я вляется выявление закономерностей влияния фактора трения на конта кте выпуклы х бойков и ци лин дрической заго товки , а та кже таки х те хнологически х факторов как о тношение начальны х размеров заготовки , характеристика профиля выпуклы х бойков и ве личина эксцен трисите та внедрения на начало выскальзывания заго товки при эксцен тричной осадке. изложение основного мате риала исслед ований выполн яли моделирование процесса эксцен тричной осадки за готовок выпуклыми бойками (рис. 1) в паке те конечно-элементного ана лиза de form 3d (лицен зия № 8145). ма териал заготовки – сталь 38хс, модель упрочнения взя та в соотве тс твии с условиями, пре дложенными паке том. температурные условия принимали изотермическими, температура деформации 1100 °с. заданное ко личество конечны х элементов составля ло 10000 ш т., одна ко после генерации сетки количес тво элементов сократи лось до 7847 шт. моде лировали осадку заготовок диаметром 0d = 50 мм, высотой 0h = 50 мм и 100 мм, т.е. соблюда ли о тношение 00 / dh = 1,0 и 2,0 соотве тс твенно. вир туальное деформирование проводили при радиуса х закругления выпуклы х бой ков r = 30; 50; 75 и 112,5 мм, т.е . вы держива ли о тношение 0/ dr = 0,6; 1,0; 1,5 и 2,25. при осадке обеспечивали эксцентриси тет вер тика льной оси выпуклы х п ли т и заготовки e = 5 мм и 12,5 мм (рис. 2), т.е. отношение 0/ de составляло соотве тственно 0,1 и 0,25. степень деформации задавали в диапазоне h = 20 … 50 %, в качес тве показа теля трения выбирали коэффициент трения  по зибелю, который варьировали в преде ла х о т 0,02 до 0,5. рис. 1 – тве рдотель ная модель заготовки (1) после эксце нтричной осадки выпуклыми бойками (2) рис. 2 – схема эксце нтричной осадки заготовки радиусными бойками: 1, 2 – ве рхняя и нижняя осадочная плита; 3, 4 – ве рхний и нижний выпуклый бое к; 5 – заготовка при моделировании эксцен тричной осадки ци лин дрической заго товки выпуклыми бойками при различны х условия х на кон такте наблю да лось как с таби льное формоизменение (рис. 3 4, б ), так и , в ряде случаев, полное выс каль зывание заго товки из рабочего пространства (рис. 3 – 4, а). в качестве основны х влияю щи х факторов были вы де лены: 1x =  коэффициент трения ; 2x = 0/ dr – отношение радиуса деформирующего инструмента к исхо дному диаметру заготовки; 3x = 00 / dh – отношение ис ходны х размеров заготовки; 4x = 0/ de – отношение величины экс центриси тета нагрузки к ис ходному диаметру заготовки. значения факторов варьировали на дву х уровня х. уровни и ин терва лы варьирования фа кторов предс тавлены в табл. 1. влияние фактора трения на выскальзывание заготовки из выпуклых бойков при эксцентричной осадке проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 88 а б рис. 3 – тве рдотель ная модель осаже нной заготовки до h = 50% при r/d0 = 0,6 и h0/d0 = 1;  = 0,02 (а) и  = 0,5 (б) а б рис. 4 – тве рдотель ная модель осаже нной заготовки до h = 50% при r/d0 = 1,5 и h0/d0 = 2;  = 0,02 (а) и  = 0,5 (б) таблица 1 план полного ф акторног о э кс пе римента факторы  0/ dr 00 / dh 0/ de обозначение фактора, ix 1x 2x 3x 4x нижний уровень, inx 0,02 0,6 1 0,1 вер хни й уровень, івx 0,5 2,25 2 0,25 нулевой уровень, 0ix 0,24 1,425 1,5 0,175 ин тервал варьирования, ix 0,26 0,825 0,5 0,075 в работе рассматривали линей ную регрессионную модель с учетом парных взаимодействий. в качестве пла на вычисли тель ного эксперимента использовали дву хуровневый полный факторный эксперимент (пфэ) 24 [8]. зависимость показа телей формоизменения от вли яющи х факторов: ),,,( 4321 xxxxfy  (1) представля ли в ви де лине йного уравнения регрессии с учетом все х взаимодейс твий : ,4321154321443113 42112321114310429328 417316215443322110 xxxxbxxxbxxxb xxxbxxxbxxbxxbxxb xxbxxbxxbxbxbxbxbby    (2) где jb – коэффициенты уравнения, опре деляемые ка к [8]:    n i jiij kjnxyb 1 ,...1,0,/ (3) где kn 2 – число опытов в эксперименте (здесь k – число факторов). кодированные значения факторов на вер хнем iвz и нижнем iнz уровнях: iiiнiнiiiвiв xxxzxxxz  /)(;/)( 00 . (4) моделирование реализовыва ли согласно плану полно го факторного эксперимента 24 с полным взаимодействием факторов. д ля обеспечения возможности обработки резуль та тов вычислени й [8] вводи ли малую дисперсию 2s = 0,0001. задава лись уровнем надежности  = 0,95. тогда табличное значение кри терия ко хрена для моде лирования формоизменения заготово к т аблg = 0,4546 [8]. дисперсии считают однородными, когда расчетное значение т аблр gg  , что требует проверки. при постоянном значении внесенной дисперсии расчетные значения рg = 0,0625  т аблg = 0,4546. сле дова тельно, внесенные дисперсии однородны. кри тические значения кри териев фишера для оцен ки аде ква тности регрессионной модели [8]: крf = 3,24. в случае, когда расчетный критерий фишера f меньше критическо влияние фактора трения на выскальзывание заготовки из выпуклых бойков при эксцентричной осадке проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 89 го, т.е . крff  , модель являе тся а деква тной. оценку каж дого коэффициента уравнений регрессии проводи ли по t-критерию стью ден та, который опреде лен как [8]: ft , = 2,12. пере ход от кодированны х значений к на туральным выполн яли ка к: ./)/(;/)/( ;/)/(;/)( 075,0175,05,05,1 825,0425,126,024,0 04003 011   dexdhx drxfx (5) в результа те исс ле дований по лучены графические завис имости с тепени деформации ск , при которой возникает с кольжение за готовки по поверхнос ти выпуклого бойка, от относи тель ной высоты заготовки ( 00 / dh ), относите льного эксцен триси тета ( 0/ de ) и показа теля формы бойка ( 0/ dr ), а та кже коэффициента трения  . данные графики при ведены на рис. 5. рис. 5 – графики зависимости сте пе ни деформации ск, при которой возникает скольже ние заготовки по пове рхности выпуклого бойка, от относительной высоты заготовки (h0/d0), относитель ного эксце нтриситета (e/d0), показателя формы бойков (r/d0) и коэффицие нта тре ния μ в табл. 2 показаны резуль та ты расчётов коэффициентов уравнений регрессии для описания и зменения степени деформации, при которой возникает скольже ние заготовки по поверхнос ти рабочего инструмента 1y . таблица 2 расчё т коэф фициентов уравнения (2) д ля показателя 1y макропо казате ли коэффициенты уравнения регрессии 0b 1b 2b 3b 4b 5b 6b 7b 0,05567 0,03192 0,02761 0,00005 0,00230 0,00386 0,02370 0,02145 8b 9b 10b 11b 12b 13b 14b 15b 0,00823 0,00098 0,01292 0,01552 0,02277 0,01083 0,01536 0,00839 кри терий фи шера кри терий ко хрена скy 1 f 24,30,66633  крf 4546,00625,0  т аблр gg резуль та ты позволяю т прогнозировать возникновение с кольжения ц илин дрически х заго товок в процессах профилирования осадкой выпуклыми продолгова тыми бойками. оценка значимости факторов влияние фактора трения на выскальзывание заготовки из выпуклых бойков при эксцентричной осадке проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 90 показывает существенное влияние на с таби льность процесса осадки коэффициента трения  , отношен ия радиуса деформирующего инструмента к ис хо дному диаметру заготовки 0/ dr , отношения ис хо дны х размеров заготовки 00 / dh , отношен ия ве личины э ксцентриси те та на грузки к ис хо дному диаметру за готовки 0/ de в иссле дуемых пре дела х. при этом с увеличением эксцентриси тета и уменьшением коэффициента трения, процесс осадки требует большего контроля. повышение значения отношения радиуса деформирующего инструмента к ис хо дному диаметру заготовки 0/ dr приводи т к более ус тойчивому положению заготовки меж ду бойками в процессе осадки при бо льши х с тепеня х деформации. выводы 1. в резуль та те исс ледовани й установлено значимое влияние коэффициента кон тактного трения на стабильнос ть процесса эксцентричной осадки выпуклыми бойками с точки зрения выскальзы вания заготовки из штампового пространс тва. показано, что при осадке относите льно низки х заго товок ( 100 / dh ) значение 0/ dr не оказывает существенного вли яния на устойчивос ть процесса осадки заготовки, при этом жела те льно обеспечивать значение коэффициента конта ктного трения в ин тервале  = 0,4 ÷ 0,5. установлено, что при коэффициенте кон тактного трения  = 0,1 ÷ 0,3 за готовка скользит по повер хности бойков в процессе осадки , о днако э то не о казывае т влиян ия на конечное формоизменение. с уве личением относите льной высоты ис ходной за готовки до 200 / dh при малых значения х коэффициента трения  = 0,1 ÷ 0,3 и 10/ dr наблю дается выс кальзывание за готовки из рабочи х бойков. показано, что процесс эксцентричной осадки я вляе тся устойчивым при значения х 0/ dr  1,5 и коэффициента х кон тактного терния  = 0,4 ÷ 0,5. 2. а декватнос ть полученны х регрессионны х моде лей по дтверж дена значениями кри терия ф ишера (максимальное значение 24,30,66633  крff ), а воспроизводимость – ве личинами кри терия ко хрена ( 4546,00625,0  т аблр gg ). лите ратура 1. довнар с.а. термомеханика упрочнения и разрушения штампов объёмной штамповки / с.а. довнар. – м.: машиностроение, 1975. – 254 с. 2. анализ п ластического формоизменения в частны х задача х ковки и ш тамповки : монография / в.а. гринкевич, в.в. ку харь, м .в. краев, в.а. бурко. – мариуполь: изд-во зао «газета «приазовс кий рабочий», 2011. – 336 с. 3. ку харь в.в. моделирование формоизменения металла при осадке цилиндрических заготовок выпуклыми продолговатыми плитами / в.в. ку харь, с.а. короткий, в.а. бурко // вісник хмельницького нац. ун–ту. – хмельницький, 2008. – № 5. – с. 204 208. 4. ку харь в.в. влияние радиусности выпуклы х продолговаты х осадочных п лит на деформированное состояние и степень использования запаса пластичности при кузнечной осадке / в.в. ку харь // обработка материалов давлением: сб. науч. тр. / дгма. – краматорск, 2012. – № 1 (30). – с. 105 111. 5. ку харь в.в. иссле дование напряженно-деформированного состояния заготовок при профилировании выпуклыми плитами с эксцентриситетом нагрузки / в.в. ку харь, р.с. ни коленко // проблеми трибології (problems of tribology). – 2012. – № 3. – с. 132 136. 6. ку харь в.в. иссле дование формоизменения заготовок при профилировании выпуклыми плитами с эксцентриситетом нагрузки / в.в. ку харь, б.с. каргин, р.с. николен ко // вісник національного те хн ічного університету «хпі»: збірник наукових праць. тематичний випуск: нові рішення в сучасних те хнологія х. – харків: нту «хпі», 2012. – № 46. – с. 71 76. 7. ку харь в.в. расширение технологически х возможностей и преимущества предварительного профилирования выпуклыми вставками в процессе горячей объёмной штамповки поковок пластин / в.в. ку харь, р.с. ни коленко, р.в. суглобов // известия мгту «мами»: научный рецензируемый журнал. серия 2. технология машиностроения и материалы. – м., мгту «мами», 2013. – №2(16), т.2. – с. 71 76. 8. лунев в.а. математическое моделирование и планирование эксперимента: учеб. пособие / в.а. лунев. – спб.: изд–во полите хн. ун–та, 2006. – 164 с. поступи ла в редакц ію 03.03.2015 влияние фактора трения на выскальзывание заготовки из выпуклых бойков при эксцентричной осадке проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 91 kukhar v.v., niko lenko r. s. the influence of the friction factor on the slipping of the work-piece from the convex dies at the eccentric upsetting. in the p rocess of eccentric up setting of cy lindrical work-p ieces at the high p rofile of insertions, lar ge d egrees of d eformation and low coefficients of friction of formin g is accomp anied by slip p ing of work-p ieces over the surface of a deformin g instrument. the beginnin g of slip p age is characterized by some degr ee of deformations, while a further d eformation, dep ending on a p lurality of technological f actors and boundary conditions can be with a stable formin g. cr itical d egree of deformation should be considered as one in which there is a comp lete blank from slipp ing convex dies, which can lead to loss of unfixed workp iece worksp ace. the results of studies of the effect of the coefficient of friction at the contact of the stability of the p rocess of cy lindrical billets eccentric conv ex dies in terms of slip p ing out of workp iece worksp ace are p resented in the work. investigations were carried out in a software p ackage for finite element modelin g deform 3d usin g the method of exp eriment p lannin g. received the infor mation that can help to exclude slip p ing cy lindrical workp iece of convex d ies with eccentric up setting, dep ending on the starting workp iece sizes, characteristics p rofile dies, the valu e of the eccentricity and the coefficient of friction at the contact of a convex dies. the regr ession models are dev elop ed, the adequacy of which is confirmed by the values of fisher's exact test, with a rep roducibility the value of cochran's q test. key words: conv ex dies, eccentric up setting, coefficient of friction, cy lindrical workp iece, p lannin g exp eriment. references 1. dovnar s. a. termo mehanika uprochneniya i ra zrusheniya shtampov ob'yomnoy shtampovki, m, mashinostroenie, 1975, 254 p. 2. grinkevich v.a., kukhar' v.v., kraev m.v., burko v.a .analiz plasticheskogo formoizmeneniya v chastnyih zadachah kovki i shtampovki. monografiya. mariupol', izd-vo zao « ga zeta «pria zovskiy rabochiy», 2011, 336 p. 3. ku khar' v. v., korotkiy s. a., bu rko v. a. modelirovanie formo izmeneniya metalla pri osadke tsilindricheskih zagotovok vyipuklyimi prodolgovatyimi plita mi, visnik kh meln itskogo nats. un–tu, khmeln itskiy, 2008, no. 5, pp. 204–208. 4. ku khar' v.v. vliyanie radiusnosti vyipuklyih prodolgovatyih osadochnyih plit na deformirovannoe sostoyanie i stepen ispolzovaniya zapasa plastichnosti pri kuznechnoy osadke, obrabotka materia lov davlenie m, sb. nauch. tr., dgma, kra matorsk, 2012, no. 1 (30), pp. 105–111. 5. ku khar' v.v., nikolenko r. s. issledovanie napryazhenno-deformirovannogo sostoyaniya zagotovok pri profili-rovanii vyipuklyimi plita mi s ekstsentrisitetom nagruzki, proble my tribologii (proble ms of tribology), 2012, no. 3, pp. 132–136. 6. kukhar' v.v., kargin b.s., niko lenko r.s. issledovanie formo izmenenie zagotovok pri profilirovanii vyipuklyimi plita mi s ekstsentrisitetom nagruzki, visnik natsionalnogo tehnichnogo universitetu «khpi», zbirnik naukovih prats, tematichniy vipusk: novi rishennya v suchasnih tehnologiyah, kharkov: ntu «kh pi», 2012, no. 46, pp. 71–76. 7. kuhar' v.v., nikolenko r.s., suglobov r.v. rasshirenie tehnologicheskih vozmo zhnostey i preimuschestva predvaritelnogo profilirovaniya vyipuklyimi vstavkami v protsesse goryachey ob'yomnoy shtampovki pokovok plastin, izvestiya m gt u «mami»: nauchnyiy retsenzirue myiy zhurnal, se riya 2, tehnologiya mashinostroeniya i materialy, m., m gt u «mami», 2013, no. 2(16), t.2, pp. 71– 76. 8. lunev v.a. matemat icheskoe modelirovanie i planirovanie eksperimenta: ucheb. posobie, spb.: izd– vo politehn. un–ta, 2006, 164 p. теоретичні передумови дослідження адгезійної міцності полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 14 дудчак т.в. подільський державний аграрно-технічний університет, м. кам’янець подільський, україна e-mail: dvp48@i.ua теоретичні передумови дослідження адгезійної міцності полімерних композиційних покриттів удк 621.891.631.31 на основі аналізу різних теорій адгезії була сформульована робоча гіпотеза адгезійної міцності полімерних покриттів з металічною підложкою. міцність зв'язків на границі адгезив-субстрат визначається характером затвердження композиції, що визначається в’язкотекучим і затвердженним станом. встановлено, що з технологічної позиції найбільш важливими є експлуатаційні характеристики, які впливають на адгезійну взаємодію: температура, тиск пресуваня, час витримки під тиском. ключові слова: полімерна композиція, адгезія, технологічні режими, відновлення деталей. аналіз останніх досліджень та публікацій володіючи високими фізико-механічними і антифрикційними властивостями, але маючи низьку адгезійну міцність з металевою підкладкою, покриття не може бути застосоване для відновлення деталей. для пояснення адгезійних процесів, між контактуючими тілами, висунуто багато теорій: механічну, адсорбційну мікрореологічну, реологічну, електричну (електронна), электрорелаксаційну, дифузійну, молекулярно-кінетичну та ін. уперше дослідження з адгезії були проведені в 20-х роках мак-бенем [1, 2], що розглядав цей процес як механічне заклинювання клейового шару в порах підложки. ця теорія одержала назву механічної і прийнятна в основному до високопористих субстратів. вона не може пояснити процес склеювання полірованих деталей. у роботах дебройна, мак-ларена знайшла відображення адсорбційна теорія адгезії [3]. вона розглядає адгезію як результат прояву сил міжмолекулярної взаємодії між контактуючими поверхнями і підкоряється «правилу полярності», тобто молекули адгезиву і субстрату повинні бути або полярні, або неполярні. ця думка є помилковою стосовно полярних субстратів, що можуть бути склеєні неполярним адгезивом. крім цього, на практиці руйнування адгезійного з'єднання супроводжується деформацією адгезиву чи субстрату і залежить від швидкості прикладеного навантаження, у той час, як робота розриву міжмолекулярних чи хімічних зв'язків не повинна мати швидкісної залежності. адсорбційна теорія стосується тільки власне адгезії, що має місце на поверхні розділу фаз і не враховує адгезійну міцність [4]. дерягін б.ф. і кротова н.а. [5] розвили електричну теорію, в основі якої лежить припущення про вирішальний вплив подвійного електричного шару, який утворюється при контакті двох поверхонь. руйнування адгезійного зв'язку являє собою процес розведення «обкладок мікроконденсатору». явища, що мають місце при донорно-акцепторній взаємодії в зоні контакту, знайшли розвиток в електронній теорії, що розглядає механізм утворення подвійного електричного шару як перехід електронів через границю фаз. електронна й електрична теорії мають ряд слабких місць. зокрема, у них розглядаються закономірності формування адгезійного з'єднання, не приділяється належної уваги характеру наявної площі контакту, а також вони не можуть пояснити високі адгезійні властивості саженаповнених і струмопровідних адгезивів. электрорелаксаційна теорія розвитку в роботі н.і москвітина [6], у якій адгезиційна міцність визначалася природою сил взаємодії між адгезивом і субстратом, наявною площиною контакту, діелектричною проникністю середовища між контактуючими крапками. н.і москвитін враховує релаксаційний характер механічних властивостей полімерів, однак недостатня увага приділялася власне адгезії, закономірностям формування адгезійного зв'язку. в основі дифузійної теорії, запропонованої воюцким с.с. адгезія полімерів зводиться до дифузії ланцюгових молекул, зникненню границі між адгезивом і субстратом і утворенню міцного зв'язку між ними [7]. дифузійна теорія в основному прийнятна для системи полімер-полімер і не пояснює механізму склеювання скла, металів і т.д. берліним а.а. і басіним б.е. розвита молекулярна теорія адгезії, що розглядає взаємодію адгезиву і субстрату як складний фізико-хімічний процес, з огляду на особливості мікроструктури полімерів. молекулярна теорія велику увагу приділяє термодинаміці адгезії – співвідношенням поверхневих енергій контактуючих тіл, закономірностям розтікання адгезиву [8]. при формуванні з'єднання також враховуються поверхнева й об'ємна дифузії, мікрореологія. реологічний підхід розвитий у роботах бікермана я.о. [9], у який показано, що міцність теоретичні передумови дослідження адгезійної міцності полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 15 адгезійного з'єднання визначається в основному когезійними властивостями контактуючих тіл. у цій теорії не враховується роль хімічної і молекулярної природи адгезивів, специфіка поводження полімерів у граничних шарах. на підставі вищевикладеного можна вважати, що всі ці теорії, власне кажучи, розглядають окремі питання й в основному чи доповнюють, чи удосконалюють одна одну. з технологічної позиції найбільш важливими є експлуатаційні характеристики, які впливають на адгезійну взаємодію – це адгезійна міцність полімерних покриттів з підложкою і їхня стабільність, що являє собою сумарний ефект взаємодії різних факторів. у процесі формування адгезійного контакту системи полімер-метал з часом відбувається збільшення наявної поверхні контакту і числа зв'язків, що з'єднують контактуючі поверхні. відповідно до концепції, розвинутої у роботах ґуля в.е. і співробітників [10, 11, 12], величина істинної поверхні контакту може змінюватись в результаті мікрореологічних процесів затікання полімерного адгезиву в мікронерівності поверхні субстрату. аналіз кінетики мікрореологічного процесу показує, що аналітичний підхід до кількісного визначення адгезійної міцності, може бути застосований при нанесенні покриттів з композиції на основі фенолоформальдегідної смоли, методом прямого пресування. таким чином, коли металевий субстрат являє собою поверхню з розвинутим мікрорельєфом, а адгезив-композицію на основі модифікованої фенолоформальдегідної смоли р2м, що знаходиться у в’язкотекучому стані, протікання мікрореологічних процесів представляється нам найбільш ймовірним. виклад основного матеріалу при нанесенні покриттів з запропонованої антифрикційної полімерної композиції [13, 14, 15] можна виділити три її різних фізичних стани (рис. 1), що по різному впливають на утворення адгезійних зв'язків: вихідне, в’язкотекуче, затверджене. перший стан пресматеріалів можна розбити на три стадії. на першій стадії заповнюються проміжки між частками за рахунок кращого їхнього упакування. на другій стадії в основному виникають сили міжмолекулярної взаємодії. третя стадія зв'язана з об'ємним тиском, ущільненої прескомпозиції. ця стадія ймовірно характеризується початком адгезнного з'єднання системи полімер-метал (заповненням макронерівностей підложки). рис.1 – схема процесу утворення адгезійного з'єднання системи полімер метал: оа – і заповнення пресформи; ав – іі стиск прескомпозиції; вс – ііі витримка під тиском; сд – iv розмикання пресформи; де – v знімання деталі міцність зв'язків на границі адгезив субстрат визначається характером затвердження композиції, що визначається в’язкотекучим і затвердженним станом. в’язкотекучий і затверджений стан композиції на основі модифікованої фенолоформальдегідної смоли р2м також можна розділити на три стадії. перша стадія відповідає пластично в’язкому стану матеріалу. час і тривалість перебування пресматеріалу у в’язкотекучому стані визначається швидкістю хімічного процесу – поліконденсацією низькомолекулярних продуктів, які є у пресматеріалі. на цій стадії, тривалість циклу, с т ис к, м п а в’язкотекучий стан початок утворення резітолу і резіту утворення резіту і закінчення затвердення 0 а в с е д а а1 а2 а3 і іі ііі іv v теоретичні передумови дослідження адгезійної міцності полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 16 очевидно, відбувається протікання микрореологических процесів і в основному формується адгезійне з'єднання системи полімер метал. друга стадія, що йде з великою швидкістю, залежить в основному від швидкості утворення резитола і резіту. на цій стадії матеріал покриття одержує визначену, властиву йому механічну міцність і виділяється основна кількість летучих і вологи. адгезійні зв'язки на цій стадії характеризуються експлуатаційними властивостями – адгезійної міцністю покриття з підложкою. третя стадія – затвердження, що йде з малою швидкістю, зв'язана з завершенням структурування. затвердження на цій стадії йде, в основному, внаслідок утворення остаточного продукту – резіту. після остаточного затвердження композиції і випресовки відновленої деталі з пресформи починається охолодження, шляхом тепловіддачі від поверхні покриття в навколишнє середовище. відбувається усадка і ряд інших явищ з нею зв'язаних, що приводять до об'ємних і лінійних змін. у покритті при цьому неминуче виникають залишкові напруги, які чи збільшують, чи зменшують адгезійну міцність системи полімер метал. на кінетику мікрореологічного процесу впливає тиск, температура і час контакту розплаву з підложкою. якщо оцінити величину адгезії напругою, яка необхідна для руйнування адгезійного з'єднання p , то за аналогією з виразами для когезійної міцності можна одержати [12]: р / 1σ ν p pe rt p k e   , (1) де k1 – коефіцієнт, що враховує природу адгезиву і субстрату, а також факторів, що діють у процесі формування адгезійного з'єднання; ер – енергія активації адгезійного руйнування; ν – удавана енергія активації адгезійного руйнування; r – універсальна газова постійна; тр – температура руйнування. отже при кращому заповненні дефектів поверхні, більш повно реалізуються умови міжмолекулярної чи хімічної взаємодії, природа яких може бути різна. якщо заповнення мікродефектів відбувається внаслідок розвитку деформації в’язкого плину ε, той вплив на адгезійну міцність факторів, що діють у процесі формування адгезійного з'єднання, можна врахувати, знаючи залежність ε від тк, рi, tк. залежність ε від р1 представлена в наступному виді: 1 0 ε η d p e dt   , (2) де р1 – тиск пресування, що викликає плин розплаву; 0 – коефіцієнт в'язкості при лінійній деформації;  – баричний параметр в'язкості. у свою чергу, 0 залежить від температури в зоні контакту: / 0η a k e rtae , (3) де еа – енергія активації в'язкості плину. а – передекспоненційний множеник. таким чином, ( ) 1ε a k e a rt k p t e a      . (4) так як число зв'язків, що утворилися за рахунок міжмолекулярної взаємодії, пропорційно поверхні контакту розплаву і субстрату з розвинутим мікрорельєфом, то k1 у рівнянні (1) пропорційного ε. тоді підставляючи вираз (2) у рівняння (1), одержимо залежність напруги, що викликає руйнування адгезійного з'єднання: p 1 νσ exp pap k k p eekp t a a rt rt                . (5) мабуть, що в міру того, як буде реалізовуватися здатність полімеру заповнювати мікродефекти, роль факторів, що впливають на адгезію в процесі формування адгезійного з'єднання, буде зменшуватися. наступить момент, коли збільшення тиску, температури і часу контакту не буде супроводжуватися ростом p . теоретичні передумови дослідження адгезійної міцності полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 17 збільшення температури антифрикційної термореактивної композиції буде по різному впливати на ріст істинної площі контакту. очевидно, у визначеному інтервалі температур за рахунок зменшення в'язкості розплавленої маси буде збільшуватися площа істинного контакту, тобто й адгезійна міцність, але з ростом температури з якоїсь межі, у зв'язку зі збільшенням швидкості затвердження термореактивної смоли, вона може затвердіти набагато раніш, ніж заповнить пори субстрату, що викликає зменшення площини контакту. отже діапазон температур повинний бути в строго визначених межах. передбачається, що тиск, що прикладається, і час витримки під тиском також у визначеному інтервалі буде позитивно впливати на формування адгезійного з'єднання. однак надмірне збільшення тиску може викликати руйнування вже сформувалися зв'язків, і чим більше час витримки під тиском, тим слабкіше вони будуть. висновки таким чином, для одержання максимальної адгезійної міцності при нанесенні покриття із запропонованої антифрикційної композиції, необхідно, варіюючи на визначених рівнях температуру, тиск і тривалість процесу, визначити їх оптимальний діапазон. література 1. абашин з.я., соколов а.д., кардашов д.а. синтетические клеи. – м.: химия, 1998. – 592 с. 2. москвитин н.и. физико-химические основы склееванния и прилипания. – м.: лесная промышленность, 1964. – 248 с. 3. дебройн н.а. некотрые вопросы адгезии. химия и технология полимеров, 1961, № 6, с. 126. 4. берлин а.а., басин в.е., мак-бен – у кн.: адгезия и прочность адгезионных соединений / мднтп им. ф.э.дзержинського. – м., 1968, № 1, с. 22 – 29. 5. дерягин б.в., кротова н.а. адгезия. – м.: ан ссср, 1949. – 244 с. 6. москвитин н.и. склееванние полимеров. – м.: лесная промышленность, 1968. – 304 с. 7. воюцкий с.с. аутогезия и адгезия высокополимеров. – м.: ростехиздат, 1960. – 244 с. 8. берлин а.а., басин в.е. основи адгезии полимеров. – м.: химия, 1974. – 392 с. 9. бикерман я.о., страуме и.я. новые представленния о прочности адгезионных связей полимеров. – успехи химии, т. 9, вып. 8, 1972, с. 1431 – 1436. 10. гуль в.е., генель с.в. микрореологические представлення о адгезии плёночных полимерных материалов. – в кн.: адгезия и прочность адгезионных соединений. – м., 1968, с. 30 – 38. 11. гуль в.е., биленкий м.в. иследованием механизма адгезии в зоне контакта металл-розплав полимера. – високомолекулярные соединения, т. (а) 18, 1976, № 1, с. 122 – 126. 12. гуляев а.с., дедюхин в.г., ставров в.п. – в кн.: адгезия полимеров. – м.: изд. ан ссср, 1968, с. 134 – 136. 13. а.с. № 1218661 срср. антифрикційна композиція/ дудчак в.п., коляско и.в., петров ю.н. і ін. – 1985 р. 14. дудчак в.п., остапенко р.м., дудчак т.в. «антифрикційна полімерна композиція» патент на корисну модель № 82869. бюл. № 16 від 27.08.2013. 15. дудчак в.п., остапенко р.м., дудчак т.в. «спосіб одержання пористої антифрикційної композиції на основі фторопласту» патент на корисну модель № 82868. бюл №16 від 27.08.2013. поступила в редакцію 01.07.2015 теоретичні передумови дослідження адгезійної міцності полімерних композиційних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 18 dudchak t.v. theoretical background to the study the adhesion strength of polymer composite. based on the analysis of various theories of adhesion was formulated working hypothesis adhesion strength of polymer coatings from the metal substrate. bond strength at the adhesive-substrate is determined by the nature of the curing composition, which is determined by viscous flow and utverzhdennym condition. with technological positions are the most important performance characteristics that affect adhesive interaction is temperature, pressure, dwell time under pressure. key words: polymer composition, adhesion, technological regimes, restoration parts. references 1. abashin z.ja., sokolov a.d., kardashov d.a. sinteticheskie klei. m. himija, 1998. 592 s. 2. moskvitin n.i. fiziko-himicheskie osnovy skleevannija i prilipanija. m. lesnaja promyshlennost', 1964. 248 s. 3. debrojn n.a. nekotrye voprosy adgezii. himija i tehnologija polimerov, 1961, № 6, s. 126. 4. berlin a.a., basin v.e., mak-ben – u kn.: adgezija i prochnost' adgezionnyh soedinenij.mdntp im. f.je.dzerzhins'kogo. m., 1968, № 1, s. 22 – 29. 5. derjagin b.v., krotova n.a. adgezija. m. an sssr, 1949. 244 s. 6. moskvitin n.i. skleevannie polimerov. m. lesnaja promyshlennost', 1968. 304 s. 7. vojuckij s.s. autogezija i adgezija vysokopolimerov. m. rostehizdat, 1960. 244 s. 8. berlin a.a., basin v.e. osnovi adgezii polimerov. m.: himija, 1974. 392 s. 9. bikerman ja.o., straume i.ja. novye predstavlennija o prochnosti adgezionnyh svjazej polimerov. uspehi himii, t. 9, vyp. 8, 1972, s. 1431 1436. 10. gul' v.e., genel' s.v. mikroreologicheskie predstavlennja o adgezii pljonochnyh polimernyh materialov. v kn.: adgezija i prochnost' adgezionnyh soedinenij. m., 1968, s. 30 38. 11. gul' v.e., bilenkij m.v. isledovaniem mehanizma adgezii v zone kontakta metall-rozplav polimera. visokomolekuljarnye soedinenija, t. (a) 18, 1976, № 1, s. 122 – 126. 12. guljaev a.s., dedjuhin v.g., stavrov v.p. v kn.: adgezija polimerov.– m.: izd. an sssr, 1968, s. 134 – 136. 13. a.s. № 1218661 srsr. antifrikcіjna kompozicіja/ dudchak v.p., koljasko i.v., petrov ju.n. і іn. 1985 r. 14. dudchak v.p., ostapenko r.m., dudchak t.v. «antifrikcіjna polіmerna kompozicіja» patent na korisnu model' № 82869. bjul. № 16 vіd 27.08.2013. 15. dudchak v.p., ostapenko r.m., dudchak t.v. «sposіb oderzhannja poristoї antifrikcіjnoї kompozicії na osnovі ftoroplastu» patent na korisnu model' № 82868. bjul №16 vіd 27.08.2013. дослідження зносостійкості матеріалів наплавок в умовах газоабразивного зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 67 кудрін а.п. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: tvat_aki@nau.edu.ua дослідження зносостійкості матеріалів наплавок в умовах газоабразивного зношування удк 621.793:621.892 наведено методику і установку для дослідження газоабразивного зношування матеріалів з застосуванням методу відцентрового пришвидчення абразивних частинок. отримані залежності величини зносу конструкційних сталей і ряду матеріалів наплавок від розміру і швидкості руху абразивних частинок. проаналізовано процеси, що розвиваються на робочих поверхнях матеріалів під дією потоку абразивних частинок і які призводять до зміни інтенсивності руйнування поверхонь при збільшенні розміру і швидкості руху абразивних частинок. ключові слова: матеріали наплавок, газоабразивне зношування, методика дослідження, зносостійкість, чинники впливу. постановка проблеми та мета дослідження проблема забезпечення високої зносостійкості та відновлення зношених деталей під час ремонту є важливою складовою підвищення довговічності і економічної ефективності використання машин. особливо гостро ця проблема стосується деталей авіаційної техніки, що пов’язано з особливою складністю їх конструкції та винятково важкими умовами експлуатації. зношування багатьох із них відбуваються під ударною дією твердих частинок абразивного матеріалу, які переміщуються високошвидкістним газоповітряним потоком. питання газоабразивного зношування деталей авіаційних конструкцій детально розглянуто в праці [1]. найбільш яскраво цей вид поверхневого руйнування проявляється на деталях газоповітряного тракту газотурбінних двигунів (гтд), лопотях гелікоптерів, відкритих для набігаючого потоку повітря елементів конструкції планера і шасі. інтенсивність газоабразивного зношування за інших рівних умов залежить від твердості та розміру абразивних частинок, їх швидкості в момент ударяння по поверхні, кута падіння абразивних частинок. установлено [2], що зносостійкість технічно чистих металів унаслідок газоабразивного зношування під малим кутом падіння (< 45°) абразивних частинок, як і зношування по закріпленому абразиву [3], прямо пропорційна твердості металу. при кутах падіння > 45° така залежність не спостерігається. при гострих кутах падіння величина ударного імпульсу абразивних частинок нижча, ніж при кутах падіння, близьких до 90° . за такого характеру взаємодії абразивних частинок з матеріалом механізм його руйнування схожий з процесом абразивного мікрорізання. для твердих і крихких малопластичних металів найбільш інтенсивне зношування під дією потоку абразивних частинок спостерігається тоді, коли удари їх напрямлені по нормалі до поверхні. для м’яких і пластичних металів, таких як, наприклад, м’які сталі, алюмінієві та деякі мідні сплави зношування є більш інтенсивним за умов переважної дії тангельціальних зусиль, тобто коли вектор швидкості абразивних частинок напрямлений під кутом до поверхні деталі [4]. газоабразивне зношування в початковий період на гладких поверхнях розвивається повільно, а після появи уражених місць може істотно пришвидшуватись. така закономірність пояснюється підвищенням крихкості пошкодженого поверхневого шару металу у зв’язку з нагромадженням мікротріщин і посиленням ударної дії газоабразивного потоку через значне вихроутворення на пошкодженій поверхні. складність вивчення цього виду зношування полягає у різноманітності фізичних механізмів, що викликають поверхневе руйнування матеріалу, складеному їх поєднанні, а також у великій кількості зовнішніх і внутрішніх факторів, що впливають на характер і форми прояву пошкоджуваності деталей. на сьогодні одним із перспективних способів захисту робочих поверхонь деталей від газоабразивного зношування і їх відновлення при ремонті є наплавлення зносостійких матеріалів. враховуючи специфіку газоабразивного зношування, вибір матеріалів наплавок потребує комплексної оцінки їх зносостійкості в умовах, наближених до умов роботи реальних деталей. у зв’язку з цим, метою даної роботи було встановлення закономірностей впливу розміру і швидкості руху абразивних частинок на газоабразивну зносостійкість ряду матеріалів наплавок, що застосовуються для відновлення зношених деталей газоповітряного тракту гтд, у порівнянні з конструкційними сталями. матеріали і методика дослідження дослідження проводиться на наступних матеріалах: сталь 45, піддана загартуванню та низькотемпературному відпалу, нержавіюча сталь х18н10т, наплавочні матеріали эп – 893, и – 125 (инконель), эп – 367 та жс 6к. mailto:tvat_aki@nau.edu.ua дослідження зносостійкості матеріалів наплавок в умовах газоабразивного зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 68 для відтворення умов газоабразивного зношування застосовувалась спеціально сконструйована установка з відцентрованим пришвидчувачем абразивних частинок (рис. 1). відцентрований пришвидчувач 5 встановлено на осі верхнього двигуна 3, а на осі двигуна 9 – диск 7, на якому закріплюються зразки 6. в радіальні канали ротора пришвидшувача з бункера 4 надходить абразивний матеріал, який під дією відцентрових сил викидається з ротора і ударяється об поверхню закріплених навкруги нього зразків. відцентрований пришвидчувач і диск із зразками розташовані в камері 8, виготовленої із нержавіючої сталі з кришкою з органічного скла для спостереження за ходом експерименту. швидкість руху абразивних частинок регулюється обертами електродвигуна 3 за допомогою трансформатора 2. контроль швидкості обертання відцентрованого пришвидчувача і диска з зразками здійснюється стработахометром 1. рис. 1 – принципіальна схема установки для випробовування матеріалів в умовах газоабразивного зношування: 1 – строботахометр; 2 – трансформатор; 3 – електродвигун змінного струму; 4 – дозатор; 5 – пришвидчувач; 6 – зразок; 7 – диск; 8 – камера; 9 – двигун постійного струму; 10 – джерело живлення як абразивний матеріал використовували кварцевий пісок зернистістю а = 03 … 09 ммк, з відносним вмістом вологи не більше 0,15 %. в кожній серії дослідів в дозатор засипалась однакова кількість абразивного матеріалу, яка складала 500 г. всі випробовування проводились при однаковому куту атаки. знос зразків визнали ваговим методом на аналітичних вагах з похибкою не більше 0,1 мг. результати дослідження та їх аналіз параметри зовнішнього механічного впливу – розмір та швидкість руху абразивних частинок – складають головну групу чинників, що визначають інтенсивність руйнування металевих поверхонь при газоабразивному зношуванні. а б рис. 2 – залежність вагового зносу від розміру абразивних частинок: 1 – эп – 367; 2 – эи – 893; 3 – жс 6к; 4 – и – 125; 5 – сталь х18н10т; 6 – сталь 45 заготовка; а – v = 38 м/с ; б – v = 76 м/с дослідження зносостійкості матеріалів наплавок в умовах газоабразивного зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 69 зміна розміру і швидкості руху абразивних частинок обумовлює зміну їх кінетичної енергії, площі фактичного контакту з поверхнею і глибини поверхневого шару матеріалу, що приймає участь у процесах контактної взаємодії з абразивом, а також умови надходження зовнішнього гарового середовища в зону контакту. на рис. 2, а, б подано графіки залежності вагового зносу досліджуваних матеріалів від розміру абразивних частинок, отримані відповідно при заданій швидкості їх руху v = 38 м/с і v = 76 м/с . аналіз отриманих залежностей показує, що за прийнятих швидкостей руху абразивних частинок знос як матеріалів наплавок, так і конструкційних сталей зростає прямопропорційно розміру абразивних частинок. в той же час, інтенсивність зростання зносу з ростом розміру абразивних частинок для різних матеріалів не однакова і залежить від швидкості їх руху. при v = 38 м/с найбільш чутливою до зміни розміру абразивних частинок є загартована сталь 45, а при v = 78 м/с – сталь х18 н10т. за прийнятих умов випробовувань найменшу залежність зносостійкості від розміру абразивних частинок виявив матеріал наплавки эп 367. результати дослідження впливу швидкості руху абразивних частинок на величину зносу показали, що для більшості матеріалів знос найбільш інтенсивно зростає в діапазоні швидкостей від 38 м/с до 60 м/с після чого практично стабілізується. нерівномірність зростання зносу із збільшенням швидкості руху абразивних частинок свідчить про те, що з її збільшенням відбувається зміна провідних процесів, які відповідають за руйнування матеріалів при газоабразивному зношуванні. очевидно, що при швидкостях відповідних більш значному зростанню зносу розвиваються переважно втомлювально-окислювальні процеси. зниження інтенсивності зростання зносу при швидкостях, більш за 60 м/с , пов’язано з ускладненням доступу в зону контакту абразивних частинок з поверхнею матеріалу газового середовища, що призводить до зменшення інтенсивності втомлювально окислювального зношування і інтенсифікації процесів схоплення. зі збільшенням швидкості руху абразивних частинок закономірно очікувати збільшення площі контакту їх з поверхнею матеріалу та відповідно збільшення площі вузлів схоплення. при цьому дотичні напруження, що діють на кожен вузол схоплення зменшуються, в результаті чого зростає тривалість їх життя, що і призводить до зниження інтенсивність зростання зносу при досягненні критичної швидкості руху абразивних частинок. висновки таким чином, проведені дослідження показали, що інтенсивність газоабразивного зношування як конструкційних сталей, так і матеріалів наплавок значною мірою залежить від розміру і швидкості руху абразивних частинок. при цьому у всьому досліджуваному діапазоні розмірів і швидкостей руху абразивних частинок найбільш високу зносостійкість має матеріал наплавки эп – 367, знос якого за найбільш жорстких мов дії потоку абразивних частинок (а = 0,9 мм, v = 78 м/с ) на порядок нижчий ніж у високоміцної загартованої сталі 45. література 1. крылов к.а. долговечность узлов трения самолетов /к.а. крылов, м.е. хаймнзон – м.: транспорт. – 1976. – 183с. 2. тадальдер ю.а. об изнашивании технически чистых металлов в абразивной среде: автореф дис. канд. техн. наук: спец. 05.02.04 «трение и износ в машинах» / ю.а. тадольдер. – таллин, 1966. – 34с. 3. хрущев м.м. исследование изнашивания металлов /м.м. хрущев, м.а. бабичев – м.: изд-во ан ссср, 1960. – 350с. 4. кощеев в.н. разрушение поверхности материалов в зависимости от угла удара абразивной части / в.н. кощеев // жтф. – 1955. тххv. – вып. 13. – с. 2365-2368. надійшла в редакцію 04.09.2015 знос, г рис. 3 – залежність вагового зносу від швидкості руху абразивних частинок: 1 – эп – 367; 2 – эп – 893; 3 – жс 6 к; 4 – и -125; 5 – сталь х18 н10т; 6 – сталь 45 загартована. (а = 0,5 мм.) дослідження зносостійкості матеріалів наплавок в умовах газоабразивного зношування проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 70 kudrin a. p. wear resistance research of the weld deposit materials under gas abrasive wear. the method and installation for research of the gas abrasive wear of the materials using the centrifugal method of acceleration of abrasive particles is described. dependence of structural steels wear and number of materials of weld deposit on the size and speed of the abrasive particles has been obtained. the processes developing on the working surfaces of materials under the action of abrasive particles and processes which lead to a change in the intensity of destruction of surfaces with size increasing and speed of the abrasive particles has been analyzed. key words: weld deposit materials, gas abrasive wear, research methodology, wear resistance, impact factors. references 1. krylov k.a, hajmnzon m.e. dolgovechnost' uzlov trenija samoletov. m. transport. 1976. 183s. 2. tadal'der ju.a. ob iznashivanii tehnicheski chistyh metallov v abrazivnoj srede: avtoref dis. kand. tehn. nauk: spec. 05.02.04 «trenie i iznos v mashinah». tallin, 1966. 34s. 3. hrushhev m.m., babichev m.a. issledovanie iznashivanija metallov. m. izd-vo an sssr, 1960. 350s. 4. koshheev v.n. razrushenie poverhnosti materialov v zavisimosti ot ugla udara abrazivnoj chasti. zhtf. 1955. thhv. vyp. 13. s. 2365-2368. 9_turica.doc дослідження впливу навантаження на ефективність мащення олив в контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 51 туриця ю.о. національний транспортний університет, м. київ, україна дослідження впливу навантаження на ефективність мащення олив в контакті аналіз досліджень і публікацій в даний час досліджують і вивчають процеси утворення при терті під навантаженням на контактуючих поверхнях деталей машин плівок різного роду [1, 2, 3, 4]. завдяки утворенню таких плівок може бути в значній мірі підвищена зносостійкість і, відповідно, довговічність деталей машин. постановка проблеми для правильного застосування олив з плівкоутворюючими властивостями необхідно ретельно досліджувати механізм утворення плівок на поверхнях тертя, їх довговічність і зношування. відомі методи дослідження плівок, як правило, застосовувані після проведення випробовувань і розбирання досліджуваних зразків, володіють наступними недоліками. дослідженню піддаються зразки, на поверхнях яких під навантаженням при терті відбувається процес утворення і зношування плівок, причому товщина плівок і їх характер визначаються часом і умовами роботи (навантаження, швидкість, температура і т.д.). плівки, що утворились досліджують на зразках після закінчення випробовувань і розбирання зразків. в зв’язку з цим виникає сумнів відносно ідентичності по товщині і характеру утворення плівок, що утворились в контакті під навантаженням при терті і відповідних температурних умовах, і плівок, що залишаються на поверхні зразків після розбирання. все це свідчить про те, що при дослідженнях швидкоплинних процесів утворення і зношування різних плівок необхідно фісувати плівки безпосередньо при проведенні випробовувань. мета роботи метою досліджень є визначення механізмів плівкоутворення в локальному контакті та встановлення закономірностей зміни антифрикційних та реологічних властивостей оливи залежно від кінетики формування граничних адсорбційних шарів. основна частина дослідження проводилися на установці смц-2, в режимі пуск (4,5 с) – зупинка (3 с). цикли слідували один за іншим, без перерви, всього циклів в експерименті n = 1750. в дослідах при відносному ковзанні 15 % в якості зразків використовували ролики, виготовлені зі сталі шх-15, при максимальних контактних навантаженнях по герцу 450, 570 та 680 мпа. мастильний матеріал – олива honda ultra dpsf, термін експлуатації якої склав 30 тис. км пробігу, об’ємна температура оливи – 18 °с. в період пуску встановлена наступна закономірність в формуванні товщини мастильного шару залежно від навантаження: при початковому напрацюванні, що відповідає 100 циклам, в контакті, незалежно від навантаження, реалізується еластогідродинамічний режим мащення, в подальших циклах напрацювання мащення контактних поверхонь відбувається при гідродинамічному режимі мащення (рис. 1). 0 2 4 6 8 10 12 0 5 10 15 20 25 h, мкм 450 мпа h, мкм 570 мпа h, мкм 680 мпа λ, 450 мпа λ, 570 мпа λ, 680 мпа 250 500 750 1000 1250 1500 1750 рис. 1 – формування товщини мастильного шару (h) та режим мащення в контакті (λ) при напрацюванні h, мкм λ n циклів pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу навантаження на ефективність мащення олив в контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 52 при збільшенні контактного навантаження з 450 до 680 мпа для досліджуваної оливи встановлена наступна закономірність зміни максимальної товщини мастильного шару при пуску (рис. 2): при зростанні σmax до 570 мпа зменшується товщина мастильного шару на 16 %, а при підвищенні σmax до 680 мпа зменшення даного параметра встановлено лише на 4 %, в порівнянні з ефективністю мащення при 450 мпа. 7,8 8 8,2 8,4 8,6 8,8 9 9,2 9,4 9,6 рис. 2 – формування максимальної товщини мастильного шару (hmax) залежно від навантаження (σmax) згідно класичним уявленням еластогідродинамічної теорії мащення, збільшення навантаження в контакті призводить до зменшення товщини мастильного шару [5], однак дана закономірність не простежується при σmax 680 мпа. так як застосований нами метод впн в режимі нтр для визначення товщини мастильного шару дозволяє ідентифікувати природу сформованих шарів, то аналіз одержаних результатів свідчить про наступні особливості мащення в контакті: при дослідженні негідродинамічної складової товщини мастильного шару до 250 циклів напрацювання на зупинці зрив мастильного шару спостерігається при контактних навантаженнях 450, 570, 680 мпа відповідно у 30 %, 20 % та 50 % випадків, за рахунок чого відбувається металевий контакт поверхонь, метал деформується, збільшується деформаційна пластична компонента металу внаслідок чого відбувається активація поверхневих шарів металу, що призводить до окислювально-полімеризаційних процесів на поверхні металу і відбувається приріст товщини соп при наробітці (рис. 3) 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 0 250 500 750 1000 1250 1500 1750 45 0 мпа 5 7 0 мпа 6 8 0 мпа рис. 3 – динаміка утворення граничних адсорбційних шарів (hадс.) при напрацюванні, залежно від навантаження тільки при 570 мпа сформовані граничні плівки характеризуються високою адаптаційною ефективністю до динамічних умов навантаження – до 1750 циклів не спостерігається зриву мастильного шару на зупинці, в той же час для σmax 450 та 680 мпа частота стирання соп становить відповідно 7 та 3%. слід зазначити, що при 680 мпа періодичне стирання граничних шарів відбувається лише до 1000 hmax, мкм 450 мпа 570 мпа 680 мпа hmax, мкм n циклів pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу навантаження на ефективність мащення олив в контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 53 циклів наробітки, надалі в контакті формується стійка адаптована плівка мастильного матеріалу, однак при 450 мпа даного ефекту не спостерігається – повне видалення сформованих граничних шарів з повторним їх оновленням відбувається до 1700 циклів. таким чином, приріст товщини адаптованих соп залежно від навантаження можна представити в наступному вигляді: при збільшенні σmax з 450:570:680 мпа товщина граничних полімеризаційних плівок становить 1,02:1,85:2,95 мкм відповідно (рис. 4). 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 450 570 680 hадс. hгідр. рис. 4 – кінетика формування гідродинамічної (hгідр.) та негідродинамічної (hадс.) складової товщини мастильного шару простежується чіткий кореляційний зв’язок між ступенем пластичної деформаційної компоненти, яка підвищується зі збільшенням контактного навантаження, та інтенсивністю формування адсорбційних шарів в контакті: зростання навантаження до 570 та 680 мпа призводить до збільшення товщини соп на 45 та 65 % відповідно, в порівнянні з товщиною плівок при 450 мпа. згідно зазначеному, в період стабілізації триботехнінчих параметрів в контакті, що відповідає n ≥ 1450 циклам напрацювання, гідродинамічна складова товщини мастильного шару становить 8,42:6,07:6,17 мкм при σmax 450:570:680 мпа відповідно. отже, при підвищенні контактного навантаження відбувається зниження гідродинамічної товщини мастильного шару, в середньому на 27,5 %, що співпадає з класичними уявленнями гідродинамічної теорії мащення [6]. нами встановлено, що при збільшенні навантаження до 680 мпа не спостерігається падіння гідродинамічної товщини мастильного шару, як при зростанні σmax до 570 мпа. ми вважаємо, що при збільшенні навантаження вище якогось критичного значення, а в нашому випадку це σmax ≥ 600 650 мпа, гідродинамічні чинники, які впливають на закономірності формування мастильного шару в контакті, зазнають суттєвих змін. висновки дослідження впливу навантаження на ефективність мащення олив в контакті дозволило встановити, що гідродинамічна плівка мастильного шару, яка утворюється в період пуску, зазнає суттєвого впливу твердої фази поверхневих шарів металу при їх активації як з підвищенням тиску, так і в процесі наробітки, що призводить до стабілізації гідродинамічної складової товщини мастильного шару в контакті при зростанні σmax, забезпечуючи підвищення ефективності мащення в контакті. література 1. литвинов в.н., михин н.м., мышкин н.к. физико-химическая механика избирательного переноса при трении. м.: наука, 1979, 188с. 2. любарский и.м., палатник л.с. металлофизика трения. м.: металлургия, 1976. 176с. 3. малевский с.к., соколов и.и. противозадирная стойкость цементованных и нитроцементованных сталей. – металловедение и термическая обработка металлов, 1977, №4, с.66-68. 4. матвеевский р.м. температурная стойкость граничных смазочных слоев и твердых смазочных покрытий при трении металлов и сплавов. – м.: наука, 1971. 227с. 5. справочник по триботехнике: в 3т./ под общ. ред. хебты м., чичинадзе а.в. – м.: машиностроение,1990. т.2: смазочные материалы, техника смазки, опоры скольжения и каченя. – 412 с. 6. петрусевич а.и., данилов в.д., фомичев в.т. исследование влияния скорости скольжения на толщину масляной пленки в контакте цилиндрических роликов // исследования по триботехнике. – м.: ниимаш, 1975. – с. 158-164. hадс., hгілдр. σmах, мпа pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 4_kril.doc конструкційна кераміка на основі карбіду кремнію для вузлів тертя і деталей нафтогазового та хімічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 25 криль а.о., криль я.а., дрогомирецький я.м. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна конструкційна кераміка на основі карбіду кремнію для вузлів тертя і деталей нафтогазового та хімічного обладнання вступ конструкційну карбідокремнієву кераміку з високим показниками фізико-механічних властивостей найчастіше отримують методами гарячого пресування і активованого спікання. однак недоліками цих методів є висока енергоємність виробництва, висока якість вихідних порошків sic та обмеження по формі і розмірах виготовлених деталей. вказані недоліки можна частково усунути методом реакційного спікання, при якому пористу заготовку із суміші порошку карбіду кремнію і вуглецю (нафтовий кокс) просочують розплавленим кремнієм. як вихідні матеріали використовували порошки карбіду кремнію виробництва донецького заводу хімічних реактивів (гост 26327-84). отримана кераміка володіє хорошими фізико-механічними характеристиками у порівнянні з кращими зразками вітчизняних і зарубіжних фірм (табл. 1), а її виробництво методом реакційного спікання є більш продуктивним і відносно малозатратним [1, 2]. таблиця 1 порівняльна характеристика фізико-механічних властивостей керамічних матеріалів на основі карбіду кремнію вид матеріалу, фірма і країна виробник питома маса ρ, г/см³ коефіцієнт тріщиностійкості к1с, мпа·м(½) модуль пружності е, гпа міцність на згин σ, мпа мікротвердість hv, гпа реакційноспечений sic, ооо “вириал”, росія 2,95 3,15 3,5 4,0 360 395 250 400 21 31 реакційноспечений sic, “carborundum”, сша 2,9 3,0 3,5 4,0 350 380 250 500 26 30 гарячепресований sic, “carborundum”, сша 3,05 3,2 3,0 4,0 410 450 550 800 30 43 реакційноспечений sic, іфнтунг 2,9 3,0 3,5 4,0 350 370 350 400 26 30 постановка задач низька зносостійкість вузлів тертя (торцевих ущільнень, підшипників ковзання) вітчизняних відцентрових насосів, які використовуються при видобутку і переробці нафти та газу призводить до передчасної відмови обладнання із-за витоку рідини і веде до зменшення ресурсу роботи. наприклад, вузли тертя відцентрових насосів складають лише до 8 % маси агрегату, але вони є причиною 80-90 % відмов цілого насосу. керамічні матеріали на основі реакційноспеченого карбіду кремнію, завдяки унікальному поєднанню властивостей, здатні працювати в умовах інтенсивного гідрота аэроабразивного зношування, корозійного та температурного впливу і знаходять застосування у різних вузлах тертя та ущільненнях нафтогазового і хімічного обладнання. використання карбіду кремнію як матеріалу для підшипників ковзання і пар тертя ущільнень дозволить підвищити їх роботоздатність та довговічність та суттєво зменшить затрати на ремонтні роботи [2]. однією з основних причин відмов нафтогазового обладнання є газоабразивне зношування устаткування. до такого виду руйнування схильні деталі запірно-регулюючої арматури і аероабразивоструменеві сопла, які використовуються для проведення антикорозійних робіт – очищення поверхонь нафтогазопроводів та нафтогазосховищ до необхідної якості і покриття їх антикорозійними покриттями. сопла призначені для прискорення абразивно-повітряної струмини до надзвукової швидкості. стальні сопла підлягають швидкому газоабразивному зношуванню, що вимагає їх частої заміни. сопла з твердих сплавів відзначаються високими експлуатаційними характеристиками, але дефіцитність і висока вартість вихідної сировини обмежує їх широке застосування на практиці. за рахунок використання зносостійких конструкційних керамічних матеріалів, зокрема реакційноспеченого карбіду кремнію можна замінити тверді сплави і підвищити довговічність деталей, які взаємодіють з газоабразивним потоком. зміст і результати досліджень pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конструкційна кераміка на основі карбіду кремнію для вузлів тертя і деталей нафтогазового та хімічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 26 дослідження процесів зношування проводилися з реакційноспеченого карбіду кремнію одержаного в лабораторії керамічних конструкційних матеріалів іфнтунг, фізико-механічні характеристики якого наведені у табл. 1. але однією з умов раціонального застосування кераміки у вузлах тертя нафтогазового обладнання є вияснення закономірностей руйнування при терті і зношуванні цих матеріалів. з цією метою розроблено комплекс досліджень параметрів тертя і зношування керамічного матеріалу на основі карбіду кремнію в умовах сухого тертя ковзання і взаємодії з потоком абразивних частинок. найменше зношування при терті керамічних матеріалів спостерігається в однойменних парах тертя, а в парах кераміка – сталь відбувається інтенсивне зношування та мікрорізання металу більш твердою керамікою, в результаті чого ресурс такої пари тертя є обмежений [3]. крім того, практично неможливо провести випробування в контакті з нетермообробленими (з низькою агрегатною твердістю) металевими контртілами через виникнення задирів і, як наслідок, – катастрофічне руйнування контртіла, або руйнування керамічного зразка. у зв’язку з вищевикладеним дослідження реакційноспеченого карбіду кремнію проводили в однойменних парах тертя кераміка – кераміка методом витирання канавки за схемою “ролик – нерухомий ролик”. випробування в умовах сухого тертя ковзання було реалізовано на машині тертя смц-2. при цьому верхній ролик закріплювався нерухомо і саме на цьому зразку витиралась лунка. об’ємне зношування кераміки розраховували виходячи з ширини зразка, радіусів і хорди лунки. особлива увага зверталась на шорсткість робочих поверхонь зразків, оскільки цей фактор суттєво впливає на антифрикційні характеристики кераміки. на попередньо шліфовані бічні і внутрішню циліндричну поверхню керамічного зразка наносилась епоксидна смола эп-20, після затвердіння якої циліндрична поверхня ролика шліфувалась до діаметра 50 мм і притиралась алмазними пастами. шорсткість робочої поверхні доводили до ra = 0,32-0,63 мкм. перед проведенням випробувань поверхні зразків обезжирювали етиловим спиртом. для уникнення явища викришування керамічні зразки закріплювались на робочому валі машини тертя через спеціальну перехідну втулку. тертя здійснювали без змащування на повітрі в діапазоні швидкостей ковзання 0,8 2,6 м/с і навантаженнях 20, 50, 80 h. шлях тертя змінювався у залежності від режимів випробувань і складав від 1 до 8 км. дослідження припинялись при досягненні довжини лунки 10 мм. це робилось для збереження подібності контактно-силових процесів у зоні тертя. на кожній з трьох швидкостей проводили випробування при трьох різних навантаженнях. для кожного режиму проводили 4 5 експериментів, що забезпечило відповідну статистичну надійність результатів трибовипробувань та похибку не більшу 1 %. зносостійкість матеріалу визначали за об’ємом витертої лунки (мм3) як відношення зносу до шляху тертя. для знаходження об’єму лунки вимірювалась її довжина за допомогою мікроскопу зі збільшенням у 60 разів. обчислення об’єму здійснювалось з використанням макрофункції написаної для системи excel. поверхня витертої лунки досліджувалась із застосуванням металографічного аналізу з використанням оптичного та растрового електронного мікроскопу. під час трибовипробувань записувався момент тертя, через який розраховувався коефіцієнт тертя в досліджуваній парі. дані трибовипробувань наведені у табл. 2. таблиця 2 результати триботехнічних випробувань керамічного матеріалу з реакційноспеченого карбіду кремнію № п/п швидкість ковзання v, м/с навантаження n, h інтенсивність зношування i, мм3/км коефіцієнт тертя, f 1 0,8 20 5 0,42 2 0,8 50 7 0,32 3 0,8 80 14 0,29 4 1,4 20 6 0,38 5 1,4 50 9 0,22 6 1,4 80 19 0,24 7 2,6 20 8 0,36 8 2,6 50 12 0,18 9 2,6 80 27 0,15 аналіз результатів випробувань свідчить, що зі збільшенням швидкості ковзання і навантаження коефіцієнт тертя знижується, а інтенсивність зношування зростає, причому швидкість ковзання більш інpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конструкційна кераміка на основі карбіду кремнію для вузлів тертя і деталей нафтогазового та хімічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 27 тенсивно впливає на цей процес. таку поведінку кераміки на основі карбіду кремнію можна пояснити тим, що зі збільшенням швидкості ковзання та навантаження в умовах сухого тертя на повітрі характерним є підвищення температури в зоні контакту. при цьому частково окислюється кремній з утворенням оксиду sio2. утворена при терті плівка оксиду кремнію надійно захищає керамічний матеріал від окислення при терті і як результат спостерігається тенденція до поступового зниження коефіцієнта тертя і підвищення інтенсивності зношування реакційноспеченого карбіду кремнію. відносно малі значення інтенсивності зношування кераміки, очевидно, пов’язані з гладким рельєфом поверхні sic. отриманий результат входить в певне протиріччя з даними наведеними в [3]. там, більша інтенсивність зношування спостерігалась при низьких значеннях швидкості ковзання і навантаження, але випробовувалась пара тертя sic – сталь. на триботехнічні характеристики карбіду кремнію впливає мікроструктура матеріалу, важливе значення відіграє морфологія зерен і їх розміщення по розмірах, присутність в структурі пор. дослідження поверхонь зношування і аналіз профілографування дозволяють зробити висновок, що основним механізмом зношування реакційноспеченого карбіду кремнію в умовах сухого тертя кераміка – кераміка є крихке механічне руйнування. поверхня зношування мала однаковий вигляд мікровикришування при всіх швидкостях ковзання і навантаженнях. дослідження карбідокремнієвої кераміки в умовах газоабразивного зношування у порівнянні з твердим сплавом вк8 проводили на відцентровому прискорювачі твердих частин за методикою, передбаченою гост 23.201-78 [4]. як абразив використовували просіяний пісок з розміром зерен dr = 0,4 – 1,0 мм. маса абразиву – 5 кг. зношування матеріалів здійснювалось за кутів атаки абразивних частинок 30, 60 і 90°, та швидкості частинок vп = 76 м/с. дослідні і еталонні зразки виготовлялися з розмірами 20 × 15 × 4(5) мм, шорсткістю робочої поверхні ra = 0,16 – 0,32, без гострих кромок. еталонні взірці виготовлялися зі сталі 45 у відпаленому стані за гост 1050-74. попередньо всі зразки припрацьовувались, після чого проводились основні дослідження. відомо, що на початковій стадії процес зношування протікає зі змінною інтенсивністю. припрацювання потрібне для стабілізації інтенсивності процессу зношування. режими припрацювання були ті ж, що й при основних випробуваннях. величину зношування досліджуваних і еталонних зразків визначали шляхом зважування на аналітичній вазі влр-200, з точністю 0,05 мг до і після випробовувань. результати дослідження зносостійкості наведені в табл. 3. таблиця 3 відносна зносостійкість ε матеріалів при різних кутах атаки (швидкість потоку 76 м/с, еталонний матеріал – сталь 45) відносна зносостійкість ε матеріал α = 30° α = 60° α = 90° сталь 45 1 1 1 sic, іфнтунг 20,7 2,04 0,29 вк8 19,8 11,15 15,65 встановлено, що за малих кутів дії абразивних частинок (α < 30°) зносостійкість реакційноспеченого карбіду кремнію більша ніж за таких же аналогічних умов у сплаву вк8, проте при кутах 60 і 90° твердий сплав показав значно кращий результат. зношування реакційноспеченого карбіду кремнію в потоці абразивних частинок має вибірковий характер і пояснюється особливостями мікроструктури цього матеріалу. спочатку відбувається руйнування крихкої міжзернової фази з вільного кремнію, через утворення тріщин. далі викришуються крупні частинки каркасу карбіду кремнію. результати проведених досліджень свідчать, що здатність протистояти газоабразивному зношуванню дозволяє рекомендувати карбід кремнію як матеріал для аероабразивоструменевих сопел та вузлів запірно-регулюючої арматури. висновки 1. проведено дослідження реакційноспеченого карбіду кремнію в умовах тертя ковзання кераміка – кераміка без мастила в широкому діапазоні швидкостей і навантажень. запропонована схема витирання лунки відрізняється високою чутливістю при випробуваннях пар тертя з кераміки і завдяки простоті може ефективно застосовуватися при проведенні досліджень. встановлено ступінь впливу основних факторів (швидкості ковзання і навантаження) на інтенсивність зношування та коефіцієнт тертя. із збільшенням швидкості ковзання і навантаження коефіцієнт тертя знижується від 0,42 до 0,15, а інтенсивність зношування зростає від 5 до 27 мм3/км. основною причиною зношування є крихке механічне руйpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конструкційна кераміка на основі карбіду кремнію для вузлів тертя і деталей нафтогазового та хімічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 28 нування. результати проведених досліджень свідчать, що застосування карбідокремнієвих матеріалів для високошвидкісних вузлів тертя насосних агрегатів нафтогазової галузі (торцеві ущільнення, підшипники ковзання) є доцільним і перспективним. 2. досліджено зносостійкість карбіду кремнію одержаного методом реакційного спікання в умовах газоабразивного зношування при зміні кута атаки абразивних частинок. установлено, що за великих кутів атаки (α > 60°) карбід кремнію характеризується меншою зносостійкістю ніж твердий сплав вк8, проте за малих кутів атаки (α < 60°) sic показав кращі результати. таким чином, конструкційну кераміку на основі sic можна широко застосовувати як зносостійкий матеріал для виготовлення абразивоструменевих сопел та деталей запірно-регулюючої арматури в нафтогазопромисловому і хімічному обладнанні. література 1. гнесин г.г. бескислородные керамические материалы / г.г. гнесин. – к.: техніка, 1987. – 152 с. 2. керамика для машиностроения / а.п. гаршин, в.м. гропянов, г.п. зайцев, с.с. семенов. – м.: научтехлитиздат, 2003. – 384 с. 3. влияние скорости скольжения на износ пары керамика – сталь при трении без смазки / а.м. ковальченко, и.и. осипова, ю.г. гогоци и др. // трение и износ, – 1992. – 13, № 4, – с. 654-663. 4. клейс и.р. износостойкость элементов измельчителей ударного действия / и.р. клейс, х.х. ууэмыйс. – м.: машиностроение, 1986. – 157 с. надійшла 26.10.2010 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_dvoruk.doc фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 79 дворук в.і., кіндрачук м.в. національний авіаційний університет, м. київ, україна фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів завдання дослідження абразивна зносостійкість будь-якого металу визначається його здатністю чинити опір зовнішньосиловій дії твердих частинок на зношувану поверхню. якщо твердість абразиву перевищує твердість металу, вказана взаємодія реалізується у два етапи. перший етап характеризується тиском частинки на поверхню і завершується він її зануренням у метал поверхневого шару. після чого, на другому етапі, занурена частинка переміщується в горизонтальному напрямі, залишаючи на поверхні слід у вигляді подряпини. процеси занурення та дряпання частинки супроводжуються видавлюванням металу з-під частинки, пластичною деформацією зони, що примикає до подряпини, а також руйнуванням металу. навали видавленого металу розміщуються над поверхнею по краях подряпини. утворення навалів пояснюється збільшенням об’єму металу при пластичній деформації за рахунок вмісту в ньому несуцільностей різного виду, наприклад, тріщин. виникнення тріщин розпочинається від зародкових мікротріщин, які можуть вже існувати у металі, і їх наявність зумовлюється технологією, тобто попередньою механічною, термічною і хімічною обробкою. величина, просторова орієнтація і густина таких мікротріщин у металі підлягають випадковим закономірностям. тріщини зароджуються також у процесі деформаційного плину металу при зануренні та дряпанні частинки за рахунок гальмування дислокацій на різних неоднорідностях структури. тому навали, як це відмічалось в роботі [1], складаються з металу у майже зруйнованому стані. до моменту досягнення певної величини навантаження на абразивну частинку акти руйнування сліду у формі відокремлення фрагментів металу спостерігаються лише під час дряпання, а при більш високому навантаженні – як під час занурення так і дряпання [2]. тому процеси занурення та дряпання пов’язані із одночасним співіснуванням процесів пластичної деформації та руйнування у металі. оскільки формування відбитку занурення, подряпини переміщення, а також фрагментів відокремленого металу на поверхні – це типові механізми абразивного пошкодження, то знос металу також слід розглядати як результат одночасної реалізації двох процесів – пластичної деформації та руйнування. для науково обґрунтованого розв’язання проблеми абразивного зносу та захисту механічних трибосистем запропоновано [3], нову концепцію підвищення зносостійкості, основу якої складає реолого-кінетичний підхід до фундаментального питання про зв'язок між деформуванням та руйнуванням. суть цього підходу полягає в уявленні про одночасне співіснування у поверхневому шарі зношуваного металу двох процесів – деформування та руйнування, зв'язок між якими ґрунтується на реології пружновязко-пластичних процесів і уявленні про руйнування, як кінетичному процесі. згідно вказаної концепції основний механізм абразивного зношування складається у послідовному відокремленні шарів частинок зносу, що утворились в результаті розвинення первинних бокових горизонтальних тріщин у напрямі від меж пластичних зон біля вершини кожної вихідної вертикальної клиноподібної тріщини до перетину з робочою поверхнею, вторинними боковими тріщинами тощо. як критерій абразивного зносу розглядається реологічний параметр: n ic h k r = , (1) де кіс – в’язкість руйнування; hп – розмір пластичних зон біля вершин тріщин, фізичний сенс якого на макрорівні – це опір виникненню та розвитку бокових горизонтальних тріщин на межі пластичної зони. спільні закономірності у зміні реологічного параметру та зносостійкості триботехнічних матеріалів різних класів за різних умов зношування, що були виявленні, дозволили констатувати таке: у природі абразивної зносостійкості визначальним є міцнісне підґрунтя у сенсі опору виникненню та розвитку бокових горизонтальних тріщин на межах пластичних зон. за такого підходу першопричиною отримання необхідного значення реологічного параметру слід вважати хімічний склад та вихідну структуру металу. результати попереднього аналізу даних зі зносостійкості металевих матеріалів різних класів свідчать про значне її підвищення при переході від чистих металів і сплавів на основі однофазних твердих розчинів до багатофазних сплавів та інтерметалідів. відомо [4], що абразивна зносостійкість технічно чистих металів, так саме як інші фізичні властивості, зокрема, теплові (температура і теплота плавлення) та механічні (твердість та модуль пружності) підлягає однотипній періодичній закономірності, природа якої пов’язана з наявністю періодичності у зміні величини міжатомної взаємодії у кристалічній гратці. у зв’язку з цим для перевірки, поглиблення і подальшого розвитку реолого-кінетичного підходу до природи абразивної зносостійкості необхідно виpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 80 вчити характер змін реологічних властивостей технічно чистих металів у періодичній системі елементів і співставити їх з відповідними закономірностями зносостійкості. розв’язуванню цієї задачі присвячено дану працю. експериментальна та аналітична частина дослідження. дослідження абразивної зносостійкості технічно чистих металів проводилось у ряді наукових праць [4 6 тощо]. результати цих досліджень показали, що природа зносостійкості складна і зумовлена вона фізичними властивостями, а також атомно-кристалічною будовою вказаних металів. з урахуванням рекомендацій [4 6], як об’єкти дослідження нами обрано метали іі vi періоду періодичної системи елементів д.і. менделєєва, що можуть бути цікавими для роботи в умовах абразивного зношування. фізичні характеристики металів приведено в табл. 1. таблиця 1 фізичні характеристики технічно чистих металів метал п оз на че нн я тип гратки м ік ро тв ер ді ст ь, м п а модуль пружності, гпа густина, кг/м3 температура плавлення, к теплопровідність, вт/м⋅к енергія зв’язку дж/моль⋅ 105 магній мg гщу 31 45 1740 924 151 0,15 цирконій zr 90 108,7 6510 2133 16,3 5,23 гафній hf 100 120 13310 2495 21,65 5,86 кобальт co 145 212,8 8900 1766 67,4 4,39 технецій tc 195 343 11500 2473 4,85 реній re 200 470 21010 3453 69,4 6,9 рутеній ru 220 472 12450 2523 6,69 титан ti 250 140 4540 1990 14,7 4,69 берилій be 320 360 1840 1557 142,9 3,2 осмій os 400 580 22610 3323 53,1 7,28 алюміній al гцк 245 66,5 2700 933 212,4 3,11 мідь cu 71 115,3 8960 1356 384 3,39 нікель ni 130 197,6 8900 1726 58 4,22 родій rh 139 320 12410 2239 147 5,77 ірідій ir 164 520 22500 2683 57,2 6,95 ніобій nb оцк 60 106 8570 27773 51 6,69 ванадій v 70 135,2 5870 2173 30,2 4,98 тантал ta 90 190 16600 3269 53 6,69 залізо fe 140 210 7870 1812 72,3 4,04 хром cr 221 253 7140 2073 65,4 3,35 молібден mo 282 336,3 10300 2895 142,9 6,51 вольфрам w 425 420 19300 3653 163,4 8,44 для визначення їх триботехнічних та реологічних характеристик скористались методичним забезпеченням [7]. дослідне вивчення залежності )(rf=ε дало результати у вигляді множини точок з координатами (ε, r) (рис.1). для аналітичного завдання функції )(rf=ε необхідно вибрати тип емпіричної формули. цей вибір зроблено на підґрунті математичного методу вирівнювання [8] із залученням комп’ютерної обробки результатів експерименту. найпридатнішою визначено таку формулу степеневої функції: 32,1111027,6 r−⋅=ε (2) графік емпіричної залежності ε від r, що відповідає формулі (1), показано на рис. 1 суцільною лінією. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 81 рис. 1 – емперична залежність абразивної зносостійкості ε від параметра r (суцільна лінія). темні точки – експериментальні данні на особливу увагу заслуговує факт збігу його форми з формою графіку залежності абразивної зносостійкості від енергії зв’язку металів, що дає підстави розглядати реологічний параметр, як одну з характеристик міжатомного зв’язку у кристалічній гратці. разом з тим, така форма графіку вказує на випереджаюче зростання зносостійкості металів, порівняно зі зростанням їх реологічного параметру r. встановлено, що за величини реологічного параметру, яка перевищує значення r≈2⋅109 мпа спостерігається стрімке зростання зносостійкості. так якщо при зміні реологічного параметра у діапазоні величин r = 0 … 2⋅109 мпа зносостійкість підвищується у 8 разів, то збільшення його величини у діапазоні r = (2⋅109 ÷ 3⋅1011) мпа супроводжується підвищенням зносостійкості майже у 1300 разів. відповідно до подвійної молекулярно-механічної природи взаємодії поверхонь при терті, нелінійність ε як функції r, мірою якої є показник степені у формулі (1) ймовірніше за все, пов’язана з поступовим переходом від переважно адгезійного характеру контактної взаємодії до абразивного. діапазон величин реологічного параметру, який відповідає вказаному переходу, можна умовно поділити на три області (рис.1): область і (охоплює діапазон величин, реологічного параметру r < 5⋅108 мпа) у якій перевалює вплив фактору адгезійної взаємодії, область іі (охоплює діапазон величин реологічного параметру 5⋅108≤r≤7⋅1010 мпа) у якій впливи адгезійного і абразивного факторів поступово вирівнюються; область ііі (охоплює діапазон величин реологічного параметру r >7⋅1010 мпа) у якій превалюючим буде вплив фактору абразивної взаємодії. на макроскопічному рівні встановлена закономірність допускає таку фізичну інтерпретацію: чим більше опір виникненню та розвитку бокових тріщин на межах пластичних зон біля вершин вертикальних тріщин, тим вище зносостійкість металу. звертає на себе увагу, що експериментальні точки не завжди добре укладаються на графік емпіричної залежності )(rf=ε . і хоча з позиції математичної статистики цей факт слід визнати незначущим, однак з позиції фізики він заслуговує на увагу для глибшого розуміння природи абразивної зносостійкості. розв’язання завдання, що було поставлено у даній роботі, проводили шляхом кореляційного аналізу закономірностей змін зносостійкості ε, реологічного параметру r, в’язкості руйнування кіс і розміру пластичної зони hп по мірі зростання атомного номеру (періоду) хімічного елемента. отримані результати (рис.2) підтвердили періодичний характер зміни зносостійкості ε зі зростанням атомного номеру метала. поряд з цим, встановлено, що реологічні властивості – реологічний параметр r, в’язкість руйнування кіс, розмір пластичної зони hп також підлягають різним періодичним закономірностям. серед них зі зносостійкістю ε краще за інші корелює реологічний параметр r, що дає підстави констатувати таке: закономірності зміни зносостійкості та реологічного параметру мають однакову природу, яка pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 82 пов’язана з наявністю періодичності у зміні величини міжатомної взаємодії у кристалічній гратці. найтісніше співставність між вказаними властивостями простежується у металах, що розташовані уздовж великих періодів періодичної системи елементів д.і. менделєєва. встановлено збіг закономірностей зносостійкості та реологічного параметру: приблизно до середини періоду обидва показники немонотонно зростають, після чого так саме знижуються. при цьому між ними спостерігається задовільна кількісна відповідність. для переважної більшості хімічних елементів іі-іv періоду відмічені закономірності зберігаються, однак у ряді випадків, зокрема, берилію, титану, нікелю, міді тощо кількісна відповідність між величинами ε та r помітно порушується. відхилення зносостійкості цих металів від загальної закономірності відмічалось також в роботі [4], де воно пояснювалось впливом високого вмісту домішок у зразках. однак, на наш погляд, таке пояснення є недостатнім, оскільки домішки неминуче містяться у всіх елементах іі-iv періоду без виключення. окрім того, воно не розкриває причин змін залежності між ε та r, які спостерігались в даній роботі. тому отримані розходження потребують іншого пояснення і, ймовірніше за все, вони пов’язані з впливом фізико-хімічної взаємодії між металом та абразивом. відомо [9,10], що при обробці шліфуванням титанових та нікелевих сплавів спостерігаються істотні труднощі. пояснюються вони тим, що унаслідок явища схоплення, відбувається прилипання частинок оброблюваного матеріалу до абразивних зерен круга. завдяки цьому, на останніх утворюються нарости, які заповнюють поглиблення між зернами. поряд з утворенням наростів на абразивних зернах, відбувається також заповнення поглиблень між зернами продуктами руйнування оброблюваного матеріалу, причому у одних випадках продукти руйнування прилипають до абразивного круга, а у інших не прилипають. у такий спосіб пари контактної взаємодії абразив – титан та абразив – нікель перетворюються на пари тертя однойменних металів титан-титан та нікель-нікель, у яких провідну роль відіграє не абразивна, а адгезійна взаємодія, що негативно відбивається на продуктивності і якості обробки металів шліфуванням. судячи з усього, саме за таким механізмом реалізується зношування берилію, титану, нікелю та міді у нашому випадку. якщо керуватись реологічним параметром r, як критерієм зносостійкості, то, виходячи з емпіричної залежності )(rf=ε (рис.1), зміна зносостійкості зі зростанням атомного номеру хімічного елемента, ймовірніше за все буде такою, як це показано пунктирною лінією на рис. 2. рис. 2 – залежності абразивної зносостійкості ε, реологічного параметра r, в’язкості районування кіс і товщини деформованого шару hп, для елементів періодичної системи іі vi періодів pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 83 звідки випливає, що при переході від абразивної взаємодії до адгезійної і навпаки пошкоджуваність металів може як збільшуватись (нікель, мідь) так і зменшуватись (берилій, титан). напрямок зміни зносостійкості визначається тим, який процес реалізується на робочій поверхні металу при розвитку явища схоплення: виривання частинок металу з маси зразка або прилипання цих частинок до його поверхні [11]. вид процесу істотно залежить від типу кристалічної гратки, механічних властивостей і схильності до схоплення металу. так, пари тертя з однойменних металів, що мають гексоганальну щільно укладену (гщу) кристалічну гратку і відносно високий рівень механічних властивостей, до числа яких належать пари берилій-берилій і титан-титан, проявляють високу схильність до схоплення. при терті таких пар на ділянках фактичної площини контакту відбувається адгезійна взаємодія, у результаті якої утворюються вузли схоплення. вони витримують великі пластичні деформації і хімічну взаємодію з активними елементами повітря (кисень, азот, водень), що сприяє їх інтенсивному зміцненню і при переміщенні шліфувального круга поверхнею зразка відбувається виривання частинок металу як з маси зразка так і маси металу, який прилипнув до круга. пошкодження на поверхнях тертя носять глибинний характер зі значним налипанням металу на поверхні зразка і виривами металу з шару на поверхні круга. отже, підвищення зносостійкості берилію та титану відповідно у 1,85 та 1,53 рази порівняю з умовами абразивного зношування можна пояснити прилипанням металу на поверхні зразка за рахунок розвитку явища схоплення при терті. пари тертя з металів, що мають гранецентровану (гцк) кристалічну гратку і невисокий рівень механічних властивостей, до числа яких належать пари нікель-нікель та мідь-мідь менш схильні до схоплення, ніж пари тертя берилій-берилій і титан-титан. тому характер пошкодження на поверхнях тертя у результаті розвитку явищ схоплення також буде іншим. тепер прилипання металу спостерігається на поверхні металу круга, а глибинні вириви металу – на поверхні зразка. у результаті зносостійкості нікелю та міді знижується відповідно у 3,2 та 2,45 рази порівняно з умовами абразивного зношування. аналіз змін реологічних властивостей – в’язкості руйнування кіс та розміру пластичної зони hп біля вершин тріщин зі зростанням атомного номеру (рис. 2) показав, що найбільший вплив фізико-хімічної взаємодії між абразивом і металом на зносостійкість останнього, як правило, спостерігається у хімічних елементах з невеликою в’язкістю руйнування кіс і достатньо розвиненою пластичною зоною біля вершин тріщин. величина реологічного параметру таких металів знаходиться у діапазоні 0 ≤ r ≤ 7⋅1010 мпа. на графіку емпіричної залежності )(rf=ε (рис. 1) вони розміщаються у областях і і іі, де визначальний вплив на зношування чинить адегезійна взаємодія, а руйнування поверхні відбувається за квазістатичним механізмом. і це невипадково, оскільки за такого навантаження у металі утворюється і розвивається дуже велика кількість мікро і –макродефектів будови активних центрів, на яких з високою інтенсивністю протікають різноманітні фізико-хімічні процеси [12]. у періодичній системі елементів д.і. менделєєва такі метали знаходяться, головним чином, у іі v періодах (рис. 2). співставлення зносостійкості ε з реологічним параметром r показало, що характер зв’язку між ними для металів різних періодів не однаковий. так, наприклад, якщо для металів vi періоду спостерігається тісний корелятивний зв'язок між вказаними величинами, то для металів v періоду зв'язок є нестійким, а для металів iv періоду він взагалі відсутній. цей факт повністю узгоджується з прийнятою у даній роботі гіпотезою щодо поступового переходу від переважно адгезійного характеру контактної взаємодії до абразивного при терті по мірі зростання номера періоду у періодичній системі елементів. для кількісної оцінки впливу адгезійної взаємодії необхідний показовий критерій, який би ураховував здатність металів до схоплення, оскільки реологічний параметр r у силу своєї природи придатний лише для якісної оцінки рівня зносостійкості групи металів iv періоду в цілому, однак, адекватна оцінка зносостійкості кожного окремого металу з його допомогою можлива не завжди. відомо [13], що у процесі схоплення важливе значення має відношення між механічними властивостями поверхневої оксидної плівки і основного металу. тому здатність останнього до схоплення дуже часто оцінюють за величиною відношення твердості оксиду до твердості металу: чим воно більше, тим метал легше схоплюється в умовах тертя. істотним недоліком цього критерію є те, що він не ураховує спосіб руйнування вузлів схоплення, яке відбувається головним чином, не на поверхні, а у масі тонкого при поверхневого шару метала [13]. тому, як характеристика механічних властивостей основи у критерій схоплення замість твердості – властивості поверхні, повинна входити така об’ємна властивість, яка одночасно характеризує опір руйнуванню і здатність металу до адгезії. руйнування вузлів схоплення відбувається у спосіб зрізування [14], а, отже, воно неможливе без розвитку горизонтальних тріщин, що зароджуються на межах вузлів схоплення у основному металі. для того, щоб розвиватись тріщини повинні долати теоретичну міцність σтеор. металу на своїх краях. у той самий час σтеор. відповідає максимуму сили адгезійної взаємодії fадг між новими поверхнями, що неперервно утворюються на краях тріщин у процесі їх розвитку і, у зв’язку з цим, є характеристикою адгезійної взаємодії металів [4]. виходячи з викладених міркувань, здійснено перевірку можливості застосуванpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 84 ня σтеор у вищезазначеному критерії схильності до схоплення металів, замість показника твердості. тоді критерій матиме такий вигляд: . 0 теор hv a σ = . (3) де а – адгезійний паремтр; hv0 – твердість оксиду метала; σтеор. – теоретична міцність металу. результати визначення адгезійного параметру а для металів iv періоду періодичної системи приведені в табл. 2. таблиця 2 адгезійний параметр металів метал твердість оксиду, hv0, гпа теоретична міцність металу, σтеор, гпа адгезійний параметр а⋅10-3 твердість металу, hv, гпа відношення твердості оксиду до твердості металу, hvhv /0 be 15 2490 6,02 2,4 6,25 ti 12 2930 4,13 1,88 6,38 v 3,52 4690 0,75 0,53 6,64 cr 27 7420 3,63 1,66 16,26 fe 10,98 7840 1,4 1,05 10,45 co 6,7 3350 2 1,09 6,14 ni 4,6 5640 0,82 0,98 4,69 cu 2 4010 0,49 0,53 3,77 звідки видно, що за зменшенням адгезійного параметру а метали розташовуються у такий послідовності: be → ti→ cr → co → fe → ni → v → cu а за зменшенням відношення твердості оксиду до твердості металу послідовність розташування така: cr → fe→ v → ti → be → co → ni → cu. якщо ці послідовності співставити з послідовністю зменшення зносостійкості (рис. 2, а), то побачимо добрий збіг з послідовністю адгезійного параметру і його відсутність з послідовністю відношення твердості оксиду до твердості металу. наявність кореляції між рядами зносостійкості та адгезійного параметру дає підстави вважати останній адекватним критерієм схильності металів до схоплення: чим вище адгезійний параметр, тим легше схоплюється метал в умовах тертя. за величиною адгезійного параметру можна прогнозувати напрямок, у якому розвиватиметься явище схоплення при терті: виривання частинок металу з маси зразка або їх прилипання до його поверхні. так, з даних табл. 2 випливає, що у випадку, коли а > 1 ймовірнішим буде прилипання частинок зносу до поверхні зразка. інтенсивність цього процесу підвищується по мірі збільшення а. якщо а < 1, то істотно зростає ймовірність реалізації процесу виривання частинок зносу з поверхні зразка. інтенсивність цього процесу підвищується по мірі зменшення а. з іншого боку корелятивний зв'язок зносостійкості з адгезійним параметром підтверджує доцільність висловленого припущення щодо впливу адгезійної взаємодії на зносостійкість металів, який у ряді випадків, як, наприклад, для металів iv періоду є визначальним. якщо урахувати чинник адгезійної взаємодії, то ряди зносостійкості відповідають перехідним металам іі vi періодів (ii viii групи) у такий послідовності зростання (рис. 2): перший ряд – берилій, рутеній, осмій; другий ряд – титан, молібден, вольфрам; третій ряд – хром (нікель), технецій, іридій; четвертий ряд – кобальт (залізо), родій, реній. послідовність розташування металів v та vi періоду за підвищенням зносостійкості знаходиться у відповідності з послідовністю підвищення реологічного параметру (табл. 2). у зв’язку з цим, з’являються підстави розглядати абразивну і адгезійну взаємодію при терті незалежно одна від одної. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 85 висновки на підставі результатів досліджень, що представлені в даній роботі можна констатувати таке: 1. встановлено прямий корелятивний зв'язок між абразивною зносостійкістю та реологічним параметром технічно чистих металів різної будови, який описується емпіричною формулою степеневого типу. 2. нелінійність функції )(rf=ε пов’язана з поступовим переходом від переважно адгезійного характеру взаємодії при терті до абразивного по мірі зростання номеру періода елементів у періодичній системі. 3. встановлено, що періодичним закономірностям зі зростанням атомного номеру підлягають як зносостійксть, так і реологічні властивості металів. серед них зі зносостійкістю краще за інші корелює реологічний параметр, що дає підстави констатувати таке: закономірності зміни зносостійкості і реологічного параметра мають однакову природу, яка пов’язана з періодичністю у зміні величини міжатомної взаємодії у кристалічній гратці. 4. для ряду металів іі-iv періоду, зокрема, берилію, титану, нікелю, міді, тощо спостерігається порушення кількісної відповідності між зносостійкістю та реологічним параметром, яке пояснюється зростаючим впливом адгезійної взаємодії між металом та абразивом на пошкоджуваність металу. 5. запропоновано новий показовий критерій для оцінки здатності до схоплення металу – адгезійний параметр, який ураховує спосіб руйнування вузлів схоплення. 6. визначенні ряди максимальної зносостійкості, які відповідають багатовалентним перехідним металам iv-vi періодів (vi-viii груп). порядок розташування металів v та vi періодів за зростанням зносостійкості у всіх рядах відповідає порядку за зростанням величини реологічного параметра. порядок розташування металів iv періоду за зростанням зносостійкості якісно також відповідає порядку за зростанням реологічного параметра, а кількісно – за зростанням адгезійного параметра. література 1. львов в.н. основы абразивной износостойкости деталей строительных машин – м.: стройиздат, 1970. – 178 с. – библиогр.: с. 166-167. 2. механика контактного разрушения: (монография) / ю.в. колесников, е.м. морозов. – м.: наука; 1989. – 224 с.: ил., табл. – библиогр.: с. 183-219. 3. дворук в.і. реолого-кінетична концепція абразивної зносостійкості та її реалізація в керуванні працездатністю механічних трибосистем: автореф. дис. доктора техн. наук / нау. – к.: 2007 – 40 с. 4. хрущов м.м. (мл.) о связи межатомного взаимодействия атомных свойств и износостойкости металлов// трение и износ – 1990. – т.1. – №3. – с.409-415. 5. виноградов в.н. абразивное изнашивание бурильного инструмента / в.н. виноградов, г.м. сорокин, в.а. доценко: м.: наука, 1980 – 206 с.: ил. табл. – библиогр.: с. 198-203. 6. исследование изнашивания металлов: (монография) / м.м. хрущов, м.а. бабичев. – м.: ан ссср, 1960. – 351 с. – библиогр.: с. 337-342. 7. дворук в.і., герасимова о.в. вплив структурного стану на абразивне руйнування сталі // проблеми тертя та зношування: зб. наук праць. – к., 2007. – вип. 47. – с. 82-94. 8. румшинский л.з. математическая обработка результатов эксперимента / м.: наука, 1971. – 192 с. 9. титановые сплавы в машиностроении / чечулин в.в., ушков с.с., разуваева и.н. и др.. – м.: машиностроение, 1977. – 248 с.: ил., табл. – библиограф.: с.241-247. 10. шальнов в.а. шлифование и полирование высокопрочных материалов – м.: машиностроение, 1972. – 272 с. –библиогр.: с. 268-270. 11. носовский и.г. влияние газовой среды на знос метал лов – к.: техника, 1968. -181 с. – библиогр.: с. 171-178. 12. микросварка давленим: (монография) // ю.л. красулин, г.в. назаров. – м.: металлургия, 1976. – 160 с.: ил., табл. библиогр.: с. 153-159. 13. бакли д. поверхностные явления при адгезии и функциональном взаимодействии / пер с англ.. а.в. белый, н.к. мышкин. – м.: машиностроение, 1986. – 360 с. 14. кузнецов в.д. наросты при резании и трении – м.: гиттл, 1956. – 284с. – библиогр.: с. 276280..: с. 276-280. надійшла 24.03.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_kostogriz.doc в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 58 костогриз с.г., шалапко ю.і., мисліборський в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті вступ аналіз осцилограм вільних коливань взаємного переміщення елементів номінально-нерухомого фрикційного контакту (ннфк) показує, що їх затухання відбувається за експоненціальним законом [1]. це дає підставу стверджувати, що коли вільні коливання у ннфк відбуваються в межах пружної частини попереднього зміщення, то дисипацію їх енергії породжують сили в’язкого опору, що прямо пропорційні швидкості деформації зсуву γη=τ &в , (1) де вτ – в’язка компонента напруження зсуву; γ& – швидкість деформації зсуву; η – коефіцієнт в’язкості або в’язкість ннфк. принципове значення має визначення в’язкості ннфк, оскільки воно пов’язане з перспективою розвитку досліджень його механіки, в тому числі процесів повзучості, релаксації, демпфірування коливань у ннфк, тощо. цьому передує вирішення деяких проміжних задач, що розглянуті нижче. 1. «третє тіло» та особливості деформації зсуву контактних поверхонь і.в. крагельским показано [2], що фрикційний контакт пружних тіл, в тому числі і номінально нерухомий, утворює особливу зону, що прилягає з обох сторін до поверхні розподілу площин контакту, так зване «третє тіло», яке містить кілька шарів. їх утворюють плівки змащувальної рідини, окислів, адсорбованої пари води та деградованого матеріалу елементів контакту. при цьому звертається увага на те, що «третє тіло» має менший опір зсуву, ніж матеріал основи. схематична будова такого контакту твердих тіл за даними роботи [2] з нашими доповненнями показана на рис.1. рис. 1 – схема будови “третього тіла” номінально нерухомого фрикційного контакту: 1молекули адсорбірованих газів та водяної пари; 2 – оксиди; 3 – шар бейблі; 4 – експлуатаційний шар контактної пари; 5 – оснований матеріал ця схема, на відміну від тієї, що подана в роботі [2] на рис. 13 має ту особливість, що в ній до товщини «третього тіла» добавлена товщина твердого шару основи кожного елементу контакту, що деформується зсувом. нижня границя цього шару в контактному елементі проходить по профілю мікронерівностей, а верхня границя є шаром, в якому деформація зсуву дорівнює нулю. потрібно звернути увагу на те, що при тангенціальному реверсивному переміщенні елементів контакту з напрацюванням певної кількості циклів, «третє тіло» змінюється як по структурі, так і по товщині. на початковій стадії фретингу, як показано в роботі в.в. ковалєвського [3], спостерігається ріст окисних плівок до 2∙104 циклів реверсивних циклів мікропереміщень. він має тенденцію до локального руйнування, причому відбувається контакт ювенільних поверхонь, що через підвищену адгезію призводить до зростання сили тертя. при цьому, якщо не враховувати товщину окисної плівки, то товщина «третього тіла» буде визначатись найменшою відстанню між паралельними площинами, що належать кожному із контактних елементів, в яких деформація зсуву дорівнює нулю. розглянемо кілька співвідношень для деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті, що містить «третє тіло», з метою визначення товщини «третього тіла». pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 59 на рис. 2, а зображена схема деформації зсуву у ннфк, коли «третє тіло» піддається виключно пружним деформаціям, а фрикційне проковзування контактних поверхонь відсутнє. це можливо, коли деформація зсуву відбувається в межах пружної частини попереднього зміщення. а б рис. 2 ‒ схема деформування ннфк зсувом: а – «третє тіло» піддається пружній деформації зсуву; б – «третє тіло» піддається деформації зсуву з фрикційним проковзуванням елементів контакту якщо в «третьому тілі» відсутні шари 1, 2, 3 (рис. 1), що можливе, коли має місце ювенільний контакт поверхонь, то фрикційне зчеплення елементів контакту буде забезпечувати відсутність їх фрикційного проковзування, а зсув буде відбуватись у пружній області деформації. тоді дві половини «третього тіла» можна розглядати, як єдине пружне тіло, що піддається деформації зсуву. напруження чистого зсуву [4] при дії на елементи контакту зсувної сили p, рис. 2, а: γ⋅=τ g , (2) де g – модуль пружності другого роду матеріалу «третього тіла» (у випадку, що відповідає рис. 2, а, це буде матеріал елементів контакту); γ – відносна деформація чистого зсуву, рис. 2, а. враховуючи, що кут γ малий і γ=γ tg , можна записати: h x =γ , (3) де x – взаємне дотичне переміщення (зсув елементів контакту); h – товщина третього тіла. з урахуванням співвідношення (2) переформуємо вираз (1): h x g=τ . (4) з іншого боку тангенціальне напруження зсуву елементів контакту можна виразити через його тангенціальну жорсткість     ⋅τ мкммм h c 20 . xc 0τ =τ . (5) прирівнявши праві частини виразів (4) і (5) одержимо формулу для визначення товщини «третього тіла» у ннфк, що відповідає випадку його деформування, який ілюструє рис. 2, а. 0τ = c g h . (6) розкриємо цей простий вираз дещо глибше. для цього підставимо залежність початкової тангенціальної жорсткості ннфк від ряду факторів, яка отримана в роботі [5]. після простих перетворень одержимо, що:       − = ey g q er h a 22,2 ln25,5 23,1 , (7) де ar – середнє арифметичне відхилення профілю контактних поверхонь; e – модуль пружності матеріалу контактних пар; q – номінальний тиск в контакті; y – градієнт шорсткості контактних поверхонь. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 60 таким чином товщина «третього тіла» прямо пропорційна модулю пружності, середньому арифметичному відхилення профілю контактних поверхонь та обернено пропорційна номінальному тиску в контакті, що відображає рис. 3. графіки на рис. 3 розраховані для градієнта шорсткості контактних поверхонь 3=y 3,5·10-2. параметри ar та q надзвичайно виразно впливають на товщину «третього тіла» і є такими, що вплив на їх числові значення дозволить змінювати цю товщину. рис. 3 ‒ залежність товщини “третього тіла” ннфк від номінального тиску: 1 – ra = 0,25 мкм; 2 – 0,32; 3 – 0,63; 4 – 1,25 рис. 2, б відповідає випадку, коли контакт виявляє пружнопластичні властивості, тобто коли разом із пружними деформаціями зсуву чає місце часткове фрикційне ковзання по номінальній площині контакту. потрібно зауважити, що схема зсуву «третього тіла», що зображена на рис. 2, б, враховує наявність в цьому порівняно значного по товщині прошарку продуктів зношування. як показано в роботі [3], по мірі збільшення їх кількості вони піддаються циклічному переформуванню та інтенсивно окислюються, а збільшення вологи в контакті призводить до зросту вторинних окисних плівок, що завершується до 2∙105 циклів навантаження. в зоні контакту формується шар товщиною в = 10 ÷ 20 мкм, який має мілкодисперсну рихлу структуру, а деформація зсуву елементів контакту відбувається із фрикційним ковзанням по цьому шару. матеріал основи при цьому буде стягуватись в дотичному напрямку завдяки наявності фрикційного зчеплення в зоні контакту, а дотичне взаємне переміщення елементів контакту при цьому містить пружну або деформативну складову npx та фрикційну складову fх , тобто fпр xxx += . з урахуванням цього та співвідношень по схемі зсуву елементів контакту, що зображена на рис. 2.б, можна встановити з певним припущенням, що товщина «третього тіла» у пружнопластичному контакті виражається співвідношенням: в c g h += τ0 , (8) де в – товщина мілкодисперсного рихлого шару продуктів зношування в контакті, яку можна встановити експериментально. цей шар яскраво проглядається на знімку мікро шліфа контакту (рис. 4), в якому елементи виготовлені із сталі у8. цей знімок запозичений з роботи [6]. рис. 4 ‒ до ілюстрації структури «третього тіла» [5] таким чином, різниця в товщині «третього тіла» для пружно-пластичного і пружного контактів вимірюється товщиною проміжного мілкодисперсного рихлого шару в контакті, що містить продукти фретинг-зношування, в тому числі розшарований і розрихлений метал основи та мілкодисперсні частинки зруйнованих окисних плівок. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 61 2. в’язкий опір деформації зсуву в номінально нерухомому фрикційному контакті «третє тіло», утворене фрикційним контактом подібно твердому тілу має не тільки пружні, пластичні, але і в’язкі властивості. утворене ним середовище, як і метал, чи інший конструктивний матеріал, здатний чинити в’язкий опір зсуву. в’язке середовище чинить опір прямо пропорційний швидкості відноснії деформації зсуву γη=τ &в , (9) де вτ – в’язка компонента напруження зсуву; dtd /γ=γ& – швидкість відносної деформації зсуву, с-1; η – коефіцієнт в’язкості середовища, н·с/м2. коефіцієнт в’язкості твердих тіл перебуває в межах ( )187 1010 −=η н н·с·м-2, зокрема, коефіцієнт в’язкості цементного каменя за даними м. рейнера [7] 17106,0 ⋅=η н·с·м-2. розглянемо, яким чином можна визначити коефіцієнт в’язкого опору середовища, яким є «третє тіло», утворене номінально нерухомим фрикційним контактом. для цього виразимо швидкість відносної деформації зсуву в контакті γ& через швидкість взаємного переміщення елементів контакту x& та її відносну величину ε& , враховуючи що npx ∆=ε / , де пр∆ – пружна частина повного попереднього зміщення [1]: ε=ε ∆ ==     = γ =γ τ &&&& 0 hc qf нh x h x dt d dt d пр , (10) де f – статичний коефіцієнт тертя в контакті. відповідно до співвідношень (9) та (10) дотичне напруження в’язкого опору в контакті можна виразити таким чином, що: ε ⋅ η=τ τ & 0 ch qt в . (11) введемо далі позначення     ⋅ ⋅ η= τ 2 0 m ch ch qf k . (12) назвемо k зведеним коефіцієнтом в’язкого опору у номінально нерухомому фрикційному контакті. у зв’язку з таким позначенням дотичне напруження в’язкого опору в контакті при зсуві його елементів набуває виразу: ε⋅=τ &kв . (13) в’язкий опір у номінально нерухомому фрикційному контакті основі залежності (13) можна моделювати реологічним елементом ньютона (рис. 5) [7]. рис. 5 – моделювання в'язкого опору у ннфк реологічним елементом н’ютона підставимо у формулу (12) вираз (6) для товщини «третього тіла», тоді формула для визначення зведеного коефіцієнта в’язкого опору у ннфк прийме вигляд: η= g qf k . (14) цю формулу потрібно використовувати, коли відбувається пружне контактування без фрикційного проковзування, рис. 2.а. у випадку пружнопластичного контактування, коли разом із пружними деформаціями має місце фрикційне проковзування, що відповідає схемі взаємодії елементів контакту, зображений на рис 2.б, у формулу (12) підставляють співвідношення (8), щоб отримати вираз для зведеного коефіцієнта в’язкого опору в контакті. в результаті для цих умов контактування: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 62 вcg qf k 0τ + η⋅ = . (15) 3. методика визначення коефіцієнта в’язкості за осцилограмою вільних коливань у ннфк нехай ннфк утворює коливальну систему з однією ступінню вільності. динамічна модель цієї системи в структурному плані складається з маси та реологічних елементів гука і ньютона, що з’єднанні паралельно, рис. 6, а. рис. 6 ‒ до визначення коефіцієнта в'язкості ннфк методом вільних затухаючих коливань: а – реологічна модель для розрахунку вільних коливань у ннфк; б – осцилограма вільних затухаючих коливань у ннфк. один із елементів ннфк вважаємо закріпленим, а до другого під’єднана маса m . узагальненою координатою є взаємне переміщення x елементів контакту при зсуві. якщо віднести діючі сили в цій системі до одиниці площі контакту a , то для такої моделі диференціальне рівняння вільних коливань матиме вигляд 0 0 =+γ⋅η+ τ axcxa m &&& . (16) виражаючи деформацію зсуву γ через x та враховуючи, що квадрат власної частини коливань m ac 0 2 ττ =ω , перепишемо рівняння (16) у вигляді: 02 =ω+ ⋅ η⋅ + τ xxhm a x &&& . (17) приймемо позначення hm a n ⋅ η⋅ = 2 , (18) та зведемо рівняння (17) до стандартного вигляду 02 2 =ω++ τ xxnx &&& . (19) в цьому рівнянні n є коефіцієнт затухання, що характеризує і визначає темп зменшення амплітуди вільних коливань, рис. 6, б. саме цей коефіцієнт залежить від в’язкості при заданих a , m , h . відомо [8], що коефіцієнт затухання зв’язаний із декрементом коливань простою залежністю tn ⋅=δ , (20) де δ –логарифмічний декремент коливань, 1 ln + =δ i i x x , (21) ix – i -та амплітуда вільних коливань; 1+ix – сусідня амплітуда вільних коливань, взята від і-тої через один період. період вільних коливань визначають за формулою (7): 2 2 1 2 τ τ ω −ω π = n t . (22) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 63 зважаючи на те, що 22 τω<<n , допускаємо спрощення формули (22). в наслідок цього далі будемо вважати, що /2 τωπ≈t . підставимо у співвідношення (21) вирази для n і t , враховуючи, що m ac 0 2 ττ =ω . піднесемо до квадрату ліву і праву частину одержаного для δ виразу, проведемо спрощення і з цього виразу отримаємо формулу для визначення коефіцієнта в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту τωπ δ =η g . (23) таким чином для визначення коефіцієнта в’язкості ннфк з використанням осцилограми вільних коливань потрібно по ній визначити два параметри δ і τω при відомому модулі зсуву матеріалів контактних пар g . 4. висновки «третє тіло» є область в ннфк, що поширюється від поверхні контакту в глибину контактних елементів , яка чинить пружний та в’язкий опір зсуву і містить продукти фретинг-зношування і обмежена в кожному елементі контакту найближчим до контактної поверхні шаром, в якому деформація зсуву дорівнює нулю; у випадку пружної контактної взаємодії при зсуві двох поверхонь, товщина «третього тіла» залежить тільки від модуля зсуву та тангенціальної жорсткості контакту, а при пружно-пластичному зсуві вона містять також прошарок, що складається з продуктів фретинг зношування; товщина «третього тіла» змінюється із зростанням кількості циклів реверсивного тангенціального навантаження відповідно до того, як змінюється тангенціальна жорсткість контакту та накопичуються у між контактному просторі продукти фретинг зношування; зведений коефіцієнт в’зкого опору у ннфк зростає із збільшенням номінальної сили тертя в контакті і зменшується із збільшенням модуля зсуву матеріалів контактних поверхонь та із зростанням товщини прошарку у між контактному просторі, що містить продукти фретинг зношування; на основі виміряних з осцилограми вільних затухаючих коливань в контакті, власної частоти коливань та декремента коливань, запропонований метод визначення коефіцієнта в’язкості ннфк. література 1. костогриз с.г. механіка вібраційного тертя у номінально нерухомому фрикційному контакті: автореферат, дис. д-ра технічних наук: 05.02.04. – хмельницький, 1995. – 39 с. 2. крагельский н.в., добычин м.н., комбалов в.с. основы расчета на трение и износ. – м.: «машиностроение», 1977. – 201 с. 3. ковалевский в.в., костогрыз с.г. технологические методы управления фреттинг-процессами. – к.: общество знание украинской сср, 1989. – 20 с. 4. дарков а.в., шапиро г.с. сопротивление материалов. – м.: изд-во: высшая школа, 1969.– 130 с. 5. тангенційна жорсткість та пластичність номінально нерухомого фрикційного контакту/ с.г.костогриз, о.в.романішина, в.в.мисліборський // проблеми трибології. – 2001. – № 1. – с. 130-133. 6. буров с. в. влияние предварительного импульсного пластического деформирования индентором, колеблющимся с ультразвуковой частотой, на структуру и изнашивание эвтектоидной стали // известия челябинского научного центра. – вып. 4 (42). – 2008. – с. 15-20. 7. рейнер м. реологія. – м.: наука, 1965. – 224 с. 8. тимошенко с.п., янг д.х., уивер у. колебания в инженерном деле. – м.: «машиностроение», 1985. – 350 с. надійшла 15.11.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com copyright © 2021 a.v. leshok, a.v. dykha. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,20-27 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-20-27 regularities of the influence of submicron ceramic powders tio2, aln, cr2o3 on the tribological properties of a friction material a.v. leshok 1* , a.v. dykha 2 1 o.v.roman powder metallurgy institute, minsk, belarus 2 khmelnitskyi national university, ukraine e-mail: sdilav@tut.by abstract friction units for automotive and special vehicles are designed to operate under boundary friction conditions. modern vehicles contain friction assemblies that use friction materials. currently, friction materials are actively used: based on thermosetting resins; pulp and paper-based materials; sintered powder materials; materials of carbon or carbon composition; materials with a ceramic matrix. the development of a unified understanding of the effect of the size and chemical nature of ceramic additives on the processes occurring in a friction material during friction is very important and can be obtained both on the basis of experimental and theoretical studies. the paper presents the results of a study of the effect of submicron tio2, cr2o3, aln powders with a size of 0.2-0.5 microns on the tribotechnical properties of a frictional material based on copper intended for operation under boundary friction conditions. it was found that when using the addition of cr2o3 powder, the greatest increase in the value of the friction coefficient is noted from 0.042 to 0.082, a slightly smaller increase in the friction coefficient is shown by the use of aln and tio2 defects 0.042-0.074 and 0.0420.060, respectively. the least wear of the friction material was obtained when using 3.0 vol. % aluminum nitride additive 2.1 microns / km. increasing the addition of any of the submicron powders by more than 7 vol. % leads to a significant decrease in wear resistance. this is due to the formation on the surface of the friction material of a modified layer containing ceramic particles and the metallic phase of the friction material. for the friction material, an unstable value of the friction coefficient and increased wear were recorded. key words: friction material, coefficient of friction, wear, ceramic particles, bronze. introduction friction units for automotive and special vehicles are designed to operate under boundary friction conditions. boundary friction is realized when the thickness of the lubricating layer on the contact surfaces of friction is at least 0.1 μm, capable of physical adsorption or chemical reaction. at present, sintered friction materials based on copper are most widely used for operation under boundary friction conditions. this group of materials is characterized by a high value of the coefficient of friction, wear resistance, coefficient of thermal conductivity and service life. however, at present, higher values of tribotechnical and physical-mechanical properties are required. this is achieved through the use of additives of metal and ceramic powders. the most commonly used ceramic powders are 10-200 microns. however, the use of submicron ceramic powders with a size of less than 1.0 μm as an additive in a sintered friction material based on copper is of scientific and practical interest. literature review modern vehicles contain friction assemblies that use friction materials. currently, friction materials are actively used: based on thermosetting resins; pulp and paper-based materials; sintered powder materials; materials of carbon or carbon composition; materials with a ceramic matrix [1-7]. sintered powder friction materials are designed to work in severe operating conditions temperatures up to 950 , sliding speed up to 80 m / s, pressure up to 5 mpa. sintered materials on copper and iron bases are http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-20-27 mailto:sdilav@tut.by problems of tribology 21 most widely used in hydromechanical transmissions of automotive vehicles, parking brakes, on-board clutches of civil and special-purpose vehicles. materials of this group are characterized by high wear resistance and heat resistance, mechanical strength. they consist of a metal matrix, and additives for various functional purposes, designed to increase the wear resistance, resistance of the friction material to the formation of a scuff, as well as imparting the required value of the coefficient of friction [8-10]. providing the required value of the coefficient of friction of the friction material is possible in several ways: by changing the structure and composition of the metal matrix, using additives of metallic and nonmetallic powders of various chemical nature. considering the compositions of sintered friction materials, it can be noted that ceramic powders in the form of oxides, nitrides, borides are used as an additive that increases the value of the friction coefficient [11-17]. the presence of solid particles in the structure of the material allows localizing seizure in small areas of the surface, avoiding seizing and reducing the intensity of wear [18]. the process of friction and wear of a material containing solid inclusions can be considered as a process of continuous formation, change and destruction of frictional bonds at the points of actual contact. titanium dioxide is widely used in industry as an additive of low cost, characterized by stable properties and non-toxicity. in [19] it is noted that titanium dioxide is characterized by a very high specific surface area, up to 600 m2 / g, and a low thermal conductivity. chromium (iii) oxide cr2o3 is a typical amphoteric oxide with a corundum-type structure (α-form), thermal and moisture resistance, high microhardness up to 2940 kgf / mm2, the highest strength of all chromium oxides [20, 21]. the choice of aluminum nitride as an additive in the composition of the composite friction material is based on the fact that it has good thermal conductivity, low temperature coefficient of linear expansion (4.6 10-6 k-1 at 20 500 ° c), high hardness (9 on the mohs scale) and resistance to thermal shock [22]. in [10, 23, 24] it is indicated that the size of ceramic additives used in the compositions of friction materials can vary from 1 to 600 microns. it is noted that the optimal size of sio2 particles is 20-60 microns, since at a particle size of 1 micron, their abrasive properties are lost, and at more than 60 microns, particles in the process of friction crumble from the surface, causing its wear, and quartz sand particles 63160 microns. however, in [25] it is noted that the particle size of the sio2 powder should be 20 µm to ensure an effective abrasive action. the development of a unified understanding of the effect of the size and chemical nature of ceramic additives on the processes occurring in a friction material during friction is very important and can be obtained both on the basis of experimental and theoretical studies. purpose investigation of the effect of submicron ceramic powders tio2, aln, cr2o3 on the tribological properties of a friction material. methods a mixture of copper powders with 12% tin and 30 vol.% elemental graphite ge-1 was used as the basis for the friction material. the initial charge was obtained by mixing powders of copper grade pms-1 with an average particle size of 100 μm, tin grade po 1 with an average particle size of 20 μm, elemental graphite grade ge-1 (gost 7478-75), which has a flake shape, with an average size of flakes 100 µm in a "drunken barrel" mixer for 45 minutes. for the formation of friction materials, 7 types of charge were used based on copper with additions of tio2, aln, cr2o3 powders in the amount of 1.0-7.0 wt. % with a step of 1.0 wt.%. figure 1 shows the appearance of tio2, aln, cr2o3 powders used for research. powders with high activity are presented in the form of agglomerates, while themselves having a size of less than 1.0 μm. titanium dioxide is agglomerates with a size of 100-150 microns, consisting of submicron powders, predominantly spherical, up to 0.2 microns in size (fig. 1a). aluminum nitride also represents agglomerates with an average size of 20 μm, with a particle size of 0.5 μm (fig. 1b). chromium oxide powder consists of agglomerates 20-30 microns in size, including spherical particles 0.2-0.4 microns in size (fig. 1c). samples of friction discs for testing were prepared as follows: the resulting mixture from the initial powders was applied by free pouring onto the surface of a steel base using special technological equipment, then preliminary sintering was carried out in dissociated ammonia at a temperature of 840 ° c for 50 min. the sintered blank of the friction disk was subjected to plastic deformation (embossing) with a punch having a profile in the form of a "mesh" on the surface, for molding a system of oil channels and grooves on the surface of the sintered material, as well as obtaining a porosity of 12-18%. then the final sintering was carried out under a pressure of 0.1 mpa in a dissociated ammonia medium, which contains,%: h2 75, n2 25 at a temperature of 840 ° c for 3 hours. 22 problems of tribology а) б) в) fig. 1. ceramic additives used for research in the composition of a composite friction material based on copper^ a) tio2; b) aln; c) cr2o3 the principle of the tribological testing method was to simulate the braking process on the im-58 inertial stand in the “a” oil medium during registration of the change in the moment of friction forces depending on the speed and time of braking [10]. the coefficient of friction and wear of the material was fixed after 500 test cycles. measurement of material wear was carried out using mk 25-1 micrometer gost 6507-90. the tests were carried out under the following conditions: initial braking speed – 19 m/s; specific load – 0.85 mpa; moment of inertia of flywheel masses – 0.56 n•m•s 2 ; friction work – 27.5 kj; the coefficient of mutual overlap – 0.29. a disc made of 65g steel with a hardness of 260-320 hb and a roughness of the working surface of ra 0.7-0.8 was used as a counterbody. the structure was studied using an optical microscope mef-3 (austria). the morphology of the friction disk friction surface and its microstructure were investigated on a high-resolution scanning electron microscope mira (czech republic) with an inca 350 x-ray microscope attachment from oxford instruments (great britain). non-etched areas were examined in a cross section perpendicular to the deposited layer. the strength of the powder material was determined by compressive testing of specimens 20 mm high, 15 mm wide and 15 mm long on a tinius olsen h150k-u testing machine at a loading rate of 2 mm / min. results a very important condition for the use of ultrafine powders is their uniform mixing. having a high activity, such powders are capable of forming agglomerates, which affects the properties of the finished product [26]. after mixing the initial charge of the friction material, a fairly uniform distribution of the addition of submicron particles of tio2, aln, cr2o3 powder on the side surface of the copper powder is observed (fig. 2). a b c a b problems of tribology 23 fig. 2. distribution of the addition of submicron powder particles in the friction material^ a, b) tio2; c, d) cr2o3; e, f) aln in fig. 3a shows the dependences of the change in the friction coefficient of the friction material on the content of the used additives of submicron powders. the addition of cr2o3 powder provides the greatest increase in the value of the friction coefficient from 0.042 to 0.082, slightly less the addition of aln and tio2 powders 0.042-0.074 and 0.042-0.060, respectively. the least wear of the friction material was observed when using 3.0 vol. % aluminum nitride additive 2.1 microns / km. the wear of the material with the addition of 1.0 vol.% chromium oxide is 2.6 μm / km. titanium oxide in the amount of 0.5-7.0 vol. % has a lesser effect on reducing material wear. when the additive is increased by more than 7 vol. %, material wear is noted above the established value of 9.0 μm / km (figure 3b). fig. 3. change in the coefficient of friction and wear of a friction material based on 12% tin bronze with 30 vol.% ge-1 versus the amount of addition of submicron ceramic powders tio2, aln, cr2o3 in the process of friction, a modified surface layer is formed, which can be present both on one of the friction surfaces, and on both. the formation of such layers during friction was noted in his works by the famous scientist l.i. bershadsky, pointing out that such layers have a structure different from the structure of the initial materials, and determine the value of the coefficient of friction and wear [27]. these processes are discussed in great detail in the works of b.i. kostetsky and representatives of his school [28]. investigations in characteristic x-ray radiation over the surface area of the friction material showed the presence of such a layer. the layer is a mechanical mixture of the metallic phase of the friction material (tin bronze) with submicron ceramic particles (fig. 4). c d e f a b 24 problems of tribology fig. 4. micro x-ray spectral analysis of the friction surface of a friction material containing submicron ceramic powders (300 test cycles): a) tio2; b) cr2o3; c) aln it is noted in [29] that when ceramic particles of al2o3 with a size of 100 µm are used in the composition of a sintered friction material, the friction surface is modified. it manifests itself in plastic deformation of the softer friction material, with an increase in wear. in addition, it is marked by the closure of the surface pores of the friction material. the effect of closing the pores is highly undesirable, since they, being additional sources of lubrication, preserve the conditions of boundary friction. to a greater extent, the effect of lubrication from the pores is manifested in the case of prolonged sliding, for friction materials called the slipping process. it has been found that the use of additives of ultrafine powders tio2, cr2o3, aln in the range of 0.57.0 vol.% preserves the structure of the surface layer of the friction material (fig. 5). the presence of pores on the friction surface can be noted. in the case of an increase in the particle size of the tio2 defect to 100 μm, already at 3.0 vol.% on the friction surface of the friction material, plastic deformation is recorded, the formation of directed friction tracks from the abrasive action of ceramic particles, as well as the closure of surface pores (fig. 5d). for the friction material, an unstable value of the friction coefficient and increased wear were recorded. a b c problems of tribology 25 fig. 5. morphology of the friction surface of a friction material based on copper containing additives of ceramic powders (a 7.0 vol.% tio2 (0.2 μm); b 7.0 vol.% aln (0.5 μm); c 7.0 vol.% cr2o3 (0.3 μm); d 3.0 vol.% tio2 (100.0 μm)) after 500 test cycles conclusions the addition of submicron powders of tio2, cr2o3, aln (0.2-0.5 μm) into the sintered friction material based on copper leads to an increase in the value of the friction coefficient. so, when using the addition of cr2o3 powder, the greatest increase in the value of the friction coefficient is noted from 0.042 to 0.082. a slightly smaller increase in the friction coefficient is shown by the use of aln and tio2 defects 0.042-0.074 and 0.042-0.060, respectively. it was found that the least wear of a friction material based on copper operating under boundary friction conditions was observed when using 3.0 vol. % aluminum nitride additive 2.1 microns / km. the wear of the material with the addition of 1.0 vol.% chromium oxide is 2.6 μm / km. titanium oxide in the amount of 0.5-7.0 vol. % affects wear resistance to a lesser extent. increasing the addition of any of the submicron powders by more than 7 vol. % leads to a significant decrease in wear resistance. references 1 sharipov v.m. (2002) proyektirovaniye mekhanicheskikh, gidromekhanicheskikh i gidroob"yomnykh peredach traktorov. m.: mgtu mami. 2002. – s.300. 2 tarasik v. p. (1973) friktsionnyye mufty avtomobil'nykh gidromekhanicheskikh peredach. – minsk: nauka i tekhnika. – s.320. 3 gordeyev r.v., pyzhev a.i. (2014) rossiyskoye avtomobilestroyeniye: rezul'taty, tendentsii i perspektivy [ekonomicheskiy analiz: teoriya i praktika]. (48). – s.26-35. 4 al'gin v. b., poddubko s.n (2019) resursnaya mekhanika transmissiy mobil'nykh mashin. minsk: belaruskaya navuka. – s.549. 5 miroshnichenko a.n. (2014) osnovy teorii avtomobilya i traktora [tomsk: izd-vo tom. gos. arkhit.stroit. un-ta]. – s.489. 6 rumyantsev l.a. (2008) ustroystva upravleniya planetarnoy korobkoy peremeny peredach [stroitel'nyye i dorozhnyye mashiny]. (11). – s.31-35. 7 krasnevskiy, l.g., poddubko s.n., nikolayev yu.i. (2014) razvitiye konstruktsiy gidromekhanicheskikh peredach bol'shoy moshchnosti [aktual'nyye voprosy mashinovedeniya: sb. nauch. tr. oim nan belarusi], (3). s.83–87. 8 ilyushchanka a.ph., leshok a.v., dyachkova l.n., alekseenko n.a. (2019) formation of the friction surface of a friction material based on copper depending on the amount of tin under lubrication condition [10-th international conference balttrib, 14-16 november 2019, vytautas magnus university lithuanian scientific society department “tribologija” akademija, kaunas, lithuania]. pp.100-106. 9 ilyuschenko a.ph., leaghok a.v., rogovoy a.n., rudakovsky v.o. (2017) application of sintered powder material fm-15 in the clutch coupling "belarus-3522" tractors [agricultural engineering]. – (49). p.5662. 10 fedorchenko i. m., pugina l.i. (1980) kompozitsionnyye spechennyye antifriktsionnyye materialy [nauk. dumka]. s.404. 11 copper alloy powder, sintered copper alloy body, and brake lining for use in high-speed railways: pat.: us20160047016a1 / futoshi katsuki, fumio ishimoto, osamu kanda. – 18.02.2016. 12 friction material containing brass powders: pat.: us5324592a / fred blankenhagen, hermann putz. – 28.06.1994. 13 sintered friction material for high-speed railway: pat.: us20140109723a1 / fumio ishimoto, futoshi katsuki, kazutaka asabe. – 24.04.2014. 14 sintered friction material: pat.: us20200038959a1 / manabu kubota, naomitsu mizui, fumio ishimoto. – 06.02.2020. 15 sintered friction material for a friction lining: pat.: us20170363167a1 / zoltan csanadi, bruno tourneret, peter echtler. – 02.04.2019. a b c d 26 problems of tribology 16 sintered friction material for railway vehicles and method for producing the same: pat.: us20190292634a1 / manabu kubota, kazutaka asabe, yuki ichikawa, takeshi nakano. – 26.09.2019. 17 sintered material for a magnetic track brake.: pat. us6648108b2 / eckart saumweber, wolfgang schröer, wolfgang valentin. – 18.11.2003. 18 mashkov, yu. k. (2013) tribofizika metallov i polimerov [omsk : izd-vo omgtu]. 2013. – 240 s. 19 tarasov a.b. (2016) sintez, struktura i funktsional'nyye svoystva nanostrukturirovannogo dioksida titana, poluchennogo geterogennym gidrolizom tetrakhlorida titana v aerozol'nykh sistemakh [dis. … kand. khim. nauk: 02.00.04]. – chernogolovka. – 123 l. 20 kozhina, l.f. (2017) khrom i yego soyedineniya [saratov]. 48 s. 21 arkhipov d.i. (2017) regulirovaniye dispersnosti nanoporoshkov dioksida khroma putom modifitsirovaniya komponentami mo-sb, w-sb, mo-sb-fe, sn-te, sn-te-fe [dis. … kand. tekhn. nauk : 05.16.08]. – 132 l. 22 kudyakova v.s. (2019) razrabotka tekhnologii stabilizatsii kubicheskikh modifikatsiy nitrida alyuminiya [dis. … kagd. tekhn. nauk : 05.17.11]. – yekaterinburg. 154 l. 23 fedorchenko i.m. (1976) issledovaniye materialov dlya tormoznykh i peredatochnykh ustroystv [kiyev.: naukova dumka]. – 240 s. 24 fedorchenko i. m., kryachek v. m., panaioti i. i. (1975) sovremennyye friktsionnyye materialy [naukova dumka, kiyev]. – s.336. 25 bowden f.p. tabor d. (1950) the friction and lubrication of solids [clarendon press, oxford]. – 424 p. 26 girshov v.l., kotov s.a., tsemenko v.n. (2010) sovremennyye tekhnologii v poroshkovoy metallurgii [spb.: izd-vo politekhn. un-ta]. 385 s. 27 bershadskiy l.i. (1990) strukturnaya termodinamika tribosistem [kiyev: znaniye]. – 245s. 28 kostetskiy b.i., natanson m.e., bershadskiy l.i. (1972) mekhano-khimicheskiye protsessy pri granichnom trenii. [m.: nauka]. 1972. – 170s. problems of tribology 27 лешок а.в., дыха а.в. закономерности влияния субмикронных керамических порошков tio2, aln, cr2o3 на трибологические свойства фрикционного материала узлы трения для автомобильной и специальной техники предназначены для работы в условиях граничного трения. современные автомобили содержат фрикционные узлы, в которых используются фрикционные материалы. в настоящее время активно используются фрикционные материалы: на основе термореактивных смол; целлюлозно-бумажные материалы; спеченные порошковые материалы; материалы углеродного или углеродного состава; материалы с керамической матрицей. развитие единого понимания влияния размера и химической природы керамических добавок на процессы, происходящие в фрикционном материале при трении, очень важно и может быть получено как на основе экспериментальных, так и теоретических исследований. в работе представлены результаты исследования влияния субмикронных порошков tio2, cr2o3, aln размером 0,2-0,5 мкм на триботехнические свойства фрикционного материала на основе меди, предназначенного для работы в условиях граничного трения. установлено, что при использовании добавки порошка cr2o3 отмечается наибольшее увеличение значения коэффициента трения с 0,042 до 0,082, несколько меньшее увеличение коэффициента трения показывает использование дефектов aln и tio2 0,042 -0,074 и 0,042-0,060 соответственно. наименьший износ фрикционного материала был получен при использовании 3,0 об. % добавки нитрида алюминия 2,1 мкм / км. увеличение добавления любого из субмикронных порошков более чем на 7 об. % приводит к значительному снижению износостойкости. это связано с образованием на поверхности фрикционного материала модифицированного слоя, содержащего керамические частицы и металлическую фазу фрикционного материала. для фрикционного материала зафиксировано нестабильное значение коэффициента трения и повышенный износ. ключевые слова: фрикционный материал, коэффициент трения, износ, керамические частицы, бронза. 18_kuzmenko_2.doc трехфакторная модель масштабного фактора в износе .часть 2-эксперимент проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 118 кузьменко а.г., паламар а.м. хмельницкий национальный университет, м. хмельницкий, украина e-mail: kuzmenko-36@mail.ru трехфакторная модель масштабного фактора (мф) в износе. часть 2 – эксперемент удк 621.891 в соответствии с теорией модели и методиками испытаний части 1, проведены испытания 4-х пар трения из материалов: сталь шх15 – сталь р6м5; сталь шх15 – сталь шх15; бронза бро10 – сталь у10а; сталь 5 – сталь у10а 2. схема испытаний, методика и общие расчетные формулы рис. 2.1 – схема испытаний 1) выбор базовых точек по схеме рисунок 2.1: );();();();( 222121212111 sasasasa определение параметров аппроксимирующих функций β)( cssa = по формулам (1.14): ; )( ; )( ; lg lg β; lg lg β 21 β 1 12 2β 1 11 1 21 2221 2 21 1211 1 s sa c s sa c ss aa ss aa == == (2.1) 2) определение параметра модели m по (1.20): ; )lg( )lg( β 21 2212 1 qq aa m = (2.2) 3) определение параметра модели n по (1.22): ;β2 )lg( )lg( β2 2 1 1 21 2212 1       −+= qq aa n (2.3) 4) определение параметра модели wk по (1.23): ( ) ( ) ; π222 11 222 11 sqrnm a k m nm wn −+ = −+ (2.4) 5) оценка влияния размера площадки на износ по (1.25): ; 2 2 1 2 1 n w w a a u u       = (2.5) ( ).β22 2 1 1−+= mn (2.6) 2.1. опыт 1. испытываемая пара: сталь шх15 – сталь р6м5 по схеме шар-плоскость 2.1.1. условия испытаний 1) шарик из стали шх15 скользит по дисковой фрезе из стали р6м5 при смазке «литол – 24»; диск вращается шарик неподвижен; 2) число оборотов диска ;280 минобn = mailto:kuzmenko-36@mail.ru трехфакторная модель масштабного фактора в износе .часть 2-эксперимент проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 119 3) радиус дорожки качения ;35 ммrд = 4) радиус шарика .35,6 ммr = 5) нагрузка на шарик ;11 кгq = .22 кгq = 6) установка для испытаний: универсальная портативная машина ум-23 на основе шуруповерта. 7) износ шарика, размер 2а площадки износа шарика измеряется периодически через 5 минут с помощью измерительного микроскопа с точностью 10 мкм. 8) результаты испытаний представлены в таблице 2.1. 2.1.2. результаты испытаний таблица 1 результаты испытаний кгq 11 = кгq 22 = минt, ммs ,10 5⋅ ммa,2 ммa, минt, ммs ,10 5⋅ ммa,2 ммa, 5 s1=3 0,072 a11=0,036 5 s1=3 0,0922 a21=0,046 10 6 0,078 0,039 10 6 0,097 0,0485 15 s2=9 0,0815 a12=0,041 15 s2=9 0,1015 a22=0,051 2.1.3. обработка результатов испытаний 1) путь трения изнашиваемой поверхности шарика за t минут, (за 5=t минут): ;2 ntrs дπ= ;103528035π2)5( 5 ммts ⋅=⋅⋅== базовые точки указаны в таблице 1. 2) параметры 2121 ,,β,β cc по (2.1): ;114,0 93lg 0408,0036,0lg lg lg β 21 1211 1 === ss aa ;0886,0 93lg 0507,0046,0lg lg lg β 21 2221 2 === ss aa ;011,0 )103( 036,0 114,05β 1 11 1 1 = ⋅ == s a c ;0185,0 )103( 046,0 0886,05β 1 21 2 2 = ⋅ == s a c 3) параметр m по (2.2): ;0357,0 )21lg( )0507,00408,0lg( 114,0 )lg( )lg( β 21 2212 1 === qq aa m 4) параметр n по (2.6): ( ) ( ) ;979,0114,020357,02 2 1 β22 2 1 1 =−+⋅=−+= mn 5) параметр wk по (2.4): ( ) ( ) ( ) ( ) ;107,1 103π135,6979,0220357,02π222 7 50357,0 222 11 11 222 11 − −+−+ ⋅= ⋅⋅⋅⋅⋅−+⋅ = −+ = nm m nm w a sqrnm a k 6) в итоге вид модели масштабного фактора имеет вид: ;σ107,1 979,020357,07 ⋅− ⋅⋅⋅= au w при повышении площадки в 2 раза износ от увеличения масштаба увеличивается в 885,32 979,02 =⋅ раза. 2.2. опыт 2. испытания на износ пары: сталь шх15 сталь шх15 2.2.1. условия испытаний 1) испытания выполнялись по 4-х шариковой схеме с диаметром шариков 12,7 мм; 2) число оборотов ;950 минобn = трехфакторная модель масштабного фактора в износе .часть 2-эксперимент проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 120 3) общая нагрузка на центральный шарик: ;8,111 кгq = ;5,152 кгq = 4) нагрузка (нормальная) в контакте: ;436,0 26,35cos3αcos3 q qq qн =⋅ = ⋅ = o 5) путь трения точки нижнего шарика: ;102595035,6π2π2)5( 5 ммntrts g ⋅=⋅⋅⋅=== 6) приведенный радиус в контакте: ;)( 21*2 * 1* rrr ⋅= ; 21 * 1 rr = ;18,3 2 35,6 2* мм r r === 7) смазка «литол-24». 2.2.2. результаты испытаний таблица 2 результаты испытаний ;8,111 кгq = ;5,152 кгq = минt, ммs ,10 5⋅ ммa,2 ммa, минt, ммs ,10 5⋅ ммa,2 ммa, 5 s1=2 0,038 a11=0,019 5 s1=2 0,044 a21=0,022 10 4 0,045 0,0225 10 4 0,049 0,0245 15 s2=6 0,052 a12=0,026 15 s2=6 0,056 a22=0,028 2.2.3. обработка результатов испытаний 1) параметры 2121 ,,β,β cc по (2.1): ;2855,0 62lg 026,0019,0lg lg lg β 21 1211 1 === ss aa ;105,3 )102( 019,0 4 2855,05β 1 11 1 1 −⋅= ⋅ == s a c 2) параметр m по (2.2): ;077,0 )5,158,11lg( )026,0019,0lg( 2855,0 )lg( )lg( β 21 2212 1 === qq aa m 3) параметр n по (2.6): ( ) ( ) ;934,02855,02077,02 2 1 β22 2 1 1 =−+⋅=−+= mn 4) параметр wk по (2.4): ( ) ( ) ( ) ( ) .10193,0 102π8,1118,3934,022077,02π222 7 5077,0 934,022077,02 11 11* 222 11 − ⋅−+⋅−+ ⋅= ⋅⋅⋅⋅⋅−+⋅ = −+ = a sqrnm a k m nm wn 2.3. опыт 3. испытания на износ пары: бронза бро10 – сталь у10а 2.3.1. схема и условия испытаний 1) испытания выполнены по схеме перекрестных цилиндров 21 rr ⊥ : ммr 51 = – бронза; ммr 5,122 = – сталь х15 (вращающийся цилиндр); рис.2.2 – схема перекрестных цилиндров трехфакторная модель масштабного фактора в износе .часть 2-эксперимент проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 121 рис. 2.3 – схема испытаний 2) число оборотов ;90 минобn = 3) общая нагрузка на центральный шарик ;2,11 кгq = ;4,22 кгq = 4) путь трения точки нижнего шарика: ;105,35905,12π2π2)5( 42 ммntrts ⋅=⋅⋅⋅=== 5) приведенный радиус в контакте: ; 111 21* rrr += ; 21 21 * rr rr r + ⋅ = ;5 5,125 5,125 * ммr =+ ⋅ = 6) смазка «литол-24»; 7) приведенный размер круговой площадки ;)( 21* baa ⋅= ba, -полюсы эллиптичной площадки. 2.3.2. результаты испытаний таблица 3 результаты испытаний кгq 42,01 = кгq 84,02 = минt, ммs ,10 5⋅ a a2 b b2 ммa ,* минt, ммs ,10 5⋅ a a2 b b2 ммa ,* 5 35,01 =s 4,0 8,0 13,0 25,0 22,0*11 =a 5 35,01 =s 45,0 9,0 18,0 35,0 3,0*21 =a 10 0,7 52,0 05,1 2,0 4,0 0,32 10 0,7 62,0 25,1 28,0 55,0 0,42 15 05,12 =s 62,0 25,1 23,0 45,0 37,0*12 =a 15 05,12 =s 7,0 4,1 38,0 75,0 52,0 * 22 =a 2.3.3. обработка результатов испытаний 1) параметры 21 β,β по (2.1): ;132,0 05,135,0lg 37,022,0lg lg lg β 21 * 12 * 11 1 === ss aa ;47,0 05,135,0lg 52,031,0lg lg lg β 21 * 22 * 21 2 === ss aa 2) параметр m по (2.2): ;065,0 )84,042,0lg( )52,037,0lg( 132,0 )lg( lg β 21 * 22 * 12 1 === qq aa m 3) параметр n по (2.6): ( ) ( ) ;999,0132,02065,02 2 1 β22 2 1 1 =−+⋅=−+= mn 4) параметр wk по (2.4): ( ) ( ) ( ) ( ) .101,4 1035,0π42,05999,022065,02 22,0 π222 5 5065,0 999,022065,02 11* 222 11 − ⋅−+⋅−+ ⋅= ⋅⋅⋅⋅⋅−+⋅ = −+ = sqrnm a k m nm w трехфакторная модель масштабного фактора в износе .часть 2-эксперимент проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 122 2.4. опыт 4. испытания на износ пары: сталь 5 – сталь у10а 2.4.1. условия испытаний соответствуют условиям п.2.3 2.4.2. результаты испытаний таблица 4 результаты испытаний кгq 73,01 = кгq 46,12 = минt, ммs ,10 5⋅ a a2 b b2 ммa ,* минt, ммs ,10 5⋅ a a2 b b2 ммa ,* 5 35,01 =s 143,0 286,0 06,0 121,0 093,0*11 =a 5 35,01 =s 156,0 313,0 068,0 137,0 103,0 * 21 =a 10 0,7 149,0 298,0 085,0 169,0 0,113 10 0,7 23,0 461,0 144,0 287,0 0,182 15 05,12 =s 163,0 325,0 124,0 247,0 142,0*12 =a 15 05,12 =s 252,0 504,0 172,0 343,0 208,0*22 =a 2.4.2. обработка результатов испытаний 1) параметры 21 β,β по (2.1): ;386,0 05,135,0lg 142,0093,0lg lg lg β 21 * 12 * 11 1 === ss aa ;639,0 05,135,0lg 208,0103,0lg lg lg β 21 * 22 * 21 2 === ss aa 2) параметр m по (2.2): ;213,0 )46,173,0lg( )208,0142,0lg( 386,0 )lg( lg β 21 * 22 * 12 1 === qq aa m 3) параметр n по (2.6): ( ) ( ) ;02,1386,02213,02 2 1 β22 2 1 1 =−+⋅=−+= mn 4) параметр wk по (2.4): ( ) ( ) ( ) ( ) .10385,0 1035,0π73,0502,122213,02 093,0 π222 5 5213,0 02,122213,02 11* 222 11 − ⋅−+⋅−+ ⋅= ⋅⋅⋅⋅⋅−+⋅ = −+ = sqrnm a k m nm w таблица 5 итоговые значения № пара трения β m n wk 1 сталь шх15 – сталь р6м5 0,114 0,357 0,979 1,7.10-7 2 сталь шх15 – сталь шх15 0,285 0,077 1,063 0,193.10-5 3 бронза бро10 – сталь у10а 0,132 0,065 1,0 4,1.10-5 4 сталь 5 – сталь у10а 0,386 0,213 1,02 0,385.10-5 выводы реализован метод построения трех факторных аналитических моделей трибологических процессов. выполнены испытания на износ 4-х пар трения. установлено что зависимость износа от площадки контакта линейная. надійшла в редакцію 01.12.2014 kuzmenkoa.g., palamar a.m. three-factor model of the scale factor (sf) in the wear. part 2 implemented method for constructing a three factor analytic models tribological processes. wear test performed 4 pairs of friction. it has been established that the dependence of the wear of the contact area is linear. 6_skoblo.doc особенности износа дискового режущего инструмента, упрочненного нанопокрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 44 скобло т.с.,* романюк с.п.,* сидашенко а.и.,* мальцев т.в.* олейник а.к.** * харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко; ** завод им. малышева, г. харьков, украина e-mail: stamarasemenovna@mail.ru особенности износа дискового режущего инструмента, упрочненного нанопокрытиями удк 621.793.1 исследованы характеристики трения и износа образцов тонкостенного режущего инструмента из стали 65г, упрочненных нанопокрытиями wс и crn. результаты испытаний показывают, что наиболее высокую износостойкость и низкий коэффициент трения характерны для варианта с двухслойным нанопокрытием cr + crn толщиной 300 нм. ключевые слова: трение, износ, нанопокрытие, режущий инструмент, микротвердость. в настоящее время существует достаточно много методов и технологий для повышения физикомеханических и эксплуатационных характеристик материала режущего инструмента в пищевой перерабатывающей промышленности [1]. одним из них является нанесение упрочняющих покрытий на поверхность ножа, которые увеличивают износостойкость в процессе эксплуатации [2]. это обеспечивается благодаря способности покрытий препятствовать диффузионным процессам, происходящим при износе в режущей кромке. для уменьшения интенсивности износа режущей кромки и склонности к усталостной повреждаемости инструмента, повышения работоспособности эффективным может быть использование покрытий на основе нитридов и карбидов тугоплавких соединений. анализ условий эксплуатации режущего инструмента [3] и характера его повреждаемости [4] позволил выявить причину преждевременного выхода из строя ножей из стали 65г. для того чтобы определить параметры технологического процесса нанесения покрытия для упрочнения и продления срока службы сменных деталей необходимо более детальное изучение особенности износа поверхностного слоя, контактирующего с перерабатываемым сырьем. оптимизация состава и толщины покрытия позволят улучшить физико механические и трибологические характеристики режущей кромки инструмента и уменьшить склонность остальной части (основание и средней) ножа к усталостной повреждаемости. поэтому целью работы явилось исследование влияния характеристик трения и износа, упрочненных нанопокрытиями и азотированием режущего инструмента для дробления орехов в кондитерском производстве из стали 65г, полученных методом вакуумно дугового напыления и обработкой в азотистой плазме, в различных условиях трения. исследования проводили сопоставительно исходного образца и 5 с нанопокрытиями, полученными с использованием установки типа "булат-6" методом pvd, при котором используется процесс прямой конденсации испаряемого материала в вч – разряде. анализировали следующие варианты покрытий: 1 cr + crn (двухслойное) толщиной 300 нм; 2 50%с + 50%w толщиной до 20нм; 3 50%с + 50%w толщиной до 50 нм; 4,5 азотирование (разные параметры обработки). структуру нанопокрытий исследовали с помощью термоэлектронной эмиссии в растровом электронном микроскопе. распределение химических элементов в покрытии № 3 по поверхности режущего инструмента приведено на рис. 1. из рис. 1 можно сделать вывод, что компоненты с и w распределены равномерно по всей поверхности. наблюдается незначительная диффузия из основного металла в покрытие атомов железа, которые выделяются из подслоя по границам зерен. равномерное распределение компонентов и в покрытии crn количественное соотношение распределенных компонентов на поверхности дискового ножа, оцененное микрорентгеноспектральным анализом, составляет: 69,54 % хрома, 22,96 % азота и 7,50 % железа. испытания на износ проводили на машине трения смт-1 по схеме "диск колодка" при отличающихся условиях трения. в качестве среды испытаний для образцов были выбраны: мелкодроблёная сердцевина грецкого ореха с водой (1:1) + 3 % кварцевой пыли; моторное масло м14в2 + 3 % кварцевой пыли; ореховое масло + 3 % кварцевой пыли. mailto:stamarasemenovna@mail.ru особенности износа дискового режущего инструмента, упрочненного нанопокрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 45 а б в г рис. 1 – распределение компонентов в покрытии wс по поверхности ножа максимально приближенными к реальным условиям эксплуатации является использование среды, состоящей из мелкодроблёной сердцевины грецкого ореха с водой (1:1) + 3 % кварцевой пыли. в качестве контртела для образцов были выбраны ролики, которые были изготовлены из алюминия ак4-1 и фторопласта. нагрузка на образцы составляла 200н при частоте вращения 500 мин-1. время испытания каждого образца составляло 5 мин. для измерения величины износа образцов с нанопокрытием использовали лабораторные весы марки wa-200. полученные результаты представлены в табл.1. таблица 1 величины износа образцов после каждого этапа испытаний величина износа, г № состав покрытия 1 2 3 0 исходный образец 0,0004 0,0005 0,0005 1 cr + crn 0 0,0006 + 0,0001 2 50%с + 50%w (20нм) 0,0010 0,0006 0,0005 3 50%с + 50%w (50нм) 0,0005 0,0003 0,0002 4 0,0005 0,0004 + 0,0007 5 азотирование + 0,0013 (задир) + 0,0001 0,0009 из данных табл.1 видно, что двухслойное нанопокрытие cr + crn толщиной 300 нм показало наилучший результат по сравнению с другими видами упрочнения в среде мелкодробленой сердцевины грецкого ореха с водой (1 : 1) + 3% кварцевой пыли. это свидетельствует о более высокой износостойкости данного покрытия. максимальная износостойкость отмечается и в образце с покрытием 50%с + 50%w толщиной до 50нм в среде испытаний с моторным маслом м14-в2 + 3 % кварцевой пыли, а также с ореховым маслом + 3 % кварцевой пыли. испытания азотированного образца привели к задирообразованию, что характеризует неоднородность упрочненного слоя. замеры ширины дорожки трения образцов после каждого этапа испытаний проводили на микроскопах мир12 и инструментальном имц 100 × 50 а (табл. 2). таблица 2 ширина дорожки трения образцов после каждого этапа испытаний ширина дорожки трения, мм кодировка образца состав покрытия 1 2 3 0 исходный образец 1,84 3,89 4,05 1 cr + crn 0,978 3,49 3,91 2 50%с + 50%w (20нм) 1,42 3,76 4,01 3 50%с + 50%w (50нм) 1,38 3,54 3,75 4 0,72 3,36 3,52 5 азотирование 1,55 3,65 4,41 особенности износа дискового режущего инструмента, упрочненного нанопокрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 46 после каждого этапа испытаний определяли значения коэффициентов трения образцов. результаты представлены в табл. 3. таблица 3 коэффициент трения образцов после каждого этапа испытаний коэффициент трения кодировка образца состав покрытия 1 2 3 0 исходный образец 0,11 0,065 0,06 1 cr + crn 0,045 0,06 0,06 2 50%с + 50%w (20нм) 0,083 0,07 0,06 3 50%с + 50%w (50нм) 0,06 0,07 0,05 4 0,05 0,06 0,05 0,05 (до задира) 5 азотирование 0,095 (после задира) 0,06 0,05 из данных табл. 3 следует, что максимальное значение коэффициента трения составляет 0,11 и соответствует исходному образцу из стали 65г. минимальное значение у образца с двухслойным нонопокрытием cr + crn равно 0,045, что характеризует это покрытие как наиболее износостойкое в среде испытаний с мелкодробленой сердцевиной грецкого ореха с водой (1 : 1) + 3 % кварцевой пыли. усредненные значения величин износа образцов после испытаний представлены на рис. 2. рис. 2 – среднее значение коэффициента трения после испытаний значительное уменьшение коэффициентов трения у образцов с нанопокрытием cr + crn и c+w (50 нм) и азотированием, по сравнению с исходным, обеспечивается их более высокой микротвердостью и износостойкостью. замер микротвердости упрочненных поверхностей образцов с нанопокрытием дои после каждого этапа испытаний проводили на микротвердомере пмт – 3 по методу виккерса при нагрузке индентора 50 г. результаты измерений представлены в табл. 4. таблица 4 микротвердость испытанных поверхностей образцов после каждого этапа испытаний микротвердость, н-50 кодировка образца состав покрытия до испытаний 1 2 3 0 исходный образец 614 575 530 583 1 cr + crn 858 532 549 515 2 50%с + 50%w (20нм) 843 762 539 635 3 50%с + 50%w (20нм) 1111 954 539 555 4 896* 549 565 539 5 азотирование 896* 705 594 594 * примечание: азотирование проведено на различную глубину рабочего слоя и проявляется уже после 1 испытания. из табл. 4 видно, что максимальная микротвердость в исходном состоянии соответствует образцу с покрытием 50%с + 50%w толщиной до 50нм и составляет н-50-1111. после испытаний отмечается значительное ее понижение у всех образцов, что связано с интенсивным износом тонких упрочненных поверхностей. поэтому наиболее показательным является первый этап испытаний. минимальная микро особенности износа дискового режущего инструмента, упрочненного нанопокрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 47 твердость после трех испытаний на износ в ореховом масле + 3 % кварцевой пыли равна 515 с двухслойным упрочнением cr + crn. это свидетельствует о том, что толщину покрытия для таких изделий следует увеличить. средние значения микротвердости после испытаний представлены на рис. 2. рис. 3. – среднее значение микротвердости дои после испытаний на износ максимальное среднее значение микротвердости, как в исходном состоянии, так и после испытаний соответствует образцу с покрытием 50%с + 50%w толщиной до 50 нм и составляет 682,7. при этом наблюдается и наибольшее ее падение на 38,6 %. это также свидетельствует о необходимости увеличения толщины покрытия. использование упрочнения азотистой плазмой затруднительно для таких тонких ножей в связи с тем, что они деформируются в процессе обработки (нарушается их планшетность). выводы проведеные испытания на износостойкость образцов режущего инструмента из стали 65г с нанопокрытием показали, что в условиях, максимально приближенных к реальным (мелкодробленая сердцевина грецкого ореха с водой (1:1) + 3% кварцевой пыли) наиболее высокий уровень износостойкости отмечается у образца с двухслойным покрытием cr + crn толщиной 300 нм. коэффициент трения в этом случае на первом этапе испытаний самый низкий по сравнению с другими вариантами упрочнения. одновременно микротвердость такого покрытия минимальна, как дотак и после испытаний. образцы с покрытием 50%с + 50%w толщиной до 20нм показали худшие результаты практически по всем показателям. это связано с недостаточной толщиной слоя, потому что такое же покрытие, но уже толщиной 50нм имеет значительно лучшие показатели. для него характерна максимальная микротвердость до-н-50-1111 и после испытаний (н-50-954) в среде мелкодробленой сердцевины грецкого ореха с водой (1:1) + 3% кварцевой пыли. коэффициент трения минимальный при испытании в ореховом масле + 3% кварцевой пыли. максимальная износостойкость отмечается в среде испытаний с моторным маслом м14-в2 + 3% кварцевой пыли, а также с ореховым маслом + 3 % кварцевой пыли. образец с азотированной поверхностью отличается нестабильностью показаний. об этом свидетельствуют задиры, возникающие в процессе испытаний. в то же время твердость одного из азотированных образцов после испытаний осталась достаточно на высоком уровне и, по сравнению с исходной, уменьшилась после испытаний всего лишь на 29,6 %. вместе с тем такая технология не может быть рекомендована для упрочнения тонких ножей из-за их деформации при обработке. литература 1. романюк с. п., анализ методов упрочнения режущих инструментов// вісник хнтусг: [«ресурсозберігаючі технології, матеріали та обладнання у ремонтному виробництві»]. – випуск 133. – харків, 2013. – с.136 – 142. 2. верещака а.с., третьяков и.п. режущие инструменты с износостойкими покрытиями. – м: машиностроение, 1986. – 190 с. 3. скобло т. с. процессы, происходящие в тонкостенных ножах при их изготовлении и эксплуатации / т.с.скобло, с.п.романюк, е.л.белкин, а.и.сидашенко // промышленность в фокусе. – 2014. – № 3. – с.54 57. 4. скобло т. с. кинетика структурных изменений ножей в процессе трения при переработке продукции / т. с. скобло, а. и. сидашенко, с. п. романюк// м. научное обозрение. – 2014. – № 4. – с. 197-204. надійшла в редакцію 08.11.2014 особенности износа дискового режущего инструмента, упрочненного нанопокрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 48 skoblo t.s., romanyuk s.p., sidashenko a.i., maltsev t.v., oleynik a.k. features of wear of the disc cutting tool, hardened by the nanocoatings. friction and wear characteristics of samples of the thin-walled cutting tool of 65 mg steel hardened by the wc and crn nanocoatings was investigated. the test results show that the highest wear resistance and low friction characteristic for variant with the double-layer cr + crn nanocoating of 300 nm thickness. keywords: friction, wear, nanocoating, cutting tools, microhardness. references 1. romanyuk s. p. analiz metodov uprochneniya rezhuschih instrumentov. visnik hntusg: «resursozberigayuchi tehnologiyi, materiali ta obladnannya u remontnomu virobnitstvi». vipusk 133. harkiv, 2013. pp. 136 142. 2. vereschaka a.s., tretyakov i.p. rezhuschie instrumentyi s iznosostoykimi pokryitiyami. m: mashinostroenie, 1986. 190 p. 3. skoblo t.s., romanyuks.p., belkine.l., sidashenko a.i. protsessyi, proishodyaschie v tonkostennyih nozhah pri ih izgotovlenii i ekspluatatsii. t.s.skoblo, promyishlennost v fokuse. 2014. no 3. pp.54 57. 4. skoblo t. s., sidashenkoa. i., romanyuk s. p. kinetika strukturnyih izmeneniy nozhey v protsesse treniya pri pererabotke produktsii. m. nauchnoe obozrenie. 2014. no 4. pp. 197 – 204. 2_chernec.doc вплив огранення вала на розрахункову довговічність підшипника ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 14 чернець м.*, ** * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, ** люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net вплив огранення вала на розрахункову довговічність підшипника ковзання удк 539.538: 539.621 за узагальненою кумуляційною моделлю зношування при терті ковзання досліджено вплив овальності, три та чотиригранності шипа вала на довговічність підшипника. встановлено, що овальність вала в усьому діапазоні її зростання призводить до помітного збільшення довговічності (до 1,32 раза), тригранність – частково її збільшує (до 1,25 раза), а при чотиригранності вала вона може знижуватись. ключові слова: підшипник ковзання, технологічне огранення вала, узагальнена кумуляційна модель зношування, довговічність при виготовленні деталей підшипника ковзання (рис. 1) виникає технологічне огранення різної складності (овальність, тричи чотиригранність) (рис. 2), яке є малим у порівнянні з номінальними діаметрами втулки 1 і вала 2. у працях [1 4, 7] показано, що овальність вала виявляє позитивний вплив на довговічність підшипника як при повній однообластевій, так і мішаній (одно дво однообластевій) трибоконтактній взаємодії. однак для згаданих складніших видів огранення вала при мішаному контакті такого розв’язку не проведено і тому в даній статті наведено результати його впливу на довговічність підшипника, отримані з використанням узагальненої кумуляційної моделі зношування [6, 7]. ω2 r1 o2 n o1 r2 2 α0 2 3 y x 1 рис. 1 – загальна схема підшипника ковзання 1 2 0 x y 1 2 0 x y 1 2 0 x y 1 2 0 x y 1 2 0 x y 1 2 0 x y а б в рис. 2 – технологічне огранення вала: а – овальність; б – тригранність; в – чотиригранність постановка такої задачі є такою ж як і у роботі [8]. у залежності від величини огранення вала для поданих на рис. 2 схем підшипника при його повороті на кут °≤≤ 360α0 2 можлива повна однообластева чи мішана трибоконтактна взаємодія тіл (з фазами симетричного однообластевого, косого однообластевого, косого двообластевого, симетричного двообластевого (рис. 2), косого двообластевого і т.д. контакту). mailto:chernets@drohobych.net вплив огранення вала на розрахункову довговічність підшипника ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 15 визначення довговічності підшипника в обертах ∗2n вала до досягненння втулкою допустимого зношування 1h ∗ проведено при таких даних: n = 0,1 мн радіальне навантаження; 2r = 0,05 м – номінальний радіус вала; v = 0,0628 м/с – швидкість ковзання; 2n = 12 об/хв – частота обертання вала; f = 0,04 – коефіцієнт тертя ковзання; 21 rr −=ε = 0,41 мм – радіальний зазор у підшипнику; 2r – радіус колової втулки; 1 0δ = , 2δ = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4 мм – параметр огранення вала, ε≤δ+δ 21 ; 2ω = 1,2566 с -1 – кутова швидкість вала; 1h ∗ = 0,3 мм – допустиме зношування втулки; матеріал втулки: бронза оцс 5-5-5; матеріал вала: сталь 35 (гартування + високий відпуск). результати розв’язку наведено на рис. 3, де над стовпчиковими діаграмами подано величини огранення вала. аналіз отриманих результатів свідчить, що вплив огранення на розрахункову довговічність підшипника є різним. найбільш позитивно на її зростання у порівнянні з номінальною довговічністю впливає овальність вала: на всьому діапазоні її зміни довговічність зростає (максимально до 1,32 рази при мішаному контакті). у випадку тригранності вала спочатку із зростанням 2δ відбувається збільшення ∗2n в діапазоні ε≤δ< 5,00 2 (максимально в 1,25 рази при однообластевому контакті), а надалі довговічність починає знижуватися, хоча і залишається при 2δ = 0,4 мм ще дещо вищою від номінальної. для вала з чотиригранністю спостерігається деяке підвищення довговічності до ε≈δ 25,02 (максимально в 1,12 рази), однак надалі вона знижуватиметься із збільшенням 2δ нижче номінальної. отже мале технологічне огранення вала у залежності від його величини та виду може бути корисним чинником впливу на збільшення ресурсу роботи підшипників ковзання (овальність, тригранність), а може спричинити обернений результат при наявності чотиригранності. література 1. чернець м.в. методологія оцінки характеристик контакту та прогнозування довговічності циліндричних трибосистем ковзання // проблеми трибології. – 2000. – № 1. – с. 14-22. 2. чернець м.в., лєбєдєва н.м. оцінка кінетики зношування трибосистем ковзання при наявності овальності контурів їх елементів за кумуляційною моделлю // проблеми трибології. – 2005. – № 4. – с. 114-120. 3. чернець м., андрейків о., лєбєдєва н. дослідження впливу складного огранення деталей підшипника ковзання на параметри контактної та трибоконтактної взаємодії // проблеми трибології. – 2007. – № 4. – с. 50-54. 4. чернець м.в., андрейків о.є., лєбєдєва н.м., жидик в.б. модель оцінки зношування і довговічності підшипника ковзання за малої некруглості // фхмм. – 2009. – № 2. – с. 121-129. (chernets m.v., andreikiv o.e., liebiedieva n.m. and zhydyk v.b. a model for evaluation of wear and durability of plain bearing with small non-circularity of its contours // materials science. – 2009. №2. – p. 279 290). 5. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.1. лінійна і кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2012. – № 4. – с. 11-17. 6. чернець м.в., жидик в.б. узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. ч.2. узагальнена кумуляційна модель // проблеми трибології. – 2013. – № 1. – с. 6 15. 7. чернець м.в. трибоконтактні задачі для циліндричних з’єднань з технологічною некруглістю. – люблін : люблінська політехніка, 2013. – 274 с. 8. чернець м.в. вплив огранення вала на варіацію максимальних контактних тисків у підшипнику ковзання // проблеми трибології. – 2014. – № 2. – с.45-50. надійшла в редакцію 25.04.2014 0 0 0 0,1 0,1 0,3 0,4 0,1 0,2 0,2 0,2 0,3 0,3 0,4 0,4 0 200000 400000 600000 800000 1000000 1200000 1400000 о т ч n2*, об рис. 3 – довговічність підшипника: о – вал з овальністю; т – вал з тригранністю; ч – вал з чотиригранністю вплив огранення вала на розрахункову довговічність підшипника ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 16 chernec m.v. influence of shaft cutting on the calculated durability of sliding bearing durability. according to generalized cumulative wear model at the sliding friction it has been researched the influence of ovality, triand tetralobing of stub shaft on bearing durability. it has been established that shaft ovality in the whole range of its increase leads to the noticeable increase of durability (up to 1,32 times), trilobing partially increase the durability (up to 1,25 times) and with tetralobing it can decrease. key words: sliding bearing, technological cutting of shaft, generalized cumulative wear model, durability. references 1. czernec m.v. metodolohija ocinky harakterystyk kontaktu ta prohnozuvannia dovhovicznosti cylindrychnyh trybosystem kovzannia. problemy trybologii. 2000. no 1. p.p. 14 – 22. 2. czernec m.v., liebiedieva n.m. ocinka kinetyky znoshuvannia trybosystem kovzannia pry najavnosti ovalnosti konturiv jih elementiv za kumuliacijnoju modellju. problemy trybologii. 2005. no 4. p.p. 114 – 120. 3. czernec m., andrejkiv o., liebiedieva n. doslidzhennja wplywu skladnoho ohranennja detalei pidshypnyka kovzannja na parametry kontaktnoi ta trybokontaktnoi vzaiemodii. problemy trybologii. 2007. no 4. p.p. 50 – 54. 4. czernec m.v., andreikiv o.ye., liebiedieva n.m., zhydyk v.b. model ocinky znoshuvannia i dovhovichnosti pidshypnyka kovzannia za maloi nekruhlosti. fhmm. 2009. no 2. p.p. 121 – 129. (chernec m.v., andreikiv o.e., liebiedieva n.m. and zhydyk v.b. a model for evaluation of wear and durability of plain bearing with small non-circularity of its contours. materials science. 2009. no 2. p.p. 279 – 290). 5. czernec m.v., zydyk v.b. uzahalnena kumulacijna model kinetyky znoszuvannja pidszypnyka kovzannja. cz. 1. linijna i kumulacijna model. problemy trybologii, no 4, 2012. p.p. 11 – 17. 6. czernec m.v., zydyk v.b. uzahalnena kumulacijna model kinetyky znoszuvannja pidszypnyka kovzannja. cz. 2. uzahalnena kumulacijna model. problemy trybologii, no 1, 2013. p.p. 6 – 15. 7. czernec m.v. trybokontaktni zadachi dlia tsylindrychnykh ziednan z tehnolohichnoju nekruhlistiu. – liublin : liublinska politehnika, 2013. – 274 p. 8. czernec m.v. wplyw ohranennja wala na wariaciju maksymalnyh kontaktnyh tyskiv. problemy trybologii, no 2, 2014. p.p. 45-50. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 45 войтов в.а., захарченко м.б. харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко, г. харьков, украина e-mail: ndch_khntusg@mail.ru моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы удк 621.891 разработана математическая модель расчета скорости изнашивания и коэффициента трения в трибосистемах, работающих в условиях граничной смазки, которая позволяет определять ресурс и механические потери на трение проектируемых трибосистем без проведения предварительных экспериментов. модель учитывает свойство совместимости материалов в трибосистеме, которое получило определение, как добротность трибосистемы. приведены результаты моделирования скорости изнашивания и коэффициента трения различных конструкций трибосистем с оценкой адекватности и ошибки моделирования. ключевые слова: трибосистема, моделирование, скорость изнашивания, сила трения, граничная смазка, совместимость материалов, добротность трибосистемы, критерий добротности трибосистемы. актуальность проблемы исследования данной работы являются продолжением работ 1, 2 и направлены на разработку критерия оценки совместимости материалов в трибосистеме с учетом трибологических свойств смазочной среды. формирование поверхностных слоев при трении – это сложный нестационарный процесс, развитие которого зависит от физико-механических свойств материалов, микрогеометрии поверхностей трения, наличия смазочной среды, условий нагружения. пластические и упругие свойства поверхностных слоев значительно отличаются от объемных. оптимальный механизм приспособляемости материалов при трении – это приобретение им такой структуры в поверхностных слоях, которая будет препятствовать распространению пластической деформации вглубь материала и локализовывать ее только в поверхностных слоях. трибологические свойства смазочной среды не могут рассматриваться в отрыве от материалов трибосистемы, а, следовательно, их выбор в трибосистему должен осуществляться комплексно. смазочная среда оказывает большое влияние на совместимость материалов в трибосистеме в процессе эксплуатации, следовательно, определяет ресурс и потери на трение. результатом взаимодействия присадок смазочной среды с материалами поверхностей трения являются процессы физической адсорбции, хемосорбции и химических реакций, которые и влияют на износостойкость трибосистемы. для прогнозирования износостойкости трибосистем, а также для расчета скорости изнашивания и потерь на трение, необходимо иметь критерий, который является структурно-чувствительной характеристикой материалов, из которых изготовлены трибоэлементы, а также учитывать отмеченные выше процессы в поверхностных слоях. анализ публикаций, посвященных данной проблеме наиболее фундаментальные работы, посвященные вопросам совместимости материалов, принадлежат н.а. буше и н.м. алексееву [3 5]. в данных работах поставлен ряд задач, которые необходимо решать, чтобы изучить проблему совместимости материалов. в первую очередь, определено понятие совместимости материалов. оно заключается в способности контактирующих материалов приспосабливаться друг к другу и к изменяющимся условиям трения с учетом взаимодействия материалов со смазочной и окружающей средой, обеспечивая заданную долговечность трибосистемы и устойчивую ее работу без смазки или в режиме нарушения целостности смазки. в более поздней работе [6], было уточнено понятие совместимости – как способности трибосистемы обеспечивать оптимальное состояние в заданном диапазоне условий работы по выбранным параметрам. учитывая то, что трение является динамическим и диссипативным процессом, количественной характеристикой релаксационных свойств поверхностных слоев материалов может служить внутреннее трение [7, 8]. с помощью внутреннего трения можно определять структурно-чувствительную характеристику материала, которая зависит не только от типа кристаллической решетки, но и от структурных особенностей, возникающих на протяжении эксплуатации трибосистемы. внутреннее трение характеризует способность структуры материала к рассеиванию энергии колебаний, связанной с плотностью, концентрацией и подвижностью дислокаций и точечных дефектов. в работах, выполненных под руководством в.в. шевели [9 11], показано, что релаксационные моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 46 процессы проявляют более высокую структурную чувствительность к изменению напряженнодеформированного состояния материала при динамическом нагружении по сравнению с физикомеханическими свойствами. основным выводом указанных выше работ является то, что реологические свойства фрикционного контакта можно представить в виде четырех уровней, в которых сосредоточены процессы контактного взаимодействия. на основании выполненного анализа работ можно сделать вывод, что релаксационные свойства структуры материалов, из которых изготовлена трибосистема, влияют на совместимость материалов, и являются функцией износостойкости и прирабатываемости, что доказано в работе [12]. в данной работе приводится параметр – коэффициент затухания ультразвуковых колебаний в структуре материала, который характеризует величину внутреннего трения и методика его измерения. взаимодействие материалов трибоэлементов со смазочной средой оценивается различными параметрами. авторами работ [13, 14] предлагается энергетический параметр – удельная работа изнашивания тестового материала в испытуемой смазочной среде, который связан с работой трения на удаление объема материала с поверхности трения и может выступать интегральным энергетическим параметром смазывающих свойств. анализируя накопленный опыт при решении подобных задач можно сделать вывод, что разработка критерия, который учитывает совместимость материалов в трибосистеме, является актуальной задачей. цель исследований исследовать влияние функции добротности трибосистемы на скорость изнашивания и коэффициент трения с определением функциональных зависимостей и коэффициентов корреляции. методический подход в проведении исследований в основу методического подхода при исследовании функции добротности трибосистемы используется зависимость между объемной скоростью изнашивания і и скоростью работы диссипации трибосистемы wтр, которая представлена в предыдущей статье [2]: i = q-1 wтр, (1) где q-1 – коэффициент пропорциональности. запишем выражение (1) в виде размерностей: с дж дж м с м 33  . как следует из размерностей коэффициент пропорциональности q-1 между объемной скоростью изнашивания і и скоростью работы диссипации в трибосистеме wтр имеет размерность м3/дж, который является обратной величиной размерности трибологических свойств смазочной среды и, одновременно, внутреннего трения структуры материалов, из которых изготовлены трибоэлементы. по аналогии с добротностью электрического контура в работе [2] получено выражение для определения добротности трибосистемы:  нпye q δδ π11   , м3/дж, (2) где еу – трибологические свойства смазочной среды, дж/м3; δп и δн – коэффициент затухания ультразвуковых колебаний в структуре материала подвижного и неподвижного трибоэлементов, безразмерные величины. данные коэффициенты прямо пропорциональны внутреннему трению структуры сопряженных материалов. как следует из выражения (2) коэффициент пропорциональности q-1 между скоростью изнашивания и скоростью работы диссипации в трибосистеме обратно пропорционален трибологическим свойствам смазочной среды и произведению внутреннего трения структуры материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов. чем выше значение еу, δп и δн, тем меньше значение q-1, а, следовательно, и меньше скорость изнашивания, формула (1). на основании формулы (2) можно получить выражение для оценки добротности трибосистемы: π δδ нп yeq   , дж/м3. (3) как следует из формулы (3) добротность трибосистемы – это размерная величина, которая оценивает способность сопрягаемых материалов в трибосистеме (смазочная среда и реологические свойства структуры материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов) превращать работу сил трения в моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 47 тепловую энергию, тем самым препятствовать запасам энергии в поверхностных и подповерхностных слоях трибоэлементов, которые можно оценить деформируемым объемом. чем большая часть работы трения будет преобразована в тепло и меньший объем материала будет участвовать в деформации, тем больше добротность трибосистемы. понятие добротности трибосистемы дополняет понятие совместимости материалов в трибосистеме, под которым понимают способность контактирующих материалов приспосабливаться друг к другу и к изменяющимся условиям трения с учетом взаимодействия материалов со смазочной и окружающей средой, обеспечивая заданную долговечность и устойчивую работу во всем диапазоне эксплуатации. увеличению добротности трибосистемы способствует увеличение трибологических свойств смазочной среды (наличие поверхностно-активных и химически-активных веществ в смазочной среде), а так же увеличение внутреннего трения структуры материалов, из которых изготовлены подвижный и неподвижный трибоэлемент. при этом смазочная среда является более весомым фактором, чем внутреннее трение структуры сопряженных материалов, т.к. в формуле (3) присутствует в первой степени, а внутреннее трение структуры материалов в степени 1/2. результаты исследования результаты измерений коэффициента затуханий на рабочих частотах 2,5, 5 и 10 мгц для различных материалов представлены в табл. 1. в табл. 1 также представлены значения среднеквадратического отклонения  и коэффициента вариации υ измеряемых величин. как следует из полученных результатов измерения логарифмического коэффициента затухания ультразвуковых колебаний на рабочей частоте 5 мгц дает наименьшее значение коэффициента вариации, а, следовательно, и обеспечивает наибольшую точность получаемых результатов с ошибкой измерений не превышающей 2,7%. измерения на частоте 2,5 мгц дают ошибку 3,91 %, а на частоте 10 мгц – 3,77 %. экспериментально полученные данные коэффициента затухания ультразвуковых колебаний для различных конструкционных материалов, которые представлены в табл. 1, характеризуют структуру материала трибоэлемента, т.е. способность к релаксации механических напряжений. трибологические свойства смазочной среды можно учитывать с помощью параметра ye , дж/м 3 – удельная работа изнашивания единицы объема тестового материала (шарики из стали шх-15) в испытуемой смазочной среде. физический смысл данного параметра следует из выражения:     1 κ κ , 3 2 3 2 196 3 111 321 cp pj j jj i ii p iи у d lpf d lpf d lpf ееее (4) где 1e – величина удельной работы изнашивания, которая характеризует наличие противоизносных свойств в смазочном материале, дж/м3; 2e – величина удельной работы изнашивания, которая характеризует диапазоны работы противоизносных присадок, дж/м3; 3e – величина удельной работы изнашивания, которая характеризует наличие в смазочном материале противозадирных присадок и диапазон их работы, дж/м3; 1f – коэффициент трения при нагрузке р1= 196 h; 1p – нагрузка равная 196 н для определения показателя износа на четырехшариковой машине, гост 9490-75; 1l – путь трения при определении показателя износа, равен 2119 м; иd – средний диаметр пятен износа трех нижних шариков при определении показателя износа, м;   κ 196 p i – суммарное значение числа испытаний от нагрузки 196 н до критической нагрузки, согласно первого нагрузочного ряда приведенного в гост 9490; іf – значения коэффициента трения при нагрузках от 196 н до рк; іp – нагрузка согласно первого нагрузочного ряда от 196 н до рк, н; 2l – путь трения при времени испытания 10 сек, равный 5,88 м; іd – средний диаметр пятен износа трех нижних шариков при нагрузках от 196 н до рк, м;    1 κ сp pj – суммарное значение числа испытаний от рк до нагрузки, предшествующей нагрузке сваривания рс-1; fj – значение коэффициента трения при нагрузках от рк до рс-1, н; dj – средний диаметр пятен износа трех нижних шариков при нагрузках от рк до рс-1, м. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 48 таблица 1 результаты измерений коэффициента затухания ультразвуковых колебаний в различных материалах материал среднее значение  среднеквадратическое отклоне ние, s коэффициент вариации 100   s ,% среднее значение  среднеквадратическое отклоне ние, s коэффициент вариации 100 δ υ  s ,% среднее значение δ среднеквадратическое отклоне ние, s коэффициент вариации 100 δ υ  s ,% сталь 20х 1940 75,94 3,91 1945 52,7 2,7 1946 73,42 3,77 сталь 40х 2643 78,82 2,98 2644 56,8 2,14 2646 75,47 2,85 сталь шх-15 2694 81,34 3,01 2700 62,48 2,31 2705 78,94 2,91 38х2мюа 2805 84,49 3,01 2810 64,28 2,28 2810 80,74 2,87 сч спец. 3315 94,70 2,85 3315 72,88 2,19 3320 90,47 2,72 вч-70 3268 98,80 3,02 3270 72,22 2,2 3276 92,68 2,82 бр.оцс-6-6-4 3430 106,82 3,11 3440 72,74 2,11 3440 96,14 2,79 бр.аж 9-4 3490 109,83 3,14 3494 73,56 2,1 3496 98,72 2,82 лс 62-1,5 3462 112,14 3,23 3464 74,24 2,14 3464 99,94 2,88 лмцска 58-2 2-1-1 3805 121,42 3,19 3810 78,84 2,06 3810 105,13 2,75 ал-25 2410 90,13 3,73 2417 62,28 2,57 2417 80,42 3,32 моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 49 в качестве рабочих жидкостей, которые одновременно выполняют функции смазочных материалов, были выбраны керосин тс-1 и дизельное топливо, трибологические свойства которых представлены в табл. 2. таблица 2 трибологические свойства топлив тип топлива иd , мм kp , h cp , h зи , h 1e ·10 14, дж/м3 2e ·10 14, дж/м3 3e ·10 14, дж/м3 ye ·10 14, дж/м3 керосин тс-1 0,90 490 784 17 0,34 0,07 0,003 0,413 дизельное топливо дт 0,75 617 980 21 0,59 0,09 0,004 0,684 трибологические свойства гидравлических масел представлены в табл. 3, моторных масел в табл. 4, трансмиссионных масел в табл. 5. таблица 3 трибологические свойства гидравлических масел тип масел иd , мм kp , h сp , h зи , h 1e ·10 14, дж/м3 2e ·10 14, дж/м3 3e ·10 14, дж/м3 ye ·10 14, дж/м3 мгп-10 0,55 710 1960 24 1,5 0,38 0,006 1,886 мг-15-в 0,5 980 1960 28 1,99 0,44 0,007 2,437 игп-30 0,5 980 2450 32 1,99 0,44 0,009 2,439 мге-46в 0,45 980 2450 36 2,73 0,48 0,009 3,219 мге-68в 0,45 980 2450 41 2,73 0,52 0,01 3,26 таблица 4 трибологические свойства моторных масел тип масла классификация по арi иd , мм kp , h cp , h зи , h 1e ·10 14, дж/м3 2e ·10 14, дж/м3 3e ·10 14, дж/м3 ye ·10 14, дж/м3 м-10г2к cc 0,45 1235 2450 28 2,73 0,47 0,009 3,209 schell-ro-tella x cc 0,45 1235 3087 32 2,73 0,82 0,094 3,644 schell-rimula c cd 0,35 1568 3087 48 5,82 0,96 0,090 3,870 esso ultra sl/cd 0,4 1568 3920 59 3,89 0,99 0,012 4,892 м-10дm cd 0,35 1568 3087 49 5,82 0,9 0,11 6,830 schell-rimula d cf/cd 0,35 1568 3087 48 5,82 0,908 0,104 6,832 esso ultron sl/cf 0,35 1568 4900 63 5,82 0,950 0,095 6,865 schell-rimula x cf-4 0,32 1235 4900 63 7,62 0,85 0,014 8,484 esso ultra turbo diesel cf-4 0,31 1568 4900 64 8,39 1,005 0,016 9,411 таблица 5 трибологические свойства трансмиссионных масел тип масла классификация по арi иd , мм kp , h cp , h зи , h 1e ·10 14, дж/м3 2e ·10 14, дж/м3 3e ·10 14, дж/м3 ye ·10 14, дж/м3 тсп-10 gl-4 0,45 1235 6174 76 2,73 0,79 0,12 3,64 тап-15в gl-4 0,45 1235 6174 76 2,73 0,8 0,13 3,66 тсп-15к gl-4 0,40 1568 6174 82 3,89 0,795 0,13 4,815 тсп-14гип gl-4 0,40 1235 6174 82 3,89 0,802 0,14 4,832 тад-17и gl-5 0,36 1568 7840 89 5,34 0,885 0,114 6,369 shellspirax-ax gl-5 0,35 1568 7840 92 5,82 0,906 0,200 6,926 shellspirax-gsx gl-4 0,35 1568 6174 86 5,82 0,945 0,200 6,965 valvolin e gl-5 0,34 1235 6174 90 6,34 0,937 0,207 7,484 shellspirax-asx gl-5 0,32 1568 7840 94 7,62 0,960 0,210 8,79 моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 50 как следует из приведенных таблиц, интегральный параметр ye изменяется для топлив в пределах (0,413 … 0,684)·1014 дж/м3, для гидравлических масел в пределах (1,886 … 3,26)·1014 дж/м3, для моторных масел (3,209 … 9,411)·1014 дж/м3, для трансмиссионных масел (3,64 … 8,79)·1014 дж/м3. в табл. 2 5 также представлены трибологические характеристики согласно гост 9490: показатель износа иd ; критическая нагрузка kp ; нагрузка сваривания cp и индекс задира зи . анализ указанных характеристик для моторных масел (табл. 4) показывает, что в зависимости от классификации по арi показатель износа иd отличается на 31%, критическая нагрузка на kp на 37,5 %, нагрузка сваривания на 50 %, индекс задира на 52 %. при этом интегральный показатель трибологических свойств масел отличается на 65%, что подтверждает большую чувствительность еу по сравнению с показателями согласно гост 9490. для решения поставленной задачи был спланирован трехфакторный эксперимент. первый фактор – трибологические свойства смазочной среды, варьировался на пяти уровнях: дизельное топливо, ye = 0,684 · 10 14, дж/м3; гидравлическое масло мгп-10, ye = 1,886 · 10 14, дж/м3; моторное масло м-10г2к, ye = 3,209 · 10 14, дж/м3; моторное масло м-10дm, ye = 6,83 · 10 14, дж/м3; моторное масло esso ultra turbo diesel, ye = 9,411 · 10 14, дж/м3. второй фактор – коэффициент затухания ультразвуковых колебаний в материале подвижного трибоэлемента, варьировался на пяти уровнях: сталь 20х, δп = 1945; сталь 40х, δп = 2644; сталь 38х2мюа, δп = 2810; чугун вч-70, δп = 3270; чугун сч, δп = 3315. третий фактор – коэффициент затухания ультразвуковых колебаний в материале неподвижного трибоэлемента, также варьировался на пяти уровнях: чугун вч-70, δп = 3270; чугун сч, δп = 3315; бронза бр. оцс 6-6-4, δп = 3440; бронза бр. аж 9-4, δп = 3494; латунь лмцска 58-2-2-1-1, δп = 3810. экспериментальные исследования проводились при фиксированной и постоянной от опыта к опыту шероховатости поверхностей трения обоих трибоэлементов, которая составила: ra = 0,2 мкм; sm = 0,4 мм, нагрузка n = 1600 h, скорость скольжения υ = 0,5 м/с. при испытаниях применялась кинематическая схема «кольцо-кольцо» с коэффициентом взаимного перекрытия 0,5, при этом величина меньшей площади трения составила fтр = 0,00015 м2. в качестве функций отклика выбраны два параметра: среднеарифметическое значение скорости изнашивания эi , м 3/ч; среднеарифметическое значение коэффициента трения эf , которые были получены экспериментально по результатам трех повторов в зависимости от значений добротности трибосистемы q, которое было получено расчетным путем по выражению (3). экспериментальные и расчетные значения перечисленных функций отклика позволили с помощью метода наименьших квадратов получить следующие зависимости: для скорости изнашивания:          16 10 1050 exp1060 q i , м3/ч, (5) для коэффициента трения:         1610110 exp11,0 q f . (6) графическая интерпретация полученных зависимостей (5) и (6) представлена на рис. 1 и 2. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 51 рис. 1 – зависимость скорости изнашивания от функции добротности трибосистем q рис. 2 – зависимость коэффициента трения от функции добротности трибосистемы q коэффициент корреляции между скоростью изнашивания i и добротностью трибосистемы q составил r = 0,88, а между коэффициентом трения f и q, r = 0,90. на основании больших значений коэффициентов корреляции можно сделать вывод, что между функцией добротности трибосистемы и аргументами: скоростью изнашивания и коэффициентом трения, существует функциональная связь, которая подчиняется экспоненциальному закону распределения, формулы (5) и (6). необходимо отметить, что функция добротности всегда положительное число и теряет физический смысл при q = 0, т.е. при q = 0 трибосистема не существует. при положительных значениях добротности трибосистемы наибольшее влияние на скорость изнашивания и коэффициент трения характерно для малых значений q. при q > 100·1016 дж/м3 увеличение значений добротности уже не оказывает большого влияния на скорость изнашивания и коэффициент трения трибосистемы. следовательно, проведенный анализ функции добротности трибосистемы позволяет установить границу значения q ≥ 100·1016 дж/м3, при превышении которой направления снижения скорости изнашивания и коэффициента трения подбором материалов в трибосистему и смазочной среды к ним становится неэффективным. при таких значениях добротности необходимо разрабатывать и применять другие способы повышения износостойкости и снижения потерь на трение, например, изменение конструкции или технологий изготовления и т. д. выводы исследована функция добротности трибосистемы и её влияние на объемную скорость изнашивания и коэффициент трения. на основании анализа большой гаммы конструкционных материалов применяемых в трибосистемах установлено, что величина добротности обратно пропорциональна объемной скорости изнашивания и коэффициенту трения, а функция добротности имеет экспоненциальный характер. установлено, что при превышении значения добротности более 100 · 1016 дж/м3 снижение скорости изнашивания и коэффициента трения трибосистемы подбором материалов в трибосистему и смазочной среды к ним становится мало эффективным. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 52 литература 1. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистеме. // проблеми трибології. – 2015. – № 1. – с. 49 57. 2. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования. // проблеми трибології. – 2015. – № 2. – с. 36 45. 3. алексеев н.м. некоторые аспекты совместимости материалов при трении. i. подповерхностные процессы // н.м. алексеев, н.а. буше // трение и износ. – 1985. – т. 6, № 5. – с. 773 783. 4. алексеев н.м. некоторые аспекты совместимости материалов при трении. ii. подповерхностные процессы // н.м. алексеев, н.а. буше // трение и износ. – 1985. – т. 6, № 5. – с. 965 974. 5. алексеев н.м. некоторые аспекты совместимости материалов при трении. iii. микропроцессы механической фрикционной приспосабливаемости // н.м. алексеев, н.а. буше // трение и износ. – 1987. – т. 8, № 5. – с. 197 205. 6. буше н.а. решенные и переменные задачи по совместимости трибосистем / н.а. буше // трение и износ. – 1993. – т. 14, № 1. – с. 25 34. 7. криштал м.а., пигузов ю.в., головин с.а. внутреннее трение в металлах и сплавах. – м. : металлургия, 1964. – 245 с. 8. постников в.с. внутреннее трение в металлах . – м. : металлургия, 1974. – 352 с. 9. шевеля в.в. реология износостойкости и совместимости пар трения // трение и износ. – 1993. – т. 14, № 1. – с. 48 63. 10. шевеля в.в., трытек а. реология визкоупругого фрикционного контакта // проблемы трибологии. – 2010. – № 4. – с. 6 16. 11. шевеля в.в., олександренко в.п. трибохимия и реология износостойкости. – хмельницкий: хну, 2006. – 278 с. 12. шевеля в.в., войтов в.а., суханов м.и., исаков д.и. закономерности изменения внутреннего трения в процессе работы трибосистемы и его учет при выборе совместимых материалов // трение и износ. – 1995. – т. 16, №4. – с. 734 744. 13. войтов в.а., левченко а.в. интегральный критерий оценки трибологических свойств смазочных материалов на четырехшариковой машине // трение и износ. – 2001. – т. 22, № 4. – с. 441 447. 14. войтов в. а., сысенко и.и., кравцов а.г. трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе // проблеми трибології. – 2014. – № 1. – с. 27 38. поступила в редакцію 04.08.2015 моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 53 vojtov v.a., zaharchenko m.b. modeling of processes of friction and wear in tribosystems in the conditions boundary lubrication. part 3. the quality factor of tribosystem. a mathematical model for calculating the wear rate and friction coefficient tribosystems operating under boundary lubrication, which allows you to define resource and mechanical friction losses projected tribosystems without prior experiment was developed. the model takes into account the property of the material compatibility in tribosystem which received definition as q-factor tribosystem. the results of modeling the wear rate and friction coefficient of various designs tribosystems with the assessment of the adequacy and modeling errors are shown. keywords: tribosystem, modeling, wear rate, friction force, boundary lubrication, material compatibility, quality factor of tribosystem, the criterion of merit the tribosystem. references 1. vojtov v.a., zaharchenko m.b. modelirovanie processov trenija i iznashivanija v tribosistemah v uslovijah granichnoj smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipacii v tribosisteme. problemi tribologії. 2015. № 1. s. 49-57. 2. vojtov v.a., zaharchenko m.b. modelirovanie processov trenija i iznashivanija v tribosistemah v uslovijah granichnoj smazki. chast' 2. rezul'taty modelirovanija. problemi tribologії. 2015. № 2. s. 36-45. 3. alekseev n.m., bushe n.a. nekotorye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. i. podpoverhnostnye processy. trenie i iznos. 1985. t. 6, № 5. s. 773 – 783. 4. alekseev n.m., bushe n.a. nekotorye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. ii. podpoverhnostnye processy. trenie i iznos. 1985. t. 6, № 5. s. 965 – 974. 5. alekseev n.m., bushe n.a. nekotorye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. iii. mikroprocessy mehanicheskoj frikcionnoj prisposablivaemosti. trenie i iznos. 1987. t. 8, № 5. s. 197 – 205. 6. bushe n.a. reshennye i peremennye zadachi po sovmestimosti tribosistem. trenie i iznos. 1993. t. 14, № 1.– s. 25 – 34. 7. krishtal m.a., piguzov ju.v., golovin s.a. vnutrennee trenie v metallah i splavah. m. metallurgija, 1964. 245 s. 8. postnikov v.s. vnutrennee trenie v metallah. m. metallurgija, 1974. 352 s. 9. shevelja v.v. reologija iznosostojkosti i sovmestimosti par trenija. trenie i iznos. 1993. t. 14, № 1. s. 48-63. 10. shevelja v.v., trytek a. reologija vizkouprugogo frikcionnogo kontakta. problemy tribologii. 2010. № 4. s.6-16. 11. shevelja v.v., oleksandrenko v.p. tribohimija i reologija iznosostojkosti. hmel'nickij hnu, 2006. 278 s. 12. shevelja v.v., vojtov v.a., suhanov m.i., isakov d.i. zakonomernosti izmenenija vnutrennego trenija v processe raboty tribosistemy i ego uchet pri vybore sovmestimyh materialov. trenie i iznos. 1995. t. 16, №4. s. 734-744. 13. vojtov v.a., levchenko a.v. integral'nyj kriterij ocenki tribologicheskih svojstv smazochnyh materialov na chetyrehsharikovoj mashine. trenie i iznos. 2001. t. 22, №4. s. 441-447. 14. vojtov v. a., sysenko i.i., kravcov a.g. tribologicheskie svojstva motornyh masel dlja dvuhtaktnyh dvigatelej vnutrennego sgoranija na rastitel'noj osnove. problemi tribologії. 2014. № 1. s. 27 – 38. 16_aulin.doc исследования процессов выделения пузырьков газа в смазывающей среде при приработке и их влияние на изменение … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 95 замота т.н.,* аулин в.в.** *восточноукраинский национальный университет им. в. даля, г. луганск, украина **кировоградский национальный технический университет, г. кировоград, украина исследования процессов выделения пузырьков газа в смазывающей среде при приработке и их влияние на изменение режима трения введение значительная часть деталей двигателей, поступающих в ремонт, пригодна к повторному использованию. вместе с тем детали, подаваемые на сборку, обладают пониженной точностью и искаженной макрогеометрией за счет износа (годные без ремонта), а также в результате несовершенства технологического процесса восстановления. применение электрохимико-механической приработки (доводки) (эхмп(д)) позволяют исправлять макрогеометрию сопряженных деталей, приспосабливать их друг к другу после сборки сопряжений [1, 2]. технологический процесс эхмп(д) включает в себя протекание ряда специфических процессов, которые уменьшают продолжительность приработки, способствуют изменению режима трения, дают возможность при этом электролит считать неньютоновской жидкостью [3], в которой при подаче переменного тока на сопряженные детали развивается процесс интенсивного выделения воздушных пузырьков у их рабочих поверхностях. цель работы исследование загазованности электролита при эхмп(д), влияния его на качество приработки, изменения триботехнических характеристик рабочих поверхностей и режима трения деталей. методика проведения эксперимента исследование влияния электрохимических параметров на газообразование при развитии приработочных показателей проводили по схеме ролик-колодочка. зазор а в трибосистеме (тс) изменялся за один оборот ролика от 0 до 100 мкм за счет его биения. загазованность электролита при напряжениях 3, 4 и 5 в определяли по схеме (рис. 1). рис. 1 – схема отбора проб загазованного электролита дисперсионность пузырьков газа оценивали с помощью микроскопа мбс-10, при увеличении х56, и специальной индикаторной головки миг-1 с ценой деления 1 мкм, вводимой в измерительную систему предметного столика (рис. 2). процесс газовыделения фиксировали визуально. рис. 2 – схема оценки загазованного электролита pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследования процессов выделения пузырьков газа в смазывающей среде при приработке и их влияние на изменение … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 96 были поставлены два вида экспериментальных исследований. в первом эксперименте исследования проводили при постоянной нагрузке 58,9 н. продолжительность опытов была 20 мин. для определения периода наиболее благоприятного развития площади пятна контакта при эхмп(д) наблюдения проводили через каждые 5 минут. электрический ток подавали по схеме, изображенной на рис. 3. рис. 3 – схема подключения электродов к колодочке показания силы тока и напряжения фиксировали через каждые 30 с. напряжение холостого хода изменялось в пределах 1,8 ... 2,1 в. в процессе исследований напряжение принудительно поднимали до 3 в. сила тока при этом не превышала 0,5 а. потенциал на колодочке изменяли с помощью электродов сравнения, которые представляли собой медные проводники, изолированные от колодочки и осциллографа с-19б. во втором эксперименте использовали ступенчатое изменение нагрузки через 20 ... 90 с с шагом 19,6 и 28,8 н до значений 245,3 и 387,5 н. продолжительность опытов 20 и 56 минут. начальное напряжение составляло 2,1 в. во время опытов силу тока принудительно увеличивали до 3 и 5 а. частота вращения ролика в экспериментах была одинакова – 300 мин–1. особенности электрохимического травления в зазоре и контакте без взаимного перемещения поверхностей исследовали на сопряжениях материалов трибоэлементов (тэ) "хром-сталь" и "хром-чугун". электрохимическое травление сопряжения материалов "хром-сталь" при постоянном напряжении в зависимости от величины зазора и изменяющемся напряжении при постоянном зазоре проводили по схеме "ролик-кольцо". эти условия были следующими: во всех опытах напряжение холостого хода составляло uхх = 2,0 в, а величина зазора а изменялась от 10 до 60 мкм с шагом 10 мкм; зазор оставался постоянным и равным а = 20 мкм, а напряжение холостого хода uхх поднималось от 1,6 в до 2,0 в с шагом 0,1 в. повторность опытов была не менее 3. исследования процессов приработки сопряжений материалов тэ проводили на модернизированной машине трения смц-2. стальной ролик ∅ 83 мм устанавливался на нижнем валу машины, а хромированное кольцо ∅ 120 мм в оправке – на верхнем. подпором поворотной бабки с помощью винтовой пары устанавливали требуемый зазор в наиболее сближенных точках сопряжения. стальной ролик и кольцо при этом были разбиты на 16 участков. посредине каждого участка на торцовой поверхности образцов делался тонкий надпил, по которому проходила игла профилографа при профилографировании. в процессе эксперимента в электрохимический контакт вводились последовательно места, отмеченные надпилами. каждый опыт проводили на новых поверхностях на установке для химического травления (рис. 4). рис. 4 – схема установки для электрохимического травления пары хром-чугун на зазоре: 1 – колодочка r = 60 мм; 2 – хромированные кольца ∅ 120 мм; 3 –предметный столик; 4 – индикатор часового типа; 5 – фиксирующая пластина из оргстекла; 6 – столик; 7 – ванночка; 8 – микроскоп мбс-10; 9 – трубка для подачи электролита согласно схеме установки электролит 1 подавали через наконечник с расходом 5 капель в минуту. это обеспечивало постоянное заполнение зазора электролитом. колодочку фиксировали в прорези пластины 5. кольцо 2 ложилось на предметный столик 3. предварительно кольцо сжимали до теплового зазора в замке с помощью пластины и винтов с гайками. таким образом, обеспечивался постоянный радиус кривизны кольца. необходимый зазор устанавливался с помощью предметного столика и индикатора часового типа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследования процессов выделения пузырьков газа в смазывающей среде при приработке и их влияние на изменение … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 97 результаты исследований и их обсуждение для выяснения роли выделяющихся пузырьков газа на протекание процессов эхмп(д) исследовано влияния их количества и дисперсности на изменение конусности, площади пятна контакта и износ. результаты исследований изменения макрогеометрии приведены в табл. 1. таблица 1 изменение макрогеометрии сопряженных трибоэлементов при различных напряжениях конусность роликов, мкм износ, мг напряжение холостого хода, uхх, в до после площадь пятна контакта на колодочке, мм2 ролика колодочки 3 10,60 8,97 13,89 5,80 2,03 4 10,83 1,97 33,36 15,70 3,07 5 11,47 12,70 16,40 29,77 4,07 как видно из приведенных данных, при эхмп(д) имеет место исправление искаженной формы деталей сопряжения, развевается площадь контакта при сравнительно небольшом износе. наилучшие результаты наблюдали при uхх =4 в: конусность снизилась с 10,83 мкм до 1,93 мкм; площадь пятна контакта была наибольшей – 33,36 мм2; износ ролика и колодочки оказались средними. для развития площади контакта равной 1 мм2 при 3 в колодочка изнашивалась на 0,146 мг/мм2, а при 4 в – 0,092 мг/мм2. если рассмотреть отношение износа ролика к уменьшению конусности, то для 3 в оно составит 3,56 мг/мм2, для 4 в – 1,76 мг/мм2, при 5 в – конусность из-за электроэрозионных процессов даже ухудшилась. определяли также количество и дисперсность пузырьков газа, образовывающихся в электролите при различных напряжениях (рис. 5). а б в рис. 5 − распределение выделившихся воздушных пузырьков в электролите при приработке по их диаметру при различных напряжениях: а – 3 в; б – 4 в; в – 5 в pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследования процессов выделения пузырьков газа в смазывающей среде при приработке и их влияние на изменение … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 98 можно видеть, что при uхх = 3 в имеет место неинтенсивное газообразование с преобладающим образованием пузырьков диаметром 5...29 мкм. при uхх = 4 в образовывалось большое количество мелких пузырьков размерами до 10 мкм, а при uхх = 5 в преимущественно образовывались пузырьки размером до 2 ... 10 мкм и 15 ... 50 мкм. по всей вероятности, попадая во впадины микрошероховатости пузырьки, вследствие своих диэлектрических свойств, предотвращают растравливание этих впадин (рис. 6). рис. 6 – схема возможного расположения пузырьков газа при эхмп(д) при этом микровыступы не блокируются мелкими пузырьками, что способствует их локальному травлению. в то же время крупные пузырьки могут закрывать микровыступы, в результате чего происходит пробой в межэлектродном зазоре, вызывающий эрозию металла. такое явление наблюдали при uхх = 5 в. таким образом, экспериментальные результаты показывают, что при напряжении 4 в возникают лучшие условия для травления микровыступов, что создает возможность сглаживать микроповерхность за счет чего более интенсивно развивается площадь пятна контакта при более малой величине износа. по диаметру пузырьков d и коэффициенту поверхностного натяжения электролита (σ = 3,01⋅10–2 н/м) проведена оценка избыточного давления в пузырьках: d/pn σ⋅= 4 . (1) используя закон бойля-мариотта, избыточное давление в пузырьках разных диаметров и их количество, был определен коэффициент перевода объема газа в пузырьке в нормальные условия и объем выделившегося газа. выявлено, что мелкие пузырьки обладают большим избыточным давлением, причем при уменьшении диаметра пузырьков, меньше 10 мкм, возрастание давления в них идет наиболее интенсивно. зная исследуемый объем электролита в установке выявлено: при 3 в газ занимал 0,081 % от этого объема, при 4 в – 0,088 %, а при 5 в был 0,239 %. определено, что электропроводимость газовой эмульсии ниже, чем чистого электролита. оценка электропроводности проводили по формуле: ( )20 7811 ψ+ψ⋅−χ=χ ,эф , (2) где ψ = vг / vэл – величина, показывающая отношение объема газа vг к общему объему электролита vэл: она тем больше, чем больше выход по току газов, чем меньше межэлектродное расстояние; χ0 – электропроводимость незагазованного электролита. исследования с использованием электродов сравнения показали, что на первом электроде по ходу вращения ролика потенциал был наименьшим. затем потенциал увеличился и на третьем электроде он был максимальным (табл. 2). таблица 2 токовые параметры в различных местах колодочки точка измерения напряжение в различных точках, u, в напряжение на кольце, u, в напряжение, uхх, в сила тока, i, а 1 1,26 2 2,27 3,86 4,00 1,00 3 3,70 при одинаковом зазоре под электродами различие напряжений свидетельствует об образовании газовых пузырьков в электролите под колодочкой по мере вращения ролика (рис. 7). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследования процессов выделения пузырьков газа в смазывающей среде при приработке и их влияние на изменение … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 99 рис. 7 – схема загазовывания электролита чистый электролит попадая в зазор между роликом и колодочкой начинал заполняться пузырьками газа. время прохождения точки а вдоль поверхности колодочки составляет 0,01 с, время прохождения точки 1 и 2 составляло 0,003 с. за столь короткое время происходило существенное снижение электропроводности электролита. проведены также исследования влияния скорости вращения с 100 мин–1 до 500 мин–1, при которых наиболее мелкодисперсное газообразование наблюдали при uхх = 4 в. выводы исследования показали, что в реальных условиях приработку сопряжения материалов тэ необходимо проводить при чередовании граничного и гидродинамического режимов трения, причем доля гидродинамического режима увеличивается. эхмп(д) с предпочтительным использованием электролита состава: 20 % водного раствора нитрата натрия с добавлением глицерина в соотношении 1/4, можно исправить конусность и развивать площадь пятна контакта при сравнительно небольшом износе. наилучшие результаты были получены при напряжении холостого хода uхх = 4 в. в таких условиях наблюдали интенсивные образование мелкодисперсной газовой эмульсии в зазоре, характеристики которой существенно влияют на качество приработки рабочих поверхностей, а также установления гидродинамического режима трения. литература 1. алексеев в.п. влияние электрохимико-механических процессов на трение и износ поверхностей в механизме ползун-цилиндр / в.п. алексеев, т.н. замота, м.а. домбровсикй, р.в. зорин // зб. наук. праць лнау. технічні науки. – № 31. – луганск, 2003. – с. 4-9. 2. алексеев в.п. износ первого компрессионного кольца как компенсирующего звена размерной цепи кшм при проведении электрохимико-механической приработки (доводки) / в.п. алексеев, т.н. замота, а.н. мельников // зб. наук. праць лнау. технічні науки. – № 17. – луганск, 2002. – с. 7-10. 3. уилкинсон у.л. неньютоновские жидкости. гидромеханика, перемешивание и теплообмен / у.л. уилкинсон. – м.: мир, 1964. – 216 с. надійшла 20.12.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза за висотного … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 23 чернець м.в.,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза за висотного коригування зачеплення удк 539.3: 539.538: 539.621 для тягової прямозубої циліндричної передачі електровоза проведено розрахунок максимальних контактних тисків, зношування зубів і довговічності при висотному коригуванні зачеплення. встановлено закономірності зміни трибоконтактних тисків у зачепленні після досягнення допустимого зношування у залежності від величин коефіцієнтів зміщення у фазах дво – одно – двопарного зачеплення. спостерігається суттєво більша величина максимальних контактних тисків на вході в однопарне зачеплення, ніж на вході у двопарне зачеплення. залежно від величини коефіцієнтів зміщення максимальне (допустиме) зношування зубів колеса досягається у різних характерних точках контакту: на вході у однопарне зачеплення зубів у некоригованій передачі та на виході з нього за наявності коригування. довговічність передачі має оптимум при коефіцієнтах зміщення 1 2 x x = 0,1 і в цьому випадку вона є вищою в 1,245 рази, ніж у некоригованій передачі. ключові слова: циліндрична евольвентна прямозуба передача, висотне коригування зачеплення, контактний тиск, зношування зубів, довговічність передачі. у електровозах застосовують тягову циліндричну передачу з прямими зубами. відповідно тут виникатиме мішане (дво одно двопарне) зачеплення зубів з коефіцієнтом перекриття  > 1,3. у цій силовій передачі використовується висотне коригування зубів з метою забезпечення її підвищеної навантажувальної здатності та згинальної міцності зубів при незмінній міжосьовій відстані. оскільки у процесі роботи передачі виникатиме дво – одно – двопарне зачеплення зубів, то у статті з використанням методу [1 4] наведено результати досліджень впливу парності як на максимальні контактні напруження (тиски), так і на зношування та довговічність зубчастих передач. слід зазначити, що у літературі наявні окремі дослідження впливу висотного коригування зачеплення на контактні напруження [5 7], однак відсутні дослідження його впливу на зношування та довговічність зубчастих передач. розв’язок трибоконтактної задачі проведено при таких даних: 1z  24 – кількість зубів шестерні; wb  230 мм – ширина шестерні; p  670 квт – номінальна потужність передачі; gk = 1,6 – коефіцієнт динамічності роботи; m  16 мм – модуль зачеплення; u  4 – передавальне відношення передачі; 1n  400 об/хв – кількість обертів шестерні; 1 h 1,4 мм – допустиме зношування зубів шестерні; 2 h 2,0 мм – допустиме зношування зубів колеса; f  0,05 – коефіцієнт тертя ковзання при граничному терті; мащення – олива для передач локомотивів ос – л (літня) з кінематичною в’язкістю 100 v   = 7...12 сст; коефіцієнти зміщення – 1 2x x  = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4; wa = 960 мм – міжосьова відстань. матеріали коліс: шестерня – сталь 20хн3а цементація або нітроцементація на глибину 1,6 ... 2,4 мм, 58 ±3 hrc; 1с  5,5 · 10 6, 1m  1,9 – характеристики зносостійкості; колесо – сталь 55ф об’ємне гартування з високим відпуском, 280 – 321 нв; 2c  0,4 · 10 6, 2m  2,2; e  2,1∙105 мпа модуль юнга,   0.3 – коефіцієнт пуассона. результати розв’язку подано на рис. 1 4. зокрема на рис. 1 подано зміну початкових максимальних контактних тисків maxjp у залежності від кута  повороту шестерні при обертанні коліс в точках j = 0, 1, 2, …, що відповідають кутам  = 0, 4°, 8° і т.д. оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза за висотного … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 24 300 400 500 600 700 800 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p j m ax ,м п а x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 x1(-x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(-x2)=0,4 рис. 1 – максимальні контактні тиски у зачепленні максимальні тиски maxjp є у 1,41 рази меншими у першій фазі двопарного зачеплення, ніж у фазі однопарного зачеплення при усіх величинах коефіцієнтів зміщення 21 xx  . коригування зубів забезпечує їх зниження у порівнянні з некоригованим зачепленням у першій фазі двопарного та однопарному зачепленні. у другій фазі двопарного зачеплення їх зміна є менш значимою. зуби колеса швидше досягають допустимого зношування 2h , ніж зуби шестерні 1h . перебіг зношування 2 jh зубів колеса у залежності від повороту коліс показано на рис. 2. 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2 j,м м x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2 j,м м x1(-x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(-x2)=0,4 рис. 2 – вплив коригування зачеплення на зношування зубів колеса характер зношування зубів залежить від величини коефіцієнтів коригування. при 21 xx  = 0 допустиме зношування зубів колеса і максимальне зношування зубів шестерні буде на вході у однопарне зачеплення, а в подальшому при збільшенні коефіцієнтів коригування воно буде на їх виході із нього. у некоригованій передачі зуби мають практично рівновелике зношування на вході у двопарне і однопарне зачеплення. при коригуванні з коефіцієнтами 21 xx  = 0,1 рівновелике зношування буде на вході у двопарне, однопарне та на виході з однопарного зачеплення. встановлено, що зуби колеса зношуються в 1,75 … 1,85 рази швидше, ніж зуби шестерні. на рис. 3 подано мінімальну довговічність mint передачі, тобто для тієї точки зачеплення, у якій найшвидше досягається задане допустиме зношування зуба колеса. оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза за висотного … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 25 35000 40000 45000 50000 55000 60000 65000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 x1(-x2) t m in ,г о д -2000 -1600 -1200 -800 -400 0 400 800 1200 1600 2000 2400 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ v j ,м м /с рис. 3 – довговічність передачі рис. 4 – швидкість ковзання при коригуванні зачеплення найвища довговічність досягається при коефіцієнтах коригування 21 xx  = 0,1 зачеплення. тоді вона перевищуватиме довговічність некоригованої передачі у 1,245 рази. також з аналізу рис. 2, можна зауважити, що тоді і умови зношування профілів зубів є найбільш оптимальними. при коригуванні зачеплення відбувається перерозподіл швидкості ковзання із її зменшенням на вході та збільшенням на виході зубів із зачеплення (рис. 4). тому допустиме зношування зубів колеса у коригованих передачах досягається на виході із однопарного зачеплення. література 1. чернець м.в., ярема р.я. узагальнений метод оцінки впливу коригування зубів на ресурс, зношування та контактну міцність циліндричних евольвентних передач // фхмм. – 2011. – № 4. – с. 115 121. 2. чернець м.в., ярема р.я. до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність // проблеми трибології. – 2011. – № 4. – с. 26 32. 3. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. част.1. довговічність і зношування // фхмм. – 2012. – №3. – с. 30 39. 4. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. част. 2. контактна міцність // фхмм. – 2012. – № 6. – с. 56 59. 5. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile // j. strain analysis. – 2007. – vol. 42. – p. 281-292. 6. zwolak j., martyna м. analiza naprężeń kontaktowych i naprężeń zginających występujących w przekładniach zębatych power shift // tribologia. – 2011. – vol. 42. – № 3. – s. 155 165. 7. zwolak j., wittek m. optymalizacja parametrów geometrycznych kół zębatych w aspekcie minimalizacji naprężeń kontaktowych // tribologia. – vol. 45. – 2011. № 6. – s. 283 291. поступила в редакцію 26.10.2015 оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза за висотного … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 26 chernets m.v., chernets ju.m. the estimation of contact strength, wear and durability of cylindrical spur tractive gear of electric locomotive at high-altitude correction of engagement. for cylindrical spur tractive gear it has been conducted the calculation of maximal contact pressures, teeth wear and durability at high-altitude correction of engagement. it has been established the regularities of tribocontact pressures change in engagement after reaching the permissible wear depending on shift coefficients in the phases of double – single – double engagement. it is observed the considerably larger value of maximal contact pressures at the entrance into single-tooth engagement than at the entrance into double-tooth engagement. depending on shift coefficients, maximal (permissible) wear of wheel teeth would arise in different specific contact points: at the entrance into single-tooth engagement in non-corrected gear and at the exit out of it in the presence of correction. gear durability has its optimum at shift coefficients 1 2 x x = 0 and in this case it is 1,245 larger than in non-corrected gear. key words: cylindrical involute spur gear, high-altitude correction of engagement, contact pressure, tooth wear, gear durability. references 1. czernec m.v., jarema r.ja uzahalnenyj metod ocinky vplyvu koryhuvannja zubiv na resurs, znoszuvannja ta kontaktnu micnist cylindrycznych evolventnych peredacz. fkhmm. 2011. №4. с. 115 121. 2. czernec m.v., jarema r.ja. do pytannja pro ocinku vplyvu koryhuvannja zubiv cylindrycznoi evolventnoi kosozuboi peredaczi na jih kontaktnu micnist. problemy trybologii. 2011. №4. с. 26 32. 3. czernec m.v., jarema r.ja., czernec ju.m. metod ocinky vplyvu koryhuvannja i znoszuvannja zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist ta micnist. czast. 1. dovhovicznist i znoszuvannja. fkhmm. 2012. №3. с. 30 39. 4. czernec m.v., jarema r.ja., czernec ju.m. metod ocinky vplyvu koryhuvannja i znoszuvannja zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist ta micnist. czast. 2. kontaktna micnist. fkhmm. 2012. №6. с. 56 59. 5. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile. j. strain analysis. 2007. vol.42. p. 281-292. 6. zwolak j., martyna м. analiza naprężeń kontaktowych i naprężeń zginających występujących w przekładniach zębatych power shift. tribologia. 2011. vol. 42. № 3. s. 155 165. 7. zwolak j., wittek m. optymalizacja parametrów geometrycznych kół zębatych w aspekcie minimalizacji naprężeń kontaktowych. tribologia. vol. 45. 2011. № 6. s. 283 291. 21_kuzmenko_2.doc безразмерная форма решения контактных задач методом приведенного радиуса в триботехнике проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 132 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, украина безразмерная форма решения контактных задач методом приведенного радиуса в триботехнике 1. представление решения герцевской задачи для шара на плоскости в безразмерном виде 1.1. формулы в размерном виде для определение радиуса площадки контакта a , максимального контактного давления 0d по площадке контакта, и сближения шара и плоскости 0u , в соответствии с решением герца для случая, когда материалы шара и плоскости одинаковы, в [ ]2 приведены следующие формулы: 3/13/1 )()(109,1 e qr c e qr a a== , (1) 31 2 2 0 31 2 2 0 3880 / d / ) r qe (c) r qe (,d = , (2) 31 2 2 31 2 2 0 2311 / u / ) re q (c) re q (,u == . (3) 1.2. процедура обезразмеривания в соответствии с основными положениями теории подобия и размерностей любая зависимость определяемой величины (в данном случае )(qrea , )(d 0 εqr , )(0 εqru может быть представлена в виде критериального уравнения или зависимости безразмерной определяемой величины )d(a, 00u от безразмерных комплексов из определяющих величин erq ,, . в случае если известно решение задачи в размерном виде типа (1), (2), (3) безразмерные комплексы или критерии получают интуитивно путем деления левых и правых частей в формулах на размерные величины так, чтобы получить безразмерные. в соответствии с этим положением: 1) в формуле (1) для радиуса площадки контакта разделив левую и правую части на радиус r (мм), имеющий размерность длины, мм, имеем: 3/1 23 3/1 )()()( er q c er qr c e qr r c r a aa a === . (4) в результате слева имеем безразмерный комплекс aп : raпa /= , мм/мм . (4, а) справа имеем безразмерный комплекс 1п : 2 1 / rqп ε= 2 2 ммкгс ммкгс ⋅ ⋅ . (5) подставляя (4), (5) в (1), получаем безразмерное критериальное уравнение или выражение в виде: 3/1 1πcπ aa = ; (6) 2) в формуле (2) левую и правую части разделим на модуль упругости e , в результате имеем pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com безразмерная форма решения контактных задач методом приведенного радиуса в триботехнике проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 133 ) εr q (c) r qε ( ε c ε σ σ /σ 2 31 2 2 0 == , (7) где слева безразмерный комплекс == e d пd 0 0 кгс мм мм кгс 2 2 ⋅ [ ]1 , (8) справа в скобках в (7) имеем безразмерный комплекс 1π , == 21 er q п 2 2 ммкгс ммкгс ⋅ ⋅ [ ]1 , (9) подставляя (8) и (9) в (2), получаем его безразмерное выражение в виде: 1/3 1σσ πcπ 0= , (10) 3) в формуле (3) левую и правую части разделяем на радиус r 3142 2 31 2 2 0 0 0 / u /u ) re q (c) re q ( r c r u == , (11) где слева безразмерный комплекс ⋅= r u пu 0 0 [ ]1 мм мм ; (12) справа в скобках имеем безразмерный комплекс == re q п 2 2 2 [ ]1мм мм кгс кгс 4 4 4 2 ⋅ ; (13) подставляем (12) и (13) в (3) получаем безразразмерное выражение для сближения 31 20 / uu пcп = . (14) таким образом, все зависимости основных параметров контактных давлений 0σ , радиуса площадки контакта a , сближение 0u получены в безразмерной форме: 31 1 / aa пcп = (15) 31 100 / dd пcп = (16) 31 200 / uu пcп = (17) 2. преимущества безразмерной формы представления зависимостей 2.1. компактность и простота аналитического представления 1) зависимости облегчают анализ влияния разных факторов на определения параметров; 2) в частности интересно, что отношение критериев подобия давлений и радиуса площадки контакта величина постоянная: 00 d a d а c c п п = (18) или по (1), (2) e r c c d a d a ⋅= 00 (19) что указывает на обобщенную линейность зависимости от радиуса площадки контактных осей давления. 3) из безразмерных соотношений (15), (16) следует всеобщий кубический характер зависимостей параметров контакта от безразмерных компонентов 1п и 2п . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com безразмерная форма решения контактных задач методом приведенного радиуса в триботехнике проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 134 2.2. облегчение процедуры определения размерных параметров через безразмерные 1) при определении радиуса площадки контакта сначала строится кубическая зависимость (15) в виде одной кубической кривой; 2) для конкретной задачи определяетса безразмерный параметр 1п ; 3) по (15) определяется параметр aп ; 4) по зависимости (4 )a определяетса радиус площадки контакта: arпa = (20) 2.3. аналогичным образом определяются величины максимального контактного давления 00 σ =σ rп (21) и величины сближения 00 u rпu = (22) 3. размерные и безразмерные выражения для определения приведенного радиуса 3.1 схема контакта тел двоякой кривизны в соответствии с методом приведенного радиуса [3] контакт двух тел двоякой кривизны (рис.1). рис. 1 – схема двух тел двоякой кривизны: 1 – первое тело; 2 – второе тело; i – первая главная плоскость симметрии ii – вторая главная плоскость симметрии по схеме рис. 1 индексируются радиусы jir , в которых первый индекс соответствует номеру тела; j − второй индекс соответствует номеру главной плоскости симметрии. 3.2. размерные формулы для приведенного радиуса ∗r определяются из выражений 21 21 /)r(rr ∗∗∗ ⋅= , (23) ) 111 12111 rr ( r ±±= ∗ , (24) ) 111 22122 rr ( r ±±= ∗ . (25) знак «+» ставится для выпуклых поверхностей, знак «–» соответствует вогнутым поверхностям . 3.3. безразмерное представление приведенного радиуса 1) в качестве базового возьмем радиус 11r ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com безразмерная форма решения контактных задач методом приведенного радиуса в триботехнике проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 4 135 2) слева и справа в (24) умножив на 11r , имеем )1 12 1111 1 r r ( r r ±±= ∗ (26) или вводя обозначение безразмерного радиуса ∗1r в первой плоскости )1 1 12 11 1 r r ( r ±±= ∗ ; (26, а) 3) аналогично получаем выражение для второго безразмерного радиуса ) 22 11 12 11 2 11 r r r r ( r r ±±= ∗ (27) ) 1 22 11 12 11 2 r r r r ( r ±±= ∗ ; (27, а) 4) умножив в (23) справа и слева на 11r , получаем 21 2 11 1 1111 /) r r r r ( r r ∗∗ ∗ ⋅= ; (28) 5) в итоге имеем выражение для безразмерного приведенного радиуса 2/1 21 111 ) rr ( r ∗∗∗ ⋅= (29) или 2/1 21 ) ∗∗ ∗ ⋅= rr(r (30) 3.4 главный вывод из приведенных рассуждений о безразмерном радиусе заключается в следующем: метод приведенного радиуса соответствует основным положениям теории подобия и размерностей чем подтверждается его научная обоснованность. выводы 1. в работе предложена безразмерная критериальная форма решения задачи о контакте шара и плоскости. 2 предложена безразмерная форма решения задач о контакте тел двоякой кривизны методом обобщенного приведенного радиуса 3. показано, что метод приведенного радиуса соответствует основным положениям теории подобия и размерностей, что является его научным обоснованием литература 1. расчеты на прочность в машиностроении / под.ред. пономарьова с.д. том ii.–m.:машгиз, 1958.– 974 с. 2. писаренко г.с., яковлев в.п., матвеев в.в. справочник по сопротивлению материалов – киев: наукова думка, 1988. – 734 с. 3. кузьменко а.г. развитие методов контактной трибомеханике. – хмельницкий: хну, 2010. – 270 с. надійшла 21.11.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_dvoruk.doc вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 59 дворук в.і. національний авіаційний університет, м. київ, україна е-mail: dvoruk@voliacable.com вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки (втмо) удк 621.891 встановлено ефект відсутності впливу легування 1 5 % хрому на абразивну зносостійкість середньовуглецевої сталі після втмо за одночасного істотного підвищення її границі міцності. показано неможливість застосування уявлень щодо механізмів об’ємного руйнування для аналізу сутності абразивного руйнування. доведено, що під міцнісним підгрунтям механізму абразивного зношування слід розуміти опір виникненню бокових підповерхневих тріщин. ключові слова: моноліт, легування хромом, міцність, абразивна зносостійкість, реологічний параметр, аустенітне зерно. вступ тертя ковзання по моноліту (великі шматки гірської породи або абразивні круги, у яких абразиви міцно зв’язані одне з одним за допомогою зв’язки) характеризується високою зовнішньою силовою дією абразиву на контактну сталеву поверхню і супроводжується зношуванням останньої, а також руйнуванням самого абразиву. інтенсивність вказаних процесів залежить від співвідношення міцнісних властивостей металу та абразиву. при зміні цього співвідношення на користь абразиву превалює зношування металу; якщо метал виявляється міцнішим – на передній план виходить руйнування абразиву. мехннізм абразивного зношування визначається характером взаємодії одиничного абразиву зі зношуваною поверхнею. довгий час силова дія на контакті розглядалась як одноактна картина, аналогічна дії індентору під час випробувань на твердість. у зв’язку з цим, уявлення щодо механізму зношування при терті ковзання по закріпленому абразиву базувались, головним чином, на експериментальних даних, що ураховують вплив на зносостійкість лише твердості металевих матеріалів. цей методичний підхід узагальнено діаграмою «відносна зносостійкість – твердість» металів, сталей та сплавів [1]. аналіз вказаної діаграми дозволяє зробити ряд важливих висновків. по-перше, зносостійкість сталей у відпаленому стані прямо пропорційна їх твердрсті. по-друге, для сталей, зміцнених термічною обробкою зносостійкість підвищеється лінійно зі збільшенням твердості. по-третє, зносостійкість металів і сталей, зміцнених холодним деформуванням не залежить від твердості. по-четверте, кожна марка сталі характеризується власною залежністю зносостійкості від твердості, яка зі зміною хімічного складу розташовується на діаграмі вище і під більшим кутом нахилу до горизонтальної вісі координат. по-п’яте, за однієї і тієї самої твердості зносостійкість металів буває різною. по-шосте, одну і ту саму зносостійкість можуть мати метали і сталі різної твердості. по-сьоме, за рівної твердості зносостійкість технічно чистих металів значно вище, ніж зносостійкість загартованих сталей. на підставі цих висновків можна констатувати, що урахування впливу лише твердості не дає адекватних уявлень щодо механізму зношування металевих матеріалів при терті ковзання по закріпленому абразиву. отже, ототожнення характеру зовнішньосилової дії абразиву на зношувану поверхню з дією індентора під час її випробувань на твердість також слід визнати неадекватним. подальші дослідження показали [2, 3], що характер взаємодії абразиву зі зношуваною поверхнею складніший і в ньому можна виокремити два самостійних елементарних етапи: пряме занурення в поверхню і переміщення нею за відносного руху абразиву поверхнею зношування. при переміщенні абразиву уздовж поверхні силове навантаження, продуковане ним, сприяє розвитку напружень, що викликають деформації зминання, відриву та зрізування. опір руху абразиву поверхнею не вичерпується однією характеристикою механічних властивостей або їх сполученням. характер взаємодії абразиву зі зношуваною поверхнею значно ускладнюється тим, що обидва її етапи, як правило, проявляються одночасно. за таких умов механізм силової дії на робочу поверхню відрізняється від механізму силового навантаження металевих матеріалів при статичних та динамічних випробуваннях. тому для жодної з механічних характеристик не виявлено стійкого кількісного зв’язку з абразивною зносостійкістю. разом з тим, встановлено [2] якісний закон відповідності між зміною показників міцності та зносостійкістю залежно від термічної обробки сталей різних структурних класів. mailto:dvoruk@voliacable.com вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 60 зазначені факти у своїй сукупності, з одного боку, дають підстави для визнання міцнісного підгрунтя в механізмі абразивного зношування, з іншого – вказують на специфічність абразивного руйнування, а, отже, неправомірність його ототожнення з об’ємним руйнуванням і зведення відмінності між ними лише до масштабу прояву, як це запропоновано в [4]. слід зауважити, що на сьогодні резерви отримання високоміцних сталей із залученням основних методів – термічної обробки, легування, пластичної деформації майже вичерпані. у зв’язку з цим перспективи подальшого підвищення міцності сталі вбачаються у застосуванні сполучення або суміщення в єдиному процесі різних комбінацій вказаних методів.так, наприклад, практичне застосування знайшло сполучення методів термічної обробки та легування сталі хромом у концентрації 1 – 5%, а також суміщення в єдиному процесі методів термічної обробки та пластичної деформації за температури вище порогу рекристалізації – високотемпературна термомеханічна обробка (втмо). однак, незважаючи на істотне підвищення міцності, вказані схеми обробки практично не чинять впливу на зносостійкість при терті ковзання по моноліту [5, 6]. слід розрізняти два різних ефекти зміцнення сталей: 1) зміцнення, що складається у збільшенні опору пластичному деформуванню, яке оцінюється за підвищенням міцнісних характеристик; 2) зміцнення, що складається у збільшенні опору руйнуванню, яке оцінюється за підвищенням абразивної зносостійкості [1]. досліди, присв’ячені визначенню зносостійкості сталей, оброблених за вказаними схемами, свідчать, що зміцнення в результаті їх проведення відноситься цілком до ефекту першого роду. оскільки в обох випадках основним структурним фактором зміцнення є подрібнення зерен аустеніту, яке тягне за собою відповідне зменшення розміру кристалів мартенситу [7], можна припустити, що цей фактор впливає лише на ефект першого роду і практично не впливає на ефект другого роду. постановка проблеми для перевірки вказаного припущення науковий і практичний інтерес представляє питання щодо впливу легування хромом у сполученні з втмо на абразивну зносостійкість конструктивної сталі, вивченню якого присв’ячено цю статтю. результати дослідження для проведення дослідження були виготовлені зразки із середньовуглецевих сталей, легованих хромом, марки та хімічний склад яких представлені в табл. 1 таблиця 1 хімічний склад досліджуваних сталей вміст, % марка сталі c mn si p s cr ni 45 0,44 0,78 0,35 0,027 0,025 0,05 45х 0,44 0,74 0,32 0,025 0,034 0,98 45х2 0,44 0,63 0,27 0,027 0,024 2,17 0,07 45х3 0,44 0,59 0,27 0,027 0,024 3,12 0,09 45х4 0,44 0,66 0,26 0,027 0,025 4,18 0,09 45х5 0,44 0,59 0,27 0,030 0,024 4,94 0.09 зразки сталей піддавали втмо за такою схемою (рис. 1): нагрівання до температури вище верхньої критичної точки ас3, гартування за відповідного режиму (табл. 2) та подальший відпуск за температур 373к, 473к, 673к, 873к. таблиця 2 режими гартування досліджуваних сталей марка сталі температура нагрівання під гартування, к тривалість витримування, с гартувальне середовище 45 1103 600 вода 45х 1113 600 вода 45х2 1123 720 вода 45х3 1143 720 олива 45х4 1153 900 олива 45х5 1173 1080 олива вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 61 рис. 1 – принципова схема втмо сталей: а1 – перша критична точка; а3 – третя критична точка; м – точка мартенситного перетворення. після втмо зразки сталей піддавали механічним випробуванням на розтяг, удавлювання, тертя ковзання об моноліт. випробування на розтяг проводили за допомогою універсальної машини умм – 50, удавлювання – стаціонарного твердоміру тш – 2м, тертя ковзання об моноліт – модернізованого приладу лкі – 3 [8]. в результаті випробувань визначали такі характеристики сталей: границя міцності вσ , твердість нв, абразивна зносостійкість ε , реологічний параметр r. абразивну зносостійкість ε виражали величиною, зворотною абразивному зносу g∆ який вимірювали шляхом зважування на електронних аналітичних терезах “nagema” (ціна поділки 0,001г). реологічний параметр розраховували за формулою [9 12]. необхідні для цього характеристики – в’язкість руйнування ck1 та товщину пластично деформованої зони ph у вершинах тріщин визначали за результатами випробувань на тертя із залученням методик [13]. результати вимірювань трибомеханічних та реологічних властивостей сталей піддавали обробці методами математичнтї статистики. аналіз результатів проведеного дослідження (рис. 2, 3) покаазує таке. рис. 2 – залежність зносостійкості ε сталей від вмісту в них хрому cr за температури відпуску т та ступеня деформації λ: 1 – т = 375к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 %; 2 – т = 473 к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 %; 3 – т = 673 к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 %; 4 – т = 873 к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 % вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 62 зносостійкість нелегованої сталі 45, підданої втмо в основеому визначається її структурними станом, який залежить від температури відпуску після гартування: найвищу зносостійкість показала структура тетрагонального мартенситу (температура відпуску т = 373 к), а найнижчу – структура сорбіту (температура відпуску т = 873 к). зміна ступеню попередньої пластичної деформації аустеніту в діапазоні λ = 15 45 % під час втмо неістотно впливає на зносостійкість сталі ( ε∆ =0 12 % (рис. 2). отже можна зробити висновок, що фактор зменшення розміру зерен аустеніту після втмо практично не впливає на опір руйнуванню сталі 45 в будь-якому структурному стані. легування сталей 1 5 % хрому не вносить принципових кількісних та якісних змін у залежності їх зносостійкості від структурного стану і ступеня обтискування після втмо, порівняно зі сталлю 45 ( ε∆ =8 16 % (рис. 2). звідки випливає, що фактор зменшення розміру зерен аустеніту в результаті легування хромом у сполученні з втмо не змінює опір руйнуванню сталей. рис. 3 – залежність границі міцності σв та реологічного параметру r сталей від вмісту в них хрому cr за температури відпуску т та ступеня деформації λ: 1 – т = 375 к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 %; 2 – т = 473 к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 %; 3 – т = 673 к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 %; 4 – т = 873к, λ = 15 %, λ = 30 %, λ = 45 % міцність нелегованої сталі 45, підданої втмо також істотно залежить від її структурного стану: найвищу міцність показала структура тетрагонального мартенситу (температура відпуску т = 373 к), а найнижчу – структура сорбіту (температура відпуску т = 873 к) (рис. 3). зміна ступеню попередньої пластичної деформації аустеніту в діапазоні λ = 15 45 % під час втмо неістотно (в межах 1 14 %) впливає на міцність сталі. причому навіть такий неначний вплив проявляється лише у сталі зі структурою мартенситу, в той час, як у сталі з тростито-сорбітною структурою він практично відсутній. таким чином можна констатувати, що фактор зменшення розміру зерен аустеніту в результаті втмо не чинить істотного впливу на опір пластичному деформуванню сталі 45 в будь-якому структурному стані. легування сталей 1 2 % хрому спияє принциповим кількісним та якісним змінам залежностей їх міцності від структурного стану порівняно з нелегованою сталлю 45. найбільше зміцнення отримали сталі з тростито-сорбітною структурою (65 67 %), в той час як у сталей з мартенситною структурою воно значно менше і складає 23 29 %. збільшення вмісту хрому до 3 5 % призводить до подальшого зміцнення сталей з троститною структурою, яке сягає 99 %. у сталях з мартенситною структурою воно залишається на рівні, досягнутому після легуванн 1 2 % хрому. ці результати дають підстави стверджувати, що фактор зменшення розміру зерен аустеніту в результаті легування 1 5 % хрому у сполученні з втмо істотно впливає на опір пластичному деформуванню сталей у всіх структурних станах. найбільшою мірою вказаний вплив проявляється при легуванні 1 2 % хрому сталей з троститною структурою. отже, зміцнюючий ефект комбінованої обробки, що складається в сполученні методів легування хромом та втмо досягається, головним чином, за рахунок легування хромом. співставлення залежностей зносостійкості (рис. 2) і границі міцності (рис. 3) від вмісту хрому в сталях після втмо показує відсутність корелятивного зв’язку між ними, що свідчить про неможливість застосування фізико-механічних уявлень щодо механізмів об’ємного руйнування для аналізу сутності вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 63 руйнування в умовах абразивного зношування. пояснити це можна наявністю принципових відрізнювальних особливостей останнього,які стосуються морфології поверхневих тріщин, умов їх виникнення та розповсюдження. тому аналіз сутності абразивного руйнування доцільніше проводити на підгрунті механіки контактного руйнування [14]. в результаті такого аналізу створено [3] реолого-кінетичну концепцію зносостійкості, показовим критерієм якої є реологічний параметр r. фізичний сенс реологічного параметру – це опір утворенню бокових підповерхневих тріщин. такі тріщини значною мірою визначають процеси поверхневого руйнування, закрема, абразивного і ніколи не виникають в умовах об’ємного навантаження. так саме як зносостійкість та міцність, реологічний параметр істотно залежить від структурного стану нелегованої сталі 45: найбільшу величину реологічного параметру показала структура тетрагонального мартенситу, а найнижчу – сорбіту. зміна ступеня попередньої пластичної деформації аустеніту в діапазоні λ = 15 45 % під час втмо неістотно впливає на реологічний параметр сталі (δr = 0 11 %) (рис. 3). отже, фактор зменшення розміру зерен аустеніту після втмо не впливає на опір виникненню бокових тріщин сталі 45 незалежно від її структурного стану. легування сталей 1 5 % хрому не вносить кількісних та якісних змін у залежності їх реологічного параметру від структурного стану і ступеня обтискування після втмо, порівняно зі сталлю 45 (δr = 2 13 %) (рис. 3). таким чином, фактор зменшення розміру зерен аустеніту в результаті сполучення методів легування хромом та втмо не змінює опір виникненню бокових тріщин. отримані закономірності реологічного параметру добрезбігаються із закономірностями зносостійкості сталей (див. вище). співставлення вказаних закономірностей показує наявність тісного корелятивного зв’язку між ними, що дає підстави для такого висновку: відсутність впливу даної комбінованої обробки на опір абразивному руйнуванню пояснюється відсутністю її впливу на опір виникненню бокових тріщин. той факт, що вказана обробка істотно впливає на опір пластичному деформуванню і майже не впливає на опір абразивному руйнуванню сталей вказує на необхідність перегляду існуючих уявлень [2] щодо міцнісного підгрунтя в механізмі абразивного зношування. оскільки характеристики об’ємного руйнування не ураховують специфіку абразивного руйнування, то вони не завжди адекватно відбивають закономірності зношування, чого не спостерігається з характеристиками контактної міцності. тому під міцнісним підгрунтям механізмуабразивного зношуванняслід розуміти опір виникненню бокових підповерхневих тріщин. на підставі результатів проведеного дослідження комбінована обробка, що складається в сполученні методів легування хромом в кількості 1 5 % з втмо може бути рекомендована для практичного застосування як ефективний засіб підвищення міцності сталей, в той час як для підвищення зносостійкості в умовах тертя по моноліту її застосування є недоцільним. висновки 1. легування сталей 1 5 % хрому не впливає на їх зносостійкість після втмо тому, що зменшення розміру зерен аустеніту не змінює опір руйнуванню сталей. 2. вказана комбінована обробка істотно підвищує опір пластичному деформуванню сталей. найбільше зміцнення спостерігається у сталях з троститною структурою. отже, фактор зменшення розміру зерен аустеніту сприяє суттєвому підвищенню міцності сталей. зміцнення сталі в даному структурному стані сягає максимального значення після легування 1 2 % хрому. при подальшому збільшенні вмісту хрому до 5% зміцнюючий ефект залишається незмінним. 3. фізико механічні уявлення щодо механізмів об’ємного руйнування сталей не можуть бути застосовані для аналізу сутності руйнування в умовах абразивного зношування. для цього необхідно залучати механіку контактного руйнування. 4. легування сталей 1 5 % хрому не впливає на їх реологічний параметр тому, що зменшення розміру зерен аустеніту не змінює опір виникненню бокових тріщин. 5. під міцнісним підгрунтям механізму абразивного зношування слід розуміти опір виникненню бокових підповерхневих горизонтальних трішин. 6. комбінована обробка, що складається в сполученні методів легування 1 5 % хрому та втмо може бути рекомендована для практичного застосування як ефективний засіб підвищення міцності сталей, але як засіб підвищення зносостійкості в умовах тертя ковзання по моноліту її застосовувати не рекомендується. вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 64 література 1. хрущов м.м. исследование изнашивания металлов / м.м. хрущов, м.а бабичев. – м.: ан ссср, 1960. – 352 с. – библиогр.: с. 337 342. 2. сорокин г.м. трибология сталей и сплавов / г.м. сорокин. – м.: недра, 2000. – 316 с. – библиогр.: с. 237 245. 3. дворук в.і. реолого – кінетична концепція абразивної зносостійкості та її реалізація в керуванні працездатністю механічних трибосистем: автореф. дисертації доктора техн. наук. – к.: нау, 2007. – 40 с. 4. сорокин г.м. новые критерии повышения долглговечности машин / г.м. сорокин // вестник машиностроения. – 2008. – № 5. – с. 19 23. 5. дворук в.і. вплив високотемпературної термомеханічної обробки (втмо) на абразивну зносостіцкість легованої сталі / в.і. дворук, с.с. бєлих // проблеми тертя та зношування. – 2013. – № 1(60). – с. 97 103. 6. dvoruk v.i. effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment / v.i. dvoruk, k.v. borak, s.s. dobransky // problems of tribology. – 2014. № 2. – р. 21 27. 7. гуляев а.п. металловедение: учебник. – м.: металлургия, 1978. – 647 с. 8. дворук в.і. фізична природа абразивної зносостійкості технічно чистих металів / в.і. дворук, м.в. кіндрачук // проблеми трибології. – 2011. – № 2. – с. 79 85. 9. дворук в.і. абразивна зносостійкість легованих сталей / в.і. дворук, с.с. бєлих // проблеми трибології. – 2012. – № 1. – с. 14 19. 10. дворук в.і. вплив низькотемпературної термомеханічної обробки (нтмо) на абразивну зносостійкість легованої сталі // в.і. дворук // проблеми трибології. – 2013. – № 4. – с. 40 50. 11. дворук в.і. вплив вихідного структурного стану на абразивну зносостійкість легованої сталі при обробці холодним деформуванням / в.і. дворук, с.с. бєлих, с.є. горда // проблеми тертя та зношування. – 2013. – № 59. – с. 23 29. 12. дворук в.і. вплив структурного стану на абразивне руйнування сталі / в.і, дворук, о.в. герасимова // проблеми тертя та зношування. – к.: нау, 2007. – вип. 47. – с. 82 94. 13. колесников ю. в. механика контактного разрушения / ю. в. колесников, е.м. морозов. – м.: наука, 1989. – 224 с. – библиогр.: с. 183 – 219. поступила в редакцію 18.09.2014 вплив легування хромом конструкційної сталі на її абразивну зносостійкість після високотемпературної термомеханічної обробки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 65 dvoruk v.i. influence of doping chromium structural steel abrasive wear resistance in her after high thermomechanical processing (htmp). effect was found no effect of doping on 1 5 % chromium steel abrasive wear resistance medium carbon steel after htmp a simultaneous significant increase of boundary strength. showing impossibility of ideas on mechanisms for the destruction of the bulk analysis of the nature of the abrasive damage. it is proved that under strength basis abrasive wear mechanism should understand the emergence of resistance to lateral subsurface cracks. keywords: monolith, doping chromium, strength, abrasive wear, rheological parameters, austenite grain. references 1. hrushhov m.m. issledovanie iznashivanija metallov / m.m. hrushhov, m.a babichev. – m.: an sssr, 1960. – 352 s. – bibliogr.: s. 337 – 342. 2. sorokin g.m. tribologija stalej i splavov / g.m. sorokin. – m.: nedra, 2000. – 316 s. – bibliogr.: s. 237 – 245. 3. dvoruk v.і. reologo – kіnetichna koncepcіja abrazivnoї znosostіjkostі ta її realіzacіja v keruvannі pracezdatnіstju mehanіchnih tribosistem: avtoref. disertacії doktora tehn. nauk / k.: nau, 2007. – 40 s. 4. sorokin g.m. novye kriterii povyshenija dolglvechnosti mashin / g.m. sorokin // vestnik mashinostroenija. – 2008. № 5. – s. 19 – 23. 5. dvoruk v.і. vpliv visokotemperaturnoї termomehanіchnoї obrobki (vtmo) na abrazivnu znosostіckіst' legovanoї stalі / v.і. dvoruk, s.s. bєlih // problemi tertja ta znoshuvannja. – 2013. № 1(60). – s. 97 – 103. 6. dvoruk v.i. effect of doping chromium structural steel at its abrasive wear resistance after heat treatment / v.i. dvoruk, k.v. borak, s.s. dobransky // problems of tribology. – 2014. № 2. – r. 21 – 27. 7. guljaev a.p. metallovedenie: uchebnik. – m.: metallurgija, 1978. – 647 s. 8. dvoruk v.і. fіzichna priroda abrazivnoї znosostіjkostі tehnіchno chistih metalіv / v.і. dvoruk, m.v. kіndrachuk // problemi tribologії. – 2011. № 2. – s. 79 – 85. 9. dvoruk v.і. abrazivna znosostіjkіst' legovanih stalej / v.і. dvoruk, s.s. bєlih // problemi tribologії. – 2012. № 1. – s. 14 – 19. 10. dvoruk v.і. vpliv niz'kotemperaturnoї termomehanіchnoї obrobki (ntmo) na abrazivnu znosostіjkіst' legovanoї stalі // v.і. dvoruk // problemi tribologії. – 2013. № 4. – s. 40 – 50. 11. dvoruk v.і. vpliv vihіdnogo strukturnogo stanu na abrazivnu znosostіjkіst' legovanoї stalі pri obrobcі holodnim deformuvannjam / v.і. dvoruk, s.s. bєlih, s.є. gorda // problemi tertja ta znoshuvannja. – 2013. № 59. – s. 23 – 29. 12. dvoruk v.і. vpliv strukturnogo stanu na abrazivne rujnuvannja stalі / v.і, dvoruk, o.v. gerasimova // problemi tertja ta znoshuvannja. – k.: nau, 2007. – vip. 47. – s. 82 – 94. 13. kolesnikov ju. v. mehanika kontaktnogo razrushenija / ju. v. kolesnikov, e.m. morozov. – m.: nauka, 1989. – 224 s. – bibliogr.: s. 183 – 219. 13_kubich.doc некоторые философские аспекты развития трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 89 кубич в.и., ивщенко л.и. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина некоторые философские аспекты развития трибологии постановка проблемы по мнению бывшего, редактора международного журнала weer д-ра г. соломона, "трибология» – это образ мышления и искусство: интеллектуальный подход к гибкой кооперации специалистов в различных областях науки и техники. это искусство применения анализа операций к задачам огромного экономического значения, а именно к надежности, эксплуатации и износу технических устройств от космических кораблей до бытовых приборов" [1]. прежде чем приступить к рассмотрению вопросов содержания данной работы, считаем, целесообразным определиться для себя с самим понятием "философия", ее истолкованием с позиции авторов статьи, ее роли, что, и будет ключевым для темы исследования, поскольку, философствуя, важно найти именно свою тему. под философией понимают теоретически сформулированное мировоззрение, систему самых общих теоретических взглядов на мир, место в нем человека, уяснение различных форм отношения человека к миру, выступающее в понятийной, категориальной форме, опирающееся на достижения наук о природе и обществе и обладающее определенной мерой логической доказательности. философское знание, по сути, есть знанием, неразрывно связанным с наукой, причем это знание есть знание "единого во всем" и оно отлично от знания отдельных вещей. "королева всех наук" характеризуется тем, что именно в ее рамках осознаются те способы, которыми человек осваивает мир, именно стремление к исследованию сознания есть основное содержание и цель [2]. целью данной работы ставиться: рассмотреть науку о трении в ее зарождении и развитии; показать мышление человека в отношении к миру, как параметра своего качества, его создавшего. показать человека познающего этот мир и развивающего его, в свойственной его времени эпохе. поскольку наука и человек категории, которые не могут существовать раздельно друг от друга, то очевидной будет формулировка объекта и предмета исследования данной работы. человек, познающий мир, создает науку, наука формирует интеллектуальное развитие человека, считаем, вот это и есть единое и неразрывно связанное. объектом исследования в работе будут являться действия человека, познающего мир. а мир и есть пространство, воспроизводящее человека мыслящего. предметом исследования – формулируемые человеком истины в отношении процесса познания окружающих его явлений, вещей, предметов, степени их связи и взаимодействия. основной задачей проведения теоретического исследования ставиться попробовать понять и почувствовать дух философии, принизывающий то, что было неизвестно, попытаться находиться в состоянии неустойчивого равновесия между определенным знанием и желанием знать большее. методы исследования в работе предполагается использовать такой метод исследования как анализ данных, где-то абстрагирование, где-то идеализация, с построением логически взаимосвязанных собственных суждений. при чем данных, полученных как из литературных источников, так и в процессе становления соответствия функции умения. основной материал для анализа это, прежде всего интеллектуальный труд людей, его создавших и умеющих жить в неизвестном. результаты исследований и обсуждение o зарождении основ науки трибологии в некоторых физических знаниях древнего востока и физических учениях античности «из тех краев эти сведения распространились повсюду, причем эти знания были подкреплены тысячелетним бесконечным наблюдением… однако мы должны признать, что эллины усовершенствуют все, что бы они ни получили от варваров» платон располагая в настоящее время обширными сведениями о культуре народов, живших в древнейшие времена (3 1 тысячелетия до н.э.) на берегах тигра, евфрата и нила человечество практически не имеет документальных данных об их познаниях и представлениях в области физических культур. ни в одном памятнике не было обнаружено даже отдаленного намека на научные высказывания, относящиеся к физическим явлениям. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com некоторые философские аспекты развития трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 90 но вместе с тем человек палеолита, добывая огонь, использовал явление преобразования работы трения огнива, т. е. приспособления из кремния, дерева или железа, в теплоту, которая служила ему для разведения огня. человек не понимал суть физических явлений, происходящих в результате их взаимодействия. но процесс наблюдения за происходящим, непосредственные физические действия заставляли его приобретать определенные знания. думается, что именно такие знания начинали формировать систему знаний, рассматриваемую в настоящее время как систему знаний, состоящую из мифологии, религии, науки и философии. явления, связанные с перемещениями предметов в пространстве послужили началом формирования физических воззрений. в шумеро-вавилонской культуре это познания в подборе технологических правил методом проб и экспериментов. в древнеегипетской культуре – умение египтян применять знания о свойствах металлов, камней, драгоценных сплавов. в древнем китае появляются обобщения проб и экспериментов, что мо ди (ivv вв.до н.э.) выражает в четком представлении о силе: "сила (ли) – это, то, что заставляет двигаться предметы, имеющие форму" [3]. если внимательно вдуматься в смысл слов, то можно увидеть два философских понятия. первое это то, что предмет, прежде всего, имеет определенную форму, от формы будет зависеть степень возможности их перемещения, что в некотором роде и является основой процессов контактирующих поверхностей. второе это сила, понятие широкого смысла понимания, сила как нечто движущее! вот что важно, именно сила будет в последствии создавать основу теорий о трении и изнашивании. физические воззрения древних индийцев в системе «ньяя-вайшешика» (v-хі вв. н.э.) считают атом неразрушимым, неделимым и практически не имеющим размеров, но обладающим сферической формой. каждому элементу соответствуют особый класс атомов, причем атомам присущи специфические качественные атрибуты отдельных элементов. в данной системе появляться такие атрибуты материи как тяжесть, текучесть, вязкость, упругость, соединяемость, разъединяемость, что в последствии будет являться основой теории физикомеханического взаимодействия упругих тел в трибологии. наиболее детально разработанное атомно молекулярное учение платона (v iv вв. до н.э), в основе которого лежит представление о четырех видах материи : земле, воде, воздухе и огне, где философ изначально говорит о частицах. это учение, которое является наиболее детально разработанным молекулярным учением античности, также сыграет определенную роль в развитии молекулярной теории контактного взаимодействия сопряженных тел. физика платона содержит также изложение реально наблюдаемых опытных фактов и "наиболее правдоподобные" (по мнению платона) представления об их внутреннем механизме, механике фазовых превращений. само понятие «внутреннего механизма» есть некая основа первооснов понятия контактного взаимодействия поверхностей как в процессе их разрушения, так и формирования новых структур. и это проявится значительно позднее, как факт того, что трение не только разрушает, но и создает нечто новое. вот что важно! человек своей эпохи и культуры познавая мир, пытался понять суть некоего абсолютного физического. а ведь сам смысл выражения "понять суть абсолютного" не есть ли задача философии? явления трения использовались человеком, познающим мир, при перемещении тяжелых предметов, их транспортировали на санях, которые тянули люди или животные, преодолевая, таким образом, сопротивление перемещению при скольжении, сами понятия: трение скольжения, трения качения и ряд других были сформулированы гораздо позже. при транспортировании статуи в древнем египте использовали сани. силы трения скольжения были, однако, слишком велики, и поэтому для уменьшения сопротивления трения скольжения при транспортировании, например, тяжелых деталей каменных фигур под несущие балки подкладывали круглые деревянные катки [1]. за счет этого значительно снижалась сила, необходимая для перемещения тяжелых конструктивных элементов древних строений, поскольку трение скольжения заменялось трением качения. в некоторых случаях трущиеся элементы смазывались маслом для уменьшения сопротивления трения, потому что внешнее трение твердых тел заменялось внутренним трением жидкости. накопленный опыт замены трения скольжения трением качения стал фундаментальным для эпохального изобретения, каким стало изобретение колеса. оно позволило существенно снизить сопротивление трения, потому что трение скольжения было заменено трением качения. человек продолжал искать способы облегчения условий работы животным и людям, используемым в качестве тяговой силы в колесном транспорте. начались поиски способов уменьшения трения скольжения оси в простых транспортных средствах: колесницах, тачках и в механических устройствах: мельницах, гончарных кругах и т.д.. все применявшиеся тогда методы сводились к усовершенствованию конструкции подшипников скольжения и снижению сопротивления трения скольжения. подшипники скольжения смазывались. совершенствовались смазывающие свойства масел путем установления такой консистенции и адгезии, чтобы смазочный материал долгое время находился в зоне трения, растительные масла имеют малую вязкость, и поэтому, стекая, они недолго смазывают зоны трения скольжения, кроме того, они быстро высыхают. в связи с этим их стали сгущать и постепенно заменять животными жирами. оси повозок смазывали также разного рода мазями из древесной смолы. такие мази получали и из «выкипяченной» долpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com некоторые философские аспекты развития трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 91 гим нагреванием нефти. это подтверждается результатами археологических исследований гробниц древних правителей, в которых на осях их колесниц найдены остатки смазки из животных жиров, сгущенных минеральными присадками. в архивах имеется перечень растительных масел и животных жиров, использовавшихся для смазывания, составленный плинием старшим (23 73 гг. нашей эры). «они занимались наукой ради знания, а не ради какой либо практической цели» аристотель в странах, расположенных в узкой прибрежной полосе средиземноморского бассейна, находящихся между 5 в. до н.э. 6 в. н.э. под культурным влиянием сначала древней греции, а затем древнего рима, возникли и развивались физические учения, приближающиеся по своим задачам и методам к тому, что в настоящее время называется физической наукой. именно в эти античные физические учения современная физика уходит своими корнями. по словам аристотеля (384 322 гг. до н.э.), " когда оказалось налицо почти все необходимое и также то, что служит для облегчения жизни и препровождения времени, тогда стало предметом поисков такого рода разумное мышление" [3]. сказанное свидетельствует о том, что занятия научными проблемами представляли собой в ту эпоху своеобразное «хобби» отдельных, наиболее обеспеченных представителей верхушки древнегреческого общества. эти занятия не преследовали никаких практических целей. "... но как свободный человек, писал аристотель, говорим мы, это – тот, который существует ради себя, а не ради другого, так ищем мы и эту науку, так как она одна только свободна изо всех наук, анна одна существует ради самой себя" [3]. вначале научные знания ограничивались теоретической разработкой натурфилософских проблем на основе наблюдений и практического опыта. позднее участились попытки экспериментальной проверки тех или иных соображений. однако эксперимент не превратился в античности ни в основой источник эмпирической информации, ни в систематический метод проверки теоретических представлений. очень важным в философских взглядах аристотеля для развития науки о процессах взаимодействия тел является, то, что он считал: "наблюдаемые вещи требуют наблюдаемых начал" для своего объяснения, упрекая своих предшественников демокрита, эпикура, платона в «догматизме, основанном на немногих наблюдениях». "коль скоро, писал аристотель, по-видимому, не существует никаких вещей, помимо чувственно ощущаемых величин, предметы мысли существуют в чувственно ощущаемых формах" [1]. речь идет, том, что только систематические наблюдения отдельных частных явлений позволяют сделать безошибочно общий вывод. вот это именно и есть первооснова логической доказательности процессов происходящих в контактном взаимодействии тел, рассматриваемое трибологией. должно быть некое начало, достоверность которого будет подтверждено системой постановки опытов и экспериментов. эксперимент достиг в эпоху античности весьма высокого уровня, ограниченного лишь возможностями античной техники. огромное влияние воззрений аристотеля на развитие механики продолжалось вплоть до середины 17 в. физическое учение платона о механике фазовых превращений продолжало служить в различных вариантах до середины 19 века. o некоторых физических учениях эпохи средних веков «… тебе бы опыт сделать не мешало, ведь он для вас – источник всех наук» данте физическая механика средневековья, будучи прямым продолжением античных учений, начинает развиваться лишь с 11 в,. т.е. после того, как сохранившиеся древнегреческие труды архимеда, герона и других были переведены с греческого на арабский и латинский языки. в то время как механические исследования античных ученых, по крайней мере, в древнейшие времена, были слабо связаны с потребностями практики, в эпоху средневековья роль последней приобретает уже порой решающее значение. в эту эпоху начинает проявляться различие между кинематическим и динамическим описанием движения. данная проблема возникла впервые в 12 в. среди мусульманских ученных кордовского халифата. ибн рушд (1126-1198), считал необходимым описывать движение в реальных условиях, т.е не иначе, как учитывая вызвавшие его причины. еще платон, стоящий у истоков мира в котором мы живем, рассуждал о реальном и идеальном. платон размышлял о составляющих раздвоенности бытия и приводящих к некоему началу [4]. причем, реальное у него – нечто смертное. реальные условия процесса взаимодействия тел вот что важно для процессов трения, а не нечто отвлеченное и предполагаемое! именно реальные условия будут влиять долговечность того или иного узла. слова реальное (смертное) долго(вечность) не основа ли философского вопроса "жизни и смерти"? в этом можно увидеть тончайшую нить логической взаимосвязи диалектического развития науки и ее неотделимой связи с философией. вводимое понятие реальных условий движения при рассмотрении движения трения и есть одна из основ тех трибологических систем, которые рассматриваться учеными в настоящее время. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com некоторые философские аспекты развития трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 92 в чисто философском аспекте эта проблема была рассмотрена одним из столпов схоластики дунсом скоттом (1266 1308). речь шла "об интенсификации и ремиссии форм", т.е. об усилении и ослаблении качеств. было общепризнано, что усиление или ослабление качественной интенсивности заключается в прибавлении или отнятии степеней интенсивности. характерной особенностью всей науки средневекового латинского запада было то, что любые количественные оценки носили отвлеченный и произвольный характер [3]. но тем не менее, все-таки, особый интерес с точки зрения трибологии вызывает также вводимое понятие "интенсификации и ремиссии форм", которое значительно позже будет положено в основу приработки поверхностей трения в узлах и механизма машин. именно приработка будет рассматриваться как "первоначало" формирования качества со значимостью сохранения количества материала. не в этом ли проявление философии, как умение реагировать на процессы, через некую плоскость своей разумности? о трибологии в физических учениях эпохи возрождения первого этапа нового времени «каждое мгновение опыт обнаруживает вещи, остававшиеся неизвестными в течении стольких веков» леонардо да винчи в данную эпоху остается сильным стиль средневекового мышления, выражающийся в вере во всевозможные магические рецепты, средства, предписания, а также в рассуждениях, преимущественно основанных на сопоставлениях данных, на игре слов на аналогиях. научное мышление еще четко не выработано, но поток информации о результатах наблюдений постепенно растет. учения этой эпохи продолжают развиваться в основном в области физической механики, основу которой составляют процессы движения. для решения проблемы движения требовалось, прежде всего, разобраться в соответствии между восприятием движений и их сущностью. именно это попытался решить коперник, положивший в основу своей теории тезис: "всякое видимое изменение положения происходит вследствие движения либо наблюдаемого предмета, либо наблюдателя, или вследствие перемещения, разумеется, неодинакового, их обоих, ибо при равном движении того и другого, т.е. наблюдаемого и наблюдателя, в одном направлении движение незаметно" [3]. не в этом ли проявление понятий субъекта и объекта, что было свойственно философии нового времени, а также то, кто же все-таки будет определять положение предметов и взаимного расположения их относительно друг друга? не в этом ли стремление заглянуть в то, что неизвестно, попробовать дать ответ на то, что не известно? суждения коперника несколько отрицают магические рецепты, предписания. важен человек и то, что он наблюдает! подход к взаимному расположению тел и предметов по отношению к наблюдателю очень важен с точки зрения трения и изнашивания контактирующих тел, поскольку именно человеческий фактор в последствии будет определяющим в путях повышения долговечности узлов и механизмов машин. возможно, и эти суждения сыграют определенную роль в последующем развитии науки о трении, ее отделении как самостоятельной науки от физики. взгляды, видения, суждения на явления передавались от поколения, к поколению выражая некую основу диалектического развития материального. первые научные рассуждения на тему трения твердых тел обнаружены в записях леонардо да винчи (1452-1519), датируемых второй половиной xv век. заслуживает внимания следующий отрывок из записей леонардо, характеризующий его подход к опыту, как источнику информации: "... моя цель состоит в том, чтобы представить сначала эксперимент, а затем доказать посредством рассуждения, почему данный эксперимент должен привести к этому результату, а не к какому-либо другому, и это есть верное правило, к которому должны следовать изучающие явления природы, так как, хотя природа начинает с разума, а кончает опытом, нам надлежит идти противоположным путем, т.е. начинать с эксперимента и при его помощи проверять рассуждения" [3]. здесь присутствует явное и яркое выражение, во-первых, субъекта и объекта, во-вторых, некоторого субъективно реально идеального, в-третьих, некоего материального первоначала, которое и позволяет дать правильный ответ на вопрос неизвестного. не в этом ли проявление желания заглянуть за нечто то, о чем пока говорить на стадии эксперимента не приходиться? вот это очень важно, поскольку именно здесь заложена идея выдвижения гипотез в решения проблем современной трибологии. об этом будут говорить многие ученые трибологи ххi века, говоря о том, что "…трибология основана на выдвижении гипотез и поиске их научных обоснований…" в.е. канарчук [5]. леонардо да винчи был один из первых исследователей трения скольжения между твердыми поверхностями, который впервые вывел из своих опытов общий закон: "каждым тяжелым телом побеждается сопротивление трения по весу, равное четвертой части этого веса". в записях леонардо да винчи много правильных утверждений, подкрепленных расчетами, например, указано на пропорциональность сопротивления трения нагрузке на трущиеся поверхности тел и на то, что тела с шероховатой поверхностью имеют большее сопротивление трения. таким образом, закон, согласно котоpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com некоторые философские аспекты развития трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 93 рому сила трения прямо пропорциональна нагрузке, т. е. f = fn, был открыт леонардо да винчи, считавшим, что коэффициент трении f обычно равен 0,25. открытие закона трения леонардо да винчи представляет собой крупный шаг в развитии экспериментальной физики. фактически это второе в истории открытие физического закона со времен открытия закона архимеда. оно было вновь повторено о. кулоном лишь в хviii в. работы леонардо да винчи были забыты, во-первых, потому, что физика внешнего трения стояла всегда особняком, во-вторых, потому, что для техники было гораздо существеннее знание трения в движущихся частях машин, чем трение покоя. важным для истории науки в исследованиях леонардо то, что закон был открыт в результате подробного количественного, чисто экспериментального физического исследования. первый этап нового времени – эпоха возрождения, не привел еще к крупным открытиям в физике, но он нанес первый, и притом сокрушительный, удар по аристотелевской картине мира, поставив перед физическим исследованием задачу построения новой теории, отражающей истинные свойства всего в целом. физика впервые подходит к непосредственному соприкосновению с возможностями и запросами техники, что заложило основу развития физического эксперимента. эпоха величайшего прогрессивного переворота «это был величайший прогрессивный переворот из всех пережитых до того времени человечеством» ф.энгельс трением снова стали интересоваться в рамках развития других наук спустя почти два столетия. и. ньютон сформулировал закон, определяющий зависимость между сопротивлением внутреннего трения жидкости и силой, необходимой для преодоления этого сопротивления. хотя ньютон открыл этот закон в 1686 г., он и в наше время остается основным законом ламинарного течения. что же позволяло, что давало определенные толчки человеку, познающему мир, формулировать то, что потом принимало форму новых теорий? не новый ли подход в познании мира, как целостного процесса, по схеме предложенной кантом, через некую промежуточную плоскость, отображающую определенные явления? не разум ли человека, освобожденный от существовавших канонов и догм, позволял делать это? да наверное именно так! иметь дело не с миром, а с некими образами, ему свойственными, могут позволить в конкретном создать реальное и нечто идеальное. ведь любая формула выражает зависимость одного явления от другого. причем эти явления могут выражать нечто материальное, как некую основу. в xvii-xviii вв. произошло быстрое развитие техники (улучшенные водяные колеса, паровая машина и т. д.) и науки. возникшие в разных странах академии наук занимались и наукой о трении. в 1699 г. оригинальные работы по трению в ежегодниках французской королевской академии наук опубликовал г. амонтон. он снова открыл забытый закон трения леонардо да винчи: сила трения пропорциональна нагрузке на трущиеся поверхности, и трение не зависит от размеров трущихся тел, а коэффициент трения f не изменяется и равен 0,3. оба закона находят применение до сих пор и в ряде случаев дают хорошие рабочие приближения. преподаватель физики оксфордского университета д. дезагюлье в 1734 году опубликовал "курс экспериментальной философии", в котором имеются рассуждения относительно трения и адгезии при трении. рассуждения на тему влияния адгезии на трение появляются и в работах ш. кулона, который заметил, что увеличение поверхности контакта приводит к увеличению сопротивления трения. им же в 1781 году опубликована знаменитая «теория простых машин» о сопротивлении, возникающем в результате сцепления поверхностных неровностей, исходя из чего, он сделал вывод о рассеянии энергии при трении. б. тауэр во второй половине xix в. случайно открыл явление возникновения динамического давления в результате относительного движения слоев смазки. рейнольдс на основании опытов б. тауэра обнаружил, что действие масла это гидродинамическое явление, связанное с вязкостью масла. как можно назвать стремление человека науки выразить свои взгляды на процессы взаимодействия поверхностей тел при трении, когда каждый из них, проводя анализ уже известного, находит нечто свое? может это где-то идея поиска некоторого абсолютного? что заставляет каждого из них увидеть "новое" и где-то вписывающееся или не совсем в уже известное? не присутствие ли в его сознании, в процессе мышления, логики абсолютной до того, пока она не начинает быть противоположной самой себе? каков же механизм работы мышления, когда продуктом деятельности ума является «новое» в науке? а не гегелевская ли триада может дать ответ на эти вопросы ?! ведь ей свойственны фазы: тезис, антитезис, синтез. должно быть некое зазеркалье, без которого понять неизвестное невозможно, от тезиса к идеи [6, 7]. идея возможности рассматривать нечто через его противоположность, тождество и необратимая противоположность вот что, наверное, может быть одной из движущих сил развития науки контактного взаимодействия тел. трибология – как самостоятельная наука в первой половине xx в. появляются профессиональные объединения, например американское общество инженеров смазчиков (americation societu of lubrikation endineers, 1944 г.). различие в сохраpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com некоторые философские аспекты развития трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 94 нении слоя, образованного растительными и минеральными маслами, старался объяснить у. гарди ("избранные труды", 1936 г.). он создал экспериментальные основы теории граничной смазки и разработал концепцию структуры граничного слоя. проблемы граничного трения и трения твердых тел изучал ф. п. боуден. он популяризировал проблемы трения и изнашивания во многих книгах и статья. в 1960 г. под председательством акад. а. ю. ишлинского был создан научный совет по трению и смазкам ан ссср, организующий исследования, научные конференции и публикующий материалы по этим вопросам. во многих странах большие коллективы научных работников начинают работать над проблемами трения и изнашивания. термин "трибология" впервые был употреблен группой британских экспертов в рапорте парламенту о состоянии проблем смазки. в 1964 г. министр образования и науки лорд ф. боуден признал необходимым проанализировать состояние техники, образования и исследований в области смазки машин в великобритании. была создана рабочая группа специалистов под руководством проф. н. п. джоста. результаты ее работ были оглашены в марте 1966 г. в виде отчета, в котором впервые в истории оценено значение смазки в народном хозяйстве. приведенные лишь только некоторые общие направления развития науки о трении свидетельствуют о дальнейшем развитии познания человека как непрерывного движения мысли от поверхностного, видимого, от того, что является нам, ко все более глубокому, скрытому – к сущности. каков же продукт человеческого познания в развитии теории контактного взаимодействия реальных тел, а где-то может быть и сил, их вызывающих? то, о чем далее пойдет речь ведь действительно продукт, причем продукт не материальный, но ведь схема его создания такова же что и продукта материального. речь пойдет о создаваемой теории изнашивания, как продукта интеллектуального процесса развития мышления. вызывает интерес некоторой уместности в данном процессе влияния темы «раздвоенности» или «двоичности» как философских категорий л.фейербаха, к.маркса, сыгравших свою великую роль в развитии общества. к.маркс рассматривал, прежде всего "двоичность" в товаре, где с одной стороны производится вещь, а с другой произведение отношений между людьми, когда производятся отношения по поводу данного предмета, идея производства самого общества, а значит человека! ведь это является движущей силой развития человечества! а если поставить с одной стороны, создание определенной теории трения и изнашивания, а с другой стороны, произведенные некие новые отношения между людьми, людьми именно этого направления со своими взглядами на закономерности изнашивания. ведь в данном случае также производятся отношения по поводу данной теории, и также присутствует идея производства самого общества, а значит и человека с новыми знаниями. именно этим можно дать объяснение создание научных советов, обществ инженеров смазчиков, постоянно действующих научно-технических семинаров и т д. о каких же теориях и результатах идет речь? п.а. ребиндер, в своих работах говорит о том, что износ вызван пластическим деформированием поверхностного слоя, многократное воздействие приводит к наклепу материала и его охрупчиванию, далее к усталостному разрушению [8]. в своих работах д.в. конвисаров утверждает, что износ обусловлен: хрупким разрушением некоторого объема в результате скалывания; пластическим деформированием в результате смятия; образованием оксидных пленок [9]. в работах и.в. крагельского: исследуется дискретность взаимодействия двух твердых поверхностей, которая обусловлена волнистостью и шероховатостью материала и действующей нагрузки и относительной скорости в контакте; сила трения рассматривается как сумма сопротивлений, возникающих в результате молекулярного и механического взаимодействия. по его мнению, непременным условием трения является наличие дополнительного градиента механических свойств по глубине твердых тел, что обеспечивает локализацию взаимодействия тел трения в тонком поверхностном слое [10]. английские ученые ф. боуден и д. тейбор в своих работах изложили суть адгезионной теории трения. трение рассматривается как процесс постоянного срезания мостиков сваривания, появления продуктов реакции с окружающей средой, продуктов изнашивания и их производных [10]. с позиций диссипативной природы трения комплексные исследования триботехнических явлений и реологии контактного взаимодействия в связи с износом пар трения проведены в.в. шевелею, в.п. олександренком. изучением физико химических процессов, обусловленных фретинг-коррозией и методов борьбы с ними занимались г.с. калда, с.г. костогрыз и др. разработке и совершенствованию технологических методов повышения износостойкости деталей машин, созданию композиционных структур триботехнического назначения посвящены работы в.и. тихоновича, м.в. киндрачука, в.ф. лабунца, б.а. ляшенко и др. исследованию и расчету сил трения посвящены работы в.в. запорожца, п.в. назаренко, а.г. кузьменко и др. изучению вопросов влияния смазочных материалов на процессы трения и изнашивания посвящены работы м.ф. дмитриченко, р.г. мнацаканова, с.в. венцель [10]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com некоторые философские аспекты развития трибологии проблеми трибології (problems of tribology) 2012, № 4 95 белорусский ученый а.и. свириденок сформировал новое научное направление в республике трибологию прецизионных сопряжений (нанотрибологию), внес большой вклад в изучение биомеханических систем и в создание триботехнических и конструкционных материалов специального назначения, предназначенных для работы в условиях глубокого вакуума и гиперзвуковых скоростей. продукты научно-исследовательской работы ученых можно продолжать и дальше. главное то, что продукт их деятельности дает возможность получать новые знания в области трения и изнашивания в машинах, производить новые отношения между учеными, их научными мыслями, готовить научных кадров. и еще хочется попробовать порассуждать, рассмотрев идею рациональности классической мысли, заложенной гегелем рациональность, в которой обязателен знак равенства. равенство, означает некое «равновесии» между чем-то и чем-то, постоянство некоторой системы. причем системы с присущими ей частями, взаимосвязанными друг с другом некоторой функцией, параметрами внешнего и внутреннего воздействия. параметры, как некая сила, будут определять стабильность и целостность системы. в трибологии принято называть такую систему трибологической и от ее состояния будет зависеть работоспособность и долго(вечность), о чем оговаривалось в самом начале работы, узла изделия в целом, а также будут определяться пути их повышения. так вот. б.и. костецкий предложил модель механико-химического изнашивания [11]. в данной модели он пытается установить динамическое равновесие между разрушением и восстановлением вторичных структур, причем равновесие, исключающее любые виды разрушения основного металла, что обуславливает сохранность геометрических форм, размеров сопряжений! продуктом рациональности мысли явился и открытый учеными эффект безызносности (вечности!) эффект избирательного переноса при трении. авторами явления самопроизвольного образования защитных слоев явились в 50 е годы д.н. гаркунов и и.в. крагельский [12]. данное явление предполагает наличие самоорганизующийся системы в процессе трения, в которой устанавливается равновесное состояние между износом и восстановлением определенных слоев взаимодействующих поверхностей. исследованию механизма данного явления посвящены работы трибологов в россии: а.а. полякова, а.с. кужарова и др., в германии – профессора г. польцер, в польше – д. колимара, в болгарии – е. асенова. в настоящее время трибология признана всеми. как отдельный предмет она преподается во многих высших учебных заведениях. созданы специализированные исследовательские центры, во многих институтах трибологические проблемы являются одним из важнейших направлений исследований. выводы в данной работе предпринята попытка увидеть и обозначить философские аспекты зарождения и развития науки о трении и изнашивании, обоснования некоторых категорий, свойственных процессам контактного взаимодействия, рожденных в результате познания мира человеком, образом его мышления, человеком, свойственного своей эпохе, своему времени. в результате проведенного анализа суждений, знаний, истин как продукта интеллектуального развития человека, следует, что любые явления подчинены определенным закономерностям и взаимосвязаны между собой и могут быть объяснены в философском дискурсе. насколько это, возможно, показано в работе. литература 1. справочник по триботехнике: в 3-х т. т.1 теоретические основы / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичиназдзе. – м.: машиностроение, 1989. – 400 с. 2. воловик в.и. история философии. конспект лекций / в.и. воловик. – запорожье: згту, 1994. – 142 с. 3. дорфман я.г. всемирная история физики с древнейших времен до конца 18 века / я.г. дорфман. – м.: наука, 1974. – 261 с. 4. асмус в.ф. история античной философии / в.ф. асмус. – м.: высшая школа, 1965. – 402 с 5. канарчук в.е. надійність машин / канарчук в.е. – к.: либідь, 2003. – 389 с. 6. спиркин ф.г. основы философии / ф.г. спиркин. – м.: политическая литература, 1988. – 382 с. 7. гегель. работы разных лет. в 2-х т. т.1 / гегель. – м., наука, 1970. – 463 с. 8. ребиндер п.а. поверхностные явления в твердых телах в процессах их деформации и разрушения / п.а. ребиндер , е.д. щукин. – уфн т.108, 1972. – вып. 1. – с. 3. 9. андрейкив а.е. оценка контактного взаимодействия деталей машин / а.е. андрейкив, м.в. чернец – к.: наукова думка, 1991. – 160 с. 10. трибологія: підруч. / м.в. кіндрачук, в.ф. лабунець, м.і. пашечко, є.в. корбут. – к.: видво нац.авіац. ун-ту «нау-друк». – 2009. – 392 с. 11. костецький б.и. механо-химические процессы при граничном трении / б.и. костецький, м.э. натансон, л.и. бершадский. – м.:наука, 1972. – 157 с. 12. гаркунов, д.н. триботехника (конструирование, изготовление и эксплуатация машин) / д.н. гаркунов. – м.: издательство мсха, 2002. – 632 с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com copyright © 2021 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,66-73 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-66-73 tribological researches of electroerosive processing of steel details of cars d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract the article considers the technology of electroerosive treatment of steel friction pairs and presents the results of experimental studies. analysis of experimental studies has shown that an increase in the anode-cathode voltage leads to a sharp decrease in the microhardness of the surface layer. the study also allowed to determine the characteristic size of the structural elements, the height parameters of the surface roughness. the elemental composition of the initial surface of the sample made of steel 15hgn2ta differs from the composition of the coatings and surface layers of the samples modified by electroerosive treatment with different electrodes. in the mode of operation of the "anode cathode" system on the cathode surface due to dissipative processes, a thin layer of coating of a stable modified structure is formed. it is shown that the height of surface irregularities in the areas after friction is higher than in the areas of the surface outside the friction track, which is associated with the formation on the surface of the samples of the friction transfer film. it was found that the frictional interaction of steel samples treated by electroerosion method forms a thin film on the friction surface of steel samples, which leads to a change in the topography of surfaces with increasing height of microroughnesses and structuring of the transfer film in the sliding direction. the influence of electroerosive treatment of steel surfaces on the wear resistance of the metal-polymer tribosystem was established and the optimal treatment modes were obtained: voltage u = 145-150 v, capacitor capacity c = 225-230 μf, treatment duration t = 3-4 min / cm 2 , providing the greatest reduction in speed wear of the polymer counterbody and recommended in the development of technological processes of electroerosive treatment. key words: wear, electrode, roughness, wear resistance, friction steam, coating, electroerosive treatment. introduction reliability and efficiency of machines and technological equipment are determined mainly by wear resistance and durability of parts of tribosystems. depending on the operating conditions of the products, various methods of surface hardening of steels and alloys are used in the industry, such as surface plastic deformation, chemical-thermal treatment, formation of hardening wear-resistant coatings (microarc oxidation, spraying, etc.), high-energy methods etc.) and their various combinations. all known methods of surface hardening have their advantages and scope, but do not fully meet modern requirements for efficiency, versatility and costeffectiveness of technological processes. therefore, the development of an effective, fairly simple to master in industrial production and economic method of increasing wear resistance remains an urgent scientific and practical task. the most promising are the methods of surface modification of parts of tribosystems with the use of highly concentrated energy flows, which include electroerosive treatment (eet), which allows to obtain coatings with high physical, mechanical and tribotechnical properties. combined surface hardening methods allow to create coatings with high predetermined performance properties [1]. thus, surface alloying with subsequent nitriding of low-alloy steels allows to increase the characteristics of mechanical strength above the level of properties of high-alloy steels. in [2] the problems of increasing the wear resistance of a long tool by the method of combined hardening, which includes nitriding and coating (ti, nb, al, n) are considered. production tests have shown that the combined strengthening of broaches on the offered modes allows to increase in 2-4 times their stability in comparison with not strengthened. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-66-73 problems of tribology 67 the combination of methods of physical cathodic-arc and chemical deposition from the gas phase in the treatment of plunger pairs of high pressure fuel pumps made of steel 25x5ma, allows to obtain a coating with high hardness, wear resistance and corrosion resistance [3]. the essence of the method is the destruction of carbon gas molecules as a result of their collisions with high-energy ions generated by high-current pulsed cathode-arc discharge on the surface of the graphite target. the products of this interaction settle on the substrate and form a wear-resistant coating. it is established that the coefficient of friction of surfaces with such a coating in the conditions of extreme lubrication is 0.10 0.12 and practically does not change in the presence of impurities of water and fine abrasive particles, while for surfaces without coatings the coefficient of friction increases by 1, 4 times in the presence of impurities. in [4-6] it was shown that the preliminary application on the surface of the alloying sublayer with concentrate by the method of electroerosive doping with its subsequent remelting by an electric arc in a carbon dioxide environment allows to significantly change the performance of steel st3 in the desired direction. electroerosive treatment of steel 45 with a hard alloy vk6m, chromium and molybdenum with subsequent laser hardening reduces the wear intensity of coatings formed by hard alloy by 70%, and coatings formed by cr and mo respectively 3.5 and 3 times, compared with untreated steel [7, 8]. an experimental study of the process of microarc cementation of steel products in powder media was carried out in [9, 10]. the use of coal powder intensifies the process of diffusion saturation with carbon and the formation of a diffusion layer up to 0.3 mm deep occurs in the course of 2...3 minutes, which reduces the cementation process by hundreds of times. therefore, the purpose of work consists in establishment of laws of formation of wear-resistant coverings on a steel substrate by a method of electroerosive processing providing increase of wear resistance of steel details of knots of friction of cars. to achieve this goal it is necessary to solve the following tasks: 1. to conduct an experimental study of the influence of the chemical composition of the electrode material (anode) on the structure and phase composition of coatings formed on steel samples. 2. investigate the dependences of microhardness and tribotechnical properties of coatings on the composition of the alloying electrode material and energy modes of electroerosive treatment. 3. by the method of contact atomic force microscopy to investigate the influence of the composition of the material of the alloying electrodes and the modes of electroerosive treatment on the dimensions of the structural elements of the formed coatings and the roughness parameters of the treated surface. 4. carry out an optimization study of eet modes and develop practical recommendations for the appointment of optimal technological modes of electroerosive treatment of steel 15hgn2ta, providing the highest wear resistance of metal-polymer friction pairs. research methodology as an object of experimental research used structural alloy steel 15hgn2ta, which is widely used for the manufacture of gears, axles, bushings, shafts of gearboxes, multi-purpose tracked and wheeled vehicles and other equipment. to increase the mechanical properties of steel 15hgn2ta use chemical-thermal treatment followed by heat treatment, which significantly complicates and increases the duration of the technological process of manufacturing parts. processing of samples was carried out on installations for electroerosive processing of models imei-022-1me8 and imei-1001-1me8, providing technological modes: anode-cathode voltage i = 40-160 v; bit capacitance of capacitors c = 34-240 uf. the surfaces of steel samples were treated with various alloying electrodes (ae): standard electrode brand t15k6 (tic-15%, co-6%, wc 79%); electrode imx21 (wc-co-50%, ni-cr-b-si-50%); electrode sh21 with mineral raw materials of the far east region based on scheelite concentrate (tic-60%, ni-cr-al-30%, sc (scheelite concentrate cawo4) 10%). the choice of alloying electrodes was made on the basis of previous studies. the research method included the study of the influence of the material of the alloying electrode and technological modes of processing on the microhardness and thickness of the coatings formed during electroerosive processing. the microhardness of the molded surface layers was determined using a microhardness tester pmt-3m under load on an indenter of 0.49 n. the thickness of the applied coatings was determined on a horizontal optimeter ikg-3 relative measurement method. the study of the structure and phase composition of the modified surface layer of steel 15hgn2ta after electroerosive treatment was performed by x-ray phase analysis of the initial and modified samples on a diffractometer d8 advance (bruker) in cu-kα radiation at angles 5 0 …120 0 . using a scanning probe microscope ntegra prima (nt-mdt) in the mode of contact atomic force microscopy (k-afm) studied the microrelief and determined the characteristic dimensions of the structural surface elements of the initial samples and samples modified by eet different electrodes, as well as imx2 electrode in different modes after friction and wear tests. mathematical post-processing of the obtained results was carried out using the modular program gwyddion. 68 problems of tribology to study the elemental composition of the initial surface of steel 15hgn2ta and surface layers modified by eet with different electrodes, as well as coatings formed by the electrode imx2 in different modes after tribotechnical tests used a scanning electron microscope jeol jcm 5700 and x-ray energy dispersion spectrometer. studies of the characteristics of tribotechnical properties were performed on a special installation created on the basis of a desktop drilling machine according to the friction scheme "finger-disk" at a contact pressure p = 2.66 mpa and a sliding speed v = 1.20 m/s. cylindrical fingers made of ptfe-based composite material were used as counter-samples. research results from the diagrams (fig. 1) it is seen that with increasing energy regimes eet: voltage from 80 v to 160 v and capacity from 34 μf to 240 μf, the thickness of the coatings increases with any material le. in this case, when processing the electrode t15k6, the coating thickness increases by 48.6%, when processing the electrode imx2 by 75%, when processing the electrode w2 by 83.3%. fig. 1. the thickness of the coatings of the samples of steel 15hgn2ta with different electrode materials the diagrams also show that when the eet electrode imx2 based on tungsten carbide with the addition of components that form with the base material unlimited solid solutions, the largest coating thickness (210 μm). this can be explained by the fact that the introduction of boron and silicon in the composition of le slows down the formation of oxide films in the molded structure, which has a positive effect on the continuity and increase the thickness of the coating. in addition, the introduction of boron reduces the erosion resistance of le, as a result, increases the mass transfer of electrode material to the treated surface. the use of the electrode w2 also leads to the formation of coatings that exceed the thickness of the coatings formed by the electrode brand t15k6, 1.7-2 times. this is due to the fact that the mineral raw material (scheelite concentrate) in the electrode material creates a protective atmosphere in the eet zone, preventing the burning of erosion particles and contributing to the intensification of mass transfer of the electrode material. the obtained results allow to use eet to restore worn surfaces of precision friction pairs within 100 μm. analysis of experimental dependences of microhardness of coatings on 15hgn2ta steel samples, anode-cathode voltage and capacitor discharge capacity, showed that increasing energy treatment regimes differently affects the nature of changes in microhardness of coatings when changing the material of the alloying electrode (fig. 2, 3). the highest values of microhardness of coatings (hb 900...1080) were obtained using electrodes imx2 and t15k6. the greatest effect of increasing the microhardness is provided by the eet electrode imx2 with a voltage of u = 140 v and a capacity of c = 120 μf. when treated with the electrode t15k6, the maximum microhardness is obtained at a voltage u = 120 v and a capacity of c = 150 μf. a further increase in the anodecathode voltage leads to a sharp decrease in the microhardness of the surface layer. these results show that the elemental composition of the initial surface of the sample made of steel 15hgn2ta differs from the composition of the coatings and surface layers of the samples modified by eet by different electrodes. in the modified samples the presence of a number of elements of steel 15hgn2ta is not established: chromium, manganese and nickel at processing by the t15k6 electrode, chromium and manganese problems of tribology 69 at processing by the sh2 electrode, manganese and titanium at processing by the imh2 electrode. the presence of tungsten (le t15k6), oxygen (le sh2) and silicon (le imh2) was established, which can be explained by the erosion of alloying elements and their low concentration in steel, as well as the interaction of electrode elements with steel. fig. 2. the dependence of the microhardness of the surface layers of the samples modified by eet by different electrodes, from anode-cathode voltage at c = 34 μf: 1 t15k6; 2 w2; 3 imx2 fig. 3. the dependence of the microhardness of the surface layers of the samples modified by eet by different electrodes on the discharge capacity at u = 80 v: 1 t15k6; 2 w2; 3 imx2 quantitative chemical composition of the initial (unmodified) sample and coatings on steel samples treated with electrodes t15k6, sh2 and imh2, are given in table 1. table 1 elemental composition of coatings on samples of steel 15hgn2ta sample chemical element % fe cr mn ni si ті w о steel 15hgn2ta (initial) 95,3 1,09 1,95 1,66 coating of le t15k6 54,87 12,34 32,8 coating of le imh2 23,73 14,39 58,02 3,86 coating le ш2 47,05 7,32 29,56 16,07 the study also allowed to determine the characteristic size of the structural elements (d), the height parameters of the surface roughness: the arithmetic mean deviation of the profile (ra), the depth of the largest depression (rv) and the height of the largest protrusion (rp) of the sample surfaces (table 2). 70 problems of tribology analysis of the obtained values of the roughness parameters of the studied surfaces shows that the parameters: ra, rp and rv vary depending on the electrode material. the parameters are increased in the following order: the initial state of the surface → treatment with the electrode t15k6 → treatment with the electrode w2 → treatment with the electrode imx2 (table 2). in this case, the parameter ra increases by 1.5-3.9 times. the largest increase in the roughness parameter ra to 6.3 and the rr parameter to 538.3 nm is observed when treated with the electrode imx2. this may be due to the higher level of energy action at the eet by this electrode. the obtained values (table 2) of the characteristic dimensions of the structural elements of the surface show that in the modified samples in comparison with the initial state, they decrease by 8-13 times. the minimum dimensions of the parameter d are obtained by processing the electrode w2. in order to study the effect of frictional interaction of polymer counter-samples with metal samples after their eio on the topography of friction surfaces, a study of friction surfaces on atomic force (k-afm) and scanning electron microscopes was performed (fig. 4, 5). table 2 surface parameters of the initial and modified samples sample / parameter typical structure size d, nm ra, μm height of the largest protrusion of the profile rp, nm depth of the largest depression of the profile rv, nm steel 15хгн2та (initial) 2000-2500 ≈1,6 379,0 344,8 coating le t15k6 200-250 ≈2,5 477,3 378,5 coating le ш2 150-200 ≈3,2 504,1 485,7 coating of le imh2 250-300 ≈6,3 538,3 484,4 the images of the surfaces of the samples obtained by contact atomic force microscopy show that the topography of the surfaces on the friction track and outside the track differ (fig. 4). the figure shows that the height of surface irregularities in areas after friction is higher than in areas outside the friction track. this may be due to the formation on the surface of the samples of the friction transfer film. fig. 4. topography of the surface of the sample of steel 15hgn2ta, treated with the electrode imx2 (u = 120 b; c = 150 μf; t = 4 min / cm 2 ), after friction and wear tests in fig. 5 shows images of surfaces after tribotechnical tests obtained by scanning electron microscopy. the surface areas of the samples on the friction track are markedly different from the surface areas outside the track. the friction transfer polymer film (fp), structured in the sliding direction, is clearly visible on the friction track section. in the area near the friction track there is an island coating without a film of af. thus, it was found that the frictional interaction of steel samples treated by the eet method with polymeric countersamples on the friction surface of steel samples forms a thin film of fp, which leads to a change in surface topography with increasing microroughness and structuring of the transfer film in the sliding direction. tribotechnical properties of steel-based structures at eet were evaluated by the wear rate of polymeric counter-samples during sliding friction on the modified surface of steel samples. steel samples were treated with problems of tribology 71 an electrode imx2. in order to get a clear idea of the influence of the level of energy action on the wear resistance (wear rate) of the friction pair, the dependences j = f (e) were constructed according to the test results (fig. 6). fig. 5. the surface of the sample made of steel 15hgn2ta, treated with an electrode imx2 (u = 120 v; c = 150 μf; t = 4 min / cm 2 ), after tests for friction and wear fig. 6. dependence of wear rate of polymeric countersamples on pulse energy at eet of samples from steel 15hgn2ta: 1 samples with eet duration of 4 min/cm 2 ; 2 samples with eet duration of 5 min/cm 2 ; 3 hardened sample without eet the obtained dependences allow us to conclude that with increasing pulse energy in the eet of steel samples, the wear rate of the polymer countersample decreases by 1.2-1.3 times. at the same time, the increase in the duration of eet has a negligible effect on the wear rate of polymeric counter samples (by ~ 3%). it was also shown that the wear rate of metal-polymer friction pair with samples modified by eet is less than this parameter in friction pairs with hardened sample, approximately 1.6-2 times. conclusions by the method of x-ray phase analysis of the surfaces of the modified samples, the regularities of the formation of coatings of different phase composition depending on the chemical composition of le are established, which consist in the fact that the phase composition of coatings is determined by the chemical composition of le. it is established that the thickness of the molded coating depends on the chemical composition of the material of the alloying electrode and energy regimes eet: the largest coating thickness is formed when processing the electrode imx2, which is 4 times more than when processing serial electrode t15k6; increasing the energy modes of eet leads to an increase in the thickness of the coating regardless of the material of le, 72 problems of tribology which allows us to recommend eet electrodes t15k6, imh2, sh2 to increase wear resistance and restore worn surfaces of parts of the friction units of machines. it is established that the microhardness of coatings depends on the modes of eet and the material of the alloying electrode; experimental dependences of microhardness of coatings on voltage and discharge capacitance of capacitors have extreme character with maxima at voltage u = 120-140 v and discharge capacity c = 120 uf. the method of contact atomic force microscopy revealed a significant (8-13 times) reduction in the characteristic size of the structural elements (d) in the coatings formed by the eet by different electrodes, compared with the original (unmodified) surface. it is also established that at eet surfaces with height parameters of roughness (ra, rv, rp), characteristic and commensurate with similar parameters of the surface received at finishing machining are formed. in this case, as a result of the eet electrode imh2 there is the largest increase in the roughness parameter ra 3.9 times, which is due to the higher level of energy action during treatment with this alloying electrode. references 1. dolbilin e.v. himiko-termicheskaja obrabotka metallov v jelektricheskom razrjade / e.v. dolbilin. – m.: mjei, 2001. – 298 s. 2. eighteenth international conference on numerical simulation of plasmas (icnsp'03) and us-japan simulation workshop "scope of simulation science", 7–10 september 2003, cape cod, massachusetts usa. 3. celebration of high temperature plasma physics, 5–7 june 2002, princeton plasma physics laboratory, princeton, new jersey usa. contact dolores lawson, ms37, princeton plasma physics laboratory, p.o. box 451, princeton, new jersey 08543 usa. 4. gitlevich a.e. jelektroiskrovoe legirovanie metallicheskih poverhnostej / a.e. gitlevich, v.v. mihajlov, n.ja. carkanskij. – kishinev: izd-vo an mssrju, 1985. – 387 s. 5. marchenko d.d. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation / d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 4/94 (2019) – s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 6. butakov b.i. usovershenstvovanie processa chistovogo obkatyvanija detalej rolikami / b.i. butakov // vestnik mashinostroenija. – 1984. – № 7. – s. 50 – 53. 7. marchenko d.d. investigation of tool wear resistance when smoothing parts / d.d. marchenko, k.s.matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 4/98 (2020) – s. 40–44. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 8. dykha a.v. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. issn 1729–3774 / a.v. dykha, d.d. marchenko, v.a. artyukh, o.v. zubiekhina–khaiiat, v.n. kurepin // eastern– european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». – 2018. – №2/1 (92) 2018. – pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 9. dykha a.v. prediction the wear of sliding bearings. issn 2227–524х / a.v. dykha, d.d. marchenko // international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. – 2018. – vol. 7, no 2.23 (2018). – pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 10. marchenko d.d. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts / d.d. marchenko, v.a. artyukh, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 2/96 (2020) – s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-26-11. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 problems of tribology 73 марченко д.д., матвєєва к.с. трибологічні дослідження електроерозійної обробки стальних деталей машин. в статті розглянута технологія електроерозійної обробки сталевих пар тертя і приведені результати експериментальних досліджень. аналіз експериментальних досліджень показав, що збільшення анодно-катодної напруги призводить до різкого зниження мікротвердості поверхневого шару. виконане дослідження дозволило також визначити характерний розмір структурних елементів, висотні параметри шорсткості поверхні. елементний склад початкової поверхні зразка із сталі 15хгн2та відрізняється від складу покриттів і поверхневих шарів зразків, модифікованих електроерозійної обробки різними електродами. у режимі роботи системи «анод катод» на поверхні катода внаслідок дисипативних процесів формується тонкий шар покриття стійкої модифікованої структури. показано, що висота нерівностей поверхні на ділянках після тертя вище, ніж на ділянках поверхні поза доріжкою тертя, що пов'язано з формуванням на поверхні зразків плівки фрикційного перенесення. виявлено, що при фрикційній взаємодії сталевих зразків, оброблених електроерозійним методом на поверхні тертя сталевих зразків формується тонка плівка, що призводить до зміни топографії поверхонь зі збільшенням висоти мікронерівностей і структуризацією плівки перенесення у напрямі ковзання. встановлено вплив режимів електроерозійної обробки сталевих поверхонь на зносостійкість металополімерної трібосистеми та отримані оптимальні режими обробки: напруга u=145-150 в, місткість конденсаторів c=225-230 мкф, тривалість обробки t=3-4 хв/см 2 , що забезпечують найбільше зниження швидкості зношування полімерного контртіла і рекомендовані при розробці технологічних процесів електроерозійної обробки. ключові слова: знос, електрод, шорсткість, зносостійкість, пара тертя, покриття, електроерозійна обробка.. 4_chernec.doc прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 21 чернець м.в, *,** ярема р.я.*** * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, **люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща, *** львівський локомотиворемонтний завод прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком поряд із широко використовуваними черв’ячними передачами з архімедовим черв’яком в сучасному машинобудуванні відомі інші види передач з опуклим (вгнутим) робочим профілем витків черв’яка чи зубів черв’ячного колеса: евольвентним, коловим, еліптичним, конволютним, епіциклоїдальним, параболічним, гіперболічним та ін. [3]. до достатньо поширених відносяться передачі з евольвентним черв’яком. в літературі відомо розрахунковий метод дослідження кінетики зношування черв’ячних передач з архімедовим черв’яком [4]. нижче із застосуванням цього методу проведено порівняльну оцінку довговічності передач з архімедовим та евольвентним черв’яками . на основі узагальненої методології дослідження кінетики зношування при терті ковзання [1] та методу прогнозування довговічності циліндричних зубчастих передач [2] функцію лінійного зношування зубів черв’ячного колеса отримано [4] у вигляді: ( )( ) ( ) 2 2 max 2 2 2 mw s j j j j m s t fp h c ′ν ′ = τ , (1) де sjv – швидкість ковзання у j-ій точці зачеплення; f – коефіцієнт тертя ковзання; jt′ – час трибоконтакту спряжених профілів у j-их точках на шляху тертя 2 jb ; jp – максимальні контактні тиски за герцом; w – кількість пар зачеплень витків черв’яка з зубами колеса; j – точка зачеплення спряжених профілів; ,с m – характеристики зносостійкості матеріалу зубів черв’ячного колеса у парі із стальним черв’яком при граничному терті [1]; 2 20, 35s bτ ≈ σ границя міцності на зріз матеріалу зубів колеса; 2bσ – його границя міцності при розтягу. час трибоконтактної взаємодії встановлюється наступним чином: 2 /j j sjt b v′ = . контактний тиск maxjp та ширина 2 jb площадки контакту: ( ) max 0, 564 / w j jp n w b′= θρ , ( )2 2.256 /wj jb n bw′= θ ρ , (2) де n ′ – сила у зачепленні; ( ) ( )2 21 1 2 21 / 1 /e eθ = − µ + − µ ; , eµ – коефіцієнт пуасона та модуль юнга матеріалів черв’ячної передачі; jρ – зведений радіус кривизни у j-ій точці зачеплення; b – ширина черв’ячного колеса. для архімедового черв’яка: 2( sin ). 2j xj paj d eρ = α + (3) для евольвентного черв’яка: 1 2 1 2 j j j j j ρ ρ ρ = ρ + ρ . (4) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 22 ( )1 3 2cos cos b cj j pxj b cj j r tg tg α ρ = − α γ α + ε , 2 1 2 1 2 2 1 sin sin j pxj j paj paj j pxj j paj r e e r e ρ α + ρ − ρ = α + ρ − . (5) змінна x має діапазон зміни в межах висоти витка черв’яка a bx x x〈 〈 , де 1 1 0, 2 ,a f b ax r m x r= + = . відповідно на цьому діапазоні зміни x вибираються точки j. геометричні параметри черв’ячної передачі обчислюються за співвідношеннями: ( ) 1 1 11 0, 5 2 , 1, 2f f fr d h h m= − = (при 15γ ≤ o ), 1 1, 2f nh m= (при 15γ〉 o ); 1 1/tg mz dγ = , 1d qm= ; ( ) 1 1 11 0, 5 2 ,a a ar d h h m= + = (при 15γ ≤ o ), 1a n h m= (при 15γ〉 o ); ( )2 2 2 2 2 1 20, 5 , 0, 5 , , 2 1r z m r d z uz q z= = = = + ; 1 1 1, 0, 5 , 2 1sinpaj pxj r x e r d b m q − = = = + α , де 1f r – радіус кола впадин черв’яка; 1d – ділильний діаметр черв’яка; 1f h – висота основи витка черв’яка; m – осьовий модуль зачеплення; cosnm m= γ – нормальний модуль зачеплення; γ – кут підйому гвинтової лінії витків черв’яка; 1z – кількість заходів черв’яка; q – коефіцієнт діаметра черв’яка; 1a r – радіус кола виступів витків черв’яка; 1a h – висота головки витка черв’яка; 2d – ділильний діаметр черв’ячного колеса; 2z – кількість зубів черв’ячного колеса; u – передавальне відношення передачі; α = 20° – кут зачеплення; pae – відстань j-ої точки контакту від полюса зачеплення. інші параметри знаходяться таким чином: передача з архімедовим черв’яком: 1180( ), , 2pxj xj xj mz arctg tg tg x α = − α α = π передача з евольвентним черв’яком: 10, 5 cosb cr d= α , / sinc ntg tgα = α γ , 20nα = α = o , 2 2 b cj b x r arctg r − α = , 2 2 b pxj b x r arctg tg x  −  α = − γ     , 1 1 cos b c mz tg d γ = α , 2 2 180 b j b x r r − ε = π , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 23 де cα – торцевий кут зачеплення; nα = α – кут зачеплення; cjα – торцевий кут зачеплення для j-ої точки; bγ – кут нахилу лінії зуба на ділильному циліндрі; ε – кутова координата для кожного кроку (град). зусилля n ′ у зачепленні визначається так: 1 2 cos sin( )pxj t n d ′ = ′α γ + ρ , (6) де t – крутний момент на валу черв’яка; ′ρ – кут тертя; 3 19550 10 /t n n= ⋅ (нмм) ; ( )/ cosarctg f′ρ = α ; n – передавана потужність. швидкість ковзання: 2 2( ) ( )sj j jv v v′ ′′= + , (7) де j′ν – швидкість ковзання, що виникає при обертанні черв’яка; j′′ν – швидкість ковзання точки контакту, що належить одночасно черв’ячному колесу та витку черв’яка. відповідно 1 cosj a xω ′ν = γ , (8) де 1 / 2atg mz xγ = ; 1 1 / 30nω = π – кутова швидкість черв’яка; 1n – число обертів валачерв’яка; 2j paje′′ν = ω , 2 1 / uω = ω . (9) довговічність t∗ роботи передачі визначається наступним чином: ( )2 2/ jt h h∗ ∗= , (10) де 2 2 260j jh n h′= ; 2 1 /n n u= ; 1n , 2n – відповідно, кількість обертів черв’яка та черв’ячного колеса за хвилину; 2h ∗ – допустиме зношування зубів черв’ячного колеса. приклад. дані для обчислень: n = 3,5 квт, 1n = 1410 об/хв, m = 6 мм, 1z u = 2; 2, 25, 5, 20z u= = α =25,5, 2, 25, 5, 20n= = α = 20°, b = 36 мм, f q = 0,05, 0, 05, 8f q= == 8; черв’як – сталь 45 гартування (hrc 50), для якої 1e = 2,1·10 5 мпа, 1 0, 3µ = ; вінець черв’ячного колеса – бронза оцс 6-6-3, для якої 2e = 1,1·10 5 мпа, 2µ = 0,34; 2c = 7,6·10 6, 2m = 0,88; 2sτ = 75 мпа; 2h ∗ = 0,5 мм; для 1 :j x= = 18 мм, 2 :j x= = 21 мм, 3 :j x= = 24 мм, 4 :j x= = 27 мм; 5 :j x= = 30 мм. на рис. 1 наведено довговічність передач при двота трипарному зачепленні. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 24 рис. 1 – довговічність передач з архімедовим і евольвентним черв’яками: 1 – двопарне зачеплення; 2трипарне зачеплення довговічність обох видів передач є практично однаковою. це зумовлено тим, що такі розрахункові параметри як jr , maxjp , 2 jb , jρ , jt′ у формулах (1), (2) є близькими при j = 1 на вході у зачеплення, де довговічність t∗ є мінімальною. з метою порівняння їх наведено у табл. 1 для 2h ∗ = 0,5 мм для двопарного зачеплення та у табл. 2 для трипарного. таблиця 1 j x , мм jv , м/с jρ , мм j maxp , мпа 2 jb , мм 410 ,jt −′ ⋅ с 9 2 10 ,jh −′ ⋅ мм t∗ , год 1 18 2,803 69,87 63,87 135, 2 142, 0 0, 467 0, 449 1, 67 1, 60 7, 40 7, 42 20354 20317 2 20 3,084 64,02 44, 44 141,3 170, 2 0, 448 0,374 1, 45 1, 21 7, 36 7, 26 20462 20765 3 22 3,367 58,18 31, 06 148, 2 203, 6 0, 426 0,313 1, 27 0,93 7,32 7,10 20580 21216 4 24 3,652 52,33 23,92 156,3 232,0 0, 405 0, 275 1,11 0, 75 7, 28 6,99 20711 21551 5 26 3,940 46, 48 19,81 165,8 255, 0 0,381 0, 250 0,97 0,63 7, 23 6,91 20859 21796 примітка: у чисельнику подано дані для передачі з архімедовим черв’яком, а у знаменнику – з евольвентним черв’яком. таблиця 2 j x , мм jv , м/с jρ , мм j maxp , мпа 2 jb , мм 410 ,jt −′ ⋅ с 9 2 10 ,jh −′ ⋅ мм t∗ , год 1 18 2,803 69,87 63,87 110, 4 115,9 0,382 0,366 1,36 1,31 5, 06 5,07 29798 29743 2 20 3,084 64,02 44, 44 115,3 139, 0 0,365 0,306 1,18 0, 99 5,03 4,96 29955 30398 3 22 3,367 58,18 31, 06 121,0 166, 2 0,348 0, 255 1, 03 0, 76 5,00 4,85 30127 31059 4 24 3,652 52,33 23,92 127,6 189, 4 0,330 0, 224 0,90 0,61 4,97 4,78 30319 31549 5 26 3,940 46, 48 19,81 135, 4 208, 2 0,311 0, 204 0, 79 0,52 4,93 4,72 30535 31908 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com прогнозування довговічності черв’ячних передач з архімедовим та евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 25 рис. 2 максимальні контактні тиски у вибраних точках по висоті витка черв’яка: архімедів (cуцільні лінії); евольвентний (штрихпунктирні лінії) для інших точок зачеплення довговічність теж помітно не змінюється (дещо зростає), не зважаючи на суттєву зміну maxjp у передачі з евольвентним черв’яком. тут натомість суттєво зменшується ширина площадки контакту 2 jb , спричиняючи зміну часу jt′ (зменшення). одиничне зношування зубів 2 jh′ в обох випадках є близьким. література 1. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наук. думка, 1991. – 160 с. 2. чернець м.в., келбіньскі є. прогнозування довговічності зубчастих передач // проблеми трибології. – 2001. – № 3, 4. – с. 151-159. 3. дослідження механізмів та триботехнічних систем. вид. 2 (доп.) / під заг. ред. м.в.чернеця. – дрогобич: коло, 2003. – 440 с. 4. чернець м.в., береза в.в. аналіз зношування та довговічності зубчастих передач за модифікованою моделю // машинознавство. – 2008. – № 12. – с. 18-31. 5. чернець м.в., береза в.в. метод дослідження кінетики зношування черв’ячної передачі з архімедовим черв’яком // машинознавство. – 2009. – № 6. – с. 18-25. надійшла 02.02.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 105 савуляк в.і., шенфельд в.й., панасюк с.о. вінницький національний технічний університет, м. вінниця, україна e-mail: vsavulyak@mail.ru вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення з використанням вуглецевих волокнистих матеріалів, на параметри зносостійкості в умовах абразивного середовища удк 620.178: 621.891 у статті подано результати дослідження зносостійкості в умовах абразивного середовища високовуглецевих покриттів, нанесених методом електродугового наплавлення з використанням вуглецевих волокнистих матеріалів, досліджено вплив їх мікростуктури. аналіз отриманих даних показав, що більшу зносостійкість в умовах абразивного середовища мають покриття з ледебуритною структурою. найбільшу інтенсивність зношування мають високовуглецеві покриття з мартенситно-аустенітною структурою. ключові слова: зносостійкість, тертя, покриття, фазові перетворення, абразивне середовище. вступ аналіз причини виходу з ладу елементів машин та механізмів показує, що приблизно 50 % з них мають ознаки абразивного зношування. в деяких випадках кількість зношених деталей внаслідок дії абразиву може досягати навіть 80 %. абразивному зношуванню піддається велика кількість сільськогосподарських, гірничих, транспортних, дорожньо-будівельних машин та транспортуючих пристроїв, вузлів металургійного обладнання, робочих коліс та напрямних апаратів гідравлічних турбін, лопаток газових турбін, бурильного обладнання нафтової та газової промисловості тощо [1, 2]. з погляду зношування та міцності матеріалу, основним елементом, що впливає на тривалість роботи окремих елементів машин, є поверхневий шар. наплавлення, як один із способів формування поверхневого шару і його експлуатаційних властивостей, дозволяє одержати шари з відповідним хімічним складом з необхідною міцністю та стійкістю до абразивного зношування. зносостійкість матеріалу залежить від багатьох факторів, які впливають на взаємодію поверхонь тертя, але, на погляд авторів [3], вельми суттєвою є структура поверхневих шарів тертя, яка характеризується енергією взаємодії між фазами, когезією, а відповідно і протидією виниканню дислокаційних дефектів, що веде до викришування твердих фаз. це є наслідком того, що дислокації концентруються на границях зерен, підвищуючи крихкість матеріалу. в роботах [4, 5] автори доводять, що за рахунок контрольованого тепловведення можливо керувати структуроутворенням наплавленого високовуглецевого покриття. це пояснюється тим, що при регулюванні швидкості наплавлення від 26 до 11 м/год (рідка зварювальна ванна існує від 0,8 до 5 с) спостерігається зміна швидкості кристалізації та охолодження наплавленого металу. швидкість кристалізації в інтервалі температур 1700 … 1500 °с – від 2000°с/с до 800°с/с, в інтервалі температур 1500 … 1000 °с – від 1800°с/с до 600°с/с. швидкість охолодження в інтервалі температур 1000 … 500 °с змінюється від 730°с/с до 350°с/с, а в інтервалі температур 500 … 50 °с – від 120°с/с до 70°с/с . для роботи в парах тертя «високовуглецеве покриття – сталь» необхідно отримувати структури, у яких відсутні структурно-вільні карбіди. мета і постановка задачі метою роботи є визначення впливу мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення з використанням вуглецевих волокнистих матеріалів, на параметри зносостійкості в умовах абразивного середовища. виклад матеріалів досліджень для вивчення впливу структури наплавлених високовуглецевих покриттів на параметри зносостійкості використовувались зразки з різними структурами. відповідні структури високовуглецевих покриттів отримали шляхом зміни швидкості охолодження наплавленого металу [6]. випробуваннями на знос піддавалися наплавлені зразки з такими структурами (по три зразки в серії): ледебурит 100%; аустеніт 20% + мартенсит 10% + ледебурит 70%; аустеніт 60% + мартен вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 106 сит 30% + ледебурит 10%; аустеніт 60% + мартенсит 40%; мартенсит 80% +аустеніт 20%; мартенсит 90% +аустеніт 10%. [6]. нанесення покриття виконувалось на установці для наплавлення в середовищі захисних газів уд-209м, дротом нп-30хгса. в якості джерела вуглецю застосували вуглецеву тканину марки уут-2 ту6-06 и 78-85, із щільністю 250 г/м2. після наплавлення зразки шліфувалися на глибину до 1 мм. досліджування зношування високовуглецевих покриттів, отриманих наплавленням з використанням вуглецевих волокнистих матеріалів, проводились за схемою торцевого тертя (рис. 1), яка розроблена та використовується на кафедрі технології підвищення зносостійкості вінницького національного технічного університету. на пружній основі установки 1 наклеєні тензодатчики 7. за допомогою датчиків 7 визначається момент тертя та нормальне навантаження, значення яких за допомогою аналогово-цифрового перетворювача 8 виводяться на комп’ютер. на пружній основі 1 за допомогою шпильок закріплюється також контртіло 3. конструкція захищена кожухом 2. при терті в абразивному середовищі на контртіло насипається абразив, зразки 5 за допомогою гвинтів закріплюються в тримачеві 4. визначався момент тертя, шлях тертя, швидкість тертя і нормальне зусилля, яке змінювали за допомогою гир. величину зношування визначали за втратою маси зразка шляхом зважування на аналітичних вагах radwag as220c. кількісно інтенсивність зношування поверхні (масова та лінійна) визначалась за формулами (1, 2). / ,мі m l  [мг/км], (1) де ∆m – ваговий знос, мг; l – шлях тертя, км. 410    ls m i л , (2) де ∆m – ваговий знос, г; s – площа тертя зразка, см2; ρ – густина матеріалу зразка, г/см3; l – шлях тертя, км. рис. 1 – схема для випробування на зношування: 1 – пружна основа установки; 2 – кожух; 3 – контртіло; 4 – тримач зразків; 5 – зразки; 6 – шпильки; 7 – тензодатчики; 8 – аналогово-цифровий перетворювач твердість поверхонь, які досліджуються складає hrc 41 … 60 в залежності від структури покриття. твердість контртіла hrc 54 … 56. зразки перед зважуванням промивались авіаційним бензином, а потім висушувались в термостаті при 373 к протягом 1 год. величина основних параметрів процесу тертя визначались після завершення процесу припрацювання, стабілізації коефіцієнта тертя і вагового зносу пари тертя. в табл. 1 показані режими зношування в умовах абразивного тертя. vt q вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 107 таблиця 1 режими зношування в умовах абразивного тертя № параметри величина 1 швидкість тертя, vt 0,9 м/с 2 питоме навантаження на зразок, q 5 мпа 3 вид тертя абразивне 4 шлях тертя 14000 м 5 матеріал абразива кварцевий пісок фракцією 600 мкм і твердістю 13500 мпа результати експерементальних досліджень зношування зразків з різними структурними складовими в абразивному середовищі при різному шляху тертя показані в табл. 2. таблиця 2 зношування наплавлених високовуглецевих зразків з різними структурними складовими в абразивному середовищі при різному шляху тертя ваговий знос, г шлях тертя, м № з/п структура покриття твердість, hrс 3500 7000 10500 14000 1 мартенсит 90% +аустеніт 10% 54 0,035 0,065 0,086 0,105 2 мартенсит 80% +аустеніт 20% 54 0,042 0,077 0,106 0,131 3 аустеніт 60% + мартенсит 40% 48 0,058 0,107 0,149 0,187 4 аустеніт 60% + мартенсит 30% + + ледебурит 10% 44 0,045 0,084 0,115 0,138 5 аустеніт 20% + мартенсит 10% + +ледебурит 70% 51 0,027 0,05 0,07 0,088 6 ледебурит 100% 60 0,021 0,039 0,054 0,068 кінетика зношування високовуглецевих покриттів при наступних структурних складових покриття показана на рис. 2. рис. 2 – кінетика абразивного зношування високовуглецевих покриттів з структурним складом: 1 – мартенсит 90% +аустеніт 10%; 2 – мартенсит 80% +аустеніт 20%; 3 – аустеніт 60% + мартенсит 40%; 4 – аустеніт 60% + мартенсит 30% + ледебурит 10%; 5 – аустеніт 20% + мартенсит 10% + ледебурит 70%; 6 – ледебурит 100% кількісно інтенсивність зношування поверхні на шляху тертя 14000 метрів визначалась за формулою (2) [7]. отримані розрахунки зведено до табл. 3. 3 6 5 1 2 4 шлях тертя, м зн ос , г 0,02 0,08 0,06 0,04 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0,2 0 0 3500 7000 10500 14000 вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 108 таблиця 3 інтенсивність зношування високовуглецевого покриття за умови зміни структурних складових покриття в абразивному середовищі інтенсивність зношування, іл · 10-7 (шлях тертя 14000 м) мартенсит 90% аустеніт 10% мартенсит 80% аустеніт 20% аустеніт 60% мартенсит 40% аустеніт 60% мартенсит 30% ледебурит 10% аустеніт 20% мартенсит 10% ледебурит 70%; ледебурит 100% 1,9 2,4 3,4 2,5 1,6 1,2 на рис. 3 показана зносостійкість високовуглецевих покриттів з різними структурами в умовах абразивного середовища (шлях тертя 14000 м). рис. 3 – зносостійкість високовуглецевого покриття з різними структурами в умовах абразивного середовища як показано вище, високу зносостійкість в процесі абразивного зношування з невисокими питомими тисками в контакті показують залізовуглецеві сплави з мартенситно аустенітно ледебуритною структурою. при часі існування зварювальної ванни в рідкому стані 1,2 секунди, отримане покриття складається з двох шарів. швидкість кристалізації в інтервалі температур 1700 … 1000 °с для такого режиму нанесення покриття складає 1600…1500 °с/с. швидкість охолодження в інтервалі температур 1000 … 500 °с складає 570 °с/с, а в інтервалі температур 500 50 °с складає 100 °с/с. накладемо криву охолодження на термокінетичну діаграму та прослідкуємо можливі структурні перетворення отриманого покриття (рис. 4, а). а б рис. 4 – термокінетична діаграма та крива охолодження наплавленого покриття: а – (tр = 1,2 с); б – (tр = 0,8 с) структурні складові л 100% а10%, м90%, а20%, м80%, а60%, м40%, а60%, м30%, л10% а20%, м10%, л70% зн ос ос ті йк іс ть вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 109 при данних швидкостях охолодження, в інтервалі температур від 670 °с до 540 °с, відбуваеться перетворення аустеніту в ледебурит. при температурі 140 °с та нижче відбувається утворення високовуглецевого пластинчастого мартенситу з переохолодженого аустеніту (hµ 960), а частина аустеніту залишається (рис. 5). але за рахунок ще більш повільного охолодження концентрація мартенситу в наплавленому шарі буде складати біля 20 … 30 % (рис. 5). ледебурит мартенсит аустеніт рис. 5 – мікроструктури верхнього шару наплавленого високовуглецевого покриття при tp = 1,2 c перехідна зона розглянутих зразків складається з відносно дрібної цементитної сітки, яка охоплює пластинки високовуглецевого мартинситу (рис. 6). рис. 6 – мікроструктури перехідної зони наплавленого високовуглецевого покриття при tp= 1,2 c зменьшення часу існування зварювальної ванни в рідкому стані до 1 секунди, збільшує швидкість кристалізації та швидкість охолодження. швидкість кристалізації в інтервалі температур 1700 … 1000 °с складає 1900 … 1630 °с/с. швидкість охолодження в інтервалі температур 1000 …5 00 °с складає 650 °с/с, а в інтервалі температур 500 … 50 °с складає 110 °с/с. структурні перетворення отриманого високовуглецевого покриття подібні до перетворень, що відбуваються при часі існування зварювальної ванни в рідкому стані 1,2 сек (рис. 4, а). але кількість мартенситу зменьшується приблизно до 5 … 10 % (рис. 7). вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 110 рис. 7 – мікроструктури наплавленого валка високовуглецевого покриття при tp = 1 c перехідна зона складається з високовуглецевого пластинчастого мартенситу та залишкового аустеніту (рис. 8). рис. 8 – мікроструктури перехідної зони наплавленого високовуглецевого покриття при tp=1 с для зварювальної ванни з часом існування в рідкому стані 0,8 секунди швидкість кристалізації в інтервалі температур 1700 … 1000 °с складає 2000 … 1800 °с/с. швидкість охолодження в інтервалі температур 1000 … 500 °с складає 730 °с/с, а в інтервалі температур 500 … 50 °с складає 120 °с/с. використовуючи термокінетичну діаграму, прослідкуємо структурні перетворення отриманого високовуглецевого покриття (рис. 4, б). при температурі 650 °с починається перетворення аустеніту в ледебурит (рис. 9). дане перетворення закінчиться при температурі 540 °с. отримане покриття має структуру білого чавуну. рис. 9 – мікроструктури наплавленого високовуглецевого покриття при tp=0,8 с ледебурит вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 111 рис. 10 – мікроструктура перехідної зони наплавленого високовуглецевого покриття при tp= 0,8 с перехідна зона складається з високовуглецевого пластинчастого мартенситу, який утворився за рахунок відводу тепла в матеріал заготовки. внаслідок цього збільшилась швидкість охолодження. також залишилася невелика кількість аустеніту (рис. 10). висновки за рахунок контрольованого тепловведення можливо керувати структуроутворенням наплавленого високовуглецевого покриття, його фізико-механічними властивостями, та зносостійкістю. аустеніт та вторинні структури в умовах абразивного середовища впливають слабко на інтенсивність зношування. найкраще працюють структури з ледебуритною структурою (hrc 60). викришування крихких твердих включень суттєво не змінюють ситуацію, оскільки в середовищі і так багато включень абразиву. аналіз отриманих даних показав, що найменшу інтенсивність зношування (більшу зносостійкість) в умовах абразивного середовища мають високовуглецеві покриття з ледебуритною структурою. найбільшу інтенсивність зношування (меньшу зносостійкість) мають високовуглецеві покриття з мартенситно-аустенітною структурою. література 1. попов с. м. триботехнічні та матеріалознавчі аспекти руйнування сталей і сплавів при зношуванні / с. м. попов, д. а. антонюк, в. в. нетребко. – запоріжжя: зну, ват «мотор січ». – 2010. – 368 с. 2. сорокин в. м. основы триботехники и упрочнения поверхностей деталей машин / в. м. сорокин, а. с. курников. – н.: новгород: вгавт, 2006. – 296с. 3. лобурак в. я. вплив структури поверхні тертя на зносостійкість матеріалу / в. я. лобурак, і. й. перкатюк // фізика і хімія твердого тіла. –2012. – № 3. – с. 778-780. 4. савуляк в. і. вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення з використанням вуглецевих волокнистих матеріалів, на параметри зносостійкості в умовах сухого тертя ковзання / в. і. савуляк, в. й шенфельд, с. о. панасюк // наукові нотатки, вип. 49, ч. 1. – луцьк, 2015 – с. 139 143. 5. savulyak v. i. obtaining high-carbon coatings from martensite-austenitic structure for work under conditions of sliding friction without lubricants / v. i. savulyak, v. y. shenfeld, s. o. panasyuk // tehnomus «new technologies and products in machines manufacturing technologies» journal / romania, 2015 – s462– 468. 6. савуляк в. і. вплив швидкості наплавлення на зносостійкість високовуглецевих шарів, нанесених методом електродугового наплавлення з використанням вуглецевих волокнистих матеріалів / в. і. савуляк, в. й шенфельд, о. б. янченко // «наукові нотатки» міжвузівський збірник (за галузями знань «машинобудування та металообробка», «інженерна механіка», «металургія та матеріалознавство») / випуск 41 частина 1 – луцьк, 2013 – с. 224-229. 7. сафонова б. п. инженерная трибология: оценка износостойкости и ресурса трибосопряжений / б. п. сафонова, а. в. бегова. – новомосковск, 2004. – 65 с. надійшла в редакцію 16.09.2015 вплив мікроструктури високовуглецевих шарів, отриманих методом електродугового наплавлення … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 112 savulyak v.i., shenfeld v.y., panasiuk s.o. effect of high-carbon layer microstructure obtained by arc welding using carbon fiber materials, the parameters of durability to abrasion environment. the aim is to determine the effect of high-carbon layer microstructure obtained by arc welding using carbon fiber materials, the parameters of durability to abrasion environment. introduction article shows the importance of the problem by exploring the authors. the main article provides partial equipment on which tests conducted on samples of high carbon wear. installation is developed and used to improve the wear resistance technology department of vinnytsia national technical university. high carbon samples had different structure. there are modes in which the samples tested for wear. shown wear high carbon intensity of coverage provided coverage changes structural components in abrasive environments. further highlights high wear resistance carbon coatings with different structures abrasion protection (by rubbing 14,000 m). also, an analysis of the impact of each layer of high-microstructure obtained by arc welding using carbon fiber materials, the parameters of durability to abrasion environment. at the end of the article, the authors suggest the findings of the study. analysis of the data showed that a greater wear resistance under abrasive environment with coverage of ledeburytnoyu structure. the greatest intensity of wear have a covering of high carbon martensite-austenitic structure. key words: wear resistance, friction, coatings, phase transformations, abrasive environment. references 1. popov s.m., antonyukd.a., netrebko v.v. trybotekhnichni ta materialoznavchi aspekty ruynuvannya staley i splaviv pry znoshuvanni, zaporizhzhya: znu, vat «motor sich», 2010, 368 s. 2. sorokyn v.m., sorokynv.m. , kurnykov a.s. osnovy trybotekhniky y uprochnenyia poverkhnostei detalei mashyn. n.: novhorod: vhavt, 2006. 296s. 3. loburak v.ia., perkatiuk i.i. vplyv struktury poverkhni tertia na znosostiikist materialu. fizyka i khimiia tverdoho tila. 2012. № 3.– s. 778–780. 4. savuliak v.i., shenfeldv.i, panasiuk s.o. vplyv mikrostruktury vysokovuhletsevykh shariv, otrymanykh metodom elektroduhovoho naplavlennia z vykorystanniam vuhletsevykh voloknystykh materialiv, na parametry znosostiikosti v umovakh sukhoho tertia kovzannia. «naukovi notatky» mizhvuzivskyi zbirnyk (za haluziamy znan «mashynobuduvannia ta metaloobrobka», «inzhenerna mekhanika», «metalurhiia ta materialoznavstvo»). vypusk 49 chastyna 1. lutsk, 2015. s.139–143. 5. savulyak v. i., shenfeldv.i, panasiuk s.o. obtaining high-carbon coatings from martensiteaustenitic structure for work under conditions of sliding friction without lubricants. tehnomus «new technologies and products in machines manufacturing technologies» journal. romania, 2015. s. 462–468. 6. savuliak v. i. shenfeldv.i, yanchenko o.b. vplyv shvydkosti naplavlennia na znosostiikist vysokovuhletsevykh shariv, nanesenykh metodom elektroduhovoho naplavlennia z vykorystanniam vuhletsevykh voloknystykh materialiv. «naukovi notatky» mizhvuzivskyi zbirnyk (za haluziamy znan «mashynobuduvannia ta metaloobrobka», «inzhenerna mekhanika», «metalurhiia ta materialoznavstvo»). vypusk 41 chastyna 1. lutsk, 2013. s.224–229. 7. safonova b. p., begova a.v. inzhenernaya tribologiya: otsenka iznosostoykosti i resursa tribosopryazheniy. novomoskovsk, 2004. 65 s. bookmark1 8_gnilitsa.doc дослідження впливу технологічних параметрів процесу одержання силіційованих графітів для виготовлення кілець торцьових … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 39 гнилиця і.д., криль я.а., цап і.в. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна дослідження впливу технологічних параметрів процесу одержання силіційованих графітів для виготовлення кілець торцьових ущільнень відцентрових насосів на їх експлуатаційні властивості вступ в магістральних відцентрових насосах типу нм отримали розповсюдження одинарні торцьові ущільнення типу тм. у залежності від діаметру ущільнюючого вала виготовляються торцьові ущільнення тм-85, тм-105, тм-120, тм-140 (цифра вказує діаметр вала). торцьові ущільнення тм відносять до типу ущільнень з не обертовим пружнім елементом. дане ущільнення гідравлічно розвантажене. контактні кільця ущільнення виготовляються з карбіду кремнію або силіційованого графіту. торцьові ущільнення тм згідно технічним умовам мають протікання не більше 300 см ³/год. та середнє напрацювання до відмови 5 тис. год. при середньому ресурсі 8 тис. год. ці дані гарантуються, якщо тиск в камері не більше 2,5 мпа, а в перекачуваному середовище вміст включень не більше 0,2 % при розмірі частинок не більше 0,2 мм., при швидкості ковзання пар тертя 20 м/с. сила тиску пружин торцьового ущільнення знаходиться в межах 250 300 н. робота торцьового ущільнення залежить від контактного тиску, швидкості ковзання, температури, режиму тертя, умов гідро абразивного зношування. робота торцьових ущільнень сильно залежить від тиску середовища. з підвищенням тиску знижується напрацювання до відмови, підвищуються вимоги до якості деталей, вибору їх матеріалів. в більш важких умовах працюють насоси при послідовних з’єднаннях. в цих умовах робочий тиск становить до 4 мпа і при цьому ресурс роботи торцьових ущільнень необхідно підвищувати до 10 15 тис. год. постановка задачі у промисловості використовують силіційований графіт марок: сг-м, сг-т, сг-п, гакк 30/63, гакк 55/40 (табл. 1). таблиця 1 хімічний склад силіційованих графітів хімічний склад, % сг-м сг-т сг-п гакк 30/63 гакк 55/40 sic 27 55-70 50-70 45 44 c 58 5-33 25-47 35 55 si+sio2 15 12-25 3-5 20 1 силіційовані графіти отримують насиченням вихідного графіту по всьому об’єму рідким кремнієм при температурі вище 2000 °с, при цьому проходить реакція з утворенням карбіду кремнію [1]. однак не весь кремній реагує з вуглецем, а тому вільний кремній обмежує хімічну стійкість цих матеріалів (марки сг-т, сг-п не стійкі при роботі в лужних середовищах). порівнюючи кільця пари тертя з силіційованого графіту із зарубіжними виробниками, можна відмітити нижчу якість і недоліки вітчизняних виробів. тому необхідно поставити задачу про отримання якісного матеріалу, тобто розглянути процес виготовлення контактних кілець з силіційованого графіту, розглянути причини виникнення браку, а також максимізувати фізико-механічні властивості виробу. серед методів формування виробів із порошків одним із най розповсюджених є пресування в металевих прес-формах [2 5]. у процесі пресування, порошкової заготовки не тільки надається необхідна форма, але і проходить формування властивостей матеріалу. отримання спресованого виробу з найбільш рівномірною щільністю по об’єму є важливою задачею, оскільки ділянки з різною щільністю у процесі спікання дадуть різну величину усадки, що може призвести до значної зміни форми і розмірів спеченого виробу. найбільш проста схема одностороннього пресування застосовується для формування виробів типу пластин, кілець, втулок, для яких співвідношення висоти до діаметру не більше одиниці. більш рівномірний розподіл щільності в спресованому виробі можна досягнути застосувавши схему двохстороннього пресування. однак і у цьому випадку центральна зона спресованого виробу володіє зниженою щільністю і особливо великі труднощі виникають при отриманні рівно щільних спресованих виробів без тріщин при пресуванні виробів складної форми. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу одержання силіційованих графітів для виготовлення кілець торцьових … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 40 у зв’язку з цим ведуться роботи пов’язані з вдосконаленням методів пресування у металевих прес-формах за трьома основними напрямками: 1) створення ізостатичних тисків у прес-формі з використанням еластичних оболонок. відсутність зовнішнього тертя і прикладання усесторонніх стискаючих напружень дозволяє отримати спресованого виробу з рівномірним розподілом щільності. стійкість оболонок із гуми з натурального каучуку складає при цьому більше 1000 пресувань. до недоліку методу слід віднести малі розміри пресованих виробів; 2) пресування з прикладанням до пресованої порошкової маси вібраційної дії [6]. створення знакозмінних імпульсів з амплітудою 5 30 мкм і частотою 10 500 гц придає дисперсній системі велику рухливість і може зменшити тертя об стінки прес-форми практично до нуля. це призводить до хорошого заповнення форми, руйнуванню утворень типу “арок” і значному зниженню тиску пресування. метод дозволяє формувати великогабаритні вироби з великим відношенням висоти до діаметру (> 10) і практично рівномірним розподілом щільності. велике значення при цьому методі пресуванні має форма порошкових частинок і гранулометричний склад. підбираючи їх таких чином, щоб більш мілкі фракції заповняли пустоти, що утворюються крупнішою фракцією, можна отримувати спресовані вироби з низькою пористістю; 3) застосування вакуумованої порошкової маси, що створює умови для підвищення рівномірності розподілу щільності брикетів і зниження небезпеки утворення розшарованих тріщин при підвищених тисках пресування. короткий огляд приведений в роботі [1], результати яких свідчать про те, що одною із основних причин утворення розшарування при пресуванні є запресоване повітря. метою даної роботи є дослідження впливу запресованого повітря на механічні властивості та експлуатаційні характеристики силіційованого графіту. зміст і результати досліджень для вивчення впливу повітря на щільність і міцність пресованих зразків проводилось порівняння результатів пресування на повітрі і у розробленій установці, що забезпечує можливість пресування у вакуумі порядку 1,3 па (рис. 1). рис. 1 – схема установки для пресування з вакуумуванням на гідравлічному пресі: 1 – основа преса; 2 – рухома траверса; 3 – штамп преса; 4 – вакуумний ковпак; 5 – плаваюча прес-форма; 6 – нижній штамп; 7 – плита; 8 – пружини; 9 – з’єднувальні тяги; 10 – гідропривід; 11 – дросель; 12 – насос; 13 – штанга; 14 – ущільнення для формування спресованих виробів використовували електродний графіт фракцій 5 8 мкм і 50 100 мкм. у якості зв’язки використовували 15 % розчин бакеліту в етиловому спирті. при пресуванні на повітрі порошку мілкої фракції зразки без тріщин отримати не вдалося (рис. 2). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу одержання силіційованих графітів для виготовлення кілець торцьових … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 41 рис. 2 – розшарування зразків при пресуванні на повітрі графітового порошку фракції 5 8 мкм пресуванням на повітрі цілісні зразки були отримані лише при зменшенні вмісту мілкої фракції до 15 20 мас. % (решту фракція 50 100 мкм). при пресуванні у вакуумі формування зразків без тріщин можливе у всьому діапазоні співвідношень мілкої і крупної фракцій. на основі аналізу результатів проведених експериментів, а також у відповідності з наявними літературними даними і практичним досвідом слід відзначити, що від’ємний вплив запресованого повітря при пресуванні порошкоподібних мас збільшується при наступних умовах: 1) якщо процес ведеться до щільності близько до критичної. це положення характерне головним чином для порошків з високим вмістом технологічної зв’язки, але може спостерігатися і при відносно невисоких вмістах зв’язки, якщо пресований матеріал допускає упаковку частинок з мінімальною пористістю. 2) якщо особливості пресованого матеріалу (визначається формою, розміром частинок, змочуваністю вибраної зв’язки і т.д.) зумовлюють його підвищене пружне розширення і схильність до пере пресування. у спресованому виробі із подібних порошків значні тиски запресованого повітря особливо небезпечні, оскільки їх дія поєднується з дією інших негативних факторів. 3) якщо процес стискання проходить в умовах, що утруднюють видаленню повітря, а також викликають його нерівномірний розподіл по об’єму спресованого виробу. крім високого вмісту дрібних фракцій, які значно знижують повітропроникність стискуваної системи, в цьому напрямі діють великі об’єми або невдалі конфігурації пресованих виробів і високі швидкості пресування. у залежності від поєднання перерахованих факторів, а також з урахуванням вимог, пред’явлених до конкретних виробів, виникає необхідність застосування тих чи інших спеціальні заходів для зменшення вмісту газів в матеріалі у процесі пресування. до таких заходів відносяться: 1) підвищення газопроникності вихідних порошків. може здійснюватись шляхом підбору гранулометричного складу з практично повним виключенням мілкої фракції в порошках. 2) вибір режимів пресування, що сприяють витісненню повітря і його більш рівномірному розподілу в прес-формі. збільшення рівномірності розподілу забезпечують шляхом зниження швидкості пресування, а також застосуванням ступінчатих режимів (головним чином, при умові відводу пуансонів під час пауз). як показують дані випробовувань, у ряді випадків доцільне зниження попереднього тиску при ступінчатому пресуванні, оскільки вже при тисках пресування на рівні 10-20 % від кінцевого, повітропроникність пресованого матеріалу стає досить незначною. 3) створення зазорів між пуансонами і матрицею, а також різного роду щілин або отворів в пуансонах. однак можлива ефективність цього нерідко рекомендованого прийому обмежена, оскільки головною перешкодою, що лімітує інтенсивність видалення повітря, є внутрішній гідравлічний опір стиснутого порошку. при спіканні у вакуумі спресованих виробів з вмістом порошку дрібних фракцій 20 100 % утворення тріщин спостерігали у 80 90 % зразків. цілісні зразки після спікання були отримані при вмісті мілкої фракції у спресованих виробах на рівні 10 15 %. для приготування шліфів обробку площинності проводили на універсально-заточному верстаті моделі 3б456. при цьому взірець закріплювався у спеціальній оправці і послідовно шліфувався чашковими алмазними кругами з розмірами зерен 60/40, 20/14, 7/5, 3/2 мкм із застосуванням водоемульсійної охолоджуючої рідини. металографічні дослідження структури отриманого силіційованого графіту виконувалось на металографічних мікроскопах пмт і «neophot» у відбитому світлі при збільшенні до 500 разів (рис. 3). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу одержання силіційованих графітів для виготовлення кілець торцьових … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 42 рис. 3 – структура отриманого силіційованого графіту (×500) хімічний склад всіх зразків сформованих і спечених на повітрі з застосуванням засипки з zro2 і сформованих і спечених у вакуумі знаходився в межах: sic – 45 – 52 %, c – 35 50 %, si – 5 – 13 %. вимірювання твердості проводили за допомогою твердоміра тп-7р-1 з індентором віккерса при навантаженні 100 н. розміри відбитків і довжини тріщин вимірювали на оптичному мікроскопі твердоміра пмт-3. на кожен зразок наносили 8 10 відбитків, а для одержання середнього значення тріщиностійкості матеріалу випробовували 5 зразків. межу міцності при згині визначали навантаженням зразків розміром 3,5×5,0×35 мм за 3-х точковою схемою з базовою довжиною 30 мм на машині гр-10. при навантаженні зразка міцність при згині визначали за формулою: згσ bhp 2/45= , (1) де р – зусилля руйнування, н; h і b – висота і ширина зразка; м. визначення k1c проводили за величиною тріщин з вершин відбитка алмазної піраміди при навантаженні 100 н за формулою: 2 31 0,075 c p k c ⋅= , (2) де p – навантаження на інденторі, н; с – половина розмаху тріщини, м. густину виробів визначали згідно гост 20018-74 методом зважування зразка на повітрі і у воді (при глибині занурення не менше 10 мм) за формулою: )/( 211 mmm в −ρ⋅=ρ (3) дe 1m і 2m – маса зразка на повітрі і у воді; вρ – щільність води, що залежить від температури. фізико-механічні властивості силіційованого графіту спресованого і спеченого у вакуумі на 10 15 % відсотків вищі за пресований і спечений на повітрі (табл. 2), і пари тертя торцьових ущільнень з цього матеріалу демонструють на 15 20 % вищу зносостійкість (рис. 4). таблиця 2 властивості силіційованого графіту для виготовлення торцьових ущільнень при формуванні на повітрі і у вакуумі силіційований графіт характеристика формування на повітрі формування та спікання у вакуумі густина, г/см3 2,41 2,43 2,57 2,59 межа міцності при згині, мпа 100 120 110 135 твердість hv10, гпа 11 12 11,5 12 тріщиностійкість к1с10, мпа·м 1/2 3,0 3,5 3,2 3,8 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження впливу технологічних параметрів процесу одержання силіційованих графітів для виготовлення кілець торцьових … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 43 0 5 10 15 20 25 30 35 0 0,5 1 1,5 2 2,5 швидкість взаємного переміщення елементів пари тертя торцьового ущільнення, м/с ін те нс ив ні ст ь зн ош ув ан н я, м км /к м пресування та спікання у вакуумі пресування на повітрі лінії тренду рис. 4 – порівняльна інтенсивність зношування кілець торцьових ущільнень з силіційованого графіту висновки обґрунтовано і практично досліджено негативний вплив запресованого повітря, а саме розшарування спресованого виробу після зняття навантаження, при пресуванні пар тертя із силіційованого графіту. розглянуто методи пресування, які мінімізують вплив запресованого повітря. на основі експериментальних результатів і наявних літературних даних зроблено висновок про доцільність впровадження вакуумування при формуванні виробів. встановлено, що отримання силіційованого графіту без порушення цілісності можливе при вмісті порошку графіту мілкої фракції 5-8 мкм не більше 10-15 % (решту фракція 50-100 мкм). при дослідженні фізико-механічних властивостей силіційованого графіту, що формувався і спікався у вакуумі, виявлено, що механічні характеристики на 10-15 % вищі за матеріал сформований на повітрі і спечений без застосування вакууму. література 1. русанова л.н., горчакова л.и., ромашин а.г. реакционное спекание.– порошковая металлургия, 1979, № 12. – с. 52-56. 2. большин м.ю. порошковая металлургия. – м.: машгиз, 1948, 285 с. 3. жданович г.м. теория прессования металлических порошков. – м.: металлургия, 1969. – 262 с. 4. попильский р.а., кондрашов ф.в. прессование керамических порошков.– м.: металлургия, 1968. – 272 с. 5. дрофеев ю.г., горшков с.а., егоров с.н. некоторые особенности прессования порошков в вакууме.– порошковая металлургия, 1979, № 8. – с. 17-21. 6. шаталова и.г., горбунов и.с., лихтман в.и. физико-механические основы вибрационного уплотнения порошковых материалов.– м.: наука, 1965. надійшла 25.05.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 23_kuzaev.doc расчет давления в зоне контакта жесткой сферы с вязкоупругой средой проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 136 кузяев и.м., * буря а.и.** *украинский государственный химико-технологический университет, **днепропетровский государственный аграрный университет, г. днепропетровск, украина расчет давления в зоне контакта жесткой сферы с вязкоупругой средой введение при решении большого количества научных и практических задач необходимо оценить прочностные свойства различных механических систем, элементы которых могут быть выполнены из различных типов материалов: упругих, вязкоупругих, пластических. при этом данные элементы во многих случаях взаимодействуют с другими объектами различной геометрической формы, как в статических, так и в динамических режимах функционирования. большинство таких задач относится к контактным задачам. один из основных аналитических методов при анализе контактных задач базируется на теории функций комплексного переменного, которая позволяет получить адекватное решение реальным условиям работы изучаемых объектов. 1. постановка задачи в настоящее время наиболее разработанным математическим аппаратом при контакте двух тел является теория, разработанная герцем. при этом следует отметить, что данная теория построена на ряде достаточно грубых допущений, которая идеализирует свойства реальных тел, что особенно сказывается при анализе вязкоупругих тел. осуществляя моделирование контактных задач, как правило, следует одновременно решать системы уравнений равновесия и совместности с учетом краевых условий. в ряде случаев связь между силовыми факторами и перемещениями в области контакта взаимодействующих тел можно выразить через функции грина. основными численными методами решения данного типа задач являются: метод интегральных уравнений и теории потенциала. в работе [1] было представлено уравнение (6), позволяющее моделировать давление под штампом сферической формы на поверхности наклонной упругой поверхности, а также предложена методика перехода от упругой задачи к вязкоупругой. 2. определение переходных коэффициентов покажем далее использование предложенной методики, применив ее к уравнению (6) из [1], представив его следующим образом: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )01 2 1 2 2 ν νθ θ θ θ + ⋅ θ − +⋅ = + τ ⋅ τ ⋅ + π ⋅ + ⋅ − + ⋅ − cn a b a xcf fp( x ) c x a b x x a b x ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 1 2 0 25 2 2 2 ν θ θ + ⋅ − θ + ⋅ ⋅ + ⋅ θ − +  + ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ − a b , x a b a x cb b r x a b x , (1) где 1 0 5θ = + θ, , 2 0 5θ = − θ, , ( )ν⋅µ⋅π=θ narctg/1 ( 0 0 5< θ < , ); 1 2 21 − ν ν  = + µ ⋅ ⋅   cf n ; ( ) 1 2 2 1 21 2 1 − ν ν − ⋅ ν τ = + µ ⋅ ⋅ ⋅   ⋅ − ν c n ; ( ) ( ) 1 2 2 2 3 1 2 1 2 1 − ν ν ⋅ − ⋅ ν = + µ ⋅ ⋅ ⋅   ⋅ − ν cb n ; 1 2 2 2ν − ν = − ν n . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com расчет давления в зоне контакта жесткой сферы с вязкоупругой средой проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 137 с учетом того, что ν < 1, а 2ν << 1, то последние четыре выражения, зависящие от коэффициента пуассона ν , можно разложить в биномиальные ряды. при этом, ограничиваясь первыми тремя членами в разложениях, получаем: 2 1 1 2 12 1 2 2cf ...ν σ→ ⋅ µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ ν + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ ν + ; (2) ( ) [ ] 21 1 1 2 1 2 1 11 4 1 2 4c ...ν στ → µ + −µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ ν + − ⋅ µ ⋅ µ + µ ⋅ µ − ⋅ µ ⋅ ν + ; (3) ( ) [ ] 21 1 1 2 1 2 1 13 6 3 4 3 2 3 3cb ...ν σ→ ⋅ µ + − ⋅ µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ ν + − ⋅ µ ⋅ µ + ⋅ µ ⋅ µ + ⋅ µ ⋅ ν + ; (4) 21 2 1 2 1 2→ − ⋅ − ⋅ −vn v v ... , (5) где ( ) 0 51 4 − µ = + µ , ; 2 2 21 1 4 µ µ = + ⋅ µ ; ( )22 21 8 3 32µ = ⋅ µ + ⋅ µς . 3. определение давления в месте контакта вязкоупругой среды с жестким телом исходя из соотношений µ < 1 и 2µ << 1, можно, не уменьшая точности получаемых решений, оставить первые два члена в разложениях (2) – (4). тогда после соответствующей подстановки и последовательного выполнения прямого и обратного интегрального преобразования лапласа-карсона получено такое выражение, позволяющее найти распределение давления в области действия контакта: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 1 1 2 0 5 0 1 2 2 1 2 3 2 θ θ   ⋅ µ ⋅ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ − + −   = + π ⋅ + ⋅ − ∫ t cn cn , cnf t f t z t s df ( s ) p( x ) x a b x ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )1 0 1 1 2 0 0 5 0 1 20 2 1 4 3 2 t , a b a x t t z t s s x a b x θ θ    + ⋅ θ − +  + µ ⋅ τ −µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ −τ + − τ ⋅ +   + ⋅ −    ∫ ( ) ( ){ }1 1 1 2 0 53 6 3 4 1 3 2 ,z t b+ ⋅ µ + − ⋅ µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ − + ⋅ ⋅ ×   ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 1 2 0 25 2 2 2 θ θ + ⋅ − θ + ⋅ ⋅ + ⋅ θ − +  × ⋅ ⋅ + ⋅ − a b , x a b a x r x a b x . (6) выражение (6) записано для общего случая, а именно, когда усилие cnf и адгезионная составляющая силы трения 0τ зависят от времени. если же данные величины можно принять как константы, то уравнение (6) упростится, то есть исчезнут интегралы, по аналогии со слагаемым, включающим объемный модуль упругости в ( )3 1 2   =  ⋅ − ⋅ ν  e b . необходимо также ввести следующее замечание: при малых значениях аргумента функции связной ползучести zζ , например при ζ ≤ 0,5, что и получено для уравнения (6), функцию zζ можно представить в виде [2]: 1ζ ≈ − ζ ⋅ ωz , где 1 2 1 − ⋅ ν ω = + ν . в этом случае необходимость проведения экспериментов по отысканию функций связной ползучести отпадает (если известен коэффициент пуассона ν ) и значение z ζ можно определить по формуле: ( )1ζ = − ζ ⋅ ωz t . (7) с учетом сделанных замечаний уравнение (6) можно представить так: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com расчет давления в зоне контакта жесткой сферы с вязкоупругой средой проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 138 ( ) ( ) ( ) 1 1 2 1 1 2 2 1 2 θ θ ⋅ ⋅ µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ ω  = + π ⋅ + ⋅ − cnf tp( x,t ) x a b x ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )0 1 1 1 2 1 1 2 2 1 4 θ θ + ⋅ θ − + +τ ⋅ µ + −µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ ω ⋅ +   + ⋅ − a b a x t x a b x ( ) ( )1 1 1 2 13 6 3 4b t+ ⋅ ⋅ µ + − ⋅ µ + ⋅ µ ⋅ µ ⋅ ω ×   ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 1 2 0 25 2 2 2 θ θ + ⋅ − θ + ⋅ ⋅ + ⋅ θ − +  × ⋅ ⋅ + ⋅ − a b , x a b a x r x a b x , (8) где ( ) ( )1 1 2t tω = + ω . перед началом отыскания давления, возникающим под штампом, по формуле следует найти граничные точки контакта a и b . при этом первоначальное приближение для упругой задачи может быть найдено из системы уравнений: ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 2 14 1 23 1 4 − ν⋅ ⋅ + = ⋅ − ⋅ ν⋅ π ⋅ ⋅ − θ cnr fa b b ; (9) ( ) ( )0 1 2 3 ⋅ τ− = + ⋅ θ + ⋅ + ν ⋅ ra b a b b . (10) проведем анализ напряженного состояния для материала, экспериментально полученные характеристики которого имеют следующие значения: продольная деформация – ε =x (0,354; 0,370; 0,375; 0,393; 0,400; 0,409; 0,415; 0,419; 0,422); поперечная деформация – ε =y (0,115; 0,123; 0,125; 0,134; 0,137; 0,141; 0,144; 0,146; 0,148); время снятия экспериментальных данных – =et (1; 5; 10; 50; 90; 120; 180; 240; 300) мин. следует напомнить, что коэффициент пуассона представляет собой отношение поперечной деформации к продольной. для того чтобы выполнить расчет давления по формуле (8), произведем аппроксимацию коэффициента пуассона с использованием обобщенной функции регрессии linfit из математического пакета mathcad, что позволит оптимизировать вычислительный процесс [3, 4]. в результате аппроксимации получаем следующее выражение: 0 1 2 ν = ⋅ ⋅ + ⋅ − ⋅f f f( t ) k exp( a t ) k t k log( t )( )ta ⋅exp0 1 2ν = ⋅ ⋅ + ⋅ − ⋅ n n f f f( t ) k exp( a t ) k t k log( t )( ) 1log nt , (11) где 0 0 327=fk , ; 1 46 399 10−= − ⋅fk , ; 2 38 62 10−= − ⋅fk , ; 0 0003=a , 0 75=n , ; 1 1 65=n , . порядок получения формулы (11) приведен в программе 1, а сравнительные результаты экспериментальных данных с аппроксимирующей зависимостью по формуле (11) представлены на рис. 1. программа 1 начало программы 1.                             = 300 240 180 120 90 50 10 5 1 :te                             =ε 422.0 419.0 415.0 409.0 400.0 393.0 375.0 370.0 354.0 :x                             =ε 148.0 146.0 144.0 141.0 137.0 134.0 125.0 123.0 115.0 :y pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com расчет давления в зоне контакта жесткой сферы с вязкоупругой средой проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 139 → ε ε =ν x y e : ( )351.0348.0347.0345.0343.0341.0333.0332.0325.0te =ν 0003.0:a = 75.0:n = 65.1:1n =           − ⋅ = 1n n )tlog( t )taexp( :)t(1f ( )1f,,titinfl:k eef ν=           ×− ×−= − − 3 4 f 1062.8 10399.6 327.0 k 300..2,1:t = 8..0:i = 1n 2f n 1f0f )tlog(ktk)taexp(k:)t( ⋅−⋅+⋅⋅=ν конец программы 1. 0 61 122 183 244 305 0.32 0.33 0.35 0.36 ν t( ) ν ei t tei , рис. 1 ‒ сравнительные результаты экспериментальных данных с аппроксимирующей зависимостью по формуле (11) выполнив преобразования для системы уравнений (9) и (10) по аналогии с тем, как была получена формула (8), можно записать такую систему уравнений для отыскания граничных точек контакта a и b в случае вязкоупругой задачи: ( ) ( )( ) ( ) 2 2 4 1 4 8 1 3 4 1 1 cnr f ata t b t t b at at at at   ⋅ ⋅ ⋅ µ ⋅ ⋅ π + = ⋅ + − ⋅ ω  ⋅ π ⋅ µ µ ⋅ µ ⋅ µ µ   ; (12) ( ) ( ) ( ) ( )( ) ( ) ( )01 1 0 5 2 2 4 2 a t b t rat a t b t t , t b −   ⋅ τµ = + ⋅ − ⋅ ω + ⋅ − ⋅ ω    π ⋅ π ⋅ µ ⋅  , (13) где arctg=at ( )0 5= ⋅ µat arctg , , 2 21 4 1µ = − π ⋅at at , 2 21 4µ = −π + ⋅at at , 24 1 1 4µ = + ⋅ µ . для решения задачи возьмем следующие данные: 4 5=r , мм; 35 46=b , гпа; 650 10= ⋅cnf н/м; 0 30τ = мпа; 0 8µ = , . расчет давления по формуле (8) и граничных точек контакта по выражениям (12) и (13) приведен в программе 2, а результаты расчета представлены на рис. 3. программа 2 начало программы 2. 300..1:t = 65.1375.044 )tlog(1062.8t10339.6)t103exp(327.0:)t( ⋅⋅+⋅⋅−⋅⋅⋅=ν −−− pa10:pa 9=γ pa46.35:b γ⋅= mm5.4:r = pa1030: 60 ⋅⋅=τ 8.0:=µ m n 1050:f 6cn ⋅⋅= )5.0tan(a:at µ⋅= 2 2at 4 1 :at π −=µ 22 at4:1at ⋅+π−=µ 2 4 1 1:4 µ⋅+=µ )t(1 )t(21 :)t( ν+ ν⋅− =ω )t( 2 1 :)t(1 ω+=ω 150..0:i = pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com расчет давления в зоне контакта жесткой сферы с вязкоупругой средой проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 140 150 300 i1:tti ⋅+= )tt(:t ii ν=ν )tt(:t ii ω=ω )tt(:t i1i1 ω=ω mm3:a = mm5:b = given         ω⋅         µ π⋅ − µ⋅µ⋅µ ⋅µ⋅ + µ ⋅ ⋅π⋅ ⋅⋅ =+ i1 2 cn2 t 1at 8 1atat4 at4 at 1 b3 fr4 )ba( )t5.01( b2 r t 42 at )ba( 2 ba i 0 i1 ω⋅−⋅⋅ τ⋅ +      ω⋅ µ⋅π⋅ µ − π ⋅+= − )b,a(find:1m i = )1m,mm(augmentmm 149..1iifor )1m,1m(augmentmm:mm 1ii1iiii 100 +−← ∈ ←= ( ) 〉〈= 0tmm:a ( ) 〉〈= 1tmm:b а б рис. 2 ‒ графики изменения граничных точек контакта во времени: а – начальной точки контакта; б – конечной точки контакта )t(mean:c ν=ν 345.0c =ν c c 22 21 :n ν⋅− ν⋅− =ν )ntan(a 1 : ν⋅µ⋅π =θ 06.0=θ θ+=θ 5.0:1 θ−=θ 5.0:2 iii ba:l += 20..0:j = 20 l :dx ii = iij,i dxja:x ⋅+−= 5.0 1 )4(: −µ+=µ 2 2 2 25.01 : µ⋅+ µ =µ       µ⋅+µ⋅=µς 2 22 32 3 8 1 : 2 j,ii 1 ij,ij,i )xb()ax(:zn θθ −⋅+= )19,1,150,0,zn(submatrix:zns = 18..0:jj = ( ) jj,i i1211cn jj,i zns t5.02f :1p ⋅π ω⋅µ⋅µ⋅+µ⋅⋅ = [ ] jj,i jj,iiii i121110jj,i zns )xa(2)ba( t)25.0(:2p +−θ⋅+ ⋅ω⋅µ⋅µ⋅+µ−+µ⋅τ= [ ]i12111i1 t)75.06(3b:3p ω⋅µ⋅µ⋅+µ⋅−+µ⋅⋅= [ ] jj,i ijj,iiijj,i 22 ii jj,i2 znsr2 )ax(2)ba(x2)25.0()ba( :3p ⋅⋅ +−θ⋅+⋅⋅+θ−⋅+ = jj,i2i1jj,i 3p3p:3p ⋅= 9 jj,ijj,ijj,ijj,i 10)3p2p1p(:p −⋅++= конец программы 2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com расчет давления в зоне контакта жесткой сферы с вязкоупругой средой проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 141 рис. 3 ‒ объемный график изменения давления в зоне контакта аналогичным образом можно получить результаты и для других исходных данных. выводы 1. разработана методика перехода от упругой контактной задачи к вязкоупругой. 2. построена математическая модель для анализа напряженного состояния в зоне контакта вязкоупругой среды с жестким телом. 3. разработана программа на базе математического пакета mathcad для аппроксимации экспериментальных данных. 4. разработана программа на базе математического пакета mathcad для параметров, входящих в задачу контакта твердой сферы с вязкоупругой средой, позволяющая оптимизировать напряженное состояние в зоне контакта, что дает возможность увеличивать рабочий интервал функционирования рассматриваемого объекта. литература 1. анализ деформированно-напряженного состояния при скольжении жесткого тела со сферической поверхностью контакта по наклонной поверхности вязкоупругой среды / а.и. буря, и.м. кузяев, м.е. казаков и др. // труды 8-го международного симпозиума по фрикционным изделиям и материалам. ярофи-2010, 2010. – с. 23-28. 2. колтунов м.а. прочностные расчеты изделий из полимерных материалов / колтунов м.а., майборода в.п., зубчанинов в.г. – м.: машиностроение, 1983. – 239 с. 3. ситар в.і. побудова елементів сапр при моделюванні обладнання хімічної промисловості за допомогою пакета mathcad: навч. посібн. [для студ. вищ. навч. закл.] / ситар в.і., бурмістр м.в., кузяєв і.м. – дніпропетровськ, удхту, 2005. – 306 с. 4. кирьянов д. самоучитель mathcad 11 / кирьянов д. – с.пб.: бхв – петербург, 2003. – 560 с. надійшла 14.01.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження трибологічних властивостей мідно фторопластових композицій та розробка комбінованого поршня проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 78 дудчак т.в. подільський державний аграрно-технічний університет, м. кам’янець-подільський, україна e-m ail: dvp48@i.ua дослідження трибологічних властивостей мідно-фторопластових композицій та розробка комбінованого поршня удк 621.891.631.31 зр облено анал із впливу зазору між юбкою пор шня і гільзою на пер екладку пор шня і зносостійкість деталей двигу на вну тр ішнього згоряння (двз). пр опону ється комбінований пор шень із вставками з мідно-фтор опластової композиції, які забез печать нанесення тонкої плівки міді на повер хні тер тя на пр отязі всього р есур су р оботи двз, що значно зменшить задир и, натир и і збільшить зносостійк ість детал ей циліндр о-пор шневої гру пи (цпг). м етодом багатофактор ного експер именту визначений оптимальний склад антифр икційної ко мпозиції. клю чові слова: поршень, ги льза, коль цо, фтороплас товая композиция, перекла дка. вступ в процесі роботи під дією ме ханічного, теп лового і хімічного впливу змінюю ться поча ткові розміри і форма деталей цпг, їх фізико-ме хан ічн і власти вості, що призво ди ть до ін тенси вного спрацювання спряжень і як наслідок до зни ження моторесурсу двигуна внутр ішнього згоряння. підвищення зносостійкос ті і довговічності де та лей цпг вирішується комплексом конс труктивно те хнологічни х і експ луатац ійни х засобів, з я ки х необ хідно вибрати оп тимальн і, першочергові, я кі б забезпечили при мінімаль ни х ви трата х максимальн ий економічний ефект. з 1970 року по теперішній час ресурс роботи двз до капітального ремонту зріс з 100 ... 150 тис. км до 500 ... 600 тис. км (10000 ... 12000 мотого дин). основн і засоби по збільшенню ресурсу роботи дета лей цпг пре дс тавле ні на рис. 1. велика кількіс ть факторів, які вп ливаю ть на спрацювання дета лей цпг ускла днює вибір з ни х найважли віши х, домінуючи х. одним з факторів, я кий вп ливає на зносостій кіс ть і довговічніс ть спряжень: гільза – кільце – поршень є монтажний зазор між гільзою і юбкою поршня, а та кож зб іль шення його в процесі роботи двз. забезпечення найменшого і рівномірного зазору в спряженн і поршень – гіль за оди н із шля хів підвищен ня надійнос ті і довговічності поршневої групи. при ве ли кому діаметральному зазорі між юбкою поршня і гіль зою (особливо при непрогрітому дви гуні) під дією газови х сил і нормальної бокової сили відбувається перекла дка поршня, я ка супроводжується у дарами його по дзеркалу гільзи . перекла дка є причиною вібрації, п ідвищено го шуму, втомленого і кавітац ійного руйнування де талей цпг. при перекладці поршня вини кає ін тенси вне спрацювання гіль зи, юбки поршня, поршневи х канавок, торців поршневи х кілець та ін. мета і пос тановка задачі підвищення зносостійкос ті і довговічності де талей цпг. ви кла д основного матер іалу в зв’язку з тим, що коефіц ієнт лін ійно го розширення алюмінієви х сп лавів (17 ... 25) · 10-6 майже в 2 рази більше ніж у чавуна (10 ... 12) · 10-6 , то виникаю ть проблеми з забезпеченням рівномірного (по всій довжин і юбки поршня) теп лового зазору в спряжені поршень – гіль за. крім того піс ля ме хан ічної обробки і збирання відхилен ня від ци лін дричності гільзи дося гає 0,05 0,07 мм. за кордоном рішення цієї проблеми пропонується застосуванням полімерних композиц ійни х матеріалів. та к в сша [1] запате нтува ли дви гун з поршнями, поршневими кільцями, гільзами ци ліндр ів і блоками цилін дрів, виго товленими з вугле плас тиків. в дви гуні суттєво зменшені теп лові зазори між деталями цпг, що в свою чергу зменшує удари при перекла дц і поршнів, прорив газів з камери згоряння, вики дів не згорівши х вуглево дородів. в німеччині [2] пропонується поршень виго товлений з вуглецю . мето д виго товлен ня конструкц ійного матеріа лу з вуглецю включає пресування гранул вуглецю п ід високим тиском при високій температурі. поршень з вуглецю має низь кий коефіцієн т тертя і теплового розширення , може надійно працювати на деяки х режима х в умова х су хого тер тя. маса поршня набага то менша маси металічни х поршн ів. також пропонується конс трукція поршня з зас тосуванням вуглецеви х вста вок в стінка х юбки поршня, сприймаючи х бокові наван таження . дослідження трибологічних властивостей мідно фторопластових композицій та розробка комбінованого поршня проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 79 рис. 1 – конструктивно-технологі чні заходи по збільше нню довгові чності спряже нь: цилі ндр кіль це порше нь застосування в д вз поршнів з ова льно бочкоподібним профілем направляючо ї частини запропоновано д-ром. те хн . наук б.я. гин цбургом. для визначення оптималь ни х параметрів профілю юбки поршня в роботі [3] висунуті нас тупн і вимоги : 1. максимальн ий діаметр юбки повине н бути розташован ий на висоті віс і поршневого пальця , що забезпечить мін імальне значення на хилу поршня в цилін дрі, ко ли поршень при тиснутий до його стінки . дослідження трибологічних властивостей мідно фторопластових композицій та розробка комбінованого поршня проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 80 2. м іж ци лін дром і максимальним діаметром поршня повинен бути мін імальний зазор, який гарантує роботу поршня без за кли нювання . 3. при можливи х на хила х поршня в межа х зазору в ци лін др і повинно гаран тува тись відсутн іс ть кромочного контакту як ввер ху так і внизу юбки. однак при цьому, по можливості повинна бути за діяна найбіль ша довжина юб ки, та к я к можливі натири на кромках юбки або її ін тенсивне спрацюван ня. метод проектування бочкоподібного профіля юбки поршня дозволяє, зап ланувавши форму юбки поршня в гарячому стані визначи ти форму поршня в холо дному стан і. нада ння направляючій частин і поршня бочкоподібного профілю необ хідно для покращення умов змащення. автори роботи [4] пропонують повер хню направляючої час тини поршня викона ти криволінійною, тобто спроектува ти форму юбки поршня самовстановлюючу, яка б забезпечила рідинне тертя і дозволи ла утворити масляний клин при різному на хи лі і направленні ру ху поршня. показано, що від зазору між юбкою поршня і цилін дром залежить товщина с тін ки поршня. зменшення товщини с тін ки юбки поршня збіль шує її деформації від дії бокової сили n, що приводи ть до на хи лу поршня і нега тивно впли ває на роботу поршневи х кілець. автори роботи [5] на основі теоретични х за лежнос тей стверджую ть, що досягнути рівномірного зазору в спряженні поршень-гільза на робочому участку любим профілюванням юбки поршня неможливо. для зменшення за зору в спряженні доц ільно усунути вп лив ме хан ічни х деформацій поршня шля хом вида лення мета лу в місця х на йбільшої деформації. ви хо дячи з умов те хнологічності автори пропонують виконати юбку ци лін дричну внизу з пере хо дом в конус, тобто цилін дрично – кон ічного профілю. розра хункове і е ксперименталь не дослідження поперечного переміщення бочкоподібни х поршнів зроблено в роботі [6]. вс тановлено, що при мали х за зора х між поршнем і ци ліндром (0,05 мм в робочих умовах) профіль бочкоподібно го поршня мало вп ливає на перекла дку, при ве ли ки х зазора х (0,15 мм і більше ) від продо льного профілю юб ки за лежа ть такі параметри, я к ве личина і розташування пятна кон такту, спрацюванн я торців кілец ь і поршневи х канавок, вібрація цилін дра. вище приве дений ана ліз свідчи ть, що від ве личини зазору між юбкою поршня і гіль зою, в робочому стані, су ттєво за лежи ть ін тенсивн іс ть спрацюва ння де талей цпг, тоб то конс труктивн і і те хнологічні параметри потребують удосконален ня. розробка комбінованого поршня. для зменшення зазору між поршнем і гільзою пропонується комбінований поршень [7] із вс тавками (рис. 2). в с тан дартному поршні ди зельно го дви гуна з товщ иною стінки 5 мм і біль ше профрезеровані два па зи в вигля ді “лас тівчина хвоста” в які вс тановлен і вс тавки з композиційного полімерного м атеріа лу на основі фтороплас ту ф4. різниця в коефіцієн та х термічного лін ійного розширення дас ть можливіс ть „вибира ти” за зори між поршнем і гільзою. рис. 2 – комбі нований поршень : 1 – порше нь ; 2 – вставка рис. 3 – схема приладу для вимі рювання моменту те ртя: 1 – контртіло; 2 – вал; 3 – колода; 4 – поліме рна композиці я; 5 – пі дшипник коче ння; 6 – вантаж; 7 – каретка; 8, 9 – регулюваль ні гвинти; 10 – важіль; 11 – сило вимі рювач; 12 – тензодатчик; 13 – вимі рювач деформації ; 14, 15 – ре гулюваль ні упори; 16 – бачок для мастила; 17 – нагрі вач вс тавки з мідно-ф торопластово ї композиції забезпечать нанесенн я тон кої п лівки міді на поверхні тер тя на протязі всього ресурсу роботи д вз, що значно прис корить припрацюван ня (обка тку), зменшить задири і на тири, збільши ть зносостійкіс ть і довговічн ість де та лей цпг . дослідження трибологічних властивостей мідно фторопластових композицій та розробка комбінованого поршня проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 81 розробка ком позиці й на ос нові ф тороплас ту ф4 для антифрикцій ної полімерної композиції на основі фтороплас ту ф4 були взя ті наступн і компоненти : політе трафторети лен гост 10007-78, вуглецева тканина тгн-2м (попередн ьо подрібнена ) порошкова мідь пм с-1, дисульф ід моліб дену моs2 (9,10). д ля змішуванн я і по дрібнення компонентів застосовували м лин м рп-2 (7000 хв-1). на гідравлічному пресі псу-250 в пресформі двос торонньої дії пресувались заготовки при р = 70 ... 75 мпа . термообробка заготовок проводилась при температурі 380 °с ± 5° в печі сшо-3,2. ви готовлення вс тавок для поршн ів і зразків для дос ліджен ня проводи ли механ ічною обробкою на токарному і фрезерному верстата х. лабораторні дослідження по визначенню інте нсивності зношування і коефіц ієн ту тер тя проводи ли на машині тер тя см ц-2 по с хемі „вал-вкла диш” , причому для ви значення моменту тер тя застосовували с пеціа льний прила д [8]. конс трукція прила ду пере дбачає можливіс ть визначення моменту тер тя безпосередньо від переміщення колодки (3) яке фіксується на ц ифровому вимірювачу деформації идц-1(13) і дозволяє збільш ити точніс ть вимірювання. для вкладиша (4) використовува ли зразки з а люмін ієвого сп лаву, з якого виго товлен і поршня автотракторни х дви гунів і композицію на основі фтороплас ту ф4. кон тртіло (1) було виго товлено з чавуну з якого зроблені гільзи двигун ів. шви дкіс ть ковзан ня зразків по контр тілу скла дала 1,0 м/с, наван таження 0,5 м па. дослідження триботехнічних властивос тей фторопластової ком позиції для дос ліджен ня викорис товували с тандар тний рото табельний п лан другого порядку. оп тимізац ію с кла ду ан тифрикц ійно ї композиції для вс тавок поршнів проводи ли шля хом оцін ки ін тенсивнос ті зношування і коефіц ієн ту тертя (рис. 4, рис. 5). а б рис. 4 – графі чна і нтерпретаці я математичної моделі і нте нсивності зношування (а) і двомі рний пе ре рі з функції f (xi,yi,zi) при zк = 0 а б рис. 5 – графі чна і нтерпретаці я математичної моделі коефі ці єнту те ртя (а) і двомі рний пе ре рі з функції f (x1,y1,z1) при zк = 0 дослідження трибологічних властивостей мідно фторопластових композицій та розробка комбінованого поршня проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 82 піс ля ви ключення незначими х коефіц ієн тів одержані нас тупн і поліноміна льн і залеж ності ін тенсивнос ті зношуванн я і і коефіц ієнту тер тя f від трьо х фактор ів: скла ду дисульф іду молібдену (x), вуглецево ї ткан ини (y), порошкової міді (z). залежніс ть ін тенси вності зношування (j × 10-10) має вигляд: і = 0,5234 – 0,0208х + 0,3315z + 0,1984х2 + 0,2053у2 + + 1,1128z2 – 0,0075ху + 0,03уz – 0,075 х z. (1) залежніс ть коефіц ієнту тер тя має вигля д: f = 0,0314 – 0,0005х + 0,0025у + 0,01322z + 0,0072х2 + + 0,0089у2 + 0,0465z2 – 0,002ху – 0,001уz – 0,0015zх. (2) перевірка с та тистичної гіпоте зи, зробленої по кри терію фішера, пока зала а деква тн іс ть регресивної моделі по функції відгуку при рівн і значимості  = 0,05. аналіз рівн янь (1, 2) і резу ль тати досліджень ви яви ли, що оптимальним є скла д, ва г. ч.: фторопласт ф4 – 100; дисульф ід моліб дену – 3,7 … 3,9; вуглецева тканина – 7,5 … 9,4; порошкова мідь – 140 … 160. при оптима льному скла ді композиції коефіцієн т тер тя дорівнює 0,032, ін тенсивн іс ть зношуван ня 0,52 · 10-10. висновки застосування вставок в поршня х забезпечи ть в зоні конта кту на тирання тон кої плівки міді, яка значно знизи ть сили тер тя і збільши ть зносостійкіс ть де та лей цпг. різниця в коефіц ієнта х термічного лінійно го розширення (а люмін ієвий с плав – фтороплас това композиція) дас ть можли віс ть „вибрати” зазори між поршнем і гіль зою, що зменши ть удари і вібрації при перекладка х поршня. літе ратура 1. па т. 6044819 сша , мпк f 02 f 75/06. usa administrator of the national aeronautics and space admin istration, rivers h.kev in, ranson philip o., northa m g.burton, sch wind francis a. №08/ 808290; заявл. 28.02.1997; опубл. 04.04.2000; нпк 123/ 193. 2. поршень. заявка 19954334 германія, мпк7 f 02 f 3/00, f 02 f 3/02. federal-modul nürnberg gmb h, linz roland (hoffmann∙eit le, 81925 münchen). № 19954334.8; зая вл. 11.11.1999; опубл. 23.05.2001. 3. гинцбург б.я. профилирование овально-бочкообразны х юбок поршней // автомобильная промышленность №1. – 1972. – с. 16-20. 4. костров а.в., макаров а.р. выбор оптимальной жесткости направляющей части поршня дви гате ля // автомобильная промышленность . – №10. – 1979. – с. 7-9. 5. попов в.н., че тошников в.и. к вопросу выбора формы поршня обеспечения минимального зазора в сопряжении поршень-цилиндр // труды чимэ сх. – №88. – 1975. – с. 135-139. 6. панкратова н.п., перель ди к г.и., бронш тейн б.э. расчетное и эксперименталь ное исследова ние поперечного перемещения бочкообразных поршней // автомобильная промышленность. – №5. – 1978 – с. 11-14. 7. спосіб відновлення поршн ів і ан тифрикц ійна композиція для його здійснення. пат. на вина хід україн и №61442а, со8f114/26/ дудча к в.п. зая вл. 06.02.2003. опубл. 17.11.2003. бю л. №11. 8. прибор для измерения момента трения подшипников ско льжения . а.с. №1223730 ссср / петров ю.н., дудчак в.п., ко ляско и.в. опубл. 8.12.1985. бю л. №47. 9. дудчак в.п., ос тапенко р.м ., дудчак т.в. «антифрикцій на полімерна композиція» патен т на корисну модель № 82869. бюл. № 16 від 27.08.2013. 10. дудчак в.п., , ос тапен ко р.м., дудчак т.в. «спос іб одержання пористої ан тифрикц ійно ї композиції на основ і ф торопласту» па тен т на корисну модель № 82868. бюл №16 від 27.08.2013. поступи ла в редакц ію 03.06.2015 дослідження трибологічних властивостей мідно фторопластових композицій та розробка комбінованого поршня проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 83 dudchak t. v. in vestigation of tribological properties of copper-fluoropolymer compositions and the development of a combined piston. the analy sis of the influence of the clearance between the p iston skirt and cy linder liners for the relinin g of the p iston and the durability of p arts of the internal combustion engin e. one factor that affects the wear resistance and durability p airing: sleev e-rin g-p iston, this clearance is p resent between the bushing and the p iston skirt, and the increase in his service. to ensure dimensi and even gap in coup ling the p iston and sleeve is one way of increasin g the reliability and durability of the p iston. when the large diametrical clearan ce between the p iston skirt and liner, esp ecially with a cold engine under the action of the gas forces normal and lateral force o ccurs relinin g of the p iston, which is accomp anied by p unches him in the mirror of the sleeve. relinin g is the cause of vibration, increased noise, f atigu e and cavitation destruction of the p arts. with the shifting of the p iston leads to intensive wear of the liner, p iston skirt, p iston grooves, the ends of the p iston rings. prop osed combined p iston with inlays of copp er-fluorop oly mer comp ositions that will ensure the app lication of a thin film of cop p er on the surface of friction throughout the life of the internal combustion en gin e, which will greatly reduce scuffing, rubb in g and in crease the wear r esistance of p arts of the cy linder-p iston group . m ethod of multifactorial exp eriment determined the op timal comp osition of the anti-friction comp osition. key words: p iston, sleeve, rin g , of cop p er-fluorop oly mer, relinin g. references 1. pat. 6044819 ssha, mpk f 02 f 75/ 06. usa administrator of the national aeronautics and space admin istration, rive rs h.kevin, ranson philip o., northa m g.burton, schwind franc is a. №08/ 808290; zajavl. 28.02.1997; opubl. 04.04.2000; npk 123/193. 2. porshen'. zajav ka 19954334 ge rmanіja, mpk7 f 02 f 3/00, f 02 f 3/ 02. federal-modul nürnberg gmbh, linz ro land (hoffmann∙eit le, 81925 münchen). № 19954334.8; zajav l. 11.11.1999; opubl. 23.05.2001. 3. gincburg b.ja. profilirovanie oval'no-bochkoobraznyh jubok porshnej// avtomobil'na ja promyshlennost' №1, 1972 s. 16-20. 4. kostrov a.v., ma karov a.r. vybor optima l'noj zhestkosti napravljajushhej chasti porshnja dvigatelja. avtomobil'naja p ro myshlennost' №10, 1979 s. 7-9. 5. popov v.n., chetoshnikov v.i. k voprosu vybora formy porshnja obespechenija min ima l'nogo zazora v soprja zhenii porshen'-cilindr. trudy chimje sh, №88, 1975 s. 135-139. 6. pankratova n.p., pere l'd ik g.i., bronshtejn b.je. raschetnoe i je ksperimental'noe issledovanie poperechnogo peremeshhenija bochkoobraznyh porshnej. avtomobil'naja pro myshlennost' №5, 1978 s. 11-14. 7. sposіb vіdnovlennja porshnіv і antifrikcіjna ko mpozic іja dlja jogo zdіjsnennja. pat. na vinahіd ukraїn i №61442a, so8f114/26/ dudchak v.p. za javl. 06.02.2003. opubl. 17.11.2003. bjul. №11. 8. pribor d lja izme renija mo menta trenija podshipnikov skol'zhenija. a.s. №1223730 sssr / petrov ju.n., dudchak v.p., ko ljasko i.v. opubl. 8.12.1985. bjul. №47. 9. dudchak v.p., ostapenko r.m., dudchak t.v. «antifrikc іjna polіme rna ko mpo zic іja» patent na korisnu model' № 82869. bjul. № 16 vіd 27.08.2013. 10. dudchak v.p., ostapenko r.m., dudchak t.v. «sposіb oderzhannja poristoї antifrikc іjnoї ko mpozicії na osnovі ftoroplastu» patent na korisnu model' № 82868. bjul №16 v іd 27.08. 2013. 11_dovbnia.doc аналитические зависимости для определения сопротивления качению конических колес проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 64 довбня н. п., бондаренко л. м., коренюк р. а. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта им. академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина аналитические зависимости для определения сопротивления качению конических колес постановка проблемы конические колеса применяют на подвесных однорельсовых тележках и малоопорных поворотных устройствах кранов. для определения сопротивления их передвижению необходимо знать величину коэффициента трения качения. анализ последних исследований и публикаций для крановых колес имеются экспериментальные зависимости между коэффициентом трения качения и диаметром колеса для стальных и чугунных колес как при первоначальном линейном (плоская головка рельса), так и точечном (скругленная головка) контактах для стандартных диаметров от 200 до 1000 мм. однако, в подвесных тележках и малоопорных поворотных устройствах кранов могут применяться колеса с меньшим средним геометрическим диаметром, а конструктивное многообразие, особенно при вершине конуса катка в поворотных устройствах, не дает практической возможности дать экспериментальные зависимости для величин коэффициента трения качения. цель статьи получить аналитические зависимости, определяющие коэффициент трения качения для конических колес подвесных однорельсовых тележек и малоопорных поворотных устройств кранов. основной материал исследований 1. колеса подвесных однорельсовых тележек. разобьем колесо по его ширине на элементарные цилиндры шириной dx , тогда радиус цилиндра на расстоянии x (рис. 1) составит: ( ) x b ddd xr 22 − += . (1) рис. 1 ‒ схема к определению коэффициента трения качения конического колеса подвесной однорельсовой тележки найдем полуширину пятна контакта элементарного цилиндра, воспользовавшись теорией контактных деформаций герца: ( ) x b dd d be q xb       − += 2 526,1 . (2) коэффициент трения качения элементарного цилиндра найдем, воспользовавшись экспериментально-теоретической зависимостью, полученной в [1]: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитические зависимости для определения сопротивления качению конических колес проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 65 ( ) ( ) cprexbxk 2,1225,0 −= , (3) где ( ) 2/ddrcp += – средний диаметр колеса в метрах. отметим, что в более точной постановке вместо cpr необходимо подставить ( )xr , но величина гистерезисных потерь, определяемая экспонентой, в конечном итоге мало влияет на сопротивление качению колеса. сопротивление качению колеса определится как ( ) ( ) ( ) ( ) cpcp rr b edd dd beqq dxe xr xqxk w 2,12,1 0 / 4856,0 −− − − == ∫ . (4) найдем приведенный радиус npr цилиндра шириной b при котором сопротивление качению будет равно сопротивлению конусного колеса. поскольку полуширина пятна контакта be qr b np526,1= , то cprnp np ebe qr k 2,1343,0 −= и cp r np np np er beqrq w 2,1 /343,0 −= . (5) приравняв выражения (4) и (5), получим ( ) ( ) ( ) cpnp rdd dd dd r =+≈ − − = 5,025,0 2 2 (6) зависимости приведенного радиуса колеса и сопротивления качению при b = 40 мм и q = 5 кн при разных диаметрах d и d , среднем геометрическом радиусе cpr = 145 мм показаны на рис. 2. рис. 2 ‒ зависимости от большого и малого диаметров конического колеса однорельсовой тележки: 1, 1′ – геометрического радиуса и сопротивления качению при его величине; 2, 2′ – приведенного радиуса и сопротивления качению рис. 3 ‒ схема малоопорного поворотного устройства с наклонным положением катка 2. конические катки малоопорных поворотных устройств (наклонное положение катка). схема опорно-поворотного устройства с наклонным положением катка показана на рис. 3. данная схема приводится к схеме, показанной на рис. 1 при ( ) ( ) ,sin2/ ;sin2/ α−= α+= p p brr brr (7) где pb – ширина рельса; α – половина угла при вершине конуса катка. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com аналитические зависимости для определения сопротивления качению конических колес проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 66 сопротивление качению определяется формулами (4) или (5). отметим, что приведенные выше формулы справедливы для существующих углов при вершине конуса катка в опорно-поворотных устройствах стреловых кранов и уклонах полок подвесных однорельсовых тележек. 3. в зависимости от первоначальной (до изнашивания) схемы касания колеса и рельса контакт между ними может быть линейным или точечным. при качении конических колес подвесных тележек по нижнему поясу двутавровой балки или конического катка возникает линейный контакт. известно [2], что напряжения смятия при линейном контакте зависит от радиуса колеса в месте контакта. поскольку при рассматриваемых колесах радиус переменный по длине контакта, то неизвестно какую величину радиуса принимать. в [3], с учетом коэффициента толчков, коэффициента, учитывающего касательную нагрузку в месте контакта и коэффициента неравномерности нагрузки по ширине контакта напряжения смятия найдены для максимального диаметра d . без учета указанных коэффициентов: bd pe2 418,0max =σ и при d = 180 мм, b = 40 мм, q = 5 кн, maxσ = 226 мпа. предлагается при определении maxσ принимать среднюю величину диаметра ( ) 2/ddrcp += и при d = 110 мм, maxσ = 252 мпа, что на 10 % выше, чем по формуле предложенной в [3]. 4. соотношение между сопротивлениями скольжению и качению в конических колесах. работа сил трения качения за один оборот колеса составит ( ) cprcpкч eddbe q qwra 2,14856,02 −−=π= (8) то же скольжения ( )qfddack −π= 2 1 (9) отношение /cka кчa ( ) ( )dd be q fedd a a cpr кч ck − − = − 97,0 2,1 . (10) расчеты показывают, что при реальных значениях величин, входящих в формулу (10) это отношение составляет 80 … 180. анализ приведенных формул и графиков на рис. 2 позволяет сделать выводы о том, что предложенные формулы позволят определять коэффициент трения качения конических колес подвесных однорельсовых тележек и малоопорных поворотных устройств кранов аналитически с использованием общепринятых механических и геометрических констант; при существующих уклонах полок направляющих однорельсовых тележек и углах при вершине конуса катка малоопорных поворотных устройств кранов коэффициент трения качения можно определять как для цилиндра диаметром равным среднему геометрическому диаметру; при расчете сопротивления качению конических колес можно учитывать только сопротивление скольжению. литература 1. бондаренко л.м., довбня м.п., ловейкін в.с. деформаційні опори в машинах. – дніпропетровськ: дніпро – val, 2002. – 200 с. 2. справочник по сопротивлению материалов / писаренко г.с., яковлев а.п., матвеев в.в. – к.: наук. думка, 1988. – 736с. 3. грузоподъемные машины / александров м.п., колобов л.н., лобов н.а. и др. – м.: машиностроение, 1986. – 400с. надійшла 19.11.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com copyright © 2021 a.g. kravtsov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/101-2021,15-25 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-15-25 system analysis of friction and wear processes when using fullerene compositions in lubricants a.g. kravtsov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkov, ukraine *e-mail: kravcov@gmail.com received: 12 april 2021: revised: 5 july: accept: 27 august 2021 abstract the system-structural approach in researches of processes of friction and wear at application of fullerene compositions in lubricants is proved in the work. it is proposed to use a multilevel approach to study and model the processes of deformation of the surface layers of movable and fixed triboelements and the formation on energy-activated surfaces of wear-resistant structures containing fullerene molecules. the essence of the approach is to use multi-scale research methods to build mathematical models within a single research structure. due to the fact that tribosystems differ in the integrity of the interconnected elements included in them, it is assumed that all processes occur at three hierarchical levels. at this level, they interact with each other and exchange energy and matter. input and output flows in studies of tribosystems are formulated. it is shown that the input streams include design parameters of the tribosystem, technological parameters, operating parameters. these parameters form the flow of matter, energy and information, which is the input effect on the tribosystem. the output flow from the tribosystem are the parameters: volumetric wear rate i, dimension m3/hour; friction losses, which are estimated by the coefficient of friction f, dimensionless quantity. the output stream is the information flow of the tribosystem. when solving contact problems, this allows to take into account not only the level of stresses, but also the speed of deformation in the materials of the surface layers, as well as the depth of deformation, which in the models will take into account the volume of deformed material. depending on the tasks and requirements for their solution, the use of different methodological approaches for modeling is justified. it is shown that the application of mathematical models in the modeling of tribological processes depends on the correct choice of technical constraints that determine the range of optimal solutions. key words: fullerenes; fullerene solvent; fullerene compositions; tribosystem structure; dissipation speed; electrostatic field of the friction surface; deformation rate; volumetric wear rate; coefficient of friction. introduction processes of friction and wear in various designs of tribosystems belong to dynamic processes and develop according to the general laws of synergetics. a distinctive feature of such processes is the adaptation of the surface layer of tribosystems to the conditions of friction, which is called b.i. kostecki structural adaptation of materials by friction, and then l.i. bershadsky adaptation, ability to learn and self-organization of tribosystems. self-organization is a fundamental phenomenon of nature, which is manifested in various areas of animate and inanimate nature. the essence of self-organization in tribosystems is that under the action of external perturbation the tribosystem adapts (learns, changes) so that its response to external perturbations maximally compensates for the cause of such perturbation, ie the ability of the tribosystem to return to stable conditions after cessation on the tribosystem of outrageous factors. the use of fullerenes as antiwear, extreme pressure and antifriction additives to technical liquid lubricants gives an ambiguous answer about their effectiveness and limits of use. such lubricants react to external http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-15-25 mailto:kravcov@gmail.com 16 problems of tribology influences on the tribosystem and are able to change the structure of surface layers, adapting to operating conditions. controlling the process of formation of such structures will increase wear resistance and reduce friction losses of machines and mechanisms, which will help to save energy resources during operation. one of the ways to solve this problem is the development of a systematic approach in studying the processes of friction and wear in the presence of fullerene compositions in lubricants and modeling of such processes in structures formed on the friction surface. the simulation results will allow to substantiate the composition and content of fullerene additives to lubricants for various purposes and groups of operation. literature review in the last twenty years, a number of publications have appeared, where with the help of theoretical [1] and experimental research [2], as well as computer simulation [3] new knowledge about the processes of friction and wear of hard surfaces in the presence of an ultrathin film of liquid between them. in the given works it is established that in the course of functioning of a tribosystem the lubricating film becomes more and more thin, at first its physical properties change gradually, and then changes get sharply expressed character. qualitative changes are expressed in the non-newtonian shift mechanism and, according to the authors, in the replacement of ordinary melting by glazing. however, the film continues to behave like a liquid. in such films, phase transitions of the first kind to solid or liquid phases are possible, the existence of which has been proved in [4], whose properties cannot be described by such a term as viscosity. these films are characterized by a yield strength, which is a characteristic of fracture in solids and a large stress relaxation time. in work [5] describes the dynamic properties of thin lubricating films by friction in the limit lubrication mode. experiments performed on smooth friction surfaces in the presence of surfactants have shown that such phase transitions occur and are confirmed by other researchers [6]. such processes cause stick-slip motion, which is characteristic of friction without lubricant and is characterized by periodic transitions between two or more dynamic states during the stationary process. since the intermittent motion is observed at a constant temperature of the friction surfaces, to explain it by the authors [6, 7] the concept of "shear melting" is offered. according to this concept, first the oil is solid (stick), then, when some critical stress value is exceeded, the oil abruptly turns into a liquid phase (slip) as a result of loss of strength. upon further movement, under the action of the load, the oil again becomes solid (stick). according to the authors [8], such molecular rearrangement processes have a correlation in thin films at a short distance from the friction surfaces. according to the work [9] the liquid state of thin films is characterized by an effective viscosity, which is many orders of magnitude higher than the viscosity for a bulk liquid and is non-newtonian. this means that the effective viscosity decreases with increasing sliding speed, ie the thin film reduces the shear stress [10]. under different conditions of sliding the authors of the work [11] it is established that the film changes the thickness and structure. in addition, liquids containing multicomponent additives undergo dynamic phase transitions, which is manifested in the appearance of intermittent modes of motion [12]. according to the experimental data presented in the work [13], oil on the friction surface is a very viscous fluid that behaves like an amorphous solid and is characterized by a yield strength. therefore, based on rheological description of viscoelastic medium, which has a thermal conductivity in the [5] a system of kinetic equations is obtained, which agree and determine the behavior of shear stresses and strains, as well as the temperature in the thin film of oil on the friction surface [14]. the obtained rheological equations and the results of modeling using equations, allowed the authors to conclude that the value of the effective viscosity is very different from the value of the bulk viscosity and depends on the temperature. according to the authors [5] the specified feedback between the magnitude of stresses, temperature and deformation means that the transition of oil from solid to liquid state due to both heating and the effects of stresses created by solid friction surfaces. this is consistent with the consideration of the instability of the solid phase in the representation of shear dynamic melting in the absence of thermal fluctuations [15]. the results of the above analysis allow us to expand the existing understanding of the physics of processes occurring on the friction surfaces of tribosystems operating in the mode of extreme lubrication. this is especially true at the present stage of development of the science of tribology, when nanosized particles are used in lubricants and the classical law of amonton-coulon is not fulfilled. this is the opinion of the authors of the work [5]. the authors of this work argue that the melting of the ultrathin film of oil between the solid friction surfaces, is presented as a result of shear stresses and rapid heating of a small local volume. the critical temperature of the local volumes of the friction surface at which melting occurs increases with increasing characteristic value of shear viscosity and decreases with increasing modulus of shear of the oil according to the linear law. it is shown that the intermittent friction mode (stick-slip) is realized if the relaxation time of the temperature in the oil is much higher than the time value for shear stresses and strains. the results of studies of boundary friction in the framework of a synergetic model based on the idea that the system is self-organizing are presented in work [16]. the paper describes the behavior of the limiting lubricant during the mutual movement of the friction surfaces, in particular, the studied hysteresis phenomena and fractal characteristics of time series of stresses. however, the author suggests that the properties of the oil layer are the same both inside the layer and near the contact surface. according to the results of the study of problems of tribology 17 spatially inhomogeneous systems, the behavior of the lubricant in the process of friction is non-trivial. for example, at work [17] "vortex-like" movement of lubricant in the contact zone was detected. in addition, in [17] it is shown that during dry friction of rough surfaces, between them, as a result of mechanical action, a quasiliquid layer is formed, as a result of which the coefficient of friction decreases with increasing shear rate. it is established that in the course of evolution the system strives for a homogeneous state in which shear stresses are realized in the whole region of contact, which have a constant value, which determines the relative speed of friction blocks. in works [18, 19] attention is focused on the practical features of the use of lubricants with functional additives that provide a positive effect both in the manufacturing process and at the stage of operation of tribosystem parts. at the same time, the mechanisms of action of lubricating compositions on operational factors were not analyzed. the analysis of the researches devoted to the thin-film object the oil adsorbed on a friction surface allows to state that in the course of interaction of friction surfaces, the lubricating film has some phases: solidlike; rare and mixed. the phases, under the action of stress on the spots of actual contact and the rate of deformation of the material of the surface layers on the spots of contact, pass into each other. the classical term viscosity is not suitable for such phases, it is proposed to use the term effective viscosity, the value of which is several orders of magnitude greater than the viscosity in the volume of lubricant. the magnitude of the roughness of the friction surface is a significant factor. the analysis also shows that the study of such thin-film objects is better done using the basic principles of the science of rheology, using the rheological equations of flow in such films. based on the conclusions, we can put forward a working hypothesis that in the presence of nanoparticles in the lubricant, which are included in the form of aggregates (clusters, micelles), the effective viscosity in the volume of the thin-film object will act as a significant factor and determine wear resistance and friction losses. determining the value of the effective viscosity and the dependences of its change on the magnitude of external influences, connected materials in the tribosystem, the design of the tribosystem and the tribological properties of the basic lubricant will control the processes of friction and wear. summing up the analysis of works on the formation of lubricating films on friction surfaces and the factors influencing this process, we can conclude that the aim of this study is to develop a system-structural approach in the study of friction and wear in the application of fullerene compositions in lubricants and theoretical studies of the formation of the lubricating film in the presence of such compositions. this task requires the development of a mathematical model of the interaction of electrically active heterogeneous fine systems at the interface friction surface lubricating medium and modeling of such processes. the model should take into account the generation of friction surfaces of the connected materials of the electrostatic field and the influence of this force field on the electrically active units in the lubricating medium. as a result of such interaction, a lubricating film of a certain thickness and structure is formed on the friction surfaces. purpose the purpose of this work is to develop a systematic approach to studying the processes of friction and wear in the presence of fullerene compositions in lubricants and to simulate such processes in structures formed on the friction surface. the simulation results will allow to substantiate the composition and content of fullerene additives to lubricants for various purposes and groups of operation. methods the technical term tribosystem will mean a complex of at least four elements е and existing links between them r, which form a single set and operate within a more complex system of which it is part, ie s = (e, r). each tribosystem can be divided into subsystems, while maintaining the existing connections within the system, which allows you to consider the resulting subsystems separately. this division was first performed by g. chikhos, where the subsystems are called friction planes. a characteristic feature of systems analysis is that when studying part of the population it is necessary to take into account the whole set of elements and connections. under the input streams we will understand: design parameters of the tribosystem; technological parameters; operating parameters. the output flow from the tribosystem are the parameters: volumetric wear rate i, dimension m3/hour; friction losses, which are estimated by the coefficient of friction f, dimensionless quantity. the output stream is the information flow of the tribosystem. the task of this work is to study the processes of formation of surface structures of triboelements in the presence of fullerene compositions in the lubricant and the mechanisms of influence of such structures on the volumetric wear rate and friction coefficient. according to the formulated task is subject to change: concentration of fullerenes in the basic lubricant, dimension g/kg; concentration of fullerene compositions containing fullerene powder and vegetable oil as solvent of fullerene powder, dimension g/kg; 18 problems of tribology tribological properties of the basic lubricant to which fullerenes or fullerene compositions are added, dimension j/m3; coefficient of shape of the tribosystem, dimension m-1; structure of connected materials in the tribosystem, which is taken into account by a complex parameter the internal friction of triboelement materials; load-speed range of operation or operation of the tribosystem, which is taken into account by the product of load and sliding speed, dimension j/s. flows of materials and energy are integral components of the processes of formation on the friction surface of wear-resistant structures, and the flow of materials reflects the object of influence, and the flow of energy a means of influence. in the framework of this work it is proposed to use a multilevel approach to study and model the processes of deformation of the surface layers of movable and fixed triboelements and the formation on energyactivated surfaces of wear-resistant structures containing fullerene molecules. the essence of the approach is to use multi-scale research methods and approaches to building mathematical models within a single research structure. due to the fact that the tribosystem differs in the integrity of the interconnected elements included in it, we assume that all processes occur at three hierarchical levels, fig. 1. at this level, they interact with each other and exchange energy and matter. fig. 1. hierarchy of levels of the tribosystem: 1 – movable triboelement; 2 – fixed triboelement; 3 – lubricating or working medium; 4 – environment results the first level in the hierarchy of the tribosystem is the energetic level. in the study of processes of this level, the input parameters are design, technological and operational factors, as shown in fig. 2. the initial parameters are the speed of dissipation in the tribosystem – wтs, dimension j/s. the rate of dissipation in the tribosystem is the part of the energy that goes to change the structure of the surface layers of materials of movable and fixed triboelements. the energy (power) that is supplied to the tribosystem can be determined by expression: ; sl m j w n v n w s s           , (1) where n – is the load on the tribosystem, n; vsl – is the sliding speed, m/s. problems of tribology 19 fig. 2. block diagram of the energy level of the tribosystem the input parameters that affect the rate of dissipation in the tribosystem are: 1. technological parameters parameters of roughness of contacting friction surfaces: rаmov, rаfix – arithmetic mean deviation of points of profile of movable and fixed triboelements, m; sтmov, sтfix – average step of inequalities along the middle line of the profile of movable and fixed triboelements, m. parameters rа and sт are determined in accordance with gost 2789-73. 2. physico-mechanical properties of contact materials in the tribosystem: еmov, еfix – modulus of elasticity of materials of movable and fixed triboelements, pa; υmov, υfix – poisson's ratio of materials of movable and immovable triboelements. 3. design parameters of the tribosystem: fmin – smaller area of friction of one of the triboelements, m2. σn = n/fmin – rated voltage at contact of triboelements, pa. the rate of dissipation in the tribosystem, according to the work [20] is determined by the expression: fixтsmovтsтs www ,,  , (2) where wтs,mov and wтs,fix – is the speed of dissipation in movable and fixed triboelements, dimension j/s. the speed of dissipation in movable and fixed triboelements, according to the work [20] is determined by the expression: nvw dmovmovacsmovтs    , , j/s, (3) nvw dfixfixacsfixтs    , , j/s, (4) voltage at the actual contact spots (acs) – σacs, dimension pa, and the number of contact spots n depends on the load on the tribosystem n, n, modulus of elasticity and roughness of contact materials of triboelements and is calculated by the formulas given in work [20]. the deformation rate of the material of the movable triboelement per unit acs is calculated by expression [20]:    acsmov slacs movmovmov dе      05,186,0175 , 1/s, (5) for the material of the fixed triboelement:    acsfix slacs fixfixfix dе      05,186,0175 , 1/s. (6) the diameter of the actual contact spot dacs, m, calculated according to the formulas given in the work [20]. the volume of movable material vdmov and fixed vdfix triboelements, m3, which participates in deformation in the process of friction, is calculated by the formulas given in the work [20]: 3 max , mhfv dmovdmov  , (7) 20 problems of tribology 3 min , mhfv dfixdfix  , (8) where fmax –is the large area of friction of one of the triboelements, m2. depth of deformation of the surface layers of the movable material hdmov and fixed hdfix triboelements is calculated by the formulas given in the work [20]:  movd acsdmov edh   15,0 , m, (9)  fixd acsdfix edh   15,0 , m, (10) where dmov and dfix – is the coefficients that take into account the ability of the material to deform under the action of surfactants, for movable and fixed triboelements, respectively, dimensionless values. calculated on the basis of work [20]: umov acs mov ее d    28 105,6  , (11) ufix acs fix ее d    28 105,6  , (12) where еu – is the tribological properties of the lubricating medium, j/m3, are determined on a four-ball friction machine, take into account the anti-wear and anti-emergency properties of lubricants, are calculated by the formula given in the work [21]. the processes that take place at the energy level are as follows. under the action of load, sliding speed and temperature gradient, the formation of equilibrium roughness on the friction surfaces. the diameter of the actual contact spot changes dacs in the direction of increase, which leads to a decrease in stress σacs on the spot of actual contact. it should be noted that during the running-in of the tribosystem, the diameter of the actual contact spot increases slightly, not more than twice. however, the number of contact spots n increases by an order of magnitude. after completion of the running-in process, the number of contact spots and their diameter are stabilized near equilibrium [22]. due to the decrease in stresses on the spots of actual contact and the simultaneous increase in the diameter of the spots, the rate of deformation of the materials of the surface layers decreases, this follows from the formulas (5) and (6). at the same time, the depth of deformation in the surface layers decreases, this follows from the formulas (7) (12). as a result, after completion of running-in, the surface layers of the movable and fixed triboelements form a certain structure of the material, which corresponds to the input effect on the tribosystem. when you change the magnitude of the input action, all of the above processes will change, so the structure of the surface layers will change. the criterion that is a measure of such changes is the rate of dissipation in the tribosystem – wтs, dimension j/s. this criterion is a way out of the energy level of the tribosystem, fig. 2 and at the same time is the entrance to the second level the structural level of the tribosystem. the block diagram of the second structural level of the tribosystem is presented in fig. 3. fig. 3. block diagram of the structural level of the tribosystem under the action of energy, the value of which is estimated by the speed of dissipation, the surface layers of movable and fixed triboelements act as a "generator of electrostatic force field". the force field of the friction surfaces will affect the formation of a lubricating film on the friction surfaces in the presence of solutions of fullerenes in the lubricant. adding electrically active heterogeneous fine systems of different concentrations to the basic lubricating medium will create an electrostatic field in the volume of lubricant (liquid). the increase in the force field in the problems of tribology 21 volume of the liquid is associated with a high value of the dipole moment of the fullerene molecule, which is equal to 3,34·10-30 c·m. fullerene molecules, in the field of electrostatic forces of friction surfaces, will form clusters that actively interact with the "electrostatic field generator". the result of this interaction is the formation of wear-resistant structures on the friction surfaces. based on the analysis of work on the use of fullerenes, it is concluded that fullerenes are insoluble in technical oils of petroleum, semi-synthetic or synthetic origin. such systems are characterized by sedimentation processes. in this paper, a working hypothesis is formulated that the use of "solvents" of fullerenes significantly increases the electrostatic field strength of the liquid. as solvents for fullerenes, you can use high-oleic vegetable oils, such as rapeseed, which are well soluble in all types of technical oils. during the solution of fullerene molecules in vegetable oil, micelles are actively formed, where the nucleus of the micelle is a fullerene molecule, or several fullerene molecules. the application of such a technological approach as the preliminary dissolution of fullerene molecules in vegetable oil, and then the addition of such a composition to base oils, will significantly increase the strength of the electrostatic field of the liquid. this is due to the fact that the dipole moment of the micelles based on fullerenes, which is equal to pm=9,04·10 -26 c·m, an order of magnitude greater than the dipole moment of fullerene-based clusters, which is equal to pk=3,31·10 -27 c·m. this will create more effective wear-resistant structures on the friction surfaces in comparison with technological approaches, where there is no pre-dissolution of fullerenes. in the process of functioning of the tribosystem due to the influence of temperature, as well as load and sliding speed, the process of cluster and micelle formation, as well as their destruction, can occur simultaneously, therefore, the total electrostatic field of the lubricating medium еfl defined as the sum: еfl = еk + еm, v/m, where еk and еm – is the voltage of the electrostatic field of the liquid due to the formation of clusters and micelles, dimension v/m; working hypothesis on the formation of wear-resistant surface structures based on fullerene compositions (vegetable oil + fullerenes), has rational limits of effective use. it is necessary to confirm theoretically and experimentally that for tribosystems having a certain design and load-speed range of operation, there are optimal modes of operation, when the friction surface generates the maximum value of electrostatic field strength, which is the driving force for electrostatic field formation in the lubricating film volume. the lubricating film formed on the friction surface can act as two structures, as an elastic solid, or as a viscous non-newtonian fluid. in such structures, the process of stress relaxation at the spots of actual contact will take place in different ways, which requires the development of a mathematical model. the mathematical model should consist of a macro-rheological and micro-rheological model of stress relaxation on the actual contact spots in the presence of fullerene compositions in lubricants. the macroreological model can be represented in the form of second-order differential equations and their solutions, the microreological model in the form of expressions for determining the parameters included in the differential equations and their solutions. solutions of differential equations will allow modeling the process of stress relaxation on actual contact spots in the tribosystem, which allows to determine the friction losses. when planning research at the second structural level, the following working hypothesis is formulated. the formation of a lubricating film on the friction surface of tribosystems containing fullerene compositions, in contrast to the known, must take into account the structural viscosity and structure of the formed film under the action of the electrostatic field of the friction surface. the working hypothesis of formation of such structures is offered, where films in the field of action of electrostatic forces acquire structure of gel, and out of action of electrostatic forces structure of sol. according to the hypothesis, a framework of "crosslinked" molecules of fullerenes and oleic acid is formed on the friction surface, which absorbs stress. in the process of sliding, under the action of stresses, the framework can collapse, and fullerene molecules make rotational movements between the friction surfaces, which leads to a decrease in viscosity (the liquid acquires non-newtonian properties). after coming out of contact, the structure of the frame is restored under the action of electrostatic forces of the surface. it is assumed that the structural viscosity of the lubricating film is influenced by the magnitude of the electrostatic field of the friction surface, the orientation of the flocks to the friction surface and the concentration of fullerenes in the lubricating film in the field of electrostatic forces. the dependences of the change of the parameters of the rheological model of the stress relaxation process on the actual contact spots, which confirm the working hypothesis, can be performed theoretically, based on the developed rheological model. the dependences of the change in the stress relaxation time in the structure of the lubricating film on the friction surface, as well as the magnitude of the delay time in the stress relaxation and the deborah number [23], will confirm the working hypothesis that the lubricating film acquires the properties of an elastic solid. when planning research, it is suggested that such physical quantities as the relaxation time of stresses in the structure of the lubricating film and the deborah number are a measure of the transition of the viscous properties of the lubricating film into elastic and vice versa elastic into viscous. 22 problems of tribology physical quantity time of delay in distribution of stresses, characterizes inertia of structure of a lubricating film and possibility of residual deformations in this structure after stress removal. the large value of the delay time characterizes the presence of delays and the presence of residual deformations in the film structure after stress relief. factors influencing the value of the structural viscosity of the lubricating film formed on the friction surface are to be established. these processes of the second structural level are intended to formulate criteria for evaluating the elastic or viscous properties of wear-resistant structures on friction surfaces. such criteria may be the relaxation time of the stresses at the spots of actual contact – тrel, delay time in stress relaxation – тdel, debory's number de and the thickness of the lubricating film h. these are the initial parameters from the second structural level of the study, fig. 3. these initial values have a functional relationship with the values of the concentration of fullerenes, the concentration of the solvent vegetable oil and the tribological properties of the basic lubricant, to which are added fullerene compositions. these are the input values of the second structural level of the study of this work. the block diagram of the third information level of the tribosystem is given on fig. 4. the input factors of the third information level are: stress relaxation time on the spots of actual contact – тrel, delay time in stress relaxation – тdel, debory's number de and the thickness of the lubricating film h. the initial parameters are the volumetric wear rate і, m3/hour and coefficient of friction. fig. 4. block diagram of the third information level of the tribosystem the third level of information aims to calculate, using mathematical modeling, to determine the volumetric wear rate and friction coefficient. when performing the simulation of the initial parameters, the following assumption was made. structures formed on friction surfaces, which have the properties of an elastic body or a viscous fluid, have a certain thickness h. the thickness of this structure depends on the magnitude of the voltage of the generated electrostatic field, which is affected by the magnitude of the rate of dissipation in the tribosystem – wтs. the structures formed on the friction surfaces change the roughness of the friction surfaces. such structures "align" the friction surface by reducing the magnitude ra and increasing the magnitude sm in movable and fixed triboelements. this will reduce the rate of dissipation in the tribosystem, which is determined by the formulas (2) (12). based on these values, a new value of the dissipation rate in the tribosystem is determined – wтs(f), which corresponds to the use of different concentrations of fullerene compositions in lubricants with different tribological properties, and calculates the value of the volumetric wear rate by expression [24]:               )( 1610 1 10795,0exp106 fтs fixmovu w e i   , m3/hour, (13) where δmov and δfix – is the internal friction of the structure of materials of movable and fixed triboelements, is calculated by the expressions given in the work [25]. the coefficient of friction, which determines the friction losses in the tribosystem, is calculated by [24]: ),(),()( sl fixfтsmovfтsfтs n ww w w f    . (14) the third the information level of processes in the tribosystem allows to theoretically obtain information about the effectiveness of fullerenes or fullerene compositions in lubricants. based on the results of the research and mathematical modeling, the following practical questions can be answered: determine the design of tribosystems, where there is an optimal range of operation in terms of sliding speed and load, which will provide a minimum of friction losses, and the maximum percentage of their reduction compared to basic lubricants without fullerenes; determine the rational range of tribological properties of lubricants, the addition of which to fullerene compositions will give the maximum effect of reducing the volumetric wear rate and friction coefficient; problems of tribology 23 to determine the influence of material compatibility in the tribosystem, which is determined by the amount of internal friction of the structure of materials of triboelements, which increases the effect of reducing the coefficient of friction from the use of fullerenes in basic lubricants. the presented research structure demonstrates a multilevel approach within the scientific problem the formation of surface wear-resistant structures on the friction surfaces of various structures of tribosystems in the presence of lubricants fullerene additives or fullerene compositions. this approach allows a more detailed and comprehensive study of the dynamics of processes occurring on the surface of the contact spots during friction. in particular, when solving contact problems, this allows to take into account not only the level of stresses, but also the speed of deformation in the materials of the surface layers, as well as the depth of deformation, which in the models will take into account the volume of deformed material. in addition, the use of a multilevel approach allows you to develop models and model processes on the friction surfaces that occur, dividing them into levels within a single scientific problem, which is fundamentally important for the correct solution of dynamic problems of friction. it is shown that the application of mathematical models in the modeling of tribological processes depends on the correct choice of technical constraints that determine the range of optimal solutions. the search for optimal conditions for the use of fullerenes or fullerene compositions as additives to lubricants should be carried out under the condition of selected technical constraints arising from the operating conditions of tribosystems. conclusions the system-structural approach in researches of processes of friction and wear at application of fullerene compositions in lubricants is proved. it is proposed to use a multilevel approach to study and model the processes of deformation of the surface layers of movable and immovable triboelements and the formation on energy-activated surfaces of wear-resistant structures containing fullerene molecules. the essence of the approach is to use multi-scale research methods to build mathematical models within a single research structure. due to the fact that the tribosystem differs in the integrity of the interconnected elements that are part of it, it is assumed that all processes occur at three hierarchical levels. at this level, they interact with each other and exchange energy and matter. input and output flows in studies of tribosystems are formulated. it is shown that the input streams include design parameters of the tribosystem, technological parameters, operating parameters. these parameters form the flow of matter, energy and information, which is the input effect on the tribosystem. the output flow from the tribosystem are the parameters: volumetric wear rate i, dimension m3/hour; friction losses, which are estimated by the coefficient of friction f, dimensionless quantity. the output stream is the information flow of the tribosystem. it is shown that this approach allows to study in more detail and comprehensively the dynamics of processes occurring on the surface of contact spots during friction. in particular, when solving contact problems, this allows to take into account not only the level of stresses, but also the speed of deformation in the materials of the surface layers, as well as the depth of deformation, which in the models will take into account the volume of deformed material. depending on the tasks and requirements for their solution, the use of different methodological approaches for modeling is justified. it is shown that the application of mathematical models in the modeling of tribological processes depends on the correct choice of technical constraints that determine the range of optimal solutions. the search for optimal conditions for the use of fullerenes or fullerene compositions as additives to lubricants should be carried out under the condition of selected technical constraints arising from the operating conditions of tribosystems. references 1. persson b. n. j., sliding friction. physical principles and applications // springer, berlin, 2000, mathscinet. -513 р. [english] 2. yamada s. dynamic transitions in molecularly thin liquid films under frictional sliding // langmuir, 2008, 24, p. 1469-1475. https://doi.org/10.1021/la701714g [english] 3. thompson p. a., robbins m. o. origin of stick-slip motion in boundary lubrication // science, 1990, vol. 250, p. 792-794. doi: 10.1126/science.250.4982.792 [english] 4. thompson p. a., grest g. s., robbins m. o. phase transitions and universal dynamics in confined films // phys. rev. lett., 1992, 68, doi:https://doi.org/10.1103/physrevlett.68.3448 [english] 5. khomenko a.v., lyashenko ya.a. statisticheskaya teoriya granichnogo treniya atomarno-gladkikh tvordykh poverkhnostey pri nalichii smazochnogo sloya // ufn. 2012, t. 182, № 10, s. 1081–1110 doi: https://doi.org/10.3367/ufnr.0182.201210f.1081 [russian] 6. satomi ohnishi, daisaku kaneko, jian ping gong . et al. influence of cyclohexane vapor on stickslip friction between mica surfaces // langmuir, 2007, 23, р. 7032-7038. https://doi.org/10.1021/la0632732 [english] https://doi.org/10.1021/la701714g https://doi.org/10.3367/ufnr.0182.201210f.1081 https://pubs.acs.org/action/dosearch?field1=contrib&text1=satomi++ohnishi https://pubs.acs.org/action/dosearch?field1=contrib&text1=daisaku++kaneko https://pubs.acs.org/action/dosearch?field1=contrib&text1=jian+ping++gong https://doi.org/10.1021/la0632732 24 problems of tribology 7. dudko o. k., a.e. filippov а.е., j. klafter j., urbakh m. chemical control of friction: mixed lubricant monolayers // tribol. lett., 2002, 12, р. 217-227. https://doi.org/10.1023/a:1015439010872 [english] 8. granick s. motions and relaxations of confined // liquids science, 1991. vol. 253, p. 1374-1379. doi: 10.1126/science.253.5026.1374 [english] 9. yoshizawa h., israelachvili j. fundamental mechanisms of interfacial friction. 2. stick-slip friction of spherical and chain molecules // phys. chem., 1993, 97, р. 11300-11313. https://doi.org/10.1021/j100145a031 [english] 10. coussot p., nguyen q.d., huynh h.t.,bonn d. avalanche behavior in yield stress fluids // phys. rev. lett., 2002, 88, doi:https://doi.org/10.1103/physrevlett.88.175501 [english] 11. gee m. l., mcguiggan p.m., israelachvili j.n. liquid to solidlike transitions of molecularly thin films under shear // chem. phys., 1990, 93, https://doi.org/10.1063/1.459067 [english] 12. filippov a. e., klafter j., urbakh m. confined molecules under shear: from a microscopic description to phenomenology // phys. rev. lett., 2001, 87, doi:https://doi.org/10.1103/physrevlett.87.275506 [english] 13. kachanov l. m., foundations of the theory of plasticity // north-holland, amsterdam, 1971. – 482 р. [english] 14. khomenko a. v. effect of correlated temperature fluctuations on the phase dynamics in an ultrathin lubricant film // tech. phys., 2007, 52, р. 320-327, https://doi.org/10.1134/s1063784207030061 [english] 15. aranson i. s., tsimring l. s., vinokur v. m. stick-slip friction and nucleation dynamics of ultrathin liquid films // phys. rev. b, 65, 2002, doi:https://doi.org/10.1103/physrevb.65.125402 [english] 16. lyashenko ya.a. formirovaniye neodnorodnykh prostranstvennykh struktur v granichnom smazochnom sloye v protsesse treniya / prikladnaya mekhanika i tekhnicheskaya fizika. 2016. t. 57, №1, s. 156-166. doi: 10.15372/pmtf20160115 [russian] 17. popov v. l., psakhie s. g., dmitriev a., et al. quasi-fluid nano-layers at the interface between rubbing bodies: simulations by movable cellular automata // wear. 2003. v. 254, n 9, р. 901–906. [english] 18. dykha, a., & makovkin, o. (2019). physical basis of contact mechanics of surfaces. in journal of physics: conference series (vol. 1172). institute of physics publishing. https://doi.org/10.1088/17426596/1172/1/012003 [english] 19. dykha, a., zaspa, y., slashchuk, v. triboacoustic control of fretting. journal of friction and wear 39(2), 169–172 (2018). https://doi.org/10.3103/s1068366618020046 [english] 20. vojtov v. a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya i iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh // problemi tribologíí̈. – 2015. – №1. – s. 49– 57 [russian] 21. vojtov v.a., zakharchenko m.b. yntehralʹnyy parametr otsenky trybolohycheskykh svoystv smazochnykh materyalov // zbirnyk naukovykh pratsʹ ukrayinsʹkoyi derzhavnoyi akademiyi zaliznychnoho transportu. tom 2. – kharkiv: ukrdazt, 2015. – vyp. 151. – s. 5– 10 [russian] 22. vojtov v. a., biekirov a. sh., voitov a. v., tsymbal b. m. running-in procedures and performance tests for tribosystems // journal of friction and wear, allerton press. 2019, vol. 40, no. 5, pp. 376–383. doi: 10.3103/s1068366619050192 [english] 23. reyner m. reologiya. –m.: nauka, 1965. – 223 s. [russian] 24. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosi-stemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 2. rezul'taty modelirovaniya // problemi tribologíí̈. – 2015. – № 2. – s. 36-45 [russian] 25. vojtov v.a., zakharchenko m.b. metodyka otsenky reolohycheskykh svoystv struktury sopryazhennykh materyalov v trybosysteme // visnyk kharkivsʹkoho natsionalʹnoho tekhnichnoho universytetu silʹsʹkoho hospodarstva im. p. vasylenka. – kharkiv: khntus·h, 2015. – vyp. 158: resursozberihayuchi tekhnolohiyi, materialy ta obladnannya u remontnomu vyrobnytstvi. – s. 64-69 [russian] https://link.springer.com/article/10.1023/a:1015439010872#auth-a_e_-filippov https://link.springer.com/article/10.1023/a:1015439010872#auth-j_-klafter https://link.springer.com/article/10.1023/a:1015439010872#auth-m_-urbakh https://doi.org/10.1023/a:1015439010872 https://doi.org/10.1021/j100145a031 https://aip.scitation.org/author/mcguiggan%2c+patricia+m https://aip.scitation.org/author/israelachvili%2c+jacob+n https://doi.org/10.1063/1.459067 https://doi.org/10.1134/s1063784207030061 https://doi.org/10.1088/1742-6596/1172/1/012003 https://doi.org/10.1088/1742-6596/1172/1/012003 https://doi.org/10.3103/s1068366618020046 problems of tribology 25 кравцов а.г. системний аналіз процесів тертя та зношування при застосуванні фулеренових композицій в мастильних матеріалах. в роботі обгрунтовано системно-структурний підхід в дослідженнях процесів тертя та зношування при застосуванні фулеренових композицій в мастильних матеріалах. запропоновано використовувати багаторівневий підхід для дослідження і моделювання процесів деформації поверхневих шарів рухомого і нерухомого трибоелементів і формування на енергетично активованих поверхнях зносостійких структур, які містять молекули фулеренів. суть підходу полягає в використанні різномасштабних методик дослідження до побудови математичних моделей в рамках єдиної структури досліджень. у зв'язку з тим, що трибосистеми відрізняються цілісністю взаємопов'язаних елементів, що входять до них, прийнято припущення, що всі процеси відбуваються на трьох ієрархічних рівнях. при цьому рівні взаємодіють між собою і обмінюються енергією і речовиною. сформульовано вхідні та вихідні потоки при дослідженнях трибосистем. показано, що до вхідних потоків відносяться конструктивні параметри трибосистеми, технологічні параметри, експлуатаційні параметри. перераховані параметри формують потік матерії, енергії та інформації, який є вхідним впливом на трибосистему. вихідним потоком з трибосистеми є параметри: об'ємна швидкість зношування i, розмірність м3/год; втрати на тертя, які оцінюються коефіцієнтом тертя f, безрозмірна величина. вихідний потік є інформаційним потоком трибосистеми. при вирішенні контактних задач це дозволяє враховувати не тільки рівень напружень, а й швидкість поширення деформації в матеріалах поверхневих шарів, а також глибину поширення деформацій, що в моделях буде враховуватися об'ємом деформованого матеріалу. в залежності від поставлених завдань і вимог до їх вирішення обґрунтовано застосування різних методичних підходів для моделювання. показано, що застосування математичних моделей при моделюванні трибологічних процесів залежить від правильного вибору технічних обмежень, які визначають область існування оптимальних рішень. ключові слова: фулерени; розчинник фулеренів; фулеренові композиції; структура трибосистеми; швидкість роботи дисипації; електростатичне поле поверхні тертя; швидкість деформації; об'ємна швидкість зношування; коефіцієнт тертя 10_gaydamaka.doc випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 2. теоретичне обґрунтування проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 54 гайдамака а.в. національний технічний університет “харківський політехнічний інститут”, м. харків, україна випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 2. теоретичне обґрунтування аналіз досліджень найпоширеніші види підшипників важких режимів експлуатації – роликопідшипники букс колісних пар вагонів та локомотивів потребують підвищення працездатності за критерієм тепловиділення і зносостійкості. відсутність способів та обладнання для випробування на знос будь-яких деталей таких підшипників стримують роботи по вдосконаленню їх конструкції. тому в роботі [1] запропоновані способи та обладнання для випробування на знос будь-яких робочих поверхонь кілець, роликів та сепаратора роликопідшипників важких режимів експлуатації. переваги розроблених способів випробування на знос деталей підшипника полягають в тому, що випробування можна проводити у форсованому режимі за рахунок збільшення швидкості ковзання/кочення чи навантаження для конкретного спряження і оперативно отримувати результати з конструктивних змін. складність прискорених випробувань на зносостійкість полягає в тому, що неконтрольована інтенсифікація вказаних режимів може привести до суттєвої зміни напруг, деформацій і температур в зонах контакту, які змінять картину старіння та руйнування матеріалів, а отже приведуть до переходу від вивчаємого виду зношування до стороннього і нетипового для дослідної деталі [2, 3]. для отримання у прискорених випробуваннях аналогічних видів зношування деталей підшипників, як і в експлуатаційних умовах, необхідно розробити критерії подоби випробувань, визначити умови моделювання, сформулювати рекомендації по встановленню параметрів моделі та переходу від моделі до оригіналу. розрахунки режимів модельних випробувань можуть бути виконані на основі теорії подоби та моделювання [4]. мета публікації метою публікації є розробка та експериментальна перевірка критеріїв подоби модельних і натурних випробувань на знос поверхонь тертя ковзання деталей підшипників кочення на прикладі спряжень “кільця сепаратора – базуюче кільце” і “торець ролика – борт кільця” циліндричних роликопідшипників типу 2726, що встановлюють в букси колісних пар вантажних та пасажирських вагонів. основний матеріал вибір параметрів моделювання процесів зношування антифрикційних вузлів тертя в умовах граничного змащування ґрунтується на аналізі факторів впливу, які, згідно з [2, 5 7], можна об’єднати у наступні групи: зовнішня механічна дія: величина та характер навантаження і швидкість відносного руху поверхонь; макро і мікрогеометрія поверхонь, зближення контактуючих деталей; об’ємна температура і температурний градієнт; фізико-механічні і теплофізичні властивості матеріалів деталей, стан оточуючого середовища; трибомеханічні і теплотехнічні властивості мастила та його витрата; шлях тертя чи термін тертя. приймається, що процес зношування спряжень “сепаратор – базуюче кільце” і “торець ролика – борт кільця” характеризується ваговим зносом iq [2] деталей, який уявляється функцією факторів впливу: ),,,,,,,,,,,,,,,,,,( qlacrrhhbettfsvffi yztq λσε∆= µ (1) де – f навантаження в контакті; v – швидкість ковзання; s – площа контакту; f – коефіцієнт тертя; t – об’ємна температура; t∆ – температурний градієнт; e – модуль пружності; ε – коефіцієнт об’ємного розширення; нв – твердість; hμ – мікротвердість; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 2. теоретичне обґрунтування проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 55 тσ – межа текучості; rz – середня висота мікронерівностей профілю поверхні; r – середній радіус закруглень мікронерівностей; l – шлях тертя; c – коефіцієнт теплоємкості матеріалу деталі; λ – коефіцієнт теплопровідності матеріалу деталі; ay – питома робота зношування, що характеризує змащувальну (трибологічну) властивість мастила; q – витрата мастила. фактори навантаження і макрогеометрії в дослідженні зносу сепаратора об’єднуються у параметр тиску – p = f/s, навантаження і швидкість ковзання в дослідженні зносу торця ролика об’єднуються у параметр потужності тертя – w = f·v. оскільки швидкість ковзання деталей циліндричних ролико-підшипників колісних пар вагонів в експлуатації не перевищує 2 м/с, то згідно з [8] на процес зношування в умовах граничного змащування сепаратора і торців роликів суттєво впливають фізикомеханічні властивості матеріалів деталей і властивості мастила. отже вплив теплових процесів на зношування деталей підшипників типу 2726 не є домінуючим, а температурні параметри та параметри теплотехнічних властивостей матеріалів деталей не враховуються. при модельних випробуваннях натурних деталей підшипників вважається, що умови тертя їх спряжень такі самі як і в складі підшипника (fм = fн) з однаковим впливом мікрогеометрії при однаковій витраті мастила в модельному та натурному експериментах (qм = qн). з урахуванням зазначеного вираз (1) спрощується і має вигляд: ).,,,,( lasvffi yq = (2) параметри моделювання та їх розмірності подані в таблиці. розмірність в системі параметр сi mlt f h м1l1t-2 v м/с м0l1t-1 s м2 м0l2t0 ay дж/м 3 м1l-1t-2 l м м0l1t0 iq кг/м 3 м1l-3t 0 при моделюванні зношування трибоспряження “сепаратор – базуюче кільце” циліндричних ролико-підшипників типу 2726 вводяться наступні основні допущення: площа контакту sc сепаратора з базуючим кільцем постійна (перекос сепаратора відсутній); сепаратор здійснює рівномірний обертовий рух; в модельних та натурних випробуваннях застосовується одне мастило; властивості оточуючого середовища моделі і оригінала однакові. з урахуванням введених допущень процес зношування спряження “сепаратор – базуюче кільце” має вигляд: ),,( сссссq lvpfi = , (3) де iqc – ваговий знос сепаратора; pc – тиск в контакті сепаратора з бортами кільця (pc = fc/sc); vc – швидкість тертя ковзання сепаратора; lc – шлях тертя сепаратора. критерії подоби визначаються методом аналізу розмірностей [4]. для трьох базисних змінних pc, vc, lc базисний визначник: .1 010 110 211 0 =− −− = c c c l v p д тlм pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 2. теоретичне обґрунтування проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 56 визначники для побудови критерія подоби зносу: ;1 010 110 031 =− − c c qc l v i тlм ;2 010 031 211 −=− −− c c c l v p тlм .0 031 110 211 = − − −− c c c l v p тlм обєднання всіх параметрів дає критерій подоби зносу дослідного трибоспряження: .π 2 c cqс i р vi qc ⋅ = (4) підставивши в критерій подоби (4) замість змінних величин формули їх розмірностей (див. таблицю), отримуємо, що qci π – безрозмірний параметр. згідно до першої теореми подоби [4] критерій подоби qci π для моделі і натури повинен бути однаковим, тобто: cmch ii π=π , . 22 см смсм сн снсн р vi р vi ⋅ = ⋅ (5) отже, величина зносу дослідного спряження в підшипнику через знос моделі визначається за виразом: 2       ⋅⋅= сн см см сн смсн v v p p ii , (6) де vсм, vсн – відповідно швидкості ковзання сепаратора в модельному і натурному спряженнях. еличина vсн визначається через частоту nв обертання вала підшипника згідно [9] за виразом: 0 0 120д дд дnv wсвch − ⋅⋅π= , (7) де дс – діаметр поверхні тертя сепаратора; д0 – діаметр центрів тіл кочення; дw – діаметр тіла кочення. залежність величини тиску pсн в контакті сепаратора з бортами базуючого кільця від радіального навантаження fr роликопідшипника типу 2726 для найпоширених експлуатаційних режимів встановлена експериментально в роботі [10]. наприклад, для діапазону зміни fr − 30 … 50 кн при частоті обертання внутрішнього кільця 400 хв-1 сила fсн в контакті сепаратора з бортами базуючого кільця змінюється в межах 0,4 … 0,68 кн. по експериментальним точкам залежності fсн = φ (fr) методом найменших квадратів отримано рівняння: )014,002,0( 1 r c cн fs p +−= . (8) при моделюванні зношування трибоспряження “торець ролика – борт кільця” циліндричного роликопідшипників типу 2726 вводяться наступні основні допущення: площа контакту sр торця ролика з бортом кільця постійна (перекіс ролика фіксований); всі ролики в підшипнику мають однакову довжину; осьове навантаження fа, що діє на підшипник, розподіляється рівномірно по роликах радіальної зони навантаження, тобто на сім роликів з п’ятнадцяти в підшипниках типу 2726; властивості оточуючого середовища моделі і оригінала однакові. з урахуванням введених допущень процес зношування трибоспряження “торець ролика – борт кільця” має вигляд: qpi ),,( рурр lаwf= , (9) де qpi – вагомий знос торця ролика; pw – питома потужність тертя ролика (wр = fр·vр); fр – торцеве навантаження ролика; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 2. теоретичне обґрунтування проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 57 vр − швидкість тертя ковзання торця ролика; pl – шлях тертя торця ролика. критерії подоби визначаються методом аналізу розмірностей [4]. для трьох базисних змінних pw , у а , pl базисний визначник: .1 010 211 321 0 −=−− − = p у p l a w д тlм визначники для побудови критерія подоби зносу: ;2 010 211 031 =−− − p ур qp l a i тlм ;3 010 031 321 −=− − p qр p l i w тlм .4 031 211 321 −= − −− − qp ур p і а w тlм об’єднання всіх параметрів дає критерій подоби зносу трибоспряження “торець ролика – борт кільця”: 43 2 π pуp pqp i la wi qp ⋅ ⋅ = . (10) підставивши в критерій подоби (9) замість змінних величин формули їх розмірностей (див. таблицю), отримуємо, що pi π – безрозмірний параметр. відповідно до першої теореми подоби [4] маємо: рмpн ii π=π ; 43 2 43 2 рмум рмрм рнун рнрн la wi la wi ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ . (11) отже, величина зносу дослідного спряження в підшипнику через знос моделі визначається за виразом: . 432         ⋅        ⋅        = рм рн yм yн рн рм рмрн l l a a w w ii (12) де wрн, wрм – відповідно потужності тертя торця ролика з бортом кільця в модельному та натурному спряженні; lрн, lрм – відповідно шляхи тертя ковзання торця ролика по борту кільця в модельному та натурному спряженнях; ума , уна – відповідно трибологічні властивості мастила у модельному та натурному спряженні. величина vрн визначається через частоту обертання вала вn за виразом [9]: 0 22 0 120д дд nv wвph − π= , (13) а величина ррн – через осьову силу af , що діє на підшипник, згідно з допущенням про її рівномірний розподіл по роликах зони радіального навантаження: / 7ph ap f s= . (14) експериментальна перевірка критеріальних співвідношень (6) та (12) проводилась за результатами визначення зносу модельного і натурного трибоспряжень на випробувальних стендах, що презентовані в роботі [1]. співставлення результатів випробувань показує, що розходження зносів натурного і модельного сепараторів та зносів натурного і модельного торців роликів не перевищує відповідно 27 і 22 %. отже, отримані результати, згідно [4], є цілком прийнятні, а критерії подоби (4) і (10), на основі яких вибрані режими випробувань, треба вважати достовірними. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 2. теоретичне обґрунтування проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 58 висновки 1. вперше отримано критерії зносу трибоспряжень “кільця сепаратора – базуюче кільце” та “торець ролика – борт кільця” роликопідшипників букс колісних пар вагонів, на основі яких можна вибирати режими форсованих випробувань. 2. експериментальна перевірка отриманих критеріїв зносу дослідних спряжень на прикладі циліндричних роликопідшипників букс колісних пар вагонів встановила їх достовірність, що дає можливість використання критеріїв для дослідження та вдосконалення деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. література 1. гайдамака а.в. метод випробування на знос трибоспряжень роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1.способи та обладнання // проблеми трибології. – 2011. – № 1. – с. 19-24. 2. крагельский и.в. трение и износ. – м.: машиностроение, 1968. – 480 с. 3. евдокимов ю.а. условия моделирования процессов граничного трения и износа в подшипниках скольжения. – тр. риижта. –1972. – вып. 84. – с. 3-62. 4. веников а.в. теория подобия и моделирования. – м.:высш. шк. – 1976. – 470 с. 5. гаркунов д.н. триботехника. – м.: машиностроение, 1985. – 424 с. 6. справочник по триботехнике: в 3т. т.2: смазочные материалы, техника смазки, опоры скольжения и качения / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичинадзе. – м.: машиностроение, 1990. – 416 с. 7. браун э.д. моделирование трения и изнашивания в машинах. / э.д. браун, ю.а. евдокимов, а.в.чичинадзе. – м.: машиностроение, 1982. – 191 с. 8. дроздов ю.н. трение и износ в экстремальных условиях: справочник / ю.н. дроздов, в.г. павлов, в.н.пучков. – м.: машиностроение, 1986. – 224 с. 9. бейзельман р.д., цыпкин б.в., перель л.я. подшипники качения. справочник. – м.: машиностоение, 1975. – 572 с. 10. гайдамака а.в. повышение грузоподъемности и снижение сопротивления вращению тяжелонагруженных роликоподшипников за счет изменения конструкции и материала сепаратора: дис…канд. техн.наук. – харьков , 1988. – 209 с. 11. войтов в.а. конструктивная износостойкость узлов трения гидромашин. ч ii. методология моделирования граничной смазки в гідромашинах: монография. – харьков: центр леся курбаса, 1997. – 152 с. надійшла 20.03.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_kuzmenko.doc конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 70 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода испытаний на износ по четырехшариковой схеме содержание 1. введение, понятие о конкур-процессах в трибологии 2. модифицированный обобщенный метод испытаний на износ по четырехшариковой схеме 2.1. краткая теория испытаний по схеме шар-плоскость при нулевой начальной площадке 0 0a = 2.2. теория испытаний на износ по семе шар-плоскость при ненулевой начальной площадке контакта 0( 0) 0a s a= = ≠ 2.3. решение обратной задачи при 0 0a ≠ 3. теория испытаний на износ по четирехшариковой схеме 3.1. схема испытаний и общие соотношения 3.2. метод подобия и приведенного радиуса в теории испытаний на износ по схеме чшм 4. физико-статистическая безразмерная модель и критерий подобия процесса изнашивания 4.1. безразмерные комплексы модели и критериальное уравнения процесса изнашивания 4.2. определение параметров безразмерных моделей и критериальных уравнений 4.3. вероятность модели изнашивания 4.4. вероятностные основы гипотезы модели схватывания 4.5. определение вероятности схватывания меди со сталью 5. практическая реализация фск при испытаниях на чшм 5.1. условия проведения испытаний и основные результаты 5.2. определение параметров ,wk m до начала схватывания (одномерная размерная модель изнашивания (2.2.1)) 5.3. определение текущего и предельного значений критерия подобия при схватывании 5.4. определение вероятности схватывания в точке 1 1,a s для случая смазка sae 10/95 + cu: выводы по части i работы литература 1. введение. понятие о конкур-процессах изнашивания и восстановления поверхностей 10. общие понятия определение k − процессов среди множества процессов, протекающих в материальных системах, в частности в трибологии, выведем такие процессы, внутри которых можно выделить две подсистемы, которые непрерывно противоречат друг другу как бы добиваясь своих целей, иначе говоря, эти системы конкурируют друг с другом. процессы в таких системах далее будем называть контур-процессами или k − процессами. в трибологии под k − процессами будем понимать одновременное протекание двух процессов, действующих на контактирующие поверхности с противоположным эффектом: 1) изнашивания или разрешения поверхности; 2) восстановления или планирования поверхности. 20. виды контур-процессов в трибологии. в трибологии наиболее известны и изучены три вида k − процессов: i – вид k процессов – это износ изнашивания и восстановление поверхностей по схеме избирательного перекоса или при реализации трибологического эффекта безизносности гаркунова. ii – вид k процессов – имеет место при окислительном износе; при окислительном изнашивании по костецкому: одновременно или параллельно идут два процесса: 1) окисления (по существу восстановления поверхности); 2) процесс разрушения и удаления окисной пленки по существу процесс изнашивания поверхности. iii – вид k процесса, который вводится и детально исследуется в данной работе, это процесс изнашивания и восстановления поверхности порошком мягкого металла (медь, бронза) из смазки по механизму планирования. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 71 в процессе исследований оказалось, что изучение этого третьего вида k − процесса в настоящее время является наиболее актуальным: от назначения закономерностей этого процесса зависят успехи в разработке технологии непрерывного восстановления изношенной поверхности порошками мягких металлов из смазки. в связи с этим изучению этого iii–вида k − процесса уделяется здесь основное внимание. 30. типы k − процессов для iii вида k − процессов предложено рассматривать четыре типа графиков зависимости износа (или размера a площадки контакта) от пути трения для испытаний при разных смазках и присадках. графики строятся следующим образом: 1) выполняются испытаний на износ пары трения при выбранной базовой смазке 1; строится график зависимости ( )1a s ; 2) выполняются испытания на износ пары трения измененной опытной смазке 2; при этом также строится график зависимости размера площадки контакта от пути трения ( )2a s ; 3) оба графика наносятся на один рисунок и сопоставляются. взаимное расположение графиков несет информацию о характере протекающих конкурентных процессов изнашивания и восстановления поверхностей; 4) в связи с этим предлагается рассматривать три типа k процессов iii вида; iii – 1 первый тип k процесса iii вида характеризуется следующими особенностями: график ( )1a s на всем интервале испытаний выше графика ( )2a s , то есть износ при модифицированной смазке или присадке везде ниже износа при базовой смазке на рис. 1.1. iii – 2 во втором типе k процесса iii вида график зависимости ( )1a s на всем интервале испытаний располагается ниже графика ( )2a s , то есть модификация смазки не дает уменьшения износа во всем диапазоне испытаний на рис. 1.2. рис. 1.1 – графики зависимостей a(s)1 и a(s)2 для k-процессов типа iii–1 рис. 1.2 – графики зависимостей a(s)1 и a(s)2 для k-процессов типа iii–2 iii – 3 в третьем типе k процесса iii вида: 1) на первом этапе испытаний при 1 0s s< > . ( )1 ( )2a s a s> , а на втором этапе после точки 1s ( )1 ( )2a s a s< на рис. 1.3. iii – 4 в четвертом типе k процесса iii вида: 1) на первом этапе на рис. 1.4. рис. 1.3 – графики зависимостей a(s)1 и a(s)2 для k-процессов типа iii–3 рис. 1.4 – графики зависимостей a(s)1 и a(s)2 для k-процессов типа iii–4 интерпретация или содержание или смысл, который несут графики разных типов. приведены при испытаниях в п. 5 для k процесса типа ii i– 4; для k процесса типа iii – 1 в п. 6. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 72 40. к четвертому виду (iv) k процессов в трибологии можно отнести процессы изнашивания и восстановления смазки или смазочного слоя. при работе любого смазываемого сопряжения смазка удаляется, а затем с помощью смазочной системы восстанавливается. для жидкой смазки это система насос трубы, фильтра. для пластической смазки это, как правило, пресс-масленки. в связи с рассматриваемым здесь k процессами в подшипниках качения становится ясным, что для iv вида k − процессов в случае пластической смазки центральной задачи становится задачи непрерывного автоматического восстановления пластической смазки в подшипниках качения. 50. процессы повреждаемости элементов машин в процессе эксплуатации и ремонта машин, как правило. с уменьшением их надежности также укрупнено можно рассматривать как реализацию контурпроцессов в «большом». в данной работе дана практическая реализация метода исследований k процессов iii вида, типов 1 и 4 в п. 6 и п. 5 данной работы. часть i. теоретические основы обобщенного метода испытаний на износ по четирехшариковой схеме цель этой работы определить условия и эффективность смазки с порошком меди при износе стали шх15. исследования выполняются по четирехшариковой схеме с использованием размерной и безразмерной моделей изнашивания. в известных методах испытания на износ по четирехшариковой схеме гост 9094-75, гост 23.221-84, astmd 2266, din 51350/3 и д.р., при оценке износостойкости измеряется размер пятна контакта при износе в заданных условиях. износостойкость определяется как отношение размеров площадки износа исследуемого варианта к базовому: 1) посуществу это не количественный, а качественный метод оценки износостойкости, так как одной и той же площадке могут соответствовать разная износостойкость; 2) главный недостаток этого метода состоит в отсутствии обоснованной методики перенесения результатов лабораторных испытаний на оценку износа разных узлов трения; 3) испытания проводятся на поверхностях из стали шх15, а перенос результатов на другие материалы отсутствует. в данной работе предлагается метод испытания четирехшариковой схеме с построением размерных и безразмерных моделей изнашивания, которые позволяют количественно оценивать эффективность мероприятий по повышению износостойкости с перенесением этих результатов на другие условия работы и на натурные узлы трения. 2. модифицированный обобщенный метод испытаний на износ по четырех шариковой схеме введение. теория методов испытаний на износ с определением параметров моделей изнашивания, детально разработанная в монографии [7] основана на использовании закономерностей изнашивания поверхностей с изменяющейся площадкой контакта (шар, цилиндр, конус и т.д.). идея метода и его эффективность применительно к износу шара на плоскости были показаны в работе [5]. использование результатов этой работы применительно к износу шаров в четирехшариковой машине было показано в работе [1]. в дальнейшем это решение вошло в монографии [2, 3, 4, 7] по контактной механике и износу смазанных поверхностей. в работе детально рассмотрен наиболее общий случай, когда одновременно изнашиваются все четыре шара. на основе решения, как прямой, так и обратной задач получены расчетные зависимости, которые позволяют по данным экспериментов на чшмт определять параметры моделей изнашивания, как неподвижных шаров, так и вращающегося шара. 2.1. краткая теория испытаний по схеме шар-плоскость при нулевой начальной площадке 0 0a = , износ неподвижных шаров 10. постановка задачи. ставится задача по результатам испытаний на износ шара радиуса r на плоскости определить параметры модели изнашивания: 1) в качестве размерной дифференциальной модели изнашивания принимаем соотношение вида mw w du k ds = σ , (2.1.1) где wu − износ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 73 s − путь трения; σ − давление по площадке изнашивания; ,wk m − параметры модели; 2) при допущении о равномерном распределении контактного давления в любой момент процесса условие равновесия можно записать в виде: 2q a= π σ , (2.1.2) где a − радиус площадки контакта; q − полная нагрузка действующая постоянно на шар; 3) из геометрических соотношений условие сплошности в контакте с точностью до малых первого порядка имеет вид: 2 / 2wu u a r= = , (2.1.3) wu − максимальный износ равен стреле пробега сферического сегмента. 4) будем полагать, что при 0( 0) 0a s a= = = , из эксперимента известна степенная зависимость радиуса круговой площадки контакта от пути трения: ( )a s csβ= , (2.1.4) где s − путь трения для точек шара; ,c s − параметры степенной аппроксимации экспериментальных данных, которые могут быть определены методом наименьших квадратов, либо, приближенно, по двум экспериментальным точкам 1 1 2 2( , ), ( , )a s a s : 1 2 1 1 2 1 lg / , lg / a a a c s s sβ β = = . (2.1.5) соотношениями (2.1.1) – (2.1.5) завершается математическая постановка задачи. 20. решение обратной задачи для случая 0 0a = : 1) интегрируя (2.1.1), получаем интегральную форму модели изнашивания: 0 ( ) s m w wu k s ds= σ∫ ; (2.1.6) 2) подставляя (2.1.3) и (2.1.2) в (2.1.6), имеем: 2 2 02 ms w a q k ds r a   =  π ∫ ; (2.1.7) 3) далее подставляем экспериментальную функцию ( )a s по (2.1.4) в (2.1.7) : 2 2 2 2 0 ( / ) 2 s m w m m c s q k ds r c s β β π = ∫ ; (2.1.8) 4) после интегрирования имеем следующее уравнение задачи: 2 2 1 2 2 ( / ) 2 1 2 m m m w c s q s k r c m β − βπ = − β ; (2.1.9) 5) из условия выполнимости этого уравнения при любых значениях пути трения s имеем решение: 2 1 2 mβ = − β , (2.1.10) отсюда: 1 2 2 m − β = β , (2.1.11) далее из (2.1.9) с учетом (2.1.10) имеем 2 2 ( / ) m w m c k r q + β = π . (2.1.12) полученные формулы (2.1.11) и (2.1.12) справедливы только для случая нулевой начальной площадки контакта 0 0a = . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 74 2.2. теория испытаний на износ по семе шар-плоскость при ненулевой начальной площадке контакта 0( 0) 0a s a= = ≠ 10. постановка прямой задачи 1) пусть для заданной пары трения известны параметры ,wk m модели изнашивания (2.1.1). прямая задача состоит в определении износа ( , , , , )w wu s q r k m при заданных условиях эксплуатации; 2) математическая постановка прямой задачи содержит те же соотношения (2.1.1) – (2.1.3) что и обратная задача: mw w du k ds = σ , (2.2.1) 2 q a σ = π , (2.2.2) 2 / 2wu a r= . (2.2.3) 20. решение прямой задачи: 1) дифференцируя условие сплошности (2.1.3) по 1s имеем: 2 ( ) ( ) 2 wdu a s da s ds r ds = ; (2.2.4) 2) приравнивая (2.2.1) и (2.2.4), получаем: ( ) ( )m w a s da s k r ds σ = , отсюда: 1/m m w a da k r ds   σ =     ; (2.2.5) 3) далее приравнивая (2.2.5) и (2.2.2) приходим к дифференциальному уравнению задачи: 2 m w q a da a k r ds   = π  , (2.2.6) или 2 ( / )mw m rk q da a a ds π = , 2 1( / )m mwk r q ds a da +π = , (2.2.7) это простое обыкновенное дифференциальное уравнение с разделяющимися переменными; 4) интегрируя дифференциальное уравнение (2.2.7), получаем: 2 2 ( / ) 2 2 m m w a k r q s c m + = π + + ; (2.2.8) 5) постоянную интегрирования с определим из условия: 0( 0)a s a= = , (2.2.9) 2 2 0 2 2 ma c m + = + ; (2.2.10) 6) подстановка (2.2.10) в (2.2.8) дает окончательно решение в виде: 2 2 2 2 0(2 2) ( / ) m m m wa m k r q s a + += + π + ; (2.2.11) 7) при 0 0a = имеем: 2 2 (2 2) ( / )m mwa m k r q s + = + π . (2.2.12) 2.3. решение обратной задачи при 0 0a ≠ 1) для определения двух параметров ,wk m необходимо иметь два уравнения; 2) с этой целью на зависимости ( )a s выберем две точки с координатами 1 1 2 2( , ), ( , )a s a s ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 75 3) подставляя выбранные точки в решение (2.2.11), получаем систему двух уравнений: 2 2 2 2 1 1 0 2 2 2 2 2 2 0 (2 2) ( / ) (2 2) ( / ) m m m w m m m w a m k r q s a a m k r q s a + + + + = + π +   = + π +  (2.2.13) 4) разделив первое уравнение на второе приходим к одному уравнению относительно параметра m : 2 2 2 2 1 0 1 2 2 2 2 2 0 2 m m m m a a s a a s + + + + − = − , (2.2.14) или в более удобной для реализации форме: 2 2 1 0 1 2 2 2 0 2 ( / ) 1 ( / ) 1 m m a a s a a s + + − = − . (2.2.15) это нелинейное относительно параметра m уравнение можно решать численно с использованием интегральных процедур. формулу для определения параметра wk получаем из первого уравнения (2.2.13): 2 2 2 2 1 0 1(2 2) ( / ) m m w m a a k m r q s + +− = + π . (2.2.16) 3. теория испытаний на износ по четирехшариковой схеме 3.1. схема испытаний и общие соотношения 10. схема: на трех симметрично расположенных шарах радиуса r располагается под нагрузкой q четвертый вращающийся шар радиуса r . 1) из геометрии контакта следует [1], что при общей нагрузке nq , нагрузка на один шарик определяется из соотношения: 0, 4082 nq q= ; (3.1.1) 2) средний радиус 1r , на котором расположены пятна износа на каждом из трех шариков равен: 1 0, 5774r r= ; (3.2.1) 3) путь трения s на пятне износа нижних шариков равен: 12s r nt= π ; (3.1.3) 4) a − радиус пятна износа на нижних шарах чшм. 3.2. метод подобия и приведенного радиуса в теории испытаний на износ по схеме чшм 10. основные положения метода подобия в контактной механике с износом: 1) на первом этапе выполняется решение контактной задачи для шара на плоскости с износом, это решение выполнено в п. 2 данной работы; 2) на втором этапе на основе общих соотношений выводится формула для приведенного радиуса, для контакта тел двух двоякой кривизны. 3) на третьем этапе в расчетные формулы для контакта с износом шара и плоскости вместо радиуса шара r подставляется приведенный радиус *r ; 4) получаемые при этом формулы и являются формулами для определения параметров модели изнашивания. 20. общая процедура определения приведенного радиуса для тел двоякой кривизны: 1) приведенный радиус *r определяется по соотношениям: * * * 1 2( )r r r= , (3.1.4) где * 1 11 21 1 1 1 r r r = + , (3.1.5) * 2 12 22 1 1 1 r r r = + , (3.1.6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 76 * 11 21 1 11 21 r r r r r = + , (3.1.7) * 12 22 2 12 22 r r r r r = + ; (3.1.8) 2) в случае контакта двух шаров одинакового радиуса 1 2r r= из (3.1.7) имеем: 2 * 1 1 1 1 1 1 1 12 2 r r r r r r r r ⋅ = = = + , также * 12 2 r r = ; 3) далее по (3.1.4) имеем: 1/22 1 1 * 4 2 r r r   = =    . (3.1.9) 30. расчетные формулы для определения параметров ,wk m при испытаниях на чшм при нулевой начальной, 0 0a = площадке контакта: 1) формула для определения m при трении шара и плоскости не содержит радиуса r , поэтому соответствующая формула для чшм полностью совпадает с (2.1.11): 1 2 2 m − β = β ; (3.1.10) 2) для получения формулы для определения wk в случае чшм, необходимо в формуле (2.1.12) для шара и плоскости вместо r подставить *r по (3.1.9): 2 2 * ( / ) m w m c k r q + β = π , (3.1.11) где * 1 1/ 2,r r r= − радиус шара в чшм. 40. аналогичным образом получаем формулы для определения параметров ,wk m при 0 0a ≠ : 1) уравнение для определения параметра m при испытаниях по схеме шар-плоскость (2.2.15) совпадает с уравнением для испытаний на чшм: 2 2 1 0 1 2 2 2 0 2 ( / ) 1 ( / ) 1 m m a a s a a s + + − = − ; (3.1.12) 2) формулу для определения wk в случае чшм получаем заменяя в (2.2.16) величину r на * 1 / 2r r= : 2 2 2 2 1 0 * 1(2 2) ( / ) m m w m a a k m r q s + +− = + π . (3.1.13) 4. физико-статистическая безразмерная модель и критерий подобия процесса изнашивания 4.1. безразмерные комплексы модели и критериальное уравнения процесса изнашивания 10. в соответствии с общей теорией подобия и размерностей (тпр): на первом этапе выписываются все определяющие и определяемые величины, влияющие на процесс. в нашем случае этими величинами являются wu , мм – износ; s , мм – путь трения; σ , кг/мм 2 – давление; hb , кг/мм2 – твердость изнашиваемой поверхности (например по бринеллю); v , мм/с – скорость взаимного скольжения поверхностей; a , мм – размер площадки контакта; 0v , мм 2/с – кинематическая вязкость смазки; a′ , мм2/с – коэффициент теплопроводности материала изнашиваемой поверхности. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 77 20. в соответствии с тпр на втором этапе из определяемых и определяющих величин составляются безразмерные комплексы; 1) в качестве определяемого безразмерного комплекса примем величину безразмерного износа: w w u s π = , мм/мм [1] (4.1.1) или в дифференциальной форме интенсивность износа: w w du ds′ π = , мм/мм [1]; (4.1.2) 2) для случая изнашивания со смазкой в качестве определяющего комплекса можно принять комплекс вида: 1 0 0 q vr vr hb v hbv  σ σ  π = =       , (4.1.3) 3) для случая изнашивания без смазки в качестве определяющего комплексы можно принять комплекс вида: 2q vr vr hb a hb a σ σ    π = =   ′ ′    . (4.1.4) 30. на третьем этапе тпр между определяемыми и определяющими комплексами устанавливается экспериментальные зависимости: 1) в случае изнашивания со смазкой критериальные уравнения могут быть в виде: 0 m w w du vr k ds hb v σ  =     , (4.1.5) или в более общем виде: 0 nm w w du vr k ds hb v  σ =        ; (4.1.6) 2) в случае изнашивания без смазки аналогично могут быть взяты критериальные уравнения вида: m w w du vr k ds hb a σ  =   ′  , (4.1.7) или m n w w du vr k ds hb a σ    =    ′    . (4.1.8) 4.2. определение параметров безразмерных моделей и критериальных уравнений 10. основным достоинством предложенных безразмерных критериев, моделей и критериальных уравнений является возможность связать параметры этих безразмерных моделей с размерными моделями. это важно в связи с тем, что методика определения размерных параметров обработана в предыдущих подразделах. 20. в случае испытаний со смазкой 1) установим зависимость между параметрами размерной модели (2.2.1) mw w du k ds = σ , и безразмерной модели (4.1.5) 0 m w w du vr k ds hb v σ  =     ; 2) приравнивая, левые и правые части (2.2.1) и (4.1.5), имеем 0 m m w w vr k k hb v σ  σ =     , (4.1.9) 3) отсюда имеем m m= , (4.1.10) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 78 0( )mw w v k k hb vr = . (4.1.11) 30. в случае испытаний без смазки: 1) безразмерная модель изнашивания имеет вид: m w w du va k ds hb a σ  =   ′  ; (4.1.12) 2) приравнивая (2.2.1) и (4.1.12) получаем в этом случае: ( )mw w a k k hb a ′ = , (4.1.13) напомним a′ − коэффициент теплопроводности. 30. интегральные безразмерные модели: 1) в случае испытаний со смазкой имеют вид: 0 m w w w w u va u k s hb v σ  π = = =     ; (4.1.14) 2) в случае испытаний без смазки: m w w w w u va u k s hb a σ  π = = =   ′  . (4.1.15) 4.3. вероятность модели изнашивания 10. будем полагать, что все определяющие величины в моделях (4.1.14) и (4.1.15): 1) являются случайными величинами, распределенными по нормальному закону. для каждой из величин полагаем известными средние значения , , , ,hb v a a′σ и коэффициенты вариации , , , ,hb v a av v v v v ′σ ; 2) в этом случае безразмерные комплексы (безразмерный износ wu ) также будет распределен по нормальному закону. 4.4. вероятностные основы гипотезы модели схватывания 10. для определения параметров модели схватывания со сталью порошка меди из смазки проведем следующие испытания: 1) по результатам испытаний на чшм на износ стальных поверхностей со смазкой без пав и без медного порошка получаем зависимость размера площадки контакта от пути трения ( )ia s ; 2) аналогично по результатам испытаний на износ на чшм стальных поверхностей со смазкой без пав, но с частицами порошка меди получаем вторую зависимость размера площадки контакта от трения в виде ( )iia s ; 3) пусть при нанесении зависимостей ( )ia s и ( )iia s на один график получаем кривые пересекающиеся в одной точке ( , )k ka s по схеме рис. 1. 20. объяснения характера кривых: 1) на участке ок кривой 1 с порошком меди поверхность изнашивания интенсивней, чем на участке ок кривой 2 без порошка; 2) на этом участке вероятность схватывания меди из смазки со сталью мала; 3) на участке kcu кривой 1 износ стал меньшим, чем на участке кб кривой 2; это объясняется тем, что уже произошло схватывание меди из порошка со сталью, появилось покрытие и износ уменьшился; 4) таким образом можно полагать, что в точке к обеспечиваются предельные условия, обеспечивающие схватывание меди со сталью. такова первая основная рабочая экспериментально обоснованная гипотеза модели схватывания меди из смазки со сталью. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 79 30. основные соотношения вероятностной модели схватывания порошка меди из смазки со сталью: 1) текущее значение вероятностного критерий схватывания, как величина пропорциональной износу по (4.1.4) имеет вид: 0 m q w va k hb v σ  π =     ; (4.1.6) 2) предельное значение величины критерия схватывания меди со сталью *qπ вычисляемого по (4.1.6) в критической точке к пересечения графиков по рис. 4.1: * 0 m k k k q w k k v a k hb v  σ π =     . (4.1.17) 4.5. определение вероятности схватывания меди со сталью 10. условие схватывания: 1) сначала введем коэффициент запаса n по схватыванию в виде соотношения: * q q n π = π ; (4.1.18) 2) где черта указывает на среднее значение условия схватывания порошка меди в смазке со сталью: * q qπ ≥ π ; (4.1.19) 3) полагаем, что qπ% и * qπ% величины случайные, распределенные по нормальному закону: и имеющие средние значение *,q qπ π и коэффициенты вариации *, q qv vπ π ; 4) в соответствии с общей теорией надежности квантиль pu вероятности схватывания можно записать в виде: * 2 2 1 q p q n u n v vπ π − = + . (4.1.20) выводы по части i работы 1. первым главным этапом в реализации эффекта безизносности гаркунова является нанесение меди на стальную поверхность и обеспечение схватывания меди со сталью. 2. главной задачей работы было показать, что при трении стали со сталью в смазке, содержащей порошок меди, с некоторой вероятностью на поверхность стали наносится слой меди. 3. при разработке математической модели процесса схватывания меди со сталью были использованы основные положения метода теории подобия и размерностей. на основе известных значений о процессе схватывания в качестве основных определяющих величин приняты: давление твердость скорости скольжения, размер площадки трения, кинетическая вязкость смазки. на основании размерного анализа показано, что в качестве критерия подобия в процессе схватывания, может быть, взят комплекс: 0 q va hb v σ π = . в качестве определяемого критерия взята безразмерная величина интенсивности изнашивания: w w du ds π = . 4. из эксперимента на изнашивание, в цилиндр-плоскость была установлена дифференциальная зависимость определяемого критерия от определяющего в форме: 0 m w w du va k ds hb v σ  =     . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com конкур-процессы изнашивания и восстановления поверхностей узла трения. часть i. теоретические основы обобщенного метода… проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 80 интегральная зависимость определяемого критерия от определяющего получена в виде: 0 m w w va u k s hb v σ  =     . 5. найдена зависимость параметров критериального уравнения от параметров размерной модели изнашивания: mw w du k ds = σ , методика определения коротких для схемы шар-шар хорошо разработана. 6. разработана физико-статистическая модель и критерий изнашивания поверхности стали при смазке с добавками медного порошка. 7. принято в качестве допущения, что пересечение кривых изнашивания ( )a s со смазкой без добавки меди с кривой ( )a s , полученной со смазкой с добавкой меди, является критической точкой, в которой безразмерный критерий схватывания достигает предельного значения. 8. на основе понятия предельного и текущего значения критерия схватывания введено понятие коэффициента запаса меди со сталью по схватыванию. 9. разработанная математическая модель процесса схватывания порошка из меди со сталью позволяет определить вероятность схватывания меди из порошка со сталью 10. показано, что при добавлении порошка меди в смазку не содержащую пав в любой момент испытаний возникает сцепление (схватывание) меди со сталью с некоторой вероятностью, определяемой на основе испытаний на износ по схеме цилиндр плоскость. 11. таким образом, показано, что реализация эффекта безизносности гаркунова при наличии смазки с активным пав, является частным случаем нанесения меди на сталь при смазке, не содержащей пав. 12. отличие эффекта гаркунова от эффекта медного порошка в смазке состоит только в скорости процесса, в продолжительности и силе удержания смазки без пав на меди в сравнении со случаем гаркунова, когда в смазке имеется пав. 13. главный вывод: доказано экспериментально и физико-статистически обосновано нанесения медного покрытия на сталь из смазки без пав содержащей медный порошок, явление рассматривается как новый трибологический эффект. механизм нанесения покрытия из порошка в смазке состоит при определенных условиях в обеспечении схватывания меди со сталью. процесс этого схватывания имеет вероятностную природу и происходит с некоторой вероятностью возрастающей во времени. для определенности и в отличие от эффекта гаркунова предлагается открытый эффект назвать эффектов нанесения медного покрытия из порошка в смазке. литература 1. кузьменко а.г., дыха а.в. метод испытаний на износ со смазкой по четирехшариковой схеме (теория износа шаров в чшм) // проблемы трибологии. – 2003. – № 3. – с. 30-44. 2. кузьменко а.г., диха о.в. дослідження зносостійкості взаємодії змащення поверхонь тертя. хмельницький: хну. – 2005. – 183 с. 3. кузьменко а.г., дыха а.в. контакт, трение и износ смазанных поверхностей. – хмельницкий: хну, 2007. – 344 с. 4. кузьменко а.г., дыха а.в., бабак о.п. контактная механика и износостойкость смазанных трибосистем. – хмельницкий: хну, 2011. – 250 с. 5. кузьменко а.г., сытник с.в., кузьменко г.а. износ шара и плоскости (жесткий контакт) // проблемы трибологии. – 1998. – № 2. – с. 21-40. 6. кузьменко а.г. развитие методов контактной трибомеханики. – хмельницкий: хну, 2010. – 270 с. 7. кузьменко а.г. прикладная теория методов испытаний на износ. – хмельницкий: хну. – 579 с. надійшла 15.06.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_titov.doc технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 81 тітов т.с.,* ранський а.п., диха о.в.,** гордієнко о.а.,* діденко н.о.*** *вінницький національний технічний університет, м. вінниця, україна, **хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, ***вінницький національний медичний університет ім. м. і. пирогова, м. вінниця, україна, e-mail: tarastitov88@gmail.com технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відходів удк 504.064.4 + 621.89.099 досліджена можливість реагентної переробки високотоксичних промислових відходів з метою отримання поліфункціональних присадок до індустріальних олив. з використанням квантово–хімічних розрахунків для сульфурвмісних координаційних сполук, що мають хелатні вузли ms4 та mn2s2 (m = co 2+, ni2+, cu2+, zn2+), проведена кореляція між протизношувальними властивостями досліджених присадок та іонним потенціалом φ , а також сумарним зарядом (s1+s2) сульфурвмісних органічних лігандів, що входять до їх структури. встановлено, що протизношувальні властивості досліджених метал–хелатів залежать від іонності (ковалентності) хімічного зв’язку в координаційних вузлах ms4 та mn2s2 наступним чином: чим більш іонним є хімічний зв'язок, тим гіршими є протизношувальні властивості досліджених присадок. ключові слова: реагентна переробка, присадки, сульфурвмісні ліганди, протизношувальні властивості, іонний потенціал, координаційний вузол. вступ раніше нами реагентною переробкою токсичних промислових відходів були вилучені трихлорацетат натрію 1 [1]; 3,6–дихлор–2–метоксибензойна кислота 2 [2]; тетраметилтіурамдисульфід 3 [3]; o,o– диметил–s–(n–метилкарбамоїл–метил)дитіофосфат 4 [4]; похідні від реагентної переробки головної фракції сирого бензолу 5: дитіокарбамати 11, ксантогенати 12 та тритіокарбонати 13 [5, 6], а також 2–хлор– 4–етиламіно–6–ізопропіламіно–сим–триазин 6 [1], табл. 1. виділені діючі речовини 1–5 промислових відходів при наступному хімічному модифікуванні утворюють потенційно активні поліфункціональні присадки до індустріальних та моторних олив 7–13 [6–16], які за хімічною структурою аналогічні або близькі до уже досліджених або промислових присадок 16–23 [17–24], табл. 1. таблиця 1 структурні аналоги промислових відходів, їх модифікованих хімічних форм та промислових присадок до олив /п промислові відходи модифіковані хімічні форми (аналоги промисловим присадкам з протизношувальною та антифрикційною дією) промислові присадки (функціональна дія) 1 2 3 4 1. 1, пп тхан* [1] 7 [7] 16, протизношувальна [17] 2. 2, пп банвел [2] 8 [9] 17, антиокислювальна [18, 19] mailto:tarastitov88@gmail.com технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 82 продовження таблиці 1 3. 3, пп тмтд [3] 9 [10] 18, антиокислювальна, протизношувальна [20] 4. 4, пп бі–58 [4] 10 [11, 12] 19, дф–11, антиокислювальна, протикорозійна [21, 22] 11 [13–15], m = cu2+, zn2+; alk = c1–c5 20, протизношувальні, протизадирні [14, 15, 20] 12 [6] 21, протизношувальні, протизадирні [23] 5. 5, високотоксична головна фракція cs2 [5, 6] 13 [16] 22, протизношувальні, протизадирні [21, 23] 6. 6, пп атразин [1] 14 [8] 23, антиокислювальна до ракетного палива [24] примітка: * – непридатний до використання пестицидний препарат (пп) тхан. таким чином, згідно до фундаментальної залежності «структура–властивості», можна очікувати наявність у модифікованих хімічних форм 7–14 трибохімічних властивостей, що притаманні промисловим присадкам 16–23. однак принцип структурної аналогії не завжди відповідає прогнозуванню та покращенню трибохімічних характеристик виділених із промислових відходів потенційних присадок до індустріальних та моторних олив, що може бути пов’язане із зміною їх просторової будови, утворенням аддуктів або інших форм координаційних сполук, різною ліпофільністю та цілим рядом інших факторів [25]. враховуючи вищезазначене, нами зроблена спроба більш точного прогнозування трибохімічних властивостей отриманих потенційних присадок шляхом квантово–хімічних розрахунків їх будови та кореляції отриманих величин з їх протизношувальними властивостями в індустріальних оливах. для встановлення більш об’єктивних залежностей в ряду «структура–протизношувальні властивості» хімічно модифіковані речовини 7–14 були додатково доповнені метал–хелатами купруму(іі) та цинку на основі ароматичних та гетероциклічних тіоамідів: 15 де m = cu2+, zn2+; x = nh, s; r = 2–ch3, 2–och3, 2–oc2h5, 2–cl, 4–ch3, 4–och3, 4–oc2h5, 4–cl. сполуки 15 були синтезовані нами окремо класичним або прямим методами синтезу [26, 27] і проявили високі протизношувальні та антифрикційні властивості [28, 29]. технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 83 постановка задачі технологічний дизайн в розумінні авторів є розробка (конструювання) нових поліфункціональних присадок до індустріальних олив шляхом їх реагентного вилучення з високотоксичних промислових відходів та хімічного модифікування з врахуванням вже існуючих промислових структурних аналогів (табл. 1, рис. 1). при цьому необхідно відмітити, що залежно від наявності у складі присадок того чи іншого структурного фрагменту, дуже суттєво залежить функціональне призначення самої присадки. так, наявність алкілфенольного 24, 25 або (фенольного + карбамідного) фрагментів 26 забезпечує промисловим присадкам антиокислювальні та протикорозійні властивості, в той час, як комплексні сполуки цинку та барію, що координовані дитіофосфатними лігандами (сполуки 27–30), проявляють антиокислювальні, протизношувальні та протикорозійні властивості. сполука 31, що має у своєму складі кальцієву сіль арилкарбонової кислоти, надає оливам високі миючі та диспергуючі властивості, а похідні ксантогенової 32 та 33, тритіокарбонової 34 та дитіокарбамінової 35 кислот – протизношувальні, протикорозійні та антифрикційні властивості. між тим відомо [26], що трибохімічні властивості комплексних сполук 7–15, які були об’єктом наших досліджень, сильно залежать, як від природи органічного ліганду, так і від центрального іону металу. рис. 1 – промислові присадки 24–35 та означені структурні фрагменти, що визначають їх трибохімічні властивості в зв’язку з вищезазначеним, нами проведені квантово–хімічні розрахунки будови потенційних присадок до індустріальних олив 7–13, 15 та проведена кореляція отриманих величин зарядів на координуючих центрах нітрогену та сульфуру лігандів з їх протизношувальними властивостями. експериментальна частина сполуки 1, 2, 3, 4 та 5 були виділені або хімічно модифіковані, відповідно, до сполук 7, 8, 9, 10 та 11–13, як це описано в роботах [1–6]. сполуки 15 були синтезовані класичним методом, виходячи із відповідних солей [26] або прямим методом із нульвалентних металів [27]. склад та будову сполук 1–13 та 15 визначали елементним аналізом та спектральними (іч, уф) методами. протизношувальні властивості синтезованих сполук досліджували на чотирикульковій машині тертя та на машинах тертя смц–2, мфт–1 за методиками наведеними в роботах [14, 15, 26]. при цьому мастильні композиції готували гомогенізацією однієї із базових індустріальних олив (і–20, і–40, і–40а) з дослідженою присадкою в концентраціях 0,05 – 3,0 % мас. в деяких випадках для покращення розчинення досліджених метал–хелатів до композиції додавали диметилформамід в кількості до 3,0 % мас. квантово–хімічні розрахунки досліджених сполук виконували в програмному пакеті gaussian–09 [32, 33], до якого входить програма gauss view версії 5.0 [34]. оптимізацію геометрії молекул та комплексних сполук проводили з використанням напівемпіричних методів в приближенні рм6 [34, 35]. технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 84 обговорення результатів роботи дослідження трибохімічних властивостей метал–хелатів (координаційні вузли mo4, ms4, mn2o2 i mn2s2; m = cu 2+, zn2+), як присадок до олив показали, що їх протизношувальна і антифрикційна дія має різну природу та реалізується у парі тертя «бронза – сталь» за різними механізмами. протизношувальні властивості присадок до олив при до критичних або критичних ( кр ) навантаженнях визначаються можливістю формування на поверхнях тертя захисних прошарків різної природи: полімерних структур [36], координаційних сполук різної будови [26], сульфідів металів cus і fes [36] або мідної плівки на стальній поверхні тертя при реалізації ефекту вибіркового переносу [25]. в цьому випадку можна говорити про хемосорбційну взаємодію металевої поверхні тертя та координуючих центрів метал–хелатів (зарядовою складовою), що була розрахована нами квантово–хімічними методами (табл. 2). при цьому, в першу чергу, враховували заряди на центральному атомі металу та атомах, що утворюють метал–хелатний вузол ms4 та mn2s2. сумарний заряд (s 1 + s2) наведено з врахуванням того, що дитіокарбоксильний фрагмент –c(=s)s утворює ряд рівнозначних мезомерних структур: при цьому, сумарний заряд (s1+ s2) для досліджених лігандів коливається у досить широкому інтервалі від –0,468 (біс(n-фенілбензтіазол–2–карботіамідато)цинку 47) до –1,682 (диметоксидитіофосфат натрію 42). отже, не дивлячись на близькість лігандних структур (хелатний вузол ms4 та mn2s2), зарядова складова суттєво відрізняється, тобто можна очікувати різницю і в їх трибохімічних властивостях. друга складова досліджених присадок стосувалась природи металу, яку ми характеризували іонним потенціалом ϕ , визначеним за формулою [37]: , r еф r szz − ==ϕ де ефz – ефективний заряд ядра атома, ев; z – загальна кількість електронів у атомі; s – стала екранування зовнішнього електрона ядра атома іншими електронами; r – орбітальний радіус іона, м. таблиця 2 розподіл зарядів на координуючих центрах метал–хелатів загальної формули*: замісники заряди на атомах сполука r r' a mn+ a c** s1 s2*** m заряд σ(s1+s2)*** * 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 24 ch3 ch3 n h+ –0,131 0,263 –0,221 –0,528 +0,233 –0,749 25 ch3 ch3 n na+ –0,132 0,349 –0,710 –0,651 +0,773 –1,361 26 c2h5 c2h5 n na+ –0,223 0,383 –0,715 –0,654 +0,771 –1,369 27 i–c5h11 i–c5h11 n na+ –0,218 0,380 –0,715 –0,654 +0,771 –1,369 28 ch3 – o na+ –0,293 0,487 –0,711 –0,538 +0,786 –1,309 29 c2h5 – s na+ +0,008 0,215 –0,610 –0,496 +0,790 –1,106 30 ch3 ch3 n cu2+ –0,134 0,208 –0,398 –0,398 +0,707 –0,796 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 31 c2h5 c2h5 n cu2+ –0,221 0,235 –0,401 –0,401 +0,707 –0,802 32 i–c5h11 i–c5h11 n cu2+ –0,216 0,231 –0,402 –0,402 +0,708 –0,804 33 ch3 – o cu+ –0,290 0,304 –0,220 –0,545 +0,516 –0,765 34 c2h5 – s cu+ –0,006 0,036 –0,121 –0,455 +0,484 –0,576 35 ch3 ch3 n zn2+ –0,094 0,271 –0,425 –0,425 +0,553 –0,850 36 c2h5 c2h5 n zn2+ –0,188 0,305 –0,429 –0,431 +0,546 –0,860 37 c2h5 c2h5 n ni2+ –0,213 0,216 –0,458 –0,456 +0,572 –0,914 38 c2h5 c2h5 n co2+ –0,182 0,206 –0,479 –0,478 +0,594 –0,957 39 i–c5h11 i–c5h11 n zn2+ –0,182 0,301 –0,429 –0,432 +0,546 –0,861 40 ch3 – o zn2+ –0,251 0,415 –0,324 –0,409 +0,549 –0,733 технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 85 продовження таблиці 2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 41 c2h5 – s zn2+ +0,111 0,111 –0,262 –0,321 +0,502 –0,582 42 na+ – 1,460 –0,841 –0,841 +0,810 –1,682 43 cu2+ – 1,428 –0,598 –0,670 +0,746 –1,268 44 zn 2+ – 1,456 –0,546 –0,693 +0,580 –1,239 45 na+ – 0,294 –0,748 –0,388 +0,731 –1,186 46 cu2+ – 0,228 –0,538 –0,116 +0,868 –0,654 47 zn2+ – 0,216 –0,344 –0,124 +0,211 –0,468 примітки: * – окрім сполук 24–29, 42, 45; ** – для сполук 42–44 заряд на р; *** – для сполук 45– 47 заряд на n1; ***** – для сполук 45–47 заряд σ(n1+s1). при цьому вважали, що орбітальний радіус складає відстань, яка відповідає головному максимуму функції радикального розташування електронної густини для основного стану атома, розрахованому уобергом і кромером квантово–механічними методами [38]. отримані розрахункові дані іонних потенціалів металів наведені в табл. 3 та на рис. 2. таблиця 3 розраховані дані іонних потенціалів металів метал z s ефz r · 10–10, м φ , ев na 11 8,80 2,20 0,278 7,91 k 19 16,80 2,20 0,592 3,72 fe 26 22,25 3,75 0,370 10,14 co 27 23,10 3,90 0,355 10,99 ni 28 23,95 4,05 0,339 11,95 cu 29 24,80 4,20 0,324 12,96 zn 30 25,65 4,35 0,311 13,99 рис. 2 – залежність іонних потенціалів металів від їх порядкового номера z в періодичній системі елементів для досліджених метал–хелатів ml2 (l = (c2h5)2nc(=s)s –; m = co2+, ni2+, cu2+, zn2+) на чотирикульковій машині тертя в індустріальній оливі і–40а були отримані дані по протизношувальним властивостям (табл. 4) та проведена їх кореляція із розрахованими нами іонними потенціалами для цих металів (табл. 3). таблиця 4 іонні потенціали та протизношувальні властивості метал–хелатів загальної формули ml2 комплекс властивості col2 nil2 cul2 znl2 φ, ев 10,99 11,95 12,96 13,99 і, 1·10–15 г 0,08 12,44 15,30 34,50 примітка: * – умовне позначення ліганду l = (c2h5)2nc(=s)s –. технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 86 (а) (б) рис. 3 – залежність протизношувальних властивостей досліджених сполук: (а) від потенціалів іонізації металів, що входять до їх складу (чотирикулькова машина тертя), відповідно, 38 > 37 > 31 > 36; (б) від сумарного заряду (s1+s2) на координуючих центрах органічних лігандів, що входять до їх складу (машина тертя смц–2), відповідно, 31 > 36 > 37 > 38 > 26 наведені дані (табл. 4, рис. 3а) показують, що між іонними потенціалами металів, що входять до складу комплексних сполук ml2 та їх зношувальними властивостями, існує прямий зв'язок: чим менше іонний потенціал центрального іону, тим кращі зношувальні властивості досліджених присадок. в першому приближенні це вказує на той факт, що в метал–хелатах, що забезпечують кращі протизношувальні властивості, хімічний зв'язок повинен бути більш ковалентним, або мати суттєво меншу іонну складову. даний висновок підтверджується також графічною (рис. 3б) залежністю між протизношувальними властивостями та сумарним зарядом (s1+s2) на координуючих центрах досліджених присадок, що були розраховані квантово–хімічним методом. таким чином, наведені на рис. 3 дані показують, що чим більше зарядова складова на центральному іоні металу (φ) та на лігандній частині (s1+s2), тим більш іонним є хімічний зв'язок в досліджених метал–хелатах і тим гіршими є протизношувальні властивості досліджених присадок. це можна пояснити тим, що іонні сполуки практично нерозчинні в індустріальних оливах, в полярних або слабко полярних розчинниках знаходяться у вигляді іонів, а тому можуть мати зовсім інший механізм протизношувальної дії в досліджених парах тертя. на рис. 4 наведено дані дослідженої залежності протизношувальних властивостей, відповідно, цинкових та мідних комплексів на основі сульфурвмісних лігандів різної природи, що мають єдині координаційні центри ms4 та mn2s2 від сумарного заряду (s 1+s2) на цих центрах. (а) (б) рис. 4 – залежність протизношувальних властивостей комплексних сполук цинку (а) та купруму (б), відповідно, 46 > 43 > 31 > 43 від сумарного заряду (s1+s2) на координуючих центрах сульфурвмісних лігандів (для сполуки 46 – від (n1 + s1), що входять до їх складу (машина тертя мфт–1, тиск р = 0,102 мпа, сульфурвмісні ліганди: 46 – , 33 – , 31 – , 43 – ) як і очікувалось, встановлені графічні залежності (рис. 4) мають однаковий характер. лише у випадку цинкових комплексів різниця у зношуванні пари тертя становить 3÷18,5·10–4 г, тоді як для мідних – лише 13,5÷15,0·10–4 г, що можна пояснити природою металу. для цинку (4s2–елемент) фізико–хімічні характеристики отриманих комплексних сполук суттєво відрізняються, тоді як для купруму (3d104s1) така залежність менш характерна. технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 87 висновки 1. в рамках фундаментальної залежності «структура–властивості» досліджена можливість цілеспрямованої реагентної переробки високотоксичних промислових відходів з метою отримання поліфункціональних присадок до індустріальних олив. 2. проведені квантово–хімічні розрахунки сульфурвмісних координаційних сполук, що мають хелатні вузли ms4 та mn2s2 (m = co 2+, ni2+, cu2+, zn2+). 3. на машинах тертя смц–2, мфт–1 та чотирикульковій машині в індустріальній оливі і–40а досліджені протизношувальні властивості присадок із класу координаційних сполук, що містять хелатні вузли ms4 та mn2s2. 4. встановлено, що протизношувальні властивості досліджених метал–хелатів залежать від іонності (ковалентності) хімічного зв’язку в координаційних вузлах ms4 та mn2s2 наступним чином: чим більш іонним є хімічний зв'язок, тим гіршими є протизношувальні властивості досліджених присадок. 5. проведена задовільна кореляція між протизношувальними властивостями досліджених присадок та іонним потенціалом ϕ , а також сумарним зарядом (s1+s2) сульфурвмісних органічних лігандів, що входять до структури координаційних сполук (присадок). залежно від природи сульфурвмісних лігандів, отримано наступний ряд протизношувальної активності для комплексів цинку та купруму: > > > література 1. гайдидей ольга владиславовна. комплексная переработка экологически опасных хлорсодержащих пестицидных препаратов : дис. ... канд. техн. наук : 21.06.01 / гайдидей ольга владиславовна. – днепропетровск, 2003. – 197 с. 2. гордієнко ольга анатоліївна. технології переробки хлорвмісних пестицидних препаратів з одержанням присадок до олив : дис. ... канд. техн. наук : 05.17.07 / гордієнко ольга анатоліївна. – к, 2012. – 200 с. 3. тхор ірина іванівна. реагентна переробка та раціональне використання екологічно небезпечних сірковмісних пестицидних препаратів : дис. … канд. техн. наук : 21.06.01 / тхор ірина іванівна. – к., 2008. – 212 с. 4. петрук роман васильович. комплексний метод переробки фосфорвмісних пестицидів до екологічно безпечних продуктів та рекультивації забруднених грунтів : дис. ... канд. техн. наук : 21.06.01 / петрук роман васильович. – к, 2013. – 176 с. 5. технологические аспекты реагентной переработки сероуглерода головной фракции сырого бензола коксохимических предприятий / [а. п. ранский, т. с. титов, o. a. гордиенко, а. к. балалаев] // экологический вестник россии. – 2013. – № 4. – с. 48–51. 6. ранский а. п. получение ксантогенатов металлов реагентной переработкой сероуглерода головной фракции коксохимических предприятий / а. п. ранский, т. с. титов, т. н. авдиенко] // экологический вестник россии. – 2013. – № 11. – с. 18–21. 7. регенерация и повторное использование солей трихлоруксусной кислоты / [а. п. ранский, м. п. сухой, а. г. панасюк, о. в. гайдидей] // охрана окружающей среды. – 1995. – вып. 1. – с. 23–25. 8. пат. 75668 україна, мпк6 в09в 3/00. спосіб переробки пестицидних препаратів на основі заміщених сим–триазинів / ранський а. п., панасюк о. г., бурмістр м. в., лук'яненко в. в., сандомирський о. в. ; заявник і патентовласник двнз «український державний хіміко–технологічний університет» ; № 2004010063 ; заявл. 08.01.04 ; опубл. 15.05.06, бюл. № 5. 9. пат. 75667 україна, мпк6 в09в 3/00, а62d 3/00. спосіб переробки пестицидних препаратів на основі похідних арилокси–, арил– та алкілкарбонових кислот / ранський а. п., панасюк о. г.; заявник і патентовласник двнз «український державний хіміко–технологічний університет» ; № 2004010057 ; заявл. 08.01.04 ; опубл. 15.05.06, бюл. № 5. 10. тхор і. і. технологічні схеми реагентної переробки пестицидного препарату «фентіурам» та його деривату тетраметилтіурамдисульфіду / і. і. тхор, в. г. петрук, а. п. ранський // вісник національного університету «львівська політехніка». – 2006. – № 553. – с. 204–209. 11. ранський а. п. повний лужний гідроліз некондиційного пестицидного препарату диметоат з отриманням екологічно безпечних продуктів / а. п. ранський, р. в. петрук // вісник національного авіаційного університету. – 2012. – № 1 – с. 258–265. 12. ранський а. п. дослідження присадних матеріалів на основі фосфорорганічних сполук / а. п. ранський, о. в. диха, р. в. петрук // проблеми трибології. – 2012. – № 3. – с. 26–31. 13. дослідження дитіокарбаматів металів як присадок до індустріальної оливи і–40а / [т. с. тітов, а. м. дудка, а. п. ранський, в. і. ситар] // вопросы химии и химической технологии. – 2013. – № 1. – с. 185–186. 14. дослідження протизношувальних властивостей n,n–діалкілдитіокарбаматів деяких 3d– металів як додатків до індустріальних олив / [т. с. тітов, о. в. диха, о. а. гордієнко, о. в. груздєва] технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 88 // проблеми трибології. – 2013. – № 1. – с. 105–113. 15. тітов т. с. дослідження триботехнічних властивостей n,n–діалкілдитіокарбаматів як продуктів реагентної переробки сірковуглецю коксохімічних виробництв / т. с. тітов, а. п. ранський, т. м. авдієнко / вопросы химии и химической технологии. – 2013. – № 3. – с. 246–247. 16. виноградова и. э. противозносные присадки к маслам / и. э. виноградова. – м. : химия, 1972. – 272 с. 17. химическое модифицирование поверхностей трения присадками на основе действующих веществ невостребованных пестицидов / [о. в. побирченко, а. п. ранский, и. г. плошенко, а. с. мамонтов] // вопросы химии и химической технологии. – 1998. – № 4. – с. 27–29. 18. кужаров а. с. влияние медьсодержащих добавок на триботехнические свойства пластичной смазки циатим–201 / а. с. кужаров, о. в. фисенко // трение и износ. – 1992. – т. 13, № 2. – с. 317– 323. 19. радикальные процессы при трении в сложных эфирах / [г. п. барчан, г. г. чигаренко, а. г. пономаренко и др.] // трение и износ. – 1983. – т. 4, № 2. – с. 194–201. 20. окислительные свойства дитиофосфатов и дитиокарбаматов цинка и молибдена / [а. б. виппер, о. п. паренаго, в. а. золотов и др.] // нефтепереработка и нефтехимия. – 1998. – № 2. – с. 30–33. 21. кулиев а. м. химия и технология присадок к маслам и топливам / а. м. кулиев. – л. : химия, 1985. – 312 с. 22. юдіна віта василівна. розроблення технологій отримання цинк– барійвмісного дитіофосфату та моторної оливи до високо форсованих двигунів : дис. … канд. техн. наук : 05.17.07 / юдіна віта василівна. – к., 2012. – 162 с. 23. композиційні мастильні матеріали на основі тіоамідів та їх комплексних сполук. синтез. дослідження. використання / [ранський а. п., бойченко с. в., гордієнко о. а. та ін.]. – вінниця : внту, 2012. – 328 с. 24. исследование ингибирующего действия карбамидных производных сим–триазина при окислении реактивного топлива / [в. и. келарев, и. а. голубева, о. г. грачева, м. а. силин] // нефтепереработка и нефтехимия. – 1998. – № 8. – с. 21–26. 25. механізм вибіркового переносу з точки зору резонансного потенціалу за нечаєвим [електронний ресурс] / [а. п. ранський, н. о. діденко, т. с. тітов, і. і. безвозюк] // наукові праці вінницького національного технічного університету. – 2010. – № 4. – 5 с. режим доступу до журн.: http://praci.vntu.edu.ua/article/view/1277/658 26. ранський анатолій петрович. координаційні сполуки деяких 3d–металів з ароматичними та гетероциклічними тіоамідами : дис. … докт. хім. наук : 02.00.01 / ранський анатолій петрович. – дніпропетровськ, 2002. – 327 с. 27. ranskiy a. direct synthesis of cuprum(ii) complex compounds based on thioamide ligands / a. ranskiy, n. didenko // chemistry and chemical technology. – 2014. – vol. 8, № 4. – p. 371–378. 28. ранский а. п. химия тиоамидов. сообщение х. синтез медных комплексов алкиламидов бензимидазол–2–тиокарбоновой и галогенсодержащих кислот и их исследование как присадок к смазочным маслам / а. п. ранский, о. г. панасюк, а. а. митрохин // вопросы химии и химической технологии. – 2006. – № 4. – с. 36–41. 29. поліфункціональні властивості тіоамідних комплексів у складі індустріальних олив / [н. о. діденко, а. п. ранський, о. а. гордієнко, м. в. євсєєва] // проблеми хіммотології. теорія та практика раціонального використання традиційних і альтернативних паливно–мастильних матеріалів : v міжнар. науково–практ. конф., жовтень 2014р. : тези допов. – к, 2014. – с. 336–337. 30. семенидго е. г. моторные и реактивные масла и жидкости / е. г. семенидго; под ред. к. к. попок. – м. : химия, 1964. – 704 с. 31. присадки к маслам и допливам / м. : гостоптехиздат, 1961. – 396 с. 32. handbook of computational chemistry / [j. leszczynski, a. kaczmarek–kędziera, m. g. papadopoulos et al.]. – springer science+business media. – 2012. – vol. 2. – 1430 p. 33. серба п. в. квантово–химические расчеты в программе gaussian по курсу «физика низкоразмерных структур» / п. в. серба, с. п. мирошниченко, ю. ф. блинов. – таганрог : тти юфу. – 2012. – 100 с. 34. introduction gaussian 09 and how to gaussview 5 programs [електронний ресурс] / режим доступу: http://wendang.baidu.com/view/b798b53a87c24028915fc31b.html. 35. мокрушин в. с. основы химии и технологии биоорганических и синтетических лекарственных веществ / в. с. мокрушин, г. а. вавилов. – санкт–петербург : проспект науки, 2009. – 496 с. 36. заславский ю. с. трибология смазочных материалов / ю. с. заславский. – м. : химия, 1991. – 239 с. 37. дей к. теоретическая неорганическая химия / к. дей, д. селбин. – м. : химия, 1969. – 432 с. 38. свойства неорганических соединений. справочник / [под ред. ефремова а. и.]. – л. : химия, 1983. – 392 с. надійшла в редакцію 27.11.2014 http://praci.vntu.edu.ua/article/view/1277/658 http://wendang.baidu.com/view/b798b53a87c24028915fc31b.html технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відхдів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 89 titov t. s., ranskiy a. p., dykha o. v., gordienko o. a., didenko n. o. technological design of additives to industrial oils obtained by reagent processing of toxic industrial waste. as part of the fundamental dependence «structure-properties» was explored the possibility of reagent processing of highly toxic industrial waste with obtaining multifunctional additives to industrial oils. also quantum-chemical calculations were made for sulfur-containing coordination compounds with chelating units ms4 and mn2s2 (m = co 2+, ni2+, cu2+, zn2+). using friction machines smc–2, mft–1 and four-ball machine in industrial oil i–40a were explored the anti-wear properties of the additives of the class of coordination compounds containing chelating units ms4 and mn2s2. it is established that anti-wear properties depend on ionicity (covalence) of chemical bonds in coordination units ms4 and mn2s2 as follows: the more ionic chemical bond is, the worse is the anti-wear properties of the investigated additives. correlation was made between anti-wear properties of the studied additives and their ionic potential φ and total charge (s1+s2) of sulfur-containing organic ligands in their structure. depending on nature of sulfurcontaining ligands, there was obtained the following row of anti-wear activity for zinc and copper complexes: > > > keywords: reagent processing, additives, sulfur-containing ligands, anti-wear properties, ionic potential, coordination unit. references 1. gajdidej o. v. kompleksnaja pererabotka jekologicheski opasnyh hlorsoderzhashhih pesticidnyh preparatov : phd thesis : 21.06.01, dnepropetrovsk, 2003, 197 p. 2. gordienko o. a. tehnologii' pererobky hlorvmisnyh pestycydnyh preparativ z oderzhannjam prysadok do olyv : phd thesis : 05.17.07, k, 2012, 200 p. 3. thor i. i. reagentna pererobka ta racional'ne vykorystannja ekologichno nebezpechnyh sirkovmisnyh pestycydnyh preparativ : phd thesis : 21.06.01, k., 2008, 212 p. 4. petruk r. v. kompleksnyj metod pererobky fosforvmisnyh pestycydiv do ekologichno bezpechnyh produktiv ta rekul'tyvacii' zabrudnenyh gruntiv : phd thesis : 21.06.01, k, 2013, 176 p. 5. ranskiy a. p., titov t. s., gordienko o. a., balalaev a. k. tehnologicheskie aspekty reagentnoj pererabotki serougleroda golovnoj frakcii syrogo benzola koksohimicheskih predprijatij, ekologicheskij vestnik rossii, 2013, p. 48–51. 6. ranskiy a. p., titov t. s., avdienko t. n. poluchenie ksantogenatov metallov reagentnoj pererabotkoj serougleroda golovnoj frakcii koksohimicheskih predprijatij, ekologicheskij vestnik rossii, 2013, № 11, p. 18–21. 7. ranskiy a. p., suhoj m. p., panasjuk a. g., gajdidej o. v. regeneracija i povtornoe ispol'zovanie solej trihloruksusnoj kisloty, ohrana okruzhajushhej sredy, 1995, № 1, p. 23–25. 8. ranskiy a. p., panasjuk o. g., burmіstr m. v., luk'janenko v. v., sandomirs'kij o. v. pat. 75668 ukraina, mpk6 v09v 3/00. sposіb pererobki pesticidnih preparatіv na osnovі zamіshhenih sim–triazinіv, zajavnik і patentovlasnik dvnz «ukraїns'kiy derzhavniy hіmіko–tehnologіchniy unіversitet», № 2004010063, filed 08.01.04 ; published 15.05.06, bjul. № 5. 9. ranskiy a. p., panasjuk o. g. pat. 75667 ukraina, mpk6 v09v 3/00, a62d 3/00. sposіb pererobki pesticidnih preparatіv na osnovі pohіdnih ariloksi–, aril– ta alkіlkarbonovih kislot, zajavnik і patentovlasnik dvnz «ukraїns'kij derzhavnij hіmіko–tehnologіchnij unіversitet», № 2004010057 ; filed 08.01.04 ; published 15.05.06, bjul. № 5. 10. thor і. і., petruk v. g., ranskiy a. p. tehnologіchnі shemi reagentnoї pererobki pesticidnogo preparatu «fentіuram» ta jogo derivatu tetrametiltіuramdisul'fіdu, vіsnik nacіonal'nogo unіversitetu «l'vіvs'ka polіtehnіka», 2006, № 553, p. 204–209. 16_gavrilov.doc анализ эффективности работы гидравлического выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 86 гаврилов с.а. национальный университет кораблестроения имени адм. макарова, г. николаев, украина анализ эффективности работы гидравлического выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами введение в работе [1] построена математическая модель динамических характеристик упорных подшипников скольжения (упс) с гидравлическим выравнивающим устройством (гву) с разгружающими сильфонами при торцовых биениях гребня, получена система нелинейных алгебраических уравнений в комплексных амплитудах и предложен ее численный метод решения. однако при определенных допущениях, не оказывающих заметного влияния на окончательные результаты расчетов, решение этой системы уравнений может быть выполнено и аналитическим методом. в связи с этим представляется актуальным получение аналитического решения данной задачи, проведение и анализ расчетов на конкретном примере по полученному решению и подтверждение его адекватности экспериментальным путем. целью настоящей работы является получение аналитического решения динамической задачи об эффективности работы гву с разгружающими сильфонами при торцовых биениях гребня, проведение и анализ расчетов на конкретном примере по полученному решению и подтверждение его адекватности экспериментальным путем. аналитическое решение поставленной задачи получено в предположении, что подушки одинаково нагружены статическими усилиями, а торцовые биения носят гармонический характер. это предположение для гву с разгружающими сильфонами всегда выполняется, так как коэффициент жесткости сильфона не менее чем на порядок меньше динамической жесткости масляной пленки подушки [2]. этот результат подтверждается также расчетами на примере компрессора высокого давления гтд м-70. экспериментальные исследования проведены на стенде, подробно описанном в работе [2]. в процессе экспериментальных исследований измерялись толщина и перегрев масляной пленки подушки. измерения проводились автоматизированным измерительным комплексом [3]. показано, что теория и опыт хорошо согласуются друг с другом, а гву с разгружающими сильфонами надежно защищает масляную пленку от вибрационного разрушения и обеспечивает ее работу в режиме, весьма близком к статическому. аналитический метод решения уравнений возмущенного движения упс с гву с разгружающими сильфонами расчетная схема системы упс с гву с разгружающими сильфонами представлена на рис. 1. рис. 1 – расчетная схема упс с гву с разгружающими сильфонами в ней, в отличие от работы [1], перегородки для дросселирования смазки в рабочей камере отсутствуют, как оказывающие вредное влияние на эффективность работы гву [2]. поэтому возмущенные уравнения движения упс с гву с разгружающими сильфонами можно на основании работы [1] записать в виде: ( ) ( )[ ]∑∑∑ === −+−−=η+η+η ппп 111 ξξ z i iiiiii z i i z i i xkxkkkm жджд &&&&& ; (1) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ эффективности работы гидравлического выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 87 ( ) ( ) сжд spcxxkxkxm iiiiiiiii −−η+−−η+−−= ξξ &&&&& ; (2) iiii νkvpp ρ3 4 1 π =−− ; (3) iii xsqq &с1 =− − ; (4) iii xs s & к с 1 =ν−ν − ( п,1 zi = ), (5) где m , m – соответственно массы ротора и подушки; η – осевое перемещение ротора; ikж , ikд – соответственно коэффициенты эффективной упругости и демпфирования масляной пленки i-й подушки; ix – перемещение основания сильфона под точкой опоры i-й подушки из положения статического равновесия; iξ – торцовое биение гребня под точкой опоры i-й подушки; c – коэффициент жесткости сильфона; ip – нестационарная составляющяя среднего давления жидкости в сильфоне гву под точкой опоры i-й подушки; сs – эффективная площадь сильфона; ρ – плотность жидкости; k – коэффициент местных потерь, обусловленных внезапными сужениями, расширениями и поворотами потока жидкости в гву; iv – амплитуда вынужденных колебаний средней алгебраической скорости жидкости в сечении i-го участка рабочего канала камеры гву; iν – средняя скорость среды по живому сечению i-го участка рабочего канала камеры гву; iq – средний объемный расход жидкости по живому сечению i-го участка рабочего канала камеры гву; кs – площадь проходного сечения рабочего канала камеры гву. точка обозначает производную по времени. будем считать, что осевая нагрузка, действующая на подшипник, одинаково распределена по подушкам. при таком распределении осевой нагрузки по подушкам коэффициенты эффективной упругости ikж и демпфирования ikд масляных пленок подушек являются одинаковыми [2]. поэтому уравнение (1) системы (1) (5) имеет нулевое решение η =0 (правая часть уравнения (1) равна нулю) при равномерном расположении по окружности подушек подшипника и его можно исключить из данной системы. оставшуюся систему уравнений (2) (5) будем решать методом комплексных амплитуд. согласно этому методу характер изменения параметров системы “гребень-пленка-подушкагву” при гармонических торцовых биениях гребня запишем в виде tj ii exx ω= ~ ; )(г ~ itj i ea γ−ω=ξ ; tj ii epp ω= ~ ; tjii evv ω= ~ , (6) где j – мнимая единица. волнистая линия обозначает комплексную амплитуду. подставляя (6) в (2) (5), получим систему алгебраических уравнений в комплексных амплитудах для определения динамических характеристик упс с гву: ii jj iii psxceakeajkxkxjkxm ii ~~~~~~~ сгжгджд 2 −−+ω+−ω−=ω− γ−γ− ; (7) iiii vkvpp ~ ρ π3 4~~ 1 =−− ; (8) iii xjs s vv ~~~ к с 1 ω=− − ( )п,1 zi = . (9) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ эффективности работы гидравлического выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 88 заметим, что в системе уравнений (7)-(9) модули комплексных амплитуд одноименных параметров системы являются одинаковыми. поэтому положим в формуле (9): п 2 ~~ 1 z j evv ii π =− . тогда получим следующее выражение для комплексной амплитуды iv ~ : i z j i x e j s s v ~ 1 ~ п 2 к с π − ω = . модуль этой амплитуды рассчитывается по формуле: ii cxv = , (10) где п к с 2 cos12 z s s c π − ω = . теперь положим в формуле (8) п 2 ~~ 1 z j epp ii π =− . тогда будем иметь следующее выражение для комплексной амплитуды ip ~ : iii xwvp ~~ = , (11) где 22 к с п1 3 4         − ωρ π −= π z j e kj s s w . далее, подставляя найденные выражения (10) и (11) для iv и ip ~ в уравнения (7), получим: ( )( ) ( ) ijii eakjkxcxjdbckjkm γ−+ω=−+++ω+ω− гжджд2 ~~ . (12) теперь находим квадраты модулей левой и правой частей этого равенства. тогда получим следующее уравнение для определения амплитуды перемещений основания сильфона ix (для оснований всех сильфонов одна и та же) в зависимости от амплитуды колебаний гребня гa : ( ) ( )[ ] ( )[ ] 2г2д2ж22д2ж2 akkxdcxkcbxckm iii ω+=−ω++++ω− , (13) где 22 к 2 с 3 4 ba bk s s b + ωρ π = ; 22 к 2 с 3 4 ba ak s s d + ωρ π = ; пп 4 cos 2 cos21 zz a π + π −= ; пп 4 sin 2 sin2 zz b π − π = . уравнение (13) после соответствующих преобразований представим в виде: 01 2 2 3 3 4 4 =+++ axaxaxa iii , (14) где 22224 cbcda += ; mbckdcbckbcca 2 дж3 2222 ω−ω−+= ; 2жж 2 д 2 ж 2244 2 222 kсkckmkmcma +++ω+ω−ω−ω= ; ( ) 2г2ж2д21 akka +ω= . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ эффективности работы гидравлического выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 89 полученное уравнение (14) является уравнением четвертой степени относительно неизвестной величины ix . решение этого уравнения, как известно из курса высшей алгебры, выражается через его коэффициенты и сводится по методу феррари к решению вспомогательного кубического уравнения, корни которого определяются по формуле кардано [4]. решение уравнения (14) также может быть получено численно с привлечением современных вычислительных средств. теперь найдем выражение для амплитуды вынужденных колебаний толщины масляной пленки под точкой опоры подушки. представим амплитуду колебаний толщины масляной пленки под точкой опоры i-й подушки в комплексной форме: ijii eaxh γ−= -г ~~~ . (15) выразим ix ~ из уравнения (12) через г ~ a и подставим в (15). тогда получим после соответствующих преобразований для амплитуды колебаний толщины масляной пленки под точкой опоры i-й подушки следующую формулу: ( ) ( ) ( ) ( ) г2д 2 ж 2 222 a dcxkcbxckm dcxcbxcm h ii ii i −ω++++ω− +−−ω = . (16) анализ полученных результатов расчеты проводились для упорного подшипника скольжения с гву с разгружающими сильфонами судового гтд м-70 со следующими исходными данными: угловая частота вращения ротора ω = 1477 рад/с; m = 75 г; число подушек пz = 12; статическая нагрузка на подушку стn = 1250 н; коэффициент жесткости каждого сильфона c = 5,4 мн/м [5]; масло газотурбинное гост 10289-79. рис. 2 – влияние амплитуды торцовых биений гребня гa на отношение стhh по результатам проведенных расчетов построена графическая зависимость отношения амплитуды h вынужденных колебаний толщины масляной пленки к ее статической толщине стh под точкой опоры подушки от амплитуды гa торцовых биений гребня (рис. 2). из графика видно, что отношение стhh при значениях гa = 60 мкм не превышает 7 %. поэтому можно считать, что гву с разгружающими сильфонами обеспечивает надежную защиту масляной пленки от вибрационного разрушения. этот результат подтверждается также экспериментальными данными, представленными в работе [6]. расчетное значение по формуле (16) для амплитуды вынужденных колебаний толщины масляной пленки под точкой опоры подушки составляет 0,35 мкм, а экспериментальное значение – около 0,5 мкм и находится в диапазоне погрешности измерений. как видно, расхождение между ними составляет около 30 %, что подтверждает адекватность математической модели и полученных расчетных формул. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com анализ эффективности работы гидравлического выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 90 выводы 1. на базе известной математической модели получено аналитическое решение и выполнен анализ эффективности работы гву с разгружающими сильфонами с учетом потерь энергии в тракте замкнутой полости рабочей камеры гву. 2. теоретически доказано и экспериментально подтверждено, что гву с разгружающими сильфонами обеспечивает работу масляной пленки упс в режиме, незначительно отличающемся от статического, при торцовых биениях гребня. вследствие этого торцы сильфонов гву колеблются с амплитудами, весьма близкими к амплитуде торцовых биений гребня. литература 1. хлопенко н.я. динамика упорного подшипника скольжения при дисбалансах ротора, вращающегося в упругих опорах / н.я. хлопенко, д.ю. шарейко // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. – № 3. – с. 67-72. 2. романовский г.ф. динамика упорных подшипников скольжения судовых турбомашин: монография. / г.ф. романовский, н.я. хлопенко – николаев: нук, 2007. – 140 с. 3. хлопенко н.я. автоматизированный измерительный комплекс для мониторинга рабочих процессов в упорных подшипниках скольжения судовых турбомашин / н.я. хлопенко, с.а. гаврилов // проблеми трибології (problems of tribology). – 2007. – № 1. – с. 18-22. 4. курош а.г. курс высшей алгебры / а.г. курош. – м.: наука, 1975. − 432 с. 5. хлопенко н.я. циклическая прочность и жесткость сильфонов выравнивающего устройства упорного подшипника / н.я. хлопенко, с.а. гаврилов // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 2. – с. 58-61. 6. хлопенко н.я. экспериментальные исследования эффективности работы выравнивающего устройства с разгружающими сильфонами / н.я. хлопенко, с.а. гаврилов // судовые энергетические установки. – одесса: онма, 2010. – № 24. – с. 61-68. надійшла 30.03.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com a method of resume-training of discontinuous wear state trackers for composing boosting high-accurate ensembles needed to regard ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 19 romanuke v.v. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraine e-mail: romanukevadimv@gmail.com a method of resume-training of discontinuous wear state trackers for composing boosting high-accurate ensembles needed to regard statistical data inaccuracies and shifts udc 539.375.6+539.538+519.237.8 for tracking metal wear states at bad statistical data inaccuracies and shifts, there is a method of resume-training of discontinuous wear state trackers for boosting them within high-accurate ensembles. these trackers are gaussian-noiseddata-trained two-layer perceptrons. an ordinary tracker is selected and, if its performance is satisfactory, it is resumed-trained cyclically. number of additional passes of training sets is limited. the resume-training procedure wholly can be cycled. key words: metal wear, wear state tracker, statistical data inaccuracies and shifts, boosting high-accurate ensemble. use of discontinuous wear state trackers particularly, discontinuous wear state trackers (dwst) allow to watch and control metal wear states (mws), whose range is sampled into a scale starting from the initial wears and ending up to the ultimate wears. dwst get a set of wear influencing factors (wif), including direct (speed, pressure, temperature, etc.) and indirect (time duration) ones, and return the wear state number (wsn). according to wsn, the controller assigns an operating mode, load, pressure, torque, cooldown, if any. if wsn is returned inaccurate, its aftermath influences badly on both the processed metal billets and metal tools. in their compositions, dwst are boosted up [1, 2] to a high-accurate dwst ensemble (hadwste) capable to track mws at bad statistical data inaccuracies and shifts (sdis). any other compositions of wear predictors issuing from stochastic differential equations track worse as wear increases. for composing hadwste, however, dwst of perfected accuracy are required as well. composing hadwste for tracking mws at higher intensities of sdis two-layer perceptron with nonlinear transfer functions (2lpnltf) is a universal statistical approximator, fitting to track mws [1]. for its identification, it requires finite statistical data set (fsds)   1 , l l jj j f w   x including each of  \ 1n  wear states by  \ 1, 1l n  and the j -th wsn  1,jw n for q  wif within the point 1 j j i q x x     x . fsds is accumulated via assigning the fixed original groups of wif to wsn. these groups should be quite different. and if l n then there are similar wif groups, among which unique groups are selected and assigned to their corresponding classes. non-assigned groups are to be sent into training sets. these sets are   : sjis isq n iy y x y and     11 10, 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 1, :hr h h h is is is is shr h hr hy h h h h h                          y y y ξ θ ξ θy         01, 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 10,r h h h is is is is sq n q ny h h h h h                           ξ θ ξ θ   (1) for wif original groups and sdis correspondingly, where    1 0; 1s qj i i x   and  0r  , and  0, 1 is the infinite set of standard normal variate’s values. in statement (1), the term h ξ models jitter inaccuracies and omissions in statistical data or measurements, and the term h θ models wif shifts in every state. coefficient 0 characterizes ultimate jitters and  is ratio between wif shifts and the suspected jitters [2]. for tracking mws at higher intensities of sdis, hadwste is composed whose output is * 1, arg max s n ss m    by     * * * 1 b s sm m       at  * 0   * 1, b   and   * * 1 1 b      (2) by the * -th 2lpnltf [2], giving the value  *sm  in its s -th output neuron weighted with  *  ,  \ 1b  . however, only high-accurate 2lpnltf (ha2lpnltf) are required for that. for example, for a problem of tracking 24 mws with 16 wif in [2], it had taken 17818 ordinary gaussian-noised-data-trained a method of resume-training of discontinuous wear state trackers for composing boosting high-accurate ensembles needed to regard ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 20 (gnd-trained) 2lpnltf by (1) with 70 hidden layer neurons by 1r  and 18h  for getting 60 ha2lpnltf. those 60 ha2lpnltf were subsequently resume-trained (optimized) for making a better hadwste. the goal of making a set of ha2lpnltf into hadwste for tracking mws at bad sdis as tracking mws at bad sdis is possible only under boosting hadwste of a set of ha2lpnltf, a method of dwst resume-training shall be stated. it implies performance optimization of every ha2lpnltf. after the optimization, hadwste shall perform closely to its best. selection of ha2lpnltf out of a set of ordinary gnd-trained 2lpnltf suppose there is an aggregate of ordinary gnd-trained 2lpnltf, any of which cannot cope singly with tracking mws at bad sdis. denote by    the averaged tracking error rate (ter) of the  -th 2lpnltf along with its ter  ;h   at sdis maximum. selection of ha2lpnltf out of the aggregate lies in accumulating such 2lpnltf whose performance (in percentage) is either   max    or   max; h h    for some defined max or max h (fig. 1). the selected 2lpnltf is resume-trained until its performance is bettered enough. total aggregate of ordinary gnd-trained 2lpnltf selecting a 2lpnltf resume-train the selected 2lpnltf   max    or   max; h h    is performance bettered enough? yes (true) no (false) fig. 1 – selection of an ha2lpnltf out of the aggregate of ordinary gnd-trained 2lpnltf, and resume-training it subsequently note that it is hard to know whether the performance could be bettered further. therefore, the number of cycles of the resume-training will be limited. it is adjusted for each problem of tracking mws at bad sdis specifically. the same concerns those limits max and max h to sort out 2lpnltf into ha2lpnltf and others. cyclic resume-training of the selected ha2lpnltf before boosting b ha2lpnltf, they are resume-trained cyclically under the following parameters.  outer \ 1c  is number of outer cycles of repeating the resume-training over all b ha2lpnltf, and an ha2lpnltf is resume-trained for  inner \ 1c  inner cycles. the resume-training implies passing additional training sets hry in (1) through ha2lpnltf for a times. while passing, if the ha2lpnltf performance is not bettered for  0d  times by d a then the inner cycle is broken, ha2lpnltf is not updated, and the next inner cycle begins. it runs while    * * *     by the current ter  * *  of the * -th ha2lpnltf, but no longer than for innerc cycles. an outer cycle is ended with saving the set of the optimized ha2lpnltf. the saved set ha2lpnltfc is re-run within the inner cycles for outerc times (fig. 2). fig. 2 – matlab code of a script for cyclic resume-training of the selected ha2lpnltf within the set ha2lpnltfc a method of resume-training of discontinuous wear state trackers for composing boosting high-accurate ensembles needed to regard ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 21 the code in fig. 2 is adjusted for a problem of tracking at 0 0,12  and 1,5  by 1r  and 10h  . these magnitudes nonetheless can be changed easily in lines 1 and 2. the parameters of cyclic resumetraining innerc , outerc , a , d are changed in line 6 as well. the exampled problem is of tracking 20 mws by 10 wif. note that generalized regression neural network (grnn) as a kind of radial basis network (rbf, often used for function approximation) solves it at poor ter (which, on average, is 3,92 % at least). probabilistic neural network (pnn) as a kind of rbf suitable for classification problems, tracks unstably and poorer. rbf itself, in different configurations, doesn’t track 20 mws by 10 wif at 0 0,12  and 1,5  appropriately. for the exampled problem, a 2lpnltf tracker performs at    2, 9; 4,1   by 60 neurons in hidden layer and passing the training set 101y in (1) through 2lpnltf for 16 times. this is near-optimal 2lpnltf configuration for that problem. setting max 3  over 2000 ordinary gnd-trained 2lpnltf, we got 97 ha2lpnltf performing at  * 3   * 1, 97   . figure 3 shows results of running the code in fig. 2. fig. 3 – six polylines whose vertices are the decreasing averaged ter, starting from the initial set ha2lpnltfc (dots) and descending down through five successively optimized sets of ha2lpnltf (circles, stars, squares, diamonds, and the best is thicker hexagrams) for severer selection with ter at 2,9 %, ter decreases tighter (fig. 4). predictably, at both fig. 3 and 4 some points remain unmoved. altogether there are three such points, where the single unmoved point occurred for severer selection. discussion and conclusive remarks the resume-training method optimizes ha2lpnltf performance, adjusting heuristically the number of passes of the training set in (1) through ha2lpnltf. after the optimization, hadwste performs closely to its best, even under equally-weighted compositions [2]. thus the inner cycles’ limit should be extended if selection becomes severer. for a problem of tracking 20 mws by 10 wif, 97 ha2lpnltf are selected, whose averaged ter is decreased off 2,92 % down to 2,7 % owing to five cycles of the resume-training. ter of 32 ha2lpnltf selected by severer conditions, is decreased off 2,83 % down to 2,69 %. fig. 4 – descending ter of 32 ha2lpnltf for severer selection for tracking mws at bad sdis, boosting by hadwste is far beyond better than rbf, grnn, pnn, or their combinations. but boosting has its own limit [1, 2]. this limit may be revealed nearly by sufficiently great numbers of outer and inner cycles, and number of passes of the training set in (1) through ha2lpnltf. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 2.57 2.58 2.59 2.6 2.61 2.62 2.63 2.64 2.65 2.66 2.67 2.68 2.69 2.7 2.71 2.72 2.73 2.74 2.75 2.76 2.77 2.78 2.79 2.8 2.81 2.82 2.83 2.84 2.85 2.86 2.87 2.88 2.89 2.9 2.91 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 2.64 2.652.66 2.672.68 2.69 2.7 2.71 2.72 2.73 2.74 2.75 2.76 2.77 2.78 2.79 2.8 2.81 2.82 2.83 2.84 2.85 2.86 2.87 2.882.89 2.9 1 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 97 2.42 2.47 2.52 2.57 2.62 2.67 2.72 2.77 2.82 2.87 2.92 2.97 3 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 2.67 2.72 2.77 2.82 2.87 2.92 2.97 3 12 13 14 15 2.67 2.72 2.77 2.82 2.87 2.92 2.97 3 80 81 82 83 84 85 2.42 2.47 2.52 2.57 2.62 2.67 2.72 2.77 2.82 2.87 2.92 2.97 a method of resume-training of discontinuous wear state trackers for composing boosting high-accurate ensembles needed to regard ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 22 like boosting, resume-training has its own limit also. nonetheless the limit, the severer selection of ha2lpnltf isn’t necessarily followed by greater number of ter points remaining unmoved. here decrement of the averaged ter just grows down. references 1. romanuke v.v. optimizing parameters of the two-layer perceptrons’ boosting ensemble training for accuracy improvement in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts / v.v. romanuke // problems of tribology. – 2015. – n. 1. – p. 65 – 68. 2. romanuke v.v. equally-weighted compositions of gaussian-noised-data-trained two-layer perceptrons in boosting ensembles for high-accurate discontinuous tracking of wear states regarding statistical data inaccuracies and shifts / v.v. romanuke // problems of tribology. – 2015. – n. 2. – p. 53 56. поступила в редакцію 02.07.2015 романюк в. в. метод донавчання відслідковувачів дискретного стану зносу для складання бустингових високоточних комітетів, необхідних для урахування похибок і зсувів у статистичних даних. для відслідковування станів зносу металу за значних похибок і зсувів у статистичних даних пропонується метод донавчання відслідковувачів дискретного стану зносу з метою їх підсилення у високоточних комітетах. цими відслідковувачами є двошарові персептрони, навчені на даних з гаусовими шумами. відбирається звичайний відслідковувач і, якщо його продуктивність задовільна, він циклічно донавчається. кількість додаткових подач навчальних множин обмежується. повна процедура донавчання може бути зациклена. ключові слова: знос металу, відслідковувач стану зносу, похибки і зсуви у статистичних даних, високоточний комітет бустингу. экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоскостью проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 92 шифрин б.м., извалов а.в. кировоградская летная академия национального авиационного университета, г. кировоград, украина e-m ail: b_shifrin@mail.ru экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоск остью удк 629.735.015: 533.6.013.43 в связи с р азвитием пр едставлений о су хом тр ении твер дых тел возобновил ся интер ес к изу чению шимми и дру гих задач динамики пнев моколесны х машин. в р аботе теор етические р езу льтаты по модели м . в. келдыша (1945 г.) о взаимодейств ии у пр у гого пневмоколеса с опор ной плоскостью сопоставлены с р езу льтатами эк спер иментов, выполненны х гор аздо позже 1945 г. рассматр ивались тр и р ежима движения пнев моколеса: попер ечно-посту пательные и азиму тально-вр ащательные гар монические колебания вблизи ну левого у гла у вода, скачок у гла у вода. для нахождения констант шины м . в. келдыша использовались фор му лы и. бесселинка и стр у нной теор ии шины. в ко нечно м счете, пр иходим к выводу , что модель м . в. келдыша остается в силе. клю чевые слова: пневмоколесо, трение, моде ль, колебание. введение математическое моделирование си л и моментов, возникающ и х на участке кон такта ка тя щейся шины с опорной поверхностью , продолжае т остава ться актуа льной научно-те хнической проблемой. в настоящее время в с вязи с разви тием предс тавлений о су хом трении тверды х те л и объяснении явления шимми в рамка х поликомпонентного су хо го трения [1, 2] в по дхо да х к решению проблемы намети лись новые тен денции . в первой половине прошлого столе тия проявилась необ ходимость изучения самовозбуждения угловы х колебаний опор шасси пневмоколесных транспортны х машин и ли явления шимми. м. в. ке лдыш в [3, 1945 г.] пре дложи л модель , описывающую поперечную силу трения f и восстанавливающ ий момент сил трения m на пневмоколесе и послужившую базой для объяснения шимми, а также разработки мер для борьбы с ним. работа м. в. ке лдыша вош ла в историю изучения динамики пневмоколесны х машин [4, 5] и многие годы явля лась отправной точкой для исс ледован ий в облас ти ме ханики шин и я вления шимми [6, 7]. в настоящей с та тье, развивая начатое в [8], резуль та ты моделирования по м. в. келдышу [3] сопоставлены с эксперимента льными данными [9, 10], по лученными гораздо позже 1945 года . изуче ние лите ратурных данных; це ль и зад ачи исследования рассмотрим движение буксируемого пневмоколеса (точка c – его цен тр масс), имеющего вынос назад l (рис. 1). рис. 1 – буксируемое пне вмоколе со оси ggg yxo неподвиж ны и лежа т в опорной плоскос ти. счи таем, ч то распределенные си лы трения приводя тся к си ле f и моменту m вокруг оси, перпендикулярной рисунку и проходящей через точку c . пневмоколесо закреплено так, ч то его диск все гда с трого перпендику лярен опорной плоскости. тяга ac абсолютно жес ткая . смещение точки с в поперечном направлении равно cy . углы поворота тяги )(φφ t , где t время в секунда х, «малы». скорость const aс vv  обусловливает переносную скорость точки c , а углы поворота – о тносите льную, ко торую обозначим cw  : экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоскостью проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 93 φ lyw cc  , точка свер ху указывае т на дифференцирование по времени t . в и тоге скорость точки с равна cс wv   . «малый» угол δ между плоскостью диска пневмоколеса и вектором скорости точки c на виде сверху приня то называ ть углом увода. математическую модель [3] запишем в ви де : , ; ( ); ( ), f m с с f k m k l v v                        (1) где χ,ξ абсолютные линейная и угловая деформации шины;  , кинематические коэффициенты; mf kk , ста тические боковая и крутиль ная жес ткос ти ш ины. уравнения (1) позволяю т при за данном законе «малы х» поворотов )(φ t найти функции времени )(χ),(ξ),(),( tttmtf . ве личины β,α и mf kk , являю тся ме ханическими констан тами шины и требуют эксперимента льного опре делени я. сформулируем цель и задачи исследования. сопостави ть резуль таты моделирования в виде функций )(),( tmtf , полученны х с помощью системы (1), с экспериментальными данными [9, 10]. выделить за дачу гармонических колебаний (поперечно-поступа тельны х, а также азимута льновращательны х) и скачка угла поворота пневмоколеса. при изучении колебате льны х режимов использовать [8, 9], при и зучении скачка – эксперименты [10]. в [8] теоретически на основе уравнений (1) изучались с ила f и момент m для буксируемого пневмоколеса (рис. 1), тя га ко торого совершает вынуж денные колебания по за кону: tt ωsinφ)(φ 0 , где ω,φ0 постоянные ампли туда и часто та колебаний. после получения общего решения были вы делены пре дельные дви жения, а именно: (а ) поперечно-поступате льные ко лебания ( l ) и (б) азимутально-вращате льные ( 0l ). далее вариан ты (а) и (б) будем различа ть с помощью «говорящи х» и нде ксов пп и ав , т.е . «поперечно-поступате льные» и «азимутально-враща тель ные». в [9] пре дс тавлены эксперимента льные результа ты группы с. кларка по замеру силы f и момента m на шес ти типа х авиац ионны х шин при гармонических поперечно-поступате льны х или азимуталь но-враща тельны х вынуж денны х ко лебания х ка тящегося пне вмоколеса, а та кже для и х на хож дения предложена ма тематическая моде ль, основанная на струнной теории ши ны. теоретические и экспериментальные данные сопоставлены. в данной работе , ка к и в [8, 9], при рассмотрении режимов колебаний искомые функции )(),( tmtf будем предс тавлять в ви де: ( ) ( ) sin[ ( )]; ( ) ( ) sin[ ( )], i i i f i f f i i i f i m m f t k a a t m t k da a t             (2) где пп,авi  ;  0yа пп амплиту дное поперечное смещение точки с ; 0 dа ав ; d наружный диаме тр необжатой ш ины; i m i f aa , и  i m i f β,β безразмерные амплитуды и фазовые углы си лы и момента;  сvd /ωω число с. кларка. формулы [8] содержа т три безразмерные констан ты шины, а именно , и κ , где : dd  ,2 ; )/( 2dkk fm . экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоскостью проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 94 первые две конс тан ты найдем по формулам и. бесселинка , приведен ным в капита льном труде [5, с. 262]: ),/()2(),( );/(2),(   hhh hh (3) где h длина пя тна кон та кта; λ длина ре лаксации . величины λ,h , соответс твующие шинам группы с. кларка и условиям эксперимента, даны в [9]. конс тан ту κ найдем по формуле струнной теории ши ны [9, 11]: 2 2 25,03 25,0 d h h h          . (4) задача №1: гармоничес кие колебания пневм околеса в табл. 1 внесены данные по ш инам группы с. кларка : в с толбца х 2, 3 – данные из [9]; в сто лбца х 4, 5, 6 – данные, по лученные по формулам (3) и (4). на рис. 2 и 3 размещены теоретические и экспериментальные кривые для четыре х шин группы с. кларка . ка жды й рисунок содержит фрагмен ты, где представлены графики функций )ω(β),ω( if i fa и )ω( i ma , )ω(β i m . точки соответствую т экспериментальным данным [9]; теоретические кри вые, полученные по формулам [8], и зображены шри хпунктирными ли ниями, помеченными кружками; участки сплошны х линий я вляю тся резуль та тами моделирования группы с. кларка . таблица 1 шины г руппы с. кларка: данные д ля рас четов шина dhh / d/λλ    κ a20 0,404 0,523 9,47 6,86 0,110 a23 0,428 0,390 12,0 7,24 0,091 а24 0,428 0,304 15,4 7,96 0,074 b9 0,404 0,363 13,6 7,71 0,080 vecocl 0,364 0,355 15,5 8,31 0,069 rhca 12 0,428 0,327 14,3 7,73 0,078 задача №2: скачок угла поворота пне вмоколес а в дифференциальны х уравнения х, вхо дящ и х в сис тему (1), выпо лним замену переменной t на s , где s путь точки a : tvs c . будем иметь :      , ),(l (5) где ш три х у казывае т на дифференцирование по s . рассмотрим случай, когда уго л φ изменяется с качкообразно:  *const:0;0:0  ss . (6) тогда вместо (5) получим:      . ),( (7) на рис. 4 приведены экспериментальные и теоретические кривые |)(||,)(| smsf для изучаемого случая (6). эксперимента льные линии заимствованы из [10] и соотве тствуют тракторной шине p245/ 75r16. в [10] на рисунка х кроме экспериментальны х кривы х показаны резу льта ты вычислени й k. экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоскостью проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 95 guo, l. ren. поэ тому эксперименталь тные кривые нами точечным образом выделены. теоретические кривые (рис. 4) получены с помощью численного ин тегрирования уравнений (7) мето дом рунге-кутта для шины м. в. келдыша [3] (табл. 2). таблица 2 шина м.в. ке лдыша: данные д ля рас четов и анализа ре зуль татов шина 2d d h λ κ fk mk 400 × 150 19,2 12 0,2 0,525 0,052 88,2 кн/м 735 нм/р рис. 2 – попе ре чно-поступательные колебания пне вмоколе са экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоскостью проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 96 рис. 3 – азимуталь но-вращатель ные колебания пне вмоколе са |)(||)(||,)(||)(| sksmsksf mf  . задавались та кие начальные ус ловия : *φ)0(χ;0)0(ξ  ss , где 7,2φ*  (вер хние кривые) и 7,0φ*  . рис. 4 – с качок угла поворота пне вмоколе са экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоскостью проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 97 обс уждение результатов работы и выводы в нас тоящей работе на основе экспериментальны х данны х верифицирована модель м. в. ке лдыша для на хож дения поперечной силы трения и азимутального момента сил трения на катя щемся пода тли вом пневмоколесе. подобная задача была та кже предметом работы [8]. однако теперь, используя результа ты [8], верификация выполнена более полно и аргументировано. теоретически получены и сопоставлены с экс периментальными 20 графиков, ко торые описывают упомянутые силу и момент при колебаниях пневмоколеса, а также его мгновенном повороте. сле дует признать , что во всех рассмотренны х случая х наблю дае тся качественное согласие данны х, а в подавляющем большинс тве случаев имеет место и и х хорошее количественное соо тве тствие. сравнивая расчетные да нные таб л. 1 и графики рис. 2 и 3 при 0 , можно прити к выводу, что формулы (3) и (4) состоя тельны и значите льного улучшения согласия теоретико-экс периментальны х кривы х при на хо жден ии конс тант шины путем и х и ден тифи кации по резуль татам опытов не при хо ди тся ожида ть. в це лом при хо дим к выводу, что моде ль [3] ос тается в с иле и не ус тупает большинс тву други х известны х моделей [12]. подчеркнем, она справедли ва лишь при «малы х» угла х уво да, когда скольжен ием шины можно пренебречь. лите ратура 1. андронов, в.в. су хое трение в задача х ме ханики / в.в. андронов, в.ф. журавлев / м.; ижевск: ниц «регу лярная и хаотичес кая динамика», инс ти тут компью терны х иссле дований , 2010. – 184 с . 2. журавлев, в.ф. новая моде ль ш имми [текс т] / в.ф. журавлев, д.м. климов, п.к. пло тни ков// извес тия ран, мтт. – 2013. – №5. – с. 13 23. 3. келдыш, м.в. шимми переднего колеса тре хколесного шасси [текс т] / м.в. ке лдыш // труды цаги, 1945. – №564. – 37 с. 4. неймарк, ю.и. динамика неголономны х сис тем [текс т] / ю.и. неймарк, н.а. фуфаев. – м.: наука, 1967. – 520 с. 5. pace jka , h.b. tyre and vehicle dynamics [текс т] / h. b. pace jka. – butterworth-he inemann, 2006. – 642 p. 6. вибрации в те хни ке: справочник в 6 ти т. [текс т] /ре д. сове т: в.н. че ломей (пред.). – м.: машиностроение, 1979. – т. 2. – 351 с . 7. би дерман, в.л . нестационарное качение пневма тической шины [текс т] / в.л. би дерман, в.в. шумаев // известия вузов, машиностроение. – 1977. – №12. – с. 85 90. 8. шифрин, б.м. о модели ш ины м.в. келдыша [текс т] / б.м. шифрин // восточноевропейский журнал передовы х те хно логий. – 2009. – №5/ 6(41). – с.34 37. 9. cla rk, s. dynamic properties of aircra ft tires [текст] /s. clark, r. dodge, g. nybakken // j. airc raft. – 1974. – vol. 11, №3. – p. 166 172. 10. guo, k. a non-steady and non-linear tire model under large lateral slip condition [teкст] / k. guo, l. ren // sa e techn. pap. ser., 2000-01-0358. – 10 p. 11. шифрин, б.м . фрикцій ні коли вання ме хан ічни х сис тем із пневмоколесом і засоби їх запоб ігання [teкс т] / дисертація на здобуття наукового ступеня доктора те хнічни х наук за спеціаль ніс тю 05.02.09 – динаміка та міцніс ть машин. нац іональн ий універси тет україни «львівсь ка політе хн іка», львів. – 2013. – 347 с. 12. шифрин, б.м. сопоста влен ие моделей трения на шине при ее колебания х [текс т] / б.м. шифрин // конструювання, виробництво та експ луатац ія с ільсь когосподарськи х машин: зага льнодерж. міжвідомчий наук.-те хн . зб. /м-во освіти і науки україн и, кіровоградський нац. те хн.ун-т. – к., 2010. – вип. 40, частина ii – с. 139 150. поступи ла в редакц ію 04.03.2015 экспериментальная верификация модели м.в. келдыша взаимодействия пневмоколеса с опорной плоскостью проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 98 shifrin b.m ., izvalov a.v. experimental verification of m. v. keldysh model of interaction of air wheel with supporting plane. due develop ment of concep ts of dry friction of solids the interest to study shimmy and other p roblems of a ty re and vehicle dy namics was renewed. in this article the theoretical results of m . v. keldy sh model (1945) of the interaction of elastic air wheel w ith supp orting p lane are corr elated with exp erimental r esults (20 grap hic charts were built) which were p erformed mu ch later than 1945. three air wheel ratin g modes were studied: cross-translational and azimuthal rotational harmonic oscillations near zero slip angle and jump of slip angle. exp eriments with air wheel oscillations were executed by clark, dod ge, ny bakken in 1974, but with jump by guo, ren in 2000. to find the constants of m . v. keldysh ty res, i. besselink equation and string theory of a ty re were used. ultimately , we conclude that the m . v. keldysh model remains actual. key words: air wheel, fr iction, model, oscillation. references 1. andronov v.v., zhuravlev v.f. suhoe trenie v zadachah mehaniki. m.; izhevsk: nits «regulyarnaya i haoticheskaya dinamika», institut ko mpyuternyih issledovaniy, 2010. 184 s. 2. zhuravlev v.f. klimov d.m., plotnikov p.k. novaya model shimmi. izvestiya ran, mtt . 2013. #5. s. 13-23. 3. ke ldyish m.v. shimmi perednego kolesa trehkolesnogo shassi. trudyi tsa gi, 1945. #564. 37 s. 4. ney mark yu.i., fufaev n.a. .dina mika negolonomnyih sistem. m.: nauka , 1967. 520 s. 5. pacejka h.b. tyre and vehicle dynamics. butterworth-heine mann, 2006. 642 p. 6. vibratsii v tehnike: spravochnik v 6 ti t. red. sovet: v.n. chelo mey (pred.). m.: ma-shinostroenie, 1979. t. 2. 351 s. 7. biderman v.l., shumaev v.v. nestatsionarnoe kachenie pnevmaticheskoy shinyi. izvestiya vu zov mashinostroenie. 1977. #12. s. 85-90. 8. shifrin b.m. o modeli shinyi m.v. ke ldyisha. vostochno-evropeyskiy zhurnal peredovyih tehnologiy. 2009. #5/6(41). s.34 37. 9. cla rk s., dodge r., nybakken g. dynamic properties of aircraft tires . j. airc raft. 1974. vol. 11, №3. p. 166 172. 10. guo k., ren l. a non-steady and non-linear t ire mode l under large lateral slip condition. sa e techn. pap. ser., 2000-01-0358. 10 p. 11. sh ifrin b.m . friktsiyni kolivannya mehanichnih sistem iz pnevmoko lesom i zasobi yih zapobigannya. disertatsiya na zdobuttya naukovogo stupenya doktora tehnichnih nauk za spetsialnistyu 05.02.09 – dinamika ta mitsnist mashin. natsionalniy universitet ukra yin i « lvivska politehnika», lv iv. 2013. 347 s. 12. shifrin b.m . sopostavlenie modeley treniya na shine pri ee kolebaniyah. konstruyuvannya, virobnitstvo ta ekspluatatsiya silskogospodarskih mashin: zagalnoderzh. mizh-v idomch iy nauk.-tehn. zb. m -vo osviti i nauki ukra yin i, kirovogradskiy nats. tehn.un-t. k., 2010. vip . 40, chastina ii s.139 150. 16_aulin.doc дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 103 аулін в.в. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом удк 621.891:631.31 розглянуто методику вимірювання коерцитивної сили. показано можливості коерцитиметричного методу при аналізі напружено-деформованого стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем: побудова номограми; аналіз напружень і-ііі роду; побудова картограми з виділенням діапазонів значень коерцитивної сили, характерним різним станам; залежність коерцитивної сили від прикладеного навантаження та класифікація режимів експлуатації; статистичний розподіл коерцитивної сили та визначення залишкового ресурсу. дано експериментальні результати напружено-деформованого стану деталей триботехнічних систем цпг дизеля камаз-740. наведені результати зносного стану і напружено-деформованого стану за коерцитивною силою, побудовано картограми і розподілу коерцитивної сили вздовж твірної гільз циліндрів і по куту сектору їх поперечного перерізу при напрацюванні дизеля мобільної сільськогосподарської техніки: 1600 мото-год., 3150 мото-год. – без відновлюючих дій; 3640 мото-год. – з технологічними та технічними відновлюючими діями. показано, що при комбінованому фізико-хімічному модифікуванні моторної оливи мідьвмісними присадками з накладанням електричного і магнітного полів знижується знос, створюються рівнозношувальні робочі поверхні з мінімальним напружено-деформованим станом та мінімальною епюрою зносу, подовжується ресурс деталей цпг і дизеля в цілому. ключові слова: напружено-деформований стан, знос, коерцитивна сила, технічний стан, ресурс. вступ впроваджені на сьогодні технології зміцнення деталей триботехнічних систем (ттс) практично не оптимізовані з точки зору динаміки їх стану, характеристик та властивостей поверхневих шарів в процесі експлуатації. в переважній більшості випадків виробником регламентується фазовий та елементний склад і при формуванні зміцнених шарів, але враховуються особливості умов їх експлуатації. саме врахування технічних умов експлуатації і поточного напружено-деформованого і зносного станів деталей ттс дає можливість визначити оптимальну технологію їх зміцнення і підібрати структурний та фазовий склад для отримання комплексу необхідних експлуатаційних властивостей, економії часу, трудових і матеріальних ресурсів [1]. підбір структурного і фазового складів поверхневих шарів деталей ттс з точки зору фізики твердого тіла передбачає врахування фізичних та фізико-хімічних характеристик та властивостей компонентів. при розв'язанні цього питання на увагу заслуговує така характеристика властивостей поверхневого шару деталей, як коерцитивна сила, за величиною якої можна отримати додаткову інформацію про структуру матеріалу, якість обробки, глибину і твердість зміцненого шару та інші. це дозволить проектувати більш ефективні, для заданих умов експлуатації, зміцнені шари та способи їх формування [2 5]. мета і постановка задачі з’ясувати використання коерцитиметричного методу для визначення стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем. методика вимірювання коерцитивної сили та можливості коерцитиметричного методу трибодіагностики технічного стану деталей машин коерцитиметричний метод дає можливість експериментально визначити коерцитивну силу в локальних областях поверхні деталей, в яких компенсується тангенціальна складова напруженості магнітного поля магнітним полем обмотки потенціалометра [6]. індикатором моменту компенсації служать два датчики холла. вимірювання напруженості магнітного поля здійснюється в області, обмеженій ферозондом потенціалометру. в даній роботі коерцитивну силу вимірювали за допомогою коерцитиметру крмц з урахуванням удосконалення методу та конструкції [7]. принцип роботи приладу полягає в намагнічуванні локальної ділянки поверхні деталі з наступним його розмагнічуванням наростаючим полем, фіксації напруженості поля, що відповідає коерцитивній силі матеріалу деталі і вимірюванню амплітуди сигналу з ферозонду. прилад дозволяє контролювати якість поверхні після термічної, термомеханічної, хіміко-термічної обробок, а також визначати зміни цілої гами фізико-хімічних і структурних властивостей: твердості, границі текучості, границі міцності, хімічний склад, товщину зміцненого шару, напружено-деформаційний та зносний стани та ін. [2, 8]. якщо всі фактори, які визначають стан поверхні деталі, крім одного, фіксовані, то в межах однієї конструкції, коерцитиметр дозволяє виявити аномалії, пов’язані зі станом деталей ттс. mailto:aulin52@mail.ru дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 104 дані вимірювань використано для визначення змін в зносному та напружено-деформованого стані робочих поверхонь гільз циліндрів дизелів мобільної сільськогосподарської техніки (мсгт). вимірювання коерцитивної сили в обраних локальних ділянках здійснювали наступним чином: на досліджувану ділянку щільно прикладали щупи ферозонду; подавали струм з пульту керування, для створення в матеріалі локального магнітного поля, яке компенсується наростаючим магнітним полем протилежного напрямку; фіксоване значення напруженості компенсованого магнітного поля (коерцитивну силу) отримували на цифровому табло приладу; вимірювання на поверхнях зразків і деталей проводили у вибраних напрямках з певним кроком. за результатами вимірювань напружено-деформований стан (ндс) [8 10] поверхневого шару деталей можна моделювати даними коерцитивної сили, а механічні властивості контролювати у відповідності з гост 30415-96. для сталей з яких виготовлені деталі мсгт, здійснено контроль за залишковими напруженнями з похибкою менше 5 % [9]. у більшості випадків коефіцієнт кореляції перевищує 0,85. на пк з використанням бази експериментальних даних будували номограми розподілу значень коерцитивної сили та її зв'язок з основними параметрами навантаження: нс0 – вихідний (ненавантажений) стан; нст – стан, що відповідає фізичній границі текучості матеріалу σт; нсв – стан, що відповідає границі його міцності δв. в залежності від нормативних вимог по номограмі встановлювали критичну величину коерцитивної нскр, що відповідає допустимому значенню напруження при розрахунку на міцність σв поверхневого шару деталей ттс. оскільки коерцитивна сила нс визначається векторною сумою діючих напружень то, при аналізі ндс, необхідно враховувати не тільки абсолютне значення напружень, але і їх напрямок по відношенню до розташування магнітних силових ліній в місцях вимірювань. при відомих параметрах деталі, поверхневого шару, експериментально встановлюють залежність нс від навантаження: відносне зростання коерцитивної сили у відповідності до прикладеного навантаження n: ввсс вnаnнн +=∆ 2 0 , де а, в – коефіцієнти, що визначаються експериментально для даного матеріалу деталі. тонку структуру матеріалу поверхневого шару деталі обумовлюють напруження ііі роду, які залежать від складу, типу гратки, наявності включень (наповнювачів) та щільності дислокацій. напруження іі роду формуються при термообробці і нанесенні покриттів. вони збільшують коерцитивну силу і утворюють в матеріалі поля залишкових напружень певного знаку. зовнішній вплив при нанесенні покриттів, модифіковані поверхневих шарів створюють напруження і роду, які, накладаючись на попередні напруження, можуть як зменшувати, так і збільшувати нс в області пружних деформацій в залежності від напрямку дії останніх [9, 10]. при переході матеріалу в пружно-пластичну область переважний вплив здійснюють зовнішні напруження, під дією яких коерцитивна сила зростає за деякою закономірності з урахуванням нсв, що відповідає границі міцності матеріалу деталі ттс. таким чином, в процесі експлуатації деталей ттс коерцитивна сила їх поверхневих шарів безпосередньо зв’язана з діючими напруженнями і накопиченими пошкодженнями в матеріалі та відповідним рівнянням зносостійкості коерцитивної сили, від напрацювання, за яким можна визначити залишковий ресурс. абсолютна величина коерцитивної сили нс пропорційна залишковим напруженням. з ростом залишкових напружень і мікропластичних деформацій коерцитивна сила досягає рівня нст, що відповідає границі текучості, а у випадку вичерпаності запасу міцності матеріалу – критичному значенню нсв [8]. використовуючи базу даних вимірювань коерцитивної сили на робочих поверхнях деталей ттс за допомогою прикладних програм на пк можна побудувати картограми розподілу коерцитивної сили. при цьому відтінки зафарблення областей картограми будуть відповідати різним діапазонам значень коерцитивної сили нс, характерних для різних станів матеріалу у відповідності до величини залишкових напружень: нсі ≈ 1,2…1,5нс0 – матеріал перебуває у пружній області; нсі ≈ 1,5…1,6 нс0– матеріал частково перейшов у зону пластичних деформацій; нсі ≈ 1,6…1,7 нс0 – матеріал пропрацював у пружнопластичній області; нсі ≈ 1,7…1,9нс0 – матеріал перейшов із зони пластичної деформації в зону руйнування. найбільшу небезпеку являють ділянки поверхні деталі у яких нсі наближається до нсв або нсі > нст, оскільки при цій умові поверхневий шар матеріалу деталі переходить в пластичний стан, а потім знеміцнюється і можуть утворюватись корозійно-втомні тріщини, які в процесі експлуатації перетворюються в еліптичні плоскі дефекти, критичні розміри яких можна розрахувати за допомогою методів лінійної механіки руйнування [11]. щоб визначити локальні ділянки поверхні деталі з підвищеною концентрацією напружень вимірювання коерцитивної сили проводили у двох взаємноперпендикулярних напрямках. змінюючи навантаження і вимірюючи коерцитивну силу в місцях максимальної концентрації напружень, можна умови експлуатації деталі зв’язати зі значеннями коерцитивної сили і класифікувати режими навантаження ттс в залежності від стану поверхневого шару: надійної експлуатації – нс ≤ нстр; контрольованої експлуатації – нстр ≤ нс < нсв; критичному режимі експлуатації – нс ≥ нсв. дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 105 стан поверхневих шарів конкретних матеріалів деталей ттс та їх режимів експлуатації відповідає фізичним характеристикам механічних властивостей: границя пружності, текучості і міцності матеріалу [10, 11]. наочним прикладом використання фізичних і механічних критеріїв оцінки стану матеріалу може служити статистичний аналіз розподілу коерцитивної сили, виміряної на робочій поверхні деталі. аналіз вибірки із сукупності вимірювань свідчить, що в режимі надійної експлуатації працює переважно їх більшість (80 %). розподіл величини коерцитивної сили підкоряється закону вейбулла-гнеденка та нормальному закону розподілу гаусса, в режимі контрольованої експлуатації знаходиться до 18 %, а в критичну зону попадають до 2 % обсягу бази даних, тобто закон розподілу дає можливість рекомендувати параметри максимальних значень коерцитивної сили, при яких спостерігається той чи інший режим експлуатації матеріалів поверхневих шарів деталей ттс та нанесених на них покриттів. коерцитивна сила є також ефективною характеристикою оцінки ступеню накопичення утомних змін в матеріалі поверхневих шарів деталей. її величина може зростати у разі накопичення утомних змін від початку експлуатації до стану руйнування. через те, що в процесі тертя і зношування зменшується товщина початкового зміцненого шару, змінюються його фізико-механічні характеристики, зростають питомі робочі навантаження, матеріал переходить у пружно-пластичний стан, зростають локальні напруження розтягу. це супроводжується різким зростанням коерцитивної сили. при додатковому зношуванні і корозії в локальних ділянках коерцитивна сила зростає ще більше [5, 10]. таким чином коерцитиметричний метод є однією із складових в системі трибомоніторингу технічного стану деталей мсгт [6] результати досліджень напружено-деформованого та зносного станів гільз циліндрів дизелів мсгт коерцитиметричним методом виявлено, що при робочому ході поршня цпг дизеля камаз-740 область найбільших навантажень локалізовано в верхній частині гільзи циліндрів на відстані 12…68 мм, і проявляється чітко виражений характерний градієнт напружень, а в момент загорання робочої суміші пік навантаження зміщується вгору, що пояснюється комбінацією впливів тиску, температури, хімічної адсорбції та дифузії взаємодіючих речовин. це свідчить про те, що внутрішні напруження в деталях ттс дизеля перерозподіляються за глибиною поверхневого шару їх матеріалу. результати експериментальних досліджень підтверджують, що у локальних областях максимальних напружено-деформованих зон спостерігається найбільший знос [12]. розподіл термонапружених пластичних деформацій матеріалу гільзи циліндрів обумовлено сумарним впливом визначальних факторів, тобто проявляється картина переорієнтації впливів при відповідних тактах роботи циліндра, а знос розглядається як результат сукупності дій чинників впливу. результати аналізу і розрахунку поля напружень, проведених методом кінцевих елементів за допомогою пакету cosmosworks інтегрованого в саd-систему solidworks [13] для ттс "гільза циліндрівпоршневе кільце" наведено на рис. 1. а б в рис. 1 – характерні розподіли полів напружень в перерізі спряження зразків "гільза циліндрів-поршневе кільце" при випробуваннях на машині тертя 77мт-1 з використанням базової оливи (а), модифікованої електричним полем (еп) (б) та магнітним полем (мп) (в) а б в рис. 2 – характерні розподіли полів напружень робочих поверхонь гільз циліндрів з використанням в спряженні "гільза циліндра-поршневе кільце" базової оливи, композиційної оливи, модифікованої еп (б) і мп (в) дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 106 можна бачити, що розподіл напруження при навантаженні в даній ттс залежить від умов тертя та зношування, а також заслуговує на увагу розвинутий крайовий ефект. нерівномірний характер ндс робочої поверхні гільз циліндрів спостерігається при різних видах модифікування моторної оливи (рис. 2). картини напруженого стану свідчать, що найбільш напруженою в гільзах циліндрів є область вмт, область верхнього компресійного кільця. це підтверджують і результати зношування. розподіл напружень за твірною гільзи подібний розподілу величини зносу вздовж неї. результати зносу гільз циліндрів дизелю камаз-740 мсгт, виміряних за допомогою мікрометражу при різних напрацюваннях, представлені на рис. 3. а б рис. 3 – розподіл усередненого зносу по твірній та по діаметру гільз циліндрів агрегату камаз-740 при напрацювання 1600 (криві 1-4) та 3150 мото-год. (криві 5-8): 1, 5 – паралельно осі колінчастого валу, 0º; 2, 6 – з відхиленням 45º; 3, 7 – з відхиленням 90º; 4, 8 – з відхиленням 135º (а); при напрацюванні 3640 мото-год. і виконанні комплексу технічних та технологічних дій: 1 – паралельно осі колінчастого валу, 0º; 2 – з відхиленням 45º; 3 – з відхиленням 90º; 4 – з відхиленням 135º (б) аналіз отриманих даних дає можливість твердити, що діаметри гільз циліндрів в результаті зношування при напрацюванні 1600 мото-год. (рис. 3, а, криві 1 4) не виходять за межі граничних або ремонтних розмірів. це свідчить про те, що ці гільзи, за даним показником, здатні виконувати свої функції. найбільший знос спостерігається в області першого компресійного кільця. далі по твірній гільзи знос експоненціально зменшується. знос вздовж кутових сегментів по колу даної гільзи циліндрів суттєво не відрізняється, але при зміні режимів тертя можуть фіксуватися істотні відхилення. результати вимірювання зносу гільз циліндрів після напрацювання 3150 мото-год. (рис. 3, а, криві 5 8) порівняні з гранично допустимими величинами і гільзи потребують профілактичних та ремонтних заходів щодо приведення їх параметрів до значень працездатного стану. інтенсивність зносу гільз циліндрів при напрацюванні 1600 мото-год. складає 3,625 ∙ 10-4 мм/мото-год, а при 3150 мото-год. ця величина збільшується у 1,20 … 1,45 рази і складає 4,667 ∙ 10-4 мм/мото-год. підвищення інтенсивності зносу вказує на недостатню ефективність виконуваних технологічних та технічних дій по підтриманню стану деталей дизеля і безпосередньо цпг. результати зносу гільз циліндрів агрегату камаз-740 при технологічних і технічних заходах, що підвищують їх зносостійкість після напрацювання 3640 мото-год. представлені на рис. 3, б, криві 1 4 . в цьому випадку спостерігається картина розподілу зносу по твірній гільзи циліндра аналогічна напрацювання 1600 мото-год. даний факт свідчить про більш якісне виконання операцій по підтриманню технічного стану гільз циліндрів. виходячи з отриманих результатів (рис. 3) можна говорити про можливість збільшення очікуваного ресурсу гільз циліндрів на 17 … 25 %, а в деяких випадках у декілька разів більше [10]. спрацювання гільзи циліндрів має чітко виражену границю зношування на відстані 12 мм від її верхньої частини, що обумовлено конструктивними особливостями верхнє компресійне кільце на цю відстань не доходить до краю гільзи і на ній зношування практично не відбувається. також відсутність або незначний знос спостерігається від нмт і до краю гільзи знизу, де діаметри гільз циліндрів майже не змінюються і не виходять за допустимі межі. проведення мікрометражу гільз циліндрів при визначенні зносу, досліджуваних дизелів камаз-740 мсгт дало змогу оцінити рівень адекватності результатом отриманим коерцитиметричним методом при визначенні стану матеріалу деталей цпг. картограми, побудовані на основі поля виміряних значень коерцитивної сили на робочій поверхні гільз циліндрів дизеля камаз-740 наведені на рис. 4. зони одного кольору свідчать про однакові значення нс, а зміна кольору від червоного до фіолетового – про спадання від максимального до мінімального їх значення. розподіл значень величини нс по твірній при вимірюванні по кожному з секторів і різному напрацюванні агрегату наведено на рис. 5. дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 107 к ое рц ит ив на с ил а н с, а /с м к ое рц ит ив на с ил а н с, а /с м к ое рц ит ив на с ил а н с, а /с м а б в рис. 4 – картограма коерцитивної сили на робочій поверхні (розгортка) гільзи циліндрів дизеля камаз-740: при напрацюванні 1600 мото-год. (а); при напрацюванні 3150 мото-год. (б); при напрацюванні 3640 мото-год. (в) після технологічних і технічних дій к ое рц ит ив на с ил а н с, а /с м а б к ое рц ит ив на с ил а н с, а /с м в рис. 5 – залежність коерцитивної сили від відстані замірів в точках по твірній гільзи циліндрів агрегату камаз-740 при напрацюваннях 1600 мото-год. (а), при напрацюваннях 3150 мото-год. (б), при напрацюваннях 3640 мото-год. (в) після технологічних і техничних дій: 1 – паралельно осі колінчастого валу, 0º; 2 – з відхиленням 45º; 3 – з відхиленням 90º; 4 – з відхиленням 135º; 5 – відхиленням 180º; 6 – відхиленням 225º; 7 – відхиленням 270º; 8 – відхиленням 315º при цьому спостерігається деяке розходження порядку 0,7 … 0,9 а/см у нахилі експонент по секторам вимірювання. можна бачити, що розподіл має експоненціальний характер зміни коерцитивної сили по твірній гільзи циліндрів. нахил експоненти залежить як від напрацювання, так і від технологічних та технічних дій по відновленню зношеної поверхні гільзи циліндрів триботехнічними технологіями [14]. дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 108 розподіл коерцитивної сили по секторам гільзи циліндрів на фіксованій відстані від вмт наведено на рис. 6. к ое рц ит ив на с ил а н с, а /с м а б к ое рц ит ив на с ил а н с, а /с м в рис. 6 – залежність коерцитивної сили від кута сектору поперечному перерізу гільзи циліндрів для кожної точки твірної на відстані: 1 – 12 мм; 2 – 20 мм; 3 – 28 мм; 4 – 36 мм.; 5 – 44 мм; 6 – 52 мм; 7 – 60 мм; 8 – 68 мм при напрацюванні 1600 мото-год. (а), 3150 мото-год. (б) та при напрацюванні 3640 мото-год. (в) після технологічних і технічних відновлюваних дій на однаковій відстані по твірній розподіл значень практично однаковий (відхилення 5 … 10 %). з віддаленням точок від вмт значення нс зменшується: чим далі точка, тим менші значення нс. порівняльний аналіз отриманих результатів свідчить, що технологічні і технічні дії поліпшують технічний стану гільз циліндрів оскільки величина коерцитивної сили знижуються на 12 … 16 %, в той час коли напрацювання збільшується на 14 %, що свідчить про їх кращий технічний стан. аналіз значень розподілу коерцитивної сили гільз циліндрів дизеля камаз-740, представлених на картограмах, дає можливість отримати об’єктивну картину ндс, а отже і передумови зміни ресурсних характеристик. тенденція розподілу коерцитивної сили аналогічна проведеним результатам замірів зносу у визначених точках гільзи циліндра. значний рівень збіжності результатів (більш ніж з 80 % імовірністю), співрозмірність, повторення “рельєфу”, отриманого за даними проведеного мікрометражу і коерцитиметричного методу, дозволяють обґрунтовано прогнозувати ресурс гільз циліндрів. при проведенні технічних і технологічних дій спостерігається менша динаміка наростання напружень в матеріалі гільз циліндрів, але закономірність взаємовпливу коерцитивної сили нс та геометричних параметрів має місце. стосовно наявного стану гільз циліндрів дизеля камаз-740, експлуатованого після певних технічних і технологічних дій, можна стверджувати, що навіть при більшому напрацюванні (3640 мото-год. проти 3150 мото-год.), даний дизель, за цими параметрами (нcmax … нcmin:14,6 … 9,1а/см), знаходиться в кращому технічному стані (нcmax … нcmin:13,4…9,0а/см). при цьому відносна зміна характеристик матеріалу гільз циліндрів склала – 37,67 %, і 32,84 %. висновки використання коерцитиметричного методу визначення стану цпг дизелів мсгт дозволяє отримати адекватну картину зміни ндс поверхні матеріалу, що викликано зміною геометричних розмірів де дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 109 талей при зношуванні та наявності макрота мікродефектів. загальний вид спрацювання гільзи циліндрів узгоджується "рельєфом", створеним значеннями коерцитивної сили в точках замірів по поверхні. отримані результати свідчать, що характером розподілу напружень в робочих поверхнях гільз циліндрів можна керувати модифікуючими технічними або технологічними діями впливаючи на показники і властивості оливи і робочих поверхонь деталей ттс. показано, що найбільш ефективно може впливати на поверхні тертя використовуючи комбіноване фізико-хімічне модифікування моторної оливи мідьвмісною присадкою з накладанням еп і мп. крім цього, змінюючи величини цих полів та концентрації функціональних присадок до моторної оливи, можна суттєво знижувати знос, створювати рівнозношувальні робочі поверхні з мінімальною лінійною епюрою зносу та подовжити ресурс деталей цпг і дизеля в цілому. література 1. григорьев м.а. конструкторско-технологическое обеспечение надежности двс / м.а. григорьев, в.м. енукидзе // автомобильная промышленность. – 1988. – № 8. – с. 8-12. 2. аулін в.в. дослідження стану зміцнених поверхневих шарів матеріалів за коерцитивною силою/ в.в. аулін, в.м. бобрицький, в.м. власовець та ін. // проблеми трибології. – 2006. – №2. – с. 80-87. 3. дсту 2389-94 технічне діагностування та контроль технічного стану. терміни та визначення. – к.: держстандарт україни, 1994. – 24 с. 4. мишин м.д. магнитные материалы / м.д. мишин – м.: высш.школа, 1981.– 335с. 5. лившиц б.г. физические свойства металлов и сплавов / б.г. лившиц, в.с. карпошин, я.л. линецкий – м.: "металлургия". – 1980. – 320 с. 6. аулін в.в. система трибомоніторингу технічного стану дизельного двз/в.в. аулін, т.с. скобло, о.ю. жулай та ін. // проблеми трибології. – 2006. – №2 – с. 63-79. 7. пат. 23040 україна, мпк g01r 33/02. спосіб вимірювання напруженості магнітного поля в локальних ділянках виробів із феромагнітних матеріалів / аулін в.в., жулай о.ю., бобрицький в.м., лисенко с.в. та ін.; заявник і патентоотримувач кіровоградський національний технічний університет. – №u200610907; заявл. 16.10.2006; опубл. 10.05.2007; бюл.№6. 8. христенко и.н. влияние пластической деформации на коэрцитивную силу малоуглеродистой стали / и.н. христенко, в.в. кривова // дефектоскопия. – 1984. – № 6. – с. 90. 9. горкунов э.с. моделирование диаграммы деформирования на основе измерения ее магнитных характеристик / э.с. горкунов, в.п. федоров, а.б. бухвалов, и.н. веселов // дефектоскопия. – 1997. – № 4. – с. 87-95. 10. попов б.е. магнитный контроль напряженно-деформированного состояния и остаточного ресурса подъемных сооружений / б.е. попов, в.ф. мужицкий, г.я. безлюдько, е.а. левин // диагностика. – 1998. – № 3. – с. 40-44. 11. аулін в.в фізичні основи діагностики характеру руйнування деталей / в.в. аулін, о.ю. жулай та ін. // вісник харківського держ. техн. університету сільск. господарства. / вип. 24. техн. сервіс апк, техніка та техн. у сільськогосподарському машинобудуванні. – харків. – 2004. – с. 116-121. 12. аулін в.в. вплив напружено-деформованого стану циліндричної деталі на її зносостійкість/ в.в. аулін, в.о. дубовик, м.в. красота // зб. наук. праць луганського національного аграрного університету. серія: технічні науки. – луганськ: видавництво лнау. – 2006. – №64(87). – с 26-30. 13. алямовский а.а. solidworks / cosmosworks. инженерный анализ методом конечных элементов /а.а. алямовский. – м.: дмк пресс, 2004. – 432 с. 14. аулин в.в. технологии триботехнического восстановления изношенных поверхностей деталей с использованием композиционного масла и воздействия физических полей / в.в.аулин, с.в.лысенко // проблемы автомобильно-дорожного комплекса россии: эксплуатация и развитие автомобильного транспорта [текст]: материалы x междунар. заочн. науч.-техн. конф. 21 ноября 2013 г., пенза / [редкол.: э.р. домке (отв. ред.) и др.]. – пенза: пгуас, 2013. – с. 7-16. поступила в редакцію 07.10.2014 дослідження стану поверхневих шарів деталей триботехнічних систем коерцитиметричним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 110 aulin v. research on the state of the surface layers of parts of tribological systems coercimetric method. the method of measuring the coercive force. the possibilities coercimetric method in the analysis of stress-strain state of the surface layers of parts of tribological systems: the construction of the nomogram; stress analysis i-iii kind; construction of cartograms to select a range of values of the coercive force characteristic of the various states; dependence of the coercive force of the applied load and classification of modes of operation; statistical distribution of the coercive force and determination of residual life. given the experimental results of the stress-strain state components of tribological systems cpg diesel камаз-740. the results given the wear condition and the stress-strain state in the coercive force, built cartograms coercive force distribution along the generatrix of the cylinder liners and the angle of the sector of the cross-section if the service life of diesel mobile agricultural machinery in 1600 moto-h., 3150 moto-h. – without remedial action; 3640 moto-h. – technological and technical regenerates. it is shown that with the combined physical and chemical modification of copper-based engine oil additives with the imposition of the electric and magnetic fields, reducing wear, created equal to the wear work surfaces with a minimum of stress-strain state and the minimum orthographic wear, lengthens life cpg parts and diesel engine as a whole. key words: stress-strain state, wear, coercive force, the technical condition, the resource. references 1. grigorev m.a. konstruktorsko-tekhnologicheskoe obespechenie nadezhnosti dvs. m.a. grigorev, v.m. ynukidze. avtomobilnaia promyshlennost. 1988.– № 8. p.p. 8-12. 2. aulin v.v. doslidzhennia stanu zmitsnenykh poverkhnevykh shariv materialiv za koertsytyvnoyu syloyu/ v.v. aulin, v.m. bobryts'kiy, v.m. vlasovets' ta in. problemy trybolohii (problems of tribology). khmel'nyts'kyi. khnu, 2006. №2 p.p. 80-87. 3. dstu 2389-94 tekhnichne diahnostuvannia ta kontrol' tekhnichnoho stanu. terminy ta vyznachennia. k.: derzhstandart ukrayiny, 1994. 24 p. 4. mishin m.d. magnitnye materialy. m.d. mishin. m.: vyssh.shkola, 1981. 335p. 5. livshitc b.g. fizicheskie svoystva metallov i splavov. b.g. livshitc, v.s. karposhin, ya.l. linetskii m.: "metallurgiya".1980.320 p. 6. aulin v.v. systema trybomonitorynhu tekhnichnoho stanu dyzel'noho dvz/v.v. aulin, t.s. skoblo, o.y. zhulay ta in. problemy trybolohii (problems of tribology). khmel'nyts'kyi. khnu, 2006. №2. p.p. 63-79. 7. pat. 23040 ukraina, mpk g01r 33/02. sposib vymiryuvannia napruzhenosti mahnitnoho polia v lokal'nykh dilyankakh vyrobiv iz feromahnitnykh materialiv. aulin v.v., zhulay o.y., bobryts'kyi v.m., lysenko s.v. ta in.; zayavnyk i patentootrymuvach kirovohrads'kyi natsional'nyi tekhnichnyi universytet. №u200610907; zayavl. 16.10.2006; opubl. 10.05.2007; byul.№6. 8. khristenko i.n. vliyanie plasticheskoi deformatsii na koertsitivnuiu silu malouglerodistoi stali. i.n. khristenko, v.v. krivova. defektoskopiia. 1984. № 6. p.p.90. 9. gorkunov e.s. modelirovanie diagrammy deformirovaniia na osnove izmereniia ee magnitnykh kharakteristik. e.s. gorkunov, v.p. fedorov, a.b. bukhvalov, i.n. veselov. defektoskopiia. 1997. № 4. p.p. 87-95. 10. popov b.e. magnitnyi kontrol napryazhenno-deformirovannogo sostoyaniia i ostatochnogo resursa podyemnykh sooruzhenii. b.e. popov, v.f. muzhitskii, g.y. bezlyudko, y.a. levin. diagnostika. 1998.– № 3. p.p. 40-44. 11. aulin v.v fizychni osnovy diahnostyky kharakteru ruynuvannia detalei. v.v. aulin, o.yu. zhulai ta in. visnyk kharkivs'koho derzh. tekhn. universytetu sil'sk. hospodarstva. vyp. 24. tekhn. servis apk, tekhnika ta tekhn. u sil's'kohospodars'komu mashynobuduvanni. kharkiv. 2004. p.p.116-121. 12. aulin v.v. vplyv napruzheno-deformovanoho stanu tsylindrychnoi detali na ii znosostiykist. v.v. aulin, v.o. dubovyk, m.v. krasota. zb. nauk. prats' luhans'koho natsional'noho ahrarnoho universytetu. seriia: tekhnichni nauky. luhans'k: vydavnytstvo lnau, 2006, №64(87).– p.p 26-30. 13. alyamovskii a.a. solidworks. cosmosworks. inzhenernyi analiz metodom konechnykh elementov.a.a. alyamovskii. m.: dmk press, 2004. 432 p. 14. aulin v.v. tekhnologii tribotekhnicheskogo vosstanovleniia iznoshennykh poverkhnostei detalei s ispolzovaniyem kompozitsionnogo masla i vozdeystviia fizicheskikh polei. v.v.aulin, s.v.lysenko. problemy avtomobilno-dorozhnogo kompleksa rossii: ekspluatatsiia i razvitie avtomobilnogo transporta [tekst]: materialy x mezhdunar. zaochn. nauch.-tekhn. konf. 21 noyabria 2013 g., penza. [redkol.: e.r. domke (otv. red.) i dr.]. penza: pguas, 2013. p.p. 7-16. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 49 войтов в.а., захарченко м.б. харьковский национальный технический университет с/х им. п .василенко, г. харьков, украина e-m ail: ndch_khnt usg@mail.ru моделирование процессов трения и изнашив ания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистеме удк 621.891 в р аботе пр иведены теор етическ ие исследования по обоснованию методики модел ир ования пр оцессов тр ения и изнашивания в тр ибосистемах в у словиях гр аничной смазки. разр аботана методика моделир ования хар актер истик фактического пятна контакта и математическая модель скор ости р аботы диссипации в тр ибосистеме. пр иведены теор етические зависимо сти изменения у казанны х хар актер истик от в ходны х пар аметр ов. клю чевые с лова: трибосистема, моделирование, скорость изнаш ивания , сила трения, фактическая площадь кон такта, скорость работы дисси пации. актуальнос ть проблемы в после днее время активно развиваю тся методы расчета и моделирования процессов трения и изнашивани я в трибосистема х машин и ме хан измов, что позволяе т значите льно сни жать за траты в процессе проектирования и доводки новы х конс трукций. тру дности , ко торые возникаю т при разработке таки х моделей , свя заны с выбором параметров, которые влияю т на иссле дуемый процесс, в основном это многопараметрические задачи . всле дс твие шеро ховатос ти повер хностей трения конта ктирование тверды х тел осуществляе тся дискре тно, в отдельны х зона х – п ятна х фактическо го кон такта (фпк). ка к прави ло, фпк формируются при контакте верши н неровностей, а суммарная площадь кон такта состои т из множества таки х микроконта ктны х зон. величина фпк, а также размер и форма единичных пя тен кон такта существенно вли яют на процессы трения и изнаши вания, т.к. опреде ляю т напряженно-деформируемое состояние в повер хностны х слоя х кон тактируемых материалов и опре деляю т то лщину с лоя материа ла с неоднородным распреде лением напряжений и деформации. на неко тором расстоянии от повер хности трения напряжения сущес твенно снижаю тся, и на не которой глубине и х распреде ление с танови тся практически однородным. величина напряжений в материале, п лощадь фпк и скорость деформации в поверхнос тны х с лоя х материалов влияю т на «загруженнос ть» трибоэлементов в трибосистеме, ко торую можно оценить скоростью работы диссипаци и. скорость работы диссипации являе тся энергетическим параметром и характеризует скорость процессов превращения ме ха нической энергии в теп ловую. поэтому при разработке моделей для прогнозирования скорости изнашивани я и потерь на трение необхо димо учитывать енерге тические параметры, такие как скорость работы диссипаци и, ко торая связана с характеристи ками фпк. анализ публикаций, пос вяще нных данной проблеме метод расчета фпк, в основе ко торого лежи т теория с лучайны х полей применен в работе [1] для случая упругого кон тактирования изотропной повер хнос ти. дальне йшее разви тие мето дов расчета фпк получило в работа х н.ф. семенюка, где при водя тся выражения для опреде ления : градиента повер хности [2]; комплекса условий кон тактирования, относите льной фактической п лощади конта кта, фактического напряжени я в зоне кон такта и уровня деформации [3]; п лотности пяте н кон такта и средней площади пя тен кон такта [4]. на основании работы г. циглера [5] авторами работ [6 8] разработан методический по дхо д в моделировании распреде ления с корости работы диссипации между трибоэлементами в трибосистеме. в указанны х выше работа х делае тся выво д, что при одинаковой величине напряжений в материала х трибоэлементов на е диничном фпк скорость деформации значите льно отличается , т.к. о тличаются физи комеханические свойства материалов трибоэлементов. в да льнейши х работа х [9, 10] авторами получено окончательное выражение для расчета скорости работы дисси пации с учетом деформируемого объема поверхностного слоя при трении. ис пользуя параметр скорость работы диссипации можно определя ть «загруженность» трибоэлементов в трибосистеме. в ука занны х выше работа х [6 10] показана функц иональная с вязь между и зносостойкостью , потерями на трение трибосистем и скоростью работы диссипации в трибосистеме. основным недоста тком приведенны х выше методи к являе тся то, что моделирование и расчет скорости работы диссипации выполняе тся для е диничного фпк и не опреде ляе тся для трибоэлемента в моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 50 целом. разработка методики опреде ления характерис тик фпк, количество фпк на поверхнос ти трения трибоэлемента, позволит рассчитыва ть скорость работы диссипации подвижного и неподвижного трибоэлементов и трибосистемы в целом с учетом применяемых смазочных сред. це ль исслед ования разработать мето дический подход и выпо лни ть математическое моделирование изменения скорости работы диссипации трибосистемы и отдельны х трибоэлементов в зависимости от изменения шерохо ватос ти повер хностей, физико-ме ханически х с войств ма териалов трибоэлементов, конструктивны х особенностей трибосистемы, а также трибологически х свойс тв смазочной среды. методический под ход в проведении исследований в основу разработки ма тематической модели изменения коэффициента трения и с корости изна шивания взя ты основные положения сис темного анализа, как с трате гии изучения с ложны х с истем, к которым относятся и трибосистемы. в качес тве метода иссле дования испо льзуется математичес кое моделирование, а основным принципом в моде лировании я вляе тся де композиция сложной сис темы на более простые подсис темы. при та ком подхо де матема тическая моде ль с троится по блочному принципу. структура трибосистемы состои т и з по движного и непо движ ного трибоэлементов, смазочной и окружающей среды, на ходящи хся в постоянном взаимодейс тви и между собой. входными параметрами, которые оказывают влияние на процесс трения и изнашивания, являются: 1.технологические параметры параметры шероховатости контактирующих поверхностей трения: rап, rан – среднее арифметическое отклонение точек профиля подвижного и неподвижного трибоэлементов, м; sтп, sтн – средний шаг неровностей по средней ли нии профиля подвижного и неподвижного трибоэлементов, м. параметры rа и sт определены согласно гост 2789-73. 2. физи ко ме ханические с войства кон тактирующи х материалов в трибосистеме: еп, ен – модуль упругости материа ла подвижного и непо движного трибоэлементов. υп, υн – коэффициент пуассона материала по движного и непо движно го трибоэлементов. 3. конс труктивные параметры трибосистемы: f min – меньшая площадь трения одного из трибоэлементов, м 2. 4. э ксплуа тационные (рабочие) параметры: n – нагрузка на трибосистему, т.е. си ла прижати я трибоэлементов, н; σn = n/fmin – номинальное напряжение при контактировании трибоэлементов, па. к вы хо дным параметрам, которые моделируются , о тносятся : коэффициент трения; скорость и знаши вания. структура математической модели состои т из сле дующи х бло ков. 1. блок моделирования характеристи к фактического пятна конта кта повер хностей трения. ре зуль татом моделирования являе тся определен ие напряжений на фактическом пятне кон такта , диаметра фактического пя тна кон такта и ко личество пя тен кон такта на номинальной площа ди трения. 2. блок моде лирования изменения скорости работы диссипации трибосистемы. на основании полученны х характерис тик фактического пя тна конта кта с учетом трибологически х свойс тв смазочной среды моделируется изменение скорости работы диссипации трибосистемой, а так же по движным и неподвижным трибоэлементами в о тдельнос ти. 3. блок моделирования изменения коэффициента трения . на основании полученны х значений скорости работы диссипации трибосистемой определяю тся значения коэффициента трения в зависим ости о т перечисленны х выше вхо дны х факторов. 4. блок моделирования скорости изнашивания . на основании полученны х значений скорости работы диссипации подвижным и неподвижным трибоэлементами, а также трибосистемы в целом, с учетом внутреннего трения с труктуры сопряженны х ма териалов, опре деляю тся значения с корости изнаш ивания при и зменении вхо дны х параметров. 5. блок проверки а деква тнос ти математической модели по кри терию фишера и расчет ошибки моделирования. при разработке матема тической модели были приня ты с ледующие допущени я. 1. кон такт повер хносте й трения по движно го и непо движ ного трибоэлементов дискре тный, пя тна контакта равномерно распределены по площади трения, взаимодействия выступов шероховатостей случайно. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 51 2. вид кон та кта на еди ничном пятне – упругий. такое допущение принято на основании ряда работ, где утверждае тся, ч то при первом пластическом конта кте шеро хова тостей и нес коль ки х раз пере деформирования по причине скольжени я, конта кт с танови тся упругим. 3. температура, которая генерируется на фактически х пя тна х конта кта , не изменяет модуль уп ругости и коэффициент пуассона материалов трибоэлементов, а сущес твенно влияе т на про текание термоокислите льны х процессов на повер хнос тя х трения. 4. по характеру протекающи х процессов трения и изнашивания рассматриваютс я установившие ся режимы, после за вершения приработки. ограничения, приня тые при разработке математической моде ли. 1. трибосис тема функционирует в режиме граничной смазки. 2. трибосистема функционирует в нагрузочно-скоростном диапазоне, где не возникае т повреждаемости повер хностей трения , при э том, энергии а ктивации доста точно для перестройки повер хностны х слоев. моделирование характе рис тик фактическог о пятна контакта пове рхносте й тре ния при моделировании характерис тик фпк после дова тельно определяют сле дующие параметры. 1. среднее арифметическое отклонение точек профиля (эквива лен тные параметры шерохова тости [1]): 22 анапa rrr  , м; (1) средний шаг неровностей по средней лин ии: 22              тн ан тп ап a m s r s r r s , м. (2) при выпо лнении расчетов в формула х (1) и (2) испо льзуетс я размерность – м. 2. градиент повер хнос ти опреде ляе тся согласно работы [2]: sт rа q 2 . (3) 3. приве денный моду ль юнга кон тактирующи х материалов определяют по выражению [1]: н н п п ееe 22 υ1υ11     . (4) 4. компле кс условий кон тактирования повер хностей согласно [3] опре деляю т по выражению: eq k n   22,2 . (5) 5. относи тельная фактическая п лоща дь кон та кта согласно [3]: )exp(1η k . (6) 6. фактическое напряжен ия в зоне конта кта [3]:    пфпк , па . (7) 7. уровень деформации материала определяе тся согласно работы [3]:           0,6827.k ,845,0 1ln 422,0 ;6827,0k ,982,6ln25,5ln95,3 k k h (8) 8. плотнос ть пя тен кон такта опреде лим согласно работы [4]:  hh s d h m c                 4,0exp 2 1 222 1 2 2 , 1/м2. (9) 9. сре дняя п лоща дь е диничного п ятна кон такта опре деляе тся со гласно [4]: c c d a   , м2. (10) моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 52 10. средн ий диаметр е диничного фпк определяется по формуле:   cфпк a d 4 , м. (11) 11. зная величину меньшей площади трения одного из трибоэлементов fmin и плотнос ть пя тен конта кта , формула (9), опреде лим ко личество пя тен кон та кта на меньшей повер хности трения :  ca f n min . (12) используя разработанную методику моделирования можно получить зависимости изменения ха рактеристик фпк (σ фпк и dфпк) о т те хнологически х параметров (rа и sт), экс плуа тационны х параметров (n), сочетаемых материа лов в трибосистеме (e, υ), а та к же конструктивны х параметров трибосистемы (f min). рис. 1 – зависимости величины напряже ний на единичном фпк от величины параметра rа и сре днего шага неровносте й sт рис. 2 – зависимости величины диаметра единичного фпк от величины параметра rа и средне го шага не ровностей sт рис. 3 – зависимости величины напряже ний на единичном фпк от нагрузки n и параметра ше роховатости rа рис. 4 – зависимости величины диаметра единичного фпк от нагрузки n и параметра ше роховатости rа резуль та ты моделирования изменения напряжений и диаме тра единичного фпк в за висимости от rа и sт представлены на рис. 1 и 2. зависимости построены для нагрузки n = 800 н, fmin = 0,00015 м2 и сочетания материа лов с таль 40х+бр. аж 9-4 (еп = 2,1·1011па; ен = 1,2·1011па; υп = 0,3; υн = 0,35). как сле дует из рис. 1 и 2 зависимости имею т не линейный характер. увеличение параметра rа в 2 раза приводи т к увеличению σфпк в 2,2 раза. аналогичные зависи мости и по влиянию параметра sт. степень влия ния на грузки n на характерис тики фпк сле дуе т из зависимостей , предс тавленны х на рис. 3 и 4. зависимости нося т линей ный характер. при э том, изменение параметра шерохова тости rа имеет большую с тепень вли яния на σфпк и dфпк, чем параметр нагрузки n. из проведенно го моделирования по влиян ию те хнологически х, физико-ме ханически х, конструктивны х и эксп луа тационны х параметров на хара ктерис тики фпк сле дует, что наиболь ший вкла д внося т среднее арифметическое отклонение точек профиля поверхнос тей трения rа и средний шаг неровностей по средней линии sm, а затем, физико-ме ханические свойства материалов трибоэлементов (модуль упругости и коэффициент пуассона). моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 53 увеличение rа и sm ведет к быс трому росту напряжений на фпк и уменьшению диаметра фпк. анало гичный процесс характерен при увеличении модуля упругости и уменьшении коэффициента пуассона. разработанная методика моде лирования характерис тик фпк бу дет вхо ди ть с труктурной составляющей в общую методику моде лирования скорости изнаши вания и коэффициента трения . моделирование измене ния с корости работы дисс ипации в трибос истем ах согласно работ [8 10] скорость работы диссипации р на е диничном фпк опре деляе тся по вы ражению: дфпк vр   , дж/с, (13) где σфпк – напряжение в материале на е диничном фпк, па; ε – скорость деформации материала на е диничном фпк, 1/с; дv – объем материала единичного фпк участвующего в деформации, м 3. как сле дует из выражения (13) с корость работы диссипации зависи т о т напряжения в зоне фактического конта кта , скорости деформации материала и объема, участвующего в деформации. формулу (13) можно применять для расчета скорости работы диссипаци и для трибосистемы в целом, а та к же для подвижного и непо движ ного трибоэлементов в отде льности . величина напряжения на фпк у обоих трибоэлементов о дина кова, а скорость деформации материалов трибоэлементов ε различается , если трибоэлементы изготовлены и з различны х материалов (различные е и υ). кроме этого, у различны х материа лов будет о тличаться и объем, участвующий в деформации, что не учитывалось в ранее разработанны х моде ля х [8 10 ]. скорость деформации материала по дви жного трибоелемента на единичном фпк рассчитывае тся по формуле:    фпкп скфпк ппп dе    05,186,0175 , 1/с, (14) для материала неподвижного трибоэлемента :    фпкн скфпк ннн dе    05,186,0175 , 1/с, (15) где υск – с корость ско льжения в трибосистеме, м/с. напряжение на единичном фпк опреде ляетс я по формуле (7), а диаметр единичного фпк определяется по формуле (11). объем материала в предыдущи х моделя х [6-10] опреде ля лся как произве дение п лощади един ичного фпк на глубину распространения деформации h. при этом глубина h принималась постоянной и равной: h = 0,5 dфпк. однако, анали з работ по влиянию смазочного материала на глубину наклепанного слоя в материале трибоэлемента позво ляет утвержда ть, что глубина деформации h также зависи т и от наличия повер хностно-а ктивны х вещес тв в смазочном материале, которые можно учитывать ин теграль ным показателем трибологически х свойств смазочного материала – уде льной работой изнаши вания еу , дж/м3. определение и расчет пока зате ля еу буде т предс тавлено в пос ледующи х публикаци я х. обобщая экспериментальный материал по влиянию смазочной среды на глубину наклепанного слоя нами были получены зависимости по определению глубины деформации в материале подвижного трибоэлемента:  пdфпкп edh  15,0 , м, (16) в материале неподви жного трибоэлемента:  нdфпкн edh  15,0 , м, (17) где dп и dн – коэффициенты , ко торые учитываю т способность материа ла к деформированию под действием повер хностно-активны х вещес тв, для по движ ного и непо движно го трибоэлементов соо тветс твенно. на основании экспериментальны х дан ны х, приведен ны х в работа х [6 10], нами были получены выражения для расчета коэффициентов dп и dн : уп фпк п ее d    28105,6 , (18) моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 54 ун фпк н ее d    28105,6 , (19) коэффициенты dп и dн безразмерные. на основании полученны х выражений (16) и (17) было выполнено моделирование изменения глубины деформации при изменении трибологически х свойств смазочной среды, которые учитывались параметром еу в формулах (18) и (19). резу ль таты моде лирования предс тавлены на рис. 5 8. начальное значение глубины деформации на основании работы [1] прин ято 0,5 d фпк. из анализа предс тавленны х зависимостей с ледуе т, что трибологические свойс тва смазочной среды до значений еу =1,8·1014дж/м3 не оказывают влиян ия на глубину деформации у подвижного и неподвижно го трибоелементов. даль нейшее увеличение еу приво ди т к быс трому уменьшению глубины деформации. это связано с наличием в смазочной среде поверхностно-а ктивны х и химически -активны х веществ, которые способствуют проявлению эффекта ребиндера. необ ходимо отмети ть , что сочетание материалов в трибосис теме также влияет на глубину де формации, это вытекае т из выражений (18) и (19). чем больше разница у модулей упругости материалов подвижно го и неподвижного трибоэлементов, тем больше разница в глубине деформации. для трибосистемы «сталь 40х+бр.аж 9-4» бронзовый трибоэлемент имеет на 47 % большую глубину деформации, чем стальной, рис. 5. при уменьшении разницы между модулем упругости материалов трибоэлементов разница между глубиной деформации уменьшается, рис. 6 и 7, а при о динаковы х материа ла х совсем исчезает, рис. 8. полученные зависимости позволя т повыси ть точность моделирования распреде ления с корости работы диссипаци и между по движ ным и неподвижным трибоэлементами, что в дальней шем позволи т более точно рассчитыва ть и х с корость изна шивания . используя выражени я (16) (19), а та кже выражение для площа ди е диничного фпк ас (10), получим выражения для определен ия объема материала, который участвует в деформации на единичном фпк. рис. 5 – зависимость изме не ния глубины деформации от трибологиче ских свойств смазочной среды для трибосистемы: сталь 40х+бр.аж 9-4 рис. 6 – зависимость изме не ния глубины деформации от трибологиче ских свойств смазочной среды для трибосистемы: с ч+бр.аж 9-4 рис. 7 – зависимость изме не ния глубины деформации от трибологиче ских свойств смазочной среды для трибосистемы: сталь 40х+с ч рис. 8 – зависимость изме не ния глубины деформации от трибологиче ских свойств смазочной среды для трибосистемы: сталь 40х+ сталь 40х для по движ ного трибоэлемента: cnд п аhv  , м 3; (20) моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 55 для непо движно го трибоэлемента : cнд н аhv  , м 3. (21) с учетом полученны х выражений скорость диссипаци и в подвижном и непо движном трибоэлемента х на еди ничном фпк опре деляе тся по выражениям: дпnфпкn vp   , дж/с = вт, (22) дннфпкн vp   , дж/с = вт. скорость работы диссипации на е диничном фпк для трибоситемы в целом определяе тся по выражению: р = рп + рн. (23) используя выражение (12), которое позволяе т рассчита ть количес тво пя тен конта кта на повер хности трения трибоэлемента с меньшей площадью трения (f min), можно записать конечные выражения для определен ия скорости работы диссипации для по движ ного wп, неподвижного wн трибоэлементов и трибсистемы в целом wтр : рис. 9 – зависимости изме нения скорости работы диссипации от ше роховатости rа поверхносте й тре ния и различного сочетания мате риалов в трибосистеме рис. 10 – зависимости изме не ния скорости работы диссипации от величины шага не ровностей sт пове рхносте й тре ния и различного сочетания мате риалов в трибосистеме рис. 11 – зависимости изме не ния скорости работы диссипации от нагрузки и различного сочетания мате риалов в трибосистеме рис. 12 – зависимости изме не ния скорости работы диссипации от трибологиче ских свойств смазочной сре ды и различного сочетания мате риалов в трибосистеме wn = pn · n, вт, 24) wн = pн · n, вт, (25) wтр = wп + wн, вт. (26) как с ледуе т из по лученны х выражений на ве личину скорости работы диссипац ии wтр влияю т параметры шероховатос ти повер хнос тей трения rа и sт, физико -ме ханические свойства материалов e, υ, нагрузка и скорость ско льжения n, υск, конс трукция трибосистемы f min, трибологические свойс тва смазочной среды еу. резуль та ты моделирования характера изменения скорости работы диссипации для трибосистемы в целом при изменении параметров шерохова тости rа и sт для различны х сочетаний материалов в трибосистеме представлены на рис. 9 и 10. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 56 резуль та ты моделирования при изменении нагрузки и трибологически х свойс тв смазочной среды (еу), предс тавлены на рис. 11, 12. результа ты получены для пос тоянной скорости сколь жения υск = 0,5м/с. анализ полученны х теоретически х зависимостей позво ляе т сде лать вывод о нели нейности влия ния перечисленны х выше параметров на скорость работы диссипации в трибосистема х. значите льный диапазон изменения данно го параметра, от 2 до 100 вт и более позволит теоретически рассчитыва ть скорость изнашивания и коэффициент трения для различны х трибосистем с учетом техноло гически х, конс труктивны х и эксп луатационны х вхо дны х параметров. выводы 1. разработана с труктурная с хема построения математической моде ли процессов трения и изна шивания в условия х граничной смазки, ко торая содержит блок моде лирования характерис тик фактического пя тна конта кта , б лок расчета с корости работы диссипац ии и блоки моделирования коэффициента трения и скорости изнаши вания трибосистем. опреде лены допущения и ограничения при разработке м атематической моде ли. 2. разработана мето дика математического моделирования характерис тик фактического пя тна конта кта повер хнос тей трения. с помощью математического моделирования установлено, ч то среднее арифметическое отклонение точек профиля повер хностей трения и средний ша г неровностей по средней линии имеют большее влияние на ве личину напряжений в материале и диаметр фактического пя тна контакта, чем физико-ме ханические свойства материала, и з ко торы х изготовлены трибоэлементы, и х конс труктивные и эксп луатационные параметры. 3. получила даль нейшее разви тие математическая моде ль скорости работы диссипации в трибосистеме, ко торая учитывает общее количес тво пя тен кон такта на повер хности трения и глубину распространения деформации в материале подвижного и неподвиж ного трибоэлементов. с помощью математического моделирования установлена степе нь вли яния триболо гически х свойс тв смазочной среды на величину скорости работы диссипации в трибоэлемента х трибосистемы, что позволи т повысить точность моделирования. лите ратура 1. айбиндер с.б., тюнина э.л. вве дение в теорию трения полимеров. – рига: зина тне, 1978. – 224. 2. семенюк н.ф. исс ле дование топографии поверхностей мето дом случайного поля и разработка расчетны х методов оценки фактической площа ди кон такта при трении тверды х те л: дис. … кан д. те хн. наук. – якутс к, 1983. – 149 с . 3. terletzka, se menjuk, deie rich. modellierung des kontaktes zweier rauher körper/ wissenschaftliche berichte hochschule zittau/görlit z nr/ 1551 (1996), he ft 45. – s. 151 – 165. 4. se men juk n. entwic klung von berechnungsverfahren der reibungs und verschleißtheorie mit hilfe des modells stochastischer felder: diss. b an der technischen hochschule zittau. z ittau, 1991. 5. циглер г. экс тремальные принципы термодинамики необратимы х процессов и механ ика сплошной среды . – м.: мир, 1966. – 136 с . 6. войтов в.а. трошин о.н., багров в.а. математическая моде ль распределения энергии между элементами трибосистемы в процессе трения и методика расчета. час ть і. ма тематическая моде ль определен ия скорости работы диссипации в элемента х основны х трибосистем // проблеми трибології. – 2006. – №3 (41). – с. 20-28. 7. вой тов в.а., трошин о.н., багров в.а. математическая модель распределени я энергии между элемен тами трибосистемы в процессе трения и методи ка расчета . часть іі. ме тодика расчета скорости работы диссипации элементов основны х трибосистем // проблеми трибології. – 2006. – №4 (42). – с. 24-32. 8. вой тов в.а., трошин о.н. управление теп ловыми потоками в трибосистеме и эксперименталь ная оценка износостойкос ти трибосистем // проблеми трибології – 2007. – №2 (44). – с. 95-101. 9. вой тов в.а., вели кодный д.а. эксперимента льная оценка триботе хнически х характеристик различны х конс трукций трибосистем с теп ловыми сопротивлениями. час ть i. мето дический подход в исследован ия х // проблеми трибології. – 2009. – №2. – с. 25-31. 10. войтов в.а., вели кодный д.а. э ксперименталь ная оценка триботе хнически х характеристик различны х конс трукций трибосистем с тепловыми сопротивлениями. часть 2. износостойкос ть и потери на трение прямы х и обратны х трибосистем // проблеми трибології. – 2009. – №3. – с. 20-28. поступи ла в редакц ію 04.02.2015 моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах ... часть 1. р асчет скорости работы диссипации в трибосистеме проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 57 vojtov v.a., zaharchenko m .b. modeling of processes of friction and wear in tribosystems in the conditions boundary lubrication. part 1. calculating the speed of dissipation in tribosystem. the p ap er p resents the theoretical research to substantiate the techniques of modeling p rocesses of friction and wear in tribosy stems in the conditions boundary lubrication. the technique of modelin g the beh avior of the actual contact p atch and a mathematical mod el of the sp eed of dissip ation in tribosystem. the theoretical dep endence of the ch an ge of these characteristics of the inp ut p arameters. keywords: tribosy stem, modelin g, wear rate, friction force, the actual contact area, the sp eed of dissip ation. references 1. a jbinder s.b., t junina je.l. vvedenie v teoriju t renija polimerov. riga : z inatne, 1978. 224. 2. se menjuk n.f. issledovanie topografii poverhnostej metodom sluchajnogo polja i ra zrabotka raschetnyh metodov ocenki fakticheskoj ploshhadi kontakta pri trenii tverdyh tel: dis. … kand. tehn. nauk. jakutsk, 1983. 149 s. 3. terlet zka, se menju k, de ierich. modellierung des kontaktes zshheier rauher kjorper. shhissenschaftliche berichte hochschule zittau/gjorlit z nr/ 1551 (1996), he ft 45. –s. 151 165. 4. se men juk n. entshhicklung von berechnungsverfahren der reibungs und verschleißtheorie mit hilfe des modells stochastischer felder: diss. b an der technischen hochschule zittau. z ittau, 1991. 5. cig ler g. je kstrema l'nye principy termodina miki neobratimyh processov i mehanika sploshnoj sredy. m.: m ir, 1966. 136 s. 6. vojtov v.a. troshin o.n., bagrov v.a. matemat icheskaja model' raspredelenija jenergii me zhdu jele mentami tribosistemy v processe trenija i metodika rascheta. chast' і. matematicheskaja model' opredelenija skorosti raboty dissipacii v je le mentah osnovnyh tribosistem. proble mi tribologії. 2006. №3 (41). s. 20-28. 7. vo jtov v.a., troshin o.n., bagrov v.a. mate maticheskaja model' raspredelenija jenergii me zhdu jele mentami tribosistemy v processe trenija i metodika rascheta. chast' іі. metodika rascheta skorosti raboty dissipacii jele mentov osnovnyh tribosistem. proble mi tribologії. 2006. №4 (42). s. 24-32. 8. vo jtov v.a., t roshin o.n. upravlenie teplovy mi potoka mi v tribosisteme i jeksperimental'naja ocenka iznosostojkosti tribosistem. proble mi tribologії. 2007. №2 (44). s. 95-101. 9. vo jtov v.a., ve likodnyj d.a. jeksperimental'naja ocenka tribotehnicheskih harakteristik ra zlichnyh konstrukcij tribosistem s teplovymi soprotivlenija mi. chast' i. metodicheskij podhod v issledovanijah. proble mi tribologії. 2009. №2. s. 25-31. 10. vo jtov v.a., velikodnyj d.a. jeksperimental'naja ocenka tribotehnicheskih harakteristik ra zlichnyh konstrukcij tribosistem s teplovymi soprotivlenija mi. chast' 2. iznosostojkost' i poteri na trenie prja myh i obratnyh tribosistem. proble mi tribologії. 2009. №3. s. 20-28 визначення динамічної в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту при вібронавантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 27 костогриз с.г., шалапко ю.і., слащук в.о., слащук о.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: slaschuk.o@gmail.com визначення динамічної в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту при вібронавантаженні удк 621.2.082.18 методом контактно-наведених згасаючих автоколивань виміряна динамічна в’язкість номінально нерухомого фрикційного контакту, що знаходиться в умовах вібраційного навантаження. встановлено, що значення динамічної в’язкості для контакту сталевих деталей на дев’ять порядків величини перевищує в’язкість заліза та сталей у розплавах, однак є значно нижчим за відомі значення твердого заліза при нормальних умовах. ключові слова: динамічна в’язкість, контакт, коливання, вібрація. вступ встановлення реальної величини динамічної в’язкості номінально нерухомих фрикційних контактах необхідно для адекватного моделювання контактної динаміки у зовнішньому вібраційному полі, а також забезпечення стійкості та надійності номінально нерухомих фрикційних з’єднань в умовах вібрації [1 4]. між тим, значення динамічної в’язкості, наприклад, сталевих контактних шарів практично відсутні – на відміну від ударної в’язкості сталей та динамічної в’язкості розплавів. остання для промислових марок сталей становить вельми малу величину  4,5 6,0 мпа с (при температурах розплаву 14801650 oс) [5]. в той же час, даними довідникового видання [5], в’язкість твердого заліза при нормальних умовах оцінюється величиною ~ 1010 па с, тобто на тринадцять порядків більшою. такий широкий діапазон зміни динамічної в’язкості конденсованого середовища, як відомо [1], обумовлений її експоненційними залежностями від температури та тиску – однак, прямо протилежного характеру: експоненційне падіння з температурою може компенсуватись експоненційним зростанням з тиском. оскільки в умовах динамічної контактної взаємодії значних змін зазнають як температура на плямах фактичного контакту, так і фактичний тиск, то в’язкість граничного шару тут може бути надійно встановлена лише експериментально. в даній роботі з цією метою використаний динамічний метод аналізу згасаючих контактних коливань, розглянутий раніше в роботі [5]. мета і постановка задачі метою даної роботи є визначення реальної величини динамічної в’язкості номінально нерухомих фрикційних контактах сталевих конструкцій. однією з важливих задач трибології металевих конструкцій являється моделювання контактної взаємодії номінально нерухомих фрикційних контактів в умовах вібраційного навантаження. виклад матеріалів досліджень дослідження проводились на стенді для випробувань матеріалів в умовах динамічного контактного навантаження. установка дає можливість дослідити матеріали та покриття на довговічність і зносостійкість номінально-нерухомих з’єднань з малою амплітудою відносних переміщень за схемою: кулькаплощина, площина-площина та профільних з’єднань. технічні характеристики стенда наведені в таблиці 1. таблиця 1 технічна характеристика для дослідження трибологічних властивостей матеріалів та покриттів в умовах малоамплітудного фретингу нормальне навантаження, р 0 … 100 н амплітуда коливань, а 5 … 100 μm частота коливань,ν 100 гц габарити 0,6  1,1  0,7 м маса 200 кг mailto:slaschuk.o@gmail.com визначення динамічної в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту при вібронавантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 28 дослідний стенд (рис. 1) працює наступним чином. зразок 1 жорстко закріплюється в тримачі 2. тримач 2 являється конструктивним елементом каретки 3, що рухається по направляючих 4. зворотнопоступальний рух забезпечує електромагніт 5, що прикріплений до направляючих 4, та система пружин 6. направляючі 4 закріплюються на пластинах 7, які прикручені до втулки 8. для фіксації вала 10 застосовано чотири радіально-упорні підшипники 9, розміщені всередині втулки 8. така конструкція забезпечує підйом та опускання рухомого елементу конструкції, а підшипники даного типу обрані для сприйняття як поперечного, так і осьового навантаження. вал 10 закріплюється на стояках 11, що в свою чергу кріпляться до станини 12. нормальне навантаження забезпечує вантаж 13, прикріплений до направляючих 4, який розміщений безпосередньо над зоною контакту. контр-тіло 14 розміщується на тензобалці 15, що закріплена на окремій станині 16. з метою мінімізації впливі коливань установки на результати вимірювань механічна система розташована на масивній основі вагою 200 кг [3]. рис. 1 – схема дослідного стенду електромагніт змінного струму виконано з урахуванням максимального тягового зусилля 10 кг, що забезпечує необхідний діапазон зусиль, які прикладаються до досліджуваного контакту. амплітуда переміщень зразка відносно контр-тіла регулюється в межах від 5 до 100 µм. навантаження на пару тіло-контр-зразок подається наступним чином: тангенційне знакозмінне навантаження забезпечується приводом електромагніту, а нормальне зусилля – за допомогою важільного механізму, що утворюється приводом контр-тіла та опорою конструкції. нормальне навантаження на досліджуваний фрикційний контакт може змінюватись в межах від 0 до 100 н. для уникнення резонансних явищ в обладнанні передбачено систему плавного пуску генератора механічних коливань. тангенційне навантаження визначається потужністю струму, підведеного до електромеханічної системи і складає 0 … 200 н. дослідження проводилось за схемою площина-кулька, рис. 2. рис. 2 – контактна схема: 1 – зразкотримач; 2 – зразок; 3 – контр-тіло(кулька); 4 – система фіксації контр зразка; р – сила притискання; т – тангенціальне зусилля визначення динамічної в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту при вібронавантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 29 на рис. 3 показані часові залежності зміщень двох контр-зразків та тангенційного контактного зусилля при вібронаванжтаженні дослідного фрикційного контакту. рис. 3 – осцилограми одержаних результатів: пунктирний графік з точкою – переміщення зразка; пунктирний графік – переміщення контр зразка; суцільний графік – контактне зусилля додатково на рисунку 4 наведені відповідні петлі гістерезису в координатах: зміщення верхнього контр зразка – тангенційне зусилля. рис. 4 – петлі гістерезису в уординатах: переміщення верхнього контрзразка – тангенціального зусилля звертає на себе увагу "аномально" велика початкова амплітуда автоколивань, яка в декілька раз перевищує контактне зусилля в крайніх точках петлі гістерезису. причина цього криється в самому механізмі виникнення автоколивань, який має суттєво неврівноважений характер порушення цілісності контакту при його розвантаженні. тут значна частина запасеної енергії пружної деформації трансформується в одну з вищих мод коливань тензометричної балки, що є основою кріплення нижчого контрзразка. амплітуда зміщень балки в цій моді, очевидно, припадає на середню її частину, де розміщені тензодатчики контактного зусилля. оскільки ці датчики попередньо прокалібровані по першій згинній моді коливань балки, амплітуда яких максимальна на кінці балки (а не посередині), то прийнятий в момент контактного зриву сигнал з тензодатчиком є «аномальним» для згаданої калібровки. величина динамічної в’язкові контакту визначається тут не по абсолютній, а по відносній величині сигналу, відтак, останнє не впливає на результати вимірювань. тим не менш, вони отримані в межах певного спрощення реальної ситуації, а саме за умови, що загальна жорсткість послідовного з’єднання копір тіл та опорної балки близька в момент зриву до контактної жорсткості. в такому випадку можна використати розрахункову формулу, отриману квазістатичним методом в роботі [4]:  ωπ δ =η  g (1) визначення динамічної в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту при вібронавантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 30 тут η , g – динамічна в’язкість та модуль зсуву граничного контактного шару, δ , ω відповідно логарифмічний декремент та циклічна частота згасаючих коливань. як показує аналіз графічних даних (рис. 3, 4), логарифмічний декремент в даному випадку не є постійною величиною і зменшується від значення δ 2 на початку коливань, до величини δ 1 в кінці коливань процесу. це свідчить про в’язко-пластичний характер контакту, за якого на початковому етапі максимальних деформацій розсіяння енергії найбільше. в подальшому контакт дещо «вигладжується» і деформаційні втрати спадають. щодо самої в’язкості, то вона при цьому, очевидно, зменшується – як за рахунок падіння тиску, так і за рахунок підвищення температури в процесі контактного проковзування. величина в’язкості, розрахована з (1) за умови δ = 1,5  0,5 при σ = 80 гпа [7], становить: 101)(3 =η 6 па · с. висновки за результатами вимірювань може бути зроблений висновок про те, що динамічна в’язкість граничного шару в умовах вібронавантаження номінально нерухомих фрикційних контактів сталевих деталей значно перевищує в’язкість розплавів заліза та сталей, однак є значно нижчою за відомі табличні значення динамічної в’язкості твердого заліза при нормальних умовах [6]. отримане значення η на порядок перевищує в’язкість ультратонких граничних шарів рідкого змащення, отриману в роботах [8 9] для режимів граничного тертя. література 1. справочник по триботехнике [текст]: в 3-х томах /под. ред. м.хебды, а.в.чичинадзе. – м.: машиностроение. – 1989. 2. костогриз с.г. механіка вібраційного тертя в номінально нерухомому фрикційному контакті [текст]: дис. д.т.н. – хмельницький. – 1995. 3. патент україни на корисну модель №94006: установка для випробувань матеріалів в умовах динамічного контактного навантаження./ курской в. с., слащук в. о., слащук о. о.; заяв. 05.05.2014, опуб. 27.10.2014, бюл. №20. 4. костогриз с.г. в’язкий опір деформації зсуву у номінально нерухомому фрикційному контакті / с.г. костогриз, ю.і. шалапко, в.в. мисліборський // проблеми трибології. – 2011. – №1. – с. 58-63. 5. украинская ассоциация сталеплавильщиков. линейные свойства стали. электронный ресурс [режим доступу]: uas.su/2011/ksitok razdel_22php. 6. справочник. таблицы физических величин / под ред. а.и. кикоина. – м.:энергоатомиздат. – 1976. 7. беляев н.м. сопротивление материалов. – м.: наука. – 1965. – с. 726-730. 8. batista a.a. bifurcations from steady sliding to stick-slip in bounolary lubrication [text] / a. batista, i. carlson. phys.review e. v.57., №5, –1998. – 4986-4996 p. 9. berman a.d. origin and characterization of different stick-slip friction mechanisms [text] / a. berman, w. ducker, i. israelachchvili. the acs i. of surfaces and colloids (langmuir). v.12., №19, – 1996, 4559-4563 p. поступила в редакцію 05.11.2015 визначення динамічної в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту при вібронавантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 31 kostogryz s.g., shalapko y.i., slashchuk v.o., slashchuk o.o. definitions dynamic viscosity of nominal fixed frictional contact at the vibration loading. the exact definition of dynamic viscosity of nominal fixed frictional contact can be obtained only from laboratory studies. research conducted at the stand for testing materials under dynamic contact load. installing enables to explore materials and coating for durability and wear resistance nominal-fixed contact with small amplitude relative movements of the scheme: ball-plane, the plane-plane and profile connections. were obtained the waveforms, what show loop of hysteresis: movement of the sample and tangential efforts. note the "abnormally" large initial amplitude of oscillation, which is several times higher than the contact forces in extreme points of the hysteresis loop. much of the accumulated elastic strain energy is transformed into one of the higher modes of oscillation, which is the basis of the lower mounting counter-sample. the value of dynamic viscosity of contact is determined by the relative magnitude of the signal. it does not affect the outcome of the study. it can be concluded, that dynamic viscosity of contact in terms of vibration load stationary frictional contact steel parts far exceeds the viscosity of melts iron and steel, but is significantly lower than the known tabulated values of dynamic viscosity solid iron under normal conditions. this value the viscosity of the order exceeds ultra-thin layer of liquid lubrication limit for modes of boundary friction. key words: dynamic viscosity, contact, vibration. references 1. spravochnyk po trybotekhnyke. v 3-kh tomakh /pod. red. m.khebdy, a.v.chychynadze. m.:mashynostroenye. 1989. 2. kostohryz s.h. mekhanika vibratsiynoho tertya v nominal'no nerukhomomu fryktsiynomu kontakti. dys. d.t.n. khmel'nyts'kyy. 1995. 3. patent ukrayiny na korysnu model' #94006: ustanovka dlya vyprobuvan' materialiv v umovakh dynamichnoho kontaktnoho navantazhennya. kurskoy v. s., slashchuk v. o., slashchuk o. o.; zayav. 05.05.2014, opub. 27.10.2014, byul. #20. 4. kostohryz s.h., shalapko yu.i., myslibors'kyy v.v. v’yazkyy opir deformatsiyi zsuvu u nominal'no nerukhomomu fryktsiynomu kontakti. problemy trybolohiyi. 2011. №1. s. 58-63. 5. ukraynskaya assotsyatsyya staleplavyl'shchykov. lyneynыe svoystva staly. elektronniy resurs [rezhym dostupu]: uas.su/2011/ksitok razdel_22php. 6. spravochnyk. tablytsy fyzycheskykh velychyn. pod red. a.y.kykoyna. m.:energoatomizdat. 1976. 7. belyaev n.m. soprotyvlenye materyalov .m.:nauka.,1965. s. 726-730. 8. bifurcations from steady sliding to stick-slip in bounolary lubrication. a. batista, i. carlson. phys.review e. v.57., №5,1998, 4986-4996 p. 9. origin and characterization of different stick-slip friction mechanisms. a. berman, w. ducker, i. israelachchvili. the acs i. of surfaces and colloids (langmuir). v.12., №19, –1996, 4559-4563 p. copyright © 2021 v. chigarev, yu. logvinov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,28-32 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-28-32 closed ventilation and filtering system for cleaning of welding aerosols at deposition v. chigarev 1 , yu. logvinov 2* 1 mariupol state higher educational institution 'priazovsky state technical university, mariupol, ukraine 2* mariupol institute interregional academy of personnel management city of mariupol. ukraine * e-mail: 07log07@gmail.com abstract in the article the questions of development of construction of the closed ventilation and filtering system (cvfs) are considered on cleaning of air-gas mixture at deposition. the offered system consists of gas in-take, filters, containers for assembling of hard parts, hard constituent of welding aerosol (tssa), by the gaseous constituent of welding aerosol (gssa) and corps, special vent system with adjusting of speed and volume of extraction. conducted research for cleaning of welding aerosols (sa) at deposition of high wear proof alloys of type of sormite with the use of the cvfs. special cvfs is used, filters in particular mechanical, electric, chemical (sorption). extraction of air-gas mixture from the area of melting of electrode and welding bath of is carried out by the pipe of small diameter, with adjusting of speed and volume of extraction passes the system of filtration the special vent system where clears up from tssa. thus cleared gas mixture is used as gas defense at depositing. it is necessary it is not simple to catch sa, but to filter in the closed system, clean and give filtered clean y air in the area of deposition, technology and metallurgical properties of process of depositing must not be broken here. features of the mechanical cleaning are in technologies of deposition, characterized that air-gas mixture has a temperature which influences on a sorbent. the mechanical cleaning by the centrifugal chamber of cleaning (ccc) is the modernized cyclone filter where centrifugal forces and gravities were used. differs from existent cyclic filters a presence by a conical spiral insertion and rearranged surface of cone which engulfs it. in the entrance tangential union coupling appears, divided aero mixture into a few streams of entered in a spiral insertion. in the electric filter (electrostatic) electric forces operate on particles and gas molecules (based on the phenomena ionization of gas molecules, by an electric charge in the electric field). an electric charge is revealed to the particles, and they under the action of the electric field are besieged from a gas stream. if such gas, containing the several of transmitters of charges, to place between electrodes, connected with the source of high voltage, ions and electrons will begin to move to on power the field lines . this is important during neutralization of gssa. keywords: harmful matters, welding aerosols, closed ventilation and filtering system, gaseous constituent of welding aerosol, mechanical filter, electric filter. introduction receipt of deposited metal with necessary wearproofness provided application, as a rule, depositing material of containing the alloying elements of the required amount. at depositing of high-alloyed of wear proof alloys the far of tssa is selected, gssa, polluting environment [1-4]. for the decline of selection of harmful constituents in air-gas medium during the lead through of deposition works need development of additional devices for their catching. by the area of tribology researches are the processes, of frictions, wears [1]. in it turn of process this to work-hardening of iron and steel machines, it is the real decision of task of wear of machines and mechanisms. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-45-4 mailto:07log07@gmail.com problems of tribology 29 the filtration and ventilation systems are in-process [2-3] presented which partly decides cleaning of gssa and tssa at welding and depositing of wear proof alloys. offered cvfs allows to clean sa here saving chemical composition for forming of deposition guy-sutures without extraсt in an atmosphere. at welding or deposition in-process of a vent system the optimum mode of speed of sucking of volumes of the deleted air-gas mixture is set for providing of necessary chemical composition of deposited metal or welding guy-sutures. different foreign analogues are in-process [4] considered on filters and vent systems applied in a welding and surfacing production with extract in the atmosphere of tssa and gssa, that worsens the sanitary-hygienic indexes of environment the objective of the article development of construction of cvfs, to find optimum technical decisions and decrease tssa and gssa, improve the working conditions at deposition of taking into account international standards. main materials development of construction of cvfs with the use of the special filters allows to neutralize harmful matters, and air-gas mixture. air-gas mixture is taken away from the area of melting of electrode material and welding bath the special gas sampler passes filtration through the system of the special filters tssa and gssa delete in which. in same a gas sampler consists of pipes of different diameter, which are disposed in a demi hull and set in the area of melting of electrode metal. extraction of air-gas mixture from the area of melting of the electrode and welding bath is carried out by the pipe of small diameter of fig. 1.b (1) the special vent system with adjusting of speed and volume of hood and passes the system of filtration, where clears up from tssa presented on fig. 1. fig. 1. presented in cvfs at localization and sa neutralizes at deposition: a) there is an of principle chart of delete of harmful matters and sa on-condition: 1 – filter three-stage; 2 – pump; 3 –supply of air after filtration; 4 – -suction of harmful matters and sa; 5 – deposition automat; 6 – deposition deposited metal; 7 –measuring from the help of gas analyzer. b) specially developed adaptation for suction of harmful matters and sa, and serve of the filtered air in a working area: 1 – -chamber for suction of sa (on walls particles of dust and soot are visible); 2 – chamber of supply of the cleared air after filtration. where upon, the cleared gas mixture is used as gas protection at deposition [5]. it is necessary not simply to catch sa and to filter in the closed system, clean and give the filtered clean air in the area of deposition, here must not be broken technologically and metallurgical processes of deposition. offered cvfs simple and reliable in exploitation. the closed ventilation and filtration system consists of 3 kh filters: mechanical; electric; chemical (sorption). features of the mechanical cleaning are in technologies of deposition, that air-gas mixture is characterized the temperature of t= 800…900°c away from the area of melting of electrode material. it is necessary to chill due to corrugated aluminum hose which reduce a temperature. a temperature influences on to the robot of sorbent. mechanical cleaning by the centrifugal chamber of cleaning (ccc). 30 problems of tribology the modernized cyclone filter (centrifugal forces and gravities were used) [6] of which differs from existing a presence by a conical spiral insertion and rearranged surface of cone which engulfs it. in exit tangential union coupling appears, divided aero mixture into a few for-currents of entering in a spiral insertion. there is more intensive transformation of energy of pressure to kinetic. thus force of static pressure is already comparable with weight of particles and excels it. on fig.2. the mechanical cleaning is presented by cсс. fig. 2. mechanical cleaning cvfs by cсс: 1– spiral insertion; 2 – cleaning of sa; 3 – exit from the insertion of sa; 4 – container with particulate dispersible compounds a determinative is independent motion of certain amount of spiral streams and cleared stream to the exhaust. in the process of such motion the increase of circuitous speed of aero mixture can attain on an output 70 m/s, that results in the large concentration of sputtering particles. in the entrance tangential union coupling appears, divided aero mixture into a few streams of entered in a spiral insertion. on an exit from an insertion here speed of current of air is made by 50…70 m/ss. electric filters their principle of action explained action of electro--static forces. electric forces operate on particles and gas molecules, based on the phenomena of ionization of gas molecules the electric field. an electric charge is revealed to the particles and they under the action of the electric field ar e precipitated from a gas stream. if such gas, containing several of transmitters of charges, to place between electrodes, connected with the source of high tension, ions and electrons will begin to move to on power the field lines . that provides at neutralization of gssa. tssa in electrostatic precipitators clear up: sputtering d particles move to the electrodes with an opposite sign; precipitated on these electrodes; a dust, settling on electrodes by the shaken device, precipitated. practically charging of particles is performed at the key-in of particles through the crown of directcurrent between the electrodes of electrostatic precipitator. the general view of electrostatic precipitator is resulted on fig.3. on crowning electrodes the direct current of high tension is given 30...60 kv. crowning an electrode has subzero polarity usually, an precipitating electrode is earthed. it is explained that a crown at such polarity is more steady, mobility of subzero ions is higher, than positive. the last circumstance is related to the acceleration of charging of sputtering. on a fig.3. the structural chart of electric filter is offered in cvfs. fig. 3. structural chart of electric filter in cvfs: 1 – thin wire rods; 2 – is created the electric field between electrodes, connected with the source of high tension; 3 – plates drank for besieging; 4 –container for collection was drunk including; 5 – shaking device; 6 – corona electrode. problems of tribology 31 conclusions 1. the construction of cvfs is offered for the decline of selection of harmful constituents, formed in an air-gas environment at deposition of wear proof alloys. 2. the improvement of alloying in deposited metal will allow to improve the process of work-hardening of machines, it is the real solution of task of wear and is the area of tribology researches. references 1. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib 2. safronov i.i. fundamentals of rational alloying of alloys. / i.i. safronov chisinau: shtiintsa, 1991 . 278 p. 3. livshits l.s. fundamentals of alloying of deposited metal / l.s., livshits, n.a. greenberg, e.g. curcumelli. m .: mechanical engineering, 1969 . 188 p. 4. chigarev v.v. sanitary-hygienic assessment of surfacing flux-cored tapes / v.v. chigarev, o. g. levchenko // welding production. 2004 no. 12. s. 35-37. 5. logvinov yu.v. closed filtering system for neutralization and localization of welding aerosol during surfacing / yu.v. logvinov // science and technology: mizhvuz. topics. zb. sciences. pr. mariupol: dvnz 'pdtu'. 2018.vip. 19. p.32-35. 6. breca d. zeolite molecular sieve / d. breca. m: mir, 1980.t.1-504s. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib 32 problems of tribology чігарьов в.в., логвінов ю.в. замкнута фільтровентіляційна система для очищення зварювальних аерозолів при наплавленні у статті розглянуті питання розробки конструкції замкнутої фільтровентиляційної системи (cfvs) по очищенню газоповітряної суміші при наплавленні. пропонована система складається з газового забірника, фільтрів, контейнерів для збірки твердих частин, тверда складова зварювального аерозоля (тсза), газоподібною складовою зварювального аерозоля (гсза). і корпуси, спеціальної вентиляційної системи з регулюванням швидкості і об'єму витяжки. проведені дослідження для очищення зварювальних аерозолів (за) при наплавленні високолегованих зносостійких сплавів тип у сормайт з використанням системи cfvs. застосовуються спеціальні cfvs, фільтри зокрема механічний, електричний, хімічний (сорбційний). необхідно не просто уловити за, а відфільтрувати в замкнутій системі, очистити і подати відфільтрований чисті й повітря в зону наплавлення, при цьому не мають порушені технологія і металургійні властивості процесу наплавлення. особливості механічного очищення в технологіях наплавлення, характеризується тим що газоповітряна суміш має температуру, яка впливає на сорбент. механічне очищення в технологіях наплавлення, характеризується тим що газоповітряна суміш має температуру, яка впливає на сорбент. механічне очищення за допомогою відцентрової камери очищення (вко) – це модернізований циклонний фільтр де використовувалися відцентрові сили і сили тяжіння. відрізняється від існуючих циклічних фільтрів наявністю конічною гвинтовою вставкою і перфорованою поверхнею конуса, який її охоплює. . у вхідному тангенціальному патрубку утворюється, аеросуміші розділяється на декілька потоків тих, що вводяться в гвинтову вставку. у електричному фільтрі (електростатичні) на частки і газові молекули діють електричні сили (заснований на явищ іонізації газових молекул, електричним зарядом в електричному полі). часткам повідомляється електричний заряд, і вони під дією електричного поля осідають з газового потоку. якщо такий газ, що містить деяку кількість носіїв зарядів, помістити між електродами, сполученими з джерелом високої напруги, то іони і електрони почнуть рухатися по силовими лініям поля. це поважно при нейтралізації гсса. ключові слова: шкідливі речовини, зварювальні аерозолі, замкнута фільтровентиляційна система, газоподібній складовій зварювального аерозоля, механічний фільтр, електричний фільтр. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 71 буряк а.в.,* буряк в.г.** *хмельницький національний університет, **хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти м. хмельницький, україна e-mail: viktorburyak1955@gmail.com технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу удк 621.9 розглядаються принципи формування раціональних технічних параметрів в процесі оброблення різанням. виконується подальше вивчення умов утворення та закономірностей у поведінці акустичних коливних і хвильових процесів, що акумулюються в зоні різання. ключові слова: оброблення різанням, акустичні властивості матеріалів, причинно-наслідковий зв’язок, знос. вступ науковим напрямком, за яким побудовано основні принципи виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу, з метою формування раціональних технічних параметрів процесу оброблення різанням, є вивчення умов утворення та закономірностей у поведінці акустичних коливних і хвильових процесів, що акумулюються в зоні різання [1, 2]. поетапне вирішення поставлених задач передбачає: проведення аналізу енергетичних характеристик обробного і інструментального матеріалів та зміни їх величин за умов, що утворюються в зоні різання; моделювання взаємодії обробного і інструментального матеріалів внаслідок зміни їх енергетичних характеристик; встановлення зв’язку параметрів енергетичного стану, які отримано моделюванням та в результаті досліджень процесу оброблення різанням віброакустичними методами; систематизація результатів досліджень з використанням теорії зв’язку причин – наслідків. мета і постановка задачі в роботі показаний теоретичний аналіз зміни акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу спрямований на вивчення закономірностей перерозподілу енергії хвилі внаслідок зміни акустичних властивостей обробного і інструментального матеріалів, а також за зміною умов процесу оброблення різанням. виклад матеріалів досліджень перерозподіл енергії хвилі визначається співвідношеннями коефіцієнтів енергії акустичної хвилі, які характеризують: частину енергії ,l td , що проникає в мікроструктуру інструментального матеріалу та частину енергії ,l tr , що відбивається від робочої поверхні інструмента [2]. встановлена характеристика названа коефіцієнтом перерозподілу енергії, що визначається за наступною формулою: , , , td t t d k r      . (1) основні закономірності перерозподілу енергії акустичної хвилі визначені при точінні сплаву силумін інструментами, що оснащені ріжучими пластинами, виготовленими з алмазів синтетичних полікришталевих [3 7]. визначення технічних характеристик стану виконано за розрахунковою схемою [2], рис. 1. графічні залежності ілюструють: рис. 2 – зміну коефіцієнта енергії dlk за аналізом повздовжньої хвилі в залежності від швидкості її розповсюдження 'lc (рис. 2, а) та густини 'ρ (рис. 2, б) для інструментального матеріалу; рис. 3 – залежність коефіцієнта енергії , d l tk трансформованих повздовжніх l і поперечних t хвиль від кута падіння повздовжньої хвилі βl . рис. 1 – розрахункова схема до визначення параметрів збуджених коливань системи заготівка 1 – різець 2, зумовлених періодичним зсувом стружки 3 mailto:viktorburyak1955@gmail.com http://uk.wikipedia.org/wiki/%d0%9e%d0%b1%d1%80%d0%be%d0%b1%d0%ba%d0%b0_%d0%bc%d0%b0%d1%82%d0%b5%d1%80%d1%96%d0%b0%d0%bb%d1%96%d0%b2_%d1%80%d1%96%d0%b7%d0%b0%d0%bd%d0%bd%d1%8f%d0%bc технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 72 встановлено, що за зміною акустичних характеристик інструментального матеріалу (рис. 2) та за зміною умов процесу оброблення різанням (рис. 3) відбувається значний перерозподіл величин енергії хвилі, яка проникає і відбивається від поверхні контакту обробного і інструментального матеріалів. цей факт використано у подальшому методологічному обґрунтуванні при виборі інструментального матеріалу, забезпеченні надійності і підвищенні ефективності процесу оброблення різанням. важливою технічною характеристикою енергетичного стану є об’єм ріжучої частини інструмента в якому діє імпульс енергії акустичних хвиль. графічні залежності (рис. 4) ілюструють вплив швидкості 'lc (рис. 4, а) та кута βl падіння (кута атаки) хвилі (рис. 4, б) на зміну величини об`єму lv , в якому діє повздовжня хвиля (об`єм lv визначений за розрахунковою схемою [2], рис. 1). а б рис. 2 – залежність коефіцієнта енергії акустичної хвилі від акустичних властивостей інструментального матеріалу: а – швидкість розповсюдження хвилі; б – густина для інструментального матеріалу рис. 3 – залежність коефіцієнта енергії від кута падіння хвилі а б рис. 4 – залежності величини об`єму робочої частини інструмента від: а – швидкості розповсюдження; б – кута падіння повздовжньої хвилі встановлено екстремальний характер залежності lv від кута βl , що надає можливості у пошуку раціональних умов процесу оброблення різанням. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 73 в цілому, оцінка працездатності композиційних інструментів виконується за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу для конкретних умов процесу оброблення різанням з урахуванням сукупності дії збуджених коливань і хвиль, обґрунтованих за відповідними розрахунковими схемами. зв’язок характеристик мікроструктурного енергетичного стану інструментального матеріалу, що визначається поза процесом та їх зміна за умов, що утворені в процесі різання виконується із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку (пнз) [8, 9, 10]. для довільного числа наслідків iq ( 1... )i m і n – ного порядку причинності, зв’язок характеристик енергетичного стану описується основним диференційним рівнянням причинно–наслідкового зв’язку [10]: 2 1 0 1 1 2 1 1 1 ... ... ... ... nn i n j n m • in i n j n qd p d p dp d q q q k k k k p t dq dq dt dt dt dq q q q                                   1 2 1 1 11 2 1 1 1 1 ... ... 2 ... ... ... n n nn j m m m in n n n i i i q q qd q q q dq dq n j dq dq q q dq q q q                                         1 1 11 1 1 1 ... ... 2 ... n n m m n n q q dq dq n j q q                    1 1... 1 ... ... 2 n n m m m mn n m m q q dq dq n j q q              . (2) в формулі (2) у загальному випадку об’єкт системи заготівка – інструмент – стружка перебуває під впливом сукупності компонентів p в часі t , що викликає зміну внутрішніх параметрів mq . рішення основного рівняння пнз спрощується за розглядом конкретних умов процесу оброблення різанням. за результатами приведених вище доводів, оцінка працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу в процесі оброблення різанням і виконується за етапами (рис. 5). суть запропонованих етапів утворення методології оцінки працездатності композиційних ріжучих інструментів, з метою підвищення ефективності і надійності процесу в процесі оброблення різанням, полягає у наступному. етап 1. розробка методів вимірювання і контролю, а також проведення аналізу характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів. головна задача постає в забезпеченні вимірювань акустичних властивостей матеріалів, які приймають участь в процесі оброблення різанням. тут виконується аналіз та статистична оцінка параметрів енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів. широко використовуються методи вимірювань швидкості розповсюдження звуку в матеріалах. іншим параметром є густина матеріалів, значення котрої визначаються розрахунковим методом та за результатами експериментальних досліджень. вагоме значення на даному етапі досліджень має оцінка робочих поверхонь інструмента, як фактор перерозподілу величини і напрямку потоків енергії коливань і хвиль при їх переході в інструментальний матеріал зі сторони обробного матеріалу. з урахуванням енергетичного стану мікроструктури робочих поверхонь композиційного інструмента, параметрів системи “зерно в’яжучий” матеріали, нахилу мікронерівностей тощо, визначається імпеданс інструментального матеріалу. недовершеність мікроструктури інструментального матеріалу, ступінь схильності до внутрішнього тертя композиційних ріжучих пластин визначається у відносних дослідженнях методами акустичної емісії. результати вимірювань і контролю, які отримано на першому етапі досліджень, являються вихідними даними для наступних етапів аналізу енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів в процесі оброблення різанням. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 74 етап 2. за результатами досліджень акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів, енергетичного стану поверхонь та внутрішньої мікроструктури композиційних ріжучих пластин, на даному етапі виконується моделювання контактної взаємодії з використанням теорії акустичних коливань і хвиль. рис. 5 – етапи систематизації результатів досліджень у працях [1, 2] виконано аналіз процесу різання, як технологічної системи, обов’язковою умовою якої є утворення, розповсюдження і перетворювання коливань і хвиль з виконанням строгих фізичних законів енергетичних перетворювань. фізичні основи випромінювання, розповсюдження, відбиття, заломлення, інтерференції, дифракції тощо акустичних хвиль мають загальні закономірності, що і в процесах коливань і хвиль механічних, оптичних, електромеханічних та ін. таким чином, моделювання енергетичного стану у процесі оброблення різанням з використанням акустичних методів та засобів вимірювань і контролю являється перспективним напрямком. вирішення задач вибору інструментального матеріалу, забезпечення ефективності і надійності інструментів в процесі оброблення різанням виконується з позицій аналізу здібностей вибраного матеріалу чинити опір коливним і хвильовим рухам, які діють зі сторони обробного матеріалу. здібність чинити опір може бути оцінена акустичним імпедансом, як відношення комплексного тиску до об’ємної коливної швидкості, а також закономірностями розповсюдження енергії коливань і хвиль, що описуються строгими фізичними законами. об’єктами досліджень і аналізу є: 1. границя в контакті обробного і інструментального матеріалів. 2. співвідношення величин коливної енергії, що пройшла і відбилась на границі контакту матеріалів. 3. рівень стійкості мікроструктури інструментального матеріалу до внутрішнього тертя. 4. теоретичний аналіз за результатами моделювання джерел утворення коливних і хвильових процесів в зоні різання. запропонований підхід до аналізу та оцінки енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів, а також у моделюванні процесу механообробки в цілому, описано в публікації [1, 2]. етап 1 визначення та контроль акустичних характеристик обробного і інструментального матеріалів етап 2 моделювання взаємодії обробного і інструментального матеріалів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану етап 3 встановлення зв`язку акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу, які отримано моделюванням і за результатами досліджень процесу механообробки етап 4 систематизація результатів досліджень з метою розробки принципів до утворення методів підвищення працездатності інструментів технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 75 теоретичну і практичну цінність запропонована методологія має ще й за рахунок того, що, завдяки вибору акустичних параметрів, існує можливість зв’язку (прямого і зворотного) з системами віброакустичного слідкування за процесом різання, які вже зарекомендували себе, як ефективні та надійні засоби контролю і управління. як показано у роботі [1], при обробці сталі 12х18н9т з використанням серійних ріжучих пластин р6м5, вк60м, вок60 і композита ко5, відбувається перерозподіл енергії за амплітудою і частотою коливань. суттєві розбіжності характеристик енергетичного стану на границі контакту обробних і інструментальних матеріалів встановлено при розрахунках тиску, який зумовлює хвиля на робочу передню поверхню інструмента з кутом падіння β = 0. також, на даному етапі аналізу характеристик енергетичного стану визначаються граничні (критичні) кути падіння хвилі на робочі поверхні інструмента і умови утворення неоднорідних хвиль. на границі контакту обробного і інструментального матеріалів таких кутів може бути три: 'β ; ''β ; '''β , які мають місце в залежності від співвідношення швидкостей розповсюдження акустичних хвиль в матеріалах, при трансформації швидкостей на складові c і tc . етап 3. встановлюється теоретичний зв’язок акустичних характеристик енергетичного стану за результатами моделювання коливних і хвильових процесів у механообробці, отриманих на етапі 2, з віброакустичними параметрами системи діагностування і управління, що мають місце безпосередньо в процесі різання. у залежності від параметрів структурно-енергетичного стану робочих поверхонь інструмента, внутрішньої мікроструктури та внутрішнього тертя, зміни шорсткості поверхонь інструмента в процесі його зношування, на основі аналізу джерел коливних і хвильових процесів проводиться оцінка віброакустичних сигналів (вас) в процесі різання. передбачається приєднання до системи вас підсистеми оцінки енергетичного стану в процесі механообробки. у підсистему оцінки енергетичного стану в процесі оброблення різанням закладаються дані про розсіювання енергії акустичних коливань і хвиль внаслідок приросту величини зносу інструмента, який супроводжується зміною параметрів шорсткості ra , sm , q зношуваних поверхонь [2]. дослідження джерел збудження коливних і хвильових процесів дозволяють виконати аналіз зміни напрямків дії головної хвилі, умови розсіювання, затухання та ін., що дозволяє визначити місце розташування датчиків системи вас, їх необхідну кількість з обґрунтуваннями найбільшої інформативності при слідкуванні за процесом різання. етап 4. проводиться систематизація результатів досліджень характеристик енергетичного стану і зв’язку (прямого і зворотного) з системою вас діагностування та управління в процесі оброблення різанням. на даному етапі використовується теорія причинно-наслідкового зв’язку [8, 9, 10]. застосування теорії причинно-наслідкового зв’язку дозволяє обґрунтувати шляхи підвищення ефективності і надійності в процесі оброблення різанням. забезпечення надійності процесу оброблення різанням в запропонованій методиці включає проведення розширеного аналізу в наступній послідовності: 1. контроль та вимірювання швидкостей розповсюдження акустичних хвиль в інструментальному матеріалі lc і tc , а також густини матеріалу. виконується вибіркова або повна перевірка даних параметрів матеріалу заготовки і вже прийнятого (того, що встановлюється на верстаті) інструментального матеріалу, конкретної ріжучої пластини. 2. контроль мікроструктурного стану робочих поверхонь ріжучої пластини після спікання і заточування. 3. контроль внутрішнього мікроструктурного енергетичного стану інструментального матеріалу акустико емісійними методами. таким чином, утворення методології вибору інструментального матеріалу і забезпечення надійності в роботі ріжучого інструмента можливе шляхом проведення аналізу однорідних енергетичних параметрів, що однозначно характеризують працездатність інструментів і відповідають умовам застосування теорії причинно-наслідкового зв’язку. доведена доцільність використання акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів та проведення аналізу закономірностей утворення і розповсюдження акустичних коливань і хвиль щодо ефективного застосування процесу оброблення різанням. контроль і вимірювання вибраних акустичних характеристик матеріалів забезпечується як поза процесом, так і в процесі оброблення різанням методами ультразвукового контролю, акустичної емісії, а також за аналізом віброакустичних сигналів. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 76 висновки у формуванні раціональних технічних параметрів в процесі оброблення різанням перспективним є виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу, вивчення умов утворення та закономірностей у поведінці акустичних коливних і хвильових процесів, що акумулюються в зоні різання. встановлено, що за зміною акустичних характеристик інструментального матеріалу та за зміною умов процесу оброблення різанням відбувається значний перерозподіл величин енергії хвилі, яка проникає і відбивається від поверхні контакту обробного і інструментального матеріалів. важливою характеристикою енергетичного стану є об’єм ріжучої частини інструмента в якому діє імпульс енергії акустичних хвиль. встановлено екстремальний характер залежності об`єму lv , в якому діє повздовжня хвиля від кута падіння (кута атаки) хвилі βl , що надає можливості у пошуку раціональних умов процесу оброблення різанням. виконання зв’язку характеристик мікроструктурного енергетичного стану інструментального матеріалу, що визначається поза процесом та їх зміна за умов, що утворені в процесі різання можливе із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку. за результатами приведених вище доводів, оцінка працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу в процесі оброблення різанням виконується за етапами. доведена доцільність використання акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів та проведення аналізу закономірностей утворення і розповсюдження акустичних коливань і хвиль щодо ефективного застосування процесу оброблення різанням. література 1. буряк а.в., буряк в.г. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 23 30. 2. буряк в.г. оцінка працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1998. – №1. – с. 49 56. 3. исследования стойкости композиционных режущих пластин на основе сверхтвердых зерен с диффузионными покрытиями / буряк в.г., маслов в.п. – хмельницкий, 1988. – 7с. – рус. – деп. в укрниинти 23.01.89, №373 – ук 89. 4. исследование области применения режущих пластин на основе зерен стм с диффузионными покрытиями / буряк в.г., маслов в.п. – хмельницкий, 1988. – 9с.рус. – деп. в укрниинти 24.01.89, №375 – ук 89. 5. маслов в.п., буряк в.г., вовк в.в. исследование процесса точения оптических заготовок алмазным поликристаллическим резцом // оптико-механическая промышленность. – 1990. – №12. – с. 56. 6. маслов в.п., буряк в.г. работоспособность режущих пластин из сверхтвердых материалов с диффузионным покрытием зерен // станки и инструмент. – 1991. – №2. – с. 10 11. 7. маслов в.п., буряк в.г. испытания режущих инструментов из сверхтвердых материалов с диффузионным покрытием зерен // станки и инструмент. – 1991. – №4. – с. 21. 8. к теории причинно-следственных связей / троц а.а., кокаровцев в.в., буряк в.г., глушенко ю.б., скицюк в.и., вайнтрауб м.а. – киев, 1996. – 22 с. – рус. – деп. в гнтб украины 23.10.96, №1968 – ук 96. 9. троц а.а., буряк в.г., глушенко ю.б. причинно-следственные аспекты проектирования оснастки // перспективные технологии, оснастка и методология подготовки производства. – киев: нтуу “кпи”. – 1997. – с. 64 66. 10. таланчук п. м., остафьев в. а., троц а. а., махмудов к. г., мирзаев а. а., глушенко ю. б. дифференциальное уравнение причинно-следственных связей. — к.: вестник кпи. приборостроение, 1995. — с. 3 19. поступила в редакцію 07.09.2015 технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 77 buryak a.v., buryak v.g. the technical evaluation technique of the analysis of acoustic characteristics of the energy state of the tool material. the article discusses the principles of formation of rational technological parameters in the process of cutting. is further study of the conditions of formation and regularities in the acoustic behavior of oscillatory and wave processes, which are accumulated in the cutting zone. key words: cutting, the acoustic properties of materials, the cause and effect link, wear resistance. references 1. buriak a.v., buriak v.h. naukovi osnovy do otsinky pratsezdatnosti rizhuchykh instrumentiv za analizom akustychnykh kharakterystyk stanu obrobnoho i instrumentalnoho materialiv. problemy trybolohii. 2014. № 4. s. 23-30. 2. buriak v.h. otsinka pratsezdatnosti kompozytsiinykh instrumentiv za analizom akustychnykh kharakterystyk enerhetychnoho stanu instrumentalnoho materialu. vymiriuvalna ta obchysliuvalna tekhnika v tekhnolohichnykh protsesakh. 1998. №1. s. 49-56. 3. yssledovanyia stoikosty kompozytsyonnыkh rezhushchykh plastyn na osnove sverkhtverdыkh zeren s dyffuzyonnыmy pokrыtyiamy. buriak v.h., maslov v.p. khmelnytskyi, 1988. 7s. rus. dep. v ukrnyynty 23.01.89, №373 uk 89. 4. yssledovanye oblasty prymenenyia rezhushchykh plastyn na osnove zeren stm s dyffuzyonnыmy pokrыtyiamy. buriak v.h., maslov v.p. khmelnytskyi, 1988. 9s. rus. dep. v ukrnyynty 24.01.89, №375 uk 89. 5. maslov v.p., buriak v.h., vovk v.v. yssledovanye protsessa tochenyia optycheskykh zahotovok almaznыm polykrystallycheskym reztsom. optyko-mekhanycheskaia promыshlennost. 1990. №12. s. 56. 6. maslov v.p., buriak v.h. rabotosposobnost rezhushchykh plastyn yz sverkhtverdыkh materyalov s dyffuzyonnыm pokrыtyem zeren. stanky y ynstrument. 1991. №2. s. 10-11. 7. maslov v.p., buriak v.h. yspыtanyia rezhushchykh ynstrumentov yz sverkhtverdыkh materyalov s dyffuzyonnыm pokrыtyem zeren. stanky y ynstrument. 1991. №4. s. 21. 8. k teoryy prychynno-sledstvennыkh sviazei. trots a.a., kokarovtsev v.v., buriak v.h., hlushenko yu.b., skytsiuk v.y., vaintraub m.a. kyev, 1996.– 22 s. rus. dep. v hntb ukraynы 23.10.96, №1968 uk 96. 9. trots a.a., buriak v.h., hlushenko yu.b. prychynno-sledstvennыe aspektы proektyrovanyia osnastky.perspektyvnыe tekhnolohyy, osnastka y metodolohyia podhotovky proyzvodstva. kyev: ntuu “kpy”. 1997. s. 64-66. 10. talanchuk p. m., ostafev v. a., trots a. a., makhmudov k. h., myrzaev a. a., hlushenko yu. b. dyfferentsyalnoe uravnenye prychynno-sledstvennыkh sviazei. k.: vestnyk kpy. pryborostroenye, 1995. s. 3–19. 5_popov.doc контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 29 попов а.п.,* бутаков б.и.,** марченко д.д.** * национальный университет кораблестроения им. адм. макарова, г. николаев, украина, ** николаевский государственный аграрный университет, г. николаев, украина контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса вступление усталостное контактное изнашивание возникает в результате повторного деформирования микрообъемов материала, вызывающего возникновение трещин и отделение частиц материала. циклически изменяющиеся контактные напряжения вызывают поверхностное разрушение в виде ямок выкрашивания (питтинг), трещин, осповидного изнашивания, отслаивания. образующиеся раковинки с диаметром от сотых долей миллиметра до нескольких миллиметров увеличиваются в процессе работы узла трения, возникает шелушение поверхности. количественная оценка контактной усталости выражается в числе циклов нагружения или в часах работы до возникновения усталостных разрушений поверхностей. появление усталостного изнашивания приводит к усилению вибрационно-акустической активности механизмов, повышению уровня шума, увеличению концентрации нагрузки, контактных напряжений, уменьшению размера площади несущей поверхности трущихся поверхностей, возникновению интенсивного износа и заедания. условия возникновения и кинетика развития усталостного контактного изнашивания зависят от напряженно деформированного состояния поверхностных и приповерхностных слоев материала, физикомеханических свойств материала, физико-химических свойств смазочных материалов и окружающей среды, толщины смазочного слоя, кинематики контакта, формы и размеров соприкасающихся деталей. упругое контактное макродеформирование материалов сопровождается появлением микропластических деформаций в микрообъемах. возникновению микротрещин при циклических контактных воздействиях способствует влияние концентраторов напряжений. к поверхностным концентраторам напряжений относятся дефекты в виде царапин, вмятин, рисок, прижогов и др. подповерхностные концентраторы напряжений неметаллические включения, микропоры, раковины, карбиды и др. большое влияние оказывают значения максимальных касательных напряжений. первичная трещина чаще возникает на поверхности контакта, но может зарождаться и в приповерхностных слоях материала. скорость развития усталостного контактного изнашивания зависит от многих факторов механических свойств материала, физико-механических свойств поверхности, качества обработки поверхности, остаточных напряжений в приповерхностных и поверхностных слоях материалов, от концентрации напряжений, степени приработки, частоты изменения напряжений, уровня температуры, химической активности окружающей среды и др. увеличение коэффициента трения скольжения способствует возникновению выкрашивания. с ростом толщины смазочного слоя уменьшаются число взаимодействующих микронеровностей, продолжительность и величина деформирования, предотвращается металлический контакт. условиями появления выкрашивания, связанными с пластическими деформациями, можно объяснить положительное влияние повышенных значений пределов упругости, текучести, вязкости материала, твердости несущей области материала, а также ведущее значение дислокационных процессов образование пустот, слияние дислокаций вдоль плоскостей скольжения или спайности [1]. состояние проблемы исследования контактные напряжении и деформации являются главными факторами, определяющими характер и интенсивность изнашивания деталей машин. наиболее напряженными зонами материала деталей являются приповерхностные слои, где действуют большие градиенты напряжений. отметим напряженно деформированное состояние криволинейных поверхностей при их локальном упругом контакте. при решении контактных задач г. герц допускал, что тела гладкие, изотропные и однородные, характер деформации абсолютно упругий, сжимающая сила нормальна к контактной площадке, размеры пятна контакта малы по сравнению с характерными размерами контактирующих тел [1]. теорию расчета контактных напряжений и деформаций разрабатывали многие ученые. решение контактной задачи, начатое герцем и полностью законченное а.н. динником и н.м. беляевым [2], свыше полувека оставалось единственным, если не считать небольших работ м.т. губера, с. фукса, а. и л. фоппля, г. лундбера, ф. одквиста и других ученых, рассматривавших частные вопросы и неизбежно повторявших результаты, полученные а.н. динником и н.м. беляевым. эксперименты и расчеты а. и. петрусевича, д. н. решетова, в. н. кудрявцева, с.в. пинегина, г. лундберга, а. пальмгрена, т. тэллиаpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 30 на и многих других ученых позволили создать расчеты деталей машин на усталостное контактное разрушение [3, 4, 5]. работы н.и. мусхелишвили, и.я. штаермана, л.а. галина, в.м. коровчинского. а.н. грубина, а также в.и. моссаковского [6], н.а. кильчевского и других ученых дали общие методы решения плоских и пространственных контактных задач, охватывающих очень широкий круг внешних условий, в том числе контакт упругих круговых цилиндров, радиусы которых почти равны, скорость перемещения поверхностей, влияние анизотропии материала и переменного по глубине модуля упругости. фундаментальные исследования в области контактного взаимодействия твердых тел, выполненные советскими и зарубежными учеными, позволили установить влияние физико – механических свойств и параметров шероховатости поверхностей, времени приложения нагрузки на эксплуатационные свойства контакта деталей машин. значительный вклад в эту проблему внесли а.с. ахматов, в.а. белый, н.б. демкин, ю.н. дроздов, а.ю. ишлинский, б.и. костецкий, з.м. левина [7], н.м. максак, н.м. михин, и.в. крагельский [8], д.м. решетов, а также аппал, грин, линг, проберт, хисакадо и другие. также следует указать ряд известных ученных, которые непосредственно занимались напряженно – деформируемым состоянием контактирующих тел, геометрией, кинетикой формирования контакта деталей, такие как: н.н. давиденков [9], и.и. ворович, в.м. александров, ю.в. линник, я.а. рудзит, г. томлинсон, р. хольм, д. тейбор, и. арчард, а. шалломах, ж. гринвуд, ж. вильямсон и другие. постановка методики исследования в процессе работы канатного блока в паре со стальным канатом на судоперегружателях оао «николаевский глиноземный завод» на рабочей поверхности блока после 3-4-х месяцев эксплуатации происходило смятие рабочей поверхности канатного блока. при работе канатного блока наиболее интенсивному износу подвергается галтельный переход, где наблюдается отслаивание металла, особенно при наличии в поверхностях слоя газовых раковин и пустот, полученных в процессе отливки заготовок из литейных сталей 35л, 45л. однако разбиваются канатом и конические поверхности. соответственно изнашивался и сам стальной канат, а именно происходит перегиб проволочек на неровностях изношенного блока [10]. поэтому, возникла идея провести расчет контактных напряжений, возникающих при работе канатного блока и каната, а для этого необходимо решить контактную задачу. основные допущения по решениям: 1. контактные напряжения определяются на рабочих поверхностях тел. 2. материалы взаимодействующих тел принимаются однородными и изотропными с разными значениями коэффициентов пуассона и модулей упругости. 3. сила, сжимающая тела, создает в зоне контакта только упругие деформации, подчиняющиеся закону гука. 4. площадка контакта тел считается меньшей величиной по сравнению с общей площадью контактирующих тел. 5. между функциями контактных деформаций и контактных напряжений существует причинно – следственная связь, впервые озвученная и введенная в рассмотрение в [11]. суть указанной взаимосвязи (связи): функция контактных деформаций (причина) отображает функцию контактных напряжений (следствие). основные допущения к расчетной модели контакта: 1. трос рассматривается как единое целое упругое тело. 2. радиус шкива r2 принимается большим по сравнению с радиусом троса r1 в 1,1 … 1,2 раза, т.е. r2 / r1 ≥ 1,1 … 1,2. общая информация в процессе эксплуатации трос, как единое целое тело, подвергается растяжению, изгибу и смятию на поверхностях контакта. однако напряжения растяжения и изгиба не являются определяющими в процессе эксплуатации устройства. определяющими являются напряжения смятия (контактные напряжения), для определения которых предполагается решение плоской контактной задачи. в дальнейшем для оценки найденных величин контактных напряжений и сравнения их с допускаемыми значениями необходимо выполнить тщательный анализ источников по данной проблеме. методика и результаты исследования решение задачи осуществляется, исходя из вышеприведенных рассуждений, допущений и упрощающих предположений. выполненное ниже решение базируется на основах новой методологии теоpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 31 ретических исследований контактной прочности упруго сжатых полупространств, ограниченных криволинейными поверхностями применительно к начальному линейному взаимодействию тел [11]. для решения плоской контактной задачи необходимо найти две функции контактных деформаций. в соответствии с рис. 1 запишем: 1 2 1 2 )( r a as = ; 2 2 2 2 )( r a as = , где )(1 as , )(2 as – расстояние между упруго взаимодействующими телами соответственно каната 1 и канатного блока 2 (рис. 1) и горизонтальной осью х. рис. 1 – расчетная модель контакта: 1 – канат; 2 – канатный блок в соответствии с выражениями )(1 as и )(2 as расстояние между ними в точке х = а равно: прr a r a r a asasas 222 )()()( 2 2 2 1 2 21 =−=+= , (1) где )/( 1221 rrrrrпр −= – приведенный радиус кривизны взаимодействующих тел; а – полуширина площадки контакта. по аналогии с выражениями )(1 as и )(2 as запишем выражения )(1 xs и )(2 xs в точке х, а именно: 1 2 1 2 )( r x xs = ; 2 2 2 2 )( r x xs = . исходя из зависимостей )(1 xs и )(2 xs , найдем расстояние между телами 1 и 2 в точке х: прr x r x r x xsxsxs 222 )()()( 2 2 2 1 2 21 =−=−= . (2) с учетом зависимостей (1) и (2) функция контактных деформаций примет вид:       −= − =      −−      −=−= 2 2222 21 2 21 2 1 22 11 2 11 2 )()()( a x r a r xa rr x rr a xsasxw прпр . (3) из уравнения (3) очевидно, что оно является параболическим. таким образом, располагая функцией (3), перейдем к определению второй ей равнозначной функции )(xw . с этой целью воспользуемся законом гука и гипотезой винклера. при этом рассмотрим последовательность получения указанной функции. при сжатии тел 1 и 2 (рис. 1) при изменении деформации в направлении оси х (плоская задача) исходим из подчинения сближаемых тел в пределах упругости гипотезе винклера [11], в связи с чем запишем: )()()( 21 xwxwxw += , (4) где )()()( 11 xxaxw ϖ⋅= и )()()( 22 xxaxw ϖ⋅= – упругие перемещения тел; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 32 )(1 xa , )(2 xa – коэффициенты постелей первого и второго тел, мм 2/н, сумма которых равна )()()( 21 xaxaxa =+ ; )(xϖ – функция нагрузки распределенной по оси х в пределах ширины площадки контакта 2а, измеряемая в н/мм. в соответствии с принятыми обозначениями и пояснениями функцию (4) представим в более упрощенном виде: )()()( xxaxw ϖ⋅= . (5) из уравнения (4) очевидно, что коэффициент постели )(xa является переменной величиной, которая не позволяет осуществить решение задачи в явном виде. в связи с этим необходимо найти решение коэффициентов )(xa в виде постоянной величины, т.е. константы а, не зависящей от переменной величины х. с этой целью в рассмотрение введем средние по величине контактные напряжения mσ , полученные путем деления действующей силы пf (нормальной силы) на площадь контакта. для получения напряжений тσ воспользуемся законом распределения усилий в пределах дуги охвата тросом блока, приведенным на рис. 2, в соответствии с которым запишем уравнение: mmn ardarf σ⋅⋅=ϕϕ⋅⋅σ= ∫ π 4cos22 2/ 0 , исходя из которого найдем: ar fn m 4 =σ . (6) в качестве основной зависимости, характеризующей взаимосвязь между упругими перемещениями w тел и возникающими при этом в телах напряжениями σ , примем выражение [11]: σ= mcw , (7) где mc – размерный параметр в мм/мпа, определение которого будет дано далее. рис. 2 – схема распределения усилий, возникающих между тросом и канатным блоком размерный параметр mc , как и функция (5), даны для случая, когда коэффициенты пуассона μ1 и μ2, как и модули упругости материалов е1 и е2 равны друг другу. так как практический интерес представляет решение задачи для случая μ1 ≠ μ2 и е1 ≠ е2, то на рассмотрении этой задачи и остановимся. при этом необходимо отметить, что при решении задачи будут фигурировать размерные параметры 1mc и 2mc , относящиеся к первому и второму упруго сжатым телам. с физической точки зрения размерные параметры 1mc и 2mc представляют собой величины деформаций первого и второго тел, измеряемые в миллиметрах при действии напряжений, равных одному мпа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 33 напряжения в месте соприкосновения тел характеризуются действием одной и той же силы и одинаковой площадкой смятия (контакта). в связи с этим можно принять 21 mm cc = , причем тmm сcc =+ 21 . в действительности при неизменной по размерам площадки контакта параметры 1mc и 2mc отличаются друг от друга вследствие разных значений 1ν , 2ν и е1, е2. так как в большинстве случаев трос и блок изготавливаются из сталей, то принятое допущение о равенстве между собой размерных параметров 1mc и 2mc можно считать обоснованным. на основе изложенного с учетом выражения (7), пологая 1mm cc = и 2mm cc = , а также 1σ=σ и 2σ=σ , запишем уравнение: 221121 σ+σ=+= mm ccwww , (8) где 1w , 2w – упругие перемещения, как уже отмечалось, первого и второго взаимодействующих тел; 1σ , 2σ – контактные напряжения первого и второго тел. выражения контактных напряжений 1σ и 2σ в соответствии с законом гука имеют вид:       ∆ ⋅ ν− = ν− ε =σ ∆ ⋅ ν− = ν− ε =σ , 11 ; 11 2 2 2 2 2 2 2 2 1 1 2 1 1 1 l lее l lее (9) где ll /∆=ε – относительная деформация; l∆ – абсолютная деформация; l – некоторый условный линейный размер, который в соответствии с [11] принимаем равным ширине площадки контакта 2а, т.е. аl 2= . с учетом уравнений (9) зависимость (8) представим в виде двух равнозначных выражений, а именно:       ∆ ⋅ ν− ⋅ =σ= ∆ ⋅ ν− ⋅ =σ= . 1 2 2 ; 1 2 2 2 2 22 222 2 1 11 111 l lec cw l lec cw m m m m (10) исходя из равенства между собой упругих перемещений и деформаций, т.е. пологая lw ∆= , из выражений (10) определим зависимости размерных параметров приняв al 2= , а именно:       − = − = . )1( ; )1( 2 2 2 2 1 2 1 1 e a c e a c m m ν ν (11) на основе зависимостей (6) и (11), приняв в формуле (6) arfnттт 4/21 =σ=σ=σ , найдем уравнения контакта податливости каждого из взаимодействующих между собой тел:       ν− = σ =δ ν− = σ =δ . 4 1 ; 4 1 2 2 222 2 1 2 111 1 ref c ref c n mm к n mm к (12) затем, умножив ширину площадки контакта 2а на сумму 21 кк δ+δ , определим в виде константы коэффициент постели: r a ee aa кк 2 11 )(2 2 2 2 1 2 1 21 ⋅      ν− + ν− =δ+δ= . (13) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 34 в соответствии с выражением (13) вторая функция контактных деформаций при const)( == axa примет окончательный вид: )( 11 2 )( 2 2 2 1 2 1 x eer a xw ϖ⋅      ν− + ν− = . (14) таким образом, располагая уравнениями (3) и (14), запишем выражение напряженно деформированного состояния тел: ∫∫ −− =−=      ν− + ν− ==ϖ а а прпр a a n n r a dxxa reer af afdxxa 3 2 )( 2 111 2 )( 3 22 2 2 2 1 2 1 , исходя из которого найдем зависимость полуширины площадки контакта:       ν− + ν− = 2 2 2 1 2 1 11866,0 eer fr a nпр . (15) умножив и разделив правую часть выражения (5) на 2r при axa =)( , получим зависимость: )(2 2 2 )()( xar r r xaxw σ⋅=ϖ⋅= , исходя из которой с учетом функции (3) определим функцию контактных напряжений: прarr xa ar xw x 42 )( )( 22 − ==σ . (16) при x = 0 из выражения (16) найдем зависимость максимальных контактных напряжений: arr a пр4 2 max =σ , которая после подстановки в нее правой части уравнения (13) примет вид:       ν− + ν− ⋅ =σ 2 2 2 1 2 1 max 11 433,0 ee rr f пр n . (17) при 3,021 === ννν и eee == 21 , т.е. при материалах троса и канатного блока, изготовленных из одинаковых сталей, уравнения (15) и (17) будут сведены к более упрощенному виду: re fr a nпр168,1= ; (18) rr ef пр n321,0max =σ . (19) оценим достоверность полученных решений, заменив рассматриваемую модель моделью контакта двух упруго сжатых круговых цилиндров длиной b с учетом их внутреннего соприкосновения. в этом случае средние контактные напряжения будут равны: ab fn т 2 =σ . (20) сравнивая правые части выражений (6) и (20), отмечаем, что 4ar = 2ab, откуда 2/br = . в соответствии со сказанным, подставив в уравнения (18) и (19) вместо радиуса r половину длины цилиндров, т.е. 2/b , получим выражения: be fr be fr a nпрnпр 652,12168,1 =⋅= ; (21) br ef br ef пр n пр n 454,02321,0max =⋅=σ . (22) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 35 сравнивая выражения (21) и (22) с выражениями полуширины площадки контакта и максимальных контактных напряжений, полученных в [11] применительно к параболическому закону изменения контактных деформаций (3), отмечаем, что найденные нами уравнения (21) и (22) идентичны таковым, приведенным в данной книге. данное обстоятельство подтверждает достоверность полученных решений. рис. 3 ‒ эпюры распределения напряжений в пределах ширины площадки контакта 2а: 1 – реальная эпюра; 2 –замененная прямоугольная эпюра к вышеизложенному следует добавить, что площади реальной 1 и замененной 2 эпюр напряжений (рис. 3) должны быть равны между собой, а именно: ∫ ∫ − − σ=σ а а a a т dxxdx )( . (23) для определения функции )(хσ , входящей в равенство (23), воспользуемся уравнением (3), которое представим так:       −= 2 2 max 1)( a x wxw , (24) где прraw 2/ 2 max = – максимальная величина деформации. в соответствии с уравнением (24) выражение функции )(хσ примет вид:       −σ=σ 2 2 max 1)( a x x . (25) с учетом зависимости (25) выражение (23) представим следующим образом: 3 4 12 max2 2 max σ =      −σ=σ=σ ∫ ∫ − − a dx a x adx a a a a mm . исходя из последнего уравнения, запишем: 3 2 maxσ=σm или 2 3 max mσ=σ . в заключение отметим, что при использовании полученных выражений следует исходить из соотношения r2 / r1 ≥ 1,1 … 1,2. выполним расчет по приведенным функциям, исходя из r1 = 18 мм; r2 = 1,1 r1 ≈ 20 мм; r = 800/2 = 400 мм; nf = 18,4 ∙ 10 4 н; ν = 0,3; е = 2,1 ∙ 105 мпа. по общеизвестной формуле находим 180 1820 2018 12 21 = − ⋅ = − = rr rr rпр мм, а по формулам (18) и (19) определяем: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com контактная задача напряженно деформированного состояния тел при работе стального канатного блока и троса проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 36 733,0 101,2400 104,18180 168,1 5 4 = ⋅⋅ ⋅⋅ =a мм = 733 мкм; 15,235 400180 104,18101,2 321,0 45 max =⋅ ⋅⋅⋅ =σ мпа. указанная величина maxσ = 235,15 мпа несколько превышает, как уже указывалось ранее, действительную величину напряжений смятия на витках троса. в связи со сказанным можно утверждать, что указанная величина напряжений позволит обеспечить надежную работоспособность устройства в течение заданного срока службы. выводы разработана новая методика решения контактной задачи, которая базируется на обобщенном законе гука, гипотезе винклера, на введении в рассмотрение размерных параметров, размерных коэффициентов постели (плоская задача). рассмотренная теория распространяется не только на случай линейной зависимости между упругими перемещениями и напряжениями, но и впервые на случай нелинейной зависимости. данная теория контактной прочности базируется на получении двух равнозначных функций контактных деформаций. полученные решения полностью совпадают с решениями герца (плоская задача). новая теория также распространяется и на пространственную задачу, при введении размерных коэффициентов подушки и полностью совпадают с решениями герца в явном виде для сферических тел. литература 1. когаев в.п. прочность и износостойкость деталей машин / в.п. когаев, ю.н. дроздов – м.: высш. шк., 1991. – 319 с. 2. беляев н.м. труды по теории упругости и пластичности / беляев н.м. – м.: гос-техиздат, 1957. – 632 с. 3. пинегин с.в. контактная прочность в машинах / с.в. пинегин – м.: машиностроение, 1965. – 192 с. 4. пинегин с.в. контактная прочность и сопротивление качению / с.в. пинегин – м.: машиностроение, 1969. – 243 с. 5. рыжов э.в. контактирование твердых тел при статических и динамических нагрузках / э.в. рыжев, ю.в. колесников, а.г. суслов – к.: наукова думка, 1982. – 172 с. 6. контактная прочность пространственных конструкций: [сб. начн. работ / научн. ред. моссаковский в.и. и др.] – к.: наукова думка, 1976. – 200 с. 7. левина з.м. контактная жесткость / з.м. левина, д.н. решетов – м.: машиностроение, 1971. – 264 с. 8. контактное взаимодействие твердых тел и расчет сил трения и износа. посвящается 60-летию профессора, доктора технических наук, заслуженного деятеля науки и техники рсфср и.в. крагельского: [сб. начн. работ / отв. ред. академик а.ю. ишлинский, д.т.н. н.б. демкин]. – м.: наука, 1971. – 239 с. 9. проблемы прочности и пластичности. к 100-летию со дня рождения академика ан усср н.н. давиденкова – л.: наука, 1979. – 120 с. 10. бутаков б.и. повышение контактной прочности стальных деталей с помощью поверхностного пластического деформирования / б.и. бутаков, д.д. марченко // проблеми трибології. – 2008. – № 1. – с. 14-23. 11. попов а.п. контактная прочность зубчатых механизмов / а.п. попов – николаев: изд-во нук, 2008. – 580 с. надійшла 18.10.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 11 криштопа с.і. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна е-m ail: ret es@mail.ru оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем удк 621.891 пр оілюстр ована оцінка енер гонавантаженості плям контактів мікр овисту пів металопол імер них пар тер тя тр ибосистем за допо могою визначення зовнішніх і вну тр ішніх їхніх пар аметр ів. визнач ення о станніх пр оводилось на мікр оі наноенер гетич них р івнях повер хневих і підповер хневих шар ів тр ибоспр яжень. клю чові слова: ме талополімерні пари тертя, трибоспряження, трибосистема, енерге тичні рівн і, п ляма контакту мікровиступу, поверхневий і підповерхневий шари, робота виходу електронів і іонів. вступ розрізнен і дані про енергонавантажен іс ть мета лополімерни х пар тертя трибосистем вимагаю ть оцінки не тіль ки зовн ішн іх екс плуа таційни х параметрів (нормального зусилля; динамічного коефіцієн та тертя; повер хневи х і об'ємни х температур; механ ічни х і термічни х напружень і ін.), а ле і внутр ішн іх параметрів (роботи ви хо ду електронів і іон ів; р івн ів фермі; густин и заря дів; дебаєвської довжин и екранування; фазови х перетворень; різного роду електрични х с трумів і ін .) ос танн і в значній мірі вп ли вають на енергетичн і рівні повер хневи х і п ідповер хневи х шар ів трибоспряжень. мета роботи – обґрунтувати мето д оцінки енергонаван таженості п лям конта ктів мікровис туп ів металополімерни х пар тертя трибосистем на мікроі нанорівня х. стан проблеми специф іка полімерни х матер іалів по лягає в тому, що їх робота в трибоспряження х супроводжується процесами трибоелектризац ії, дифузії [1, 2], а та кож дес трукції з утворенням різни х фаз, які повертаючись в первинний с тан маю ть інш і енерге тичні рівні повер хневи х і п ідповер хне ви х шарів. одержан і таким чином хімічно акти вні продукти взаємодію ть з шорсткими плямами контактів мікровиступ ів металевого елементу. відомо що пара тертя «полімер-метал» має різну енергонавантаженіс ть при фрикційн ій взаємодії трибоспряження. повер хневий і п ідповер хне вий шари полімерної накла дки є накопичувачами зарядів, об'єм і влас тивос ті я ки х змінюю ться за лежно від їхньої енергонаван таженості. остан ня в значн ій мірі впли ває на механічне, еле ктричне і теплове поля . що стосується металевого фрикційно го елементу з мікровиступами плям контактів, то він є акумулятором теплової енергії. крім того, мікровис тупи конта ктів металево го елементу беруть активну участь у формуванні ланцю гів мікроконденса торів і мікротермоелектробатарей [3]. ви хо дячи з ви щеви кла деного і є актуальною оцінка енергонаван таженос ті п лям контактів м ікровис тупів металопо лімерни х пар тертя трибосистем. пос тановка зад ачі у даній публікац ії розгляну ті наступн і пи тання с тосовно дано ї проблеми: визначення вну тріш ніх і зовнішніх параметрів в енергетични х поля х мета лополімерних пар тертя в трибосис темах; робота ви хо ду е лектронів і іонів з повер хо нь фрикц ійного мета лополімерного трибоспряження; енергонавантажен іс ть дискре тного конта кту мікровиступ ів мета лополімерни х пар тер тя трибосистем. визначення внутрі шні х та зовні шніх параме трів в ене ргетичних полях металополіме рних пар те ртя в трибосис темах метод визначення вну тріш ніх параметрів в енерге тични х поля х мета лополімерни х пар тертя в трибосистема х базується на підтримці допустими х гра дієн тів фізи ко-ме хан ічни х влас тивостей матеріа лів пар тертя, які перебувають п ід дією полів: ме хан ічного, е лектричного, еле ктромагнітно го, теп лового, хімічного. при цьому необ хідно оц іни ти : роботу ви хо ду е лектронів та іон ів з мета лополімерного трибоспряження; енерге тичні рівн і різни х ти пів кон тактів мікровис тупів пар тертя трибосистеми [7]; поляризац ійн і та деполяризац ійн і процеси на пляма х кон тактів мікровиступ ів металопо лімерного трибоспряження [5, 6]; енерге тичні рівн і повер хневи х та підповер хневи х шар ів матер іалів пар тер тя трибосистеми [8]. оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 12 у реальни х умова х мета лополімерні пари тер тя п іддаю ться нас тупним термічним навантажен ням: імпульсне нагріван ня і повільне природне о холо дження; нагрівання і о холо дження з високим темпом; повільне нагр івання і вимушене о холодження; нагр івання і о хо лодження з малим темпом. темпи нагріванн я, природного і вимушеного о холодження робочи х повер хон ь мета лополімерни х пар тер тя гальмівни х пристроїв і ви значають їхн і е лектротермостимульовані процеси поляризац ії і деполяризац ії. нада лі, в резуль та ті досліджень вс тановлено, що при роботі повер хонь фрикцій ни х на кла док в зон і температур до допус тимої і вище за неї, температури змінюються аперіо дично (рис. 1). при цьому позитивн і пики температури відповідаю ть роботі мікротермобатарей в режимі мікротермо-електрогенераторів (крива 1), а в ін тервалі невисоки х температур 75,0 150,0 °с – в режимі мікротермоелектро хо лоди льників (крива 2). зв'язок між си нусоїда льним за коном зміни п лоскої еле ктромагнітно ї хви лі при тліючому і іскровому розряда х і експ луа тацій ними парами металополімерни х пар тер тя гальма наве ден і в роботі [9]. вивчення в часі залеж ностей зміни динамічного коефіцієн та тертя фрикц ійни х вузлів га льмівни х пристроїв (рис. 2) дозволяє оціни ти динамічну картину зага льного балансу підве деної і відве деної від трибосистеми енергії. зовнішня робота, що п ідводитьс я до трибосистеми, за трачується на пружну і плас тичну деформацію повер хневи х шарів і на у творення м ікротермоелектробатарей. остан ні працюють в режима х мікротермоелектрогенераторів і мікротермоелектро холо диль ників, сприяючи прямому нагріванню і о холодженню повер хневи х і п ідповер хневи х шарів е лементів тер тя гальмівни х прис троїв. інш і види трансформації механ ічної енергії при низь ки х ш ви дкостя х ковзання елементів тертя га льм є несуттєвими (наприкла д, випромінювання ). робота тер тя за лежи ть від п лощ і фактичного кон такту і від ф ізи ко-ме хан ічни х і хім ічни х влас тивос тей повер хне ви х і п ідповер хне ви х шарів ма теріа лів пари тер тя гальмівни х пристроїв, які в процесі тертя порівня но повільно зб іль шують та зменшують свою міцн іс ть. тому частина кривої 2 (рис. 2) динамічного коефіц ієн та тертя, яка описується низь кочасто тною скла довою, пов'язана з ме хан ічною енергією, що пос тупає в трибосистему. остан ня за трачується на її перерозподіл і забезпечення роботи мікротермобатарей, які генерують еле ктричну енергію з пода льшим її перетворенням в теплову в підповер хневи х шара х е лементів тер тя фрикц ійни х вузлів га льмівни х пристроїв. рис. 2 – закономі рності змі ни в часі (τ) динамі чного коефі ці єнта тертя (f) для пари «метал полі мер» (при p = 0,3 мпа, v = 0,6 м/с); 1, 2 – високочастотна і низь кочастотна складові «сухого» те ртя; 3 – крива при «мокрому» те рті ; 4 – систематизована синусоїдальна крива (за даними д.о. воль че нко) природа високочастотної скла дової (ди в. рис. 2, крива 1) пов'язана з дис кретн іс тю кон такту, а високочастотн і п іки динамічного коефіц ієнта тертя відповідаю ть енерге тичним процесам, що відбуваються миттєво в конта кта х повер хне ви х шар ів, я кі вис тупаю ть джере лом теплоти і хо лоду за ра хунок генерації в н и х прями х і зворотни х с трумів. криві 1, 2 і 3 (див. рис. 2) міс тя ть інформацію про вп лив напряму струму, що генерується в пара х тер тя «полімер-мета л», на величину динамічного коефіц ієнта тертя. при про ходже нні прями х м ікрострумів від робочої поверхн і обода га льмівного барабана до ано днополяризовани х діля нок робочих повер хонь фрикційни х накладо к f виявляється завжди б іль ше (рис. 2, інтервали часу 510 520 с і 550 570 с для криви х 1 і 2, відповідно), н іж на ка тодно-поляризован и х діля нка х з температурою, що переви щує допустиму. при цьому виникаю ть зворотн і мікроструми (рис. 2, інтервал часу 510 580 с для криво ї 3). причому у всіх випа дка х f знижується із зб іль шенням гус тини струму nj при замиканні пари тертя. динамічний коефіц ієнт тертя ка тодно-по ляризовани х діляно к робочої поверхн і фрикц ійни х на кла док завж ди менше динамічного коефіцієн та тертя їх ано днорис. 1 –змі на темпе ратур фрикці йних накладок гальмі вних механі змі в автобуса лаз-695 при гальмуванні на маршруті се вастополь ялта (за даними б.б. ге нбома) оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 13 поляризовани х ділянок, тобто ( ka ff  ), при зростанн і nj він зм інюється для р ізни х матер іалів порізному [4]. таким чином, переполяризація ділянок робочих повер хонь фрикц ійн и х на кла док в пара х тер тя гальмівни х прис троїв викликає інверсію мікрострумів і зміну їх ве личин і, я к наслідок, зміну динамічного коефіцієн та тертя, що характеризує енергетичні процеси в поверхне ви х і підповер хне ви х шара х е лементів тер тя. стосовно струмів омиваючого повітря робочи х повер хонь пар тертя гальмівни х пристроїв, то його характеристи ки теж маю ть хви льову природу (ди в. рис. 3, а, б, в). а б в рис. 3 – закономі рності змі ни в’язкості (а), те плоємності (б) і те плопрові дності (в) повітря в зале жності ві д його темпе ратури при рі зних тисках: 1 – р = 0,1 мпа; 2 – р = 1,0 мпа; 3 – р = 10,0 мпа (за даними в.к. кошкина) згідно методу еле ктродинамічного вс тановлення за кономірностей зміни е ксплуа тац ійни х параметрів мета лополімерних пар тер тя стр ічково-колодкового га льма бурової лебідки видно, що при кон тактно імпульсн ій взаємодії робочих повер хо нь га льмівни х шківів та фрикційни х накла док на їхн іх плямах конта кту генеруються е лектричн і струми. останн і описую ться синусоїда льним законом зміни п лоскої електромагнітно ї хви лі при тліючому та іскровому розрядах. закономірності зміни експ луатац ійни х параметрів пар тертя в час і відбуваються з р ізними амплітудами, які описую ться для : імпульсни х пи томих нава нтаже нь періодом π; динамічного коефіц ієн та тер тя – періодом 2π; зміни повер хневи х напружень в матеріа лі ободу шківа, що виклика ні температурами спала ху та температурними градієн тами – періодом π; нагріванн я та вимушеного о хо лоджен ня повер хневи х температур – періодом π\2; солітонівімпульсів, що виникаю ть в міжкон тактному зазорі пар тертя, з різною довж иною хви лі – періодом π\2; зносу робочих повер хонь спряжен и х пар тертя – періодом π. закономірності зміни експ луатац ійни х параметрів пар тертя с трічково-коло дкови х гальм бурови х леб ідо к описуються різними ампліту дами з періодами від π\2 до 2π на основі еле ктро динамічної теорії тер тя та зносу. робота виходу еле ктронів та іонів з пове рхонь ф рикці йної взаєм одії металополіме рног о трибос пряже ння мілітрібологічний рівен ь експеримента льни х дос ліджень включає оц інку енергона ванта женості поверхневи х і підповер хневи х шарів мета лополімерни х пар тертя га льмівн и х прис троїв. розглянемо зв'язок роботи вихо ду електронів і іонів з робочих повер хонь металополімерни х пар тертя і їх повер хне вої температури від п итоми х наван тажень, діючи х на п лями кон тактів м ікровис тупів (рис. 4, а , б, в, г). при цьому поверхневі температури полімерни х накла док були нижче (рис. 4, а, б, в) і вище (рис . 4, г) допустимої для їх матеріа лів, не дивлячись на те , що в кон такта х взаємодії температури були однаковими. проведемо аналіз температур, що виникаю ть на повер хня х п лям мікровис тупів при різни х типа х конта ктів в процесі фрикц ійно ї взаємодії (рис. 4). ділян ка i відповідає, в основному, області пружної деформації повер хневи х шарів матеріа лів е лементів тертя, а ділянки ii і iii – переважно облас ті п ластични х деформацій, в яки х мають місце процеси без і з насиченою густиною дислокац ій . д ілянка i на рис. 4, в зміщена вліво, а на рис. 4, г ділянка i взага лі відсутн я, зли ваючись з ділянкою ii. пояснюється це тим, що в першому випадку починаються дес труктивн і процеси вигоряння зв'я зуючих компонентів матер іалів повер хневи х шар ів по лімерної на кла дки і утворення п лям рідини на її поверхні, а в другому випадку дес труктивн і процеси закінчуються із зб ільшенням кількості п лям рідини на робочій поверхні по лімерної накла дки . третя ділян ка на всіх рисунка х характеризуються динам ічною рівновагою між процесами розмноження і анігіляц ії дефектів з у творенням мікропар і мікротріщин в повер хневи х шара х мета лополімерни х пар тертя. при цьому товщина теп лового шару при велики х імпульсни х пи томи х нава нтаже ння х в мета лополімерни х пара х тертя на один -два порядки переви щує товщину поверхневого і п ідповер хневого шарів їхн іх елемен тів. покажемо як вп ливаю ть вказа ні вище три діля нки, проілюс трован і на рис. 4 на зміну повер хне вої температури, імпульсни х пи томи х на ван тажень та на роботу ви хо ду е лектронів і іонів з робочи х повер хонь металопо лімерни х пар тер тя. ос танн ій параметр є визнача льним і в значн ій мір і вп ливає на пе оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 14 рши х два параметри. на ділянц і i (рис. 4, а) спостерігає ться збільшен ня роботи ви ходу як еле ктрон ів, так і іонів із зрос танням імпульсн и х пи томи х наван тажень . а б в г рис. 4 – закономі рності змі ни поверхневої температури (tп, крива 1) в і нте рвалі температур нижче і вище допустимої (tд) для мате ріалі в поліме рної накладки і роботи виходу еле ктроні в (крива 2) і іоні в (крива 3) з робочих поверхонь металополі мерних пар те ртя (wм, wп) ві д питомих навантаже нь (р) пі д час фрикці йної взаємодії рі зних типі в контакті в: а – блокуючого (wм > wп); б – не йтраль ного (wм = wп); в, г – омі чного при tд < tп і tд > tп (wм < wп); і, іі, ііі – області деформації пове рхне вих шарі в елементів те ртя: пружного і пластичного в резуль та ті змін, які відбуваються на робочих повер хня х мета лополімерни х пар тертя, робота ви хо ду електронів і іон ів з повер хон ь тер тя зменшується (рис. 4, а). що с тосується графічни х за лежностей, пре дс тавле ни х на рис. 4, в, г, то ная вн ість рідко ї фази ви кли кає збільше ння пи томи х нава нтаже нь в парах тер тя. робота ви хо ду іон ів на ни х б іль ше роботи ви хо ду електронів у зв'язку з ефектом спорідненості до е лектрона (перетворення е лектронів в іони ). як ви дно з рис. 4, а , б, в, г повер хнева температура монотонно збіль шується в да ному діапазон і імпульсни х пи томи х наван тажень, не має екс тремумів і корелює ться з роботою ви хо ду е лектронів і іонів. проте на iii-х ділян ка х (рис. 4, б, г) при wм = wп і wм <wп в ін терва лі температур, відповідно, нижче і вище за допустиму для матеріалів полімерної накла дки, мали місце постійна температура і термостабільна температура. перша виникає то ді, коли незначна кількіс ть тепло ти, я ка генерується на повер хня х тертя від матови х повер хонь мета левого фрикційного елемен ту відво ди ться в оточуюче середовище. терм остабілізац ійний ста н металевого фрикційно го елементу настає на тривалий час тоді, ко ли градієн т температури за товщиною його полірованій повер хн і є мін імальним. ене рг онавантаженість дис кре тног о контакту мікровиступів металополіме рних пар те ртя трибос истем енергонаван тажен іс ть дискре тного конта кту мікровиступ ів мета лополімерни х пар тертя трибосистем можливо досліди ти за зміною динамічного коефіц ієнта тер тя від повер хнево ї температури металополімерного трибоспряження. відомо, що динамічний коефіцієн т тертя характеризує силове відношення імпульсної сили тертя між плямами кон тактів м ікровис тупів до імпульсно ї нормальної си ли їхньої взаємодії. вка зані силові параметри за лежа ть не тіль ки від повер хневої температури полімерної накла дки, а ле і від того в я кій фазі зна хо дя ться її повер хневий і підповер хневий шари. у табл. 1 приведена енергонаван тажен іс ть дис кретного кон такту мікровиступ ів металопо лімерни х пар тертя трибосистем з урахуванням характеристик фрикц ійної взаємодії за лежно від с тану повер хневого і підповер хневого шарів мета лополімерни х пар тертя за наявності по двійни х еле ктрични х шарів і циркуляц ії с трумів (е лектричного, теплового і омиваючого середовища), і дослідженн я залеж ності динамічного коефіцієн та тер тя від повер хневої температури в трибоспряженні. основною вимогою до п лям кон тактів м ікровис тупів є: малий пере хідн ий оп ір, с табільн іс ть площ плям кон тактів і зносостійкіс ть. ці характерис ти ки залежа ть в першу чергу від імпульсного норм ального зусилля, діючого на плями контактів мікровис тупів трибоспряження. характер ци х залеж ностей суперечливий. та к, величину пере хідного опору можна спрощено записати : n к п n r   , (1) оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 15 де αк – параметр, залежни й від фізико-ме хан ічни х влас тивос тей кон тактуючи х матеріа лів поверхон ь п лям мікровис тупів трибоспряження; n – показни к с тупеня, що характеризує форму і тип кон такту. таблиця 1 ене ргонавантаже ні сть дискретного контакту мі кровиступів металополі мерних пар те ртя трибосистем опис характеристик фрикційної взаємодії: циркуляція струмів: стан поверхневого і підповерхневого шарів накладки стан міжконтактного середовища поверхневого і підповерхневого шарів металополімерних пар тертя наявність подвійних електричних шарів електричних теплових омиваючого середовища 1 2 3 4 5 6 поверхнева температура нижче допустимої для матеріалів фрикційної накладки при електротермомеханічному терті мікровиступів металополімерних пар тертя під дією імпульсних нормальних зусиль на поверхнях плям контактів різних типів генеруються імпульсні електричні струми, які пробивають якнайтонші окисні плівки, сприяючи тим самим їх руйнуванню. під дією все зростаючих імпульсних питомих навантажень відбувається активна деформація мікровиступів, тобто поверхневих шарів полімерних накладок і зміцнення плям контактів металевого фрикційного елементу (див. рис. 5, стадію i). на цій стадії відбувається підготовка поверхневих шарів до утворення достатньої кількості активних центрів, що визначають їх подальший розвиток унаслідок повзучості металу робочої поверхні металевого фрикційного елементу. при підвищенні температури плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибоспряження від 100 до 200 °с спостерігається збільшення середнього коефіцієнта тертя (від 0,39 до 0,42) [рис. 5]. при цьому електричні поля в трибоспряженні слабшають, а теплові поля – посилюються. характеристика фрикційної теплостійкості на цій ділянці визначається в основному пружнопластичними властивостями матеріалу (перехід від пружного до пластичного контакту). на ділянці від 250 до 400 °с коефіцієнт тертя залежить від розвитку пластичних деформацій з поступовим, у міру підвищення температури, димленням зв'язуючого (смоли) фрикційних матеріалів. кількість кисню повітря, що поступило на поверхні плям контактів трибоспряження, визначає інтенсивність термоокислювальних деструкційних процесів. крім того, омиваюче повітря є окислювальним середовищем, що сприяє розвитку адсорбційного і щілистого ефектів в трибоспряженні. виникає подвійний електричний шар, що охоплює виступи і западини мікронерівностей металевого фрикційного елементу. при цьому плями контактів мікровиступів виконують функції термоелектрогенератора, а поверхневі і підповерхневі шари полімерних накладок – термоелектрохолодильників. бічні поверхні мікровиступів і їх западини є накопичувачами зарядів, тобто мікроконденсаторами. інтенсивно відбуваються на плямах контактів поляризаційні процеси. струм електризації від плям контактів мікровиступів полімерної накладки до плям контактів мікровиступів металевого фрикційного елементу. генерована електрична енергія перетворюється на теплову енергію і нагріває тіло металевого фрикційного елементу і підповерхневі шари полімерних накладок. мікровиступи пар тертя омиваються повітрям навколишнього середовища. закінчення таб л. 1 1 2 3 4 5 6 оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 16 повер хнева температура досягає допусти мої для матеріалів фрикційної накла дки електротермомехан ічне тертя плям конта ктів мікровиступ ів трибосопряження відбувається при постій ни х імпульсни х пи томи х наван таження х і нейтральн и х конта кта х унас лідок повзучості повер хневи х шарів пари тертя «полімер-метал». при цьому із зростанням температури процес розви тку фізичного кон такту ін тенсиф ікуєтьс я і може переходи ти на інш і енергетичні рівн і, міняючи тим самим типи конта ктів. кр ім того, фізичний кон такт омічного типу зда тний викли кати процеси релаксацій внутр ішн іх термонапружень в поверхне вому шарі металевого фрикційного елементу, за рахунок повер хневого плас тичного тертя (рис. 5, с та дія iіi). коефіцієн т тер тя с таб ілізується і має мінімальне значення (0,18); дана зона (400-550 °с), внаслідок про хо дження процесів деполяризац ій , є областю депресії, в якій фрикційн і характеристи ки ц ілком визначаються дією рідки х продуктів деструкц ії зв'язуючого компоненту (смоли ). спос терігається різке зменшення со2 до 0,13 % в масови х частка х і з'являється н2 (0,123 % в масови х час тка х) [див. табл. 2]. існує сильний подвійний е лектричний шар сформований в приповерхневому шарі полімерни х накла док. подвійний еле ктри чний шар біля робочої повер хні металевого фрикційного е лементу є ослабленим. при цьому металевий фрикцій ний елемен т ви конує функції термоелектроге нератора, а п ідповерхневі шари накла док – термоелектро холоди льників. переважаюча інверсія електрични х с трумів від поверхонь полімерни х накла док в поверхню металевого фрикційного елементу (зворотний струм). в той же час спостерігаються слабкі прямі струми. циркулюючі теп лові струми в еле мента х металевого фрикційного вузла сприяють термостабілізацій ному стану його обода. мікровиступи трибоспряжень омиваються компонентами вигоріли х речовин з поверхне ви х і п ідповер хневи х шарів полімерни х на кла док. повер хнева температура перевищує допустиму для матеріалів фрикційної накла дки електротермомехан ічне тер тя протікає як при п ідвище ни х, та к і при знижени х імпульсни х пи томих наван таження х на п ляма х кон тактів мікровиступ ів трибоспряження і при цьому виявляються закони нес та лої повзучості в умова х постійної зміни (переважно зменшення ) термонапружень в повер хне вому шарі мета левого фрикційного елемен ту (див. рис 5, ста дія iv). на ділянці від 550 до 800 °с (четверта с тадія ) підвищення коефіцієн та тер тя пояснюється утворенням коксоподібни х продуктів деструкц ії зв'язуючого, ведучого зрештою до формування робочого шару. останн ій сприяє виникнен ню блокуючи х контактів мікровис тупів трибоспряжень. в п 'я тій зоні (800-1000 °с) коефіц ієн т тер тя знов стаб ілізується і дося гає значення 0,32. інте нсифікую ться процеси деполяризац ій на п ляма х конта ктів мікровиступ ів трибоспряження. азот і вуглекислий газ (ди в. табл. 2) є ней тральними середовищами, в яки х а дсорбційний і щ ілистий ефекти вироджуються . при цьому спостерігає ться збільшення н2 до 0,171 % в масових частка х і з'являється со (0,43 % в масови х час тка х). вини кає і розвивається си льний подвійний е лектричний шар в підповер хне ви х шарах полімерни х накла док і слабкий по двійний еле ктричний шар мікровиступів метале вого фрикційного елементу внаслідок їхнього нагр івання. приповер хневий шар накла дки виконує функції термоелектроге нератора, а мікровиступи металевого елемен та – термоелектро холоди льни ка. переважає інверсія електрични х струмів від поверхонь плям мікровиступів металевого фрикційного елементу в підповерхневі шари полімерних накла док. слабка інверсія прямих струмів, оскільки зароджуються зворотні струми. на повер хні полімерної накла дки виникають острівц і рідин и, які є електролітом. ця призводи ть до формування сильного подвійного електричного шару на повер хні накла дки. мікровиступи пар тертя омиваються повітрям навколи ш нього середовища і компонентами деструкційни х процесів, що відбуваються в підповерхневи х шарах накла док. оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 17 із за лежності (1) вип ливає, що якіс ть кон такту напряму залежи ть від імпульсно го зусилля. ре зуль тати розра хунків пере хідного опору плям конта ктів мікровис тупів металополімерного трибоспряження і імпульсни х пи томи х навантаже нь при рівномірному розподілі амплітуди фрикц ійно ї взаємодії проілюс тровані на рис. 6. з останнього випливає, що із зб ільшенням імпульсни х п итоми х наван тажень на п ляма х конта ктів мікровис тупів трибоспряження збільшується їхн ій пере хідний опір. що с тосується імпульсного (до 0,5 с ) підве дення нормального зусилля до плям конта ктів мікровиступ ів, то їхн ій пере хідний оп ір збільшується . при трива лому підведенн і (більше 0,5 с) імпульсного нормального зусилля до плям конта кту перехідний опір зменшується у зв'язку із зб ільшенням їхньої площ і фрикційної взаємодії. у резуль таті прове деного аналізу за кономірностей зміни імпульсни х пи томи х наван тажень від часу їх дії на п ляму кон тактів мікровиступ ів трибоспряження з р івномірним розподілом амплітуди фрикцій ної взаємодії (рис . 7, а) встановлено, що я к при імпульсному (до 0,5 с ), та к і при тривалому (від 0,5 до 1,0 с) інтерва л зміни пи томих наван тажень ко ливався від 0,2 до 1,0 мпа . при цьому в імпульсній зон і пер іод був більше в 2 3 рази в порівнянн і з трива лою зоною. пояснюється це тим, що в імпульсній зоні має місце включення нови х м ікровис тупів у фрикц ійну взаємодію. в тривалій зоні має місце квазівир івню вання площ п лям кон тактів мікровис тупів, що і ве де до іс тотного зменшення періо ду зміни імпульсни х п итоми х нава нтаже нь. таблиця 2 відсотковий вміст ком поне нтів газової с умі ші, що утворена в міжконтактном у прос торі пари те ртя вміс т газу, масова частка, % номер проби марка компонента температура, с н2 о2 n2 co2 co cnhm інш і гази *** рис. 5 – еталонна змі на коефі ці єнта тертя мате ріалу «ретинакс фк-24а» у функції темпе ратури поверхні тертя за зонами: і – (200-250) с; іі – (250-400) с; ііі – (400-550) с; іv – (550-800) с; v – (800-1000) с оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 18 1 2 3** 4** 5 фк-24а 150 215 420 500 730 * * 0,123 0,171 0,308 19,8 19,8 19,1 16,3 9,8 78,8 78,8 79,5 81,6 81,2 0,28 0,23 0,13 0,24 0,08 * * * 0,43 6,51 * * * 0,24 1,06 решта *наявн ість слідів вказани х газів. **відбір проб здійснюється з чо тирьо х зон (точок) о дночасно. ***під ін шими газами розуміють : a r, ne, he, kr, n2o, xe , o2, rn. рис. 6 – закономі рності змі ни пе рехі дного опору плям контакті в мі кровиступів металополі мерного трибоспряже ння та імпуль сних питомих навантаже нь при рі вномі рному розподілі амплітуди фрикці йної взаємодії що с тосується закономірностей зміни пере хідного опору плям контактів мікровис тупів трибоспряження при імпульсній і тривалій фрикц ійної взаємодії (рис. 7, б), то його сплески спос терігаю ться при величина х (від 0,35 до 0,67)∙10-4 ом. при трива лій фрикц ійн ій взаємодії п лям кон тактів мікровиступ ів трибоспряження ве личини пере хідного опору зміщені в ін тервал їх змін и, в основному, (від 10,0 до 30,0)∙10-4 ом. при цьому період тривало ї фрикцій ної взаємодії кон тактного опору на плямах мікровис тупів помітно знижуєтьс я. таким чином, зміна ве личини пере хідно го опору на пляма х кон тактів мікровиступ ів трибоспряження має аперіодичний характер, що сприяє вин икненню флуктуації генерованого еле ктричного струму і, о тже, наве дене по ле відрізня тиме ться від перви нного. крім того, при цьому можливе посилен ня е лектричного поля в 3-5 разів від первинного. а б рис. 7 – закономі рності змі ни ві д часу і мпульсних питомих навантаже нь, що ді ють на плями контактів мі кровиступі в металополіме рного трибоспряження з рі вномі рним розподілом амплітуди фрикці йної взаємодії (а) та закономі рності змі ни пе рехідного опору при дані й взаємодії (б) висновки таким чином, оцінена енергонаван тажен ість п лям кон тактів мікровис тупів мета лополімерного трибоспряження під час електротермомехан ічної імпульсної фрикц ійної взаємодії на мікроі нанорівня х енергетични х зон. лите ратура 1. трение, износ и смазка (трибологи я и триботе хника ) / а.в. чичина дзе , э.д. берлин дер, э.д. браун и др. под. общ. ре д. а.в. чичинадзе. – м.: маш иностроение, 2003. – 576 с. 2. мамедов р.к. кон такты мета лл-полупроводн ик с э лектрическим полем пятен / р.к. мамедов. – баку: госуниверсите т, 2013. – 231 с. оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 19 3. лен точно-ко лодочные тормозные устройства. [монография] / н.а. вольченко, д.а. вольченко, с.и. криш топа, д .ю. журавлев, а.в. возный . – кубанск. госу дарств. те хнолог. ун-т. и прикарпатс к. национальн. ун-т им. в. стефаника, 2013. – 441 с. 4. криш топа с. і. вп лив еле ктрични х і теплови х полів на динамічний коефі-цієн т тер тя в барабанно-колодкови х га льма х автотранспортни х засобів з термоелектричним охо лоджен ням / с. і. криш топа // матеріали vi-ї міжнародної науково-те хн ічної конференції «сучасні те хнології та перспективи розвитку автомобільного транспорту». – вінниця : вінниць кий нац іона льний те хнічни й університе т, 2013. – с. 26-27. 5. криш топа с. і. електротермостимульована деполяри зація взаємодіючи х ділянок металопо лімерних пар тер тя стр ічково-колодкового га льма бурової лебідки (частина 1) / с. і. криш топа // нафтогазова енергетика. – івано-франківсь к, 2012. – № 2 (18). – с. 46-54. 6. термоелектрична поляризац ія повер хонь фрикційни х на кла док га льмівни х прис троїв / с. і. криш топа // розвідка та розробка нафтови х і газови х родовищ . – івано-франківсь к, 2013. – № 1 (46). – с. 50-57. 7. криш топа с. и. принцип суперпозиции в паре «генерирование – с ток» те пло ты энергонагруженности ее повер хнос тны х слоев в барабанно-коло дочном тормозе автотранспортно го средс тва / с. и. криш топа // вісник східноукраїнсько го націона льного університе ту імені во лоди -мира даля – луганск: сну, 2013. – № 15 (204) – с. 118-124. 8. криш топа с. и. кон та ктно -импульсное взаимодейс твие различны х типов конта ктов в мета ллополимерных пара х трения лен точно-ко лодочного тормоза буровой лебедки / с. и. криш топа // вес тник азербайджа нской ин женерной ака демии. – баку, 2013. – том 5, № 3. – с. 38-49. 9. вольченко о. і. електродинамічн і процеси та їхн ій вп лив на зносо-фрикцій ні влас ти вості металопо лімерни х пар тертя га льмівни х при ла дів / о. і. во льченко, с. і. криш топа, в. і. карась // зб. наук. пр. се внт у. – се вастополь, 2012. – вип. 135. – с. 237-240. поступи ла в редакц ію 29.12.2014 kryshtop a s.i. estimation of energy loading of contacts spots of micro ledges of metal polymer friction pairs of tribology system. the sp ecific of p oly meric materials consists in that their work in tribological interfaces is acco mpanied by the p rocesses of tribological electrization, diffusions, and also destructions with formation of different p hases which goin g back into the p remieres bein g hav e other p ower levels of sup erficial and subsup erficial lay ers. it is known that friction p airs have a «p oly mer-metal» differ ent ener gy loadin g at friction co-op eration of tribological interfaces. sup erficial and subsup erficial the lay ers of p oly meric p rotective strap are the stores of charges, a volume and p rop erties of which chan ge dep endin g on their ener gy loadin g. the last lar gely affects mechanical, electric and thermal the fields. in the given p ublication there ar e the considered followin g questions in relation to the giv en p roblem: internal and external p arameters in the p ower fields of metal p oly mer were determined by friction p airs at tribolo gy sy stem; work of electron outp ut and ions from the surfaces of friction metal p oly mer tribological interfaces was exp lored; it was determined by energy loadin g discrete contact of micro ledges of metal p oly mer friction p airs of tribosystem; method of estimation of energy loading of contacts sp ots of micro ledges of metal p oly mer friction p airs of tribosystem at microand nanolev els was ground ed. keywords: metal p oly mer friction p airs, tribological interfaces, tribosy stem, p ower levels, sp ot of contact of micro led ges, sup erficial and subsuperficial layers, work of e lectron output and ions references 1. frict ion, wearing out & greasing (tribology and tribotechnic). a.v. ch ichinadze , э.d. berlinder, э.d. braoun ect. by general edition of a.v. chichinad ze. m. mashinostroenie, 2003. 576 p. 2. ma medov r.c. contacts of metal-conduction with electric fie ld of spots . baku: gosouniversitet, 2013. 231 p. 3. band-bloc k bra kes of frict ion devises . [monografiya]. n.a. volchenko, d.a. vo lchenko, s.i. kryshtopa, d.yo. zhurav lev, a.v. vozny. kubansc. gosoudarstv. technologist. university. and pricarpatsc. nationa university by v. stefanica , 2013. 441 p. 4. kryshtopa s. i. influence of e lectric and therma l fie lds on dynamic friction coefficient in the drumblock brakes of vehicles with the thermo-e lectric cooling. materials of the vi-th international s cientific and technical conference are «modern technologies and prospects of development of motor transport». – vinnytsia: vinnytsia national technical university, 2013. p. 26-27. 5. kryshtopa s. i. electro thermo stimu lation depolarization of interactive areas of metal poly me r fric tion pairs of band-block brake of drilling hoist (part 1). oil and gas energy. ivano-frankivs’k, 2012. № 2 (18). p. 46-54. оцінка енергонавантаженості плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 20 6. thermo-e lectric polarization of surfaces of frict ion protective straps of brake devices . s. i. kryshtopa. secret service and development of oil and gas deposits . ivano-frankivs’k, 2013. № 1 (46). p. 50-57. 7. kryshtopa s. i. principe of superposition in pare «generation – stock» of thermal energy loading of its superfic ial layers in dru mb lock bra kes motor transport vehicles. announcer of the east ukra inian national university of the by v. da ll’ – lugansk: sleep, 2013. № 15 (204). p. 118-124. 8. kryshtopa s. i. contac-impu lses co-operation of different types of contacts in the metal polyme r friction pairs of band-block brake of d rilling hoist. announcer of azerba ijan engineering acade mia . ba ku, 2013. to m 5 № 3. p. 38-49. 9. volchenko o. electrodynamics’ processes and their influence on wearing out properties of meta l polymer friction of bra ke devices. a. i. vo lchenko, s. i. kryshtopa, v. i. ca ras . co ll. of sciences. works sevstu. sevastopol, 2012. v. 135. p. 237-240. copyright © 2021 m.s. stechyshyn, a.o. kornienko, n.m. stechyshyna, a.v. martynyuk, m.i. tsepeniuk, v.o. herasymenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021, 41-49 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-41-49 durability of working bodies of soil-cultivating machines strengthened by composite electrolytic coatings (cec) m.s. stechyshyn1, a.o. kornienko2, n.m. stechyshyna1, a.v. martynyuk1*, m.i. tsepeniuk3, v.o. herasymenko4 1khmelnitsky national university 2national aviation university 3therpolsky national technical university named after. i. pulyuya 4sumy national agrarian university e-mail: *avmart@khmnu.edu.ua abstract the task of this work is to find the optimal ratio between the size of the particles of silicon carbide and their volumetric content in the nickel matrix to provide maximum characteristics of strength and wear resistance of the working bodies of soil-processing machines. the article investigates the processes of forming complex electrolytic coatings (cec) on a nickel basis with particles of the filler of various sizes of silicon carbide (sic). it has been established that the formatio n of a sicle size sicle and sic5 is carried out on a vertical, and all other particles in a horizontal cathode. the volumetric content of sicnano and sic5 particles in nickel reaches a maximum of about 10%, and sic100 – 46 %. cap with particle size 28/20 and 50/40 μm allow you to get the most wear-resistant coatings. in this case, the coating with particles 28/20 μm have higher wear resistance, but coating with particles 50/40 μm are more technological when they are formed. the size of the filler particles has a significant effect on the tribological characteristics of the cep, namely wear resistance and friction coefficient. it has been established that the highest wear resistance and the smallest friction coefficients are characterized by coatings having as a filler of fractions 28/20 and 50/40 μm. tribological studies show the promise and efficiency of the cep to increase the wear resistance of the working bodies of soil-cultivating machines. key words: ground-making machines, composite electrolytic coatings (cec), durability. introduction and relevance of the problem physical and mechanical characteristics of the cec based on a nickel matrix containing a silicon carbide (sic) are largely determined not only by the geometric dimensions of sic particles, but also their volumetric content in the nickel matrix. thus, in [1] it is indicated that there is a proportional dependence between the hardness of particles, their number in a nickel matrix and durability. the maximum strength value is achieved with the optimal content of particles in the coating, the excess of which dramatically reduces the physical and mechanical characteristics of the cec. therefore, the task of this work is to find the optimal ratio between the size of the particles of silicon carbide and their volumetric content in the nickel matrix to provide maximum characteristics of strength and wear resistance of the working bodies of soil-processing machines. analysis of recent researches the problem of increasing the wear resistance of the working bodies of soil-cultivating machines is devoted to a significant number of scientific works [1...4]. numerical studies indicate the existence of various approaches to solve this problem. thus, in the paper [1], the issues of strengthening the blades of soil-processing operations of agricultural machines are considered to form the effect of self-combustion, and in [2] distinguish structural, operational and technological methods for http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-41-49 42 problems of tribology increasing the wear resistance of working bodies of soil-cultivating machines. technological methods include primarily selection of materials and heat treatment, which provide high wear resistance in conditions of abrasive wear [1 4]. in [3], it has been shown that the use according to optimal modes of carbaazonation in a non-hydrogen teaching discharge allowed to increase the wear resistance of the cultivator's paws in 1.7...1.8 times. the author of work [4], the following materials for the manufacture of parts operating in the abrasive mass are recommended: manganese steel (30г, 50г, 65г, 110г6х3л), steel doped chromium (38ха, 40х, 45х, х12, х12ф1, х6вф), multicomponent doped steel and alloys (12хн3а, 17хг2сфр, 08х18н10т), solid sintered alloys (вк6, вк8, вк15, вк20). technical requirements for discs to domestic technology provides for their manufacture of steel 65г, or its substitute steel m76 and steel 45 with heat treatment on hardness 39...44 hrc. disks of foreign manufacturers are made of more durable steels, in particular the discs of the bellota firms from the steel 28mnb5, case firms from earth metal. the cost of such disks in 2.0 ... 2.3 times higher than the cost of domestic disks and has 20 ... 30% higher wear resistance [2]. the use of high-quality metals and alloys are economically inappropriate, so the output should be searched in the used methods of surface strengthening of working surfaces. surface reinforcement is used to increase wear resistance in cases where there are no increased requirements for the volume strength of parts, but their high surface durability is required. in agricultural machinery, 90% of all strengthening works are induction surfacing. the main disadvantage of this method is the high cost of alloys for surfacing [2]. laps of cultivators are one of the most mass details of the working bodies of agricultural machines. as a result of small service life, a large number of pieces are spent in the form of spare parts, the production of which requires a significant amount of high-quality metal. in accordance with the technical requirements, the guarantee experience of the archery legs of the cultivator should be no less than 25 hectares, but as shows the practice of exploiting such working bodies, their work for refusal on various soils does not exceed 14 19 hectares. at present, in ukraine, serial working bodies of soil-cultivating machines are made of steels 65г, 45 and л53, which in a tempered state (hardness 37 ... 43hrc) have satisfactory indicators of relative elongation but a small boundary of strength (σv = 880...1080 µpa). according to many years of research and analysis of the results of operating tests of ro-cultivating machines, only for the first year of operation due to breakage (or deformation with subsequent breakage), about 40% of ploughshare and 15% shelves, 20% of cultivators and 30% of different types of disk working bodies [1]. studies [5] shows that application for strengthening laser heat treatment allows 1.3 ... 1.4 times reduce the wear of parts of cutting elements in comparison with bulk quenching, and the use of laser surfacing of the alloy пс 14-60 + 6% в4c in 1.7 ... 1.8 times compared to the basic induction surfacing technology. laser technologies provide local heating in the absence or minimum deformations with the next cooling of strengthened products. receiving high physical and mechanical properties of surface layers is associated with a high heating and cooling rate, which is 104-106 ос/s. in general, it can be stated that for most regions of ukraine, one set of details of the working bodies of soil-cultivating machines is not enough on the current annual cycle (spring + autumn), and therefore it is necessary to continue the searches for new, economically substantiated methods and methods of surface strengthening of the working bodies of soil-cultivating machines. thus, the purpose of the study is to develop a technology for strengthening the working bodies of soilcultivating machines by applying composite electrolytic coatings (сeс). materials, electrolytes and electrolysis modes when forming a heart in the scientific literature, the prospects of use of nickel as a matrix for the next formation of a heap of different composition, filling and properties are noted. nickel is characterized by high affinity to most types of filler particles. nickel based сeс is divided into several types: core, multilayer coatings with increased corrosion resistance in the atmosphere, self-residual coatings, etc. the analysis of cermetes conducted in [6] indicates a great curiosity of researchers to this type of coatings. in this case, their high thermal resistance and good mechanical properties are noted. thus, the ni-sic coating can operate at a temperature of 2600 oc. a similar coating with a thickness of 200 is firmly coupled with steel and retains hardness (hrc 63) to 260. the coil layer 25 on steel is deformed without hacking with a special steel ball. with multiple immersions of ni-sic coated products in water after its heating up to 650 cracks are not formed. the ni-sic is used instead of a chromium coating and service life while increases several times [6]. it is also noted [7, 8] that the cathode extraction of the current and the productivity of the coating process is quite high, and the electrolytes for deposition of nickel are simple and reliable. choosing a filler for a chest is determined by the requirements for the properties of the coating: high strength of grip with matrix, affinity with matrix material, corrosion resistance in aggressive environments, highly high mechanical characteristics, etc. problems of tribology 43 such requirements will some extent satisfy the powders of carbides and, in particular, silicon carbide. the silicon carbide is recommended for the creation of compositions to increase the hardness and wear resistance in friction without lubrication and at elevated temperatures [6, 7, 8], corrosion resistance [7]. the silicon carbide in the nickel matrix improves the coating properties: microhardness increases by 1 ... 2.5, internal stresses decreases in 3 ... 8 times, and corrosion resistance increases in 4 ... 50 times [8]. coverage with silicon carbide has the best grip with steel compared to other fillers. by strength of grip with the base we have such a row: 487-sic; 213-tic; 216-cr7c3 [6]. in addition, silicon carbide has high mechanical characteristics: microhardness 29 ... 35, elastic modulus e=394, border strength to the rupture -180, to bend -173 ... 225, on compression -800 [8]. the silicon carbide has a low cost and is produced in large quantities in the form of powders packed by fractions. based on the above, in the work are a nickel base with a filler of sic different fractions from 100/80 to nanoparticles of less than 50. thus, the sic powders with dimensions are used in the work: less than 50 nanoparticles; m5; 28/20; 50/40; 100/80. according to sic particles in the future, the following designations are given: ni-sicnano; ni-sic5; ni-sic28; ni-sic50; ni-sic100. for the formation of a cavity on a nickel matrix, sulfate or sulfatchloricular nickel electrolytes [6, 7] is used for the most part. the disadvantage of such electrolytes is a low rate of precipitation of nickel: 20...40 with a current density of 0.2...0,5. increasing current density leads to a deterioration of the quality of the coating. in this paper, a chloride nickel electrolyte was used, which allows to increase the cathode density of current, increase the rate of depositing nickel [9]. the composition of the electrolyte is given in table.1. table 1 composition and characteristics of a nickel of electrolyte chloride [6, 7] composition of electrolyte, g/l technological modes of electrolysis nicl2 x 6h2o 300 h3bo3 40. sodium lauryl sulfate 0.01 ... 0.02 acidity of ph 3...4. operating temperature t = 60 ... 70 ос. catholic density of current iс = 1 ... 3 ka/m2. nickel precipitation rate m/h to the advantages of the selected nickel electrolyte include the stability of the value of ph throughout the time of electrolysis, which eliminates the effects of acidity change on the volume content of the filler particles into a cavity. the electrolyte was additionally administered to sodium pair lauryl sulfate in an amount of 0.01 ... 0.02, which according to [8] contributes to the inclusion of sic particles in the coating and improves the conditions for increasing the nickel matrix. also, the amorphous boron powders were added to the size of the amorphous boron in size about 1, which is due to the possibility of interaction of boron and nickel with the subsequent heat treatment of coating and obtaining new structures (solid solutions, eutectics, dispersion-solid alloys). the sic and b powders were injected directly before the formation of a cavity in an amount from 10 to 110, depending on the location of the cathode, electrolysis modes, and the required volumetric content of the filler particles in the nickel matrix. samples for applying the cec were made of steel 40x. cec was applied to the working and side surface of the sample. the choice of the sample form is due to the need to conduct in further tests on the cavitationerosion wear resistance of the obtained coatings for msv. the same samples were used for electrochemical measurements and potentiostatic studies. operational, including tribological and especially cavitation-erosionary characteristics of wear resistance of the cec depend on the strength of the coupling (adhesion) of the coating with the base. the force of adhesion clutch with a steading base (steel 40x) depends on the degree of surface cleaning from oxides and other chemical compounds. therefore, before applying cec, samples are degreased by viennese lime and subjected to anode treatment for 3... in a 20% solution of sulfuric acid with a density of current 2. the general view of the installation for the anodic cleaning of the samples is shown its principal electrical circuit in fig. 1. as an anode, nickel plates were used for the formation of the specimens 65 × 35 ×5 mm. 44 problems of tribology fig. 1. principlable electrical scheme of installation for anodic cleaning of samples before applying cec: 1 – block of dc power; 2 – voltmeter; 3 – ammeter; 4 – nickel plate; 5 – bath; 6 – sample the coatings with the inclusion of sic particles larger than 10 were formed on a horizontal cathode in a pulse mixing mode, and with a particle size of up to 10 on a vertical cathode with a continuous mixing with a magnetic stirrer, for example, a cavity with the inclusion of amorphous boron and particles sic size 50 and m5 (sicinano and sic5). the current density determines the rate of precipitation of the matrix metal. for selected nickel-chloride electrolyte (table 1), the permissible current density reaches 3, and working-2.0 [7]. according to the results of studies [8], the coatings were carried out with a current density in the range of 0.4 ... 1.0. to increase the mechanical characteristics of the resulting cec, their annealed at temperatures above 200. according to [8] at a temperature of 200 and exposure to 1 ... 2 in the ni-b system are formed by the nickel borid. the temperature of the formation of eutectics in the ni-b system is 1060 ... 1080 [8], and therefore annealing in a vacuum in an oкб 8086 was performed at a temperature of 1100, kept 3...5 and cooled together with the furnace. formation of the ni-sicnano and ni-sic5 cavity, as well as with the inclusion of amorphous boron, was carried out on a vertical cathode with a continuous stirring of a suspension on the installation developed by us [10]. formation of cells with particles sic28, sic50, sic100 with the addition of amorphous boron powders was carried out on a horizontal cathode. changing the content of particles in the matrix was regulated by a change in relation and (mixing / sedimentation time) and a change in the concentration of sic particles and in in the electrolyte. the number of particles of boron and silicon in the coating was determined by methods of chemical and metallographic analyzes. the volumetric content of the filler particles depends on the geometric particle sizes. the maiden-shaped users contained as much as 8 % vol. for sicnano and up to13% by volume for sic5. testing for friction and wear to study the antifriction properties of the composite coatings, the car of м22-м (fig. 2) was used, which allows in the process of conducting an experiment to automatically record the main characteristics of friction and wear (linear wear of steam and friction coefficient) without removing the sample from the car. as a result, rollers were used in diameter 40 mm, made of tempered steel 45 (hrc 45-48). at a distance of 0.5 mm from the surface of friction, a chromel-digestive thermopore was injected, which allows you to control the temperature change in the friction zone and judge the stabilization of friction and wear processes. testing samples with coatings were carried out under friction without mammary according to the scheme of the shaft-plane (fig. 3), loading with rubbed formed p = 20; 40; 60; 150 n, speed of sliding v = 0.5 m/s. the rubbing path l = 1 km. the frictional knot m22-m (fig.2) consists of a housing 3, in which moving bearings is mounted shaft 11. at the end of the shaft fixing movable contracement 4. on the housing 3 mobile on bearings mounted carriage 2, the axis of which coincides with the axis. rotation of the shaft 11. caret 2 is fixed by rotation of the carriage 12, interacting with the dynamometer spring 1. the deformation of the dynamometer spring 1 is controlled by the linear displacement sensor 13, fixed on the rack 14. on the carriage of the carriage 10 in the guide 6 installed assembly 7 with the ability to radial displeasure regarding the axis of the hall 11. a plant 7 is fixed in a fixed sample 5, which are in conjunction with a mobile countertop 4. in the hole of a caliper 7 is freely located in a radial direction of rod 8, one end of which freely rests into the rear side of the sample 5 and the second in the sensor of linear movement 9, fixed on the bracket 10. rod 8 is made of material with a small coefficient of thermal expanded. problems of tribology 45 fig. 2. scheme of friction node fig. 3. scheme friction shaft-plane the size of the samples on which 10 × 10 × 5 mm test were performed (fig. 3, fig. 4). before testing the sample and the countertoll was washed with gasoline, acetone and alcohol and dried in air. determined the mass of the sample and counterparted with an error of not more than 0.0005g. with the help of lab scales (the largest limit of weighing 200g, weighing error is not more than 0,0005g). in the test process, friction coefficient and linear frictional wear are recorded during sustainable wear. the end of the work was determined by stabilization of temperature and friction coefficient. recording coefficient of friction and linear wear of frictional steam during test was performed every 5 minutes. the intensity of wearing samples with coatings was evaluated by loss of mass of the sample and the magnitude of linear friction pair [8]. after each test, the counterattack and sample were removed from the machine, washed with gasoline, acetone and alcohol and dried in air. determined the mass of the sample and counterbalanced with an error of not more than 0.0005g by means of laboratory scales. fig. 4. samples from a cec after friction test the intensity of the wear of the sample and counterticked and (mg/km) was determined by the formula: і = (m1 – m2)/l, where: m1 – mass of sample (countertick) to test, mg; m2 – mass of sample (countertick) after testing, mg; l – rubbing path, km. research results physical and mechanical characteristics of the cec based on a nickel matrix containing a silicon carbide (sic) are largely determined not only by the geometric dimensions of sic particles, but also their volumetric content in the nickel matrix. thus, in [7], it is indicated that there is a proportional dependence between the hardness of particles, their number in a nickel matrix and durability. the maximum strength value is achieved with the optimal content of particles in the coating, the excess of which dramatically reduces the physical and mechanical characteristics of the cec. thus, the coating on a nickel base with particles of sic different fractions and for convenience, we will denote coating by the size of the filler particles. for example, nickel bp with particles sic fractions 5/10 μm, denote both ni + sic5, fractions 28/20 μm as ni + sic28, 50/40 μm ni + sic50, 100/80 ni + sic100, and coating with nanoparticles in size about 50 nm ni + sicnano. when conducting work also used amorphous boron dispersion of about 1 μm. 46 problems of tribology studies have shown that the size of the filler particles has a significant impact on the wear resistance of the coating. according to the results of experiments, the largest linear wear with loads of 20 and 40 n have specimens from steel 40x without coating. when applied to a steel layer of galvanic nickel, which has a hardness hμ = 2.4 ... 2.7 gpa, linear friction pair decreases by 1.4 times, weight demolition of the sample by 2 times, and countertil in 3 ... 7.6 times compared to test samples without coating (fig. 5). 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 0,05 5 28 50 100 0,05 5 28 50 100 0,05 5 28 50 100 ваговий знос зразка ваговий знос контртіла the magnitude of the filler particles , μm w e ig h t lo s s , m g load 20н load 40н load 60н a b fig. 5. wearing resistance of ni-sic сeс, depending on the size of the filler: a – weight wear of the sample and countertick, mg / km; b – linear friction pair of friction, μm / km wearing resistance of samples from the сeс containing the sic filler of different fractions is higher than in purely nickel coatings. so, for samples with the inclusion of a fraction of 100/80 μm there is a significant weight and linear wear, which even exceeds the wear of the sample without coating. the hardness of the matrix with this slightly increased and is hµ = 2,8 3,0 gpa, that is, increased by 10 – 15 % compared with a clean nickel due to composite strengthening and larger stresses in the matrix. the obtained results are explained by the fact that the size of the particles is compared with the coating thickness (200 300μm) and in these conditions, the plastic nickel matrix can not compensate for contact loads on large sic particles, which leads to fragile destruction and distorting. in addition, the volumetric content of sic100 particles in the coating is the largest compared to other test samples and is 46 %. under such a carbide content, significant stresses that the plastic matrix can not be compensated effectively. a large weight wear of the sample is observed in the application as a filler for small particles of fraction less than 5 μm and nanoparticles 50 nm (fig. 5). the use of such particles slightly increases the wear resistance of the coating in comparison with galvanic nickel, but not significantly (a decrease in weight loss of the sample is 10 – 20 %) because the content of sic5 particles and sicnano was 8 and 3 vol % respectively, that is, it is less than large particles and such particles are more efficiently strengthening the matrix (disperse hardening occurs) than increasing wear resistance in comparison with larger particles. this is due to the fact that in such compositions, the particle size is smaller than the size of individual contact spots, they can not effectively perceive the load and therefore the main contribution to wear resistance introduces the ni matrix, which has low mechanical properties and due to the emergence of significant stresses possible occurrence of cracks [8] . problems of tribology 47 the highest wear resistance among the above coatings have a cap with the inclusion of fractions 28/20 and 50/40 μm that have the smallest wear with all loads. the content of the filler in such coatings is, respectively, 24 and 28 vol%. in this case, slightly less wear is covered with the inclusion of a fraction of 28/20 μm. weight wear of such samples is an order of magnitude smaller than for coatings with smaller and large particles. compared to galvanic nickel, such coatings have a decrease in wear 12, 9 and 5 times with loads of 20, 40, 60 n, respectively (fig. 5). the highest wear resistance of coatings with inclusion of 28...50 μm may be due to the distribution of load they perceive. the solid inclusion load is equal to the actual contact pressure when their sizes are smaller or vessel with a single contact spot (2 10 μm). for compositions with optimal particle sizes (28 μm) there are no processes of seizing, abrasive and fragile destruction and there is a normal mechano-oxidation process of wear. in addition to wear resistance, an important tribotechnical parameter is the coefficient of friction f. an analysis of the test results showed that the coefficient of friction significantly affects the load when the sic filler and the size of the sic filler and clearly follows such a regularity that with an increase in loading such as friction decreases (fig. 6). this is due to the fact that with an increase in normal load n, the friction force ftr increases not so significantly and, accordingly, the ratio f = ftr / n decreases. fig. 6. dependence of coefficient of friction f from the size of the particles of the filler сeс: 1 – load 20 n; 2 – 40 n and 3 60 n as to the influence of the size of the particles of the filler of the сeс on the friction coefficient f, it can be noted that the friction coefficient decreases and for the range of particles of filler 40 ... 60 μm friction coefficient is minimal. for coatings with larger filler particles (fraction 100/80) friction coefficient is greater. this can be explained by the fact that for small particles of the contact spot is greater than the size of the particles and friction occurs on a nickel matrix that has a high friction coefficient and is prone to gripping. for particles of larger than 10 μm, the size of the contact is smaller than the size of the particles and the main contribution to the friction is introduced by the filler particles, which contributes to the reduction of friction coefficient and increased wear resistance. for large particles it is possible to distort them and the abrasive destruction begins. it can also be noted that for greater loads (60n), the effect of the size of the filler particles on the friction coefficient decreases, while there is a greater difference between the friction coefficients of nickel coatings (f = 0.82) and filling coes (f = 0.73 and below). . probably, with larger loads of solid particles, the filler begins to perceive more efficiently load, which in turn positively affects the friction processes. practical recommendations 1.formation of a sac with particles sicnano and sic5 is carried out on a vertical, and all other particles in a horizontal cathode. with such particles, we obtain the highest corrosion resistance of the coating. 2.the volumetric content of particles sicnano and sic5 in nickel reaches a maximum of about 10 %, and sic100 – 46 %. 3.cap with particle size 28/20 and 50/40 μm allow you to get the most wear-resistant coatings. in this case, the coating with particles 28/20 μm have higher wear resistance, but coating with particles 50/40 μm are more technological when they are formed. 48 problems of tribology conclusions 1.sumulary of filler particles has a significant effect on the tribological characteristics of the сeс, namely wear resistance and friction coefficient. it has been established that the highest wear resistance and the smallest friction coefficients are characterized by coatings having as a filler of fractions 28/20 and 50/40 μm. 2.tribological studies show the promise and efficiency of the use of a cavity to increase the wear resistance of the working bodies of soil-cultivating machines. references 1. denisenko m.і., vojtyuk v.d. zmіcnennya lez gruntoobrobnih robochih organіv sіl's'kogospodars'kih mashin z utvorennyam efektu samozagostryuvannya. tekhnіchnij servіs agropromislovogo, lіsovogo ta transportnogo kompleksіv. №6, 2016. – s.175-182. 2. borak k.v. pіdvishchennya nadіjnostі robochih organіv ґruntoobrobnih mashin/ k.v. borak// vіsnik harkіvs'kogo nacіonal'nogo tekhnіchnogo unіversitetu sіl's'kogo gospodarstva іmenі petra vasilenka. -2015. – vip. 163. – s. 120 – 125. 3. stechishin m.s. znosostіjkіst' lap kul'tivatora, shcho modifіkovanі azotuvannyam v tlіyuchomu rozryadі / m.s. stechishin, m.v. luk’yanyuk, v.p. oleksandrenko, a.v. martinyuk, yu.m. bіlik // sіl's'kogospodars'kі mashini: zb. nauk. statej. – vip. 44. – luc'k, 2020. – s.123-134. 4. volkov yu.v. dolgovechnost' mashin rabotayushchih v abrazivnoj srede / yu.v. volkov, z.a. volkova, l.m. kajgorodcev. – m.: mashinostroenie, 1994. – 117 s. 5. aulіn v.v. teoretichnі osnovi samozagostryuvannya, mіcnostі і znoshuvannya rіzal'nih elementіv rogm ta napryamki pіdvishchennya їh dovgovіchnostі / v.v. aulіn, v.m. bobric'kij, a.a. tihij/ vіsnik іnzhenernoї akademії ukraїni. – 2010. – № 1. – s. 149-154. 6. sajfullin r.s. kompozicionnye pokrytiya i materialy / r.s. sajfullin. –m.: himiya, 1977. -272 s. 7. antropov l.i. kompozicionnye elektrohimicheskie pokrytiya i materialy / l.i. antropov, yu.n. lebedinskij. –k.: tekhnіka, 1986. -200 s. 8. kornіenko a.o. formuvannya tribotekhnіchnih vlastivostej kompozicіjnih elektrolіtichnih pokrittіv na osnovі nіkelyu stvorennyam gradієntnih struktur / a.o. kornіenko. avtoref. dis.kand. tekhn. nauk. –k, 2007. 21 s. 9. yаvors'kij v.t. elektrohіmіchne nanesennya metalevih, konversіjnih ta kompozicіjnih pokrittіv / v.t. yavors'kij, o.і. kuntіj, m.s. homa. –l'vіv: «l'vіvs'ka polіtekhnіka», 2000. -216 s. 10. pat. 55154 ukraїna, mpk c25d11/00; c25d15/00. gal'vanіchna ustanovka dlya nanesennya kompozicіjnih elektrolіtichnih pokrittіv / stechishin m.s., bіlik yu.m. –u201005565; zayavl.07.05.2010; opubl. 10.12.2010, byul.№23. problems of tribology 49 стечишин м.с., корнієнко а. о., стечишина н.м., мартинюк а.в., цепенюк м.і., герасименко в. о. зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин зміцнених нанесенням кеп у статті досліджено процеси формування комплексних електролітичних покриттів (кеп) на нікелевій основі з частинками наповнювача різних розмірів карбідом кремнію (sic). встановлено,що формування кеп з розмірами sicнано і sic5 проводиться на вертикальному, а усіх інших за розміром частинок на горизонтальному катоді. об’ємний вміст частинок sicнано і sic5 в нікелі сягає максимуму в середньому біля 10%, а sic100 – 46%. кеп з розмірами частинок 28/20 та 50/40 мкм дозволяють отримати найбільш зносостійкі покриття. при цьому покриття з частинками 28/20 мкм мають вищу зносостійкість, але покриття з частинками 50/40 мкм є більш технологічними при їх формуванні. розмір частинок наповнювача має значний вплив на трибологічні характеристики кеп, а саме зносостійкість та коефіцієнт тертя. встановлено, що найвищою зносостійкістю та найменшими коефіцієнтами тертя характеризуються покриття, що мають у якості наповнювача порошки фракцій 28/20 та 50/40 мкм. трибологічні дослідження показують перспективність і ефективність застосування кеп для підвищення зносостійкості робочих органів ґрунтообробних машин. ключові слова: ґрунтообробні машини, зносостійкість, формування комплексних електролітичних покриттів copyright © 2021 a.-m.v. tomina, a.v. yerоmenko, v.s. makarov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021, 58-64 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-58-64 influence of basalt fiber on tribological properties of secondary polyethylene terephthalate a.-m.v. tomina*, a.v. yerоmenko, v.s. makarov dniprovsk state technical university, ukraine *e-mail: an.mtomina@gmail.com abstract the article considers the influence of discrete (3 mm) basalt fiber on the tribological properties of secondary agglomerated polyethylene terephthalate. it was found that the introduction of the filler reduces the coefficient of friction and the intensity of linear wear of the initial polymer 1,5 and 4,5 times, respectively, reaching the minimum values at a basalt fiber content of 5 mass.%. the obtained results are due to the fact that the appearance of basalt fiber strengthens the polymer matrix that confirms the increase in hardness by 15%, and inhibits the development of cracks on the surface of the composite. the study of the temperature in the contact zone showed its increase that is due to the low thermal conductivity of the filler (0,064 0,096); as a result, there is an accumulation of heat in the friction zone. further increase in fiber content (up to 10 mass.%) leads to a sharp deterioration of the tribological and physico-mechanical properties of basaltoplastics because of the increase in the defect of the material. it is determined that the effective content of filler in the polymer matrix is 5 mass.%. as a result, this composite was recommended for the manufacture of parts for movable joints of agricultural, automotive and metallurgical equipment. key words: polyethylene terephthalate, basalt fiber, coefficient of friction, intensity of linear wear, temperature in the contact zone, hardness, roughness. introduction nowadays the ecological situation in ukraine and around the world is very close to critical. thus, as of 2019, the volume of municipal solid waste (msw) of polymers amounted to 215 million tons. 20 % of them were sent for recycling, and only 10 % were actually recycled. at the same time, 4,8 12,7 million tons fall into the ocean [1]. widespread methods of the disposal of municipal solid waste, including polyethylene terephthalate (pet), are incineration, recycling, pyrolysis, decomposition and reusing. however, these methods are characterized by a number of such disadvantages as: environmental (release of toxic substances has a negative impact on the human body and the environment) and economic (periodic or semi-continuous principle of operation). actually, one of the common practices of the disposal of municipal solid waste is the creation of composite materials (cm) of structural (lattice drainage systems, covers and housings of hatches, bottoms of bodies and door modules of cars), general (waterproof furniture, park benches [2, 3]) and tribotechnical (gears, sliding bearings) purpose. secondary use of msw allows obtaining a number of such advantages as: improvement of the ecological situation, due to safe utilization of pet waste and increase of economic efficiency (the cost of secondary pet is 40 % lower than the primary) [4]. therefore, the search for new effective contains of cm, including tribotechnical purposes, on the basis of secondary waste is an urgent task for scientists. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-58-64 problems of tribology 59 literature review in the xxist century much attention is paid to the possibility of recycling different polymeric materials, including polyethylene terephthalate. recycling can reduce the negative impact on the environment and return valuable polymer raw materials to the production process. the performance characteristics of secondary pet differ slightly from the ones of primary pet. but they have low toughness index and wear resistance. to improve the technical properties of polyethylene terephthalate, various modifiers are introduced. they are: bifunctional organic compounds, dispersed (polycarbonate, quartz glass, crushed gravel, slag, sand, fly ash) and fibrous (basalt wool, fiberglass) fillers. today basalt fibers (bf) are one of the promising fillers for the creation of cm. the use of bf will allow to obtain cm with a high indicator of wear resistance, low coefficient of thermal linear expansion, resistance to moisture, acids and alkalis. these composites can be successfully used instead of serial materials (cast iron, steel and non-ferrous alloys) in the manufacture of parts of tribological joints in the automotive, agricultural and metallurgical industries [5-7]. given the above, the aim of the work was to study the influence of discrete basalt fiber on wear, coefficient of friction and hardness of secondary agglomerated polyethylene terephthalate methods agglomerated secondary pet was selected as the polymer matrix to create сm. polyethylene terephthalate is a synthetic linear thermoplastic polymer that belongs to polyesters. it is characterized by [8] good heat resistance in the temperature range from 233 to 423 k, resistance to shocks and deformations, acids, alkalis, lubricants and most organic compounds. basalt roving (br) (manufacturer is prjsc "research institute of fiberglass and fiber" (riff, ukraine)) was chosen as a filler for secondary pet. it was later cut to a size of 3 4,5 mm. technical characteristics of br are given in table 1 [9]. table 1 properties of basalt roving indicator value density, kg/m3 2700 the average diameter of the unit fiber, μm 13,6 linear density of a complex thread, tex 170 breaking load of roving (not less), n (kgf) 500 (50) operating temperature, k 23 923 chemical resistance (weight loss,% after three hours of boiling) in: h2o 2naoh 2nhcl 1,6 2,75 2,2 thermal conductivity coefficient, w/m ·k: at 398 k at 573 k 0,064 0,096 preparation of basaltoplastics (bp) on the basis of secondary pet containing 5 10 mass.% of bf was carried out in several stages. thorough drying of pet was carried out to remove residual moisture (permissible amount was 0,02 0,5 %). it was done, because the further processing of undried pet at elevated temperatures leads to partial hydrolysis of the chains and, as a consequence, the irreversible deterioration of the physical, chemical and thermal properties of the polymer. drying was carried out at 408 k in spt-200 thermal cabinet for 3 hours. mixing (combination) of the components was carried out in the apparatus under the influence of a rotating electromagnetic field (0,12 t) using ferromagnetic particles that were then removed from the composition by the method of magnetic separation. pre-prepared prepregs were loaded into a mold heated to 383 κ, then they were heated to 533 κ and kept at this temperature for 15 minutes without load. next, the samples were cooled under constant load (40 mpa) to a temperature of 383 k and removed from the mold. tribotechnical characteristics in the conditions of friction without lubrication according to the "disk-pad" scheme were studied on the smc-2 friction machine at a load of 1,0 mpa, sliding speed of 0,5 1,5 m/s. steel 45 (45 48 hrc, ra = 0.32 μm) was used as a counterbody. the roughness of the samples was measured on 170621 profilometer using a sharp solid needle (probe), which moved on the surface of basaltoplastics and 60 problems of tribology polyethylene terephthalate copying its irregularities. studies of the friction surface morphology of the developed bp were performed using "biolam-m" microscope. the hardness of pet and basaltoplastics based on it was determined using td-42dynamic hardness tester [10]. results analyzing the results of tribological studies, it was found that the basalt fiber reinforcement of secondary agglomerated pet leads to a decrease in the coefficient of friction (fig. 1) and the intensity of linear wear (fig. 2) by 1,5 and 4,5 times, respectively, reaching minimum values at the filler content 5 mass.%. it can be seen from fig. 1 that f (υ) dependence is extreme, that is, in the initial period the coefficient of friction increases with increasing sliding speed, and then, reaching its maximum value, gradually decreases [11]. the increase in the coefficient of friction in the range of speeds of 0,5 1,0 m/s is due to the increase of the friction force in the contact zone due to the frictionality of the bf. further decrease of this indicator at a speed of 1,5 m/s can be explained by the fact that the sample volume is dominated by the processes of destruction (brittle fracture) due to the development of defects (pores, cracks) at the "pet basalt fiber" interface. this is confirmed by the fact that the intensity of linear wear increases sharply (see fig. 2) at υ = 1,5 m/s [12]. fig. 1. dependence of the friction coefficient of pure polyethylene terephthalate and basaltoplastics based on it on the sliding speed (specific load p = 1 mpa) fig. 2. dependence of the intensity of linear wear of polyethylene terephthalate and basaltoplastics based on it on the sliding speed (specific load p = 1 mpa) as for the temperature in the contact zone (see fig. 3), it was found that the introduction of basalt fiber leads to its growth by an average of 15 %. this can be explained by the fact that the basalt fiber has a low thermal conductivity (see table 1) and, as a consequence, insufficient temperature removal from the contact zone. reducing the temperature can be achieved by introducing fillers with high thermal conductivity. they can be: graphite, nickel, aluminum, copper, carbon and organic fibers. problems of tribology 61 fig. 3. dependence of temperature in the contact zone of polyethylene terephthalate and basaltoplastics based on it on the sliding speed (specific load p = 1 mpa) the study of the morphology of the friction surfaces showed (fig. 4) that the introduction of basalt fiber reduces the depth of abrasion tracks by 40% (roughness of bp). strengthening of bp is due to the fact that basalt fibers due to high technical characteristics complicate the movement of dislocations in the polymer binder under the action of the applied load. confirmation of this is an increase in the hardness of polyethylene terephthalate by 15 %. a b c fig. 4. microstructure (× 100) of the friction surface during wear of polyethylene terephthalate (a) and basaltoplastics based on reinforced with 5 (b) and 10 (c) mass.% of fibers (specific load p = 1 mpa, sliding speed υ = 1 m/s) from the above data it can be seen that the tribological properties and hardness improve only when the bf content is 5 mass.%, and with its further increase to 10 mass.% there is a sharp decline due to the growth of defects in the volume of the composite. this is confirmed by the fact that the calculated density of basaltoplastics (fig. 5) containing 5 mass.% of fiber is less than the experimental density, and at 10 mass.% of fiber it is higher than hydrostatic one [13]. 62 problems of tribology fig. 5. dependence of calculated and hydrostatic density of polyethylene terephthalate on the content of basalt fiber this can be explained by the fact that at a basalt fiber content of 5 mass.% the process of ordering polyethylene terephthalate prevails over loosening at the "matrix fiber" interface, and at a content of 10 mass.% it is vice versa. conclusions analysis of the results of the research (tribological and physico-mechanical) of the developed cm showed that the use of discrete basalt fiber as a filler for secondary pet is a promising way to increase wear resistance by 4,5 times and reduce the coefficient of friction by 50 %. bp with effective filler content was recommended for the manufacture of plain bearings for automotive, agricultural and metallurgical industries. references 1. voprosy razvitija vtorichnoj pererabotki pjet v uslovijah transformacii sfery obrashhenija s othodami v kontekste mirovyh jekologicheskih tendencij 2020 [development of pet recycling in the context of transformation of the waste management industry in the context of global environmental trends in 2020]. elektronnij resurs – rezhim dostupu: https://www.refinitiv.ru/blog/market-insights/voprosy-razvitija-vtorichnojpererabotki-pjet-v-uslovijah-transformacii-sfery-obrashhenija-s-othodami-v-kontekste-mirovyh-jekologicheskihtendencij-2020/ 2. kashparov i.i., klushin v.a., vinokurov i.p., zubenko a.f., kashparova v.p., smirnova n.v. (2017). kompozicionnye materialy na osnove othodov sel'skogo hozjajstva, proizvodstva 5-gidroksimetilfurfurola i polijetilena [composite materials based on agricultural waste, production of 5-hydroxymethylfurfural and polyethylene]. al'ternativnaja jenergetika i jekologija. (19-21), 116–125. 3. korin'ko i.v., goroh n.p., kovalenko a.n., timoshenko v.v., jaroshenko ju.v. (2006). perspektivy ispol'zovanija polimernyh kompozicionnyh materialov [prospects for the use of polymer composite materials]. kommunal'noe hozjajstvo gorodov, 67, 56–64. 4. ershova o.v., ivanovskij s.k., chuprova l.v., bahaeva a.n. (2015). sovremennye kompozicionnye materialy na osnove polimernoj matricy [modern composite materials based on a polymer matrix]. mezhdunarodnyj zhurnal prikladnyh i fundamental'nyh issledovanij. № 4-1, 14–18. 5. arlamova n.t., burmistr m.v., hohlova t.v., rozgon o.v., soroka m.l. (2012). jekologicheskie aspekty perera-botki othodov polijetilentereftalata [environmental aspects of recycling polyethylene terephthalate waste]. vestnik dnuzht. 146–149. 6. evmenov s.d. , silinina e.b., smirnov a.v. (2004). issledovanie processa poluchenija vtorichnogo polijetilentereftalata i kompozicionnyh materialov na ego osnove [investigation of the process of obtaining secondary polyethylene terephthalate and composite materials based on it]. vestnik kuzbasskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta. 62–65. 7. petrova p.n., sokolova m.d., zarovnjaev b.n., majer a.f., gogoleva o.v., vasil'ev s.v. (2014). perspektivnost' ispol'zovanija bazal'toplastikov dlja gornoj promyshlennosti [prospects for the use of basalt plastics for the mining industry]. gornyj informacionno-analiticheskij bjulleten' (nauchno-tehnicheskij zhurnal. 413–419. 8. kirsh i.a., chalyh t.i., anan'ev v.v., zaikov g.e. (2015). regulirovanie fiziko-mehanicheskih svojstv vtorichnogo polijetilentereftalata putem himicheskoj i fizicheskoj modifikacii [regulation of the physical and mechanical properties of secondary polyethylene terephthalate by chemical and physical modification]. vestnik tehnologicheskogo universiteta. 18, 7, 79–82. 9. basalt roving [echo-pulse method]. elektronnij resurs – rezhim dostupu: http://niisv.com.ua/ru 10. burya о.і., tomina а.-м.v., yeriomina ye., tomin s.v. (2019). the impact of organic fibers on the tribotechnical properties of phenylone aromatic polyamide. problems of tribologyy, 24 (3/93), 68–73. https://www.refinitiv.ru/blog/market-insights/voprosy-razvitija-vtorichnoj-pererabotki-pjet-v-uslovijah-transformacii-sfery-obrashhenija-s-othodami-v-kontekste-mirovyh-jekologicheskih-tendencij-2020/ https://www.refinitiv.ru/blog/market-insights/voprosy-razvitija-vtorichnoj-pererabotki-pjet-v-uslovijah-transformacii-sfery-obrashhenija-s-othodami-v-kontekste-mirovyh-jekologicheskih-tendencij-2020/ https://www.refinitiv.ru/blog/market-insights/voprosy-razvitija-vtorichnoj-pererabotki-pjet-v-uslovijah-transformacii-sfery-obrashhenija-s-othodami-v-kontekste-mirovyh-jekologicheskih-tendencij-2020/ http://niisv.com.ua/ru problems of tribology 63 11. shelkovoj a.n., mironenko e.v., klochko a.a. (2013). kriterii formirovanija struktur i parametrov sistem obrabotki, obespechivajushhih zadannye jekspluatacionnye svojstva zakalennyh krupnomodul'nyh zubchatyh koles [criteria for the formation of structures and parameters of processing systems that provide the specified performance properties of hardened large-modular gears]. suchasni texnologiyi v mashy`nobuduvanni. 8, 185–200. 12. alisin v.v. (2019).cirkonievye keramicheskie materialy tribotehnicheskogo naznachenija [development of science and education]. razvitie nauki i obrazovanija. 5–16. 13. tomina a.-m. (2019). vstanovlennia zakonomirnostei vplyvu orhanichnykh volokon na vlastyvosti ta strukturu aromatychnoho poliamidu fenilon [establishing patterns of influence of organic fibers on the properties and structure of aromatic polyamide phenylone]. candidate’s thesis. kamianske. 64 problems of tribology томіна а.-м.в., єрьоменко о.в., макаров в.с. вплив базальтового волокна на трибологічні властивості вторинного поліетилентерефталату. зростання обсягів споживання композиційних матеріалів, зокрема триботехнічного призначення, в багатьох галузях сучасної промисловості потребує розробки нових зносостійких матеріалів, здатних до тривалої експлуатації. використання твердих побутових відходів для виготовлення композиційних матеріалів, зокрема поліетилентерефталату, дозволяє отримати ряд переваг: екологічний аспект, попит споживачів і низьку вартість сировини. у статті розглянуто вплив дискретного базальтового волокна на трибологічні властивості вторинного агломерованого поліетилентерефталату в умовах тертя без змащення за схемою «диск-колодка». встановлено, що введення наповнювача призводить до зменшення коефіцієнту тертя та інтенсивності лінійного зношування вихідного полімеру в 1,5 та 4,5 рази відповідно, сягаючи мінімальних значень при вмісті базальтового волокна 5 мас.%. отримані результати обумовлені тим, що поява базальтового волокна зміцнює полімерну матрицю, а це в свою чергу підтверджує зростання твердості на 15 % і гальмує розвиток тріщин на поверхні композиту (шорсткість зменшується на 40 %). дослідження температури в зоні контакту показало її збільшення, що зумовлено низьким показником теплопровідності наповнювача (0,064 0,096). в результаті цього в зоні тертя відбувається накопичення теплоти. подальше збільшення волокна (до 10 мас.%) призводить до різкого погіршення трибологічних і фізико-механічних властивостей базальтопластиків, що спричинено зростанням дефективності матеріалу. визначено, що ефективний вміст наповнювача в полімерній матриці складає 5 мас.%. внаслідок чого даний композит був рекомендований для виготовлення деталей рухомих з’єднань аграрної, автомобільної та металургійної техніки. ключові слова: поліетилентерефталат, базальтове волокно, коефіцієнт тертя, інтенсивність лінійного зношування, температура в зоні контакту, твердість, шорсткість. 5_zamota.doc физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 26 замота т.н. восточноукраинский национальный университет им.в.даля, г. луганск, украина физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) введение проблема повышения долговечности сопряжений не может быть решена без качественной доводки пар трения. одним из направлений в доводке и сокращении времени обкатки является электрохимико-механическая приработка(доводка)(эхмп(д)) [1]. при эхмп(д) деталям механизма придается рабочее движение, между деталями прокачивается электролит и пропускаем переменный электрический ток. за счет совместного электрохимико-механического воздействия происходит быстрое приспосабливание одной поверхности к другой. наиболее эффективным фактором эхмп(д) является электрохимический [2, 3, 4]. применение электрохимико-механической приработки (доводки) имеет ряд существенных преимуществ перед другими видами окончательной обработки. в отличие от абразивной притирки (доводки) при эхмп(д) полностью исключается образование абразивных частиц в виде продуктов износа и других видов так как воздействие на материал производится наложением тока на среду и детали и происходит на тонком уровне, в результате чего продукты съема находятся в среде в виде атомов, молекул. как и при электрохимическом полировании, при эхмп(д) происходит снятие внутренних напряжений как в микро-, так и макрообъеме поверхности материала. эхмп(д) позволяет производить локальный съем металла. кроме того, эхмп(д) обеспечивает совместную обработку деталей без применения специальных инструментов в отличие от абразивной и электрохимической обработок, благодаря этому происходит быстрая структурная, микрои макрогеометрическая приспосабливаемость трущихся поверхностей. постановка задачи макрогеометрической приработки при эхмп(д) для теоретического исследования процесса эхмп(д) составим схему макрогеометрической приработки двух непараллельных поверхностей трения. каждой поверхности заданы определенные свойства, влияющие на ее износостойкость. требуется обеспечить за счет процесса электрохимикомеханической приработки эквидистантность поверхностей с минимально возможным износом. минимально возможный износ, для обеспечения эквидистантности поверхностей, может быть легко вычислен, зная величину углов перекосов γ и ϕ (рис. 1). а б рис. 1 – общая схема макрогеометрической приработки сопряженных поверхностей: а – общий случай неэквидистантности плоских поверхностей; б – частный случай(при отсутствии поперечного перекоса); 1 – поверхность 1; 2 – поверхность 2; 3 – смазочная среда; p – давление; v – скорость взаимного перемещения; u, i, r – токовые параметры процесса; δ – толщина изнашиваемого материала, γ, φ – углы перекоса при этом необходимо учитывать механическую составляющую процессов (давление в контакте р, скорость взаимного перемещения v и электрохимическую (состав электролита, режим трения, токовые параметры), непосредственно влияющих на съем материала трущихся поверхностей. учитывая предыдущие исследования [5 … 7] с достаточным приближением, эту задачу можно решить для одной поверхности постоянного контактирования. в данном случае это поверхность 1. поэтому дальнейшие теоретические разработки необходимо проводить с учетом того, что поверхность 1 будет изнашиваться в процессе приработки, а поверхность 2 – сохранять свою первоначальную геометрическую форму. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 27 распределение тока между прирабатываемыми поверхностями при электрохимико-механическом взаимодействии двух деталей будут протекать два взаимодополняющих процесса, приводящих к выравниванию поверхности: электрохимическое травление и механическая депассивация поверхности. интенсивность съема металла с прирабатываемой поверхности будет пропорциональна силе тока, протекающего через конкретную точку (рис. 2). на схеме, представленной на рис. 2, а выделены две цепи, по которым может протекать ток при эхмп(д). в обеих цепях присутствуют два равных между собой сопротивления: ra – сопротивление анода и rк – сопротивление катода. а б рис. 2 – распределение сопротивлений протеканию тока при эхмп(д) сопряженных деталей с макрогеометрическими отклонениями (а) и эпюра скорости съема металла при эхмп(д) (б) : 1 – деталь 1; 2 – деталь 2; hmin – толщина минимального слоя электролита в зоне механической депассивации; h – толщина слоя электролита в зоне макрогеометрического отклонения; ra – сопротивление анода; rк – сопротивление катода; rэл – сопротивление минимального слоя электролита; rэл·h/hmin – сопротивление слоя электролита в зоне макрогеометрического отклонения; rпл – сопротивление пассивационной пленки определяющими же для протекания электрохимической реакции являются сопротивления непосредственно связанные с зазором: сопротивление минимального слоя электролита – rэл, сопротивление слоя электролита в зоне макрогеометрического отклонения – rэл·h/hmin и сопротивление пассивационной пленки rпл. обозначим силу тока, проходящего через минимальный слой электролита в зоне механической депассивации, i1, а силу тока в зоне макрогеометрического отклоненияi2. без учета одинаковых для обоих цепей сопротивлений можно записать: элrui /1 = ; ./ min 2 плэл rhhr u i + = (1) очевидно, что сила тока 1i > 2i , т.е. скорость электрохимического травления больше в зоне минимального слоя электролита и отсутствия пассивационной пленки. необходимо выразить силу тока в зоне макрогеометрического отклонения 2i через 1i . для этого запишем: . / min 2 1 эл плэл r rhhr i i + = (2) отсюда . // min 1 2 элпл rrhh i i + = (3) c учетом формул (1) и (3) для межэлектродного зазора равного толщине слоя электролита в каждой конкретной точке построена эпюра скорости съема металла при эхмп(д) (рис. 2, б). при эхмп(д) создаются условия для эффективного выравнивания поверхностей с макрогеометрическими отклонениями. при сравнении сил тока 1i и 2i определяющими будут макрогеометрический (h/hmin) и pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 28 электрохимический (rпл / rэл) факторы. с ростом напряжения процесса u происходит линейное возрастание силы тока. верхняя прямая на рис. 3 показывает силу тока 1i . три нижних – силу тока 2i при h/hmin равном 2, 3 и 4, соответственно. на рис. 3, а принято, что rпл / rэл равно единице, а на рис. 3, б сопротивление rпл в пять раз больше rэл. а б рис. 3 – изменение силы тока при эхмп(д) на участках детали с учетом межэлектродного зазора(а) и межэлектродного зазора и пассивационной пленки(б) очевидно, что при анодном растворении поверхности, ее выравнивание будет зависеть от разницы силы тока 1i и 2i . чем больше эта разница, тем быстрее и эффективнее процесс уменьшения макрогеометрического отклонения. напряжение процесса должно быть максимальным, при котором обеспечивается анодное растворение, но исключается электроэрозия поверхности. по данным исследований [1 … 3] u должно находится в пределах 3,5 … 4,5 в. наличие пассивационной пленки только ускоряет выравнивание поверхности, поэтому необходимо подбирать электролит с пассивирующими свойствами. теоретическая модель, описывающая уменьшение макрогеометрической погрешности при эхмп(д) плоских поверхностей толщина смазочного слоя между трущимися поверхностями в зоне непосредственного контакта равна hi = hmin, а в зоне макрогеометрического отклонения – hi = h. анодное травление в каждой конкретной точке происходит с определенной скоростью обратно пропорциональной величине межэлектродного зазора h. в начальный момент времени точка поверхности детали с макрогеометрическим отклонением находится на зазоре hi = hmin и имеет скорость травления va. составим дифференциальное уравнение изменения линейного износа по времени. обозначим межэлектродный зазор через h = h(t) – расстояние точки от начала отсчета в момент времени t, тогда в зоне непосредственного контакта h(0) = hmin. согласно условию, изменение величины h от времени описывается дифференциальным уравнением: , h k dt dh = (4) ),( 2 1 kaa u x k ϕ+ϕ−η⋅ ρ ε ⋅= (5) где 1/2 – коэффициент, учитывающий анодный полупериод переменного тока, при котором происходит травление одной из деталей сопряжения; u – рабочее напряжение; aϕ – анодный потенциал; kϕ – катодный потенциал; aη – анодный выход по току; χ – удельная электропроводимость электролита; ρ – плотность материала; ε – электрохимический эквивалент материала анода. разделив переменные в этом уравнении и проинтегрировав его, получим: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 29 )(2 сkth += . (6) из условия h(0) = hmin определим постоянную интегрирования с: .2/2minhc = (7) тогда можем записать следующее выражение: kth h kth 2) 2 (2 2min 2 min +=+= . (8) дифференцируя по t, найдем скорость увеличения зазора h в момент времени t: kth k dt dh tv 2 )( 2 max + == , (9) подставим в эту функцию значение k для зоны непосредственного контакта, что даст возможность определить функцию скорости увеличения зазора между деталями. v (t) = tuh u kth k dt dh kaai kaa i ⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε + ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε = + = )( )( 2 1 2 22 . (10) изменение зазора в каждой конкретной точке в зависимости от времени выразится следующим выражением: tuhkthh kaaii ⋅ϕ+ϕ−η⋅ρ χε +=+= )(2 22 . (11) рис. 4 – расчетная схема распределения зазоров при приработке поверхности с макрогеометрическим отклонением учитывая то, что толщина смазочного слоя в зоне непосредственного контакта постоянна при неизменных условиях, получим: tuhkthh kaa ⋅ϕ+ϕ−η⋅ρ χε +=+= )(2 2min 2 min . (12) по заданным условиям можно записать следующее: ,maxminmax δ−δ+= hh (13) где δ – величина макрогеометрического отклонения (рис. 4), зависящая от координаты х (δ = f(x)). на схеме, представленной на рис. 4, увеличение макрогеометрического отклонения имеет линейный характер, поэтому: ,cax +=δ (14) где a и c – постоянные прямой, зависящие от угла перекоса γ и линейных размеров детали; x – координата сечения детали от максимального зазора. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com физико-химические основы процесса макроприработки плоских поверхностей трения при эхмп(д) проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 30 с учетом (14), получим: .maxmin caxhhi −−δ+= (15) тогда изменение зазора в зоне макрогеометрического отклонения равно: ( ) ( ) tucaxhktcaxhh kaa ⋅ϕ+ϕ−η⋅ρ χε +−−δ+=+−−δ+= )(2 2maxmin 2 maxmin . (16) проинтегрировав это выражение по x, получим площадь эпюры изменения сечения детали в определенный момент времени: s эп h = dxtucaxh kaa lx x ⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε +−−δ+∫ = = )()( 2maxmin 0 . (17) объем снимаемого материала будет зависеть от ширины детали b: v эп h =b dxtucaxh kaa lx x ⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε +−−δ+∫ = = )()( 2maxmin 0 . (18) выводы 1. получена математическая модель, описывающая уменьшение макрогеометрической погрешности при эхмп(д) плоских поверхностей. 2. процесс эхмп(д) можно контролировать электрохимическими и механическими факторами, влияющими на толщину минимального слоя электролита hmin, его электропроводимость χ и пассивирующие свойства, формирующих rэл – сопротивление минимального слоя электролита; rэл·h/hmin – сопротивление слоя электролита в зоне макрогеометрического отклонения и rпл – сопротивление пассивационной пленки. 3. при анодном растворении поверхности, ее выравнивание будет зависеть от разницы силы тока 1i и 2i . чем больше эта разница, тем быстрее и эффективнее процесс уменьшения макрогеометрического отклонения. 4. напряжение процесса должно быть максимальным, при котором обеспечивается анодное растворение, но исключается электроэрозия поверхности (u должно находится в пределах 3,5 … 4,5в). 5. наличие пассивационной пленки только ускоряет выравнивание поверхности, поэтому необходимо подбирать электролит с пассивирующими свойствами. литература 1. алексеев в.п. стадии электрохимико-механической приработки (доводки) сопряжения вал – подшипник скольжения/ в.п. алексеев // авиационно-космическая техника и технология. тр. харьковского авиационного института им. жуковского. – хаи. – 1998. – c. 475-485. 2. taras zamota, alexander kravchenko. electrochemical-mechanical running in of the main engine′s conjugations//teka, commission of motorization and power industry in agriculture.-vol. xd.-lublin,2010.p.58-65. 3. taras zamota, alexander kravchenko. improvement of tribotechnical characteristics of piston ring surfase at running in//teka, commission of motorization and power industry in agriculture.-vol. xb.lublin,2010.-p.323-330. 4. l. economikos, x. wang, a. sakamoto, p. ong, m. naujok, r. knarr, l. chen, y. moon, s. neo, j. salfelder, a. duboust, a. manens, w. lu, s. shrauti, f. liu, s. tsai, w. swart. integrated electro– chemical mechanical planarization (ecmp) for future generation device technology. ieee, 2004. – pp.233– 235. 5. yuan– long chen, shu– min zhu, shuo– jen lee and other. the technology combined electrochemical mechanical polishing. journal of materials processing technology 140 (2003). – pp.203– 205. 6. shuo– jen lee, yu– ming lee, ming– feng du. the polishing mechanism of electrochemical mechanical polishing technology. journal of materials processing technology 140 (2003). – pp.280– 286. 7. samuel b. emery, jennifer l. hubbley, maria a. darling and other. chemical factors for chemical– mechanical and electrochemical– mechanical planarization of silver examined using potentiodynamic and impedance measurements. materials chemistry and physics 89 (2005). – pp.345 – 353. надійшла 18.02.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 5_babak.doc изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 28 бабак в.п.,* гладкий я.н.,** харченко е.в.,*** щепетов в.в.* * институт технической теплофизики нану, г. киев, украина. ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина, *** национальный авиационный университет, г.киев, украина e-mail:?????????? изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением удк 620.178:621.793(045) представлены результаты экспериментальных исследований изнашивания и характер его зависимости от скорости скольжения при испытании покрытий в отсутствии смазки. установлено, что аморфно-кристаллическая композиция, обладающая высокими механическими свойствами, характеризируется значительным сопротивлением износу, которое не уступает таковым значениям вольфрамосодержащих твердых сплавов типа вк15, и является перспективным конкурентоспособным материалом при создании трибостойких покрытий. исследовано изменение механических свойств покрытий в зависимости от количественного состава компонентов, определено их оптимальное содержание. изучено распределение элементов по толщине напыляемого слоя. полученные расхождения в химическом составе, подтверждают наличие неравновесной дисперсной структуры, что совпадает с современными представлениями о природе аморфных и аморфно-кристаллических композитов, количество аморфной фазы в покрытии составляет до 82 %. кроме аморфной фазы, в состав покрытия входят фазы, локализующиеся в отдельных участках аморфной матрицы, характеризующиеся микрокристаллическим строением. на рентгенограммах от них установлены отдельные линии, соответствующие решетке α-zr, кроме того, в аморфной матрице различимы зоны обогащенные бором, которыми являются ультратонкие включения фаз типа zrb2, alb2. определено наличие интерметаллидных нанофазных структур типа zr2al, когерентно связанные с матрицей. рассмотрены электронограммы от поверхности покрытий, полученные в исходном состоянии и при нагружении трением. установлено что образование аморфной структуры, при повышении скорости скольжения, обусловлено постепенным растворением локальных микрокристаллических включений, и полную микродифракционную модель формирует только аморфная матрица. в процессе трения, аморфный слой способствует уменьшению адгезионной составляющей силы трения, а его пластическое деформирование при этом, не связанно со значительными тепловыми затратами и способствует минимальной степени энергетических потерь. металлографический анализ и профилографирование поверхностей трения свидетельствуют об отсутствии заметных повреждений поверхностных слоев и подтверждают, что ведущим видом изнашивания во всем диапазоне испытаний является механохимический. ключевые слова: трибостойкость, интенсивность изнашивания, аморфно-кристаллические материалы, детонационно-газовое напыление. введение современная стратегия научно-технического развития в сфере производства и эксплуатации во многом определяется уровнем достижений в области новых материалов. сегодня одной из наиболее динамично развивающихся технологий, отмеченной ростом научного, промышленного и коммерческого интереса, является разработка и создание аморфизированных конструкционных материалов и покрытий. достижение принципиально нового уровня свойств аморфно-кристаллических материалов определяется способностью получения их с качественно и количественно новыми эксплуатационными характеристиками. прикладные достижения в этой области обуславливают мотивацию научно-познавательной деятельности в изучении новых логически упорядоченных закономерностей их структурообразования как объективной формы получения адекватных знаний в интересах создания перспективных конструкционных материалов и покрытий с аморфно-кристаллической структурой. одним из современных методов получения аморфно кристаллических материалов остаются постоянно совершенствующиеся технологии газотермического напыления [1]. триботехнические испытания аморфных покрытий близкого фазового состава, полученные различными газотермическими методами, показали, что наиболее высокой износостойкостью обладает детонационно-газовое напыление [2]. в работе [3] экспериментально установлены технологические параметры, определяющие возможность получения аморфизированных покрытий, при этом подчеркнуто, что детонационно-газовое напыление не только создает оптимальные условия получения околоэвтектических составов в метастабильном состоянии, но и имеет ряд преимуществ перед традиционными способами скоростного охлаждения. изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 29 цель работы составляет обобщение результатов экспериментальных исследований сопротивления износу разработанных аморфно-кристаллических покрытий, напыленных детонационно-газовым методом композиционными порошками на основе циркония, легированного алюминием и бором. методика исследований в работе использована методика испытаний на износостойкость детонационных покрытий изложенная в [4]. покрытия наносили на модернизированной детонационной установке „днепр-3”, толщина после доводки составляла 0,15 0,20 мм при шероховатости ra = 0,63 0,32. для сравнения по аналогичным программам испытаны детонационные покрытия, напыленные вольфрамосодержащим порошком типа вк15 и порошков на основе никеля, легированного хромом, алюминием и бором. испытания на износ проводили на установке трения типа умт-2 с использованием кольцевых образцов из термообработанной стали 45 (d × d = 25 × 17,5) при нагрузке 5,0 мпа в условиях распределенного контакта (квз ≈ 1) и скорости скольжения до 1,5 м/с. достоверность взаимосвязи между структурой и свойствами покрытий, необходимых для контроля их качества, во многом зависит от выбора методов исследования и применяемых методик. рентгенофазовый анализ покрытий осуществляли с помощью дифрактометра „дрон-ум1” (со-излучение, напряжение 25 кв, ток 15 ма). исследование поверхностного слоя, в котором протекают процессы активизации, осуществлялись методами зондовой растровой электронной микроскопии на установке „camscan” (ускоряющее напряжение 25 квт, ток пучка 200 ма). для химического анализа поверхностных структур, зон локализации их составляющий, использовалась программа zaf-l/fls, также с целью изучения состояния поверхности трения использован метод дифракции электронов. электронно-микроскопические исследования выполнены на электронном микроскопе jеm-200сx. металлографические исследования проводили на микроскопе мим-8 и микротвердомере типа пмт-3 (нагрузка 0,5н). результаты исследований и обсуждения результатов на лабораторном оборудовании, модернизированном с целью максимально приблизить процессы физико-химической механики трения и изнашивания к реальным, исследованы закономерности износостойкости разработанных покрытий. следует отметить, что компоненты покрытия плавятся конгруэнтно и обладают узкой областью гомогенности, при этом не имеют дефицитных, дорогостоящих составляющий и содержаться в ресурсно-сырьевом пространстве украины [5]. в таблице 1. представлены результаты исследований физико-механических свойств детонационных покрытий на основе циркония, легированного алюминием и бором. анализ приведенных данных показывает, что варьирование содержания компонентов покрытия обуславливает изменения физико-механических свойств поверхностной зоны и оптимальное содержание компонентов соответствующее максимальным значениям характеристик поверхностной прочности при трении, отвечает соотношению (масс. %) цирконий ~ 60 %, алюминий ~ 20 %, бор ~ 10 %. при этом рассчитанные для испытываемых покрытий значения предела текучести ( )tσ , модуль юнга (е) и степени деформационного упрочнения (m) превосходят предельные значения для аморфных сплавов (е = 180000 н/мм2 и m = 2,5) [6, 7], что подтверждает присутствие в структуре материала нанокристаллических фаз [8]. таблица 1 механические свойства покрытий zr-al-b содержание компонентов, % zr al b e, h/мм tσ , h/мм 2 m hv, мпа 80 10 5 173900 4070 2,21 1350 70 15 8 181800 4250 2,27 1410 60 20 10 195300 4950 3,10 1620 данные испытаний, определяющие функциональную зависимость интенсивности изнашивания покрытий от скорости и скольжения представлены на рис. 1. при исследовании характера и закономерностей структурных изменений, обуславливающих сопротивление изнашиванию покрытий системы zr-al-b (кривая 3) изучено распределение элементов по толщине напыляемого слоя. анализ проводили при диаметре зонда 2 и 10 мкм, полученные с помощью прямых методов результаты показали наличие диффузионной зоны порядка 25 мкм и переменную по сечению концентрацию элементов, входящих в состав покрытия. при этом сопоставление отпечатков, снятых в поглощенных электронах и рентгеновских лучах, не позволило однозначно отожествить получен изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 30 ную нанокомпозиционную структуру, которая характеризуется локальной неоднородностью распределения химических элементов по глубине поверхностного слоя. полученные расхождения в химическом составе, подтверждают наличие неравновесной ультрадисперсной структуры, что совпадает с современными представлениями о природе аморфных и аморфно-кристаллических композитов [9]. количество аморфной фазы в покрытии составляет до 82 %. по данным рентгеновского анализа состав покрытий отличается от состава напыляемого порошка за счет структурных и фазовых превращений при взаимодействии компонентов в условиях сверхбыстрого охлаждения. при определении микроструктуры покрытия применяли стандартный травитель представляющий смесь азотной и плавиковой кислот. материал покрытия имеет беззеренную структуру, которая исключает несовершенства кристаллического строения (границы зерен, дислокации, дефекты упаковки), однако имеются неадекватные локальные участки, характеризующиеся микрокристаллическим строением. на рентгенограммах от них проявляются отдельные линии, соответствующие решетке α-zr, кроме того, в аморфной матрице различимы зоны с усредненными значениями до 0,5 1,5 мкм которые обогащены бором и являются ультрадисперсными включениями фаз типа zrb2, alb2. рис. 1 – зависимость интенсивности изнашивания (1, 2, 3) и коэффициента трения (1’, 2’, 3’) от скорости скольжения покрытий: 1, 1’ – на основе ni (ni-cr-al-b); 2, 2’ – типа bk15; 3, 3’ – аморфно-кристаллической системы zr-al-b также определено наличие призматических интерметаллидных нанофазных структур типа zr2al, когерентно связанных с матрицей. по мнению авторов, наличие включений ультракристаллических структур обусловлено как граничными значениями скоростей охлаждения, либо последующим их образованием из аморфной фазы в результате локального теплового удара газового потока, так и воздействием напыляемого детонационного пятна расплавленных частиц. на рис. 2 представлены результаты электронно-микроскопического анализа поверхностного слоя, полученные методом тонких фольг на просвет. видно, что нагружение трением при скорости скольжения до 1,3 м/с, обуславливает заметное изменение структурного состояния приповерхностного слоя, которые характеризуются образованием неоднородностей, имеющих размеры порядка 15 35 нм (рис. 2, б). а б рис. 2 – электронные микрофотографии поверхностей покрытия zr-al-b: а – исходное состояние (х100000); б – после испытания v = 1,3 м/с (х100000) изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 31 сравнение микроэлектронограмм полученных от исходной структуры и от поверхностного слоя после трения, показывает наличие в первом случае заметно меньшей ширины первого галло (рис. 2а). характер изменения дифракционной картины в результате трения, свидетельствует о получении в исследуемых покрытиях в основном аморфного состояния. по-видимому, при повышении скорости скольжения, происходит постепенное растворение локальных микрокристаллических включений и полную микродифракционную модель формирует только аморфная матрица. с энергетической точки зрения данную трансформацию можно рассматривать как адекватный механизм самоорганизации и саморегулирования процессов разрушения и регенерации поверхностных структур в процессе приспосабливаемости. по мнению авторов в данных условиях значение коэффициента трения является не столько функцией нормальной нагрузки, сколько функцией трибофизических процессов, возникающих в результате адетивного сочетания нагрузки, скорости скольжения, температуры и обобщенного вектора параметров трения (материалов, среды, условий и т.п.). таким образом поверхностный слой способствует уменьшению адгезионной составляющей силы трения, а его пластическое деформирование при этом не связанно со значительными тепловыми затратами и способствует минимальной степени энергетических потерь. характер зависимости коэффициента трения от скорости испытания согласуется с характерной закономерностью изнашивания, определяемой свойствами поверхностных структур, а его стабильность свидетельствует о высокой работоспособности покрытий. на рис. 3 представлен участок поверхности покрытия с цифровой картой распределения химических соединений. рис. 3 – участок площади поверхности трения zr-al-b с картой распределения оксидных соединений (х450) на рис. 4. представлены поверхности трения покрытий, испытанных при скоростях скольжения соответственно 0,5 м/с и 1,3 м/с. рабочие поверхности покрытий отличаются развитым субмикрорельефом при отсутствии трещин и задиров, что характерно для теоретически неизбежного и практически допустимого механохимического изнашивания. а б рис. 4 – поверхности трения покрытия zr-al-b, испытанные при: а – v = 0,5 м/с; б – v = 1,3 м/с (х240) профилограммы поверхностей трения при повышении скорости скольжения (рис. 5) свидетельствуют об изменении микрорельефа поверхности при формировании равновесной шероховатости в сравнении с исходной, что подтверждает снижение значений rа, которые в данном диапазоне составляют 0,08 0,13. эта шероховатость является оптимальной для данных условий трения, обеспечивая мини изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 32 мальное изнашивание, и воспроизводится во всем последующем процессе нормальной работы. таким образом, стационарный процесс изнашивания характеризуется устойчивой равновесной шероховатостью. а б рис. 5 – профилограммы поверхностей трения покрытий zr-al-b, испытанных при: а – v = 0,3 м/с; б – v = 0,7 м/с (вух1000, гух40) параметры субмикрорельефа количественно определены электронной фрактографией (рис. 6). как можно отметить, при повышении скорости скольжения имеет место выглаживание рабочей поверхности, которое в основном происходит за счет удаления выступов, и способствует образованию сплошных пленок поверхностных структур. а б рис. 6. – электронные микрофотографии поверхностей трения покрытий zr-al-b, испытанные при: а – v = 0,5 м/с (х30000); б – v = 1,3 м/с (х30000) согласно результатам микрорентгеноспектрального анализа, надповерхностный слой покрытия составляют как простые оксиды типа al2o3, zro так и сложные типа zr2alo4, а также борный ангидрид b2o3, образующий вязкую плотную „глазурь” на основе метабората циркония zr(bo2)2. как известно, данного типа оксидные структуры, выполняя функции твердой смазки на поверхности контакта, способствуют минимизации параметров трения. износостойкость аморфных покрытий (рис. 1, кривая 3) практически во всем диапазоне скоростей достигает величин соизмеримых со значениями сопротивления износу покрытия вк15 (рис. 1, кривая 2). высокая износостойкость, по нашему мнению, обусловлена пассивацией за счет свойств образующихся оксидных структур, так и физико-механических характеристик поверхностного слоя. согласно структурно-энергетическим положениям трения, полученная вследствие структурной приспосабливаемости поверхностная пленка, представляет ориентированную метастабильную структуру, для которой характерно уникальное проявление высокой пластичности и прочности в широком и устойчивом структурно-временном диапазоне. можно утверждать, если структура поверхностного слоя может адаптироваться в данных условиях трения, блокируя адгезионное взаимодействие, то это обязательно произойдет, точнее, если существует какое-либо распределение микроповерхностных структур, соответствующее состоянию приспосабливаемости, то система приспособится, и параметры трения будут минимальны. изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 33 выводы таким образом, анализ результатов исследований покрытий, в структуре которых содержаться аморфные и кристаллические фазы, позволяет утверждать, что аморфно-кристаллическая композиция при оптимальном сочетании составляющих ее компонентов, обладает высокой поверхностной прочностью, износостойкостью и удовлетворительной работоспособностью в ходе всего диапазона испытаний. в заключение отметим, что дальнейшие испытания аморфно-кристаллических покрытий, разработанных на базе отечественных сырьевых ресурсов, направлены на всесторонние исследования их прочностных и антифрикционных характеристик; изучение возможностей применения покрытий в экстремальных условиях трения с целью решения теоретических и прикладных задач определения их технико-экономических ограничений и реализации эксплуатационных свойств в готовых изделиях. литература 1. ющенко к.а. інженерія поверхні / к.а. ющенко, ю.с. борисов, в.д. кузнецов, в.м. корж // – к.: наукова думка, 2007. – 557с. 2. астахов е.а. влияние детонационных покрытий на механические свойства изделий / е.а. астахов // автоматическая сварка. – 2004. – № 6. – с. 56-58. 3. харченко е.в. технологические факторы формирования аморфных детонационных покрытий системы zr-al-b / е.в. харченко // мнтк «авиа-2009». – к.:нау, 2010. – с. 45-48. 4. носовский и.г. детонационные покрытия для защиты узлов трения от изнашивания / и.г. носовский, в.в. щепетов, в.е. марчук // наука і оборона. к.: варта. – 1999. – с. 126-135. 5. декл. пат. на кор. мод. 82902 україни. зносостійкий аморфний матеріал на основі цирконію; с22с 9/01 / о.в. харченко, в.в. щепетов, м.с.яковлева, та ін. № u 2012 14550; заявл. 19.12.2012; опубл. 27.08.2013, бюл. №16. – 4 с. 6. kimura h. fabrication applications – oriented properties of amorphous metal matrix composites / h. kimura, t. masumoto //sci. repts. res.inst. – tohoku univ. 2001. – № 2. – р. 248-266. 7. feller h., klinger r. zum tribologischen verhalten von matallishen glasern // metall. – 2005. – 39, № 7. – s. 627-631. 8. dugdal i. eigenschafeten und anwendungen amorpher metalle // umschan. – 2008. 86. №5. – p. 284-287 9. giessen b., polk d. refractory amorfous inter-transition metals alloys \\ matter. sci and eng. – 2009. – 23, № 2/3. – p. 145-150. поступила в редакцію 24.07.2014 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com mailto:tribosenator@gmail.com изнашивание детонационных аморфно кристаллических покрытий при нагружении трением проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 34 babak v.p., gladky ja. n., kharchenko e.v., schepetov v.v. wear detonation amorphouslycrystalline coverages at ladening friction. presents the results of experimental researches of wear and character of it dependence from slip speed at the testing of coverage’s in non-lubricated. established that the amorphous-crystalline composition having high mechanical properties, characterized by considerable resistance to wear, which does not concede to those values wolfram containing hard alloys type bk15, and is the perspective competitive material for the creation of tribo-resistant coatings. investigated the changes in mechanical properties of the coatings, depending on the quantitative composition of the components, defined by their optimum content. studied the distribution of elements through the thickness of of the sprayed layer. the resulting differences in the chemical composition, confirm the presence of disbalance dispersion structure, which coincides with modern ideas about the nature of amorphous and amorphous-crystalline composites, number of amorphous phase in the coating is up to 82 %. except the amorphous phase in the coating phase includes localized in some areas of the amorphous matrix, characterized by microcrystalline structure. on roentgenograms are installed on some lines corresponding to the lattice of α-zr, moreover, in an amorphous matrix boron-rich zones are distinguishable, which are ultra thin type inclusion phases zrb2, alb2. defined the presence of such nano-phase intermetallic structures as zr2al, coherently related to the matrix. considered electron-diffraction of surface coatings received in original condition and under loading friction. found that the formation of an amorphous structure with increasing the sliding speed, caused by gradual dissolution of local microcrystalline inclusions and full microdiffraction model forms only amorphous matrix. in the process of friction amorphous layer reduces the adhesion component of friction power, while its plastic deformation, is not associated with significant thermal costs and promotes a minimum of energy loss. metallographic analysis and strip chart recording friction surfaces indicate the absence of visible damage of the surface layers and confirm that the leading type of wear in the whole range of tests is mechanochemical. keywords: tribostability, wear intensity, amorphous-crystalline materials, detonation-gas spraying. references 1. jushhenko k.a. borisov ju.s., kuznetsov v.d., korzh v.m. іnzhenerіja poverhnі. k. naukova dumka, 2007, 557p. 2. astahov e.a. vlijanie detonacionnyh pokrytij na mehanicheskie svojstva izdelij. avtomaticheskaja svarka.2004, no 6, pp.56-58. 3. harchenko e.v. tehnologicheskie faktory formirovanija amorfnyh detonacionnyh pokrytij sistemy zr-al-b. mntk «avia-2009». k. nau, 2010. pp.45-48. 4. nosovskij i.g., shhepetov v.v., marchuk v.e. detonacionnye pokrytija dlja zashhity uzlov trenija ot iznashivanija. k. varta. 1999. pp.126-135. 5. harchenko o.v., shhepetov v.v., jakovleva m.s. dekl. pat. na kor. mod. 82902 ukraїni. znosostіjkij amorfnij materіal na osnovі cirkonіju; s22s 9/01 /, no 2012 14550; zajavl. 19.12.2012; opubl. 27.08.2013, bjul. №16. 4 p. 6. kimura h., masumoto t.fabrication applications – oriented properties of amorphous metal matrix composites. sci. repts. res.inst. tohoku univ. 2001.№2.pp.248-266. 7. feller h., klinger r. zum tribologischen verhalten von matallishen glasern. metall. 2005. 39, no 7. pp. 627-631. 8. dugdal i. eigenschafeten und anwendungen amorpher metalle. umschan. 2008. 86. no 5. pp. 284287 9. giessen b., polk d. refractory amorfous inter-transition metals alloys. matter. sci and eng. – 2009. 23, no 2/3. pp. 145-150. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 36 войтов в.а., захарченко м.б. харьковский национальный технический университет с/х им. п .василенко, г. харьков, украина e-m ail: ndch_khnt usg@mail.ru моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях гранич ной смазки. часть 2. результаты моделирования удк 621.891 разр аботана математическ ая модель р асчета скор ости изнашивания и коэффициента тр ения в тр ибосистемах, р аботающих в у словиях гр анич ной смазки, котор ая позволяет опр еделять р есур с и механич еские потер и на тр ение пр оектир у емых тр ибосистем без пр оведения пр едвар ительных эк спер иментов. м одель у читывает свойство совместимо сти матер иалов в тр ибосистеме, котор ое полу чило опр еделение, как добр отность тр ибосистемы. пр иведены р езу льтаты моделир ования скор ости из нашивания и коэффициента тр ения р азличны х констр у кций тр ибосистем с оценкой адекватности и ошибки модел ирования. клю чевые с лова: трибосис тема, моделирование, скорость изнаши вания, си ла трения, граничная смазка, совместимость материалов, добротнос ть трибосистемы. актуальнос ть проблемы иссле дования дан ной работы я вляю тся продолжением ста тьи 1 и на правлены на разработку математической модели расчета скорости изнаши вания и коэффициента трения в трибосистема х, работающи х в услови я х граничной смазки . принципиа льным о тличием такой методи ки о т сущес твующи х являе тся то, что по лностью исключается эксперимент, лабораторный и ли с тен довый, ко торый имеет це ль – определить величины коэффициентов, вхо дящи х в расчетные уравнения. в разработанны х моделя х, которые являются системным обобщением полученных расчетны х зависимостей, все необ хо димые коэффициенты определяю тся расчетным путем. в моделя х учитывае тся совместимость материалов в трибосистеме между собой и со смазочной средой. применение таки х моде лей позво ли т на э тапе проектирования трибосистем новы х машин определять скорость и знаши вания и коэффициент трения на установившемся режиме эксплуа тации . анализ публикаций, пос вяще нных данной проблеме при разработке моде лей по расчету износа и прогнозированию ресурса используют в основном вероятностные подходы 2 6. пос троение таки х моде лей базируется на расчетах характерис ти к конта кта и метода х описания шеро хова тости повер хности 7. в работе 8 дае тся анализ современного состояния методов расчета износа и прогнозирования ресурса и делается выво д, что анали тические методы не позволяю т учитыва ть ди намику изменения параметров режимов работы кон такта, а перспективными пре дс тавляются численные методы . в работе 9 предложено описывать износ массивом векторов вероятностей ве личин износа дискретны х точек повер хности , называемы х « трибоэлементами». трибоэлемент моделируется нес тационарными случайными функциями марковского типа, а износ оцениваетс я математическим ожида нием вероятнос ти на хож дения трибоэлементов в неко тором состоянии. форма изношенной поверхнос ти определяется с помощью кубической сплайн-аппроксимации математически х ожида ний износа в точка х расположения трибоэлементов. авторами работ 10 12 разработана методи ка математического моделирования пере ходны х процессов в трибосистемах, в основу которой положен математический аппарат теории автоматического регулирования и теории иден тификаци и динамически х объектов. авторами указанных выше работ получены дифференциальные уравнения для моделирования с корости изнаши вания и силы трения на перехо дны х режима х. однако применение полученны х дифференциальны х уравнений требует проведени я параметрической идентификации трибосистемы, которая имеет цель опреде ление коэффициентов, вхо дящи х в уравнения. в работа х 11, 12 предс тавлены зависимости для и х опре делени я, из ана лиза ко торы х сле дует, что для вы полнения моде лирования пере ходны х процессов необходим предварите льный лабораторный тес товый э ксперимент и ли испытан ия на турны х образцов. как с ледуе т из изложенного выше, обязате льное наличие тестового эксперимента перед моделированием снижает ценнос ть разработанной мето дики. анализируя накопленный опы т при решении подобны х задач можно сделать вывод, что разработка математически х моделей и методов расчета скорости изнашивани я и коэффициента трения без предварите льны х тес товы х экспериментов я вляе тся актуальной задачей. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 37 це ль исслед ований разработать математическую моде ль расчета скорости и знашиван ия и коэффициента трения в трибосистема х, работаю щи х в условия х граничной смазки, с учетом совместимости материалов, выпо лнить моделирование и оценить а деква тнос ть полученны х резуль татов эксперимента льным данным и ошибку моделирования. методический под ход в проведении исследований в основу методического подхо да при разработке математической модели положена функциональная взаимосвязь меж ду объемной скоростью изнаши вания, коэффициентом трения и с коростью работы диссипаци и в подвижном и неподви жном трибоэлемента х, а также в трибосистеме в целом. расчет скорости работы диссипации предс тавлен в преды дущей с та тье [1]. скорость работы диссипации являе тся энерге тическим параметром и характеризует скорость процессов превращения механической энергии в тепловую с учетом объема материала каждого из трибоэлементов, участвующего в деформации. результаты м оделирования получение выражения для расчета и после дующего моделирования и зменения коэффициента трения с ледуе т и з физического смысла э того параметра, который опреде ляе т по тери на трение. произведен ие нагрузки n на с корость сколь жения υск опреде ляе т мощность, ко торая «подводи тся» к трибосистеме: скnw  , н·м/с = вт. (1) расчет с корости работы диссипаци и для по движ ного wп и непо движного wн трибоэлементов представлен в преды дущей с та тье [1], что позволяе т опреде ли ть мощность, которая «рассеивается» трибосистемой и пере ходи т в другие ви ды энергии (теп ло), wтр. следова те льно, коэффициент трения , который определяе т потери на трение в трибосистеме, можно рассчитать по сле дующей зависимости : n ww w w f ск нптр υ   . (2) резуль та ты моделирования изменения коэффициента трения от различны х параметров представлены на рис. 1 4. рис. 1 – зависимости изме нения коэффицие нта трения от ше роховатости поверхносте й тре ния rа для различных сочетаний мате риалов в трибосистеме рис. 2 – зависимости изме нения коэффицие нта трения от величины шага не ровносте й поверхносте й тре ния sт для различных сочетаний мате риалов в трибосистеме моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 38 рис. 3 – зависимости изме нения коэффицие нта трения от нагрузки для различных сочетаний мате риалов в трибосистеме рис. 4 – зависимости изме нения коэффицие нта трения от трибологиче ских свойств смазочной среды для различных сочетаний мате риалов в трибосистеме анализ с тепени влияния параметров шерохова тости rа и sт на коэффициент трения f для различны х сочетаний материа лов в трибосис теме, рис. 1 и 2, позво ляе т утверж да ть, что средни й шаг неровностей sт приводит к большему изменению коэффициента трения, чем параметра rа. сравнивая характер зависимостей и ве личины изменения коэффициента трения для одни х и те х же условий моде лирования, можно сдела ть вывод, что параметры шеро хова тостей повер хностей трения влияют на изменения коэффициента трения в первую очередь (f = 0,02 … 0,18), рис. 1 2, затем трибологические свойс тва смазочной среды (f = 0,02 … 0,09), рис. 4, и в после днюю очередь нагрузка (f = 0,046 … 0,067), рис. 3. как с ледуе т из выражени я (2) входными факторами для моделирования изменения коэффициента трения я вляю тся сле дующие параметры: значения шеро хова тости повер хностей трения по движно го и непо дви жного трибоэлементов rа и sт; физико-ме хан ические свойс тва материалов подвижного и непо движ ного трибоэлементов: еп, ен, υп, υн; трибологические свойс тва смазочной среды еу; особенности конструкции трибосистемы, меньшая площадь трения одного из трибоэлементов, fmin; нагрузка на трибосистему n и скорость с кольжен ия υс к. зависимость для расчета и после дующего моделирования изменения скорости и знашивани я і получим на основании функциональной зависимости между і и wтр: i = q-1 wтр, (3) где q-1 – коэффициент пропорциональности . запишем выражение (3) в ви де размерностей : с дж дж м с м 33  . как с ледуе т из размерностей коэффициент пропорциональности q-1 между объемной скоростью изнашивани я і и скоростью работы диссипации в трибосистеме wтр имеет размерность м 3/дж, который моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 39 являе тся обратной величиной размерности трибологически х свойс тв смазочной среды и, о дновременно, внутреннего трения структуры материалов, из ко торы х изготовлены трибоэлементы . например, в работе [13] обратную величину внутреннего трения структуры материалов принято называть ме ханической добротностью. по аналогии с терминами, применяемыми в электроте хни ке, добротность ко лебате льного кон тура qэ из после дова тель но соединенны х э лементов сопроти влени я r, инду ктивности l и емкости c выражается завис имостью: c l r qэ 1  . (4) добротность электрического кон тура показывае т, во сколь ко раз запасы энергии в контуре больше, чем потери энергии за один период ко лебаний. чем выше запасы энергии и меньше потери, тем выше добротность э лектрического ко лебате льного кон тура. по аналоги и с добротностью э лектрического кон тура можно записать выражение для определе ния добротности трибосистемы:  нпye q    11 , м3/дж, (5) где δп и δн – логарифмический коэффициент зату хания уль тразвуковы х колебаний в с труктуре материала подвижного и непо движ ного трибоэлементов, безразмерные величины. дан ные коэффициенты прямо пропорциональны вну треннему трению с труктуры сопряженны х материалов. как с ле дует и з выражения (5) коэффициент пропорциональности q-1 между с коростью изнаши вания и с коростью работы дисси пации в трибосис теме обратно пропорционален трибологическим свойствам смазочной среды и произведению внутреннего трения с труктуры материалов подви жного и неподвижного трибоэлементов. чем выше значение еу , δп и δн, тем меньше значение q-1, а , сле дова тельно, и меньше скорость изнаш ивания , формула (3). на основании формулы (5) можно получить выражение для оцен ки добротности трибосис темы: π δδ нп yeq   , дж/м3. (6) как сле дует из формулы (6) добротность трибосистемы – это размерная величина , ко торая оценивает способность сопрягаемы х материалов в трибосис теме (смазочная среда и реологические свойства структуры материа лов по движ ного и неподвижного трибоэлементов) превраща ть работу си л трения в теп ловую энергию, тем самым препятствова ть запасам энергии в повер хностны х и подповер хностны х слоя х трибоэлементов, которые можно оценить деформируемым объемом. чем большая часть работы трения будет преобразована в тепло и меньший объем материала будет участвовать в деформации, тем больше добротность трибосистемы. понятие добротности трибосистемы дополняе т поня тие совместимости материалов в трибосистеме, под ко торым понимают способность контактирующи х материалов приспосаблива ться друг к другу и к изменяющимся условиям трения с учетом взаимодействия материалов со смазочной и окружающей средой, обеспечивая задан ную до лговечность и ус тойчивую работу во всем диа пазоне эксп луатации . увеличению добротности трибосистемы способствуе т уве личение трибологически х с войств см азочной среды (наличие повер хностно-а ктивны х и химически а ктивны х вещес тв в смазочной среде), а также уве личение вну треннего трения структуры материалов, и з ко торы х изготовлены подвижный и неподвижный трибоэлемент. при этом смазочная среда является более весомым фактором, чем внутреннее трение структуры сопряженны х материалов, т.к. в формуле (6) присутс твует в первой степе ни, а вну треннее трение с труктуры материа лов в с тепени 1/ 2. физический смысл добротности для трибосистемы имеет противоположный смысл, чем для колебате льного контура в э лектроте хни ке. на основании большого массива экспериментальны х исс ле дований различны х конс трукций три босистем с различным сочетанием материалов в трибосистеме и смазочной среды, методом наименьших квадра тов по лучена сле дующая зависимость:               тр нпy w e i δδ π1 10795,0exp106 1610 , м3/ч. (7) выражение (7) являе тся конечной формулой для моделирования изменения объемной скорости изнашивани я в зависимости от с ле дующи х вхо дны х факторов: шеро хова тости повер хнос тей трения rа и sт подвижного и неподвижного трибоэлементов; моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 40 физико ме ханически х свойс тв материалов, из ко торы х изго товлены трибоэлементы (моду ль упругости и коэффициент пуассона); трибологически х свойс тв смазочной среды eу; особенности конс трукции трибосистемы, меньшая площа дь трения о дного из трибоэлементов, fmin; нагрузки на трибоситему n и с корости скольжения υ ск; реологически х свойс тв с труктуры сопряженны х ма териалов в трибосистеме, которые учиты ваются логарифмическим коэффициентом зату хан ия уль тразву ковы х колебаний в ма териале. на основании полученного выражения (7), с учетом неравномерности за грузки трибоэлементов в некоторы х конс трукция х трибосистем, на основании полученны х значений скорости работы диссипации для по движно го трибоэлемента wп и непо дви жного трибоэлемента wн, ко торые приведены в преды дущей работе [1], можно записа ть выражения для моделирования скорости и знашива ния: подвижного трибоэлемента :   тр п тр нпy п w w w e i                      110795,0exp106 1610 , м3/ч; (8) для неподвижного трибоэлемента :   тр н тр нпy н w ww e i                     δδ π110795,0exp106 1610 , м3/ч. (9) используя выражение (7) проведено моде лирование и зменения скорости и знашива ния трибосистем от различны х вхо дны х факторов, рис. 5 10. резуль та ты моделирования при изменении нагрузки n и параметров шеро хова тости rа и sт представлены на рис. 5 и 6. из зависимостей сле дует, что увеличение rа более 0,4 мкм и уменьшение sт менее чем 0,6 мм приводит к нелиней ному увеличению скорости изнашивания. это позволяет с делать выво д, что при проведени и лабораторны х испы таний , а та кже при изго товлении трибоэлементов машин и механизмов контролю шеро хова тости повер хнос ти трения необ хо димо уделя ть особое вним ание. разница в параметра х шеро ховатос ти повер хности трения от опыта к опы ту и ли при изго товле нии де та лей приве дет к разбросу результатов испы тани й или времени приработки, а, с ледова те льно, и ресурса. анализ величины скорости изнаши вания при одной и той же нагрузке позволяет утверж да ть, что rа и sт являются весомыми факторами, влияющими на скорость изнашивания, при этом влияние sт больше, чем влияние rа. степень влияния трибологически х свойств смазочной среды на скорость изнашивания при изм енении нагрузки и скорости сколь жения пре дста влена на рис. 7 и 8. анализ ве личин скорости изнаши вания и и х сравнение с преды дущими (при изменении rа и sт) позво ляет с дела ть вывод, ч то смазочная среда та кже являе тся весомым фактором, как и параметры шерохова тос ти повер хнос тей трения. уменьшение трибологически х свойс тв смазочной среды со значений еу = 3,6 · 1014 дж/м3 до значений еу = 0,9 · 1014 дж/м3 увеличивает скорость изнаши вания в 3 и более раз. рис. 5 – зависимости скорости изнашивания от нагрузки и параметра шероховатости пове рхности rа моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 41 рис. 6 – зависимости скорости изнашивания от нагрузки и параметра шероховатости пове рхности sm рис. 7 – зависимости скорости изнашивания от нагрузки и трибологиче ских свойств смазочной среды еу рис. 8 – зависимости скорости изнашивания от скорости скольже ния и трибологиче ских свойств смазочной среды еу рис. 9 – зависимость скорости изнашивания от нагрузки для различных мате риалов в трибосистеме моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 42 рис. 10 – зависимости скорости изнашивания от скорости сколь жения для различных мате риалов в трибосистеме зависимости, предс тавленные на рис. 5 8, пос троены для трибосистемы с таль 40х+бр.аж 9-4. характер и зменения скорости изна шивания при изменении с труктуры сопряженны х материа лов в трибосис теме предста влены на рис. 9 и 10. зависимости также носят не линейны й характер. из ана лиза ве личины скорости и знашиван ия при одинаковой нагрузке и скорости скольжения сле дует, что сочетания материалов в трибосистеме приводи т к изменению с корости изнашивани я в 1,3 1,6 раз, ч то ста ви т данный фактор на тре тье место по значимости. экспериментальные исс ледова ния скорости и знашиван ия i , м3/ч и коэффициента трения f проводили в ви де тре хфа кторного эксперимента. це лью да нны х исс ле дований яви лось подтверди ть а деква тность резу льта тов ма тематического моделирования эксперимента льным данным с расчетом ошибки моделирования. план -матрица о хва тывае т различные конс трукции трибосистем: высшие кинематические с хемы конта кта «диск-дис к», кф = 0,5 1/м, и низшие кинематические с хемы «диск-ко лодка», кф = 1,52 1/м и «кольцо коль цо», кф = 1,52 … 16,3 1/м. для трибосистемы «диск диск» с коэффициентом формы кф = 0,5 1/м меньшая площадь трения состави ла fmin = 0,0000204 м 2. для трибосистемы «диск-коло дка», для ко торой кф = 1,52 1/м, fmin = 0,000196 м2. для трибосистемы «кольцо кольцо», при значениях кф = 8,18 1/м, fmin = 0,00015 м2, при значения х кф = 16,31 1/м, fmin = 0,00024 м2. нагрузочно скоростной фактор учитыва ли параметром кф vn  , где : нагрузка n , h; скорость скольжения v , м/с и коэффициент формы трибосистемы кф ; 1/м. фактор характеризуе т мощность, подве денную к трибосистеме, о тнесенную к геометрическим размерам трибосистемы, дж · м/с. повер хности трения по дви жны х и неподвижны х трибоэлементов пере д испы таниями имели одинаковую шеро ховатос ть : ra = 0,4 мкм; sm = 0,6 мм, которая воспроизводилась ш лифованием перед каждым опы том. сочетание материалов в указан ны х выше трибосистема х определялось с ле дующими вариан тами: сталь 40х+с таль 40х, ( нп  ) = 6990736; ста ль 40х+серый чугун, ( нп  ) = 8764860; с таль 40х+бр.аж 9-4, ( нп  ) = 9238136; сч+сч, ( нп  ) = 10989225; сч+бр.аж 9-4, ( нп  ) = = 11582610. в качестве смазочных материалов выбраны с ледующие рабочие жидкости и масла : дизе льное топли во дт, уe = 0,684 · 10 14 дж/м3; гидравлическая ж идкость мгп-10, уe = 1,886 · 10 14 дж/м3; масло для ги дростатически х приво дов мге-46в, уe = 3,219 · 10 14 дж/м3; трансмиссионное масло тад-17u, уe = 6,369 · 10 14 дж/м3; моторное масло esso cf-4, уe = 9,411 · 10 14 дж/м3. в процессе проведения эксперимента методом искусственны х баз регис трировали суммарный линейный и знос подви жного и неподвижного трибоэлементов и с учетом площади трения рассчитыва ли объемную скорость изнаши вания эi , м 3/ч. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 43 коэффициент трения f рассчитывали по измеренным значением момента трения на установившемся режиме (после завершения приработки). анализ теоретически х и эксперимента льны х повер хнос тей о тклика при различны х значения х исследуемы х факторов: фк vn  ; ( нп δδ  ); уe , позволяе т с де лать выво д, ч то при больши х значения х скорости изнашивания , а также коэффициента трения теоретические (расчетные) значения меньше экспериментальны х. при малы х значения х с корости изнаши вания и коэффициента трения, наоборот, теоретически полученные значения больше , чем экспериментальные. при э том ошибка моделирования скорости изнаши вания не превышает 14,03 %, что можно признать удовлетворите льным при моделировании процессов трения и и знаши вания. ош ибка моде лирования коэффициента трения не превы шает 12,8 % . ошибку моделирования , т.е разницу между расчетным (iт, fт) и среднеарифметическим экспериментальным (iэ, fэ) значениями в каж дой серии экспериментов определя ли как приведен ную погрешность, о тнесенную к эксперимента льному значению: %100δ ι    э тэ i ii , (10) %100δ    э тэ f f ff (11) адеква тность теоретически х кривы х полученны х по выражениям (2) и (7) эксперимен тальным данным была проверена по f-критерию фишера. д ля этого бы ли рассчитаны дисперсии аде ква тности и воспроизводимости. сравнения расчетного значения f и таб личного fтабл позволяет с дела ть вывод, что полученные теоретические за висимости (2) и (7) а де ква тно отображают изменение с корости изнаши вания и коэффициента трения трибосистем в услови я х граничной смазки и учи тывают, в о тличие от по лученны х ранее, структуру сопряженны х материалов и трибологические с войства смазочной (рабочей) среды. выводы 1. разработана ма тематическая моде ль расчета коэффициента трения трибосис темы, работающей в условия х граничной смазки. теоретическим путем установлено, что на величину коэффициента трения наибольшее влияние оказы вают параметры шеро хова тости повер хностей трения, за тем трибологические свойства смазочной среды и в последнюю очередь – физико-ме ханические свойс тва материалов и э ксплуатационные параметры. 2. разработана ма тематическая моде ль расчета скорости изнаш ивания подвижного и непо движ ного трибоэлементов и трибосистемы в целом, работающей в условия х граничной смазки. вхо дными параметрами для расчета являю тся : шеро хова тость повер хнос тей трения; фи зико-ме ханичес кие свойс тва материалов трибоэлементов; трибологические свойства смазочной среды; особенности конструкции трибосистемы (величина меньшей п лощади трения ); реологические свойс тва с труктуры сопряженны х ма териалов; эксплуатац ионные параметры – нагрузка и скорость сколь жения. теоретическим путем установлена степень влия ния перечисленны х выше параметров на скорость изнашивани я. параметры шеро ховатости повер хнос тей трения являю тся самыми весомыми факторами, затем, по степен и убывания, трибологические свойс тва смазочной среды и в последнюю очередь – сочетание материалов и экс плуа тационные параметры. 3. получило дальне йшее разви тие поня тие совместимости материа лов в трибосистеме – добротность трибосистемы. добротность трибосистемы – это размерная величина дж/м3 , которая характеризует способность сопряженны х ма териалов в трибосистеме (смазочная среда и реологические свойс тва структуры материа лов по движ ного и неподвижного трибоэлементов) превраща ть работу си л трения в теп ловую энергию, тем самым препятствова ть запасам энергии в повер хностны х и подповер хностны х слоя х трибоэлементов. ве личина добротнос ти обратно пропорциональна величине с корости изнаши вания и коэффициенту трения трибосистемы. 4. выполнена эксперимента льная оценка аде ква тности разработанны х матема тически х моде лей результа там эксперимента. с помощью кри терия фишера выполне на оценка а декватнос ти резуль та тов математического моделирования экспериментальным данным, показано, что результа ты моделирования скорости изнашивания и коэффициента трения а деква тны резуль та там эксперимента с доверительной ве моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 44 роятностью 0,9. рассчитана ошибка моделирования по каж дой серии экспериментов, показано, что при моделировании скорости изнаш ивания ошибка не превышае т 14,03 %, при моделировании коэффициента трения – 12,8 %, что можно признать удовлетворительным при исследовании процессов трения и изнашивания. лите ратура 1. войтов в.а., за харченко м.б. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условия х граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистеме // проблеми трибології. – 2015. – № 1. – с. 49-57. 2. кузьменко а.г. вли яние с татис тической нео днородности , разм еров и кинематически х условий на и знос повер хнос тей трения // трение и износ. – 1985. – т.6, № 3. – с. 432-441. 3. тарта ковски й и.б. корреляционное уравнение износа // вестни к машиностроения. – 1968. – № 2. – с. 17-24. 4. бен дерский а.м. вероятностная модель износа де тали // наде жность и кон троль качества . – 1970. – № 5. – с. 13-24. 5. косте цкий б.и., стрельни ков в.п., таций в.г. марковс кая модель износа и прогнозирование долговечности и знашиваемы х де та лей // проблемы трения и изнаш ивания. – 1976. – № 10. – с. 10-15. 6. бо гданофф дж., козин ф. вероятнос тные модели на копления повреж дений : пер. с англ. – м.: мир, 1989. – 344 с. 7. семенюк н.ф. средняя высо та микровыступов шерохова той повер хнос ти и пло тность пя тен конта кта при конта ктировании шеро ховатой повер хности с гла дкой // трение и износ. – 1986. – т.7, №1. – с. 85-91. 8. сорокатый р.в. анализ современного состояния методов расчета износа и прогнозирования ресурса // проблеми трибології. – 2007. – №1. – с. 23-36. 9. сорокаты й р.в. ме тод трибоэлементов. – хмельниц кий : хну, 2009. – 242 с. 10. вой тов в.а., исаков д.и. моде лирование граничного трения в трибосистема х. ііі. матем атическое моде лирование нес тационарны х процессов при граничном трении // трение и износ. – 1996. – т.17, №5. – с. 598-605. 11. войтов в.а., козырь а. г . моде лирование пере хо дны х процессов в трибосис тема х. часть 1. кри терии оценки пере ходны х процессов // проблеми трибології. – 2013. – № 3. – с. 114 – 122. 12. войтов в.а., козырь а. г ., сысенко и.и. мо делирование пере ходны х процессов в трибосистема х. часть 2. ме то дика моде лирования пере ходны х процессов // проблеми трибології. – 2013. – № 4. – с. 25 – 32 13. постни ков в.с. внутреннее трение в мета лла х. – м.: ме таллургия, 1974. – 352 с . поступи ла в редакц ію 09.04.2015 моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 45 vojtov v.a., zaharchenko m .b. modeling of processes of friction and wear in tribosystems in the conditions boundary lubrication. part 2. the simulation results. a mathematical model for calcu latin g the wear rate and fr iction co efficient tribosy stems op erating under boundary lubrication, which allows y ou to define resource and mech anical friction losses p rojected tribosystems without p rior экспер имента was develop ed. the model takes into account the p rop erty of the material comp atibility in tribosystem which receiv ed definition as q-factor tribosystem. the results of modeling the wear rate and friction coefficient of various designs tribosy stems with the assessment of the adequacy and modelin g errors are shown. key words: tribosystem, modeling, wear rate, friction force, boundary lubrication, material co mp atibility , quality factor tribosystem. references 1. vo jtov v.a., zaharchenko m.b. modelirovanie processov trenija i iznashivanija v tribosistemah v uslovijah granichnoj sma zki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipacii v tribosisteme. proble mi tribologії. 2015. № 1. s. 49-57. 2. ku z'men ko a.g. vlijanie statisticheskoj neodnorodnosti, ra zme rov i kine maticheskih uslovij na iznos poverhnostej trenija. trenie i iznos. 1985. t.6, № 3. s. 432-441. 3. ta rtakovskij i.b. korreljac ionnoe uravnenie iznosa. vestnik mashinostroenija. 1968. № 2. s. 17-24. 4. benderskij a.m. verojatnostnaja model' iznosa detali. nadezhnost' i kontrol' kachestva. 1970. № 5. s. 13-24. 5. kosteckij b.i., st rel'nikov v.p., tacij v.g. markovskaja model' iznosa i prognozirovanie dolgovechnosti iznashivaemyh detale j. proble my trenija i iznashivanija. 1976. № 10. s. 10-15. 6. bogdanoff dzh., ko zin f. ve rojatnostnye modeli nakop lenija povrezhdenij: per. s angl. m.: mir, 1989. 344 s. 7. se menjuk n.f. srednja ja vysota mikrovystupov sherohovatoj poverhnosti i plotnost' pjaten kontakta pri kontaktirovanii sherohovatoj poverhnosti s gladkoj. tren ie i iznos. 1986. t.7, №1. s. 85-91. 8. sorokatyj r.v. analiz sovremennogo sostojanija metodov rascheta iznosa i prognozirovanija resursa. proble mi tribologії. 2007. №1. s. 23-36. 9. sorokatyj r.v. metod triboje le mentov. hmel'nic kij: hnu, 2009. 242 s. 10. vo jtov v.a., isakov d.i. modelirovanie granichnogo trenija v tribosistemah. ііі. mate maticheskoe modelirovanie nestacionarnyh processov pri granichnom t renii. t renie i iznos. 1996. t.17, №5. s. 598-605. 11. vo jtov v.a., ko zyr' a. g. modelirovanie perehodnyh processov v tribosistemah. chast' 1. kriterii ocenki perehodnyh processov. problemi t ribologії. 2013. № 3. s. 114 – 122. 12. vo jtov v.a., kozyr' a. g., sysenko i.i. modelirovanie perehodnyh processov v tribosistemah. chast' 2. metodika modelirovanija perehodnyh processov. proble mi tribologії. 2013. № 4. s. 25 – 32 13. postnikov v.s. vnutrennee trenie v meta llah. m.: metallurg ija, 1974. 352 s. 2_fastovec.doc математичне моделювання фретингового зношування спряження вала з підшипником кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 13 фастовець п.м. національний науковий центр “інститут механізації та електрифікації сільського господарства” (ннц “імесг”) математичне моделювання фретингового зношування спряження вала з підшипником кочення проблема в конструкціях сільськогосподарських машин найбільш поширеними є рухомі і нерухомі спряження (від 70 до 95 %) [1]. зокрема доля нерухомих за рахунок тертя спряжень, до яких відносяться спряження типу “вал-підшипник кочення”, становить близько 35 %. зношування цих спряжень спричиняє поступові відмови вузлів машин, наслідки яких усувають під час ремонту. з метою прогнозування обсягів ремонтного виробництва і підвищення його ефективності важливо знати ресурс підшипникових вузлів. аналіз останніх досліджень і публікацій стосовно фретингового зношування циліндричних поверхонь у спряженнях “вал-підшипник кочення” отримано значний обсяг експериментальних даних. результати мікрометражних досліджень систематизували проф. молодик м.в. і проф. кряжков в.м. і встановили, що знос поверхонь валів, які спряжені з підшипниками кочення, знаходиться у межах від 0,02 мм до 0,04 мм, а внутрішніх поверхонь кілець підшипників кочення, які спряжені з поверхнями валів, від 0,04 мм до 0,05 мм [1, 2]. зношування цих поверхонь відбувається внаслідок фретинг-корозії, а при появі зазору – внаслідок окиснювання. статистичні дослідження зносу підшипникових вузлів в трансмісії трактора т-150к були виконані проф. кухтовим в.г. [3]. експериментальні залежності зносу вh посадочних поверхонь валів під підшипники кочення від наробітку t підшипникового вузла він апроксимував степеневими функціями із врахуванням зносу за період припрацювання: htah vв ∆+⋅= , (1) де α і ν – експериментальні коефіцієнти; h∆ – знос за період припрацювання, мм. для коефіцієнтів α і ν проф. кухтов в.г. отримав такі значення: коефіцієнт α знаходився в межах від 0,45 ⋅ 10-10 до 0,78 ⋅ 10-2 , коефіцієнт ν – від 0,20 до 2,09, параметр h∆ становив 0,001 мм. в інтервалі наробітку від 3,0 тис. до 10,0 тис. мотогодин середньозважена швидкість зношування знаходилась у межах від 0,2 ⋅ 10-5 мм/год до 0,4 ⋅ 10-5 мм/год. на основі цих результатів було запропоновано виконувати попередній розрахунок зносостійкості посадочних поверхонь валів на стадії проектування. але отримані залежності не розкривають вплив фізико-механічних властивостей (твердості і коефіцієнта тертя) контактуючих поверхонь і параметрів кінематики (амплітуди і частоти мікропереміщень контактуючих поверхонь) спряження, а тому мають обмежене застосування. таким чином, незважаючи на значний обсяг експериментальних даних стосовно фретингового зношування циліндричних поверхонь у спряженнях “вал-підшипник кочення”, розрахункові формули для визначення динаміки зношування практично відсутні. для пласких поверхонь вже відомі розрахункові формули. наприклад, для розрахунку зносу трибоконтакту двох пласких сталевих поверхонь при фретингу стоуерс н. і рабінович е. запропонували формулу [4], яка містить мінімально можливе число експериментальних коефіцієнтів: nv pa kh n ff 3 2µ = , (2) де fh – знос при фретингу, м; fk – коефіцієнт фретингового зношування, безрозм.; µ – коефіцієнт тертя, відн. од.; n = 4; p – контактний тиск, па; a – амплітуда мікропереміщень (фретинга), м; hv – твердість по вікерсу, па. формула (2) справедлива для амплітуди мікропереміщень, яка знаходиться у межах від 0,025 мм до 0,75 мм, і призначена для розрахунку зносу одиничного трибоконтакту, а не спряження, та для пласких, а не циліндричних поверхонь. також вона не враховує число циклів і частоту мікропереміщень, а тому не дає можливості розраховувати залежність зносу від тривалості роботи спряження. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com математичне моделювання фретингового зношування спряження вала з підшипником кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 14 мета досліджень подальший розвиток знань стосовно динаміки фретингового зношування нерухомого за рахунок тертя спряження двох циліндричних поверхонь шляхом встановлення закономірності зношування. результати досліджень для моделювання динаміки фретингового зношування нерухомого за рахунок тертя спряження посадочної поверхні вала з внутрішнім кільцем підшипника кочення було зроблено декілька допущень. по-перше, це відсутність відносного макропровертання кільця підшипника і посадочної поверхні вала, які спочатку були спряжені беззазорно, але після періоду припрацювання з’явився мікрозазор. згідно з другим допущенням знос поверхонь по діаметру відбувається за рахунок зношування в окремому трибоконтакті між зовнішньою поверхнею вала і внутрішньою поверхнею внутрішнього кільця підшипника. в процесі роботи підшипникового вузла цей трибоконтакт дискретно переміщується по колу під дією навантажень та вібрацій. для конкретного спряження число таких переміщень (трибоконтактів) є постійною величиною. по-третє, це те, що в кожному такому трибоконтакті відбувається фретингове зношування і величини зносу в усіх трибоконтактах однакові, тобто трибоконтакти рівноцінні між собою. на підставі зроблених допущень та у відповідності до закону зношування, встановленого проф. крагельським і.в. [5], було прийнято у якості моделі зношування одиничного трибоконтакту таке диференціальне рівняння: m тр тр kp ds dh = , (3) де трdh – величина приросту зносу обох поверхонь в трибоконтакті за час трdt , протягом якого приріст шляху тертя в трибоконтакті відповідає величині трds , м; k і m – параметри закону зношування трибоконтакту, ( )m1па− і безрозм.; p – контактний тиск в трибоконтакті між циліндричними поверхнями, па. щоб перейти від моделі зношування одиничного трибоконтакту до моделі зношування спряження, врахували, що згідно з другим і третім допущенням, по-перше, знос спряження по діаметру ch дорівнює подвійному зносу в трибоконтакті трh : трc hh 2= . (4) по-друге, час зношування спряження ct зв’язаний з часом зношування одного трибоконтакту трt таким співвідношенням: трc tnt ⋅= , (5) де n – число трибоконтактів для конкретного спряження, шт. приріст шляху тертя трds в трибоконтакті за досить малий інтервал часу трdt визначали за формулою: тртр dtads ⋅ω= 2 , (6) де a – амплітуда відносних мікропереміщень поверхонь у трибоконтакті, м; ω – частота мікропереміщень у трибоконтакті, с-1. після диференціювання співвідношень (4) і (5) та із врахуванням співвідношення (6), формула (3) набула такого виду: m с с kp n a dt dh ω = 4 . (7) формула (7) була прийнята у якості математичної моделі фретингового зношування нерухомого за рахунок тертя спряження посадочної поверхні вала з внутрішнім кільцем підшипника кочення. вона встановлює залежність миттєвої швидкості зношування спряження (миттєвої швидкості зміни радіального зазору в спряженні) від кінематичних параметрів ( a , ω , n ) спряження, контактного тиску p і фізико-механічних властивостей контактуючих поверхонь, які визначають величину параметрів k і m . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com математичне моделювання фретингового зношування спряження вала з підшипником кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 15 щоб розв’язати диференціальне рівняння (7), врахували, що при постійному навантаженні контактний тиск є функцією зносу, тому що змінюються радіуси контактуючих поверхонь і, відповідно, площа їх контактування. для контактного тиску p в трибоконтакті між циліндричними поверхнями вала і кільця підшипника при їх внутрішньому дотиканні було використано формулу проф. харача г.м. [6], яка набула, після відповідних перетворень, такий вид: ( ) ( )( )тр pтр hrrl fh p −∆+⋅θπ +∆ = 11 , (8) де ∆ – початкова різниця радіусів циліндричних поверхонь (наприклад, після періоду припрацювання або після використання деталей, які вже були у роботі і мають допустимий знос поверхонь), м; трh – знос трибоконтакту циліндричних поверхонь, м; pf – радіальна сила (реакція опори), що діє в спряженні, н; θ – постійна кірхгофа, па-1, яку визначають за формулою: 2 2 2 1 2 1 μ1μ1 ee − + − =θ ; ,1e ,2e і 21 , µµ – модулі пружності і коефіцієнти пуассона контактуючих тіл, па і відн. од.; l – ширина посадочної поверхні під підшипник, м; 1r – початковий радіус циліндричної поверхні вала, м. розглянемо частковий випадок, коли параметр m = 2. тоді із врахуванням формули (8) диференціальне рівняння (7) набуло виду: ( ) ( ) ( )тр тр с с hr h rl f n ka dt dh − +∆ ∆+θπ × ω = 11 p4 . (9) врахувавши, що згідно із співвідношенням (4) стр hh 5,0= , а також, що початковий радіальний зазор у спряженні ∆=∆ 2p і початковий діаметр вала 11 2rd = , після інтегрування отримали розв’язок рівняння (9): ( ) ( )         −        ∆ +∆+ ⋅ω ∆+⋅θπ = с p с p p p с h h d fka dnl t 1ln 8 1 1 . (10) постійну інтегрування знайшли із початкової умови ( ) 00 =сh . формула (10) зв’язує наробіток спряження і величину фретингового зносу спряження (радіального зазору) після періоду припрацювання в залежності від початкових розмірних ( , ,1 ld ∆ р) і кінематичних ( a , ω , n ) параметрів спряження, радіального навантаження ( pf ) і фізико-механічних властивостей контактуючих поверхонь ( θ , k ). перевірку адекватності математичної моделі фретингового зношування спряження “вал-кільце підшипника кочення”, яка описується закономірністю (7) і залежністю (10), виконали на прикладі роботи спряження вала первинного і підшипника 313 коробки передач трактора т-150к. для цього спряження відомі значення величини радіальної сили і початкового радіального зазору після періоду припрацювання та залежність зносу посадочної поверхні вала від наробітку, які визначені проф. в.г. кухтовим на основі експериментальних досліджень [4]: 001,0105,1 04,16 +⋅⋅= − св th , (11) де вh – знос посадочної поверхні первинного вала по діаметру під підшипник 313, мм; ct – наробіток спряження, мотогод. вихідні дані для розрахунків наведені в таблиці. конструктивні параметри спряження ( ld ,1 ) визначили за даними конструкторської документації заводу-виготовлювача. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com математичне моделювання фретингового зношування спряження вала з підшипником кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 16 таблиця вихідні дані для розрахунків динаміки зношування спряження вала первинного і підшипника 313 коробки передач трактора т-150к назва показника і одиниці вимірювання умовне позначення числове значення номінальний діаметр циліндричної поверхні вала, мм 1d 65,0 ширина посадочної поверхні, мм; l 33,0 частота обертання вала, с-1 ω 35,0 радіальна сила, кн pf 4,72 початковий радіальний зазор у спряженні після періоду припрацювання, мм ∆ р 0,002 амплітуда фретинга, мм a 0,02 параметр закону зношування в трибоконтакті, 10-15 па-1 k 4,9 постійна кірхгофа, 10-12 па-1 θ 9,1 число трибоконтактів, шт. n 30 в розрахунках зробили допущення, згідно з яким частота мікропереміщень у трибоконтакті дорівнює частоті обертання вала ω . значення амплітуди фретинга розрахували за допомогою методу екстраполяції в процесі аналітичних досліджень залежності (10), керуючись умовою узгодженості між розрахунковими і експериментальними значеннями зносу. постійну величину θ розрахували для модулів пружності == 21 ee 2,1·10 11 па і коефіцієнтів пуассона =µ=µ 21 0,3. параметр k закону зношування в трибоконтакті загартованої конструкційної сталі і підшипникової сталі марки шх15 та число трибоконтактів n визначені згідно з результатами експериментальних досліджень. розрахунки динаміки зношування спряження ( )thc за формулою (10) виконували методом ітерацій за допомогою програмного забезпечення “mathcad”. крок ітерацій становив =∆ ch 0,001 мм. знос вh посадочної поверхні вала під підшипник кочення визначали із врахуванням співвідношення, яке було встановлене на підставі результатів випробувань на фретингове зношування одиничного трибоконтакту: cв hh ⋅= 57,0 . (12) в результаті розрахунків отримали залежності зносу спряження (радіального зазору) та зносу по діаметру посадочної поверхні первинного вала (із врахуванням співвідношення (12)) під підшипник 313 від наробітку спряження (рис. 1). 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000 11000 12000 hс, hв, мм tс, мотогод 1 2 3 tр рt̂ рис. 1 – залежності зносу від наробітку спряження: 1, 3 – розрахункові залежності зносу посадочної поверхні вала (hв) і спряження (hc); 2 – відома залежність зносу посадочної поверхні вала (hв), яка описується формулою (11) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com математичне моделювання фретингового зношування спряження вала з підшипником кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 17 розрахункові залежності апроксимували степеневими функціями: 002,01022,3 76,19 +⋅⋅= − сс th , (13) 001,01081,1 76,19 +⋅⋅= − св th . (14) розбіжність між розрахунковою (14) та відомою залежностями вh ( ct ) оцінили на підставі порівняння значень ресурсу. врахувавши, що допустимий знос посадочної поверхні первинного вала під підшипник 313 становить 0,02 мм, значення ресурсу, визначене за допомогою емпіричної залежності (11), становить pt = 8,81 тис. мотогодин, а прогнозоване значення ресурсу, визначене за допомогою теоретичної залежності (14), становить =рt̂ 9,74 тис. мотогодин. відносна різниця між значеннями ресурсу не перевищує 10 %, що є допустимим для виробів масового обслуговування. крім цього розрахункове значення допустимого радіального зазору в даному спряженні, визначене за допомогою теоретичної залежності (13), становить 0,036 мм, що відповідає технічними вимогами на капітальний ремонт трактора т-150к. таким чином, розроблену модель можна вважати адекватною. висновки розрахунки зносу спряження “вал-підшипник кочення” від його наробітку, які виконані на основі розробленої моделі, показали, що розрахункові залежності адекватно описуються степеневими функціями. їх порівняння із відомими експериментальними результатами досліджень динаміки зношування посадочної поверхні первинного вала під підшипник 313 в коробці передач трактора т-150к підтвердили адекватність моделі зношування для амплітуди фретинга 0,02 мм і початкового радіального зазору в спряженні після періоду припрацювання 0,002 мм: відносна похибка між розрахунковим значенням ресурсу і значенням ресурсу, визначеним на основі експериментальних досліджень, не перевищує 10 %, що є допустимим для виробів масового обслуговування. результати досліджень можуть бути застосовані для оцінки гарантованого гамма-відсоткового ресурсу відремонтованих підшипникових вузлів машин як одного з основних показників якості їх ремонту. перспективи подальших розробок у даному напрямку полягають у розширенні бази даних стосовно закономірностей і залежностей зношування підшипникових вузлів та в експериментальному визначенні амплітуди і частоти фретинга. література 1. молодык н. в. восстановление деталей машин. справочник / н.в. молодык, а. с.зенкин. – м.: машиностроение, 1989. – 480 с. 2. кряжков в. м. надежность и качество сельскохозяйственной техники / в.м. кряжков. – м.: агропромиздат, 1989. – 335 с. 3. стоуерс н.е. механизм фреттинг-износа / н.е. стоуерс, е. рабинович // проблемы трения и смазки. – 1973. – № 1. – с. 73-79. 4. кухтов в. г. долговечность деталей шасси колесных тракторов / в.г.кухтов – харьков: хнаду, 2004. – 292 с. 5. крагельский и. в. основы расчетов на трение и износ / и.в. крагельский, м.н. добычин, в.с. комбалов. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 6. блюмен а. в. расчетная оценка интенсивности изнашивания и ресурса сопряжения вал-втулка с обратной парой трения / а.в. блюмен, г.м. харач, д. г. эфрос // вестник машиностроения. – 1976. – № 2. – с. 29-32. надійшла 06.04.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 24_chernec.doc розрахункова модель зношування та довговічності черв’ячних передач з евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 142 чернець м.в.,* ярема р.я.** *дрогобицький державний педагогічний університет ім. і.франка, **львівський локомотиворемонтний завод розрахункова модель зношування та довговічності черв’ячних передач з евольвентним черв’яком черв’ячні передачі знаходять широке застосування у машинобудуванні як передачі, що забезпечують суттєву зміну величини крутного моменту та частоти обертання. їх характерною особливістю є низький коефіцієнт корисної дії, зумовлений тим, що передача силового потоку в передачі проходить при терті ковзання. цей вид тертя також призводить до зношування елементів вищої кінематичної пари, внаслідок якого зростає динамічність роботи передачі. тому, в загальному, при проектуванні передачі необхідно було б також проводити прогнозну оцінку її довговічності, виходячи з прийнятого допустимого зношування зубів черв’ячного колеса. авторами на основі відомої [1] узагальненої методології дослідження кінетики зношування при терті ковзання розроблено метод, що дозволяє провести розв’язок вказаної трибоконтактної задачі для черв’ячної передачі. цей же підхід раніше було використано для розрахунку зношування зубів циліндричних передач [2, 3]. математична модель зношування при терті ковзання у черв’ячній передачі між витками черв’яка та зубами черв’ячного колеса при передачі крутного моменту реалізується тертя ковзання в умовах забезпечення гарантованого мащення відповідного виду оливами. у режимі граничного тертя контактуючі елементи передачі будуть захищені від прискореного зношування та задирання і виходу її з ладу. дослідження авторів підтверджують можливість застосування відомої в літературі [1] методології дослідження кінетики зношування матеріалів в умовах граничного тертя ковзання. кінетика зношування у трибосистемі ковзання описується системою лінійних диференціальних рівнянь: 11 ( ),kj k j dh v dt −= φ τ 1; 2k = , (1) де ν – швидкість ковзання у j-ій точці спряження елементів вищої кінематичної пари черв’як – зуби черв’ячного колеса; kh – лінійні зношування контактуючих елементів, що входять у зачеплення; t – тривалість зношування; ( )φ τ – характеристична функція зносостійкості матеріалів у трибопарі та прийнятих умовах тертя; τ – питома сила тертя, рівень якої однозначно визначає швидкість зношування матеріалів; k – нумерація елементів кінематичної пари (1 – черв’як, 2 – черв’ячне колесо). згідно [2] аналітично функція ( )φ τ описується співвідношенням: ( ) ( )/ kmk k skcφ τ = τ τ , (2) де ,с m – показники зносостійкості матеріалів у вибраній парі та умовах зношування, які визначаються за результатами експериментальних досліджень у відповідності до методики [1]; 0, 35sk вkτ ≈ σ – границя міцності на зріз (зсув) зношуваних матеріалів; вσ – границя міцності при розтягу. питома сила тертя розраховується за умов кулонівського тертя: j jfpτ = , (3) де f – коефіцієнт тертя ковзання; jp – максимальні контактні тиски, які обчислюються за формулою герца у залежності від пар зачеплень w витків черв’яка з зубами колеса так: ( ) max 0, 564 / w j jp n w b′= θρ , (4) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розрахункова модель зношування та довговічності черв’ячних передач з евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 143 де n ′ – сила, що виникає у зачепленні; ( ) ( )2 21 1 2 21 / 1 /e eθ = − µ + − µ – модуль кірхгофа; ,k keµ – коефіцієнти пуасона та модулі юнга матеріалів черв’ячної передачі; 2b – ширина черв’ячного колеса; jρ – зведений радіус кривизни у j-ій точці зачеплення. 1 2 1 2 j j j j j ρ ρ ρ = ρ + ρ . (5) відповідно радіуси кривизни 1 jρ профілів витків евольвентного черв’яка та зубів черв’ячного колеса 2 jρ обчислюються за такими виразами: ( )1 3 2 tg cos tg cos b cj j pxj b cj j r α ρ = − α γ α + ε , 2 1 2 1 2 2 1 sin sin j pxj j paj paj j pxj j paj r e e r e ρ α + ρ − ρ = α + ρ − . (6) координата x змінюється в межах висоти витка черв’яка a bx x x〈 〈 . відповідно: 1 1 0, 2 ,a f b ax r m x r= + = . (7) після обчислень слід цей відрізок поділити на рівні кроки з точками 1 2 2 3 3, , , ...., .a a b n bx j j x j x j x j j= = = = = = геометрія зачеплення геометричні параметри черв’ячної передачі (рис. 1) обчислюються за такими залежностями: рис. 1 – схема черв’ячної передачі ( ) 1 1 11 0, 5 2 , 1, 2f f fr d h h m= − = (при 15γ ≤ o ), 1 1, 2f nh m= (при 15γ〉 o ); 1 1tg /mz dγ = , 1d qm= ; ( ) 1 1 11 0, 5 2 ,a a ar d h h m= + = (при 15γ ≤ o ), 1a n h m= (при 15γ〉 o ); ( )2 2 2 2 2 1 20, 5 , 0, 5 , , 2 1r z m r d z uz q z= = = = + ; 10, 5 cosb cr d= α , tg tg / sinc nα = α γ , 20nα = α = o ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розрахункова модель зношування та довговічності черв’ячних передач з евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 144 2 2 arctg bcj b x r r − α = , 2 2 arctg tg bpxj b x r x  −  α = − γ     ; 1 1 tg cosb c mz d γ = α , 2 2180 b j b x r r − ε = π ; 1 1 1, 0, 5 , 2 1sinpaj pxj r x e r d b m q − = = = + α , де 1f r – радіус кола впадин черв’яка; 1d – ділильний діаметр черв’яка; 1f h – висота основи витка черв’яка; m – осьовий модуль зачеплення; cosnm m= γ – нормальний модуль зачеплення; γ – кут підйому гвинтової лінії витків черв’яка; 1z – кількість заходів черв’яка; q – коефіцієнт діаметра черв’яка; 1a r – радіус кола виступів витків черв’яка; 1a h – висота головки витка черв’яка; 2d – ділильний діаметр черв’ячного колеса; 2z – кількість зубів черв’ячного колеса; u – передавальне відношення передачі; br – радіус основного кола витків черв’яка; cα – торцевий кут зачеплення; nα = α – кут зачеплення; cjα – торцевий кут зачеплення для j-ої точки; bγ – кут нахилу лінії зуба на ділильному циліндрі; ε – кутова координата для кожного кроку (град) ; pae – відстань j-ої точки контакту від полюса зачеплення. швидкість ковзання сумарна швидкість ковзання: 2 2( ) ( )j j jv v v′ ′′= + , (8) де j′ν – швидкість ковзання, що виникає при обертанні черв’яка; j′′ν – швидкість ковзання точки контакту, що належить одночасно черв’ячному колесу та витку черв’яка. відповідно з аналізу геометричних залежностей: 1 cosj a xω ′ν = γ , (9) де 1tg / 2a mz xγ = ; 1 1 / 30nω = π – кутова швидкість черв’яка; 1n – число обертів вала черв’яка. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розрахункова модель зношування та довговічності черв’ячних передач з евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 145 2j paje′′ν = ω , 2 1 / uω = ω . (10) слід зазначити, що домінуючий вплив на результуючу швидкість ковзання виявляє швидкість ′ν . модуль швидкості ′′ν має суттєво менші величини тому, що 2ω значно менше 1ω . обидва вектори швидкості ′ν та ′′ν знаходяться у площині, дотичній до контактуючих профілів у миттєвій точці їх співдотику. лінійне зношування зубів черв’ячного колеса розділяючи змінні у рівнянні (1), після його диференціювання та врахування функції (2) і залежності (3), (4) за умови незмінності контактних тисків при зношуванні отримано наступну формулу для визначення лінійного зношування зубів на протязі вибраного часу трибоконтактної взаємодії: ( )( ) ( ) 2 2 max 2 2 2 mw j j j j m s t fp h c ′ν ′ = τ , (11) де 2 /j j jt b v′ = – час трибоконтакту спряжених профілів у j-их точках на шляху тертя, що рівний ширині площадки контакту ( )2 wjb . згідно формули герца: ( )2 2, 256 /wj jb n bw′= θ ρ . зношування зубів черв’ячного колеса протягом однієї години роботи передачі обчислюється так: 2 2 260j jh n h′= , 2 1 /n n u= , (12) де 2n – кількість обертів черв’ячного колеса за хвилину. якщо ж необхідно обчислити ресурс роботи t∗ передачі при заданому допустимому зношуванні 2h ∗ зубів, то це проводиться за формулою: ( )2 2/ jt h h∗ ∗= . (13) зусилля у зачепленні його обчислюється відомим чином: ( ) 1 cos sin t pxj f n ′ = ′α γ + ρ , (14) де 1 1 2 /tf t d= – колова сила на черв’яку; ( )arctg / cosf′ρ = α – кут тертя; 3 19550 10 /t n n= ⋅ (нмм) ; n – передавана потужність. числовий розв’язок обчислення довговічності зубів черв’ячного колеса проведено при наступних вихідних даних: n = 3,5 квт, 1n = 1410 об/хв, m = 6 мм, 1z u = 2, u = 25,5, αn = 20°, b = 36 мм, f q= =0,05, q = 8; черв’як – сталь 45 гартування (hrc 50), для якої 1e = 2,1·10 5 мпа, 1 0, 3µ = ; вінець черв’ячного колеса – бронза оцс 6-6-3, для якої 2e = 1,1·10 5 мпа, 2µ = 0,34; 2c = 7,6·10 6, 2m = 0,88; 2sτ = 75 мпа; 2h ∗ = 0,5 мм; для j = 1 1:j x= = 18 мм, j = 2 2 :j x= = 21 мм, j = 3 3 :j x= = 24 мм, j = 4 4 :j x= = 27 мм, j = 5 5 :j x= = 30 мм. на рис. 2 подано ресурс передачі mint∗ , при якому досягається прийняте значення 2 maxh ∗ = 0,1 … 0,5 мм для двопарного та трипарного зачеплення. при трипарному зачепленні ресурс зростає на 46,4 %. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com розрахункова модель зношування та довговічності черв’ячних передач з евольвентним черв’яком проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 146 рис. 2 – залежність ресурсу передачі від допустимого зношування: 2 – двопарне зачеплення, 3 – трипарне зачеплення відповідно проведено оцінку зміни величини максимальних контактних тисків (рис. 3) та швидкостей ковзання (рис.4) по висоті витка черв’яка. рис. 3 – контактні тиски у j-их точках рис. 4 – швидкості ковзання у j-их точках висновки 1. на основі відомої математичної моделі зношування при терті ковзання розроблено модель оцінки довговічності черв’ячної передачі з евольвентним черв’яком. 2. проведено чисельну оцінку довговічності черв’ячної передачі. 3. досліджено зміну контактних тисків і швидкості ковзання по висоті витка черв’яка. література 1. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наук. думка, 1991. – 160 с. 2. чернець м.в., келбіньскі є . прогнозування довговічності зубчастих передач // проблеми трибології. – 2001. – № 3-4. – с. 151-159. 3. чернец м.в., келбиньски ю. расчетная оценка износа и ресурса косозубых эвольвентных цилиндрических передач // проблеми трибології. – 2004. № 4. – с. 104-112. надійшла 15.01.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 11_stechishin.doc електрохімічніий метод оцінки кавітаційно ерозійної зносостійкості покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 66 стечишин м.с., білик ю.м., мартинюк а.в., голонжка в.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: m-mezon@ukr.net електрохімічніий метод оцінки кавітаційно ерозійної зносостійкості покриттів удк 621.193.16 в роботі описано спосіб оцінки зносостійкості термодифузійних, і полімеркомпозиційних покриттів при їх кавітаційно-ерозійному зношуванні в середовищах електролітах. спосіб ґрунтується на розробленій методиці електрохімічних випробувань безпосередньо в процесі кавітації. ключові слова: покриття, зносостійкість, кавітація. вступ для знаходження кавітаційно-ерозійної стійкості найбільшого поширення дістали установки з магнітострикційним вібратором (мсв), ударно-ерозійні стенди (уес) та гідродинамічні труби (гт) [1]. при цьому здебільшого кавітаційна стійкість матеріалів визначається за втратами маси, або об’єму за 1 … 3 год проведення випробувань. недоліком такого способу є те, що структура і фазовий склад, наприклад, термодифузійних покриттів змінюються по товщині покриття і, відповідно, змінюються втрати маси. так, при кавітаційному зношуванні сталі 38хмюа після газового азотування, швидкість руйнування ε-фази при випробуванні на уес складає 60 ... 65 мг/год, нітридної зони – 5 мг/год і α-фази – 2 мг/год [2]. дослідження на установці з мсв також показали, що швидкість кавітаційного зношування карбідних покриттів залишається постійною лише до границі карбідної складової з зоною легованого матеріалу, а далі різко зростає і наступає зона катастрофічного руйнування поверхні [3]. отже, оцінка кавітаційної зносостійкості покриттів повинна включати оцінку зносостійкості його структурних складових, що дає можливість оптимізувати структуру покриття збільшенням вмісту і глибини залягання кавітаційно-стійких фаз. недоліком оцінки зносостійкості полімерних покриттів за втратами маси є неможливість порівняння результатів випробовувань різних полімерів між собою внаслідок великої різниці густини полімерних матеріалів. крім того, в момент дії кавітаційних бульбашок на двошарові системи з різними акустичними властивостями (покриття-підложка), ударні хвилі частково відбиваються від підложки і проходять в зворотньому напрямку, що викликає появу тангенційних напружень і, відповідно, деформацій зсуву ділянок поверхні покриття. останнє зумовлює відшарування покриття від поверхні підложки та наступний відрив відшарованих ділянок покриття. при подальшій кавітації відбувається руйнування основного матеріалу (підложки), який також враховують при оцінці зносостійкості покриття. в основу розробленого способу поставлено завдання підвищення точності оцінки довговічності полімерних і полімеркомпозиційних покриттів при їх кавітаційно-ерозійному зношуванні в середовищахелектролітах, отримання порівняльних характеристик стійкості полімерів, оптимізації складу полімер композиційних полімерів за вмістом і співвідношенням компонентів наповнювача, товщини покриття, тощо. крім того, для оцінки кавітаційної зносостійкості термодифузійних і полімерних покриттів за втратами маси для отримання достовірних даних, час кавітації на установках з мсв становить біля 60 хв. у такому випадку точність оцінки довговічності знаходиться в межах ± 30 хв, що в багатьох випадках приводить до неправильної оцінки зносостійкості покриттів, а також оцінки впливу на зносостійкість структурних складових термодифузійних та різних за наповненням полімеркомпозиційних покриттів. методика проведення досліджень термодифузійне хромування зразків зі сталі 45 і сірого чавуну сч20 проводили в негерметичних контейнерах в порошковій суміші (50 % fecr2, 43 % al2o3 і 7 % nh4cl) при температурі 1100 ос і часу дифузії до 6 год. дослідження на кавітаційно-ерозійну стійкість проводили на установці з магнітострикційним вібратором (мсв) при частоті коливань вібратора 22 кгц, температурі 3 %-вого розчину хлориду натрію 23 ос і амплітуді коливань вібратора 36 мкм. ефективність розробленого способу також досліджувалася на прикладі полімеркомпозиційних покриттів на основі епоксидної смоли эд-16, де в якості наповнювача використовувалася суміш, яка складалася з карбідів тугоплавких металів зернистістю 20 ... 100 мкм. композиція і містила 230 % (за масою), а композиція іі – 270 % наповнювача. отримували також композиції з вмістом наповнювача 130; 170 і 190 % (за масою) [3]. mailto:m-mezon@ukr.net електрохімічніий метод оцінки кавітаційно ерозійної зносостійкості покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 67 випробування проводили на установці з магнітострикційним вібратором (мсв) в 3 % му розчині хлориду натрію при температурі розчину 23 ± 2 °с [5]. виклад матеріалів досліджень завданням дослідження теродифузійних покриттів була оцінка впливу структурних фазових складових покриття на кавітаційно ерозійну зносостійкість, підвищення достовірності і точності оцінки довговічності термодифузійних покриттів. поставлене завдання вирішувалося тим, що оцінка довговічності проводилася не за втратами маси або об’єму, а по швидкості руйнування структурних складових покриття: 1( ) /( τ )p i iv m m s−= ∆ − ∆ ∆ ⋅ ; (1) 1( ) /( τ )p i iv v v s−= ∆ − ∆ ∆ ⋅ , (2) де 1−∆−∆ ii mm ; 1−∆−∆ ii vv – втрати, відповідно, маси або об’єму зразка (мг, мм 3) за час проведення випробувань τ , год з одиниці поверхні зразка s, см2. крім того, паралельно потенціостатом знімали залежність потенціал – час випробувань ( τ−ϕ ). руйнування кожної структурної складової характеризується постійним значенням швидкості руйнування pv і потенціалом ϕ , а їх різкі коливання є свідченням руйнування структурної складової покриття або повного руйнування покриття і початку руйнування основного металу. час від початку проведення випробування до моменту різкої зміни швидкості руйнування pv , яка виявляється на кривій τpv − служить оцінкою довговічності покриття дτ , що уточнюється за кривою τ−ϕ . дослідження хромованих в порошках зразків сталі 45 і сірого чавуну сч20 на установці з мсв в 3 %-му розчині хлориду натрію показали (рис. 1), що в початковий період швидкість руйнування зростає, далі на протязі певного часу залишається постійною внаслідок рівномірного руйнування карбідної зони покриття. при руйнуванні карбідної зони швидкість різко зростає так як руйнування зони легованого матеріалу проходить шляхом локалізації мікроударного навантаження на дефектах у вигляді пор, включень і по цій причині поширюється в глибину покриття, що поряд з підвищенням швидкості викликає і нерівномірність руйнування. а б рис. 1 – кінетика зміни швидкості руйнування vpтермодифузійно хромованого покриття на сталі 45 (а) та сірого чавуна сч20 (б) в 3 %-му розчині хлориду натрію залежно від товщини карбідної зони hз покриття нерівномірність руйнування карбідної зони покриття також фіксується на кривій потенціал – час кавітації ( τ−ϕ ) різкими коливаннями потенціалу (рис. 2). електрохімічніий метод оцінки кавітаційно ерозійної зносостійкості покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 68 покриття з різною товщиною карбідної зони мають різні швидкості руйнування pv (рис. 1). так, при товщині карбідної зони на сталі 45 hсл = 35; 91; 114; 123,5 мкм, встановлена швидкість руйнування, відповідно, сягала pv =2,9; 1,5; 20 і 2,7 мг/см 2⋅год, а довговічність визначена за цими залежностями становила: 200; 300; 340; 360 хв, відповідно. з використанням залежностей потенціал-час випробувань ( ϕ − τ ), які отримували безпосередньо в процесі кавітаційного руйнування зразків, маємо уточнені значення довговічності, а саме: 242; 306; 340 і 353 хв, відповідно. термодифузійне хромування сірого чавуну сч20 проводили аналогічно хромуванню зразків сталі 45. кавітаційну зносостійкість визначали при нижньому розміщенні досліджуваного зразка, що при збільшенні часу випробувань запобігає його розтріскуванню і руйнуванню в місці кріплення. довговічність покриття з товщиною карбідної зони hз = 38 мкм за кривою швидкість руйнування – час випробування ( τpv − ) становить 720 хв, а за залежністю потенціал час кавітації ( τ−ϕ ), відповідно, 736 хв. аналогічно знаходять значення довговічності для інших зразків з різною товщиною карбідної зони. у випадку кавітаційно ерозійних випробувань підвищення точності оцінки зносостійкості полімеркомпозиційних покриттів досягалось тим, що при кавітації зразків у середовищах електролітах паралельно із їх зважування за певний час проведення випробувань потенціостатом знімали і записували кінетику зміни потенціалу ϕ – τ . розроблений спосіб відрізняється тим, що оцінка довговічності покриття проводиться не за втратами маси, а за часом загальної працездатності покриття загτ та за часом пробою покриття τп , які фіксуються на кривій τ−ϕ (рис. 3). а б рис. 3 – кінетика зміни потенціалу (1) і втрати маси зразка (2) з композицією і (а) і з композицією іі (б) рис. 2 – кінетика зміни потенціалу хромованого покриття при кавітації в 3 %-му розчині хлориду натрію (сталь 45, товщина карбідної зони hз = 91 мкм) електрохімічніий метод оцінки кавітаційно ерозійної зносостійкості покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 69 оцінка загального часу працездатності покриття загτ проводиться за часом від початку проведення випробувань до моменту різкої зміни потенціалу після досягнення ним значень характерних для зразка без покриття. подальші різкі коливання потенціалу характеризують руйнування поверхні основного матеріалу. дослідження показали, що при досягненні часу загτ більше 50 % площі зразка було вільним від покриття. на частині покриття, що залишилося спостерігаються глибокі язви, вириви і раковини, які проникають аж до основного металу зразка. для усіх полімерних покриттів характерна наявність ділянки їх руйнування з постійною швидкістю рv , що описується прямолінійною залежністю на кривій τ−∆т (рис. 3). ця ділянка відповідає рівномірному зменшенню товщини покриття і незначному відхиленню потенціалу на кривій τ−ϕ від потенціалу основного металу в даному середовищі. час від початку випробувань до часу досягнення потенціалу кривої ϕ − τ значень в межах близьких до значень потенціалу основного металу в даному середовищі приймався за час пробою покриття τп . у цей момент часу внаслідок утворення мікротріщин проходить проникнення мікрооб’ємів середовища в матеріал покриття і, при певних умовах взаємного накладання мікротріщин, досягається контакт середовища з основним металом. розроблений спосіб оцінки довговічності полімерних і полімеркомпозиційних покриттів за двома параметрами загτ і τп дозволяє підвищити точність оцінки зносостійкості, отримати порівнювальні між собою дані зносостійкості, що особливо важливо при оцінці зносостійкості полімеркомпозиційних полімерів з різним вмістом наповнювача. він також може бути використаний для оптимізації товщини, вмісту і співвідношення компонентів наповнювача в покритті тощо. у результаті проведених досліджень отримали для композиції і. загальна працездатність шару покриття загτ =115хв, час пробою шару τп =40хв (рис. 3, а). для композиції іі: загτ = 45 і τп =20хв (рис. 3, б). втрати маси за 1 год випробувань становлять 54 і 41 мг, відповідно для композиції і і іі. таким чином, за часом пробою композиція і в 2 рази переважає композицію іі і в 2,56 рази за часом загальної працездатності, а за втратами маси всього в 1,32 рази. запропонований спосіб оцінки довговічності також дозволяє знайти оптимальне співвідношення, як у даному випадку, між епоксидною смолою та кількістю наповнювача. криві залежності загτ і τп від відсотка вмісту наповнювача (рис. 4) показують, що найбільш ефективними є композиції, які містять наповнювач в межах 190 … 230 %. при меншому вмісті наповнювача (менше 230 %) збільшується τп , що пов’язано з оптимальним співвідношення міцнісних і пружних властивостей покриття. зі збільшенням вмісту наповнювача дещо зменшується величина τп , але різко зростає загτ , що зумовлено зростанням механічних характеристик шару покриття. рис. 4 – залежність загальної довговічності τзаг (1) і часу пробою τn (2) від вмісту наповнювача, % таким чином, запропонований спосіб [6] дозволяє оптимізувати склад покриття за вмістом наповнювача. аналогічно можна провести оптимізацію за гранулометричним складом наповнювача, співвідношенням вмісту карбідів, товщини покриття. електрохімічніий метод оцінки кавітаційно ерозійної зносостійкості покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 70 висновки 1. в результаті проведених досліджень розроблено спосіб оцінки довговічності термодифузійних карбідних покриттів за швидкістю руйнування карбідної зони, а уточнене значення довговічності визначається аналізом кінетики зміни потенціалу в процесі кавітаційного руйнування покриття. 2. розроблено також спосіб знаходження довговічності полімерних і полімеркомпозиційних покриттів при їх кавітаційно-ерозійному зношуванні в середовищах-електролітах, що включає отримання кінетичної кривої втрат маси т∆ − τ , а оцінка довговічності покриття проводиться за часом загальної працездатності загτ і часом його пробою τп , які фіксуються на кривій ϕ − τ і узгоджуються з відповідними змінами кривих кінетики втрат маси т∆ − τ . література 1. богачев и.н. кавитационное разрушение и кавитационно-стойкие сплавы. – м.: металлургия, 1972. – 192с. 2. юргенсон а.а. азотирование в энергомашиностроении. – м.: машгиз, 1962. – 131с. 3. стечишин м.с. кавітаційно-ерозійна зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в середовищах харчових виробництв / м.с. стечишин, о.о. білецький, а.і. береговий, а.в. мартинюк // вісник тнту. – 2012. – №2. – с. 63-71. 4. стечишин м.с. зносостійкість зміцнених поверхонь конструкційних сталей в корозійноактивних середовищах / м.с. стечишин, в.в. форкун, а.і. береговий, ю.м. білик // проблеми трибології. – 2011 – №4 – с. 12-19. 5. мартинюк а.в. кавітаційно-ерозійна зносостійкість полімерних матеріалів в середовищах харчових виробництв: автореф. дис. на здобуття наук. ступеня к. тех. наук: спец. 05.02.04 «тертя та зношування в машинах» / а.в. мартинюк; хну. – хмельницький, 2013. – 21 с. 6. пат. № 55103 ua, мпк g01n 3/56. спосіб оцінки довговічності полімерних і полімеркомпозиційних покриттів при їх кавітаційно-ерозійному зношуванні в середовищах-електролітах / м. с. стечишин, н. м. стечишин, о. о. білецький, а. в. мартинюк ; заявник і патентовласник хмельницький нац. університет. – № u 201004888 ; заявл. 23.04.2010 ; опубл. 10.12. 2010, бюл. № 23, 2010 р. поступила в редакцію 18.09.2014 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com mailto:tribosenator@gmail.com електрохімічніий метод оцінки кавітаційно ерозійної зносостійкості покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 71 stechishin m.s., billik y.m., martinyuk a.v., golongka v.m. electrochemical methods of wear resistance deposited on the metal surface. the methods of estimation of cavitacion-erosion wearproofness of thermal diffusion chromic coverage’s and polymercomposit coverages are in process described on carbon steel 45 and grey cast-iron of сч20. the thermal-diffusion chrome-plating was conducted inpowders untight containers at the temperature of 1100 oс and to time of diffusion 6 hours. polymercomposit of plated consisted of basis – epoxy resin of ed16, and as a filler used mixture o carbides of refractory metals the grittiness of 20 … 100 µm. got compositions with content of filler 130, 170, 190, 230 and by 270 mass). tests conducted on setting with a magnetostriction vibrator in a 3% solution of chloride of natrium at the temperature of solution 23±2 oc. the estimation of cavitacion-erosion wearproofness of thermal-diffusion chromic coverages was estimated after speed of losses mass or volume of plated, but not after the losses of mass. at the same time took off dependence potentialtime of realization of cavitacion tests ( τ−ϕ ) after that specified time of destruction of carbidic constituent of coverage (time of longevity τд ) exactness of estimation here rises from ± 30 min to ± 1min. at tests polymer of composition coverages the estimation of their longevity was conducted at times general capacity of coverage and at times hasp of coverage . the worked out method allows to promote exactness of estimation of wearproofness, to conduct optimization of thickness, content and ratio of components of filler in plated. keywords: floor, durability, cavitation. references 1. bogachev i.n. cavitacionnoe razrushenie i cavitacionno-stoykie splavu. m.: metalurgiya, 1972. 192s. 2. yurgenson a.a. azotirovanie i energomashinostroenie. m.: mashgiz, 1962. 131s. 3. stechishin m.s. kavitaciyno-eroziyna znosostiykist zmicnenuh poverhon konstrukciynuh staley v seredovishchah harcovih vurobnuctv. m.s. stechishin, o.o. bileckiy, a.i. beregovuy, a.v. martunyuk. visnuk tntu. 2012. №2. s.12-19. 4. stechishin m.s. znosostiykist zmicnenuh poverhon konstrukciynuh staley v koroziyno-aktuvnuh seredovushchah. m.s. stechishin, v.v. forkun, a.i. beregovuy, y.m. biluk. problemu trubologii: khmelnickiy. 2011 №4. s.12-19. 5. martinyuk a.v. kavitaciyno-eroziyna znosotiykist polimernuh materialiv v seredovushchah harchovuh vurobnuctv: avtoref. dis. na zdobuttya nauk. stupenya k. the. nauk: spec. 05.02.04 «tertya ta znoshuvanya v mashinah». hnu. khmelnickiy, 2013. 21s. 6. pat. № 55103 ua, mpk g01n 3/56. sposib ocinku dovgovichnosti polimernuh i polimerkompozuciynuh pokruttiv pru ih cavitaciyno-eroziynomu znoshuvanni v seredovushchah-elektrolitah. m.s. stechishin, n.m. stechishin, o.o. bileckiy, a. v. martinyuk; zayavnuk i patentovlasnuk khmelnuckuy nacionalniy universutet. – № u 201004888; zayavl. 23.04.2010; opubl. 10.12.2010, byl. № 23, 2010r. 7_сhernec.doc дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 3... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 49 чернець м.в.,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 3. змінні умови взаємодії у некоригованому зачепленні удк 539.3: 539.538: 539.621 згідно методу розрахунку зношування і довговічності зубчастих передач проведено дослідження впливу дво одно двопарного зачеплення на максимальні контактні тиски, зношування зубів і довговічність передачі за змінних умов контакту у некоригованому косозубому зачепленні з урахуванням зміни кривини профілів зубів внаслідок їх зношування. наведено методики оцінки зміни радіусів кривини зубів при їх зношуванні. встановлено, що зношування виявляє дуже значний вплив на зміну максимальних контактних тисків у вхідній фазі двопарного зачеплення. максимальне зношування досягається на вході у однопарне зачеплення (прямозуба передача) чи на вході у двопарне зачеплення (косозуба передача). унаслідок зниження максимальних початкових контактних тисків при зношуванні зубів довговічність передачі зростає на 19 %. отримані результати подано графічно, що унаочнює закономірності впливу умов зачеплення. ключові слова: циліндрична евольвентна зубчаста передача, дво одно двопарне зачеплення, зміна кривини зубів внаслідок зношування, контактний тиск, зношування зубів, довговічність передачі при експлуатації зубчастих передач різного виду поверхневе руйнування зубів відбувається або внаслідок викришування (пітингу), або внаслідок зношування їх робочих поверхонь. запобігання втомному руйнуванню під дією контактних напружень забезпечується правильним вибором матеріалів і відповідних їм умов роботи передачі на етапі проектування, зміцнюючою обробкою матеріалів коліс при їх виготовленні та низкою експлуатаційних методів. тому головною причиною втрати працездатності зубчастих передач є зношування зубів в процесі роботи, яке неминуче відбувається з різною інтенсивністю в залежності від умов експлуатації, зокрема наявності мащення у зачепленні. менш інтенсивним зношування буде при граничному терті у зачепленні, яке має місце у закритих передачах, а значно більш інтенсивним в умовах сухого тертя, в т.ч. абразивного. згідно відомих методів [1 11] можливо проводити дослідження кінетики зношування зубів передач з використанням закону абразивного зношування архарда, яке, однак, не реалізується у закритих передач із мащенням, а є характерним для сухого абразивного тертя. тут також, не враховується ані зміна умов взаємодії у зачепленні внаслідок зношування профілів зубів, ані зміна цих умов внаслідок наявності дво одно двопарного зачеплення зубів. у роботах [15, 16] з використанням методу [12 14] розрахункової оцінки зношування і довговічності зубчастих передач, в основу якого покладено розрахункову модель фрикційно-втомного зношування при терті кочення з проковзуванням, досліджено вплив зміни кривини профілів зубів некоригованих циліндричних передач внаслідок їх зношування на параметри контактної і трибоконтактної взаємодії окремо при однопарному та двопарному зачепленні. однак врахування окрім того умов мішаного (дво одно двопарного) зачеплення на характеристики взаємодії є практично необхідним і нижче наведено результати цього дослідження. як було зазначено зношування зубів призводить до збільшення радіусів кривини їх робочих профілів, а це спричиняє зниження початкових максимальних контактних тисків maxjp та ширини площадок контакту 2 jb в кожній j -тій точці їх співдотику. відповідно їх поточні значення maxjhp і 2 jhb розраховуються за модифікованими формулами герца: 418,0max =jhp 0.418 θ / ρjh jhp n ′ , 256,22 =jhb2 2.256 θ ρjh jhb n ′ , (1) де j = 0, 1, 2, 3,… – точки контакту робочих поверхонь зубів; min/n n l w′ = ; 1 19550 / cosαtn p r n= – сила у зачепленні; p – потужність на ведучому валі; minl – мінімальна довжина контактних ліній у зачепленні [14]; w – кількість пар зачеплень зубів; ( ) ( )2 21 1 2 2θ 1 ν / 1 ν /e e= − + − ; , νe – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубчастих коліс; 1r − радіус ділильного кола шестерні; mailto:chernets@drohobych.net дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 3... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 50 1n – кількість обертів шестерні; αt – торцевий кут зачеплення; 1 2 1 2 ρ ρ ρ ρ ρ jh jh jh jh jh = + – змінний внаслідок зношування зведений радіус кривини профілів зубів у нормальному перерізі; 1ρ jh ,ρ jh – відповідно, змінні радіуси кривин профілів зубів шестерні і колеса. в процесі роботи зубчастої передачі внаслідок зношування зубів початкові радіуси кривин 1ρ j , 2ρ j [14] їх робочих профілів та, відповідно, зведений радіус кривини ρj зростатимуть. у роботах [15, 16] запропоновано методики врахування зміни вихідних радіусів кривини зубів при їх зношуванні. відповідно у [15]: 1ρ ρ n kjh kj jk kjnd k −= + ∑ , =k 1; 2, (2) де kn n= = 1, 2, 3, ... – кількість обертів коліс; k – нумерація коліс (1 – шестерня, 2 – зубчасте колесо); 2 kjjk kd = – безрозмірні сталі в кожній точці j контакту, які у загальному випадку є залежними від зношування зубів. зміна кривини профілів зубів внаслідок зношування впродовж кожної окремої взаємодії зубів буде: 28 /kj kj kjk h l′= , (3) для зменшення тривалості обчислень розроблено блокову схему розрахунку, при якій не розглядається зміна радіусів кривин профілів зубів, їх зведеного радіуса кривини, максимальних контактних тисків, ширини площадки контакту після кожного оберту (циклу зачеплення), а після певної кількості обертів (блоці взаємодій). у блоці розрахунок ведеться за лінійним методом накопичення, тобто за постійних вихідних умов. в наступному блоці обчислень накопичені зміни враховуються за (4), (5) і за новими даними обчислення вищевказаних параметрів продовжуються. згідно [16]: max 1 1ρ ρ b kjh kj k kjb kjb b e d k −= + ∑ , (4) де b – кількість обертів коліс (величина блоку циклів взаємодії зубів [15]), за яких умови контакту приймаються незмінними; тривалість блока можна вибрати наступним чином: b = 1 один оберт – точний розв’язок, 1nb = (об/хв), 1nb = (об/год), 1nb = обертів за 10 год, 1nb = обертів за 100 год тощо; 1b та maxb – відповідно перший та останній блоки обчислень; ke – безрозмірні сталі, значення яких вибираються у залежності від допустимого зношування ∗kh зубів; 2 kjbkjb kd = – безрозмірна стала, значення якої є постійними у блоці, однак є змінною в кожному наступному блоці. зміна кривини профілів зубів внаслідок зношування впродовж кожного окремого блоку взаємодій зубів буде: 28 / b kjb kjn kjk h l′= ∑ . (5) поскільки зношування зубів в процесі роботи передачі спричиняє зміну початкових радіусів кривини, то значення kjnh′ обчислюються в кожному наступному оберті за час jht′ 02 /jhb v= , а змінна ширина площадки контакту 2 jhb у ( 1−kn ) му оберті чи у )1( −b му блоці розраховується згідно (2). одиничне лінійне зношування kjnh′ зубів у довільній точці j робочої поверхні знаходиться за формулою: kjnh′ = ( ) ( ) k k m bk m ihjhj c fptv σ35,0 ' max , (6) де jht′ – час зношування зубів протягом переміщення j -тої точки їх співдотику по контуру зуба на змінну внаслідок зношування ширину площадки контакту 2 jhb ; дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 3... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 51 0 1 1ω sin αtv r= – швидкість переміщення точки контакту по контуру зуба; 1ω – кутова швидкість шестерні; jv – швидкість ковзання; f – коефіцієнт тертя ковзання; maxjhp – максимальний трибоконтактний (при зношуванні зубів) тиск у j ій точці взаємодії; ,k kc m – характеристики зносостійкості матеріалів зубчастих коліс для вибраних умов [13]; σb – границя міцності матеріалів коліс на розтяг. швидкість ковзання обчислюється за співвідношенням: 1 1 1 2ω α αj b t j t jv r tg tg= −( )jtjt 21 tgtg α−α , (7) де 1 1 cosαb tr r= , jtjt 21 , αα – згідно [16]. довжина хорди кола, що заміняє евольвенту між точками j – 1, j + 1, обчислюється так [15]: 2ρ sin ε constkj kjh kjhl = = , (8) де ε / ρkjh kj kjhs= – кут між точками j та j +1; 2 2 , 1 1 1 cosα 4 cos α cos α k kj kj k j mz s +   = −     – довжина евольвенти між точками j , j + 1; jα , 1+α j – кути зачеплення для вибраних точок евольвенти j, j + 1 [15]; m – модуль зачеплення; 1z , 2z – кількість зубів шестерні і колеса. отже після кожної взаємодії чи блоку взаємодій зазнаватимуть зміни усі розрахункові параметри, зокрема 1 jh , 2 jh , 1ρ jh , 2ρ jh , ρ jh , 2 jhb , jht′ . для прийнятої кількості обертів 1sn шестерні і 2 sn колеса, яким відповідатиме відповідна кількість блоків, сумарне зношування 1 jnh та 2 jnh зубів в j – их точках контакту обчислюється так: 1 1 1 1 sn jn jbh h= ∑ , 2 2 2 1 sn jn jbh h= ∑ , (9) де 2 1 /s sn n u= ; kjb kjh h′= ∑ – зношування зубів в кожному блоці; u – передавальне відношення передачі. тривалість (ресурс) роботи передачі t для заданої кількості обертів 1sn чи 2 sn коліс знаходиться наступним чином: 1 1 2 2/ 60 / 60s st n n n n= = . (10) кути переходу від двопарного ( 21f ∆ϕ ) до однопарного і знову двопарного ( 11f ∆ϕ ) зачеплення та кут виходу 1e∆ϕ зубів із зачеплення у циліндричній косозубій передачі розраховуються згідно [17]. числовий розв’язок задачі проведено при таких даних: 1z = 20; wb = 30 мм – ширина шестерні; p = 5 квт; gk = 1,6 – коефіцієнт динамічності; m = 3 мм; u = 4; 1n = 700 об/хв; β = 0°, 10°, 12° – кут нахилу зубів; ∆ϕ = 4° – кут повороту зубів шестерні з точки початкового контакту (т. 0) в точку 1 і т. д.; h∗ = 0,5 мм – допустиме зношування зубів; мащення – осьова олива з 3 % протизношувальної присадки з кінематичною в’язкістю 050+ν ≈ 15 сст; f = 0,05; досліджується дво одно двопарне зачеплення зубів; матеріали коліс: шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0,4 ... 0,5 мм, нв 600; bσ = 1040 мпа, 1c = 3,9∙10 6, 1m = 2; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; bσ = 981 мпа, 2c = 0,17∙10 6, 2m = 2,5; e = 2,1∙10 5 мпа, ν = 0,3. його результати подано на рис. 1 3. на рис. 1 наведено розподіл максимальних початкових контактних тисків maxjp (рис. 1, а) та трибоконтактних тисків maxjhp (рис. 1, б) при заданих кутах нахилу зубів з урахуванням парності зачеплення. зона двопарного зачеплення зростає при збільшенні кута нахилу зубів. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 3... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 52 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а β=0 β=10 β=12 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ p jh m ax ,м п а β=0 β=10 β=12 а б рис. 1 – максимальні контактні тиски у зачепленні: а – ρj = const; б – ρj = var порівняння рис. 1, а і б свідчить про дуже значний вплив зношування на зміну maxjp у лівій фазі двопарного зачеплення. на вході в однопарне зачеплення пік maxp суттєво знижується у прямозубій передачі. 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 1j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 2 j,м м а б рис. 2 – зношування профілів зубів передачі: а – шестерня; б – зубчасте колесо 14000 15000 16000 17000 18000 19000 20000 21000 22000 23000 0 2 4 6 8 10 12 β˚ t m in ,t b m in ,г од tmin tbmin рис. 3 – довговічність передачі: суцільна лінія – tmin при ρj = const; штрихова лінія – tbmin при ρj = var дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 3... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 53 зношування зубів обох коліс показано на рис. 2. вони майже однаково зношуються на вході у однопарне і двопарне зачеплення (прямозубі передачі) та найбільше на вході у двопарне зачеплення (косозубі передачі). співставлення мінімальної довговічності передачі без урахування зміни радіусів кривини робочих профілів зубів та з урахуванням цього експлуатаційного чинника подано на рис. 3. результати проведених досліджень свідчать про суттєвий вплив зношування зубів на розподіл трибоконтактних тисків, які є найбільшими у зоні однопарного зачеплення в околі полюса. зниження максимальних початкових контактних тисків у процесі зношування зубів виявляє важливий позитивний ефект не лише на підвищення несучої здатності передачі, а також й на зростання її довговічності на 19%. література 1. дроздов ю.н. к разработке методики расчета на изнашивание и моделирование трения // износостойкость. – м.: наука, 1975. – с. 120-135. 2. проников а. с. надежность машин.– м.: машиностроение, 1978. – 590 с. 3. гриб в. в. решение триботехнических задач численными методами. – м.: наука, 1982. – 115 с. 4. brauer j., andersson s. simulation of wear in gears with flank interference – a mixed fe and analytical approach // wear. – 2003. № 254. – p. 1216-1232. 5. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in spur gears // wear. 1997. – № 207 (1-2). – p. 16-23. 6. flodin a., andersson s. wear simulation of spur gears // tribotest j. – 1999. – № 5 (3). – p. 225-250. 7. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in helical gears // wear. – 2000. – № 241 (2). – p. 123-128. 8. flodin a., andersson s. a simplified model for wear prediction in helical gears // wear. – 2001. – № 249 (3-4). – p. 285-292. 9. kahraman a., bajpai p., anderson n.е. influence of tooth profile deviations on helical gear wear // j. mech. des. – 2005. – vol. 127, issue 4. – p. 656-663. 10. kolivand m., kahraman a. an ease-off based method for loaded tooth contact analysis of hypoid gears having local and global surface deviations // j. mech. des. – 2010. – vol. 132, issue 7. 11. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile // j. strain analysis. – 2007. – vol.42. – p. 281-292. 12. чернець м., келбіньскі ю. прогнозування довговічності зубчастих передач // проблеми трибології. – 2001. – № 4. – с. 151-159. 13. оцінка довговічності, зношування та контактної міцності зубчастих передач / під заг. ред. м.в.чернеця. – дрогобич: вимір. – 2002. – 128 с. 14. чернец м.в., келбиньски ю. расчетная оценка износа и ресурса косозубых эвольвентных цилиндрических передач // проблеми трибології. – 2004. – № 3 4. – с. 104 112. 15. чернець м.в., келбіньскі ю., ярема р.я. узагальнений метод оцінки зношування циліндричних евольвентних зубчастих передач // фхмм. – 2011. – № 1. – с. 44 49. 16. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. ч.1. довговічність та зношування // фхмм. – 2012. № 3. – с. 30-39. 17. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – № 3. – с. 22-27. надійшла в редакцію 11.11.2014 дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 3... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 54 chernets m.v., chernets ju.m. investigation of teeth engagement conditions of cylindrical involute gear on contact strength, wear and durability. part 3. changeable interaction conditions in non-correlated engagement. according to calculation method of tooth gears’ wear and durability it has been conducted an investigation of influence of double single double tooth engagement on maximal contact pressures, teeth wear and gear durability at changeable contact conditions in non-correlated helical gearing taking into account the teeth contours change at the result of their wear. it is suggested the techniques of estimation of teeth curvature radii change at the process of their wear. it has been established that wear has significant influence on maximal contact pressures change in input phase of double-tooth engagement. maximal wear is reached at the entrance into single-tooth engagement (spur gear) or at the entrance into double-tooth engagement (helical gearing). at the result of maximal initial contact pressures decrease in the process of teeth wear, gear durability increases by 19 %. the obtained results are presented graphically what allows showing the regularities of influence of engagement conditions. key words: cylindrical involute tooth gear, double single double tooth engagement, teeth curvature change in the result of wear, contact pressure, teeth wear, gear durability. references 1. drozdov ju.n. k razrabotke metodiki rascheta na iznashivanie i modelirovanie trenija. iznosostojkost. m.: nauka, 1975. s. 120-135. 2. pronikov a. s. nadezhnost' mashin. m.: mashinostroenie, 1978. 590 s. 3. grib v. v. reshenie tribotehnicheskih zadach chislennymi metodami. m.: nauka, 1982. 115 s. 4. brauer j., andersson s. simulation of wear in gears with flank interference – a mixed fe and analytical approach. wear. 2003. № 254. p. 1216-1232. 5. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in spur gears. wear. 1997. № 207 (1-2). p. 16-23. 6. flodin a., andersson s. wear simulation of spur gears. tribotest j. 1999. № 5 (3). p. 225-250. 7. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in helical gears. wear. 2000. № 241 (2). – p. 123-128. 8. flodin a., andersson s. a simplified model for wear prediction in helical gears. wear. 2001. – № 249 (3-4). – p. 285-292. 9. kahraman a., bajpai p., anderson n.e. influence of tooth profile deviations on helical gear wear. j. mech. des. 2005. vol. 127, issue 4. p. 656-663. 10. kolivand m., kahraman a. an ease-off based method for loaded tooth contact analysis of hypoid gears having local and global surface deviations. j. mech. des. 2010. vol. 132, issue 7. 11. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile. j. strain analysis. 2007. vol.42. p. 281-292. 12. chernec m., kelbіnskі ju. prognozuvannja dovgovіchnostі zubchastih peredach. problemi tribologії. 2001. № 4. s. 151-159. 13. ocіnka dovgovіchnostі, znoshuvannja ta kontaktnoї mіcnostі zubchastih peredach. pіd zag. red. m.v.chernecja. drogobich: vimіr. 2002. 128 s. 14. chernec m.v., kelbinski ju. raschetnaja ocenka iznosa i resursa kosozubyh jevol'ventnyh cilindricheskih peredach. problemi tribologії. 2004. № 3 4. s. 104 112. 15. chernec m.v., kelbіnskі ju., jarema r.ja. uzagal'nenij metod ocіnki znoshuvannja cilіndri-chnih evol'ventnih zubchastih peredach. fhmm. 2011. № 1. s. 44 49. 16. chernec m.v., jarema r.ja., chernec ju.m. metod ocіnki vplivu koriguvannja і znoshuvannja zubіv evol'ventnoї cilіndrichnoї peredachі na dovgovіchnіst' ta mіcnіst. ch.1. dovgovіchnіst' ta znoshuvannja. fhmm. 2012. № 3. s. 30-39. 17. chernec m.v., chernec ju.m. doslіdzhennja umov zacheplennja zubіv cilіndrichnoї evol'ventnoї peredachі na kontaktnu mіcnіst, znoshuvannja і dovgovіchnіst. chast. 1. postіjnі umovi vzaєmodії u nekorigovanomu zacheplennі. problemi tribologії. 2014. № 3. s. 22-27. influence of gas dynamic in intercontact space on migration of gas environment from outside проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 113 kryshtopa l.i., bogatchuk i.m. ivano-frankivs’k national technical university of oil and gas, t. ivano-frankivs’k, ukraine е-mail: l.i.kryshtopa@mail.ru influence of gas dynamic in intercontact space on migration of gas environment from outside udc 621.891 there were showed the necessity of the forced input of gas environment for intercontact space of hard loading friction units of band-block brakes of drilling hoists with surplus pressure which must exceed pressure of gaseous products of destruction of connective asbopolymer materials. system and method of serve of gas environment is developed, for example, exhaust gases of combustion engines on the friction contact with the purpose of increase of liveability of the brake. keywords: intercontact space, friction contact, surfaces of friction, band-block brakes of drilling hoists, gas dynamic. entry laboratory and natural researches [1] showed that on migration of external environment selection of gas on the friction contact influences in intercontact space. researches on the questions of selection of gas at friction of asbopolymer materials it is conducted extremely small. in work [2] the given question is first affected and influence of gas dynamic is explored on friction widely widespread class of the asbocontaining friction materials фк-16л, фк-24а which are used in band brake winches. at temperatures higher 400 k selection of gas which depends on geometry of contact is marked. comparison of results of laboratory and natural researches confirms this conformity to the law. at laboratory researches on gas dynamic the data got in an interval 370-600 k differ from the results got at natural researches. such distinction can be accounted for to those, that in laboratory terms, measuring of pressures was produced on the capillaries of small section that resulted in falling of pressure on his length, and also difference of the dynamic loadings, affecting the pairs of friction of brake and in the laboratory setting realizing the statistical mode. raising of problem however, the got results confirm a conclusion that the chemistry physics processes of destruction, resulting in the selection of gaseous products, prevail in the process of the fapm friction. thus, the selected gaseous products of destruction hinder to the receipt of gas environment from outside in intercontact space. and, consequently, delivery of gas environment from outside can take place only at an adsorption effect, when the areas of surface of friction go out from the contact, and a crack effect degenerates here. in a band brake, pumping over is structurally impossible an effect. thus the superficial and subsuperficial layers fapm substantially change the properties (density falls to  = 1,6 · 103 kg/m3) and they are composition from an earth-flax, barite and coconut type matter formed at thermo destruction phenolformaldegide resins. consequently, in the process of friction of asbofriction materials effective influence on the friction pairs of active gas environments is possible at the forced serve of them in intercontact space with pressure exceeding pressure of gaseous products of destruction, so higher р = 1000 pa. the forced serve of gas environments in intercontact space allows to render active influence on friction wear properties of friction pairs. the hydraulic calculation of the pneumatic system of serve of exhaust gases was produced coming that from, that exhaust elements represent the mixture of gases, mainly: nitrogen – 77 %; oxygen – 8 %; carbon dioxide – 12 % and aquatic steam – 3 %. the closeness of mixture of gases is determined by formula:  ii ...01,0 2211 , (1) where, 1 , 2 , 3 – closeness of components; 1 , 2 , 3 – by volume stakes of constituents in percents. dynamic viscidity of mixture of gases it is determined [4]: i i m          ... 100 2 2 1 1 , (2) where 1 , 2 , i – viscidity of components. mailto:l.i.kryshtopa@mail.ru influence of gas dynamic in intercontact space on migration of gas environment from outside проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 114 it is set on the basis of laboratory and model researches, that density of mixture of components m = 1,314 · 10 3 kg/m3, viscidity m  1710 · 10 8 kg/m·s and pressure in intercontact space in the period of braking must be no less pe = 5 kpa. we will define the expense of gas mixture at expiration of it from one opening in a skid [6]: ghfq 200  , (3) where 0f – area of transversal section of the output opening by a diameter d 0 = 0,005 m.   5220 0 1096,14 005,0 4 d f      m2;  – coefficient of expense, attributed to the output opening. at the sharp entrance edges of opening  = 0,82; h – pressure under the centre of gravity of the output opening:    g p h h 2,403 34,181,9 105 3     m. so, it means that 1044,12,40321096,182,0 350 gg  m3/s. general expense of gas on area о – в (fig. 1 ) must be evened: fig. 1 – chart of area of the system of admission of exhaust gases: 1 – regulative valve; 2 – skid 05qq во  ; s m q во 3 33 102,71044,15   . for providing of pressure on kpape 5 an exit from a regulation valve must be equal: воev ppp  , (4) where воp  – losses of pressure at definite area. after valve regulation the gas goes out through twenty two openings in skids. as openings are evenly distributed on the area of gas pipeline so this area we can examine as an area on length l at which is evenly taken away gas by q , where q – specific expense of gas on unit of length of gas pipeline. analytical expense of gas in any point of gas pipeline can be expressed by linear dependence:  xlqqnx  . (6) overfall of pressure is determined by formula [6]:       l xb dxxlqdf pp 0 2 1 1 2 1 . 2 , (7) where 1f – area of transversal section of pipeline; 1d – diameter of pipeline; 1 – coefficient of hydraulic resistance, which depends on the mode of flow. influence of gas dynamic in intercontact space on migration of gas environment from outside проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 115 research results by a criterion determining the mode of flow of gas there is the reynolds number determined by formula [3]:    11re d , (8) where 1 – speed of stream. speed of stream is determined by formula: 2 11 1 4 d q f q nn   ,   4,63 012,0 102,74 2 3 1      m/s. (9) then 48 1085,5101710 314,1012,04,63 re      . if, 510re4000  we have the turbulent mode of motion. in this case 41 re 3164,0  , 0203,0 58500 3164,0 41  . (10) losses of friction in a pipeline at even gas extraction at turbulent motion of gas is determined by formula: 4 4 57 1 44 70577,0 df lq p во     , (11) where l – length of pipeline, m . so,     p во 3 4 4 5 72 4 84 73 1026,5 012,0 4 012,0 3314,1101710102,70577,0             , pa. thus, pressure on an exit from a valve must be: pv 26,1026,55  kpa. we ignore the losses of pressure in a valve and consider that pressure on the entrance in the valve 10,26 kpa. we will consider the area of the system of admission of exhaust gases “exhaust pipe – regulative valve”. diameter of pipeline is d2 = 25 mm. we consider that the stream of gas is incompressible. speed of stream will be:   66,14 025,0 102,74 2 3 1      m/s. the reynolds number is 4 8 1082,2 101710 314,1025,066,14 re      . according to the reynolds number re we have a conclusion that the mode of motion of gas is turbulent and in case that in the project system of admission of exhaust gases on the average (on operating standards) 6 turns, 2 sudden expansions and narrowing, the losses of pressure on the given area of pipeline are equal:  p 48,323068,068711,026116,02 2 66,14314,1 025,02 66,14314,121 0244,0 22       , kpa. conclusions consequently taking into account the losses of pressure on the entrance in the system of admission of gases pressure must be equal to ppp ve 74,1348,326,10  kpa. on the basis of the conducted laboratory and natural researches gas dynamic effects taking place in intercontact space of friction pairs of band brakes of boring winches are studied. so, at the modes of hard loading friction units of band-block brakes of drilling hoists work at surplus pressure is created in intercontact space. the analysis of results of researches showed the necessity of the forced input of gas environment for intercontact space with surplus pressure which must exceed pressure of gaseous products of destruction of connec influence of gas dynamic in intercontact space on migration of gas environment from outside проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 116 tive asbopolymer materials. the system and method of serve of gas environment is developed, for example, exhaust gases of combustion engines on the friction contact with the purpose of increase of liveability of the brake. literature 1. криштопа л.і. дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя (частина 1) / л.і. криштопа, і.м. богатчук // проблеми трибології (problems of tribology). – 2014.– № 4 – с. 31-36. 2. бакли д. поверхностные явления при адгезии и фрикционном взаимодействии / д. бакли // м.: машиностроение, 1986. – 360 с. 3. бобровский с.а. движение газа в трубопроводах с путевым отбором / с.а. бобровский с.г. щербаков, м.а. гусейнзаде // м.: наука, 1973. – 192 с. 4. крагельский и.в. основы расчетов на трение и износ / и.в. крагельский, м.н. добычин, в.с. комбалов // м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 5. ковыршин о. н. хроника изучения влияния газовой среды на трение / о. н. ковыршин // среда и трение в механизмах. – таганрог. – 1974.вып. 1. – с. 125 – 131. 6. покусаев в.в. исследование расхода воздуха через контакт точечных поверхностей / в.в. покусаев // сб. «контактные взаимодействия твердых тел», калинин. гос. ун-т. – 1982. – с. 22 27. 7. георгиевский г.а. влияние различных инградиентов на фрикционные свойства пластмасс / г.а. георгиевский // сб. «трение и износ в машинах» издат-во ан ссср – 1962. – вып. 16. – с. 121 – 150. надійшла в редакцію 16.09.2015 криштопа л.і., богатчук і.м. вплив газодинаміки у міжконтактному просторі на міграцію газового середовища ззовні. газодинаміка у міжконтактному просторі відіграє важливу роль та, у залежності від видів тертя, механічних та фізико-хімічних властивостей поверхонь тертя, може набувати як додатних, так і від’ємних значень. надлишковий тиск перешкоджає міграції газу від міжконтактного простору до навколишнього середовища та створює умови для створення областей зі зменшеним коефіцієнтом тертя. на підставі проведених лабораторних і стендових досліджень вивчені газодинамічні ефекти, які мають місце в міжконтактному просторі фрикційних пар стрічково-колодкових гальм бурових лебідок. встановлено, що за важконавантажених режимів тертя, за яких працюють гальма бурових установок, в міжконтактному просторі створюється надлишковий тиск. аналіз результатів досліджень показав необхідність примусового введення газового середовища в міжконтактний простір з надлишковим тиском, який повинен перевищувати тиск газоподібних продуктів деструкції зв'язуючої речовини азбополімерних матеріалів. розроблена система і методика підведення газового середовища, наприклад, вихлопних газів двигунів внутрішнього згорання, на фрикційний контакт з метою підвищення довговічності гальма. ключові слова: міжконтактний простір, фрикційний контакт, поверхні тертя, стрічково-колодкове гальмо бурової лебідки, газодинаміка. copyright © 2021 v. jankauskas, d. kairiūnas. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,26-30 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-26-30 investigation of tribological characteristics of brake pairs elements of mobile machine v. jankauskas, d. kairiūnas vytautas magnus university, lithuania *e-mail: vytenis.jankauskas@vdu.lt received: 22 april 2021: revised: 14 july: accept: 23 august 2021 abstract the subject of the experiments was the tribological properties of typical brake pads and disc characteristics. for the experiment was used grey cast iron brake disc and semi metallic, low steel quantity and ceramic brake pads. the breaking process was imitated. the experiment was conducted at 0.75, 1.25 and 1.76 m/s sliding speed using 0.85 mpa contact pressure. the experiments lasted 10 minutes. the results of the experiments showed that best tribological characteristics have ceramic brake pads, despite the fact that brake disc temperature rapidly increase the with ceramic brake pads, but the friction coefficient (and braking torque) was the best. semi metallic and low steel braking pads had very similar friction coefficient values, but wear and disc temperature values were more dissimilar. key words: brake system, pads, disc, material, coefficient of friction, wear. introduction according to the data of the department of statistics of the republic of lithuania, the total number of vehicles is increasing by ~ 5 % annually, which affects traffic safety and environmental pollution [1]. more than 1.5 million vehicles are registered in lithuania. the volumes of mobile construction and agricultural machinery are constantly increasing. vehicles pollute the environment not only with exhaust gases but also with wear products on the road surface, tires and brake system. brake pads are one of the most wearing and polluting parts of a car [2, 3]. brake system wear products can cause for as much as 90 % of vehicle pollution, and about 35 % of wear products are potentially released into the environment. the main function of the braking system is to decelerate and / or stop the vehicle. when braking, the kinetic energy of the mobile machine is converted into heat. the intensity of heat release depends on the weight of the mobile machine, the speed of movement, the intensity of braking. the brake system is one of the key safety features of a car [4]. during braking, there is friction, which results in active wear of the friction and disc surfaces of the brake pads [5]. when the brake discs and pads are heated, the coefficient of friction changes, which affects the stability of the braking system. literature review the brake discs absorb most of the heat generated by the braking and their temperature rises from 20 to 700 °c in a few seconds. the material of the brake discs must be such as to withstand not only the normal mechanical load produced during braking but also the operating temperature. the following types of brake discs are distinguished according to their predominant composition [2]. 1. carbon fiber discs. these are discs with excellent thermal and mechanical properties, but due to their high cost they are not practical for everyday use (used in aviation, sports). 2. aluminium alloy discs are extremely light, such as aluminium-copper alloy (al-cu), but their thermal conductivity is too low, so their use is limited. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-26-30 mailto:vytenis.jankauskas@vdu.lt problems of tribology 27 3. cast iron brake discs are most popular in mobile machines due to their good physical-mechanical properties, good price-quality ratio, such as gray cast iron (gci). the main requirements for "friction-disc" brake friction pairs are: constant friction coefficient, low wear rate (possibly lower particulate emissions), quiet operation [6]. brake element manufacturers do not provide material information (except for an indication of the material group to which the product belongs). the manufacturer shall specify only the vehicle model for which this item is intended. friction material is the most important element influencing the performance of the brake friction pair. brake pads are divided into organic / low steel quantity / non asbestos organic, semi-metallic and ceramic according to the composition of the friction material [3]. there are many requirements for friction material. it must have the following characteristics [4]: stable coefficient of friction (little influence on speed and temperature); high operating temperature and resistance to abrasion, cracks; tribologically matched to metal parts; work quietly (without vibrations); adequate resistance to compressive and shear loads and to water, oil, salts or dirt; "environmentally friendly"; inexpensive and technological. the low metal quantity brake lining contains 5 35 % non-ferrous metals. the coefficient of friction is in the range of 0.38 0.50. they are ideal for high speed operation [7]. organic brake pads are made of a mixture of common materials like rubber, carbon, glass / fiberglass and others, binded by resin. semi-metallic models consist of between 30 and 65 % metal. ceramic brake pads are free of metals and are made of metal oxides and carbides [8]. the coefficient of friction is in the range of 0.33 0.40 [7]. the blocks are made of ceramic fibers and fillers of a similar type, these blocks are more wear resistant, creates less noise and last longer. an important drawback is that it only works effectively when warmed up to operating temperature. the actual contact loads in passenger car brake systems are up to 150 n / cm2 [9]. the composition, microstructure and wear parameters of brake discs are analyzed in the work [10]. the microstructure and composition of gray cast iron are shown in figure 1. fig. 1. typical microstructure of gray cast iron disc brake (composition c 3.54%, si 2.08% mn 0.856% s 0.14% p 0.18%) [10] purpose the aim of the study was to investigate the tribological characteristics of friction pairs (brake disc brake pad) the influence of different friction pad materials and load on brake disc heating, friction coefficient and wear. materials and methods experimental research was performed in the tribology laboratory of the department of mechanical, energy and biotechnology engineering of vytautas magnus university. three brake pads of different materials were selected for the study: semi metallic (hereinafter no. 1), low steel quantity (hereinafter no. 2) and ceramic (hereinafter no. 3) and cast-iron brake discs. the latter is made of audi a8 original cast iron brake discs (gray cast iron). the dimensions of the discs are ø65 × ø16 × 15 mm (fig. 2). the weight of the discs is ~ 275 grams. laboratory tests of friction pairs were performed on a modernized tribological research machine смц-2, in which two friction pads are symmetrically mounted symmetrically compress to the brake disc. this prevents the brake disc from bending and the axial load on the friction machine shaft. the coefficient of friction µ is calculated by the expression: µ = m / (2 · f2 · raverage). (1) 28 problems of tribology here raverage – distance from the centre of the brake lining to the axis of rotation of the brake disc, m; f2 – force of pressure of friction blocks to the disc, n; m – is the registered braking torque of the test machine, nm. fig. 2. friction pads 14 × 14 × 20 mm (cut from brake pads) and gray cast iron blanks (ø70 × 15 mm discs) for the manufacture of brake discs the difference in friction surface areas was up to 3% (block no. 1 area 196 mm2, no. 2 189 mm2, no. 3 189 mm2). the weight of the blocks is ~ 12 grams. to determine the wear of the friction pairs, the discs and pads were weighed before and after the test with a kern eg420 scale to the nearest 1 mg. the tests were repeated three times. the tests were performed at sliding speeds of 0.75, 1.25 and 1.76 m/s. a contact load of 0.85 mpa brake lining was used in the study. the temperature of the brake disc was measured with a non-contact thermometer g900ir before and during the test (measured every 2 min intervals). the test duration of test was 10 min, chosen due to the relatively low mass of the disc (heat capacity). results the wear results of the brake discs and pads are shown in the diagram (figure 3). the higher the speed at which the brake pads of different materials operate, the greater and more uniform their wear (from 0.093 to 0.103 g at a sliding speed of 1.76 m/s). ceramic blocks wear loss at 0.75 m/s is lower by 47% compared to semi metallic blocks, but wear loss at 1176 m/s and higher by 11 %. the main advantage of ceramic blocks is seen at a sliding speed of 1.25 m/s, at which these blocks wear loss is 0.045 g, and blocks of other materials varied in the range of 0.082–0.095 g. at all working speeds, cast iron brake discs used with ceramic pads showed greater wear resistance (up to 3.8 times less) than discs used with pads of other tested materials (fig. 3). the temperature change of the brake discs during the test is shown in figure 4. fig. 3. brake pad and disc wear during test (0.85 mpa contact pressure) problems of tribology 29 the slowest increasing of the temperature appeared in the friction pair of brake discs with semi-metallic (no. 1) and low steel quantity (no. 2) blocks. the fastest increasing of the temperature appeared where brake disc was in the pair with ceramic pads no. 3 (fig. 4). the temperature difference of the discs used with ceramic and semi-metal and low steel quantity pads becomes apparent after 4 min of operation. meanwhile, the temperature difference of discs working with semi metal and low-metal blocks becomes noticeable after 6 min of sliding. during 10 min of sliding, the temperature of the discs tested with different friction materials varied up to 40 oc (fig. 4). fig. 4 temperature of the brake discs during the testing of the pads of varied materials (sliding speed 1.75 m/s and contact pressure 0.85 mpa) during the tests, the fixed braking torque of the friction machine was converted to the coefficient of friction according to formula (1). the coefficient of friction variation shown in fig. 5. the maximum values of the coefficient of friction (braking torque) are 0.345–0.435, recorded when the brake disc is working with ceramic brake pads no. 3 (fig. 5). the results showed that semi metallic brake pads no. 1 worked unstable: the values of the coefficient of friction increased, and in the working range of 2.5–3.0 min, the coefficient of friction drastically reduce, occurred vibration. this phenomenon stabilized within one minute, but the work of the friction pair was not stable. when the brake disc is working with low steel quantity pads no. 2, the value of the coefficient of friction increased to 4 min. the values of the friction coefficients of all investigated friction pairs started to decrease after 4–5 min of sliding time. the most likely cause is because of the increased temperature in the friction pair. the values of the coefficient of friction of low steel and semi metallic friction blocks are equal at the end of the test (0.31–0.32). ceramic blocks have a higher coefficient of friction by 0.1 at the all testing time (figure 5). fig. 5 variation of the coefficient of friction during testing (1.75 m/s) the average friction coefficients of the brake friction pairs are given in table 1. 30 problems of tribology таble 1 average values of coefficients of friction of brake friction pairs brake pad number average coefficient of friction at slip speed 0.75 m/s 1.26 m/s 1.76 m/s semi metallic pad (no. 1) 0.23 0.33 0.31 low steel quantity pad (no. 2) 0.27 0.32 0.32 ceramic pad (no. 3) 0.34 0.41 0.41 a significant increase in the coefficient of friction of all friction pairs is seen with an increase of sliding speed from 0.75 to 1.26 m/s (from 18.5 to 43 %). increasing the sliding speed in the friction pairs (no.1 and no. 3) from 1.26 to 1.76 m/s, the average coefficients of friction did not change, while friction pairs with semi metallic pads (no. 2) has lower coefficient of friction by 6.1%. conclusions as a result of our research, can be concluded: 1. increasing the working speed of friction pairs from 0.75 to 1.25 m/s increases the wear of blocks by 5.0-8.6 times; the biggest advantage of the ceramic block is at a sliding speed of 1.25 m/s due to 2 times lower wear loss; 2. the semi metallic pads (no. 1) operated brake disc wears most intensively, while the disc worked with ceramic pads (no. 3) showed the lowest wear loss result; 3. the analysis of the dependences of the coefficient of friction and the temperature of the discs shows that with the increase of the temperature of working surface to 105–120 °c, the coefficient of friction increases, but when these values are exceeded, it starts to decrease; 4. the highest temperature of brake disc appear when working with ceramic brake pads, as well as the highest coefficient of friction is achieved when the disc worked with ceramic brake pads; 5. ceramic brake pads provide about 0.1 higher coefficient of friction (0.41) compared to semi metallic and low steel quantity pads and gray cast iron brake disc (coefficients of friction in the range of 0.31-0.33). references 1. įskaitinių eismo įvykių statistika lietuvoje, 2013-2016 m., 2017 m. vilnius, 11 p. lietuvos automobilių kelių direkcija prie lr susisiekimo ministerijos [2018-02-09] (statistics of credit traffic accidents in lithuania, 2013-2016, 2017 vilnius, 11 p. lithuanian road administration under the ministry of transport and communications of the republic of lithuania) https://lakd.lrv.lt/lt/ 2. shinde h.s. (2017) structural analysis of disc brake rotor for different materials. international research journal of engineering and technology. vol. 04 (07). 2129-2135. 3. hulskotte j.h.j., roskam g.d., denier van der gon h.a.c. (2014) elemental composition of current automotive braking materials andderived air emission factors. – atmospheric environment. – vol.99. – p. 436445. 4. bijwe j. (1997) composites as friction materials: recent developments in non asbestos fiber reinforced friction materials. – vol.18. – p. 378-396. 5. yevtushenko a.a., grzes p. (2012) axisymmetric fea of temperature in a pad/disc brake system at temperature-dependent coefficients of friction and wear. international communications in heat and mass transfer. – vol.39. – p. 1045-1053. 6. verma p. ch., menapace l., bonfanti a., ciudin r., gialanella s., straffelini g. (2015) braking paddisc system: wear mechanisms and formation of wear fragments. wear, vol.322-323. – p.251-258. 7. rampin i., zanon m., echeberria j., martinez a.m., loreto a. (2014) development of copper-freelow steel brake pads for passenger cars. conference: eurobrake (lille, france). 1-11 p. 8. chan d., stachowiak g.w. (2004) review of automotive brake friction materials. – proceedings of the institution of mechanical engineers, part d: journal of automobile engineering. vol.218, p.953-966. 9. erikson m., jacobson s. (2000) tribological surfaces of organic brake pads. – tribology international. – vol.33, p. 817-827. 10. masoud i. m., al-jarrah j. a., abu mansour t. (2014) manufacturing of gray cast iron automotive disc brake. indian journal of applied research. engineering. vol. 4 (3). 129-131. https://lakd.lrv.lt/lt/ 13_dvoruk.doc підвищення зносостійкості конструкційної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву методом… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 90 дворук в.і.,* борак к.в.,** добранський с.с.,** *національний авіаційний університет, м. київ, україна, **житомирський агротехнічний коледж, м. житомир, україна e-mail: vidvoruk@gmail.com підвищення зносостійкості конструкційної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву методом електроерозійної обробки удк 621.891 приведено результати лабораторних досліджень впливу електроерозійної обробки на структурні зміни та трибологічні характеристики сталі 65г. з’ясовано, що в результаті електроерозійної обробки утворюється поверхневий шар з дрібногольчастою мартенситною структурою, завдяки чому суттєво підвищується зносостійкість даної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву. ключові слова: електроерозійне зміцнення, незакріплений абразив, мартенситна структура, мікротвердість, зносостійкість. вступ розвиток сучасного сільськогосподарського машинобудування дуже гостро ставить проблему підвищення зносостійкості конструкційних сталей при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву. один із шляхів розв’язання цієї проблеми пролягає у застосуванні методів зміцнюючої технології. серед розмаїття таких методів значна роль належить електроерозійному зміцненню, відомому з 40-50-х років 20 століття. сутність електроерозійної обробки полягає у зміні форми, розмірів, шорсткості і властивостей поверхні сталі під дією електричного розряду [1,2]. фізичні явища і процеси, що спостерігаються при при такій обробці вивчали б.р. лазаренко, н.і. лазаренко, в.є. авраменко, в.п. александров, ю.а. геллер, б.м. золотих, м.м. писаревський, н.к. фотєєв, м.о. василенко та інші. рис. 1 – схема розташування зон поверхневого шару сталі після електроерозійної обробки дія дугового розряду на сталі призводить до істотних змін структури і напруженого стану їх поверхоневих шарів в зоні дугового розряду. металографічний аналіз поперечного перерізу зразку показав [2], що після електроерозійного зміцнення його поверхневий шар складається з таких зон (рис 1): 1 – насичення елементами робочої рідини; 2 – відкладення матеріалу електрод-інструменту; 3 – білого шару; 4 – термічного впливу; 5 – пластичної деформації. послідовність розташування вказаних зон, їх кількість, структура і властивості значною мірою залежать від оброблюваного матеріалу, режиму обробки, робочої рідини, матеріалу електродінструменту, а також умов протікання процесу. чіткого розмежування між ними не існує і в більшості випадків вони перекривають одна одну. при використані мінерального мастила як робочої рідини спостерігається відкладання сажі на поверхні металу, а також дифузія вуглецю в поверхневий шар з утворенням відповідних карбідів [3,4]. перенесення матеріалу електрод-інструменту на металеву поверхню можливе при його підключенні до негативного полюсу джерела живлення (пряма полярність) у випадку електроерозійної обробки при малих міжелектродних зазорах. вказаний матеріал не лише переноситться на підложку, але також дифундує в глибші шари [2]. mailto:vidvoruk@gmail.com підвищення зносостійкості конструкційної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву методом… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 91 білий шар, як правило, має дрібнозернисту структуру. його товщина залежить від сили струму, температури охолоджуючої рідини та теплопровідності підложки. в ньому легко утворюються сплави компонентів підложки, матеріалу електрод-інструменту, елементів робочої рідини, а також карбідів і оксидів. так, наприклад, в [4] відмічається зміна хімічного складу сплаву эи437б і сталі 12х18н9т після електроерозійної обробки, хоча чіткої залежності між цією зміною та технологічними показниками обробки, при цьому, не встановлено. при м’яких режимах (w<10-3дж) електроерозійної обробки у воді послідовність розташування структурних складових в межах зони термічного впливу за її глибиною буде такою: мартенсит, троститосорбіт, відпущений метал, основний метал, а у вуглецевмісних робочих рідинах аустеніт, мартенсит тростито-сорбіт, відпущений метал, основний метал. після обробки при жорстких режимах у вуглецевмісних робочих рідинах мартенситній зоні передує ледебуритна. за мартенситною зоною розташовуються решта зон, вказаних вище. в процесі електроерозійної обробки поверхня металу зазнає значних імпульсних впливів, пов’язаних з переміщенням хвилі напруги від розширення-стиснення металу при його нагріванніохолодженні; тиском газу, утвореного при випаровуванні робочої рідини; тиском потоку факелів, що рухаються зі швидкістю, близькою до швидкості звуку; дією електростатичних та електромагнітних сил, що виникають в процесі обробки, а також структурними змінами в зоні термічного впливу та іншими факторами. зона пластичної деформації проявляється у вигляді подрібнення зерен, дислокацій та зміни параметрів кристалічної гратки. так, і.с. стєкольніков виявив суттєву зміну розміру зерна поза межами одиничної лунки, а м.м. писаревський констатував збільшення параметру гратки досліджуваної сталі з 3,59ǻ до 3.64ǻ. електроерозійна обробка характеризується рядом переваг, закрема: незалежністю продуктивності та якості процесу від фізико-механічних властивостей оброблюваних матеріалів; відсутністю необхідності в спеціальних інструментах, твердіших, ніж оброблюваний матеріал; скороченням витрат матеріалів; простотою; можливістю локального застосування на великогабаритних виробах без залучення спеціальної оснастки; можливістю повної механізації й автоматизації процесу; високою продуктивністю та ефективністю. однак, незважаючи на вказані переваги, електроерозійне зміцнення не набуло широкого застосування в сільськьгосподарському машинобудуванні. пояснюється це рядом причин, в тому числі: недостатньою вивченістю закономірностей зношування при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву; можливістю виникнення неприпустимо високих внутрішніх напружень, які тягнуть за собою появу тріщин в поверхневому шарі. постановка проблеми дана робота спрямована на усунення причин, що гальмують широке застосування методу електроерозійного зміцнення в сільськогосподарському машинобудуванні, а мета її складається у вивченні впливу вказаної обробки на структуру та зносостійкість сталі 65г. результати досліджень електроерозійну обробку зразків проводили на установці 01.10.016а (рис. 1). як діелектричне ередовище застосовували воду. мікроструктуру поверхні сталі 65г після електроерозійної обробки досліджували за допомогою мікроскопу «neophot-32». спостереження проводили методом світлого та темного полів у поляризованому світлі, зі зміною кратності збільшення. дослідження розподілу мікротвердості за глибиною зміцненого шару проводили в чотирьох точках на відстані 5, 10, 15 та 20 мм від торця зразка. наклепаний шар, утворений при розрізуванні зразків, усували глибоким хімічним травленням. вимірювання мікротвердості проводили методом відновленого відбитку на приладі марки пмт-3. під час випробувань застосовували навантаження 4,905 н тривалістю 20 с, яке прикладали плавно без поштовхів. похибка навантаження не перевищувала 1% від номінального значення. відмінність розмірів l∇ відбитків в процесі випробувань була в межах 3%. відстань між центрами сусідніх відбитків на поверхні перевищувала розмір самого відбитку більше, ніж у три рази. підвищення зносостійкості конструкційної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву методом… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 92 рис. 1 – установка для електроерозійної обробки 01.10.016а у процесі дослідження калібрувальний коефіцієнт мікроскопу встановлювався так, щоб похибка не перевищувала 5% вимірюваного значення. для випробовування на зносостійкість зразків сталі, зміцнених електроерозійною обробкою, ураховуючи технологічні обмеження стосовно можливості використання вказаної обробки, а також потребу відтворення реальних умов абразивного зношування, вдосконалено спосіб “крильчатки” (патент № 59681 [6]), відповідно до якого розроблено установку для лабораторних випробувань матеріалів та покриттів на зносостійкість (патент № 57585 [7]). результати структурних досліджень показали, що після електроерозійної обробки, незалежно від її режимних показників, утворюється зносостійкий шар дрібногольчастого мартенситу (рис. 2). рис. 2 – структура обробленого шару (1 под. – 10 мкм) рис. 3 – мікротріщини в мартенситному шарі (1 под. – 10 мкм) пояснюється це забезпеченням при обробці рівня температури робочого середовища (води) в межах 20...60 ˚с, за якого швидкість охолодження поверхні перевищує 200˚с/с, що достатньо для утворення мартенситної структури. при збільшені сили струму до 500 а в зміцненому шарі з’являються мікротріщини (рис. 3). причиною тріщиноутворення є внутрішні напруження, що виникають внаслідок нерівномірного охолодження поверхні і серцевини металу, а також збільшення об’єму та неоднорідності протікання мартенситного перетворення. внутрішні напруження збільшуються при зростанні температури гартування і швидкості охолодження в інтервалі температур мартенситного перетворення мн і мк. для зниження напружень необхідно уповільнювати швидкість охолодження нижче точки мн і запобігати перегріву сталі. міцність зчеплення легованого шару з матеріалом основи після електроерозійної обробки дуже висока, оскільки межа поділу між ними практично відсутня (рис. 4) . підвищення зносостійкості конструкційної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву методом… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 93 рис. 4 – структура перерізу зразка після електроерозійної обробки від зони розплавлення через шар основного металу (1 под. – 10 мкм) як можна бачити, основний метал складається з суміші фериту та перліту. колонії перліту доволі великі і сягають 50 200 мкм. розміри мартенситного шару знаходяться в межах 2 30 мкм. результати вимірювання мікротвердості показали, що після електроерозійної обробки вона підвищується до 10,5…11,2 гпа. для визначення впливу електроерозійної обробки на інтенсивність зношування поверхні при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву проведенно відповідні випробування зі змінними експлуатаційними умовами (швидкість руху зразка, питомий тиск абразиву на зразок, розмір абразивного зерна). результати випробувань представлено на рис. 5, 6. 0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 0,04 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 розмір абразивного зерна, мкм ін те нс ив ні ст ь зн ош ув ан ня , г /к м сталь 65г після ео сталь 65г (термообробка) сталь 65г рис. 5 – залежність інтенсивності масового зносу im від розміру абразивного зерна а) б) рис. 6. – залежність зносостійкості wσ від тиску абразиву p та швидкості руху зразка v : а) сталь 65г; б) сталь 65г після електроерозійної обробки підвищення зносостійкості конструкційної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву методом… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 94 звідки видно, що застосування електроерозійної обробки сприяє підвищенню зносостійкості сталі 65г при зношуванні в масі незакріпленого абразиву зі змінними характеристиками останнього (розмір абразивного зерна) і параметрами навантаження зразків (тиск, швидкість) в середньому на 60…80%. висновки електроерозійна обробка сприяє істотному підвищенню зносостійкості сталі 65г при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву, що пояснюється утворенням поверхневого шару дрібнозернисиого мартенситу високої твердості. література 1. обработка электроэрозионная. термины и определения. гост 25331-82. – [введ. 01.07.1983]. – м.: издательство стандартов, 1982. – 11 с. 2. фотеев н.к. технология электроэрозионной обработки / н.к. фотеев – м.: машиностроение, 1980 – 184 с. 3. красюк б.а. выявление строения поверхностных слоев железных сплавов на протравлливающихся образцах // б.а. красюк // заводская слоев лаборатория. – 1956. т. 22, n5. – с. 678 – 682. 4. александров в. п. исследование технологических характеристик электроэрозионной обработки жаропрочных материалов / в.п. александров. м.: наука, 1964 – 124 с. 5. пат. 59681 україна, мпк g01n3/00 спосіб дослідження матеріалів та покриттів на зносостійкість / с.м. герук, м.а. савченко, к.в. борак, заявник к.в. борак. – u 2010 13233, заяв. 08.11.2010, опубл. 25.05.2011, бюл. №10, 2011 р. 6. пат. 57585 україна, мпк а01в23/00. установка для дослідження зносостійкості матеріалів та покриттів / с.м. герук, м.а. савченко, к.в. борак – заявник к.в. борак. – u 2010 07973; заяв. 25.06.2010; опублік. 10.03.2011, юл. №5 2011 р. 7. борак к.в. підвищення зносостійкості робочих органів дискових ґрунтообробних знарядь методом електроерозійної обробки: автореф.дис. канд. тех. наук. – харків: хнтусг, 2013. – 20 с. надійшла в редакцію 28.11.2014 підвищення зносостійкості конструкційної сталі при терті ковзання в масі незакріпленого абразиву методом… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 95 dvoruk v.i., borak k.v., dobranskyi s.s. improve the wear resistance of structural steel in friction slip into the mass of loose abrasive by electrical discharge machining . the results of laboratory studies of the effect of electrical discharge machining on the structural changes and tribological properties of steel 65g. it was found that as a result of electrical discharge machining steel 65g formed surface layer of dribnoholchastoyu martensitic structure, leading to the significant increases wear resistance of steel under sliding friction in weight loose abrasive. keywords: electro-strengthening, loose abrasive, martensitic structure, microhardness, wear resistance. references 1. obrabotka elektroerozionnaya. terminy i opredeleniya. gost 25331-82. m.: izdatel'stvo standartov, 1982, 11 p. 2. foteev n.k. tehnologiya elektroerozionnoy obrabotki. m. mashinostroenie, 1980 – 184 p. 3. krasyuk b.a. vyyavlenie stroeniya poverhnostnyh sloev zheleznyh splavov na protravllivayuschihsya obraztsah. zavodskaya sloev laboratoriya, 1956. t. 22, no5, pp. 678 – 682. 4. aleksandrov v. p. issledovanie tehnologicheskih harakteristik elektroerozionnoy obrabotki zharoprochnyh materialov. m. nauka, 1964, 124 p. 5. pat. 59681 ukraїna, mpk g01n3/00 sposіb doslіdzhennya materіalіv ta pokrittіv na znosostіykіst' / s.m. geruk, m.a. savchenko, k.v. borak, zayavnik k.v. borak, u 2010 13233, zayav. 08.11.2010, opubl. 25.05.2011, byul. №10, 2011 r. 6. pat. 57585 ukraїna, mpk a01v23/00. ustanovka dlya doslіdzhennya znosostіykostі materіalіv ta pokrittіv / s.m. geruk, m.a. savchenko, k.v. borak – zayavnik k.v. borak, u 2010 07973; zayav. 25.06.2010; opublіk. 10.03.2011, yul. №5 2011 r. 7. borak k.v. pіdvischennya znosostіykostі robochih organіv diskovih ґruntoobrobnih znaryad' metodom elektroerozіynoї obrobki: avtoref.dis. kand. teh. nauk, harkіv: hntusg, 2013, 20 p. разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 89 кравцов а.г. харьковский национальный технический университет сельского хозяйства им. п. василенко, украина e-mail: kravcov_84@ukr.net разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем на границе раздела поверхность трения – смазочная среда удк 621.891 в статье выполнены теоретические исследования формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии растворов фуллеренов в смазочном материале. математическая модель разработана на основе взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем на границе раздела поверхность трения – смазочная среда и описывается дифференциальным уравнением пуассона. показана связь электростатического поля поверхности трения и электрического поля в объеме жидкости. ключевые слова: напряженность электростатического поля, кластерообразование, мицеллообразование, фуллерены, трибосистемы, смазочная среда. введение моделирование механизма взаимодействия трибоактивных компонентов смазочной среды с поверхностью трения и внутреннего взаимодействия молекул смазочной среды между собой, является одной из сложных и актуальных задач трибологии. сложность такой задачи состоит в том, что невозможно исследовать механизмы взаимодействия активных элементов смазочной среды, например, фуллеренов в процессе трения и их взаимодействие с поверхностью трения. при этом, поверхность трения в процессе работы трибосистемы под действием пластической и упругой деформации шероховатостей и материала поверхностного слоя выступает в качестве «генератора электростатического силового поля», что оказывает влияние на упорядочение структуры тонкой масляной пленки и определяет ее толщину. новые возможности в изучении процессов формирования пленок смазочных материалов, содержащих фуллерены, представляет компьютерное молекулярное моделирование, которое позволяет представить процесс взаимодействия молекул, кластеров и мицелл, находящихся в смазочном материале с «энергетически заряженной» поверхностью трения. электрически активные дисперсные системы с развитой удельной поверхностью, к которым относятся кластеры и мицеллы, в состав которых входят молекулы фуллерена, являются одним из перспективных классов современных материалов, которые в ближайшее время будут применятся при разработке новых смазочных материалов. особые механические и электрофизические свойства таких наноматериалов во многом определяются способами их получения и в значительной степени зависят от их дисперсности, концентрации, а также химического взаимодействия входящих в их структуру компонентов. сложность строения дисперсных систем на основе наноматериалов, а также наличие локальных неоднородностей определяют отсутствие сложившегося представления о механизме снижения износа и потерь на трение в трибосистемах, где в смазочных материалах используются фуллерены. при наличии многочисленных границ раздела в этих сложных системах суммарный эффект межфазных взаимодействий становится особенно сильным и является определяющим для процесса генерации собственных электрических полей. такое взаимодействие приводит к возникновению электрических сил, а, следовательно, и к градиенту электростатического поля у поверхности трения. цель работы целью данной работы является разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем на границе раздела поверхность трения – смазочная среда с добавлением фуллеренов в смазочный материал. структура математической модели структура математической модели формирования смазочной пленки содержащей фуллерены на поверхности трения трибосистемы состоит из следующих блоков. 1 блок – моделирование напряженности электростатического поля поверхности трения. в процессе работы трибосистемы поверхности трения, вследствие пластической и упругой деформации по разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 90 верхностных слоев материала, накапливают поверхностную энергию, размерность дж/м2, которую можно представить как поверхностную плотность заряда, размерность кл/м2. данные физические величины зависят от следующих параметров: конструкции трибосистемы (площадей трения и объемов под площадями трения подвижных и неподвижных трибоэлементов); структуры материалов трибоэлементов (внутреннее трение структуры материала, модуль упругости, коэффициент пуассона); трибологических свойств базовой смазочной среды; шероховатости поверхности трения и среднего шага неровностей ( ra , sm ); нагрузки и скорости скольжения. перечисленные параметры позволяют определить плотность заряда, который накапливается на поверхности трения трибосистемы в процессе работы и рассчитать напряженность электростатического поля поверхности трения. в зависимости от конструкции трибосистемы и режимов ее работы напряженность электростатического поля будет изменяться. следовательно, поверхность трения трибосистемы можно представить в виде «генератора электростатического силового поля», размерность в/м, величина которого будет оказывать силовое воздействие на смазочную среду, находящуюся вблизи поверхности трения и формировать структуру и толщину смазочной пленки. 2 блок – моделирование напряженности электрического поля в объеме смазочного материала, который находится под воздействием силового поля поверхности трения. под действием электростатического поля поверхности трения структура базового смазочного материала, который содержит фуллерены и другие молекулы поверхностно-активных веществ (растворителей), претерпевает изменения. при достижении концентрации молекул фуллеренов в объеме смазочного материала, которую называют критической концентрацией кластерообразования (ккк), образуются агрегаты из однотипных молекул-кластеров. образовавшиеся кластеры нестабильны и могут под действием температурных колебаний и внешних силовых факторов распадаться и снова образовываться, что представлено в работе [1]. при введении в такую дисперсную среду сильных растворителей, в качестве которых может выступать высокоолеиновое растительное масло и при достижении определенной концентрации молекул растворителя, которую называют критической концентрацией мицеллообразования (ккм), образуются мицеллы, состоящие из ядра в виде молекулы фуллерена и присоединенных к ядру молекул высокомолекулярной кислоты, например, олеиновой или стеариновой. такая перестройка структуры смазочного материала с образованием кластеров и мицелл изменяет дипольный момент вновь образованных агрегатов и влияет на формирование электрического поля в объеме жидкости. исходными данными для моделирования напряженности электрического поля в объеме смазочного материла являются: дипольный момент молекулы высокомолекулярной кислоты (растворителя), размерность кл·м; критическая концентрация кластерообразования и мицеллообразоывания, размерность моль/м3, объемная температура смазочной среды, размерность °с; а также величина электростатического силового поля поверхности трения, размерность в/м. результатом моделирования является величина электрического поля в объеме смазочного материала вблизи поверхности трения. 3 блок – моделирование формирования толщины масляной пленки на поверхности трения трибосистемы. взаимодействие электростатического силового поля поверхности трения и электрического поля объема смазочной среды способствует формированию на поверхности трения масляной пленки определенной толщины, размерность м. данная пленка формируется за счет «сшивания» пространственных агрегатов – мицелл и кластеров в объемную структуру, напоминающую сотовую конструкцию. исходными данными для моделирования толщины масляной пленки являются: величина электростатического силового поля поверхности трения, в/м; величина электрического силового поля в объеме масляной пленки, в/м, рабочая температура в объеме масляной пленки, °с; динамическая вязкость базовой смазочной среды при 100°с, па·с; суммарная фактическая площадь всех пятен контакта, м2; нагрузка, н; скорость скольжения, м/с. результатом моделирования является величина толщины масляной пленки, которая электростатическими силами удерживается на поверхности трения, а также зависимости ее изменения при варьировании перечисленных выше исходных параметров. 4 блок – моделирование величины скорости изнашивания трибосистем при формировании на поверхности трения смазочных пленок, которые содержат различную концентрацию фуллеренов и их растворителей. формирование «сшитых» структур на поверхности трения приводит к изменению среднего арифметического отклонения точек профиля ra , мкм и среднего шага неровностей по средней линии профиля sm , мм вновь образованных поверхностей трения. определение зависимостей уменьшения ra при одновременном увеличении sm при изменении толщины масляной пленки, позволяет моделировать величину скорости изнашивания трибосистем при изменении всех перечисленных выше параметров. разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 91 5 блок – проверка адекватности математической модели на различных конструкциях трибосистем и различной концентрации фуллеренов и растворителя фуллеренов (растительного масла). допущения принятые при разработке математической модели формирования масляной пленки на поверхности трения и ее влияние на скорость изнашивания. 1. электростатическое поле поверхности трения, которое создается в результате взаимодействия поверхностей трения между собой и базовой смазочной средой, равномерно распределено по сей номинальной площади трения. 2. электрическое поле, которое формируется в объеме смазочного материала за счет фуллеренов и растворителя, равномерно распределено по всему объему сформировавшейся масляной пленки. 3. температура масляной пленки равномерно распределена по всему объему, а пленка максимально протяженная. 4. по характеру протекающих процессов рассматриваются установившиеся процессы трения, т.е. после завершения приработки. ограничения, принятые при разработке математической модели. 1. трибосистемы функционируют в режиме граничной смазки без повреждаемости. 2. нагрузочно-скоростной диапазон работы трибосистемы соответствует уровню, когда происходит интенсивная перестройка структуры материала поверхностных слоев. изложение основного материала электрическое взаимодействие кластеров и мицелл в смазочной среде, в состав которых входят фуллерены, с заряженной поверхностью трения, способствует образованию пространственных структур из гетерозарядов на границе раздела фаз. такое взаимодействие формирует суммарное электрическое поле в изучаемой системе. наиболее удобным методом для поиска напряженности электрического поля является решение дифференциального уравнения для потенциала, которое получено на основе теоремы остроградскогогаусса в дифференциальной форме: 0 2 2 2 2 2 2 2                  zyх , (1) где  – электрический потенциал, в; zyx ,, – координаты в декартовой системе координат; 2 – оператор лапласа, являющийся суммой вторых производных по координатам;  – объемная плотность заряда;  – относительная диэлектрическая проницаемость смазочной среды; 0 – диэлектрическая постоянная, равна 8,85·10 -12, кл/в·м или ф/м. уравнение (1) в технической литературе получило название уравнение пуассона и является дифференциальным эквивалентом интегрального соотношения, по которому вычисляется потенциал  . при этом, в декартовых координатах можно записать: edivdiv 2  grad , (2) где grad – представляет собой векторную функцию  ; ediv – дивергенция напряженности электрического поля (дифференциальный оператор, отображающий векторное поле на скаляре). поскольку масляная пленка считается максимально протяженной на поверхности, а поверхностная плотность зарядов поверхности трения является постоянной, то потенциал  и напряженность электрического поля e в пленке зависят только от координаты z (перпендикулярно к поверхности трения) и не зависят от продольных x и поперечных y координат. следовательно в уравнении (1): 02 2    х ; 02 2    y ; 02 2    z . (3) с учетом (3.3) уравнение пуассона (3.1) можно переписать в виде: разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 92                   3 0 3 000 2 2 442 м мм k kk d pn d pn z . (4) введем замену в уравнении (4). первое слагаемое в правой части определяет напряженность электростатического поля создаваемого поверхностью трения в процессе работы: 02  пe , в/м, (5) где  – поверхностная плотность заряда, кл/м2. поверхностная плотность заряда определяется по выражению:    i hw мтр , кл/м2, (6) трw скорость работы диссипации трибосистемы, размерность дж/с; мh толщина адсорбированного слоя масла на поверхности трения, размерность, м; i – объемная скорость изнашивания материалов трибоэлементов, размерность м3/с. в основу получения выражения (6) положено определение поверхностной энергии. согласно работы [2] распределенная по границе раздела фаз суммарная поверхностная энергия равна распределенной по объему поверхностного слоя материала трибоэлемента свободной энергии, которая выделяется при образовании новых поверхностей. следовательно, на процесс образования новых поверхностей влияет скорость работы диссипации трибосистемы трw , методика расчета представлена в работе [3] и скорость изнашивания, методика моделирования представлена в работе [4]. толщина адсорбированного слоя масла определяется во время моделирования методом последовательных итераций. величину электрического потенциала определим по известным формулам: плh q 04  , в, (7) где q – величина электрического заряда на поверхности трения, размерность кл; плh – толщина (расстояние) действия электрических сил, размерность м. величины q и плh в процессе моделирования выбираются методом последовательных итераций. подставляя результат формулы (7) в (6), а затем в (5) можно моделировать изменение напряженности электростатического поля поверхности трения при изменении следующих входных параметров: шероховатость поверхностей трения ( ra и sm ); модуль юнга, коэффициент пуассона и внутреннее трение структуры сопряженных материалов; трибологических свойств базовой смазочной среды; геометрических размеров трибосистемы; нагрузки и скорости скольжения. второе слагаемое правой части уравнения (4) определяет напряженность электрического поля в объеме смазочной пленки за счет образования кластеров из фуллеренов. выражение для определения величины электрического поля, на основании работы [8] запишем в виде: 3 04 k kk k d pn e   , в/м, (8) где kn – количество кластеров на единицу объема базового смазочного материала, шт; kp – дипольный момент кластеров, размерность кл·м; kd – среднее расстояние между кластерами и поверхностью трения, равная среднему размеру (диаметру) кластеру , размерность м. разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 93 количество кластеров kn , которые могут образовываться в базовой смазочной среде можно определить по свободной энергии гиббса или потенциалу гиббса, величина которого показывает изменения в ходе химической реакции. изменение энергии гиббса определяют по выражению [5]:  кккcrtg фk /ln , дж/моль, (9) где r – универсальная газовая постоянная равная 8,3144598 дж/(моль·°к); т – температура смазочной среды, °к; фс – концентрация фуллеренов в смазочной среде, размерность моль/м 3; ккк – критическая концентрация кластерообразования из молекул фуллеренов, размерность моль/м3. из формулы (9) можно получить выражение для определения количества кластеров:  rtg kkk c n k k k /exp  , шт. (10) дипольный момент кластера kp определим по выражению, которое представлено в работе [6]:  k n i фk вlpp k   1 , кл·м, (11) где фp – дипольный момент молекулы фуллерена, равен 3,34·10 -30 кл·м;  kвl – функция ланжевена. функция ланжевена на основании работы [7] определяется по выражению:   kkk вввl /1cth  , кл·м, (12) где kв – безразмерная величина, которая учитывает напряженность электростатического поля поверхности трения пe и температуру смазочной среды, что влияет на ориентацию кластеров относительно вектора напряженности электростатического поля поверхности трения: kt epn в пфkk   , (13) где k – постоянная больцмана, равная 1,380648·10-23 дж/°к. подставляя полученные выражения (10) – (13) в формулу (8) можно моделировать изменения напряженности электрического поля смазочной среды при изменении концентрации фуллеренов, температуры и величины напряженности электростатического поля поверхности трения. третье слагаемое в правой части уравнения (4) определяет напряженность электрического поля в объеме смазочной пленки за счет образования мицелл, где в качестве ядра выступает молекула фуллерена или кластер из фуллеренов, который окружают присоединенные молекулы высокомолекулярной кислоты (олеиновой, стеариновой и т.д.). такие кислоты выступают в качестве «растворителя» фуллеренов. выражение для определения величины электрического поля за счет образования мицелл запишем в виде: 3 04 м мм м d pn e   , в/м, (14) где мn – количество мицелл на единицу объема базового смазочного материала, шт; мр – дипольный момент мицеллы, кл·м; мd – среднее расстояние между мицеллой и поверхностью трения, равное среднему размеру (диаметру) мицеллы, размерность м. количество мицелл, которые могут образоваться в базовой смазочной среде определим на основании изменения энергии гиббса: разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 94  ккмcrtg мм /ln , дж/моль, (15) где мс – концентрация мицелл в базовой смазочной среде, размерность моль/м 3; ккм – критическая концентрация мицеллообразования, моль/м3. исходя из (15) количество мицелл определим по выражению:  rtgn мм /exp  , шт. (16) дипольный момент мицеллы определим из выражения:  м n i вkм вlpp м   1 , кл·м, (17) где вkp – дипольный момент молекулы высокомолекулярной кислоты, например, для олеиновой кислоты 301084,4 вkp кл·м. функция ланжевена, как и в случае с образованием кластеров, учитывает ориентацию мицелл в электростатическом поле, создаваемом поверхностью трения с учетом тепловых колебаний молекул:   ммм вввl /1 cth  , (18) kt epn в пвkмм   . (19) подставляя полученные выражения (16) – (19) в формулу (14) можно моделировать изменения величины напряженности электрического поля смазочной пленки при изменении концентрации растворителя фуллеренов, что приводит к образованию мицелл. как следует из полученных выражений на процесс мицеллообразования, кроме концентрации растворителя фуллеренов, влияет температура смазочной среды и напряженность электростатического поля поверхности трения. в процессе функционирования трибосистемы за счет влияния температуры, а также нагрузки и скорости скольжения процесс кластерои мицеллообразования, а также их разрушения может происходить одновременно, следовательно, суммарное электрическое поле смазочной среды жe определяется как сумма: мkж eee  , в/м, (20) решением дифференциального уравнения (3.4) является функция: )exp()()( zeeze жп  , в/м, (21) где z – расстояние от поверхности трения по нормали, размерность мкм. результаты теоретических исследований результаты анализа решения дифференциального уравнения в виде функции (21) представлены на рис. 1 – 3. анализ полученных зависимостей позволяет сделать следующие выводы. увеличение количества агрегатов (кластеров и мицелл) в объеме смазочного материала, рис. 1, увеличивает суммарную напряженность электрического поля жe , которое формируется под действием электростатического поля поверхности трения пe . при этом, применяя «растворитель» для фуллеренов в виде высокомолекулярных кислот можно добиться увеличения количество агрегатов более чем на порядок. объясняется это тем, что при применении «растворителя» молекулы фуллерена в меньшей степени образуют в смазочном материале кластеры, а начинают активно образовывать мицеллы, что доказано в работе [1]. ядром мицеллы выступает единичная молекула фуллерена или кластер из нескольких молекул с присоединенными к ядру полярными молекулами высокомолекулярной кислоты, например, олеиновой. разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 95 рис. 1 – зависимости изменения напряженности электрического поля в смазочной пленке от количества агрегатов и расстояния от поверхности трения рис. 2 – зависимости изменения напряженности электрического поля в смазочной пленке от величины дипольного момента агрегатов и расстояния от поверхности трения рис. 3 – зависимости изменения напряженности электрического поля в смазочной пленке от размера агрегатов и расстояния от поверхности трения разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 96 необходимо отметить, что глубина проникновения электрического поля в смазочный материал z не превышает 2 мкм. согласно результатов проведенного численного анализа при 2z мкм величина суммарного электрического поля уменьшается от 100% до 13%. зависимости изменения суммарной напряженности электрического поля в смазочной пленке от величины дипольного момента агрегатов и расстояния от поверхности трения представлены на рис. 2. из представленных зависимостей следует, что чем выше дипольный момент агрегатов, тем больше величина суммарной напряженности электрического поля в объеме масляной пленки. данный эффект будет положительно влияет на формирование структуры смазочной пленки на поверхности трения и на износостойкость трибосистемы. увеличению дипольного момента агрегатов способствует формирование мицелл. такой процесс можно вызвать применением «растворителя» фуллеренов с последующим введением в смазочный материал. зависимости изменения суммарной напряженности электрического поля в смазочной плене от размера агрегатов представлены на рис. 3. из представленных зависимостей следует, что чем меньше размер d , тем выше величина напряженности электрического поля, что положительно для процесса трения. на основании сделанных выше выводов о влиянии количества агрегатов и их дипольных моментов на величину суммарного электрического поля, можно обосновать необходимость применения «растворителя» фуллеренов, который вызовет образование мицелл с ядром в одну молекулу фуллерена. на основании работы [1] можно сделать вывод, что в качестве «растворителей» могут выступать высокомолекулярные кислоты. однако, в работах академика п.а. ребиндера доказано, что существует предельная растворимость высокомолекулярных кислот в смазочных материалах, не более 0,2% масс. данную проблему можно решить применением высокоолеиновых сортов растительных масел, рапсового или подсолнечного, в составе которых содержится 76 – 82% масс. олеиновой кислоты. данные растительные масла неограниченно растворяются в минеральных и синтетических технических маслах (моторных, трансмиссионных, гидравлических). предварительно растворяя в растительном масле фуллерены, а затем добавляя такой раствор «фуллерены + растворитель» в базовую смазочную среду, можно добиться эффектов, которые получены из анализа решения дифференциального уравнения (21). применяя метод анализа размерностей, который широко применяется в теории подобия и моделирования, а также экспериментальные данные, можно получить выражение для определения толщины смазочной пленки, которая будет сформирована на поверхности трения под влиянием силовых электрических полей поверхности трения и жидкости:            22 )( жп жпсклтр ее ee n at h , м, (22) где h – толщина смазочной пленки, м; )(т – функция изменения динамической вязкости базовой смазочной среды от температуры, па·с; тра – фактическая площадь трения, которая является суммой площадей трения всех пятен фактического контакта, м2; скл – скорость скольжения, м/с; n – нагрузка на трибосистему, н. рабочую температуру в объеме масляной пленки т определим по выражению: )exp( fwтт трос  , °с, (23) где ост – температура окружающей среды, °с; трw – скорость работы диссипации в трибосистеме, дж/с, определяется по методике приведенной в работе [3]; f – коэффициент трения, безразмерная величина, определяется по методике приведенной в работе [3]. функцию изменения динамической вязкости смазочной среды при изменении температуры определим по выражению: разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 97 ))(exp( 00 tt  , па·с, (24) где 0 – динамическая вязкость смазочного материала при 100 °с, па·с;  – пьезокоэффициент, равный 0,013; t – рабочая температура, определяется по формуле (23), °с; 0t – температура, при которой определяют 0 , т.е. равная 100 °с. результат изменения )(t , который получают с помощью формул (23) и (24), подставляют в выражение (22) для моделирования изменения толщины смазочной пленки h . толщина смазочной пленки h, как следует из выражения (22), зависит от большого количества рабочих, технологических и конструктивных параметров, которые перечислены выше. в конечном счете h влияет на величину (технологической или рабочей шероховатости) ra и sm за счет образования «сшитых структур» из мицелл и кластеров, которые удерживаются на поверхности трения силами электростатического взаимодействия. такие структуры «выравнивают» поверхности трения в сторону уменьшения ra и увеличения sm . на основании полученных экспериментальных данных нами были получены следующие зависимости: )108,0/exp( o , 6 hrara , мкм, (25) )108,0/exp( o , 6 hsmsm , мм, (26) где o ,ra – исходное среднее арифметическое отклонение точек профиля, без применения наноматериалов, размерность, мкм; o ,sm – исходный средний шаг неровностей по средней линии профиля, размерность, мм; 0,8·10-6 – коэффициент, учитывающий размерность величин. как следует из полученных выражений применение наноматериалов в составе различных растворителей в базовых смазочных жидких материалах будет уменьшать ra формула (25) и увеличивать sm , формула (26), что повлечет увеличение диаметра фактического пятна контакта фпкd сопрягаемых поверхностей трения и снижение напряжений на фактическом пятне контакта фпк . данные параметры позволяют моделировать изменение величины объемной скорости изнашивания трибосистемы при варьировании: концентрации фуллеренов; конструкции трибосистемы; нагрузочно-скоростного диапазона функционирования трибосистемы и трибологических свойств базовой смазочной среды, куда будут добавляться растворы фуллеренов. выводы разработанная система физических принципов и математических выражений является математической моделью взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем на границе раздела поверхность трения – смазочный материал. из анализа решения дифференциального уравнения, которое описывает процесс взаимодействия электрических полей установлено, что введение фуллеренов в базовый смазочный материал не приносит большого эффекта. теоретическим путем установлено, что применение «растворителей» фуллеренов, в качестве которых могут выступать высокоолеиновые растительные масла, можно «запутать» процесс мицеллообразования, где ядром мицеллы является молекула фуллерена, окруженная молекулами, например, олеиновой или стеариновой кислоты. как показали теоретические исследования количество мицелл в 50 раз превышает количество кластеров в базовой смазочной среде при одинаковой концентрации фуллеренов, а дипольный момент мицелл на порядок выше, чем дипольный момент кластеров. при этом, более эффективны мицеллы, где в качестве ядра выступает единичная молекула фуллерена, а не кластер из молекул фуллеренов, что влияет на размер образовавшихся мицелл. впервые установлена роль поверхности трения на процесс образования кластеров и мицелл в плени смазочного материала у поверхности трения. показано, что под действием напряженнодеформированного состояния поверхностных слоев поверхность трения выступает в качестве «генератора электростатического силового поля», которое оказывает влияние на формирование электрического поля в объеме масляной пленки. получены выражения для расчета величины напряженности суммарного электрического поля системы «поверхность трения + смазочный материал». разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 98 литература 1. безмельницын в.н. фуллерены в растворах / в. н. безмельницын, а.в. елецкий, м.в. окунь // успехи физических наук. – 1998. – т. 168, № 11. – с. 1195 – 1220. 2. фроленкова л.ю. метод вычисления поверхностной энергии и энергии адгезии упругих тел / л.ю. фроленкова, в.с. шоркин // вестник пнипу: механика – 2013. – № 1 – с. 235 – 259. 3. войтов в. а. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистемах / в. а. войтов, м.б. захарченко // проблеми трибології. – 2015. – №1. – с. 49 – 57. 4. войтов в. а. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования / в. а. войтов, м.б. захарченко // проблеми трибології. – 2015. – №2. – с. 36 – 45. 5. базаров и.п. термодинамика / и.п. базаров. – м.: высш. школа, 1991. – 376 с. 6. лысиков е.н. надмолекулярные структуры жидких смазочных сред и их влияние на износ технических систем / е.н. лысиков, в. б. косолапов, с.в. воронин. – харьков: эдэна, 2009. – 274 с. 7. киттель ч. введение в физику твердого тела / пер. с англ.– м.: наука, 1978. – 522 с. 8. борисов в.с. особенности состояния термодинамического равновесия тонкой водной пленки, находящейся в электрическом поле активных центров поверхности кристалла слюды / в.с. борисов, л.а. щербаченко // физика твердого тела. – 2009. – т.51. – вип.12.– с. 2394 – 2399. поступила в редакцію 25.09.2017 разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 99 kravtsov а.g. development of a mathematical model for the interaction of electrically active heterogeneous fine-dispersed systems at the interface between the friction surface and the lubricating medium theoretical studies of the formation of an oil film on a friction surface in the presence of solutions of fullerenes in a lubricant are performed in the article. the mathematical model is developed on the basis of the interaction of electrically active heterogeneous fine-dispersed systems on the interface between the friction surface and the lubricating medium and is described by the differential poisson equation. the relationship between the electrostatic field of the friction surface and the electric field in the bulk of the liquid is shown. it has been theoretically established that the use of "solvents" of fullerenes, which may be highly oleic vegetable oils, can be "confused" with the process of micelle formation, where the core of the micelle is a fullerene molecule surrounded by molecules, for example, oleic or stearic acid. it is shown that under the action of the stress-strain state of surface layers, the friction surface acts as an "electrostatic force field generator", which influences the formation of an electric field in the volume of the oil film. expressions are obtained for calculating the strength of the total electric field of the "friction surface + lubricant" system. keywords: electrostatic field strength, clustering, micellization, fullerenes, tribosystems, lubricating medium references 1. bezmel'nicyn v.n. fullereny v rastvorah / v. n. bezmel'nicyn, a.v. eleckij, m.v. okun' // uspehi fizicheskih nauk. – 1998. – t. 168, № 11. – s. 1195 – 1220. 2. frolenkova l.ju. metod vychislenija poverhnostnoj jenergii i jenergii adgezii uprugih tel / l.ju. frolenkova, v.s. shorkin // vestnik pnipu: mehanika – 2013. – № 1 – s. 235 – 259. 3. vojtov v. a. modelirovanie processov trenija i iznashivanija v tribosistemah v uslovijah granichnoj smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipacii v tribosistemah / v. a. vojtov, m.b. zaharchenko // problemi tribologії. – 2015. – №1. – s. 49 – 57. 4. vojtov v. a. modelirovanie processov trenija i iznashivanija v tribosistemah v uslovijah granichnoj smazki. chast' 2. rezul'taty modelirovanija / v. a. vojtov, m.b. zaharchenko // problemi tribologії. – 2015. – №2. – s. 36 – 45. 5. bazarov i.p. termodinamika / i.p. bazarov. – m.: vyssh. shkola, 1991. – 376 s. 6. lysikov e.n. nadmolekuljarnye struktury zhidkih smazochnyh sred i ih vlijanie na iznos tehnicheskih sistem / e.n. lysikov, v. b. kosolapov, s.v. voronin. – har'kov: jedjena, 2009. – 274 s. 7. kittel' ch. vvedenie v fiziku tverdogo tela / per. s angl.– m.: nauka, 1978. – 522 s. 8. borisov v.s. osobennosti sostojanija termodinamicheskogo ravnovesija tonkoj vodnoj plenki, nahodjashhejsja v jelektricheskom pole aktivnyh centrov poverhnosti kristalla sljudy / v.s. borisov, l.a. shherbachenko // fizika tverdogo tela. – 2009. – t.51. – vip.12.– s. 2394 – 2399. 19_kuzmenko_3.doc методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 123 кузьменко а.г. хмельницький нацыональний університет, м. хмельницький, україна e-mail: kuzmenko-36@mail.ru методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ удк 621.891 в работе рассмотрены методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ ключевые слова: граничный слой, пластичные смазки, износ, методы расчета 1. состояние проблемы и постановка задач. 1.1 общие понятия , допущения, и общая задача. 1) смазывание основной способ , снижения износа рабочих твердых поверхностей узлов трения. 2) при этом время работы в зависимости от пути трения s толщина ( )h s граничного слоя изменяется ( )h s , уменьшаясь от начального значения ( 0)h s = до нуля *( ) 0;h s s= = 3) измерения толщины граничного слоя в процессе испытаний ( )h s трудоемкий процесс, контроль, которого в процессе испытаний выполнять нереально. 4 )в связи с этим возникает необходимость в способе косвенной оценки h(s) , например через силу трении ( );f s очевидно в соответствии с общей теорией смазки по ньютону, чем меньше толщина слоя ( )h s тем больше сила трения ( );f s 5) обозначим износ смазки ( )h s∆ так , что: 0( ) ( )wh s h s h s h= ∆ = − (1.1) при этом полагаем , что в первом приближении зависимость износа смазки оси пути трения линейная ( ) ( )wh s kf s= (1.2) где (s) csf β= очевидно 1;β < (1.3) рис. 1.1− зависимости силы трения и толщины смазки от пути трения. 6) в результате может бить исследована модель износа слоя в форме ( ) ( , ) k ;m nw wf s h s s= σ = σ (1.4) 7) в первом приближении можно положить 1n = .зависимость износа оси пути трения, указывает на неустановившийся характер процесса изнашивания при 1;n ≠ 8) главная задача состоит в определении параметров , , mwk n по результатам испытаний с целью количественного сравнения износа разных смазок с учетом давления σ и пути трения s . 1.2 о первой работе [1]автора по износу смазки. 1) в работе [2] впервые было предложено использовать схему: верчение шара в сферической полости , разделенных слоем граничной смазки использовать как метод испытаний смазки на износ в реверсивном режиме. 2) использовался шар 30d мм= , верчение риалом 320l мм= привод оси кривошипа и двигатель постоянного тона; нагружения оси пресса бринелля в диапазоне 187, 5 2000кг кг− . 3) в соответствии с законом ньютона для течения жидкости между твердыми поверхностями полагали , что толщина масленой пленки обратно пропорциональна напряжений (и силе) трения. в результате испытаний было установлено: 4) принципиальная возможность учитывать измерений толщины граничной смазки через измерения силы трения. mailto:kuzmenko-36@mail.ru методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 124 5) целесообразность использования в качестве меры измерения толщины пленки относительную величину – отношения сил трения. 6) оставался нерешенным при испытаниях вопрос учета разных факторов: давления , путь трения , скорость скольжения и т.д. , т.н. в работе [1] не было предельна модель изнашивания пленки. 1.3 рейтинговые испытания а износ пластических смазок [2]; развитие метода испытаний 1) в части схемы и оборудования методика испытания соответствует методике [1]. 2) в теоретической части в [2] ставится задача сравнения разных видов смазок при использовании простейшей двух факторной 2( , s),σ двух параметрической (k , )w m модели установившегося изнашивания. m w wh k s= σ (1.5) 3) получена зависимость ля определения параметров k ,w m по результатам испытаний; 4) проведены испытания 12 видов пластических смазок: 5) сравнение смазок выполнено по приближенному критерию-числу циклов или пути трения s , при которых в одинаковых силовых и кинематических условиях сила трения становится равной силе трения без смазки ( , ( )) ( 0, fсyx)ih s fсм s n s= = (1.6) был сделан вывод высокой эффективности предложенного экспресс-метода испытаний граничного слоя пластических смазок на износ в заданных одинаковых для всех смазок условия , получен рейтинг износостойкости пластических смазок; 6) в частности установлено , что пластическая смазка мобил в 30 раз дольше работает до предельного состояния в сравнении с солидолом. 1.4 замечания и перспективы : 1) для повешения точности метода испытаний необходимо совершенствование модели изнашивания с учетом трех основных факторов , s, v;σ v -скорость; 2) так , чтобы стало возможным прогнозировать износ смазки в реальных условиях с учетом: давления σ пути трения s , скорость скольжения v , кинематики сопряжения: непрерывного, реверсивного движения; на решения еще не решенных указанных задач направлена данная работа. 1.5 систематизация задач испытания смазок на износ. i. задачи испытаний и определения параметров моделей можно разделить по следующим направлениям. 1. по схеме испытаний. 1) верчения шара в сферической полости; 2) вращения шара в сферической полости; 3) скольжения шара на полости; 4) вращения цилиндра в цилиндрической полости; 5) четирехшариковая схема; 2. по виду движения образца; 1) непрерывное в одном направлении; 2) реверсивное; 3) для цилиндра: левое , вращательное. 3.по моделям и факторам учитываемых в модели; 1) σ − давления; s -путь трения; v -скорость скольжения; t-температура. 2) двухфакторная , sσ , двухпараметрическая k ,w m модель первого уровня. m w wh k s= σ (1.4) 3) двухфакторная трехпараметрическая m n w wh k s= σ (1.5) 4) трехфакторная четырехпараметрическая ;m n lw wh k v s= σ (1.6) 5) трехфакторная трехпараметрическая (учет скорости) ;m nw wh k v s= σ (1.7) 6)трехфакторная трехпараметрическая (учет температуры т) m n w wh k t s= σ (1.8) 4. по видам смазок 1) пластинные 2) масла методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 125 5. задачи расчетов узлов трения с определением степени изношенности смазки или приработки. узлы трения. 1) подшипники скольжения; 2) подшипники качения; 3) направляющие ( плоские, цилиндрические) 6.применяющие модели n i , n 3 цели расчетов и испытаний. 1) определение времени до замены смазки. 2) разработка времени мероприятий по повышении износостойкости узлов трения путем разработки методов восстановления смазки в узле; 3) итоги предварительных исследований указанных на: необходимость разработки методов восстановления пластинки смазок , как на главный вопрос повешения износостойкости узлов трения с пластическими смазками: 4) эти методы с периодическим смазыванием. 5) методы с автоматическими смазыванием. 2. теория определения параметров модели изнашивания смазок. 2.1 модель и задача эксперимента 1) принимаем двух факторную трехпараметр m w wf h k s β= = σ (2.1) где 0 0 , ;ww w h h f h kf f h f − = = = (2.2) 2) схема испытания: верчения шара в сферической полости т.е при заданной нагрузки q давления величина постоянная определяемая по зависимости: 2 q a σ = π (2.3) где а − радиус трения площади контакта направление вращения постоянное в одну сторону ; 3) задача эксперимента состоит в определении параметров , ,wk m n модели (2.1) по результатам испытаний 2.2 план эксперимента 1) для определения трех параметров , ,wk m n необходимо иметь три базовые точки. 2) выбираем схему испытания по рис 1. испытания смазки на износ с определением сил трения выполнены при двух нагрузки 1q и 2q . 3) при каждой нагрузке снимаем зависимость сил трения от пути трения (s)f . 2.3 вывод соотношения для определения параметров , , .wk m s 1.определения параметров β 1) запишем (2.1) для точек 11 1 12 2(f ,s ), (f , s ) 1 1 1 11 1 1 12 2; m m w wf k s f k s β β= σ = σ (2.4) 2) взяв отношения в (2.4) имеем: 1 11 1 12 2 f s f s β   =     (2.5) отсюда: методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 126 11 12 1 1 2 g f f g s s β = l l (2.6) 3) аналогичным образом для точек: 21 1( , ),f s 22 2(f , s ) имеем: 21 22 2 1 2 g f f g s s β = l l (2.7) 4)параметры 1 2,β β разные , зависящие от нагрузки; в первом приближении можно взять: среднее значение 1 2( ) / 2фβ = β + β (2.8) 2.определение параметров , .wk m 1) возьмем две базовые точки 12 2 22 2( ,s ), (f ,s )f далее по модели ( , ) mwf s q k s β= σ (2.9) имеем уравнение 12 1 2 22 2 2; m m w wf k s f k s β β= σ = σ (2.10) 2) решая (2.10) имеем ( ) 12 22 1 2 g f f m g = σ σ l l (2.11) 3) параметр wk из первого уравнения (2.10) имеем 12 1 2 w m f k s β = σ (2.12) 2.4сравнение износа разных смазок. 1)запишем модель (2.1) для двух разных смазок: 1( )1 1 1 m wf k s β= σ ; 2( )22 2 m wf k s β= σ (2.13) 2) взяв соотношение (2.13) имеем при одинаковых σ 1 2 1 211 2 2 ( ) ( )m mw w kf s f k − β −β= σ (2.14) 3) если в первом приближении принять 1 2 1β − β = то из (2.14) имеем: 1 211 2 2 ( )m mw w kf f k −= σ (2.15) 3. рейтинговое оценивание износостойкости пластических смазок 3.1 теоретическое соотношение и методика рис. 3.1−cхема опыта 3.1.1 термины 1) 01f -сила трения без смазки при нагрузке 1q ; 2) 02f сила трения без смазки при нагрузке 2q ; 3) 11f сила трения при нагрузке 1q со смазкой после работы в течение 1t минут 1111 ,( tqf ); 4) 12f -тоже после 2t минут );,(( 2112 tqf методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 127 5) ),( 1221 tqf сила трения при нагрузке 2q после работы в течение 1t минут; 6) ),( 2222 tqf -тоже после работы в течение 2t минут; 7) 1t *-продолжительность работы в минутах при нагрузке 1q со смазкой, при которой сила трения сравняется с нагальной силой трения без смазки; 8) 2t *тоже при нагрузке 2q ; 9) 1t * 2t *-износостойкость пластической смазки на установке ум-25-порт в минутах; 3.1.2 модель и функции изменения силы трения в установке; 1) tqkf mf= ; (3.1) 2) fk -коэффициент износостойкости изменения силы трения в установке; 3.1.3 степенная аппроксимация функции; 1) β= cttqf ),( ; (3.2) β,c -параметры аппроксимации; рис.3.2−схема выбора базовых точек 3) функция β= tctqf ,),(1 выбор базовых точек : ),( 111 tf ),( 212 tf ; (3.4) 4) (3.4) → (3.3) ⇒ 11111 , β= tcf ; 12112 , β= tcf ; (3.5) 5) (3.5) ⇒ 1 2 1 12 11 β       = t t f f ; (3.6) 6) (3.6) ⇒ 21 1211 1 lg lg tt ff =β ; (3.7) 7) (3.5) ⇒ β = 1 11 1 t f c ; (3.8) 8) аналогично: 21 2221 2 lg lg tt ff =β ; 2 2 21 2 β = t f c ; (3.9) 3.1.4 определение износостойкости смазки *t из условия: oii fqtf =)*,( ; (3.4) 2) для 2qq = : 222 )*,( ofqtf = ; (3.5) 3) с учетом(3.2) из (3.5) уравнения для *2t : ( ) 222 2* oftc = β ; (3.6) 4) решения (3.6) относительно *2t , имеем: 2 1 2 2 2 * β       = c f t o ; (3.7) 3.1.5 cравнение износостойкости пластических смазок возможно 1) качественно( рейтинговые по величине *2t ) и 2) количественное по интенсивности изнашивания ,вторая методика сравнения требует дополнительных исследований как определение параметров так и определений условий работы конкретного узла трения. 3) далее в п.3.2 показать процедуру и некоторые рейтинговые сравнения некоторых смазок. 3.1.6 условия испытаний для всех смазок одинаковые. 1) верчение шара со скоростью миноб /150 . методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 128 2) нагрузка на шар кгqкгq 5,4,2,2 21 == . 3) измерение силы трения диаметром на плече ...e после испытаний в течение времени t . 4) средний путь трения 3 и 5 минут ммsdnts cp 4105,351501 ⋅=⋅⋅⋅π=π= . 5) перед началом испытаний смазка удаляется, поверхность обезжиривается. 6) измеряется сила трения после работе без смазки в течение 3-5мин. 7) наносится тонкий слой испытываемой смазки размазать. 8) измеряется сила трения со смазкой в начале испытаний. 9) проводятся испытания, и сила трения измеряется через каждые 5минут работы. 10) результаты испытаний заносятся в таблицу вида. q1 q2 t 410, ⋅ммs f t 410, ⋅ммs f сух сух 5 3.5 5 3.5 10 7.0 10 7.0 15 10.5 15 10.5 11) по результатам испытаний строим графики зависимости. )();,( ,221 sqfsqf ; 3.2.1 опыты: литол-24, рейтинг. 1) результаты q1=2.2кг q2=4.5кг t мин 410, ⋅ммs f кг t 410, ⋅ммs f сух 0.46 сух 1.05 5 3.5 0.19 5 3.5 0.35 10 7.0 0.23 10 7.0 0.42 15 10.5 0.28 15 10.5 0.48 2) базовые точки при нагрузке кгq 5,42 = , кгммtfкгммtf 48,0)15(;35,0)5( 22121 ==== . 3) параметры 22 , cβ сменной аппроксимации функции: 2222 ),( β= tctqf , определяются по(3.9)с учетом базовых точек: 287,0 477,0 137,0 155lg 48,035,0lg lg lg 21 2221 2 ====β tt ff , 22,0 1760,2 48,0 )15( 48,0 287,0 2 21 2 2 ==== βt f c ; 3.2.1 определение величины *2t по (3.7). мм c f t 185)773,4( 22,0 05,1 * 484,3 287,0 11 2 02 2 2 ==      =      = β , ммt i 185*)( 2 = . литол-24. 3.2.3 опыт 21,смазка графитная, рейтинг. 1) результаты и базовые точки, q1=2.2кг q2=4.5кг t мин 410, ⋅ммs f t 410, ⋅ммs f 5 3.5 0.18 5 3.5 0.47 10 7.0 0.24 10 7.0 0.67 15 10.5 0.33 15 10.5 0.85 2) параметры 22 , cβ аппроксимации функции: 5395,0 477,0 2573,0 155lg 85,047,0lg lg lg 21 2221 2 ====β tt ff , 2,0199,0 356,2 47,0 5 47,0 5325,0 2 21 2 2 ≈==== βt f c . 3) наработка до паяного износа iit *)( 2 по формуле (3.7). 64,21)25,5( 2,0 05,1 * 854,1 2 02 2 2 1 ==      =      = β c f t , минt ii 64,21*)( 2 = . методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 129 графитная. опыт 3а. смазка мобил, рейтинг. q1=2.2кг q2=4.5кг t 410, ⋅ммs f t 410, ⋅ммs f 5 3.5 0.25 5 3.5 0.32 10 7.0 0.19 10 7.0 0.4 15 10.5 0.13 15 10.5 0.62 2) параметры 22 , cβ : 602,0 477,0 287,0 155lg )62,032,0(lg lg lg 21 2221 2 ====β tt ff , 122,0 635,2 32,0 5 32,0 602,0 2 21 2 2 ==== βt f c , 3) наработка *)( 2t до полного износа смазки мобил в заданных условиях по (3.7). 63,35)606,8( 122,0 05,1 *)( 66,1 602,0 1 2 02 2 2 1 ==      =      = β c f t ii , минt iii 63,35*)( 2 = ; мобил. опыт 4а. смазка cаstrol, рейтинг. q1=2.2кг q2=4.5кг t 410, ⋅ммs f t 410, ⋅ммs f 5 3.5 0.21 5 3.5 0.34 10 7.0 0.26 10 7.0 0.39 15 10.5 0.32 15 10.5 0.45 2) параметры 22 , cβ : 255,0 477,0 1217,0 155lg 45,034,0lg lg lg 21 2221 2 ====β tt ff , 214,0 587,1 34,0 5 34,0 255,0 2 21 2 2 ==== βt f c ; 3) наработка *)( 2t : 496)906,4(214,0 05,1 *)( 92,3 255,0 1 2 02 2 2 1 ==      =      = β c f t , 496*2 =t ; сводная таблица наработки на предельный износ номер смазка *2t минуты *2t часы 1 литол-24 185 3.08 2 графитная 21.64 0.36 3 мобил 35.63 0.59 4 cаstrol 496 8.27 вывод по разделу 3: 1.предложен метод, ранжировано пластических смазок по продолжительности работ до полного износа. 2. из трех испытанных смазок наибольший ресурс у смазки cаstrol. соответственно ресурс: cаstrol -8.27, литол-24 -3.08, мобил-0.59, графитная-0.36, т.е. cаstrol в три раза более износостойкий, чем литол-24. 4.использование модели изнашивания смазки, для оценки ее сравнительной износостойкости. 4.1 мера измерения толщины смазки и модель. 1) брать в качестве меры износа смазки изменение ее толщину h∆ затруднительно чисто по техническим причинам; 2) в связи с этим в качестве меры изменения толщины при испытаниях будем брать изменение сил трения f∆ и связанную с этим величину безразмерного износа толщину масляной пленки wh fk h h hw ∆= ∆ = 0 ; (4.1) методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 130 3) величина wh меняется в пределах: 10 << wh , 0)0( ==shw ; 1*)( == sshw ; в дальнейшем черточку для краткости будем опускать. 4) по результатам испытаний смазки на износ определяются параметры модели изнашивания в диференцыональной форме. m h w kw ds du σ= ; (4.2) или при давлении, не зависящем от кута s : pm ww skh σ= , (4.3) где 2a q π =σ ; 4.2 схема испытаний для определения параметров mk w , модели изнашивания смазки. 1) схема испытаний kfhw = : 2) в трехпараметрической β,, mk w модели: βσ=σ= sksfh mww )( 1 ; (4.4) в схеме испытаний необходимо минимум три состояния для составления трех уравнений. 3) испытания проводятся при двух нагрузках 21 , qq . 4.3 вывод основных соотношений для определенных параметров β,, mk w . 4.3.1 параметры 1β и 2β , запишем (4.4) для нагрузок 1q и 2q : 11 111 βσ= skf mw , (4.5) 22 222 βσ= skf mw ; (4.6) 1) для определения параметров 21 ,ββ на каждой функции 1f и 2f выбираем по две базовые точки .    222211 12211,1 ,,, ,; fsfs fsfs (4.7) 2) ⇒→ )6.4(),5.4()7.4( ; 11 1 11 1 21121111 ; ββ σ=σ= skfskf mw m w , (4.8) 2 2 22 2 2 2 2221221 ; ββ σ=σ= skfskf mw m w ; (4.9) 3) взяв отношение уравнений (4.8), имеем : 21 2211 1 lg log ss ff =β ; (4.10) аналогично из уравнений (4.9) имеем : 21 2221 2 lg lg ss ff =β ; (4.11) 4) если параметры 21 β≠β не ровны друг другу, определяем средние значение: )( 2 1 21 β+β=β=β ср ; (4.12) 4.3.2 допущение: будем в дальнейшем полагать что коэффициент 1w k , 2w k антексивности износа смазки при давлении 1σ , и 2σ одинаковы www kkk == 21 и параметра mmm == 21 методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 131 1) с учетом (4.12) и допущения уравнений (4.5),(4.6) принимают вид : ββ σ=σ= skfskf mw m w 2211 ; ; (4.13) 2) записав (4.13) для точек ),();,( 22222112 sfsf σσ имеем: ββ σ=σ= 22222112 ; skfskf m w m w ; (4.14) 3) из отношения уравнений имеем: 21 2212 lg lg σσ = ff m ; (4.15) 4.4 определение параметров wk . из любого уравнения (4.14) можно найти параметр wk ; например из первого (4.14) уравнения при известных m и β . βσ 21 12 s f k mw ; (4.16) 4.4.1 сравнение износа разных смазок в одинаковых и разных условиях. 1) пусть для двух смазок i и ii известных параметров: iiiiii w iii w mkmk ββ ,,;,, ; 2) запишем уравнения моделей (4.4) для этих смазок: iiiiiii skkskh miiw ii w mi w i w ββ σ=σ= ; ; (4.17) 3) взяв отношение уравнений (4.17) , получаем отношение износа смазок при одинаковых давлениях. ∑ −σ=iii mm ii w i w ii w i w iii k k h h , ; (4.18) 4.5 определение износа смазки в разных узлах трения. 1) в разных узлах трения условия работы давления σ и путь трения могут быть разными. 2) если из эксперимента найдены все β,, mk w параметры модели трения для заданной смазки, то определение величин wh относительного износа смазки определяется в зависимости (модели) (4.4). βσ= skh mww ; (4.19) 3) для выполнения расчетов необходимо найти : 1) давление σ в контакте из решения соответствующей контактной задачи, 2) путь трения в контакте на заданном времени работы. примера определения параметров модели и определения относительного износа смазки приведена далее в пункте 5. 5. определения параметров трехфакторной модели и расчет износа гс узлов трения. 5.1 общая схема, методика и основные соотношения метода. 1) модель изнашивания гс по (4.3). βσ= skh mww ; (5.1) 21 2221 2 21 1211 1 lg lg ; lg lg ss ff ss ff =β=β ; (5.2) )( 2 1 21 β+β=β ; (5.3) 21 2212 lg lg σσ = ff m ; (5.4) 21 21 12 , d q s f k mw π =σ σ = β ; (5.5) iimim ii w i w ii i iii k k h h − σ==ε ; (5.6) 5.2 опыты. условия и методика испытаний описаны в пункте 3.1 опыт 1в, литол-24, параметры. методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 132 1) результаты испытаний приведены в таблице 3.1, базовые точки функции )(),( 21 sfsf : ;105,10;48,0;5,4;105,3;35,0 2,2;105,10;28,0;05,1;105,3;19,0 4 2222 4 121 1 4 2120 4 111 ммsкгfкгqммsкгf кгqммsкгfкгfммsкгf ⋅===⋅== =⋅===⋅== ; 2) по (5.2): 32,0)287,0353,0( 2 1 )( 2 1 287,0 477,0 137,0 5,105,3lg 48,035,0lg lg lg ;353,0 477,0 1684,0 5,105,3lg 28,019,0lg lg lg 21 21 2221 2 21 1211 1 =+=β+β=β ====β====β ss ff ss ff ; 3) по (5.4): 755,0 31,0 234,0 5,42,2lg 48,08,2lg lg lg 21 2212 ==== qq ff m ; 4) по (5.5): 32,0432,04 21 12 )105,10(058,0 28,0 )105,10(77 28,0 ⋅⋅ = ⋅⋅ = σ = βs f k mw ; 058,0 77 5,4 )100( 5,4 )10( 5,4 755,0755,02 == ⋅π = ⋅π =σ ; ada 2;10 == 12,0 40058,0 28,0 )105,10(058,0 28,0 32,04 = ⋅ = ⋅⋅ =wk ; 12,0=wk . 5.3 опыт 2в. графитная смазка. 1) базовые точки функции )(),( 21 sfsf : ;105,10;85,0;105,3;47,0 ;105,10;33,0;105,3;18,0 4 222 4 121 4 212 4 111 ммsкгfммsкгf ммsкгfммsкгf ⋅==⋅== ⋅==⋅== ; 2) по (5.2): 544,0;544,0)5338,05551,0( 2 1 5338,0 477,0 137,0 477.0 85,047,0lg lg lg ;551,0 477,0 263,0 5,105,3lg 33,018,0lg lg lg 21 2221 2 21 1211 1 =β=+β=β ====β====β ср ss ff ss ff ; 3) по (5.4): 325,1;325,1 5,42,2lg 85,03,3lg lg lg 21 2212 ==== m qq ff m ; 4) по (5.5): 662,2;662,2 )105,10(058,0 33,0 544,04325,1 21 12 == ⋅ = σ = β wmw k s f k ; 5.4 опыт 3в. смазка мобил. 1) базовые точки: ;105,10;62,0;105,3;32,0 ;105,10;3,0;05,1;105,3;25,0 4 222 4 121 4 2120 4 111 ммsкгfммsкгf ммsкгffммsкгf ⋅==⋅== ⋅===⋅== : 2) по (5.3): 38,0)602,0166,0( 2 1 602,0 477,0 2872,0 477.0 62,032,0lg ;166,0 477,0 079,0 477,0 3,025,0lg lg lg 2 21 1211 1 =+=β ===β====β ss ff ; 3) по (5.4): 02,1;02,1 31,0 315,0 5,42,2lg 62,03,0lg lg lg 21 2212 ==== m qq ff m ; методы и результаты испытаний граничного слоя пластических смазок на износ проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 133 4) по (5.5): 705,0;705,0 85055,0 33,0 ; )105,10()058,0( 33,0 384,0402,1 21 12 == ⋅ = ⋅ = σ = β wwmw kk s f k ; 5.5 опыт 4в. смазка cаstrol. 1) базовые точки: ;105,10;18,0;105,3;13,0 ;105,10;09,0;105,3;06,0 4 222 4 121 4 212 4 111 ммsкгfммsкгf ммsкгfммsкгf ⋅==⋅== ⋅==⋅== ; 2) 524,0 477,0 25,0 5,105,3lg 09,006,0lg 1 ===β ; 3) 296,0 477,0 141,0 477,0 18,013,0lg 2 ===β ; 4) 41,0;41,0)296,0524,0( 2 1 =β=+=β ; 5) 197,0 31,0 301,0 5,42,2lg 18,009,0lg ≈===m ; 6) 0135,0;0135,0 5,114058,0 09,0 ; )105,10()058,0( 09,0 41,041 21 12 == ⋅ = ⋅ = σ = β wwmw kk s f k ; таблица 4 итоговая таблица результатов испытаний смазок № опыта смазка β m wk ih h =ε 1 литол-24 0,32 0,755 0,12 1 2 графитная 0,544 1,325 2,662 22,0 3 мобил 0,384 1,02 0,705 5,87 4 castrol 0,97 0,97 0,0135 0,11 литература 1. кузьменко а.г. новые методы и результаты исследований (адгизионно-деформационны) теории трения (адд часть 2) ii проблемы трибологии-2012. -№2 – с 13-32. 2. кузьменко а.г. метод и результаты испытаний на износ пластических смазок в реверсивном режиме. надійшла в редакцію 04.12.2014 kuzmenko a.g. methods and results of tests of border layer of the plastic greasings methods and results of tests of border layer of the plastic greasings are in-process considered on a wear key words: border layer, plastic greasings, wear, methods of calculation references 1. kuzmenko a.g. novyie metodyi i rezultatyi issledovaniy (adgizionno-deformatsionnyi) teo-rii treniya (add chast 2) ii problemyi tribologii-2012. n2 . p 13-32. 2. kuzmenko a.g. metod i rezultatyi ispyitaniy na iznos plasticheskih smazok v reversivnom rezhime. 11_artemchuk.doc моделювання зносу багатошарового покриття проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 59 артемчук в.в. дніпропетровський національний університет залізничного транспорту імені академіка в. лазаряна моделювання зносу багатошарового покриття вступ, постановка проблеми підвищення ефективності використання рухомого складу, збільшення його ресурсу, ремонтопридатності та надійності експлуатації є одними з важливих напрямків розвитку залізничного транспорту. безумовно, розв’язання задач пов’язаних з підвищенням надійності та ресурсу є важливим не тільки для залізничного транспорту, а і для будь-якого транспортного засобу та і взагалі будь-якої галузі. дуже важливим питанням при цьому є проблема підвищення зносостійкості деталей. на зношування деталей впливає багато факторів, які іноді складно врахувати в математичних моделях. тому дослідження процесів зношування, моделювання та визначення параметрів моделей з наступною експериментальною перевіркою є актуальною проблемою. підвищувати зносостійкість деталей можна різними шляхами, наприклад, ще при проектуванні рухомого складу (й інших машин) вдосконалювати конструкцію, застосовувати нові матеріали та технології на етапі виготовлення, закладати використання більш ефективних змащувальних матеріалів. однак, необхідно враховувати, що і нові деталі будуть зношуватись і через деякий час виникне питання про їх заміну новими або можливість відновлення зношених деталей. досвід показує, що в багатьох випадках (не менш 70 %) зношені деталі доцільно відновлювати. крім того, на даний час рухомий склад залізниць неабияк застарів, зношений і потребує використання сучасних відновлювальних технологій. постає проблема відновлення деталей: вибору методів відновлення, матеріалів, ефективних режимів і таке інше. одним із напрямків розвитку сучасних відновлюючих технологій є використання багатошарових покриттів. при цьому дуже важливим є визначення доцільності використання більш складних технологій (відновлення шарами ускладнює процес) з точки зору економічності та зносостійкості. в даній роботі розглянута проблема підвищення зносостійкості багатошарових покриттів. у роботі [1] знос багатошарового покриття розглянута, як зносоконтактна задача теорії пружності. деформація тонкого покриття описана за допомогою моделі вінклера, тобто вважається, що пружне осідання покриття дорівнює добутку товщини покриття, контактного тиску і коефіцієнта податливості. ( )( ) ( )υ− υ+υ− = 1 121 e b , де υ і е – пружні характеристики покриття. наступним важливим положенням роботи [1] є закон зношування, який зв'язує швидкість зносу покриття з поточними параметрами процесу у вигляді: t∂ ω∂ ( ),f p h t ∂ = ∂ ω , де p – контактний тиск; h – відстань від точки контакту до основи покриття. введемо середню податливість ( ),h x t : ( ) ( ) ( ) ( ), 0 1 , , h x t b x t b y dy h x t = ∫ , де ( )b y – змінний коефіцієнт податливості покриття. у припущенні абсолютної жорсткості основи і контртіла виписується умова контакту у вигляді: ( ) ( ) ( ) ( ) ( )( ) ( )0, , , ,b x t h x t p x t h h x t g a t g x+ − = − , де 0h – початкова товщина покриття; ( )g x – профіль контртіла. вважаючи ( )g x симетричною функцією профілю контртіла, значення x змінюється в межах ( ) ( ),a t a t−   , де ( )a t− – ліва абсциса, ( )a t – права абсциса точок контакту контртіла з покриттям при 0h h= . до наведених співвідношень додамо умову рівноваги контртіла і відповідну початкову умову для ( )0,h x . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання зносу багатошарового покриття проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 60 ( ) ( ) ( ) ( ), a t a t p x t q t − =∫ отримані співвідношення дозволяють оцінити функції ( ) ( ), , ,h x t p x t та ( )a t . проте алгоритму розрахунку цих функцій в роботі [1] не наведено. чисельні розрахунки наведені тільки для двошарового покриття. крім того, контртіло прийняте абсолютно жорстким і не вказана його здатність зношувати багатошарове покриття. також не відображена залежність руху контртіла як єдиного цілого. у даній роботі відмічені недоліки частково враховані і запропонована математична модель зносу, в якій в явному вигляді входить число шарів, їх товщина, властивості шарів чинити опір зносу і шорсткість контртіла. приведення задачі до безрозмірного вигляду дозволило отримати критерії подібності зносу багатошарового покриття. вважаємо, що контртіло абсолютно жорстке і симетричне відносно осі оу (рис. 1). рис. 1 ‒ зона контакту покриття з контртілом припускаємо, що швидкість руху контртіла пропорційна навантаженню ( )q t і обернено пропорційна довжині (площі) контакту з багатошаровим покриттям. нехай точка м знаходиться на поверхні контакту, а ds – елемент довжини в околиці точки м. тоді елементарний опір, що оказує цей елемент буде ( ),r x y ds , а опір від всієї площі контакту є: ( ), abc r r x y ds= ∫ . у цих припущеннях маємо [2]: ( ) ( ) ( ), abc dh t q t dt r x y ds = − ∫ α . елементарний опір ( ),r x y визначається властивостями багатошарового покриття, а коефіцієнт α – характеризує шорсткість контртіла. розглянемо простий випадок, коли покриття однорідне, тобто ( ),r x y const c= = c=сonst та ( )q t const q= = 0сonst q= . в цьому випадку: ( ) 0 abc qdh dt c l t = − ⋅ α , де ( )abcl t – довжина контакту у момент часу t і дорівнює: ( ) ( ) ( ) ( ) 21 a t abc a t l t g x dx − = +∫ . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання зносу багатошарового покриття проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 61 зауважимо, що у будь-який момент часу рівняння контакту описується таким чином: ( ) ( )y g x h t= + . тоді координати точок а і с визначаємо з рівняння: ( )( ) ( )0h g a t h t= + . так, наприклад, якщо ( ) 21g x k x= , то отримуємо: ( ) ( )20 1h h t k a t− = , звідки ( )0 1 h h t a k − = ± та приходимо до наступного рівняння для ( )h t : ( ) ( ) ∫ − − − + α −= 1 0 1 0 22 10 0 41 k thh k thh dxxkc q dt dh . (1) до даного диференціального рівняння необхідно додати початкову умову: ( ) 00h y= , (2) де 0y – початкова просадка. якщо розв’язання рівняння (1) за початковій умові (2) представляє собою ( )0,h t y , тоді співвідношення ( )0, 0h t y = дозволяє визначити величину т, при якій контртіло досягає основи покриття і тим самим визначає час зношування покриття. приведемо задачу коші (1), (2) до безрозмірного вигляду, поклавши: 0 h h h = ; t hc q ⋅ α =τ 2 00 0 ; 0 1 h a h k − = ; 0 0 0 y h h = . тоді задача (1), (2) приймає вигляд: τd dh 0 2 21 4 a a hdh d c k x dx − = − +∫ τ , (3) з початковою умовою: ( ) 00h h= . (4) дану задачу необхідно розглядати, як задачу при однорідному покритті. так, за початкової умови 0h = 0,98 і c = 1 знос представлений на рис. 2. якщо c = 2, то знос показано на рис. 3. як випливає з (3) термін служби деталі пропорційний безрозмірній величині с – опору зносу. у розглянутому випадку, коли 0h = 0,98 маємо: ct ⋅= 7,2 . (5) співвідношення (5) справедливе тільки для однорідного покриття і початковій товщині покриття 0h = 3 мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання зносу багатошарового покриття проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 62 рис. 2 – знос при с = 1 перейдемо до багатошарового покриття. в цьому випадку опір зносу ( ),r x y суттєво залежатиме від координат точки контакту контртіла з покриттям. розглянемо ситуацію, коли покриття виконане у вигляді шарів, тоді: ( ) ( )( ),r x y c y x= , де ( )y x – ордината точки контакту контртіла і покриття. рис. 3 – знос при с = 2 розглянемо детальніше тришарове покриття (рис. 4). рис. 4 – тришарове покриття pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання зносу багатошарового покриття проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 63 1 2,c c та 3c – значення локальних властивостей покриття. в цьому випадку ( )( )c y x може бути представлена у вигляді: ( )( ) ( ) ( )( ) ( ) ( )( ) ( ) (( )( ) +−ϕ−ℵ−−ϕ−ℵ++ϕℵ= thxythxycythxcxyc 23233 ( ) ( )( ) ( ) ( )( )( ), 121 thxythxyc −ϕ−ℵ−−ϕ−ℵ+ де ( )tℵ – функція хевісайда, тобто: ( )    < ≥ =ℵ .0 при ,0 ;0 при ,1 t t t у цій ситуації співвідношення (3) приймає вигляд: ( )( ) ( ) , 1 2' 0 ∫ − ϕ+ −= τ a a dxxxyc h d dh (6) а початкова умова залишається такою же, як і в задачі однорідного покриття, тобто: ( ) 00h h= . (7) припустимо 1y = 0; 2y = 0,4; 3y = 0,7; 1c = 1; 2c = 2; 3c = 3. при цих даних крива зносу, як функція безрозмірного часу τ представлена на рис. 5. рис. 5 – знос при тришаровому покритті: y1 = 0; y2= 0,4; y3= 0,7; c1 = 1; c2 = 2; c3 = 3 рис. 6 – знос при тришаровому покритті: y1 = 0; y2= 0,4; y3= 0,7; c1 = 3; c2 = 2; c3 = 1 на рис. 6 представлений знос для випадку, коли властивості першого і третього шарів поміняли місцями. якщо в першому випадку напрацювання по зносу склало τ = 7,7, то в другому випадку напраpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання зносу багатошарового покриття проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 64 цювання по зносу рівне τ = 3,1, тобто у 2,48 рази менше. даний факт має пояснення, пов'язане з різними областями зносу. розглянемо ситуацію, пов'язану з товщиною шарів покриття, наприклад 1y = 0; 2y = 0,4; 3y = 0,5; 1c = 1; 2c = 2; 3c = 3 (рис. 7). рис. 7 – знос при тришаровому покритті y1 = 0; y2= 0,4; y3= 0,5; c1 = 1; c2 = 2; c3 = 3 як випливає з рис. 7 тривалість роботи по зносу збільшилася і складає τ = 7,8. таким чином, варіюючи товщиною шарів покриттів iy і властивостями опору зносу ic , отримуємо можливість визначення як числа шарів, так і їх допустимі властивості, при яких час зношування буде максимальним. відзначимо, що розгляд задачі в безрозмірному вигляді дозволяє отримати два критерії подібності процесів зносу. перший критерій чисто геометричний і представляє собою: 0 h h h = ; а другий критерій – безрозмірний час: 02 00 0 0 thc q ⋅ α =τ , де 0t – характеристичний час процесу зношування. на закінчення розглянемо випадок із змінним навантаженням, ввівши безрозмірне навантаження у вигляді: ( ) ( ) 0 q t q t q = , тоді диференціальне рівняння (6) матиме вигляд: ( ) ( )( ) ( ) , 1 2' 0 ∫ − ϕ+ ⋅ −= τ a a dxxxyc tqh d dh за початкової умови (7). узявши ( )q t у вигляді: ( ) sinq t t= , для тришарового покриття отримуємо рішення, представлене на рис. 8. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com моделювання зносу багатошарового покриття проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 65 рис. 8 – знос тришарового покриття при змінному навантаженні y1 = 0; y2= 0,4; y3= 0,5; c1 = 1; c2 = 2; c3 = 3 як випливає з порівняння рис. 7 і рис. 8 термін служби даного тришарового покриття із змінним навантаженням склав т = 11,8. висновки як видно з представлених результатів теоретичних досліджень розроблена математична модель враховує кількість та товщину шарів, а також здатність кожного шару опиратись зношуванню. показано, що знос залежить не тільки від властивостей кожного шару, але і порядку їх розташування по товщині покриття. зауважимо, що кожний окремий шар може являти собою сукупність багатьох менших за розмірами шарів, але близьких за умовою чинити опір зношуванню. література 1. солдатенков и.а. к анализу процесса изнашивания многослойного покрытия // трение и износ. 1991 г., том 12 № 2. с. 204 – 209. 2. крагельский и.в. трение и износ. – м.: машиностроение, 1968. – 478 с. надійшла 22.03.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 9_gladkiy.doc працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 44 гладкий я.м., маковкін о.м. хмельницький національний університет, г. хмельницький, україна працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблема створення матеріалу з “ідеальними властивостями" вирішується на основі розробки композиційних матеріалів, у яких високі значення поверхневої твердості, теплостійкості і фізикохімічної інертності, поєднуються б з достатніми значеннями міцності, в'язкості і границі витривалості і повинні відповідати оптимальним поєднанням "крихкої" і "пластичної" міцності. одним з найбільш ефективних засобів забезпечення оптимального поєднання "твердістьпластичність" є застосування різних технологій поверхневої модифікації їх властивостей, серед яких найбільше використовуються технології нанесення зносостійких покриттів. сучасні технології дозволяють отримати покриття комбінованого складу, багатошарові тощо, що дозволяє створювати абсолютно нові матеріали, з індивідуальними фізико-механічними, хімічними та трибологічними властивостями, утворюючи на поверхнях тертя сукупність складних вторинних структур, що мають значний вплив на процес зношування. ці процеси та властивості досліджені мало, тому даний напрямок є актуальним і тому дана робота направлена на дослідження трибологічних характеристик інструментальних матеріалів зі зносостійкими покриттями в жорстких умовах випробувань – наближених до реальних умов експлуатації. методика досліджень для досліджень обрано інструментальні матеріали: високовуглецеву у8а, хромованадієву сталь хвг, швидкорізальну сталь р6м5, твердий сплав вк-3 та кремнієву пружинну сталь 60с2. зносостійкі покриття наносились: хімічним та електролітичним осадженням хрому та нікелю; комбіновані електролітичні покриття на основі нікелю (нікелеве-мідне, нікелево-корундне, нікельнітридборидне покриття); покриття нанесені методом: електроіскрового легування (еіл) ticrc-(fecral), ticrc-(fecr), aln-zrb2, ticrb2-(fecr), вк-3, ticrb2-30(fe-15cr); плазмового напилювання (пн) ticrc(fecr), та їх комбінуванням. трибологічні дослідження проводились в умовах сухого тертя на універсальній машині умт 2168 за схемою диск-напівсферичний палець, що забезпечує: досягнення високих питомих тисків наближених до реальних напруг на робочих поверхнях інструментів; раптове припрацювання; контроль величини зносу покриття з точністю 0,001мм [1, 2]. фіксація лінійного розміру зразка відбувається безперервно з допомогою розробленого ємнісного диференціального датчика, який вимірює лінійне переміщення рухомого диску відносно контртіла включеного в коливальну систему двочастотного автогенератора і оптимізовано за динамікою перехідних процесів. дискретність вимірювання досліджуваних параметрів задається за допомогою програми та дозволяє вибрати необхідні налаштування з будь-якою частотою від 0,5 с. програмне забезпечення (пз) системи атд створює зручний інтерфейс користувача, забезпечуючи відображення отриманої інформації у реальному часі з довільною комбінацією каналів (від 1 до 8) вимірювання (рис. 1). по закінченні експерименту формується база даних для їх подальшої обробки у вигляді файлу за допомогою пз рис. 1 (праворуч). рис. 1 – інтерфейс програмного забезпечення атд: 1 – частота обертання шпинделя; 2 – лінійне зношування зразка; 3 – середня температура біля зони тертя; 4 – момент тертя pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 45 використання безперервного методу збирання і оброблення інформації про тертя та зношування досліджуваних матеріалів підвищує точність експериментальних досліджень на 30 %. результати досліджень параметрів тертя та зношування найбільш поширених інструментальних матеріалів (вуглецеві сталі у8а, леговані 60с2 (твіл – 200, 300, 400 °с) і хвг, швидкорізальна сталь р6м5 та твердий сплав вк3), що відрізняються між собою за фізико-механічними характеристиками, хімічним складом та температурою красно стійкості представлені на рис. 2 4. вони служать для порівняльної оцінки зносостійкості матеріалів з покриттями та без них в залежності від питомого тиску та швидкості ковзання (табл. 1). таблиця 1 режими випробовувань № режиму тертя початкове контактне напруження, мпа нормальне зусилля притискання, н швидкість ковзання, м/с vp ⋅ (н∙м/c) 1 2000 60 1,33 80 2 1300 20 1,33 27 3 2000 60 0,67 40 4 1300 20 0,67 13 на кривих зношування (рис. 4, 5) спостерігаються дві чітко виражені зони тертя – припрацювання та нормального зношування. припрацювання відбувається раптово і займає відносно невеликий проміжок часу в залежності від технологічної підготовки пар тертя, властивостей матеріалу, середовища та режимів тертя і представляє зміну напрямку та величини шорсткості робочої величини, яка для кожного режиму та матеріалу є індивідуальною і, яке цілком уникнути неможливо так, як початкові параметри (коефіцієнт тертя, середня температура у зоні тертя) відрізняються від наступних. при цьому відзначаємо відсутність припрацювання як довготривалої спеціальної операції, що використовувалась у стандартних методиках. зона припрацювання поверхонь в залежності від режиму тертя складає від 10 до 80 м шляху тертя. її ознаками є раптове збільшення температури (рис. 2, в), коефіцієнту тертя (рис. 2, б), стрімкий спад напруження та інтенсивності зношування [3, 4]. а б в рис. 2 – зміна тибологічних параметрів інструментальної сталі у8а: а – лінійного зношування (h); б – коефіцієнта тертя (f); в – температури в зоні тертя (t) від пройденого шляху (l) і режимів випробування (1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с; 4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с) оцінку зносостійкості матеріалів проведено шляхом порівняння зміни величини лінійного зношування (h) від швидкісно–силових характеристик тертя (шсхт) – vp ⋅ (н·м/с) на окремих ділянках випробувань (рис. 4). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 46 на початковій стадії для всіх режимів випробувань до 100 м пройденого шляху (рис. 4, а) найбільшою зносостійкістю відзначається твердий сплав вк3 (інтенсивність зносу із = 5∙10-13) на 2, 3, 4 режимах випробування, і в порядку зменшення зносостійкості розміщуються сталь р6м5 (із = 6∙10-11), у8а (із = 7∙10-11), 60с2 (із = 2∙10-9). при випробуваннях сталі хвг на 2, 3, 4 режимах на початковій стадії виявили збільшення лінійних розмірів (рис. 3 та крива 3 на рис. 4), що є характерним для схоплювання і наростоутворення. максимальний розмір наросту складав 10 … 50мкм. процес зношування відбувається шляхом збільшення розмірів наросту до критичного і періодичного його сколювання, що чітко відслідковується на графіках «величина лінійного зношування (рис. 2), температура в зоні контакту, коефіцієнт тертя – пройдений шлях» з дискретністю вимірів цих параметрів через 0,5 с, що свідчить про вплив хімічного складу сталі, швидкості випробувань і величини контактного напруження на процеси схоплювання і наростоутворення. рис. 3 – залежність лінійного зношування (h) сталі хвг від шляху (l) і режимів тертя: 1 – σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с; 2 – σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с; 3 – σ = 2000 мпа, v = 0,67 м/с; 4 – σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с на 1-му режимі випробування сталі хвг таке явище не спостерігали, а після 100 м пройденого шляху на 2, 3, 4 режимах воно більше не повторювалося (рис. 4, б, крива 4), що можна пояснити зменшенням питомого тиску і утворенням вторинних структур при незмінності інших параметрів тертя. а б в г рис. 4 – зміна величини лінійного зношування інструментальних матеріалів (1 – сталь 60с2; 2 – р6м5; 3 – сталь у8а; 4 – хвг; 5 – вк3) від шсхт (р∙v) при заданій величині пройденого шляху (а – 100 м; б – 500 м; в – 1000 м; г – 2000 м) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 47 встановлено, що оптимальними з точки зору експлуатаційних режимів на цій ділянці є для сталей 60с2, хвг,у8а 3-й, а для сталі р6м5 2-й режими випробування і ця тенденція зберігається на наступних ділянках (рис. 4, а). після 2000 м пройденого шляху тертя (рис. 4, г) найкращі показники зносостійкості на всіх режимах випробувань мають твердий сплав вк3 (рис. 4, г, крива 5) – інтенсивність зношування навіть на самому жорсткому режимі (1-му) із = 2,5∙10-11; р6м5 на 2-му режимі (крива 2, із = 4,25∙10-11); у8а на 3-му режимі (крива 3, із = 6,5∙10-11); хвг на 1-му режимі (крива 4, із = 7,5∙10-11) і 60с2 на 1-му режимі (крива 1, із = 11∙10-11). обговорення результатів досліджень похибки, що виникають при вимірюванні величин зносу ваговим і лінійним методами з зупинками процесу тертя свідчить, що ці методи вимірювання не можуть бути використані при дослідженні закономірностей тертя та зношування зразків з покриттями. крім того коли товщина покрить коливається в межах від нанометрів до декількох міліметрів, це накладає певні труднощі у визначенні їх фізичних властивостей і певні вимоги до методики дослідження триботехнічних характеристик матеріалів у різних середовищах та схемах тертя. аналіз недоліків існуючих методів трибологічних досліджень показав, що зупинки процесу тертя (технологічні зупинки) для вимірювання і фіксування трибологічних параметрів спотворюють результати досліджень. виникають додаткові проблеми пов’язані з розмежуванням роботи безпосередньо самого покриття і перехідної зони між покриттям та основою. кожне знімання та встановлення зразка на машину тертя пов’язане з похибкою базування, має свій період припрацювання, період нормального дослідження і на деяких ділянках критичний знос (рис. 5), що також вносить свої похибки у результати експерименту. тому для отримання достовірних даних необхідно позбутись похибок, які виникають при зупинці та запуску обладнання, що досягається шляхом модернізації лабораторного обладнання та автоматичного фіксування досліджуваних параметрів без зупинки процесу тертя і полягає у розробці та запровадженні засобів автоматизації трибологічних досліджень (атд) існуючого контрольно – реєструючого пристрою. створення нових матеріалів з високим рівнем фізико-механічних і експлуатаційних властивостей шляхом використання композиційних матеріалів (км) на основі тугоплавких сполук дозволяє значно підвищити ефективність роботи техніки, забезпечуючи високу твердість, міцність, зносоі корозійну стійкість. перспективними є матеріали на основі карбіду і дибориду титану-хрому. але поряд з високими фізико механічними характеристиками ці матеріали мають високу крихкість, а тому їх ефективне використання можливе в комплексі з металевими зв’язками. рис. 5 – схема зношування в якості металевих зв'язок використовують сплави на основі заліза, оскільки вони мають невисоку вартість, дозволяють більш ефективно використовувати матеріали на основі тугоплавких сполук для нанесення газотермічних та електроіскрових покриттів на стальні деталі. використання матеріалів даного класу у вигляді покриттів забезпечує значну економію дорогих матеріалів і при цьому ефективно захищає робочі поверхні деталей від зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 48 основними проблемами, які знижують ефективність застосування матеріалів на основі тугоплавких сполук для нанесення газотермічних покриттів, є протікання дифузійних процесів між компонентами матеріалу покриття і основи, і як наслідок, низька адгезійна міцність, висока крихкість. порівняльну оцінку трибо технічних характеристик інструментальної сталі хвг зі зносостійкими покриттями представлено у вигляді таблиці (табл. 2), з якої видно, що її триботехнічні параметри залежать від швидкісносилових параметрів випробування ( добутку зусилля притискання зразка до контртіла (р) на величину лінійної швидкості ковзання (v). крім того, величина лінійного зношування і відповідно швидкість зношування залежить від довжини пройденого шляху. зносостійкість сталі хвг з композиційним покриттям тісrc-(fecr), нанесеним методом еіл, є вищою у порівнянні із плазмовим + еіл на 2, 3, 4 режимах тертя , що зумовлено кращою адгезією покриття з матрицею. причому значення коефіцієнтів тертя для обох випадків майже однакові і знаходяться в межах 0,1 … 0,16. особливістю зношування покриттів із композиційних матеріалів на основі тісrc і ticrb2 нанесених методами пн та еіл є утворення вторинних структур, тонкодисперсних оксидних плівок титану, хрому, алюмінію і виконують роль твердої змазки, товщина і щільність яких залежить від навантаження ішвидкості тертя і від яких в сою чергу залежать температура, а, відповідно. і інтенсивність окислення та швидкість зношування. таблиця 2 зміна величини лінійного зношування матеріалів з покриттями від режимів випробування матеріал р6м5 у8а хвг шлях тертя, l м покриття режим 100 2000 100 2000 100 500 1000 2000 і 0,09 0,16 0,01 -0,03 -0,02 -0,03 -0,03 -0,02 іі 0,01 0,06 0,01 0,04 0 0 0 0 ііі 0 0,06 -0,06 -0,01 -0,02 -0,03 -0,04 -0,02 cr електролітичний iv 0,01 0,06 -0,09 -0,07 0,04 0,06 0,07 0,09 і 0,03 0,17 0,2 0,5 0,1 0,25 0,4 0,5 іі 0,01 0,09 0,09 0,33 0,03 0,09 0,17 0,3 ііі 0,02 0,1 0,07 0,35 0,13 0,19 0,25 0,4 янг (хром хімічний) iv 0,05 0,15 0,04 0,23 0,01 0,07 0,11 0,2 і 0,01 0,08 0,07 0,5 0,15 0,3 0,35 0,45 іі 0,02 0,06 0,07 0,24 0,18 0,33 0,4 0,5 ііі -0,01 0,09 0,1 0,2 0,04 0,07 0,12 0,2 ni iv 0,01 0,08 0,06 0,2 0,03 0,05 0,12 0,2 і -0,1 0,1 0,01 0,09 0,2 0,35 іі 0,03 0,1 0,17 0,4 0,05 0,08 0,14 0,2 ііі 0,02 0,1 0,06 0,35 0,09 0,13 0,18 0,33 ni-cu iv 0,01 0,2 0 0,07 0,09 0,14 0,25 і 0,04 0,2 0,2 0,25 0,15 0,4 іі 0,04 0,1 0,05 0,19 0,02 0,15 0,28 0,4 ііі -0,1 0,1 0,04 0,22 0,01 0,02 0,03 0,05 ni-al2o3 iv 0,04 0,06 0,25 0,05 0,1 0,17 0,27 і 0,03 0,08 0,15 0,25 іі 0,05 0,06 0,07 0,08 ііі 0,06 0,07 0,08 0,13 (еіл) ticrc (fecral), iv 0,13 0,2 0,25 0,3 і 0,08 0,16 0,25 0,35 іі 0,08 0,11 0,14 0,23 ііі -0,02 -0,06 -0,01 0,03 (еіл) ticrb2 (fecr), iv 0,02 0,06 0,13 0,18 в табл. 2 представлені характеристики зношування сталі хвг з вищенаведеними покриттями, які свідчать, що зносостійкість сталі хвг з покриттям ticrc-(fecr) нанесеним методом еіл є вищою у порівнянні із пл + еіл. значні відмінності у зносостійкості спостерігаються на 2 4 режимах тертя, а велиpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 49 чина та тенденції зношування на 1 режимі майже не відрізняються. найменше зношування відзначено для цих покрить на 2 та 3 режимах тертя. коефіцієнти тертя знаходяться в межах 0,1 … 0,16 для ticrc(fecr) нанесеним методом еіл, та 0,12 … 0,16 для ticrc-(fecr) нанесеним методом пл + еіл [5, 6]. зносостійкість покриття нанесеного методом пл з попередньою піскоструменевою обробкою (по) у 1,5 … 2 рази менша, аніж методом еіл, а оптимальними режимами тертя є 1 та 3. коефіцієнт тертя із покриттям ticrc-(fecr) нанесеного методом (по + пл) знаходяться в межах 0,1 … 0,17. додаткове легування ticrc-(fecr) алюмінієм створило ticrc-(fecral) покриття, що утворює на доріжках тертя тверді та зносостійкі карбіди (alc), оксиди(alo) алюмінію та інші складні сполуки і змінило його трибологічну поведінку на 2 режимі при 1000 м пройденого шляху, де зносостійкість збільшилась у 1,6 рази (для ticrc-(fecr) склала 0,1 мм, а для ticrc-(fecral) – 0,06 мм). покриття ticrc-(fecral) краще працює на високих швидкостях ковзання (1 та 2 режим – v = 1,33 м/с), а зменшення швидкості ковзання у 2 рази (v = 0,67 м/с) призвело до погіршення показників лінійного зношування у порівнянні із покриттям ticrc-(fecr), що підтверджує необхідність підбирання складу покриття конкретно для певних режимів тертя з врахуванням умов роботи та впливу середовища. покриття ticrc-(fecral) доцільно використовувати за 1, 2 режими, а для (ticrb2-(fecr)) вони є нераціональними і різниця величини зношування між цими покриттями становить приблизно 50 %. покриття з вмістом бору призводить до погіршення результатів зношування, а ніж покриття із вмістом вуглецю. aln-(zrb2) сприятиме утворенню у зоні тертя вторинних структур у вигляді нітридів та боридів, а величина зношування aln-(zrb2) покриття на 25 % більша ніж у ticrc-(fecr) і для нього найбільш доцільним є використання 3 режиму тертя. найкращі показники зносостійкості одержали на зразках із сталі хвг з покриттям вк3 нанесеним методом еіл, воно дозволяє використовувати інтенсивні 1 та 2 режими тертя (на 1 режимі тертя величина зношування склала 0,15 мм, на 2-му 0,1 мм при 1000 м шляху тертя). мікромеханізм зношування сталі хвг з покриттями поверхня тертя зразка із сталі хвг без покриття характеризується рівномірним розподілом включень сr. мікроструктура зразка однорідна, без значних виступів, впадин і подряпин. поодинокі включення продукти зношування, або дефекти, отримані мікросхоплюванням, деформуванням, перегрівом. можливе утворення оксидних плівок на основі cr, але ймовірність його невисока і це в значній мірі може залежати від умов (режимів) тертя. зразок з покриттям «хром хімічний» має «гладку» поверхню тертя без помітних мікронерівностей (виступів, впадин), що говорить про окислювальний знос зразка. рівномірне розподілення хрому, наявність більш виражених піків, і співпадання їх із поодинокими включенням свідчить про утворення на поверхні тертя вторинних структур на основі хрому сполуки систем cr-o (cr2o3) або fe-cr-o (хроміти заліза), які суттєво знижують втрати на знос в умовах сухого тертя. мікроструктура доріжок тертя сталі хвг з покриттям al2o3-ni має досить шорстку поверхню з чітко вираженими доріжками і представляє рівномірно розподілені оксидні плівки al2o3, які носять острівковий характер розподілу. враховуючи їх високу щільність (рис. 8, в), вони охоплюють всю поверхню тертя. поодинокі включення нікелю (рис. 8, г) свідчать про утворення вторинних структур ni-al-o (нікеліни, алюмініди), які суттєво підвищують зносостійкість. при дуже інтенсивному терті (високі швидкості і навантаження) вони руйнуються і виносяться із зони тертя і при цьому миттєво на поверхні тертя утворюються нові плівки, які продовжують захищати поверхню [7]. а б в г рис. 8 – мікроструктура доріжок тертя сталі хвг з покриттям al2o3-nі (а, б) і розподіл елементів: в – аl, г – nі-(х 2500): а – зображення від вторинних електронів; б –зображення від відбитих електронів pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 50 мікроструктура поверхні тертя сталі хвг з покриттями еіл +пл (ticrc – (fe-cr) + ticrc – (fe-cr) за режимами сухого тертя: σ = 2000 мпа; v = 1,33 м/с, сумарне спрацювання 0,41 мм, шлях тертя – 6000 м характеризується досить великою площею вторинних структур (плівки тіо2). це пояснюється досить жорсткими умовами тертя, в результаті чого в зоні контакту виникають високі температури і значно інтенсивніше відбувається окислення поверхні. на поверхні тертя виявлено дисперсні зерна карбідної фази, розміри більшості яких ≤ 0,5 мкм. утворення тіо2 забезпечує дуже високу зносостійкість. при випробуваннях зразка без покриття при даних режимах граничний знос становив 0,42 мм вже через 180 м пройденого шляху, а з покриттям – 0,41 мм після шляху тертя 6000 м. використання еіл покриття як підшару для пл забезпечує кращі триботехнічні і експлуатаційні характеристики, тому що адгезійний зв’язок плазмового покриття до поверхні значно вищий. більш жорсткі режими тертя виявляють значно вищу перевагу зразків з покриттям. так, якщо при режимах тертя σ = 1300 мпа, v = 0,67 м/с; σ = 1300 мпа, v = 1,33 м/с, зносостійкість зразків з покриттям була в 1,5 … 3 рази вищою, то при σ = 2000 мпа, v = 1,33 м/с – в 5 … 30 раз вища. це пояснюється інтенсивністю утворення вторинних структур в зоні тертя, які виконують функції твердої змазки. основною особливістю зношування покриттів із композиційних матеріалів на основі тіcrc і ticrb2 нанесених методами пл і еіл на сталі хвг є утворення тонкодисперсних плівок тіо2, товщина і щільність яких залежить від навантаження і швидкості тертя, від яких в свою чергу залежить температура в зоні тертя, а відповідно і інтенсивність окислення. високі показники зносостійкості покриттів забезпечуються наявністю вторинних структур (оксидні плівки), які виконують роль твердої змазки. значну роль в забезпеченні високої зносостійкості відіграють вторинні структури, які представляють оксиди металів компонентів покриттів (тіо2, сr3o2, al2o3), не змочуються сталями відсутній адгезійний зв’язок між матеріалом покриття і контртілом (відсутнє схоплювання). висновки 1. досліджена зносостійкість сталей у8а, р6м5, хвг, 60с2 та твердого сплаву вк3 в умовах високих питомих тисків та швидкостей. в залежності від шляху і режимів тертя вивчені наступні трибологічні властивості: лінійне зношування (у8а, р6м5, хвг, 60с2, вк3); коефіцієнт тертя (у8а, р6м5, хвг, 60с2, вк3); середня температури в зоні тертя (у8а, хвг, 60с2); вплив швидкіснио-силових параметрів на величину зношування (у8а, р6м5 хвг, 60с2, вк3); інтенсивність зношування (р6м5, хвг, 60с2); напруження в зоні контакту (р6м5, 60с2). 2. розроблено технології нанесення зносостійких хімічних та електрохімічних покрить на основі нікелю і хрому. проведено порівняльну оцінку зносостійкості інструментальних матеріалів з осадженими покриттями: електролітичний та хімічний хром, нікель; композиційні покриття – ni-bn, ni-cu, ni-al2o3; плазмові та електроіскрові покриття – ticrc-(fecral), ticrc-(fecr), ticrb2-(fecr), ticrb230(fe-15cr), aln-(zrb2), вк-3, ticrc-(fecr). 3. в процесі трибологічних досліджень інструментальних матеріалів виявлено на початкових стадіях і певних режимах випробувань (контактне напруження, швидкість ковзання) появу наростоутворення – зростання початкових розмірів досліджуваних зразків ,що супроводжується стрімким зростанням температури та моменту тертя (більші розміри наросту відповідали більш високим контактним напруженням). 4. виявлено, що електролітичні одношарові нікелеві та хромисті покриття сприяють утворенню наросту на досліджуваних матеріалах і це явище не залежить від режимів тертя, в той час як такі ж хімічні покриття, що мають практично бездефектну структуру, майже не схильні до наростоутворення. 5. встановлено, що електролітичні покриття на основі нікелю та хрому мають велику кількість дефектів у вигляді мікротріщин, які сприяють схоплюванню цих покриттів завдяки локальному збільшенню коефіцієнтів тертя і зростанню температури на цих ділянках. в той же час напруження в зоні контакту перевищують границю текучості електролітичного нікелю. хімічні елементи: нікель, хром, мідь, алюміній при певних умовах тертя створюють умови для схоплювання контактуючих тіл. при високих контактних напруженнях і швидкостях ковзання, в умовах, близьких до умов стружкоутворення при обробці металів різанням, що супроводжуються безперервним утворенням нових ювенільних поверхонь, створюються умови до наростоутворення. 6. зносостійкість сталі хвг з композиційними покриттям ticrc-(fecr), нанесеним методом електроіскрового легування, є вищою у порівнянні із плазмовим + електроіскровим легуванням на режимах pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com працездатність матеріалів зі зносостійкими покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 51 тертя 2, 3, 4, що зумовлено кращою адгезією покриття з матрицею. значення коефіцієнту тертя для обох випадків майже однакові і знаходяться в межах 0,1 ... 0,16 для покриття ticrc-(fecr), нанесеного методом еіл, та 0,12 ... 0,16 для покриття ticrc-(fecr), нанесеного методом пл+еіл. 7. встановлено, що особливістю зношування покриттів із композиційних матеріалів на основі тіcrc і ticrb2 нанесених методами пл і еіл на сталі хвг є утворення вторинних структур, тонкодисперсних плівок тіо2, сr3o2, al2o3, які представляють оксиди металів компонентів покриттів і виконують роль твердої змазки, товщина і щільність яких залежить від навантаження і швидкості тертя, від яких в свою чергу залежить температура в зоні тертя, а відповідно і інтенсивність окислення. покриття, що отримані електроіскровим легуванням (ticrc-(fecr)) та з добавками алюмінію, на доріжках тертя утворюють карбіди, оксиди алюмінію (alc, alo) та інші складні сполуки, які є досить твердими та зносостійкими, що призводить до збільшення зносостійкості в 2 ... 3 рази на усіх режимах тертя. література 1. автоматизація досліджень процесу тертя та зношування / я.м. гладкий, а.а. таранчук, о.м. маковкін, о.а. лаба // вісник хмельницького національного університету. – 2005. – № 1. – с. 12-16. 2. програмно-апаратний комплекс для проведення трибологічних досліджень / я.м. гладкий, в.в. милько, ю. в. таран, о. м. маковкін // вісник хмельницького національного університету. – 2005. – № 5, ч. 1. т. 2. – с. 155-158. 3. гладкий я. м. трибологія зносостійких покрить / я.м. гладкий, о.м. маковкін, с.с. бись // вісник хмельницького національного університету. – 2005. – № 6. т. 2. – с. 19-23. 4. гладкий я.м. наростоутворення при терті та зношуванні високоміцних інструментальних сталей / я.м. гладкий, о.м. маковкін // резание и инструмент в технологических системах : междунар. науч.-техн. сб. – харьков : нту «хпи», 2006. – вып. 70. – с. 120-131. 5. упрочнение инструментальной стали хвг композитом на основе двойного карбида титана – хрома / а.п. уманский, в.п. коновал, и.а. подчерняева, а.д. панасюк, я.н. гладкий, о.н. маковкин // сверхтвердые материалы. – 2007. – № 4. – с. 67-74. 6. працездатність спеціальних покрить на інструментальних матеріалах / я.м. гладкий, в.в. милько, с.с. бись, о.м. маковкін // високі технології в машинобудуванні : збірник наук. праць нту “хпі”. – харків, 2008. – вип. 2 (17). – с. 77-87. 7. заверач є.м. трибологічні характеристики нікелевих композиційних електрохімічних покриттів / є.м. заверач, о.м. маковкін // вісник національного технічного університету “харківський політехнічний інститут” : зб. наук. праць. – харків : нту “хпі”, 2008. – № 16. – с. 29-30. – (тематичний випуск: хімія, хімічна технологія та екологія). надійшла 26.05.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com газодинамика в межконтактном пространстве при деструкции связующего асбополимерного материала проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 32 криштопа л.и., богатчук и.м., мыкытий и.м. ивано франковский национальный технический университет нефти и газа, г. ивано франковск, украина е-mail: l.i.kryshtopa@mail.ru газодинамика в межконтактном пространстве при деструкции связующего асбополимерного материала удк 621.891 деструкция связующего вещества или полимерных материалов в межконтактном пространстве играет важную роль и, в зависимости от видов трения, механических и физико-химических свойств поверхностей трения, может принимать как положительные, так и отрицательные значения. избыточное давление препятствует миграции газа от межконтактного пространства к окружающей среде и создает условия для образования областей с уменьшенным коэффициентом трения. на основании проведенных лабораторных и стендовых исследований изучены газодинамические эффекты, имеющие место в межконтактном пространстве фрикционных пар ленточно-колодочных тормозов буровых лебедок. установлено, что при тяжконавантажених режимах трения, при которых работают тормоза буровых установок, в межконтактного пространстве создается избыточное давление. ключевые слова: межконтактне пространство, фрикционный контакт, поверхности трения, ленточноколодочный тормоз буровой лебедки, теплообмен. вступление миграция внешней газовой среды в межконтактном пространстве зависит от процессов газовыделения на фрикционном контакте. повышение давления газа, выделяющегося в межконтактном пространстве при развитии процессов деструкции связующего асбополимерных материалов, создает препятствие поступлению внешней газовой среды в межконтактном пространстве. исследований по вопросам газовыделения при трении асбополимерных материалов проведено крайне мало. в работах [1 6] затрагивается данный вопрос и исследуется влияние газодинамики на трение широко распространенного класса асбосодержащих фрикционных материалов фк-16л, фк-24а, которые, в часности, применяются в ленточных тормозах буровых лебедок. при температурах выше 400 к отмечается газовыделение, которое зависит и от геометрии контактирования. сравнение результатов лабораторных и натуральных исследований подтверждает эту закономерность. при лабораторных исследованиях по газодинамике, данные, полученные в интервале 370 600 к, отличаются от результатов, полученных при натуральных исследованиях. такое различие можно объяснить тем, что в лабораторных условиях замер давлений производился по капиллярам малого сечения, что приводило к падению давления по его длине, а также отличием динамических нагрузок, воздействующих на пары трения тормоза и в лабораторной установке, реализующей статистический режим. постановка проблемы полученные результаты подтверждают вывод, что в процессе трения фапм преобладают химико-физические процессы деструкции, приводящие к выделению газообразных продуктов. таким образом, выделяющиеся газообразные продукты деструкции препятствуют поступлению газовой среды извне в межконтактное пространство. и, следовательно, доставка газовой среды извне может происходить лишь при адсорбционном эффекте, когда участки поверхности трения выходят из контакта, а щелевой эффект при этом вырождается. в ленточном тормозе конструктивно невозможен перекачивающий эффект. при этом поверхностные и подповерхностные слои фапм существенно изменяют свои свойства (например, падает плотность до  = 1,6 · 103 кг/мм3) и они представляют собой композицию из асбеста, барита и коксоподобного вещества, образованного при термодеструции фенолформальдегидной смолы. следовательно, в процессе трения асбофрикционных материалов эффективное воздействие на пары трения активных газовых сред возможно при принудительной подаче их в межконтактное пространство с давлением, превышающим давление газообразных продуктов деструкции, т. е. выше р = 1000 па. принудительная подача газових сред в межконтактное пространство позволяет оказывать активное воздействие на износофрикционные свойства пары трения. mailto:l.i.kryshtopa@mail.ru газодинамика в межконтактном пространстве при деструкции связующего асбополимерного материала проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 33 результати исследования разработана методика подачи выхлопных газов в межконтактное пространство с целью повышения износоустойчивости ленточно-колодочных тормозов, представлена на рис. 1, а, б. на тормозной ленте 1 закреплены колодки 2, в которых выполнены продольные каналы «а» и отверстия «б», сообщающиеся с межконтактым пространством, образованным поверхностями трения колодки и тормозного шкива 3. на тормозной ленте 1 концентричного тормозному шкиву 2 установлены гибкий газопровод 4, который посредством штуцеров 5, сообщается с продольным каналом колодки 2. по сторонам тормозной ленты 1 концентрично тормозному шкиву 3 установлены гибкие отсасывающие заборники газа 6, которые через электропневматический клапан 7 сообщаются с воздухоочистителями 8 двигателя внутреннего сгорания 9 и компрессора 10. а б рис. 1 – система повышения износоустойчивости ленточно колодочного тормоза буровой лебедки: а – сечение а – а ленточно колодочного тормоза; б – принципиальная схема устройство для подачи выхлопных газов в зону трения состоит из системы охлаждения, очистки и регулирования подачи газовой среды и включает в себя газоотборник 11, установленный в выхлопной требе двигателя внутреннего сгорания 9, масловлагоотделительных баллонов 12, регулятора давления 13, клапана 14, соединенного с рукояткой управления тормоза 15. при включении тормоза нажатием на рукоятку управления тормозом 15, открывается клапан 14 и выхлопные газы по газопроводам поступает к гибким распределительным газопроводам 4 и по штуцерам 5, каналам «а» и отверстиям «б», выполнены в тормозной колодке 2, поступают в зону трения тормозной пары. газовая среда, состоящая из выхлопных газов и газообразных продуктов деструкции связующего тормзных колодок, изготовленных из асбополимерных материалов, после выхода из межконтактного пространства и прохождения зазора между тормозной лентой 1 и тормозным шкивом 3 засасывается гибкими заборниками 6 и через электропневматический клапан 7 поступает в воздухоочиститель компрес газодинамика в межконтактном пространстве при деструкции связующего асбополимерного материала проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 34 сора 10, а при отключения компрессора, которое имеет место при достижении необходимого давления в воздушной системе, в воздухоочиститель двигателя внутреннего сгорания. система отбора газа постоянно отсасывает из зоны трения газообразные продукты деструкции связующего материала колодок, которые могут выделятся вследствие разогрева колодок в процессе торможения и медленного остывания их в промежутке между торможениями. в процессе торможения, при подаче в межконтактное пространство выхлопных газов, на поверхности трения происходят трибохимические процессы, способствующие снижению износа фрикционных элементов. газовая среда поглощается отсасывающими заборниками и не оказывает вредного воздействия на окружающую среду и условия работы бурильщика. выводы натурные и лабораторные исследования показали, что в межконтактном пространстве образующиеся газообразные продукты деструкции имеют давление, превышающее барометрическое на величину порядка 1 кпа. таким образом, эффективная доставка газообразной среды в зону трения возможна лишь при давлении, превышающем эту величину. поскольку динамическое нагружение тормозных колодок может вызывать увеличение этого значения, то подачу выхлопных газов необходимо осуществлять с пяти-десятикратным запасом. на основании проведенных лабораторных и натуральных исследований изучены газодинамические эффекты, имеющие место в межконтактном пространстве фрикционных пар ленточных тормозов буровых лебедок. установлено. что при тяжелонагруженных режимах трения, при которых работают ленточно-колодочные тормоза буровых лебедок, в межконтактном пространстве создается избыточное давление. анализ результатов исследований показал необходимость принудительного ввода газовой среды в межконтактное пространство с избыточным давлением, которое должно превышать давление газообразных продуктов деструкции связующего асбополимерных материалов. разработана система и методика подачи газовой среды, например, выхлопных газов двигателей внутреннего сгорания на фрикционный контакт с целью повышения долговечности тормоза. литература 1. криштопа л.і. дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 / л.і. криштопа, і.м. богатчук // проблеми трибології . – 2014.– № 4 – с. 31-36. 2. бакли д. поверхностные явления при адгезии и фрикционном взаимодействии / д. бакли. – м.: машиностроение, 1986. – 360 с. 3. бобровский с.а. движение газа в трубопроводах с путевым отбором / с.а. бобровский с.г. щербаков, м.а. гусейнзаде. – м.: наука, 1973. – 192 с. 4. богатчук и.м. повышение износостойкости фрикционных пар асбосоляная композицияметалл за сет воздействия подаваемых в контакт газов / и.м. богатчук // автореферат дис. канд. тех. наук. – калинин, 1983. – 22 с. 5. ковыршин о. н. хроника изучения влияния газовой среды на трение / о. н. ковыршин // среда и трение в механизмах. – таганрог. – 1974. – вып. 1. – с. 125 131. 6. покусаев в.в. исследование расхода воздуха через контакт точечных поверхностей / в.в. покусаев // сб. «контактные взаимодействия твердых тел», калинин. гос. ун-т. – 1982. – с. 22 27. 7. крагельский и.в. основы расчетов на трение и износ / и.в. крагельский, м.н. добычин, в.с. комбалов. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. поступила в редакцію 13.11.2015 газодинамика в межконтактном пространстве при деструкции связующего асбополимерного материала проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 35 kryshtopa l.i., bogatchuk i.m., mykytiy i.m. gas dynamic in intercontact space at connective asbopolymer material. destruction of connective asbopolymer materials at intercontact space has a difficult character depending on the modes of friction and mechanical, physical and chemical properties of friction surface can get the positive or negative value. surplus pressure hinders to migration in between contact space of environment and creates terms for formation areas of pellicle starvation. according to laboratory and natural researches gas dynamic effects taking place in intercontact space of friction pairs and hard loading friction units of band-block brakes of drilling hoists work at surplus pressure is created in intercontact space. the analysis of results of researches showed the necessity of the forced input of gas environment for intercontact space with surplus pressure which must exceed pressure of gaseous products of destruction of connective asbopolymer materials. the system and method of serve of gas environment is developed, for example, exhaust gases of combustion engines on the friction contact with the purpose of increase of liveability of the brake. article is devote to the problem of necessity of the forced inputing of gas environment for intercontact space of hard loading friction units of band-block brakes of drilling hoists with surplus pressure which must exceed pressure of gaseous products of destruction of connective asbopolymer materials. system and method of serve of gas environment is developed, for example, exhaust gases of combustion engines on the friction contact with the purpose of increase of liveability of the brake. key words: intercontact space, friction contact, surfaces of friction, band-block brakes of drilling hoists, gas dynamic. references 1. kryshtopa l.i., bogatchuk i.m. doslidzhennya mehanizmu poctuplennya gazovogo seredovishcha z zovni u mizhkontaktniy prostir poverhon tertya (chastyna 1). problems of tribology. 2014. № 4 s. 31-36. 2. bakli d. poverhnostnie yavleniya pri adgezii i frictsionnom vzaemodeystvii. м.: mashinostroenie, 1986. 360 s. 3. bobrovskii s.a., shcherbakov s.g., guseinadze м.а. dvizhenie gaza v truboprovodah s puttevim otborom. м.: nauka, 1973. 192 с. 4. bogatchuk i.m. povishenie iznosostoykosti frictsionvih par asbosmolianaia kompozitsiia-metal za schot vozdeistviia podavaemih v contact gazov. avtoreferat dis. kand. teh. nauk.кalinin, 1983. 22 с. 5. kragelsrii i.v., dobichin м.n., kombalov v.s. osnovi raschetov na trenie i iznos. м.: mashinostroenie, 1977. 526 s. 6. kovirshin о. n. hronika izucheniya vliyaniya gazovoy sredi na trenie. sreda i trenie v mehanizmah. taganrog. 1974. vip. 1. s. 125 131. 7. pokusaev v.v. issledovaniye rashoda vozduha cherez kontakt tochechnikh poverkhnostey. sb. «kontactnoye vzaimodeystviye tverdikh tel», kalinin. gos. un-t. 1982. pp. 22 27. 14_umanskiy.doc влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 81 уманский а.п.,* довгаль а.г.,** костенко а.д.* *институт проблем материаловедения нану **национальный авиационный университет влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении в паре с керамическим контртелом введение в газовых и гидравлических машинах, насосах для химической, нефтехимической, топливной и других отраслей промышленности применяются торцевые уплотнения валов. основная функция торцевых уплотнений заключается в обеспечении герметичности между рабочими полостями с разным давлением, средами и температурами (рис. 1.) ресурс центробежных насосов ограничивается именно работоспособностью торцевых уплотнительных элементов. поэтому рабочие элементы торцевых уплотнений должны обладать высокой износои коррозионной стойкостью. для производства уплотняющих колец 2, 3 (рис. 1) торцевых уплотнений применяются графиты, стали, твердые сплавы и керамика. сравнительная характеристика свойств этих материалов для применения их в качестве торцевых уплотнений приведена в табл. 1. графиты – несмотря на эффект самосмазывания, высокую коррозионную стойкость и низкую стоимость, обладают низкой износостойкостью, особенно при высоких скоростях скольжения [1]. стали и чугуны обладают такими преимуществами, как высокая технологичность, высокая жесткость и вязкость, низкая стоимость. недостатками этого класса материалов являются низкий pv-критерий (9 35) (соотношение давления уплотняемой среды и скорости вращения [2]) торцевого уплотнения, а также низкая коррозионная стойкость. таблица 1 классы материалов для торцевых уплотнений и их свойства свойства материалы стоимость износостойкость коррозионная стойкость pv-критерий графиты низкая низкая высокая 9 18 стали, чугуны средняя средняя низкая 9 35 сплавы вк (wc-co) высокая высокая низкая 90 керамические материалы низкая высокая высокая 150 твердые сплавы на основе карбида вольфрама (сплавы вк) обладают высокими значениями износостойкости, вязкости и жесткости, а pv-критерий 90. однако этот класс материалов имеет низкую коррозионную стойкость, высокую стоимость, а также большой удельный вес. керамические конструкционные материалы обеспечивают pv-критерий 150, они обладают высокой износои коррозионной стойкостью а также имеют высокие триботехнические характеристики. уступают только стальным кольцам с покрытиями из керамических материалов (pv-критерий 200 керамические материалы на основе карбида кремния обладают достаточно высокими износостойкостью, жесткостью, коррозионной стойкостью и относительно низкой стоимостью. они являются перспективными для изготовления и использования в качестве торцевых уплотнений насосных агрегатов. торцевые уплотнения из антифрикционных твердых керамических материалов обеспечивают минимально возможные утечки уплотняемой среды [3]. сырьевая база украины располагает большими запасами кремнезема и глинозема и поэтому целесообразно разрабатывать и внедрять керамику, основными ингредиентами которой являются карбид кремния и оксид алюминия. выбор карбида кремния был обоснован тем, что он обладает высокими твердостью, прочностью, эрозионной и коррозионной стойкостью в газовых и жидких агрессивных средах, а также является недорогим и недефицитным материалом. в данной работе исследованы триботехнические характеристики карбидокремниевых композиционных материалов в условиях трения в паре с керамическим контртелом, изучено влияние добавок al2o3 и zro2 на износостойкость и механизмы изнашивания композиционных матермалов. рис. 1 – принципиальная схема торцевого уплотнения: а – с неподвижным упругим элементом; б – с вращающимся упругим элементом; 1 – вал; 2 – опорное уплотнительное кольцо; 3 – упорное уплотнительное кольцо; 4 – упругий элемент; 5 – корпус а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 82 материалы и методика проведения исследования для проведения исследований использовались композиты на основе карбида кремния, которые получались следующим образом. порошки оксида алюминия (ту 6-09-2432-77) и карбида кремния (ту 6-09-03-350-73) в соответствующих соотношениях перемешивали в стальных барабанах со стальными размольными телами в планетарной мельнице «санд-1» в среде ацетона в течение 4 6 часов. средний размер зерен после размола составлял 4 6 мкм. полученную шихту сушили, просеивали и засыпали в графитовую прессформу. горячее прессование производили на установке спд-120 с индукционным нагревом без защитной атмосферы. температуру контролировали с помощью пирометра «промінь». составы полученых керамических материалов сиал-80, сиал-50 и сиал-20 приведены в табл. 2. кроме приведенных композитов в работе использовалась карбидокремниевая керамика сиал-ц, в состав которой дополнительно вводили оксид циркония (ту 6-09-2486-77) в количестве 16 мас. % (табл. 2). таблица 2 свойства керамических материалов на основе карбида кремния обозначение керамического материала состав керамики оптимальная температура прессования, ос остаточная пористось, % фазовый состав предел прочности на изгиб, мпа сиал-80 80 мас. % sic 20 мас. % al2o3 2250 5 каркас sic с участками al2o3 переходная зона sio2 122 сиал-50 50 мас. % sic 50 мас. % al2o3 1870 1 2 равномерная матрица al2o3 с зернами sic окруженными sio2 550 сиал-20 20 мас. % sic80 мас. % al2o3 1600 < 1 равномерная матрица al2o3 дисперсно упрочненная зернами sic окруженными sio2 289 сиал-ц 50 мас. % sic 34 мас. % al2o3 16 мас. % zro2 1710 < 1 равномерная матрица из эвтектики al2o3 zro2 с зернами sic окруженными sio2 1210 соотношение оксидов алюминия и циркония в композите сиал-ц соответствует эвтектическому, что привело к существенному снижению температуры его горячего прессования на 160° (сравнение проводилось по отношению к материалу сиал-50, т.к. оба композита содержат 50 мас. % карбидной фазы sic). это способствовало образованию мелкодисперсной структуры в материале sical2o3zro2. размер зерен карбидной фазы в керамике сиал-ц не превышает 7 9 мкм, в то время как в материале сиал-50 размер зерен карбидной фазы варьировался в пределах 12 17 мкм (рис. 2). керамический материал на основе карбида кремния с добавками оксидов алюминия и циркония обладает более высокими, по сравнению с композитом сиал-50, свойствами: пределом прочности на изгиб изгσ ═ 1210 мпа и твердость 91 hra [4]. а б рис. 2 – микроструктура материалов: а – сиал-50; б – сиал-ц pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 83 в настоящей работе изучено влияние добавок оксидов циркония и алюминия на триботехнические характеристики карбидокремниевой керамики. при проведении испытаний разработанных композиционных материалов выбраны диапазоны скоростей (v = 3 7 м/с) и нагрузок (p = 3 7 мпа), которые соответствуют моделированию реальных условий работы низкои среднескоростных торцевых уплотнений центробежных насосов типа свн и сцл, широко применяющиеся для перекачки авиационного топлива в технологическом оборудовании аэропортов. в качестве контртела использовался керамический материал сиал-50. оценка триботехнических характеристик проводилась по схеме «плоскость-плоскость» (рис. 3) [5] в воздушной среде без смазочных материалов. результаты исследования и их обсуждение влияние скорости на триботехнические характеристики полученных материалов определялось при постоянной нагрузке р = 7мпа (рис. 4), а влияние нагрузки на износостойкость и величины коэффициентов трения –при постоянной скорости v = 7м/с (рис. 5). а б рис. 4 – зависимость интенсивности изнашивания (а) и коэффициентов трения (б) материалов от скорости при р = 7 мпа: 1 – сиал-20; 2 – сиал-50; 3 – сиал-80; 4 – сиал-ц а б рис. 4 – зависимость интенсивности изнашивания (а) и коэффициентов трения (б) материалов от нагрузки при v = 7 м/с: 1 – сиал-20; 2 – сиал-50; 3 – сиал-80; 4 – сиал-ц рис. 3 – схема испытания триботехнических характеристик керамических материалов: 1 – контртело из керамики сиал-50; 2 – образец одного из составов pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 84 с увеличением скорости испытаний (при p = const) интенсивность изнашивания всех керамических материалов, кроме сиал-20, снижалась. максимальная интенсивность изнашивания зафиксирована у материала сиал-80. при скорости 3 м/с величина износа составляет 140 мкм/км, а при 7 м/с – i = 40 мкм/км. минимальный износ при высоких скоростях испытаний характерен для керамического материала сиал-ц и составляет 4,7 мкм/км при v = 7 м/с. интенсивность изнашивания керамики сиал-20 при малой скорости испытаний (v = 3 м/с) составила 8,4 мкм/км, а с увеличением скорости испытания до 7 м/с величина износа увеличилась до 24 мкм/км, что очевидно связано с изменением механизма изнашивания при увеличении скорости испытаний. значения величин коэффициентов трения с ростом скорости испытания уменьшаются для всех исследуемых материалов и варьируются в пределах от 0,29 до 0,36. с увеличением нагрузки (при v = const) значения интенсивности изнашивания всех четырех материалов монотонно возрастала. установлено, что с увеличением нагрузки наблюдается повышение значений износа для всех исследуемых материалов. наиболее высокой износостойкостью обладает материал сиал-ц: при нагрузке 3 мпа интенсивность изнашивания составляет 2 мкм/км, а при нагрузке 7 мпа – 4,7 мкм/км. неудовлетворительные результаты показал материал состава сиал-80, будучи обедненным по оксидоалюминиевой связке, он изнашивался с интенсивностью 40 мкм/км при нагрузке 7 мпа. значения коэффициентов трения с увеличением нагрузки изменяются в пределах 0,29 0,33. на рис. 6 приведена гистограмма которая показывает влияние состава композиционного материала на его триботехнические характеристики в самых экстремальных условиях при скорости 7 м/с и давлении 7мпа. 0 5 10 15 20 25 30 35 40 сиал-20 сиал-50 сиал-80 сиал-ц интенсивность изнашивания (мкм/км) рис. 6 – интенсивность изнашивания (мкм/км) различных составов керамических материалов на основании карбида кремния по керамическому контртелу из сиал-50 в самых экстремальных условиях трения для объяснения полученных результатов был произведен анализ поверхностей трения исследуемых материалов на электронном микроскопе “camebax sx50”. электронографический анализ позволяет сделать следующие выводы. поверхности трения материалов сиал-20 и сиал-50 (рис. 7 а, б) подобны, за исключением того, что у первого материала полосы скольжения шире и глубже, что подтверждает более высокую износостойкость керамики сиал-50. а б pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 85 в г рис. 7 – микроструктура поверхностей трения керамических материалов различных составов ×200: а – сиал-20; б – сиал-50; в – сиал-80; г – сиал-ц поверхность материала сиал-80 характеризуется обширными сколами и интенсивным развитием повреждаемости (рис. 7, в), его износостойкость минимальна среди исследуемых материалов. материал сиал-ц имеет равномерную и мелкодисперсную структуру, поверхность его трения (рис. 7, г) подобна материалу сиал-50, но имеет еще более мелкие полосы скольжения. этим объясняется то, что керамика сиал-ц имеет лучшее значение износостойкости среди испытуемых материалов. для изучения механизмов изнашивания был произведен более детальный микрорентгеноспектральный анализ поверхностей терния разработанных материалов. внешний вид поверхностей трения полученных этим анализом приведен на рис. 8 11. поверхность трения материала сиал-20 имеет текстурированную структуру оксида алюминия с включениями агрегатов карбида кремния (рис. 8, а). очевидно, происходил процесс абразивной повреждаемости более мягкого оксида алюминия (hv = 22-24 гпа) зернами карбида кремния (hv = 34 гпа). из литературных источников известно [6], что оксид алюминия широко используется как антифрикционный материал. но при больших нагрузках и скоростях трения он подвергается разрушению вследствие зарождения и беспрепятственного распространения трещин. роль карбида кремния в керамике сиал-20 сводится к формированию дисперсно-упрочненной структуры, в которой зерна sic препятствуют развитию трещин и распространению зон повреждаемости. но очевидно, что введение добавок sic в количестве 20 мас. % не является оптимальным для повышения износостойкости материала в условиях работы при повышенных скоростях (7 м/с) и нагрузках (7 мпа). этим и объясняется более высокие значения износостойкости материала сиал-50 (12,8 мкм/км) по сравнению с материалом сиал-20 (24 мкм/км, рис. 6). в области низких скоростей сиал-20 обладает более высокими триботехническими характеристиками (рис. 4, а), чем другие исследуемые материалы, однако при высоких скоростях и нагрузках в нем активно развивается повреждаемость, и существенно снижается его износостойкость (рис. 6). среди исследованных керамических материалов системы sic-al2o3 максимальные значения интенсивности изнашивания (40 мкм/км) зафиксированы у материала сиал-80. структура поверхности трения сиал-80 имеет два характерных участка (рис. 7, в): зона разрушения и островковые полосы скольжения. причем зона разрушения превалирует по площади над полосами скольжения. микрорентгеноспектральный анализ двух типов участков (рис. 10) обнаружил, что в зоне повреждаемости в основном содержится карбид кремния, а в полосах скольжения преобладает оксид алюминия. таким образом, при трении композита сиал-80 в условиях высоких скоростей и нагрузок из-за недостаточного количества оксида алюминия происходит хрупкое разрушение карбидокремниевой фазы и вынос ее из зоны трения, что в конечном итоге приводит к значительному росту интенсивности изнашивания материала. оптимальным с точки зрения антифрикционных характеристик в исследуемой системе sic-al2o3 является керамический материал сиал-50, интенсивность его изнашивания не превышает 13 мкм/км. поверхность трения сиал-50 (рис. 9) характеризуется меньшей повреждаемостью по сравнению с материалом сиал-80, а полосы скольжения более тонкие и менее глубокие, чем у поверхности трения материала сиал-20. таким образом, в результате триботехнических испытаний композиционных материалов системы sic-al2o3 устанолено, что введение 20 мас.% al2o3 в карбид кремния является недостаточным, сиал-80 имеет неудовлетворительную износостойкость (i = 40 мкм/км). износостойкость материала сиал-20 выше, чем у материала сиал-80 и интенсивность его изнашивания составляет 24 мкм/км. самыми высокими триботехническими характеристиками в системе sic-al2o3 обладает композиционный материал сиал-50, в котором содержится оптимальное соотношение карбидной и оксидной фаз и интенсивность его изнашивания составляет 12,8 мкм/км. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 86 а рис. 8 – микроструктура поверхности трения керамики состава сиал-20 (при v = 7м/с и p = 7 мпа) ×1000 (а) и распределение в ней: б – алюминия; в – кислорода; г – кремния а рис. 9 – микроструктура поверхности трения керамики состава сиал-50 (при v=7м/с и p=7 мпа) ×1000 (а) и распределение в ней: б – алюминия; в – кислорода; г – кремния pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 87 поверхность трения керамики состава сиал-ц (рис. 11, а) характеризуется еще более мелкими полосами скольжения по сравнению с материалом сиал-50. керамика с мелкодисперсной структурой обладает повышенными трботехническими свойствами. это связано с тем, что размер карбидных зерен в материале сиал-ц составляет 7 9 мкм, поэтому существенно снижается количество дефектов структуры с одной стороны и увеличивается фактическая площадь (а следовательно уменьшается величины удельных нагрузок) контакта с контртелом с другой. интенсивность изнашивания этого материала составляет 4,7 мкм/км. рис. 11 – микроструктура поверхности трения керамики состава сиал-ц (при v = 7м/с и p = 7 мпа) ×1000 (а) и распределение в ней: б – алюминия; в – циркония; г – кислорода; д – кремния а рис. 10. микроструктура поверхности трения керамики состава сиал-80 (при v = 7м/с и p = 7 мпа) ×1000 (а) и распределение в ней: б – алюминия; в – кислорода; г – кремния; д – железа а pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com влияние состава и структуры карбидокремниевых композитов на износостойкость и механизмы их изнашивания при трении … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 88 выводы 1. при трении без смазки композиционных материалов системы sic-al2o3 в паре с керамическим контртелом реализуется абразивный механизм изнашивания. введение в карбид кремния различных добавок оксида алюминия существенно влияет на структуру материалов и особенности механизмов их изнашивания, а следовательно, на триботехнические характеристики карбидокремниевой керамики. для керамики, содержащей 20 мас.% al2o3 (сиал-80) характерной является структура с большими конгломератами зерен карбида кремния. более пластичной оксидной фазы недостаточно для удовлетворительной работы в паре трения с керамическим контртелом. в этом случае на поверхности трения в результате скалывания образуются большие по площади эоны разрушения материала, интенсивность изнашивания при этом составляет 40 мкм/км. керамический материал сиал-20 имеет матричную структуру на основе оксида алюминия, упрочненную зернами карбида кремния. при небольших скоростях и малых нагрузках этот материал показал высокие результаты, однако при увеличении скорости испытаний до 7 м/с, а нагрузки до 7мпа его триботехнические характеристики ухудшились. это объясняется недостатком упрочняющей карбидокремниевой фазы. оптимальное соотношение пластифицирующей (al2o3) и упрочняющей (sic) фаз в керамике сиал-50 привело к формированию в процессе трения поверхности с незначительной повреждаемостью и минимальными по ширине и глубине полосами скольжения. в результате, керамический материал сиал-50 обладает самым высоким уровнем триботехнических характеристик среди материалов системы sic-al2o3, интенсивность его изнашивания не превышает 13 мкм/км. 2. в композиционном керамическом материале сиал-ц в качестве оксидной составляющей использована эвтектика al2o3-zro2. это позволило существенно снизить температуру горячего прессования керамики и предотвратить рост ее зерен. введение эвтектической оксидной связки в материал позволяет существенно повысить его износостойкость за счет получения более равномерной и мелкодисперсной структуры. керамика сиал-ц имеет максимальную износостойкость из всей группы исследованных материалов, интенсивность ее изнашивания не превышает 4,7 мкм/км. разработанные материалы просты в получении и относительно дешевы и рекомендуются для изготовления торцевых уплотнений центробежных насосов. литература 1. антипин г.в., банников м.т., домашнев а.д. и др. торцовые уплотнения аппаратов химических производств. – м.: машиностроение, 1984. – 112 с. 2. комиссар а.г. уплотнительные устройства опор качения: справочник. – м.: машиностроение, 1980. – 192 с. 3. мельник в.а. торцевые уплотнения валов: справочник. – м.: машиностроение, 2008. – 320 с. 4. патент № 53010 композиційний зносостійкий матеріал на основі карбіду кремнію. довгаль а.г., уманський а.п., тамаргазін о.а., панасюк а.д., костенко о.д., коновал в.п., 27.09.2010, бюл. № 18. 5. мамикін є.т., ковпак м.к., юга а.і. та ін. комплекс машин і методики визначення антифрикційних властивостей матеріалів при терті-ковзанні // порошкова металургія. – 1973. – № 1. – с.67-72. 6. голубев в.и. уплотнение и уплотнительная техника: справочник / под общ. ред. в.и. голубева – м: машиностроение, 1994 г. – 356 с. надійшла 21.06.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 1. прямозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 23 чернець м.в,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. і. франка, ** люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри та триботехнічні характеристики. частина 1. прямозуба передача удк 539.3: 539.538: 539.621 наведено результати оцінки максимальних контактних тисків, зношування та довговічності конічної прямозубої передачі з урахуванням парності зачеплення зубів, зміни кривини їх евольвентних профілів внаслідок зношування та висотного коригування зачеплення. розрахунок конічної передачі проведено як еквівалентної циліндричної передачі згідно авторського методу. встановлені закономірності впливу зазначених умов взаємодії зубів в торцевому і внутрішньому перерізі вінця конічних коліс подано графічно. виявлено оптимальні значення коефіцієнтів коригування, які забезпечують максимальну довговічність передачі. ключові слова: конічна прямозуба евольвентна зубчаста передача, контактний і трибоконтактний тиск, зношування зубів, довговічність передачі конічні передачі, які дозволяють передавати крутний момент під кутом 90º ≤ 2δ < 90º між осями, знаходять широке застосування. у випадку відсутності коригування зачеплення розрахунок їх навантажувальної здатності по визначенню максимальних контактних напружень, що виникають у полюсі зачеплення, проводиться згідно дсту чи iso. однак, у випадку коригування зубів таких методів не розроблено, як і методів, де враховувались би умови співпраці кількох (двох, трьох) пар зубів у зачепленні. стосовно оцінки зношування і довговічності зубчастих передач з урахуванням парності зачеплення на зміну кривини їх профілів, то частково вона реалізувалась лише у роботах авторів [1 5] за розробленими методами. у даній статті проведено дослідження впливу усіх зазначених чинників як на максимальні трибоконтактні тиски, так і на триботехнічні параметри. розрахунок конічної зубчастої передачі проведено як еквівалентної циліндричної передачі із торцевим та внутрішнім модулями конічного зачеплення, оскільки тут він змінюється по довжині зуба колеса: minmax mmm  . тоді для розв’язку задачі використано метод оцінки контактної міцності, зношування і довговічності зубчастих передач [1, 3 5]. відповідно обчислюють: початкові максимальні контактні тиски maxjp ( j – точки контакту коригованих зубів від входу у зачеплення до їх виходу з нього при обертанні коліс); лінійні зношування jj hh 21 , зубів коліс з коригуванням в кожній із вибраних точок зачеплення, включаючи точки зміни його парності; мінімальна довговічність передачі з урахуванням перебігу зношування зубів з висотним коригуванням. дані для обчислень: kz1 = 20 – кількість зубів конічного колеса; ku = 3 – передавальне відношення передачі; 1n = 750 об/хв – кількість обертів шестерні; p = 20 квт – номінальна потужність передачі; b = 50 мм – довжина зуба; maxm = 5 мм – нормальний модуль зачеплення у торцевому перерізі колеса; minm = 3,391 мм – нормальний модуль зачеплення у внутрішньому перерізі колеса;  = 4º – приріст кута обертання шестерні; kh = 0,5 мм – допустиме зношування зубів; k = 1; 2 – нумерація коліс (1 – шестерня; 2 – колесо). матеріали коліс: шестерня: сталь 38хмюа, азотування на глибину 0,4 … 0,5 мм; колесо: сталь 40 х, об’ємне гартування. мащення – граничне оливою, при якій коефіцієнт тертя ковзання f = 0,05. коефіцієнти висотного коригування зубів коліс: 21 xx  = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4. у торцевому та внутрішньому перерізі вінця зачеплення зубів дво – одно двопарне. результати обчислень наведено нижче на рисунках. до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 1. прямозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 24 1. торцевий переріз,  maxmmn 5 мм 300 400 500 600 700 800 0 4 8 12 16 20 24 28 p jm ax ,м п а рис. 1 – зміна pjmax у процесі зачеплення зубів тут ліва і права зони – двопарне, а центральна зона – однопарне зачеплення. збільшення коефіцієнтів зміщення спричиняє зниження maxjp , особливо значно у лівій зоні. на рис. 2 подано трансформацію трибоконтактних тисків maxhjp у результаті зношування зубів до допустимого зношування h в одній з точок профілю, зокрема зубів колеса. 300 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 28 p jh m ax ,м п а рис. 2 – трибоконтактні тиски pjmax вона є дуже значною в усій лівій зоні двопарного зачеплення та достатньо помітною на початку зони однопарного зачеплення. на рис. 3 зображено графіки лінійного зношування профілів зубів коліс в зоні їх зачеплення. 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 2j ,м м а б рис. 3 – лінійне зношування зубів з висотним коригуванням: а – шестерня; б – колесо до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 1. прямозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 25 у залежності від величини 21 xx  допустиме зношування зубів конічної шестерні досягатиметься або на вході у двопарне зачеплення (  21 xx 0; 0,1), або на виході з однопарного зачеплення ( 21 xx  > 0,1). рис. 4 зображає залежність мінімальної довговічності передачі (точки профілю зуба шестерні, у якій досягається 2h ) від величини коефіцієнтів зміщення 21 xx  . 30000 40000 50000 60000 70000 80000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 x1(-x2) tm in , t b m in ,г о д t min tbmin рис. 4 – довговічність передачі відповідно довговічність minbt з урахуванням зміни maxjp у результаті зношування зубів, а mint за умови, що maxjp не змінюється. характерно, що у прийнятому діапазоні зміни коефіцієнтів зміщення 4,00 21  xx є оптимальне значення 21 xx  ≈ 0,13. при цьому зношування зубів у трьох характерних точках профілю: на вході у двопарне, на вході у однопарне та на виході з нього будуть близькими за величиною. довговічність minbt є більшою від довговічності mint передачі, зокрема при оптимальних значеннях коефіцієнтів зміщення в 1,22 рази. 2. внутрішній переріз, minm = 3,391 мм 400 500 600 700 800 900 1000 1100 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p jm ax ,м п а 400 500 600 700 800 900 1000 1100 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ pj h m ax ,м п а рис. 5 – зміна pjmax у процесі зачеплення зубів рис. 6 – трибоконтактні тиски pjhmax у цьому перерізі maxjp є близько 1,48 рази вищим, ніж у торцевому перерізі. трансформація maxjp має подібний характер (рис. 6), як це було попередньо (рис. 2). перебіг зношування зубів шестерні (рис. 7, а) є майже таким же, як і попередньо (рис. 3, а). а зуби колеса (рис. 7, б) зношуються дещо інтенсивніше, як в торцевому перерізі (рис. 3, б), досягаючи допустимого зношування 1h = 0,5 мм при  21 xx 0; 0,1. до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 1. прямозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 26 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 1j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h2 j ,м м а б рис. 7 – лінійне зношування зубів з висотним коригуванням: а – шестерня; б – колесо мінімальна довговічність передачі при зміні 21 xx  показана на рис. 8. 18000 20000 22000 24000 26000 28000 30000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 x1(-x2) t m in , t b m in ,г о д t min tbmin рис. 8 – довговічність передачі тут теж спостерігається оптимум значень 21 xx  ≈ 0,13. з наведених результатів обчислень слідує, що довговічність передачі у внутрішньому перерізі (рис. 8) є до 2,27 рази меншою, ніж у торцевому перерізі (рис. 4). тому було обчислено при цій довговічності зміну maxhjp , jj hh 21 , (рис. 9, 10). 3. торцевий переріз, mint як у внутрішньому перерізі 300 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ pj hm ax ,м п а рис. 9 – дійсна трансформація maxjp у торцевому перерізі до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 1. прямозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 27 менш значимою зміна maxjp є як на вході у двопарне зачеплення, так і на вході в однопарне. дійсні величини зношування зубів показано на рис. 10. 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h1 j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 2j ,м м а б рис. 10 – лінійні зношування зубів коліс у торцевому перерізі: а – шестерня; б – колесо максимальне зношування зубів шестерні не перевищує 0, 234 мм, а зубів колеса – 0,22 мм. у результаті проведених досліджень встановлено, що: початкові максимальні контактні тиски maxjp будуть у 1,475 рази вищими у внутрішньому перерізі вінця, що є закономірним оскільки тут модуль зачеплення є меншим у 1,475 рази, ніж у торцевому перерізі. тобто зростання maxjp є пропорційним зменшенню величини модуля; найвищі значення maxjp виникають на вході у однопарне зачеплення; характер зміни maxjp в обох перерізах є близьким; із зростанням величини коефіцієнтів коригування 21 xx  знижуються початкові максимальні контактні тиски maxjp та трибоконтактні тиски maxhjp ; наявний оптимум коефіцієнтів коригування 21 xx  ≈ 0,13, при якому довговічність передачі буде найбільшою, а зношування зубів у трьох характерних точках профілю: на вході у двопарне, на вході у однопарне та на виході з нього будуть близькими за величиною; перебіг лінійного зношування jj hh 21 , зубів коліс подібний в обох перерізах; мінімальна довговічність передачі у внутрішньому перерізі вінця є до 2,27 разів нижчою, ніж у торцевому перерізі; дійсні величини максимального зношування у торцевому перерізі зубів шестерні складатимуть 46,8 %, а зубів колеса 44 % від допустимого kh = 0,5 мм. література 1. чернець м.в. вплив умов зачеплення зубів прямозубої конічної передачі на їх контактну міцність // проблеми трибології. – 2013. – №3. – с. 109 113. 2. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №3. – с. 84 92. 3. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 2. постійні умови взаємодії у коригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №4. – с. 6-15. 4. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 3. змінні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. -2014. – №4. – с. 49 53. 5. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 4. змінні умови взаємодії у коригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2015. – №1. – с. 69 76. до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 1. прямозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 28 chernets m.v, chernets ju.m. to the question of estimation of teeth interaction conditions in bevel gear on contact parameters and tribotechnical characteristics. part 1. spur gear. in the paper are presented the results of estimation of maximum contact pressures, wear and durability of straight bevel gear taking into account parity of teeth engagement, change of their involute profiles curvature in the result of wear and angular correction of engagement. calculation of bevel gear is conducted as for the equivalent cylindrical gear according to the author’s method. the established regularities of influence of mentioned conditions of teeth interaction in front and internal cut of bevel wheels rim are presented graphically. optimum values of correction coefficients, which provide maximum gear durability, are revealed. key words: straight bevel involute tooth gear, contact and tribocontact pressure, teeth wear, gear durability references 1. chernec m.v. vplyv umov zaczeplennia zubiv priamozuboi konicznoi peredaczi na jih kontaktnu micnist. problemy trybologii, №3, 2013. s. 109 – 113. 2. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannia i dovhovicznist. czast. 1. postijni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №3, 2014. s. 84 – 92. 3. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoshuvannia i dovhovicznist. czast. 2. postiini umovy vzaiemodiji u koryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №4, 2014. s. 6– 15. 4. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrychnoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoshuvannia i dovhovicznist. czast. 3. zminni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №4, 2014. s. 49 – 53. 5. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrychnoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoshuvannia i dovhovicznist. czast. 4. zminni umovy vzaiemodiji u koryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №1, 2015. s. 69 76. 17_klimin.doc вплив об´ємної гарячої пластичної деформації на процеси азотування та триботехннічні властивості конструкційної сталі 18хгт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 91 клімін в.в., національний авіаційний університет, м. київ, україна вплив об´ємної гарячої пластичної деформації на процеси азотування та триботехннічні властивості конструкційної сталі 18хгт вступ однією з актуальних задач сучасного машинобудування є збільшення терміну служби деталей машин і механізмів. втрата працездатності вузлів машин і механізмів багато в чому визначається зносом деталей конструкції, тому підвищення їх зносостійкості являє собою важливу і нагальну технічну задачу. для цього широко застосовуються нові матеріали, а також різноманітні способи зміцнення та підвищення зносостійкості. однак їх використання не завжди виправдано з економічних або технологічних міркувань. так суттєвими недоліками хіміко–термічної обробки (хто) є необхідність досить високих температур і тривалих ізотермічних витримок для створення на поверхні виробу збагаченого шару відповідного елемента. в зв’язку з цим багато досліджень спрямовано на пошук нових способів інтенсифікації процесу масоперенесення в умовах хіміко-термічної обробки металів та сплавів. технологічні методи створення захисних структур триботехнічного призначення та відновлення працездатності сталевих деталей машин і механізмів, що сьогодні використовуються на ремонтних підприємствах україни, обмежені рівнем розвитку галузей науки й техніки, технологій, які їх реалізують, ресурс відновлених ними деталей не завжди відповідає сучасним технічним вимогам. у той же час, спираючись на досягнення науки, можливості виробництва, а також передовий досвід розвитку технологій зміцнення як в україні, так і за кордоном, існує можливість підвищення триботехнічнихних характеристик та довговічності деталей машин і механізмів шляхом застосування сучасних технологічних процесів експериментальні дослідження підтверджують, що широкі можливості підвищення механічних властивостей металу криються в будові його структури. дослідження проблеми підвищення фізико-механічних властивостей металу, зокрема спротиву зношуванню в різноманітних умовах тертя робочих поверхонь, дозволяє зробити висновок про те, що окремо взяті відомі механічні властивості ще не дають підстави відносити будь-яку сталь до розряду зносостійких. зносостійкість, як характеристика триботехнічних властивостей, стоїть відокремлено по відношенню до її інших механічних властивостей. для підвищення зносостійкості сталі необхідно домогтися підвищення усього комплексу характеристик її механічних властивостей (сорокин г.м., к вопросу повышенияизносостойкости сталей – трение и износ, 1992, том 13, № 3, стор. 443-450). перспективним для створення зносостійких поверхневих шарів можна вважати метод об’ємної гарячої пластичної деформації з наступною хіміко-термічної обробкою (азотуванням). однак, його широкому впровадженню у практику підприємств заважають ряд причин, зокрема практична відсутність системних досліджень процесу формування зносостійких азотованих шарів в попередньо об’ємнодеформованих конструкційних сталях, з яких виготовляються деталі машин і механізмів. постановка проблеми розробити спосіб механіко-хіміко-термічної обробки конструкційних сталей та встановити закономірності впливу його параметрів на структурно-фазовий склад поверхонь тертя і механічні властивості конструкційних сталей після проведення термомеханічної обробки та дослідити вплив фізикомеханічних властивостей конструкційних сталей після проведення термомеханічної обробки з наступною хіміко-термічною обробкою на їх триботехнічні характеристики. виклад основного матеріалу під час пластичної деформації розмір зерна структури металу «μ» залежить в основному від температури «t» та відносної деформації «ξ». відносна деформація, що дорівнює 5 ÷ 10 %, є критичною, оскільки при ній отримується максимальний розмір зерна. тому на підставі аналізу факторів – складових процесу високотемпературної термомеханічної обробки у відповідності із запропонованою технологією застосовується мінімальна (докритична, ξ < 3 %) об’ємна гаряча пластична деформація (роздача) з обтискуванням деформованого металу матрицею і наступним гартуванням з нагрівом струмами високої частоти (свч), що забезпечує перетворення крупнозернистої вихідної структури в модифіковану структуру високодисперсної будови. експериментально визначено інтервал температури (950 ÷ 1150 °с) для конструкційної сталі 18хгт, який забезпечує найвищі пластичні властивості деталі, що оброблюється методом огпд. у цьому інтервалі температури межа плинності для сталі 18хгт складає σs = 92÷60 мпа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив об´ємної гарячої пластичної деформації на процеси азотування та триботехннічні властивості конструкційної сталі 18хгт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 92 дослідження структури та фізико-механічних властивостей деформованого металу металографічному дослідженню піддавалися зразки сталі 18 хгт: стандартні та модифіковані (огпд): (зразки «1» та «2») та після азотування (зразки «3» та «4»). базовий зразок «1» виконано з конструкційної сталі 18хгт – стану постачання (табл. 1). мікроструктура базового зразка ферито–перлітна (рис. 1). рис. 1 – мікроструктура базового зразка «1»стану постачання рис. 2 – мікроструктура зразка «2» після роздачі з індукційним нагрівом модифікований зразок «2» – для проведення огпд по запропонованій технології нагрівали свч до температури 1000 ÷ 1050 °с (1273 ÷ 1323 к) протягом 45 секунд замість 20 хвилин при нагріванні у печах опору. пластична деформація призводить до значного подрібнення ферито-сорбітної мікроструктури (рис. 1). після роздачі також спостерігається ущільнення подрібнених складових елементів мікроструктури, що супроводжується деяким (10 % і більше) підвищенням мікротвердості вихідного матеріалу. коливання по мікротвердості не перевищують 1500 мпа(рис. 2). результати досліджень структури та фізико–механічних властивостей деформованого, внаслідок проведення огпд, металу наведені у табл.1. таблиця 1 вплив термомеханічної обробки на розподіл твердості твердість номер зразка стан зразка поверхні серцевини 1 базовий матеріал сталь 18 хгт – стану постачання hrb 7,72 0,800,68 − hrb 8,77 0,790,76 − 2 модифікований проведенням огпд з індукційним нагрівом hrb 0,90 0,935,88 − hrb 3,89 0,919,88 − примітка: в чисельнику наводиться – мінімальне і максимальне,у знаменнику – середнє значення твердості. дослідження фізико-механічних властивостей зміцнених сталевих азотованих зразків азотування використовують для зміцнення сталей перлітного, феритного, аустенітного і карбідного класів. поліпшені конструкційні сталі без алюмінію дозволяють підвищити поверхневу міцність після азотування до 650 – 900 hv. азотований шар на цих сталях має високу зносостійкість і опір крихкому руйнуванню. відносно низьковуглецевих сталей азотування дає найбільший ефект в поєднанні з наступною термічною обробкою дифузійної зони, яка включає гартування або гартування і відпал.глибина і поверхнева твердість азотованого шару залежать від ряду факторів, з яких основні: температура азотування, тривалість азотування і склад сталі, що азотується. впливу підвищеної температури під час виконання хто (азотування при 560 600 °с)особливо побоюватися не слід завдяки використанню спадково-дрібнозернистих сталей і правильному підбору наступної термічної обробки (з використанням нагріву свч), тому що в результаті дії явища спадковості фрагментована структура після тмо є вельми стійкою в умовах, коли повторна термообробка не викличе процесів рекристалізації. перекристалізація може у ряді випадків привести до ще більшої фрагментації структури й дозволить не тільки зберегти високі механічні властивості, отримані в результаті тмо, але й досягти ще більшої пластичності. інтенсифікувати хіміко-термічну обробку, тобто пришвидшити дифузію атомів азоту, вуглецю та інших елементів вглиб матеріалу і отримати ті ж параметри покриттів (їх товщину, мікротвердість та ін.) при менших температурах і витримках (а значить при менших енерговитратах) або при стандартних режимах насичення отримати покриття більшої товщини за відсутності різкого переходу до основного металу (без хто) і з кращими показниками мікротвердості та зносостійкості, можна, за рахунок збільшення pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив об´ємної гарячої пластичної деформації на процеси азотування та триботехннічні властивості конструкційної сталі 18хгт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 93 дефектності кристалічної будови матеріалу, а саме збільшення щільності дислокацій, подрібнення зерен і, відповідно, збільшення протяжності їх границь. для вирішення цих задач і пропонується спосіб об’ємної гарячої пластичної деформації (роздача з обтискуванням нагрітої деталі в матриці), який окрім інтенсифікації хіміко-термічної обробки і підвищення триботехнічних властивостей матеріалів дає змогу піддавати об’ємній термомеханічній обробці деталі (заготовки) тіла-обертання (вали, шестерні, вал-шестерні та ін.) з можливістю компенсації зносу на зношених ділянках для відновлення їх працездатності не використовуючи для цього додаткових деталей і матеріалів. зразки «3» та «4» (стандартний та модифікований) були піддані хіміко-термічній обробці азотуванню. азотований поверхневий шар чітко проглядається на протравлених мікрошліфах зразків «3» та «4» і вирізняється більш темним забарвленням у порівнянні з основним металом, а також підвищеною твердістю – hv 7960 мпа.товщина азотованого шару на мікрошліфі 250 і 390 мкм для зразків «3» та «4» відповідно. рис. 3 – азотований шар (×50) стандартного зразка «3» рис. 4 – азотований шар (×50) модифікованого зразка «4» порівнюючи результати металографічних досліджень стандартного зразка «3» та модифікованого об’ємною гарячою пластичною деформацією зразка «4» необхідно зазначити, що хіміко-термічну обробку – азотування в газовому середовищі, вони проходили одночасно, тобто умови для дифузії атомів азоту вглиб матеріалу були створені абсолютно однаковими, але при цьому товщина азотованого поверхневого шару зразка «4» зростає більш ніж в 1,5-рази порівняно зі зразком «3». це свідчить про прискорення дифузії та збільшення масоперенесення азоту в підданому термомеханічній обробці огпд зразку «4». за таких режимів обробки матеріалу спостерігається переважне формування в дифузійному шарі εфази, при наявності невеликої кількості θ фази. при цьому окрім збільшення глибиниі дисперсності шару з підвищеною мікротвердістю у модифікованих огпд зразках є наявним плавний перехід азотованого шару з підвищеною мікротвердістю до основного металу з поступовим зниженням мікротвердості до відповідних показників. основний метал має твердість hv 2750÷2870 мпа. мікроструктура біля поверхні представляє собою ферито–карбідну суміш, а в центральній частині – бейніт, причому в зразку «4» (модифікованому) структура більш дрібнодисперсна. дозована огпд призводить до інтенсифікації процесів насичення азотом конструкційних сталей типу 18хгт у газовому середовищі, суттєво впливаючи на фазовий склад дифузійного шару. таблиця 2 параметри азотованих поверхневих шарів зразків сталі 18хгт вид обробки товщина шару, мм поверхнева мікротвердість, гпа вміст азоту,% фазовий склад дифузійного шару азотування без огпд, (зразок і) 0,250 7,36 0,071 α fe2o3; γ fe2o3; fe2o3; fec; fes; fe3c; fec; feo; fe3n; fe2n; fe4n; ε fe азотування після огпд, (зразок іі) 0,390 7,96 0,150 fes2; fe3o4; fe2o3; feo; α-fe2o3; γ fe2o3; feo; fe2c; fe3c; fec; fe2n; fe3n; fe4n; fes; α fe; ε-fe відносна кількість ε фази та θ фази в дифузійному шарі в залежності від ступеню огпд змінюється. дифузійні шари з оптимальними характеристиками (максимальною глибиною та високою мікротвердістю) формуються після дозованої докритичної (до 3 %) деформації, при цьому спостерігається переважне формування в дифузійному шарі ε фази, при наявності невеликої кількості θ фази. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив об´ємної гарячої пластичної деформації на процеси азотування та триботехннічні властивості конструкційної сталі 18хгт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 94 триботехнічні випробування зміцнених сталей експериментально-теоретичні дослідження зносостійкості базового і модифікованого гарячим роздаванням матеріалів проводилися за схемою «перехресних циліндрів» для чого запропоновано застосувати двохфакторну залежність (контактний тиск, швидкість ковзання) інтенсивністі зношування згідно розробленій методиці були проведені випробування на зношування базових і модифікованих зразків зі сталі 18хгт, після азотування. рис. 5 – площадка трибоконтактубазового зразка «3» рис. 6 – площадка трибоконтакту модифікованого зразка «4» по завершенню випробування, для проведення порівняльних досліджень, за допомогою великого інструментального мікроскопу бмі-1ц, вимірювалися розміри осей еліптичної плями зношування (2a та 2b), розраховувався середній радіус площадки контакту (ā) і максимальний знос в центрі площадки (uw). рис. 7 – залежність середнього розміру площадки зношування сталі 18хгт від тривалості випробувань та виду попередньої механіко-хіміко-термічної обробки за результатами проведених порівняльних трибо технічних випробувань (рис. 7) показано, що зносостійкість огпд модифікованого зразка в 1,5 ÷ 2 рази вища, ніж у базового для всього розглянутого діапазону дослідження, що кількісно підтверджує кращу зносостійкість зразків, відновлених гарячим пластичним деформуванням. встановлено, що існує діапазон концентрації азоту, при якому трибологічні характеристики мають мінімальні значення (рис. 8). тобто діапазон оптимальної за триботехнічними критеріями концентрації азоту знаходиться у межах 6,5 … 7,5 %. рис. 8 – залежність інтенсивності зношування зразків від концентрації азоту pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив об´ємної гарячої пластичної деформації на процеси азотування та триботехннічні властивості конструкційної сталі 18хгт проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 95 знаходження вищевказаного діапазону саме у таких межах можна пояснити тим, що за такої концентрації азоту поверхневі нітридні шари пар тертя складаються переважно з ε фази (гексагонального карбонітриду fe2-3(nс)), близької до своєї нижньої межі розчинності азоту. така структура ε – фази дозволяє виключити її крихкість, пороутворення та отримання у шарі крихкого нітриду fe2n. (ε фаза є більш пластичною, але менш твердою, ніж гранецентрований нітрид fe4n). за вказаної концентрації твердість зміцненого шару наближується до твердості γ′ фази, з одночасним збереженням пластичності ε фази, створюючи, таким чином, оптимальні структурні передумови для підвищення зносостійкості деталей. отже хіміко-термічна обробка (дифузійне насичення азотом) конструкційних сталей дрібнодисперсної будови , що отримується внаслідок проведення огпд, завдяки інтенсифікації процесів насичення азотом значно покращує їх механічні властивості, зокрема зносостійкість (у 2 ÷ 2,5 рази). висновки 1. дослідження показали, що термомеханічна обробка (об’ємна гаряча пластична деформація) конструкційних сталей (18хгт) до хіміко-термічної обробки за певних умов може суттєво прискорювати процеси азотування, а також справляє помітний вплив на кінетику росту, фазовий і хімічний склад, структуру та властивості поверхневих дифузійних шарів. 2. об’ємна гаряча пластична деформація (огпд) суттєво впливає на фазовий склад дифузійного шару сталі 18хгт, відносна кількість ε фази та θ фази в дифузійному шарі в залежності від ступеня огпд змінюється. дифузійні шари з оптимальними характеристиками (максимальною глибиною та високою мікротвердістю) формуються після дозованої (до 10 %) деформації, при цьому спостерігається переважне формування в дифузійному шарі ε фази, при наявності невеликої кількості θ фази. 3. встановлено, що діапазон оптимальної за триботехнічними критеріями концентрації азоту на поверхні зразків знаходиться у межах 6,5 … 7,5 %. 4. встановлено, що дозована (до 3 %) докритична деформація забезпечує інтенсифікацію процесів насичення конструкційних сталей в азотному газовому середовищі та призводить до значного (в 1,5 рази) збільшення глибини дифузійного шару та підвищення його мікротвердості (на 10 ÷ 20 %). що, в свою чергу, поєднуючись з поліпшенням, внаслідок проведення огпд мікро і макроструктури сталі призводить до покращення її механічних характеристик, зокрема зносостійкості (у 2 ÷ 2,5 рази). література 1. а.с. №1290607 установка для восстановления деталей типа вал-шестерня / климин в.в. и др. заявл. от 15.10.1986. 2. а.с. №1706829 способ ремонта шестеренных гидронасосов / климин в.в. и др. заявл. от 22.09.1991. 3. а.с. №1729724 способ ремонта шестеренных гидронасосов / климин в.в. и др. заявл. от. 03.01.1992. 3. климин в.в. применение метода горячей пластической деформации для восстановления конструктивных параметров и повышения износостойкости тяжелонагруженных деталей / в.в.климин, ю.м.билык // проблеми тертя та зношування. − 2006. − вип.46. − с. 76-83. 4. климин в.в. применение специальной термомеханической обработки для компенсации износа деталей узлов трения // проблеми тертя та зношування. − 2007. − вип. 47. − с. 58-66. 5. климин в.в. установка для восстановления и повышения износостойкости деталей методом горячей пластической деформации / климин в.в., киндрачук м.в. // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. − № 4. – с. 75-79. 6. кузьменко а.г. методирозрахунків та випробувань на зношування та надійність. – хмельницький, ту поділля – 2002. −150 с. 7. дыха а. в. закономерности изнашивания и испытания образцов со смазочными материалами / а. в. дыха // проблеми тертя та зношування: науково-технічний збірник. – к. : нау, 2007. – вип. 47. – с. 228–241. 8. вельбой в.п. багатофункціональна лабораторна установка для дослідження трибологічних властивостей конструкційних і мастильних матеріалів / в.п. вельбой, а.г. кузьменко, о.в. диха, м.о. диха // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. − № 1. – с. 94-98. надійшла 24.03.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com copyright © 2021 m. ageev, е. solovuch, v. lopata, o. burlachenko, n. vihilianska. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,74-83 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-74-83 study influence factors of the spraying process on the properties of electric arc spraying coatings m. ageev 1 *, е. solovuch 2 , v. lopata 3 , o. burlachenko 3 , n. vihilianska 3 1 kherson state maritime academy, ship power plant operation, с. kherson, ukraine 2 central ukrainian national technical university national technical, kropyvnytskyi , ukrain 2 e.o. paton electric welding institute of the national academy of sciences of ukraine *e-mail: beryuza@ukr.net abstract the paper considers possibilities to increase the wear resistance, corrosion resistance, and service life for parts machines and mechanisms via their hardening and renovating using electric arc coatings characterized by high density, adhesion strength, and micro hardness thanks to activation of the spraying process. also, the possibility of controlling the properties of restored surfaces owing to choice of the related equipment with required structure and characteristics in order to prolong the service life of machinery parts is shown. the right choice of equipment for spraying makes it possible to increase the speed and temperature of the spraying gas and particles, reduce the droplet diameter, increase the density and reduce the oxidation of coatings. the influence of spray factors such as the flow rate and pressure of working gases, composition of combustion mixture, spraying distance, dispersion of the spray, properties of wire material, etc. on the properties of the coatings obtained has been investigated. the possibility of controlling the properties of surfaces owing to choice with required characteristics electric arc coatings is shown. the influence of spray factors such as the flow rate and pressure of working gases, composition of combustion mixture, spraying distance, dispersion of the spray, properties of wire material, etc. on the properties of the coatings obtained has been investigated. the use of coatings makes it possible to increase the wear and corrosion resistance of working surfaces of machine parts and mechanisms, in particular ship parts, and so to reduce the costs of alloyed steels and alloys. the coatings application is associated with implementation of a fundamentally new approach, according to which the strength and carrying capacity of a part is provided by its basic material, whereas the resistance to corrosion, wear, and other factors may be increased via using hardening protective coatings. there are many alternative methods for producing coatings, from which it is advisable to choose an optimal, easy to implement, and inexpensive one. of the variety of methods for hardening coating deposition, the most common technologies used to restore and improve the performance properties of parts are gas-thermal spraying techniques, among which the cheapest and simplest method is electric arc spraying (eas), whose current improvement is aimed at modifying and activating the spraying process. such combined technologies do not require additional expensive equipment and operations, which predetermines a reduction in the cost of hardening processes. key words: electric arc coating, wear resistance, corrosion resistance, adhesion strength, spraying process introduction. the state of the problem and the purpose of the research. in the practice of restoring and hardening parts through the use of hardening protective coatings, extensive experience has been accumulated in the application of coatings by methods of gas-thermal spraying (gts) [1-3]. the reasonability of using gts is evidenced by the appearance of a number of special firms for manufacture of equipment and materials for spraying, for example, metko, wall cobmonoy corp. linde div., union carbide corp. et al. [4-7]. the produced domestic and foreign gts units [8], spray materials [6-10], and published recommendations have made it possible to solve a series of items related to the repair, restoration, and prolongation of the service life of parts [1-3]. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-74-83 problems of tribology 75 in the development of techniques for restoration of parts, it is necessary, of all the possible gts methods (table 1) [4-6], to choose such one that provides the longest service life of a part and the lowest cost of its recovery as well as can be fairly versatile, simple, and easy to implement [8]. when choosing a method for gts, it is necessary to consider the basic conditions for high-quality coating formation [4]: i) thermal effects on the part must prevent the phase or structural transformations in the base metal; ii) participation of the base metal in the coating must be negligible, and iii) in the contact zone, no relaxation process capable to change its phase composition and structure should arise. таble 1 characteristics of spraying modes parameter spraying mode electric arc gas-flame plasma detonation efficiency, kg/h 3 31 1 -10 0.5 8.0 0.1 6.0 coefficient of material consumption 0.8 -0.9 0.8 -0.95 0.4 -0.9 0.3 0.6 adhesion strength, мpа tо 40 tо 50 tо 60 tо 200 temperature of part heating , °с 100 -150 100 -150 150 -200 100 -150 from the standpoint of these conditions, the use of electric arc spraying (eas) is promising [9, 10]. eas is widely used in the european countries and displaces the traditional gas-flame method [7]. this is due to the simplicity of the equipment, the availability of energy source for metal melting, higher thermal efficiency, which reaches 57% compared to 13 and 17% for gas and flame spraying [9, 10]. despite the large number of innovations concerning electric arc spraying (eas), researches on the improvement of this method and required equipment are actively being carried out and has become aimed at activating the spray process using various techniques, methods, and devices [11-13]. the spray process activation is the basis for improving the technology and equipment for deposition of high-density wear-resistant layers. in practice, the following procedures for spray process activation have been implemented [11-13]: intensification of mixing working gases; provision of sprayed particles and the substrate with additional energy via heating them; diminution of the sprayed particles size; activation of the particle and the substrate surfaces by mechanical methods (increase in roughness) or by reduction of oxides; increase in the enthalpy of the spray flux by introducing thermo-reactive components; coating with the use of external effects (ultrasonic waves, electromagnetic fields, etc. [14]; heat treatment [15, 16] or chemical heat treatment of coatings [17, 18], etc. on the basis of studying the problem of hardening and restoring parts of the using electric arc spraying (eas) coatings, the aim of the work was set up to increase the wear resistance and service life of parts via combining electric arc spraying (eas) coatings characterized by high density, adhesion strength, and microhardness due to the activation of the spray process and nitriding of the coatings sprayed. the influence of choice of design parameters for of electric arc spraying equipment on the factors of spray process and properties of coatings the quality of electric arc spraying (eas) coatings used for renovation and hardening of the working surfaces of parts markedly depend on the technical characteristics of the equipment used. currently, there is in operation a wide range of power sources and devices for spraying produced by various companies [19-22]. however, a comparative analysis of the influence of the main technical characteristics of spray units and power sources on the physicomechanical properties of the coatings obtained has not been carried out; and no science-based recommendations on the use of electric arc spraying (eas) equipment have been made. the above reasons make it difficult to choose the right equipment for electric arc spraying (eas) that could provide high performance and quality of the recovered parts. this paper presents the characteristics of the most used units and analysis of them in order to ensure their correct choice. the characteristics of the power source and the design of an apparatus for an electric arc determine such electric arc spraying (eas) factors as the welding current; the type, pressure, and flow rate of the spraying gas; the diameter and shape of the nozzle, and the scheme of a blowing system. to create electric arc spraying (eas) coatings, units with various blowing systems and nozzle geometry are used [23, 24]. currently, there are several schemes for the formation of the metal-air flow for electric arc spraying (eas), namely diaphragm, central-nozzle, differential, and closed ones. in particular, the most widespread diaphragm scheme is used in the manufacture of electric arc spraying (eas) units at the barnaul plant (russia) and firms "metco" and "mogul" (the united states). for this scheme, formation of a fairly wide metal-air flow is characteristic. the use of it is effective for obtaining anti-corrosion coatings. the central nozzle scheme is used in the electric arc apparatus em-17 (barnaul), where a narrow metal-air flow is created, which is particularly efficient for coating of bodies of revolution, for example shafts, including crankshafts [23, 24]. 76 problems of tribology at the physical-mechanical institute (pmi) of nas of ukraine (lviv), through improving the design of electric arc spraying (eas) equipment and increasing the protective-energy level of the spray arc flame, the problem of increasing the physicomechanical properties of coatings was solved by weakening the dispersed metal oxidation in the spray flame and increasing the velocity of particles [23, 24]. in order to improve the quality of coatings, an electric arc apparatus with a spray head was used [23,24], which was based on a closed scheme for the formation of metal-air flow. such a scheme is used in the units manufactured by the gmp "gasothermic" at pmi of nas of ukraine. the advantages of em-14 units with a closed scheme and a differential nozzle over an open scheme and a central nozzle are considered in [24]. the closed scheme of metalair flow formation allows the manufacture of extremely fine fractions of sprayed particles (below 50 μm) thanks to their high flight velocity (50-130 m/s) from the burning arc zone to the surface being restored (fig. 1, a, b). such a spray scheme should be used when the need arises in fine-particle (50 200 μm) coatings via spraying wires that include refractory components. if the metal-air flow scheme is closed, the arc burns in a channel bounded with the spray head of the electric arc spraying (eas) apparatus. this scheme realizes its advantages when the arc cross section size becomes commensurate with the cross section of the cylindrical channel where it burns. the closed metal-air flow scheme allows two deposition modes: continuous and pulsed. upon reducing the diameter of the nozzle cylindrical part, the pressure in the nozzle may become equal to that in the arc gap. with this, cold air may actively penetrate into the arc burning zone and so help decrease its length. when the arc length decreases so much that the melt can close the arc gap, a pulsed mode is realized. the pressure in the arc markedly depends on the nozzle diameter and arc power. it was established experimentally that the larger the nozzle diameter, the greater the arc power should be in order to realize the pulsed mode of the electric arc apparatus operation. when the pulverization appar atus is in the pulsed mode, the wire tips become parallel. the liquid phase closes the tips, and the reycotron effect is realized, which is manifested in the fact that an electrodynamic force acts parallel to the surfaces of wires, which melt in the gaps between the two parallel wires-electrodes. the melt is ejected from the gap by electrodynamic forces, and after a pause the cycle repeats. the frequency of emissions depends on the wire feed speed. portions of the liquid metal receive an additional impulse owing to the reycotron effect, which increases the velocity of particles and contributes to the melt dispersion. the use of the closed scheme for the formation of metal-air flow during eas [23, 24] allows production of coatings with a density of over 90% and adhesion strength to 180 mpa. the maximum size of sprayed particles does not exceed 50 μm. thus, the em-14 spraying system (fig. 1, с), which provides arc burning in a channel bounded with the nozzle walls or in the formed flow of pressing air, makes it possible to produce droplets with a high flight velocity, which improves the properties of the surfaces being restored. 100 200 300 400 0 40 80 120 160 v, м/с d, мкм а б v, m/s d, µm b a, b) c) d) fig. 1. dependence of the velocity of metal particles on their size for different modes of metal-air flow formation (a, b): central nozzle scheme (а) and closed scheme (b); apparatus em-14 for electric arc spraying (c); d) unit for electric arc spraying (eas) with a propane-air combustion chamber in the apparatus edm-6gd designed by the mariupil state university and the company topaz, spraying is performed with gas-dynamic dispersion of metal and using an external chamberless combustion scheme. here the energy source (electric arc and compressed air) is replaced by an electric arc and a fast jet of the products of liquid hydrocarbon fuel combustion [25]. this design allows reduction in the oxidation potential of the medium compared to air by twice and improvement in the properties of surfaces restored. the adhesion strength of coatings increases by 56% and hardness by 18%, while the porosity of coatings decreases by 2.6 times. at the same time, the cost of the electric arc spraying (eas) process decreases thanks to the replacement of cored wires with 2-3 times cheaper standard solid-drawn ones. the units for electric arc spraying (eas) produced by npooo "mad" (minsk) combine the advantages of electric arc and fast spraying [19-22] (fig. 1, d). the main distinguishing feature of the electric arc spraying (eas) unit is the presence of an efficient small-sized chamber for propane/air mixture combustion. a fast jet of problems of tribology 77 the combustion products leaves it with a speed of 1500 m/s at the outlet. the unit operates on the basis of melting wires by an electric arc and spraying molten wire droplets with the fast jet of combustion products. it requires supply of compressed air with pressure from 0.6 to 0.8 mpa and propane with pressure from 0.3 to 0.45 mpa as well as a source of welding current with a “hard” voltage-current characteristic (of the “vdu-506” type). by varying the consumption of propane and air, it is possible to create a neutral or reducing atmosphere in the melting zone of the electrode wire and thereby to weaken metal oxidation and burnout of alloying elements [19–22]. moreover, the design features of such units make it possible to increase the velocity of sprayed material particles and the coefficient of material utilization to 0.85; herein the jet angle does not exceed 10 o . the eas-10 unit has an electric drive which provides the required speed of wire electrode feed. it is powered from a threephase network of 220 v, frequency 50 hz [22]. in the case of using an alternating current, the electric arc burning proceeds with periodic interruptions that occur as a result of the voltage drop. the power supply for the electric arc apparatus with a direct current forms the necessary conditions for obtaining coatings with a uniform thickness. analysis of the research results made it possible to recommend the em-14 apparatus (fig. 1, с) and the eas-10 unit (fig. 1, d) for deposition of eas coatings. the proper management of the design parameters of equipment for electric arc spraying (eas) provides the creation of coatings with high performance characteristics, which is very important for increasing the service life of parts. thus, the work shows the possibility, through the selection of design parameters and characteristics of equipment for electric arc spraying (eas), to control the properties of coated surfaces in order to increase the service life of restored parts. the right choice of equipment for electric arc spraying (eas) allows one to increase the speed and temperature of the jet of spraying gas and particles, decrease the size of droplets, increase the density and reduce the oxidation of coatings. additionally, it has made it possible to use standard solid-drawn wires from martensitic steels 40kh13 and 95kh18 and austenitic steels kh18n10t and 12kh18n10t instead of more expensive cored wire fmi. study influence factors of the spraying process on the properties of electric arc spraying coatings. control of structure formation processes in sprayed coatings a distinct feature of the martensitic and austenitic steels is the ability for phase transformations and structural changes during deposition and processing of coatings, which results in improving the physicomechanical and operational properties of hardened surfaces. the process of restoration of surfaces via electric arc spraying (eas) coating is divided into three main stages: surface preparation, coating, and subsequent treatment of the surface coated. studies of the effect of the average particle size of spray wires from 20kh13, 12kh18n10t, and nichrome on the physicomechanical properties of coatings revealed that coatings made from steel wires show a decrease in adhesion with increasing porosity, whereas nichrome does not obey this rule. comparative tribological tests were conducted for coatings from steel 40kh13. for comparison, samples from rolled steel 40kh13, which was pre-quenched and tempered at 970 k for 5 h (hv = 27 gpa), were tested as well. under friction without lubrication, an adhesion interaction of the coating material with the counterbody occurs, accompanied by a tear and intense weight wear of the coupling materials (fig. 2). as seen in the figure, the curve of accumulated weight wear of tempered steel has a characteristic stage of running-in and a steady wear stage with almost linear dependence of the weight wear on the friction path. for electric arc spraying (eas) coatings, the stages of steady wear periodically alternate with the relatively shortterm stages of accelerated wear, i.e., wear of electric arc spraying (eas) coatings is pronouncedly cyclical (fig. 2). the highest averaged weight wear rate was 0.41 mg/m (table 2). fig. 2. dependence of the weight wear on the friction path for electric arc spraying coatings from steel 40kh13 (friction without lubrication, pressure 1.5 mpa, counterbody from hardened steel 60) 78 problems of tribology тable 2. wear rate and coefficient of dry friction for electric arc spraying coatings and tempered cast steel 40kh13 material wear rate, mg/m coefficient of friction cast steel 40kh13 0.11 0.80 – 0.92 eas coating 0.28 0.85 – 0.95 eas coating 0.41 0.95 – 1.05 a number of researchers have noted that the structure of coatings obtained by spraying the same wire material by different modes can differ not only in the number of pores, but also in the phase composition [19-21, 26-29]. this paper presents the results of studies of the structural features of electric arc spraying (eas) coatings. as spray materials, 40kh13 wires with a diameter of 2 mm were used. spraying was performed using an apparatus for electric arc spraying (eas) in the following modes: mode 1: spaying of metal melted in an electric arc with a reactive jet of combustion products of propane/air mixture with an excess of propane (reducing atmosphere); mode 2: spraying of metal melted in an electric arc with a reactive jet of combustion products of the propane/air mixture with an excess of air (oxidizing atmosphere); mode 3: spraying of metal melted in an electric arc with a fast air jet. to improve the adhesion of coatings to a steel 3 substrate, an intermediate layer from alloy kh20n80 was created. the velocity of molten particles was 120–130 m/s (modes 1and 3) and 400–500 m/s (modes 1 and 2). the sizes of the particles from which the coatings were formed fell in the range of 5–40 µm. the dominant amount of oxides was formed as a result of the molten particles/air contact. in the work, the effect of the spraying air flow rate on the amount of oxygen in the coatings obtained by electric arc spraying (mode 3) was studied (fig. 3). here the oxygen content in electric arc spraying (eas) coatings was 2.5–3 times that in gasflame ones (fig. 4), with achieving the maximum concentration 3.8% at flow rates of about 0.5 m 3 /min. fig. 3. influence of the flow rate of spraying air on the oxygen content in coatings obtained by (1) mode 2 and (2) mode 3. fig. 4. the relative content of fe3o4 in coatings obtained using: (1) gas flame; (2) activated eas in a reducing atmosphere; (3) activated eas in an oxidizing atmosphere; (4) spraying with air. m 3 /min technique for spraying problems of tribology 79 an xrd analysis (diffract meter dron-3.0, monochromatic cok radiation, v = 30 kv, i = 10 ma) revealed that the phase composition of the coatings includes: -phase (martensite), -phase (austenite), oxides fe3o4, -fe2o3 (traces), and cr2o3 (traces) (fig. 5). the hardness of the coatings obtained using various spray schemes was within the hv range of 2800 3500 mpa. activation of electric arc spraying (aeas) in a reducing atmosphere leads to the formation of dense coatings with a porosity of 2 5% and hardness hv = 3000 mpa, characterized by low content of residual austenite (v  20 vol%) and oxides. the lattice parameters of martensite and austenite are а= 0.2875 nm and а= 0.3592 nm, respectively. activation of electric arc spraying by a reactive jet with an excess of air provides the formation of a layer with a porosity of 2 5% and hardness hv = 3500 mpa, characterized by substantial content of oxidation products. the content of residual austenite in the coating is v  20 vol%. the lattice parameters of martensite and austenite are а= 0.2875 nm and а= 0.3592 nm, respectively. coatings obtained by spraying with air had a hardness of hv=3200 mpa and a residual austenite content of v18 vol% at the porosity 6–8%. the xrd data fixed the highest concentration of oxidation products in the coating after electric arc spraying (eas) with air. lattice parameters were а = 0.2875 nm and а= 0.3596 nm for martensite and austenite, respectively. the results of the study of the phase composition and hardness of coatings from steel 40kh13 indicate the influence of the deposition technique on the structure and properties of the layer obtained. a distinctive feature of deposited layers is the presence of an anomalously large amount of residual austenite (up to 30 vol%) and oxides. generally, the content of residual austenite in hardened steel 40kh13 does not exceed 3 5 vol% [2629]. fig. 5. fragments of xrd patterns (cok) from surface layers of gas-thermal coatings obtained under modes 1-4. one of the reasons for the appearance of the “austenitic effect” in coatings is a higher concentration of alloying elements (chromium and carbon) owing to the complete dissolution of chromium carbides during 80 problems of tribology melting of the wire and saturation of the molten droplets with carbon from the propane flame. this is confirmed by the absence of cr23c6 carbide particles in the coating. while analyzing the causes of austenite stabilization in the layer, one should keep in mind that under spraying surface layers are heated to 500–670 k. as a result, the sprayed coating undergoes isothermal aging at 520–670 k during its formation and cooling, which promotes thermal stabilization of austenite [26-29]. a factor that increases the stability of austenite in the sprayed layers is saturation of the molten droplets with carbon during melting and spraying with propane flame (table 3). the low velocity of molten steel particles and high concentration of carbon-containing propane in the combustion products contribute to a deeper saturation of molten droplets with carbon. these circumstances are associated with a high content of residual austenite in coatings obtained by the gas flame procedure (technique 1). the smaller amount of austenite in coatings obtained by activation of electric arc spraying (aeas) in the reducing atmosphere of the spray torch (technique 2) is due to the higher flight velocity of the molten particles, which is characteristic for this technique. in this case, the processes of diffusion saturation of the droplets with carbon from the reducing atmosphere of the products of propane/air mixture combustion do not have enough time to complete (flight time of molten droplets in the atmosphere of combustion products is not more than 5 10 -4 s), and the content of residual austenite in the layer decreases to ~ 20 vol%. an increase in the oxygen concentration in the mixture is not accompanied by change in the amount of residual austenite in the coating obtained under conditions of supersonic velocities of molten particles (technique 3) and at relatively low particle velocities (technique 4). in both cases, the content of residual austenite in the layer does not exceed 20 vol%. the carried-out studies made it possible to conclude that for electric arc spraying (eas) there are such regimes and steels that can provide the formation of a large amount of metastable austenite in the coatings, which during the performance of the tribocoupling will turn into martensite. table 3 the influence of the composition of combustion mixture forming the spray on the carbon and oxygen contents in electric arc spraying (eas) coatings from steel 40kh13 technique of spraying air/propane volume ratio in mixture oxygen content in coatings, % carbon content in coatings, % 1 (gas flame) propane/oxygen ratio 1/4 1.3 0.6 2 activation of electric arc spraying (aeas) 18 1.4 0.5 3 activation of electric arc spraying (аeas) 30 2.2 0.4 4 activation of electric arc spraying (аeas) clean air 3.3 – 3.5 0.4 the experiments established a relation between the temperature of the beginning of martensitic transformation, tm, for the wire material and the amount of metastable austenite formed in the resultant coating (table 4) [26-29]. in steels of group 1, as well as in corrosion-resistant martensitic steels, the temperature tm is within 550 700 k. when spraying wires from these steels, the volume content of metastable austenite reaches 45%. таble 4 metastable austenite content in electric arc spraying (eas) coatings obtained by spraying various steel grades group of steels steel grade теmperature, тм, к temperature of heating under spraying, к content of austenite in coating, vol% 1 09g2s, 40khn, 20kh13, 40kh13 550–700 1700-2000 2100-2500 > 2600 25-45 17-20 < 6 2 9khs, kh12мf, 9kh12, kh6vf, 35khnм, 40khfva, 65g 420–540 1700-2100 2200-2500 > 2500 1525 8 -12 < 6 3 08kh18n10, 12kh18n10т, 110g13 70–110 1700-2000 2000-2500 > 2500 95 98 90 95 90 95 in the case of spraying wires from steels of the first two groups, the preservation of a large amount of metastable austenite can be prescribed to the high rate of crystallization of steel particles in the course of forming the sprayed layer and slowing down its cooling rate in the martensitic transformation region. the decrease in austenite stability in coatings from steels of the third group, sprayed over 2500 k, is explained by the effect of file://(gas problems of tribology 81 manganese and chromium contained in the steel on the temperature range of its martensitic transformation. thus, a decrease in the manganese content from 5% to 1% leads to an increase in the temperature from 270 to 470 k [26–29]. in this regard, one of the possible ways to increase the tm temperature is reduction in the chromium or manganese content in the austenitic phase of steels by oxidizing it during spraying. conclusions the present work recommends to increase the wear resistance, corrosion resistance, and service life of smm parts via hardening and renovating them using combined electric arc spraying eas coatings characterized by high density, adhesion strength, and microhardness due to activation of the spraying process and subsequent nitriding of the coatings sprayed. it has been shown that by properly choosing design parameters and characteristics of equipment for electric arc spraying eas, it is possible to control the properties of restored surfaces in order to increase the service life of parts. the right choice of equipment for spraying will allow one to increase the speed and temperature of the jet of spraying gas and molten particles, decrease the droplet diameter, increase the density, and reduce the oxidation of coatings. moreover, the phase composition and microhardness of coatings obtained by spraying wires from austenitic and martensitic steel were investigated. the presence of an abnormally large amount of residual austenite (to 50 vol%) in coatings from martensitic steel was established. studies of the resistance to fatigue failure showed that coatings deposited by electric arc spraying (eas) of wires provide a slight decrease in the fatigue strength limit to 10–13% (for comparison, coatings obtained by vibro-arc surfacing reduce the fatigue limit by 35–40%). in the course of tribological tests, the wear of sprayed coatings was established to be cyclical. the cyclicity of weight wear of sprayed coatings is associated with the degradation of their surface layer under friction, described in terms of physical mesomechanics of solids. references 1. ageev m.s. protective and hardening coatings in ship building and repair / ageev m.s, volkov yu.v., chigrai s.l. // bulletin khdma kherson:. 2 (13). 2015. p.110-124. 2. ageev m.s. welding and related processes in ship building / ageev m.s., volkov yu.v., chigray s.l. // “water transport” kyiv, №2 (24), , 2015. p. 15-26. 3. kornev a. development of strategy for repair of tribocouplings of large-sized parts using gas-thermal spraying in ship repair: thesis. n. novgorod, 2006. – 23 p. 4. iliuschenko a.f. formation of gas-thermal coatings: theory and practice / iliuschenko a.f. okovity v.a., kundas s.p., formanek b. minsk, 2002. 5. theory and practice of gas-thermal spraying / vitiaz p.a., ivashko v.s., manoilo e.d. and others. minsk: science and technology, 1993. 295 p. 6. gas-thermal spraying / l.kh. baldaev et al. market ds, 2007. 344 p. 7. kharlamov yu.a. thermal spraying of coatings and ecological compatibility of production, operation and repair of machines / yu.a. kharlamov // heavy engineering№2. 2000 p. 3-10. 8. kondratiev v.a., kondratiev m.v. choosing a rational recovery method. innovative technologies and equipment of the machine-building complex: coll. scientific works. issue 4. voronezh: 2005, p. 35-38. 9. boronenkov v.n., korobov yu.s. fundamentals of arc metallization. physicochemical regulairities. usu; yekaterinburg: univ. publ. house 2012, 267 p. 10. zagorsky ya.v. the mechanism of electric arc hardening of lowand medium-carbon steels. congress materials. ufa: mir pechati, 2003, 105 p. 11. korobov yu.s. efficiency of using activated arc coating metallization / yu.s. korobov // welding production., no. 2. 2005. p. 47-50, 62, 64. 12. priadko a.s., korobov, yu.s., lukanin v.l. activated arc metallization: the characteristics of the equipment and its application // films and coatings 98: proc. 5 th inter. conf. saint-pb. 1998. p. 249-251. 13. belotserkovsky m.a. technological features and areas of using hypersonic metallization / м.а. belotserkovsky, a.s. pryadko, a.e. cherepko // innovations in mechanical engineering: coll. of papers. minsk, oim nas belarus. 2008. -p. 479 484. 14. vitiaz p.a., azizov r.o., belotserkovsky m.a. hardening of gas-thermal coatings. minsk: bestprint, 2004. 192 p. 15. glebova m.a., kornev a. b., glebov v.v. et al. improving the quality of gas-thermal coatings by heat treatment with high-frequency currents and a laser beam // welding production № 6, 2004. p.43-46. 16. sokolov yu.v., sadova m.a., popok, d.a. heat treatment of sprayed coatings / vest. belarus tech. inst. № 3, 2004. p. 40-41 82 problems of tribology 17. improving the quality of gas-thermal coatings from wire materials by means of chemical heat treatment / p.a. vitiaz, r.o. azizov, m.a. belotserkovsky, v.a. kukareko // friction and wear. vol. 24, no. 6. 2003. p. 666–672. 18. belotserkovsky m.a. hardening by chemical heat treatment of coatings obtained by fast spraying steel wires / m.a. belotserkovsky, v.m. konstantinov, g.a. tkachenko // surface engineering, welding: proc. int. symp., minsk, 2009. p. 178–184. 19. 33. priadko a.s., dudan a.v., brusilo yu.v., et al. choice of equipment for hardening and restoring automotive transport parts by arc spraying. polotsk, bull. of polotsk state university. 3, 2014, p. 121-126. 20. 34. brusilo yu.v. choice of equipment for hardening and restoring parts of piston engines by arc spraying. j. "aerospace engineering and technology" kharkiv. no. 4 (71), 2010. p. 38-42. 21. 35. karp i.n., petrov s.v., rudoi a.p. installation for arc metallization in a supersonic flow of natural gas combustion products // welding production, 2, 1991. p. 22-23. 22. 36. device for fast spraying (versions) / belotserkovsky m.a, priadko a.s., cherepko a.e. // patent of belarus no. 4365, publ. 03/30/2002. 23. pokhmursky v.i. protective and restorative electric metallization of coatings from cored wires // v.i. pokhmursky, m.m. student, v.s. pikh // new processes and equipment for gas-thermal and vacuum coating: coll. of papers “electric welding”kyiv, 1990. p. 66 69. 24. student m.m. development of old and new electrometallic coatings to cover powder darts: thesis. lviv, 1998 18 p. 25. ageev m.s. restoration of ship pump shafts using a combined method of applying protective coatings / ageev m.s., kozhevnikova e.e, lopata v.n. // science bulletin khdma kherson: 2015, no. 2 (13). p. 416. 26. buriakin a.v., kuzmin a.v. electric arc metallization with metal spraying by combustion products of hydrocarbon fuels // welding production, 3, 1993. p. 7-9. 27.. belotserkovsky m.a. structural anomalies in steel gas-thermal coatings and the possibility of their use / m.a. belotserkovsky // strengthening technologies and coatings, 10, 2008. p. 39-44. 28.vitiaz p.a, belotserkovsky m.a., kukareko v.a., et al. structure and properties of coatings from steel 40kh1 produced using various methods for gas-thermal spraying // physical mezomechanika.-, v.5, no. 1. 2002 p. 15-22. 29. 40. potekhin b.a., lobanov m.n., nasedkina e.m. influence of unstable austenitic structure of steel 9kh18 on cavitation and abrasive resistance // phys.-chemical mechanics of materials, , 2. 1976. p. 116-118. problems of tribology 83 агеев м. с., солових е.к., лопата в. н., бурлаченко а.н., вигилянская н.в. дослідження факторів процесу напилення на властивості електродугових покриттів в роботі запропоновано підвищувати зносостійкість, корозійну стійкість і термін служби деталей машин і механізмів при їх відновленні і зміцненні едн-покриттями з високою щільністю, міцністю зчеплення і мікротвердістю за рахунок керування параметрами процесу напилення та його активацією. в роботі розглянута можливість за рахунок вибору конструктивних параметрів і характеристик обладнання для едн керувати властивостями відновлених поверхонь з метою підвищення ресурсу деталей машин. правильний вибір конструкції обладнання для напилення дозволить збільшити швидкість і температуру струменя транспортуємих газу і частинок, зменшити діаметр крапель, підвищити щільність і знизити окислюваність покриттів. в роботі виконані дослідження впливу чинників процесу електродугового напилення: витрати і тиску робочих газів, складу горючої суміші, дистанції напилювання, дисперсності розпилення, властивостей матеріалу дроту і ін. ключові слова: покриття, отримані електродуговим напиленням, процес напилення, зносостійкість, корозійна стійкість, міцність зчеплення, щільність фізико математичне моделювання трибосистеми «робочий орган ґрунт» проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 78 дворук в.і.,* борак к.в.** *національний авіаційний університет, м. київ, україна, **житомирський агротехнічний коледж, м. житомир, україна e-mail: vidvoruk@gmail.com фізико математичне моделювання трибосистеми «робочий орган ґрунт» 531.43:631.3 приведено результати фізико-математичного моделювання трибосистеми «робочий орган ґрунт». розглянуто процеси,що відбуваються в динамічному стані трибосистеми та поставлено завдання для подальших досліджень. ключові слова: трибосистема, ґрунт, робочий орган, моделювання, системний аналіз. постановка проблеми втрати розвинутих країн світу від абразивного зношування становлять 1 – 4 % національного продукту [1]. серед деталей сільськогосподарської техніки найбільше піддаються зношуванню робочі органи ґрунтообробних машин (рогм). отже, забезпечення надійності вказаної техніки за рахунок підвищення зносостійкості рогм одна з основних проблем машинобудування. для розв’язання цієї проблеми в сучасній сільськогосподарській техніці застосовуються різні методи підвищення зносостійкості рогм, зокрема: зносостійкі матеріали, локальне зміцнення, термічна обробка та ін. в умовах експлуатації традиційні методи дослідження абразивного зношування неприйнятні, оскільки термін служби рогм доволі тривалий (наприклад, для дискових робочих органів він складає 3 … 4 роки). для опису трибологічних процесів запропоновано [2] поняття “трибологічна система” (тс), під яким розуміють складну термодинамічну систему, що утворюється при взаємодії тертьових тіл, проміжного середовища і частини довкілля. в тс протікає безліч складних явищ, аналіз яких зручно проводити із залученням методів фізико математичного моделювання. вказані явища описуються змінними, що в загальному випадку залежать від просторових координат та часу і характеризують фізичний стан тс [3]. для дослідження механізму зношування тс доцільно залучати моделі, які дозволяють визначити її слабкі місця без проведення довготривалих стендових або експлуатаційних випробувань. мета роботи – аналіз тс «робочий орган ґрунт». результати досліджень суттєвою характеристикою будь-якої моделі є ступінь її подібності об'єкту моделювання. за цією ознакою всі моделі можна розділити на ізоморфні та гомоморфні. при моделюванні складних тс необхідно використовувати ізоморфні моделі оскільки вони містять у собі основні параметри об'єкту моделювання і за суттю здатні замінити його. метою фізико математичного моделювання тс «робочий орган ґрунт» є встановлення такої функціональної залежності зношування рогм: ( , , , , , , , , ( ), , , , , , )м з ф v a г ti f v p e h l g а к р н с w h p f   , (1) де i – інтенсивність зношування робочого органу ґрунтообробних машин, м3/м; e – модуль пружності матеріалу робочого органу, н/м², tf – коефіцієнт тертя; v – швидкість переміщення робочого органу відносно ґрунту м/с; p – тиск на поверхні робочого органу н/м; мh – мікротвердість поверхні робочого органу па; l – шлях тертя, м; зg – ступінь закріплення абразивних частинок;  hp  – ймовірність виникнення ударного навантаження; vc – відсотковий вміст кварцового піску в ґрунті (механічний склад ґрунту);  – кислотність ґрунту; w – вологість ґрунту, %; ah – мікротвердість абразиву; гp – твердість ґрунту кг/м 2; http://uk.wikipedia.org/wiki/%d0%9d%d1%8c%d1%8e%d1%82%d0%be%d0%bd http://uk.wikipedia.org/wiki/%d0%9c%d0%b5%d1%82%d1%80 фізико математичне моделювання трибосистеми «робочий орган ґрунт» проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 79 а – середній розмір абразивних частинок, м; фк – коефіцієнт форми абразивних частинок. тс «робочий орган ґрунт» і модель, що їй відповідає складаються з елементів, представлених на рис. 1. рис. 1 – трибологічна система і трибологічна модель. а – довкілля; е1 – рогм; е2 – ґрунт відомо [3], що властивості елементів тс впливають на її структуру. у випадку, що розглядається елементи тс суттєво відрізняються за своїми фізико хімічними властивостями. особливостями тс «робочий орган ґрунт» є: 1) інтенсивному зношуванню підлягає лише один з її елементів робочий орган; 2) джерелом проміжного середовища є другий елемент тс ґрунт за певної вологості; 3) ґрунт, як елемент тс, неоднорідний за своїм складом і містить у собі ряд компонентів (пісок, глина, рослинна маса, живі організми, повітря, вода, солі, кислоти). кожний з цих компонентів чинить вплив на інтенсивність зношування рогм; 4) в окремих випадках дану тс доцільно розділити на дві підсистеми, оскільки механізми зношування різних ділянок поверхні робочого органу відрізняються (залежно від ступеня закріплення абразиву в ґрунті). згідно запропонованої моделі, взаємодія елементів 1е і 2е трибосистеми відбувається за відсутності мастильного матеріалу. хоча у глинистих та суглинистих ґрунтах після досягнення граничного вмісту вологості на робочій поверхні з’являється вільна вода, що виконує функції змазки [4]. це піддержують результати експериментальних досліджень (рис. 2), звідки видно, що коефіцієнт тертя суттєво зменшується в супіщаних ґрунтах за вологості 20 % для важких суглинків і глини – 30 %. за такої вологості технологічна обробка ґрунту стає неможливою. у зв’язку з цим тс з мастильним матеріалом (водою) нами не розглядались. рис. 2 – зміна коефіцієнту тертя ft ґрунту по сталі, залежно від вологості. 1 – піщаний ґрунт; 2 – супіщаний зв’язаний ґрунту; 3 – середній суглинок; 4 – важкі суглинки та глини в процесі взаємодії елементи тс чинять вплив одне одного. така взаємодія відбувається лише в динамічному стані тс «робочий орган – ґрунт», тоді як в статичному стані вона відсутня. процеси, що протікають в динамічному стані тс зображено на рис. 3. вологість к ое ф іц іє нт т ер тя фізико математичне моделювання трибосистеми «робочий орган ґрунт» проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 80 рис. 3 – модель тс «робочий орган ґрунт» в динамічному стані. x1 – адгезія; x2 – корозія; x3 – окиснення; x4 – пружна деформація; x5 – пластична деформація; x6 – мікрорізання; x7 – дряпання; x8 – відривання; x9 – руйнування поверхні тертя; x10 – фазові та структурні перетворення; x11 – дифузія; x12 – адсорбція; x13 – хемосорбція; v – відносна швидкість переміщення; р – тиск на поверхні тертя; і – інтенсивність зношування; gз – ступінь закріплення абразивних частинок; pг – твердість ґрунту; кф – коефіцієнт форми абразивних частинок; z – супутні процеси; а – довкілля; е1, е2 – елементи системи; s – мастильний матеріал (вода) до виходу тс відносяться такі супутні процеси (z), як наклеп поверхні тертя, старіння, термомеханічні, електричні процеси та ін. [7]. як видно, найбільшому впливу в тс піддається елемент 1 (робочий орган ґрунтообробних машин) з боку елементу 2 (ґрунту). інтенсивність вказаних процесів залежить від величини вхідних характеристик  pv , та початкового стану елементів системи. мету існування тс «робочий орган – ґрунт» на фундаментальному рівні можна розглядати як трансформацію    tx y . головний вхід ( )x в тс це відповідно рух та робота, яку виконує елемент 1е , головний вихід – структура елемента 1е . в реальних умовах отримуємо багато інших вихідних показників, які є побічними і в більшості випадків небажаними. з роботи [8] відомо, що енергетичний баланс трибосистеми можна представити залежністю: x y z s te e e e e        , (2) де xе – підведена енергія; yе – корисна енергія (для трибосистеми «робочий орган – ґрунт» корисна енергія витрачається на формування структури елементу 2е ); zе – витрати системи; sе – накопичення енергії (деформація); tе – теплота. теплота, яка виділяється при взаємодії елементу 1е з елементом 2е доволі швидко розсіюється в другому елементі, що пов’язано з відносно великим його об’ємом, порівняно з першим елементом і суттєвою різницею температур із довкіллям. так як масовому зносу піддається лише один елемент тс, то баланс маси системи можна виразити таким рівнянням:    1 1 1 2 1 1a c a ce e e e e em m m m m m m            , (3) де m – маса трибосистеми: 1e m – маса елементу 1е до виконання роботи; ae m 1 – маса матеріалу елементу 1е , яка переноситься в елемент 2е під час виконання роботи; cem 1 – маса всіх продуктів хімічної реакції елементу 1е , яка переноситься в елемент 2е під час виконання роботи; 2e m – маса елементу 2е до виконання роботи. фізико математичне моделювання трибосистеми «робочий орган ґрунт» проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 81 сума  1 1a ce em m  характеризує величину інтенсивності зношування і залежить від умов функціонування системи  pv , , властивостей елементу 1е ( е , мh , хімічний склад матеріалу), властивостей елементу 2е ( зg , а , фк ,  hp  , vc , w , ah , гp ,  ), коефіцієнту тертя tf матеріалу елементу 1е матеріалом елементу 2е  tf , а також шляху тертя  l . в більшості випадків трибологи намагаються однобічно розв’язати проблему підвищення зносостійкості за рахунок покращення властивостей робочої поверхні елементу 1е . насправді для вирішення даної проблеми доцільніше застосовувати системний аналіз тс «робочий орган ґрунт». пріоритет застосування системного аналізу в трибології належить німецькому трибологу х. чихосу. основи цього підходу викладено в монографії «tribology – a system approach to science and technology of friction, lubrication and wear» (на пострадянському просторі, в зв’язку з помилковим перекладом, дана робота відома як «системный анализ в трибонике») [7]. проведений раніше системний аналіз існуючих трибоситем не можливо повною мірою застосувати для тс «робочий орган – ґрунт», оскільки вона має специфічні особливості, які не дозволяють їй повною мірою підпадати під класифікацію [7]. системний аналіз тс «робочий орган ґрунт» повинен містити у собі такі етапи: побудувати фізико-математичну модель трибосистеми в динамічному і статичному стані, яка адекватно описує явища, процеси та субпроцеси, що відбуваються в тс; побудувати феноменологічну модель процесів, які відбуваються в тс; проаналізувати індивідуальні властивості елементів та агрегатні властивості тс; математично описати функціональні перетворення вхідних величин х у вихідні величини y; визначити основні критерії ефективного функціонування тс «робочий орган ґрунт», а також обмеження та умови її функціонування. застосування системного підходу до вирішення задачі моделювання тс «робочий орган ґрунт» дозволить: синтезувати знання з різних наук (фізика, хімія, математика, трибологія теорія систем, теорія управління, матеріалознавство, ґрунтознавство та ін.); суттєво скоротити час на проведення трудомістких та дорогих лабораторних, стендових і експлуатаційних досліджень для прийняття об’єктивних рішень з підвищення зносостійкості складових частин трибосистеми. висновок проведений аналіз трибосистеми робочий орган – ґрунту» дозволив виявити особливості даної системи, вхідні та вихідні величини, а також процеси, які відбуваються в даній системі. подальші дослідження тс «робочий орган – ґрунт» повинні бути спрямованні на встановлення функціональної залежності трибологічних процесів з синтезом знань усіх суміжних наук. література 1. кіндрачук м.в., лабунець в.ф., пашечко м.і., корбут є.в. трибологія: підручник/ мон. – к.: нау-друк, 2009. – 392 с. 2. словарь-справочник по трению, износу и смазке деталей машин [текст] : словарь / в.д. зозуля [и др.]; отв. ред. и.м. федорченко; ин-т проблем материаловедения ан усср. – 2-е изд., перераб. и доп. – к. : наук. думка, 1990. – 258 с. 3. носко а.л., носко а.п. математическое моделирование трибологических систем (применительно к тормозным устройствам птм) // вестник мгту им. н. э. баумана. – машиностроение. – 2006. – № 1. – с. 83-98. 4. синеоков г.н. теория и расчет почвообрабатывающих машин / г.н. синеоков, и.м. панов. – м.: машиностроение, 1977. – 328 с. 5. тененбаум м.м. износостойкость конструкционных материалов и деталей машин / м.м. тененбаун. – м.: машиностроение, 1966. – 332 с. 6. дворук в.і. трібофізика: підруч. / в.і.дворук, в.а. войтов. – харків: флп. – 2014. – 374 с. 7. чихос х. системный анализ в трибонике. a systems approach to the science and technology of friction, lubrication and wear: монография / х. чихос; пер. с.а. харламов; ст. науч. ред. о.н. вишнякова; мл. науч. ред. е.п. орлова. – м.: мир, 1982. – 351 с. 8. справочник по триботехнике / под общ. ред. м. хебты, а.в. чичинадзе. в 3 т. т1. теоретические основы. – м.: машиностроение, 1989. – 400 с. поступила в редакцію 14.09.2015 http://library.kpi.kharkov.ua/scripts/irbis64r_01/cgiirbis_64.exe?lng=&z21id=&i21dbn=book&p21dbn=book&s21stn=1&s21ref=5&s21fmt=fullwebr&c21com=s&s21cnr=10&s21p01=0&s21p02=1&s21p03=a=&s21str=%d0%a7%d0%b8%d1%85%d0%be%d1%81,%20%d0%a5%d0%be%d1%80%d1%81%d1%82 фізико математичне моделювання трибосистеми «робочий орган ґрунт» проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 82 dvoruk v.i., borak k.v. physical and mathematical model tribosystem «working tool land». the results of physical and mathematical modeling tribosystem "working tool – land". the processes that occur in a dynamic state in tribosystem and objectives for further research. key words: tribosystem, land, working tool, modeling, systems analysis. refereces 1. kindrachuk m.v., labunets v.f., pashechko m.i., korbut e.v. tribology: pidruchnik. mon. kiyiv: nau-druk, 2009. 392 p. 2. slovar-spravochnik po treniyu, iznosu i smazke detaley mashin [tekst]: slovar. v.d. zozulya [i dr.] ; otv. red. i. m. fedorchenko; in-t problem materialovedeniya an ussr. 2-e izd., pererab. i dop. k.: nauk. dumka, 1990. 258 p. 3. nosko a.l., nosko a.p. matematicheskoe modelirovanie tribologicheskih sistem (primenitelno k tormoznyim ustroystvam ptm). vestnik mgtu im. n. e. baumana. mashinostroenie. 2006. 1. p. 83-98. 4. sineokov g.n. teoriya i raschet pochvoobrabatyivayuschih mashin. g.n. sineokov, i.m. panov. m.: mashinostroenie, 1977. 328 p. 5. tenenbaum m.m. iznosostoykost konstruktsionnyih materialov i detaley mashin. m.m. tenenbaun. m.: mashinostroenie, 1966. 332 p. 6. dvoruk v.i. tribofizika: pidruch. v.i.dvoruk, v.a. voytov. harkiv: fop tomenko yu. i., 2014. 374 p. 7. chihos h. sistemnyiy analiz v tribonike. a systems approach to the science and technology of friction, lubrication and wear: monografiya. h. chihos; per. s.a. harlamov; st. nauch. red. o.n. vishnyakova; ml. nauch. red. e.p. orlova. moskva: mir, 1982. 351 p. 8. spravochnik po tribotehnike. pod obsch. red. m. hebtyi, a.v. chichinadze. v 3 t. t1. teoreticheskie osnovyi. m.: mashinostroenie, 1989. 400 p. _goback дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. ч астина 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 20 криштопа л.і. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна е-m ail: l.i.kryshtopa@mail.ru дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтак тний простір поверхонь тертя. частина 2 удк 621.891 для моделювання фізикохімічно ї та математично ї модел і механіз му мігр ації оточу ючого сер едовища на фр икційний контакт р озгляну то: адсор бційний, пер екачу вальний, щілинний ефекти та пр оцес р озкладу фенолфор мальдегідного матер іалу під дією повітр я та без його досту пу . клю чові слова: міжкон тактн ий простір, фрикц ійн ий кон такт, повер хні тертя , адсорбція , адсорбат, а дсорбент, перекачуваль ний ефект, щ іли нний ефект, фенолформальдегідні матеріа ли. вступ математична модель механ ізму міграції оточуючого середовища на фрикційний кон такт було розгляну то в [1]. дослідження повер хонь бу дь-я кого тіла дозволяє зробити висновок, що його повер хневі шари за своїми властивостями значно відр ізняю ться від вну трішн іх шарів, та к як енергія таки х шарів [2] перевищує значення енергії елементарни х об’ємів речовини з внутрішн іх шарів. крім того, на характеристики повер хне ви х шарів різни х матеріа лів значний вп ли в робить газове сере довище, що оточує об’єкт. скла д середовища , його фізико-хім ічні характеристи ки іс то тно пов’язан і з фрикцій нозношувальними властивостями матер іалів [3]. при кон такті з а тмосферою, найважливішими, з точки зору розвитку а дсорбції, компонентами середови ща є: азот, кисень , во день. ці компоненти присутні у вигля ді двоатомни х молеку л, а не окреми х атомів. вони ос ідаю ть на повер хн я х та можуть вс тупати в хім ічні з’єднанн я з повер хневими шарами фрикційни х матер іалів. пос тановка проблем и провести обробку лабораторни х дос ліджень ме хан ізму поступ лення га зового середовища із зовні до міжкон тактного прос тору поверхонь тер тя та створити ме ханіко-фізико-хім ічну модель ме хан ізму міграції оточуючого середовища на фрикційний контакт, ви користовуючи математичну моде ль розроблену в [1]. процес адсорбції по діляє ться на два ви ди – хімічний та фізичний. руш ійна си ла адсорбційного процесу, з о дного боку, визначається енергією твердого тіла, а з другого – активн істю а дсорбата, тобто а томів та молекул оточуючого середовища. при збли женн і адсорбата з поверхнею твер дого тіла, енергія взаємодії змінює ться у відповідності з за лежн істю , що предс тавлена на рис. 1. точка 0l на осі абсцис відповідає рівнова жній відстан і між адсорбентом (тобто повер хнею твердого тіла) та адсорбатом. відповідна рівноважному станові енергія зв’язку позначена точкою  0lw . її значення визначається природою адсорбата та адсорбента. фун даментальна за лежн ість може бути викорис тана при розгляді я к фізичної, та к і хім ічної а дсорбції на повер хн і будь-яко го твердого тіла. у відповіднос ті з цією залежн іс тю на поверхн я х відбувається осаджування п лівок усіх ви дів. при утворенн і повер хневи х з’єдна нь, наприкла д, в процесі окис лення) на першому етапі, попередньою хімічною реакц ією буде фізична а дсорбція. реальн і повер хн і мета лів по криті хемосорбованими газами, а в кисне вмісному середовищі, я к правило, спос терігає ться й їхнє окис лення . в а тмосфері, окрім кисню, міс тя ться й інш і компоненти, але на поверхн і найчастіше зна хо ди ться саме він. процес хемосорбції газів продовжується до досягненн я доста тньо визначеної концентрац ії адсорбата, при я кій настає насичення та утворюється мономолекулярний шар. потім він припин яється , та може продовжуватися лише фізична а дсорбція або утворення об’ємної окисної плівки, якщо енергії вис тачи ть для протіканн я реакц ії о кислен ня. поня ття хемосорбції застосовне лише до двомірни х утворень. рис. 1 – ене ргія адсорбції в залежності ві д відстані мі ж адсорбе нтом та адсорбе нтом дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. ч астина 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 21 також необхідно відміти ти , що характерною рисою хемосорбції, яка відрізняє її від хімічни х реакцій , є влас тивіс ть оборотності зі збереженням хімічного скла ду адсорбенту. причому енергія хемосорбційної взаємодії значно вища ніж енергія ф ізичної адсорбції. залежніс ть тис ку газу у міжкон тактному просторі від температури показує наявн іс ть прямої пропорційності (рис. 2, 3) у вказан и х діапазона х на ван тажень. з ростом температури тиску газу росте як при початкови х, та к і при повторни х випробування х. при цьому наслідком термодеструкції повер хневи х шарів фапм є зменшення ш видкості рос ту тис ку в міжкон тактному просторі. рис. 2 – залежні сть темпе ратури поверхні тертя та тиску газу у між контактному просторі від швидкості : 1 – випробування вихідного матері алу; 2 – повторні випробування рис. 3 – залежні сть тиску газу у між контактному просторі від темпе ратури поверхні тертя: 1 – випробування вихідного матері алу; 2 – повторні випробування на рис. 4, 5 показан і залеж ності ліній ного та масового зношування від шви дкос ті ковзання. з ни х видно, що в ін терва лі температур (480 – 680) к спостерігається різка зміна фізи ко-ме хан ічни х влас тивостей повер хневи х шар ів фа пм. фено лформальдегідні по лімерні матер іали починаю ть набрякати, лін ійн і розміри збільшую ться. одночасно їхня маса різко зменшується, що призводи ть до росту масового зношування. це доста тньо повно свідчи ть про переважуванні ф ізико -хімічни х процесів на д фізи комехан ічними через ви хід на повер хню тер тя рідки х проду ктів дес трукц ії. він призводи ть до заповненню міжконта ктного простору, що сприяє повному виродженню щілинно го зазору та ефекту перекачування між повер хнями тер тя. рис. 4 – залежні сть лі ні йного відносного зношування фапм від швидкості ковзання: 1 – випробування вихідного матері алу; 2 – повторні випробування рис. 5 – залежні сть масового зношування фапм від швидкості ковзання: 1 – випробування вихідного матері алу; 2 – повторні випробування дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. ч астина 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 22 резуль та ти газо динаміки при повторни х дос лідженн я х ти х сами х пар тертя відр ізняю ться від значень, одержани х при випробуванні нови х взірц ів в бік зниження на длишкового тиску p . аналізуючи суть ци х зм ін, було проведено серію експериментів по визначенню зміни густи ни фенолформальдегідни х полімерни х матеріа лів по товщ ині досліджуваного взірця в за лежнос ті від об’ємної температури та трива лості на гріву. необ хідна температура повер хн і фапм у процесі дослідження дося галась ш ля хом зміни швидкості ковзання та наванта ження на пару тертя. ви значення густи ни відбувалось ш ля хом зважування взірців до та п іс ля пошарового зн яття на п лоскош ліфувальному верстаті контрольовано го шару фапм. густину розраховано згідно формули: v g    , (1) де  – густи на зня того шару; g – маса знятого шару; v – об’єм знятого шару. на рис. 6, 7 пре дс тавле ні залежнос ті зміни густин и повер хневи х шар ів фенолформальдегідни х матеріалів від температури. зменшення густини ре тинаксу фк-24а до значення 3106,1  кг/м3 при температурі 873 к дає п ідс таву с твер джува ти, що в’яжуча речовина ви горає майже повніс тю, на повер хн і тертя у творюється композиція з а збесту, бариту та коксопо дібно ї речовини, що утворюється в процесі термодеструкц ії фенолформальдегідної смоли . рис. 6 – змі на густини ретинаксу фк-24а по глибині за рі зних темпе ратур поверхні тертя: 1 – 423 к; 2 – 573 к; 3 – 873 к рис. 7 – змі на густини ретинаксу фк-24а по глибині за рі зних темпе ратур поверхні тертя: 1 – 0,5 мм; 2 – 1,0 мм; 3 – 1,5 мм; 4 – 2,0 мм висновки аналіз експеримента льної за лежності по казує наявн іс ть максимумів функц ії  vft  в діапа зоні ш ви дкості ковзанн я v  4 5 м/с. анало гічне я вище спос терігається при  vf . пояснення ци х резуль та тів базує ться на тому, що у процесі тер тя за шви дкос тей (0,63 – 1,25) м/с, яким відповідає температура (480 680) к, ін тенси вно зростає масове зношування (рис . 5), а лін ійне (рис. 4) зм інюється незначно. тобто спос терігається набрякання фапм . та ка зміна gi , hi свідчи ть про р ізку зміну густини взірця фапм. проте, із зб іль шенням шви дкос ті ковзання , ін тенси вніс ть ліній ного та масового зношування вирівнюється . така р ізно характерна зміна на різни х режима х, повн іс тю пов’язує ться зі зміною густини та фізико-хім ічни х влас тивосте й та при поверхневи х шарів фапм. у зв’язку з цим, при поверхне дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. ч астина 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 23 вий шар втрачає свої вихідн і механ іко фізично хімічні влас тивості, а на поверхн і тер тя утворюється коксоподібний шар з наповнювачами фапм. газовиділення з повер хонь тертя за час зношування такого шару та прогріву внутрішн іх шарів фа пм знижується , причому можливі умови коли вини кає розрідження у між конта ктному просторі. газодинаміка у міжкон тактному просторі має складний характер, я кий, в за лежнос ті від режимів тертя та механ іко-фізично-хім ічни х влас тивос тей повер хні фа пм, може набувати додатного або від’ємного значення. на длишковий тис к перешкоджає міграції в між кон тактний простір оточуючого середовища та створює умови для утворення зон плівкового голо дування [4]. по даль ші дослідження будуть присвячені дослідженню газодинам іки у м іжкон тактному просторі за дес трукц ії фа пм. літе ратура 1. криштопа л.і. дослідження ме ханізму поступлення газового середовища з зовні у міжкон тактний простір повер хонь тертя (час тина 2) / л.і. криш топа, і.м. бо гатчук // проблеми трибології (prob le ms of tribology). – 2014.– № 4 – с. 31-36. 2. бакли д. повер хнос тные я влен ия при а дгезии и фрикционном взаимодейс тви и / д. ба кли // м.: машиностроение, 1986. – 360 с. 3. крагельс кий и.в. основы расчетов на трение и износ / и.в. кра гельс кий, м.н. добычин, в.с. комбалов // м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 4. ковырши н о. н. хроника изучения влиян ия газовой среды на трение / о. н. ковыршин // среда и трение в ме хани зма х. – та ганрог. – 1974.вып . 1. – с. 125 – 131. 5. по кусаев в.в. иссле дование рас хода возду ха через конта кт точечны х повер хнос тей / в.в. покусаев // сб. «кон тактные взаимодейс твия тверды х те л», калинин. гос. ун -т. – 1982. – с. 22 27. 6. георгиевс кий г.а. влия ние различны х ингра диен тов на фрикционные свойства п ластмасс / г.а. георгиевский // сб. «трение и износ в машина х» изда т-во ан ссср – 1962. – вып. 16. – с. 121 – 150. поступи ла в редакц ію 29.12.2014 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. ч астина 2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 24 kryshtop a l.i. research of mechanism of receipt of gas environment with outwardly in intercontact space of surfaces of friction. рart 2. the article is devote to the p roblem of laboratory researches of mechanism of receip t of gas environment with outwardly to intercontact sp ace of friction surfaces and create the p hysical and ch emical model of mechan ism of migr ation of environment to the friction contact. for the design of model of migration of env ironment mechanism which consid ered to the friction contact adsorption, p ump ing and crack effects take p lace. a gas dy namic at intercontact sp ace has a difficult character dep ending on the modes of friction and mechanical, p hy sical and ch emical p rop erties of friction surface can get the p ositive or negative v alue. surp lus p ressure hinders to migration in between contact sp ace of env ironment and creates terms for formation areas of p ellicle starvation. subsequent researches will b e devoted to research of gas dy namic at intercontact sp ace for destructions of p henol formaldehy de materials. key words: intercontact sp ace, friction contact, surfaces of fr iction, adsorp tion, adsorbat, adsorbent, p ump ing eff ect over, crack eff ect, p henol formaldehy de materials. references 1. kryshtopa l.i. doslidzhennya mehanizmu poctuplennya gazovogo seredovishcha z zovni u mizhkontaktniy prostir poverhon tertya. l.i. kryshtopa, i.m. bogatchuk. proble ms of t ribology, 2014, no 2, pp.144-149. 2. bakli d. poverhnostnie yavleniya pri adgezii i friktsionnom vza imodeystvii. m.: mashinostroenie, 1986. 360 with. 3. kragelskiy i.v. ocnovi raschetov na treniye i iznos . i.v. kragelskiy, m.n. dobichin, v.s. ko mba lov. m.: mashinostroenie, 1977. 526 p. 4. kovirshin o. of the n. hronika izucheniya vliyaniya gazovoy sredi na treniye. sreda i t reniye v mechanis mah. taganrog. 1974. vip. 1. p. 125 131. 5. pokusaev v.v. issledovaniye rashoda vozduha cherez kontakt tochechnikh poverkhnostey. sb. «kontactnoye vzaimodeystviye tverdikh tel», ka linin. gos. un-t. 1982. pp. 22 27. 6. georg ievskiy g.a. vliyaniye razlichnikh ingradientov na friktsionnie svoystva plastmas . sb. «treniye i iznos v machinah» of izdat-vo an ussr. 1962. vip. 16. pp. 121 150. повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 99 мисліборський в.в., костогриз с.г. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-m ail: mvovka13@gmail.com повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву удк 621.891:620.194 в р оботі на основі р еологічно ї моделі впер ше до сліджений стан повзу чості у номінальнонер у хомому фр икційно му контакті та одер жана аналітична залежність, що опису є повзу чість (пр осту післядію) у ннфк. клю чові слова: повзучіс ть, реологічна модель, номінально нерухомий фрикційний контакт (ннфк), пружно плас тичний конта кт, в’язко-пружний кон такт, тангенціальна жорсткість ннфк, параметр пластичності контакту, відносна деформація зсуву, в’язкіс ть. вступ так зване «тре тє тіло», утворене фрикційним конта ктом подібно твер дому тілу, має не тіль ки пружно-пластичні, але і в’язкі та в’язкопружні влас тивості. утворене ним середовище, я к і метал, чи інший конс трукц ійний ма теріа л, зда тний чини ти в’язкий оп ір зсуву. мета і пос тановка задачі метою даної роботи є виявлення та дос лідженн я основни х факторів, я кі в найб ільш ій мірі визна чають стан повзучості (просто ї піс ля дії) у ннфк: а саме такі, як в’язкіс ть матер іалу кон тактни х пар, модуль юн га другого роду, коефіц ієнт запасу зчеплен ня в кон такті, початкова тан генц іальна жорсткіс ть конта кту та наявн іс ть в ньому проміжного шару з розри хлени х продуктів фретин г-зношування. виклад мате рі алів д осліджень повзучіс ть у нерухоми х з’є днання х де талей машин – явище, при якому відбувається зростання відносних переміщень елементів контакту зі збільшенням часу при постійному напруженні зсуву, це я вище так звано ї п ісля дії. формула (2.61) зале жності дотичного напруження в кон такті від відносно ї деформації елемен тів конта кту одержана костогризом с.г . [1] для реологічно ї моделі ннфк, що відображає його пружнопластичні влас ти вості (рис . 1). рис. 1 – реологічна модель ннфк з пружно-пластичними властивостями (модель прандтля): x(t) – взаємне перемі ще ння елеме нті в контакту при ї х зсуві рис. 2 – приклад осцилограми віль них затухаючих коливань у ннфк разом з тим, осцилограми вільни х зату хаючи х коливань у ннфк показують , що зату хання ко ливань відбуваються за близь ким до експоненціа льного закону (рис. 2), що засвідчує наявніс ть опору в колива льн ій сис темі. д ля того, щоб вра хува ти в’язкі влас ти вості кон такту в його реологічній моделі, зображеній на рис. 1, потрібно ввести елемент ньютона з паралельним під’є днанням його до моделі пран дтля, як це зображено на рис. 3. рис. 3 – реологічна модель ннфк, що враховує його пружно-пластичні та в’язко-пружні властивості повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 100 для реологічно ї моделі конта кту (рис. 3) рівняння напруженого стану при зсуві елемен тів конта кту з вра хува нням формули (9) [2] буде мати ви гля д:   1 1 max max , при 0 .1 , при n n звn n n qf k n qf                             (1) вра ховуючи, що прx    та 0пр qf с  , а також ввівши позначення   1 1 n nв n n    , зведемо перше рівняння системи (1) до ви гляду : 1 . n n звqf b k              (2) з метою того, щоб позбутися нелін ійності у диференційному рівнян ні (2), приймемо припущення, що : 1 1 0 n n n      , (3) де 0 – початкове значення відносного переміщення , для яко го розраховує ться  . розглянемо, за яки х умов таке припущення можна вважати прийня тним. для цього вста новимо аналітичне сп іввідношення для оц інки відносної по хибки, я ку дає припущення (3). його можна записати наступним чином: 1 1 0 1 n n n n n z       . (4) не хай 0     , то ді вираз для відносної по хибки лінеаризац ії р івняння (4) прийме вигля д: 1 1 0 0 1 0 ( ) ( ) n n n z         . (5) зведемо вираз 1 0( ) n   до ви гляду 1 1 0 0 1 n n        . з вра хуванням цього запи шемо формулу (1.5) таким чином, що: 1 0 1 0 1 1 1 n n z              . (6) подамо 1 0(1 ) n   біномінальним рядом [3], обмежившись трьома членами ряду і ввівши при цьому позначення 0    : 1 2 2 1 (1 ) 1 . 2 n n n n         (7) підс тави вши цей вираз у (6) одержимо наближену формулу для розрахун ку відносної по хиб ки лінеаризації диференцій ного рівняння (2): 2 2 2 2 ( 1) . 2 2 ( 1) n n z n n n             (8) за формулою (8) розрахова ні і побудовані графіки залеж ності відносної по хибки лінеаризац ії диференційного р івня ння (2) на основі припущенн я (3) від параметра плас тичнос ті n та коефіцієн та  . повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 101 як видно з рис. 4 відносна по хиб ка, що обумовлена введенн ям в рівняння (2) припущення , яке виражається сп іввідношенням (3), не буде перевищува ти 15 %, я кщо n  2, а   0,5. як правило, для конта ктн и х пар з мета лів і сп лавів n  2, а  можна обмежувати, щоб воно не перевищувало 0,5. тому за та ки х умов можна вважа ти прийня ття припущен ня (3) таким, що дає за довіль ні резуль та ти по точності лінеаризації р івнянн я (2). рис. 4 – залежності відносної похибки лі неаризації диференці йного рі вняння (1.2) від параметра пластичності n та коефіцієнта α: 1 – α = 0,2; 2 – α = 0,4; 3 – α = 0,6; 4 – α = 0,8; 5 – α = 1,0 внас лідок такого припущення нелін ійне диференційне рівняння (2) перетворимо у лінійне диференційне рівняння : 1 01 .n звqf b k              (9) інте груючи рівнян ня (9) одержимо: 0 0 1 .p p t tt t t зв e dt e k               (10) у цьому виразі постійна часу:  101 зв p n k t b qf    , (11) де 0 – початкова відносна деформація в конта кті при 1t  , 0   . аналіз виразу (11) пока зує, що ко ли впродовж всього часу t напруження в кон такті пос тій не 0const    , то деформація буде весь час зроста ти, асимпто тично набли жаючись до значення 1 0 1 nqf b             за за коном:   1 0 0 0 1 0 1 1 exp . 1 n звn b qf t t k qf b                                    (12) вра ховуючи, що 0 qf є коефіцієн том запасу зчеплення в конта кті зпк , розкривши вираз для в у формулі (12), о держимо залежн іс ть, що описує повзучість у номіна льно неру хомому фрикційному конта кті: повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 102           11 1 0 0 111 0 1 1 1 exp . 11 n nn n n nn зв nnn зп n n n qf t t k nк n n                                         (13) якщо звернутись до виразу (2.41) [2], я кий показує, що параметр пластичності n є функцією коефіцієн та запасу зчеплення , то при відповідн ій п ідстановці зам ість n у вираз (13) його за лежності від зпк будемо мати залежн іс ть повзучості від коефіц ієнта за пасу зчеплення. через громіздкіс ть та кого виразу його недоц ільно пода вати окремою формулою, але це по трібно врахувати при обчислені повзучості за формулою (13) залежно від коефіцієнта запасу зчеплення. цікавим для розгля ду повзучості у ннфк є граничний випа док, коли  1 2 1, 858зпк e   , а параметр плас тичності 0n  . при цьому залежн ість (1.13) набуває спрощеного вигля ду:   0 2 1 exp . 1 зв qf t t e k                 (14) при 0n  конта кт поводи ть себе при зсуві як твер де тіло [2]. у цьому ще більше можна переконатись , ко ли у за лежн іс ть (14) п ідс тави ти вираз (3.11) [2] звk . у результа ті о тримаємо:   0 2 1 exp 1 g t t e                . (15) у залежнос ті (15) вже відсутня питома сила тертя qf , натоміс ть присутн ій модуль пружності другого роду та коефіц ієнт в’язкості твер дого тіла (матер іал кон тактни х елемен тів ). вираз у ква дратни х дужка х тут та кий, я кби він мав відношення не до фрикц ійного кон такту, а до твердо го тіла з характеристи ками пружності та в’язкості g та . таким чином, у випадку пружного фрикційного конта кту його постій на часу буде визначатись такою ж за лежн іс тю, як і для твердого тіла при чистому зсуві. наприкла д, у випа дку с талеви х е лементів конта кту g   0,8 · 105 н/мм2,    1,4 · 1016 н · с/м2 = 1,4 · 1010 н · с/мм2 , а т g  = 1,75 · 105 с. на рис. 5 зображена, розрахована за формулою (15), крива повзучості пружного ннфк із с тале вими елементами при 0 0  . рис. 5 – повзучість у пружному ннфк зі стале вими елеме нтами: 1 – крива пружної пі слядії ; 2 – крива зворотної пружної пі слядії відносна деформація із збільшенням часу t зростає, асимптотично наближаючись при t   до значення  2 1 0, 538e   . якщо, наприкла д, досягну тий рівень відносної деформації у процесі повзучості    , що відповідає t t (точка а) і в цей час напруження зсуву зняти, то за законом зворотної післядії [3] деформація зсуву повніс тю зни кне при t   . на ділянці розван таження , тоб то при t t    (рис. 5) процес деформації буде відбува тись та ким чином, що: повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 103   1 0 2 1 2 1 g g t t t е е аа e                     . (16) із зростан ням часу відносна деформація зсуву буде зменшува тись наб лижаючись при t   до 0  . у другому випадку кон тактуванн я, при наявнос ті проміжного розри хленого шару в конта кті та його пружно-пластични х влас тивос тя х для розра хунку повзучості в кон такті ви користовуємо залежніс ть (13), я ку зве демо до ви гляду :   00 ( ) 1 exp ( )зп g с bd n t t k d n                  , (17) де     1 11 0 1 ( ) 1 n n n nn n d n n n             . (18) на рис. 6 зображені, розраховані за формулою (17), графіки повзучості (простої п іслядії) у пружнопластичному ннфк зі с талевими кон тактними е лементами. цікаво зверну ти увагу на вер хню границю, до яко ї буде асимпто тично наближа тися в стан і повзучості відносне переміщення в кон такті при зростанн і часу до  . для цього у формулу (17) п ідс тавимо 0t  і о держимо вираз:     1 max 0 11 0 1 1 n n n nn зп n k n n                . (19) а б в г рис. 6 – криві повзучості (простої післядії) у пружно-пластичному ннфк, утворе ному сталевими елементами при рі зних значе ннях кое фі цієнта запасу зче пле ння в контакті : 1 – kзп = 1,3; 2 – kзп = 1,5; 3 – kзп = 1,7. розрахунки зді йсне ні при η = 1,4 · 1010 н/мм2; g = 0,8 · 105 мпа; ε0 = 0,25; cτ0 = 300 мпа/мкм. а – в = 10 мкм; б – в = 20 мкм; в – в = 40 мкм; г – в = 80 мкм прийнявш и до уваги те , що параметр пластичності n за формулою (2.41) [2] виключно залежить від коефіц ієнта запасу зчеплення зпk , при ходимо до висновку, що при заданому рівні 0 максимальне значення відносного переміщення max також зале жи ть від зпk , що відображено у виразі (20). 2 2 2 ln ( 2 1) (1 )2 2[1 ln( 2 1)] 2 max 0 ln ( 2 1) (1 ) ln ( 2 12 2[1 ln(2 1)] 02 2 2[1 ln(2 1)] ln (2 1) ln (2 1) 2[1 ln(2 1)] ln (2 1) 2[1 ln(2 1)] ln (2 1) ln (2 1) зп зп зп зп з п k k зп зп зп k k k зп зп зп зп зп зп k k k k k kk k k                                   ) 2[1 ln( 2 1)] . з пk            (20) повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 104 за цим виразом розраховані графіки максимального відхи лення при повзучості в кон такті залеж но від коефіц ієнта запасу зчеплен ня при р ізни х поча ткови х рівня х відносного переміщення 0 . рис. 7 – залежні сть граничного значе ння ві дносного пе ремі ще ння в контакті εmax від запасу зче плення в контакті при: 1 – ε0 = 0,25; 2 – ε0 = 0,5; 3 – ε0 = 0,75; 4 – ε0 = 1,0 як ви дно із рис. 7, зростання зпk призводи ть до суттєвого зменшення max . при досягненні коефіцієнтом запасу зчеплення максимального граничного рівня зпk = 1,858 відносне переміщення в конта кті в стан і повзучості буде мати мін імальне значення: min 0 0 1 0, 538 зпk        . (21) висновки 1. на основі реологічної моделі вперше дослідже ний с тан повзучості у номінально-неру хомому фрикційному конта кті. 2. одержана ана літична за лежн іс ть, що описує повзучість (просту п ісля дію) у ннфк. пока зано, що стан повзучості та її розвито к при заданому початковому рівн і відносної деформації зсуву та ви значеному часі релаксації виключно залежи ть від коефіц ієнту запасу зчеплення в конта кті, а його збіль шення призво ди ть до зростання максимального значення відносної деформації зсуву при t   . 3. виявлена залежн іс ть граничного значення відносної деформації зсуву в контакті від коефіцієнта запасу зчеплення в контакті у стані повзучості в інтервалі 1, 0 1,858зпk  та встановлені ці значення. 4. вс тановлено, що для пружного кон такту максимальне значення приросту відносної деформ ації зсуву в стан і повзучості скла дає  2 1 0, 538e   . 5. показано, що час релаксац ії для с тану повзучості визначається відношенням зве деного коефіцієн та в’язкого опору в контакті до номінальної си ли тертя, що для пружного контакту перетворюється у відношення в’я зкос ті матеріа лу кон тактни х пар до його моду ля юнга другого роду. 6. виявлено, що основними факторами, які в найбільш ій мірі визначаю ть с тан повзучості (простої п ісля дії) у ннфк є в’язкіс ть матеріа лу конта ктни х пар, модуль юн га другого роду, коефіцієн т запасу зчеплення в кон такті, початкова тан генц іальна жорсткість кон та кту та наявніс ть в ньому проміжного шару з розрихлени х продуктів фретинг-зношування . спрямований вп лив на ни х дозволи ть у бажаному напрямку змінювати процес повзучості. літе ратура 1. кос тогрыз с. г . ме хани ка вибрационного трения в номинально неподвижном фрикционном конта кте : дис... д-ра те хн . наук : 05.02.04 “трение и износ” / костогрыз сергей григорьевич. – хме льницкий , 1995. – 367 с. 2. мис ліборський в. в. формування пружно-пластични х та в’я зко-пружни х властивостей номінально нерухомого фрикційного кон такту : дис.. кан д. те хн. наук / в. в. мисліборський. – хмельни цький, 2012 3. рей нер м. реология / m. рейнер ; под ред. э . и. григо люка ; пер. с англ. – м. : наука, 1965. – 224 с . поступи ла в редакц ію 10.03.2015 повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті при деформації зсуву проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 105 m isliborski v.v., kostogris s.g. creep in the nominal stationary friction contact at the shear strain. the p ap er rep resents the origin ally resear ched condition of cr eep in the no minal stationary friction contact and obtained analy tical dep endence describ in g creep (simp le after effect) in nsfc on the basis of rheolo gical mod el. keywords: creep , rheolo gical model, nomin al stationary friction contact (nsfc), elasto-p lastic contact, visco-elastic contact, tangential h ardness of nsfc, contact p lasticity p arameter, contact p lasticity factor, contact relative shear strain, viscosity . references 1. kostohruz sg mechanics vybratsyonnoho trenyya in nominal standing fryktsyonnom contact details: dis ... dr. sc. sc iences: 05.02.04 "trenye and yznos". kostohruz sergey hryhorevych. khmelnitsky, 1995. 367 p. 2. mysliborskyy v. format ion of e las tic-plastic and visco-elastic properties of no minally fixed fric tional contact: dis .. candidate. sc . sc ience. kh meln itsky, 2012 3. ra iner m. rheology. m. rayner; ed. e. i. hryholyuka; pe r. with the english. moscow. nauka, 1965. 224 p. влияние ионного азотирования на долговечность открытых зубчатых передач проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 84 каплун п.в., гончар в.а. хмельницький національний університет, г. хмельницкий, украина e-m ail: roger_rgr@mail.ru влияние ионного азотирования на долговеч ность откры тых зубчатых передач удк 621.894:62-192 пр иведены р езу льтаты исследований долговеч ности откр ытых зу бчатых пер едач с пр именением пр огр ессивны х технолог ий у пр очнения повер хности методами ионного азотир ования в безводор одных насы щающих средах и посл еду ющей тер мообр аботки с созданием в повер хностно м слое матер иала о птимальны х остаточны х напр яжений сжатия. клю чевые слова: ионное азотирование, износ, ус талос ть, изгиб, зубчатое колесо, о ткры тая передача. актуальнос ть задачи зубчатые передачи имеют широкое применение в те хнике . их долговечнос ть и наде жность часто определяю т наде жность и долговечность машин в целом. опыт экс плуа тации зубчаты х колес сви де те льствует, что пода вляю щее большинс тво вы хо да и х из строя открыты х зубчаты х передач проис ходи т в резуль тате поломки зубьев от изгиба. в настоящее время существует много способов повышения износостойкости и до лговечности зубчаты х передач, но проблема не решена до конца и являе тся актуа льной. анализ лите ратуры поверхностные слои в процессе эксплуатации открыты х зубчаты х колес разрушаются в результа те циклического действия изгибающи х напряжений и изнашивания от проскальзывания контактирующих поверхностей шестерни и колеса. максимальные напряжения изгиба возникают в момент, когда вся нагрузка воспринимается одной парой зубцов, а точка ее приложения находи тся в положении, наиболее удаленном от корня зуба. при этом максимальные напряжения изгиба концентрируются в основе зуба и в зоне выкружки возникает концентрация напряжений (рис.1). для прямозубых зубчатых колес коробок передач максимальные напряжения изгиба достигают 850 мпа [2], а для цементированных тяжело нагруженных зубчатых колес – до 2500 мпа [1]. превышение фактическими напряжениями изгиба допустимы х напряжений вызы вает поломки зубьев. а б рис. 1 – пле чо приложе ния равноде йствующе й силы r от де йствия нормальной силы рн и силы тре ния fтр для ведуще го (а) и ведомого (б) зубьев в опасном сече нии в зубчаты х пара х, совместное качение проис хо ди т лишь в по люсе. посколь ку направление перемещений контактны х лин ий шестерни и ко леса противоположные, то между ними происходи т проска льзывание. скорость сколь жения равна разнос ти с коростей качения шестерни и ко леса, и уве личивае тся с увеличением передаточного числа . проскальзы вание повер хнос тей конта ктирующи х зубьев вызывае т трение в зоне кон такта и износ материала. одним из самы х на груженны х участков профиля зубчатого ко леса являе тся пере хо дная зона от эвольвен тного участка до впа дины. в этой зоне проис ходи т ударный вход зуба в зацеп ление. исс ле дованиями 5 показано, что свойс тва материала во впа дине между зубьями определяю т не толь ко прочность зубьев при изгибе, но и в значитель ной степени влияю т на кон тактную прочность поверхнос ти зубьев. напряженность в зоне кон такта можно уменьшить, ес ли ма териал во впа дине меж ду зубьями буде т более прочным. от свойс тв материала в сердцевине зуба (впа дине между зубьями) завися т и зносостойкость и долговечность зубчатой передачи . в связи с этим одн им из перспективны х направлений повыше ния и влияние ионного азотирования на долговечность открытых зубчатых передач проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 85 стабили зации свойс тв зубчаты х колес являе тся применение таки х селе ктивны х мето дов упрочнения, которые позволяю т повыси ть физи ко-ме ханические с войства по всей конфи гурации зуба, обеспечив ее равнопрочность, износостойкость и конта ктную выносливость . таким образом, анализ условий эксплуа тации зубчаты х колес пока зывает, что до лговечность работы зубчаты х передач в значитель ной степени зависи т от де та льного изучения условий работы зацепления, характера напряженно-деформированного состояния различных зон зубчаты х колес и правильного подбора материалов и методов укрепления эти х зон в соответс твии с величиной и характером напряженного состояния. многи х авторов 1 5 показы вают, что максимальные напряжения при конта ктны х на грузка х и изгибе возникаю т в повер хнос тны х с лоя х, что приводи т к возни кновению микротрещин и разрушению как повер хнос ти, та к и конс трукции в це лом в резуль тате развития и распространения микротрещин с поверхности в сердцевину (рис. 2). поэтому для повышени я износостойкос ти и долговечности конс трукционны х э лементов и, в частности зубчаты х ко лес, с ле дует укрепля ть ка к повер хнос ть, так и сердцевину, но с различными физико-ме ханическими характеристи ками – большими на повер хности и меньше в сердцевине. то есть , конструкци я упрочненных слоев должна иметь градиен тную структуру в соответс твии с напряжен но-деформированного состояния, возникающе го в де тали. рис. 2 – зарожде ние и развитие микротрещин в поверхностном слое зубчатого коле са, х500 в настоящее время для укрепления зубчаты х пере дач широко применяются цементация и нитроцементация мало углеродис ты х с тале й с последующей термической обработкой материала, обеспечивающего значи тельное увеличение и х износостойкос ти и долговечнос ти. однако э ти те хноло гии проводя тся в среда х, со держащи х большое количес тво во дорода, который вредно влияе т на прочность с та лей. согласно современным представлен иям [6 9] водород дли тельное время может на хо ди ться в стали в ви де ионов (протонов) и молеку л. небольшое количес тво во дорода в ста ли не вы зывает заметны х изменений её свойс тв. повышен ие концен трации водорода в с тали выше неко торого предела , зависящего от качес тва с та ли, изменяет её физические и ме ханические свойс тва и может вызва ть появление дефектов, влияю щи х на прочность. во дород в ста ли меняет её ме ханические свойства при кратковременном и длите льном ста тическом нагружении , а также при повторно-переменном и ударном воздействии [6 9]. среди разнообразных проявлений воздейс твия водорода на ме хан ические свойс тва мета ллов, особое место занимает его влияние на трещиностойкос ть. дефекты совершенно безопасные в обычных условия х в резуль тате воздейс твия во дорода могут ста ть опасными и привес ти к неожиданному хрупкому разрушению изделия [6]. в рамка х дис локационно-де когезионной концепции трояно-ориони пос тупивший в мета лл во дород преж де все го заполняе т наиболее выго дные с энерге тической точки зрения места – ядра дислокаций. в ни х концен трация водорода может достичь больши х значений. при этом происхо ди т ослабление когези и в ядре трещинообразующей дислокаци и, т.е. уменьшение силы сцепления, которая теперь являе тся функцией количества водорода в зоне я дра дисло кации и ли свер хдис локации за счет изменения электронной структуры металла, кластерообразования и образования связей м еталл-водород ги дри дного типа. суммарный эффект эти х трё х действий и предс тавляе т собой основной механи зм деко гезионного воздейс твия во дорода на реше тку мета лла. перспективной те хно логией упрочнения повер хности материа лов являе тся ионное азотирование в безводородны х насыщаю щи х сре да х (смеся х азо та с аргоном) [10], применение ко торой исключает вредное влияние водорода на металл. нами проведены эксперимента льные исс ле дования многоцыкловой уста лости образцов из различны х с та лей, азо тированны х в водородсодержащ и х и безводородны х насыщающи х среда х, при нагружении изгибом и износостойкости образцов при трении скольжения , которое имеет место в зубчаты х передача х при качении с проска льзыван ием. методика и ре зультаты исслед ований иссле дования на многоцикловую уста лость при изгибе проводи лись на гла дки х ци лин дрически х образцах диаметром 5 мм на машине има-5 при чистом изгибе с вращением (частота 50 гц), в среде влияние ионного азотирования на долговечность открытых зубчатых передач проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 86 3%-но го раствора nacl и в возду хе. образцы изго тавлива лись из стали 45, часть из которы х подвергалась ионному азотированию в во дородсодержащей (60 об. % n2 + 40 об. % н2) и безводородной (60 об. % n2 + 40 об. % ar) средах при постоянс тве остальны х те хно логически х параметров (т = 540 °с, р = 80 па, τ = 240 мин). резуль та ты эти х исс ледован ий приве дены на рис. 3 и показы вают, что пре дел вы носливос ти образцов, подвергавши хся пре дварите льно ионному азотированию в безводородной среде, при испытания х на возду хе повыси лся в 1,9 раза (с 190 до 370 мпа ), а при испы тани я х в 3% ном растворе nacl в 3,6 раза (с 30 до 110 мпа ) по сравнению с аналогичными значениями для не а зотированны х образцов. предел выносливос ти образцов, азотированны х в водородосодержащей среде (кривая 3) при испы тания х в 3%-ном растворе nacl на 25 % ниже по сравнению с образцами, азотированными по аналогичному режиму в безводородной среде. причиной с нижения преде ла вы носливос ти я вляется вре дное влияние водорода, вызы вающее де когезию криста ллической решетки мета лла , взаимодейс твие а томов водорода в металле с дис локациями, давлением молекулярного водорода в микрополостях с тали , химическое взаимодействие водорода с компонентами спла ва и выде лением во дородосодержащи х фаз [6 9]. рис. 3 – кривые усталости в воздухе (1 и 1i), в 3% растворе nacl (2, 2i, 3) стали 20 при испытаниях на чистый изгиб цилиндриче ских образцов бе з химико-те рмиче ской обработки (1 и 2), азотированных в тле ющем разряде в бе зводородной (60 об. % n2 + 40 об. % ar) среде (1i и 2i) и водородосоде ржаще й (60 об. % n2 + 40 об. % h2) среде (3) при постоянстве осталь ных технологиче ских параметров рис. 4 – многоцикловая долгове чность плоских образцов с надре зом из стали 45х: 1 – азотированных (т = 570 с, р = 265 па,  = 240 мин, сре да 75 об. % n2 + 25 об. % ar); 2 – улучше нных; а – в воздухе; б – в кислой среде (рн 6,5) испыта ния на многоцикловую усталос ть с концентра тором напряжений проводилось на плоски х образцах и з с тали 45х на с тенде с электромагни тным возбуждением эд с-200 при консольном изгибе образца в одной плоскости и резонансе по первой форме колебаний [11]. концен тратор напряжений (нарезанная до упрочнения канавка глубиной 1 мм с углом раскрытия 60 и ра диусом при вершине 0,2 мм) имел эффективный коэффициент концен трации, рассчитанный по нейберу, равный 3,22. испы тания проводились на возду хе и в кислой сре де (буферный раствор лимонной кис лоты 5 г/ л и дву хзамещенного фосфорнокислого натрия 10 г/ л) рн 6,5 при частоте нагружения 350 … 400 гц. за базу испытаний на возду хе м в кислой сре де были приня ты соответс тве нно 107 и 5107 циклов нагружений . исс ледован ия прекращались при дос тижени и дли ны трещины 0,5 мм, ко торая фиксировалась микроскопом мбс-1 (х88). как показа ли испы тания (рис. 4) преде л выносливости образцов из с тали 45х в резу льта те ион ного азотирования в безводородной среде повысился на 37% при испыта ния х на возду хе и на 31% при испытания х в кислой сре де. значительное повышение многоцикловой уста лости образцов после ионного азотирования обусловлено не то лько за счет образования ни тридны х фаз на повер хнос ти мета лла , но и за счет возни кновения в азотированны х слоя х ос та точны х напряжений сжати я. ве личина напряжений сжа тия при ионном азотировании дости гает 800 м па [12] и может изменя ться в широки х пре дела х с помощью изменения те хнологически х параметров процесса диффузионного насыщения максимальный эффект о т оста точны х напряжений сжа тия дос тигае тся при и х оптимальном значении. иссле дование кон тактной вы носливос ти с талей проводи лись на спец иальной ус тановке трения качения [13], что монтировалась на базе станка с вертикальным шпин делем . в установке по круговой дорожке плоски х образцов перекатыва лись шарики с коэффициентом проскальзывания 0,4% и ли ци лин дрические ролики с коэффициентом проска льзывания 17,6% при различны х нагрузка х на те ла качения и частоте вращени я шпин де ля 900 мин-1. иссле довались образцы из различны х с та лей после ионного азотирования в во дородны х и безво дородны х среда х с различной термической обработкой. влияние ионного азотирования на долговечность открытых зубчатых передач проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 87 резуль та ты сравните льны х иссле дований и зносостойкос ти и кон тактной выносливости образцов приведены в таб л. 1. из табл. 1 видно, что кон тактное вынос ливость образцов после ионного азо тирования в безво дородной среде в 1,4 1,5 раз бо льше по сравнению с не азо тированными образцами и на 14 25 % выше по сравнению с азотированием в водородной среде. сни жение кон тактной выносливос ти образцов азотированны х в во дородной среде, объясняется вредным воздейс твием во дорода на мета лл. образцы из стали 45 после зака лки и после дующего азотирования имели на порядок выше контактную выносливос ть и износостой кость по сравнению с не калеными образцами, ч то объясняется высокой твер достью основы, на ко торую опирался азотированный с лой. при малой жес ткос ти основы покры тие, имеющее более высокую твер дость, быстро разрушаются в связи с большой п ластической деформацией основания. при э том резко увеличивается ве личина суммарного износа, что нагля дно ви дно и з табл. 1. таблица 1 физико механические и трибологические характе ристики образцов после ионног о азотирования и те рм ичес кой обработки и их д олг овечность при ис пытаниях на тре ние каче ния в смазке i-20, наг рузка на шарик 150 н (контактное давле ние р0 = 3180мпа) м икр отвер дость н100, мпа № п/п марка стали ви д термообработки и те хнологии по ве рн ос ти ос но вы до ро ж ки к ач ен ия по сл е ис пы та ни я т ол щ ин а по кр ы ти я, м км и нт ен си вн ос ть из но са , і ·1 011 д ов го ве чн ос ть д о по яв ле ни я пи ти нг а, n ·1 06 ц ик ло в 1 20х13 без термообработки 2550 2370 3460 620 0,58 2 20х13 ионно е азотир ование в ср еде 60%аr + 40% n2 7380 2370 3650 260 570 0,88 3 45 без термообработки 3200 2450 3290 600 0,60 4 45 ионно е азотир ование в ср еде 60%аr + 40% n2 7440 2450 4100 280 452 0,96 5 45 закалка 5100 5100 5230 21,2 9,1 6 45 закалка + ионное азо тирование в среде 60%аr + 40% n2 7460 4400 7200 290 16,1 12,9 7 45 ионно е азотир ование в ср еде 60%аr + 40% н2 8420 2450 4050 290 440 0,75 8 45 закалка ионное азо тирование в среде + 60%а r + 40% н2 в560 4410 8210 300 15,4 11,2 9 20х13 ионно е азотир ование в ср еде 60%аr + 40% н2 7640 2370 3670 280 580 0,70 рис. 5 – кинетика изнашивания стали 45х в масле и-20 при удель ной нагрузке 4 мпа и скорости скольже ния 1 м/с: 1 – сталь улучше нная; 2, 3, 4 – сталь азотированная (100% n2, р = 265 па,  =4 ч) при темпе ратурах 520 °с , 560 °с и 600 °с соответстве нно; 5, 6 – сталь азотированная (т = 560°с, 75 об. % n2 + 25 об. % ar,  = 4 ч) при давле нии газовой среды 450 и 80 па соответстве нно суммарный износ при качении с проскальзыванием включае т плас тическую деформацию повер хности конта кта и знос от трения скольже ния при проскальзы вании. в первоначальный период в суммарной величине износа плас тическая деформация занимает преобладающую долю и резко возрастае т с увеличением нагрузки на тела качения. в процессе иссле дований износ о т проскальзывания шариков был незначите льным в свя зи малым коэффициентом проскальзывани я (0,4 % ). при применении в качестве влияние ионного азотирования на долговечность открытых зубчатых передач проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 88 тел качения цилин дрически х роликов коэффициент проскаль зывания составля л 17,7 % и износ до начала возникновения пи ттин га был преобладающим по сравнению с пластической деформацией поверхностного слоя. в откры ты х зубчаты х передача х износ от проскаль зывания еще боль ше в связи попа дания пы ли и другого абразива в зону трения. износ при этом за период эксплуатации дос тигае т сотни и ли тысячи микрометров и зубчатые ко леса вы хо дя т из строя не от образования пи ттинга , а от износа и уста лостного разрушения зубцов при изгибе. эффективным средством для уменьшения износа поверхнос тей трения при сколь жении являе тся ионное азотирование по оп тимальному режиму с учетом условий эксплуа тации. на рис. 5 приведены кривые изменения износа и интенсивности изнаши вания ста ли 45х в масле и-20 в за висимости от пути трения. изменение те хнологически х параметров ионного азотирования позволяе т выбрать такой режим упрочнения, который сущес твенно снижае т ин тенси вность изнаши вания стали . так ин тенси вность и знашива ния ста ли 45х после ионного азо тирования по режимам 5 и 6 уменьшилась более чем в 3 раза по сравнению с ин тенсивнос тью и знашивани я улучшенной с та ли. выводы и ре коме нд ации анализ условий эксплуа тации и напряженно-деформированного состояния зубьев открыты х зубчаты х передач показа ли, ч то разные участки повер хнос ти зубьев принимают различные по величине и виду напряжения. наибо лее опасными участками поверхности ес ть ножка и впадина между зубцами. поэтому очевидно, что для эти х участков повер хности необ ходимы различные свойства повер хностного слоя и оста точные напряжения сжа тия, обеспечивающие максимальную износостой кость и до лговечность зубчаты х колес . достичь данной цели можно за счет упрочнения поверхности зубьев и в первую очередь на опасных участка х за сче т нанесения упрочняющи х покрытий с градиентной структурой по глубине, созда ние в повер хностны х слоя х оста точны х напряжений сжа тия с оптимальным значением и упрочнение сердцевины зуба. д ля э того сле дует исполь зовать термическую обработку материала зуба с повышением твердости его сердцевины, наносить упрочняющие покрытия с применением ионного азотирования в безводородны х среда х по оптимальным те хно логическим режимами с учетом условий э ксплуатаци и. лите ратура 1. алексан дров в.и. материа лы зубчаты х ко лес грузовы х автомобилей / в.и. алексан дров, а.с. соболев // минс к: анбсср инс ти тут проблем надежнос ти и до лговечности машин, 1978. 58с. 2. дымшиц и.и. коробки передач. м . машгиз, 1960. 360с. 3. трубин г.к. конта ктная ус талос ть материалов для зубчаты х ко лес. м. машги з, 1962, 404с. 4. копф и.а. нес тационарная термическая модель заедания и износа эвольвен тны х зубчаты х пе редач / и.а. копф, в.в. корни лов, е.в. ефимов // те хника машиностроения. 1998, №1(15) с . 54-59. 5. зинчен ко в.м. инже нерия повер хнос ти зубчаты х колес ме тодами химико-термической обработки. – м.: изд-во мгту им. н.э. баумана, 2001. – 303с. 6. ме хани ка разрушения и прочность металлов: справочное пособие: в 4 т./ под общ. ред. в. в. панасюка. – киев: наук. думка, 1988.– т. i: основы ме ханики разрушения / в.в. панасюк, а. а. андрейков, в.з. пар тон – 1988. – 488 с. 7. ка лачев в.а. во дородная хрупкость металлов. – м.: ме таллургия, 1985. – 217 с 8. водород в мета лла х / по д ред. г.альфе ль да и и.фель кля. – м.: мир, 1981. – т. 2 – 430 с. 9. карпен ко г.в. влия ние во дорода на свойства с тали / г. в. карпенко, р.и. крипякевич // – м.: металлургизда т, 1962. – 198/. 10. кап лун в.г. енерго і ресурсозберігаюча екологічна чис та те хноло гія та обла днання для зміцнення де тале й машин / в.г. каплун , і.м. пасту х // машинозна вство, № 2. – 2002. – с.49-51. 11. прокопен ко р.в. ме то дика испы тани й компрессорных лопаток гтд на уста лость в коррозионной среде / р.в. прокопенко, в.н. торгов // проблемы прочности. №4, 1980. – с.107-109. 12. кап лун в.г. иссле дование оста точны х напряжений в ста ли 45х после ионного азотирования. лазерная, термическая и химико-термическая обработка в машиностроении. сб . науч. тр. / в.г. кап лун, а.е. ру дык //– м.: мади, 1987. – с.109-112. 13. каплун п.в. кинетика износа стале й с диффузионными покрытиями при конта ктном цикли ческом нагружении. //журнал "проблеми трибології". – хмельниць кий, -2001, -№1. с.199-124. поступи ла в редакц ію 03.06.2015 влияние ионного азотирования на долговечность открытых зубчатых передач проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 89 кap lun p.v., gonchar v.a. effect on durability ion nitriding open gears. the results of researches of durability op en gears usin g adv anced techno lo gies of surface hard enin g by ion nitridin g in hy drogen-saturating med ia and subsequent heat treatment with the creation of the material in the surface lay er of op timum residual co mp ressive stresses. an analy sis of the op erating conditions and the stress-strain state of op en gear teeth showed that different p ortions of the surface of teeth takes different in magn itude and typ e of stress. the most dangerous areas of the surface h ave a leg and dep ression between the teeth. therefore, it is obvious that these surface p ortions require different p rop erties of the surface lay er and the residual comp ressive stress to p rovide maximu m wear and durability of the gears. to achieve this goal can be achiev ed by hardenin g the surface of the teeth and esp ecially in hazardous areas by app ly ing strengthenin g coatin gs with a grad ient structure in depth, creating in the surface lay ers of the residual comp ressive stresses to the op timum value and hardenin g the core of the tooth. to do this, use a heat treatment of the tooth material with in creased hardness of its core strengthening co atings ap p lied using ion nitridin g in hy drogen-free environ ment for optimum technological mod es based on op erating conditions. key words: ion n itridin g, wear, fatigue, b endin g, gear, outdoor gear. references 1. a leksandrov v.i., sobolev a.s. materia ly zubchatyh koles gruzovyh avtomobilej. minsk: anbssr institut problem nadezhnosti i dolgovechnosti mashin, 1978. 58s. 2. dy mshic i.i. korobki peredach. m. mashgiz, 1960. 360s. 3. t rubin g.k. kontaktnaja ustalost' materia lov dlja zubchatyh koles. m. mashgiz, 1962, 404s. 4. kopf i.a., ko rnilov v.v., efimov e.v. nestacionarnaja termicheskaja model' zaedanija i iznosa jevol'ventnyh zubchatyh peredach. tehnika mashinostroenija. 1998, №1(15), s. 54-59. 5. z inchenko v.m . in zhenerija poverhnosti zubchatyh koles metodami himiko-termicheskoj obrabotki. m.: izd-vo m gt u im. n.je. bau mana, 2001. 303s. 6. mehanika ra zrushenija i prochnost' metallov: spravochnoe posobie: v 4 t. pod obshh. red. v.v. panasjuka. kiev: nau k. dumka, 1988. t . i: osnovy mehaniki ra zrushenija. v.v. panasjuk, a. a. andrejkov, v.z. pa rton. 1988. 488 s. 7. ka lachev v.a. vodorodnaja hrupkost' metallov. m .: metallu rgija, 1985. 217 s 8. vodorod v meta llah. pod red. g.a l'fel'da i i.fel'klja. m.: m ir, 1981. t. 2 430 s. 9. karpenko g.v. krip jakev ich r.i. vlijanie vodoroda na svojstva stali. m.: metallurgizdat, 1962. 198. 10. kap lun v.g. pastuh і.m. energo і resursozberіgajucha ekologіchna chista tehnologіja ta obladnannja dlja zmіcnennja detalej mashin. mashinoznavstvo, № 2. 2002. s.49-51. 11. pro kopenko r.v., torgov v.n. metodika ispytanij ko mpressornyh lopatok gtd na ustalost' v korrozionnoj srede. proble my p rochnosti. №4, 1980. s.107-109. 12. kap lun v.g. issledovanie ostatochnyh naprjazhenij v stali 45h posle ionnogo azotirovanija. la zernaja, termicheskaja i himiko -termicheskaja obrabotka v mashinostroenii. sb. nauch. tr. v.g. kaplun, a.e. rudyk. m.: ma di, 1987. s.109-112. 13. kap lun p.v. kinetika iznosa stalej s diffu zionnymi pokryt ija mi pri kontaktnom ciklichesko m nagruzhenii. zhurnal "proble mi tribologії". hme l'nic 'kij, 2001, №1. s.199-124. 3_chernec.doc дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих … . частина 1. вплив модуля зачеплення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 18 чернець м.в.,*,** береза в.в.,* чернець ю.м.* *дрогобицький державний педагогічний університет імені івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих евольвентних передач при двопарному зачепленні. частина 1. вплив модуля зачеплення конічні косозубі передачі належать до широко використовуваних у сучасному машинобудуванні видів зубчастих передач. важливою з точки зору інженерної практики є оцінка впливу на зношування і довговічність таких їх основних параметрів як модуль зачеплення та передавальне відношення. такий загальний аналіз було проведено лише у [2, 3] для однопарного зачеплення. нижче з використанням методу дослідження кінетики зношування конічних передач [1] проведено аналіз закономірностей цього впливу при двопарному зачепленні. розв’язок трибоконтактної задачі проведено за наступних вихідних даних: 1. частота обертання вихідного вала 1n = 750 об/хв. 2. потужність на вихідному валу p = 20 квт. 3. кількість зубів коліс kz1 = 20; 2 1k k kz z u= . 4. передавальне відношення передачі ku = 3; 5. 5. нормальний модуль зачеплення m = 4, 5, 6 мм. 6. кут нахилу зубів β = 0°, 10°, 20°. 7. ширина вінця шестерні b = 50 мм. 8. коефіцієнт тертя ковзання f = 0,07. 9. допустиме зношування зубів •h = 0,3 мм. 10. матеріал шестерні та його характеристики: сталь 38хмюа, азотування на глибину 0,4 ... 0,5 мм, нв 600; вσ = 1040 мпа (границя міцності), 1c = 3,5 ∙ 10 6, 1m =2 – характеристики зносостійкості сталі. 11. матеріал колеса та його характеристики: сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; вσ = 981 мпа, 2c = 0,17∙10 6, 2m = 2,5. 12. пружні постійні сталей: е = 2,1∙106 мпа, µ = 0,3. 13. мастильний матеріал – осьова олива з трьохпроцентної антизношувальної присадки. 14. у зачепленні при β > 10° перебуває дві пари зубів. при β ≤ 5° буде двопарно – однопарне зачеплення (на вході та виході зубів з зачеплення – двопарне , а в околі полюса зачеплення – однопарне). результати розв’язку подано на рис. 1 10. 1. максимальні контактні тиски вони вказують рівень контактної навантажувальної здатності передачі. 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 1 2 3 4 5 6 p (2 ) jm ax , м п а 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 p (2 ) jm ax , м п а 0 200 400 600 800 1000 0 1 2 3 4 5 6 j , точки p (2 ) jm ax , м п а m=4 m=5 m=6 m=4 m=5 m=6 uk=3 j, точки j, точки β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 1 – зміна максимальних контактних тисків при uk = 3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих … . частина 1. вплив модуля зачеплення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 19 зокрема на рис. 1, 2 наведено закономірності зміни максимальних контактних тисків ( )max w jp при двопарному (w = 2) зачепленні зубів, визначених у семи точках контакту їх поверхонь від моменту входу у зачеплення (j = 0) до моменту виходу (j = 6). на вході у зачеплення тиски сягають найбільших значень. суцільні лінії відповідають торцевому перерізу, де нормальний модуль зачеплення m є найбільшим, а штрихові лінії внутрішньому перерізу, де нормальний модуль зачеплення m є найменшим [1]. вплив модуля на ( 2)maxjp рівень є суттєвим для обох досліджуваних перерізів зуба, а більш значним на вході зубів у зачеплення j = 0. чим більшим є величина модуля зачеплення, тим меншим буде рівень тисків. для однакових модулів при зростанні передавального відношення передачі величина і характер зміни тисків є близьким у торцевому перерізі. а от у внутрішньому перерізі спостерігається у цьому випадку зниження рівня тисків. 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p (2 ) jm ax , м п а 0 200 400 600 800 1000 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p (2 ) jm ax , м п а 0 200 400 600 800 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p( 2) jm ax , м п а uk=5 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 2 – зміна максимальних контактних тисків при uk = 5 2. швидкість ковзання у зачепленні на рис. 3, 4 подано закономірності зміни jv . 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j зв , м м /с uk=3 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 3 – зміна швидкостей ковзання при uk = 3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих … . частина 1. вплив модуля зачеплення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 20 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с uk=5 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 4 – зміна швидкостей ковзання при uk = 5 збільшення модуля зачеплення призводить до збільшення швидкостей ковзання. при цьому із зростанням кута нахилу зубів β зменшуються їх величини на вході у зачеплення, а зростають на виході із нього. зміна передавального відношення передачі виявляє певний вплив на зміну швидкостей ковзання у крайніх точках зачеплення. 3. зношування зубів коліс встановлено закономірності кінетики зношування зубів вздовж робочих профілів (рис. 5, 6). 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 5,00e-05 6,00e-05 7,00e-05 8,00e-05 9,00e-05 1,00e-04 1,10e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 5,00e-05 6,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м uk=3 u β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 5 – зміна лінійного зношування зубів шестерні протягом 1 год при uk = 3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих … . частина 1. вплив модуля зачеплення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 21 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 5,00e-05 6,00e-05 7,00e-05 8,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 4,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м 0,00e+00 1,00e-05 2,00e-05 3,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м uk=5 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 6 – зміна лінійного зношування зубів шестерні протягом 1 год при uk = 5 зростання модуля призводить до зниження лінійного зношування зубів. чим більшим є кут нахилу тим меншим є величина зношування зубів шестерні. на загал воно зменшується для β = 20° близько 4-х разів. збільшення передавального відношення uk передачі мало впливає на зміну зношування зубів в торцевому перерізі, однак воно помітно знижується у внутрішньому перерізі 20° спричиняє приблизно у 3 рази збільшення мінімальної довговічності передачі. зростання передавального відношення мало впливає на ресурс. 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 1,40e-04 1,60e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+ 00 2,00e05 4,00e05 6,00e05 8,00e05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+0 0 2,00e05 4,00e05 6,00e05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м uk=3 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 7 – зміна лінійного зношування зубів колеса протягом 1 год при uk = 3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих … . частина 1. вплив модуля зачеплення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 22 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 1,50e-05 2,00e-05 2,50e-05 3,00e-05 3,50e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 1,50e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м 0,00e+00 5,00e-06 1,00e-05 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м uk=5 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 8 – зміна лінійного зношування зубів колеса протягом 1 год при uk = 5 при зростанні модуля зуби колеса в торцевому перерізі при ku = 3 зношуються так як зуби шестерні. однак їх зношування у внутрішньому перерізі буде вищим. при передавальному відношенні ku = 5 зуби колеса зношуватимуться менше у 2 3 рази у порівнянні із зубами шестерні в обох досліджуваних перерізах. тут збільшення uk від 3 до 5 призводить до близько трикратного зменшення зношування. 4. мінімальна довговічність передачі верхні криві відповідають двопарному зачепленню, а нижні – однопарному (рис. 9, 10). 0 5000 10000 15000 20000 4 5 6 m , мм t m in , г о д 0 5000 10000 15000 20000 25000 4 5 6 m, мм t m in , г о д 0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 4 5 6 m, мм t m in , г о д uk=3 β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис .9 – вплив модуля на довговічність передачі при uk = 3 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження навантажувальної здатності, зношування і довговічності конічних косозубих … . частина 1. вплив модуля зачеплення проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 23 із зростанням модуля зачеплення суттєво зростає ресурс передачі особливо при двопарному зачепленні. збільшення кута нахилу зубів до 20° спричиняє приблизно у 3 рази збільшення мінімальної довговічності передачі (на вході або ж на виході зубів із зачеплення). зростання передавального відношення мало впливає на ресурс передачі. 0 5000 10000 15000 20000 4 5 6m, мм t m in , г о д 0 5000 10000 15000 20000 25000 4 5 6 m , мм t m in , г од 0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 4 5 6 m , мм t m in , г о д β = 0˚ β = 10˚ β = 20˚ а б в рис. 10 – вплив модуля на довговічність передачі при uk = 5 наведені результати досліджень свідчать про ефективність використовуваного авторського методу для встановлення закономірностей кінетики зношування конічних передач. література 1. чернець м.в., келбінські ю., береза в.в. метод прогнозної оцінки зношування конічних передач з косими зубами // проблеми трибології. – 2009. – № 4. – с. 6-13. 2. чернець м.в., береза в.в., чернець ю.м. оцінка впливу параметрів евольвентних конічних передач на їх довговічність та зношування. ч.1. прямозубі передачі // проблеми трибології . – 2011. – № 1. – с. 12-18. 3. чернець м.в., береза в.в., чернець ю.м. оцінка впливу параметрів евольвентних конічних передач на їх довговічність та зношування. ч.2. косозубі передачі // проблеми трибології. – 2011. – № 2. – с. 6-12. надійшла 20.04.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 17_kuzmenko.doc исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 100 кузьменко а.г. хмельницкий национальній университет, г. хмельницкий, украина исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла содержание введение 1. определение твердости по бринеллю. 2. метод испытаний металлов на сжатии по гост 25.503-97 2.1. основные положения, термины и определения 2.2. механические характеристики 3. построение диаграммы упруго-пластического вдавливания шара 3.1. определение контактных перемещений при вдавливании по индикатору 3.2. этапы построения диаграммы: состоят в следующем 4. определение давлений по силам вдавливания, и деформаций по контактным перемещениям 4.1. определение давлений 4.2. приближенное определение деформации 4.3. определение нагрузки упругого деформирования в конце сжатия 5. элементы модели при деформирования поверхности пластическом вдавливании шара 5.1. нагрузка начала упругого вдавливания до появления пластических деформаций. 5.2. эффект а. мартенса. 5.3. коэффициент пластической работы при вдавливании шара, как новая механическая характеристика металла 5.4. модуля упрочнения металла 5.5. процесс упругого вдавливание шара на последней стадии вдавливания 6. примеры определения новых механических металлов по вдавливанию шара 6.1. порядок испытаний 6.2. пример испытаний армко-железа 6.3. обобщение результатов испытаний разное сплавов 7. обсуждение результатов и заключение литература 1. определение твердости по бринеллю 10. после вдавливания упругого шара в пластическую плоскость величина твердости по бринеллю определяется как отношение силы q вдавливания к площади шарового сегмента hbf 0hb q q hb f du = = π . (1.1) из геометрии пересечения окружности сферы и плоскости в первом приближении следует 2 2 0 ( / 2) 2 8 d d u r r = = . (1.2) из более точного рассмотрения этой геометрии следует 2 2 0 1 ( ) 2 u d d d= − − , (1.3) или 2 20 (1 1 / )2 d u d d= − − . (1.4) после подстановки (1.3) в (1.1) получаем общеизвестную формулу для определения твердости по бринеллю 2 2 2 ( ) q hb d d d d = π − − , (1.5) или 0 q hb du = π . (1.6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 101 рис. 1.1 – схема вдавливания шара в плоскость 20. твердость по бринеллю, стандартизованная по гост 9012-59, это точечная характеристика механических свойств поверхности. так как в действительности hb зависит от нагрузки, диаметра шарика и других факторов, то в стандарте строго оговариваются условия проведения испытаний. в частности требуется выполнять: толщину образца 1010d ; расстояние между отпечатками 44d ; при диаметре отпечатка 0,2 – 0,60, 2 0, 6d ; твердость не выше 450 кг/мм2. наибольшее влияние на твердость по бринеллю оказывает величина нагрузки испытаний и диаметр шарика. в табл. 1 даны рекомендации по выбору диаметра шарика для испытаний: 10 мм, 5 мм или 2,5 мм в зависимости от толщины испытываемого материала. вместе с тем измеренная твердость при вдавливании шарика от начальной нулевой нагрузки до конечной существенно увеличивается, в отдельных случаях в 2 раза. таблица 1 выбор диаметра шарика и нагрузки в зависимости от твердости и толщины испытываемого образца (гост 6012-59) материал интервал твердости в числах бринелля минимальная толщина испытываемого образца, мм соотношение между нагрузкой и диаметром диаметр шарика d , мм нагрузка p , кг выдержка под нагрузкой, сек черные металлы > 140 6 3 4 2 менее 2 =p 30 230p d= 10 5 2,5 3000 750 187,5 10 то же < 140 более 6 6 3 менее 3 =p 10 210p d= 10 5 2,5 1000 250 62,5 10 цветные металлы > 130 6 3 4 2 менее 2 =p 30 230p d= 10 5 2,5 3000 750 187,5 30 то же 35 130 9 3 6 3 менее 3 =p 10 210p d= 10 5 2,5 1000 250 62,5 30 цветные металлы 8 35 более 6 4 3 менее 3 =p 2,5 22, 5p d 10 5 2,5 250 62,5 15,6 60 из этого обстоятельства следует, что информация заложенная, в диаметре площадке вдавливания шарика, используется не в полной мере. во-первых, твердость зависит от нагрузки испытаний, но и от нагрузки, при которой работает деталь. во-вторых, при практическом использовании не учитывается факт и закономерность упрочнения поверхности от нагрузки. 30. при отсутствии точной информации о распределении контактных давлений по площадке контакта при вдавливании шарика в пластическую поверхность используются приближенные представления. в случае метода бринелля вообще используется условное равномерное давление на развертку площадки сферического отпечатка. метод бринелля еще во время его создания (1909 г.) подвергался критике майером, который полагал, что более правильным является определение твердости, как отношения силы к площади проекции отпечатка под шариком: 2 4 cp q hm d = σ = π , (1.7) где hm равна среднему давлению на проекцию отпечатка. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 102 40. отношение твердости по майеру и бринеллю получим разделив выражение (1.6) на (1.7): 2 4q hm d = π ; 2 2 2 2 (1 1 / ) 2 / hm d d hb d d − − = . для примера при 10d = при / 0, 4055d d = , имеем 1 1 0,1644 2 1, 04487 0,1644 hm hb − − = = , 1, 04487 hm hb = . 2. метод испытаний металлов на сжатии по гост 25.503-97 2.1. основные положения, термины и определения 10. стандарт устанавливает: 1) методику; испытания образцов на сжатии при построении кривой упрочнения; 2) форму математической зависимости между напряжением течения sσ и степенью деформации eε и оценку параметров степенного уравнения: 1 n s s eσ = σ ε , (2.1) где 1sσ − напряженные течения при 1, n e nε = − показатель деформационного упрочнения. 20. механические характеристики, кривая упрочнения и ее параметры, могут быть использованы в случаях: 1) выбора металлов; 2) обоснования конструктивных решений; 3) приемочного контроля; 4) разработки технологических процессов; 5) расчетов на прочность деталей машин. 30. определения: 1) диаграмма испытаний (сжатия): график зависимости нагрузки от абсолютной деформации (укорочения) образца; 2) кривая упрочнения: график зависимости напряжения течения от логарифмической деформации; 3) осевая сжимающая нагрузка: нагрузка, действующая на образец в данный момент испытания; 4) условное номинальное напряжение σ : напряжение, определяемое отношением нагрузки q к начальной площади поперечного сечения 0f : 0 q f σ = ; (2.2) 5) напряжение течения sσ : напряжение, превращающее предел текучести, определяемое отношением нагрузки q к действительной нагрузке для данного момента испытаний с помощью f : s q f σ = ; (2.3) 6) предел пропорциональности при сжатии ï öσ : напряжение, при котором отступление от линейной зависимости между нагрузкой к абсолютным укорочением образца достигает такого значения, при котором тангенс угла наклона увеличивается на 0,05 % в сравнении с линейным; 7) предел упругости при сжатии 0,05σ : напряжения, при котором относительная остаточная деформация (укорочение e ) достигает 0,05 % начальной высоты образца; 8) предел текучести (физический) при сжатии tσ : наименьшее напряжение, при котором образец деформируется без заметного увеличения сжимающей нагрузки; 9) условный предел текучести при сжатии 0,2σ напряжение, при котором относительная остаточная деформация (укорочение) образца достигает 0,2 %, первоначальной расчетной высоты образца; 10) предел прочности при сжатии: напряжение соответствующие наибольшей нагрузке, предшествующей разрушению; 11) показатель деформационного упрочнения n : 1 n s eσ = σ ε , (2.4) характеризующий способность металла к упрочнению при равномерной пластической деформации. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 103 60. испытания по стандарту проводят на образцах трех типов: 1) цилиндрические; 2) призматические и квадратные с гладкими торцами; 3) призматические и квадратные с торцевыми выточками. размеры образцов задаются по стандарту; 4) для построения кривых упрочнения применяются только цилиндрические образцы. 70. испытания проводят на машинах сжатия всех систем и гост 28840, с записью диаграмм деформирования. все механические характеристики получают путем обработки соответствующих диаграмм сжатия по методикам, изложенным в стандарте. 2.2. механические характеристики схематизированных диаграмм пластических материалов, используемые в расчетах: 1) диаграмма деформирования пластического материала чаще всего в расчетах схематизируется кусочно-линейной зависимостью без площадки текучести с линейным упрочнением, (рис. 2.1). рис. 2.1 – кусочно-линейная схематизация диаграммы сжатия материала 2) уравнения этой диаграммы записываются в виде: , , ( ), t t t t t eσ = ε ε < ε   σ = σ + ε ε − ε ε > ε  ; (2.5) 3) или после преобразований: , 1 , 1 , t t t t t t t t t t t t t t t t e e e e e e e e  σ = σ + ε + ε     σ = σ − ε + ε   σ     σ = σ − + ε = σ λ + ε     (2.6) где , , , , t t t t e e σ = ε ε < ε   σ = σ λ + ε ε > ε  (2.7) 4) здесь ,σ ε − напряжения в растягиваемом или сжимаемом образце; tσ − предел текучести; t t t e tg σ − σ = = β ε − ε βtg , (2.8) модуль упрочнения материала; tε − деформация при напряжениях равных пределу текучести; te e λ = , (2.9) параметр упрочнения материала; e − модуль упругости материала; 5) приближенно функция кривой пластического деформирования может быть представлена в виде простой степенной функции вида nkσ = ε , (2.10) где ,k n − параметры функции упрочнения. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 104 3. построение диаграммы упруго-пластического вдавливания шара 3.1. определение контактных перемещений при вдавливании по индикатору 10. диаграмму вдавливания шара невозможно построить, имея только размеры отпечатка шара, как это делается при определении твердости по бринеллю. для построения диаграммы необходимо иметь контактные перемещения при нагрузке и при разгрузке шара. известны установки, на которых при пластическом вдавливании шара в плоскость изменяются контактные перемещения нагружения. определенные величины упругого восстановления лунки при этом производится с большой погрешностью. здесь предлагается способ уточнения измерения величин, восстановления лунки после разгрузки. 20. способ состоит в следующем: 1) после основного нагружения с измерением полной глубины вдавливания шара 0u по индикатору; 2) нагрузка снимается без измерения показаний индикатора; 3) предметный столик винтом подводится до соприкосновения поверхности лунки основного нагружения до поверхности шара; при этом задается стандартная предварительная нагрузка порядка 10 кг; индикатор устанавливается на нуль; 4) производится загрузка на поверхность восстановленной лунки; образец разгружается; 5) по индикатору определяется величина упругого вдавливания до полной нагрузки; эта величина равна величине eu упругого восстановления лунки. 30. при наличии значений полного 0u контактного перемещения и величины упругого восстановления eu величина идеально пластических перемещений pu определяется по разности: 0p eu u u= − . (3.1) 3.2. этапы построения диаграммы: состоят в следующем этап 1. 7oa − (рис. 3.1) построение по экспериментальным данным зависимости полной глубины вдавливания 0u от нагрузки q . 1) функция, соответствующая этому графику может быть представлена в степенной форме: 0 nq cu= ; (3.2) 2) параметры ,c n этой аппроксимации могут быть точно определены методом наименьших квадратов; параметры могут быть определены по координатам двух точек, взятых на зависимости; 3) например можно взять точки с координатами: 1 01 2 02 ( 500 êã; ( 500 êã)); ( 3000 êã; ( 3000 êã)); q u q q u q = =   = =  ; (3.3) 4) в этом случае параметры, определяются по формулам: 1 2 01 02 lg / lg / q q n u u = , 1 01 n q c n = . (3.4) рис. 3.1 – графики диаграммы вдавливания и разгрузки: ai − точки (q, u0) − нагрузки; bi − точки разгрузки; mi − точки чисто пластической деформации точки линии мартенса; ae − точка завершения пластических и нала упругих деформаций. этап 2. 7 0a b− − этап полной разгрузки; линия проводится приближенно: точно заданы только крайние точки 7a и 0b . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 105 этап 3. 7 0 7ea b a m− − − − этап определения координат особых точек ea и 7m : 1) ea − проводя из точки 0b до пересечения с линией 7oa находим координаты точки ea начала упругого упрочнения ( , )ep em q ; 2) 7m − продолжая перпендикуляр к оси u до пересечения с линией 7 7q a , получаем точку 7m с координатами 7 7( , )q m это точка мартенса с завершением чисто пластических деформаций. 3) определяя точки мартенса при разных нагрузках, получаем линию близкую к прямой, линию мартенса 7om . 4. определение давлений по силам вдавливания, и деформаций по контактным перемещениям 4.1. определение давлений в работа [2] вариационно-экспериментальным методом в контактной механике была получена зависимость максимальных контактных давлений от нагрузок на шар. при этом используются параметры c и n функции диаграммы вдавливания шара: 0 nq cu= . (4.1) максимальное контактное давление 0σ определяется по простой зависимости: 0 cp nσ = σ , (4.2) где cpσ − среднее контактное диаметром d давление на проекцию отпечатка: 2 4 cp q d σ = π . (4.3) это выражение соответствует формуле определения твердости по майеру. 4.2. приближенное определение деформации под шаром по величине контактных перемещений. деформируемый объем при вдавливании шара представим цилиндрическим стержнем высоты l равной толщине образца испытываемого металла; диаметр стержня принимаем равным диаметру пятна пластического отпечатка d на образце. тогда при изменении высоты стержня на величины контактных перемещений 0 , ,e pu u u имеем соответствующие осевые деформации стержня под шаром: 0 0 u e ε = , (4.4) e e u e ε = . (4.5) p p u e ε = . (4.6) 4.3. определение нагрузки упругого деформирования в конце сжатия 1) эта точка находится на диаграмме вдавливания, описываемой функцией 0 nq cu= ; (4.7) 2) координата 0 oeu u= в которой начинаются упругие деформации равна 0oe eu u u= − ; (4.8) 3) подставляя эту координату в (4.7) получаем соответствующую силу 0( ) n e eq q c u u= = − . (4.9) 5. элементы модели при деформирования поверхности пластическом вдавливании шара общую структуру основания можно условно представить состоящей из трех слоев или трех участков: 1) участок чисто упругого вдавливания до появления начала пластических деформаций; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 106 2) участок идеально пластического вдавливания, участок мартенса; 3) участок упругого вдавливания или участок упрочнения. рассмотрим более детально эти участи. 5.1. нагрузка начала упругого вдавливания до появления пластических деформаций расчет предельной нагрузки упругого деформирования и перехода в пластическое состояние может быть выполнен и определен на пересечении функций упругого по герцу и упруго-пластического деформирования по диаграмме вдавливания. 10. расчет параметров контакта шара и плоскости на первом этапе вдавливания может быть выполнен по формулам герца [1]: 1) радиус a круговой площадки контакта при упругом деформировании определяется по зависимости: 1/3 1,109 q a er   =     ; (5.1) 2) максимальное контактное давление 0σ определяется по формуле: 1/32 0 20, 388 qe r   σ =     ; (5.2) 3) максимальное контактное перемещение 0u определяется по формуле: 1/32 0 21, 231 q u e r   =     . (5.3) 20. нагрузка начала появления пластичности может быть определена из условия: 0 hbσ ≥ , (5.4) где 0σ − максимальное контактное давление, hb − твердость материала по стандарту. подставляя (5.2) в (5.4), получаем: 1/32 20, 388 tq e hb r   ≥    , (5.5) где tq − нагрузка начала пластичности в контакте. из (5.5) определяется нагрузка начала пластичности: 2 20, 388t hb r q e   =     . (5.6) 5.2. эффект а. мартенса 1) еще в 1905 году а. мартенсом [2] было установлено, что зависимость между пластическими перемещениями pu и полной нагрузкой q , действующей при этом, близка к линейной, имеет вид: p pu k q= , (5.7) где pk − коэффициент пропорциональности; 2) для оценки точности зависимости (5.7) требуется выполнение дополнительных испытаний различных металлов. 5.3. коэффициент пластической работы при вдавливании шара, как новая механическая характеристика металла 1. полная (упругая и пластическая) работа вдавливания шара при наличии параметров c и n зависимости полного перемещения 0u от нагрузки q по (3.2): 0 nq cu= , может быть определена интегрированием: 0 0 0 0 0 0 0 u u na qdu c u du= =∫ ∫ : (5.8) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 107 1 0 1 nu a c n + = + . (5.9) 2. работа чисто пластических деформаций может быть определена по функции мартенса (5.7): max 1 2p p a u q= , (5.10)\ где 0p eu u u= − ; maxq − максимальная нагрузка вдавливания шара. 3. работа упругой деформации может быть определена двумя способами: 1) по первому способу это разность полной работы и работы чисто пластических деформаций: e pa a a= − ; (5.11) 2) по второму способу, если снять координаты ,e eu q разгрузки, а затем найти аппроксимирующую функцию: en e eq c u= . (5.12) в этом случае для определения работы упругих деформаций интегрируя (32) имеем: 1 1 en e e e e e u a qdu c n + = = +∫ . (5.13) 4. коэффициент пластической работы характеристика пластических свойств материала с помощью твердости по бринеллю является точечной. оценка пластических свойств по работе является более полной. она дает возможность суммировать пластическую работу. на практике удобней использовать относительную величину: p p a a γ = , (5.14) которую далее будем называть коэффициентом пластической работы кпр или коэффициент диссипации при пластическом вдавливании шара. 5.4. модуля упрочнения металла по вдавливанию шара может быть выполнена по аналогии с модулем упрочнения по стандартной диаграмме сжатия (при испытании стержня). будем определять модуль упрочнения металла, как отношение: max e tq e q q e u − = , (5.15) где maxq − максимальная сила сжатия; eq − сила, при которой начинаются упругие деформации при окончании участка чисто. процедуру обработки результатов испытаний по вдавливанию шара в плоскость рассмотрим на конкретных примерах. данные по испытаниям используем из опубликованных ранее другими авторами. 5.5. процесс упругого вдавливание шара на последней стадии вдавливания 1. геометрические условия вдавливания шара на разных этапах начала контакта. 2. ставится задача: 1) определить величину силы, при которой завершается конечный этап упругого вдавливания шара; 2) определить максимальные контактные давления, при которых завершается конечный этап упругого вдавливания. 3. математическая задача ставится следующим образом: рассмотреть упругое контактное взаимодействие упругого выпуклого шара радиуса r и полой упругой сферы радиуса er : 1) либо под действием нагрузки eq (прямая задача); 2) либо при заданном контактном перемещении eu с определением действующей силы eq (обратная задача). 4. для решения поставленной задачи необходимо знать радиус сферической поверхности лунки после ее упругого восстановления. при заданной величине упругого восстановления это геометрическая задача. 5. в первом приближении можно получать, что радиус восстановленной сферической поверхности больше радиуса шара на величину упругого восстановления. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 108 e er r u= + . (5.16) очевидно, что это очень грубая оценка радиуса er . далее приводится более точный подход. 6. вывод формулы для определения er . из расчетной схемы рис. 5.1 следуют соотношения: а) eo a re= ; / 2ab d= ; б) e e eo b r u= − ; в) так как из eo b a′∆ следует e e eo b r u′ = − , то по теореме пифагора: 2 2( ) ( / 2)e e er u d r− + = ; (5.17) д) преобразовывая получаем: 2 2 22 ( / 2)e e e e er r u u d r− + + = , (5.18) отсюда имеем: 2 2( / 2) 2 e e e d u r u + = . (5.19) рис. 5.1 – схема к определению радиуса восстановленной поверхности er 7. при взаимодействии шара с упругой сферической полостью по герцу [1] величина сближения шара и плоскости или величина максимального контактного перемещения определяется по формуле: 1/32 21, 231 e e e r rq u e r r  − =   ⋅  , (2.20) отсюда может быть определена нагрузка упругих деформаций eq 1/23 2 0(1, 231 ) e e e u r r e q r r  ⋅ =  −  , (5.21) 8. при взаимодействии упругого шара с упругой сферической полостью по [1] величина сближения или максимального контактного перемещения, если материалы тел одинаковы, определяются по формуле: 1/32 0 21, 231 e e r rq u e r r  − =  ⋅  , (5.22) или с учетом (5.16): 1/32 0 21, 231 ( ) e e uq u e r r u   =  +  . (5.23) 6. примеры определения новых механических характеристик металлов по диаграмме вдавливанию шара 6.1. порядок испытаний 1. для проведения испытаний необходимо иметь пресс бринелля, оборудованный приспособлением для измерения величины перемещений шара относительно поверхности образца, например, с помощью индикатора часового типа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 109 2. при заданной на рычаге нагрузке iq производится нагружения с измерение полной глубины вдавливания oiu по индикатору. 3. производится разгрузка или снятие нагрузки iq без измерения перемещений шара по индикатору. 4. производится повторное вдавливание нагрузкой iq шара в восстановленную поверхность лунки с измерением перемещения шара по индикатору; это перемещение eiu равно величине упругого восстановления глубины лунки после первого нагружения. 5. процесс нагружения и разгрузки производится при разных нагрузках например: 1q = 500 кг; 2q =1000 кг; 3q = 1500 кг; 4q = 2000 кг; 5q = 2500 кг; 6q = 3000 кг. 6.2. пример испытаний армко-железа 1. условия и данные испытаний сплава армко-железа представлены в табл. 6.1. таблица 6.1 условия и данные испытаний армко-железа /u q 500 кг 1000 кг 1500 кг 2000 кг 2500 кг 3000 кг 0u , мм 0,0149 0,292 0,421 0,55 0,686 0,813 eu , мм 0,029 0,0042 0,051 0,06 0,66 0,073 pu , мм 0,12 0,25 0,37 0,49 0,62 0,74 d , мм 2,5 3,4 4,10 4,69 5,15 5,6 hb , кг/мм2 12 117, hm , кг/мм2 101,8 110,14 113,6 115,77 120,02 121,8 0σ , кг/мм 2 107,86 116,63 120,3 122,6 127,1 129 0 /u lε = 0,003 0,058 0,084 0,11 0,1372 0,1626 2. по данным таблицы строятся графики типа (рис. 3.1) диаграммы вдавливания 6oa и диаграммы разгрузки 6 6a b (приближенно принята по прямой линии). на пересечении вертикально линии 6 6b c с линией нагрузки 6q = 3000 кг находим точку мартенса 6c . соединяя точки 6c и o получаем линию мартенса 6oc . 3. параметры аппроксимирующей функции диаграммы нагрузки: 0 nq cu= , полученные методом наименьших квадратов равны: 1, 059n = 1,059; c = 3737 (кг/ммn). 4. приближенно параметры ,n c можно определить по двум точкам (3.3), (3.4), (3.5); при 1q = 1000 кг; 01u = 0,292мм; 2q = 3000кг; 02u = 0,813 мм: 1 2 01 02 lg / lg 500 / 3000 1, 067 lg / lg 0, 292 / 0, 813 q q n u u = = = ; 1 1,067 01 1000 3719 0, 292n q c u = = = кг/ммn. 5. определение нагрузки начала последнего упругого этапа нагружения (вдавливания шарика): перемещение при котором начинается последний этап упругого вдавливания шарика, равно: 0 0, 813 0, 073 0, 74e pu u u= = = − = ; подставляя это выражение в функцию нагружения, имеем: 1,05937270, 74 2709nz pq cu= = = кг. 6. определение твердости по бринеллю по зависимости через глубину отпечатка дает: 0 3000 117, 45 10 0, 813 q hb du = = = π π ⋅ ⋅ кг/мм2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 110 7. определяя твердость по майеру, получаем: 2 2 4 4 3000 121,8 5, 6cp q hm d ⋅ σ = = = = π π ⋅ кг/мм2. 8. максимальное контактное давление σ на площадке контакта с учетом вэм дает: 0 121, 8 1, 059 129cp nσ = σ = ⋅ = кг/мм 2. результаты определения твердости hb и hm при разных нагрузках приведены в табл. 6.2. таблица 6.2 сводная таблица дополнительных механических характеристик поверхности металлов, определяемых по вдавливанию шара параметр армко-железо сталь 10 сталь 35 сталь 45 сталь 10хгса магн. сплав ма2 дуралюмин. д1 титан сплав втз-1 hb , кг/мм2 117,16 129,39 165,21 176 329,3 55 93,6 240,5 hm , кг/мм2 121,8 143,46 184,5 197,3 392,4 202,85 95,05 346,5 n 1,067 1,034 1,127 1,16 1,3305 1,242 1,306 1,259 c , кг/мм2 3719 4108 5566 6107 15574 1993 4378 9600 ñæ tσ , кг/мм2 105 121,2 180 198,9 197,3 13,9 117,5 270 te , кг/мм2 181 450,8 761 198,9 15028 5009 5164 1350 tλ 0,009 0,0225 0,038 0,0396 0,7514 0,25 0,258 0,0675 pk 0,91 0,894 0,848 0,83 0,793 0,85 0,294 0,604 ek 0,09 0,106 0,152 0,175 0,207 0,146 0,206 0,395 pλ 0,9367 0,9093 0,478 0,736 0,92 0,805 0,393 0,683 eq , кг 2709 2673 2491 2418 2205 822 891,8 1592 ek 0,903 0,891 0,83 0,806 0,735 0,822 0,492 053 9. величину деформации ε в наиболее нагруженной точке получаем делением максимальных полных перемещений 0u на толщину образца l ; для армко-железа 5l = мм; при 3000q = кг; 0 0,813u = мм; 0,813 0,1626 5 ε = = . 10. работа pa пластических деформаций: 1 0, 74 000 / 2 1110 2p p a u q= = ⋅ = кг∙мм; полная работа a деформации при вдавливании шара по (5.9): 1 2,059 0 3737 ,813 1185 1 2, 059 nu a c n + ⋅ = = = + кг∙мм. 11. коэффициент пластической работы для армко-железа определяется по (5.14): 1110 0, 9367 1185 p p a a γ = = = . 12. коэффициент пластического сжатия 0 0, 74 0, 91 0,813 p p u k u = = = . 13. коэффициент упругого сжатия 0 0, 073 0, 09 0,813 e e u k u = = = . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 111 14. построения диаграммы сжатия сплава армко-железа производим по данным о значениях 0σ и ε , полученных в п. (8, 9). 15. предел текучести ñætσ армко-железа при сжатии определяем по перегибу диаграммы сжатия: 105ñætσ = кг/мм 2. 16. определение модуля упрочнения производится по соотношениям: 0te ∆σ = ∆ε : 0 0 (3000) 129 105 24 ñæ t∆σ = σ − σ = − = кг/мм 2; (3000) ( ) 0,1626 0, 03 0,1326ñæt∆ε = ε − ε σ = − = ; 24 181 0,1326t e = = кг/мм2. 17. параметр упрочнения находим из соотношения 4 181 0, 009 2010 t t e e λ = = = . 6.3. обобщение результатов испытаний разных сплавов далее приводятся результаты обработки фактических данных испытаний по вдавливанию шара и приведенных в качестве дрозда м.с. [3]. 7. обсуждение результатов и заключение 1. достоинства и недостатки метода индентирования или испытания поверхности вдавливанием шара: 1) определение твердости этой основной механической характеристики поверхности материала, путем вдавливания твердых инденторов является основным методом в трибоматериаловедении. разновидности метода возникают при инденторах разной формы и размеров. конечным результатом во всех методах является определение твердости как отношения нагрузки к площади контакта, при которой возникают или завершаются пластические деформации; 2) твердость является интегральной характеристикой свойств материала. в этом состоят как ее основное достоинство, так и главный недостаток. только по твердости нельзя судить о процессах деформирования в контакте деталей. дифференциальное механические характеристики получают в честности при стандартных испытаниях на растяжение и сжатие; 3) твердость является точечной и однокоординатной механической характеристикой на процессе вдавливания. одной твердости недостаточно для того, что бы описать процесс деформирования с определением его энергетических параметров. в то же время необходимо также описывать процессы при разработке теории прочности. и при разработке методов моделирования процессов изнашивания; 4) в тоже время метод определения механических свойств поверхности путем пластического вдавливания жестких шара, клина-конуса и т.д. предельно прост и дает достаточно стабильные результаты; 5) в связи с изложенным в данной работе ставилась задача использовать метод индентирования для определения как дифференциальных как механических свойств поверхности, так и энергетических характеристик механических свойств материала. 2. определение перемещений при вдавливании: 1) для решения поставленной задачи необходимо, прежде всего, иметь возможность определить перемещения в контакте при вдавливании шара. традиционно после пластического вдавливания измеряется только диаметр круговой лунки; 2) известны установки типа пресса бринелля, на которых перемещения шара при вдавливании изменяются с помощью инденторов часового типа, связанных с рычагами. перемещения пластического вдавливания при нагружении при этом измеряются достаточно точно. при определении же упругого восстановления при этом могут быть погрешности из-за необходимости поднимать груз при разгрузке; 3) в связи с этим в данной работе предложен и реализован способ повторного нагружения восстановленной поверхности. при этом перемещения нагружения равны перемещениям упругого восстановления после первого нагружения. 3. диаграмма вдавливания и разгрузки шара является основным интегральным результатом процесса вдавливания. выделены несколько характерных линий этой диаграммы: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 112 1) прежде всего диаграмма нагрузки в координатах сила полное перемещение, 0q u− , эта часть диаграммы аппроксимируется степенной функцией вида: 0 nq cu; , (7.1) где ,c n − параметры аппроксимации, определяемые методом наименьших квадратов или приближенно по двум точкам; 2) производя нагрузку и разгрузку при разных значениях силы можно также построить линию разгрузки, как этап диаграммы вдавливания; 3) имея участок нагрузки и разгрузки можно получить точки зависимости мартенса, линейной зависимости чисто пластических перемещений от нагрузки. диаграмма вдавливания шара является основной для построения традиционной диаграммы сжатия металла при условии, что известен способ определения напряжений через силы и деформаций через перемещения. 4. переход от диаграммы вдавливания шара к диаграмме сжатия стандартного образца: 1) связь между максимальными контактными давлениями 0σ по площадке контакта и общей нагрузкой q на шар установлена нами ранее вариационно-экспериментальным методом в работе [2]. в которой получена простая зависимость: 0 cp nσ = σ , (7.2) где cp hmσ = − среднее контактное давление по площадке контакта; n − показатель степени в зависимости нагрузки 0q от глубины вдавливания типа (7.1); 2) предложен и реализован приближенный переход от полных контактных перемещений 0u к деформациям контактирующей части поверхности и деформируемой зоны. деформируемая часть металла принята в форме схематизированного кругового стержня, высота которого l равна толщине испытываемого образца; так, что принято, что: 0 /u lε = . (7.3) 5. элементы теории пластического деформирования поверхности шаром: 1) начальный этап упругого деформирования описывается формулами герца. из условия равенства давлений твердости в момент начала пластичности легко определяется нагрузка этого перехода; 2) безусловно, интересным является известный факт линейной зависимости полных пластических перемещений pu от полной нагрузки q , впервые замеченный еще мартенсом и в дальнейшем подтвержденный экспериментами других исследователей; 3) построение диаграммы сжатия металла по диаграмме вдавливания шара позволило определить основные параметры схематизированной диаграммы сжатия: предел текучести металла ñætσ при сжатии; модуль упрочнения металла te и параметр упрочнения tλ ; 4) введено понятие полной пластической работы pa при вдавливании шара и полной работы вдавливания шара a . введена новая механическая характеристика: – коэффициент пластической работы при вдавливании шара как отношение работы пластической работы к полной работе вдавливания; /p pa aλ = . (7.4) это очень удобный простой параметр описания пластических свойств; этот коэффициент эквивалентный коэффициенту диссипации энергии при пластических деформациях; 5) имеется некоторая корреляция между коэффициентом пластической работы и пластическим коэффициентом сжатия, как отношение пластических контактных перемещений pu к полным 0u : 0/p pk u u= ; (7.5) 6) получена зависимость для определения силы упругого вдавливания eq на последнем этапе деформирования плоскости шаром. 6. на основе выполненных исследований предложен порядок определения новых механических характеристик металла по диаграмме вдавливания шара в плоскость. такими характеристиками являются: 1) pλ − коэффициент пластической работы при вдавливании шара; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com исследование метода индентирования поверхности шаром с определением новых механических характеристик металла проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 113 2) ñætσ − предел текучести металла при сжатии, определяемый при вдавливании шара; 3) te − модуль упрочнения металла, определяемый по вдавливанию шара; 4) tλ − параметр упрочнения, определяемый по вдавливанию шара; 5) ,n c − параметры диаграммы вдавливания шара. 7. определение новых механических характеристик металла, по вдавливанию шара, выполнено по данным, приведенным в книге с.с. дрозда [3]: 1) характеристики получены для следующих сплавов: армко-железа; сталь 10; сталь 35; сталь 45; сталь 10хгса; магниевый сплав ма-2; дуралюмин д1; титановый сплав втз-1; 2) сравнение разных значений новых механических характеристик для разных сплавов указывает на полное соответствие их физическому смыслу: так коэффициент пластической работы pλ растет с уменьшением твердости сплава и т.д.; 3) новые механические характеристики могут использоваться при построении энергетических моделей процессов деформирования, разрушения и износа металлов. 8. перспективы дальнейших исследований. полученные в данной работе результаты исследований позволяют наметить и в дальнейшем реализовать следующие направления работ: 1) разработка моделей процессов накопления повреждений статистических и циклических нагружениях при этом предложенный в данной работе способ определения коэффициента пластической работы может быть использован для определения допустимой величины пластической работы в дифференциальных системах; 2) предложенный в работе подход к исследованию процессов вдавливания индентора при определении твердости может быть применен при исследовании аналогичных процессов при определении твердости по роквеллу; по виккерсу; при определении микротвердости; при анализе результатов, полученных на нанотвердомерах; 3) здесь в работе изучались закономерности вдавливания шара по нормали; в процессах трения и изнашивания необходимо изучение закономерностей пластического деформирования поверхности при тангенциальном или касательном движении индентора, в частности, шара, а также клина и конуса; 4) в процессе выполнения исследований стала очевидной необходимость уточнения результатов на каждом этапе исследований: а) в частности необходимо достаточно точное решение задачи об асимметричном пластическом вдавливании шара в плоскость; в) есть необходимость также в более точном решении пластической контактной задачи о сдвиге шара вдавленного в плоскость; с) необходимо также решение задачи о пластическом качении шара по поверхности; 5) одним из важных направлений исследования процессов разрушения и износа является исследование динамических диссипативных моделей этих процессов; при построении диссипативных моделей процессов в металлах решающую роль играют методы определения работы пластической деформации; 6) работа с известным оборудованием типа пресс бринелля с измерением контактных перемещений шара показала, что точность этих измерений недостаточно высока: требуется конструирование и создание специальных устройств для замера этих перемещений, в частности необходима автоматизация и компьютеризация этих измерений. 9. в завершение итоговых размышлений еще раз подчеркнем, что метод индентирования поверхности с целью изучения характеристик механических свойств ввиду его исключительности требует детального, теоретически строго исследования с последующим совершенствованием оборудования и техники эксперимента. пользуясь, случаем, автор предлагает специалистам, связанным с исследованием и использованием механических свойств поверхности, принять активное участие в выполнении работ по намеченным направлениям исследований. литература 1. писаренко г.с., яковлев а.п., матвеев в.в. справочное по сопротивлению материалов. – к.: наукова думка, 988. – 736 с. 2. кузьменко а.г. пластический контакт, вариационно-экспериментальный метод. – хмельницкий: хну, 2009. – 359 с. 3. дрозд м.с. инженерные расчеты упруго-пластической контактной деформации. – м.: машиностроение, 1986. – 224 с. надійшла 21.12.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 6_pashechko.doc механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 37 пашечко м.і., дзєдзіц к., барщ m. люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr вступ впровадження конструкційних змін в машинах і механізмах які працюють в умовах зношування з використанням евтектичних і інших матеріалів для одержання зносостійких покриттів в суттєвий спосіб дозволяє підвищити зносостійкість їх елементів. найбільш широко для підвищення зносостійкості використовуються покриття на основі co, ni, fe, ti. цій проблематиці присв’ячено багато наукових праць. широке практичне застосування віднайшли зносостійкі покриття систем ti-cr-si [1], ni–fe–c– mos2 [2], fe-c-cr-si [3], tic/fecrbs [4], ni–cr–mo–v [5], fe–ti–v–mo–c [6]. для елементів машин, які працюють в умовах зношування, суттєвим є дослідження інтенсивності зношування матеріалів з яких вони виготовлені і фізико–хімічних процесів які відбуваються на поверхні тертя з метою підвищення їх зносостійкості [7, 8]. в статтях [9, 10] виявлено із використанням спектроскопії мас вторинних іонів і спектроскопії auger’a, що висока зносостійкість евтектичних покриттів системи fe-mn-c-b-si-ni-cr, одержаних методом електродугового наплавлення із використанням порошкових електродів, обумовлена сегрегацією атомів c, b i si на поверхню тертя. при цьому внаслідок трібосинтези фоормуються на поверхні тертя нестехіометричні фази (нанофази) на основі b2o3, sio2 i c. утворення вторинних структур на поверхні тертя сприяє підвищенню зносостійкості евтектичних сплавів і покриттів. дослідження формування вторинних структур на поверхні тертя можна провести з використанням сучасних методів спектроскопії, зокрема спектроскопії мас вторинних нейтралей і auger’a [11 13]. склад елементів для одержання багатофазового евтектичного сплаву системи fe-mn-c-b (мас. %): fe 85,1 92,5; mn 1,6 7,6; c 2,6 7,0; b 0,2 3,5 [14]. вміст елементів в евтектичних областях fe-mn-c і fe-b-c представлено в табл. 1. таблиця 1 вміст елементів у евтектичних областях fe-mn-c i fe-b-c (мас. %.) [14] елемент fe-mn-c fe-b-c fe 73,3 92,5 85,1 92,5 mn 3,1 23,8 1,6 7,6 с 0,6 6,4 2,6 7,0 в 0,6 2,5 0,2 3,5 вміст таких легуючих елементів як si, ni, cr і інших підбирається з врахуванням можливості одержання зносостійких сплавів із евтектичною структурою, беручи до уваги також аспект їх економічності. для одержання зносостійких покриттів, зокрема до зміцнення і відновлення деталей машин і механізмів, досить часто використовується процес наплавлення. властивості наплавлених шарів залежать не тільки від складу порошкових дротів, але також від технології наплавлення, яка може в суттєвий спосіб впливати на зміну структури наплавленого шару, що в свою чергу матиме вплив на його експлуатаційні властивості [15]. методика досліджень для одержання покриттів із порошкових евтектичних дротів системи fe-mn-c-b-si-ni-cr використано метод наплавлення gma (mag, захисне середовище co2). в якості матеріалу зразків прийнято сталь sj 355. дослідження зносостійкості проведено на модернізованому тріботестері типу амслера, при врахуванні pn-79/h-04329. прийняті основні параметри тертя були наступними: схема тертя – стержень-диск. зразок із евтектичним покриттям виготовлений із сталі sj 355, розміри 10 × 10 мм, висота 10 мм; контртіло – диск діаметром 90 мм, матеріал сталь c 45, твердість 52-54 hrc, рис. 1, 2; вид руху: тертя ковзання (швидкість 0,4 м/с): питоме навантаження 3, 7, 10 мпа; час тертя – 6 годин. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 38 втрати маси вимірювали ваговим методом з точністю 1 мг. об'єктом досліджень з використанням методів спектроскопії мас вторинних іонів а також сканінгового електронного мікроскопа були покриття, одержані із евтектичного багатокомпонентного сплаву на основі системи fe-mn-c-b-si-ni-cr. рис. 1 – загальний вигляд зразка і контртіла рис. 2 – замонтований зразок вміст легуючих елементів si, cr, ni в порошкових дротах представлено в табл. 2. зразки для досліджень вирізували електроерозійним методом. твердість покриттів становила від 49 до 62 hrc. таблиця 2 склад елементів в порошкових дротах ідентифікаційний номер досліджуємих зразків вміст елементів, мас. % l-1 l-2 l-3 si 2,30 1,91 2,46 cr 10,97 15,35 16,24 ni 8,36 10,21 17,68 дослідження розподілу елементів (якісні а також кількісні) на поверхні тертя були проведені при використанні сканінговогo електронного мікроскопа sem з приставкою eds. отримано зображення у вторинних електронах. accelerating voltage: 20,0 kv. magnification: 200. спекроскопія мас вторинних іонів дозволила виявити зміну хімічного складу в евтектичному покритті на глибині до 1000 ǻ з площі досліджуваного зразка ~ 3 × 5 мм. у процесі іонного травлення товщина аналізованого шару становила декілька міжатомних відстаней. швидкість травлення – 8 10 мкм/с. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 39 одержані результати і дискусія дуже важливим в експлуатації машин є дослідження кінетики зношування елементів, які працюють в умовах зношування. з підданих дослідженням на зносостійкість евтектичних матеріалів (табл. 2) найбільшою опірністю до зношування характеризується зразок l-3 з складом 2,46 % si, 17,68 % ni, 16,24 ваг. % cr. твердість покриття становила 49 hrc. в подальшому результати проведених досліджень будуть обговорюватись для сплаву з поданим вище вмістом елементів. кінетику зношування евтектичного покриття і контртіла показано на рис. 3. a б рис. 3 ‒ кінетика зношування евтектичного покриття fe-mn-c-b-si-ni-cr (a) і контртіла (б), при питомих навантаженнях 1 – 3 mпa, 2 – 7 mпa, 3 – 10 mпa як видно на рис. 4 втрати маси зразка в процесі зношування при навантаженні 3 мпа становлять 5, при 7 мпа – 11, натомість при 10 мпа – 33 кг/м2 год. час досліджень становив 6 годин. рис. 4 – інтенсивність зношування евтектичних покриттів fe–mn–b–c–si–ni–cr при питомих навантаженнях 1 – 3 mпa, 2 – 7 mпa, 3 – 10 mпa зміну коефіцієнта тертя для евтектичного покриття представлено на рис. 5. коефіцієнт тертя при питомому навантаженні 3 мпа становив 0,48, при 7 мпа – 0,67 натомість при 10 мпа – 0,94. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 40 a б в рис. 5 ‒ зміна коефіцієнта тертя евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr при питомих навантаженнях 3 (а), 7 (б) та 10 (в) mпa дослідженнями мікроструктури евтектичних покриттів встановлено, що вони складаються із евтектики типу легований аустеніт (м’яка фаза) – марганцовистий карбід заліза fe0,4mn3,6c (зміцнююча фаза) і дисперсійних включень борида fe2b i карбіда хрому cr7c3 (дисперсійні фази), рис. 6. мікротвердість евтектичного покриття змінюється від 473 до 522 hv, перехідної зони становить 421 hv, основи 299 hv. розподіл елементів на поверхні тертя евтектичного сплаву при навантаженні 10 мпа представлено на рис. 7. отримано нерівномірний розподіл атомів вуглецю, кремнію а також кисню на поверхні тертя. наявність кисню може свідчити про утворення оксидів, тобто про окиснювальний механізм зношування. при навантаженнях 3 і 7 мпа відбувається окиснювальний, а при 10 мпа абразивний і окислювальний механізм зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 41 рис. 6 – мікроструктура покриттів одержаних із багатокомпонентних евтектичних сплавів системи fe-mn-c-b легованих si, ni, cr нанесених метод наплавлення gma (mag) при використанні порошкових дротів рис. 7 – розподіл атомів c, cr, si, ni, o на поверхні тертя евтектичного сплаву при питомому навантаженні 10 мпа pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 42 проведений мікроаналіз поверхні тертя з використанням sem дозволив встановити хімічний склад і розподіл елементів на поверхні тертя. дослідження проведено для мікрооб’ємів 1 та 2 показаних на рис. 8, a після дослідження зразків при питомому навантаженні 10 мпа. склад поверхні тертя порівняно із вихідним станом поверхні, тобто перед тертям. а б рис. 8 ‒ розподіл елементів на поверхні тертя евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr. як ми бачимо на рис. 8, б на поверхні тертя відбувається зростання вмісту атомів c, o а також si порівняно з поверхнею перед тертям. вміст вуглецю збільшується із 14,11 до 15,19 в мікрообласті 1 і до 15,44 в мікрообласті 2. вміст кисню збільшується до 5,5 в мікрообласті 1 і 1,42 в мікрообласті 2. вміст кремнію збільшується з 1,65 до 2,09 в мікрообласті 1 і 1,72 в мікрообласті 2. вказує це на те, що в процесі тертя відбувається сегрегація атомів c і si на поверхню тертя обумовлена термодифузією атомів і фрикційним розігрівом поверхні тертя. в результаті трібосинтезу формуються нестехіометричні фази (нанофази) на основі b2o3, sio2 i c. аналогійний механізм зношування виявлено в процесі тертя евтектичних сплавів системи fe-mn-c-b-si-ni-cr, отриманих методом дугового наплавлення з використанням порошкових електродів [9]. натомість для cr, mn спостерігається падіння вмісту цих елементів в порівнянні із хімічним складом поверхні перед тертям. висновки багатокомпонентні евтектичні сплави на основі системи fe-mn-c-b-si-cr-ni дають можливість одержувати на поверхні сталі sj 355 зносостійкі евтектичні покриття методом наплавлення mag з використанням порошкових дротів. мікроструктурними дослідженнями показано, що евтектичні покриття представляють собою багатокомпонентні композиційні дисперсійно зміцнені боридами заліза і карбідами заліза та хрому матеріали. використовуючи сканінговий електронний мікроскоп sem із приставкою eds виявлено зростання вмісту елементів c, o, si на поверхні тертя евтектичних покриттів при питомому навантаженні 10 мпа в порівнянні із поверхнею перед тертям. виявлено, що в процесі тертя відбувається сегрегація атомів c та si на поверхню тертя. внаслідок трибосинтези відбувається формування нанофаз. при навантаженнях 3, 7 мпа відбувається окиснювальний, а при 10 мпа абразивний і окислювальний механізм зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com механізм зношування евтектичних покриттів fe-mn-c-b-si-ni-cr проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 43 література 1. m. hadad, p.p. bandyopadhyay, j. michler, j. lesage: tribological behaviour of thermally sprayed ti–cr–si coatings, wear 267 (2009) s. 1002–1008. 2. jianliang li, dangsheng xiong: tribological behavior of graphite-containing nickel-based composite as function of temperature, load and counterface, wear 266 (2009) s. 360–367. 3. k. granat: wieloskładnikowe stopy fe-c-cr-si odporne na zużycie przeznaczone na odlewy i warstwy napawane, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2005. 4. w. xinhong, z. zengda, s. sili, q. shiyao: microstructure an dwear properties of insitu tic/fecrbsi composite coating prepared by gas tungsten arc welding. wear 260, (2006), s. 705-710. 5. d. rai, b.singh, j.singh: characterisation of wear behavior of different microstructures in ni–cr– mo–v steel. wear 263, (2007), s. 821-829. 6. xinhong wang, fang hanb, xuemei liu, shiyao qu, zengda zou: microstructure and wear properties of the fe–ti–v–mo–c hardfacing alloy, wear 265 (2008) s. 583–589. 7. n.f. garza-montes-de-oca, w.m. rainforth: wear mechanisms experienced by a work roll grade high speed steel under different environmental conditions, wear 267 (2009) s. 441–448. 8. l. chengxin,w. guixin, w. yandong, w. jingang, z. jianjun: analysis of wear resistance and its mechanism in an fe–mn–si–cr–ni shape memory alloy. materials scienceand engineering (2006). s. 804–807 9. m. pashechko, k. lenik: segregation of atoms of the eutectic alloy fe-mn-c-b-si-ni-cr at friction wear. wear 267 (2009) 1301-1304. 10. k. lenik, m. paszeczko, k. dziedzic m. barszcz: the surface self-organization in process friction and corrosion of composite materials, archives of materials science and engineering. volume 30. issue 1. march 2008. s. 9-12. 11. j. c. riviere, s. myhra: handbook of surface and interface analysis. crc taylor & francis group. boca raton 2009. 12. m.m. khonsari, e. r. booser: applied tribology. jon wiley & sons, ltd., chichaster 2008. 13. g.s. fox-rabinovich, g. e. totten: self-organization during friction: advance surface engineered materials and systems design; crc taylor and francis group: boca raton, fl, usa, 2006. 14. m. i pashechko, v.m. golubetz, m.v. chernetz. формирование и фрикционная стойкость евтектических покрытий. наукова думка, київ, 1993. 15. m. pashechko, k. lenik, m. barszcz, k. dziedzic: regeneracja części maszyn roboczych metodą napawania z wykorzystaniem stopów eutektycznych, xxii konferencja naukowa problemy rozwoju maszyn roboczych, zakopane 2009, s. 125-127. надійшла 01.11.2010 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 12_zavgorodniy.doc модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 67 завгородний в.в., абрамов а.а., кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок введение увеличение времени работоспособности наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок, применяемых при механизированной дуговой сварке в среде активных газов, является одной из актуальных научных и производственных задач. наиболее часто такая задача решается путем разработки для наконечников новых более износостойких материалов и нахождения оптимального режима сварки заготовок разных толщин. одновременно проводятся работы, направленные на установление влияния различных факторов на износ наконечников и закономерностей самого процесса изнашивания. данные о величине износа и интенсивности изнашивания любых материалов можно получить или путём проведения эксперимента в условиях реального сварочного процесса, или путём лабораторных испытаний в условиях, в значительной степени соответствующих реальным условиям. первый путь получения данных является более точным, но требует, как правило, использования задействованного в технологический процесс сварочного оборудования, второй – позволяет проводить опыты на относительно несложных лабораторных установках. главной задачей лабораторных испытаний материалов на износ является получение достаточного количества необходимых экспериментальных данных, на базе которых можно, например, составить модели изнашивания этих материалов и оценивать по ним величины влияния на этот процесс интересующих факторов. кроме того, модели изнашивания могут служить основой для прогнозирования величины износа материалов в условиях эксплуатации, если эти условия близки к условиям лабораторных испытаний. состояние вопроса известно, что износ отверстий в токоподводящих наконечниках происходит, в основном, путем их механического истирания сварочной проволокой и воздействия злектроэрозии [1 4]. механическая составляющая износа проявляет своё влияние на всех стадиях эксплуатации наконечников, электроэрозионная, – в основном, на более поздних стадиях, когда из-за значительного износа отверстия ослабляется контакт между его поверхностью и скользящей по ней сварочной проволокой. для такой схемы контактного взаимодействия интенсивность износа материалов автор [5] рекомендует рассчитывать по предложенному им универсальному уравнению модели изнашивания: )(σ sk ds du m w w = , (1) где wu – износ испытуемого материала; s – путь трения; mkw , – параметры модели изнашивания; σ – контактное давление. при этом подчеркивается, что решение данного уравнения возможно лишь на основе имеющихся численных результатов износа интересующих материалов, определяемых путем проведения лабораторных испытаний. при их наличии необходимые расчеты могут проводиться по двум методам, исходя из принятия следующих начальных условий: метод 1 – начальная площадка соприкосновения пары контактирующих материалов (образец – контртело дисковой формы) представляет собой точку (нулевая площадка контакта); метод 2 – начальная площадка соприкосновения пары тех же контактирующих материалов по своим размерам равна площадке, характерной для начала установившегося износа (ненулевая площадка контакта). составление модели изнашивания в случае начальной площадки контакта в точке сводится к следующему [5]. измеренные значения длины ea и ширины eb каждой из эллиптических канавок износа (рис. 1), которые образуются при испытании на поверхности образцов, приводятся к радиусу эквивалентной круговой площадки контакта a по формуле: 5,0 22       ⋅= ee ba a . (2) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 68 а б рис. 1 – площадки контакта образцов с контртелом: а – эллиптическая ; б – эквивалентная круговая затем, на основе нескольких значений радиуса a эквивалентной круговой площадки контакта при различном пути трения s , полученных во время лабораторных испытаний, находится математическая зависимость )(sa от пути трения s в виде степенной функции: .)( β= cssa (3) параметр аппроксимации c в такой экспериментальной зависимости определяется по значению радиуса эквивалентной круговой площадки контакта 1a (в начальной точке 1), параметр β – по двум значениям: 1a и 2a . в свою очередь, значения 1a и 2a . рассчитываются по геометрическим размерам эллиптических канавок износа ea и eb на пути трения 1s и 2s . для расчета указанных параметров аппроксимации используются формулы: β 1 1 s a c = ; (4) 21 21 / lg / lg β ss aa = . (5) найденные значения параметров c и β позволяют определить параметры m и wk модели изнашивания (1) по формулам (6) и (7): 2 21 β β− =m , (6) ( )mл m w qr c k π β = • + / 22 . (7) где •лr – приведенный радиус условного шара, мм, значение которого рассчитывается на основе схемы лабораторных испытаний на износ (формула и методика расчета приведены ниже); q – сила прижима контртела к испытуемому материалу, н. при составлении модели изнашивания по методу с ненулевой начальной площадкой контакта параметры аппроксимации c и β находятся по формулам (4) и (5), параметры модели изнашивания m – из уравнения (8), wk – из уравнения (9) [5]: 2 1 22 0 22 2 22 0 22 1 s s aa aa mm mm = − − ++ ++ , (8) ( )( ) 1 22 0 22 1 /22 sqmr aa k m л mm w π+ − = • ++ . (9) в уравнениях (8) и (9) 0a представляет собою радиус эквивалентной круговой площадки контакта. он рассчитывается по значениям ea и eb , зафиксированным на испытуемых образцах в момент начала установившегося износа. численные значения параметров модели изнашивания делали бы ее рабочей в режиме оценки износа токоподводящих наконечников сварочных горелок на производстве в том случае, если бы условия их работы не сильно отличались от условий лабораторных испытаний. однако, реальные условия работы pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 69 таких наконечников более напряженные, так как они, кроме механического износа проволокой, подвергаются дополнительному воздействию других факторов, в числе которых: электроэрозия из-за искрения в зоне контакта поверхности их отверстий с движущейся сварочной проволокой; нагрев из-за злектроэрозии и их сопротивления протеканию электрического тока; увеличение размера отверстий вследствие износа, что приводит к уменьшению силы прижима сварочной проволоки к их поверхности, ухудшению электрического контакта и, следовательно, к росту воздействия злектроэрозии; взаимовлияние с одной стороны силы прижима проволоки на величину износа отверстий и, с другой стороны, величины их износа на силу прижима к ним проволоки. цель работы целью данной работы является корректировка выражения модели изнашивания (1) для обеспечения возможности расчета интенсивности износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок во время выполнения сварочных работ на основе определения величины механической составляющей их износа лабораторными испытаниями. методика и результаты работы в работе первоначально рассчитаны параметры аппроксимации и параметры модели механического изнашивания наконечников, изготовленных из меди марки м1, меди e-cu и бронзы системы cu-cr-zr, на основе результатов, полученных нами ранее во время их испытания на износ в лабораторных условиях [6]. такие испытания проведены при нормальной температуре по схеме «диск-плоскость» при нагрузках от 0,8 до 12 н на пути трения 55, 275 и 1104 м с использованием в качестве контртела дискового ролика радиусом 1r (из меди м1) с ребордой, имеющей радиус округления контактной поверхности 2r (рис. 2). а б рис. 2 – схема испытания наконечников на износ (а) и вид ролика в сечении (б): 1 – наконечник; 2 – дисковый ролик (контртело) для представленной схемы испытания степенная функция (3), согласно [5], может находиться при условии, что линейные размеры ea и eb эллиптической площадки износа в контактной зоне значительно меньше радиусов 1r и 2r контактирующего с ними диска. для пользования уравнениями (7) и (9) приведенный радиус условного шара •лr рассчитывали по формуле ( ) 2/121 rrrл ⋅=• , в которой за 1r принят радиус вращающегося ролика (25 мм), за 2r – радиус кривизны контактной части реборды ролика в поперечном сечении (0,6 мм). значение приведенного радиуса •лr составило 3,87 мм. результаты выполненных нами расчетов параметров аппроксимации и моделей изнашивания наконечников при воздействии на них механической составляющей представлены в табл. 1 3. для составления модели изнашивания наконечников, учитывающей одновременное влияние вышеперечисленных дополнительных факторов (электроэрозию и нагрев наконечников, ослабление прижима проволоки к их поверхности т.д.), проведены следующие производственные испытания. на шести наконечниках, изготовленных из каждого испытуемого материала (медь м1, медь e-cu и бронза системы cu-cr-zr), при выполнении механизированной дуговой сварки листового металла омедненной сварочной проволокой марки св-08г2с (использовался аппарат «kemppi»), измерялась величина их износа после 0,5; 1,0; 1,5; 2,0 и 2,5 часов практически непрерывной работы сварщика и в момент появления признаков неустойчивого горения дуги. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 70 таблица 1 значения параметров аппроксимации и параметров модели изнашивания наконечников из меди м1 при их испытании на износ дисковым роликом из меди м1 параметры аппроксимации экспериментальной зависимости параметры модели изнашивания с нулевой начальной площадкой контакта параметры модели изнашивания с ненулевой начальной площадкой контакта сила прижима наконечников к ролику, н c β m w k ⋅10-7, (мм²/н) β m w k ⋅10-8, (мм2/н) β 0,8 0,127 0,144 2,472 6,54 2,65 62,5 2,4 0,168 0,133 2,759 1,08 2,77 8,7 4,8 0,236 0,117 3,274 0,33 3,24 2,6 7,2 0,300 0,106 3,717 0,15 3,64 1,2 9,6 0,341 0,103 3,854 0,10 3,47 1,0 12,0 0,400 0,096 4,208 0,06 3,60 0,7 таблица 2 значения параметров аппроксимации и параметров модели изнашивания наконечников* из меди e-cu при их испытании на износ дисковым роликом из меди м1 параметры аппроксимации экспериментальной зависимости параметры модели изнашивания с нулевой начальной площадкой контакта параметры модели изнашивания с ненулевой начальной площадкой контакта сила прижима наконечников к диску, н c β m wk ⋅10 -8, (мм2/н) β m w k ⋅10-8, (мм2/н) β 0,8 0,114 0,149 2,356 45,1 2,67 51,0 2,4 0,191 0,121 3,132 8,3 3,42 7,1 4,8 0,163 0,144 2,472 4,4 2,31 3,7 7,2 0,329 0,097 4,155 0,8 4,15 0,7 9,6 0,353 0,099 4,051 0,7 4,13 0,6 12,0 0,435 0,088 4,682 0,3 4,76 0,3 таблица 3 значения параметров аппроксимации и параметров модели изнашивания наконечников* из бронзы системы cu-cr-zr при их испытании на износ дисковым роликом из меди м1 параметры аппроксимации экспериментальной зависимости параметры модели изнашивания с начальной площадкой контакта в точке параметры модели изнашивания с ненулевой начальной площадкой контакта сила прижима наконечников к диску, н c β m w k ⋅10-10, (мм2/н) β m w k ⋅10-7, (мм2/н) β 0,8 0,040 0,176 1,841 60,0 1,05 70,0 2,4 0,040 0,190 1,632 30,0 1,24 40,0 4,8 0,080 0,149 2,356 6,4 2,23 6,2 7,2 0,112 0,133 2,759 2,5 2,43 3,3 9,6 0,147 0,120 3,167 1,0 2,95 1,2 12,0 0,206 0,101 3,950 0,2 4,08 0,13 *примечание: изготовлены фирмой «binzel». при сварке поддерживались неизменными: сила сварочного тока 206 а, напряжение на дуге 19,2 в, скорость подачи проволоки 0,079 м/с. количество израсходованной проволоки в метрах, а, следовательно, и пути трения за это время составили соответственно 143, 285, 428, 570, 713 и 1890 метров. все пути трения, кроме последнего, разбили на участки, равные 143 метрам, чтобы каждый из них можно было рассматривать как путь, состоящий из суммы n одинаковых участков. путь трения 1890 м был pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 71 разбит на пять участков длиной 143 метра и участок длиной 1175 метров. предположили также, что прижимная сила q проволоки к наконечнику в пределах каждого участка пути изменяется линейно. после отработки контрольного времени все наконечники были распилены вдоль продольной оси для установления формы отверстий и измерения их геометрических размеров. на рис. 2 видно, что форма отверстия на выходе из наконечника с увеличением пути трения последовательно всё больше приобретает вид усечённого конуса. в каждом наконечнике с помощью компаратора иза-2 измерялись начальный диаметр его отверстия 0d , диаметр отверстия на торце 1d и высота усечённого конуса h (длина изношенной части вдоль продольной оси). по результатам измерения были вычислены площади боковой поверхности усечённых конусов (площадок износа) бкf по выражению: 2 π 01 dd lfбк + ⋅⋅= , (10) а б рис. 2 – внешний вид изношенного отверстия в наконечнике (а) и его геометрические параметры (б) в выражении 10 величина l является длиной образующей конуса, которая, в свою очередь, рассчитывалась по формуле: αcos2 01 ddl − = . (11) очевидно, что величина боковой поверхности конуса бкf является одновременно величиной площадки износа наконечника на определённом пути трения. далее, по методике i и формуле (12) произведён расчет прижимной силы iiq сварочной проволоки к наконечникам в конце каждого i го участка всего контролируемого пути трения [8].         ⋅−− −−+−⋅− −⋅ − ⋅ ⋅= 224 12 222 12 )(4 )(2)(2 1 )(2 3 lddl ddrllrdd ddl ie q ii ; (12) в этой формуле в качестве 12r принимается значение радиуса сворачивания сварочной проволоки в кольца после ее прохождения через подающие ролики. величина 12r определялась непосредственными замерами на заводском сварочном оборудовании и составила 500 мм. величина iiq является силой прижима сварочной проволоки к наконечнику в конце каждого участка пути. начальной силой прижима для каждого из участков будет сила прижима проволоки в конце предыдущего отрезка iiq 1− . таким образом, в пределах каждого отрезка пути происходит изменение силы прижима проволоки к наконечнику от величины iiq 1− до величины i iq . но, поскольку ранее в работе было принято, что изменение прижимной силы в пределах каждого отдельного участка носит линейный характер, то в качестве расчётного использовалось среднее значение этой силы срiq : . 2 1 i i i icр i qq q + = − (13) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 72 при этом величины прижимных усилий изменяются на всех участках пути трения от iq0 неизношенного наконечника до inq в конце каждого контролируемого пути трения. измерения размеров наконечников показали: диаметр отверстия 0d в неизношенных наконечниках из меди марки м1 составляет 1,4 мм, в наконечниках из меди e-cu и бронзы системы cu-cr-zr – 1,22 мм. величина прижимной силы iq0 сварочной проволоки к поверхности отверстий в неизношенных наконечниках из меди марки м1 составляет 0,88 н, для наконечников из меди e-cu и бронзы системы cu-cr-zr эти силы оказываются равными 1,26 н. очевидно, что износ наконечника на каждом контрольном пути трения можно рассматривать как его суммарный износ на n ом количестве участков одинаковой длины (по 143 метра), входящих в этот контрольный путь: [ ].)()( 1 ∑ = = n i ср i i ww squsu . (14) после нахождения средних значений прижимных сил на всех шести путях трения аппроксимацией полученных данных получены зависимости )(sqср в виде экспонент: для меди м1: sср esq ⋅−⋅= 0019,0м1 7712,0)( ; (15) для меди e-cu: sср esq ⋅−− ⋅= 0011,0 cue 1710,1)( ; (16) для бронзы cu-cr-zr: sср esq ⋅−−− ⋅= 0006,0 zrcrcu 2584,1)( . (17) далее, для всех наконечников по всем путям трения вычислены величины контактных давлений σ , аппроксимацией полученных результатов составлены зависимости )(σ s в виде степенных функций: для меди м1: 2756,2м1 19247)(σ −⋅= ss ; (18) для меди e-cu: 7169,1cue 4,1718)(σ − − ⋅= ss ; (19) для бронзы cu-cr-zr: 26,1zrcrcu 17,290)(σ − −− ⋅= ss . (20) методом интерполяции произведен пересчёт параметров wkmc , , ,β , приведенных в табл. 1, по всем прижимным силам срq для каждого из материалов наконечников и пути трения как для моделей изнашивания с начальной площадкой контакта в точке, так и для моделей изнашивания с ненулевой начальной площадкой контакта. но, поскольку величины прижимных сил )(sqср зависят от пути трения, то и параметры моделей изнашивания сами являются функциями пути трения. для начальной площадки контакта в точке аппроксимацией интерполированных результатов получены зависимости )(sm и )(sk w в виде линейных функций: для меди м1: ;7919,20009,0)(m1 +⋅= ssm ;103102)( 710 )m1( −− ⋅+⋅⋅−= ssk w (21) для меди e-cu: ;6640,20012,0)(cue +⋅=− ssm ;10210)( 710 )cue( −− − ⋅+⋅−= ssk w (22) для бронзы cu-cr-zr: ;7761,10013,0)(zrcrcu +⋅=−− ssm .103102)( 912 )zrcrcu( −− −− ⋅+⋅⋅−= ssk w (23) для ненулевой начальной площадки контакта параметры )(sm и )(sk w представимы в виде: для меди м1: ;9235,20005,0)(m1 +⋅= ssm ;103102)( 710 )m1( −− ⋅+⋅⋅−= ssk w (24) для меди e-cu: ;8105,20011,0)(cue +⋅=− ssm ;10210)( 710 )cue( −− − ⋅+⋅−= ssk w (25) для бронзы cu-cr-zr: ;2236,10016,0)(zrcrcu +⋅=−− ssm 912 )zrcrcu( 104103)( −− −− ⋅+⋅⋅−= ssk w . (26) затем вычислены: приведенный радиус •рr условного шара по схеме сопряжений контактирующих тел 34 tr1/tr3e [5], которая подходит для пары «токоподводящий наконечник – сварочная проволока», по формуле: ( ) ;2/121 ••• ⋅= rrr р (27) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 73 при этом: ; 1121 2111 1 rr rr r − =• (28) ;122 rr = • (29) где 11r – радиус сварочной проволоки, равный 0,6 мм; 21r – радиус выходного отверстия токоподводящего наконечника на торце ( 2/121 dr = ); 12r – значение радиуса сворачивания сварочной проволоки в кольца после ее прохождения через подающие ролики, равное 500 мм; радиус круговой эквивалентной площадки контакта нa и величина площадки износа нf испытуемого на производстве сварочного наконечника, рассчитанной по модели изнашивания с начальной площадкой контакта в точке, по формуле: ( ) ( )( ) ;π/2222 sqmkrsa mwmн +⋅=+ (30) радиус круговой эквивалентной площадки контакта неa и величина площадки износа неf , рассчитанной по модели изнашивания с ненулевой начальной площадкой контакта, по формуле: ( ) ( )( ) 22022 π/22 ++ ++⋅= m m w m не asqmkrsa . (31) величины поверхностей износа наконечников, полученные расчетом по моделям изнашивания с нулевой нf и ненулевой неf площадками контакта, отличаются от значений поверхностей износа бкf наконечников, измеренных нами при механизированной сварке во время проведения исследований на предприятии. так, при расчетах по методу с начальной площадкой контакта в точке, поверхности износа наконечников из меди м1 на всех путях трения оказались меньшими поверхностей величин износа тех же наконечников на производстве в среднем в 2,6 раза, при расчётах с ненулевой начальной площадкой контакта – в 2,8 раза. для наконечников из меди e-cu расчётные значения площадей износа как с начальной площадкой контакта в точке нf , так и с ненулевой начальной площадкой контакта неf , оказались также более низкими по сравнению с величинами площадей износа наконечника бкf на производстве в среднем соответственно в 1,6 и 1,7 раза, для наконечников из бронзы – в среднем в 2,6 и 2,9 раза. столь существенные расхождения между расчётными (модельными) значениями и значениями величины износа наконечников при выполнении сварочных работ объясняются тем, что при составлении моделей изнашивания на основе результатов лабораторных испытаний и в дальнейших расчетах не учитывались, как уже подчеркивалось выше, электроэрозионная составляющая износа, влияние температуры на этот процесс и некоторые другие параметры. для устранения вышеуказанных недостатков моделей износа наконечников, составленных на основе лабораторных испытаний, и согласования полученных по ним результатов с результатами их износа на производстве, в данной работе предложено использовать поправочный множитель m . для моделей изнашивания с начальной площадкой контакта в точке и для моделей изнашивания с ненулевой начальной площадкой контакта значения этого коэффициента рассчитывались по следующим формулам: н бк н f f m = ; (32) не бк не f f m = . (33) поправочные коэффициенты вычислялись для каждого материала по всем шести нагрузкам, по которым находилось среднее значение: . 2 нен ср mm m + = (34) при этом коэффициенты срm меняют свои значения в зависимости от количества сварочной поволоки, прошедшей через наконечник, т.е. от пути трения. аппроксимацией полученных результатов установлены экспоненциальные зависимости )(sm прср : для меди м1: ;4035,1)( 0008,0)1( s mср esm ⋅⋅= (35) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 74 для меди e-cu: ;0094,1)( 0006,0)( s cueср esm ⋅ − ⋅= (36) для бронзы cu-cr-zr: .9697,1)( 0004,0)( s zrcrcuср esm ⋅ −− ⋅= (37) оценка погрешностей полученных выражений для моделей изнашивания наконечников с начальной площадкой контакта в точке и ненулевой начальной площадкой контакта через коэффициент погрешности нен,ψ , % по отдельным путям трения рассчитывалась по формуле: ,% )( ,%ψ ,, бк бкненср нен f ffsm −⋅ = , (38) а окончательная погрешность расчётов износа по формуле: ∑ = ⋅= n i несрннесрн n 1 ,, ,%ψ 1 ,%ψ . (39) средние значения погрешности расчётов износа наконечников, изготовленных из исследуемых материалов, по моделям изнашивания с нулевой начальной площадкой контакта в точке составили: для меди м1 – 10 %, для меди e-cu – 11 %, для бронзы системы cu-cr-zr – 16 %. средние значения погрешности расчётов износа наконечников по моделям изнашивания с ненулевой начальной площадкой контакта оказались практически такими же: для меди м1 – 7 %, для меди e-cu – 10 %, для бронзы системы cu-cr-zr – 13 %. все результаты расчётов на износ наконечников из меди м1, меди e-cu и бронзы системы cucr-zr сведены в табл. 4. таблица 4 результаты измерений и расчетов износа наконечников из различных материалов время испытания t , мин (в числителе), путь трения s , м (в знаменателе) величины и параметры 30/143 60/285 90/428 120/570 159/713 400/1890 1 2 3 4 5 6 7 медь марки м1 1d , мм 1,53 1,60 1,68 1,76 1,80 2,48 бкf , мм 2 5,2 8,6 12,30 16,2 20,1 59,3 iq , н 0,61 0,47 0,30 0,14 0,05 срq , н 0,75 0,54 0,39 0,22 0,10 0,03 σ ⋅10–2, мпа 14,4 6,3 3,2 1,4 0,5 0,05 • рr , мм 37,3 34,6 32,4 30,7 30,0 29,1 нf , мм 2 2,89 5,21 7,07 8,32 9,04 9,59 неf , мм 2 2,66 4,82 6,54 7,67 8,31 8,76 нm 1,80 1,65 1,74 1,95 2,22 6,18 неm 1,95 1,78 1,88 2,11 2,42 6,77 срm 1,88 1,72 1,81 2,03 2,32 6,48 нψ , % 12,7 6,7 13,8 13,5 11,5 3,0 неψ , % 19,7 1,4 5,3 4,6 2,5 5,9 медь e-cu 1d , мм 1,35 1,43 1,51 1,59 1,66 2,27 бкf , мм 2 4,7 7,8 11,1 14,6 17,8 51,6 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 75 продолжение таблицы 4 1 2 3 4 5 6 7 iq , н 0,99 0,82 0,65 0,49 0,34 срq , н 1,13 0,91 0,74 0,57 0,42 0,17 σ ⋅10–2, мпа 24,0 11,7 6,7 3,9 2,4 0,3 • рr , мм 52,0 43,2 38,2 35,0 32,9 25,2 нf , мм 2 3,53 6,61 9,27 11,54 13,45 15,45 неf , мм 2 3,40 6,29 8,83 10,99 12,76 14,43 нm 1,33 1,18 1,20 1,27 1,32 3,34 неm 1,38 1,24 1,26 1,33 1,39 3,58 срm 1,36 1,21 1,23 1,30 1,36 3,46 нψ , % 17,4 1,7 8,6 12,2 17,1 6,0 неψ , % 20,4 3,2 3,4 6,9 11,1 12,2 бронза системы cu-cr-zr 1d , мм 1,30 1,34 1,38 1,42 1,46 1,81 бкf , мм 2 2,8 4,3 5,9 7,4 9,0 25,2 iq , н 1,09 1,01 0,92 0,84 0,76 0,03 срq , н 1,18 1,05 0,97 0,88 0,80 0,40 σ ⋅10–2, мпа 42,1 24,4 16,4 11,9 8,9 1,6 • рr , мм 62,4 53,6 48,0 44,0 41,0 29,8 нf , мм 2 1,06 1,98 2,83 3,62 4,34 5,22 неf , мм 2 0,95 1,80 2,55 3,24 3,90 5,03 нm 2,64 2,17 2,08 2,04 2,07 4,83 неm 2,95 2,39 2,31 2,28 2,31 5,01 срm 2,78 2,28 2,20 2,16 2,19 4,92 нψ ,% 20,9 1,8 12,2 20,8 26,3 13,2 неψ ,% 29,1 7,5 1,1 8,1 13,5 16,4 использование поправочного множителя срm делает необходимым замену параметра wk в уравнении (1) на параметры 'wk , '' wk и ''' wk . при этом уравнения для расчётов общего износа наконечников в условиях сварочного процесса по каждому из исследуемых материалов примут вид: для меди м1: );(σ)( )(' ssk ds du sm w w = (40) для меди e-cu: );(σ)( )('' ssk ds du sm w w = (41) для бронзы cu-cr-zr: ).(σ)( )(''' ssk ds du sm w w = (42) где 'wk = )1(мсрw mk ⋅ ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com модели изнашивания наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 76 '' wk = )( cueсрw mk −⋅ ; ''' wk = )( zrcrcuсрw mk −−⋅ . выводы предложена методика составления модели общего (суммарного) износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок при механизированной дуговой сварке в защитных газах на основе величины механической составляющей их износа, определенной во время лабораторных испытаний по схеме «диск-плоскость». литература 1. бригидин в.я. о работе токоподводящих наконечников при дуговой сварке // сварочное производство. – 1979. – № 8. – с. 20-21. 2. чубуков а.а. влияние износа наконечника на технологические параметры процесса сварки // сварочное производство. – 1980. – № 1. – с. 26-27. 3. воропай н.м., бринюк м.в. технологические свойства омедненной сварочной проволоки // «сварщик». – 2002. – № 4 (26). – с. 16-20. 4. дмитрик в.в., притула с.и. токоподводящие мундштуки из порошковых материалов для сварочных горелок // автоматическая сварка. – 2005. – № 3. – с. 44-47. 5. кузьменко а.г. метод подобия в решении контактных задач для тел двоякой кривизны // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. – № 2. – с. 25-55. 6. абрамов о.о., завгородній в.в. механічна складова зносостійкості струмопідвідних наконечників зварювальних пальників // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 2. – с. 36-40. 7. завгородний в.в., абрамов а.а. сила прижима проволоки к поверхности токоподводящих наконечников сварочных горелок // вісник хну. – 2008. – № 5. – с. 51-58. надійшла 29.11.2010 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 22_kuzmenko.doc развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 117 кузьменко а.г. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина развитие методов контактной трибомеханики 1. общая структура системы методов расчетно-экспериментальной оценки износа (рэмои) [2] 1.1. в теории систем основной признак системы состоит в том, что система элементов обладает свойствами, которыми не обладает ни один из элементов. это, в частности, то, что в марксистской философии называли законом перехода количества в качество. каждый метод в отдельности решает свою задачу в развитии системы. разные методы, собранные в систему решают другие задачи принципиально отличные от частных задач, решаемых разными методами. главная цель в этой части трибологии состоит в том, чтобы иметь методологию достоверного прогнозирования износа узлов трения при использовании системы экспериментов и при использовании подсистемы теоретических методов, как основы расчетно-экспериментальной оценки износа этих узлов трения. 1.2. система разрабатываемых методов, обеспечивающих достижение цели, условно разделяется на три основных подсистемы, а по последовательности применения на четыре этапа [2]. этап 1. разработка методов решения контактных задач, без учета износа. эти методы необходимы для расчетно-экспериментальной оценки условий работы узла трения в начальной стадии его работы: давления, размеров площадки контакта, нормального и касательного перемещения (пути трения). знание условий работы необходимо для выполнения последующего этапа – экспериментального изучения закономерностей изнашивания в этих условиях путем проведения испытаний. этап 2. разработка теоретических основ проведения испытаний на износ с эффективным определением параметров моделей изнашивания. известные методы испытаний с определением параметров статически неустойчивы и требуют проведения большого количества образцов на протяжении значительного времени. методы испытаний, разрабатываемые нами направлены на устранение этих недостатков. разрабатываемые методы испытаний основаны на методах решения контактных задач, с учетом износа модельных сопряжений. этап 3. разработка методов решения контактных задач, с учетом износа для реальных сопряжений в узлах трения. реализация этих методов является теоретической основой расчетов на износ узлов трения машин. при этом обязательным компонентом расчетов является использование параметров моделей изнашивания, полученных на втором этапе реализации общей методики. этап 4. разработка методов вероятного определения износа или оценки надежности узлов трения. в износе, еще больше чем в усталости, детерминированные расчеты, или расчеты по среднему, носят грубо оценочный характер. для представления реальной картины поведения узла в эксплуатации обязательными являются оценки вероятности состояний, как частных реализаций общих процессов. только комплексное использование всех этапов дает возможность достоверно оценить эффективность применения той или иной технологии повышения износостойкости узла трения и машины вцелом. в соответствии с этой концепцией нами в течение ряда лет ведется разработка прикладных, то есть не обязательно строгих и высокоточных и легко реализуемых на практике методов. 2. систематизация объектов, задач и методов трибомеханики [9] 2.1. другим базовым принципом системного анализа является наличие систематизации или классификации объектов, задач и методов в изучаемой области. нами предложена именно такая систематизация применительно к контактной трибомеханике sis-kтm. следует подчеркнуть, что контактная трибомеханика по нашему глубокому убеждению является основой общей трибологии. поэтому предлагаемая систематизация является основной составной частью систематизации объектов, задач и методов в трибологии. 2.2. признаки систематизации: 1) основной первой частью sis-kтm является систематизация геометрических форм контактирующих тел. систематизация сопряжений формируется как сочетания по две разных геометрических форм поверхности. 2) при систематизации свойств материала тел и контакта в точке учтены: 1) деформационные свойства материала элемента; 2) степень неоднородности материала поверхности; 3) остаточные напряжения; 4) величина деформаций и перемещений; 5) свойств третьего элемента (третьего тела); 6) свойств окружающей среды; 7) условия скольжения в точке; 8) условия изнашивания в точке (модель изнашивания). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 118 3) силовые нагрузки систематизированны по следующим признакам: 1) виды нагрузок; 2) скорость приложения нагрузок; 3) цикличность нагружения. 4) кинематические условия взаимодействия контактирующих тел разделяются с учетом: 1) вида движения подвижного элемента; 2) вида закрепления подвижного элемента. 5) тепловые условия контактирования различаются по: 1) граничным условиям тепловой задачи; 2) условиям теплообразования и распределения тепла в контакте. 6) важной частью является систематизация по форме постановки краевых контактных задач: 1) тип, размерность задачи; 2) вид системы координат; 3) вид дифференциальных уравнений равновесия; 4) вид условий сплошности; 5) вид физических уравнений основных элементов; 6) вид физических уравнений третьего тела; 7) постановка задачи с помощью функций грина; 8) вариационная постановка контактных задач; 9) форма постановки задачи: прямая, обратная, оптимизационная; 10) форма разрешающих уравнений. 7) методы решения контактных задач с определением давлений и размеров площадки контакта (рассматриваются в этой главе подробно). 8) методы решения краевых задач с определением напряженного состояния в зоне контакта. 9) численные, экспериментальные и приближенные методы определения приближенного состояния. 10) конечные результаты и форма их представления: 1) искомые параметры по площадке контакта: а) механические параметры; b) термодинамические и энергетические параметры; с) трибологические параметры; 2) искомые параметры в зоне контакта (на глубине); 3) форма представления результатов. 2.3. предложенная систематизация объектов, задач и методов контактной трибомеханики необходима для развития этой отрасли знаний в следующих направлениях. 1) первое главное направление – это системный поиск новых нерешенных задач. поиск осуществляется путем перебора разных сочетаний признаков задачи: геометрических, силовых, кинематических и т.д. в частности разные задачи могут решаться разными методами. количество нерешенных задач, определяемых этим методом перебора на несколько порядков превышает количество известных решенных задач. 2) другим базовым направлением использования систематизации является разработка экспертных систем, предназначенных для оценки уровня и новизны решаемых задач, то есть распознающих смысл задач. наличие достаточно полной систематизации в любой заданной области науки является необходимым начальным условием для создания информационных поисков систем. такие системы должны уметь распознавать научные тексты и их принципиальную новизну. расширенная систематизация позволяет сформировать достаточно полный образ публикуемой задачи. процедура распознавания образа задачи выполняется путем сравнения с образами известных задач. из приведенных рассуждений следует, что создавать автоматизированные поисковые системы, распознающие смысл и новизну задач, можно только имея расширенные систематизации в конкретной области. это могут делать только глубокие профессионалы в этой области. иными словами просто набор программистов и лингвистов не могут создавать информационную экспертную систему с распознаванием смысла. нужен еще высокий профессионал в изучаемой области. 3. метод герца [9] 3.1. решение г.герца контактной задачи для тел сферической формы, выполненное 130 лет назад, является отправной точкой в развитии методов контактной механики, источник, из которого начала бить струя идей и результатов, превращаясь в мощную реку по названием контактная механика. новые идеи рождаются всегда на стыке двух наук: для герца это была электродинамика и проблема твердости и прочности контакта в механике. как видим совершенно разные области: механика твердого тела и электричество. совсем молодой (23 года), но исключительно оригинальный и острый ум генриха герца увидел, что поля взаимодействия электростатических сферических зарядов и механическое поле напряжений в контакте сферических тел – подобны. этого допущения было достаточно, чтобы определить вид функции давлений в механическом контакте. все дальнейшее было делом математической техники. герц показал, что найденное эллипсоидальное распределение соответствует гравитационному потенциалу, то есть соответствует механике контакта. все последующие работы а.н.динника, с.п.тимощенко, и.я.штаермана, б.с.ковальского и др. подтверждали, доказовали или использовали допущения герца об эллипсодиальном распределении давлений. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 119 изначальный метод герца можно назвать эвристическим, то есть основанным на интуиции, ассоциациях, аналогиях и озарениях, как конечном этапе в этой цепи. 3.2. последующие наши исследования результатов решения герца привели к выводу, что в подавляющем большинстве случаев контакта в справочной литературе отсутствуют расчетные формулы. в связи с этим были проанализированы соотношения для определения геометрических параметров в контакте и выделены основные. затем на основании предложенной систематизации сопряжений тел двоякой кривизны выписаны для каждого случая выражения для кривизн и сумм кривизн и вспомагательных параметров a и b . в итоге стали возможны расчеты параметров контакта для всех возможных сопряжений тел двоякой кривизны. 3.3. особенности применения решения для герцевского контакта состоят в следующем: 1) применение герцевских формул требует использования таблиц, по которым для каждого вида сопряжения определяются необходимые четыре коэффициента. 2) герцевские формулы применимы только в случаях, когда размеры площадки контакта хотя бы на два порядка меньше размеров контактирующих тел. это резко ограничивает количество практически важных задач, для которых необходимо иметь решение и производить расчеты. 3) герцевское решение дает возможность рассчитывать только упругий контакт при малых деформациях. на снятие этих особенностей и ограничений в контакте были направлены последующие исследования. 4. метод подобия или метод приведенного радиуса (мп-метод) [9] этот метод возник из желания иметь метод, в котором не требуется определять некоторые дополнительно коэффициенты по таблицам – наличие таблиц затрудняет выполнение расчетов на компьютере, например, с помощью mathcad. 4.1. сущность мп-метода заключается в следующей гипотезе: если в герцевские формулы для сопряжения шар-плоскость подставить некоторый эквивалентный приведенный радиус, отражающий особенности сопряжения, то можно получить результаты близко соответствующие расчетам по герцу. приведенный радиус был получен из двух условий эквивалентности: 1) площадь контакта при эллиптической площадке контакта равна площади контакта при тех же условиях в контакте шара и плоскости (круговая площадка); 2) величины сближения в контакте тел двоякой кривизны и в контакте шара и плоскости в равных условиях – одинаковы. реализация предложенного метода и сравнение его с решением герца показали, что степень совпадения результатов приемлема для практических расчетов. 4.2. с целью удобства практических расчетов была выполнена систематизация задач для тел двоякой кривизны и для каждого случая получены выражения для приведенного радиуса соответствующего сопряжения. таким образом, по методу приведенного радиуса расчеты ведутся для любых сопряжений тел двоякой кривизны по одним формулам, при использовании соответствующего приведенного радиуса и без применения таблиц коэффициентов. 4.3. в методе эквивалентного приведенного радиуса этот радиус по существу соответствует критерию подобия в методе подобия и размерностей. что бы это стало очевидным достаточно формулы герца для контакта шара и плоскости представить в безразмерном виде. например, формулу для сближения 1/ 32 0 2 * * 0,8253 q u r e   =     можно представить в безразмерном виде 1/ 32 0 1 4 2 1 * 1 * 0,8253 u r q r r r e   =     или 1/ 3 , ξ 0, 8253 п п п 3 1 2   = ξ =    , где 2 0 * 1 2 3 4 2 1 1 1 * ; ; ; u r q п п п r r r e = = = pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 120 1r – один из радиусов сопряжения; *r – приведенный радиус. таким образом, точность предложенного метода находится в пределах точности общей теории подобия и размерностей. 5. квазигерцевский контакт (qh-метод) [9] 5.1. квазигерцевским мы называем контакт, в котором один размер площадки контакта по герцевски мал, а второй размер – велик, то есть соизмерим с размерами тела. в случае квазигерцевского контакта расчет параметров контакта по герцевским формулам может дать результаты не совпадающие с действительностью. для решения квазигерцевских задач предложен новый метод (qh-метод), сущность которого реализуется следующими этапами. покажем этапы на примере. 1. постановка задачи, для шара и желоба без зазора, состоит из уравнения равновесия: ( )0 0 14 , cos ; a q r x d dx ϕ = σ ϕ ϕ ϕ∫ ∫ (5.1) и уравнения сплошности в контакте: 0 00 cos .u uϕ = ϕ (5.2) 2. идея решения базируется на следующих допущениях: 1) функция распределения контактных давлений в направлении малого размера площадки контакта принимается эллиптической в форме: ( ) ( )( ) 1/ 22 0, 1 / ,x x aϕσ ϕ = σ − (5.3) при этом максимальное давление и размер площадки определяется и принимается по формулам герца для цилиндра на плоскости: 1/ 2 0 1 0, 5642 ,n q lrϕ   σ =   η  (5.4) 1/ 2 11,131 , nqa r lϕ   = η    (5.5) где 2 1 . 2 a u r ϕ ϕ = (5.6) 3. вывод разрешающего уравнения строится следующим образом: 1) определяя /nq l из (5.5) и подставляя в (5.4) получаем выражение давления через размер площадки контакта aϕ 0 ;2 a r ϕ ϕσ = η (5.7) 2) с помощью соотношений (5.2) и (5.6) находим для любого ϕ -го сечения зависимость текущего размера площадки aϕ от максимального 0a ( )1/ 20 cos ;a aϕ = ϕ (5.8) 3) подставляя (5.8) в (5.7), получаем связь максимального давления 0ϕσ и наибольшего размера площадки контакта 0a ( )1/ 20 0 cos ; 2 a rϕ ϕ σ = η (5.9) 4) следующий шаг в наибольшей мере отражает сущность метода: представление искомой функции в виде произведения известной функции вдоль малого размера площадки на неизвестную функцию распределения давлений вдоль большего размера площадки. подставляя (5.8) и (5.9) в (5.3), имеем выражение функции давлений через наибольший размер площадки контакта: ( ) ( ) 1/ 21/ 2 2 0 2 0 cos , 1 ; 2 cos a x x r a ϕ   σ ϕ = −  η ϕ  (5.10) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 121 5) окончательно разрешающееся уравнение получаем, подставив (5.10) в (5.1): ( ) 0 1/ 22 1/ 2 2 0 00 0 cos 1 ; 2 cos a q x a a ϕϕ  η = ϕ −  ϕ  ∫ ∫ (5.11) учитывая, что в безразмерном контакте 0 / 2ϕ = π , имеем уравнение относительно размера 0a площадки контакта. 4. после интегрирования и преобразований получаем решение в форме: 1) для размера площадки: 1/ 2 0 2 8 ;a q = η π  (5.12) 2) для максимального давления из (5.9), с учетом (5.12), имеем: 1/ 2 00 2 2 1 8 . 2 q r   σ =  π η  (5.13) 5.2. при выполнении qhметодом более сложных задач, например с зазором, неизбежно приходится додумывать ходы, необходимые для получения замкнутого решения. в результате в пятой главе qh-методом получены решения для следующих задач: 1) контакт шара и желоба с малым зазором и с натягом; 2) контакт шара и желоба на поверхности цилиндра с малым зазором; 3) контакт цилиндра и желоба на внешней поверхности цилиндра с малым зазором; 4) перекос осей цилиндров при внешнем контакте этих цилиндров. 5.3. анализ процедуры метода показывает, что qh-метод можно рассматривать как специальный случай известного в математике метода разделения переменных. похожесть на метод разделения здесь состоит в том, что сомножители содержат разные координаты. особенность, однако, состоит в том, что эти координаты связаны между собой заданной функцией. вместе с тем qh-метод носит универсальный характер и может быть использован для описания контактного взаимодействия в разных случаях подшипников качения и зубчатых передач с внутренним зацеплением типа новикова, червячных и глобоидных передач и т.д. 6. метод подобия в контактных задачах с износом (мпw – метод) [9] 6.1. шар-плоскость 1. постановка задачи. в контакте шара с плоскостью при наличии износа, в условиях допущения о равномерном распределении давлений в любой момент процесса, состоит из трех уравнений: равновесия: ( ) ( )2 , q s a s σ = π ; (6.1) сплошности в контакте: ( ) ( )2 0 2w a s u s r = ; (6.2) соотношения модели установившегося износа: .mw w du k ds = σ (6.3) 2. прямая задача или задача определения размеров площадки контакта при известных параметрах модели изнашивания ,wk m сводится к дифференциальному уравнению и имеет решение: ( ) ( ) ( )2 2 2 2 / .mm wa s rk m q s+ = + π (6.4) 3. обратная задача или задача определения параметров ,wk m модели изнашивания при известной из эксперимента зависимости площадки контакта от пути трения в виде степенной функции: ( ) ,a s csβ= (6.5) имеет вид 1 2 , 2 m − β = β (6.6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 122 ( ) 2 2 . / m w m c k r q + β = π (6.7) 6.2. показано, что для контакта тел двоякой кривизны с износом – постановка и решение задачи описывается уравнениями по форме совпадающими с уравнениями (6.1) (6.7). для получения действительных уравнений и решения достаточно в соотношения, содержащие реальный радиус шара подставить приведенный эквивалентный радиус: 2 * 11 21 12 22 1 1 1 1 1 , r r r r r     = + +        (6.8) полученный из условий равенства площадей контакта и максимального износа. 6.3. точность результатов, получаемых при использовании метода приведенного радиуса соответствует точности метода теории подобия и размерностей. умножив слева и справа (6.8) на 211r имеем критерий подобия 1 11 */п r r= : 2 11 11 11 11 * 21 12 22 1 , r r r r r r r r       = + +            (6.9) ( ) ( )21 2 3 41 ,п п п п= + + (6.10) где 2 11 21 3 11 12 4 11 22/ ; / ; /п r r п r r п r r= = = критериальное уравнение подобия для размера площадки контакта можно получить из (7.4) в виде: ( ) ( ) 2 2 * 11 11 11 11 / 2 2 , m m w m k qra s m r r r r + π  = +    (6.11) где 1 11 */п r r= является одним из критериев подобия. 7 квазигерцевский контакт в задачах с износом (qhw-метод) [9] 7.1. qhw-метод решения контактной задачи с учетом износа обобщается после рассмотрения примера: качение неизнашиваемого тора по изнашиваемому цилиндру с образованием желоба. основное допущение состоит в том, что б площадка контакта в начале axbu при износе имеет прямоугольную форму с размерами a в× . это допущение соответствует усреднению давлений по площадке контакта. в соответствии с допущением постановка задачи об износе цилиндра складывается, как обычно, из соотношений: условия равновесия: ( ) ( ) ( )4 q s a s в s σ = ; (7.1) условия сплошности в контакте: ( )2 0 32 w a s u r = ; (7.2) соотношения модели изнашивания: ( ) ( ).w mw du s k s ds = σ (7.3) 7.2. в соответствии с общей идеей qh-метода в направлении малого размера площадки контакта 2в распределение давления принимается по герцу (контакт параллельных цилиндров), а в направлении большего размера площадки функция давлений определяется из выполненного решения. по герцу размер в площадки контакта в направлении качения определяется по зависимости: 1/ 2 ; 1,128 .2 npqrbв b a   = =  η  (7.4) из рассмотрения соотношений (7.1) (7.3) задача сводится к обыкновенному дифференциальному уравнению вида: ( )3 / 4 . m w m m k r q da a a в ds = (7.5) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 123 после подстановки (7.5) в (7.4) получаем окончательное дифференциальное уравнение задачи: 1 2 3 ,4 m m w q da k r a b ds +  =    (7.6) из решения, которого находим выражение для определения размера a площадки контакта: 2 2 3 2 ,2 2 mm w q m a k r s b +     = +        (7.7) и далее определяется максимальное давление в контакте: . 4 q b a σ = (7.8) такова схема решения задачи с учетом износа для квазигерцевского контакта. с использованием этой схемы решается также обратная задача с определением параметров ,wk m модели изнашивания при известной из эксперимента функции ( )a s . 7.3. этим методом решены задачи с износом для: 1) тора и полого циліндра; 2) при качении с проскальзыванием выпуклого изнашиваемого конического тора по выпуклому изнашиваемому вращающемуся цилиндру; 3) тоже по полому цилиндру; 4) износ выпуклого цилиндра при качении с проскальзыванием шара; 5) износ шаром желоба на выпуклом вращающемся цилиндре. выполненные решения обратных задач являются теоретической основой: 1) методов испытаний на износ шара по желобу с определением параметров моделей изнашивания; 2) методов расчетного определения износа шарикоподшипников. 8. метод алгебраических уравнений в контактной механике [3] 10. традиционно контактная задача сводится к интегральному уравнению фредгольма первого рода типа: ( ) ( ) ( )' ' ' 0 . a x k x x dx u xσ − =∫ (8.1) в результате вся традиционная теория решения контактных задач это прикладная теория решения интегральных уравнений. главная особенность уравнений фредгольма неустойчивость их решения. еще и.я.штаерман [4] обратил внимание на то, что, если учитывать деформации локального слоя поверхности (например, шероховатости), то уравнение контактной задачи сводится к уравнению фредгольма второго рода: ( ) ( ) ( ) ( )' ' ' 0 , a k x x k x x dx u xσ + λ σ − =∫ (8.2) решение которого устойчиво. если деформации тел пренебрежимо малы по сравнению с деформациями поверхностного слоя, то интегральное уравнение (8.2) вырождается в алгебраическое. ( ) ( ).u x k x= σ (8.3) это наиболее простая модель контактного взаимодействия тел была еще в 1798 году предложена академиком ран фуссом н.и. и далее развивалась винклером е. (1867г.), как гипотеза линейной податливости основания (виклеровского основания). обычно коэффициент податливости в (8.3) определяется экспериментально. горбунов-посадов м.и. [5] развивал методы определения при использовании теории деформаций полупространства. 1. эффективность применения алгебраической модели σ= ku нормальной податливости основания, решающим образом зависит от способа и точности определения коэффициента податливости. альтернативной экспериментальному определению коэффициента явилась идея определять коэффициент нормальной податливости кольцевого слоя из решения соответствующей осесимметричной задачи теории упругости, например, для слоя в жесткой обойме. сравнение решений контактных задач выполненных сведением к алгебраическим уравнениям, с некоторыми известными строгими решениями показало их достаточно высокую точность и перспективность. в первом разделе книги [3] даны решения 9 практически полезных контактных задач, выполненных мау с использованием модели (8.3). 2. для решения контактных задач с учетом трения предложена алгебраическая модель касательной податливости основания. коэффициент податливости в этой модели также определяется из решения соответствующей осесимметричной задачи для слоя в жесткой обойме при действии касательных сил. при использовании этой модели и закона трения амонтона сведением к алгебраическим уравнениям решено 7 практически полезных контактных задач, в том числе и задача для качающегося шарнира. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 124 3. при наличии микро и макронеровностей к податливости основания слоя добавляется податливость слоя шероховатостей. нелинейность зависимости податливости от давления затрудняет получение конечных формул. для преодоления этой трудности нелинейная степенная зависимость заменена кусчно-линейной моделью. сведением к алгебраическим уравнениям решено 4 контактных задачи с учетом микро и макронеровностей слоя. 4. в случае пластического деформирования зависимость податливости основания от давления также нелинейная. путем замены степенной нелинейности кусочно-линейной функцией контактная задача сводится к нелинейным алгебраическим уравнениям, допускающим замкнутые решения. при использовании алгебраической модели податливости пластически деформируемого основания выполнено решение и исследование 9 контактных задач. 5. при решении контактных задач для вала и полого цилиндра с учетом перекоса осей использована, как модель, так и допущение о независимости сечений вдоль вала или о том, что в каждом сечении задача рассматривается как плоская. при таком моделировании пространственного контакта мау решено 7 вариантов задач с учетом перекоса осей. 6. в случае слоя переменной толщины коэффициент податливости изменяется по площадке контакта. учет изменения коэффициента податливости можно выполнить, подставляя в формулы для расчета коэффициентов переменную толщину. действуя, таким образом, получаем модель, с помощью которой задачи сводятся к алгебраическим уравнениям. по этой методике рассмотрены 4 контактных задачи. 7. модель переменной толщины основания, обобщается на случай соединений с натягом вала и некруглых деталей. оценка погрешности в сравнении с точными решениями показала достаточно высокую точность решений этих задач мау. для соединений с натягом решено 10 практически важных задач. 8. метод алгебраических уравнений распространяется и на случаи, когда при тонком слое контакт происходит по малой площадке контакта, то есть на герцевский контакт. особенность составления алгебраических уравнений в этом случае в отличие от подшипникового контакта состоит в выборе прямоугольных координат и соответствующих уравнений сплошности. в этом разделе выполнено решение и исследование 5 контактных задач. 9. в роликоопорах (колесах) к контактным перемещениям добавляются изгибные перемещения ступицы. в этом случае модель контактной податливости дополняется изгибной составляющей, которая учитывается по теории изгиба тонких колец. при точном рассмотрении задача сводится к интегральному уравнению фредгольма, а при использовании алгебраической модели контактной податливости к тригонометричному уравнению. в этом разделе решены 3 принципиально разных задачи. 10. контакт вала и проушины с учетом изгиба в общей постановке сводится к интегральному уравнению фредгольма 1-го рода с известными проблемами его решения. применение алгебраической модели податливости сводит задачу к интегральному уравнению фредгольма 2-го рода, которое удобно решать численно. путем упрощения расчетной изгибной схемы с заменой распределенного давления на сосредоточенную силу при одновременном использовании алгебраической модели контактная задача сводится к нелинейному тригонометрическому уравнению, которое легко решается численно. при этом рассмотрены случаи как с одной, так и с двумя возможными площадками контакта. 11. при использовании алгебраической модели податливости плоская упругогидродинамическая задача для подшипника скольжения сведена к обобщенному уравнению рейнольдса. численный анализ решения этого уравнения позволил выяснить особенности распределения давлений. в частности установлено, что при малой толщине слоя смазки влиянием смазки на распределение давления можно пренебречь. предложенный подход позволил приближенно рассмотреть алгоритм и численное решение пространственной угд-задачи для подшипника скольжения с учетом перекоса вала. в результате численного анализа, в частности, установлено, что при малой толщине пленки распределение нагрузки вдоль вала близко к линейному. 12. алгебраическая модель податливости основания обобщается на случай осесимметричного распределения напряжений. подробно рассмотрены осесимметричные задачи для сферического слоя и получены коэффициенты податливости для этого случая. на основе модели решены прямым и обратным контактные задачи для сферических тел, покрытых тонкими слоями для большой и малой площадок контакта, в линейной и нелинейной постановках как для полой сферы. так и для полупространства, всего решено 6 принципиально разных задач. 13. найдено принципиально новое продолжение в развитии алгебраических моделей. оказалось, что для полупространства достаточно точные решения можно получить, вводя в модель зависимость податливости от размера площадки контакта типа aku σ= . при использовании этой модели мау решены 2 задачи: шар-плоскость и цилиндр-плоскость. даны оценки точности этих решений. 14. по пути исследования и развития метода получены новые результаты. 1. при исследовании алгебраических моделей податливости полупространства построенных на основе решений бусинеска и черутти получены некоторые интересные результаты. показано, что моpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 125 дель, учитывающая размер площадки контакта ( )u k a= σ принципиально соответствует интегрированию решения бусинеска по круговой площадке с равномерным давлением. решение черутти в окрестности действия касательной сосредоточенной силы содержит явный дефект опрокидывания точки приложения силы. окрестность точки приложения нормальной сосредоточенной силы находится в состоянии всестороннего сжатия при отсутствии объемных деформаций; 2) при анализе решений некоторых задач, выполненных методом интегральных уравнений найдена форма осесимметричного индентора при котором на полупространстве давления распределены равномерно; 3. дана объективная сравнительная оценка метода алгебраических уравнений путем сравнения с точными решениями, выполненными методом интегральных уравнений, как для частных, так и общих задач для тел двоякой кривизны. установлено, что сравнительная точность решений для мау в этом случае по давлениям составляет (1–15 %), по размерам площадки контакта (1 14 %). при выполнении основных и вспомогательных исследований получены новые результаты при решении 9 задач. 15. широкий и очень важный для человека является класс контактных задач связанных с давлениями на элементы поверхности человеческого тела. с точки зрения механики это задачи с большими контактными перемещениями. при построении решений контактных задач мау в случае больших перемещений возникает необходимость в дальнейшем развитии моделей податливости и вариантов метода алгебраических уравнений. развитие моделей податливости выполнено в направлении разработки обобщения комбинированной модели типа akku σ+σ= 21 с учетом винклеровской модели и модели, учитывающей масштабный фактор. рассмотрение средних перемещений в первом элементе модели привело к варианту метода алгебраических уравнений, который получил название методом по этапного решения контактных задач и метода средних давлений. развитие моделей и методов позволило в этом разделе рассмотреть 15 принципиально новых задач. в качестве практического приложения полученных решений в этом разделе предложен способ оценки жесткостной комфортности воздействия внешних опор на элементы поверхности тела человека. показано, что внешние давления на элементы тела человека комфортны, если не превышают кровяное артериальное давление в этих элементах. 16. разработан метод определения угла контакта, давления и износа подшипников скольжения без разборки. сущность метода в использовании эффекта повышения жесткости сопряжения валвтулка с увеличением износа. сначала без износа снимается диаграмма вдавливания вала и определяется коэффициенты податливости втулки. затем по диаграмме вдавливания вала в изношенную втулку определяется давление и износ. методика может служить основной диагностирования без разборки опор скольжения машин. в процессе создания развития и использования метода алгебраических уравнений в замкнутом виде, то тесть до получения практически применимых формул, решено 100 задач. заметим, что точное решение одной-двух задач методом интегральных уравнений требует несколько лет упорной работы на уровне кандидатской диссертации. из сказанного следует, безусловно, высокая эффективность метода алгебраических уравнений в контактной механике. 9. вариационно-экспериментальный метод, пластический контакт [4] 9.1. вариационные принципы в механике твердого деформируемого тела (мтдт) 1. любая точка деформируемого тела описывается 15 величинами: 6 компонентов тензора напряжений σ , σ ,σ , τ , τ , τx y z xy yz zx ; 6 компонентов тензора деформаций ε , ε ,ε , γ , γ , γx y z xy yz zx ; 3 компонента вектора перемещений , , cu v w . соответствующая краевая задача мтдт содержит 15 постановочных уравнений: 3 дифференциальных уравнений равновесия: 0, 1, 2, 3 σ ,ij j i j x ∂ = = ∂ ; 6 геометрических соотношений: , , 2, 1, 2, 3ε ( ) / ,ij i j j iu u i j= + = ; 6 физических соотношений, в случае упругости это соотношения закона гука: , 1, 2, 3σ ε , , ,ij ijkl ija i j k l= = . эту систему уравнений необходимо решать при некоторых граничных условиях: силовых: σij i in x= ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 126 или кинематических: i iu u= . решение краевой задачи в такой полной постановке достаточно сложная и громоздкая процедура. 2. все обратимые физические явления удается описать с помощью вариационных принципов. вариационные принципы – это утверждения о том, что реально существующие процессы описываются функционалами, которые имеют стационарные значения. применительно к задачам теории упругости известны тринадцать вариационных принципов или функционалов. многообразие принципов объясняется тем, что принцип определяется варьируемой искомой величиной, а их всего 15. для примера, если в качестве варьируемых величин берутся перемещения, то имеет место принцип возможных перемещений или функционал лагранжа. с помощью функционала лагранжа краевая задача теории упругости сводится к минимизации функционала полной энергии деформирования по перемещениям (или по деформациям). σ δε δ .l ij ij i i v s f dv x u ds= −∫ ∫ при минимизации этого функционала автоматически удовлетворяются дифференциальным уравнениям равновесия и силовым граничным условиям, необходимо удовлетворять только граничным условиям в переменных. в случае упругой задачи функционал энергии является квадратичным, а его минимизация по ритцу приводит к линейной системе алгебраических уравнений относительно неизвестных коэффициентов в искомых функциях. 9.2. метод интегральных уравнений в контактной механике 1. контактными называют задачи, в которых в качестве исходных данных заданы: 1) геометрия поверхностей; 2) силы взаимодействия; 3) свойства материалов контактирующих тел. задача состоит в определении функции давлений σ( )x и размеров площадки контакта ( )a q . в основе вывода интегрального уравнения задачи лежат два основных соотношения: 1) условие сплошности в контакте: ( )i iu x u= ; 2) условие равновесия тел под действием внешних сил и контактных давлений. 2. при использовании решений теории упругости при действии сосредоточенных сил на поверхность контактирующих тел (решения фламана или бусинеска) условие сплошности в контакте сводится к интегральному уравнению фредгольма 1-го или 2-го ряда типа: σ( ) λ σ( ) ( ) ( ) в a x x k x x dx f x′ ′ ′− − =∫ . это интегральное уравнение необходимо решать при выполнении условия равновесия: σ( ) s q x ds= ∫ . вся история, начиная от герца, решения контактных задач это в большинстве случаев решение интегрального уравнения задачи относительно давления σ( )x , с учетом условия равновесия. одна из дополнительных сложностей в решении контактных задач– это глубокая нелинейность системы уравнений. 9.3. метод наименьших квадратов в решении интегральных уравнений 1. метод наименьших квадратов (мнк) решения интегральных уравнений, например, уравнения фредгольмавторого или 1-го рода типа: σ( ) ( ) ( ), в a s k x s ds f x− =∫ по с.г.михлину [8] заключается в следующем. 1) решение отыскивается в форме ряда по известным функциям φ ( )i x с точностью до неизвестных коэффициентов ic : σ( ) φ ( ); n i ix c x= ∑ 2) после подстановки этого выражения в интегральное уравнение, имеем выражение для невязки или несоответствия точному решению в виде: ε ( ) (σ φ ( )) ( ) ; в i i a f x c x k x s ds= − −∫ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 127 3) интеграл по dx от квадрата этой невязки и составляет основную квадратичную функцию задачи многих ic переменных: 2ε ( , ) ; в i a f x c dx= ∫ 4) условие экстремума функции: 0, ( )i j f c c ∂ = ∂ сводит исходную задачу к системе линейных алгебраических уравнений: σ .ij j ja c в= 5) решая систему относительно ic , получаем решение интегрального уравнения (3.4.1). 9.4. вариационно-экспериментальный метод решения контактных задач 1. все предыдущее это изложение известных методов реализации вариационного подхода в механике и математике. далее кратко излагается предложенный нами вариационно-экспериментальный метод, который отличается от ранее известных введением в функционал главной экспериментальной зависимости. минимизируя функционал находим решение соответствующее этому эксперименту. контактная задача теории упругости сводится к совместному решению системы из двух уравнений сплошности в форме интегрального уравнения и равновесия в форме уравнения типа: σ( ) ( ) ( ) в a s k x s ds f x− =∫ , σ( , )q x y dxdy= ∫ ∫ . традиционный путь решения в основной части состоит в решении интегрального уравнения, при использовании условия равновесия как ограничения. при этом функция f(x) предполагается известной из геометрии контактирующих тел. 2. первая часть идеи вэм состоит в том, чтобы в качестве основного уравнения для решения контактной задачи взять не интегральное уравнение, а условие равновесия. по-существу, это тоже интегральное уравнение, так как неизвестная функция находится под законом интеграла. но это интегральное уравнение особого типа. вторая часть идеи вэм состоит в превращении левой части уравнения равновесия из константы в функцию. с этой целью мы полагаем, что из эксперимента можно найти функцию 0 nq cu= , где 0u − максимальные нормальные перемещения в контакте. эта функция отражает весь процесс нагружения, а не только одну точку процесса. 3. подставляя далее в условие равновесия: 0 σ( , ) ncu x y dxdy= ∫ ∫ , получаем условие равновесия в любой момент нагружения. в условиях, когда функция давлений σ( , )x y неизвестна и может быть взята приближенной, выражение 0ε σ( , ) ncu x y dxdy= − ∫ ∫ , отражает невязку или несогласованность эксперимента и искомой функции. следуя традиционному требованию положительной определенности невязки и методу наименьших квадратов, сформулируем квадрат невязки: 22 0ε σ( , ) ncu x y dxdy = − ∫ ∫ , и далее, желая усреднить квадрат невязки, берем от него интеграл. в результате получаем квадратичный функционал контактной задачи: 0 0 2 0 0 0 σ( , ) u u nf cu x y dxdy du   = −     ∫ ∫ ∫ . 4. традиционная постановка контактной задачи содержит два уравнения-сплошности и равновесия и две неизвестных функции давлений σ( )x и размеров площадки контакта ( )a q . в рассматриваемой здесь задаче вэм постановка не содержит условия сплошности. соответственно искомой является одна функция давлений. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 128 при наличии необходимой экспериментальной зависимости, размеры площадки контакта известны и условия сплошности удовлетворяются автоматически. 5. процедура минимизации функционала задачи (3.5.7) выполняется традиционно с помощью метода ритца. искомая функция представляется в виде усеченного ряда, взятого из ряда, обладающего свойством полноты. для простоты рассмотрим плоскую задачу. тогда искомую функцию можно представить в виде: σ( ) σ φ ( )i ix c x= . после подстановки в функционал, имеем функцию многих переменных ic : 0 0 2 0 0 0 ( ) σ φ ( ) u u n i i if c cu c x dx dx   = −     ∫ ∫ . из условия минимума функции: 0 ( )i j f c c ∂ = ∂ , приходим к разрешающей системе относительно величин ic , с помощью которых определяется искомое напряжение. 6. одной из существенных особенностей решения контактных задач вэм является процедура приведения функционала к одним переменным, к одной системе координат. в процессе нагружения и деформирования участвуют несколько разных величин: 0u − максимальное сближение поверхностей; a − размер площадки контакта; x − координата точки контакта. в случае контакта индентора и плоскости эти величины согласовываются геометрическими соотношениями в контакте. в других случаях использования вэм для решения диаграмм нагружения с координатами тела один из первых этапов использования метода. 10. напряжения и деформации в контакте [5] контактная механика условию делится на две большие части: 1) решение контактных задач с определением давлений, перемещений и деформаций в контакте; 2) решение задач о напряженном состоянии в зоне контакта с определением компонентов тензоров напряжений и деформаций. методы и результаты, полученные в работах [3, 4] относятся к первой части контактной механики. в книге [5] излагаются методы и результаты исследования напряженного состояния в контакте, относящиеся ко второй части контактной механики. на ряду с применением известных методов отмечены два оригинальных направления. 10.1. прямые методы определения напряжений в контакте 1. под прямыми мы понимаем методы, в которых для определения компонентов тензора напряжений в некоторых симметричных точках области не используется полная система уравнений краевой задачи, а используется только некоторые соотношения коши и обобщенный закон гука. при построении решений прямыми методами используется тот факт, что после решения контактной задачи для контактных точек становятся известными, как нормальные контактные перемещения (условия в перемещениях), так и контактные давления (условия в напряжениях). это наводит на мысль расширении классификации задач теории упругости и введении понятия о четвертой основной задачи: одновременно задние на участке контакта и напряжений и деформаций. 2. однако главным в этом факте является не столько введение нового типа задач, сколько обнаружившаяся простота их решений для некоторых особых, в частности, самых нагруженных точек. оказывается что для этих точек число неизвестных в задаче таково, что они могут быть определены из соотношений физического закона гука. этот путь в определении напряжений и недостающих деформаций оказался настолько эффективным, что его обоснованно можно называть методом решения задач. 3. прямым методом определяются напряжения и деформации в опасных точках поверхности не только в задачах теории упругости, но и в задачах теории пластичности. при этом вместо закона гука используется физические уравнения соответствующей теории пластичности. 4. прямым методом решены задачи о напряженном состоянии в упругом и пластическом контакте двух выпуклых цилиндров и одного выпуклого другого вогнутого цилиндров. получены простые расчетные формулы удобные для практического использования. 5. при рассмотрении прямым методом напряженного состояния в пластическом контакте шара и плоскости потребовалось предварительно решение вопроса о распределении нормальных и тангенциальных деформаций по площадке контакта с трением со сцеплением и без трения. ответ на этот вопрос является неоднозначным. использовано несколько подходов: 1) расчет по средним деформациям; 2) вычисление деформаций по соотношениям коши; 3) прямым вычислением деформаций из геометрических соотношений. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 129 выполнено определение напряженного состояния в пластическом контакте шара и плоскости как на стадии нагружкения, так и при разгрузке позволило получить простые практически полезные зависимости. 10.2. механика контактной среды и мкэ 1. задачи контактного взаимодействия характеризуются многократной нелинейностью: 1) односторонние связи; 2) переменная площадка контакта; 3) трение и проскальзывание; 4) наличие шероховатостей; 5) пластические деформации. наличие нелинейностей затрудняет аналитическое решение задач. поэтому предпочтение в ряде случаев отдается численным метода, в частности мкэ. 2. однако основная сложность в описании контактного взаимодействия при наличии трения и учете касательной податливости состоит в необходимости иметь теорию этого взаимодействия или теорию двумерного и, прежде всего, анизотропного трения. то есть возникает необходимость в построении соотношений некоторой сплошной среды расположенной в тонком слое между контактирующими поверхностями. эта среда в дальнейшем именуется контактной средой. 3. основное свойство контактной среды это нелинейная зависимость между касательными силами и сдвигами перемещениями (деформациями). эти перемещения на этапе нелинейности реализуются путем проскальзывания. теория контактной среды построена по аналогии с теорией пластической среды. при этом вместо ассоциированной закона течения друкера вводится и используется ассоциированный закон проскальзывания. с помощью этого закона выводятся основные физические соотношения контактной среды в перемещениях и обратные им соотношения, как в приращениях, так и для конечных величин для изотропного и ортотропного слоев. 4. наличие полной системы уравнений для контактного слоя позволило вывести матрицу жесткости плоского и пространственных контактных элементов с учетом нелинейности и ортотропности среды. 5. на основе нелинейной матрицы конечного контактного элемента разработаны итерационные методы решения контактных задач при разных схемах учета нелинейности: по методу дополнительных напряжений; по методу дополнительных деформаций; и по методу переменной жесткости. 6. далее методология построения контактной среды распространена на контактную среду, обладающую свойствами, изменяющимися во времени, то есть при наличии ползучести и износа в контакте. получены основные уравнения реологической контактной среды и разработаны итерационные алгоритмы решения контактных задач не основе мкэ разными методами. 11. методы испытаний на износ с определением параметров моделей изнашивания [7] 1. проблема создания системы эффективных методов испытаний пар трения на износ является одной из базовых проблем трибологии, определяющих прогресс в этой области. испытания на износ должны заканчиваться определением параметров моделей изнашивания. только наличие параметров модели для каждой пары трения позволяет количественно определить износ в узлах трения машин, оценивать их ресурс. износ в узлах трения зависит от множества условий, главным среди которых является удельное давление между телами в контакте. получение экспериментальной зависимости износа от давления традиционными методами требует испытаний лабораторных образцов при разных нагрузках. в условиях разброса трибологических и механических свойств поверхности это приводит к статистическому подходу как единственно возможному в этом случае. статистический подход всегда требует испытаний значительного количества образцов, времени и средств. 2. в работе предлагается, в отличие от традиционных испытаний при постоянном удельном давлении, испытывать образцы в условиях переменных контактных давлений. в этих условиях идет сложный процесс изнашивания и в явном виде зависимость износа от давления прямым изменением износа получить нельзя. однако если при этом описать с помощью дифференциального уравнения протекающий процесс и в качестве исходной взять функцию зависимости износа от пути трения, представляется возможным свести задачу определения параметров модели изнашивания к решению обратной контактной задачи с износом. главное преимущество предложенного подхода заключается в принципиальной возможности определения параметров модели изнашивания по испытаниям одного образца в случае установившегося износа, и по испытаниям двух образцов в случае неустановившегося износа. в результате становится возможным определить не усредненные, а фактические параметры модели изнашивания в точке (или на малой площадке) поверхности контакта. 3. реализация предложенной идеи потребовала решения контактных задач с износом для пары трения, для двух тел, принятых за образцы при испытаниях. в качестве образцов для испытаний приняты тела с простой поверхностью правильной формы: плоскость, шар, цилиндр, конус, клин. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 130 точное решение контактных задач с учетом упругости, пластичности и ползучести в контакте при современном уровне развития методов принципиально возможно, в частности, численными методами. однако эти решения громоздки, их применение в практике испытаний затруднено. в связи с этим в данной работе предложен приближенный подход, основанный на базовом допущении об абсолютной жесткости контактирующих тел, то есть принимается, что тела не деформируются. это допущение дает приемлемые результаты в случае, когда перемещения от износа существенно превышают перемещения от деформаций. расчеты показывают, что в подавляющем числе случаев испытаний это допущение приемлемо. 4. решение контактных задач с учетом износа в условиях принятого допущения в замкнутом виде, как оказалось, также не простая задача. анализ первых решений, выполненных с использованием принятого допущения, показал, что принятые допущения о жесткости контактирующих изнашиваемых тел эквивалентно принятию допущения о равномерном распределении давления по площадке контакта в любой момент изнашивания. это означает, что составление и решение дифференциальных уравнений процесса изнашивания можно выполнять, принимая в качестве основной функцию средних давлений на площадке контакта от пути трения и других параметров. 5. постановка прямой контактной задачи с учетом принятого допущения включает: 1) соотношение модели изнашивания; 2) условие сплошности контакте; 3) условие равновесия. существенную роль в постановке и решении задачи играет определение пути трения для всех контактирующих и изнашиваемых точек. в общем случае пути трения одного и другого контактирующих тел связаны между собой. эта связь вводится в дифференциальные уравнения процессов и влияет на тип получаемых уравнений. так в случае описания износа подвижного тела, путь трения определяется его перемещением независимо от пути трения для точек неподвижного тела. в этом случае, как правило, задача сводится к обыкновенному дифференциальному уравнению с разделяющимися переменными (оду–рп). в случае износа неподвижного тела путь трения для его точек контакта зависит от изменяющегося размера площадки контакта и от пути трения подвижного тела. в этом случае задача обычно сводится к обыкновенному дифференциальному уравнению, в полных дифференциалах (оду–пд). к такому же типу уравнений сводятся задачи при рассмотрении процесса износа одновременно подвижного и неподвижного контактирующих тел. в случае неустановившегося процесса изнашивания вид дифференциальных уравнений и сложность их решения зависят от принятой модели переходного процесса: модель старения, наследственная модель или модель упрочнения в износе. 6. в постановке обратной контактной задачи к соотношениям модели изнашивания сплошности и равновесия добавляется экспериментальная функция изнашивания или зависимость износа от пути трения и других параметров. задача состоит в определении параметров модели изнашивания. предложено два подхода (метода) решения обратных задач. первый подход является методом обращения решения прямой задачи (мо–рпз). в этом методе решение прямой задачи записывается для двух точек экспериментальной зависимости и сводится к двум нелинейным уравнениям относительно параметров модели изнашивания. этот метод обычно используется в случае, если начальная площадка контакта отлична от нуля. другой подход является прямым методом решения обратной задачи (пм–роз). в этом методе решения прямой задачи не требуется. разрешающее уравнение задачи получается на основе интегрального выражения модели изнашивания. решающую роль здесь играет представление экспериментальной зависимости в виде степенной аппроксимации. в результате задача сводится к одному нелинейному алгебраическому уравнению с двумя неизвестными параметрами и произвольно изменяющимся аргументами. из условия выполнимости уравнения при любых значениях аргумента получается замкнутое решение и простые формулы для определения параметров модели. 7. главной особенностью любой обратной задачи является неустойчивость решения (определения параметров модели) к соответствию экспериментальных данных выбранной модели. опыты показали, что необходим способ или метод оценки этого соответствия. в противном случае затруднена интерпретация полученных значений параметров модели (например, их отрицательные значения и т.д.). с целью оценки устойчивости и точности результатов расчетно-экспериментального определения параметров модели разработана теория сенситивов или теория чувствительности функций к изменениям экспериментальных данных. применение теории сенситивов позволяет при использовании степенной аппроксимации экспериментальных данных оценить диапазон существования значений параметров аппроксимации, при которых значения параметров модели изнашивания устойчиво достоверны. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 131 8. использование переменной площадки контакта в процессе изнашивания не является единственным способом испытаний при переменном давлении. другим направлением в реализации идей проведения испытаний при переменных давлениях явилась разработка релаксационного метода испытаний на износ. сущность метода заключается в том, что в нагружающую систему испытываемых образцов вводится упругий элемент. при этом нагружение осуществляется фиксированным перемещением в системе. по мере износа образцов сила, действующая в упругой системе уменьшается или релаксируется. по изменению силы можно судить о величине износа. основные достоинства релаксационного метода заключается в возможности определить износ без разборки – путем измерения изменений силы. этот метод удобен для автоматизации процесс испытаний на износ. 9. общим признаком для процессов изнашивания и контактной ползучести является зависимость состояния системы от времени (пути трения). контактная ползучесть имеет место в узлах полимерных антифрикционных материалах оловянистых баббитов, в узлах трения, работающие при высоких температурах и др. при наличии одновременно износа и контактной ползучести выход из строя узла трения может произойти как по причине износа, так и ползучести, и при протекании обоих процессов одновременно. при выборе материалов для таких узлов необходимо иметь как трибологические, так и креповые свойства материалов. разработанные в некоторых разделах работы способы определения параметром контактной ползучести и моделей износа позволяют оценивать состояние узлов трения с учетом этих факторов на стадии выбора материалов и расчета ресурса. 12. контактная механика и расчеты на износ опор скольжения [6] износ деталей машин в сопряжениях является основной причиной потери их работоспособности. целенаправленное совершенствование узлов трения неизбежно проходит этапы конструирования и расчетов. если расчеты на прочность прошли все этапы развития и стали рабочим инструментом при создании машин, то расчеты на износ находятся на стадии исследований закономерностей, разработки методов и экспериментальной проверки. долгое время ведущие специалисты в трибологии (например, в частности б.и. костецкий) полагали, что создание методов расчетов на износ практически нереально. данная работа является итогом длительных исследований по созданию методов расчетов и испытаний на износ одного из самых распространенных узлов трения – радиальных цилиндрических опор скольжения. 12.1. проблема расчетов на износ 1. общая методология расчетов и испытаний на износ включает три главных этапа: 1) расчеты начальных условий в контакте: давлений, размеров площадки контакта, и сближения; 2) экспериментальное определение параметров моделей изнашивания пары трения в рабочих условиях; 3) расчеты узла трения на износ с использованием результатов первого и второго этапа. основой расчетов на износ являются решения контактных задач для сопряжения с учетом удаления части поверхностей в процессе изнашивания. это наиболее трудоемкая часть исследований при разработке методов расчета. ● полагаем, что предложенная и изученная схема исследований и расчетов узлов трения на износ будет определять дальнейшие работы в данном направлении. (● – жирной точкой отмечаются направления перспективных исследований). 2. множество задач контактной механики характеризуется многообразием геометрических форм, силовых и кинематических условий, свойств материалов, моделей изнашивания, методов решений и т.д. разработка эффективных методов расчетов на износ узлов трения требует четкой систематизации контактных задач и методов их решения. представленная в работе систематизация является попыткой дать некоторую упорядоченную структуру множества задач контактной механики. в основе иерархии задач лежит систематизация геометрических правильных форм контактирующих тел. двумерная квадратная матрицам выпуклых и полых поверхностей контактирующих тел размером 37 × 37 дает представление о более чем тысяче возможных сочетаниях этих форм. каждое из контактирующих тел обладает значительным количеством свойств разной природы: микро и макро неровности (6); деформационные свойства (12); неоднородность (7); наличие остаточных напряжений (3); условия трения в точке (5); модели изнашивания (6); размерность тела (6). это дает также квадратную матрицу 55 × 55, или вместе с матрицей форм дает матрицу 92 х 92. если к этому добавить вектор общих свойств и условий, общих для двух тел: свойства третьего тела (16); свойства окружающей среды (4); виды действующих нагрузок (5); направление сил (6); скорость приложения сил (3); цикличность нагружения (4); направление движения (7); характер движения pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 132 (5); вид закрепления тела (7); вид системы координат (6); вид физических уравнений основных тел (10); и третьего тела (8); форма постановки задачи и разрешающих уравнений (12); методы решения краевых и контактных задач (27); искомые параметры в контакте (27); то в итоге имеем трехмерную матрицу возможных задач 55 × 55 × 142. это означает, что число возможных задач контактной механики оценивается величиной около полумиллиона. из этого следует необходимость, как в систематизации задач, так и в разработке методов их решения. ●предложенная систематизация не является полной и исчерпывающей. возможны уточнения этой систематизации, особенно в части методов решений и их систематизации в справочные руководства. 3. задачи контактной механики с учетом износа отличаются повышенной сложностью, обусловленной их многократной нелинейность. анализ известных решений показывает, что при всей необозримости многообразия объектом рассмотрения является всего несколько наиболее известных задач. причиной этого является как отсутствие систематизации и представлений о многообразии практически нужных решений, так и сложность анализа печатной информации. ●предложенная систематизация делает возможной постановку задачи о создании автоматизированной системы поиска и обработки информации о решенных задачах. без систематизации создание такой автоматизированной компьютерной системы невозможно. в то же время наличие системы требует разработки алгоритмов и программ поисковой экспертной системы, основанной на достижениях как лингвистического, так и механо-математического анализа 4. модели процессов изнашивания являются неотъемлемой обязательной частью разрабатываемых методов расчета узлов трения на износ. предложенные модели основаны на аналогии между процессами ползучести в механики деформируемых тел. аналогия состоит в общности зависимостей ползучести и износа от времени. ●в [6] реализована главным образом, модель в форме зависимости интенсивности износа от давления и пути трения. для учета влияния множества других факторов предложено две перспективных формы: в виде суммы (аддитивная) и в виде произведения (мультипликативная) функций зависящих от разных факторов. в дальнейшем особого внимания заслуживает использование безразмерных комплексов от множества факторов, используемых в теории подобия и размерностей. 12.2. аналитические методы 5. контактные задачи для цилиндрических опор без учета износа сводятся к интегральным уравнениям с постоянными пределами (фредгольма), а с учетом износа к интегральным уравнениям с переменными пределами (вольтерра). использование винклеровской модели основания приводит к интегральным уравнениям второго рода. особенность уравнений с износом состоит в том, что каждая точка, вступающая в контакт в процессе износа имеет свое начало временной координаты. при выборе аналитического методы решения уравнений, как правило, выбирают наиболее простые случаи, в частности, обходящие указанную особенность: релаксационные задачи (при заданном фиксированном перемещении); задачи с обратной парой вращения; задачи с использованием алгебраических моделей изнашивания. во всех других случаях решение достигается путем отыскания специальных преобразований приводящих к аналитическому решению. значительную пользу здесь оказывает преобразование лапласа, переводящее интегральное уравнение в алгебраическое, а после решение последнего после обратного преобразования к конечному результату. в этой главе рассмотрены также некоторые другие классы задач: обратная контактная задача с износом с определением параметров моделей изнашивания; подшипник из неоднородного по износу слоя; износ втулки бесконечной толщины; применение тригонометрического усеченного ряда для учета податливости. ●выполненные решения дают представление о возможностях получить аналитическое решение для разных классов задач с износом. перспективным здесь является повышение точности и обоснование корректности выполненных решений. 6. при износе превышающем упругие контактные перемещения податливостью опоры можно пренебречь. для жесткого контакта уравнения и решение задачи упрощаются, и доводится до простых расчетных формул. при учете податливости в подавляющем большинстве случаев задача сводится к интегралам, которые в элементарных функциях не берутся. для этих случаев предложено разлагать подынтегральные функции в степенные ряды. полученные при этом расчетные формулы достаточно точны и могут использоваться в расчетах. ●перспективными являются способы, сочетающие преобразование лапласа для интегральных уравнений вольтерра в сочетании с представлениями опор скольжения в виде жесткого основания. 7. особый класс узлов трения представляют собой подшипники качения с неподвижным внутренним кольцом на оси и вращающимся наружным кольцом. при пульсирующей нагрузке сопряpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 133 жение внутреннего кольца с осью при малых смещениях испытывает особый вид износа – фреттингкоррозию. величина износа в этом случае определяется величиной относительного проскальзывания цилиндрических поверхностей кольца и оси. контактная задача в этом случае сводится к интегральному уравнению с учетом трения. на первом этапе решается уравнение без износа и определяется величина микропроскальзывания, а на втором определяется износ. главной особенностью здесь является учет касательной податливости и шероховатости контактирующих тел. подробные методические примеры указывают на достоверность полученных результатов решения задачи. ●выполненное решение является основой для разработки основ проектирования, расчета и методов борьбы с фреттинг коррозией в сопряжениях внутреннего кольца подшипника качения с неподвижной осью – самым распространенным сопряжением колес транспортных средств, таких, как автомобили, автобусы, троллейбусы и др. 8. установить закономерности контактного взаимодействия в некоторых случаях дают возможность конструктивные методы повышения износостойкости узла трения. к таким задачам относится контакт вала и подшипника при сопряжении с натягом, при наличии износа. наличие постоянной площадки контакта и релаксирования давлений по мере износа позволило в этом случае получить точное решение интегрального уравнения при наличии радиальной нагрузки. ●сопряжения вала и подшипника с малым натягом является перспективным конструкторским решением, особенно в случаях, когда требуется повышенная точность позиционирования вала. применение современных антифрикционных материалов с малым коэффициентом трения в этом случае не является препятствием для использования этого решения на практике. 9. проблема продления срока службы замков буровых колонн едва ли не самая острая в буровой технике. причиной этого является сверхтяжелые условия взаимодействия замка и обсадной трубы или абразивной поверхности скважины из песка и камня. к жестким абразивным условиям износа добавляются также сверхвысокие контактные давления от потери устойчивости колонны под действия веса ее при бурении. постановка и решение задачи облегчено тем, что контакт идет по малой площадке контакта при большом зазоре. задача сведена к дифференциальному уравнению, которое при 1m = решено точно, а при 1m ≠ приближенно. рассмотрены различные случаи кинематики движения замка по обсадной трубе: при одностороннем скольжении и при круговом скольжении. примеры расчетов с учетом реальных условий показывают степень достоверности решений. ●разработанная методика расчетов на износ замков буровых колонн позволяет определить эффективность мероприятий по повышению срока службы замков на стадии разработки этих мероприятий, и при широкой эксплуатационной проверке. это может дать существенную экономию средств, выделяемых на борьбу с износом замков. 10. к особым или специальным условиям мы здесь относим следующее: учет одновременного износа вала и втулки; обратная пара трения; износ при возвратно–поступательном (качательном) движении; износ при периодической нагрузке. в некоторых указанных случаях в частности для жесткого контакта, удается получить простые расчетные формулы, в других получить решение в квадратурах или интегралах, которые не берутся. решения в этих случаях выполняется численно. наиболее кинематически сложный случай имеет место при качательном режиме работы узла. при этом как уравнения, так и решения, зависят от величины узлов качания в некотором диапазоне амплитуд. ●постановки и решения задач этой главы подчеркивают и расширяют диапазон разного рода задач и методов их общей систематизации часто требуют новых постановок и решений. 12.3. итерационный метод офп 11. число контактных задач с износом, для которых найдены аналитические решения, достаточно ограничено. сложность и многократная нелинейность контактных задач требуют применения численных методов. алгоритмы численных методов решения интегральных методов широко распространены и хорошо известны. однако применение подавляющего большинства этих методов либо неэффективно, либо вообще затруднено. в условиях многократной нелинейности для реализации и модификации оказался наиболее эффективным итерационный метод функциональных поправок соколова. метод оказался настолько удачным, что уже первое приближение дает удовлетворительную точность. 12. модификация метода здесь состоит главным образом, в адаптации его основных положений для многократно нелинейных контактных задач с учетом износа. сначала на примере общего случая степенной нелинейной модели изнашивания показана процедура метода, как для кинематической, так и силовой форм нагружения, и показан алгоритм итерационной процедуры. затем показан алгоритм решения задачи с учетом перекоса и переменных коэффициентов трения. даны оценки точности итерации. ●из всех численных методов решения интегральных уравнений для многократно–нелинейных задач метод осреднения функциональных поправок следует признать наиболее эффективным, вобравшим в себя все лучшие стороны известных итерационных методов решения интегральных уравнений. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com развитие методов контактной трибомеханики проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 134 13. еще один новый класс контактных задач рассмотрен методом офп на примере износа проушины. отличительной особенностью этого класса задач является учет изгиба цилиндрической поверхности опоры. опора, рассматривается как кольцо, изгибающееся по теории тонких колец с одновременным контактным деформированием винклеровского основания. интегральное уравнение задачи с учетом трения и износа и усложненное изгибными деформациями успешно решено мофп. даны примеры численного решения. ●учет изгиба основания опоры скольжения существенно расширяет круг контактных задач с износом, эффективно решаемых итерационным методом. это дает возможность рассчитывать на износ гибкие элементы узлов в частности, пластинчатых цепей. 14. итерационный метод офп по структуре и по основной идее ближе всего располагается к решению интегрального уравнения с вырожденным ядром (то есть представленным в виде произведения функций). при этом использовано приближенное представление интеграла с выносом среднего интеграла от искомой функции. в этой части процедура совпадает с приближенным операционным исчислением (пои) мальцева. с другой стороны процедура пои по форме близка к первому члену итерационной процедуры лаврентьева. в итоге следует, что итерационный метод офп соколова интегрировал в себе идеи метода вырожденного ядра, приближенного операционного исчисления, и итерационного метода лаврентьева. очевидно, этот симбиоз и является основной причиной высокой эффективности метода офп. ●при рассмотрении итерационных методов, особенно офп, возникает мысль об общности между математическим аппаратом теории автоматического регулирования и алгоритмами итерационных методов. здесь связь итераций через ключевую формулу соответствует обратной связи в тау. если установить четкие соотношения этой связи, то возможно установить простые условия сходимости. выводы разработаны, исследованы и использованы на практике система следующих принципиально новых методов решения задач контактной трибомеханики: 1) метод алгебраических уравнений; 2) вариационно-экспериментальный метод; 3) обобщенный метод подобия и приведенного радиуса в задачах без износа и с износом; 4) метод решения квазигерцевских задач как без учета, так и с учетом износа; 5) предложенные методы реализованы в расчетах подшипников скольжения; 6) для расчетов напряженного состояния в опасных точках и предложены прямые методы, не требующие рассмотрения полной системы уравнений; 7) обосновано рассмотрение механического контакта как пятого вида взаимодействия в физике. литература 1. горячева и.г., добычин м.н. контактные задачи в трибологии. – м.: машиностроение, 1988. – 256 с. 2. кузьменко а.г. методи розрахунків і випробувань на зношування та надійність. – хмельницький: туп, 2002. – 151 с. 3. кузьменко а.г. метод алгебраических уравнений в контактной механике. – хмельницкий: хну, 2006. – 447 с. 4. кузьменко а.г. пластический контакт. вариационно-экспериментальный метод. хмельницкий: хну, 2009. – 390 с. 5. кузьменко а.г. напряжения в контакте. – хмельницкий: хну, 2008. – 349с. 6. кузьменко а.г., любин а.г. контактная механика и расчеты на износ опор скольжения. – хмельницкий: хну, 2008. – 550 с. 7. кузьменко а.г. прикладная теория методов испытаний на износ: хмельницкий: хну, 2008. – 579 с. 8. михлин с.г. вариационные методы в математической физике. – м.: наука, 1970. – 512 с. 9. кузьменко а.г. развитие методов контактной трибомеханики. – хмельницький: хну, 2010. – 270 с. надійшла 30.03.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_savulak.doc поєднання зварювання та паяння для ремонту рам транспортних засобів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 17 савуляк в.і., заболотний с.а., бакалець д.в. вінницький національний технічний університет, м. вінниця, україна e-mail: bacalets_dima@mail.ru поєднання зварювання та паяння для ремонту рам транспортних засобів удк 621.791 показано можливість застосування технології паяння у поєднанні із зварюванням, під час ремонту рам транспортних засобів, а саме в процесі приварювання накладок для підсилення ділянок із експлуатаційними тріщинами. ключові слова: корозійна стійкість, рамні конструкції, тріщини, зварювання, паяння. вступ вагомою причиною, що обмежує термін експлуатації рам вантажних автомобілів, є втомні руйнування у вигляді тріщин. це пояснюється тим, що під час руху автомобіля на його раму, крім ваги підресорних частин діють динамічні сили під час переїзду нерівностей дороги, гальмування, розгону і руху на поворотах [1]. крім того на автомобілях з встановленим додатковим навантажувальнорозвантажувальним обладнанням, під час його використання виникають додаткові сили в результаті дії яких елементи рами піддаються знакозмінним навантаженням та як наслідок деформуються [2]. визначальним фактором у випадку втрати стійкості рамної конструкції автомобіля в процесі експлуатації є дія вертикальної складової динамічних сили, яка призводить до появи втомних тріщин різного роду і направленості, що спричиняють зміну напружено-деформованого стану усієї системи. [3]. систематичні дослідження втомних руйнувань деталей машин почалися з середини минулого століття. в даний час питанням втомної міцності приділяється значна увага [1 5]. з метою підвищення якості відремонтованих елементів рамних конструкцій доцільним є вдосконалення існуючих методів відновлення та технологічних прийомів, а також розробка та впровадження нових. необхідно відзначити, що найбільш прогресивний напрямок збільшення довговічності та експлуатаційних властивостей деталей машин полягає в комбінуванні технологій ремонту тріщин, які утворились в процесі експлуатації методами зварювання, в поєднанні з різними процесами зміцнювальних технологій. такий підхід дозволяє повною мірою задовольнити сучасні вимоги ремонтного виробництва. основна частина підсилення та ремонт ділянок рам із зародженими тріщинами можливе шляхом приварювання додаткових елементів [4]. така технологія ремонту забезпечує необхідну міцність конструкції, але її недоліком є ослаблення металу в зоні температурного впливу та зменшення у цій зоні корозійної стійкості. дані недоліки можна усунути шляхом використання запропонованої технології, яка поєднує процеси зварювання та паяння. технологія передбачає використання припоїв з необхідною температурою плавлення для підвищення міцності зварних з’єднань в напуск, а також підвищення корозійної стійкості навколошовної зони. особливістю є те, що припой встановлюється між основними елементами, які зварюються, та розплавляється за рахунок температури навколошовної зони (рис. 1). попередніми дослідженнями [5] встановлено, що відновлення та зміцнення сталевих конструкцій шляхом заліковування пошкоджень сплавами на основі міді забезпечує гальмування тріщин, істотно збільшує їх живучість. в якості припоїв для проведення експериментів використано сплави міді з цинком, марганцем та іншими елементами. мідь у чистому вигляді в розплавленому стані характеризується високою рідкотекучістю, добре змочує поверхню сталей, твердих сплавів, нікелю та нікелевих сплавів; затікає в найтонші капілярні зазори і дає міцні та пластичні паяні з'єднання. мідно-цинкові припої являють собою подвійні сплави міді та цинку в різних співвідношеннях. діаграма стану сплавів системи мідь цинк наведена на рис. 2. найбільшу зацікавленість представляють сплави, що містять менше 34 % zn і мають однофазну структуру а-твердого розчину. зі збільшенням вмісту цинку пластичність припоїв знижується, що підвищує крихкість паяних з'єднань. рис. 1 – спосіб зварювання внапуск mailto:bacalets_dima@mail.ru поєднання зварювання та паяння для ремонту рам транспортних засобів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 18 а б рис. 2 – діаграма стану сплавів системи: а – мідь – цинк; б – мідь марганець поряд з високими технологічними властивостями, у якості припою, мідно-цинкові сплави мають високу корозійну стійкість [6]. припої, що мають структуру a-твердого розчину, зберігають достатню міцність навіть в умовах низьких температур. недоліком цих припоїв є випаровування цинку від високих температур, що погіршує умови роботи з ними. припої на основі сплавів міді з марганцем мають порівняно низьку температуру плавлення, достатньо високу міцність і пластичність. припої цієї системи не набули поширення, але вони дуже перспективні, так як паяні ними конструкції мають більш високу міцність в порівнянні зі з'єднаннями, які паяні мідно-цинковими припоями, під час їх експлуатації при температурах 500 600 °с. на кафедрі технології підвищення зносостійкості внту розроблено спосіб зварювання внапуск, який передбачає розміщення паяльного матеріалу на основі міді між деталями, що зварюються, в області температурного поля, де забезпечується його розплавлення (рис. 1). необхідною умовою реалізації описаного вище способу є обґрунтований вибір або розрахунок параметрів процесу зварювання-паяння, при яких відбудеться повне розплавлення припою, і утворюватиметься якісне з’єднання деталей. для цього необхідно визначити: режими зварювання, із врахуванням товщини профілю рами в зоні приварювання h0 та накладки hн; склад паяльного матеріалу; товщину hп та ширину b смужки припою; її віддаль від зварного шва a в залежності від глибини проплавлення та геометрії шва в поперечному перетині. допустимий зазор між деталями, що зварюються в напуск регламентується гостом 5264-80, який залежить від товщини деталей і може становити до 2 мм. відповідно до цього необхідно використовувати смужки паяльного матеріалу із товщиною, що не перевищує 2 мм. визначення оптимальних режимів комбінованого зварювання доцільно проводити методом моделювання процесу із використанням спеціалізованого програмного забезпечення на основі кінцевоелементного аналізу [7]. розроблено модель, яка дозволила аналізувати в часі теплові поля в процесі зварювання та охолодження деталі, а саме визначати зміни температур в різних точках об‘єму матеріалу деталі та припою. перевірка адекватності моделі виконувалась шляхом проведення натурного експерименту. за аналогічною схемою вимірювались температури в точках т1 т5 моделі, по довжині пластини припою і точках т5-т10 по її ширині (рис. 3), під час зварювання деталей в напуск та подальшого їх охолодження. розроблена комп'ютерна модель конструкції у вигляді двох пластин товщиною 5 мм та смужки припою 5 × 1 мм і заданих режимів зварювання дозволила отримати термограми (рис. 4) для вказаних точок. з графіка видно, що температура в точці т1 є мінімальною і досягає температури 932 ˚с на третій секунді після початку зварювання. для вибору припою доцільно використати діаграму стану з якої видно, що така температура є достатньою для розплавлення припою із концентрацією компонентів, що відповідає області діаграми стану сплаву cu-zn розташованої праворуч від лінії сп.і (рис. 2, а). у випадку використання припою на основі міді з марганцем слід обрати сплав із проміжку між лініями сп. ii iii (рис. 2, б). поєднання зварювання та паяння для ремонту рам транспортних засобів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 19 рис. 3 – модель рис. 4 – температури у точках навколошовної зони (модельні розрахунки) у випадку, коли необхідно було забезпечити розплавлення припою із заданою концентрацією компонентів у відповідності до експлуатаційних вимог, змінювали режими зварювання (силу струму, швидкість, кут нахилу електроду). у випадках, коли повне розплавлення припою за рахунок тепла, що виділялось при зварюванні, ставало неможливим, конструкція попередньо підігрівалась. макрошліфи з‘єднань, отриманих при різних режимах, наведені на рис. 5. у всіх випадках мідь повністю розплавилась, заповнивши проміжок між пластинами зі сторони зварного шва. рис. 5 – макрошліфи паяно зварних з‘єднань мікроструктурний аналіз зони сплавлення між сталлю і міддю показав наявність чіткої границі без включень та інших дефектів. у деяких випадках виявлено взаємопроникнення металу зварного шва і припою (рис. 6, а). проте таке перемішування локальне, не поширюється у глиб зварного шва і в значній мірі не впливає на механічні властивості з‘єднання. інший край мідного припою (рис. 6, б) за рахунок високої рідкотекучості та сил поверхневого натягу розтікається на певну відстань по поверхні сталі, тим самим забезпечуючи її додатковий корозійний захист. поєднання зварювання та паяння для ремонту рам транспортних засобів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 20 а б рис. 6 – границі сплавлення між сталлю і міддю: а – із сторони зварного шва; б – із протилежної сторони від зварного шва для визначення запасу міцності зразків зварених по описаній вище технології, було проведено випробування на розривній машині. використовувались відомі методи випробувань, що подібні з умовами роботи конструкції. в результаті випробувань встановлено, що руйнування усіх зразків, відбувалось поза зварним швом та зоною зпаювання. виявлено, що руйнування місця зпаювання має в'язкий характер, відбувається по криволінійній траєкторії і в деяких місцях проходить по основному металу деталі без руйнування припою, що свідчить про високу міцність такого з‘єднання. встановлено, що з‘єднання зварені за розробленою технологією мають міцність на 20 ... 25 % вищу, ніж з‘єднання, що зварені без встановлення паяльного матеріалу за стандартною технологією. висновки розроблено технологію та ряд практичних рекомендацій, щодо використання комбінованого зварювання з використанням припоїв на основі міді для проведенно ремонту поперечних тріщин рам транспортної техніки, шляхом встановлення підсилюючих накладок. наведена у статті методика, що ґрунтується на використанні програм кінцево-елементного аналізу, дає можливість чітко визначати оптимальні параметри режиму комбінованого зварювання. відновлювання та зміцнення сталевих конструкцій шляхом використання комбінованого зварювання з використанням припоїв на основі міді окрім підвищення характеристик міцності такого з'єднання забезпечує корозійний захист зони термічного впливу. література 1. максапетян г.в. определение напряженного состояния рам грузовых автомобилей при различных кузовах / г.в максапетян, г. дж. кочинян // сборник научных трудов армсхи. – 1977. – вып. xxviii. – с. 112-115. 2. миронов е.и. новый способ экспериментальной оценки нагрузок манипуляторов сучкорезнораскряжевочной установки / е.и. миронов, з.в. иванова // строительные и дорожные машины. – 1983. № 8. – с. 20. 3. трощенко в. т. циклические деформации и усталость металлов. т. 2. долговечность металлов с учетом эксплуатационных и технологических факторов / в. т. трощенко, л. а. хамаза, в. в. покровский [и др.]. – к. : наукова думка. – 1985. – 222 с. 4. бакалець д.в. підвищення надійності та відновлення металоконструкцій транспортних та сільськогосподарських машин / д.в. бакалець, в.і. савуляк // збірник наукових праць вінницького національного аграрного університету. серія технічні науки. – 2012. – випуск 11(66). – т. 2. – с. 302-306. 5. савуляк в.і. вплив заліковування тріщин мідними сплавами на міцність сталевих конструкцій / в.і. савуляк, д.в. бакалець // вісник вінницького політехнічного інституту. – 2012. – № 4. – с.172-175. 6. ляпіна. о.в. фізико-хімічні процеси на поверхні плівок мідних сплавів : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. хім. наук : спец. 01.04.18. “фізика і хімія поверхні” / ляпіна олена василівна; прикарпатський національний університет ім. в. стефаника. івано-франківськ, 2006. 20 с. 7. савуляк в.і. температурні поля та деформації під час відновлення деталей транспортної техніки / в.і. савуляк, с.а. заболотний, в.й. шенфельд // вісник східноукраїнського національного університету ім. володимира даля. – 2009. – №11(141). – с. 48-52. надійшла в редакцію 11.07.2014 поєднання зварювання та паяння для ремонту рам транспортних засобів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 21 savuljak v.і., zabolotnij s.a., bakalec' d.v. the combination of welding and soldering for repair of frames of transport vehicles. the frame constructions of transport and technological machines perceive the static load and dynamic load as a result of hat in the process of exploitation cracks and other damages on certain areas are appeared. by the problem of establishment of elements of strengthening in dangerous areas, and also proceeding in descriptions of durability of such areas with the engendered cracks, there is a danger of damage of parent metal frames due to negative processes, which can take place during welding. for indemnification of these negative consequences a scarf-welding method is developed, which provides for placing in the area of temperatures, which provide its melting, soldering material on the basis of copper between details which weld. it is well-proven researches, that renewal and strengthening of steel constructions by the use of the developed technology of welding and soldering with the use of solders on the basis of copper except for the increase of descriptions of durability provides effective slushing defence of surfaces of details in the thermal affected zone. keywords: corrosive firmness, frame constructions, cracks, welding, soldering. references 1. maksapetjan g.v., kochinjan g. dzh. opredelenie naprjazhennogo sostojanija ram gruzovyh avtomobilej pri razlichnyh kuzovah, sbornik nauchnyh trudov armshi, 1977, vyp. xxviii, pp. 112-115. 2. mironov e.i., ivanova z.v. novyj sposob jeksperimental'noj ocenki nagruzok manipuljatorov suchkorezno-raskrjazhevochnoj ustanovki, stroitel'nye i dorozhnye mashiny, 1983, №8, р. 20. 3. troshhenko v.t., hamaza l.a., pokrovskij v.v. ciklicheskie deformacii i ustalost' metallov. t. 2. dolgovechnost' metallov s uchetom jekspluatacionnyh i tehnologicheskih faktorov. k.: naukova dumka, 1985. 222 р. 4. bakalec' d.v., savuljak v.і. pіdvishhennja nadіjnostі ta vіdnovlennja metalokonstrukcіj transportnih ta sіl's'kogospodars'kih mashin, zbіrnik naukovih prac' vіnnic'kogo nacіonal'nogo agrarnogo unіversitetu. serіja tehnіchnі nauki, 2012, vyp. 11(66), t. 2, pp. 302–306. 5. savuljak v.і., bakalec' d.v. vpliv zalіkovuvannja trіshhin mіdnimi splavami na mіcnіst' stalevih konstrukcіj, vіsnik vіnnic'kogo polіtehnіchnogo іnstitutu, 2012, №4, pp. 172 –175. 6. ljapіna. o.v. fіziko-hіmіchnі procesi na poverhnі plіvok mіdnih splavіv : avtoref. dis. na zdobuttja nauk. stupenja kand. hіm. nauk: spec. 01.04.18. “fіzika і hіmіja poverhnі”, prikarpats'kij nacіonal'nij unіversitet іm. vasilja stefanika, іvano-frankіvs'k, 2006. 20 p. 7. savuljak v.і., zabolotnij s.a., shenfel'd v.j. temperaturnі polja ta deformacії pіd chas vіdnovlennja detalej transportnoї tehnіki, vіsnik shіdnoukraїns'kogo nacіonal'nogo unіversitetu іm. volodimira dalja, 2009. №11(141), pp. 48-52. 9_pisarenko_1.doc аналіз процесів тертя при високих швидкостях ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 59 писаренко в.г.,* медведчук н.к.,** *кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна, **хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна аналіз процесів тертя при високих швидкостях ковзання удк 621.891 на основі проведеного аналізу критеріїв високошвидкісного тертя запропонований спосіб оцінки ефективності технологій підвищення зносостійкості на основі аналізу функціональних залежностей коефіцієнту тертя від швидкості ковзання. наведені приклади експериментальної реалізації запропонованого підходу для різних способів зміцнення поверхонь сталевих зразків. ключові слова: швидкість ковзання, коефіцієнт тертя, машина тертя високошвидкісне тертя, змащування та знос [1] результатом контактної взаємодії вузлів, що труться із великими швидкостями ковзання, є сильний нагрів зони тертя. внаслідок неминучого при нагріві зниження твердості матеріалів зростає площа фактичного контакту, а отже, і тертя. згідно законів хімії швидкості протікання реакцій різко зростають з нагрівом. тобто при високошвідкісному (гарячому) терті контактують не вихідні матеріали, а зовсім нові, вторинні структури. наприклад, при сильному нагріві в повітрі, молібден може покритися твердим оксидом, що діє подібно до наждачного паперу. при сильному нагріві у вакуумі той же молібден значно змінює структуру гратки, внаслідок чого коефіцієнт тертя стрибком зростає у декілька разів. структурні переходи, пов'язані з перебудовою кристалічної гратки металів та супроводжуються стрибкоподібною зміною коефіцієнта тертя пояснюються тонкою фізичною природою процесів тертя і змащування. таким переходом володіє, наприклад, метал кобальт, вживаний у вигляді тонкого змащувального покриття. при нагріві понад 400 °с новий тип кристалічної гратки кобальту стає несприятливим для легкого прослизання мікрошарів цього металу і його змащувальна дія різко погіршується. але таке явище зворотне: досить знову охолодити кобальт, як його структура, а разом з нею і мастильне середовище тут же відновлюються. збільшення тертя при високій температурі зв'язане і з явищем дифузії, що полягає у взаємному проникненні атомів контактуючих тіл. інтенсивна дифузія, викликана нагрівом і сильною деформацією, може привести до спікання, абсолютно не допустимого при роботі вузлів тертя. у ряді поширених змащувальних матеріалів працездатність із зростанням температури лише покращується. наприклад, тертя графіту по металу плавно знижується і при більш високому нагріві до 1000 °с, а для таких металів, як золото, срібло і мідь і при більш високій температурі. причина цього криється в особливій шаруватій будові графіту. при сильному нагріві і без того ослаблений зв'язок між шарами стає ще менш міцним, що підсилює змащувальну дію. гранична дія нагріву полягає в розплавленні поверхневого шару одного з тіл, що труться. тоді зовнішнє тертя переходить у внутрішнє, що описується гідродинамічною теорією масел. основний вплив на змащуючі властивості матеріалів при високих температурах є розм'якшення матеріалів, їх вимушене окислення, структурні зміни в кристалічній гратці, а також дифузія, сприяюча у ряді випадків адгезії і схоплюванню. але більшість цих явищ зовсім не впливають на тертя однозначно. наприклад, окислення в одному випадку покращує змащування, а в іншому викликає інтенсивне зношування. деталі, складові пари тертя, при сильному нагріві розширюються неоднаково, що приводить до небезпечного збільшення зазорів або, навпаки, заклинювання деталей. все це створює для конструкторів додаткові труднощі. складність і різноманіття явищ при високошвидкісному гарячому терті настільки великі, що високотемпературні мастила створюються до цих пір в основному дослідним шляхом. основним шляхом тут є виготовлення різних сумішей, де керамічна або металокерамічна основа поєднуються більш менш вдало з термостійким змащувальним агентом: наприклад, кобальто нікельова основа заповнюється тим же молібденітом. цей матеріал зберігає працездатність у вакуумі при нагріві до 900 °с. поряд з теплостійкими матеріалами, що самозмащуються, розрахованими на тривалий ресурс, широко використовуються високотемпературні змащувальні покриття, завдання яких забезпечити одноразове спрацьовування або короткочасну дію механізму. найбільш прості з таких покриттів – плівки з м'яких металів, що мають, відносно високу температуру плавлення. при цьому високою змащувальною дією володіє срібло, яке широко використовується за кордоном, наприклад, для змащування опор буро аналіз процесів тертя при високих швидкостях ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 60 вих доліт. товщина таких покриттів складає зазвичай всього декілька мікрометрів. металеві плівки застосовуються, як правило, для порівняно невеликих навантажень. останніми роками все більшого поширення набуває іонне легування поверхонь ковзання, засноване на бомбардуванні їх прискореними до великих енергій іонами азоту, свинцю, олова, бору і інших елементів, що у ряді випадків приводить не лише до підвищення термостійкості поверхні контакту, але і до десятиразового зростання їх зносостійкості при роботі у відкритому космосі. однією з причин такого явища служить "лікування" поверхневих мікротріщин, що пов'язане, у свою чергу з дією поглинутих часток. отже розглядаючи проблему тертя при швидкостях в сотні метрів в секунду, що майже неминуче супроводжується сильним нагрівом поверхонь, слід зазначити, що ця проблема обумовлена, в першу чергу, загальним прогресом сучасної техніки із застосуванням високих швидкостей ковзання. аналіз впливу високих швидкостей тертя на процеси зношування тертя твердих тіл при високих швидкостях ковзання є граничним випадком зовнішнього тертя. для оцінювання умов роботи тіл, що труться у високошвидкісних установках і вузлах тертя використовується декілька узагальнених критеріїв – число пекле, число фур’є та коефіцієнт взаємного перекриття [2]. число пекле у випадку повністю насиченого контакту дорівнює: a vl pe = , (1) де v – швидкість ковзання; l – довжина контактної зони двох тіл в напрямку ковзання; a – коефіцієнт температуропровідності. збільшення числа пекле відбувається з ростом швидкості ковзання і довжини контактної площадки, або з насищенням фрикційного контакту, пов’язаним із збільшенням питомого навантаження або розігрівом поверхонь, які труться. число фур’є представляє безрозмірний час: 2b at fo = , (2) де t – час; b – товщина елемента пари тертя. числа фур’є для окремих елементів пар тертя однієї установки в даний момент високошвидкісного тертя – різні. автори [3] стверджують, що у зв’язку з тим, що механічні властивості і температура плавлення матеріалу елемента, що ковзає суттєво менші механічних властивостей і температури плавлення контртіла, то процес зношування відбувається шляхом перенесення (намащування) тонких поверхневих шарів елемента, що ковзає на контртіло. в умовах високих швидкостей ковзання температура поверхні тертя може бути близькою до температури плавлення тіл тертя або досягати її. в результаті цього в шарах, які прилягають до меж контакту відбуваються інтенсивні пластичні деформації, а в окремих точках фактичної площі контакту виникають локальні осередки оплавлення елементів, що ковзають [4, 5]. таким чином, знос поверхні тертя зумовлено втратою механічних властивостей, великою адгезією і переносом сильно нагрітих і оплавлених тонких поверхневих шарів. суттєву роль в процесах виникнення та накопичення трибопошкоджень відіграють динамічні процеси, які виникають в області контакту тіл тертя при високих швидкостях ковзання. на межах фрикційного контакту виникають динамічні ефекти, обумовлені технологічними особливостями виготовлення, характером прикладення навантажень, температурними коливаннями навколишнього середовища, деформуванням та зносом поверхонь. наслідком динамічних ефектів є суттєва зміна величини питомих навантажень в зоні контактування. однією з характеристик, що безпосередньо впливає на протікання процесів зношування є коефіцієнт тертя. особливістю процесів зношування, що відбуваються в умовах високошвидкісного тертя є ефект значного зменшення коефіцієнта тертя з ростом швидкості взаємного переміщення тіл тертя. аналіз процесів тертя при високих швидкостях ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 61 в зв’язку з цим, вивчення явищ пов’язаних з визначенням залежності коефіцієнта тертя від швидкості ковзання для стрілецького та артилерійського озброєння приділялось достатньо уваги [3]. в роботах г грече та е. плаке пропонувалась емпірична залежність коефіцієнта тертя від швидкості ковзання в каналі ствола: v v ff 1 1 0 1 1 β+ α+ = , (3) де 0f – значення коефіцієнта тертя при 0=ν ; 0217,01 =α – емпіричний коефіцієнт; 132,01 =β – емпіричний коефіцієнт. слід зазначити, що дана залежність не може бути використана для всіх видів стрілецької зброї, так як коефіцієнти будуть залежати від великої кількості факторів, які треба враховувати в кожному конкретному випадку. зменшення коефіцієнта тертя при високих швидкостях пояснюється розмягшенням і розплавленням матеріалу в зоні фрикційного контакту. навіть у зразків такого крихкого матеріалу, як скло, поверхня тертя має сліди термічного розмягшення і течії. чим нижча температура плавлення матеріалу в поєднанні з низькою теплопровідністю, тим швидше проходить оплавлення і тим нижче коефіцієнт тертя. досліди ф. боудена, е. фрейтага, п. персона показали, що у зразків з таких матеріалів, як вісмут, сурма, свинець і олово, оплавлення починалось на протязі дуже короткого проміжку часу з моменту початку тертя. слід відмітити, що для даних матеріалів при швидкості ковзання більше 450 м/с, спостерігали ріст коефіцієнта тертя. збільшення коефіцієнта тертя з ростом швидкості пояснюється швидким збільшенням площадки фактичного контакту при оплавлені відносно великих об’ємів матеріалу на поверхневих шарах. результати дослідження високошвидкісного тертя полімерних матеріалів свідчать, що як і для металічних матеріалів, відбувається зменшення коефіцієнту тертя з ростом швидкості ковзання, однак абсолютні значення коефіцієнтів тертя у них вищі. для металічних матеріалів в поверхневих шарах спостерігалися структурні зміни і фазові перетворення. зменшення коефіцієнта тертя з ростом швидкості пов'язується з інтенсивним нагрівом і знеміцненням поверхневих шарів. при цьому відбувається руйнування адсорбованих плавок, зближення поверхонь, виникнення та розвиток пластичної деформації. у легкоплавких матеріалів, таких як вісмут, олово, свинець при швидкостях до 100 м/с зношена поверхня мала гладкий блискучий вигляд, що вказує на пружнопластичний характер деформацій в зоні тертя. при швидкостях до 200 м/с спостерігається поява частинок зносу менше 1 мкм. при швидкостях більше 200 м/с спостерігається поява пластичних деформацій в повернених шарах. металографічні дослідження [1] поверхневих шарів частин, що труться показали значні зміни структури в поверхневих шарах. поверхні тертя мають сліди великих пластичних деформацій. метал поверхневих шарів веде себе як матеріал з високою пластичністю та в’язкістю. аналіз впливу навантаженого стану фрикційного контакту на зміну коефіцієнта тертя при високих швидкостях ковзання показує, що з ростом питомих навантажень [61] коефіцієнт тертя падає. із збільшенням абсолютної величини зближення контактуючих поверхонь збільшується степінь передеформування поверхневих шарів ковзаючого елемента, а відповідно, і інтенсивність теплоутворення. якщо максимум температури спостерігається в шарі, розміщеному на деякій глибині від поверхні тертя ковзаючого елемента, то сили адгезії на границі контакту можуть перевищити міцність основного матеріалу в цьому шарі і нагріті частинки будуть переноситися на контртіло. таке явище спостерігається в експериментах по дослідженню тертя та зношування твердих тіл при високих швидкостях ковзання. процес масопереносу нагрітих частинок, на жаль, не враховується існуючими теоретичними залежностями. на основі аналізу теплофізичних процесів в області контакту при високошвидкісному терті авторами [1] запропоновано комплекс безрозмірних параметрів, які дозволяють оцінити відносну зносостійкість матеріалів і пояснити ряд експериментальних даних отриманих в умовах високих швидкостей ковзання. автори [1] пов'язують зносостійкість з опором матеріалів до оплавлення в конкретному вузлі тертя з заданим режимом роботи: питомим навантаженням, швидкістю ковзання та питомим тепловиділенням. прийнято, що контртіло є абсолютно жорстке, а поверхневі шари ковзаючого елемента деформуємими і оплавляємими. аналіз процесів тертя при високих швидкостях ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 62 в результаті аналізу факторів, які впливають на пружно деформований стан трибосистем, процесів накопичення пошкоджень та їх впливу на процеси зношування встановлено, що в якості критерію оцінки ефективності використання матеріалів, технологічних процесів нанесення покриттів, термообробки та інших способів підвищення зносостійкості можна використати швидкість зміни коефіцієнта тертя. методика та результати випробувань при високошвидкісному терті випробування проводились за схемою "диск палець" (рис. 4.3) на машині тертя умт-1. диск діаметром 400 мм виготовлявся зі сталі 40х і шліфувався до параметру шорсткості ra = 0,63мкм. диск використовувався як контрзразок. до диска із заданим зусиллям 10 н притискались циліндричні зразки розмірами 12 × 6 мм. диск разово змащувався тонким шаром гліцеринового масла. диск встановлювався на шпинделі установки, центрувався і приводився у обертання з максимальною частотою 3000 об/хв. 120...190 n = 300...3000 об/хв диск сталь 40х 12 0, 63 6 палець рис. 1 – схема випробувань "диск палець" максимальна лінійна швидкість ковзання при випробуваннях визначалась за залежністю: м/с6030/19,0300030/ ≈⋅⋅π=π= nrv . нижчі значення швидкості ковзання встановлювались зменшенням радіусу встановлення зразків або зменшенням частоти обертання диску. коефіцієнт тертя визначався для швидкостей ковзання відповідно 5; 10; 20; 40; 60 м/с. коефіцієнт тертя вимірювався за моментом тертя, який фіксувався потенціометром на пульті керування від датчика моменту. коефіцієнт тертя визначався за формулою: nmrf /= , де m – момент тертя, нм; r – радіус встановлення зразків, м; n – сила притискання зразків до диску. результати випробувань фрикційних властивостей досліджуваних зразків, модифікованих різними методами хіміко термічної обробки, наведені нижче. таблиця 1 результати трибологічних випробувань швидкість ковзання, м/с 5 10 20 40 60 сталь ст 3 (азотування) 0,2 0,1 0,065 0,04 0,03 сталь 40х (азотування) 0,2 0,088 0,058 0,035 0,026 сталь ст 3 (комбінована хіміко термічна обробка) 0,22 0,083 0,053 0,03 0,022 матеріал сталь 20 х (нітроцементація) 0,22 0,07 0,04 0,028 0,024 матеріал сталь 40х (комбінована хіміко термічна обробка) 0,2 0,1 0,065 0,04 0,03 аналіз процесів тертя при високих швидкостях ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 63 графічна інтерпретація результатів випробувань наведена на рис. 2. 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0,2 0 10 20 30 40 50 60 70 швидкість ковзання, м/с ко еф іц іє нт т ер тя ст3(а) 40х(а) ст3(хто) 20х(нц) 40х(хто) рис. 2 – результати випробувань зразків матеріалів при високошвидкісному терті аналіз отриманих результатів показав наступне. у всьому діапазоні досліджуваних швидкостей ковзання спостерігалось стійке зменшення коефіцієнту тертя від швидкості від значень 0,2 (граничне, напівсухе тертя) до 0,02 (тертя через рідинну плівку), тобто майже на порядок. для деяких матеріалів (40х(хто); 20х(нц)) мала місце стабілізація низьких значень коефіцієнту тертя, починаючи з 40 … 50 м/с. висновок експериментальні дослідження залежності коефіцієнту тертя від швидкості ковзання, підтвердили факт зменшення значень коефіцієнту тертя від швидкості ковзання та можливість оцінювання ефективності різних технологій поверхневої обробки шляхом оцінювання функціональних залежностей коефіцієнту тертя. література 1. http://treniye.ru/goryachee-trenie 2. балакин, в. а. трение и износ при высоких скоростях скольжения [текст] / в. а. балакин. – м. : машиностроение, 1980. – 136 с. 3. montgomery, r. s. muzzle wear of cannon [тext] / r. s. montgomery // wear. – 1975. – v. 33. – n 2. – p. 359-368. 4. боуден, ф. п. трение и смазка твердых тел [текст] / ф. п. боуден, д. тейбор. – м. : машиностроение, 1968. – 543 с. 5. сидоренко, г. с. исследование микроструктуры поверхностных слоев образцов, испытанных при кратковременном трении на скоростях скольжения 200-350 м/с. [текст] / г. с. сидоренко, з. в. игнатьева, в. а. балакин // тепловая динамика трения. – м. : наука, 1970. – с. 146-150. надійшла в редакцію 01.12.2014 http://treniye.ru/goryachee-trenie аналіз процесів тертя при високих швидкостях ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 64 pisarenko v.g., medvedchuk n. k. analysis of processes of friction at high-rate of sliding. on the basis of the conducted analysis of criteria of high-speed friction the offered method of estimation of efficiency of technologies of increase of wearproofness is on the basis of analysis of functional dependences the coefficient of friction from speed of sliding. the examples of experimental realization offered approach are resulted for the different methods of strengthening of surfaces of steel standards. key words: sliding speed, coefficient of friction, machine of friction . references 1. http://treniye.ru/goryachee-trenie 2. balakin v. a. trenie i iznos pri vysokih skorostyah skol'zheniya. m. mashinostroenie, 1980. 136 p. 3. montgomery, r. s. muzzle wear of cannon. wear. 1975. v. 33. no 2. pp. 359-368. 4. bouden f. p., tejbor d. trenie i smazka tverdyh tel. m. mashinostroenie, 1968. 543 p. 5. sidorenko g. s., ignat'eva z. v., balakin v. a. issledovanie mikrostruktury poverhnostnyh sloev obrazcov, ispytannyh pri kratkovremennom trenii na skorostyah skol'zheniya 200-350 m/s. teplovaya dinamika treniya. m. nauka, 1970. pp. 146-150. http://treniye.ru/goryachee-trenie скреч метод в дослідженні якості композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 117 яворськан.м., підгайчукс.я., дробото.с. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: nataly_yavorska@mail.ru скреч метод в дослідженні якості композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю удк 621.891.78, удк 621.357:621.891 досліджено вплив хімічного складу нанопорошків та термічної обробки на якість композиційних електролітичних покриттів (кеп) з застосуванням скреч-методу. виявлено позитивний вплив нітридних включень на міцність зчеплення кеп з основою із-за ущільнення покриттів при впровадженні наночастинок нітриду бору та композиції наночастинок нітриду силіцію та титану. визначено вплив режимів термічної обробки на міцність зчеплення гальванічного шару та основи зразка. ключові слова: композиційні електрохімічні покриття, термічна обробка, нанопорошки, нітриди бору, суміш нітриду титану і силіцію, міцність зчеплення, скреч-метод. вступ створення електролітичних покриттів є однією з ланок розв’язання проблем підвищення якості деталей машин та механізмів, що невід’ємно пов’язано з іншими прогресивними напрямками у підвищенні зносостійкості вузлів деталей машин. однак, гальванічним покриттям притаманні суттєві недоліки, зокрема, наводнювання основи, не якісне зчеплення покриття з основою. такі явища є основною причиною недостатньо ефективної роботи гальванічних покриттів, особливо в специфічних умовах (при підвищених температурах, в агресивних середовищах, тощо). суттєво покращити експлуатаційні властивості гальванопокриттів можна за рахунок введення в матрицю покриття нанодисперсних включень (створення композиційних електролітичних покриттів (кеп)). важливим позитивним економічним фактором кеп є можливість нанесення покриттів на поверхню відносно дешевих сталей. для надійної працездатності захисного шару важливим та визначальним чинником є міцність зчеплення з основним матеріалом. перспективним напрямком покращення властивостей кеп є відпрацювання складів та технологій нанесення кеп з застосуванням термічної обробки. різноманітність складів кеп, а також вимог до умов їх експлуатації зумовлюють необхідність проведення наукових досліджень для знайдення оптимальних рішень. мета і постановка задачі мета роботи – визначення впливу складу та дифузійного відпалу кеп на основі нікелю з добавками нанорозмірних включень нітриду бору та суміші нітриду силіцію та титану на міцність зчеплення покриттів з основою. об’єктом дослідження були кеп на основі гальванічного нікелю товщиною 20 мкм, які осаджені на зразки зі сталі 08. дисперсною фазою слугували нанопорошки нітриду бору розміром 0,01 мкм та сумісно синтезована композиція нітриду силіцію та титану (70 % tin + 30 % si3n4) з розміром частинок від 0,01 мкм до 0,05 мкм [1]. з метою підвищення зчеплення отриманих кеп було проведено дифузійний відпал нанесених шарів у вакуумній електропечі сгв-2.4-2/15-и3. виклад матеріалів досліджень для дослідження якості та міцності запропонованих покриттів, товщина яких вимірюється мікронами, розглядалося застосування наступних методів: 1) вдавлювання мікротвердоміру з переміщенням по нормалі, відносно поверхні; 2) вдавлювання з переміщенням по дотичній до поверхні – дряпання. другий метод називається склерометрією (скреч метод) – спосіб руйнування поверхні [2, 3]. в наших умовах він виявився найбільш точним та простим для розв’язку поставленої задачі. в цьому методі дряпання поверхні проводиться рухом пірамідки вперед, як гранню так і ребром. при русі гранню вперед подряпина утворюється за рахунок вдавлювання матеріалу зразка. рух пірамідки вперед ребром створює подряпину головним чинником якої є прорізання матеріалу основи. враховуючи головну задачу визначення міцності поверхні, в якості основної схеми було вибрано рух пірамідки гранню вперед. при такому виборі типу руху, подряпина (канавка) утворюється переважно вдавлюванням індентора при контактному навантаженні. при цих умовах оцінюється міцність поверхні на вдавлювання. дряпання виконувалось алмазною пірамідкою з кутом при вершині 136 (піраміда віккерса) на пристрої скреч – метр (см – 01) [4]. поверхнею слугував поперечний мікрошліф досліджуваного зразка, mailto:nataly_yavorska@mail.ru скреч метод в дослідженні якості композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 118 рух поверхні прямолінійний, зворотно-поступальний, зі швидкістю 3,35 мм/хв. лінійні розміри подряпин визначалися на мікроскопі мікротвердоміра пмт – 3 при збільшенні в 462 рази. головними критеріями якості покриттів, при їх дослідженні за допомогою скреч – методу, запропоновано вважати: значення міцності зчеплення покриттів з основою при дряпанні p ; коефіцієнт опору тертя алмазної пірамідки по покриттю f [5]. для отримання порівняльних даних в роботі досліджено міцність зчеплення гальванічних нікелевих покриттів, кеп без термічної обробки та кеп з термічною обробкою. на рис. 1 представлено фотографію поперечного мікрошліфа покриття ni + bn з треком (утворення канавки) для визначення міцності зчеплення з основою. рис. 1 – покриття ni + bn з треком для визначення міцності зчеплення з основою (х 462) в табл. 1 наведено склади покриттів, режими термічної обробки, міцність зчеплення шару покриття з основою зразка при дряпанні та коефіцієнт опору тертя індентора по матеріалу покриття. таблиця 1 результати досліджень зразків скреч методом на пристрої см-01 режим обробки зразка матеріал покриття міцність зчеплення, p , мпа коефіцієнт опору тертя індентора по матеріалу, f ni 181 0,135 ni+bn 276 0,073 без термообробки ni+(tin+si3n4) 321 0,187 ni 352 0,158 ni+bn 406 0,134 після термообробки, 760 , 1 год ni+(tin+si3n4) 369 0,227 ni 357 0,153 ni+bn 411 0,131 після термообробки, 760 , 2 год ni+(tin+si3n4) 378 0,233 ni 363 0,149 ni+bn 415 0,128 після термообробки, 760 , 3 год ni+(tin+si3n4) 386 0,237 ni 355 0,155 ni+bn 408 0,133 після термообробки, 860 , 1 год ni+(tin+si3n4) 375 0,231 ni 365 0,148 ni+bn 420 0,124 після термообробки, 860 , 2 год ni+(tin+si3n4) 394 0,242 ni 376 0,150 ni+bn 429 0,114 після термообробки, 860 , 3 год ni+(tin+si3n4) 410 0,248 скреч метод в дослідженні якості композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 119 за результатами експериментів (табл. 1) були побудовані графіки залежностей міцності зчеплення покриттів з основою при дряпанні та коефіцієнта опору тертя індентора по матеріалу покриттів від режимів термічної обробки зразків (рис. 2, 3). проведений аналіз отриманих результатів показав, що покриття без термообробки мають мінімальну міцність зчеплення: p = 181 мпа (покриття на основі гальванічного ni), p = 276 мпа (нікелеве покриття з добавкою нітриду бору) та p = 321 мпа (нікелеве покриття з добавкою суміші нанопорошків tin+si3n4). очевидними є підвищена крихкість та відшарування гальванічного нікелевого покриття. добавка нанодисперсних включень підвищила міцність зчеплення покриттів з основою в 1,5 разів (при використанні частинок нітриду бору) та 1,8 разів (при використанні суміші нітридів титану та силіцію, табл. 1). кращі показники міцності зчеплення в кеп, ніж у гальванічного нікелевого покриття можна пов’язати з ущільненням покриттів при впровадженні наночастинок. рис. 2 – залежність міцності зчеплення покриттів з основою від температури та тривалості процесу відпалу в результаті термічної обробки відбулася дифузійна взаємодія між покриттям та основою, яка підвищила їх зчеплення. глибина проникнення ni (fe), а відповідно і міцність зчеплення гальванічного шару та основи зразка залежать від режимів термообробки. найбільш швидке зростання величини міцності зчеплення відбувалось у нікелевих зразків без добавок при т = 760 °с та т = 860 °с на протязі 1 години відпалу (відповідно p = 352 мпа та p = 355 мпа), та у нікелевих зразків з включеннями нітриду бору при таких же режимах відпалу ( p = 406 мпа та p = 408 мпа). менші темпи покращення зчеплення системи покриття основа було виявлено в зразках із включеннями нанодисперсної суміші нітридів титану та силіцію ( p = 369 мпа та p = 375 мпа). слід відмітити, що температура відпалу при тривалості термічної обробки 1 година незначно впливає на міцність зчеплення всіх видів досліджуваних покриттів. тобто такі режими дають однаковий ефект. збільшення тривалості термічної обробки підвищує міцність зчеплення всіх видів досліджуваних покриттів. при термічній обробці (т = 860 °с,  = 3 год) зчеплення поверхні з основою для покриття на основі ni досягає p = 376 мпа, дана величина є найменшою. для нікелевого покриття з нановключеннями bn вона дорівнює p = 429 мпа, що дещо вище, ніж для нікелевого покриття з добавкою сумішші нітридів титану та силіцію, для цього покриття p = 410 мпа. підвищення міцності зчеплення при збільшенні тривалості відпалу викликано зміною структури перехідного шару внаслідок взаємної дифузії компонентів покриття-основа. відпал покриттів сприяє незначному збільшенню коєфіцієнтів опору тертя індентора по матеріалу для всіх кеп, що пов’язуємо з зміною структури та морфології перехідного шару. найнижчий коефіцієнт мають нікелеві покриття з нанодобавкою bn, отримані при таких режимах відпалу: температура скреч метод в дослідженні якості композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 120 т = 760 °с, т = 860 °с та час  =2, 3 год. залежність коефіцієнта опору тертя індентора по матеріалу від режимів відпалу зображено на рис. 3. рис. 3 – залежність коефіцієнта опору тертя індентора по матеріалу від температури та тривалості відпалу таким чином, застосування термічної обробки для отримання нікелевих покриттів та кеп значно покращує їх адгезійні властивості: міцність зчеплення та коефіцієнт опору тертя індентора по матеріалу. висновки для встановлення впливу хімічного складу та дифузійного відпалу кеп на основі нікелю з добавками нанорозмірних включень нітриду бору та суміші нітриду силіцію та титану на міцність зчеплення покриттів з основою застосовано скреч-метод. при цьому доведено, що нанесення кеп з наступним дифузійним відпалом, дозволяє усунути недоліки електролітичного способу та досягнути наступних переваг: утворити більш щільні покриття, підвищити міцність зчеплення покриття з основою за рахунок формування перехідних шарів та зменшення внутрішніх напружень в покриттях. експериментально доведено, що покриття без термообробки володіють значно меншою міцністю зчеплення ніж відпалені, однак очевидно, що дисперсні частинки нанопорошків впливають на якість покриттів, так введення в нікелеву матрицю нітридних включень підвищує міцність зчеплення в 1,5 1,8 разів для кеп з добавкою нітриду бору та добавкою суміші нітридів титану і силіцію відповідно. значне підвищення міцності зчеплення при застосування дифузійного відпалу та збільшенні тривалості відпалу викликано зміною структури перехідного шару внаслідок взаємної дифузії компонентів “покриття основа”. література 1. пат. 29705. україна, мпк с25d 15/00. склад для отримання кеп на основі ni з добавками нанорозмірних нітридів / покришко г. а., дробот о. с., підгайчук с. я., яворська н. м.; заявник та патентовласник хмельницький національний університет – № u 2007 10329; заявл. 17/09/2007; опубл. 25.01.2008, бюл. № 2. 2. хрущов м. м. склерометрия. теория, методика, применение испытаний на твердость царапанием / хрущов м. м. – м. : наука. – 1968. – 218 с. 3. кузьменко а. г. скрeч-метод определения трибологических свойств поверхности: [ч. 1. обзор] / кузьменко а. г., волынский б. с. // проблемы трибологии. – 1998. – № 1 (7). – с. 3 19. 4. волынский б. с. экспериментальная установка для исследования изнашивания и электрических свойств контактов / волынский б. с. // применение композиционных материалов в узлах трения технологического оборудования. – хмельницкий, 9 – 10 октября, 1986г. – с. 24 25. 5. волинський б. с. скреч-метод визначення трибологічних властивостей поверхні : дис.... кандидата технічних наук : 05.02.04 /волинський борислав савелійович. – хмельницький, 1998. – 143 с. надійшла в редакцію 19.09.2015 скреч метод в дослідженні якості композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 121 yavorskan.m., pidgaichuk s.ya., drobot o.s. the scratch method in research of quality of compositional electrochemical coating on the basis of nickel. decision of problems improving the quality of machine parts and mechanisms inseparably linked with creation of electrochemical coating. significantly improve of operating characteristics of electrochemical coating are possible through introduction to base of coating nanopowders (creation of compositional electrochemical coating (cec)). the operational reliability of protective layer is based to adhesion durability with base material. improvement of characteristics coating requiring of working out composition and obtaining technologys cec with used heat treatment. in the article presents the results of experimental researches effect of chemical composition and heat treatment cec on the basis of nickel with the addition of nitrides boron and the compound of nitrides titanium and silicium using of scratch method. for definition of endurance of surface sturdiness conducted motion of diamond pyramid (the angle at vertex 136°) edge forward. the positive effect of inclusions nitrides on adhesion durability of cec with the base at the expense of compression of coatings through the introduction of nanopowders is revealed. it was experimentally proven that the coatings without heat treatment have considerably smaller endurance capability of bond than annealed ones. the dispersible particles of nanopowders influence on the grade of coatings, so introduction to the nickeliferous stencil of nitrides inclusions improves the adhesion durability in 1,5 1,8 times for cec with the addition of nitrides boron and addition compound of nitrides titanium and silicum, respectively. the considerable increase of adhesion at application of the diffusive annealing and increase of duration of annealing it is caused the change of structure of transitional layer as a result of interdiffusion of components “coating-base”. key words: compositional electrochemical coating, heat treatment, nanopowders, nitrides boron, compound of nitrides titanium and silicum, adhesion durability, scratch method. references 1. pat. 29705. ukraina, mpk с25d 15,00. sklad dlya otrumannya kep na osnovi ni z dobavkami nanorozmirnux nitridiv, pokrishko g.a., drobot o.s., pidgaichuk s.ya., yavors’ka n.m.; zayavnik ta patentovlasnik xmel’nicz’kij naczional’nij universitet. no u 2007 10329, zayavl. 17,09,2007; opubl. 25.01.2008, byul. no 2. 2. xruschov m. m. sklerometriya. teoriya, metodika, primenenie ispy`tanij na tvyordost` tsarapaniem. m. : nauka. 1968. 218 s. 3. kuzmenko a. g., volyinskiy b.s. skrech-metod opredeleniya tribologicheskih svoystv poverhnosti. [ch. 1. obzor]. problemyi tribologii. 1998. no 1 (7). s. 3 – 19. 4. volyinskiy b.s. eksperimentalnaya ustanovka dlya issledovaniya iznashivaniya i elektricheskih svoystv kontaktov. primenenie kompozitsionnyih materialov v uzlah treniya tehnologicheskogo oborudovaniya. hmelnitskiy, 9 – 10 oktyabrya, 1986g. s. 24 – 25. 5. volinskiy b.s. skrech-metod viznachennya tribologichnih vlastivostey poverhni : dis.... kandidata tehnichnih nauk : 05.02.04 ,volinskiy borislav saveliyovich. hmelnitskiy, 1998. 143 s. http://www.lingvo.ua/ru/search/glossaryitemextrainfo?text=%d0%bd%d0%b8%d1%82%d1%80%d0%b8%d0%b4%20%d0%b1%d0%be%d1%80%d0%b0&translation=boron%20nitride&srclang=ru&destlang=en&author=administrator http://www.lingvo.ua/ru/search/glossaryitemextrainfo?text=%d0%bd%d0%b8%d1%82%d1%80%d0%b8%d0%b4%20%d0%b1%d0%be%d1%80%d0%b0&translation=boron%20nitride&srclang=ru&destlang=en&author=administrator http://www.lingvo.ua/ru/search/glossaryitemextrainfo?text=%d0%bd%d0%b8%d1%82%d1%80%d0%b8%d0%b4%20%d0%b1%d0%be%d1%80%d0%b0&translation=boron%20nitride&srclang=ru&destlang=en&author=administrator 6_andruschenko.doc управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 35 андрущенко м.и., куликовский р.а., холод а.в., осипов м.ю. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-mail: mosipov61@ukr.net управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла технологическими методами удк 621.791.927.5:669.15 исследовалась возможность реализации потенциала наиболее износостойких модельных сталей системы fe-c-cr с большим количеством высокоуглеродистого метастабильного аустенита при упрочнении и восстановлении наплавкой штампов пресс-форм для прессования огнеупорных и строительных изделий. установлена необходимая скорость охлаждения наплавленного металла типа 150х3, и предложен способ обеспечения оптимальной структуры при наплавке штампов. ключевые слова: структура, абразивное изнашивание, наплавка, скорость охлаждения, термический цикл, метастабильный аустенит. введение, постановка задачи известно, что одним из эффективных путей повышения износостойкости деталей, работающих в условиях абразивного изнашивания, является использование сталей с большим количеством остаточного метастабильного аустенита [1 3]. вместе с тем в результате исследования сталей системы fe-c-cr было установлено [4], что обеспечение в структуре большого количества остаточного аустенита путем повышения содержания углерода многократно эффективнее, чем за счет содержания хрома. так, износостойкость сталей этой системы легирования в бескарбидном состоянии, содержащих до 90 % аустенита, при высоком содержании углерода (1,5 1,7 %) и незначительном количестве хрома (3,0 3,5 %) в 5 раз выше, чем сталей с большим количеством хрома (до 19 %) и при относительно низком содержании углерода. поэтому в дальнейшем предполагалось использовать высокоуглеродистые составы в качестве наплавленного металла, в частности, при упрочнении и восстановлении штампов пресс-форм для прессования огнеупорных и строительных изделий. однако исследования, проведенные в работе [4], были выполнены в лабораторных условиях на модельных сплавах, закаленных в масле при сравнительно высоких скоростях охлаждения υ 650 … 550 ≈ 150º с/с [5]. в тоже время, для неуправляемого термического цикла наплавки, характерны пониженные скорости охлаждения, чем при закалке в масле, что может являться дополнительным фактором влияния на структурное состояние и износостойкость материалов. в связи с этим, целью работы являлась проверка полученных результатов в производственных условиях и поиск путей реализации потенциала наиболее износостойких модельных сплавов при упрочнении и восстановлении штампов пресс-форм. материалы и методика исследований наплавку штампов осуществляли штучными покрытыми электродами. содержание углерода в наплавленном металле увеличивалось от 0,5 до 1,6 %, а хрома – соответственно уменьшалось от 19 до 0,1 % пропорционально влиянию этих элементов на температуру начала мартенситного превращения. наплавка штампов производилась без предварительного подогрева по всему периметру рабочей кромки. испытания проводили до допустимого износа кромок. износостойкость оценивали по количеству выпущенной продукции за время работы штампов. необходимо отметить, что испытания в рамках действующего производства достаточно трудоемки и связаны с организационными сложностями. при этом разброс результатов выше, чем при испытаниях на лабораторной установке. несложные расчеты по известной методике [6, 7] показали, что для достижения достоверности данных на таком же уровне, как и при испытаниях в лабораторных условиях (надежность 0,9, при погрешности не более 5 %), потребовалось бы в 3 раза больше экспериментов на натурных деталях, что практически было невозможно. поэтому полученные на этом этапе работы результаты рассматривались в основном на качественном уровне, как данные, позволяющие выявить основные тенденции изменения износостойкости наплавленного металла в зависимости от дополнительных условий, влияющих на формирование его структуры и оценить возможность реализации потенциала сплавов с высокой способностью к упрочнению при восстановлении натурных деталей. mailto:mosipov61@ukr.net управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 36 результаты исследований и их обсуждение обобщенные результаты производственных исследований в сопоставлении с данными об износостойкости модельных сплавов схематически представлены на рис. 1. в начале исследуемого диапазона соотношений углерода и хрома, с повышением содержания углерода и уменьшением количества хрома в наплавленном металле, износостойкость кромок штампов, как и опытных модельных сплавов испытанных в лабораторных условиях, возрастает практически в одинаковой мере. однако в дальнейшем интенсивность роста износостойкости наплавленного металла с повышением содержания углерода снижается. достигнув максимума сопротивляемости изнашивания существенно ниже уровня ожидаемого на основании результатов лабораторных испытаний модельных закаленных сплавов, износостойкость наплавленных штампов уменьшается. рис. 1 – схема изменения степени упрочнения и износостойкости опытных сплавов системы fe-c-cr в зависимости от способа охлаждения: 1 – относительная износостойкость модельных сплавов, закаленных в масле; 2 – относительная износостойкость наплавленного металла (охлаждение на воздухе) таким образом, потенциал износостойкости высокоуглеродистых, незначительно легированных хромом сталей, реализуется далеко не в полной мере, если структура наплавленного металла была сформирована в условиях нерегулируемого термического цикла. металлографические исследования высокоуглеродистого, незначительно легированного наплавленного металла показали, что его структура на различных участках наплавленной кромки (по периметру штампа) не одинакова. на участке валика, сформированного в начале процесса восстановления штампа, структурное состояние металла ближе к структуре закаленных модельных сплавов. однако на последующих участках валика, в структуре преобладает мартенситная составляющая, включающая существенное количество карбидов цементитного типа. в некоторых случаях (особенно на штампах малой массы) на замыкающих периметр участках валика, сформированных при завершении наплавки, образуются промежуточные структуры. таким образом, причиной несоответствия результатов лабораторных и производственных испытаний модельных закаленных в масле и наплавленных опытных сплавов могут являться существенные различия структурных состояний. количественная оценка сопротивляемости изнашиванию металла в зависимости от структуры непосредственно на натурных деталях практически невозможна в связи с тем, что этот набор структур из-за различия в скоростях охлаждения в начальной и последующей частей наплавленного валика образуется на одной и той же детали. для количественной оценки износостойкости наплавленного металла в зависимости от структуры в лабораторных условиях необходимо или моделировать "фрагменты" термического цикла наплавки при термообработке опытных образцов, либо создать образцы с таким же набором структур в наплавленном металле путем изменения режимов их термической обработки. сравнительная оценка этих способов исследования показала, что более предпочтительным по трудоемкости является второй вариант. поэтому в дальнейшем набор структур, которые могут быть сформированы в наплавленном слое, создавали путем термической обработки высокоуглеродистых сплавов. изучали два способа предупреждения распада аустенита в наплавленном металле: 1) увеличение скорости охлаждения наплавленного металла до значения не ниже критической путем принудительного отвода тепла от наплавляемой детали (валика); управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 37 2) повышение устойчивости аустенита к перлитным и промежуточным превращениям в процессе охлаждения, за счет дополнительного легирования. определение критической скорости охлаждения kυ , позволяющей избежать выделения карбидов из аустенита, производили по формуле (1) [8] в соответствии со схемой (рис. 2) по данным известных диаграмм [9]: m m k ta τ − =υ 5,1 1 , (1) где 1a – температура критической точки, ºс; mt – температура минимальной устойчивости аустенита, ºс; mτ – время минимальной устойчивости аустенита, с. рис. 2 – схема определения параметров на диаграмме изотермического распада аустенита для вычисления критической скорости охлаждения [10] критическая расчетная скорость охлаждения для сплава 150х3, обеспечивающая после закалки на аустенит наибольший уровень износостойкости, составляет ≈ 11º с/с. оценка известных способов ускорения отвода теплоты (неполное окунание детали в охлаждающую жидкость, обдув сжатым воздухом, применение эндотермических флюсов и др.) с точки зрения их технологичности и эффективности показала, что применительно к штампам пресс-форм наиболее приемлемым является использование медных водоохлаждаемых формирователей. для проведения опытных работ изготовлен водоохлаждаемый формирователь (рис. 3) представляющий собой сборную конструкцию, состоящую из медного кристаллизатора и стального основания с полостью для циркуляции охлаждающей жидкости. рис. 3 – схема водоохлаждаемого формирователя: 1 корпус; 2 – медный кристаллизатор; 3 – фланец; 4 штуцер; 5 – фиксатор наплавка проводилась электродами ∅ 4 мм на следующих режимах: сварочный ток – 150 … 160 а, напряжение – 28 … 30 в, скорость наплавки – 7 … 10 м/ч. толщина наплавляемых штампов составляла 8 … 22 мм. оценку скорости охлаждения наплавленного металла, как в условиях естественного охлаждения, так и принудительного, осуществляли с помощью термопары по схеме аналогичной предложенной в ра управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 38 боте [11] (рис. 4). термопара "вмораживалась" в хвостовую часть сварочной ванны на глубину 2…2,5 мм от поверхности. рис. 4 – схема определения скорости охлаждения наплавленного металла 1 – аналогово-цифровой преобразователь; 2 – холодный спай; 3 – колба со льдом; 4 – электрод; 5 – наплавляемая кромка образца; 6 – сварочная ванна; 7 – горячий спай изучение термического цикла при наплавке штампов минимальных толщин без принудительного охлаждения показало, что наплавленный металл в начале валика остывает с достаточно высокой скоростью 38º с/с (рис. 5), что гарантированно обеспечивает формирование бескарбидной аустенитной структуры при наплавке сплавом типа 150х3. а б рис. 5 – изменение скоростей охлаждения наплавленного металла 150х3 в зависимости от способа теплоотвода в процессе наплавки: а – на воздухе (υ1 … υ2); б – с применением водоохлаждаемого формирователя (υ3 … υ4) однако, по мере продолжения наплавки по периметру детали в условиях ограниченного теплоотвода, скорость охлаждения уменьшалась (особенно на штампах малых толщин) до 3º с/с. естественно, это приводило к выпадению карбидов цементитного типа, снижению содержанию углерода в аустените, повышению температуры начала мартенситного превращения. в результате, в этой части наплавленного валика, вместо необходимой преимущественно аустенитной бескарбидной структуры с повышенной способностью к упрочнению и износостойкостью, формировались мартенсито-карбидные или промежуточные структуры (рис. 6). управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 39 исследования термического цикла наплавки валика с применением водоохлаждаемого формирователя показали, что диапазон скоростей охлаждения металла наплавленных участков, сформированных в начале процесса и на завершающем этапе наплавки детали по периметру, отличаются незначительно в 2 … 2,5 раза против 10 … 15 раз при наплавке без принудительного теплоотвода. но главное преимущество в данном случае наименьшая скорость охлаждения превышает критическое значение для низколегированной высокоуглеродистой стали 150х3, это гарантирует формирование однородной необходимой структуры на всем протяжении наплавляемой кромки детали. ×200 ×200 а б рис. 6 – структура наплавленного металла 150х3 в зависимости от способа теплоотвода в процессе наплавки: а – на воздухе (υохл. ≈ 3º с/с); б – с применением водоохлаждаемого формирователя (υохл. ≈ 17º с/с) испытания металла данного состава наплавленного с принудительным охлаждением показали, что его износостойкость практически соответствует уровню сопротивляемости изнашиванию, достигаемому на закаленных модельных сплавах (рис. 7). рис. 7 – схема изменения износостойкости опытных сплавов системы fe-c-cr в зависимости от способа охлаждения 1 – относительная износостойкость модельных сплавов закаленных в масле; 2 – относительная износостойкость металла наплавленного с использованием медного водоохлаждаемого формирователя таким образом, применение принудительного охлаждения при наплавке штампов позволяет реализовать потенциал по способности к упрочнению и износостойкости высокоуглеродистых низколегированных хромом сталей в наплавленном состоянии. управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 40 выводы потенциал износостойкости сталей с большим количеством высокоуглеродистого метастабильного аустенита незначительно легированных хромом, реализуется далеко не в полной мере в наплавленном состоянии, если структура наплавленного металла сформирована в условиях нерегулируемого термического цикла наплавки. причина этого – выпадение карбидов цементитного типа из-за недостаточной скорости охлаждения, уменьшения содержание углерода в твердом растворе и количества остаточного аустенита. исключение распада аустенита при охлаждении наплавленного металла и формирование необходимой, преимущественно аустенитной бескарбидной структуры при наплавке высокоуглеродистыми низкохромистыми сплавами, возможно путем принудительного отвода теплоты. критическая скорость охлаждения металла для наплавки штампов пресс-форм должна быть не мене 11º с/с. литература 1. восстановление и повышение износостойкости и срока службы деталей машин. / под. ред. в.с. попова. – запорожье.: изд-во оао "мотор сич", 2000. – 394 с. 2. филиппов м.а. стали с метастабильным аустенитом / м.а. филиппов, в.с. литвинов, ю.р. немировский – м.: металлургия, 1988. – 256 с. 3. чейлях а.п. возможности создания метастабильных состояний аустенита в сплавах на основе железа / а.п. чейлях // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2002. №2. – с. 31-34. 4. андрущенко м.и. влияние углерода и хрома на способность к упрочнению и износостойкость бескарбидных сталей в условиях абразивного изнашивания / м.и. андрущенко, о.э. рузов, р.а. куликовский, н.н. брыков // проблеми трибології (problems of tribology). 2003. №2. c. 112-116. 5. тылкин м.а. справочник термиста ремонтной службы / м.а. тылкин − м.: металлургия, 1981. − 648 с. 6. солонин и.с. математическая статистика в технологии машиностроения / и.с. солонин – м.: машиностроение, 1972. – 216 с. 7. пустыльник е.и. статистические методы анализа и обработки наблюдений / е.и. пустыльник – м.: наука, 1968. – 288 с. 8. геллер ю.а. инструментальные стали / ю.а. геллер – м.: металлургия, 1983. – 527 с. 9. попов а.а. изотермические и термокинетические диаграммы распада переохлажденного аустенита / а.а. попов, л.е. попова – м.: металлургия, 1965. – 495 с. 10. гуляев а.п. металловедение / а.п. гуляев – м.: металлургия, 1978. – 645 с. 11. брыков м.н. испытание металлических материалов на абразивное изнашивание при повышенных температурах / м.н. брыков // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2004. – №1. – с. 94-97. поступила в редакцію 22.08.2014 управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 41 andrushchenko m.і., kulikovsky r.a., holod a.v., osіpov m.y. control of the structural condition and abrasive wear resistance of weld metal with the help of processing methods. the ability to realize potential of most wear resistant model steels of fe-c-cr system rich in metastable highcarbon austenite in the process of hardening and repair by welding of press-tool dies for refractory and building products pressing has been studied. it has been determined that wear resistant potential of steels of the above class is being realized not to the full extent in the deposited condition, if the structure of the deposited metal was formed under conditions of uncontrolled thermal cycle of weld deposit. wear resistance of 150х3 type metal in the deposited condition is 2 or 3 times lower than after hardening in oil to austenitic structure mainly. the reason is the formation of cementite type carbides through low cooling rate, reduction of carbon content in the solid solution and quantity of retained austenite. exclusion of austenite breakdown in the process of weld metal cooling as well as formation of necessary, mainly austenitic, non-carbide structure upon weld deposit with high-carbon low-chrome alloys is possible by means of forced heat elimination. the most efficient way of doing this is the use of water-cooled copper formers. formers’ structure diagram has been offered. the critical cooling rate for 150х3 type weld metal, when necessary structure rich in metastable high-carbon austenite is formed, has been determined. due to this, wear resistance of the deposited dies increased by a factor of three. key words: structure, abrasive wear, weld deposit, refrigeration rate, thermal cycle, metastable austenite. references 1. vosstanovlenie i pvyshenie iznosostojkosti i sroka sluzhby detalej mashin. pod. red. v.s. popova. zaporozh'e.: izd-vo oao "motor sich", 2000. 394 s. 2. filippov m.a. stali s metastabil'nym austenitom. m.a. filippov, v.s. litvinov, ju.r. nemirovskij. m.: metallurgija, 1988. 256 s. 3. chejljah a.p. vozmozhnosti sozdanija metastabil'nyh sostojanij austenita v splavah na osnove zheleza. novi materialy i tehnologii v metalurnii ta mashinobuduvanni. 2002. №2. s. 31-34. 4. andrushhenko m.ij. vlijanie ugleroda i hroma na sposobnost' k uprochneniju i iznosostojkost' beskarbidnyh stalej v uslovijah abrazivnogo iznashivanija. m.i. andrushhenko, o.je. ruzov, r.a. kulikovskij, n.n. brykov. problemy tribologii (problems of tribology). 2003. №2. s. 112-116. 5. tylkin m.a. spravochnik termista remontnoj sluzhby. m.: metallurgija, 1981. 648 s. 6. solonin i.s. matematicheskaja statistika v tehnologii mashinostroenija. m.: mashinostroenie, 1972. 216 s. 7. pustyl'nik e.i. statisticheskie metody analiza i obrabotki nabljudenij. m.: nauka, 1968. 288 s. 8. geller ju.a. instrumental'nye stali. m.: metallurgija, 1983. 527 s. 9. popov a.a. izotermicheskie i termokineticheskie diagrammy raspada pereohlazhdennogo austenita. a.a. popov, l.e. popova. m.: metallurgija, 1965. 495 s. 10. guljaev a.p. metallovedenie. m.: metallurgija, 1978. 645 s. 11. brykov m.n. ispytanie metallcicheskih materialov na abrazivnoe iznashivanie pri povyshennyh temperaturah. novi materialy i tehnologii v metalurgii ta mashinobuduvanni. 2004. №1. s. 94-97. 12_dovbna.doc зависимость сопротивления движению тепловоза от жесткости рессор проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 66 довбня н. п., бондаренко л. н., бобырь д. в. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта имени академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина зависимость сопротивления движению тепловоза от жесткости рессор постановка проблемы при расчете сопротивлений движению тепловоза учитываются сопротивления от трения в подшипниках, качения колеса по рельсу, скольжения колес по рельсам, рассеяния энергии строением пути и даются эмпирические зависимости для их определения. при определении сопротивления трения качения колес по рельсам необходимо знать коэффициент трения качения, но ввиду трудности разделения общей величины сопротивления на составляющие от упругого скольжения и трения качения в [1] рекомендуется сопротивление качению определять через коэффициент сопротивления качению равным ткw = 0,3…0,4 н/кн веса. кроме того, нагрузка движущегося колеса на рельс зависит от многих факторов и в [2] рекомендуется принимать среднюю величину срр давления, определяемую из выражения: сррессстср ррр .+= , (1) где стр – статистическая нагрузка на колесо; срресср . = 0,75 ж maxz – среднее значение нагрузки от надрессорного строения; ж – жесткость рессоры; maxz – наибольший динамический прогиб рессоры. анализ последних исследований и публикаций впервые аналитическая зависимость для определения коэффициента трения качения в пределах упругости материалы с учетом коэффициента гистерезисных потерь получена табором [3]. но как находить его величину в работе не указано, поэтому эти формулы не получили практического применения. в [4] получены аналитические зависимости в которых коэффициент гистерезисных потерь определяется как функция радиуса телп качения. цель статьи с использованием аналитической зависимости для определения коэффициента трения качения найти сопротивление качению колеса с учетом колебаний надрессорного строения. основной материал исследования выражение для определения коэффициента трения качения в [4] получено в виде (при первоначальном точечном контакте): к0,20,16 rk a e= ⋅ ⋅ , (2) где а – полуширина пятна контакта в направлении движения; kr – радиус колеса в метрах. полуширина пятна контакта при первоначальном точечном контакте [5]: ( )3397,1 pk pk a rr rr e p na + = , (3) где p – нагрузка на колесо; an – коэффициент, зависящий от соотношения коэффициентов уравнения эллипса касания. отметим, что уравнение (3) приведено для случая равенства модулей упругости материалов колеса и рельса и при равенстве коэффициентов пуассона материалов равным 0,3. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зависимость сопротивления движению тепловоза от жесткости рессор проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 67 найдем сопротивление качению колеса при нагрузке срp (1) в зависимости от жесткости рессоры ж при maxz = 15 мм и статической нагрузке 100 кн [2]. эти зависимости показаны на рис. 1, а). в [2] доказано, что в эксплуатации профиль поверхности катания бандажей начинает приближаться к очертанию головок рельсов. в этом случае эллиптическая площадка контакта вырождается в прямоугольную, ширина которой в определяется шириной головки рельса, а длина в направлении движения определяется из теории герца. а б рис. 1 – зависимости от жесткости рессоры: 1 – сопротивления качению; 2 – коэффициента трения качения (для нового рельса р43); 1’, 2’ – то же для рельса р50 (а); 3, 4 – при износе рельса соответственно (б) здесь же рекомендуется принимать величину в = 35 мм и полуширина пятна контакта определиться из выражения: be pr a k526,1= , (4) а коэффициент трения качения – из выражения [4]: 0, 225k a e= ⋅ ⋅ kre 2,1− , (5) зависимости сопротивления качению колеса и коэффициентов трения качению для этого случая показаны на рис. 1, б). анализ графиков на рис. 1, а, б) позволяет сделать следующие выводы: рекомендуемые в литературных источниках величины сопротивления качению колеса 0,3 … 0,4 н/кн совпадают с полученными в статье аналитически; увеличение жесткости рессор приводит к увеличению сопротивления качению колес и, например, увеличение жесткости на 60 % приводит к увеличению сопротивления на 7,6 % для рельса р43 и 8,5 % для рельса р50. литература 1. подвижной состав и тяга поездов / третьяков а. п., деев в. в., перова а. а. и др. – м.: транспорт, 1979. – 368 с. 2. конструкция и динамика тепловозов / иванов в. н. – м.: транспорт, 1974. – 336 с. 3. tabor в. the mechanism of rolling friction: the elastic range. – proc. roy. soc., 1955. – p. 198. 4. бондаренко л. м., довня м. п., ловейкін в. с. деформаційні опори в машинах. – дніпропетровськ: дніпро-val, 2002. – 200 с. 5. справочник по сопротивлению материалов / писаренко г. с., яковлев а. п., матвеев в. в. – киев: наук. думка, 1988. – 736 с. надійшла 23.03.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com copyright © 2021 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021,65-70 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-65-70 theoretical research of the technology of finishing cylinders with antifriction materials d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract the article analyzes the research aimed at the use of various materials, additives and additives to oils. it is established that their application is mainly limited to the stages of operation, bench and operational running-in. the use of antifriction materials at the stage of processing the parts of internal combustion engines, limiting the resource, is small, despite the fact that such treatment reduces the running-in time and improves the finish of the friction surfaces. theoretical calculation of the parameters of the working surface of the engine cylinder liner during their finishing using special antifriction materials showed a 2-fold increase in the bearing surface (from 0.2 to 0.4 of the nominal surface area at the level of the middle line of the profile) and a roughness of 0.27 μm, which is close to the values after the bench run-in. this proves the possibility of using this treatment in order to reduce the time of preparation of cng and improve the characteristics of the surfaces to be worked. it is established that the finishing of engine cylinder liners with antifriction materials should be carried out at the contact pressure of the working tool (brass bars) on the surface of the sleeve 3 mpa, the speed of the working tool 5.5 m/s, the processing time of the sleeve 20 min. finishing of sleeves with use of compositions tsk-b100 + surm-kv, surm-uo and rvs allows to reduce mechanical losses on friction in tspg by 5-19% at the beginning of process of running in after processing in comparison with mechanical losses at the end of cold running in without finishing sleeves; to obtain the roughness parameters after finishing the same as after cold running in without additional processing of the sleeves; increase the bearing surface by 2 2.5 times (from 0.2 0.25 to 0.4 0.5 of the nominal surface area at the level of the middle line of the profile), which confirms the calculated data. the final treatment of sleeves with compositions based on antifriction materials tsk-b100 + surm-kv, surm-uo and rvs allows to provide values of parameters of a working surface of sleeves (reduction of roughness, increase of a basic surface) approaching their values after cold running in, therefore allows to increase contact loadings. in the connection "sleeve piston ring" after this treatment and reduce the time of the bench run-in (to the values required for the attachment of other engine connections). key words: finishing, wear resistance, friction reduction, antifriction materials, nanocompositions, resource. introduction one of the factors that determine the durability of engines is the condition of the friction surfaces. it is known that wear resistance depends on the finishing (final) technological treatment of the surfaces of parts. there are experimental studies on the effect of roughness of friction surfaces on the intensity of wear. for widespread joints, the optimal values of roughness parameters have been identified, at which wear of parts is minimal. it is established that not only the primary (running-in) wear, but also constant wear depends on finishing of details, ie primary finishing can influence intensity of wear at long operation of cars. first of all, this applies to the parts of the cylinder-piston group (cpg) of internal combustion engines. when forming friction surfaces, it is necessary to ensure the optimal tribotechnical characteristics of the mating surfaces, such as low coefficient of friction, high wear resistance, optimal physical and mechanical properties. to a large extent, they are determined by the methods of treatment of friction surfaces. recently, new technological processes of finishing have been developed, which allow to reduce running wear and increase antifriction properties (increase the lubrication of parts, reduce the coefficient of friction, etc.), as well as reduce the time of friction pairs [1]. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-65-70 66 problems of tribology however, the analysis of information obtained from printed and electronic sources makes it possible to state that not all reserves of intensification of cpg production processes in terms of application of new methods of finishing cylinder liners are exhausted. recently, the market for a variety of antifriction materials, additives and additives in oils, which form protective films on friction surfaces, is developing rapidly. the possibility of using such drugs to provide the working surfaces of the sleeves with optimal tribotechnical characteristics at the stage of their final processing in the repair or manufacture of internal combustion engines has been little studied [2]. therefore, the influence of the treatment of cylinder liners with different antifriction materials in the repair or manufacture of internal combustion engines on the characteristics of working surfaces and processes of making connections is a relevant topic for research. literature review operating conditions of agricultural machinery reduce the service life of engines, which is largely determined by the service life of cylinder liners. wear resistance and serviceability of cylinder liners depend on the quality of their working surfaces, which, in turn, is due to a combination of characteristics of roughness and corrugation, physical, mechanical and chemical properties, as well as the microstructure of the surface layer. the quality of the inner surfaces of the sleeves is formed in the process of performing a set of technological operations, taking into account the manifestation of technological heredity. especially important are the finishing operations, as a result of which the main characteristics of the surface layer are finally formed. many scientists have studied the processes of making friction surfaces during the running-in of internal combustion engines, methods of processing the working surfaces of cpg parts, and the application of various antifriction materials. the following authors devoted their scientific works to these topics: s.g. arabyan, v.i. balabanov, n.s. zhdanovsky, v.f. karpenkov, v.s. kombalov, v.n. kuzmin, v.n. listovsky, i.a. mishin, v.s. nekrasov, s.a. ovodov, l.i. pogodayev, g. polzer, v.n. popov, e.v. ryzhov, v.v. striltsiv, v.i. tsyptsin and many others [3, 4]. the analysis of the conducted researches shows that, despite a very large number of works devoted to quality improvement and reduction of time of finishing of surfaces of the rubbing engines, some questions demand the further studying. in particular, little research has been presented on the application of new methods of finishing cylinders based on various antifriction materials in order to intensify the processes of lng production [5]. despite the achieved level of development of traditional methods of finishing cylinders of internal combustion engines (ice), their application in agricultural repair practice is associated with considerable complexity, and the use of the most advanced technological processes is unable to meet modern requirements for quality cylinders and holes. to increase their reliability and durability [6]. in this regard, there is a need to develop a new method of finishing the cylinder liners using a tool design available to agricultural repair companies and provides the necessary characteristics of the surface layer. purpose the purpose of the research is to improve the processes of cpg production by applying the finishing of cylinder liners with antifriction materials. research methodology when the contact surfaces slide, first the process of attachment takes place, which is accompanied by a change in the microgeometry, as a result of which some constant roughness characteristic of these friction conditions is established. in the process of finishing, the physical and mechanical properties of the surface layers also change, because the contact is usually dominated by plastic deformations. therefore, based on the initial microgeometry and the initial properties of the surfaces, it is possible to determine the contact characteristics only in the initial period of attachment. the process of finishing can be considered as a gradual increase in the bearing surface and the elastic component of the contact area, reducing the proportion of plastic, resulting in reduced total wear. the process of finishing can be assessed by changing the reference curve. the reference curve characterizes the distribution of material along the height of the rough layer and plays an important role in calculating the area of rough bodies. according to n.b. demkin and i.v. kragelskiy initial part of the reference curve can be represented as: max v p p p c l a a t b l a r            , (1) problems of tribology 67 where tp – is a parameter of the relative reference length of the profile; p l – the total length of the sections of the protrusions at the level of p, mm; l – base length of the profile, mm; ар – cross-sectional area of the protrusions at the level of p, mm2; ас – nominal area, mm; b and v – are the coefficients of static approximation of the reference curve (obtained by appropriate processing of surface profiles); a – is the distance from the line of protrusions to the level of the section, μm; rmax – maximum height of profile irregularities, μm. dependence (1) well approximates the initial section of the reference curve (to the middle line of the roughness profile). the approximate values of the parameters of the roughness of the sleeve at different stages of its processing and running-in, used to calculate the reference curve, are presented in table. 1, which is compiled according to v.s. kombalov, e.v. ryzhov and s.a. ovodov, as well as obtained during previous experiments [7]. table 1 the value of the parameters of the roughness of the sleeve to calculate the reference curve processing stage rmax, μm ra, μm r, μm b v after honing 4,7 0,65 15 0,7 1,8 after finishing with special drugs 2,4 0,27 30 1,4 1,7 after the bench run-in 2,3 0,25 35 2,0 2,0 research results in fig. 1 presents the calculated values of the initial section of the reference curve. fig. 1. estimated values of the initial section of the reference curve also, the process of finishing can be assessed by changing the roughness parameters. for cylinder liners of the d-240 engine the normative and technical documentation normalizes the parameter ra (arithmetic mean deviation of the profile). according to l.e. hallstani change of the arithmetic mean deviation of the ra profile during surface finishing occurs according to the hyperbolic law:   krat rak tra h h    , (2) 68 problems of tribology where ra(t) is the arithmetic mean deviation of the profile, which varies depending on the wear time, μm; raн – the initial value of the arithmetic mean deviation of the profile, μm; t – time of preparation, h; k – coefficient depending on the time of attachment [8]. using the empirical bosch formula 1 k f c v    , the coefficient k was expressed:  1k f c v    , (3) where f – is the coefficient of sliding friction (dimensionless), with time f decreases and for different times of attachment t will be different; c is the coefficient (for metals c = 3÷4); v – is the speed of the piston, m/s (accepted speed v = 3.36 m/s). the data obtained by s.a. ovodov were used to calculate the coefficient of friction during the running-in of the chp and the change in the intensity of wear during the running-in [9]. after conducting preliminary laboratory tests, the dependences of the coefficient of friction f on the time of attachment for different methods of processing the working surface of the sleeves were derived. at the initial coefficient of friction f = 0.1 on the oil m-10g2 were obtained dependences of the coefficient of friction during running after honing fх and after finishing with antifriction materials fф from time t. 2 3 0,1006 0, 0414 0, 0246 0, 0050 x f t t t       (4) 2 3 0, 0691 0, 422 0, 0343 0, 0089 ф f t t t       . (5) suppose formulas (4) and (5), as well as the value c = 3.5 and v = 3.36 m/s in the fallowness (3), and then the formula in the fallowness (2) is taken away, the bullets neglected the formulas for the size of ra(t):    1 2 3 / 1,183 0, 487 0, 289 0, 059 1/ x нx ra t t t t ra          ; (6)    1 2 3 / 0,813 0, 496 0, 403 0,105 1/ ф нф ra t t t t ra          , (7) where rax, rаф – the average arithmetical view of the profile, which changes fallowly during the hour of growth, when used for honing and processing with antifriction materials of microns [10]. deposits (6) and (7) are shown graphically in fig. 2 at: cob value for the reduction of fine grain processing raнx = 0.65 microns, cob value for the reduction of fineness processing with antifriction materials raнф = 0.27 microns. fig. 2. the prevalence of the mean arithmetic output to the profile at the hour of growth problems of tribology 69 conclusions calculation and theoretical analysis of the process of making cylinder liners allowed us to draw the following conclusions: finishing of cylinder liners increases the bearing surface by 2 2.5 times (see fig. 1), while the values of the reference curve after finishing are close to its values after the bench run-in cpg; coefficient of friction and roughness at the beginning of the process of cpg preparation in the case of pre-treatment of sleeves with antifriction materials, equal to the values of these parameters at the end of the bench running of cpg in the case of sleeves after honing (see fig. 2); since the intensity of wear is directly proportional to the coefficient of friction and pressure in the friction pair, the finishing of antifriction materials reduces the running-in wear, which affects the durability of the sleeves; based on the above, it can be argued that the finishing of the cylinder liners with antifriction materials can intensify the process of finishing cpg, which is expressed in reducing the hour of running and running-in wear. references 1. pogodaev l.i. vlijanie geomodifikatorov trenija na rabotosposobnost' tribosoprjazhenij / l.i. pogodaev // problemy mashinostroenija i nadezhnosti mashin. 2005. №1. s. 58-67. 2. ovodov s.a. modelirovanie processov prirabotki detalej cilind-roporshnevoj gruppy na stende / s.a. ovodov // nadjozhnost' i remont transportnyh i tehnologicheskih mashin v sel'skom hozjajstve : sbornik nauchnyh trudov. spb : spbgau, 2005. vyp. 4. s. 61-65. 3. bauman v.n. i dr. ispol'zovanie zarubezhnyh funkcional'nyh prisadok (paketov prisadok) v motornye masla rossijskogo proizvodstva // dvigatelestroenie. 2002. №3. s. 43-44. 4. balabanov v.i. trenie, iznos, smazka i samoorganizacija v mashinah / v.i. balabanov, v.i. beklemyshev, i.i. mahonin. m. : izumrud, 2004. 192 s. 5. marchenko d.d. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation / d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 4/94 (2019) – s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 6. pogodaev l.i. povyshenie nadezhnosti tribosoprjazhenij. materialy. pary trenija dvs. smazochnye kompozicii / l.i. pogodaev, v.n. kuz'min, p.p. dudko. spb. : akademija transporta rf, 2001. 304 s. 7. marchenko d.d. investigation of tool wear resistance when smoothing parts / d.d. marchenko, k.s.matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 4/98 (2020) – s. 40–44. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 8. dykha a.v. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. issn 1729–3774 / a.v. dykha, d.d. marchenko, v.a. artyukh, o.v. zubiekhina–khaiiat, v.n. kurepin // eastern– european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». – 2018. – №2/1 (92) 2018. – pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 9. dykha a.v. prediction the wear of sliding bearings. issn 2227–524х / a.v. dykha, d.d. marchenko // international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. – 2018. – vol. 7, no 2.23 (2018). – pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 10. marchenko d.d. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts / d.d. marchenko, v.a. artyukh, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 2/96 (2020) – s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-26-11. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 70 problems of tribology марченко д.д., матвєєва к.с. теоретичні дослідження технології обробки циліндрів антифрикційними матеріалами. в статті приведено аналіз досліджень, спрямованих на застосування різних матеріалів, добавок і присадок до масел. встановлено, що їх застосування в основному обмежується етапами експлуатації, стендової і експлуатаційної обкатки. застосування антифрикційних матеріалів на етапі обробки деталей двигунів внутрішнього згорання, лімітуючих ресурс, мало, не дивлячись на те, що така обробка дозволяє скоротити час проведення обкатки і поліпшити прироблення поверхонь, що труться. теоретичний розрахунок параметрів робочої поверхні гільзи циліндра двигуна при їх фінішній обробці із застосуванням спеціальних антифрикційних матеріалів показав збільшення опорної поверхні в 2 рази (з 0,2 до 0,4 від номінальної площі поверхні на рівні середньої лінії профілю) і отримання шорсткості 0,27 мкм, що близько до значень після стендової обкатки. це доводить можливість застосування цієї обробки з метою зменшення часу прироблення цпг і поліпшення характеристик поверхонь, що приробляються. встановлено, що фінішну обробку гільз циліндрів двигуна антифрикційними матеріалами слід проводити при контактному тиску робочого інструменту (латунних брусків) на поверхню гільзи 3 мпа, швидкості робочого інструменту 5,5 м/c, часу обробки гільзи 20 хв. фінішна обробка гільз із застосуванням композицій тск-в100+сурмкв, сурм-уо і рвс дозволяє понизити механічні втрати на тертя в цпг на 5-19% на початку процесу обкатки після обробки в порівнянні з механічними втратами у кінці холодної обкатки без фінішної обробки гільз; отримати параметри шорсткості після фінішної обробки такі ж, як після холодної обкатки без додаткової обробки гільз; збільшити опорну поверхню в 2 2,5 разу (з 0,2-0,25 до 0,4-0,5 від номінальної площі поверхні на рівні середньої лінії профілю), що підтверджує розрахункові дані. остаточна обробка гільз композиціями на основі антифрикційних матеріалів тск-в100+сурм-кв, сурм-уо і рвс дозволяє забезпечити значення параметрів робочої поверхні гільз (зменшення шорсткості, збільшення опорної поверхні) що наближаються до їх значень після холодної обкатки, отже дозволяє збільшити контактні навантаження в сполученні "гільза поршневе кільце" після цієї обробки і зменшити час стендової обкатки (до значень, необхідних для прироблення інших сполучень двигуна). ключові слова: фінішна обробка, зносостійкість, зменшення тертя, антифрикційні матеріали, нанокомпозиції, ресурс. 1_cernec.doc дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 6 чернець м.в.,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2. постійні умови взаємодії у коригованому зачепленні удк 539.3: 539.538: 539.621 згідно методу розрахунку зношування і довговічності зубчастих передач проведено дослідження впливу дво – одно – двопарного зачеплення на максимальні контактні тиски, зношування зубів і довговічність передачі за постійних умов контакту у коригованому косозубому зачепленні. наведено спосіб визначення кутів переходу з двопарного до однопарного зачеплення зубів і обернено. встановлено, що коригування знижує на 14 … 20 % максимальні контактні тиски у залежності від його виду. допустимого зношування швидше досягають зуби колеса. у залежності від величини коефіцієнтів зміщення та виду коригування зачеплення максимальне зношування буде у різних характерних точках контакту: на вході у двопарне зачеплення зубів, на вході у однопарне зачеплення чи на виході з нього. встановлено, що довговічність передачі має оптимум при певних коефіцієнтах зміщення. отримані результати подано графічно, що дозволяє встановити закономірності впливу умов зачеплення. ключові слова: циліндрична евольвентна зубчаста передача, дво одно двопарне зачеплення, коригування зачеплення, контактний тиск, зношування зубів, довговічність передачі у циліндричних евольвентних зубчастих передачах широко використовується коригування зубів з метою підвищення їх навантажувальної здатності та згинальної міцності зубів, а окрім того для забезпечення необхідної міжосьової відстані передачі. однак у літературі обмаль досліджень впливу коригування на контактну та згинну міцність зубів зазначеного виду передач. зокрема у роботі [1] проведено такий аналіз, за яким встановлено на основі стандарту iso 6636-2 [2] для прямозубих передач з різними модулями зачеплення та числами зубів, що висотне коригування дозволяє до 10 % знизити напруження згину і до 15% контактні напруження. за цим же стандартом розраховано [3] контактні напруження у косозубій циліндричній передачі за наявності коригування, що дозволило забезпечити вибір оптимальних коефіцієнтів зміщення для досягнення найвищої несівної здатності. аналіз контактних і згинних напружень у зубчастих прямозубих передачах power shift з коригуванням при різних модулях виконано за авторською програмою przekładnia у працях [4, 5]. встановлено, що збільшення модуля та коефіцієнта зміщення призводить до більшої зміни напружень згину, ніж контактних напружень, тобто обернено, як у роботі [2]. тому, хоча результати наведених досліджень у загальному вказують на загальну тенденцію зниження контактних напружень із зростанням коефіцієнтів зміщення, однак слід провести детальніші дослідження за розробленим [6 11, 13] методом з урахуванням умов зачеплення зубів. слід зазначити, що у літературі відсутні дослідження впливу коригування зачеплення на зношування та довговічність зубчастих передач. лише у роботі [14] зазначено, що є можливим врахування коригування зубів, однак авторами такого розв’язку задачі за поданим ними методом не наведено. тому нижче у статті з використанням методу [9, 10, 12] наведено результати таких досліджень, де, окрім того, враховано умови зачеплення зубів при обертанні зубчастих коліс. розрахунок максимальних контактних тисків maxjp (постійних в процесі роботи передачі), лінійного зношування jj hh 21 , зубів шестерні і колеса косозубої циліндричної передачі та її довговічності mint у залежності від коефіцієнтів зміщення при висотному і кутовому коригуванні зубів проведено як у [15]. відповідно тут у розрахункових співвідношеннях введено параметри коригованого зачеплення: 1. висотне коригування: 1 2x x= − – коефіцієнти зміщення; радіуси виступів зубів: 1 1 1 2 2 2(1 ) , (1 )a ar r x m r r x m= + + = + + . (1) всі інші параметри передачі є такими ж, як некоригованого зачеплення. 2. кутове коригування: 1 2x x≠ (зазвичай 1 0x > , 2 0x > ); сумарний коефіцієнт 1 2x x xς = + ; дійсна міжосьова відстань: 1 2wk w w wa r r a= + > ; (2) mailto:chernets@drohobych.net дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 7 коригований кут зачеплення wα на початковому колі буде більшим торцевого кута tα ; при відомій дійсній (необхідній) міжосьовій відстані коригований кут зачеплення wα : arccos cosww t wk a a α = α ; (3) початкові радіуси шестерні і колеса: 1 1 cos , cos t w w r r α = α 2 2 cos cos t w w r r α = α ; (4) радіуси виступів зубів: 1 1 1 2 2 2(1 ) , (1 ) ,a ar r x k m r r x k m= + + − = + + − ; (5) коефіцієнт зменшення висоти головок зубів: w wka ak x m σ − = + . інші формули, у яких наявні параметри кутового коригованого зачеплення: 1 19550 / cosg w wn pk r n= α , ( ) ( )2 210 20 2tg 1 tg / coscost w w ww u u r rα = + α − − α α , ( )2 21 1 1arctg / cost s s w wr rα = − α ( ) 2 2 2 2 2 2/ cost j w j w wr r rρ = − α , ( )2 22 1 1 12 cosj w j w j w t jr a r a r= + − α − α , 1 1 1cos / cosj w w t jr r= α α , ( ) ( )21 22 1 11tg 1 tg / coscost s w s w ww u r r u −α = + α − − α α , ( )2 2 2arccos / cost j w j wr r α = α  2 2 1 1 1 1 sins b w we r r r= − − α , 2 2 2 20 2 2 sinb w we r r r= − − α . кути переходу від двопарного ( 21 ∆ϕ f ) до однопарного і знову двопарного ( 11∆ϕ f ) зачеплення у циліндричній коригованій косозубій передачі розраховуються так: 2 2 1 11 10 1 1 10 1 , ;∆ϕ = ϕ − ϕ ∆ϕ = ϕ + ϕf f f f (6) де 2 2 1 11 1 tg tg , tg tg ,f f w f f wϕ = α − α ϕ = α − α 10 10tg tgt wϕ = α − α ; 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0, 5 tg sin ( ) 0, 5 tg tg , tg ; cos cos w b w b w b w b f f r p e b r p e b r r α − − + β α − − − β α = α = α α cos / cosb wp m= π α β – крок. кут виходу 1e∆ϕ зубів із зачеплення встановлюється подібно як вище так: 1 10 1e e∆ϕ = ϕ + ϕ , (7) де 1 tg tg ,e e wϕ = α − α )/arccos( 11 sbe rr=α . умовні позначення у вищеподаних співвідношеннях: j = 0, 1, 2,…, s –точки контакту на робочих поверхнях зубів; 21 rraw += – міжосьова відстань у некоригованому зачепленні; n – сила у зачепленні; p – потужність на ведучому валу; дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 8 gk – коефіцієнт динамічності; minl – мінімальна довжина ліній контакту зубів у зачепленні; w – кількість пар зачеплень зубів; 1n –число обертів шестерні; β –кут нахилу зубів; α = 20° –кут зачеплення; 1 2,r r − відповідно радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; u – передаточне відношення передачі; m – модуль зачеплення; wb – ширина шестерні; 1 2,z z – числа зубів коліс. розв’язок даної трибоконтактної задачі проведено при таких даних: 1z = 20; wb = 30 мм; p = 5 квт; gk = 1,.6; m = 3 мм; u = 4; 1n = 700 об/хв; β = 0°, 10°, 12°; ∆ϕ = 4°; h∗ = 0,5 мм – допустиме зношування зубів; мащення – осьова олива з 3 % антизношувальної присадки з кінематичною в’язкістю o50+ ν ≈ 15 сст; f = 0,.05 – коефіцієнт тертя ковзання; досліджується дво – одно двопарне зачеплення зубів. коефіцієнти зміщення та параметри передачі: а) висотне зміщення: 1 2x x= − = 0; 0,2; 0,4; 0,6; xς = 0; wa = 150 мм; б) кутове зміщення: β = 0°: 1x = 0 … 1, 2x = 0 … 1,4566; xς = 1,4566; wa = 150 мм; wka = 154 мм; wα = 23,754°; β = 10°: 1x = 0 … 0,5, 2x = 0 … 0,584; xς = 0,584; wa = 152,314 мм; wka = 154 мм; wα = 21,918°; β = 12°: 1x = 0 … 0,2, 2x = 0 … 0,2196; xς = 0,2196; wa = 153,351 мм; wka = 154 мм; wα = 21,049°. матеріали коліс: шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0,4 ... 0,5 мм, нв 600; bσ = 1040 мпа границя міцності при розтягу, 1c = 3,9∙10 6, 1m = 2 – характеристики зносостійкості; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; bσ = 981 мпа, 2c = 0,17∙10 6, 2m = 2,.5; e = 2,.1∙10 5 мпа – модуль юнга, ν = 0,3 – коефіцієнт пуассона. результати розв’язку подано на рис. 1 8. зокрема на рис. 1 подано графіки зміни максимальних тисків maxjp у залежності від розташування областей стику профілів зубів при обертанні коліс для випадку їх висотного коригування, а на рис. 2 – для кутового коригування. 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,2 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а x1(-x2)=0,4 x1(-x2)=0,6 a дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 9 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,2 400 500 600 700 800 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а x1(-x2)=0,4 x1(-x2)=0,6 б рис. 1 – вплив висотного коригування зачеплення на максимальні контактні тиски: a – β = 0°; б – β = 10° отримані результати свідчать, що при збільшенні величини коефіцієнтів коригування 21 xx −= зона однопарного зачеплення зростає. тиски на вході в однопарне зачеплення (кут 21f ϕ∆ ) суттєво перевищують їх величини на вході у двопарне зачеплення (рис. 1, а). різниця між ними зростає із збільшенням коефіцієнтів зміщення, хоча тоді абсолютне значення найбільших тисків знижується. такі ж закономірності зміни maxjp мають місце і при куті нахилу зубів =β 10° (рис. 1, б) та 12° хоча вони є дещо нижчими, ніж при =β 0°, бо γε буде тут значно більшим (рис. 9). для цього виду коригування теж при збільшенні коефіцієнта коригування 1x зубів шестерні і, відповідно, зменшенні коефіцієнта коригування 2x зубів колеса спостерігаються тенденції зміни maxjp , як при висотному коригуванні. слід зазначити, що зона однопарного зачеплення тут є більшою (рис. 2, а), ніж була вище (рис. 1, а) для =β 0°. 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ ˚ p j m ax ,м п а x1=0, x2=1,4566 x1=0,2, x2=1,2566 x1=0,4, x2=1,0566 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а x1=0,6, x2=0,8566 x1=0,8, x2=0,6566 x1=1, x2=0,4566 а дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 10 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а x1=0, x2=0,584 x1=0,1, x2=0,484 x1=0,2, x2=0,384 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ p j m ax ,м п а x1=0,3, x2=0,284 x1=0,4, x2=0,184 x1=0,5, x2=0,084 б рис. 2 – вплив кутового коригування зачеплення на максимальні контактні тиски: a – β = 0°; б – β = 10° оцінка зниження maxjp на вході у двопарне зачеплення ( 0p ) та однопарне ( 2fp ) подана у таблиці. таблиця вплив коригування на зниження контактних тисків у зачепленні β , град 1x , 2x 0p , мпа / 2fp , мпа зниження p , % о° (в) 1x = 0; 2x = 0 1x = 0,6; 2x = -0,6 910,1 / 963,2 631,9 / 824,8 30,6 / 14,3 10° (в) 1x = 0; 2x = 0 1x = 0,6; 2x = 0,6 857,6 / 829,1 612 / 745,6 28,6 / 10,1 о° (к) 1x = 0; 2x = 0 1x = 1; 2x = 0,4566 910,1 / 963,2 543,4 / 767,9 40,3 / 20,2 10° (к) 1x = 0; 2x = 0 1x = 0,5; 2x = 0,084 857,6 / 829,1 624,2 / 748,9 27,4 / 9,7 примітка: в – висотне коригування, к – кутове коригування як помітно суттєво більшим є зниження контактних тисків на вході в двопарне зачеплення, ніж на вході в однопарне. закономірності лінійного зношування зубів наведено на рис. 3, 4. зокрема на рис. 3 при висотному коригуванні зачеплення, а на рис. 4 – при кутовому. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 11 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 1j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 2j ,м м x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 2 j,м м x1(-x2)=0,4 x1(-x2)=0,6 а 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 2 j,м м x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 2j ,м м x1(-x2)=0,4 x1(-x2)=0,6 б рис. 3 – вплив висотного коригування зачеплення на зношування зубів: а – β = 0°; б – β = 10° дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 12 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 2 j,м м x1=0, x2=1,4566 x1=0,2, x2=1,2566 x1=0,4, x2=1,0566 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 2j ,м м x1=0,6, x2=0,8566 x1=0,8, x2=0,6566 x1=1, x2=0,4566 а 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 1j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 2 j,м м x1=0, x2=0,584 x1=0,1, x2=0,484 x1=0,2, x2=0,384 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ h 2 j,м м x1=0,3, x2=0,284 x1=0,4, x2=0,0,184 x1=0,5, x2=0,084 б рис. 4 – вплив кутового коригування зачеплення на зношування зубів: а – β = 0°; б – β = 10° дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 13 висотне коригування змінює характер зношування зубів. якщо при 21 xx −= = 0 найбільше зношування зубів колеса досягається на вході у однопарне зачеплення, то в подальшому при збільшенні коефіцієнтів коригування зачеплення воно буде на їх виході із цього зачеплення. нахил зубів змінює ці тенденції: спочатку максимальне зношування буде на вході у двопарне зачеплення, а потім при більших 21 xx −= – на виході з однопарного зачеплення. зуби колеса зношуються на загал приблизно вдвічі швидше, ніж зуби шестерні. закономірності зношування зубів при кутовому коригуванні є подібними, як у випадку висотного коригування. для певного діапазону значень 21 , xx при =β 0° максимальне зношування буде на вході в однопарне зачеплення, а в подальшому – на виході з нього. приβ > > 0 тенденція щодо максимального зношування є подібною до вищевказаної. на рис. 5 подано довговічність mint передачі. 10000 15000 20000 25000 30000 35000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x 1(-x2) t m in ,г од β=0 β=10 β=12 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 x1 t m in ,г о д β=0 β=10 β=12 а б рис. 5 – довговічність передачі: а – висотне коригування; б – кутове коригування аналіз наведених результатів свідчить про суттєвий вплив кута нахилу зубів на mint . окрім того помітно, що найвища довговічність досягається при певних значеннях коефіцієнтів коригування 21 xx −= зачеплення у залежності від кута нахилу зубів. також зростання максимальної довговічності коригованої передачі у порівнянні з некоригованою є суттєво більшим для косозубої передачі. слід відзначити, що в інженерній практиці відсутні принципи вибору оптимальних значень коефіцієнтів зміщення для забезпечення найвищої довговічності передачі. при кутовому коригуванні теж спостерігається оптимум довговічності при певних величинах коефіцієнтів коригування зубів 21 , xx різних для кожного з їх кутів нахилу β . проте при 12=β 12° довговічність є максимальною при найбільшому значенні коефіцієнта 1x . коефіцієнти зміщення 1x і 2x при відомому xς > 0 рекомендується визначати так: σ+ = x zz z x 21 2 1 , 12 xxx −= σ . для прийнятих кутів нахилу β тоді буде: =β 0°: =1x 1,1653; =2x 0,2913; =σx 1,4566; =β 10°: =1x 0,4672; =2x 0,1168; =σx 0,584; 12=β 12°: =1x 0,1757; =2x 0,0439; =σx 0,2196. однак аналіз рис. 5 свідчить, що оптимальними з огляду на довговічність передачі будуть такі 21 , xx : =β 0°: =1x 0,5; =2x 0,9566; =β 10°: =1x 0,325; =2x 0,26; 12=β 12°: =1x 0,2; =2x 0,0196. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 14 також ці значення коефіцієнтів зміщення забезпечуватимуть рівновелике зношування зубів коліс на вході і на виході з однопарного зачеплення (рис. 4). отже оптимальними, як на зношування зубів, так і на довговічність передачі не можуть бути вибрані стандартним чином коефіцієнти коригування зачеплення. на рис. 6 подано вплив висотного коригування на швидкість ковзання jv у зачепленні, а на рис. 7 – вплив кутового коригування. -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ v, мм/с x1,(x2) =0 x1,(x2) =0,2 x 1,( -x 2)=0,4 x1,( -x2) =0,6 рис. 6 – швидкість ковзання при висотному коригуванні коригування призводить до зниження на вході у зачеплення та її зростання на виході з нього. при цьому полюс зачеплення зміщується до входу у зачеплення. кут нахилу зубів не впливає на jv . -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ v, мм/с x1=0, x2=1,456 x1=0,2, x2=1,2566 x1=0,4, x2=1,0566 x1=0,6, x2=0,8566 x1=0,8, x2=0,6566 x1=1, x2=0,4566 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 0 4 8 12 16 20 24 ∆ϕ˚ v, мм/с x1=0,x2=0,584 x1=0,1, x2=0,484 x1=0,2, x2=0,384 x1=0,3, x2=0,284 x1=0,4, x2=0,184 x1=0,5, x2=0,084 а б рис. 7 – швидкість ковзання при висотному коригуванні a – β = 0°; б – β = 10° при цьому виді коригування jv залежить від кута β нахилу зубів та коефіцієнтів коригування. на рис. 8 наведено зміну сумарного коефіцієнта перекриття від коефіцієнтів коригування та кута β . 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x 1(-x 2) εγ b=0 b=10 b=12 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 x 1 εγ b=0 b=10 b=12 а б рис. 8 – вплив коригування на сумарний коефіцієнт перекриття а – висотне коригування; б – кутове коригування дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 15 при коригуванні досліджуваної прямозубої передачі, особливо кутовому, буде занадто малим значення γε . проведені дослідження свідчать, що врахування парності зачеплення зубів при оцінці контактної міцності, зношування та довговічності циліндричних зубчастих передач з коригуванням, є безумовно необхідним, особливо для прямозубих передач. література 1. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile // j. strain analysis. – 2007. – vol.42. – p. 281-292. 2. iso 6336-2. calculation of load capacity of spur and helical gears – part 2: calculation of surface durability (pitting), international standard, 1st edition, 15 may 1996 (international organization for standardization, geneva). 3. ulaga s. m., ulbin m., flasker j. contact problems of gears using overhauser splines // int. j. mech. sci. – 1999, 41. – p. 385-395. 4. zwolak j., martyna м. analiza naprężeń kontaktowych i naprężeń zginających występujących w przekładniach zębatych power shift // tribologia. – 2011. vol. 42. – № 3. – s. 155 165. 5. zwolak j., wittek m. optymalizacja parametrów geometrycznych kół zębatych w aspekcie minimalizacji naprężeń kontaktowych // tribologia. – vol. 45. – 2011. –№ 6. – s. 283-291. 6. оцінка довговічності, зношування та контактної міцності зубчастих передач / під заг. ред. м.в.чернеця. – дрогобич: вимір. – 2002. – 128 с. 7. чернець м.в., береза в.в. до питання про закономірності впливу на довговічність і зношування циліндричних евольвентних зубчастих передач їх основних параметрів. ч.1. прямозубі передачі // проблеми трибології. – 2010. – № 3. – с. 11-17. 8. чернець м.в., береза в.в. до питання про закономірності впливу на довговічність і зношування циліндричних евольвентних зубчастих передач їх основних параметрів. ч.2. косозубі передачі // проблеми трибології. – 2010. – № 4. – с. 65-72. 9. чернець м., ярема р. до питання про вплив коригування зачеплення циліндричної косозубої передачі на її довговічність // машинознавство. – 2011. – №10. – с. 15 20. 10. чернець м.в., ярема р.я. узагальнений метод оцінки впливу коригування зубів на ресурс, зношування та контактну міцність циліндричних евольвентних передач // фхмм. – 2011. – №4. – с. 115 121. 11. чернець м.в., ярема р.я. до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність // проблеми трибології. – 2011. – №4. – с. 26 32. 12. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. част.1. довговічність і зношування // фхмм. – 2012. №3. – с. 30 39. 13. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. част. 2. контактна міцність // фхмм. – 2012. –№ 6. – с. 56 59. 14. brauer j. simulation of wear in gears with flank interference – a mixed fe and analytical approach / j. brauer, s. andersson // wear. – 2003. – № 254. – p. 1216-1232. 15. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №3. – с. 22-27. надійшла в редакцію 05.09.2014 дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 2... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 16 chernets m.v., chernets ju. m. investigation of teeth engagement conditions of cylindrical involute gear on contact strength, wear and durability. part 2. constant interaction conditions in correlated engagement. according to calculation method of tooth gears wear and durability it has been conducted an investigation of influence of double – single – double tooth engagement on maximal contact pressures, teeth wear and gear durability at constant contact conditions in correlated helical gearing. it is suggested the method of defining the angles of transition from double to single-tooth engagement and vice versa. it has been established that correlation decreases maximal contact pressures on 14…20% depending on the type of correlation. permissible wear is faster reached by gear wheel teeth. depending on the shift coefficient values and engagement correlation type maximal wear would be reached in different typical points of contact: at the entrance into double-tooth engagement, at the entrance into single-tooth engagement or at the exit of it. it has been established that gear durability has its optimum at certain shift coefficients. the obtained results are presented graphically what allows tracing the regularities of influence of engagement conditions. key words: cylindrical involute gear, double single double tooth engagement, engagement correlation, contact pressure, tooth wear, gear durability references 1. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile. j. strain analysis, vol.42, 2007. p. 281-292. 2. iso 6336-2. calculation of load capacity of spur and helical gears ю. part 2: calculation of surface durability (pitting), international standard, 1st edition, 15 may 1996 (international organization for standardization, geneva). 3. ulaga s. m., ulbin m., flasker j. contact problems of gears using overhauser splines. int. j. mech. sci., 41, 1999. p. 385-395. 4. zwolak j., martyna м. analiza naprężeń kontaktowych i naprężeń zginających występujących w przekładniach zębatych power shift. tribologia, vol. 42, № 3, 2011. s. 155 – 165. 5. zwolak j., wittek m. optymalizacja parametrów geometrycznych kół zębatych w aspekcie minimalizacji naprężeń kontaktowych. tribologia, vol. 45, № 6, 2011. s. 283 – 291. 6. ocinka dovhovicznosti, znoszuvannja ta kontaktnoi micsnosti zubczastyh peredacz / pid zah. red. m.v.chernecja. drohobycz: vymir. 2002. 128 s. 7. chernec m.v., bereza v.v. do pytannja pro zakonomirnosti vplyvu na dovhovicznist i znoszuvannja cylindrycznyh evolventnyh zubczastyh peredacz jih osnovnyh parametriv. cz.1. prjamozubi peredaczi. problemy trybologii, № 3, 2010. s. 11-17. 8. chernec m.v., bereza v.v. do pytannja pro zakonomirnosti vplyvu na dovhovicznist i znoszuvannja cylindrycznyh evolventnyh zubczastyh peredacz jih osnovnyh parametriv. cz.2. kosozubi peredaczi. problemy trybologii, № 4, 2010. s. 65-72. 9. chernec m., yarema r. do pytannja pro vplyv koryhuvannja zaczeplennja cylindrycznoi kosozuboi peredaczi na jii dovhovicznist. mashynoznavstvo, №10, 2011. s. 15 – 20. 10. chernec m.v., yarema r.ya. uzahalnenyj metod ocinky vplyvu koryhuvannja zubiv na resurs, znoszuvannja ta kontaktnu micnist cylindrycznyh evolventnyh peredacz. fkhmm, №4, 2011. s. 115 – 121. 11. chernec m.v., yarema r.ya. do pytannja pro ocinku vplyvu koryhuvannja zubiv cylindrycznoi evolventnoi kosozuboi peredaczi na jih kontaktnu micnist. problemy trybologii, №4, 2011. s. 26 – 32. 12. chernec m.v., yarema r.ya., chernec yu.m. metod intehrujuczoi ocinky zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist i kontaktnu micnist. czast.1. dovhovicznist i znoszuvannia. fkhmm, №3, 2012. s. 30 – 39. 13. chernec m.v., yarema r.ya., chernec yu.m. metod intehrujuczoi ocinky zubiv evolventnoi cylindrychnoi peredaczi na dovhovicznist i kontaktnu micnist. czast. 2. kontaktna micnist. fkhmm, №6, 2012. s. 56 – 59. 14. brauer j. simulation of wear in gears with flank interference – a mixed fe and analytical approach / j. brauer, s. andersson. wear, № 254, 2003. p. 1216-1232. 15. chernec m.v., chernec yu.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannja i dovhovicznist. czast. 1. postijni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №3, 2014. s. 22-27. управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла путем легирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 58 куликовский р.а., холод а.в., капустян а.е., осипов м.ю., андрущенко м.и. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-m ail: mosipov61@ukr.net управление структу рным состоянием и сопротивляемостью абразив ному изнашиванию наплавленного металла пу тем легиров ания удк 621.791.927.5:669.15 показано, что высокие способно сть к самоу пр очнению повер хности тр ения и сопр отивляемость абр азивному изнашиванию высокоу глер одисты х сталей системы fe-c-cr с большим количеством метастабильного остаточного ау стенита, полу ченного закалкой, не р еализу ются, если стр у ктур а сфор мир ована в у словиях неу пр авляемого тер мического цикла наплавки штампов пр есс-фор м. исследована возможно сть обеспеч ения необходимо й стр у ктур ы в наплавленно м слое пу тем до полнительно л егир ования. установлено, ч то наибольшая способность к у пр очнению и износостойкость в иссл едованны х хр омо мар ганцевы х сплавах со стр у ктур ой наплавленного металл а, сфор мир ованной без пр ину дительного о хл аждения, достигается пр и наплавке матер иало м типа 120х4г2. ключевые слова: абразивное изнашивание, износостойкость, штамп, наплавка, хром, марганец, углерод, структура, ме тастаби льный аус тени т, самоупрочнение. введение условия работы многи х де та лей и ли особенности и х конструкц ии не позволяю т ис пользова ть для и х изготовления или восстановления карбидсо держащие ста ли из-за недос таточной эксплуа тационной надежности . в та ки х с лучая х наиболее рационально использова ть бескарбидные спла вы, обла дающие высокой способностью к самоупрочнению в процессе изнашивания . ранее , пу тем испытан ия опы тны х бескарбидны х модельны х сп лавов, бы ло показано [1, 2], ч то среди ста лей сис темы fe-c-cr зака ленны х на структуру с больш им количес твом оста точного аустени та и при о тсутс тви и в с труктуре карби дов, наиболее высокой сопротивляемостью абразивному изнашиванию обладаю т материалы, в которы х в твер дом растворе содержится высокое ко личество у глерода (на уровне 1,5 % ) и не значите льное ко личество хрома (3 3,5 %). различие в сопроти вляемости изнаши ванию меж ду высокоуглеродистыми с талями и ста лями э той же сис темы легирования со средним содержанием углерода и высоким хрома при одинаковом фазовом состоянии и даже более высокой способности аустени та к превращению в мартенсит деформации дости гало пя ти раз. оп тимальное структурное состояние и высокая способность к самоупрочнению в процессе изнашивания высокоуглеродис ты х ме тастаби льны х ста лей были реализованы при изготовлении цементованны х и зака ленны х п лас тин пресс-форм для прессования огнеупорных изделий и сили ка тного кирпича. при э том износостойкос ть п ластин, испы танны х в произво дственны х условия х, на хо ди лась на уровне резуль та тов, полученны х на моде льны х сп лава х при лабораторны х испы тания х. однако попы тка реали зации по тенциа ла способности к самоупрочнению металла э того ти па и износостойкости в нап лавленном состоянии, в частности при наплавке штампов пресс-форм огнеупорного и силика тного производс тва, по казала , что и степень самоупрочнения, и износостойкость намного ниже уровня наиболее износостойки х моде льны х спла вов [3]. основной причиной это го явля лось то, что в условия х неуправляемого термического цикла нап лавки при не дос таточны х скоростя х о хлаж дения наплавленного металла, в структуре не достига лось необходимого количества метастаби льного высокоуглеродис того остаточного аустенита . поэтому было предложено обеспечивать необхо димое структурное состояние наплавленного металла путем применения в процессе наплавки кромок штампов простой формы (плоски х, ци лин дрически х) медны х водоо хлаж даемы х криста ллиза торов [4]. в то же время, среди штампов, применяемых при изго товлен ии огнеупорны х и други х и зде лий, по лучаемых прессованием, существует большое ко личество таки х, у которы х рабочая поверхнос ть обладае т сложной формой (выступы, впа дины ). поэ тому индиви дуальное изготовление водоо хлаж даемы х крис талли заторов для ка ждой де тали может быть чрезмерно трудоемким и нерациональным. в связи с этим дальней ший поиск путей обеспечения в структуре высокоуглеродисто го наплавленного металла необ хо димого количества м етас табильного аус тени та в условия х неуправляемого термического цикла нап лавки я вляе тся а ктуальным. це ль работы целью данной работы являлс я поиск химического состава наплавленного металла, кри тическая управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла путем легирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 59 скорость охлаж дения ко торого, позволяла бы исключать промежуточный распад аустенита и обеспечивала возможность формирования необходимой метас табильной с труктуры и высокую способность к самоупрочнению в условия х абразивного изнашивани я. методика исследования испыта ния на и зносостойкость металла нап лавленного на кромку штампов пресс-форм проводи ли в произво дственны х условия х при изготовлении шамотны х огнеупорны х изде лий. нап лавку ш тампов осуществля ли ш тучными покрытыми электродами без предварите льного подогрева по всему периметру рабочей кромки. испытания проводи ли до образования предельно допус тимого износа кромок. износостойкос ть оценива ли по количеству выпущенной продукции за время работы ш тампов. испыта ния наплавленны х образцов проводили на лабораторном стенде, имитирующем условия изнашивани я де та лей пресс-форм. режимы испытаний образцов полностью соотве тствовали режимам испытаний модельны х сп лавов системы fe -c-cr за каленны х в масле [1, 2]. микротвердос ть образцов определя ли в соотве тс твие с требованиями гост 9450-76 на приборе пмт-3 при нагрузке 50 г. выбор преде лов лег ирования . ре зультаты э кспе риме нтов и их обс уждение извес тно [5, 6], что большинство легирующи х элемен тов (кроме кобальта) повышаю т устойчивость аустени та к перли тным превращениям (сдвигаю т с-образную диаграмму вправо). поэтому решение поставлен ной задачи с этой точки зрения может иметь много вариантов. наиболее простым решением было бы увеличение содержания хрома. одна ко этот э лемент сужает преде лы растворимости углерода в аустени те (рис. 1) [5, 7]. поэтому увеличение его содержания при сохранении концен трации углерода на оптимальном уровне, даже при достаточны х скоростя х о хлаж дения, неизбежно приве ло бы к нежелате льному появлен ию в с труктуре карби дов. соблю дение условия обеспечения бескарбидной структуры с увеличением содержания хрома потребовало бы снижения содержания углерода до уровня намного ниже оптимального в ущерб износостойкости. подобным образом влияют на рас творимость углерода в аустени те и другие карби дообразующие элементы. рис. 1 – положе ние γ-области на диаграммах состояния fe -c-c r в зависимости от соде ржания хрома [5] кроме хрома, доста точно распространенным и недорогим элементом, который часто применяется для повышени я устойчивости аустени та к перли тным и промежуточным превращениям, является марганец. он та кже и нтенси вно снижае т мн , ч то способствует дос тижению поста вленной цели . однако по данным [8], по ложите льное влия ние э того элемента на способность к упрочнению с талей с оста точным метастабиль ным аустенитом ниже, чем хрома. это связано с тем, что прочность мартенсита деформации зависи т не то лько от содержани я в нем углерода, но также и о т величины энерги и связи между дис локациями и атомами углерода в аустени те . чем больше энергия с вязи меж ду дис локациями и а томами примесей внедрения (углерода , азота и др.), тем выше уровень закрепления дис локаций в мартенси те (при данном содержании углерода) и, с ледова те льно, выше эффективна я прочность рассматриваемой фазы [10]. марганец снижае т энергию свя зи дислокац ий с а томами углерода в -фазе [8] в отличие от хрома, управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла путем легирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 60 повышающего это т показа те ль [11]. поэтому хромомарганцевые метастабильные аустен итные ста ли обладаю т более высокой износостойкос тью, чем марганцевые. одна ко эти данные о тнося тся, во-первы х, к хромомарганцевым сталям, содержание углерода в ко торы х намного ниже, чем оптимальный уровень, установленный в пре дыдущи х иссле дования х. во-вторы х, суммарное содержание хрома и марганца в ни х дос тигае т 20 %. данны х же о влиянии относите льно небольши х количес тв хрома и марганца в высокоуглеродис ты х сп лава х с метастаби льным аустенитом на способность к упрочнению и сопротивляемость безударному абразивному изнашиванию в литера туре практически нет. поэтому с целью выбора химического состава материала для нап лавки де та лей без принуди те льного о хлаж дения в данной работе проведены иссле дования опытны х бескарбидны х хромомарганцевы х материа лов. при выборе химического состава опы тны х ма териалов этой сис темы легирования ис ходили и з следующе го. ранее , при исс ледовани и сис темы fe-c-cr [1], с труктура изменялась в широком диапазоне от мартенси тной до практически по лностью аустени тной. наибольшая способность к упрочнению и сопротивляемость изнаши ванию дости гались при максимально возможном содержании аустени та в пре дела х сис темы fe-c-cr (около 100 %), то ес ть, в сп лава х, у ко торы х температура мн на ходи тся вблизи 0 20 °с. учитывая све дения о противоположном влияни и хрома и марганца на энергию связи между дислокациями и а томами углерода в мартенси те деформации и соотве тственно, на е го прочность (микротвер дость), нет оснований пре дполага ть , что уровень самоупрочнения и износостойкость при дополн итель ном легировании марганцем могут бы ть вы ше, чем хромисты х высокоуглеродисты х материа лов. нель зя также ожида ть , что в хромомарганцевых ста ля х максимум износостойкости може т быть обнаружен в сплава х с меньшим содержанием аустенита, чем в хромисты х с таля х. кроме того, маловероятно, что дополни те льное вве дение марганца без изменения содержания углерода и хрома обеспечит увеличение износостойкос ти, посколь ку это приве ло бы к чрезмерно низкому уровню температуры м н и повышению стаби льности аустени та к деформационным мартенситным превращениям в процессе абразивного изнашивани я. эти предпосылки позво лили значите льно сузи ть диапазон химического состава опы тны х сп лавов. по сути, за дача данны х иссле дований, своди лась к выясне нию вопроса, наско лько сущес твенно понизится по тенциа л износостойкости , дос тигаемый в группе бескарбидны х ста лей системы fe-c-cr при дополни те льном легировании марганцем, необ хо димом для повышен ия устойчивос ти аустени та к перли тным и промежуточным превращениям в процессе охлаж дения . при выборе химического состава опытны х материалов с тремились к тому, чтобы расчетная температура начала мартенситного превращения на хо дилась на уровне 20 °с. в ли тературны х источника х доста точно много данных о влияни и легирования на температуру начала мартенситного превращения [7, 12, 13]. одна ко они весьма разрозненные, относя тся к разным системам и диапазонам ле гирования и уровням содержания углерода, что затрудняет выбор химического состава материалов с мн вблизи 20 °с. для упрощения процедуры и уменьшения трудоемкости выбора сплавов, отвечающи х э тому условию, обобщены извес тные ана ли тические и графические зависимости мн от химического состава в система х fe-c [7, 13], fe-c-cr [13], fe -c-mn [13], fe-c-mn-cr [12, 13]. матема тическая обработка данны х позволи ла получи ть выражение, свя зывающее содержание углерода в сп лава х о твечающи х требованию – мн  20 °с с концен трацией хрома и марганца в диапазоне: с – 0,6 … 2 %; cr – 0 … 12 %; mn – 0 … 8,8 %: 3322 22 0,00313cr0,00015mncr0,00319mncrmn00119,0 cr061,00,00953mnmn0,046cr0,45crmn191,02с   , (1) таблица хим ический сос тав опытных наплавочных м ате риалов химический соста в, % номер сплава тип нап лавле нного металла c cr mn 1 70х10г 5 0,68 10,4 5,1 2 80х10г 2 0,79 9,5 2,1 3 80х7г3 0,80 6,5 3,1 4 80г 6х 0,82 1,2 6,0 5 120х4г 2 1,18 3,9 1,7 6 150х3 1,52 3,3 0,4 управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла путем легирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 61 рис. 2 – пространстве нная номограмма для выбора состава сплавов системы fe-c-c r-mn с мн  20° с на основе ана ли тической зависимости получена повер хность , отвечающая совокупности сп лавов с мн  20° с (рис. 2), ко торую можно в среде mathcad использовать как пространственную номограмму для нагля дного выбора сплавов. в преде ла х данно го диапа зона легирования предварите льно были выбраны составы опытны х наплавочны х материалов с та ким расчетом, чтобы они отвечали требованиям по уровню мн. однако необ хо димо отмети ть, ч то при реализации выбранны х сос тавов путем нап лавки покрытыми электродами, химический состав мета лла некоторы х нап лавок оказа лся за преде лами расчетного (особенно марганец). фактический состав наплавленного металла приведен в таблице . расчет температуры мн эти х материа лов показа л, что для дву х из ни х она заметно отличается от ож идаемой (рис. 3). рис. 3 – расчетная температура начала мартенситного пре враще ния структура нап лавленного мета лла практически во все х сп лава х преимущественно аус тени тная без карбидов, толь ко в наплавке № 6 зафиксировано образование промежуточных с труктур распада аустени та. в резуль тате испы таний установлено (рис. 4), что в предела х группы из тре х сп лавов, с одина ковым содержанием углерода (0,8 %), на именьшая способность к упрочнению и сопротивляемость и знашиванию наблю дае тся у спла ва с максимальным содержанием марганца и наименьшим количеством хрома. наибольшей способностью к упрочнению и износостойкостью обладае т сплав 120х4г 2. однако его сопротивляемость изнаши ванию все же на 25 … 30 % ниже уровня дос тигну того в группе сплавов системы fe-c-cr [1, 2] с высоким содержанием углерода закаленны х в масле. это вызвано, по-видимому, во-первы х, отрица те льным влиянием марганца на энергию связи у глерода с дисло кациями [10]. вовторы х, понижен ным содержанием углерода по сравнению с опытными сплавами системы fe-c-cr, в ко управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла путем легирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 62 торы х дости гается наибо льшая износос тойкость . в тоже время уровень износостойкости , дос тигаемый в хромомарганцевы х сп лава х до 1,5 раза вы ше сопротивляемости изна шиванию высокоуглеродис того хромистого сплава №6, с труктура ко торого сформирована при скорости о хлаж дения не доста точной для предупреждения частичного и ли полного распада аустени та. рис. 4 – микротве рдость пове рхности тре ния (н0,5, гпа) и относитель ная износостойкость (ε) опытных мате риалов системы fe -c-c r-mn (охлаждение на воздухе) таким образом, в тех с лучая х, когда обеспечение принудите льного о хлаж дения нап лавленного металла за труднено, и напла вка по тенциа льно износостойкими высокоуглеродис тыми материалами системы fe-c-cr не обеспечивает ожи даемого уровня сопротивляемости изна шиванию , восстановление штампов целесообразно производи ть металлом, дополни тельно ле гированным марганцем, типа 120х4г 2. реализац ия данного соста ва наиболее рациона льна ш тучными электродами и ли порошковой проволокой. кроме вышерассмотренного подхо да к решению проблемы недоста точной скорости о хла жден ия наплавленного мета лла , впо лне возможен вариан т упрочнения ш тампов наплавкой мета ллом, в ко тором при том же уровне хрома и марганца, или только хрома, содержание углерода составляе т 0,1 … 0,2 %, а оптимальный е го уровень обеспечивается путем после дующей цемен тации. однако э тот вариан т упрочнения и восстановления ш тампов и други х де талей имеет свои особенности и требует о тде льного рассмотрения. необ ходимо отмети ть, что в соотве тс твии с классификацией нап лавочны х материалов, предложенной международным инсти тутом сварки это т состав на хо ди тся на участке с труктурной диа граммы [14], ко торый в нас тоящее время являе тся вакан тным. выводы 1. обеспечение необ ходимой устойчивости аустени та к распаду при о хлаж дении в условия х не управляемого термического цикла нап лавки и доста точно высокого уровня его метас табильнос ти может быть дос тигну то путем дополни тель ного легирования высокоуглеродис ты х хромисты х с плавов марганцем при одновременном уменьшении содержания углерода в ко личества х пропорциональны х влиянию эти х элементов на температуру начала мартенситного превращения. 2. наибольшая способность к упрочнению и износостойкость сре ди исс ледованны х хромомарганцевы х сп лавов со структурой наплавлен ного металла сформированного без принудительного о хла ждения, дости гается при нап лавке материалом типа 120х4г 2. 3. оцен ка полученны х резуль та тов с точки зрения подхо дов к классифи кации напла влен ного м еталла по структурным признакам предложенным международным инс ти тутом сварки, пока зывае т, что оптимальный диа пазон соотношения углерода и ле гирующи х элементов на хо ди тся на структурной диаграмме по содержанию углерода – выше структурной группы м1 и по концентрации легирующи х э лементов – ниже минимально го уровня, предусмотренного с труктурной группой м 2. данный участок диа граммы является вакан тным, и по структурным признакам не классифицирован. управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла путем легирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 63 лите ратура 1. ан друщенко м.и. вли яние углерода и хрома на способность к упрочнению и износостойкос ть бескарбидны х с талей в условия х абразивного изнашиван ия / м.и. андрущенко, о.э. рузов, р.а. куликовский, н.н. брыков // проблемы трибологии (proble ms of t ribology). – 2003. – №2. – с. 112-116. 2. андрущенко м.и. способность к самоупрочнению поверхности трения в процессе абразивного изнашивани я и износостойкос ть ста лей в зависимости от содержания углерода и хрома / м.и. андрущенко, р.а. ку ликовс кий, м.ю. осипов, а.в. холо д, а.е. капус тян // нові матеріа ли і те хнології в металургії та машинобудуванн і. – 2014. – №1. – с. 92-100. 3. кули ковски й р.а. особенности разработки и применения материа лов с метастаби льным аустени том для нап лавки штампов пресс-форм / р.а. кули ковский , м.и. ан друщенко // современные проблемы сварки, нап лавки и материалове дения : республи к. науч.-мето дич. конф.: тезисы докл. – мариуполь: пгт у, 2005. – с. 196-198. 4. ан друщенко м.и. управление с труктурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию нап лавленного мета лла те хно логическими мето дами / м.и. ан друщенко, р.а. кули ковский, а.в. хо лод, м.ю. осипов // проблемы трибологии (proble ms of tribo logy). – 2014. – №3. – с. 35-41. 5. ар тингер и. инструмента льные с тали и и х термическая обработка: пер. с венгр. / и. артингер – м.: ме таллургия , 1982. – 312 с. 6. т каченко и.ф. о природе влия ния легирующи х элементов на кинетику распада перео хлаж денного аусте нита / и.ф. т каченко, к.и. ткаченко // вісник приазовсь кого державного те хнічного університе ту. – 2003. – вип. №13. – с. 123-126. 7. гуляев а.п. ме та ллове дение / а.п. гуляев – м .: мета ллурги я, 1978. – 645 с. 8. коршунов л.г. влия ние марганца на износостойкость марганцовисты х метас таби льны х аусте нитны х с та лей / л.г. коршунов, н.л. черненко // трение и износ. – 1984. – т.v, №1. – с. 106-112. 9. коршунов л.г. структурные превращения при трении и износостой кость аус тени тны х с та лей / л.г. коршунов // фмм. – 1992. – №8. – с. 3-21. 10. тененбаум м.м. сопротивление абразивному изнашиванию / м .м. тененбаум // трение и износ. – 1982. – №1. – с. 76-82. 11. гаврилюк в.г. распреде ление углерода в с тали / в.г. гаврилю к – киев: наукова думка, 1987. – 208 с . 12. фи липпов м .а. ста ли с метас табиль ным аустенитом / м.а. фи липпов , в.с. ли тви нов, ю.р. немировский – м.: ме таллургия, 1988. – 256 с . 13. попов а.а. изотермические и термокинетические диа граммы распада переохлаж денного аустени та / а.а. попов, л .е. попова – м.: мета ллургия , 1965. – 495 с. 14. мазе ль ю.а. классификация спла вов на основе же леза для восстанови тельной и упрочняющей наплавки / ю.а. мазель, ю.в. кусков, г.н. по лищук // сварочное производство. – 1999. – №4 – с. 35-38. поступи ла в редакц ию 06.02.2015 управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла путем легирования проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 64 kulikovsky r.a., holod a.v., kap usty an a.е., osіp ov m .y., andrushchenko m .і. control of the structural condition and abrasive wear resistance of weld metal by alloying. it was shown that the ability to self-strengthening high surface friction and abrasion r esistance of highcarbon steels fe-c-cr with many metastable retained austenite obtained by hardening can not be realized if the structure is formed under conditions of uncontrolled thermal cy cle of welding, in p articular for restoring the dies molds for p ressing refractory and buildin g p roducts. this is due to the lack of stability of austenite to p earlite and intermediate transformations in these conditions the coolin g weld metal. so lution to this p roblem through the use of for ced coolin g weld metal usin g a water-coo led copp er mold dies for comp lex structures is almost imp ossible. the p ossibility of p roviding the necessary structures in the dep osited lay er by further dop ing. the search was conducted amon g alloy s temp erature martensite start m n which is in the ran ge of -20° c + 20° c or slightly deviates from this range. to simp lify the p rocedure and reduce the comp lexity of choosing alloy s meet this condition are summarized known analy tical and grap hics dep endin g on the chemical comp osition of the m n in the systems fe-c, fe-c-cr, fe-c-m n, fe-cm n-cr and the obtained exp ression relatin g a carbon content in the alloy s meets the requirements of m h  20 ° c with a concentration of chromiu m and man ganese in the ran ge: c 0.6 ... 2% ; cr 0 ... 12%; m n 0 ... 8.8%. it is established that ensuring sufficient stability of the austenite to decay under cooling cond itions of uncontrolled thermal dep osition cy cle (without forced heat removal) can be achieved by further dop ing of high-chromiu m alloy s of mangan ese, while r educin g the carbon content in amounts p rop ortional influence of these elements on the martensite start temp erature. it is shown that the greatest ability to hardenin g and wear r esistance in chromium-man ganese alloy s with the structure of the weld metal formed without forced coolin g is achieved in surfacin g alloy typ e 120х4г2. key words: abr asion, wear resistance, stamp , surfacing, chromium, man ganese, carbon, structure, metastable austenite, selfstrengthening. references 1. andrushhenko m.i., ruzov o.je.,kulikovskij r.a.,brykov n.n. vlijan ie ugleroda i hro ma na sposobnost' k uprochneniju i iznosostojkost' beskarbidnyh stalej v uslovijah abra zivnogo iznashivanija. proble my tribologii. 2003. №2. s. 112-116. 2. andrushhenko m.i. kulikovskij r.a., osipov m.ju., ho lod a.v., kapustjan a.e. sposobnost' k samouprochneniju poverhnosti trenija v processe abrazivnogo iznashivanija i iznosostojkost' stalej v zavisimosti ot soderzhanija ugleroda i hro ma. novi materialy i tehnologii v metalurgii ta mashinobuduvanni. 2014. №1. s. 92-100. 3. ku likovskij r.a., andrushhenko m.i.osobennosti razrabotki i primenenija materia lov s metastabil'ny m austenitom dlja naplavki shtampov press -form. sovre mennye problemy svarki, naplavki i materia lovedenija: respublik. nauch.-metodich. konf.: tezisy dokl. mariupol': pgt u, 2005. s. 196-198. 4. andrushhenko m.i., kulikovskij r.a., holod a.v., osipov m.ju. upravlenie strukturnym sostojanie m i soprotivljae most'ju abra zivno mu iznashivaniju naplavlennogo meta lla tehnologicheskimi metoda mi. proble my tribologii. 2014. №3. s. 35-41. 5. art inger i. instrumental'nye stali i ih termicheskaja obrabotka: pe r. s. vengr. m.: meta llurg ija , 1982. 312 s. 6. t kachenko i.f., tkachenko k.i. o p rirode vlijanija legiroujushhih jele mentov na kinetiku raspada pereohlazhdennogo austenita. visnik pria zovs'kogo derzhavnogo tehnichnogo universitetu. 2003. vyp. № 13. s. 123-126. 7. guljaev a.p. metallovedenie. m.: metallurgija, 1978. 645 s. 8. ko rshunov l.g., chernenko n.l. vlijanie ma rganca na iznosostojkost' margancovistyh metastabil'nyh austenitnyh stalej. t renie i iznos. 1984. t.v, №1. s. 106-112. 9. korshunov l.g. strukturnye prevrashhenija pri trenii i iznosostojkost' austenitnyh stalej. 1992. №8. s. 3-21. 10. gavrilju m v.g. raspredelenie ugle roda v stali. k: naukova dumka, 1987. 208 s. 11. filippov m.a., litvinov v.s., ne mirovskij ju.r. sta li s metastabil'ny m austenitom. m.: metallurgija, 1988. 256 s. 12. vorob'ev v.g., guljaev a.p. vlijan ie legirujushhih jele mentov na temperatury martensitnyh prevrashhenij. i. zhurnal tehnicheskoj fiziki. 1951. t. xxi, vyp. 10. s. 1157-1163. 13. tenenbaum m .m. soprotiv lenie abra zivnomu iznashivaniju. t renie i iznos. 1982. №1. s. 76-82. 14. maze l' ju.a., kuskov ju.v., po lishhuk g.n. klassifikacija splavov na osnove zheleza dlja vosstanovitel'noj i uprochnjajushhej naplavki. svarochnoe proizvodstvo. 1999. №4. s. 35-38. copyright © 2021 r.m. ostapenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021, 33-42 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-33-42 research of tribotechnical properties of antifriction polymer compositions r. m. ostapenko national university of life and environmental sciences, kyiv, ukraine e-mail: romaostapenko1504@gmail.com abstract the analysis of antifriction polymer compositions on the basis of polyamide, epoxy, phenol-formaldehyde, furan resins, and also on the basis of fluoroplastic with various fillers working in friction knots is made. the influence of fillers on the mechanisms of friction is little studied, so when creating antifriction compositions capable of working in conditions of lubrication in water, the following tasks were set: to justify the number and type of fillers; to investigate the influence of fillers on the process of wear of material and counterbody; determine the optimal composition of the antifriction composition that provides minimal wear of the coating and the counterbody. the object of study were: compositions based on phenol-formaldehyde resin and fluoroplastic, modified with antifriction fillers; details of submersible pumps. the basis of the study was the study of tribotechnical and technological properties of polymer compositions. based on the analysis of literature data, the target fillers for the creation of antifriction compositions for radial plain bearings and thrust bearings of submersible pumps are selected, their number and composition are substantiated. the criterion for optimization was the mass wear of the polymer coating and the counterbody. the optimal composition of the antifriction composition for radial plain bearings, which contains: a mixture of colloidal graphite cl and carbon fabric "tgn-2m"; molybdenum disulfide dm-1; powder polyamide 12 apn-b; crushed prepreg comprising a fiberglass filler impregnated with a modified phenol-formaldehyde resin p2m. for thrust bearings, the optimal composition of the fluoroplastic composition is determined, which includes: fluoroplastic f4; molybdenum disulfide; carbon fabric; powdered copper. the physical and mechanical properties of the optimal composition are presented. technological equipment has been developed for the restoration and manufacture of plain bearings and submersible pump bearings. molds are made for industrial implementation. key words: plain bearings, thrust bearings, submersible pump, antifriction fillers, fluoroplastic, phenolformaldehyde resin, mold introduction and problem statement the use of antifriction compositions used in the restoration of parts, allows in many cases to increase the service life of machines and reduce repair costs. this is due to the relatively low coefficient of friction of polymeric materials containing various antifriction fillers. when creating new composite materials, the selection of the most effective types of fillers is of paramount importance. however, it is known that, depending on the operating conditions, the same fillers, or a combination thereof, affect the intensity of wear of friction pairs. currently, there is no scientifically based theory for the choice of composition and amount of fillers when creating compositions for specific operating conditions. the influence of fillers on the mechanisms of friction is little studied. therefore, when creating antifriction compositions capable of working in conditions of lubrication in water, the following tasks were set: a) justify the number and type of fillers; b) to investigate the influence of fillers on the process of wear of material and counterbody; c) determine the optimal composition of the antifriction composition that provides minimal wear of the coating and the counterbody. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-33-42 34 problems of tribology analysis of antifriction materials coatings based on polyamide resins, such as polycaproamide pka, caprolon b, polyamides p-68, ak-7, p-12l, atm-2, aromatic polyamide (phenylene), fm-50, etc. are used to restore parts of agricultural machinery. [1]. where the requirements for mechanical couplings are higher in terms of mechanical strength, rigidity, wear resistance at high temperatures, glass-filled polyamide with a fiber content of up to 30 ... 45% is used. according to bd voronkova [2] glass-filled polyamides p-6vs, p-6vsu with a fiber content of up to 30% are used in friction units at high loads. but along with the advantages of polyamide bearings and coatings have a number of disadvantages, which include: low thermal conductivity; high shrinkage, etc. under normal atmospheric conditions, polyamide bearings contain up to 3.5% moisture, which leads to a change in their size. with each percentage of absorbed moisture, the linear dimensions change by 0.15 ... 0.27%. this is a significant disadvantage of polyamides, as during operation the dimensions of the bearings must be stable. carbon-graphite and carbon-plastic are used in various friction joints antifriction materials: amc-1; amc-3; af-3t; graphite plastic dez; ag-1500-c0.5; antiglimite (atm); atm-1g; dfg-2 and others, which are based on epoxysilicon-organic, phenol-formaldehyde and furan resins [3,4]. these materials are used in friction units, where the specific loads do not exceed 2.5 mpa. the increase in loads leads to an increase in the coefficient of friction and a decrease in wear resistance. antifriction materials based on epoxy resins have become widespread in repair production. on the basis of epoxy resin ed-5 antifriction epoxy-based antifriction material was developed "epoxylite" plasticized with debutyl phthalate and filled with graphite, bronze chips, etc. on the basis of epoxy resin ed-6, an antifriction material "maslyanite" was developed, which contains mk-8 lubricant as a modifier and aluminum powder as a filler [5,6]. insufficiently high mechanical properties, low operating temperatures, high coefficient of friction constrain the widespread introduction of epoxy compositions. under conditions of limited lubrication, high wear resistance was shown by textolites based on resol phenol-formaldehyde resin. from antifriction textolites working in friction units are known: ptk-c; ptg-1 [7], the main advantages of which are stable operation under conditions of high compressive loads. such requirements are met by compositions based on thermosetting phenol-formaldehyde resins, which can be used in supervisor ruzhilo zv, ph.d., associate professor (nules), kyiv. the production of coatings for the restoration and manufacture of bearingsecv. this polymer antifriction composition contains: as a binder crushed prepreg, which consists of bakelite varnish and fiberglass in a ratio of 1: 1.6; molybdenum disulfide; a mixture of colloidal graphite and carbon fabric in a ratio of 1: 1 and powdered polyamide [8]. compositions based on fluoroplastic (ptfe) have higher wear resistance. in its pure form, fluoroplastics as antifriction materials should not be used due to insufficient wear resistance, cold flow, low thermal conductivity and high coefficient of linear expansion. composites are widely used for plain bearings, piston pumps: ф4к20; fn-202; fcn-7 (14); afgm-5 (10); ф40м30; ф40с15м1,5; ф40б20; fkm-80vs; graphite plastic kv, 7v-2a; flubon-10 (15, 20) and others. [3,9,10]. ptfe compositions with glass fillers (filler content from 5 to 40%) are produced in a wide range of branded products from the united states, western europe and japan. the composition of the filler (fiber, dispersed particles) is not always specified by firms. most often, glass fiber (sv) with a fiber length of 10 ÷ 15 μm is used for compounding ptfe. the firm "du pont" uses ground ji (type e) with a diameter of 13 μm, a length of 800 μm, the firm "hoechst" with a diameter of 10 μm, a length of 50-100 μm [11]. glass-filled ptfe is used for the manufacture of bearings, gaskets, non-lubricating compressor rings, valve seats, insulation for work in the chemical industry, electrical engineering and mechanical engineering. these parts can be operated at temperatures from -267 to + 260 ° c, in liquid oxygen and sulfuric acid. they have advantages over unfilled ptfe: increased thermal conductivity; durability; dimensional stability and reduced cold flow. known compositions of ptfe with metals, oxides and salts of metals, alloys, synthetic ceramics. the most common are ptfe compositions with bronze, as well as with a mixture of bronze, graphite and molybdenum disulfide. firms use spherical and irregular dendritic bronze (particle size less than 60 μm). the ratio of copper to tin in this bronze is 9: 1 [9]. ptfe filled with bronze is characterized by the highest wear resistance during dry friction. at high-speed friction for better heat dissipation, it is advisable to add to the composition of graphite or carbon fiber. fluoroplastic compositions can be effectively used when applying coolant to the friction zone. for example, the coefficient of friction without lubrication on steel х18н9т at a sliding speed of 1 m / s for such compositions as ф40м30, ф40 is 0.6 ... 0.66, when lubricated with water it decreases to 0.036 ... 0.06 [6]. for thrust pump bearings, it is advisable to use compositions based on fluoroplastic with the following fillers: carbon fabric; molybdenum disulfide; powdered copper [12]. porous compositions based on fluoroplastic increase elasticity, dampen vibrations, provide lubrication to the friction zone (due to "pockets") [13,14]. submersible pumps operate in conditions of high vibration, especially at start-up. therefore, in these pumps it is advisable to use double-layer damping bearings, which are covered with a layer of polyurethane in outer diameter [15]. research methodology the object of study were: compositions based on phenol-formaldehyde resin and fluoroplastic, modified with antifriction fillers [8,12]; details of submersible pumps, including deep groove ball bearings and thrust bearings. the basis of the study was the study of tribotechnical and technological properties of polymer problems of tribology 35 compositions. the study was performed on an experimental setup (fig. 1), created on the basis of a hydraulic press psu-250.the psu-250 press belongs to type of hydraulic with a torsion silt gauge. fig. 1. hydraulic press psu-250: technical characteristics of the press: the maximum admissible loading at compression 250 ts .; number of measuring ranges 2; limits of measurement of ranges: the first 25… 100 ts .; 50… 250 ts .; the largest stroke of the piston is 50 mm; speed of movement of the working piston -0… 20 mm / min .; the greatest distance between basic plates is 800 mm; the size of the base plate is 440 x 440 mm. fig.2. mill mpr-2 :technical characteristics: productivity, samples / hour 10; grinding time of one sample, min-3; mass of samples, mr -100; voltage, at 380; power, kw 0.6; speed, rpm -7000 for mixing and grinding of components used mill mpr-2 (fig. 2) is designed for grinding dry materials with a moisture content of not more than 14% with particles of 40 mm in the largest size. sintering of blanks from fluoroplastic compositions was performed at a temperature of 380 ос ± 5ос in the furnace ssho-3.2 (fig. 3). temperature regulation from 20 ос to 380 ос was carried out by changing the power output through an autotransformer, and the voltage and power of the thermoelectric installation were measured by the device nk50, which included an ammeter, voltmeter and wattmeter. fig.3 electric furnace ssho-3, technical characteristics: voltage, at 220; power, kw6; nominal temperature, о с 380 fig.4 friction machine smc-2 laboratory studies to determine the intensity of wear and the coefficient of friction were performed on a friction machine smc-2 (fig. 4), and to determine the moment of friction used a special strain gauge [16]. the design of the device (fig. 5) provides the ability to determine the moment of friction directly from the movement of the pad, which is fixed on a digital strain gauge idc-1. the wear resistance of the test compositions was determined according to the "pad-shaft" scheme. the experiments were performed at a sliding speed of 4.0 m / s and a load of 1.5 mpa (lubrication with water). the coating was applied to the inner surface of the sleeve with a diameter of 40 mm, a length of 10 mm, a coating thickness of 1 mm. sectors with a cross-sectional area of 2 cm2 were cut from the bushings (fig. 6). to determine the wear resistance as a counterbody used samples made of steel 40x13, brake-treated to a hardness of hrc 42 ... 45. 36 problems of tribology the magnitude of the operation of the samples was determined by weighing to the nearest 0.1 mg on a laboratory scale of the second class of the model vlr-200 for 10 hours of continuous operation. fig. 5. general view of the strain gauge device for determining the moment of friction: 1counter body; 2– shaft; 3 pad; wear resistance; 4– polymer coating; 5 rolling bearing; 6 cargo; 7 carriage; 6, 9 adjustable screws; 10 the lever; 11 – power meter;12 strain gauges; 13– deformation meter; 14.15 –strings fig.6 sketches of samples for research presentation of research materials at the first stage of research, the optimal composition of the composition for radial plain bearings of electric submersible pumps based on phenol-formaldehyde resin was determined. the second determined the optimal composition of the polymer composition for the thrust bearings of the electric motor of submersible pumps based on fluoroplastic. the parameters of optimization were mass wear. optimization of the composition of the polymer composition based on phenol-formaldehyde resin for radial plain bearings of the electric pump. preparation of antifriction compositions for plain bearings includes the following operations: -grinding of high-strength fiberglass polymer ag-4v (gost 20437-75) and sifting it through sieves with different hole sizes. after sieving, the composition of the polymer fraction was: up to 50 μm not more than 10%; up to 150 microns no more than 15%; up to 400 microns no more than 55%; up to 500 microns no more than 20%; -mixing the prescription amount of crushed prepreg, a mixture of colloidal graphite and carbon fabric, molybdenum disulfide and polyamide powder for 10 minutes; -coating of compositions by compression pressing in modes: pressing pressure 60 mpa; mold temperature 165 ° c; exposure time under pressure 0.8 min / mm thick. as antifriction fillers are taken: molybdenum disulfide dm-1; a mixture of colloidal graphite c-1 and carbon fabric tgn-2m and powdered polyamide 12 apn-b [8 . when creating an antifriction composition, we selected the levels of variation of fillers (table 1). table 1 levels of variation of factors the value of the factor code value of levels -1 0 +1 х1a mixture of graphite c-1 and carbon fabric tgn2m (1: 1) 0 8 16 х2molybdenum disulfide dm-1 0 2 4 х3- powder polyamide 12 apn-b 0 7 14 problems of tribology 37 the criterion for optimization was the mass wear of the polymer coating (y1) and the counterbody (y2). when optimizing the composition of the composition varied the content of a mixture of colloidal graphite and carbon fabric (x1), molybdenum disulfide (x2), powdered polyamide (x3) with a constant content of crushed prepreg, including a mixture of fiberglass and modified phenol-formaldehyde resin p2m. to obtain a mathematical model of the optimum zone, a second-order plan (box-benkin) was used, consisting of 15 experiments (table 2) and including three points, which are fixed at zero. table 2 planning matrix and results of experiments to determine the wear of the polymer coating and counterbody. № experience х1 х2 х3 у1 у2 1 16 4 7 3,0 1,9 2 16 0 7 3,3 3,2 3 0 4 7 4,6 2,4 4 0 0 7 5,3 3,8 5 16 2 14 2,9 2,6 6 16 2 0 3,2 3,3 7 0 2 14 4,2 2,8 8 0 2 0 5,1 4,2 9 8 4 14 1,9 1,8 10 8 4 0 2,4 3,0 11 8 0 14 3,0 2,2 12 8 0 0 3,8 4,0 13 8 2 7 2,3 2,0 14 8 2 7 1,8 2,2 15 8 2 7 2,1 1,7 as a result of calculation of coefficients of the equations received initial model of the following kind: 231312 2 3 2 2 2 13211 075,015,01,023,053,0 53,131,044,085,006,2 ххххх хххху   (1) 231312 2 3 2 2 2 13212 15,0175,0025,060,008,0 705,073,051,0275,003,2 ххххх хххху   (2) regression analysis of the model allowed to select significant coefficients from the initial model and reject insignificant ones, as well as to check the adequacy of the model. as a result of mathematical processing of experimental researches the mathematical models which adequately describe influence of structure of fillers on wear of a covering and a counterbody are received. 2 2 2 13211 53,053,131,044,085,006,2 ххххху  (3) 2 3 2 13212 6,07,073,051,028,003,2 ххххху  (4) analysis of regression coefficients proves that a mixture of colloidal graphite and carbon fabric, molybdenum disulfide and polyamide powder reduces the wear of both the polymer coating and the counterbody (coefficients at x1, x2, x3 are negative). colloidal graphite has a stronger effect on reducing the wear of the polymer coating (-0.85x1) and has little effect on the wear of the counterbody. powdered polyamide, on the contrary, has a stronger effect on reducing the wear of the counterbody (-0.73x3) and has little effect on the wear of the polymer coating. this is probably due to the fact that polyamide in comparison with graphite has a lower mechanical strength and hardness. the effect of the same molybdenum disulfide (x2) on the wear of the polymer coating and the counterbody is approximately equivalent (-0.44x2; -0.51x2). the obtained dependences y1 (x1, x2, x3) and y2 (x1, x2, x3) were optimized for minimal wear of the friction surfaces. the dependences y1 and y2 are arranged in such a way that to study the extreme properties the problem is reduced to the study of the functions of two variables. this follows from the fact that for both y1 and y2 quadratic forms can be distinguished only for two variables, for the third variable both functions decrease linearly. define the line of extrema y1:   0278,053,12 1 1 1  х дх ду (5) 38 problems of tribology   0415,053,02 2 2 1  х дх ду (6) 31,0 3 1  дх ду (7) x1 = 0.278, x2 = 0.415, x3 is arbitrary. since the quadratic shape of x1 and x2 is positive, along the line y1 (x3) = 1.85-0.31x3 is a sliding down minimum. similarly, we study y2: 04,128,0 1 1 2  х дх ду (8) 51,0 2 2  дх ду (9) 02,173,0 3 3 2  х дх ду (10) x1 = 0.2, x3 = 0.608, x2 is arbitrary. y2 (x2) = 1,782-0,51x2. the optimal value of x1 for the minimum wear of the coating (y1) and counterbody (y2) is 0.278 and 0.200, which corresponds to 10.25% and 9.65% of the mixture of graphite and fiber, ie the final conclusions on the results of research should be made at stabilization x1 = 0, 25 = 10% mixture of graphite and fiber. substituting the value of x1 = 0.25 in equations (3 and 4) we obtain: 2 2321 53,031,044,094,1 ххху  (11) 2 3322 6,073,051,00,2 ххху  (12) according to equations (11 and 12), the surfaces of equal response of the wear process of the polymer coating and the counterbody are constructed (fig. 7). fig. 7. geometric image of the surface of the equal response of the wear process of the polymer coating and the counterbody the shaded surface, limited by the isolines obtained in the calculation for the wear of the polymer coating and the counterweight equal to 1.6 mg, is optimal for determining the composition of antifriction fillers. however, previous studies have shown that when the increase in the composition of the con tent of powdered polyamide more than 10% leads to increased adhesion of the polymer coating to the mold surface. to obtain a quality coating, it is necessary to cool the mold, which significantly affects the productivity of the molding process. therefore, the optimum zone should be moved to the point of intersection of the isolines obtained for wear of 1.6 mg. at this point, the content of powdered polyamide 12 apn-b is 9%, and molybdenum disulfide dm-1 3%. since in the studied compositions the content of crushed prepreg, including fiberglass filler, was unchanged (83%), in terms of 100% by weight of the composition, the optimal content of antifriction fillers will be: a mixture of colloidal graphite and carbon fiber 9.5%; molybdenum disulfide 2.9%; powdered polyamide 8.6%; crushed prepreg comprising a fiberglass filler impregnated with a modified phenol-formaldehyde resin p2m the rest. to restore the radial plain bearings thermosetting antifriction compositions used a universal mold (fig. 8) problems of tribology 39 fig.8 scheme of a universal mold for restoring the inner diameter of plain bearings: a) thermosetting compositions; b) compositions based on fluoroplastic; c) coating the outer diameter with polyurethane (9). 1. sleeve, 2 matrix, 3 sign, 4 matrix heater, 5 primer composition, 6 milliammeter, 7 thermocouple, 8 heater, 9 outer sleeve made of stainless steel (polyurethane), 10 punch. restored bearings are shown in figure 9. fig.9 restoration of the inner diameter of the radial bearing slip fig.10. five-seat mold for the restoration of plain bearings for the industrial restoration of plain bearings made a five-seater mold (fig. 10). development of compositions based on fluoroplastic f4 for thrust bearings. for antifriction polymer composition based on fluoroplastic f4 were taken the following components: polytetrafluoroethylene gost 10007-78; carbon fabric tgn-2m (pre-shredded); powder copper pms-1; molybdenum disulfide dm-1 [12 . a standard second-order rotatable plan was used for the study. the composition of the antifriction composition for thrust bearings was optimized by estimating the wear intensity and friction coefficient. after excluding insignificant coefficients, the following polynomial dependences of wear intensity i and friction coefficient f on three factors were obtained: the composition of molybdenum disulfide (x); carbon fabric (y); powdered copper (z). the dependence of wear intensity (j × 10-10) has the form: і = 0,5234 – 0,0208х + 0,3315z + 0,1984х 2 + + 0,2053у 2 + 1,1128z 2 – 0,0075ху + 0,03уz – 0,075 х z (13) the dependence of the coefficient of friction has the form : f = 0,0314 – 0,0005х + 0,0025у + 0,01322z + 0,0072х 2 + + 0,0089у 2 + 0,0465z 2 – 0,002ху – 0,001уz – 0,0015zх (14) testing of the statistical hypothesis, made by fisher's test, showed the adequacy of the regression model on the response function at a significance level of α = 0.05.analysis of equations (13, 14) and the results of research revealed that the optimal composition, wt. h. fluoroplastic f4 – 100. molybdenum disulfide 3.7… 3.9. carbon fabric 7.5… 9.4. powder copper pms-1 140… 160. with the optimal composition of the composition, the coefficient of friction is equal to 0.032, the wear intensity of 0.52 ∙ 10-10 (fig. 11, 12). 40 problems of tribology m m а б fig. 11 graphical interpretation of the mathematical model of wear intensity (a) and two-dimensional section of the function f (xi, yi, zi) at zk = 0. m m а б fig. 12. graphical interpretation of the mathematical model of the coefficient of friction (a) and two-dimensional section (b) of the function f (x1, y1, z1) at zк = 0 figure 13 shows the thrust bearings of electric submersible pumps. fig.13. billets for the thrust of the electric motor of the pump. дисульфід молибдена в а 9,4 1 15 3,9 6 3 0 дисульфід молибдена в у г л е ц е в а т к а н и н а f 0,032 в у г л е ц е в а т к а н и н а i 1 0,8 0,6 0,52 а в 7,5 7 15 1 3 3,7 6 problems of tribology 41 technical characteristics of the optimal composition for thrust bearings are presented in table 3. table 3 characteristics of antifriction material properties of the composition parameters density, kg / m3 3600-3700 thermal conductivity, w / mk 0,80-1,02 coefficient of friction 0,02-0,09 operating temperature, 0c від -60 до +250 maximum specific load, mpa від 1 до 8 conclusions 1. based on the analysis of the literature data, the target fillers are selected to create antifriction compositions for radial plain bearings and thrust bearings for submersible pumps. 2. the obtained regression equations that adequately describe the process of wear of the polymer coating and the counterbody. it was found that a mixture of colloidal graphite ci and carbon fabric helps to reduce wear polymer coating, and powder polyamide 12 apn-b has a stronger effect on reducing the wear of the counterbody. the effect of molybdenum disulfide on the wear of the coating and the counterbody is equivalent. 3. the obtained equations, which allowed to graphically represent the surface of the equal response of the wear process of the polymer composition for plain bearings of electric submersible pumps, which determined the optimum zone of antifriction fillers: a) a mixture of colloidal graphite cl and carbon fabric thn-2m 9.5% b) molybdenum disulfide dm-1 2.9% c) powder polyamide 12 apn-b 8.6% d) crushed prepreg comprising a fiberglass filler, impregnated with modified phenol-formaldehyde resin p2m the rest. references 1. trenie i iznos materialov na osnove polimerov. v.a.belyj, .a.i.sviridenok.,m.i.petroeovec,v.g.savkin – minsk.:nauka i tekhnika, 1976, 432 s. 2. voronkov v.d.podshipniki suhogo treniya. –l.: mashinostroenie, 1979. – 224 s. 3. tribotekhnicheskie svojstva antifrikcionnyh samosmazyvayushchihsya plastmass / pod red. salagaeva g.v., shembel' n.l. – m.: izdatel'stvo standartov, 1992.-64s. 4.fel'dman d.i, gejman yu.p., volodarskij i.a. antifrikcionnyj material «grafitoplast dez» i opyt ego primeneniya. – l., 1967.-21 s. 5. evdokimov yu.a., barsukov r.h. novye antifrikcionnye polimernye kompozicii, izgotovlennye na baze epoksidnyh smol.rostovskoe knizhnoe izdanie, 1976. – 80 s. 6. fel'dman d.i. antifrikcionnyj material «epoksilit». –l., 1966.16 s. 7.gorohovskij g.a.. primenenie polimerov dlya povysheniya protivozadirochnyh svojstv stal'nyh povekhnostej.v kn. trenie, smazka i iznos detalej mashin. k.,1961 s.99-107 (trudi kigvf, vyp. 2). 8. dudchak v.p. sposіb vіdnovlennya porshnіv і antifrikcіjna kompozicіya dlya jogo zdіjsnennya. pat. na vinahіd ukraїni №61442a, so8f114/26. zayavl. 06.02.2003. opubl. 17.11.2003. byul. №11. 9. polimery v uzlah treniya mashin i priborov / spravochnik pod red. d.t.n. a.v. chichinadze.-m.: mashinostroenie, 1980.-208s. 10. sirenko g.a. antifrikcionnye karboplastiki. .-k.: tekhnika 1985.-195s. 11.o’rourke j.t. design properties of filled –tfe plastics – machine design, sept. 1962. 12.ostapenko r.m.,ruzhilo z.v. dudchak t.v. ta іn..« polіmerna antifrikcіjna kompozicіya» patent na korisnu model' № 136085. byul. № 15 vіd 12.08.2019. 13.dudchak v.p., ostapenko r.m., dudchak t.v. sposіb oderzhannya poristoї antifrikcіjnoї kompozicії na osnovі ftoroplastu patent na korisnu model' № 82868. byul №16 vіd 27.08.2013. 14.dudchak v.p., duganec v.і., ostapenko r.m., dudchak t.v. sposіb oderzhannya poristoї antifrikcіjnoї kompozicії. patent na korisnu model' № 81028 byul № 12 vіd 25.06.2013. 15. ostapenko r.m., sandіk a.m., ruzhilo z.v. ta іn.. «sposіb vigotovlennya dvosharovogo dempfіruyuchogo pіdshipnika kovzannya dlya elektrozagliblyuval'nih nasosіv» patent na korisnu model' № 136454 27.08.2019. 16. petrov yu.n., dudchak v.p., kolyasko i.v. pribor dlya izmereniya momenta treniya podshipnikov skol'zheniya. a.s. №1223730 sssr opubl. 8.12.1985. byul. №47. 42 problems of tribology остапенко р.м. дослідження триботехнічних властивостей антифрикційних полімерних композицій зроблений аналіз антифрикційних полімерних композицій на основі поліамідних, епоксидних, фелолформальдегідних, фуранових смол, а також на основі фторопласту з різними наповнювачами, які працюють в вузлах тертя. вплив наповнювачів на механізми тертя мало вивчені, тому при створенні антифрикційних композицій, здатних працювати в умовах змащення у воді, були поставлені наступні задачі: обґрунтувати кількість і тип наповнювачів; дослідити вплив наповнювачів на процес зносу матеріалу і контртіла; визначити оптимальний склад антифрикційної композиції, що забезпечує мінімальний знос покриття і контртіла. об'єктом дослідження були: композиції на основі фенолформальдегідної смоли і фторопласта, модифіковані антифрикційними наповнювачами; деталі заглиблювальних насосів. основою дослідження було вивчення триботехнічних і технологічних властивостей полімерних композицій. на підставі аналізу літературних даних обрані цільові наповнювачі для створення антифрикційних композицій для радіальних підшипників ковзання та підп’ятників електрозаглиблювальних насосів, обґрунтовано їхню кількість і склад. критерієм оптимізації служили масовий знос полімерного покриття і контртіла. визначено оптимальний склад антифрикційної композиції для радіальних підшипників ковзання, який містить: суміш колоїдного графіту cl та вуглецевої тканини «тгн-2м»; дисульфід молібдену дм-1; порошковий поліамід 12 апн-б; подрібнений препрег, що включає скловолокнистий наповнювач, просочений модифікованою фенолформальдегідною смолою р2м. для підпятників визначено оптимальний склад фторопластової композиції, який включає: фторопласт ф4; дисульфід молібдену; вуглецеву тканину ; порошкову мідь. представлені фізикомеханічні властивості оптимальної композиції. розроблено технологічну оснастку для відновлення і виготовлення підшипників ковзання і підп’ятників електрозаглиблювальних насосів. виготовлені пресформи , для промислового впровадження . ключові слова: підшипники ковзання, підп’ятники, заглиблювальний насос, антифрикційні наповнювачі, фторопласт, фенолформальдегідна смола, пресформа. 12_kuhar.doc методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 72 кухарь в.в. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv_mariupol@mail.ru методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженнодеформированное состояние и исчерпание запаса пластичности при осадке удк 621.73 на основе феноменологического подхода предложена методика комплексного учета влияния на напряженно-деформированное состояние и степень использования запаса пластичности заготовки трибоконтактных и термомеханических условий деформации. экспериментально проверена данная методика для вариантов осадки заготовок из различных материалов плоскими плитами и подтверждено, что применение технологической смазки снижает на 4-15 % показатели степени использования запаса пластичности в экваториальном сечении заготовки. ключевые слова: осадка заготовки, условия на контакте, напряженно-деформированное состояние, степень использования запаса пластичности, технологическая смазка. введение пластичность материала при заданных условиях деформирования оказывает существенное влияние на выбор технологических переходов в процессах обработки давлением. зачастую конкретизация условий деформирования материалов связана с требованиями получения определенной структуры, эксплуатационных свойств, характеристик поверхности изделий, изготавливаемых штамповкой, ковкой или прокаткой. прогнозирование степени использования запаса пластичности (сизп) позволяет не только назначать режимы деформирования, но и, в некоторых случаях, оценивать «технологическую наследственность» изделий. среди основных факторов, влияющих на пластичность металлов и сплавов, следует выделить характер напряженно-деформированного состояния (ндс), температуру, степень, скорость деформации. при этом влияние условий на контакте заготовки и деформирующего инструмента на напряженно-деформированное состояние и, как правило, степень использования запаса пластичности необходимо оценивать для конкретных материалов и технологических параметров, однако сведения для проведения такой комплексной оценки в настоящее время не систематизированы. анализ известных исследований и публикаций осадку используют как в технологических процессах ковки и штамповки [1], так и для исследования пластичности металлов [2]. при этом даже при осадке плоскими плитами ндс материала является неоднородным по объему заготовки. для упрочняющихся материалов из-за действия сил трения на контакте заготовки и плит свободная боковая поверхность при сжатии принимает выпуклый профиль [1, 3]. экваториальные сечения, соответственно, характеризуются экстремальными значениями показателей ндс и сизп и служат своеобразными «индикаторами», при этом явление бочкообразования (обычно трактуемое как нежелательное [1, 3]) может быть рассмотрено, как способ полезного использования неравномерности деформации для профилирования заготовки с целью приближения её формы к конфигурации конечной поковки [4]. условия на контакте заготовки и осадочных плит оказывают влияние на степень предварительного профилирования, ндс, сизп, заполнение ручьев, интенсивность истечения металла в облойную канавку и другие параметры, которые взаимосвязаны между собой. поэтому существующие методы исследований напряжений, деформаций и перемещений при обработке металлов давлением [5] требуют развития с точки зрения полного учета зависимости пластичности материала от ндс, температуры и контактных условий при осадке горячих слитков или заготовок. это затрудняет точное определение сизп, выбор степеней деформаций и технологических переходов. следовательно, систематизация сведений и совершенствование методики расчета ндс и сизп при осадке заготовок с оценкой влияния условий на контактных поверхностях является актуальной научно-практической задачей. цель работы и постановка задач исследования целью настоящей работы является разработка методики оценки влияния условий на контакте заготовки и рабочего инструмента на напряженно-деформированное состояние и степень использования запаса пластичности деформируемого материала при осадке для назначения благоприятных технологических режимов на переходах ковки и штамповки. mailto:kvv_mariupol@mail.ru методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 73 для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи: 1. выбрать методики проведения эксперимента и обработки данных. 2. разработать обобщенный алгоритм оценки ндс и сизп заготовки на основе альтернативных теорий напряженного состояния и методик расчета предельных степеней деформаций, учитывающих условия деформирования и материал заготовки; 3. экспериментально проверить предложенную методику, дать количественную оценку влиянию на показатели ндс и сизп использования технологической смазки при осадке заготовок плоскими плитами. изложение основного материала изучение ндс и сизп проводили на физических моделях с привлечением феноменологической теории деформируемости. использование в качестве модельного материала свинца марки ссу, пригодного для отображения закономерностей горячей деформации среднеуглеродистых сталей, обуславливает допущение изотермических условий осадки для обеспечения пластического подобия модели ( м ) и натуры ( н ) [6]: нм ε=ε ; нм µ=µ ; нм )d/h()d/h( 0000 = , нм ξ=ξ , где ε – степень деформации заготовки, отн. ед.; µ – коэффициент трения на контакте; 0h и 0d – начальные высота и диаметр заготовки, мм; ξ – скорость деформации, 1/с. соответственно: mнм n/vv = , где v – скорость деформирования, мм/с, mn – масштабный коэффициент; 2)n/(pp mнм = , где p – сила деформирования, н. образцы с диаметром 0d = 40 мм изготавливали прессованием с дальнейшей отрезкой на требуемую высоту 0h . исходную информацию для оценки ндс и сизп получали, применяя метод делительных сеток [5], для чего в экваториальной области боковой поверхности образцов наносили координатные ячейки и замеряли их размеры до ( 0a и 0b ) и после ( a и b ) осадки (рис. 1). кроме того, замеряли время τ , за которое осуществляли деформирование. принимали допущения об изотропности деформируемого тела, однородности деформации в пределах отдельно взятой ячейки с учетом малости выделенной части по сравнению с размерами всего образца. осадку моделей производили ступенчато до определенных конечных высот кh , соответствующих степеням деформации 00 /)( hhh к−=ε = 0,1, 0,2, 0,3, 0,4 и 0,5. используя образцы 0h = 80 мм ( 00 / dh = 2,0), по середине высоты наносили ячейку с базой 0a = 0b = 3 мм для определения ндс (см. рис. 1) при осадке с различными условиями на контакте (с наличием или при отсутствии технологической смазки). а б рис. 1 – координатная ячейка на боковой поверхности исходной (а) и деформированной (б) заготовки при осадке плоскими плитами (n – номер этапа деформирования) в рассматриваемых ячейках главные оси напряжений mσ , направления деформаций me и скоростей деформаций mξ ( m = 1, 2, 3) совпадают с осями цилиндрических координат, т.е. m = ρ , θ , z (монотонный процесс). для ячейки, находящейся на свободной боковой поверхности и горизонтальной оси симметрии, текущие логарифмические деформации ρe , θe и ze определяют из эксперимента как 0 ln a a e =θ ; 0 ln b b ez = и θρ −−= eee z , (1) соответствующие компоненты тензора скоростей деформаций: τ =ξ θθ d de ; τ =ξ d dez z и τ =ξ ρρ d de , (2) при этом выполняется условие неразрывности деформаций: .0=ξ+ξ+ξ ρθz методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 74 напряженное состояние на свободной боковой поверхности образца можно определить, используя одну из теорий [7 9]: теорию пластического течения (тпт) или деформационную теорию (дт). расчетные выражения (3) (16) для данных методов сведены в табл. 1. таблица 1 к расчету ндс и сизп при осадке заготовок теория расчетное выражение номер формулы интенсивность скоростей деформаций сдвига( )h и интенсивность логарифмических деформаций сдвига ( )γ : тпт 222h zz ξ+ξξ+ξ= θθ ; (3) дт 222 zz eeee ++=γ θθ . (4) компоненты девиатора напряжений ( 3/t iσ= – интенсивность касательных напряжений, здесь iσ – интенсивность напряжений): тпт ( ) mm ξ⋅ τ =σ−σ h 2 ; (5) дт ( ) mm e⋅ τ =σ−σ г 2 . (6) промежуточный расчет: тпт η ξ = τ σ−σ zz 2 ; ; 2 η ξ = τ σ−σ θθ η ξ = τ σ − ρ 2 ; (7) дт γ = τ σ−σ zz e 2 ; γ = τ σ−σ θθ e 2 ; γ = τ σ − ρ e 2 . (8) расчет напряжений: тпт ρξ−=σ h 2t ; ( ); η 2τ ρξ−ξ=σ zz ( );η 2τ ρθθ ξ−ξ=σ (9) дт ; 2 ργ τ −=σ e ( );2 ρ−γ τ =σ ееzz ( )ρθθ −γ τ =σ ее 2 . (10) коэффициент жесткости схемы ндс [10]: тпт η ξ = ρξ 2 k ; (11) дт γ −= ρε e k 2 . (12) сизп ( pλ – предельная степень деформации при заданных условиях): тпт mnmψ ;)()(0 ∫ τ λ λ = λ τη = ξξ kk d pp (13) дт дтψ .)( εkpλ γ = (14) предельная степень деформации (по в.ф. зотову [11]): тпт 2210 ξξ ++=λ kbkbbp ; (15) дт 2210 εε ++=λ kbkbbp , (16) где 0b , 1b , 2b – коэффициенты регрессии для выражений (15) и (16), определяемые как материал температура ( t , °с) 0b 1b 2b х12мв 900 3,17 -4,08 1,66 1140 3,19 -4,56 1,6 р18 1000 2,34 -5,19 4,01 1200 2,95 -5,92 3,09 методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 75 в формулах (5) и (6) для вычисления компоненты девиатора напряжений гидростатическое напряжение определяют как )( zσ+σ+σ=σ θρ /3. напряжения, нормальные к свободной поверхности: ρσ = 0. используя это условие, получали промежуточные выкладки (7) и (8), откуда были найдены выражения (9) и (10) для расчета напряжений. вычисления по формулам (7) (10) (табл. 1) также возможны с учетом допущения справедливости гипотезы единой кривой ( si σ=σ ), когда интенсивность касательных напряжений для каждой отдельно взятой ячейки приближенно находят как 3/sσ=τ , где sσ = ),,( te iis ξσ = ),,( ts ηγσ = ),hλ,( tsσ – локальное сопротивление материала пластической деформации при заданных условиях, определяемое по кривым упрочнения ( ie – интенсивность деформаций). коэффициенты жесткости схемы ндс определены выражениями (11) и (12). сизп рассчитывали по теории пластического течения ( mnmψ ) и по деформационной теории ( дтψ ) соответственно из выражений (13) и (14). предельную степень деформации pλ находили с учетом характера ндс, материала и технологических условий его деформирования по выражениям (15), (16) и данным источника [10], некоторые выражения из которого приведены в табл. 2. таблица 2 зависимость предельной степени деформации сдвига от условий деформирования для различных материалов материал расчетная формула (здесь σk = εk = ξk ) номер формулы свинец катаный (ссу) [ ]σ−⋅−⋅= ksbp 003,00,4exp1,0λ , где sb – содержание сурьмы в свинце, % (17) ст.3сп (катаная) 3 ln1,065,0 3 ln 1000 73,0 1000 1,358,2λ 2 η ⋅⋅+⋅− η ⋅⋅−      += σσ kk tt p ; (18) рельсовая сталь                         −ττ ⋅ −η ⋅ − ⋅− −η ⋅ − ⋅+ + −ττ ⋅ −η ⋅− −ττ ⋅ − ⋅− − −η ⋅ − ⋅− − ⋅ − ⋅+ + −ττ − −η ⋅− − − − + =λ σ σ σ 375,0 625,0 036,0 78 95 140 1140 061,0 78 95 24,0 96,0 062,0 375,0 625,0 78 95 04,0 375,0 625,0 140 1140 074,0 78 95 140 1140 14,0 24,0 96,0 140 1140 035,0 375,0 625,0 036,0 78 95 218,0 24,0 96,0 195,0 140 1140 11,097,1 exp н нн н p tk t tkt kt где нττ – время нагрева стали в печи перед деформацией, ч; (19) 14г2 (15г2)             − ⋅ − ⋅− − − ⋅− − − − + = σ 78 95h 100 1150 072,0 78 95h 091,0 24,0 96,0 190,0 100 1150 056,018,1 expλ t kt p ; (20) сталь 20 . 78 73h 4,0 1,1 43,0 78 73h 150 1150 65,0 55,0 95,0 23,0 78 73h 96,0 4,0 1,1 15,1 150 1150 94,058,4λ − ⋅ − ⋅+ − ⋅ − ⋅− − −ττ − − ⋅− − − − += σ σ kt kt н p (21) различных условий на контакте достигали тем, что одну партию образцов осаживали между сухими плитами, которые обезжиривали ацетоном, а вторую – между плитами, смазанными машинным маслом (и20). для использования тпт целесообразно применение конечно-разностного подхода, согласно которому выражение (3) преобразовывали к виду, позволяющему определять h в любой момент времени ( uu =τ ): методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 76 uzuuzu eeee ,, 2 , 2 ,2h ∆⋅∆+∆+∆ε∆ ε = θθ . (22) при этом: θ θθ θ ∆ε∆ = τ∆ ∆ = τ =ξ e ce d de ; z z e c ∆ =ξ , const=c . (23) величину τ∆⋅=ε∆ c находили исходя из предположения, что скорость деформирования const=v . тогда τ⋅=∆ vh , причем )( 0 кhhh −=∆ , рис. 1. откуда имеем: τ⋅=τ⋅=ε=∆ chvhh 00 // , (24) т.е. 0/ hvc = . принимали следующие обозначения для расчетов приращений компонентов тензора деформаций на каждом этапе нагружения: 2 1,1, , −θ+θ θ − =∆ uuu ee e ; 2 1,1, , −+ −=∆ uzuzuz ee e . (25) следовательно, показатели надаи-лодэ: по дт: uzu uzuu u ee eee ,, ,,, , 2 − −− =ν θ θρ ε ; uu ee ,, θρ > , (26) по тпт: uzu uzu uzu uzuu u ee ee ,, ,, ,, ,,, , )(32 ∆−∆ ∆−∆ = ξ−ξ ξ−ξ−ξ =ν θ θ θ θρ ξ . (27) накопленную степень деформации по тпт также можно определить без вычисления констант c и ε∆ : .2 2hhλ ,, 2 , 2 , 0 ,, 2 , 2 , 0 0 0 uzuuzu uzuuzu eeee eeee c d u u u u ∆⋅∆+∆+∆= =∆⋅∆+∆+∆ ε∆ =⋅τ∆=τ= θθ ε=ε =ε θθ τ=τ τ=τ =τ τ=τ =τ ∑ ∫ ∑ ∑ (28) по дт величина λ приравнивается к интенсивности логарифмических деформаций γ . отличие значения γ от величины λ указывает на немонотонность процесса: чем больше несоответствие λ и γ , тем более немонотонный процесс [10]. непостоянство u,εν и u,ξν также даёт представление об отклонении процесса деформации от монотонного в рассматриваемой точке. для определения pλ по тпт и дт использовали уравнения (15) и (16) соответственно (см. табл. 1) для условий деформирования стали р18 при температуре 1200 °с и стали х12мв при температуре 1140 °с. результаты исследования и их анализ на основе данных эксперимента, формул (1) (4), (11) (16), (26) (27), методик табл. 1 и табл. 2 определяли показатели: ρe ; θe ; ze ; ρξ ; θξ ; zξ ; ;εk ;ξk γ ; η ; εν ; ξν ; λ ; pλ ; дтψ ; mnmψ . далее были построены зависимости: )(γ ε= f (рис. 2), )(λ ε= f (рис. 3), )(ε=ν f (рис. 4), )(ε=ε fk (рис. 5), )(ε=ξ fk (рис. 6), )(λ ξ= kf и )( ξ=λ kfp (рис. 7), )(ε=ψ f (рис. 8). сглаживание данных кривых проводили с учетом выполнения условия: zeee ++ θρ = 0. значения дтψ и εν находили на всех стадиях деформирования, а величины mnmψ и ξν определяли только после последнего обжатия, поэтому на рис. 4 и рис. 8 они представлены точками. из графиков рис. 2 рис. 7 следует, что процесс осадки происходит относительно монотонно, а характеристики ндс на боковой поверхности больше при отсутствии смазки, при этом применение смазки понижает сизп на 5 … 7 % при ε → 50 % (рис. 8) и способствует получению более качественной поверхности осаживаемой заготовки, уменьшая опасность образования поверхностных дефектов. методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 77 рис. 2 – зависимость интенсивности деформаций сдвига г от степени деформации ε при осадке сухими (1) и смазанными (2) плоскими плитами рис. 3 – зависимость степени деформации сдвига λ от степени деформации ε при осадке сухими (1) и смазанными (2) плоскими плитами рис. 4 – зависимость показателя надаилоде по дт (νε) и тпт (νξ, при ε = 0,5) от степени деформации ε при осадке сухими (1) и смазанными (2) плитами рис. 5 – зависимость показателя жесткости схемы ндс по дт от степени деформации ε при осадке сухими (1) и смазанными (2) плоскими плитами рис. 6 – зависимость показателя жесткости схемы ндс по тпт от степени деформации ε при осадке сухими (1) и смазанными (2) плоскими плитами рис. 7 – пути деформирования и диаграммы пластичности при осадке плоскими плитами: 1 – сухие плиты; 2 – смазанные плиты; 3 – λр(kξ) для стали х12мв при 1140 °с; 4 – λр(kξ) для стали р18 при 1200 °с рис. 8 – зависимость сизп ψ от степени деформации ε при горячей осадке сухими (1) и смазанными (2) плоскими плитами графики рис. 8 свидетельствуют о том, что данные по сизп для горячей деформации рассматриваемых материалов, определенные по дт, несколько меньше (на 20 … 25 %), чем вычисленные по тпт, т.к. дт не учитывает историю нагружения. полученные результаты указывают на необходимость методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 78 учета ндс при сопоставлении данных по осадке при различных температурах, когда условия на контакте отличаются. зависимости )(ε=ψ f близки к линейным (см. рис. 8), в то время как изменение показателя бочкообразности λ не имеет линейной зависимости относительно ε [12]. поэтому деформирование заготовки после достижения степени деформации maxλε , соответствующей максимуму maxλ [1, 12], после которого происходит уменьшение бочкообразности, не снижает опасность наружных разрывов металла, т.к. имеет место увеличение сизп. таким образом подтверждено, что применение технологической смазки благоприятно сказывается на ндс заготовок, в частности, интенсивность логарифмических деформаций сдвига γ снижается на 5 … 9 %, εk уменьшается на 8 … 35 %, pλ повышается на 4 … 14,5 %; показатели сизп уменьшаются на 4 … 15 %. выводы разработана методика комплексного учета влияния на напряженно-деформированное состояние, механическую схему деформации и степени использования запаса пластичности заготовки трибоконтактных и термомеханических условий. в основу данной методики положены феноменологические подходы, позволяющие использовать теорию конечных деформаций (сопротивление материалов пластической деформации) и теорию пластического течения для вычисления показателей ндс и сизп в экваториальном сечении заготовки при осадке плоскими плитами. экспериментально показано, что использование технологической смазки на операциях предварительного профилирования заготовок осадкой благоприятно влияет на ндс материала заготовок в опасных сечениях и приводит к снижению логарифмических деформаций сдвига на 5 … 9 %, повышению величины предельной степени деформации на 4 … 14,5 % и уменьшению степени использования запаса пластичности на 4 … 15 %. литература 1. охрименко я.м. теория процессов ковки / я.м. охрименко, в.а. тюрин. – м.: высш. шк., 1977. – 295 с. 2. васильев к.и. определение предельно-допустимой относительной деформации при открытой осадке по критерию возникновения трещины на боковой поверхности / к.и. васильев, м.в. соловьев // удосконалення процесів і обладнання обробки тиском в металургії і машинобудуванні: зб. наук. пр. – краматорськ: ддма. – 2007. – с. 195-197. 3. tahir altinbalik. an upper bound analysis and determination of the barreling profile in upsetting / tahir altinbalik, yilmaz çan // indian journal of engineering & material sciences. – december, 2011. – vol. 18. – p. 416-424. 4. кухарь в.в. направления реализации бесштампового профилирования заготовок на прессах / в.в. кухарь // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2011. – № 7. – с. 173-179. 5. чиченев н.а. методы исследования процессов обработки металлов давлением (экспериментальная механика) / н.а. чиченев, а.б. кудрин, п.и. полухин. – м.: металлургия, 1977. – 312 с. 6. чижиков ю.м. теория подобия и моделирования процессов обработки металлов давлением / ю.м. чижиков. – м.: металлургия, 1970. – 296 с. 7. гун г.я. теоретические основы обработки металлов давлением (теория пластичности) / г.я. гун. – м.: металлургия, 1980. – 456 с. 8. онищенко и.и. механика сплошной среды (теория пластичности) / и.и. онищенко. – к.: политехник, 1996. – 274 с. 9. смирнов-аляев г.а. теория пластических деформаций металлов. механика конечного формоизменения / г.а. смирнов-аляев, в.м. розенберг. – м.-л.: машгиз, 1956. – 367 с. 10. пластичность и разрушение / в.л. колмогоров [и др.]; под ред. в.л. колмогорова. – м.: металлургия, 1977. – 336 с. 11. зотов в.ф. производство проката / в.ф. зотов. – м.: интермет инжиниринг, 2000. – 352 с. 12. кухарь в.в. баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования / в. в. кухарь // проблеми трибології. – 2014. – № 1. – с. 39-45. поступила в редакцію 23.09.2014 методика учета влияния условий на контакте заготовки с рабочим инструментом на напряженно-деформированное состояние ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 79 kukhar v.v. the methodic of account of the conditions influence on the contact of billet with work-tool on the stress-strain state and finishing of the store of plasticity during upsetting. the methodic of integrating account on the stress-strain state, the mechanical scheme of deformation and degree of the use of reserve of billet plasticity the tribocontact and thermomechanical conditions is carry out. the basis of these methodic put phenomenological approaches to use the theory of finite deformation (plastic deformation resistance of materials) and the theory of the plastic flow for the calculation of indexes of stress-strain state and degree of the use of reserve of plasticity in the equatorial section of the billet at the upsetting by of a flat die. it is experimentally shown that the use of technological lubricants on operations of preliminary profiling of billets by upsetting has a positive effect on a stress-strain state of material of billets in dangerous cross-sections and reduces to logarithmic shear strain on 5 ... 9%, increase in the value of the limit strain degree on the 4 ... 14,5 % and a decrease of degree of the use of reserve of plasticity on 4 ... 15%. keywords: upsetting of billets, condition on the contact, stress-strain state, degree of the use of reserve of plasticity, technological lubricant. references 1. okhrimenko ya.m., tyurin v.a. teoriia protsessov kovki, m., vyissh. shk., 1977, 295 p. 2. vasilyev k.i., solovyev m.v. opredelenie predelno-dopustimoy otnositelnoy deformatsii pri otkrytoy osadke po kriteriyu vozniknoveniya treschiny na bokovoy poverhnosti, udoskonalennia processiv i obladnannia obrobky tyskom v metalurgii i mashinobuduvanni, zb. nauk. pr., kramatorsk, ddma, 2007, pp. 195-197. 3. tahir altinbalik, yilmaz çan. an upper bound analysis and determination of the barreling profile in upsetting, indian journal of engineering & material sciences, december, 2011, vol. 18, pp. 416-424. 4. kuhar' v.v. napravleniya realizacii besshtampovogo profilirovaniya zagotovok na pressah, metallurgicheskaya i gornorudnaya promyshlennost', 2011, no. 7, pp. 173-179. 5. chichenev n.a., kudrin a.b., polukhin p.i. metody issledovaniya processov obrabotki metallov davleniyem (eksperimentalnaya mekhanika), m., mallurgiya, 1977, 312 p. 6. chizhikov yu.m. teoriya podobiya i modelirovaniya processov obrabotki metallov davleniyem, m., metallurgiya, 1970, 296 p. 7. hun h.ya. neoreticheskiye osnovy obrabotki metallov davleniyem (teoriya plastichnosti), m., metallurgiya, 1980, 456 p. 8. onischenko i.i. mekhanika sploshnoy sredy (teoriya plastichnosti), k., politekhnik, 1996, 274 p. 9. smirnov-aliayev h.a., rozenberg v.m. teoriya plasticheskikh deformaciy metallov, mekhanika konechnogo formoizmeneniya, m.-l., mashgiz, 1956, 367 p. 10. kolmohorov v.l. etc. plastichnost i razrusheniye, m., metallurgiya, 1977, 336 p. 11. zotov v.f. proizvodstvo prokata, m., intermet inzhiniring, 2000, 352 p. 12. kukhar v.v. balans smeshennogo obyema pri osadke zagotovki s uchetom usloviy deformirovaniya, problems of tribology, 2014, no 1, pp 39-45. дослідження зносостійкості дискових робочих органів грунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 100 дворук в.і.,* борак к.в.** *національний авіаційний університет, м. київ, україна, житомирський агротехнічний коледж, м. житомир, україна e-mail: vidvoruk@gmail.com дослідження зносостійкості дискових робочих органів грунтообробних машин удк 621.891:631.313.02 розглянуто структурні особливості сталі для дискового ґрунтообробного робочого органу фірми bellota. проаналізовано триботехнічні характеристики цієї сталі і показано, що в порівнянні зі сталлю, яку застосовують вітчизняні виробники сільськогосподарської техніки (сталь 65г) вона володіє в 1,5 рази вищою зносостійкістю на суглинкових ґрунтах і в 1,35 рази – на піщаних. ключові слова: ґрунт, дисковий робочий орган, знос, зносостійкість. вступ підвищення зносостійкості деталей сільськогосподарських машин, які працюють в умовах абразивного зношування – одна з найважливіших задач сучасного сільськогосподарського машинобудування. у аграрному виробництві абразивному впливу найбільше піддаються робочі органи ґрунтообробних машин, які працюють в складному технологічному середовищі – ґрунті. значний внесок у вивчення питань підвищення зносостійкості робочих органів ґрунтообробних машин зробили: г.н. синеоков, б.і. костецький, м.м. хрущов, а.ш. рабинович, л.с. єрмолов, в.н. ткачов, а.м. михальченков, м.м. сєвєрньов, с.о. сидоров, г.п. каплун, в.в. аулін та багато інших вчених. до 90% всіх досліджень в напрямку підвищення зносостійкості робочих органів присвячено технологічним та конструктивним методам його забезпечення, в той час, як експлуатаційним методам, зокрема пов’язаним з впливом грунту на зносостійкість робочих органів приділено значно менше уваги. технічні вимоги для дисків вітчизняної техніки передбачають їх виготовлення зі сталі 65г (або її замінника – сталі м76) і сталі 45 з термообробкою на твердість 39…44 hrc. [1] світовий лідер в галузі виробництва робочих органів дискових грунтообробних машин фірма bellota виготовляє їх з борвмісної сталі 28mnb твердістю 50±2 hrc, що забезпечуються автоматичною системою контролю режиму термообробки [2]. на сьогодні недостатньо вивченим залишається питання щодо доцільності застосування робочих органів дискових ґрунтообробних машин вітчизняного та іноземного виробництва у різних типах ґрунтів (піщані, супіщані, суглинкові та глини). постановка проблеми метою даної роботи є дослідження фізико-хімічних характеристик сталі для ґрунтообробного робочого органу фірми bellota на різних типах ґрунтів. результати дослідження на офіційному сайті фірми bellota як матеріал для дискових ґрунтообробних робочих органів рекомендовано сталь 28mnb5 [2]. за інформацією виробника даної марки сталі ovako sweden ab регламентовано такий її хімічний склад (табл. 1). таблиця 1 хімічний склад сталі 28mnb5 (виробник ovako sweden ab) [3] steel weldability c% si% mn% p% s% cr % al% b% cev0,57max min 0,25 0,15 1,00 0,0008 28mnb5 pcm0,4 max max 0,32 0,40 1,50 0,035 0,035 0,30 0,020 0,0050 хімічний склад досліджуваної сталі для ґрунтообробного робочого органу фірми bellota, що був визначений методом атомно-емісійної спектрометрії представлено в табл. 2. таблиця 2 хімічний склад сталі диску bellota c si mn p s al cr ni mo cu v nb в ті n 0,272 0,234 1,26 0,020 0,0035 0,026 0,22 0,019 0,002 0,019 0,004 < 0,002 0,0023 0,033 0,0068 дослідження зносостійкості дискових робочих органів грунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 101 як видно хімічний склад даної сталі відповідає нормативним вимогам до неї (окрім алюмінію його вміст більше на 0,006% за допустимі межі) випробування твердості робочих органів дискових ґрунтообробних машин (виробник bellota) проводили за методом роквелла відповідно до iso 6508-1 [4]. результати випробувань представлено в табл. 3. таблиця 3 твердість сталі диску bellota твердість hrc 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 всередині→ посередині 49,9 49,0 49,5 49,1 49,2 49,0 49,6 49,9 49,6 49,0 49,6 12 13 14 15 216 17 18 19 20 21 посередині →зовні 49,4 50,0 50,0 49,8 48,8 49,9 49,9 49,9 50,0 49,8 дослідження структури сталі вказаних робочих органів проводили за схемою представленою на рис. 1 рис. 1 – схема проведення досліджень на вирізаному зразку зразки шліфувались та підвались обробці азотною кислотою (hno3), результати досліджень представлено на рис. 2. як відомо, вміст бору до 0,1% різко знижує поверхневий натяг сталі. це призводить до адсорбції бору на межах і зростаючих зерен, уповільнення лінійної швидкості росту кристалів та відповідного подрібнення структури сталі. зона стовпчастої кристалізації скорочується, структура стає однорідною і дрібнозернистою, поліпшуються пластичні властивості, що ми можемо спостерігати на рис. 2. а) б) в) дослідження зносостійкості дискових робочих органів грунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 102 г) д) е) ж) з) к) л) м) н) рис. 2 – мікроструктура сталі диску bellota: а, б – зовні; в – посередині; г – всередині; д, е – зовні (вершина деталі); ж, з – зовні (перехід до нормальної товщини); к, л – посередині деталі, м, н – деталь всередині. випробування на згин сталевих зразків з надрізом проводили за стандартом iso 148-1:2011-01 [5] на маятниковому копрі psw-750. результати досліджень представлено в табл. 3. таблиця 3 випробування на згин сталі диска bellota розміщення температура енергія удару вимірювання [°с] 1 2 3 mw 3,8x 10,0 cv -kszo а2 + 20 12 (32 *) 12 (32 *) 13 (34 *) 12 (32 *) cv -kszo в2 + 20 11 (29*) 10 (26 *) 10 (26 *) 10 (26 *) cv -kszo а0 0 10 (26 *) 9 (24 *) 9 (24 *) 9 (24 *) cv -kszo в0 щ0 0 10 (26 *) 10 (26 *) 8 (21 *) 9 (24 *) kszo – розміщення надрізу перпендикулярно поверхні. а – тангенціальне. в – радіальне. (*) – перерахунок з дослідного зразка на повнорозмірний зразок. з представлених результатів видно, що енергія удару, яка призводить до згину зразка значно більша за енергію удару яка може виникнути при експлуатації робочих органів дискових ґрунтообробних машин [1]. основною триботехнічною характеристикою матеріалів, які працюють в умовах абразивного зношування є зносостійкість. у зв’язку з цим проведено відповідні експлуатаційні дослідження. прово дослідження зносостійкості дискових робочих органів грунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 103 дились вони протягом 2015-2017 років у стов “старокотельнянськеˮ андрушівського району житомирської області та тов «райз – полісся» овруцького району житомирської області на універсальних дискових агрегатах уда-4,5 та тяжких дискових боронах бпд-4,2 за методикою представленою в роботі [1]. рис. 3 – темп зношування дискових робочих органів ґрунтообробних машин при роботі на суглинкових ґрунтах як видно з представлених результатів, напрацювання до граничного стану серійних дискових робочих органів зі сталі 65г становить 103 га, а робочих органів фірми bellota 154 га, тобто зносостійкість останніх вища в 1,5 рази (середня вартість таких дисків в 1,9-2,1 рази вища порівняно з дисками виготовленими зі сталі 65г). даний ефект спостерігався в суглинкових ґрунтах. однак під час досліджень в піщаних грунтах мало місце його зниження до 1,35 раза такий результат пояснюється підвищеною абразивністю піщаних грунтів, завдяки чому провідним механізмом зношування поверхні тертя робочого органу в них було мікрорізання (рис.4), в той час як в суглинкових та глинистих ґрунтах полідеформаційне руйнування. рис. 4 – поверхня тертя дискового робочого органу, який експлуатується на піщаних та супіщаних ґрунтах незважаючи на економічну доцільність застосування дисків, виготовлених зі сталі 65г, споживачі надають перевагу робочим органам зі сталі 28mnb5. значною мірою це пояснюється можливістю виникнення дефектів та відсутністю самозагострювання (самоорганізації) робочої кромки при експлуатації робочих органів зі сталі 65г (рис. 5). дослідження зносостійкості дискових робочих органів грунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 104 рис. 5 – вигляд робочої кромки диска виготовленого зі сталі 65г в процесі експлуатації на ґрунтах з наявністю твердих включень дефекти (зминання та вищерблювання робочої кромки) виникають в результаті динамічної взаємодії робочої кромки з твердими включеннями, що містяться в ґрунті (каміння) (рис. 5) і призводять до погіршення якості обробітку ґрунту, а також зростання тягового опору машини. причиною появи вказаних дефектів в більшості випадків є низька якість термічної обробки при виготовленні робочих органів. на відміну від дисків виготовлених зі сталі 65г, диски зі сталі 28mnb5 здатні до самозагострювання в процесі експлуатації [1]. висновки 1. встановлено, що підвищення зносостійкості та забезпечення реалізації ефекту самозагострювання дискових робочих органів фірми bellota отримано за рахунок застосування високоякісної сталі та її відповідної термічної обробки. 2. перспективним напрямком подальших досліджень є визначення триботехнічних характеристик робочих органів ґрунтообробних машин для кожної конкретної ґрунтово-кліматичної зони, що дозволить підвищити їх зносостійкість з урахуванням умов експлуатації. література 1. борак к.в. підвищення зносостійкості робочих органів дискових ґрунтообробних знарядь методом електроерозійної обробки: дис. канд. тех. наук: 05.02.04 – тертя та зношування в машинах / борак костянтин вікторович. – харків, 2013. – 217 с. 2. http://www.bellotaagrisolutions.com/en. 3. http://www.ovako.com/. 4. iso 6508-1:2016 (en) metallic materials – rockwell hardness test – part 1: test method 5. iso 148-1:2011-01 (en) metallic materials – charpy pendulum impact test – part 1: test method поступила в редакцію 30.09.2017 дослідження зносостійкості дискових робочих органів грунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 105 dvoruk v.i., borak k.v. research of wear-resistance working organs of disk tillage machinery the structural features of the material of bellota'і disk tillage organs are considered. the tribotechnical characteristics of this material are analyzed and it shows that in comparison with the material which is mainly used by domestic manufacturers of disk working bodies (steel 65g), it possesses ,.5 times more wear-resistance. it was established that increasing the wear resistance and achieving the self-closing effect in bellota's disk working organs was obtained through the use of high-quality steel and complex heat treatment, which allowed to achieve the qualitative tribo-technical characteristics of the wearing surface. despite the high wear resistance of the disk working organs of tillage -working machines, even such a world leader as bellota does not take into account the tillage -climatic conditions of operation in the design and production of working organs, therefore it is promising to determine the necessary tribotechnical characteristics of the friction surfaces of the working organs of tillage-working machines for each tillage -climatic zone, that will allow to make working organs with the increased wear-resistance, taking into account the conditions of their operation. keywords: tillage, disk working organs, wear, wear-resistance. references 1. borak k.v. pіdvishhennja znosostіjkostі robochih organіv diskovih ґruntoobrobnih znarjad' metodom elektroerozіjnoї obrobki: dis. kand. teh. nauk: 05.02.04 – tertja ta znoshuvannja v mashinah / borak kostjantin vіktorovich. – harkіv, 2013. – 217 p. 2. http://www.bellotaagrisolutions.com/en. 3. http://www.ovako.com/ 4. iso 6508-1:2016 (en) metallic materials – rockwell hardness test – part 1: test method 5. iso 148-1:2011-01 (en) metallic materials – charpy pendulum impact test – part 1: test method copyright © 2021 i.v. shepelenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021,50-57 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-50-57 technological factors influence on the antifriction coatings quality i.v. shepelenko central ukrainian national technical university, ukraine e-mail: kntucpfzk@gmail.com abstract the conditions for the antifriction coatings formation during finishing antifriction non-abrasive treatment (fant) are analyzed. the requirements for this kind of coatings and the main criteria for assessing their quality are noted. a relationship has been established between the quality of the coating obtained with fant and the technological factors that determine the conditions for contacting the tool with the treated surface. it is proved that the shape and size of microroughnesses of the treated surface determine the efficiency of the microcutting process and filling the microcavities with the rubbed material. technological factors influence on the coating quality was investigated during fant by implementing a multifactor experiment, as a result of which a connection was established between the technological parameters of the process (total friction path, load on the tool), as well as the length of the supporting surface with indicators characterizing the coating quality. statistical models were obtained for mass transfer of antifriction material, area (continuity) of the coating and surface roughness at natural values of the factors, which made it possible to establish the studied factors influence on the optimization parameters. the analysis of the experimental scattering graphs made it possible to clarify the nature of the factors changes and analyze their mutual influence on the optimization criteria. taking into account the inversely proportional relationship of the optimization criteria, the achievement of their maximum values at the same time is impossible, therefore, the values are taken according to the final result of the fant process. the range of the studied factors values is established, the regularities of their change are substantiated from the point of view of the selected optimization criteria. determination the rational values of the fant process technological parameters will improve the antifriction coatings quality obtained by a friction-mechanical method. key words: finishing antifriction non-abrasive treatment (fant), antifriction coating, optimization, continuity coating, mass transfer, roughness. introduction a generally recognized direction in the field of the working surfaces of machine parts quality improving is the development and widespread use of antifriction coatings [1]. from all the variety of methods for obtaining antifriction coatings, coatings with optimal values of hardness and elasticity modulus with increased antifriction properties, providing the favorable internal stresses creation, as well as maximum adhesion characteristics of the coating with the base material, seem to be preferable [2]. such kind of coatings can be obtained by frictional rubbing of plastic metals by finishing antifriction nonabrasive treatment (fant) [3]. rubbing the friction surface with a tool made of copper and its alloys in the presence of a process fluid makes it possible to create coatings with a thickness of 2 5 microns on the friction surface, as well as to harden the surface of the base material to a depth of 70-80 microns due to high pressure at the point of linear contact. fant, characterized by environmental friendliness, makes it possible to reduce the running-in time of parts, eliminate scuffing of friction surfaces, increase the bearing capacity of parts and joints, protect the friction surface from hydrogen wear, reduce the friction temperature and extend the operating period of the friction unit when the lubricant supply is turned off, reduce the coefficient of friction, etc. [4]. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-50-57 problems of tribology 51 the antifriction coating formation during fant largely depends on technological factors that determine the conditions for contacting the tool with the treated surface, and the shape and size of microroughnesses determine the quality of the resulting coating, its continuity [5]. the study of the contacting surfaces features, as well as the main parameters of the fant process, their regularities will improve the antifriction coating quality, and hence the operational properties of the part. in this regard, studies of the main parameters influence of the fant process on the formation of an antifriction coating, depending on the conditions of contact interaction of a copper-containing tool with a treated surface, seem to be very relevant. the widespread use of fant is also hindered by the lack of extensive information on the relationship between the technological factors of the process and the geometric parameters of the surface layer, and above all, with the roughness, which, according to a number of researchers [6, 7], is one of the main criteria for the resulting coating quality. thus, it becomes necessary to conduct special studies of the technological factors influence that determine fant on the antifriction coating quality. literature review a number of requirements are imposed on antifriction coatings, regardless of the methods of their formation, the main of which should be attributed [8]: density and continuity; high adhesion to the metal surface; uniformity of the coating in thickness and a sufficiently high cleanliness of its surface; the ability, together with the base metal, to withstand operational loads; durability. these requirements determine the coatings quality obtained with fant. in a number of studies devoted to the formation of the fant antifriction coating, the authors of studies [9] consider surface roughness to be one of the main criteria for assessing the quality of the applied skin. earlier it was proved that the surface roughness parameters are one of the main factors that determine the intensity of the friction pairs wear [10], in a certain way affect the indicators of its physical state (cold-hardening, internal stresses, microcracks, structure) [11] have a significant effect of roughness on corrosion resistance [12] and on the reliability of parts fixed joints [13]. due to the fact that the authors of [14] obtained and substantiated the initial microrelief of the surface to create favorable conditions for microcutting the antifriction material with microprotrusions of the initial surface and to improve the coating formation quality by the friction-mechanical method, it becomes necessary to conduct special studies of the fant influence with the established parameters on the roughness of surface layer. according to [7], such parameters as the coating thickness, as well as its adhesion to the base material, play a key role in the coatings quality. an important factor is the stress-deformed state of the surface layer and the initial microgeometry. in [15], as an assessment of the coatings quality obtained with fant, the following were used: the coating thickness, the degree of its porosity, the roughness parameter, and wear resistance. it should be noted the inconsistency of information available in the available literature. thus, the authors of [16] obtained a coating thickness by the friction method in the range of 0.3 0.5 microns, and in [17], a coating thickness of about 30 40 microns was obtained. such a large difference in the results indicates the need for additional studies to determine the coating thickness. the authors of [18] made an attempt to optimize the process of applying antifriction coatings. for this purpose, the quality of processing was assessed using points, and the parameters were taken: the color of the coating; reducing the length of the rubbing rod the intensity of rubbing; uneven coating gaps in the applied layer; smoothing the coating layer. this approach to assessing the coating quality and the effectiveness of the fant technology, according to [15], is inaccurate, since the color, thickness, porosity and other indicators are indirect characteristics of the coating quality, they can be used at the stage of testing the coating technology. the main indicator of the coating quality is its wear resistance (ability to resist wear). the results of wear tests of antifriction coatings formed by the friction-mechanical method from various materials (brass, bronze, copper) are presented in [19]. however, the difference in coating applying modes, the lack of information about measuring instruments raise doubts about the information reliability and the experimental technique correctness. the given data of literary sources do not allow assessing the effectiveness of the fant technology. in this regard, it becomes necessary to conduct research to determine the influence of the technological parameters of the fant process on the coating quality obtained by the friction-mechanical method. purpose the aim of the work is to establish the basic laws of the technological factors influence of the fant process on the resulting coating quality. 52 problems of tribology research methodology to achieve this goal, the greatest difficulty is presented by studies to determine the factors influence on the optimization parameters. such studies should include the influence on the indicators characterizing the applied coating quality (area (continuity), roughness and mass transfer of antifriction material from the tool) of the main processing modes: the friction path l and the load on the tool p, as well as the supporting surface length of the treated sample l. in order to reduce the number of experiments for these studies, the planning of experiments was carried out. the study of the surface, processed by the fant friction-mechanical method, was carried out on special samples of gray cast iron sch20 made in the form of disks, on which a preliminary applied microrelief with different l (fig. 1). а b с fig. 1. samples of cast iron sch20, processed by the fant friction-mechanical method with different l: a – l = 0,2 mm; b – l = 0,4 mm; c – l = 0,6 mm the friction path was changed within 2 ... 30 mm by varying the length of the brass tool (fig. 2) and the number of its passes. fig. 2. tools for frictional mechanical processing with different lengths l: a – l = 2 mm; b – l = 4 mm; c – l = 6 mm thus, the total friction path was calculated taking into account the tool size using the formula: l l n  , (1) where – l is the length of the tool, mm; n – is the number of cycles (passes) of the tool. the value of mass transfer was determined by weighing the instrument before and after fant on a тве-0,21-0,001 laboratory scales (fig. 3, a) according to the formula: 1 2 m m m   , (2) where – m1 is the tool mass before fant, g; m2 – tool mass after fant, g. problems of tribology 53 а b fig. 3. weighing a brass tool after fant (a) and measuring the roughness of the machined surface (b) under the selected conditions and processing modes, antifriction coatings were applied on the surface of the studied samples (fig. 4) by a friction-mechanical method using a setup developed by the authors [20]. fig. 4. studied samples with an antifriction coating applied by a friction-mechanical method coverage area (continuity) based on the results of metallographic analysis of the surface using digital image processing methods on a pc. for this purpose, a program was written in c ++ using the qt framework and the opencv image processing libraries. surface roughness before and after fant was assessed using a mahr xr20 profilograph (fig. 3, b), a pc-based device that allows to determine more than 75 parameters of roughness, waviness, p-profile and motifparameters in accordance with international standards. the aim of the experiments series was to implement a matrix of the central compositional plan 23 + star points, resulting in the factors influence (l  n (total friction path), р (force per 1 microroughness of 1 mm of its width), l (length contact)) on the indicators characterizing the coating quality obtained with fant. 54 problems of tribology results the statistica 12.0 application software package was used to process the experimental data, as a result of which statistical mathematical models were constructed for the coating mass m (y1), the coverage area sп/s (y2) and the surface roughness ra/rа init (y3) at natural values of factors:  1 1 2 3 2 2 2 1 2 3 1 2 1 3 2 3 0, 005519 0, 000735 0, 000462 0, 001442 0, 001895 0, 001603 0, 001799 0, 000248 0, 000306 0, 00031 . y m x x x x x x x x x x x x                         ; (3) 2 1 2 3 2 2 2 1 2 3 1 2 1 3 2 3 0, 668755 0, 044408 0, 056635 0, 275208 0,199841 0, 200608 0,149047 0, 014875 0, 042875 0, 006198 . п s y x x x s x x x x x x x x x                              ; (4) 3 1 2 3 2 2 2 1 2 3 1 2 1 3 2 3 0, 626308 0, 088358 0, 00778 0, 077667 0,163163 0, 048406 0, 061634 0, 017354 0, 015312 0, 003099 , a a исх r y x x x r x x x x x x x x x                              . (5) where x1 – is the total friction path, mm; x2 – force per 1 microroughness of 1 mm of its width, n; x3 – contact length, mm. as an example, a standardized pareto map for the surface roughness ra/ rа init is shown in fig. 5. after analyzing the pareto map for surface roughness (fig. 5), we note the maximum influence on the optimization criterion y3 parameters x1 (total friction path), x3 (contact length) and x2 (force per 1 microroughness of 1 mm of its width), which determine the change in surface roughness. response surfaces and graphs of equal output lines for ra/ rа init are shown in fig. 6. their analysis allows us to note that the lowest surface roughness is achieved with the following values of factors: x1  l n = 18…20…22 mm; x2  р = 110…130…150 n; x3  l = 0,3…0,35…0,4 mm. fig. 5. standardized pareto map for surface roughness ra / rа init problems of tribology 55 fig. 6. response surfaces and graphs of equal output lines (y3) ra/rа init similar calculations were performed for other parameters y1(m), y2(sп/s). given the inversely proportional relationship of the optimization criteria y1(m) and y2(sп/s) with y3(ra/ rа init), achieving their maximum values is impossible at the same time, which shows the difference in the rational values of some parameters, especially parameters x3 and x1, therefore take the required value of this parameter based on the final result of the fant process. analysis of experimental scattering graphs makes it possible to clarify the nature of factors changes and analyze their mutual influence on the three optimization criteria. thus, when increasing the friction path x1(l) to 18 … 20 mm, the maximum effect of mass transfer of antifriction material is achieved. further growth of the friction path does not increase it. this is due to the fact that the most active transfer is on the first passes of the tool. increasing their number does not significantly affect the subsequent results of the process. in turn, the increase in the force per 1 microroughness of 1 mm of its width x2(р) to the value of 100 … 140 n also contributes to the growth of mass transfer. however, a further increase of this technological parameter reduces the transfer of antifriction material. this nature is associated with the deformation process of the cast iron surface layer, and the increase in effort contributes to the strengthening of graphite inclusions. cast iron becomes denser, ie there is a strengthening of cast iron. note that the increase in mass transfer occurs at the value of the contact length x3(l) = 0.3…0.5 mm. since the mass transfer of antifriction material and the area of the coating has a direct relationship, it should be noted such a pattern. at values of x1(l) = 18 … 20 mm; x2(р) = 100 … 140 n; x3(l) = 0.2…0.3 mm, the largest coverage area is observed, which is explained by the considerations described above. the lowest surface roughness occurs at the values of the friction path x1(l) = 18 … 22 mm. subsequent rubbing cycles do not increase the antifriction coating quality. with an increase in the force per 1 microroughness of 1 mm of its width x2(р) to values of 110 … 150 n, there is a decrease in surface roughness, due to intense mashing of antifriction material (brass l63) in the depressions of microprotrusions and smoothing of their vertices. the most rational values of the contact length x3(l) in terms of reducing the treated surface roughness occurs at values of 0.3 … 0.4 mm. this once again proves the influence of the surface microrelief size on the coating quality obtained with fant. conclusions analyzing the response surfaces and graphs of equal output lines for optimization criteria and scattering graphs of technological factors, we can conclude that the rational friction path is 12 mm, which is sufficient to achieve quality coverage from the standpoint of the considered criteria. regarding the force per 1 microroughness of 1 mm, it can be stated that its rational value for increasing the mass transfer of antifrictio n material, the coating area and reducing the surface roughness is the value at 105 n. regarding the value of the support surface to be treated, it should be noted that its rational value within 0.4 mm is clearly traced for all optimization criteria. determined technological parameters of the fant process will improve the quality of antifriction coatings obtained by friction-mechanical method. 56 problems of tribology references 1. lyashenko b.a., solovyh e.k., mirnenko v.i. et al. (2010). optimization of coating technology according to the criteria of strength and wear resistance. kiev, ukraine: nas of ukraine, ipp named after pisarenko g.s., p. 193. [in russian]. 2. ryzhov e.v., klimenko s.a., gutsalenko o.g. (1994).technological support for the quality of coated parts. kiev, ukraine: naukova dumka, p. 181. [in russian]. 3. ragutkin a.v., sidorov m.i., stavrovskij m.e. (2019). some aspects of antifriction coatings application efficiency by means of finishing nonabrasive antifriction treatment. journal of mining institute 236, рр. 239−244. [in english]. 4. balabanov v.i., bolgov v.yu, ishhenko s.a. (2010). nanesenie treniem nanorazmerny`kh antifrikczionny`kh pokry`tij na detali. nanotekhnologii, e`kologiya, proizvodstvo. 1(3), s. 104-107. [in russian]. 5. shepelenko i. (2020). the study of surface roughness in the process of finishing anti-friction nonabrasive treatment. problems of tribology, 2020. v. 25, 1/95, рр. 34−40. [in english]. 6. pogonyshev v.a., panov m.v. (2011). theoretical and experimental basis for increasing the wear resistance of machine parts. mechanics and physics of processes on the surface and in contact of solids, parts of technological and energy equipment 4, рр. 78−84. [in russian]. 7. bersudskij a.l. (2006). the mechanism of formation of antifriction coatings during hardening treatment. vestnik of samara university. aerospace and mechanical engineering 2(10), pp. 81−84. [in russian]. 8. chernovol m.i., shepelenko i.v. (2012). methods of forming antifriction coatings on metal friction surfaces. collection of scientific papers of kirovograd national technical university “engineering in agricultural production, industry engineering, automation”, issue 25 (1), pp. 3−8. [in russian]. 9. sulima a.m., shulov v.a., yagodkin yu.d. (1988). surface layer and performance of machine parts. moscow, russia: mechanical engineering, p. 240. [in russian]. 10. prikhodko v.m., medelyaev i.a., fatyukhin d.s. (2015). formation of operational properties of machine parts by ultrasonic methods: monograph. moscow, russia: madi, p. 264. [in russian]. 11. nazarov yu.f., shkilko a.m., tikhonenko v.v., kompaneyets i.v. (2007). methods of research and control of surface roughness of metals and alloys. physical surface engineering, vol. 5, no. 3, pp. 207−216. [in russian]. 12. akulovich l.m., sergeev l.e. et al. (2018). corrosion resistance of alloy steel parts after magnetic abrasive treatment. bulletin of polotsk state university. series b, industry. applied science, no. 11, pp. 45−50. [in russian]. 13. kuzmenko i.v. (2000). restoration and hardening of rolling bearing housings by friction rubbing with copper. phd thesis. moscow, p. 142. [in russian]. 14. shepelenko i., tsekhanov y., nemyrovskyi y., posviatenko e. (2020). improving the efficiency of antifriction coatings by means of finishing the antifriction non-abrasive treatment. in: tonkonogyi v. et al. (eds) advanced manufacturing processes. interpartner 2019. lecture notes in mechanical engineering, springer, cham, рр. 289−298. [in english]. 15. chelyubeev v.v. (1998). razrabotka i optimizacziya rezhimov frikczionnogo latunirovaniya dlya uluchshenii prirabotki gil`z czilindrov dvigatelej v usloviyakh remontnogo proizvodstva. phd thesis. moscow, p. 126. [in russian]. 16. shepelenko i.v., cherkun v.v. (2013). obrazovanie antifrikczionnogo pokry`tiya finishnoj antifrikczionnoj bezabrazivnoj vibraczionnoj obrabotkoj. vi`braczi`yi v tekhni`czi` ta tekhnologi`yakh. # 3(71). s. 99−104. [in russian]. 17. by`strov v.p., prokopenko a.k. (1985). finishnaya antifrikczionnaya bezabrazivnaya obrabotka v metalloplakiruyushhikh sredakh. trenie, iznos i smazochny`e materialy`. trudy` mezhdunarodnoj nauchnoj konferenczii. tashkent: izd. an uzssr, t.5, s. 8−9. [in russian]. 18. pol`czer g., firkovskij a., lande i. (1990). finishnaya antifrikczionnaya bezabrazivnaya obrabotka (fabo) i izbiratel`ny`j perenos. dolgovechnost` trushhikhsya detalej mashin. vy`p.5, mashinostroenie, s. 86−122. [in russian]. 19. turchkov e.v. (1982). finishnaya antifrikczionnaya bezabrazivnaya obrabotka poverkhnostej treniya. frikczionnoe vzaimodejstvie tverdy`kh tel s uchetom sredy`. ivanovo, igu, s. 135−138. [in russian]. 20. shepelenko i., tsekhanov y., nemyrovskyi y., posviatenko e. (2020). power parameters of microcutting during finishing anti-friction non-abrasive treatment. in: karabegović i. (eds) new technologies, development and application iii. nt 2020. lecture notes in networks and systems, vol 128. springer, cham, рр. 194−201. [in english] problems of tribology 57 шепеленко і.в. вплив технологічних факторів на якість антифрикційних покриттів. проаналізовано умови формування антифрикційних покриттів при фінішній антифрикційній безабразивній обробці (фабо). окреслено вимоги до подібного роду покриття тномера основні критерії, які застосовуються під час оцінювання їх якості. зазначено взаємозв'язок між якістю покриття, отриманого при фабо, і технологічними чинниками, що визначають умови контактування інструмента з оброблюваною поверхнею. доведено, що форма і розміри мікронерівностей оброблюваної поверхні визначають ефективність протікання процесу мікрорізання і заповнення мікрозападин антифрикційним матеріалом. дослідження впливу технологічних чинників на якість покриття при фабо виконувалося шляхом реалізації багатофакторного експерименту, в результаті якого встановлено вплив технологічних параметрів процесу (сумарний шлях тертя, навантаження на інструмент), а також довжини опорної поверхні на показники, що характеризують якість покриття. отримано статистичні моделі для масоперенесення антифрикційного матеріалу, площі покриття (суцільність) і шорсткості поверхні при натуральних значеннях чинників, що дало змогу встановити вплив досліджуваних факторів на параметри оптимізації. аналіз експериментальних графіків розсіювання дав підстави уточнити характер змін чинників і проаналізувати їх взаємний вплив на критерії оптимізації. враховуючи зворотно-пропорційний зв'язок критеріїв оптимізації, досягнення їх максимальних значень одночасно неможливе без врахування кінцевого результату процесу фабо. встановлено діапазон значень досліджуваних чинників, обґрунтовано закономірності їх зміни у фокусі вибраних критеріїв оптимізації. визначення раціональних значень технологічних параметрів процесу фабо дасть змогу підвищити якість антифрикційних покриттів, отриманих фрикційно-механічним способом. ключові слова: фінішна антифрикційна безабразивна обробка (фабо), антифрикційне покриття, оптимізація, суцільність покриття, масоперенесення, шорсткість. 6_radek.doc model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 31 radek n.,* pietraszek j. ** * politechnika świętokrzyska kielce, polska ** politechnika krakowska, kraków, polska model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo 1. wstęp proces obróbki laserowej powłok otrzymywanych różnymi technologiami ma złożony charakter, w związku z czym nie jest możliwe wiarygodne prognozowanie jego efektów w oparciu tylko o modelowanie teoretyczne. znacznie korzystniejsze rezultaty daje prognozowanie na podstawie modeli matematycznych opartych na wynikach planowanego eksperymentu [1 ÷ 2]. modele matematyczne obiektu badań wykonuje się w celu opisu danego zjawiska za pomocą funkcji obiektu badań. w literaturze szeroko jest opisane nagrzewanie materiałów za pomocą wiązki laserowej. w pracach [3÷6] naukowcy zaproponowali wiele różnych modeli zmierzających do możliwie najdokładniejszego opisania cyklu laserowego nagrzewania i następującego po nim gwałtownego chłodzenia. modele te uwzględniają zmienny rozkład energii w wiązce, jej kształt, czas, sposób oddziaływania na materiał i opisują kompleksowo cykl cieplny podczas naświetlania laserowego. natomiast brak jest w modelach uwzględnienia takich zjawisk fizycznych, jak: krzepnięcie materiału i skurcz z nim związany, tworzenie tlenków na powierzchni, parowanie materiału, powstanie plazmy oraz przemian fazowych występujących w czasie obróbki laserowej. jest to związane ze skomplikowanym opisem matematycznym tych zjawisk i uzyskaniem satysfakcjonujących rozwiązań w konkretnych przypadkach. większość obliczeń w modelach matematycznych opisujących proces obróbki laserowej dotyczy określenia rozkładu pól temperatur w nagrzewanym materiale (na danej głębokości), szybkości nagrzewania i chłodzenia oraz zasięgu zmian strukturalnych. wartości te wyprowadza się z równania różniczkowego, nieustalonego przewodzenia ciepła zwanego równaniem fouriera kirchhoffa. otrzymanie rozwiązania tego równania w postaci analitycznej jest możliwe przy szczególnych założeniach. rozwiązanie tego równania pozwala w sposób teoretyczny na bezpośrednie określenie rozmiarów strefy wpływu ciepła oraz rozkładu pól temperatur w przyjętym materiale modelowym podczas cyklu nagrzewania wiązką laserową. badania eksperymentalne weryfikujące modele teoretyczne są zawodne, ze względu na występowanie bardzo dużych prędkości procesu i wysokich temperatur. w przypadku badań doświadczalnych obserwuje się skutki procesów zachodzących w trakcie obróbki i na ich podstawie wyciąga się wnioski o zjawiskach, które odgrywają dominującą rolę podczas topienia wiązką laserową. tymi skutkami są między innymi zmiany mikrotwardości głębokość strefy przetopu powłoki oraz struktura geometryczna powierzchni określana głównie parametrami mikrogeometrii. dotychczas brak jest zweryfikowanego doświadczalnie modelu umożliwiającego ocenę wpływu parametrów obróbki na wybrane właściwości eksploatacyjne po naświetlaniu laserowym wiązką impulsową z uwzględnieniem ruchu próbki. poznanie wpływu warunków obróbki jednocześnie na wybrane właściwości (mikrogeometria, mikrotwardość oraz strefa przetopu powłoki) pozwoli na ocenę celowości stosowania tej obróbki w praktyce. z tych względów podjęto badania nad wyznaczeniem statystycznych zależności między podstawowymi parametrami obróbki a jej efektami. 2. opis eksperymentu badania wpływu obróbki laserowej na właściwości eksploatacyjnych warstw powierzchniowych z racji konieczności uwzględnienia dużej liczby czynników są bardzo pracochłonne, z tego względu badania te przeprowadzi się w oparciu o teorię eksperymentu, która umożliwia minimalizację liczby doświadczeń [7÷8]. wybór programu badań dokonano w oparciu o metody współczesnej teorii eksperymentu. do komputerowego wspomagania planowania i analizy doświadczeń wykorzystano profesjonalny program statistica 6.0. program ten przeznaczony jest do planowania i analizy wyników badań wykonywanych przy użyciu najczęściej stosowanych planów statystycznych zdeterminowanych oraz planów definiowanych indywidualnie. w badaniach przeprowadzono eksperyment planowany w oparciu o program statyczny, zdeterminowany, wieloczynnikowy, rotatabilny z powtórzeniami ps/ds-λ. w oparciu o badania wstępne i wyznaczony obszar zmienności parametrów obróbki, określono przedziały zmienności wielkości wejściowych, dla których przyjęto oznaczenia: [ ]maxmin ,,,...2,1; kkkk xxxikx ∈= gdzie kx – wielkość wejściowa, i – liczba wielkości wejściowych, 2=i . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 32 przyjęto pięciopoziomowy program badań i przedział normowania [-α, α]; α = 1,414, odpowiadający ramionom gwiezdnym planu ps/ds-λ oraz następujące oznaczenia wielkości kodowych zmiennych niezależnych: xk ≡ xk ≡ xk; xk ≡ xk ∈ [-α, α] obliczono odpowiadające im wartości parametrów wejściowych dla poszczególnych układów czynników według następujących zależności:     α α − + + = k kkkk k xxxx x 2 lnln 2 lnln exp minmaxmaxmin (1) gdzie αk = {-1,414, -1, 0, 1, 1,414}oznacza promień aktualnego ramienia przestrzeni badanej wartość kodu. macierz planowania eksperymentu przedstawiono w tabeli 1. tabela 1 macierz planowania eksperymentu ps/ds-λ nr. doświadczenia wartości kodowane n x1 x2 1 1 1 2 + 1 1 3 1 + 1 4 + 1 + 1 5 1,414 0 6 + 1,414 0 7 0 1,414 8 0 + 1,414 9 0 0 10 0 0 11 0 0 12 0 0 13 0 0 parametry obróbki laserowej zostały tak dobrane, aby obejmowały cały zakres parametrów, przy których zachodzi proces przetapiania bez występowania parowania materiału, który mógłby zmienić mechanizm fizyczny procesu. ze względu na niewielką grubość powłok elektroiskrowych (8÷10 µm), które poddano przetapianiu laserowemu, zakres zmienności parametrów był niewielki. przyjęte oznaczenia i wartości zmiennych niezależnych oraz przedziałów zmienności dla eksperymentu obróbki laserowej powłok mo zamieszczono w tabeli 2. na podstawie literatury i prac własnych [9 12] przyjęto następujące zmienne niezależne: prędkość przesuwu próbki v; moc wiązki laserowej p. tabela 2 oznaczenia i wartości przedziałów zmienności parametrów obróbki przedział zmienności i wielkości wejściowe jednostki oznaczenia zmiennych xkmin xkmax 1 moc, p w x1 16 25 2 prędkość przesuwu, v mm/min x2 208 300 wartość zmiennych wejściowych eksperymentu obliczono według wzoru (1) dla przyjętych przedziałów zmienności parametrów wejściowych (p, v) dla obróbki laserowej powłok naniesionych elektroiskrowo z mo na stal c45 (po hartowaniu) i przedstawiono w tabeli 3. tabela 3 wartości zmiennych niezależnych dla powłoki mo obrabianej laserowo 1,414 1 0 1 1,414 x1 16 17 20 23 25 x2 208 220 250 285 300 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 33 3. badania statystyczne ze względu na to, że eksperyment dotyczył sposobu obróbki, dla którego nie został opracowany dotychczas model matematyczny, a elementarne procesy fizyczne determinujące efekty obróbki są złożone, obliczenia powtórzono dwukrotnie (za drugim razem po eliminacji składników nieistotnych) w celu zwiększenia wiarygodności modelu statystycznego. analiza statystyczna uzyskanych wyników badań eksperymentalnych obejmowała: aproksymację funkcji obiektu badań; statystyczną weryfikację adekwatności funkcji aproksymującej; statystyczną weryfikację istotności współczynników funkcji aproksymującej. z analizy procesu naświetlania laserowego wynika, że zależności wyrażające związki pomiędzy czynnikami badanymi i wynikowymi mogą być nieliniowe oraz, że mogą wystąpić interakcje, czyli zależności o typie funkcji uwikłanych. brak modelu teoretycznego obiektu badań oraz istnienie niedoskonałego modelu fizycznego spowodowało, że dokonano niezależnych prób aproksymacji przy pomocy wielomianu drugiego stopnia ze składnikami liniowymi i interakcjami oraz funkcją potęgową, opisaną poniższym wzorem: yn = ea0x1a1x2a2 … xiaj, (2) gdzie xi – wielkości wejściowe; n – liczba układów planu doświadczenia (n = 13); i – liczba wielkości wejściowych; j – liczba współczynników iloczynu potęgowego; a0, a1, a2 – współczynniki iloczynu potęgowego. wyniki wstępnych obliczeń wykazały, że najlepsze dopasowanie równań regresji do wyników eksperymentu umożliwia model wykładniczy, dlatego też obliczone równania regresji metodą regresji krokowej przedstawiono w tej postaci. analizy dopasowania poszczególnych równań regresji do wyników eksperymentu dokonano na podstawie współczynnika korelacji wielowymiarowej r oraz na podstawie wartości funkcji t-studenta i wartości funkcji f-snedecora. przyjęto poziom istotności p = 0,05. jeśli zostanie spełniony warunek pkr ≤ p wówczas możemy wnioskować o istotności funkcji regresji (fkr ≤ f) oraz o istotności danego czynnika w równaniu regresji (tkr ≤ t). korelację wyznaczono na podstawie wartości współczynnika korelacji przyjmując kryteria przedstawione w tabeli 4. w obliczeniach przyjęto następujące oznaczenia wielkości unormowanych: x1 = p, x2 = v tabela 4 ocena korelacji i istotności [8] współczynnik korelacji r korelacja zależność poniżej 0,2 słaba prawie nic nie znacząca 0,20 – 0,40 niska wyraźna lecz mała 0,40 – 0,70 umiarkowana istotna 0,70 – 0,90 wysoka znaczna 0,90 – 100 bardzo wysoka bardzo pewna wyniki badań powłoki mo po obróbce laserowej przeprowadzone według eksperymentu planowanego przedstawiono w tabeli 5. tabela 5 parametry wejściowe oraz wyjściowe dla eksperymentu planowanego próbek z powłokami mo obrobionych laserem czynniki wejściowe czynniki wyjściowe moc, [w] prędkość skanowania [mm/min] ra, [µm] rv, [µm] rp, [µm] spp, [µm] hv0,04 kod x1 x2 y1 y2 y3 y4 y5 lp. wartości 1 2 3 4 5 6 7 8 1 17 220 12,04 25,48 30,34 23 1558 2 23 220 7,34 22,59 19,47 30 1082 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 34 kontynuacja tabeli 5 1 2 3 4 5 6 7 8 3 17 285 9,42 23,91 23,37 26 1145 4 23 285 8,16 21,51 31,6 25 1145 5 16 250 11,83 24,2 28,4 27 1369 6 25 250 9,79 29,34 32,26 29 1288 7 20 208 10,03 26,12 25,47 30 1145 8 20 300 9,64 27,14 24,83 45 1213 9 20 250 6,05 15,27 18,55 37 1369 10 20 250 5,89 14,86 17,49 40 1145 11 20 250 6,88 20,76 17,84 39 1369 12 20 250 6,62 18,24 16,8 40 1213 13 20 250 6,01 13,92 15,61 37 1369 3.1. wpływ parametrów obróbki na strefę przetopu powłoki strefa przetopu powłoki w zależności od zastosowanych parametrów obróbki zmienia się od wartości 23 µm dla: p = 17 w i v = 220 mm/min do wartości 45 µm przy zastosowaniu: p = 20 w i v = 300 mm/min. średnia grubość spp wyniosła gśr = 32,9 µm. z analizy wyników badań wynika, że zakres zmian głębokości przetopu jest stosunkowo duży (różnica między minimalną głębokością przetopu a maksymalną jest prawie dwukrotna). należy się liczyć z faktem, ze przy małych wartościach mocy proces przetopu powłoki nie występuje, a przy znacznych wartościach mocy rozpoczyna się parowanie materiału. zmienia się wówczas mechanizm procesu i nie można go opisać tymi samymi równaniami. postać unormowana równania regresji dla strefy przetopu powłoki (bez składników nieistotnych) opisuje zależność: spp = 38,6 – 6,99p2 + 2,4v – 2,24 v2. (3) model rzeczywisty określający związek spp z parametrami obróbki ma postać: . ln ln 224,2 ln ln 24,2 ln ln 299,66,38 2 min2 max2 min2 2 min2 max2 min2 2 2 min1 max1 min1 1               α−                           ⋅α⋅− +               α−                           ⋅α⋅+               α−                           ⋅α⋅−= x x x x x x x x x x x x spp wartość współczynnika korelacji wielokrotnej jest równa r = 0,82 (korelacja jest wysoka, a zależność znaczna). na przykładowych wykresach (rys. 1÷3) przedstawiono prezentację graficzną wpływu obróbki laserowej na grubość spp powłoki mo naniesionej elektroiskrowo. wykres pareto (rys. 1) przedstawia istotne współczynniki regresji (słupki znajdują się po prawej stronie linii pionowej określającej poziom istotności p = 0,05, czyli pkr ≤ p). rys. 1– wykres istotności współczynników regresji (wykres pareto) w równaniu regresji w postaci unormowanej (4) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 35 z wykresów (rys. 2 i rys. 3) można wnioskować, że maksymalne głębokości spp można uzyskać przy mocy promieniowania p = 20 w i prędkości przesuwu w zakresie v = 250÷300 mm/min. na uzyskane wartości spp w eksperymencie planowanym wpływ miała zarówno moc wiązki, jak i prędkość posuwu. ponieważ pkr ≤ p, to opracowany model matematyczny jest adekwatny. rys. 2 – wpływ mocy promieniowania i prędkości posuwu na głębokość strefy przetopu (wykres 3d) rys. 3 – wykres warstwicowy funkcji spp = f(p, v) 3.2. wpływ parametrów obróbki na mikrotwardość mikrotwardość twp w zależności od zastosowanych parametrów obróbki zmienia się od wartości 1082 hv0,04 dla: p = 23 w i v = 220 mm/min do wartości 1558 hv0,04 przy zastosowaniu: p = 17 w i v = 220 mm/min. średnia mikrotwardość twp wyniosła 1262 hv0,04. analizując uzyskane wyniki mikrotwardości można zauważyć, ze zakres zmian poszczególnych wartości mikrotwardości nie jest duży (max. mikrotwardość jest prawie 50 % większa od min. mikrotwardości). maksymalną mikrotwardość (1558 hv0,04) uzyskano przy najmniejszej grubości spp (gmin = 23 µm). postać unormowana równania regresji dla mikrotwardości twp (bez składników najbardziej nieistotnych) opisuje zależność: hv = 1262,8 – 73,83p + 119pv (5) model rzeczywisty określający związek hv z parametrami obróbki ma postać: . ln ln 2 ln ln 2119 ln ln 283,738,1262 min2 max2 min2 2 min1 max1 min1 1 min1 max1 min1 1               α−                           ⋅α× ×               α−                           ⋅α⋅+               α−                           ⋅α⋅−= x x x x x x x x x x x x hv (6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 36 wartość współczynnika korelacji wielokrotnej jest równa r = 0,66 (korelacja jest umiarkowana, a zależność istotna). 3.3. wpływ parametrów obróbki na parametry wysokościowe mikrogeometrii obróbka laserowa powłok elektroiskrowych spowodowała wzrost parametrów wysokościowych mikrogeometrii (ra, rv, rp) w stosunku do powłok bez tej obróbki. wartości parametrów mikrogeometrii zawierają się w przedziale 5,89÷32,26 µm. najniższą chropowatość ramin = 5,89 µm uzyskano przy parametrach: p = 20 w i v = 250 mm/min, natomiast najwyższą chropowatość ramax = 12,04 µm uzyskano przy parametrach: p = 17 w i v = 220 mm/min. średnia wartość średniego arytmetycznego odchylenia profilu wyniosła raśr = 8,44 µm. natomiast średnia maksymalna głębokość wgłębienia profilu wynosiła rvśr = 21,79 µm, zaś średnią maksymalną wysokość wzniesienia profilu otrzymano na poziomie rpśr = 23,23 µm. najniższe chropowatości uzyskuje się przy małych mocach i dużych prędkościach przesuwu. najwyższe chropowatości otrzymuje się przy dużych mocach i małych prędkościach przesuwu (duży czas oddziaływania wiązki na materiał). w przeprowadzonym eksperymencie na wartości uzyskanych parametrów wysokościowych mikrogeometrii wpływ miały nie tylko prędkość przesuwu próbki i moc wiązki laserowej, ale także inne czynniki np. otoczenie procesu, rodzaj lasera, właściwości fizyczne obrabianego materiału itd. postać unormowana równania regresji dla ra (bez składników nieistotnych) opisuje zależność: ra = 6,29 – 1,11p + 1,99p2 + 1,5v2 + 0,86pv. (7) model rzeczywisty określający związek ra z parametrami obróbki ma postać: . ln ln 2 ln ln 286,0 ln ln 25,1 ln ln 299,1 ln ln 211,129,6 min2 max2 min2 2 min1 max1 min1 1 2 min2 max2 min2 2 2 min1 max1 min1 1 min1 max1 min1 1               α−                           ⋅α⋅               α−                           ⋅α⋅+ +               α−                           ⋅α⋅+               α−                           ⋅α⋅+               α−                           ⋅α⋅−= x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x ra wartość współczynnika korelacji wielokrotnej jest równa r = 0,95 (korelacja jest bardzo wysoka, a zależność bardzo pewna). postać unormowana równania regresji dla rv (bez składników nieistotnych) opisuje zależność: rv = 16,61 + 4,25p2 + 4,18v2. (9) model rzeczywisty określający związek rv z parametrami obróbki ma postać: . ln ln 218,4 ln ln 225,461,16 2 min2 max2 min2 2 2 min1 max1 min1 1               α−                           ⋅α⋅+               α−                           ⋅α⋅+= x x x x x x x x rv (10) wartość współczynnika korelacji wielokrotnej jest równa r = 0,86 (korelacja jest wysoka, a zależność znaczna). postać unormowana równania regresji dla rp (bez składników nieistotnych) opisuje zależność: rp = 17,26 + 6,15p2 + 3,56v2 + 4,77pv. (11) model rzeczywisty określający związek rp z parametrami obróbki ma postać: (8) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com model matematyczny opisujący obróbkę laserową powłok molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 37 . ln ln 2 ln ln 277,4 ln ln 256,3 ln ln 215,626,17 min2 max2 min2 2 min1 max1 min1 1 2 min2 max2 min2 2 2 min1 max1 min1 1               α−                           ⋅α⋅               α−                           ⋅α⋅+ +               α−                           ⋅α⋅+               α−                           ⋅α⋅+= x x x x x x x x x x x x x x x x rp (12) wartość współczynnika korelacji wielokrotnej jest równa r = 0,97 (korelacja jest bardzo wysoka, a zależność bardzo pewna). wnioski 1. skoncentrowanym strumieniem wiązki laserowej można skutecznie modyfikować stan warstwy wierzchniej powłok elektroiskrowych i wpływać w ten sposób na ich właściwości użytkowe. 2. otrzymane na podstawie analizy wyników badań, przeprowadzonych według eksperymentu planowanego, zależności statystyczne (ra, rv, rp, spp w funkcji parametrów obróbki laserowej) są znaczne, o wysokiej korelacji oraz pozwalają one na prognozowanie efektów obróbki laserowej. wyjątkiem jest otrzymanie nieadekwatnego modelu matematycznego (korelacja umiarkowana) opisującego zależność mikrotwardości (hv0,04) z parametrami obróbki laserowej (tj. mocą wiązki p i prędkością przesuwu próbki v). 3. określone zależności funkcyjne pomiędzy parametrami obróbki a wybranymi parametrami mikrogeometrii (ra, rv, rp) oraz strefą przetopu powłoki (spp) mikrotwardością (hv0,04) pozwalają na dobór warunków obróbki laserowej (p, v) gwarantujących minimalną chropowatość przy zachowaniu dużej mikrotwardości głębokości przetopu. 4. w celu uzyskania najlepszych właściwości użytkowych warstw powierzchniowych należy przeprowadzić optymalizację parametrów obróbki laserowej (p, v). za celowe wydaje się zastosowanie wiązki laserowej o przekroju prostokątnym, co gwarantuje równomierny rozkład temperatury w wiązce i może korzystnie wpływać na chropowatość powierzchni. literatura 1. radziejewska j.: wpływ stopowania laserowego na strukturę geometryczną i stan warstwy wierzchniej. rozprawa doktorska, ippt pan, warszawa 1999. 2. zielecki w.: modyfikowanie właściwości technologicznych i użytkowych stali wiązką laserową i elektronową. rozprawa doktorska, prz, rzeszów 1993. 3. domański r.: promieniowanie laserowe oddziaływanie na ciała stałe. wydawnictwo naukowo techniczne, warszawa 1990. 4. pakitny r., winczek j., jabreen h., thiab s. m.: pola temperatur w elementach stalowych poddanych działaniu ciągłego i impulsowego laserowego źródła ciepła. obróbka powierzchniowa ii ogólnopolska konferencja kule 1993. 5. rybałko a. w., griciuk d. t., sahin o.: eliektroiskrowoie liegirowaniie oscillirujuszczim po powierchnosti dietali obrabatywajuszczim eliektrodom. elektronnaja obrabotka materiałow 5 (2001). 6. stelmach m.: lazery v technologii. energia, moskwa 1975. 7. kukiełka l.: podstawy badań inżynierskich. państwowe wydawnictwo naukowe, warszawa 2002. 8. polański z.: metody optymalizacji w technologii maszyn. państwowe wydawnictwo naukowe, warszawa 1977. 9. antoszewski b., radek n.: obróbka laserowa powłok tytanowych i molibdenowych nanoszonych elektroiskrowo. wybrane zagadnienia obróbek skoncentrowaną wiązką energii, rozdział 3, bydgoszcz 2003. 10. radek n., antoszewski b.: laser treatment of electro-spark deposited coatings. materials engineering 4 (2005). 11. radek n., szalapko j.: obróbka laserowa powłok molibdenowych nanoszonych obróbką elektroiskrową. logistyka 2 (2010). 12. zimny j.: laserowa obróbka stali. politechnika częstochowska rozprawy nr 67, częstochowa 1999. надійшла 28.02.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_pashechko.doc подрібнення автомобільних шин з використанням ножів зміцнених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 89 пашечко м.і.,* домбскі я.** *люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща, **фірма д.к. новорециклінг, м. пухачув, польща подрібнення автомобільних шин з використанням ножів зміцнених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b проблема проблема утилізації зношених автомобільних шин [1] вимагає розробки технології їх подрібнення. для наплавлення ножів до подрібнення автомобільних шин (зміцнення та відновлення) використовуються різні за хімічним складом електроди, зокрема такі що містять карбіди вольфраму, хрому, ніобію. для одержання евтектичних покриттів використовували евтектичні порошкові електроди системи fe-mnc-b леговані sі, ni і cr [2,3]. покриття наносили методом електродугового наплавлення. в якості матеріалу для виготовлення ножів використовували сталь brinar (табл. 1). таблиця 1 хімічний склад (мас. %) сталі brinar склад елементів, % c si mn p s n al cu cr ni 0,28 0,73 1,03 0,011 0,002 0,006 0,060 0,02 0,91 0,04 найвищу зносостійкість ножів одержано при використанні ванадій і хромовмісних електродів фірми lastec (табл. 2). таблиця 2 хімічний склад електродів елемент c cr v mn ni min. 4,0 20,0 10,0 0.5 3 max. 4,5 24,0 12,0 1,0 5 слід відмітити, що наплавлені вказаними електородами ножі працюють 3 4 дні. довговічність ножів, наплавлених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b-si-ni-cr становить 18 днів і більше. дослідження зносостійкості наплавлених ножів (рис. 1) проведені у виробничих умовах фірми д.к. новорециклінг, люблінське воєводство (польща). рис. 1 – ніж до подрібнення автомобільних шин після експлуатації протягом 12 днів одержані результати і дискусія фірма д.k. новорециклінг на сьогоднішній день переробляє протягом року 10 тисяч тон зношених шин. планується в перспективі переробляти коло 20 тисяч тон. при подрібненні шин використовується трьохкрокова система подрібнення. на першому кроці відбувається первинне подрібнення шин до розмірів ~ 350 мм (рис. 2). потужність двигуна, який приводить в рух механізм подрібнення становить 90 квт, передача черв’ячна. швидкість обертання ножів до подрібнення становить 9 обертів на хвилину (рис. 2, б). продуктивність лінії: шини із особових автомобілів до 12 т/год., шини із важкопідйомних автомобілів до 8 т/год. система подачі (рис. 2, а) направляє матеріал до наступного подрібнення. наступний крок подрібнення дає можливість роздрібнити попередньо подрібнені шини до розмірів ~ 100x100 мм. потужність двигунів, які приводить в рух механізм подрібнення становить 2 × 75 квт, передача черв’ячна. швидкість обертання ножів до подрібнення становить 23 оберти на хвилину (рис. 3, б). продуктивність лінії: шини із особових автомобілів до 12 т/год., шини із важкопідйомних автомобілів до 8 т/год. продукт який виходить із гранулятора складається із суміші чіпсів і дроту. система подачі (рис. 3, а) направляє матеріал до третього кроку подрібнення. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com подрібнення автомобільних шин з використанням ножів зміцнених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 90 а б рис. 2 – перший крок подрібнення автомобільних шин а б рис. 3 – другий крок подрібнення автомобільних шин на третьому кроці відбувається поздрібнення чіпсів до розмірів ~ 35 мм і менше (рис. 4). швидкість обертання валу, двох замахових колес вагою 3,5 тони і ножів до подрібнення (рис. 1) становить 220 обертів на хвилину. продуктивність лінії становить близько 3,5 т/год при використанні сита ø 35 мм. а б рис. 4 – третій крок подрібнення автомобільних шин сталеві дроти, які містяться в шинах відділяються від чіпсів (рис. 5). завдяки розробленій методиці механічного подрібнення шин вдається видалити близько 95 % сталевих дротів із шин при використанні сита діаметром більшим ніж 25 мм. західні виробники машин вважають за неможливе відділення дроту при використанні сит такого великого діаметра. система до сепарації дротів із шин розроблена на основі сталих магнітів в формі прямокутника із змінним магнітним полем. магніти замонтовано під прямим кутом до стрічки транспортера чіпсів і сталевого дроту. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com подрібнення автомобільних шин з використанням ножів зміцнених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 91 рис. 5 – система до сепарації сталевих дротів від чіпсів готовий продукт, який виходить із гранулятора після трьох кроків подрібнення і сепарації дроту складається із мішанини різних розмірів гуми (чіпсів) (рис. 6) і дроту (рис. 7). рис. 6 – подрібнена гума діаметром до 35 мм рис. 7 – сталевий дріт відділений із шин мікроструктурними дослідженнями встановлено, що евтектичні покриття складаються із евтектики типу легований аустеніт (м’яка фаза) – марганцовистий карбід заліза fe0,4mn3,6c (зміцнююча фаза) і дисперсійних включень борида fe2b i карбіда хрому cr7c3 (дисперсійні фази) (рис. 8) [3]. рис. 8 – мікроструктура покриття (х 200) наплавленого шару одержаного методом електродугового наплавлення з використанням евтектичного порошкового електроду системи fe-mn-c-b легованого si, ni і cr проведено мікроструктурний аналіз поверхні тертя з метою виявлення розподілу елементів на поверхні тертя. дослідження розподілу елементів на поверхні тертя та по глибині від поверхні тертя проведено із використанням sem з приставкою eds (accelerating voltage: 20.0 kv. magnification: 200). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com подрібнення автомобільних шин з використанням ножів зміцнених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 92 дослідження проведено на шліфах поверхні наплавлених шарів з використанням порошкового евтектичного електрода (a 1, б) і ванадій-хромового електрода (a 2) (рис. 9). а б рис. 9 – мікроструктура (sem) поверхні наплавлених шарів з використанням порошкового евтектичного електрода (a 1, б) і ванадій-хромового електрода (a 2) одержано нерівномірний розподіл атомів fe, si, cr, mn, ni, v, c, mo на поверхні тертя наплавлених шарів. виявлено підвищений вміст с, о, а також si (рис. 10) на поверхні тертя в порівнянні з їх вмістом на вихідній поверхні перед тертям. вміст кремнію збільшується з 2,74 3.30 до 17,71 43,42 на досліджуємих поверхнях тертя. вказує це на те, що в процесі тертя відбувається сегрегація атомів c, в і si на поверхню тертя внаслідок термодифузії і її активації фрикційним розігріванням поверхні тертя. в результаті трібосинтезу утворюються нестехіометричні за складом нано фази, чим і пояснюється висока зносостійкість евтектичних покриттів. аналогійний механізм зношування розкрито в процесі тертя евтектичних сплавів системи fe-mn-c-b-si-ni-cr, одержаних методом електродугового наплавлення з використанням порошкових електродів [2]. рис. 10 – розподіл атомів si на поверхні тертя зносостійкість наплавлених евтектичним порошковим електродом ножів в чотири рази і більше вища в порівнянні із наплавкою ванадій і хромовмісним електродом фірми lastec. висновки найвищу зносостійкість ножів одержано при використанні ванадій і хромовмісних електродів фірми lastec. наплавлені вказаними електородами ножі працюють 3-4 дні. довговічність ножів, наплавлених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b-si-ni-cr становить 18 днів і більше. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com подрібнення автомобільних шин з використанням ножів зміцнених евтектичними порошковими електродами системи fe-mn-c-b проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 93 одержаний в процесі подрібнення матеріал може бути запропонований на ринку для різного виду спалювання, наприклад як альтернативне паливо на цементних заводах, при спалюванні сміття ітп. на сьогоднішній день в фірмі d. k. novo recykling продовжуються дослідження над розробкою технології одержання дрібної фракції гуми. дрібна фракція гуми буде використовуватися в багатьох галузях народного господарства, зокрема: покращення властивостей грунту, спорудження дитячих площадок, в якості підкладу для доріг, виготовлення поверхні спортивних майданчиків, формування гумових виробів – колеса, коврики, мати для погашення вібрації на мостах, щітки до автомобілів ітп. з використанням сканінгового електронного мікроскопу sem виявлено підвищення вмісту c, o і si на поверхні тертя евтектичного покриття в порівнянні із вихідним матеріалом. висока зносостійкість наплавлених евтектичними сплавами ножів обумовлена тим, що в процесі тертя відбувається сегрегація атомів c, в і si на поверхню тертя. в результаті трібосинтезу формуються нестехіометричні фази (нанофази) на основі b2o3, sio2 i c. це призводить до зменшення коефіцієнта тертя, а відповідно до підвищення зносостійкості етектичних покриттів. утворення оксидів на поверхні тертя вказує на окиснювальний механізм зношування евтектичних наплавлених шарів. література 1. w. рarasiewicz, l. pyskło, j. magryta. recykling zużytych opon samochodowych.– piastów: poradnik. instytut przemysłu gumowego, 2005.–s. 93. 2. m. pashechko, k. lenik. segregation of atoms of the eutectic alloy fe-mn-c-b-si-ni-cr at friction wear.– wear.– volume 267.–2009.–s. 1301-1304. 3. m. и. пашечко, в. m. голубец, m. в. чернец. формирование и фрикционная стойкость евтектических покрытий.–k.:– наукова думка.–1993.– 344 с. надійшла 10.05.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 46 максимчук д.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-m ail: maximchukd@ukr.net лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями удк 539.3 у р амках л інеар изованої теор ії пр у жності р озгляну то осесиметр ичну задачу пр о тиск дво х співвісних цил індр ичних штампів з початковими напр у женнями, що тисну ть на шар з початковими напр у женнями. до слідження пр едставлені у загальному вигляді для теор ії великих початкових дефор мацій та двох вар іантів теор ії малих поч аткових дефор мацій пр и довільній стр у ктур і пру жного потенціалу . клю чові слова: лінеаризована теорія пружності, початкові (зали шкові) напруження , перетворення хенке ля, ін те гральн і р івняння фре дго льма, метод послідовни х набли жень. вступ у сучасних умовах стрімкого розвитку науки і те хніки дослідження впливу початкових напружень на контактні характеристики пружних тіл, що взаємодіють, є актуальною проблемою як для фундаментальних розробок з механіки деформівного твердого тіла, так і для практичного використання у різних галузя х промислового комплексу. особливо це стосується розрахунку важ ки х фундамен тни х пли т і будівельн и х перекриттів, що зна хо дя ться в полі дії гравітац ійни х си л тощо. тому є досить актуальн им проведення нови х теоретичних досліджень вп ливу початкови х (залишкови х) напружень на контактну взаємодію пружни х тіл. не зважаючи на існуючі дося гнення в теорії конта ктної взаємодії пружни х тіл, все ще залиша ються не доста тньо розроблені ряд проблем. серед н и х – кон тактна осе симетрична взаємодія пружни х тіл з початковими напруженнями, а саме: тиску дво х попередньо напружени х співвісни х ш тампів на шар з початковими (за лиш ковими) напруженнями. оскіль ки о дин із аспектів сучасної проблеми передавання навантажен ня пов’язаний із якісно новим підхо дом – вра хуванням за лишкови х напружень у тіла х на закон розподілу тис ку в місц я х їх до тику, то розра хунок важ ливи х е лементів конструкц ій та їх с творення дозволи ть ефективн іше вра ховува ти м іцн ість матеріа лів шля хом правильного оцінювання запас ів міцності та доста тньо знижува ти їх матер іаломіс ткіс ть, зберігаючи у цілому потрібн і функц іона льні характеристи ки. на сьогодн і для проблем, які віднося ться до кон тактни х за дач пружни х тіл, у рамка х класични х постановок отримано результати досліджень, що о хоплюю ть широке коло питан ь. вони доста тньо відображені у численни х пуб лікація х періодични х ви дань. де та льний о гля д задач конта ктної взаємодії пружни х тіл з початковими напруженнями пре дста влен ий у робота х [1 4]. дослідження пита ння конта ктної взаємодії кінечного цилін дричного штампу на півпрос тір з початковими (залишковими) на пруженнями розгляну то у роботі [5]. задачі про тиск без тертя жорсткого кругового ш тампу на шар з початковими напруженнями присвячена робота [6], у якій лінеаризована осесиметрична задача розв’язана в зага льному вигляді. у ста тті [7] розгляну то просторову задачу про тиск пружного штампу довільного поперечного перетину на пружний п івпростір без ура хуванн я сил тер тя, а в робота х [8 9] предс тавлено розв’язки осесиметричної задачі про тиск попере дньо напруженого ци ліндра с кінченно ї довжин и на пружний шар з початковими напруженнями при довільній с труктурі пружного потенціалу для стисли ви х і нестис ливи х тіл. мета і пос тановка задачі метою дано ї роботи є розв’язок осесиметричної с та тичної за дач і про конта ктну взаємодію дво х співвісни х пружни х ци лін дрични х штамп ів з початковими напруженнями на пружний шар з початков ими напруженнями. розгляну то випа док ко ли шар деформується під дією тиску дво х сп іввісни х кругови х штампів кінце вої довж ини та р ізни х ра діус ів і висоти без вра ху вання си л тер тя п іс ля ви никнен ня у ни х початкового деформованого стану. дослідження ви конано у загаль ному вигля ді для с тисли ви х і нес тисливи х тіл для теорії вели ки х початкови х деформацій та дво х варіан тів теорії мали х початкови х деформацій при довільн ій с труктурі пружного по тенц іалу. постановка задач і: не хай пружний необмежений шар з початковими напруженнями деформується під дією тис ку дво х співвісни х попередньо напружени х ци лін дрични х ш тампів р ізно ї висоти і радіусів. товщ ина шару в початковому деформованому стані пов’язана з товщи ною у недеформованому стан і відношен ням 1 3 2h h  . зовнішнє наван тажен ня р викли кає переміщення віль ни х торців в напрямку осі симетрії 3оу . бокові повер хн і ш тампів, а також повер хні шару за межею контакту вільні від зовнішн іх зуси ль. в облас ті кон такту тіл до тичними зуси ллями не хтуємо. лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 47 вважаємо, що початкові с тани у шарі та ш тампа х однорідні та рівн і, а пружні по тенц іали – двіч і неперервно-диференційовн і функц ії а лгебраїчни х інвар іан тів тензора деформацій гріна [4]. крім того, дія ш тампів ви кликає в шарі мале збурення основного напруженого с тану, для я кого ви конуються умови 11 22 33 0 0 0 1 2 30; 0; .s s s     321  . усі ве личини , які відносяться до вер хнього та нижнього пружни х ш тампів, будемо записувати з вер хнім ін дексом (1) та (2), відповідно, а для пружного шару – без ін дексу. виклад мате рі алів д осліджень дослідження проводимо у координата х початкового деформованого стану iоy , які пов’язан і з лагранжевими координа тами співвідношен нями ( 1, 3)i i iy x i   . вра ховуючи дану постановку за дачі, а також припускаючи, що пружні ш тампи ви готовлені із різни х ізотропни х, трансверсально-ізо тропни х ма теріалів, а переміщення торц ів ш тампів за дано ве личинами  і  – для визначення скла дови х вектора переміщення і тензора напруження у пружни х ш тампа х і шар і, маємо наступні граничн і умови: 1) на торця х пружни х штамп ів з початковими напруженнями:  )1( zu ; ;0 )1( rz ],0[)( 1rr  , 3 1y h h  , (1) ( 2) zu   ; ;0 )2( rz ],0[)( 2rr  , 23 hhy  ; (2) 2) на боковій повер хн і пружни х ш тампів : 0)1(  z ; ;0 )1( rz ],0[)( 13 hy  , 1rr  , (3) 0)2(  z ; ;0 )2( rz ],0[)( 23 hy  , 2rr  ; (4) 3) на межі пружного шару в облас ті кон такту: (1) 3 zu u ; ; ~ )1( 33 zq  0 ~ )1( 3  rzr tq , ],0[)( 1rr  , 13 hy  , (5) (2 ) 3 zu u ; ; ~ )2( 33 zq  0 ~ )2( 3  rzr tq , ],0[)( 2rr  , 23 hy  ; (6) 4) на межі пружного шару поза областю кон такту: 0 ~~ 333  rqq , ],[)(  rr , hy 3 . (7) умови рівнова ги приво дя ть до сп іввідношення : 1 2 3 1 3 2 33 33 0 0 (0, ) (0, ) . r r y h y h q d q d           а рівнодіюча зовн ішн іх си л визначаються рівніс тю : 1 2 3 1 3 2 33 33 0 0 2 (0, ) 2 (0, ) . r r y h y h p q d q d                крім того, у випа дку осесиметричної задач і ви користовуємо цилін дричні координа ти ),,( izr  ( 1, 2)i  , де 0,5 3i iz y n  . загальний розв’язо к ( ) ( ) ( )11 1 1 2 і і іv z       поставлено ї задачі для випадку рівни х коренів 1 2n n будемо шукати у вигля ді  ( ) 1 ( ) 1 ( ) ( ) ( ) 1 2 21 1 1 2 0 2 2 1(1 ) ( 1) (1 ) 2 (3 ) (3 2 )і i i i iv z z m m e h r z                  ( ) ( ) 1 ( ) ( )0 2 1 3 11 1 ( ) ( ) ( )i i i ik k k k k k r j r s z z s z              ( ) ( ) 1 ( ) ( ) 0 0 1 1 1 0 1 1 1 1( ) ( ) 1 1 1 (1 ( )) (2 ) 1 ( ) ( ) ( ) i i i i k k k k ki i k k s i v r r b h z i v r s z v v r i v r                     . (8) для визначення напружено-деформівного стану у пружних ци лін дра х ви користовуємо лінеаризовані рівняння [4] з яки х вип ли вають вирази для компонент вектора переміщення і те нзора напруження для с тисливи х і нес тис ливи х тіл. лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 48   ( ) 1 ( ) ( ) ( ) 1 2 2 1 ( )3 2 1 2 1 1 1 1 1 0( 1) 1 2 ( ) 2 4i i i i iu m v e h r z m z v z                ( ) ( ) ( ) 2 ( ) ( ) 0 0 1 2 0 1 1 1 1 1 1( ) ( ) 1 1 1 1 (1 ( )) 0,5 ( ) 1 sin( ) ( ) i i i i i k k k k k ki i k k k s i v r r b i v r h v z m v z v r i v r                                 ( ) ( ) ( ) ( )02 1 1 1 2 1 1 1 3 1 2 1 5 1 1 ( )(1 ) cos( ) ( 1) i i i ik k k k k k k j rm v z m s z z v s z m v s z n                      ,       ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 1 ( ) 1 3 44 1 2 0 1 1 1 1 2 2 18 ( ) 1 1 i i i i i ic e v h r m l v z m l z                 ( ) ( ) ( ) 2 ( ) ( ) 0 0 1 2 1 0 1 1 1 ( ) ( ) 1 1 1 1 (1 ( ) 0,5 ( ) 1 1 ) ( ) i i i i i k k k k k k i i k k k s i v r r b n i v r m l h v r i v r                           1 1 1 1 2 2 1 1cos( ) 1 sin( )k kv z v z m l v z                    ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )10 1 4 1 1 1 5 1 2 2 3 1 1 ( ) 1 1i i i i i ik k k k k k l j r m s z v z s z m l s z v                    . (9)     ( ) ( ) 2 2( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 3 44 0 1 2 1 1 1( ) ( ) 12 4 1 ( ) 1 1 2 i i i i i i i r k k k k ki i k e r m rc v b i v r m h h                            ( ) 0 0 1 1 1 1 1 2 1 1( ) ( ) 1 1 1 (1 ( )) sin( ) 1 cos( ) ( ) i k k ki i k k s i v r v z v z m v z v r i v r                          ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 1 1 2 1 1 1 3 1 2 5 1 1 ( ) 1 1 i i i i i ik k k k k kj r m s z v z s z m s zv                  , де 1, 2;i= ,  ( ) ( ) ( ) 1 ( ) 1 ( ) 2 ( )2 1 1 1 28 (1 ) 4 (1 )i i i i i ie m h n h v m r h        , 20 1 1 1 m s m    ; 1 1111 1 3113 1133 1313 1 1 1 1 1 3 3 (ω ω )(ω ω ) ; λ (λ ) ; n m q n q            1 1133 1313 1133 1313 2 (ω ω )( ) , 1, m            1313 44 1313 , ' . c     1 1 1313 1331 1313 1331 1133 1313 1111 1 1133 1 1 1 1313 1331 3 3 1313 1331 3 3 1 1 1 ( ( )( )( ) ); ' ( ' ( ' ' )( ) ); n l q q q n                                 1 3333 1 2 1133 1 1 1313 2 2 1 1 1 1 1 3333 1 1 1 3 3 1111 1133 1313 1 1 1 3 3 3113 1 1313 ( ( 1) )( (1 )) , ( ' ( ' 2 ' ' ) 3 ' )(2 ' ) , m m n n m l m q q n q q n                                 0 0 0 0 0 0 11 22 33 11 22 33( , , ), ( , , )im im im ims s s s s s             скла дові тензора модулів пружності четвертого поря дку, i – коефіцієн ти ви довження вздовж координа тни х осей iy ; ( ) ( ) 1 ( ) ( , ) ( ) 2 1 0 1 1( ) ( ) ( ), i i i k i i k k k ks z r s ch z r e sh z r         ( ) ( ) ( , ) ( ) 3 2 1 1( ) ( ) ( ), i i k i i k k ks z sh z r m ch z r        ( ) ( ) 1 ( ) ( , ) ( ) 4 1 0 1 1( ) ( ) ( ), i i i k i i k k k k ks z r s sh z r e ch z r         лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 49 ( ) ( ) ( , ) ( ) 5 2 1 1( ) ( ) ( ), i i k i i k k ks z ch z r m sh z r        ( , ) ( , ) ( ) 2, , k i k i i ke m b  величини, які виражаються із гранични х умов (1) (7). напружено-деформівний с тан у пружному шарі з початковими (зали шковими) напруженнями для рівни х корен ів 1 2n n визначимо з [4] через гармонійні функц ії у ви гляді ін тегралів ханке ля. за довольнивши граничні умови (1) і (2), п ісля ряду перетворень при 13 1( 1) iy h  ( 1, 2)i  матимемо: ( ) 3 2 0 0 0 0 ( ) ( ) ( ) ( ) ( )i q q u j d k h j d                      . 33 1 0 0 ( ) ( )q q j d        , (10) де 1 44 1 1(1 )c l m   , ( ) ( ) ( ) ( ) 1 1 1 2 1 1 0 1/ , 2 , ( ) i i i i i ih h r h v m s s v         . у сп іввідношення х (10) вве дено позначення : 3 3( ) 1 2( ) (1 ( )) . iq b r k       1 ( ) 1 0 1( ) ( 1)( ) , , 2 . t ik t t e t sht s s t h v             ви користовуючи розв’язки для ци ліндра (9) й задово льняючи граничн і умови (1) (7), знай демо власн і значення за дачі для випа дку рівни х корен ів 1 2n n : ( )2 ,ik kh    ( ) ( ) ( ) i i k k ir    , де ( )1 ( ) 0 i kj   ( 0,1, 2,...)k  . (11) вра ховуючи граничн і умови, с талі  ik визначимо із сис теми парни х інте гральни х р івня нь: 0 0 0 0 ( ) ( ) ( ), ( 1), ( ) ( ) 0, ( 1) q j d f q j d                   (12) 1 ( 2 ( 1 ( ( 2 0 2 2 0 3 0 1 ( ) 1 2( 1) ( )і) і) і) і)k k k f m r j                       2( ( ) ( ) ( ) 1 ( ) 2 2 0 1 1 1 0 0, 5( 1) ( ) ( ) ( ) ( )і) i i i ik k k k m r b i v r q k h j d                     , де 13 1 2 1 0 1( ( 1) )v m m s n     . та зве демо (12) до ін тегра льни х рівнянь типу фре дгольма другого роду відносно функц ії  q~ : ( ) 1 0 2 0 ( ) ( ) ( , )2 2 ( ) ( ) , iq u k uh u q p du u                (13)  ( ) 2 ( ) 1 ( ) ( )0 0 2 2 0 1 3 0 1 ( ) 1 ( , 0) 2( 1) ( , 0) ( , )i i i ik k k p m r                           2 ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 0 1 1 0, 5( 1) ( , )i i i ik k k k m r b i v r             , де 1 0 ( , ) cos cosnn x y t xt ytdt   . пропускаючи дея кі ви кла дки, матимемо 1 ( ) ( ) ( ) ( ) 1 ( ) ( ) ( ) 1 1 2 0 0 ( ) ( ) 8 ( ) , ( ) .i i i i i i ik k kq j d e l r n r                    (14) лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 50 сис тему (13) будемо шукати мето дом послідовни х наб лижень . при (1) ( 2)r r r  , то ді дана задача сп івпа дає із за дачею про тис к пружного цилін дричного ш тампу радіуса r на пружний шар з початковими напруженнями [8 9]. нульовим наближенням для  q~ буде: 1 ( 0) 1 2( ) 2( ) ( ),q p        . наступн і наб лиження ви значимо за формулою: 1 ( ) 1 1 ( 1) ( ) 0 0 ( ) 2 ( ) ( ) ( , )k k iq u q k uh u du              . розв’я зок (13) запишемо у ви гля ді: ( ) 0 ( ) ( ), ( 1, 2)kі і k q q i=       . (15) аналогічно [8 9], для визначення с та ли х  ik ( ) ( 0,1, 2,.., =1, 2)k i отримаємо нескінченні квазірегулярні сис теми а лгебраїчни х рівнянь : ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 0 ( 0,1, 2,.., 1, 2)i i i i ik k kn n k n k i=           . (16) при обчисленні функції (15) й коефіц ієн тів (16) б іль шіс ть ін тегра лів у кінцевому вигля ді не обчислюються . тому, починаючи із другого наближення, п ідінте гральн і функції розкла даю ться у ряди по степеня х (i)h , що дозволяє обчислити коефіц ієн ти сис тем (16) наб лижено. ви користовуючи умову рівноваги, вс тановимо зв’язок між осадом торців ш тампів та рівно дію чою навантаження ( ) ( ) ( ) ( ) 1 ( ) 1 2 08 ( ) ( 1 2). і і і і іp e l r , і= ,      визначи вши невідомі ста лі  ik ( ) ( 0,1, 2,.., =1, 2)k i  із систем (16), можна обчислити напружено-деформівний с тан я к у пружни х ш тампа х, так і в шарі за формулами (9) (10). у результа ті цього розв’язок предс тавлений у вигля ді ря дів через нескінченну систему констант, що визначаються із сис тем регулярни х лінійни х алгебраїчни х рівнянь. сис тема (16) була розв’язана мето дом редукції для по тенц іалу бартенєва -хаза новича при таки х значення х параметрів: 1 132; 10; 0, 7; 0,8; 1; 1,1; 1,0, 2.5; k n l v v       на рис. 1 пре дс тавлений розподіл кон тактни х напружень п ід ш тампами ( ) 2 ( ) ( )3 і і іr p   , а на рис. 2 – переміщення у пружни х штампа х 1 ( ) 3 іu при  =0,75. рис. 1 – розподіл контактних напружень пі д штампами рис. 2 – пе ремі ще ння у пружних штампах при  =0,75 на рис. 1, 2 пунктирні лін ії відповідають переміщенню і напруженню при відсутнос ті початкови х напружень ( 1 1), суцільн і – з початковими напруженнями. лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 51 висновки у даній роботі в рамка х лінеаризованої теорії пружності подано постановку та розв’язок осесиметричної ста тичної за дачі про тиск дво х сп іввісни х скінченни х ци ліндрични х ш тампів з початковими напруженнями на попередньо напружений шар, для я кої були сформульовані відповідн і граничн і умови. вс і дослідже ння ви конані у зага льн ій формі для теорії ве лики х (скінченни х) початкови х деформацій і дво х варіа нтів мали х початкови х деформацій при довільн ій структурі пружного потен ціа лу для с тисливи х і нестис ливи х тіл. числова реалізац ія методу дослідження дала змогу графічно відобразити вп лив початкови х на пружень на закон розподілу кон тактни х хара ктерис тик попередньо напружени х тіл для по тенціа лів найпростішо ї с труктури, яки й поля гає у нас тупному: 1) початкові напруження при стиску призво дя ть до зменшення с или напружень у ци лін дрични х штампа х, а при розтягненні – до їх збільшення , а для переміщень все відбувається навпа ки; 2) найб іль ший вп лив початкови х напружень відзначений на бічн ій повер хн і ци лін дрични х штампів у зр іза х 0 ≤ ξ ≤ 1; 3) для пружного шару вплив початкови х напружень анало гічний , причому на характер дії початкови х напружень його товщина не впли ває, а впли ває лише на їх значення; 4) більш суттєво, у кількісному плані, початкові напруження діють у високоелас тични х м атеріа ла х у порівня нні із б іль ш жорсткими, а ле якісно їхній вп лив зберігається; 5) небезпечною є ситуац ія, коли початкові напруження наб лижаю ться до значень повер хнево ї нестійкос ті, оскіль ки кон тактн і напруження і переміщення р ізко змінюю ть сво ї значення . тобто, наявн іс ть попередньо напруженого стану п ід час кон тактно ї взаємодії пружни х тіл дає змогу регулювати конта ктні напруження та переміщення при розрахун ка х на міцніс ть де талей машин та конструкц ій. причому для конта ктни х напружень небезпечними є початкові напруження у випа дку розтягнення, а для переміщення – у випа дку с тис ку. отже, вия влен ий при дос ліджен ні впли в початкови х напружень є суттєвим для с тисливи х та не стисливи х тіл. це підтвер джено одержаними ана літичними, графічними та числовими резуль та тами, що дає змогу ви користовувати їх в інженерни х розра хунка х. літе ратура 1. гузь, а.н. кон тактные задачи для упруги х те л с начальными напряжениями (жесткие ш тампы) [те кс т] / а.н. гузь, с.ю. бабич, в.б. рудниц кий // прикл. ме ханика . – 1989. – №8. – с. 3 18. 2. гузь, а.н. кон тактные задачи для упруги х те л с нача льными напряжениями (упругие ш тампы) (обзор) [текст] / а.н. гузь, с.ю. бабич, в.б. рудницкий // прикл.ме ханика. – 1991. – т. 27, №9. –с. 3 28. 3. gu z, a.n. contact problems for e lastic bodies with initia l stresses. focus on ukra inian research / a.n. guz, s.y. babich, v.b. rudnitsky // apple mech. rev. vol. 51, nos may 1998. – р. 343 371. 4. гузь, а.н. основы теории кон тактного вза имодействия упруги х тел с нача льными (оста точными) напряжениями [текс т] / а.н. гузь, в.б. рудни цкий . – хмельниць кий, вы д. пп мельни к. – 2006. – 710 с . 5. рудн ицкий , т .в. кон тактное взаимодействие конечного цили ндрического штампа и полупространства с начальными (остаточными) напряжениями [те кст] / т.в. ру дницкий // сборник международной конференции «современные проблемы механи ки», посвященный 100-ле тию л.а. гали на. тезисы докладов. – москва. – 2012. – с. 90 6. бабич, с.ю. к вопросу контактной задачи для предварите льно напряженого слоя [текс т] / с.ю. бабич, в.б. ру дниц кий // прикл.ме хани ка. – 1987. – 23, №5. – с. 110 112. 7. гузь, а.н. кон та ктна я задача о давлении упругого ш тампа на упругое полупространство с начальными напряжениями [текст] / а.н. гузь, в.б. рудницки й // прикл.ме хани ка. – 1984. – 20, №8. – с. 3 11. 8. ярець ка н. о. впли в початкови х (зали шкови х) напружень на кон тактну взаємодію пружного цилін дричного штампу та пружного шару / н. о. ярецька // доповіді нан укра їни. – 2014. – № 1. – с. 57 62. 9. yaretskaya n. a. th ree-dimensional contact proble m fo r an elastic layer and a cy lindrical punch with prestresses /n.a. ya retskaya// international applied mechanics . – july 2014. – vo lu me 50, issue 4. – pp. 378 – 388. поступи ла в редакц ію 15.04.2015 лінеаризована задача про тиск двох співвісних попередньо напружених циліндрів на пружній шар з початковими (залишковими) напруженнями проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 52 m aksy mchuk d.n. axisymmetric contact interaction of two coaxial pre-tighten these cylinders and elastic layer with initial (residual) stresses. the article deals with the coaxial mixed typ e task of measuring p ressure of p restressed two coaxial cy linder p unches up on a lay er with initial (residual) stresses within the framework of linear elasticity theory . we consider the cases in the absence of the friction forces. in gen eral, the resear ch was carried out for the theory of great initial (ultimate) deformations and different variants of the theory of small initial d eformations with arbitrary structure of elastic p otential. it is assumed that the elastic dies as well as the lay er are made of differ ent isotrop ous, transversely isotrop ic or comp osite materials and they are interacting on on e of the dieses surfaces. the mode of deformation in elastic lay er with initial (r esidual) stress will be defin ed with the help of harmonic functions as the henkel integr als. we should note, although the henkel-method does not p rovide exact solutions, but it lets us reduce the task to the fredholm equ ations, which let us use the method of consecutive ap p roximations. consequently we got a comp onents of p otential vector and tenzor of deformations in the case of equal roots of axis-sy metrical typ e task. so, the received solutions are def ined by lines with the help of very many constants. these constants are defined with two sy stems of regu lar linear algebraic equ ations. the research was carried out on the p roblem of the inf luence of in itial stresses on the law of distribution of contact disorders in the elastic lay er with initial (residual) stresses. key words: linear elasticity theory , initial (residual) stresses, henkel transformations, theory of small initial deformations, fredholm equations. references 1. gu z, a.n. contact problems for elastic bodies with init ial stresses (hard stamp) [te xt ]. a.n. gu z, s.y. babich, v.b. rudnitsky. applied mechanics . 1989. no8. p. 3 18. 2. gu z, a.n. contact proble ms for e lastic bodies with in itia l stresses (elastic seals) (review) [te xt]. a.n. guz, s.y. babich, v.b. rudnitsky. applied mechanics . 1991. т. 27, no9. p. 3 28. 3. gu z, a.n. contact problems for elastic bodies with init ial stresses. focus on ukra inian research. a.n. guz, s.y. babich, v.b. rudnitsky. apple mech. rev. vo l. 51, nos may 1998. р. 343 – 371. 4. gu z, a.n. funda mentals of the theory of contact interaction of e lastic bodies with init ial (residual) stresses [text]. a.n. gu z, v.b. rudnitsky. kh me lnytsky, vyd. pp me lnik. 2006. 710 pp. 5. rudnitsky t.v. contact interaction of finite cylindrical punch and half with initia l (residual) stresses [te xt]. t.v. rudnitsky. collection of the international conference "modern problems of mechanics", dedicated to the 100th anniversary of la galina. abstracts . moscow. 2012. p. 90 6. bab ich s.y. on the question of the contact problem for prestressed layer [te xt]. s.y. babich, v.b. rudnitsky. applied mechanics . 1987. 23, no5. p. 110 – 112. 7. gu z, a.n. the contact problem of e lastic pressure stamp on the elastic half-space with the initia l voltage-tions [text]. a.n. guz, v.b. rudnitsky. applied mechanics . 1984. 20, no8. p. 3 11. 8. ya retskaya n.a. the impact of the initial (residual) stresses on the contact interaction of elastic cylindrica l punch and an elastic layer. n.a. ya retskaya. reports of nas of ukra ine. 2014. no1. p. 57 62. 9. yaretskaya n. a. th ree-dimensional contact proble m fo r an elastic layer and a cy lindrical punch with prestresses . n.a. ya retskaya. international applied mechanics. july 2014. vo lu me 50, issue 4. p. 378 – 388. 14_shifrin.doc о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймарка-фуфаева проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 96 шифрин б.м. кировоградская летная академия национального авиационного университета, г. кировоград, украина e-mail: b_shifrin@mail.ru о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймаркафуфаева удк 629.735.015:533.6.013.43 ю. и. неймарк и н. а. фуфаев предложили две упрощенные версии модели м. в. келдыша для расчета компонет трения на пневмоколесе в условиях квазиадгезионного контакта шины с опорной поверхностью. после их опубликования группой с. кларка были проведены эксперименты по замеру трения на пневмоколесе при его гармонических колебаниях. в статье теоретические результаты келдыша-неймарка-фуфаева сопоставлены с экспериментальными группы с. кларка и сделан вывод о возможности использования упрощенных по неймарку-фуфаеву уравнений модели келдыша. ключевые слова: трение, пневмоколесо, колебание, м.в. келдыш. введение математические модели, описывающие движение пневмоколесной машины (автомобиля, движущегося по земле самолета, скутера и т.п.) и учитывающие большое число конструктивноэксплуатационных факторов, зачастую оказываются трудноразрешимыми. поэтому возникает задача разработки наиболее простых математических моделей трения на пневмоколесах, использование которых снизит сложность общей модели движения машины. при малых углах увода зона скольжения пренебрежима или, говоря иначе, реализуется квазиадгезионный контакт. используя различные допущения и подходы, для квазиадгезионных контактов предложен большой набор моделей трения на пневмоколесе [1, 2]. одной из наиболее полных, последовательных и удачных моделей данного класса является модель м. в. келдыша [1 – 4]. в [5] ю. и. неймарк и н. а. фуфаев рассмотрели два случая упрощения уравнений м. в. келдыша: (а) случай движения с большой скоростью и (б) случай достаточно жестких пневматиков. в [4] на основе уравнений м. в. келдыша [3] изучены поперечная сила трения и момент сил трения вокруг центральной вертикальной оси (или восстанавливающий момент) для буксируемого пневмоколеса, тяга которого совершает вынужденные гармонические колебания. кроме того, выделены предельные варианты движений такого пневмоколеса, а именно: (i) поперечно поступательные колебания и (ii) колебания при верчении. результаты моделирования были сопоставлены с экспериментальными [5] и найдено их хорошее согласие. в настоящей статье на основе упрощенных уравнений м. в. келдыша [5] (уравнения келдышанеймарка-фуфаева или уравнения к-н-ф) получены общие решения задачи колебаний буксируемого пневмоколеса, а также частные решения для вариантов движения (i) и (ii). частные решения сопоставлены с решением по исходным уравнениям [3, 4]. результаты сопоставления показали, что уравнения к-н-ф для случая (а) имеют очень узкое применение – они могут служить лишь базой для изучения трения при сверхбольших скоростях буксировки. напротив, уравнения к-н-ф для случая (б) вполне пригодны для изучения трения на реальных пневмоколесах при определенных режимах их движения. сведения об используемых в статье моделях и решениях 1. модель буксируемого пневмоколеса м. в. келдыша [3]. рассмотрим буксируемое пневмоколесо с выносом назад l (рис. 1). рис. 1 – буксируемое пневмоколесо mailto:b_shifrin@mail.ru о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймарка-фуфаева проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 96 считаем, что пневмоколесо закреплено так, что его диск всегда строго перпендикулярен опорной плоскости, а тяга ac абсолютно жесткая и длина ее произвольна, ∞→<≤ *0 ll . на рисунке показаны лежащие в опорной плоскости неподвижные оси ggg yxo и пятно контакта шины с этой плоскостью, центр которого обозначен o . из [3] можно получить такую систему уравнений, достаточных для решения прямой задачи динамики буксируемого пневмоколеса:      βχ−αξ=φ+χ φ+χ−=+ξ χ=ξ= )( ),( ,, 1 1 с сc mf v vw kmkf && & , (1) где −f поперечная сила трения; −m восстанавливающий момент; −mf kk , боковая и крутильная жесткости шины; −χξ, ее линейная и угловая деформации; −cc wv rr , векторы переносной и относительной скорости центра масс пневмоколеса; −1φ угол поворота тяги; −β,α кинематические коэффициенты; точками сверху обозначены производные по времени t . величины β,α,, mf kk являются механическими константами шины и требуют экспериментального определения. вектор переносной скорости (или вектор скорости буксировки) cv r считаем постоянным, а величина относительной скорости составляет: 1φ&lwc = . (2) двумерный вектор { }mf , описывает трение на пневмоколесе и является предметом изучения данной статьи. при заданном законе «малых» поворотов тяги )(φ1 t уравнения (1), (2) позволяют найти функции времени )(χ),(ξ),(),( tttmtf . решение такой задачи для случая tt ωsinφ)(φ 01 = , (3) где −= const0φ амплитуда и −= constω частота вынужденных гармонических колебаний тяги, как было упомянуто во введении, представлено в [4]. напомним, здесь углы 0φ настолько малы, что скольжение в пятне контакта можно не учитывать. 2. упрощенная модель м. в. келдыша для движения с большой скоростью (случай а)). уравнения для нахождения f и m , полученные в [5] для достаточно больших скоростей буксировки, в принятых нами обозначениях имеют вид:    +−= +−= )φ(/ ),φ(βφ/ 1 11 wbm wvaf c& , (4) где mcf kconstbvkconsta ==== );α/( ; constvww cc ≠= / . о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймарка-фуфаева проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 97 3. упрощенная модель м. в. келдыша для достаточно жестких пневматиков (случай б)). вместо (4) теперь будем иметь [5]: }ξβα=ξ= )/(, mf kmkf . (5) для нахождения деформации ξ нужно использовать дифференциальное уравнение: )φ(ξ)β/α(ξ 1+−=+ wvv cc& . (6) решения по упрощенным моделям м. в. келдыша положим (3) и с помощью уравнений (4) и (5), (6) найдем и верифицируем зависимости )(),( tmtf для вариантов движения (i) и (ii). к варианту (i) придем при ∞→l ; при этом пневмоколесо будет совершать поперечно поступательные колебания: tyyc ωsin0= , где −= 00 φly амплитуда поперечно поступательных колебаний. вариант движения (ii) будет иметь место при 0=l , а пневмоколесо при этом – подвергаться колебаниям верчения. решения при произвольной длине l найдем в виде: })βωsin(),βωsin( ** mmff tamtaf +=+= , (7) где −** , mf aa амплитуды и −mf β,β фазы колебаний. зависимости (7) описывают трение на пневмоколесе по истечению некоторого периода времени после начала действия возмущений. в итоге для случая а) найдем:        = += −= +−= − − )/ω(β ,)/ω(1φ ];)β)(1β(ω[β ,)β(ω)β1()α(φ 2 0 * 1 2221 0 * cm cmm cf ccff vlarctg vlka vlarctg vlvka , (8) а для случая б) – )(ξ)β/α()(),(ξ)( tktmtktf mf == , )βωsin()(ξ ξξ += tat , (9) где        +=−= = += −++= 222 ξξ ξξξ 222 2222 0ξ )β/α(ω],1)β/α([ω ),/(β ;)β/α(ωdet ,]ω)β/α(ω[)]β/α(ω[det)/φ( cc c ccc vlslvc scarctg v vvlvla , очевидно, что ξξ * ββ, == fff aka и ξξ * ββ,)β/α( == mmm aka . (10) о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймарка-фуфаева проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 98 амплитуды ** , mf aa и фазы mf β,β для вариантов движения (i) и (ii) можно найти, используя уравнения (8) – (10) и предельные переходы ∞→l (i) или 0=l (ii), либо, обращаясь к исходным уравнениям (1) – (6), и, требуя для варианта (i): tyyc ωsin0= , 0φ1 == const , а для варианта (ii) – : 0== constyc , tωsinφφ 01 = . найденные выражения для амплитуд и фаз представим в табл. 1. видоизменим выражения табл. 1. наружный диаметр необжатой шины обозначим d и введем в рассмотрение ряд безразмерных величин: −== −− dyk a a yk a a f mij m f fij f 0 * 0 * , безразмерные амплитуды для случая j ) и варианта i , −== −− 0 2 * 0 * φ , φ dk a a dk a a f miij m f fiij f безразмерные амплитуды для случая j ) и варианта ii , здесь и далее =j а, б. −= 2κ dk k f m коэффициент крутильной жесткости; −= cvd /ωω число с. кларка [6]; −==⋅= 2321 α ω ω, β ω ω, α β ωω ddd безразмерные частоты возмущений. вместо табл. 1 построим табл. 2. таблица 1 амплитуда и фаза компонентов трения для различных случаев движения пневмоколеса и вариантов его нагружения случай вариант амплитуда фаза a-i ω)α(β 0 1* yvka cff −= o90β −=f a-i cmm vyka /ω0 * = o90β −=m а-ii 22 0 1* )β(ωφ)α( ccff vvka += − ) β ω (β c f v arctg −= а-ii 0 * φmm ka = o180β −=m б-i 22* yxka ff += , где 22 0 )β/α(ω )β/α(ω c c v vy x + −= , 22 2 0 )β/α(ω ω cv y y + −= , ) ω β/α (β cf v arctg= б-i 22* )β/α( yxka mm += ) ω β/α (β cm v arctg= б-ii 22* cska ff += , где 22 2 0 )β/α(ω )β/α(φ c c v v s + −= , 22 0 )β/α(ω ωφ c c v v c + −= ) α/βω (β c f v arctg −= б-ii 22* )β/α( cska mm += ) α/βω (β c m v arctg −= о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймарка-фуфаева проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 99 таблица 2 видоизмененные выражения таблицы 1 случай вариант амплитуда фаза a-i 1ω= −ia fa o90β −=f a-i ωκ=−iama o90β −=m а-ii 2 23 ω1ω −− +=iiafa )ω(β 2−= arctgf а-ii κ=−iiama o180β −=m б-i 2/12 11 )ω1(ω −− +=iбfa )ω(β 1 1 −= arctgf б-i 2/12 1 )ω1(ωκ −− +=iбma )ω(β 1 1 −= arctgm б-ii 2/12 1 1 )ω1(ω −−−− +=iiбfa )ω(β 1−= arctgf б-ii 2/12 1 1 1 )ω1(ωκ −−−− +=iiбma )ω(β 1−= arctgm сопоставление исходных и упрощенных решений для авиационного пневмоколеса (табл. 3) построим графики функций ),ω(),ω( iijf ij f aa −− )ω(),ω( iijm ij m aa −− и ),ω(β),ω(β iijf ij f −− ),ω(β ijm − )ω(β iijm − , которые сопоставим с исходным (не упрощенным!) решением ),ω(),ω( iif i f aa )ω(),ω( ii m i m aa и ),ω(β),ω(β ii f i f )ω(β),ω(β ii m i m , полученным в [4] (рис. 2). исходное решение показано сплошными линиями, решение для случаев упрощения а) и б) – пунктирными линиямии. таблица 3 данные изучаемого пневмоколеса, [3, 4] тип колеса мd, 2,α −м 1,β −м κ 400 х 150 0,4 120 30 0,052 а) б) рис. 2 – приведенные амплидуды и фазы: а – для варианта движения i (поперечно поступательные колебания); б – для варианта движения ii (колебания при верчении). о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймарка-фуфаева проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 100 заключение и выводы с помощью теоретического теста сопоставлены исходная версия модели трения на пневмоколесе м. в. келдыша и упрощенные версии упомянутой модели, которые построены ю. и. неймарком и н. а. фуфаевым для (а) случая движения с «большой» скоростью и (б) случая достаточно жестких пневматиков. адекватность исходной модели для условий теста проверена ранее в [4]. сопоставление показало, что модель келдыша-неймарка-фуфаева для случая жестких пневматиков дает хорошие результаты (рис. 2): в части «поперечная сила + восстанавливающий момент», если числа с. кларка невелики, что реализуется при достаточно высоких скоростях движения; в части поперечная сила во всем рассмотренном (рис. 2) диапазоне изменения чисел с. кларка. упрощенную для случая (б) версию модели м. в. келдыша можно рекомендовать к применению при моделировании движений пневмоколесных машин. однако при этом придется контролировать либо числа с. кларка, либо положение мгновенного центра скоростей оси пневмоколеса. при малых числах с. кларка и/или значительных удалениях мгновенного центра скоростей применение упрощенной модели оправдано. литература 1. pacejka, h.b. tyre and vehicle dynamics / h. b. pacejka. – butterworth-heinemann, 2006. – 642 p. 2. саркисов, п.и. обзор моделей нестационарного качения колеса с упругой шиной по недеформируемому опорному основанию / п. и. саркисов, с.д. попов // инженерный журнал: наука и инновации. – 2013. – вып. 12. – 18 с. url: tp://engjournal.ru/ catalog/machin/transport/1129.html. 3. келдыш, м.в. шимми переднего колеса трехколесного шасси / м.в. келдыш // труды цаги, 1945. – №564. – 37 с. 4. шифрин, б.м. о модели шины м.в. келдыша / б.м. шифрин // восточно-европейский журнал передовых технологий. – 2009. – №5/6(41). – с.34 – 37. 5. неймарк, ю.и. динамика неголономных систем / ю.и. неймарк, н.а. фуфаев. – м.: наука, 1967. – 520 с. 6. clark, s. dynamic properties of aircraft tires /s. clark, r. dodge, g. nybakken// j. aircraft. – 1974. – vol. 11, №3. – p. 166 – 172. надійшла в редакцію 28.11.2014 о применимости моделей трения на пневмоколесе келдыша-неймарка-фуфаева проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 101 shifrin в. friction on air wheels: an applicability of keldysh-neymark-fufaev models. y.i. neymark and n.a. fufaev have suggested two simplified versions of m.v. keldysh model for the lateral friction and self-aligning torque calculation provided there is quasi-adhesive tire contact with the supporting surface. version (a) is designed for “higher” speed motion and version (b) – for “rigid” air wheels. after the equation have been published by s. clark group the experiments on the component friction measuring were carried out at air wheels harmonic oscillations. in the given article version (a) and (b) theoretical results were compared with s. clark group experiments. it demonstrated that at “small” s. clark numbers keldysh-neymark-fufaev equations (b) version gives good results in the part of “lateral force + stabilizing moment” and in the part of “lateral force” – there is s. clark number changes in the whole range, considered in the present article. simplified neymark – fufaev version (b) can be recommended for use for modelling motion of vehicle systems. for all this either s. clark numbers or the wheel axle instantaneous speed centre positions have to be controlled. however, the application may appear to be profitable as the motion ranges coverage at which keldysh-neymark-fufaev equations are applicable is sufficiently wide, and the mathematical model simplification is substantial. key words: friction, air wheels, oscillation, m. v. keldysh. references 1. pacejka, h.b. tyre and vehicle dynamics / h. b. pacejka. – butterworth-heinemann, 2006. – 642 p. 2. sarkisov, p.i. obzor modelej nestacionarnogo kacheniya kolesa s uprugoj shinoj po nedeformiruemomu opornomu osnovaniyu / p. i. sarkisov, s.d. popov // inzhenernyj zhurnal: nauka i innovacii. – 2013. – vyp. 12. – 18 p. url: tp://engjournal.ru/ catalog/machin/transport/1129.html. 3. keldysh, m.v. shimmi perednego kolesa trexkolesnogo shassi / m.v. keldysh // trudy cagi, 1945. – №564. – 37 p. 4. shifrin, b.m. o modeli shiny m.v. keldysha / b.m. shifrin // vostochno-evropejskij zhurnal peredovyx texnologij. – 2009. – №5/6(41). – p. 34 – 37. 5. nejmark, yu. i. dinamika negolonomnyx sistem / yu.i. nejmark, n.a. fufaev. – m.: nauka, 1967. – 520 p. copyright © 2021 o.n. bilyakovych, a.n. savchuk, y.a. turitsa, l.v. kurbet. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,84-88 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-84-88 evaluation of the suitability of introduction of multifunctional samples of aviation ground equipment in aircraft maintenance o.n. bilyakovych 1* , a.n. savchuk 2 , y.a. turitsa 2 , l.v. kurbet 1 1 national aviation university, kyiv, ukraine 2 national transport university, kyiv, ukraine *e-mail: oleg65@voliacable.com abstract quite often there is an oversaturation of the platform with ground aircraft, which is designed for the operation of modern international airports, especially in the so-called "rush hour". the emergence of such a situation may affect the emergence of risks in the implementation of airport technologies, which are associated with a probable reduction in the level of safety of ground vehicles on the platform, the formation of clusters of aircraft maintenance at the parking lot and the possibility of damage to aircraft on the ground, psychological stress aviation personnel and other unforeseen situations. to avoid melon situations that are directly related to the possible danger at airports, it is necessary to use multifunctional models of aviation ground equipment, which will provide several technological processes for ground handling of aircraft, passengers, mail and cargo by creating hybrid structures of special vehicles and equipment. and automation. for example, the use of multifunctional telescopic ladders allows not only to ensure a high level of comfort when boarding / disembarking passengers in aircraft, but also significantly increase the parking space in the buffer area of ground maintenance of aircraft for other types of ground aircraft by reducing the latter, which will increase the level of safety of aircraft maintenance and economic efficiency in the activities of airport services and handling companies. key words: aeronautical ground equipment, multifunctional ant samples, hybrid designs of special vehicles and means of mechanization and automation, multifunctional telescopic ladders. presentation of the main material during the operation of modern international airports, especially during the so-called "rush hour", the platform is often oversaturated with aircraft ground equipment (age), designed for technical and commercial maintenance of aircraft (air). this situation can lead to additional risks in the implementation of airport technologies associated with the likely reduction in the level of safety of ground vehicles on the platform, the accumulation of aircraft maintenance at the parking lot, the possibility of damage to aircraft on the ground, psychological stress of aviation personnel, etc. [1]. one of the ways to overcome the above dangers at airports is the use of multifunctional age models that can provide several technological processes for ground handling of aircraft, air passengers, mail and cargo by creating hybrid designs of special vehicles and mechanization and automation. the number of types and units of age involved in platform service is determined primarily by the volume of passenger and freight traffic in accordance with the seasonal schedule and daily flight plan of the aircraft, taking into account the requirements of airlines for the appropriate level of quality and efficiency of work, service air passengers, etc. it is known that the number of types of age, which ensures the implementation of airport technology, is calculated by ten, not to mention the number of units for each type that can be simultaneously involved in platform work. the most common types of age include: • refuelers; http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-84-88 problems of tribology 85 • aerodrome power supplies; • aerodrome air conditioners; • airfield tractors; • passenger ladders; • platform buses; • container loaders; • road trains from freight or container carts, etc. the process of ground maintenance of the aircraft, illustrated in fig. 1, involving different types of age, can be optimized by reducing the units of ground equipment, which can be replaced by stationary equipment mounted, for example, on a telescopic ladder (passenger landing gallery). it is well known that passenger landing galleries (plg) are designed for boarding (disembarking) of passengers directly from the terminal building to the cabin of the aircraft without access to the platform, bypassing intermediate vehicles. typically, such structures are installed at airports with a volume of passenger traffic exceeding 2 million passengers per year. currently, the evolution of the use of plg is associated with the expansion of their functionality, which is confirmed in the developments of leading manufacturers of this type of age. in this regard, it is worth mentioning such companies as fmc (usa), cimc (china), fmt (sweden), which produce plg with built-in aerodrome power sources (ac and dc power supply systems) and cabin air conditioning systems air [2]. in addition to combining the functions of a telescopic ladder (tl), an aerodrome air conditioner and an aerodrome power supply, it is also worth noting the possibility of solving another problem, in modern airports it is about transporting passengers with disabilities to the aircraft. it is the telescopic ladder that allows them to get on (with) the plane without delay, along with the general flow of passengers. the lack of stairs in the tl allows people with disabilities to move along the tunnels without undue effort, which speeds up the process of boarding and disembarking passengers and does not require additional involvement of such mechanization as ambulifts. therefore, when using multifunctional passenger galleries (air bridges) due to the technical means and technological capabilities they provide, there may be a reduced need for some types of special vehicles. the time of service cycle of aircraft by special vehicle depends on the type and model of the aircraft, the required volumes and types of work that is performed when using this type of aviation ground equipment. when using plg with built-in air-conditioning and power supply system of the aircraft during the calculation of the number of mechanization means it is possible to remove them from the final result. in order to plot the dependence of the amount of ground equipment on the result of the implementation of multifunctional ladders, the information on the intensity of air traffic at the boryspil international airport and technical capabilities of terminal complexes was analyzed. the graph shows the number of gpus and selfpropelled ladders that have been in use by handling companies over the last 15 years and with the prospect of expanding the airport's terminal d to 2025. fig. 1. scheme of ground maintenance of the b737 aircraft 86 problems of tribology based on the data obtained during the calculation and taking into account the statistical indicators of the airport, you can make a schedule of the actual and projected number of certain types of aviation special equipment at the airport, taking into account the introduction of multifunctional passenger galleries (fig. 2). fig.2. the actual and projected number of certain types of aviation special equipment at the airport, taking into account the introduction of multifunctional plg the turnaround time (tat) of an aircraft is defined as the time that passes from when an aircraft lands until it takes off again for a new flight. during this period, the resources of the airline involved and the airport are mobilized to get the aircraft set up in the shortest possible time [3]. one of the most time-consuming processes for servicing an airplane is boarding and disembarking passengers. when using passenger ramps, the required time on delivering passengers on the apron is reduced due to the lack of this need. the average time to complete one leg by the average terminal bus is 5-7 minutes, the average capacity of one bus is 100 passengers. as well as the capacity of one b 737 aircraft is 189 passengers, a minimum of 2 buses are required for handle 1 flight. tat has hence become a very important and key parameter in determining the profitability of an airline company. such situations can lead to a lot of undesirable consequences, as it has a direct impact on the survival of the organization due to a series of payment crisis one after another. fig.3. turnaround time distribution [4] problems of tribology 87 it is also necessary to consider the design of the airport, cause with the hub model of the airport most passengers use such airports like transit point of their journey and the time for a transfer from one flight to another, for example from international to domestic, is very important. fig. 4. turnaround time for different means conclusions thus, the use of multifunctional passenger landing galleries allows not only to provide a high level of comfort when boarding / disembarking passengers in the aircraft, but also significantly increase the parking space in the buffer area of ground handling of aircraft for other types of age by reducing the latter, which will increase safety. and economic efficiency in the activities of airport services and handling companies. the above design solutions are, of course, promising provided that the requirements of the feasibility of combining several types of age and ensuring a high level of reliability of such developments. refrences 1. білякович о.м. аеродромно-технічне забезпечення польотів: конспект лекцій / о.м.білякович. – к.: нау-друк, 2009. – 84 с. 2. білякович о.м. до питання багатофункціональності авіаційної наземної техніки / о.м.білякович // матеріали іх міжнародного науково-практичного семінару «авіаційна наземна техніка: наукові дослідженні, виробництво, експлуатація та підготовка персоналу», травень 2018 р.: тези доп. – к.: асоціація «аеропорти україни» цивільної авіації, 2018. – с.10. 3. passenger boarding bridge [електронний ресурс]. – режим доступу: https://www.skybrary.aero/index.php/passenger_boarding_bridge 4. airport passenger boarding bridges [електронний ресурс]. – режим доступу: https://www.adelte.com/airports/passenger-boarding-bridg https://www.skybrary.aero/index.php/passenger_boarding_bridge https://www.adelte.com/airports/passenger-boarding-bridg 88 problems of tribology білякович о.м., савчук а.м., туриця ю.о., курбет л.в. оцінка доцільності впровадження багатофункціональних зразків авіаційної наземної техніки при обслуговуванні повітряних суден досить часто спостерігається перенасиченість перону засобами авіаційної наземної техніки (ант), яка призначена при експлуатації сучасних міжнародних аеропортів, особливо, у так звані, «години пік».поява такої ситуації може вплинути на появу ризиків в процесі реалізації аеропортових технологій, які пов'язані з ймовірним зменшенням рівня безпеки руху наземних транспортних засобів по перону, утворенням скупчення засобів обслуговування пс на місці їх стоянки та імовірною можливістю пошкодження літаків на землі, психологічним напруженням авіаційного персоналу та іншими непередбачуваними ситуаціями. для уникнення диних ситуацій, які безпосередньо повязані з можливою небезпекою в аеропортах є необхідність використання багатофункціональних зразків ант, що дасть можливість забезпечити проведення декількох технологічних процесів з наземного обслуговування пс, авіапасажирів, обробки пошти та вантажів шляхом створення гібридних конструкцій спецмашин та засобів механізації і автоматизації. так, наприклад застосування багатофункціональних телескопічних трапів дозволяє не тільки забезпечити високий рівень комфорту при посадці/висадці пасажирів в пс, а й суттєво збільшити паркувальний простір в буферній зоні наземного обслуговування літаків для інших типів ант за рахунок скорочення одиниць останніх, що сприятиме підвищенню рівня безпеки обслуговування пс та економічної ефективності у діяльності аеропортових служб та хендлінгових компаній. kлючові слова: авіаційна наземна техніка (ант), багатофункціональні зразки ант, гібридні конструкції спецмашин та засобів механізації і автоматизації, багатофункціональні телескопічні трапи 13_dovbnia.doc к определению замыкающего усилия зажимных устройств колодочного типа проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 77 довбня н. п., бондаренко л. м., бобырь д.в. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта им. академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина к определению замыкающего усилия зажимных устройств колодочного типа постановка проблемы и связь с практическими задачами приводимые в справочной и учебной литературе соотношения между силой прижатия колодки f в зажимных устройствах и силой p , необходимой для обеспечения прижатия, не дают достоверной величины силы f . если зажимное устройство расположено так, как показано на рис. 1, то при полностью отцентрированной детали вопрос о силе прижатия верхней колодки вообще не стоит, поскольку деталь будет покоиться только на нижней колодке. на практике устройство может отклоняться на некоторый угол γ вокруг горизонтальной оси или деталь может создавать некоторый вращательный момент m . поскольку угол обхвата детали колодкой β может иметь величину, изменяющуюся в широких пределах, то необходимо установить как будет влиять его величина на силу f . анализ последних исследований и публикаций очевидно, что работа зажимных устройств колодочного типа аналогична работе колодочных тормозов. в них тормозной момент определяется по формуле [1]: mm 2òm ffr= , (1) где f – коэффициент трения между колодкой и тормозным шкивом. формула (1) имеет давнюю историю и имеет аналогичный вид в учебнике проф. r.dub’a “der kranban”, вышедшей в германии в 30-х годах прошлого века. естественно, что усвоенная в студенческие годы эта формула не давала возможности инженерам оспаривать ее, поэтому публикации на эту тему в литературе отсутствовали. нерешенные части проблемы напомним, что закон трения скольжения гласит о нормальных давлениях, а в случае колодки нормальные давления распределяются по нормали к окружности и их сумма не равна силе f . поэтому, формула (1) является не точной и очевидно, что разница в давлениях будет зависеть от угла обхвата. цель статьи заключается в установлении величины силы прижатия колодок зажимного устройства колодочного типа в зависимости от угла обхвата колодками цилиндрической детали в случае операций проводимых с изменением угла наклона или с неуравновешенным моментом. основной материал исследований распределение нормальных к поверхности колодке сил показано на рис. 2. нормальную величину силы на текущем углу ϕ определим так. распределенное давление от силы f на горизонтальную составляющую проекции дуги обхвата 2 sin2 β = r f q , (2) где r − радиус детали; β − полный угол обхвата колодкой детали. рис. 1 ‒ схема одного из зажимных устройств колодочного типа pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к определению замыкающего усилия зажимных устройств колодочного типа проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 78 рис. 2 ‒ распределение нормальных сил по дуге обхвата колодкой детали поскольку катет элементарного сектора имеет длину: cosx r d= ϕ ϕ , (3) то давление на него составит: cos 2 sin 2 fr df d r = ϕ ϕ β , (4) а нормальная к образующей сила будет равна: 2cos 2 sin 2 f dn d= ϕ ϕ β . (5) интеграл этого выражения в пределах угла обхвата даст полную величину нормального давления колодки на шкив: nn ( )n sin 8 sin 2 f n = β + β β . (6) исходя из формулы (6) найдем величину f для двух характерных случаев работы зажима. 1. необходимо удержать деталь цилиндрической формы массой m наклоненную устройством под углом 90° к горизонту. из выражения: ( )sin 4 sin 2 ff mg β + β = β (7) следует, что ( ) 4 sin 2 sin mg f f β = β + β . (8) зависимость силы f от угла обхвата колодкой детали при γ = 90°, m = 100 кг показана на рис. 3. если цилиндрическая уравновешенная деталь расположена под углом γ к горизонту, то уравнение (7) принимает вид: ( ) ( )sin cos sin sin 2 sin 4 sin 2 2 ff mgf mg β + β γ β + β γ = + β β , (9) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com к определению замыкающего усилия зажимных устройств колодочного типа проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 79 а уравнение для определения силы f принимает вид: ( ) ( )4 sin cos sin2 sin sin 8 sin 2 mg f f f β    γ β + β = γ − ββ + β     . (10) 2. если деталь имеет массу m и не уравновешена моментом m , то уравнение (8) имеет вид (при γ = 0): ( ) 8 sin1 2 2 sin m f mg fr β    = −  β + β    . (11) зависимость f от β и f при r = 0,25, m = 250 нм и m = 100 кг показана на рис. 4. рис. 3 – зависимость силы прижатия колодки от: 1, 2, 3 − угла обхвата колодкой детали при f = 0,45; 0,35; 0,25; 4, 5 − коэффициента трения при β = 0 и β = 120° рис. 4 – зависимость силы прижатия колодки для детали с моментом от: 1, 2, 3 − угла обхвата колодкой детали при f = 0,45; 0,35; 0,25; 4, 5 − коэффициента трения при β = 0 и β = 120° в заключении отметим, что соотношение между силами p и f остается прежним и составляет 2 tgp f b c= θ , но величина f в этом случае становиться известной и определяется, в зависимости от положения зажима и конфигурации детали, формулами (8), (10) или (11). анализ полученных формул и графиков позволяет сделать следующие выводы: при определении усилия зажима колодок зажимными устройствами колодочного типа необходимо учитывать угол обхвата колодками детали; расхождение в величине силы прижатия колодок при угле обхвата колодками детали β = 100° доходит до 15 %, что составляет значительную величину для такого типа устройств. литература 1. справочник по кранам: в 2 т.т.2 / александров м. п., гохберг м. м., ковин а. а. и др. − л.: машиностроение, 1988. − 559 с. надійшла 19.11.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_kirichenko.doc сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 96 кириченко а.с. национальный университет кораблестроения имени адм. макарова, г. николаев, украина сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой и с винтовой нарезкой на ее поверхности введение в современных трехвинтовых насосах для разгрузки винтов от осевых усилий используются гидростатические подпятники скольжения с гладкой цилиндрической пятой. они обладают сравнительно небольшой грузоподъемностью, имеют повышенный износ и большие потери на трение. по этой причине представляется актуальным повышение грузоподъемности подпятника и снижение потерь мощности на трение за счет многозаходной винтовой нарезки, выполненной на цилиндрической поверхности пяты, как и в работах [1, 2]. целью настоящей работы является теоретический анализ статических характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой и с винтовой нарезкой на ее поверхности. для теоретического анализа статических характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой и с винтовой нарезкой на ее поверхности используются зависимости, полученные точно также как и в работах [1, 2]. по этим зависимостям выполнен расчет грузоподъемности, потерь мощности на трение, температурного состояния смазки и ее утечек через кольцевой зазор данных подпятников. показано, что наличие нарезки на цилиндрической поверхности пяты приводит к повышению грузоподъемности подпятника не менее как на 25 % при значениях радиального зазора около 10 мкм и снижению потерь мощности на трение не менее чем в 2 раза по сравнению с подпятником с гладкой пятой. основные расчетные формулы в качестве основных расчетных формул используются уравнение баланса расхода и зависимости для давлений и температур на выходах смазки из канавок и несущего осевого зазора между рабочими торцовыми поверхностями пяты и подпятника, предложенные в работах [1, 2]. геометрия гидростатического подпятника скольжения трехвинтового насоса с цилиндрической пятой приведена на рис. 1. а б рис. 1 – геометрия цилиндрической пяты с винтовой нарезкой (а) и часть винтовой канавки (б), в которой движется смазывающая жидкость при вращении пяты применительно к цилиндрической пяте с винтовой нарезкой расчетные формулы [1, 2] существенно упрощаются. уравнение баланса расхода смазки имеет вид: 2qqq кут += , (1) где 2q – расход смазки в осевом канале винта; утq – расход утечек масла через радиальный кольцевой зазор; aqzq нк = – расход смазки по канавкам; q – расход, отнесенный к единице ширины канавки; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 97 нz – число заходов винтовой нарезки; a – ширина канавки. расход утечек смазочной жидкости через кольцевой зазор между боковыми поверхностями пяты и подпятника определяется по формуле дарси: ( ) l ppr q ср атм ут 6μ δπ 1 3 1 −= , (2) где срμ – среднее значение вязкости масла; 1r – радиус цилиндрической пяты; δ – радиальный зазор; l – длина пяты; 1p – давление на выходе из канавок; атмp – атмосферное давление (на входе канавки). объемный расход смазки кq рассчитывается из равенства давлений на выходе из канавок и из осевого зазора винтоканавочного подпятника. давление на выходе из канавки 1p определяется по формуле:       ++= 4 30 3 3 4 1 αμ 1ln α m lm mh lm pp к атм , (3) где ( )2123 cosω12 ϕ+= rhnm к ; 334 ρ12ρ12 к н к к chaz q chqm == ;       −ϕ=−ϕ= az q hrqhrn н к кк 2cosω6)2cosω(6 11 ; β1 ω ω 0 + = ; 0ω – угловая скорость вращения пяты; cρ, – плотность и удельная теплоемкость смазки соответственно; кh – глубина канавки; ϕ – угол подъема винтовой линии; l – длина винтовой линии. давление масла, движущегося в несущем осевом зазоре подпятника, на наружном радиусе 1r пяты, уравновешивающее противодавление (3) на выходе из канавки пяты, описывается зависимостью:             +−= ch r r q c pp ρπ lnμα6 1ln α ρ 3 3 1 32 31 , (4) где 3p , 3μ – соответственно давление и коэффициент динамической вязкости масла на радиусе 3r (рис. 1) пяты; h – толщина масляной пленки в несущем осевом зазоре подпятника. давление на радиусе 3r рассчитывается по формуле, аналогичной формуле (4):             +−= ch r r q c pp ρπ lnμα6 1ln α ρ 3 2 3 22 23 , pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 98 где 2p , 2μ – соответственно давление и коэффициент динамической вязкости масла на выходе из осевого канала, выполненного в винте; 2r – радиус осевого канала винта; h – толщина масляной пленки в кольцевой камере. заметим, что величина 2p приближенно равна давлению масла в напорном патрубке трехвинтового насоса, а 02 μμ ≈ . приравнивая правые части выражений (3) и (4), получим с учетом (1) следующее уравнение для определения расхода кq :       ++=             +− 4 30 3 3 4 3 3 1 32 3 αμ 1ln αρπ lnμα6 1ln α ρ m lm mh lm p ch r r q c p к атм . (5) среднее значение вязкости срμ рассчитывается по экспоненциальной зависимости: ( )0θθα0 −−µ=µ eср , (6) где α – температурный коэффициент вязкости; θ – среднекалориметрическая температура масла по контуру торца плоской поверхности пяты; 0θ – температура масла на входе в канавки. среднекалориметрическая температура масла по контуру торца плоской поверхности пяты определяется по формуле: 2к 211 θθθ qq qqк + ′′+′ = , (7) где 1θ′ , 1θ′′ – соответственно температура масла на выходе смазки из канавок и осевого зазора. температуры 1θ′ и 1θ′′ рассчитываются по формулам: 0 4 3 01 θαμ1lnα 1 θ +      +=′ l m m ; (8) 0 2 1 3 22 1 θlnρπ μα6 1ln α 1 θ +      +=′′ r r ch q . (9) зная теперь выражения (2), (3) и (5), можно определить по формуле (1) объемный расход смазки 2q , необходимый для расчета среднекалориметрической температуры (7). гидродинамическая реакция подпятника, уравновешивающая осевую нагрузку, может быть вычислена по формуле: ( ) ( ) 222233 2 3 2 1 21 πα ρ 2 π2 prri crr pt −+      − − = , (10) где ∫             += 1 3 ρπ lnμα6 1ln 3 3 32 3 r r dr ch r r q ri – интеграл, не выражающийся через элементарные функции; 3r – радиус кольцевой камеры (рис. 1). мощность, затрачиваемая на трение, определяется зависимостью: ( ) ( ) ( )4243 2* 24 3 4 1 2* 22 1 к 21* 1 2 ωπμ 2 ωπμ ω δδ rr h rr h r h ss p −+−+      + +µ= , (11) где *1μ , * 2μ – соответственно средняя вязкость масла в радиальном и осевом зазорах подпятника; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 99 blzs н1 = – общая площадь выступов пяты; b – ширина канавки; alzs н2 = – общая площадь канавок пяты. первое слагаемое в этой формуле характеризует потери мощности на трение в радиальном, а второе и третье – в осевом зазорах подпятника. в соответствии с приведенными зависимостями (1) (11) статические характеристики винтоканавочного подпятника определяются как и в работе [1] по следующему алгоритму: 1. рассчитывается расход кq по формуле (5). 2. рассчитывается давление на выходе из канавок 1p по формуле (3). 3. рассчитывается температура 1θ′ по формуле (8). 4. рассчитывается вязкость ( )01 θθα01 −′−µ=µ e (первая итерация). 5. рассчитывается средняя вязкость масла в радиальном зазоре 2 μμ 01 +=µср (первая итерация). 6. рассчитывается расход утq по формуле (2). 7. рассчитывается расход 2q по формуле (1). 8. рассчитывается давление 1p по формуле (4). 9. рассчитывается температура 1θ′′ по формуле (9). 10. рассчитывается среднекалориметрическая температура по формуле (7). 11. рассчитывается значение средней вязкости по формуле (6). 12. расчет повторяется по пунктам 1, 2, 3, 6-11 до тех пор, пока относительная погрешность расхода по канавкам кq на двух последовательных итерациях не станет меньше 5 %. 13. наконец, рассчитывается грузоподъемность подпятника по формуле (10) и потери мощности на трение по формуле (11). приведенный алгоритм используется для расчета статических характеристик подпятника при значениях радиального зазора δ , превышающих некоторое критическое значение крδ . это критическое значение зазора определяется в процессе расчета, при котором расход 2q обращается в нуль. при значениях крδδ < расчет указанных характеристик производится точно также как и в работе [2], но он не представляет научного и практического интереса. в случае подпятника с гладкой цилиндрической поверхностью пяты уравнение баланса расхода смазки имеет вид: qqq ут ==2 , а давление 1p на наружном контуре пяты определяется по формуле дарси: атм ср pq r l p += 3 1 1 δπ 6μ . (12) температура 1θ′′ и давление 1p смазки, движущейся в несущем осевом зазоре подпятника на наружном радиусе 1r пяты, рассчитываются по формулам (9) и (4), как и в случае винтоканавочного подпятника, а мощность, затрачиваемая на трение: ( ) ( ) ( )4243 2* 24 3 4 1 2* 21* 1 2 ωπμ 2 ωπμ ω δ 2 rr h rr h r r lp −+−+πµ= . расход смазки q определяется из равенства правых частей выражений (12) и (4), грузоподъемность подпятника рассчитывается по формуле (10). результаты расчета и их анализ расчеты проводились для подпятника с цилиндрической пятой с винтовой нарезкой и без нарезки применительно к трехвинтовому насосу 3в 63/25-1-45/6, 3б13 со следующими исходными данными: длина конусной пяты l = 35 мм; угол подъема винтовой нарезки на пяте ϕ = 10º; глубина канавки pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 100 кh = 0,3 мм; ширина канавки a = 1,2 мм; ширина выступа b = 3,58 мм; радиус основания пяты 1r = 21,8 мм; радиус центральной камеры 3r = 14 мм; радиус осевого канала винта 2r = 5 мм; глубина центральной камеры h = 5 мм; коэффициент динамической вязкости масла 0μ = 0,0225 па∙с при температуре 0θ = 25 ºс; произведение плотности на удельную теплоемкость масла cρ = 0,176·107 дж/(м3·ºс); температурный коэффициент вязкости α = 0,026 1/ºс; коэффициент местного гидравлического сопротивления k = 1; число заходов винтовой нарезки нz = 5; частота вращения ведущего вала трехвинтового насоса n = 1450 об/мин; давление масла в центре пяты 2p = 0,63 мпа; атмосферное давление атмp = 0,101 мпа. результаты расчетов грузоподъемности t , среднекалориметрической температуры θ , мощности p , затрачиваемой на трение, и расхода утечек утq от величины несущего осевого зазора h при заданном значении установочного радиального зазора δ = 20 мкм приведены на рис. 2. а б в г рис. 2 – зависимость грузоподъемности т (а), среднекалориметрической температуры θ (б), мощности, затрачиваемой на трение, р (в) и расхода утечек qут (г) при δ = 20 мкм от осевого зазора h: 1 – цилиндрическая пята с винтовой нарезкой; 2 – гладкая цилиндрическая пята из представленных на рис. 2 кривых видно, что грузоподъемность подпятника с винтовой нарезкой на цилиндрической поверхности пяты при заданном установочном радиальном зазоре δ = 20 мкм возростает всего лишь на 10 % по сравнению с подпятиком с гладкой пятой (см. линии 1 и 2 на рис. 2, а). это возрастание грузоподъемности с последующей стабилизацией объясняется тем, что с ростом толщины h давление в осевом зазоре возрастает и достигает значения 2p в камере подпятника. сказанное подтверждается и анализом формул для грузоподъемности гладкого подпятника [3]: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 101 ( )      −−             − − −= 23 2 13 3 1 2 1 3 1 33 2 32 2 3 4 1 ln 2ln π 6μ δπ 6μπ 6μ π2π rrr r rr r r hr l pp h prt атм . видно, что с ростом h грузоподъемность подпятника возрастает при заданном значении давления 2p в рабочей камере. максимальная среднекалориметрическая температура масла θ винтоканавочного подпятника с увеличением h изменяется незначительно и приблизительно на 15°с выше наибольшей температуры смазки подпятника с гладкой цилиндрической пятой (линии 1,2 на рис. 2, б). однако она не превышает допустимого значения, равного приблизительно 90 … 100 °с для различного сорта масла. потери мощности на трение в винтоканавочном подпятнике (линия 1 на рис. 2, в) с ростом h изменяются незначительно и приблизительно в 2 раза меньше, чем в подпятнике с гладкой цилиндрической пятой (линия 2 на рис. 2, в). расход утечек утq масла в винтоканавочном подпятнике увеличивается с возростанием h (линия 1 на рис. 2, г) вследствие роста давления 1p по контуру пяты и на несколько порядков больше, чем в подпятнике с гладкой цилиндрической пятой (линия 2 на рис. 2, г). однако он является сравнительно малым и по этой причине не обеспечивает охлаждение масла в радиальном зазоре. а б в г рис. 3 – зависимость грузоподъемности т (а), среднекалориметрической температуры θ (б), мощности, затрачиваемой на трение, р (в) и расхода утечек qут (г) при h = 20 мкм от радиального зазора δ: 1 – цилиндрическая пята с винтовой нарезкой; 2 – гладкая цилиндрическая пята pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com сравнительный анализ характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 102 результаты расчетов грузоподъемности t , среднекалориметрической температуры θ , мощности p , затрачиваемой на трение, и расхода утечек утq от величины установочного радиального зазора 0δ при заданном значении осевого зазора h = 20 мкм приведены на рис.3. из представленных на рис. 3, а кривых (линии 1, 2) следует, что грузоподъемность обеих подпятников уменьшается с увеличением радиального зазора δ . видно, что эффект нарезки особенно заметен при малых зазорах. так, например, при δ = 10 мкм грузоподъемность винтоканавочного подпятника на 25 % выше грузоподъемности подпятника с гладкой цилиндрической пятой, а наибольшая температура масла при малых значениях зазора δ не превышает 70 °с (рис. 3, б), что вполне допустимо. потери мощности на трение в винтоканавочном подпятнике и в подпятнике с гладкой пятой (линии 1, 2 на рис. 3, в) снижаются по мере увеличения радиального зазора δ , оставаясь при этом практически эквидистантными в интервале δ = 10 … 25 мкм, представляющем как теоретический, так и практический интерес. утечки масла утq с ростом δ для обеих подпятников (линии 1, 2 на рис. 3, г) существенно возрастают, оставаясь при этом сравнительно малыми. поэтому они не обеспечивают заметного снижения температуры масла в винтоканавочном подпятнике. таким образом, проведенные исследования позволяют установить, что винтоканавочный подпятник обладает большей грузоподъемностью и меньшими потерями мощности на трение по сравнению с подпятником с гладкой пятой. выводы 1. проведен теоретический анализ статических характеристик гидростатических подпятников с гладкой цилиндрической пятой и с винтовой нарезкой на ее поверхности. 2. показано, что выполнение многозаходной винтовой нарезки на цилиндрической поверхности пяты позволяет повысить грузоподъемность подпятника на 25 % и снизить потери мощности на трение приблизительно в 2 раза при радиальном зазоре около 10 мкм литература 1. хлопенко н.я., кириченко а.с. статические характеристики винтоканавочного подпятника // судовые энергетические установки: научно-технический сборник. вып. 25. – одесса: онма, 2010. 2. хлопенко н.я., кириченко а.с. влияние утечек смазки на статические характеристики подпятника с винтовой нарезкой на конусной поверхности пяты // проблеми трибології (problems of tribology). – хмельницький. – 2009. – №4 (54). – с. 97-102. 3. чернавский с.а. подшипники скольжения. м.: машгиз, 1963 г. – 245 с. надійшла 31.03.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 7_romanuk.doc про особливі компоненти оптимальної стратегії проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 44 романюк в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна про особливі компоненти оптимальної стратегії проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження на триколонну будівельну конструкцію вступ і постановка проблеми дослідження модель дії нормованого одиничного навантаження [1] на три колони однакової висоти у будівельній конструкції та відповідного розподілу будівельних ресурсів у цій конструкції [2, 3] є однією з фундаментальних задач оптимального використання будівельних ресурсів. ця задача може бути узагальнена і до рівня задачі усунення триелементних невизначеностей у широкому смислі, де за ядро антагоністичної гри береться гіперповерхня ( ) ( ) ( ) 1 2 1 2 1 2 1 2 2 2 2 1 2 1 2 1 , , ; , max , , 1 x x x x t t x x y y y y y y  − −  = = β   − −   x y (1) з параметром 0β > на паралелепіпеді (2) при [ ];i i ix a b∈ , ( )3 1 21x x x= − + , [ ];i i iy a b∈ , ( )3 1 21y y y= − + 1, 2i∀ = за умов 1 10 1a b< < < , 2 20 1a b< < < , 1 2 1b b+ < . (3) не зважаючи на те, що у цій грі, котра виявляється строго опуклою, другий гравець (проектувальник) володіє чистою оптимальною стратегією * ** 1 2y y =  y , трапляються випадки, коли її компоненти знаходяться по-особливому, зі залученням додаткових обґрунтувань. аналіз останніх досліджень й окреслення невирішених питань основні щойно згадані додаткові обґрунтування щодо оптимальної поведінки проектувальника містяться у роботах [2, 3]. за умов [ ] 1 2 1 2 ; 1 i i i b a b b b a a ∈ + + − − 1, 2i∀ = (4) компонентами оптимальної стратегії проектувальника будуть * 1 2 1 21 i i b y b b a a = + + − − 1, 2i∀ = . (5) але при 1 2 1 21 j j b a b b a a < + + − − (6) буде *j jy a= й ( )* 1 2 1 1 j i i i a b y b a a − = + − − (7) за умови ( ) [ ] 1 2 1 ; 1 j i i i i a b a b b a a − ∈ + − − 1, 2i∀ = при ( )2 sign 1j i= − − . (8) натепер невивченим питанням залишається те, як співвідносяться між собою значення (5) і (7), а також умови, за яких належність (8) справджується. це надасть більш чітких обрисів у визначенні оптимальної поведінки проектувальника. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com про особливі компоненти оптимальної стратегії проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 45 формулювання мети дослідження компонент типу (7) оптимальної стратегії проектувальника для додаткового дослідження оптимальної поведінки проектувальника у моделюванні дії нормованого одиничного навантаження на три колони однакової висоти у будівельній конструкції та відповідного розподілу будівельних ресурсів у цій конструкції необхідно виявити співвідношення між звичайною i -ю компонентою (5) оптимальної стратегії проектувальника й особливою i -ю компонентою (7) цієї стратегії. також слід окреслити додаткові умови належності (8), за яких значення (7) є i -ю компонентою стратегії * ** 1 2y y =  y проектувальника 1, 2i∀ = при ( )2 sign 1j i= − − . теорема про строгу нерівність у співвідношенні між значеннями (5) і (7) теорема 1. в опуклій грі з ядром (1) на паралелепіпеді (2) з умовами (3) при одночасному виконанні i -ї умови (4) і j -ї умови (6) за умови (8) для i -ї компоненти (7) справедлива строга нерівність ( ) 1 2 1 2 1 2 1 1 1 j i i i a b b b a a b b a a − < + − − + + − − . (9) доведення. дослідимо різницю лівої і правої частин нерівності (9): ( ) 1 2 1 2 1 2 1 1 1 j i i i a b b b a a b b a a − − = + − − + + − − ( )( ) ( ) ( )( ) 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 1 1 1 1 j i i i a b b a a b a a b b a a b b a a − + + − − − + − − = = + − − + + − − ( ) ( ) ( )( ) 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 1 1 1 1 j i i i b b a a a b b a a b a a b b a a b b a a + + − − − + + − − − + − − = = + − − + + − − ( ) ( )( ) 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 1 1 j j i i b a b b a a b b a a b b a a − + + − − = + − − + + − − , (10) де використано те, що 1 2 i jb b b b+ − = при 1, 2i = та ( )2 sign 1j i= − − . з нерівності (6), знаменник у лівій частині якої є додатним, відразу випливає від’ємність чисельника у (10), що доводить справедливість нерівності (9). теорему доведено. теорема про значення (7) у звуженні гри з ядром (1) на паралелепіпеді (2) при (3) теорема 2. у звуженні опуклої гри з ядром (1) на паралелепіпеді (2) з умовами (3) на 1 2a a a= = при одночасному виконанні i -ї умови (4) і j -ї умови (6) для i -ї компоненти (7) справедливе співвідношення ( ) [ ) 1 ; 1 2 i i i a b a b b a − ∈ + − (11) за умови ( )( ) 1 1 sign 1 130; 1 sign 0; sign 1 sign 2 3 3 i i i i i i i b a b b b b b b   + −        ∈ + − ⋅ ⋅ − ⋅ − −             u . (12) доведення. нерівність ( )1 1 2 i i i a b b b a − < + − випливає безпосередньо зі щойно доведеної строгої нерівності (9). залишається вияснити, за яких умов нестрога нерівність pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com про особливі компоненти оптимальної стратегії проектувальника у моделі дії нормованого одиничного навантаження … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 46 (13) є вірною. з нерівності (13) маємо: , , , , . (14) дискримінантом відповідного нерівності (14) квадратного рівняння 2 2 0i ia ab b+ − = відносно a є ( ) ( )2 24 4 1 4 4 4 1i i i i i id b b b b b b= − ⋅ ⋅ − = + = + , звідки корені цього рівняння ( ) ( ) ( )1 2 4 1 2 2 12 1 0 2 2 2 i i i i i ii i i i b b b b b bb d a a b b b − − + − − +− − = = = = = − − + < , (15) ( ) ( ) ( )2 2 4 1 2 2 12 1 2 2 2 i i i i i ii i i i b b b b b bb d a a b b b − + + − + +− + = = = = = − + + . (16) корінь 2 0a > , оскільки 1i ib b+ > , 1i ib b+ > , ( )1i i ib b b+ > , звідки розв’язком нерівності (14) відносно змінної a є ( ( )(20; 0; 1i i ia a b b b ∈ = + −  , (17) що є вірним тільки при ( )1i i i ib b b b+ − < . (18) зі співвідношення (18) маємо: 1i i ib b b+ − < , 1 2i ib b+ < , 1 4i ib b+ < , 1 3i b > . (19) співвідношення (19) означають те, що (17) є рівним при 1 3i b > , а при буде ( )0; ia b∈ . ці умови для значення a компактно записані у (12). теорему доведено. висновок і перспектива подальшого моделювання розподілу будівельних ресурсів у конструкціях-опорах доведені теореми дають можливість контролювати особливі компоненти (7) оптимальної стратегії проектувальника, де 1, 2i = при ( )2 sign 1j i= − − . таких компонент в * ** 1 2y y =  y може бути не більше однієї, причому при звуженні на 1 2a a a= = для i -ї особливої компоненти (11) виконуватиметься умова належності (12). у подальшому можна перевірити таку умову для незвуження. література 1. романюк в.в. модель визначення оптимального рішення проектувальника у задачі про розрахунок повздовжньої стійкості двох елементів будівельної конструкції при дії на них нормованого стискаючого зусилля / в.в. романюк // проблеми трибології. ‒ 2010. ‒ № 1. ‒ с. 42-56. 2. романюк в.в. моделювання дії нормованого одиничного навантаження на три колони однакової висоти у будівельній конструкції і знаходження оптимальної площі кожної опори / в.в. ро-манюк // проблеми трибології. ‒ 2010. ‒ № 3. ‒ с. 18-25. 3. романюк в.в. доведення тверджень для моделі дії нормованого одиничного навантаження на три колони однакової висоти у будівельній конструкції / в.в. романюк // проблеми трибології. ‒ 2010. ‒ № 4. ‒ с. 72-81. надійшла 09.11.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 20_gladky.doc трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 134 гладкий я.н.*, харченко е.в.**, щепетов в.в.*** *хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина, **национальный авиационный университет, г. киев, украина, **институт технической теплофизики нану, г. киев,украина трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки удк 620.178: 621.793 приведены результаты испытаний в условиях граничного трения детонационных покрытий zr-al-b в широком диапазоне изменений условий трения. выполнен сравнительный анализ полученных характеристик трения и износа, с целью оценки триботехнических свойств аморфно-кристаллических покрытий. полученные результаты сравнивались с параллельно испытанными покрытиями на основе карбида вольфрама типа вк-15, образцами из закаленной стали 30хгсна, бронзы броцс6-6-3 и подшипникового сплава ао-20. оценка качественного и количественного состава поверхностных слоев принимающих участие в условиях граничного трения, проводилась с помощью современных физических методов анализа. представлены профилограммы и микрофотографии поверхностей трения аморфно-кристаллических покрытий показывающие, что в условиях граничного трения образцы покрытий выглаживаются и приобретают зеркальный блеск, что приводит к уменьшению шероховатости поверхности. установлено наличие образования твердых растворов внедрения кислорода в цирконии, что соответствует формированию на поверхностях трения вторичных структур первого типа, характерной особенностью которых является их поверхностная локализация, ультрадисперсное строение, способность минимизировать разрушение и экранировать недопустимые адгезионные явления. с применением оже-электронной микроскопии подтверждено, что кислород полностью замещает серу в поверхностных структурах. показано, что разработанные для практики исследуемые детонационные покрытия zr-al-b, имеют высокие триботехнические характеристики во всем диапазоне испытаний в условиях граничного трения. при этом, следует подчеркнуть что в результате исследований механизма трибохимических превращений углеводородов и свойств трансформированных поверхностных пленок, установлено, что они сохраняют смазочные свойства и обеспечивают высокие антифрикционные характеристики системы трения во всем широком диапазоне изменений условий граничного трения. ключевые слова: граничное трение, детонационное покрытие, изнашивание, адсорбционный слой, граничная смазка, активация поверхности. триботехнические процессы и явления проявляются в подавляющем большинстве машин и механизмов. снижение сил трения и уменьшение их износа является одной из основных проблем техники. современные тенденции минимизации износа поверхностей, нагруженных трением, предусматривают и создание в контактной зоне смазочных пленок. в присутствии смазочной среды работоспособность подвижных сопряжений зависит от комплекса свойств масла и определяется режимом трения. в условиях эксплуатации наиболее неблагоприятным является трение в условиях граничной смазки, которое остается наименее разработанным разделом физической проблемы смазки машин [1,2,3]. до настоящего времени теоретические и прикладные исследования смазочных материалов в условиях граничной смазки не прошли систематизированного и всестороннего обобщения. не разработаны надежные методы идентификации физико-химических механизмов действия смазочных материалов. кроме того, сведения об износостойкости аморфных покрытий в условиях граничной смазки носят, в основном, иллюстративный характер, систематические исследования в литературе отсутствуют. попытка выделить общие закономерности изнашивания из частных зависимостей, которые получены на конкретных материалах при заданных условиях испытаний, свидетельствуют о том, что характер изменения химического состава и организации структуры в присутствии граничного слоя смазки в контактной зоне значительно многообразнее и сложнее, чем постулируется в современных гипотезах [4,5]. существующие теоретические концепции не в состоянии непротиворечиво объяснить многообразие экспериментальных результатов. вместе с тем, анализ немногочисленных научно-технических источников и практического опыта позволяет констатировать, что задача минимизации износа и повышение ресурса деталей машин остается актуальной для современной техники и стимулирует развитие достижений современной инженерии поверхности в области трения, смазывающего действия и износа. трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 135 целью работы является обобщение результатов испытаний на износ разработанных аморфнокристаллических покрытий на основе циркония [6] и исследование механизма трения в режиме граничной смазки минеральным маслом мс-20. разработка аморфно-кристаллических покрытий системы zr-al-b для защиты узлов трения от износа обусловлена, с одной стороны, потребностями практики в создании на базе минеральносырьевого потенциала страны материалов с высокими эксплуатационными трибохарактеристиками, не содержащих дефицитных и дорогостоящих компонентов, с другой, логикой развития области порошковой металлургии, а именно, расширение ассортимента высококачественных композиций для газотермического напыления. использование минерального масла типа мс-20 в качестве смазки обусловлено как парком авиатехники, которая использует данный смазочный материал, так и широкими возможностями отечественной нефтепереработки по его производству. методика исследований испытания на трение и износ проводили на установке умт-1 в условиях граничной смазки маслом мс-20 по методике, изложенной в работе [7]. триботехнические свойства покрытий оценивались на модельных образцах по схеме торцевого трения с коэффициентом взаимного перекрытия (квз) ≈0,5 в условиях воздушной среды. реализация режима граничного трения осуществлялась сконструированной системой смазки, работающей по замкнутому циклу, при этом скорость скольжения изменяли в диапазоне от 0,5 до 2,5 м/с, последовательное приложение нагрузки осуществляли в интервале 5,0-20 мпа. исследование процессов, инициируемых трением и изнашиванием аморфно-кристаллических покрытий, их глубина и достоверность определялись современными методами физико-химического анализа с учетом специфики решаемых задач. рентгеноструктурные исследования проводили на дифрактометре дрон-3м в fekα излучении. объемное содержание аморфной фазы определяли по методике, изложенной в работе [8] и основанной на разделении дифракционных отражений от аморфной и кристаллической фаз при сопоставлении площадей под кривыми интенсивности рассеивания рентгеновского излучения [9]. электронно-микроскопические исследования осуществляли на электронном микроскопе camskan. исследования с применением оже-электронной спектроскопии поверхности проводили на ожерастровом электронном микроскопе типа jamp-10s. металлографический анализ шлифов проводили на оптическом микроскопе мим-8. состав травителей и режимы травления полированных образцов выбирали в соответствии с методическими рекомендациями [10]. микротвердость измеряли на приборе пмт-3 при нагрузке 0,49н, прочность сцепления покрытий (толщина 250-300 мкм) с основой определяли по методике конусного штифта [11]. для сравнительной оценки триботехнических свойств аморфно-кристаллических покрытий параллельно были испытаны по изопрограммам покрытия на основе карбида вольфрама типа вк-15, образцы из закаленной стали 30хгсна, бронзы броцс6-6-3 и подшипникового сплава ао-20 которые широко применяются в авиастроении для деталей работающих в условиях граничной смазки [11,12]. результаты исследований изучение механизма действия смазывающей среды при граничном трении остается весьма актуальным, так как еще нет научно обоснованных положений, разработанных до степени отвечающей требованиям практики производства и эксплуатации машин, работающих в условиях граничной смазки. все это требует дифференцированного подхода к оценке влияния смазывающей среды на работоспособность деталей пар трения. однако отправным началом для такой оценки служат результаты фундаментальных разработок в области теории смазки, молекулярной физики граничного трения и физико-химической механики материалов [13,14,15]. основным фактором, определяющим характер изнашивания покрытий при граничной смазке, является наличие физически адсорбированных слоев, образующихся в результате активизации физикохимических процессов взаимодействия смазочной среды с рабочей поверхностью. адсорбционный слой в системе трения выступает в роли смазочного материала. при этом различие применяемых смазочных сред состоит лишь в степени их эффективности образовывать прочные квазикристаллические граничные слои адсорбционного происхождения. результаты испытаний на износ аморфно-кристаллических покрытий в парах трения с образцами из конструкционных и антифрикционных материалов, а также детонационным вольфрамосодержащим покрытием в условиях граничной смазки представлены на рис. 1. полученные результаты исследований позволяют однозначно выделить в данных условиях испытаний высокую антифрикционность аморфно-кристаллических покрытий, обусловленную устойчивыми и минимальными значениями, как интенсивности изнашивания, так и коэффициентов трения. следует отметить, что сложность состава используемого масла и наличие посторонних сернистых, азотистых и др. элементов активных к рабочей поверхности и инициирующих конкурирующие ре трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 136 акции, затрудняет исследование влияния углеводородных сред на закономерности трибохимических процессов, обуславливающих смазывающее действие. качественный анализ химического состава позволил установить, что поверхность аморфнокристаллических образцов покрыта оксидной пленкой, толщиной порядка 3-5нм, при этом есть основания полагать, что процесс ее образования обусловлен не всей трибоповерхностью, а лишь отдельными фрагментами, которые представляют собой пленки оксидов алюминия и циркония. кроме этого, также зафиксировано уменьшение периода кристаллической решетки циркония, данный факт дает основание предположить образование твердых растворов внедрения кислорода в цирконии. это в полной мере соответствует формированию на поверхностях трения вторичных структур первого типа, представляющих собой пересыщенные твердые растворы активного компонента среды в металле. характерной особенностью поверхностных структур кислородного типа, представляющих собой начальный этап химической организации элементов в твердом состоянии, является их поверхностная локализация, ультрадисперсное строение, способность минимизировать разрушение и экранировать недопустимые адгезионные явления. рис.1 – влияние материала контртела на интенсивность изнашивания (а) и коэффициент трения (б), (р=20пма, v=2,0 м/с): 1,2,3 – аморфно-кристаллическое покрытие zr-al-b в парах трения с образцами броцс6-6-3, ао-20, 30хгсна; 4,5,6 – покрытие из вольфрамосодержащего сплава типа вк-15 в парах трения с образцами броцс6-6-3, ао-20, 30хгсна; непосредственно над тонкопленочной структурой циркония, как селективно окисляющимся компонентом, по данным аналитических методов исследования поверхности, сформирована адсорбционная пленка, полярные молекулы которой, в частности длинноцепные углеводороды, присоединяются и удерживаются относительно поверхности трения главным образом в вертикальной ориентации высотой порядка 1,8нм. образованный таким образом адсорбционный слой характеризуется рядом специфических свойств, из которых наиболее важным является высокая прочность на сжатие (более 110мпа) и значительная легкость сдвига под действием тангенциальных сил, что в свою очередь и обуславливает минимизацию коэффициентов трения при скольжении смазанных аморфно-кристаллических поверхностей. на рис. 2 и рис. 3 представлены поверхности трения исследуемых покрытий и соответственно их профилограммы. а) б) рис.2 – микрофотографии поверхностей трения аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничного трения маслом мс-20 (р=15 пма): а – при v=0,8 м/с; б – при v=1,5 м/с; исследования морфологии поверхности трения показали, что после длительных испытаний в условиях граничного трения с минеральным маслом мс-20 при давлениях 10-20 мпа образцы аморфнокристаллических покрытий выглаживаются и приобретают зеркальный блеск, что приводит к уменьшению шероховатости поверхности. результаты сканирующей электронной микроскопии свидетельствуют трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 137 об отсутствии значительных деформаций поверхностного слоя образцов и формировании сглаженного микрорельефа. а) б) рис.3 – профилограммы поверхности трения аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки маслом мс-20 (р=15 пма): а – ra=0,34 мкм (v=0,8 м/с); б – ra=0,16 мкм (v=1,5 м/с); (вух1000, гух40). следует отметить, что в режимах трения от 0,2 м/с до 1,9 м/с и нагрузках 10-15 мпа сера, присутствующая в смазке, диффундирует из объема смазочной среды к поверхности и, химически модифицируя ее, образует пленки сульфидов циркония и алюминия. образования поверхностных структур происходит в крайне неравновесных условиях, что резко изменяет константы равновесия трибохимических реакций, и имеют место существенные отклонения от классических законов равновесной растворимости и образования химических соединений. сульфиды zr2s3, zrs2, zrs, al2s3 и оксиды металлов, входящих в состав покрытий, препятствуют адгезионному взаимодействию поверхности и снижают силу трения. при этом остаются важными трибохимические аспекты воздействия кислорода на развитие кинетики оксидирования активированных в процессе трения поверхностных структур. количество кислорода в детонационных покрытиях, формирующихся в воздушной атмосфере, значительно превышает его содержание в компактных материалах, получаемых традиционными методами. практически всегда имеется достаточное количество кислорода для обеспечения поверхностных реакций, во-первых, он присутствует в составе окружающей среды, во-вторых, растворен в смазочном материале. химические соединения, составляющие демпферный надповерхностный слой, в частности сульфиды, которые более устойчивы, чем физически и химически адсорбированные молекулы базовой смазки, но менее стабильны, чем оксиды, и вытесняются таким химически активным компонентом, как кислород. по мнению авторов, сульфиды консолидируются на начальной стадии реакции благодаря избытку серы у поверхности. исследования с применением оже-электронной спектроскопии позволило экспериментально подтвердить, что кислород полностью замещает серу в поверхностных структурах. можно предположить, что углеводороды, являясь носителями естественной присадки – молекулярного кислорода, активно участвуют в процессах граничной смазки, так как образование оксидных пленок, препятствующих непосредственному контакту поверхностей трения, происходит, по-видимому, как одновременный акт окисления металла и углеводорода с последующим замещением серы в серосодержащих соединениях. полученные результаты подтверждаются исследованиями поверхности на оже-растровом электронном микроскопе типа jamp-10s при изучении элементарного состава поверхностей трения аморфно-кристаллических покрытий (рис.4.). анализ оже-спектров также иллюстрирует необходимость комплексного подхода к изучению взаимосвязи химического состава и смазочного действия среды при трении, кроме того, он подтверждает эффективность применения тонких методов физико-химических исследований к изучению происходящих в смазочном контакте химических превращений. рис. 4– оже-спектры, снятые с поверхности (1) и после травления (2). трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 138 изменение структурно-термической активности, инициируемое механическими воздействиями (v≥2,1 м/с, р=20 мпа), оказывают непосредственное влияние на структуру и свойства смазочных слоев. активные радикалы, образовавшиеся в результате внутренней трибохимической перестройки при разрыве углеродных связей, коагулируют с образованием углеводородных молекул, обладающих большой молекулярной массой. развертывание процесса во времени обуславливает их осаждение в качестве пленки на поверхности трения. при этом заполнение ненасыщенных связей и неоднородность в структуре углеводородных молекул поверхностной пленки приводит к образованию высокомолекулярных соединений близких к свойствам твердых тел, называемых полимерами трения. впервые подробный анализ образования полимерных пленок на поверхностях твердых тел было обозначено в работе [16]. следует подчеркнуть, что в результате исследований механизма трибохимических превращений углеводородов и свойств трансформированных поверхностных пленок, проведенных в широком диапазоне изменений условий трения, установлено, что они сохраняют смазочные свойства и обеспечивают высокие антифрикционные характеристики системы трения аморфно-кристаллическое покрытие – сталь 30хгсна, предотвращая контакт их металлических поверхностей, адгезионное взаимодействие и снижая силу трения. при этом наименьшая толщина граничной полимероподобной пленки при наибольшем сближении поверхностей колеблется в пределах 0,15-0,5 мкм. для испытываемых пар вольфрамосодержащих покрытий типа вк-15 повышение нагрузочноскоростных параметров (v≥2,0 м/с, р=20 мпа) обуславливает монотонное увеличение коэффициента трения и снижения защитных функций смазочной пленки. дальнейший рост нагрузки вызывает разрушение контактирующих поверхностей и такая характеристика покрытия как поверхностная прочность полностью подавляется механическим фактором, что характеризуется резким увеличением коэффициента трения и значительным возрастанием температуры в зоне контакта и, как следствие, интенсивным адгезионным воздействием, приводящим в условиях эксплуатации к повреждаемости. можно сказать, что изучение триботехнических свойств поверхностей, в частности аморфнокристаллических неотделимо от исследования роли смазочных материалов, при этом исследование механизма смазочного действия в условиях граничного трения сводится к трибохимической кинетике регенерации упорядоченных смазывающих структур и их влияния на адгезионные и фрикционные свойства. в настоящее время области возможного применения испытанных аморфно-кристаллических покрытий, не содержащих дефицитных и дорогостоящих компонентов, изучаются и перспективы их использования очевидны. таким образом, разработка и создание аморфно-кристаллических покрытий с заданными свойствами в сочетании с использованием многообразия возможностей смазочных масел позволяет существенно расширить арсенал достижений современного триботехнического материаловедения и сформулировать задачи прогнозирования и управления износом машин на научную основу, доступную для инженерной практики. выводы 1. при трении аморфно-кристаллических покрытий исключительно большое значение имеет как состав смазочных масел, так и содержание в них растворенного кислорода и кислородосодержащих соединений, а также их окислительная активность. отмечено, что в нелегированных смазочных маслах главным активным элементом-пассиватором является кислород. потому при трении в масле мс-20 образуются поверхностные структуры кислородного типа, представляющие начальный этап химической организации вещества в твердом состоянии. 2. установлены высокие антифрикционные свойства аморфно-кристалличечких покрытий zr-alb, в условиях граничной смазки маслом мс-20 в широких нагрузочно-скоростных режимах трения. отмечено, что коэффициент трения достигает стабильного значения в начальный период испытаний и в дальнейшем не изменяется во времени. с увеличением нагрузки характер изменения коэффициента трения сохраняется вплоть до нагрузки заедания. 3. в углеводородных смазочных средах, не содержащих естественных или синтетических присадок, характер процесса адгезионного взаимодействия и параметры трения, при которых оно возникает, определяются интенсивностью окислительных трибохимических реакций в контактной зоне. можно предположить, что в отсутствии кислорода (или продуктов окисления) углеводороды неэффективны как смазочные среды. литература 1. райко м.в. смазка зубчатых передач /м.в. райко// к.:техника. – 1970. – 196с. 2. forbes e. antiwear and extreme pressure additives for lubricants / e.forbes // tribology. –2008. – vol.3. – №3. – p.145-152. трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 139 3. bollani g. failure criteria then film lubrication with ep additives / g.bollani // wear. – 2009. – vol.36. – №1. – p.19-29. 4. чичинадзе а.в. материалы в триботехнике нестационарных процессов /а.в.чичинадзе, р.м.матвеевский, э.д.браун и др.// м.:наука. –1986. – 248с. 5. akin l. an interdiscipllinary lubrication theory for gear / l.akin // asme trans. – 1993. – b.36. – №4. – p.1178-1195. 6. декл. пат. на кор. мод. 82902 україни. зносостійкий аморфний матеріал на основі цирконію; с22с 9/01 /о.в. харченко, в.в. щепетов, м.с.яковлева, та ін.// № u 2012 14550; заявл. 19.12.2012; опубл. 27.08.2013, бюл. №16. – 4 с. 7. носовский и.г. детонационные покрытия для защиты узлов трения от изнашивания / и.г. носовский, в.в. щепетов, в.е. марчук // наука і оборона. – к.: варта. – 1999. – c.126-135. 8. манухин а.б. метод определения количества кристаллической фазы в быстрозакаленных сплавах /а.б.манухин, с.д.боюр, п.и.булер// физика и химия аморфных металлических сплавов. – м.: наука. – 1985. – c.40-42. 9. ванштейн б.к. дифракция рентгеновских лучей на цепочных молекулах /б.к. ванштейн// м.: анссср. – 1983. – 372с. 10. коваленко в.о. металлографические реактивы / в.о.коваленко // справочник. – м.: металлургия. – 1979. – 336с. 11. chen h.s. metallic glasses / h.s.chen // mater. sri. and eng. – 2004. – №25. – p.59-69. 12. кудрін а.п. особливості технології та організації ремонту авіаційної техніки / а.п.кудрін, с.м.подрєза // к.:кмуца. – 1997. – 38с. 13. harris t.a. rolling bearing analysis / t.a.harris// new york. – 2006. – 481p. 14. wandelt k. electron spectroscopic studies of the oxidation of fe/ni alloys /k.wandelt, g.erte// surf. sci. –1999. – vol.55. – №2. – p.403-412. 15. leygraf g. initial oxidation stages on fe-cr surface / g.leygraf, g.hultguist// ibid. –2002. – vol.61. – №11. – p.69-84. 16. hermance h. the examination of electric contacts by the plastic replica method / h.hermance, t.egan // aiee. commun. electron. trans.,–1987. – vol.76. – p.756-763. надійшла в редакцію 04.12.2014 трение аморфно-кристаллических покрытий в условиях граничной смазки проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 140 gladkiy y.n., kharchenko e.v., shchepetov v.v. friction of amorphous crystalline coatings under boundary lubrication conditions there are the test results in conditions of boundary friction detonation coating zr-al-b, in a wide range change of friction conditions. the comparative analysis of the obtained characteristics of friction and wear, in order to evaluate tribotechnical properties of amorphous-crystalline coatings is fulfilled. these results compared with the parallel tested coatings based on tungsten carbide, samples of hardened steel, bronze and bearing of the sliding layer. evaluation of qualitative and quantitative composition of the surface layers participating under boundary lubrication, was carried out with the help of modern physical methods of analysis. presented profilograms and photomicrographs of the friction surfaces of amorphous-crystalline coatings showing that under boundary friction coatings samples are smoothed and acquire a mirror shine, which leads to a decrease surface roughness. established the presence of formation of solid solutions introduction of oxygen in zirconium that corresponds to the formation on the friction surfaces of the secondary structures of the first type, a characteristic feature of which is their surface localization, ultra dispersive statistically structure ability to minimize disruption and can shielded unacceptable adhesion phenomena. using auger electron microscope confirmed that the oxygen is completely replaces the sulfur in the surface structures. it has been shown that the developed for the practice investigated detonation coating zr-al-b, have high tribological characteristics throughout the range of of tests under boundary friction. thus, it should be emphasized that as a result of studies the mechanism of tribochemical conversions of hydrocarbons and properties of surface films transformed, found that they retain lubricating properties and provide high anti-friction characteristics of the friction over a wide range of changes in the conditions of boundary friction. keywords: boundary friction; detonation coating; wear; adsorption layer; boundary lubrication; surface activation. references 1. rajko m. lubricants of gear systems/ m.v. rajko // k.: technique. 1970 – 196p. 2. forbes e. antiwear and extreme pressure additives for lubricants / e.forbes // tribology. –2008. – vol.3. – №3. – p.145-152. 3. bollani g. failure criteria then film lubrication with ep additives / g.bollani // wear. – 2009. – vol.36. – №1. – p.19-29. 4. chichinadze a.v. materials in nonstationary processes of tribotechnology /a.v.chichinadze, r.m.matveevsky, e.d.braun etc. .// m .: science. -1986. – 248p. 5. akin l. an interdiscipllinary lubrication theory for gear / l.akin // asme trans. – 1993. – b.36. – №4. – p.1178-1195. 6. patent for utility model 82902 ukraine. wear-resistant amorphous material based on zirconium; с22с 9/01 /o.v. kharchenko, v.v. schepetov, m.s.yakovleva, etc. .// № u 2012 14550; appl. 19/12/2012; publ. 27.08.2013, bull. №16. 4 p. 7. nosovskii i.g. detonation coatings for protection from wear of friction units / i.g. nosovskii, v.v. shchepetov, v.e. marchuk // science and defense. k .: guard. 1999. – p.126-135. 8. manukhin a.b. method of determining the amount of the crystalline phase in rapidly quenched alloys /a.b.manuhin, s.d.boyur, p.i.buler // physics and chemistry of amorphous metal alloys. m .: science. 1985 p.40-42. 9. vanshtein b.k. x-ray diffraction of chain molecules /b.k. vanshtein // m .: anussr. 1983 372p. 10. kovalenko v.o. metallographic reagents / v.o.kovalenko // directory. m .: metallurgy. 1979 336p. 11. chen h.s. metallic glasses / h.s.chen // mater. sri. and eng. – 2004. – №25. – p.59-69. 12. kudrin a.p. peculiarities and technologies organization repair of aviation engineering/ a.p.kudrin, s.m. podryeza // k.: kmutsa. 1997 38p. 13. harris t.a. rolling bearing analysis / t.a.harris// new york. – 2006. – 481p. 14. wandelt k. electron spectroscopic studies of the oxidation of fe/ni alloys /k.wandelt, g.erte// surf. sci. –1999. – vol.55. – №2. – p.403-412. 15. leygraf g. initial oxidation stages on fe-cr surface / g.leygraf, g.hultguist// ibid. –2002. – vol.61. – №11. – p.69-84. 16. hermance h. the examination of electric contacts by the plastic replica method / h.hermance, t.egan // aiee. commun. electron. trans.,–1987. – vol.76. – p.756-763. до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 2. косозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 29 чернець м.в,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, ** люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри та триботехнічні характеристики. частина. 2. косозуба передача удк 539.3: 539.538: 539.621 наведено результати оцінки максимальних контактних тисків, зношування та довговічності конічної косозубої передачі з урахуванням парності зачеплення зубів, зміни кривини їх евольвентних профілів внаслідок зношування та висотного коригування зачеплення. розрахунок конічної передачі проведено як еквівалентної циліндричної передачі згідно авторського методу. встановлені закономірності впливу зазначених умов взаємодії зубів в торцевому і внутрішньому перерізі вінця конічних коліс подано графічно. виявлено оптимальні значення коефіцієнтів коригування, які забезпечують максимальну довговічність передачі. ключові слова: конічна косозуба евольвентна зубчаста передача, контактний і трибоконтактний тиск, зношування зубів, довговічність передачі поряд з прямозубими конічними передачами широке застосування знаходять і косозубі передачі. на загал відомо, що при їх використанні знижуються контактні тиски та зростає довговічність передачі. однак в літературі немає досліджень, які б виявили кількісні і якісні закономірності впливу кута нахилу зубів на контактні параметри та триботехнічні характеристики у конічних передачах з висотним коригуванням зачеплення при урахуванні зношування зубів, а також умов їх взаємодії (парності зачеплення). нижче з використанням методу оцінки зношування і довговічності конічних передач та результатів робіт [2 6] наведено розв’язок цієї задачі за даними [6]. кути переходу від двопарного ( 21  f ) до однопарного і знову двопарного ( 11 f ) зачеплення у еквівалентній циліндричній косозубій передачі з коригованим зачепленням розраховуються згідно [2]. 2 2 1 11 10 1 1 10 1 , ;f f f f         (1) де 2 2 1 11 1 tg tg , tg tg ,f f t f f t          10 10tg tgt w     ; 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0, 5 sin ( ) 0, 5 tg , tg cos cos t b b t b b f f r p e n p r p e n p r r               . (2) кут виходу 1e зубів із зачеплення: 1 10 1e e     , (3) де 1 tg tg ,e e t     )/arccos( 11 sbe rr ; 1 1 / 2 cos r mz , cos / cosb tp m    ,    2 210 20 2tgα 1 tgα / cos αcos αt t tt u u r r    ; arctg(tg / cos )t    ; 2 2 1 1 1 1 sins b te r r r    , 2 2 2 20 2 2 sinb te r r r    ; 20 2ar r r  , 2 2 / 2 cosr mz  , 2 2ar r m  ; 1 1s ar r r  , 1 1 cosb tr r  ; 2 2 cosb tr r  , mr 2,0 ; 1 2,r r  відповідно радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; t торцевий кут зачеплення; bp – крок зачеплення;  кут нахилу зубів; α = 20° – кут зачеплення; 2 ku u – передаточне відношення еквівалентної циліндричної передачі; m – нормальний модуль зачеплення; до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 2. косозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 30 b ширина вінця; 1 1 1/ cos δkz z , 2 2 2/ cos δkz z числа зубів еквівалентних циліндричних коліс. у більш складному випадку (три – дво – трипарне зачеплення): 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0, 5 sin ( ) 0, 5 tg , tg ; cos cos w b b w b b f f r p e n p r p e n p r r                 (4) при 1, 1 при 1. n n nn n n n                     nn , дробові частини коєфіцієнтів торцевого і покрокового ,   перекриття передачі; 1 1 2 1 2 ( ) z b z e e t r     , sinb m     . дані для обчислень прийнято наступними: kz1 = 20 – кількість зубів конічного колеса; ku = 3 – передавальне відношення передачі; 1 1 2tgδ , tgδk ku u   – кути ділильних конусів; 1n = 750 об./хв – кількість обертів шестерні;   10° – кут нахилу зубів; p = 20 квт – номінальна потужність передачі; b = 50 мм – ширина вінця; maxm = 4,617 мм – нормальний модуль зачеплення у торцевому перерізі вінця; minm – 3,391 мм – нормальний модуль зачеплення у внутрішньому перерізі вінця;  = 4º – приріст кута обертання шестерні; kh = 0,5 мм – допустиме зношування зубів; k = 1; 2 – нумерація коліс (1 – шестерня, 2 – колесо). матеріали коліс: шестерня: сталь 38хмюа, азотування на глибину 0,4…0,5 мм; колесо: сталь 40 х, об’ємне гартування. мащення – граничне оливою, при якій коефіцієнт тертя ковзання f = 0,05. коефіцієнти висотного коригування зубів коліс: 21 xx  = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4. у торцевому перерізі вінця зачеплення зубів дво – одно двопарне, а у внутрішньому перерізі вінця три – дво трипарне . результати обчислень наведено нижче на рисунках. 1. торцевий переріз, maxm = 4,617 мм (дво – одно – двопарне зачеплення) двопарному зачепленню відповідають ліва і права зони, а центральна зона – це однопарне зачеплення (рис. 1). збільшення коефіцієнтів зміщення спричиняє значне зниження maxjp у лівій зоні. на рис. 2 подано трансформацію тисків maxjp у трибоконтакні тиски maxhjp у результаті зношування зубів до допустимого зношування h в одній з точок профілю зубів шестерні. у вхідній зоні двопарного зачеплення трансформація maxhjp є дуже значною. суттєво меншою вона є як у зоні однопарного зачеплення, так і у вихідній зоні двопарного зачеплення. на рис. 3 зображено графіки лінійного зношування профілів зубів коліс в зоні їх зачеплення. у залежності від величини 21 xx  допустиме зношування зубів шестерні досягатиметься або на вході у двопарне зачеплення (  21 xx 0; 0,1; 0,2), або на виході з однопарного ( 21 xx  = 0,4) та двопарного зачеплення ( 21 xx  = 0,3; 0,4). до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 2. косозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 31 300 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ pj m ax ,м п а x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 x1(x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(x2)=0,4 300 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ pj h m ax ,м п а x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 x1(x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(x2)=0,4 рис. 1 – зміна pjmax у процесі зачеплення зубів рис. 2 – трибоконтактні тиски pjhmax 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 1j ,м м x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 x1(x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(x2)=0,4 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 2 j,м м x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 x1(x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(x2)=0,4 а б рис. 3 – лінійне зношування зубів з висотним коригуванням: а – шестерня; б – колесо 40000 50000 60000 70000 80000 90000 100000 110000 120000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 x1(-x2) t m in , t b m in ,г од t min tbmin рис. 4 – довговічність передачі: mint при pjmax = const; minbt при pjhmax = var до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 2. косозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 32 мінімальна довговічність передачі залежно від величини коефіцієнтів зміщення 21 xx  подана на рис. 4. їх зростання призводить до підвищення довговічності. у прийнятому діапазоні зміни коефіцієнтів зміщення оптимальними є значення 21 xx  = 0,3. довговічність minbt з урахуванням впливу зношування зубів на зміну радіусів кривини їх профілів є більшою від довговічності mint передачі, зокрема при оптимальних значеннях коефіцієнтів зміщення в 1,52 рази. 2. внутрішній переріз, minm = 3,391 мм (три – дво – трипарне зачеплення) внаслідок реалізації у цьому перерізі три дво трипарного зачеплення зубів рівень maxjp є майже таким самим (рис. 5), як у торцевому перерізі. зони трипарного зачеплення є вужчими, ніж в попередньому перерізі при двопарному зачепленні, а центральна зона – відповідно ширшою. трансформація maxjp при досягненні допустимого зношування зубів шестерні у лівій зоні трипарного зачеплення (рис. 6) є подібною до попереднього випадку. 300 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p jm ax ,м п а 300 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 ∆j ˚ pj h m ax ,м п а рис. 5 – зміна pjmax у процесі зачеплення зубів рис. 6 – трибоконтактні тиски pjhmax закономірності перебігу зношування зубів коліс (рис. 7) є дещо відмінними, як у попередньому перерізі, хоча допустиме зношування зубів шестерні також досягатиметься або на вході у трипарне зачеплення (  21 xx 0; 0,1; 0,2), або на виході з двопарного зачеплення ( 21 xx  = 0,3; 0,4). 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 1j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j ˚ h 2 j,м м а б рис. 7 – лінійне зношування зубів з висотним коригуванням: а – шестерня; б – колесо залежність мінімальної довговічності передачі при зростанні 21 xx  показана на рис. 8. тут також, як і в попередньому перерізі оптимальними є значення коефіцієнтів зміщення 21 xx  = 0,3. до до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 2. косозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 33 вговічність передачі буде вищою, ніж на рис. 4. оскільки довговічність передачі у торцевому перерізі є нижчою у 1,17 раза, то нижче обчислено при цій довговічності зміну maxhjp , jj hh 21 , (рис. 9, 10). 40000 50000 60000 70000 80000 90000 100000 110000 120000 130000 140000 150000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 x1(-x2) t m in , t b m in ,г од t min tbmin рис. 8 – довговічність передачі 3. внутрішній переріз, mint як у торцевому перерізі 300 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ pj hm ax ,м п а x 1(x2)=0 x 1(x2)=0,1 x 1( x2)=0,2 x 1(x2)=0,3 x 1( x2)=0,4 рис. 9 – дійсна трансформація pjmax у внутрішньому перерізі відмінність тисків maxhjp (рис. 9) від поданих на рис. 6 є незначною. однак дійсні зношування зубів коліс (рис. 10) будуть відповідно до 7,5 і 12,7 % нижчими, ніж на рис. 7. 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h1 j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h2 j ,м м а б рис. 10 – лінійні зношування зубів коліс у внутрішньому перерізі: а – шестерня; б – колесо до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 2. косозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 34 у результаті проведених досліджень встановлено, що: початкові максимальні контактні тиски maxjp будуть приблизно однаковими в обох перерізах внаслідок того, що тут реалізується три – дво – трипарне зачеплення зубів, чого немає у прямозубій передачі [6]; найвищі значення maxjp виникають або на вході у ліву зону зачеплень (некоригована передача), або у залежності від величини коефіцієнтів коригування зубів рівночасно на вході у ліву та центральну зону, чи лише на вході у центральну зону зачеплень; характер зміни maxjp у лівій зоні зачеплень є близьким; із зростанням величини коефіцієнтів коригування 21 xx  знижуються початкові максимальні контактні тиски maxjp та трибоконтактні тиски maxhjp ; наявний оптимум коефіцієнтів коригування 21 xx  = 0,3, при якому довговічність передачі буде найвищою, а зношування зубів на вході їх у зачеплення та на виході з нього будуть близькими за величиною; перебіги лінійного зношування jj hh 21 , зубів коліс в обох перерізах є дещо відмінними; мінімальна довговічність передачі у торцевому перерізі вінця є до 1,17 раза нижчою, ніж у внутрішньому перерізі внаслідок наявності тут три – дво – трипарного зачеплення зубів; дійсні величини максимального зношування у внутрішньому перерізі зубів шестерні складатимуть 82,5 %, а зубів колеса 75 % від допустимого kh = 0,5 мм. література 1. чернець м., ярема р. до питання про вплив коригування зачеплення циліндричної косозубої передачі на її довговічність // машинознавство. – 2011. – № 10. – с. 15 20. 2. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – № 3. – с. 84 92. 3. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 2. постійні умови взаємодії у коригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №4. – с. 6 15. 4. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 3. змінні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №4. – с. 49 53. 5. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 4. змінні умови взаємодії у коригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2015. – №1. – с. 69 76. 6. чернець м.в., чернець ю.м. до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри та триботехнічні характеристики. част. 1. прямозуба передача // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 23-28. поступила в редакцію 07.07.2015 до питання оцінки умов взаємодії зубів у конічній передачі на контактні параметри … частина 2. косозуба передача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 35 chernets m.v, chernets ju.m. to the question of estimation of teeth interaction conditions in bevel gear on contact parameters and tribotechnical characteristics. part 2. helical gear. in the paper are presented the results of estimation of maximum contact pressures, wear and durability of bevel helical gear taking into account parity of teeth engagement, change of their involute profiles curvature in the result of wear and angular correction of engagement. calculation of bevel gear is conducted as for the equivalent cylindrical gear according to the author’s method. the established regularities of influence of mentioned conditions of teeth interaction in front and internal cut of bevel wheels rim are presented graphically. optimum values of correction coefficients, which provide maximum gear durability, are revealed. key words: bevel helical involute tooth gear, contact and tribocontact pressure, teeth wear, gear durability. references 1. chernec m.v., yarema r. do pytannja pro vplyv koryhuvannja zaczeplennja cylindrycznoi kosozuboji peredaczi na ii dovhovicznist. maszynoznavstvo, №10, 2011. s. 15 20. 2. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannia i dovhovicznist. czast. 1. postijni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №3, 2014. s. 84 92. 3. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoshuvannia i dovhovicznist. czast. 2. postiini umovy vzaiemodiji u koryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №4, 2014. s. 6 15. 4. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrychnoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoshuvannia i dovhovicznist. czast. 3. zminni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №4, 2014. s. 49 53. 5. chernec m.v., chernec ju.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrychnoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoshuvannia i dovhovicznist. czast. 4. zminni umovy vzaiemodiji u koryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №1, 2015. s. 69 76. 6. chernec m.v., chernec ju.m. do pytannja ocinky umov vzajemodiji zubiv u konicznij peredaczi na kontaktni parametry ta trybotehniczni harakterystyky. czast. 1. prjamozuba peredacza. problemy trybologii, №, 3. 2015. s. 23-28. триботехнические характеристики композиционных плазменных покрытий nicrbsi tib2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 36 терентьев а.е. институт проблем материаловедения им. и.н.францевича нан украины, г. киев, украина e-mail: terentjev.alex@gmail.com триботехнические характеристики композиционных плазменных покрытий nicrbsi tib2 удк 620.198:533.9 (045) в работе исследованы триботехнические характеристики плазменных покрытий из композиционных порошковых материалов (кпм) на основе самофлюсующегося сплава дисперсно-упрочненного добавками диборида титана в концентрационном диапазоне 10 40 мас.% (нхтб 10 ÷ 40). испытания проводились в условиях трения скольжения без смазывающего материала в паре с плазменным покрытием из электрокорунда (al2o3) по схеме «вал – частичный вкладыш» при скорости v = 6,0 м/с и нагрузке руд. = 1 мпа. установлено, что гетерофазная структура покрытий из композиционных материалов за счет высокой твердости упрочняющих фаз (10,7 25,4 гпа) способствует высокой износостойкости пар трения «плазменное покрытие из кпм нхтб (10 ÷ 40) – плазменное покрытие al2o3», также как и исследованных ранее пар трения нхтб (10 40) – сталь шх15. пары трения нхтб – al2o3 имеют более высокую износостойкость, чем пары нхтб шх15. наилучшие триботехнические показатели у пары трения нхтб-20 – al2o3 (линейный износ – 8,5 мкм/км, fтр – 0,3). в парах трения нхтб (10 ÷ 40) – al2o3 весовой износ контртела (покрытие из электрокорунда) преобладает над износом покрытия нхтб, в отличие от пары трения нхтб-20 – шх15. этот факт необходимо учитывать при проектировании узлов трения из рассмотренных материалов. перспективным путем повышения износостойкости пар трения нхтб (10 ÷ 40) – al2o3 является увеличение адгезионной связи частиц в покрытии за счет использования высокоскоростных методов нанесения, таких как детонационное и высокоскоростное воздушно-топливное напыление. ключевые слова: самофлюсующийся сплав, тугоплавкое соединение, композиционный порошковый материал, плазменное напыление, покрытие, трение, линейный износ, износостойкость. введение одним из эффективных способов повышения износостойкости узлов трения различных механизмов в настоящее время является нанесение защитных газотермических покрытий. применение покрытий позволяет существенно повысить ресурс и надежность деталей работающих в условиях высоких нагрузок и скоростей скольжения, в условиях трения с ограниченной смазкой и присутствием абразивных включений, при повышенной температуре и агрессивности среды. перспективными, для подобных покрытий, являются композиционные порошковые материалы (кпм) на основе самофлюсующихся сплавов дисперсно-упрочненные добавками из тугоплавких соединений карбидов и боридов переходных металлов iv vi групп периодической таблицы [1, 2]. важнейшей задачей при конструировании узлов трения является обеспечение высокой износостойкости не отдельной детали, а пары трения в целом. подбор оптимальной пары довольно сложная задача, которую зачастую возможно решить лишь экспериментальным путем. ускорить процесс подбора пары трения возможно проведением сравнительных испытаний на трибометрах, позволяющих определять основные характеристики испытываемых материалов – линейный и весовой износ, коэффициент трения, температуру в зоне контакта. при этом условия испытаний (схема сопряжения, величина нагрузки, скорости скольжения, наличие или отсутствие смазки и др.) должны быть максимально приближены к условиям эксплуатации реальной пары трения. ранее, в работах [3, 4] исследовались структура, химический и фазовый состав, а также триботехнические характеристики газотермических покрытий из кпм на основе сплава пгср-3 упрочненного добавками диборида титана в паре со сталями 65г и шх-15. было установлено, что наилучшей износостойкостью в условиях трения скольжения без смазки, из числа рассмотренных, обладает покрытие пгср-3 + 20%tib2 (нхтб-20) в паре со сталью шх15. цель и постановка задачи данная работа – следующий этап исследований, направленных на определение оптимальных пар трения, работающих в условиях трения скольжения без смазки и её целью является исследование триботехнических характеристик плазменных покрытий из кпм системы «самофлюсующийся сплав (ni-cr-b-si) – тугоплавкое соединение (тів2)» в паре с керамическим покрытием на основе al2o3. методика и материалы для исследуемых плазменных покрытий использовались порошки нхтб-10, нхтб-20 и нхтб-40, которые представляют собой кпм на основе самофлюсующегося эвтектического сплава марmailto:terentjev.alex@gmail.com триботехнические характеристики композиционных плазменных покрытий nicrbsi tib2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 37 ки пр-нх16ср3 состава (сr – 16 %, si – 2,7 %, в – 3,2 %, fe – до 5 %, с – 0,75 %, ni – осн.) с добавками 10, 20 и 40 мас. % tib2 соответственно, полученные методом жидкофазного спекания в вакууме с последующим измельчением и классификацией. технология получения, структура, химический и фазовый состав кпм и плазменных покрытий из них описаны в [3, 5]. в качестве пары трения для исследуемых покрытий использовалось плазменное покрытие из электрокорунда нормального марки 15а (гост 28818-90) состава (al2o3 – осн., fe2o3 – 0,4 %, tio2 – 1,8 %, cao – 0,5 %). покрытия на образцы и контртела из стали 3 наносились в открытой атмосфере плазменным способом плазмотроном f4-mb фирмы metco. в качестве плазмообразующего газа использовалась смесь аргона с водородом. режимы нанесения покрытий представлены в таблице 1. таблица 1 режимы нанесения плазменных покрытий № п/п материал покрытия состав, %. напряжение, (в) ток, (а) расход газа, (л/мин) дистанция, мм толщина, мм 1 нхтв-10 пр-нх16ср3 +10%tib2 65 450 40 160 0,6 2 нхтб-20 пр-нх16ср3 +20%tib2 65 480 40 160 0,5 3 нхтв-40 пр-нх16ср3 +40%tib2 70 500 42 150 0,5 4 электроко-рунд al2o3 – осн., fe2o3 – 0,4%, tio2 – 1,8%, cao – 0,5% 70 550 40 120 0,6 перед нанесением покрытий поверхность подложки подвергалась струйно-абразивной обработке порошком электрокорунда нормального марки 12а (гост 28818-90) зернистостью f22 f24 (iso 848686) с целью её очистки, активации и придания шероховатости rz 63 rz 80 для увеличения адгезии. обработка поверхности осуществлялась с расстояния 90 150 мм под углом 60 º 90 º сжатым воздухом под давлением 0,5 0,7 мпа. кроме того, для увеличения адгезии покрытия на подложку наносились через промежуточный слой из термореагирующего материала пг-ю5-н (россия) состава 95% ni + 5,2% al (iso 9001: 2008) зернистостью (100 + 40) мкм. структурно-фазовый состав полученных покрытий исследовался с помощью растрового электронного микроскопа рэм-106, а химический состав пленок на дорожках трения с помощью ожэспектрометра jeol jamp 9500. исследование процесса изнашивания газотермических покрытий из композиционных материалов нхтб проводилось в условиях трения скольжения без смазки по схеме «вал частичный вкладыш» на машине трения м-22м, разработки ипм им. и.м. францевича нан украины, конструкция которой позволяет в процессе эксперимента измерять одновременно линейный износ пары, коэффициент трения и температуру в зоне контакта пары трения. весовой износ образца и контртела определялся взвешиванием через каждый километр пути трения. в качестве контртела (вал) использовался диск ø = 40 мм с плазменным покрытием из электрокорунда. в качестве образца (вкладыш) – стержень ø = 5 мм с покрытием из кпм нхтб толщиной 0,5 0,7 мм. предварительная приработка покрытия проводилась на алмазном круге, который устанавливался вместо диска и имел аналогичные размеры. после того как образец приобретал поверхность сопряженную с диском, устанавливалось контртело и на нем покрытие прирабатывалось окончательно. для получения достоверных сопоставимых результатов испытания всех покрытий проводились в одинаковых условиях. величина нагрузки составляла руд. = 1 мпа, длина пути трения l = 5 км, скорость скольжения v = 6,0 м/с. результаты исследований и их обсуждение плазменные покрытия из разработанных кпм нхтб имеют гетерофазную структуру (рис. 1), которая представляет собой металлическую матрицу из сплава на основе ni с равномерно распределенными в ней зернами упрочняющих фаз сложных боридов хрома, карбоборидов титана-хрома и карбида титана, синтезированных во время жидкофазного спекания, а также диборида титана, введенного в состав кпм [6]. эти фазы имеют высокую микротвердость 10,7 25,4 гпа и играют важную роль в повышении износостойкости покрытия, поскольку в процессе трения несут на себе основную нагрузку. триботехнические характеристики композиционных плазменных покрытий nicrbsi tib2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 38 рис. 1 – структура плазменного композиционного покрытия нхтб – 20 проведенные в условиях трения скольжения без смазки исследования триботехнических характеристик плазменных композиционных покрытий нхтб-10, 20 и 40 в паре со сталью шх15 показали их высокую износостойкость. наилучшими характеристиками из них обладает покрытие нхтб-20. линейный износ пары составил 24,8 мкм/км (рис. 2), а весовой износ покрытия и контртела 2,8 мг/км и 1,5 мг/км соответственно (рис. 3). исследования дорожек трения позволили установить, что в этой паре преобладающим является окислительный механизм изнашивания. на поверхности дорожек трения образца и контртела были обнаружены полиоксидные пленки сложного состава на основе оксидов nio, b2o3, cr2o3 и tio2, толщиной 10 30 нм. в то же время, на поверхности матричного материала композиционных покрытий нхтб присутствуют локальные участки с признаками адгезионного схватывания трущихся поверхностей. следует отметить, что размеры и количество таких участков незначительны и процессы схватывания не оказывают существенного влияния на механизм изнашивания в этих парах трения. рис. 2 – зависимость линейного износа плазменных композиционных покрытий нхтб 10 -40 в паре со сталью шх15 и покрытием из электрокорунда от пути исследованиями триботехнических характеристик композиционных плазменных покрытий нхтб-10, 20 и 40 в паре трения с плазменным покрытием из электрокорунда нормального (~ 97% al2o3) установлено, что все три состава имеют высокую стойкость к изнашиванию (рис. 2). во всех случаях линейный износ пары трения не превышает 16,5 мкм/км и ниже, чем в паре трения покрытие нхтб-20 – сталь шх15. наиболее высокая износостойкость (8,5 мкм/км) у пары трения с участием покрытия нхтб-20, как и в случае трения покрытий нхтб-10, 20 и 40 по стали шх15. этот факт может свидетельствовать о том, что количество упрочняющей добавки тів2 порядка ~ 20 % в этой системе кпм близко к оптимальному. в паре нхтб-40 ̶ al2o3 на пути трения 1 3 км линейный износ наименьший, но при дальнейшем увеличении пути трения износ увеличивается до 12 мкм/км, что выше, чем у пары нхтб-20 ̶ al2o3. этот эффект, возможно, объясняется двумя причинами. во-первых – выкрашиванием микрочастиц упрочняющей фазы из покрытия в процессе трения вследствие недостаточности матричного материала при таком соотношении компонентов в составе кпм нхтб-40 и является весьма нежелательным, поскольку приводит к преобладанию абразивного механизма изнашивания в паре трения. вовторых –тем, что в этой паре контртело изнашивается покрытием интенсивней, чем в других парах триботехнические характеристики композиционных плазменных покрытий nicrbsi tib2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 39 (рис. 3). избежать выкрашивания частиц можно путем повышения их адгезионной связи в покрытии, используя другие газотермические способы нанесения покрытий, например высокоскоростное воздушнотопливное (ввтн) или детонационное напыление. возможно, покрытие нхтб-40, нанесенное одним из этих способов, будет иметь наилучшие показатели износостойкости среди покрытий, рассматриваемых в данной работе. поведение триботехнических испытаний покрытий нхтб, нанесенных ввтн и детонационным способами в паре с al2o3 является предметом дальнейших исследований автора. положительным является тот факт, что в парах трения нхтб-10, 20 и 40 – al2o3, в отличие от пары нхтб-20 – шх15 линейный износ в конце пути трения стабилизируется и практически перестает увеличиваться. рис. 3 – весовой износ в парах трения – «плазменное композиционное покрытие нхтб 10 40 – электрокорунд» и «плазменное композиционное покрытие нхтб-20 – сталь шх15» весовой износ в парах трения нхтб-10, 20 и 40 – al2o3 во всех случаях ниже, чем в паре нхтб-20 – шх15. с увеличением содержания в композите упрочняющей добавки tib2 весовой износ покрытия уменьшается, а относительный износ контртела увеличивается по сравнению с износом покрытия. наименьший износ у покрытия нхтб-40 (0,84 мг/км). контртело меньше изнашивается в паре с покрытием нхтб-20, при этом весовой износ покрытия и контртела имеют близкие значения (0,92 и 1,0 мг/км соответственно). учитывая тот факт, что площадь трения образца с покрытием в несколько раз меньше площади трения контртела, можно сделать вывод, что во всех случаях контртело (покрытие из электрокорунда) изнашивается более интенсивно, чем покрытие нхтб. в случае пары трения нхтб-20 – шх15 наоборот относительный износ покрытия выше, чем износ контртела. коэффициент трения во всех исследованных парах находится в пределах 0,3 0,47 (рис. 4). такие значения являются характерными для подобного класса материалов и условий испытаний. рис. 4 – коэффициент трения и температура в зоне контакта пар трения: 1 – нхтб10 – электрокорунд; 2 – нхтб20 – электрокорунд; 3 – нхтб40 – электрокорунд; 4 – нхтб20 – шх15; наибольшие коэффициент трения (0,47) и температура в зоне контакта (110 ºс) отмечаются у пары нхтб-10 – al2o3, а наименьшие у нхтб-20 – al2o3 (0,29 и 85 ºс соответственно). триботехнические характеристики композиционных плазменных покрытий nicrbsi tib2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 40 выводы в результате проведенных исследований установлено, что плазменные покрытия из кпм нхтб – 10, 20 и 40 в условиях трения скольжения без смазывающих материалов имеют более высокую износостойкость в паре с плазменным покрытием из электрокорунда нормального (al2o3), чем в паре со сталью шх15. наименьший линейный износ наблюдается в паре трения нхтб-20 – al2o3 (8,5 мкм/км). весовой износ покрытия в парах трения нхтб-10, 20 и 40 – al2o3 во всех случаях имеет меньшие значения, чем в паре нхтб-20 – шх15. наименьший весовой износ у покрытия нхтб-40. с увеличением содержания в кпм упрочняющей добавки tib2 с 10 до 40 мас.% весовой износ покрытия уменьшается. в парах трения нхтб-10, 20 и 40 – al2o3 износ контртела (покрытие из электрокорунда) преобладает над износом покрытия нхтб, в отличие от пары трения нхтб-20 – шх15. этот факт необходимо учитывать при проектировании узлов трения из рассмотренных материалов. перспективным путем повышения износостойкости пар трения нхтб (10 ÷ 40) – al2o3 является увеличение адгезионной связи частиц в покрытии за счет использования высокоскоростных методов нанесения, таких как детонационное и высокоскоростное воздушно-топливное напыление. литература 1. кулик a.я. газотермическое напыление композиционных порошков [текст] / a.я. кулик, ю.с. борисов, a.с. мнухин. – л.: машиностроение, 1985. – 197 с. 2. pavlowski l. the science and engineering of thermal spray coatings [text] / l. pavlovski. – chichester: john willey & sons, 2008. – 626 p. 3. уманский а.п. влияние добавок tib2 на структуру и свойства плазменных покрытий на основе nicrsib [текст] / а.п. уманский, а.е. терентьев, м.с. стороженко, а.а. бондаренко // авиационно-космическая техника и технология. – 2012. – № 10 (97). – с. 50-54. 4. влияние дисперсных добавок диборида титана на структуру и свойства hvaf покрытий системы (ni-cr-si-b) – tib2 [текст] / а.п. уманский, а.е. терентьев, м.с. стороженко и др. // авиационнокосмическая техника и технология. – 2013. – № 9 (106). – с. 188-194. 5. уманский а.п. исследование закономерностей влияния мелкодисперсных добавок tіb2 на формирование структурно-фазового состава композиционных порошков и покрытий системы nіcrsib tib2 [текст] / а.п. уманский, а.е. терентьев, м.с. стороженко, и.с. марценюк // міжвузівський збірник "наукові нотатки”. – луцьк. – 2013. – вип. № 41, ч. 2. – с. 213 – 221. 6. терентьев а.е. исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава системы (ni-cr-si-b) на износостойкость газотермических покрытий в условиях трения без смазочного материала [текст] / а.е. терентьев // проблеми трибології. – 2014. – № 1 – с. 77 – 83. поступила в редакцію 16.11.2015 триботехнические характеристики композиционных плазменных покрытий nicrbsi tib2 проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 41 тerеntjеv а.е. plasma sprayed composite material nicrsib-tib2 coatings tribotechnical characteristics. the aim of the study is to investigate the tribotechnical characteristics of plasma sprayed nicrsib-based selffluxing alloy with titanium diboride additives (10 wt.%, 20 wt.% and 40 wt.%) coatings. the tests were conducted under dry sliding conditions against plasma sprayed corundum (al2o3) coating by technique “shaft – partial liner” at sliding speed of 6 m/s and constant load of 1 mpa. it has been determined that the heterogeneous structure of composite materials coatings provides the high wear resistance of friction couples “plasma sprayed nicrsib-based coating with tib2 additives (10 wt.%, 20 wt.% and 40 wt.%) plasma sprayed al2o3 coating”, as the previously investigated couples “nicrsib-based coating with tib2 additives (10 wt.%, 20 wt.% and 40 wt.%) – steel 15”, because of composite material reinforcement phases hardness (10,7 25,4 gpa). the best tribotechnical characteristics were shown by the couple “nicrsib-tib2 (20 wt.%) al2o3 (linear wear – 8,5µm/km, fmp – 0,3). in all investigated couples, such as “nicrsib-tib2 (10 wt.%, 20 wt.% and 40 wt.%) al2o3” the wear rate is less than in couple “nicrsib-tib2 (20 wt.%) – steel 15”. it has been determined that the addition of titanium diboride from 10 wt.% 40 wt.% into the nicrsib alloy results in increasing of coatings wear resistance. the wear of counter body of corundum coating in couple “nicrsib-tib2 (10 wt.%, 20 wt.% and 40 wt.%) al2o3” is proved to be dominated over the composite material wear, in contrast with the couple “nicrsib-tib2 (20 wt.%) – steel 15”. this fact must be taken into account when developing the friction units of the considered materials. increasing of adhesion bond of particles in coatings by using the high-velocity methods of spraying, such as detonation and hvof methods is the promising way of increasing the wear resistance of couples “nicrsib-tib2 (10 wt.%, 20 wt.% and 40 wt.%) al2o3”. keywords: gas thermal coatings, plasma spraying, high velocity air fuel spraying, wear resistance, self-fluxing alloy, composite powder, colmonoy, structure, phase content. references 1. kulik, a.ja., borisov ju.s., mnuhin a.s. gazotermicheskoe napylenie kompozicionnyh poroshkov. l. mashinostroenie, 1985. 197 p. 2. pavlowski l. the science and engineering of thermal spray coatings. chichester: john willey & sons, 2008. 626 p. 3. umanskij, a.p. тerеntjеv а.e., storozhenko m.s., bondarenko а.а. vliyanie dobavok tib2 na strukturu i svojstva plazmennyh pokrytij na osnove nicrsib. aviacionno-kosmicheskaya tehnika i tehnologiya. 2012. № 10 (97). p. 50-54. 4. vliyanie dispersnih dobavok diborida titana na strukturu i svojstva hvaf pokrytij sistemi (ni-crsi-b) – tib2. a.p. umanskij, а.e. тerеntjеv, m.s.storozhenko i dr. aviacionno-kosmicheskaya tehnika i tehnologiya. 2013. № 9 (106). p. 188-194. 5. issledovanie zakonomernostej vlijanija melkodispersnyh dobavok tib2 na formirovanie strukturno fazovogo sostava kompozicionnyh poroshkov i pokrytij sistemy (ni-cr-si-b) tib2. a.p. umanskij, a.e. terentjev, m.s.storozhenko, i.s.marcenjuk. mіzhvuzіvs'kij zbіrnik "naukovі notatki". luc'k. 2013. vipusk №41. chastina 2. p. 213-221. 6. тerеntjеv а.е. issledovanie vlijanija sostava, tehnologii polucheniya i sposoba naneseniya kompozicionnogo poroshka na osnove splava sistemi (ni-cr-si-b) na iznosostoijkost gazotermicheskih pokritij v usloviyah treniya bez smazochnogo materiala. problemy trybologіi. № 1.– p. 77 83. _goback 1_сhernetc.doc узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 6 чернець м.в.,*, ** жидик в.б.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, ** люблінський політехнічний інститут e-mail: chernets@drohobych.net узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель удк 539.538:539.3 подано узагальнену кумуляційну модель кінетики зношування елементів підшипника ковзання у випадку реалізації одно – дво -однообластевого контакту, який виступає в різних фазах обертання вала з малою овальністю контуру у втулці з коловим контуром. у результаті числового розв’язку задачі встановлено закономірності зміни початкового максимального контактного тиску при обертанні вала та його зміни внаслідок зношування, довговічність підшипника та лінійне зношування втулки і вала у залежності від величини овальності. контактні тиски є суттєво більшими у зонах двообластевого контакту, ніж у зонах однообластевого. овальність вала збільшує довговічність підшипника та знижує зношування втулки. результати подано графічно. вступ з використанням моделі дослідження кінетики зношування при терті ковзання [1] та трибокінетичної кумуляційної модель зношування, яка дозволяє враховувати збурення форми контурів обох деталей підшипника [2 4], подано розроблену узагальнену кумуляційну модель для випадку змішаного (одно-дво-однообластевого) контакту. 1. узагальнена кумуляційна модель зношування (одно дво однообластева трибоконтактна взаємодія) цей випадок контакту і трибоконтакту розділяється як за видом співдотику, так і характером взаємодії співдотичних контурів тіл на окремі не взаємопов’язані фази – однообластевої і двообластевої взаємодії. для детального аналізу розглянемо підшипник ковзання, у якому вал має овальність (рис. 1), а втулка є коловою. тоді 2 2 11 3cos2 , 1.d d= − α = рис. 1 – розрахункова схема підшипника ковзання з овальністю валу та коловою втулкою у залежності від значень величин ε та 2δ буде виступати однообластевий чи змішаний (однодво-однообластевий контакт). загальною умовою, що визначає перехід однообластевого контакту у двообластевий є умова, що ( ) ( )2 2 21 2 0/ d .δς = − δ ε α = для вала з овальністю у випадку змішаного контакту буде 5 фаз взаємодії з втулкою (рис. 2). розглянемо кожну з них. фаза і (т. 1p – однообластевий симетричний і несиметричний контакт): ● ( ) ( )2 2 10,10 ,..., , i i ∗∗α = α o ( )2 1 i ∗∗α з умови ( ) 0iδς = ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:chernets@drohobych.net http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 7 ● півкути контакту ( )0 2δα α з умови: 4 )( sin4 2022 αα επ= δδδern ; (1) ● півкути трибоконтакту ( )0 2hδα α з умови: ( ) ( )0 2224 sin 4 h h hn r e e δ δ δ α α = π ε + ε ; (2) ● максимальні трибоконтактні тиски: 1-ий оберт: ( ) ( ) ( )11 2 11 2 2 11 2 2 1 1 j jp , ,h p , p ,h −α δ = α − ∆α δ + α − ∆α∑ , (3) 2n обертів: ( ) ( ) ( ) 2 11 2 2 11 2 2 11 2 2 1 1 , , , , , jn jp n h p p h −α δ = α − ∆α δ + α − ∆α +∑ ( ) ( ) 2 2 23 2 2 1 15 2 2 1 1 1 , , jn jn j jp h p h− −+ α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ; де індекси при p мають наступний зміст: 1-й – точка, 2-й – фаза; ● вал 2 зношуватиметься по контуру в діапазоні ( )2 iα , а втулка 1 максимально при 1 0α = α = ; ● їх лінійне зношування обчислюється: за один оберт: ( ) ( ) 01 1 1 1 1 1 j h h α = = ∑ (в точці α = 0), ( ) ( )2 2 1 1 2 2h hα α= (в точках 2α = 0, 2 2, 2 ,∆α ∆α ..., 360 o ); (5) за 2n обертів: ( ) ( ) 2 2 2 01 1 1 1 jn n nh h α = = ∑ , ( ) ( ) 2 2 2 2 22 2 1 n n nh hα α= ∑ ; (6) ● при ( )2 1 i **α min 0, 6 /p n r= . фаза іі1 (т. 1p′ – несиметричний і симетричний двообластевий контакт): ● ( ) ( ) ( )2 2*1 2**1,..., 90 ,..., , ii ii iiα = α αo ( ) ( ) ( )2*1 2**1 2**1, ii i iiα = α α з умови ( ) 0iiδς = ; ● півкути контакту ( )1 2γ α з умови: ( )22 1 2 24 sin 4 kn n r eδ δ γ α ≠ = π ε , (7) де 2 2 1 sin(90 ) sin(180 2 ) n α + λ − α = − λ o o ; (8) ● півкути трибоконтакту ( )1 2hδγ α з умови: ( ) ( ) ( )221 2 24 sin 4 k h h hn n r e e δ δ δ γ α = π ε + ε ; (9) ● максимальні трибоконтактні тиски: -1-ий оберт: ( ) ( ) ( )12 2 12 2 2 12 2 2 1 1 , , , , j jp h p p h −α δ = α − ∆α δ + α − ∆α∑ , (10) 2n обертів: ( ) ( )12 2 2 12 2 2, , , ,p n h pα δ = α − ∆α δ + ( ) ( ) 2 2 12 2 2 1 24 2 2 1 1 1 , , jn jn j jp h p h− −+ α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ; (4) (11) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 8 ● вал 2 зношуватиметься в точці 1p′ α = λ , що складає з вертикальною віссю 0х, відповідно, кут ( )1 2arcsin 90 λ = α − − λ  o ; втулка 1 зношуватиметься в діапазоні ( )2 iiα ; 2 1 3 cos 2d = + α ; ● їх лінійне зношування обчислюється так: 1-ий оберт: ( ) ( ) ( ) ( ) 1 1 1 1 1 1 2 2 1 , , j h h h hα α α α= = ∑ (12) 2n обертів: ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 2 2 2 2 1 1 2 2 1 , n jn n n n nh h h hα α α α= =∑ ∑ ; (13) ● при ( )2 1 ii *α та ( ) 2**1 min 0, 6 / . ii p n rα = фаза іі2 (т. 2p′ – несиметричний і симетричний двообластевий контакт): ● ( ) ( ) ( )2 2*2 2**2,..., 90 ,..., ii ii iiα = α αo , ( ) ( ) ( ) ( )2*2 2*1 2**2 2**12 , 2 ii ii ii iiα = α − λ α = α − λ ; ● півкути контакту ( )2 2γ α згідно умови (7), де 2 2 2 sin( 90 ) sin(180 2 ) n α − + λ + α = − λ o o ; (14) ● півкути трибоконтакту ( )2 2hδγ α згідно умови: ( ) ( ) ( )221 2 24 sin 4 k h h hn n r e e δ δ δ γ α = π ε + ε ; (15) ● максимальні трибоконтактні тиски: -1-ий оберт: ( ) ( ) ( )22 2 22 2 2 22 2 2 1 1 , , , , j jp h p p h −α δ = α − ∆α δ + α − ∆α∑ , (16) 2n обертів: ( ) ( )22 2 2 22 2 2, , , ,p n h pα δ = α − ∆α δ + ( ) ( ) 2 2 22 2 2 1 14 2 2 1 1 1 , , jn jn j jp h p h− −+ α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ; (17) ● вал 2 зношуватиметься в точці р2 при α = −λ , що складає з вертикальною віссю 0х, відповідно, кут ( )2 2arcsin 90 λ = α − + λ  o ; втулка 1 зношуватиметься по контуру в діапазоні ( )2 iiα ; ● їх лінійне зношування обчислюється як і попередньо; ● при ( )2 2 ii *α та ( ) 2**2 min 0, 6 / . ii p n rα = фаза ііі (т. 2p – однообластевий симетричний і несиметричний контакт): ● ( ) ( ) ( )2 2*2 2**2,...,180 ,..., iii iii iiiα = α αo , ( ) ( ) ( )2*2 2**1 2**2, iii ii iiiα = α α з умови ( ) 0iiiδς = ; ● півкути контакту ( )0 2δα α згідно умови (10), півкути трибоконтакту ( )0 2hδα α згідно умови (2); ● максимальні трибоконтактні тиски: -1-ий оберт: ( ) ( )23 2 11 2 2, , ,p h pα δ = α − ∆α δ + ( ) ( )11 2 2 1 23 2 2 1 1 1 j j j jp ,h p ,h− −+ α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ , (18) 2n обертів: ( ) ( )23 2 2 11 2 2, , , ,p n h pα δ = α − ∆α δ + ( ) ( ) ( ) 2 2 2 11 2 2 1 23 2 2 1 15 2 2 1 1 1 1 , , , jn jn jn j j jp h p h p h− − −+ α − ∆α + α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ∑ ; (19) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 9 ● вал 2 зношуватиметься по контуру в діапазоні ( )2 iiiα , а втулка 1 – максимально при 1 0α = α = ; ● лінійне зношування обчислюється за один оберт згідно (5), а за 2n обертів – згідно (6). фаза iv2 ( 2p′′ – несиметричний і симетричний двообластевий контакт): ● ( ) ( ) ( )2 2*2 2**2,..., 270 ,..., iv iv ivα = α αo , ( ) ( ) ( )2*2 2**2 2**2, iv iii ivα = α α з умови ( ) 0ivδς = ; ● півкути контакту ( )2 2γ α згідно умови 7), де 22n α за (14), півкути трибоконтакту ( )2 2hδγ α згідно умови (9); ● максимальні трибоконтактні тиски: 1-ий оберт: ( ) ( ) ( )24 2 12 2 24 2 2 1 1 , , , , , j jp h p h p h −α δ = α δ + α − ∆α∑ , (20) 2n обертів: ( ) ( )24 2 2 12 2 2, , , ,p n h pα δ = α − ∆α δ + ( ) ( ) 2 2 12 2 2 1 24 2 2 1 1 1 , , jn jn j jp h p h− −+ α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ; (21) ● вал 2 зношуватиметься в точці 2p′′ при α = λ ; втулка 1 зношуватиметься по контуру в діапазоні ( )2 ivα ; ● їх лінійне зношування обчислюється згідно (12), (13); ● при ( )2 2 iv *α та ( ) 2**2 min 0, 6 / iv p n rα = . фаза iv1 (т. 1p′′ – несиметричний і симетричний двообластевий контакт): ● ( ) ( ) ( )2 2*1 2**1,..., 270 ,..., iv iv ivα = α αo , ( ) ( ) ( )2 1 2 2 2 12 iv iv iv * * **,α = α − λ α з умови ( ) 0ivδς = ; ● півкути контакту ( )1 2γ α згідно умови (7), де 21n α за (8), півкути трибоконтакту ( )1 2hδγ α згідно умови (9); ● максимальні трибоконтактні тиски: 1-ий оберт: ( ) ( ) ( )14 2 22 2 14 2 2 1 1 , , , , , j jp h p h p h −α δ = α δ + α − ∆α∑ , (22) 2n обертів: ( ) ( )14 2 2 22 2 2, , , ,p n h pα δ = α − ∆α δ + ( ) ( ) 2 2 22 2 2 1 14 2 2 1 1 1 , , jn jn j jp h p h− −+ α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ; (23) ● вал 2 зношуватиметься в точці 1p′′ при α = −λ ; втулка 1 зношуватиметься по контуру в діапазоні ( )2 ivα ; ● їх лінійне зношування обчислюється як попередньо. фаза v (т. 1p – однообластевий симетричний і несиметричний контакт): ● ( ) ( )2 2*1 ,..., 360 , v vα = α o ( ) ( )2 1 2 1 v iv * **α = α або з умови ( ) 0vδς = ; ● півкути контакту ( )0 2δα α згідно умови (1), півкути трибоконтакту ( )0 2hδα α згідно умови (2); pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 10 ● максимальні трибоконтактні тиски: 1-ий оберт: ( ) ( ) ( )15 2 11 2 23 2 2 1 1 , , , , , j jp h p h p h −α δ = α δ + α − ∆α +∑ ( ) ( ) +δα∆−α=α∆−α+ ∑ − j j php 1 221112215 ,, ( ) ( ) ( ) 2 11 2 2 1 23 2 2 1 15 2 2 1 1 1 , , , , jn j j j j jp h p h p h− − −+ α − ∆α + α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ∑ (24) 2n обертів: ( ) ( )15 2 2 11 2 2, , , ,p n h pα δ = α − ∆α δ + ( ) ( ) ( ) 2 2 2 11 2 2 1 23 2 2 1 15 2 2 1 1 1 1 , , , jn jn jn j j jp h p h p h− − −+ α − ∆α + α − ∆α + α − ∆α∑ ∑ ∑ ; (25) ● вал 2 зношуватиметься по контуру в діапазоні ( )2 vα , а втулка 1 – максимально при 1 0α = α = ; ● лінійне зношування обчислюється за (5), (6). ● при ( )2*1 min 0, 6 / v p n rα = . сумарне лінійне зношування втулки і вала: а) однообластевий контакт: ● втулка: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 2 0 0 1 1 11 1 jn n i iii v n j h h h h h α= α= = + + = ∑ ; (26) ● вал: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 2 2 2 2 2 2 2 22 2 2 2 2 1 ; ; n n i iii v nh h h h hα α α α α= = ∑ – по контуру, відповідно, в зонах ( ) ( ) ( )2 2 2, ,i iii vα α α ; (27) б) двообластевий контакт: ● втулка: ( ) ( ) ( )2 1 1 1 n ii ivh h hα = + [т. 1p′ (зона ( ) 2 iiα ) + т. 2p′′ (зона ( ) 2 ivα )], (28) ( ) ( ) ( )2 1 1 1 n ii ivh h hα = + [т. 2p′ (зона ( ) 2 iiα )+ т. 1p′′ (зона ( ) 2 ivα )], (29) ● вал: ( ) ( ) ( )2 2 2 2 n ii ivh h hα = + [т. ( )1 1p′ λ + т. ( )2 2p′′ λ ], (30) ( ) ( ) ( )2 2 2 2 n ii ivh h hα = + [т. ( )2 2p′ −λ + т. ( )1 1p′′ −λ ]; (31) розв’язок задачі за кумуляційною моделлю при наявності овальності вала підшипника проведено для наступних вихідних даних: n = 0,1 мн; r = 0,05 м; v = 0,1256 м/с; f = 0,04; ε = 4,1·10-4 м; 1 0δ = , 2δ = (0; 1; 2; 3; 4)·10 -4 м; 1 2δ + δ ≤ ε , 2 1δ ≤ δ ; 2∆α = 15°; 2n = 12 об /хв; 1h ∗ = 0,3 мм; ( )1 11 h′σ = − − , e1 = 1,1·105 mпа, 1µ = 0,34 (бронза оцс 5-5-5); e2 = 2,1·105 mпа, 2µ = 0,3 (сталь 35, гартування + високий відпуск); b1 = 4,75 ·109, 1m = 0,85, 10τ = 0,1 мпа; b2 = 5,46 ·10 9, m2 = 0,66, 20τ = 0,08 мпа. результати обчислень подано на рис. 2 7. зокрема на рис. 2 для 41,0=ε мм та 1δ = 0, 2δ = 0,4 мм подано для випадку змішаного (одно дво-однообластевого контакту) залежність початкових максимальних контактних тисків р( ,α δ ) від кута 2α повороту вала, а також їх величини р( , , hλ δ ) у результаті зношування. також тут показано схеми контакту вала і втулки в окремих фазах. аналіз отриманих результатів показує, що рівень найбільших тисків в фазі однообластевого контакту є нижчим, ніж двообластевого. в процесі зношування відбувається зниження їх величини. має місце деяка асиметрія розподілу тисків у двообластевому контакті для т. р1 (спадаюча крива ) та т. р2 (зростаюча крива). на рис. 3 подано залежності для випадку 2δ = 0,3 мм, 2δ = 0,25 мм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 11 0 30 60 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 ,град p(α 2 ,δ ), p(α 2 , δ ,h), mпа n ω2 1 2 рис. 2 – залежність максимальних контактних тисків від положення вала: суцільні лінії – початкові тиски, штрихові – при –вибраному допустимому зношуванні h1* = 0,3 мм втулки 0 30 60 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 α 2 ,град p(α 2 , δ ), p(α 2 , δ ,h), mпа рис. 3 – залежність максимальних контактних тисків від положення вала аналіз рисунка показує, що спостерігаються такі ж закономірності зміни р( δ,0 ) і р( δλ, ) як в попередньому випадку. лише їх рівень є нижчим, особливо в фазі двообластевого контакту. на рис. 4 зображено також графіки зміни тисків при обертанні вала при однообластевому контакті (криві 1,1′, 2,2′) та ідеалізованих (колових) контурів (лінії 0, 0′). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 12 0 30 60 0 3 0 6 0 9 0 12 0 15 0 18 0 21 0 24 0 2 70 3 00 3 30 3 60 α 2 ,град p(α 2 , δ ), p(α 2 , δ ,h), mпа рис. 4 – залежність максимальних контактних тисків від положення вала для однообластевого та змішаного контакту: 0, 0′ δ1 = δ2 = 0; 1, 1′ δ2 = 0,1 мм; 2, 2′ δ2 = 0,2 мм; 3, 3′ δ2 = 0,3 мм; 4, 4′ δ2 = 0,4 мм у фазах однообластевого контакту ( 2δ = 0; 0,1; 0,2 мм) при збільшенні овальності 2δ вала найбільші тиски maxр будуть дещо зростати, однак вони є меншими, ніж у фазах змішаного контакту. відбувається циклічна зміна тисків від mах до mіn зі зміною кута повороту вала. аналіз закономірностей зміни максимальних контактних тисків внаслідок зношування (рис. 2 4) показує, що у випадку максимальної овальності вала =δ2 0,4 мм спостерігається найбільше зниження початкового тиску ( )δα ,p 2 . для овальності =α 2 0,3 мм це зниження тиску є меншим, а при =δ2 0,25 мм найменшим (змішаний контакт). подальше зменшення овальності, коли реалізується однообластевий контакт, призводить до парадоксального, на перший погляд, результату. при =δ2 0,2 мм різниця тисків ( )2 ,p α δ та ( )2 , ,p hα δ є найменшою, а далі вона зростає, досягаючи максимального значення при 02 =δ . цей факт можна пояснити тим, що при =δ2 0,2 мм, яке є близьким до граничного значення =δ 2 0,205 мм переходу однообластевого контакту у двообластевий, спостерігається різке зменшення тиску в діапазоні oo 13545 2 ≤α≤ . 600 000 800 000 1 000 000 1 200 000 1 400 000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 δ 2 ,мм n1,об рис. 5 – довговічність підшипника тобто технологічна овальність валу має оптимальне значення, при якому довговічність підшипника буде найвищою як в області однообластевого, так і двообластевого контакту (рис. 5). аналіз результатів свідчить, що зростання величини овальності вала призводить до суттєвого зростання довговічності підшипника. при чому найвищою вона є при реалізації змішаного контакту ( 2δ = 0,3; 0,4 мм). 4' 0' 2' 3 2 0 4 4 4' 3 3' 1 3' 1' pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 13 рис. 6, 7 вказують характер зношування вала і втулки при однообластевому і змішаному контакті для випадку, коли 1δ = 0, 2δ = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4 мм. зокрема на рис. 7 наведено зміну максимального зношування 1h втулки підшипника за однакової кількості обертів вала ( =2n 972000 об) з овальністю контуру, за яких при 21 δ=δ = 0 досягається допустиме зношування втулки 0,3 мм. рис. 6 – лінійне зношування втулки підшипника у однообластевому та двообластевому δ2 > 0,205 мм контакті при однообластевому контакті (рис. 2 4) із зростанням овальності вала спостерігається зменшення зношування 1h втулки і, відповідно, зростання довговічності 2n підшипника (рис. 5) до досягнення допустимого зношування =∗1h 0,3 мм втулки. таблиця 1 2δ , мм 2α , град ( )δα ,2p , мпа ( )hp ,,2 δα , мпа 1h , мм 2h , мм 0 0 90° 20,545 20,545 16,025 16,015 0,297 0,297 5,62 · 10-3 5,62 · 10-3 0,1 0 90° 22,913 14,707 18,469 10,255 0,278 0,279 6,095 · 10-3 4,36 · 10-3 0,2 0 90° 25,058 3,24 23,009 1,2 0,238 0,238 6,504*10-3 0,706*10-3 0,21 0 90° 25,265 44,68 23,377 42,8 0,271 0,02 7,86 · 10-3 0,0117 0,25 0 90° 26,06 46,028 22,43 40,21 0,251 0,02 8,039 · 10-3 0,059 0,3 0 90° 27,03 47,66 23,75 42,83 0,244 0,021 8,25 · 10-3 0,061 0,4 0 90° 28,874 50,77 25,63 42,75 0,235 0,022 8,65 · 10-3 0,087 поворот вала з овальністю 2 0δ > спричиняє зниження ( )δα ,2p , інтенсивність якого суттєво залежить від величини 2δ (рис. 5, табл. 1). власне тиски ( )δα ,2p для вала з овальністю ( )2 0δ > в різній степені перевищують тиски ( )0,0p (вал колового перерізу) лише на 39,2 % оберту, а на 60,8 % оберту вони є нижчими (рис. 4). це і зумовлює зниження зношування втулки при зростанні 2δ . зношування вала по контуру є майже на два порядки меншим, ніж втулки (рис. 7, графік 3; табл. 1). у змішаному (одно-дво-однообластевому) контакті взаємодія вала із втулкою є значно складнішою (рис. 3). аналіз результатів обчислень, поданих графічно (рис. 2 4), свідчить, що у зоні однообластевого контакту зростання овальності вала призводить до зростання тисків ( )δ,0p які, однак, при його обертанні спадають до 2min /6,0 rnp = значно швидше, ніж у вищерозглянутому випадку, а потім стрімко зростають у зоні двообластевого контакту (рис. 2 4). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 14 рис. 7 – зношування втулки і вала підшипника у однообластевому та двообластевому контакті за кутів повороту вала α2 = 0; α2 =90° : 1 – h1 (α2 = 0); 2 – h1 (α2 = 0); 3 – h2 (α2 = 0); 4 – h2 (α2 = 0) при куті повороту вала =α 2 90° в зоні однообластевого контакту зношування втулки буде таким же як і при =α 2 0 (рис. 7, графік 2 – ліва вітка), а зношування вала ще значно зменшується (рис. 7, графік 4 – ліва вітка). у зоні двообластевого контакту втулка зношуватиметься по контуру на певному його діапазоні, що призводить до зниження її зношування на порядок (рис. 7, графік 2 – права вітка), а вал – у двох симетричних точках співдотику (схема на рис. 3), що спричиняє зростання зношування на два порядки (рис. 7, графік 4 – права вітка; табл. 1). зношування втулки при =α 2 0° у зоні двообластевого контакту при змішаному співдотику спочатку стрибкоподібно зростає при ≈δ 2 0,205 мм (рис. 6, 7), а потім із зростанням 2δ знову знижується, що пов’язано із розширенням діапазону двообластевого контакту і, відповідно, зменшенням діапазону однообластевого контакту (рис. 3, 4). зношування втулки при =α 2 90° в цьому випадку різко зменшується на порядок (рис. 7, графік 2 – права вітка), в подальшому мало змінюючись, що зумовлено розподілом зношування по її контуру на певному діапазоні кутів повороту вала. встановлено, що овальність вала виявляє корисний вплив як на зростання довговічності підшипника (рис. 5), так і на зниження зношування втулки (рис. 6). без огляду на вид контакту (однообластевий чи змішаний) довговічність підшипника визначається довговічністю втулки у зоні однообластевого контакту при кутах повороту вала =α 2 0, 180°, 360°. література 1. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наукова думка, 1991. –160 с. 2. чернець м.в., лєбєдєва н.м. оцінка кінетики зношування трибосистем ковзання при наявності овальності контурів їх елементів за кумуляційною моделлю // проблеми трибології. – 2005. – №4. – с. 114-120. 3. чернець м., андрейків о., лєбєдєва н. дослідження впливу складного огранення деталей підшипника ковзання на параметри контактної та трибоконтактної взаємодії // проблеми трибології. – 2007. №4. – с. 50-54. 4. чернець м.в., андрейків о.є., лєбєдєва н.м., жидик в.б. модель оцінки зношування і довговічності підшипника ковзання за малої некруглості // фхмм. – 2009. №2. – с. 121-129. поступила в редакцію 04.01.2013 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com узагальнена кумуляційна модель кінетики зношування підшипника ковзання. частина 2. узагальнена кумуляційна модель проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 15 chernets m.v., zhydyk v.b. generalized cumulation model of kinetics of wear a sliding bearing. p.2. generalized cumulative model. the generalized cumulation model of kinetics of wear the sliding bearing elements in case of single-double-singlearea contacts realization, which comes forward in different phases of shaft rotation with small ovality of contour in a bush with circle contour, are presented. in the result of the task’s numerical solution the regularities of the change of an initial maximum contact pressure when shaft rotation and its change due to wear, durability of the bearing and linear wear of bush and shaft depending on the size of ovality are established in the work. contact pressures are substantially greater in the zones of double-area contact, than in the zones of single-area. the shaft ovality increases the bearing longevity and reduces the hob wear. the results are presented graphically. references 1. andrejkiv a.e., chernets m.v. ocenka kontaktnoho vzaimodejstvija trushchihsja detalej mashyn. naukowa dumka, 1991., 160 p. 2. chernets m.v., ljebjedjeva n.m. ocinka kinetyky znoshuvannja trybosystem kovzannja pry najavnosti ovalnosti konturiv jih elementiv za kumuljacijnoju modellju. problemy trybologi, 2005, no 4, pp. 114-120. 3. chernets m., andrejkiv o., ljebjedjeva n. doslidzhennja vplyvu skladnoho ohranennja detalej pidshypnyka kovzannja na parametry kontaktnoji ta trybokontaktnoji vzajemodiji. problemy trybologii, 2007. no 4, pp. 50-54. 4. chernets m.v., andrejkiv o.je., ljebjedjeva n.m., zhydyk v.b. model ocinky znoshuvannja i dovhovichnosti pidshypnyka kovzannja za maloji nekruhlosti. fhmm. 2009. no 2, pp. 121-129. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 10_gaydamaka.doc випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 52 гайдамака а.в. національний технічний університет “харківський політехнічний інститут”, м. харків, україна випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості аналіз досліджень найбільш масові циліндричні роликопідшипники, що є типовими для букс колісних пар вітчизняних вагонів, мають недостатню надійність за критерієм зносостійкості [1]. дослідні дворядні конічні ролико-підшипники, які встановлюють останнім часом у буксових вузлах колісних пар вантажних вагонів укрзалізниці виявились також далекі від досконалих через підвищене нагрівання в експлуатації в порівнянні навіть з типовими однорядними циліндричними [2]. зменшення тепловиділення та підвищення зносостій-кості таких роликопідшипників можливе шляхом вдосконалення конструкції їх деталей на основі дослід-ження працездатності в умовах стендових випробувань [3]. однак застарілі методи та обладнання для стендових випробувань буксових роликопідшипників [4] не дозволяють в повній мірі і достатньо оперативно покращити їх експлуатаційні властивості. в роботі [5] запропоновані способи та обладнання для випробування на знос у форсованому режимі за рахунок збільшення швидкості ковзання/кочення чи навантаження будь-яких робочих поверхонь кілець, роликів та сепаратора роликопідшипників важких режимів експлуатації. в роботі [6] проведено теоретичне обґрунтування розроблених критеріїв подоби модельних і натурних випробувань на знос поверхонь тертя ковзання деталей підшипників. перевірку методики визначення зазначених критеріїв на адекватність опису явищ тертя в контакті деталей простіше отримати на прикладі застосування цієї методики до експериментального дослідження тепловиділення будь-яких трибоспряжень при моделюванні їх роботи. значна частка зношуваних деталей циліндричних роликопідшипників букс колісних пар вантажних та пасажирських вітчизняних вагонів припадає на сепаратор, борти кілець і торці роликів. ефективним конструктивним засобом підвищення працездатності пар тертя вважається профілювання їх робочих поверхонь мастилоутримуючими канавками (мк) різної конфігурації і перерізу [7]. мк спрямовують потік мастильної рідини, покращують тепловий стан, облегшують проходження твердих часток забруднення і можуть бути застосовані до підвищення зносостійкості опорних поверхонь кілець сепаратора. на торцях роликів і спряжених їм поверхнях бортів кілець виконати мк потрібної макрота мікрогеометрії технологічно складно, тому для підвищення зносостійкості цих деталей, робочі поверхні яких вдосконалені достатньо ґрунтовно [8 10], пропонується покращити експлуатаційні властивості мастила підшипника через застосування антифрикційних та протизносних добавок і присадок. в роботі [11] на чотирьохкульковій машині тертя попередньо вибрано антифрикційну добавку «комбат» [12] на основі геомодифікаторів тертя до мастила лз-цнии для циліндричних роликопідшипників колісних пар вагонів. однак уточнення концентрації вибраної антифрикційної добавки можливе після проведення лабораторних досліджень зношування натурного спряження «торець ролика – борт кільця». отже виникає необхідність застосування розроблених способів, обладнання, методу вибора режимів форсування випробуваннь на знос для підвищення зносостійкості сепаратора, бортів кілець і торців роликів циліндричних роликопідшипників, що встановлюють в букси колісних пар вітчизняних вагонів. мета публікації виконати експериментальну перевірку критеріїв подоби модельних і натурних випробувань на знос поверхонь тертя ковзання деталей підшипників і показати застосування розроблених способів, обладнання, методу вибора режимів форсування випробування на знос на прикладі підвищення зносостійкості сепаратора і торців роликів циліндричних роликопідшипників букс колісних пар вагонів. основний матеріал для натурного моделювання тепловиділення в спряженні “сепаратор – базуюче кільце” підшипників кочення в умовах змішаного тертя, коли деталі виготовлені з одного матеріала и за одній технологією, але з конструктивними змінами лише опорних поверхонь тертя сепаратора, з однаковим мастилом і однаковою зовніщньою механічною дією при незмінних параметрах оточуючого середовища функціональна залежність між факторами впливу [6] для температури в контакті має вигляд: t = φt (t0, tc, s, q, с · γ, а, n), (1) де t0– початкова температура; tc – температура оточуючого середовища; c – коефіцієнт теплоємкості мастила; а – коефіцієнт тепловіддачі мастила; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 53 n – число мастилоутримуючих канавок; γ – щільність мастила. в подальшому доцільно залежність (1) уявляти у вигляді функції різниці температур: t – tc = tϕ ~ (t0 – tc, s, q, с · γ, а, n). (2) для базисних змінних t – tс, a, q, с · γ отримуємо безвимірні комплекси c c t tt tt − − =π 0 і qγс sa s ⋅⋅ ⋅ =π . об’єднання всіх комплексів дає безвимірну форму вихідного виразу: ),(~ nstt ππϕ=π , (3) або       ⋅⋅ ⋅ ϕ= − − n qγс sa tt tt t c c ,~0 . (4) рівняння (4) включає тільки два аргументи замість шести в рівнянні (1). в рівнянні (4) безвимірні змінні можна розглядати як узагальнені вихідні параметри: узагальнена температура c c tt tt − −0 , узагальнена площина qγс sa ⋅⋅ ⋅ . при цьому кожному фіксованому числовому значенню безвимірних змінних відповідає не одна сукупність початкових параметрів, а множина таких сукупностей. встановити кількісний зв’язок між змінними рівняння (4) допоможе експеримент, в якому достатньо дослідити всього одну функцію )( stt πϕ=π при фіксованих значеннях n. у випробуванні спряження “сепаратор – базуюче кільце” підшипника на стенді (рис. 15 [5]) зміна температури t досліджувалась залежно від зміни площини мк при фіксованих n = 1; 5; 10 (fс = 400 h; nс = 300 хв–1). результати дослідження представлені діаграмою на рис. 1. qγc sa ⋅⋅ ⋅ c c tt tt − −0 рис. 1 – експериментальні залежності узагальненої температури зони контакту сепаратора з базючим кільцем від узагальненої площини мастилоутримуючих канавок та їх числа на поверхнях тертя сепаратора таким чином, методом аналізу розмірностей отримано фізичне рівняння для визначення узагальненої температури зони контакту трибоспряження “сепаратор – базуюче кільце” підшипника кочення, яке адекватно ілюструє (подає правдиву якісну оцінку) ефективність введення мк на поверхнях тертя сепаратора. показано, що збільшення площини мк і їх числа на поверхнях тертя сепаратора з базуючим кільцем підшипника знижує температуру ( підвищує критерій tπ , згідно до рис. 1) зони контакту. для натурного моделювання тепловиділення в спряженні “торець ролика – борт кільця” в умовах змішаного тертя, коли допускаються конструктивні зміни бортів кілець та зміни трибологічних властивос-тей мастила при однаковій зовнішній механічій дії і незмінних параметрах оточуючого середовища, функціональна залежність між факторами впливу [6] для температури в контакті має вгляд: t = tψ (t0, tc, ау, q, с · γ, а, k), (5) де k – коефіцієнт динамічності торцевого контакту. в подальшиому доцільно залежність (5) уявляти у вигляді функції різниці температур: t – tc = tψ (t0 – tc, ау, q, с · γ, а, k). (6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 54 для базисних змінних t – tс, а, q, с · γ базисний визначник та визначники для безвимірного комплексу tπ будуть такими ж, самими як і для трибоспряження “сепаратор – базуюче кільце”. отже вид комплексу tπ не зміниться, а безвимірний комплекс аπ має вигляд ( )c у a ttγс a −⋅⋅ =π . об’єднання всіх комплексів дає безвимірну форму вихідного виразу: ( )katt ππψ=π , (7) або ( ) .,0       −⋅⋅ ψ= − − k ttγс а tt tt c у t c c (8) рівняння (8) включає тільки два аргументи замість шести рівняння (6). у рівнянні (8) безвимірні змінні можна розглядати як узагальнені вихідні параметри: узагальнена температура c c tt tt − −0 , узагальнені трибологічні властивості ( )c у ttγс а −⋅⋅ . при цьому кожному фіксованому числовому значенню безвимірних змінних відповідає не одна сукупність початкових параметрів, а множина таких сукупностей. встановити кількісний зв’язок між змінними рівняння (8) допоможе експеримент, в якому достатньо дослідити всього одну функцію )( att πψ=π при фіксованих значеннях k. у випробуваннях спряження “торець ролика – борт кільця” підшипника на стенді (рис. 16 [5]) зміна узагальненої температури досліджувалась залежно від зміни величини критерія питомої роботи зношування ау (трибологічної характеристики мастила) при фіксованих k = 1,3; 1,7 (р = 6,25 мпа; nр = 1100 хв–1). результати дослідження подано діаграмою на рис. 2. ( )cttγс а −⋅⋅ c c tt tt − −0 рис. 2 – експериментальна залежність узагальненої температури зони контакту торця ролика з бортом кільця від узагальненої трибологічної характеристики мастила та динамічного коефіцієнта таким чином, методом аналізу розмірностей отримано фізичне рівняння для визначення узагальненої температури зони контакту спряження “торець ролика – борт кільця” підшипника, яке адекватно ілюструє (подає правдиву якісну оцінку) ефективність введення в мастило антифрикційних та протизадирних добавок і зменшення коефіцієнту динамічності в контакті. показано, що покращення мастила шляхом збільшення концентрації антифрикційних та протизадирних добавок (збільшення критерія питомої роботи зношування) і зменшення коефіцієнту динамічності в контакті знижує температуру (підвищує критерій tπ , згідно до рис. 2) зони контакту. для визначення параметрів мк на сепараторі та концентрації антифрикційних добавок в мастилі лз-цнии для циліндричних роликопідшипників букс колісних пар вагонів необхідно вирішити такі задачі: вибрати на поверхнях тертя склополіамідного сепаратора розміри мастилоутримуючих канавок та таку їх мінімальну кількість, щоб досягалось максимальне зменшення зносу; вибрати граничну величину концентрації добавки «комбат» у мастилі лз-цнии, яка ефективно зменшує знос спряження «торець ролика – борт кільця». pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 55 недостатня вивченість процесів тертя деталей з регулярним мікрорельєфом поверхонь спонукала до вибору метода фізичного моделювання для рішення вказаних задач із застосуванням математичного планування і аналізу багатофакторного експерименту [13, 14]. цей метод дозволяє дослідити вплив одночасно всіх факторів і отримати кількісні оцінки не тільки основних ефектів, але і ефектів взаємодії факторів у вигляді математичної залежності. експеримент проводиться за певним планом дослідження у декілька етапів, після кожного з яких розглядається можливість про зміну його стратегії. для планування експериментів з вирішення поставлених задач необхідно вибрати: критерії оптиміза-ції, фактори впливу та області їх зміни, математичні моделі процесів зношування; скласти плани експериментальних досліджень; виконати статистичний аналіз рівнянь регресії; здійснити пошук оптимальної кількості мк на опорних поверхнях тертя сепаратора і оптимальної концентрації антифрикційної добавки «комбат» у мастилі лз-цнии. в умовах натурних випробовувань трибоспряження “сепаратор – базуюче кільце” підшипника модуль пружності матеріалів деталей, твердості поверхонь деталей, триботехнічна характеристика мастила і його витрата, а також параметри оточуючого середовища (тиск, температура, вологість, і таке інше) припускаються незмінними. враховуючи, що між сепаратором і робочими поверхнями базуючого кільця спостерігається тільки тертя ковзання, знос сепаратора сi є функцією факторів ),,,( сcсcс snfi ϕ= (9) де fс − навантаження в контакті сепаратора з базуючим кільцем; cn − частота обертання сепаратора; sс − відносна площа контакту сепаратора з базуючим кільцем. рівні фактору fс та інтервал його зміни визначався за результатом дослідження [15], а рівні фактору cn та інтервал його зміни − діапазоном швидкості руху поїздів [16]. відносна площа контакту sс = sh / sn , тут sh = sn – sк, sn – площа контакту кілець сепаратора без мк, sк – площа мк на кільцях сепаратора. з технологічних міркувань приймається: глибина канавок h = 0,2 … 0,4 мм; ширина канавок l = 2 мм (рис. 3). рис. 3 – фрагмент сепаратора з мк на поверхнях тертя кілець в умовах натурних випробувань трибоспряження “торець ролика – борт кільця” підшипника з різним складом мастильних матеріалів припускаються незмінними модуль пружності матеріалів деталей, твердості поверхонь деталей, витрати мастила, а також параметри оточуючого середовища (тиск, температура, вологість, і таке інше). враховуючи, що між торцем ролика і поверхнею борта кільця підшипника спостерігається тільки тертя ковзання, знос торця ролика рi уявляється функція трьох факторів ),,,( knрi pрр ϕ= (10) де рр sfp /= − тиск у контакті торця ролика з бортом кільця; fр − навантаження в контакті ролика з бортом кільця; sр − площа контакту торця ролика з бортом кільця; pn − частота обертання ролика; к − безрозмірна величина концентрації добавки «комбат» у пластичному мастилі лз-цнии. рівні фактору р та інтервал його зміни визначався за результатом експериментального дослідження величин діючих осьових сил на роликопідшипники опорних вузлів колісних пар вагонів [17]. рівні фактору pn та інтервал його зміни визначався експлуатаційним діапазоном швидкостей руху поїздів [16]. рівні фактору к та інтервал його зміни визначався попередніми дослідженнями мастильної композиції лз-цнии + «комбат» [11]. для задачі опису процесу зношування сепаратора рівні варіювання дослідних факторів fс, cn , sс, а також їх інтервали варіювання наведено в табл. 1; для задачі опису процесу зношування торця ролика рівні варіювання дослідних факторів р, pn , к та їх інтервали варіювання наведено в табл. 2. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 56 таблиця 1 вихідні дані для факторів зношування сепаратора позначення факторів (натурні, кодові) fс, h nс, хв–1 sс рівні факторів та інтервал варіювання кодові значення факторів х1 х2 х3 основний (нульовий) рівень інтервал варіювання нижній рівень верхній рівень 0 δхі –1 +1 400 100 300 500 300 200 100 500 0,7 0,25 0,95 0,45 таблиця 2 вихідні дані для факторів зношування торця ролика позначення факторів (натурні, кодові) р, мпа nр, хв–1 к, г/кг рівні факторів та інтервал варіювання кодові значення факторів х1 х2 х3 основний (нульовий) рівень інтервал варіювання нижній рівень верхній рівень 0 δхі –1 +1 6,25 3,75 2,5 10 1100 300 800 1400 2,5 2,5 0 5 моделювання зношування трибоспряжень “сепаратор базуюче кільце” і “торець ролика борт кільця” виконувалось для циліндричного роликопідшипника типу 2726 на стендах, описаних в роботі [5], а вимірювання зносів сепаратора і торця ролика здійснювалось методом штучних баз [19]. в роботі вибрано лінійні моделі зношування деталей буксових роликопідшипників, що базується, по-перше, на аналізі теплонапруженості трибоспряжень деталей і , по-друге, на попередніх дослідженнях зносу деталей від дії навантаження та швидкості ковзання в контакті. в буксових роликопідшипниках швидкості ковзання деталей трибоспряжень не перевищують 2 м/с і, згідно з [19], теплові процеси не є домінуючими, а фізико-механічні властивості залишаються незмінними. отже, можна припустити гіпотезу про відсутність нелінійності залежності зносу від температури через зміну фізико-механічних властивостей матеріалів деталей. попередні дослідження зносу деталей буксових роликопідшипників від навантаження та швидкості ковзання в межах дослідного діапазону їх зміни підтвердили лінійний характер їх залежності. вивчення процесів, які досліджуються в лінійній постановці потребують мінімальних витрат на проведення експериментальних робіт, а план повного факторного експерименту (пфе) для обох дослідних спряжень може бути визнаний як 2n. таблиця 3 планування та результати вимірювання зносів сепаратора планування розрахунок вихід № випроб. х0 х1 х2 х3 х1· х2 х1· х3 х2·х3 х1 х2· х3 іс (і с.сер), мкм 1 + – – – + + + – 35 … 39 (37) 2 + + – – – – + + 41 … 47 (44) 3 + – + – – + – + 45 … 50 (47) 4 + + + – + – – – 60 … 65 (62) 5 + – – + + – – + 27 … 31 (29) 6 + + – + – + – – 38 … 40 (39) 7 + – + + – – + – 38 … 41 (40) 8 + + + + + + + + 47 … 51 (49) умови проведення експериментів в кодовій формі задач опису зношування сепаратора і торця ролика роликопідшипника типу 2726 та результати вимірювань зносів сепаратора і торців роликів наведено у табл. 3 і 4; середнє значення результатів паралельних експериментів подається в дужках і розраховано за формулою: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 57 , 1 1 ∑ = = m i ijсер im i де 1, 2... ; 1, 2... ,i m j n= = m − число паралельних експериментів (m = 3); n − число випробувань (n = 8). таблиця 4 планування та результати вимірювання зносів торця ролика планування розрахунок вихід № випроб. х0 х1 х2 х3 х1· х2 х1· х3 х2·х3 х1 х2· х3 ір (і р.сер), мкм 1 + – – – + + + – 40 … 45 (42) 2 + + – – – – + + 57 … 59 (58) 3 + – + – – + – + 69 … 74 (72) 4 + + + – + – – – 97 … 100 (99) 5 + – – + + – – + 34 … 37 (36) 6 + + – + – + – – 48 … 51 (49) 7 + – + + – – + – 59 … 62 (60) 8 + + + + + + + + 70 … 74 (72) за результатами випробувань побудовані рівняння регресіїї зношування відповідно сепаратора і торця ролика циліндричного роликопідшипника типу 2726: ,6,05,08,09,32,61,53,43 323121321 xxxxxxxxxi c −−+−++= (11) 1 2 3 1 2 1 3 2 361 8, 5 14, 75 6, 75 1, 25 2, 25 3pi õ õ õ õ õ õ õ õ õ= + + − + − − . (12) регресійний аналіз отриманих результатів підтвердив відтворюваність експериментів за критерієм кохрена (g – критерій), значимість коефіцієнтів регресії за критерієм стьюдента (t – критерій), адекватність рівняння регресії за критерієм фішера (f – критерій). на основі аналізу рівнянь (11) та (12) встановлено, що для дослідного діапазону умов експлуатаціїї: характер впливу навантаження і швидкості однаковий: їх збільшення приводить до підвищення зношування кілець сепаратора і торця ролика; збільшення мк на опорних поверхнях тертя кілець сепаратора зменшує їх знос; збільшення концентрації добавки «комбат» до мастила лз-цнии зменшує знос торця ролика. значна тривалість випробувань і складність вимірювань зносу спонукали в дослідженні області оптимуму числа мк на кільцях склополіамідних сепараторів вибрати шлях вимірювання температури контактної зони залежно від діапазону навантаження і частоти обертання сепаратора. показано несуттєвість зміни температури контактної зони сепаратора з базуючим кільцем після досягнення діапазону 6 … 8 мк на кільці сепаратора з боку кожного вікна (рис. 4). рис. 4 – залежність температури зони контакту спряження “сепаратор – базуюче кільце” підшипника при: fс = 500h, nс =200хв-1; fс = 300h, nс =200хв-1; fс = 500h, nс = 100хв-1; fс = 300h, nс = 100хв-1 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 58 таким чином для роликопідшипників типу 2726 зі склополіамідним сепаратором, які використовують в опорних вузлах колісних пар вітчизняних вагонів з радіальним навантаженням до 50 кн і частотою обертання до 1000 хв-1, можна рекомендувати вдосконалену конструкцію поверхонь тертя кілець з 6…8 мк на кільцях з боку кожного вікна. зносостійкість вдосконаленої конструкції поверхонь тертя кілець сепаратора за результатами порівняльних випробувань підвищена на 20 … 22 %. оптимальна концентрація антифрикційної добавки «комбат» в мастилі лз-цнии визначина за результатами випробувань спряження «торець ролика – борт кільця» на знос (табл. 5) методом однофакторного експерименту в межах дослідного діапазону зміни тиску в контакті та швидкості обертання ролика. таблиця 5 результати випробувань зносу торця ролика знос (мкм) торця ролика при режимах випробування № концентрація к присадки «комбат», г/кг p = 10 мпа, nр = 2000 хв-1 p = 6,25 мпа, nр = 1400 хв-1 p = 2,5 мпа, nр = 800 хв-1 1 0 98…101(99) 66…70(68) 39…45(42) 2 1 92…96(94) 63…67(65) 38…43(40) 3 2 85…89(88) 59…63(62) 36…41(39) 4 3 80…84(82) 58…61(60) 35…40(38) 5 4 75…80(77) 55…59(57) 35…39(37) 6 5 69…73(72) 52…56(54) 33…38(36) 7 6 68…73(71) 51…55(53) 33…38(36) 8 7 67…72(70) 51…55(53) 33…38(36) аналіз результатів випробувань дослідного спряження з різними режимами показує, що гранична величина концентрації антифрикційної добавки «комбат», починаючи з якої зменшення зносу не спостерігається, залежить від навантаження та швидкості ковзання. різниця зносу торців роликів, що менша 1 %, двох сусідніх випробувань спостерігається починаючи з випробування № 7 в режимі p = 10 мпа, nр = 2000 хв-1; з випробування № 6 – в режимі p = 6,25 мпа, nр = 1400 хв-1; з випробування № 4 – в режимі p = 2,5 мпа, nр = 800 хв-1. отже, в межах дослідного діапазону навантажень та швидкостей ковзання спряження «торець ролика – борт кільця» гранична концентрація антифрикційної добавки «комбат» може бути визначена в межах 3 … 5 г/кг, що встановлено за результатами обробки трьох режимів випробування (рис. 5). 1.2313.14 17.5i k= − , /k г кг ,i мкм рис. 5 – залежність зносу торця ролика від концентрації антифрикційної добавки в мастилі лз-цнии при: p = 10 мпа, nр = 2000 хв-1; p = 6,25 мпа, nр = 1400 хв-1; p = 2,5 мпа, nр = 800 хв-1 зносостійкість торця ролика в покращеній мастильній композиції за результатами порівняльних випробувань збільшується на 13 … 15 %. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 3. підвищення зносостійкості проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 59 висновки 1. перевірена методика визначення критеріїв подоби модельних і натурних випробувань на знос деталей підшипників кочення на прикладі її застосування в дослідженні тепловиділення трибоспряжень “сепаратор – базуюче кільце” та “торець ролика – борт кільця”. 2. вперше отримані регресійні моделі зносу полімерного сепаратора і торця ролика циліндричного підшипника, що має особливість сприймати осьові навантаження. 3. встановлено, що на знос опорних поверхонь кілець сепаратора і торця ролика найбільший вплив чинить режим експлуатації, а підвищення числа мастилоутримуючих канавок та концентрації добавки «комбат» в мастилі зл-цнии зменшує знос відповідно кілець сепаратора і торця ролика. 4. для дослідного діапазону зміни навантаження і швидкості обертання циліндричного роликопідшипника типу 2726, що характерний для підшипникових вузлів колісних пар вагонів, вибрана оптимальна за мастило-ємністю геометрія опорних поверхонь тертя кілець сепаратора з підвищеною на 21 % зносостійкістю, а також визначена гранична величина концентрації добавки «комбат» у мастилі лз-цнии, яка зменшує знос спряження «торець ролика – борт кільця» на 14 %. література 1. мельничук в.а., донченко а.в., мартынов и.э. к вопросу повышения надёжности буксовых узлов с подшипниками качения // залізнич. транспорт україни. – 2002. – №5. – с. 34–37. 2. регеда в.в. проблемы теплового контроля букс в современных условиях // зб. наук. праць укрдазт. – 2007. –вип. 86. – с. 61-67. 3. спришевский а.и. подшипники качения. – м.: машиностроение, 1969. − 285 с. 4. волков н.н., родзевич н.в. подшипники качения колесных пар вагонов и локомотивов. – м.: машиностроение. –1972. –168 с. 5. гайдамака а.в. випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 1. способи та обладнання // проблеми трибології. – 2011. − № 1. – с. 19-24. 6. гайдамака а.в. випробування на знос деталей роликопідшипників важких режимів експлуатації. 2. теоретичне обґрунтування // проблеми трибології. – 2011. − № 2. – с. 54-58. 7. шнейдер ю.г. образование регулярных микрорельефов на деталях и их эксплуатационные свойства. – л.: машиностроение. – 1972. – 210 с. 8. цюренко в.н., шавшишвили а.д. определение оптимальной формы очертания торцов роликов цилиндрических подшипников // тр. вниижт. – 1978. – вып.583. – с. 41-48. 9. галахов м.а. исследования контакта сферического торца ролика с наклонным бортом кольца и метод выбор радиуса кольца // труды внипп. – вып. 5(81). – с. 81-86. 10. жильников е.п. эластогидродинамический расчет контакта торца ролика с бортиком кольца роликоподшипника // трение и износ. – 1990. – № 2. – с. 240-245. 11. гайдамака а.в., немчік в.в., кравцов а.г. результати першого етапу вибору антифрикційних добавок до пластичного мастила циліндричних роликопідшипників важких режимів експлуатації. – вестник нту «хпи».− № 2. − 2009. − 50 с. 12. войтов в.а. реологічні дослідження мікроструктурних змін захисного покриття, яке утворене за допомогою трібологічної відновлювальної суміші «комбат» / в.а.войтов, а.п.білик, в.в. сторожук // проблеми трибології. – 2008. − № 1. – с .34-38. 13. евдокимов ю.а., колесников в.и., тетерин а.и. планирование и анализ экспериментов при решении задач трения и износа. – м.: наука. – 1980. – 228 с. 14. справочник по триботехнике в 3 т. / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичинадзе.– м.: машиностроение, т.1. теоретические основы. – 1989. – 400 с. 15. лосев а.в. изменение конструкции роликовых подшипников для скоростного движения // железнодорожный транспорт. – 1974. – №12. – с. 47-79. 16. правила технічної експлуатації залізниць україни. затверджено наказом міністерства транспорту україни від 20 грудня 1996р. №411. 17. цюренко в.н., петров в.а. надежность роликовых подшипников в буксах вагонов. – м.: транспорт. – 1982. – 96 с. 18. хрущов м.м. определение износа деталей машин методом искусственных баз. – м: высш. шк. 1959. – 284 с. 19. дроздов ю.н., павлов в.г., пучков в.н. трение и износ в экстремальных условиях: справочник. – м.: машиностроение, 1986. – 224 с. надійшла 27.05.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 83 писаренко в.г. кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна e-mail: tribosenator@gmail.com до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї удк 621.891 наведено результати розрахунку напружено-деформованого стану стволів спортивної та снайперської зброї. на основі розрахункового аналізу впливу зміни коефіцієнта тертя на характеристики напруженодеформованого стану стволів вказано шляхи визначення ресурсу та оцінки ефективності способів підвищення зносостійкості трибосистем в умовах високошвидкісного тертя. ключові слова: моделювання, високошвидкісне тертя, ствол стрілецької зброї, напруженодеформований стан. аналіз досліджень процесів зношування стволів вогнепальної зброї одним з критеріїв граничного стану стволів спортивної та снайперської зброї є погіршення точності, яке оцінюється ступенем групування точок попадання. переважаючим фактором, який визначає погіршення точності стрілецької зброї і відповідно ресурсу є величина, інтенсивність та характер зношування каналу ствола, як діаметральному так і осьовому напрямках. в даному випадку під ресурсом стволів стрілецької зброї розуміють кількість пострілів до досягнення стволом граничного стану. дослідження процесів зношування в стволах вогнепальної зброї в основному охолюють артилерійські стволи та стволи автоматичної зброї [1, 2]. особливостям зношування каналів стволів спортивної та снайперської зброї, що використовуються в режимі одиночних пострілів уваги дослідників було приділено не достатньо. тому проблема оцінки ресурсу стволів вогнепальної зброї є актуальною і вивченою не в повному обсязі. ресурс ствола визначається зносом, під яким, в даному випадку, приймають незворотні зміни поверхні каналу ствола в результаті пострілу. тобто, знос каналу ствола це результат його взаємодії з кулею та пороховими газами. загалом, знос ствола стрілецької зброї це більш широке поняття, ніж просто зміни геометричних розмірів та форми каналу. це інтегральна характеристика, що включає і залишкові деформації і утворення тріщин, структурні та хімічні перетворення матеріалу ствола і т. д. проблема підвищення ресурсу стволів стрілецької зброї потребує комплексного вивчення факторів які впливають на ресурс та їх взаємозв’язку з геометричними параметрами системи «ствол-куля». стволи стрілецької зброї працюють в умовах динамічного впливу високого тиску, температури та механічному впливу кулі, яка рухається з натягом в каналі ствола в умовах високошвидкісного тертя. до особливостей системи «ствол-куля» спортивної та снайперської зброї слід віднести і те, що система працює в умовах одиночної стрільби. під факторами, які впливають на перебіг процесів зношування, розуміють характеристики процесів, що змінюються в часі та поздовж каналу ствола і впливають на приповерхневий шар каналу в період пострілу при горінні пороху та ковзанні кулі по нарізам ствола. погіршення точності стрілецької зброї може наставати через діаметральне зношування каналу ствола, коли не забезпечується необхідна швидкість поступального та обертового руху кулі, і відповідно стійкість її руху по траєкторії, так і внаслідок нерівномірного зношування по довжині ствола, що створює додаткові динамічні навантаження при виході кулі з каналу ствола. слід перерахувати ряд основних факторів, які впливають на напружено-деформований стан стволів стрілецької зброї в процесі пострілу. а саме: – дія сил тиску порохових газів, що спричиняють напруження та деформації в стінках ствола; – дія сил тертя кулі по поверхні каналу ствола і сил тиску ведучого елементі на бойові грані нарізів; – дія сил інерції, які виникають внаслідок супротиву обертанню кулі в процесі врізання. враховуючи динамічний характер дій, результати розрахунків пружно-деформованого стану, які використовуються для аналізу міцності і проектування стволів не можна використовувати для оцінювання процесів зношування системи «ствол-куля». припущення, які приймають для розрахунків міцності і приводять задачу до розрахунків ізотропної циліндричної труби, на яку діє внутрішній статичний тиск, а саме: припущення, про те що сила тертя по поверхні ствола викликає нехтовно малі осьові напруження в стінках ствола; тиск ведучого елемента на бойові грані нарізів викликає нехтовно малі напруження скручування; навантаження, які діють на ствол при пострілі, носять статичний характер, не можна застосовувати при аналізі напружено-деформованого стану на процеси зношування. важливою особливістю, яку треба враховувати при аналізі процесів зношування стволів є те, що система «ствол-куля» є трибосистемою, що працює в умовах високошвидкісного тертя. до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 84 при аналізу процесів зношування при швидкостях ковзання, які перевищують 100 м/с слід враховувати явище суттєвого зменшення значень коефіцієнта тертя для всіх пар елементів тертя. автори [3] експериментально отримали, що коефіцієнт тертя в мовах високошвидкісного тертя може падати до значень 0,0001. враховуючи вищевказане, характеристики полів напружень стволів стрілецької зброї повинні визначатися з урахуванням динамічних ефектів які виникають в умовах високих швидкостей ковзання і враховувати зміни коефіцієнта тертя, як функції швидкості ковзання. метою даної роботи є вивчення особливостей напружено деформованого стану, який виникає в результаті динамічної взаємодії системи «ствол куля», їх впливу на протікання процесів зношування стволів спортивної та снайперської зброї та аналіз впливу зміни коефіцієнта тертя на напруженодеформований стан в умовах високошвидкісного тертя. аналіз напружено деформованого стану трибосистеми «ствол-куля» для оцінювання напружено-деформованого стану, який виникає при русі кулі в каналі ствола нарізної зброї, використовувався пакет чисельного аналізу ansys autodyn. в моделі розглядався напружено деформований стан, який виникає при русі кулі по каналу ствола під дією тиску порохових газів на кулю. для врахування особливостей, які виникають в умовах високошвидкісного тертя, в розрахунковій моделі враховувалася зміна коефіцієнта тертя, як функції швидкості ковзання у відповідності до виразу (1). vdsd  e)( , (1) де d – динамічний коефіцієнт тертя; s – коефіцієнт тертя покою; v – відносна швидкість ковзання в точці контакту;  – показник степені. криву «тиск порохових газів – час» взято з незв’язаного внутрішньобалістичного розрахунку. адекватність моделі оцінювали по результатам контрольних випробувань, визначення швидкості вильоту кулі з каналу ствола. розрахункова схема системи "ствол куля" зображена на рис.1. на поверхню в ствола накладено обмеження на переміщення в трьох координатних осях. рис. 1 – розрахункова схема по нормалі до поверхні а кулі прикладено тиск, який змінюється за часом в залежності від закономірності, що аналогічна закономірності тиску порохових газів на кулю. для роздільної оцінки ступеню впливу кожного з факторів розрахункова модель будувалась без урахування тиску порохових газів на стінки ствола. в моделі розглядався лише напружено деформований стан, який виникає під час руху кулі по каналу ствола під дією тиску порохових газів на кулю. геометрична модель зображена у вигляді 30000 скінчених елементів динамічного аналізу. переріз скінчено елементної моделі в осьовому напрямку зображено на рис. 2. за даними контрольних випробувань, середнє значення початкової швидкості кулі на вильоті з каналу ствола склало 305 м/с. розрахункові значення, отримані з вище наведеної моделі – 302 м/с похибка в розрахунковому і експериментальному значеннях швидкостей склала 1 %. виходячи з вище сказаного, можна вважати, що розрахункова модель добре описує реальний об’єкт. до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 85 на рис. 3 6 наведено результати чисельного моделювання напружено деформованого стану при русі кулі в каналі ствола нарізної зброї в різні моменти часу. рис. 2 – скінчено елементна розрахункова модель a б в рис. 3 – еволюція розподілу еквівалентних напряжень (за мізесом) при русі кулі по каналу ствола в момент часу, cек: a – 1,42 × 10-4; б – 3,01 × 10-4; в – 4,21 × 10-4 до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 86 a б в рис. 4 – розподіл дотичних напружень в площині xy при русі кулі в моменти часу, cек: a – 6,37 × 0-5; б – 8,5 × 10-5; в – 1,48 × 10-4 аналіз різних характеристик поля напружень ),,,,( tzyxd  дозволяє оцінити ступінь впливу їх на процеси накопичення трибопошкоджень, виявити характеристики, або їх комбінації , які корелюють найбільш суттєво з процесами руйнування і побудувати адекватну модель триборуйнування та зношування. аналіз результатів розрахунків напружено-деформованого стану при русі кулі по каналу ствола (рис. 3 5), добре узгоджується з результатами експериментальних даних, отриманих в роботі [4], де зверталося увагу на мозаїчну картину напружень в приповерхневому шарі ствола. однак слід відмітити, що першопричиною утворення мозаїчного характеру напружень є динамічний характер взаємодії кулі з стволом, а не часткове оплавлення і перенесення («обміднення») матеріалу оболонки кулі на різні ділянки поверхні каналу ствола і зміна внаслідок цього коефіцієнта тертя, як вважали автори [4]. поява «обміднених» ділянок поверхні ствола після пострілу, є результатом мозаїчної картини розподілу напружень та деформацій ствола. а до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 87 б в рис. 5 – еволюція розподілу максимальних дотичних напряжень при русі кулі в моменти часу, cек: a – 1,48 × 10-4; б – 2,76 × 10-4; в – 4,25 × 10-4 аналіз еволюції розподілу еквівалентних пластичних деформацій каналу ствола (рис. 6) показує, що пластичні деформації є суттєвим фактором, який слід враховувати при оцінці зношування ствола. характер розподілу еквівалентних пластичних деформацій (рис. 6) показує, що максимальні пластичні деформації в каналі ствола виникають в період врізання кулі внаслідок суттєвих дотичних напружень, які вникають за рахунок супротив повороту кулі в процесі врізання, та під час виходу кулі з каналу ствола внаслідок великих швидкостей поступального та обертального руху кулі. a б до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 88 в рис. 6 – еволюція розподілу еквівалентних пластичних деформацій при русі кулі в момент часу, cек: a – 6,37 × 0-5; б – 2,34 × 10-4; в – 4,25 × 10-4. при виході кулі з каналу ствола доцентрові сили викликають суттєві тангенційні напруження в оболонці. найбільш суттєвим пластичним деформаціям піддаються грані бойових нарізів ствола, що в значній мірі визначає величини зносу ствола та його ресурс. аналіз впливу коефіцієнта тертя на напружено -деформований стан системи «ствол куля» для аналізу впливу коефіцієнта тертя на напружено-деформований стан розрахунковим шляхом отримано залежності максимальних (за мізесом) наружень всередені ствола, максимальних дотичнх напружень та максимальних значень інтенсивностей напружень від часу для різних значень динамічного d та статичного s коефіцієнтів тертя, а також показника степені  залежності (1). для отриманих залежностей проведено апроксимацію та згладжування результатів, побудовано поліноміальні лінії трендів шостого порядку з оцінкою достовірності апроксимації. рівняння лінії тренду: 01 2 2 3 3 4 4 5 5 6 6 kxkxkxkxkxkxky  . (2) величина достовірності апроксимації:                    n i i n i i yyyŷr 1 2 1 22 , (3) де y – середнє значення змінної; ŷ – розрахункове значення змінної. залежності максимальних еквівалентних напружень, максимальних дотичних напружень і максимальних інтенсивностей напружень носять характер затухаючого в часі коливального процесу. а б до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 89 в рис. 7 – залежності максимальних: а – еквівалентних напружень; б – дотичних напружень; в – інтенсивностей напружень в стволі від часу для s = 0,4, d = 0,025 а б в рис. 8 – залежності максимальних: а – еквівалентних напружень; б – дотичних напружень; в – інтенсивностей напружень в стволі від часу для s = 0,4, d = 0,050 в початковий момент часу, коли відбувається врізання кулі в нарізи, збільшуються навантаження, про що свідчить значне збільшення амплітуд характеристик напружено деформованого стану до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 90 (рис. 7 9), а потім їх зменшення. тренди вищевказаних залежностей носять характер швидко затухаючого коливального процесу. аналіз отриманих залежностей показує, що для значень показника степені  = 0,05; 0,1 рівняння (1), тренди відрізняються тільки в початковий момент часу на стадії врізання кулі в нарізи ствола (до 1,1e · 10–0,4 с), потім в процесі руху кулі по каналу ствола, тренди характеристик практично збігаються (рис. 7, 8). слід відзначити, що із зменшенням показника степені  до значень 0,025 відбувається збільшення значень максимальних амплітуд в початковий період. при значеннях  = 0,025 всі характеристики напружено деформованого стану мають найбільші значення, відповідно вузол є максимально навантаженим. важливим є те, що вказані закономірності зберігаються для різних значень динамічного та статичного коефіцієнтів тертя. так для різних значень статичного коефіцієнта тертя s = 0,2 та s = 0,1 при значеннях показника степені  = 0,025 криві трендів максимальних інтенсивностей еквівалентних напружень, максимальних дотичних напружень і максимальних інтенсивностей напружень досить тісно зближаються в початковий момент часу і практично збігаються в період часу після повного врізання кулі в нарізи ствола (рис. 7). закономірності затихаючого коливального процесу при цьому зберігаються. а б в рис. 9 – залежності максимальних: а – еквівалентних напружень; б – дотичних напружень; в – інтенсивностей напружень в стволі від часу для s = 0,2, d = 0,025 розрахунковий аналіз вказує, що для стабільної роботи трибосистеми «ствол куля» абсолютні значення динамічного коефіцієнта тертя не повинні перевищувати 0,055 … 0,06. при значеннях динаміч до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 91 ного коефіцієнту тертя, який більше вказаних значень, відбувається суттєве збільшення навантажень, і як результат цього – швидке гальмування кулі в каналі ствола і суттєве падіння швидкості кулі в момент вильоту з каналу ствола. слід зазначити, що динамічний коефіцієнт тертя d в діапазоні проведення досліджень 0,025…0,05 не має суттєвого впливу на абсолютні значення амплітуд максимальних еквівалентних напружень, максимальних дотичних напружень і максимальних інтенсивностей напружень (рис. 7, 8). амплітудні значення максимальних еквівалентних напружень в стволі для значень динамічного коефіцієнта тертя d = 0,025 (рис. 7, а) и d = 0,05 (рис. 8, а) відрізняються не значно і знаходять в околі 1200 мпа. аналогічні закономірності характерні і для амплітуд максимальних дотичних напружень. як видно з рис. 7, б и 8, б значення максимальних дотичних напружень в період часу після врізання кулі знаходяться в діапазоні 650 … 700 мпа. максимальне значення інтенсивності напружень для динамічного коефіцієнта тертя d = 0,025 (рис. 7, в) и d = 0,05(рис. 8, в) в період часу після врізання кулі відрізняються не суттєво і знаходяться в діапазоні 1350 1400 мпа. величина  визначає швидкість відносного ковзання тіл пари тертя, при якому фактичний коефіцієнт тертя  досягне значення динамічного і виходить на стаціонарний режим. результати розрахункового аналізу показують, що для  в діапазоні значень 0,05 … 0,1 фактичний коефіцієнт тертя досягає мінімальних значень і виходить на стаціонарний режим при будь-яких значень статичного коефіцієнта s до швидкості ковзання 120 м/с. аналіз процесу руху кулі по каналу ствола показує, що до моменту часу 04101,1 e секунд завершується період повного врізання кулі в нарізи ствола, що відповідає швидкості ковзання біля 120 м/с. виходячи з отриманих результатів, можна стверджувати що ствол є мінімально навантаженим в тому випадку, коли до моменту повного врізання кулі в нарізи ствола, коефіцієнт тертя з врахуванням фактичної швидкості ковзання досягне мінімального значення і вийде на стаціонарний режим. отримані результати свідчать про те, що в якості критерія оцінки ефективності використання матеріалів, технологічних процесів нанесення покриттів, термообробки і та інших способів підвищення зносостійкості систем, які працюють в умовах високошвидкісного тертя, можна використовувати коефіцієнт тертя, прийнявши за кількісну оцінку критерію коефіцієнт  при інших рівних умовах. висновок на основі проведеного аналізу вказано шляхи для оцінки зносу стволів спортивної та снайперської зброї, показано необхідність врахування особливостей динамічного характеру напруженодеформованого стану в умовах високошвидкісного тертя, яке виникає в умовах взаємодії системи «ствол куля». узагальнений аналіз розрахункових результатів показав, що переважаючим фактором, який впливає на напружено-деформований стан вказаної трибосистеми і відповідно на процеси накопичення пошкоджень і зношування, є швидкість зменшення коефіцієнта тертя від значень статичного до значень динамічного і виходу коефіцієнта тертя на стаціонарний режим. в якості критерія оцінки ефективності використання способів підвищення зносостійкості трибосистем, які працюють в умовах високошвидкісного тертя, можна використовувати швидкість зміни коефіцієнта тертя, використовуючи за кількісний критерій значення коефіцієнта  . литература 1. благонравов а.а. основы проектирования автоматического оружия / а.а. благонравов. – м.: оборонгиз, 1940. – 484 с. 2. кириллов в.м. основания устройства и проектирования стрелкового оружия / в.м. кириллов. – пенза.: пваиу, 1963. – 342 с. 3. lim j. cambridge university internal report / michael f. ashby // cued, c.–mat. – 1986. – t.123. 4. зеленко в.к. взаимосвязь износа каналов стволов снайперского вооружения с конструкцией пули / в.к. зеленко, в.м. королев, ю.н. дроздов // проблемы машиностроения и надежности машин. – 2010, №3. – с. 83-87. надійшла в редакцію 14.09.2015 до питання оцінювання ресурсу стволів снайперської та спортивної зброї проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 92 pisarenko v.g. тhe problem resource evaluation sniper barrel weapons and sport. the results of calculation of stress-strain state trunks sports and sniper weapons. based on analysis of the estimated impact of changes in the coefficient of friction on the characteristics of the stress-strain state trunk routes specified resource definition and evaluation of ways to improve the wear-resistance tribosystems in conditions of high friction. key words: modeling, high-friction, barrel firearms, stress-strain state. references 1. blagonravov a.a. osnovy proektirovanija avtomaticheskogo oruzhija. m.: oborongiz, 1940. 484 s. 2. kirillov v.m. osnovanija ustrojstva i proektirovanija strelkovogo oruzhija. penza.: pvaiu, 1963. 342 s. 3. lim j. cambridge university internal report. michael f. ashby. cued, c. mat. 1986. t.123. 4. zelenko v.k., korolevv.m., drozdov ju.n. vzaimosvjaz' iznosa kanalov stvolov snajperskogo vooruzhenija s konstrukciej puli. problemy mashinostroenija i nadezhnosti mashin. 2010, №3. s. 83-87. кінетика зміни товщини змащувального шару при напрацюванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 90 дмитриченко м.ф.,* білякович о.м.,** савчук а.м.,* міланенко о.а.,* туриця ю.о.,* кущ о.і.* *національний транспортний університет, **національний авіаційний університет, м. київ, україна e-m ail: yuliya_t ur@ukr.net кінетика зміни товщини змащувального шару при напрацюванні удк 621.891 резу льтати даної р оботи пр едставлені базу ючись на експер иментальних дослідженнях наф тового масла мгт та си нте тичного масла на о снові поліальфаолефінів пр и викор истанні зр азків із ста лі 45 та шх-15. встановлено, що сфор мований змащу вальний гр аничний шар завтовшки 0,657 2,557 мк м для масла мгт залишається стабільним до n  1000, потім сту пінь металевого контакту збільшу ється до 10 % циклів, що пов'язано із зміною пр ир оди гр аничних плівок пр и підвищенні об'ємної темпер ату р и масла до 50 °с. з афіксовано, що приріс т товщини змащувального шару в період пуску, незалежно від кількості ци клів при напрацюванн і, складає 1 1,2 мкм, що несуттєво впли ває на зміну с талого параметра режиму змащувальної дії. неза лежно від типу змащувально го матеріалу вс тановлена лін ійна кореляц ія параметра ефективності мащення λ від товщини гранични х а дсорбційни х шар ів. клю чові слова: мастильний матер іал, ефективн іс ть мащення , мета левий кон такт. вступ конструкц ійна скла дн ість гідроме ханічно ї коробки передач (поєднання в одному агрегаті гідравлічної передач і, шестерної коробки пере дачі і системи ме хан ічного регу лювання ) обумовлює пред'явлення п ідвищени х вимог до вибору змащувального матеріа лу. ріди ни для гідромехан ічни х коробок передач повинні мати високу окис люва льну стаб іль ніс ть, ефективні в ΄язкістно температурні характеристи ки, низь котемпературні, ан ти корозійн і і ан тип інн і влас тивос ті [1, 2]. умови роботи змащувального масла в зубчасти х передача х визначаються трьома чинниками: температурою, частотою обертанн я зубчасти х коліс і тис ком в зон і конта кту [3, 4, 5]. від ци х чинн иків залежи ть теп лонаван тажен іс ть масляно ї п лівки в кон та кті і режим тер тя в трибомехан ічн ій сис темі, що визначає надійніс ть і довговічн іс ть вузла тер тя. д іапазон тис ку і шви дкостей , при яки х реалізую ться нормальне тертя і зношування повер хонь, визначаю ться природою матеріалів конта ктуючи х пар і складом змащувального матер іалу. мета і пос тановка задачі метою проведени х досліджень було встановлення ефективності змащуваль ної дії для гідромехан ічни х коробок передач при викорис танн і нафтового масла мгт на основі глибокоочищеної і депарафін ізованої фракції м с-8 із загущуючою, депресорною, протизношувальною, детерген тною та антип інною присадками і син те тичне масло на основі поліа льфаолефін ів (95 %) і ріпа кової олії (5 %) з антиокис люва льною (іонол), протизношувальною (інфен іум с9425), по ліфункц іона льною в΄я зкіс тною і депресорною присадкою полімета крила тного типу (в8-705) і а нтипінною (пмс-200а) приса дками. виклад мате рі алів д осліджень в умовах части х пусків зупино к при використанн і в якос ті змащувального матеріа лу масла мгт першого типу, встановлено, що формування стабільни х а дсорбційни х гранични х шар ів на повер хн і металу з шх-15 відбувається у міру напрацювання n  200. перш за все, цьому процесу сприяє акти вація повер хн і мета лу, яка обумовлена адгезійною взаємодією кон тактуючи х пар в резу льта ті зриву змащувального шару при страгуванн і в 30 % ци клів. сформований змащувальний граничний шар за втовш ки 0,657 2,557 мкм зали шається стаб ільним до n  1000, потім с тупінь мета левого кон та кту збільшується до 10% ци клів, що пов'яза но із зм іною природи гранични х плівок при п ідви щенн і об'ємної температури масла до 50 °с. нада лі на повер хні мета лу утворюютьс я граничні шари фізичної природи, я кі внас лідо к слабки х ван дер ваальсови х си л взаємодії легко вида ляю ться і формують стаб ільн і хемосорбційні п лівки або кінетика зміни товщини змащувального шару при напрацюванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 91 хім ічні з'є днання. товщина а дсорбційни х шарів з п ідвищен ням температури досягає 7,11 9,15 мкм (рис. 1). з ни х на час тку соп і модифіковани х шарів при хо ди ться 0,3 0,76 мкм. на зразка х із ста лі 45 вс тановлена я кісно інша за кономірніс ть ада птац ії граничної п лівки до динамічни х умов навантажен ня. на 50 % скорочується як с тупінь мета левого кон такту, так і час формування с табільни х а дсорбційни х шарів в період припрацювання, причому їх товщина зб ільшується , в середньому, на 50 % до n  1000. підви щення температури призводи ть до часткової дезорієн тації граничної п лівки , зб ільшується на 20 % с туп інь ме талевого кон такту. при по даль шому напрацюванні зафіксована стаб ільна товщ ина адсорбційного шару також подвійної природи, а ле на частку сформовани х шарів при хо ди ться 5,15 6,81 мкм, що, в середньому, на 30 % менше, в порівнянн і з hадс на шх-15 (рис. 1). проте, збільшує ться скла дова товщини змащувального шару соп і модиф іковани х шар ів (h  0,9 1,21 мкм). аналіз змащувально ї зда тності масла для гідромехан ічни х коробок передач другого типу пока зав істо тне зниженн я тако го параметра, як зрив змащувального шару при страгуванні, що свідчи ть про підвищен ня а дсорбційної зда тнос ті компонентів базової основи по ліа льфаолефін ів і р іпаково ї олії. в період припрацювання до n  50 зафіксований мета левий кон такт повер хонь в 10 % циклів (шх-15) і в 7 % циклів (ст 45). рис. 1 – залежні сть загаль ної товщини мастиль ного шару (hзаг.), товщини граничних адсорбці йних шарі в (hадс.) від об'ємної температури масла т при припрацюванні збільшенн я температури до 70° не приводи ть до де зорієнтац ії сформовани х шарів, що обумовлено наявн іс тю си льни х а дге зій ни х зв'язків вуглево дневи х спо лук з активованою повер хнею мета лу. а б рис. 2 – пове рхня те ртя сталі 45 (а) та сталі шх-15 (б) при змащуванні синтетичним маслом для гідромехані чних коробок пе редач ст , мкм,h кінетика зміни товщини змащувального шару при напрацюванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 92 приріс т товщини змащува льного шару в періо д пуску, неза лежно від кількос ті циклів при напрацюванні, с кла дає 1 1,2 мкм, що несуттєво вп ливає на зміну ста лого параметра режиму змащувальної дії. 0 2 4 6 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 загальна товщина змащувального шару (шх-15, ст-45) товщина соп (шх-15) товщина соп (ст-45) рис. 3 – кі не тика змі ни товщини адсорбці йних шарів h при напрацюванні в умовах пуску 0 2 4 6 8 10 12 14 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 n,ц 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 загальна товщ ина змащ увального ш ару (шх-15, ст-45) λ – параметр режиму мащ ення rа , шх-15 rа , ст-45 рис. 4 – кі не тика змі ни шорсткості rа, товщини адсорбці йних шарі в h і ре жиму мащення λ, як функція напрацювання n для масла мгт № 2 слід зазначи ти, що тип металу не впли ває на зага льну товщину а дсорбційн и х гранични х шар ів (hзаг = 0,576 4,9 мкм), а товщина соп і хімічни х з'єднань с кла дає відповідно 0,35 мкм і 0,25 мкм на поверхні із с талі 45 і шх-15 (рис. 2, рис. 3). незале жно від типу змащувального матеріа лу вс тановлена лін ійна кореляц ія параметра ефективнос ті мащення λ від товщини гранични х а дсорбційни х шарів. поча ткова шорсткість кон тактни х поверхонь с кла да ла відповідно 0,402 і 0,323 мкм для с талі шх-15 і ста лі 45. в процесі напрацювання встановлюється р івноважна шорсткість повер хо нь, неза лежно від типу мета лу, рівна, в середньому, 0,202 мкм (рис. 3). твер діс ть мета лу впливає лише на час стаб ілізац ії да ного параметра для менш твердого матеріа лу с талі 45 ra = 0,202 мкм вс тановлюється при n  500, що в 2 рази менше н іж для шх-15. аналогічн і резуль та ти були одержан і в робота х [6, 7]. у міру формування і адап тації гранични х шарів відбувається пере хід від граничного режиму змащувальної дії (  2) до гідроди намічного (  4) ц,n мкм,h мкм,ra, мкм,h кінетика зміни товщини змащувального шару при напрацюванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 93 (рис. 4). при цьому товщина змащувального шару при гідродинам ічному режимі зм ащувальної дії включає три складови х – соп або хімічно модифікован і шари, адсорбційн і шари фізичної природи і істинно гідродинамічну с кла дову по мір і зб іль шення шви дкос ті кочення. висновки вс тановлено, що п ідвищена а дсорбційна активн іс ть вуглеводневи х компонентів поліа льфаолефін ів і р іпакової олії прискорює на 50 % час адап тац ії гранични х а дсорбційни х шар ів на акти вованій поверхні с талі, при чому сформовані адсорбційн і шари характеризую ться температурною стійкіс тю. у нестац іонарни х умовах тертя параметр режиму мащення λ лін ійно корелює з негідродинам ічною складовою товщини змащувально го шару, при цьому (формується стійка гранична плівка , яка забезпечує пере хід від граничного до елас тогідродинамічного режиму мащення). літе ратура 1. кичкин г .и. мас ла для ги дромехнически х коробок передач / г.и. кич кин, а.в. ви ленкин. – м.: химия, 1969. – 212 с. 2. ви лен кин а.в. масла для шестеренны х передач / а.в. ви ленкин – м.: химия, 1982. – 248 с. 3. справочник по триботе хни ке: в 3т. / под общ. ред. хеб ты м., чичинадзе а.в. – м.: маши ностроение, 1990. – т .2: смазочные материалы, те хни ка смазки , опоры скольжен ия и качения. – 412 с. 4. райко м.в. исс ледован ие смазочного дейс твия нефтяны х масел в услови я х работы зубчаты х передач: дис. на соискание ученой степени доктора те хн. наук: 05.02.04 / м.в. райко – к.: киига, 1974. – 369 с . 5. дми триченко н.ф. исс ледован ие влияния газовы х сред на смазочную способность минеральны х масел, и х проти воизносного и демпфирующего действий в зацеп лении зубьев зубчаты х пере дач: дис. на соискание ученой степен и кан ди да та те хн . наук.: 05.02.04 / дми триченко ни колай фе дорович. – киев, киига, 1980. – 260 с. 6. формування та адап тац ія гранични х шарів – основний критер ій ефективності мащення в нестац іонарни х умова х тер тя / м.ф. дмитриченко, р.г. мнаца канов, о.о. м ікосянчик [та ін .]. // управління проектами, с истемний ана ліз і логіс тика . – к.: нту. – 2005. – ви п. 2. – c. 9 13. 7. поліпшен ня триботе хнічни х характеристи к автоматични х коробок передач за ра хунок створення нови х композицій масти льни х матеріа лів / м .ф. дмитриченко, р.г. мнацаканов, о.о.мікосянчик [та ін.] // materialy xvi konf. “metody obliczen iowe i badawc ze w ro zwoju pojazdów sa mochodowych i maszyn roboczych samoje zdnych”. – rzeszow: po litechnika. – 2005. – p. 69 75. поступи ла в редакц ію 08.06.2015 кінетика зміни товщини змащувального шару при напрацюванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 94 dmitrichenko n.f., bily akovy ch o.n., savchuk a.n., m ilanenko a.a, turitsa y.a., kusch a.i. kinetics of change of thickness of a lubricant layer at an operating time. the working conditions of the lubricating oil in gear bo xes are d etermined by three factors: temp erature, rotation sp eed gears and the p ressure in the contact zone. of these factors dep ends on dep loy mentagent oil film in the contact mode and friction in tribomechanical sy stem that determines the reliability and durability of the friction assemb ly . the range of p ressures and velocities, which are imp lemented in the normal friction and wear of the surfaces defined by the nature of the materials contactin g the vap or and the comp osition of the lubricant. the results of this work are p resented based on exp erimental studies of the oil m gt oil and sy nthetic oil b ased p olarp oint when using samp les of steel 45 and sh-15. it is established that formed the boundary lubrication lay er thickness 0,657 2,557 micro meter for m gt oil remains stable up to n  1000, then the degree of metallic contact is increased to 10 % of cy cles, due to the changin g nature of boundary films with increasing bulk oil temp erature up to 50 °c. it is recorded that the increase in the thickness of the lubricant lay er during start-up , regardless of the number of cy cles at an op erating time is about 1 1,2 micrometer, slightly affects the variation of the constant p arameter mode lubricatin g action. regardless of the typ e of lubricant is established linear correlation p arameter of the efficien cy of the lubrication of λ on the thickness of the boundary adsorp tion lay ers. key words: lubr icant efficien cy lubrication, metal contact. references 1. kichkine g.i., vilenkina.v. oils for g idrotekhnicheskikh transmissions . m.: che mistry, 1969. 212 p. 2. vilen kin a.v. gea r oil for gear. m.: che mistry, 1982. 248 p. 3. handbook of friction mach inery: 3t / under the general editorship habte m., chichinadze a.v. m.: mashinostroenie, 1990. t . 2: lubricants, machinery lubricat ion, bearings of slid ing and rolling. 412. 4. rajko m.v. investigation of the lubricating action of petroleum oils in the gears: dis. on competition of a scientific degree of dr. sci. sc iences: 05.02.04. ra jko m.v. k.: kiiga, 1974. 369 p. 5. dmitrichenko n.f. study of the influence of gas atmospheres on the lubricity of minera l oils, antiwear and damping action of the meshing teeth of gears: dis. on competition of a scientific degree of candidate of tech. science.: 05.02.04. dmitrichenko niko lay fedorovich. kiev, kiiga, 1980. 260 p. 6. the format ion and adaptation of boundary layers – the ma in criterion of the effectiveness of madanna in unsteady friction conditions . n.f.dmitrichenko, r.g.mnatsakanov, o.a.mikosyanchik [and others]. project manage ment, systems analysis and logistics. k.: ntu. 2005. vo l. 2. p. 9-13. 7. improve ment tribotechnical characteristics of automatic transmissions by creating new compositions of lubricants . n.f.dmit richenko, r.g.mnatsakanov, o.a.mikosyanchik [etc.]. materia ly xvi konf. “metody oblic zeniowe i badawc ze w rozwoju poja zdów samochodowych i maszyn roboczych samoje zdnych”. rzeszow: politechnika. 2005. p. 69-75. 4_dvoruk.doc абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 24 дворук в.і., кіндрачук м.в. національний авіаційний університет, м. київ, україна абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі завдання дослідження одним з актуальних завдань науки і техніки є забезпечення абразивної зносостійкості конструкційних матеріалів. впершу чергу воно стосується сталі – найрозповсюдженого сплаву, який за цим показником не задовольняє потреби інженерної практики. протягом xx-століття абразивна зносостійкість вуглецевих та легованих сталей істотно підвищилась. цей прогрес досягнуто завдяки ускладненню хімічного складу сталей, розробці нових методів їх зміцнення, а також створенню спеціальних багатокомпонентних залізовуглецевих сплавів на базі наукових відомостей про механізм абразивного зношування. за сучасними уявленнями [1-3 тощо] у механізмі абразивного зношування лежить міцнісне підґрунтя. виходячи з цього, логічним виглядає припущення про підвищення зносостійкості та міцності як єдиній проблемі. у ракурсі вказаного припущення методи зміцнення сталі, що застосовують на сучасних підприємствах металургійної, машино і приладобудівної галузі слід розглядати, як технології подвійного призначення і тому не існує потреби у створенні додаткової спеціалізованої інфраструктури для захисту сталевих виробів від абразивного зносу. наукові і практичні перспективи, що відкриваються на шляху використання міцнісного підходу до підвищення зносостійкості були визначальними аргументами для прийняття його на озброєння у деяких провідних наукових школах з вивчення явища абразивного зношування, зокрема, російського державного університету нафти і газу ім. і.м. губкіна (в.м. виноградов, г.м. сорокін) [2]. позитивний вплив високих міцнісних характеристик на абразивну зносостійкість сталі відмічають також інші дослідники [4, 5 тощо]. поряд із цим, відомі наукові праці, результати яких не підтверджують зазначений факт. наприклад, у [6, 7] констатовано, що підвищення міцності сталі термічною обробкою не впливає на її абразивну зносостійкість. вельми ефективним методом підвищення міцності сталі вважається холодна пластична деформація прокатуванням, волочінням, екструзією тощо. зокрема, холоднотягнутий сталевий дріт – це один з найміцніших металевих виробів [8]. однак така обробка практично не впливає на абразивну зносостійкість сталі [1, 6, 9 15]. механізм абразивного зношування обумовлюється особливостями зовнішньо-силової дії абразивної частинки на поверхню, серед яких можна виділити два етапи: перший етап характеризується тиском частинки на поверхню і завершується її зануренням у метал; другий – поступальним рухом зануреної частинки поверхнею, який супроводжується складним деформуванням та руйнуванням останньої. у результаті на поверхні формується подряпина – канавка, по краях якої видавлено метал, що утворює навали. така схема взаємодії абразивної частинки з поверхнею наближає процеси зношування до процесів, що супроводжують випробування поверхні на твердість дряпанням [15]. експериментальним підтвердженням подібності вказаних процесів може бути той факт, що твердість дряпанням, так саме, як абразивна зносостійкість не залежить від попереднього зміцнення поверхні холодним деформуванням [17]. пояснюється це існуванням для твердості дряпанням тісного кореляційного зв’язку з істинним опором руйнуванню металу. тому у багатьох сучасних теоріях [1, 12, 15 тощо] абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі інтерпретується на підґрунті аналізу процесу дряпання. існує думка [1], що у місцях взаємодії абразивної частинки з металом при зношуванні відбувається гранично можливе зміцнення останньою, яке більше за передуюче. товщина зміцненого шару дуже незначна, тому що незначною є товщина частинок зносу. ще меншою повинна бути товщина гранично зміцненого шару, твердість якого виміряти надто складно. виходячи з цього зроблено висновок про необхідність розглядати відносну абразивну зносостійкість, як характеристику механічних властивостей, що відповідає граничній міцності даного металу. такий висновок обґрунтовується виявленою відповідністю між діаграмами «істинний опір руйнуванню – границя міцності» та «відносна абразивна зносостійкість – твердість» для деформаційно зміцнених металів. однак щодо питання про вплив холодної пластичної деформації на істинний опір руйнуванню відомі різні точки зору [12]. пояснюється це розмаїттям способів деформаційного зміцнення і характерів деформацій у матеріалах. так, наприклад, збільшення істинного опору руйнуванню, зазвичай, відмічається у випадках прокатування або протягування, коли в матеріалах можливе утворення волокон у напрямі подальшого розтягу при механічних випробуваннях. таке саме можна сказати щодо гіпотези про граничне зміцнення у місцях взаємодії абразивної частинки з металом (див. вище), яка за результатами роботи [15] не знайшла експериментального підтвердження. на думку автора основною причиною відсутності впливу холодної пластичної деформації може бути те, що абразивні частинки взаємодіють з металом, який зміцнений передуючими частинками під час зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 25 прийнято вважати, що проявом деформаційного зміцнення металу при дряпанні є зменшення ширини подряпини після початку горизонтального руху індентора поверхнею. однак такий саме ефект спостерігався як у матеріалах, що схильні до зміцнення (метали), так і не схильних до цього (свинець пластилін тощо) [12]. пояснюється він розвитком навалів по краях і попереду рухомого індентора, під дією яких останній виштовхується з подряпини. тому причина нечутливості твердості дряпанням до деформаційного зміцнення складається у перерозподілі нормального навантаження між матеріалом навалів та сліду за рахунок зменшення виштовхування індентора. незважаючи на розбіжності запропонованих гіпотез [1, 12, 15], що висунуті для пояснення ефекту незмінності абразивної зносостійкості холоднодеформованої сталі, спільним у них є те, що абразивне руйнування вважається в’язким і розглядається на підґрунті класичних вчень про механіку та міцність матеріалів. отже, за такого підходу вказаний ефект може мати різну інтерпретацію. холоднодеформованим сталям притаманна одна характерна особливість, яка у зв’язку з їх абразивною зносостійкістю досі не ураховувалась. мова йде про зменшення густини сталі після холодної пластичної деформації [8]. відомо, що дислокації та вакансії унаслідок ангармонізму силового поля міжатомної взаємодії збільшують об’єм холоднодеформованого металу. однак елементарний розрахунок показує, що навіть граничні значення густини дефектів кристалічної будови невзмозі збільшити об’єм більш ніж на 0,1 %, тоді як дослідні дані сягають 1 %. аномальне збільшення об’єму пояснюється наявністю мікротріщин, що виникають і розвиваються у металі при пластичній деформації. у зв’язку з цим для холоднодеформованої сталі розрахункову модель континууму матеріалу і відповідну їй класичну схему руйнування [18] слід визнати неадекватною. прийнятними представляються моделі дисконтинууму і некласична схема руйнування,на яких побудовано реолого-кінетичну концепцію абразивної зносостійкості [19]. згідно вказаної концепції абразивне руйнування за фізичною класифікацією розглядається як квазікрихке. однак остаточний висновок про доцільність застосування реолого-кінетичного підходу до інтерпретації ефекту незмінності абразивної зносостійкості холоднодеформованої сталі можна зробити лише за результатами спеціального вивчення цього питання, що є метою даної роботи. методичне забезпечення дослідження деформаційному зміцненню підлягала нормалізована сталь 40х шляхом обтискування під гідравлічним пресом заготовок, з яких після цього виготовляли зразки для дослідження. ступінь обтискування заготовок складала 20%, 40% і 60%. дослідження абразивної зносостійкості ε та реологічних властивостей – критичного коефіцієнту інтенсивності напружень кіс, розміру пластичної зони у вершині тріщини hпд проводили за тими самими методиками, які були використані в роботі [18]. для визначення вмісту об’ємних дефектів кристалічної будови у металі залучали волюмометрію. при цьому об’ємні зміни зразків визначались за показником їх густини методом зважування на гідростатичних терезах марки вло20г-1. оцінку величини залишкових напружень розтягу на межі пластичної зони у вершині тріщини проводили розрахунковим методом за допомогою співвідношення запропонованого у роботі [20]. експериментальна і аналітична частина дослідження дані щодо зміни трибомеханічних та реологічних властивостей досліджуваної сталі унаслідок зміцнення холодним деформуванням приведені у табл. 1, 2. таблиця 1 залежність трибомеханічних властивостей сталі 40х від режиму обтискування механічні властивості марка сталі ступінь обтискування, % твердість, нв, мпа границя міцності, σв, мпа відносне звуження, ψ, % зносостійкість, ε × 102, г -1 0 170 400 78,5 3,57 20 234 680 65 3,47 40 281 790 61 3,3 40х 60 286 880 46 3,22 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 26 таблиця 2 залежність реологічних властивостей сталі 40х від режиму обтискування реологічні властивості марка сталі ступінь обтискування, % в’язкість руйнування, кіс×10 6, па√м розмір пластичної зони у вершині тріщини, hпд × 10-6, м реологічний параметр, r3 × 1010, па інтенсивність зменшення hп, hпн / hпд інтенсивність зменшення кіс, кісн / кісст 0 58,9 6,73 2,27 1 1 20 49,8 5,08 2,21 1,33 1,18 40 46,6 4,93 2,1 1,37 1,26 40х 60 43,9 4,58 2,05 1,47 1,34 з рис. 1 видно, що після зміцнення холодним деформуванням, незважаючи на збільшення твердості нв (табл.1), реологічний параметр r так саме як і зносостійкість ε істотно не змінюється. тому для функції ( )rf=ε експериментальні дані, які відповідають зміцненому і незміцненому стану сталі укладаються в одну точку. отже, при зміцненні холодним деформуванням реологічний параметр r зв’язаний з абразивною зносостійкістю ε сталі. незмінність числових значень r і зміну реологічних характеристик, які входять до його складу можна спостерігати за результатами проведеного дослідження (табл. 2), які у графічній формі представлені на рис. 1. звідки можна бачити, що деформаційне зміцнення сприяє одночасному зниженню в’язкості руйнування кіс і розміру пластичної зони hп у вершині тріщини, яке відбувається з майже однаковою інтенсивністю при всіх ступенях обтискування сталі (табл. 2). отже, незмінність r зумовлена паралелізмом змін кіс і hп. для порівняння доречно пригадати, що після зміцнення термічною обробкою кіс і hп також одночасно знижувались, але з різною інтенсивністю: зниження hп відбувалось інтенсивніше, ніж кіс, що сприяло зростанню r , а, разом з ним, зносостійкості ε сталі [18]. рис. 1 – зіставлення зносостійкості ε з критичним коефіцієнтом інтенсивності напружень кіс, товщиною пластичного деформованого шару hп і реологічним параметром r сталі 40х після обробки холодним деформуванням з різним ступенем обтискування λ (р = 1055 мпа, v = 0,5 м/с, lтр = 30 м, повітря) реолого-кінетична концепція зносостійкості [19] розглядає абразивне руйнування як послідовність актів відокремлення частинок зносу металу, що утворюються у результаті перетину бокових горизонтальних тріщин з вертикальними клиноподібними тріщинами. бокові тріщини зароджуються на межах пластичних зон у вершинах вертикальних тріщин під дією результуючих напружень, які одержуються суперпозицією полів головних та залишкових напружень. критерієм опору зародженню бокових тріщин визначено реологічний параметр r. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 27 поширення вказаних тріщин відбувається у горизонтальній площині під дією поля залишкових напружень розтягу після розвантаження металу. згідно теорії зносостійкості, що запропонована в роботі [1] значне підвищення твердості металевих матеріалів після наклепу повинно супроводжуватись підвищенням їх зносостійкості. насправді ж у випадку, що розглядається цього не спостерігається і зносостійкість сталі з підвищенням твердості по мірі збільшення ступеня її обтискування не лише не підвищується, але навіть незначно знижується (табл.1). для пояснення вказаного ефекту триботехнічним дослідженням передувала оцінка питомого об’єму і підповерхневих залишкових напружень після зміцнення холодним деформуванням. за результатами вимірювання (рис.2) встановлено зростання питомого об’єму сталі при всіх ступенях обтискування, що свідчить про інтенсивне розкриття вертикальних тріщин, а, отже збільшення їх довжини. рис. 2 – залежність питомого об’єму δv/v сталі 40х від ступеня обтискування λ рис. 3 – залежність залишкових напружень σзал сталі 40х від ступеня обтискування λ оцінка залишкових напружень розтягу біля деформованих зон показала (рис. 3) їх поступове зростання по мірі збільшення ступеню обтискування сталі. на першому етапі контактної взаємодії (див. вище) відбувається занурення абразивних частинок у поверхню попередньо деформованої сталі. оскільки міцність останньої при збільшенні ступеню обтискування зростає (табл. 1), то глибина занурення частинок у поверхневий шар повинна відповідно зменшуватись. формування та відокремлення частинок зносу відбувається на другому етапі контактної взаємодії – поступального руху абразивних частинок робочою поверхнею. у зв’язку з цим висловлено припущення [2], щодо існування зв’язку між зносостійкістю та механічними характеристиками, які визначають міцність сталі на цьому етапі. на підставі аналізу результатів дослідження сталей різних структурних класів попередньо зміцнених термічною обробкою дійшли висновку [2], що головна роль у забезпеченні зносостійкості належить границі міцності σв. однак автори зазначеної праці чомусь не звернули увагу на той факт, що за їх власними даними аналогічно до границі міцності σв зміцнюється також границя текучості σт і твердість hrc сталей. на додаток до цього, результати нашого дослідження [18] показали, що, окрім усіх цих характеристик зі зносостійкістю тісно корелює реологічний параметр r. отже, вивчення впливу лише одного фактору – термічної обробки не дозволяє однозначно встановити міцні сну характеристику, яка корелює абразивну зносостійкість сталі. для обгрунтованішої відповіді на це питання необхідно вивчити особливості впливу інших факторів, зокрема, фактору, обробки сталі холодним деформуванням, який залишився поза увагою авторів праці [2]. результати вивчення впливу цього фактору, що представлені у даній роботі (табл. 1, 2) не підтверджують наявність кореляції зносостійкості ε не лише з твердістю нв, але також з границею міцності σв, тоді, як з реологічним параметром rз зазначений зв'язок простежується. таким чином першою причиною відсутності впливу наклепу на абразивну зносостійкість може бути те, що вказана обробка не змінює опір зародженню бокових тріщин на межах пластичних зон, завдяки незмінності результуючих напружень. друга причина – зміна структури результуючих напружень за рахунок перерозподілу внесків їх складових: зменшення внеску головних напружень і відповідного зростання внеску залишкових напружень (рис. 3), що спричинено зменшенням глибини занурення абразивних частинок у зміцнену поверхню. унаслідок цього бокові тріщини зароджуються пізніше, ніж у незміцненій поверхні, але поширюються вони швидше. тому час, що витрачається на відокремлення частинок зносу від зміцненої поверхні не повинен істотно відрізнятись у порівнянні з незміцненою поверхнею. третя причина складається у практично однаковій товщині частинок зносу зміцненої і незміцненої поверхні, оскільки після обробки холодним деформуванням збільшення довжини вихідних тріщин pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com абразивна зносостійкість холоднодеформованої сталі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 28 (рис. 2) супроводжується одночасним зменшенням розмірів відповідних пластичних зон (табл.2), завдяки чому сумарні розміри тріщин і прилеглих до них деформованих зон залишаються практично однаковими. висновки у результаті цієї роботи встановлено таке: 1. величина реологічного параметру rз так саме як зносостійкість ε сталі не залежить від зміцнення холодним деформуванням. 2. ефект відсутності впливу холодного деформування на абразивну зносостійкість сталі доцільно інтерпретувати на підґрунті реолого-кінетичної концепції. 3. після обробки холодним деформуванням зносостійкість сталі практично не змінюється унаслідок незмінності: а) опору зародженню бокових тріщин; б) часу відокремлення частинок зносу від поверхні; в) товщини частинок зносу. література 1. исследование изнашивания металлов: (монография)/ м.м. хрущов, м.а. бабичев. – м.: ан ссср, 1960. – 351 с. – библиогр.: с. 337-342. 2. сорокин г.м. трибология сталей и сплавов /м. недра, 2000 – 316с. –библиограф: с. 314-315 3. кащеев в.н. абразивное разрушение твердых тел. / м.: наука, 1970. – 247 с. – библиогр.: с. 237-245. 4. михайличенко т.а., синявский а.ф. структурные аспекты абразивной износостойкости изотермически закаленной стали // изв. вузов черн. металлургия. – 1964 – № 4. – с. 23-25. 5. eyre t.s. wear resistans of metals // treatise of mater. sci and technol. – 1979. –v.13. – p. 363 442. 6. misra a. correlation between two – body and three – body abrasion and erosion of metals // wear. – 1981. – v68, $ 1 – p. 33-39. 7. либерман э.н. влияние структуры на износостойкость низколегированной стали // митом. – 1964. – № 11. – с. 37-39. 8. гриднев в.н. прочность и пластичность холоднодеформированной стали / в.н. гриднев, в.г. гаврилюк, ю.я. мешков: – к.: наукова думка, 1974. – 230 с.; ил., табл.. – библиограф. – с. 210-222. 9. батаев а.а., батаев в.а., тушинский л.и. и др.. влияние гетерофазной структуры на характер поверхносного разрушения сталей // изв. вузов черн. металургия – 1999. – № 7. – с. 47-50. 10. савицкий к.в. влияние наклепа на износ металлов // труди сиб. физико-технич. ин-та. – 1947. вып. 24. – с. 21-27. 11. кащеев в.н. износ стали при трении о личной напильник и твердость по методу царапания в зависимости от наклепа // труды сиб. физико-технич. ин-та. – 1948 – вып. 26. – с. 40-48. 12. лаврентьев а.и. к вопросу о независимости абразивного изнашивания от наклепа // трение и износ. – 1986. т.7. – № 4. – с. 654-660. 13. de gee a.w.j.verschleib und verschleibprufung //zeitschriftfur werkstofftehnik. – 1972. – bd.3, №2. – s. 58-64. 14. richardson r.c.d. the wear of metals by relatively soft abrasive //wear. – 1968. – vol.11, №2. – р. 245-275. 15. богомолов н.и. основные процессы при взаимодействии абразива и металла: автореф. дис. доктора техн. наук / киига. – к.: 1967. – 46 с. 16. виноградов в.н., ливиниц л.с., левин с.м. и др. критерий стойкости стали при абразивном и ударно-абразивном изнашивании // трение и износ. – 1988. – т 9, № 2. –с. 207-211. 17. избранные труды: в 2-х т. – т.1 динамическая прочность и хрупкость металлов /н.н. давиденков. – к.: наукова думка. 1981. – 704 с. 18. дворук в.і., герасимова о.в. вплив структурного стану на абразивне руйнування сталі // проблеми тертя та зношування: зб. наук праць. – к., 2007.вип. 47. – с. 82-94. 19. дворук в.і. реолого-кінетична концепція абразивної зносостійкості та її реалізація в керуванні працездатністю механічних трибосистем: автореф. дис. доктора техн. наук / нау. – к., 2007 – 40 с. 20. swain m.v. a note the residual stress about a pointed indentation impression in a brittle solid // j. mater. sci. – 1976. v.11, n12. – p. 2345-2348. надійшла 10.05.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_sorokatiy.doc вероятностные модели процесса изнашивания проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 114 сорокатый р. в., писаренко в. г., дыха м. а. хмельницкий национальный университет, казенное научно-производственное объединение "форт" мвд украины вероятностные модели процесса изнашивания вступление анализ параметров, определяющих количественные и качественные характеристики процессов изнашивания, показывает, что они, по своей сути, являются случайными величинами. скорость изнашивания зависит от физико-механических свойств материалов и микрогеометрии поверхностей трения, изменяющихся в определенных пределах. изнашивание зависит от макрогеометрии сопряженных деталей в сборке, регламентированной системой допусков и посадок. наконец, скорость изнашивания зависит от взаимовлияния различных узлов машины, условий эксплуатации и т. д. в эксплуатации возможны различные комбинации действующих факторов. таким образом, стохастический характер определяющих параметров процесса изнашивания приводит к тому, что скорость изнашивания и соответственно ресурс узлов трения является случайной величиной. в связи с этим, к оценке ресурса узлов трения необходимо подходить с вероятностных позиций. вероятностные подходы к оценке ресурса узлов трения к первым работам, в которых процесс изнашивания рассматривается, как стохастический процесс, следует отнести работы н.б. герцбаха и х.б. кордонского [1]. авторы [1, 2] обратили внимание на стохастический характер изнашивания и изложили [1, 2] основные предпосылки для разработки математической модели процесса изнашивания как случайного процесса. в работах [1, 2] высказано и обосновано предположение, что изнашивание протекает случайно и все изменения, которые наблюдаются в трущейся паре, по существу стохастические. исходя из этой позиции, сделан вывод, что при построении моделей изнашивания не только нельзя игнорировать случайные вариации износа, но и необходимо тщательно изучать закономерности, управляющие ими. в [1, 2] показано, что анализ накопления повреждений вследствие износа позволяет вскрыть основные особенности вероятностного поведения деградирующей системы. модель износа для прогнозирования долговечности изнашиваемых деталей с использованием случайных процессов маркова, в которой обобщенное интегральное уравнение маркова сведено к диффузионному распределению построена в [3]. работа [4] посвящена вероятностной трактовке феноменологических процессов накопления повреждений, независимо от их механической природы, с целью адекватного описания, выявления физической сущности и предсказания на их основе поведения конструкции. рассматриваемые вероятностные модели основаны на марковских процессах с дискретными временем и состояниями. в работе [4] авторы перешли к систематическому описанию феноменологических процессов деградации с помощью случайных процессов марковского типа. такой подход позволил построить достаточно точные модели кумулятивного накопления повреждений. развитая авторами [4] методика систематического применения марковских цепей для адекватного описания больших выборок реализаций позволила решать практические задачи проектирования, оценки надежности и сохраняемости деградирующих систем, создания методик ускоренных ресурсных испытаний, учета спектра нагрузок. в книге [4] рассмотрены качественные аспекты процесса накопления повреждений с экспериментальной точки зрения, построена модель накопления единичных повреждений от последовательности независимых ударных воздействий. на основе теоретической обработки экспериментального материала [4] показано, что процессы накопления трибоповреждений относятся к классу кумулятивных повреждений, как необратимого накопления механических повреждений при циклических воздействиях [4]. кумулятивные повреждения связаны с поведением материалов на атомном или молекулярном уровне. однако, в настоящее время поведение конструкционных материалов познано не настолько хорошо, чтобы основывать модели кумулятивных повреждений на физических законах. следовательно, как показано в [4], целесообразно обратиться к феноменологическим моделям, которые должны основываться на сегодняшнем понимании явлений на макроскопическом уровне и экспериментальных данных. в работе [5] на основе построения вероятностной модели сделаны выводы, что вероятностное поведение изнашиваемого тела на уровне поверхностного слоя определяет макроуровневые изменения тела. одной из основных характеристик [5], связывающих износ поверхностных слоев и макроуровневые изменения изнашиваемого тела в процессе функционирования трибосистемы, является суммарная интенсивность потока изнашивания, переводящая поверхностные слои изнашиваемого тела в поглощающее состояние. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вероятностные модели процесса изнашивания проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 115 следует отметить, что в [5] при построении вероятностной модели принято допущение, что в процессе изнашивания одновременно принимают участие все элементы слоя. данную модель можно уточнить, если учесть, что во фрикционном контакте, учитывая фактическую площадь контакта, одновременно принимают участие не все элементы, а некоторая их часть. элементы слоя, которые не задействованы первоначально в контакте, вступают во фрикционное взаимодействие после потери работоспособности элементов, первоначально находящихся в контакте. вероятностная модель изнашиваемого тела рассмотрим изнашиваемое тело, соcтоящее из m слоев, каждый слой состоит из n элементов (рис.1). рис. 1 − схема изнашиваемого тела предположим, что: для функционирования слоя, достаточно, что бы в процессе изнашивания одновременно участвовало n элементов из n ; при потере работоспособности некоторого nin ,...,1= элемента, во фрикционное взаимодействие мгновенно вступает один из …n-nt=k 1 элементов; скорость изнашивания слоя — случайная величина, находящаяся в интервале nvv ,...,1 и величины скоростей изнашивания являются соизмеримыми; скорость изнашивания элемента по поверхности — постоянная величина, но изменяется случайным образом для элементов; тело износится на величину h , если количество элементов находящихся одновременно во фрикционном контакте станет меньше n , то есть износится 1+k элемент; данной физической модели изнашиваемого тела можно поставить в соответствие модель надежности, состоящую из двух взаимосвязанных моделей: модель системы-слоя; модель системы-тела, элементами которой являются системы-слои. поведение системы-слоя можно описать с точки зрения надежности, как поведение системы с ненагруженным резервом, а именно: имеется n основных элементов, находящихся под нагрузкой и …n-nt=k 1 резервных элементов; любой отказавший из n рабочих элементов, мгновенно заменяется любым из …n-nt=k 1 элементов резерва; отказ системы-слоя наступает, если количество работоспособных элементов станет меньше n , то есть откажет 1+k элемент. для построения математической модели системы-слоя воспользуемся методом псевдосостояний [6]. под псевдосостоянием системы ju понимают состояние, при котором в системе находится 1,...,0 += kj отказавших элементов, при этом )(tpj вероятность того, что в момент времени t в 1 2 m cлои h изнашиваемые элементы pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вероятностные модели процесса изнашивания проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 116 системе находится j отказавших элементов. если количество отказавших элементов в системе достигнет 1+k , то наступит отказ системы (система-слой перейдет в поглощающее состояние). граф состояний псевдосистемы для слоя представлен на рис. 2. 1 2 n 1 k … … u 0 1 2 n 1 k-1 … … u 1 1 2 n 1 k-2 … … u 2 1 2 n k=0 … … u k 1 2 n-1 k=0 … … u k+1 рис. 2 – граф состояний псевдосистемы в псевдосостоянии ju , где 10 +≤≤ kj , имеется j отказавших и n работающих элементов, каждый из которых имеет свою интенсивность отказов ),(...1 tu jni =λ , зависящую от времени t . любой из n элементов в случае отказа может перевести систему-слой в состояние 1+ju . для описания поведения такого объекта можно составить систему дифференциальных уравнений колмогорова [6]:          λ= =λ−λ= λ−= ∑ ∑∑ ∑ = + == −− = n i kki k n i jji n i jji j n i i tptu dt tdp kjtptutptu dt tdp tptu dt tdp 1 1 11 11 1 00 0 );(),( )( ;,...,2,1 ),(),()(),( )( );(),( )( (1) где )(tpj – вероятность нахождения псевдосистемы в состоянии ju ; ),( tu jjλ – интенсивность отказа i-го элемента ni ,...,1= в зависимости от псевдосостояния системы ju и времени. так как в начальный момент времени 0=t рабочие и резервные элементы слоя находятся в рабочем состояния, то 1)0(0 ==tp и 0)0(0 ==tp при 0>j . согласно предельной теореме для суммарного потока [6], система (1) может быть упрощена, если учесть, что ∑ = λ=λ n i jji kutu 1 ),(),( , (2) где ),( ku jλ – суммарный поток отказов, переводящий систему из состояния ju в состояние )1,...0(1 +=+ kju j . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вероятностные модели процесса изнашивания проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 117 тогда (1) примет вид:          λ= =λ−λ= λ−= + −− );(),( )( ;,...,2,1 ),(),()(),( )( );(),( )( 1 11 00 0 tptu dt tdp kjtptutptu dt tdp tptu dt tdp kk k jjjj j (3) где ),( tu jλ – суммарный поток отказов, переводящий систему из состояния ju в состояние 1+ju ; ),( tu kλ – суммарный поток отказов, переводящий систему из состояния ku в поглощающее состояние 1+ku . использование суммарного потока позволяет перейти к рассмотрению процесса чистого размножения c ограниченным числом псевдосостояний системы-слоя, граф состояний которой приведен на рис. 3. рис. 3 – граф состояний системы поведение системы, представленной на рис. 3, описывается системой дифференциальных уравнений (3), решение которой будет определяться видом функции ),( tu jλ . если функция ),( tu jλ задана в общем виде, решение системы (3) в аналитической форме пока не получено, однако существуют частные решения, которые можно использовать при анализе поведения системы-слоя. анализируя поведение изнашиваемого слоя, следует рассматривать несколько случаев. в случае стационарного изнашивания, скорость изнашивания, а следовательно, и суммарный поток отказов элементов слоя, является постоянной величиной, не зависящей от времени и количества отказавших элементов слоя, т.е. λ==λ const)t,u( j , при этом уравнения (3) примут вид:          λ= =λ−λ= λ−= + − );( )( ;,...,2,1 ),()( )( );( )( 1 1 0 0 tp dt tdp kjtptp dt tdp tp dt tdp k k jj j (4) решение данной системы при начальных условиях 1)0(0 ==tp и 0)0(0 ==tp при 0>j имеет вид [6]:          λ −= = λ = = ∑ = λ− + λ− λ− k i t i k t j j t e i t tp kje j t tp etp 0 1 0 . ! )( 1)( ;,...,2,1 , ! )( )( ;)( (5) где tje λ=)( – математическое ожидание j -го состояния; tjd λ=)( – дисперсия. 0 1 2 k+1 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вероятностные модели процесса изнашивания проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 118 если скорость изнашивания элементов зависит только от времени работы, то суммарный поток отказов системы-слоя является функцией времени и не зависит от состояния системы ju . система уравнений (3) для данного случая примет вид:          λ= =λ−λ= λ−= + − );()( )( ;,...,2,1 ),()()()( )( );()( )( 1 1 0 0 tpt dt tdp kjtpttpt dt tdp tpt dt tdp k k jj j (6) начальные условия: 1)0(0 ==tp и 0)0(0 ==tp при 0>j . согласно предельной теореме суммарного потока, )(tλ представляет нестационарный поток пуассона. решение системы (6) имеет вид [6]:          −= == = ∑ = − + − − k i ta i k ta j j ta e i ta tp kje j ta tp etp 0 )( 1 )( )( 0 . ! )( 1)( ;,...,2,1 , ! )( )( ;)( (7) где ∫ λ= t dttta 0 )()( – параметр закона. таким образом, первоначальная задача для системы с ненагруженным резервом путем использования предельной теоремы потоков свелась к задаче о процессе чистого размножения c ограниченным числом псевдосостояний. в зависимости от вида функции интенсивности суммарного потока отказов ),( tu jλ приведены некоторые известные частные решения системы уравнений колмогорова. естественно, что приведенные выше решения, не могут удовлетворить всему многообразию условий функционирования трибосистем и зависимости скоростей изнашивания элементов будут иметь более сложный вид. в этом случае для решения системы уравнений (3) необходимо прибегнуть к численным методам решения дифференциальных уравнений. однако, более целесообразно, перейти в данном случае от рассмотрения случайных процессов с непрерывным временем и дискретными состояниями к рассмотрению случайных процессов с дискретным временем и состояниями, что позволит описать данную задачу с помощью математического аппарата цепей маркова [5]. численная реализация на эвм цепей маркова эффективнее, чем решения нелинейных дифференциальных уравнений. для построения модели системы-тела, изнашиваемое тело можно представить в виде системы с 1+m состоянием ( 1+m количество слоев). изнашивание такой системы представляет собой случайное одностороннее движение скачками величиной h , равной высоте слоя. последовательное движение системы-тела из состояния 0 в состояние m можно описать схемой чистого размножения. поток, переводящий систему-тело из одного состояния в другое, определяется вероятностью перехода в поглощающее состояние соответствующей системы-слоя ),...,0(1 miu i k =+ , которая определяется суммарной интенсивностью потока изнашивания ),( 1 tu i k +λ , переводящей соответствующий слой в поглощающее состояние. для описания поведения такой системы можно воспользоваться системой дифференциальных уравнений колмогорова [6]: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вероятностные модели процесса изнашивания проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 119          λ= =λ−λ= λ−= − − + +− − + + );(),( )( ;,...,2,1 ),(),()(),( )( );(),( )( 1 1 1 11 1 1 0 0 1 0 tptu dt tdp mitptutptu dt tdp tptu dt tdp m m k m i i ki i k i k (8) следует отметить, что ограничения, накладываемые в таких случаях на независимость от предыстории, не являются обязательным. вводя в состав параметров, характеризующих настоящее состояние системы, те параметры из прошлого, от которых зависит будущее, можно данным математическим аппаратом описывать многие случайные процессы не марковского типа [6]. решение системы (8) определяется видом ),( 1 tu i k +λ . для некоторых частных случаев имеется ряд решений, однако, они не могут удовлетворить всего многообразия поведения трибосистем, где соответствующие интенсивности ),( 1 tu i k +λ зависят от микрои макрогеометрии контактирующих тел, физических и трибологических характеристик материалов, условий силового и теплового взаимодействия, наличия и вида смазочных материалов и т.д., будут иметь достаточно сложный вид. поэтому для построения математической модели системы-тела целесообразно использовать модель удара и представить модель в дискретном времени [5]. построение вероятностной модели изнашиваемого тела, как системы с высокой степенью резервирования, позволяет объяснить тот факт, что при достаточно жестких условиях, действующих в зоне фактических пятен контакта и соответственно низкой износостойкостью отдельно взятого фрикционного контакта, система в целом обеспечивает достаточно длительный период функционирования. выводы на основании изложенного можно отметить следующее: 1. вероятностное поведение изнашиваемого тела на уровне поверхностного слоя определяет макроуровневые изменения изнашиваемого тела. 2. одной из основных характеристик, связывающих износ поверхностных слоев и макроуровневые изменения изнашиваемого тела в процессе функционирования трибосистемы, является суммарная интенсивность потока изнашивания, переводящая соответствующие поверхностные слои изнашиваемого тела в поглощающее состояние (износ соответствующих слоев). 3. изнашиваемое тело необходимо рассматривать, как систему с высокой степенью резервирования, что объясняет обеспечение достаточно длительного периода функционирования системы в целом, при низкой износостойкости отдельно взятого фрикционного контакта. 4. учитывая, что суммарная интенсивность потока изнашивания в общем случае определяется микрои макрогеометрией контактирующих тел, физическими и трибологическими характеристиками материалов, условиями силового и теплового взаимодействия, наличием и видом смазочных материалов и т.д., построение математических моделей целесообразно проводить в дискретном времени, что позволит использовать математический аппарат цепей маркова. литература 1. герцбах и. б. модели отказов / и.б. герцбах, х.б. кордонский. – м.: сов. радио, 1966. – 166 с. 2. вероятностный анализ процесса изнашивания / [кордонский х.б., харач г.м., артамоновский в.п., непомнящий е.ф.]. – м.: наука, 1968. – 56 с. 3. костецкий б. и. марковская модель износа и прогнозирование долговечности изнашиваемых деталей / б. и. костецкий, в. п. стрельников, в. г. таций // проблемы трения и изнашивания. – 1976. – № 10. – с. 10-15. 4. богданофф дж. вероятностные модели накопления повреждений / дж. богданофф, ф. козин; пер. с англ. – м. : мир, 1989. – 344 с. 5. сорокатый р. в. метод трибоэлементов. монография. / р.в. сорокатый. – хмельницкий: хну, 2009. – 242 с. 6. венцель е.с. теория случайных процессов и ее инженерные приложения / е.с. венцель, л.а. овчаров – м. : наука, 1991. – 384 с. надійшла 30.12.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 4_chernec.doc дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 22 чернець м.в.,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні удк 539.3: 539.538: 539.621 згідно методу розрахунку зношування і довговічності зубчастих передач проведено дослідження впливу дво одно двопарного зачеплення на максимальні контактні тиски, зношування зубів і довговічність передачі за постійних умов контакту у некоригованому косозубому зачепленні. наведено спосіб визначення кутів переходу з двопарного до однопарного зачеплення зубів і обернено. встановлено, що максимальні контактні тиски на вході у двопарне та однопарне зачеплення є близькими. максимальне зношування досягається на вході у однопарне зачеплення (прямозуба передача) чи на вході у двопарне зачеплення (косозуба передача). отримані результати подано графічно, що дозволяє відслідкувати закономірності впливу умов зачеплення. ключові слова: циліндрична евольвентна зубчаста передача, дво одно двопарне зачеплення, контактний тиск, зношування зубів, довговічність передачі. циліндричні зубчасті передачі з евольвентним зачепленням знаходять широке застосування у різного роду машинах, обладнанні та пристроях. у залежності від геометричних параметрів передачі, зокрема від кута нахилу зубів і ширини коліс сумарний коефіцієнт перекриття γε буде змінюватись у широких межах. відповідно при <ε γ 2 буде дво однодвопарне зачеплення, а при >ε γ 2 – три – дво трипарне і т.д. зміна (зменшення) парності зачеплення зубів при обертанні коліс спричиняє зміну усіх вищевказаних параметрів контактної та трибоконтактної взаємодії: зростання контактних тисків та зношування зубів, зниження довговічності роботи. тому практично важливою є оцінка впливу на них умов зачеплення зубів протягом нормативного періоду експлуатації передачі. відомі у літературі методи [1 5] дозволяють досліджувати кінетику зношування циліндричних зубчастих передач окремо при однопарному чи двопарному зачепленні, приймаючи механізм абразивного зношування зубів, який не відповідає умовам роботи закритих передач. попередньо в працях [6 11] було досліджено окремо однопарне та двопарне зачеплення зубів за розробленим методом оцінки зношування і ресурсу, де покладається механізм втомного зношування спряжених поверхонь зубів при терті кочення з проковзуванням в умовах граничного мащення. розрахунок параметрів контактної та трибоконтактної взаємодії зубів у некоригованому зачепленні за умов незмінності вихідних параметрів контакту (максимальних контактних тисків maxjp та ширини області 2 jb контакту) проведено згідно з [11]. функція лінійного зношування зубів у довільній точці j робочої поверхні: ( ) ( ) max 0, 35 k k m j j j kj m k в v t fp h c ′ ′ = σ , (1) де kjh′ – лінійне зношування зубів в j -ій точці контакту протягом часу var=′jt ; 02 / νj jt b′ = – час трибоконтакту зубів протягом переміщення j -тої точки їх співдотику по контуру зуба на ширину площадки контакту 2 jb ; 0 1 1ω sin αtv r= – швидкість переміщення точки контакту по контуру зуба; 1ω – кутова швидкість шестерні; tα – торцевий кут зачеплення; k = 1; 2 – нумерація коліс (1 – шестерня, 2 – зубчасте колесо); j = 0, 1, 2, 3,…, s – точки контакту на робочих поверхнях зубів; jv – швидкість ковзання; mailto:chernets@drohobych.net дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 23 maxjp – максимальний контактний тиск у j -ій точці зачеплення; ,k kc m – характеристики зносостійкості матеріалів коліс для вибраних умов роботи. визначення максимальних контактних тисків maxjp та ширини площадки контакту 2bj проводиться за формулами герца з урахуванням парності зачеплення зубів: max 0, 418 /j jp n ′= θ ρ , 2 2, 256j jb n ′= θ ρ , (2) де min/n n l w′ = – навантаження на одиницю довжини лінії контакту; 1 19550 / cosg tn pk r n= α – сила, що виникає у зачепленні; p – потужність на ведучому валу; gk – коефіцієнт динамічності; minl – мінімальна довжина ліній контакту зубів у зачепленні; w – кількість пар зачеплень зубів; ( ) ( )2 21 1 2 21 / 1 /e eθ = − ν + − ν ; ,e ν – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубчастих коліс; jρ – зведений радіус кривини профілів зубів у нормальному перерізі. ресурс ∗t передачі для заданого допустимого зношування kh ∗ зубів знаходиться так: /k kjt h h ∗ ∗= , (3) де 60kj k kjh n h′= – лінійне зношування зубів у вибраних точках j робочої поверхні протягом однієї години роботи передачі; мінімальний ресурс ∗mint буде для найбільшого із зношувань kjh . радіуси кривини профілю косих зубів (зведений, шестерні, колеса) визначаються за формулами: 1 2 1 2 j j j j j ρ ρ ρ = ρ + ρ , 1 1 cos t j j b ρ ρ = β , 2 2 cos t j j b ρ ρ = β , (4) де ( ) tgarc tg cos , arctg cosb t t  α β = β α α =  β  ; 1 1 1tgt j b t jrρ = α , ( ) 2 2 2 2 2 2/ cost j j tr r rρ = − α ; ( )1 10arctg tgt j t jα = α + ∆ϕ , ( )2 2 2arccos / cost j jr r α = α  ; 1 1 cosb tr r= α , 1 1 / 2 cos ,r mz= β 2 2 cosb tr r= α 2 2 / 2 cosr mz= β ; ( ) ( )2 210 20 2tg 1 tg / coscost t tt u u r rα = + α − − α α , 2 2ar r m= + , rrr a −= 220 , mr 2,0= ; ( )2 22 1 1 12 cosj w j w j t t jr a r a r= + − α − α , 1 1 1cos / cosj t t jr r= α α , ( )1 2 / 2 coswa z z m= + β ; β – кут нахилу зубів; α = 20° – кут зачеплення; 1 2,r r − відповідно радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; r – радіус заокруглення вершин зубів; ∆ϕ – кут повороту (вибраний) зубів шестерні з точки початкового контакту (т.0) в точку 1 і т. д.; u – передаточне відношення передачі; m – модуль зачеплення; 1 2,z z – числа зубів коліс; 1n – число обертів шестерні. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 24 швидкість ковзання: ( )1 1 1 2tg tgj b t j t jv r= ω α − α . (5) мінімальна довжина лінії контакту ( ) ( ) min 1 1 1 cos w b n nb l α βα α β  − −ε = −  β ε ε   при 1n nα β+ > , min 1cos w b n nb l α βα α β  ε = −  β ε ε   при 1n nα β+ ≤ , (6) де wb – ширина шестерні; ,α βε ε – відповідно коєфіцієнти торцевого і покрокового перекриття передачі; βα nn , – дробові частини вказаних коефіцієнтів перекриття; 1 2 z t t tα + ε = , sinwb mβ β ε = π , βαγ ε+ε=ε , 1 2 1 2 1 1 1 1 , b b e e t t r r = = ω ω , 1 1 2 zt z π = ω , 2 2 1 1 1 1 sins b te r r r= − − α , 2 2 2 20 2 2 sinb te r r r= − − α , mrrrrr aas +=−= 1111 , . кути переходу від двопарного ( 21 ∆ϕ f ) до однопарного і знову двопарного ( 11∆ϕ f ) зачеплення у циліндричній косозубій передачі розраховуються так: 2 2 1 11 10 1 1 10 1 , ;∆ϕ = ϕ − ϕ ∆ϕ = ϕ + ϕf f f f (7) де 2 2 1 11 1 tg tg , tg tg ,f f t f f tϕ = α − α ϕ = α − α 10 10tg tgt tϕ = α − α ; tg 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0, 5 tg sin ( ) 0, 5 tg , tg ; cos cos t b w b t b w b f f r p e b r p e b tg r r α − − + β α − − − β α = α = α α cos / cosb tp m= π α β – крок. кут виходу 1e∆ϕ зубів із зачеплення встановлюється подібно як вище так: 1 10 1 ;e e∆ϕ = ϕ + ϕ (8) де 1 tg tg ,e e tϕ = α − α )/arccos( 11 sbe rr=α . числовий розв’язок трибоконтактної задачі проведено при таких даних: 1z = 20; wb = 30 мм; p = 5 квт; gk = 1,6; m = 3 мм; u = 4; 1n = 700 об/хв; β = 0°, 10°, 12°; ∆ϕ = 4°; h∗ = 0.5 мм – допустиме зношування зубів; мащення – осьова олива з 3 % протизношувальної присадки з кінематичною в’язкістю 050+ν ≈ 15 сст; f = 0,05; досліджується дво – одно двопарне зачеплення зубів; матеріали коліс: шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0,4 ... 0,5 мм, нв 600; bσ = 1040 мпа, 1c = 3,9∙10 6, 1m = 2; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; bσ = 981 мпа, 2c = 0,17∙10 6, 2m = 2.5; e = 2,1∙10 5 мпа, ν = 0,3. результати розв’язку подано на рис. 1 3. відповідно на рис. 1 показано характер зміни тисків maxjp в процесі взаємодії зубів з урахуванням парності зачеплення. аналіз результатів свідчить, що при двопарному зачепленні контактні тиски (напруження) є в 2 раза меншими, ніж при однопарному зачепленні. ця обставина спричиняє, що максимальні тиски на вході у зачеплення і при куті 21 ∆ϕ f переходу від двопарного до однопарного зачеплення будуть близькими. при куті нахилу зубів β = 0° дещо нижчими є тиски 0 maxp , а в міру його зростання вони будуть дещо перевищувати 2 maxfp . отже контактна міцність зубів циліндричної косозубої передачі коректно може бути оцінена з урахуванням умов зачеплення зубів, хоча, як вказано вище, наближено можна її прийняти і за тисками 0 maxp чи, навіть при 0β > , за тисками у полюсі зачеплення передачі. зона двопарного зачеплення зростає при збільшенні кута нахилу зубів, бо збільшується сумарний коефіцієнт γε перекриття. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 25 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ p jm ax ,м п а β=0 β=10 β=12 рис. 1 – максимальні контактні тиски у зачепленні на рис. 2 наведено лінійне зношування зубів. 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆ϕ˚ h 2 j,м м а б рис. 2 – зношування профілів зубів передачі: а – шестерня; б – зубчасте колесо встановлено, що зуби колеса зношуються приблизно вдвічі більше, ніж зуби шестерні. максимальне зношування зубів колеса у прямозубій передачі досягається в точці зачеплення, що окреслена кутом 21 ∆ϕ f . близьким до цього є зношування 20h на вході у зачеплення. зростання кута нахилу зубів призводить до того, що максимальне зношування буде на вході у зачеплення. в полюсі зачеплення зношування зубів немає, бо тут швидкість ковзання рівна нулю. мінімальна довговічність mint передачі зростає із збільшенням кута зачеплення β (рис. 3). вона встановлюється для точки контакту робочої поверхні зуба колеса, у якій досягається допустиме зношування 2h ∗ . дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 26 14000 15000 16000 17000 18000 19000 0 2 4 6 8 10 12 β ˚ t m in ,г од рис. 3 – довговічність передачі як свідчать проведені за наведеним методом дослідження параметрів контактної та трибоконтактної взаємодії циліндричних косозубих передач умови зачеплення зубів виявляють на них значний вплив. література 1. дроздов ю.н. к разработке методики расчета на изнашивание и моделирование трения // в кн. : износостойкость. м.: наука, 1975. – с. 120-135. 2. проников а.с. надежность машин. – м.: машиностроение, 1978. – 590 с. 3. гриб в.в. решение триботехнических задач численными методами. – м.: наука, 1982. – 112 с. 4. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in spur gears // wear. – 1997. – №207 (1-2). – p. 16-23. 5. flodin a., andersson s. wear simulation of spur gears // tribotest journal. – 1999. – №5 (3). – p. 225-250. 6. оцінка довговічності, зношування та контактної міцності зубчастих передач / під заг. ред. м.в.чернеця. – дрогобич: вимір. – 2002. – 128 с. 7. чернец м.в., келбиньски ю. расчетная оценка износа и ресурса косозубых эвольвентных цилиндрических передач // проблеми трибології. – 2004. – № 3. – с. 61 70. 8. чернець м., келбінські ю. вплив нахилу зубів косозубих циліндричних передач та трибомеханічні, силові на кінематичні характеристики // проблеми трибології. – 2006. – №4. – с. 3 – 7. 9. чернець м.в. береза в.в. аналіз зношування та довговічності зубчатих передач за модифікованою моделлю // машинознавство. – 2008. – № 12. – с.18-21. 10. чернець м.в., береза в.в. до питання про закономірності впливу на довговічність і зношування циліндричних евольвентних зубчастих передач їх основних параметрів. ч.1. прямозубі передачі // проблеми трибології. – 2010. № 3. – с. 11-17. 11. чернець м.в., береза в.в. до питання про закономірності впливу на довговічність і зношування циліндричних евольвентних зубчастих передач їх основних параметрів. ч.2. косозубі передачі // проблеми трибології. – 2010. – № 4. – с. 65-72. надійшла в редакцію 03.06.2014 дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина. 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 27 chernets m.v., chernets ju.m. investigation of teeth engagement conditions of cylindrical involute gear on contact strength, wear and durability. part 1. constant interaction conditions in non-correlated engagement. according to calculation method of tooth gears wear and durability there was conducted an investigation of influence of double – single – double tooth engagement on maximal contact pressures, teeth wear and gear durability at constant contact conditions in non-correlated helical gearing. it is suggested the method of defining the angles of transition from double to single-tooth engagement and vice versa. it has been established that maximal contact pressures at the entry into double and single-tooth engagement are similar. maximal wear is achieved at the entry into single-tooth engagement (spur gear) or at the entry into double-tooth engagement (helical gearing). the obtained results are presented graphically what allows tracing the regularities of influence of engagement conditions. key words: cylindrical involute gear, double – single – double tooth engagement, contact pressure, tooth wear, gear durability. references 1. drozdov yu.n. k razrabotke metodiki rasczeta na iznaszyvanie i modelirovanie trenija. v kn. : iznosostojkost. m.: nauka, 1975. s. 120-135. 2. pronikov a.s. nadezhnost maszyn. m.: maszynostroenije, 1978. 590 s. 3. hryb v.v. reszenie trybotehniczeskih zadacz czislennymi metodami. m.: nauka, 1982. 112 s. 4. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in spur gears. wear. 1997. №207 (1-2). p. 16-23. 5. flodin a., andersson s. wear simulation of spur gears. tribotest journal, №5 (3), 1999. s. 225-250. 6. ocinka dovhovicznosti, znoszuvannja ta kontaktnoi micsnosti zubczastyh peredacz. pid zah. red. m.v.chernecja. drohobycz: vymir. 2002. 128 s. 7. chernec m.v., kielbinski j. rasczetnaja ocenka iznosa i resursa kosozubyh evolventnyh tsylindriczeskih peredacz. problemy trybologii, № 3, 2004. s. 61 70. 8. chernec m., kielbinski j. vplyv nahylu zubiv kosozubyh tsylindrycznyh peredacz na trybomehaniczni, sylovi ta kinematyczni harakterystyky. problemy trybologii, №4, 2006. s. 3 7. 9. chernec m.v., bereza v.v. analiz znoszuvannja ta dovhovicznosti zubczatyh peredacz za modyfikovanoju modellju. maszynoznavstvo, № 12, 2008. s. 18-21. 10. chernec m.v., bereza v.v. do pytannja pro zakonomirnosti vplyvu na dovhovicznist i znoszuvannja cylindrycznyh evolventnyh zubczastyh peredacz jih osnovnyh parametriv. cz.1. prjamozubi peredaczi. problemy trybologii, № 3, 2010. s. 11-17. 11. chernec m.v., bereza v.v. do pytannja pro zakonomirnosti vplyvu na dovhovicznist i znoszuvannja cylindrycznyh evolventnyh zubczastyh peredacz jih osnovnyh parametriv. cz.2. kosozubi peredaczi. problemy trybologii, № 4, 2010. s. 65-72. 9_shifrin.doc трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 54 шифрин б.м. кировоградская летная академия национального авиационного университета, г. кировоград, украина e-mail: b_shifrin@mail.ru трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо удк 629.735.015:533.6.013.43 с помощью известных математических маломерных моделей решена прямая задача динамики для катящегося пневмоколеса. ограничиваемся малыми углами увода и нулевым углом развала, а зоной скольжения в пятне контакта шины с опорной плоскостью пренебрегаем; находим поперечную силу трения и восстанавливающий момент. используем модель м. в. келдыша, а также ее упрощенную версию для жестких пневматиков и модели установившегося увода. ключевые слова: трение, пневмоколесо, м. в. келдыш, угол увода. 1. введение отсутствие общепринятой развитой модели трения на пневмоколесах заметно снижает роль математического моделирования в решении актуальных задач динамики автомобилей, самолетов при взлетах и посадках, скутеров и других пневмоколесных машин. при докритических углах увода требуемая модель должна учитывать адгезию и скольжение в пятне контакта шины с опорной поверхностью. с наибольшей полнотой трение на пневмоколесе изучено, когда углы увода малы настолько, что зона скольжения пренебрежима или, говоря иначе, реализуется квазиадгезионный контакт [1, 2]. в процессе построения требуемой модели для анализа ее работы при малых углах увода понадобятся некие «эталонные» решения квазиадгезионного контакта. одной из наиболее полных, последовательных и удачных моделей этого класса является модель м. в. келдыша [1 5]. в настоящей статье, продолжая начатое в [5] рассмотрение частных случаев модели м. в. келдыша, выделен случай специального буксируемого пневмоколеса. показано, что решение для упомянутого случая обладает рядом особенностей и его целесообразно использовать в качестве «эталонного». кроме того, в статье проведено сопоставление ряда моделей квазиадгезионного контакта. 2. постановка задачи рассмотрим движение буксируемого пневмоколеса, имеющего вынос назад l (рис. 1). точка c – его центр масс. оси ggg yxo неподвижны и лежат в опорной плоскости. считаем, что силы трения, возникающие на пневмоколесе, приводятся к силе f и моменту m вокруг оси, перпендикулярной рисунку и проходящей через точку c (рис. 1). силу f дальше называем поперечная сила, а момент m , как это принято в механике шин, – восстанавливающий момент. рис. 1 – буксируемое пневмоколесо рис. 2 – специальное буксируемое пневмоколесо пневмоколесо закреплено так, что его диск всегда строго перпендикулярен опорной плоскости. тяга ac абсолютно жесткая. углы ее поворота )(11 tφ=φ , где −t время в секундах, «малы». скорость const=av r обусловливает переносную скорость точки c , а углы поворота – относительную, которую обозначаем cw r : mailto:b_shifrin@mail.ru трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 55 1φ= &lwc , точка сверху указывает на дифференцирование по времени t . в итоге скорость точки с равна: cac wvv rrr += . «малый» угол ∆ между плоскостью диска пневмоколеса и вектором скорости точки c на виде сверху называется углом увода, он равен (рис. 1): 21 φ+φ=∆ , где |)/(arctg|2 cc xy &&=φ , −cc x,y && проекции вектора cv r на оси gggg xo,yo , соответственно. с учетом малости углов остановимся на приближении: av/l 11 φ+φ=∆ & . (1) в дальнейшем будем полагать, что ff kk // =αβ , (2) а mm kk ≡ , (3) где −αβ mmff kkkk ,,,,, требующие экспериментального определения механические постоянные шины: −βα, кинематические коэффициенты м.в. келдыша; −mf kk , боковая и крутильная жесткости шины; −fk коэффициент увода; −mk коэффициент восстанавливающего момента в моделях увода. соотношение (2) можно найти, к примеру, в [6, 7], а справедливость тождества (3) показана в [8]. будем считать, что длина l не произвольная, а специальная: αβ== /*ll . (4) буксируемое пневмоколесо, длина выноса которого равна *l , назовем специальным буксируемым пневмоколесом или сбп-колесом. пусть функция «малых» поворотов тяги имеет вид: ∑ = ω+φ=φ n n nn tbt 1 01 sin)( , (5) где 0φ и −ωnnbn ,, заданные постоянные. другими словами, функция «малых» поворотов тяги включает постоянное и зависящее от времени слагаемые, причем второе из них представлено своим разложением «по синусам». из дальнейшего следует, что важна лишь принципиальная возможность представления поворотов в виде (5). двухмерный вектор { }mf , описывает трение на пневмоколесе и является предметом нашего изучения. ставится задача: для сбп-колеса и поворотов тяги (5) с помощью ряда известных моделей трения на пневмоколесе найти компоненты вектора трения и сопоставить полученные решения между собой. 3. решения задачи о трении на сбп-колесе 3.1. применение модели м. в. келдыша будем использовать такую систему уравнений [3]:      βϕ−αξ=φ+ϕ φ+ϕ−=φ+ξ ϕ=ξ= ),( ),( ,, 1 11 a a mf v vl kmkf && && (6) где −ϕξ, абсолютные линейная и угловая деформации шины. при заданном законе «малых» поворотов )(1 tφ уравнения (6) позволяют найти функции времени )(),(),(),( tttmtf ϕξ . согласно (6) деформации )(),( tt ϕξ без учета собственных колебаний для случая гармонического закона поворотов: tt ωφ=φ sin)( 01 , (7) трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 56 где −=φ const0 амплитуда и −=ω const частота вынужденных гармонических колебаний, имеют вид [4]: ϕξ=βαωγ+ωβαω= ,)],,,,(sin[),,,( iltlai ii , где −γ iia , амплитуды и фазовые углы; −ω=ω avr / число с. кларка [10]. воспользовавшись решением [4] для сбп-колеса и закона поворотов (5), найдем:    φ−=φ−= φ−=ϕφ−=ξ ).()(),()( ,, 11* 11* tktmtlktf l mf (8) подчеркнем – амплитуды и фазовые углы при гармонических колебаниях тяги сбп-колеса не зависят ни от частоты ω , ни от коэффициентов βα, . 3.2. применение упрощенной модели м. в. келдыша. как показано в [5], вместо (6) для достаточно жестких пневматиков будем иметь: }ξβα=ξ= )/(, mf kmkf , (9) для нахождения деформации ξ нужно использовать дифференциальное уравнение: lv)/(v aa 11 φ−φ−=ξβα+ξ && . в частном случае сбп-колеса имеем: *11* )/1( lvlv aa φ−φ−=ξ+ξ && . (10) приняв во внимание (5), придем к зависимостям:    φ−=φ−= φ−=ξ ).()(),()( , 11* 1* tktmtlktf l mf (11) сопоставив (8) и (11), заключим, для сбп-колеса упрощенная модель м. в. келдыша для достаточно жестких пневматиков (9), (10), приводит к тем же результатам, что и исходная модель м. в. келдыша (6). 3.3. применение гипотезы и модели и. рокара, [5, 9]. соотношение: ∆−= fkf (12) известно [5], как гипотеза и. рокара; соотношения [9]: { rkf f ∆=ξξ−= , (13) назовем моделью и. рокара. несмотря на то, что формулы (13) в [9] мало аргументированы, они нашли широкое применение. приняв во внимание (1) и (13), находим: )/( 1*1 af vlrkf φ+φ−= & . (14) рассматривая совместно (12) и (13), увидим: rk/k ff = . (15) это же соотношение представлено в [10], как эмпирическая формула о. в. буданцевой. теперь совместно рассмотрим (2), (4) и (15). получим: rl* = . иными словами, длина выноса сбп-колеса имеет порядок радиуса необжатой шины (рис. 2). перепишем (14), учтя только что полученную оценку: )/( 1*1* af vllkf φ+φ−= & . если ограничиться режимами установившегося увода ( 01 =φ& ), то применение гипотезы и модели и. рокара дает результаты моделей 3.1 и 3.2. 3.4. основная аналитическая модель установившегося увода [1]. в пределах «малых» установившихся углов увода ( )(t∆≠∆ , 0const ∆==∆ ) справедливы линейные приближения:    ∆= ∆−= , , m f km kf (16) где −mk коэффициент восстанавливающего момента. трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 57 в [8] модель (6) рассмотрена для описания установившегося увода и, в частности, получено, что: 10 φ−=∆−=ϕ . вспомним (2), (12). таким образом, уравнения (16) согласуются с выше изложенным. 4. заключение и выводы рассматривается прямая задача динамики катящегося пневмоколеса, решая которую находим поперечную силу трения и восстанавливающий момент. ограничиваемся малыми углами увода и нулевым углом развала, а зоной скольжения в пятне контакта шины с опорной плоскостью пренебрегаем. предложено выделять случай буксируемого с помощью жесткой тяги пневмоколеса, длина выноса назад которой отношению кинематических коэффициентов м. в. келдыша (или случай специального буксируемого пневмоколеса). на основе полученных результатов приходим к выводам: 1. случай специального буксируемого пневмоколеса (спб-колеса) целесообразно использовать в качестве «эталонного» решения для анализа работы полной модели трения на пневмоколесе при нулевом развале и в окрестности нулевого угла увода. 2. упрощенная модель м. в. келдыша, построенная в [5] для достаточно жестких пневматиков, в случае задачи спб-колеса дает те же результаты, что и исходная модель [3]. 3. модель м. в. келдыша (1) согласуется с моделями установившегося увода (13) и (16). литература 1. pacejka, h.b. tyre and vehicle dynamics [текст] / h. b. pacejka. – butterworth-heinemann, 2006. – 642 p. 2. саркисов, п.и. обзор моделей нестационарного качения колеса с упругой шиной по недеформируемому опорному основанию [текст]/ п. и. саркисов, с.д. попов // инженерный журнал: наука и инновации. – 2013. – вып. 12. – 18 с. url: tp://engjournal.ru/ catalog/machin/transport/1129.html. 3. келдыш, м.в. шимми переднего колеса трехколесного шасси [текст] / м.в. келдыш // труды цаги, 1945. – № 564. – 37 с. 4. шифрин, б.м. о модели шины м.в. келдыша [текст] / б.м. шифрин // восточно-европейский журнал передовых технологий. – 2009. – № 5/6(41). – с. 34 37. 5. неймарк, ю.и. динамика неголономных систем [текст] / ю.и. неймарк, н.а. фуфаев. – м.: наука, 1967. – 520 с. 6. певзнер, я.м. о качении автомобильных шин при быстро меняющихся режимах увода [текст] /я. м. певзнер// автомобильная промышленность. – 1968. – №6. – с. 15 19. 7. кручинин, п.а. механика подавления параметрических колебаний управляемых колес транспортных машин: дис…кандидата физ.-мат. наук: 01.02.01 [текст] / кручинин павел анатольевич. – м., 1984. – 181 с. 8. шифрин, б.м. о стыковке моделей увода и. рокара и м. в. келдыша [текст]/б.м. шифрин // матер. міжнар. наук.-практ. конф. «сучасні інформаційні технології в управлінні та професійній підготовці операторів складних систем», 27-28 жовтня 2010 р./ м-во освіти і науки україни, держ. льотна акад. україни. – к., 2010. – с. 339 342. 9. рокар, и. неустойчивость в механике: автомобили, самолеты, висячие мосты: пер. с франц. [текст] / и. рокар. – м.: изд. иностр. лит., 1959. – 287 с. 10. смрчек, а.в. расчет и испытания ориентирующихся колес на шимми [текст] /а.в. смрчек // труды цаги. – 1950. – 26 с. 11. clark, s. dynamic properties of aircraft tires [текст] /s. clark, r. dodge, g. nybakken// j. aircraft. – 1974. – vol. 11, №3. – p. 166 – 172. поступила в редакцію 28.08.2014 трение на пневмоколесе: специальное буксируемое пневмоколесо проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 58 shifrin b. m. friction on air wheels: a special towed air wheel. with the help of well-known mathematical models of low-dimensional dynamics the paper solves direct problem of dynamics of a rolling air wheel. the paper restricts itself to small slip angles and zero camber angle, neglects slip zone at the contact patch of the tire with the plane and finds the lateral force of friction and restoring moment. the author uses the model of m.v. keldysh and its simplified version for hard tire and the model of steady withdrawal. it is shown that at a certain length of air wheel tow (i.e. for special towed air wheels) temporal laws of change for thrust rotation angles, lateral friction and restoring moment coincide up to constant size multiplier factors. in this case, regardless of the hardness of the tires, the original and the above-mentioned simplified models by m.v. keldysh lead to the same results. the case of a special towed air wheel is convenient to use in the process of building a more complete model of friction — for testing its work in cases of small-angle slip. keywords: friction, air wheels, m. v. keldysh, slip angle. references 1. pacejka, h.b. tyre and vehicle dynamics. butterworth-heinemann, 2006. 642 p. 2. sarkisov, p.i. obzor modeley nestatsionarnogo kacheniya kolesa s uprugoy shinoy po nedeformiruemomu opornomu osnovaniyu. p. i. sarkisov, s.d. popov. inzhenernyiy zhurnal: nauka i innovatsii. 2013. vyip. 12. 18 s. url: tp:engjournal.ru/ catalog/machin/transport/1129.html. 3. keldyish, m.v. shimmi perednego kolesa trehkolesnogo shassi .trudyi tsagi, 1945. №564. 37 s. 4. shifrin, b.m. o modeli shinyi m.v. keldyisha. vostochno-evropeyskiy zhurnal peredovyih tehnologiy. 2009. №5/6(41). s. 34 – 37. 5. neymark, yu.i. dinamika negolonomnyih sistem. yu. i. neymark, n.a. fufaev. – m.: nauka, 1967. – 520 s. 6. pevzner, ya.m. o kachenii avtomobilnyih shin pri byistro menyayuschihsya rezhimah uvoda. avtomobilnaya promyishlennost. 1968. №6. s.15 – 19. 7. kruchinin, p.a. mehanika podavleniya parametricheskih kolebaniy upravlyaemyih koles transportnyih mashin: dis…kandidata fiz.-mat. nauk: 01.02.01. kruchinin pavel anatolevich. m., 1984. 181 s. 8. shifrin, b.m. o styikovke modeley uvoda i. rokara i m. v. keldyisha. mater. mizhnar. nauk.-prakt. konf. «suchasni informatsiyni tehnologiyi v upravlinni ta profesiyniy pidgo-tovtsi operatoriv skladnih sistem», 27–28 zhovtnya 2010 r. m-vo osviti i nauki ukrayini, derzh. lotna akad. ukrayini. k., 2010. s.339 – 342. 9. rokar, i. neustoychivost v mehanike: avtomobili, samoletyi, visyachie mostyi: per. s frants. m.: izd. inostr. lit., 1959. 287 s. 10. smrchek, a.v. raschet i ispyitaniya orientiruyuschihsya koles na shimmi. trudyi tsagi. 1950. 26 s. 11. clark, s. dynamic properties of aircraft tires. s. clark, r. dodge, g. nybakken. j. aircraft. 1974. vol. 11, no 3. – p. 166 –172. 13_mnacakanov.doc вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 68 мнацаканов р.г., лізанець в.і. національний транспортний університет, м. київ, україна вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту постановка проблеми розробка ефективних мастильних матеріалів, підбір і визначення оптимальних режимів їх застосування повинні ґрунтуватися на ясному розумінні механізму утворення мастильних шарів, оскільки в них локалізуються зсув, термічні й інші процеси, які визначають стан трибосистеми в цілому. в 50-ті роки виявлене й розпочате дослідження самогенеруючих органічних плівок (соп), що утворюються з мінеральних олив на поверхнях тертя. такі плівки мають високі протизносні властивості й відіграють найважливішу роль у забезпеченні нормальної роботи різних вузлів тертя, зокрема зубчастих передач. формування шарів соп і їх властивості значною мірою визначаються хімічним складом мастильних матеріалів. складовою частиною сучасних мастильних матеріалів на основі мінеральних олив є вуглеводневі кислоти парафінового й нафтенового ряду. ці кислоти присутні в невеликих кількостях у мінеральних оливах внаслідок недосконалості очищення олив, а також у результаті їх широкого застосування як компонентів присадок різного призначення. аналіз досліджень і публікацій сучасний стан використання рослинних олив як мастильних матеріалів машинних олив, пластичних мастил, мастильно-охолоджуючих технологічних засобів (мотз), мастильних паст, брикетів і покриттів періодично висвітлюється в публікаціях [1]. дослідження хімії і технології рослинних олив як антифрикційних матеріалів та створення композиційних мастильних матеріалів на їх основі стимулює прогнозована вичерпаність розвіданих покладів вугілля, нафти та газу. крім того, мінеральні і синтетичні мастильні матеріали, які використовує сучасна техніка, є потужними забруднювачами навколишнього середовища. рослинні оливи перспективні як самостійні мастильні матеріали та дисперсійне середовище для композиційних рідких і пластичних мастил та рідких палив. за останні 10-15 років різко зросла зацікавленість науковців і споживачів практичним застосуванням рослинних олив, а також продуктів і відходів їх переробки як базових компонентів і присадок до мінеральних олив [2]. систематичні дослідження, які присвячені антифрикційним та іншим властивостям рослинних олив, присадок та пластичних мастил на їх основі, вельми нечисельні, і до того ж майже не вивчені механізми їх дії, процеси хімічної модифікації металевих поверхонь тертя та властивості плівок, що утворюються на таких поверхнях. таблиця 1 хімічний склад ріпакової оливи за вуглеводневими кислотами кислота вміст у % насичені жирні кислоти миристинова 0,5 пальмітинова 2-4 стеаринова 1-1,5 арахінова 0,5 бегенова 1 лігноцеринова 1 ненасичені жирні кислоти пальмітолева сліди олеїнова 15 60 гадолеїнова 2 7 ерукова 5 60 лінолева 15 20 ліноленова 7 9 рослинні оливи являють собою складні ефіри гліцерину та вищих одноосновних карбонових кислот. за [1] основні хімічні компоненти олив складають олеїнова, лінолева, пальмітинова, стеаринова, арахінова, бегенова і ліноленова кислоти. крім того, ріпакова олива містить також ерукову, гадолеїнову, лігноцеринову і міристинову кислоти (табл. 1). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 69 аналіз фізико-хімічних властивостей ріпакової оливи [1] показав, що температура її плавлення коливається від -15 до -4 °с; густина при 15 °с від 911 до 918 кг/м3; температура деструкції від 240 до 250 °с; число омилення від 170 до 196 мг кон/г; йодне число від 94 до 106 мг і2/100г; дистиляційне число 36,5. рослинні оливи мають достатньо високу молекулярну масу в межах 850-940, що визначає їх низьку леткість навіть при глибокому вакуумі. рослинні оливи нерозчинні у воді, малорозчинні у спиртах і добре розчиняються у хлороформі, чотирихлористому вуглеводні, ацетоні, бензині, діетиловому ефірі, бензолі і сірковуглеводні [3]. такі характеристики ріпакової оливи дають підстави стверджувати, що їх можна використовувати в якості ефективних дисперсійних середовищ і для синтезу присадок протизадирного, протизносного та комплексного призначення композиційних мастильних матеріалів та мастильно-охолоджуючих технологічних засобів і паст для механічної обробки металів [4]. мета роботи метою проведених досліджень було дослідження механізму впливу концентрації ріпакової оливи в базовій основі і-20а на формування шарів соп і їх змащувальну дію в умовах локального контакту, а також встановлення закономірностей зношування пар тертя. результати досліджень випробування проводилися на установці смц-2 по схемі ролик-ролик в сталому режимі тертя (сумарна швидкість кочення 1,46 м/с). в дослідах при відносному ковзанні 15 % в якості зразків використовувались циліндричні ролики (d = 50 мм), виготовлені зі сталі ст. 45, при контактному навантаженні σmax 312 мпа. початкова об’ємна температура оливи складала 14 °с, після 2 годин випробувань поступово зростала до 30 °с. в якості мастильного матеріалу використовувались базова мінеральна олива і-20а та її суміші мінеральної оливи і-20а з добавками ріпакової оливи в концентрації (0,1; 0,2; 1 і 2 %). зношування твердих поверхонь є складним процесом, який частіше за все обумовлений як хімічною взаємодією, так і фізичним пошкодженням поверхонь. будь-яка незначна зміна умов тертя може повністю змінити характер зношування. при змащуванні сталі ст. 45 мінеральною оливою і-20а встановлено, що із збільшенням концентрації ріпакової оливи зростає лінійний знос контактних поверхонь – при 0,2 % ріпакової оливи сумарний знос підвищився на 39 %, при 1 % – на 40 %, при 2 % – на 87 % в порівнянні з даним параметром при мащенні товарною оливою і-20а, а при додаванні 0,1 % ріпакової оливи сумарний знос зменшився на 16 % (рис. 1). рис. 1 – дослідження зносу контактних поверхонь в залежності від концентрації ріпакової оливи з рис. 1 видно відмінність лінійного зносу для випереджаючої та відстаючої поверхонь. встановлено, що при концентрації ріпакової оливи 0,2 та 1 % більш зносостійким є випереджаючий зразок, а при концентрації 0,1 та 2 % – відстаючий зразок. так, при вмісті ріпакової оливи 2 %, знос випереджаючої поверхні збільшився приблизно на 72 %, в порівнянні з аналогічним параметром при нижчій концентрації. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 70 кількісні характеристики зносу випереджаючої та відстаючої поверхонь залежать від динаміки процесів зміцнення-розміцнення поверхневих шарів металу (табл. 2). таблиця 2 закономірність зміни мікротвердості зразків, виготовлених зі сталі ст. 45, при напрацюванні відстаючий зразок випереджаючий зразок концкнтрація ріпакової оливи 0,1 % мікротвердість до експерименту (мпа) 6063,1 6674,5 мікротвердість після експерименту (мпа) 9270 (зміцнення) 8408,2 (зміцнення) концкнтрація ріпакової оливи 0,2 % мікротвердість до експерименту (мпа) 6792 643,3 мікротвердість після експерименту (мпа) 6254 (розміцнення) 7567 (зміцнення) концкнтрація ріпакової оливи 1% мікротвердість до експерименту (мпа) 7585 6746 мікротвердість після експерименту (мпа) 6958 (розміцнення) 5132 (розміцнення) концкнтрація ріпакової оливи 2 % мікротвердість до експерименту (мпа) 7617 4578 мікротвердість після експерименту (мпа) 5382 (розміцнення) 7567 (зміцнення) встановлено, що після напрацювання знос відстаючої поверхні при 0,1; 0,2; 1 та 2 % об’ємного вмісту ріпакової оливи склав відповідно 0,561; 1,648; 1,716; 1,758 мкм, при цьому мікротвердість поверхневих шарів металу у випадках 2 – 4 знизилась на 538:627:2235 мпа відповідно, що свідчить про розміцнення поверхні тертя, а у випадку 1 – суттєво збільшилась на 320,69 мпа, що свідчить про її суттєве зміцнення. для випереджаючого зразка встановлений зворотній зв'язок між зносом та мікротвердістю поверхневих шарів металу. так, у випадках 1, 2 та 4 знос склав відповідно 1,33; 1,492 та 2,449 мкм і при цьому відбулося значне зміцнення приповерхневих шарів матеріалу зразка на 1733,7:1134:2989 мпа відповідно, а у випадку 3 – мікротвердість зменшилась на 1614 мпа. проте, при змащуванні мінеральною оливою і-20а з 0,1 % ріпакової оливи лінійний знос випереджаючої поверхні в два рази більший, ніж відстаючої. ми вважаємо, що механізм цього процесу полягає в наступному. вплив тангенціальних знакозмінних напруг на поверхню металу послаблюється у міру формування граничних адсорбційних шарів. оскільки зміцнення відстаючої поверхні відбулося більш інтенсивно (н200 = 9270 мпа – відстаюча, н200 = 8408,2 мпа – випереджаюча), то збільшення зносу зумовлено підвищеним стиранням менш зміцненого поверхневого шару випереджаючого зразка. на наш погляд, по мірі формування граничних плівок відбувається розміцнення поверхневих шарів металу на відстаючій поверхні, має місце ефект ребіндера – окислювально-полімеризаційні плівки починають інтенсифікувати пластифікацію поверхні металу і відбувається зниження мікротвердості. тому при початковому формуванні граничних шарів на контактних поверхнях проявляється пластифікуючий ефект ребіндера внаслідок різновекторної направленості сил тертя на випереджаючій та відстаючій поверхнях. по мірі адаптації граничних плівок на випереджаючій поверхні відбувається зміцнення поверхневих шарів металу, що, на нашу думку, є наслідком пластифікації: за наявності на поверхнях тертя самоорганізуючих органічних плівок в процесі напрацювання метал розм’якшується, всі деформації, пустоти виходять назовні, при подальшому напрацюванні це сприяє утворенню мілкої зернистої структури і тим самим приповерхневі шари металу зміцнюються. саме цим процесом роз’яснюється величина зносу поверхонь. про механізм дії присадок вуглецевих кислот на шари соп можна судити по тому, що низькомолекулярні вуглецеві кислоти розчиняють шари таких плівок. введення вуглецевих кислот не змінює характер приросту товщини мастильного шару (рис. 2) й температури (рис. 3), що мали місце при випробуванні базової оливи. однак мастильні шари утворюються при цьому повільніше. з досліджень проглядається вплив присадок вуглеводневих кислот на мастильні шари. з підвищенням концентрації ріпакової оливи приріст товщини змащувального шару збільшується в середньому на 9 % і 4 % у випадках з концентрацією 0,1 % та 0,2 % відповідно, а при концентрації 1 % та 2 % зменшується на 10 % і 22 % відповідно. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 71 рис. 2 – формування товщини мастильного шару в контакті рис. 3 – приріст об’ємної температури оливи в контакті для пояснення встановлених закономірностей формування мастильного шару були досліджені реологічні характеристики (ефективна в'язкість (ηеф), градієнт швидкості зсуву (γ), напруга зсуву мастильного шару (τ)) олив в контакті згідно методиці [5] (табл. 3 6). таблиця 3 зміна основних характеристик змащувальної дії в умовах стаціонарного режиму тертя мінеральної оливи і-20а з концентрацією ріпакової оливи 0,1% (σ=312 мпа, t=14°с) час, хв h, мкм ηеф·102, па · с γ · 104, с-1 τ, мпа 10 4,875 0,057 2,642 0,151 20 2,025 0,021 7,087 0,168 30 2,789 0,026 5,510 0,145 40 3,281 0,030 4,894 0,147 50 2,984 0,033 4,020 0,131 60 3,591 0,038 3,335 0,128 70 3,653 0,039 3,309 0,128 80 3,467 0,036 3,561 0,128 90 3,095 0,031 4,114 0,129 100 3,505 0,036 3,362 0,121 110 3,144 0,032 3,729 0,121 120 3,478 0,032 4,013 0,113 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 72 таблиця 4 зміна основних характеристик змащувальної дії в умовах стаціонарного режиму тертя мінеральної оливи і-20а з концентрацією ріпакової оливи 0,2 % (σ = 312 мпа, t = 14 °с) час, хв h, мкм ηеф·102, па · с γ · 104, с-1 τ, мпа 10 0,815 0,009 14,556 0,135 20 3,309 0,034 4,335 0,148 30 2,409 0,028 4,875 0,139 40 3,059 0,031 3,846 0,118 50 3,300 0,032 3,630 0,115 60 2,764 0,025 4,578 0,113 70 2,819 0,023 4,669 0,105 80 2,989 0,022 4,162 0,091 90 3,280 0,024 3,825 0,093 100 2,454 0,018 5,107 0,092 110 3,208 0,022 4,095 0,090 120 3,687 0,023 3,909 0,088 таблиця 5 зміна основних характеристик змащувальної дії в умовах стаціонарного режиму тертя мінеральної оливи і-20а з концентрацією ріпакової оливи 1 % (σ = 312 мпа, t = 14 °с) час, хв h, мкм ηеф·102, па · с γ · 104, с-1 τ, мпа 10 3,205 0,039 3,927 0,154 20 4,412 0,045 2,645 0,120 30 1,647 0,019 7,433 0,138 40 0,633 0,006 19,882 0,113 50 1,511 0,015 7,473 0,110 60 2,291 0,019 5,453 0,102 70 2,333 0,019 5,592 0,104 80 1,886 0,014 6,362 0,090 90 2,521 0,018 4,733 0,086 100 2,114 0,014 5,690 0,081 110 3,494 0,025 3,553 0,087 120 3,506 0,022 3,684 0,080 таблиця 6 зміна основних характеристик змащувальної дії в умовах стаціонарного режиму тертя мінеральної оливи і-20а з концентрацією ріпакової оливи 2% (σ = 312 мпа, t = 14 °с) час, хв h, мкм ηеф·102, па · с γ · 104, с-1 τ, мпа 10 1,148 0,014 11,037 0,160 20 2,371 0,030 3,956 0,118 30 1,213 0,012 9,930 0,121 40 2,798 0,026 4,439 0,113 50 1,910 0,018 6,731 0,124 60 3,591 0,034 2,866 0,096 70 2,424 0,022 4,283 0,095 80 2,653 0,024 3,936 0,094 90 1,941 0,017 6,335 0,105 100 2,253 0,018 5,664 0,103 110 1,885 0,014 7,308 0,103 120 2,629 0,018 5,520 0,102 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 73 дослідження процесу формування адсорбційних шарів і реологічних характеристик мінеральної оливи і-20а з різним вмістом ріпакової оливи при σmax = 312 мпа дозволяє нам припустити про реалізацію наступного механізму мащення в контакті. у міру напрацювання в умовах експерименту збільшується товщина адсорбційного шару і виникає монокристалічна зона граничного шару, яка характеризується малим опором ковзанню. так, бездипольні молекули вуглеводнів при переході з розчиненого стану в твердо-кристалічний, під впливом поля твердої фази металу, зазнають зміни в структурі і орієнтується так, що їх осі лежать в площині, дотичній до поверхні [6]. такий спосіб орієнтації характеризується слабкою адсорбційною взаємодією молекул, про що свідчить і зменшення напруги зсуву мастильного шару олив в ході експерименту (рис. 4). ахматов а.с. [7] характеризує такий режим тертя як режим рубіжного гідродинамічного тертя, для якого характерний нематичний механізм мащення. для такого режиму мащення характерні низькі значення коефіцієнта тертя. дослідження антифрикційних властивостей олив і20а підтверджує наше припущення про нематичний механізм ковзання молекул олив – в умовах динамічного навантаження при 312 мпа зафіксовані наступні коефіцієнти тертя (рис. 5). коефіцієнти тертя, характерні для і-20а, у міру напрацювання, після адаптації адсорбційного шару більші в середньому на 11 % для 0,1 % ріпакової оливи, а для 0,2; 1 і 2 % зменшуються на 15; 23 і 2 % відповідно. кращий прояв антифрикційних властивостей олив обумовлений, насамперед, утворенням стабільних молекулярних текстур з паралельною орієнтацією молекул. зменшення коефіцієнта тертя на наш погляд, пов'язано із зменшенням енергії взаємодії молекул, що підтверджується зниженням напруг зсуву мастильного шару в порівнянні з базовою оливою і-20а. рис. 4 – зміна напруги зсуву мастильного шару олив в ході експерименту рис. 5 – зміна коефіцієнта тертя при напрацюванні в стаціонарному режимі тертя дані мікрофотографічного дослідження контактних поверхонь характеризуються наступними закономірностями (табл. 7). найбільш суттєві зміни на поверхнях тертя встановлені для відстаючого зразка при концентрації ріпакової оливи 1 % та для випереджаючого зразка при концентрації 0,1 %, що можна пояснити наявністю сформованого адсорбційного шару фізичної природи і хемосорбційної плівки при напрацюванні, в pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com вплив концентрації ріпакової оливи на триботехнічні параметри контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 74 решті випадків сформовані мінеральною оливою адсорбційні шари мають фізичну природу – внаслідок слабкої адсорбційної взаємодії молекул легко видаляються з поверхні металу при витиранні роликів. таблиця 7 оптичне дослідження поверхонь тертя після напрацювання концентрація ріпакової оливи 0,1 % після досліду до досліду випереджаюча поверхня відстаюча поверхня концентрація ріпакової оливи 0,2 % концентрація ріпакової оливи 1 % концентрація ріпакової оливи 2 % у випадку з 2 % концентрацією ріпакової оливи, на випереджаючій поверхні є явні сліди руйнування граничного шару і утворених хемосорбційних плівок в наслідок більш інтенсивного металевого контакту пар тертя при напрацюванні. висновки дослідження впливу концентрації ріпакової оливи в мінеральній оливі і-20а на формування адсорбційних шарів і їх змащувальну дію в умовах локального контакту дозволило встановити закономірності зношування пар тертя. встановлені закономірності формування мастильного шару в контакті: в трибоспряженні сталь-сталь формування шарів затримується при початковому напрацюванні, в подальшому, при стабілізації основних триботехнічних параметрів контакту їх кінцева товщина зменшується. визначено вплив граничних плівок на зміну мікротвердості поверхневих шарів металу при напрацюванні. література 1. виноградова и.е. противоизносные присадки к маслам. – м.:химия, 1972. – 272 с. 2. крачун а.т., морарь в.э., крачун. св. // трение и износ. – 1990. – 11, №5. – с. 929-932. 3. фукс и.г., евдокимов а. ю., джамалов а. а. // химия и технология топлив и масел. – 1992. – № 6. – с. 36-38. 4. сіренко г.о., сав'як о.л. // вісник прикарп. ун-ту. – 2002. – №3. – с. 117-142. 5. дмитриченко н.ф., мнацаканов р.г. смазочные процессы в условиях нестационарного трения. – житомир:жити, 2002. – 308 с. 6. нефтепродукты. свойства, качество, применение: справочник. / под ред. б.в.лосикова. – м.: химия, 1966. – 398 с. 7. ахматов а.с. молекулярная физика граничного трения. – м.: гифма, 1963. – 472 с. надійшла 23.03.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 13_kuzmenko.doc распределение нагрузки между шариками в радиальном подшипнике качения. часть 2. решение задачи вариационно-экспериментальным методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 80 кузьменко а.г., сабадаш б.м. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: tribosenator@gmail.com распределение нагрузки между шариками в радиальном подшипнике качения. часть 2. решение задачи вариационно-экспериментальным методом удк 621.891 в этой части описана процедура применения нового решения задачи вариационноэкспериментальным методом, показана эффективность использование метода. часть 1 см. [2]. ключевые слова: вариационно-экспериментальный метод, нагрузка, подшипник качения. 1. теория метода 1.1. схема эксперимента и смысловая постановка задачи 1. схема эксперимента (рис. 1.1). рис 1.1 – схема эксперимента: 1 2 – подшипники рпк; 3 – вал; 4 – корпус 2. подшипники нагружаются плавно возрастающей нагрузкой q на каждый подшипник. 3. в процессе испытаний определяется величина x перемещения вала как жесткого; этому перемещению соответствует деформация перемещений колец от деформаций шариков и дорожек качения. 4. в итоге эксперимента устанавливаются данные для определения параметров c , n степенной аппроксимации функции: ( ) nn cxxq = . (1.1) 5. смысловая постановка задачи состоит в определении функции ( )xq распределения усилий по шариках подшипника в окружном направлении. 1.2. допущения и схема решения 1. заменим основание из шариков, на которых одетое наружное кольцо рпк сплошным основанием с эквивалентной податливостью. а б рис 1.2 – эквивалентно расчетная схема: а – наружное кольцо пк + вал в кольце эквивалента; б – валу 1 основанию 2 в подшипнике скольжения mailto:tribosenator@gmail.com распределение нагрузки между шариками в радиальном подшипнике качения. часть 2. решение задачи вариационно-экспериментальным методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 81 2. єквивалентность принимается качественная, а не количественная, т.н. задача определять коэффициент концентрации нагрузок и давлений. 3. фактически полагаем, что коэффициент концентрации усилий на шариках ( )ϕb и давлении в эквивалентной схеме рис. 1.2, б будут одинаковыми. 1.3. уравнение равновесия и его решение 1.3.1. уравнения равновесия 1. на первом этапе решаем задачу о вдавливание сплошного цилиндра радиуса r в полый цилиндр, сопрягается на угле 02α и нагружается силой q . 2. полагаем, что это сопряжение эквивалентно по жесткости контакту внутреннего кольца рпк с телами качения 2u дорожками. 3. уравнение равновесия задачи в обозначениях рис. 1.2, б записывается в виде: ( ) ( )∫ σπ= 0 0 0 2 u duuruq , (1.2) где 0u – смещение центра вала или максимальное контактное перемещение; ( )ϕ= uu – нормальные перемещение контактных точек с координатой ϕ . 4. с учетом (1.1), (1.2) имеем вид: ( )∫ σπ= 0 0 0 2 u n duurcu . (1.3) 1.3.2. решение уравнения (1.3) 1) решения интегрального уравнения (1.3) будем искать в форме левой части, то есть в форме степення функции: ( ) αζ=σ uu ; (1.4) 2) (1.4) → (1.3) ⇒ ∫ αζπ= 0 0 0 2 u n duurcu ; (1.5) 3) после интегрирования имеем: 1 2 1 0 0 +α ζπ= +αu rcu n ; (1.6) 4 )из условия выполняемости уравнения (1.6) при любых значениях переменности 0u : 1+α=n ; 1−=α n . (1.7) 5) тогда из (1.6) имеем: 1 2 ζπr cn ; r cn π =ζ 2 ; (1.8) 6) (1.7), (1.8) → (1.4) ⇒ ( ) 102 − π =σ nu r cn u . (1.9) 1.3.3. анализ решения 1) (1.9) приводим к виду: nn ru qn ru ncu cp n σ= π = π =σ 00 0 0 22 . 2) таким образом, коэффициент концентрации давлений в рассматриваемой задаче: nk cp = σ σ =σ max . (1.10) равен показатель степени функции: распределение нагрузки между шариками в радиальном подшипнике качения. часть 2. решение задачи вариационно-экспериментальным методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 82 ( ) ncuuq 0= , (1.11) 3) безразмерная форма решена, решение (1.9) можно преобразовать к виду: ( ) 1 max0 0 0 max0 1 max0 0 1 max0 22 −−−       π =      π =σ nnnn u u ru cu u u r cnu u , ( ) ( ) 1 max0 0 max 00 2 −       = πσ =σ n n u u q ruu u , (1.12) ( ) 1 max0 0 −       =σ n u u u ; (1.13) 4) при 1>n и 1<n функция ( )uσ имеет разный характер. 2. практическое использоввание метода 2.1. методика и результаты эксперимента 1. схема испытаний. рис. 2.1 – схема эксперимента 2. испытывались радиальные подшипники сери 208 с размерами d = 40 мм; d = 80 мм; b = 18 мм, c = 2500 кг, ck = 1810 кг, dш = 12,7 мм, =z 9; два пк 1,2 располагались в корпусе 3, нагрузка q передавалась через вал диаметром 40 мм, наружный радиус встроенного кольца r = 35 мм. 3. испытания проводились на ручном гидравлическом прессе, диаметр поршня 58 мм, максимальное давление 250 кг/см2. 4. при последовательной нагрузке до 1000 кг перемещение 0u веса как жесткого измерялось с помощью индикатора часового типа с точностью до 0,01 мм. 5) результаты измерений сил nq и соответствующего перемещения 0u приведены в табл. 2.1. таблица 2.1 результаты испитаний № q , кг 0u , мм max/ uu max/ uuσ 1 100 0,68 0,407 0,343 2 200 0,8 0,416 0,352 3 300 0,93 0,557 0,498 4 400 1,03 0,617 0,563 5 500 1,12 0,62 0,566 6 600 1,24 0,743 0,702 7 700 1,35 0,808 0,776 8 800 1,44 0,862 0,838 9 900 1,57 0,940 0,923 10 1000 1,67 1,0 1,0 распределение нагрузки между шариками в радиальном подшипнике качения. часть 2. решение задачи вариационно-экспериментальным методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 83 2.2. обработка результатов измерений 1. определение параметров uc и степенной аппроксимации функции: n n cuq 0= . 2. на графике, усредненной по 3 линиям кривой, выбираем 2 базовые точки: 2001 =q кг; 8,01 =u мм; 10002 =q кг; 67,12 =u мм. 3. параметры c и n определяем по формулам: 1875,2 32,0 7,0 67,18,0lg 1000200lg lg lg 21 21 ==== uu qq n . (2.1) 4. таким образом, функция диаграммы вдавливания описывается выражением: 19,2 0326uq = . (2.2) 5. безразмерная функция давлений или нагрузок на шариках имеет вид (1.13): ( ) 19,1 max 0       =σ u u u ; (2.4) вычисления выполним при 67,1max =u , примеры; 8,0=u мм: ( ) 416,0 67,1 8,0 19,1 =      =σ u ; (2.5) 67,1=u , ( ) 1=σ u ; 12,1=u ( ) 62,0 67,1 12,1 19,1 =      =σ u . (2.6) результаты собраны в табл. 2.1 и рис. 2. 6. в соответствии с теорией коэффициент концентрации нагрузки по телам качения в шарикоподшипнике равен показателю степени функции диаграммы нагружения (1.10): nkq = . 7. для испытаеваемого подшипника пк 208 найдено (2.1) 19,21875,2 ≈== nk q . (2.7) 3. сравнение теоретических коэффициентов концентрации нагрузок по телам качения в пк и расчетно-экспериментального 3.1. теоретическое определение коэффициента концентрации нагрузок на шариках пк (радиального шарикоподшипника качения) по [ ]z 1) среднюю нагрузку cpq на шарик рпк будем определять по зависимости ( )2z q q ncp = ; (3.1) 2) коэффициент концентрации нагрузки qk будем определять, как отношение ( ) ncp q q zq q q k 20max == , (3.2) 3) выражая коэффициент концентрации напряжений qk через коэффициент k , определяет по (2) и приведены в табл. 2.1, составим таблицу коэффициентов концентрации qk (табл. 2.2). распределение нагрузки между шариками в радиальном подшипнике качения. часть 2. решение задачи вариационно-экспериментальным методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 84 таблица 2.2 коэффициент qk концентрации нагрузки на шарик 1/ nz qk 1/ nz qk 1/ nz qk 1/1 1 11/5 2,181 21/11 2,184 2/1 1 12/5 2,182 22/11 2,186 3/1 1 13/7 2,187 23/11 2,185 4/1 2,341 14/7 2,186 24/11 2,184 5/3 2,84 15/7 2,184 25/13 2,185 6/3 2,216 16/7 2,184 26/13 2,185 7/3 2,167 17/9 2,185 27/13 2,191 8/3 2,477 18/9 2,185 28/13 2,185 9/5 2,193 19/9 2,187 29/15 2,185 10/5 2,189 20/9 2,185 30/15 2,257 4. сравнение коэффициентов концепции для пк 208 с 9 шариками качения теоретически по табл. 2.2 =qk 2,1870 и вариационно-экспериментально по (2.3) =qk 2,1875, указывает на их практически полное совпадение. выводы предложен и реализован вариационно-экспериментальный метод определения функции распределения нагрузок по телам качения подшипников качения (пк). 1. метод основан на решении контактной задачи для пк вариационно-экспериментальным методом. в основе метода лежит, зависимость сила f -перемещение центра вала 0u , ( ) ncuuf 00 = взятая в степенной форме. 2. в качестве разрешающего уравнения задачи используется уравнение равновесия системы, выполняемое на всем процессе нагружения. 3. в результате решения установлено, что коэффициент концентрации нагрузки по телам качения совпадает с показателем в подшипнике. 4. сравнение теоретического и экспериментального коэффициентов, диаграмма нагружения концентрации указывает на их практически полное совпадение. 5. вывод .4n указывает на достоверность теоретических методов [1, 2]; и на точность и справедливость расчетно-экспериментального метода, изложенного в этой работе. литература 1. спришивенский а.и. подшипники качения. − м.: машиностроение, 1969.−631с. 2. кузьменко а.г. распределение нагрузки между шариками в радиальном шарикоподшипнике качения // проблемы трибологии. − 2010. − №1. − с.29-41. поступила в редакцію 26.09.2014 распределение нагрузки между шариками в радиальном подшипнике качения. часть 2. решение задачи вариационно-экспериментальным методом проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 85 kuzmenko a.g., sabadash b.m. distribution of load among the balls in the radial bearings. part 2. solution for summer-variational methods to asses. this part describes how to apply the new solution of the problem of variational-experimental method, demonstrated the efficacy of the use of the method. part 1 cm. [2]. keywords: variational-experimental method, load, rolling bearings. references 1. sprishivenskij a.i. podshipniki kachenija. m.: mashinostroenie, 1969. 631s. 2. kuz'menko a.g. raspredelenie nagruzki mezhdu sharikami v radial'nom sharikopodshipnike kachenija. problemy tribologii. 2010. №1. s.29-41. исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппаратуры проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 106 скобло т.с., клочко о.ю., сидашенко а.и., плугатарев а.в., олейник а.к. харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко, г. харьков, украина e-m ail: st amarasemenovna@mail.ru исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппарату ры удк 621.436:539.3 разр аботка обору дования и технологии модифицир ования пр исадкой уда и их влияние на стр у ктуру и свойства хр омир ованны х покр ытий, обеспеч ивающих восстановление и у пр очнение деталей топл ивной аппар ату р ы автомобил ей зар у бежного пр оизводства в у словиях досту пных для р емонтны х мастер ских. клю чевые слова: хромированное покрытие, и знос, свойс тва, модифицирование уда, эле ктроли з. введение в процессе эксплуатаци и существенное снижение на дежнос ти и до лговечности машин , меха низмов связано с износом узлов трения, в резуль та те которого 80 90 % те хники преж девременно вы ходи т из строя. например, основными причинами отказов топ ливоподающ и х с истем являе тся чрезмерный износ, закли нивание плунжерной пары, что снижает производи те льность насоса, давление в ги дроаккумуляторе и сопровождае тся па дением мощности, затру дняе т запуск дизеля. для снижения по терь от износа использую т различные те хнологические приемы упрочнения повер хности . нанесение э лектро химически х покрытий, в частности хромирование, являетс я одним из наиболее распространенных мето дов упрочнения. этот мето д, бла годаря широким функциональным возможностям, отличается о тноси тельно малоза тратным оборудованием и расходными материалами, что снижает за траты у производи те ля и при определенны х те хнологически х приема х может заменить ионноплазменное напылен ие дорогостоящего покры тия, например, w-co-c. в то же время процесс хромирования имеет ряд недоста тков. он сопровождается ин тенсивным газовыде лением, формированием пористости и крупнозернистос ти. э то требует эко логической защи ты рабочего места специалиста , а та кже не всегда такая те хнологи я обеспечивает требования эксп луатац ии. в хнт усх им. п.васи ленко разработана и пре дложена новая те хнология модифицирования уль тра дисперсными алмазами (уда) хромированных покрытий, способная успешно конкурировать с ионноплазменными пленочными, для испо льзования которы х требуется специа льное оборудование. поэтому такая те хно логия не может най ти широкого применения в ремонтны х мас терски х. использован ие уда в галь ваническом процессе позволяе т по лучить эффект основанный на не специфической сорбции наноразмерных криста ллов в формируемом покрытии. адсорбированные наноалмазы, в свою очередь, служа т цен трами криста ллизации и упорядочиванию осаж даемы х ионов мета ллов. в резуль та те с труктура осажденного покры тия и зменяется, образуется дву хфа зное композиционное электро химическое покрытие, состоящее из металлической матрицы и внедренны х в нее уда, которое обеспечивает повышение твер дости , износостойкости и коррозионной стойкости. однако недос таточная седимен тационная устойчивость дисперсной фазы в таки х эле ктролита х и нестабиль ность качества осаж даемы х покры тий с держиваю т ш ирокое применение уда в практике хромирования. эффективнос ть модифицирования хромовых покрытий при сохранении высокого уровня эксплуатац ионны х характеристи к можно обеспечить повышением седимента ционной устойчивости наноалмазной дисперсионной фазы в эле ктролите . це ль и постановка задачи разработка оборудования и те хнологии модифицирования с труктуры и повышения меха нически х и э ксплуа тационны х свойств хромовы х покры тий при восс тановлени и и упрочнении де талей узлов топли вной аппара туры и компрессионны х ко лец дви гате лей внутренне го сгорания, а та кже узлов, работающи х в условия х боль ши х нагрузок при трении, абразивном износе и кавитац ии. методы исслед ований в основу те хно логии нанесения защи тно го покрытия положен способ, сущность которого за исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппаратуры проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 107 ключаетс я в изменении ме ханизма осаждения мета лла, в частности хрома, за счёт введени я в электроли т коллои дны х час тиц клас терного наноа лмаза (уда) [1]. д ля повышения физико ме ха нически х свойс тв хромируемых де та лей разработана установка (рис. 1), позволяющая выпо лня ть процесс электроли за с применением уда, при котором осуществляе тся пос тепенный и х вво д, с обеспечением равномерной активации поверхности при кристаллизации покрытия. рис. 1 – установка для нанесе ния хромоалмазных покрытий: 1 – те рмостойкая колба с эле ктролитом; 2 – электрический тэн для подогрева эле ктролита; 3 – ре гулировка частоты враще ния эле ктромагнита; 4 – цифровой вольтметр; 5 – цифровой те рмометр; 6 – цифровой ампе рметр; 7 – кнопка включе ния эле ктриче ского тэна; 8 – кнопки включе ния функции гисте ре зиса те рмометра; 9 – индикаторная лампа включе ния установки; 10 – эле ктрозамок включе ния установки; 11 – ре гулировка плотности тока эле ктролита; 12 – кнопка включе ния эле ктромагнитной ме шалки; 13 – кнопка включе ния эле ктромагнита установка оснащена «мешалкой», которая при помощи электромагнитного поля создае т вибрационные колебания , в резуль та те чего обеспечиваю тся услови я для равномерного распределения уда по всему объему электроли та во времени, т.е повышае тся и х се диментационная ус тойчивость. в процессе хромирования ка тодом, служило изде лие, в качес тве анода п ластины из pb или е го сплава с добавлен ием 5 10% sb. эле ктроосаждение хромалмазны х по крытий проводи ли из эле ктролита и во дной окси досодержащей суспензии с концен трацией уда 10-15 г/л, производс тва нп зао "син та". в качес тве базового хромового электроли та исполь зовали водный рас твор хромового ангидри да cro3 с массовой концентрацией 150 400г/ л, и добавкой 1,5 4г/л химически чис той серной кис лоты h2so4. эле ктролиз проводи ли при температуре 55 60 ºс, ка тодная пло тность тока состави ла 30 40а/дм2. для достижения поставленной задачи сопоста ви тельно иссле довали различные покрыти я: 1) хромированием без введени я уда; 2) хромированием с уда без перемешивания; 3) хромированием с уда и перемешиванием. для повышения сцеп ляемости осаждаемого хромированного слоя была проведена предваритель ная равномерная активаци и повер хнос ти основного мета лла щеточной обработкой. ми кротвер дость структурны х сос тавляющи х измеряли по стан дартной мето дике твер домером микро-виккерсом uit hvmic ro-1 при нагрузке 0,49н. анали з структурны х соста вляю щи х проводили на растровом электронном микроскопе-микроанализаторе jeol jsm -6390lv с сис темой рентгеновского микроанали за link an10/85s “ lin k analytical”. при этом оценивали распределение компонентов микрорентгеноспектра льным анализом и с испо льзованием термоэлектронной эмиссии. результаты исслед ования и их обс уждение формируемые структуры хромированных по крытий , осажденны х из эле ктролитов по сопостави тель но иссле дуемым те хно логиям, пре дста влены на рис. 2. проводи лось сравнение размеров кристалли тов хрома. в образца х без модификации размеры криста лли тов более крупные и ярко выраженные. в модифицированном покрытии без перемешивания они меньшего размера, с перемешиванием еще меньше. установлено, что с труктура исследуемы х покрытий , модифицированны х уда, характеризуется мелкой зеренной структурой в сравнении с чистым хромовым покрытием. поскольку введе ние наноа лмазов в э лектроли т влияет на ме ханизм крис та лли зации: конта ктируя с электродами, они оказываю т деполяризующее воздействие, у даляю т пузырьки во до исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппаратуры проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 108 рода и пленки повер хнос тно-активны х веществ с ка тода , сглаживаю т повер хнос ть и постоян но обновляют э лектроли т в ка тодной зоне. а б в рис. 2 – структуры хромированных покрытий, ×400: а – бе з введе ния уда; б – с уда бе з пе реме шивания; в – с уда и пе реме шиванием согласно ме ханизму процесса осаждения хромалмазного покрытия из электроли та [2], как с уда, та к и для базового электроли та , характер формирования покрытий смешанный. первый слой формируется в виде тонкой (~ 70 нм) плен ки, имеющей мелкодисперсную структуру, которая полностью покрывает повер хность по длож ки, а на нем проис ходи т рост объемны х островков покрытия центров криста лли зации. установлено, ч то наличие в эле ктроли те заряженны х дисперсны х фаз уда, осаж дающи хся совместно с хромом, увеличивает ~ на 2 3 порядка количество таки х цен тров, тем самым уменьшая размеры образующихся криста ллитов ~ в 1,6 раз. в резуль тате с тепень те кстурированности и сре дний размер зерна покрытия существенно уменьшаются и одновременно, понижае тся пористость покрытия (рис. 2). проведенные иссле дования покры тий, содержащи х кластерные наноалмазы, полученные при стационарном режиме и при перемешивании (рис. 3), показа ли, ч то покрытия , без перемешивания, характеризуются на личием наиболее крупны х клас теров за счет интенс ивного агрега тирования наночастиц (рис. 3, а ) разного размера с четко выраженными границами зерен. а б в г рис. 3 – структура класте рных наноалмазов при различных увеличе ниях, соде ржащихся в хромированном покрытии при введе нии с уда: а, в – в стационарном ре жиме; б, г – с переме шивание м структура покры тия формируется более крупнозернистой, в первую очередь в деформированны х зона х, вс ледс твие уменьшения седимен тационной устойчивости суспензии уда в э лектроли те. э ти исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппаратуры проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 109 крупные агрега ты (о т 0,1 мкм до нес кольки х десятков) формируют зоны скоплений в структуре покрытия и имеют неправи льную форму. они механически непрочные и довольно легко разрушаются (выкрашиваются ), что понижае т износостойкос ть та ки х покры тий при эксплуа тации в условия х ин тенсивного трения. при исс ледовани и с труктуры клас терны х наноалмазов в покры тии , по лученном при введен ии уда с перемешиванием электролита (рис. 3, б , г), ус тановлено, что размер зерна уменьшается, это объясняется более быс трым подводов ионов к повер хнос ти ка то да. частицы наноалмазов имеют более компактную форму, близкую к сферической или ова льной (рис. 4, а , в), и х с коплен ия не имеют остры х кромок и образуют сетку по границам субзерен хромалмазного покрытия (рис. 3, г). бла годаря создан ию дополни тельны х центров криста ллизации они обеспечивают дробление зерен, уменьшение пористости и газовыде ления . извес тно [3], что кластеры уда состоят из а лмазного ядра, о круженного доста точно химически акти вной аморфной углеродной оболочкой со сложной с труктурой, способной участвовать в различны х химически х реакция х, что приводи т к появлению уникальны х свойс тв в стан дартны х га льванически х покрытия х. электронно-микроскопические исследован ия (рис. 4, б) показа ли, что хром на ходи тся вну три шаровидны х агре гатированны х с коплен ий уда. микрорентгеноспектральный анализ таки х образцов показал, ч то в эти х зона х концен трация хрома достигае т 21 40 %, а также 45 37 % с; 0,7 0,9 % si; 0,8 0,6 %fe, кроме того имеются примеси, на ходя щиеся в деформированных зона х подс лоя (его анализирует пя тно зон да ø 3мм) ка к загря знения (рис. 5). тогда ка к в мета ллической матрице наб людае тся толь ко 6 9 % с, оста льное хром, что по дтверж дает наличие наноалмазов в структуре покрытия. а б в рис. 4 – распре деление химиче ских элеме нтов в структуре хромалмазного покрытия, получе нного способом пе реме шивания эле ктролита с уда: а – структура покрытия; б – распределе ние хрома; в – распре деление угле рода. где б, в – получено методом те рмоэле ктронной эмиссии таблица 1 средние значения микротве рдос ти хром ированных покрытий ми кро твер до с ть , м па при на гру зке 0,49н ти п хр омиро ва нно го покры тия покры тие зон ы на ноа лма зны х агр ега то в пере хо дна я зо на бе з вве де ни я уда 1056 с уда б ез переме ш иван ия 1207 1342 1228 с уда и с пер еме ши ва ни ем 1420 1350 1361 исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппаратуры проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 110 рис. 5 – микроре нтге носпе ктраль ный анализ зоны агре гатирования наноалмазов выполне н сопостави те льный ана лиз уровня микротвер дости без добавок и с вводом уда ста ционарным способом и с перемешиванием электроли та (табл. 1). при вве дении уда согласно предложенному способу [1], уровень микротвердос ти покрытия возрастает на 18 % (таб л.1) за сче т равномерного распределения е диничны х наночас тиц, измельчения зерна и снижения пористос ти. одновременно в зонах агрега тирования уровень микротвердос ти не изменяется по сравнению с вводом добавки без дополни тельного перемешивания. для иссле дования вли яния уда на эксп луатационные свойс тва хромовы х покры тий при восста новлении и упрочнении дета лей узлов топ ливной аппаратуры, работающ и х в ус ловия х больш и х нагрузок при трении, абразивном износе и кавитации были проведены эксп луатационные испы тания нового те хнологического процесса восстановления де талей топли вной системы [1] и оценена его экономическая эффективность . иссле дованы с ле дующие прецизионные пары, о тносящиеся к по дви жным сопряжениям высокого да влени я инже ктора: шари к конусное седло; седло направляющая мульти пли ка тора; игла корпус распылите ля. эти сопряжения подвержены активному воздейс твию некачественного дизе льного топли ва и, соотве тс твенно, повышенному износу, что приво ди т к вы ходу из с троя инже ктора. в связи с дли те льнос тью испытан ий в эксплуа тации машин и отсутс твием возможности оценить износостойкость восс тановленны х дета лей, для проверки эффективности рекомендуемых параметров обработки провели с тендовые лабораторные испы тания на износ на оборудовании гп «завод имени в.а.ма лышева». в процессе испы таний ана лизирова ли износ упрочнённы х покры тий в трё х среда х: в свежем масле м14в2; дизе льном топ ливе с добавкой и без добавки кварцевой пы ли. в табл. 2 приведены сопоставительные данные износа рассматриваемых вариантов хромирования. таблица 2 результаты с тенд овых ис пытаний на износ материал контр тела , среда испы тания ви д добавок износ покрытия, мг износ контр тела, мг коэффициент трения 0,2 0,3 0,12 сталь 38х2м юа, дизе льное топли во с 0,1% кварцевой пы ли уда 0,2 0,8 0,11 0,2 0,3 0,10 серый чугун, моторное масло м14в2 уда 0,1 0,3 0,08 0,3 1,5 0,11 сталь 38х2м юа, дизе льное топливо уда 0,2 0,8 0,10 из анали за стен довы х испы таний с ледуе т, что износ хромированных покры тий, упрочнённы х уда, в 1,5 2 раза меньше при использовании предложен ной те хнологии [1] с перемешиванием нанодобавок при электроли зе. это особенно эффективно для испы таний в масле м14в2 и ди зельном топ ливе без добавок кварцевой пы ли. во все х случая х заметно снижение коэффициента трения на 5 20 % по сравнению с базовой те хно логией. в процессе проведения промышленного внедрения на предприятии «дизельсервис» восстановлены мультипли ка торы форсунок, роторы топливны х насосов типа vrz z exel топ ливной сис темы исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппаратуры проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 111 «co mmon rail» в количес тве 61 ш т. по разработанной те хнологи и хромирования в период 2011 2014 гг. и замечаний у заказчиков по те хобс луживанию не возни кло. в резуль тате испыта ний установлена эффективнос ть использования новой те хно логии упрочнения хромированны х покрыти й, что соста вило (с учетом средней стоимости дета лей зарубежны х машин до 20тыс. грн.) экономический эффект, равный 97,6 тыс. грн. выводы 1. проблемы, связанные с получением равномерного распределения части ц в материа ле, бы ли решены при помощи разработанного оборудования и те хноло гии хромирования, в основе которой — нанесение композиционны х хромалмазны х покрытий с применением модифицирования уда, что позволяет повыси ть фи зико-ме ханичес кие и э ксплуа тационные свойс тва гальванического по крытия . 2. ме хани зм модифицирования структуры покрытия по разработанной те хно логии , путем введе ния в эле ктролит заряженны х дисперсны х фаз уда, осаждающи хся совместно с хромом на предваритель но активизированную ще точной обработкой поверхнос ть, за ключае тся в увеличении количес тва центров криста ллизации , уда лении пузырьков водорода, ч то уменьшает размер зерна, снижает пористость, повышает твердость в 1,3 раза и износостойкость в 1,5 2,0 раза, снижает коэффициент трения на 5 20 %. 3. сравнение с труктуры покрыти й полученны х при перемешивании эле ктролита в процессе электролиза и без с модифицированием уда показало, ч то при отсутс твии дви жения частиц с труктура покрытия формируется более крупнозернистой и характеризуе тся боль шей с тепенью и х агрега тирования. при перемешивании – формируется мелкозернистая структура, что объясняе тся более быс трым подводов ионов к повер хности ка то да. агрега ты уда имеют более компактную форму, близкую к сферической, не имеют ос тры х кромок и образуют сетку по границам субзерен хромалмазного покрытия. 4. ми крорентгеноспектраль ный ана лиз пока зал значите льное на личие хрома (до 40 % ) вну три наноалмазны х а грегатов, ч то сви дете льс твуе т о высокой о днородности с труктуры полученного покры тия 5. э кономический эффект от использован ия новой те хнологии модифицирования хромированны х покры тий де лает дос тупным и целесообразным процесс восстановления и упрочнения де та лей топливной сис темы автомобилей зарубежного производс тва в условия х ремонтны х мастерски х лите ратура 1. скобло т.с., плугатарьов в.а., клочко о.ю. та інш. патен т україни №95887 «спос іб одержання зносостій ки х е лектролітични х по криттів, зміцнени х наночастинками» – заявл. 18.07.2014. опубл.: 12.01.2015, бю л.№1. – 4 с . 2. влия ние наноразмерных углеродны х добавок на формирование структуры и триботехнические свойства га льванически х хромовы х покрытий /п.а. ви тязь , в.и. жорник [и др.] // трение и износ. – 2009. – т. 30, № 2. – с. 132-137. 3. структура алмазного нанокластера / [а.е.алексенс кий, м.в.бай да кова, а.я.вуль , в.и. сиклицкий] // фтт. 1999. – т.41. вып . 4. – с. 740-743 поступи ла в редакц ію 12.03.2015 исследование влияния уда при восстановлении и упрочнении деталей узлов топливной аппаратуры проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 112 skoblo t.s., klochko o. yu., sidashenko a.i., plugatary ov a.v. oley nik a.k. influence of dnd on retailoring and hardening of details of fuel facilities components. facilities dev elop ment and technolo gies of dnd modification with feedin g; their influen ce on structure and p rop erties of bichromated co ating allowin g to retailor and h arden the fuel facilities comp onents in foreign vehicles in conditions ap p roachable within rep air stations. key words: b ichromated coatin g, wear-and-tear, p rop erties, dnd modification, electroly sis. references 1. skoblo t .s., plugataryov v.a. klochko o.yu. et al. patent of ukra inian №95887 “ sposib oderzhannya znosostijkyh ele ktrolitychnykh pokryttiv, zmitsnennykh nanochastynkamy”. rece ived 07.18.2014, published: 01.12.2015, no 1 – 4 pp. 2. in fluence of nanosized carbon incre ments on structure formation and trybotechnical properties of galvanic coatings . [p.a. bityaz, v.i. zhornic k, et a l]. friction and wear-and-tear. 2009. vol. 30, no 2. pp. 132 137 [in russian]. 3. structure of dia mond nanocluster. [a.e. sleksensky, m.v. bajda kova, a.ya. vu l, v.i. siklitsky]. ftt. 1999. vot 41, no 4. pp.740 743 [in russian]. практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 122 фабричнікова і.а., коломієць в.в. харківський національний технічний університет с/г ім. п. василенко e-mail: fabra61@yandex.ua практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів удк 664.121.032.3 в статті приведені додаткові практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів шляхом зміни профілю робочої поверхні заточних кубанітових кругів на підставі теоретичних досліджень процесу зношення ножів. ключові слова: бурякорізальні ножі, знос, зовнішнє тертя, кавітація, ресурс, заточування, кубанітові круги. вступ як відомо, для вироблення цукру коренеплід цукрового буряка зрізується бурякорізальними ножами в стружку. важливу роль при цьому має динаміка процесу різання. в попередніх дослідженнях було з’ясовано, що зношування леза ножа обумовлюється не тільки особливостями його навантаження, що характеризується високою відносною концентрацією зусиль на кромці ножа, але і значним коливанням складових цих зусиль, які і викликають руйнування кромки [1]. ці руйнування, що не підлягають розгляданню в загальному випадку як різновиди зношування для леза ножа, не можуть бути відділені від процесу його зношування як постійно супутні його взаємодії з анізотропним матеріалом коренеплоду буряка. теоретично визначено величину сили тертя, її внесок в опір різанню і вплив на зношення бурякорізальних ножів. доведено, що в зоні різання маємо гідроабразивне зношення, яке характеризується рухом абразивних часток в потоці рідини (клітинного соку) та активізацією окислювальних процесів поверхневих слоїв ножа за рахунок пластичної деформації, що посилюється явищем кавітації. приведені оцінки зносу ножа до повного руйнування передньої поверхні його різальної частини, тобто максимальне значення часу роботи ножа до переточування. як показали дослідження, окрім абразивного, механічного та корозійного зношення ножа існує також кавітація, яка значно прискорює руйнування ріжучого леза ножа [2]. але руйнівний вплив кавітації можна суттєво зменшити за рахунок вдосконалення геометрії заточування бурякорізальних ножів та зміцненням робочої частини ножів зносостійкими покриттями. зменшення кута торцювання бурякорізального ножа призводить до подовження ріжучої кромки, тобто зменшує питоме навантаження на неї [3]. застосування кута торцювання 63 ± 2° та оптимальних параметрів загострення ножа дозволяє досягти значення кута загострення 9 ± 1° що, в свою чергу приводить до зменшення зусилля різання від 14н до 7н і збільшення такого трібологічного параметра як зносостійкість, та, відповідно, і до зменшення енергозатрат. встановлені розрахункові залежності між геометричними параметрами леза та величиною, яка визначає місце злому різальної кромки під дією сили, що вигинає лезо ножа. серед декількох варіантів комбінованих способів зміцнення різальної частини ножів, у порівнянні з базовими ножами типу 1011 в загартованих струмом високої частоти (свч), найбільш ефективними виявилися обробки потужним пучком лазера з подальшим дифузійним насиченням тугоплавкими матеріалами із парів або з одночасною обробкою над дрібним порошком sio2 [4, 5]. запропоновані способи підвищення зносостійкості бурякорізальних ножів вирішують три важливих питання. по-перше, підвищують зносостійкість, корозійну стійкість, ударну в’язкість і тим самим підвищують ресурс ножа, по-друге, виключають короблення ножа, тобто забезпечують чітке дотримання конфігурації, по-третє, підвищують гостроту ріжучої кромки, покращують шорсткість поверхонь робочої частини ножа та зменшують схильність до заїдань, що покращує якість бурякової стружки – один з визначальних чинників ефективності бурякоцукрового виробництва. таким чином, в попередніх дослідженнях теоретично обґрунтовано та виконано нове комплексне вирішення проблеми підвищення зносостійкості бурякорізальних ножів за рахунок розробки конструктивних і геометричних засобів оптимізації параметрів ножів і шляхом зміцнення їх різальної частини. зносостійкість ножів підвищується завдяки їх косому торцюванню і куту загострення різальної частини 9°, та при застосуванні комбінованого способу зміцнення потужним пучком лазера з подальшим дифузійним насиченням тугоплавкими матеріалами із парів або з одночасною обробкою над дрібним порошком sio2. постановка проблеми розвиток теоретичних основ процесу зношення бурякорізальних ножів з урахуванням впливу сил тертя на миттєві сили різання і інтенсивності руйнування леза ножа внаслідок кавітації дає підстави розробити додаткові практичні рекомендації по збільшенню ресурсу ножів. практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 123 поставлена мета досягається шляхом зміни профілю робочої поверхні заточних кубанітових кругів. практичне використання таких теоретичних досліджень є доцільним і актуальним, тому що сприяє збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів і, як наслідок, підвищенню рентабельності цукрового виробництва. виклад матеріалів досліджень руйнування ріжучої кромки та вирив окремих елементів внаслідок попадання в бурякорізку сторонніх предметів та домішок в подальших дослідженнях не розглядалися. закручування окремого елемента ріжучої кромки, що зустрічалося майже на всіх дослідних ножах, (рис. 1 а) підтвердив наявність кавітації. а радіальний знос ножа, що для спрощення ми назвали «фестони», (рис. 1 б, г) зустрічався менше, але чітко виражена форма зносу спонукала до подальшого дослідження. а б в рис. 1 – види руйнування окремих елементів ножів при зрізанні коренеплодів буряка у стружку: а – закручування окремого елемента ріжучої кромки; б, в – радіальний знос ножа «фестони» реальні профілі зношених пер бурякорізальних ножів зроблені на підставі вимірювань зразків, що проводились на універсальному вимірювальному мікроскопі увм – 21 в лабораторії хнтусг. такий вид зношення найчастіше зустрічався на ножах з покриттям нітридом титану tin – до 60 % пер, рідше на базових ножах з обробкою свч – біля 40 … 45 %, на ножах з лазерною обробкою 25 … 30 % та найменше – на експериментальних ножах з покриттям із над дрібних порошків та лазерною обробкою – 5 … 7 %. як видно із наведених на рис. 1 фотознімків, зразки ножів мають зношення кромок у вигляді «фестонів» різної форми. оскільки конструкцією мікроскопу увм – 21 передбачено тільки горизонтальне та вертикальне переміщення контрольного зразка відносно об’єктива, то вимірювання зносу різальної кромки зразків проводилося відповідно до схем, що показані на рис. 2 (рис. 1, в) та рис.3. вершина рис. 2 – схема вимірювання зносу різальної кромки пера ножа першого зразка: 1 – пояси вимірювання зносу (ординат yi); 2 – теоретичний контур пера; 3 – контур дослідного зразка ширину фаски h приймаємо 2,0 мм, бо при переточуванні ножів фаску робили h = 2,0 … 2,2 мм, yi – поточні значення ординат після зношення. параметри зносу різальної кромки пер наступних зразків ножів виміряні за аналогічними схемами (рис. 3). практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 124 вершина рис. 3 – схема вимірювання зносу різальної кромки пера ножа другого зразка: 1 – пояси вимірювання зносу (координата yi); 2 – теоретичний контур пера; 3 – контур дослідного зразка після обробки отриманих даних отримали рівняння кривих для експериментального ножа: ;058,021,0015,0 21 xxy  ;053,024,0013,0 22 xxy  і для базового ножа: ;06,025,0014,0 23 xxy  ;041,02,00125,0 24 xxy  .05,0235,00128,0 25 xxy  очевидно, що різниця між цими рівняннями незначна. це свідчить про те, що зношення від перетікання клітинного соку через різальну кромку існує у всіх ножів і майже однакове по величині. але якщо врахувати, що тривалість роботи ножів між переточуваннями різна – 6 годин у базових та 28 годин у експериментального ножів – можна стверджувати, що зношення експериментального ножа значно менше у відносному плані, ніж базового. як показали дослідження, ріжучі елементи з покриттям із над дрібного порошку sio2 та лазерною обробкою мають підвищену зносостійкість через зменшення розміру зерна інструментального матеріалу, що дає підвищену границю текучості, здатність менше потерпати від окислювального та кавітаційного зношення, оскільки менші частки відриваються від поверхні матеріалу разом з окисними плівками [6]. це підтверджується отриманими даними: параметр y0 для експериментальних ножів в середньому в два рази менший, ніж у базових. варто звернути увагу і на те, що на фестонах базових ножів спостерігаються сліди сколювання кромки, тоді як у експериментальних ножів виникає закручування ріжучої кромки (рис. 1, а). такі закручування, по-перше, виникають при тривалій експлуатації ножів τ ≈ 30 годин, по-друге, легко виправляються при відновленні ножів. а переточування базових ножів потребує видалення більшого шару інструментального матеріалу, що значно зменшує їх ресурс. для заточування ножів використовуються кубанітові круги на металевій зв’язці форми 1ее1х та сучасні напівавтомати узн-1 та узн-2 фірми «корунд» [7]. принципова схема напівавтомату узн-1 зображена на рис. 4. до шліфувального кубанітового круга 1 бурякорізальний ніж 2 притискається спеціальним механізмом подавання у вигляді кулачка 3 спеціальної форми, який захвачує ніж, підводить його до кубанітового круга 1, робить за допомогою важеля 4 та шарніру 5 подавання ножа на круг для заточування пера, відводить ніж від круга і переміщує його на інше перо. це забезпечує високу точність і стабільну якість заточування ножів, а верстат не потребує проведення складних регулювань. відновлення бурякорізальних ножів відповідно до вимог пуп 15.83-37-106:2007 р. складається з рихтування, правки, торцювання, потоншення і заточування різальної кромки, а також ліквідації наявних на зворотній стороні ножа задирок. при цьому використовуються кубанітові круги з робочою поверхнею vподібної форми з кутом 60°, як показано на рис. 5, а). та при потоншуванні і заточуванні різальрис. 4 – схема напівавтомата узн-1 фірми «корунд»: 1 – шліфувальний круг; 2 – ніж; 3 – кулачок; 4 – важіль; 5 – шарнір практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 125 ної кромки варто, на нашу думку, використовувати круги з робочою поверхнею нового профілю – дзеркально відображеного «фестону» від лінії vподібного контуру, як показано на рисунку 5, б). а б рис. 5 – схема врізного шліфування при заточуванні бурякорізальних ножів: а – традиційна схема; б – схема заточування шліфувальним кругом зміненої конфігурації точний профіль кубонітового круга з двох сторін можна виконати правкою алмазним олівцем з використанням копіювального пристрою по формі архімедової спіралі. такий профіль буде забезпечувати стабільну величину кута між дотичною і профілем в будь-якій точці ріжучої поверхні круга. запропонована корекція профілю ніяк не погіршить якість бурякової стружки, враховуючи анізотропні властивості коренеплоду, а от зону зношення робочої частини ножа збільшить. це дасть можливість подовжити термін експлуатації ножів між переточуваннями не допускаючи закручування ріжучої кромки і, відповідно, збільшить ресурс ножа. висновки зміна геометрії ріжучої поверхні бурякорізальних ножів при заточуванні кубанітовими кругами нового профілю забезпечить підвищення ресурсу ножів за рахунок збільшення маси зношувальної частини ножа в процесі зрізання буряка в стружку. профіль по формі архімедової спіралі буде забезпечувати стабільну величину кута між дотичною і профілем в будь-якій точці ріжучої поверхні круга. література 1. фабричнікова і.а. теоретичне визначення впливу сил тертя на миттєві сили різання, які викликають зношення бурякорізальних ножів [текст] / і.а. фабричнікова // проблеми трибології. – 2012. – №3(65). – с. 94-100. 2. фабричнікова і.а. зношення бурякорізальних ножів при зрізанні коренеплоду цукрового буряка [текст] / і.а. фабричнікова // сільськогосподарські машини: зб. наук. ст. – вип. 21. – том іі. – луцьк: ред.-вид. відділ лнту, 2011. – с. 150-157. 3. фабричнікова і.а. дослідження впливу кута торцювання на зносостійкість бурякорізальних ножів [текст] / і.а. фабричнікова // вісник хнтусг ім. п.василенка. – харків: 2014. – вип. 148 – с. 412-418. 4. фабричникова и.а. разработка и внедрение комплексного способа упрочнения свеклорезных ножей для срезания стружки [текст] / и.а. фабричникова, в.в. коломиец // motrоl, commission of motorization and energetics in agriculture. – lublin: 2013. vol.15. no 7. – s. 129-135. 5. спосіб підвищення зносостійкості бурякорізальних ножів. [текст]: пат. 66679 ua україни. мпк с21d 1/09(2006.01) с23с 14/00. / фабричнікова і.а., скобло т.с., коломієць в.в., мартиненко о.д. заявник – хнтусг ім. п. василенка, – u2011 08198; заявл. 30.06.2011, опубл. 10.01.2012, бюл. №1 – 3с. 6. коломиец в.в. влияние величины зерна инструментальной стали на режущие свойства свеклорезных ножей [текст] / в.в. коломиец, и.а. фабричникова // сахар. – м:. – 2013. – №1. – с. 49-51. 7. адаменко а.п. отримання бурякової стружки. узагальнення досвіду [текст] / а.п. адаменко. – к.: національна асоціація цукровиків україни укрцукор, 2002. – 32 с. надійшла в редакцію 21.09.2015 практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 126 fabrichnikova i.a., kolomiets v.v. practical recommendations on beet slicers’ resource increasing. as you know, in sugar production process beetroot is cut off as chips by beet-slicers. in previous studies theoretically justifies and gives a new comprehensive solution of the problem related to the increase in the beet slicer wear-resistance by developing engineering and geometric methods of the optimization of slicers’ parameters and strengthening their slicing section. the wear-resistance of slicers is increased due to their slant facing and the lip angle of 9° for slicing section using combined approach to the hardening, in particular powerful laser beam treatment followed by the diffusion saturation with vapor-deposited refractory materials or simultaneous machining with ultrafine sio2 powder. development of theoretical base of beet slicers wear process in view of friction forces and cavitation influence gives reason to develop additional practical recommendations on beet slicers resource increasing. the goal is achieved by changing the profile of the cubic boron nitride grinding wheels working surfaces. practical use of theoretical research improves beet slicers’ durability and increase profitability of sugar production, so it is appropriate and relevant. key words: beet slicer (beet-cutting knife), wear, external friction, cavitations, resource, sharpening, cubic boron nitride grinding wheels. references 1. fabrychnikova, і.а. teoretychne vyznachennja vplivu syl tertja na myttevi syly rizannja, jaki vyklykaut' znoshennja burjakorizal'nyh nozhiv [tekst. problemy trybologii. 2012. № 3(65). s. 94-100.. 2. fabrychnikova, і.а. znoshennja burjakorizalnyh nozhiv pru zrizanni koreneplody cykrovogo burjaka [tekst]. sil's'kogospodars'ki mashunu: zb. nayk. st. vup. 21. тоm іі. lyc'k: red.-vud. viddil lnty, 2011. s. 150-157. 3. fabrychnikova, і.а. doslidzhennja vpluvy kyta torcyvannja na znosostijkist' burjakorizalnyh nozhiv [tekst]. visnyk hntusg im. p. vasylenka, vyp. 148, kharkiv: 2014. s. 412-418. 4. fabrychnikova, і.а., kolomiec v.v. razrabotka i vnedrenie kompleksnogo sposoba yprochnenija svekloreznyh nozhej dlja srezanija stryzhki [tekst]. motrоl, commission of motorization and energetics in agriculture. lublin: 2013. vol.15. no 7. s. 129-135. 5. sposib pidvyshennja znosostojkosti burjakorizalnyh nozhiv [tekst] : pat. 66679 ua ukrainy. мpк с21d 1/09(2006.01) с23с 14/00. fabrychnikova і.а., skoblo t.s., kolomiec v.v., martunenko o.d. ; zajavnyk hntusg im. p. vasylenka, u2011 08198 ; zajavl. 30.06.2011; opubl. 10.01.2012, bul. № 1. – 3 s. 6. kolomiec v.v., fabrychnikova, і.а. vlijanie velichinu zerna instrymental'noj stali na rezhyschie svojstva svekloreznuh nozhej [tekst]. sahar. m:, 2013, №1. s. 49-51. 7. adamenko а.p. otrumannja burjakovoi stryzhku. yzagal'nennja dosvidy [tekst]. к.: nacional'na asociacija cykrovukiv ykrainu ykrcykor, 2002. 32 s. _goback 8_romanuk.doc accuracy improvement in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts with boosting ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 55 romanuke v.v. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraine, e-mail: romanukevadimv@gmail.com accuracy improvement in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts with boosting mini-ensemble of twolayer perceptrons udc 539.375.6+539.538+519.237.8 there is presented a method of improving accuracy in tracking metal tool wear states discontinuously, when the states’ finite set has been statistically tied to the set of representative wear influencing factors. range of wear states is presumed to be wholly sampled into those factors. the tracker is a static model based on boosting mini-ensemble of three twolayer perceptrons with nonlinear transfer functions. it regards statistical data inaccuracies and shifts. for making the ensemble, the adaboost technique is used. a distinction of the presented method of boosting from the adaboost is in the rule for finding the decreasing coefficient in order to re-distribute weights over training samples. another one is that the ensemble is aggregated at once. the averaged gain of the boosting mini-ensemble in tracking 24 wear states with 16 influencing factors exceeds 50 %. the wear state tracking model is going to be perfected on optimizing two parameters of the training set and the naive rule for finding the decreasing coefficient before re-distributing training samples’ weights. key words: wear state, statistical data, data jitter inaccuracies, data omissions, data shifts, tracking model, accuracy, two-layer perceptron, boosting, boosting ensemble, tracking error rate. benefits of tracking wear states discontinuously in industrial metal processing, rationalized usage of billets and tools is desired. this is partially realized with tracking metal wear states letting prevent underuse and overuse. discontinuousness of the tracking benefits because its reliability and accuracy are far beyond higher than for continuous approach needing corrections of coefficients in differential and difference equations as time goes by. besides, decision making on the usage is always of a discrete set of wear states, whose tracking accuracy is never perfect. approaches to wear state tracking accuracy improvement improvement of the wear state tracking accuracy is predetermined with the way of tracking wear states. while tracking discontinuously, a finite set of wear states is controlled by a finite difference method or a method of statistical correspondence [1]. the finite difference method accuracy is increased only with more accurate sampling. and the accuracy rank of statistical approximation is dependent on the initial statistical data. with statistically universal approximators based on two-layer perceptron with nonlinear transfer functions (2lpnltf), it is possible to make the rank higher using specific training samples which could regard statistical data inaccuracies and shifts [2]. based on boosting technique [3, 4], ensembles of weak learners may increase the accuracy rank additionally. however, when the number of wear influencing factors (wif) is of the order of tens [5], such ensembles requiring a few 2lpnltf haven’t been tried on their performance. in particular, adaboost technique (abt) uses just learners of small configuration [6, 7], although 2lpnltf might be tried as well. the article goal under supposition that there is a few tens of wif corresponding to each known wear state within a finite statistical data set (fsds), we are to increase the wear state 2lpnltf-tracking accuracy with miniensemble of 2lpnltf. the ensemble performance is going to be boosted on the basis of abt. before boosting, the 2lpnltf classifier along with its training routine is formalized. the real gain of the boosting will be discussed to focus, probably, on wear state tracking problems having different numbers of wif, wear states, and engaging various numbers of 2lpnltf in ensembles. tracking wear states with boosting mini-ensemble of 2lpnltf the single object input of 2lpnltf is [ ]1 q i q x x × = ∈ ⊂x ° with q ∈ • wif and the output of 2lpnltf is the number [2] shl 1 1 * 1, 1, 1 1 arg max 1 exp 1 exp arg max s q ks i ik k s s s n s n k i s u x a h b v − − = = = =               ∈ + − ⋅ + − + + =                     ∑ ∑ (1) mailto:romanukevadimv@gmail.com accuracy improvement in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts with boosting ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 56 of the current wear state for the number { }\ 1n ∈ • of total states, where shls is number of neurons in the single hidden layer of 2lpnltf, and ( )shl 1s q n n⋅ + + + coefficients [ ] [ ] [ ] [ ]{ } shl shl shl1 1 , , ,ik ksq s s n k s nsa u h b× × × × (2) are to be determined in the training process. fsds is { } 1 , l jj j w = x by { }\ 1, 1l n∈ −• and 1 j j i q x x ×  = ∈ x corresponding to the wear state { }1,jw n∈ . all possible wear states are represented in fsds: { } { } { } 1 1, 1, l j j w n n = =i . henceforward, the s -th state sj w is reflected with the pure representative sj x . the input of 2lpnltf is fed successively with the training set [ ]{ }: sjis isq n iy y x×= =y (3) and { } { }{ 10 01 1 , 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, : h h hhr h hr h h h h h h= = −+ σ ⋅ + µ ⋅ σ ⋅ σ = σ ∀ = ∈ σ > = ξ ξ ∈ µ > = θ θ = ζ ∈=y y y ξ θ ξ θy •% % [ ] ( ) [ ] ( )}0 0, 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, 1is is is is sq n q n× ×+ σ ⋅ + µ ⋅ σ ⋅ σ = σ ∀ = ∈ σ > = ξ ξ ∈ µ > = θ θ = ζ ∈ξ θ ξ θ• n n (4) by { }0r ∈ • u and the infinite set ( )0, 1n of standard normal variate’s values. for making sure that the pure representatives (3) have not been disassociated from those n wear states, the input of 2lpnltf is re-fed with the set (3). having got 16q = , 24n = , shl 45s = , [ ]{ } 16 1 0; 1sji i x = ∈ in a problem of 24 wear states tracking, 2lpnltf (1) was identified by three methods of determining coefficients (2) — “traingda” ( 1α = ), “traingdx” ( 2α = ), “trainscg” ( 3α = ). fsds for abt is formed via the set (4) by 1r = , 20h = , 0 0.25σ = , 1.5µ = , whereupon this set tp is re-generated for 100t = times. thus fsds for abt is { } 100 1t t = p including ( ) ( )1 20 24 100 50400r h n t+ ⋅ ⋅ = + ⋅ ⋅ = training samples. at the q -th iteration of boosting, these samples have the weights in ( ) ( ) 1 50400 q d qτ ×=   d by 01,q q= at some final iteration number 0q . initially, ( ) 11 50400d −τ = 1, 50400∀ τ = . matrix [ ]3 50400aατ ×=a is of correct responses of classifiers, where 1aατ = is the correct classification of τ -th sample by the α -th 2lpnltf, otherwise 0aατ = . the weighted errors are in the matrix ( ) ( ) 3 50400 q qα ×= η  e , where ( ) ( ) ( ) 50400 1 1q d q aα τ ατ τ= η = ⋅ −∑ , 1, 3α = . (5) starting from 1q = , there are found each classifier’s weighted error (5), the best 2lpnltf ( ) ( )* 1, 3 arg minq qα α= α ∈ η , (6) and the minimal weighted error ( ) ( )* 1, 3 minq qα α= η = η , (7) letting learn the coefficient ( ) ( )*1q qγ = − η (8) and calculate the new distribution ( )1q +d of weights ( ) 50400 1 1d q d dτ τ υ υ= + = ∑% % by ( ) ( ) ( )( )* ,exp 2 1qd d q q aτ τ α τ = ⋅ −γ ⋅ − % (9) over samples in { }1001t t =p . if ( ) 1 * 1q n −η < − then q q=% and 1q q= +% , and (5) — (9) are re-found. if ( ) 1* 1q n −η −ö then 0q q= and there are calculated the following coefficients: accuracy improvement in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts with boosting ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 57 ( ) ( ) ( ) 0 1 q p q q p = γ = γ γ∑% by 01,q q= for ( ) ( ) { } ( )0 *1, ,q q q q ∈ α=α β α = γ∑ % . (10) denoting the α -th 2lpnltf value sv as ( )sv α , the boosted classifier output is * 1, 24 arg max s ss v = ∈ % by ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )1 1 2 2 3 3s s s sv v v v= β + β + β% . (11) in the section below we’ll see the real gain of the boosting mini-ensemble of three 2lpnltf. the gain is defined with the tracking error rate (ter) being the percentage of the classifier’s correct responses among the total inputs. particularly, ratio between ter of a 2lpnltf and ter of the ensemble in (11) is of interest. results and discussion it has been exposed experimentally that ter of the ensemble in (11) is about 56 % lower than ter of the best single 2lpnltf in tracking 24 wear states. at that the worst ensemble ter is no greater than 1.12 %, and 0.96 % is ter of the best-combined ensemble. at the highest level of jitter inaccuracies and omissions in statistical data or measurements and wif shift in every state, the mean ensemble ter is 6.82 %, although the gain of the boosting is only 39 %. another side of the boosting mini-ensemble effectiveness is that variance of wear states’ ter is more than 50 % lower. these results are evidence of the noticeable gain of the boosting based on just three 2lpnltf. nearly the same effects were locally registered on some other wear state tracking problems. consequently, the boosting gain is expected also in solving problems having different numbers of wif or (and) wear states. very likely, engaging four and more 2lpnltf in ensembles will force the gain, improving accuracy further. a distinction of the presented method of boosting from abt is in the coefficient (8). another one is that the ensemble is aggregated at once. it is fully realizable within matlab, and its code may be freely edited for adapting to specified problems of wear state tracking. and as the tracker is ensemble of 2lpnltf then the classifier operation speed is high enough. while matlab-tracking on intel core i3-4150 cpu @ 3.50 ghz with 4 gb ram within 64-bit windows 7, the ensemble tracks over 2300 wear states per second. importantly, that the improved averaged accuracy of the ensemble is maintained constant through the whole range of wear states. conclusion the boosting mini-ensemble of three 2lpnltf appears capable to track wear regarding statistical data inaccuracies and wif shifts more accurately. by this model, some wif at the input may be even omitted. omissions are substituted with elements from ( )0, 1n . however, the accuracy might be improved more, because parameters 100t = and 20h = were assigned empirically. they could be optimized. also the naive rule (8) is possibly nonoptimal for the decreasing coefficient ( )qγ in re-distributing weights (9). hence, it is wellpromising that the wear state tracking model is going to be perfected. references 1. chungchoo c. on-line tool wear estimation in cnc turning operations using fuzzy neural network model / c. chungchoo, d. saini // international journal of machine tools and manufacture. – 2002. – volume 42, issue 1. – p. 29-40. 2. romanuke v. v. wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general totality regarding statistical data inaccuracies and shifts / v. v. romanuke // problems of tribology. – 2014. – n. 3. – p. 5053. 3. champion m. sparse regression and support recovery with image-boosting algorithms / m. champion, c. cierco-ayrolles, s. gadat, m. vignes // journal of statistical planning and inference. – 2014. – volume 155. – p. 19-41. 4. shen c. fully corrective boosting with arbitrary loss and regularization / c. shen, h. li, a. van den hengel // neural networks. – 2013. – volume 48. – p. 44-58. 5. hua j. a cobalt diffusion based model for predicting crater wear of carbide tools in machining titanium alloys / j. hua, r. shivpuri // journal of engineering materials and technology. – 2005. – volume 127. – p. 136-144. 6. nie q. probability estimation for multi-class classification using adaboost / q. nie, l. jin, s. fei // pattern recognition. – 2014. – volume 47, issue 12. – p. 3931-3940. 7. sun y. unifying multi-class adaboost algorithms with binary base learners under the margin framework / y. sun, s. todorovic, j. li // pattern recognition letters. – 2007. – volume 28, issue 5. – p. 631-643. accuracy improvement in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts with boosting ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 58 романюк в. в. покращення точності у дискретній моделі відслідковування стану зносу з урахуванням похибок і зсувів у статистичних даних на основі міні-комітету бустингу двошарових персептронів. представляється метод покращення точності дискретного відслідковування станів зносу металевого засобу, коли скінченна множина цих станів була статистично пов’язана з множиною репрезентативних факторів, що впливають на знос. діапазон станів зносу вважається повністю розбитим за цими факторами. відстежувачем є статична модель на основі міні-комітету бустингу трьох двошарових персептронів з нелінійними передавальними функціями. вона враховує похибки і зсуви у статистичних даних. для утворення згаданого комітету використовується техніка адаптивного бустингу. одна з відмінностей методу бустингу, що представляється, від адаптивного бустингу полягає у правилі знаходження спадного коефіцієнта для того, щоб перерозподіляти ваги навчальних зразків. ще одна полягає у тому, що комітет утворюється одразу. усереднений виграш такого міні-комітету бустингу у відслідковуванні 24 станів зносу з 16 факторами впливу перевищує 50 %. дана модель відслідковування стану зносу буде удосконалена завдяки оптимізації двох параметрів навчальної множини і наївного правила знаходження спадного коефіцієнта перед перерозподілом ваг навчальних зразків. ключові слова: стан зносу, статистичні дані, флуктуаційні похибки у даних, пропуски у даних, зсуви у даних, модель відслідковування, точність, двошаровий персептрон, бустинг, комітет бустингу, рівень помилок відслідковування. 23_kuzmenko.doc метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 135 кузьменко а.г., милятинский с.в. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели и критерия подобия введение фреттинг – вид изнашивания между двумя поверхностями, имеющими относительные колебательные перемещения малой амплитуды. разрушение при фреттинге многостадийно. 1. латентный (скрытый) период – формирование фрикционных свойств. на этом этапе происходит вступление микронеровностей в контакт; пластическое упрочнение напряженных поверхностей, циклическая текучесть подповерхностных слоев; разрушение поверхностных окисных пленок. 2. схватывание ювенильных поверхностей металла вскрытых после разрушения окисных пленок. 3. разрушение фрикционных связей и химическая активизация объемов, участвующих в процессе схватывания: вырывы микрообъемов в разрушаемых контактах; сдвиги контактирующих микрообъемов. 4. окисление микрочастиц и поверхностей, образованных при разрушении фрикционных связей и вновь образованных новых ювенильных поверхностей. 5. абразивный износ твердыми частицами окислов: царапание; глубинный износ, приводящий к появлению усталостных трещин. закономерности процессов на каждой стадии фреттинг износа. на начальном этапе закономерности фреттинг изнашивания соответствуют закономерностям процессов формирования фрикционных связей и процессам, приводящим к схватыванию: 1) чем выше давлениеσ , тем интенсивнее процесс схватывания; 2) чем больше скорость скольжения v , тем интенсивнее идет разрушение окисных пленок; 3) твердость hb в ряде случаев повышает сопротивление фреттинг износу, в то же время иногда рекомендуются мягкие покрытия; 4) чем выше вязкость смазки, разделяющей поверхности, тем выше сопротивление фреттингу; 5) высокая температура способствует развитию процессов разрушения смазки и окислению поверхностей. влияние размеров амплитуды перемещений, частоты и давлений имеет параболический характер. так в диапазоне 20 215 мпа при давлении 60 78 мпа износ повышается, а при дальнейшем увеличении давления – снижается. в первом приближении на начальных стадиях можно полагать, что фреттинг пропорционален давлению, скорости скольжения и обратнопропорционален вязкости смазки и теплопроводности. в данной работе ставится задача предложить количественные безразмерные модели и критерии изнашивания при фреттинге и использовать их для оценки эффективности разных технологических мероприятий по повышению фреттингостойкости. 1. формирование безразмерной модели и критерия подобия процесса фреттинг износа в соответствии с методом теории подобия и размерностей (тпр) на первом этапе формирования безразмерных моделей выписываются все величины, влияющие на процесс, с их размерностями. при формировании модели изнашивания при фреттинг процессе будем исходить из утверждения, что одним из механизмов изнашивания является процесс последовательного схватывания и разрушения связей. учитывая это, в качестве основных величин принимаем следующие: σ , кг/мм2 – контактное давление в сопряжении (максимальное или среднее); v , мм/с – линейная скорость относительного скольжения поверхностей в сопряжении; hb , кг/мм2 – твердость изнашиваемой поверхности; s , мм – путь трения для точек изнашиваемой поверхности; 0ν , мм 2/с – кинематическая вязкость смазки в случае испытаний со смазкой; a , мм2/с – теплопроводность материала изнашиваемой поверхности; a , мм – амплитуда колебательных перемещений одной поверхности относительно другой; wu , мм – износ поверхности, определяемая величина. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 136 в соответствии со вторым этапом метода тпр из основных величин составляются безразмерные комплексы, которые далее принимаются за критерии подобия модельного и реального натурного процессов изнашивания. для случая трения со смазкой имеем безразмерный комплекс: ∏ =ν⋅ σ = 0 1 va hb [ ]= ⋅ ⋅ 1 с мм мм с мм мм кг мм кг 2 2 2 . (1.1) для случая трения без смазки: ∏ =⋅ σ =2 a va hb [ ]= ⋅ ⋅ 1 с мм мм с мм мм кг мм кг 2 2 2 . (1.2) в соответствии с третьим этапом метода тпр и экспериментов устанавливается связь между определяемым критерием (в нашем случае износом) и безразмерным определяющим критерием подобия. при описании процесса изнашивания удобнее на этом этапе в качестве определяемой величины взять не износ wu , а интенсивность изнашивания: 1) традиционно простейшая модель изнашивания представляется в размерном виде: m w w k ds du σ= ; (1.3) 2) в безразмерном виде для смазываемых поверхностей с учетом (1.1) модель будем представлять в виде:       ⋅      = 0ν σ va hb k ds du m w w ; (1.4) 3) для несмазанных поверхностей, работающих в условиях фреттинга, модель износа в безразмерном виде можно представить с учетом (1.2) в форме:       ⋅      = a va hb k ds du m w w σ . (1.5) связь между параметрами wk , m размерной и параметрами wk , m безразмерной моделей можно получить приравнивая левые и правые части (1.3), (1.4) и (1.5): 1) для смазанных поверхностей: mm = ;       = va hbkk mww 0ν ; (1.6) 2) для несмазанных поверхностей: mm = ;       = va a hbkk mww . (1.7) интегрируя (1.3), (1.4) и (1.5) получаем зависимость износа от безразмерных комплексов в виде: 1) в размерном виде: sku mww σ= ; (1.8) 2) для смазываемых поверхностей в безразмерном виде: s va hb ku m ww            = 0ν σ ; (1.9) 3) для несмазанных поверхностей в безразмерном: s a va hb ku m ww             = σ . (1.10) выражения (1.9), (1.10) являются критериальными уравнениями процесса фреттинг износа в условиях смазанного и сухого контакта. в соответствии со свойствами критериальных уравнений метода тпр, определим параметры уравнения при базовых значениях величин, например для (1.9): pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 137 s av hb ku б бб m б б ww               = 0ν σ ; (1.11) можно предсказать влияние разных величин на износ. для реализации этой возможности необходимо: 1) зафиксировать в (1.11) все базовые величины кроме одной, например σ ; 2) меняя в (1.11) величину σ при постоянных значениях остальных величин, получаем зависимость ( )σwu износа от давлений. аналогично получаем зависимость от других величин: ( )         ν       σ = σ б бб m б w w av hb k s u 0 ; (1.12) ( )              = б бб m б w w av hb k s hbu 0ν σ ; (1.13) ( )               = б б m б б w w va hb k s vu 0ν σ ; (1.14) ( )               = б б m б б w w av hb k s au 0ν σ ; (1.15) ( )             = 0 0 ν σν бб m б б w w av hb k s u . (1.16) 2. методика определения параметров модели изнашивания при испытаниях по схеме перекрещивающихся цилиндров методика испытаний основана на решении контактной задачи для перекрещивающихся цилиндров при условии, что один цилиндр неподвижен, а другой совершает малые возвратно поступательные движения. базовое решение выполнено в работе [1,2] и обобщено в монографии [3]. в данной работе результаты [1,3] дополнены новым кинематическим условием возвратно поступательным движением одного цилиндра. далее приводится порядок проведения испытаний и обработки их результатов с получением параметров wk , m модели изнашивания типа (1.3). 2.1. порядок испытаний 1. два цилиндрических образца устанавливаются так, что их оси пересекаются под углом 90° (рис. 1). рис. 1 – схема контакта перекрещивающихся цилиндров при возвратно поступательном движении одного из них pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 138 2. возвратно поступательные движения верхнего цилиндра совершаются при постоянной нагрузкеq кг, амплитуде перемещения a мм частоте n циклов/мин. этой частоте соответствует линейная скорость v мм/сек. 3. в результате трения и изнашивания образуется эллиптическая площадка контакта с размерами полуосей 1a , 2a и площадью: 21π aafэл = . (2.1) этой площадке соответствует круговая площадка с площадью: 2πafкр = , (2.2) так, что радиус эквивалентной круговой площадки выражается через размеры эллипса: ( )2 1 21aaa = . (2.3) 4. по результатам испытаний строится таблица и график зависимости площадки контакта от пути трения ( )sa , имеющая, как правило, вид степенной функции: βcsa = , (2.4) где путь трения в данных испытаниях выражается по зависимости: ants 2= , (2.5) где n – частота в циклах в минуту; t – продолжительность испытаний в минутах. 5. методом наименьших квадратов или приближенно по двум точкам определяются параметры c , β апроксимации (2.4). 6. при наличии параметров c , β определяются параметры wk , m модели изнашивания (1.3): а) при начальной нулевой площадке контакта параметры определяются по формулам: β2 β21 − =m ; (2.6) ( ) 2/121 22 π β rr q c k m m w       = + ; (2.7) б) в случае, если начальная площадка контакта отлична от нуля, или если кривая ( )sa состоит из начального круто восходящего участка и второго более пологого участка, то параметр m определяют из решения нелинейного уравнения: 2 1 22 0 2 22 0 1 1 1 s s a a a a m m = −      −      + + , (2.8) где ( )11 , sa , ( )22 , sa координаты двух базовых точек, выбранных на зависимости ( )sa . параметры wk , m в этом случае определяются по зависимости: ( ) ( )srrqm aa k m mm w 21 22 0 22 1 π 22      + − = ++ . (2.9) 3. реализация методики испытаний и определения параметров безразмерной модели 3.1. установка и образцы для испытаний для испытаний на фреттинг была использована установка хти-89 (рис.2), разработанная в хну. она удовлетворяет требованиям, предъявляемым по гост 23.2111-80 к установкам для испытаний данного вида износа, а именно: возможность создания контролируемой атмосферы в зоне контакта; наличие возвратно-поступательного скользящего движения с амплитудой от 10 до 1000 мкм; малая деформируемость устройства; свободное от люфтов крепление образцов; возможность задавать необходимые величины нормальной силы для создания запланированных контактных давлений; непрерывная регистрация количества циклов. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 139 рис. 2 – установки хти-89 привод установки осуществляется электродвигателем 1, механизм управления которым позволяет плавно изменять частоту контактного взаимодействия образцов. с помощью ползуна центрального шпинделя 4 задают определенную амплитуду контактного взаимодействия, измеряя ее микрометром с точностью до 2 мкм. нижняя (подвижная) оправка с образцом фиксируется в зажимных губках шпинделя, а верхняя (неподвижная) в зажимных губках пиноли 3. через рычаг 2 механизма нагружения задается нормальная нагрузка, которая прижимает верхний подвижный образец к неподвижному нижнему образцу. с помощью ползуна центрального шпинделя задают определенную амплитуду контактного взаимодействия, измеряя ее микрометром с точностью до 2 мкм. 3.2. порядок проведения испытаний 1. образцы, имеющие цилиндрическую форму с радиусом r , крепят в специальных оправках (рис.3). контактную поверхность образцов промывают бензином, ацетоном и высушивают фильтровальной бумагой. рис. 3 – крепление образцов в оправках: 1 – испытуемый образец; 2 – оправка; 3 – крепежный винт 2. образцы приводят в соприкосновение и с помощью рычага задают необходимую нормальную нагрузку. включают привод установки. необходимую частоту скольжения задают по тахометру путем изменения частоты вращения электродвигателя, и во время испытаний поддерживают неизменной. рис. 4 – контактное взаимодействие перекрещивающихся цилиндров 3. путь трения, при известной амплитуде взаимного проскальзывания, определяется с помощью счетчика количества циклов. 4. после достижения заданного количества циклов испытаний выключают привод, снимают нагрузку, освобождают образцы, промывают поверхность бензином, потом ацетоном, высушивают на воздухе. 5. диаметр площадки контакта при определенном пути трения определяется с помощью компаратора иза-2 с точностью до 1 мкм. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 140 3.3. исследование влияния твердости стали шх15 на износ при фреттинге 3.3.1. условия проведения испытаний для испытаний были использованы образцы цилиндрической формы с радиусом 5,5 мм и высотой 11 мм изготовленные из стали шх15 с начальной твердостью hrc62. одна треть образцов была отпущена до твердости hrc51, вторая до твердости hrc43, а третья осталась с начальной твердостью hrc62. испытания проводились при следующих условиях: амплитуда взаимного перемещения a = 100 мкм; частота n = 400 циклов в минуту (6,67 гц); нормальная нагрузка q = 20 н; смазочный материал в зоне контакта отсутствует (сухое трение); температура в лаборатории 17 20 °с; относительная влажность в помещении лаборатории 40 – 55 %. размер площадки контакта определялась на приборе иза-2. после определенного, запланированного, числа циклов взаимодействия (пути трения) измерялся диаметр пятна контакта неподвижного образца в направлении вдоль скорости скольжения и перпендикулярно к ней. необходимо отметить, что пятна имели правильную круглую форму. после, определялось среднее значение диаметра, а из него полуширина площадки контакта na . для каждого материала и пути трения эксперименты проводились три раза, после чего определялось среднее значение величины площадки контакта срa . результаты испытаний приведены в табл. 1. 3.3.2. обработка результатов испытаний таблица 1 результаты испытаний стали шх15 с твердостью hrc62, hrc51, hrc43 без смазки средняя полуширина площадки контакта срa , мкм количество циклов n , циклов время трения t , мин путь трения s , м hrc62 hrc51 hrc43 5000 12,5 1 249 265 332 20000 50 4 287 354 465 50000 125 10 364 429 520 75000 187,5 15 427 468 562 100000 250 20 459 497 584 200000 500 40 506 576 679 кривая зависимости полуширины площадки контакта a от пути s (рис. 5) представляется степенной функцией вида: ( ) βcssa = , где c , s – коэффициент и показатель степени, соответственно, аппроксимирующей функции. рис. 5 – кривая зависимости полуширины площадки контакта a от пути трения s для стали шх15 с твердостью hrc62, hrc51, hrc43 без смазки pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 141 10. обработка результатов испытаний для твердости hrc62. используя метод наименьших квадратов были определены параметры аппроксимации. для стали шх15 с твердостью hrc62 они составили: 4 62 1033,2 −⋅=c м/мβ; 211,0β62 = . потом по формуле (2.6) определен показатель степени 62m модели изнашивания: 37,1 β2 β21 62 62 62 = − =m . по формуле (2.8) вычислен следующий параметр модели износа 62w k : 17 2 1 21 62 22 62 1084,1 )( π β 62 62 62 − + ⋅=       = rr q c k m m w (м 2/н)m. 20. обработка результатов испытаний для твердости hrc51. параметры аппроксимации: 4 51 1065,2 −⋅=c м/мβ; 210,0β51 = . показатель степени 51m модели изнашивания: 38,151 =m . следующий параметр модели изнашивания 51w k : 171072,2 51 −⋅=wk (м 2/н)m. 30. обработка результатов испытаний для твердости hrc43. параметры аппроксимации: 4 43 1035,3 −⋅=c м/мβ; 191,0β43 = . показатель степени 43m модели изнашивания: 62,143 =m . коэффициент модели изнашивания 43w k : 181011,1 43 −⋅=wk (м 2/н)m. 40. сравнение интенсивности изнашивания. сравнение выполним по принятой размерной модели изнашивания (2.3). если взять пару трения сталь шх15 hrc62 – сталь шх15 hrc62 за базовую, то можно определить отношение интенсивности изнашивания остальных трибологических пар к ней, при давлениях σ , которые имеют место в зоне проскальзывания в сопряжении внутреннее кольцо подшипника качения – цапфа поворотного кулака троллейбуса зиу-682, определенные по методике, представленной в [6], а именно 7σ = мпа. при hrc62 интенсивность изнашивания будет: ( ) 837,1617 1039,41071084,1 −− ⋅=⋅⋅⋅= ds duw ; при hrc51: ( ) 838,1617 1014,61071072,2 −− ⋅=⋅⋅⋅= ds duw ; при hrc43: ( ) 762,1618 1036,110711,1 −− ⋅=⋅⋅= ds duw . сравнение интенсивности изнашивания шх15 hrc62 с шх15 hrc43 при 7σ = мпа: 10,3 σ σ 62 62 43 43 62 43 == m w m w k k u u . pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров при использовании безразмерной модели … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 142 сравнение интенсивности изнашивания шх15 hrc62 с шх15 hrc51 при 7σ = мпа: 79,1 σ σ 62 62 51 51 62 51 == m w m w k k u u . таблица 2 итоговая таблица результатов испытаний материал, твердость hrc β c , м1-β m wk , (м 2/н)m 62/ uu hrc шх15 hrc43 0,191 3,35 · 10 -4 1,62 1,11 · 10-18 3,10 шх15 hrc51 0,210 2,65 · 10 -4 1,38 2,72 · 10-17 1,79 шх15 hrc62 0,211 2,33 · 10 -4 1,37 1,84 · 10-17 1 можно сделать выводы, что для стали шх15 в условиях сухого трения на воздухе с уменьшением твердости возрастает интенсивность изнашивания, то есть износостойкость уменьшается. в частности, по результатам обработки данных, полученных из экспериментов, при снижении твердости от hrc62 до hrc43, в условиях нагружения, которые имеют место в зоне проскальзывания контакта внутреннего подшипника качения и оси колеса, интенсивность изнашивания возрастает в 3,1 раза. снижение износа при фреттинге для коррозионно-стойких сталей при увеличении твердости согласуется с данными, приведенными в [4, 5]. выводы 1. предложен и реализован обобщенный метод испытаний пар трения на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров. 2. при разработке метода предложенна и использованна многофакторная безразмерная модель фреттинг-изнашивания, учитывающая влияние на процесс давления, скорости скольжения, амплитуды колебаний, твердости и тепловых свойств контакта. 3. предложено критериальное уравнение подобия для фреттинг-изнашивания с учетом указанных факторов. 4. разработана методика определения параметров критериального уравнения по результатам испытаний на фреттинг-износ. 5. разработана методика испытаний на фреттинг-износ по схеме перекрещивающихся цилиндров с определением параметров модели процесса. 6. проведены испытания на фреттинг-износ пары трения сталей шх15 – шх15 при разной твердости испытываемых образцов (изменение твердости достигалось за счет отпуска). 7. установлено, что с понижением твердости стали шх15 за счет отпуска с hrc62 до hrc51, при давлении в контакте 7σ = мпа, величина износа при фреттинге увеличивается на 31 %. литература 1. кузьменко а.г. метод испытаний на износ цилиндрических и сферических тел / а.г. кузьменко, с.в. сытник, с.в. псел // проблемы трибологии. – 2002. – №1. – с. 105-128. 2. кузьменко а.г. развитие метода лабораторных спытаний на износ по схеме перекрещивающихся цилиндров / а.г. кузьменко // проблемы трибологии. – 2005. – №1. – с. 91-128. 3. кузьменко а.г. прикладная теория методов испытаний на износ / а.г. кузьменко. – хмельницкий: хну, 2008. – 579 с. 4. голего н.л. фреттинг-коррозия металлов/ н.л. голего, а.я. алябьев, в.в. шевеля. – к.: техніка, 1974. – 270 с. 5. шевеля в.в. фреттинг-усталость металлов/ в.в. шевеля, г.с. калда. – хмельницкий: поділля, 1998. – 299 с. надійшла 05.04.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com стійкість до абразивного зношування композиційних матеріалів та покриттів на основі дибориду титану хрому проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 25 коновал в.п. інститут проблем матеріалознавства ім. і.м. францевича нан україни, м. київ, україна e-m ail: akwa@ukr.net стійкість до абразив ного зношування композиційних матеріалів та покриттів на основі дибориду титану хрому удк 621.9.048.4 м етодом спікання отр имано композ иційні матер іали системи ticrb2 – (nialcr) з р ізним співвідношенням ту гоплавкої і металевої фаз. із р озр облених матер іалів отр имано ел ектр оіскр ові покр иття на зр азках із сталі 65г. досліджено стр уктуру отр иманих матер іалів і покр иттів, твер дість та зносо стійкість в у мовах абр азивного зно шу вання. вивчено вплив співвідношення ту гоплавкої і метал евої фази на зносостійкість матер іалу і покр иття на його основі. встановлено, що компактні матер іали мають в 1,5 3 р ази вищу зносо стійкість у пор івняння з ел ектр оіскр овими покр иттями на їх основі. показано, що р озр облені матер іали і покр иття на їх основі з вмісто м до 50 % металевої фази можу ть у спішно експлу ату ватись в у мовах абр азивного зношу вання пр и навантаження х до 2 м па. клю чові слова: абразивний знос, диборид ти тану-хрому, композицій ні матеріа ли, кермети, е лектро іскрові покри ття. вступ застосування тугоп лавки х сполу к та композиційни х матеріа лів на їх основі є найбільш ефективним при експ луатац ії в умова х тер тя-ковзання без масти ла при високи х шви дкос тя х і наван тажен ня х, при абразивному спрацюванні, тобто в умовах де мета леві сплави не працюють. найбільш розповсюдженими матеріалами даного класу є тверді сп лави сис тем wc–co, wc–t ic–co, tic–ni–mo, cr3c2–ni, t icn–ni. матеріали на основі карбіду вольфраму (wc) характеризую ться високою міцніс тю і зносостій кіс тю, але мають велику щ ільніс ть (ρ ≈ 15 г/см2), що робить їх доста тньо дорогими. матер іали на основі тугопла вки х сполук ти тану і хрому мають кращу жаростійкіс ть, твердіс ть, неве лику щ ільн іс ть (ρ ≈ 4 – 7 г/см2), але поступаю ться по м іцності. це пов’язано як з нижчими значеннями міцності ви хідни х сполу к t ic, cr3 c2, tib2 у порівнянні з wc, так і неоптимальн им вибором складу металево ї зв’я зки . для отримання кермета з високими міцн істн ими влас тивос тями необхідно щоб металева зв’язка змочувала тугоп лавку сполуку з у творенням близь ки х до нульови х кон тактни х кутів і при цьому акти вно не взаємодія ла з нею. перспективними в цьому відношенн і є композицій ні матеріа ли на основі дибориду тита ну-хрому (ticrb2). чистий t icrb2 предс тавляє собою твердий розчин хрому в дибори ді ти тану. ма теріа л о трим ують сумісним відновлен ням оксидів cr2o3 і tio2 карбідом бору в середовищі во дню при температура х 1800–1900ос. у порівня нні з tib2 і crb2 він має вищу твердість , зносота жаростійкіс ть. відомі композиційн і ма теріали на основі t icrb2 в я ки х у якос ті метале ви х зв'язок викорис товували спла ви на основі нікелю (ni–mo, ni– cr, nialcr), міді (сu–ni), заліза (fe–cr) [1 3]. ці матеріа ли характеризую ться доси ть високим рівнем триботе хн ічни х властивостей в умова х тертя-ковзання без масти ла, а та кож хорошими міцн іс тними влас тивостями. економічно обґрунтованим і доста тньо ефекти вним є ви користання композиц ійни х матер іалів на основі ticrb2 для напиле ння покриттів [4 6]. для експ луатац ії в умовах абразивного зношування покриття повинно мати високу твердість кон тактуючої повер хні та міцніс ть як самого покри ття , так і міцніс ть зчеп лення з основою [7]. в цьому відношенн і значний ін терес предс тавляю ть е лектроіскрові покриття. при е лектроіс кровому легуванні на границ і конта кту відбуває ться у творення мікрованни , в якій перемішується матеріал основи і покри ття, тим самим формується проміжний шар. при пода льшому легуванні із збільшенн ям товщини покриття кіль кість ме талево ї фази зменшується , а в повер хне вому шарі концентрується найбільша кількіс ть тугопла вкої фази [6]. пос тановка проблем и серед композиційн и х матеріа лів на основі дибориду ти тану-хрому одними з найб іль ш перспективн и х є матеріа ли сис теми ticrb2–(nia lcr). вони дуже добре зарекомендували себе при роботі в ум ова х тертя ковзання без масти ла, як в компактному виді, так і у виді е лектроіскрови х покриттів. зносостійкіс ть розроблени х компактни х матеріа лів наб лижає ться до тверди х спла вів вк, а покри ття на їх основі мають вищу зносостійкіс ть, н іж покри ття із с тан дартн и х тверди х сп лавів. вра ховуючи це, дан і м атеріа ли і по криття є та кож перспективними для роботи в умова х абразивно го зношування . метою дано ї роботи бу ло дос ліди ти зносостійкіс ть в умова х абразивного зношування композиційни х матер іалів та е лектроіс крови х покриттів на основі дибориду ти тану-хрому в за лежнос ті від співвідношення ту гоплавкої і ме талево ї с кла дової. стійкість до абразивного зношування композиційних матеріалів та покриттів на основі дибориду титану хрому проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 26 методика і м ате рі али д осліджень композиційн і матеріа ли та еле ктроди для електроіскрового легуван ня отримували шля хом пресування із порошкової ши хти зразків необ хідни х форми і розмірів з послідуючим їх сп іканням у вакуумі. електроіскрові покри ття наносили на зразки із ста лі 65г. реж имні параметри процесу легування зна ходились в межа х: трива лість імпульсу tім п = 20 170 мкс, енергія імпульсу eім п = 0,045 0,61 дж, трива ліс ть нап иленн я τ = 2 3 хв/см2. для кожного матеріа лу режими були вибран і індивідуа льно з м етою отримання покри ттів з оп тимальними характерис ти ками (максимальна товщина і суц ільн іс ть, мін імальна шорсткіс ть). для дос ліджен ня с труктури викорис товували метод оптично ї мікроскопії. твердіс ть вимірюва ли мето дом віккерса при наван тажен ні 10 н. випробування на стій кість до абразивного зношування проводили на машині тер тя, яка ви користовується для порівня льної оцін ки зносостійкос ті матеріалів і покриттів при тер ті в присутності вільного абразиву. даний метод визначення зносостійкос ті співпа дає з польсь ким ста ндар том [8] і бли зький до американського методу по стан дарту астм с 6585. су тн іс ть методу полягає в тому, що випробовуваний зразок розміром 30 × 30 мм притискає ться резиновим роли ком діаметром 50 мм, при обертанн і якого в зону контакту подається вільний абразив із бункера. зусилля притис кання регулюва лось наванта женням, шви дкіс ть подачі абразивни х час ток – доза тором. випробування прово дили при шви дкос ті ковзання 0,2 м/с і наванта ження х р = 0,5 2 м па. в якості абразиву ви користовували кварцовий п ісок (sio2) зернистістю 120 160 мкм. знос вимірювали ваговим методом з точністю 0,0001 г. перед зважуванням зразки обезжирювали і просушували. результати д осліджень і обговорення результатів серед матер іалів на основі дибориду титану -хрому перспективн ими для еле ктроіскрового ле гування є матеріали системи ticrb2–(nia lcr), які характеризуються високою зносостійкіс тю в умовах тертя-ковзання без мастила [5, 6]. д ля випробовувань методом спікання були отримані композиційн і матеріали сис теми ticrb2–(nia lcr) з різним співвідношен ням тугоп лавко ї і мета левої фаз, а також зразки із стан дартного твер дого спла ву вк6. із о тримани х матер іалів були нанесен і е лектроіскрові покри ття на зразки із с та лі 65г. для отримани х матеріа лів і покри ттів було визначено щ ільніс ть та твердіс ть (таб л. 1). таблиця 1 склад та влас тивості дос ліджуваних м ате рі алів і покриттів із них скла д матер іалу, (% об.) твердість hv10, г па назва матеріалу ticrb2 nia lcr відносна щільн іс ть компактного матеріалу, % матеріалу покриття товщина покриття, мкм тв25 75 25 97 22,5 16,8 230 тв50 50 50 98 15,1 12,4 350 тв75 75 25 98 11,3 9,8 380 вк6 wc – 6 мас. % co 96 14,5 11,6 170 отримані матеріа ли маю ть ге терофазну мікроструктуру з рівномірним розподілом фаз (рис. 1, а). зерна ticrb2 утворюю ть конгломерати розміром 7 15 мкм, мікротвердіс ть яки х с танови ть 28 33 гпа , а скла д близь кий до ви хідного [1]. навколо зерен тугоп лавко ї фази зна хо ди ться металевий сплав, мікротвер діс ть я кого станови ть 4 6 гпа . на рис. 1 предс тавлено мікроструктуру матеріалу т в25, але для матеріа лів т в50 і т в75 вона аналогічна. хоча із збільшен ням кількос ті метале вої фази розміри зерен ticrb2 менший і відсутні їх конгломерати. покриття мають др ібнодисперсну структуру майже без пор і тріщи н з якісним адгезійним конта ктом із матеріалом основи (рис. 1, б). для порівня ння та кож були отримані покриття із стан дартно го твердого сп лаву вк6. в залежнос ті від напи люваного матеріа лу і основи покри ття мають різн і товщини і значення твердості [5, 6]. із збільшенн ям металево ї фази в матер іалі легуючого еле ктро да твердіс ть покриття зни жується, а товщина збільшується (табл. 1). шорс ткіс ть покриттів ненабага то збільшується із збільшенням кількості мета лево ї фази, а ле оскільки вс і зразки перед випробуванням шліфувались на наждачному папері р120–р2500 (sic), тому кіль кісно показни ки шорсткості необроблених покри ттів не визначались. суцільн іс ть покри ттів с танови ть б іль ше 80 %. абразивне спрацювання дета лей машин та ме хан ізмів можливе внас лідок кон такту з абразивом (лапи культи ва торів, лемеші п лугів, повер хн і транспортерів) або в резу льта ті по траплян ня абразивни х часток в зону контакту спряжени х де талей (направляюч і, з’є днувачі, вали і втулки сільсь когосподарського обладнан ня), що є значно жорсткішими умовами роботи. стійкість до абразивного зношування композиційних матеріалів та покриттів на основі дибориду титану хрому проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 27 а б рис. 1 – мі кроструктури композиці йного матері алу тв25 (а) та еле ктроі скрового покриття на його основі (б) в таки х умовах ва жли ве значення мають наван таження на конта ктуюч і повер хн і та ш ви дкість їх переміщення. ви користовувана в дан ій роботі с хема випробувань передбачає прикладен ня наван таження на повер хню зразка, а в зону кон такту по дається абразив. шви дкіс ть обертання ролика вс тановлюємо 0,2 м/с, оскіль ки при такій швидкості забезпечується рівномірна і постійна подача абразиву в зону тертя. при збільшенн і шви дкос ті обертан ня інтенс ивн ість зношування пра ктично не зм інюється . також б ільшіс ть дета лей працюючи х в по дібни х умова х мають невисокі шви дкос ті переміщення (до 1 м/с). значно біль ший впли в на зносостійкіс ть має пи томий тиск в зоні тер тя. при малому тиску зношування може взагалі не відбуватись або бути мізерно малим, а при занадто вели кому буде відбуватись ка тас трофічно швидке спрацювання. в та ки х умова х оціни ти по тенціа л матеріа лів і покри ттів та порівня ти їх між собою неможливо. тому нам важливо визначи ти діапазон на ванта жень, в я ки х ви користання розроблени х матеріалів і покриттів є найбільш ефективним. при навантаже нні 0,5 мпа компактн і матеріа ли вк6 і т в25, а також покри ття із ни х маю ть практично о днакові значення зносу (рис. 2). із збільшенням наван таження ін тенси вн ість зношуванн я зростає, а ле для компактни х ма теріа лів значно повільн іше, н іж для покриттів. д ля ма теріа лів із збільшенн ям навантажен ня до 1 мпа ін тенсивн іс ть зношування практично не змінює ться, то ді я к для покриттів зростає майже в 2 рази. в цілому, навантаже ння х до 1 1,5 мпа для покри ттів і 2 мпа для компактни х ма теріалів є допустимими. 0.5 1.0 1.5 2.0 0 2 4 6 8 10 1 4 3 v=0,2 м/с, l=500 м р, мпа і 10 -4 , с м 3 2 компактний матеріал: 1 вк6 2 тв25 покриття на сталі 65г: 3 тв25 4 вк6 рис. 2 – залежні сть і нте нсивності зносу композиці йних мате ріалі в і покритті в і з них від навантаже ння пода льш і дос лідженн я вп ливу дис танц ії тер тя (трива лості експ луатац ії) на інтенси вн ість зношування будемо проводити при р = 1 м па. в резуль та ті проведени х випробувань було встановлено, що із збільшенням кількос ті мета левої зв’язки в матер іалі його с тій кість до абразивного зношування знижує ться. при вміс ті в матеріа лі ≥ 50 % твер дої фази (ticrb2) матеріа л збер ігає доста тньо високий рівень зносо стійкість до абразивного зношування композиційних матеріалів та покриттів на основі дибориду титану хрому проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 28 стійкості. при пере хо ді від кермету до метало керамічного (дисперсно зміцнено го) матеріа лу відбуває ться значне зни ження зносостійкості, як компактни х матеріа лів, так і по криттів із ни х (рис . 3). не дивлячись на те, що найвищу твердіс ть має матеріал т в25, по зносостійкості він все ж поступається твер дому сплаву вк6 (рис. 3). це пов’язано з б іль ш висо кими міцн іс тними властивостями сп лаву вк6 та особливос тями механ ізму зношування в зас тосовани х умова х ви пробувань. абразивне спрацювання матер іалу можна розгля дати як дію тверди х час ток на повер хню кон тактуючої де талі (процес тер тя твер ди х час ток по повер хні де та лі). в дея ки х випа дка х, час тин ки можуть ковзатись по повер хн і конта кту, ви кликаючи їх п ластичну деформацію або проникати в об’єм матеріалу переміщуючись разом з ним, зминаючи і руйнуючи макрооб’єми матеріалу. ін тенси вніс ть абразивно го руйнування залежи ть від твердості, розмірів і форми абразивни х часток. ме хан ізм спрацювання матеріа лу залежи ть від співвідношення твердос ті абразиву до твердості випробовуваного матеріалу (hab/hm) [9]. вра ховуючи, що твердість абразивн и х часто к близь ка до твердос ті ви пробовувани х матеріалів, то ймовірне одночасне протіканн я обох ме хан ізмів зношування. домінуванн я ж того, чи іншого ме ханізму визначається ме ханічними влас тивос тями матеріа лу, тому в дани х умова х бажано дося гти оптима льного поєднання твердос ті і міцнос ті матеріа лу. матер іали з високими значенням твердості є досить крихкими, що може приводити до у творення тріщи н, та кри хкого руйнування повер хневи х шарів, особливо при наявності у дарни х наван тажень . при низьки х значення х твердос ті матеріа л буде ін тенси вно деформуватись і виноси тись абразивн ими частками. зі збільшенням дис танц ії тер тя ін тенсивн іс ть зношування вс іх розроблени х композиційни х м атеріа лів залишає ться постійно, про що свідчи ть ліній ний характер графіків кінетики зносу (рис. 3). тобто механ ізм зносу на дис танц ії тертя 0 1000 м (t = 0 83 хв) не змінює ться. 0 250 500 750 1000 0 2 4 6 8 10 1 4 3 l, м і 10 -4 , с м 3 2 0 250 500 750 10000 4 8 12 16 20 5 1 4 3 l, м і 10 -4 , с м 3 2 а б рис. 3 – кі не тика абразивного зносу композиці йних мате ріалі в (а) та покритті в і з них (б) при навантаже нні р = 1 мпа і швидкості те ртя v = 0,2 м/с: 1 – вк-6; 2 – тв25; 3 – тв50; 4 – тв75; 5 – сталь 65г зносостійкіс ть компактни х матер іалів ви яви лась в 1,5 3 рази вищою у порівняння з е лектроіскровими покриттями із ни х (рис. 3, б). це пов’яза но з тим, що при е лектроіс кровому легуванні доси ть скла дно відтворити с труктуру і влас тивості ви хідного матеріа лу. покри ття мають нижч і значення твердості (табл. 1) та щільнос ті, н іж ви хідн ий матеріа л отриманий методами порошкової мета лургії, тому відповідно й мають нижчу зносостійкіс ть. причому така закономірніс ть характерна для більшос ті м атер іалів і по криттів із ни х. у порівнян ня із зразком загартовано ї ста лі 65 г без покриття , що широко застосовується для виго товлення землеобробного обладнання , зразки з покриттями мають суттєву перевагу, підтвер джуючи ефекти вніс ть їх використанн я. порівнюючи по криття м іж собою, слід відміти ти, що найкращу зносостійкіс ть мають покриття із матеріа лу т в25, по тім вк6, т в50 і т в75, тоді я к при випробовуванні компактни х матеріа лів найвищу зносостійкіс ть мав твер дий сп лав вк6. це означає, що із розроблени х матеріа лів можна отримувати е лектроіс крові покри ття із кращими якісними характеристи ки (м іцніс ть, суц іль ніс ть, твердіс ть, товщи на), ніж із спла ву вк6. тому при виборі матеріалу для нанесення зносостій ки х покриттів р івень його ме хан ічни х і триботе хнічни х властивостей не є ви значальним. д ля стійкість до абразивного зношування композиційних матеріалів та покриттів на основі дибориду титану хрому проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 29 отримання якісн и х по криттів с лід також вра ховува ти ерозійну с тій кість матеріа лу, еле ктропровідн іс ть, коефіцієн ти термічного розширення, характер взаємодії з матеріа лом основи, тощо. кінетичні криві зносу покриттів (рис. 3, б), на відм іну від компактно го матеріалу (рис. 3, а), поступово приймають параболічний ви д. тобто , із збільше нням дис танц ії тертя, ін тенси вніс ть зношування повільно збільшує ться. хоча та ке зб іль шення не носить кри тичного характеру, а відбувається внаслідок накопичення мікроцарапин та ін ши х пошкоджень і може бути пов’язане з меншою міцніс тю покри ття ніж компактного матеріа лу. але в цілому, отримані значення зносостій кості показали, що в дани х умова х експлуа тації, як компактні матеріа ли, та к і по криття із ни х можуть усп ішно використовува тись. висновки проведен і дослідження пока зали , що розроблені композиційні матеріа ли сис теми ticrb2– (nialcr) та еле ктроіс крові покри ття на їх основі характеризую ться порівня но високим рівнем зносостійкості в умовах абразивного зношування. із збільшенням кіль кості метале вої зв’язки в матеріа лі його зносостій кіс ть не ліній но знижує ться. при вміс ті до 50 % мета левої зв’язки я к матер іал, так і покри ття зберігають порівняно висо ку зносостійкіс ть. компактні ма теріали мають кращу зносостій кість в порівнянн і з покриттями, що пов’язано з кращими їх твер діс тю, міцн іс тю та щільн іс тю. але все ж покриття доси ть ефективно за хищаю ть ста ль, зб ільшуючи її зносостійкість в 2–5 разів. при використан ні матеріа лу для нанесення покри ття поряд з його влас тивос тями в компактному вигля ді важ ливим є можливіс ть форм ування покри ття з високим р івнем міцн іс тни х влас тивостей . розроблені композиційн і матеріа ли і покри ття на їх основі є перспективн ими для за хис ту дета лей, працюючи х в абразивному середовищі при наван таженн я х до 2 м па. літе ратура 1. konoval v.p. structure and properties of titanium-ch ro miu m d iboride co mposites / v.p. konoval, v.zh. she met, b. grushko, et. al. // powder metallurgy and metal cera mics. – 2012. – vol.51. –no.7–8. – p.429–436. 2. козина г.к. наполни тель композиционного наплавочного износостойко го материала на основе диборида ти тана -хрома / г.к. козина, и.г. при хно, и.я. дзы кович, с.а. артемюк // сверхтвердые материалы.– 1996. – №3.– с. 14-21. 3. evtushok t.m. tribo logical properties of composite materia ls based on refractory titanium compounds / t.m. evtushok, o.n. grigor’ev, a.d. kostenko, et al. // powder metallurgy and metal cera mics. – 2005. – vol.44. – no.7–8. – p.353–357. 4. konoval v.p. formation of electric-spark coatings from co mposite materia ls based on titaniumchromiu m carbide and diboride / v.p. konoval, o.p. umanskii, a.d. panasyuk, et al. // journal of superhard materials. – 2009. – vol.31. – no.4. – p.274–280. 5. konoval v.p. effect of the chemica l co mposition of e lectrode materia ls and deposition parameters on the properties of electrospark-deposited coatings. i. mass transfer rate and coating composition / v.p. konoval, o.p. umanskii, a.d. panasyuk, o.f. lukyanchuk // powder metallurgy and metal ce ra mics. – 2014. – vo l.53. – no.1– 2. – p.31– 39. 6. konoval v.p. effect of the chemica l co mposition of e lectrode materia ls and deposition parameters on the properties of electrospark-deposited coatings. ii. coating hardness and wear resistance / v.p. konoval, o.p. umanskii, o.d. kostenko, i.s. martsenyuk // powder metallurgy and metal cera mics. – 2014. – vol.53. – no.3– 4. – p.210–218. 7. lin min wu. abrasive resistant coatings – a review / lin min wu, xingye guo, jing zhang // lubricants . – 2014. – vol.2. – р.66–89. 8. кащее в в.н. абразивное разрушение твёр ды х те л. наука , 1970. – 246 с. 9. khruschov m. m. princip les of abrasive wear. // wear. – 1974. – vo l.28. – p.69–88. поступи ла в редакц ію 15.01.2015 стійкість до абразивного зношування композиційних матеріалів та покриттів на основі дибориду титану хрому проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 30 konoval v. p. abrasive wear-resistance of composite materials and coatings on titanium-chromium diboride based. comp osites of ticrb2–(nialcr) systems with different ratio of refractory and metal p hase have been p roduced by sintering. the coatin gs on the base of ticrb2–(nialcr) comp osites were electrosp ark method dep osited on 65g steel. the structure, mechanical and tribotechnical p rop erties of the comp osites and coatings have been studied. the obtained comp osites have heterop hase fine structure with uniform p hase distribution, high hardness (hv11–23 gpa) and wear-resistance under abrasive wear conditions. it was determined that wear-resistance of coatings is 30 to 60 % lower than of the initial comp act material. it is due to that the coatings have been lower hardness (hv9–17 gpa). this results from the formation of ultrafine coatin g microstructure and p artial mixin g of the coatin g and substrate materials. the wear resistance of the co mp osites and coatin gs imp roves with a high er amount of the refr actory p hase in their co mp osition. in gen eral, the wear rates ar e quite low and testify that comp osite materials and electrosp ark-dep osited coatings which consist over 50 % of refr actory p hase are suitable for the op erating under abrasiv e wear cond itions at loads up to 2 m pa. key words: abr asive wear, titaniumchromiu m diborid e, comp osite materials, cermets, electrosp ark-dep osited coatings. references 1. v.p. konoval, v.zh. she met, b. grushko, et. al. structure and properties of titanium-chro miu m diboride co mposites, powder metallu rgy and metal cera mics, 2012, vo l.51, no.7– 8, рр.429–436. 2. g.k. kozina, i.g. prikhno, i.ya . dzykovich, s.a. artemyuk. napolnitel’ ko mpozitsionnogo naplavochnogo iznosostoyikogo materia la na osnove diborida titana-khroma, sverkhtverdye materialy, 1996, no. 3, рр. 14–21. 3. t.m. evtushok, o.n. grigor’ev, a.d. kostenko, et al. tribologica l properties of composite materia ls based on refractory titanium co mpounds , powder metallurgy and metal cera mics, 2005, vo l.44, no.7–8, – рр.353–357. 4. v.p. konoval, o.p. umanskii, a.d. panasyuk, et al. formation of electric-spark coatings from co mposite materials based on titanium-chro miu m carb ide and diboride, journal of superhard materials, 2009, vo l.31, no.4, рр.274– 280. 5. v.p. konoval, o.p. umanskii, a.d. panasyuk, o.f. lu kyanchuk. effect of the chemical co mposition of electrode materia ls and deposition parameters on the properties of electrospark-deposited coatings. i. mass transfer rate and coating composition, powder metallurgy and metal cera mics, 2014, vol.53, no.1–2, p.31– 39. 6. v.p. konoval, o.p. umans kii, o.d. kostenko, i.s. martsenyuk. effect of the chemical co mposition of electrode materia ls and deposition parameters on the properties of electrospark-deposited coatings. ii. coating hardness and wear resistance, powder metallurgy and metal cera mics, 2014, vol.53, no.3–4, рр.210–218. 7. lin min wu, xingye guo, jing zhang. abrasive resistant coatings – a review, lubricants , 2014, vo l.2, рр.66–89. 8. kaschev v.n. abrazivnoe ra zrushenie tverdykh tel. nauka, 1970. 246 р. 9. khruschov m.m. principles of abrasive wea r, wear, 1974, vo l.28, рр.69–88. 16_milatinskiy.doc метод испытаний на фреттинг износ цилиндрических поверхностей сопрягаемых с зазором проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 94 милятинский с.в., кузьменко а.г., криворотько в.м., николаев а.н. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина метод испытаний на фреттинг износ цилиндрических поверхностей сопрягаемых с зазором введение и постановка задачи в эксплуатации подшипников качения наблюдается три основных вида изнашивания: 1) износ дорожек и тел качения; 2) износ посадочного места наружного кольца; 3) износ оси в контакте с внутренним кольцом подшипника качения. в данной работе рассматривается износ оси внутренним кольцом подшипника качения. износ контактных поверхностей цилиндрических сопряжений при действии переменных радиальных нагрузок является результатом процесса фреттинга. фреттинг – это явление износа между двумя поверхностями, имеющими колебательное (возвратно-поступательное) взаимоперемещение (скольжение) малой амплитуды. данные перемещения вызваны возникновением, под действием радиальной нагрузки на упругие детали сопряжения, касательных усилий τ , которые приводят к проскальзыванию поверхностей контакта на определенных участках. еще в 1949 году миндлиным было сделано предположение, что там где тангенциальное напряжение сдвига больше, чем произведение нормального давления на коэффициент трения, будет происходить проскальзывание [1]. то есть присутствие проскальзывания в контакте определяется условием: ( ) ( )ϕσ≥ϕτ f , где ϕ – угол контакта; f – коэффициент трения; σ – нормальное контактное давление. даже когда нет макроскопических перемещений, могут иметь место микроперемещения определенных участков поверхности контакта сопряжения и явление предварительного смещения [2]. контактная задача теории упругости для цилиндрических сопряжений с малым зазором для гладкой и шероховатой поверхностей в сопряжении при переменной радиальной нагрузке решена в работе [3]. авторами получены зависимости, позволяющие определить геометрические характеристики контакта, величины нормальных и касательных давлений и перемещения в сопряжении. существует много работ и исследований явления фреттинга [1, 4, 5], влияния на повреждаемость при фреттинге различных факторов, природы материалов пары трения, условий работы. однако проведенных исследований не достаточно для полного понимания природы процесса и прогнозирования срока службы узла, работающего в условиях фреттинга. к тому же имеющиеся результаты часто противоречивы и не достаточно систематизированы, что затрудняет разработку методов по предупреждению или снижению проявления этого отрицательного явления. существуют работы по прогнозированию разрушения деталей данных сопряжений в результате фреттинг-усталости, но расчетных моделей для прогнозирования фреттинг-износа сопряжений данного типа нет. при испытаниях на фреттинг-износ, усложнено количественное определение процесса и определение интенсивности изнашивания на каждом участке процесса, так как, в отличии от обычного износа, здесь проще определить присутствует процесса износа или нет, чем определить количественно его величину. методы расчетов износостойкости деталей машин, как говорится в работе [6], базируется на экспериментально-теоретических подходах. расчетные уравнения должны строиться на синтезе теоретических и экспериментальных исследований, описывающих природу процесса изнашивания. для описания процессов изнашивания используют математические формы закономерностей изнашивания. моделирование процессов изнашивания деталей и узлов отличается высокой сложностью, но данное направление исследования процессов изнашивания достаточно эффективно, поскольку позволяет исследовать их в динамике точными количественными соотношениями. закономерность изнашивания устанавливается из экспериментальных исследований, которые апроксимируются определенными функциями. в преимущественном большинстве, экспериментальные закономерности подаются в виде зависимостей интенсивности изнашивания от определенных факторов (контактное давление, скорость скольжения, условия смазки, характеристики материалов пары трения, температура и др.). основой для моделирования процессов изнашивания являются экспериментальные исследования, для проведения которых необходимо специальное оборудование. в данной работе описывается установка для модельных испытаний на фреттинг-износ цилиндрических сопряжений при действии радиальной пульсирующей нагрузки и методика определения параметров модели фреттинг-износа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг износ цилиндрических поверхностей сопрягаемых с зазором проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 95 установка для модельных испытаний на фреттинг-износ цилиндрических сопряжений установка для проведения экспериментальных исследований (рис. 1) разработана и изготовлена с целью проведения модельных испытаний на фреттинг-износ цилиндрических сопряжений при действии радиальной пульсирующей нагрузки определенной, заданной условиями эксперимента, величины и частоты. приводом установки является электродвигатель 1 постоянного тока мощностью 500 вт, закрепленный к раме 2 при помощи хомутов 3. крутящий момент от двигателя передается на вал 8 при помощи клиноременной передачи 6. промежуточный шкив 7 служит для регулирования натяга ремня, а также может быть использован для изменения передаточного отношения клиноременной передачи. ведомый шкив 5 закреплен на валу 8 при помощи призматической шпонки 9. вал 8 вращается в подшипниках 10, размещенных в крышках корпуса 11 установки. каждая крышка 11 крепится к корпусу 12 тремя винтами 13. на валу 8 посажен по прессовой посадке эксцентрик 14, на который напрессован шарикоподшипник 15. при вращении вала 8 эксцентрик 14 через подшипник 15 перемещает шток 16 вдоль его оси на величину эксцентриситета. нагрузочная пружина 25 одним коном упирается в тарелку штока 16, который имеет форму похожую на клапан, а вторым концом – в торцевую часть цилиндра 17. при перемещении штока 16 вверх пружина 25 сжимается и через цилиндр 17 задает определенную, зависящую от жесткости пружины и величины эксцентриситета, радиальную нагрузку на ось 18, посаженную во внутреннее кольцо подшипника 19. наружное кольцо подшипника 19 упирается в упорную плиту 20. рис. 1 – установка для модельных испытаний на фреттинг-износ цилиндрических сопряжений: 1 – электродвигатель постоянного тока; 2 – рама; 3 – хомут; 4 – ведущий шкив; 5 – ведомый шкив; 6 – клиновый ремень; 7 – промежуточный шкив; 8 – вал; 9 – шпонка; 10 – подшипник крышки; 11 – крышка; 12 – корпус; 13 – винт; 14 – эксцентрик; 15 – подшипник эксцентрика; 16 – шток; 17 – цилиндр; 18 – испытываемый образец (ось); 19 – подшипник оси; 20 – упорная плита; 21 – гайка; 22 – направляющая цилиндра; 23 – шпилька; 24 – распорная пластина; 25 – нагружающая пружина рис. 2 – рабочая часть установки с экспериментальными образцами на рис. 3 приведена электрическая схема подключения установки. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг износ цилиндрических поверхностей сопрягаемых с зазором проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 96 рис. 3 – электрическая схема подключения установки: 1 – лабораторный автотрансформатор (латр); 2 – диодный мост (выпрямитель); 3 – вольтметр постоянного тока; 4 – амперметр постоянного тока; 5 – электродвигатель постоянного тока методика проведения эксперимента и определения параметров модели износа если рассмотреть контактное взаимодействие цилиндра и плоскости (рис.4) при действии радиальной нагрузки q , то с изменением нагрузки изменяется площадка контакта, ввиду упругих свойств материалов контактирующих тел, и возникают касательные усилия τ . в участках контакта, где τ больше, чем произведение нормального давления на коэффициент трения, будут иметь место касательные перемещения (проскальзывание). таким образом, несмотря на отсутствие макроперемещений, происходят микроперемещения, следовательно, протекает процесс фреттинга и имеет место фреттинг-износ контактных поверхностей. рис. 4 – схема контакта цилиндра с плоскостью при действии радиальной нагрузки примем модель фреттинг-износа для цилиндрических сопряжений при действии радиальной нагрузки в виде: m w w k dn du σ= , (1) где wu – величина линейного износа; n – количество циклов контактного взаимодействия; wk , m – параметры модели износа. необходимо из экспериментов определить параметры wk , m модели износа. это можно сделать, проведя эксперименты при одинаковом количестве циклов и двух разных контактных давлениях 1σ , 2σ . получаем: nku mww 11 σ= ; (2) nku mww 22 σ= . (3) разделив (2) на (3) и сократив wk и n , имеем соотношение: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com метод испытаний на фреттинг износ цилиндрических поверхностей сопрягаемых с зазором проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 97 m m w w u u 2 11 2 σ σ = . (4) отсюда находим показатель степени m модели износа:       σ σ         = 2 1lg lg 2 1 w w u u m . (5) из (2) определяем коэффициент wk : n u k m w w 1 1 σ = . (6) значение контактных давлений зависит от радиальной нагрузки на сопряжение, которая в установке изменяется заменой пружины 25 (рис.1). рассчитать контактные давления можно используя методику, приведенную в [3]. для проведения экспериментов изготавливаются и подбираются испытуемая ось 18 и подшипник 19 (рис.1) с необходимыми, исследуемыми характеристиками (материал, твердость, наличие защитного покрытия и т.п.). на контактной поверхности образцов индентором (сферой или конусом) делаются отпечатки. отпечатки наносятся при помощи прибора для измерения на твердость или другим специальным прибором. диаметр отпечатка должен быть небольшим. выпуклость металла вокруг отпечатка, образованная при вдавливании индентора, перед первым измерением его диагонали шлифуется. зная радиус сферы или угол при вершине конуса, вычисляется глубина отпечатка. разница величины глубины отпечатка до и после эксперимента является величиной линейного износа. проводятся эксперименты при двух разных контактных давлениях и получаются зависимости ( )σwu . далее по (5) и (6) определяются параметры wk , m модели износа. выводы 1. разработана и изготовлена установка для модельных испытаний на фреттинг-износ внутренних цилиндрических сопряжений с зазором при действии радиальной пульсирующей нагрузки определенной, заданной условиями эксперимента, величины и частоты. 2. предложен метод испытаний на фреттинг-износ по схеме внутреннего контакта цилиндров, сопрягаемых с зазором. 3. в соответствии с предложенным методом, по результатам испытаний определяются параметры модели изнашивания. литература 1. уотерхауз р.б. фреттинг коррозия / р.б.уотерхауз. – л.: машиностроение. – 1976. – 272 с. 2. stolarski t.a. rolling contacts / t.a. stolarski, s.tobe. – london: professional engineering publishing limited. – 2000. – 446 p. 3. кузьменко а.г. контактное взаимодействие с учетом износа внутреннего кольца подшипника качения и оси ступицы колеса транспортной машины. сообщение 1. взаимодействие элементов без учета износа / а.г. кузьменко, с.в. милятинский // проблеми трибології. – 2010. – № 4. – с. 105-116. 4. шевеля в.в. фреттинг-усталость металлов / в.в. шевеля, г.с. калда. – хмельницкий: поділля, 1998. – 299 с. 5. голего н.л. фреттинг-коррозия металлов / н.л. голего, а.я. алябьев, в.в. шевеля. – к.: техніка, 1974. – 270 с. 6. когаев в.п. прочность и износостойкость деталей машин / в.п. когаев, ю.н. дроздов.-м.: высш. школа. – 1991. – 319 с. надійшла 21.06.2001 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com opt imizing parameters of t he t wo-layer percept rons’ boost ing ensemble training for accuracy improvement in wear stat e discontinuous ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 65 romanuke v.v. khmelnit skiy nat ional university, khmelnit skiy, ukraine, e-m ail: romanukevadimv@gmail.com optimizing parameters of the two-layer perceptrons’ boosting ensemble training for accuracy improvement in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts udc 539.375.6+539.538+519.237.8 there is a trial of op timization for imp roving accur acy in trackin g metal tool wear states discontinuously , when the states’ finite set has been statistically tied to the set of rep resentative wear influencin g factors. range of wear states is p resumed to be wholly samp led into those factors. the tracker is a static model based on boosting ensemb le of two-lay er p ercep trons with nonlinear transfer functions. it successfully regards statistical data in accur acies and shifts in a p roblem of trackin g 24 wear states featured with 16 wear influencin g factors. having increased number of classifiers within the ensemble up to 30, the averaged gain with the optimized ensemble is about 56 % in resp ect of the best ensemble of three classifiers. similarly , varian ce of trackin g error rate over 24 wear states is about 53 % lower. near ly the same results are r egistered when the ensemble is comp osed without training, but just setting every classifier’s weight to one thirtieth. to get the p erfected accuracy more, such equally -weighted comp ositions shall be investigated in the sequel. key words: wear state, statistical data, data inaccur acies, data shifts, tracking model, accur acy , two-lay er p erceptron, boosting, boosting ensemb le trainin g, op timization, tracking error rate. tracking wear states regar ding statistical data inaccur acies and shifts metal processing is an inseparable part of heavy industry. for rationalized usage of billets and tools preventing their underuse and overuse, metal wear states are tracked and forecasted. at this, unavoidable statistical data inaccuracies and shifts (sdis) of wear influencing factors (wif) should be regarded because of the high stochasticity of the wear process. in tracking wear states regarding sdis, the tracking accuracy is improved either with refine ment of continuous models or accumulating additional statistics for discontinuous tracking models based on statistical correspondence [1, 2]. the statistical correspondence approach [1] looks we ll-pro mising inasmuch as regarding sdis is possible with man ipulating huge statistics anyway. nonetheless, the high stochasticity of the wear process provoking the spoken sdis a llows us ing universal classifiers wh ich perform great ly on gaussian-noised data (gnd). and name ly gnd a re specificity of wea r influenced with a great dea l of factors (which, upon the whole, are innume rable). th is lets treat those noises as normal. appr oaches to wear state tracking accurac y i mprove ment and the gain with universal classifiers of gnd, there are two ma jor approaches to improve their accuracy. they are training process optimization and boosting. based on a boosting technique stated in [3] for ensemb le of three learners, where everyone is two-layer perceptron with nonlinear transfer functions (2lpnltf), the averaged gain of the boosting in tracking 24 wea r states with 16 wif e xceeded 50 %. th is gain is defined with the tracking error rate (t er) indicat ing virtually the percentage of the classifier’s correct responses among the total inputs. at the highest level of sdis in every state, the mean ensemble ter was 6.82 %, and the averaged ter varied between 0.96 % and 1.12 %. and with the ensemble, mo reover, variance of wear states’ ter beca me more than 50 % lowe r. however, the accuracy gains were reached at the raw para meters of the boosting training process (bt p). the rule for redistributing weights of the train ing samples was naive as well. thus, those parameters may be optimized in order to get the accuracy perfected. the ar ticle goal and tasks taken the exa mple of tracking 24 wear states with 16 wif fro m [3], the 2lpnltf-boosting gain is going to be improved. the improve ment is the statistical approximat ion accuracy incre ment. for this, two raw para meters of btp are swept within their ranges to see the lowest ter. a long with that, the linear function rule for redistributing weights of the training samp les will be adjusted through a set of nonlinear functions. eventually, we are to evaluate the new gain after testing the optimized 2lpnltf-boosting. tracking wear states with boosting ensemble of 2 lpnltf in general, there a re q wif and  \ 1n  wear states. the forecasted state by 2lpnlt f is opt imizing parameters of t he t wo-layer percept rons’ boost ing ensemble training for accuracy improvement in wear stat e discontinuous ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 66 * 1, arg max s s n s v   , hl 1 1 1 1 1 exp 1 exp s q s ks i ik k s k i v u x a h b                                          (1) by  1 q i q x x    x and h ls neurons in 2lpnltf h idden layer. 2lpnltf coeffic ients in matrices   s hl ik q s a  ,   sh l ks s n u  ,   sh l1k s h  ,  1 nsb  , particularly, in [2, 3] were determined by three methods: “traingda” ( 1  ), “traingd x” ( 2  ), “trainscg” ( 3  ). in itia lly, finite statistical data set (fsds) is   1, l jj j w  x by  \ 1, 1l n  and the wear state  1,jw n labeled as 1 j j i q x x     x . all possible wear states are represented in fsds:      1 1, 1, l j j w n n   by the s -th state sj w labeled as the pure representative (pr) sj x . the 2lpnltf train ing sets are   : sjis isq n iy y x y and     10 01 1 , 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, : h h hhr h hr h h h h h h                          y y y ξ θ ξ θy         0 0, 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, 1is is is is sq n q n                         ξ θ ξ θn n (2) for pr and sdis correspondingly, where  0r   and  0, 1n is the infinite set of standard normal variate’s values. denoting the  -th 2lpnlt f value sv in (1) as  sv  , the boosted classifier output is * 1, arg max s s n s v    by     1 b s sv v      (3) for  \ 1b  2lpnltf in the ensemble, where we ights    1 b    are determined as follows. in training the ensemble, the set (2) is re-generated for t times, forming fsds of  m r h n t    tra ining samp les. these samples have the weights in     1 m q d q    d at the q -th iteration of btp by 01,q q at some final iteration nu mber 0q , where   11d m   1, m  . matrix  b ma a is of flags of c lassifiers’ correct responses, where 1a  is the correct classification of  -th sample by the  -th 2lpnlt f, otherwise 0a  . the we ighted errors are in     b mq q    e , where the  -th classifier’s we ighted error       1 1 m q d q a        , 1, b  . (4) starting fro m 1q  , there are found the best 2lpnlt f  * q and the minima l we ighted error  * q ,    * 1,arg minbq q   and    * 1,minbq q   (5) respectively, letting lea rn the coeffic ient    *1q q    (6) and calculate the new distribution  1q d of weights   1 1 m d q d d        by       * ,exp 2 1qd d q q a          (7) over m training sa mples. if   1* 1q n    then q q and 1q q  , and (4) — (7) are re-found. if   1* 1q n  … then 0q q and there are calculated the coeffic ients       0 1 q p q q p      by 01,q q for        0 *1, ,q q q q        1, b  . (8) opt imizing parameters of t he t wo-layer percept rons’ boost ing ensemble training for accuracy improvement in wear stat e discontinuous ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 67 for regarding sdis modeled with 0 0.25  and 1.5  for 16q  , 24n  ,    16 1 0; 1sji i x   , by hl 45s  and 3b  in [3], fsds (2) for bt p was formed by 1r  , 20h  , 100t  . denote the averaged ter by  , ,h t g for the power 0g  to form a set of nonlinear functions    *1 g q q      instead of (6). thus, the problem is   0 min min min , , h t g h t g     and to find *h , *t , *g , which      * * * , , 0, , arg min , ,h t gh t g h t g    . (9) having swept those three parameters of bt p within their reasonable ranges, there has been exposed that by  1, 40h  and  1, 200t  and  0; 10g  ter re mains nearly the same. at the most, the averaged value  * * *, ,h t g doesn’t seem to be significantly less than the registered ter in [3]. an important fact is that by  1, 5h  and  1, 5t  the inequality   1* 1q n … is never true for some btp. so met imes this gap can be dealt through setting up a best classifier we ighted error tolerance (bcw et) bcwet 0  . then the items (4) — (7) are re-found while   1* bcwet1q n     . for this, bcwet may be taken as  1bcwet 0.1, , 0.01n   or other reasonable values. nonetheless, here * * 6h t  and * 1g  because the greater values of h and t the longer btp is. however, when assembling much greater number of 2lpnlt f, t er becomes lower. for instance, it is e xpected  20, 100, 1 0.75  with 30b  classifiers. ama zingly enough, but here ter a lso isn’t influenced much when h and t increase. and with 30h t  btp convergence is ensured even for bcwet 0  . opti mization results and discussion in a problem of 24 wea r states tracking with universal gnd classifiers, the boosting ensemble of 30 2lpnlt f is trained optimally under para meters * 30h  and * 40t  and * 1g  . this is so because, partially, by 20h t  misconvergence was spotted. although the inequality    60, 200, 1 30, 40, 1   is e xpected, time o f btp is obviously shorter for lo wer h and t , and the difference between  60, 200, 1 and  30, 40, 1 is too small and unstable. the best ensemble has  30, 40, 1 0.63  and it takes about 330 seconds to train it, i. e. to find the distribution   30 1  . moreover,  30, 40, 1 4.8  at the highest level of sdis in every state, giving the 56 % gain in respect of the best ensemble with three 2lpnltf. and variance of 24 wea r states’ ter has become 53 % lower when used 10 t imes greater nu mber of 2lpnltf. the astounding event is that without factual train ing, but just setting   130   1, 30   , t er close to optimal  30, 40, 1 is revealed. this is e xpla ined with that all 2lpnlt f are roughly simila rly-trained gnd c lassifiers, without focusing on specific sdis. such fact is a heuristic alternative to optimization of bt p. conclusion tracking wear states regarding sdis at low t er is very essential for metal processing. with the optimized boosting 2lpnltf ensemb le as a wear state discontinuous tracking model, the accuracy is reached higher. in the presented exa mple , just every twentieth state is tracked erroneously at the highest level of sdis. on average, just a state from 158 is tracked erroneous ly. all what is needed is high-precision statistical correspondence of 24 wear states and 24 groups of 16-d imensional points labeled as 24 pr. the rest correspondence is modeled as fsds (2) due to that wear is valued as gnd. it’s a way of real imple mentation of rationalized usage of billets and tools under controlling their wear. genera lly, the optimized 2lpnlt f-boosting shall work in solving problems having various q and n . a remarkable property of straight boosting under simply   1b   1, b   is going to be e xplored to perfect the trac ker accuracy fu rther. opt imizing parameters of t he t wo-layer percept rons’ boost ing ensemble training for accuracy improvement in wear stat e discontinuous ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 68 references 1. chungchoo c. on-line tool wea r estimation in cnc turning operations using fuzzy neura l network model / c. chungchoo, d. sa ini. international journal of machine tools and manufacture. 2002. vo lu me 42, issue 1. p. 29 40. 2. ro manuke v.v. wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general totality regarding statistical data inaccuracies and shifts . proble ms of tribology. 2014. n. 3. p. 50 53. 3. ro manuke v.v. accuracy improve ment in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts with boosting mini-ensemble of two-layer perceptrons . proble ms of tribology. 2014. n. 4. p. 55 58. поступи ла в редакц ію 09.02.2015 романюк в. в. оптимізація параметрів навчання комітету бустингу двоша рових персептронів для покращення точності у дискретній моделі відслідковування стану зносу з урахуванням похибок і зсувів у статистичних даних. пр едставляється спр оба оптимізації для покр ащення точності дискр етного відслідкову вання станів зносу металевого засобу , коли скінченна множина цих станів бу ла статистич но пов’язана з мно жиною р епр езентативних фактор ів, що впливають на знос. діапазон станів зно су вважається повністю р озбитим за цими ф актор ами. відстежу вачем є статична модель на основі комітету бу стингу двошар ових пер септр онів з нелінійними пер едавальними фу нкціями. вона у спішно вр ахову є похибк и і зсу ви у статистичних даних в задачі відслідкову вання 24 станів зносу з 16 фактор ами впливу на знос. збільшивши кількість класифік атор ів у комітеті до 30, у сер еднений вигр аш з оптимізованим ко мітето м складає бл изько 56 % по відно шенню до найкр ащого комітету з тр ьох класиф ікатор ів. аналогічно диспер сія р івня помилок відслідкову вання по 24 станам зно су є майже на 53 % меншою. пр иблизно такі самі р езу льтати зафіксовані тоді, коли комітет складається без навчання, а лише з пр ир івнюванням ваги кожного класифікатор а до о днієї тр идцятої. такі р івновагові композиції бу ду ть досліджені у подальшому для того, щоб о тр имати ще більш вдосконалену точність. ключові слова: стан зно су , статистичні дані, по хибки у даних, зсу ви у даних, модель відсл ідкову вання, точність, двошар овий пер септр он, бу стинг, навчання комітету бу стингу , оптимізація, р івень помилок відслідкову вання. 7_shalapko.doc wpływ obróbki laserowej na własności tribologiczne i mikrostrukturę powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 38 radek n.,* szalapko j.** *centrum laserowych technologii metali, politechnika świętokrzyska, kielce, polska, **khmelnitckij uniwersytet narodowy, khmelnitckij, ukraina wpływ obróbki laserowej na własności tribologiczne i mikrostrukturę powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych obróbką elektroiskrową 1. wstęp w obecnym czasie obserwuje się rosnącą rolę obróbek wykorzystujących skoncentrowany strumień energii, do których zalicza się między innymi obróbka elektroiskrowa i laserowa. obróbka elektroiskrowa należy do tanich i dobrze znanych obróbek wysokoenergetycznych. metoda ta znana od czasów powojennych dzisiaj wraz z licznymi modyfikacjami znalazła trwałe miejsce wśród obróbek powierzchniowych. zdecydowały o tym wyjątkowe cechy omawianej metody a w szczególności: możliwość lokalnego oddziaływania, możliwość nakładania cienkich (od kilku µm) i grubszych (zwykle do kilkudziesięciu µm), dyfuzyjnie połączonych z podłożem powłok z dowolnych materiałów metalicznych oraz prostota i niski koszt urządzeń do nanoszenia powłok. procesy wytwarzania powłok na elementach metalowych, do których należy obróbka elektroiskrowa, związane są z transportem masy i energii oraz reakcjami: chemicznymi, elektrochemicznymi i elektrotermicznymi, które im towarzyszą [1]. współcześnie stosowane są różne odmiany obróbki elektroiskrowej spełniające standardy wytwarzania powłok, a także kształtowania mikrogeometrii powierzchni [2÷5]. o pozycji obróbki elektroiskrowej wśród technik wywarzania warstw powierzchniowych, świadczą liczne zastosowania przemysłowe (począwszy od twardych powłok na krawędziach tnących narzędzi skrawających, aż do rozwiniętych struktur na powierzchniach implantów) i nowoczesne konstrukcje urządzeń (od urządzeń ręcznych do zrobotyzowanych systemów obróbki elektroiskrowej). w samych stanach zjednoczonych badania nad tą technologią prowadzone są przez instytuty pracujące dla nasa, air force, us nawy. powłoki nanoszone metodą elektroiskrową spełniające funkcje ochrony przed korozją jak również funkcje przeciwzużyciowe mogą być stosowane np.: na pierścieniach uszczelnień czołowych pomp wirowych, elementach śrub okrętowych, powierzchniach form odlewniczych, elementach instalacji transportu paliwa, elementach układów wydechowych. powłoki elektroiskrowe nie są pozbawione wad, które można eliminować różnymi metodami. jedną z metod, którą można poprawiać własności powłok elektroiskrowych jest ich obróbka laserowa. wiązka laserowa może zostać wykorzystana do wygładzania, kształtowania geometrii powierzchni, uszczelniania, ujednorodnienia składu chemicznego itd. naniesionych powłok [6÷9]. cechą charakterystyczną powłok nanoszonych elektroiskrowo jest to, że mają one specyficzną, nie trawiącą się strukturę pozostają białe. warstwa wierzchnia kształtowana jest w warunkach lokalnego oddziaływania wysokiej temperatury i dużych nacisków. wartości podstawowych parametrów obróbki elektroerozyjnej są następujące [10]: ciśnienie fali uderzeniowej od iskry elektrycznej wynosi (2÷7)·103 gpa, temperatura osiąga wartości rzędu (5÷40)·103 °c. najistotniejsze elementy tworzenia powłoki w wyniku obróbki elektroiskrowej przedstawiono na rys. 1. rys. 1 – istota formowania warstwy powierzchniowej w procesie obróbki elektroiskrowej pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com wpływ obróbki laserowej na własności tribologiczne i mikrostrukturę powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 39 na przedstawionym schemacie (rys. 1) można wyróżnić: 1 – materiał podłoża (katoda), 2 – elektroda robocza (anoda), 3 – utworzona powłoka o założonych cechach użytkowych, 4 – plazma, 5 – strefa dyfuzyjna lub reakcyjno-dyfuzyjna, 6 – otoczenie bliższe (gaz ochronny), 7 – otoczenie dalsze (powietrze), 8 – uchwyt elektrody z kanałami doprowadzającymi gaz; ir – promieniowanie podczerwone, uv – promieniowanie ultrafioletowe. w pracy przedstawiono ocenę wpływu obróbki laserowej na właściwości użytkowe powłok wc-coal2o3 naniesionych elektroiskrowo. ocenę właściwości powłok po obróbce laserowej przeprowadzono na podstawie obserwacji mikrostruktury, badań tribologicznych oraz pomiarów mikrotwardości i chropowatości. 2. materiały i parametry obróbki przedmiotem badań były powłoki nakładane elektrodą wc-co-al2o3 (85 % wc, 10 % co oraz 5% al2o3) o przekroju 3 × 4 mm (anoda) metodą elektroiskrową na próbki wykonane ze stali c45 (katoda). skład chemiczny stali c45 przedstawiono w tabeli 1. tabela 1 skład chemiczny stali c45 pierwiastki c mn si p s zawartość % 0,42÷0,50 0,50÷0,80 0,10÷0,40 0,04 0,04 do nanoszenia powłok elektroiskrowych użyto urządzenie (o ręcznym przesuwie elektrody) produkcji ukraińskiej, model eil-8a. opierając się na doświadczeniach własnych oraz zaleceniach producenta urządzenia przyjęto następujące parametry nanoszenia powłok elektroiskrowych: napięcie u = 230 v, pojemność kondensatorów c = 300 µf, natężenie prądu i = 2,4 a. obróbkę laserową przeprowadzono laserem nd:yag (impulsowy tryb pracy), model bls 720. próbki z powłokami elektroiskrowymi naświetlano laserowo przy następujących parametrach obróbki: średnica plamki laserowej d = 0,7 mm; moc lasera p = 20 w; prędkość przemieszczania wiązki v = 250 mm/min; odległość dysza-przedmiot obrabiany ∆f = 1 mm; czas trwania impulsu ti = 0,4 ms; częstotliwość powtarzania f = 50 hz; skok przesuwu wiązki s = 0,4 mm. 3. analiza wyników badań 3.1. analiza morfologii powłok analizie mikrostruktury poddano powłoki wc-co-al2o3 przed i po obróbce laserowej. do badań mikrostruktury wykorzystano elektronowy mikroskop skaningowy joel typ jsm-5400. na przykładowej fotografii (rys. 2) przedstawiono przykładowy widok mikrostruktury powłoki wc-coal2o3 stopowanej elektroiskrowo. w oparciu o uzyskane wyniki stwierdzono, że grubość uzyskanych warstw wyniosła od 60÷70 µm, natomiast zasięg strefy wpływu ciepła (swc) w głąb materiału podłoża ok. 30÷40 µm. na przedstawionej fotografii mikrostruktury widoczna jest wyraźna granica pomiędzy powłoką, a podłożem. można zaobserwować niekorzystne zjawiska w postaci porów i mikropęknięć powłoki. rys. 2 – mikrostruktura powłoki wc-co-al2o3 do i po obróbce laserowej pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com wpływ obróbki laserowej na własności tribologiczne i mikrostrukturę powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 40 w wyniku modyfikacji wiązką laserową powłok wc-co-al2o3 nastąpiło ujednorodnienie składu chemicznego powłoki. wytworzone w wyniku przetapiania laserowego technologiczne warstwy powierzchniowe (twp) nie posiadają mikropęknięć i porów . grubość powłoki wc-co-al2o3 po modyfikacji laserowej uległa zmianie i mieściła się w zakresie 90÷110 µm. zasięg swc wyniósł w głąb materiału podłoża ok. 50÷60 µm. 3.2. pomiary mikrogeometrii jedną z głównych wad powłok naniesionych obróbką elektroiskrową jest ich duża chropowatość końcowa. dotychczas przeprowadzone badania oraz analiza literatury wykazują, że kształtowanie powierzchni zachodzi w wyniku nakładania się na siebie kraterów będących wynikiem erozji podłoża jak również grzbietów utworzonych z przemieszczających się na powierzchnię cząstek materiału powlekającego elektrody. tak powstała powierzchnia posiada szereg następujących cech: regularność, brak kierunkowości, duże promienie zaokrągleń wierzchołków mikronierówności. w wielu opracowaniach naukowych analizuje się wpływ parametrów procesu na chropowatość powierzchni. sterując tymi parametrami można uzyskać zakładane zmiany mikrogeometrii powierzchni. jest to zatem sposób na wytwarzanie powierzchni o zadanej rozwiniętej powierzchni chropowatej zwanej relifem powierzchniowym. pomiary chropowatości przeprowadzono w laboratorium pomiarów wielkości geometrycznych politechniki świętokrzyskiej za pomocą przyrządu talysurf 4 przy wykorzystaniu programu suform. pomiary chropowatości powłok wc-co-al2o3 wykonano w dwóch prostopadłych do siebie kierunkach. pierwszy pomiar był wykonany zgodnie z ruchem przemieszczania się elektrody, natomiast drugi pomiar był prostopadły do ściegów skanujących. z dwóch pomiarów obliczono wartość średnią parametru ra dla danej powłoki. pomiary powłok wc-co-al2o3 obrobionych laserem wykonano w kierunku prostopadłym i równoległym do osi ścieżek wykonanych wiązką laserową, a następnie obliczono wartość średnią chropowatości dla danej powłoki. w większości prac podawane są wyniki pomiarów chropowatości dla profili mierzonych wzdłuż osi ścieżek otrzymanych laserem, co nie odzwierciedla rzeczywistego obrazu mikrogeometrii powierzchni po tej obróbce. maksymalne wysokości chropowatości występują bowiem w kierunku prostopadłym do osi ścieżek. powłoki wc-co-al2o3 posiadały chropowatość ra = 6,16÷7,79 µm, natomiast po obróbce laserowej chropowatość wynosiła od 13,43÷14,17 µm. próbki ze stali c45, na które nanoszono powłoki miały chropowatość ra = 0,39÷0,41 µm. przykładowe protokoły pomiarów parametrów mikrogeometrii badanych próbek przedstawiono na rysunkach 3 i 4. rys. 3 – przykładowe wyniki pomiarów parametrów mikrogeometrii dla powłoki wc-co-al2o3 rys. 4 – przykładowe wyniki pomiarów parametrów mikrogeometrii dla powłoki wc-co-al2o3 po obróbce laserowej na podstawie przeprowadzonych pomiarów można stwierdzić, że obróbka laserowa powoduje wzrost chropowatości powłok wc-co-al2o3. większa chropowatość powłok wc-co-al2o3 po obróbce laserowej jest pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com wpływ obróbki laserowej na własności tribologiczne i mikrostrukturę powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 41 efektem ruchu ciekłego metalu wywołanego siłami napięcia powierzchniowego. niejednorodny rozkład temperatury w wiązce laserowej (mod tem00) powoduje, że profil powierzchni po zakrzepnięciu jest również niejednorodny i w pewnym sensie odzwierciedla rozkład energii w obszarze przetopionym. w przypadku obróbki laserem impulsowym przyjmuje się, że głównym czynnikiem decydującym o profilu powierzchni po zakrzepnięciu jest ciśnienie par materiału obrabianego, które powoduje „wyrzucanie” materiału z centralnego obszaru i powstanie charakterystycznych wypływek na granicy z obszarem nieprzetopionym. wpływ parametrów obróbki laserowej na chropowatość powierzchni szczegółowo badano w pracy [11]. 3.3. pomiary mikrotwardości pomiary mikrotwardości wykonano metodą vickersa, stosując obciążenie 0,4 n. odciski penetratorem wykonano na zgładach prostopadłych w trzech strefach: w powłoce (warstwie białej), w strefie przetopu powłoki (spp) oraz w strefie wpływu ciepła (swc), jak również w materiale rodzimym. wyniki pomiarów mikrotwardości dla powłok elektroiskrowych wc-coal2o3 przed i po obróbce laserowej przedstawiono na wykresie (rys. 5). zastosowanie obróbki elektroiskrowej spowodowało zmiany mikrotwardości w obrabianym materiale. mikrotwardość materiału podłoża po obróbce elektroiskrowej wynosiła średnio około 142 hv0,04 (taka samą wartość mikrotwardości miał materiał w stanie wyjściowym). nakładając obróbką elektroiskrową powłoki wc-co-al2o3 uzyskano znaczny wzrost mikrotwardości w stosunku do mikrotwardości materiału podłoża. powłoka wc-co-al2o3 posiadała średnią mikrotwardość 843 hv0,04 (nastąpił wzrost mikrotwardości średnio o 498 % w stosunku do mikrotwardości materiału podłoża). mikrotwardość swc po obróbce elektroiskrowej wzrosła o 168 % w stosunku do mikrotwardości materiału podłoża. zastosowanie obróbki laserowej obniżyło nieznacznie mikrotwardość powłok elektroiskrowych. naświetlanie laserowe spowodowało spadek mikrotwardości powłok wc-co-al2o3 o 8 % w odniesieniu do tych powłok bez naświetlania laserowego. nieznaczny spadek mikrotwardości badanych powłok (po obróbce laserowej) może mieć wpływ na poprawę ich właściwości plastycznych, co ma istotne znaczenie podczas pracy przy dużych obciążeniach np. narzędzi wiertniczych w przemyśle wydobywczym, elementów pras stosowanych w ceramice budowlanej. w dalszym etapie badań należy dobrać tak parametry wiązki laserowej, które pozwolą na uniknięcie całkowitego przetopu powłoki z materiałem podłoża. 3.4. badania tribologiczne badania oporów tarcia (tarcie technicznie suche) przeprowadzono na testerze tribologicznym t-01m typu trzpień-tarcza. jako próbki stosowano pierścienie ze stali węglowej wyższej jakości c45, na które naniesiono elektroiskrowo powłoki wc-co-al2o3 (przed i po obróbce laserowej). przeciwpróbką była kulka o średnicy φ6,3 mm wykonana ze stali 100cr6. badania na testerze przeprowadzono przy następujących parametrach tarcia: prędkość liniowa v = 0,8 m/s; czas próby t = 3600 s; zakres zmian obciążenia q = 5÷15 n. wyniki badań przedstawiono na wykresach (rys.5), które ilustrują przebiegi współczynnika tarcia w funkcji czasu próby przy obciążeniu 5 n. podczas tarcia technicznie suchego badanych powłok nastąpiło przekształcenie technologicznej warstwy powierzchniowej (twp) w eksploatacyjną warstwę powierzchniową (ewp). efekt ten nastąpił głównie na skutek nacisków i prędkości ślizgania oraz oddziaływania atmosfery otoczenia bliskiego z badaną powierzchnią. obserwowano stabilizację stanu przeciwzużyciowej warstwy powierzchniowej (pwp). na przebiegu (rys. 5) dotyczącym powłoki wc-co-al2o3 można zaobserwować, że stabilizacja współczynnika tarcia następuje po upływie około 1000 sekund, a wartość jego oscyluje na poziomie 0,42÷0,46. w przypadku powłoki wc-co-al2o3 po modyfikacji laserowej (rys. 6) widzimy, że stabilizacja współczynnika tarcia następuje po upływie 3000 sekund, a wartość jego oscyluje na poziomie 0,66÷0,67. średni współczynnik rys. 5 – wyniki pomiarów mikrotwardości pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com wpływ obróbki laserowej na własności tribologiczne i mikrostrukturę powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 42 tarcia powłoki wc-co-al2o3 jest około 32 % mniejszy od współczynnika tarcia powłoki wc-co-al2o3 po naświetlaniu laserowym (w momencie ich stabilizacji). rys. 6 – wykres zmian współczynnika tarcia w funkcji czasu podsumowanie na podstawie przeprowadzonych wstępnych badań można sformułować następujące wnioski: 1. w wyniku laserowego przetopienia powłok elektroiskrowych i następującego po nim krzepnięcia otrzymujemy ujednorodnienie składu chemicznego oraz likwidację mikropęknięć i porów w powłoce. 2. chropowatość powłok elektroiskrowych po obróbce laserowej jest większa dwukrotnie w stosunku do chropowatości powłok bez tej obróbki. jest to zjawisko niekorzystne pod względem jakości i przydatności w określonych warunkach eksploatacyjnych. należy poszukiwać parametrów obróbki laserowej przy których nastąpi nadtopienie tylko wierzchołków mikronierówności powłoki (wygładzanie laserowe). 3. podczas badań tribologicznych uzyskany średni współczynnik tarcia powłoki wc-co-al2o3 jest około 32 % mniejszy od współczynnika tarcia powłoki wc-co-al2o3 po modyfikacji laserowej (w momencie ich stabilizacji). 4. w wyniku modyfikacji laserowej powłok elektroiskrowych nastąpiło obniżenie mikrotwardości powłok wc-co o 8 % w odniesieniu do tych powłok bez obróbki laserowej. przyczyną tego efektu było przetopienie powłoki z materiałem podłoża i dyfuzja fe do powłoki. 5. w dalszym etapie badań za konieczne wydaje się wykonanie pomiarów naprężeń własnych oraz badań analizy fazowej powłok elektroiskrowych przed i po obróbce laserowej. literatura 1. ozimina d, scholl h, styp-rekowski m. model formowania przeciwzużyciowych warstw wierzchnich za pomocą obróbki elektroiskrowej. wybrane zagadnienia obróbek skoncentrowaną energią. bydgoszcz: akademia techniczno-rolnicza, 2003. 2. agarwal a, dahotre n. pulse electrode deposition of superhard boride coatings on ferrous alloy. surface & coatings technology, 106 (1998). 3. depczyński w, radek n. sposób wytwarzania i naprawy warstw wierzchnich z zastosowaniem wyładowań elektrycznych. patent rp nr 380946 (decyzja przyznania z dn. 19.01.2009 r.) 4. radek n.: teksturowanie par ślizgowych o powierzchniach płaskich technologią laserową i elektroerozyjną. mechanik, 11 (2010). 5. tarelnik w.: kombinirowannyje technologii elektroerozionnogo liegirowania. technika, kijev, 1997. 6. radek n., wajs e., luchka m.: the wc-co electrospark alloying coatings modified by laser treatment. powder metallurgy and metal ceramics, 47, 3-4 (2008). 7. radek n., shalapko j., kowalski m.: investigations of the cu-mo and cu-ti electro-spark coatings after laser treatment. herald of aeroenginebuilding, 1 (2009). 8. radek n., antoszewski b.: influence of laser treatment on the properties of electro-spark deposited coatings. kovove materialy-metallic materials, 47, 1 (2009). 9. radek n., bartkowiak k.: performance properties of electro-spark deposited carbide-ceramic coatings modified by laser beam. physics procedia (elsevier), 5, 1 (2010). 10. miernikiewicz a. doświadczalno-teoretyczne podstawy obróbki elektroerozyjnej (edm). politechnika krakowska, kraków 2000. 11. radziejewska j.: wpływ stopowania laserowego na strukturę geometryczną i stan warstwy wierzchniej. rozprawa doktorska, ippt pan, warszawa 1999. надійшла 28.02.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 18_kaplun.doc оптимізація технології азотування сталі 38хмюа в тліючому розряді за параметром зносостійкості в розплаві … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 106 каплун в.г., матвіїшин п.в., машовець н.с. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна оптимізація технології азотування сталі 38хмюа в тліючому розряді за параметром зносостійкості в розплаві склонаповненої пластмаси азотування в тліючому розряді є ефективною технологією модифікації поверхні металів, яка дозволяє змінювати властивості поверхневих шарів (твердість, товщину, фазовий склад, градієнт зміни властивостей по товщині) в широких межах [1, 2], що має велике значення для підвищення експлуатаційних характеристик конструкційних елементів. оптимізація властивостей поверхневих шарів з врахуванням умов експлуатації забезпечує максимальну зносостійкість пар тертя [3, 4]. властивості азотованого шару добре управляються 4-ма технологічними параметрами: температурою дифузійного насичення, тиском у вакуумній камері, складом насичуючого середовища і часом азотування. теоретичними і експериментальними дослідженнями [3,4] показано, що найбільший вплив на фазовий склад азотованих шарів має температура і тиск в процесі дифузійного насичення. тому з метою скорочення кількості експериментів при дослідженні процесу зношування азотованих зразків було використано 2-х факторний рототабельний план другого порядку (план бокса) [5]. в процесі досліджень змінювалися такі фактори: температура в межах 500÷6200с, тиск у вакуумній камері в межах – 125 ÷ 355 па. тривалість азотування та вміст аргону у газовому середовищі фіксувалися, і становили відповідно 480 хв та 25 об. % ar. ці параметри вибрані з умови забезпечення максимальної товщини і твердості азотованого шару для сталі 38 хмюа на основі попередніх досліджень, якими було встановлено, що товщина азотованого шару залежно від часу азотування змінюється за параболічною залежністю і після 8 год дифузійного насичення практично не змінюються. залежність поверхні азотованого шару сталі 38 хмюа від вмісту аргону в насичуючому середовищі має екстремальний характер з максимумом при 25 об. % ar. для отримання моделі використовувався алгебраїчний поліном другого порядку [5]: ,2222 2 111211222110 xbxbxxbxbxbby ⋅+⋅+⋅⋅+⋅+⋅+= (1) де 221112321 ,,,,, bbbbbb – коефіцієнти регресії; 21, xx – змінні фактори. для запису умов експерименту і обробки експериментальних даних рівні факторів кодувались. прийняті такі змінні фактори: температура азотування – 1x ; тиск в вакуумній камері – 2x . при кодуванні значень 1x і 2x верхній рівень позначають +1, нижній – 1, а нульовий 0. кодування фактора ix визначається виразом: i ii i xx x ε − = 0 , (2) де i – номер фактора; ix – натуральне значення i-го фактора; ix 0 – натуральне значення нульового рівня i-го фактора; iε – інтервал зміни i-го фактора. експериментальні дослідження проводились на рівнях та з інтервалами, які наведені в табл. 1. матриця плану для композиційного рототабельного планування другого порядку наведена в табл. 2. дослідження зношування азотованих зразків проводились на сталі 38хмюа в середовищі розплаву склонаповненого поліаміду пс68-30 з вмістом 30 % скловолокна. таблиця 1 рівні та інтервали зміни факторів рівні варіювання позначення фактори – 1,414 – 1 0 + 1 + 1,414 інтервал варіювання x1 температура, °с 500 520 560 600 620 40 x2 тиск, па 125 160 240 320 355 80 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технології азотування сталі 38хмюа в тліючому розряді за параметром зносостійкості в розплаві … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 107 таблиця 2 робоча матриці та результати експериментальних досліджень робоча матриця товщина азотованого шару н ом ер р еж им у т, °с р, па мікротвердість h100, мпа нітридної зони hn , мкм дифузійної зони hд, мкм знос u, мкм після шляху тертя 4,6·105 м інтенсивність зношування і·10-9 після шляху тертя 4,6·105 м знос u, мкм нітридної зони після шляху тертя 0,1·105 м 1 600 320 8940 3,0 410 193,2 0,42 12,2 2 520 320 9350 6,0 290 156,4 0,34 11,5 3 600 160 8600 6,2 430 230,0 0,50 13,4 4 520 160 9520 7,0 300 147,2 0,32 11,0 5 500 240 9800 10,0 260 184,0 0,46 9,0 6 620 240 8030 1,0 450 197,8 0,45 15,0 7 560 125 9100 4,0 360 174,8 0,38 12,0 8 560 355 9200 5,0 350 170,2 0,37 11,3 9 560 240 9300 6,0 360 165,6 0,36 11,5 10 560 240 9350 5,5 365 164,5 0,37 11,1 11 560 240 9310 4,5 360 165,0 0,36 11,0 12 560 240 9290 5,0 355 166,0 0,35 11,2 13 560 240 9300 3,5 350 164,8 0,37 11,0 дослідження зносостійкості зразків проводилися на спеціальній машині тертя [6], яка моделювала умови роботи пари тертя «шнек-циліндр» термопластавтоматів. знос зразків визначався через кожні 0,5 млн обертів робочого валу (шлях тертя 0,58 · 105м) на універсальному інструментальному мікроскопі уим-10 з точністю до 0,5 мкм. вимірювання проводились в одних і тих самих точках на двох взаємноперпендикулярних діаметрах. перед вимірюванням зразки очищалися від пластмаси. кожний результат визначався як середнє арифметичне значень з 10 замірів. кожний експеримент повторювався 3 рази і знос визначався як середнє арифметичне з результатів трьох дослідів. на основі математичної обробки результатів експериментів (табл. 2) одержана залежність інтенсивності зношування від температури і тиску процесу азотування після 4,6·105м шляху тертя, при часі дифузійного насичення 8 год в середовищі 75 об.% n2+25об.%ar яка описується рівнянням: ( ) ( )22 2 12121 0091,00491,0025,00093,00307,03461,0 xxxxxxi h ++−−+= . (3) на рис. 1 наведені графіки залежності інтенсивності зношування сталі 38хмюа від температури азотування при різних тисках в насичуючих середовищах, які одержані на основі рівняння (3). використовуючи наведені графіки, знайдені оптимальні значення температури (т = 545 °с) і тиску (р = 240 па) при яких досягається мінімальна інтенсивність зношування. рис. 1 – залежність інтенсивності зношування сталі 38хмюа від температури дифузійного насичення при різних значеннях тиску в вакуумній камері pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технології азотування сталі 38хмюа в тліючому розряді за параметром зносостійкості в розплаві … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 108 кінетика зношування зразків азотованих за різними режимами залежно від шляху тертя наведена в табл. 3 і на рис. 2. таблиця 3 характеристики зношування сталі 38 хмюа після азотування за різними режимами знос u, мкм при l · 105, м інтенсивність зносу і · 10-9 при l · 105, м номер режиму мікротвердість h100, мпа товщина дифузійної зони hд, мкм 1,16 2,32 3,5 4,6 1,16 2,32 3,5 4,6 градієнт твердості по товщині мпа/мкм 1 8940 410 44,6 85,8 133,7 193,2 0,35 0,37 0,382 0,42 21,9 2 9350 290 30,2 65,4 108,5 156,4 0,26 0,28 0,310 0,34 32,2 3 8600 430 42,9 88,0 157,5 230,0 0,37 0,41 0,450 0,50 20,0 4 9520 300 25,3 55,1 95,2 147,2 0,22 0,24 0,270 0,32 31,7 5 9800 260 29,0 62,6 122,8 184,0 0,25 0,31 0,351 0,46 38,1 6 8030 450 35,7 71,9 126,8 197,8 0,31 0,36 0,392 0,45 17,9 7 9100 360 39,4 83,5 127,7 174,8 0,34 0,35 0,365 0,38 25,3 8 9200 350 38,3 81,2 126,0 170,2 0,33 0,34 0,360 0,37 26,3 9 9300 360 37,1 78,9 119,0 165,6 0,32 0,33 0,340 0,36 25,8 оптимальний 9500 320 24,4 53,4 91,0 142,6 0,21 0,23 0,26 0,31 28,3 0 50 100 150 200 250 0 1,16 2,32 3,5 4,6 l·105, м 6 2 4 3 опт u, мкм 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 1,16 2,32 3,5 4,6 l·105, м 6 2 4 3 опт і·10-9 а б рис. 2 – залежність зносу (а) та інтенсивності зношування (б) від шляху тертя при різних режимах азотування (табл. 2): опт. – оптимальний режим азотування з табл. 3 і рис. 2 видно, що величина зносу та інтенсивності зношування змінюються в широкому діапазоні залежно від режиму азотування і зростають зі збільшенням шляху тертя. на величину зношування впливають не лише твердість поверхні азотованого шару, але його товщина та градієнт твердості по глибині (рис. 3). дослідженнями [7, 8] встановлено, що в абразивному середовищі інтенсивність зношування обернено пропорційна твердості поверхні. дана закономірність підтверджується характером зношування нітридної зони азотованого шару (рис. 4), твердість якої залежить від її фазового складу і співвідношення фаз. для дифузійної зони ця закономірність порушується в зв’язку зі зміною градієнта її твердості по товщині. максимальна зносостійкість азотованого шару в цілому досягається при високій твердості поверхневого шару і меншому градієнті зміни твердості по товщині. тому, після шляху тертя 4,6 · 105 м мінімальну інтенсивність зношування має азотований шар з твердістю поверхні 9 480 мпа (оптимальний режим азотування) і меншим градієнтом твердості (28,3 мпа/мкм), в той час як азотований шар з максимальною твердістю поверхні 9 800 мпа (режим №5)і значно більшим (1,4 рази) градієнтом твердості по товщині (38,1 мпа/мкм) має більшу інтенсивність зношування. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оптимізація технології азотування сталі 38хмюа в тліючому розряді за параметром зносостійкості в розплаві … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 109 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000 11000 0 10 50 100 200 300 400 га 4 1 5 6 3 н100 h, мкм 8 9 10 11 12 13 14 15 8030 8600 8940 9100 9200 9290 9300 9310 9350 9350 9520 9800 н1 00 u, мкм рис. 3 – розподіл твердості по товщині азотованого шару в залежності від режимів азотування (табл. 2): га – газове азотування в середовищі аміаку при температурі 540 °с на протязі 45 годин рис. 4 – залежність зносу нітридної зони від твердості поверхневого шару таким чином, на основі проведених досліджень встановлено, що інтенсивність зношування азотованих шарів залежить від твердості, товщини та градієнта зміни властивостей по товщині азотованого шару. для умов зношування сталі 38хмюа в середовищі розплаву склонаповненої пластмаси пс68-30 існує оптимальний режим азотування (температура 545 °с, тиск в вакуумній камері 240 па, тривалість азотування 8 годин, середовище дифузійного насичення 75 об. % n2 + 25 об. % ar), який забезпечує мінімальну інтенсивність зношування її поверхні. література 1. ионная химико-термическая обработка сплавов / [арзамасов б.н., братухин а.г., елисеев ю., панайоти т. а.]. – м.: изд-во мгту им н. э. баумана, 1999. – 400 с. 2. лахтин ю.м. азотирование стали / ю.м. лахтин, я.д. коган // м.: машиностроение, 1976. – 256 с. 3. каплун в.г. прогрессивные технологии упрочнения конструктивных элементов / в.г. каплун, п.в. каплун // в кн. «современные технологии в машиностроении». харьков нту «хпи», 2007. – с. 388-403. 4. пастух и.м. теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде. – харьков: нец хфти. – 2006. – 364 с. 5. тихомиров в.б. планирование и анализ эксперимента / в.б. тихомиров – м.: легкая индустрия, 1974. – 262 с. 6. матвіїшин п.в. дослідження зносостійкості пар тертя в середовищі скло наповнених пластмас / п.в. матвіїшин, в.г. каплун // проблеми трибології (promblems of tribology). – № 4. – 2009. – с. 80-85. 7. хрущев м.м. абразивное изнашивание / м.м. хрущев, м.а. бабичев. – м.: наука. – 1970. – 252 с. 8. тененбаум м.м. износостойкость конструкционных материалов и деталей машин при абразивном изнашивании. – м.: машиностроение, 1966. – 332 с. надійшла 30.06.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_nahaichuk.doc deformability of blanks in conditions of complex loading проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 102 nakhaychuk o.v., pukhtytska n.o. vinnytsia institute of designing of clothes and entrepreneurship, vinnytsia, ukraine e-mail: olegnahau@mail.ru deformability of blanks in conditions of complex loading удк 621.777 the tendency of the evaluation of maximum forming of purveyances in the conditions of the difficult loading and unmonotonous deformation are resulted in work. it is rotined that on the basis of development of mathematical theory of plasticity and phenomenological theory is possible prognostication of technological heredity of purveyances without the leadthrough of labour intensive experimental researches. key words: deformability of blanks, plasticity, deformation, diagram, invariant. introduction the current stage of development of domestic and foreign engineering is characterized by the creation of new advanced technologies to ensure the quality and favorable technological heredity of finished products. it raises the need to apply together with the known theories and methods to assess new approaches for various application tasks , the study on a new level of metal flow processes under complex loading. in metal forming widely applied phenomenological theories, which are based on the hypothesis of plasticity depending on the loading history, which is defined in the stress space. characteristics of stress state can be indicators to investigate the loading path is not in the space of the stress tensor, and in the space of its invariants. formulation of the problem the practical interest is evaluation of the possibility of using the plasticity chart built in flat or linear stress state to assess the deformability of metals deformed under bulk stress state. the solution of this problem is due to the difficulties in carrying out specific experiments in high-pressure. in our research, it is shown that the dependence of the plasticity of the stressed state of the circuit can be characterized by two indicators of stress state, and justified that the volumetric stress state must take into account the impact on the plasticity of the third invariant of the stress tensor [1, 2, 3]. research results during traditional solutions of technological problems loading process is given six functions of time σіj(t) or functions sіj(t) and the independent function of time σ(t). in connection with the assignment to the trajectory in the space of the pro-stress may use two dimensionless parameters of stress state: ( ) ( ) udi ti σ σ+σ+σ ==η σ σ 321 2 1 3 ; ( ) ( ) udi ti σ σσσ ==χ σ σ 3 321 2 3 3 3 (1) the main advantage of the approach, in which the trajectory of the load is given in the space of dimensionless parameters η and χ lies in the fact that its appearance is uniquely determined by forming conditions for the process and practically does not depend on the mechanical properties of deformed metal. this gives ample opportunity for computer modeling and the selection of optimal materials products, for which you need to know the parameters of approximation coefficients flow curve and surface boundary plasticity. in addition, this approach significantly reduces the amount of labor-intensive experimental studies. the magnitude of the boundary deformation ep significantly affected by the third invariant of the stress tensor і3(тσ). plastic material deformable under hydrostatic pressure, one can imagine a boundary surface constructed in coordinates ep = ep(η, χ). surface constructed at the specified coordinates, can be defined as threedimensional diagram of plasticity. when designing processes shaping blanks in a volumetric stress state and complex loading is necessary to consider the influence of various invariants of the stress tensor on the resource of plasticity, the nonlinearity of damage accumulation and nonmonotonic loading. evaluation of formability of blanks can be carried out if the known dependences of stress state and the accumulated strain intensity in the most dangerous (in terms of damage) fields blank on the magnitude characteristic of deformation and other process parameters have a decisive influence on the stress-strain state. mailto:olegnahau@mail.ru deformability of blanks in conditions of complex loading проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 103 as an example, consider we investigated the formation of the internal spline profile compression method billets on a rigid mandrel [3]. it was found that the most dangerous area of contact is the contact area of the wedge slot mandrel and plastic region in which indicators (1) reach the maximum (including sign) values, therefore, it is the most rigid. while studies have investigated the movement of dots dangerous areas in the physical plane through the simulation on composite samples and in the plane of the indicators ue ; η; χ, components which are calculated at various stages of the blanks formation. to investigate the influence of the third invariant of the stress tensor was conducted a comparative analysis of the calculations used resources plasticity by the criterion of g.d. del, v.a. ogorodnikov, v.g. nakhaychuk, based on the nonlinear theory of damage accumulation [4]: ( )∫ = η =ψ −ue un p n u de e e n 0 1 1; ude d arctgn η += 2,01 , (2) and also by the criterion of g.d. del [5], who takes into account the orientation of nature damage and contains the tensor model of damage accumulation: ( ) ( )∫ ηβ        η +−=ψ ue p u іj p u іj e de e e aa 0 21 ; 1=ψψ іjіj . (3) on the picture 1 is a graph of ductility steel 20x and ways of deformation dangerous areas during the introducing of splined stamp (for a detailed description of the results is presented in the work [3]. picture 2 discrepancy between the results of calculations ψ(χ), ψ(η), ψіj(χ), ψіj(η). picture 3presents the plane deformation and boundary surfaces, which show an adequate supply of plasticity. fig. 1 – chart plasticity of steel 20x and ways of deformation dangerous areas during the introducing of splined stamp fig. 2 – the discrepancy between the results of calculations ψ(χ), ψ(η), ψіj(χ), ψіj(η deformability of blanks in conditions of complex loading проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 104 fig. 3 – planes deformation of regions close to the destruction ),( χηfeu = and the boundary surface ),( χηfe p = conclusions 1. from these data it follows that the used resource of plasticity, calculated taking into account the influence of і3(тσ), appeared at different values of η higher values ψ, calculated excluding the impact і3(тσ). thus, the magnitude of divergence depends on the performance η and χ. with decreasing η (increasing of hydrostatic pressure) increases the influence і3(тσ) on the value of the boundary deformation. 2. at certain levels of hydrostatic pressure ,when its meaning by the module approaching the yield strength of the material in shear, influence ( )σti3 decreases. a further increase in pressure ,is likely, to lead to an increase of its influence. references 1. ogorodnikov v.a. evaluation of deformability of metals by pressure treatment. k .: higher school, 1983. 175 p. 2. sivak i.o., ogorodnikov v.a., sivak r.i., myslovsky a.y. resource of plasticity blanks in successive operations of plastic deformation // improving processes and equipment processing by pressure in engineering and metallurgy. kramatorsk: dsea. 2000. p. 29-33. 3. new technological processes using advanced methods of plastic deformation: monograph./ o.v. nakhaychuk, o.o. rosenberg, v.a. ogorodnikov, a.d. krytskyy, v.v. melnichenko, s.f .studenets. vinnytsia: universumvinnytsia, 2008. 158 p. 4. del g.d., ogorodnikov v.a., nakhaychuk v.g. criterias deformation of metals in the processing pressure // izv. universities. engineering. 1975. № 4. p. 135-140. 5. del g.d. plasticity of deformed metal // physics and technology of high pressures.-1983.-№ 11. – p. 28-32. надійшла в редакцію 1.12.2014 deformability of blanks in conditions of complex loading проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 105 нахайчук о.в., пухтицкая н.а. деформируемость заготовок в условиях сложного нагружения. формообразования заготовок сложного профиля сопровождается потерей устойчивости, разрушением металла в процессе его обработки, ростом зерна после термообработки и др. для устранения указанных явлений необходимо всестороннее изучение процессов холодной объемной штамповки с использованием законов и методов механики сплошной среды, математической и прикладной теории пластичности, а также феноменологической теории деформируемости. применение теории деформируемости для решения технологических задач позволяет дать ответ не только на вопрос определения предельных параметров формообразования. оценка пластичности важна для выяснения возможности выполнения дальнейших операций, поскольку свойства материала зависят от величины накопленной деформации. в работе представлен поход к оценке граничного формообразования заготовок в условиях сложного нагружения и немонотонного деформирования. показано, что на основании математической теории пластичности и феноменологической теории деформируемости возможно прогнозирование технологической наследственности заготовок без проведения трудоёмких экспериментальных исследований. ключевые слова: деформируемость заготовок, пластичность, деформация, диаграмма, инвариант. 2_drogomir.doc розрахунок ущільнюючого пристрою шарошкового долота проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 17 дрогомирецький я.м., криль а.о. івано франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, e-mail: zvd@nung.edu.ua розрахунок ущільнюючого пристрою шарошкового долота удк 622.24.051 запропонована методика розрахунку ущільнюючого пристрою шарошкового долота для низькообертового буріння нафтових і газових свердловин, виконаного у вигляді торцевої манжети (пружини бельвіля). шаруватий профіль вуса торцевої манжети герметизованої опори шарошкового долота моделюється короткою тонкостінною оболонкою, затисненою з однієї сторони і вільною з іншої. досліджується напружено-деформований стан даної оболонки стосовно торцевих ущільнень опор шарошкового долота і визначається граничне значення ширини зони контакту. результати проведених досліджень використовувались і можуть бути застосовані для вибору геометричних параметрів ущільнюючих пристроїв опор шарошкового долота. ключові слова: шарошкове долото, ущільнення, буріння, тертя. вступ практика буріння свідчить, що працездатність шарошкових доліт в основному визначається стійкістю опор шарошок долота. тому, підвищення часу їх роботи є на сьогодні важливим завданням. задача підвищення стійкості опор шарошкового долота вирішується по багатьох напрямах, серед яких в першу чергу потрібно виділити питання працездатності доліт з герметизованою опорою типу гну. застосування у вигляді ущільнюючих пристроїв в долотах типу гну торцевих манжет (пружин бельвіля) забезпечує підвищення довговічності опор шарошкових доліт і техніко-економічних показників буріння. проектування і розрахунок ущільнюючих пристроїв торцевого типу стосовно шарошкових доліт, пов’язано з визначеними труднощами, у зв’язку з відсутністю методики їх розрахунку на міцність і довговічність, хоча в загальному машинобудуванні дані про працездатність манжетних ущільнень валів, що обертаються численні [1 5]. досвід буріння свердловин шарошковими долотами з герметизованими наповненими маслом опорами і дослідження, які проведені нами, свідчать, що значне зношування торцевих ущільнень доліт типу гну спостерігається в зоні контакту вуса ущільнюючої манжети з шарошкою. значне зусилля притиснення її до шарошки призводить до підвищеного зношування або розтріскування гуми в зоні тертя під впливом температури, що в кінцевому підсумку призводить до розгерметизації опори. складний профіль вуса торцевої манжети герметизованої опори шарошкового долота моделюється короткою тонкостінною оболонкою [3], затисненою з однієї сторони і вільною з іншої. мета і постановка задачі метою даної роботи є дослідження напружено-деформованого стану короткої оболонки стосовно торцевих ущільнень опор шарошкового долота і визначення граничного значення ширини зони контакту. виклад матеріалів досліджень розглянемо коротку конічну ізотропну оболонку товщини h2 , яка знаходиться в умовах осесиметричного згину під дією силових і температурних навантажень. положення точки на серединній поверхні оболонки визначаємо ортогональними координатами s , ϕ , де s – відстань точки від вершини конусу вздовж твірної, ϕ – кут, який утворюється довільною і початковою меридіальними площинами. кут конусності позначимо α , головний радіус кривизни – ϕr , а радіус кривизни паралелі через τ . кут повороту після деформації точки позначимо θ . у випадку осесиметричного згину напружено-деформований стан оболонки не залежить від координати ϕ і систему рівнянь рівноваги відносно компонент переміщень u , v , w запишемо у вигляді [1]: ( ) ds d v ds f d p w sds dw s v s u ds d ds ud t t ε +α+ α + α = α − α +      + 1 costg tgtg 1 2 1 22 2 ; mailto:zvd@nung.edu.ua розрахунок ущільнюючого пристрою шарошкового долота проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 18 ( ) ;3 3 1 sin 11 2 3 tg tg 2 2 11 22 2 3 3 4 42       ε −+α+α+ α += =      +−+−      α++α− hds dx ds xdh v sd f d sp ds dw sds wd sds wd ds wd s h w ss u ds du v ttt tt (1) ( ) ( ) ; cos 21212 3 tg 2 1 2 3 2 2 2 3 22 2 2 α =      −      −−− α +            + − d ps v ds dv sv ds vd vs s h s v ds d ds vd s v відношення пружності записується формулами [2]: ( ) ( ) ;1tg1     ε+α−α++= tts vwus v ds du dn ( ) ( ) ;1tg11     ε+α−α++=ϕ tt vwusds du vdn ; 2 1 1       − − = s v ds dv d v t ( ) ; 1 2 2 2       +α −+−= t t s xh v ds dw s v ds wd dm ( ) ; 11 2 2 2       +α −+−=ϕ t t x h v ds dw sds wd vdm ( ) ;tg11 2 α      −−= s v ds dv s dvh (2) ; 1       +−= ϕ ds dm smm s q sss .2 1       +=ϕ ds dh sh s q звідси: ; 1 2 21 v eh d − = ; )1(3 2 2 3 2 v eh d − = sn , ϕn , t , sq , ϕq – відповідно нормальні, зсувні, перерізуючі зусилля; sm , ϕm , h – згинальні і крутний моменти; , 2 1 ∫ − =ε h h t tdzh ∫ − = h h t ztdzh x 22 3 – усереднені характеристики температури tt xh z t +ε= ; e – модуль пружності; v – коефіцієнт пуассона; tα – коефіцієнт лінійного температурного розширення; p – внутрішній тиск; f – зовнішнє зусилля. при визначенні напружено-деформованого стану оболонки з відношень (1) і (2) потрібно з’єднати граничні умови, які у випадку защемлення краю оболонки при 1ss = мають вигляд: ;0)()()( 111 === swsvsu ,0)( 1 =θ s (3) а у випадку вільного краю 2ss = записуються наступним чином: ;0)()()( 2222 === smstsn s .0cos 1 = α + ds dh s qs (4) для короткої конічної оболонки напружено-деформований стан розбивається на безмоментний, позначений зірочкою *, термопружний /індекс т/ і крайовий ефект /індекс к/. з використанням лінійної теорії в цьому випадку для компонент переміщень, зусиль і моментів можна записати [3]: ;*ss nn = ; * knnn ϕϕϕ += ; k s t ss mmm += ; kt mmm ϕϕϕ += ;sin* krss qnq +α= ; * kt θ+θ+θ=θ ;* kr t rrr uuuu ++= (5) ;cossin α+α= xr uuu ; * k x t xx uuuu ++= .sincos α−α= xr uuw розрахунок ущільнюючого пристрою шарошкового долота проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 19 з використанням методів розв’язку звичайних диференційних рівнянь [4], знаходимо рішення (1). постійні інтегрування, отримані при розв’язку, визначаються із граничних умов (3) і (4), а потім знаходять зусилля і моменти по формулах (2). в результаті вирішення поставленої задачі для короткої конічної оболонки напружено деформованого стану на основі формул (5) знаходимо окремо для випадку безмоментного, термопружного і крайового ефекту. у випадку безмоментного напруженого стану зусилля визначають за формулами: ( ) ; cossin cossinsin 2 1 1 0 * )( αα α−αα+ π = ∫ s sdsqqf n s s snx ss ( ) ,tg * α=ϕ nsqsn (6) де 0xf – осьове зусилля, яке діє на краю оболонки 1ss = і виражається залежністю: ( ).cossin2 1*10 snsf sx ααπ= (7) переміщення і кут повороту мають вигляд: [ ]; 2 sin *** sr vnneh s u − α = ϕ } ;cos)()1( )( cos sin 2 1 ** ** 1 2 * dsvnnqv ds nnd eh u ss s s s x α−−         ++ +    α α −= ϕ ϕ ∫ (8) ,)1( )( tg 2 ** *         ++ + α−=θ ϕ s s qv ds nnd eh s де 4 2 )1(22 v− ,ϕq nq – складові компоненти поверхонь навантаження. при термопружному напруженому стані моменти і компоненти переміщень визначаються залежностями: ;tg)tg)(1( 2 2 2       ε α+ ε α++−= ds d s ds d xvdm ttt t s ;tg)tg)(1( 2 2 2       ε α+ ε α++−=ϕ ds d vs ds d xvdm ttt t (9) ;sin αε= t t r su ;cos 1 cos sin 1 2 ∫ εα+α α ε−= s s tt t x dssu .tg ds d s tt ε α−=θ при визначенні крайового ефекту короткої конічної оболонки доданки напруженодеформованого стану мають вигляд: );()()()()( 34231201 1 β−β−β−β= kckckckcsw s s k );()()()(4 )( 24130231 1 β+β+β+β= θ kckckckc b s s s k );()()(4)(4 )( 140332212 β−β−β−β= kckckckcdb sms k (10) );()(4)(4)(4 )(cos 443322112 1 β+β−β−β= αθ kckckckc db s s s kr ;ks k vmm =ϕ ;tg 2 kk w s eh n α =ϕ ;cos α= kk r wu .sin α−= kk x wu розрахунок ущільнюючого пристрою шарошкового долота проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 20 звідки , tg2 )1(22 14 2 α − −=β h ss v α − = tg2 )1(3 1 4 2 hs v b – параметри, які залежать від геометричних розмірів оболонки; ,1c ,2c ,3c 4c – постійні інтегрування, що визначені з відповідних граничних умов задачі; ),(0 βk ),(1 βk ),(2 βk )(3 βk – нормальні фундаментальні функції (функції а.н. крилова). функції крилова можна виразити наступним виглядом: );cossin( 2 1 )(1 ββ+ββ=β shchk ;sin 2 1 )(2 ββ=β shk ).cossin(4 1 )(3 ββ−ββ=β shchk (11) ці функції зручно використовувати при проведенні задачі з числовим розрахунком. при роботі шарошкового долота вус торцевої манжети герметизованої опори (коротка конічна оболонка) навантажений рівномірним тиском, осьовим зусиллям і температурою, яка змінюється лінійно по товщині. в розглянутому силовому випадку, маємо: ;0 ffx = ;cmn pq = .0=sq (12) підставляючи (12) у вираз (6), (7) і (8) і їх інтегруючи, отримаємо відношення для безрозмірних зусиль і переміщень у вигляді: ; 2sin )( 2 tg 2 1 2* απ +− α = s f ss s p n cms ;tg * α=ϕ cmspn ; cos4 )2( cos4 sin 21 2 * απ −      +− α α = eh vf s s vsv eh sp u cmr (13) [ ] ;ln 2 cos)21(sin3 cos4 tg ln cos2sin2 1 2 1 2 1 2 22 1 *       + − α−−α α α − ααπ = s s s ss v eh p s s eh f u cmx . cos4 3 2 tg 22 2 1 2 * απ +      + α −=θ seh f s s eh spcm у випадку зміни температури лінійно по товщині оболонки, при чому значення її на зовнішній поверхні −t із формул (9), отримаємо: ; 2)1(2 2 −+ ϕ − − α == tt v eh mm ttts ;2 sin −+ − αα= tt su t t r ;2 cos −+ − αα= tt su t t x ; 2 cossin −+ − α=α+α= tt suuu t t x t r t ;0=θt .0=w (14) використовуючи вираз зусиль, моментів і переміщень по формулах (5), (10), (13), (14) і підставляючи в граничні умови (3) і (4), отримаємо систему алгебраїчних нерівностей відносно невідомих постійних інтегрування ,1c ,2c ,3c .4c в результаті рішення цієї системи знаходимо невідомі: ; 2 tg 2 tg cos4 1 22 1 21 −+ − αα− α − απ = tt s eh sp eh vf c t cm ;02 =c [ ] ; )()(4)( )()()(4 31 2 0 20 2 11 3 ββ+β ββ−β = kkk kkkc c [ ] . )()()(4)( )()(4)()(4 310 3 0 32101 4 βββ+β ββ+ββ− = kkkk kkkkc c (15) розрахунок ущільнюючого пристрою шарошкового долота проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 21 зокрема, питоме контактне навантаження між краєм оболонки (ущільненням) і площиною опори (шарошкою), з врахуванням ширини зони контакту ,a виражається формулою: . sin22 sin 21 2 as f s ss a p n cmk απ + −α = (16) якщо задані величини cmp і f , то контактне навантаження kn залежить тільки від геометричних параметрів оболонки ,1s ,s a і α приймаючи, що осьова сила притискання f рівна: )( 22 rrnf k −π= (17) і перетворюючи формулу (16) отримаємо наступний вираз: . sin2 )(sin 21 22 α −α = sa ssp n cmk (18) в момент розкриття стику cmk pn = . звідси отримаємо наступний вираз для граничного значення прa : . sin2 )()(sin 2221 22 α −+−α = s rrss aпр (19) розв'язуючи рівняння (19) і підставляючи значення вхідних і це рівняння величин (для торцевої манжети долота 111269,9с-гну: cmp = 0,4 мпа, α = 83°, 1s = 4,7858 см, s = 5,195 см, r = 5,156 см, r = 5,064 см), знаходимо ,прa значення якого рівне 0,4813 см. допустиме значення внутрішнього тиску при частковій втраті герметичності складає 0,36 мпа (10% cmp ). подальше зменшення тиску зв’язано з втратою герметичності ущільнюючого пристрою, що не бажано для герметизованих опор шарошкових доліт. необхідно також відзначити, що в процесі зношування манжети, питоме навантаження знижується не тільки в результаті збільшення площі контакту, але із-за зменшення пружних сил манжети, обумовленого зниженням попереднього натягу її кромок. висновки термін служби ущільнення залежить від питомих навантажень в зоні тертя, які в свою чергу залежать від осьової сили, що стискається, так і внутрішнього тиску змазки і від самих геометричних параметрів ущільнення. таким чином, результати проведених досліджень можуть бути використані для вибору геометричних параметрів ущільнюючих пристроїв опор шарошкових доліт. література 1. голубев а.и. торцевые уплотнения вращающихся валов / а.и. голубев. – м: машиностроение, 1974. – 212 с. 2. кондаков л.а. уплотнения гидравлических систем / л.а. кондаков. – м: машиностроение, 1972. – 240 с. 3. голубев г.а. контактные уплотнения вращающихся валов / г.а. голубев, г.м. кукин, г.е. лазарев, а.в. чичинадзе. – м: машиностроение, 1976. – 264 с. 4. логиновас а.к. исследование износа манжетного уплотнения вращающегося вала / а.к. логиновас // «каучук и резина». 1971. – № 3. – с. 26-29. 5. уплотнения и уплотнительная техника: справочник / л.а. кондаков, а.и. голубев, в.б. овандер и др., под общ. ред. а.и. голубева, л.а. кондакова. – м.: машиностроение, 1986. – 464 с. надійшла в редакцію 14.10.2014 розрахунок ущільнюючого пристрою шарошкового долота проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 22 drоhomyretskyi ya.m., kryl a.o. calculation of the sealing device roller cone bit. in this study a technique of calculation of slow-drilling roller cone bit seal device for oil and gas wells was proposed, device was modeled by cuff seal face (belville spring). the stress-strain conditions of the such shell is investigating due to seal faces of roller cone bit supports and boundary value of the contact zone width. the studies used and can be used to select the geometrical parameters of sealing devices supports roller cone bit. key words: roller cone bit, seal, drilling, friction. references 1. holubev a.i. tortsevyye uplotneniya vrashchayushchikhsya. m : mashinostroyeniye, 1974. 212 p. 2. kondakov l.a. uplotneniya gidravlicheskikh sistem. m : mashinostroyeniye, 1972. 240 p. 3. golubev g.a. kontaktnyye uplotneniya vrashchayushchikhsya valov. g. a. golubev, kukin g.n., lazarev g.ye., chichinadze a.v. m : mashinostroyeniye, 1976. 264 p. 4. loginovas a.k. issledovaniye iznosa manzhetnogo uplotneniya vrashchayushchegosya vala. a.k. loginovas. kauchuk i rezina. 1971 № 3 p. 26-29. 5. uplotneniya i uplotnitel'naya tekhnika: spravochnik. l.a. kondakov , a. i. golubev , v.b. ovander i dr . , pod obshch . red. a.i. golubeva , l.a. kondakova . m .: mashinostroyeniye , 1986. 464 p. copyright © 2021 v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, о.d. derkach, d.о. makarenko, і.v. zhylova. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021,71-78 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-71-78 theoretical justification of the influence of change of dilaton and compression bonds of atoms of materials of machine parts on their tribological effect v.v. aulin1*, s.v. lysenko1, a.v. hrynkiv1, о.d. derkach2, d.о. makarenko2, і.v. zhylova1 1central ukrainian national technical university, ukraine 2dniprovsky state agrarian-economic university, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.com abstract the course of friction and wear processes in the surface layers of conjugations of machine parts is clarified on the basis of the idea of dilaton and compression bonds of atoms in the materials of parts. dilatoncompression connections are random in nature, and therefore in this work the theory of destruction of parts by s.m. zhurkov, thermodynamic and quantum physical approaches. the entropy at the macro-, mesoand microscopic levels and the local regions of the materials of conjugation of the parts subject to friction loading are considered. in the diagram of the state of atomic-molecular bonds the dependence curve fi(ri) or ti(ri) is considered and the analysis of transformations of bonds according to the specified diagram is carried out. from the point of view of solid state physics and tribophysics, the manifestation, evolution and consequences of the influence on the characteristics and properties of the friction zone of dilaton and compression bonds of material atoms are considered. composite materials (composite coatings) are substantiated in more detail. this takes into account the assessment of the concept of material stresses in the friction zone, the ability to relax it, as well as the presence of the sd effect. the fracture process is associated with the modulus of elasticity of the components of the composite material and the bulk content of the filler. an appropriate condition is proposed, which determines the tribological efficiency of composite materials and coatings. key words: dilaton and compression connections, state diagram, entropy, fracture, composite material (coating), sd-effect, stress concentration. introduction increasing the intensity of load application to the materials of conjugations of parts, assemblies and units of machines determines the speed of their deformation, increasing the stress state and changing the tensile strength [1]. under such conditions, the behavior, characteristics and properties of parts, local areas of their materials and work surfaces differ significantly. the nature of the processes of friction and lubrication that occur in the surface layer of parts is multifactorial. the micro-impact load in the process of collision of abrasive particles and wear particles with the working surfaces of parts, friction, as well as the destruction of the material is determined by its impact strength and strength [2, 3]. the behavior of the material of parts in such conditions is primarily determined by the following factors: the structure and properties of the material of parts; composition, properties and wear capacity of the working environment; the magnitude and nature of the load of external forces; their distribution, etc. [4, 5, 6]. the destruction of the materials of tribocouples of parts during operation has a thermofluctuation nature [7, 8]. for crystalline materials, an active specific change in the state of their surface layers under load has been established: from nanostructuring to amorphization, intensive dislocation processes to the formation of cracks, and so on. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-71-78 72 problems of tribology literature review the kinetics of friction and wear of materials in tribophysics is considered at the atomic-molecular level, taking into account the state of the electronic subsystem of materials under load. mechanical loading of the surface of materials leads to perturbations in the electronic subsystem, and the rupture of interatomic bonds means a sharp excitation of electronic states. in the kinetics of wear, the interlevel transition of processes is important. the results of detailed studies of the properties of the surface layers of materials indicate a close connection between mechanical processes and electronic ones. the nature and characteristics of the phenomena of wear of surface layers can be substantiated by tribophysical methods on the basis of the proposed methodology [9]. the operational wear resistance of most parts and working bodies depends on their working condition and the complex of physical-mechanical and operational properties of the working surfaces of the parts [9, 10, 11, 12, 19]. their failure is primarily due to the size and nature of wear, as well as fatigue of the material. purpose the purpose of this work is to clarify the possibility of using the theory of destruction of materials of parts s.m. zhurkov and ideas about local areas of compression and dilaton connections, to explain the state and behavior of the material in the friction zone of the conjugation of parts, components and units of machines. results during operation, the transition of materials of tribocouples of parts in the contact zone from nonequilibrium to equilibrium, the formation of micro-, mesoand macroformation in it depends on the formation of electromagnetic dipoles of local areas of dilaton or compression connections between them and their mutual transition. according to the theory of s.m. zhurkov, from the point of view of thermodynamics [13, 14, 15, 16], the state of the i-th local region of the material of the part can be described by the equation: iiii dstdvp  , (1) where рі – is the load in the i-th local region with a volume of dvi, which causes the formation of residual stresses; dsi – change in entropy associated with the development of defects in the structure of materials (internal entropy); ti – thermodynamic temperature; ni ,1 . entropy is a general characteristic of irreversible thermodynamic changes observed in the material and have a macro-, mesoand microscopic nature. macroscopic changes in entropy determine the formation of cracks, dents, streaks, porosity, scratches, various transitions from geometric shape, and others. mesoscopic changes in entropy are due to the ability of the structure of the structural material of the parts to phase transitions. microscopic changes in entropy are an indicator of the degree of perfection of the material structure of machine parts. they need to take into account both the number of atomic-molecular bonds and their energy evaluation. according to quantum solid state physics (ssp), based on debye's theory, there is a directly proportional relationship between microscopic entropy and the number of atomic-molecular bonds and their relative energy: iboniвi nks  ; (2) 3 5 4 ln31 8 9          i i i i i i i t tt    , (3) where вk – became bora; nі bon, δі – respectively, the number and coefficient of relative energy of atomic-molecular bonds; ті, і – respectively thermodynamic and characteristic temperatures in the i-th region. the state of interatomic or molecular bonds is determined by the local temperature ti and the free energy fi in this region. the condition of the material of the part is significantly affected by the processes occurring at the microscopic level. because the critical change in the material is the formation of microcracks in it, which are problems of tribology 73 associated with the destruction of the crystal lattice. the diagram of the state of atomic-molecular bonds of local regions of the material is graphically represented by the curve dependence fi(ri) and тi(ri) (fig. 1), which consists of a depression (acceleration pit) and a ridge (brake barrier). the ratio of these thermodynamic temperatures is as follows: dfb ttt  . (4) let us analyze the state diagram of atomic-molecular bonds in the local region of the friction zone, in the surface layer of conjugation details (fig. 1). in the local region of the acceleration cavity (brake hole), state diagrams (r1, r2) form dilaton types of bonds in the material, and in the local region of the brake barrier (r2, r3) – compression types. from the point of view of ssp, the type of bond is characterized by the directions of spins of atoms (molecules) in the nodes of the crystal lattice of the material [26, 28]: for dilatons spins are parallel, which causes electrostatic repulsion of atoms (molecules) and back, which leads to the appearance of forces of attraction and the creation of local areas of compression deformation. fig. 1. diagram of the state of atomic-molecular bonds of local regions of the material as a function of free energy and thermodynamic temperature from the interatomic (intermolecular) distance: td – the minimum thermodynamic temperature in the depressions, which is characteristic of the dilatonic type of bonds of atoms or molecules; tb – thermodynamic equilibrium temperature; tf – phase transition; tc – the maximum thermodynamic temperature in the ridge is characteristic of the compression type of connections from the diagram of the state of atomic-molecular bonds it can also be seen that dilaton bonds are formed in the low-temperature region with a minimum of free energy, and compression – in the high-temperature region with a maximum of free energy. when phonons are emitted by compresses, the local temperature of the material decreases and it passes into the dilaton region, while the dilaton region cannot pass into the compresson region. under the influence of friction loading in the dilaton regions of the materials of conjugations of parts there is a fragile deformation and destruction, and in the compression, during their transition to the dilaton region plastic. of course, these processes are random. at their imposing the whole macroregions of brittle or plastic deformation, and also directions of development and distribution of microcracks in surface layers of material of details can be observed. it was found that metals and alloys capable of phase transformations (pt) [5, 17, 18] have mainly atomic bonds of the compression type, while abrasive materials and solid fillers in composite materials have mainly dilaton bonds. type. based on the ssp, compresses and dilatons have an electromagnetic nature and are electromagnetic dipoles. the flow of af in the materials of parts indicates their role as energy characteristics of the crystal lattice nodes, which in the process of friction and wear of the material go into nonequilibrium, and in the transition to steady state dipoles emit a stream of electromagnetic wave energy [20]. under the action of an external load or the influence ptå  of a physical field, the state of dipoles changes with intensity. dipoles perpendicular to the direction of the external field ptå  emit phonons and the temperature of the local region approaches td, and in the planes in which the dipoles are located along the field, the bonds absorb phonons at 74 problems of tribology т  тс, increasing the size of the local regions of the material. the nonequilibrium state in the local region of the material of the part during friction is described by the equation:     iiiiboniboniiiboniiiiiii dtdtndntknpdpvdvvp   , (5) in which the deviation from equilibrium is due to deformation / i i dv v and changes in load resistance ii pdp / and is accompanied by a decrease in the number of connections boniboni ndn , thermal radiation ii tdt / and disruption of energy connections iid  / . the nature of the friction processes is determined primarily by the strength of the flux of atomic-molecular bonds in the local regions of the material. static and dynamic tension in this case causes a reduction in the cross-sectional area of the material near the fracture site, because dc tt nn  . note that with tired wear dc tt nn  . the fracture surface usually has two zones: the actual fatigue fracture, which is formed due to the decay of the dilaton type of bonds at temperature td, and the final fracture at temperature tc of the compressor type of bonds. the duration of stable existence of atomic-molecular bonds of local regions of the material is determined by the range of thermodynamic temperatures (tc, td), which does not exceed 15 … 20 % of the full temperature range [16]. at critical temperatures tc or td, the bonds are destroyed and energy is emitted in the form of a pulse: вkq 1 ; 2 2 )( rmhkq pâ  , (6) where ph – is the planck constant ( ph = 6,6210 –34 js); m – is the mass of interacting atoms. if the difference in thermal deformation of the inhomogeneous material or matrix and filler in the composite material when the temperature changes by т is т , then in the local areas of significant inhomogeneity or matrix with a shear modulus mg around each filler particle there are stresses, the maximum values of which reach ò2 mg and can cause plastic deformation. when the macrodeformation corresponding to the yield strength of the composite material т , shear stresses are concentrated due to flat clusters of dislocations of local regions of inhomogeneity either in the composite material and the coating around or in front of the filler particles [21, 27]. this leads to a decrease in reverse stress and an increase in stresses in the main clusters of dislocations. in this regard, new flows of dislocations are generated, and existing dislocations pass along the plane of sliding at a distance much greater than nl . the value of the yield strength is: nnbnm lbgg  2тмт   , (7) where m g , ng – shear modules of the matrix material and filler particles; n – numerical coefficient, n ≈ 30 [21, 26]; тм – yield strength of the matrix material. this is true for dispersed materials, when the maximum level of hardening of parts is achieved provided: тм2 bmn bgd  . if тм2 bmn bgd  , then the radius of curvature of the dislocation bbr 40  can not be neglected [27] and the yield strength of the composite material is equal to:          3 1 3 1 тмт 82,04 nnnn сссg , (8) where сn – is the volumetric content of the filler. in parts reinforced with composite materials and coatings, the sd-effect can be observed [21], which consists in the appearance of micropores in the vicinity of the filler particles during tensile deformation and their absence during compression deformation. if the connection between the components of the material and the coating is strong, the dislocations are repelled from the boundary of their separation. if a micropore is present, the dislocation is attracted to the interface between the filler particle and the matrix. when the matrix is strengthened by solid particles of problems of tribology 75 spherical filler [22, 23, 24], the maximum concentration of tensile stresses is on the surfaces of these particles. at uniaxial tension ( 0np ), we have: )54(1)1(2 )()( cccmcccmрnp   , (9) where nр – is the tensile stress on the surface of the filler particle at points with coordinates  = 0 and  = 180; р – applied tensile stress; )(cccm – poisson constant of the composite material, and at a compressive stress of 0np , we obtain: )108()55()1()1( )()()()( cccmcccmcccmcccmсnс   . (10) if the interfacial boundary does not have sufficient strength, then the concentration of tensile stresses can cause its local destruction. this determines the presence of sd-effect, the manifestation of which is influenced by: the ratio of the modulus of elasticity of the matrix and the filler; chemical interaction at the interface of material components; correspondence of their crystal lattices; volume content of filler; test speed and temperature. when compressing stresses, such a concentration is not observed and the interface is not destroyed. increasing the temperature increases the ability of the material to relax internal stresses and at some value the stress concentration will be lower than the strength of the interface of the material components, in which case there will be no breaks and sd-effect at the fillermatrix boundary. v.i. trefilov and v.f. moiseev [25] identified two main factors influencing the nature of the destruction of disperse-strengthened materials: the strength of the interfacial boundary and the plasticity of the matrix. in this case, a qualitative characteristic of the strength of the interfacial boundary in the material may be the presence or absence of sd-effect: if sd = 0, the interfacial boundary is strong and does not collapse to т , and if sd > 0, the interphase boundary collapses even in the elastic local region. to assess the plasticity of the matrix of the composite material in the friction zone and the ability to relax the stress concentration, you can use parameter pк [21]: )()( mnmnp ggggк  . (11) studies show that the smaller the value of плк , the lower the level of stress concentration in the region of dislocation clusters, and for the interface between brittle and plastic local regions of materials – pк = 0,3 [25]. given the value of pк and the presence or absence of sd-effect, we have the following groups of materials reinforced with composite materials and coatings: – fragile matrix and weak interfacial boundary ( pк < 0,3, sd > 0); – plastic matrix and weak interfacial boundary ( pк > 0,3, sd > 0); – brittle matrix and strong interfacial boundary ( pк < 0,3, sd = 0); – plastic matrix and strong interfacial boundary ( pк > 0,3, sd = 0). in each of these groups of materials, the filler particles (strengthening phase) play a different role in inhibiting the movement of cracks [8, 9]. cracks can form both inside the filler particles and on the interface. the test results [10, 23] show that the cracks tend to be located perpendicular to the direction of maximum tensile deformation. j. gerland [29, 30] proposed two theoretical models of the destruction of filler particles: the mechanisms of loading and accumulation of dislocations. according to the first model, the increase in stresses in the filler particles is associated with the shape or coefficient of their shape. the modulus of elasticity of the material )(cccmе is within:      nnmncccmmnnnnm есесеесесее  11 )( . (12) the left part of inequality (12) means that the filler and the matrix are equally stressed, and the right that they are equally deformed. note that the particle size of the filler does not affect the modulus of elasticity of the composite material (composite coating) )(cccmе , if the coefficient of thermal expansion (cte) of the matrix and the filler are almost equal. at the same time, if the cte are different, cracks may appear around the larger filler particles )(cccmе . the shape of the filler particles does not affect the value of )(cccmе , if the particles are not 76 problems of tribology oriented in the composite material. when the filler content is nñ > 0,3, especially if the filler is fine, pores may form in the composite material and the value of )(cccmе will decrease [10, 11]. this indicates that the particles of the filler of the composite material depends on both strengthening and destructive effects. they can be the initiators of cracks that occur under load of friction, and large particles are more dangerous than fine ones. if cracks do not occur in the composite materials, then controlling the modulus of elasticity of the components nе and mе , you can influence the size and nature of the strengthening of the materials of the parts, in their tribological efficiency. conclusions 1. the use of the theory of s.m. zhurkov for the description of tribophysical processes in local regions of conjugations of details of knots of systems and units of machines on the basis of the diagram of a condition of atomic and molecular communications of them with dilaton and compression thermodynamic temperatures. 2. it was found that dilaton bonds are formed in the low-temperature region with a minimum of free energy. if phonons are emitted during tribophysical processes, the compresses reduce the local temperature and the material passes into the dilaton region, while the dilaton regions cannot pass into the compression region. in the dilaton areas of the material there is a fragile deformation and destruction, and in the compression, in the transition to dilaton plastic. it is revealed in which cases metals and alloys have dilaton and compression type of atomic-molecular bond of atoms. 3. based on solid state physics, compresses and dilatons have an electromagnetic nature and are electromagnetic dipoles. phase transformations in materials can be associated with the influence of external physical fields on the behavior of electromagnetic dipoles and changes in their state and orientation. 4. the material in the friction zone of the tribocouples of parts has a non-equilibrium state, the degree of non-equilibrium of which is determined by the relative values of deformation and load, change in the concentration of the number of bonds, relative intensity of thermal radiation and energy bonds. 5. for composite materials and coatings theoretically substantiated their behavior in the friction zone, the ability to relax the stress concentration pк and the presence of sd-effect, using the theory of s.m. zhurkov and the idea of electromagnetic dipoles. taking into account the specified parameters the characteristic groups of the materials strengthened by composite materials and coverings are resulted, their characteristics concerning formation of cracks are given. references 1. aulin v.v. (2006) pole napruzhen v kompozytsiinomu materiali ta kompozytsiinomu pokrytti v umovakh tertia kovzannia [zb. nauk. prats lnau. seriia: tekhnichni nauky] – №.65(88) – s.13-20. 2. aulin v.v. (2005) stan pytannia teorii znosu kompozytsiinykh materialiv i pokryttiv [visnyk khntush im. petra vasylenka / vyp. 40. tekhn. servis apk, tekhnika ta tekhnolohii u silskohosp. mashynobud] – s.82-87. 3. aulin v.v. (2003) stvorennia kompozytsiinykh dyspersno-zmitsnenykh pokryttiv na detaliakh sht z vykorystanniam lazernoho vyprominiuvannia [konstruiuvannia, vyrobn. ta ekspluatatsiia silhosp. mashyn] – vyp. 33. – s.310-316. 4. aulin v.v. (2003) trybotekhnichni vlastyvosti deiakykh kompozytsiinykh pokryttiv [visnyk khdhush. – vyp. 14. "pidvyshchennia nadiinosti vidnovlenykh detalei mashyn"] – s.170-174. 5. aulin v.v., zinovyk m.a., dubovyk v.o. (2007) fizyko-khimichni osnovy stvorennia kompozytsiinykh materialiv trybotekhnichnoho pryznachennia iz strukturoiu shpineli [problems of tribology] – №2(44)–s.63-66. 6. babushkin g. a., bulanov v.ya., sinitskiy i.a. (1987) metallicheskie kompozityi [sverdlovsk: unu an sssr] – 312 s. 7. zhurkov s.n. (1968) kineticheskaya kontseptsiya prochnosti tverdyih tel [vestn.an sssr] – s.46-52. 8. zhurkov s.n., kuksenko v.s., petrov v.a. (1981) fizicheskie osnovyi prognozirovaniya mehanicheskogo razrusheniya [dan sssr] – t.259, vip. №6 – s.1350-1353. 9. aulin v.v. (2014) metodolohiia rozviazannia problemy pidvyshchennia znosostiikosti detalei i robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [visnyk zhnaeu: nauk.-teor. zb]– vyp. № 2 (45), t.4, ch.ii – 2014. – s. 80-91. 10. aulin v.v., zlatopolskyi f.i., bobrytskyi v.m. (2005) vplyv na znosostiikist kompozytsiinykh materialiv protsesiv, shcho protikaiut na mezhi yikh skladovykh [ynzheneryia poverkhnosty y renovatsyia yzdelyi. m-lы 4-y mezhdunar. nauchn.-tekhn. konf., 24-26 maia 2005, h. yalta. – kyev: atm ukraynы] – s.289-291. 11. aulin v.v. (2006) znosostiikist heterohennykh kompozytsiinykh materialiv ta pokryttiv v umovakh abrazyvnoho znoshuvannia [pratsi tavriiskoi derzh. ahrotekhn. akademii]– vyp.39. – s.38-43. problems of tribology 77 12. aulin v.v., bobrytskyi v.m., batiekhin v.b. ta in. (2005) fizychne obgruntuvannia vplyvu elementnoho skladu km i kp na yikh znosostiikist [visnyk khntush / vyp. 39. tekhn. servis apk, tekhnika ta tekhn. u silskohosp. mashynobud.] –s.290-298. 13. bazarov i.p. (1991) termodinamika [m.:vyisshaya shkola] – 376 s. 14. bershadskiy l.i. (1990) strukturnaya termodinamika tribosistem [k.: znanie] – 30 s. 15. byistray g.p. (2007) termodinamika otkryityih sistem [ekaterinburg: urgu] – 312 s. 16. glagolev k.v., morozov a.n. (20004) fizicheskaya termodinamika [m.: mgtu im. baumana] – 272 s. 17. gitterman m., helpern v. (2006) fazovyie prevrascheniya: kratkoe izlozhenie i sovremennyie prilozheniya [m.: – izhevsk: nits "regulyarnaya i haoticheskaya dinamika", in-t kompyuternyih issledovaniy] – 128 s. 18. tabachnikova t.i. (2008) perekristalizatsiya fazovyie i strukturnyie prevrascheniya v stalyah v neravnovesnyih usloviyah [avtoref. diss. na soiskanie uchenoy stepeni d-ra. tehn. nauk:spets. 05.16.01. "metallovedenie i termicheskaya obrabotka metallov"] – ekaterinburg – 46s. 19. aulin v.v. (2016) trybofizychni osnovy pidvyshchennia nadiinosti mobilnoi silskohospodarskoi ta avtotransportnoi tekhniky tekhnolohiiamy trybotekhnichnoho vidnovlennia: monohrafiia [kropyvnytskyi : lysenko v. f.] – 303 s. 20. landau l.d., lifshits e.m. (1982) elektrodinamika sploshnyih sred [m.: nauka] – 624 s. 21. bondarenko v.p. (1987) tribotehnicheskie kompozityi s vyisokomodulnyimi napolnitelyami [k.: nauk. dumka] – 232 s. 22. aulin v.v. (2004) vyznachennia obiemnoho vmistu napovniuvacha v antyfryktsiinomu kompozytsiinomu pokrytti [mashynoznavstvo] – №7(85). – s. 49-53. 23. aulin v.v. (2006) vplyv kharakterystyk komponentiv kontaktuiuchykh kompozytsiinykh materialiv i pokryttiv na parametry ta vlastyvosti zony tertia [problems of tribology] – №4 (42) – s. 110-112. 24. kragelskiy i.v. (1987) friktsionyie kolebaniya [m.: nauka] – 181s. 25. trefilov v.i., moiseev v.f. (1978) dispersnyie chastitsyi v tugoplavkih metalov [kiev: nauk dumka] – 240s. 26. aulin v.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v., zhylova i.v. (2020) novyi pohliad na fizychnu pryrodu protsesiv tertia [pidvyshchennia nadiinosti mashyn i obladnannia : mizhnar. nauk.-prakt. konf., 15-17 kvit. 2020 r., m. kropyvnytskyi : materialy konf. / m-vo osvity i nauky ukrainy, tsentralnoukrain. nats. tekhn. un-t, kaf. ekspluatatsii ta remontu mashyn. kropyvnytskyi: tsntu] – s. 11-12. 27. malyigin g.a. (1999) protsessyi samoorganizatsii dislokatsiy i plastichnost kristallov [uspehi fizicheskih nauk] – t.169, №9. – s.979-1010.28. kittel ch. (1978) vvedenie v fiziku tverdogo tela [m.: nauka] – 792 s. 29. gerland dzh. (1976) razrushenie kompozitov s dispersnyimi chastitsami v metalicheskoy matritse. kompozitsionnyie materialyi [m.:mir] – s.105-130. 30. ibatullin i.d. (2010) novyie metodyi i priboryi dlya eksperimentalnoy otsenki energeticheskih parametrov ustalostnoy povrezhdaemosti i razrusheniya poverhnostnyih sloev [avtoref. diss. na soiskaniya uch. stepeni d-ra. fiz-mat. nauk: spets.01.04.01 "priboryi i metodyi eksperimentalnoy fiziki"] – tolyatti, – 36s. 78 problems of tribology аулін в.в., лисенко с.в., гриньків a.в., деркач о.д., макаренко д.о., жилова і.в. nеоретичне обґрунтування впливу зміни ділатонних і компресонних зв’язків атомів матеріалів деталей машин на їх трибологічну ефективність. з'ясовано протікання процесів тертя та зношування в поверхневих шарах спряжень деталей машин на основі уявлення про ділатонні і компресонні зв'язки атомів в матеріалах деталей. ділатоннокомпресонні зв'язки мають випадкову природу, а тому в даній роботі використано теорію руйнування деталей с.м. журкова, термодинамічний та квантово-фізичний підходи. розглянуто ентропію на макро-, мезоі мікроскопічному рівнях та локальні області матеріалів спряження деталей, що підлягають навантаженню тертям. в діаграмі стану атомно-молекулярних зв'язків розглянуто криву залежності fi(ri) або ti(ri) та здійснено аналіз перетворень зв'язків згідно зазначеної діаграми. з точки зору фізики твердого тіла та трибофізики розглянуто прояв, еволюція та наслідки впливу на характеристики і властивості зони тертя ділатонних та компресонних зв'язків атомів матеріалу. більш детально обґрунтовано композиційні матеріали (композиційні покриття). при цьому враховується оцінка концепції напружень матеріалу в зоні тертя, здатність релаксувати її, а також наявність sd-ефекту. процес руйнування пов'язується з модулями пружності компонентів композиційного матеріалу та об'ємного вмісту наповнювача. запропоновано відповідну умову, яка визначає трибологічну ефективність композиційних матеріалів та покриттів. ключові слова: ділатонні і компресонні зв'язки, діаграма стану, ентропія, руйнування, композиційний матеріал (покриття), sd-ефект, концентрація напружень. copyright © 2021 o.o. mikosianchyk, о.ye. yakobchuk, r. h. mnatsakanov, a.m. khimko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,43-50 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-43-50 evaluation of operational properties of aviation oils by tribological parameters o.o. mikosianchyk, о.ye. yakobchuk, r. h. mnatsakanov, a.m. khimko national aviation university, ukraine e-mail: oksana.mikos@ukr.net abstract the quality of aviation oils was evaluated online on the basis of their lubricating, antifriction, rheological and antiwear properties in the friction contact. the use of the software and hardware complex for evaluation of operational characteristics of triboelements is offered. approbation of the proposed methodology was performed on aviation oils sm-9. the increase in antifriction properties of the ―bora b‖ sm-9 oil was established to be due to the formation of limiting adsorption layers of lubricant on friction-activated contact surfaces, which are characterized by low shear stresses of the lubricant, and their structuring provides high effective viscosity in the contact at a level of 5142 pa.s. it was revealed that at start-up the lubricant temperature is 20 0 с and the mixed lubrication mode prevails, but with increasing the lubricant temperature to 100 0 с the elastic-hydrodynamic (contact-hydrodynamic) lubrication mode dominates, then at maximum rotation speed of friction pairs the hydrodynamic lubrication mode dominates, regardless of oil temperature, which indicates the effective separation of the contact surfaces due to the formation of a lubricating layer between them. analysis of the specific work of friction in the friction contact showed that the instability of this parameter evidences to intensification of destructive processes in the near-surface layers of metal and reduction in its wear resistance. the decrease in wear resistance of the lagging surface in the conditions of rolling with sliding for all types of investigated oils is due to the different directions of the friction force vector in the contact. in the course of operation of friction pairs in nonstationary conditions, the softening of the surface metal layers occurs, which has a positive effect on the tribological processes in the contact. the practical significance of the work consists in developing a methodology of analysis of lubricants, which makes it possible to more accurately evaluate their performance and provide recommendations for the choice of lubricant for specific friction units. key words: aviation oils, lubricating layer, antifriction properties, lubrication mode, wear, microhardness. introduction the reliability of mechanical systems is laid at the design stage, provided during the manufacture and confirmed during the operation of machines and mechanisms. lubricants significantly affect the reliability. the current requirements for the reliability of tribological systems are associated with the qualitative improvement of lubricants and their components, as a rule, on the basis of in-depth analysis of the lubricating medium and the contact metal surface under friction. nowadays the technology for production of lubricants and their components is intensively developing and improving. new lubricants on mineral and synthetic base are created, serious developments on optimization of component composition of oils and lubricants are conducted and their physical, chemical and operational properties are improved. first of all, yet at the design stage, the designer should be provided with a methodological base for not only selecting materials of machine parts according to strength criteria, but also for selecting lubricants, including assessment of temperature range of their operation, compatibility with friction pair materials, wear properties, bearing capacity of lubricating layer, tendency to form protective layers on the friction surfaces, etc. lubricants, when optimally selected for a specific technical problem, can exert a marked effect at the expense of saving energy, reducing wear and expenses for maintaining, increasing the service life of machinery http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-43-39 file://rotation 44 problems of tribology and equipment, and finally, they can be a rational means of solving urgent ecological problems and environment protection [1]. thus, the development of tools and methods for monitoring the behavior of lubricants and processes occurring in the friction contact, as well as substantiation of the criteria for their evaluation is an urgent task. literature review the improvement of controlling and measuring devices and the rapid development of computer technology provide a real opportunity to study for the first time the tribological processes of formation of dissipative structures during friction at the atomic and molecular levels. for example, the sfa complex made it possible to measure film thickness to 0.1 nm and to record extremely small surface forces, which gives it significant advantages over other devices and thus allows one to use it as the main tool in the study of rheological, lubricating and antifriction properties of tribocontact at the nanolevel [2]. modes and conditions of accelerated tests of motor oils in the engine have been proposed [3], which allow decreasing the time for evaluation of operational properties of oils by 8 times, in line with providing high reliability of the results of determination of washing-dispersing and antiсarbon properties through selection and qualification tests of motor oils to be used in forced transport diesels. laboratory evaluation of physicochemical parameters, antiwear and antifriction properties of oils can confirm or refute the level of operational parameters declared by the manufacturer. in [4], based on analysis of data of industrial tests of g-profi msi plus engine oil, it is shown that the oil has a sufficient resource of performance thanks to the balance of acid and alkali numbers along with effective viscosity, and this offers the possibility of prolongation of the service break time while replacing motor oils in line with the corresponding control of operational indicators. thus, one of the current topical trends in the area of introducig new lubricants in production is the development of an algorithm for qualification tests concerning determination of the level of oil operational properties. the scope of methods for evaluating the qualitative characteristics of oils should include both laboratory studies and model stands or installations. in ukraine, new technical specifications are being developed for a number of aviation lubricants. one of the most promising ones for production and introduction in practice is the mixture sm-9 [5] designed for use in gearboxes of helicopters in winter. it is composed of aviation oils amg-10 and tsgip with a ratio of 1/3 to 2/3. the amg-10 oil is produced on the basis of deeply dearomatized waxy fraction obtained from products of the hydrocracking of mixture of paraffinic oils and consisting of naphthenic and isoparaffinic hydrocarbons. it contains thickening and antioxidant additives, as well as a special organic dye. oil for hypoid transfers tsgip belongs to the group of universal oils with antiscoring additives of high efficiency and multipurpose action. it ensures the normal operation of hypoid gears under shock loads at contact stresses above 3000 mpa and oil temperatures in the volume up to 150 °c. as for aviation lubricants of domestic manufacturers, it is necessary to develop measures for the introduction of them in practice (stand, flight tests, operation under supervision, etc.), aimed at evaluating the operability of aircrafts using a new oil, establishing resource and application restrictions. upon receiving positive test results at all stages, a new brand of oil can be included in the related operation instructions. purpose the aim of the work is to evaluate online the quality of aviation oils taking into account their lubricating, antifriction, rheological and antiwear properties in the friction contact. methodology for evaluating the operational properties of oils the study of lubricants was carried out with using a software and hardware complex (pac) designed to evaluate the tribotechnical characteristics of triboelements [6]. pac is a complex, which includes a friction unit, electronic unit and software "friction", installed on a personal computer of the ibm pc type. the software unit of mathematical data processing performs calculations according to a given calculation algorithm. the created program has a separate channel for visual assessment of the kinetics of changes in the main tribological indicators of the tribocontact in the online mode. methods for determining the tribological characteristics of the friction unit with using pac are as follows: ‒ lubricating properties (of hydrodynamic and non-hydrodynamic components of the lubricating film thickness) are determined by the method of voltage drop in the mode of normal glow discharge. according to this technique, the voltage drop across the lubricating layer is measured at a current of 2 and 4 a, then the thickness of the lubricating layer is determined from the calibration tables. ‒ antifriction properties of the contact are determined on the basis of data on the kinetics of changes in friction torque and subsequent calculation of the friction coefficient in the contact. problems of tribology 45 ‒ rheological characteristics of lubricants (shear rate gradient, shear stress of lubricating layers, effective viscosity in the contact) are determined from the kinetics of changes in the thickness of the lubricating layer, the rolling speed of the leading and lagging surfaces and the lubricating layer temperature [7]. ‒ determination of the specific work of friction in the contact (through integrating the area outlined by the friction moment curve and choosing an arbitrary range of integration along on the x-axis at a certain selected time of operation, taking into account the kinetic energy of rotating parts). ‒ strength characteristics of the contact metal surfaces are determined according to gost 22162-76 (method for determining the microhardness). antiwear properties of lubricants are determined by measuring the indentation made by pressing the indenter of the device pmt-3 (gost 27860-88. parts of friction unit. methods for measuring wear). objects of research and experimental conditions objects. lubricants: sample 1 oil "bora b" sm-9 (tu u 19.2-38474081-017: 2018 with change 1 "transmission oils" bora b ") and sample 2 – kvalitet-avia aviation oil mixture sm-9 (tu 0253-00149878493-2005 with changes 1-13). material of friction pairs: rollers from steel 40chn (analog of steel 3130h (usa), 1.5710 (germany), 40crni (china)), hrc 38, ra 0.34 µm. lubrication of the contact surfaces was provided through immersing the lower roller in the lubricant bath. experimental conditions. friction mode: nonstationary conditions – cyclic operation in the start-up mode – stationary operation – braking – stop (fig. 1). fig. 1. schematic representation of tribosystem operation in nonstationary conditions of friction. areas: і start; іі stationary work; iii braking; iv stop. maximum rotation speed: 700 rpm for the leading surface and 500 rpm for the lagging surface. sliding 30%. friction path for one cycle: 91.845 m for the leading surface and 62.8 m for the lagging surface. total friction path: 9184.5 m for the leading surface and 6280 m for the lagging surface. the maximum contact load by hertz: 200 mpa.s . number of cycles: 100 cycles. oil temperature: 20 0 c from the 1st to the 45th cycle; heating in the 20-100 0 c range from the 46th to the 50th cycle; 100 0 c from the 51st to the 100th cycle. the duration of the cycle: 80 s. results let us analyze the kinetics of changes in the tribotechnical parameters of aviation oils in the course of operation in nonstationary friction conditions. samples 1 and 2 are characterized by high antifriction properties in the investigated temperature range (fig. 2). for sample 1, the average friction coefficient is 0.0183, regardless of the lubricant temperature, the friction coefficient is stable, the range of its oscillations is within 0.015…0.026. the increase in the friction coefficient through 58 60 cycles is due to the change in the nature of boundary layers with increasing lubricant temperature. for sample 2, the average friction coefficient is 0.0147, regardless of the lubricant temperature; the friction coefficient is unstable, the range of its oscillations is within 0.009…0.034. the established periodic increase/decrease in the friction coefficient during operation indicates the instability of tribotechnical processes in the friction contact. let us compare the kinetics of changes in the lubricating properties of aviation oils in the tribological contact. the investigated oil "bora b" sm-9 (sample 1) is characterized by effective lubricating properties both at start-up and at the maximum revolutions studied (fig. 3). with increasing temperature in the tribological contact, the adsorption layer thickness decreases due to changes in their nature: the boundary layers of mostly physical nature are replaced by boundary layers of chemical nature, which are characterized by more effective antiwear properties. no failure of the lubricating layer during start-up and direct metal contact of the friction surfaces was 46 problems of tribology fixed. at start-up, the lubricant temperature was 20 0 с and the mixed lubrication mode prevailed. with increasing the lubricant temperature to 100 0 с the elastohydrodynamic (contact-hydrodynamic) lubrication mode dominated, which testifies to the effective starting properties of ―bora b‖ sm-9 oil. at maximum speeds of the samples, the hydrodynamic mode of lubrication dominated, regardless of the oil temperature, which indicates the evident separation of the contact surfaces due to the formation of a lubricating layer. fig. 2. the kinetics of change in the friction coefficient kvalitet-avia oil mixture sm-9 (sample 2) is characterized by effective lubricating properties at the maximum studied speeds, providing a hydrodynamic mode of lubrication. the total thickness of the lubricating layer for sample 2, on average, is 1.32 times less than that of sample 1 (fig. 3). at start-up, instability of lubrication is revealed, 20% of cycles demonstrate a dry-semidry mode of lubrication, related to the long period of formation and adaptation of the lubricant boundary layers to nonstationary friction conditions. fig. 3. kinetics of change in the thickness of the boundary adsorption layers (hb) and the total thickness of the lubricating layer (ht) in the course of operation. since oils are used in helicopter transmission reducers, characterized by large contact loads and shear rate gradients, it is reasonable to analyze the rheological parameters of lubricants. the oil ―bora b‖ sm-9 (sample 1) is characterized by efficient rheological properties. with it, the hydrodynamic mode of lubrication at maximum speeds of the cycle in the conditions of rolling with 30% sliding is provided owing to the high bearing capacity of the lubricant and the formation of hydroand nonhydrodynamic components of the lubricating layer thickness, which are characterized by low shear stresses equal to 13.89 mpa with a range of divergences within 10.91…18.85 mpa. problems of tribology 47 despite high rotation speed gradients in the contact, from 1.99.10 3 to 2.26.10 5 s -1 , which arise at a maximum sliding velocity of 0.71 m/s in the conditions of rolling with sliding, the lubricant is characterized by high effective viscosity, on average 5142 pa·s (fig. 4). this indicates a high resistance of the oil components to destruction due to increasing shear rate gradient. the greatest decrease in the effective viscosity in the contact down to 378...914 pa·s occurs at the beginning of increasing oil temperature, i.e., during 45 50 test cycles. this is caused by change in the nature of the boundary adsorption levels, characterized by effective adaptation in a wide range of temperatures. different changes in the rheological parameters in nonstationary lubrication conditions were established for the kvalitet-avia oil mixture of sm-9 (sample 2). first, the average shear stress of the lubricating layer is 1.27 times less than in sample 1 and equals 10.98 mpa. however, a wide range of discrepancies were revealed in the range of 5.19… .29.38 mpa for this lubricant, which is due to the long-term adaptation of the lubricant boundary layers to high shear rate gradients in the conditions of rolling with 30% sliding, which reach 1.17 · 10 3 to 7.2 · 10 5 s -1 . there is observed periodic destruction of the boundary layers in the friction contact during operation, which indicates a decrease in their antiwear properties. second, the low tendency to structurization of the lubricant components on the friction-activated metal surface leads to a less pronounced dependence of the effective viscosity of the oil on the shear rate gradient: the average is at the level of 500 pa·s. when the oil temperature increases to 100 0 с, the effective viscosity first decreases to 80 pa·s, but with further operation of friction pairs increases to 600 800 pa·s (fig. 4). fig. 4. the kinetics of change in the effective viscosity of oil (η) n the contact an important operational parameter of the tribosystem is the energy load on the friction contact, which can be evaluated from the kinetics of changes in the specific work of friction, afr. it depends on the type of lubricant, contact surface material and operation conditions of the tribosystem. the obtained experimental values of afr for sample 1 in the range 1186…6328 j/mm 2 indicate the normal operation conditions of the tribosystem (fig. 5). with increasing oil temperature from 20 to 100 0 c, the specific work of friction increases, on average, by 1.6 times, which indicates transition of the tribosystem to more complex conditions of friction. however, the investigated lubricant in such conditions provides realization of the hydrodynamic mode of lubrication in the contact and high wear resistance for the metal. for sample 2, more intense energetic processes in the friction contact were established. the specific work of friction is unstable and characterized by a wide range of oscillations in the range of 1300…33430 j/mm 2 , regardless of the lubricant temperature. the failure to achieve a metastable state of the tribosystem in terms of energy can lead to intensification of destructive processes in the surface layers of the metal and reduction in its wear resistance. fig. 5. kinetics of changes in the specific work of friction in the course of operation 48 problems of tribology one of the most important characteristics of oils during operation is their antiwear properties, so the establishment of regularities of friction pair wear will make it possible to predict its durability and reliability. the total linear wear of the 40chn steel rollers upon lubricating the friction pairs with oil is 4.9 μm and 5.74 μm for samples 1 and 2, respectively (fig. 6). the wear of the lagging surface is 2.38 (sample 1) and 1.9 (sample 2) times greater than that of the leading surface, which is due, by the k.t. trubina theory [8], to reducing the endurance limit of the lagging surface because of the increase in the rate of fatigue destruction in conditions of different directions of friction forces in the contact on the leading and lagging surfaces. fig. 6. wear of contact surfaces in the course of operation the wear intensity of both the leading and lagging surfaces is characterized by low values, which indicates high wear resistance of the contact surfaces and effective antiwear characteristics of the oils studied (table 1). in the case of lubrication of friction pairs with sample 2, the wear intensity of the leading and lagging surfaces increases by 1.36 and 1.09 times, respectively, compared with sample 1. таble 1 antiwear characteristics of aviation oils indicator lubricant material sample 1 oil «bоrа b» sм-9 sample 2 kvalitet-avia oil mixture sm-9 wear of contact surfaces (steel 40chn) after 100 cycles total linear wear of the samples studied, µm 4.9 5.74 wear, µm leading surface lagging surface leading surface lagging surface 1.45 3.45 1.97 3.77 wear intensity 1.57875·10 -10 5.49363·10 -10 2.14492·10 -10 6.00318·10 -10 wear resistance 6.33·10 9 1.82·10 9 4.66·10 9 1.67·10 9 microhardness of the samples (steel 40chn) microhardness of surface before experiment , мpа 4377 4590 4310 4658 microhardness of surface after 100 cycles, мpа 2764 2758 3118 2914 since the lubricant components affect the near-surface layers of the metal by modifying them during friction, the strength characteristics of contact surfaces were evaluated. the reduction of microhardness of steel 40chn after 100 cycles was determined to be by 1.58 and 1.66 times for the leading and lagging surfaces, respectively, in the case of lubricating with sample 1; and by 1.38 and 1.6 times for the leading and lagging surfaces, respectively, in the case of lubricating with sample 2. the hardening of metal surface layers is due to the manifestation of the rebinder effect, i.e., adsorption plasticization of solids under the action of oil surfactants. the thickness of the plasticized layer can be up to 0.1 μm. this phenomenon exerts a positive effect on tribological processes in the contact as it reduces the surface energy due to adsorption of the active components of the oil additive and formation of boundary adsorption layers of both physical and chemical nature. this leads to increased wear resistance of the contact surfaces at the expense of reducing the resistance of the surface layer of the solid body to plastic deformation, facilitating plastic shear in the grains and the emergence of dislocations as well as forming finer granular structure. problems of tribology 49 conclusions a methodology for evaluating the operational properties of aviation oils taking into account their lubricating, antifriction, rheological and antiwear properties in the friction contact in the online mode has been developed. based on studies of tribological characteristics of aviation oils, it was found that the oil "bora b" sm-9 is characterized by more effective lubricating, antifriction, antiwear and rheological characteristics in nonstationary conditions of friction in the mode of rolling with 30% sliding compared with the aviation oil mixture sm -9. in particular, a comprehensive evaluation of tribological parameters of oil "bora b" sm-9 showed the stability of the friction coefficient in the start-stop mode, formation of boundary adsorption layers of lubricant on friction-activated contact surfaces, dominance of hydrodynamic lubrication at maximum speed, high effective viscosity in the contact at low shear stresses of the oil layer and low wear intensity of friction pairs, which allows one to more accurately evaluate its operational characteristics. this, in turn, makes it possible to more accurately evaluate the quality of the oil and provide recommendations for the choice of lubricant for specific friction units. references 1 singh y., singh p., sharma a., choudhary p., singla a., singh n. (2018) optimization of wear and friction characteristics of phyllanthus emblica seed oil based lubricant using response surface methodology. egyptian journal of petroleum, 27 (4), 1145-1155. 2. israelachvili j. n. (2011) intermolecular and surface forces, 3-rd ed., usa: academic press, 674. 3. bychkov v.z., hrytsiuk a.v., zaitsev a.v., klimenko n.v., shcherbanenko g.v. (2005) metod uskorennoy otsenki moyushchikh i antinagarnykh svoystv motornykh masel v dvukhtaktnom forsirovannom dizelnom dvigatele [method for accelerated evaluation of the detergent and antinagar properties of engine oils in a two-stroke forced diesel engine]. dvigateli vnutrennego sgoraniya, 1, 118-121. 4. korneev s.v., pashukevich s.v., savoskin a.s., shirlin i.i. (2017) izmeneniye kharakteristik motornogo masla pri ekspluatatsii dvigateley cummins avtobusnogo parka g. omska [сhange in the characteriistics of the engine oil during operation of the cummins engines of bus fleet in the city of оmsk]. vestnik sibadi, 2 (54), 66-69. 5. https://bora.in.ua/ukraine_import/aviamasla/tsgip.html 6. mikosianchyk o.o. (2013) patent 88748, ukraine, ipc g01n 3/56. prystrii dlia otsinky trybotekhnichnykh kharakterystyk triboelementiv [device for estimating tribological characteristics of triboelements], 6, 4. 7. mikosianchyk o.o., mnatsakanov r.g., kindrachuk m.v. (2013) patent 89261, ukraine, ipc g01n 11/00. sposib otsinky dynamichnoi efektyvnosti vyazkosti mastylnykh materialiv v trybotekhnichnomu kontakti [method for estimating dynamic efficiency of viscosity of lubricants in tribotechnical contact], 7, 4. 8. kurapov p.a., novikov v.s., efros d.g., fedosh d.a. (2016) o mehanizme iznashivanija zubchatyh koles reduktornyh sistem gazoturbinnyh dvigatelej [on the wear mechanism of gear wheels of reduction systems of gas turbine engines]. tribologiya – mashinostroyeniyu: trudy xi mezhdunarodnoy nauchno-tekhnicheskoy konferentsii — moscow: institute for computer research, 137-138. https://bora.in.ua/ukraine_import/aviamasla/tsgip.html 50 problems of tribology мікосянчик о.о., якобчук о.є., мнацаканов р.г., хімко а.м. оцінка експлуатаційних властивостей авіаційних олив за триботехнічними параметрами проведена оцінка якості авіаційних олив з урахуванням їх змащувальних, антифрикційних, реологічних та протизношувальних властивостей в фрикційному контакті в режимі on-line. запропоновано застосування програмно-апаратного комплексу для оцінки експлуатаційних характеристик трибоелементів. апробація методики проведена на авіаційних оливах см-9. встановлено підвищення антифрикційних властивостей оливи «бора б» см-9 за рахунок формування граничних адсорбційних шарів мастильного матеріалу на активованих тертям контактних поверхнях, які характеризуються низькими напруженнями зсуву мастильного шару, а їх структуризація забезпечує високу ефективну в'язкість в контакті на рівні 5142 па·с. проаналізовано, що при пуску, температура мастильного матеріалу 20 0с, переважає змішаний режим мащення, при зростанні температури мастильного матеріалу до 100 0с домінує еластогідродинамічний (контактно-гідродинамічний) режим мащення, при максимальних обертах пар тертя домінує гідродинамічний режим мащення, незалежно від температури оливи, що свідчить про ефективне розділення контактних поверхонь внаслідок утворення мастильного шару між контактуючими поверхнями. аналіз питомої роботи тертя в фрикційному контакті показав, що нестабільність даного параметру свідчить про інтенсифікацію деструкційних процесів в приповерхневих шарах металу та зниження його зносостійкості. встановлено зниження зносостійкості відстаючої поверхні в умовах кочення з проковзуванням для всіх типів досліджуваних олив, що обумовлено різновекторною направленістю сил тертя в контакті. при напрацюванні пар тертя в нестаціонарних умовах встановлено знеміцнення поверхневих шарів металу, що позитивно впливає на триботехнічні процеси в контакті. практичне значення роботи полягає в розробленні методики аналізу мастильних матеріалів, що дозволяє більш точно оцінити їх експлуатаційні характеристики та надати рекомендації щодо вибору мастильного матеріалу для конкретних вузлів тертя. ключові слова: авіаційні оливи, змащувальний шар, антифрикційні властивості, режим мащення, знос, мікротвердість дослідження триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів з евтектичного сплаву на сталі 12х18н10т проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 6 панарін в.є.,* гуменюк і.а.,** кіндрачук м.в.,** тісов о.в.** * шнститут металофізики ім. г.в. курдюмова нан україни, ** національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: nau12@ukr.net дослідження триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів з евтектичного сплаву на сталі 12х18н10т удк 621.891 у роботі досліджено тертя і зношування евтектичних сплавів в умовах сухого тертя. матеріалом для ненасення покриття був розроблений евтектичний сплав із карбідним зміцненням. покриття на поверхню сталі 12х18н10т наносили електроіскровим методом у захисній атмосфері. трибологічні випробування виконано на машині тертя м22-п, у якості контртіла використано сталь 45 загартовану до твердості 45 hrc. випробувано три серії покриттів – без обробки (у стані «як нанесено»), і після відпалу – 15 і 45 хв. структура необробленого покриття є тонким конгломератом фаз, що змінює механізм зміцнення матеріалу (порівняно з литим сианом). у вихідному стані покриття має високу корозійну стійкість, твердість і порівняно високу зносостійкість. шляхом відпалу нанесеного покриття можна змінювати його механічні і трибологічні властивості і підібрати необхідні характеристики для заданих умов тертя. ключові слова: електроіскрові поркиття, нерівноважний стан, сталь 12х18н10т, диборид хрому, доборид титану, тонкий конгломерат фаз. вступ в останні десятиліття увагу розробників нових матеріалів все більше привертають можливості використання метастабільних станів, що виникають в умовах ведення нерівноважної кристалізації металевих сплавів. такі умови виникають, наприклад, при нанесенні покриттів фізичними методами, які використовують концентровані джерела енергії з великою густиною потужності – лазери, плазмові потоки, детонаційно-газові методи, електроіскрове легування, напилення вибухом тощо. [0, 0]. високоенергетичний вплив на матеріал за малі проміжки часу приводить до виникнення в покритті нерівноважних фаз і структур, які в звичайних чи інших більш рівноважних умовах, не утворюються [0]. ці стани надають покриттям властивості, що визначаються поєднанням нерівноважних структур і фаз і, крім того, з'являється можливість керувати їхніми властивостям шляхом переведення покриття як термодинамічну систему до більш рівноважного стану. тут необхідно відмітити важливий момент. змістити покриття, що знаходиться в нерівноважному стані, в сторону термодинамічної рівноваги можна двома шляхами. перший – це цілеспрямований зовнішній енергетичний вплив (наприклад, дифузний відпал, зовнішня деформація, лазерний переплав, ультразвукова обробка тощо). другий – це мимовільний зовнішній енергетичний вплив, який виникає безпосередньо у процесі роботи покриття (наприклад, в умовах тертя, корозійної дії, циклічної взаємодії з іншим тілом). у другому випадку можна говорити про самоорганізацію системи і оптимальну її пристосованість до умов зовнішнього руйнівного впливу. рушійною силою такого процесу є зниження внутрішньої енергії системи за умов підведення енергії ззовні за рахунок дисипації будь-яким способом. реалізація другого варіанту видається більш ефективною, оскільки створити умови для самоорганізації нерівноважної системи простіше, ніж заздалегідь спрогнозувати і забезпечити оптимальну структуру і склад покриття для заданих умов роботи. евтектичні сплави на основі заліза з тугоплавкими боридами квазіпотрійної системи 12x18h9crb2-tib2 [0] відповідають правилу шарпі, оскільки в литому стані вони містять тверді кристали боридів (~ 20 об.%) і м'яку, пластичну металеву матрицю (~ 80 об. %), що відповідає складу неіржавйної сталі 12x18h9 (рис. 1, а). було показано, що евтектичні сплави зазначеної системи в литому вигляді мають високу зносостійкість, з мінімальним сумарним зносом пари тертя в контакті з різними сталями в умовах сухого тертя ковзання на повітрі і високу корозійну стійкість [0]. зсув за складом сплавів цієї системи в заабо доевтектичну область призводить до збільшення сумарного зносу пари тертя, що відповідає закону курнакова. нанесення покриттів з евтектичних сплавів зазначеної системи газотермічним або методом конденсації, стимульованим іонним бомбардуванням, розширює за складом область мінімального сумарного зносу пари тертя і знижує його величину в порівнянні з литим станом. пояснюється це формуванням більш дисперсної структури покриття і термодинамічно більш нерівноважним в порівнянні з литим станом. дослідження триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів з евтектичного сплаву на сталі 12х18н10т проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 7 у даній роботі поставлено завдання: дослідити можливість поширення на електроіскрові покриття висновків про ефективність управління триботехнічними властивостями евтектичних покриттів, що створені за рахунок диспергації їх структури і використання різного ступеня нерівноважності. метод електроіскрового легування, так само, як і зазначені вище методи, дозволяє досягти високої концентрації енергії електричного розряду в малих розплавлених об’ємах матеріалу електрода за короткі проміжки часу. оскільки підкладка при цьому залишається практично холодною (її інтегральна температура знаходиться поблизу кімнатної), то під час кристалізації розплавлаву матеріалу катода можна досягти великих швидкостей охолодження, що приведе до появи нерівноважних станів у покритті. ці особливості створюють умови, що є аналогічними до умов, які створюються під час використання зазначених вище методів нанесення покриттів. це дає підстави очікувати існування аналогічних закономірностей зношування і зносостійкості. методика дослідження для вирішення поставленого завдання були отримані електроіскрові покриття з розробленого евтектичного сплаву [0] на підкладці зі сталі 12x18h10т. оскільки сплав містить активні метали (ti, cr), які здатні інтенсивно окислюватися на повітрі за підвищених температур, процес електроіскрового легування проводився в атмосфері захисного газу – аргону. для порівняння ефективності впливу на триботехнічні характеристики різних термодинамічних нерівноважних станів випробувалися як покриття у початковому стані, так і покриття, що були відпалені за двома різними режимами. відпал проводився у вакуумній печі сшвл за тиску залишкової атмосфери 5 мм. рт. ст. і температурі 900 °с (0,75тпл) протягом 15 і 45 хв. охолоджувалися зразки з піччю. випробування на тертя і зношування проводилися на установці м22-п за наступних умов: схема сполучення: вал – частковий вкладиш; матеріал контртіла – сталь 45 (hrc 45); тертя– без мащення; швидкість ковзання 0,5 м/с; питомі навантаження 0,1; 0,15; 0,2; 0,25; 0,3 мпа; площа зразка – 1 см2; шлях тертя 1000 м. дослідження мікроструктури покриттів і поверхні тертя проводилися на металографічному мікроскопі «neophot-2» і растровому електронному мікроскопі jeol-45 з використанням аналізатора з мікрорентгеноспектральною приставкою mxr. результати дослідження мікроструктура вихідного напиленого електроіскрового евтектичного покриття (рис. 1, б) є сумішшю ультрадисперсних кристалів бориду титану і хрому, які рівномірно розподілені в металевій матриці, що має склад неіржавійної сталі 12х18н9. білі області в покритті – це частини покриття, які не протравлюються в реактиві і ділянки тонкого конгломерату фаз, що не розпалися; а темніші – дідягнки покриття, які частково перетаорені і перебувають у більш рівноважному стані. така структура покриттів принципово відрізняється структури від литого стану (рис. 1, а), оскільки внаслідок великої швидкості охолодження, що реалізовується під час електроіскровго напилення, відбувається зміна механізму евтектичною кристалізації з формуванням структури тонкого конгломерату фаз [0]. а б рис. 1 – структура досліджуваного евтектичного сплаву в литому стані (а) і напиленого у вигляді електроіскрового покриття (б) формування такої структури зумовлює зміну механізму зміцнення в порівнянні з литим станом. за невеликих швидкостей охолодження (під час рівноважної кристалізації розплаву) формується розгалужений каркас із боридів, що несе основне навантаження під час тертя, а сталева матриця передає і перерозподіляє напруження між його окремими гілками. така структура досить жорстка, термодинамічно стійка, здатна витримувати високі навантаження і робочі температури, але володіє високою крихкістю, дослідження триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів з евтектичного сплаву на сталі 12х18н10т проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 8 яка визначається крихкістю фаз впровадження. за умов досягнення критичної швидкості охолодження [0] в електроіскровому евтектичному покритті формується структура тонкого конгломерату фаз, у якій основне навантаження несе металева матриця, а дисперсні кристали боридів зміцнюють її, блокуючи рух дислокацій. на рис. 1, а стрілками вказана товщина кристалів боридів, а на рис. 1, б в нижній частині знімка видно підкладку зі сталі 12х18н10т. така будова теоретично передбачає вищу пластичність у порівнянні зі структурою литого стану [0]. однак насправді у необробленому електроіскровому покритті пластичність знижена внаслідок перенасичення твердого розчину на основі заліза боридними фазами. високотемпературний відпал вихідного покриття приводить до часткового розпаду пересиеної металевої матриці, зниження мікротвердості і коагуляції спочатку високодисперсних кристалів боридів [0, 0]. зі збільшенням часу відпалу ступінь розпаду твердого розчину на основі заліза і ступінь коагуляції кристалів боридів зростають, що приводить до зміни мікромеханічних властивостей структурних складових покриття. це, в свою чергу, відбивається на триботехнічних характеристиках покриття в цілому (рис. 2). коефіцієнт тертя, f питоме навантаження, мпа ваговий знос зразка, мг/км питоме навантаження, мпа а б лінійний знос пари тертя, мкм/км в рис. 2 – триботехнічні властивості електроіскрових евтектичних покриттів в вихідному і відпаленому за різними режимами станах якщо коефіцієнт тертя вихідного покриття навіть дещо знижується зі збільшенням навантаження, то у відпалених покриттях залежність складніша (рис. 1, а). більш тривалий відпал (45 хв) до питомих навантажень 0,15 мпа обумовлює мінімальні значення f, нижчі ніж в початковому стані, а при великих значеннях р він різко зростає. причому характер залежності зберігається для обох режимів відпалу, що практично виключає помилку експерименту. така залежність визначається описаними вище процесами зниження твердості, міцності і підвищення пластичності, металевої матриці покриття, яка несе основне навантаження. ці ж процеси можуть призвести до збільшення вагового зносу покриття при великих питомих навантаженнях (рис. 2, б), що спостерігається для обох режимів відпалу. катастрофічне збільшення зносу відпаленого протягом 15 хв покриття при р > 0,15 мпа, швидше за все викликано повним зношуванням покриття до підкладки і його безпосередньою участю в процесі тертя. наведене пояснення підтверджується дослідженням поверхні тертя вихідних і відпалених покриттів (рис. 3). якщо на поверхні тертя вихідного покриття видно сліди крихкого руйнування і викришування окремих областей, то після відпалу протягом 15 хв з'являються сліди пластичної деформації, ступінь якої збільшується при збільшенні тривалості відпалу до 45 хв. дослідження триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів з евтектичного сплаву на сталі 12х18н10т проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 9 а б рис. 3 – поверхня тертя вихідного (а) і відпаленого (б) протягом 15 хв при 900 ° с електроіскрового евтектичного покриття за результатами дослідження хімічного складу утворених в процесі тертя плівок були встановлені наступні закономірності. в основі всіх окисних плівок, як вихідного, так і відпалених покриттів, лежать сполуки заліза з киснем, іноді леговані хромом і нікелем в кількості (в атомних частках, %) 18,6 1,8 і 4,9 0,17 відповідно. склад цих сполук відповідає формулам fe3о4 і fe2o3. інші метали, присутні в покритті, незважаючи на їх велику, в порівнянні з залізом активність, самостійних оксидів не утворюють. збільшення часу відпалу сприяє зниженню корозійної стійкості вихідного покриття і, як наслідок, призводить до збільшення кількості окисних плівок (якісна оцінка проводилася за інтенсивністю піків елементів). необхідно відзначити, що проведений відпал вихідних покриттів не тільки знижує їх крихкість, але і одночасно знижує їх початково високу корозійну стійкість. як зазначалося вище, невідпалені покриття слабо травляться в реактиві і при терті утворюють порівняно невелику кількість окисних плівок. завдяки низькому коефіцієнту тертя сумарний знос пари тертя мінімальний. при відпалі відбувається частковий розпад металевої матриці, підвищується її пластичність і одночасно знижується корозійна стійкість – зростає активність травлення в реактиві, інтенсифікується процес утворення окисних плівок при терті. таким чином, в результаті відпалу покриттів відбуваються конкуруючі процеси, які призводять до протилежних результатів. з одного боку, збільшується кількість окисних плівок, які грають роль твердого мастильного матеріалу, і зростає пластичність, що знижує утомне руйнування і викришування покриття, що приводить до зниження зношування. з іншого боку, відпал призводить до зниження твердості і міцності металевої матриці, яка несе навантаження і сприяє підвищенню зношування покриття, особливо за великих навантажень. таким чином, змінюючи ступінь нерівноважного стану отриманих покриттів шляхом їх відпалу, можна в деякому діапазоні змінювати їх триботехнічні властивості, мінімізуючи сумарний знос пари тертя. оскільки встановлені залежності триботехнічних властивостей для вихідних і термооброблених покриттів досить сильні, з'являється можливість самоорганізації оптимального стану досліджених покриттів для різних умов тертя (різні матеріали контртіла, навантаження, швидкості ковзання, температурний режим тертя, атмосфера тощо). висновки 1. у досліджених евтектичних покриттях, отриманих методом електроіскрового легування, в процесі напилення відбувається формування високодисперсної термодинамічної нерівноважної структури тонкого конгломерату фаз. такі покриття мають високу зносостійкість при терті ковзання без мастила в парі з загартованою сталлю 45. 2. відпал отриманих електроіскрових евтектичних покриттів призводить до зниження коефіцієнта тертя при питомих навантаженнях до 0,15 мпа і зниження зносостійкості при великих навантаженнях. 3. створення різного ступеня нерівноважних станів у досліджених евтектичних покриттях призводить до зміни їх триботехнічних властивостей, що дозволяє підбирати оптимальні параметри сполученої пари в різних умовах тертя. література 1. лазерная и электронно-лучевая обработка материалов: справочник / н. н. рыкалин, а. а. углов, и. в. зуев, а. и. ко-кора. – м.: машиностроение. – 1991. – 147с. 2. высокоэффективные лазерно-плазменные технологии в машиностроении / в. а. барвинок, в. м. новикови, г. м. змеевской и др. – м.: машиностроение – 1997. – 74 с. дослідження триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів з евтектичного сплаву на сталі 12х18н10т проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 10 3. виноградов б. а., гаврилин в. н., либенсон м. н. теоретические основы воздействия лазерного излучения на материалы: учебн. пособие. – благовещенск.: изд-во бпи. – 1993. – 344 с. 4. шурин а. к. износостойкость нержавеющих эвтектических сплавов с фазами внедрения/ а. к. шурин, в. е. панарин, м. в киндрачук // проблемы трения и изнашивания. – к.: технiка, – 1981. – №19. – с. 65 – 73. 5. пат. 102244 україни. зносостійкий евтектичний сплав на основі заліза / кіндрачук м. в., лабунець в. ф., денисенко м. і., загребельний в. в., гуменюк і. а.; № и 2015 03259; заявл. 07.04.2015; опубл. 26.10.2015, бюл. № 20. 6. таран ю. н., мазур в. и. структура эвтектических сплавов. – м.: металлургия, 1978. – 311 с. 7. панарин в. е. структурные изменения в эвтектических сплавах железа, затвердевших с различными скоростями // металлове-дение и обработка металлов. – 1997. – №1. – с. 20 – 25. 8. панарин в. е. газотермические покрытия из эвтектических сплавов на основе железа с ультрадисперсной структурой / в. е. панарин, о. в. микуляк, м. в. киндрачук, а. и. бондарь // защитные покрытия на металлах. – 1988. – №22. – с. 26 – 30. 9. киндрачук м. в. влияние термоциклической обработки на структуру и свойства плазменных покрытий из эвтектических сплавов на основе железа / м. в. киндрачук, в. е. панарин, ю. н москаленко // металловедение и обработка металлов. – 1995. – №1. – с. 38 – 45. 10. панарин в. е., микуляк о. в., киндрачук м. в. возможности управления триботехническими свойствами эвтектических газо-термических покрытий на основе железа с фазами внедрения // трение и износ. – 1985. – т.6. – №5. – с. 932 – 936. поступила в редакцію 07.11.2017 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com дослідження триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів з евтектичного сплаву на сталі 12х18н10т проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 11 panarinv., humeniuki., kindrachukv. , tisov o. investigation of tribotechnical properties of electrosparc coatings made of eutectic alloy based on steel 12х18н10т. in current work we have investigated an urgent problem of managing tribologial properties of steel based composite coating. as a material of the coating we used an eutectic alloy with chromium and titanium diborides as strengthening phases. the chemical composition of matrix material was a composition of stainless steel 12x18h9. ia substrate material is a steel 12х18н10т. for coating deposition we used an electrospark method in protective argon atmosphere, which allows to obtain coating material in quasistable condition. as a result of equilibrium cooling the coating has s following structure: dendritic crystals of diborides with spaces filled with steel matrix. these strengthening crystals bear the major amount of friction load. increasing the cooling rate of molten material the coating structure changes (after some critical cooling rate) – it turns to a fine strengthening crystals embedded into steel matrix. we call this a fine phase conglomeration. reheating the coating allows tu turn this conglomeration to more (or to equilibrium) thermodynamically stable state (coating annealing). for tribological testing we used a wear test facility m22-p which utilizes a shaft bush test specimens layout. a counterspecimen (shaft specimen) material is steel 45 hardened to 45 hrc. we have tested three series of specimens without any treatment (is as deposited condition), і після відпалу – 15 і 45 хв. it was proved, that coating reheating changes hardness, corrosion resistance, wear resistance. by selecting heating temperature and annealing duration it is possible to change tribological behavior of material. this allows to select a definite set of properties, which are required for particular application. key words : electrosparc coating, nonequilibrium state, steel 12х18н10т, chromium diboride, titanium diboride, fine phase conglomeration. references 1. lazernaya i elektronno-luchevaya obrabotka materialov: spravochnik. n. n. ryikalin, a. a. uglov, i. v. zuev, a. i. ko-kora. m.: mashinostroenie. 1991. 147p. 2. vyisokoeffektivnyie lazerno-plazmennyie tehnologii v mashinostroenii. v. a. barvinok, v. m. novikovi, g. m. zmeevskoy i dr. m.: mashinostroenie 1997. 74 p. 3. vinogradov b. a., gavrilin v. n., libenson m. n. teoreticheskie osnovyi vozdeystviya lazernogo izlucheniya na materialyi: uchebn. posobie. blagoveschensk. izd-vo bpi. 1993. 344 p. 4. shurin a. k. iznosostoykost nerzhaveyuschih evtekticheskih splavov s fazami vnedreniya. a. k. shurin, v. e. panarin, m. v kindrachuk. problemyi treniya i iznashivaniya. k.: tehnika, 1981. №19. p. 65 – 73. 5. pat. 102244 ukrayiny. znosostiykyy evtektychnyy splav na osnovi zaliza. kindrachuk m. v., labunets' v. f., denysenko m. i., zahrebel'nyy v. v., humenyuk i. a.; # y 2015 03259; zayavl. 07.04.2015; opubl. 26.10.2015, byul. # 20. 6. taran yu. n., mazur v. y. struktura evtektycheskykh splavov. m.: metallurhyya, 1978. 311 p. 7. panarin v. e. strukturnyie izmeneniya v evtekticheskih splavah zheleza, zatverdevshih s razlichnyimi skorostyami. metallove-denie i obrabotka metallov. 1997. №1. p. 20 – 25. 8. panarin v. e. gazotermicheskie pokryitiya iz evtekticheskih splavov na osnove zheleza s ultradispersnoy strukturoy. v. e. panarin, o. v. mikulyak, m. v. kindrachuk, a. i. bondar. zaschitnyie pokryitiya na metallah. 1988. №22. p. 26 – 30. 9. kindrachuk m. v. vliyanie termotsiklicheskoy obrabotki na strukturu i svoystva plazmennyih pokryitiy iz evtekticheskih splavov na osnove zheleza. m. v. kindrachuk, v. e. panarin, yu. n moskalenko. metallovedenie i obrabotka metallov. 1995. №1. p. 38 – 45. 10. panarin v. e., mikulyak o. v., kindrachuk m. v. vozmozhnosti upravleniya tribotehnicheskimi svoystvami evtekticheskih gazo-termicheskih pokryitiy na osnove zheleza s fazami vnedreniya. trenie i iznos. 1985. vol.6. №5. p. 932 – 936. equally weighted compositions of gaussian-noised – data trained t wo layer perceptrons in boost ing ensembles for high accurate discontinuous... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 53 romanuke v.v. khmelnit skiy nat ional university, khmelnit skiy, ukraine, e-m ail: romanukevadimv@gmail.com equally weighted compositions of gaussian noised data trained two layer perceptrons in boosting ensembles for high accurate discontinuous tracking of wear states regarding statistical data inaccuracies and shifts udc 539.375.6+539.538+519.237.8 equally weighted comp ositions of gaussian no ised-data trained two lay er p ercep trons are studied in order to track metal wear states more accurately at the high est level of statistical data in accur acies and shifts (noise). the noise r an ge is modeled throu gh four magn itudes char acterizin g ultimate jitters and shifts in wear influ encin g factors. accuracy and v ariance gains of equally weighted comp ositions seem to be increasin g when no ise intensities become lower. wh en boosting ensembles are comp osed from ordinary classifiers, h igh-accurate trackin g fails. only comp osing ensemb les from a lot of the best op timized p erceptrons, the accuracy imp roves by 1,5 % for the averaged track in g error rate and by 7,7 % for the tracking error rate at noise maximum. her e, the boosting ap p ears to have its limit. but ensembles of equally -weighted co mp ositions of p erceptrons p erform even better than ensembles of p ercep trons weighted after training. and for ensurin g highaccurate discontinuous tracking of wear states, we just need p erceptrons trained by quite different backp rop agation methods. ke y wor ds: wea r state tracking, statistical data, data inaccuracies, data shifts, accuracy, two-layer perceptron, boosting, boosting ensemble, trac king error rate. ge neration of statistical data inaccur acies and shifts in me asuring me tal we ar states while metal billets are processed, metal processing tools are worn within a range of metal wear states (mws) being specific for the type of metal and peculiarit ies of processing. the range is ordered by wear accumu lation. while meta l details are run, the range is wider due to that intensity of wear is much less er. mws are measured (scored) via wear influencing factors (wif), including direct (speed, pressure, temperature, etc.) and indirect (time duration) ones. measuring mws is needful for controlling wear process and prevention of underuse and overuse of both tools and details. the measure ment is a ground for trac king mws along the whole life cyc le. the t racke r is usually stated after arranging the huge statistical data (hsd). ho wever, these data are inaccurate as wear is very stochastic process. additionally, mws measurements may have instrumental and systematic b ias errors wh ich shift wif being matched to the corresponding mws. that is why statistical data inaccuracies and shifts (sdis) in measuring mws hinder in effective application of continuous differential-equations-based-models for t racking mws and forecasting them. and using stochastic differentia l equations doesn’t help much as expectance evaluation is not so reliable and volatility is generated very high. thus discontinuous models are preferable, though they require hsd to set reliable statistical correspondence [1] in the form of finite statistical data set (fsds) inc luding each of  \ 1n  wear states. fsds is   1, l l jj j f w   x by  \ 1, 1l n  and the wear state  1,jw n labeled as 1 j j i q x x     x for q wif. the range of mws is presumed to be wholly sampled into those wif, and so      1 1, 1, l j j w n n   by the s -th state sj w labeled as the pure representative (pr) sj x . sdis a re generated as a result of the wear is influenced with innume rable mu ltitude of factors, what lets treat those inaccuracies as norma l noise. due to that, the classifie r can be two-layer perceptron with nonlinear transfer functions (2lpnltf) [1]. th is is a universal classifier, performing great ly on gaussian noised data (gnd). nonetheless, possible shifts in fsds and shifts in input data make single 2lpnlt f classifier noneffective at higher intens ities of the shift noise. but compositions of gnd-tra ined 2lpnltf may improve accuracy of tracking mws [2]. therefore, boosting ensembles of gnd-tra ined 2lpnltf are to be tried e xhaustively. gain in accurac y of tr acking mws at higher inte nsities of sdis using boosting ense mbles intensities of sdis become higher when either the metal life cycle has run near its half or mws are measured with poor-calibrated instrument. the accuracy of tracking mws is tracking error rate (ter) being the percentage ratio of the classifier’s incorrect responses to the classifier’s total inputs , although the percentage of the classifier’s correct responses among its total inputs is imp lied by t er. equally weighted compositions of gaussian-noised – data trained t wo layer perceptrons in boost ing ensembles for high accurate discontinuous... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 54 based on a boosting technique stated in [2], ensemble of three 2lpnltf solved a problem of trac king 24 mws with 16 wif in that the mean ensemble t er was 6,82 % at the highest level of sdis in every state. in term of t er, the averaged gain (relative decre ment of t er or something else) of the boosting exceeded 50 %, and variance of wear states’ t er beca me more than 50 % lower with the ensemble. for the same problem, the classifier was optimized in [3] for improv ing accuracy of the tracking. having increased number of 2lpnltf within the ensemb le up to 30, the averaged gain with the optimized ensemble became about 56 % in respect of the best ensemble of three 2lpnlt f. similarly, variance of ter over 24 mws beca me about 53 % lower. however, nearly the same results were reg istered when the ensemble was composed without training, but just setting the weight of every 2lpnltf to one thirtieth. the e xp lanation is that all those 2lpnlt f we re roughly simila rly-t rained gnd classifiers, without focusing on specific sdis. hence, equally-we ighted compositions of  \ 1, 30b  gnd-tra ined 2lpnltf a re believed to track mws in that problem more accurately. the goal of c omposing a boosting ensemble of gnd-traine d 2 lpnltf for high-acc urate tr acking taken the spoken problem of tracking 24 mws with 16 wif fro m [2, 3], there should be composed a boosting ensemble of equally-we ighted gnd-t rained 2lpnlt f for high-accurate tracking at the highest level of sdis. the result is expected to be better than in [3]. in any case, evaluation of the ratio between ter for single 2lpnlt f and ter for the ensemble is going to be plotted. this implies both ter on average and ter at the highest level of sdis. similar plots of the boosting gain will be done for the variance of wear states’ ter. accurac y and variance g ains of e qually-weighte d c ompositions of gnd-traine d 2 lp nltf in general statement, the boosting ensemble as b 2lpnlt f equally-we ighted composition output is * 1, arg max s n ss m    by   1 1 b s sm mb    (1) on the forecasted mws  * 1, arg max s s n s m    (2) by the  -th 2lpnltf [3], giving the value  sm  in its s -th output neuron. a 2lpnltf itself is trained with training sets   : sjis isq n iy y x y and     10 01 1 , 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, : h h hhr h hr h h h h h h                          y y y ξ θ ξ θy         10 0, 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, 1is is is is sq n q nh h h h h                          ξ θ ξ θn n (3) for pr and sdis correspondingly, where    1 0; 1s qj i i x   and  0r   , and  0, 1n is the infinite set of standard norma l variate’s values. term h ξ in (3) is responsible for modeling jitter inaccuracies and omissions in statistical data or measurements. and term h  θ in (3) models wif shifts in every state. coefficient 0 characterizes ultimate jitters and  is ratio between the suspected jitters and wif shifts [1]. these ones were put to 0 0.25  and 1.5  whilst the problem of trac king 24 mws was studied in [2, 3]. denote by    the averaged ter of the  -th 2lpnlt f along with its ter  ;h   at sdis ma ximu m. for the ensemble of b 2lpnlt f, b is the averaged ter and  b h  is ter at sdis ma ximu m. henceforwa rd, the accuracy gains are the averaged ter gain and the gain of t er at sdis ma ximu m      1te r 1,minb bg b         and       1ter 1,; min ;h b h hbg b           (4) respectively. for seeing the boosting gain for the variance of wear states’ ter, denote by  ,v n the averaged variance of n wear states’ ter of the  -th 2lpnlt f along with its variance  ; ,hv n  at sdis ma ximu m. for the ensemble of b 2lpnltf,  bv n is the averaged variance of n wear states’ ter and  ;b hv n is variance at sdis ma ximu m. henceforwa rd, the variance gains are the averaged variance gain equally weighted compositions of gaussian-noised – data trained t wo layer perceptrons in boost ing ensembles for high accurate discontinuous... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 55 and the gain of variance at sdis ma ximu m       1var 1,, min ,b bg b n v n v n        and       1var 1,; , ; min ; ,h b h hbg b n v n v n         (5) respectively. the accuracy gains (4) for the proble m of trac king 24 mws with 16 wif a re shown in figure 1 and figure 2, where 1r  , 10h  , and sdis a re modeled by  0 0.15, 0.2, 0.25, 0.3  and  1, 1.25, 1.5, 2 . (6) the variance gains (5) for the spoken problem are shown in figure 3 and figure 4, plotted by (6). the incre ment of sdis intensity according to (6) is designated with dots, circ les, squares, and diamonds, respectively. 10 20 30 40 50 60 70 80 90 0 1 2 3 4 5 6 7 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1 2 3 4 5 6 fi g. 1 – the ave rage d ter gain fi g. 2 – the gain of ter at sdis maximum 10 20 30 40 50 60 70 80 90 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 fi g. 3 – the gain of ave rage d varian ce of 24 wear states’ ter fi g. 4 – the gain of varian ce at sdis maximum figures 1 4 show clearly that those gains unexpectedly are about those ones for 30 gnd-trained 2lpnlt f weighted within the ensemble after training [3]. it means that tracking mws more accurately fails when any  \ 1, 30b  gnd-trained 2lpnltf a re taken either into equally-we ighted composition or into ensemble to be trained. notwithstanding the fail, high-accurate discontinuous tracking (hadct) is available if ensemble is composed of gnd-trained 2lpnltf of higher accuracy (ha2lpnltf). sure ly, such ha2lpnltf occur rarer than an ordinary gnd-tra ined 2lpnltf. a mong 17818 ord inary gnd-tra ined 2lpnltf with 70 neurons in hidden layer by r  1 and h  18, there happened to be found 60 ha2lpnltf performing at    „ 1,17 for the problem by 0 0.25  0,25 and   1,5, and the equally-weighted composition of these ha2lpnlt f re inforced by resume-tra ining performs at 60  0,62,  60 20   4,43,  60 24 0.14v  0,14,  60 20 ; 24 5.4v   5,4. thus, the corresponding gains remain roughly as those ones in figures 1 4, although hadct is realizable. discussion of the gains and findi ngs having processed hsd for trying hadct, the boosting appears to have its limit. une xpectedly, but hadct here is rea lizab le only by using a lot of the best ha2lpnlt f. the ga ins (4) and (5) see m to be increasing when intensities of sdis beco me lo wer. but they have their own limits, nearly corresponding to the circled polylines in figures 1 4. co mparing the gains to those ones in [3], the accuracy improvement e xists anyway. it is about 1,5 % for the averaged ter and 7,7 % for t er at sdis ma ximu m. and ensembles of equally-weighted equally weighted compositions of gaussian-noised – data trained t wo layer perceptrons in boost ing ensembles for high accurate discontinuous... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 56 compositions of gnd-trained 2lpnlt f perform even better than ensembles of gnd-tra ined 2lpnltf weighted after tra ining. for ensuring hadct, we just need 2lpnltf trained by quite different methods of backpropagation “traingda”, “traingd x”, “tra ingdm” , “tra ingd”, “trainlm”, “tra inscg”, etc. references 1. ro manuke v.v. wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general totality regarding statistical data inaccuracies and shifts / v. v. ro manuke // proble ms of tribology. – 2014. – n. 3. – p. 50-53. 2. ro manuke v.v. accuracy improve ment in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts with boosting mini-ensemble of two-layer perceptrons / v.v. ro manuke // proble ms of tribology. – 2014. – n. 4. – p. 55-58. 3. ro manuke v.v. optimizing parameters of the two-layer perceptrons’ boosting ensemble training for accuracy improve ment in wear state discontinuous tracking model regarding statistical data inaccuracies and shifts / v.v. ro manuke // proble ms of tribo logy. – 2015. – n. 1. – p. 65-68. udc 539.375.6+539.538+519.237.8 посту пила в р едакцію 15.04.2015 романюк в.в. рівнозва жені склади двошаро вих персептронів, навчених на даних з гаусовими шумами, у комітетах бустингу для високоточного дискретного відслідковування станів зносу з урахуванням похибок і зсувів у статистичних даних. вивчаються р івнозважені склади двошар ових пер септр онів, навчених на даних з гау совими шу мами, для того, щоб відслідкову вати стани зносу металу більш точно за найвищого р івня похибок і зсу вів у статистичних даних (шу му ). діапазон цього шу му моделюється за чотир ма ампліту дами, що хар актер изу ють гр аничні флу кту аційні похибки та зсу ви у фактор ах впливу на знос. вигр аші у точно сті та диспер сії цих р івнозважених складів здаються зр остаючими пр и зменшенні інтенсивностей шу му . коли комітети бу стингу складаються зі звичайних класифікатор ів, високоточне відслідкову вання не вдається. лише пр и складанні комітетів зі значного ч исла найкр ащих оптимізованих пер септр онів точність покр ащу ється на 1,5 % для у сер едненого р івня помилок відсл ідкову вання і на 7,7 % для р івня помилок відслідкову вання за максимального шу му . здається, бу стинг ту т має свою межу . однак комітети р івнозважених скл адів пер септр онів фу нкціону ють навіть кр аще, ніж комітети пер септр онів, що зважу ються після навчання. і для забезпеч ення високоточного дискр етного відсл ідкову вання станів зносу нам необхідні пр осто пер септр они, навчені за доволі р ізними мето дами звор отного пошир ення. ключові слова: відслідкову вання стану зносу , статистичні дані, по хибки у даних, зсу ви у даних, точність, двошаровий пер септр он, бу стинг, комітет бу стингу , р івень помилок відслідкову вання. 8_smirnov.doc підвищення захисних властивостей плазмових покриттів з застосуванням плакованих керамічних порошків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 47 смирнов і.в. національний технічний університет україни «кпі», м. київ, україна підвищення захисних властивостей плазмових покриттів з застосуванням плакованих керамічних порошків розробка і створення нових порошків для газотермічного напилення в значній мірі сприяє поліпшенню функціональних властивостей і розширенню сфери застосування газотермічних покриттів. особлива увага при цьому приділяється напиленню композиційних керамічних порошків (металокерамічних, біокерамічних, наноструктурних і т. п.) [1]. підвищення захисних та механічних властивостей керамічних покриттів у багатьох випадках досягається введенням у склад покриття металевої складової шляхом механо-хімічного легування або плакуванням вихідних частинок порошку. на даний час для плакування порошків використовуються, дорогі і дефіцитні метали (co, ni, мо) з низькою адгезією до керамічного ядра, що у певних випадках призводить до згортання або здування оболонки в процесі напилення і як наслідок до погіршення властивостей напилених покриттів [2]. забезпечення надійного зчеплення металевої оболонки з керамічним ядром порошку можливо шляхом застосування перехідних шарів з хімічно активних металів, а також методів фізичного осадження у вакуумі (pvd). деякі дослідження процесів отримання металевих плівок на порошкових матеріалах вакуумноконденсаційними методами для певних галузей застосування представлені в публікаціях [3, 4]. так, бобков в. в. та інш. співавтори роботи [3] осаджували металеві плівки на частинки порошку дисперсністю від 20 до 500 мкм магнетронним методом. автори роботи [4] шаронов є. о. та інш. досліджували процес напилення міді на керамічний порошок sio2 – feon вакуумно-дуговим методом для отримання хімічних каталізаторів. в даній роботі нанесення металевих плівок на порошок здійснювалось також вакуумнодуговим способом, який через свої фізико-технологічні особливості дозволяє формувати металеві плівки з високою швидкістю конденсації і міцністю зчеплення. для плакування використовували порошок оксиду алюмінію фракцією 40–63 мкм, який застосовується при газотермічному напиленні покриттів для захисту металовиробів від корозії, зносу, термічного впливу і т.п. застосування плакованих порошків призводить до утворення довкола частинок кераміки ділянок з підвищеними когезійними зв'язками, що сприяє формуванню щільного покриття добре зчепленого з основою з підвищеними корозійними і механічними характеристиками. мета статті полягала в підвищенні захисних властивостей плазмових покриттів шляхом застосування порошку оксиду алюмінію, плакованого вакуумно-дуговим методом двошаровими металевими оболонками. оболонки на частинки порошку наносили пошарово (перший шар титан, другий шар мідь або алюміній). плакування здійснювали на установці іонно-плазмового напилення, оснащеній спеціальним пристроєм для перемішування порошку барабанного типу. технологія, устаткування і процеси, що відбуваються при плакуванні порошку даним методом, досить детальний описані в роботі [5]. використання титану, як прошарку необхідне для забезпечення взаємозв'язку між ядром оксиду алюмінію і металевими оболонками. титан, як хімічно активний елемент здатний змочувати оксид алюмінію з утворенням перехідних шарів шляхом розчинення оксиду алюмінію в титані, що підтверджують термодинамічні розрахунки [6], а також зменшувати внутрішні напруження в покритті, завдяки практично ідентичному коефіцієнту термічного розширення титану (~ 85·10–7 °с–1) з оксидом алюмінію (~ 78 – 81·10–7 °с–1). алюміній при сплаві з титаном утворює ряд інтерметалідів з виділенням додаткового тепла, що покращує проплавлення тугоплавкого оксиду алюмінію в процесі напилення. мідь, як в'язуючий матеріал, сприяє зменшенню пористості і відповідно підвищенню когезійної міцності напилених покриттів і їх корозійної стійкості. плазмове напилення здійснювалося плазмотроном з частково винесеною дугою, в режимі генерації ламинарной плазмового струменя, що забезпечує найкраще проплавлення керамічного ядра і збереження на частинці плакованої оболонки. потужність плазмотрона складала до 8 квт, продуктивність до 4 кг/год, робочий струм дуги плазмотрона 80 90а, напруга 60 в, як плазмоутворю-ючий і транспортуючий газ використовувався аргон із загальною витратою 6 л/хв. як підшар для композиційного керамічного покриття використовували порошки інтерметалідів nial і niti, що мають високі фізико-механічні властивості, а також міцність зчеплення з основою. на рис. 1 2 представлені металографії двошарових плазмових покриттів, отриманих при напилені плакованого порошку al2o3 на підшар різного складу і товщиною. проведений металографічний аналіз показав, що плазмові покриття при напиленні порошку оксиду алюмінію, плакованого титаном і міддю, мають значно меншу пористість (2 3 %) (рис. 2) порівняно з покриттям з чистого оксиду алюмінію (10 % і вище) і покриттям, отриманим з використанням порошку оксиду алюмінію, плакованого титаном і алюмінієм (4 – 6 %) (рис. 1). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення захисних властивостей плазмових покриттів з застосуванням плакованих керамічних порошків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 48 рис. 1 ‒ металографія плазмового покриття отриманого при напилені порошку al2o3 плакованого ti та al на підшар niti товщиною 30 мкм (х500) рис. 2 ‒ металографія плазмового покриття отриманого при напилені порошку al2o3 плакованого ti та cu на підшар nial товщиною 80 мкм (х500) для дослідження корозійної стійкості покриттів використовувався метод виміру поляризаційного опору, в основі якого полягає явище поляризації системи метал – корозійне середовище при пропусканні зовнішнього струму і визначенні поляризаційного опору (rp), що є величиною, обернено пропорційною швидкості корозії [7]. при проведенні корозійних випробувань плазмових покриттів досліджувався вплив на поляризаційний опір як складу плакованої оболонки, так і наявності підшару, його матеріалу і товщини. тимчасові залежності поляризаційного опору отриманих плазмових покриттів при випробуваннях в 10 % h2so4 і hno3 представлені на рис. 3. 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 4 3 2 1 t, хв r, ом 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 3 2 1 t, хв r, ом а б рис. 3 – залежність поляризаційного опору від часу витримки в 10 % розчинах h2so4 (а) і hno3 (б) плазмових покриттів при напиленні порошку al2o3: 1 – в чистому вигляді, не плакований (товщина покриття 120 мкм); 2 – плакованого ti і al (товщина покриття 120 мкм); 3 – плакованого ti і cu (товщина покриття 120 мкм); 4 – плакованого ti і cu (товщина покриття 200 мкм) як видно з рис. 3, а, поляризаційний опір для всіх видів покриттів в 10 % h2so4 досягає сталого значення через 60 80 хв. це стабілізоване значення може служити критерієм корозійної стійкості при порівняльних випробуваннях. помітне підвищення rp на 50 % спостерігається при заміні алюмінію на мідь в плакованих порошках, що пояснюється більшою стійкістю міді в сірчаній кислоті. до істотного підвищення rp і, відповідно, зниження швидкості корозії приводить також збільшення товщини покриття. це пояснюється зниженням кількості зв'язаних пір і узгоджується з літературними даними про захисну здатність інших видів покриттів. у середовищі 10 % hno3 при випробуванні покриттів на основі плакованих порошків в початковий момент часу фіксували зниження поляризаційного опору порівняно з не плакованим оксидом алюмінію (рис. 3, б). проте, з часом поляризаційний опір для покриттів на основі плакованих порошків в 10 % hno3 збільшувався і через 5 годин перевищив значення отримані для покриттів на основі чистого оксиду алюмінію, що пояснюється здібністю сплавів на основі титану до пасивації в азотній кислоті. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення захисних властивостей плазмових покриттів з застосуванням плакованих керамічних порошків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 49 результати досліджень з впливу матеріалу підшару і його товщини на корозійну стійкість показали незначне відхилення в значеннях rp при випробуванні в 10 % h2so4. так, після стабілізації поляризаційний опір покриттів з підшаром товщиною 30 мкм складав 40 45 ом незалежно від матеріалу використовуваного підшару (niti або nial), незначне підвищення rp до 55 60 ом спостерігалося із збільшенням товщини підшару до 80 мкм. при цьому, таких же значень можна було досягти при збільшенні товщини основного керамічного шару. в значній мірі, як на корозійну стійкість, так і на механічні властивості плазмових покриттів впливає товщина плакованої оболонки, роль якої, у свою чергу, виявляється в зменшенні мікротріщин, які неминуче присутні в окремих деформованих керамічних частинках. на рис. 4 показані залежності поляризаційного опору і міцності зчеплення плазмових покриттів від масової долі мідної оболонки і товщини покриття. на підставі рис. 4, а можна зробити висновок про підвищення корозійної стійкості і міцності зчеплення зразків з плазмовим покриттям на основі плакованих порошків із збільшенням масової долі мідної оболонки. при цьому різке збільшення міцності відбувається до значень її масової долі на рівні 13 15 %, що відповідає товщині оболонки на частинці 1,5 2 мкм. збільшення товщини плазмового покриття (рис. 4, б), також призводить до підвищення поляризаційного опору, проте міцність зчеплення при цьому падає, із-за неминучого накопичення залишкових напружень в металокерамічному покритті, що дозволяє визначити раціональну його товщину для даної системи в діапазоні 120 150 мкм. 10 25 50 75 5 15 20 %, масс. 1 2 rp, oм 25 35 45 σсц, мпа 100 25 50 75 50 150 200 h, мкм 1 2 rp,oм 25 35 45 σсц,мпа а б рис. 4 – поляризаційний опір зразків з покриттям (1) і міцність зчеплення покриттів (2) в залежності від масової долі міді (а) ті товщини покриття (б). зносостійкість покриттів було досліджено на пальчиковій машині тертя, при використанні пари тертя: нерухомий зразок – досліджуване покриття; рухомий (контртіло) – сталь 45. знос визначали гравіметричним методом. за умовами експериментів довжина пробігу рухомого зразка – 40 мм, амплітудне значення швидкості 0,1 м/с, навантаження 10,6 н на номінальній площі контакту 10 мм2. на рис. 5 наведено результати випробувань на зносостійкість плазмових покриттів, отриманих плазмовим напиленням плакованого порошку оксиду алюмінію і порошку оксиду алюмінію у вихідному стані. 0 t, год 2 1 2 3 4 5 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0,00 δm/s, мг/мм2 1 рис. 5 – кінетика зношування плазмових покриттів отриманих при напилені порошку оксиду алюмінію плакованого титаном і алюмінієм (2) і порошку оксиду алюмінію у вихідному стані (1) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення захисних властивостей плазмових покриттів з застосуванням плакованих керамічних порошків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 50 протягом першої години тертя відбувається притирання матеріалів, що супроводжується втратою маси, після чого знос стабілізується. стабільно низьке зношування спостерігається у зразків з покриттям на основі оксиду алюмінію плакованого титаном та алюмінієм (крива 2). знос покриттів на основі не металізованого порошку оксиду алюмінію у 7 8 разів вищий (крива 1). крім того, у другому випадку контртіло зношується на у 4 5 разів більше, ніж у першому, що пов’язано з високою мікротвердістю покриття на рівні 14,6 гпа і абразивним впливом продуктів зношування порошкового покриття. таким чином, експериментальні данні рисунку 5 свідчать, що при плазмовому напилені порошку оксиду алюмінію плакованого титаном та алюмінієм, формуються зносостійкі покриття з високою когезійною і адгезійною міцністю. ці ж зразки виявляють високу корозійну стійкість у 10 % розчині hno3. зразки з плазмовими керамічними покриттями випробовували також на повзучість, як найбільш інформативну характеристику для визначення механічних властивостей захисних покриттів та їх впливу на міцність матеріалу основи при дії підвищених температурах і напружень [8]. випробування проводили на стандартних плоских зразках з модельного матеріалу армко-заліза товщиною 1 мм на установці ала–тоо імаш 20 75 в інтервалі температур 625 650 ºс при навантаженні 170 мпа і тиску у вакуумній камері 10-3 па. для порівняльного аналізу поведінки металопокриттів в умовах повзучості досліджувалися зразки з покриттями як на основі плакованих порошків, так і на основі механічних сумішей порошків оксиду алюмінію та сплаву титану з нікелем. за експериментальними даними, на стадії сталої повзучості визначалась швидкість повзучості зразків з покриттями. отримані залежності швидкості повзучості від температурі в логарифмічному вигляді приведені на рис. 6. 4 3 2 1 620 630 640 650 т, ºс –3 –2 –1 0 lgέ рис. 6 – температурна залежність швидкості сталої повзучості армко-заліза без покриття (1); з покриттям напиленним порошковою сумішшю al2о3–10%niti (2); плакованим порошком al2о3/ti/cu (3) та порошком з чистого al2о3 (4). на підставі отриманих експериментальних даних можна зробити висновок, що покриття при напиленні плакованого порошку al2о3/ti/cu має більший зміцнюючий вплив на основу, чим покриття з механічної суміші al2о3 – 10 %niti, що виявляється в зменшення швидкості повзучості в 3 4 рази. це пояснюється тим, що плазмові покриття на основі плакованого порошку здатні утримуватися на поверхні завдяки фрагментації, що супроводжується зменшенням внутрішніх напружень в покритті, які відповідають за відшаровування покриття. таким чином, фрагменти керамічного покриття, що залишаюся на поверхні перешкоджають пластичної течії металу основи в зоні високих температур. зразки з покриттям на основі чистого оксиду алюмінію в досліджуваному діапазоні температур мають найменшу швидкість повзучості, проте з підвищенням температури значно зростає і швидкість повзучості унаслідок розтріскування і відшаровування керамічного покриття. висновки використання керамічного порошку оксиду алюмінію, плакованого оболонками з таких металів як титан, алюміній і мідь для плазмового напилення захисних покриттів, сприяє формуванню щільного покриття з низькою пористістю 2 6 %, підвищенню міцності зчеплення покриттів з основою на 50 60 %. найменшою пористістю і найкращою корозійною стійкістю в розчині сірчаної кислоти має покриття на основі порошку оксиду алюмінію плакованого двошаровою оболонкою з титану і міді. при цьому підвищення поляризаційного опору в 2 3 рази більшою мірою залежить від товщини основного шару покриття, чим від матеріалу і товщини підшару, що пов'язане із зменшенням кількості зв'язаних pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підвищення захисних властивостей плазмових покриттів з застосуванням плакованих керамічних порошків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 51 пір. дані покриття сприяють також зменшенню температурної залежності швидкості повзучості системи металева основа – керамічне покриття. плакування порошку оксиду алюмінію титаном та алюмінієм забезпечує підвищення зносостійкості плазмових покриттів на його основі у 7 8 разів. ці ж зразки виявляють високу корозійну стійкість у 10 % розчині hno3. список літератури 1. lima r. s. and marple b. r. thermal spray coatings engineered from nanostructured ceramic agglomerated powders for structural, thermal barrier and biomedical applications: a review // j. thermal spray technol., 2007, 16(1).– p. 40–63. 2. борисов ю. с. межфазное взаимодействие в частицах композитных порошков при плазменном напылении. – в сб. жаростойкие покрытия для защиты конструкционных материалов. – л.: наука. – 1977. – с. 147-151. 3. бобков в. в., глушко в. и., рябчиков д. л., алимов с. с., старовойтов р. и. конденсация металлических пленок на дисперсных материалах // в кн. «физические явления в твердых телах». материалы 3 международной конференции «физические явления в твердых телах», 1997. – харьков – с. 179. 4. шаронов е. а., ванновский в. в., алексеев с. в. вакуумно-дуговое напыление меди на порошок керамики sio2 – feon // труды 6-й междунар. конференции «пленки и покрытия – 2001». – спб: изд. спбгту. – 2001. – с. 146-149. 5. копилов в. і., смирнов і. в., сєліверстов і. а. процеси іонно-плазмового плакування порошків для газотермічних покриттів // наукові вісті нтуу „кпі”. – 2009. – № 3. – с. 11–20. 6. смирнов і. в., сєліверстов і. а., чорний а. в., калашникова і. а. застосування композиційних порошків системи al2o3–ti–cu для підвищення корозійної стійкості плазмових покриттів // збірник наук праць нук. – 2009. – № 1. – с. 74-81. 7. сорокин в. и., шлокова е. а., герасименко ю. с. экспрессная оценка хромового покрытия по его поляризационному сопротивлению // защита металлов. – 1992. – т. 28. – № 3. – с. 520-522. 8. браиловский г. э., борисов ю. с., карасевич о. э. анализ разрушения газотермических теплозащитных покрытий // автоматическая сварка. – 1993. – № 7. – с. 27-31. надійшла 11.11.2010 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com автоматизований триботехнічний комплекс для оцінки змащувальних процесів в парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 42 мікосянчик о.о., запорожець о.і., мнацаканов р.г. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: oksana.mikos@bk.ru автоматизований триботехнічний комплекс для оцінки змащувальних процесів в парах тертя удк 621.891 в роботі представлені результати експериментальних досліджень, проведені на пристрої для оцінки триботехнічних характеристик трибоелементів, в якому момент тертя, частота обертання роликів, температура мастильного матеріалу, падіння напруги в мастильному шарі в контакті записуються та обробляються з застосуванням програмного забезпечення в реальному часі з графічним зображенням їх змін. аналіз триботехнічних характеристик контакту в пусковий період за умов чистого кочення при поступовому підвищенні контактного навантаження встановив зниження енергонавантаженості контакту за кінетикою зміни питомої роботи тертя за рахунок високої несучої здатності граничних адсорбційних шарів мастильного матеріалу, які характеризуються неньютонівськими властивостями та проявляють високу антифрикційну здатність. ключові слова: питома робота тертя, граничні адсорбційні шари, реологічні властивості, мастильний матеріал. актуальність задачі при розробці конструкційних і мастильних матеріалів, зносостійких покриттів одним з етапів визначення їх триботехнічних властивостей є проведення прискорених випробувань шляхом моделювання процесу тертя на лабораторних установках. простота випробувального обладнання, експресність методів, порівняно невелика вартість випробувань роблять їх найбільш раціональними при визначенні якості нових розроблюваних виробів. при моделюванні триботехнических процесів необхідно дотримуватися певного співвідношення між умовами лабораторних випробувань і умовами, в яких протікають реальні процеси тертя і зношування при експлуатації деталей машин і конструкцій. огляд публікацій значна частина трибологічних методів досліджень стосується впливу зовнішніх факторів на довговічність і ефективність дії змащувального матеріалу [1, 2]. для одержання достовірних результатів випробувань елементів трибоспряження, відтворення і сходимості результатів при повторних експериментах необхідна чітка структура методики трибологічних досліджень, яка повинна включати: експериментальні засоби для проведення дослідження (схема і конструкція установки); зразки, які досліджуються, або об’єкти дослідження (матеріал, конструкція, точність виготовлення); умови проведення дослідження (характер навантаження, кінематичні і температурні фактори); контрольно вимірювальні засоби і їх метрологічна повірка; методи обробки результатів експериментального дослідження. при цьому розробка раціональних циклів випробувань є однією з необхідних умов оптимізації і підбору пар тертя. особливу увагу заслуговує вивчення несталих режимів роботи на триботехнічні характеристики вузла тертя [3, 4]. найбільш інформативним показником ефективності мастильної дії є товщина змащувального шару в контакті. на сучасному етапі розвитку трибології існує багато методів вимірювання товщини змащувальної плівки, класифікація яких засновується на якісній відмінності фізичних процесів при визначенні даного параметру. до найбільш поширених методів можна віднести наступні: рентгенівський, магнітний, інтерференційний, люмінесцентний, тензометричний, електричні (опору, ємності, пробою, падіння напруги) [3, 5, 6, 7, 8]. головними вимогами, що висуваються до достовірності результатів, отриманих при використанні даних методів, є достатня точність, стабільність і безінерційність, а також забезпечення вимірювання товщини мастильного шару при дотриманні існуючих в контакті умов – кінематичних, силових, температурних. однак, на результати рентгенівського і магнітного методів впливають продукти зношування [9], інтерференційний метод характеризується підвищеною чутливістю до температури контактних поверхонь і ступеня чистоти їх обробки [7], люмінесцентний метод не забезпечує достовірних даних при структуризації змащувальних шарів [3], тензометричний метод вимагає удосконалення тарировочних залежностей впливу пружних деформацій поверхневих шарів металу у контакті на мікропереміщення тензометричного датчика [6]. в експлуатаційній практиці дослідження мастильної дії при наявності цілого ряду переваг і простоти одержали поширення електричні методи [5]. підвищення продуктивності машин, розширення діапазону навантажувально швидкісних параметрів і експлуатаційних середовищ вимагають створення комплексних методів оцінювання працездатності вузла тертя при різноманітних режимах експлуатації. методика та результати досліджень автоматизований триботехнічний комплекс для оцінки змащувальних процесів в парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 43 нами створений пристрій для оцінки триботехнічних характеристик трибоелементів який дозволяє одержати більш достовірні результати досліджень, забезпечує проведення випробувань в умовах кочення, ковзання, реверсу без переобладнання пристрою, характеризується розширенням діапазону коефіцієнта проковзування між контактуючими тілами кочення [10]. як показано на рис. 1, пристрій для оцінки триботехнічних характеристик трибоелементів містить два привода 5, 6, на вихідних валах яких кріпляться дослідні ролики 7, 8; обертання приводів здійснюється шляхом програмування керуючим блоком 2 крокових електродвигунів 3, 4, що з’єднані з джерелом живлення 1. кроковий електродвигун 3 закріплений на мотор–вагах, до яких кріпиться тензодатчик реєстрації момента тертя 9. нижній дослідний зразок 7 занурений в мастильний матеріал 10, що знаходиться в ванні 11, до нижнього корпусу якої входять два термотени 12, термопара 13 прикріплена до стрижня 14. навантажувальний засіб складається з системи ричагів з навантаженням 15 та противагами 16. рис. 1 – схема триботехнічного комплексу для оцінки змащувальних, антифрикційних та реологічних характеристик мастильних матеріалів пристрій працює наступним чином. трибосистема, яка складається з двох рухомих роликів 7, 8, що контактують в процесі тертя, та мастильного матеріалу 10, розміщена в ванні 11. трибосистема з допомогою навантажувального засобу 15 навантажується зазделегідь визначеним зусиллям р і обертальними приводами 5, 6 приводяться в рух ролики. режими обертання (ковзання, кочення, кочення з проковзуванням, реверс) програмуються керуючим блоком 2. момент тертя, частота обертання роликів, температура мастильного матеріалу, падіння напруги в мастильному шарі в контакті записуються та обробляються на пк 17 в реальному часі з графічним зображенням їх змін (рис. 2). рис. 2 – фрагменти програм прийому та обробки триботехнічних параметрів в зоні контакту в реальному часі проведення експериментальних досліджень в якості зразків використовувалися ролики із сталі 9хс (hrc = 60), припрацьовані контактні поверхні до ra = 0,22 мкм. мастильний матеріал – трансмісійна мінеральна всесезонна олива теп–15 (за міжнародною класифікацією арі – gl–2). автоматизований триботехнічний комплекс для оцінки змащувальних процесів в парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 44 дослідження змащувальних властивостей оливи проходило в режимі пуск – зупинка за наступною схемою: розгін за умов чистого кочення контактних поверхонь (12,5 с) – робота в умовах 20 % проковзування ( 4 с) – гальмування за умов чистого кочення контактних поверхонь (12,5 с). контактне навантаження ( max ) на 100, 200 та 300 циклах наробітки становило відповідно 100, 140 та 170 мпа. при дослідженні максимального моменту тертя при зрушенні контактних поверхонь в період пуску в умовах чистого кочення при сумарній швидкості кочення 1,3м/с встановлено, що підвищення контактних напружень з 100 до 140 мпа призводить до зростання даного параметру, в середньому в 1,46 разів, а при подальшому збільшенні контактних напружень до 170 мпа максимальний момент тертя зменшується в 1,72 рази. кінетика зміни цього параметру при напрацюванні протягом 100 та 200 циклів наробітки в нестаціонарному режимі мащення свідчить про його зменшення, в середньому, на 3 5% при 100 та 140 мпа, а при 170 мпа простежується протилежна закономірність – момент тертя зростає на 2 3% (рис. 3). рис. 3 – кінетика зміни моменту тертя при чистому коченні за умов поступового збільшення контактного навантаження лінійне рівняння апроксимації кінетики зміни моменту тертя при зрушенні в умовах чистого кочення при досліджуваних контактних напруженнях становить: м100 = – 0,0033х + 2,4672 (достовірність апроксимації – r2= 0,84); м140 = – 0,0014х + 3,6853 (достовірність апроксимації – r2= 0,91); м170 = 0,0014х + 2,0902 (достовірність апроксимації – r2= 0,912). найкращі антифрикційні властивості оливи при 170 мпа обумовлені її здатністю формувати найбільшу товщину мастильного шару (hзаг) в контакті, яка становить, в середньому, 6,15 мкм, що на 11 % перевищує аналогічні значення даного параметру при менших контактних навантаженнях (рис. 4). рис. 4 – динаміка формування загальної товщини мастильного шару (hзаг) та товщини граничних адсорбційних шарів (hадс) в нестаціонарних умовах слід зазначити, що змащувальна здатність оливи теп-15 характеризується високою ефективністю в усьому діапазоні досліджуваних навантажень – контактні поверхні при максимальному моменті тертя в початковий пусковий період повністю розділені шаром мастильного матеріалу, реалізується гідродинамічний режим мащення, а розрахунковий критерій  [3] становить, в середньому 10 16. автоматизований триботехнічний комплекс для оцінки змащувальних процесів в парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 45 так як дослідження проводились в режимі пуск – зупинка, розглянемо кінетику формування граничних адсорбційних шарів на активованих тертям контактних поверхнях. при max = 100 мпа простежується утворення стійких граничних шарів, товщина яких при напрацюванні зростає на 47 % (рис. 4). підвищення контактних напружень до 140 мпа призводить до часткового стирання сформованих граничних шарів, в 5 % циклів спостерігається зрив мастильного шару на зупинці, що обумовлює металевий контакт поверхонь та підвищення моменту тертя при пуску, в середньому, в 1,7 разів. однак, граничні плівки характеризуються високою адаптаційною здатністю при напрацюванні їх товщина зростає, в середньому, на 20 %, а з підвищенням max до 170 мпа не встановлено суттєвої зміни товщини граничних шарів при напрацюванні. лише в діапазоні наробітки 250 270 циклів зафіксовано часткове руйнування граничних шарів та короткочасне зниження антифрикційних властивостей контакту. аналіз кінетики зміни граничних адсорбційних шарів при динамічному навантаженні дозволяє стверджувати про високу несучу здатність ароматичних залишкових компонентів та дистилятної оливи, що входять до складу трансмісійної оливи теп-15, а протизношувальна присадка з активними елементами фосфору (≥ 0,06 %) та сірки (≈ 2,5 %), яка міститься в досліджуваній оливі, ефективно протидіє схоплюванню контактних поверхонь в періоди часткового стирання граничних шарів при зростанні навантаження. в роботі [11] зазначається, що здатність металів незворотньо поглинати енергію деформації, яка оцінюється показником інтегральної роботи, може бути використана в якості чутливого критерію при дослідженні металів в умовах циклічного пружно-пластичного деформування. так як при динамічній деформації частка прихованої енергії, що запасається в металі, може становити до 20 25 % від всієї розсіяної енергії [12], то чим більшою здатністю буде характеризуватися мастильний матеріал щодо зменшення питомої роботи тертя, тим нижче стане й енергонапруженість контакту, відповідно, тим вищим має бути опір руйнуванню елементів трибоспряжень. рис. 5 – кінетика зміни питомої роботи тертя в пусковий період в умовах поступового зростання навантаження а б рис. 6 – зміна ефективної в'язкості в контакті (а) та напружень зсуву масляного шару (б) при поступовому зростанні навантаження автоматизований триботехнічний комплекс для оцінки змащувальних процесів в парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 46 за методикою [3] проаналізована кінетика зміни питомої роботи тертя в контакті. встановлено, що при 100 та 140 мпа енергонапруженість контакту характеризується високими показниками – питома робота тертя, в середньому, становить 37 дж/мм2, а в 30 % циклів даний параметр перевищує середні значення в 3 4 рази (рис. 5). однак, при зростанні контактних напружень до 170 мпа спостерігається стрімкоподібне зниження питомої роботи тер тя в 4 рази. ми вважаємо, що поступове зменшення даного параметру при напрацюванні обумовлено здатністю мастильного матеріалу формувати на контактних поверхнях стійкі граничні шари, які характеризуються високою адаптаційною здатністю до динамічного навантаження. перш за все, зростання контактного навантаження призводить до стрімкого підвищення ефективної в'язкості в контакті, в порівнянні з динамічною в'язкістю оливи за атмосферних умов, мастильний матеріал набуває неньютонівських властивостей (рис. 6). при max = 100 мпа робота тертя витрачається на структуризацію граничних адсорбційних шарів на активованих тертям контактних поверхнях, адже, як зазначалось вище, товщина граничних шарів при напрацюванні 100 циклів зростає на 47 %. при max = 140 мпа в 2,5 рази зростає ефективна в'язкість в контакті, відбувається зміна природи граничних адсорбційних плівок – напруження зсуву масляного шару зростає втричі, отже і питома робота тертя залишається на високому рівні. однак, при подальшому підвищенні max до 170 мпа напруження зсуву масляного шару адаптованих граничних плівок зменшується, в середньому, в 1,5 рази, проявляються ефективні демпфуючі властивості граничних плівок щодо впливу динамічного навантаження, що обумовлює значне зниження енергонапруженості контакту. з рис. 3 видно стрімке зростання питомої роботи тертя при 250 270 циклах наробітки, що відповідає частковому стиранню сформованих граничних шарів на контактних поверхнях, однак їх швидке оновлення на активованій тертям поверхні призводить до стабілізації енергетичного показника контакту. висновки 1. створений пристрій для оцінки триботехнічних характеристик трибоелементів в умовах ковзання, кочення, кочення з проковзуванням, реверса, до складу якого входять два контактуючих в процесі тертя рухомих ролика з ізольованими від маси пристрою посадковими місцями, мастильний матеріал, розміщений в ванні, ричажково-маятниковий навантажувальний засіб та програмне забезпечення запису та обробки результатів випробувань. 2. максимальний момент тертя в пусковий період в умовах чистого кочення при підвищенні контактних напружень з 100 до 140 мпа зростає в 1,46 разів, при подальшому збільшенні контактних напружень до 170 мпа даний параметр зменшується в 1,72 рази, що обумовлено високою адаптаційною здатністю граничних адсорбційних шарів до динамічних умов навантаження. 3. встановлено зниження енергонапруженості контакту при 170 мпа за рахунок ефективних демпфуючих властивостей граничних шарів мастильного матеріалу, який набуває в триботехнічному контакті властивостей неньютонівських рідин. література 1. зозуля в.д. словарь-справочник по трению, износу и смазке деталей машин / зозуля в.д., шведков е.л., ровинский д.я., браун э д. − к.: наук.думка, 1990. − 264с. 2. порохов в.с. трибологические методы испытания масел и присадок/ порохов в.с. − м.: машиностроение, 1983. − 183с. 3. дмитриченко н.ф. смазочные процессы в условиях нестационарного трения / дмитриченко н.ф., мнацаканов р.г. – житомир:жити, 2002.308 с. 4. адлер ю.п. планирование эксперимента при поиске оптимальных условий / адлер ю.п., маркова е.в., грановский ю.в. – м.: наука, 1971. – 98 с. 5. райко м.в. исследование смазочного действия нефтяных масел в условиях работы зубчатых передач: дис. на соискание ученой степени доктора техн. наук: 05.02.04 / м.в. райко – к.: киига, 1974. – 369с. 6. павлов в.н. исследование смазочного действия масел в зубчатых передачах: дис. на соискание ученой степени кандидата техн. наук: 05.02.04 / павлов в.н. – к.: киига, 1974 – 273с. 7. гоэр р. толщина пленки и сопротивление качению в упругодинамическом точечном контакте / гоэр р. // проблемы трения и смазки. – 1971. – № 3. – с. 22 – 26. 8. кannel g.w. methods for determininp pressure distributions in luvricated rolling contact / кannel g.w., bell i.c., allen c.m. // asle trans. – 1965. – № 8. – р. 250 – 263. 9. земскова и.и. измерение величины износа с помощью сцинцилляции / земскова и.и., матвеевский р.м. // вестник машиностроения. – 1969. – № 11. – с. 29–32. 10. патент на корисну модель №88748, мпк g 01 n 3/56 пристрій для оцінки триботехнічних характеристик трибоелементів / мікосянчик о.о. – u 2013 13450, заявл. 19.11.13; опубл. 25.03.14, бюл. №6 – 4с. 11. лин т.х. скрытая энергия упругой деформации, обусловленная остаточными напряжениями в пластически деформированном поликристалле / лин т.х., ито м.// труды американского общества инженеров-механиков. – 1967. – с.158 – 169. 12. фридель ж. дислокации // фридель ж. – м.:мир. – 1967. – 643с. автоматизований триботехнічний комплекс для оцінки змащувальних процесів в парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 47 mikosyanchyk o.o., zaporozhets o.i., mnatsakanov r.g. tribotechnical automated evaluation system for lubricating processes in friction fume. the paper presents the results of the research conducted on a device for evaluation of tribotechnical characteristics of the trybocomponets. the software of the device registers and processes in real-time and with graphical presentation of changes the moment of friction, turnover speed, lubricant temperature, voltage drop in contact lubricant layer. the analysis of the tribotechnical characteristics in contact at the startup moment under conditions of straight rolling and under the gradual increase of contact load has defined the decrease in contact energy load in the kinetics of friction changes due to high carrying capacity of the lubricant boundary adsorption layers, which characterized by non-newtonian properties and demonstrate high anti-friction ability. keywords: specific work of friction, boundary adsorption layers, rheological properties, lubricants. references 1. zozulja v.d., shvedkov e.l., rovinskij d.ja., braun je d. slovar'-spravochnik po treniju, iznosu i smazke detalej mashin, kiev: nauk.dumka, 1990, 264р. 2. porohov v.s. tribologicheskie metody ispytanija masel i prisadok, m.: mashinostroenie, 1983, 183р. 3. dmitrichenko n.f., mnacakanov r.g. smazochnye processy v uslovijah nestacionarnogo trenija, zhitomir:zhiti, 2002, 308 р. 4. adler ju.p., markova e.v., granovskij ju.v. planirovanie jeksperimenta pri poiske optimal'nyh uslovij, m.: nauka, 1971, 98 р. 5. rajko m.v. issledovanie smazochnogo dejstvija neftjanyh masel v uslovijah raboty zubchatyh peredach: dis. na soiskanie uchenoj stepeni doktora tehn. nauk: 05.02.04, k.: kiiga, 1974, 369р. 6. pavlov v.n. issledovanie smazochnogo dejstvija masel v zubchatyh peredachah: dis. na soiskanie uchenoj stepeni kandidata tehn. nauk: 05.02.04, k.: kiiga, 1974, 273р. 7. gojer r. tolshhina plenki i soprotivlenie kacheniju v uprugodinamicheskom tochechnom kontakte, problemy trenija i smazki, 1971, № 3, рр. 22 – 26. 8. kannel g.w., bell i.c., allen c.m. methods for determininp pressure distributions in luvricated rolling contact, asle trans, 1965, № 8, рр. 250 – 263. 9. zemskova i.i., matveevskij r.m. izmerenie velichiny iznosa s pomoshh'ju scincilljacii, vestnik mashinostroenija, 1969, № 11, рр. 29–32. 10. patent na korisnu model' №88748, mpk g 01 n 3/56 pristrіj dlja ocіnki tribotehnіchnih harakteristik triboelementіv, mіkosjanchik o.o., u 2013 13450, zajavl. 19.11.13; opubl. 25.03.14, bjul. №6, 4р. 11. lin t.h., ito m skrytaja jenergija uprugoj deformacii, obuslovlennaja ostatochnymi naprjazhenijami v plasticheski deformirovannom polikristalle, trudy amerikanskogo obshhestva inzhenerovmehanikov, 1967, рр.158 – 169. 12. fridel' zh. dislokacii, m.:mir, 1967, 643р. _goback аналитическое определение приведенного коэффициента трения шариковых и роликовых подшипников проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 20 довбня н.п., бондаренко л.м., бобырь д.в., шевченко я.и. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта имени академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина e-mail: dmitrob@ua.fm аналитическое определение приведенного коэффициента трения шариковых и роликовых подшипников удк 621.822.6 аналитически доказано, что сопротивление качению шариков по внешней обойме почти в 1,3 раза больше, чем по наружной, а роликов в 1,2 раза. коэффициент трения, приведенный к цапфе, полученный аналитически хорошо совпадает по величине с его значением для подшипников подвижного состава. при проектировании узлов качения локомотива необходимо отдавать предпочтение конструкции в которой вращается внутреннее кольцо подшипника. ключевые слова: подшипник, сопротивление качению шариков, сопротивление качения роликов, коэффициент трения качения. введение шариковые и роликовые опоры позволяют заменять во вращательное пары трение скольжение, трением значения, которые появляются при качении шариков или роликов по внутреннему и внешнему кольцам. из условий деформации и направления действующей на каждый шарик или ролик силы в [1] получены выражения для определения сил, действующих на наиболее загруженные: шарик: ; 5 z q po  (1) ролик: , 6,4 z q po  (2) где q – приложенная к валу сила, передающаяся через внутренне кольцо шариком или роликом; z – число шариков (роликов) в подшипнике (выражения (1) и (2) справедливы только при числе шариков (роликов) от 10 до 20). анализ исследований в [1] для определения момента, который необходимо приложить к внутренней обойме для преодоления сопротивления при качении шариков или роликов касательная сила if определена из момента, который равен моменту реакции при качении шарика (ролика) по обойме: , r kp f ii  (3) где r – радиус ролика или шарика; ip – сила действующая на i-тый шарик или ролик; k – коэффициент трения качения принятый здесь одинаковым при контакте с внутренними и наружными кольцами. в этом и заключается неточность в дальнейших выкладках работы [1]. цель статьи найти приведённый коэффициент трения шариковых и роликовых подшипников с учётом действительного значения коэффициента трения качения шарика и ролика по внешним и внутренним кольцам. основной материал исследований для определения коэффициента трения качения воспользуемся формулами, полученные прибором [2]. аналитическое определение приведенного коэффициента трения шариковых и роликовых подшипников проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 21 при первоначальном точечном контакте (шарик беговая дорожка): , 16 3  bk (4) где b – полуширина пятна контакта в направлении качения шарика;  – коэффициента гистерезисных потерь, являющийся функцией радиуса тела качения и при радиусе 45r мм может принимается равным единице [2]. в [1] доказано, что при определении сопротивления качению группы тел нагрузка на которые осуществляется по закону косинуса, как загрузка шариков и роликов, можно всю нагрузку q перенести на один шарик (ролик) и даже, не обращая внимания на контактные напряжения, находить коэффициент трения качения и сопротивления. полуширина пятна контакта шарика с внутренним кольцом согласно теории контактных деформаций герца [3]: , 112 1 397,1 3 внж ввн rrr e q nв   (5) где вn – коэффициент, зависящий от отношения ;)11(/)11( внж rrrr  drвн 515,0 радиус желоба; e – модуль упругости материалов шарика и кольца; rr oнр  2 – радиус беговой дорожки внутреннего кольца; o – внутренний диаметр подшипника; r – радиус шарика. для определения полуширины пятна контакта наружным кольцом в формуле [5] вместо внутреннего радиуса необходимо подставить величину наружного  ;3 2 1 rr oнр  поменять «плюс» на «минус» и найти вn для этой схемы контакта. для расчета примем подшипники №320 с 100o мм, 215д мм, статической нагрузкой 133р кн, радиусом шариков (без округления до стандартной величины).   25,1715,0  oдr мм. величины вn при контакте шарика с внутренней обоймой составляют ,386,0вn а с наружной .44,0нn подстановка указанных величин в формулу [5] дает величину 105,1внв мм, 43,1врв мм. соответствующие им коэффициенты трения качения условного шарика 207,0внk мм, 268,0нрk мм, а сопротивление качения 1596 rpkw внвн н, 2066 rpkw нрнр н. сопротивление качения колеса найдем из условий, что его диаметр   oкд  8...6 и примем равным 630кд мм со статической нагрузкой 80 кн рельсе 43р с радиусом закругления головки 300рр мм. этим радиусам соответствует коэффициент .98,0вn при контакте цилиндрического колеса с рельсом при закругленной головке полуширины пятна контакта: .397,1 3 рк рк в rr rr e p nв    (6) соответствующей 7,9 мм. коэффициент трения качения при этом радиусе колеса найдем из учета гистерезисных потерь [4] ).2,0exp(16,0 кrвk  (7) что составляет величину 35,1k мм (без их учета 5,1k мм). сопротивление качению 1140 кк rkpw н, где 2662  qp кн с учетом опирания колеса на два подшипника. в формуле, определяющей сопротивление от трения в ходовых частях на прямолинейном участке пути [4] содержится коэффициент  – коэффициент трения подшипников, приведенный к цапфе колеса и его величину при шариковых подшипниках рекомендуется принимать .015,0...01,0 аналитическое определение приведенного коэффициента трения шариковых и роликовых подшипников проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 22 так же его величину можно найти из соотношения:  ,2 нрвн o кк    (8) и при этих величинах ,0095,0 что практически соответствует рекомендуемой величине  при подшипниках качения. отметим, что приведение коэффициента трения  к цапфе очевидно отдание дани подшипникам скольжения. если внутреннее кольцо не вращается, то более корректно коэффициент  приводить к диаметру беговой дорожки внутренней обоймы, заменив в формуле [8] о на rо 2 и величина  в этом случае составит 0,0071. в подшипниковых узлах, где вращается наружная обойма вместо о необходимо подставлять rо 3 и .0063,0 не тяжело убедиться, что приведенный коэффициент трения при вращении наружной обоймы меньше в 1,5 раза, и, естественно, сопротивление от трения в ходовых частях, в следствии того что сопротивление около 1/3 от трения в подшипниках, уменьшится примерно на 1/4. однако, надо иметь ввиду, что при повороте наружной обоймы на один оборот, сила сопротивления нрw совершает работу   393832  rrwa oнрнр нм. этот же путь проделает и сила ,врw совершив работу 3042врa нм. при вращении же внутренней обоймы за один ее оборот сила врw совершает работу   29962  врoвр wrra нм. этот же путь проделает и сила ,нрw совершив работу 3490нрa нм. таким образом, общая работа сил трения качения шариков за один оборот внутреннего кольца составит 6186 нм, а наружного 6980 нм, т.е. почти на 30 % больше и, естественно, надо отдать предпочтение конструкции подшипниковых узлов с вращением внутренней обоймы. такое же расположение и в потребляемой мощности на преодоление сопротивлений качению шариков при вращении внутренней и наружной обойм. роликовые подшипники. для сравнения шариковых и роликовых подшипников проведем аналоговые расчеты для роликоподшипника радиального с коротким или цилиндрическими рамками № 2819 со статической нагрузкой 178q кн,   38,9125,0  дr мм, 95о мм, 170д мм радиусом роликов, количеством роликов     .175  ддz как видно, этот подшипник имеет примерно такие же как и шариковый статическую грузоподъемность и размеры. нагрузка на наиболее загруженный ролик: 16,48 6,4 1    z q p кн. как и в предыдущем примере нагрузку q перенесем на наиболее загруженный ролик и найдем полуширину пятен контакта с внутренней беговой дорожки [3]     92,0526,1     rrr rrr вe q в o o вн мм, (9) где rв 2 – длина ролика, с наружной беговой дорожкой.     09,1526,1     rrr rrr вe q в o o нр мм. (10) коэффициенты трения качения при значении условного ролика: по внутренней дорожке 195,0 3 2    внвн вк ; (11) по наружной дорожке 231,0 3 2    нрнр вк мм. (12) сопротивление качения роликов: по внутренней дорожке: аналитическое определение приведенного коэффициента трения шариковых и роликовых подшипников проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 23 3700   r кq w внвн н; по наружной дорожке: 4384   r кq w нрнр н. общее сопротивление качению роликов 808443843700 оw н (коэффициент сопротивления движению 045,0w против 027,0w для шарикового подшипника в предыдущем примере). коэффициент трения, приведенный к цапфе 0089,0 против 0,0095 в предыдущем примере. выводы анализ полученных зависимостей и расчетов позволяет сделать такие выводы и предложения: аналитически доказано, что сопротивление качению шариков по внешней обойме почти в 1,3 раза больше, чем по наружной, а роликов в 1,2 раза; коэффициент трения, приведенный к цапфе, полученный аналитически, хорошо совпадает по величине с его значением для подвижного состава; при проектировании узлов качения локомотива необходимо отдавать предпочтение конструкции в которой вращается внутреннее кольцо подшипника. литература 1. кожевников с. н. теория механизмов и машин. – м.: машиностроения, 1969.– 584 с. 2. джонсон к. механика контактного взаимодействия. – м: мир, 1989.– 510 с. 3. справочник по сопротивлению материалов / писаренко г. с., яковлев а. п., матвеев в. в. – киев: наук. думка, 1989.– 736 с. 4. бондаренко л. м., довбня м. п., ловенин в. с. деформацiйнi опори в машинах. – днiпропетровск: дніпро – val, 2002, – 200 c. поступила в редакцію 14.12.2015 аналитическое определение приведенного коэффициента трения шариковых и роликовых подшипников проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 24 dovbnya n.p., bondarenko l.n, bobyr d.v., shevchenko ya.i. analytical determination of the reduced coefficient of friction ball and roller bearings. analytically proven that the rolling resistance of the balls on the outer cage almost 1.3 times more than the outer, and the rollers 1,2. the coefficient of friction, reduced to a pin obtained analytically in good agreement with its largest value for the rolling bearings. in the design of the locomotive rolling units necessary to give priority to the construction in which the bearing inner ring rotates. analysis of the dependencies and calculations will make such conclusions and suggestions: analytically proven that the rolling resistance of the balls on the outer cage honoring times larger than the outer and fold rollers; coefficient of friction, reduced to a pin obtained analytically in good agreement with its largest value for cranes; the design of the rolling units necessary to give priority to the construction in which the bearing inner ring rotates. keywords: bearing, balls rolling resistance, rolling resistance rollers, rolling friction coefficient. references 1. kozhevnikov s. n. teorija mehanizmov i mashin. m. mashinostroenija, 1969. 584 s. 2. dzhonson k. mehanika kontaktnogo vzaimodejstvija. m: mir, 1989. 510 s. 3. spravochnik po soprotivleniju materialov. pisarenko g. s., jakovlev a. p., matveev v. v. kiev: nauk. dumka, 1989. 736 s. 4. bondarenko l. m., dovbnja m. p., lovenyn v. s. deformacijni opory v mashynah. dnipropetrovsk: dnipro – val, 2002, 200 s. вплив величини зазору між шнеком і циліндром на експлуатаційні характеристики термопластавтоматів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 93 матвіїшин п.в. вп нубіп україни "бережанський агротехнічний інститут", м. бережани, україна e-mail: tribosenator@gmail.com вплив величини зазору між шнеком і циліндром на експлуатаційні характеристики термопластавтоматів удк 678.057 одержано експериментальні залежності крутильного моменту та часу завантаження і пластикації різних пластмас від велечини зазору між шнеком і циліндром термопластавтомату. визначено критичні значення зазору між шнеком і циліндром для досліджуваних пластмас, перевищення яких приводить до зниження якості продукції. ключові слова: термопластавтомат, шнек, циліндр, зазор, пластмаса, продуктивність. вузол пластикації є одним з найважливіших вузлів термопластавтомата. на відміну від типового екструдера, в якому шнек обертається безперервно і не змінює свого положення, шнек термопластавтомата обертається періодично і робить зворотно-поступальний рух вздовж осі матеріального циліндра. величина зазору між шнеком і циліндром термопластавтоматів має великий вплив на їх експлуатаційні характеристики, а саме: тиск в різних зонах по довжині циліндра; величина крутильного моменту; час в період завантаження та пластикації; продуктивність термопластавтомата тощо [1 4]. тому дослідження впливу зазору між шнеко і циліндром при переробці різних полімерних матеріалів має велике практичне значення і є актуальним. нами проведені такі дослідження [5] на термопластавтоматі моделі дб3328. на рис. 1 наведені графіки залежності крутильного моменту мкр на шнеку від зазору  між шнеком і циліндром в період завантаження і пластикації пластмас. з графіків видно, що зазор  суттєво впливає на величину мкр. при мінімальному значенні  = 0,11 мм для всіх досліджуваних матеріалів він має максимальне значення і знаходився в межах від 280 нм (для капрону 6,6) до 380 нм (для склопластику пс68-30). при цьому величина мкр тим більша, чим більша в’язкість розплаву матеріалу. для всіх досліджуваних матеріалів в інтервалі значень зазору  = 0,17 0,4 мм спостерігається значне зменшення мкр в порівнянні з його значенням при  = 0,11 мм. це пояснюється тим, що мінімальному зазору  = 0,11 мм в матеріальному циліндрі виникають великі сили тертя в результаті контактування поверхонь шнека і циліндра в зв’язку з деформуванням шнека від повздовжнього згину при дії великого осьового зусилля (до 95 кн,) та наявності відхилення від прямолінійності осі шнека при існуючій технології його виготовлення. 50 100 150 200 250 300 350 400 0,11 0,17 0,27 0,4 0,62 0,74  , мм 1 2 3 4 мкр н·м рис. 1 – залежність крутильного моменту від зазору  в період завантаження різних пластмас: 1 – капрон п6,6; 2 – поліетилен пвт; 3 – склопластик пс68-30; 4 – полістирол псм дослідженнями [5] встановлено, що на шнек діють великі осьові сили (до 95 кн в період завантаження і до 188 кн в період вприскування,), які викликають поздовжні деформації шнека в результаті поздовжнього згину 6, що викликає більш інтенсивний знос поверхонь шнека і циліндра та додаткові енерговитрати в процесі роботи. вплив величини зазору між шнеком і циліндром на експлуатаційні характеристики термопластавтоматів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 94 дослідження показали, що при збільшенні зазору  від оптимальних значень 0,17 … 0,4 мм величина крутильного моменту збільшується для всіх досліджуваних матеріалів. це пояснюється збільшенням сил тертя в матеріальному циліндрі в зв’язку з попаданням гранул матеріалу в зазор між гребенем шнека і циліндром, та перерозподілом тиску по довжині циліндра зі збільшенням зазору . слід відзначити, що термопластавтомат на відміну від екструдерів є машиною циклічною дії, з автоматичною системою управління вузлів завантаження і пластикації матеріалу, змикання і розмикання прес-форми, вприскування розплаву в прес-форму та її охолодження. продуктивність термопластавтомата можна визначити за залежністю:   n t тт п ц пд 3600 вироб/зміну, (1) де t – протяжність зміни в год.; пдt – час на підготовку термопластавтомата до роботи в год.; n – кількість виробів в прес формі; цt – протяжність циклу, сек.; похвнпрзpц ttttttt  , де pt – час розмикання прес форми, с.; зt – час змикання прес форми, с.; прt час перехідного руху прес форми, с.; внt – час вприскування розплаву, с.; охt – час витримки під тиском і охолодження прес-форми, с.; пt – час паузи між циклом, с. протяжність циклу складається з часу змикання напів форм, часу їх спільного руху, часу заповнення прес-форми розплавом, часу витримки під тиском і охолодженням прес-форми, часу розмикання прес-форми та паузи між циклами. мінімальна пауза між циклами minn t приймається 1 2 секунд. в цьому випадку виникає мінімальна протяжність циклу minц t . якщо в процесі роботи термопластавтомата час завантаження і пластикації матеріалу буде більшим від мінімальної протяжності циклу ( звt  minцt ), як наслідок від збільшення зазору  між шнеком і циліндром, то в цьому випадку буде збільшуватися час паузи nt , що викличе і зменшення продуктивності термопластавтомата. у випадку, коли протяжність завантаження і пластикації порції матеріалу менша від протяжності циклу при мінімальній паузі ( звt  minцt ), величина зазору  між шнеком і циліндром не впливає на продуктивність термопластавтомата. проте в усіх випадках величина зазору  впливає на енергозатрати на одиницю продукції, зміну тиску в матеріальному циліндрі та якість виробів. в табл. 1 наведені результати досліджень експлуатаційних параметрів термопластавтомату дб3328 в залежності від величини зазору при переробці різних пластмас. з табл. 1 видно, що зі збільшенням зазору , збільшується час завантаження і пластикації звt матеріалів та кількість обертів шнека n в даний період. характер зміни звt для різних матеріалів різний (рис. 2). найбільший час завантаження спостерігається при переробці капрону п6.6 і найменший час звt – при пробці полістиролу псм. матеріали, що мають меншу в’язкість розплаву і більшу схильність до перетікання через гребні шнека, при збільшенні зазору вимагають більшого часу на завантаження при наборі необхідного об’єму порції матеріалу для вприскування. і, навпаки, матеріали з більшою в’язкістю розплаву мають менший час завантаження звt при наборі порції матеріалу. вплив величини зазору між шнеком і циліндром на експлуатаційні характеристики термопластавтоматів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 95 з рис. 2 і табл. 1 видно, що для всіх досліджуваних матеріалів при зазорах 0,17 … 0,27 мм існує мінімальне значення звt , яке в подальшому збільшується зі збільшенням . при цих зазорах діє мінімальний крутильний момент мкр (табл. 1), який теж збільшується при подальшому збільшенні зазору. це обумовлено тим, що в результаті викривлення осі шнека при існуючій технології виготовлення шнеків і під дією осьового зусилля шнек деформується та поверхня шнека контактує з поверхнею циліндра. при зазорі  = 0,11 мм виникають великі сили тертя між поверхнями шнека і циліндра, що зумовлює зменшення кутової швидкості шнека, підвищення часу завантаження порції матеріалу та збільшення енерговитрат в період завантаження в результаті збільшення крутильного моменту. таблиця 1 експлуатаційні параметри процесу переробки різних пластмас при різних зазорах  між шнеком і циліндром термопластавтомата дб3328 в період завантаження і пластикації матеріалу параметри технологічного процесу звt , с n , об , об/с мкр, н·м рос, кн зв t , с n , об , об/с мкр, н·м рос, кн зазор , мм поліетилен пвт капрон п6.6 0,11 19,5 32,7 1,68 310 84,2 23,0 37,8 1,65 250 68,7 0,17 12,7 23,2 1,83 170 75,0 17,8 31,8 1,79 96 68,1 0,27 13,1 24,3 1,85 172 70,1 17,6 31,7 1,80 98 67,9 0,40 17,6 32,0 1,82 180 67,8 25,1 45,9 1,83 135 67,5 0,62 25,0 45,7 1,83 227 64,4 32,0 58,2 1,82 174 66,8 0,74 32,2 58,9 1,83 275 63,3 38,4 70,6 1,84 230 68,9 полістирол псм склопластик пс68-30 0,11 12,0 20,5 1,7 334 93,0 15,0 26,6 1,74 381 95,0 0,17 9,4 17,0 1,82 280 82,2 14,4 26,3 1,82 222 80,2 0,27 11,3 20,7 1,83 262 75,4 15,3 28,0 1,83 224 76,0 0,40 14,9 27,0 1,81 251 71,1 16,5 29,8 1,81 255 72,2 0,62 16,8 30,7 1,83 265 67,9 22,6 41,1 1,82 271 62,3 0,74 21,1 38,4 1,82 330 66,0 25,0 45,7 1,83 302 60,1 позначення: звt – середній час завантаження і пластикації матеріалу в матеріальному циліндрі; n – середня кількість обертів шнека під час завантаження;  – середня кутова швидкість при завантаженні; мкр – крутильний момент; рос – осьове зусилля на шнеку при завантаженні. рис. 2 – залежність часу завантаження і пластикації tзв від зазору  між шнеком і циліндром при переробці різних пластмас: 1 – капрон п6.6; 2 – поліетилен пвт; 3 – склопластик пс68-30; 4 – полістирол псм вплив величини зазору між шнеком і циліндром на експлуатаційні характеристики термопластавтоматів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 96 при значеннях зазору  більших від 0,3 мм відбувається збільшення часу звt в результаті перетікання розплаву через гребні шнека і тим більше, чим менша його в’язкість (рис. 2). в умовах проведення експериментів на термопластавтоматі дб3328 при оптимальних зазорах  = 0,2 … 0,3 мм протяжність циклу склала 20 … 25 с. розрахунки показують, що для термопластавтоматів з об’ємом вприскування 63 см3 час охолодження виробу складає 27,5 с. тому згідно даних рис. 2 зменшення продуктивності термопластавтомату дб3328 в процесі переробки різних пластмас буде виникати при наступних значеннях зазору : для капрону п6,6   0,3 мм; для полетилену   0,4 полістиролу   0,74 мм, для склопластику   0,62 мм. тому з метою запобіганню зменшення продуктивності термопластавтомата рекомендується при переробці пластмас враховувати степінь зносу шнека, що впливає на величину зазору  між шнеком і циліндром, і спочатку при невеликому зазорі  необхідно переробляти матеріали з меншим коефіцієнтом в’язкості розплаву, а матеріали з більшим коефіцієнтом в’язкості переробляти при більших допустимих зазорах. наприклад, серед досліджуваних нами матеріалів слід переробляти в першу чергу капрон п6,6 при зазорах  < 0,3 мм, в другу чергу поліетилен пвт при зазорах  < 0,4 мм, в третю чергу склопластик пс68-30 при зазорах  < 0,62 мм і на завершення полістирол псм. разом з цим, при переробці пластмас слід враховувати вплив зазору на якість продукції. проведене нами візуальне дослідження якості виробів в процесі проведення експериментів показали, що в деяких матеріалів (капрон п6,6, поліетилен пвт) вже при зазорі між шнеком і циліндром 0,5 мм якість виробу знижується (появляються в виробах непластифіковані зерна, дефекти поверхні тощо), що є недопустимим. література 1. переработка пластмасс / шварц о., эбелинг ф.-в., фурт б. / под. общ. ред. а.д. паниматченко. – сп.: профессия. – 2005. – 320 с. 2. швецов г.а. технология переработки пластических масс / г.а. швецов, д.у. алимова, м.д. барышникова. – м.: химия, 1988. – 512 с. 3. гладченко а.н. реология износостойкости металлических трибосистем / а.н. гладченко, и.в. шевеля // хмельницкий, туп «универ» – 2001. – 183 с 4. завгородний, в.к. литьевые машины для термопластов и реактопластов / в.к. завгородний, э.л. калинчев, е.и. марам. – м., 1968. – 374 с. 5. зносостійкість деталей екструдерів і термопластавтоматів в абразивному середовищі: книга в двох частинах / під загальною редакцією в.г.каплуна. – хну. – 2014. – 244с. 6. каплун в.г. исследоваание шнека термопластавтомата на устойчивость с применением эвм/ в.г. каплун, в.д. леськив, л.а. силина, б.с. волынский// инф. матер. ан усср. – к.: наук. думка, 1979. – с. 26 27. надійшла в редакцію 16.09.2015 вплив величини зазору між шнеком і циліндром на експлуатаційні характеристики термопластавтоматів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 97 matviishyn p.v. the effect of the gap between screw and cylinder on the operating characteristics injection molding machine. the experiment also showed the dependence of the twister and the time of loading and damping different types of plastic on the size of clearance between the screw and the cylinder, determined critical data for the clearance between the screw and the cylinder for the plastic under study. the excess of critical data makes the quality of the product worse. key words: injection molding machine, screw, cylinder gap, plastics, performance. references 1. pererabotka plastmas. shvarc o., jebeling f.-v., furt b. pod. obshh. red. a.d. panimatchenko. sp.: professija. 2005. 320 s. 2. shvecov g.a., alimovad.u., baryshnikova m.d. tehnologija pererabotki plasticheskih mass. m.: himija, 1988. 512 s. 3. gladchenko a.n., shevelja i.v. reologija iznosostojkosti metallicheskih tribosistem. hmel'nickij, tup «univer» .2001. 183 s 4. zavgorodnij v.k., kalinchev je.l., marame.i. lit'evye mashiny dlja termoplastov i reaktoplastov. v.k. zavgorodnij. m., 1968. 374 s. 5. znosostіjkіst' detalej ekstruderіv і termoplastavtomatіv v abrazivnomu seredovishhі: kniga v dvoh chastinah. pіd zagal'noju redakcієju v.g.kapluna. hnu. 2014. 244s. 6. kaplun v.g., les'kiv v.d., silina l.a., volynskij b.s. issledovaanie shneka termoplastavtomata na ustojchivost' s primeneniem jevm.. inf. mater. an ussr. k.: nauk. dumka, 1979. s. 26-27. _goback 19_pisarenko.doc дослідження корозійної стійкості і зношування модифікованих кхто зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 110 писаренко в.г. кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна дослідження корозійної стійкості і зношування модифікованих кхто зразків вступ запропонована нами технологія комбінованої хіміко-термічної обробки (кхто) описана в роботі [1]. кхто пропонується використовувати для забезпечення високої надійності виробів точної механіки і пов’язано в першу чергу з наданням їм високих показників зносостійкості та корозійної стійкості. переважна більшість конструкційних деталей сучасного машинобудування виготовляєтьяся з сплавів на основі заліза, які мають низьку корозійну стійкість навіть в умовах атмосферного впливу. забезпечення вимог корозійної стійкості деталей, які працюють в умовах часткового змащення, або ж при повній його відсутності вирішується за рахунок використання о дорогих корозійностійких сталей. застосування хромування, нікелювання та інших покриттів у випадку захисту від корозії деталей, які виготовляються з сплавів на основі заліза не забезпечує одночасно достатньо тривалого захисту від зношування та корозії. також занадто проблематично та дорого наносити металічні покриття на поверхню отворів при виготовленні високоточних деталей. в результаті в реалізації технології кхто були отримані зразки, які в даній роботі були піддані порівняльним дослідженням корозійної стйкості і зносостійкості. випробування корозійної стійкості корозійна стійкість досліджувалась в порівнянні з іншими методами покритть на зразках, виготовлених зі сталі 45, в камері соляного туману 5 % водного розчину хлористого натрію. результати випробувань приведені на рис. 1. при проведенні досліджень було встановлено, що найбільш висока корозійна стійкість забезпечується при наявності на поверхні суцільного оксикарбонітридного шару. контроль наявності оксикарбонітридного шару виконувався шляхом змочення або занурення зразка на 10 20 секунд в 17 % водний розчин мідного купоросу. рис. 1 – корозійна стійкість зразків сталі 45 в соленому тумані 5 % водного розчину nacl: 1 – без обробки; 2 – паротермічне оксидування; 3 – твердий хром 18 … 20 мкм; 4 – кхто при наявності суцільного оксикарбонітридного шару осідання міді на контрольованій поверхні не спостерігається. при відсутності оксикарбонітридного шару мідь осідає на контрольовану поверхню. дослідження зносостійкості та тертя ковзання дослідження проводилось на машині для випробування матеріалів на тертя та знос моделі 2070 смт-1. дослідження зносостійкості зразків проводилось по схемі "кільце кільце", ("диск диск"). оскільки поверхневий дифузійний шар має неоднорідні властивості (твердість, хімічний склад, структура) по товщині, то для визначення характеру зношування в різних його зонах, один із зразків, в якості еталона, був виготовлений зі сталі шх15 з однорідними властивостями (hrcэ 59) по всьому об’єму. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження корозійної стійкості і зношування модифікованих кхто зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 111 частота обертання зразків була встановлена з розрахунку забезпечення величини відносної швидкості проковзування зразка з оксикарбонітридним шаром відносно загартованого зразка зі сталі шх15 – 0,65 м/с. дослідження проводились при наступних технологічних параметрах. середній питомий тиск: при зростаючому навантаженні – від р = 1 мпа до р = 10 мпа; при тривалому навантаженні – р = 7 мпа. тривалість навантаження: при зростаючому навантаженні – вt = 2 години на кожній ступені; при тривалому навантаженні – до вt = 200 годин з відповідними інтервалами. випробування проводились при змащуванні маслом індустріальним. результати випробувань по величині зносу зразків в залежності від тривалості навантаження та в залежності від середнього питомого тиску приведені на рис. 2 3. рис. 2 – зношування wв, зразків в залежності від тривалості випробувань (навантаження), tв: 1 – зразок після хто; 2 – зразок еталон рис. 3 – зношування wв, зразків в залежності від середнього питомого тиску, р: 1 – зразок після хто; 2 – зразок еталон залежність величини зносу, вw від тривалості навантаження, вt (рис. 2) розподіляється на три зони: зону притирання, нестабільну та стабільну зони. встановлено, що перехід від нестабільної зони до стабільної зони в межах тривалості навантаження від вt = 25 годин до вt = 40 годин. швидкість зносу, tвw / в зоні притирання складає 9,689·10 -6 кг/год, в нестабільній зоні – 0,025·10-6 кг/год та в стабільній зоні – 0,004·10-6 кг/год. незначна швидкість зносу в стабільній зоні супроводжується також мінімальним значенням коефіцієнту тертя ковзання. результати випробувань по визначенню коефіцієнту тертя в залежності тривалості навантаження та в залежності від середнього питомого тиску приведені на рис. 4 5. рис. 4– коефіцієнт тертя ковзання, f в залежності від тривалості навантаження, tв. рис. 5 – коефіцієнт тертя ковзання, f в залежності від навантаження, р pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження корозійної стійкості і зношування модифікованих кхто зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 3 112 рис. 6 – зношування зразків, які підлягали різним способам термічної і хіміко-термічної обробок результати випробувань показали високу зносостійкість і низький коефіцієнт тертя поверхні і зразка після кхто, які не поступаються результатам, одержаним при відомих методах обробки: об’ємна закалка, азотування в розплаві солей, високотемпературна газова нітроцементація (рис. 6). висновок результати проведених експериментальних досліджень зразків, підданих комбінованій хімікотермічній обробці показали кращі показники корозійної стійкості і зносостійкості в порівнянні з традиційними методами зміцнення поверхневих шарів сталевих деталей точної механіки. література 1. писаренко в.г. комбінована хіміко-термічна обробка як ефективний спосіб підвищення довговічності деталей точної механіки / в.г. писаренко // проблеми трибології (problems of tribology). – 2011. – № 2. надійшла 01.07.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 15_kulgaviy.doc формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 88 кульгавый э.а. национальный авиационный университет, г. киев, украина формирование потока отказов в антифрикционных системах отказы узлов трения в значительной степени определяют надежность и безопасность техники, они ограничивают ресурс, являются причиной аварий и катастроф, поэтому,актуальны исследования механизма возникновения и закономерностей развития состояний отказа в трибологических системах, результаты исследований в этом направлении, представлены в настоящей работе.отказ – событие, заключающееся в нарушении работоспособности, при этом достаточно, чтобы хотя бы однозначение хотя бы одного параметра не соответствовало требованиям нормативно-технической документации.в теории надежности различают постепенныеи внезапные отказы [1]. постепенный отказ – это случайное событие, заключающееся в медленном изменении параметра и закономерном выходе его за пределы установленных требований нормативно-технической документации. причиной постепенного отказа в трибологии является износ деталей узла трения выше допустимого значения. внезапный отказ – это случайное событие, которое с одинаковой вероятностью может произойти в любой момент и заключающееся в скачкообразном изменении параметра. в трибологии состояние внезапного отказа может возникнуть в любой момент, и затем, с разной вероятностью, вернутся в нормальное состояние; либоразвивается процесс отказа, который заканчивается аномально высоким значением износа, заклиниванием, поломкой конструкции или пожаром [2]. в антифрикционных системах интенсивность отказов ( )tλ представляет собой сумму потоков постепенных и внезапных отказов. постепенные отказы связаны с участием вещества твердых тел в непрерывном трибологическом процессе, в результате которого происходит износ. внезапные отказы определяются частотой появления аномальных состояний в трибологическом контакте, то есть, это последовательность дискретных событий. использование времени нахождения системы в данном состоянии в качестве меры и временной интерпретациивероятности позволяет объединить два потока в единое целое: дискретный и непрерывный. при этом случайные величины, такие какинтенсивность отказов, время достижения предельно допустимого значения износа, время до первого отказа и среднее время между отказамииспользуются в качестве меры, а вероятности этих состояний в качестве характеристики процессов отказа. типичная форма измененияинтенсивности потока отказов ( )tλ во времени представлена на рис. 1 рис. 1 – интенсивности потока отказов λ(t) во времени t: 1 – приработка; 2 – стационарное состояние; 3 – этап износовых отказов постепенные отказы главную роль в формировании потоков отказовиграют трибологические структуры диссипативного типа, которые образуются в контакте на эволюционном этапе приработки и затем функционируют в стационарном режиме по нелинейным законам синергетики[3].в зависимости от соотношения энергии и энтропии в трибоструктуре интенсивность потока вещества при прохождении через трибологическую систему может увеличиваться, уменьшаться или оставаться на одном уровне. источникомвещества в трибологической системемогут быть только твердые тела, то есть:если трибологическая структура пополняется веществом твердых тел, то поток вещества увеличиваетсяпроходя через контакт, а значит,происходит износ и развивается постепенный отказ. если в формировании трибоструктур участвует только вещество смазки и в системе отсутствует источник и сток дивергенция потока вещества равна нулю, при этом,реализуется безызносное и безотказное состояние. если в системе существует сток, то из динамической диссипативной трибологической pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 89 структуры на поверхности трения образуется и растет покрытие, а это можетпривести к перегреву, заеданию, зависанию подвижных элементов или к другойформе отказа. в настоящей работе рассматриваются износовыеотказы. исследовалимеханизм возникновения и закономерности развития отказа при постоянных и переменных состояниях среды, воздействующейна трибосистему. на эволюционном этапе приработки (рис. 1)трибосистемы переходят из состояния, задаваемого технологией в состояние, определяемое самим процессом. в формировании потоков вещества основную роль играют процессы переноса и самоорганизации, которые приводят к образованию в контакте трибологических структур диссипативного типа. механизм образования этих структур определяется организующим действиемнеравновесных состояний на потоки вещества [4].формирование потоков веществав трибологическом контакте определяется явлениями переноса на атомном уровне. при координационном числе кристаллической решетки равной восьми, поверхностные атомы имеют от семи до одной связи с внутренними атомами твердого тела и от одной до семи свободных связей, энергия которых формирует избыточную поверхностную энергию твердых тел. межатомная связь рассматривается не в смысле реального физического объекта, а как результат динамического перераспределения плотности вероятности электронных состояний, в следствие которого, возникают электрические силы притяжения, отталкивания или нейтральное состояние.в контакте, между атомом одной поверхности и атомами контртела могут образоваться состояния, которые соответствуют энергии от одной до семи связей. если энергия связей с атомами контртела превышает энергию внутренних связей, то при относительном движении твердых тел атом переносится на другую поверхность. при трении происходит непрерывный перенос атомов между поверхностями, эти активные атомы вступают в химическую связь с атомами контртела и молекулами смазки. в минеральных маслах в различных соотношениях содержатся углеводороды парафинового, нафтенового, ароматического рядов, а также их кислородных, сернистых, азотистых производных. в незначительных количествах масла содержат: асфальтены, смолы, органические кислоты и др. молекулы таких соединений имеют сложную цепную структуру, в процессе трения происходит их деструкция с образованием радикалов, гидроксильных и полярных групп. молекулы взаимодействуют активными частями с аналогичными молекулами и переносимыми атомами металлов, образуя мицеллы. в процессе трения происходит окисление и образуются: кислоты, альдегиды, нафтеновые окиси, асфальтовые окиси, ангидриды, закиси кислот, ароматические асфальтены, продукты полимеризации [5]. соединения фосфора серы, хлора образуют конечные вещества чрезвычайно устойчивые к внешним воздействиям, например, хлористое железо устойчиво до 1100 °с, а окислы железа не изменяют физикомеханических свойств до 800 °с. в трибологическом контакте происходит многоступенчатый синтез, в результате которого образуются конечные продукты физико-химических превращений: окислы, сульфиды, фосфаты, коксы, хлориды, металлорганические соли, комплексы и др. в виде молекул, кластеров, мицелл и наноразмерныхчастиц. на этом синтез не заканчивается, в неравновесных условиях трибологического контакта в потоках вещества возникает самоорганизация. в процессе непрерывного обмена связей происходят флуктуации потенциала, контакт можно считать случайным потенциальным полем. на каждом см2 поверхности трения одновременно образуются и рвутся ~109 1012 межатомных связей, при образовании связи избыточный поверхностный потенциал атомов превращается в тепло. при разрыве связи атомы становятся поверхностными, потенциал восстанавливается; наэто затрачивается работа и возникает сила, суммарная мгновенная сила связей в направлении движения,равная силе трения. в неравновесных условиях трибологического контакта в различных местах случайным образом возникают скопления частиц, которые становятся центрами; к ним присоединяются новые частицы и постепенно формируются структуры в виде отдельных участков, сеток, ячеек, клинои волнообразных слоев толщиной от нано до микрометров. уменьшение энтропии, при образовании трибоструктур, многократно компенсируется ее производством в процессе трения и ростом при отводе тепла из системы.в процессе формирования трибоструктур молекулы, кластеры, ультрадисперсные частицы, в стремлении уменьшить свободную энергию, устремляются к образовавшимся центрам, потоки вещества из системы уменьшаются, пока не стабилизируютсяна стационарном уровне(рис. 1). на этапе приработки процесс контролирует энергия: в стремлении свободной энергии к минимуму происходит агрегация переносимых частиц. внутренние потоки вещества направлены на формирование трибоструктуры и увеличение ее объема, одновременно растет экстенсивная величина энтропия трибоструктуры. когда влияние энтропии и энергии становятся сопоставимыми, система переходит в стационарное состояние, функционирующее по нелинейным законам синергетики. устойчивость стационарных состояний определяет конкуренция между свободной энергией f и энтропией s . когда влияние энтропии становится преобладающим, трибоструктура теряет устойчивость. стремление к равномерному распределению приводит к частичному разрушению трибоструктуры и выносу некоторого количества ее вещества из системы в виде продуктов износа. объем и энтропия трибоструктуры, при этом, уменьшаются; преобладающим становится стремление свободной энергии к минимуму. происходит взаимодействие выступающих участков твердых тел, взаимоперенос атомов, синтез молекул, кластеpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 90 ров, ультрадисперсных частиц, присоединение их к трибоструктуре, ее объем увеличивается, растет и цикл повторяется. величина износа, изменения линейных размеров твердых тел, определяется участием их вещества в формировании трибоструктур; поток этого вещества, усредненный по площади контакта, равен скорости износа ( ) ( ) dttditi = . в стационарном состоянии это процесс с постоянным средним и дисперсией, устойчивость его к флуктуациям обеспечивает конкуренция свободной энергии и энтропии, при этом, вторая производная 22 dtid противоположна по знаку отклонению ( )ti от среднего значения. само же среднее значение является точкой перегиба функции ( )ti , в которой свободная энергия и энтропия меняются местами по степени влияния на процесс. уровень стационарного состояния определяет не вся производимая энтропия, а только та ее малая часть, которая связана с веществом трибоструктуры; при постоянной температуре она пропорциональна объему и может, как увеличивается, так и уменьшаться, полная же энтропия в процессе трения всегда растет. конкуренция свободной энергии f и энтропии s , которую можно представить уравнением f e ts= − , порождает, в далеких от равновесия условиях, устойчивые периодические процессы. в координатах tsf − таким процессам соответствуют модели лотки-вольтера, брюсселятор и др. если трибоструктуравозобновляется на временном интервале τ , то износ на каждом таком интервале можно рассматривать как независимую, однородную случайную величину. то есть, износ является суммой большого числа величин и, согласно центральной предельной теореме, при τ>>t износ ( )ti имеет нормальное распределение, его можно представить в виде ( ) ( )21/ τηστ±>=< ttiti t , (1) где >< i – среднее значение скорости износа; σ – среднеквадратичное отклонение скорости износа cреднее время срт достижения износа ( )ti также распределено по нормальному законуи представимо в виде: ( ) ( ) 2 1 / −τ τησ±><= titiт tср , (2) где τσ – среднеквадратичное отклонение интервала τ ; η – гауссовскаявеличина с единичной дисперсией. если для узла трения задать максимально-допустимое значение износа, которое определяет состояние постепенного отказа, а также вероятность этого состояния, то используя формулу (2) и соответствующие квантили нормального распределения можно определить ресурс узла. интервал τ в различных трибосистемах может достигать нескольких десятков часов. это означает, что продолжительность испытаний определяется не только разрешающей способностью инструмента, но внутренней структурой самого процесса. оптимальная продолжительность опыта t находится в диапазоне от трех до шести интервалов τ . при оптимальном соотношении энергии и энтропии в трибологическихсистемах реализуется стационарное состояние.энтропияопределяет подвижность элементовтрибоструктуры, а свободная энергия – ее устойчивость. периодически происходит сброс части вещества трибоструктуры в виде продуктов износа, непосредственное взаимодействие микроскопических участков твердых тел, взаимоперенос атомов металла, синтез конечных продуктов и пополнение трибоструктуры. таким образом,на временном интервале τ реализуется цикл, в течение которого возникает порция износа. при недостатке энтропии элементы трибоструктуры малоподвижны, происходит ее частичное разрушение, усиливается непосредственное взаимодействие твердых тел, увеличивается скорость износа. недостаток энтропии при запуске автомобильных двигателей приводит к увеличению скорости износа цилиндров и колец до такой степени, что каждый запуск эквивалентен 200 300 км пробега, а запуск при температуре – 20 °сувеличивает скорость износа в 2 3 раза, по сравнению с запуском + 20 °с [6]. при износовых отказах скорость износа выполняет функцию интенсивности потока постепенных отказов. определив, исходя из условий надежности и безопасности, предельно-допустимые значения износа и вероятность достижения этого значения, можно выбрать трибологическую систему, которая обеспечит требуемый ресурс узла трения.термин «трибологическая система» определяет объект, включающий два контактирующихтвердых тела и смазку – твердую, жидкую, газообразную или их смесь. внезапный отказ – редкое событие, поэтому при исследовании механизма и оценке интенсивности потока отказов важную роль играет всесторонняя информация об отказах, неисправностях и признаках состояния отказа.синтез всей информации об отказах антифрикционных узлов за все время существования авиации показал, что внезапен момент возникновения состояния отказа, затем с разной вероятностью трибологическая система возвращается в стационарное состояние, либо развивается состояние pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 91 отказа, которое в дальнейшем рассматривается как «процесс отказа». установлено также, что антифрикционные системы однородны относительно достаточно небольшого количества признаков возникновения процесса отказа. показано, что все эти признаки свидетельствуют о разрушении трибологических структур, которое обратимо в состоянии износа и необратимо в состоянии отказа[7]. в реальных узлах трения развитие отказа происходит во временных интервалах от нескольких часов до нескольких десятков часов. это позволяет обнаруживать процесс отказа на раннем этапе и предотвращать опасные последствия, по данным международной авиационной организации икао только 0,01 процента отказов приводит к авиационным происшествиям, 98% обнаруживается и устраняется при техническом обслуживании на земле, около2 % компенсируется экипажем в воздухе. синтез в информационном пространстве позволил создать в авиации эффективную систему диагностики и контроля, достичь вероятности катастрофы по техническим причинам для воздушного судна в целом не более 10-7, а аварии не более 107на час налета. на воздушном судне имеется сотни узлов трения, отказ которого может привести к авиационному происшествию. вероятность отказа одного узла трения близка к нулю, поэтому для определения этой характеристики нужен очень большой массив исследуемых объектов. при исследовании редких событий используется свойство функции ( ) xx /11 + , которое заключается в том, что при 0→x эта величина стремится к пределу e ≈ 2,718 [8]. если вероятность отказа узла трения за час эксплуатации равна p , то вероятность того, чтоотказ не появится в течение n часов равна ( ) ( ) ( )nppn pp −−−−=−− 11111 . (3) если 0→p то и 0→− p , значит: ( ) ep p →− −11 . (4) потому при достаточно малых p : ( ) npeep npn =α−=−≈−− α−− ;1111 . (5) выражение (3) отлично от нуля или единицы в том случае, когда α ограничена, то есть не стремится ни к 0, ни к ∞ . это означает, что число испытаний должно иметь порядок p1 , или p имеет порядок n/1 . в случае использования в качестве меры непрерывного времени t ,выраженного в часах при вероятностиотказа p = 10-4 на час работы, нужны эксперименты продолжительностью не менее 104 часов.вероятность того, что в серии n испытаний произойдет m редких событийдаетформула пуассона: αα= e m p m m ! . (6) этой формулой пользуются прибольших, но конечных n , подставляя np на место α . после начального этапа приработки стационарный поток отказов является простейшим пуассовским потоком, то есть, он удовлетворяет условиям стационарности, отсутствием последействия и ординарности. вероятность безотказной работы ( )tp и вероятность отказа ( )tq распределены по закону: ( ) ( )ttp λ−= exp (7) ( ) ( )ttq λ−−= exp1 . (8) по закону (7) распределена вероятность того, что расстояние по времени между соседними моментами отказа окажется большим чем t , среднее время на отказ в стационарном потоке λ= 1срт определяется статистически; выражение (7) переводит дискретную частоту возникновения отказов в однородном ансамбле большого количества узлов трения в непрерывную во времени вероятность отказа любого узла из ансамбля. здесь появляется свойство эргодичности временных вероятностей, которое, в рассматриваемом случае, состоит в том, что вероятность отказа одной системы равна относительному количеству отказавших систем из ансамбля. вероятность отказа не зависит от предыстории, а только от характеристики трибосистемы λ и продолжительности временного интервала. например, для одного узла трения при ( ) 10=λ t 10-4 за любые 10 часов наработки ( ) =tp 0,999, а за 100 часов – ( ) =tp 0,99. соответственно в большом ансамбле за 10 часов признаки отказа будут иметь 0,1 %, а за 100часов 1 % от общего количества антифрикционных узлов. при традиционном механистическом подходе основным методом исследования в трибологии является анализ разделение целого на элементы, при этом износ рассматривается как варианты микрорезания, когезионного, усталостного или хрупкого разрушения поверхностей твердых тел или образовавшихся химических пленок. различают следующие виды механического износа: абразивный, усталостный, коррозионно-механический, фреттинг-коррозию, кавитационный и др. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 92 трибологические системы открыты, они обмениваются с окружающим пространством энергией и веществом, в процессе трения механическая работа превращается в тепло. процессы превращения механической работы в тепло и обратно – превращения тепла в работу, являются основными объектами исследования термодинамики. поэтому,трибологические системы это, прежде всего, неравновесные термодинамические системы. процессы в таких системах необратимы, для них характерно производство энтропии, самоорганизация, стационарные состояния – аттракторы, устойчивость которых,нарушают только автокаталитические реакции. самоорганизация возникает на эволюционном этапе приработки, когдатрибологические системы спонтанно переходят из состояния, задаваемого технологией, в состояние, определяемое самим процессом. при этом,в трибологическом контакте формируется динамическое диссипативноесостояние вещества, которое определили как «трибологическая структура».однородностьмиллионов узлов трения относительно небольшого количества признаков свидетельствует об общем механизмевозникновения внезапного отказа в антифрикционных системах. моменты возникновения отказов распределены неравномерно, существуют временные интервалы с повышенной вероятностью возникновения отказа, к ним относятся: период приработки, этапы запуска при низких и высоких температурах, взлетные и форсированные режимы работы авиационных двигателей. неравномерна интенсивность отказа, также, на временном интервале возобновления трибоструктуры τ ; она повышена в моменты, когда из-за выброса продуктов износа трибоструктура имеет минимальный объем. при этом, выступающие участки шероховатости твердых тел вступают в непосредственный контакт с такими же участками контртела: происходит микросхватывание, когезионное отделение микрочастиц твердых тел. появление металлических частиц в продуктах износа относится к основным признакам возникновения состояния отказа, увеличение размеров и количества таких частиц в процессе трения свидетельствует о повышении вероятности отказа. например, в маслосистемах авиационных двигателей металлическим частицам размерами до 4 мкм.соответствуют пренебрежительно малые вероятности отказа; при увеличении количества и размера частицах от 4 до 15 мкм. двигатель ставят на подконтрольную эксплуатацию; если размер частиц становится более 15 мкм. и их количество растет двигатель снимают с эксплуатации и отправляют на капитальный ремонт, так как значимой становится вероятность отказа. момент возникновения и развития состояния отказа сопровождается также и другими признаками: изменениями в акустическом и вибрационном спектре, флуктуациями силы трения, ростом температуры, изменением состояния поверхностей трения.для неравновесных необратимых процессов свойственно существование иерархии внутренних пространственно-временных масштабов. применительно к внезапным отказамсуществует два таких масштаба: первый, измеряется в тысячах часов, он связан с моментом возникновения процесса отказа; второй, измеряется в десятках часов, он определяется временем развития состояния процесса отказа: от момента возникновения до полной потери работоспособности. в совокупности два этих, развивающихся во времени, состояния определены как «процесс отказа». для каждой антифрикционной системы на двухмерном пространстве скоростей и нагрузок существует область устойчивых стационарных состояний. основной результат теории неравновесных процессов заключается в том, что устойчивости стационарных состояний угрожают только автокаталитические реакции, в которых продукт реакции участвует в воспроизводстве самого себя[9]. устойчивость стационарных состояний в каждой точке области обеспечивает конкуренция свободной энергии f и этропийного потенциалаts . стремление свободной энергии к минимуму консолидирует частицы в трибологической структуре, а энтропийная составляющая определяет их подвижность. при постоянной температуре экстенсивная величина, энтропия, пропорциональна объему трибоструктуры и вместе с объемом она флуктуирует около среднего значения с периодом, равным τ (6). то есть, на фоне общей энтропии, которая возникает при образовании тепла и растет при теплопередаче, существует энтропия,связанная с веществом трибоструктуры, которая может, как расти, так и уменьшаться. среднее значение является точкой перегиба процесса, в которой вторая производная по времени меняет знак, то есть, выполняется условие устойчивости; знак второй производной всегда противоположен знаку отклонения процесса от среднего значения, чтообеспечивает устойчивость стационарных состояний. развитие отказа всегда связано с разрушением трибоструктуры, при износе это разрушение частичное и обратимое, а в случае внезапного отказа полное и необратимое. повышение вероятности отказа при нагрузках, соответствующих границе области стационарных состояний, связано с нарушением устойчивого динамического равновесия между свободной энергией и энтропией в трибоструктуре. рост энтропии приводит к увеличению подвижности элементов диссипативной структуры и снижению ее несущей способности. происходит увеличение размера и количестваучастков твердых тел, непосредственно контактирующих с контртелом, что активизирует процесс когезионного отделения микроскопических частиц отповерхностей, рост их количества и размера. при достижении критических размеров частицы создают перенапряжение в контакте и вызывают отделение подобных частиц. процесс развивается по автокаталитическому механизму, приводит к необратимому разрушению диссипативной структуры, аномально высокому уровню трения, износа, заклиниванию или пожару. в реальных узлах трения процессы отказа зарождаются при случайном попадании частиц твердых телв контакт, что может привести к pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 93 возбуждению автокаталитической реакции и, соответственно, процесса отказа. повышена вероятность отказа на пересечении области эксплуатационныхи аномальных состояний ∆ . для антифрикционных узлов авиационных двигателей участок ∆ соответствует взлетным и форсированным режимам, когда скорости и нагрузки максимальны. если для узла трения вероятность состояния ∆ в эксплуатации равна ( )∆p , а вероятность возникновения процесса отказа e трибосистемы на ∆ равна ( )∆ep , то средняя плотность отказов ( )ep по всему эксплуатационному пространству равна ( ) ( ) ( )∆∆= eppep . умножив ( )ep на время эксплуатации t , можно определить значение вероятности отказа за время от 0 до t . плотность ( )ep отображает априорные знания о процессах отказа, она равномерно распределена во времени, то есть, имеет максимальную информационную энтропию. апостериорная информация позволяет локализовать процесс отказа и улучшить качество прогноза при наличии признаков, а также, уменьшить вероятность отказа при их отсутствии. уменьшение неопределенностив результате диагностирования, можно принять за меру количества получаемой информации, то есть, информация обратна неопределенности.информация относительно отказа e , содержащаяся в признаке f , сводится к изменению вероятности e от ее априорного значения ( )ep к ее апостериорному значению ( )fep / . количество информации, содержащееся в событии f относительно возникновения события e , определяется в теории информации как: ( ) ( ) ( ){ }epfepfei log, = . (9) основание логарифма в этом выражении определяет единицу измерения информации. при основании 2 единицу информации относительно e получают, если ( )ep увеличивается в 2 раза; при основании 10 единица информации соответствует увеличению ( )ep в десять раз. в том случае, когда диагностирование производится по двум признакам одновременно, выполняется свойство аддитивности количества информации: ( ) ( ) ( )1211 ;;; ffeifeiffei f += . (10) однородность относительно признаков отказа позволяет использовать в экспертных целях чрезвычайно широкую информационную базу и получать достоверные оценки вероятностей для очень редких событий. использование всего предыдущего опыта, методов субъективной логики в сочетании с современными средствами технической диагностики и байесовским расчетом позволяет на ранней стадии определить возникновение процесса отказа, оценить вероятность отказа и предотвратить его развитие. если выход трибосистемы на какой-то режим с вероятностью { }1ep вызывает процесс отказа 1e , а с вероятностью { }0ep его не вызывает, то диагностический признак f с вероятностью { }1efp определяет процесс отказа, а с вероятностью { }0efp дает ошибочный диагноз. вероятность процесса отказа { }fep 1 , при возникновении признака f , определяется формулой байеса: }{}{}{}{ }{}{ }{ 0011 11 1 epefpepefp efpep fep + = вероятность необнаружения процесса отказа определяется как }{}0{}{}0{ }0{}{ }0{ 0011 11 1 epepepep epep ep + = пусть методом экспертных оценок установлено, что признак f с вероятностью { } 95,01 =efp определяет процесс отказа 1e , а с вероятностью { } 05,00 =efp – дает ошибочный диагноз. тогда для различных граничных состояний формула байеса дает вероятности, представленные в табл. 1. таблица 1 № п/п { }1ep { }fep 1 { }01ep 1 0,9 0,994 0,32 2 0,75 0,98 0,136 3 0,5 0,95 0,05 4 0,1 0,68 5,3 · 10-3 5 0,01 0,16 5,3 · 10-4 6 0,001 0,02 5,3 · 10-5 (11) (12) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com формирование потока отказов в антифрикционных системах проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 94 точность прогноза многократно увеличивается при использовании нескольких диагностических признаков одновременно. для большинства антифрикционных систем область однородных стационарных состояний расширяется в процессе приработки; максимально допустимые нагрузки можно существенно увеличить, уменьшая энтропию трибоструктуры путем интенсивного теплоотвода. недостаток энтропии в трибологических структурахуменьшает подвижность ее элементов, чтоприводит к разрыву трибоструктур,повышению вероятности развития автокаталитической реакции и отказа. в этом случае, для достижения оптимального соотношения между энергией и энтропией в трибоструктуре, осуществляют подогрев трибосистем от внешних источников или производят прогрев, работая какое-то время на режимах малого газа. заключение трибологические системы открыты, они обмениваются с окружающим пространством энергией, веществом и информацией, их состояния неравновесны. процессы в таких системах необратимы, для них характерны: производство энтропии, самоорганизация, существование устойчивых стационарных состояний, автокаталитических процессов и иерархии внутренних пространственно-временных масштабов. самоорганизация проявляется в спонтанном формировании в контакте трибологических структур диссипативного типа, благодаря которым формируются устойчивые стационарные состояния. интенсивность отказов в таких системах представляет собой сумму потоков постепенных и внезапных отказов. механизм постепенных отказов связан с частичным и обратимым разрушением трибологических структур и достижением предельно-допустимого уровня износа, такие отказы распределены по нормальному закону, время достижения такого износа с заданной вероятностью определяет ресурс узла трения. внезапные отказы имеют два внутренних пространственно-временных интервала, их возникновение – это редкое событие, интервал между этими событиями измеряется в тысячах часов. после возникновения процесс отказа развивается по автокаталитическому механизму сравнительно быстро, приводит к необратимому разрушению трибоструктуры и заканчивается полной потерей работоспособности узла трения. поэтому, обнаружение процесса отказа на ранней стадии и предотвращение опасных последствий следует отнести к основным задачам трибологии. литература 1. величко ю. к., коронин в. г. теория надежности // мга киига, к. – 1971. – 120 c. 2. кульгавый э.а. трибосистемы в случайных средах // проблемы трибологии. – № 3. – 2004. – с. 8-12. 3. кульгавый э. а. время, пространство и вероятность в трибологии антифрикционных систем // проблемы трения и износа. вып. 47. – 2007. – с. 5-23. 4. пригожин и. от существующего к возникающему // м.: наука, физматгиз. – 1985 – 328 с. 5. кеба и. в. диагностика авиационных газотурбинных двигателей // м.: транспорт. – 1968. – 248 c. 6. кузьменко а. г, бабак о. п. износ узлов трения двигателей при граничной смазке(обзор) // проблемы трибологии. – 2007. – № 3. –с. 61-93. 7.кульгавый э. а. триботехнические характеристики и их применение // проблемы трибологии. – № 3. – 2003. – с. 51-61. 8. зельдович я. б, мышкис а. д. элементы прикладной математики // м.: наука, физматгиз.– 1979. –592 c. надійшла 09.12.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 19_kirilkov.doc о способе учета влияния объемных упругих деформаций установки на величину предварительного смещения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 120 кирилков в.а. хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина о способе учета влияния объемных упругих деформаций установки на величину предварительного смещения введение результаты работ различных исследователей [1 3], связанных с экспериментальным определением величин предварительного смещения, показывают, что, как правило, они значительно отличаются друг от друга. это можно объяснить тем, что предварительное смещение (будем называть его полным предварительным смещением) фактически представляет собой сумму двух составляющих: предварительного смещения, обусловленного объемной деформацией контактирующих тел, и контактного предварительного смещения [4]. последнее обусловлено изменением напряженного состояния в зоне контакта твердых тел. объемное же предварительное смещение определяется конструкцией узла трения и используемой экспериментальной установки. поэтому совпадение результатов, полученных на различных установках, если не учитывать их объемную упругую деформацию, становится практически невозможным. в данной работе описывается способ, позволяющий учесть влияние объемных упругих деформаций установки при оценке величины контактного предварительного смещения. исследования проводились на маятниковом триборелаксаторе [5] и изложены в работах [6, 7]. рабочая часть триборелаксатора (рис. 1) представляет собой колебательную систему в виде крутильного маятника, включающего в себя исследуемую пару образцов 1 и 2. контакт образцов осуществляется по схеме «плоскость (нижний образец) торец полого цилиндра (верхний образец)». кольцевая площадка контакта имеет наружный диаметр равный 5 мм и внутренний равный 3 мм. верхний образец 1 исследуемой пары неподвижно закрепляется в держателе установки, нижний на инерционной детали (маятнике) 3 и опирается на бестрениевую опору 4 в виде иглы. образцы прижимаются друг к другу контролируемой нормальной силой p. пропусканием через катушку 6 короткого импульса постоянного тока маятник приводится в крутильное колебательное движение в горизонтальной плоскости. величина тока устанавливается такой, чтобы в процессе совершения колебаний исследуемый контакт находился в режиме предварительного смещения. возникающие крутильные колебания носят затухающий характер, что определяется преимущественно диссипативными свойствами изучаемого контакта. величина амплитуды колебаний определялась на среднем радиусе контактной площадки, равном 2 мм. колебания маятника регистрируются емкостным датчиком 5, сигнал с которого подается на два электронных частотомера. один из них измеряет частоту колебаний маятника, другой отсчитывает количество колебаний ne, соответствующее уменьшению амплитуды колебаний в e раз (e = 2,72). поскольку система отсчета перемещений триборелаксатора регистрирует полное предварительное смещение, то для определения величины контактного предварительного смещения в дополнение к испытаниям основной пары образцов 1 и 2 (рис. 2, а) проводились испытания, позволяющие учесть объемные деформации установки. для этих испытаний использовался специальный монолитный образец, имеющий внешнюю конфигурацию такую же, как у сопряженной пары (рис. 2, б). 1 2 а б рис. 2 – образцы: а – основная пара образцов для исследований; б – монолитный образец рис. 1 – схема колебательной системы триборелаксатора pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о способе учета влияния объемных упругих деформаций установки на величину предварительного смещения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 121 перейдем теперь непосредственно к вопросу моделирования колебательной системы триборелаксатора. как известно, среди всех случаев рассеивания энергии простейшим с точки зрения математического исследования является случай, в котором демпфирующая сила пропорциональна скорости – так называемое вязкое демпфирование. поэтому силы сопротивления, имеющие более сложную природу, обычно заменяют при исследованиях эквивалентным вязким сопротивлением, а эквивалентное демпфирование определяют из условия, чтобы за один цикл при нем рассеивалось столько же энергии, сколько и при действии реальных сил сопротивления [2]. используя описанный выше подход, можно представить колебательную систему установки с установленной парой образцов в виде тела гука и последовательно соединенного с ним тела кельвинафойгта (рис. 3). тело гука будет моделировать объемные упругие свойства колебательной системы установки, а тело кельвина-фойгта вязкоупругие свойства контакта пары образцов. составим уравнения колебаний такой системы. обозначим угловое отклонение от положения равновесия контактной поверхности верхнего образца 1ϕ , а угловое отклонение от положения равновесия маятника соответственно 2ϕ (рис. 3). bккc 1 2 c i ϕ ϕ рис. 3 – модель колебательной системы триборелаксатора в случае использования пары образцов тогда для контактной поверхности верхнего образца, рассматривая ее как некое безынерционное тело, будем иметь следующее дифференциальное уравнение движения: )()(0 12121 ϕ−ϕ+ϕ−ϕ+ϕ−= &&кк bcc , (1) а для инерционной детали, с закрепленной на ней нижним образцом, – уравнение вида: )()( 12122 ϕ−ϕ−ϕ−ϕ−=ϕ &&&& кк bci , (2) где c – коэффициент жесткости, обусловленный упругими деформациями установки; кc – коэффициент жесткости контакта; кb – коэффициент вязкости контакта; i – момент инерции инерционной детали относительно вертикальной оси колебательной системы; 1ϕ& – угловая скорость контактной поверхности верхнего образца; 2ϕ& и 2ϕ&& – соответственно угловая скорость и угловое ускорение инерционной детали (маятника). решения уравнений (1) и (2) будем искать в форме: teλϕ=ϕ 011 , (3) teλϕ=ϕ 022 . (4) подставляя (3) и (4), а также их производные в (1) и (2), получим однородную систему уравнений: .)ibc()bc( ,)bc()bcc( кккк кккк 0 0 02 2 01 0201 =ϕλ+λ++ϕλ+− =ϕλ+−ϕλ++ (5) систему уравнений (5) можно записать в матричном виде: 0 02 01 2 =      ϕ ϕ ⋅      λ+λ+λ+− λ+−λ++ ibс)bc( )bс(bcc кккк кккк . (6) для того, чтобы существовали нетривиальные решения этой системы, ее определитель должен быть равен нулю. это условие позволяет записать следующее характеристическое уравнение: 023 =+λ+λ++λ кккк cccb)cc(iib . (7) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о способе учета влияния объемных упругих деформаций установки на величину предварительного смещения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 122 соответственно порядку полученного характеристического уравнения (7) рассматриваемая механическая система по а.а. андронову [8] является системой с числом степеней свободы 11/2 и относится к вырожденным. среди корней уравнения (7), по крайней мере, один будет вещественным отрицательным. чтобы удостовериться в этом, рассмотрим левую часть уравнения. при λ = 0 она, очевидно, положительна, а при достаточно больших отрицательных значениях λ становится отрицательной. следовательно, существует корень 11 α−=λ ( 01 >α ). после того как первый корень найден, можно разделить левую часть уравнения на разность 1λ−λ и придти к квадратному уравнению, решение которого даст два других корня вида: β±α−=λ i, 232 ( 1,02 −=> iα ). подставляя значения этих корней в уравнение (6), получим следующие выражения для отношений амплитуд jкк jкк j bcc bc r λ++ λ+ = , ( 3,2,1=j ), (8) таким образом, колебательное движение контактной поверхности верхнего образца и колебательное движение маятника рассматриваемой системы будут описываться следующими выражениями: )cossin( 1331221111 21 tartareear tt β+β+=ϕ α−α− , (9) )cossin( 1312112 21 tataeea tt β+β+=ϕ α−α− , (10) где 131211 ,, aaa – постоянные, определяемые из начальных условий. так как влияние трения на период колебаний мало, то, положив в (7) 0=кb , получим: 02 =+λ+ кк cc)cc(i (11) отсюда частота колебаний маятника рассматриваемой системы )cc(i cc к к +π ≈ν 2 1 . (12) если установить в триборелаксатор монолитный образец, то в этом случае колебательная система может быть представлена моделью, изображенной на рис. 4. c 2 i ϕ рис. 4 – модель колебательной системы триборелаксатора в случае использования монолитного образца частота колебаний такого маятника определится уравнением: i c π =ν 2 1 0 . (13) отношение частот колебаний 0ν ν с учетом (12) и (13) будет определяться формулой: к сc c v к + ≈ ν 0 . (14) далее, положив в (8) 0=кb , придем к более простому выражению для отношения амплитуд: к к cc c rrrr + ==== 321 . (15) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com о способе учета влияния объемных упругих деформаций установки на величину предварительного смещения проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 123 введем для оценки колебательного движения непосредственно в контакте новую переменную: 12 ϕ−ϕ=ϕ . обозначим отношение амплитуды колебаний в контакте 0ϕ к амплитуде колебаний маятника 02ϕ , которая регистрируется датчиком установки, через ϕk . тогда, с учетом (14) и (15), значение ϕk может быть найдено по известным значениям частот колебаний системы при испытании пары образцов ν и при испытании монолитного образца 0v из следующего выражения: 2 0 2 02 01 02 0102 02 0 1111 ν ν −= + −=−= ϕ ϕ −= ϕ ϕ−ϕ = ϕ ϕ =ϕ к к сс с rk . (16) поскольку в ходе проведения испытаний на триборексаторе регистрируются не угловые, а линейные перемещения на среднем радиусе кольцевой контактной площадки, то с учетом изложенного выше, выражение для определения начальной величины линейной амплитуды контактного предварительного смещения окончательно может быть записано в следующем виде: 022 0 2 020 1 aaka ⋅      ν ν −=⋅= ϕ , где 02a – регистрируемая датчиком перемещений триборелаксатора начальная величина линейной амплитуды полного предварительного смещения. выводы в работе обоснован способ, дающий возможность учесть вклад объемных упругих деформаций экспериментальной установки (триборелексатора) в полное предварительное смещение, регистрируемое в ходе выполнения исследований. полученная зависимость позволяет определять величину начальной линейной амплитуды контактного предварительного смещения по регистрируемой величине начальной линейной амплитуды полного предварительного смещения. литература 1. авдеев д.т. исследование предварительного смещения прессовых соединений / д.т. авдеев // известия вузов. машиностроение. – 1962. – № 4. – с. 5-9. 2. максак в.и. предварительное смещение и жесткость механического контакта / в.и. максак. – м. : наука, 1975. – 60 с. 3. щедров в.с. предварительное смещение на упруго-вязком контакте / в.с. щедров // трение и износ в машинах. – м. л. : изд-во ан ссср, 1950. – с. 94-102. 4. крагельский и.в. основы расчетов на трение и износ / и.в. крагельский, м.н. добычин, в.с. комбалов. – м. : машиностроение, 1977. – 526 с. 5. гладченко а.н. контактные релаксационные явления в металлополимерных трибосистемах / а.н. гладченко, в.в. шевеля, и.в. шевеля // проблеми трибології (problems of tribology). –1996. – № 1. – с. 74-79. 6. шевеля в.в. реология контактных явлений при реверсивном предварительном / в.в. шевеля, в.орлович, в.а. кирилков // проблеми трибології (problems of tribology). – 2005. – № 2. – с. 152-158. 7. шевеля в.в. диссипативные свойства и фреттингостойкость пластичных смазок / в.в.шевеля, в.орлович, в.а. кирилков, в.п. федына // проблеми трибології (problems of tribology). – 2007. – № 3. – с. 55-60. 8. андронов а.а. теория колебаний / а.а. андронов, а.а. витт, с.э. хайкин. – м. : наука, 1963. – 568 с. надійшла 06.01.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 8_romanuk.doc wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 50 romanuke v.v. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraine, e-mail: romanukevadimv@gmail.com wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general totality regarding statistical data inaccuracies and shifts udc 539.375.6+539.538+519.237.8 there is presented a framework for tracking metal tool wear states discontinuously, when the states’ finite set has been statistically tied to the set of representative wear influencing factors. range of wear states is presumed to be wholly sampled into those factors. the tracker is two-layer perceptron with nonlinear transfer functions. it is a static model, unlike evolutionary dynamic models of forecasting wear. its identification starts with forming the initial finite general totality containing correspondence between influencing factors and each known wear state. two-layer perceptron is then trained on an extended general totality, whose elements are sum of pure representatives and normal variates’ values in two terms. the first term models jitter inaccuracies and omissions in statistical data or measurements. the second term models possible shifts of wear influencing factors’ values in every state. the identification final stage is the input of two-layer perceptron is re-fed with the pure representatives for making sure that they have not been disassociated from the initially given wear states. it is said also about liable and easy realizability of the tracking model. when range of wear states embraces all practiced wears, the presented two-layer perceptron tracker will control metal tool object wear states with minimized error, ensuring negligibility of underuse or overuse of materials. key words: wear state, tracking model, statistical data, two-layer perceptron, training, identification, tracking error rate, data jitter inaccuracies, data omissions, data shifts. importance of tracking wear states tracking metal wear states reliably is necessary for preventing underuse and overuse of metal tools, details, mechanisms, manufacture, etc. if wear is overestimated then it causes underuse. overuse is consequence of underestimated wear. it is clear that overestimation and underestimation are unavoidable. however, if a metal object wear states are tracked with minimized error then result of underuse or overuse is negligible. this negligibility means rationalized usage of metal resource, what is desired in working. approaches to problem of tracking wear states mathematically, there are two generalized approaches to problem of tracking wear states. one of them allows to track wear continuously, using differential equations [1] for describing how wear values vary against time and influence of other factors, including geometrical coordinates, pressure, temperature, etc. sometimes, these equations contain stochastic components [2]. rarer, the tracker is regression. the second approach proposes to control a finite set of wear states. it can be either a finite difference method or a method of statistical correspondence [3]. while wear is tracked discontinuously, its neighboring states are close either by wear factual values or by values of factors influencing on wear. closure by wear factual values is not typical for statistical correspondence methods, aiming at linguistic description (for instance, having states “worn lightly”, “worn moderately”, “worn badly”, “worn ultimately”, and so on). particularly, this is about neural networking with multiple variables (influencing factors). whatever approach is, it needs statistical data. for tracking wear continuously, the data is accumulated for setting up initial and boundary conditions in differential and difference equations [1, 3]. but in the course of time their coefficients are required to be re-determined [2]. generally, accuracy of the continuity approach is decreasing [1, 3] as time goes by. to the contrary, the averaged accuracy of neuronet methods is maintained constant through the whole range of wear states. the accuracy rank is dependent on the initial statistical data. however, we need fast and confident neuronet identification methods to make the rank as high as possible. this is especially urgent when the number of influencing factors is of the order of tens [1]. besides, sufficient amount of statistical data is not always available. goal for a finite statistical data set, containing correspondence between influencing factors and each known wear state, we are to develop a framework of tracking those states. the tracker model is a two-layer perceptron with nonlinear transfer functions (2lpnltf). this is a universal classifier [4]. its finite general totality (fgt) is given in those correspondences. the major task is to substantiate the transition from that fgt to an extended mailto:romanukevadimv@gmail.com wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 51 general totality (egt), whose cardinality would be sufficient to identify 2lpnltf classifier at the proper rank. an expected gain is simplicity of the identification. note that inasmuch as the tracker is 2lpnltf then the classifier high operation speed is presumed. tracking wear states with 2lpnltf let 1 j q j i q x x ×  = ∈ ⊂ x ° be the j -th group with q ∈ • wear influencing factors (wif), corresponding to the wear state jw w∈ ⊂ ° . as the set w ⊂ ° is finite then, without loss of generality, we can state that { }1,jw n∈ by number { }\ 1n ∈ • of total states. fgt is { } { } { } { } { }{ }1: 1, , \ 1, 1 , 1, 1,, , ,s s l j s j jj j j j w j l l n s n j l w w = = ∈ − ∀ = ∃ ∈ ⇒ ∈x x x• . (1) formally, the problem is to find a map *ψ ∈ ψ of the set qx ⊂ ° into the set { }1,w n= such that ( ) 0 0 * 0 0arg min sign x x w ψ∈ψ ∈ ⊂ ψ ∈ − ψ∑ x x 0x x∀ ⊂ (2) by correspondence of wif 0 x∈x to the state 0w w∈ . the single object input of 2lpnltf is [ ]1i qx x×= ∈x and the output of 2lpnltf is the number shl 1 1 * 1, 1 1 arg max 1 exp 1 exp s q ks i ik k s s n k i s u x a h b − − = = =               ∈ + − ⋅ + − + +                     ∑ ∑ (3) of the current wear state. with shls neurons in the single hidden layer (shl) of 2lpnltf, the problem (3) contains ( )shl 1s q n n⋅ + + + coefficients [ ] [ ] [ ] [ ]{ } shl shl shl1 1 , , ,ik ksq s s n k s nsa u h b× × × × (4) to be determined for the map in (2): matrix [ ] shl ik q s a × of weights in shl, matrix [ ] shl ks s n u × of weights in the output layer, vector [ ] shl1k s h × of shl biases, vector [ ]1 nsb × of the output layer biases. in fact, the map *ψ ∈ ψ in (2) is realized as (3), being the function ( )*w = ψ x by *w s w= ∈ . coefficients (4) are determined through the process of their updating. this is the identification process, allowing to solve the problem (2) via training 2lpnltf (3). the training process starts by feeding the input of 2lpnltf with the training set [ ]{ }: sjis isq n iy y x×= =y (5) and getting the coefficients (4) updated according to the pure representatives (5) of those n states. for (5), the identifier is n n× identity matrix i . then 2lpnltf is trained by feeding its input with the training set regarding possible noises and inaccuracies in statistical data or measurements. as wear is influenced with a great deal of factors (which, upon the whole, are innumerable), then those noises must be treated as normal. also statistical data may be shifted as a result of systematic inaccuracies and methodological poorness. eventually, some data are sometimes omitted. omissions occur in consequence of that not all wif { } 1 q i i x = in x can be accurately measured or assigned. so let ( )0, 1n be infinite set of normal variate’s values with zero expectation and unit variance. after the training process first stage with (5) is complete, there comes the second stage. the input of 2lpnltf is fed with the training set ( ) { } { } [ ] { }{ 10 0 01 , : , , 0, , , , 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, 1,shr jh is is i hr h q n q n q nd r h hy y x r× × ×= =σ µ = + σ ⋅ + µ ⋅ σ ⋅ σ == = ∈y y y y y% %• u 1 0 0 0, : , , 0, , , , 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, 1, h h h is is is isis i hq n q n q nd r h h h h h h − × × × σ µ = + σ ⋅ + µ ⋅ σ ⋅ σ = σ ∀ = ∈ σ > = ξ ξ ∈ µ > = θ θ = ζ ∈= ξ θ ξ θy y y y y •% % [ ] ( ) [ ] ( )}0 0 0, , , , 1, , , 0, , 0, 1 , 0, , 0, 1h h h is is is is sq n q n q n× × ×σ ∀ = ∈ σ > = ξ ξ ∈ µ > = θ θ = ζ ∈ξ θ ξ θ• n n (6) wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 52 and getting the coefficients (4) updated according to identifiers { } 1 r h u + = i . while training, validation is executed by feeding the input of 2lpnltf with validation sets which are the regenerated set (6) by ( )val valval val 0, , ,d r h σ µ for valr rñ , valh hñ , val 0 0σ σñ , valµ µñ . the set (6) is passed through 2lpnltf by r ∈ • for m ∈ • times until the error on the validation sets is decreasing. usually, { }val 0, 1r ∈ is taken. at the final, third stage, the input of 2lpnltf is re-fed with the training set (5). this is executed for making sure that the pure representatives (5) have not been disassociated from those n wear states. thus every s -th group of wif { } 1 s qj i i x = is re-associated assuredly with the s -th wear state sj w by 1,s n= in fgt (1). the transition from the initial fgt (1) to egt ( ) ( ){ }val val0 val val 0 1 , , , , , , , m m d r h d r h = σ µ σ µ (7) that would be sufficient for solving the problem (2), requires parameters { }val val0 val valshl 0, , , , , ,, ,r h r hs σ µ σ µ (8) to be ascertained before getting started with the identification of 2lpnltf. they are selected being based on experience rather than strict methodology [4]. integer shls is specified with q and n . some advisable values of parameters (8) were recited in [5, 6]. mind the term hσ ⋅ξ in (6) is responsible for modeling jitter inaccuracies and omissions in statistical data or measurements. the term hµ ⋅ σ ⋅θ in (6) is a model of wif shift in every state. therefore, 0σ characterizes ultimate jitters and µ is ratio between the suspected jitters and wif shifts. tracking wear states could be accomplished with other types of neural networking, used for function approximation. these types are radial basis functions network (rbfn), exact rbfn (erbfn), generalized regression neural network (grnn), probabilistic neural network (pnn). however, experiments confirm that effectiveness of tracking wear states with 2lpnltf (3) is greater in comparison to grnn an pnn if 1µ > . by that, tracking error rate (ter) of rbfn and erbfn grows incommensurably high if q increases. discussion clearly, the problem (2) cannot be solved exactly. but there are many algorithms of 2lpnltf (3) identification, bringing maps which are very close (in sense of functional spaces) to the map *ψ ∈ ψ in (2). with properly adjusted parameters { }0shl , ,s σ µ for egt (7), these algorithms guarantee fast convergence and wellidentified 2lpnltf (3) as a corollary. sufficiency of egt (7) ensues automatically then. while tracking with the well-identified 2lpnltf, ter is expected minimal [4]. and the forced discontinuity in tracking wear states is natural, because decisions on wear are practically made over finite number of its states (or number of wear threshold values). by the way, decision tree models here are off consideration as they are too complicated in realizability when q and n are of the order of tens. contrariwise, there is no question on realizability of identifying 2lpnltf (3) and its application after the identification. particularly, coefficients (4) are updated by the backpropagation algorithm, having a few tens of methods for its implementation. some of them are fully available within environment matlab [5, 6]. their codes may be freely edited for adapting them to specified problems (2) with parameters (8). conclusion the presented discontinuous tracking model provides controlling the finite set of wear states by the condition that the states’ set was statistically tied to the set of representative wif within fgt (1). if any paired tie of those ones is distinguishable, 2lpnltf (3) ensures minimal ter even by severe noises, shifts and omissions in wif groups. when range of wear states embraces all practiced wears, from the “incipiently wear” state up to the state “outworn”, 2lpnltf (3) competes successfully against other approaches. nonetheless, 2lpnltf approach is not evolutionary, needing sampled data through the whole tool life. thus, a further design might be connected with transmitting particular solutions of evolutionary frameworks for fgt (1) in identifying 2lpnltf (3). wear state discontinuous tracking model as two-layer perceptron with nonlinear transfer functions being trained on an extended general ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 53 references 1. hua j. a cobalt diffusion based model for predicting crater wear of carbide tools in machining titanium alloys / j. hua, r. shivpuri // journal of engineering materials and technology. — 2005. — volume 127. — p. 136 — 144. 2. romanuke v. v. tool reinforced workfaces wear forecast on matlab module “trwwf” for plotting wear stochastic process bundle realizations under evaluations of linear-parabolic wear fracture and wear stochastic component magnitude / v. v. romanuke // problems of tribology. — 2012. — n. 2. — p. 112 — 114. 3. yen y.-c. estimation of tool wear in orthogonal cutting using the finite element analysis / y.-c. yen, j. söhner, b. lilly, t. altan // journal of materials processing technology. — 2004. — volume 146. — p. 82 — 91. 4. arulampalam g. a generalized feedforward neural network architecture for classification and regression / g. arulampalam, a. bouzerdoum // neural networks. — 2003. — volume 16, issue 5 — 6. — p. 561 — 568. 5. romanuke v. v. setting the hidden layer neuron number in feedforward neural network for an image recognition problem under gaussian noise of distortion / v. v. romanuke // computer and information science. — 2013. — vol. 6, n. 2. — p. 38 — 54. 6. романюк в. в. зависимость производительности нейросети с прямой связью с одним скрытым слоем нейронов от гладкости её обучения на зашумленных копиях алфавита образов / в. в. романюк // вісник хмельницького національного університету. технічні науки. — 2013. — № 1. — с. 201 — 206. поступила в редакцію 08.09.2014 романюк в.в. дискретна модель відслідковування стану зносу на основі двошарового персептрону з нелінійними передавальними функціями, що навчається на розширеній генеральній сукупності з урахуванням похибок і зсувів у статистичних даних. представляється структура для дискретного відслідковування станів зносу металевого засобу, коли скінченна множина цих станів була статистично пов’язана з множиною репрезентативних факторів, що впливають на знос. діапазон станів зносу вважається повністю розбитим за цими факторами. відстежувачем є двошаровий персептрон з нелінійними передавальними функціями. це — статична модель, на відміну від еволюційних динамічних моделей прогнозування зносу. її ідентифікація починається з формування початкової скінченної генеральної сукупності, що містить відповідність між факторами впливу та кожним відомим станом зносу. двошаровий персептрон далі навчається на деякій розширеній генеральній сукупності, чиї елементи є сумою чистих зразків і значень нормальних випадкових величин у двох доданках. перший доданок моделює флуктуаційні похибки та пропуски у статистичних даних або вимірюваннях. другий доданок моделює можливі зсуви значень факторів, що впливають на знос, у кожному стані. на завершальному етапі ідентифікації на вхід двошарового персептрону ще раз подаються чисті зразки для того, щоб упевнитися, що вони не були роз’єднані з початково представленими станами зносу. також наголошено на ймовірній та легкій реалізованості такої моделі відслідковування. коли діапазон станів зносу буде охоплювати усі види зносу, з якими зіштовхуються на практиці, представлений відстежувач на основі двошарового персептрону буде контролювати стани зносу об’єкта з металевого засобу з мінімізованою похибкою, забезпечуючи незначність недовикористання або перевикористання матеріалів. ключові слова: стан зносу, модель відслідковування, статистичні дані, двошаровий персептрон, навчання, ідентифікація, рівень помилок відслідковування, флуктуаційні похибки у даних, пропуски у даних, зсуви у даних. розрахунково-експериментальне моделювання впливу температури і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 95 диха о.в., гедзюк т.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-m ail: t ribosenator@gmail.com розрахунково-експериментальне моделювання впливу температу ри і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків удк 621.891 пр едставлені р езу льтати р озр аху нково-експер иментального моделювання впливу темпер ату р и мотор ної оливи та введення пр исадкового матер іалу на зносостійкість сталевих зр азків. дослідження пр оводились для схеми тр ибологічних випр обу вань «кону с-тр и кульки». запр опонована дво хфактор на модель інтенсивності зношу вання у вигляді безр озмір них комплексів контактного тиску і темпер ату р и. резу льтати моделювання пр едставлені на пр икладі. ключові слова: модель зношування, температура моторної оливи, присадки, контактний тиск. вступ та постановка завдання для випробувань в трибології широко зас тосовується с хема чотирикуль кової п іраміди [1]. за ц ією схемою три кульки вс тановлюю ть жорстко (без обертання ) у нижньому корпусі, а четверту розм іщують звер ху на перш і три, наван тажують і обертаю ть. при цьому випробовується, я к прави ло, мастильний матеріа л. за кри терій температурної стійкості випробовувани х при терті масел прийнята кри тична температура руйнування гранични х змащува льни х шарів. ця температура визначається по різкому зростанню коефіцієн та тертя . вказана с хема має обмеження щодо випробувань конструкц ійни х матеріа лів, оскільки ку льки приймаються с тан дартними з шарикопідши пниково ї ста лі. ви готовлення ку лькови х зразків для випробувань матеріалів практично недоц ільне і складно реалізуєме. в дан ій роботі для випробувань різни х конструкц ійни х ма теріа лів використовується с хема випробувань «конус три кульки» [2 3], яка дає можливіс ть зас тосовувати в якос ті досліджувани х кон ічні зразки з різн и х матеріа лів. при ц ьом у в процесі випробувань змінюється кон тактни й тиск внаслідок зміни п лощадки конта кту, що дає можливіс ть за резуль татами випробувань одного зразка мати резуль та ти для діапазону тиску. ме тою роботи є розрахунково-експериментальні дослідження впливу факторів тиску і температури на процес зношування. теорія випробувань за моделлю "тис к тем пе ратура" для оц інки зношування досліджуваного кон ічного зразка за с хемою конус-три куль ки приймемо модель у ви гляді залеж ності ін тенсивнос ті зношування від безрозмірни х параметрів конта ктного тиску і температури у вигля ді: pm w w t t hb fk ds du              * , (1) де f − коефіц ієн т тертя;  − тис к у кон такті, мпа; hb − твер діс ть за бріне лем, мпа; wu − лінійне зношуванн я конусної повер хн і, м; s − ш ля х тер тя для конуса, м; wk , m , p − параметри закономірності зношуван ня; *,tt − відповідно температура випробувань і базова температура, к. приймемо форму зношеної поверхн і у вигля ді колового жолоба з радіусом профілю a . припустимо що контактний тиск п ід жорсткою ку лькою по зношеній повер хні жо лоба конуса розподілений рівномірно. тоді спараведливо сп іввідношен ня: 2 1 a q   , (2) де 1q − си ла, що діє по нормалі до кожно ї ни жньої куль ки; a − ра діус колової площа дки конта кту с пряжени х ку льок і конуса. розрахунково-експериментальне моделювання впливу температури і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 96 си ла 1q у відповідності до (2) виражається через зага льну си лу q , що діє на вер хню конус:   cos31 q q . зв`язок максимального зносу wu і розміру площадки контакту a центрі площадки визначається:    * 2 2r sa suw  , (3) де rr rr r  * − приве дени й радіус в кон такті конуса і кульки. експерименталь на за лежн ість радіусу колового жолобу зносу конуса від ш ля ху тер тя пре дста вляється у ви гляді с тепенево ї апроксимації:    cssa , (4) де c ,  − параметри апроксимації, які визначаються за нас лідками випробувань. інте груючи вираз (1), о тримаємо інтеграль ну форму моделі зношування конуса:   ds t t hb s fksu s pm ww                0 * )( . (5) далі, підс тавляючи в ліву частину рівняння вираз для зносу через радіус площа дки конта кту, а в праву – вираз для кон та ктно го тиску, п іс ля пере творень отримаємо: m s t t hbc q fk r sc m pm w                 212 21 *2 1 * 22 . (6) з умови виконуваності даного рівняння слідує:    2 21 m . (7) для зна хо джен ня параме тра p проводимо випробуванн я при дво х значен ня х темпера тури 1t і 2t . то ді на основі (6) о тримаємо сис тему з дво х р івн янь . розділивши перше рівня ння на друге, п іс ля перетворень отримаємо: . )/lg( )/lg( )22( 21 21 tt cc mp  (8) для зна хо дження коефіц ієн та wk скористаємось одним з ви ще вказани х рівнянь : . cos3 * * 22 1 pmm w t t q hb fr c k                (9) облад нання, те хнологія і методика випробувань випробування зале жності зношуванн я кон ічни х зразків від температури моторної оливи проводи ли на експериментальн ій установц і за відомою схемою тертя «конус – три кульки» [2 3]. кон ічна повер хня зразка 1 притис калась до кульок 2 си лою q = 100 н і зразок обертався частотою n = 500 об/хв. (рис. 1). швидкість ковзання повер хонь тертя кульок і зразка с тановила 0,19 м/с. тертя відбувалося у ванні моторної оливи 4. нагр івання оли ви до за даної температури здійснюва ли спец іально виготовленим на грівачем 5 з вмонтованим термоелектричним е лементом t 220 – 0.6/ 13 elect ron , встановленим і тепло ізольованм асбестовою набивкою в закри тому сталевому кожусі, який о дівався на розрахунково-експериментальне моделювання впливу температури і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 97 корпус 6 вузла тертя . температуру моторної оливи вимірювали да тчиком з хромель-алюмелієвою термопарою 2. 1 2 3 4 5 6 q n т1 2 3 4 5 6 q n т рис. 1 – пристрі й нагрі вання моторної оливи вс тановлен ня ста лого температурного режиму тертя здійсню вали розробленим блоком управління нагр івачем, який міс ти ть трансформатор типу латр 220 в 2 а (рис. 2), за допомогою до клем термоелектричного елемента (т ен) пода валася напруга 40, 50 і 60 в, що піс ля прогріванн я протягом 2-х годин забезпечувало с талу температуру моторної оливи 54, 73 і 96 ос. 22 0 b 40 b 50 b 60 b тр a тен 22 0 b 40 b 50 b 60 b тр a тен рис. 2 – еле ктрична схема блоку управлі ння нагрі вачем випробували знос зразків зі с та лі 45, загар товани х до твер дості 40нrc за умови тер тя в моторній оливі magnum 15w-40 без присадки (дос ліди а) і з присадкою до оли ви (дос ліди б), яка місти ла оле їнову кис лоту, гліцерин, мідни й пудру і мідний купорос відповідно 65, 13, 20 і 2 об. %. досліди а і б проводи ли за нормальної температури (24 ос) оливи і нагріто ї до 54 ос і 96 ос. триваліс ть безперервного тертя за кожним режимом складала 30 хв, піс ля чого слід зношування повер хн і зразка у формі сегментної канавки шириною 2а (мм) вимірювали мікроскопом мбс – 10 з точн істю 0,05 мм. випробування кожного зразка проводилось протягом 3-х го дин, що відповіда ло ш ля ху тертя 2052 м. резуль та ти випробувань наведено в табл. 1. таблиця 1 розмі ри с ліду зношування 2а (мм) конічних зразків зі сталі 45 при змащуванні моторною оливою mag num 15w – 40 без прис адки (дослід и а) і з присад кою (д осліди б) т = 24 о с т = 54 ос s, м досліди а досліди б досліди а досліди б 342 0,30 0,15 0,95 0,50 684 0,65 0,25 1,25 0,60 1026 0,90 0,35 1,40 0,70 1368 1,20 0,50 1,40 0,80 1710 1,30 0,55 1,40 0,80 2052 1,30 0,55 1,40 0,80 розрахунково-експериментальне моделювання впливу температури і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 98 обробка резуль татів випробувань за отриманим експериментальними даними були побудовані графіки за лежності розмірів п лощадки зношуванн я від ш ля ху тертя , показан і на рис. 3. 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 ш лях тертя, мм п од ві й на ш ир ин а к ан а вк и, м м t24 з приса дкою t24 бе з прис а дки t54 з приса дкою t54 бе з прис а дки рис. 3 – ре зультатипристрі й нагрівання моторної оливи далі за допомогою програми exce l були визначен і параметри степене вої апроксимації (4), пока зані в таблиц і 1. таблиця 1 параме три с тепе невої апроксим ації (4) параметри степене вої апроксимації (4) с  24 °с 0,0514 0,374 без приса дки 54 °с 0,064 0,398 24 °с 0,037 0,0303 з присадкою 54 °с 0,0503 0,348 залежності ін тенси вності зношуван ня від кон тактного тиску і температури оливи , побудован і за моделлю (1), предс тавлен і на рис. 4. а б рис. 4 – за ле жності і нте нсивності зношування від контактного тиску і темпе ратури оливи: а – бе з присадки; б – з присадкою за залежностями (7 9) за допомогою програми mathcad розраховувались параметри зносостій кості m , p , wk моделі зношування (1) при нас тупни х ви хідн и х дани х:ма теріа л конічного зразка розрахунково-експериментальне моделювання впливу температури і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 99 сталь 45, 45нв ; зовнішнє навантажен ня q = 60 н; базова температура т * = 20 °с; кут конусу зразка 1100, коефіц ієн т тер тя f = 0,01. д ля досліджуваної о ливи (без до даванн я присадки і без неї) параметри зносостій кості моде лі зношування наве ден і в таб л. 2. таблиця 2 параме три зносос тійкості м оделі зношування (1) параметри зносостійкос ті m p wk без приса дки 0,2957 0,7255 0,01 з присадкою 0,5359 1,1632 0,0009552 резуль та ти розра хунково-е ксперименталь ни х досліджень вказують на збільшення інтенси вності зношування. разом з цим введен ня приса дки до моторної о ливи значно зменшує інтенси вн ість зношування досліджувани х зразків. виснов ки 1. запропонована теорія методу випробувань на знос за схемою «конус-три куль ки» для дво хфакторної безрозмірної моделі зношування « тиск-температура» з визначенням параметрів зносостійкос ті. 2. розроблена конс трукц ія пристрою для випробувань на знос конічни х зразків в моторній оливі з підігр івом оливи в діапазон і температур 20 100 °с та еле ктронний блок керування нагрівачем. 3. на базі запропонованої моделі зносостійкос ті встановлений вп лив факторів наван таженн я та температури на ін тенсивн іс ть зношуван ня с тале ви х зразків. літе ратура 1. г ост 9490−75. ма териалы смазочные жидкие и плас тичные. ме тод опреде ления трибологи чески х свойс тв на четыре хшариковой машине. − м.: изд-во с тан дартов, 1980. 2. dykha o.v. rated and experimental mode ling of tribological properties of constructional and lubricating materia ls / o.v.dykha, t.v. ged zuk // проблеми трибології (proble ms of tribology). – 2014. – № 1. – с. 84-87. 3. ди ха о. в., резу ль тати випробувань на знос кон ічни х зразків зі с та лі 45 в моторній оливі / о. в. ди ха., в. п. ве льбой, т. в. гедзю к // проблеми трибології. – 2014. №2. – с. 111 115. поступи ла в редакц ію 15.06.2015 розрахунково-експериментальне моделювання впливу температури і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 100 dy kha o.v., gedzuk t.v. calculation-experimental design of influence of temperature modifications of motor oil on wearproofness of steel standards. presented results calculation-exp erimental d esign of influ ence of temp erature of motor oil and introduction of additive on wearp roofness of steel standards. research es were conducted for the chart of tribo of lo gical tests of «konus three marbles». the twofactor model of intensity of wear as d imension less co mp lexes of contact p ressure and temp erature is offered. design results are p resented on an examp le. keywords: mod el of wear, temp erature of motor oil, add itive, contact p ressure. references 1. gost 9490−75. materia ly sma zochnye zhidkie i plastichnye. metod opredeleniya tribologi-cheskih svojstv na chetyrehsharikovoj mashine. m. izd-vo standartov, 1980. 2. dy kha o.v., ged zuk t.v. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubri-cating materia ls, proble mi tribologії (proble ms of tribology). 2014. no 1. pp. 84-87. 3. dy kha o.v., ve l'boj v.p., ged zjuk t.v. rezu l'tati viprobuvan' na znos konіchnih zrazkіv zі stalі 45 v motornіj o liv і, proble mi tribologії, 2014, no 2, pp. 111 – 115. 19_kubich.doc износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 103 кубич в.и., ивщенко л.и. запорожский национальный технический университет износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями постановка проблемы износостойкость трибосопряжений типа «шейка-вкладыш», составляющих группу одноименных сопряжений коленчатого вала двигателей внутреннего сгорания, во многом определяется как свойствами материалов приповерхностных слоев их элементов, так и видами трения по наличию в зоне контакта смазочного материала – моторного масла [1]. результаты предыдущих исследований показали, что одним из направлений повышения износостойкости сопряжений такого рода является формирование на поверхности шеек фрикционномеханическим способом исходного медьсодержащего покрытия из комплекса материалов в составе: оловянистая бронза броф4-0,25, поверхностно-активная среда %, (ат.) галлий 81, индий 19. значения триботехнических характеристик были получены на модельных образцах. триботехнические испытания проводились по схеме «ролик-колодка» с целью определения значимого состава галлиево-индиевой среды. при этом ролики изготовлялись из стали 45хн2мфа, d = 50 мм, шероховатость поверхности ra = 1,25 мкм, колодки из высокооловянистого алюминия ао20-1 гост 14113-78, материал основы сталь 08кп гост 1050-88, номинальная площадь контакта120 мм2, давление в контакте 0,9 мпа, частота вращения ролика 320 мин-1 [2 4]. в соответствии с этим наибольший интерес представляет характер поведения триботехнических характеристик сопряжений с предлагаемым исходным покрытием, но уже при изменении нагружения и режимов смазывания в зоне трения, т.е. в условиях масленого голодания и проявления антифрикционных свойств покрытия. особенно важно получить такую картину, но характерную для натурных образцов элементов трибосопряжений, вырезанных из деталей двигателей, например рядных змз, v-образных зил и смоделировать их контактное взаимодействие, близкое к эксплуатационным режимам работы. однако такие сведения при использовании вышеуказанных компонентов покрытий пока отсутствуют. данный факт вызывает необходимость в проведении испытаний на износостойкость трибосопряжений «шейка-покрытие-вкладыш» с предлагаемым составом материалов исходного покрытия. полученные результаты позволят оценить характер изменения триботехнических характеристик натурных сопряжений при проявлении свойств покрытия. методы исследования для проведения триботехнических испытаний тс использовалась машина испытания материалов на трение и изнашивание смц-2 с электроприводом экт 20/380, для бесступенчатого изменения частоты вращения приводного вала машины, модернизированная компьютерной системой регистрации и обработки сигнала: усилитель сигнала от индуктивного датчика верхнего вала; аналого-цифровой преобразователь ацп е14-140; ноутбук asus k401j c программным обеспечением регистрации сигнала lgraph и его обработки powergraph 3.3 demo, рис. 1. для проведения испытаний использовались две партии образцов-шеек с покрытиями, по шесть в каждой, образцы-шейки без покрытия, а также цельные вкладыши. испытания проводились в соответствии с разработанным циклом, численные значения параметров приведены в табл.1 [5]. покрытия формировались в процессе фрикционно-механической обработки поверхности шеек прутком из бронзы броф40,25 в поверхностно-активной среде с содержанием компонентов: галлий 81 % (ат.), индий 19 % (ат.). материал образца шейки змз чугун вч50, образца шейки зил сталь 45. в качестве образцов-вкладышей использовались цельные сталеалюминевые вкладыши с антифрикционным сплавом ао20-1, материал основы сталь 0,8 кп. образцы-шейки устанавливались на переходной вал, закрепленный на нижнем валу машины смц-2, переходной посадкой, от поворота фиксировались шпоночным соединением, от осевого смещения гайкой. предварительно в каждой шейке выполнялись отверстия соответствующего размера. вкладыши устанавливались в держателях, представляющих собой крышки нижних головок шатунов соответствующих моделей двигателей. в крышке высверливались отверстия для подачи масла под рабочую поверхность вкладыша через его технологическое отверстие, а также отверстие для установки термопары в теле вкладыша. на тыльной части крышки выполнялся цилиндрический паз под ролик, которым держатель вкладыша нагружающим устройством прижимался к образцу-шейке. в каждом вкладыше с тыльной стороны высверливались глухие отверстия для ввода спайки термопары. вкладыш устанавливался в держателе с технологическим натягом. ремонтный размер вкладыша выбирался на один размер меньше, pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 104 относительно ремонтного размера прошлифованной шейки. это позволило обеспечить наличие клинового зазора между шейкой и вкладышем, в который подавалось масло. величина зазора составляла 0,13-0,15 мм по нижней плоскости держателя. порядок установки образцов приведен на рис. 2. а б рис. 1 – компьютерная система регистрации сигнала: а вид приборов: 1 – указатель тахометра; 2 – блок питания усилителя; 3 – аналого-цифровой преобразователь сигнала; 4 – окно программного управления; 5 – ноутбук; б – фрагмент трибограммы таблица 1 численные значения параметров цикла испытаний трибосопряжений нагрузка р, н ( p, мпа) время испытаний t, мин общее время t, мин режим образецшейка зил образецшейка змз образецшейка зил образецшейка змз образецшейка зил образецшейка змз i – установка образцов, включение подачи масла, включение привода, приработка, нагружение разгружение 1 250 (0,46) 250(0,69) 15 15 2 300 (0,55) 200(0,83) 5 20 3 380 (0,7) 380(1,05) 5 25 4 480 (0,9) 480(1,32) 10 35 5 570 (1,05) 570(1,57) 3,3 2,5 38,3 37,5 6 660 (1,22) 660(1,82) 3,3 2,5 41,6 40 7 890(2,46) 2,5 42,5 8 660(1,82) 2,5 45 9 570(1,05) 570(1,57) 3,3 2,5 44,9 47,5 10 480(0,9) 480 (1,32) 5 2,5 50 50 11 380(0,7) 380 (1,05) 10 60 ii – остановка подачи масла, нагружение 1 380 (0,7) 380 (1,05) 10 70 2 480 (0,9) 480 (1,32) 5 75 iii – подача масла, разгружение-нагружение-рагружение 1 480(0,9) 480(1,32) 10 85 2 250(0,46) 250(0,69) 5 90 3 480(0,9) 480(1,32) 3,3 93,3 4 750 (1,33) 750 (2,07) 3.3 96,6 5 570(1,05) 570(1,57) 3,3 99,9 6 250(0,46) 250(0,69) 5 105 iv – выключение привода, остановка подачи масла, разборка тс в качестве смазочного материала использовалось моторное масло lukol–standard sae 15w/40 sf/cc. для измерения температуры в зоне трения использовался мультиметр dt-835 с термопарой тр-01а с диапазоном измеряемых температур: – 18 ~ 712 ºс. момент трения регистрировался с помощью компьютерной системы. по записанным трибограммам с учетом тарировочного графика (масштаб 0,25 v 0,270 н∙м; 1 мм 0,054 н∙м), нагружения образцов, их геометрических размеров сигнал пересчитывался в коэффициент трения. точность измерения составляла ∆f = 1мм, что в пересчете на значения коэффициента трения составляло 1f∆ = 0,003. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 105 а б рис. 2 – установка образцов: а – установка переходного вала под образец-шейку: 1 – датчик тахометра; 2 – переходной вал; 3 – установочные шайбы; 4 – корпус нижнего вала; 5 – корпус каретки; 6 – корпус вала каретки; б – узел испытания образцов: 1 – провод термопары; 2 – датчик тахометра; 3 – ролик верхнего вала; 4 – трубка подвода масла; 5 – держатель вкладыша с вкладышем; 6 – образец-шейка; 7 – ванна с маслом интенсивность изнашивания образцов, износостойкость сопряжений, линейный износ, величина пути трения определялась расчетным путем [6]. линейный износ образцов определялся графическим способом на основе анализа профилограмм, которые снимались на профилографе-профилометре «калибр 170311» с использованием компьютерной системой регистрации и обработки сигнала. для анализа использовались по три профилограммы для образцов-вкладышей, по четыре профилограммы для образцовшеек снятые по всей контактной поверхности в разных сечениях до испытания и после него. точность измерения составляла 0,5 мм, что соответствовало точности определения линейного износа – 0,025 мкм. длина пути трения с учетом времени испытания трибосопряжений – =t 105 ± 0,1 мин, частоты вращения образца-шейки – =n 675 ± 10 мин-1, геометрических размеров образцов-шеек: 1r = 0,0284 м; 2r = 0,0315 м в соответствии составила: 1трl ≈ 12640 м; 2трl ≈ 14020 м. средняя величина площади трения при испытании по условиям контакта при испытаниях для трибосопряжений из образцов элементов конструкции двигателя зил составила 2s = 5,4 ∙ 10 -4 м2, из образцов змз – 1s = 3,6 ∙ 10 -4 м2. результаты исследований и обсуждение в табл. 2 приведены результаты расчетов параметров изнашивания элементов трибопопряжений. таблица 2 величины линейного износа элементов трибосопряжений линейный износ h , мкм; среднеквадратическое отклонение σ, мкм интенсивность изнашивания, ih наименования шейка вкладыш шейка вкладыш износостойкость и1-2, 106 сопряжения с образцами змз без покрытия 3,1 0,21 105,5 7,1 0,24∙10 -9 0,83 ∙10 -8 116 сопряжения с образцами змз с покрытием 1,82 0,14 66,4 6,4 0,14∙10 -9 0,52∙10 -8 185 сопряжения с образцами зил без покрытия 3,2 0,21 98,0 7,4 0,23∙10 -9 0,7∙10 -8 138 сопряжения с образцами зил с покрытием 1,71 0,14 56,4 8,2 0,12∙10 -9 0,4∙10 -8 240 их анализ свидетельствует о том, что при данных условиях триботехнических испытаний: интенсивность изнашивания для шеек образцов змз с покрытиями уменьшилась в 1,71 раза, для образцов зил в 1,91 раза; интенсивность изнашивания для вкладышей образцов змз с покрытиями уменьшилась в 1,6 раза, для образцов зил в 1,75 раза; износостойкость тс для образцов змз увеличилась в 1,6 раза, для образцов зил в 1,74 раза. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 106 на рис. 3 а, б, 4, 5, а, б, 6 приведены графики зависимости коэффициента трения и температуры в зоне трения образцов на протяжении времени испытаний в зависимости от величины давления в зоне трения и режимов смазывания. полученная картина свидетельствует о следующем. с первых минут контактного взаимодействия значения коэффициента трения в сопряжениях с покрытиями меньше, чем в сопряжениях без покрытий: для образцов змз в 1,27 раза, для образцов зил в 1,46 раза. отличия в таких значениях, вероятно, обусловлено разными площадями трения для сопряжений с покрытиями, а также выравниванием геометрии микропрофиля поверхности шеек покрытием. начальная температура в зоне контакта поверхностей составляла для обоих сопряжений ~ 40 ºс. стабилизация коэффициента трения для сопряжений с покрытием, при прирабатываемости с минимальной нагрузкой к 15 минуте испытаний, для образцов змз наступает быстрее в 2,6 раза, для образцов зил в 3,3 раза, чем для них без покрытия. характер изменения линии коэффициента трения для сопряжений с покрытием более резкий, для сопряжений без покрытия пологий. значения температуры также меньше для обоих сопряжений в ~ 1,12 раза. а б рис. 3 – зависимость коэффициента трения от времени испытания элементов трибосопряжений двигателя змз по зонам нагружения: а – в условиях подачи масла в зону трения; б – в условиях прекращения подачи масла с последующей его подачей; – сопряжения без покрытия; – сопряжения с покрытием: * – начало образования видимого «выделенного состава»; ** – визуально постоянно наблюдаемый налет «выделенного состава»; *** – визуально не наблюдаемый «выделенный состав» при последующем ступенчатом увеличении нагрузки: для обоих образцов с покрытиями наблюдалось более резкое снижение коэффициента трения в периодах с 15 по 20, с 20 по 25 минуту испытаний при соответствующих нагрузках. это свидетельствует о проявлении свойств покрытия демпфировать нагружения и снижать сопротивления относительному перемещению локальных зон контакта при температуре в ~ 1,3 раза меньшей, чем для образцов без покрытия. при чем текущая температура для образцов змз составляла ~ 53 ºс, для образцов зил ~ 82 ºс; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 107 в периоде с 25 по 30 минуту коэффициент трения для образцов без покрытия не изменялся, а для образцов же змз с покрытием незначительно уменьшился, для образцов зил – незначительно увеличился, что возможно обуславливалось иным характером поведения молекулярной составляющей коэффициента трения. уменьшение коэффициента трения в сопряжениях с покрытием составило для образцов змз 1,8 раза, для образцов зил – 1,14 раза. пропорциональность в соотношении температур оставалась прежней. в целом коэффициент трения для образцов змз составлял 0,078, для образцов зил 0,154, температура ~ 70 ºс и ~ 106 ºс соответственно. такой факт явно свидетельствует о неоднозначности термомеханических процессов происходящих в поверхностных слоях материалов контактируемых поверхностей. при чем удельное давление в зоне контакта для образцов зил меньше, чем для образцов змз. в периодах испытания с 35 по 50 минуту при достижении максимального давления в зоне контакта значения коэффициента трения для образцов змз с покрытиями были меньшими в 1,15 раза, для образцов зил – в 1,21 раза, что соответствовало незначительно, но большим значениям температур в зоне контакта змз ~ 132 ºс, зил ~ 148 ºс, по отношению к сопряжениям без покрытий ~124 ºс; ~142 ºс. при чем скорость увеличения температуры в сопряжениях с покрытием с 35 минуты стала большей чем в сопряжениях без покрытия, и их графики пересеклись для обоих образцов на 40-й минуте испытаний. обнаруженный факт указывает на особенности протекания термомеханических, а возможно и химических процессов в покрытии, вызванных увеличением давления в зоне трения поверхностей. в период с 50 по 60 минуту наблюдалось первоначальное (в течении ~ 1,5-2 минут) более резкое снижение коэффициента трения для сопряжений с покрытиями, с дальнейшим снижением до значений для обоих образцов до ~ 0,12, что в 1,17 раза меньше по отношению к образцам без покрытия – 0,14. температура в зоне трения составляла для образцов змз ~ 100 ºс, для зил ~ 115 ºс, что в 1,13 и 1,2 раза меньше, по отношению к образцам без покрытия. рис. 4 – зависимость температуры зоны контакта элементов трибосопряжений двигателя змз от времени испытания в условиях смены режимов смазывания: – сопряжения без покрытия; – сопряжения с покрытием: * – начало образования видимого «выделенного состава»; ** – визуально постоянно наблюдаемый налет «выделенного состава»; 1, 2, 3, 4 – интервалы времени с давлением в зоне трения 1,57 мпа, 1,82 мпа, 2,46 мпа, 1,32 мпа соответственно; 5 – интервал времени испытания без подачи масла далее в соответствии с циклом испытания, табл.1, была прекращена подача масла в зону трения, испытания продолжались при давлении для образцов змз – 1,05 мпа, для образцов зил – 0,7 мпа, которые затем увеличились через 10 минут до 1,32 мпа и 0,9 мпа соответственно. для образцов с покрытиями в течении 3-4 минут наблюдался рост коэффициента трения и температуры, при этом в течении первых 1,0-1,5 минут на поверхности шеек начинал образовываться налет темного цвета, плотность и однородность обволакивания поверхности трения которой становилась стабильной к 6 минуте. увеличение коэффициента трения составило для образцов змз с 0,12 до 0,124, для зил с 0,122 до 0,136 с ростом температуры с ~ 100 ºс до ~ 108 ºс и с ~ 115 ºс до ~ 122 ºс. далее происходило снижение коэффициентов трения для образцов с покрытиями до 0,11, его стабилизации в течении 3-4 минут, с установившейся температурой 108 ºс и ~ 122 ºс. постоянство коэффициента трения в сопряжениях сохранялось в периоде с 6 до 8 минут испытания, затем наблюдался его незначительный рост до 0,12 при постоянной все той же температуре. с 10 минуты нагрузка увеличилась, давления в зоне трения составили соответственно 1,32 мпа для образцов змз и 0,9 мпа для образцов зил. при этом наблюдалось относительное постоянство коэффициента трения для обоих образцов в течении 2,5 3,0 минут при росте температуры до ~114 ºс и до ~ 132 ºс. далее вновь рост коэффициента трения для образцов змз до 0,126, для образцов pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 108 зил до 0,14 с постоянством температуры. факт такого изменения коэффициента трения и температуры в зоне трения указывает на сохраняемость покрытия на поверхности шеек и на протекание комплекса структурных превращений в поверхностных слоях, обуславливающих процессы структурной приспосабливаемости материалов к условиям трения. для образцов без покрытия картина совершено иная. на первых минутах наблюдается рост коэффициента трения, при чем с постоянным его увеличением до больших значений: для образцов змз с 0,14 до 0,16, для образцов зил с 0,14 до 0,178 с его стабилизацией к 8-9 минуте испытаний, при постоянном росте температуры. имеет место амплитудный характер изменения коэффициента трения, что обусловлено, вероятнее всего, свойствами антифрикционного слоя вкладыша выделять в зону трения олово, выступающее в роли смазывающего состава. в последующем при увеличении нагрузки коэффициент трения достаточно высокий: 0,16 для образцов змз, 0,17 для образцов зил остается постоянным при продолжающемся росте температуры до ~ 130 ºс и ~142 ºс соответственно. такое поведение обуславливается в первую очередь влиянием олова как приработочного материала. а б рис. 5 – зависимость коэффициента трения от времени испытания элементов трибосопряжений двигателя зил по зонам нагружения: а – в условиях подачи масла в зону трения; б – в условиях прекращения подачи масла с последующей его подачей; – сопряжения без покрытия; – сопряжения с покрытием: * – начало образования видимого «выделенного состава»; ** – визуально постоянно наблюдаемый налет «выделенного состава»; *** – визуально не наблюдаемый «выделенный состав» в целом в таких условиях испытаний уменьшение коэффициентов трения и температур трибосопряжений с покрытиями по отношению к трибосоряжениям без покрытий для образцов змз составило 1,45 раза , 1,15 раза, для образцов зил 1,54 раза, 1,16 раза соответственно. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 109 рис. 6 – зависимость температуры зоны контакта элементов трибосопряжений двигателя зил от времени испытания в условиях смены режимов смазывания: – сопряжения без покрытия; – сопряжения с покрытием: * – начало образования видимого «выделенного состава»; ** – визуально постоянный налет «выделенного состава»; 1, 2, 3 – интервалы времени с давлением в зоне трения 1,05 мпа, 1,22 мпа; 0,9 мпа соответственно; 4 – интервал времени испытания без подачи масла при наблюдении за процессом образования «выделенного состава» испытания с прекращением подачи масла на поверхности шеек и характером изменения коэффициента трения было замечено, что в достаточно малые периоды времени 15 25 с коэффициент трения то уменьшался, то увеличивался, т.е. имел колебания относительно среднего значения. в качестве примера на рис. 7, а, б приведены фрагменты регистрируемого сигнала сопротивления вращению шейки образца зил (номер тс р21в12), на общем фоне (по верхнему краю) которого выделены характерные участки. в период испытания с 6 до 8 минуты при давлении 0,7 мпа и в период с 10 по 12 минуту при давлении 0,9 мпа коэффициент трения изменялся соответственно в пределах 0,1 0,09 и 0,1 0,12. на графике рис. 5, б эти участки изображены прямыми, учитывая масштабный фактор времени. для остальных трибосопряжений как для образцов зил, так и для образцов змз наблюдалась аналогичная картина. данный факт свидетельствует о протекании комплекса превращений в контактируемых слоях, свойственных структурной приспосабливаемости. это в полной мере обуславливает формирование вторичных структур. а б рис. 7 – фрагменты зависимостей коэффициента трения от времени на участках испытания трибосопряжений без подачи масла: а – первый участок испытания без подачи масла, давление в зоне трения 0,7 мпа; б – второй участок испытания без подачи масла, давление в зоне трения 0,9 мпа; 1 – интервалы амплитудного изменения коэффициента трения при возобновлении подачи масла в зону трения для трибосопряжений без покрытий наблюдался рост и коэффициента трения и температуры: для образцов змз до 0,17, для образцов зил до 0,2 с последующей стабилизацией на протяжении 3 4 минут испытаний и дальнейшем снижении, по условиям образования граничного трения, до 0,14 и 0,17 соответственно. для образцов с покрытием коэффициент pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com износостойкость деталей трибосопряжения «шейка-вкладыш» с медьсодержащими покрытиями проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 2 110 трения в течении 1,5 2,0 минут оставался постоянным при постоянстве температуры. в это же время наблюдалось исчезновение окраски «выделенного состава», вероятнее всего основная часть химических элементов образовавшихся структур оставались в зоне трения, а химические элементы, обуславливающие окраску «состава» уносились маслом. по истечении этого времени наблюдался незначительный скачок вверх значения коэффициента трения, более выражено для образцов зил, с резким снижением коэффициента трения до значений для образцов змз 0,09, для образцов зил 0,11, медленным снижением температуры до ~ 108 ºс для образцов змз, и ~ 121 ºс для образцов зил. такие значения коэффициентов трения в 1,55 раза меньше чем у образцов без покрытия. с уменьшением нагрузки скорость изменения и коэффициента трения и температуры для сопряжений с покрытиями несколько больше чем без них, установившийся режим наступает на 1,5 минуты раньше. уменьшение коэффициента трения для обоих образцов составляет 2,2 раза, при снижении температур в зоне трения до ~ 90 ºс для образцов змз, и до ~ 102 ºс для образцов зил. при последующем ступенчатом нагружении вновь наблюдалась способность покрытия, обуславливать снижение сопротивления относительному перемещению, демпфированию нагрузки, что выражалось в снижении коэффициента трения, при чем при меньших нагрузках с большей скоростью. в сопряжениях без покрытия коэффициенты трения как уменьшались незначительно – образцы змз, так и вовсе не изменялись – образцы зил. уменьшение коэффициента трения при максимальном давлении составило для образцов змз в 1,5 раза, для образцов зил – в 1,21 раза. при окончательном уменьшении нагрузки до минимальных значений вновь скорость изменения и коэффициента трения и температуры для сопряжений с покрытиями несколько больше чем без них, установившийся режим наступает на 1,5 минуты раньше, а по окончании испытаний уменьшение коэффициента трения для обоих образцов змз составило в ~1,63 раза, при температурах ~ 80 ºс и ~ 98 ºс, что в ~ 1,2 раза меньше чем у сопряжений без покрытия. выводы в результате проведенных триботехнических испытаний для трибосопряжений с исходным покрытием выявлены: характер изменения коэффициента трения; температуры в зоне трения; снижение износа контактных поверхностей элементов трибосопряжений, при изменении нагружения и режимов смазывания в зоне трения. установлено, что исходное покрытие обуславливает снижение температурной напряженности и механических потерь в трибосопряжениях за счет образования вторичных структур из элементов покрытия и элементов антифрикционного слоя вкладыша при протекании в их приповерхностных контактных слоях структурных превращений. литература 1. гаркунов, д.н. триботехника. износ и безызносность/ гаркунов д.н. – м.: издательство мсха, 2001. – 616 с. (для вузов). 2. кубіч, в.і. про вплив вмісту компонентів галієво-індієвого середовища на триботехнічні характеристики трибоз’єднання / в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблеми тертя та зношування. – 2009. – № 52. – с. 92-101. 3. пат. № 49630 україна, мпк (2009) с23с 30/00. склад поверхнево-активної речовини для формування зносостійких покрить/ кубіч в.і., івщенко л.й. заявитель і патентовласник запорізький національний технічний університет. – № u200909788; заявл. 11.05.2010; опубл. 11.05.2010, бюл. № 9, 2010. 4. кубич, в.и.рентгеноспектральный анализ приповерхностных слоев элементов трибосопряжений/ в.и. кубич, л.и. ивщенко // проблемы трибологии. – 2011. –№1(59). – с. 6-11 5. кубич, в.и. определение параметров контактного взаимодействия подшипников скольжения коленчатого вала двигателей внутреннего сгорания./ в.и. кубич, л.й. івщенко //проблеми трибологии. – 2010. – вип. №2(56). – с. 11-17 6. методы испытаний на трение и износ/ л.и. куксенова, в.г. лаптева, а.г. колмаков, л.м. рыбакова – м: интермет инжиниринг, 2001. – 357 с. надійшла 05.04.2011 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 42 м’якуш б.м., кшивецький б.я. національний лісотехнічний університет україни, м. львів, україна, e-mail: kshivby@ukr.net математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями удк 674.213:69.025.351.3:678.073 розглянуто закономірності зміни напружено деформаційного стану у тришаровій паркетній дошці залежно від її конструкції та умов експлуатації. побудовано математичну модель для дослідження формостійкості тришарової паркетної дошки склеєної термопластичними полівінілацетатними клеями. наведено алгоритмічні аспекти для чисельної реалізації побудови математичної моделі. ключові слова: паркетна дошка, математична модель, клей, деревина, напружено-деформаційний стан. вступ паркетні підлоги за останнє століття пройшли декілька етапів свого розвитку, від високохудожнього, при якому вони виготовлялись безпосередньо на місці, до сучасних паркетних виробів  паркетних дошок, які промислово виготовляються, легко монтуються в домашніх умовах, мають тривалий термін експлуатації тощо. характеристика і властивості паркетної дошки визначаються фізико-механічними властивостями деревини та деревинних матеріалів, з яких вона виготовлена, клеями, якими вона склеєна, покриттям, яким вона опоряджена, умовами експлуатації тощо [1]. переваги використання паркетної дошки в тому, що це є довговічне і міцне покриття для підлоги, яке легко і просто укладається, може демонтуватися кілька разів без пошкоджень і будь-яких наслідків, піддається реставрації, антисептична, проста у прибиранні, екологічна, природньо тепла. до недоліків паркетної дошки відносять те, що у разі сильного промокання піддається деформації, після якої не підлягає відновленню та не є вологостійким матеріалом, оскільки при порушенні умов експлуатації -змінює свою формостійкість. сучасна паркетна дошка складається з трьох шарів. це деревина листяних і хвойних порід, яка з’єднуються між собою за допомогою клеїв. тому, паркетну дошку слід розглядають як конструкцію, що складається з деревини та клею. саме від фізико-механічних та фізико хімічних властивостей деревини і клею будуть залежати основні якісні показники паркетної дошки, а саме формостійкість та довговічність. неабияку увагу сучасним паркетним дошкам слід приділяти забезпеченню належної екологічності та формостійкості під час експлуатації. екологічність паркетної дошки залежатиме від матеріалів, якими вона склеєна та матеріалів, якими вона опоряджена. формостійкість паркетної дошки залежатиме від умов експлуатації, а саме, вологості, температури та навантаження, яке вона нестиме. екологічність тришаровій паркетній дошці частково можна забезпечити використанням для її склеювання термопластичних полівінілацетатних клеїв, які відповідають ступеню навантаження d3, d4 відповідно до європейського стандарту din en 204:2001. дослідити формостійкість тришарової паркетної дошки можна за допомогою сучасних методів, а саме математичного моделювання. це дозволить швидко отримати достовірні результати досліджень, а при необхідності і їх прогнозувати. для цього пропонується дослідити напружено деформаційний стан паркетної дошки та побудувати математичну модель для визначення формостійкості тришарової паркетної дошки склеєної термопластичними полівінілацетатними клеями залежно від зміни вологості, температури та навантажень під час експлуатації. мета і постановка задачі метою даної роботи є побудова математичної моделі формостійкості тришарової паркетної дошки склеєної термопластичними полівінілацетатними клеями залежно від умов експлуатації. виклад основного матеріалу. існуючі способи дослідження та вивчення формостійкості тришарової паркетної конструкції є тривалими у часі, а їх результати недостовірними. тому для дослідження формостійкості тришарової паркетної дошки сформованої за допомогою термопластичних полівінілацетатних клеїв запропоновано використати математичне моделювання та побудувати математичну модель визначення її формостійкості. mailto:kshivby@ukr.net математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 43 для дослідження теплового стану тришарової пластини запропоновано використати математичну модель, яка описується таким рівнянням: τ)),,(grad)()div(λi))ρρ( yxttgt t t ttc    . (1) розглянемо випадок, коли режим є нестаціонарним, тоді математична модель матиме вигляд: 2 2 2 2 y t jy x it xjt t jjc ii          , (2) де jc – питома теплоємність j шару; j – густина матеріалу шара; jyjx – коефіцієнти теплопровідності шарів. крайові умови мають вигляд: поверхня торців є теплоізольована: 0)()( ,0 )(2 ,0 )( ||        iy j x lyy i lxx i y t x t , (3) де )()( , jy j x ll – товщини шарів; на верхній поверхні (z = 0) граничні умови характеризують взаємодію з навколишнім середовищем: ),( )1(0 )( 1 | tttt t серsz i      (4) де s – коефіцієнт теплообміну на грані; серt – температура середовища; між шарами допускається ідеальний легкий контакт, який описується умовами: jj zt j jzt i j z t z t          || )1(1 )( , (5) ),,(),,( )1()( j ii zyxttyxt  . (6) для контролю j-го шару у якості початкової умови використовується співвідношення: ),()0,,( )(0 )( yxtyxt ii  . (7) для синтезу математичної моделі визначення напружено деформаційного стану використаний закон гука [2]:      d , (8) де    xjyx  ,, – вектор напружень;    xjyx j,,  – вектор деформацій;  d – матриця жорсткості, яка має вигляд:                       00 0 11 0 11 21 2 21 21 21 2 21 1 vv e vv ev vv ve vv e c , (9) де ),( ute i – модулі юнга; ),( uti – коефіцієнти пуассона; ),( ut – модуль зсуву. будемо вважати, що матеріали шарів є нестискаючі у поперечному напрямі, тобто 0;0  yz . (10) математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 44 вважаємо, що для несучих шарів справедлива гіпотеза тонких перетинів бернуллі [3]. тоді є відсутні напрямні компоненти деформації вздовж осі oz і тангенціальні коливальні деформації у площинах xоz і yоt, тобто: 0;0  zxzt . (11) вважаємо, що для внутрішнього шару справедлива гіпотеза прямолінійності деформування деревини [4], тобто переміщення точок серединної площини дошки відхилень. використовуємо співвідношення коші [2]: t w y v x u zyx          ;; ; t u x w x v y u xzxy             ; ; (12) ; z v y w yz       з врахуванням вище прийнятих гіпотез (11) отримано такі вирази: 0;0        y w z v yzz ; (13) y w z u      . інтегруючи останню формулу по z, отримаємо: )( yxf x w zu ii   . (14) оскільки (14) вірно для всієї системи, то для середньої площини маємо: )(0 yxfx w zu ii   . (15) згідно прийнятих гіпотез (15) отримаємо що 0),(1 yxf . отже: x w zu    . (16) розглянемо верхні шари нашої системи. з врахуванням прийнятих допущень, співвідношень коші (13) і формули (15) отримаємо:        3,1,;  iixiixi . (17) закон гука має вигляд:      3,1,  id ixiix , (18) де  id – матриця пружних характеристик (9) для шарів. для визначеного шару є дотичні напруження у площині xоz:                       2 2 2 2 ; zx xz zx xi . (19) тоді закон гука має вигляд:     222  d , (20) де  2d – матриця (9) для середнього шару. для моделювання формостійкості тришарової системи скористаємось методом скінченних елементів [5]. метод передбачає варіаційне формування математичної моделі на основі принципу мінімуму повної потенціальної енергії, яку представлено у вигляді:         dvtt    02 1 (21) математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 45 використовуємо двовимірний симплекс елемент (рис. 1) рис. 1 – двовимірний симплекс елемент переміщення u і v в середині елемента визначаються залежністю:                                    ky kx jy jx iy ik kji kj l l l l l l nnn nnn v u 000 0001 , (22) де kji ,, – вузли (вершини) елемента. функції форми  kji nnn ,,  kji nnn ,, визначаються за формулами:  ycxba s n iiii  2 1 ;  ycxba s n jjjj  2 1 ; (23)  ycxba s n kkkk  2 1 ; ikkii yxyxa  ; kiikj yxyxa  ; ijjik yxyxa  ; kji yyb  ; jkj yyb  ; jik yyb  ; (24) jki xxc  ; kij xxc  ; ijk xxc  ; jiikikjiki yxyxxyyxyxs 2 . враховуючи співвідношення коші, отримаємо:     lb , (25) де матриця  b має вигляд:                    222222 00 000 2 1 kkjjii kji kji bcbcbc cocc bbb s b . (26) для реалізації математичної моделі формостійкості скористаємось принципом можливих переміщень [6], який випадку тривимірного шару можна записати таким чином: математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 46                 , 2 2 2 2 33 2 2 2 2 1 2 12 00 1 0 0 1 0 2 0 0 dzdxdy dzdxdydzdxdyr l l l l h h h t z l l l l z h h h ztz b l l l h h z h tt i j z j j o j j i                   (27) де матриці  0r – вектор вузлових сил скінченного елемента; матриці )3,1( ihi – товщини першого, другого і третього шарів. підставивши (26) в співвідношення для шарів напружень і переміщень, отримаємо:              033020  kkkkr ii . (28) після обчислень локальних матриць наближеності здійснювалася побудова глобальної матриці за формулою:       ,,1,2,2,2 njkkk jjijjj  (29) де матриці  zjzjk , – підматриця глобальної матриці жорсткості;  jk – локальна матриця жорсткості;  n – кількість елементів дискредитації. висновки побудовано математичну модель, для визначення формостійкості тришарової паркетної дошки яка склеєна термопластичними полівінілацетатними клеями. наведено алгоритмічні аспекти для чисельної реалізації побудови математичної моделі. література 1. м’якуш б.м. аналіз конструкцій та формостійкості паркетної дошки / б.м. м’якуш // науковий вісник нлту україни: зб. наук-техн. праць. львів: рвв нлту україни. – 2010.  вип. 20.13. – с. 135-138. 2. кравчук а. с. механика полимерных и композитных материалов / а. с. кравчук, в. п. майборода, ю. с. урижумцев. – м. – 1985. – 319 с. 3. белянкин ф. п. деформативность и сопротивляемость древесины / ф. п. белянкин, в. ф. яценко. – к.: ан усср, 1957. – 199 с. 4. боровиков а. н. справочник по древесине / а. н. боровиков, б. н. уголев. – м.: лесн. промсть, 1989. – 296 с. 5. сегерлинд л. применение метода конечних елементов / сегерлинд л. – м.: мир, 1979. – 378 с. 6. bodic j. mechanics of wood and composites / bodic j., jayne a. – new york: van nostraind reinhold, 1982. – 712 p. поступила в редакцію 10.02.2016 математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 47 myakush b.m, kshyvetskyy b.y. mathematical modeling of shape stability of parquet board glued with thermoplastic adhesives. the article is concerned with block flooring. special consideration is given to three-layered parquet board as a modern covering material for the floor. the advantages and disadvantages of using three-layered parquet boards are shown. considering the design of this type of floorboard, due attention is paid to its shape stability. therefore, the aim of this work is construction of a mathematical model of the operation-dependent shape stability of three-layered parquet board glued with thermoplastic polyvinyl acetate adhesives. the shape stability of parquet board depends on changes in its stress-strain state. that is why, in order to construct the mathematical model, we should consider the changes in stress-strain state of the structure of three-layered parquet board depending on the materials it is made of, the adhesive it is glued with, and the conditions it is operated in. to study stressstrain state, the parquet board is viewed as a three-layered plate for which mathematical modeling is applied to study its thermal state. given are boundary conditions for the mathematical model, namely, the surface of the ends is heat insulated, boundary conditions on the top surface describe the interaction with the environment, the perfect slight contact is allowed between the layers. to construct a model for determining the stress-strain state, hooker’s law is used, while for modeling of shape stability a finite element method is applied, which provides for variational calculation of mathematical models based on the principle of a minimum of total potential energy. for the inner layer of the parquet board, the hypothesis of linearity is true for which the caushy ratio is used. the computation of the local matrices of proximity was followed by building a global matrix. based on the calculations results, a mathematical model was constructed to study the shape stability of three-layered parquet board glued with thermoplastic adhesives. algorithmic aspects have been given for numerical realization of the mathematical model. key words: parquet board, mathematical model, wood, adhesive, stress strain state. references 1. myakush b.m. analiz konstruktsii ta formostiykosti parketnoi doshky/ myakush b.m. naukovyi visnyk nltuukrainy:zbirnyk naukovo-tekhnichnykh prats.lviv rvv nltu ukrainy. 2010.vypusk 20.13. s.135-138. 2. mekhanika polimernykh i kompozitnykh materialov. a.s.kravchuk, v.p. maiboroda, yu.s.urizhumtsev. m. 1985. 319 s. 3. deformativnost i soprotivliaemost drevesiny. f.p. belyankin,v.f.yatsenko. k.:an ukr.ssr,1957. 199 s. 4. spravochnik po drevesinie. a.n.borovikov,b.n.ugolev. m. lesnaya promyshlennost. 1989. 296s. 5. segerlind l. primenenie metoda konechnykh elementov. m. mir, 1989. 378 s. 6. mechanics of wood and composites. bodic j., jayne a. new york: van nostraind reinhold, 1982. 712 p. создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 92 лопата л.а.,* николайчук в.я.,** барановский в.н.,*** чиграй сл.,**** *ипп нан украины, г. киев, украина **винницкий национальный аграрный университет, г. винница, украина ***тернопольський национальный технический университет им. и. пулюя, г. тернополь, украина ****национальный технический университет украины «кпи», г. киев, украина e-mail: beryuza@ukr.net создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием удк 621.793.620.172 рассмотрены основные этапы создания покрытий электроконтактным припеканием порошков (экпп) самофлюсующихся сплавов (сфс). для оценки эффективности экпп сфс исследовались: комплекс свойств системы «основа-покрытие» (адгезионная и когезионная прочность, упругие свойства); структурные особенности полученных покрытий, зоны диффузионного взаимодействия (дз) и термического влияния (зтв); физико-механические свойства (пористость покрытий, микротвердость, износостойкость). полученных покрытий. показано, что процесс электроконтактного припекания позволяет получать покрытия из порошков из сфс с прочностью сцепления 180200 мпа, пористостью не более 5 %, износостойкостью в 2,3 3,18 раза выше, чем стали 45, закаленной до твердости 46 48 hrc3. ключевые слова: покрытия, износостойкость, порошки, самофлюсующиеся сплавы, электроконтактное припекание, прочность сцепления, диффузионная зона, зона термического влияния. актуальность исследований актуальной задачей современного материаловедения является повышение уровня функциональных свойств покрытий из востребованного промышленностью и сранительно дешевого класса порошковых материалов, как самофлюсующиеся сплавы на основе fe и ni, главной особенностью которых является самофлюсуемость, что позволяет обходиться без специальных защитных сред и флюсов повысить качество и свойства покрытий из порошков сфс возможно путем изменения состава порошка сфс или технологии его нанесения (рис. 1). получить износостойкие высокопрочные композиционные покрытия на основе порошков самофлюсующихся сплавов можно путем использования низкоэнергоемкого и высокопроизводительного метода нанесения покрытия электроконтактного припекания (экп) [1]. по сравнению с наплавкой в процессе нанесения покрытия экпп сохраняются состав и свойства наносимого порошка (табл. 1). по сравнению с традиционными методами газотермического напыления этот метод обеспечивает низкую пористость ( 3 … 5 %) и повышенную прочность сцепления с основой (180-220 мпа) [7]. исследованиям электроконтактных методов нанесения покрытий посвящены разработки ученых в области контактной сварки, наплавки, наварки и припекания: рыкалина н.н., гельмана а.с., клименко ю.в., поляченко а.в., дорожкина н.н, верещагина в.а., жорника в.и. [7]. однако, в работах по электроконтактному припеканию (экп) отсутствуют систематические исследования особенностей структуры, состава и свойств получаемых покрытий во взаимосвязи с параметров процесса экпп, то есть отсутствует материаловедческий аспект. цель исследований создание износостойких высокопрочных покрытий на основе порошков сфс электроконтактным припеканием (экп) за счет установления взаимосвязи технологических параметров экп со структурой, составом и свойствами покрытий и управление ими путем моделирования процесса электроконтактного спекания. mailto:beryuza@ukr.net создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 93 рис. 1 – повышение функциональных характеристик порошков из самофлюсующихся сплавов (сфс) таблица 1 технико экономические показатели процессов cоздания износостойких композиционных покрытий техпроцесс энергоемкость, квт·ч/кг скорость нагрева, град/с зона термовлияния, мм производительность, кг/час газопламенная наплавка 12 25 до 10 25 30 0,5 1,0 электродуговая наплавка под слоем флюса 1,5 2,0 4 10 до 8 наплавка в среде со2 1,0 1,5 2 8 5 6 индукционная наплавка 0,6 0,7 до 10 2 7 8 электроконтактное припекание порошков (экпп) 0,3 0,4 10 3 10 4 0,1 1,0 6 9 результаты исследований научно технологической основой выбора материала покрытия являлось: с одной стороны, установление физико-химической согласованности в системе «покрытие основа»; с другой – установление взаимосвязи в системе «технология-состав-структура-свойства». в том случае, когда состав материала для покрытия задан, на первый план выходят три основных критерия: 1) энергонасыщенность и 2) формуемость порошкового материала; 3) оптимальные температурно-временные режимы процесса получения покрытия, формирующие такое его структурно фазовое состояние, которые обеспечивает заданные функциональные свойства изделия. создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 94 самофлюсующиеся порошки (cфп) являются важным классом материалов для получения защитных покрытий (зп) и представляют собой многокомпонентные гетерогенные системы на основе ni, co, fe с твердыми дисперсными включения карбидов, боридов, силицидов. согласно фазового рентгеновского анализа сфс порошки на основе fe представляют собой твердый раствор на основе α железа, эвтектику, содержащую me 3 (si, в) и избыточные фазы (карбиды ме 3 с и бориды ме 2 в), а порошки сфс на основе ni содержат: γ-твердый никелевый раствор, карбиды хрома cr 23 c 6 и cr 7 c 3 , бориды хрома crв и никеля ni 3 b. главная особенность сфп — самофлюсуемость, т.е. способность раскислять оксиды, которые всплывают в виде легкоплавкого шлака на поверхность. это позволяет обходиться без специальных защитных сред и флюсов. в исследованиях использовались наиболее распространенные самофлюсующиеся порошки (сфп) на основе железа пг-с1 и на основе никеля пг-ср3, в том числе с износостойкими добавками, в частности порошка ферросплава углеродистого фх-800. процесс формирования покрытий при экпп включает: 1) формование (уплотнение порошкового слоя) под давлением р ≥ 10 мпа при температурах от тком до 0,1 0,2 тпл; 2) спекание под давлением р ≥ 20 40 мпа при пропускании электрического тока т ≤ 0,6 0,8тпл; 3) припекание спеченного порошкового слоя к основе при р ≥ 40 100 мпа и т ≤ 0,8 0,9тпл; для оценки эффективности экп сфп исследовались: комплекс свойств системы «основапокрытие» (адгезионная и когезионная прочность, упругие свойства); структурные особенности полученных покрытий, зоны диффузионного взаимодействия и термического влияния; физико-механические свойства (пористость покрытий, микротвердость, износостойкость). высокая прочность сцепления покрытий σсц с основой (180 220 мпа) обеспечивается за счет образованием со стороны основы широкой диффузионной зоны толщиной до 0,02 мм за счет диффузии никеля ni и хрома cr в основу (рис. 2). губина диффузии хрома cr в основу (15 мкм) в системе «покрытие основа сталь 45» вдвое превышает глубину диффузии никеля ni (7мкм), что связано с образованием неограниченных твердых растворов в системе fe-cr. добавки в порошки сфс феррохрома углеродистого не влияет на глубину диффузии хрома. на границе покрытие деталь не имеет места наличие жидкой фазы (рис. 2). это свидетельствует о том, что, в отличие от наплавки, при экпп не имеет место перегрев и зона перемешивания материала покрытия с металлом детали. покрытие состоит из равномерной карбидной эвтектики и твердого раствора. а б в г рис. 2 – микроструктура покрытий, полученных экпп: а, б – пг ср3; в – пг с1; г – 70 % пг с1 и 30 % фх 800 создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 95 рентгенографическое изучение фазового состава покрытий показывает, что при оптимальных режимах экпп в спеченном слое в основном сохраняются карбиды сr7c3 и сr23c6 присутствующие в исходном порошке, что свидетельствует о сохранении наследственных свойств материала покрытия при электроконтактном припекании. структура частиц порошка сфс состоит из карбидов, высоколегированного раствора углерода и легирующих элементов в α и γ железе, и незначительно легированного мартенсита и продуктов его распада. основой структуры покрытия из самофлюсующегося никелевого сплава является γ твердый раствор элементов в никеле. структурными составляющими являются эвтектики γ + ni3b и γ + ni3b + crncm и отдельные частицы карбидов и боридов хрома. основные особенности структурообразования покрытий при экпп сфс с добавками фх-800 заключаются в следующем. высокая скорость нагрева и охлаждения при приложении давления к слою порошка приводит к растрескиванию карбидных частиц (рис. 3). уже при температурах 1270 ... 1320 к отчетливо наблюдается растворение карбидных частиц, происходящее по границам зерен феррохрома. при повышении температуры до 1370 ... 1470 °к происходит увеличение диффузионных зон и уменьшение количества частиц феррохрома в исследуемом объеме покрытия. наиболее интенсивно растворяются мелкие карбиды (размером менее 0,2 мм). эффект измельчения карбидной фазы позволяет получать спеченные слои с равномерно распределенными карбидными включениями, что способствует увеличению износостойкости покрытий. карбидные частицы имеют специфическую остроугольную форму (рис. 3), что свидетельствует о сохранении исходных свойств и структуры материала покрытия при электроконтактном припекании. х500 х500 х500 рис. 3 – фрактограмма покрытия, полученного экпп шихты из 60 % пг-с1 и 40 % фх – 800; 1 – участок разрушения частиц фх 800 таким образом, введение в состав покрытий из гранулированных порошков сфс (пг-с1, пг-срз и др.) феррохрома углеродистого фх-800 и импульсное температурно-силовое воздействие в процессе формирования покрытия, увеличивающее диспергирование частиц твердой фазы, способствую увеличению микротвердости, а следовательно и износостойкости покрытий, что позволяет увеличивать срок службы деталей с покрытиями. наличие на межфазной границе «покрытие-основа» диффузионной зоны (дз) до 0,02 мм (рис. 2) и минимальной зоны термической влияния (зтв) до 1,8 мм (рис. 4, а) характеризуется изменением микротвердости (рис. 4, б). для сравнения следует отметить, что при газопламенной наплавке зона термического влияния составляет 24 ... 30 мм, при плазменной наплавке 4...8 мм, при электродуговой наплавке – 2 ... 10 мм (табл. 1). размеры зоны термического влияния (зтв), ее структура и свойства зависят от термического цикла процесса припекания (рис. 4, в). дополнительное охлаждение приводит к уменьшению величины зтв и сохранению ее высокой твердости. при максимальном токе и минимальном времени нагрева (при малых энергозатратах) размеры зтв минимальны при максимальной твердости. твердость зтв также зависит от проникновения легирующих элементов покрытия (cr, ni и др.) в поверхность детали в результате диффузии. структура зтв меняется от мартенситной (hrc 50-52) вблизи линии соединения покрытия и детали до трооститной (hrc 43-45) на участке, предшествующем основному металлу. пористость покрытий при экпп сфс приближается к пористости компактного материала (рис. 5, а). износостойкость полученных покрытий в 2,3-3,18 раза выше, чем стали 45, закаленной до твердости 46-48 hrc3 (рис. 5, б). создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 96 о а б в рис. 3 – характеристика экпп пр-с1+фх-800: а – зтв (х100); б – изменение микротвердости; в – термический цикл а б рис. 5 – результаты количественного стереологического анализа пористости покрытий из порощков сфс полученные экпп (а) и зависимость интенсивности изнашивания покрытий из пг-с1 (1) и пг-ср3 (2) от нагрузки (б) таблица 1 свойства покрытий полученных экпп сфс материал покрытия пористость, п, % прочность сцепления сц , мпа пг-с1 1,5 200 пг-с1+фх800 3 180 пг-ср3 2 220 пг-ср3+фх свойства (табл. 2) покрытий из сфс, полученных экп определяются технологическими параметрами (тп) процесса (табл.3). в результате исследований влияния на свойства покрытий тп получена регулировочная характеристика процесса получения покрытий из порошков сфс экп (рис. 6). создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 97 таблица 2 оптимальные параметры процесса экпп сфc параметры процесса время, с материал покрытия р, мпа i, ка импульса паузы пг с1 40 10-12 0,02 0,02 пг ср3 35 13-14 0,02 0,02 пг с1 + фх -800 45 12-16 0,04 0,04 на основании теоретических и экспериментальных исследований разработана технология создания износостойких высокопрочных композиционных покрытий на основе порошков сфс с низкой пористсостью (1 ... 5 %) и высокой адгезионной и когезионная прочностью (180 ... 220 мпа) методом экп при оптимальных тп: токе – 8 ... 16 ка; давлении – 30 … 40 мпа, длительности импульсов тока и пауз между ними 0,04с. область оптимальных тп зависит от содержания фх-800. рис. 6 – регулировочная характеристика процесса создания покрытий из порошков сфс экп (σсч = 150 ... 180 мпа, hrc = 51 ... 53) выводы импульсное температурно-силовое воздействие в процессе формирования покрытия при экпп приводит к диспергированию частиц твердой фазы, что способствует увеличению микротвердости и износостойкости. износостойкость полученных покрытий в 2,3-3,18 раза выше, чем стали 45, закаленной до твердости 46-48 hrc3. разработанная технология получения покрытий из порошков сфс экп предопределяет снижение стоимости изготовления и восстановления деталей сельскохозяйственной техники за счет замены более дорогой легированной стали на сталь ст.3 или сталь 45 с покрытиями из порошков сфс и повышение ресурса деталей в 3-5 раз. литература 1. пантелеенко ф.и. самофлюсующиеся диффузионно-легированные порошки на железной основе и защитные покрытия из них / ф.и. пантелеенко – мн.: уп «технопринт», 2001. – 300 с. 2. чижов в.н. к выбору компонентов смеси для элетроконтактного нанесения износостойких покрытий / в.н. чижов, а.в. бодякин – м., 1991 – с. 14-15. 3. корж в.н. лопата л.а., николайчук в.я., хомяковский ю.л. татаров а.в. предпосылки управления качеством формируемого покрытия и соединения его с деталью при электроконтактном припекании // техніка в сільськогосподарсь-кому виробництві, галузове машинобудування, автоматизація: збірник наукових праць / кіровоградський національний технічничний університет (кнту) – кіровоград, 2010 – вип. 23 – с. 339-344. 4. лопата л.а. упрочнение никель-хромовых сплавов электроконтактным припеканием композиционных порошков системы (nicr-cr3c2). / л.а. лопата, в.н. корж, ю.в. волков, в.я. николайчук // современные проблемы подготовки производства, заготовительного производства, обработки, сборки и ремонта в промышленности и на транспорте: международ. науч.-техн. семинар, 26-28 февраля 2014 г.: тезисы докл. свалява-карпаты, атм украины. – к.: 2014. – с. 139-141. 5. николайчук в.я. определение оптимальных режимов процесса электроконтактного припекания порошковых покрытий / в.я. николайчук, а.в. дудан, е.е. кожевникова, л.а. лопата // вестник полоцкого государственного университета. серия в. промышленность. прикладные науки. машиноведение и машиностроение. – 2015. – № 3. – с. 39-44. поступила в редакцію 02.12.2015 создание износостойких композиционных покрытий на основе порошков самофлюсующихся сплавов электроконтактным припеканием проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 98 lopata l.a., nikolaychuk v.ya., baranovskiy v.n., chigray s.l. creating a wear-resistant composite coating powder-based self-fluxing alloys electrocontact sintering. the main directions of improving the quality and properties of the coatings from powders sps by changing the composition of the powder or sps technology of its application. it is proposed to obtain high-strength wear-resistant composite coating powder based self-fluxing alloys and high-performance low-power electric-sintering method (epc). the basic steps for creating coatings electrocontact sintering powders (ekpp) self-fluxing alloys (sps). to evaluate the effectiveness of the sps ekpp we studied: the properties of the complex system of "base-coat" (adhesive and cohesive strength, elastic properties); structural features of the resulting coatings, diffusion interaction zone (dmz) and the heat affected zone (haz); physico-mechanical properties (porosity coatings, microhardness, wear resistance) the resulting coatings. it is shown that the electric contact co-firing process allows to obtain a coating of powder of sps with the adhesive strength of 180 200 mpa, a porosity of not more than 5 %, durability in 2,3 3,18 times higher than 45 steel hardened to a hardness of 46-48 hrc3 . introduction of the coating of the granular powders sps carbon ferrochrome and impulse-force effect of temperature during formation of the coating increases the dispersion of solid particles, increases the microhardness and hence the wear resistance of coatings, which allows to increase the lifetime of coated parts. the properties of the coatings of the sps received epc defined process parameters: current strength, pressure, time and the existing momentum of the current pause between pulses. as a result of studies on the effect on the properties of the coatings obtained by the tp control characteristic of the production of coatings from powders sps epc. on the basis of theoretical and experimental researches technology of creation of wear proof высокопрочных composition coverages is worked out on the basis of powders of сфс by the method of экп. the worked out technology of receipt of coverages from powders of сфс экп predetermines the decline of cost of making and renewal of details of agricultural technique due to substituting of more expensive alloy steel by steel of steel 45 with coverages from powders of сфс and increase of resource of details in 3-5 times. keywords: coatings, wear resistance, powders, self-fluxing alloys and electriccontact sintering, adhesive strength, diffusion zone, the heat affected zone. references 1. panteleenko f.i. samoflyusuyuschiesya diffuzionno-legirovannye poroshki na zheleznoy osnove i zaschitnye pokrytiya iz nih. mn.: up “tehnoprint”, 2001. 300 c. 2. chizhov v.n., bodyakina.v. k vyboru komponentov smesi dlya elektrokontaktnogo naneseniya iznosostoykih pokrytiy. m., 1991. c. 14–15. 3. korzh v.n., lopata l.a., nikolaychuk v.ya., homyakovskiy yu.l., tatarov a.v. predposylki upravleniya kachestvom formiruemogo pokrytiya i soedineniya ego s detalyu pri elektrokontaktnym pripekanii /tehnika v silskogospodarskomu vyrobnyctvi, galuzeve machynobuduvannya, avtomatyzaciya: zbirnyk naukovyh prac. kirovogradsky nacionalny tehnichny universitet (kntu). kirovograd, 2010.v. 23. c. 339–344. 4. lopata l.a., korzh v.n., volkov yu.v., nikolaychuk v.ya. uprochnenie ni-cr splavov elektrokontaktnym pripekaniem kompozicionnyh poroshkov sistemy (nicr–cr3c2). sovremennye problemy podgotovki proizvodstva, zagotovitelnogo proizvodstva, obrabotki, zborki i remonta v promychlennosti i na transporte: mezhdun. nauch. tehn. seminar, 26–28 fevr. 2014. tezisy dokl.– svalyava karpaty, atm ukrainy. kiev, 2014. c. 139–141. 5. nikolaychuk v.ya., dudane.e., kozhevnikova l.a., lopata l.a. opredelenie optimalnyh rezhymov processa elektrokontaktnogo pripekaniya porochkovyh pokrytiy. vestnik polockogo gosudarstvennogo universiteta. promyshlennost. prikladnye nauki. mashinovedenie i mashinostroenie. 2015. n 3. c. 39–44. _goback износостойкость бейнита при абразивном изнашивании проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 113 брыков м.н. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-m ail : brykov@znt u.edu.ua износостойкость бейнита при абразив ном изнашивании удк 669.017:620.178.16 пр едставлены р езу льтаты иссл едований износостойкости сталей со стр у ктур ой бейнита пр и абр азивном изнашивании. испы таны стал и дву х химическ их составов, котор ые позволяют полу чать как ферр ито-цементитный, так и ферр ито-ау стенитный бейнит. показано, что у величение содер жания бейнита в исходной стр у ктур е высокоуглер одистого нестабильного ау стенита снижает износо стойко сть матер иала. клю чевые слова: абразивное изнаши вание, с та ли, бейни т, и зносостойкость актуальнос ть и цель работы абразивное изнашивание (аи) материалов являе тся наибо лее жес тким процессом разрушения поверхностей при воздейс тви и внешне й среды. э лементарное событие аи – вдавливан ие в повер хность частицы размером от долей миллиме тра до несколь ки х миллиметров и после дующее перемещение под нагрузкой. в резуль тате тако го воздейс тви я возможны отде ление микрообъема материала с поверхнос ти или ее пластическа я деформация. образуется царапина, выдавленная канавка, что свиде те льствует о превышении кон тактным напряжением предела те кучести материала. следующие взаимодействия этого участка повер хности с другими частицами приво дя т к повторному деформированию материала и, как следс твие , пос тепенному усталостному разрушению. количес тво циклов повторного деформирования n до разрушения некоторого микрообъема зависит о т того, нас только кон тактные на пряжения σк превышаю т пре дел те кучести материала повер хности σт. ес ли σк снижаю тся вп лоть до σт, то n стремится к величине порядка 10 4 [1]. с уве личением σк происхо ди т быстрое уменьшение n вплоть до еди ницы. в этом случае σк находя тся на уровне σв материала, и ми крообъем разрушается при единичном взаимодействии с абразивной части цей [2]. иссле дования аи ма териалов продолжаются уже более с та ле т. ва жной ве хой на э том пути было создание м.м.хрущовым и м.а.бабичевым метода испы таний мета ллически х ма териалов на аи [3], который позволи л воспроизво ди ть процесс аи в «чистом ви де» при исключении незначимых факторов. позднее метод был с тан дартизован [4]. безусловно, это т метод испы таний на аи не еди нственно возможный. многие исследова те ли использовали и другие испы тате льные мето дики широкого спектра – лабораторные, стен довые, на турные. большой вкла д в иссле дование аи различны х материалов внес ли б.а.войнов, в.и.дворук, в.г.ефременко, в.н.ка щеев, м.в.кин драчук, л.г.коршунов, л.с.малинов, а.в.макаров, в.с.попов и н.н.брыков, м .м.тененбаум, в.н.т качев, м.м .хрущов и м.а.бабичев, и.и.цыпин, в.в.шеве ля, a.fisher, i.i.garbar, a.m isra и i.finnie, r.c.d.richardson, g.w.stachoviak, a.a.torrance, j.h.tylc zak, k.-h. zum gahr и др. в работе [5] опреде лен ряд и зносостойкости возможны х структур металлической матрицы неле гированны х спла вов на основе железа при аи в стандартизован ны х условия х испы таний по гост 17367-71 [4]: феррит-мартенси т-аус тени т (в порядке увеличения износостой кости ). та кже пока зано, что для улучшения те хноло гичности сп лава при со хранении высокой износостой кости аус тени та необхо димо вводить минимально доста точное ко личество ле гирующи х элементов, а со держание углерода поддержи вать на уровне 1,1-1,2% . предложена с таль соста ва 1,2 % с и 3 %mn (120г3), ко торая позволяе т после зака лки о т 950-970 о с в масло или воду по лучить в с труктуре 100% нес таби льного аустени та. после такой обработки материал приобретает максимально возможную износостойкость, на которую способна металлическая матрица. таким образом, практическая за дача на хож дения оп тимального и зносостойкого сп лава бы ла решена. одна ко с научной точки зрения ос тается открытым вопрос об износостойкости бейни та – еще о дного из возможны х с труктурны х состояни й металлической ма трицы. износостойкос ть бейни та ин тересна также в связи с привлека те льным комплексом свойств сталей с та кой структурой – высокая прочность в сочетании с удовле творите льной п ластичностью [6, 7]. в свя зи с э тим задачей предс тавленной работы была оценка и зносостойкос ти с талей с различным количес твом бейнита в с труктуре при аи. методика проведения исслед ований бейни т, ка к и перли т, являе тся фазовой смесью феррита с цементитом, но несколько отличной морфологии. при опреде ленном химическом составе сп лава цементи т не образуется, и с труктура стано износостойкость бейнита при абразивном изнашивании проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 114 вится феррито-аустени тной. бейни т появляе тся в резуль та те распада аустени та при температурах выше порога диффузионной подвиж ности углерода (150-200 ос), но ниже порога диффузионной подвижнос ти же леза (500-500 ос). распа д может проис ходи ть при непрерывном охлаж дении , но если необ ходимо исключи ть появление мартенсита в с труктуре, использую т и зотермическую выдерж ку в ванна х определе нного состава . посколь ку сталь 120г3 после зака лки от 950-970 ос содержит в с труктуре 100% аустени та, появляе тся возможность проводи ть обработку по с хеме (рис. 1) с изо термической выдержкой в обычны х электропечах с воздушной а тмосферой. регулируя температуру и время выдерж ки можно получать различное количес тво вер хнего и ли ни жнего бейни та. та ким образом, появляется возможность оцени ть влиян ие бейни та на износостойкос ть же лезоуглеродисты х сп лавов при аи. рис.1 – схема те рмиче ской обработки высокоугле родистых низколегированных стале й на бе йнит эксперименты проводи ли на ста ля х дву х химически х сос тавов (табл. 1). изо термическую выдержку осуществля ли в печи сопротивлен ия c автоматическим регулированием температуры. датчи к – хромель -копеле вая термопара. микроструктуру образцов после термической обработки иссле довали с помощью оптического микроскопа neophot 32 и растрового электронного микроскопа ultra 55. твердость образцов по виккерсу (нагрузка 98 н) опре деля ли с помощью твер домера твп-5012. таблица 1 хим ический сос тав э кспе риме нтальных стале й, % масс. элементы сталь № c mn si cr cu ni p s 1 1.27 3.55 0.35 0.10 0.02 0.07 0.023 0.010 2 1.29 3.51 2.18 0.18 0.05 0.10 0.044 0.005 испыта ния за крепленным абразивом проводили с использованием эле ктрокорундового абразивного полотна по г ост 17367-71 [4]. та кже проводили испыта ния сжа тым сто лбом абразива (кварцевый песок) на с тен де, имитирующем реальные ус ловия эксп луа тации де талей при аи. для сравнени я испы тыва ли образцы с тали ha rdo x 450. данная ста ль поставляе тся в термомеханически упрочненном состоянии и рекламируется произво ди телем ка к высокои зносостойкий материал для различны х ус ловий аи. результаты э кспе риме нтов и обс уждение на первом этапе иссле дований определяли ки нети ку бейни тного превращения аустени та с та ли 120г3 (с та ль №1, см. табл. 1) при температуре 200 ос. це лью было установи ть принципиа льную возможность (с точки зрения длите льнос ти выдерж ки) проведени я данной термообработки для с та лей с содержанием углерода 1,2% , а также по лучить максимально возможное количес тво феррито-цементи тного бейнита в с труктуре. образцы ста ли №1 за каливали от 950 ос в воду. структура металличес кой матрицы после такой обработки – аустени т. т вердос ть соста вила 260 hv. эксперимент показа л, ч то бейнитное превращение аусте нита данно го химического состава на чинается через 5х105 с или 5,8 суток. э тап ускоренного превращения заканчивается через 106 с (11,6 су износостойкость бейнита при абразивном изнашивании проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 115 ток, твердость 550 hv). за тем сле дует э тап превращения со значите льно меньшей с коростью, и через 5х106 с и ли 57 суток твердос ть возрас тает до 600 hv. полученный резуль та т согласуется с известными данными о кине тике изотермического превращения аустени та б лизкого химического состава при температурах от 250 ос и выше [8]. структура с тали после превращения показа на на рис. 2. рис. 2 – микроструктура стали №1 после закалки от 950 ос и после дующе й изотермической обработки при 200 ос в те че ние 5х106 с вопреки ожида ниям сталь №1 после изотермического превращения (см. рис. 2) весьма хрупка. образцы покрываю тся трещинами уже в процессе изо термической выдержки. поэтому из ста ли №1 с бейнитной структурой были изготовлены только образцы размерами 2х2х(7…10) мм для испытан ий по гост 17367-71. низкую плас тичность образцов ста ли №1 пос ле изотермической обработки при 200 о с можно объяснить повышен ным содержанием углерода в бейни тном феррите и большим ко личеством цементита. час тицы цемен тита , хо тя и малы, но не образуют сплошно го упрочняющего каркаса подобно тонкопластинчатому перли ту с малым размером колоний [9]. прочностные и плас тические свойства такого перлита на хо дя тся на дос та точно высоком уровне [9, 10]. извес тно, что кремний в количестве 1,5-2,0% пода вляе т вы делен ие цементита при изотермическом распаде. превращение аустени та, со держащего кремний, при води т к образованию фазовой смеси феррита и аустенита, обогащенного углеро дом. именно эта структура обладае т повышенными прочностью и плас тичностью по данным [6, 7 и др.]. из с та ли №2 изготови ли образцы размерами 2х2х(7…10) мм для испытан ий по г ост 17367-71, а также образец размером 30х90х10 для испыта ний на стен де. образцы ста ли зака лива ли о т 1000 ос в воду. вы держка для малы х образцов – 5 минут, для большого – 40 мину т. глубина обезуглероженного слоя для малы х образцов – около 0,1 мм, для боль ши х – 0,7…0,8 мм. перед испы танием малые образцы шлифовали с торца на глубину 0,1…0,2 мм, большие – на глубину около 1,0 мм с одной плоскости . твердость образцов после за калки сос тави ла 220-230 hv. малые образцы подверга ли изотермической вы держке при температуре 250 о с. установлено, что превращение заканчивае тся через 8 су ток, твердость увеличивается до 300 hv. структура предс тавлена на рис. 3. испыта ния на аи по гост 17367-71 образцов ста ли №1 и №2 пос ле обработки на бейнит пока зали, ч то общей тенде нцией являе тся снижение износостой кости материа ла по сравнению с аустенитной структурой (рис. 4). для сравнения показан уровень износостойкос ти нео тпущенного мартенси та эвте ктоидного состава (с таль у8, зака лка ) и с та ли hardo x 450. снижен ие износостойкости с талей №№ 1 и 2 после изотермического распада можно объяснить уменьшением количества нестабильного аустени та в структуре. в ста ли №1 фактически формируется феррито-цементитна я смесь (количес тво аустени та около 5%), поэтому можно ожидать, ч то износостойкость э той ста ли со с труктурой бейни та при твердос ти 600 hv соответс твует износостойкости други х железоуглеро дисты х сп лавов с ферритной основой равной твер дости . дейс тви те льно, относите льная и зносостойкость белого не легированного чугуна с содержанием углерода 4,3% в отожженном состоянии при твер дости 570 hv обладае т о тноси тельной износостойкос тью 2,4 [5]. износостойкость бейнита при абразивном изнашивании проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 116 рис. 3 – структура стали №2 после закалки от 1000 ос и изоте рмиче ской выде ржки 8 суток при 250 ос рис. 4 – относительная износостойкость различных мате риалов при аи в условиях гос т17367-71 в ста ли №2 количес тво аустени та снижается не столь значите льно, посколь ку в процессе γ-α превращения при подавлении вы делен ия цементи та аус тени т насыщае тся углеродом и стаби лизируется, что приводи т к торможению превращения. поэ тому твердос ть с тали после превращения сос тавляет лишь 300 hv при со хранении в с труктуре 90-95% аус тени та. тем не менее, износостойкость с тали №2 после завершения бейнитного превращения снижается доста точно существенно – почти до уровня износостойкости мартенси та (ста ль у8 после зака лки). э то связано, опя ть же, со стабили зацией аустени та, поско льку избыточный у глерод снижае т температуру начала мартенситного превращения. с другой стороны, износостой кость нео тпущенного мартенси та с практической точки зрения доста точно высока. однако ста ль у8 после зака лки без отпуска нас толь ко хрупка, что не может быть использована для каки х-либо де талей не зависимо от условий эксп луатации . любой незначите льный удар почти наверняка приво ди т к хруп кому разрушению. поэтому сталь у8 после зака лки по двергаю т хо тя бы низкому отпуску, ч то значи тельно сни жает износостойкос ть мартенси та по сравнению с неотпущенным состоянием. тогда преимущества с тали №2 пос ле обработки на бейни т становя тся значи тельно более существенными. посколь ку ее износостойкость даже выше , чем у неотпущенного мартенсита, она значи те льно превосхо ди т по износостой кости мартенсит после ни зкого о тпуска. при этом прочность на изгиб составляе т 1500 мпа , относите льная деформация до разрушения 4,6%, у дарная вязкос ть кс око ло 70 дж/см2. такой уровень свойств позволи т использова ть дан ный материа л для широкого спе ктра условий абразивного изнашива ния. здесь необхо димо отмети ть извес тный класс материа лов – т.н . аусферритные чугуны. бла годаря содержанию кремния на уровне 2% эти чугуны пос ле изо термической выдерж ки при температурах около 300 о с приобретают матрицу феррито-аустени тного бейни та , что обеспечивает высокий комплекс ме ханически х свойс тв [11]. фактически с труктура стали №2 пос ле обработки на бейнит и ден тична структуре аусферритны х чугунов после по добной обработки, но без свободного графита . дополни те льное преим ущество данной ста ли перед чугунами – нет необ ходимости испо льзова ть жидкие ванны различны х рас износостойкость бейнита при абразивном изнашивании проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 117 плавов для и зотермической вы держки, что значите льно уве личивае т возможные габариты де талей . та кже снижае тся эколо гический вред о т те хнологическо го процесса. образец стали №2 размером 30х90х10 после за калки от 1000 ос (аус тени т) также испы тыва ли на стен де сжатым столбом абразива (кварцевый песок) зернистостью 1,0…1,5 мм. эталон сравнения – сталь hardo x 450. испы тания показа ли, что в данны х условия х и зносостойкос ть стали №2 в три раза и более превышает износостой кость с та ли ha rdo x 450. э ти резуль та ты согласую тся с дан ными [12] и позволяю т рассматривать с таль 120г3с2 в качестве перспективного ма териала для де талей , ко торые подвержены аи в процессе эксплуатации, в том числе широкого спектра сменных частей земснарядов, работающи х в конта кте с грунтом (грани т, песок). в завис имости от услови й изнаши вания с таль 120г 3с2 можно использова ть в аустени тном состоянии (зака лка от 1000 ос) или после дополни те льной изотермической обработки (250 ос, 8 суток). несмотря на неудобства такой дли тель ной обработки, п ластические свойства материала существенно улучшаютс я при незначите льной по тере износостой кости. выводы и направления д аль не йших исс ледований опреде лена износостойкос ть высокоуглеродис ты х ни зко легированны х с тале й 120г3 и 120г3с2 со структурой бейнита при абразивном изнашиван ии. ус тановлено, что уве личение содержания бейни та в структуре стали с ис хо дной аустени тной структурой в любом случае снижает износостойкость . в ста ли 120г3с2 в процессе изотермического превращения формируется феррито-аустенитны й бейнит, аустени т обогащается углеродом и стаби лизируетс я, ч то обеспечивает доста точно высокий комплекс ме ханически х с войств. износостойкос ть такой с труктуры существенно н иже, чем износостойкос ть ис ходно го нестабильно го аустенита , однако превышает износостойкость высокоуглеродис того неотпущенного мартенси та. дальнейшие исс ле дования могут быть направлены на поиск об ласти рациона льного использова ния высокоуглеродис ты х н изко легированны х с та лей со структурой бейнита и нестаби льного аустени та в качестве ма териала де талей машин, по дверженны х в процессе эксплуа тации абразивному изнаши ванию. лите ратура 1. коцаньда с. ус та лостное разрушение металлов. пер. с польского г. н. ме хеда . под ре д. в. с. ивановой. м. : мета ллургия, 1976. 456 с. 2. тененбаум м. м. сопроти влен ие абразивному изнашиванию / м. м. тененбаум m. : маши ностроение, 1976. 247 с. 3. хрущов м. м. иссле дования и знашиван ия металлов / м. м. хрущов, м. а. бабичев. м. : изд-во а н ссср, 1960. 352 с . 4. ме таллы : ме тод ис пытан ия на абразивное и знашиван ие при трении о за крепленные абразивные частицы : г ост 17367-71. м. : изд-во стан дар тов, 1971. – 5 с. 5. брыков м . н. износостойкос ть с та лей и чугунов при абразивном изнашивани и : научное издание / м. н. брыков, в. г. ефременко, а. в. ефременко – херсон : гринь д . с., 2014. – 364 с. 6. bhadeshia h. k. d. h. nanostructured bainite / h. k. d. h. bhadeshia // proc. r. soc. a. – 2010. – v. 466. p. 3-18. 7. gabare llo f. g. opening previously impossible avenues for phase transformation in innovative steels by atom probe tomography / f. g. gabarello, m. k. miller, c. garc ia-mateo // materials science and technology. – 2014. – v. 30. – p. 1034-1039. 8. гу дремон э. специа льные с та ли : в 2-х т. пер. с нем. м. : мета ллургия, 1966. 1274 с. 9. лунев в. в. резервы повышения п ластичности термообработанных высокоуглеродисты х ста лей / в. в. лунев, м. н. брыков, с. н. ткаченко // нові матеріа ли і те хнології в мета лургії та машинобудуванні. – 2013. №2. – с.60-63. 10. изо тов в.и. и др. влиян ие с труктуры пер литной с тали на ме хан ические свойс тва и особенности разрушения при изгибном нагружении // фмм. 2009. т . 108. -в. 6. с.638-648. 11. янченко а. б. повы шение триботе хнически х свойс тв чугунов с мелкозернис тым компактным графитом бейнитной зака лкой / а. б. янченко, в. и. сауля к // проблеми трибології (proble ms of tribology). – 2012. № 1. – с. 135-138. 12. hesse o. zur festigkeit niedrig legierter stähle mit erhöhtem kohlenstoffgehalt gegen abrasiven verschleiß / o. hesse, j. merker, m. brykov, v. efre menko // tribologie + sch mierungstechnik. – 2013. № 6. – s.37-43. надійш ла 18.03.2015 износостойкость бейнита при абразивном изнашивании проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 118 bry kov m.n. abrasi ve we ar resistance of bainite the results of investigation on abrasive wear resistance of steels containing bainite are presented. steels of two chemica l compositions are tested: both for ferrite-ce mentite bainite and ferrite-austenite bainite. it is shown, that if bainite quantity in the structure of steel increases than wear resistance decreases. ke ywor ds: abrasive wear, steel, bain ite, wearproofness . references 1. kocan'da p. ustalostnoe razrushenie metallov. pe r. s pol'skogo g. n. meheda. pod red. v. p. ivanovoj. , m . : metallurgija, 1976, 456 p. 2. tenenbaum m. m. soprotivlenie abra zivno mu iznashivaniju , m. m. tenenbaum , m. : mashinostroenie, 1976., 247 p. 3. hrushhov m. m. issledovanija iznashivanija metallov , m. m. hrushhov, m. a. babichev, m. : izd,vo an sssr, 1960, 352 p. 4. metally: metod ispytanija na abrazivnoe iznashivanie pri trenii o za krep lennye abraziv,nye chasticy : gost 17367,71. , m. : izd,vo standartov, 1971. 5. brykov m. n. iznosostojkost' stalej i chugunov pri abrazivnom iznashivanii : nauchnoe iz,danie , m. n. brykov, v. g. efre menko, a. v. efre men ko – herson : grin' d, 2014364 p. 6. bhadeshia h. k. d. h. nanostructured bainite , h. k. d. h. bhadeshia , proc. r. soc. a,2010,v. 466. , p. 318. 7. gabare llo f. g. opening previously impossible avenues for phase transformation in innovative steels by atom probe tomography , f. g. gabarello, m. k. miller, c. ga rcia ,mateo , materia ls science and technology,2014. – v. 30, p. 1034-1039. 8. gudre mon je. specia l'nye stali: v 2,h t. per. s nem. , m. : metallurg ija , 1966, 1274 p. 9. lunev v. v. reze rvy povyshenija plastichnosti termoobrabotannyh vysokouglerodistyh sta,lej , v. v. lunev, m. n. bry kov, p. n. tkachenko , novі materіa li і tehnologії v metalurgії ta mashinobuduvannі, 2013, no 2, p.60-63. 10. izotov v.i. i dr. vlijanie struktury perlitnoj stali na mehanicheskie svojstva i osobennosti razrushenija pri izgibno m nagruzhenii , fmm. , 2009, t. 108. ,v. 6. , p.638-648. 11. janchenko a. b. povyshenie tribotehnicheskih svojstv chugunov s melkoze rnistym ko mpakt,ny m grafito m be jnitnoj za kalkoj , a. b. janchenko, v. i. saulja k , proble mi tribologії (proble ms of t ribology),2012. , no 1, p. 135-138. 12. hesse o. zur festigkeit niedrig legierter stähle mit erhöhtem kohlenstoffgehalt gegen abrasiven verschleiß , o. hesse, j. merker, m . bry kov, v. efre menko , tribologie , sch mierungstechnik, 2013, no 6, p.37-43. моделювання процесу зношування змащених трибосистем з мідьвмісною присадкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 122 диха о.в.,* гедзюк т.в.,* стебелецька н.м.** * хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна ** бережанський агротехнічний інститут, м. бережани, україна e-mail: tribosenator@gmail.com моделювання процесу зношування змащених трибосистем з мідьвмісною присадкою удк 621.891 представлені результати теоретико-експериментального моделювання впливу концентрації мідьвмісної присадки до моторної оливи на інтенсивність зношування сталевих конічних зразків з урахуванням температурного та навантажувального факторів. для визначення параметрів моделі зношування проведені випробування зразків із змінною площадкою зносу в процесі зношування, що за результатами випробувань окремого зразка дозволяє отримати масив даних по зносу при різних контактних навантаженнях. чисельна та графічна реалізація результатів моделювання дозволила встановити оптимальний вміст присадки за критерієм найменшої зносостійкості. ключові слова: інтенсивність зношування, температура, контактний тиск, оптимальний вміст присадки. вступ та постановка завдання механізм утворення шарів із зниженним тертям на поверхнях деталей машин за рахунок олив із додатками порошків металів все більше привертає уваги дослідників. при цьому модифікований верхній шар сприяє зменшенню тертя та зносу деталей трибосистем. найчастіше на практиці використовують декілька типів порошків: cu, al, pb, fe, латуні та інші. незважаючи на цілий ряд наукових робіт, проблема пояснення механізму дії порошків металів в зоні тертя залишається відкритою. спочатку за причину зниження опору руху приймали зміну виду тертя з ковзання на кочення. вважалось, що сферичні частинки металів розділяють поверхні змінюючи ковзне контактування верхівок нерівностей на перекочування за участю третього тіла – сферичних частинок металів. але ця гіпотеза не знайшла експериментального підтвердження, оскільки частинки металів інших форм також виконували функцію змащувальних додатків. останні роботи показують, що механізм зменшення опору переміщенню та зносу із застосуванням олив з додатками порошків металів, полягає у модифікації верхнього шару в процесі тертя [1, 2, 3]. в роботі [1] встановлено, що найбільше зниження коефіцієнту тертя отримано при самому більшому навантаженні і швидкості ковзання. тобто для ініціалізації механізму зменшення опору руху потрібно підведення енергії в трибосистему. також встановлено, що із ростом твердості частинок міді зростає ефективність змащування, вантажопідйомність мастильного шару та зменшується знос елементів, що труться. процес утворення шару низького тертя має динамічний характер та залежить від ходу процесу тертя. при використанні добавок порошків металів у змащувальні композиції має місце також ремонтно-відновлювальний ефект. результати спостережень за допомогою скануючої мікроскопії наведені в роботі [2] . було встановлено, що зміна морфології порошку міді є наслідком дії високої температури. дослідження, представлені в роботі [3] показують механізм збільення твердості верхнього шару в результаті використання порошку латуні. аналіз показав, що верхній шар поверхні тертя складається при цьому із сполук cu, zn и fe2o3 і має значно більшу твердість ніж основа. крім того помітили модифікацію верхнього шару через збагачення киснем, тобто в процесі тертя частинки металу піддаються не тільки деформації, але й окисненню. отже результати експериментів підтверджують створення поверхневих шарів із зниженим опором тертю за рахунок використання добавок порошків металів у змащувальні композиції. при цьому механізмами дії цих добавок є: пластична деформація, температурне зчеплення та окиснення. в даній роботі досліджується ефективність використання мідьвмісної присадки до моторної оливи за критерієм підвищення протизносних властивостей досліджуваних сталевих зразків. методика теоретичних та експериментальних досліджень. випробували знос зразків зі сталі 45, загартованих до твердості 40нrc за умови тертя в моторній оливі magnum 15w-40 без присадки і з присадкою [5] різної концентрації , яка містила олеїнову кислоту, гліцерин, мідний пудру і мідний купорос відповідно 65, 13, 20 і 2 об. %. досліди а і б проводили за нормальної температури (24 ос) оливи і нагрітої до 54 ос. тривалість безперервного тертя за кожним режимом складала 30 хв, після чого слід зношування поверхні зразка у формі доріжки зношування моделювання процесу зношування змащених трибосистем з мідьвмісною присадкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 123 шириною 2а (мм) вимірювали мікроскопом мбс – 10 з точністю 0,05 мм. випробування кожного зразка проводилось протягом 3-х годин, що відповідало шляху тертя 2052 м. за кількісний критерій оцінки впливу факторів температури, концентрації мідвмісної приадки та навантаження на трибологічні властивості приймався безрозмірний комплекс для розрахунку інтенсивності зношування у вигляді [4]: pm w w t t hb fk ds du i               * , (1) де f − коефіцієнт тертя;  − тиск у контакті, мпа; hb − твердість за брінелем, мпа; wu − лінійне зношування конусної поверхні, м; s − шлях тертя для конуса, м; wk , m , p − параметри закономірності зношування; *,tt − відповідно температура випробувань і базова температура, 0с. параметри закономірності зношування для конкретної серії випробувань розраховувались за отриманими нами формулами в роботі [4]. результати випробувань та їх обговорення резульати трибологічних випробувань для заданих умов наведені в табл. 1. таблиця 1 ширина доріжки зношування 2а (мм) конічних зразків зі сталі 45 при змащуваннімоторною оливою magnum 15w – 40 т = 24 ос т = 54 ос вміст присадки, % s, м б/п 1 % 2 % 3 % б/п 1 % 2 % 3 % 342 0,30 0,25 0,15 0,4 0,95 0,55 0,50 0,75 684 0,65 0,4 0,25 0,5 1,25 0,65 0,60 0,95 1026 0,90 0,50 0,35 0,55 1,40 0,75 0,70 1,15 1368 1,20 0,66 0,50 0,60 1,40 0,85 0,80 1,15 1710 1,30 0,675 0,55 0,70 1,40 0,95 0,80 1,25 2052 1,30 0,675 0,55 0,70 1,40 1 0,80 1,25 графічна інтерпретація результатів випробувань представлена на рис. 1 2. 0 1000 2000 3000 4000 шлях тертя, м ш ир ин а до рі ж ки з но су 2 а, м м 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 присадка 2% при t=24 присадка 1% при t=24 присадка 3% при t=24 без присадки при t=24 рис. 1 – залежність доріжки зносу конічного зразки від шляху тертя при температурі оливи 24 °с моделювання процесу зношування змащених трибосистем з мідьвмісною присадкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 124 0 500 1000 1500 2000 2500 шлях тертя, м ш ир ин а до рі ж ки з но су 2 а, м м 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 присадка 2% при t=54 присадка 1% при t=54 присадка 3% при t=54 без присадки при t=54 рис. 2 – залежність доріжки зносу конічного зразки від шляху тертя при температурі оливи 54 °с обробка результатів випробувань отримані графічні залежності були апроксимовані степеневими функціями за допомогою програми excel і в подальшому використані для розрахунку параметрів моделі інтенсивності зношування (1). нижче в табл. 2 наведені результати розрахунку параметрів інтенсивності зношування. таблиця 2 результати розрахунку параметрів степеневої апроксимації та параметрів інтенсивності зношування параметр моделі зношування с  m p wk 24 °с 0,043 0,3269 присадка 1% 54 °с 0,057 0,3765 0,4217 0,9882 2,9559 · 10-3 24 °с 0,037 0,3028 присадка 2% 54 °с 0,0546 0,3655 0,4963 1,436 1,1455 · 10-3 24 °с 0,0464 0,3326 присадка 3% 54 °с 0,0652 0,4027 0,36 1,1409 4,9983 · 10-3 24 °с 0,0514 0,3741 без присадки 54 °с 0,0706 0,4162 0,2957 0,7255 0,01 отримані параметри повністю ідентифікують модель зношування (1), яка дозволяє розраховувати кількісні значення інтенсивності зношування. в табл. 3 приведені результати розрахунку інтенсивності зношування за допомогою програми mathcad за результатами експериментальних випробувань при вмісті присадки до моторної оливи від 1 до 3 відсотків. таблиця 3 результати розрахунку значень інтенсивності зношування (мпа)  , мпа т, °с конц. прис. 5 10 15 20 1 2 3 4 5 6 0 % 52,266 64,154 72,325 78,746 1 % 11,703 15,676 18,599 20,998 2 % 3,8492 5,4298 6,6403 7,6594 20 3 % 22,662 29,085 33,656 37,328 0 % 86,418 106,07 119,59 130,2 1 % 23,217 31,098 36,897 41,655 2 % 10,415 14,691 17,967 20,724 40 3 % 49,976 64,14 74,22 82,318 моделювання процесу зношування змащених трибосистем з мідьвмісною присадкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 125 продовження таблиці 3 1 2 3 4 5 6 0 % 115,97 142,35 160,48 174,73 1 % 34,66 46,426 55,082 62,186 2 % 18,643 26,299 32,161 37,097 60 3 % 79,373 101,87 117,88 130,74 0 % 142,89 175,39 197,73 215,28 1 % 46,057 61,692 73,195 82,634 2 % 28,179 39,751 48,612 56,073 80 3 % 110,21 141,45 163,67 181,53 за отриманими в табл. 3 значеннями побудовані графічні залежності інтенсивності зношування від вмісту присадки, які показані на рис. 3. тиск 5 мпа 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0 1 2 3 вміст присадки, % ін те нс ив ні ст ь зн ос у 20 град 40 град 60 град 80 град тиск 10 мпа 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 1 2 3 вміст присадки, % ін те нс ив ні ст ь зн ос у 20 град 40 град 60 град 80 град тиск 15 мпа 0 50 100 150 200 250 0 1 2 3 вміст присадки, % ін те нс ив ні ст ь зн ос у 20 град 40 град 60 град 80 град тиск 20 мпа 0 50 100 150 200 250 0 1 2 3 вміст присадки,% ін те нс ив ні ст ь зн су 20 град 40 град 60 град 80 град рис. 3 – залежності інтенсивності зношування від вмісту присадки, контактного тиску і температури оливи аналіз отриманих залежностей свідчить про наявність оптимального вмісту мідвмісної присадки за критерієм найменшої інтенсивності зношування для всього досліджуваного діапазону контактного тиску. із збільшенням температури і контактного тиску інтенсивність зношування зростає майже лінійно. висновки 1. проведений аналіз досліджень по використанню металевих порошків як добавок до моторних олив та встановлені механізми протизносної та антифрикційної дії таких добавок. моделювання процесу зношування змащених трибосистем з мідьвмісною присадкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 126 2. проведені лабораторні випробування на знос за схемою «конус-три кульки» з урахуванням впливу температури моторної оливи та навантажень. результати випробувань використані для визначення кількісних параметрів зносостійкості. 3. розрахунково-експериментальним підходом визначений оптимальний вміст мідьвмісної присадки до оливи за критерієм найменшої інтенсивності зношування. для різних температурних і навантажувальних режимів це значення складає біля 2 відсотків. 4. отримана процедура побудови та ідентифікації запропонованої моделі зношування рекомедується для кількісного порівняння ефективності технологічних та конструкторських способів покращення трибологічних властивостей конструкційних матеріалів та технічних олив. література 1. study of friction reduction by nanocopper additives to motor oil / s. tarasov, a. kolubaev, s. belyaev, m. lerner, f. tepper // wear. 2002, vol. 252. – s. 63-69. 2. investigation of the mending effect and mechanism of copper nano-particles on a tribologically stressed surface / g. liu, x. li, b. qin, d. xing, y. guo, r. fan // tribology letters. 2004, vol. 17, nr 4. – s. 961–966. 3. tarasov s. alloying contact zones by metallic nanopowders in sliding wear / s. tarasov, s. belyaev // wear. 2004, vol. 257. – s. 523-530. 4. диха о. в. розрахунково-експериментальне моделювання впливу температури і модифікації моторної оливи на зносостійкість сталевих зразків / о. в. диха, т. в. гедзюк // проблеми трибології. – 2015. – № 2. – с. 95-100. 5. пат. 95055 україна, мпк (2014.01) с 10м 163/00. присадка до мастильних матеріалів / о. в. диха , т. в. гедзюк , в. п. вельбой; заявник і патентовласник хмельницький нац. ун-т. – u201406804; заявл. 16.06.2014 ; опубл. 10.12.2014, бюл. № 23. – 3 с. п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com поступила в редакцію 25.03.2016 моделювання процесу зношування змащених трибосистем з мідьвмісною присадкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 127 dykha o.v., gedzuk t.v., stebeletska n.m. modeling of wear process of the lubricated tribosystems with copper additive. presents the results of theoretical and experimental modeling of the influence of the concentration of copper vme additive to engine oil on the wear rate of the conical steel specimens taking into account the temperature and load factors. to determine the parameters of the models wear the samples were tested with variable pad wear in the wear process, that test results of each sample allows to get the data array for wear under different contact loads. numerical and graphical implementation of simulation results allowed to establish the optimum content of the additive by the criterion of minimum durability. keywords: wear rate, temperature, contact pressure, the optimum content of the additive. references 1. study of friction reduction by nanocopper additives to motor oil. s. tarasov, a. kolubaev, s. belyaev, m. lerner, f. tepper. wear. 2002, vol. 252. s. 63-69. 2. investigation of the mending effect and mechanism of copper nano-particles on a tribologically stressed surfaceю. g. liu, x. li, b. qin, d. xing, y. guo, r. fan. tribology letters. 2004, vol. 17, nr 4. s. 961–966. 3. tarasov s. alloying contact zones by metallic nanopowders in sliding wear. s. tarasov, s. belyaev. wear. 2004, vol. 257. s. 523-530. 4. dykha o. v. rozrakhunkovo-eksperymentalne modelyuvannya vplyvu temperatury i modyfikatsiyi motornoyi olyvy na znosostiykist stalevykh zrazkiv. o. v. dykha, t. v. hedzyuk. problemy trybolohiyi. 2015. no 2. p. 95–100. 5. pat. 95055 ukrayina, mpk (2014.01) s 10m 163/00. prysadka do mastyl'nykh materialiv. o. v. dykha, t. v. hedzyuk , v. p. vel'boy; zayavnyk i patentovlasnyk khmel'nyts'kyy nats. un-t. u201406804; zayavl. 16.06.2014 ; opubl. 10.12.2014, byul. no 23. 3 p. вплив азотування під час комбінованої обробки на зносотривкість титанового сплаву вт22 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 80 погрелюк і.м., лаврись с.м. фізико механічний інститут ім. г.в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: pohrelyuk@ipm.lviv.ua вплив азотування під час комбінованої обробки на зносотривкість титанового сплаву вт22 удк 669.295:621.785 досліджено зносотривкість титанового сплаву вт22 після комбінованої обробки. комбінована обробка включала попередню холодну поверхневу пластичну деформацію (хппд) та наступне термодифузійне азотування (тда), суміщене зі штатною термічною обробкою сплаву. встановлено, що насичення азотом за температури 750 °с впродовж 3 год на другому ступені штатної термічної обробки сплаву призводить до зменшення твердості та підвищення якості поверхневого зміцненого шару, що забезпечує вищі триботехнічні характеристики в парі з бронзою бражн 10-4-4 порівняно з насиченням за 820 °с, 1 год + 750 °с, 3 год на першому та другому ступенях штатної термічної обробки. ключові слова: титановий сплав вт22, поверхнева пластична деформація, азотування, поверхневе зміцнення, зношування, коефіцієнт тертя. вступ титан та його сплави з кожним роком розширюють область свого застосування як у машинобудуванні, так і в авіаційній промисловості, що пояснюється відмінним поєднанням його властивостей, таких як: висока питома міцність, корозійна тривкість та низький поріг холодноламкості. титанові сплави мають і ряд недоліків: висока вартість, низька поверхнева твердість і зносотривкість. останні два фактори обмежують застосування титанових сплавів для роботи в умовах контактних навантажень і тертя. антифрикційні властивості титанових сплавів можна підвищити за рахунок поверхневого зміцнення деталей шляхом удосконалення відомих та розроблення нових зміцнюючих технологій [1 4]. у цьому аспекті великого значення набуває розробка комбінованих методів, які б, зберігаючи переваги відомих методів зміцнюючої обробки, одночасно усували їх недоліки. одна із перспективних технологій комбінованої зміцнюючої обробки є поєднання попереднього холодного поверхневого пластичного деформування (хппд) з наступним термодифузійним насиченням поверхні азотом (тда) [5, 6]. проте за високих температур азотування (> 950 °с) та тривалих (> 30 год) витримок спостерігається ріст зерна β-фази, що призводить до погіршення механічних властивостей титанового сплаву. мета і постановка задачі мета даної роботи розробити режим азотування під час комбінованої обробки, яка окрім термодифузійного насичення азотом включає попередню холодну пластичну деформацію, для забезпечення високих триботехнічних характеристик поверхні двофазного титанового сплаву вт22. результати та їх обговорення оскільки титанові сплави мають підвищену схильність до схоплювання з більшістю інструментальних матеріалів під час хппд, то був вибраний метод обкочування алмазною кулькою, через більш низький ступінь тертя ковзання і, як наслідок, меншу ймовірність утворення дефектів. режими деформаційного зміцнення наступні: навантаження 200 н у 7 проходів зі швидкістю 200 об/хв, діаметр кулі 5 мм2 [7]. позитивний вплив попереднього хппд підтверджується якістю поверхні титанового сплаву вт22. квалітет чистоти поверхні після обкочування збільшується в порівнянні з вихідним на 7 класів. при цьому рівень поверхневого зміцнення підвищується і встановлюється на рівні 4,8 гпа (табл. 1). очевидно, що під час обкочування відбувається пластична деформація поверхневих шарів, яка збільшує густину дислокацій, за рахунок чого твердість поверхневого шару зростає. таблиця 1 параметр шорсткості та мікротвердість поверхні сплаву вт22 після комбінованої обробки ra, мкм h0,49, гпа режим тда вихідна хппд хппд + тда вихідна хппд хппд + тда режим 1 0,19 0,39 4,8 7,1 режим 2 4,00 0,19 0,25 3,2 4,8 6,1 mailto:pohrelyuk@ipm.lviv.ua вплив азотування під час комбінованої обробки на зносотривкість титанового сплаву вт22 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 81 для збереження об’ємного зміцнення, яке задає термічна обробка, і формування поверхневого зміцнення термодифузійним насиченням поверхневих шарів азотом, попередньо обкочений сплав вт22 обробляли за режимами i і ii (рис. 1), суміщаючи термічну і хіміко термічну обробки в одному технологічному циклі [8 10]. режим i передбачав насичення азотом на першому і другому ступені термічної обробки (рис. 1, а), режим ii – лише на другому ступені (рис. 1, б). азотували на установці, яка дозволяє відтворювати технологічний регламент термічної обробки сплаву та забезпечувати температурно-часовий та газодинамічний режими азотування в одному технологічному циклі. використовували газоподібний азот технічної чистоти (гост 9293-74), який перед подачею в реакційний простір печі висушували та звільняли від кисню, пропускаючи через капсулу з силікагелем і нагріту на ~50 °с вище температури насичення титанову стружку. а б рис. 1 – схема термодифузійного насичення азотом титанового сплаву вт22: а – режим i; б – режим ii після наступної хто, яка поєднує штатну термічну обробку і азотування (рис. 1, режими i і ii), поверхня зразків сплаву вт22 гладка, блискуча, світло-золотиста. насичення азотом на першому та другому ступені термічної обробки (режим i) чи лише на другому ступені (режим ii) не впливає на фазовий склад поверхневих шарів сплаву. незалежно від режиму азотування на поверхні вт22 формується плівка нижчого нітриду титану ti2n, про що свідчать результати рентгенівського фазового аналізу, фіксуючи присутність рефлексів цієї фази у дифракційному спектрі (рис. 2). зменшення інтенсивності ліній нітридної фази у поверхневому дифракційному спектрі свідчить про гальмування нітридоутворення на поверхні під час переходу від режиму i до режиму ii. про поверхневе зміцнення сплаву після азотування свідчить підвищення поверхневої мікротвердості зразків (табл. 1). встановлено, що під час переходу від режиму i до режиму ii (перехід за термодифузійного насиченні азотом від вищої температури (середня на першому і другому ступені 785 °с) та тривалішої витримки (4 год) до нижчої температури (750 °с) та коротшої витримки (3 год) поверхнева твердість сплаву зменшується від 5,6 до 4,9 гпа. проте якість поверхні зразків після азотування погіршується на клас в порівнянні з якістю поверхні після обкочування і відповідає девʹятому квалітету чистоти поверхні згідно госту 2789-73. таким чином, суміщене з термічною обробкою сплаву вт 22 азотування за режимом i забезпечує вищий рівень приповерхневого зміцнення, ніж азотування за режимом ii. активніше нітридоутворення на поверхні за реалізації режиму i негативніше впливає на якість поверхні порівняно з режимом ii. зносотривкість азотованого сплаву оцінювали за зміною маси під час тертя відповідно до гост 23.224-86. випробовували на машині для зношування металів смц-2 за схемою спряження “ диск – колодка ” на базі 1000 м за питомого навантаження 0,6 mпа і швидкості ковзання 0,6 м/с. як контртіло використовували колодки з деформівної бронзи бражн 10-4-4. змащували шляхом занурення тіла пари тертя в контейнер з гідрорідиною амг-10. рис. 2 – дифрактограми, зняті з поверхні зразків титанового сплаву вт 22 після азотування за режимом i (а) та режимом ii (б) а б вплив азотування під час комбінованої обробки на зносотривкість титанового сплаву вт22 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 82 після проведених триботехнічних випробувань досліджувані диски практично не змінили своєї маси після тертя (± 0,0002 г), що свідчить про хороші антифрикційні властивості їх поверхні. при цьому контртіло, котре працювало в парі з титановим диском, зміцненим за режимом i, має більшу величину зносу порівняно з контртілом, яке працювало з диском, зміцненим за режимом ii (0,0127 г проти 0,0035 г відповідно). таким чином, зменшення температурно часових параметрів азотування титанового диску (перехід від режиму i до режиму ii) призводить до зменшення інтенсивності зношування контртіл у трибопарі в 3,5 рази. це обумовлено тим, що під час азотування на поверхні титанових сплавів формується характерний поверхневий рельєф, який супроводжується збільшенням як висотних, так і крокових параметрів шорсткості поверхні. за фрикційної взаємодії трибопари плямами фактичного контактування виступають мікровиступи нітридів, які схоже до абразиву проорюють більш м’яку поверхню контртіла, залишаючи борозни, що підтверджує мікроструктура поверхонь тертя бронзових колодок (рис. 3). в обох досліджуваних трибопарах під час тертя переважає абразивний механізм зношування з формуванням характерного для нього борознистого рельєфу поверхонь тертя. при цьому поверхня контртіла, котра працювала з диском, азотованим за режимом ii, має меншу кількість борозен, ніж та, котра працювала з диском, азотованим за режимом i, де і самі борозни глибші, і їхня глибина більша, і на клас нижчий квалітет чистоти поверхні тертя (рис. 3). а б рис. 3 – мікроструктура поверхонь тертя контртіл, котрі працювали у парі з сплавом вт22 після азотування за режимами i (а) та режимом ii (б) якість поверхні зміцнених титанових дисків та контртіл після фрикційної взаємодії покращується порівняно з вихідним. проте квалітет чистоти дисків вищий, ніж квалітет поверхонь тертя відповідних бронзових колодок. слід зазначити, що якість поверхні бронзової колодки після тертя котра працювала з диском, попередньо зміцненим за режимом i, має на клас вищий параметр шорсткості ra, ніж контртіло, котре працювало з диском, зміцненим за режимом ii. це пояснюється тим, що зі збільшенням температурно-часових параметрів азотування посилюється поверхневий рельєф та збільшується твердість нітридного шару, а отже, збільшується і кількість плям фактичного контактування, і зростає їх абразивний ефект у даних трибопарах (рис. 4). а б рис. 4 – зміна параметра шорсткості ra трибоспряжень до (а) та після (б) тертя: i і ii – режими хто; d і k – диск і колодка, відповідно в процесі триботехнічних випробувань фіксували кінетику зміни коефіцієнта тертя та температури в околі зони тертя. найнижчим коефіцієнтом тертя характеризується трибопара, диск якої азотували за режимом ii. при збільшенні температурно-часових параметрів азотування (режим i) коефіцієнт тертя у трибопарі зростає на порядок (рис. 5). вплив азотування під час комбінованої обробки на зносотривкість титанового сплаву вт22 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 83 рис. 5 – кінетика зміни коефіцієнта тертя трибопари титановий сплав вт 22 бронза бражн 10-4-4: 1 – азотування за режимом i; 2 – за режимом ii максимальне підвищення температури в околі зони тертя відбувається в період припрацювання трибоспряжень та не перевищує 35 °с. на ділянці стабільного зношування ця температура встановлюється на рівні 29 °с та 21 °с відповідно до комбінованої обробки, де азотування деформаційно зміцнених поверхонь сплаву вт22 проводили за режимом i та режимом ii. висновки азотування деформаційно зміцненого титанового сплаву вт22, суміщене зі штатною термічною обробкою, забезпечує підвищення твердості поверхневого шару матеріалу та погіршення якості обробленої поверхні. під час тертя за питомого навантаження 0,6 мпа у парі з бражн 10-4-4 у гідрорідині амг-10, насичення азотом на другому ступені штатної термічної обробки сплаву вт22 (режим ii) в 3,5 рази зменшує інтенсивність зношування порівняно з насиченням азотом на першому ступені (режим i), забезпечуючи на етапі стабільного зношування нижчі коефіцієнти тертя (0,03 проти 0,94) та температуру в зоні тертя (21 °с проти 29 °с). література 1. духота о.і. проблемні питання використання титанових сплавів у вузлах тертя авіаційної техніки / о.і. духота, м.в. кіндрачук, в.ф. лабунець // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау, 2008. – вип.49. – с. 14-26. 2. механіка руйнування і міцності матеріалів: довідн. посібник / під заг. ред. в.в. панасюка. т. 9: міцність і довговічність авіаційних матеріалів та елементів конструкцій / о.п. осташ, в.м. федірко, в.м. учанін, с.а. бичков, о.г. моляр, о.і. семенець, в.с. кравець, в.я. дереча. під. ред. о.п. осташа, в.м. федірка. – львів: вид-во “сполом”, 2007. – 1068 с. 3. горынин и.в., чечулин б.б. титан в машиностроении. – м.: машиностроение, 1990. – 400 с. 4. ванжула т.в., замков в.н., прилуцький в.п. повышение износостойкости деталей их титановых сплавов. обзор // автоматическая сварка. – 2003. – № 8. – с. 31 35. 5. посвятенко е.к. холодне пластичне деформування як метод прискорення азотування / е. к. посвятенко, в. в. алєксєєв // управління проектами, системний аналіз і логістика. технічна серія. – 2012. – вип. 9. – с. 157-161. 6. хорев а.и., хорев м.а. титановые сплавы: применение и перспективы развития // титан. – 2005. – №1. – с. 40 53. 7. шейкін с.є., єфросинін д.в., ростоцький і.ю. зміна стану поверхневого шару під час накатування сплавів вт1-0 і вт22 інструментом з алмазного композиційного термостійкого матеріалу // физика и техника высоких давлений. – том 21, № 1. – к.: інм нан україни. – 2011. – с. 134-139 8. остапчук в.в., семишов н.и. влияние режимов упрочняющей термической обработки на структуру и свойства титанового сплава вт22 // питання проектування та виробництва конструкцій літальних апаратів. зб. наук. праць. – 2010. – №2. – с. 38 43. 9. chemico-thermal treatment of titanium alloys – nitriding / i. pohrelyuk, v, fedirko // titanium alloys – towards achieving enhanced properties for diversified applications (chapter 7), book edited by prof. dr. akm nurul amin. – intech, 2012. – p. 141-174. 10. пат. 9692 україни. спосіб обробки титанового сплаву. / в.м. федірко, і.м. погрелюк, в.а. трофімов, о.г. моляр, т.м. кравчишин. – №u200502148; заявл. 09.03.2005; опубл. 17.10.2005, бюл. №10. поступила в редакцію 14.03.2016 вплив азотування під час комбінованої обробки на зносотривкість титанового сплаву вт22 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 84 i.m. pohrelyuk, s.m. lavrys. the influence nitriding during the combined treatment on the wear resistance of titanium alloy vt22. it was investigated wear resistance of titanium alloy vt22 after combined treatment. the method of combination treatment consisted in previous cold surface plastic deformation (cspd) and next thermodiffusion nitrogen saturation (tdn) surface, combined with the standard thermal treatment of the alloy. established that saturation with nitrogen at a temperature 750 °c for 3 h in the second stage standard thermal treatment of alloy causes to a reduction in hardness and improving the quality surface strengthened layer that provides higher tribotechnical characteristics paired with a bronze brazhn 10-4-4 compared to saturation for 820 °c 1 h + 750 °c 3 h on the first and second stages of standard thermal treatment of alloy. during friction, nitrogen saturation in the second degree of the standard heat treatment alloy vt22 (regime ii) in 2 times the intensity reduces wear compared to nitrogen saturation of first degree (regime i). keywords: titanium alloy vt 22, surface plastic deformation, nitriding, surface hardening, wear, friction, coefficient of friction. references 1. duhota o.i. problemni pytannja vykorystannja tytanovyh splaviv u vuzlah tertja aviacijnoi' tehniky. o.i. duhota, m.v. kindrachuk, v.f. labunec'. problemy tertja ta znoshuvannja: nauk.-tehn. zb. k.: nau, 2008. vyp.49. s. 14–26. 2. mehanika rujnuvannja i micnosti materialiv: dovidn. posibnyk. pid zag. red. v.v. panasjuka. t. 9: micnist' i dovgovichnist' aviacijnyh materialiv ta elementiv konstrukcij. o.p. ostash, v.m. fedirko, v.m. uchanin, s.a. bychkov, o.g. moljar, o.i. semenec', v.s. kravec', v.ja. derecha. pid. red. o.p. ostasha, v.m. fedirka. l'viv: vyd-vo “spolom”, 2007. 1068 s. 3. gorynin i.v., chechulin b.b. titan v mashinostroenii. m.: mashinostroenie, 1990. 400 s. 4. vanzhula t.v., zamkov v.n., priluc'kij v.p. povyshenie iznosostojkosti detalej ih titanovyh splavov. obzor. avtomaticheskaja svarka. 2003. №8. s. 31 – 35. 5. posvjatenko e.k. holodne plastychne deformuvannja jak metod pryskorennja azotuvannja. e. k. posvjatenko, v. v. aljeksjejev. upravlinnja proektamy, systemnyj analiz i logistyka. tehnichna serija. 2012. vyp. 9. s. 157-161. 6. horev a.i., horev m.a. titanovye splavy: primenenie i perspektivy razvitija. titan. 2005. №1. s. 40 – 53. 7. shejkin s.je., jefrosynin d.v., rostoc'kyj i.ju. zmina stanu poverhnevogo sharu pid chas nakatuvannja splaviv vt1-0 i vt22 instrumentom z almaznogo kompozycijnogo termostijkogo materialu. fyzyka y tehnyka vыsokyh davlenyj. tom 21, № 1. kyi'v: inm nan ukrai'ny. 2011. s. 134 –139. 8. ostapchuk v.v., semishov n.i. vlijanie rezhimov uprochnjajushhej termicheskoj obrabotki na strukturu i svojstva titanovogo splava vt22. pitannja proektuvannja ta virobnictva konstrukcіj lіtal'nih aparatіv. zb. nauk. prac'. 2010. №2. s. 38 – 43. 9. chemico-thermal treatment of titanium alloys – nitriding. i. pohrelyuk, v, fedirko. titanium alloys – towards achieving enhanced properties for diversified applications (chapter 7), book edited by prof. dr. akm nurul amin. intech, 2012. p. 141-174. 10. pat. 9692 ukrai'ny. sposib obrobky tytanovogo splavu. v.m. fedirko, i.m. pogreljuk, v.a. trofimov, o.g. moljar, t.m. kravchyshyn. №u200502148; zajavl. 09.03.2005; opubl. 17.10.2005, bjul. №10. 14_bratchenko.doc влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 86 батраченко а.в. черкасский государственный технологический университет, г. черкассы, украина e-mail: batrachenko@rambler.ru влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г удк: 621.9.04:637.5.02 приведены результаты экспериментальных исследований свойств и микроструктуры образцов из стали 65г, используемой для изготовления ножей куттеров, которые упрочнены импульсно-плазменной обработкой. установлено, что максимальные значения микротвердости (нv50=11000 мпа) и толщины упрочненного слоя (10 мкм) достигается при осуществлении 3 импульсов плазменной обработки в точку при емкости конденсаторной батареи разрядного контура с = 800 мкф, напряжении на обложках конденсаторной батареи u = 3,2 кв, индуктивности разрядного контура l = 30 мкф и частоте инициирующих импульсов υ = 2,5 нz. полученные результаты позволяют считать целесообразным использование импульсно-плазменного упрочнения для повышения долговечности ножей куттеров. ключевые слова: куттер, ножи, долговечность, сталь 65г, импульсно-плазменная обработка, микроструктурные исследования. актуальность проблемы куттеры являются одним из основных видов технологического оборудования, определяющих количество и качество изготавливаемых колбасных изделий в промышленных условиях. повышение долговечности ножей куттеров продолжает оставаться актуальной задачей, что обусловлено малым периодом их стойкости и высокой стоимостью [1, 2]. целесообразным является обоснование выбора такого метода повышения долговечности ножей, который будет обладать высокой эффективностью и будет пригоден к широкому промышленному использованию. обзор предыдущих исследований решению задач повышения долговечности ножей куттера посвящено значительное количество научных работ [3]. исследовано влияние различных способов повышения долговечности ножей: химикотермической обработки (борирование, азотирование, хромирование), криогенного упрочнения, электроискрового легирования, поверхностного пластического деформирования, лазерного упрочнения, использования дисперсионно-твердеющих сталей и пр. [3, 4]. недостатками исследованных методов являются недостаточное повышение долговечности ножей, большие затраты энергии и рабочего времени на проведение процесса, слишком высокая стоимость необходимого технологического оборудования и его эксплуатации. высокими технико-экономическими показателями обладает технология импульсно-плазменного упрочнения [5, 6]. в работе [7] представлены результаты производственных испытаний ножей куттера, упрочненных импульсно-плазменной обработкой. однако, не смотря на положительные результаты промышленных испытаний режущего инструмента, в литературе отсутствуют количественные данные о свойствах поверхностного слоя материалов, используемых для изготовления ножей куттера. это ограничивает возможности поиска новых более эффективных путей повышения износостойкости данного вида режущего инструмента. цель статьи целью данной работы является экспериментальное исследование свойств поверхностного слоя материала, используемого для изготовления ножей куттера, после его упрочнения импульсноплазменной обработкой. изложение основного материала наиболее широко применяемым материалом для изготовления ножей куттера в отечественных условиях является сталь 65г, которая и была выбрана для проведения указанных исследований. с целью определения влияния импульсно-плазменного упрочнения на структуру материала обрабатываемого инструмента и выбора наиболее оптимальных режимов обработки были проведены микроструктурные исследования. они состояли из таких этапов: изготовление опытных образцов, которые по своим геометрическим и физико-механическим свойствам отвечали режущим кромкам исследуемых ножей куттера; импульсно-плазменное упрочнение образцов; металографические исследования; mailto:batrachenko@rambler.ru влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 87 микродюрометрические исследования; рентгеноструктурный анализ. импульсно-плазменное упрочнение осуществляли на установке «импульс» лаборатории института электросварки им. е.о. патона нан украины. схема работы установки показана на рис. 1. детонационный плазменный генератор состоит из детонационной камеры 1, где осуществляется формирование горючей газовой смеси и инициирование ее сгорания в детонационном режиме; коаксиальных электродов 2 и 3; источников питания 4. в процессе ускорения плазменного образования принимает участие газодинамическая и электромагнитная силы [5, 6]. в результате детонации частично ионизированные продукты сгорания попадают из детонационной камеры в междуэлектродный зазор 5 и замыкают r–l–c контур источника питания. происходит разряд конденсаторной батареи. между коаксиальными электродами 2 и 3 ток протекает по некоторому ведущему объему газа 6, степень ионизации которого увеличивается. при протекании тока по плазме выделяется джоулево тепло, определенная доля которого принимает участие в процессе ускорения при расширении нагретого объема ионизированного газа, усиливая тем самым газодинамическую составляющую силы. во время протекания в межэлектродном зазоре плазма вызывает эрозию электрода, который приводит к насыщению плазмы легирующими элементами (w, mo). полученная плазменная струя 7 действует на обрабатываемую поверхность 8. в процессе действия импульсной плазмой происходит нагрев поверхности с последующим ее охлаждением путем отвода тепла как в материал, так и в окружающую среду, в результате чего в поверхностном слое происходят структурно-фазовые превращения. при этом осуществляется эффективная термоциклическая обработка металла. термическое действие импульсной плазменной струи сопровождают процессы легирования. введение легирующих элементов в плазму осуществляется в виде парокапельной фазы от металлического электрода (стержня), закрепленного по оси центрального электрода, который эродирует, и с помощью плазмообразующего газа (пропан, азот). в результате микросекундной длительности действия плазменной струи осуществляется интенсивное ударно-волновое действие в результате скоростных фазовых превращений. в результате всех выше указанных воздействий происходит упрочнение обрабатываемой поверхности. при импульсно-плазменном упрочнении возможно проведение обработки несколькими импульсами в точку, при этом расстояние между двумя соседними точками – не больше 0,5 диаметра точки (под точкой понимается пятно от действия плазменной струи). с 3 н 8 о 2 п о в і т р я д . ж . h h 1 2 3 4 5 6 7 8 рис. 1 – схема работы установки для импульсно-плазменного упрочнения в данном случае упрочнение образцов стали 65г проводилось с использованием следующих параметров работы установки: емкость конденсаторной батареи разрядного контура с = 800 мкф; напряжение на обложках конденсаторной батареи u = 3,2 кв; индуктивность разрядного контура l = 30 мкф; частота инициирующих импульсов υ = 2,5 нz; материал используемого электрода – w. использовалось 3 режима обработки: №1 2 импульса в точку, деталь заземлена; №2 4 импульса в точку, деталь заземлена; №3 8 импульсов в точку, деталь заземлена. на рис. 2 видно, что пятна закалки на рис. 2, а и рис. 2, б имеют различный цвет, что указывает на то, что интенсивность упрочняющей обработки данных образцов существенно отличалась. так образцы, обработанные на режиме 3 (рис. 2, б), имеют темно-синий цвет пятен закалки, к тому же – режущая кромка образцов оплавлена, что свидетельствует о высокой интенсивности нагрева. для выявления микроструктуры поверхностных слоев контрольных образцов были изготовлены металлографические шлифы. образцы поддавались шлифованию в несколько этапов и химическому полированию в течение 5 с в 3 % растворе азотной кислоты. исследование микроструктуры проводилось на оптическом микроскопе “neophot–32”. упрочнение поверхностного слоя характеризовалось величиной микротвердости, измеренной на металлографических шлифах. измерения проводились на микротвердомере м–400 фирмы “leco” при нагрузке 50г. влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 88 а б рис. 2 – внешний вид пятен закалки: а – образцов, упрочненных на режиме 2; б – образцов, упрочненных на режиме 3 на рис. 3 показана микроструктура основного металла (сталь 65г), который не подвергался закалке и упрочняющей обработке. на рис. 4 показана микроструктура контрольного образца, прошедшего закалку на стандартных для ножей куттера режимах, и упрочненного на режиме 3. около поверхности образца видно белый слой, который плохо травится в растворе кислоты. этот слой имеет измененную мартенситную структуру, при этом следует ожидать значительное повышение его микротвердости. основной металл, в отличие от необработанного, имеет ярко выраженную мелкодисперсну игольчатую структуру. рис. 3 – микроструктура основного металла (сталь 65г), увеличение × 500 а б рис. 4 – микроструктура контрольного образца (сталь 65г), упрочненного на режиме 3: а – увеличение × 200; б – увеличение × 500 результаты проведенных микродюрометрических исследований представлены на рис. 5. наивысшее значение микротвердости имеет образец, упрочненный на режиме 3. следует отметить, что в данном случае значение толщины упрочненного слоя находится в пределах 10 мкм. полученные экспе влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 89 риментальные данные были аппроксимированы методом наименьших квадратов уравнением вида (значения коэффициентов регрессии приведены в табл. 1). cx xbay ⋅⋅= 1 , где y – значение микротвердости, мпа; x – расстояние от обработанной поверхности, мкм. дифрактометрические исследования образцов стали 65г проводились с помощью дифрактометра дрон-ум1 в монохроматическом cu-kα-излучении методом шагового сканирования (35 кv, 25 ma, время экспозиции в точке 10 с, шаг 0,05º). в качестве монохромата использовался монокристалл графита, установленный на дифрагированном пучке. образцы исследовались в плоскости падения рентгеновского пучка при вращении вокруг оси. параметры решетки рассчитывались с использованием программы для полнопрофильного анализа рентгеновских спектров от смеси поликристаллических фазовых составляющих powder cell 2.4. профили дифракционных максимумов аппроксимировали функцией псевдо-фойхта (pseudo-voight). таблица 1 значение коэффициентов уравнения регрессии вид режима упрочняющей обработки а b с s r режим 1 1538,6 7,0 0,201 241,1083 0,9964 режим 2 2564,8 3,8 0,178 269,4979 0,9935 режим 3 7546,5 1,0 -0,187 412,7895 0,9696 рис. 5 – микротвердость стали 65г, упрочненной импульсно-плазменной обработкой: 1 – режим обработки 2 импульса в точку, деталь заземлена; 2 – режим обработки 4 импульса в точку, деталь заземлена; 3 – режим обработки 8 импульсов в точку, деталь заземлена рентгенограмма стали (рис. 6), которая прошла отпуск и неподвергалась импульсно-плазменной обработке, показывает, что в процессе отпуска закаленной структуры произошло выделение углерода из мартенсита и значительный распад аустенита. таким образом, фазовый состав стали, подвергнутой импульсно-плазменному упрочнению, состоит из отпущенного малоуглеродистого (с 0.13%) мартенсита с кубической решеткой. кроме того, на рентгенограмме зафиксированы пики fe3c — цементита, слабые пики остаточного аустенита и низкотемпературного ε-fe3c карбида. на рентгенограмме образца (рис. 7), подвергнутого импульсно-плазменной обработке на режиме 3 значительно уменьшается интенсивность линий α-fe и появляются линии остаточного аустенита. линия α-fe расщепляется на пару близко расположенных друг к другу линий мартенсита. увеличивается тетрагональность решетки за счет насыщения мартенсита углеродом. на пиках также заметно расширение междуплетного расстояния, которое подтверждает увеличение тетрагональности решетки мартенсита. влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 90 рис. 6 – рентгенограмма образца, который прошел отпуск, упрочнение не проводилось рис. 7 – рентгенограмма образца, упрочненного на режиме 3 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 6213 3107 0 p o w d e rc e ll 2 . 2 alpha_fe_bcc 53,1% 11 0 20 0 21 1 gam m a-fe 29,4% 11 1 20 0 22 0 feo1 10,8% 11 1 20 0 22 0 31 1 22 2 greenalit 6,7% 00 2 00 3 11 1 11 2 00 4 11 3 11 4 13 0 -2 01 13 2 11 5 00 6 04 1 22 2 2 04 02 6 00 7 20 5 11 7 22 5 00 8 -3 11 31 2 22 6 -2 26 -1 37 24 4 -3 14 -3 31 33 2 11 9 33 3 33 4 04 8 33 5 -3 35 40 1 40 2 04 9 17 2 26 4 -1 3. 10 26 5 -3 54 31 9 -1 59 44 1 44 2 35 6 kutter-5.x_y 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 42271 21135 0 p o w d e r c e ll 2 . 2 alpha_fe_bcc 88,7% 11 0 20 0 21 1 gam m a-fe 3,6% 11 1 20 0 22 0 lizard it 7,7% 00 1 10 0 10 1 00 2 10 2 11 0 -1 -1 1 00 3 20 0 20 1 -1 -1 2 20 2 21 0 -2 -1 1 10 4 -2 -1 2 30 0 30 1 -1 -1 4 00 5 -2 -1 3 10 5 22 0 22 1 30 3 -2 -2 2 20 5 00 6 30 4 10 6 kutter-6.x_y влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 91 увеличение содержания углерода в мартенсите происходит, во-первых, за счет распада карбидных фаз. пики fe3c и ε-fe3c на рентгенограмме практически исчезли. во-вторых, возможно насыщение углеродом из плазмообразующей среды (обработка проводилась в среде с избытком c3h8). на рентгенограмме появился пик вюстита feo. возможно также существование карбида мос. линия α-fe расщепляется на пару линий высокоуглеродистого мартенсита. увеличение количества импульсов способствует последующему увеличению относительной интенсивности пиков остаточного аустенита. значительно усиливается интенсивность пика moo3. размывка линий на рентгенограммах образцов после упрочнения говорит о напряженном состоянии обработанной поверхности в результате фазового наклепа. несмотря на достаточно большое содержимое аустенита, твердость поверхностных слоев увеличивается за счет фазового наклепа в результате оборотных α— γ превращений. выводы можно сделать вывод, что проведенные микроструктурные исследования подтвердили рациональность выбранных режимов упрочняющей обработки и позволили установить особенности фазовых превращений при импульсно-плазменной обработке стали 65г. определенно, что наивысшее значение микротвердости (нv50=11000 мпа) и наивысшее значение толщины упрочненного слоя (10 мкм) достигается при осуществлении 3 импульсов плазменной обработки в точку при емкости конденсаторной батареи разрядного контура с = 800 мкф, напряжении на обложках конденсаторной батареи u = 3,2 кв, индуктивности разрядного контура l = 30 мкф и частоте инициирующих импульсов υ = 2,5 нz. полученные результаты позволяют считать целесообразным использование данного метода поверхностного упрочнения для повышения долговечности ножей куттеров. литература 1. василевский о.м., соловьев о.в. машины периодического действия для приготовления фарша // мясные технологии. – 2007. – №5. – с. 35-39. 2. дуда а.н. марки сталей для куттерных ножей // мясная индустрия. – 2008. – № 6. – с. 43-44. 3. чижикова т.в., мартынов г.а. перспективы повышения эксплуатационной надежности режущих инструментов в мясной промышленности. – м.: агрониитэиммп, 1987. – 43 с. 4. маркус л.и., шаталов а.н. и др. дисперсионно-твердеющие стали для создания равноизнашивающихся инструментов измельчающих машин // мясная индустрия. – 2008. – № 9. – с. 28-29. 5. тюрин ю.н., жадкевич м.л. плазменные упрочняющие технологии. – к.: наукова думка, 2008. – 215 с. 6. колісниченко о.в. формування модифікованих шарів при плазмово-детонаційній обробці вуглецевих сталей. дисертація на здобуття вченого ступеня канд. техн. наук. – к.: інститут електрозварювання ім.. є.о. патона нан україни, 2003 – 154 с. 7. некоз а. и. упрочнение ножей волчков и куттеров импульсно-плазменной обработкой / а. и. некоз, а. в. батраченко // научно-аналитический журнал «научный обозреватель». – уфа: «инфинити». – 2012. – № 12.– с. 115-118. поступила в редакцію 02.10.2014 влияние импульсно-плазменной обработки на микроструктуру и свойства стали 65г проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 3 92 batrachenko a.v. effect of pulsed-plasma treatment on microstructure and properties of steel 65g. the purpose of this work is experimental research of properties of superficial layer of material, utillized for making of knives of bowl cutter, after his consolidating impulsive-plasma treatment. bowl cutters are one of basic types of technological equipment, determining amount and quality of the made sausage wares in industrial terms. expedient is a ground of choice of such method of increase of longevity of knives, which will possess high efficiency and will be suitable to the wide industrial use. high technical and economical indexes are possessed by technology of the impulsive-plasma consolidating. however, not looking on the positive results of industrial tests of the consolidated cutting instrument, in literature quantitative information absent about properties of superficial layer of materials, utilized for making of knives of bowl cutter. it limits possibilities of search of new more effective ways of increase of wearproofness of this type of cutting instrument. most by the widely applied material for making of knives of bowl cutter there is steel of 65г in domestic terms. with the purpose of determination of influencing of the impulsive-plasma consolidating on the structure of material of the processed instrument and choice of the most optimum modes of treatment microstructure researches were conducted. they consisted of such stages: making of pre-production models which on the geometrical and physics and mechanical properties answered the cuttings edges of the probed knives of bowl cutter; impulsive-plasma consolidating of standards; laboratory researches. the impulsive-plasma consolidating was carried out on setting «impulse» of laboratory of institute of the electric welding the name of e.o. paton of nas of ukraine. is it set that maximal values of micro-solid (hv50=11000 mpa) and thickness of the consolidated layer (10 мкм) arrived at during realization of 3 impulses of plasma treatment pithily at the capacity of condenser battery of bit contour of c=800 мicro-f, tension on the covers of condenser battery of u=3,2 kv, to inductance of bit contour of l=30 micro-f and frequency of initiating impulses 2,5 nz. the got results allow to consider expedient the use of the impulsive-plasma consolidating for the increase of longevity of knives of bowl cutter. keywords: cutter, knives, durability, steel 65g, pulsed-plasma treatment, microstructure studies. references 1. vasylevskyi o.m., solovev o.v. mashyny peryodycheskoho deistvyia dlia pryhotovlenyia farsha. miasnye tekhnolohyy, 2007, №5. pp. 35-39. 2. duda a.n. marky stalei dlia kutternykh nozhei. miasnaia industryia, 2008, №6. pp.43-44. 3. chyzhykova t.v., martynov h.a. perspektyvy povyshenyia ekspluatatsyonnoi nadezhnosty rezhushchykh ynstrumentov v miasnoi promyshlennosty. m.: ahronyyteymmp, 1987. 43 p. 4. markus l.y., shatalov a.n. y dr. dyspersyonno-tverdeiushchye staly dlia sozdanyia ravnoyznashyvaiushchykhsia ynstrumentov yzmelchaiushchykh mashyn. miasnaia industryia, 2008, №9. pp. 28-29. 5. tiuryn yu.n., zhadkevych m.l. plazmennye uprochniaiushchye tekhnolohyy. k.: naukova dumka, 2008. 215 p. 6. kolisnychenko o.v. formuvannia modyfikovanykh shariv pry plazmovo-detonatsiinii obrobtsi vuhletsevykh stalei. dysertatsiia na zdobuttia vchenoho stupenia kand. tekhn. nauk. kyiv: instytut elektrozvariuvannia im.. ye.o. patona nan ukrainy, 2003. 154 p. 7. nekoz a. y. uprochnenye nozhei volchkov y kutterov ympulsno-plazmennoi obrabotkoi / a. y. nekoz, a. v. batrachenko. nauchno-analytycheskyi zhurnal «nauchnyi obozrevatel». №12, 2012. ufa: «ynfynyty». pp. 115-118. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 69 чернець м.в.,*, ** чернець ю.м.* * дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-m ail: chernet s@drohobych.net дослідження умов зачеплення зубів циліндрич ної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. частина 4. змінні умови взаємодії у коригованому зачепленні удк 539.3: 539.538: 539.621 згідно методу р озр аху нку зношування і довговічності зу бчастих пер едач пр оведено досл ідження впливу дво – одно – двопар ного зачеплення на максимальні контактні тиски, зно шу вання зу бів і довговічність циліндр ичної пер едачі пр и висотно му та ку товому кор игуванні за з мінних внасл ідок зношу вання зу бів у мов їх контакту . встановлено зако номір ності з міни тр ибоконтактних тисків у зачепленні після досягнення до пу стимого зношу вання у залежності від вел ичин коефіцієнтів з міщення та виду кор игу вання. спостер ігається су ттєве зниження максимальних тр иконтактних тиск ів у вхідній фазі двопар ного зачеплення. дійсна довговічність пер едачі пр и вр аху ванні зр остання р адіу сів кр ивини пр офілів зу бів є в 1,1 … 1,21 р ази більшою, ніж згідно спр ощеного методу , який пер едбачає постійні у мови взаємодії зу бів. клю чові слова: цилін дрична евольвен тна зубчаста передача, дво – одно – двопарне зачеплення, коригування зачеплення, зміна кривини зубів внас лідок зношуванн я, кон тактний тиск, зношування зубів, довговічн іс ть передач і коригування зачеплення широко ви користовується у зубчасти х передача х. попередньо у роботі [1] було розгляну то йог вп лив на хара ктерис тики кон та кту, зношування та довговічніс ть з ура хуванн ям мішаного зачеплення при постійни х умовах трибоконта ктної взаємодії зубів. однак в процесі е ксплуа тації зуби зазнаю ть зношування, що змінює умови їх взаємодії. дослідже ння вп ливу зношування зуб ів на зміну радіусів криви ни їх профілів у ци ліндричн ій е вольвен тн ій косозубій пере дачі проведено у [2 4]. нижче подано резуль тати досліджень дво – одно – двопарного зачеплення при висотному і кутовому коригуванніз ура хуван ням впли ву зношування. д ля розв’язку за дачі викорис тано метод оцінки зношування і довговічності зубчасти х пере дач за наявності коригуван ня зачеплення [1, 5, 6] та мето дику ура хування зміни кри вини зубів внаслідок зношування [2 4]. для розра хунку прийня то та кі дані: 1z  20 – кількіс ть зубів шес тері; wb  30 мм – ширина шестерн і; p  5 квт потужн іс ть; gk = 1,6 – коефіц ієн т динамічнос ті; m  3 мм – модуль зачепле ння; u  4 – переда вальне відношення пере дачі; 1n  700 об/ хв – час тота обертання ве дучого валу;   0°, 10°, 12° – ку т на хи лу зубів;   4° – ку т повороту шес терні з точки початкового конта кту зубів (т. 0) в точку 1 і т. д.; h  0,5 мм – допус тиме зношування зубів; мащення – осьова оли ва з 3 % антизношувальної присадки з кінема тичною в’я зкіс тю 050  15 сст; f  0,05 – коефіцієн т тертя ковзанн я; досліджується дво одно двопарне зачеплення зубів. коефіц ієнти зміщення та параметри пере дачі: а) висотне зміщення : 1 2x x  = 0; 0,2; 0,4; 0,6; x  0; wa = 150 мм – міжосьова відс тань у не коригованому зачепленні; б) кутове зміщен ня:   0°: 1x  0 … 1, 2x  0 … 1,4566; 1 2x x x   = 1,4566 – сумарний коефіцієн т зачепленн я; wa = 150 мм; wka  154 мм – дійсна міжосьова відс тань; w  23,754° – коригований кут зачеплення;   10°: 1x  0 … 0,5, 2x  0 … 0,584; x  0,584; wa = 152,314 мм; wka  154 мм; w  21,918°;   12°: 1x  0 … 0,2, 2x  0 … 0,2196; x  0,2196; wa = 153,351 мм; wka  154 мм; w  21,049°. матеріали коліс: шес терня – с таль 38хмюа, азотована; 1c  3,9 ∙ 10 6, 1m  2 – характеристики зносостійкості; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; 2c  0,17∙10 6, 2m  2,5; e  2,1 ∙ 10 5 мпа – модуль юн га,   0,3 – коефіц ієн т пуассона. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 70 резуль та ти розв’язку подано на рис. 1 5. зокрема на рис. 1 при прийняти х кута х повороту шестерні зліва пода но графіки зміни початкови х максимальни х тисків maxjp , а справа трибоконта ктни х тис ків maxjhp після досягне ння допустимого зношування в одн ій з точок профілю зубів ко леса для випа дку їх висо тного коригування, а на рис. 2 – для кутового коригування . тут j 0, 1, 2, … точки співдо тику профілів зубів, що відповідаю ть куту   0, 4°, 8°, … повороту шес терні. 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p j m ax ,м па x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,2 300 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p jh m ax ,м па x1(-x2)=0 x1 (-x2)=0,2 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j̊ p j m ax ,м п а x1(-x2)=0,4 x1(-x2)=0, 6 300 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p jh m ax ,м па x1(-x2)=0, 4 x1(-x2)=0,6 а 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p jm ax ,м п а 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p jh m ax ,м па x1(-x2)= 0 x1(-x2)= 0,2 400 500 600 700 800 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p jm ax ,м п а 400 500 600 700 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p j hm ax ,м па б рис. 1 – вплив зношування при висотному коригуванні заче пле ння на змі ну максималь них контактних тискі в при: а – β = 0°; б – β = 10° дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 71 зношування зубів значно знижує початкові тиски maxjp у першій фазі двопарного зачеплення. натоміс ть у фазі однопарного зачеп лення ц я зміна є значно меншою, а у другій фазі двопарного зачеплення є, як прави ло, менш значимою. величина зміни maxjp залежи ть від коефіцієн тів коригуван ня 21 xx  зубів коліс. 400 500 600 700 800 900 1000 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p jm ax ,м п а x 1=0, x2=1,4566 x 1=0,2, x2=1,2566 x1=0,4, x 2=1,0566 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p jh m a x, м п а x 1=0, x 2=1,4 566 x 1=0,2 , x2=1,256 6 x1=0 ,4, x2 =1,05 66 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p j m a x ,м п а x1=0,6, x 2=0,8566 x 1=0, 8, x2=0,6566 x 1=1, x2=0,4566 400 500 600 700 800 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p jh m ax ,м п а x1=0 ,6, x2=0,856 6 x1=0, 8, x2=0,6566 x 1=1, x 2=0,4 566 а 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p j m a x,м па x1=0,3, x2=0,284 x1=0,4, x2=0,184 x1=0,5, x2=0,084 400 500 600 700 800 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p j h m a x, м п а x1=0,3, x2=0,284 x 1=0,4, x2=0,184 x1=0,5, x2=0, 0,84 б рис. 2 – вплив зношування при кутовому коригуванні заче пле ння на змі ну максималь них контактних тискі в при  10° а – β = 0°; б – β = 10° аналіз рис. 2 свідчи ть, що при кутовому коригуванні із збільшенн ям коефіцієн та коригуван ня 1x зубів шестерні і, відповідно, зменшенням коефіцієн та коригування 2x зубів колеса спостерігаю ться тен денц ії зміни maxjp , подібні до висотно го коригування . дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 72 закономірності лін ійно го зношування зубів на ведено на рис. 3, 4. зокрема на рис. 3 при висотному коригуванні зачеп лення, а на рис. 4 – при ку товому. 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 1j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 2j ,м м x1(-x 2)=0 x1(-x2)=0,2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h2 j,м м x 1(-x2)=0,4 x 1(-x2)=0,6 а 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ h 2j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2j ,м м б рис. 3 – вплив висотного коригування заче пле ння на зношування зубі в a – β = 0°; б – β = 10° характер зношування зуб ів зале жи ть від ве личини коефіц ієн тів коригування 21 xx  . при 21 xx  = 0 допустиме зношування зубів колеса і максимальне зношування зубів шес терні буде на вхо дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 73 ді у однопарне зачеплення, а в подальшому при збільшенн і коефіц ієнтів коригуванн я воно буде на їх вихо ді із зачепле ння. у косозубій передач і ц і тенден ції змінюютьс я: спочатку допус тиме зношування буде на вході у двопарне зачеплення, а потім при більши х 21 xx  – на ви хо ді з о днопарного зачеплення. зуби колеса зношуються прибли зно вдвічі шви дше , н іж зуби шестерн і. 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h2 j,м м x 1=0, x2=1,4566 x 1=0,2, x2=1,2566 x1=0,4, x2=1,0566 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2j ,м м x1=0,6, x2=0,8566 x 1=0,8, x 2=0,6566 x 1=1, x 2=0,4566 а 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 1 j,м м 0 0,1 0,2 0,3 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 1j ,м м 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2j ,м м x1=0, x2=0,584 x 1=0,1, x 2=0,484 x1=0,2, x 2=0,384 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2j ,м м x 1=0,3, x2=0,284 x 1=0,4, x2=0,0,184 x 1=0,5, x2=0,084 б рис. 4 – вплив кутового коригування заче пле ння на зношування зубі в a – β = 0°; б – β = 10° дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 74 закономірності зношуван ня зубів при цьому виді коригуванні є по дібними, як при висо тному коригуванні. д ля пе вного діа пазону значень 21 , xx при 0 ° допустиме зношуванн я зубів колеса та максимальне зношування зубів шестерн і буде на вході в однопарне зачеплення, а в пода льшому – на вихо ді з нього. при 0 тен денц ія щодо максималь ного зношування є подібною до вище вказано ї. на рис. 5 подано довговічніс ть mint передачі при j = const та j = var (внас лідок зношуван ня зубів), де j – радіуси кри вини профілів зуб ів у точка х j . 10000 15000 20000 25000 30000 35000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x1(-x2) t m in ,г од 0 10 12 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 x1(-x2) tb m in ,г о д 0 10 12 а 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 x1 t m in ,го д 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 x1 t b m in ,г од б рис. 5 – вплив збіль ше ння радіуса кривини зубі в на довгові чні сть пе редачі: суціль на лі ні я – tmin при j = const, штрихова лі ні я – tbmin при j = var а – висотне коригування; б – кутове коригування дійсна довговічн іс ть передач і при вра хуванн і зростання ра діус ів кривини профілів зубів буде в 1,1 … 1,21 рази б іль шою, ніж за постійни х умов взаємодії зубів. для не коригованого зачепленн я відмінніс ть довговічностей є найб ільшою. найвища довговічн іс ть досягається при певн и х значення х коефіц ієнтів коригування 21 , xx зачеплення у зале жності від кута на хи лу зуб ів. у косозубій передач і особливо за наявнос ті коригування зачеплен ня довговічніс ть є значно вищою, н іж у прямозубій. проведен і у чо тирьо х час тина х ц ієї ста тті дослідження вп ливу умов зачеплен ня зуб ів (парності зачеплення) на максимальн і кон тактн і тис ки, зношування зуб ів і довговічніс ть ци лін дричної передачі з некоригованим і коригованим зачеп ленням, без вра хування вп ливу зношування на параметри кон такту та з його вра хуван ням свідча ть про суттєвіс ть цього впливу на вказан і характеристи ки конта ктної і трибоконта ктно ї взаємодії. тому використання в інженерн ій практиц і модифікованого мето ду розрахунку зношування і довговічності зубчасти х передач, що місти ть розроблений спосіб визначення фаз двопарного і однопарного зачеплення зубів, є доц ільним і обгрунтованим, оскільки дозволяє більш об’єктивно провести прогнозну оц ін ку ци х важ ливи х триботе хн ічни х хара ктерис тик. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 75 літе ратура 1. чернець м.в., чернець ю.м . дослідження умов зачеплення зубів цилін дричної е вольвен тно ї передачі на конта ктну міцніс ть , зношування і довговічн ість. част. 2. постійн і умови взаємодії у коригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 6 16. 2. чернець м.в., чернець ю.м . дослідження умов зачеплення зубів цилін дричної е вольвен тно ї передачі на конта ктну міцніс ть , зношування і довговічн ість. част. 3. змінн і умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 49 54. 3. чернець м.в., ке лбіньскі ю., ярема р.я. узага льнений мето д оцін ки зношування ци лін дрични х е вольвен тни х зубчасти х передач // фхмм. – 2011. – № 1. – с. 44 49. 4. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. ме тод оц інки впли ву коригування і зношування зубів еволь вентної ци ліндричної пере дачі на довговічніс ть та міцніс ть . ч.1. довговічн іс ть та зношування // фхмм. – 2012. № 3. – с. 30-39. 5. оц ін ка довговічності, зношуван ня та кон тактної міц ності зубчасти х передач / під заг. ред. м.в.чернеця. – дрогобич: вимір. – 2002. – 128 с. 6. чернець м., ярема р. до п итан ня про вп лив коригування зачеплен ня ци лін дричної косозубої передачі на її довговічн ість // машинознавс тво. – 2011. – № 10. – с. 15 20. поступи ла в редакц ію 23.02.2015 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. ч астина. 4… проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 76 chernets m .v., chernets ju. m . investigation of teeth engagement conditions of cylindrical involute gear on contact strength, wear and durability. part 4. changeable interaction conditions in correlated engagement. accordin g to calculation method of tooth gears’ wear and durability it has been conducted an investigation of influence of double – single – double tooth engagement on maximal contact p ressures, teeth wear and gear durability at altitude and angular correlation at changeable conditions of their contact in the result of teeth wear. it has been established the regu larities of tribocontact p ressures change in en gagement after ach ievement of p ermissible wear d ep ending on the values of shift coefficients and typ e of correlation. it has been observed the sign ificant decrease of maximal tribicontact p ressures in the inp ut p hase of double-tooth engagement. actual gear durability after taking into account the incr ease of teeth contours curvature radii is 1,1 … 1,2 times high er than accordin g to simp lified method which involves constant teeth interaction conditions. key words: cy lindrical involute tooth gear, double – sin gle – double tooth en gagement, en gagement correlation, teeth curvature chan ge in the result of wear, contact p ressure, tooth wear, gear dur ability . references 1. chernec m.v., chernec yu.m. doslid zhennia umov zac zeplennia zubiv cylindryc znoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micn ist, znos zuvannja i dovhovicznist. czast. 2. postijni u movy vzaie mod iji u koryhovanomu zac zeplenni. proble my trybologii, № 4, 2014. s. 6-16. 2. chernec m.v., chernec yu.m. doslid zhennia umov zac zeplennia zubiv cylindryc znoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znos zuvannja i dovhovicznist. czast. 3. z minni u movy vza ie modiji u nekoryhovanomu zaczep lenni. proble my trybologii, № 4, 2014. s. 49-54. 3. chernec m.v., yare ma r.ya . uzaha lnenyj metod ocinky vplyvu koryhuvannja zubiv na resurs, znoszuvannja ta kontaktnu micnist cylindrycznyh evolventnyh peredacz. fkhmm, №4, 2011. s. 115 121. 4. chernec m .v., yare ma r.ya., chernec yu.m. metod intehrujuczo i ocin ky zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredac zi na dovhovicznist i kontaktnu micnist. czast.1. dovhovicznist i znos zuvannia. fkhmm, №3, 2012. s. 30 – 39. 5. oc inka dovhovicznosti, znoszuvannja ta kontaktnoi micsnosti zubczastyh peredacz. pid zah. red. m.v.chernecja . drohobycz: vy mir. 2002. 128 s. 6. chernec m., yare ma r. do pytannja pro vplyv koryhuvannja zaczeplennja cy lindryc znoi kosozuboi peredaczi na jii dovhovicznist. mashynoznavstvo, №10, 2011. s. 15 20. усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 36 кухарь в.в., присяжный а.г. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv_mariupol@mail.ru усовершенствование процесса изготовления поковки «рым-болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием заготовки продольным изгибом удк 621.73 показана возможность использования продольного изгиба в качестве экономичного способа профилирования заготовок, обеспечивающего замену пережимных и подкатных ручьев перед штамповкой поковок рым-болтов. для реализации данного способа безручьевого профилирования заготовок предложена технология спаренной штамповки поковок рым-болтов и разработана компоновка штампового инструмента. установлено, что профилированный полуфабрикат приобретет требуемую форму при степени осадки заготовки 39 %, при этом центральный угол между сдвоенными поковками рым-болтов составит 54, что учтено в конструкции штампа. выполнена опытная штамповка поковок рым-болтов по базовой и новой технологиям на свинцовых физических моделях заготовок, при этом установлено, что предложенное технологическое решение обеспечивает экономию металла на уровне 21,7 %. сравнение результатов штамповки поковки по двум вариантам выявило повышение технико-экономических показателей новой технологии, а именно: коэффициента расхода металла при порезке – на 1,4 %, коэффициента выхода годных поковок – на 21,1 %, коэффициента использования металла поковки по норме расхода – на 27,9 %. ключевые слова: технология штамповки, «рым болт», поковка, профилирование, продольный изгиб, технико-экономические показатели введение изготовление ответственных поковок рым-болтов осуществляют по различным технологиям, адаптированным к установленному в цехе оборудованию. несмотря на известные индустриальные стандарты (межгосударственный стандарт гост 4751 «рым-болты. технические условия», европейские стандарты iso 3266, din 580, pn 82472, din 444), имеются сведения о различных конструкциях изделий «рым-болт», что определяется условиями их эксплуатации и изготовления. рым-болты могут быть различными по форме и размерам, их различают по диаметру кольца, размерам резьбовой части, а также по виду крепления между ними, кроме того, регламентируется их твердость [1]. при изготовлении малых и средних партий поковок рым-болтов различных конструкций предварительное профилирование на переходах штамповки не проводят, исключая усложнение инструмента, что часто вызывает нежелательную макроструктуру поковок с перерезыванием волокон и повышение энергои материалопотребления. анализ известных сведений и публикаций деталь «рым-болт» работает на растяжение и срез, в кольцевой части детали при нагрузке возникают напряжения изгиба, резьба детали испытывает напряжения среза. при вкручивании детали в такелажное приспособление при помощи рычага, продеваемого в кольцо, она работает на кручение. для использования изделий в условиях повышенной влажности (в портах, на судах и т.п.) их подвергают оцинковке. размеры рымов выбирают в зависимости от вида выполняемых такелажных работ, массы транспортируемого груза, схемы закрепления и величины нагрузок [2, 3]. их грузоподъемность изменяется в широком диапазоне (от 40 кг до 20 т) в зависимости от расположения петли (угла её наклона) по отношению к пальцу приспособления [1, 3]. учитывая данные требования, поковки рым-болтов изготавливают из углеродистых конструкционных сталей марок 20, 25 или 45 гост 1050, допускается применение легированных сталей. из анализа технической литературы выделим следующие способы производства поковок рымболтов: ковка-штамповка на молотах, в том числе в подкладных открытых штампах; многоштучная штамповка в открытых штампах кривошипных горячештамповочных прессов (кгшп); штамповка на кгшп в открытых штампах по одной поковке; штамповка на кгшп в закрытых штампах; штамповка по наборным переходам в штампах горизонтально-ковочных машин (гкм); штамповка на винтовых фрикционных прессах (вфп). согласно справочнику [4], производство поковок рым-болтов следует осуществлять исключительно ковкой и объемной штамповкой, сварка при изготовлении не допускается. в источнике [5] наоборот, приведены способы производства рым-болтов (“eye-bolts”) в полевых условиях, включающие кузнечную сварку элементов изделия (рис. 1). данные способы предназначены для ручной ковки рымов в сельском хозяйстве. усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 37 рис. 1 – способы ручной ковки рым-болтов в сельском хозяйстве [5] изготовление рым-болтов ковкой-штамповкой в подкладных открытых штампах на ковочных молотах (км) является наиболее распространенным. экономически это оправдано в случае серийного или мелкосерийного производства поковок: а) относительно простых форм в одном окончательном ручье (рис. 2) [6, 7]; б) более сложных форм с применением предварительного профилирования или заготовки, изготовленной в заготовительном подкладном штампе (рис. 3) [8]. рис. 2 – штамповка рым болта в подкладных штампах км [6, 7] рис. 3 – переходы ковки-штамповки поковки рыма [8]: а – исходная заготовка; б – оттяжка стержня; в – ковка конца заготовки под кольцо рыма; г – подкладной штамп с отштампованной поковкой; д – обрезной штамп с поковкой при многоштучной штамповке на штампе размещают от 4 до 10 деталей цепочкой друг за другом. заготовка по длине задается с расчетом её использования в два приема штамповки, т.е. с поворотом на 180. на рис. 4 приведена ручьевая вставка для штамповки одновременно в один переход пяти поковок из заготовки диаметром 13 мм, длиной 460  3 мм на прессе номинальной силой 10 мн 6. с целью использования стандартной вставки на последней расположены две линии фигур с окончательными размерами. после износа фигур первой линии переходят на штамповку поковок во второй линии 6. штамповку по одной поковке в открытых штампах кгшп используют при ориентации разработанного техпроцесса на существующее оборудование. при отсутствии профилирования количество облоя получается больше необходимого, также как и в случае многоштучной штамповки. для сокращения количества отходов металла с обрезью разработана технология штамповки поковок рым-болтов без облоя (рис. 4) в закрытых штампах кгшп 9. в источнике [9] также проанализированы энергосиловые параметры такого технологического решения. установлено, что штамповка в закрытых штампах рым-болта возможна из цилиндрической заготовки методом осадки и бокового выдавливания как без резьбы, так и с резьбой. усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 38 рис. 4 – ручьевая вставка для многоштучной штамповки в один переход и чертеж типовой горячей поковки [6] рис. 5 – расчетная схема рым-болта [9] по предложенной а.в. ребельским классификации поковок (приведена, например, в источниках [6, 7]), изготавливаемых на вфп, поковки типа «рым-болт» относят к поковкам удлиненной формы с прямой осью (группа i, подгруппа а) (рис. 6). штамповку таких поковок выполняют за один переход. переходы штамповки поковки рым-болта в штампах гкм приведены на рис. 7 10. здесь происходит набор утолщений в высадочных ручьях, затем формовка, прошивка, а гибка «ушка» (специальная форма изделия) производится движением бокового ползуна гкм. сложные и материалоёмкие штампы, а также особенности кинематики работы гкм оправдывают их использование только при крупносерийном и массовом производстве. рис. 6 – поковки удлиненной формы с прямой осью, штампуемые на вфп [6, 7] рис. 7 – высадочные штампы и технологические переходы при работе на гкм для рым-болта [10] следовательно, для совершенствования технологии изготовления поковок рымов необходимо применение экономных профилирующих операций перед окончательной штамповкой. данные операции должны быть выполнимы на основном штамповочном оборудовании и не увеличивать энергои материалоемкость штампуемых изделий. цель работы и постановка задач исследования целью работы является разработка технологии штамповки поковки «рым-болт» с предварительным профилированием, выполняемом на основном штамповочном оборудовании, для повышения технико экономических показателей производимой продукции. для достижения данной цели были поставлены следующие задачи: выбрать экономичный способ получения профилированной заготовки и штамповки поковки рым-болта; разработать конструкцию штампового инструмента; произвести опытную штамповку поковки рым-болта с использованием новых технологических решений; сравнить технико-экономические показатели штамповки поковок по базовой и новой технологии. изложение основного материала разработку осуществляли относительно поковки рым-болта, штампуемого в подкладных штампах на винтовом фрикционном прессе номинальной силой 6,3 мн. по гост 7505 определяли: группа стали – м2, класс точности – т4, масса поковки – покm = 0,190 кг, отношение степени сложности – 0,28, поэтому принимаем с3, конфигурация линии разъема – плоская, тогда исходный индекс – 10. усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 39 построение эпюры диаметров (расчетной заготовки) и эпюры сечений проводили по известным правилам [6, 10], т.е. в каждом характерном i-м сечении поковки находили его площадь ins . и площадь двухстороннего облоя обs2 с учетом заполнения магазина. тогда площадь эпюры в её i-м сечении: обiпiэ sss 2..  , а соответствующий диаметр: iэd . = 1,13 iэs . . эпюра диаметров, построенная для поковки «рым-болт» (рис. 8, а), приведена на рис. 8, б. для построения эпюры сечений выбирали масштабный коэффициент m = 20, тогда высота сечений msh iэiэ /..  . эпюра сечений приведена на рис. 8, в. эскиз гравюры действующего штампа изображен на рис. 9. а б в рис. 8 – эскиз поковки «рым болт» (а), эпюра диаметров (б) и эпюра сечений (в) рис. 9 – эскиз гравюры штампа для штамповки поковки «рым болт» по базовой технологии штамповку ведут из заготовки с диаметром, не меньшим максимального диаметра эпюры: max.0 эdd  . т.е. размеры заготовки: начальный диаметр 0d = 30 мм ( 30 гост 2590), начальная высота 0h = 72 мм. при порезке заготовок из унифицированной штанги проката длиной 6000 мм коэффициент расхода металла, рассчитанный согласно рекомендациям [6], составляет pk = 0,98. объем заготовки (без учета угара, при прочих равных условиях, а также с учетом прогнозируемого физического моделирования штамповки на свинцовых заготовках без нагрева): загv = 50868 мм3. объем эпюры диаметров на одну поковку: эv = 32948 мм3. масса стальной заготовки (принимаем плотность стали  = 7860 кг/м3): загm = 0,4 кг. норма расхода металла [6, 11]: pзагp kmn / = 0,399/0,98 = 0,408 кг. коэффициент выхода годного поковок [11]: загпв mmk / = = 0,190/0,4 = 0,475. коэффициент использования металла поковки по норме расхода [11]: pпип nmk / = 0,190/0,408 = 0,466. объем дополнительного металла заготовки: допv = эзаг vv  = = 50868 – 32948 = 17920 мм3. масса дополнительного объема (перерасход металла) заготовки: допm = 0,141 кг. величины технико экономических показателей приведены в табл. 1. для повышения технико-экономических показателей предложено технологическое решение, включающее предварительное безручьевое профилирование относительно высокой заготовки (на две поковки) продольным изгибом с дальнейшей штамповкой в сдвоенном штампе. в результате продольного усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 40 изгиба заготовка изгибается с перераспределением металла, при котором в центральной части происходи набор утолщения. развертка профилированной заготовки для спаренной штамповки поковок «рым-болт» наиболее соответствует эпюре диаметров сдвоенной поковки (рис. 10). рис. 10 – эскиз формы развертки расчетной заготовки для спаренной штамповки двух поковок «рым болт» длина развертки и объем расчетной заготовки (эпюры диаметров сдвоенной поковки с облоем) для спаренной штамповки: 2эl = 144 мм и эv2 = 65896 мм2. средняя площадь эпюры: срэs . = 2/2 ээ lv = 65896/144 = 457,6 мм2. средний и максимальный диаметры эпюры: срэd . = 24,17 мм и max.эd = = 29,4 мм. вычисляли критерии а.в. ребельского [6] для данной поковки, характеризующие её сложность:  = 1,22 и  = 2,97; тогда, согласно определяющей диаграмме (например, по источнику [6]), производство данной поковки требует применения протяжного (или пережимного) ручья. коэффициент подкатки [6]: 2.max. )/( срээпо ddk  = 1,49. на прессовом оборудовании, исключающем применение подкатных и пережимных ручьев, данный коэффициент подкатки поk получить невозможно. вычисленные диаметры эпюры и коэффициент подкатки соответствуют базовому случаю штамповки одной поковки из одной заготовки, т.е. подтверждают необходимость профилирования. согласно принципам безручьевого профилирования заготовок продольным изгибом, по предложенной технологии отрезанную заготовку осаживают с потерей устойчивости, профилированный полуфабрикат кантуют на бок и укладывают в ручей для штамповки одновременно двух поковок из одной заготовки. для расчета отношения 0m длины спаренной заготовки на две поковки ( 0l ) к диаметру ( 0d ) и степени условной деформации ( y ) при продольном изгибе предварительно вычисляли [12]: 0.0m = 0,891 э э v l l l 3 0 1         , где l – дополнительная компенсационная длина, учитывающая смятие торцов заготовки [12]. в начальном случае принимали l = 0, тогда * 0.0m = 5,998, т.е. 0m  5,998. выполняя компоновку штампа с расположением двух поковок под углом  , из геометрических соотношений установили, что   48 (рис. 11). для поведения расчетов предварительно принимали 0m = 6,0. тогда, согласно результатам источника [13], для данного соотношения центральный угол получит требуемое значение  = 48 при y = 40 %. макропоказатели формоизменения при заданных технологических параметрах профилирования [12, 13]: рзээ ddk min.max. / = 1,126, 0min.1 / ddk рзэ = 1,041, 0max.2 / ddk э = 1,171. диаметр заготовки выбирали из условия выполнимости набора металла в месте максимального диаметра max.эd . предварительно: 2max. * 0 / kdd э = 29,4/1,171 = 25,1 мм. с некоторым запасом принимали 0d = 26 мм рис. 11 – эскиз компоновки штампа для спаренной штамповки поковок «рым болт» с профилированием заготовок продольнымизгибом усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 41 ( 26 гост 2590). в сечениях, соответствующих минимальному диаметру эпюры, набор металла превысит требуемую величину: рзэd min. = 01 dk  = 1,04126 = 27,06 мм. тогда расчетная минимально достаточная длина исходной заготовки: *000 dml  = 625,1 = 150,6 мм. расчетный объем эпюры диаметров (расчетной заготовки) на две поковки: 2эv = 79917 мм3. при продольном изгибе пластичных заготовок имеет место искажение торцевых участков, что требует увеличения длины заготовки. величину l вычисляли, согласно результатам источника [12]: l = 5,2 мм. откуда (по приведенной выше формуле): 0.0m = 79917 144 144 2,5 1891,0 3        = 5,643. окончательно принимали длину заготовки: 0l = lmd  0.00 = 152 мм. уточненное отношение 0m = 152/26 = 5,85. следовательно, соблюдено условие [12]: ( 0m = 5,85)  ( 0.0m = 5,643). требуемое укорочение оси заготовки:  = [(152 – 144)/152]100 % = 5,3 %. уточняли: y = 0,39 (39 %). при заданных величинах 0m и y центральный угол:  = 54  48. конечная высота, до которой необходимо осадить заготовку при продольном изгибе: )1(0 yк lh  = 152 (1 – 0,39) = 93 мм. для варианта спаренной штамповки из изогнутой заготовки, компоновка штампа для которого приведена на рис. 11, вычисляли [6]: pk = 0,994. объем заготовки на две поковки по окончательным размерам: 2загv = 80660 мм3, т.е. на одну поковку 1загv = 40330 мм3. масса стальной заготовки: на две поковки 2загm = 0,634 кг, на одну поковку 1загm = 0,317 кг. норма расхода: pn = 0,317/0,994 = 0,319, а также вk = 0,19/0,317 = 0,599, ипk = 0,19/0,319 = 0,596. дополнительный (компенсирующий) объем металла: допv = эзаг vv  = 40330 – 32948 = 7382 мм3. масса дополнительного объема (перерасхода металла) заготовки: допm = 0,058 кг. результаты сравнения технико-экономических показателей точности для базового и нового варианта штамповки сведены в табл. 1. таблица 1 сравнение технико экономических показателей точности штамповкипо базовому и новому варианту показатель базовый процесс разработанный процесс % от базового pk 0,98 0,994 101,4 вk 0,475 0,599 121,1 ипk 0,466 0,596 127,9 загm , кг 0,4 0,317 79,3 рn , кг 0,408 0,319 78,2 допm , кг 0,141 0,058 58,9 для подтверждения преимуществ усовершенствованной технологии проводили сравнение вариантов штамповки в подкладных штампах по базовому (рис. 12) и по новому (рис. 13) варианту. для оценки штампуемости «рым-болтов» по усовершенствованной технологии профилированный полуфабрикат (рис. 13, б) помещали в существующий штамп после предварительного распиливания по осевому поперечному сечению (рис. 13, в, г). в обоих случаях гравюру штампа смазывали индустриальным маслом. при штамповке по базовой технологии наблюдается значительный облой в области кольцевой части «рым-болта». при штамповке из профилированной заготовки количество образовавшегося облоя меньше, чем по базовому варианту (рис. 14). кроме того, наблюдается более равномерное его распределение по периметру поковки, причем в области перехода стержневой в кольцевую часть облой минимален (рис. 13, е, рис. 14), что связано с особенностями формы полуфабриката. усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 42 а б рис. 12 – штамповка поковки «рым болт» по базовой технологии: а – заготовка ( 3072 мм) в штампе; б – поковка с облоем в штампе а б в г д е рис. 13 – штамповка поковки «рым болт» по усовершенствованной технологии: а – последовательность переходов; б – исходная заготовка на две поковки (26  152 мм); в – профилированная заготовка; г – заготовка после разделения; д – укладка заготовки в штамп; е – отштампованная поковка с облоем на штампе рис. 14 – сравнение поковок с облоем, отштампованных с профилированием заготовки продольным изгибом (слева) и по базовому варианту (справа) усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 43 сравнение объемов и масс заготовок показало, что предлагаемая технология позволяет достичь экономии металла до 21,7 %. выводы 1. выполнено развитие способов безручьевого профилирования, а именно продольного изгиба заготовок, применительно к технологиям штамповки на винтовых фрикционных прессах. показана возможность использования продольного изгиба в качестве экономичного способа профилирования заготовок, обеспечивающего замену пережимных и подкатных ручьев перед штамповкой поковок рым-болтов, при этом разработана технология спаренной штамповки данных поковок. 2. для предложенного технологического варианта изготовления поковок рым-болтов разработана компоновка штампа. установлено, что профилированный полуфабрикат приобретет требуемую форму при степени осадки цилиндрической заготовки до y = 39 %, при этом центральный угол между сдвоенными поковками составит 54, что учтено в конструкции штампа. 3. произведена опытная штамповка поковок рым-болтов по базовой и новой технологиям на свинцовых физических моделях заготовок. при этом установлено, что предложенное технологическое решение обеспечивает экономию металла на уровне 21,7 %. 4. сравнение результатов штамповки поковки «рым-болт» по двум вариантам выявило повышение технико-экономических показателей новой технологии, а именно: коэффициента расхода металла при порезке – на 1,4 %, коэффициента выхода годных поковок – на 21,1 %, коэффициента использования металла поковки по норме расхода – на 27,9 %. литература 1. производство рым болтов [электронный ресурс]. – режим доступа: // www.litshtamppo.ru/spravochnik/52-detali-mashin-i-mahanizmov/193-rim-bolti 2. орлов п. и. основы конструирования. справочно-методическое пособие в 3-х книгах. кн. 2. издание 2-е / п. и. орлов. – м.: машиностроение, 1977. – 574 с. 3. грузоподъемность рым-болтов [электронный ресурс]. – режим доступа: // coroma.ru/stati/gruzopodemnost-rym-boltov.htm 4. анурьев в. и. справочник конструктора-машиностроителя. издание 4-е, переработанное и дополненное. книга 1 / в. и. анурьев. – м.: машиностроение, 1974. – 416 с. 5. stokes j. b. agricultural engineering in development: intermediate blacksmithing: a training manual / j. b. stokes. – rome: food & agriculture org., 1992. – agricultural services bulletin, 88/2. – 61 p. 6. технологический справочник по ковке и объемной штамповке / в.а. бабенко, а.н. брюханов, м.ф. владимиров и др.; под ред. м.в. сторожева. – м.: машгиз, 1959 – 969 с. 7. головнева м.а. оборудование и технология горячей штамповки / м.а. головнева, а.п. атрошенко. – м. – л.: машгиз, 1962. – 368 с. 8. нагрев заготовок, их ковка и штамповка (часть 10) [электронный ресурс]. – режим доступа: // http://metallicheckiy-portal.ru/articles/obrabotka/shtampovka/texnol_soxr_metalla_pri_stampovke/nagrev_zagotovok_ kovka_shampovka/11 9. эдуардов м.с. штамповка в закрытых штампах / м.с. эдуардов. – л.: машиностроение, 1971. – 240 с. 10. крымский и.и. горячая штамповка (технология и оборудование) / и.и. крымский. – м.: трудрезервиздат, 1958. – 254 с. 11. омельченко п. п. проектування ковальсько-штампувальних цехів / п. п. омельченко, б. с. каргін. – маріуполь: пдту, 2000. – 178 с. 12. кухарь в. в. методика учета смятия торцевых участков заготовок при проектировании технологий на основе продольного изгиба / в. в. кухарь // обработка материалов давлением : сб. науч. тр. / дгма. – краматорск : дгма, 2012. – № 4 (33). – с. 91–94. 13. кухарь в. в. формоизменение при профилировании продольным изгибом заготовок с различной формой поперечного сечения / в. в. кухарь // вісник національного технічного університету україни «київський політехнічний інститут». серія «машинобудування». – № 60. – с. 169 173. поступила в редакцію 30.07.2015 https://www.google.ru/search?hl=ru&tbo=p&tbm=bks&q=bibliogroup:%22fao+agricultural+services+bulletin%22&source=gbs_metadata_r&cad=5 http://metallicheckiy-portal.ru/articles/obrabotka/shtampovka/texnol_soxr_metalla_pri_stampovke/nagrev_zagotovok_ kovka_shampovka/11 усовершенствование процесса изготовления поковки «рым болт» спаренной штамповкой с предварительным профилированием … проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 44 kukhar v.v., prisyazhnyi a.g. improved of manufacturing process of "eye-bolt" forgings by twin die-forging with prior profiling of billets by buckling. the possibility of using the buckling as economical method of billets profiling for provide of replacement of pinch and pre-rolled impressions before die-forging of eye-bolt forgings is shown. to implement of this method of without dies profiling of billets the technology of twin die-forging of eye-bolt forgings is proposed and of die-tool layout is designed. it is found that the semi-finished product acquires the desired profiled shape at degree of upsetting of work-piece is 39 %, while the central angle between the twin forgings of eye-bolts be a 54º, that considered in the design of the die-tool. the experienced die-forging technique of eye-bolts forgings by the basic and new technology were executed on lead physical models of billets, at has been found that the proposed technological solution is provided the saves of metal at 21,7 %. the comparison of results of die-forging of forgings in two variants revealed increasing of indexes of technical and economic performance of the new technology, namely, the coefficient of flow rate of metal while cutting – by 1,4 %, the coefficient of yield forgings – by 21,1 %, the utilization coefficient of metal forgings for application rate – 27,9 %. key words: technology of die-forging, eye-bolt, forgings, profiling, buckling (longitudinal bending), technical and economy indexes. references 1. proizvodstvo rym boltov, url: // www.litshtamp-po.ru/spravochnik/52-detali-mashin-i-mahanizmov/ 193-rim-bolti 2. orlov p.i. osnovy konstruirovaniya, spravochno-metodicheskoe posobie, v 3-kh knigakh, kn. 2, izdanie 2-e, m., mashinostroenie, 1977, 574 p. 3. gruzopodemnost rym boltov, url: // coroma.ru/stati/gruzopodemnost-rym-boltov.htm 4. anurev v.i. spravochnik konstruktora mashinostroitelya, izdanie 4-e, pererabotannoe i dopolnennoe, kniga 1, m., mashinostroenie, 1974, 416 p. 5. stokes j.b. agricultural engineering in development: intermediate blacksmithing: a training manual, rome, food & agriculture org., 1992, agricultural services bulletin, 88/2, 61 p. 6. babenko v.a., bryukhanov a.n., vladimirov m.f. i dr. tekhnologicheskij spravochnik po kovke i obemnoj shtampovke, pod red. m.v. storozheva, m., mashgiz, 1959, 969 p. 7. golovneva m.a., atroshenko a.p. oborudovanie i tekhnologiya goryachej shtampovki, m., mashgiz, 1962, 368 p. 8. nagrev zagotovok ikh kovka i shtampovka (chast 10), url: // http://metallicheckiy-portal.ru /articles/obrabotka/shtampovka/texnol_soxr_metalla_pri_stampovke/nagrev _zagotovok_kovka_shampovka/11 9. eduardov m.s. shtampovka v zakrytykh shtampakh, mashinostroenie, 1971, 240 p. 10. krymskij i.i. goryachaya shtampovka tekhnologiya i oborudovanie, m., trudrezervizdat, 1958, 254 p. 11. omelchenko p.p., kargin b.s. proektuvannya kovalsko-shtampuvalnikh tsekhiv, mariupol, pdtu, 2000, 178 p. 12. kukhar v.v. metodika ucheta smyatiya tortsevykh uchastkov zagotovok pri proektirovanii tekhnologij na osnove prodolnogo izgiba, obrabotka materialov davleniem, sb. nauch. tr., kramatorsk, dgma, 2012, n 4 (33), pp. 91-94. 13. kukhar v.v. formoizmenenie pri profilirovanii prodolnym izgibom zagotovok s razlichnoj formoj poperechnogo secheniya, visnik natsionalnogo tekhnichnogo universitetu ukrainy ‘kievskij politekhnichnij institut’, seriya “mashinobuduvannya”, n 60, pp. 169-173. https://www.google.ru/search?hl=ru&tbo=p&tbm=bks&q=bibliogroup:%22fao+agricultural+services+bulletin%22&source=gbs_metadata_r&cad=5 дослідження впливу тертя на напружений стан при вдавлюванні заокругленого індентора проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 11 нахайчук о.в.,* мізрах а.а.,* пухтіцька н.о.,* музичук в.і.** *вінницький інститут конструювання одягу і підприємництва, **вінницький національний аграрний університет, м. вінниця, україна e-mail: olegnahau@mail.ru дослідження впливу тертя на напружений стан при вдавлюванні заокругленого індентора удк 621.73.011 в роботі розглянута задача вдавлювання індентора заокругленої форми в пластичний півпростір. представ лена методика врахування та оцінки сумарної дії факторів: зростання кута загальмованої області, зміцнення, контактного тертя та їх впливу на напружений стан. отримана залежність кутів прилеглої поверхні від значень коефіцієнтів тертя, яка може бути використана для визначення зусиль вдавлювання та вирішення подібних задач з врахуванням тертя. ключові слова: вплив тертя, напружений стан, заокруглений індентор, коефіцієнт тертя, пластичне деформування. вступ дослідження механіки контактної взаємодії штамп-заготовка має важливе значення для проектування різних технологічних процесів [1], розробка яких потребує детального вивчення проблем тертя, руйнування контактуючих елементів, зношення поверхонь, зміни твердості та механічних властивостей матеріалів. непружна контактна взаємодія тіл є менш дослідженою областю механіки в порівнянні з пружними задачами. відомі достатньо багато рішень задач стосовно контакту ідеально пружно-пластичних та ідеально жорстко-пластичних тіл [2]. для жорстко-пластичного матеріалу, який зміцнюється в процесі деформування, рішення задач пов’язано із труднощами, обумовленими відсутністю інформації про форми та розміри жорстко-пластичної границі. в зв’язку з цим, при проведенні досліджень використані наукові методи для вивчення характеристик пластичної течії металу, розрахунку контактних напружень та зусиль, зміни геометричних параметрів контакту на різних стадіях вдавлювання заокругленого індентора. кількісних даних про напружений стан поверхні в області контакту недостатньо, мало вивчені також геометричні параметри напливів, та фактори, що їх формують, наприклад – вплив тертя. в зв’язку з цим, дослідження механіки вдавлювання жорсткого штампу (індентора) в пластичний матеріал, впливу тертя на напружений стан потребує подальших досліджень. мета і постановка задачі метою даної роботи є розробка математичної моделі, яка враховує вплив тертя на напружений стан на різних стадіях вдавлювання заокругленого індентору в пластичний півпростір. для досягнення цієї мети була сформульована задача – розробити методику врахування та оцін ки сумарної дії факторів: зростання кута загальмованої області, зміцнення, контактного тертя та їх впливу на напружений стан. виклад матеріалів досліджень розглянемо задачу про вдавлювання твердого (недеформованого) індентора 1 (рис. 1) з радіусом закруглення r з врахуванням сил тертя в жорстко-пластичне середовище, обмежене площиною 2. при вдавлюванні силою q ( q розподілене зусилля), матеріал видавлюється симетрично, при цьому картина деформації має вид, схематично показаний на рис. 2. напружений стан в пластичній області розглянемо як осесиметричну задачу, при цьому деформацією металу в напрямку осі z знехтуємо. в площині деформації xoy введемо полярні координати r і  , тоді умова пластичності мізеса буде:   222 44 krr   , (1) де r ,  , r – напруження в точках пластичної області жорсткопластичного середовища; k – інтенсивність дотичних напружень. диференційні рівняння рівноваги виразяться співвідношеннями: дослідження впливу тертя на напружений стан при вдавлюванні заокругленого індентора проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 12 рис. 1 – схема вдавлювання твердого заокругленого індентора рис. 2 – поле ліній ковзання при вдавлюванні твердого заокругленого індентора 0     rdr d rr ; 0 2      rdr d rr . (2) на границі контакту індентор жорсткопластичне середовище діють як нормальні, так і дотичні напруження. задача розподілу радіальних напружень на поверхні контакту при відсутності тертя від вдавлювання циліндричного пуансона вирішена а. о. томльоновим [3]:   2/1kr . (3) вплив сили тертя на напруження r врахуємо введенням співмножника, що залежить від кое фіцієнта тертя:            br ekp 2 1 , (4) де b – параметр, що підлягає визначенню,  – коефіцієнт тертя. дійсно, при відсутності тертя )0(  співмножник 1be і формула (4) приймає вид (3). дотичні напруження на границі контакту можна визначити співвідношенням [4]:      pqr , (5) причому  q  k . слід зазначити, що при відсутності дотичних напружень на границі в кожній точці області пластичних деформацій головні площадки збігаються з радіальними й окружними напрямками. лінії ковзання (тобто лінії, дотичні до яких збігаються з напрямками максимальних дотичних напружень) утворюють логарифмічні спіралі. при наявності граничних дотичних напружень лінії ковзання вже не будуть логарифмічними спіралями. отже, для вирішення задачі напруженого стану в області вдавлювання заокругленого індентора з врахуванням сил тертя варто розглядати загальний випадок осесиметричної області пластичного деформування, тобто рішення рівняння (2) за умови (1). друге рівняння рівноваги системи (2) перепишемо у вигляді: rdrd rr /2/   . (6) проінтегрувавши отримане рівняння з врахуванням граничної умови (5), одержимо:   22 / rrqr   . (7) використовуючи рівняння (1), визначимо різницю напружень:    222 /2 rrqkr  . (8) внесемо отриманий вираз (8) в перше диференційне рівняння рівноваги (2) і проінтегруємо його з врауванням граничної умови (3):                          2 24 2 4 22 22 ln2 r r r r rr rr kpr ; (9) дослідження впливу тертя на напружений стан при вдавлюванні заокругленого індентора проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 13 2 24 r r kr   ,   k q r   2 . (10) необхідно врахувати, що зі збільшенням координати )( rrr  напруження r й  змешуються, тому у формулах (9) і (10) при розрахунку напружень необхідно залишити знак плюс. гранична лінія витиснутої індентором частини металу (лінія bn див. рис. 2) може бути задовільно апроксимована прямою [5]. тоді в області рівнобедреного прямокутного трикутника bnm маємо однорідний напружений стан. якщо вісь x сполучити з напрямком bn, а вісь yперпендикулярно bn, то в області bnm: kx 2 , 0 y , 0xy і гідростатичне напруження k . такі напруження діють у всіх точках області bnm, у тому числі й у кутовій точці м. перевівши значення напружень в прийняту нами полярну систему координат, одержимо:   мr k 2sin2 , )(cos2 2  мk , )(2sin   мr k , (11) де м і мr – координати точки м в полярній системі координат;  – кут, на який повертається зміщена горизонтальна поверхня металу в результаті її витиснення індентором (кут anb). координати м ( м і мr ) знайдемо з умови нестисливості металу в процесі пластичного деформування. дійсно, площа витиснутого з однієї сторони металу індентором дорівнює площі трикутника anb, тоді:   tg 2 1 2 1 4 2 2 ananав r , (12) звідки    tg2 rαν , а сторона    2sin rβν . з рівнобедреного прямокутного трикутника bnm знайдемо сторону nm:  2sin22 rβννμ . (13) у трикутнику onm відомі сторони  tg2/rron і nm, кут    4 onm , тоді радіус: cr α β β α α rrм                 4 cos 2 12 2 2 2 1 , (14) де    tg a ;    2sin β ;                  4 cos 2 12 2 2 2 1 α β β α α c , (15) а на основі теореми синусів:                  4 sin 2 sin м м rμν , тоді:          4 sin 2 1 cos β см . (16) отже, для розрахунку напруженого стану в області пластичної деформації при вдавлюванні заокругленого індентора необхідно експериментально визначити тільки кут  , користаючись яким по формулах (14) і (16) визначити координати точки м ( м і мr ). це дозволяє визначити граничні дотичні напруження в точці з координатою м : дослідження впливу тертя на напружений стан при вдавлюванні заокругленого індентора проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 14 )(2sin)( 2  мм kcq , (17) і граничний нормальний тиск:                            2 24 2 24 22 22 2 ln2sin2 r r r r rr rr kkp м ммм мм . (18) далі з (14 ) показник степені b можна визначити за формулою:              м м k p b 2 1 ln , (19) а коефіцієнт тертя – із співвідношення (19):    мм pq  / . (20) дотичні напруження на границі контакту, як показують експериментальні дослідження, не при всяких значеннях  визначаються формулою (5). перш за все, в залежності від коефіцієнта тертя  , який залежить від якості мастила, в області точки d (рис. 2) утворюється загальмована область, в межах якої дотичні напруги відсутні, тобто при 0 0)( q . в табл. 1 наведені результати для випадку вдавлювання індентору з r = 25 мм в заготовку із сталі 20. таблиця 1 результати розрахунку напруженого стану при вдавлюванні заокругленого індентора (мпа)  r r  r  u r -203 -176 -26 -189 51 1,2r -191 -160 -18 -175 41 1,4r -181 -148 -13 -164 36 1,6r -172 -138 -10 -155 34 0 rм = cr -162 -128 -8 -145 32 r -162 -135 -20 -148 42 1,2r -150 -119 -14 -134 36 1,4r -139 -107 -10 -123 33 1,6r -130 -97 -8 -113 32 30 rм = cr -121 -87 -6 -104 31 r -110 -83 -14 -96 34 1,2r -98 -67 -10 -82 32 1,4r -88 -55 -7 -71 31 1.6r -79 -45 -5 -62 31 м = 67,6 rм = cr -69 -35 -4 -52 30 слід також врахувати, що дотичні напруження на границі не можуть перевищувати значень ін тенсивності дотичних напружень k [6], тому може існувати область, де kq )( . однак, при значеннях коефіцієнта тертя 5,0 , цією областю можна знехтувати, тому граничні дотичні напруження задовільно описуються рівнянням (5). тоді напружений стан в області пластичної деформації металу в результаті вдавлювання заокругленого індентора можна визначити за формулами:                                                        2 24 2 24 22 222 ln2 2 1 r r r r rr rr ek br ; 2 24 r r kr   ; дослідження впливу тертя на напружений стан при вдавлюванні заокругленого індентора проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 15 2 2 1                 r r ek br . (21) за викладеною методикою досліджений напружений стан при вдавлюванні циліндричних інденторів, виготовлених з різних матеріалів. висновки 1. одержали подальший розвиток розрахунково-експериментальні методи для визначення напруженого стану при вдавлюванні інденторів заокругленої форми у пластичний матеріал з використанням інженерного методу, методу ліній ковзання і методу твердості із врахуванням тертя. при цьому вважалось, що на стадіях пластичної області напруження текучості однакове. 2. представлена методика врахування та оцінки сумарної дії факторів: зростання кута загальмованої області, зміцнення, контактного тертя та їх впливу на напружений стан. 3. при рішенні задачі вдавлювання заокругленого індентора розглянутий загальний випадок вісесиметричного поля пластичного деформування. отримана залежність кутів прилеглої поверхні від значень коефіцієнтів тертя, яка може бути використана для визначення зусиль вдавлювання та вирішення подібних задач з врахуванням тертя. 4. результати розрахунку напруженого стану можуть бути застосовані для оцінки використаних ресурсів пластичності на стадіях вдавлювання штампів, а також оцінки технологічної спадковості (розподілу залишкових напружень, зміцнення, залишкової пластичності), інформація про яких необхідна для раціональної побудови технологічних процесів. література 1. нові технологічні процеси з використанням прогресивних методів пластичного деформування: монографія. / о.в. нахайчук, о.о. розенберг, в.а. огородніков, а.д. крицький, в.в. мельниченко, с.ф. студенець. – вінниця: універсум-вінниця, 2008. – 158 с. 2. джонсон в., кудо х. механика процессов выдавливания металла. – м.: металлургия, 1980. – 456 с. 3. томленов а. д. теория пластического деформирования металлов. – м.: металлургия, 1972. – 408 с. 4. теория пластических деформаций металлов е.п. унксов, у. джонсон, в.л. колмогоров и др.; под ред. е.п. унксова, а.г. овчинникова. – м.: машиностроение, 1983. – 598 с. 5. хилл р. математическая теория пластичности. – м.: гиттл, 1956. – 408 с. 6. примеры применения теоремы генки к равновесию пластических тел / сб. “теория пластичности” / под ред. ю. н. работнова. – госуд. изд. иностранной литературы, 1948. – с. 74–86. поступила в редакцію 08.10.2015 дослідження впливу тертя на напружений стан при вдавлюванні заокругленого індентора проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 16 nakhaychuk o.v., mizrah a.a., pukhtytska n.o., myzithuk v.i. research of the influence of friction on the stress state by indentation of rounded indenter. research mechanics of contact interaction punch-harvesting has the important meaning for design of various technological processes, their development requires a detailed study of the problems of friction, destruction of contacting elements, wear surfaces, changes in hardness and mechanical properties of materials. for rigid-plastic material, which strengthens in the process of the deformation, solving problems associated with difficulties, due to the lack of information about shapes and sizes of rigid-plastic border. in this regard, this work is devoted to questions about further development of settlement and experimental methods determining the stress state by indentation of the indenters of rounded shapes in plastic material, using engineering methods, slip lines method and hardness method with friction considering. in developing the mathematical model it was assumed that on the plastic area stages stresses fluidity is the same. during the solution of a problem of rounded indenter’s indentation considered the general case of axially symmetric field of plastic deformation. received angles dependence of adjacent surface from friction coefficients’ meaning, which can be used to determine the effort of indentation and resolution of similar problems with friction considering. the results of stress state’s calculating can be used for assessment of used resources of plasticity on the stages of indentation stamps, and assessment of technological inheritance (distribution of residual stresses, strengthening, residual plasticity), information about them is necessary for rational construction of technological processes. keywords: the influence of friction, stress state, rounded indenter, coefficient of friction, plastic deformation. references 1. new processes using progressive methods of plastic deformation: monograph. o.v.nakhaychuk, o.o. rosenberg, v.a. ogorodnikov, a.d. krytskyy, v.v. melnichenko, s.f .studenets. vinnytsia: universumvinnytsia, 2008. 158 p. 2. johnson w., kudoh. mechanics processes of metalextrusion. m . metallurgy, 1980. 456 p. 3. tomlenov a.d .theory of plastic deformation of metals. m . metallurgy, 1972. 408 p. 4. the theory of plastic deformation of metals e.p.unksov, w. johnson, v.l. kolmogorov, etc .; under ed. e.p.unksov, a.g.ovchinnikov. m . engineering, 1983. 598 p. 5. hill r. the mathematical theory of plasticity. m . gittl, 1956. 408 p. 6. examples of applications of genki’stheorem to equilibrium of plastic bodies. coll. “the theory of plasticity”. under ed. u.n. rabotnov. state ed. of foreign literature, 1948. p. 74-86. 16_pisarenko.doc вплив різнотовщинності листових зразків для випробувань на розтяг на поверхню граничних деформацій проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 106 писаренко в. г.*, савуляк в. в.**, билічкіна в. є.** казенне науково-виробниче об'єднання "форт"; м. вінниця, україна **вінницький національний технічний університет, україна вплив різнотовщинності листових зразків для випробувань на розтяг на поверхню граничних деформацій удк 621.7.01 в статті проаналізовано вплив геометричних характеристик листових зразків на показники напруженодеформованого стану в зоні вимірювання під час випробувань на розтяг. встановлено, що на неоднорідність величини показників напруженого стану в зоні вимірювання під час випробувань на розтяг найбільший вплив має різнотовщинність та товщина листа. визначено величину відхилень показників напруженого стану від геометричних параметрів листа. ключові слова: напруження, деформації, листовий матеріал, випробування на розтяг, плоский напружений стан, поверхня граничних деформацій. постановка задачі застосування ресурсоощадних методів і способів обробки тиском потребує відомостей про технологічну можливість виготовлення виробів. таку інформацію можна отримати на основі проведення теоретично-експериментальних досліджень та розрахунків або експериментальним шляхом розглянувши та протестувавши різноманітні варіанти технології. у випадку експериментального вирішення задачі кількість варіантів, які потрібно розглянути, дуже велика, що підвищує вартість розробки технології. в зв'язку з цим широкого розповсюдження набув теоретично-експериментальний метод розробки технології виготовлення виробів. висновок про можливість отримання того чи іншого виробу методами пластичної деформації здійснюється на основі критерію ψ запропонований в роботах губкіна, смирновааляєва, деля, огороднікова та інших авторів [1]. розрахунок використаного ресурсу пластичності, в загальному випадку, можна проводити за формулою [2, 3] 1 ),(e e 0 р 1n ≤ µη =ψ ∫ σ − i e n i den i , (1) де рe – гранична деформація до руйнування; ie – інтенсивність деформацій; ( )σµη,pe – поверхня граничних деформацій; ii de d b de d a σ µ − η += 1n – показник, який враховує характер зміни пластичності в залежності від швидкості зміни жорсткості та виду напруженого стану; ισ σ+σ+σ =η 321 показник жорсткості напруженого стану; 31 3122 σ−σ σ−σ−σ =µ σ параметр надаі-лоде; a і b емпіричні коефіцієнти, які, наприклад, для сталі 10 і алюмінію ад-1 дорівнюють а = 0,05, b = 0,03. з виразу (1) видно, що істотний вплив на точність визначення використаного ресурсу пластичності має поверхня граничних деформацій ),( σµηрe побудована в безрозмірних координатах жорсткість напруженого стану η показник виду напруженого стану (показник надаі-лоде) σµ . згідно методики [3] поверхня граничних деформацій будується на основі відповідної апроксимації даних отриманих в результаті дослідів на розтяг, стиск і кручення (зсув) ( ) ( ) ( )ηλ−µλ⋅=µη σσ 12exp0,0, pp ee , (2) де ( ) ( )0,0 0,1 ln1 p p e e − =λ , ( ) ( )0,0 1,0 ln2 p p e e =λ та ( )00,e p , ( )01,e p − і ( )10,e p граничні деформації вплив різнотовщинності листових зразків для випробувань на розтяг на поверхню граничних деформацій проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 107 при ввідповідних значеннях ηта σµ . в роботі [3] показано зв'язок параметрів λ1, λ2 і λ та приведено методику визначення λ1 та λ2 за відомим λ ( ) ( )0,0 1,1 ln p p e e =λ , (3) де ( )1,1pe – гранична деформація при η = 1 і σµ = 1. необхідно також відмітити, що більш достовірну залежність ( )σµη,pe можна отримати на основі дослідів в камері високого тиску [2, 3]. з (2) і (3) слідує, що точне визначення граничних деформацій розтягу має суттєвий вплив на діаграму пластичності і, відповідно, на розрахунок використаного ресурсу пластичності. в цій роботі проводиться аналіз впливу геометричних характеристик листових зразків для випробувань на розтяг на показники напруженого стану в зоні вимірювання. напружений стан зразка під час випробувань на розтяг методика проведення випробувань на розтяг передбачає вирізування зразків із листового матеріалу вздовж, поперек і під кутом 45° до напрямку прокатування [2]. в державних стандартах [4, 5] для визначення граничної деформації листового матеріалу на розтяг пропонуються два видів зразків (рисунок 1). в обох випадках визначення граничної деформації відбувається в зоні, що має вигляд паралелепіпеда. це дозволяє забезпечувати умови деформування близькі до чистого одноосьового розтягу. водночас, внаслідок нестабільних умов прокатування листа його товщина є змінною в різних перерізах, але змінюється плавно радіус кривизни поверхні не може бути меншим від радіуса останньої пари валків прокатного стану. відповідно до цих міркувань можна розглянути три основних випадки впливу різнотовщинності та геометричних особливостей листа на показники напружено стану зразка на розтяг (рисунок 2). випадок, коли товщина листа більша від номінальної не будемо розглядати, оскільки за умови рівної міцності матеріалу руйнування зразка в зоні потовщення не відбуватиметься. а) б) рис. 1 – конструкції зразків для випробувань листових матеріалів на розтяг рис. 2 – відносне розташування різнотовщинності та геометричні параметри робочої зони зразка на основі вище розглянутих міркувань за допомогою програмних засобів cad/cae ansys було побудовано модель з наступними параметрами: матеріал зразка сталь у12а (крива зміцнення апроксимована виразом 262,0e 1205 = σ ii ⋅ ; сумарна величина переміщення країв робочої зони до моменту руйнування становить 16% довжини робочої зони; товщина листа s від 0,35 до 5 мм згідно гост 19904-90 [6]; різнотовщинність листа d від 0,04 до 0,2 мм згідно [4, 5] для нормальної точності листа; радіуси заокруглень листа r і r1 відповідають радіусам прокатних валків згідно гост 5399-69 в межах від 75 до 1250 мм; кут між напрямком прокатування та віссю зразка α змінювався від 0 до 90°; ширина робочої зони зразка приймалась рівною 60 мм для всіх випадків). в результаті проведених розрахунків отримано вплив різнотовщинності листових зразків для випробувань на розтяг на поверхню граничних деформацій проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 108 граничні значення (табл. 1) та характерні залежності показників напруженого стану від геометричних характеристик зразка (рис. 3 7). з рис. 3 7 випливає, що кривизна поверхні листа, яка визначається технологією виготовлення, в зоні дослідження практично не впливає на показники напруженого стану і відтак її впливом можна нехтувати. разом з тим, основними факторами, які впливають на розкид показників є товщина листа s, кут α між напрямком прокатки листа та віссю зразка та величина різнотовщинності листа d, яка обмежується державних стандартів [4, 5]. з рис. 5 слідує, що збільшення кута між напрямком прокатування листа і віссю зразка призводить до суттєвого збільшення розкиду показників напруженого стану. на противагу до цього зростання товщини листа спричиняє зменшення допуску показників напруженого стану (рис.6), а зростання різнотовщинності листа сприяє лише невеликому збільшенню розкиду параметрів (рис.7). рис. 3 – характер впливу радіуса останньої пари прокатних валків r на мінімальні та максимальні значення показників напруженого стану в зоні вимірювання рис. 4 – характер впливу радіуса кривизни r1 поверхні зразка на мінімальні та максимальні значення показників напруженого стану в зоні вимірювання рис. 5 – характер впливу кута між напрямком прокатування і віссю зразка α на мінімальні та максимальні значення показників напруженого стану в зоні вимірювання рис. 6 – характер впливу товщини листа s на мінімальні та максимальні значення показників напруженого стану в зоні вимірювання рис. 7 – характер впливу величини різнотовщинності листа d на мінімальні та максимальні значення показників напруженого стану в зоні вимірювання вплив різнотовщинності листових зразків для випробувань на розтяг на поверхню граничних деформацій проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 109 у нашому випадку навантаження є монотонним, тому можна вважати, що в процесі розтягування показники напруженого стану та інтенсивність деформації змінюються плавно за законом близьким до лінійного. розглянемо випадок руйнування зразка, що випробовується на розтяг. оскільки поверхня ер(η, µσ) не залежить від інтенсивності деформацій, після перетворень (1) з урахуванням (2) та (3) отримаємо ( ) ( ) ( ) , 0,0 ln 0,0 1,1 * p pp p e ee e ⋅ η −= (4) ( )( ) ( )( ) ( )( ) ( )[ ],10,0lnln0,1ln1,0ln * η+µ−⋅−+− µ η = σ σ pppp eeee (5) де *pe деформація руйнування зразка під час випробувань на розтяг. таблиця 1 граничні значення показників напруженого стану для різної товщини листа товщина листа s, мм гранична різнотовщинність d, мм ηmin ηmax ηmax ηmin (µσ)min (µσ)max (µσ)max (µσ)min d/s 0,35 0,04 0,600 1,282 0,682 -1,000 -0,190 0,810 0,114 0,4 0,04 0,628 1,257 0,629 -1,000 -0,286 0,714 0,100 0,45 0,05 0,649 1,235 0,586 -1,000 -0,353 0,647 0,111 0,5 0,05 0,671 1,214 0,543 -1,000 -0,411 0,589 0,100 0,55 0,06 0,688 1,196 0,508 -1,000 -0,455 0,545 0,109 0,6 0,06 0,706 1,178 0,472 -1,000 -0,497 0,503 0,100 0,65 0,06 0,722 1,161 0,439 -1,000 -0,532 0,468 0,092 0,7 0,08 0,731 1,149 0,418 -1,000 -0,557 0,443 0,114 0,75 0,08 0,745 1,135 0,390 -1,000 -0,584 0,416 0,107 0,8 0,08 0,757 1,122 0,365 -1,000 -0,609 0,391 0,100 0,9 0,08 0,779 1,098 0,319 -1,000 -0,651 0,349 0,089 1 0,1 0,790 1,081 0,291 -1,000 -0,677 0,323 0,100 1,1 0,1 0,805 1,063 0,258 -1,000 -0,705 0,295 0,091 1,2 0,1 0,818 1,048 0,230 -1,000 -0,727 0,273 0,083 1,3 0,1 0,828 1,035 0,207 -1,000 -0,745 0,255 0,077 1,4 0,1 0,836 1,023 0,187 -1,000 -0,760 0,240 0,071 1,5 0,12 0,837 1,016 0,179 -1,000 -0,764 0,236 0,080 1,6 0,14 0,837 1,010 0,173 -1,000 -0,765 0,235 0,088 1,7 0,14 0,842 1,003 0,161 -1,000 -0,773 0,227 0,082 1,8 0,14 0,846 0,996 0,150 -1,000 -0,780 0,220 0,078 2 0,15 0,849 0,988 0,139 -1,000 -0,784 0,216 0,075 2,2 0,17 0,846 0,983 0,137 -1,000 -0,779 0,221 0,077 2,5 0,17 0,850 0,977 0,127 -1,000 -0,785 0,215 0,068 2,8 0,18 0,849 0,975 0,126 -1,000 -0,781 0,219 0,064 3 0,18 0,849 0,974 0,125 -1,000 -0,782 0,218 0,060 3,2 0,19 0,847 0,975 0,128 -1,000 -0,776 0,224 0,059 3,5 0,2 0,844 0,977 0,133 -1,000 -0,769 0,231 0,057 3,8 0,2 0,845 0,978 0,133 -1,000 -0,769 0,231 0,053 3,9 0,2 0,845 0,979 0,134 -1,000 -0,770 0,230 0,051 4 0,2 0,845 0,980 0,135 -1,000 -0,770 0,230 0,050 4,2 0,2 0,845 0,981 0,136 -1,000 -0,770 0,230 0,048 4,5 0,2 0,845 0,983 0,138 -1,000 -0,770 0,230 0,044 4,8 0,2 0,845 0,986 0,141 -1,000 -0,770 0,230 0,042 5 0,2 0,845 0,987 0,142 -1,000 -0,771 0,229 0,040 в роботі [7] вказано, що параметри λ1, λ2 і λ лінійно залежні, тобто можна представити у вигляді λ⋅=λ 11 k і λ⋅=λ 22 k , де k1 і k2 коефіцієнти (k1 ≈ 0,51, k2 ≈ 0,44 згідно [7]). з урахуванням (2), (3), (4) та (5) запишемо вплив різнотовщинності листових зразків для випробувань на розтяг на поверхню граничних деформацій проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 110 ( ) ( )[ ] ( )[ ] 11 1 0,0 1,1 0,1 − =− k p k p p e e e , (6) ( ) ( )[ ] ( )[ ] η+µ− µη σ σ−= 1 * 0,0 0,11,0 p p pp e e ee . (7) підставляючи граничні значенняη і µσ у вирази (4), (6) та (7) отримаємо діапазони в яких знаходяться істинні значення граничних деформацій ( )11,e p , ( )10,ep та ( )01,e p − . підставивши отримані значення у вираз (2) отримаємо скориговану поверхню граничних деформацій, що дозволяє підвищити точність розрахунків, врахувати вплив різнотовщинності листа на технологічні процеси та визначити обмеження технологій виготовлення. висновки в роботі запропонований підхід до врахування впливу різнотовщинності листа на елементи поверхні граничних деформацій під час випробувань на розтяг. встановлено залежності та граничні значення показників напруженого стану для тонколистових металевих матеріалів. отримано коригувальні залежності граничних деформацій з урахуванням різнтовщинності листа. література 1. огородніков, в. а. механіка процесів холодного формозмінювання з однотипними схемами механізму деформації: [текст] / в. а. огородніков, в. і. музичук, о. в. нахайчук. – вінниця: універсум-вінниця, 2007. – 179 с. 2. огородников, в. а. оценка деформируемости металлов при обработке давлением: [текст] / в. а. огородников.– к.: вища школа, 1983. – 175 с. 3. сивак, і. о. пластичность металлов при объемном напряженном состоянии: [текст] / и. о. сивак, е. и. коцюбивская // удосконалення процесів і обладнання обробки металів тиском в металургії і машинобудуванні: тематичний зб. наук. пр. – краматорськ-хмельницький, 2007. – с. 73-76. 4. гост 11701-84. металлы. методы испытаний на растяжение тонких листов и лент. 15 с. 5. гост 1497-84. металлы. методы испытаний на растяжение. 28 с. 6. гост 19904-90. прокат листовой холоднокатанный. сортамент. 11 с. 7. сивак, р. и. пластичность металлов при сложном нагружении: [текст] / р. и. сивак, и. о. сивак // вісник національного технічного університету україни "київський політехнічний інститут". серія машинобудування, 2010. №60. с. 129 132. надійшла в редакцію 28.11.2014 вплив різнотовщинності листових зразків для випробувань на розтяг на поверхню граничних деформацій проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 111 pisarenko v.g., savulyak v.v., bylichkina v.e. influence of different thickness of sheet standards is for tests on stretch on surface of maximum deformations. in the article influence of geometrical descriptions of sheet standards is analysed on indexes tensely deformed to consisting of area of measuring during tests on a stretch. it is set that on heterogeneity of size of indexes of the tense consisting of area of measuring during tests on a stretch the different thickness of letter has a most influence. certainly size of rejections of indexes of the tense state from the geometrical parameters of letter. key words: tension, deformations, sheet material, tests, on a stretch, flat tense state, surface of maximum deformations. references 1. ogorodnikov, v. a. mehanika protsesiv holodnogo formozminyuvannya z odnotipnimi shemami mehanizmu deformatsiyi: [tekst] , v. a. ogorodnikov, v. i. muzichuk, o. v. nahaychuk. – vinnitsya: universum-vinnitsya, 2007. – 179 p. 2. ogorodnikov, v. a. otsenka deformiruemosti metallov pri obrabotke davleniem: [tekst] , v. a. ogorodnikov.– k.: vishcha shkola, 1983. – 175 p. 3. sivak, i. o. plastichnost metallov pri obemnom napryazhennom sostoyanii: [tekst] , i. o. sivak, e. i. kotsyubivskaya , udoskonalennya protsesiv i obladnannya obrobki metaliv tiskom v meta-lurgiyi i mashinobuduvanni: tematichniy zb. nauk. pr. – kramatorsk-hmelnitskiy, 2007. – p. 73-76. 4. gost 11701-84. metally. metody ispytaniy na rastyazhenie tonkih listov i lent. 15 p. 5. gost 1497-84. metally. metody ispytaniy na rastyazhenie. 28 p. 6. gost 19904-90. prokat listovoy holodnokatannyy. sortament. 11 p. 7. sivak, r. i. plastichnost metallov pri slozhnom nagruzhenii: [tekst] , r. i. sivak, i. o. sivak , visnik natsionalnogo tehnichnogo universitetu ukrayini "kiyivskiy politehnichniy insti-tut". seriya mashinobuduvannya, 2010. – n 60. p. 129 132. забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 54 горошко а.в., ройзман в.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: iftomm@ukr.net забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача удк: 539.4.019:621.319.4 розроблено метод побудови гібридних статистично-детермінованих моделей багатокаскадних об’єктів. за допомогою методу побудована гібридна статистично-детермінована модель формування потужності вихідного вчсигналу літакового відповідача під дією первинних факторів механічної природи. поставлена і розв’язана обернена задача параметричного синтезу допусків на первинні фактори моделі конструкції. відсутність її розв’язку означає, що в існуючій конструкції неможливо забезпечити його працездатність. причиною є витирання поверхні із шару срібла в процесі експлуатації вузла тертя механічного резонатора. необхідні для виконання ту допуски на чистоту поверхні і розміри резонатора не можуть бути витримані на підприємстві. запропоновано змінити конструкцію для усунення впливу негативних факторів і побудована гібридна статистично-детермінована модель для нової безконтактної конструкції літакового відповідача. поставлена і розв’язана обернена задача параметричного синтезу допусків на первинні фактори моделі нової конструкції і визначено область працездатності лв у вигляді допусків значень параметрів, прийнятних для підприємства-виготовлювача, дотримання яких забезпечує виконання ту. ключові слова: вузол тертя, резонатор, працездатність, літаковий відповідач, апе, математична модель, обернена задача, синтез допусків. вступ літаковий відповідач (лв) со-69 призначений для роботи з радіолокаційними системами, які входять до системи керування повітряним рухом і забезпечує автоматичну видачу цим радіолокаційним системам інформації про координати літака, бортовий номер, барометричну висоту польоту, а також сигнали індивідуального розпізнавання та аварії. відповідач експлуатується на цивільних і військових літаках, таких як наприклад ан-26, миг-23, миг-25, миг-27, миг-29, миг-31, ту-142, як-40, л-410, вертоліт ми-26. зовнішній вигляд прийомопередавача основного блоку со-69 представлений на рис. 1. рис. 1 – літаковий відповідач со-69, встановлений на борту літака ан-26 під забезпеченням працездатності лв мається на увазі гарантія стабільності потужності вихідного вч-сигналу лв, тобто виконання вимог ту на цю вихідну характеристику протягом всього терміну експлуатації. в практиці виробництва, випробувань і експлуатації часто відбувались випадки, коли лв приймались на вихідних випробуваннях, під час яких встановлювалась відповідність всіх вихідних характеристик вимогам ту, а далі в експлуатації по завершенню деякого часу відбувались відмови цих виробів. аналіз таких відмов показав, що найбільший відсоток невиконання (23,7 %) відповідачем свого функціонального призначення відбувався по причині недопустимого за ту зниження потужності вихідного вч сигналу [1]. попередні експерименти, проведенні заводом-виготовлювачем, показали, що подальша обробка електричних параметрів відповідача не може привести до стабілізації величини потужності його вихідного вч сигналу, оскільки ці параметри на основі існуючою елементної бази доведені до деяких оптимальних значень. однак вказана потужність формується під дією деяких первинних факторів механічної природи. оскільки сигнал необхідної потужності формується у металевому резонаторі, який являє собою вузол тертя, поверхні якого під час експлуатації піддаються витиранню, були здійснені спроби забезпечити працездатність відповідача шляхом звуження відхилень значень механічних параметрів і характеристик деталей конструкції резонатора. але звуження цих допусків навіть до мінімально можливих на підприємстві не принесло бажаних успіхів. забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 55 виділення невирішених раніше частин загальної проблеми отже, була поставлена задача виявити первинні фактори механічної природи у вузлі тертя, які впливають на величину потужності вихідного вч сигналу лв і знайти множину значень цих факторів, що забезпечують виконання умов ту на цю вихідну характеристику протягом всього терміну експлуатації. оскільки детермінованої математичної моделі конструкції не було, необхідно було її створити, використовуючи активний планований експеримент (апе). однак виявилось, що виробничі умови не дозволяли провести необхідну для цього велику кількість експериментів. знизити трудомісткість і тривалість операцій, які необхідні для реалізації апе при створенні математичних моделей багатокаскадних систем можна шляхом побудови їх гібридних статистично-детермінованих моделей, а також шляхом обґрунтованого вибору мінімальної кількості дублювання кожного досліду з деякою заданою надійністю [1, 2]. отже, для досягнення мети необхідно було розв’язати наступні задачі [3]. 1. розробити метод створення гібридних математичних моделей, що базується на відомих детермінованих залежностях і апе, з використанням суттєво меншої кількості необхідних для цього експериментів. 2. виявити первинні конструктивні і технологічні фактори механічної природи у резонаторі, що впливають на величину досліджуваної потужності літакового відповідача, і побудувати гібридну математичну модель залежності вказаної вихідної характеристики від цих факторів. 3. шляхом аналізу отриманої моделі виявити серед первинних факторів пріоритетні і вияснити, які з них можуть в експлуатації протягом часу змінювати свої значення, тобто дестабілізувати вихідну потужність літакового відповідача (лв) в процесі експлуатації. 4. на основі аналізу проведених досліджень розробити заходи, реалізація яких дозволить стабілізувати потужність вихідного вч-сигналу лв. зокрема, розв’язавши обернену задачу синтезу допусків, знайти множину значень первинних факторів, приналежність до якої забезпечить виконання ту, і рекомендувати заводу-виготовлювачу дотримуватись знайдених допусків. результати досліджень и їх обговорення розробка методу створення гібридних математичних моделей розглянемо об’єкт, що містить незалежні каскади, такі, що варіювання первинних факторів будьякого із них змінює вихідні характеристики тільки цього каскаду. ставиться задача шляхом застосування апе змоделювати вихідну характеристику всього виробу у разі, коли взаємний вплив каскадів на неї відомий заздалегідь. при цьому будемо розглядати багатокаскадні вироби, конструкція і традиційна технологія виготовлення яких не дозволяє і (або) не передбачає проміжний контроль окремих каскадів. в той же час можливе вимірювання значень модельованої функції y при довільних наборах значень первинних факторів всіх каскадів. шукану модель можна подати у вигляді відомої функції:  1 2, ,..., , kky f     , (1) що має властивість yi0 1,i k  , в деякому околі точки  10 20 ( 1) 0 ( 1) 0 0, ,..., , , ,...,i i i k       , де:  1 2, ,..., ,ii i i i ilx x x   1,i k  , (2) невідомі функції, які моделюють i -й каскад, а ijx – кодовані первинні фактори. позначимо набір факторів  1 2, ,..., ii i ilx x x вектором x 1,i i k  , після чого співвідношення (1) набуде вигляду:       1 1 2 2x , x ,..., xk ky f    . (3) таким чином, задача полягає у побудові методом апе поліноміального подання функції (3), вираженого через первинні фактори. для цього отримаємо функцію y , що залежить від первинних факторів 1 2x , x ,..., xk і фіксованих невідомих чисел 10 20 0, ,..., k   , тобто  1 2 10 20 0x , x ,..., x , , ,...,k ky      . оскільки при 0x xi i 1,i k  має місце 0y y , то вірною є нерівність  0 10 20 0 10 20 0x , x ,..., x , , ,...,k ky      , яка дозволяє відмовитись від невідомих 0i , виразивши їх через виміряне значення 0y , і отримати таким чином шуканий вигляд моделюючої функції. забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 56 запропонований метод побудови гібридних статистично-детермінованих моделей багатокаскадних об’єктів, що дозволяє формувати статистичні моделі з врахуванням відомих теоретичних залежностей, дає значний виграш у кількості експериментів 1 22 2 ... 2 kll l   проти 1 2 ...2 kll l   при реалізації стандартного апе (рис. 2). а б рис. 2 – залежності кількості експериментів від кількості факторів при фіксованій кількості каскадів (а) і від кількості каскадів при фіксованій кількості факторів (б) побудова математичної моделі складання лв потужність вихідного вч-сигналу формується в приємопередатчику основного блоку со-69, а саме у призначеному для генерування вч-імпульсів в дециметровому діапазоні генераторі нвч 2081401 передатчика 2016140 (рис. 3). генератор нвч містить два незалежних каскади. перший каскад – автогенератор (задаючий генератор – зг), другий – підсилювач потужності (пп) (рис. 4). при цьому відомо, що потужність вихідного вч-сигналу p представляється у вигляді добутку 1 2p    двох функцій, які моделюють кожен із каскадів зг ( 1 ) і пп ( 2 ), тобто: 1 2p    . (4) конструкція і технологія складання відповідача не передбачає проміжний контроль цих вихідних характеристик окремих каскадів. можливе лише вимірювання значень вихідної характеристики самого генератора за довільних наборів значень первинних факторів як зг, так і пп. з врахуванням такої багатокаскадності генератора нвч для моделювання потужності p можна використати описану в [4] методику побудови гібридних статистично-детермінованих моделей. розглянемо застосування вказаної методики для моделювання роботи генератора нвч, для якого передавальна функція має вигляд (4), де  1 x ,  2 x – невідомі функції, які моделюють зг і пп відповідно. тоді виміряне значення модельованої потужності за деяких фіксованих значень первинних факторів зг ( 10x ) і пп ( 20x ) дорівнює: 0 10 20p    , (5) де  0 0x , 1, 2i i i i    – фіксовані, але не відомі значення функції i . утворимо допоміжні функції:    1 1 1 20 2 10 2 2x , xp p      , (6) з яких:        1 1 1 1 20 2 2 2 2 10x x , x xp p      . (7) підставивши (7) в (4), отримаємо      1 1 2 2 10 20x xp p p    , звідки з врахуванням (5) знаходимо:    1 1 2 2 0x xp p p p  . (8) забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 57 для отримання статистично-детермінованої моделі виду (8) необхідно побудувати поліноміальні моделі для функцій  x , 1, 2i ip i  шляхом реалізації 1 22 2 l l дослідів за схемою пфе ( 1 2, l l – кількість первинних факторів для зг і пп відповідно). з цією метою в першу чергу необхідно визначити ті первинні фактори зг і пп, які мають бути врахованими в цих моделях. на основі експертного опитування спеціалістів, які мають досвід попередніх досліджень конструкції і технології зборки відповідачів, було встановлено, що значно впливати на вихідну характеристику p – потужність вихідного вч-сигналу можуть наступні параметри деталей і вузлів кожного з каскадів генератора передатчика. параметри деталей і вузлів зг: зусилля притиснення анодного плунжера до анодної цанги 2 1 10q  , н; діаметр корпусу катодно-сіткового контуру 3 2 10q  , м; діаметр стакана катодно-сіткового контуру 33 10q  , м; середнє арифметичне відхилень профілю поверхні стакана катодно-сіткового контуру 64 10q  , м; зусилля притиснення великого плунжера 25 10q  , н; середнє арифметичне відхилень профілю поверхні корпуса анодного контуру 66 10q  , м. рис. 3 – елементи переналаштування генератора нвч рис. 4 – елементи зв’язків генератора нвч забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 58 параметри деталей і вузлів пп: діаметр стакана катодно-сіткового контуру 31 10q  , м; діаметр корпусу катодно-сіткового контуру 32 10q  , м; середнє арифметичне відхилень профілю поверхні корпусу анодного контуру 63 10q  , м; зусилля притиснення великого плунжера до стінки контуру 2 4 10q  , н. введемо кодовані безрозмірні значення первинних конструктивно-технологічних факторів: а) задаючого генератора:         3 3 3 5 1 1 2 2 3 3 3 2 7 6 4 4 5 5 6 6 2, 5; 33, 065 10 28, 57 10 ; 32, 01 10 10 ; 6, 25 10 26, 67; 600 10 ; 7, 85 10 2,15 10 ; x q x q x q x q x q x q                             (9) б) підсилювача потужності:       2 5 3 3 1 1 2 2 6 3 3 4 4 32, 01 10 10 ; 33, 065 10 28, 57 10 ; 0, 395 10 425, 53; 6. z q z q z q z q                    (10) з метою визначення мінімального числа повторень кожного досліду декількома складальниками, які працюють на різних робочих місцях з встановленою на них апаратурою, було проведене складання 50-ти відповідачів зі значеннями первинних факторів на верхніх рівнях інтервалів варіювання. після складання кожного відповідача вимірювалась потужність вихідного сигналу p . для перевірки нормальності розподілу результатів проведеного експерименту застосовувався критерій пірсона   12 2 2 1 1 10,1i i i i m m m        . оскільки знайдене за таблицею [5] критичне значення для критерію 2 дорівнює 2 31, 3  , що більше обчисленого значення критерію, то з надійністю висновку 0,999 перевірковий нормальний розподіл добре узгоджується з результатами експерименту. з врахуванням нормальності розподілу можна побудувати довірчі інтервали для середнього квадратичного відхилення s з надійністю 2 0, 99  і математичного сподівання m з надійністю:        1 1 1 1емп емп емп емпs s s s s s          , (11) p m t s n  , (12) де 0, 3  знаходиться за таблицею за заданим обсягом вибірки 50m  і надійністю 0,99; квантіль ст’юдента 2, 58t  знаходиться за таблицею як аргумент функції лапласа із умови   0, 99 2ф t  . припускаючи, що події, які полягають у тому, що виконуються нерівності (11) і (12) – незалежні, з надійністю 1 2 0, 98     можна записати нерівність:  1m p t s n    . (13) із співвідношення (13) з надійністю 0, 98  і можна визначити таку мінімальну кількість реалізацій досліду n , яке необхідно, щоб середнє значення отриманих реалізацій величини p відрізнялось від істинного значення вимірювальної потужності не більше, ніж на задане число  . припускаючи  1 40t s n     , знаходимо:    22 2 2 21 1 4, 6 1 5n t s         . далі у відповідності з викладеної у [4] методикою побудови гібридної статистичнодетермінованої моделі роботи генератора нвч утворюється допоміжна функція: 1 1 20p    . (14) за допомогою пфе визначається поліноміальне представлення функції (14) рядом тейлора, де в якості кодованих первинних факторів приймаються 1 2 3 4 5 6, , , , ,x x x x x x (9). стратегія проведення пфе забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 59 типу 62 була представлена у вигляді матриці. перевірка умов симетричності, нормування і ортогональності матриць пфе типу 62 показало, що побудована матриця задовольняє ці умови. для виключення впливу на результати експерименту помилок, викликаних зовнішніми умовами, наприклад, зміною температури навколишнього середовища, дрейфом параметрів вимірювальної установки і т.д., досліди необхідно рандомизувати в часі. рандомизація порядку проведення дослідів апе забезпечувалась шляхом використання таблиці випадкових чисел. за експериментальними і розрахунковими даними знаходили коефіцієнти полінома ряда тейлора. після вибору значимих коефіцієнтів шукана функція 1p має вигляд: 1 1 3 4 5 6452,81 6, 56 11, 56 15, 94 49, 06 163, 44p x x x x x      . (15) далі за критерієм фішера перевірялась адекватність отриманої моделі, з врахуванням того, що під адекватністю моделей процесів зборки розуміється встановлення їх придатності у даних конкретних умовах, тобто по відношенню до отриманих експериментальних даних. допоміжна функція: 2 10 2p    . (16) одержана аналогічними дослідженнями, отже отримана адекватна модель має вигляд: 2 1 2 3 4 1 4476,87 5, 62 14, 37 68,13 159, 37 10, 62p z z z z z z      . (17) за формулою 14 записуємо кінцевий вигляд модельованої функції потужності ( 2 700 втp  ):     1 3 4 5 6 1 2 3 4 1 4 1 452,81 6, 56 11, 56 15, 94 49, 06 163, 44 700 476,87 5, 62 14, 37 68,13 159, 37 10, 62 . p x x x x x z z z z z z              вираз же потужності через абсолютні змінні має вигляд: 6 2 3 4 5 6 5 1 2 3 4 1 4 ( 622, 537 0, 0094 1651, 4286 3643, 429 49, 06 351, 484·10 ) ( 46, 904 802, 857 586, 531 2780816, 33 0, 228 0, 0152·10 ). р q q q q q q q q q q q                (18) виявлення, аналіз і шляхи усунення впливу основних дестабілізуючих первинних факторів встановлені залежності потужності вихідного вч-сигналу від первинних факторів відповідача дозволило ставити обернену задачу синтезу допусків, а саме визначення таких допусків на ці фактори, за яких забезпечувалось би виконання умови на розглянуту вихідну характеристику 0p p . (19) де 0p – мінімальне значення потужності, яке відповідає вимогам ту. розглянута обернена задача може бути сформульована наступним чином [6]. при заданих номінальних значеннях первинних факторів  0 10 20 30 40 50 60 10 20 30 40x , , , , , , , , ,q q q q q q q q q q необхідно визначити такі допустимі їх відхилення , 1,10i i  від номінальних значень, щоб в отриманому паралелепіпеді   510 0 01 10p x r : 2 2 , 1, 10        i i i i i ix x x x i виконувалась умова (19) на вихідну характеристику. оскільки виходячи з міркувань економії допуски на всі параметри бажано максимально розширити, то розглядана задача є багатокритеріальною, а множина частинних критеріїв може бути сформульована у вигляді: mini  , 1,10i  . отримавши методом парних порівнянь вектор вагових коефіцієнтів  1 10w iw  , задача була скаляризована  101 10 1 1 min i i i i i f w             , де 10 1 0, 1i i i w w    нормовані додатні числа, що визначаються із виробничих або економічних міркувань. забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 60 отже, задача синтезу допусків зводиться до визначення таких значень допусків i , 1,10i  , за яких досягається максимум цільової функції 1f за умови виконання обмежень (19). обмеження на первинні фактори і вихідну характеристику відповідача задавались системою нерівностей: 2 2 150 10 450 10q      , 600p  , 3 3232, 995 10 33,135 10q      , 6 6 45 10 20 10q      , 2 2150 10 450 10q      , 3 3331, 91 10 32,11 10q      . значення первинних факторів лв, отримані при i , що доставляють максимум функції 1f за різних наборів значень коефіцієнтів iw , для 0 600 p вт , наведені у табл. 1. таблиця 1 номінальне значення первинних факторів лв 2 10 10q  =250 н 3 2 10q  =33,065, м 33 10q  =32,01, м 640 10q  =6,25 м 25 10q  =600, н 6 6 10q  =0,785, м 210 10q  =250 н 3 20 10q  =33,065 м 330 10q  =32,01 м 24 10q  =600, н розв’язання задачі синтезу допусків на первинні фактори моделі (18) показало, задача не має розв’язку, тобто для досягнення умов працездатності при даній технології виготовлення для даної конструкції допуски мають бути настільки малими і меншими, ніж (20), що не можуть бути реалізованими на підприємстві. стало очевидно, що для виконання (19) необхідно змінювати конструкцію або технологію виготовленя передавача лв. проведені дослідження показали, що факторами, які найсуттєвіше впливають на модельовану функцію потужності вихідного вч-сигналу, є наступні параметри деталей і вузлів зг і пп: середнє квадратичне відхилень профілю поверхні корпусу анодного контуру ( 6 3,q q ); зусилля притиснення великого плунжера до стінки контуру ( 5 4,q q ). порівняння коефіцієнтів впливу цих факторів на величину потужності факторів, показує, що перші в 3…30 разів більше. отже, були виявлені два пріоритетні фактори, що найсуттєвіше впливають на величину потужності вихідного вч-сигналу лв. з метою дослідження можливості зміни значень цих факторів в процесі експлуатації і їх дестабілізуючого впливу на величину вихідної потужності на заводі-виготовлювачі була проведена нарада фахівців, де було встановлено наступне. у діапазоні нвч в якості коливальних систем застосовуються об’ємні резонатори, в яких на потужність суттєво впливає перехідний опір контактів поршня з корпусом резонатора і з анодною цангою. для забезпечення надійного контакту необхідно мати внутрішню поверхню корпусу резонатора і зовнішню – анодної цанги, достатньо високого класу чистоти. однак при частому пере налаштуванні контуру резонатора виникає неоднорідна виробітка поверхні контактів через витирання шару срібла, яким покриті плунжери, що приводить до великого розкиду величини перехідного опору контактів по довжині їх переміщення. через це мають місце значні відхилення електричних параметрів резонатора, зокрема, вихідної потужності в процесі експлуатації. отже, було встановлено, що розглянуті пріоритетні фактори і можуть дестабілізувати величину вказаної потужності. дослідження ж можливості підтримки значень вказаних факторів на певному рівні протягом всього терміну експлуатації показало, що для першого з них виконання такої вимоги досягається важко і дорого, а регулювання зусилля притиснення великого плунжера до стінки корпусу взагалі не передбачене в конструкції. крім того, навіть забезпечення вказаних вимог не усуває витирання тонкого шару срібла на поверхні плунжера. у зв’язку з цим подальші заходи із забезпечення вказаних вимог на розглянуті дестабілізуючі фактори були визнані малоефективними, і було прийнято рішення про необхідність доопрацювання конструкції лв. конструкція резонатора була спрощена шляхом введення діелектричної колби, діелектричної основи і срібних сегментів, оскільки при використанні діелектричного стакана відпадає необхідність центрування поршня, знижуються вимоги до класу точності виготовлення поверхнею металічної колби і корпусу резонатора, а виключення безпосереднього контакту поршня з корпусом резонатора дозволяє знизити вимоги до чистоти внутрішньої поверхні корпуса резонатора і металічного стакана. отже, у новій контактно-безконтактній конструкції лв вдасться усунути дестабілізуючі фактори, що впливають на величину потужності вихідного вч-сигналу. (20) забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 61 тут необхідно відмітити наступну обставину. аналіз показує, що виміряні під час апе значення вихідної потужності лв старої конструкції застосовуються у достатньо широких межах, від 210 до 740 вт. причому, лише частина з них відповідає вимогам ту, згідно яких 600p  вт. така ситуація пояснюється тим, що при постановці експерименту збираються відповідачі зі всіма можливими сполученнями значень первинних факторів, а найнесприятливіші такі сполучення і дають значення потужності, що лежать поза меж ту. така ж ситуація можлива і на виробництві, оскільки зміна первинних факторів в експерименті відбувалась в межах, передбачених ту на них. однак на виробництві робочий, який проводить збірку відповідачів, на основі свого досвіду, а часто-густо і на дотик, замінює окремі деталі і вузли так, щоб значення вихідної потужності відповідача досягло заданого рівня. очевидно, що таке складання неефективна, по-перше, внаслідок своєї трудомісткості, а по-друге, в такій ситуації, як правило, потужність приймає значення поблизу нижньої границі допуску. з цієї причини окрім виробничої модифікації конструкції відповідача необхідно розробити програму цілеспрямованої його зборки. забезпечення заданого рівня потужності вихідного вч-сигналу в модифікованій конструкції вузла тертя лв для модифікованої конструкції лв також була побудована гібридна статистично-детермінована модель. побудова моделі нової конструкції лв проводилась у повній відповідності з методикою, викладеною у [4], аналогічно детально описаному вище випадку. в результаті був отриманий наступний вид залежності потужності p від наведених в таблиці 5 факторів:    61 4 1 2 38,8505 0,1094 -0, 028 10 22509,043 3,12 124857 812000p q q q q q        . (21) для нової конструкції була поставлена і розв’язана обернена задача синтезу допусків на первині фактори, за яких забезпечувалось би виконання умови на розглянуту вихідну характеристику (19). задача полягала у пошуку при заданих номінальних значеннях первинних факторів  0 20 40 10 20 30x , , , ,q q q q q таких допустимих їх відхилень , 1, 5i i  від номінальних значень, щоб в отриманому паралелепіпеді   55 0 01 5p x r : 2 2 , 1, 5        i i i i i ix x x x i виконувалась умова (19) на вихідну характеристику. критерій оптимальності був сформульований у вигляді:  5 1 5 1 1 min i i i i i f w             ( 0, 2iw  , 1, 5i  ). отже, для нової конструкції відповідача було проведено визначення допусків на первинні фактори відповідача, номінальні значення яких наведені в табл. 2. розв’язання задачі відбувалось аналогічно описаному вище у випадку , 1,10i i  . результати розрахунків представлені у табл. 3. таблиця 2 номінальне значення первинних факторів лв 2 1 10 ,q н н 250 6 4 10 ,q  м 6,25 2 1 10 ,q  н 250 3 2 10 ,q  м 33,065 3 3 10 ,q  м 32,01 таблиця 3 оптимальні значення первинних факторів лв первині фактори нижня границя множини значень верхня границя множини значень 2 1 10 ,q  н 211 289 6 4 10 ,q  м 6,25 20 2 1 10 ,q  н 50 450 3 2 10 ,q  м 33,01 33,12 3 3 10 ,q  м 31,93 32,09 визначені допуски на первинні фактори лв виявились прийнятними для підприємствавиготовлювача. при дотриманні вказаних допусків гарантується відповідність потужності вихідного вчсигналу вимогам ту. висновки забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 62 розроблено метод побудови гібридних статистично-детермінованих моделей багатокаскадних об’єктів і побудована гібридна статистично-детермінована модель формування потужності вихідного вч-сигналу літакового відповідача під дією первинних факторів механічної природи, що дало змогу виявити пріоритетні фактори, які дестабілізують величину вихідної потужності. шляхом розв’язання оберненої задачі параметричного синтезу допусків на первинні фактори моделі конструкції встановлено, що в існуючій конструкції літакового відповідача неможливо забезпечити його працездатність через витирання поверхні із шару срібла в процесі експлуатації вузла тертя – механічного резонатора, оскільки необхідні для цього допуски на чистоту поверхні і розміри резонатора не можуть бути витримані. запропоновано змінити конструкцію для усунення впливу негативних факторів. побудована гібридна статистично-детермінована модель формування потужності вихідного вчсигналу під дією первинних факторів механічної природи для нової безконтактної конструкції літакового відповідача. шляхом розв’язання оберненої задачі параметричного синтезу допусків на первинні фактори моделі нової конструкції визначено область працездатності лв у вигляді допустимих значень параметрів, дотримання яких забезпечило б виконання ту. допуски виявились прийнятними для підприємствавиготовлювача. література 1. jacek p. the uncertainty and robustness of the principal component analysis as a tool for the dimensionality reduction / p. jacek, s. p. ewa //solid state phenomena. – 2015. – т. 235. 2. pietraszek j. bootstrap identification of confidence intervals for the non-linear doe model / j. pietraszek, n. radek, m. stojek, a. goroshko, m. kołomycki // applied mechanics and materials, vol. 712, pp. 1116, jan. 2015. 3. горошко а.в. обеспечение заданного уровня мощности самолетного ответчика путем решения обратных задач / а.в. горошко, а.к. яновицкий, в.п. ройзман // матеріали xiv міжнародної науково-технічної конференції "вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах". – 5 10 червня 2015 р., м. одеса (затока). – c. 195-197 4. goroshko a. construction and practical application of hybrid statistically-determined models of multistage mechanical systems/ a. goroshko, v. royzman, j. pietraszek // mechanics. – 2014. – т. 20. – №. 5. – pp 489-493. 5. вентцель е.с. теория вероятностей и ее инженерные приложения. учеб. пособие для втузов. / е.с. вентцель, л.а. овчаров // 2-е узд., стер. – м.: высш шк., 2000. – 480с.: ил. 6. горошко а.в. параметричний синтез допусків як множинна обернена задача забезпечення працездатності складних технічних систем / а. в. горошко, в.п. ройзман // проблемы машиностроения. – 2014. – том 17. – № 4. – с. 43-50. поступила в редакцію 23.11.2015 goroshko a.v., royzman v.p. preserving the friction units mechanical systems aircraft defendant. забезпечення працездатності вузла тертя механічної системи літакового відповідача проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 63 the method of construction of hybrid statistically deterministic models of multi objects. the method is based hybrid model is determined statistically the odds-ming power of the output rf signal of the aircraft under the influence of the defendant primary factors of mechanical nature. posed and solved the inverse problem of parametric synthesis of tolerances for primary factors of the model construction. the lack of solutions means that existing constructions, of aircraft can not be respondent to ensure its operability. the reason is the wiping-out of the surface of the silver layer during the operation of the mechanical resonator assembly friction. optionally-sary to perform tu tolerances surface finish and dimensions of the cavity can not be you-hold in the company. it is proposed to change the design to eliminate the influence of negative facts-tors and built hybrid statistically deterministic model for the new contactless-struction intercept aircraft defendant. posed and solved the inverse problem of parametric synthesis admits cove on the primary factors of the new design and identify areas of efficiency of aircraft defendant as tolerance parameters that are acceptable to the manufacturer, compliance with which ensures that the tu. keywords: friction knot, resonator, efficiency, airplane defendant, ape, mathematical model, inverse problem, synthesis tolerances. references 1. jacek p., ewa s.p. the uncertainty and robustness of the principal component analysis as a tool for the dimensionality reduction.solid state phenomena. 2015. т. 235. 2. pietraszek j., radek n., stojek m., goroshko a., kołomycki m. bootstrap identification of confidence intervals for the non-linear doe model. applied mechanics and materials, vol. 712, pp. 11-16, jan. 2015. 3. goroshko a.v., yanovitskiy a.k., royzman v.p. obespechenie zadannogo urovnya moschnosti samoletnogo otvetchika putem reshe-niya obratnyih zadach / a.v. goroshko, materiali xiv mizhnarodnoyi nauko-vo-tehnichnoyi konferentsiyi "vimiryuvalna ta obchislyuvalna tehnika v tehnologichnih protsesah", 5 10 chervnya 2015 r., m. odesa (zatoka). c. 195-197 4. goroshko a., royzman v., pietraszek j. construction and practical application of hybrid statisticallydetermined models of multistage mechanical systems. mechanics. 2014. т. 20. №. 5. pp. 489-493. 5. venttsel e.s., ovcharov l.a. teoriya veroyatnostey i ee inzhenernyie prilozheniya. ucheb. posobie dlya vtuzov. 2-e uzd., ster.-m.: vyissh shk., 2000. 480s. 6. горошко а.в., ройзман в.п. параметричний синтез допусків як множинна обернена задача забезпечення працездатності складних технічних систем. проблемы машиностроения. 2014. том 17, № 4 с. 43-50. mtblankeqn деформовність товстолистових заготовок в умовах поперечного згину проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 31 грушко о.в., молодецька т.і. вінницький національний технічний університет м. вінниця, україна e-m ail: grushko_alex@mail.ru деформовність товстолистових заготовок в умовах попереч ного згину удк 621.981 стаття пр исвячена задач і вдоско налення пр оцесу холодного гну ття шир оких заготовок з мало пластичних металів щодо р аціо нального підбор у геометр ичних пар аметр ів для запобігання їх р у йну вання пр и фор мозміні. для пр оцесів гну ття отр имал а подальший р озвиток теор ія дефор мовності у вигляді вдосконалення побу дови діагр ам пластично сті з викор истанням пар аметр а, що вр ахову є властивості матер іалу . розр облено технологіч ні рішення, що дозволяють забезпечити дефор мовність на фор мозмінювальних опер аціях. ключові слова: деформовність, поперечний згин, товстолистові заготовки, холодне пластичне деформування. вступ процеси холо дного гнуття товсто лис тови х заго товок знайш ли застосування при виробниц тві відповідни х виробів різноманітни х форм та призначення (для машинобудування , літакобудуван ня, сільсь кого господарс тва тощо) в умовах др ібносерійного та одиничного виробництва . на йпоширеніш им способом виготовлення таки х дета лей, особливо з малоплас тични х ма теріа лів, зазвичай є гаряче штампування. викорис тання хо лодно ї обробки має очевидні переваги за енергоємніс тю, еко логічн іс тю, трібологічними влас тивостями виробу проте вимагає уточнювати граничн і можливос ті процесу з метою уникнення тр іщин . існуючі на сьогодн ішн ій день теоретичні розв’язки та експеримента льно-ана літичн і моделі не дозволяю ть з необ хідною точніс тю прогнозува ти напружено-деформований стан (ндс) в процесі гнуття зуси ллям товсто лис тови х заготово к навіть для найпростіши х ви падків, зокрема для поперечного згину (рис. 1). це пов’язано з неви конанням гіпо тези п лоски х перерізів та наявніс тю ве ликого рівня зсувни х деформацій в осередку згину під час товсто лис тового штампування [1, 2] (рис. 1, в). ви користання відомостей про нд с разом із діа грамами пластичності, згідно з феноменологічною теорією деформовності, дозво ляє прогнозувати руйнування [3]. однак в процесі згину реалізую ться такі умови, в яки х ме тал може поводи тись не характерно щодо монотонної зміни п ластичнос ті від с хеми напруженого стану (нс), що визначається показни ком жорсткості нс i   321 . (1) відм ітимо, що найбільш ужи вана апроксимація діаграми плас тичності в жорсткій області (по казник напруженого стану 0 ) зас тосовується у вигля ді експонен ти [3]:      10 exp  pp ee , (2) де  0pe – плас тичн ість матеріа лу при чис тому зсуві; 1 – коефіц ієнт чутливості плас тичності до с хеми напруженого стану –    1 0 1 ln    p p e e ;  1pe – плас тичн ість матеріа лу при одноосьовому розтягу. а б в рис. 1 – схема (а), половина заготовки по площині симетрії (б) та моделювання проце су згину методом скі нче ний елементі в (в) деформовність товстолистових заготовок в умовах поперечного згину проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 32 проте апроксимація (1) не є чутливою до можливи х аномальни х проявів п лас тичності матеріалів, які реалізуються в умовах поперечного згину товс толис тови х заго товок [4, 5]. в резуль таті для процесів, що перебігаю ть б лизь ко до межі те хноло гічни х можливос тей, важ ливо мати на дійн і дан і щодо п ластичнос ті металу в умова х, що тотожн і умовам формоутворення виробу. для ш тампування широки х товс толис тови х заго товок відсутн і науково обґрунтовані рекомендації, за допомогою яки х визначаю ть основні рац іональ ні те хнологічн і параметри при обробці тиском малопластични х та важко деформівни х металів. прикла дами використання ци х матеріа лів є ріжучий інс трумент скла дної конфігурації (напри кла д, бурякоріза льний н іж , що виробляється із ста лей типу у8, у12); профільні дета лі з ти танови х сп лавів (вт -6, вт-22, от-4) в полегшени х конс трукція х (використовуються в літа льни х апара та х). для ви вчення можливос ті плас тичного деформування заготовки необ хідно з о дного боку мати інформацію про механічн і властивості матеріа лу, що відображаються в його кар ті [6], а з ін шого боку мати інформацію про нд с в процесі формоутворення з якого о тримуються шля хи деформування частинок заго товки в небезпечни х осередка х. мета і пос тановка задачі метою роботи є оцінка деформовності товс толис тови х заго товок в умова х їх поперечного згину та розра хунок викорис таного ресурсу пластичності в небезпечни х осередка х для передбачення їх руйнування при формоутворенні виробів. дослідження параметри карти матер іалу отримували на основі дослідів з ви значення гранични х ве личин пла стични х деформацій. для цього проводи лись ви пробування на розтя г, зсув та згин плоски х зразків. при дослідженн і на розтя г ви користовува ли п лоскі зразки з бічними круглими вирізами, що дає можливіс ть реалізовува ти ш ля хи деформування, які бли зькі до прости х і з різними показниками жорсткос ті напруженого стану в за лежності від геометрични х параметрів зразка [1, 4, 7]. в резуль таті випробовувань отримані характеристи ки плас тичності трьо х дослідни х ма теріалів, що наведен і у таб л. 1. таблиця 1 характе ристики плас тичнос ті для дос лідних ме талів вт 6 у12 у8 випробовування на  ре   ре   ре  зсув 0,02 0,22 1,01 0 0,44 1,03 -0,01 0,54 1,03 розтя г(зразки з канавками) 0,61 0,42 1,05 0,32 0,495 1,05 розтя г (зразки з викружками) 0,97 1,4 0,480 0,09 1,00 1,17 0,95 1,41 0,240 0,48 1,01 1,12 1,05 1,35 0,620 0,34 1,02 1,12 плоский згин 1,75 0,060 1,27 1,72 0,260 1,17 1,7 0,340 1,20 двоосьовий розтяг 1,98 0,085 1,25 1,97 0,370 1,10 0,96 0,560 1,16 внас лідок немонотонного зв’язку величин гранични х деформацій в жорсткій області від показника  (при  0) ви користаємо показник напруженого стану  у вигля ді суми відносни х го ловни х напружень з коефіцієнтами їх вп ливу [5]. це дає змогу апроксимувати діаграму пластичнос ті монотонними функціями в області 20  з су ттєво меншим відхилен ням від експеримента льни х дани х та з меншою кіль кіс тю дослідів, н іж при тра диц ійному підході, з викорис танням параметра  та апроксимації (2): iiii kk kk             33 2 2 133221 , де 2k , 3k – коефіцієн ти впли ву відносни х головни х напружень на п ластичн іс ть мета лу, що виражені в частка х щодо впли ву відносного першого головно го напруження. діаграму плас тичності апроксимували зале жніс тю (1), яка набуває та кого ви гля ду   qde p exp , (3) де ,d q – констан ти діа грами плас тичності, що визначається пока зником  (таб л. 2). деформовність товстолистових заготовок в умовах поперечного згину проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 33 таблиця 2 параме три карти д ослідних м ате рі алів матеріал d q 2k 3k вт 6 38,4 5,09 0,2 -0,75 у12 23,33 3,63 0,02 -0,79 у8 11,24 3,153 0,08 -0,78 при плоскому напруженому та деформованому станах існує однозначний зв’я зок між показни ками  і  , формули перерахунку наве ден і в [5]. отже, для зручності можна викорис товувати традиц ійну п лощину ie для предс тавлення як діа грами пластичнос ті так і ш ля хів деформування. тим паче, що остан ні слаб ко зале жать від параметрів карти матеріа лу в тому числі для процесу гну ття, що зна хо ди ть е кспериментальне п ідтвер дження . на рис. 2 пока зані діаграми п ластичнос ті (для с талей у8, у12 та ти танового сп лаву вт 6), що апроксимовані за функцією (2) для жорсткої облас ті (пунктир ) та перера хован і на пока зник  діаграми, що апроксимовані за (3), із ви користанням пока зника  . 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,95 1 1,05 1,1 1,15 1,2 у8 1 2 30,08 0,78 i        ie 11,24exp( 3,153 )pe    а б рис. 2 – діаграми пластичності досліджуваних металі в за показником η (а), показником ζ (б) (стапь у8) та характе рні зале жності ei(η) в небе зпе чних зонах за регресійною моделлю [2] о тримано шля хи деформування матеріалу в хара ктерни х осередка х в координата х ei(η). на рис. 2 пока зані деякі з ни х в небезпечни х зона х заготовки (рис. 3), я кі є характерними для досліджено ї облас ті змін и параметрів. в облас ті 3 (  – 1,73) деформації незначно перевищують відповідн і ве личини в облас ті 1 (  1,73). проте плас тичн ість конс трукц ійни х малоп ластични х металів в умова х при 1 1,73 су ттєво нижча (в 2 ... 10 разів), ніж при  – 1,73. тому, навіть при екстремальності деформацій в області 1 (ema x1), вона завж ди буде менш небезпечною з точки зору руйнування, ніж область 3, з урахуванням, що перевищення emax1 над emax3 скла дає не біль ше 40 %. в області 2 при низькій чутли вості плас тичності матеріа лу до зміни с хеми напруженого стану при 0 0 можливо біль ш інтенси вне вичерпання плас тичності, ніж в зон і 1. проте м атер іалів з п ластичніс тю при зсуві (  0) порівнянною з плас тичніс тю при плоскому згині (  1,73), є небагато (де які сплави на основі міді, алюмінію [3, 4]). в резуль та ті можна зробити висновок, що для переважної б іль шості малоплас тични х металів у досліджуван ій області зміни параметрів небезпечною областю, з точки зору деформовності, є позакон тактна зона 1, оскіль ки в ній реалізується «жорстка» с хема напруженого стану при відносно ве лики х деформація х. характерно, що показники напруженого ста ну  і  є малозмінним як відносно геометрични х параметрів заго товки та к і від с та дії деформування заготовки . це дає можливіс ть не ви вчати іс торію деформування в залежності від геометрії за готовки. тому для оц інки деформовності варто визначати лише максимальні деформації та користува тись найпрос тішим скалярним критер ієм [8]:    0 0 t pii ede або   1 *    p i e e , (4) деформовність товстолистових заготовок в умовах поперечного згину проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 34 де  рe – гранична деформація в момент появи перши х тр іщин , що виявляю ться візуа льно;  – ступ інь викорис таного запасу п лас тичності (свзп), я кий при деформуванні без руйнування має бути менший за о диницю. 1 2 3 а б рис. 3 – деформована частина зі гнутої заготовки: а – α = 30 ,̊ r = 4 мм; б – α = 45 ,̊ r = 4 мм; 1, 2, 3 – характерні небе зпе чні осе редки деформаці й резуль та ти розра хунку використаного ресурсу плас тичності для дос ліджуван и х матеріа лів при s = 10 мм; l = 10 мм; 1r = 2 мм; 2r = 2 мм;  = 60 (параметри взяті для при кла да – для одного із дослідів [2]) подан і в таб л. 3. в найнебезпечнішому осередку (зона 1, рис. 3) свз п розрахована в залежнос ті від параметрів  і  , а також показана розбіжніс ть в розра хункови х величина х. як ви дно, вона сягає близько 30 % , що є суттєво для інженерни х розра хунків. експеримент пока зує, що руйнування заготовок відбуває ться саме коли 2 ( ) = 1, отже при виборі гранични х параметрів те хно логічного процесу гнуття вар то ви користовувати мето дику із застосуванням пока зника  . таблиця 3 розрахунок свз п д ля дос ліджених м ате ріалів 1 осередок 2 осередок 3 осередокматеріал 1 ( ) 2 ( )  =(( 1 2 )/ 2 )100% 1 = 2 1 = 2 у8 0,553 0,636 13,16 0,864 0,421 у12 0,636 0,875 27,27 0,704 0,32 вт 6 2,471 3,5 29,41 1,727 1,455 зауважимо, що у більшості операцій згинання ш ироки х заго товок в штампа х, неза лежно від форми профілю, реалізую ться умови плоского деформованого стану, при якому пластичн ість ме талу позначимо  пдсie * . оскіль ки характеристи ки п лас тичності мета лу мають природни й с татис тичний розкид, а також унаслідо к невра ховани х чинн иків і прийня ти х гіпоте з (не точніс ть розроблени х моделей, с хем деформації і т. д.) при розра хунку безпечни х режимів с лід зменшити деформації руйнування  пдсie * на величину запасу зk . останн ій досить прийня ти 1,2 ... 1,3, що забезпечить величину  ≤ 0,9, якщо проводи ти випробування плас тичності мета лу в умовах згину або на основі параметрів карти по діаграмі  *ie . в резу льта ті запишемо умову деформовності у вигля ді   з пдсi i k e e   * , (5) де ie – значення інтенсивності деформацій на випуклій повер хн і ви гину;  пдсie * – значення деформацій в'язкого руйнування при п лоскому деформованому стані (реалізується в зоні 1); зk 1,2 ... 1,3 – коефіц ієнт запасу по деформація х руйнування. величина ie зна хо ди ться з виразів, що ви кладен і в [1]. формула (5) набуде вигля ду:     з пдсip k e qlrblbrblbrbb   * 5 2 4 2 3210 )exp(1)( , (6) деформовність товстолистових заготовок в умовах поперечного згину проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 35 де 0b , 1b ... 5b , q , p – коефіц ієн ти моде лі, що визначаються за ме тоди кою [1]. з виразу (6) можуть бути знай ден і граничн і поєднання величин и плеча прикла дення згинальної сили, відносного радіусу інс трументу r і кута ви гину  . у практични х за дача х да леко не завж ди є можливіс ть вар іювання вс іма те хнологічними величинами, тому велика частина аргументів в (6) для конкретно ї за дачі є констан тами. оскільки лін ійн і розміри у виразі (6) віднесен і до товщини стін ки заготовки, то у низц і випадків, при неможливості зміни конструкти вни х параметрів ш тампу, можна змінюва ти товщи ну стін ки, ви конуючи надр ізи заготовки на певну глибину h (рис. 4). оста ння визначається з виразу (6):       з пдсip k e q hs rlblbrb hs lbrb b                 * 2 0 5 2 4 2 3 0 21 0 )exp(1 , (7) де 0s – початкова товщ ина с тінки заго товки . ви конані на дрізи також зумовлюю ть значне знижен ня деформуючих сил, необ хідни х для гнуття і особливо калібрування [9]. при необ хідності на др ізи заварюються (рис. 4) [1]. висновки для розра хунку свз п при гну тті с лід використовува ти діаграми плас тичності, в я ки х в я кості аргумента використовується показн ик напруженого стану з коефіцієн тами – параметрами карти матеріалу. це уточнює розрахунок свз п до 30 % і дозволяє вибирати режими гнуття, я кі запобігаю ть руйнуванню. ефективн им те хно логічним забезпеченням деформовності є надрізання заго товки по товщин і, гнуття і зварювання по внутр ішньому радіусу де талі. отриманий аналітичний вираз дозволяє провести розра хунок необ хідної глибини надр ізу. літе ратура 1. грушко о. в. холо дне гнуття товс толис тови х за готовок з малоплас тични х мета лів : монографія / о. в. грушко, т. і. молодецька . – вінниця : внту, 2014 – 144 с. – isbn 978-966-641-597-7. 2. грушко о. в. моделюванн я зміцнення матеріа лу в процесі штампування z-подібни х заго товок / о. в. грушко, т . і. моло децька // обработка ма териалов давлением : сб. науч. тр. – краматорск : дгма, 2012. – № 1 (30). – с. 31 37. – issn 2076-2151. 3. огородников в. а. деформируемость и разрушение металлов при пластическом формоизм енении / в. а. огородников. – к. : ум к во, 1989. – 152 с. 4. dell h. crachfem – a co mprehensive approach for the prediction of sheet metal failure / h. dell, h. gese, g. oberhofer // aip conference proceedings. – 2007. – vol. 908, may 17. – p. 165 170. 5. грушко а. в. параметр напряженного состояния, учитывающий свойс тва материала, и его влиян ие на плас тичность / а. в. грушко // вісни к нац іонального те хн ічного університе ту укра їни «кпі». серія «машинобудування». – к. : нтуу «кпі», 2012. – № 64. – с. 220 226. – issn 2305-9001. 6. грушко о. в. феноменологічн і аспе кти с творення карт ма теріалів для процесів хо лодно го пла стичного деформування / о. в. грушко // обработка материалов давлением : сб. науч. тр. – краматорск : дгма, 2013. – № 1 (34). – с. 85 95. – issn 2076-2151. 7. хван д . в. повышение эффекти вности в обработке мета ллов давлением / д. в. хван . – воронеж : изд-во воронеж. ун-та, 1995. – 224 с . 8. смирнов–аляев г. а. э ксперименталь ные иссле дования в обработке мета ллов давлением / г. а. смирнов–аляев, в. п. чи ки довский . – л. : машиностроение, 1972. – 360 с . 9. лысов м. и. формообразование дета лей гибкой / м . и. лысов, н. в. сосов. – м. : маши ностроение, 2001. – 388 с. поступи ла в редакц ію 25.01.2015 а) сварной шов зварний шов рис. 4 – рі ше ння для забе зпече ння деформовності і зниже ння сили гнуття (приклад холодного гнуття товстості нного п-подібного профілю): а – заготовка з надрі зами; б – зварювання місць надрі зу; в – підгинання полиць б в а деформовність товстолистових заготовок в умовах поперечного згину проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 36 grushko o. v., m olodeska t. і. deformability of thick-sheet workpiece in conditions transverse bending. the p ap er is devoted to the scientific p roblem of imp rovin g the cold b endin g p rocess for wide workp ieces mad e from low-p lasticity metals regardin g rational cho ice of p roducts geometric p arameters, p revention of their damage durin g formin g p rocess. analy sis of the stress-strain condition of metal at co ld bendin g wide workp iece is made by comp uter simulation using the fin ite element method. investigated the strain state of the workp iece dur in g transverse bend in g. the mathematical model of the p rocess of p late bending wid e workp ieces, allowin g to calculate the strain in hazardous areas, in terms of deformability , dep ending on the basic techno lo gical p arameters. this mak es it p ossible to generate recommendations for the rational selection of p rocess p arameters for the p roduction of p arts without the rejection char acteristics. it is show that the p lasticity chart should be built usin g the p arameter that takes into account the p rop erties of the material. usin g this p arameter allows higher accuracy to determine the degree of p lasticity of the material stock utilization as comp ared with other charting methods and evalu ate the deformability workp iece in transverse bend in g. prop osed technological solutions aimed at adap ting the op erations of p late bending p ieces of hard materials due to scoring in the blank sp ot bending. the formulas allowin g to calcu late the dep th of cut dep ending on the mechanical ch aracteristics of the material and geometrical p arameters of the workp iece. key words: defor mability , transverse bending, thick-sheet workp iece, cold p lastic deformation. references 1. grushko o. v. ho lodne gnuttja tovstolistovih zagotovok z malop lastichnih metalіv : monografіja. o. v. grushko, t . і. molodec'ka. vіnn icja : vnt u, 2014. 144 s. isbn 978-966-641-597-7. 2. grushko o. v. modeljuvannja zmіcnennja materіa lu v procesі shtampuvannja z-podіbnih zagotovok. o. v. grushko, t. і. molodec'ka . ob rabotka materia lov davlenie m : sb. nauch. tr. kra matorsk : dgma, 2012. № 1 (30). s. 31–37. issn 2076-2151. 3. ogorodnikov v. a. deformirue most' i ra zrushenie metallov pri p lasticheskom formo izmenenii. k. : umk vo, 1989. 152 s. 4. dell h. crachfem – a co mprehensive approach for the prediction of sheet metal fa ilure . h. dell, h. gese, g. oberhofer. aip conference proceedings. 2007. vo l. 908, may 17. p. 165– 170. 5. grushko a. v. para metr naprja zhennogo sostojanija, uchityvajushhij svojstva materiala , i ego vlijanie na plastichnost'. vіsnik nac іonal'nogo tehnіchnogo unіversitetu ukra їni «kpі». serіja «mashinobuduvannja». k. : nt uu «kpі», 2012. № 64. s. 220– 226. issn 2305-9001. 6. grushko o. v. feno menologіchnі aspekti stvorennja kart materіa lіv dlja procesіv holodnogo plastichnogo deformuvannja. obrabotka materialov davlenie m : sb. nauch. tr. kramatorsk : dgma, 2013. № 1 (34). s. 85–95. issn 2076-2151. 7. hvan d. v. povyshenie jeffe ktivnosti v obrabotke metallov davlenie m. vorone zh : izd-vo vo ronezh. un-ta, 1995. 224 s. 8. smirnov–aljaev g. a. je ksperimental'nye issledovanija v obrabotke meta llov davlenie m. g. a. smirnov–aljaev, v. p. ch ikidovskij. l. : mashinostroenie, 1972. 360 s. 9. lysov m. i. formoobra zovanie detalej gibko j. m. i. lysov, n. v. sosov. m. : mashinostroenie, 2001. 388 s. 10_dykha.doc обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 65 диха о.в., посонський с.ф., бабак о.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання удк 621.891 представлені результати розв`язку оберненої зносоконтактної задачі для циліндричної напрямної ковзання. запропоновані експериментальні та розрахункові залежності визначення контактних параметрів для внутрішнього контакту циліндрів близьких радіусів. отримані розрахункові залежності для коефіцієнтів зносостійкості з використанням апроксимуючих аналогів нелінійних функцій. наведені приклади практичної реалізації розроблених в роботі методик. ключові слова: циліндричні напрямні ковзання, кут контакту, інтенсивність зношування, випробування на знос вступ. постановка завдань метою розв`язку прямих зносоконтактних задач є отримання розрахункових залежностей для визначення інтенсивності зношування деталей трибосистем в залежності від шляху тертя при заданих коефіцієнтах зносостійкості, отриманих в більшості випадків експериментальним шляхом. обернені зносоконтактні задачі мають за мету розробку розрахунково-експериментального алгоритму розрахунку коефіцієнтів зносостійкості за результатами трибологічних випробувань. при цьому для забезпечення статистичних умов потрібно проводити досить велику кількість випробувань зразків із змінними умовами по навантаженнях, швидкостях ковзання та температурі. для зменшення обсягу випробувань використовують схеми трибоконтакту зразків із змінною площадкою контакту в процесі зношування: кулькаплощина, циліндр-площина, кулька-кулька, перехресні циліндри та інші [1-4]. в результаті, отримані залежності розмірів площадки зносу (контакту) від шляху тертя, дають необхідний для побудови апроксимуючих моделей масив даних контактних та інших параметрів трибосистеми. основними складностями при розв`язку обернених зносоконтактних задач є побудова необхідної системи інтегро-диференціальних рівнянь, яка часто вміщує нелінійні функціональні залежності. зокрема, це відноситься до циліндричних спряжень із внутрішнім контактом циліндрів близьких радіусів. в даній роботі на основі запропонованих експериментальних методик та використання апроксимуючих аналогів складних функціональних залежностей проведений розв`язок оберненої зносоконтактної задачі для циліндричної напрямної ковзання. розрахункова схема. геометрія контакту і навантаження циліндричні напрямні технологічних машин за своєю конструкцією представляють внутрішній контакт двох циліндрів близьких радіусів із радіальним зазором ∆ (рис. 1). циліндрична напрямна 1 знаходиться під дією робочого навантаження q і здійснює зворотно-поступальні рухи із швидкістю ковзання v . втулка 2 шириною b є опорою для напрямної та сприймає від неї робоче навантаження. в процесі силової взаємодії втулки і напрямної в місці контакту двох циліндрів виникає контактний тиск σ , розподілений по дузі контакту 02ϕ . приймаючи зносостійкість напрямної значно вищою за зносостійкість втулки (пряма пара тертя) в процесі експлуатації на внутрішній поверхні втулки буде випрацьовуватись ділянка зносу (на рис. 1-заштрихована зона) з максимальним зносом по центру контакту wu . 1=r-r b v 1 2 uw 0 1r r ϕ σ q рис. 1 – розрахункова схема циліндричної напрямної ковзання mailto:tribosenator@gmail.com обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 66 модель зношування для опису процесу зношування використовують математичні форми закономірностей зношування. закономірність зношування встановлюється експериментально та апроксимується деякими функціями. найбільшого розповсюдження отримало подання експериментальних закономірностей у вигляді залежності інтенсивності зношування від різних параметрів (контактного тиску, швидкості ковзання, температури). для визначення параметрів закономірності зношування проводять випробування зразків із змінною площадкою контакту у процесі зношування. під час випробувань на зношування періодично або безперервно вимірюються розміри зношеної площадки контакту відповідно до шляху тертя. за результатами випробувань будується апроксимуюча функція та для визначення числового значення параметрів моделі зношування розв’язується обернена зносоконтактна задача для контактування тіл відповідної конфігурації. для оцінки зношування циліндричного спряження втулка-напрямна приймемо модель у вигляді залежності інтенсивності зношування i від визначальних факторів у вигляді: n w w h f с ds du i         σ == µ , (1) де wu − максимальне лінійне зношування втулки в центрі площадки контакту, м; s − шлях тертя для конуса, м; f коефіцієнт тертя; σ − середній тиск у контакті валу і втулки, мпа; µh − мікротвердість зміцнених ділянок, мпа; wс , n − параметри зношування. для визначення середнього контактного тиску між валом і втулкою скористаємось відомою залежністю для такого типу циліндричних спряжень: 02 ϕ =σ br q , (2) де q − зовнішнє навантаження, н; b − ширина контакту втулки і напрямної, мм; r внутрішній радіус втулки, мм; 0ϕ − напівкут контакту валу і втулки, мпа. зв`язок максимального зносу wu і кута контакту 0ϕ визначається з геометрії внутрішнього контакту двох циліндрів із радіальним початковим зазором ∆ за залежністю: ( ) ( )1sec 00 −ϕ∆=ϕwu . (3) для подальшого використання функцію 1sec 0 −ϕ зручно представити у вигляді степеневої апроксимації. для діапазону зміни кута контакту 2 ...00 π =ϕ (табл. 1) за допомогою програми excel побудуємо графічну залежність функції 1sec 0 −ϕ від кута контакту 0ϕ (рис. 2) та отримаємо її степеневу апроксимацію. таблиця 1 чисельні залежності для функції кута контакту 0ϕ 0ϕ , рад 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1sec 0 −ϕ 0,02 0,086 0,212 0,435 0,851 1,76 4,88 обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 67 y = 1,0216x2,5133 0 1 2 3 4 5 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 кут контакту, рад ф ун кц ія рис. 2 степенева апроксимація функції 1sec 0 −ϕ від кута контакту 0ϕ наближено приймемо: 5,2 00 1sec ϕ≈−ϕ (4) тобто вираз для максимального зносу від кута контакту набуде вигляду: ( ) 5,200 ϕ∆=ϕwu . (5) в результаті проведення випробувань на зношування спряження втулка-напрямна встановимо залежність напівкута контакту 0ϕ шляху тертя s у вигляді: ( ) βα=ϕ ss0 , (6) де α , β − параметри апроксимації, які визначаються за наслідками випробувань. значення кута контакту у спряженні вал-втулка визначали за допомогою методу електроконтактного копіювання. інтегруючи вираз (1), отримаємо інтегральну форму закономірності зношування внутрішньої поверхні втулки: ( ) ds h sf сsu s n ww ∫        σ = µ0 )( . (7) або після перетворень: ( ) dss h f сsu s n n ww ∫ σ       = µ 0 )( . (8) підставляючи в ліву частину отриманого рівняння вираз (5) для зносу через кут контакту, а в праву – вираз (2) для контактного тиску, отримаємо: ds sbr q h f сs s nn w ∫       ϕ        =ϕ∆ µ 0 0 5,2 0 )(2 )( (9) або, з урахуванням виразу (6), після інтегрування по шляху тертя отримаємо: обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 68 n s brh fq сs n n w β−        α =∆α β− µ β 12 1 5,25,2 . (10) з умови виконуваності рівняння (10) при будь-яких s слідує: nβ−=β 15,2 , (11) звідки: β β− = 5,21 n . (12) параметр зношування wс визначимо із залежності (10): n n w fq brh с       β∆α= µ+ 2 5,2 5,2 . (13) вимірювання кута контакту 0ϕ вимірювання кута контакту циліндричної напрямної і суцільної втулки має певні труднощі, пов`язані із закритістю зони контакту для візуального огляду для непрозорих металевих матеріалів валу і втулки. після розбирання спряження та спробі виміряти кут контакту по сліду доріжки зносу на внутрішній поверхні втулки також ускладнено при невеликих діаметрах втулки та не забезпечить потрібної точності вимірювань. для вирішення даної проблеми пропонується спосіб вимірювання кута контакту при внутрішньому контакті двох металевих циліндрів спосіб електроконтактного копіювання. схема вимірювань показана на рис. 3. в радіальний отвір циліндричної напрямної (валу) 1 встановлений струмопровідний штифт 2, який ізольований епоксидною смолою від основного металу валу і пришліфований до його зовнішньої поверхні. штифт 2 електрично з`єднаний з полюсом джерела живлення 3 постійного або змінного струму малої напруги (6...12 в). другий полюс джерела живлення під`єднаний до струмопровідної втулки 4. в утворений електричний ланцюг ввімкнутий спеціальний електронний втк прилад для вимірювання тривалості електричного контакту. t 3 4 2 1 6...12 b btk n 2 0ϕ рис. 3 – схема вимірювання тривалості дуги контакту в циліндричному спряженні прилад розроблений в хмельницькому національному університеті і дозволяє при замиканнірозмиканні контакту на індикаторах фіксувати тривалість електричного контакту з точність до тисячної долі секунди. процедура вимірювання кута контакту наступна. через задані проміжки часу (в процесі зношування) із встановленою швидкістю n (об/с) вал провертають у втулці. в період входження штифта 2 (рис. 3) в електричний контакт із втулкою електричний ланцюг замикається і прилад втк починає обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 69 відліковувати час тривалості t проходження штифта по втулці до моменту виходу із контакту. таким чином, кут контакту в даному циліндричному спряженні може бути визначений за залежністю: tnπ=ϕ 22 0 . (14) вимірювання кута контакту може бути проведене в будь-який період зношування і для статистичного представництва необхідну кількість повторювань. якщо в процесі випробувань як зразки використовувати розрізні втулки (рис. 4) то є можливість визначення величини дуги контакту (зносу) 0ϕ за результатами вимірювань величини максимального зносу wu . значення кута контакту через величину лінійного зношування wu можна визначити із виразу (3):       ∆+ ∆ =ϕ wu arccos0 . (15) для вимірювання wu скористаємося методом штучних баз. для цього, використовуючи прилад для вимірювання твердості по роквеллу та спеціальні призми для фіксації зразка, на останньому виконуємо вдавлювання конуса (рис. 5). кут конуса складає 1200. на внутрішній частині сектора кільця отримаємо лунку у вигляді конуса з кутом 1200. розглядаючи прямокутний трикутник із відомими протилежним катетом та кутом, враховуючи тригонометричні залежності визначимо величину зносу wu за залежністю: 464,3602 0 0 0 dd tg dd u w − = − = (16) для вимірювання величини діаметру плями зносу використовується горизонтальний компаратор иза-2. 2 1 q 1r r ϕ 0 wu 0 ϕ l 120° d 0d wu рис. 4 – схема для вимірювання лінійного зносу рис. 5– вимірювання зносу методом штучних баз при проведенні випробувань на знос циліндричного спряження за схемою (рис. 3) більш зручно вимірювати довжину хорди дуги зносу l , а потім перерахувати значення кута контакту, що випливає із геометрії контакту за схемою рис. 3 за формулою: )2/arcsin(0 rl=ϕ (17) результати випробувань та розрахунків результати випробувань на зношування циліндричного спряження при зворотно-поступальному русі наведені в таблиці 2. умови випробувань: матеріал валу-сталь 40х; матеріал втулки – сталь 45 із суцільним цементованим шаром (ц) та дискретно зміцненою поверхнею (д) (зміцнена площа -60%); ширина втулки 10=b мм; номінальний радіальний зазор у спряженні 0,1 мм, радіальне навантаження на напрямній 30=q н. знос втулки вимірювався методом штучних баз, а кут контакту розраховувався за залежністю (15). обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 70 таблиця 2 результати випробувань і розрахунків зносу кількість циклів, n шлях тертя, 310×s , мм )(цuw , мм )(0 цϕ , рад )( дuw , мм )(0 дϕ , рад 1000 20 0,011 0,448 0,005 0,310 2000 40 0,023 0,621 0,018 0,560 3000 60 0,034 0,728 0,029 0,684 4000 80 0,041 0,785 0,032 0,711 5000 100 0,044 0,803 0,036 0,745 за допомогою програми excel була проведена степенева апроксимація отриманих експериментальних залежностей кута контакту від шляху тертя згідно даних таблиці 2 та формули (6). на рис. 6 представлені результати визначення чисельних значень параметрів степеневої апроксимації (6) для двох вище вказаних способів зміцнення. y = 0,0346x0,2719 y = 0,0328x0,2643 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0 20000 40000 60000 80000 100000 s, mm f 0 , р ад ц д рис. 6 – степенева апроксимація залежності )(0 sϕ для реалізації запропонованого алгоритму визначення характеристик зносостійкості wс , n закономірності зношування (1) використана програма mathcad. результати визначення характеристик зносостійкості показані в таблиці 3. таблиця 3 результати визначення чисельних значень характеристик зносостійкості закономірності зношування (1) суцільне цементоване покриття 0346,0=α 2719,0=β 031,1=wc 179,1=n дискретне цементоване покриття 0328,0=α 2643,0=β 223,2=wc 284,1=n за отриманими значеннями характеристик зносостійкості wс , n по закономірності (1) розраховані значення інтенсивності зношування в залежності від контактного тиску в діапазоні 2...20 мпа для двох варіантів зміцнення внутрішньої поверхні напрямної втулки. результати розрахунку показані на рис. 7. таким чином видно, що збільшення контактного тиску у спряженні призводить до збільшення інтенсивності зношування спряження. модифікація поверхні втулки дискретною електроконтактною цементацією (д), як видно із графіку рис. 7, зменшує інтенсивність зношування у всьому діапазоні контактних тисків порівняно із суцільним зміцненням (ц). обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 71 0 2 4 6 8 10 12 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 контактний тиск, мпа ін те н си в н іс ть з н о ш ув ан н я х 1 0 -5 ц д рис. 6 – залежність інтенсивності зношування від контактного тиску висновок запропонований розв`язок оберненої зносоконтактної задачі для циліндричної напрямної ковзання із визначенням характеристик зношування. отримана розрахунково-експериментальна модель інтенсивності зношування дозволяє аналізувати вплив на зносостійкість циліндричного спряження визначальних факторів тиску, твердості, коефіцієнту тертя з метою їх оптимізації. література 1. кузьменко а. г. метод испытаний на износ со смазкой по четырехшариковой схеме (теория износа шаров в чшм) / а. г. кузьменко, а. в. дыха // проблеми трибології. − 2000. − № 3. − с. 30−40. 2. диха о.в. теорія та експеримент методу трибологічних випробувань за схемою «циліндркуля» / о.в. диха, в.п. вельбой // проблеми трибології (problems of tribology). – 2012. – № 2. – с. 135138. 3. dykha o.v. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials / o.v.dykha, t.v. gedzuk // проблеми трибології (problems of tribology). – 2014. – № 1. – с. 84 – 87. 4. диха о.в. результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі / о.в. диха, в.п. вельбой, т.в. гедзюк // проблеми трибології (problems of tribology). – 2014. – № 2. – с. 111116. надійшла в редакцію 25.11.2014 обернена зносоконтактна задача для циліндричної напрямної ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 72 dykha o.v., posonsky s.f., babak o.p. reverse wear contact task for the cylindrical sending sliding the presented results of decision of reverse wear contact task are for the cylinder sending of sliding. experimental and calculation dependences of determination of contact parameters are offered for the internal contact of cylinders of near radiuses. calculation dependences are got for the coefficients of wearproofness with the use of approximating analogues of nonlinear functions. the examples of practical realization of the methods developed in-process are resulted. keywords: the cylinder sending sliding, corner of contact, intensity of wear, wear test references 1. kuzmenko a. g., dykha a.v. metod ispytaniy na iznos so smazkoy po chetyrehsharikovoy sheme (teoriya iznosa sharov v chshm). problemi tribologії. 2000. no 3, pp. 30−40. 2. diha o.v., velboy v.p. teorіya ta eksperiment metodu tribologіchnih viprobuvan' za shemoyu «tsilіndr-kulya». problemi tribologії (problems of tribology). 2012. no 2, pp. 135-138. 3. dykha o.v., gedzuk t.v. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubri-cating materials. problemi tribologії (problems of tribology). 2014. no 1, pp. 84 – 87. 4. dykha o.v.,velboy v.p., gedzuk t.v. rezultati viprobuvan na znos konіchnih zrazkіv zі stalі 45 v motornіy olivі. problemi tribologії (problems of tribology). 2014. no 2. pp. 111-116. скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 6 шевеля в.в.,*, ** олександренко в.п.,** трытек а.с.,* coкoлaн ю.c.** * жешувская политехника, г. жешув, польша, ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-m ail : shevelya@prz.edu.pl скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термооб работанной стали удк 621.891 исследовались изменения склер ометр ических пок азател ей пр и скр этч-тестир овании тр ибоактивир ованны х подповер хно стны х слоев тер мообр аботанной стал и (закалка+отпу ск) в связи с влиянием скор ости вер тикального нагру жения индентор а роквелла пр и его непр ер ывном вдавливании с одновр еменны м тангенциальным пер емещением обр азца. склер ометр ическими пок азателями слу жили: сила и коэффициент тр ения, скор ость и глу бина внедр ения индентор а, ур овень аку стической эмиссии, хар актер ные значения нагр у жающей силы. установлены отл ичительные особенности зон у пр очнения, сфор мир ованных тр ением, в зависимости от темпер ату р ы отпу ска стали, а также показана тр ансфор мация свойств этих зон, обу словленная изменением р ежима склер ометр ирования. полу ченные данные позволяют внести у точнения в деламинацио нну ю теор ию изнашивания металлов. клю чевые с лова: скрэ тч ана лиз, внешнее трение, а кустическая эмиссия, зака лка, отпуск, дислокац ии, атомы внедрения , термообработка. введение трибологические свойс тва с та ли и ее сопротивляемость и зносу в значите льной с тепени форм ируются непосредственно в процессе внешнего трения в результа те динамической субструктурной перестройки приповер хностной зоны фрикционного конта кта . та кая перестройка , ка к прави ло, имее т рела ксационную природу и может сопровождаться как упрочнением, так и разупрочнением зоны трения, подвергающейся динамическому силовому воздействию. формирующаяся при внешнем трении субструктура стали, как и нагрузочно-скоростной режим контактного взаимодействия, обуславливаю т уровень и соотве тствующие механи змы внутреннего трения, ко торые, в свою очередь, определяют температурный режим, диссипати вные свойства и динамическую напряженность фрикционного конта кта [1]. в [2] отмечается, что «внешнего трения, ка к самостоятель ного явления , не существует, а проис ходи т процесс внутреннего трения в тонком покрове твердо го тела и в лежащем под ним поверхностном слое, т.е . наблю дается дву хслойное внутреннее трение, каж дое со своим коэффициентом трения , проявляющееся в слое толщ иной десятка ан гстрем и в с лое то лщиной на 2 3 порядка больше». приня то счита ть, что при трении мета ллов в приповер хностном слое образуется исключите льно высокая плотность дислокац ий, формирующих уль традисперсную ячеистую структуру с признаками аморфизации [3, 4]. скоп ления дис локаций и и х взаимодейс твие при води т к образованию большого количества точечны х дефектов (ваканси й, дислоцированны х атомов), в результа те чего активи зируются диффузионные процессы (особенно при повышенных температурах). возможной причиной «аморфизации» является рост по тенциа льной энергии при трении , способствующий рос ту электро химического и адсорбционного потенциа лов приповер хнос тного слоя . в резуль та те акти визируется диффузия кис лорода с внутренним окислением, что обеспечивает сосуществование аморфизированного слоя с нижележащей криста лличес кой фазой [3]. предпо лагае тся та кже, что в структуре со свойствами, подобными свойствам слоя бей льби, вс ледс твие усталос тны х я влени й проис ходи т отде ление частиц износа с плоскими поверхностями [4, 5]. тем не менее, в настоящее время нет однозначного ответа на вопрос, где начинаетс я разрушение металлов при трении на повер хности кон такта или в подповер хностном слое. согласно [6], кинетика фрикционной усталос ти завис ит от глубины за лега ния максимальны х каса те льны х напряжений, ко торая изменяется обратно пропорционально коэффициенту трения. по неко торым оценкам, при больших коэффициента х трения (µ > 0,3) зона максимальны х каса тельны х напряжений вы ходи т на повер хнос ть, инициируя преимущественно разрушение поверхности фрикционного кон такта. э тот выво д противоречит деламинационной теории изнашивани я отс лаиванием. согласно деламинационной теории [7], образование частиц износа являе тся резуль татом развития подповер хнос тны х трещин. распреде ление напряжен ий в зоне фрикционного конта кта приводи т к тому, что при трении сколь жения дисло кации скап ливаю тся преимуществен но на некотором расстоянии от повер хности , формируя зону повышенной плотности ли нейны х дефектов. в этой зоне проис ходи т пластическая деформация, ограниченная свер ху и снизу областями упругодеформированного материала. указанная зона скоплен ия дислокац ий являе тся облас тью наиболее вероятного зарождения и рос та мик скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 7 ропустот, ко торые коалисцируют, приводя к образованию подповер хнос тны х микротрещин, распространяющи хся параллельно повер хности трения . после многократного нагружения ма териала трещины достигаю т кри тического размера, приводя к отс лаиванию частиц износа в ви де тон ки х ле пестков, то лщина которы х (поря дка 10 мкм) в нес коль ко раз меньше длины. согласно этой теории, глубина формирования и ширина зоны скопления дис локаций с образованием пустот увеличиваю тся с ростом коэффициента трения, что до лжно приводи ть к увеличению то лщины отс лаиваемы х частиц . другими словами, толщина частиц износа определяе тся то лщиной зоны с пониженной концен трацией по движ ны х дис локаций . неоднозначность и противоречивость упомянуты х вы ше выводов требуют да льней ши х исс ле дований ме ханизма и знашиван ия мета ллов при трении с кольжени я. мате риал и ме тодика исс ледований иссле довалась углеро дистая с таль 45. термообработка: зака лка в во ду от температуры 850 ºс с последующим отпуском (1 час) при температура х 100, 200, 400, 600 ºс. фрикционные испыта ния проводились на машине трения по схеме «палец диск» : неподвиж ный образец (палец) с контролируемым усилием (р = 0,3 м па) прижимался к п лоскости вращающе гося металлического дис ка, на повер хнос ти которого закреп лялись абразивные лис ты, периодически заменявшиеся в процессе трибоактивации образца бумагой с более тонким за крепленным абразивом. конечным этапом шлифования повер хности образцов служи ло полирование . трибопрочностные (склерометрические) и а кусти ко-эмиссионные свойства подповер хностны х слоев иссле довались на скрэтч-тес тере rst (revetest scratch tester) фирмы csm instruments (шве йцария), принци п действия которого показан на рис. 1. рис. 1 – принцип проведе ния скрэтч-тестирования: ft – датчик силы тре ния; h – се нсор глубины внедре ния; fn – прилагаемая нагрузка (увеличивающаяся); a – акустиче ский датчик; vs – скорость пе реме ще ния образца; r – царапающий кониче ский индентор (роквелла) при скрэтч тестировании регистрировались нормальная нагрузка, склерометрические сила и коэффициент трения, глубина и скорость вне дрения а лмазного ин ден тора рокве лла , а также акус тическая эмиссия, уровень которой оценивался относитель но эталонного образца с покрытием нитрида ти тана. склерометрирование (скрэтч-ана лиз) иссле дуемых повер хностей осуществля лось при непрерывном вдавливан ии ин ден тора с о дновременным тангенц иальным перемещением образца относи тельно инден тора. при оди наковой выбранной базе измерений (s = 4 мм) и постоянной скорости горизонта льного сканирования (vs = 4 мм/мин) задание программе максимального значения линейно возрастающей нормальной нагрузки (fn ma x = 100, 150, 200 н) реали зовалo режимы одновременного роста скорости ее воздейс твия на ин ден тор (vf = 100, 150, 200 н/мин). результаты исслед ования и их обс уждение на рис. 2 приве дены резуль та ты с крэтч-тестирования зака ленной с та ли в ис хо дном состоянии (рис. 2, а, б) и после трения (рис. 2, в е) в зависимости от с корости вертика льного нагружения ин ден тора (vf = 100, 200 н/мин) и уровня уси ления с игна ла акус тической эмиссии s. тангенц иальная скорость сканирования повер хнос тей vs = 4 мм/мин. в ис хо дном состоянии за калки (после эле ктрополировки) с та ль при скрэ тч-тестировании проявляе т незначите льную акусти ко-эмиссионную активнос ть (рис. 2, а, б). однако после трения в приповер хностном слое регис трируются мощные а кустические импульсы на глубина х до 10 20 мкм в зависимости от скорости нагружения и нден тора (рис. 2, в г). рис. 3 иллюс трирует изменение параметров скрэтч-тестирования с тали пос ле трения в зависимости о т температуры отпуска и скорости нагружения ин ден тора vf (s = 5). скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 8 а б в г д е рис. 2 – с крэтч-те стирование закале нной стали: а, б – исходное состояние (а – vf = 100 н/мин, б – vf = 200 н/мин); в, г, д, е – после тре ния: в – vf = 100 н/мин (s = 5); г – vf = 200 н/мин (s = 5); д – vf = 100 н/мин (s = 1); е – vf = 200 н/мин (s = 1); (fn – нормаль ная нагрузка, н; h – глубина внедре ния индентора, мкм; µ – коэффицие нт тре ния; ft – сила тре ния, н; a – акустиче ская эмиссия, % низкотемпературный отпуск (тотп = 100, 200 ºс) резко снижае т ин тенсивнос ть акус тической эмиссии, инициируемой трением, причем приповерхностная ло кали зация акус тико эмиссионной акти вности со храняе тся (рис. 3, а г). в то же время, о тпуск при более высоки х температура х кроме общего снижения ин тенси вности трибоактивируемой акустической эмиссии приво ди т к смещению облас тей ее проявления в более глубокие слои (рис. 3, д з). из рис. 2, 3 сле дует, что подповер хностная локали зация зон повышенной акустической эмиссии зависит не то лько о т структуры отпуска с та ли, но и о т скорости нагружения инде нтора в процессе сканирования повер хнос ти : с ее ростом силовой диапазон проявления акустико -эмиссионой активности расширяется и смещается в область повы шенны х значений (рис. 4). одновременно изменяется глубина, на ко торой регистрируется акустичес кая эмиссия. по данным рис. 2, 3 и на рис. 5 систематизированы закономерности формирования зон упрочнения (h1 и h2) в подповерхнос тны х с лоя х в резуль та те трения, а та кже сопоставле ны результа ты оценки глубины зале гания и ширины областей акус тической активнос ти (ш три ховка) с учетом влияния температуры отпуска с та ли и скорости верти кально го нагружения инде нтора при с крэтч-тес тировании. скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 9 а б в г д е ж з рис. 3 – с клерометрические показатели трибоактивированной стали в зависимости от темпе ратуры отпуска и скорости нагруже ния инде нтора(s = 5). те мпе ратура отпуска: а, б 100 ºс; в, г – 200 ºс; д, е – 400 ºс ; ж, з – 600 ºс; (а, в, д, ж – vf = 100 н/мин; б, г, е, з – vf = 200 н/мин) скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 10 f n , [ h ] vf, [н/мин] рис. 4 – влияние скорости нагруже ния инде нтора на значе ния сил, соответствующих началу (1, 2, 3, 4) и концу (1', 2', 3', 4') ре гистрации акустиче ской эмиссии (после активации тре нием): 1, 1' – закалка; 2, 2' – отпуск 200 ºс ; 3, 3' – отпуск 400 ºс ; 4, 4' – отпуск 600 ºс по характеру изменения с клерометрической си лы трения во все х случая х выявляю тся две зоны упрочнения (i и ii), формирующиеся под влиянием внешнего трения (зона iii, не будучи активированной трением, относи тся к ис хо дной с труктуре после соотву тствующей термообработки). локализация (ни жняя граница ) i и ii зон на рис. 5 отвечае т глубинам h1 и h2. для мартенси тной за калочной с труктуры характерна ис ключи тельно высокая а кусти коэмиссионная активность в преде ла х обеи х зон упрочнения непосредственно у повер хнос ти фрикционного конта кта (рис. 5, а ). низко температурный отпуск (тотп = 200 ºс) существен но снижает (в 5 и более раз) интенс ивность а кустически х си гналов, ко торые фиксируются преимущественно в преде ла х i зоны упрочнения (рис. 5, б). после трения среднеи высокоотпущен ной стали (рис . 5, в, г) акусти коэмиссионная активнос ть проявляе тся лишь на опре деленной глубине о т повер хности кон такта и локализируется вб лизи границы пере хо да о т ii к iii зоне и ли в пре дела х ii зоны. для дву х из исс ле дованны х с труктурны х состоян ий с тали (за калка, о тпуск 200 ºс) с повышени ем скорости нагружения инден тора зоны упрочнения (h1 и h2), а также области акусти ко-эмиссионной акти вности (заш три хо ванные) сужаю тся, смещаясь ближе к повер хнос ти трения (рис. 5 а, б). в с лучае среднеотпущенной с тали (тотп = 400 ºс) с повышением динамики вне дрения ин ден тора ширина области акустико -эмиссионной активнос ти мало изменяю тся, но зоны упрочнения также смещаются к повер хности фрикционного конта кта (рис. 5, в). при испытани и высокоотпущенной ста ли (рис. 5, г) наблюдае тся обратная картина : с ростом скорости на гружения ин ден тора зоны упрочнения и области а кустической акти вности расширяются и фиксируются на большем уда лении о т повер хнос ти фрикционно го кон такта, что, по-видимому, являе тся характерным для ма териала, претерпевше го обычный ме ханический наклеп тонкого повер хнос тного слоя в процессе внешнего трени я. примечате льно, что при минимальной скоростной нагрузке на ин ден тор (vf = 100 н/мин) глубина фиксируемой зоны упрочнения h2 этой стали оказалась наименьшей по сравнению с остальными исследуемыми структурными состояниями, что является следс твием ни зкой микроп ластичнос ти приповер хностного с лоя. вышеска занное согласуе тся с резуль та тами оценки скорости вне дрения ин ден тора в зона х уп рочнения в зависимости о т с корости силово го воздействия на него (рис. 6). с ростом максимальной нагрузки в ци кле внедрения и нден тора наблю дается ес тес твенный рост с корости его погружения ли шь в случае высокоотпущенной с тали (рис. 6, а, кривая 4). скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 11 а б в vf, [н/мин] h, [м κм ] г рис. 5 – влияние скорости нагруже ния инде нтора на локализацию (по глубине) зон упрочне ния и областе й акустико-эмиссионной активности (штриховка) с учетом те рмообработки стали: а – закалка; б, г – соответстве нно; тот п= 200, 400, 600 ºс . с права привде ны схемы изме не ния скле рометриче ской силы тре ния ft и уровня акустической эмиссии а по глубине внедре ния индентора для vf = 150 н/мин скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 12 v h , [ м км /н ] h m ax , [ м κм ] vf, [н/мин] vf, [н/мин] а б рис. 6 – влияние скорости нагруже ния инде нтора на среднюю скорость его внедре ния ( податливость ) в зоне упрочне ния (а) и на максималь ную глубину внедре ния в пределах полной базы сканирования (б): 1 – закалка; 2, 3, 4 – соответстве нно, тот п = 200, 400, 600 ºс для ста ли в состоян ии зака лки , а также низко го и среднего отпуска наблю дае тся противополож ный эффект (рис. 6, а, кривые 1 3): скорость вне дрения ин ден тора, как и глубина локализации зоны упрочнения, с ростом вертикальной скорости на гружения ин ден тора уменьшаются. по сравнению с высокоотпущенной ста лью эти структуры проявляю т при пониженной скорости вертика льной скрэтчинден тации (vf = 100 н/мин) повышенную микропластичность (при более высокой твердос ти в ис хо дном состоянии). в то же время, с повышением скорости нагружения инден тора рассматриваемые показатели (h2 и vh) снижаю тся, сви де тельс твуя об упрочняющем действии процесса склерометрирования, эффективнос ть которого расте т пропорционально с корости деформации, вызываемой инден тором. это я вляе тся признаком того, что деформационное упрочнение фрикционного контакта с труктур зака лки, ни зкого и сре днего о тпуска о тличаю тся о т процесса упрочнения высокоотпущенной ста ли как по ме хани зму, так и по эффекти вности . ска занное подтверждае тся и зависимостями максимальной глубины вне дрения ин ден тора на всей длине трассы сканирования образцов (s = 4 мм) от с корости воздейс твия вер тика льной на грузки (рис. 6, б). то лько высокоо тпущенная с таль (рис. 6, б, кривая 4) пока зала прогрессирующий рост глубины внедрения ин ден тора с увеличением скорости нагружения, не проявляя признаков динамического упрочнения. наибольшую реакцию с упрочняющим эффектом на рост скорости деформации проявляет сталь в сос тоянии зака лки (мартенси т + оста точный аус тени т). пос ле отпус ка при 400 ºс максимальная глубина вне дрения ин ден тора практически не зависи т о т скорости деформации при скрэтч-тес тировании (рис. 6, б, кривая 3). различия свойс тв подповер хностны х слоев, сформированных при трении, в зависимости о т нагрузочно-скоростны х параметров склерометрирования (скрэтч-тестирования ) и режима термообработки стали вырази те льно проявляю тся по масш табу и характеру изменения си гна лов акус тической эмиссии по мере удаления от повер хности трения . так, режим термообработки ста ли вли яет на диапазоны значений силы вдавли вания инде нтора и глубины его вне дрения, при которы х проявляе тся аномальное повышение акустико -эмиссионной акти вности с труктуры (рис. 7). наибо лее широкий ин тервал значений указанны х показате лей отвечает ста ли в сос тоянии зака лки. наименьшие величины э ти х по каза телей при узком интервале и х значений соотве тс твую т структурам, отпущенным при 100 и 200 ºс. отпуск с тали при 400 ºс формирует такие облас ти а кусти ко-эмиссионной активнос ти, ко торым отвечают наибольшие значения как вне дряющей си лы fn , так и глубины вне дрения h. повы шение температуры отпуска до 600 °c вновь понижает диапозоны значений э ти х показа те лей. акустическая эмиссия при механическом нагружении твердого тела на микроуровне вызывается локаль ной перестройкой с труктуры вс ледс твие разви тия дис кретны х динамически х процессов, сопровождающи хся ре лаксацией внутренни х нагружений [8 11]. при этом высвобождае тся энергия в ви де упруги х волн с и зменением напряженно-деформированного состояния. другими словами, излучение аку скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 13 стически х импульсов сопровождает рела ксационные явления , обусловленные преобразованием микроструктуры мета лла при ме ханическом нагружении. f n , [ h ] τотп., [ oc] h, [м κм ] τотп., [ oc] a b рис. 7 – влияние темпе ратуры отпуска стали на диапазоны силы вне дре ния (а) и глубины внедре ния инде нтора (в), на которых регистрируется акустико-эмиссионная активность структуры ( штриховка): а, б, в – соответстве нно, vf = 100, 150, 200 н/мин уровень акустической эмиссии зависи т не столь ко от п лотнос ти дислокац ий, ско лько от и х подвижности и длины с вободного пробега [9, 10]. кроме высокой плотности по движ ны х дефектов крис та ллической структуры обычно к факторам, обуславливающим высокую акусти ко-эмиссионную активность твер дого те ла при силовом воздейс твии о тнося тся [11 13]: неоднороднос ть и высокая прочность материала; высокая скорость деформирования; прорывы скоплен ия дис локаций через препя тс твия; а б в скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 14 склонность к двойникованию; образование микротрещин. при за калке с тали объем образующегося мартенсита больше объема аустенита. возни кающие при этом остаточные напряжения сжатия (фазовый наклеп ) обуславливаю т со хранение оста точного аустени та. низкая а кусти ко-эмиссионная активность «свеже го» (не активированного трением) мартенси та (рис. 2, а, б) обусловлена : высокими микронапряжениями и большой и х неоднородностью в о тде льны х микрообъемах, что способствует раннему проявлению по д нагрузкой лока льной ми кропластичнос ти с понижением ф изического преде ла упругости; большой те трагональнос тью крис таллической реше тки и з-за пересыщеннос ти твердого раствора углеродом; малой подвиж ностью забло кированны х точечными дефектами (вакансиями, атомами внедрения) дис локаций , созданны х фазовым наклепом в процессе закалки. высокая а кусти ко-эмиссионная активность зака ленной с та ли (мартенси т+оста точный аустени т), приобретаемая в процессе внешнего трения, (рис. 1, в е), обусловлена специфическими изменениями субструктуры в током поверхностном слое, одновременно приводящими, с одной с тороны, к росту релаксационной способности, а с другой к упрочнению металла. извес тно [12], что после повер хностного пластического деформирования закале нной углеродистой ста ли при значите льном росте оста точны х напряжений сжати я наблю дается уменьшение физической ширины рентгеновски х ин терференционны х линий, сви дете льс твуя о снижении лока льны х микронапряжений в повер хностном слое. очевидно, ч то при внешнем трении зака ленной с тали на д деформационным наклепом, который обычно вызывается повышенной плотнос тью малоподви жны х дис локаций , превалируют процессы, формирующие приповерхностную с труктуру с высокой ре лаксационной способностью. при деформации мартенсита в условия х трения , наряду с ростом пло тности «свежи х» неза крепленны х дисло каций, из-за а ктивизац ии диффузионны х процессов происхо ди т разб локировка с тары х дефектов крис таллической решетки. всле дс твие перераспределения дис локаций и разупорядочения атомов углерода устраняю тся (ре лаксируют) лока льные напряжени я, снижае тся неоднородность микронапряжений в отдельны х микрообъемах и уменьшается те трагональнос ть крис таллической реше тки . кроме того, дробление п лас тин мартенси та с образованием двойни ков также способствует релаксаци и кон тактны х напряжений. одновременно, активированные трением диффузионные процессы способствуют разви тию релаксации вс ле дствие динамического деформационного старения (ддс) и отпуска под напряжением динамического отпуска (до), ко торые сопровождаются упрочнением вследс твие снижени я по движнос ти некоторой части дис локаци й [14]. э ти явления вызы ваются динамическим взаимодейс твием атомов внедрения (c+n) и и х а тмосфер с генерируемыми дислокациями, а та кже блокировкой дислока ций мелкодисперсными карбидными выде лениями при распаде мартенси та и оста точного аустени та , так как деформация пересыщенного твердого раствора облегчает образование большого числа зародышей карбидов. дд с развивае тся при та ки х температура х, когда подви жность а томов внедрения становится соизм ерима со скоростью перемещения свободных дис локаций . указан ные процессы значительно увеличиваю т концентрационную неоднороднос ть твердого раствора, формирующую в поверхностном слое дополн итель ные оста точные напряжения сжа тия. выде ления карбидной фазы, я вля ясь, с одной с тороны, фактором упрочнения из-за барьерного дейс тви я, о дновременно служат источни ками генерируемых при нагружении свежи х дисло каций, б лагоприя тно влияя на ре лаксационную (а кусти ко-эмиссионную) способность металла. кроме того, выде ление карби дов сопровождается уменьшением концентрации углерода в матрице, что приводит к понижению п лотнос ти точек закреп ления и росту подвижности дисло каций, что также обеспечивает повы шение рела ксационной способности. рассмотренные процессы, сопровождающие трение зака ленной ста ли, значи тельно повышают ее релаксационную способность, что проявляетс я в испускании при скрэтч-тес тировании мощны х акустически х импульсов, вызы ваемы х проте канием дис кретны х динамически х процессов [8, 11, 13]: ускоренным дви жением дис локационны х пе те ль при и х массовом отрыве от точек закреп ления; прорывом дислокационными скоп лениями преград, сформированными при трении ста ли карбидными выде лениями, когда скачкообразно возникают зоны микропластичности с релаксацией напряжений; микроплас тической деформацией двойникованием с увеличением удельного веса двойников в общем количестве дефектов криста ллического строения, возникши х в процессе трения. двойникование обеспечивает более эффективную релаксацию напряжений , чем скольжен ие. при скрэтч-тестировании в лока льны х облас тя х повер хностного слоя зака ленной ста ли проис ходи т прерывистое (скачкообразное) развитие микроплас тичности, при ко тором повторение циклов «блокировка генерация (срыв)» дис локаций сопровождаетс я интенс ивной акустичес кой эмиссией, свидетельс твующей о высокой рела ксационной способности материала с благоприя тным распределе нием скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 15 (градиен том) оста точны х сжимающи х напряжений , обеспечивающи х повышенную сопротивляемость хруп кому разрушению. таким образом, внешнее трение зака ленной с тали иниц иирует два конкурирующи х процесса: 1. разупрочнение, обусловленное : генерацией «све жи х» по дви жны х дислокац ий; -акт ивизацией диффузионны х процессов, приводящи х к разблокировке стары х дис локаций и разупорядочению атомов углерода, вызывающи х сн ижение тетрагона льности и з-за уменьшения деформационной неоднородности. 2. упрочнение, вызы ваемое: распадом мартенсита и оста точного аустенита, сопровождающимся вы делен ием мелкодисперсны х карбидов; разви тием динамического деформационного старения и о тпуска по д напряже нием , приво дящи х к снижению подвижнос ти дис локаций а томами внедрения (c+n) и выде лившимися карби дами; создан ием концентрационной неоднородности твер дого раствора, приводя щей к формированию оста точны х напряже ний сжа тия и перево ду очага разрушения под повер хнос ть. при трении мартенси та создается та кое соотношение общей пло тности дефектов и количес тва подвижны х дислока ций, ко торое обуславливает б лагоприя тное сочетание прочности материала с высокими релаксационными с войствами. поэ тому при трении та кой с тали вкла д релаксаци и микронапряжений превалируе т на д о хрупчиванием вс ле дствие на клепа , что обеспечивае т рост вязкости разрушения . в случае низкооотпущенной ста ли (тотп = 100, 200 ºс) зона упрочнения, созданная трением, лишь до определенной глубины проявляе т акус тико-эмиссионную акти вность (рис. 3, а г; рис. 7 в), хотя и в нес колько раз меньшую по сравнению с деформированным неотпущенным мартенситом. повидимому, это обусловлено влиян ием факторов, контролирующи х п лотнос ть подвижны х дислока ций в матрице, а значит релаксационную способность материала. уже в процессе указанной предварительной термообработки стали выде ляю тся когерен тные частицы -карбида, ко личество ко торы х может увеличиваться в процессе последующей деформации при трении. такие вы де ления эффекти вно блокируют а ктивные сис темы сколь жения в твердом растворе при дейс твии внешней на грузки (упрочняющий эффект). чем больше количество выде ливши хс я частиц карбидной фазы, тем меньше межкарбидное расстояние, тем выше сопротивление движению дисло каций и меньше акустико -эмиссионная (релаксационная) способность. такой материал веде т себя более упруго, а чисто упругие деформации, как известно, акустическую эмиссию не вызываю т. приповер хнос тная зона а кусти ко-эмиссионной активности после трения низкоотпущенной с тали формируется, по-ви димому, вследс твие час тичного растворения карбидов в процессе трения стали, приво дящего к обогащению матрицы атомами углерода с их пере ходом в места скоплени я дисло каций. степен ь блокировки дис локаций при этом уменьшается по сравнению с блокирующим дейс твием высоко дисперсны х карби дны х части ц. при у далени и от повер хнос ти фрикц ионного контакта температурно-нагрузочные условия деформации способствуют ин тенсифи кации процессов динамического деформацонного старения, подавляюще го акус тическую эмиссию. отпуск с тали при 400 ºс формирует высокодисперсную смесь, состоящую из плас тинча того феррита и цементита (троости т отпуска) в ис ходном состоянии такая с труктура имеет высокое внутреннее трение и пониженный моду ль упругости [14]. вс ле дствие понижен ия конце нтрации углеро да в твердом растворе (из-за е го пере хо да в карби ды при термообработке) в процессе внешнего трения в приповер хностном слое создаются условия для эффективной работы источников дисло каций и интенсивно го взаимодейс твия после дни х, ч то приводи т к ме ханическому наклепу, при ко тором структура приобретает низкую релаксационную с пособность с ну левой а кусти ко-эмиссионной активностью и минимальным вну тренним трением. в то же время под этим слоем на глубине 20 40 мкм формируется зона акустикоэмиссионной активнос ти с повы шенной рела ксационной способностью(рис. 3, д, е ). после отпуска при 600 ºс с таль имеет структуру сорбита отпуска, ка к резуль тат коагуляц ии и сфероидизации цементита , а также рекриста ллизации феррита. при трении такой ста ли в приповер хностном слое и з-за низкого по тенциа льного барьера сдвиговой деформации формируется текс турированная структура, в которой из-за большого чис ла барьеров блокируется движение дис локаций и подавляе тся работа и х ис точников. такая с труктура при скрэтч-тес тировании проявляе т нуле вую акусти коэмиссионную активнос ть. при этом основным видом упрочнения сорбитной структуры в приповерхностном слое является на клеп . освободившиеся и возникш ие при трении дис локации уже при комнатной температуре дополни тельно блокируются примесными атомами внедрения в процессе деформационного старения, когда, по-ви димому, концентрация атомов углерода в твердом растворе повышается всле дс твие частичного растворения карбидов. на глубине 20 40 мкм обнаруживаются зоны повышенной акустико-эмиссионной акти вности , сформированные внешним трением (рис. 7 в). на рис. 8 сопоставлены зависимости склерометрической силы трения ft от температуры отпуска стали для дву х с лучаев. скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 16 f t , [ h ] f t , [ h ] τотп, [ oc] τотп, [ oc] а б рис. 8 – зависимости склерометриче ской силы тре ния от темпе ратуры отпуска стали с учетом скорости ве ртикального нагруже ния инде нтора vf: а – область вне зоны влияния тре ния; б –зона, упрочне нная тре нием (на глубине h2); 1, 2, 3 – соответстве нно; vf = 100, 150, 200 н/мин рис. 8, а характеризует свойс тва с тали , полученные непосредственно после соотве тствующей термообработки (на максимальны х глубина х за преде лами влиян ия трения ). на основании да нны х, опубликованны х ранее [14], можно сдела ть вывод: ft изменяется пропорционально модулю упругости ста ли и обратно пропорционально амплитуднозависимому внутреннему трению. учиты вая, ч то с повышением температуры отпуска твер дость с тали снижае тся, наблю даемый синусоидальны й характер изменения величины ft сви де тельс твуе т о ее зависимости, в первую очередь, от вязкоупруги х свойс тв материала. рис. 8, б иллюс трирует изменение склерометрической силы трения ft на глубине вне дрения ин ден тора, соответс твующей ii зоне упрочнения, вызванного трением. ви дно, что вне шнее трение сущес твенно изменяет характер изучаемой зависимости с формированием максимума ft для среднеотпущенной стали (тотп = 400 ºс) и после дующим небольш им снижением ft при температуре отпус ка 600 ºс. в отличие о т силы трения (рис. 8, б) с клерометрический коэффициент трения монотонно расте т с повышением температуры отпуска (рис. 9, а), сви де тельс твуя о снижении нормальны х напряжений, дейс твующи х в зоне упрочнения при испытани и высокоотпущенной с тали (тотп = 600 ºс), ч то подтверждае тся эксперимента льно (рис. 9, б ).   f n , [ h ] τотп, [ oc] τотп, [ oc] а б рис. 9 – зависимости склерометриче ского коэффицие нта трения на границе ii зоны упрочне ния (а) и соответствующе й нормаль ной нагрузки (б) от темпе ратуры отпуска стали с учетом скорости ве ртикаль ного нагруже ния vf: 1, 2, 3 – соответстве нно, vf = 100, 150, 200 н/мин скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 17 выводы 1. при трении с тали формируются подповер хнос тные зоны упрочнения, ко торые при скрэтчтес тировании проявляю т в той и ли иной степе ни акус ти ко-эмиссионную акти вность , уровень ко торой характеризуе т релаксац ионные (диссипа тивные) с войства с труктуры упрочненных областей . ин тенси вность акустической эмиссии, а та кже ее лока лизация по глубине и по диапозону силового воздействия завися т от режима термообработки ста ли и скорости деформации металла с канирующим инден тором. с повышением такой скорости силовой диапазон активации акус тической эмиссии расширяется и смещается в облас ть более высоки х значений. 2. исключи тельно высокая по уровню и по ширине нагрузочного диапазона акустикоэмиссионная (релаксационная) способность характерна для трибоактивированной структуры закалки. наименьшую акустическую активнос ть после трения преобретает ни зкоотпущен ная с таль (тотп = 100, 200 °c). наибольшим глубинам и нагрузкам, на которы х проявляе тся акустико-эмиссионная активнос ть, отвечает ста ль, отпущенная при температуре 400 °c. этой же стали отвечает максимальная склерометрическая сила трения . 3. ста ль в состоянии зака лки , а также низкого отпуска, в отличие от высокоотпущенной с тали , при склерометрировании упрочняется пропорционально скорости деформации, свиде те льствуя о зависимости механизма деформационного упрочнения стали при трении о т термообработки и скорости динамического нагружения. 4. формирующиеся при трении закаленной и низкоотпущен ной стали по дповер хнос тные слои характеризую тся высокой прочностью и значите льной релаксац ионной (диссипа тивной) способностью с остаточными напряжениями сжатия , бла годаря чему очаг разрушения переводится под повер хнос ть на глубину 10 15 мкм (для с тали закале нной) и 5 10 мкм (для ста ли низкоотпущенной ). всле дс твие этого при трении сколь жения проис хо ди т о тслоение чешуек соотве тс твующей то лщины, зависящей о т с корости деформации (де ламинационный ме хани зм). 5. при трении среднеи высокоотпущенной ста ли приповер хностны й с лой толщ иной порядка 30 мкм (отпуск 400 °c) и 20 мкм (отпус к 600 °c) пере ходи т в состояние на клепа с низкими релаксационными свойствами. охрупчивание и снижение вязкос ти разрушения такого слоя при трении сколь жения приводи т к его истиранию в виде мелко дисперсны х части ц (изнаши вание диспер гированием). отслоение при этом чешуек маловероятно из-за формирования нижележащего подс лоя с повышенной релаксационной способностью. лите ратура 1. шеве ля в.в., трыте к а.с. реология вязкоупругого фрикционного контакта // проблеми трибології. 2010, №4. с. 6-16. 2. краге льский и.в., любарский и.м., гусляков а.а. и др. трение и износ в вакууме.м.: машиностроение, 1973. – 216 с. 3. хо даков г.с., ребиндер г.а. о влиянии среды на аморфизацию кварца в процессе его механи ческого дисперсирования // дан ссср, 1960, вып. vi, с . 29-31. 4. scott d., seifert w.w., westcott v.c. the part icles of wear // sc ientific a merican, v. 230, №5, 1974. р. 88-97. 5. буше н.а. к вопросу о процессах, проис ходящ и х на повер хнос ти трения мета ллически х мате риаллов. – в кн.: о природе трения тверды х тел. минск, «нау ка и те хника», 1971, с. 75-77. 6. краге льский и.в., добычин м.н., комбалов в.с. основы расчетов на трение и износ. -м.: машиностроение, 1977. – 526 с. 7. suh n.p. the dela mination theory of wear // wear, v. 25, №1, 1973, р. 111-124. 8. грешни ков в.а., дробот ю.б. акус тическая эмиссия. – м .: изд.ста ндар тов, 1976. – 272 с. 9. иванов в.и., бе лов в.и. акус тико-эмиссионный контроль сварки и сварны х соединений. – м.: металлургия, 1981. – 184 с . 10. новиков н.в., вайнберг в.е. о физичес кой природе а кустической эмиссии при деформировании мета ллически х материалов // проблемы прочности. – 1977. №12. – с. 65-69. 11. свири денок а.и., мы шкин н.к., калмыкова т.ф., холо дилов о.в. акустические и эле ктри ческие методы в триботе хнике . – минск: « наука и те хни ка», 1987. – 280 с. 12. балтер м.а. упрочнение дета лей машин. – м.: машинос троение, 1978. – 183 с. 13. иванова в.с. разрушение мета ллов. – м.: ме та ллургия , 1979. – 167 с. 14. шевеля в.в., тры тек а.с., соколан ю.с. влия ние микроме ханически х и реологически х свойств термообработанной стали на триботе хнические показа те ли // проблеми трибології. 2012, №2, с.6-13. поступи ла в редакц ію 17.04.2015 скрэтч анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 18 shevely a v.v., oleksandr enko v.p., trytek a.s., sokolan j.s. s cratch-analysis of subsurface layers formation during friction of thermal treated steel. changes of sclerometric ch aracteristics dur in g scratch-testing of triboactivated subsurface lay ers of thermal treated steel (hardenin g + temp erin g) in connection with influen ce of vertical loadin g of rockwell indenter dur in g its continuous indentation with simultaneous tangential mov ement of samp le were studied. sclero metric char acteristics were: force and friction coefficient, sp eed and depth of indenter introduction, level of acoustic emission, typ ical values of loaded force. distinctive features of strengthened zones formed by friction subject to temp ering temp erature of steel were determined, and also transformation of p rop erties of these zones conditioned by change of sclerometric regime was shown. received data allows to bring in sp ecifications in delaminational theory of wear of metals. keywords: scratch-analy sis, external friction, acoustic emission, hardenin g, temp erin g, dislocations, interstitial atoms, thermal treatment. references 1. shevelya v.v., trytek а.s. rheology of viscoelastic frict ional contact. proble ms of tribology. 2010, №4. p. 6-16. 2. kragelskiy i.v., liubarskiy i.m ., guslyakov a.a. et al. friction in vacuum.– m.: machine building, 1973. 216 p. 3. hodakov g.s., rebinder g.a. about influence of environment on amorphizat ion in the process of its mechanica l dispersion. dan ussr, 1960, is. vi, p. 29-31. 4. scott d., se ifert w.w., westcott v.c. the particles of wear. scientific ame rican, v. 230, №5, 1974. р. 88-97. 5. bushe n.a. to the question of processes occurred on the friction surface of metallic materials. in b.: about nature of solid bodies friction. m insk, “sc ience and technique”, 1971, p. 75-77. 6. kragelskiy i.v., dobychin m.n., ko mbalov v.s. foundation of calculations of frict ion and wear. m.: machine building, 1977. 526 p. 7. suh n.p. the dela mination theory of wear. wear, v. 25, №1, 1973, р. 111-124. 8. greshnikov v.a., drobot j.b. acoustic emission. m.: pub. of standarts, 1976. 272 p. 9. ivanov v.i., be lov v.i. acoustical e mission control of welding and welded bindings. m.: metallurgy, 1981. 184 p. 10. novikov n.v., vainberg v.e. about physical nature of acoustic emission during deformation of meta llic materia ls . proble ms of strength. 1977. №12. p. 65-69. 11. sv irdenyuk a.i., myshkin n.k., ka lmy kova t.f., holodilov o.v. acoustical and electrical methods in tribo-engineering. m insk: “ science and techniques”, 1987. 280 p. 12. ba lter m.a. strengthening of mach ine ele ments. m.: machine building, 1978. 183 p. 13. ivanova v.s. destruction of metals. m.: meta llurgy, 1979. 167 p. 14. shevelya v.v., t rytek a.s., so kolan j.s. effect of mic ro mechanical and rheological properties of therma l treated steel on tribotechnical characteristics . proble ms of tribology. 2012, №2, p.6-13. напружений поверхневий стан дискретно зміцнених поверхонь тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 57 сорокатий р.в., диха м.о., посонський с.ф. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-m ail: t ribosenator@gmail.com напружений поверхневий стан дискретно зміцнених поверхонь тертя удк 621.891 пр оведений р озр аху нковий аналіз напр у женого стану дискр етно зміцненої повер хні пр и р ізних сту пеня х дискр етності та встановлені його оптимальні знач ення за кр итер ієм мініму му напр у жень в повер хневому зміцнено му шар і. клю чові слова: напружений с тан, повер хневий шар, дис кретне зміцнення . вступ дискретне зміцнення [1 2] е лектрокон тактною цементац ією повер хні формує в локальни х об’ємах повер хнево го шару структури з міц ніс тними властивостями, які відмінн і від власти востей основи матеріа лу. змінюючи конструкти вно-те хно логічні параметри д екц в повер хневому шарі можна сформувати дискре тні с труктури з заданим розміщенням та площею зміцненої повер хн і. сукупн іс ть яви щ, які відбуваються в повер хневому шарі є визначальними для ме хан ічни х влас тивос тей повер хн і зміцненого зразка. в я кості фактора, який суттєво вп ли ває і дозволяє ефективно керувати ме хан ічними власти востями зміцнено го повер хневого шару вибрано площу зміцнено ї повер хні, яка кількісно оцінює ться коефіцієн том дис кретнос ті. метою дано го дос ліджен ня є ана ліз вп ли ву площ і зміцнено ї повер хн і на особливості поведін ки зміцненого шару в умова х тер тя. для аналізу проведено моделю вання неоднорідного матеріа лу, повер хня я кого армована елементами цементованого шару з більш високими місціс тними влас тивос тями в порівнян ні з матер іалом основи в умова х тер тя. для моде лювання викорис тано скінчено-елементну модель бруска з розмірами 15 × 15 × 15 мм, кожна із с торін я кого пре дста влена у вигля ді 30 елемен тів (рис. 1). рис. 1 – с кі нче но-елементна модель тіла рис. 2 – розрахункова модель в умовах те ртя умови тертя матеріа лів моделю валися прикладан ням до зміц неної повер хні нормальни х (рис. 2, а) та до тични х (рис. 2, в ) нава нтаже нь, величиною відповідно 5 та 0,1 мпа . у повер хні, яка зна ходиться на впроти зміц неної повер хн і було забрано всі ступен і вільнос ті. розра хункова моде ль пре дста влена на рис. 2. для прове дення порівня льного ана лізу в першу чергу було проведено розра хун ковий ана ліз на пружено деформованого стану тіла, в якого повер хневий шар зміц нено повніс тю, тобто коефіцієн т дискре тності має значення 1. отримані резуль тати відображено на рис. 3 4. вра ховуючи, те що на поверхню тіла діють дотичні наван тажен ня в площи ні xy, важ ливо зна ти характер розпо ділу дотични х напружень в дан ій п лощин і (рис. 4). аналіз напружено-деформованого стану тіла із повн іс тю зміцненою повер хнею під дією нормальни х та до тични х на ванта жень на одн ій з площин по казує, що розподіл до тични х напружень в площин і xy носи ть симетричний характер відносно напрямку дії до тичного наван таження (рис. 4). при цьому стискаючі та розтягуюч і напруження носят симе тричний характер і досягаю ть абсолю тни х значень 21 м па. при цьому максимальні евіва лен тн і (за м ізесом) напруження сягаю ть значень 215 мпа (рис. 3). напружений поверхневий стан дискретно зміцнених поверхонь тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 58 рис. 3 – екві вале нтні (за мі зесом) напруже ння змі цне ного тіла (коефі ці єнт дискретності kd = 1,0) рис. 4– дотичні напруження в площині xy змі цне ного тіла (коефі ці єнт дискретності kd = 1,0) зразки, піс ля д екц з коефіцієн том дис кретнос ті меншим від 1, з точки зору механ іки деформ ованого тіла, є не що інше, як тіла з неоднорідною повер хнею, армованою сторонніми включеннями. поява в повер хневому шарі дискре тно розмішени х с торонніх включень призводить до зміни напруженодеформованого стану тіла в процесі наван таження , при цьому сторонні навантажен ня відіграють роль концентра торів напружень. резуль та ти розра хункового аналізу напружено деформованого стану поверхні тіла піс ля д екц з різн ими коефіц ієнтами дис кретнос ті наве дено на рис. 5 16. рис. 5 – екві вале нтні (за мі зесом) напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,25) рис. 6 – дотичні напруже ння в площині xy змі цне ного тіла (kd = 0,25) рис. 7 – максималь ні дотичні напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,25) рис. 8 – екві вале нтні (за мі зесом) напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,45) рис. 9 – дотичні напруже ння в площині xy змі цне ного тіла (kd = 0,45) рис. 10 – максималь ні напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,45) рис. 11 – екві вале нтні (за мі зе сом) напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,65) рис. 12 – дотичні напруження в площині xy змі цне ного тіла (kd = 0,65) напружений поверхневий стан дискретно зміцнених поверхонь тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 59 аналіз напружено деформованого стану тіла при різни х коефіцієн та х дискре тності вка зує, що наявніс ть сторонніх включень може суттєво зміни ти напружено деформований стан, як с торону зменшення наван тажень так і в с торону їх збільшен ня. рис. 13 – максималь ні напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,65) рис. 14 – екві вале нтні (за мі зе сом) напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,75) рис. 15 – дотичні напруження в площині xy змі цне ного тіла (kd = 0,75) рис. 16 – максималь ні напруже ння змі цне ного тіла (kd = 0,75) аналіз отримани х резуль татів показує, що по мірі росту коефіц ієн та дискре тності від значень 0,25 до 0,65 відбувається зменшення е квіва лен тни х напружень в повер хневому шарі. так при dk  0,25 значення максимальних еквівалентни х (за мізесом) напружень складає 47 мпа, при dk  0,45 – 31 мпа, і при значення х dk  0,65 – 19 м па. аналогічний характер за лежностей спостерігається і для максимальни х до тични х напружень. при dk  0,25 значення максимальни х до тични х напружень скла дає 25 мпа, при dk  0,45 – 17 мпа, і при значення х dk  0,65 – 10 м па. при цьому дотичні напруження в площи ні xy зм інюються не су ттєво – від 4 до 5 мпа. при збільшен ні коефіц ієнта дис кретнос ті до 0,75 вс і характерис тики напруженого стану поверхні су ттєво зростаю ть . так максимальн і еквівален тн і (за мізесом) напруження зросли до 207 м па, а максимальні до тичні – до 114 м па. резуль та ти розра хунків напружено-деформованого стану зміцненої повер хн і з доста тньою мірою адеква тнос ті підтвер джують результа ти , отримані екс периментальн им шля хом. проведений ана ліз дозволяє с тверджувати , що особливості напружено деформованого стану поверхн і, я кі ви никаю ть в процесі функціонування дис кретно зміцнено ї повер хн і суттєво впли вають на перебіг процесів зношування. так за рахунок змін и ступені дискре тизац ії повер хні можна досягну ти мінімаль ної концен трації напружень в поверхневому шарі і тим самим суттєво збільши ти зносостійкіс ть, що спостерігається при значення х коефіц ієн та дискретності близь ки х до 0,6. при зб ільшен і, або зменшені площ і зміц неної поверхні відбуває ться ріс т значень вс іх скла дови х характерис тик напружено-деформованого стану. висновки 1. розра хун ковий ана ліз напруженого стану дискре тно зміцнено ї повер хн і при р ізни х коефіцієн та х дискре тності вказує, що напружено-деформований стан, який ви никає в повер хневому шарі при тер ті є одним із основни х факторів, що визначаю ть зносостій кість шару. 2. чисельне моде лювання напруженого стану дискре тно зміцненої повер хн і в процесі функціонування вка зує, що при значення х коефіц ієн та дискретності наближе ни х до 0,6 спос терігає ться мінімальна концен трація напружень, і всі компоненти напружено-деформованого стану є найнижчими. літе ратура 1. ди ха о.в. дис кретна е лектроконта ктна цементація цилін дричної повер хн і [текс т] / в.п. ве льбой, с. ф. посонський, о.в. д и ха, о.с. дробот // проблеми трибології (proble ms of tribology). – 2011. – № 3. – с. 29-30 2. ди ха о.в. модиф ікац ія повер хнево ї будови трибосполучень комбінованою електрофізичною обробкою [текст] / о.в. ди ха , с.ф. посонський, о.п. бабак, а.а. вичавка // наукові но татки. – 2011. – № 31. – с. 124–128. поступи ла в редакц ію 25.05.2015 напружений поверхневий стан дискретно зміцнених поверхонь тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 60 sorokaty r.v., dy kha m .o. posonsky s.f., the tense superficial state of the discretely fixed surfaces of friction. the calcu lation an aly sis of the tense state of the discretely fixed surface is conducted at the different degrees of discreteness and set it op timum values after the criterion of a minimu m of tensions in the sup erficial fixed lay er. key words: tense state, superfic ial layer, discrete strengthening. references 1. dy kha o.v. dyskretna elektrokontaktna tsementatsiia tsylindrychnoi poverkhni, v.p. velboi, s. f. posonskyi, o.v. dy kha, o.p. drobot, proble my trybolohii (proble ms of t ribology). 2011. № 3. p. 29-30 2. dy kha o.v. modyfikatsiia poverkhnevoi budovy trybospoluchen kombinovanoiu elektrofizychnoiu obrobkoiu, o.v. dy kha, s.f. posonskyi, o.p. babak, a.a. vychavka, nau kovi notatky. 2011. № 31. p. 124– 128. copyright © 2021 n.m. stechishina, m.s. stechishin, a.v. martynyuk, n.v. lukianyuk, v.v. lyukhovets, yu.m. bilyk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,31-41 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-31-41 influence of the parameters of hydrogen nitrogen nitrogen in a glow discharge on tribological and physico-chemical properties of steel 40x n.m. stechishina, m.s. stechishin, a.v. martynyuk, n.v. lukianyuk, v.v. lyukhovets, yu.m. bilyk khmelnytsky national university, ukraine *e-mail: av.mart@ukr.net received: 5 may 2021: revised: 20 august: accept: 15 september 2021 abstract one of the modern and effective methods of hardening metals is nitriding in a glow discharge in ammonia or in an anhydrous medium (nitrogen + argon) batr. this paper presents the results of experimental studies comparing the results of tribological and physicochemical properties of hardened surfaces obtained by nitriding with autonomous and interconnected batr modes. the complex of traditionally fixed values of operating parameters (temperature, composition of the gas mixture, pressure and saturation time) without taking into account energy characteristics (voltage, current density and specific discharge power) significantly reduces the technological capabilities of batr to achieve the necessary physicochemical properties of metal surfaces specified by conditions exploitation. taking into account the energy characteristics of batr, a significant reduction in the energy consumption of the nitriding process is achieved. the energy levels of the main subprocesses are significantly different: the formation of nitrides occurs at low energies, surface sputtering occurs at high voltage values, and nitrogen diffusion occurs at increased current density values. in cases where the energy of the flow is insufficient, either a glow discharge may not occur at all, or with a lack of voltage, the nitride ball on the surface is not sprayed and it acts as a barrier that prevents the diffusion process into the inner layers of the metal, which leads to low physicochemical and, correspondingly, tribological indicators of nitrided balls. the quantitative ratio between them and the required operational properties of the metal, respectively, can be achieved only through an independent combination of the energy and operating characteristics of batr. key words: non-hydrogen nitriding in a glow discharge (batr); wear resistance of nitrided balls; phase composition; voltage; current density; specific power of the discharge. introduction one of the modern and effective methods of hardening metals is nitriding in a glow discharge in ammonia or in an anhydrous medium (nitrogen + argon) batr. nitriding in a hydrogen-free environment excludes the possibility of explosion of the installation and hydrogen embrittlement of surfaces due to the diffusion of hydrogen formed during the decomposition of ammonia into the depth of the metal. in addition, the batr process is absolutely environmentally friendly. also, at present, most studies are devoted to nitriding processes with interdependent parameters, i.e., each combination of operating parameters (temperature, composition of the gas mixture and its pressure) automatically corresponds to a combination of energy (voltage, current density), as a result of which the latter are not considered as controlled. process factors [1]. among all the operating characteristics of the process, the most significant parameter is the preset surface temperature, since to achieve and maintain it throughout the entire nitriding time, a certain specific combination of voltage and current density is required. providing a given surface temperature due to factors alternative to a glow discharge allows changing the energy parameters of batr in a wider range. in world practice, ensuring the independence of temperature from the energy characteristics of batr is achieved by using chambers with "hot walls" [2]. providing a given surface temperature due to factors alternative to a glow discharge allows not only to reduce the nitriding time, but also opens up fundamentally new possibilities for improving the controllability of the batr process and obtaining the properties of surfaces of metallic materials specified by http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-15-25 mailto:av.mart@ukr.net 32 problems of tribology operating conditions, depending on the conditions of their operation. despite the obvious new capabilities of batr with independent energy parameters, it has not actually been investigated in practical and experimental terms. this paper presents the results of experimental studies comparing the results of tribological and physicochemical properties of hardened surfaces obtained by nitriding with autonomous and interconnected batr modes. purpose of work – study of the influence of energy parameters on the tribological and physicochemical properties of the diffusion layers of steel 40x at batr with interdependent and autonomous saturation parameters. materials and methods of testing nitriding was carried out on the uatr-1 unit designed and manufactured at the podolsk scientific physics and technology center (pnftts) of the khmelnitsky national university. the installation belongs to a diode-type model with direct current and was additionally equipped with heating elements placed in the gasdischarge chamber, which made it possible to arbitrarily change the voltage value u, and the value of the current density j was determined as the ratio of the current strength to the total area of the parts (samples) of the cage and suspension (j = i/s, a/m2). the design features of the installation for carrying out batr processes with interdependent and autonomous nitriding modes are described in detail in [3]. nitriding modes the influence on the structure, phase composition and, accordingly, on the physicochemical properties of the surface nitrided layers of temperature, composition of the gaseous medium, its pressure and saturation time has been comprehensively studied, for example, in [1 ... 4]. therefore, saturation was carried out in a mixture of 80 % n2 (nitrogen) and 20 % ar (argon) at a temperature of t = 833 k for an hour. the voltage and current strength were chosen arbitrarily, based on the experience of preliminary studies. technological modes of carrying out batr processes are given in table 1. table 1 characteristics of batr modes modes experiment serial number 1*/1** 2 3 4*/4** 5 6 7*/7** 8 9 pressure p, torr (pa) 0,4 (53,2) 0,8 (106,4) 1,2 (159,6) voltage u, v 1100/680 820 515 840/610 515 300 700/540 515 300 current density j, a / m2 (j = i/s) 11/15,3 7,2 3,2 13,2/16,4 7,2 2,8 15,8/17,2 12,8 7,2 specific power of the glow discharge w, kw / m2 12,1/10,4 5,9 1,65 11,1/10,0 3,7 0,84 11,1/9,3 6,6 2,2 * – modes with interdependent parameters; ** – also, but with a modified suspension shape the specific power of the glow discharge was determined by the formula: /w ui s uj  , where s – is the total area of parts (samples) and suspension (cathode area). experiments 1*, 4*, 7* were carried out under interdependent nitriding regimes (the first series of experiments), i.e. each pressure of the mixture corresponded to the corresponding value of voltage and current density. the second series of experiments (1**, 4**, 7**) was carried out under the same conditions but with a changed shape of the suspension and, therefore, with a different cathode surface area. experiments 2, 3, 5, 6, 8, and 9 correspond to the autonomous modes of the batr. at the same time, modes 3, 5 and 8 were carried out at 515 constu в  , and modes 2, 5 and 9 at 2 7, 2a/m constj   . metallographic studies were carried out on a mim-10 microscope after etching microsections with a 3 % alcohol solution of nitric acid. the microhardness was determined with a pmt-3 microhardness tester at a loading of 0.98n with fixing the hardness values on the surface and at a distance of 25, 50, 100, 200, 500 μm. for x-ray phase analysis, a dron-3 diffractometer was used in the range of angles  from 20º to 100º with a scanning step 0,1º and an exposure time of 10 s. problems of tribology 33 tribological studies of the samples for wear resistance were carried out on a universal machine model 2168umt according to the disk-finger friction scheme; friction without lubricant (dry); counterbody material steel шх15 with hardness hrc61; pressure in the contact zone p = 16 mpa; controlled linear wear h, which was determined by the change in the linear size of the sample measured along the normal to the friction surface after passing the section of the friction path l in accordance with the accepted measurement step l (table 2). table 2 frequency of measurement of the results of tribological studies friction path section, m 0 50 50 200 200 400 400 1000 more 1000 measurement step, m 5 10 25 50 100 research results and their discussion the dependence of the wear resistance of the modified surfaces on the energy parameters of the discharge was confirmed by tribological studies. as a result of the experiments, it was found that under dry friction conditions for surfaces modified at higher energy values, the wear rate (fig. 1, a) and the running-in period (fig. 1, b) decrease, and the period of stable wear increases, and, with an increase in the content of alloying elements in steel, this pattern becomes more pronounced. of course, under other experimental conditions (for example, when studying the obtained samples for corrosion resistance), the dependence of the tribological properties of nitrided surfaces on the current density and voltage on the chamber electrodes may acquire a different character, but the very existence of such a dependence is beyond doubt, which refutes the provisions given in [5], according to which the energy characteristics of the discharge do not have a significant effect on the results of atr. а b fig. 1, a – wear curves of steel; b – running-in area of wear curves of nitrided steel 40 kh the data presented allow us to draw a completely obvious conclusion about the effect of voltage and current density on the characteristics of the modified layer determine the wear resistance of nitrided steels in a glow discharge but not just essential, but decisive. moreover, in the field of the energy parameters of the regime, there is a certain limit below which the atr process generally loses its meaning, since it leads to unacceptable results, and this is despite the fact that the values of the regime remain constant. 34 problems of tribology this means, in particular, that the set of traditionally fixed operating parameters (temperature, pressure, composition of the gas mixture and the duration of the process) does not give an unambiguous idea of the conditions for carrying out the atr process, and therefore cannot serve as a basis for predicting its results. this fact has been repeatedly confirmed when technological processes carried out at similar values of operating parameters, but in different installations (or even in one installation, but using a different suspension), led to completely different results. this is due to the fact that the factors that determine the effectiveness of the nitriding process in a glow discharge are not only the parameters of the mode, but also such indicators as the cathode distance, the shape and size of the suspension and the test sample (or part), the presence of local exceptions on its surface, and many other factors. the list of factors that are decisive for atp, given by the american researcher david pye in [6], including thirteen items. of course, direct consideration of all these indicators would lead to incredible complications in the management of the apr process. however, they can be taken into account indirectly, since the influence of all the listed factors reflect the energy parameters of the process. it is known that the depth and phase composition of the nitride zone of the surface layer of steel determine its physicochemical properties. thus, the nitride zone, which consists only of a phase, is characterized by a rather high plasticity, and the zone containing the phase has a lower plasticity, but a higher corrosion resistance [7, 8, 9]. the layer without a nitride zone has the highest plasticity [9, 10]. in general, the thinner the nitride zone, the more plastic the nitrided layer, but the lower its resistance to abrasive and corrosion-mechanical wear. thus, according to [11], for parts that are operated in corrosive environments and for wear at low contact voltages, the batr should be carried out at the maximum possible voltage and current density, which contributes to the formation of a phase and, accordingly, we have a high corrosion resistance, as well as good running-in of friction surfaces. in this case, in order to avoid the transition of a glow discharge to an electrospark one, the condition w < wkr should be observed, i.e. the specific power of a glow discharge should not exceed the critical specific power of the occurrence of an electric arc discharge. a decrease in voltage and current density leads to an increase in the phase fraction, which contributes to an increase in the fatigue strength of parts operating under conditions of corrosion-mechanical wear (cmc) in corrosive environments [12]. the dependence of the wear resistance of the nitrided surfaces of steel 40kh on the energy parameters of the discharge is confirmed by the results of testing samples with dry friction (fig. 1, a, b) nitrided according to modes 6, 9, 3, and 5, which were nitrided at low values of u and j. in wear resistance than samples nitrided at higher values of u and j (7*, 1*, 8, 4* and 2, see table 1). these samples (6, 9, 3, and 5) are characterized by small running-in periods at a constant wear rate and a high wear rate, determined by the tangent of the tangent to a point in the wear curve section. the data of x-ray structural analyzes / ,  – (fig. 2) and microdurometric measurements (table 3) confirm and explain the results of tribological experiments (fig. 1, a, b). so, at batr according to mode 7* (table 1), a nitride ball of the greatest thickness (table 3), consisting of phases (fig. 2, a), is formed on the surface. a decrease in the values of u and j (table 1) for mode 8 contributes to a decrease in both the thickness of the nitride zone hn (fig. 2, b) and the thickness of the diffusion layer h (table 3), which were identified by measuring the microhardness along the depth of the layer. the phase composition of the nitride and diffusion layers remains practically unchanged. а problems of tribology 35 b c fig. 2. diffraction patterns and microsections of 40x steel samples: a – nitriding according to mode 7; b – according to mode 5; c – according to mode 9 table 3 thickness of nitride hn, diffusion layers h and surface microhardness hv0.1 № regime 1* 2 3 4* 5 6 7* 8 9 hn micron 5,88 2,42 0 3,64 3,2 0 8,76 6,6 0 h, micron 400 300 75 300 200 0 300 250 0 hv0,1 796 676 412 647 444 230 842 625 238 nitriding according to mode 9 corresponds to the case when w << wкр, i.e. the specific power of the discharge is much less than the required one and the glow discharge does not occur and, accordingly, h = hn = 0 (fig. 2, c). we have similar cases when nitriding in modes 6, 3 and partly 5, which have low wear resistance. thus, it has been established that under conditions of dry friction for surfaces of steel 40kh nitrided at high energy values, the wear rate and the running-in period decrease (fig. 1), the latter refutes the statement of k. keller [13] that the energy characteristics of batr do not have a significant influence on the results of nitriding. on the contrary, the above batr results allow one to draw completely obvious conclusions about the significant effect of voltage and current density on the physicochemical and tribological properties of nitrided layers. in addition, there is a certain limit of energy parameters below which (modes 9, 6, 3) carrying out batr processes does not make sense at all, since it leads to negative results, and this despite the fact that the values of operating characteristics (temperature, composition of the gas mixture, its pressure, etc.) nitriding time) remain unchanged. thus, the set of traditionally fixed operating parameters of the batr cannot unambiguously characterize the conditions of the nitriding process and be the main one for predicting its results. this fact is confirmed by the fact that at similar values of the operating parameters, the change of the suspension led to completely different results of nitriding, which is explained by the change in the energy characteristics of the batr process (fig. 3). 36 problems of tribology fig. 3. dependences of the specific power of the discharge w on the pressure of the gas mixture at interdependent batr modes: i – modes 1*, 4* and 7*; ii – also when changing the shape of the suspension (modes 1**, 4** and 7**) in addition to comparing the physicochemical and tribological properties of nitrided balls of steel 40kh at batr with interdependent and autonomous energy modes of processes, the purpose of the work was also to check the effect of the specific power of the glow discharge w, which in [5] was called the plasma energy density (pep) and where it is stated, that the dependence of the pressure of the gas mixture on the specific power of the discharge has an extreme character: i.e. the pressure of the gas mixture, which corresponds to the maximum w, ensures the production of a nitrided sphere of the greatest depth [5]. however, studies [3] and the results of our experiments (fig. 3) do not confirm the existence of such an extreme dependence. changing the shape of the suspension led to a change in the values of w (curves i and ii in fig. 3), and in the second case, we have significantly lower energy costs for the nitriding process. however, this is not the main advantage of nitriding, but the main factor is the physicochemical properties of the hardened layers, which provide the specified performance characteristics of the hardened surfaces of parts. so, in works [6, 7, 11, 12] doubts are expressed about the legitimacy of the use of specific power as the only energy criterion due to the possibility of arbitrary combination of its values with different values of voltage and current density at a constant pressure of the gas mixture. the studies given by us have shown that it is more expedient to assess the changes in voltage and current density. the specific power of the discharge can only serve as an estimate of the transition from a "dark" to a glow or to an electric arc discharge. the study of current-voltage characteristics of batr with interdependent (without heating) parameters showed their significant difference when changing the shape and size of the suspension (fig. 4). j, a /m 500 600 700 800 900 10001100 1200 8 10 12 14 16 18 u,b ii i 1 ** 4 ** 7 ** 1 * 4 * 7 * p=159,6 p=106,4 p=53,2 3 2 1 2 fig. 4. current-voltage characteristics of the batr process at autonomous (interdependent) saturation modes (i and ii are different forms of suspensions) so the change of the suspension led to a shift of the current-voltage characteristic of the process to the left: a decrease in voltage values led to an increase in the current density with a simultaneous decrease in w (fig. 3). at the same time, the operating parameters (pressure, temperature, mixture composition and nitriding time), as indicated above, remained unchanged. an increase in the mixture pressure also leads to a decrease in voltage with a simultaneous increase in the current density (fig. 4). since the increase in the value of the absolute value of the current is much less in comparison with the absolute value of the voltage (table 1), the result is a decrease in the value of the specific power of the energy flow w (fig. 3). according to [3, 5], at a constant composition of the gas mixture in the pressure range of 100 120 pa, a minimum of the active power of the discharge is observed. in our experiments, this dependence is not traced problems of tribology 37 (fig. 3). obviously, due to the fixation of not the active power of the energy flow acting on the metal surface and determined by the speed of electrons, but the electric power (w = uj), which is 35 % 300 % [3], may be less active. according to the energy theory, the following main subprocesses occur during batr: the formation of nitrides, sputtering of the surface, and diffusion of nitrogen into the depth of the metal [3]. the energy conditions for the main subprocesses are significantly different. thus, the formation of nitrides occurs at low energies and, on the contrary, the surface sputtering process is activated at high voltage values. the higher the current density, the more intensively the diffusion of nitrogen sputtered on the surface occurs deep into the metal with the formation of nitride and diffusion layers [3, 6, 11]. each of the above processes is primarily implemented in those cases that are energetically most favorable under the given conditions [3]. in our studies, with a constant composition of the gas mixture and its pressure for each batch of samples of a series of experiments, the nitriding time, the main factors influencing the results of batr are the current-voltage characteristics of the process. in fig. 5 illustrates the results of the dependence of the depths of diffusion h and nitride balls hn on the values of voltage u and current density j under interdependent nitriding modes. with an increase in the mixture pressure (points 1*, 4* and 7*), the voltage u automatically decreases and the depth of the diffusion layer h decreases (fig. 5, a) with a changed shape of the suspension (points 1**, 4 ** and 7**) on the contrary, with increasing pressure the values of h increase (fig. 5, a, curve ii). however, at the same time, at a pressure p = 106.4 pa (points 4** and 4*) there is a minimum of the depth of diffusion h and nitride layers hn (fig. 3, a; curve ii and curve i in fig. 5, b). on the contrary, with an i ncrease in the mixture pressure (1* / 1**, 4* / 4**, 7* / 7**), the depth of the nitride zone hn increases and, accordingly, the stress decreases (fig. 5, b). the sharp difference between curves i and ii, as well as the presence of minima on curves i and ii at points 4* and 4** (fig. 5, a, b; curve ii) indicates the dependence of the batr processes on the shape, configuration of the suspension, and placement on it. parts, the presence of sharp edges, grooves, holes and the like on the parts. the list of factors that influence the results of batr is given in [6] and includes 13 items. the presence of a minimum on the curve i (point 4* in fig. 3, b), in addition to the listed factors, can be justified by a minimum of active (consumed) power at a pressure of p = 106.4 pa [3, 6]. h , m k m 500 600 700 800 900 1000 1100 250 u,b ii i 1 ** 4 ** 7 ** 1 * 4 * 7 * 300 350 400 450 11 12 13 14 15 16 17 250 j, a/m 300 350 400 450 7 *4 * 1 * i 1 ** 4 ** 7 ** ii h , m k m 2 h n , m k m 500 600 700 800 900 1000 1100 0 u,b ii i 1 ** 4 ** 7 ** 1 * 4 * 7 * 2 4 6 8 11 12 13 14 15 16 17 j, a/m 7 * 4 * 1 * i 1 ** 4 ** 7 ** ii 10 0 2 4 6 8 10 h n , m k m 2 a b h , m k m 500 600 700 800 900 1000 1100 250 u,b ii i 1 ** 4 ** 7 ** 1 * 4 * 7 * 300 350 400 450 11 12 13 14 15 16 17 250 j, a/m 300 350 400 450 7 *4 * 1 * i 1 ** 4 ** 7 ** ii h , m k m 2 h n , m k m 500 600 700 800 900 1000 1100 0 u,b ii i 1 ** 4 ** 7 ** 1 * 4 * 7 * 2 4 6 8 11 12 13 14 15 16 17 j, a/m 7 * 4 * 1 * i 1 ** 4 ** 7 ** ii 10 0 2 4 6 8 10 h n , m k m 2 c d fig. 5. dependences of the depths of the diffusion sphere h (a) and the nitride zone (b) on the voltage value u; also (c, d) on the value of the current density j (i and ii are different forms of suspensions) with the interdependent characteristics of the batr 38 problems of tribology with an increase in the pressure of the gas mixture, the current density j increases and the value of h decreases (curve i in fig. 5, c). at the same time, the depth of the nitride zone hn increases (curve i in fig. 5, d). here, too, at a pressure of p = 106.4 pa, we have a minimum point (point 4*, curve i in fig. 5, d). with a change in the shape of the suspension, j increases with increasing pressure, and also increases, according to the dependences close to a straight line, h and hn (straight lines ii in fig. 5, c and d), which once again indicates the particular importance of taking into account the influence of additional factors on batr results when designing a suspension, taking into account its shape and surface area, placing parts on the suspension, the presence of grooves, sharp edges on parts, etc. in autonomous modes of batr with increasing pressure at u = 515 v = const (points 3, 5 and 8 in fig. 6), the specific discharge power increases, and at j = 7.2a / m2 = const (points 2, 5 and 9 in fig. 6) decreases. 50 100 150 200 0 2 4 6 8 р,па 3 5 9 2 8 j, a /m 300 500 700 900 1100 1300 0 4 8 12 16 18 u,b 7 * 9 * p=159,6 p=106,4 p=53,2 3 2 1 7,2 515 8 * 6 * 4 * 5 3 * 1 * 5 * 2 * w ,к в т /m 2 2 ii i fig. 6. dependence of the specific power w on the pressure of the gas mixture p at batr with autonomous saturation modes (curve i – nitriding at u = 515b = const and curve ii – nitriding at j = 7.2a / m2 = const) fig. 7. dependences of current-voltage characteristics of batr on the pressure of the gas mixture the results of x-ray structural analysis also indicate that the structure and phase composition of steel 40kh depend on the energy characteristics of the discharge. the energy conditions for the main subprocesses (formation of nitrides, surface sputtering, and nitrogen diffusion), as mentioned above, differ significantly. consideration of the current-voltage characteristics shows (fig. 7) that with increasing pressure р1, р2, р3, the values of u and j increase. the indicated dependencies are straightforward. however, in all cases, the values of u and j for modes with interdependent parameters are higher than for stand-alone modes. in this case, with an increase in pressure, the voltage decreases, however, to ensure a glow discharge in the chamber, the value of the specific current density j rises automatically (points 1*, 4* and 7* in fig. 7). in the autonomous mode of the batr, with decreasing pressure p, the values of u and j decrease, and at p = 159.6 pa (point 9 in fig. 8, a and b) h = hn = 0. at a pressure p = 106.4 pa u = 515 v, and j = 7.2 a/m2 and, accordingly, we obtain the maximum value of hn (fig. 8, b; point 5). h , m k m 300 400 500 600 700 800 0 u,b 5 9 2 50 100 150 200 j=7,2a/m =const 250 300 300 400 500 600 700 800 0 u,b 5 9 2 1 2 3 4 j=7,2a/m =const 5 h n , m k m 2 2 a b problems of tribology 39 h , m k m 2 4 6 8 10 12 14 0 j, a/m 100 200 300 400 5 3 8 2 4 6 8 10 12 14 0 j, a/m 1 3 5 7 5 3 8 h n , m k m u=515b=constu=515b=const 22 c d fig. 8 dependences of the depth of the diffusion layer h (a) and the nitride layer hn (b) on the voltage at j = 7.2 a / m2 = const; also c and d on the current density j at u = 515b = const in the case of a fixed value u = 515 v, with an increase in pressure and current density j, the values of h and hn increase, practically along a straight-line relationship (fig. 8, c and d). in this case, at p = 53.2 pa and j = 3.2 a/m2, there is no nitride layer at all, hn = 0 (point 3 in fig. 8, d). the latter is explained by the low value of w = 1.65 kw/m2 and, as a consequence, the absence of a glow discharge. the ratio of the intensity of the main subprocesses determines the structure and phase composition of the nitrided layers. depending on the flow combination of energy parameters, the formation of the nitrided layer can occur in different directions. the intensity of the formation of one or another phase can be different not only in magnitude, but also behind the sign, since the previously formed phase can disappear. thus, the nitride phase hn, due to further diffusion of nitrogen into the depth of the metal, disappears and a zone of internal nitriding is formed a nitrogenous solid solution me [n] (mode 9, a and b), or the nitride layer consists of a small amount of the (fe4n) phase (mode 3 on fig. 2, c and d). according to the results of x-ray structural analysis, at the maximum values of the energy parameters (all modes with interdependent parameters 1*/1**, 4*/4**, 7*/7**, mode 8 and partly 5 with autonomous saturation parameters), a nitrided layer is formed, which consists of (fe2n), (fe4n) and (me [n]) phases (fig. 2, mode 7). a decrease in voltage and current density leads to an increase in the phase fraction in the nitride zone of the nitrided layer and, accordingly, to a decrease in the phase (fig. 2, modes 7, 8). at minimum values of the energy characteristics, a nitride layer does not form on the surface and it consists only of a phase (fig. 2, mode 9). thus, it has been established that under conditions of dry friction for the surfaces of 40kh steel nitrided at high energy indicators, the wear rate and the running-in period decrease (fig. 1, b), the latter refutes the statement of k. keller [13] that the energy characteristics of batr do not have significant influence on the results of nitriding. on the contrary, the above batr results allow one to draw completely obvious conclusions about the significant effect of voltage and current density on the physicochemical and tribological properties of nitrided layers. in addition, there is a certain limit of energy parameters below which (modes 9, 6, 3) carrying out batr processes does not make sense at all, since it leads to negative results, and this despite the fact that the values of operating characteristics (temperature, composition of the gas mixture, its pressure, etc.) nitriding time) remain unchanged. thus, the set of traditionally fixed operating parameters of the batr cannot unambiguously characterize the conditions of the nitriding process and be the main one for predicting its results. this fact is also confirmed by the fact that at similar values of the operating parameters, the change of the suspension led to completely different results of nitriding, which is explained by the change in the energy characteristics of the batr process (fig. 3 ... 8). conclusion 1. the complex of traditionally fixed values of operating parameters (temperature, composition of the gas mixture, pressure and saturation time) without taking into account energy characteristics (voltage, current density and specific discharge power) significantly reduces the technological capabilities of batr to achieve the necessary physicochemical properties of metal surfaces specified by conditions exploitation. taking into account the energy characteristics of batr, a significant reduction in the energy consumption of the nitriding process is achieved. 2. the energy levels of the main subprocesses are significantly different: the formation of nitrides occurs at low energies, surface sputtering occurs at high voltage values, and nitrogen diffusion occurs at increased current density values. in cases where the energy of the flow is insufficient, either a glow discharge may not occur at all, or with a lack of voltage, the nitride ball on the surface is not sprayed and it acts as a barrier that prevents the diffusion process into the inner layers of the metal, which leads to low physicochemical and, correspondingly, tribological indicators of nitrided balls. 40 problems of tribology 3. the priority in the formation of this or that phase  , u   , the quantitative ratio between them and the required operational properties of the metal, respectively, can be achieved only through an independent combination of the energy and operating characteristics of batr. designations batr hydrogen-free nitriding in a glow discharge; p – pressure; u is the voltage; j is the current density; w is the specific power of the glow discharge; s is the total area of parts (samples) and suspension (cathode area); h is the depth of the diffusion layer; hn is the depth of the nitride zone; hv 0.1 – surface microhardness; kmz – corrosion-mechanical wear; phases of the nitrided layer: (fe2n), (fe4n) and (me [n]). literature 1. kaplun v. g. ionic nitriding in hydrogen-free media: monograph / v. g. kaplun, p. v. kaplun. khmelnitsky: khnu, 2015. 2. steel heat treatment. metallurgy and technologies / edited by g. e. totten. portland, oregon, usa: taylor & francis group, 2006. 3. pastukh im theory and practice of anhydrous nitriding in a glow discharge / im pastukh. kharkov: nsc kipt, 2006. 4. stechyshyn m.s. influence of the ionic nitriding of steels in glow discharge on the structure and properties of the coatings / stechyshyn, m.s., martynyuk, a.v., bilyk, y.m., oleksandrenko, v.p., stechyshyna, n.m. // materials science. 2017 .-53 (3). pp. 343 349. 5. ionic chemical-thermal treatment of alloys / bn arzamasov, ag bratukhin, yu.s. eliseev, ta panayoti. m.: publishing house of mstu im. n.e.bauman, 1999. 6. pye d. practical nitriding and ferritic nitrocarburizing / d. pye. ohio asm international, 2003. 7. sokolova gm energetic aspects of the model of nitrogen gas in the light / gm sokolova. sokolova, i. m. pastukh // physical and chemical mechanics of materials. 2017. t. 53, no. 3. p. 71–75. 8. skiba m.є. pre-treatment of the processes of waterless nitrogen treatment in a glowing discharge / m.є. skiba, m.s. stechishin, v.p. oleksandrenko, v.s. kurskaya, a.v. martinyuk // problems of tribology. khmelnitsky. 2018. no. 2. s.6-16. 9. lakhtin yu.m., kogan ya.d. structure and strength of nitrided alloys. m .: metallurgy, 1982. 10. stechyshyn, m. s., stechyshyna, n. m., martynyuk, a. v., luk'yanyuk, m. m. strength and plasticity of the surface layers of metals nitrided in glow discharge. (2018) materials science,. article in press. 11. m. s. stechyshyn, n. m. stechyshyna, v. s. kurskoi. corrosion and electrochemical characteristics of the metal surfaces (nitrided in glow discharge) in model acid mediamarch 2018, volume 53, issue 5, pp 724–731. 12. stechishin ms vtomna vitrival_nitovannyh spheres in the corrosive-active centers of grub wyrobnitstv / m.s. stechishin, m.є. skiba, yu.g. sukhenko, m.i. tsepenyuk // fhmm: lviv. 2019. t.55. no. 1. s. 125-129. 13 keller k. schichtaufbau glimmnitrierten eisen werkstoffe / k. keller // harterei-technische mitteilung. 1971. bd. 26, no. 2. s. 120-128. problems of tribology 41 стечишина н.м., стечишин м.с., мартинюк а.в., лукьянюк м.в., люховець в.в., білик ю.м. вплив параметрів водню азоту азоту у тліючому розряді на трибологічні та фізико-хімічні властивості сталі 40х. одним із сучасних та ефективних методів зміцнення металів є азотування у тліючому розряді в аміаку або в безводному середовищі (азот + аргон) батр. у цій статті представлені результати експериментальних досліджень, у яких порівнюються результати трибологічних та фізико -хімічних властивостей затверділих поверхонь, отримані азотуванням з автономними та взаємопов'язаними модами batr. комплекс традиційно фіксованих значень робочих параметрів (температура, склад газової суміші, тиск і час насичення) без урахування енергетичних характеристик (напруги, щільності струму та питомої потужності розряду) значно знижує технологічні можливості батр для досягнення необхідних фізико хімічні властивості металевих поверхонь, визначені умовами експлуатації. враховуючи енергетичні характеристики батр, досягається значне скорочення споживання енергії в процесі азотування. рівні енергії основних підпроцесів істотно відрізняються: утворення нітридів відбувається при низьких енергіях, поверхневе розпилення відбувається при високих значеннях напруги, а дифузія азоту відбувається при збільшених значеннях щільності струму. у випадках, коли енергія потоку недостатня, або тліючий розряд може взагалі не виникати, або при нестачі напруги нітридна кулька на поверхні не розбризкується, і вона діє як бар’єр, що перешкоджає процесу дифузії в внутрішніх шарів металу, що призводить до низьких фізико -хімічних і, відповідно, трибологічних показників азотованих кульок. кількісне співвідношення між ними та необхідними експлуатаційними властивостями металу відповідно може бути досягнуто лише шляхом незалежного поєднання енергетичних та робочих характеристик batr. ключові слова: безводневе азотування у тліючому розряді (батр); зносостійкість азотованих кульок; фазовий склад; напруга; густина струму; питома потужність розряду. copyright © 2021 t.s. skoblo, i.m. rybalko, o.v. nanka, o.v. saychuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021,6-18 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-6-18 evaluation of the wear of the duckfoot sweep cultivator blades and the technology of their hardening t.s. skoblo, i.m. rybalko*, o.v. nanka, o.v. saychuk kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkov, ukraine *e-mail: irybalko.ua@gmail.com abstract in recent years, research and developments related to the creation of new areas using nanotechnology take a special place in scientific achievements. they are developed and widely used in physics, chemistry, biology, electronics, medicine, food production and to a much lesser extent in engineering. this is due to the fact that there are different requirements to parts and products used in mechanical engineering, they have a complex shape, are made of different materials, production methods, heat treatment. while operating, their working layer undergoes degradation with a significant change in structure and their hardening using nanocoatings may turn out to be ineffective in both technical and economic aspects. in this case, only a specific approach, which is determined by comprehensive research with identification of the main factors of parts damageability in specific production and operation conditions, can be expedient. in addition, in some cases for hardening, repair and restoration of parts it is expedient to use surfacing methods with the introduction of modifying agents in a liquid bath during crystallization. these modifying agents are nano-and dispersed diamonds, which make it possible to adjust temperature parameters of crystallization, grain size, and stress level. this approach allows using highalloyed, high-carbon electrodes even for thin-walled steel and cast iron products. in this case, the diamond inclusions additive plays the role of micro-refrigerators, which significantly change the crystallization temperature range. it is important to determine the optimal dose of the introduction of such a modifier and ensure uniform distribution the components in the coating. the presented work is devoted to the new technology development of hardening of cultivator blades metal with nanoand dispersed diamond additives, which are the part of the detonation charge from the disposal of ammunition. nowadays, in agriculture, a large number of tillage implements are used for tillage, the working bodies of which are sweep blades. they are operated under conditions of abrasive particles impact, and this is accompanied by their intense wear with a corresponding change in the geometric dimensions of the main working surfaces. the worn sweep blades significantly reduce efficiency and quality of the carried-out work. the analysis of the effective choice of surfacing materials for hardening and improving their performance has been carried out and the nature of wear has been evaluated in order to identify areas of maximum damage and to determine the optimal method. it is known that t-590 and t620 electrodes are used for the restoration surfacing of tillage implements. it was found the hardfacing of thinwalled parts is accompanied by a smaller heat sink and, in some cases, they are flooded with defect formation. to reduce it, a non-magnetic fraction of detonation charge from ammunition disposal in the form of an electrode modification was introduced, which ensured the uniform distribution the components in the coating. the method of the x-ray electron-probe analysis has been used to evaluate features of structure formation and component distribution along the perimeter of the coating. it was found out that this method of hardening reduces heat input and increases the microhardness and wear resistance of the surfaced coating, reduces the transition zone and thermal impact. the recommended method of metal hardening of new cultivator blades is to apply stripes on the point tip and wings of blades. on the basis of the nature of wear, the expediency of applying stripes on the point tip of the cultivator blade from the front side, and on wings from the rear side, is justified. the optimal geometrical dimensions of hardening stripes and their location on the blade are presented, which allows minimizing the local stresses and increasing wear resistance. key words: cultivator blades, surfacing, detonation charge, stripes, heat input, modification, structure formation, nanoand dispersed diamonds. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-6-17 problems of tribology 7 introduction the analysis of the literature revealed that about 60% of duckfoot sweep cultivator blades of agricultural machinery lose their working capacity due to the point tip and wings wear. in this case, the point tip wears out by 30 mm, wings by 15 mm in width. it is observed metal deformation in the working area of wings. sufficiently a big number of methods for their reinforcing and repair were revealed. all of them are labor-consuming and after their use the resource of working bodies does not exceed ~ 70% comparing to the new ones. over time, while operating, the metal loses its original properties; its degradation takes place [1]. worn parts restoration is not considered to be expedient since it is impossible to provide necessary properties simultaneously for all zones of the cultivator blade, taking into account its damage rate. let us consider some ways to harden new duckfoot sweep cultivator blades. there is the cultivator working body [2], which includes a duckfoot sweep blade, the working area of which is made in the form of a curved surface, and it passes from the beginning of its point tip to the end on side surfaces. while operating, the cultivator blade profile decreases in the direction of its movement and to preserve consumer properties, refractory metal stripes are formed by surfacing at different angles on its surface. preliminary assessment of such technology of the cultivator working body blade reinforcing can be effective while operating due to the formation of a cogged profile while operating, which will provide self-sharpening. such technology of increasing cultivator blades wear resistance is recommended to be used repeatedly during their operation and wear. the disadvantage of this reinforcing method is that stripes are applied only on the blade, which is formed by various methods (surfacing, machining work, plastic deformation, pull-off, etc.), which leads to accumulation of additional stresses in it and they are localized on the blade edge blade base. besides that, according to the studies, on the wings of the blades, the maximum wear takes place from their opposite surface, relatively to the blade of the point tip. therefore, taking into account zones of the biggest wear and the reinforcing scheme adopted by the authors [2], it is impossible to achieve the self-sharpening effect. as for the recommendation regarding additional restorative blade reinforcing when using the equipment, according to this technology, it will also be ineffective. this is due to the fact that while operating the metal of the blade is subjected to wear (thickness decreases by 1 ... 1.5 mm), which during application of stripes by surfacing will contribute to its penetration. there is also known a method [3] of reinforcing the blade and adjacent to it perpendicularly directed zones of the cultivator blades by stripes surfacing with a wear-resistant material, and in the interstrip zones by creating rows of holes formed while stamping. such technology is complex and accompanied by incompatible operations in the technological flow chart of production, which uses various approaches for applying holes by stamping and stripes by welding. the use of various technological processes will contribute to the localization of stresses from stripes surfacing by stamping zones, which will lead to the formation of defects and cracks at the holes. the method also does not prevent the deformation of the wings of the blades while operating. the solution [4] may be more effective in terms of its technological essence and results, increasing service durability of duckfoot sweep cultivator blades. it is aimed at reducing blade wear by applying reinforcing stripes on both of its surfaces, forming a working surface. the application of reinforcing stripes in this work was carried out according to a different scheme. it was carried out by local processing with a laser beam and this made it possible to apply reinforced stripes of infinitely small sizes on both surfaces of the blade. this treatment does not provide a significant increase in wear resistance because it does not use additional reinforcing by alloying, which can significantly increase the hardness. this method uses carbon steel reinforcing of cultivator blades only due to heat treatment of the shallow depth zones. this is due to the fact that the increase of heat input by this method will lead to crack formation and disruption of the product. this method also will not provide the increase of the blade wear resistance of the cultivator blade wings. in the considered technological solutions of reinforcing methods of duckfoot sweep cultivator blades, specific effective recommendations are also not provided for the parameters of the applied reinforcing stripes, the structure formation and properties achieved in reinforcement zones. goal and problem statement the aim of the study was to develop a method of hardening of thin-walled cultivator blades by applying a programmed coating by hardfacing with a high-carbon alloyed electrode with modification of secondary raw materials for crushing the carbide phase, minimizing the transition zone and the tendency to form defects. the goal of increasing consumer properties of the cultivator blades can be achieved by changing the reinforcing scheme and stable operation based on a statistical analysis of wear and deformation of such a product, with the subsequent possibility of reinforcing by surfacing with modifying and carbide-containing components of the electrode. the use of such technology in production requires an innovative approach to obtain reinforcing stripes by electrode surfacing with minimization of stresses, as well as the formation of a metal structure without defects. earlier it was carried out some works on modifying by detonation charge from ammunition disposal when restoring parts of sufficient thickness [5, 6], when welding cracks in cast-iron body parts [7, 8]. it was found out that the introduction of secondary raw materials into a liquid bath while surfacing reduces heat input and creates 8 problems of tribology favorable conditions for crystallization of various even non-technological high-carbon alloys. in this work, there was an equally challenging task of ensuring the application of high-quality reinforcing coatings on the thin cultivator blade, taking into account the nature of their wear and damage. material and methods a significant disadvantage of modern duckfoot sweep cultivators blades with plane deformers is poorquality soil loosening. the intensification of such an effect due to the cutting edges wear of the cultivator blades has a negative effect on the energetics of the treatment process. in addition, bioactive soil structures break down into dusty, easily subjected to erosion [9]. in this regard, it is of interest to conduct research on cultivator blades wear for new technological process development, which, on the one hand, increases their durability and, on the other hand, improves tillage quality. currently, there are no real physical and mathematical models of abrasive wear and formation of the geometry of cultivator blades cutting elements. determination of the basic regularities of abrasive wear of cutting elements, formation of their optimal geometry, selection of materials for manufacturing and reinforcing, their influence on the technological process of production and operation is an important task in resource improving of tillage machine bodies [10, 11]. it was found out 10] that the process of interaction of machine working bodies with the soil while they are moving is characterized by the abrasive impact on a wedge with a plane or curvilinear working surface. blade impact on the soil depends on the nature of material deformation, wedge parameters, physico-mechanical properties and condition of the metal, as well as the soil, the speed of machine movement. degree of blade abrasive wear in thickness can be represented as a function of the following factors: ( , , , )hi f p l h s , (1) where p is a normal specific dynamic pressure of the soil; l is a friction path; нμ is a blade material hardness; t is an indicator of abrasive wear capacity; s is a friction area. a b с fig. 1. duckfoot sweep cultivator blade of marathon series production of osmundson company: a – new; b, c – worn out а b c d e f problems of tribology 9 g h i j k fig. 2. duckfoot sweep cultivator blade 9.3 "tigermate ii of cnh company: a new; b k worn out for the analysis of the profile change of duckfoot sweep cultivator blades in operation, products made by marathon series of osmundson firm (fig. 1) and 9.3 "tigermate ii of cnh firm (fig. 2) were selected. both new and used (worn out) under the same conditions (soils) of operation [12, 13] were comparatively studied. the thickness and main dimensions of wings, grip were checked. visually, it is seen that their geometrical dimensions differ significantly after operation. a ruler and miol digital caliper were used to determine the thickness. main characteristics: measurement accuracy 0.01mm, measurement range 0-150mm. blades were measured according to the developed scheme presented in fig. 3. а b fig. 3. measurement of thickness and linear dimensions on new (a) and worn out (b) cultivator blades of marathon series and tm ii 9.3" the circles indicate the thickness measurement points. the quality assessment of new cultivator blades showed that their geometrical dimensions are identical on both sides, and the thickness change is 5.43 6.09 mm for marathon series and 6.34 7.33 for 9.3 "tigermate ii. 14 measurements were carried out on each blade. grasp width of new blades of two different manufacturers was 235mm and 234mm, respectively. therefore, a blade was divided into three conditional zones from the center, through 39mm each. geometrical 10 problems of tribology dimensions are indicated by roman numerals — the dimensions of wings, point tip, which corresponded to 7 dimensions. these measurements were necessary to assess wear rate. further, grasp width was measured on worn blades size a (see fig. 3), the differences of which can be noticed visually. by the difference of indications of new and out-of-service blades, they were judged on their wear, as well as on the analysis of their combination (superposition). results and discussion on the basis of the proposed technique, the cultivator blades of both foreign and domestic production were analyzed (fig. 4 7). while operating the blade width of marathon series remained almost unchanged, and 9.3 "tigermate ii decreased from 234mm to 227mm. from the data obtained it follows that the cultivator blades do not wear evenly, the thickness in all areas of the analysis is different (fig.4, 6). the dimensional characteristics of new blades are the same and symmetrical. after operation, they vary greatly (fig.5, 7). this indicates that blades work in different conditions, soils and wear out unevenly. skewness can be seen when fixing them on the rack of the cultivator. some blades had visible abrasions (in the blade attachment zone) of the base metal, which indicated their long operating time and untimely replacement during maintenance or repair. wear of the cutting edges of cultivator blades is an irreversible process, during the interaction with the soil while operating. the size and nature of wear is determined, first of all, by stress pattern distribution on working surfaces of the cultivator blade [14]. to ensure cultivator blades durability, reduce the amount of their wear, it is necessary, on the one hand, to reduce the tendency to abrasive damage to the impact, and on the other hand, to improve the operational properties of the material by the technology and the type of applied reinforcing coatings. based on the experience of experts of kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, this may be most effective when using reinforcing with an optimal material and special modification. experimental studies indicate that the greatest wear intensity of duckfoot sweep cultivator blades is typycal for the point tip. as moving away from it, the wear rate of the blade cutting edge decreases. fig. 4. change in metal thickness of cultivator blades of marathon series made in the usa while operating fig. 5. change of cultivator blades sizes of marathon series made in the usa by sections (see. fig. 3) problems of tribology 11 fig. 6. change in metal thickness of cultivator blades of 9.3 "tigermate ii made in canada while operating (according to fig. 3) fig.7. changing cultivator blades sizes of 9.3 "tigermate ii made in canada by sectional zones (according to fig. 3) the pattern of wear intensity change of the blade along the length of its cutting edge, presented in works [9, 10], has the form: 12 problems of tribology μ m a h x e s l h pt o ii i m l   , (2) where hμ and ha hardness values of blade material and abrasive, respectively; x – an empirical constant, taking into account optimal factors; em – a coefficient of blade material elasticity; s – an area of the blade working surface; p – a specific load of the soil on the blade; t – an operating time on one blade; l –a length of the section of reservoir; i – a wear rate. the proposed dependence of wear rate along the cutting edge length shows that the uneven wear of the cultivator blades can be explained by the varying pressure of the soil on different zones around the perimeter. having studied the nature of cultivator blades wear, a new method of their reinforcing along the working surface perimeter was proposed [15]. the method consists in surfacing wear-resistant stripes on the blade surface with the introduction of modifying agents with nanoand dispersed diamonds. stripes on duckfoot sweep cultivator blade were formed according to fig. 8, taking into account intensity and nature of its wear. according to the nature of wear, into point tip stripes with the size of 20 mm, and wings with the thickness of 12-15 mm with the distance of at least 10 mm between them will be formed by the reinforcing coating in order to prevent the length overlapping of heat-affected zones. the optimal stripe sizes are determined from the conditions of the stress state formation during electrode surfacing, as well as by the coating quality and the tendency of the metal to damage during reinforcing. it is important to take into account, stresses appearing in the cutting edges and the transition zone of the blade base, wings while operating. taking into account the maximum wear and wings deformation, reinforcing stripes in these zones were applied from the opposite surface relatively to the point tip (see fig. 8). fig.8. the scheme of reinforcing stripes surfacing on a duckfoot sweep cultivator blade surface (see fig. 1,a, 2, a): a – point tip; b – wings the possibility of using reinforcing surfacing to create stripes with t-620 carbide-containing electrode, which contains, %: 3,0 с, 2,2 si, 1,2 mn, 22,5 cr, 0,7 тi, 0,8 в, 0,03 s was studied. such an electrode provides maximum penetration of the cultivator blade with the thickness of 6 mm to its depth up to 3 mm without defects when modifying it with a coating of non-magnetic component of the detonation charge obtained from the ammunition disposal. such a charge, according to the chemical analysis, includes nanoand dispersed diamonds, and graphite (a small fraction) 3.37 3.43 % c, as well as copper (up to 3.14 %) and iron (up to 2.9 %) [16]. previous studies [15] showed that the optimal share of the modifying additive is 6 8 %. for uniform entry into a liquid bath, it was used as an electrode coating. current strength 160a and voltage 28v were used as the hardening parameters. application of the reinforcing technology to a small depth by stripes surfacing provides a high-quality reinforcing coating and fusion zone with minimal heat input due to the micro-refrigerators creation inclusions of dispersed diamonds that do not dissolve in the liquid bath, but significantly reduce its temperature (by 250300 °c). this reduces the grain size by 20%, the heat-affected zone by 40% and stress, and also increases the anisotropy of the structure in the applied reinforcing stripes not only on the cutting edge, but also in the base metal. the anisotropy of the structure in such a built-up metal is 0.95-0.97. these properties provide the operational durability increase due to the absence of the tendency of the metal to crack formation in the heataffected zone of surfacing when stripes are applied. problems of tribology 13 a b fig.9. microstructure over the section of samples: a surfacing with t-620 electrode; b surfacing with t-620 electrode with non-magnetic fraction modification of the detonation charge fig. 9 comparatively shows the formed structures during surfacing without modifying by secondary charge (a), which were accompanied by crack formation in the varying thickness blade-base area, as well as in another blade part, and (b) using a modifying agent, which was previously applied on the surface of electrodes  4,0 mm with charge proportion of 6.0 8.0 % [15]. when forming stripes, a current of 150 180a was used, the deposition rate was 17 19 m/h. besides identified defects (pores, cavities and cracks), it should be noted that in the area of reinforcing stripes application a more heterogeneous structure is formed with the formation of zones of coarse, thin, and extended carbide sockets near the fusion boundary, which is characterized by increased microhardness. when modifying, such carbide sockets are more evenly distributed in the metal matrix, and they differ in structure. instead of extended thin inclusions, they are fragmented, what contributes to the formation of a more homogeneous structure, less stress state of the transition zone, as well as its length decrease. in this transition layer, there are no defects at all. distribution of chemical components along the depth of the surfaced stripe in accordance with two options without and with the use of a modifying agent was locally estimated by x-ray electron probe analysis (xrepa) (fig. 10 and 11, table 1 and 2). a b c fig.10. electronic photographs of the structure of the surfaced stripes with t-620 electrode indicating xrepa zones: a surfacing surface; b middle; c heat-affected zone 14 problems of tribology a b c fig.11. electronic photographs of the structure of the surfaced stripes with t-620 electrode with a non-magnetic fraction modification of the detonation charge indicating xrepa zones: a surfacing surface; b middle; c heat-affected zone when modifying metal surfacing in the stripe, the temperature of the liquid bath decreases (the presence of micro-refrigerators diamonds) and the crystallization conditions change [17]. this is accompanied by increase in the average share of the carbide phase by 27 % in the upper zone, in the middle by – 32 % and transitional – 70 %. besides that, the homogeneity of the distribution of carbon-bearing phases in surfaced stripes is more uniform across the section during the modification with the secondary charge. thus, during conventional surfacing, carbon concentration in the upper zone varies within 2.8 %, the middle is 1.83 %, and the transition one is 1.64 %. in the case of modification, there is a large homogeneity in the distribution of this component in various zones. this corresponds to the achieved microhardness level. with the conventional method of surfacing there is a significant proportion of oxygen in all zones of analysis up to 1.6 3.39 %. when modifying with the secondary charge (see table 2), this component was singly detected only in the upper zone of the stripe (2.28 %). as for the distribution of mn, si, mo components, they are close in concentration in comparable variants. regarding the proportion of iron, its average value is 8.4 % more when modifying, and in the upper and middle zones it differs even more significantly by 14.5 %. the observed can be explained by the formation in these zones of a larger amount of cementite-type carbides. table 1 xrepa data on the distribution of chemical elements over the section of the deposited stripes with t-620 electrode, % surface spectrum c o al si cr mn fe zr mo 1 8.71 3.15 0.51 1.69 22.24 5.38 55.47 0.34 2.50 2 8.91 2.78 0.19 1.48 24.05 4.96 54.61 0.86 2.15 3 10.51 0.05 42.71 5.49 39.47 1.77 4 7.71 2.52 0.17 1.60 23.35 5.34 56.83 0.84 1.64 max 10.51 3.15 0.51 1.69 42.71 5.49 56.83 0.86 2.50 min 7.71 2.52 0.17 0.05 22.24 4.96 39.47 0.34 1.64 middle spectrum c o al si ca cr mn fe zr mo 1 8.05 2.42 0.23 1.53 0.18 24.24 5.75 54.81 0.81 1.98 2 7.60 2.37 0.29 1.60 22.85 5.55 57.03 0.36 2.37 3 7.69 1.60 0.29 1.55 0.09 24.04 5.53 56.86 0.34 2.02 4 9.43 42.95 5.19 41.00 1.43 max 9.43 2.42 0.29 1.60 0.18 42.95 5.75 57.03 0.81 2.37 min 7.60 1.60 0.23 1.53 0.09 22.85 5.19 41.00 0.34 1.43 transition zone spectrum c o al si cr mn fe zr mo 1 7.14 0.26 1.60 21.96 5.35 61.26 0.29 2.14 2 7.01 2.30 1.27 13.91 3.90 70.29 1.32 3 6.65 3.39 0.17 0.19 0.28 0.99 88.32 4 5.55 2.11 0.17 0.92 91.24 max 7.14 3.39 0.26 1.60 21.96 5.35 91.24 0.29 2.14 min 5.55 2.11 0.17 0.17 0.28 0.92 61.26 0.29 1.32 problems of tribology 15 table 2 xrepa data on the distribution of chemical elements over the section of the deposited stripes with t-620 electrode with modification of a non-magnetic fraction of the detonation charge, % surface spectrum c o al si cr mn fe mo 1 12.98 2.28 0.22 1.17 17.05 3.90 61.12 1.27 2 10.78 1.28 18.19 4.12 64.15 1.47 3 14.06 0.59 1.37 19.13 4.23 58.61 2.01 max 14.06 2.28 0.59 1.37 19.13 4.23 64.15 2.01 min 10.78 2.28 0.22 1.17 17.05 3.90 58.61 1.27 middle spectrum c al si cr mn fe mo 1 13.12 1.39 18.58 4.19 61.07 1.65 2 9.28 0.47 1.45 17.06 3.79 66.54 1.41 3 9.23 1.30 15.47 3.60 68.80 1.60 max 13.12 0.47 1.45 18.58 4.19 68.80 1.65 min 9.23 0.47 1.30 15.47 3.60 61.07 1.41 transition zone spectrum c si cr mn fe mo 1 13.61 0.55 23.14 3.66 57.77 1.27 2 10.78 1.39 7.88 2.72 77.24 3 9.82 1.20 16.30 3.28 68.62 0.78 4 8.06 0.98 5.79 2.28 82.89 5 11.20 0.24 0.46 1.11 86.98 max 13.61 1.39 23.14 3.66 86.98 1.27 min 8.06 0.24 0.46 1.11 57.77 0.78 chromium distribution over the three analyzed zones is 2.2 times more uniform when using modifying with stripes application by surfacing, which is achieved by carbide phases crushing during crystallization. insignificant tendency of al increase during the modification can be explained by the fact that this component is part of the detonation charge. it was revealed that its share in different surfacing zones (upper, middle) varies within 0.17-0.51 % at conventional stripes surfacing and within 0.22-0.59 % in the case of modifying with a secondary charge. the absence of difference in the content of al and si components can be related to the concentration change of these components, taking into account that with conventional application of stripes by surfacing, base metal inclusions emerge to the coverage area, and when modifying, they are a part of the modifier and their share in it is not stable. wearing tests were carried out on smt-1 friction machine at state enterprise v.а. malyshev plant. the relative wear resistance of various reinforcing methods of parts surfaces was carried out and evaluated according to three variants [17]: 1 source material of a cultivator blade steel 65g; 2 surfacing with t-620 electrode with modification by a non-magnetic fraction of the detonation charge; 3 surfacing with t-620 electrode. tests were carried out according to “disc-block” scheme. tests of samples in the abrasive medium of quartz sand without lubrication were carried out according to brinell scheme. samples 10x10 mm in size, cut from the surfacing zone and processed on a surface grinder with a load of 5 kg, were subjected to testing. counterbody ptfe-4 – fluoroplastic. in this test, fluoroplastic was used as a body to hold abrasive in the friction area. the sand from the staroverovsky deposit (ukraine) with a fraction of 0.25-0.4 mm was used as an abrasive. before testing, the prepared samples (blocks, discs) were washed, marked, weighed on a wa-200 scales. test results are shown in table. 3. the friction path was 100 m. table 3 abrasion tests no./no. reinforcing option wear, g 1 source material of cultivator blade steel 65g 0.0145 2 surfacing with t-620 electrode 0.0090 3 surfacing with t-620 electrode with modification by a non-magnetic fraction of the detonation charge 0.0044 16 problems of tribology the proposed reinforcing method of cultivator blades is recommended for stable operation of equipment by minimizing the creation of local stresses, which ensures the absence of defects, as well as while operating improvement of the working tool stability (excludes the deformation of the wings) and in 3 times increases wear resistance comparing to the product source material or reinforcing without modification. experiments were carried out by comparing 81 pieces of two types of cultivator blades in one installation of the tiger mate ii cultivator 66 pieces without hardening and 15 hardened pieces, proposed by the method, which showed on average that their wear is much less, regardless of their location and decreases 2.3 times, which almost corresponds to bench tests. the tests were carried out in pe "agrarian investments" of the sumy region, ukraine. conclusions 1. a new solution is presented for a constructive approach to reinforcing cultivator blades without deformation and with the use of secondary raw material modifi-cation from the ammunition disposal with a nonmagnetic fraction of the detona-tion charge, which makes it possible to use a high-carbon alloyed electrode metal. 2. as a result of the carried out research, a new reinforcing method of cultivator blades was developed and proposed. the method consists in applying reinforc-ing stripes on the point tip from the front side of the blade and on its wings from the back. according to the analysis of wear processes, it is optimal to apply reinforcing stripes on the point tip of 20 mm in size and 12 to 15 mm on the wings with a distance of at least 10 mm between them to prevent overlapping of the heat-affected zones. 3. when reinforcing stripes are surfaced with carbide-containing t-620 electrode, research were carried out on the possibility of using for modification non-magnetic fraction of the detonation charge from the ammunition disposal in the form of electrode coating. to control liquid bath temperature, the proportion of introduced modifier was optimized. it was found out that this combination of blade materials and reinforcing stripes allows to reduce heat input, improve sur-facing quality (ensure coarse carbides crushing), increase hardness and wear resistance by 2 and 3 times comparing to the initial state and reinforcing without modifying additions, respectively, and also to eliminate defects formation when reinforcing quite a thin working tool. references 1. skoblo t.s., sidashenko a.i., rybalko i.n., marchenko a.yu., tikhonov a.v. (2018): assessment of the degree of metal degradation of products during operation. technical service of agriculture, forestry and transport systems, 11: 49-59. (in russian). 2. volyk b.a., tereshchenko m.v., puhach a.m. (2008): the working body of the cultivator. patent ua, int. cl. no. 85100. (in ukrainian). 3. kobets a.s., volyk b.a., kobets o.m., havryl'chenko o.s., sokol s.p., puhach a.m. (2008): the working body of the cultivator. patent ua, int. cl. no. 37351. (in ukrainian). 4. kobets a.s., volyk b.a., kobets o.m., havryl'chenko o.s., sokol s.p., puhach a.m. (2007): the working body of the cultivator. patent ua, int. cl. no. 25889. (in ukrainian). 5. markov a.v. (2015): increasing the operational durability of agricultural engineering parts using secondary raw materials. agrotechnics and energy supply, 5, 9: 12-25. (in russian). 6. markov a.v. (2015): the use of secondary raw materials and modifying additives to improve the performance of products. bulletin of the kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, 158: 162-176. (in russian). 7. skoblo t.s., sidashenko a.i., saychuk a.v., belkin e.l. (2017): efficient technology for restoring body parts made of gray cast iron by welding defects. welding production. 12, 997: 33-39. (in russian). 8. skoblo t.s., sidashenko o.i., saychuk o.v., rybalko i.m., radchenko o.o., manilo v.l., bantkovs'kyy v.a., markov o.v. (2017): the way to improve the quality of the recovery of thin-walled products of gray iron. patent ua, int. cl. no. 114590. (in ukrainian). 9. semchuk g.i. (2013): dynamics of wear of cultivator paws. technological audit and production reserves, 6/5: 27-28. (in russian). 10. zayika p.m. (2001): the theory of agricultural machines. kharkiv, oko. (in ukrainian). 11. severinov m.m. (1972): wear parts of agricultural machinery. l., kolos. (in russian). 12. skoblo t.s., tikhonov a.v., rybalko i.n., kartashov s.g., saychuk a.v., kholkina i.v. (2015): technology for the restoration of worn out cultivator tines of the marathon series type by osmundson. bulletin of the kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, 158: 188-197. (in russian). 13. rybalko i.n. (2016): development of a methodology for assessing cultivator paws and their condition after operation. bulletin of the kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, 168: 4651. (in russian). 14. skoblo t., rybalko i., tihonov a., maltsev t. (2020): evaluation of the stress state of a cultivator problems of tribology 17 blade in production and operation. res. agr. eng., 66: 60-65. https://doi.org/10.17221/8/2020-rae 15. skoblo t.s., sidashenko o.i., rybalko i.m., tikhonov o.v., oleinyk o.k. (2018): the way to improve the wear resistance of a duckfoot sweep cultivator blade. patent ua, int. cl. no. 130824. (in ukrainian). 16. skoblo t.s., nanka o.v., sidashenko o.i., kuskov yu.m., saychuk o.v., romanyuk s.p., markov o.v., samson yu.v. (2019): method of obtaining a detonation mixture with a diamond fraction. patent ua, int. cl. no. 138685. (in ukrainian). 17. narita k. (1969): the crystal structure of non-metallic inclusions in steel. m., metallurgiia. (in russian). 18. skoblo t.s., rybalko i.n., tihonov a.v., maltsev t.v. (2019b): improving the wear resistance of hoe blades by modifying of restoration coatings. problems of tribology, 94, 4: 27-31. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-27-32 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-27-32 18 problems of tribology скобло т.с., рибалко і.м., нанка о.в., сайчук о.в. оцінка зносу стрілчастих лап культиватора і технологія їх зміцнення. в останні роки особливе місце в наукових досягненнях займають розробки, пов'язані зі створенням нових напрямків з використанням нанотехнологій. вони розвиваються і широко використовуються у фізиці, хімії, біології, електроніці, медицині, харчовому виробництві і значно меншою мірою в машинобудуванні. це пов'язано з тим, що до деталей і виробів, що використовуються в машинобудуванні, пред'являються різні вимоги, вони мають складну форму, виготовляються з відмінних матеріалів, способів виробництва, термообробки. в процесі експлуатації їх робочий шар піддається деградації з істотною зміною структури і їх зміцнення з використанням нанопокриттів може виявитися, як в технічному, так економічному аспектах неефективним. у цьому випадку доцільним може бути тільки конкретне рішення, яке визначається всебічними дослідженнями з виявленням основних факторів пошкоджуваності деталей в конкретних умовах виробництва і експлуатації. крім того, в ряді випадків для зміцнення, ремонту та відновлення деталей доцільно використовувати методи наплавлення з введенням модифікують присадок в рідку ванну при кристалізації. до числа таких присадок слід віднести нанота дисперсні алмази, які дозволяють коригувати температурні параметри кристалізації, величину зерна, рівень напружень. такий підхід дозволяє використовувати і високолеговані, високовуглецеві електроди навіть для тонкостінних виробів із сталей і чавунів. в цьому випадку присадка шихти з алмазною фракцією відіграє роль мікрохолодильників, які суттєво змінюють температурний інтервал кристалізації. важливим є визначити оптимальну дозу введення такого модифікатора та забезпечити рівномірний розподіл компонентів у покритті. представлена робота присвячена розробці нової технології зміцнення металу стрілчастих лап культиватора нанота дисперсними домішками алмазів, які входять до складу детонаційної шихти від утилізації боєприпасів. в даний час в сільському господарстві для обробки ґрунту використовується велика кількість ґрунтообробних знарядь, з робочими органами яких є стрілчасті лапи. вони експлуатуються в умовах впливу абразивних частинок, та це супроводжується їх інтенсивним зносом з відповідною зміною геометричних розмірів основних робочих поверхонь. зношені стрілчасті лапи значно знижують ефективність і якість виконуваних робіт. проведено аналіз ефективного вибору наплавлювального матеріалу для зміцнення та підвищення їх працездатності і оцінено характер зносу, щоб виявити і зони максимальної пошкоджуваності, а також визначити оптимальний спосіб зміцнення. відомо, що для відновлювального наплавлення ґрунтообробних знарядь застосовують електроди т-590, т-620. встановлено, що наплавлення тонкостінних деталей супроводжується меншим тепловідводом та вони в ряді випадків проплавляються з формуванням дефектів. для його зниження вводили не магнітну фракцію детонаційної шихти від утилізації боєприпасів у вигляді модифікування електрода, що забезпечувало рівномірний розподіл компонентів у покритті. методом мікрорентгеноспектрального аналізу оцінено особливості структуроутворення і розподілу компонентів при такій технології зміцнення по перетину покриття. встановлено, що даний спосіб зміцнення знижує тепловкладення й підвищує мікротвердість і зносостійкість наплавленого покриття, зменшує перехідну зону й термічного впливу. рекомендований спосіб зміцнення металу нових лап культиватора полягає в нанесенні смуг на носок і крила лап. на основі характеру зносу обґрунтовано доцільність нанесення смуг на носок лапи культиватора з лицьового боку, а на крилах з тильного. наведено оптимальні геометричні розміри зміцнюючих смуг і їх розташування на лапі, що дозволяє мінімізувати створення локальних напружень і підвищення зносостійкості. ключові слова: лапа культиватора, наплавлення, детонаційна шихта, смуги, тепловкладення, модифікування, структуроутворення, нанота дисперсні алмази. copyright © 2020 m.e. skyba, m.s. stechyshyn, m.m. luk’yanyuk, a.v. martynyuk, m.i. tsepenyuk, v.a. gerasimenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 6-15 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-6-15 wear resistance and physicochemical properties of 12xh3a carbohydrated steel m.ye. skyba 1 , m.s. stechyshyn 1 , m.m. luk’yanyuk 1 , a.v. martynyuk 1* , m.i. tsepenyuk 2 , 3 v.a. gerasimenko 1 khmelnitskyi national university, ukraine 2 ternopil national technical university. i. pulya 3 sumy national agrarian university *e-mail: av.mart@ukr.net abstract the results of the study of anhydrous carbohydrogenation influence in a smoldering discharge on the microhardness of a hardened 12xh3a steel layer depending on the propane content and pressure of the gas environment are presented in the paper. in accordance with the developed methodology of studying the influence of technological parameters of the process of carbonylation on the properties of structural materials, optimal modes of hardening of 12xh3a steel, depending on the operating conditions have been found. key words: carbohydration, microhardness, structure. introduction carbohydration in glow discharge is the process of saturation of the metal surface with nitrogen and carbon at low temperatures (from 500 °c to 600 °c). the results of studies of this process are presented in [1, 2]. in these works, the simultaneous saturation of metal with carbon and nitrogen was not considered as an independent method of surface hardening, but the effect of carbon on the structure and properties of nitrided layers during quenching in ammonia plasma with the addition of carbon containing gases was investigated. a b fig. 1. effect of the concentration of propane in the gas mixture at batr on the depth of the diffusion layer (a) and carbonitrid zone (b): 1 – technical iron; 2 – steel 40x; 3 – 38nmua steel [1] http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-6-15 mailto:av.mart@ukr.net problems of tribology 7 so, without hydrogen nitriding in a glow discharge (batr) with propane additives, a layer with a developed carbonitride surface zone is formed, which is contained in the zone of internal nitriding carbonitride mesh along the boundaries of austenitic grains. the introduction of propane into ammonia plasma decreases the rate of formation of the internal nitriding zone (fig. 1). the dependence of the thickness of the carbonitride zone [fe2-3 (nc)] on the concentration of cementitious gas, such as propane, is of extreme nature. the maximum development of the carbonitride zone is obtained with a propane content in the mixture of 8 % to 12 %. in this case, its thickness is 1.5 times greater than the depth of the nitride zone, which is obtained by nitration in ammonia plasma. with a propane content of about 40 %, the growth of the nitrided layer is suppressed, apparently due to the formation of a carbonitride or carbographic film on the surface. also, the effect of the composition of the saturating atmosphere on the wear resistance of 38hmua steel has been studied (fig. 2). fig. 2. the influence of the composition of the medium on the wear resistance of steel 38hmua, nitrided at a temperature of 520 °c (a) and 650 °c (b): 1 − 100 % nh3; 2 − 10 % nh3 + 90 % ar; 3 − 90 % nh3 + 10 % c3h8; 4 − 1,5 h (10 % nh3 + 90 % ar) + 1,5 h (90 % nh3 +10 % c3h8) [16] the wear resistance of steel nitrided at 520 c and 650 c has been investigated for 1.3 h in ammonia and in mixtures of ammonia with propane and argon. in addition, combined processes have been performed according to a two-stage scheme: in the first stage (1.5 h), an internal nitriding zone was formed on the surface of the steel during treatment in ammonia-argon (10 % ammonia + 90 % argon) plasma, and in the second stage (1, 5 h) a carbonitride zone was formed based on the  fe2-3 carbonitride (nc). as it can be seen from the graphs, the introduction into the ammonia of propane plasma, allows to further increase the wear resistance of the nitrated surface (curve 3) due to the formation of carbonitride  – phase. an additional reserve of increasing the properties of surface layers of nitrided steels is the use of combined processes: stage i the formation of the zone of internal nitriding by the mode of cathodic atomization in argon plasma (from 85 % to 95 %) and ammonia (from 5 % to 15 %); stage ii – guidance on the surface of the diffusion layer of carbonitride zone in plasma of ammonia (90 %) and propane (10 %) at optimum pressure. such modes allow to intensify saturation and provide maximum wear resistance (curve 4, fig. 2.) the technological parameters of the carbon dioxide process in the glow discharge significantly influence the physical and mechanical characteristics, structure, phase composition and wear resistance of the carbonitride layer, so studying this effect is an important task. the purpose of the research is to determine the dependence of the characteristics of the carbohydrate layer (depth, hardness, structure, phase and chemical composition) and their wear resistance on the basic parameters of the technological process (pressure, composition of the saturation medium, temperature and duration of the process). research methodology studies of the process of carbon dioxide in the glow discharge have been carried out at the experimental unit uatr 1, which provides the strengthening of both samples and industrial parts with a diameter of up to 400 mm and a length of up to 1000 mm. the studies have been carried out on steel 12xh3а. the mixtures of nitrogen and argon (75 % n2 + 25 % ar) and c3h8 propane were used as the working gases, the saturation temperature varied from 480 ºc to 600 ºc, the 8 problems of tribology pressure of the gas mixture during the diffusion saturation process from 80 pa to 400 pa, the duration of the process – 20 minutes to 240 minutes. studies have been performed on the installation of face friction [3]. the test sample has been measured at 15 points, after which the average height of the sample has been determined. the difference in height of the sample before and after the study is the linear amount of wear. the design of the sample and the counterpart to it is shown in fig. 3. fig. 3. sketch of the sample and the contour a second-order hartley plan has been used to study the effect of the technological parameters of the carbohydration process on wear resistance. research parameters for durability: medium oil industrial 20, sliding speed v = 1.24 m/s, specific load p = 4 mpa. methods of metallography, x-ray structural and chemical analyzes have been used in the study. as a result, the following characteristics of the carbohydrate layer have been determined: structure and thickness using mmp-2p, neophot-21 microscopes; microhardness using pmt-3 microhardness meter; phase composition with the use of the dron-3m x-ray device. mathematical methods of experiment planning (firstand second-order plans) and statistical methods of processing the results of experiments have been used to rationally conduct experiments and obtain reliable information. results of the studies and their discussion in order to determine the optimum amount of propane in the saturation medium and pressure in the discharge chamber, a series of technological modes of hardening of 12xh3a steel have been carried out. technological parameters of the process to form the carbide layer in the glow discharge: process temperature t = 580 °с, duration of hardening τ = 240 min, the pressure in the chamber varied from 67 pa to 333 pa, the content of propane in a saturated medium (in volume fraction) from 3 % up to 15 % (hereinafter referred to as a shortened composition of the gas mixture, for example, 15% c3h8). ar + c3h8 gas mixture. during the research of 12xh3a steel samples the dependences of the surface microhardness of the carbide layer on the technological parameters of the hardening process the pressure in the discharge chamber and the cementitious gas content have been obtained. the data of the microhardness of the hardened steel are shown in table 1. the dependences of the microhardness on the hardening parameters are shown in fig. 4. table 1 results of studies of microhardness of steels 12хн3a, strengthened in glow discharge in carbon medium mode number technological parameters of the mode microhardness of h100, mpa р, pа (mmhg) % с3н8 i, а u, v before strengthening after hardening 1 333 (2,5) 9,0 6,8 315 2420 6500 2 266 (2,0) 9,0 6,7 380 2700 7300 3 200 (1,5) 9,0 5,6 410 2850 6800 4 133 (1,0) 9,0 4,6 550 2450 5650 5 67(0,5) 9,0 3,6 970 2650 5000 6 266(2,0) 15,0 6,6 360 2600 5500 7 266(2,0) 12,0 6,5 400 2800 6700 8 266 (2,0) 9,0 6,7 380 2750 7300 9 266 (2,0) 6,0 6,1 450 2800 6250 10 266 (2,0) 3,0 6,3 420 2700 5500 problems of tribology 9 fig. 4. dependence of the microhardness of the carbide layer on the content of propane (%, c3h8) in a saturated medium and on the pressure in the discharge chamber (p, pa) previous studies of the effect of propane content in the medium and the pressure in the discharge chamber showed that for all the steels studied, there are optimal values of propane content in the saturation medium (from 8 % to 11 %) and pressure in the discharge chamber (from 230 pa to 300 pa), at which surface microhardness will be maximum (fig. 4) as the content of propane in the saturated medium increases, the surface of the samples is covered with soot, which impedes the penetration of the saturating gases into the metal surface and the formation of a hardened layer (fig. 4). in order to identify the effect of a variant of the carbohydration process on the physico-mechanical characteristics of 12xh3a steel, three variants of the process of hardening have been carried out: 1) carbon saturation (τ = 120 min, medium 88% ar + 12% c3h8) + nitrogen saturation (τ = 120 min, medium 25% ar + 75% n2); 2) nitrogen saturation (τ = 120 min, medium 25% ar + 75% n2) + carbon saturation (τ = 120 min, medium 88% ar + 12% c3h8); 3) joint saturation of the surface with nitrogen and carbon (τ = 240 min, medium 88% (ar + n2) + 12% c3h8). the process temperature and pressure in the discharge chamber in all three variants of the hardening process remained unchanged. the results of studies of surface microhardness, the thickness of the hardened layer and the thickness of the carbonitride zone of hardened steels are shown in table 2. the microstructures of steels for various variants of technological hardening processes are shown in fig. 5. table 2 characteristics of the carbohydrated layer of steels strengthened in the glow discharge depending on the variant of the process mode number options reinforcement mode brand of steel microhardness h100, mpa the thickness of the hardened layer, μm thickness carbonite zone, μm before strengthening after strengthenin g 1 τ = 120 min, 88 % ar + 12 % c3h8 τ = 120 хв, 25 % ar + 75 % n2 т = 580 °с, р = 266 па 12хн3а 2700 7800 48 20 2 τ = 120 хв, 25 % ar + 75 % n2 τ = 120 хв, 88 % ar + 12 % c3h8 т = 580 °с, р = 266 па 12хн3а 2800 8200 100 15 3 τ = 240 хв, 88 % (ar + n2) + 12 % c3h8 т = 580 °с, р = 266 па 12хн3а 2750 11000 85 8 10 problems of tribology as shown by the research, the variant of the technological process of hardening significantly affects the physical and mechanical characteristics of the strengthened layer. in all three variants of the process, the hardened layer consists of a surface carbonitrid zone and a diffusion zone of internal nitriding, but the properties of these zones in different variants of the process are different. thus, with the first steel hardening (τ = 120 min, medium (88% ar + 12% c3h8); τ = 120 min, medium (25% ar + 75% n2), t = 580 °c, p = 266 pа) the thickness of the carbonitride zone is maximal and the internal nitriding zone has a small thickness. this is explained by the fact that the carbonitride layer created on the surface of the steel in the first stage of processing performs the function of shielding the surface from penetration into the surface layer of metal by nitrogen ions (fig. 5, a). when strengthened in the second mode (τ = 120 min, medium (25% ar + 75% n2); τ = 120 min, medium (88% ar + 12% c3h8), t = 580 ° c, p = 266 pa) both carbonitridine zone and zone of internal nitriding have the greatest thickness (fig. 5, a, b), but with such strengthening in the diffusion zone carbonitrid inclusions are formed in the form of a grid, which significantly reduce the plasticity of the layer and at dynamic loads are the centers of origin of microcracks. the most optimal variant of carboazotation in the glow discharge is the simultaneous saturation of the metal surface with nitrogen and carbon (fig. 5, c). at the same time, a composite layer is formed on the surface of the steel, which consists of an external carbonitrid zone and a developed diffusion zone without separation along the grain boundaries ε phase, which increases the resistance to abrasive and adhesion wear, as well as corrosion fatigue. the thickness of the carbonitrid zone and the zone of internal nitriding, and as a consequence, the thickness of the entire hardened layer, while simultaneously saturating the surface layer with nitrogen and carbon, have a lower thickness than in stepwise strengthening, but are characterized by better physical and mechanical properties (surface hardness, surface hardness) the hardness of the layer thickness. therefore, when carbohydrated in a smoldering discharge, the option of simultaneous saturation of the surface of steels with nitrogen and carbon is taken as the main one. а b c fig. 5. microstructure of 12xh3a steel, hardened batr by different process options, ×500 to study the effect of technological parameters of the carbon dioxide process in the smoldering discharge on the microhardness, thickness, structure and phase composition of the carbonitride layer and optimize the technological parameters of the process, an experiment planning method, in particular a second-order hartley plan, has been applied. the test specimens were installed in a discharge chamber in special devices, the design of which allows, by slight replacement of some simple parts, to use them for simultaneous loading of several parts and samples, which differ in type and size. the results of the experimental studies of the microhardness and thickness of the carbohydrated layer of steel 12hn3a are shown in table 3. fig. 6 shows a diagram of the change in the microhardness of h100 samples of 12hn3a steel in depth of the carbohydrate layer at different technological modes. from these diagrams it can be seen that when carbon itriding in a glow discharge, as a rule, the highest hardness is obtained on the surface of the workpiece. this is because a carbonitride ε phase is formed on the surface of the workpiece, which consists of carbonitrides of the type fe2 (n, c), fe3 (n, c), fe4 (n, c). the carbonitride zone has high hardness, high corrosion resistance, inproblems of tribology 11 creased wear resistance. the thickness of the carbonitride zone reaches a thickness of up to 25 μm. below the carbonitrid zone is the zone of internal nitriding, which has a large thickness and is the main part of the carboh ydrate layer. the internal nitriding zone consists of a nitrogenous solid solution of the parent metal, its nitrides and nitrides of alloying elements. table 3 modes of carbohydrogenation in glow discharge and metallographic analysis data of 12xh3a steel mode number technological parameters of the process of ionic carbohydration the thickness of the hardened layer h, мкм the thickness of the carbonitride zone, мкм surface microhardness h100, мpа temperature т, с pressure р, па duration , хв propane content in the environment, % 1 570 320 185 9 145 8 8680 2 510 320 185 9 125 10 9910 3 570 160 185 3 180 18 10850 4 510 160 185 3 150 17 10040 5 570 320 75 3 165 8 7750 6 510 320 75 3 140 6 6800 7 570 160 75 9 125 14 8680 8 510 160 75 9 85 10 10830 9 480 240 130 6 90 15 10500 10 600 240 130 6 160 10 8100 11 540 80 130 6 140 5 7650 12 540 400 130 6 120 6 7580 13 540 240 20 6 100 11 11000 14 540 240 240 6 170 9 9890 15 540 240 130 0 225 0 10190 16 540 240 130 12 80 20 11540 17 540 240 130 6 130 18 11540 18 540 240 130 6 135 17 11500 19 540 240 130 6 130 18 11580 20 540 240 130 6 140 19 11560 fig. 6. diagram of change of microhardness of 12xh3a steel in depth of carbohydrated layer at different technological modes of hardening (figures on curves numbers of modes in table 3) fig. 7. dependence of the thickness of the hardened layer of steel 12xh3a on the technological parameters of carbohydration in the glow discharge thus, carbohydrogenation in a glow discharge allows to change the structure of the hardened layer by changing the technological parameters of the saturation process, and as a consequence, to change its operational properties. 12 problems of tribology the most intense increase in the thickness of the nitrided layer occurs in the initial period, especially during the first 20 min, when there is an intense absorption of nitrogen and carbon by th e surface zone, which has a large number of defects from ion bombardment during the period of ion purification. in the future, the process of increasing the thickness of the layer is slowed down. therefore, the greatest advantage of increasing the rate of formation of the diffusion layer with ionic carbohydration is achieved within the first 6 hours. as the duration of the ionic carbohydration increases, the thickness of the carbonitrid zone increases. however, the intensity of its growth is lower and has marginal values that depend on the ratio of other process parameters. the results of studies of the wear resistance of specimens of 12xh3a steel strengthened by the glow discharge method of carbotizing in different modes using the hartley 2nd order plan are shown in table 4. table 4 the amount of wear of specimens from different steels at sliding friction, strengthened by carbon dioxide in glow discharge according to the hartley plan mode number 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 the amount of wear u, μm 2 15 13 10 12,5 28 43 17 13 16 20 21 18 18,5 22 24 17 21,5 21 22 the nature of the wear curves shows that in all the experiments there is a period of working (fig. 8), which is characterized by a higher intensity of wear, and a period of normal operation with a slight intensity of wear. comparison of wear values during the working-in period and during normal operation shows that the former significantly influences the process of wear of the friction pair, and as a consequence, the durability of the parts. factors such as the structure of the surface layer, its chemical composition, surface roughness and operational parameters (specific load, velocity, environment) have a significant influence on the amount of wear during this period. by changing all these parameters, it is possible to achieve a significant reduction in the wear rate during the working period. fig. 8. kinetics of wear of the samples from 12xh3a steel, strengthened by the carbooting method (figures on curves numbers of the modes of hardening in table 4) fig. 8 shows the dependence of the wear of the samples from 12xh3a steel, from the parameters of the process of carbohydration in glow discharge. the graphs show that the reinforcement mode has an ambiguous effect on the wear process both in magnitude and in character. such dependencies show not only the degree of influence of one or another technological parameter on the tribological characterization of the surface of the hardened metal, but also allow to optimize the technological process of carbohydration according to this characteristic taking into account the real research conditions and material grade. so for the 12xh3a steel, the highest wear resistance in the conditions of the conducted studies has been recorded at carbonitriding in the glow discharge mode: t = 570 °с, p = 160 pa, τ = 185 min, the amount of propane in a saturated medium 9 % с3н8. studies have shown that the wear resistance of carbohydrate samples in some modes is much higher than that of nitrided samples. carbonitriding mode in glow discharge is of great influence on wear resistance, especially during the period of service. thus, the wear value of hardened 12xh3a steel in mode 6 in the initial working period problems of tribology 13 is 4 times larger than mode 3. with the increase of the friction path, the wear value decreased and reached a constant value at the end of the working period. in this case, the difference in the wear rate of the samples hardened according to different modes decreased and almost did not differ during the normal wear. a similar pattern of wear of the carbohydrate samples was obtained for other steels. this is explained by the fact that layers with different phase composition, hardness, plasticity and other physical and mechanical properties are formed on the surface of the specimens by hardening by the method of carbohydration in the glow discharge. with their optimal ratio for these conditions of wear we get the minimum intensity of wear of the friction pair both during the period of working out and during the period of normal wear. as the secondary structures (вc) that screen the friction surface are formed, the intensity of wear and tear decreases and, upon completion, becomes minimal, which is characteristic of the period of normal wear. а р: 1 – 80 mpa; 2 – 160 mpa; 3 – 240 mpa; 4 – 320 mpa; 5 – 400 mpa b τ: 1 – 20 min; 2 – 75 min; 3 – 130 min; 4 – 185 min; 5 – 240 min c t: 1 – 480 о с; 2 – 510 о с; 3 – 540 о с; 4 – 570 о с; 5 – 600 о с d % c3h8: 1 – 0 %; 2 – 3 %; 3 – 6 %; 4 – 9 %; 5 – 12 % fig. 9. influence of parameters of technological process of carbotation on wear resistance of 12хн3а steel secondary structures are a new phase that is spontaneously formed by friction as a result of the interaction of the surface layers of solids, lubricants and the gas environment. secondary structures are characterized by friction and strength properties that normalize friction and wear. thin films of secondary structures differ from starting materials in composition, structure, properties. sun formation is a thermodynamic act of passivation of friction-activated solids. the secondary structures formed during the friction process protect the starting material from mechanical and physical and chemical destruction. external mechanical factors acting on the friction surface lead to the destruction of the shielding phase, but at the same time, these factors and the associated processes of transfer of the substance from the environment ensure its regeneration. in the normal friction range, the processes of formation and destruction of aircraft films are in dynamic equilibrium and are automatically regulated. secondary structures are of two main types and have a large range of intermediate states: type i solid oxidizing solutions in materials; type ii chemical compounds of materials with non-stoichiometric oxidants. 14 problems of tribology for both types of aircraft common are their surface localization, dislocation structure, ability to min imize friction and wear and eliminate unacceptable grasping processes, fatigue. but at the same time there are considerable differences between the types of secondary structures: while the sun type i have the properties of excessive plasticity, the structures of type ii are characterized by less plasticity, increased fragility and greater strength; on the submicrometer of the friction surface, the coverings of the sun of the first and second types differ sharply: the friction surfaces covered by the sun films of the first type are geometrically homogeneous and the surfaces covered by the films of the second type are heterogeneous; adsorption characteristics differ sharply: the surfaces that are covered with type i have a low wetting of lubricants, and the surface of type ii is increased. changing the mode of the carbohydration process, it is possible to form an optimal micro relief on the friction surface, which corresponds to the state of the surface layers in the process of formation of secondary structures types i and ii, the totality of which in these operating conditions has a significant impact on the fastest formation of secondary structures and minimal wear of the friction surfaces as in working-in period and during normal wear and tear. fig. 10 presents the results of complex studies of the influence of the main technological factors on the durability of 12xh3a steel, using the design of experiments (hartley plan, table 4), which allow to determine the optimal technological modes of carbohydration in the smoldering discharge to ensure the maximum durability of the studied steels. these modes are: for 12xh3a steel: temperature of carboxygenation 540 ºс, pressure 400 pa, duration of saturation 240 min, content of propane 12 %. fig. 10. dependence of wear of 12хн3a steel on the technological parameters of carbohydration in glow discharge the analysis of the obtained dependences shows that the increased hardness of the material does not always have a positive effect on its durability. the values of the technological parameters of the hardening process, which provide the maximum microhardness of the surface and the thickness of the hardened layer do not always coincide with the values of the technological parameters of the process according to the criterion of maximum wear resistance. the amount of wear of the friction surfaces depends not only on the process parameters but also on the operating conditions (friction surface pressure, sliding speed and environment). therefore, in order to improve the wear resistance of friction pairs for different materials and modes of carbohydration in the glow discharge, it is necessary to find the optimal values of the process parameters depending on the friction operating conditions. conclusions plasma discharge carbohydration technology has been developed in anhydrous media, one of the advantages of which is the controllability of technological parameters of the process in order to achieve the optimum physical and mechanical properties of the strengthened materials and, as a consequence, to increase their operational characteristics. a technique for studying the influence of technological parameters of the carbohydration process on the properties of structural materials has been developed, which allows to find the optimal modes of hardening depending on the operating conditions. the durability studies of specimens of 12xh3a steel strengthened by the method of carboazotation in the smoldering discharge using mathematical methods of experiment planning have been carried out. the paproblems of tribology 15 rameters of the technological process of hardening (temperature, pressure, composition of the saturation medium, the duration of the process) affect the wear resistance over a wide range and allow you to optimize the pr ocess by the criterion of maximum wear resistance. references 1. lahtin yu.m., kogan ya.d., shaposhnikov v.n. reguliruemye processy azotirovaniya v tleyushem razryade. v kn. progressivnye metody himiko-termicheskoj obrabotki. m. mashinostroenie, 1979. 184 s. 2. arzamasov b.n., bratuhin a.g., eliseev yu.s., panajoti t.a. ionnaya himiko–termicheskaya obrabotka splavov. m. izd−vo mgtu im. n.e.baumana, 1999. 400 s. 3. polyak m.s. tehnologiya uprochneniya. m. mashinostroenie, 1995. 832 s. 4. stechishina n.m, lyuhovec v.v., stechishin m.s. vpliv tehnologichnih parametriv karboazotuvannya na znosostijkist stali 45. problemi tertya ta znoshuvannya. k.: nau, 2019, №3(84). s.76-82. 5. stechishin m.s., luk’yanyuk m.m., luk’yanyuk m.v. modelyuvannya tribosistemi pri bezvodnevomu azotuvanni v tliyuchomu rozryadi. k. nau, 2019, 2019, №3(84). s. 97-10. скиба м.є., стечишин м.с., лук’янюк м.в., мартинюк а.в., цепенюк м.і. зносостійкість та фізико-хімічні властивості карбоазотованої сталі 12хн3а. у роботі приведено результати дослідження впливу безводневого карбоазотування в тліючому розряді на мікротвердість зміцненого шару сталі 12хн3а залежно від вмісту пропану та тиску газового середовища. відповідно до розробленої методики дослідження впливу технологічних параметрів процесу карбоазотування на властивості конструкційних матеріалів, знайдено оптимальні режими зміцнення сталі 12хн3а залежно від умов експлуатації. ключові слова: карбоазотування, мікротвердість, структура. оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 82 посонський с.ф., бабак о.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: p.sf@ukr.net оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних машин зі сталі л53 удк 621.762.04 розглянуто вплив складу ґрунту на зношування робочих органів ґрунтообробних машин (рогм). проаналізовано, що найбільшому зносу піддаються рогм при роботі на важких суглинистих і піщано-щебенистих ґрунтах, що потребують високої твердості поверхні рогм. в більшості випадків зношені поверхні піддаються відновленню. широкими можливостями в цьому плані володіє індукційне наплавлення композиційними порошками, склад яких суттєво впливає на характеристики рогм. досліджено вплив технологічних параметрів процесу індукційного наплавлення композиційним порошком для лемешів виготовлених зі сталі л53 з отриманням оптимальних параметрів відновлення по максимальній твердості наплавленого шару. ключові слова: зносостійкість, твердість, флюсо-легуючий порошок, технологічні параметри відновлення, факторний експеримент, оптимальні параметри. вступ виконання вимог до обробки ґрунту в істотному ступені залежить від параметрів і стану робочих органів ґрунтообробних машин (рогм), підвищення довговічності і відновлення яких є важливим завданням апк україни. це пов’язано зі специфічними умовами їхньої експлуатації, адже вони працюють в умовах абразивного та корозійного активного середовища при значних статичних і динамічних навантаженях, що призводить до швидкого зношування (ресурс від 5 до 10 га) та величезних масштабів виробництва (мільйони штук) [1-3]. на інтенсивність зношування рогм (леміш, лапи культиваторів, диски лущильників, ножіботворізи та інші) суттєво впливає тип оброблюваного ґрунту, його гранулометричний склад, напружено-деформований стан та матеріал самого рогм [4]. так, наприклад, аналіз досліджень зношування плужних лемешів при обробці різних ґрунтів (рис.1) дозволяє визначити, що найбільшому зносу піддаються лемеші при роботі на важких суглинистих і піщано-щебенистих ґрунтах, найменшому – на вилужених глинистих чорноземах. 0,6 0,465 0,4 0,333 0,206 1,47 1,2 0,83 0,583 0,367 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1 2 3 4 5 ряд1 ряд2 рис. 1 – інтенсивність зношування лемешів на різних ґрунтах: ряд 1 – носової частини; ряд 2 – середини леза; 1 – піщано-щебенистих; 2 – важких суглинних; 3 – лісових, середніх суглинних, солонцюватих; 4 – підзолистих, глинистомулуватих; 5 – вилужених глинистих чорноземах численні випробування серійних деталей вітчизняних плужних корпусів показують, що середнє напрацювання на відмову лемешів п-702 (пнчс) в залежності від видів ґрунтів та їх фізичного стану коливаються від 5 до 20 га, грудей відвалів – від 10 до 100 га, крил відвалів – від 40 до 270 га, польових дошок – від 20 до 60 га. обмежений ресурс мають робочі органи та інших ґрунтообробних машин: диски лущильників і дискових борін – 8-20 га [5]. мета і постановка задачі оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 83 метою даної роботи є: методом планування факторного експерименту встановити оптимальні технологічні параметри процесу наплавлення композиційним порошком робочих органів ґрунтообробних машин виготовлених зі сталі л53. однією з важливих задач при відновленні є забезпечення відповідних характеристик відновленої деталі. аналіз досліджень і публікацій однією з найважливіших проблем сільськогосподарського машинобудування є підвищення довговічності робочих органів ґрунтообробних машин. недостатня надійність сільськогосподарських машин викликає значні витрати запасних частин, що підвищує витрати на їх експлуатацію і ремонт. результати аналізу зносу по культиваторним лапам показують, що 84 % лап, маючи граничний знос, можуть бути спрямовані на відновлення. така ж ситуація спостерігається і по лемешам, включаючи закордонні марки. суттєва роль у забезпеченні ресурсу ґрунтообробних машин приділяється розробці і застосуванню прогресивних технологічних процесів, що дозволяють значно покращити якісні показники відновлюваних елементів рогм. у підвищенні надійності і довговічності робочих органів машин значна роль належить зміцнюючим технологіям робочих поверхонь відповідальних деталей [6]. основне завдання при відновленні рогм полягає у виборі ефективної технології, що дозволяє відновити не тільки задані геометричні параметри, але і забезпечити їх високу зносостійкість. ресурс лемеша визначається швидкістю затуплення і міцністю матеріалу леза. ширина потиличної фаски на ньому не менше 2,5 мм є основним критерієм передчасної вибраковки. відомо кілька способів зміцнення і відновлення ґрунтообробних робочих органів: заточка, відтяжка, загартування, газоплазмове наплавлення зносостійкими порошками, індукційне наплавлення та інші [5, 7]. для збільшення ресурсу робочих органів розроблено ряд нових технологій. застосовувана технологія відновлення повинна забезпечувати створення запасу надійності технологічного процесу відновлення. питаннями підвищення довговічності рогм займалося багато вчених: бернштейн д.б., вінокуров в.н., голубєв і.г., єрохин м.н., михальченков a.m., новіков b.c., рабінович а.ш., розенбаум а. н., сідоров с.а., тененбаум м.м., ткачев у.р, хрущев м.м. й інші. основним напрямком цих досліджень є застосування методів підвищення зносостійкості при виготовленні, експлуатації та розробка технологій відновлення. відновлення зводиться, як правило, до заплавки зношених елементів спеціальними електродними матеріалами, що забезпечують достатню зносостійкість поверхні, без можливості появи інших дефектів у процесі роботи. широкими можливостями в цьому плані володіє індукційне наплавлення композиційними порошками [6-8]. наплавлення здійснюється шихтою, до складу якої входять порошок присадочного матеріалу, порошкоподібний флюс і добавки. наплавлення зносостійкого матеріалу може бути реалізована лише в тому випадку, якщо флюс буде відповідати певним вимогам. найважливішими, з яких є забезпечення надійного захисту рідкого металу від навколишнього середовища без зміни хімічного складу наплавленого матеріалу, певна температура плавлення та ін. так, авторами роботи [8] запропоновано відновлення лемешів плугів зі сталі л53 порошковою композицією, що складається з флюсолегуючого порошку (пфл), основу якого склали відходи шліфування сталей р6м5 і р18 та наплавочного порошку пгс-27. після відновлюваного відпалу і сортування відходи шліфування ретельно змішували із флюсуючими компонентами, здрібненими до ультра дисперсного стану. результати досліджень механічні і технологічні властивості матеріалу як нової, так і відновленої деталі залежать від його структури. для виготовлення рогм заводи використовують сталь л53 (для лемешів) і ст-65г (для дисків і лап). хімічний склад сталі л53 наведено в табл. 1. лемеші із даної сталі піддають гартуванню нагріванням лемеша до температури 780-820 °c з наступним охолодженням в теплій підсоленій воді протягом 4-6 с. після гартування виконують відпуск нагріваючи його до температури 350 °c з охолодженням на повітрі, що запобігає утворенню тріщин. таблиця 1 хімічний склад сталі л53 вміст компонентів, % с mn si s p 0,47-0,57 0,50-0,80 0,15-0,35 0,05 0,04 оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 84 зношену поверхню лемеша планується відновлювати методом індукційного наплавлення високолегованими порошками (влп). в якості наплавочного матеріалу планується застосувати наплавочну композицію пгс-27+пфл. хімічний склад гранульованого порошку пгс-27 наведено в табл. 2. клас гранулометричного складу – середній. таблиця 2 хімічний склад порошку пгс-27 елемент fe cr ni mo w c si mn к-сть, % основа 28 2,51 0,31 0,4 3,95 1,18 0,8 для відновлення лемешів індукційним наплавленням застосовують наступні режими. нагрівання шихти і леза здійснюється струмами високої частоти 50...100 кгц. час нагріву при зазначеному інтервалі частоти дорівнює 1,5...6 хв. глибина прогріву досягає 5 мм. схема індукційного наплавлення лемеша представлена на рис. 2. 3 3 1 2 3 4 3 3 1 2 3 4 рис. 2 – схема індукційного наплавлення порошкоподібною композицією: 1 – охолоджуюча рідина; 2 – відновлювана деталь; 3 – шихта; 4 – індуктор одновитковий після наплавлення поверхню леза вирівнюють на заточувальному верстаті. за критерій зміцнення для відпрацювання технологічних параметрів наплавлення композицією пгс27+пфл приймалось збільшення твердості, яке контролювалось після завершення процесу відновлення. серед найбільш впливових технологічних параметрів процесу були прийняті: вміст порошку пгс-27, швидкість наплавлення та товщина наплавленого шару. для встановлення оптимальних значень вказаних параметрів за критерієм максимальної твердості наплавленого шару був використаний метод центрального композиційного рототабельного уніформпланування експерименту [9]. до рівнів факторів з повно-факторного експерименту додаються ще два значення «зіркових» точок (+1,68; – 1,68) дослідів. модель трьох факторного експерименту має вигляд [9]:   3293182172363522423212110321 ,, xxbxxbxxbxbxbxbxbxbxbbxxxy  . (1) де y – параметр оптимізації (в нашому випадку твердість наплавленого шару); 321 ,, xxx – змінні фактори, від яких залежить параметр оптимізації і які можливо змінювати під час експерименту; ib – коефіцієнти рівняння регресії. рівні факторів ті інтервали варіювання наведена в табл. 3, а матриця планування – в табл. 4. таблиця 3 рівні факторів ті інтервали варіювання рівні фактори інтервал +1,68 +1 0 -1 -1,68 1x – вміст пгс, % 6 90 86 80 74 70 2x – товщина шару, мм 0,5 4,84 4,5 4 3,5 3,16 3x – швидкість, м/год 1 8,2 7,5 6,5 5,5 4,8 стовбці 321 ,, xxx створюють матрицю плану. ці стовбці задають планування, по ним безпосередньо визначаються умови дослідів. обробку даних експерименту та пошук оптимальних значень вико оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 85 нано в програмному пакету демо версії «statistica 6.0». за допомогою модуля «design analysis of experiments» (експериментальний проект) даної програми визначено вплив кожного з факторів на твердість поверхні та отримані оптимальні значення факторів, при яких забезпечується максимальна твердість поверхні. таблиця 4 матриця планування та результати досліджень експерименту № вміст пгс, % товщина, мм швидкість, м/год твердість, hrc 1 -1 74 -1 3,5 -1 5,5 51 2 -1 74 -1 3,5 1 7,5 52 3 -1 74 1 4,5 -1 5,5 53 4 -1 74 1 4,5 1 7,5 54 5 1 86 -1 3,5 -1 5,5 55 6 1 86 -1 3,5 1 7,5 55 7 1 86 1 4,5 -1 5,5 56 8 1 86 1 4,5 1 7,5 57 9 -1,68 70 0 4 0 6,5 52 10 1,68 90 0 4 0 6,5 56 11 0 80 -1,68 3,16 0 6,5 54 12 0 80 1,68 4,84 0 6,5 55 13 0 80 0 4 -1,68 8,2 54 14 0 80 0 4 1,68 4,8 52 15 (c) 0 80 0 4 0 6,5 56 16 (c) 0 80 0 4 0 6,5 56 в результаті обробки даних експерименту отримане рівняння залежності твердості наплавленого шару від технологічних параметрів:   323121 2 33 2 22 2 11321 25,0021,0042,0945,042,13 738,1887,16017,03,3169,167,, xxxxxxxx xxxxxxxhrc   . (2) діаграма значимості коефіцієнтів регресії наведена на рис. 3. як видно з діаграми, найбільш суттєво на твердість наплавленого шару впливає вміст порошку пгс у наплавочній композиції, менший вплив мають швидкість наплавлення та товщина шару. враховуючи, що коефіцієнти 9876 ,,, bbbb не значимі (рис. 3) рівняння спроститься до наступного вигляду:   3222211321 42,13738,1887,16017,03,3169,167,, xxxxxxxxhrc  . (3) рис. 3 – значимість коефіцієнтів регресії аналізуючи вплив технологічних параметрів наплавлення (рис. 4.) з врахуванням рівняння регресії (3) приходимо до висновку, що найбільше значення твердості наплавленого шару 56,879 hrc до оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 86 сягається при наступних параметрах індукційного наплавлення: вміст пгс-27 складає 85 %, товщина наплавленого шару 4,4 мм, швидкість наплавлення 6,5 м/год. рис. 4 – визначення оптимальних факторів наплавлення поверхні відгуків (твердості) зображено на рис. 5 з послідовним блокуванням кожного з оптимальних факторів. вміст пгс 85 % товщина шару 4,4 мм швидкість наплавлення 6,5 м/год рис. 5 – поверхні твердості наплавленого шару в залежності від параметрів висновки методом математичного планування експерименту отримано оптимальні, за критерієм максимальної твердості поверхневого шару (56 hrc), параметри індукційного наплавлення лемешу плугу зі сталі л53 композиційним порошком. оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 87 керування складом наплавочної композиції пгс-27+пфл дозволяє забезпечити різні механічні і технологічні властивості наплавленого шару. література 1. пашечко м.і. нанесення евтектичних покриттів при зміцненні та відновлюванні робочих органів сільськогосподарських машин наплавленням наморожуванням. / м.і пашечко, м.і. денисенко // проблеми трибології 2010. – № 3. – с. 71-75. 2. бернштейн д.б. лемехи плугов. анализ конструкций, условий изнашивания и применяемых материалов / д.б. бернштейн, и.в. лискин // сельскохозяйственные машины и орудия: обзорн. информ. сер. 2. – м.: цнии-тэитракторосельхозмаш. – 1992. – 35 с. 3. винокуров, в.н. исследование, разработка и внедрение в производство самозатачивающихся рабочих органов почвообрабатывающих машин и орудий: монография / в.н. винокуров. – м.: гоу впо мгул. – 2009. – 311 с. 4. аулін в.в. динаміка зміни напруженого та зносного стану ре рогм при різних варіантах зміцнення. / в.в. аулін, в.м. бобрицький, а.а. тихий // проблеми трибології 2010. – № 3. – с. 54-59. 5. вишневский а.а. технология изготовления наплавленных дисковых ножей / а.а. вишневский, ю.а. костылев, д. д. остров // наплавка деталей металлургического и горного оборудования: реф. сб. – м.: нииинформтяжмаш. – 1978. – с. 15-18. 6. боль а.а. индукционная наплавка деталей в сельскохозяйственном машиностроении / а.а. боль, с.п. лесков // наплавка. опыт и эффективность применения. – киев: иэс им. е. о. патона, 1985. – с. 72-75. 7. пулька ч.в. наплавка робочих узлов почвообрабатывающей и уборочной сельскохозяйственной техники (обзор) / ч.в. пулька // автомат. сварка. – 2003. – № 8. – с. 11-36. 8. кидалов н. а., повышение ресурса деталей «лемех плуга» и «лапа культиватора» путем наплавки в литейной форме. / н.а. кидалов, ю.в. гребнев, в.ф. жаркова, и.а. илларионова, м.с. буссов // известия волггеу. – 2005. – с. 138-140. 9. диха о.в. дискретне зміцнення та зносостійкість циліндричних трибосистем ковзання : монографія / о.в. диха, р.в. сорокатий, с.ф. посонський, м.о. диха. – хмельницький: хну, 2016. – 197 с. поступила в редакцію 20.09.2017 оптимізація технологічних параметрів індукційного наплавлення композиційним порошком робочих органів грунтообробних… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 88 posonskyi s.f., babak о.p. optimization of technological parameters of induction surfacing by composite powder of made from l53 steel working units of the soil-processing machines the influence of soil composition on the wear of soil-processing machines’ working units is investigated. the working units of soil-processing machines are subjected to the greatest deterioration when working on heavy loamy and sandy-gravel soils that require high hardness of soil-processing machines’ working units’ surface. numerous tests of serial details of domestic plow cases show that the average failure rate, depending on the types of soils and their physical state, varies from 5 to 20 hectares. a number of new technologies have been developed to increase the resource of working bodies. applicable technology of restoration should provide the creation of a reliability reserve of recovery technological process. the induction surfacing with composite powders, the composition of which greatly affects the characteristics of soil-processing machines’ working units, possesses wide possibilities. the influence of technological parameters of the process of induction surfacing with composite powder for plaque made of steel л53 with obtaining the optimal restoration parameters on the maximum hardness of the deposited layer is investigated. by the method of mathematical planning of the experiment, the optimum parameters of induction surfacing of the plow from the steel л53 with composite powder were obtained, which were based on the criterion of maximum hardness of the surface layer (56 hrc). managing the composition of the пгс-27+пфл surfacing composition allows providing various mechanical and technological properties of the surfaced layer. keywords: wear resistance, hardness, flux-doping powder, technological parameters of recovery, factor experiment, optimal parameters. references 1. pashechko m.i. nanesennya evtektychnykh pokryttiv pry zmitsnenni ta vidnovlyuvanni robochykh organiv silskogospodarskykh mashyn naplavlennyam namorozhuvannyam. / m.i pashechko, m.i. denysenko // problemy trybologiyi 2010. – # 3. – s. 71-75. 2. bernshtein d.b. lemekhi plugov. analiz konstruktsiy, usloviy iznashyvaniya i primenyaemykh materialov/ d.b. bernshtein, i.v. liskin // selskokhozyaistvennye mashiny i orudiya: obzorn. inform. ser. 2. – m.: tsnii`-tei-itraktoroselkhozmash. – 1992. – 35 s. 3. vinokurov, v.n. issledovaniye, razrabotka i vnedreniye v proizvodstvo samozatachivayushchikhsya rabochikh organov pochvoobrabatyvayushchikh mashin i orudiy: monografiya / v.n. vinokurov. – m.: gou vpo mgul. – 2009. – 311 s. 4. aulin v.v. dynamika zminy napruzhenogo ta znosnogo stanu re rogm pry riznykh variantakh zmitsnennya. / v.v. aulin, v.m. bobrytskyi, a.a. tykhyi // problemy trybologiyi 2010. – # 3. – s. 54-59. 5. vishnevskiy a.a. tekhnologiya izghotovleniya naplavlennykh diskovykh nozhei / a.a. vishnevskiy, yu.a. kostylev, d. d. ostrov // naplavka detalei metallurgicheskogo i gornogo oborudovaniya: ref. sb. – m.: niiinformtiazhmash. – 1978. – s. 15-18. 6. bol a.a. induktsionnaya naplavka detalei v selskokhoziaistvennom mashynostroenii / a.a. bol, s.p. leskov // naplavka. opyt i effektivnost primeneniya. – kiev: ies im. e. o. patona, 1985. – s. 72-75. 7. pul’ka ch.v. naplavka robochikh uzlov pochvoobrabatyvayushchei i uborochnoi selsko-khoziaistvennoi tekhniki (obzor) / ch.v. pul’ka // avtomat. svarka. – 2003. – № 8. – s. 11-36. 8. kidalov n. a., povysheniye resursa detalei «lemekh pluga» i «lapa kultivatora» putem naplavky v liteinoi forme. / n.a. kidalov, yu.v. hrebnev, v.f. zharkova, i.a. illarionova, m.s. bussov // izvestiya volhheu. – 2005. – s. 138140. 9. dykha o.v. dyskretne zmitsnennya ta znosostiykist tsylindrychnykh trybosystem kovzannia : monografiya / o.v. dykha, r.v. sorokatyi, s.f. posonskyi, m.o. dykha. – khmelnytskyi: khnu, 2016. – 197 s. 20_hlopenko.doc экспериментальные исследования упорного подшипника при торцовых биениях гребня и осевых колебаниях вала … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 124 хлопенко н.я., сидорика и.н. национальный университет кораблестроения им. адмирала макарова, г. николаев, украина экспериментальные исследования упорного подшипника при торцовых биениях гребня и осевых колебаниях вала по отношению к корпусу введение в работах [1, 2] разработан метод расчета несущей способности главного упорного подшипника судовой дизель-редукторной установки при торцовых биениях гребня и вынужденных осевых колебаниях валопровода. целью настоящей работы является экспериментальное определение рабочих характеристик и проверка достоверности метода расчета несущей способности упорного подшипника при торцовых биениях гребня и осевых колебаниях. экспериментальные исследования проводились на стенде [3]. в этом стенде корпус подшипника, способный перемещаться в осевом направлении вместо вала, вовлекался в колебательное движение под действием длительного осевого гармонического воздействия. это воздействие, имитирующее регулярную динамическую составляющую упора гребного винта, создавалось вибратором вибростенда вэдс200а при помощи специально изготовленного рычажного приспособления. непрерывные измерения рабочих параметров подшипника проводились автоматизированным измерительным комплексом [4]. в процессе экспериментальных исследований измеряли частоту вращения гребня, толщину масляной пленки под точкой опоры подушки и контролировали ее температуру на входной и выходной кромках одной из шести одинаковых подушек, шарнирно опертых на тонкое подкладное кольцо. гармоническую нагрузку, приложенную к подвижному корпусу подшипника (см.[1]), определяли по результатам измерения деформаций пружин рычажного приспособления. опыты проводились в условиях ламинарного течения смазки в несущих зазорах между гребнем и подушками, характерного для гуп судовых валопроводов. в результате проведенных экспериментальных исследований получено хорошее совпадение теории и опытов. расхождение между теоретическими и экспериментальными данными толщины масляной пленки под точкой опоры подушки не превышает 17 % и находится в пределах погрешности измерений, не превышающей 18 %. общий вид экспериментальной установки и продольный разрез головки с рычажным приспособлением и вибратором общий вид экспериментальной установки представлен на рис. 1, а, а продольный разрез головки с рычажным приспособлением на рис. 1, б. а б рис. 1 – общий вид экспериментальной установки (а) и продольный разрез головки (б) с рычажным приспособлением и вибратором экспериментальная установка состоит из экспериментальной головки 1, опорно-упорного узла 2, электродвигателя постоянного тока независимого возбуждения мощностью 40 квт (на рис. 1 не показан), смонтированных на фундаменте 3, гидравлического нагружающего устройства, циркуляционной системы смазки, электродинамического нагружающего устройства, аппаратуры, датчиков и приборов. гидpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования упорного подшипника при торцовых биениях гребня и осевых колебаниях вала … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 125 равлическое нагружающее устройство создает необходимую статическую нагрузку на испытуемый подшипник, а электродинамическое нагружающее устройство – дополнительное гармоническое воздействие. опорно-упорный узел обеспечивает удержание вала, соединенного с якорем электродвигателя, и предотвращает осевое перемещение гребня, жестко связанного с этим валом, при его нагружении. продольный разрез экспериментальной головки показан на рис. 1, б. она представляет собой гидроцилиндр со встроенным упорным подшипником скольжения. гидроцилиндр состоит из корпуса 10 и поршня 11 со штоком 12. корпус гидроцилиндра с помощью фланца прикреплен к опорно-упорному узлу (рис. 1, а). рабочая полость гидроцилиндра сообщается с помощью медной трубки с цилиндрической полостью поршневого насоса 4, образующего с гидроцилиндром гидравлическое нагружающее устройство. поршневой насос 4 приводится в движение при помощи рукоятки 8. упорный подшипник скольжения состоит из корпуса 18, гребня 22 и шести подушек 20, шарнирно опертых на тонкое подкладное кольцо 19. в одной из шести подушек встроен индуктивный трансформаторный датчик для измерения толщины масляной пленки под точкой опоры подушки [3]. электродинамическое нагружающее устройство (рис. 1, б) состоит из рычажного приспособления и вибростенда вэдс 200а (поз.5, 6 на рис. 1, а). рычажное приспособление (рис. 1, б) выполнено в виде г-образного рычага 16 с цилиндрическим шарниром 13 с двумя шарикоподшипниками, посаженными по напряженной посадке на ось, концы которой жестко прикреплены к фундаменту. рычаг 16 с одного конца связан при помощи пружин 17 со штоком 12 поршня 11 гидроцилиндра, а с другого конца – при помощи пружины 14 со столом вибратора 15 вибростенда вэдс-200а. пуск электродвигателя осуществляется сварочным трансформатором вду-504 (поз. 7 на рис. 1, а). ток обмотки возбуждения регулируется реостатом 9. поверка, расположение, установка и тарировка датчиков контрольно-измерительные приборы и датчики, предназначенные для задания нагрузки на подшипник и измерений амплитуды торцовых биений гребня, перекоса корпуса, частоты вращения вала, толщины масляной пленки и ее температур на входной и выходной кромках подушки, входят в состав экспериментальной установки [3]. их поверка, расположение и установка подробно описаны в работах [3, 4]. для определения гармонической осевой нагрузки на подшипник, создаваемой вибратором, использовались два пьезоэлектрических преобразователя д14 с коэффициентами преобразований 1,62 мвс2/м каждый. рис. 2 – расположение пьезоэлектрических преобразователей: 1 шток гидроцилиндра; 2 – г-образный рычаг, 3, 4 – датчики д14 поверка действительных значений коэффициентов преобразования этих датчиков проводилась в соответствии с гост 8.246-77. согласно этому стандарту преобразователи д14 и эталонный датчик д13 крепились к столу вибратора вибростенда вэдс-200а при помощи шпилек. на базовой частоте гц1000 измерялись напряжения с датчиков д14 и д13. по этим напряжениям рассчитывались коэффициенты преобразований датчиков д14, значения которых не более чем на 3 % отличались от паспортных данных. расположение пьезоэлектрических преобразователей д14 показано на рис.2. один из них (поз.3) закреплен на шпильке к плоскому торцу штока 1 поршня гидроцилиндра, а другой (поз.4) прикреплен шпилькой к концу рычага 2 электродинамического нагружающего устройства на наименьшем расстоянии от первого датчика. при этом плоскости прилегания торца штока и рычага к датчикам шлифовались не ниже чем по девятому классу чистоты. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования упорного подшипника при торцовых биениях гребня и осевых колебаниях вала … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 126 пьезоэлектрические преобразователи д14 подключались к автоматизированному измерительному комплексу [4]. данный измерительный комплекс производит непрерывные измерения истинных значений электрических сигналов с визуализацией на экран монитора персонального компьютера. проверку тарировочной кривой [см.3] трансформаторного датчика проводили в масле м63/12г при его подключении к автоматизированному измерительному комплексу. отклонений от этой кривой не наблюдалось. методика проведения опытов экспериментальные исследования упорного подшипника скольжения с самоустанавливающимися подушками, опертыми на тонкое подкладное кольцо, проводятся на установившемся режиме работы по методике [3], состоящей из следующей последовательности действий: 1. перед началом опытов измеряется амплитуда торцовых биений рабочей поверхности гребня, точно так же, как и в работе [3]. 2. проводятся опыты по определению перекоса корпуса, как и в работе [3]. 3. производятся измерения амплитуд ускорений штока поршня гидроцилиндра и конца г-образного рычага электродинамического нагружающего устройства и рассчитывается амплитуда динамической нагрузки на подшипник по формуле: β−+ ω = cos2 2 21 2 2 2 12 uuuu k c р в дин , где 21 ñññ += – суммарная жесткость пружин, причем == 21 ññ (100 ± 10) кн/м (определена экспериментальным путем на прессе марки fp 10/1); 1u , 2u – амплитуды напряжений датчиков ускорений; β – угол сдвига фаз между гармоническими сигналами с датчиков ускорений; k – коэффициент преобразования датчиков д14, равный 1,62 мвс2/м; вω – угловая частота вынужденных колебаний, возбуждаемых вибратором. 4. снимаются осциллограммы электрических сигналов с датчиков частоты вращения гребня, толщины и температур масляной пленки. после окончания опытов производится контрольная проверка амплитуды торцовых биений гребня. обсуждение результатов экспериментальные исследования проводились на установившемся режиме работы подшипника при статической нагрузке 3,5 кн, перекосе корпуса 35 мкм на наружном радиусе подушек 6,4 см, амплитуде торцовых биений гребня 60 мкм на диаметре окружности рабочей поверхности гребня 22 см и частоте вынужденных колебаний стола вибратора около 20 гц. регулировка перекоса корпуса [3] осуществлялась таким образом, чтобы линия перекоса проходила под точкой опоры наиболее статически нагруженной подушки с трансформаторным датчиком. в качестве смазки служило маловязкое масло м63/12г, кинематическая вязкость которого приведена в [3]. на рис.3 представлены осциллограммы электрических сигналов индуктивного датчика частоты вращения вала (сигнал ωu ), пьезоэлектрических преобразователей д14 (сигналы 1u и 2u ), трансформаторного датчика (сигнал пu ) и хромель-копелевых термопар (сигналы tu на входе 1 и выходе 2 масла из несущего зазора между гребнем и подушкой). они получены при температуре окружающей среды 21 °c. расшифровка этих осциллограмм позволила установить, что на установившемся режиме работы подшипника частота вращения гребня составляет около 300 об/мин. амплитудное значение нагрузки динр на подушки оказалось равным 0,55 кн, а величина угла сдвига фаз между гармоническими сигналами 1u и 2u составила 150°. температура масляной пленки на входе в смазочный слой определялась с точностью до 1 °c и составила около 43 °c, а ее перегрев оказался равным около 9 °c. это значение перегрева с точностью до 1 °c совпадает с расчетным значением 8,2 °c, полученным численно с привлечением работы [4]. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования упорного подшипника при торцовых биениях гребня и осевых колебаниях вала … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 127 рис. 3 – осциллограммы электрических сигналов: uω(t) – датчика частоты вращения вала; u1(t), u2(t) – датчиков ускорений д14; uп(t) – датчика толщины масляной пленки; uт(t) – датчика температуры масла на входе (1) и выходе (2) в смазочный слой на рис.4 приведены экспериментальные (сплошная линия) значения толщины h масляной пленки под точкой опоры подушки от времени t с доверительными интервалами 1 и 2, соответствующие осциллограмме ( )tu п на рис. 3. там же представлены теоретические значения (штриховая линия) толщин масляной пленки, вычисленные по формулам работы [1]. при расчетах коэффициент жесткости подкладного кольца под точкой опоры подушки принимался равным 0,69 мн/м [3], а масса корпуса упорного подшипника с подушками и поршнем гидроцилиндра определялась взвешиванием и составила около 37,5 кг. сопротивлением, препятствующим перемещению корпуса подшипника и поршня гидроцилиндра, пренебрегали по сравнению с гидравлическим сопротивлением, препятствующим выдавливанию масляных пленок с несущих зазоров между гребнем и подушками. рис. 4 – экспериментальные (сплошная линия) и теоретические (штриховая линия) зависимости толщины h масляной пленки под точкой опоры подушки от угла поворота вала ωt: 1, 2 − границы доверительного интервала, обусловленные погрешностью тарировки pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com экспериментальные исследования упорного подшипника при торцовых биениях гребня и осевых колебаниях вала … проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 128 из представленных на рис. 4 кривых видно, что теоретические значения толщины масляной пленки под точкой опоры подушки расположены в доверительном интервале погрешности измерений, не превышающей 18 %. обе кривые носят регулярный характер и по форме близки друг к другу. таким образом, проведенные экспериментальные исследования подтверждают достоверность разработанного нами метода расчета несущей способности упорного подшипника скольжения при торцовых биениях гребня, перекосе корпуса и вынужденных осевых колебаниях вала. общие выводы 1. усовершенствован стенд для экспериментальных исследований и отработки упорных подшипников скольжения при торцовых биениях гребня, перекосе корпуса и вынужденных осевых колебаниях вала по отношению к корпусу. 2. выполнены расчеты и изменения толщины масляной пленки под точкой опоры подушки при торцовых биениях гребня, перекосе корпуса и вынужденных колебаниях вала по отношению к корпусу и обнаружено хорошее совпадение между теорией и опытом (не более 17 %). 3. установлено, что форма полученной теоретической кривой толщины масляной пленки носит регулярный характер и в пределах погрешности измерений совпадает с экспериментальной кривой. литература 1. хлопенко н. я., сидорика и. н. несущая способность главного упорного подшипника судовой дизель-редукторной установки // проблеми трибології (problems of tribology). – 2008. – № 3. – с. 6-10. 2. сидорика и. н. влияние перекоса корпуса главного упорного подшипника на несущую способность масляной пленки // збірник наукових праць нук. – 2008. – № 4. – с. 81-86. 3. романовский г.ф., хлопенко н.я. динамика упорных подшипников скольжения судовых турбомашин: монография. – николаев: нук, 2007. – 140 с. 4. хлопенко н.я., гаврилов с.а. автоматизированный измерительный комплекс для мониторинга рабочих процессов в упорных подшипниках скольжения судовых турбомашин // проблеми трибології (problems of tribology). – 2007. – № 1. – с. 18-22. надійшла 10.01.2011 ч и т а й т е журнал “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” во всемирной сети i n t e r n e t ! http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.tup.km.ua/science/journals/tribology/ http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com 3_burak.doc наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 23 буряк а.в.,* буряк в.г.** *хмельницький національний університет, **хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти м. хмельницький, україна e-mail: viktor_buryak@mail.ru наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів удк 621.9 розглядаються поєднані характеристики стану обробного і інструментального матеріалів на стадіях контролю значень основних фізичних властивостей поза процесом і активний контроль їх зміни в процесі оброблення різанням. обґрунтовуються фактори безперервної дії акустичних коливних і хвильових процесів на мікроструктуру інструментального матеріалу, що призводять до накопичування напружень втомленості та руйнування (зношування) робочої частини інструмента. для однозначної оцінки характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і у процесі оброблення різанням, запропоновано виконувати узагальнення параметрів із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку та завдяки врахування значень е в залежності від значень аргументу, що визначає кінцевий результат функціональних залежностей. ключові слова: оброблення різанням, акустичні властивості матеріалів, причинно наслідковий зв’язок, знос. вступ працездатність ріжучого інструмента характеризується рівнем надійності у виконанні його функцій на протязі визначеного часу. забезпечення ефективної і надійної роботи інструмента в умовах гнучкого автоматизованого виробництва примушує витрачати значно більший відсоток часу для його підготовки, лаштування на верстаті у порівнянні з безпосередньо машинним часом оброблення різанням. поряд із плановою підготовкою інструмента до роботи, існує проблема запобігання його раптової відмови, що пов`язується з вибором інструментальних матеріалів та відхиленням характеристик їх ріжучих властивостей [1]. на цей час немає чіткої методології визначення працездатності ріжучого інструмента із-за відсутності достовірних способів контролю якості інструментальних матеріалів після спікання і заточування. цей недолік особливо відчутний у виконанні спеціального оброблення різанням на фінішних операціях, де необхідно забезпечувати високі класи точності, шорсткості поверхонь (типу дзеркал, екранів тощо) деталей приладів, радіоапаратури, космічної техніки в умовах безлюдної технології виконання технологічних процесів. зважуючи приведені вище доводи та необхідність у досягненні розвитку передових технологій, проблема розробки нової методології вибору інструментального матеріалу та контролю його основних параметрів для забезпечення ефективного і надійного процесу оброблення різанням в умовах автоматизованого виробництва набуває значної актуальності. мета і постановка задачі в роботі показана доцільність і реальна можливість оцінки процесу оброблення різанням на основі його енергетичних параметрів. перспективним розвитком відомих теорій є розгляд поєднаних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів на стадіях контролю значень основних фізичних властивостей поза процесом і активний контроль їх зміни в процесі оброблення різанням. показано перспективний напрямок розгляду характеристик енергетичного стану матеріалів на основі розвитку теорії коливань і хвиль, які мають місце в зоні різання. суть зазначеного поєднання виражається розрахунковими формулами складових параметрів енергії і акустичними властивостями матеріалів та причиннонаслідковим зв’язком параметрів, що визначають знос інструмента. виклад матеріалів досліджень потенціальна енергія деформації матеріалів може визначатися за узагальненими формулами [2]: ∫∫∫= v dvuu ,1 (1) де v – об’єм твердого тіла; 1u – питома потенціальна енергія деформації матеріалів, або потенціальна енергія, що приходиться на одиницю об’єму: mailto:viktor_buryak@mail.ru наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 24 , 2 1 2 1 2 1 2 2 1 ε= σ ⋅=σε= e e u (2) де σ і ε – напруження і деформації під час навантажування зразка матеріалу; e – модуль юнга (модуль пружності). при цьому враховується наступний зв’язок незалежних параметрів: ),1(2 µ+= ge (3) де g – модуль зсуву; µ – коефіцієнт пуассона. в аналізі деформації матеріалів враховують теплове розширення, яке властиве всім фізичним тілам. лінійна деформація матеріалу у цьому випадку складається з двох частин: ,tc ε+ε=ε (4) де cε – деформація матеріалу, яка викликана силовою дією; tε – температурна деформація матеріалу, яка викликана тепловим розширенням, ,tt α=ε (5) де α коефіцієнт лінійного розширення матеріалу; t – температура матеріалу. з приведених формул видно, що потенціальна енергія деформації матеріалів визначається сукупністю трьох основних параметрів: e , σ і ε . при цьому, фізична властивість матеріалу визначається модулем юнга e , а напруження і деформація ( σ і ε ) можуть бути представлені, як граничні параметри, перевищення яких під час навантаження призводить до руйнування матеріалу. у практичних розрахунках напруженого деформованого стану матеріалів в конструкціях застосовують моделі пружності, пластичності, повзучості та ін., що не змінює фізичної суті приведених параметрів, а тому вони можуть бути представлені, як основні, які визначають стан твердого тіла і зносостійкість інструментального матеріалу. у випадку складного навантаження робочої частини інструмента, яке має місце в процесі оброблення різанням, утворюються системи складових напружень і деформацій, що визначаються за їх розкладанням на відносно прийнятні системи координат. у розвитку основних положень молекулярно-кінетичної теорії тертя, для кількісної оцінки зносу інструмента по задній поверхні зh , запропонована залежність інтенсивності зношування [3]: , )(2 0 1 2 0 nn t in tn ih fk e t kgi       θσ τ= − (6) де k – множник, що визначається геометричною конфігурацією розташування по висоті одиничних нерівностей; ig – поточне значення нормальних навантажень повздовж поверхні контакту; 0τ – границя міцності адгезійних зв’язків на зріз; nt – показник кривої фрикційної втомленості; e – модуль пружності інструментального матеріалу; n – число циклів, що призводять до відділення деякого об’єму матеріалу; if – поточне значення коефіцієнта тертя; )(0 θσ – функціональна залежність руйнівного напруження при однократному розтягуванні в залежності від температури θ . в залежності (6) величина інтенсивності зношування ріжучого клина визначається з врахуванням значень модуля пружності, нормальних навантажень, шорсткості, коефіцієнтів тертя на робочих поверхнях інструмента, а також контактних температур в процесі різання. математичний опис температурного поля в твердому тілі виконується за допомогою диференційного рівняння теплопровідності. вираз, який описує температурне поле в твердому тілі під дією зовнішніх і внутрішніх джерел теплоти, виведений у відповідності до закону теплопровідності фур’є, представлений у наступному вигляді [4]: , 1 ρ +            ∂ θ∂ λ ∂ ∂ +      ∂ θ∂ λ ∂ ∂ +      ∂ θ∂ λ ∂ ∂ ρ = τ∂ θ∂ c q zzyyxxc b (7) наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 25 де τ∂ θ∂ – швидкість зміни температури θ за час τ в точці визначення з координатами x , y , z ; c – масова теплоємність; ρ – густина матеріалу; λ – коефіцієнт теплопровідності; bq – об’ємна густина тепловиділення внутрішніх джерел. ефективний зв’язок характеристик стану матеріалів з контролюючими параметрами в механообробні досягається шляхом застосування методів акустичної емісії та ультразвукового контролю [5, 6]. в теорії акустичних процесів встановлені строгі залежності основних фізико-механічних властивостей середовища (густини, пружності, структурного стану) і характеристик розповсюдження в середовищі пружних хвиль, тобто акустичних властивостей середовища. тверді ізотропні матеріали характеризуються швидкостями розповсюдження повздовжніх lc і поперечних tc хвиль, які визначають за формулами, використовуючи узагальнюючі хвильові рівняння: для визначення параметрів розповсюдження повздовжніх хвиль: ,0222 1 2 =∇− ∂ ∂ llct u u (8) , 2 ρ µ+λ =lc (9) для визначення параметрів розповсюдження поперечних хвиль ,022 2 2 =∇− ∂ ∂ tt t c t u u (10) , ρ µ =tc (11) де rot lu = div tu = 0; lu , tu – вектори, що описують розповсюдження хвилі у поздовжньому і поперечному напрямках відповідно, які визначаються операторами rot і div зміни даного векторного поля в часі t ; lc , tc – швидкості розповсюдження хвилі у поздовжньому і поперечному напрямках; 2∇ – оператор лапласа; ,2 2 2 2 2 2 2 zyx ∂ ∂ + ∂ ∂ + ∂ ∂ =∇ (12) λ і µ – константи ламе; ρ – густина середовища. два значення швидкостей lc і tc можна використати, як дві пружні константи замість коефіцієнтів ламе або модулів пружності. приведені параметри, як було показано вище, визначають потенціальну енергію твердого тіла. тому, для оцінки характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів, є всі підстави використовувати акустичні властивості речовини. строгу залежність характеристик обробних і інструментальних матеріалів можна представити наступними формулами [6]: )1( )21)(1(2 ν− ν−ν+ρ = l c e , (13) 2 tcg ρ= , (14) де e і g – модулі юнга (нормальної пружності) і зсуву; ν – коефіцієнт пуассона . 1 2 1 1 2 2       −       − =ν t l t l c c c c (15) наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 26 об’єднуючими характеристиками енергетичних станів матеріалів, виходячи з теорії квантової електродинаміки, є параметри коливних і хвильових процесів, які достатньо точно описуються за формою, швидкістю розповсюдження і взаємодії тощо. відомо, що процес різання супроводжується утворенням коливних і хвильових процесів у широкому діапазоні спектру частот і зумовлює розповсюдження пружної, теплової, хімічної видів енергії в залежності від співвідношення параметрів, які характеризують спектри коливань і хвиль. з іншої сторони, хвильові процеси взаємопов’язані з фізичними властивостями контактуючих обробних і інструментальних матеріалів та їх зміною під впливом умов, що утворені в зоні різання. таким чином, за наявності спільних параметрів складових приведених вище формул, енергетичний стан обробного і інструментального матеріалів може бути охарактеризований закономірностями зміни значень відповідних параметрів коливних і хвильових процесів. оцінку характеристик мікроструктурного стану композиційних ріжучих пластин виконували за розробленою методикою [1] контролю якості, яка включає збудження ударом у мікроструктурі інструментального матеріалу акустико емісійних хвиль і визначення спектральних характеристик звукового хвильового фону в пластині. в дослідженнях прийнято зміну значень частоти f збуджених коливань в мікроструктурі пластин за фіксованим часом контролю ( t = 0,5 c). для дослідження частоти збуджених коливань прийнято твердосплавні пластини т15к6, взяті з однієї партії виготовлення. інструменти, оснащені пластинами, досліджували при обробці сталі 40х за однаковими умовами процесу точіння. проведені дослідження зносостійкості показали розбіжність значень величини фаски зносу інструментів по заданій поверхні зh в часі τ (рис. 1). початкові значення дослідженої частоти f (кгц) у пластин за номерами (номери пластини відповідають номерам рядів на графіку) наступні: №1 – 7,6; №2 – 7,4; №3 – 6,2; №4 – 5,9; №5 – 5,5. по закінченні процесу різання (за час роботи інструментів, τ = 40 хв.) значення частоти f у кожній із досліджуваних пластин зменшились і склали: №1 – 5,3; №2 – 5,0; №3 – №4,1; №4 – 3,7; №5 – 3,3, що відповідають наступним величинам фаски зносу інструментів по заданій поверхні зh (мм): №1 – 0,33; №2 – 0,36; №3 – 0,45; №4 – 0,51; №5 – 0,58. здобуті результати досліджень дозволили встановити однозначні залежності зміни амплітуди і частоти акустичних сигналів під час зношування інструмента )(τ= fhз . таким чином, основним висновком, який слід зробити, є те, що в процесі зношування інструментів частота f збуджених коливань зменшується і це відповідає факту накопичування напружень втомленості в мікроструктурі інструментального матеріалу. у подальших дослідженнях встановлено закономірну зміну мікроструктурного енергетичного стану композиційних матеріалів різних марок внаслідок зношування інструментів при обробці сталі 40х, за однаковими умовами процесу точіння. шляхом періодичних вимірювань частоти f збуджених коливань у мікроструктурі пластин та визначення часу τ зношування інструментів у процесі механообробки, встановлено зменшення частоти коливань у часі для основних марок матеріалів (рис. 2): №1 і № 2 – тверді сплави т15к6 і вк60м; №3 – мінералокераміка вок60; №4 – надтвердий матеріал ко5 (номери інструментів відповідають номерам рядів на графіку). за результатами проведених досліджень нами стверджується існування граничних значень частоти f збуджених коливань у мікроструктурі інструментального матеріалу, що відповідає певному рівню працездатності інструментів. визначення спектральних характеристик звукового хвильового фону у пластині слід використовувати в контролі якості матеріалів. факт зменшення частоти коливань із збільшенням часу зношування інструментів характеризується як закономірність взаємозв’язку характеристик енергетичного стану інструментальних матеріалів і накопиченням напружень втомленості в мікроструктурі ріжучих пластин у процесі механообробки. встановлено, що напруження втомленості накопи рис. 2 – залежність частоти збуджених коливань в мікроструктурі інструментальних матеріалів від часу роботи інструментів при точінні (номери інструментів відповідають номерам рядів на графіку) рис. 1 – залежність величини зносу від часу роботи інструментів при точінні (номери пластини відповідають номерам рядів на графіку) наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 27 чуються в мікроструктурі матеріалу за рахунок хвильових акустичних зсувів мікрочастинок однієї відносно іншої та із-за цього порушується міцність мікрозв’язків між цими частинками. очевидно, що дія додаткових теплових та механічних навантажень сприяє збільшенню акустичних мікронавантажень в зонах з’єднання частинок, зміні характеру внутрішнього тертя (хрускоту) між ними та акумулюванню напружень втомленості. все це має місце при перевищенні навантажень понад допустимих границь, що призводить до розриву та втрати мікрозв’язку між частинками, появи мікротріщини, як концентратора додаткових напружень в зоні розриву, до збільшення тріщини, її розвитку і пошкодження даної частини структури інструментального матеріалу при його роботі. вище приведені доводи нами представляються, як механізм руйнування (зношування) ріжучого інструмента. підтвердження до механізму зношування композиційних інструментів внаслідок безперервної дії коливних і хвильових процесів обґрунтовується, також, за розглядом типових залежностей фаски зношування зh по задній поверхні від часу τ роботи інструмента [7] (рис. 3). існування періоду припрацювання пt зумовлюється, очевидно, порушеннями мікроструктури інструментального матеріалу в процесі заточування інструмента, внаслідок дії високочастотних коливних процесів, утворених контактною взаємодією заточного інструмента і ріжучої пластини. утворення критичного періоду стійкості інструмента крt зумовлене, на наш погляд, безперервною дією акустичних коливних і хвильових процесів при різанні на мікроструктуру інструментального матеріалу, що призводить до накопичування напружень втомленості за описаним вище механізмом руйнування (зношування) робочої частини. підтвердженням факту накопичування напружень втомленості в мікроструктурі інструментального матеріалу, також, є широко відоме явище зменшення періоду стійкості t інструмента за збільшенням кількості його переточок n і, за досягненням граничного значення кількості переточок грn (рис. 4), працездатність інструмента стає не задовільною. відомо, що коливні і хвильові процеси підпорядковані конкретним природничим законам, наприклад, відповідній швидкості розповсюдження, дисперсії, інтерференції, відбиття, заломлення та ін., а також існує реальна можливість перевірки значень параметрів завдяки дії закону збереження енергії. таким чином, оцінка енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів може проводитись на основі аналізу умов моделювання контактної взаємодії коливних і хвильових процесів. тобто, з урахуванням поставленої мети: вибір, контроль та забезпечення працездатності інструментального матеріалу після спікання і заточування ріжучих пластин різних марок, а також в межах однієї марки матеріалу, розглядається енергетичний стан границі контакту обробного і інструментального матеріалів. зі сторони інструментального матеріалу проводиться аналіз здатності чинити опір, взаємодіяти з параметрами хвильових процесів, що посилаються зі сторони обробного матеріалу (зі сторони поверхонь різання і стружки). а працездатність інструмента характеризується інтегральними енергетичними параметрами, що показують наскільки важко “розкачати” мікроструктуру інструментального матеріалу, зумовлену внутрішнім тертям, ступінь її непіддатливості у контакті з обробним матеріалом за умов, які утворюються в процесі механообробки. опір, який перешкоджає розповсюдженню коливань і хвиль в мікроструктурі матеріалу, характеризується імпедансом (від лат. impedio перешкоджати), що визначається відношенням тиску до об’ємної коливної швидкості. у вирішенні задачі про поведінку коливань і хвиль на границі контакту обробного і інструментального матеріалів використовується поняття нормального акустичного імпедансу, який визначається за формулою [1, 6]: , cos θ ρ = c z (16) рис. 3 – залежність величини фаски зносу від часу роботи інструмента: 1, 3 – знос по передній і задній поверхні; 2 – знос тільки по задній поверхні рис. 4 – залежність періоду стійкості від числа переточок інструмента наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 28 де ρ – густина матеріалу; c – швидкість розповсюдження акустичної хвилі в матеріалі; θ – кут між нормаллю і напрямком хвилі, що падає на поверхню матеріалу. добуток cρ виражає хвильовий опір матеріалу. у розгляді границі контакту обробного і інструментального матеріалів акустична хвиля частково проходить через границю, а також частково відбивається від неї. при цьому відбувається трансформація типів хвиль на поздовжні і поперечні. таким чином, у подальшому аналізі акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів пропонується розглядати зміну хвильового опору ρс з урахуванням наявності хвиль: поздовжніх lc і поперечних tc таких, що відбиваються від робочої поверхні інструмента і проходять через границю контакту. розгляд характеристик стану обробних і інструментальних матеріалів передбачає закономірний зв’язок між параметрами коливних та хвильових процесів з однієї сторони і з іншої – розмірами контактуючих поверхонь; параметрами мікроструктурного стану (системи “зерно – в’яжучий” матеріали); шорсткості, наприклад, параметром нахилу мікронерівностей; покриття на робочих поверхнях інструментального матеріалу; наявність прошарку в контакті у вигляді розплаву, що зумовлюється процесом механообробки, а також фазових зміщень параметрів коливань і хвиль за рахунок зміни швидкості різання. характерними умовами зв’язку є, наприклад, наявність критичного кута переходу від дзеркального до не дзеркального відбиття хвиль, що зумовлює перехідні процеси тертя, існування резонансних локалізованих контактів при наближенні вимушених до власних коливань, наявність максимуму енергії за відповідних умов збігу параметрів коливань і хвиль для швидкостей і деформацій. поряд із можливістю теоретичної оцінки зв’язку, більшість наведених параметрів піддаються контролю ультразвуковими методами. поєднання приведених параметрів відповідає спільній характеристиці стану за умов моделювання поза процесом оброблення різанням на стадії контролю інструментального матеріалу та в процесі заточування інструментів. характеристика внутрішнього тертя в структурі інструментального матеріалу поза процесом оброблення різанням визначається методами: ультразвуковими та акустичної емісії (ае). у якості енергетичного інтегрального параметра прийнято ефективне значення ае. приведені характеристики енергетичного стану поза процесом механообробки [5] підпорядковуються однозначному зв’язку на основі принципу екстремуму енергії. таким чином, однозначна оцінка характеристик стану обробних і інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і у процесі механообробки, узагальнення параметрів виконується із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку [8, 9]. параметри у сукупності розглядаються як такі, що єдино пов’язані і зумовлені причиною (визначені моделюванням) і наслідком (визначені в процесі різання). отриманий зв’язок причин і наслідків у формі диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку з використанням показникових функцій дозволяє систематизувати дослідження працездатності інструментів на основі аналізу характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням. в комп`ютерній обробці показникових функцій широко використовується стандартне значення числа e , що є важливим в математичних перетвореннях. застосування показникових функцій репрезентується в широких діапазонах значень. за результатами розрахунків з використанням приведених комп`ютерних засобів виявлені розбіжності значень e [10], визначено перевищення значень за другою границею ейлера від 3-х і більше. це мотивує до проведення спеціальних математичних досліджень, розгляду перехідних процесів в природі та врахування значень e в залежності від значень аргументу, що визначає кінцевий результат функціональних залежностей. висновки в наукових основах до оцінки працездатності ріжучих інструментів перспективним є розгляд поєднаних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів на стадіях контролю значень основних фізичних властивостей поза процесом і активний контроль їх зміни в процесі оброблення різанням. потенціальна енергія деформації твердого тіла визначається сукупністю трьох основних параметрів: e , σ і ε . при цьому, фізична властивість матеріалу визначається модулем юнга e , а напруження і деформація ( σ і ε ) можуть бути представлені, як граничні параметри, перевищення яких під час навантаження призводить до руйнування матеріалу. в процесі зношування інструментів частота f збуджених коливань зменшується і це відповідає факту накопичування напружень втомленості в мікроструктурі інструментального матеріалу. за результатами досліджень нами стверджується існування граничних значень частоти f збуджених коливань у мікроструктурі інструментального матеріалу, що відповідає певному рівню працездатності інструментів. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 29 утворення критичного періоду стійкості інструмента крt зумовлене, на наш погляд, безперервною дією коливних і хвильових процесів на мікроструктуру інструментального матеріалу, що призводить до накопичування напружень втомленості. в аналізі акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів пропонується розглядати зміну хвильового опору сρ з урахуванням густини ρ матеріалу та наявності двох пар хвиль: поздовжніх lc і поперечних tc таких, що відбиваються від робочої поверхні інструмента і проходять через границю контакту. однозначна оцінка характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і в процесі механообробки, узагальнення параметрів пропонується виконувати із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку. в комп`ютерній обробці показникових функцій визначено перевищення значень e за другою границею ейлера від 3-х і більше. це мотивує до проведення спеціальних досліджень, розгляду перехідних процесів в природі та врахування значень e в залежності від значень аргументу література 1. буряк в.г. оцінка працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1998. – № 1. – с. 49-56. 2. биргер и.а., мавлютов р.р. сопротивление материалов.: учебное пособие. – м.: наука. гл. ред. физ.-мат. лит., 1986. – 560 с. 3. башков в.м., кацев п.г. испытания режущего инструмента на стойкость. – м.: машиностроение, 1985. – 136 с. 4. резников а.н., резников л.а. тепловые процессы в технологических системах: учебник для вузов по специальностям "технология машиностроения" и "металлорежущие станки и инструменты". – м.: машиностроение, 1990. – 288 с.: ил. 5. патент україни № 25818. спосіб контролю якості композиційних різальних пластин після спікання. румбешта в. о., буряк а. в., параска г. б., буряк в. в., буряк в. г. // опубл. бюл. № 13, 2007 р. 6. неразрушающий контроль. в 5 кн. кн. 2. акустические методы контроля: практ. пособие / и.н.ермолов, н.п.алешин, а.и.потапов; под ред. в.в.сухорукова. – м.: высш. шк., 1991. – 283 с. 7. бобров в.ф. основы теории резания металлов. – м.: "машиностроение", 1975. – 344 с. с ил. 8. к теории причинно-следственных связей / троц а.а., кокаровцев в.в., буряк в.г., глушенко ю.б., скицюк в.и., вайнтрауб м.а. – к., 1996. – 22 с. – рус. деп. в гнтб украины 23.10.96, №1968 – ук 96. 9. троц а.а., буряк в.г., глушенко ю.б. причинно-следственные аспекты проектирования оснастки // перспективные технологии, оснастка и методология подготовки производства. – к.: нтуу “кпи”. – 1997. – с. 64-66. 10. буряк в. г., буряк а. в., буряк в. в. формування і розвиток проектно-технологічної та інформаційно-комунікаційної компетентностей в освітній галузі «технології» // розвиток професійної компетентності педагогів у контексті реалізації нового державного стандарту базової та повної загальної середньої освіти / зб. наук. пр. [ред. кол.: о.ф. попик (гол) та ін.] – хмельницький: вид-во хоіппо, 2013. – 188 с. – с. 160-172. надійшла в редакцію 15.10.2014 наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 30 buryak a.v., buryak v.g. scientific grounds for assessment of work of cutting tools on the analysis of acoustic characteristics of the manufactured and instrumental materials. the article examines closely related characteristics of the manufactured and tool materials on the stages of the control values of the main physical properties of out-of-process and active control of their changes in the process of cutting. the article focuses on substantiated facts of continuous acoustic oscillatory and wave processes on the microstructure of the tool material, leading to the accumulation of tension fatigue and fracture (wear) of the working part of the tool. for an unambiguous assessment of the characteristics of the energy state of the manufactured and tool materials with general parameters characterizing the oscillatory and wave processes in the stages of control out-of-process and in the process of machining, it is proposed to perform the synthesis of parameters using the theory of cause and effect link due to the accounting values of e, depending on the argument value that determines the end result of functional dependencies. key words: cutting, the acoustic properties of materials, the cause and effect link, wear resistance. references 1. burjak v.g. ocіnka pracezdatnostі kompozicіjnih іnstrumentіv za analіzom akustichnih harakteristik energetichnogo stanu іnstrumental'nogo materіalu. vimіrjuval'na ta obchisljuval'na tehnіka v tehnologіchnih procesah. 1998. №1. s. 49-56. 2. birger i.a., mavljutov r.r. soprotivlenie materialov.: uchebnoe posobie. m.: nauka. gl. red. fiz.mat. lit., 1986. 560 s. 3. bashkov v.m., kacev p.g. ispytanija rezhushhego instrumenta na stojkost'. m.: mashino-stroenie, 1985. 136 s. 4. reznikov a.n., reznikov l.a. teplovye processy v tehnologicheskih sistemah: uchebnik dlja vuzov po special'nostjam "tehnologija mashinostroenija" i "metallorezhushhie stanki i instrumenty". m.: mashinostroenie, 1990. 288 s.: il. 5. patent ukraїni № 25818. sposіb kontrolju jakostі kompozicіjnih rіzal'nih plastin pіslja spіkannja. rumbeshta v. o., burjak a. v., paraska g. b., burjak v. v., burjak v. g. opubl. bjul. № 13, 2007. 6. nerazrushajushhij kontrol'. v 5 kn. kn. 2. akusticheskie metody kontrolja: prakt. posobie. i.n.ermolov, n.p.aleshin, a.i.potapov; pod red. v.v.suhorukova. m.: vyssh. shk., 1991. 283 s. 7. bobrov v.f. osnovy teorii rezanija metallov. m.: "mashinostroenie", 1975. 344 s. s il. 8. k teorii prichinno-sledstvennyh svjazej. troc a.a., kokarovcev v.v., burjak v.g., glushenko ju.b., skicjuk v.i., vajntraub m.a. kiev, 1996. – 22 s. rus. dep. v gntb ukrainy 23.10.96, №1968. uk 96. 9. troc a.a., burjak v.g., glushenko ju.b. prichinno-sledstvennye aspekty proektirovanija osnastki. perspektivnye tehnologii, osnastka i metodologija podgotovki proizvodstva. k.: ntuu “kpi”. 1997. s. 64-66. 10. burjak v. g., burjak a. v., burjak v. v. formuvannja і rozvitok proektno-tehnologіchnoї ta іnformacіjno-komunіkacіjnoї kompetentnostej v osvіtnіj galuzі «tehnologії». rozvitok profesіjnoї kompetentnostі pedagogіv u kontekstі realіzacії novogo derzhavnogo standartu bazovoї ta povnoї zagal'noї seredn'oї osvіti. zb. nauk. pr. [red. kol.: o.f. popik (gol) ta іn.]. hmel'nic'kij: vid-vo hoіppo, 2013. 188 s. s. 160-172. модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 98 похмурська г.в,* студент м. м,** войтович а. а.* * національний університет “ львівська політехніка”, ** фізико механічний інститут ім. г.в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: student-m-m@ipm.lviv.ua модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg удк 621.891 наплавочні матеріали системи fe–cr–b–c широко використовують для відновлення та зміцнення деталей машин. особливість даного матеріалу є задовільна зносостійкість за умов абразивного зношування. однак присутність ударних навантажень негативно впливає на довговічність наплавлених шарів, оскільки мікроструктура складається з крупнозернистих голкових твердих фаз, що служать концентраторами для створення мікротріщин. відомо, що формування округлених зміцнювальних фаз зменшує концентрацію напружень у наплавленому шарі і як наслідок підвищує зносостійкість. у роботі досліджено наплавлені шари з порошкового дроту пд cr5b3 до якого у шихту були введені добавки порошків па та пам. встановлено, що додатки па та пам впливають на мікроструктуру, округлюючи дендритні осі, при цьому зростає ударна зносостійкість наплавленого шару. ключові слова: дендритні осі, ударні навантаження, мікроструктура, мікротвердість, зносостійкість. вступ для відновлення зношених поверхонь широкого використання набули порошкові матеріали системи fe–cr–b–c [2]. фазовий склад наплавленого шару системи fe–cr–b–c складається із: fe/cr карбідів твердістю до 900 нv, а також, карбоборидів fecrb твердістю до 1300 hv та евтектичної матриці з твердістю до 700 hv [3]. наплавлені шари із матеріалу fe–cr–b–c продовжують термін експлуатації у декілька разів за умов абразивного зношування. недоліком зносостійкого матеріалу є дендритні осі, що зумовлюють розтріскування при ударних навантаженнях. мікроструктура втрачає здатність протидіяти зношуванню та швидко руйнується за рахунок утворення мікротріщин [5]. відомі спроби округлення графіту у високоміцних чавунах, де як модифікатор застосовували mg2si, котрий позитивно впливає на округлення графітних пластинок [6]. проте даний модифікатор є важкодоступний та вартісний, тому, метою даної роботи є дослідження впливу алюмінієво – магнієвого порошку пам – (al 60 %, mg 40 %) та алюмінієвого порошку па (al 99,99) на мікроструктуру наплавлених шарів з порошкового дроту пд сr5b3. методики досліджень наплавлення виконано у флюсі осц 45м, автоматичною головкою абс порошковими дротами пд сr5b3, пд cr5b3al2, пд cr5b3almg (табл. 1) діаметр пд 1,6 mm, матеріал оболонки сталь 08кп, коефіцієнтом заповнення 18 %. таблиця 1 хімічний склад шихти пд хімічні слементи, % пд сr b mg al fe cr5b3 5 2,7 решта cr5b3al2 5 2,5 2 решта cr5b3almg 5 2,53 1 1 решта для формування наплавлених шарів використано зварювальний генератор постійного струму псо 500. зварювальний струм 160 180 а, напруга 28 30 в. швидкість подачі зварювального дроту vдр 142 m/h, швидкість зварювання vзв 13 m/h. мікроструктуру наплавлених шарів досліджено на поперечному мікрошліфі із використанням електронного мікроскопа evo 40 xvp. вимірювання твердості виконано на мікротвердомірі пмт-3 з вагою наважки 200 g. зносостійкість наплавлених шарів досліджено за різних умов зношування. абразивне зношування незакріпленим абразивом оцінювали згідно гост 23.208-79 (рис. 1). просушений кварцовий пісок з розміром часточок 200 ... 1000 µm безперервно подавали у зону контакту гумового диску і зразка. швидкість обертання диску становила 25 (m/s), а сила його притискання до зразка 2,4 kn. для модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 99 оцінювання зношування закріпленим абразивом (рис. 2) використали абразивний круг см-2 на керамічній зв’язці. лінійна швидкість тертя при цьому становила 0,4 m/s, навантаження в зоні лінійного контакту 1,5 kn. ударне зношування (рис. 3) оцінили за сили удару 12 kj кулькою ø25 mm зі сталі шх 15, яка падла на досліджувану поверхню з частотою 40 s‒1. тривалість експерименту 3600 s. втрату маси зразків визначали з точністю до 2 × 10‒4 g на електронній вазі. зносостійкість при сухому терті на повітрі та у середовищі емульсолу проведено на установці реверсивного руху при навантаженні 300 g, та час експеременту 2 h. форму перерізу доріжок тертя визначено на профілометрі dektak ii. рис. 1 – принципова схема установки для дослідження абразивного зношування: 1 – гумовий диск; 2 – пісок; 3 – ємність для збирання абразиву; 4 – зразок. рис. 2 – принципова схема установки для дослідження зношування зразків жорстко закріпленим абразивом: 1 – зразок; 2 – абразивний круг рис. 3 – принципова схема установки для дослідження ударного зношування зразків: 1 – основа; 2–зразок; 3 – індентор; 4 – наважка; 5 – коромисло; 6 – ексцентрик; h – віддаль від зразка 10 mm обговорення результатів мікроструктура наплавлених шарів пд cr5b3 (рис. 4, а) складається із дендритних осей, розміри досягають по ширенні від 10 до 15 µm за довжиною від 100 до 700 µm. вміст тугоплавких елементів в них, становить сr до 13 mass%. можна припустити, що це карбобориди. матриця наплавлених шарів містить заліза fe до 93 mass% і сr на рівні до 3 mass %. середній вміст,(спектр 1) елемент ваговий % b 10,7 si 0,5 cr 6,4 fe 82,1 всього 100,0 спектр 2 елемент ваговий % b 14,0 cr 13,3 fe 81,5 всього 100,0 спектр 3 елемент ваговий % al 0,2 si 0,2 cr 8,5 fe 90,6 всього 100,0 спектр 4 елемент ваговий % al 0,2 si 0,9 cr 3,2 fe 95,4 всього 100,0 а модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 100 cпектр 1 елемент ваговий % b 6,0 al 1,6 si 1,9 cr 3,4 mn 2,8 fe 84,0 всього 100,0 cпектр 2 елемент ваговий % al 1,3 cr 6,0 mn 3,9 fe 88,7 всього 100,0 cпектр 3 елемент ваговий % al 2,2 si 2,6 cr 3,1 mn 2,8 fe 89,1 всього 100,0 cпектр 4 елемент ваговий % al 2,0 si 2,4 cr 3,3 mn 3,0 fe 89,0 всього 100,0 cпектр 5 елемент ваговий % si 1,5 cr 6,8 mn 4,5 fe 87,0 всього 100,0 б спектр 1 елемент ваговий % b 8,3 si 3,4 cr 4,5 mn 5,6 fe 79,0 всього 100,0 спектр 2 елемент ваговий % si 4,5 cr 3,7 mn 4,9 fe 86,7 всього 100,0 спектр 3 елемент ваговий % si 3,6 cr 5,3 mn 7,2 fe 83,7 всього 100,0 спектр 4 елемент ваговий % si 4,7 cr 4,0 mn 4,9 fe 86,2 всього 100,0 спектр 5 елемент ваговий % o 0,8 al 2,7 si 4,1 cr 3,7 mn 7,7 fe 80,8 всього 100,0 спектр 6 елемент ваговий % si 4,7 cr 3,4 mn 5,9 fe 85,8 всього 100,0 в рис. 4 – мікроструктура наплавлених шарів : а – наплавлені шари із пд cr5b3; б – наплавлені шари із пд cr5b3al2; в – наплавлені шари із пд cr5b3almg модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 101 виявлено, що додаткове легування порошком па, пам шихти пд впливає на мікроструктуру. мікроструктура наплавлених шарів з пд cr5b3al2 (рис. 4, б) та пд cr5b3almg (рис. 4, в) є видозмінена порівняно із мікроструктурою наплавлених шарів вище вказаних. видовжений характер дендритних осей змінюється на округлий, відбувається подрібнення, розміри включень зменшуються та становлять від 10 до 5 мкм за довжиною та шириною. це зумовлено збільшенням температури зварювальної ванни, за рахунок проходження екзотермічної реакцій. однак це призводить до розчинення cr у усередненому спектрі 3,1 5,3 mass% у двох наплавлених шарах. недоліком мікроструктури наплавлених шарів сформованих із пд cr5b3al2 є висока пористість. встановлено, що у наплавлених шарах з пд cr5b3alмg є дрібнодисперсні фази із складним хімічним складом fe(cr mn)si, що виділенні чорними включеннями. мікротвердість наплавлених шарів пд сr5b3 є на рівні 700 hv. в інших наплавлених шарах з пд cr5b3al2 мікротвердість підвищується до 780 hv. проте зменшується у наплавлених шарах пд cr10b3almg до 700 hv. зносостійкість наплавлених шарів (табл. 2) за умов зношування закріпленим абразивом є найнижча у наплавлених шарах з пдcr5b4al2, втрата маси становить 0,31 g. встановлено, що зносостійкість наплавлених шарів із пдcr5b3almg в 1,5 рази більша ніж пдcr5b3. таблиця. 2 втрата маси наплавлених шарів, г матеріал пдcr10b3 пдcr10b3al2 пдcr10b3almg закріпленим абразивом 0,05 0,31 0,032 не закріпленим абразивом 0,02 0,01 0,02 ударне зношування 0,0094 0,0048 0,0025 однак за умов зношування не закріпленим абразивом зносостійкість наплавлених шарів із пдcr5b3al2 є найвищою, втрата маси 0,01 g. інші наплавлені шари пдcr5b3, пдcr5b3almg мають рівні втрати маси 0,02 g. при ударному зношуванні втрата маси є найнижчою у наплавлених шарах з пдcr5b3alm g 0,0025 g, це 3,5 рази вища зносостійкість порівняно з наплавленими шарами пдcr5b3. представлено морфологію поверхні (рис. 5) досліджених наплавлених шарів після ударного зношування. а б в рис. 5 – морфологія поверхні після ударного зношування: а – наплавлені шари із пдcr5b3; б – наплавлені шари із пдcr5b3al2; в – наплавлені шари із пдcr5b3almg а б рис. 6 –морфологія моверхні після ударного зношвання: а – наплавлені шари із пдcr5b3al2; б – наплавлені шари із пдcr5b3almg модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 102 наплавлені шари із пдcr5b3(рис. 5, а) руйнуються крихко, оскільки тверді включення карбоборидів за умов ударного зношування розтріскуються та викришуються. це також підтверджується найбільшою втратою маси 0,0094г. інші наплавлені шари з дротів пдcr5b3al2 пдcr5b3almg, (рис. 5, б, в) відповідно, руйнуються пластично. у місці де досягнуто наклепу поверхневому шарі без можливості подальшого пластичного деформування відбувається відшарування від основи. розглянувши наплавлені поверхні при більшому збільшені (рис. 6). а б в г д е рис. 7 – морфологія поверхні доріжок тертя: а в – дослідження на повітря при сухому терті; г е – дослідження у емульсолі; а, г – наплавлені шари з пдcr5b3; б, д – наплавлені шари з пдcr5b3al2; в, е – наплавлені шари з пдcr5b3almg а б в г д е рис. 8 – вигяд профілограми поперек наплавлених шарів: а в – дослідження на повітря при сухому терті; г е – дослідження у емульсолі; а, г – наплавлені шари з пдcr5b3; б, д – наплавлені шари з пдcr5b3al2; в, е – наплавлені шари з пдcr5b3almg модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 103 встановлено, що поверхня пдcr5b3al2 містить в собі крихкі складові, та має більш розвинуту шорстку поверхню (рис. 6, а). проте наплавлена поверхня із пдcr5b3almg (рис. 6, б) більш пластичною. руйнування відбувається за умов викришування дрібних нанометричних включень fe(cr mn)si. таблиця 3 площа перерізу доріжок тертя, мкм2 середовище пдcr10b3almg пдcr10b3al2 пдcr10b3almg повітря 0,3 × 10-4 0,34 × 10-4 0,35 × 10-4 емульсол 0,41 × 10-4 0,48 × 10-4 0,39 × 10-4 досліджено зношування за умов руху керамічної кульки при сухому терті на повітрі та у середовищі емульсолу. хімічний склад емульсолу (вихідний): аміни 15 20 %, жирні кислоти 25 35 %, ж 12 10 20 %, олива мінеральна 30 49 %. з морфологія поверхні доріжок тертя (рис. 7, а в) видно, що наплавлені шари з матеріалу пдcr5b3 (рис. 7, а) є найменш пошкодженими, в той час, як поверхня наплавлених шарів з пд cr5b3al2 та пд cr5b3almg у місці контакту з кулькою є подряпана, присутні сліди пластичного руйнування. коефіцієнт тертя при випробуванні на повітрі у всіх матеріалах був на рівні 0,1. випробування у емульсолі показало, що спостерігається більше пошкодження наплавлених шарів (рис. 7, г є). це підтверджується профілографічними дослідженнями (рис. 8), площа перерізу доріжок тертя (табл. 3) при зношуванні у середовищі емульсол у всіх випадках є більша (рис. 8, г є), ніж на повітрі (рис. 8, а в). це пов’язано з низько корозійною стійкість наплавлених шарів, оскільки екзотермічні реакції сприяли вигорянню сr із наплавлених шарів. висновки 1. досліджено мікроструктуру наплавлених шарів із пдсr5b3, пдcr5b3al2, пдcr5b3almg, що наплавлені автоматичним методом під шаром флюсу осц45м. наплавлені шари із пдсr5b3 характеризуються дендритною структурою з осями 1, 2 – ого порядку, мікроструктура складається із твердих боридних та карбоборидних фаз заліза легованих хромом. 2. відбувається модифікація мікроструктури при додаванні па, та порошку пам у шихту пдсr5b3 пластинчасті осі 1, 2 ого порядку змінюють геометрію, стають округлими. добавка al+mg сприяють підвищенню гомогенності твердого розчину завдяки екзотермічним реакціям, що проходять під час наплавлення. 3. середня мікротвердість наплавлених шарів пдcr5b3 становить 700 hv, з додаванням па підвищується до 780 hv, однак наплавлені шари є пористі. із додаванням алюмінієво – магнієвого порошку пам твердість наплавлених шарів знижується до 700 нv. 4. підвищується зносостійкість наплавлених шарів з пдcr5b3almg у 1,5 рази за умов зношування закріпленим абразивом та у 3,5 рази при зношуванні за умов ударних навантажень. література 1. добровольский а. г. абразивная износостойкость материалов / добровольский а. г., кошеленко п. и // cправочное пособие. – к.: “теника”, 1989. – 128 с. 2. yuksel n. wear behavior–hardness–microstructure relation of fe–cr–c and fe–cr–c–b based hardfacing alloys / yuksel n., s_ahin s // materials and design 58 (2014) 491–498 3. лившиц. л. с. металловедение для сварщиков (сварка сталей) / машиностроение, 1979. – 253 с. 4. buchely m. the effect of microstructure on abrasive wear of hardfacing alloys / buchely m, gutierrez j, leon l, toro a // wear – 2005. – №259 p. 52–61 5.m. varga. impact of microstructure on high temperature wear resistance / m. varga, h. winkelmann, e. badisch // procedia engineering 10 (2011) 1291–1296. 6. а.г. панов. влияние микроструктуры фсмг-модификаторов на кристаллизацию и микроструктуру высокопрочных чугунов / а.г. панов // металлургия и материаловедение № 1(2013) 209 – 219 7. c. katsich. erosive wear of hardfaced fe–cr–c alloys at elevated temperature / c. katsich, e. badisch, manish roy, g.r. heath, f. franek // wear 267 (2009) 1856–1864 надійшла в редакцію 16.09.2015 модифікування мікроструктури наплавлених шарів на основі порошкового дроту пдcr10b4 із додаванням al, mg проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 104 pohmurska h.v. student, m.m. , voytivich a.a. modification of microstructure weld layers based cored wire with addition al, mg. surfacing materials system fe–cr–b–c are widely used for the restoration and strengthening of machine parts. the peculiarity of this material is satisfactory durability under conditions of abrasive wear. however, presence of shock adversely affects the durability clad layers as microstructure consisting of coarse solid phases are hubs to create microcracks. in work the deposited layers of powder wire pd cr10b4 which were put in charge of powdered additives pa and amp. established that the application of pa and amp affect the microstructure dendritic rounding off axis. key words: dendritic axes, shock loadings, microstructure, microhardness, wearproofness. references 1dobrovolsky ag abrasive wear resistance of materials, dobrovolsky a. g., and p. koshelenko, reference supplies. tenika, 1989., 128 p. 2. yuksel n. wear behavior–hardness–microstructure relation of fe–cr–c and fe–cr–c–b based hardfacing alloys , yuksel n., s_ahin s, materials and design 58 (2014), pp. 491–498 3. livshits. ls metallurgy welding (welding of steels) , mechanical engineering, 1979. 253 p. 4. buchely m. the effect of microstructure on abrasive wear of hardfacing alloys , buchely m, gutierrez j, leon l, toro a , wear. 2005, no259, pp. 52–61 5.m. varga. impact of microstructure on high temperature wear resistance, m. varga, h. winkelmann, e. badisch , procedia engineering 10 (2011) 1291–1296. 6. ag panov. effect of microstructure mgfesi modifier on crystallization and microstructure of ductile iron , ag panov, metallurgy and materials no 1 (2013), pp. 209 – 219. 7. c. katsich. erosive wear of hardfaced fe–cr–c alloys at elevated temperature , c. katsich, e. badisch, manish roy, g.r. heath, f. franek , wear 267 (2009), pp. 1856–1864. _ref378834011 _ref378834043 _toc378834133 _toc378834134 реставрація робочих поверхонь штовхачів клапанів двигунів електроіскровим легуванням з застосуванням мідних електродів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 69 богатчук і.м., прунько і.б. івано франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано франківськ, україна e-mail: igorprynko@rambler.ru реставрація робочих поверхонь штовхачів клапанів двигунів електроіскровим легуванням з застосуванням мідних електродів удк 629.33-585.862:621.789 розглянуто особливості утворення легованого шару при застосуванні мідного електроду для електроіскрової обробки. показано, що електроіскрове легування (еіл) мідним електродом є технологічно придатним для отримання шарів необхідної товщини. досліджено структуру поверхневих шарів, оброблених методом еіл. виявлено, що наявність мікропор на зовнішній поверхні обробленої деталі сприяє кращому утриманню мастила, а відповідно покращує трибологічні властивості поверхні. ключові слова: штовхач клапана, обробка, електроіскрове нарощування, відновлення, нафтогазовий технологічний транспорт. вступ підприємства нафтогазового технологічного транспорту експлуатують різноманітну спецтехніку на шасі автомобілів. багато автомобілів нафтогазових підприємств нашого регіону були випущені ще в 90-ті роки минулого століття. деякі моделі уже зняті з виробництва, тому питання забезпечення запасними частинами для ремонту є актуальним. актуальним є підбір технологічних процесів реставрації деталей в умовах цих майстерень з точки зору їх простоти, дешевизни та продуктивності. необхідно використовувати такі процеси реставрації автомобільних деталей, які б не вимагали високої кваліфікації ремонтних робітників, одночасно забезпечуючи високу якість виконаної роботи. однією з відповідальних деталей є штовхачі клапанів двигунів автомобілів зил. штовхачі клапанів виготовляють зі сталі 35 гост 1050-88 [1]. їх піддають гартуванню і відпуску до твердості hrcэ 35 40. згідно статистичних даних одним з основних дефектів штовхачів є знос бокової поверхні [1]. у технічній літературі пропонується наступні способи відновлення розмірних параметрів спрацьованих циліндричних поверхонь штовхачів клапанів: наплавка, хромуванням [1]. кожен з даних методів має свої переваги та недоліки. так наплавка спричиняє нагрів штовхача по всьому об‘єму, що, в свою чергу, може спричинити негативні зміни структури матеріалу деталі. крім того після наплавки необхідно проводити додаткову механічну та термічну обробку. це призводить до здорожчання процесу відновлення. недоліком хромування є те, що необхідно здійснювати попередню механічну або хімічну обробку поверхні деталей, з метою отримання пористої поверхі, оскільки гладка хромована поверхня погано утримує змазку, що негативно відбивається на експлуатаційних властивостях деталей, які працюють в умовах граничного тертя [2]. отже, пошук технології ефективного відновлення і зміцнення робочих поверхонь штовхачів клапанів залишається актуальним завданням. мета і постановка задачі метою даної роботи є запропонувати спосіб відновлення і зміцнення зношених робочих поверхонь штовхачів, придатний для застосування в умовах авторемонтних майстерень підприємств нафтогазового технологічного транспорту. виклад матеріалів досліджень опис процесу. процес електроіскрового нарощування заснований на використанні енергії електричного імпульсного розряду, що проходить між електродами і спричиняє направлену ерозію матеріалу, в основному анода. ефективність даного процесу визначається співвідношенням об‘єму руйнування анода і катода, тобто ерозійною стійкістю матеріалу [3]. за допомогою електроерозії досягаються два ефекти: змінюються розмірні параметри оброблюваних деталей і проходить одночасне легування їх оброблюваних поверхонь. в процесі електроіскрового нарощування вібруючим електродом іскровий розряд виникає між двома електродами, до яких підводиться постійний струм (10 … 200 в) при силі струму від 0,2 до 150 а. реставрація робочих поверхонь штовхачів клапанів двигунів електроіскровим легуванням з застосуванням мідних електродів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 70 при цьому з поверхні катода (деталі) при досягненні енергії, еквівалентної роботі виходу, починають вилітати електрони. електрони, рухаючись до анода, прискорюються в міжелектродному просторі, іонізують повітря, в результаті зростає кількість іонів і електронів в міжелектродному проміжку і виникає іскровий розряд. при бомбардуванні анода електронами відбувається вибивання іонів анода (матеріалу анода) , які рухаючись до катода, осідають на ньому [3, 4, 5]. таким чином, поверхня анода руйнується (електрична ерозія), а на поверхні катода утворюється покриття. оскільки іони летять в атмосфері повітря, то утворюються нітриди та оксиди. при цьому зміцнений шар комплексно легується іонами матеріалу анода, азотом та киснем. як відомо, при іскровому розряді виникають локальні температурні спалахи у зміцненому шарі які можуть утворювати структури загартування. на практиці використовуються електроди, виготовлені з графіту, ферохрому, алюмінію, білого чавуну, твердого сплаву т15к6 і феробору або ж з інших струмопровідних матеріалів, щоб забезпечити отримання зміцненої поверхні з наперед заданими властивостями. для відновлення поверхні штовхача клапана використали промислове устаткування – элитрон 24а для електроіскрового легування [6]. в нашому випадку застосовувались мідні електроди. оскільки в процесі електроіскрового легування отримується досить тонкий нанесений шар, то для подальшого його вивчення і металографічного аналізу необхідно виготовляти косий шліф. було запропоновано конструкцію зразкотримача, який дає можливість отримувати такий шліф, у випадку циліндричної бокової поверхні деталі (рис. 1). для травлення структури використали 3 % ний спиртовий розчин hno3 згідно [7]. металографічний аналіз шліфів провели на оптичному мікроскопі neofot 21. мікротвердість (за ваги 20 гр) заміряли в 10 … 15 точках і визначали середнє значення. крім того нами замірялася шорсткість поверхонь штовхача, оброблених електроіскровим нарощуванням з використанням приладу «zutronik» [8, 9, 10]. результати досліджень з використанням мідного електроду отримали покриття товщиною до 40 мкм. вони мають добрий металургійний зв'язок із сталевою основою та практично без пористі (рис. 2). спектральний аналіз свідчить, що під час нанесення покриття розплавлені краплини, які формують покриття, підплавляють сталеву основу та утворюють сплав із залізом. так в нанесеному мідному покритті знаходиться до 15 мас. % заліза, а решта – мідь (рис. 2). рис. 2 – структура склад нанесеного покриття рис. 1 – зразкотримач для виготовлення шліфа реставрація робочих поверхонь штовхачів клапанів двигунів електроіскровим легуванням з застосуванням мідних електродів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 71 таблиця 2 поелементний склад нанесеного покриття елемент масовий склад, % атомний склад, % c 4,32 18,95 fe 14,83 13,99 cu 80,85 67,05 висновки на основі проведених досліджень структури нарощених шарів, отриманих за використання різних режимів електроіскрового оброблення, виявлено, що за використання мідних електродів максимальна товщина шарів становила 40 мкм., одержується їх за енергії одиничного імпульсу 0,42 та 0,75 дж та частоти вібрації інструменту 250 ± 50 та 125 ± 25 гц відповідно. саме ці режими обробки є найбільш оптимальними для відновлення зношених робочих поверхонь штовхачів клапанів двигунів. оскільки електроіскрова обробка не спричиняє нагріву значних об‘ємів металу основної деталі, тому не виникають її деформації та зміна структури основного металу. наявність мікропор на зовнішній поверхні обробленої деталі сприяє кращому утриманню мастила, а відповідно покращує трибологічні властивості поверхні. враховуючи також простоту використаного для електроіскрової обробки обладнання, цей спосіб реставрації може бути рекомендований для застосування в авторемонтних майстернях. література 1. автомобили зил. техническое обслуживание и ремонт зил-157к, зил-130, зил-131. часть 1. [зарубин а.г., зубарев а.а., семенков п.л., хмелин б.ф.]. – м.: транспорт, – 1971. – 367 с. 2. канарчук в. є. основи технічного обслуговування і ремонту автомобілів: [підручник]: [у 3 кн.] / в. є. канарчук, о. а. лудченко, а. д. чигиринець. – к.: вища шк., 1994. – кн. 3: ремонт автотранспортних засобів. – 1994 – 599 с. 3. лазаренко б.р., лазаренко н.и. современный уровень развития электроискровой обработки металлов / б.р. лазаренко, н.и. лазаренко // электроискровая обработка металлов. – 1957. – № 1. – с. 9 37. 4. лазаренко н.и. электроискровое легирование металлических поверхностей / н.и. лазаренко, б.р. лазаренко // электроискровая обработка металлов. – 1977. – № 3. – с. 12 16. 5. размерная электрическая обработка металлов / [артамонов б.а., вишницкий а.л., волков в.с., глазков а.в.]. – м.: высшая школа, 1978. – 559 с. 6. установка ―элитрон -24а‖: паспорт. – кишинев: академия наук мсср, 1989. – 21 с. 7. черток б.е. лабораторные работы по технологии металлов / б.е. черток. – м.: машгиз, 1961 – 183 с. 8. полевой с.н. упрочнение металлов: [справочник] / с.н. полевой, в.д. евдокимов – м.: машиностроение, 1986. – 320 с. 9. і. прунько відновлення зношених поверхонь штоків нафтопромислових насосів електроіскровим нарощуванням і зміцненням / прунько і., богатчук ю., марков а. // механіка руйнування матеріалів і міцність конструкцій / [під заг. ред. в.в. панасюка]. – львів: фізико-механічний інститут ім. г.в.карпенка нан україни, 2009. – с. 569 574. 10. і.б. прунько структура і залишкові напруження в поверхневому шарі сталі 45 після електроіскрового оброблення електродами зі сплавів т15к6 та вк8 / і.б. прунько, ю.і. богатчук, м.м. студент // наукові нотатки. – луцьк: луцький національний технічний університет, 2009. – с. 255 260. поступила в редакцію 06.10.2016 реставрація робочих поверхонь штовхачів клапанів двигунів електроіскровим легуванням з застосуванням мідних електродів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 72 bogatchuk i.m., prunko i.b. restoration work surfaces tappet electric-doping with the use of copper electrode. the expediency of using electro-building to restore dimensional parameters and performance properties of thorns frogs driveshafts. developed mandrel microscopic studies layer obtained by electro-capacity cylindrical surface. a measurement of the hardness of the resulting layer and draw conclusions on the performance properties of the restored surface. since the electric-heat treatment does not cause significant amounts of basic metal parts, so there are no deformities and changes in the structure of the base metal. the presence of micropores on the outer surface of the machined parts contributes to the maintenance of oil, and therefore improves the tribological properties of the surface. based on the research structure of extension layers obtained using different modes of electric-treatment, found that by using copper electrodes maximum thickness of the layers was 40 mm. these modes of treatment is most suitable for restoring worn out surfaces thorns frogs driveshafts. together with the ease of processing used for electric equipment, this method of restoration can be recommended for use in workshops. keywords: crosses, propeller shaft, processing-tension building, restoration. references 1. avtomoby`ly` zy`l. texny`cheskoe obsluzhy`vany`e y` remont zy`l-157k, zy`l-130, zy`l-131. chast` 1. [zaruby`n a.g., zubarev a.a., semenkov p.l., xmely`n b.f.]. m.: transport, – 1971. 367 s. 2. kanarchuk v. ye. osnovy` texnichnogo obslugovuvannya i remontu avtomobiliv: [pidruchny`k]: [u 3 kn.] / v. ye. kanarchuk, o. a. ludchenko, a. d. chy`gy`ry`necz`. k.: vy`shha shk., 1994. kn. 3: remont avtotransportny`x zasobiv. 1994 599 s. 3. lazarenko b.r., lazarenko n.y`. sovremennыj uroven` razvy`ty`ya эlektroy`skrovoj obrabotky` metallov. эlektroy`skrovaya obrabotka metallov. 1957. # 1. s. 9 – 37. 4. lazarenko n.y`. эlektroy`skrovoe legy`rovany`e metally`chesky`x poverxnoste. n.y`. lazarenko, b.r. lazarenko. эlektroy`skrovaya obrabotka metallov. 1977. # 3. s. 12 – 16. 5. razmernaya эlektry`cheskaya obrabotka metallov. [artamonov b.a., vy`shny`czky`j a.l., volkov v.s., glazkov a.v.]. m.: vіsshaya shkola, 1978. 559 s. 6. ustanovka “эly`tron -24a”: pasport. ky`shy`nev: akademy`ya nauk mssr, 1989. 21s. 7. chertok b.e. laboratornыe rabotы po texnology`y` metallov. b.e. chertok. m.: mashgy`z, 1961. 183 s. 8. polevoj s.n. uprochneny`e metallov: [spravochny`k]. s.n. polevoj, v.d. evdoky`mov. m.: mashy`nostroeny`e, 1986. 320 s. 9. i. prun`ko vidnovlennya znosheny`x poverxon` shtokiv naftopromy`slovy`x nasosiv elektroiskrovy`m naroshhuvannyam i zmicznennyam. prun`ko i., bogatchuk yu., markov a. mexanika rujnuvannya materialiv i micznist` konstrukcij / [pid zag. red. v.v. panasyuka]. l`viv: fizy`ko-mexanichny`j insty`tut im. g.v.karpenka nan ukrayiny`, 2009. s. 569 – 574. 10. i.b. prun`ko struktura i zaly`shkovi napruzhennya v poverxnevomu shari stali 45 pislya elektroiskrovogo obroblennya elektrodamy` zi splaviv t15k6 ta vk8. i.b. prun`ko, yu.i. bogatchuk, m.m. student. naukovi notatky`. lucz`k: lucz`ky`j nacional`ny`j texnichny`j universy`tet, 2009. s. 255 – 260. стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 12 кубіч в.і., марущак м.м., курликов д.а. запорізький національний технічний університет, м. запоріжжя. україна e-mail: schmirung@gmail.com стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні удк 621.891 наведено результати триботехнічних випробувань трибологічної системи матеріалів «шх15-«мастильне середовище» шх15», яка досліджувалась у трибоз’єднанні «доріжка кочення – кулька – доріжка кочення» з використанням натурних підшипників кочення 305 та 304 при ступеневому навантаженні та швидкостях взаємодії поверхонь тертя 300, 500, 1000 хв-1. встановлено неоднозначний вплив складу мастильних матеріалів на досягнення критичного значення коефіцієнта тертя кочення та визначені параметри швидкісно-навантажувального режиму, які наближають відповідну систему до руйнування мастильних утворень. ключові слова: трибоз’єднання, навантаження, натурний підшипник, коефіцієнт тертя, змащувальний матеріал. вступ одним з найважливіших факторів, що впливають на безвідмовну роботу підшипника, є його правильне змащування. недостатня кількість або неправильно обраний змащувальний матеріал неминуче призводить до передчасного зносу підшипника і скорочення терміну його служби, або до аварійного виходу з ладу. в даний час до мастильних матеріалів пред'являються високі вимоги у зв'язку з підвищенням напруженості роботи вузлів тертя: високі частоти обертання, температура і навантаження, які діють на підшипник, що є найбільш значним чинником впливу на цілісність змащувального шару. адже при русі автомобіля на поперечному чи повздовжньому ухилі дороги навантаження на підшипник може зростати до двократного значення сил, діючих на підшипник при нормальних дорожніх умовах. руйнування змащувального шару може викликати вихід пластичного матеріалу з зони кочення та підшипник почне працювати у режимі недостатнього змащування. для вирішення науково-практичного завдання по забезпеченню постійних умов мащення поверхонь тертя підшипників кочення, наприклад, маточин коліс, необхідно володіти повною картиною робочих процесів, які при цьому відбуваються. таку картину позначать закономірності зміни взаємодії тіл кочення – перехід від контакту через мастильні утворення, до контакту без них в залежності від параметрів швидкісного, навантажувального режиму роботи. це, в першу чергу, визначить можливий експлуатаційний перехід роботи трибоз’єднань тіл кочення на режим мастильного голодування, і в другу чергу, обумовлять вихідні дані для розробки алгоритму автоматичного корегування примусовою подачею мастильного матеріалу. аналіз публікацій та постановка мети досліджень в.а. сидоров, а.л. сотников [1], акцентують увагу на тому, що підвищення довговічності підшипників полягає лише в закладанні довготривалого мастильного матеріалу. також необхідно проводити перевірку наявності матеріалу в підшипнику не рідше 1 разу на 3 місяці для підтримки працездатного стану вузла. зважаючи на складну конструкцію колісного редуктора, до складу якого входить маточина колеса, проведення цих робіт може бути занадто трудомістким для підприємства або приватних осіб, які володіють автопарком даних автомобілів. також в цій області працює шведська компанія skf [2], яка протягом декількох десятиріч займається питаннями підвищення надійності підшипникових вузлів шляхом виготовлення більш якісних змащувальних матеріалів та впровадженням систем автоматичного змащування. ця компанія займається й теоретичними дослідженнями надійності підшипників, внаслідок чого розробили свою розрахункову модель. компанія «челнидизель» [3] виробляє доопрацювання автомобілів камаз системами змащення фірми lincoln gmbh (німеччина). дана система призначена для постачання вузлів тертя шасі автомобіля змазкою. завдяки своїй високій адаптованості системи lincoln можуть бути встановлені практично на всіх моделях і типах автомобільної техніки автокранах, автобетонозамішувачах, сідельних тягачах, самоскидах та ін. скорняков е.с., шматко д.з., авер’янов в.с., коровкін а.а., у своїй науковій роботі [4,5], присвяченій неруйнівному контролю підшипників кочення, розглядають метод пік-чинника, який полягає у знятті показників звичайним віброметром та подальшою їх обробкою відповідним програмним забезпеченням. але становити датчик безпосередньо на зовнішній обоймі підшипника практично неможливо, тому що сигнал вібрації характеризує не тільки підшипник, але й інші вузли механізму, що робить неможливим використання цієї системи на автомобілі, який рухається. стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 13 але жоден з дослідників не враховує те, що при русі автомобіля по поверхням доріг з поперечним чи поздовжнім ухилом навантаження на маточини підшипника може значно збільшуватись. саме це навантаження може бути рішучім фактором в процесі руйнування змащувального шару, що в наслідку зменшує надійність підшипнику та вузла взагалі. в цілому, тематика досліджень є актуальною і спрямована на забезпечення високого рівня надійності елементів конструкції ходової частини автомобіля. тому визначення впливу, насамперед радіального навантаження на руйнування мастильних утворень та перехід на сухе тертя при зміни швидкісного режиму взаємодії тіл кочення, є однією з задач, що вирішуються при розробці алгоритму управління змащуванням. метою роботи є загальна оцінка впливу мастильних утворень, які формуються з компонентів товарних консистентних та рідких (трансмісійних) олив з різними основами базового середовища на загальний молекулярно-механічний стан комплексного трибоз’єднання «доріжка кочення – кулька – доріжка кочення». при цьому критерієм стану, який оцінюється, приймається закономірність зміни коефіцієнта тертя на стадіях взаємодії поверхонь з мастильним матеріалом і без нього в умовах імітації недостатнього змащування при ступінчастому навантаженні та фіксованих швидкостях кочення. основним завданням даного дослідження ставиться загальна оцінка поведінки мастильних утворень в трибологічній системі матеріалів «шх15-«мастильне середовище» шх15», що властиво експлуатаційній взаємодії елементів підшипників кочення маточин коліс. методика проведення досліджень та їх обговорення проведення досліджень обумовлено можливістю встановлення додаткового оснащення на вал машини тертя смц-2, яке дозволить встановити і обертати зразки підшипників кочення з частотами обертання 300, 500 і 1000 хв-1. для проведення триботехнічних випробувань використовувалися стандартні підшипники кочення № 305 і 304 (дсту гост 8375: 2008). у якості зразків мастильних матеріалів використовувалися сім товарних консистентних та рідких змащувальних середовищ, які входили у склад трибологічної системи: «шх15 molder mp2 шх15»; «шх15 літол-24 шх15» (літол-24 по гост 21150-87); «шх15 тад-17шх15» (тад-17 по гост 23652-79); «шх15 шрус шх15»; «шх15 мт-16п шх15» (мт-16п по гост 6360-83); «шх15 motul techgrease 300 шх15»; «шх15 графітне мащення шх15» (графітне мащення по гост 3333-80). зразки підшипників встановлювалися на привідний вал машини тертя смц-2 за допомогою перехідної втулки. втулка компенсувала різність діаметральних розмірів між валом і внутрішньої обоймою підшипника. від осьового зсуву підшипник фіксувався гайкою рис. 1. а б рис. 1 – обладнання для проведення триботехнічних досліджень: а – загальний вид: 1 – мультиметр; 2 – корпус машини тертя смц-2; 3 – дріт термопари; 4 – каретка; 5 – вал каретки; 6 – натискний блок; 7 – підшипник кочення; 8 – вал машини тертя смц-2; 9 – силовий гвинт; б – натурний зразок: 1 – вал машини тертя; 2 – пластина фіксації контакту термопари; 3 – натискний блок; 4 – вал каретки; 5 – гайка; 6 – дріт термопари; 7 – каретка; 8 – підшипник кочення; 9 – хомут стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 14 під час проведення дослідів фіксувалися наступні параметри: температура зразка, величина навантажувального зусилля, момент тертя. для вимірювання температури зразків використовувався мультиметр dt-835 з термопарою тр-01а з діапазоном вимірюваних температур від (– 18) до 712ºс. для фіксації контакту термопари на зразку використовувався хомут. величина навантажувального зусилля, що діяла на підшипники кочення під час дослідів, фіксувалася за допомогою динамометричною барабану машини тертя. коефіцієнт тертя розраховувався у відповідності з виразом (1) [6]. при цьому момент тертя вимірювався і фіксувався за допомогою потенціометра ксп2-005 у вигляді трибограм. масштаб становив: довжина клітини сітки полю трибограм дорівнювала 1,2 мм 0,18 н∙м.         d d ра m k ш тр 1 , (1) де мтр – момент тертя, н·м; аш – коефіцієнт для кулькового підшипника, аш = 1,3; р – сила навантаження, н; d – зовнішній діаметр внутрішньої обойми підшипника, мм (для 305 – 32,02 мм; для 304 – 27,148 мм); d – діаметр тіла кочення, мм (для 305,304 – 7,94 мм). точність вимірювання становила δмтр = 0,1 мм, що в перерахунку на значення коефіцієнта тертя становило 1f = 0,003 мм. триботехнічні дослідження проводились відповідно до розробленого циклу проведення випробувань. для кожного змащувального матеріалу використовувався один підшипник кочення. кількість повторів на одному підшипнику і одному зразку змащувального матеріалу становила три рази. частоти обертання зразків підшипника під час повторів змінювалися на n1 = 300 хв-1; n2 = 500 хв-1; n3 = 1000 хв-1. цикл випробувань: встановлення підшипника кочення, наповнененого змащувальним матеріалом; під’єднання контакту термопари до обойми підшипника; запуск машини; прописування «нульової» лінії протягом 2 хвилин з мінімальним навантаженням (частота обертання внутрішньої обойми n1 = 300 хв-1); підвищення навантаження з кроком 70 75 н до величини 1209 н з утриманням взаємодії протягом 30 секунд; зменшення навантаження до мінімального значення та прописування «нульової» лінії; зупинка машини тертя; огляд стану поверхонь підшипника; огляд стану змащувального матеріалу; повтор відповідних операцій при частотах обертання n2 = 500 хв-1, n3 = 1000 хв-1 без додавання змащувального матеріалу. всі отримані дані для розрахункових коефіцієнтів тертя, в залежності від навантаження та часу випробувань, графічно відображались на полі координат. загальний діапазон радіального навантаження становив від 164 н до 1209 н. за результатами обробки експериментальних даних побудуванні графічні залежності, рис. 2 8. при цьому ділянки прописування «нульової» лінії не враховувались. результати досліджень та їх обговорення випробування трибологічної системи «шх15 molder mp2 шх15». випробування трибоз’єднання з консистентним змащувальним матеріалом molder mp2 показали наступне, рис. 2. при n1 = 300 хв-1 спостерігалося зниження коефіцієнта тертя від 0,13 до 0,02 мм протягом 3,5 хвилин, що відповідає припрацюванню мастильного матеріалу на поверхнях, рис. 2, а. після цієї позначки мав місце сталий режим роботи, який не перетинається з кривою тертя без змащувального матеріалу. це означає, що порушення змащувального шару відсутнє. при n2 = 500 хв-1 присутнє перевищення коефіцієнта тертя вище позначки кривої сухого тертя, що характеризує процеси часткового або повного руйнування змащувального шару. це явище відбулося через 7,5 хвилин після початку навантаження, коефіцієнт тертя склав 0,035 мм. за умов підвищення частоти обертання підшипника до n3 = 1000 хв-1 спостерігалося зниження коефіцієнта тертя до позначки 0,04 мм протягом 5 хвилин, рис. 2, в. після цієї позначки мав місце сталий режим роботи, який не перетинається з кривою тертя без змащувального матеріалу. це означає, що порушення змащувального шару відсутнє. загальний час дослідження становить при n1 – 7 хвилин, при n2 і n3 – 14 хвилин. навантаження на підшипник для n1 і n2 знаходилося у діапазоні від 164 до 1209 н і від 164 до 1060 н для n3. випробування трибологічної системи «шх15 літол-24 шх15». випробування трибоз’єднання з консистентним змащувальним матеріалом літол-24 показали наступне, рис. 3. на початку дослідження при n1 = 300 хв-1 спостерігалося різке підвищення величини стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 15 коефіцієнта тертя до позначки більше за 0,080 мм при допустимій величіні 0,045 мм, рис. 3, а. це пов'язано з припрацюванням мастильного матеріалу на початку контактної взаємодії непідготовлених поверхонь. а б в рис. 2 – графічні залежності зміни коефіцієнта тертя зі змащувальним матеріалом molder mp2: 1 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску зі змащувальним матеріалом; 2 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску без змащувального матеріалу; а – 300 хв-1; б – 500 хв-1; в – 1000 хв-1 досягнення сталого режиму тертя відбулося на 3,5 хвилині роботи. далі мало місце зменшення коефіцієнта тертя до 0,020 мм при збільшені навантаження за умов ефективного формування мастильних утворень. при збільшенні частоти обертання до n2 = 500 хв-1 спостерігалося зростання величини коефіцієнта тертя до позначки вище ніж 0,03 мм у діапазоні навантаження від 790 до 900 н. це може характеризувати порушення цілісності мастильних утворень і неможливість матеріалу чинити опір навантаженням. при збільшенні частоти обертання до n3 = 1000 хв-1 мало місце плавне збільшення величини коефіцієнта тертя зі збільшенням навантаження на підшипник, але різких зривів чи переходу позначки допустимого значення не відбувалося. випробування трибологічної системи «шх15 тад-17шх15». випробування трибоз’єднання з рідким мастильним матеріалом – трансмісійною оливою тад-17 показали наступне, рис. 4. на етапі приробітки при n1 = 300 хв-1 мастильний матеріал досягнув сталого режиму роботи на 3 й хвилині дослідження, рис. 4, а. при подальшому збільшенні навантаження значення коефіцієнта тертя коливалось в межах 0,03 – 0,04 мм, що вказує на відсутність порушення змащувального шару. при збільшенні частоти обертів до n2 = 500 хв-1 коефіцієнт тертя перевищив допустиме значення після 4 ї хвилини роботи при навантаженні 400 500 н і знаходився в межах від 0,04 0,05 мм, рис. 4, б. перевищення граничного значення тривало до припинення випробування. це вказує на руйнування мастильних утворень. при n3 = 1000 хв-1 коефіцієнт тертя стало зростав від 0,03 0,05 мм протягом 8 хвилин, рис. 4, в. при подальшому збільшені навантаження коефіцієнт тертя зменшився до 0,02 мм. перевищення граничного значення при навантажені 300 400 н на початку випробування не мало критичного впливу на роботу трибологічної системи. стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 16 а б в рис. 3 – графічні залежності зміни коефіцієнта тертя зі змащувальним матеріалом літол-24: 1 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску зі змащувальним матеріалом; 2 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску без змащувального матеріалу; а – 300 хв-1; б – 500 хв-1; в – 1000 хв-1 випробування трибологічної системи «шх15 шрус шх15». випробування трибоз’єднання з консистентним змащувальним матеріалом для «шрус» показали наступне, рис. 5. під час випробування при n1 = 300 хв-1спостерігалось плавне збільшення коефіцієнта тертя від 0,018 до 0,025 мм під час всього періоду проведення випробування. перевищення граничного значення не відбувалося. при збільшенні частоти обертання до n2 = 500 хв-1 мало місце зростання коефіцієнта тертя від 0,01 до 0,03 мм до 10-ї хвилини роботи, після чого в діапазоні навантаження 850 1100 н починалися можливі процеси руйнування змащувального шару. при n3 = 1000 хв-1 спостерігається різке зниження коефіцієнта тертя від 0,13 до 0,015 мм протягом 4-х хвилин. а б стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 17 в рис. 4 – графічні залежності зміни коефіцієнта тертя зі змащувальним матеріалом тад-17: 1 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску зі змащувальним матеріалом; 2 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску без змащувального матеріалу; а – 300 хв-1; б – 500 хв-1; в – 1000 хв-1 далі крива є сталою та нагадує поведінку зразка № 1 на рис. 2, в. а б в рис. 5 – графічні залежності зміни коефіцієнта тертя зі змащувальним матеріалом для «шрус»: 1 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску зі змащувальним матеріалом; 2 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску без змащувального матеріалу; а – 300 хв-1; б – 500 хв-1; в – 1000 хв-1 випробування трибологічної системи «шх15 мт-16п шх15». випробування трибоз’єднання з рідким мастильним матеріалом – трансмісійною оливою мт-16п показали наступне, рис. 6. при n1 = 300 хв-1 спостерігалося зниження величини коефіцієнта тертя до позначки менше за 0,040, рис. 6, а. це пов'язано з припрацюванням мастильного матеріалу на початку контактної взаємодії непідготовлених поверхонь. стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 18 а б в рис. 6 – графічні залежності зміни коефіцієнта тертя зі змащувальним матеріалом мт-16п: 1 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску зі змащувальним матеріалом; 2 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску без змащувального матеріалу; а – 300 хв-1; б – 500 хв-1; в – 1000 хв-1 досягнення сталого режиму тертя відбулось на 2 й хвилині роботи. через майже однакове значення з кривою сухого тертя важко оцінити характер поведінки мастильного матеріалу в зоні контакту, враховуючи точність вимірювання. далі при підвищенні частоти обертання до n2 = 500 хв-1, рис. 6, б, спостерігався характер зміни коефіцієнта тертя як у досліді 2, рис. 3, в. при n3 = 1000 хв1 мало місце різке підвищення коефіцієнта тертя до відмітки 0,07 мм в період перших шести хвилин роботи, після чого його значення знижується до 0,025 мм, рис. 6, в. перевищення допустимого значення свідчить про руйнування мастильних утворень. випробування трибологічної системи «шх15 motul techgrease 300 шх15». випробування трибоз’єднання з консистентним змащувальним матеріалом motul techgrease 300 показали наступне, рис. 7. а б стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 19 в рис. 7 – графічні залежності зміни коефіцієнта тертя зі змащувальним матеріалом motul techgrease 300 1 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску зі змащувальним матеріалом; 2 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску без змащувального матеріалу; а – 300 хв-1; б – 500 хв-1; в – 1000 хв-1 при n1 = 300 хв-1, рис. 7, а, спостерігається поведінка кривої коефіцієнта тертя як у досліді 4, рис. 5, а, але з більшим діапазоном зміни значення, ніж у попереднього. при збільшенні частоти обертання до n2 = 500 хв-1, рис. 7, б, поведінка кривої коефіцієнта тертя схожа з випробуванням 4, рис. 5, а. далі при підвищенні частоти обертання до n3 = 1000 хв-1 перевищення допустимого значення коефіцієнту тертя спостерігається до 3 ї хвилини на відмітці 0,04 мм, рис. 7, в. діапазон навантаження при цьому склав 350 400 н. після подальшого підвищення навантаження порушень змащувального шару не помічалось. випробування трибологічної системи «шх15 графітне мащення шх15». випробування трибоз’єднання з консистентним графітним мащенням показали наступне, рис. 8. а б в рис. 8 – графічні залежності зміни коефіцієнта тертя з графітним мащенням: 1 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску зі змащувальним матеріалом; 2 – залежність коефіцієнта тертя від сили тиску без змащувального матеріалу; а – 300 хв-1; б – 500 хв-1; в – 1000 хв-1 стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 20 під час дослідження при n1 = 300 хв-1 спостерігалось зниження коефіцієнта тертя протягом всього часу випробування від 0,045 до 0,03 мм, що може свідчити про тривалу приробітку, рис. 8, а. при n2 = 500 хв-1 після 7 ї хвилини роботи значення коефіцієнта тертя перетинає допустиме значення в діапазоні навантаження 650 750 н, що характеризує можливість порушення змащувального шару, рис. 8, б. при збільшенні частоти обертання до n3 = 1000 хв-1 мало місце плавне збільшення величини коефіцієнта тертя зі збільшенням навантаження на підшипник, але різких зривів чи переходу позначки допустимого значення не відбувалося, рис. 8, в. у цілому, отримані результати досліджень свідчать по наступне. температурний стан взаємодії був таким, що відносна температура у всіх дослідах більш ніж 45 50 ºс не піднімалась. при 300 хв-1 всі випробувані матеріали не показували критичних збільшень величини коефіцієнта тертя протягом всього періоду роботи або під час сталого режиму тертя. перетини допустимого значення на початку випробування свідчить про приробітку контактних взаємодій непідготовлених поверхонь та утворені змащувальних шарів. під час випробування при 500 хв-1 трибосистема працювала на мастильних утвореннях, які були вже сформовані. лише зразки шрус, motul та мт-16п показали роботу без перевищення допустимих значень, проте як molder, літол-24, тад-17 та графітний змащувальний матеріал мали характер можливого руйнування змащувального шару. при підвищенні частоти обертів до 1000 хв-1, літол-24 та графітний змащувальний матеріал мають кращі показники залежності коефіцієнта тертя в порівнянні з іншими зразками. слід відзначити, що зразки molder, motul та шрус на початку роботи мали перевищення допустимого значення, але при збільшенні навантаження коефіцієнт знижувався та не переходив межі кривої сухого тертя. з усіх зразків можна виділити змащувальний матеріал для шрусів, який показав стабільну роботу на всіх етапах випробування. висновки в результаті проведених трибологічних випробувань отримані закономірності зміни коефіцієнта тертя в трибоз’єднанні «доріжка кочення кулька – доріжка кочення» для відповідних трибологічних систем матеріалів при ступінчастому навантаженні та фіксованих частотах обертання внутрішньої обойми натурного підшипника кочення. основна увага приділена відстеженню часу, який визначав перевищення допустимого значення коефіцієнта тертя, та відповідних параметрів силової й швидкісної взаємодії. отримані результати, з одного боку, представляються порівняно-узагальненими і вказують на неоднозначний характер поведінки досліджуваних мастильних матеріалів, і з іншого боку, є вихідними даними для визначення часу опору зриву мастильних утворень, які можуть бути покладені в основу алгоритму управління змащуванням. встановлено, що найбільший опір зриву в розглянутих умовах надають мастильні утворення, які формуються із змащувального матеріалу для «шрус». література 1. в. а. сидоров, а. л. сотников. эксплуатация подшипников каченя [электронний ресурс] : 2017. – 230 с. – режим доступа: https //www.litres.ru. 2. общий каталог skf 2006 [електронний ресурс] – режим доступа: http //galp.com.ua/supload/cms/catalogs/bearing/podshipniki-katalog-skf-ru-2006.pdf. 3. автоматическая централизованная система смазки грузового автомобиля камаз-43118(6x6) "24 точки смазки"(кат. №636-45181-9) [електронний ресурс] – режим доступа: https // www.remkam.ru/smazka43118/. 4. дослідження та аналіз експлуатаційних дефектів підшипників кочення залежно від застосування мастильних матеріалів / дмитро захарович шматко, едуард сергійович скорняков, володимир сергійович авер’янов, андрій андрійович коровкін // вісник тнту. – т. : тнту, 2016 – том 83. – № 3. – с. 134–138. – (машинобудування, автоматизація виробництва та процеси механічної обробки). 5. скорняков е. с. експериментальні дослідження дефектів підшипників кочення на лабораторній установці методом співставлення діаграм та спектрограм / е. с. скорняков, д. з. шматко, в. с. авер`янов, а. а. коровкін // перспективні технології та прилади. – 2016. – вип. 8. – с. 103–109. – режим доступу: http//nbuv.gov.ua/ujrn/ptp_2016_8_19. 6. справочник по триботехнике, том 2, смазочные материалы, техника смазки, опоры скольжения и качения / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичинадзе. – м. : машиностроение, 1990. – 416 с. поступила в редакцію 14.11.2017 стан трибологічної системи «шх15 «мастильне середовище» шх15» підшипника кочення при ступінчастому навантаженні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 21 kubichv.i., мarushchak м.м., kurlikovd.a. condition of the tribological system "shh15" lubricating medium "shh15" rolling bearings with a stepped load. the results of tribotechnical tests of the tribological system of materials "shh15" lubricating medium "shh15", which was investigated in the tribo connection "rolling path ball roller path" using the normal roller bearings 305 and 304 with the step load and speeds of the interaction of the friction surfaces 300 , 500, 1000 min-1. in this case, the criterion of the state described is the regularity of the change in the coefficient of rolling friction in the stages of interaction of the surfaces with and without the lubricant material in the conditions of simulation of insufficient lubrication at a steady load and fixed rolling velocities. the study was conducted using smc-2 friction machine with the use of additional equipment installed on the lower shaft in the form of a transition sleeve. as samples of lubricants, five product consistencies were used: molder mp2; litol-24; shrus; motul techgrease 300; graphite lubrication, and two liquid lubricating media: tad-17; mt-16p. the main attention is paid to tracking the time, which determined the excess of the permissible value of the coefficient of friction, and the corresponding parameters of power and speed interaction. at 300 min-1, all tested materials did not indicate a critical increase in the friction coefficient during the entire period of operation or during steady state. during the test at 500 min-1, the tribosystem worked on lubricating formations that were already formed. only the shrus, motul, and mt-16p specimens showed the work without exceeding the permissible values, however, as molder, litol-24, tad-17 and graphite lubricants had the character of possible destruction of the lubricant layer. with an increase in the speed of up to 1000 min-1, litol-24 and graphite lubricant, the best indexes of the coefficient of friction are compared with other samples. it should be noted that the samples molder, motul and shrus at the beginning of work had an excess of the permissible value, but with increasing load, the coefficient declined and did not cross the limits of the dry friction curve. the obtained results, on the one hand, are relatively generalized and indicate the ambiguous nature of the behavior of the studied lubricants, and, on the other hand, are the starting data for determining the breakthrough time of the lubricating units, which can be used as the basis for the lubrication control algorithm in the rolling bearings. it has been established that the greatest resistance to failure in the conditions under consideration is provided by lubricating units formed from the shrus lubricant. key words: tribounit, load, full bearing, coefficient of friction, lubricant. references 1. v. a. sidorov, a. l. sotnikov. jekspluatacija podshipnikov kachenja [jelektronnij resurs.: 2017. 230 s. rezhim dostupa: https //www.litres.ru. 2. obshhij katalog skf 2006 [elektronnij resurs] – rezhim dostupa: http //galp.com.ua/supload/cms/catalogs/bearing/podshipniki-katalog-skf-ru-2006.pdf. 3. avtomaticheskaja centralizovannaja sistema smazki gruzovogo avtomobilja kamaz-43118(6x6) "24 tochki smazki"(kat. №636-45181-9) [elektronnij resurs]. rezhim dostupa: https //www.remkam.ru/smazka43118/. 4. doslіdzhennja ta analіz ekspluatacіjnih defektіv pіdshipnikіv kochennja zalezhno vіd zastosuvannja mastil'nih materіalіv. dmitro zaharovich shmatko, eduard sergіjovich skornjakov, volodimir sergіjo-vich aver’janov, andrіj andrіjovich korovkіn. vіsnik tntu, – t. tntu, 2016. tom 83. № 3. s. 134–138. – (mashinobuduvannja, avtomatizacіja virobnictva ta procesi mehanіchnoї obrobki). 5. skornjakov e. s. eksperimental'nі doslіdzhennja defektіv pіdshipnikіv kochennja na laboratornіj ustanovcі metodom spіvstavlennja dіagram ta spektrogram. e. s. skornjakov, d. z. shmatko, v. s. aver`janov, a. a. korovkіn. perspektivnі tehnologії ta priladi. 2016. vip. 8. s. 103–109. rezhim dostupu: http//nbuv.gov.ua/ujrn/ptp_2016_8_19. 6. spravochnik po tribotehnike, tom 2, smazochnye materialy, tehnika smazki, opory skol'zhenija i kachenija / pod obshh. red. m. hebdy, a.v. chichinadze. – m. : mashinostroenie, 1990. – 416 s. дослідження параметрів електричного розряду у захисних газах методом осцилографування проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 48 абрамов о.о., завгородній в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com дослідження параметрів електричного розряду у захисних газах методом осцилографування удк 621.891 представлено методику отримання осцилограм, визначення величини відносного пробивного зазору і параметрів іскрового розряду в середовищі різних газів лабораторним способом. розглянуто вплив газового середовища на стійкість електричного розряду, дана порівняльна характеристика кожного з середовищ. визначені величини відносного пробивного зазору і параметрів розряду: напруги і струму. приведені значення відносного пробивного зазору, напруги пробою і струму електричних розрядів у міжелектродних проміжках. гази вибрані з умови їх найбільшого використання в зварювальному виробництві: повітря, вуглекислий газ, аргон і суміш аргону з вуглекислим газом. ключові слова: електричний розряд, повітря, напруга пробою, пробивний зазор, аргон. вступ при проведенні зварювальних робіт з використанням автоматів і навпівавтоматів дуже важливим е збереження працездатності струмопідводячих наконечників. ресурс роботи наконечника залежить від величини його механічного і електроерозійного зношування. електроерозійний знос з’являється внаслідок нещільного контакту між електродним дротом і внутрішньою поверхнею каналу наконечника і залежить від хімічного складу проміжку між ними. хімічний склад проміжку формується парами матеріалів дроту, наконечника і захисних газів середовища, у якому проводиться зварювання. визначення впливу кожної складової вказаних факторів має метою знаходження методів покращення роботи зварювальних наконечників. методика і результати розрахунків дослідження впливу газового середовища на електроерозію проводили шляхом визначення величини пробивного зазору і параметрів електричного розряду кожного з досліджуваних газів. для досягнення цієї мети було вирішено використовувати випробувальну камеру (рис. 1) подібну тій, що для визначення впливу вологості вуглекислого газу на параметри електричного розряду. частина корпуси камери зробили з плексигласу. це дозволило фіксувати момент появи розряду візуально. в середину камери подавалося повітря, вуглекислий газ, аргон і суміш аргону з вуглекислим газом. такий вибір досліджуваних газів пов’язаний с тим, що вуглекислий газ і аргон, а також їх суміші набули найбільшого поширення у зварювальному процесі. джерелом живлення для проведення іспитів був, як і при проведенні раніше досліджень, зварювальний випрямляч вксм-1000, але у цьому випадку у схемі використовувався тільки один баластний реостат рб-302, вольтметр й амперметр у складі вимірювального блоку. функцією вимірювального блоку стало контролювання у електричному ланцюгу наявності напруги і струму. рис. 1 – схема дослідницької установки з метою дослідження особливостей формування електричного розряду у газовому середовищі при проведенні експериментів додатково був застосований осцилятор для зняття його характеристик у вигляді осцилограм. була зібрана електрична схема підключення вищевказаного приладу до комп’ютера (рис. 2). дослідження параметрів електричного розряду у захисних газах методом осцилографування проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 49 джерело живлення 1 подає постійну напругу на електрод 3 і електрод пластину 7, між якими при зміні відстані виникає іскровий розряд. для правильного проведення замірів у силовий ланцюг додатково підключається без індукційний шунт 8 з заздалегідь визначеним опором. до електрода-пластини паралельно шунту підключається осцилятор 5 для реєстрації величини напруги. осцилятором виміряють падіння напруги на шунту і потім проводиться перерахунок сили струму. осцилятор з’єднується через usb порт з комп’ютером. для захисту осциляторів від перевантажень використовувався додатковий опір 6 на 100 ом. з метою недопущення перенавантажень електродів при виникненні розряду у ланцюг увімкнутий плавкий запобіжник 2, розрахований на струм 1а. на рис. 3 представлені осцилограми напруги на шунті при іскровому розряді у середовищу повітря, вуглекислого газу, аргону і суміші у складі 80 % ar + 20 % co2. проведення безпосереднього виміру напруги розряду не дозволяло обмеження працездатності програми комп’ютера. запис і аналіз осцилограм на шунті дозволяє спостерігати за процесом у мініатюрі і дає можливість перерахувати і визначити значення сили струму у розрядному проміжку. осцилограми представляють собою сітку з квадратів. кожен квадрат містить у вертикальному напрямку значення напруги 50 мв і у горизонтальному значення часу 2 мс. рис. 2 – електрична схема підключення осциляторів до комп’ютера: 1 – джерело живлення; 2 – плавкий запобіжник; 3 – електрод; 4 – комп’ютер с usb портом; 5 – осцилятор для реєстрації напруги; 6 – додатковий опір 100 ом; 7 – електрод-пластина; 8 – безіндукційний шунт на 150 а як видно з приведених осцилограм з моменту виникнення розряд де який час був дуже нестійким, особливо це стосується вуглекислого газу. зміна напруги відбувається дуже стрімко. розряди у середовищі аргону і повітрі проходять значно повільніше і мають більш плавні контури коливань напруги. розряд у суміші аргону з вуглекислим газом має риси розрядів обох компонентів одночасно: стрімкість розряду у вуглекислому газі і відсутність значних коливань напруги при ії зростанні при розряді у середовищ аргону. а б дослідження параметрів електричного розряду у захисних газах методом осцилографування проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 50 в г рис. 3– осцилограми напруги на шунті при виникненні іскрового розряду у газовому середовищі: а – у повітрі; б – у вуглекислому газі; в – у аргоні; г – у суміші 20% co2 + 80% ar у протязі де якого часу при зменшенні зазору між електродом і електродом-пластиною розряд переходить у коротке замикання. у кожному випадку фіксувалось падіння напруги на шунті шu і проводився перерахунок максимального струму розряду рi . для підрахунку максимального струму розряду необхідно знати опір шунта. з паспортних даних виявляється, що шунт розрахований при падінні напруги шu 0 = 75 мв на струм кзi 0 = 150 а. таким чином, опір шунта шr склав: 0005,0 0 0  кз ш ш i u r ом. (1) максимальний струм розряду підрахувати за формулою: ш ш р r u i  . (2) як і у випадку з вуглекислим газом, для кожного з досліджуваних газів проводилось по чотири виміри пробивного зазору, розраховувався відносний пробивний зазор k стосовно повітря і усі дані випробувань заносилися у таблицю: п г l l k    ; (3) де гl – значення пробивного зазору досліджуваного газу; пl – значення пробивного зазору повітря. для кожного з досліджуваних газів проводилось по чотири виміри пробивного зазору, розраховувався відносний пробивний зазор k і усі дані заносилися у таблицю. таблиця величини параметрів іскрового розряду досліджуваних газів склад досліджуваного газу вологість,  , % відносний пробивний зазор k напруга джерела живлення u , b напруга на шунті шu , мв максимальний струм розряду рi , а повітря 75 1,00 80 65 130 со2 60 0,59 80 75 150 ar 60 0,43 80 80 160 20% co2 + 80% ar 60 0,48 80 78 156 дослідження параметрів електричного розряду у захисних газах методом осцилографування проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 51 висновки 1. середній пробивний зазор повітря, сухого вуглекислого газу (вологість 60 %), суміші 80 % ar + 20 % co2 більше середнього пробивного зазору аргону у 2,3; 1,4 і 1,1 рази. падіння напруги на шунті і максимальний струм розряду у аргоні перевищує ці показники розряду у повітрі з вологістю 75 % у 1,23 рази. по тим самим параметрам розряд у вуглекислому газі перебільшує розряд у повітрі в 1,16 рази, а розряд у суміші 80 % ar + 20 % co2 – у 1,2 рази. 2. з точки зору динаміки процесу розряд у аргоні проходить без значних коливань напруги і розвивається достатньо повільно, у той самий час, розряд у вуглекислому газі супроводжується досить значними коливаннями параметрів (напруги) і протікає дуже швидко. розряд у суміші аргону і вуглекислого газ у з точки зору динаміки процесу знаходиться у проміжному положенні між розрядами у аргоні і вуглекислому газі. таким чином, найдене додаткове підтвердження, що дугове зварювання у середовищі аргону і його сумішах і його сумішах носить більш стійкий характер, чим при зварюванні у середовищі вуглекислого газу. література 1. абрамов а.а., завгородний в.в. износостойкость меди и хромоциркониевой бронзы в условиях механического и електроэрозионного воздействия // вісник ддма. – 2011. – № 1. – с. 6–11. 2. бригидин в.я. о работе токоподводящих наконечников при дуговой сварке // сварочное производство. – 1979. – № 8. – с. 20-21. 3. гуляев а.и. технология и оборудование контактной сварки. учебн. для маш. техн. – м.: машиностроение, 1985. – 256 с. 4. калашников с.г. электричество. – м.: наука, 1964. – 668 с. 5. мик дж., крэгс дж. электрический пробой в газах. – м.: изд-во иностр. лит. – 1960. – 605 с. 6. оботуров в.и. дуговая сварка в защитных газах. – м.: стройиздат, 1989. – 232 с. 7. потапьевский а.г. сварка в углекислом газе.м.:машиностроение.– 1984. – 81 с. 8. хольм р. электрические контакты / под ред. д.э. брусникина, а.а. рудницкого. – м.: изд-во иностр. лит., 1961. – 464 с. поступила в редакцію 10.02.2016 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com дослідження параметрів електричного розряду у захисних газах методом осцилографування проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 52 abramov o.o., zavgorodniy v.v. doslidzhennya the electrical discharge in protective gases by oscillography. the methods of obtaining ostsillohram, the determination of the relative breakdown gap and spark discharge parameters among different gases laboratory method. the influence of gas environment on the stability of the electric discharge, given comparative characteristics of each media. ante relative breakdown discharge gap and parameters: voltage and current. the values of the relative gap breakdown, breakdown voltage and current electrical discharges in interelectrode gaps. gases selected from the conditions of their greatest use in welding production: air, carbon dioxide, argon and argon mixture with carbon dioxide. keywords: electric discharge, the air, breakdown voltage, punchy gap, argon. references 1. abramov a.a., zavgorodnij v.v. iznosostojkost' medi i hromocirkonievoj bronzy v uslovijah mehanicheskogo i elektrojerozionnogo vozdejstvija, vіsnik ddma, 2011, no1, pp. 6–11. 2. brigidin v.ja. o rabote tokopodvodjashhih nakonechnikov pri dugovoj svarke, svarochnoe proizvodstvo, 1979, no 8, pp. 20-21. 3. guljaev a.i. tehnologija i oborudovanie kontaktnoj svarki, uchebn. dlja mash. tehn., m.: mashinostroenie, 1985, 256 p. 4. kalashnikov s.g. jelektrichestvo, m.: nauka, 1964, 668 p. 5. mik dzh., krjegs dzh. jelektricheskij proboj v gazah, m.: izd-vo inostr. lit., 1960, 605 p. 6. oboturov v.i. dugovaja svarka v zashhitnyh gazah, m.: strojizdat, 1989, 232 p. 7. potap'evskij a.g. svarka v uglekislom gaze.m.:mashinostroenie, 1984, 81 p. 8. hol'm r. jelektricheskie kontakty / pod red. d.je. brusnikina, a.a. rudnickogo, m.: izd-vo inostr. lit., 1961, 464 p. copyright © 2021 o.v. bereziuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021,79-86 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-79-86 the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck o.v. bereziuk1, v.i. savulyak1, v.o. kharzhevskyi2 1vinnitsa national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine e-mail: berezyukoleg@i.ua abstract the article is dedicated to the study of the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of municipal solid waste in the garbage truck. an improved mathematical model of the drive operation of dehydration of solid waste in the garbage truck is proposed, which takes into account the wear of the auger and allowed to numerically determine the dynamics of the drive during start-up. it was also established that increasing wear of the auger, the pressure of the working fluid at the inlet of the hydraulic motor rises, and the angular velocity and speed of the auger is significantly reduced. the research of this mathematical model was carried out using the numerical runge-kutta-felberg method of the 4th order with a variable integration step. by means of the method of regression analysis, the power dependencies of the change of nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular velocity and speed of rotation of the auger from the value of its wear are determined. the last-mentioned dependence defines the detuning from the optimal speed of the auger during its wear and is used to determine the energy consumption of dehydration of solid waste, taking into account the wear of the auger. it is established that the wear of the auger by 1000 m leads to an increase in the energy consumption of dehydration of solid waste by 11.6%, and, therefore, also leads to an increase of the cost of the process of their dehydration in the garbage truck. it was also established the expediency of further research to determine the appropriate material of the auger and the ways to increase its wear resistance. key words: wear, auger press, garbage truck, dehydration, solid waste introduction one of the important tasks in machine building is the increasing the wear resistance and reliability of machine parts. dehydration of municipal solid waste, which is accompanied by their pre-compaction and partial grinding, during loading into the garbage truck is a promising technology for their primary processing, aimed at reducing both the cost of transportation of solid waste and the negative impact on the environment. dehydration of solid waste in the garbage truck is carried out by means of the conic auger, its surface undergoes an intensive wear due to the friction. this is due to the fact that solid waste contains, in particular, components such as metal, glass, stones, ceramics, bones, polymeric materials, which can be attributed to abrasive materials, because they have different shapes, sizes and hardness. the presence of moisture in the amount of 39-92% in solid waste creates an aggressive corrosive environment. therefore, the study of the influence of auger wear on the parameters of the process of dehydration of solid waste in the garbage truck is a topical task. literary review the results of experimental studies of wear resistance of different materials of auger with different thermal and chemical-thermal treatment in a corrosive-abrasive environment on special friction machines that simulated the operating conditions of extruders in the processing of fodder grain with saponite mineral impurities are given in the article [2]. comparative studies have shown that the wear resistance of materials in a corrosive-abrasive environment at elevated temperatures depends not only on the hardness of the friction surface, but also on its http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-79-86 80 problems of tribology structure and phase composition and changes in the hardness gradient along the depth of the hardened layer. to ensure high wear resistance of extruders in the manufacture of animal compound feed with impurities of the mineral saponite, it is recommended to use steel x12 strengthen by nitro-hardening technology for the manufacture of parts of the extrusion unit. a mathematical model for calculating the wear rate of triboelements in a tribosystem which operates in the conditions of corrosion and abrasive wear was developed in the paper [3]. input factors are active acidity, abrasiveness, roughness, load and sliding speed. theoretically, the degree of influence of the above factors on the wear rate is established. abrasiveness is the most important factor, and, by the decrease of influence – the level of active acidity and the load. in the article [4], it was found that the intensity of abrasive wear of the screw surface of the auger, and hence wear resistance, mainly depends on the hardness, surface roughness, the volume of abrasive particles involved in friction and the area of their contact with the surface. to restore the auger, it is necessary to process fusing or spraying a layer of a certain thickness on the end part of the auger coil, and the width of the restored layer is usually a few millimeters [5]. an algorithm for selecting the optimal composite powder material for plasma spraying in order to increase the wear resistance of the working surfaces of machine parts, in particular the auger, is described. the authors state that plasma spraying of composite powder materials will increase the durability of the auger by 2-3 times, which will reduce repair costs by tens of times. the article [6] presents a new design of the auger with a sectional elastic surface, which is designed to reduce the degree of damage to the grain material during transportation. theoretical calculation of grain interaction with elastic section of auger is carried out. a dynamic model has been developed to determine the influence of structural, kinematic and technological parameters of the elastic auger on the time and path of free movement of bulk material particles during their movement between sections, as well as to exclude the possibility of grain material interaction with the non-working surface of the auger working body to diminish its damage the paper [7] is dedicated to the analysis of the process of auger briquetting of plant materials into fuel and feed. dependencies of this process are the basis for determining the rational parameters of the working bodies. when designing briquette presses, it is necessary to consider the deformation of biomass taking into account the change in physical and rheological properties at the time of interaction with the auger mechanism. the influence of geometric parameters on the performance and design of the briquetting machine was studied in the paper [8] using a pressure model based on the theory of piston flow. an analytical model that uses a pressure model was also developed based on archard wear law to study the wear of augers of biomass briquetting machines. the developed model positively predicted the wear of the auger and showed that the greatest influence on it are the speed of rotation and the choice of material. the amount of wear increases exponentially to the end of the auger, where the pressure is the highest. changing the design of the auger to select the optimal geometry and speed with the appropriate choice of material can increase the service life of the auger and the productivity of the machine for briquetting biomass. the process of pressing wood chips in auger machines is researched in the article [9]. the processes occurring in different parts of the auger are established, also were defined the formulas that allow to calculate the loads acting on the auger turns, as well as to determine the power required for pressing. the specific energy consumption and the degree of heating of raw materials during pressing are also defined. the wear of a twin-auger extruder of rigid pvc resins was researched in the article [10]. the pressures around the cylinder when extruding two rigid pvc resins in a laboratory extruder with a diameter of 55 mm were measured and the forces acting on the screw core were determined. numerical modeling of the flow was performed using the power parameters of the viscosity of the resins. in the paper [11] the results of experimental studies of the process of solid dehydration based on the planning of the experiment by the box-wilson method are shown. quadratic regression equations with 1st order interaction effects were obtained using rotatable central composite planning for such objective functions as humidity and density of pre-compacted and dehydrated municipal solid waste, maximum drive motor power, energy consumption of solid waste dehydration. this allowed to determine the optimal parameters of equipment for dehydration by the criterion of minimizing the energy consumption of the process (frequency of auger speed, the ratio of the radial gap between the auger and the housing, and the ratio of the diameter of the auger core to the outer diameter of the auger on the last coil) both for mixed and “wet” solid waste. the obtained experimental dependences allowed to build a mathematical model of the drive of dehydration of solid waste in the garbage truck [12], which allowed to study the dynamics of this drive and the influence of control parameters on the main indicators of the drive. but this mathematical model and experimental dependencies do not take into account the wear of the auger, so, it requires further research. purpose the aim of the article is to research of the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of municipal solid waste in a garbage truck. problems of tribology 81 methods to study the mathematical model of the drive of dehydration of solid waste in a garbage truck taking into account the wear of the auger in the form of a system of ordinary nonlinear differential equations with corresponding boundary conditions, the numerical runge-kutta-felberg method of the 4th order with variable integration step was used [13]. to determine the paired dependencies of change of nominal pressure values at the inlet of the hydraulic motor, angular velocity and speed of rotation of the auger from the values of its wear, the method of regression analysis was used [14]. regression analysis was performed on the basis of linearizing transformations, which allow to transform the nonlinear dependence to the linear one. the determination of the coefficients of regression equations was carried out by the method of least squares using the developed computer program "reganaliz", which is protected by copyright law and appropriate certificate, as described in the paper [15]. results in the fig. 1 a calculation scheme of the drive of dehydration of solid waste in the garbage truck is shown, the following elements and parameters are designated: hm – hydromotor, tr – throttle, p – hydraulic pump, ov – overflow valve, f – filter, t – tank with working liquid, р1, р2, р3 – pressures respectively at the pump outlet, at the inlet of the hydraulic motor, at the outlet of the hydraulic motor; w1, w2, w3 – pipe volumes between pump and throttle, throttle and hydraulic motor, hydraulic motor and filter; qн  actual pump feed; str the area of the throttle hole, sf – the surface area of the filter element; qм  working volume of the hydraulic motor; j  the moment of inertia on the shaft of the hydraulic motor; мt – torque of technological loading on a shaft of the hydraulic motor;  – angular velocity of the hydraulic motor shaft. fig. 1. calculation scheme of the drive of dehydration of solid waste in garbage truck the operation of the solid waste dehydration drive in the garbage truck, taking into account the wear of the auger, can be described by the corresponding system of differential equations (1–4) with the boundary conditions (5) and the algebraic equation (6):     1 2 1 2 1 1 2 / p tr q s p p p p kw p       ; (1)     1 2 2 3 2 2 2 / tr mx s p p q p p kw p       ; (2) 3333 / pkwppskq dffmx   ; (3)     );π/(})]2/()2[(40815 0726.0ρ009383.07082.0)]2/()2)][(2/()[( 165174)2/()2(ρ713.7)2/()2(9.260)2 /()(6.5582475.0)2/()2(41610)2( )(9160245.27ρ7676.08.10912231{30αβω ω}32/])2()2(4)4(π])2()2)[( )(2([πρ)π16/(])2()2[()2(ρ{ 2 minmin 2 2 0 2 0minminmin minmin0minmin0 min00minminmin 0032 422222 222 032 nududn wudududu ududududwu duwnwududud unwppq udlutuddududd duhnududutlppq aug ш augmx с сaugaugmx         (4) 82 problems of tribology 0  {р1, р2, р3}  pov; 0  ω; (5) )π2/( mmx qq  , (6) where laug – the length of the auger, m; ρ0 – the initial density of the solid waste, kg/m 3; t – the average pitch of the turns of the conical auger, m; u – wear of the auger, m; d – the average outer diameter of the auger; d – the average diameter of the screw core, m; ρaug – the density of the auger material; nc – the number of coils of the auger; h – coil thickness; lс – auger core length, m; w0 – the initial relative humidity, %; n – nominal auger speed, rpm; aug – radial clearance between the auger and the housing, m; dmin – outer diameter of the auger on the last turn, m; dmin – diameter of the core of the auger on the last turn, m; qмх – radial working volume of the hydraulic motor, m3. the results of the numerical study of the mathematical model (1–6) are shown in the fig. 2, where the numbers 1-6 denote the curves that correspond to such values of screw wear: 0, 150, 300, 450, 600, 750 m, in accordance. as shown in the fig. 2, with increasing wear of the auger the pressure of the working fluid at the inlet of the hydraulic motor, but the angular velocity and the speed of the auger are significantly reduced. a) b) fig. 2. transient processes in the drive of solid waste dehydration during start-up: а) pressure at the inlet of the hydraulic motor; b) angular velocity of the auger nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular velocity and speed of rotation of the auger for different values of its wear are given in table 1. table 1 nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular speed and speed of rotation of the auger for different values of its wear u, m 0 150 300 450 600 750 pм, мpa 7.763 7.794 7.972 8.202 8.485 8.825 ω, rad/sec 8.396 7.919 7.267 6.430 5.394 4.150 n, rpm 52.75 49.69 45.66 40.40 33.89 26.08 as a result of regression analysis of the data in table 1, the power dependencies of the change of nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular velocity and speed of rotation of the auger from the values of its wear are determined: 5 1.7 7.745 1.4 10 m p u     ; (7) 5.14 10033.2348.8 u   ; (8) 5.13 10276.143.52 un   . (9) the correlation coefficient is 0.99955; 0.99968; 0.99968, correspondently, which indicating the sufficient convergence of the results. in the fig. 3 are shown the graphical dependences of the nominal values of the pressure at the inlet of the hydraulic motor, angular velocity and speed of rotation of the auger on the value of its wear, plotted using problems of tribology 83 dependences (7-9), so sufficient convergence of the obtained dependencies in comparison with the data in the table 1 is confirmed. a) b) c) fig. 3. dependences of nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor (а), angular velocity (b) the speed of rotation (c) of the auger from the values of its wear: actual ○, theoretical — the dependence (9) describes the detune from the optimal speed of the auger in the process of its wear and is used to determine the energy consumption of solid waste dehydration taking into account the wear of the auger  .h/tkw)]2/()2[(1318)]2/()[(104172 )(008241.0ρ10923.709031.0)2/()2(ρ3361.0 )2/()(ρ005.2)(ρ10392.4)2/()2(115.2 )2/()(12.18)(002142.0ρ10118.9)2/()2 (1947)2/()(2061)(069.1ρ3214.092.151504 2 minmin 2 min 22 0 42 0minmin0 min00 4 minmin0 min0000 4 min minmin00         udududu unwudud uduunududw uduwunwwudu duduunwe aug aug aug aug (10) in the fig. 4 is shown a graphical dependence of the increasing of energy consumption of solid waste dehydration due to the auger wear: fig. 4. increase in energy consumption of solid waste dehydration due to the auger wear 84 problems of tribology as shown in the fig. 4, the wear of the auger by 1000 m leads to an increase in the energy consumption of solid dehydration by 11.6%, and, consequently, to an increase in the cost of the process of dehydration of solid waste in the garbage truck. in addition, it also leads to significant additional heat dissipation in the pressing area. this heat is mainly concentrated at the end of the working zone of pressing. the result is melting and coking of solid components, which converts them into abrasive particles. consequently, in the auger material under the influence of significant temperatures and mentioned factors, phase transformations occur and catastrophic wear occurs. therefore, the definition of the rational material of the friction surfaces of the auger and the ways to increase its wear resistance require further researches. conclusions an improved mathematical model of the operation of the drive of dehydration of solid waste in the garbage truck, taking into account the wear of the auger, which allowed to numerically research the dynamics of this drive during start-up and determine that with increasing wear of the auger, the pressure of the working fluid at the inlet of the hydraulic motor rises, but the angular velocity and speed of rotation of the auger are significantly reduced. the power dependencies of change of nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular speed and frequency of rotation of the auger from values of its wear are defined, the last of which describes detune from optimum frequency of rotation of the auger during its wear. that is used to determine the energy consumption of dehydration of solid waste, taking into account the wear of the auger. it is established that the wear of the auger by 1000 m leads to an increase in the energy consumption of dehydration of municipal solid waste by 11.6%, and, consequently, to the increase in the cost of the dehydration process in the garbage truck and accelerate the wear process. therefore, determining the rational type of material of the auger and the ways to increase its wear resistance require further researches. literature 1. kindrachuk m.v., labunets v.f., pashechko m.i., korbut e.v. (2009) trybolohiya [tribology]. kyiv: publishing of nau "nau-printing". 2. kaplun v.g., gonchar v.a., matviishin p.v. (2013) pidvyshchennya znosostiykosti shneka ta tsylindra ekstrudera pry pidhotovtsi kombikormiv dlya tvaryn iz domishkamy mineralʹnoho saponitu [improving the wear resistance of the auger and extruder cylinder in the manufacture of animal feed with impurities of the mineral saponite]. visnyk khmelʹnytsʹkoho natsionalʹnoho universytetu, 5, 7-11. 3. cymbal b.m. (2017) pidvyshchennya znosostiykosti shnekovykh ekstruderiv dlya vyrobnytstva palyvnykh bryketiv u kyslotnykh ta luzhnykh seredovyshchakh [increasing the wear resistance of auger extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.02.04 – friction and wear in machines, kharkiv, 20. 4. trifonov g.i. (2019) abrazyvnyy znos i faktory, shcho vyznachayutʹ znosostiykistʹ robochykh poverkhonʹ shnekiv transportuyutʹ konveyeriv [abrasive wear and factors determining the wear resistance of the working surfaces of the conveyor conveyor augers]. nauka ta innovatsiyi – suchasni kontseptsiyi: proceedings of the international scientific forum – moscow: infinity publishing house, vol. 1, 121-124. 5. zhachkin s.y., trifonov g.i. (2017) vplyv plazmovoho napylennya kompozytsiynykh poroshkovykh materialiv na znosostiykistʹ detaley mashyn [influence of plasma spraying of composite powder materials on the wear resistance of machine parts]. master's journal, № 1, 30-36. 6. hevko r.b., zalutskyi s.z., hladyo y.b., tkachenko i.g., lyashuk o.l., pavlova o.m., ... & dobizha n.v. (2019). determination of interaction parameters and grain material flow motion on screw conveyor elastic section surface. inmateh-agricultural engineering, 57 (1). 7. eremenko o.i., vasilenkov v.e., rudenko d.t. (2020) doslidzhennya protsesu bryketuvannya biomasy shnekovym mekhanizmom [investigation of the process of biomass briquetting by auger mechanism]. inzheneriya pryrodokorystuvannya, 3 (17), 15-22. 8. orisaleye j.i., ojolo s.j., ajiboye j.s. (2019) pressure build-up and wear analysis of tapered screw extruder biomass briquetting machines. agricultural engineering international: cigr journal, 21 (1), 122-133. 9. tataryants m.c., zavynskyy c.s., troshyn a.d. (2015). rozrobka metodyky rozrakhunku navantazhenʹ na shnek i enerhovytrat shnekovykh presiv [development of a method for calculating auger loads and energy consumption of auger presses]. sciencerise, 6 (2), 80-84. 10. demirci a., teke i., polychronopoulos nd, vlachopoulos j. (2021) the role of calender gap in barrel and screw wear in counterrotating twin screw extruders. polymers, 13 (7), 990. 11. berezyuk o.v. (2018) eksperymentalʹne doslidzhennya protsesiv znevodnennya tverdykh pobutovykh vidkhodiv shnekovym presom [experimental study of solid waste dehydration processes by auger press]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, № 5, 18-24. problems of tribology 85 12. berezyuk o.v. (2020) metodyka inzhenernykh rozrakhunkiv parametriv obladnannya dlya znevodnennya tpv u smittyevozi [method of engineering calculations of parameters of equipment for dehydration of solid waste in the garbage truck]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, № 2, 73-81. 13. koryagin s.v., yakovlev a.a. (2016) porivnyalʹnyy analiz metodiv intehruvannya z plavayuchym krokom [comparative analysis of floating-step integration methods]. cloud of science, 3 (1). 14. chatterjee s., hadi a.s. (2015) regression n analysis by example. john wiley & sons. 15. berezyuk o.v. (2014) vstanovlennya rehresiy parametriv zakhoronennya vidkhodiv ta potreby v ushchilʹnyuvalʹnykh mashynakh na osnovi komp'yuternoyi prohramy [establishment of regressions of waste disposal parameters and the need for sealing machines based on the computer program "reganaliz"]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, 1, 40-45. 86 problems of tribology березюк о.в., савуляк в.і., харжевський в.о. вплив зносу шнека на параметри процесу зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі анотація стаття присвячена дослідженню впливу зносу шнека на параметри процесу зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. запропонована удосконалена математична модель роботи приводу зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі, яка враховує знос шнека і дозволила чисельно дослідити динаміку даного приводу під час пуску та визначити, що зі збільшенням зносу шнека зростає тиск робочої рідини на вході гідромотора, а кутова швидкість і частота обертання шнека суттєво знижується. дослідження даної математичної моделі проводилось за допомогою чисельного методу рунге-кутта-фельберга 4-го порядку зі змінним кроком інтегрування. за допомогою використання методу регресійного аналізу визначено степеневі закономірності зміни номінальних значень тисків на вході гідромотора, кутової швидкості та частоти обертання шнека від величини його зносу, остання з яких описує відлагодження від оптимальної частоти обертання шнека в процесі його зносу і використана для визначення енергоємності зневоднення твердих побутових відходів із урахуванням зносу шнека. встановлено, що знос шнека на 1000 мкм призводить до зростання енергоємності зневоднення твердих побутових відходів на 11,6%, а, отже, і до подорожчання процесу їхнього зневоднення у сміттєвозі. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення раціонального матеріалу шнека та шляхів підвищення його зносостійкості. ключові слова: знос, шнековий прес, сміттєвоз, зневоднення, тверді побутові відходи. 6 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали , шевеля в.в., * ** купец б., * coкoлaн ю.c., ** * жешувская политехника, г. жешув, польша, ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: sokolan.julia@gmail.com склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали удк 621.891 исследовано влияние нагрузочно-скоростных режимов скрэтч-тестирования на трибологические показатели и реологические свойства контакта с одновременной регистрацией акустической эмиссии после термического упрочнения стали при электродуговом оплавлении с последующей быстрой кристаллизацией. показано, что акустикоэмиссионная активность, как показатель релаксационной способности, при определенных скоростях склерометрирования формирует максимумы. обсуждаются механизмы изменения акустической эмиссии и показателя упругого последействия при сравнении стали в исходном состоянии и после упрочнения. ключевые слова: скрэтч анализ, склерометрия, акустическая эмиссия, износостойкость, коэффициент трения, термическое упрочнение, упругое последействие, оплавление, кристаллизация, дислокации. введение современная склерометрия (скрэтч тестирование), традиционно являясь методом определения поверхностной прочности конструкционных материалов, позволяет также оценивать их вязкоупругие свойства и акустико-эмиссионную активность в условиях динамического контактного нагружения. при невысоких контактных нагрузках на сканирующий конический индентор наблюдаемые закономерности изменения трибологических и акустических параметров моделируют локальные процессы контактного взаимодействия поверхностей при обычном трении скольжения. ранее в работах [1, 2] этим методом были изучены возможности тепловой обработки металлических поверхностей электродуговой плазмой для повышения сопротивления износу (метод gtaw). использование концентрированного теплового потока большой мощности позволяет локально оплавлять поверхность, а при эффективном теплоотводе быстрая кристаллизация металла обеспечивает повышение поверхностной прочности. выяснилось, что для корректной интерпретации данных скрэтч-анализа следует учитывать влияние режимов склерометрирования на регистрируемые характеристики. в противном случае можно получить противоречивые результаты измерений. так, в работе [1] скрэтч тестирование шлифов с поверхности оплавления чугуна показало аномально высокую акустико эмиссионную активность зоны тепловой обработки, несмотря на низкий коэффициент трения и небольшую глубину внедрения индентора по сравнению с неупрочненным металлом (режимы скрэтч сканирования: fn = 10, 20 н; vs = 10 мм/мин). интенсивность акустической эмиссии, вызываемой склерометрированием металлической поверхности, рассматривалась как показатель релаксационной (диссипативной) способности металла. с другой стороны, в работе [2] склерометрический анализ поперечных шлифов зоны теплового упрочнения стали (режим сканирования: fn = 40 н; vs = 4 мм/мин) показал противоположную картину: зона оплавления с последующей быстрой кристаллизацией, в отличие от исходной структуры, не проявляла акустико-эмиссионную активность. последующие исследования [3] влияния традиционной термообработки стали и внешнего трения на показатели скрэтч-тестирования свидетельствовали о том, что интенсивность акустической эмиссии, а также ее локализация по глубине зависят от режима термообработки, нагрузки на индентор и скорости сканирования изучаемой поверхности. поэтому была поставлена задача более детально исследовать влияние нагрузочно-скоростных режимов склерометрирования стали, упрочненной электродуговой плазмой, на показатели, характеризующие прочностные, вязкоупругие и релаксационные свойства исследуемой поверхности. материал и методика исследований исследовалась малоуглеродистая сталь 20 в форме плиток (200 × 50 × 10 мм), на поверхности которых плазмой электрической дуги осуществлялось зональное оплавление в защитной атмосфере аргона с применением неплавящегося вольфрамового электрода [1, 2]. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 7 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали сила тока дуги i = 100 а, скорость сканирования поверхности электрической дугой vе = 200, 400, 600, 800 мм/мин. для быстрого отвода теплоты из зоны оплавления и ускорения процесса кристаллизации исследуемая плитка закреплялась в качестве крышки проточного калориметра так, что нижняя ее поверхность омывалась охлаждающим потоком воды. трибопрочностные (склерометрические) и акустико-эмиссионные свойства приповерхностных слоев исследовались на скрэтч-тестере rst (revetest scratch tester) фирмы csm instruments (швейцария). при скрэтч тестировании регистрировались: нормальная нагрузка на алмазный индентор роквелла (fn), склерометрические сила (ft) коэффициент трения (µ), текущая (р) и остаточная (r) глубины внедрения индентора, скорость перемещения образца относительно индентора (vs), а также акустическая эмиссия (а). на рис. 1 показаны направления трасс сканирования зоны оплавления на шлифах, выполненных с поверхности оплавления (шлифы i типа, трасса 1 1), и на поперечных шлифах (шлифы ii типа, трасса 2 2). здесь же показан принцип изготовления образцов для исследования интенсивности изнашивания упрочненного материала. рис. 1 – направления трасс скрэтч-сканирования (1 1 и 2 2) на шлифах зоны оплавления с быстрой кристаллизацией и способ изготовления образцов для триботехнических испытаний триботехнические испытания на износостойкость проводились по схеме «палец-диск»: в машине трения образец, вырезанный из зоны оплавления, прижимался с контролируемым усилием к поверхности вращающегося диска, изготовленного из белого чугуна (60hrc). износостойкость стали оценивалась безразмерной величиной, рассчитываемой по формуле: k a l , (1) m где ρ – плотность стали, кг/м 3 ; а – площадь контакта, м 2 ; l – путь трения, м; m – убыль массы образца, кг. результаты исследования и их обсуждение эффективность поверхностного упрочнения электродуговой плазмой зависит от параметров процесса оплавления – от скорости сканирования электрической дугой, и, в меньшей степени, от силы тока [1, 2]. так, увеличение скорости сканирования до 600 800 мм/мин повышает износостойкость стали после оплавле-ния и быстрой кристаллизации почти на порядок (рис. 2). в то же время микротвердость возросла лишь в 4 раза (в исходном состоя-нии hv0,05 = 140, а после упрочнения hv0,05 = 580). это свидетель-ствует о том, что сопротивление износу металлов при трении оп-ределяется не только исходной твердостью, но и способностью структуры к релаксации пиковых напряжений с одновременным упрочнением непосредственно в процессе динамического контакт рис. 2 – зависимость износостойкости стали от скорости сканирования электрической дугой (i = 100 a): fn = 1 мпа; vt = 1,6 м/сек ного нагружения. после поверхностной тепловой обработки формируется феррито-бейнитная ориентированная гетерогенная структура (реечный бейнит + игольчатый феррит), свойства которой изучались методом склерометрирования (скрэтч-анализа) с учетом влияния на результаты измерения нагрузочно-скоростных параметров тес тирования. на первом этапе исследовалось влияние на показатели тестирования скорости скрэтчсканирования упрочненной зоны в диапазоне значений vs = 5÷40 мм/мин, при нормальных нагрузках на проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 8 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали индентор в диапазоне значений fn = 5÷20 н. примеры скрэтч диаграмм для двух нагрузок (fn = 10, 20 н) приведены на рис. 3 (шлифы i типа: трасса 1 1). а д б е в ж г з рис. 3 – влияние скорости сканирования vs и нормальной нагрузки fn на показатели скрэтч тестирования термически упрочненной зоны (i = 100 а, vе = 600 мм/мин): а г – fn = 10 н; д з – fn = 20 н; направление сканирования 1 1: fn – нагрузка на индентор, н; ft – сила трения, н; µ – коэффициент трения; p, r – соответственно, текущая и остаточная глубины внедрения индентора, мкм; а – акустическая эмиссия, % проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 9 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали после количественной обработки таких диаграмм получены зависимости интенсивности акустической эмиссии а от скорости скрэтч-сканирования vs (рис. 4) и от нормальной нагрузки на индентор fn (рис. 5). интенсивность акустической эмиссии оценивалась по площади под кривой, характеризующей сигнал акустической эмиссии. рис. 4 – зависимость акустико-эмиссионной активности зоны термического упрочнения от скорости скрэтч-тестирования: 1, 2, 3, 4 – соответственно; fn = 5, 10, 15, 20 н рис. 5 – зависимость акустико эмиссионной активности зоны термического упрочнения от нагрузки на индентор: 1, 2, 3, 4 – соответственно; vs = 40, 30, 20, 10 мм/мин из полученных данных вытекают следующие выводы. 1. с повышением скорости скрэтч сканирования в указанном диапазоне значений растет акустико-эмиссионная активность зоны упрочнения стали – в тем большей степени, чем ниже контактная нагрузка на индентор (рис. 4). 2. при малой скорости сканирования (vs < 5 мм/мин) акустическая эмиссия термически упрочненной зоны стремится к нулю. 3. с повышением нагрузки на индентор, несмотря на рост глубины его внедрения и увеличение силы трения, уровень акустической эмиссии снижается, причем интенсивность такого снижения возрастает с увеличением скорости склерометрирования (рис. 5). 4. при нагрузках на индентор более 30 40 н независимо от скорости склерометрирования акустико-эмиссионная активность упрочненной стали стремится к нулю. обработка результатов измерений методом наименьших квадратов с помощью программы «statistica» позволила трехмерно представить изучаемые зависимости (рис. 6), а также получить уравнение регрессии в следующем виде: проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 10 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали а = –2,1168 + 0,6217∙vs – 0,0249∙fn + 0,0086∙vs 2 – 0,0455∙vs∙fn + 0,0114 fn 2 . (2) рис. 6 – влияние скорости скрэтч сканирования и нормальной нагрузки на акустико эмиссионную активность термически упрочненной зоны скорость скрэтч сканирования практически не влияла на акустико-эмиссионную активность стали вне зоны оплавления. эта активность во всех случаях приближалась к нулю, если нагрузка на индентор не превышала 35 40 н. при более высоких нагрузках индентор погружался на глубину, при которой пластическая деформация и предельный механический наклеп сопровождались возникновением микронесплошностей, вызывая акустическую эмиссию. исходя из этого, становятся понятными результаты скрэтч-анализа поперечных шлифов ii типа (трасса 2 2, рис. 1), приведенные на рис. 7. а б рис. 7 – влияние нагруженности индентора при скрэтч тестировании (шлиф ii типа, трасса 2 2) на акустико эмиссионную активность стали в зоне оплавления (1) и вне этой зоны (2) при vs = 4 мм/мин: а – fn = 20 н; б – fn = 40 н видно, что при малой скорости сканирования (vs = 4 мм/мин) и высокой нагрузке на индентор (fn = 40 н) акустико эмиссионная активность зоны упрочнения и прилегающих неупрочненных областей имеет характер, противоположный тому, который обсуждался выше. это связано с изменением механизма возникновения акустической эмиссии: при механическом наклепе, вызываемом высокой нагрузкой, сталь вне зоны упрочнения охрупчивается и основным процессом релаксации напряжений становится образование релаксационных микротрещин, рост которых становится основным источником акустической эмиссии. из выполненных исследований (рис. 3) вытекают также дополнительные закономерности, касающиеся показателя упругого последействия, который рассчитывался по формуле: s p r 100 % . (3) p проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 11 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали 1. с повышением скорости сканирования упрочненной зоны при практически не изменяющейся силе трения (для данной нагрузки fn = const) имеет место некоторое снижение показателя упругого по следействия so в диапазоне малых нагрузок (менее 20 н) с последующей стабилизацией его значений (рис. 8). 2. с повышением нормальной нагрузки fn при росте силы трения ft показатели упругого последействия как упрочненной зоны (so), так и области вне этой зоны (sw) снижаются (рис. 9), причем значения so значительно превышают sw. эта разница возрастает с уменьшением нормальной нагрузки fn. рис. 8 – влияние скорости скрэтч-сканирования vs на показатель упругого последействия so: 1, 2, 3, 4 – соответственно, fn = 5, 10, 15, 20 н рис. 9 – влияние нормальной нагрузки fn при скрэтч сканировании на силу трения ft, а также на показатели упругого последействия в зоне упрочнения so и вне этой зоны sw при vs = 30 мм/мин рис. 10 и соответствующее уравнение регрессии (4) дают трехмерное представление о зависимости показателя упругого последействия упрочненной зоны от нагрузочно скоростных условий склерометрирования. so = 94,9595 – 0,8243∙vs – 3,0141∙fn + 0,0145∙vs 2 – 0,0057∙vs∙fn – 0,014 fn 2 (4) проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 12 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали таким образом, склерометрическая сила трения и упругое последействие слабо зависят от скорости сканирования vs, но сильно зависят от нагрузки на индентор fn. в то же время акустикоэмиссионная активность а сильно зависит и от vs, и от fn. нагрузочные зависимости акустической эмиссии и показателя упругого последействия термически упрочненной зоны имеют одинаковый характер, свидетельствуя о связи между ними. высокий уровень акустической эмиссии имеет место тогда, когда в процессе трения сохраняется высокая степень упругого восстановления, а пластическая деформация не подавляет работу источников дислокаций. механизмы возникновения акустической эмиссии, как проявление релаксационных процессов при трении стали, термически упрочненной, и структуры нормализации за пределами зоны оплавления имеют разную природу. учитывая высокую акустико-эмиссионную активность изучаемой зоны упрочнения при небольших нагрузках на индентор, было исследовано влияние на показатели скрэтч тестирования скорости сканирования в более широком диапазоне значений: от 5 до 400 мм/мин при нагрузках 5 и 10 н. пример такого тестирования для fn = 5 н показан на рис. 11. рис. 10 – зависимость показателя упругого последействия so в зоне термического упрочнения стали от скорости скрэтч сканирования vs и нагрузки на индентор fn установлено, что при определенных скоростях скрэтч-сканирования формируются максимумы акустической эмиссии (рис. 12): вблизи vs = 40 мм/мин (fn = 5 н) и vs = 50 мм/мин (fn = 10 н). следовательно, при указанных нагрузочно-скоростных и температурных режимах трения реализуются наиболее благоприятные условия для развития локальных релаксационных процессов, обусловленных энергетической перестройкой микроструктуры. акустическая эмиссия вызывается не только разрывом атомных связей и разрушением структуры (например, при образовании релаксационных микротрещин), но и динамической локальной перестройкой структуры, сопровождающейся релаксацией внутренних напряжений с высвобождением энергии в виде упругих волн [4, 6]. релаксируют обычно напряжения, сконцентрированные в зонах анизотропии и структурной неоднородности. это, например, происходит при: отрыве дислокационных петель от точек закрепления; дискретных динамических процессах преодоления скоплениями дислокаций различных препятствий, что сопровождается быстрым локальным сдвигом; двойниковании, которое, как правило, происходит с большой скоростью, способствуя релаксации напряжений. указанным процессам способствуют метастабильность и дисперсность структуры (внутренний фактор), а также соответствующие температурно скоростные условия контактного взаимодействия, обусловленные внешними факторами. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 13 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали а д б е в ж г з рис. 11 – влияние скорости сканирования vs на показатели скрэтч тестирования термически упрочненной зоны при fn = 5 н (шлифы i типа, трасса 1 1): а з – соответственно vs = 5, 10, 30, 50, 75, 100, 200, 400 мм/мин проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 14 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали рис. 12 – влияние скорости скрэтч-сканирования на акустико-эмиссионную активность термически упрочненной зоны: 1 – fn = 5 н; 2 – fn = 10 н выводы 1. износостойкость стали после термического упрочнения плазмой электрической дуги растет в 2,5 раза быстрее роста твердости материала, что свидетельствует о необходимости учета релаксационных свойств металла при трении. 2. для термически упрочненной стали характерна высокая акустико-эмиссионная активность (аэа), которая, являясь показателем триборелаксационной способности металла, в свою очередь, зависит от нагрузочно-скоростного режима контактного взаимодействия при скрэтч-тестировании. 3. с повышением нагрузки на индентор уровень аэа в зоне упрочнения снижается, причем интенсивность такого снижения возрастает с увеличением скорости сканирования. подобным образом изменяется и показатель упругого последействия, свидетельствуя об ухудшении релаксационных свойств материала после воздействия на исследуемую поверхность повышенных контактных нагрузок. сталь не упрочненная, наоборот, проявляет аэа только при больших нагрузках на индентор (fn = 40, 50 н), что связано с возникновением релаксационных микротрещин при охрупчивании вследствие наклепа. 4. аэа упрочненной стали, как релаксационный показатель, при определенных скоростях сканирования vs (зависящих от нагрузки в контакте) формирует максимумы значений: при vs < 5 мм/мин аэа стремится к нулю, при повышении vs до 40 50 мм/мин аэа существенно возрастает, а при даль нейшем росте vs (до 400 мм/мин) аэа монотонно спадает (fn = 5 н). 5. выполненное скрэтч-тестирование, являясь модельной реализацией контактного взаимодействия поверхностей в условиях трения скольжения, свидетельствует о том, что при данной контактной нагрузке существует определенная скорость трения, вызывающая такую частоту вибрации и температуру в контакте, при которых проявляется максимальная эффективность динамической структурной перестройки, контролирующей релаксационные (диссипативные) процессы, часто приводящие к упрочнению. литература 1. шевеля в.в., трытек а.с., калда г.с. влияние электродуговой обработки на структуру и износостойкость чугуна // проблемы трибологии. – 2009. – № 2. – с. 6-12. 2. шевеля в.в., трытек а.с., соколан ю.с. поверхностное упрочнение доэвтектоидной стали при быстрой кристаллизации // проблемы трибологии. – 2011. – № 3. – с. 6-12. 3. шевеля в.в., олександренко в.п., трытек а.с., соколан ю.с. скрэтч-анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали // проблемы трибологии. – 2015. – № 2. – с. 6-18. 4. грешников в.а., дробот ю.б. акустическая эмиссия. – м.: изд. стандартов, 1976. – 272 с. 5. новиков н.в., вайнберг в.е. о физической природе акустической эмиссии при деформировании металлических материалов // проблемы прочности. – 1977. – № 12. – с. 65-69. 6. свириденок а.и., мышкин н.к., калмыкова т.ф., холодилов о.в. акустические и электрические методы в триботехнике. – минск: «наука и техника», 1987. – 280 с. поступила в редакцію 14.12.2015 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 15 склерометрические показатели и акустико эмиссионная активность термически упрочненной стали shevelya v.v., kupiec b., sokolan j.s., kalda g.s. sclerometric characteristics and acoustic-emissive activity of thermal strengthened steel. effect of load and velocity scratch-testing regimes on tribological characteristics and rheological properties of contact with simultaneous acoustic emission registration after steel thermal strengthening by electroarc flashing with following fast crystallization was researched. it is shown, that acustic-emission activity as indicator of relaxational ability on certain conditions of scratch-testing forms maximums. mechanisms of acoustic emission changing and indicator of elastic aftereffect of steel in comparison with steel after thermal strengthening are discussed. keywords: scratch testing, acoustic emission, wear resistance, friction coefficient, thermal strengthening, elastic aftereffect, flashing, crystallization, dislocations. references 1. shevelya v.v., trytek a.s., kalda g.s. influence of electroarc treatment on structure and wear resistance of cast iron. problems of tribology, 2009, № 2. p. 6-12. 2. shevelya v.v., trytek a.s., sokolan j.s. surface strengthening of hypoeutectoid steel provided by fast crystallization. problems of tribology, 2011, № 3. p. 6-12. 3. shevelya v.v., oleksandrenko v.p., trytek a.s., sokolan j.s. scratch-analysis of subsurface layers formation provided by friction of thermal treated steel. problems of tribology, 2015, № 2. p. 6-18. 4. greshnikov v.a., drobot yu.b. acoustic emission. м.: pub. of standards, 1976. 272 p. 5. novikov n.v., vinberg v.e. about physical nature of acoustic emission during deformation of metallic materials. problems of strength, 1977, № 12. p. 65-69. 6. sviridenyuk a.i., myshkin n.k., kalmykova t.f., cholodilov o.v. acoustic and electric methods in tribotechnics. minsk: “science and engineering”, 1987. 280 p. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 83 диха о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті удк 621.891 проведений розв`язок прямої зносоконтактної задачі для циліндричного підшипника ковзання. в розрахунку вал приймався жорстким і не зношувався, втулка приймалась жорсткою і зношувалась. для інженерної оцінки максимальної величини зносу від шляху тертя (напрацювання) контактний тиск визначався за середніми значеннями. за базову модель зносостійкості приймався безрозмірний комплекс від визначальних факторів: тиску, швидкості ковзання, коефіцієнту тертя, в`язкості оливи, твердості матеріалу, геометричних параметрів. за отриманою формулою для розрахунку зносу в підшипнику проведена чисельна реалізація. ключові слова: циліндрична опора ковзання, зносоконтактна задача, шлях тертя, контактний тиск. вступ сучасний етап розвитку трибології характеризується створенням методів розрахунку вузлів тертя на знос. тривалий час вважалось, що створення таких методів неможливе внаслідок надзвичайної складності процесів зношування. але якщо відсутні методи розрахунків, відповідно, будуть відсутні і методи прогнозування зносостійкості вузлів тертя. розробка аналітичних методів розрахунку зносостійкості трибосистем ускладнена нелінійністю моделей зношування внаслідок складних взаємозв`язків механічних, теплофізичних та фрикційних властивостей. для отримання коректних результатів аналітичні методи розрахунку трибосистем потребують доведення чисельними методами з застосуванням потужних обчислювальних систем. циліндричні трибосистеми ковзання в багатьох енергетичних, технологічних і транспортних машинах є одним з основних вузлів, що визначає довговічність і надійність машини в цілому. в даній роботі запропонована розрахункова оцінка зношування циліндричного підшипника ковзання в умовах граничного тертя на основі розв`язку прямої зносоконтактної задачі, коли параметри зносостійкості приймаються відомими з експерименту або довідникових даних. аналіз відомих підходів до розрахунку зносу циліндричних опор ковзання основою розрахункової оцінки зносу підшипників ковзання (пк) є рішення знососконтактних задач. серед робіт, присвячених рішенню таких задач для пк, одними з перших були роботи а.с. пронікова [1], в яких запропонована загальна методологія розв’язку контактних задач для сталого зношування. розглядалась також динаміка перерозподілу тисків в плоскому контакті. знососконтактна задача для циліндрів, спряжених із зазором, розв’язувалась без урахування контактних деформацій. такий підхід дає наближенні співвідношення, точність яких зростає зі збільшенням зносу. в дослідженнях ю.а. євдокимова [2] основна увага приділялась розробці методів розрахунку зносу підшипників при інтегральному урахуванні навантаження, тобто без розгляду функцій тисків. цей наближений підхід передбачає проведення експериментальних досліджень з подальшою статистичною їх обробкою. при цьому для зв’язку з деякими параметрами контакту використовуються наближенні розв’язки беззносних контактних задач. при розв’язках знососконтактних задач в якості вихідних даних приймаються залежності зносу або інтенсивності зношування від тиску. для цього використовують аналітичний метод отримання цих залежностей по втомній теорії зносу і.в. крагельського [3]. по цій теорії залежності можуть бути визначені теоретично на основі фізичних і геометричних характеристик контактуючих тіл. поряд з аналітичними розвивались статистичні методи розрахунку зносу підшипників ковзання, основані на експлуатаційних даних [4]. поєднання цих двох підходів може дати загальний метод прогнозування довговічності підшипників на стадії проектування. в роботі с.л. гафнера і ю.м. дроздова [5] пропонується метод розрахункової оцінки зносу підшипників, оснований на усередненні тиску по фактичній площадці контакту. в цьому випадку враховується вплив на знос початкової площадки контакту, але не враховується зміна цієї площадки. в роботі п.п. усова, ю.м. дроздова і ю.м. ніколашева [6] підшипник схематизувався площиною з круговим отвором, вал приймався пружним. враховувався знос вала і отвору. швидкість зношування в кожній точці приймалась незалежною від часу, що відповідає усталеному процесу. м.і. теплим [7] розглянута контактна підшипникова задача в постановці аналогічно тій, як в роботі [6]. знос прийнято абразивним, тертя підпорядковується закону кулона. рішення задачі зведено до інтегрально-диференціального сингулярного рівняння відносно контактного тиску. наближене зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 84 рішення цього рівняння представлено у вигляді тригонометричного полінома, коефіцієнти якого знаходять з системи диференціальних рівнянь. в роботах а.г. кузьменко [8] запропонований підхід до рішення контактних задач для опор ковзання при різноманітних фізичних закономірностях неусталеного зношування. при використанні інтегральних закономірностей з різностним аргументом задача зводиться до інтегрального рівняння з різностним ядром. у випадку ядра в виді експонент отримані прості, зручні для користування формули. в роботах в.м. александрова [9], м.м. добичіна на і і.г. горячевої [10] зносоконтактна задача для пк розв’язувалась в строгій математичній постановці. задачі зведені до інтегральних рівнянь, рішення представлені у вигляді функціональних рядів. узагальнення отримавших найбільше інженерне застосування методик розрахункової оцінки зношування пк дано в [11]. тут викладені методи розрахунку для пк з оберненою, змішаною і прямою парами тертя. розрахункова модель для оберненої пари тертя проводилась для контакту ідеально гладких тіл. методика розрахунку пк з урахуванням зносу цапфи і втулки наведена з припущенням, що контактуючі тіла приймались жорсткими. отримано точний розв’язок відносно ресурсу роботи спряжень для випадку, коли цапфа є незношуваним елементом. оцінена при такому рішенні помилка, яку можна допустити при розрахунку ресурсу, якщо нехтувати пружністю тіл. для визначення ресурсу підшипника зі змішаною парою тертя була проведена аналітична апроксимація результатів чисельного рішення. для пк з прямою парою тертя наведений метод, в якому враховується кінетика зміни контактних параметрів спряження в процесі експлуатації та еволюція форми робочої поверхні, яка обумовлена його зношуванням. в зв’язку з цим виділені дві стадії процесу – початкова стадія (нестаціонарний режим), на протязі якої зміна контактних параметрів носить виражений нелінійний характер, і усталений режим, коли на площадці встановлюється розподіл тиску, близький до косинусоїдального, а швидкість зношування майже не міняється в часі. таким чином, видно, що більшість відомих рішень контактних задач з урахуванням зносу зводиться до системи інтегро-диференціальних рівнянь, які вимагають складної чисельної реалізації. при цьому закономірність зношування вважалась відомою. постановка задачі та основні рівняння циліндричні опори ковзання технологічних машин за своєю конструкцією представляють внутрішній контакт двох циліндрів близьких радіусів із радіальним зазором  (рис. 1). циліндрична опора 1 знаходиться під дією робочого навантаження q і здійснює обертальний рух із швидкістю ковзання v . втулка 2 шириною b є опорою для валу та сприймає від неї робоче навантаження. в процесі силової взаємодії втулки і валу в місці контакту двох циліндрів виникає контактний тиск  , розподілений по дузі контакту 02 . приймаючи зносостійкість валу значно вищою за зносостійкість втулки (пряма пара тертя) в процесі експлуатації на внутрішній поверхні втулки буде випрацьовуватись ділянка зносу (на рис. 1-заштрихована зона) з максимальним зносом по центру контакту wu . q   r r1 0 wu 2 1 =r-r1 рис. 1 – розрахункова схема циліндричного підшипника ковзання приймемо модель зношуваня підшипника ковзання у вигляді безрозмірного комплексу: зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 85                vr hb f c ds du i n w w , (1) де wu – знос підшипника; s – шлях тертя; f – коефіцієнт тертя в парі вал–втулка;  – нормальний контактний тиск; hb – твердість матеріалу втулки; v – швидкість ковзання; r – радіус підшипника;  – кінематична в’язкість оливи; ncw , – характеристики зносостійкості. нормальний контактний тиск за середніми значеннями визначається за формулою: 02   br q , (2) де q – навантаження на підшипник; b – ширина контакту валу і втулки; 0 – напівкущ контакту валу і втулки. залежність між лінійним зносом у підшипнику ковзання і кутом контакту приймемо у вигляді апроксимуючої залежності [3]: 1 2 2 0wu ( s )  (3) де  – радіальний початковий зазор в підшипнику. продиференюємо залежність (з) по шляху тертя s : 1 1 02 0 1 2 2 wdu d( s ) ds ds    . (4) прирівнюючи (1) та (4) отримаємо: 1 1 02 0 1 2 2 n w df vr c ( s ) hb ds             . (5) підставимо в ліву частину рівняння (5) вираз для контактного тиску (2): 1 1 02 0 0 1 2 2 2 nn w dvr f q c ( s ) hb br ds                . (6) перетворимо (6) до вигляду: 1 5 0 02 5 2 n n ,wc dvr fq , hb br ds            . (7) або зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 86 1 5 0 0 2 5 2 n n ,wc vr fq ds d hb br            . (8) це звичайне диференціальне рівняння з розділяючимися змінними. інтегруючи диференціальне рівняння (8) отримаємо: 2 5 0 2 2 5 5 2 nn , wc vr fq s c n , hb br             . (9) якщо прийняти початковий кут контакту 00  , то постійна інтегрування 0c  . отже остаточно вираз для залежності дуги контакту зношування у підшипнику 0 від шляху тертя s :   1 1 2 5 0 2 5 2 5 nn n , wn , c vr fq s hb br                 . (10) лінійний знос розраховується за наближеною формулою (3), або з геометрії контакту валу і втулки за відомою залежністю:    1sec 00 wu . (11) з урахуванням залежності (3) залежність максимального лінійного зносу у підшипнику ковзання wu від шляху тертя s визначиться за залежністю:   2 5 1 2 52 5 2 5 , nn n , w w n , c vr fq u s hb br                 . (12) приклад розрахунку зносу підшипника розрахуємо знос підшипника ковзання за розробленою методикою за наступих вихідних даних. вихідні дані: 1. геометричні розміри підшипника: 20r  мм; 20b  мм; 0 1,  мм; 2. швидкість ковзання: 2v  м/с; 3. кінематична в`язкість моторної оливи 15w-40:   15 мм2/с; 4. коефіцієнт тертя у підшипнику: 0 05f , . параметри зносостійкості wc та n можна прийняти за довідниковими даними [11]. так для втулки з бронзи бр. оцс-5-5 та валу зі сталі 20х (цементація 59-62 hrc): 91 01 10wc ,   , 1 26n , [11]. результати чисельного розрахунку лінійного зносу підшипнка ковзання наведені в таблиці 1. таблиця 1 результати розрахунку зносу підшипника в залежності від шляху тертя за формулою (12) час роботи підшипника, хв 10 100 1000 10000 шлях тертя, s , мм 1,25 · 106 1,25 · 107 1,25 · 108 1,25 · 109 лінійний знос, wu , мм 0,002 0,01 0,049 0,23 графічна інтерпретація результатів розрахунку зношування підшипника представлена на рис. 2. зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 87 0 50 100 150 200 250 0 500 1000 1500 s, км u w , м км рис. 2– залежність зносу підшипника ковзання від шляху тертя за формулою (12) аналіз процедури чисельної реалізації отриманої залежності (12) та отриманих результатів вказує на достатню адекватність запропонованої розрахункової методики оцінки зносу циліндричного підшипника ковзання та можливість інженерного застосування на етапі проектування деталей машин і конструкцій. висновок для циліндричного підшипника ковзання з прямою парою тертя отриманий розв`язок зносоконтактної задачі. в розрахунку вал приймався жорстким і не зношувався, втулка приймалась жорсткою і зношувалась. для інженерної оцінки максимальної величини зносу від шляху тертя (напрацювання) контактний тиск визначався за середніми значеннями. за отриманою формулою для розрахунку зносу в підшипнику проведена чисельна реалізація. література 1. проников а.с. надежность машин. м.: машиностроение. 1978. 592 с. 2. евдокимов ю.а., колесников в.и., тетерин а.и. планирование и анализ экспериментов при решении задач трения и износа. м.: наука, 1980. 228 с. 3. крагельский и.в. трение и износ. м.: машиностроение, 1968. 479 с. 4. тартаковский и.б. корреляционны уравнения износа // вестник машиностроения, 1968. №2. 5. гафнер с.л., дроздов ю.н. влияние контактной нагруженности на долговечность опор скольжения сухого трения // машиноведение, 1974, №5. с. 79-82. 6. усов п.п., дроздов ю.н., николашев ю.н. теоретическое исследование напряженного состояния пары вал-втулка с учетом износа // машиноведение. 1979. №2. с. 13-15. 7. теплый м.и. контактное взаимодействие цилиндрических тел при наличии трения и износа // в сб.: смешанные задачи механики деформируемого тела. ii всесоюзн. научн. конф. тезисы докладов. днепропетровск, дгу, 1981. с. 41. 8. кузьменко а.г. подшипники скольжения:прочность, износ, надежность, методы расчетов и испытаний: монография / а.г. кузьменко // хмельницкий : хну, 2014. – 251 с. 9. александров в.м., бабешко в.а., белоконь а.в. контактная задача для кольцевого слоя малой толщины // инженерный журнал. механика твердого тела, 1996, №1. с. 135-139. 10. горячева и.г., добычин м.н. контактные задачи в трибологии. м.: машиностроение, 1988. 256 с. 11. справочник по триботехнике / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичинадзе. в 3-х т. т.1. теоретические основы. – м.: машиностроение, 1989. – 400 с. поступила в редакцію 25.06.2016 зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 88 dykha o.v. wear contact problem for a cylindrical sliding bearing under boundary friction conducted the solution of the direct wear of the contact problem for a cylindrical bearing. in the calculation of the shaft was made tight and not wore out, the bushing was made hard, and wore out. for engineering estimates of the maximum wear amount from the path of friction (developments) contact pressure was determined from the average values. for the base model the wear resistance was taken to be the dimensionless complex of determining factors: pressure, sliding speed, friction coefficient, viscosity, hardness of the material, the geometric parameters. according to the obtained formula for the calculation of wear in the bearing numerical implementation. keywords: the cylindrical sliding bearing, wear contact problem, the path of friction, the contact pressure. references 1. pronikov a.p. nadezhnost' mashin. m.: mashinostroenie. 1978. 592 p. 2. evdokimov ju.a., kolesnikov v.i., teterin a.i. planirovanie i analiz jeksperimentov pri reshenii zadach trenija i iznosa. m.: nauka, 1980. 228 p. 3. kragel'skij i.v. trenie i iznop. m.: mashinostroenie, 1968. 479 p. 4. tartakovskij i.b. korreljacionny uravnenija iznosa // vestnik mashinostroenija, 1968. no 2. 5. gafner p.l., drozdov ju.n. vlijanie kontaktnoj nagruzhennosti na dolgovechnost' opor skol'zhenija suhogo trenija // mashinovedenie, 1974, no 5. p. 79-82. 6. usov p.p., drozdov ju.n., nikolashev ju.n. teoreticheskoe issledovanie naprjazhennogo so-stojanija pary val-vtulka s uchetom iznosa // mashinovedenie. 1979. no2. p. 13-15. 7. teplyj m.i. kontaktnoe vzaimodejstvie cilindricheskih tel pri nalichii trenija i iznosa // v sb.: smeshannye zadachi mehaniki deformiruemogo tela. ii vsesojuzn. nauchn. konf. tezisy dokladov. dnepropetrovsk, dgu, 1981. p. 41. 8. kuz'menko a.g. podshipniki skol'zhenija:prochnost', iznos, nadezhnost', metody raschetov i ispytanij: monografija / a.g. kuz'menko // hmel'nickij : hnu, 2014. – 251 p. 9. aleksandrov v.m., babeshko v.a., belokon' a.v. kontaktnaja zadacha dlja kol'cevogo sloja ma-loj tolshhiny // inzhenernyj zhurnal. mehanika tverdogo tela, 1996, no1. p. 135-139. 10. gorjacheva i.g., dobychin m.n. kontaktnye zadachi v tribologii. m.: mashinostroenie, 1988. 256 p. 11. spravochnik po tribotehnike / pod obshh. red. m. hebdy, a.v. chichinadze. v 3-h t. t.1. teoreticheskie osnovy. – m.: mashinostroenie, 1989. – 400 p. особливості деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 55 багрій о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: avadaro@yahoo.com особливості деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації удк 620.17 досліджено характер деформування твердих матеріалів з малою молекулярною зв’язністю. показано, що поверхня деформування може бути представлена як сума поверхні тертя кулона і поверхні прандтля ідеально зв’язного матеріалу. це дає можливість незалежного вивчення впливу молекулярної зв’язності і внутрішнього кулонового тертя на деформації твердих тіл, а величини змінних модулів деформації визначати безпосередньо із загальної поверхні деформування або як суму модулів, знайдених з поверхні прандтля та поверхні кулона. ключові слова: композитний матеріал, поверхня кулона, поверхня прандтля, напруження, деформація, змінний модуль зсуву. вступ завданням лабораторних досліджень є вивчення закономірностей деформування матеріалів у дограничному і граничному станах. якщо нехтувати впливом в’язкості, то опір твердого тіла деформуванню в загальному випадку можна представити як суму двох складових: опір за рахунок сил молекулярної зв’язності та опір за рахунок сил сухого кулонового тертя. завданням лабораторних досліджень є вивчення закономірностей деформування матеріалів з суттєвим проявом внутрішнього тертя від початку навантаження до моменту переходу у граничний стан і описання поверхні деформування для умов плоскої деформації в дограничному стані. результати досліджень представляються у формі залежностей між інваріантами тензорів напружень і деформацій, введеними для плоскої деформації. для представлення результатів досліджень впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації зручно ввести інваріанти, які визначаються тільки через напруження і деформації, що виникають у площині деформування 0ε z . інваріанти записуються через головні напруження 21 ,  (за додатні приймаємо стискуючі напруження) та головні деформації 21 ε,ε , що діють в площині, перпендикулярній осі нульової деформації 0ε z , і мають чіткий фізичний зміст. ;221 mp  (1) ;ε2εεθ 21 c (2)  ;5,0 21 s (3) ,εεγ 21  (4) де p – сума нормальних напружень; θ – об’ємна деформація; s – максимальне дотичне напруження; γ – максимальна деформація зсуву; 2 σσ σ 21  m – середнє стискуюче напруження. іноді, наприклад, для вибору траєкторій навантаження, зручними є наступні інваріанти тензора напружень: . ;2 2 1 21    mp (5) останній інваріант η є найбільш інформативним для дискретних матеріалів, до яких відносяться і композитні матеріали з малою зв’язністю, критерії міцності яких включають не різницю граничних напружень, а їх відношення. закони формозміни і зміни об’єму для випадку плоскої деформації і співпадіння напрямків головних напружень і деформацій описують в інваріантній системі координат ( s , p , γ ) поверхню деформу особливості деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 56 вання твердого тіла, що відображає вплив як сил молекулярної зв’язності, так і сил сухого внутрішнього тертя. умовний вигляд поверхні показано на рис. 1, а. загальна поверхня деформування для детального вивчення представляється як сума циліндричної поверхні прандтля 0s (на рисунку заштрихована), характерної для деформування ідеально зв’язного матеріалу, і поверхні кулона  ps , що відображає закономірність деформування матеріалів, у яких відсутня молекулярна зв’язність. в експериментальних дослідженнях поверхні представляються у формі їх зрізів площинами constp та const . сім’ї кривих, що одержуються при такому представленні, показані на рис. 1, б. вплив на деформування матеріалу середнього стискуючого напруження m відображає сім’ю кривих  γfs  при constp , сім’я кривих  pfs  при const дозволяє оцінити долі внутрішнього тертя та зв’язності в загальному опорі матеріалу зсувам. а б рис. 1 – умовне зображення поверхні деформування (а) і її зрізів площинами p = const, г = const (б) пріоритетним завданням лабораторних досліджень є вивчення впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування матеріалів в умовах плоскої деформації. для цього проведено серію лабораторних випробувань зразків дискретного матеріалу за траєкторіями constp , крηη  [1] з використанням спеціально розроблених приладів і методик, описаних у [2]. результати випробувань представлені у формі сім’ї кривих  γfs  при constp [1]. для того, щоб визначити долю зв’язності і долю кулонового тертя в загальному опорі деформуванню матеріалів проведено випробування в тих самих умовах зразків матеріалу з малою зв’язністю, величину якої можна варіювати. різниця між загальним опором і зв’язністю визначає вплив сухого кулонового тертя. аналіз результатів випробувань зразків матеріалів з малою зв’язністю випробування зразків піщано-цементних сумішей проведено для дослідження характеру загальної поверхні деформування твердого тіла, опір деформуванню якого визначається як молекулярною зв’язністю, так і внутрішнім кулоновим тертям. особливості деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 57 результати випробувань зразків твердого матеріалу з малою зв’язністю, що представлені сім’ями кривих  γs при constp [1, рис. 6], дають уявлення про характер загальної поверхні деформування твердого тіла. цю складну поверхню (рис. 2, а) в узагальненому вигляді можна представити як комбінацію двох простих поверхонь: циліндричної поверхні прандтля (рис. 2, б) і коноїдальної поверхні кулона (рис. 2, в), що одержана для сухого кварцового піску, який складав основу композитного матеріалу з малою зв’язністю. а б в рис. 2 – поверхні деформування матеріалів: а – загальна поверхня деформування композитного матеріалу; б – поверхня прандтля; в – поверхня кулона таке представлення відповідає уявленню, що загальний опір зсуву твердого тіла є сумою опорів, викликаних силами зв’язності і силами сухого кулонового тертя:    .,γγ psss кзв  (6) перший доданок відображає залежність між напруженнями s і деформаціями γ при чистому зсуві і в загальному випадку пружно-пластичного деформування матеріалу може бути записаний нелінійним співвідношенням: ,γзмзв gs  (7) де змg – змінний модуль зсуву, величина якого залежить від досягнутого рівня деформації γ і може бути визначена як відношення ординати точки на поверхні прандтля до величини досягнутої деформації γ , γ зв зм sg  . особливості деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 58 другий доданок описує вплив на деформування твердого матеріалу внутрішнього кулоновго тертя. поверхня кулона для сухого кварцового піску має вигляд коноїда (рис. 3) і апроксимувалась інваріантними співвідношеннями p m n s γ γ   , γ γ   m n p s , а фізичні рівняння моделі кулона можна представити аналогічно залежностям (7) через змінні модулі зсуву, величини яких визначаються з виразу p m n gзм γ  , або безпосередньо з експериментальної поверхні кулона, γ к зм sg  . узагальнюючи сказане, співвідношення (1) можна конкретизувати:       ,,  змзмзмзмзмкзв gggggpsss (8) де змg – змінний модуль зсуву, величина якого може бути знайдена з експериментальної поверхні прандтля, γ зв зм sg  ; змg  – змінний модуль зсуву, що може бути знайдений з експериментальної поверхні кулона γ к зм sg  або зі співвідношення   p m nm gзм 2  ; змg – загальний модуль зсуву, який можна визначити із загальної поверхні деформування   γ ,γ ps gзм  або як суму змзмзм ggg  . висновки досліджено характер деформування твердих матеріалів з малою молекулярною зв’язністю. показано, що ця поверхня може бути представлена як сума поверхні тертя кулона і поверхні прандтля ідеально зв’язного матеріалу. це дає можливість незалежного вивчення впливу молекулярної зв’язності і внутрішнього кулонового тертя на деформації твердих тіл, а величини змінних модулів деформації визначати безпосередньо із загальної поверхні деформування або як суму модулів, знайдених з поверхні прандтля та поверхні кулона. література 1. багрій о. в. вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю / о. в. багрій // проблеми трибології (problems of tribology). – 2013. – № 4. – с. 114–120. 2. багрій о. в. обладнання та методика лабораторних випробувань зразків дискретних матеріалів в умовах плоскої деформації / о. в. багрій, в. в. ковтун // вісник хмельницького національного університету. технічні науки. – 2013. – № 2. – с. 31–39. поступила в редакцію 08.12.2016 рис. 3 – загальний вигляд поверхні кулона особливості деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 59 bagriy o.v. research fundamental deformation features of composite materials with low connectivity in conditions of plane strain. the character of the deformation of solid materials with low molecular connection is investigated. it is shown that the surface can be represented as the sum of the coulomb friction surface and the surface of the prandtl ideally cohesive material. this allows independent study of the influence of molecular connectivity and internal coulomb friction on the deformations of solids, and the value of the variable modules of deformation to determine directly from the total surface deformation or as a sum of modules, found on the surface of the prandtl and the surface of the coulomb. keywords: composite material, сoulomb's surface, рrandtl surface, strain, deformation, variable shear modulus. references 1. bahriy o. v. vplyv vnutrishn'oho kulonovoho tertya na deformuvannya kompozytnykh materialiv z maloyu zv"yaznistyu. problemy trybolohiyi (problems of tribology). 2013. № 4. p. 114–120. 2. bahriy o. v. obladnannya ta metodyka laboratornykh vyprobuvan' zrazkiv dyskretnykh materialiv v umovakh ploskoyi deformatsiyi. v. bahriy, v. v. kovtun. visnyk khmel'nyts'koho natsional'noho universytetu. tekhnichni nauky. 2013. № 2. p. 31–39. підвищення експлуатаційних властивостей швидкорізальних сталей комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 59 загребельний в.в. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: big09@ukr.net підвищення експлуатаційних властивостей швидкорізальних сталей комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою удк 621.785 досліджено вплив поверхневого зміцнення лазером за різними схемами дискретної обробки та наступного азотування на зносостійкість, контактну втомну міцність та різальні властивості пластин та свердел із сталі p6m5. ключові слова: сталь р6м5, дискретна лазерна обробка, сітчасто стільникова схема обробки, азотування, зносостійкість. вступ причиною виходу із ладу різального інструменту (більше 80 %) є не його поломка, а поверхневе руйнування і, перш за все, механізм зношування [1]. зношування різального інструменту знижує продуктивність обробки деталей машин. витрата інструменту різко позначається на підвищенні собівартості продукції машинобудівних підприємств, тому підвищення зносостійкості робочих поверхонь різального інструменту є одним з факторів збільшення їхньої працездатності. в промисловості найбільше розповсюдження знайшли методи зміцнення за допомогою зносостійких покриттів. поверхневі покриття дозволяють підвищити довговічність різального інструмента в 2 10 разів [2]. в загальній проблемі надійності і довговічності різального інструменту прийнято розрізняти "об’ємну міцність" і "міцність поверхневого шару" [3]. і хоча, в даний час окремі види і закони зношування достатньо добре вивчені, оформити і узагальнити все різноманіття явищ, що відбуваються в поверхневому шарі при різанні, практично неможливо [4]. зношування від втоми або втомне викришування виникає в результаті періодичного деформування матеріалу, що призводить до виникнення дислокацій, які з’єднуючись між собою утворюють мікротріщини. руйнування відбувається під впливом контактних напружень у поверхневому шарі, а інтенсивність зношування залежить від напружено деформованого стану, фізико – механічних властивостей матеріалу, кінематики контакту. на опір від втоми впливають: стан поверхневого шару, залишкові напруження, концентрація напруження, якість обробки поверхні, рівень припрацювання. на інтенсифікацію контактної втоми матеріалу впливають: частота навантаження, середовище, температура, коефіцієнт тертя [5]. захисні покриття на інструментах широко використовуються в теперішній час [6]. за допомогою зносостійких покриттів триботехнічного призначення оптимально забезпечуються високі значення твердості, теплостійкості і пасивність по відношенню до оброблюваного матеріалу, а також міцність і тріщиностійкість. нанесення зносостійких покриттів на робочі поверхні різального інструменту є універсальним надійним способом за допомогою якого можливо збільшити його працездатність і керувати процесом різання. дослідження останніх років направлені на покращення властивостей відомих та створення нових видів покриттів та технологій їх нанесення, а також розширення номенклатури матеріалів для поверхневої обробки. для зміцнення інструментальних сталей, наприклад р6м5, широко застосовується азотування. проте суттєвим недоліком процесу азотування можна вважати тривалість обробки, невисоку якість отриманого поверхневого дифузійного шару і недостатню зносостійкість. в роботі [7] показано, що лазерна обробка (до хіміко – термічної обробки) сталей за певних умов може суттєво прискорювати процеси азотування. перспективним методом зміцнення різального інструменту також є створення зносостійких дискретних композиційних покриттів із застосуванням концентрованих джерел енергії [8]. мета і задачі досліджень мета досліджень полягає в отриманні на сталі p6m5 комплексних покриттів азотуванням та дискретною лазерною обробкою основи під покриттям, встановлені його будови, фізико механічних та триботехнічних властивостей. основними задачами досліджень щодо поверхневого зміцнення сталі були: дослідити вплив схеми дискретної обробки на контактну втомну міцність та зносостійкість сталі р6м5. розробити технологічний процес комбінованого поверхневого зміцнення різального інструменту зі сталі р6м5 з підвищеними експлуатаційними властивостями в умовах жорсткого трибосилового навантаження. підвищення експлуатаційних властивостей швидкорізальних сталей комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 60 методика дослідження дискретну лазерну обробку виконували на установці латус – 31, з потужністю 103 105 вт/см2. металографічні дослідження проводили на мікроскопі «neophot 21». міцність зщеплення покриття з основою оцінювали методом алмазного ідентування на твердомірі тк2м. мікротвердість вимірювали на приладі пмт–3 при навантажені на інденторі 0,5 1,0 н. рентгеноспектральний аналіз проводили на мікроскопі рем 200. дослідження зносостійкості покриттів в умовах тертя ковзання без змащування проводили за схемою вал вкладиш на машині тертя м22-м у парі із загартованою сталлю p6m5 (hrc61-63). результати дослідження та їх обговорення відомий спосіб нанесення покриттів на різальний інструмент включає дискретну лазерну обробку з наступним азотуванням [9]. згідно запропонованого способу формується комбіноване покриття, що виконує дві функції: тонкий, пластичний, азотований шар на не зміцненій попередньо лазером поверхні екранує безпосередній контакт матеріалів трибоспряження і забезпечує протікання процесу припрацювання з утворенням специфічних вторинних структур з високою стійкістю до температурно – силових впливів контактного фрикційного процесу. дискретно зміцнені з високою твердістю азотовані ділянки забезпечують мінімальні напруження при терті та високу експлуатаційну зносостійкість. даний спосіб отримання зносостійких азотованих шарів включає лазерну обробку з потужністю 103 105вт/см2 дискретно із площею обробки 15 80 % від загальної площі сталевого виробу з наступним азотуванням в середовищі аміаку при температурі 800 860 к із витримкою до 1 години. це дозволяє отримати більш товстіші, за рахунок попередньої лазерної обробки, дискретно азотовані шари і тонкі пластичні шари на ділянках без лазерної обробки. було досліджено вплив попередньої лазерної обробки та часу витримки при азотуванні на товщину, мікротвердість та фазовий склад азотованих шарів на оброблених та необроблених лазером поверхнях зразків із інструментальної сталі р6м5. експериментальним шляхом встановлено, що спочатку в середовищі насичуючого газу при температурі азотування 800 860 к утворюється шар ненасиченого α розчину, товщина якого збільшується з часом. утворення на поверхні крихкої ε фази, поява якої різко гальмує дифузію азоту в глибину, починається через 60 хв. отже, достатньої товщини азотовані шари можна отримати за 1 год. азотування, і подальша витримка в насичуючому середовищі недоцільна, оскільки глибина зміцненого шару практично не збільшується, проте його міцність знижується через утворення на поверхні крихкої ε фази. недоліком способу – є та обставина, що він не дозволяє одержати виріб з високою контактною втомною міцністю поверхні в умовах жорсткого трибосилового навантаження, що обумовлено схемою дискретного зміцнення острівного типу. поставлено задачу поверхневого зміцнення металевих виробів за схемою дискретної обробки, яка б забезпечувала високу контактну втомність, міцність покриття та мінімальні напруження при терті, за рахунок мінімізації напружено – деформованого стану. в запропонованому способі з метою підвищення втомної міцності лазерну обробку здійснюють дискретно за сітчасто – стільниковою схемою з кроком 3 5 мм [10]. така попередня лазерна обробка дозволяє при наступному азотуванні отримати дискретні азотовані шари із сітчасто – стільниковою схемою зміцнення. товсті, за рахунок попередньої лазерної обробки дискретно азотовані шари і тонкі пластичні шари на ділянках без лазерної обробки. сітчасто – стільникова схема зміцнення поверхневого шару металу буде підвищувати контактну втомну міцність виробу з покриттям. це обумовлено створенням такого напружено – деформованого стану, який забезпечує мінімальні напруження при терті, що встановлено аналітичними розрахунками, а також підтверджено експериментально. на рис. 1 зображено схеми дискретної лазерної обробки острівного типу (а) і сітчасто – стільникового типу (б). відстань 3 5 мм між ділянками обумовлена оптимальною площею обробки: 15 75 % від загальної площі зміцнюваної поверхні. на отримані зразки зі зміцненою поверхнею наносять азотоване покриття. поєднання ділянок з різною твердістю і товщиною покриття створює такий напружено – деформований стан, який забезпечує мінімальні напруження при терті. мінімальна площа обробки 15 20 % забезпечує антифрикційність, а максимальна 70 75 % – зносостійкість і несучу здатність за номінального і допустимого навантаження відповідно. визначалась глибина та мікротвердість азотованого шару. вимірювання мікротвердості проводили на приладі пмт – 3 за методом вікерса при навантажені 20 г. товщина та мікротвердість азотованого шару на сталі p6m5 становила: на ділянках з лазерною обробкою h1 – 0,32 мм, 12500 мпа і на ділянках без лазерної обробки h2 – 0,015 мм, 9200 мпа. підвищення експлуатаційних властивостей швидкорізальних сталей комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 61 а б рис. 1 – схеми дискретної обробки: а – острівного; б – сітчасто стільникового типу зразки з комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою випробували на контактну втомну міцність та зношування (табл. 1). таблиця 1 контактна втомна міцність та зносостійкість різального інструменту зі сталі р6м5 зміцненого дискретно азотованими покриттями взалежності від попередньої лазерної обробки його поверхні схема лазерної обробки контактна втомна міцність, кількість циклів до руйнування, ×106 зносостійкість сталі з покриттям, хв острівного типу 0,52 45 52 стільникового типу 0,55 0,64 65 90 проведені випробування на контактну втомну міцність в умовах циклічного навантаження кулькою за напружень в зоні контакту 1,50 1,70 гпа показали, що втомна міцність сталі з покриттям, нанесеним на поверхню, попередню оброблену лазером за стільниковою схемою, вища, ніж з покриттям, нанесеним на поверхню, попередньо оброблену за схемою острівного типу. випробування щодо визначення зносостійкості проводили на токарно гвинторізальному верстаті моделі 16к20 при точінні заготівок зі сталі 30хгса з охолодженням (5% ний розчин емульсолу «укрінол»). випробували пластини із швидкорізальної сталі p6m5, оброблені за відомим і запропонованим способом. критерієм зносу слугувала фаска зносу по задній грані шириною 6 мм. швидкість різання 50 м/хв. як видно з наведених даних в табл. 1, зносостійкість пластин, оброблених дискретною лазерною обробкою за схемою стільникового типу вища, ніж зносостійкість пластин, оброблених за схемою острівного типу в 1,4 1,7 рази. висновки 1. встановлено, що попередня лазерна обробка прискорює процеси дифузії азоту в поверхневі шари різального інструменту; на ділянках з лазерною обробкою товщина азотованого шару становить 0,32 мм, а на ділянках без лазерної обробки – 0,015 мм; 2. встановлено, що завдяки зміцненню поверхневого шару попередньою лазерною обробкою за сітчасто – стільниковою схемою підвищується контактна втомна міцність інструменту з азотованим покриттям. це досягається завдяки створенню благаприємного напружено деформованого стану; 3. випробування на зносостійкість сталі р6м5 обробленої комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою у виробничих умовах показали підвищення зносостійкості різального інструменту зміцненого дискретною лазерною обробкою за сітчасто стільниковою схемою в 1,4 1,7 рази в порівнянні з обробле підвищення експлуатаційних властивостей швидкорізальних сталей комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 62 ним за схемою острівного типу. це обумовлено тим, що дискретні ділянки з різною твердістю і товщиною сприяють припрацьовуваності покриття і мінімізують напруження при терті. література 1. васин с.а. резание материалов: термомеханический поход взаимосвязей при резании / с.а. васин, а.с. верещака, в.с. кушнер. – м.: изд-во мгту им. н.є. баумана, 2001. – 448 с. 2. ляшенко б.а. тенденции развития упрочняющей поверхностной обробки и положение в украине / б.а. ляшенко, с.а. клименко // сучасне машинобудування. – 1999. – № 1. – с. 94 104. 3. емельянов е.н. к расчету прочности материалов с поверхностным градиентом свойств триботехнического и инструментального назначения: е.н. емельянов / сообщ. 1 // доклады 7 всероссийской науч. – техн. конф. «механика летательных аппаратов и современные материалы» томск: изд–во тгу, 2000. – вып. 3. – с. 111 112. 4. трощенко в.г. циклическая вязкость разрушения металлов и сплавов / в.г. трощенко, в.в. покровский // сообщение 1. методики и материалы исследования и общие закономерности // проблемы прочности. – 2003. – № 1. – с. 5 23. 5. костецкий б.и. структура и поверхностная прочность материалов при трении. / костецкий б.и. // проблемы прочности. – 1981. – № 3. – с. 90 98. 6. лоскутов в.ф. диффузионные карбидные покрытия / в.ф. лоскутов, в.г. хижняк, ю.а. куницький, м.в. киндрачук. – к.: тэхника, 1991. – 168 с. 7. пат № 19551. україна мпк (2006) с23с8/02 спосіб комбінованої лазерно-хіміко-термічної обробки матеріалів. / м.в. кіндрачук, л.ф. головко, в.м. писаренко, н.в. іщук. – заяв. 04.07.2006. № с23с 8/02 опубл. 15.12.2006, бюл. № 12. 8. пат. 25412 україна, мпк (2006) с23с 8/02. спосіб отримання зносостійких дискретних азотованих шарів / м.в. кіндрачук, н.в. іщук, в.м. писаренко, л.ф. головко, м.с. яхья, № u 2007 03002; заявл. 22.03.07, опубл. 10.08.07, бюл. № 12. – 5 с. 9. пат. 75933 україни мпк (2006.01) с23с 8/02 / спосіб отримання покриттів з високою припрацьовуваність і зносостійкістю / кіндрачук м.в., корбут є.в., хлевна ю.л., лабунець в.ф., духота о.і., ляшенко б.а., мельник о.в. № u 2012 03513; заявл. 26.03.2012; опубл. 25.12.2012, бюл. № 24. – 4 с. 10. пат. 107190 україни. спосіб отримання зносостійких покриттів з високою припрацьовуваністю і підвищеним опором втомному руйнуванню / кіндрачук м.в., загребельний.в.в., лабунець та ін.; № u 201511639; заявл.25.11.2015; опубл. 25.05.2016, бюл. № 10. – 4 с. поступила в редакцію 04.10.2016 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com підвищення експлуатаційних властивостей швидкорізальних сталей комбінованою лазеро хіміко термічною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 63 zagrebelniy v.v. increasing of high speed steels operational properties by combined laser-chemical-thermal treatment. the main objectives are: study of the effect of discrete processing circuit on the contact fatigue strength and wear resistance of steel p6m5; process design combined surface hardening tool with enhanced performance properties. in a paper ne investiqaled the influence of laser–aided surface harbening, patterns of descreete treatment followed by nitrating on wear resistance, contact fatigue and cutting cuttinq abilite of plates and drill bitts made of steel r6m5. developed net-honeycomb pattern of treatment showed an increase of operational properties of cutting tools. keywords: steel r6m5, discrete laser processing, net-honeycomb pattern of treatment, nitrating, durability. references 1. vasin p.a. rezanie materialov: termomehanicheskiy pohod vzaimosvyazey pri rezanii. p.a. vasin, a.p. vereshchaka, v.p. kushner. m.: izd-vo mgtu im. n.e. baumana, 2001. 448p. 2. lyashenko b.a. tendentsii razvitiya uprochnyayushchey poverhnostnoy obrobki i polozhenie v ukraine. b.a. lyashenko, p.a. klimenko. suchasne mashinobuduvannya. 1999. № 1. p. 94 – 104. 3. emelyanov e.n. k raschetu prochnosti materialov s poverhnostnym gradientom svoystv tribotehnicheskogo i instrumentalnogo naznacheniya: e.n. emelyanov. soobshch. 1. doklady 7 vserossiyskoy nauch. – tehn. konf. «mehanika letatelnyh apparatov i sovremennye materialy» tomsk: izd–vo tgu, 2000. vyp. 3. p.111 112. 4. troshchenko v.g. tsiklicheskaya vyazkost razrusheniya metallov i splavov. v.g. troshchenko, v.v. pokrovskiy. soobshchenie 1. metodiki i materialy issledovaniya i obshchie zakonomernosti. problemy prochnosti. 2003. № 1. p.5 – 23. 5. kostetskiy b.i. struktura i poverhnostnaya prochnost materialov pri trenii. kostetskiy b.i. problemy prochnosti. 1981. № 3. p. 90 – 98. 6. loskutov v.f. diffuzionnye karbidnye pokrytiya. v.f. loskutov, v.g. hizhnyak, yu.a. kunitskiy, m.v. kindrachuk. k.: tehnika, 1991. 168 p. 7. pat № 19551. ukrayina mpk (2006) s23s8/02 sposib kombinovanoyi lazerno-himiko-termichnoyi obrobki materialiv. m.v. kindrachuk, l.f. golovko, v.m. pisarenko, n.v. ishchuk. zayav. 04.07.2006. № s23s 8/02 opubl. 15.12.2006, byul. № 12. 8. pat. 25412 ukrayina, mpk (2006) s23s 8/02. sposib otrimannya znosostiykih diskretnih azotovanih shariv. m.v. kindrachuk, n.v. ishchuk, v.m. pisarenko, l.f. golovko, m.p. yahya, № u 2007 03002; zayavl. 22.03.07, opubl. 10.08.07, byul. № 12. 5p. 9. pat. 75933 ukrayini mpk (2006.01) s23s 8/02. sposib otrimannya pokrittiv z visokoyu pripratsovuvanist i znosostiykistyu. kindrachuk m.v., korbut e.v., hlevna yu.l., labunets v.f., duhota o.i., lyashenko b.a., melnik o.v. № u 2012 03513; zayavl. 26.03.2012; opubl. 25.12.2012, byul. № 24. 4p. 10. pat. 107190 ukrayini. sposib otrimannya znosostiykih pokrittiv z visokoyu pripratsovuvanistyu i pidvishchenim oporom vtomnomu ruynuvannyu. kindrachuk m.v., zagrebelniy.v.v., labunets ta in.; № u 201511639; zayavl.25.11.2015; opubl. 25.05.2016, byul. № 10. 4p. 47 взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта василевский о.в.,* кухарь в.в.** * ооо «метинвест – мариупольский ремонтно-механический завод», г. мариуполь, украина, ** гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv.mariupol@gmail.com взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта удк 621.73 проанализированы показатели, характеризующие качество изделий для металлургического оборудования и транспорта, производимых процессами ковки. показана взаимная связь между показателями качества кованых поковок и стойкостью деталей, изготовленных из таких поковок. в условиях кузнечно-прессового цеха ооо «метинвест – мариупольский ремонтно-механический завод» проведен ряд экспериментально-промышленных исследований, позволивших определить влияние механических свойств, макроструктуры, микроструктуры, получаемых при используемых режимах ковки, на эксплуатационные свойства кованых деталей. исследования проводили относительно продукции, производимой из сталей 25х1м1ф, 40хн2ма и сталь 45 на гидравлическом ковочном прессе модели дп1141а1 номинальной силой 12,5 мн. для анализа использовали спектральный метод определения химического состава сталей, ультразвуковой метод контроля, металлографические методы определения ликвации по серному отпечатку, макроструктуры и микроструктуры, стандартизированные методы механических испытаний. кроме изучения непосредственно мест изломов и разрушений, уделяли значительное внимание технологическим и термомеханическим режимам, при которых были откованы вышедшие из строя изделия. выполненное обобщение причин поломок деталей «мундштук», «дорн 12''», «ролик», «ось» позволило определить, что основным направлением повышения стойкости деталей металлургического оборудования и транспорта является разработка режимов ковки, обеспечивающих по сечению равномерность накопленной деформации (локальной проработки литого металла), однородность микроструктуры и, как правило, равномерность механических свойств. ключевые слова: кованое изделие, режим ковки, уков, показатели качества, микроструктура, причина поломки, методы контроля качества. введение наиболее нагруженные детали металлургического оборудования и транспорта изготавливают исключительно способами обработки металлов давлением, причем ведущую роль играют процессы ковки [1]. долговечность работы таких деталей зависит от показателей их качества. в свою очередь качество кованых поковок определяется возможностью получения из них деталей необходимых геометрических размеров с заданной чистотой поверхности, обеспечением требуемых механических свойств, структурой, отсутствием поверхностных и внутренних дефектов. в работе [2] отмечено, что свойства кованого изделия обусловлены практически всем циклом его изготовления: маркой стали, исходным качеством слитка (что зависит от метода выплавки, условий кристаллизации и т.п.), условием нагрева и температурными интервалами ковки, термомеханическим режимом ковки, режимом термической обработки поковок. также качество поковки зависит от характера микроструктуры стали, оцениваемой размерами зерна. чем более мелкозернистая структура поковки, тем более высокими механическими и эксплуатационными свойствами обладает кованое изделие. анализ последних исследований и публикаций требования к качеству металлопродукции приводятся в стандартах, конструкторской и технологической документации, технических условиях (ту), договорах на поставку. для контроля качества изготовленной продукции устанавливают приемо-сдаточные и периодические испытания, которые должны обеспечивать достоверную проверку всех свойств выпускаемой продукции, подлежащих контролю. для повышения качества металлопродукции и уменьшения её себестоимости проводят комплексные мероприятия по снижению уровня брака на всех этапах производства. так для получения инструментальных сталей высокого качества они могут быть выплавлены в открытых электропечах с последующей внепечной обработкой на установке «печь ковш» и вакууматорах с рафинированием в печах электрошлакового переплава (эшп), как это делают, например, на предприятии «днепроспецсталь» (г. запорожье) [3, 4]. передовой опыт данного предприятия, использующего большое количество разнообразного оборудования, показывает целесообразность производства кузнечных слитков открытой дуговой выплавкой с использованием электрошлакового переплава. дальнейшее сочетание способов обработки металлов давлением (омд) представляет собой совокупность нескольких технологических схем, обеспечивающих получение целого ряда профилей определенного качества. структура изделий и их служебные свойства оп проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 mailto:kvv.mariupol@gmail.com 48 взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта ределяются технологией омд: сочетанием способов деформирования, величинами единичных обжатий, скоростями, температурой и суммарной степенью деформации. наряду с традиционными схемами ковки и прокатки инструментальных сталей используются нетрадиционные схемы, включающие прокатку слитков с последующей ковкой катаных заготовок на сортовые профили [4]. однако, изложенные технологические решения справедливы только в отношении сортамента небольшой массы. в поковках с вытянутой осью встречаются следующие виды брака [5]: дефекты металлургического происхождения; дефекты нагрева; дефекты, возникающие при ковке; невыдержанные показатели механических свойств и макроструктуры. качество и стойкость кованых деталей, как правило, определяется комплексом механических свойств материала. для жаропрочных сталей это высокая длительная прочность и сопротивление ползучести. традиционно проверку показателей качества осуществляют на продольных образцах, отобранных из припуска у шейки, обращенной к прибыльной части слитка. сопоставление твердости поковок, их механических свойств, макроструктуры, микроструктуры с результатами эксплуатации позволяет оценить влияние данных параметров на изменение срока службы кованой детали. особое влияние приобретает качество структуры сталей в машиностроении и при производстве деталей, работающих в условиях высоких температур и при постоянных нагрузках [6, 7]. в технической литературе не в достаточной степени освещены данные по анализу стойкости деталей металлургического оборудования и транспорта. большая часть исследований затрагивает вопросы стойкости прокатных валков или роликов, как наиболее нагруженного и дорогостоящего инструмента в металлургии [8–10]. эксплуатационная стойкость валков прокатного стана в значительной мере зависит от макрои микроструктуры, количества остаточного аустенита, размера (балла) зерна, характера карбидной сетки, формы и характера распределения неметаллических включений. т.е. качество исходного слитка в значительной мере влияет на стойкость деталей. вытянутые в процессе пластической деформации включения и ликвационные участки становятся концентраторами напряжений, а, в дальнейшем, – очагами микрои макротрещин. остаточный аустенит отрицательно влияет на стойкость валков [10, 11]. по данным металлографических исследований [11], проведенных на магнитогорском металлургическом комбинате, около 70 % поломок валов вызвано нарушением режимов эксплуатации, 15 % случаев – неравномерной структурой, и 15 % случаев – сочетанием этих двух факторов. валки, показавшие максимальную стойкость, имели равномерную мелкозернистую структуру, а валки с крупнозернистой структурой металла обеспечи-вали минимальный уровень стойкости. таким образом, анализ причин поломок деталей металлургического оборудования и транспорта с учетом технологии производства в условиях определенного предприятия позволит выявить основные на-правления повышения качества и улучшения эксплуатационных свойств на этапе их изготовлении. цель работы целью данной работы является анализ основных показателей качества и технологических условий производства кованых деталей металлургического оборудования и транспорта для выявления причин их поломок и определения направлений повышения их эксплуатационных свойств. изложение основного материала для определения влияния механических свойств, макроструктуры, микроструктуры, получаемых при используемых режимах ковки, на эксплуатационные свойства кованых деталей был проведен ряд экспериментально-промышленных исследований в условиях кузнечно-прессового цеха ооо «метинвест – мариупольский ремонтно-механический завод» (ооо «метинвест – мрмз»), ранее – блок ремонтных цехов пао «мариупольский металлургический комбинат имени ильича». во всех случаях ковку проводили на гидравлическом ковочном прессе дп 1141а1 номинальной силой 12,5 мн. деталь «мундштук». проведено исследование вышедшей из эксплуатации детали «мундштук». деталь изготавливалась из поковки iv группы кп 490 гост 8479, материал – 40хн2ма. эскиз поковки представлен на рис. 1. ковку поковки производили из шестигранного слитка массой 10500 кг. наружный диаметр слитка после обкатки составлял 800 мм. обжатия производили плоскими бойками шириной рис.1 – эскиз поковки для детали «мундштук» 300 мм. ковку проводили по схеме «квадрат-пластина квадрат» с обкаткой на круг на последнем проходе. разрушение произошло на расстоянии 1230 мм от проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 49 взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта одного из торцов по диаметру 500 мм, уков (соотношение площадей поперечного сечения исходного слитка и поковки) на данной шейке составил у = 2,0. излом перпендикулярный оси детали, неоднородный по макрорельефу; у наружной поверхности на глубине 40 мм четко просматривается стенка усталостных трещин – притертая, окисленная, с грубым храповым узором, распространившаяся на ¼ часть длины окружности детали. далее, на глубину 85 мм, распространяется сглаженная зона крупнокристаллического зернистого строения. в осевой зоне детали грубый камневидный излом (рис. 2). результаты механических испытаний металла показали заниженные значения предела текучести: фактически σ0,2 = 394 мпа, требуемые σ0,2 = 490 мпа. проведенные исследования макроструктуры детали показали укрупнения ликватов, с появлением пятен интенсивной окраски диаметром до 1,5…2 мм, в направлении осевой зоны детали. микроструктура ме-талла (рис. 3) неоднородна по величине зерна, на фоне участков с балом № 8…9 присутствуют участки с ба-лом № 5…6. проведенные макрои микроструктурные исследования показали, что используемые режи-мы ковки не позволили в достаточной мере добиться проработки литой структуры металла. это не по-зволило в полном объёме устранить дендритную и зональную неоднородность металла, измельчить зер-но, и, как следствие, не позволило обеспечить необходимые механические свойства детали, что привело к преждевременному выходу её из строя. рис. 2 – излом металла по месту разрушения детали рис. 3 – микроструктура металла по месту разрушения «мундштук» (фрагмент) детали «мундштук» (фрагмент) деталь «дорн 12”». исследовали качества металла разрушившегося дорна 12” (чертеж № тп 6346а, рис. 4), изготовленного из стали марки 40хн2ма гост 4543, поковка гр. iii гост 8479, твердость 260…300 нв. по номенклатуре дорн может быть изготовлен также из стали 25х1м1ф. поковку (рис. 4) ковали из шестигранного слитка массой 5000 кг. наружный диаметр слитка после обкатки составляет 600 мм. обжатия проводили плоскими бойками шириной 300 мм. ковку производили по схеме «квадрат пластина-квадрат» с обкаткой на круг на послед нем проходе. диаметр поковки в месте разруше ния дорна составил 345 мм (после механической обработки 310 мм). уков составил у = 2,8. трещина, выявленная на поверхности дорна, имеет притертую поверхность характер ную для усталостного разрушения и распро страняется перпендикулярно поверхности на глубину 50 … 60 мм. остальная часть излома имеет крупнокристаллическое строение. в ¼ рис. 4 – эскиз поковки для детали «дорн 12”» толщины дорна в изломе имеются крупные вы рывы с наклонными площадками. макроструктура по серному отпечатку характеризуется равномерным распределением ликватов средней интенсивности окраски в виде укрупненных точек (рис. 5, а). металл по-сле травления плотного строения, без дефектов (рис. 5, б). микроструктура металла дорна резко неодно-родная по распределению структурных составляющих, состоит из относительно крупных зерен феррита, располагающихся широкими полосами, и полос сорбитообразного перлита с тонкой ферритной сеткой (рис. 6). резко неоднородная и крупнозернистая структура ухудшила механические свойства металла и обусловила преждевременную поломку дорна. таким образом, низкое качество микроструктуры изделия было обусловлено неудовлетворительным выбором режимов ковки, вследствие чего по сечению металла наблюдается значительная неравномерность накопленной деформации. деталь «ролик». на исследование была направлена проба, отобранная в месте разрушения формирующего ролика моталки стана 1700, материал – сталь 45 гост 1050, поковка гр. iii гост 847970 (рис. 7). поковку изготавливали из шестигранного слитка массой 5000 кг. наружный диаметр слитка проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 50 взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта после обкатки составляет 600 мм. обжатия производили плоскими бойками шириной 300 мм. ковку производили по схеме «квадрат-пластина-квадрат» с обкаткой на круг на последнем проходе. разрушение произошло по галтельному переходу с диаметра 100 мм на диаметр 156 мм. уков в месте разрушения составил у = 3,3. излом имеет хрупкое крупнокристаллическое строение, дефектов металлургического происхождения в изломе не выявлено. а б рис. 5 – макроструктура металла детали «дорн 12”» по серному отпечатку (а) и после травления (б) а б рис. 6 – микроструктура металла детали «дорн 12”» × 100 (а) и × 200 (б) рис. 7 – эскиз поковки для детали «ролик» оценку микроструктуры проводили на продольных микрошлифах до и после травления 4 % спиртовым раствором nho3. исследования металла показали, что микроструктура перлитно-ферритная, неоднородная по величине зерна, полосчатая, бал зерна колеблется от 1 по 6 номер по гост 5639-82 (рис. 8). ролик имеет неудовлетворительную крупнозернистую неоднородную структуру, что способствовало его разрушению при эксплуатации. вследствие недостаточной интенсивности пластической деформации и неравномерности её распределения была получена поковка с неудовлетворительной микроструктурой. следовательно, для улучшения качества изготовляемой поковки необходимо произвести оптимизацию режима пластической деформации металла, так как имеющейся технологический режим не позволяет добиться получения поковки с требуемыми эксплуатационными характеристиками. поковка «ось». осваивали изготовление поковок для осей трамвайных вагонов (рис. 9), согласно требованиям гост 6144 и гост 6143. на первой партии осей после проведения ультразвукового контроля (узк) были выявлены дефекты. с целью установления природы выявленных дефектов были отобраны пробы для проведения металлографических исследований, в ходе которых определен химический состав заготовки спектральным методом по гост 18895, проведена оценка макрои микроструктуры. поковку изготавливали на паровоздушном ковочном молоте с мпч 2 т м1343 из предварительно проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 51 взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта кованной на гидравлическом ковочном прессе (дп1141а1) заготовки из стали 25х1м1ф. суммарный уков при переделе «слиток – поковка «оси» составил 19,75. ковку осуществляли в плоских бойках, схема ковки квадрат-квадрат-круг. а б в рис. 8 – микроструктура металла детали «ролик» по излому × 50 (а), вдали × 50 (б), × 100 (в) исследование макроструктуры продольных темплетов, отобранных от исследуемой пробы, показало, что серные отпечатки имеют среднюю интенсивность окраски. в средней трети по толщине располагаются грубые ликвационные скопления в виде полос до 15 мм. после травления по местам скопления ликватов произошло растравливание металла (рис. 10). по ликвационным скоплениям были изготовлены микрошлифы, на которых выявлены грубые строчки сульфидов, имеющие протяженность до 2 мм. загрязненность металла сульфидами оценена более 5 балла (рис. 11). микроструктура оси неоднородная феррито-перлитная крупнозернистая (рис. 12). значительные по протяженности скопления сульфидных включений фиксировали на узк как дефекты. также выявлено, что выбранные режимы ковки не обеспечили равномерной проработки структуры металла (несмотря на высокий уков равный 19,75), что в дальнейшем негативно отразиться на эксплуатационных характеристиках изготовленных осей. рис. 10 – макроструктура металла рис. 9 – эскиз поковки детали «ось» трамвайной оси по серному отпечатку рис. 11 – загрязненность металла трамвайной оси неметаллическими включениями рис. 12 – микроструктура металла трамвайной оси проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 52 взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта выбор новых эффективных режимов производства поковок валов необходимо проводить с учетом проведенных исследований схем ковки и термомеханических условий деформации. выводы в результате проведенных исследований выполнен комплексный анализ показателей качества кованого металла изделий для металлургического оборудования и транспорта, которые были разрушены в процессе эксплуатации или идентифицированы как дефектные после технологического цикла их изготовления. выявлено, что неравномерность распределения металлографических показателей (характеристик макрои микроструктуры, ликвационных явлений и др.), механических свойств, дефектов и неоднородность металла негативно сказывается на стойкости тяжело нагруженных деталей, вызывая их преждевременные поломки, при этом существенную роль играют технологические режимы ковки. показано, что используемые на предприятии режимы ковки не в полной мере обеспечивают требуемые показатели качества кованых деталей. для повышения равномерности распределения механических свойств по сечениям изделий необходимо обеспечение равномерной проработки структуры металла при ковке. это требует изменения концепции разработки технологии ковки применительно к используемому в условиях предприятия инструменту путем выбора рациональных параметров обжатий, подач и кантовок, которые, в первую очередь, гарантируют требуемые показатели качества кованых изделий. литература 1. обработка металлов давлением в машиностроении / п. и. полухин, в. а. тюрин, п. и. давидков, д. н. витанов. – м.: машиностроение; софия: техника, 1983. – 279 с. 2. чухлеб в. л. основы разработки технологических процессов обработки давлением сталей и сплавов с прогнозируемым уровнем качества металлопродукции / в. л. чухлеб, а. н. тумко, а. в. ашкелянец // вісник національного технічного університету “хпі” : зб. наук. пр. – харків: нту «хпі», 2011. – темат. вип. : нові рішення в сучасних технологіях, № 47. – с. 110-120. 3. развитие производства крупных поковок из специальных сталей в условиях пао "днепроспецсталь" / а.и. панченко, а.н. тумко, е.с фомин и др. // обработка материалов давлением: сб. науч. тр. – краматорск: дгма, 2012. – № 2 (31). – с. 79-84. 4. развитие технологи производства проката и поковок из высоколегированных инструментальных сталей в условиях пао «днепроспецсталь» / в.н. корниевский, а.с. сальников, а.н. тумко, и.н. логозинский, п.а. шибеко // обработка материалов давлением : сб. науч. тр. – краматорск: дгма, 2013. – № 4 (37). – с. 153-159. 5. зюбан н.а. исследование осевых дефектов кузнечных слитков и поковок из них валов pотоpов туpбогенеpатоpов / н.а. зюбан, д.в. pуцкий, с.б. гаманюк // технология машиностроения. – 2010. – № 11. – с. 13-16. 6. крутасова е.и. надежность металла энергетического оборудования / е.и. крутасова. – м.: энергоиздат, 1981. – 240 с. 7. кухарь в.в. технологическая наследственность при формообразовании удлинённых поковок с заостренным концом способом продольного разрыва заготовки / в.в. кухарь, с.а. короткий, о.в. васи-левский // теоретичні і прикладні задачі обробки металів тиском та автотехнічних експертиз : міжнар. наук.–техн. конф. : тез. доповідей / внту. – вінниця, 2011. – с. 98-99. 8. прочность прокатных валков / п. и. полухин, в.а. николаев, в.п. полухин и др. – алма-ата: наука, 1984. – 295 с. 9. кочура н.н. стойкость роликов при многопроходном накатывании крупнопрофильных резьб / н.н. кочура // омский научный вестник. – 2011. – № 3 (103). – с. 87-90. 10. боровик л.и. причины выхода из строя валков холодной прокатки / л.и. боровик, а.ф. пименов // сталь. – 1961. – № 8. – с. 716-719. 11. тарновский и.я. свободная ковка на прессах / и.я. тарновский, в.н. трубин, м.г. златкин. – м.: машиностроение, 1967. – 327 с. поступила в редакцію 07.06.2016 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 http://irbis.bti.secna.ru/cgi-bin/irbis64r_12/cgiirbis_64.exe?lng=&z21id=&i21dbn=mars&p21dbn=mars&s21stn=1&s21ref=10&s21fmt=fullwebr&c21com=s&s21cnr=20&s21p01=0&s21p02=1&s21p03=a=&s21str=%d0%97%d1%8e%d0%b1%d0%b0%d0%bd,%20%d0%9d.%20%d0%90. 53 взаимосвязь причин поломок, показателей качества и технологии ковки изделий для металлургического оборудования и транспорта vasylevskyi o.v., kukhar v.v. correlation between failures causes, quality indices and forging technology of products for metallurgical equipment and transport. indices for characteristic of quality of products for the metallurgical equipment and transport that produced by forging were analyzed. correlation between the quality indices of forged parts and durability of work-parts that made of such forgings is shown. the numbers of experimental and industrial research were made in terms of press-forging shop of llc "metinvest – mariupol mechanical repair plant" that allowed to determine the effect of the mechanical properties, macrostructure and microstructure, obtained by forging used modes, on the performance characteristics of forged parts. investigations were carried out with respect to products manufactured from steel 25x1m1ф, 40хн2ma and steel 45 grades on the hydraulic forging press dp1141a1 model with 12.5mn nominal strength. spectral method for determining the chemical composition of steel, ultrasonic inspection method, metallographic methods for determining segregation sulfuric fingerprint, macrostructure and microstructure, standardized methods of mechanical tests used to analyze. in addition to research directly to fractures and destruction of places, devoted considerable attention to technological and thermomechanical modes under which were to forge defective products. executed generalization of breakdowns (failures) causes "mouthpiece", "dorn 12 '", "roller", "axis" parts has allowed to determine that the main direction of increasing the resistance of the details of metallurgical equipment and transport is the development of modes of forging that providing the uniformity of the accumulated deformation (local working of cast metal), and the uniformity of the microstructure, generally uniform of mechanical properties in the parts’ cross sections. keywords: forged products, forging mode, reducing of square, quality indices, microstructure, failure cause, method of quality control. references 1. polukhin p.i., tyurin v.a., davidkov p.i., vitanov d.n. obrabotka metallov davleniem v mashinostroenii [metal forming in mechanical engineering], m., mashinostroenie; sofija, tehnika, 1983, 279 p. 2. chukhleb v.l., tumko a.n., ashkeljanets a.v. osnovy razrabotki tehnologicheskih processov obrabotki davleniem stalej i splavov s prognoziruemym urovnem kachestva metalloprodukcii [basics of development of technological processes of metalforming of steels and alloys with forecast level of products quality], vіsnik nacіonal'nogo tehnіchnogo unіversitetu “khpі”, zb. nauk. pr., temat. vyp. novі rіshennja v suchasnih tehnologіjah, kharkіv, ntu «khpі», 2011, vol. 47, pp. 110-120. 3. panchenko a.i., tumko a.n., fomin e.s., etc. razvitie proizvodstva krupnyh pokovok iz special'nyh stalej v uslovijah pao "dneprospecstal'" [the development of large forgings production from special steels in a jsc "dss"], obrabotka materialov davlenie, sb. nauch. tr., kramatorsk, dgma, 2012, vol. 2(31), pp. 79-84. 4. kornievskiy v.n., salnikov a.s., tumko a.n., logozinskiy i.n., shibeko p.a. razvitie tehnologii proizvodstva prokata i pokovok iz vysokolegirovannyh instrumental'nyh stalej v uslovijah pao «dneprospecstal'» [development of the technology of production of rolled and forged products from high-alloys tool steels in a jsc "dss"], obrabotka materialov davleniem, sb. nauch. tr., kramatorsk, dgma, 2013, vol. 4(37), pp. 153-159. 5. zjuban n.a., rutskij d.v., gamanjuk s.b. issledovanie osevyh defektov kuznechnyh slitkov i pokovok iz nih valov potopov tupbogenepatopov [a study of axial defects of forging ingots and forgings of these shafts rotors of turbogenerator], tehnologija mashinostroenija, 2010, issue 11, pp. 13-16. 6. krutasova e.i. nadezhnost' metalla jenergeticheskogo oborudovanija [reliability of the metal for power equipment], m ., energoizdat, 1981, 240 p. 7. kukhar v.v., korotkij s.a., vasilevskij o.v. tehnologicheskaja nasledstvennost' pri formoobrazovanii udlinjonnyh pokovok s zaostrennym koncom sposobom prodol'nogo razryva zagotovki [technological heredity in forming of elongated forgings with the pointed end by the process of longitudinal rupture of workpiece], teoretichnі і prikladnі zadachі obrobki metalіv tiskom ta avtotehnіchnih ekspertiz, mіzhnar. nauk.-tehn. konf., tez. dopovіdey, vіnnitsya, vntu, 2011, pp. 98-99. 8. polukhin p.i., nikolaev v.a., polukhin v.p., etc. prochnost' prokatnyh valkov [strength of the rolls], alma-ata: nauka, 1984, 295 p. 9. kochura n.n. stojkost' rolikov pri mnogoprohodnom nakatyvanii krupnoprofil'nyh rez'b [resistance rolls with multipass rolling of large-profile threads], omskij nauchnyj vestnik, 2011, issue 3(103), pp. 87-90. 10. borovik l.i., pimenov a.f. prichiny vyhoda iz stroja valkov holodnoj prokatki [reasons of failure of the rolls for cold rolling], stal', 1961, issue 8, pp. 716-719. 11. tarnowskiy i.ja., trubin v.n., zlatkin m.g. svobodnaja kovka na pressah [free forging by presses], m., mashinostroenie, 1967., 327 p. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 комбінований метод поверхневого зміцнення сталі p6m5 азототитануванням, азотохромуванням та дискретною лазерною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 99 хижняк в.г.,* кіндрачук м.в.,** загребельний в.в.** *національний технічний університет україни «кпі», м. київ, україна ** національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: nau12@ukr.net комбінований метод поверхневого зміцнення сталі p6m5 азототитануванням, азотохромуванням та дискретною лазерною обробкою удк 621.785 розглянуто структуру, фазовий та хімічний склад, мікротвердість та мікрокрихкість поверхневих зон сталі p6m5 після хіміко термічної обробки: азотування з наступним титануванням та хромуванням. наведено результати дослідження впливу фізико механічних властивостей комплексних покриттів та дискретної лазерної обробки сталі на їх зносостійкість. аналіз отриманих даних показав, що більшу зносостійкість в умовах тертя ковзання мають азотохромовані покриття з додатковим зміцненням лазерною обробкою сталі, яка слугує підкладкою для покриттів. ключові слова: сталь р6м5, азототитанування, азотохромування, дискретна лазерна обробка, тертя ковзання, зносостійкість. вступ захисні покриття на інструментах та деталях машин широко використовуються в теперішній час з метою підвищення працездатності виробів [1 3]. дослідження останніх років направлені на покращення властивостей відомих та створення нових видів покриттів та технологій їх нанесення, розширення номенклатури матеріалів для поверхневої обробки. для зміцнення інструментальних сталей, зокрема швидкорізальної p6m5, широко застосовується азотування. проте недоліками процесу азотування можна вважати тривалість обробки, невисоку якість отриманого поверхневого дифузійного шару, недостатню зносостійкість. в роботі [4] показано, що лазерна обробка (до хіміко – термічної обробки) сталей за певних умов може суттєво прискорювати процеси азотування. перспективним методом зміцнення інструменту також є створення зносостійких дискретних композиційних покриттів із застосуванням концентрованих джерел енергії [5]. знайшли використання як монотак багатошарові покриття на сталях і твердих сплавах, cполуки перехідних матеріалів iv – vi груп періодичної системи (карбід титану тіс, нітрид титану тіn, борид титану тів2 тощо). композиції покриття – сталь поєднують високу твердість та хімічну стабільність, корозійну та зносостійкість, низький коефіцієнт тертя покриттів із в’язкістю основи [6]. в роботі [7] наведено результати дослідження фазового складу та будови багатошарових покриттів за участю бар’єрів на основі карбідів та нітридів титану, ванадію, хрому. технологія хіміко – термічної обробки поєднує два процеси – азотування і наступної дифузійної металізації. при цьому суттєво підвищується зносостійкість сталей в умовах тертя ковзанням та абразивного зношування. проте ця технологія обмежує її використання для зміцнення важконавантежених деталях вузлів тертя та інструменту, що піддаються високим локальним навантаженням. оскільки дифузійна металізація проводиться за температури 1050 ºc, стальна основа відпускається і не може слугувати твердою підкладкою для твердого покриття. мета дослідження полягає в отриманні на сталі p6m5 комплексних покриттів за участю азоту титану і хрому, дискретній лазерній обробці основи під покриттями, встановлені їх будови, фізико – механічних та триботехнічних властивостей. методика дослідження як об’єкт дослідження було обрано сталь p6m5. комплексні титаноазотовані та титанохромовані покриття наносили в закритому реакційному просторі за умов зниженого тиску [1]. як вихідний реагент використовували порошки титану та хрому, деревне вугілля, чотирихлористий вуглець. дифузійну металізацію проводили при температурі 1050 ºc протягом 2 4 годин насичення азотом відбувалося при температурі 540ºc протягом 21 години в атмосфері аміаку при ступені дисоціації 40 – 45%. процес комплексного насичення азотом і металами складався з двох послідовних етапів: азотування та наступної металізації (титанування, хромування). дискретну лазерну обробку виконували на установці латус – 31, з потужністю 103 105вт/см2. фазовий склад покриттів визначали на рентгенівському дифрактометрі дрон ум–1 у мідному монохроматизованому випромінюванні. металографічні дослідження проводили на мікроскопі «neophot 21». комбінований метод поверхневого зміцнення сталі p6m5 азототитануванням, азотохромуванням та дискретною лазерною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 100 мікротвердість вимірювали на приладі пмт–3 при навантажені на інденторі 0,5 1,0 н. рентгеноспектральний аналіз проводили на мікроскопі рем – 200. дослідження зносостійкості покриттів в умовах тертя ковзання без змащування проводили за схемою вал – вкладиш на машині тертя м22-м у парі із загартованою сталлю p6m5 (hrc61-63). результати дослідження та їх обговорення першим етапом процесу азототитанування, азотохромування було проведено азотування. на другому етапі реалізовували процес дифузійної металізації, а саме, титанування та хромування. насичення проводили в закритому реакційному просторі в середовищі хлору. в табл. 1 наведені результати досліджень фазового складу, товщини, мікротвердості та мікрокрихкості покриттів. таблиця 1 результати рентгеноструктурного аналізу та мікромеханічні властивості покриттів на сталі p6m5 після хто: азотування t = 540 °с, τ = 36 год., металізація t = 1050 °с, τ = 4 год вид обробки фазовий склад товщина, мкм мікротвердість, гпа показник мікрокрихкості fе2-3n 8,0 6,3 12,5 азотування fе4n 8,0 13,6 10,2 tic 6,3 36,4 85,2 азототитанування tin 3,0 30,4 42,4 cr23с6 5,0 18,2 20,4 cr7с3 4,0 16,2 17,8 азотохромування cr2n 4,0 8,8 15,4 триботехнічні дослідження в умовах тертя ковзання без змащування проводили за схемою вал – вкладиш з вимірюванням лінійного зносу. в роботі був проведений металографічний та мікрорентгеноспектральний аналізи поверхонь зношування сталі p6m5 з різним типом покриття. відомо, що на поверхнях тертя одночасно протікає велика кількість процесів: потік тепла, потік речовини, фізико хімічні процеси взаємодії тіл із середовищем, деформація, структурні і фазові перетворення та ін. в точках локального контакту покриттяконтртіло виникає напруга зсуву, що перевищує межу пружності, при цьому температура матеріалу підвищується. відбувається зрив матеріалу з верхівок виступів. при цьому ділянки контактної поверхні залишаються чистими і хімічно активними. в результаті утворюються і при подальшому русі тут же руйнуються численні містки мікрозварки двох дотичних поверхонь. при цьому механічна енергія руху перетвориться в теплову. в результаті локального підвищення температури починається формування оксидів елементів покриття та основи. встановлено, що на поверхні тертя азототитанованої сталі присутня значна кількість кисню (рис.1, табл. 2), який зв’язаний в оксиди. а б рис. 1 – поверхні зносу (а, б) (швидкість ковзання 0,2 м/с, навантаження 30 н) сталі після азототитанування: азотування t = 560 °с, τ = 36 год, титанування t = 1050 °с, τ= 4 год комбінований метод поверхневого зміцнення сталі p6m5 азототитануванням, азотохромуванням та дискретною лазерною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 101 таблиця 2 розподіл хімічних елементів на поверхні зношування сталі p6m5 після азототитанування: азотування t = 540 °с, τ = 36 год., титанування t = 1050 °с, τ = 4 год вміст елементів %, (мас) зона № спектру c ti fe v w о cr si 1 22,19 8,05 51,34 12,53 3,80 1,86 а 2 19,30 40,71 30,68 1,44 7,61 0,26 3 + 3,54 59,22 0,51 6,86 28,57 1,31 4 + 2,36 60,76 0,39 7,28 27,55 1,66 б 9 + 0,89 65,49 0,36 7,52 24,08 1,65 5 + 4,05 95,34 0,29 0,31 6 + 1,92 94,14 3,37 0,56 7 + 99,64 0,36 в 8 + 91,49 1,78 6,39 0,34 після азототитанування на поверхні зношування можна розрізнити три зони: темна (зона а), сіра (зона б), біла (зона в). більш темній зоні, зоні а, відповідає фазовий склад поверхні після азототитанування (спектр 1, 2), тобто карбід титану tic. крім вуглецю та титану ця зона містить кисень, залізо, вольфрам та хром. в даному випадку хром та вольфрам є складовими контртіла сталі p6m5. можна говорити про те, що w і cr до даної зони потрапляють в процесі тертя з поверхні контртіла, утворюючи оксиди. останнє підтверджується значним вмістом на поверхні в зоні а кисню. в зоні б, що безпосередньо примикає до основи (зона в) зафіксована максимальна кількість кисню. скоріше за все це пов’язано з утворенням оксидів титану та заліза. також в даній зоні, як і в зоні а присутні w, cr і незначна кількість v. світла зона (в) представляє собою основу сталі p6m5. в ній присутні окремі сірі оксидні ділянки незначної площі, витянуті за напрямком ковзання. це пов’язано з утворенням оксидів титану і заліза. плівка оксиду титану tio2 (рутила) має добрі захисні властивості і в зоні контакту ізолює поверхню карбіду та матеріалу основи від взаємодії з матеріалом контртіла. окремі області сірого кольору на поверхні зношування, сформувалися шляхом перенесення часток оксиду tio2 або зруйнованого покриття tic. металографічним аналізом поверхні зношування сталі після азотохромування встановлено формування в результаті тертя трьох зон (рис. 2, табл. 3). а б рис. 2 – поверхні зносу (а, б) (v = 0,18 м/с, р = 30 н) сталі ρ6m5 після азотохромування: азотування т = 540 °с, τ = 36 год, хромування т = 1050 °с, τ = 4 год зона аповерхня сталі, що складається з вуглецю, азоту, хрому та заліза. на відміну від процесів азототитанування кисень в даній зоні не виявлено. лише в точці спектру № 3 присутня невелика кількість кисню. мікрорентгеноспектральним аналізом встановлено, що основним елементом зони б є кисень, залізо, вуглець та хром. також в даній зоні знаходяться вольфрам та ванадій, які потрапили до даної зони за рахунок транспортування в процесі тертя елементів контртіла зі сталі ρ6m5. зона в представляє собою основу сталі ρ6m5 після зносу. основним елементом даної ділянки є кисень та залізо. комбінований метод поверхневого зміцнення сталі p6m5 азототитануванням, азотохромуванням та дискретною лазерною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 102 таблиця 3 розподіл хімічних елементів на поверхні зношування сталі у8а після азотохромування: азотування t = 540 °с, τ = 36 год., хромування t = 1050 °с, τ = 4 год вміст елементів %, (мас.) зона № спектру c n fe v w о cr si mn 1 + 4,52 4,52 2 + 4,70 95,30 а 3 + 6,71 1,02 2,14 90,13 6 + 56,59 0,30 4,91 31,02 7,17 б 7 + 57,12 0,38 4,50 31,01 6,99 4 + 96,14 3,05 0,32 0,49 5 + 98,67 0,98 0,36 в 8 + 99,19 0,47 0,35 очевидно, що матеріал покриття приймає активну участь у формуванні вторинних структур. крім того, окремі елементи зруйнованого та окисленого покриття закріплюються на поверхні тертя. таким чином, формується структура м'яка основа з твердими включеннями карбідних та оксидних фаз, що гальмує зношування і сприяє підвищенню зносостійкості. в табл. 4 наведено результати триботехнічних досліджень покриттів. в результаті випробувань сталі ρ6m5 після різних видів обробки за схемою вал – вкладиш в умовах тертя ковзання без змащування встановлено, що за зменшенням коефіцієнта тертя та величини зносу покриття можна розташувати наступним чином: азотування, азототитанування, азотохромування. висока зносостійкість покриттів cr23c6→cr7c3→cr2n визначається комплексом їх властивостей. в першу чергу низьким коефіцієнтом тертя та значною пластичністю, про що свідчить їх низька мікрокрихкість. варто відзначити, що при більш жорстких умовах випробування (р = 80н) за зносостійкістю азотована сталь наближається до азохромованої та азототитанової, що обумовлено зниженням твердості сталі при високотемпературній металізації (1050 ºc) до 25 30 нrc. в той час, як при азотуванні (t = 640 ºc) зберігається твердість вихідної загартованої сталі. таблиця 4 зносостійкість сталі ρ6m5 в залежності від виду обробки та навантаження при швидкості 0,5 м/с знос, мкм, при навантаженні, н вид обробки 40 60 80 азотування 15,2 21,5 30,5 азототитанування 8,1 14,0 23,0 азототитанування + л.о. 7,5 9,8 12,3 азотохромування 6,0 10,7 20,1 азотохромування + л.о. 5,9 7,5 10,5 тому зразки після азототитанування і азотохромування піддавали дискретній лазерній обробці з метою загартування сталі, як підкладки під покриттями. лазерну обробку проводили дискретно точками діаметром 3 мм із площею обробки 55 60 % від загальної площі обробленої поверхні. твердість зміцнених ділянок сталі внаслідок самогартування становила 60 62 нrc. результати триботехнічних випробувань свідчать про ефективність такої обробки композиції покриття – основа, яка експлуатується при високих локальних навантаженнях. зносостійкість комплексних покриттів після дискретної лазерної обробки вища в 1,9 2,1 рази порівняно з покриттями без лазерної обробки і в 2,8 3,0 рази порівняно з азотованою сталлю. це обумовлено тим, що дискретно загартований шар сталі, де зосереджуються максимальні напруження тертя, забезпечує рівномірний розподіл навантаження в системі «сталь покриття», чинить опір руйнуванню покриття під дією тангенціально направлених сил тертя, демпфірує їх, тобто слугує міцною основою для покриття, підвищуючи його працездатність у екстремальних умовах експлуатації, виключаючи його продавлювання, викришування та відшарування. комбінований метод поверхневого зміцнення сталі p6m5 азототитануванням, азотохромуванням та дискретною лазерною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 103 висновки 1. встановлено, що при азототитануванні на сталі р6м5 формується покриття з шарів карбіду титану тіс та нітриду титану tin з мікротвердістю 38,0 – 38,5 та 27,0 – 27,2 гпа відповідно; при азотохромуванні з шарів карбідів cr23с6, cr7с3 та нітриду хрому cr2n з мікротвердістю 18,2 – 18,5, 16,2 – 16,8 та 8,8 – 9,0 гпа відповідно. 2. зносостійкість сталі р6м5 в умовах тертя ковзання без змащування із захисними покриттями порівняно з азотуванням зростає в 1,5 – 2,0 рази, а після додаткової дискретної лазерної обробки сталі в 2,2 – 3,0 рази. це обумовлено тим, що дискретно загартований шар сталі слугує міцною основою для покриття, підвищуючи його працездатність у екстремальних умовах експлуатації, виключаючи його продавлювання, викришування та відшарування. література 1. лоскутов в.ф. диффузионные карбидные покрытия / в.ф. лоскутов, в.г. хижняк, ю.а. куницький, м.в. киндрачук. – к.: тэхника, 1991. – 168с. 2. хижняк в.г. диффузионные покрытия с участием хрома и алюминия на стали 12х18н9т с барьерным слоем нитрида титана / в.г. хижняк, м.в. аршук // известие высших учебных заведений. черная металлургия. – 2012. № 3. – с. 69 – 70. 3. трибологія [м.в. кіндрачук, в.ф. лабунець, м.і. пашечко, є.в. корбут]. – к.: нау – друк, 2009. – 392с. 4. пат № 19551. україна мпк (2006) с23с8/02 спосіб комбінованої лазерно-хіміко-термічної обробки матеріалів. / м.в. кіндрачук, л.ф. головко, в.м. писаренко, н.в. іщук. – заяв. 04.07.2006. № с23с 8/02 опубл. 15.12.2006, бюл. № 12. 5. пат. 25412 україна, мпк (2006) с23с 8/02. спосіб отримання зносостійких дискретних азотованих шарів / м.в. кіндрачук, н.в. іщук, в.м. писаренко, л.ф. головко, м.с. яхья, № u 2007 03002; заявл. 22.03.07, опубл. 10.08.07, бюл. № 12. – 5с. 6. hishimoto t. two-sten cr and al diffusion on tial at high temperatures / t. hishimoto, t. jzumi, s. hayashi, t. narita // intermetallies. – 2003. – № 11. – р. 225 235. 7. хижняк в.г. будова та зносостійкість карбідних і нітридних покриттів титану, ванадію та хрому на сталі у8 / в.г. хижняк, н.а. курило, м.м. шахрайчук // наукові вісті нтуу «кпі». – 2007. №3. – с. 105 109. поступила в редакцію 30.11.2015 комбінований метод поверхневого зміцнення сталі p6m5 азототитануванням, азотохромуванням та дискретною лазерною обробкою проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 104 khyzhnyak v.h., kindrachuk m.v., zagrebelniy v.v. complex method of surface hardening of steel p6m5 by nitro-titanizing and nitro-chromizing discrete laser treatment. it is considered the structure, phase and chemical composition, microhardness and microfragility of surface areas of steel p6m5 after chemical thermal treatment: nitriding with further titanizing and chromizing. it is shown the dependence of physical and mechanical properties of complex coatings and discrete laser treatment on wear-resistance. results analysis shows that nitro-chromized coating on laser treated steel used as coating substrate is characterized by highest wear-resistance under sliding friction conditions. keywords: steel p6m5, nitro-titanizing, nitro-chromizing, discrete laser treatment, friction, wear resistance. references 1. loskutov v.f. , hizhnyak v.g. kunickij yu.a, kindrachuk m.v. diffuzionnye karbidnye pokrytiya, k.: tehkhnika, 1991, 168p. 2. hizhnyak v.g., arshuk m.v. diffuzionnye pokrytiya s uchastiem hroma i alyuminiya na stali 12h18n9t s barernym sloem nitrida titana , , izvestie vysshih uchebnyh zavedenij. chernaya metallurgiya, 2012. no3, p. 69 – 70. 3. kіndrachukm.v., labunecv.f., pashechkom.і., korbute.v., tribologіya , k.: nau – druk, 2009, 392p. 4. pat no19551. ukraїna mpk (2006) s23s8,02 sposіb kombіnovanoї lazerno-hіmіko-termіchnoї obrobki materіalіv. , m.v. kіndrachuk, l.f. golovko, v.m. pisarenko, n.v. іshchuk, zayav. 04.07.2006. nos23s 8,02 opubl. 15.12.2006, byul. no12. 5. pat. 25412 ukraїna, mpk (2006) s23s 8,02. sposіb otrimannya znosostіjkih diskretnih azotovanih sharіv , m.v. kіndrachuk, n.v. іshchuk, v.m. pisarenko, l.f. golovko, m.p. yahya, nou 2007 03002; zayavl. 22.03.07, opubl. 10.08.07, byul. no12, 5p. 6. hishimoto t. two-sten cr and al diffusion on tial at high temperatures, t. hishimoto, t. jzumi, p. hayashi, t. narita ,, intermetalliep, 2003. no11. r. 225 – 235. 7. hizhnyak v.g. budova ta znosostіjkіst karbіdnih і nіtridnih pokrittіv titanu, vanadіyu ta hromu na stalі u8 , v.g. hizhnyak, n.a. kurilo, m.m. shahrajchuk ,, naukovі vіstі ntuu «kpі», 2007. no3, p. 105 – 109. _goback р азностные схемы и точность решения термогидродинамических уравнений смазки подпятника р элея проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 101 хлопенко н.я., сорокина т.н. национальный университет кораблестроения имени адм. макарова, г. николаев, украина e-m ail: t an-sorokina@yandex.ru разностны е схемы и точность реш ения термогидродинамических уравнений смазки подпя тника рэлея удк 621.822 выполнена ко нечно-р азностная аппр оксимация у р авнения рейнольдса для давлений в слое смазки по пятиточечно му шаблону с явной схемо й “кр ест”. для у р авнения энер гии использована ко нечно-р азностная схема пр отив потока с таким же шаблоно м. система тер могидр одинамическ их конечно-р азностны х у р авнений р ешалась методо м вер хней р елаксации. на конкр етно м пр имер е выполнены р асчеты статич еских хар актер истик подпятника рэлея для р азличного числа у злов конечно-р азностной сетк и. клю чевые слова: подп ятн ик рэлея ступенча тый, термогидродинамические уравнения смазки , конечноразностная аппроксимация, о тноси тельна я погрешнос ть. введение в работе [1] приве дены термогидро динамические уравнения турбулентного течения смазки в несущем зазоре ступенчатого подпя тн ика рэлея. они решались численно методом вер хней релаксаци и. в процессе численного решения э ти х уравнений бы ли по лучены с татические характеристи ки данного подпя тника . выполнено сравнение полученны х резу льта тов с э ксперименталь ными данными други х исследова те лей. однако в ука занной работе конечно-разностная с хема термогидродинамически х уравнений смазки и оценка по грешности полученны х на ее основе разностны х уравнений не при води лась. це лью нас тоящей работы являе тся пос троение конечно-разностны х с хем термогидродинамически х уравнений смазки и оцен ка погрешности расчета с та тически х характеристик с тупенчатого подпя тника рэ лея. для пос троения конечно-разнос тны х с хем термогидродинамически х уравнений смазки исполь зовался пя ти точечный шаблон с явной с хемой «крест» [2 4]. при аппроксимации уравнения энергии применялась разностная схема против потока [5, 6]. полученная система термогидродинамически х конечно-разностны х уравнений решалась мето дом верхней релаксации [7]. погрешность аппроксимации уравнений движения смазки опре деля лась в процессе численно го и х решения указанным мето дом с уменьшением шага сетки до получения заданной точности расчета. такой подход позво ляет также оценить быс троту с хо димости мето да вер хней ре лаксации . на конкре тном примере показано, что предложенный метод решения системы уравнений с хо ди тся и обла дае т сравни тельно малой относите льной погрешностью. основные рас четные форм улы в обозначения х работы [1] турбулентноe движение смазки в по дпя тни ке рэ лея описывае тся следующей системой уравнений : θ ω 2 1 μθμθ 2 3 θ 3                       h r r p k rh r r p k h r ; (1)                                      22 θ 32 θ 1 θ 11 μ ωμτ θ 1ρ r p k p rk h h r r tqt r qc r сrp ; (2) где θ 1 μ2 ω θ 3 θ    p rk hh rq ; r p k h q r r    μ 3 ;   в хtt  exp0 . (3) уравнение (1) этой сис темы описывает распределе ние да влени й, а (2) – температур в смазочном слое. заметим, что выражения (3) пре дс тавляют собой удель ные рас ходы смазки в окружном и ради альном направления х. граничными условиями для уравнени я (1) служа т равенс тво ну лю давле ний по внешнему замкнутому контуру г , образованному дугами окружностей радиусов 1r , 2r сектора, радиальными прямы р азностные схемы и точность решения термогидродинамических уравнений смазки подпятника р элея проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 102 ми 0θ  , cθθ  и неизвестное давление в хp в области σ подво да смазки, а для уравнения (2) – начальная температура масла в хt в облас ти σ подвода смазки: 0гр ; в хpр σ ; в хtt  . (4) величина в хp определяе тся и з равенс тва рас хо дов смазки в облас ти σ по двода масла и на наружном замкнутом контуре г несущего слоя. для решения сис темы уравнений (1) и (2) при граничны х услови я х (4) используе тся конечноразностная се тка размера nm  , которая предс тавлена на рис. 1. рис. 1 – дискретизация рабоче й пове рхности расчетной сеткой вы делим произвольный узел  ji, этой сетки и выполним аппроксимацию уравнений (1) и (2) по пяти точечному шаблону с явной с хемой «крест» [2]: ji r jijiji jirji jiijijiji jiji ji f e ppp k hr e ppp k h ,2 ,1,,1 ),(, 3 , 2 2 θ 1,,1, ),(θ, 3 , )2( μ2 )2( μ2      ; (5)                r jirijiji ji jirjir i ji p pk p rk h etqt r q c ),( θ ),(θ, 3 , .),(θ ),(θ 11 μ ρ , (6) где θ 1.1, 2 , 4 )(ω e hhr f jijiiji   ;   ji i jiсji h r e , 2 ji, ),(, ωμ τ ; ),(θ, θ 3 ,, ),(θ μ2 ω jijii jijii ji kr phhr q  ; ),(, 3 , ),( μ jirji rji jir k ph q  ; (7) θ 1,,θ1,θ θ 2 β)β1( e ttt t jijiji    ; r jijirjir r e ttt t 2 β)β1( ,1,,1   ; (8) θ 1,,θ1,θ θ 2 β)β1( e ttt t jijiji    ; r jijirjir r e ttt t 2 β)β1( ,1,,1   ; (9) θ 1,1, θ 2e pp p jiji    ; r jiji r e pp p 2 ,1,1   ; (10) θ 1,1, θ 2e pp p jiji    ; r jiji r e pp p 2 ,1,1   ; (11) р азностные схемы и точность решения термогидродинамических уравнений смазки подпятника р элея проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 103 θ 1,1,, θ 2 2 e ppp p jijiji    ; r jijiji r e ppp p 2 2 ,1,1,   ; (12) θ 1,1,, θ 2 2 e ppp p jijiji    ; r jijiji r e ppp p 2 2 ,1,1,   ; (13) jih , – толщина масля ного слоя меж ду пя той и подпя тни ком;    1/12  mrrer ,  1/θθ  ne c – шаг се тки в радиа льном и окружном направления х; ir – радиус сетки; rβ,βθ – весовые коэффициенты в окружном и радиа льном направлен ия х; ji,μ коэффициент динамический вяз кости; ),(),(),(θ ,, jicjirji kk  – коэффициенты турбулентнос ти в узле. весовые коэффициенты rβ,βθ выбираются и з диапазона 1β0 θ  и 1β0  r [4]. когда 0ββθ  r , то выражение (8) и (9) принимают ви д цен траль но-разностной производной, а при 1ββθ  r левой разнос тной производной. заметим, что в сеточном уравнении энергии (6) аппроксимация давлен ий и температур (8) (13) представлена по с хеме против пото ка. в этой с хеме выражения (8) и (10) применяются при дви жении смазки вдоль осей θ и r (рис.1) соотве тс твенно, выражения (9) и (11) при движении смазки в противоположном направлении, выражения (12) – при движении смазки с торможением вдоль осей θ и r соответс твенно и выражения (13) при дви жении смазки в противоположном направле нии с торможением. записанная система уравнений (5) и (6) пре дс тавляет собой алгебраическую систему уравнений. она имеет второй порядок точности для да влени я и температуры и решается мето дом последовате льной вер хней релаксации . со гласно этому методу конечно-разностные уравнения (5) и (6) предс тавляю тся в виде : ji r jiji m ji jirji jiijiji m ji jiji ji f e ppp k hr e ppp k h ,2 ,1, 1 ,1 ),(, 3 , 2 2 θ 1,, 1 1, ),(θ, 3 , )2( μ2 )2( μ2          ; (14)                r jirijiji ji jirjir i ji p pk p rk h etqt r q c ),( θ ),(θ, 3 , .),(θ ),(θ 11 μ ρ , (15) где θ 1,,θ 1 1,θ θ 2 β)β1( e ttt t jiji m ji     ; r jijir m jir r e ttt t 2 β)β1( ,1, 1 ,1     ; (16) θ 1 1,,θ1,θ θ 2 β)β1( e ttt t m jijiji    ; r m jijirjir r e ttt t 2 β)β1( 1,1,,1    ; (17) где m – номер итерации. далее записанная сис тема уравнений (14) и (15) решается и терационным методом по следующему алгоритму: 1. задаю тся граничные значения да влени й и температур в узла х конечно-разностной сетки в соотве тствии с выражениями (4). 2. за даются начальные значения давлений в хp , 0, jip и температур в хji tt , во вну тренни х узла х се тки, кроме граничны х узлов. 3. рассчи тываю тся значения коэффициента вязкости ji,μ смазки в узла х по заданному значению температур jit , . 4. рассчиты вается по ле давлений jip, из уравнения (14). для первой итерации значения давле ний в о кружающи х узла х точки  ji, определяе тся граничными и началь ными значениями (ша ги 1 и 2). 5. уточняются давления в узла х по мето ду после дова тельной вер хней релаксаци и: р азностные схемы и точность решения термогидродинамических уравнений смазки подпятника р элея проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 104 ji m jip m ji ppp , 1 ,, λ)λ1(   , (18) где pλ – коэффициент релаксации. для вер хней релаксаци и его значения по данным работы [7] на ходя тся в ин терва ле (1, 2). 6. ша ги 4 5 повторяются до те х пор, пока не буде т дости гнута за данная точность для давлений в узловы х точка х сетки на дву х пос ледова те льны х и терация х: p m jiji pp ε 1 ,,   , (19) где 610ε p – заданная точность для давлений. 7. рассчи тывае тся поле температур jit , из уравнения (15). д ля первой итерации значения температуры в окружающих узлах точки  ji, определяется граничными и начальными значениями (шаги 1 и 2). 8. уточняются значения температур в узла х по методу после довате льной вер хней ре лаксации : ji m jit m ji ttt , 1 ,, λ)λ1(   , (20) где tλ – коэффициент релаксации. для вер хней рела ксации его значения по данным работы [7] на ходя тся в ин терва ле (1, 2). 9. ша ги 7 8 повторяются до те х пор, пока не будет дос тигну та за данная точность для температур в узловы х точка х се тки на дву х после дова тельны х и терация х: tm ji m ji t t ε1 1 , ,   , (21) где 310ε t – заданная относи те льная точность для температур. 10. уточняются значения коэффициента вязкос ти ji,μ смазки в узла х по найденному значению температур jit , . 11. рассчи тывае тся рас хо д смазки гq на внешнем замкну том контуре г . 12. ша ги 4 11 повторяются до те х пор, пока не буде т дости гну та за данная точность по рас ходу смазки гq на внешнем замкнутом кон туре г на дву х после дова тельны х и терация х: qm г m г q q ε1 1   , (22) где 4105,1ε q – заданная относи те льная точность для рас хо да. 13. уточняется давление в хp из равенства рас хо дов смазки на вхо де q в области подво да σ и гq на внешнем замкну том кон туре г . 14. ша ги 4 13 повторяютс я до те х пор, пока равенс тво рас ходов смазки на внешнем замкну том контуре г и в области σ подво да смазки не бу дет удовле творять за данной точности на дву х после дователь ны х и терация х: qm m q q  ε1 г  , (23) где 1010ε  q – за данная о тносите льная точность для баланса рас хо да. 15. рассчи тываю тся по ме тоду трапеции [2] такие с татические хара ктерис тики по дпя тника ка к: грузоподъемность :    2 1 cθ 0 r r c drrdpzw ; (24) потери мощности на трение : drdr h rp r h zn r r тр θ ω μ θ2 ω 2 θ 0 cс 2 1 c             ; (25) р азностные схемы и точность решения термогидродинамических уравнений смазки подпятника р элея проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 105 рас ход смазки :           c 2 c 1 2 1 c 2 1 0 θ 0 θ 0 θθс θθ drqdrqdrqdrqzq rr r r r r г . (26) рассмотренный алгори тм реализован в виде программы, написанной на языке форт ран 95 применительно к персональному компьютеру. анализ полученных результатов числен ные расчеты проводились для ступенчато го подпя тника рэ лея [1]. резу ль таты проведен ны х вычисле ний грузоподъемности w , потерь мощности на трение трn , расхо да смазки q и температуры t предста влены в таблице. размер сетки грузоподъемность w , н потери на трение трn , квт рас ход смазки q , л/с температураt , °с 50 × 50 1157,487 2,2767 0,153768 123,339 60 × 60 1177,487 2,2842 0,144227 126,063 80 × 80 1211,440 2,2753 0,084070 126,090 100 × 100 1230,925 2,3066 0,097299 127,122 их ана лиз показы вает, что с увеличением размеров конечно-разностной сетки точность расчетов ста тически х характерис тик подп ятника рэлея возрастае т, а погрешнос ть па дает и при размере сетки 80 × 80 не превышае т 1 %. таким образом, построены конечно-разностные с хемы термоги дродинамически х уравнений смазки, предложен числен ный алгоритм и выпо лнена оценка погрешности расчета ста тически х характеристик подпя тни ка рэлея . выводы 1. построенная конечно-разностная с хема системы термогидродинамически х уравнений смазки ступенчатого по дпя тни ка рэлея являетс я с хо дящейся . 2. пре дложен ный численный а лгоритм обеспечивает требуемую точность решения системы термогидродинамически х уравнений смазки на мелкой конечно-разностной се тке. лите ратура 1. хлопенко, н. я. турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпя тника рэ лея / н.я. хлопен ко, т. н. сорокина // проблеми трибологи и: 2013. – №4. – с. 40-45. 2. ка ли тки н, н.н. чис ленные мето ды / н. н. кали ткин – м.: наука, 1978. – 512 с . 3. го дунов, с. к. разнос тные с хемы (введение в теорию) / с. к. годунов, в. с. рябенький 2-е изд., испр. м.: наука , 1977. – 440 с. 4. самарский, а. а. теория разностны х с хем / а. а. самарский 3-е и зд., испр. – м.: нау ка, 1989. – 516 с. 5. потер, д. вычисли те льные мето ды в физике / д. по тер – м.: мир, 1975. – 394 с. 6. дульнев, г. н. применение эвм для решени я за дач теплообмена / г. н. дульнев, в. г. парфенов, а. в. си галов – м. : высшая шко ла, 1990. – 207 с. 7. самарский, а. а. методы решения сеточны х уравнений / а. а. самарский, е.с. ни колаев – м.: наука, 1978. – 592 с. поступи ла в редакц ію 12.06.2015 р азностные схемы и точность решения термогидродинамических уравнений смазки подпятника р элея проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 106 khlop enko n.y., sorokina t.n. thermohydrodynamic lubrication equation’s residual schemes and accuracy solution for reyleigh step bearing. the system of the thermo hy drody namic lubrication equ ations for the rey leigh step bearin g is consists of rey nolds equation for p ressure in the lay er and ener gy equation. the ener gy equation includ es the sp ecific oil consump tion equations. turbulence factors were used in above mentioned equations to make use of constantinescu method. the main aim of the article is to p resent and describe the thermo hy drody namic lubrication equation’s residual schemes and estimate the ap p roximation relative error for rey leigh step bearin g thermo hy drody namic lubrication equ ations. the finite-differen ce ap p roximation was carried out for the rey leigh step bearin g thermohy drody namic lubrication equations using the second order of accuracy derivatives for five assemb ly mould cross for m. the conv ection h eat exch an ge for temp erature areas determination on the basis of difference against steam scheme with a p ressure gradient influence was taking into account. consequently , the method of the over relaxation was ap p lied to solve a p roblem. the finite-difference ap p roximation descrip tion for rey leigh step bearing thermo hy drody namic lubrication equ ations gives a p ossibility to carry ing out the calculations of the thrust bearing static char acteristics usin g temp erature range and oil viscosity . as a result, the relative error for loading ch aracteristics is rep resented it as a diagram. introduced finite-diff erence app roximation can beco me the basic p art for the relay step bearings calculations in laminar or turbulent regimes. key words: rey leigh step bearing, thermohy drody namic lubrication equations, fin ite-differen ce ap p roximation, relative error. references 1. hlopenko n. ja., sorokina t. n. turbulentnaya neizotermicheskaya smazka stupenchatogo podpyatnika re leya, proble mi tribologii [proble ms of tribology], 2013, issue 4, pp. 40-45. 2. ka lit kin n.n. chislennye metody, moscow, nauka publ., 1978, 512 p. 3. godunov s. k., ryabenkiy v. s. ra znostnye skhemy (vvedenie v teoriyu), moscow, nauka publ., 1977, 440 p. 4. sa marskiy a. a., teoriya ra znostnykh skhem, moscow, nauka publ., 1989, 516 p. 5. poter d., vychislitelnye metody v fizike , moscow, mir publ., 1975, 394 p. 6. dul'nev g. n. primenenie je vm dlja reshenija zadach teploobmena, moscow, vysshaja shkola publ., 1990, 207 p., (je vm v tehnicheskom vuze ) 7. sa ma rskij a. a., nikolaev e.s. metody resheniya setochnyx uravnenij, moscow, nauka publ., 1978, 592 p. до визначення контактних параметрів динамічної взаємодії кулі і площини енергетичним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 17 маковкін о.м., диха м.о., дитинюк в.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com до визначення контактних параметрів динамічної взаємодії кулі і площини енергетичним методом удк 621.891 запропонований енергетичний підхід для визначення сили удару при взаємодії пружної кулі і площини на основі експериментальних даних про розміри площадки контакту. за отриманим значенням сили удару розраховані значення середнього і максимального тиску. запропонована розрахунково-експериментальна методика розширена на контакт тіл подвійної кривизни з використанням методу подібності. ключові слова: контактний тиск, динамічна взаємодія, енергетичний підхід, метод подібності. вступ базова задача в контактній механіці полягає у визначенні контактних тисків і розмірів площадки контакту при взаємодії поверхонь твердих деформуємих тіл. в розрахунках зносу і міцності зазвичай використовується максимальний контактний тиск. в наближених розрахунках можна використовувати величину середнього тиску. для експериментального визначення контактного тиску необхідно знати величину сили і величину площі контакту. на практиці при контакті криволінійних поверхонь найбільшу складність складає визначення площі контакту. в роботі [1] для визначення площі контакту використаний метод відбитків. метод оснований на залишенні слідів контакту практично при любих контактних взаємодіях. модуль пружності один з базових механічних характеристик матеріалу. однак визначити його стандартними методами складно. в роботі [1] запропоновано визначити модуль пружності контактуючих матеріалів при використанні розміру площадки контакту кулі і площини. наявність модуля пружності дозволила визначити по формулі герца силу співударяння, середній і максимальний контактний тиск. в даній роботі для визначення сили ударної взаємодії пропонується енергетичний підхід і розрахунки контактних параметрів для тіл подвійної кривизни з урахуванням отриманих з експерименту результатів динамічної взаємодії кулі і площини. визначення сили удару при динамічній взаємодії кулі і площини енергетичним методом розглядається задача визначення тисків в контакті при падінні гумової кулі без використання розв’язку герца і попереднього визначення умовного модуля пружності. тут реалізується енергетичний підхід до розв’язку задачі. нехай задана маса кулі m і висота h , з якою куля вільно падає. ставиться задача визначити, перш за все, силу співударяння, а потім величину контактного тиску. силу контактної взаємодії можна визначити із закону збереження енергії: робота 1a при падінні вантажу і співударянні перетворюється на роботу деформування гуми 2a : 1 2a a . (1) робота падіння кулі дорівнює: 1a mgh . (2) робота деформування дорівнює половині добутку сили р на шлях 0u : 2 01 / 2a pu , (3) де 0u  стріла прогину епюри розподілу контактних переміщень сферичної поверхні рис. 1. у зв’язку з тим, що заміряти величину 0u складніше, ніж величину радіуса плями контакту a , виразимо 0 ( )u a через a з геометрії сферичного сегменту. наближено, з точністю до малих другого порядку: 2 0 / 2u a r , (4) або більш точно з геометрії сегменту: 2 0 2( )r r u r   , (5) маємо: до визначення контактних параметрів динамічної взаємодії кулі і площини енергетичним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 18 2 0 (1 1 ( / ) )u r a r   . (6) рис. 1 – схема деформування сферичної поверхні кулі підсталяючи (4) в (3), отримуємо: 2 2 2 1 2 2 4 a pa a p r r   . (7) прирівнюючи (7) і (2), отримаємо рівняння: 2 4 pa mgh r  , (8) з якого слідує вираз для визначення сили при співударянні: 2 4mghr p a  . (9) більш точну формулу для сили можна отримати, використовуючи вираз (6). підставляючи (6) в (3), маємо: 2 2 1 / 2 (1 1 ( / ) )a p r a r    . (10) далі прирівнюючи (10) і (2), маємо рівняння: 22 (1 1 ( / ) )mgh pr a r   , (11) з якого слідує залежність для сили: 2 2 (1 1 ( / ) ) mgh p r a r    . (12) визначення контактного тиску після визначення сили середній контактний тиск визначається по формулі: 2cp p a    . (13) максимальний контактний тиск по герцу між пружньою кулею і площиною визначається по формулі: 1/32 1 0 20, 5969 pe r         . (14) підставивши в (13) вираз для 1/3 1 0,8805 pr a e        [1], маємо: 2/3 1 2 2 /30,8805 ( )cp ep pr    . (15) до визначення контактних параметрів динамічної взаємодії кулі і площини енергетичним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 19 взявши відношення 0 / cp  отримуємо: 1/3 2/3 2 2 /3 2 /3 0 1 2 /3 2 /3 1 0,88050, 5969 cp p e p r r pe     , (16) тобто 0 1, 4538 cp   . (17) з точної теорії контакту кулі і площини, наприклад, по і.я. штаєрману [2], відомо: 0 3 / 2 1, 5cp cp     . (18) розходження (17) і (18) очевидно, пояснюється використанням наближеного геометричного співвідношення (4). якщо це так, то похибка від застосування наближеного співвідношення (4) складає: 1, 5 1, 4538 0, 0308 3, 08% 1, 5      %. (19) визначення модуля пружності в [1] описаний спосіб визначення модуля пружності по формулі герца при відомому статичному навантаженні p , радіусі кулі r і виміряній площадці контакту. в даній роботі визначається модуль пружності при співударянні гумової кулі і плити. спочатку визначається площадка контакту, а потім енергетичним методом сила. при відомій силі p , радіусі r і площадці a модуль пружності може бути визначений за формулою: 1 3 0, 6826pr e a  [1]. куля з різної висоти вдаряється по поверхні і вимірюється пляма контакту. задані: маса кулі m ; радіус поверхні r і висота його падіння. результати випробувань оброблюються за формулами (9) або (12). радіус поверхні кулі r  47,5 мм. для прикладу при ударі кулі з висоти 100 мм утворився відбиток діаметром 10,2 мм, радіусом a  5,1 мм. підставляючи дані отримаємо: 2 2 4 4 2 100 47, 5 14610 5,1 mghr p a       н. при ударі по жорсткій металевій поверхні при інших рівних умовах виникає збільшення радіуса площадки контакту в 1,5 2 рази. при підстановці в формулу (9), це зменшує розрахункову силу удару в 2,25 4 рази, тобто до 3600 н. співударяння і контакт тіл подвійної кривизни за методом подібності при співударянні гумових тіл подвійної кривизни з жорсткою основою ставиться задача визначити силу і контактний тиск при використанні способу копіювального паперу і методу подібності [3]. геометрія контакту тіл подвійної кривизни рис. 2 представлена у вигляді чотирьох радіусів 11 12 21 22, , ,r r r r . рис. 2 – схема контакту тіл подвійної кривизни площадка контакту в загальному випадку еліптична з півосями 1 2,a a . можна представити контакт тіл подвійної кривизни еквивалентним (по площі площадки контакту і по максимальному переміщенню) контактом кулі r і площини. як показано в [3] приведений радіус *r визначається за залежністю: до визначення контактних параметрів динамічної взаємодії кулі і площини енергетичним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 20 * * * 1/ 2 1 2( )r r r  , (20) де * * 1 11 21 2 12 22 1 1 1 1 1 1 , r r r r r r     , (21) * 1/2 1 2( )a a a . (22) у відповідності з методом подібності або приведеного радіуса стан в контакті тіл подвійної кривизни може бути описано залежністю для контакту кулі і площини, якщо в неї підставити замість радіуса кулі r приведений радіус. так для визначення приведеного радіусу площі контакту з [1] маємо: 1/3* * *0, 9086 pr a e        . (23) у випадку, якщо одне з тіл абсолютно жорстке, то: 1/3* * 1 0,8805 pr a e        , (24) де 1e  модуль пружності не абсолютно жорсткого тіла. при відомих величинах *r і *e сумарна сила p співударяння тіл подвійної кривизни визначається за формулою, яка слідує з (24): 3 * 1 *0, 6826 a e p r  . (25) максимальний контактний тиск визначається при цьому з формули герца у формі [1], якщо в неї підставити замість радіуса кулі r приведений радіус *r : 1/32 1 0 *0, 5969 pe r         . (26) середній контактний тиск cp визначається при відомій силі r і відомих розмірах 1 2,a a площадки контакту за формулою: 1/ 2 1 2( ) cp p a a    . (27) відмітимо, що тут у відповідності із загальною теорією: 0 1, 5 cp   . (28) для випробувань був взятий гумовий зразок вагою 1 кг і радіусами по рис. 3. рис. 3 – схема взаємодії тіла подвійної кривизни з площиною r11 = 5 мм, r12 = 50 мм до визначення контактних параметрів динамічної взаємодії кулі і площини енергетичним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 21 модуль пружності взятий з [1] рівним e  86,5 мпа. при ударі кулі по гладкій дерев’яній поверхні на папері утворився еліптичний відбиток з розмірами 1a  5 мм, 2a  2,8 мм. за залежністю (21) знаходимо величину еквівалентного радіуса *a кругової площадки. * 1/ 2 1/ 2 1 2( ) (5 2,8) 3, 74a a a    мм. за залежностями (20) і (21) знаходимо величину приведеного еквівалентного радіуса кулі: * 1 11 21 1 1 1 1 1 1 5 5r r r       ; *1 5r  мм; * 2 21 22 1 1 1 1 1 1 50 50r r r       , *2 50r  мм, * * * 1/ 2 1/ 2 1 2( ) (5 50) 15, 8r r r    мм; величину сили удару розраховуємо по залежності (25): 3 3 * 1 * 3, 74 8, 65 419, 6 0, 6826 0, 6826 15, 8 a e p r      н; середній контактний тиск визначається по (27): * 419, 6 35, 7 3, 74cp p a       мпа. максимальний контактний тиск оцінюється величиною в 1,5 рази більшою, ніж середній: 0 1, 5 53, 6cp    мпа. висновки 1. розглянуто визначення сили співударяння при використанні закона збереження енергії при ударі: кінетична енергія падіння кулі перетворюється в роботу деформування в контакті кулі і основи. при цьому необхідно знати величину максимального переміщення в контакті. 2. результати вивчення співударяння сферичного кулі по жорсткій основі узагальнені на випадок співударяння кулі, який має поверхню подвійної кривизни з плоскою основою на співударяння тіл подвійної кривизни, як кулі, так і основи. 3. метод подібності дозволяє звести задачу про контакт тіл подвійної кривизни до задачі про контакт кулі, яка має приведений радіус і площини. виконані експерименти підтверджують ефективність запропонованого методу визначення сил і тисків при співударянні тіл подвійної кривизни. література 1. писаренко в.г. розрахунково-експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів [текст] / в.г. писаренко, к.о. диха, т.к. скрипник // проблеми трибології (problems of tribology). – 2015. – № 3. – с. 60-66. 2. штаерман и.я. контактная задача теории упругости. – м. – л: гиттл, 1946. – 270 с. 3. кузьменко а.г. метод подобия в решении контактных задач для тел двоякой кривизны // проблеми трибології. – 2008. – № 2. – с. 25-66. надійшла в редакцію 10.11.2015 до визначення контактних параметрів динамічної взаємодії кулі і площини енергетичним методом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 22 makovkin o.m., dykha m.o., dytynjuk v.o. about determination of contact parameters by dynamic co-operation of sphere and plane by a power method. power approach for determination of blow force at co-operation of resilient sphere and plane on the basis of experimental information about the sizes of ground of contact is offered. after the got value of force of blow the expected values of middle and maximal pressure. offered calculation-experimental a method is extended on the contact of bodies of bicurvature with the use of method of similarity. key words: method of imprints, module of resiliency, force of blow, contact pressure. references 1. pisarenko v.g., dykha k.o., skrypnyk t.k. rozrahunkovo-eksperimental'na metodika viznachennja tribokontaktnih parametrіv, problemi tribologії (problems of tribology), 2015.. no 3, pp. 60-66. 2. shtaerman i.ja. kontaktnaja zadacha teorii uprugosti, m, l: gittl, 1946, 270 p. 3. kuzmenko a.g. metod podobija v reshenii kontaktnyh zadach dlja tel dvojakoj krivizny, problemi tribologії, 2008, no 2, pp. 25-66. проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 6 чернець м.в. люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net до питання вибору раціональної ширини коліс у косозубій циліндричній передачі за умовою постійності лінії контакту зубів удк 539.3: 539.538 запропоновано умову для визначення ширини коліс у косозубій циліндричній передачі , при якій мінімальна довжина лінії контакту зубів буде незмінною у процесі їх зачеплення. проведено оцінку максимальних контактних тисків та довговічності передач з висотним коригуванням зубів. ключові слова: циліндрична евольвентна косозуба передача, висотне коригування зачеплення, мінімальна довжина лінії контакту зубів, раціональна ширина коліс, максимальні контактні тиски, довговічність передач циліндричні евольвентні косозубі передачі відзначаються підвищеною несівною здатністю та довговічністю у порівнянні з прямозубими передачами. це зумовлено збільшенням довжини лінії контакту зубів у зачепленні, яка залежить від кута нахилу зубів, ширини зубчастого колеса і коефіцієнта перекриття, та змінюється від max до min протягом циклу взаємодії. у косозубому зачепленні на величину сумарного коефіцієнта перекриття  , що складається з торцевого  та покрокового  коефіцієнтів перекриття, значний вплив виявляє саме коефіцієнт  . тому важливим є встановлення при прийнятому куті нахилу зубів та модулі зачеплення ширини зубчастих коліс, при якій мінімальна довжина лінії контакту протягом взаємодії зубів залишатиметься незмінною. дослідження такого плану у літературі відсутні, зокрема і для коригованих передач. як відомо cумарний коефіцієнт перекриття [ 1]:   , (1) 1 2 12 b e e r     , sinwb m     , (2) де 2 21 1 1 1 sins b te r r r    , 2 2 2 20 2 2 sinb te r r r    ; ,11 rrr as  rrr a  220 ; mr 2,0 – радіус заокруглення вершин зубів; 1 1 cosb tr r  – радіус основного кола шестерні; 2 2 cosb tr r  – радіус основного кола колеса; 1 1 / 2 cosr mz  – радіус ділильного кола шестерні; 2 2 / 2 cosr mz  – радіус ділильного кола колеса;  – кут нахилу зубів; wb – ширина колеса; mrra  11 – радіус вершин зубів шестерні; 2 2ar r m  – радіус вершин зубів колеса; m – модуль зачеплення; 1 2 1,z z mz – числа зубів коліс; t – торцевий кут зачеплення. як слідує з формули (21) торцевого перекриття  не залежить від wb і  . відповідно мінімальна довжина лінії контакту [1] пари зубів у зачепленні проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 7 min 1cos w b n nb l               при 1n n   , (3) де  nn , – дробові частини коефіцієнтів  ,  . на загал, як зазначалось, у процесі зачеплення довжина лінії контакту maxmin lll  . з практичних міркувань доцільно забезпечити випадок, коли довжина лінії контакту в процесі інтеракції зубів буде незмінною. забезпечення постійності minl під час зачеплення зубів буде можливе, коли  = 1 чи 2. із формули (22) тоді слідує, що:    sin m bw при  = 1,    sin 2 m bw при  = 2. (4) розрахункова оцінка параметрів контактної та трибоконтактної взаємодії циліндричної косозубої передачі з висотним коригуванням зубів проведена для двох випадків ширини коліс: minl = const при  = 1 і wb = 54,275 мм (згідно (4)); minl const при  1 і wb = 30 мм. при wb = 54,275 мм буде три – дво – трипарне зачеплення зубів, а при wb = 30 мм дво – одно двопарне зачеплення. кути переходу від двопарного ( 21  f ) до однопарного і знову двопарного ( 11 f ) зачеплення розраховуються так: 2 2 1 11 10 1 1 10 1 , ,f f f f         (5) де 2 2 1 11 1 , ,f f t f f ttg tg tg tg          tt tgtg  1010 ; 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0.5 sin ( ) 0.5 , ; cos cos t b b t b b f f r p e p n r p e p n tg tg r r               де cos / cosb tp m    – крок; α = 20° кут зачеплення. кут виходу 1e зубів із зачеплення 1 10 1 ,e e     (6) де 1 ,e e ttg tg     )/arccos( 11 sbe rr . у випадку три – дво – трипарного зачеплення: 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0.5 ( 1) sin ( ) 0.5 ( 1) , . cos cos t b b t b b f f r p e p r p e p tg tg r r                   було проведено розрахунок зміни максимальних початкових контактних тисків maxjp у циклі зачеплення зубів та мінімальної довговічності mint зубів за розробленим методом оцінки зношування та ресурсу [1, 2] з урахуванням корекції зачеплення та його парності. відповідно максимальні контактні тиски maxjp з врахуванням парності зачеплення обчислюються за формулою: max 0.418 /j jp n e  , (7) де min/n n l w  – навантаження на одиницю довжини лінії контакту; 1 19550 / cosg tn pk r n  – сила, що виникає у зачепленні; e модуль юнга матеріалу коліс; j = 0, 1,2, …, s – точки контакту на профілях зубів; w число пар зубів, що одночасно перебувають у зачепленні; p – потужність, що передається; gk – коефіцієнт динамічності; 1n – кількість обертів шестерні; j – зведений радіус кривини профілів зубів у нормальному перерізі. проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 8 1 2 1 2 j j j j j       , 1 1 cos t j j b     , 2 2 cos t j j b     , (8) де  cos , cosb t t tg arc tg arctg            ; 1 1 1t j b t jr tg   ,   2 2 2 2 2 2/ cost j j tr r r    ,  1 10t j tarctg tg j     ; 1 1 cosb tr r  , 1 1 / 2 cos ,r mz  2 2 cosb tr r  , 2 2 / 2 cosr mz  ;    2 210 20 21 / coscost t tt u tg u tg r r        , 2 2ar r m  , rrr a  220 , mr 2,0 ;  2 22 1 1 12 cosj w j w j t t jr a r a r     , 1 1 1cos / cosj t t jr r   ,  1 2 / 2 coswa z z m   ;  кут повороту (вибраний) зубів шестерні з точки початкового контакту (т.0) в точку 1 і т. д.; u – передаточне відношення передачі; wa міжосьова відстань. ресурс t передачі до заданого допустимого зношування kh  зубів коліс за умови незмінності maxjp встановлювався так: /k kjt h h  , k = 1; 2, (9) де 60kj k kjh n h – лінійне зношування зубів у вибраних точках j робочої поверхні протягом однієї години роботи передачі; k = 1 – шестерня, k = 2 – зубчасте колесо; unn /12  – кількість обертів зубчастого колеса; kjh – лінійне зношування зубів в т. j профілів протягом однієї взаємодії; мінімальний ресурс mint буде для найбільшого із зношувань kjh . згідно [1]:     max 0.35 k k m j j j kj m k в v t fp h c     , (10) де 02 / νj jt b  – час одиничного контакту зубів протягом переміщення j -тої точки їх співдотику по контуру зуба на ширину площадки контакту 2 jb ; 0 1 1ω sin αtv r – швидкість переміщення точки контакту по контуру зуба; 1 – кутова швидкість шестерні; jv – швидкість ковзання; ,k kc m – характеристики зносостійкості матеріалів коліс для вибраних умов роботи; b – границя міцності матеріалів при розтягу; 2 3.044 /j jb n e  – ширина площадки контакту зубів. швидкість ковзання:  jtjtbj tgtgrv 2111  . (11) де    cos/arccos 222 jjt rr . дані для обчислень: 1z  20; p  5 квт; gk = 1.6; m  3 мм; u  4; 1n  700 об/хв;  10 0;   40; h  0.5 мм допустиме зношування зубів; мащення – осьова олива з 3% протизношувальної проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 9 присадки з кінематичною в’язкістю 050  15 сст; f  0.05; матеріали коліс: шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0.4 ... 0.5 мм, нв 600; b  1040 мпа, 1c  3.9∙10 6, 1m  2; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; b  981 мпа, 2c  0.17∙10 6, 2m  2.5; e  2.1∙10 5 мпа; коєфіцієнти коригування: 1 2x x  = 0; 0,2; 0,4; 0,6; wa = 150 мм. результати розв’язку подано на рис. 1, 2. відповідно на рис. 1 показано характер зміни тисків maxjp в процесі взаємодії зубів коліс вибраної ширини з урахуванням парності зачеплення. верхні графіки відповідають wb = 30 мм та дво – одно двопарному зачепленню зубів, а нижні wb = 54,275 мм та три – дво – трипарному зачепленню зубів. 200 300 400 500 600 700 800 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p j m ax ,м п а x1(-x2)=0 x1(-x2)=0.2 x1(-x2)=0.4 x1(-x2)=0.6 x1(-x2)=0 x1(-x2)=0.2 x1(-x2)=0.4 x1(-x2)=0.6 рис. 1 – зміна початкових контактних тисків протягом циклу зачеплення зубів 15000 55000 95000 135000 175000 215000 255000 295000 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 x1(-x2) t m in , г од t min t min рис. 2 – вплив коригування на мінімальний ресурс передач: верхня крива – bw = 54,275 мм; нижня – bw = 30 мм проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 10 зниження maxjp відбулось на вході у зачеплення в 1,92 … 1,8 рази та в 1,95 рази в точках зміни парності зачеплення внаслідок збільшення ширини коліс та зміни парності зачеплення. лише при відсутності коригування на вході у зачеплення контактні тиски є дещо вищими, ніж на вході зубів у зачеплення з нижчою парністю. при наявності коригування зубів ця тенденція є оберненою. коригування зачеплення спричиняє зниженню maxjp , особливо на вході зубів у зачеплення, де швидкість ковзання сягає найвищих значень. однак значно суттєвішим є вплив ширини коліс та зміни парності зачеплення на мінімальну довговічність передачі, що показано на рис. 2. у таблиці також навелено її відносне зростання при збільшенні ширини коліс. найбільша довговічність буде при коефіцієнтах коригування 1 2x x  = 0,2. таблиця довговічність передач та її відносне збільшення bw, мм x1=-x2 0 0.2 0.4 0.6 54.275 169088 261791 192917 141663 30 17329 28312 23654 16058 30275.54 / ~ ttt  9.76 9.25 8.16 8.82 отже збільшення ширини коліс в 1,809 раза при забезпеченні незмінності мінімальної довжини лінії контакту призводить до зростання довговічності передачі до 9,76 раза порівняно з передачею з вузькими колесами. при оптимальних заченнях коєфіцієнтів коригування довговічність є вищою в 1,55 рази порівняно з некоригованим зачепленням. література 1. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №3. – с. 84 – 92. 2. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 2. постійні умови взаємодії у коригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №4. – с. 6 – 15. поступила в редакцію 21.11.2016 проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 11 chernets m.v. to the question of the choice the rational width of gear-wheels in helical cylindrical gear after the condition of constancy contact line of teeth. is offered the condition for determination the width of wheels, at that minimum length of the contact line in helical cylindrical gear will be unchange in the process of their hooking. is conducted the comparative estimation of maximal contact pressures and the gear durability with height engagement correlation. key words: cylindrical involute helical gear, height engagement, minimum length of the contact teeth line, rational width of wheels, maximal contact pressures, gear durability. references 1. chernec m.v., chernec yu.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannja i dovhovicznist. czast. 1. postijni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №3, 2014. s.84 92. 2. chernec m.v., chernec yu.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannja i dovhovicznist. czast. 2. postijni umovy vzaiemodiji u koryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №4, 2014. s.6 15. дослідження поверхні тертя ножів автогрейдеру з іонно плазмовим покриттям проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 64 венцель є.с., щукін о.в. харківський національний автомобільно-дорожній університет, м. харків, україна e-mail: supercar_88@mail.ru дослідження поверхні тертя ножів автогрейдеру з іонно плазмовим покриттям удк 621.878 наведено методику і результати рентгенівських та мікрорентгеноспектральних лабораторних досліджень ножів, які виготовлено зі сталі 65г, з іонно-плазмовим покриттям tin-cr2n та без нього. встановлено, що підвищення зносостійкості покриття tin-cr2n, при оптимальному значенні товщини 4 мкм, обумовлено наявністю титану, а корозіоностійкості – хрому. титан та хром знаходяться безпосередньо в самому покритті і рівномірно розподілені по його структурі. встановлено, що покриття tin-cr2n при товщині 8 мкм відшаровується внаслідок відносно великої товщини. покриття товщиною 1 мкм ненадійне для роботи фрагментів ножів автогрейдера в абразивному середовищу через руйнування поверхневої плівки. ключові слова: ніж, знос, іонно-плазмове покриття, товщина, рентгеноспектральний аналіз. вступ серед широко розповсюджених у практиці машинобудування методів та способів щодо збільшення зносостійкості різальних елементів землерийно-транспортних машин (зтм) не можна виділити такі, які не порушують структури матеріалу, зокрема, ножів автогрейдерів. це пов'язано з головним недоліком більшості методів – зниження ударної в'язкості матеріалу ножів на тлі незначного збільшення їх зносостійкості. у той же час, аналіз досвіду роботи різних галузей машинобудування показав істотне підвищення зносостійкості робочих поверхонь деталей машин за рахунок нанесення на них плазмових матеріалів [1 3]. основними методами нанесення таких покриттів являють хімічне осадження з газової середовища і конденсація твердої речовини в умовах іонного бомбардування (кіб) [2]. найбільш раціональним методом є саме кіб, тому що основною його перевагою є можливість регулювання температури процесу (~300 800 °с). зважаючи на те, що до іпп пред'являються спеціальні вимоги, а саме висока зносостійкість та корозійна стійкість, було зроблено припущення, що такі покриття можуть задовольнити умови роботи ножів автогрейдера в абразивному середовищі. при цьому на підставі отриманих результатів випробувань [4] на знос зразків на машині тертя смц-2 для підвищення зносостійкості робочої поверхні ножів автогрейдера було обрано захисне покриття на основі титану. нанесення цього іпп здійснювалось за допомогою установка булат-3т. результати експлуатаційних випробувань [5] показали, що застосування іонно-плазмового покриття (іпп) tin-cr2n товщиною 4 мкм методом кіб не тільки дозволяє підвищити зносостійкість різальних елементів автогрейдерів зі сталі 65г, майже в 2 рази, а й зберегти геометричну форму ножа, а також значення ударної в'язкості матеріалу, з якого він виготовлений. це важливо при експлуатації автогрейдерів, робочі органи яких працюють в умовах постійно діючого динамічного і знакозмінного навантаження. тому на наш погляд, доцільно було б дослідити структуру іпп tin-cr2n для того, що б встановити причину істотного збільшення зносостійкості різальних елементів (ножів) автогрейдерів. мета і постановка задачі метою цієї роботи є визначення причин підвищення зносостійкості за рахунок нанесення іпп на поверхню ножів автогрейдеру з використанням методів мікроструктурного аналізу матеріалу. виклад матеріалів дослідження для отримання покриття на основі нітриду титану були використані титановий катод вт1-00 (гост 19807-91) і хромовий катод вх-2к (гост 19807-91). при цьому азот (гост 9293-74), що володіє чистотою 99,98 %, виступав в якості реакційного газу. захисне іпп системи tin-cr2n наносилося при режимах, наведених у табл. 1. іпп, що наносилось на поверхню ножів, складалось із злиття п'яти шарів, що чергуються, cr2n та чотирьох шарів tin. в процесі нанесення багатошарового покриття відбувається відпуск сталі 65г, який призводить до зниження твердості до hrc30. після термообробки твердість підкладки відновлюється і становить hrc 50 54. mailto:supercar_88@mail.ru дослідження поверхні тертя ножів автогрейдеру з іонно плазмовим покриттям проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 65 таблиця 1 режими нанесення іпп системи tin-cr2n матеріал емісійного катода струм на cr, а струм на ti, а напруга u, в струм i, а тиск р, па час осадження t, хв 1-й етап: очищення, розігрів і активація іонами хрому. хром 80 90 2 1,33 7 2-й етап: напилення покриття в атмосфері азоту 2 катода: 1-й хром 2-й титан 80 70 150 3 0,67 25 металографічні дослідження ножів з іпп tin-cr2n після експлуатаційних випробувань проводили за допомогою мікроскопа мім-8 при збільшенні 500, 1000 з подальшим фотографуванням зображення. при цьому металографічні шліфи були отримані в результаті шліфування з використанням алмазної пасти. разом з тим для виявлення мікроструктури сталі 65г застосовували хімічне травлення шліфів в 3% спиртовому розчині азотної кислоти. у результаті металографічних досліджень нами було встановлено, що іпп tin-cr2n володіє найкращою адгезією при товщині від 2 до 5 мікрон. в іншому випадку має місце порушення цілісності поверхневого шару. як видно на прикладі рис. 1, а, при товщині покриття понад 5 мікрон в процесі зношування спостерігається його відшарування. в результаті проведених лабораторних випробувань фрагментів ножа автогрейдера з покриттям tin-cr2n товщиною 1 мікрон спостерігалося його руйнування протягом перших кількох годин роботи (рис. 1, б).  1000 а б рис. 1 – відшаровування покриття tin-cr2n товщиною 8 мкм після зношування: а – відшарування покриття tin-cr2n товщиною 8 мкм; б – руйнування покриття tin-cr2n товщиною 1 мкм 500 а б рис. 2 – поверхня фрагмента ножа зі сталі 65г: а – з покриттям tin-cr2n товщиною 4 мкм; б – після термообробки та шліфування без покриття дослідження поверхні тертя ножів автогрейдеру з іонно плазмовим покриттям проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 66 крім того, як видно з рис. 2, покриття tin-cr2n може значно згладити нерівності по поверхні, які можуть бути концентраторами напружень та сприяти швидкому руйнуванню поверхневої плівки. на цих фотографіях покриття виглядає у вигляді світлої смуги, яка має чітку межу зі сталлю і при цьому не труїться ніталем (3 % hno3). за покриттям має місце перехідна зона, яка відрізняється тим, що вона відносно добре труїться ніталем і володіє товщиною 4 5 мікрон. при цьому в результаті проведення мікрорентгеноспектральний аналізу було встановлено, що більша частину титану знаходиться саме в самому покритті. лише деяка його частина розташовується в перехідній зоні (рис. 3).  1000 рис. 3 – розподіл титану в самому покритті tin-cr2n і перехідній зоні метод якісного рентгенівського аналізу, який проводився за допомогою установки урс 50, дозволив простежити розподіл хімічних елементів в покритті системи tin-cr2n, перехідній зоні і матриці, а також виявити включення різного роду. при цьому суть методу полягав у наступному: пучок електронів при взаємодії з атомами, розташованими на поверхні зразка (пластини), генерував рентгенівське випромінювання. при цьому вимірювання довжини хвилі і інтенсивності випромінювання дозволило визначити наявність тих чи інших елементів. у свою чергу інтенсивність випромінювання характеризується числом імпульсів, що виникають за певний відрізок часу переміщення зразка. результати вимірювань у міру переміщення на задану відстань зразків за допомогою мікрозонда друкувалися на самописному потенціометрі. залежність інтенсивності випромінювання від координат місця розташування точок фіксувалася на діафрагмової папері, що дозволили в подальшому визначити концентрацію елементів з похибкою до 2 %. сканування електронного пучка на поверхні пластини дозволило отримати дані поверхневого шару. однак, зображення, які вийшли за рахунок відображення в електронах, являють собою якісну характеристику хімічного складу покриття, але такі відомості зумовлюють визначення взаємозв'язку концентрації покриття і мікроструктури поверхневого шару. необхідно відзначити, що на рентгенограмі можна виділити лінії, які характеризуються наступними фазами: tin, α-ti, α-fe. визначення наявності cr2n досить суб'єктивний процес. це пов'язано з тим, що лінії такого з'єднання зазвичай збігаються з лініями інших з'єднань. у нашому випадку хром не був виявлений, але це не говорить про його повній відсутності. даний факт пояснюється тим, що представлений метод може бути недостатньо чутливий для виявлення хрому. висновок результати рентгенівських і мікрорентгеноспектральних досліджень показали, що підвищення зносостійкості ножів автогрейдеру з покриттям tin-cr2n, при встановленому оптимальному значенні товщини іпп 4 мкм, обумовлено наявністю титану, а корозіоностойкість хрому. обидва елементи знахо дослідження поверхні тертя ножів автогрейдеру з іонно плазмовим покриттям проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 67 дяться в самому покритті і рівномірно розподілені по його структурі, що також сприяє зменшенню зносу ножів. покриття tin-cr2n товщиною 8 мкм зовсім ненадійне, бо схильне до відшаровування внаслідок відносно великої товщини. покриття товщиною 1 мкм зовсім не впливає на зносостійкість матеріалу при роботі фрагментів ножів автогрейдера в абразиві через миттєве руйнування поверхневої плівки. література 1. роик т.а. повышение износои коррозионной стойкости деталей объемного гидропривода нанесением ионно-плазменных покрытий / т.а. роик, д.б. глушкова, ю.в. рыжков. – харьков, 2012. – 112 с. 2. роик т.а. повышение стойкости пресс-форм литья под давлением медных сплавов / т.а. роик, д.б. глушкова. – харьков, 2013. – 108 с. 3. венцель е.с. повышение износостойкости рабочих органов землеройно-транспортных машин : монография / е.с. венцель, а.в. щукин. – харьков, 2015. – 106 с. 4. венцель є.с. збільшення зносостійкості ножів землерийно-транспортних машин / є.с. венцель, о.в. щукін // проблеми трибології (problems of tribology). – 2015. – № 2. – c. 30-35. 5. венцель е.с. исследование износа режущих элементов землеройно-транспортных машин с ионно-плазменным покрытием / е.с. венцель, д.б. глушкова, а.в. щукин // вестник бгту им. в.г. шухова. – 2013. – №4. – с. 143-147. п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com поступила в редакцію 27.11.2015 дослідження поверхні тертя ножів автогрейдеру з іонно плазмовим покриттям проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 68 ventsel ye. s., shchukin о. v. research friction surface grader blades with ion-plasma coating. the use of ion plasma coating tin-cr2n thickness of 4 micrometers by condensation of ion bombardment can increase the wear resistance of cutting elements graders steel 65g 2 times, maintain the geometrical shape of the knife, as well as the value of the toughness of the material from which it is made. the main goal of the research was to determine the reasons for the increase of wear resistance of the cutting elements graders. metallographic studies were performed using a microscope mim-8 500 increases, 1000, followed by photographing an image. as a result metallographic investigations we have found that cr2n-tin coating has the best adhesion with a thickness of 2 to 5 microns, otherwise there is a violation of the integrity of the surface layer. as a result of electron microprobe analysis, it was found that the portion of titanium is prevalent in the coating. the method of quality x-ray analysis, which was conducted by setting the msd 50 allowed to trace the distribution of chemical elements in the coating of tin-cr2n, the transition zone and the matrix, as well as to identify the inclusion of various kinds. the results of x-ray and micro x-ray spectral studies have shown that increasing the wear-resistant coatings tin-cr2n, established at the optimum value of thickness 4 microns, due to the presence of titanium and corrosion resistance chrome. keywords: knife, wear, ion-plasma coating, thickness, x-ray analysis. references 1. roik t.a., glushkova d.b., ryzhkov yu.v. povyshenie iznosoi korrozionnoj stojkosti detalej obemnogo gidroprivoda naneseniem ionno-plazmennyx pokrytij. har’kov, 2012. 112 р. 2. roik t.a., glushkova d.b. povyshenie stojkosti press-form litya pod davleniem mednyx splavov. xarkov, 2013. 108 р. 3. vencel e.s., shhukin a.v. povyshenie iznosostojkosti rabochix organov zemlerojno-transportnyx mashin : monografiya. har’kov, 2015. 106 p. 4. vencel e.s., shhukіn o.v. zbіlshennya znosostіjkostі nozhіv zemlerijno-transportnix mashin. problemi tribologії (problems of tribology). 2015, no 2. pp. 30–35. 5. vencel e.s., glushkova d.b., shhukin a.v. issledovanie iznosa rezhushhix elementov zemlerojnotransportnyx mashin s ionno-plazmennym pokrytiem: vestnik bgtu im. v.g. shuxova. 2013, no4, рр. 143–147. copyright © 2021 v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, v.v. slon, a.e. chernai. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021,51-58 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-51-58 creation of theoretical bases of tribotechnologies of running-in and restoration as means of effective increase of operational wear resistance of motor transport and mobile agricultural machinery v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrinkiv, v.v. slon, a.e. chernai central ukrainian national technical university, ukraine e-mail: aulinvv@gmail.com abstract the bases for creation of theoretical bases of tribotechnologies of running-in and restoration of conjugations of details of systems and units of motor transport and mobile agricultural machinery are defined. the specifics of selective transfer on the surface of contacting parts of machines and creation of servito films, formation of coatings during running-in and restoration from antifriction materials, which are a part of additives in motor and transmission oil, are considered. a number of tribophysicochemical processes that occur in the conjugations of parts materials and how they affect the creation of tribotechnologies of running-in and restoration are clarified. the creation of tribotechnologies using geomodifiers is considered. it is proposed to build a single theory of tribotechnologies of running-in and recovery on the basis of the mechanism of triboplasm formation in the conjugations of parts of systems and units of machines. it is also proposed to add to this the thermofluctuation theory of s.m. zhurkova taking into account the change of dilaton and compression bonds of atoms of materials of tribocouples of details with creation of local areas of deformations of compression and tension and zones of thermoplastic deformation. key words: tribotechnologies of running-in and restoration, conjugation of details, triboplasm, oil, additive, motor vehicles, mobile agricultural machinery introduction recently, most consumers of motor transport (mtm) and mobile agricultural machinery (macm) are insufficiently informed about the achievements of tribology in issues: modern quality and tribological properties of motor and transmission oils, special means of improving them and the possibilities of tribotechnologies of running and recovery. to some extent, this is due to the lack of training of engineering and technical staff and consumers for the perception of new advances in the science of friction, wear and lubrication in machines. one of the most interesting drugs of modern car chemistry used in practice are complexes of triple compounds (additives) designed to reduce the effects of friction, wear intensity and renovation of couplings of engine parts and transmissions of motor and mobile agricultural machinery. the vast majority of manufacturers of motor and transmission oils in relation to these triplets, are usually negative. due to the fact that, in their opinion, modern lubricants already contain all the necessary package of functional additives, and the introduction of additional components in them is not only undesirable, but possibly harmful, due to the imbalance of properties. however, experience and research [1,2] show that functional additives and additives determine the operation of the conjugations of parts in normal conditions, mainly hydrodynamic friction and in no way take into account the real state of their working surfaces. note also that they work the same for both new and worn couplings of engine parts and transmissions. at the same time, the lubrication conditions for different stages of operation of motor vehicles and mobile agricultural machinery differ significantly. wear of friction surfaces during operation makes individual differences in the operation of each triad of parts of systems and units of machines, and therefore when developing tribotechnologies of running-in and restoration it is necessary to take into account the dynamics of changes in characteristics and properties of oils with additives and additives. note http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-43-39 52 problems of tribology that their condition, operating conditions at different stages of the life cycle and the condition of the working surfaces of the parts changes significantly. the solution to this problem and the problems that arise from it are certainly relevant. literature review any triad coupling of parts of mtm and macm systems and units in the simplest embodiment is three components, two of which are conjugate friction surfaces of parts, the third is a film of lubricant or lubricating medium that separates these surfaces [3,4]. packages of additives in oils determine the properties of only the third component the oil film, with virtually no effect on the properties of work surfaces and materials of the other two [1,5]. in recent years, tribologists are actively searching for additives or catalysts that synthesize in the oil and form films on the friction surface of the conjugation of parts of systems and units of machines. the results of research show that the acquired average characteristics and properties of oils are not enough to fully protect the reliable and efficient operation of triad couplings of parts of systems and units and mtm and macm in general. accordingly, in some cases, it is still recommended to add additives to the engine and transmission oil [5,6]. this is not the only way to increase the operational reliability of machines, because from an economic point of view it is justified that first of all it is necessary to change not the characteristics and properties of oil, but the characteristics and properties of working surfaces mtm and macm. processing of tribocouples of parts by tribocomposition of composite additives changes the characteristics and properties of working surfaces of parts: roughness, friction coefficient, wear intensity, burr force, hardness, microgeometry, gaps between the couplings and others. properly designed and competently developed technology for processing the couplings of engine parts and transmission triboskladom and created composite oil can significantly improve the tribotechnical characteristics of the couplings of parts of systems and units in any mode of their operation. however, as studies have shown [7,8], the greatest effect is achieved in those modes where the most likely to violate the standard modes of lubrication of the tribocouple parts. this is observed at rated loads, high load modes and low speeds. due to the fact that in these modes the hydrodynamics of tribocouples of parts of systems and units of machines is disturbed, the work of standard packages of lubricants and additives is inefficient, and the condition of working surfaces becomes decisive for power losses and wear of engine and transmission parts [9,10] . however, the situation is far from clear, as currently on the market of autochemicals there are many different functional additives and additives to oils, different mechanisms of action. incompetent use of these drugs can not only dramatically reduce the positive effect, but also lead to significant negative consequences. at the same time, it is important to ask at what stage of operation the engine and transmission oil should be treated with one or another triad of substances. the vast majority of car owners in the process of operation bring the coupling of engine parts and transmission to a working condition, and then try to resuscitate it by using tribotechnologies running and recovery [11,12]. in some cases, it is possible to partially restore the size of the parts, but their shape, initial surface hardness, elasticity of the piston rings, the shape of the profile of the side surface of the piston can not be reproduced [1,14-16]. according to the results of studies [15,17-20] related to the introduction of tribotechnologies of runningin and recovery, the best effect can be achieved with an average degree (up to 50%) of wear and tear of engines and transmissions of motor vehicles and mobile agricultural machinery. in practice, engines whose oils are treated with a tribocomposition of additives before running-in, or in the process of running-in have 3 times more service life and no breakdowns, in contrast to untreated motor oil [1,21-23]. thus, the use of a triad of additives and additives in engine and transmission oils can be an effective way to influence the operational reliability of mtm and macm, and, in particular, their power units and transmissions. purpose the aim of this work is from the tribophysicochemical and tribofluctuation points of view to theoretically substantiate the impact of processes occurring in the friction zone of parts, on increasing operational durability and reliability of motor and mobile agricultural machinery by changing the characteristics and properties of their working surfaces. in tribotechnologies of running-in and restoration. results in the development of tribotechnologies of running-in and restoration of resource-determining conjugations of machines, a single class of antifriction additives has been sufficiently studied. this class of additives is based on the discovery of № 41 of september 13, 1966. the effect of selective friction transfer ("effect of wear". the authors of the discovery are ph.d., professor d.n. garkunov and ph.d., professor v.i. kragelsky. when rubbing copper alloys on steel in limit lubrication, which eliminates the oxidation of copper, there is a phenomenon of selective transfer of copper from a solid solution of copper alloy to steel and its reverse problems of tribology 53 transfer from steel to copper alloy, accompanied by a decrease in friction to the characteristic value when working in a liquid medium and leads to significant wear triad couplings of details. as a result of the sampling process, tribological, physical and chemical processes take place on the surface of the contacting parts, which lead to the formation of a protective servo film, which cannot be destroyed by friction, because it creates it. the discovery of selective friction transfer in triad couplings of machine parts allowed to develop a number of fundamentally new materials of functional additives and additives to motor and transmission oils and tribotechnologies, which are widely used to significantly reduce running time and increase the service life of triad couplings of parts, systems and units. the results of the study indicate that the formation of protective servito films can occur in the conjugations of parts whose materials do not contain copper or other plastic alloys. to do this, the necessary components of additives and additives are introduced into the lubricant. this principle underlies the development of metal-plating additives and tribotechnologies of running-in and restoration [24]. in the development of tribotechnologies of reduction, the composition of metal-plating additives mostly includes cu copper, zn zinc, ni nickel, sn tin, ag silver, cusn bronze, cuzn brass. these metals and alloys with a dispersion of about 100 nm should be placed in a special liquid composition an organic complexing agent. theoretical bases of creation and functioning of tribotechnologies of running-in and restoration in the final version are not created. in the implementation of such technologies, the formation of antifriction film occurs in the conditions of shear and plastic deformations, high specific loads and temperatures. the film formed under the conditions has special properties: a large degree of porosity of the working surface of the parts, the parameter of the crystal lattice of the film material is different from the parameter of the lattice of the base metal of the part. since during normal friction the parts are in contact on a very small area, which is 0.01...0.0001 of the area of the conjugate surfaces, the contact areas have high concentrations of mechanical stresses, which causes intense wear. when metal-clad additives are introduced into the lubricant, a servolite film is formed from nanometric metal clusters. based on the metal-plating additive with a particle size less than 100 nm, charged particles or micelles are formed in the lubricant. the direction of movement of micelles in the lubricant is due to the potential difference that occurs in the triad couplings of parts during their operation. at the initial moment of contact, when the metal particles are positively charged, the destruction of micelles occurs on one surface of the part. then there is a recharge, and a similar process takes place on another surface of the conjugate part or sample. charged particles are transferred to the contact micro-irregularities of the roughness of the working surface of the part, and then there is a filling and depressions of micro-irregularities. the described process continues until the formation of friction on both surfaces of the servo film with a thickness of 1… 3 μm, after which the transfer process is stopped and the passivation mode occurs. the thickness of the formed servo film corresponds to the sizes of microroughnesses (or overlaps them) of the majority of details of motor transport and mobile agricultural machinery. this is the theoretical tribophysical and experimental basis for the creation and application of tribotechnologies of running-in and restoration of conjugated parts of systems and units of machines. during selective transfer, the friction process is carried out through a plastically deformed soft and thin layer of metal. in this case, the area of actual contact increases by 10-100 times, and the material of the parts experiences only elastic deformations. in addition to increasing the actual contact area, thin films of antifriction material themselves reduce the friction between the solid tangential surfaces and the coefficient of friction becomes close to the coefficient of liquid friction. the metal-plating servo film formed in the contact zone is a nanoobject and behaves like a newtonian fluid under tensile and compressive conditions and, as a result, becomes unbearable and superficial [1,2,24]. it was found that when using a tribocomposite material geomodifier [25] (additives kgmf-1) in the developed tribotechnology we obtain the following: – increases the compression of the engine by 0.2-0.5 mpa; – reduced consumption of engine oil for burnout in 1.0-1.5 times; – reduced fuel consumption per 100 km; – the content of co and ch in the exhaust gases decreases by 1.5-2.0 times; – increases the resource and operational reliability of engines and transmissions of machines; – noise and vibrations in mtm and macm systems and units are reduced; – operating temperatures in the friction zone of resource-determining couplings of engine parts and transmissions are reduced. when creating tribotechnologies use tribophysicochemical processes occurring in the composite oil and its interaction with the working surface of the conjugation of parts. however, it should be noted the lack of a strict unified theory, which would theoretically from a tribophysical point of view would justify complex and diverse tribophysicochemical phenomena and processes caused by the interaction between additive particles or components of geomodifiers, with oil and working surfaces. the most appropriate is a model approach using the percussion mechanism of interaction. based on this approach, it is possible to identify a complex combination of deformation-structural, thermal, electromagnetic, optical and chemical processes. these include the occurrence and migration of defects in the structure of the materials of the parts, their amorphization and rapid local heating at the point of contact. at the same time, chemical bonds are broken during the formation of a fresh surface, and 54 problems of tribology short-lived active centers are formed on it. to the full picture of the phenomena should be added the emission of electrons, photons, ions and the emergence of electrostatic charge. the only theory that can explain the formation of films on the friction surfaces of tribocouples of parts is a model representation of the mechanism of triboplasm formation. the power of analogies and model representation of phenomena and processes observed at nano-, micro-, mesoand macro-levels are also used. the interaction of the conjugations of the parts during operation and grinding of the particles of the components of the geomodifier of the additive material, leads to the concentration of energy in the microlocal surface area of the contacting parts. as a result, the formation of a thin layer of melt is possible for short periods of time, and even the transition of the substance to a high-energy state similar to the plasma state is observed [26]. in addition, the thermofluctuation theory of s.m. zhurkova [24]. the state of the working surface of the conjugations of parts is also formed under the influence of changes in the dilaton and compression bonds of atoms of materials in their local regions. the transition of materials in the contact zone from nonequilibrium to equilibrium, the formation of nano-, micro-, mesoand macro-destruction depends on the acquisition of electromagnetic dipoles of local areas of dilaton or compression connections between them and their mutual transition. in solid state physics, this is due to the parallelism and antiparallelism of the spins and the creation of local areas of tensile or compressive strain. these issues in tribotechnologies of running-in and recovery require careful study. since the process of friction is a set of a large number of acts of mechanical interaction of microirregularities of conjugate surfaces of parts, the protrusions of micro-contacts that slide towards each other are in a state of impact – elastic or plastic. this interaction occurs during 10 -7 -10 -8 s, during which a lot of energy is supplied to the tribocontact. the area of local heating is on average 10 -2 -10 -4 cm 2 , and the duration of formation and existence of triboplasma is of the order of 10 -5 -10 3 s. this makes it possible to explain most of the phenomena that accompany the tribochemical activation of materials in the contact zone. the model of the plasma state of the tribocontact of parts, the energy released during loading on the materials of the tribocouples of parts, shows that it can significantly exceed the heat of fusion and due to low thermal conductivity leads not only to melting but also to sublimation. the substance is in the contact zone in the form of ions and electrons, ie there is a plasma state. it is established that for the conditions of realization of tribo technologies of running-in and restoration the laws of classical thermodynamics are not fulfilled, and characteristics and properties of material of a thin surface layer of details essentially change, because of formation in a zone of friction of triboplasm. the process of its creation is accompanied by the emission of electrons, which from the friction surface is directed into the lubricant, in which there is a certain catalyst for antifriction films in the form of certain components of the geomodifier. electrons, colliding with atoms of lubricant and atoms of matter components of the geomodifier introduced as a catalyst for the formation of films convert them. the ionic decay of the catalyst structure of the components is observed. this process triggers a mechanism, the end result of which is the formation on the friction surfaces of the conjugations of the parts of the protective films, consisting of wear products of the starting materials of tribochemical reactions and a modified form of carbon. the consequence of the above processes is the selective adsorption of carbon ions, which build a crystal lattice of the solid phase on the metal surface of the parts under the action of cohesive forces. note that due to the peculiarities of the triggered mechanisms, the catalyst for protective films and coatings is equally effective for surfaces of ferrous and nonferrous metals. the observed plasma state of the surface layers of the conjugations of the parts emits triboplasm in their sliding contact. this is caused by frictional heating or high energy formed in the deformed layer by the sliding contact. in addition, the intensity of radiation around the sliding contact increases with increasing resistivity of materials. this indicates that the triboplasm is generated by electrification by friction. for a better understanding of such triboplasm by friction, further research is needed, as it is a completely new direction in the field of tribotechnology of running-in and restoration of conjugated parts. from a practical point of view, this allows using a synthesized catalyst to process and restore worn surfaces of parts in the normal operation of systems and units of motor vehicles and mobile agricultural machinery. the proposed additives in tribotechnologies must be compatible with all lubricants used in systems and units of motor vehicles and mobile agricultural machinery. the high effect from the use of the catalyst of antifriction films is observed in the processing of oils in the couplings of engine and transmission parts, plain and rolling bearings, gearboxes, pumps, drives. the main direction of further promotion of the catalyst as a component of the geomodifier of antifriction films can be the creation of lubricants with high characteristics both in terms of friction coefficient and resource on the developed theoretical foundations of tribotechnologies of running-in and recovery. conclusions 1. it is shown that to increase operational wear resistance and reliability of motor transport and mobile agricultural machinery it is possible by addition of additives and additives to motor and transmission oils, ie changing characteristics and properties of oils. it is substantiated that more effective increase of operational problems of tribology 55 reliability can be realized purposefully, changing characteristics and properties of working surfaces of conjugations of details of systems and units by tribotechnologies of their running-in and restoration. 2. the use of metal-clad antifriction additives with nanocomponents in the formation of servomotable films, the implementation of selective transfer processes and changes in the contact area of the conjugations of parts and the formation of micelles in the lubricating medium. 3. from the theoretical point of view the possibilities of tribotechnology of running-in and restoration at use of the kgmf-1 geomodifier are shown and the characteristic processes proceeding thus in triboconjugations of details are considered. 4. it was found that when creating tribotechnologies it is necessary to create a tribophysical and chemical theory that would explain and generalize complex and diverse phenomena and processes caused by the action of different natures of forces in tribocouples of parts with composite oil. 5. it is determined that it is expedient to create a thermofluctuation theory of destruction of materials of conjugations of machine parts under the influence of changing dilaton and compression bonds of their atoms and formation of corresponding local regions of tensile and compressive deformations when creating a tribophysicochemical theory. 6. it is shown that based on the model of triboplasm arising in triboconjugation of parts due to electrification of friction materials, it is possible to explain the mechanism of synthesis of servo-antifriction film on friction surfaces of parts due to mechanochemical activation of their materials in the contact zone. references 1. aulin v.v., lysenko s.v., kuzyk o.v., hrynkiv a.v., holub d.v. (2016). trybofizychni osnovy pidvyshchennia nadiinosti mobilnoi silskohospodarskoi ta avtotransportnoi tekhniky tekhnolohiiamy trybotekhnichnoho vidnovlennia: monohrafiia [tribophysical bases of increase of reliability of mobile agricultural and motor transport technics by technologies of tribotechnical restoration: monograph]. kropyvnytskyi: lysenko v. f., 303 c [in ukrainian]. 2. aulin v.v. (2014). fizychni osnovy protsesiv i staniv samoorhanizatsii v trybotekhnichnykh systemakh [physical bases of processes and states of self-organization in tribotechnical systems]. kirovohrad: lysenko v.f., 369 c [in ukrainian]. 3. gorskiy v.v. (1993). masshtabnyiy skachok i formirovanie amorfno-kristallicheskih splavov v yavlenii strukturnoy prisposablivaemosti metallov pri trenii v aktivnyih sredah [large-scale jump and formation of amorphous-crystalline alloys in the phenomenon of structural adaptability of metals by friction in active media]. trenie i iznos friction and wear. №1. s.34-41 [in russian]. 4. aulin v.v., kuzyk o.v., lysenko s.v., verbytskyi o.v. (2017). osoblyvosti strukturno-fazovykh peretvoren v materialakh detalei mashyn ta mekhanizmiv pry terti [features of structural-phase transformations in materials of details of machines and mechanisms at friction]. problemy konstruiuvannia, vyrobnytstva ta ekspluatatsii silskohospodarskoi tekhniky: materialy xi mizhnarodnoi naukovo-praktychnoi konferentsii materials of the xi international scientific-practical conference. kropyvnytskyi: tsntu, s. 225-227 [in ukrainian]. 5. aulin v.v., lysenko s.v., zhylova i.v., lysenko v.m. (2017). fizychna mezomekhanika znoshuvannia robochykh poverkhon detalei trybospriazhen mobilnoi silskohospodarskoi i avtotransportnoi tekhniky [physical mesomechanics of wear of working surfaces of details of tribocouples of mobile agricultural and motor transport equipment]. problems of design, production and operation of agricultural machinery: materialy xi mizhnarodnoi naukovo-praktychnoi konferentsii materials of the xi international scientificpractical conference. kropyvnytskyi: tsntu, s. 223-225 [in ukrainian]. 6. aulin v.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v., chernai a.ie., lukashuk a.p. (2018). mozhlyvosti tekhnolohii trybotekhnichnoho vidnovlennia dlia pidvyshchennia znosostiikosti i dovhovichnosti spriazhen detalei transportnykh zasobiv [possibilities of tribotechnical restoration technologies for increase of wear resistance and durability of conjugations of details of vehicles]. suchasni tekhnolohii v mashynobuduvanni ta transporti. naukovyi zhurnal modern technologies in mechanical engineering and transport. scientific journal, №1(10). s.5-11 [in ukrainian]. 7. aulin v.v., dykha o.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v. (2018). vplyv rezhymu mashchennia na trybotekhnichni kharakterystyky poverkhni spriazhen detalei dyzeliv avtomobiliv [influence of lubrication mode on tribotechnical characteristics of the interface surface of diesel car parts]. innovative technologies for the development and efficiency of road transport: zbirnyk naukovykh materialiv mizhnarodnoi naukovo-praktychnoi internet-konferentsii a collection of scientific materials of the international scientific-practical internet conference. tsntu, m.kropyvnytskyi, ukraina, 14-15 lystopada 2018 r.. kropyvnytskyi. s.218-240 [in ukrainian]. 8. aulin v.v., tarnavskyi d.v. (2018). systemne zastosuvannia trybotekhnolohii prypratsiuvannia i vidnovlennia na etapakh zhyttievoho tsyklu zasobiv transportu [systematic application of tribotechnologies of running-in and restoration at the stages of the life cycle of vehicles]. improving the reliability of machinery and equipment: zb. tez dopovidei khii vseukrainskoi naukovo-praktychnoi konferentsii studentiv, aspirantiv ta 56 problems of tribology molodykh naukovtsiv coll. abstracts of the xii all-ukrainian scientific-practical conference of students, graduate students and young scientists. kropyvnytskyi: tsntu, s. 86-87 [in ukrainian]. 9. aulin v., zamota t., hrynkiv a., lysenko s. at all. (2019). increase of formation efficiency of gears contact spot at electrochemical-mechanical running-in. problems of tribology. khmelnytskyi. khnu, 24 (4/94). s.33-39 [in english]. 10. aulin v., zamota t., hrynkiv a., lysenko s. at all. (2019). increase of formation efficiency of gears contact spot at electrochemical-mechanical running-in. problems of tribology. khmelnytskyi. khnu, 24 (4/94). s.33-39 [in english]. 11. aulin v.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v., chernai a.e., lukashuk a.p. (2019). systemnospriamovanyi pidkhid do rozrobky tekhnolohii bezrozbirnoho vidnovlennia spriazhen detalei [system-oriented approach to the development of technologies for disassembly of conjugation of parts]. kramarov readings: zb. tez dopovidei vi mizhnarodnoi naukovo-tekhnichnoi konferentsii collection. abstracts of the vi international scientific and technical conference, 21-22 liut. 2019 r., m. kyiv, nubip. – k.: vydavnychyi tsentr nubip ukrainy, s. 94-96 [in ukrainian]. 12. aulin v.v., lysenko s.v., zhylova i.v., verbytskyi o.v. (2019). synerhetychne pidvyshchennia nadiinosti trybospriazhen detalei system i ahrehativ transportnykh mashyn [synergetic increase of reliability of tribocouples of details of systems and units of transport cars]. increase of machine and equipment reliability: materialy 1oi mizhnarodnoi naukovo-praktychnoi konferentsii materials of the 1st international scientificpractical conference,17-19 kvitnia 2019 r., kropyvnytskyi: tsntu, s.7-8 [in ukrainian]. 13. aulin v.v., lysenko s.v., zhylova i.v., verbytskyi o.v. (2019). synerhetyka pidvyshchennia znosostiikosti i nadiinosti trybospriazhen detalei system i ahrehativ mashyn [synergetics of increase of wear resistance and reliability of tribocouples of details of systems and units of cars]. kramarov readings: zb. tez dopovidei vi mizhnarodnoi naukovo-tekhnichnoi konferentsii collection. abstracts of the vi international scientific and technical conference, 21-22 liut. 2019 r., m. kyiv, nubip. – k.: vydavnychyi tsentr nubip ukrainy, s. 127-129 [in ukrainian]. 14. aulin v.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v., zhylova i.v. (2019). problemy stvorennia smart-pokryttiv v zelenii trybolohii (2019). increase of machine and equipment reliability: materialy 1oi mizhnarodnoi naukovo-praktychnoi konferentsii materials of the 1st international scientific-practical conference, 17-19 kvitnia 2019 r., kropyvnytskyi: tsntu, s.53-56 [in ukrainian]. 15. aulin v., lysenko s., lyashuk o., hrinkiv a., velykodnyi d., vovk y., holub d., chernai a. (2019). wear resistance increase of samples tribomating in oil composite with geo modifier кgмf-1. tribology in industry. vol. 41, no. 2. p. 156-165 [in english]. 16. aulin v., hrynkiv a., lysenko s., dykha a., zamota t., dzyura v. (2019). exploring a possibility to control the stressed-strained state of cylinder liners in diesel engines by the tribotechnology of alignment. eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 3 (12 99). p. 6-16 [in english]. 17. aulin v., lysenko s., hrynkiv a., chernai a., zhylova i., lukashuk a. (2019). wear resistance increase of samples tribomating "steel 45-cast iron sch20" with geo modifier kgmf-1. problemy trybolohii. khmelnytskyi. khnu, №2 s.55-60 [in english]. 18. aulin v., hrynkiv a., lysenko s., lyashuk o., zamota t., holub d. (2019). studying the tribological properties of mated materials c61900-a48-25bc1.25bno.25 in composite oils containing geomodifiers. eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 5 (12-101). p. 38-47 [in english]. 19. aulin v., lyashuk o., hrynkiv a., lysenko s. at all. (2019). determination of the rational composition of the additive to oil with the use of the katerynivka friction geo modifier. tribology in industry. vol. 41. no. 4. p.548-562 [in english]. 20. aulin v., hrynkiv a., lysenko s., zamota t., pankov a., tykhyi a. (2019). determining the rational composition of tribologically active additive to oil to improve characteristics of tribosystems. eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 6 (12-102). p. 52-64 [in english] 21. aulin v.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v. (2019). model nadiinosti detalei transportnykh mashyn za protsesamy realizatsii trybotekhnolohii yikh prypratsiuvannia i vidnovlennia [the model of reliability of details of transport cars on processes of realization of tribotechnologies of their running in and restoration]. tsentralnoukrainskyi naukovyi visnyk. tekhnichni nauky central ukrainian scientific bulletin. technical sciences, vyp. 2(33). s.50-64 [in ukrainian]. 22. aulin v.v., hrynkiv a.v., lysenko s.v., chernai a.ie., lukashuk a.p. (2020) protses zminy stanu olyvy pry prypratsiuvanni spriazhen detalei ta obkattsi dvyhuniv transportnykh mashyn [the process of changing the state of the oil during the running-in of the couplings of parts and running-in of engines of transport machines]. increase of machine and equipment reliability: materialy mizhnarodnoi naukovo-praktychnoi konferentsii materials of the international scientific-practical conference, 15-17 kvitnia 2020 r., kropyvnytskyi: tsntu, s.162-165 [in ukrainian]. 23. aulin v.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v., chernai a.ie., lukashuk a.p. (2020). optymalne keruvannia rezhymamy funktsionuvannia trybospriazhenniamy detalei system i ahrehativ transportnykh mashyn [optimal control of modes of operation of tribocouples of details of systems and units of transport cars]. increase of machine and equipment reliability: materialy mizhnarodnoi naukovo-praktychnoi konferentsii materials of problems of tribology 57 the international scientific-practical conference, 15-17 kvitnia 2020 r., kropyvnytskyi: tsntu, s.178-179 [in ukrainian]. 24. aulin v.v. (2015). trybofizychni osnovy pidvyshchennia znosostiikosti detalei ta robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [tribophysical bases of increase of wear resistance of details and working bodies of agricultural machinery].doctor’s thesis, khmelnyts. nats. un-t. khmelnytskyi, [in ukrainian]. 25. pat. 81598 ukraїna, mpk (2013) с10м 125/04. prypratsiuvalna mastylna kompozytsiia [running lubricating composition]. v.v. aulin, v.v. slon, s.v. lysenko, d.v. holub; zajavnik і vlasnik kirovohradskyi nats. tekhn. universytet no. u201213907 ; zajavl. 06.12.2012; opubl. 10.07.13, bjul. no. 13, [in ukrainian]. 26. aulin v., lysenko s., hrynkiv a., chernai a. at all. (2020). new approach to elucidating the physical nature of the processes that occur in the friction zone of mates of machine parts. problems of tribology. khmelnytskyi. khnu, 25 (4/98). s.13-19 [in english]. 58 problems of tribology аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., слонь в.в., чернай а.е. створення теоретичних основ триботехнологій припрацювання і відновлення як засобу ефективного підвищення експлуатаційної зносостійкості автотранспортної та мобільної сільськогосподарської техніки визначено підстави для створення теоретичних основ триботехнологій припрацювання і відновлення спряжень деталей систем і агрегатів автотранспортної та мобільної сільськогосподарської техніки. розглянуто специфіку вибіркового переносу на поверхні контактуючих деталей машин та створення сервовитних плівок, формування покриттів при припрацюванні і відновленні з антифрикційних матеріалів, що входять до складу присадок в моторну та трансмісійну оливу. з'ясовано ряд трибофізикохімічних процесів, які відбуваються в спряженнях матеріалів деталей, та як вони впливають на створення триботехнологій припрацювання та відновлення. розглянуто створення триботехнологій при використанні геомодифікаторів. запропоновано єдину теорію триботехнологій припрацювання і відновлення будувати на основі механізму утворення трибоплазми в спряженнях деталей систем і агрегатів машин. також запропоновано до цього додати термофлуктуаційну теорію с.м. журкова з урахуванням зміни дилатонних і компресонних зв'язків атомів матеріалів трибоспряжень деталей з створенням локальних областей деформацій стиску і розтягу та зон термопластичної деформації. ключові слова: триботехнології припрацювання і відновлення, спряження деталей, трибоплазма, олива, присадка, автотранспортна техніка, мобільна сільськогосподарська техніка. вибір критерію переходу в граничний стан дискретного середовища проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 6 багрій о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: avadaro@yahoo.com вибір критерію переходу в граничний стан дискретного середовища удк 620.17 в роботі розглянуто критерії переходу дискретних матеріалів у граничний стан. визначено величини кута внутрішнього тертя для умов плоскої деформації за граничними значеннями. зроблено висновки щодо величини кута внутрішнього тертя для умов плоскої деформації. ключові слова: кут внутрішнього тертя, граничний стан, критерій мора кулона. вступ для дискретних матеріалів перехід у граничний стан не пов’язаний з руйнуванням частинок матеріалу, а характеризується значними залишковими зсувами по всьому об’єму у випадку матеріалу з малою початковою щільністю (пухкий стан), або утворенням локальних зон зсувів для матеріалів у початковому щільному стані. критерії переходу матеріалу в граничний стан формулюють у вигляді функцій напружень:    ,0,σ imf (1) де im – параметри матеріалу, величини яких визначаються експериментально. критерії переходу матеріалу в граничний стан асоціюються з умовою пластичного плину в моделях, що описують деформування матеріалу в граничному стані. тому вивчення характеру функції (1) та стабільності параметрів для різних видів напруженого стану є важливою задачею експериментальних досліджень. критерії переходу дискретного матеріалу в граничний стан повинні включати не тільки компоненти девіатора, як це прийнято в теорії пластичності, але й величини нормальних стискуючих напружень. до них формально належать критерії ю.м. ягна, з. клебовського, п.п. баландіна, с. торе, ф. стасі, г.а. генієва [1], а.а. лебедєва [2], хошіно [3], боткіна – шлейхера мізеса [4], хілла [5], мора кулона. найбільш привабливими є критерії, що розглядають умову переходу до граничного стану як досягнення відповідного рівня співвідношень між напруженнями для конкретно орієнтованих площинок. це дозволяє "плавно" перейти від дограничного напружено-деформативного стану до граничного, фіксуючи не тільки напруження, але й деформації в момент руйнування. до цієї групи критеріїв в першу чергу слід віднести критерій а.і. боткіна:         ,03tg 321 2 13 2 32 2 21  h (2) де h – опір матеріалу всебічному розтягу; ψ – параметр опору матеріалу зсуву по октаедричній площинці. для ідеально сипких матеріалів  0h критерій боткіна можна записати у вигляді відношення дотичних 0τ і нормальних 0σ напружень, що діють по октаедричних площинках: .tg 0 0    (3) вираз нагадує формулювання закону амонтона – кулона для сухого тертя. менш логічним є узагальнений критерій треска:  .3σσσσσ 32131 hk n  (4) умова (4) включає проміжне головне напруження 2σ тільки у праву частину і, по суті, зв’язує дотичне і нормальне напруження, що діють по різних площинках. близький за змістом до (2) критерій граничного стану дискретного матеріалу запропоновано р. хіллом. він записується у вигляді:     .0tg2 453131  h (5) для ідеально сипкого матеріалу критерій хілла можна записати через відношення напружень, що діють по площинках, нахилених до головних під кутом 45°. вибір критерію переходу в граничний стан дискретного середовища проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 7 .tg 45 45 45    (6) найбільш відомим з цієї групи є критерій граничного стану мора – кулона:     ,0φsin2σσσσ 3131  h (7) де φ – кут внутрішнього тертя. для ідеального сипкого матеріалу  0h критерій мора можна записати як відношення напружень ρρ στ , що діють по площинках граничної рівноваги (по площинках з найбільшим відхиленням повного напруження від нормалі):       tgtg гр (8) або як граничне відношення головних напружень: . 24 tg 2 3 1            гр (9) представлення критеріїв граничного стану дискретного матеріалу через відношення напружень має чіткий фізичний зміст. перш за все, це підкреслює, що міцність цих матеріалів визначається не різницею напружень (девіатором тензору), а їх відношенням. по-друге, умови (3) та (8) є формулюванням закону сухого тертя амонтона – кулона, згідно з яким опір системи контактуючих тіл зовнішнім діям переважно визначається внутрішнім тертям. тому дискретні матеріали є найбільш характерним представником матеріалів з суттєвим проявом внутрішнього тертя. аналіз міцності таких матеріалів зроблено в роботі [6]. нарешті, самі умови задають орієнтацію площинок граничної рівноваги. для умови (3) це октаедричні площинки, а для (8) – площинки граничної рівноваги, площинки з максимальним відхиленням повного напруження від нормалі. ці неортогональні площинки нахилені до головних під кутами 2 φ 4 π  . остання особливість дає можливість зв’язати умову переходу в граничний напружений стан з деформаціями, що відповідають цьому станові. детальний аналіз результатів перевірки критеріїв наведено в статтях [7 11]. найбільш привабливими для плоскої деформації є критерії мора і хілла. вони включають тільки напруження, що діють в площині деформування  0ε z . враховуючи те, що параметри критеріїв мора φ і хілла 45φ однозначно пов’язані співвідношенням: ,tgsin 45 експериментальна перевірка сталості критеріїв переходу дискретних матеріалів у граничний стан при зміні виду напруженого стану найчастіше проводилась для критерію мора. відомим параметром, що оцінює вид напруженого стану, є параметр лоде σμ : , σσ σσσ2 μ 31 312 σ    величина якого змінюється від 1μ σ  (осьове стиснення з накладеним всебічним стисненням) до 1μ σ  (осьове розтягнення з всебічним стисненням). досліди щодо перевірки сталості величини кута внутрішнього тертя для різних видів напруженого стану є досить складним технічним завданням. в наукових журналах опубліковано тільки результати декількох експериментів. усі вони проведені з різними матеріалами, на різних приладах, за різними методиками, і тому їх важко зіставити. але в усіх дослідах (див. рис. 1) простежується стійка тенденція. із ростом величини параметру σμ до значення 0μ σ  кут внутрішнього тертя зростає для щільних пісків на величину від 4° до 10°, для пухких – від 2° до 6°. при подальшому збільшенні параметру σμ величина кута φ дещо зменшується, в першу чергу, для щільних пісків. описані випробування оцінюють вплив на величину параметра φ тільки виду напруженого стану, але не умов деформування. обмеження вільного деформування вздовж однієї з осей для умов плоскої вибір критерію переходу в граничний стан дискретного середовища проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 8 деформації, безумовно, впливає на результати випробувань і потребує проведення спеціальних досліджень. а б рис. 1  експериментальні залежності кута внутрішнього тертя φ від виду напруженого стану: а – щільні піски; б – пухкі піски 1 – h. ko, r. scott [8]; 2 – h. sutherland, mesdary [9]; 3 – p. lade, j. duncan [10]; 4 – d. proctor, l. barden; 5 – d. reads, g. green [11] дослідження граничного стану дискретного матеріалу в умовах плоскої деформації можна зробити висновок, що найбільш достовірно перехід дискретного матеріалу в граничний стан описує критерій мора – кулона. стабільність величини параметра цього критерію – кута φ внутрішнього тертя при зміні виду напруженого стану досліджувалась науковцями кембріджського університету. в цих дослідженнях не моделювався найбільш розповсюджений в інженерній практиці плоскодеформаційний стан. описані випробування оцінюють вплив на міцність матеріалу тільки виду напруженого стану, але не умов деформування. обмеження вільного деформування вздовж однієї з осей для умов плоскої деформації, безумовно, впливає на результати випробувань і потребує проведення спеціальних досліджень. в лабораторії кафедри опору матеріалів хмельницького національного університету проведено три серії випробувань [12] зразків кварцового піску в умовах плоскої деформації за траєкторіями, коли відношення головних напружень η зростає до граничної величини при збереженні протягом одного досліду сталої величини суми напружень, constp . результати досліджень, що представлені на [12, рис. 4], дозволяють визначити величини кута внутрішнього тертя для умов плоскої деформації за граничними значеннями грs : p sгр2φsin  . осереднені значення кутів внутрішнього тертя визначені як аналітично, так і графічно за нахилом огинаючих граничних кругів мора для кожної серії, наведені в таблиці 1. в цій же таблиці приведені величини кутів φ , одержані в.в. ковтуном за тих же умов при проведенні стандартних стабілометричних випробувань. таблиця 1 експериментальні значення кута внутрішнього тертя для різних видів напруженого стану значення кута внутрішнього тертя серія відносна щільність піску плоска деформація тривісний стиск розходження i 0.125 35°50′ 33°20′ 2°30′ (7,5 %) ii 0.512 40°10′ 36°50′ 3°20′(9,04 %) iii 0.908 43°40′ 38°30′ 5°10′(13,4 %) вибір критерію переходу в граничний стан дискретного середовища проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 9 як видно з таблиці, в усіх серіях спостерігалось збільшення величини кута внутрішнього тертя для плоскої деформації в порівнянні зі стабілометричними випробуваннями на тривісний стиск. аналогічні результати одержані при інженерно-геологічних вишукуваннях, проведених чорноморндіпроектом у зв’язку з проектуванням одеського нафтотерміналу нафтопроводу "одеса броди". паралельні випробування морського піску на стандартних стабілометрах і на переданому чорноморндіпроекту приладі плоскої деформації дозволили обґрунтувати збільшення розрахункової величини кута внутрішнього тертя для умов плоскої деформації приблизно на 10 %. аналіз опублікованих даних, а також результатів досліджень, проведених за участю автора в лабораторіях кафедри опору матеріалів хну, дозволяє зробити два принципових висновки: найбільш стабільним для перевірених дискретних матеріалів є критерій мора кулона; величини кута внутрішнього тертя пісків для умов плоскої деформації перевищують його значення, що одержані в стандартних стабілометричних випробуваннях, в середньому на 10 %. висновки досліджено стабільність параметра φ критерія мора кулона переходу дискретного матеріалу в граничний стан шляхом співставлення величини кута внутрішнього тертя одержаних в умовах стандартних осесиметричних стабілометричних випробувань і випробувань в умовах плоскої деформації. зроблено висновок про зростання величини кута внутрішнього тертя при роботі матеріалу в умовах плоскої деформації. література 1. гениев г. а. вопросы прочности и деформируемости грунтовых сред / г. а. гениев // строительные конструкции. – 1969. – вып. 4. – с. 3-73. 2. лебедев а. а. расчеты на прочность при сложном напряженном состоянии (теории прочности) / лебедев а. а. – к. : наукова думка, 1968. – 67 с. 3. hoshino k. general theory of soil mechanics / k. hoshino // proceedings of fourth international conference on soil mechanics. – 1957. – p. 231-237. 4. schleicher f. der spannungszustand an der flieβgrenze / f. schleicher // zeitschrift für angewandte mathematik und mechanik. – 1926. – т. 6, № 3. 5. хилл р. математическая теория пластичности / хилл р. – м. : гостехиздат, 1956. 6. ковтун в. в. деформування та руйнування матеріалів з суттєвим проявом внутрішнього тертя / в. в. ковтун, о. в. колесникова // проблеми трибології (problems of tribology). – 2001. – № 3. – с. 38-43. 7. ковтун в. в. исследование прочности сыпучих материалов в условиях плоской деформации / в. в. ковтун, е. в. багрий, в. т. бугаев // будівельні конструкції. – 2004. – вип. 61. – т. 1. – с. 109-116. 8. ko h. y. deformation of sand at failure / h. y. ko, r. f. scott // ismfd, asce. – 1968. – v. 94, n sm4. – p. 883-898. 9. sutherlang h. b. the influence of the intermediate principle stress on the strength of sand / h. b. sutherlang, m. s. mesdary // proc. 7th icsmfe. – mexico, 1969. – v. 1. – p. 391-399. 10. lade p. v. cubical triaxial tests on cohesionless soil / p. v. lade, i. m. duncan // ismfd, asce. – 1973. – v. 99, n sm10. – p. 793-812. 11. reades d. w. discussion on “cubical triaxial tests on cohesionless soil” / d. w. reades, g. e. green // jged, ascf. – 1974. – v.100, n gt9. – p. 1065-1067. 12. багрій о. в. вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю / о. в. багрій // проблеми трибології (problems of tribology). – 2013. – № 4. – с. 114-120. поступила в редакцію 08.10.2015 вибір критерію переходу в граничний стан дискретного середовища проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 10 bagriy o.v. choice of criterion of transition to the limit state discrete environment. the paper considers the criteria for transition of discrete materials in limiting state. the analysis of the known criteria of transition of discrete materials in limit state. the stability of parameter of criteria mohr coulomb transition of a discrete material in the limiting state by comparing the values of the angle of internal friction obtained under conditions of standard axisymmetric stabilometric tests and tests in plane strain. determine the values of the angle of internal friction for plane strain conditions of the limit values. it is concluded about the growth of the value of the angle of internal friction at the work of the material in conditions of plane strain. key words: angle of internal friction, limiting state, criteria mohr coulomb. references 1. geniev g. a. voprosy prochnosti i deformiruemosti gruntovyh sred. stroitel'nye konstrukcii. 1969. vyp. 4. s. 3-73. 2. lebedev a. a. raschety na prochnost' pri slojnom napryajennom sostoyanii (teorii prochnosti). k. naukova dumka, 1968. 67 s. 3. hoshino k. general theory of soil mechanics. proceedings of fourth international conference on soil mechanics. 1957. p. 231-237. 4. schleicher f. der spannungszustand an der flieβgrenze. zeitschrift für angewandte mathematik und mechanik. 1926. т. 6, № 3. 5. hill r. matematicheskaya teoriya plastichnosti. hill r. m. gostehizdat, 1956. 6. kovtun v. v., kolesnikova o. v. deformuvannya ta ruynuvannya materialiv z suttevim proyavom vnutrishn'ogo tertya. problemi tribologii (problems of tribology). 2001. n 3. s. 38-43. 7. kovtun v. v., bagriy e. v., bugaev v. t. issledovanie prochnosti sypuchih materialov v usloviyah ploskoy deformacii. budivel'ni konstrukcii. 2004. vip. 61. t. 1. s. 109-116. 8. ko h. y., scott r. f. deformation of sand at failure. ismfd, asce. 1968. v. 94, n sm4. p. 883-898. 9. sutherlang h. b., mesdary m. s. the influence of the intermediate principle stress on the strength of sand. proc. 7th icsmfe. mexico, 1969. v. 1. p. 391-399. 10. lade p. v., duncan i. m. cubical triaxial tests on cohesionless soil. ismfd, asce. 1973. v. 99, n sm10. p. 793-812. 11. reades d. w., green g. e. discussion on “cubical triaxial tests on cohesionless soil”. jged, ascf. 1974. v.100, n gt9. p. 1065-1067. 12. bagriy o. v. vpliv vnutrishn'ogo kulonovogo tertya na deformuvannya kompozitnih materialiv z maloyu zv’yaznistyu. problemi tribologii. 2013. n 4. s. 114-120. аналіз проблеми підвищення зносостійкості вирубного інструменту проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 85 диха о.в., динько о.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com аналіз проблеми підвищення зносостійкості вирубного інструменту удк 621.891 проаналізовані основні підходи до трибомеханіки процесу зношування вирубного інструменту на основі існуючих розрахунково-експериментальних методів оцінки сили і швидкості вирубки. розглянуті конструктивні і технологічні способи підвищення зносостійкості різальної частини вирубного інструменту, визначені шляхи вибору оптимальних технологій. ключові слова: вирубка, зношування інструменту, підвищення зносостійкості вирубка відноситься до розділових операцій, що включають відрізку, вирубку, пробивку, надрізку, обрізку, зачистку, просічку та ін. вирубка широко застосовується не тільки для обробки металів, але й виготовлення виробів з картону, паперу, тканини, шкіри, полімерів, деревини, а також в переробній і харчовій промисловості. схема вирубки передбачає циклічний силовий контакт гострого клину з жорсткою основою в поцесі різання. багаточисельні циклічні взаємодії під час експлуатації призводят до швидкого зносу і затуплення кромки клина, що є основною проблемою технології вирубки. вирішення проблеми підвищення зносостійкості вирубного інструменту потребує дослідження трибомеханіки вирубки. за попередній час розвитку технології вирубки встановлена значна кількість різного роду закономірностей процесу, на базі яких створені і працюють машини і преси по вирубці виробів з різних матеріалів. але існуючі уявлення про процес вирубки залишаються бути наближеними і, зокрема, не дозволяють прогнозувати кількісно знос різального інструменту та підвищувати його ресурс. у зв`язку з цим в даній роботі ставиться задача аналізу існуючих підходів до досліджень зносостійості вирубного інструменту та окреслення проблем у цьому питанні. при проектуванні машин по вирубці виробів головним вихідним параметром є необхідне зусилля пресування. уже більш ніж півстоліття для визначення цього зусилля використовується експериментально встановлена залежність виду [2, 3]: vrn kkqbkq  , де nq − повна сила вирубки; q − питома сила вирубки, яка припадає на одиницю довжини b інструменту; rk − коефіцієнт, що враховує затуплення леза клина; vq − коефіцієнт, що враховує швидкість руху інструменту при вирубці; k − коефіцієнт, що враховує кут заточки клина. в роботі [1] запропоновано для опису механіки вирубки гострим клином використовувати метод експериментально-теоретичної рівноваги. складність опису процесу вирубки виробів з таких матеріалів як шкіра, тканина, картон, папір і т.д. полягає в тому, що класична механіка твердого тіла, що деформується тут непридатна. це матеріали, які сильно зміцнюються при великих деформаціях, з мінливими механічними властивостями, такими як модуль пружності e і коефіцієнт пуассона  . по суті ці параметри перестають бути характеристиками матеріалів. необхідна інша основа для опису деформацій матеріалів. в якості такої основи в цій роботі прийнята діаграма втискання або діаграма стискання деталей, що визначається з самого спочатку експериментально. в результаті в [1] отримані залежності для визначення функції контактних тисків і напруги в шарі в процесі вирубки, при наявності діаграми втискання. наявність цих залежностей дозволяє оцінити міцність матеріалу шару при вирубці і наблизитися до опису механізму поділу матеріалу , зокрема оцінити вплив кута клина. з експерименту [2] відомо , що коефіцієнт k = 1,0 ... 1,8. тобто збільшення кута в 3 рази збільшує силу вирубки приблизно в 2 рази. за даними [2] коефіцієнт збільшення зусилля вирубки при затупленні найбільш значимий: при збільшенні затуплення від 0,1 до 0,5 мм коефіцієнт зростає в 3,5 рази. існує проблема механіки вирубки, пов'язана з проектуванням вирубних машин полягає у встановленні закономірності збільшення сили вирубки при збільшенні швидкості руху інструменту. відомо з експериментів [2, 3], що ця залежність має вигляд vkk vv 11 . аналіз проблеми підвищення зносостійкості вирубного інструменту проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 86 в роботі [4] встановлено, що при v = 1 … 4 коефіцієнт динамічності знаходиться в діапазоні vk = 1,46 …1,95. науковий інтерес представляє питання про природу збільшення сили при збільшенні швидкості вирубки. одна з можливих причин збільшення сил вирубки пояснюється законами деформування в'язко еластичних матеріалів. ця механіка впливу розглядалася в роботі [5]. очевидно, що залежність сили вирубки від швидкості носить суперечливий характер: з одного боку зі збільшенням швидкості сила різання повинна зменшуватися через полегшення процесу поділу, з іншого будь-яка динаміка супроводжується збільшенням інерційних сил. можна припустити, що основною причиною, що викликає збільшення сили при вирубці є зменшення часу вкладення в процес енергії для поділу шару. якщо прийняти постійною потребу імпульс сили constqt , то зі зменшенням часу циклу сила повинна зрости. далі проаналізовані існуючі підходи до забезпечення зносостійкості різальних елементів вирубного обладнання. в результаті аналізу технологічного устаткування розглядались такі типи вирубного інструменту як: ножі вовчків, що використовуються у м’ясній промисловості для подрібнення сировини; ножі кутерів, що використовуються в кутерах для виготовлення фаршу; ножі бурякорізок, що використовуються при приготуванні цукру; ножі штампів для виробництва поліетиленових пакетів. всі ці ножі мають різну форму, виготовлені з різного матеріалу, але їх об’єднує одна проблема, це низька зносостійкість. в результаті проведеного аналізу існуючих видів зміцнення вирубного інструменту різними способами було встановлено декілька варіантів. одним із таких видів є підвищення зносостійкості ножів для зрізання цукрових буряків у стружку конструктивними та технологічними засобами. як показали дослідження, окрім абразивного, механічного та корозійного зношення ножа має місце також кавітація, яка значно прискорює руйнування ріжучого леза ножа [6]. але руйнівний вплив кавітації можна суттєво зменшити за рахунок вдосконалення геометрії заточування бурякорізальних ножів та зміцненням робочої частини ножів зносостійкими покриттями. в роботі фабричнікової і.а. встановлено залежності між опором різання робочих поверхонь та кутами торцювання і загострення ножів, це дозволило при куті загострення ножа 9 … 10° та комбінованому зміцненні лазером з подальшою хіміко-термічною обробкою тугоплавкими металами із парів алюмохромофосфатного зв´язуючого або наддрібного порошку sio2 для отримання зміцненої дрібнозернистої структури металу підвищити їх зносостійкість при зрізанні коренеплодів буряків в стружку та якість бурякової стружки [7]. одним із широковживаних методів є хіміко-термічна обробка різальних кромок ножів [8]. так після однота двофазного борування було відмічено підвищення довговічності у 2,8 4,7 рази. іншим методом – азотуванням було досягнуто підвищення довговічності у 1,7 разу, а хромуванням – у 2 3 рази. ці методи мають суттєві недоліки, такі як великі витрати використаного часу та енергії, в результаті чого збільшується крихкість різальних кромок. у відомих літературних джерелах наведено багато даних про надійність і довговічність ножів вовчка, але в них не має даних в яких можна було б порівняти величину зношування окремих лез ножа [9, 10]. одним із дослідником даного напрямку є полуян в.о. в його роботі досліджувалось використання для зміцнення робочих поверхонь хрестових ножів зносостійких матеріалів (сормайт, р6м5, р-18, х6вф, тн-20) і було встановлено, що лише у зразків зміцнених композицією тн-20 були отримані найбільш стабільні показники (знос, коефіцієнт тертя, мікротвердість), і вона рекомендується для зміцнення ножів вовчків, оскільки володіє високими антикорозійними і зносостійкими властивостями [11]. в роботі фоміна р.б. [12] встановлено, що жоден з відомих способів відновлення і виготовлення хрестових ножів промислових м'ясорубок не дозволяють отримувати ножі з високими показниками довговічності. з огляду на наявність запасу металу в тілі деталі і її високу технологічність, в якості базової прийнята технологія відновлення хрестових ножів обробкою тиском в штампі. в результаті чого встановлено оптимальний кут нахилу деформуючого пуансона штампа, рівний 25°. за результатами випробувань на зношування встановлено, що ресурс відновленого ножа перевершує ресурс серійного на 23 %, що дозволяє говорити про довший термін служби виробу [12]. проводились дослідження впливу кріогенного зміцнення на зносостійкість різального інструменту. було відмічено підвищення довговічності до 2 разів [13]. цей метод не знайшов свого широко застосування із за своєї великої вартості. іншим відомим методом є електроіскрове легування поверхневих шарів різальної кромки[9]. електроіскрове легування супроводжується різними видами фізико-хімічних перетворень [10]. основний ефект отримується через вірність вибору електричних параметрів режиму обробки, конструкції установ аналіз проблеми підвищення зносостійкості вирубного інструменту проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 87 ки, легуючих матеріалів електродів та міжелектродного середовища, реакційної системи застосованих газів (легуючих – co2, nc, c2h4, повітря; несучих – h2, n, ar). електроіскрове легування дозволяє: значно підвищити зносостійкість і твердість металічних поверхонь деталей машин і технологічної оснастки з метою збільшення їх довговічності і заміни спеціальних сталей менш дефіцитними, або більш дешевими; змінити електричні властивості струмопровідних поверхонь, зменшити перехідні опори електричних контактів, їх зношення; збільшити шорсткість металічних поверхонь, наносити проміжні та перехідні шари для полегшення лужіння і процесу пайки, підвищити корозійну та вогнетривку стійкість, а також відновлювану властивість як деталей машин при ремонті, так і вимірних інструментів; отримувати омічні та випрямляючі контакти на напівпровідниках (нанесені покриття мають досконалий і міцний зв’язок з основним металом підкладки, оскільки супроводжується високо реакційними та дифузійними процесами). насичення матеріалу ножа легуючими елементами (w, ti, mo) дозволяє підвищити довговічність у 1,5 2 рази. до недоліків цього методу можна віднести недостатню його ефективність, що спричинено відсутністю комплексного впливу (термічної обробки, поверхнево-пластичного деформування, легування) [14]. відомі методи підвищення зносостійкості різальних елементів шляхом використання плазмових струменів. ефективність таких методів наближається до ефективності лазерної обробки, причому – при значно менших вартості обладнання та енергоємності процесу. однак використання плазмових генераторів безперервної дії не дозволяє отримати максимальні параметри зміцненого шару [15, 16]. це обумовлено, насамперед, низькими (дозвуковими) швидкостями плазмового потоку. відомі розроблені технології підвищення зносостійкості деталей плазмово-детонаційною обробкою [16, 17, 18]. імпульсна дія забезпечується завдяки використанню вибухових речовин (газ) та посиленню детонаційних хвиль електромагнітним полем поміж симетрично розташованим електродними вузлами. також в процесі обробки відбувається легування поверхні продуктами ерозії металевого електроду (молібден, вольфрам) та газу (пропан, азот). внаслідок такої обробки зносостійкість деталей машин підвищується у 3 5 разів. дана технологія володіє високою ефективністю (як при імпульсному лазерному зміцненні), високою продуктивністю (0,5 м2/год), значно більшим кпд нагріву (0,8 проти 0,05) та меншою у десятки разів вартістю технологічного обладнання у порівнянні із лазерним зміцненням. з огляду на це перспективним є застосування методу плазмово-детонаційного зміцнення для підвищення зносостійкості ножів кутерів. проте в літературі відсутні кількісні дані про підвищення зносостійкості ножів кутерів після плазмоводетонаційної обробки [16]. темпи росту виробництва, збільшення тривалості роботи устаткування, попиту на кінцевий продукт, диктують нові вимоги до якості вирубного обладнання. робота в напрямку вдосконалення вирубного інструменту повинна бути продовжена на вимогу сьогодення. в процесі подальших досліджень для ефективного вибору способів подовження ресурсу вирубного інструменту необхідна розробка розрахунково експериментальних моделей трибоконтактної механіки і зносостійкості, що дозволяять оцінити вплив визначальних факторів процесу вирубки на довговічність і надійність по зносу. висновки 1. існуючі уявлення про процес вирубки залишаються наближеними і не дозволяють прогнозувати кількісно знос різального інструменту та підвищувати його ресурс. 2. для ефективного вибору способу подовження ресурсу вирубного інструменту необхідна розробка розрахунково-експериментальної моделі зносостійкості, що дозволяє оцінити вплив визначальних факторів процесу на трибоконтактні параметри. література 1. кузьменко а.г., сторощук в.а. механика вырубки. часть 1. острый клин // проблемы трибологии. − 2003. − № 1. − с. 145-159. 2. капустин и.и. обувные машины. − м., 1949. − 308 с. 3. капустин и.и. резание и режущий инструмент в кожевенно-обувном производстве. − м., 1950. − с. 4-42. 4. поліщук о.с., кармаліта а.к. визначення впливу швидкості вирубання на технологічні зусилля та якість лінії різу // вісник технологічного університету поділля. − 2001. − № 3. − с. 160-166. 5. архипов н.н., карпачев п.с., майзель м.м., плевако н.а. основы конструирования и расчетов типовых машин и аппаратов легкой промышленности. − м.: гнтимл, 1963. − 599 с. аналіз проблеми підвищення зносостійкості вирубного інструменту проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 88 6. фабричнікова і.а. зношення бурякорізальних ножів при зрізанні коренеплоду цукрового буряка [текст] / і.а. фабричнікова // сільськогосподарські машини: зб. наук. ст. – вип. 21. – том іі. – луцьк: ред.-вид. відділ лнту, 2011. – с. 150-157. 7. фабричнікова і.а., коломієць в.в. практичні рекомендації по збільшенню ресурсу бурякорізальних ножів [текст] / і.а. фабричнікова, коломієць в.в. // проблеми трибології. – 2015. –№3. – с. 122-126. 8. чижикова т.в., мартынов г.а. перспективы повышения эксплуатационной надежности режущих инструментов в мясной промышленности. – м.: агрониитэиммп, 1987. – 43 с. 9. илюхин в. в. процессы изнашивания системы «нож – решетка» в волчках. / в. в. илюхин // мясные технологии. – 2011. – №2. – с. 36 38. 10. некоз с. о. підвищення ефективності роботи і довговічності різального комплекту м’ясорізальних вовчків : дис… кандидата техн. наук / с. о. некоз – к. : удухт, 2001. – 165 с. 11. полуян в.а. повышение долговечности ножей мясоизмельчительных машин / дис. на соиск. уч.. степени канд. техн. наук/ полуян в. а. – з.: зерноград, 2006. –с. 7-10. 12. фоміна р.б. технология восстановления крестовых ножей промышленных мясорубок давлением/ дис. на соиск. науч. степ. канд. техн. наук/ фомин р. б.-с.: саратов, 2001. – с. 110-113. 13. некоз с.о. підвищення ефективності роботи і довговічності різального комплекту м’ясорізальних вовчків: дис. канд. техн. наук. – к. нухт, 2001. – 165 с. 14. завойко о.с., новыіков с.м. механізація процесу електроіскрового легування із застосуванням реакційних властивостей газів. – т.: фізика і хімія твердого тіла №4, 2013. – 897-903 с. 15. завойко о.с. теоретичні основи електротехнології зміцнення металів. – чернівці: рута. – 2003 р. 16. некоз о.і., осипенко в.і., батраченко о.в. підвищення зносостійкості ножів кутера плазмово – детонаційним зміцненням. – о.: наукові праці, 2009. – 172-174 с. 17. тюрин ю.н., жадкевич м.л. плазменные упрочняющие технологии. – к.: наукова думка, 2008.– 215 с. 18. колісниченко о.в. формування модифікованих шарів при плазмово-детонаційній обробці вуглецевих сталей. дисертація на здобуття вченого ступеня канд. техн. наук. – к.: інститут електрозварювання ім. є.о. патона нан україни, 2003 – 154 с. п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com поступила в редакцію 12.03.2016 аналіз проблеми підвищення зносостійкості вирубного інструменту проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 89 dykha o.v., dynko o.p. analysis of the problem of increasing wear resistance of cutting tools. the basic approaches to tribo-mechanics of the process of wear of cutting tools on the basis of existing calculationexperimental methods of estimating the strength and speed of cutting. the constructive and technological methods of increasing the wear resistance of cutting part of cutting tool, defined way of choosing the optimal technology. keywords: cutting, tool wear, improvement of wear resistance. references 1. kuzmenko a.g., storoshhuk v.a. mehanika vyrubki. chast 1. ostryj klin , problemy tribologii,2003,№ 1,p. 145-159. 2. kapustin i.i. obuvnye mashiny,m., 1949,308 p. 3. kapustin i.i. rezanie i rezhushhij instrument v kozhevenno-obuvnom proizvodstve,m., 1950,p. 4-42. 4. polіshhuk o.p., karmalіta a.k. viznachennja vplivu shvidkostі virubannja na tehnologіchnі zu-sillja ta jakіst lіnії rіzu , vіsnik tehnologіchnogo unіversitetu podіllja,2001,№ 3,p. 160-166. 5. arhipov n.n., karpachev p.p., majzel m.m., plevako n.a. osnovy konstruirovanija i rasche-tov tipovyh mashin i apparatov legkoj promyshlennosti,m.: gntiml, 1963,599 p. 6. fabrichnіkova і.a. znoshennja burjakorіzalnih nozhіv pri zrіzannі koreneplodu cukrovogo bu-rjaka [tekst] , і.a. fabrichnіkova , sіlskogospodarskі mashini: zb. nauk. st,vip. 21,tom іі,luck: red.-vid. vіddіl lntu, 2011,p. 150-157. 7. fabrichnіkova і.a., kolomієc v.v. praktichnі rekomendacії po zbіlshennju resursu burjakorі-zalnih nozhіv [tekst] , і.a. fabrichnіkova, kolomієc v.v. , problemi tribologії,2015. –№3,p. 122-126. 8. chizhikova t.v., martynov g.a. perspektivy povyshenija jekspluatacionnoj nadezhnosti re-zhushhih instrumentov v mjasnoj promyshlennosti. m.: agroniitjeimmp, 1987,43 p. 9. iljuhin v. v. processy iznashivanija sistemy «nozh – reshetka» v volchkah. , v. v. iljuhin., mjasnye tehnologii,2011,№2,p. 36 – 38. 10. nekoz p. o. pіdvishhennja efektivnostі roboti і dovgovіchnostі rіzalnogo komplektu mjasorіzalnih vovchkіv : dis… kandidata tehn. nauk. , p. o. nekoz – k. : uduht, 2001,165 p. 11. polujan v.a. povyshenie dolgovechnosti nozhej mjasoizmelchitelnyh mashin , dip. na soisk. uch.. stepeni kand. tehn. nauk, polujan v. a,z.: zernograd, 2006. –p.7–10. 12. fomіna r.b. tehnologija vosstanovlenija krestovyh nozhej promyshlennyh mjasorubok davle-niem, dip. na soisk. nauch. step. kand. tehn. nauk, fomin r. b.-p.: saratov, 2001,p. 110-113. 13. nekoz p.o. pіdvishhennja efektivnostі roboti і dovgovіchnostі rіzalnogo komplektu mjasorіzalnih vovchkіv: dip. kand. tehn. nauk,k. nuht, 2001,165 p. 14. zavojko o.p., novyіkov p.m. mehanіzacіja procesu elektroіskrovogo leguvannja іz zastosuvannjam reakcіjnih vlastivostej gazіv,t.: fіzika і hіmіja tverdogo tіla №4, 2013,897-903 p. 15. zavojko o.p. teoretichnі osnovi elektrotehnologії zmіcnennja metalіv. ruta, chernіvcі. 2003r. 16. nekoz o.і., osipenko v.і., batrachenko o.v. pіdvishhennja znosostіjkostі nozhіv kutera plazmovo – detonacіjnim zmіcnennjam. odeska nacіonalna akademіja harchovih tehnologіj.o.: naukovі pracі, 2009,172-174 p. 17. tjurin ju.n., zhadkevich m.l. plazmennye uprochnjajushhie tehnologii,k.: naukova dumka, 2008.– 215 p. 18. kolіsnichenko o.v. formuvannja modifіkovanih sharіv pri plazmovo-detonacіjnіj obrobcі vuglecevih stalej. disertacіja na zdobuttja vchenogo stupenja kand. tehn. nauk,kiїv: іnstitut elektroz-varjuvannja іm.. є.o. patona nan ukraїni, 2003 – 154 p. вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 17 диха о.в., вельбой в.п., вичавка а.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання удк 621.891 для аналізу зносостійкості напрямних ковзання в механізмі повзуна кривошипно-шатунного пресу встановлена необхідність визначення норального навантаження на напрямні як базовий визначальний фактор процесу зношування. в результаті проведений аналітичний силовий аналіз кривошипно-шатунного механізму пресу з урахуванням сил тертя у шарнірах і плоских елементах механізму. отримані розрахункові залежності для визначення контактних навантажень та показаний приклад реалізації методики розрахунку. ключові слова: напрямна ковзання, кривошипно шатунний механізм, сили тертя, контактні навантаження, розрахунок зносу. вступ і постановка завдань напрямні елементи вузлів технологічного обладнання є одиними з набільш відповідальних спряжень, що визначають точність руху виконавчих органів обладнання. тому оцінка їх зношування є актуальною проблемою для прогнозування довговічності по зносу машини в цілому. в роботі об`єктом дослідження є напрямні ковзання кривошипних пресів зворотньопоступальної дії. кривошипні преси – це швидкодіюче технологічне обладнання, яке широко використовуються у масовому виробництві штампованих виробів як з металевих, так і неметалевих матеріалів у різних галузях машнота приладобудування, виробництві побутової техніки, товарів широкого вжитку, меблевої фурнітури, картонних виробів для фасування продукції фармацевтичної та харчової промисловості тощо. на підприємствах різних галузей промисловості в даний час найбільше використовуються відкриті та закриті однокривошипні преси, основні параметри яких відповідно регламентовані номінальним зусиллям від 25 кн до 2,5 мн (гост 9408 – 77 ) і від 1,6 до 25 мн (гост 10026 – 75). провідним виробником таких пресів в україні сьогодні є ват «пресмаш» (м. івано-франківськ), продукція якого експортована в австрію, англію, францію, італію, швецію та інші країни [1]. на українському ринку також представлені механічні преси відомих зарубіжних компаній vaptsarov ad, vapress та metalforme, які сертифіковані за стандартами се [2, 3]. дія механічних пресів грунтується на перетворенні обертового руху електроприводу у вертикальний зворотно-поступальний рух повзуна з прикріпленим до нього робочим інструментом (штампом). надійність і довговічність механічних пресів як вітчизняного, так і зарубіжного виробництва передусім визначається силовими характеристками і залежною від них зносостійкістю деталей вузлів тертя виконавчого механізму преса, до яких належать радіальні підшипники опор кривошипного вала, шарнірні з’єднання шатуна з валом і повзуном та напрямні повзуна. підшипники ковзання механічних пресів працюють у край важких силових умовах. практика експлуатації і розрахунок підшипників механічних пресів [4, 5] показує, що піковий тиск в опорних підшипниках ексцентрикового вала горячоштампувальних пресів сягає до 25 … 35 мпа, в ексцентриковій шийці – 50 … 60 мпа, в нижній опорі – 100 … 120 мпа, а в листоштампувальних пресах – відповідно 15 … 25 мпа, 25 … 35 мпа і 50 … 75 мпа. в той же час задовільна експлуатаційна якість і довговічність підшипників пояснюється умовами напіврідинного тертя (μ = 0,04 … 0,05), короткочасністю дії пікового навантаження і малими швидкостями ковзання (v < 1 м/с). якість роботи виконавчого механізму преса також залежить від стану напрямних повзуна, оскільки їх знос негативно впливає на роботу штампів і якість, зокрема, розділювальних операцій (вирубання контуру листоштампованих виробів і пробивання в них отворів), коли нормальні зазори між пуансоном і матрицею складають 5…7 % товщини оброблюваного листового матеріалу [7, 8]. в кривошипних пресах простої дії з с-подібною станиною повзун утримується від повороту і горизонтального зміщення двома клинчастими сталевими напрямними (лівою і правою), а в пресах закритого типу з п-подібною станиною – чотирма такими ж напрямними, розміщеними діагонально в кутах поперечного перетину повзуна. напрямні прикріплені до станини преса гвинтами з можливістю регулювання зазору в рухомому з’єднанні «повзун – напрямна» за посадкою н8/е8. при зворотно-поступальному русі повзуна у цьому з’єднанні здійснюється тертя ковзання, що призводить до зносу контактних поверхонь повзуна і напрямних. за результатами аналізу літературних джерел [4, 5, 6] встановлено, що наведені в них розрахунки силового навантаження вузлів виконавчого механізму спрямовані в основному на визначення реакції вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 18 опор кривошипного вала на короткочасну дію опору деформації штампованого матеріалу в момент робочого ходу повзуна. знос напрямних кривошипно-повзунного преса передусім визначається кінематикою і динамікою його виконавчого механізму. як базовий визначальний фактор, що впливає на знос приймається контактний тиск між повзуном і напрямною, який в свою чергу визначається величиною діючого навантаження від зусиль обробки, ваги, інерційних сил, тощо. основний матеріал проаналізуємо циклограму руху повзуна кривошиного пресу. у кожному циклі зворотнопоступального руху швидкість повзуна і прикріпленого до нього робочого інструменту дорівнює нулю, коли повзун проходить через верхнє та нижнє крайнє положення. залежність швидкості повзуна від кута повороту кривошипного валу v(α) і тривалості руху v(t) між цими точками за відсутності опору з боку оброблюваного матеріалу описується синусоїдою, а при наявності такого опору – більш складною залежністю (рис. 1). прямий хід зворотний хід t1x.пр. t2х..пр. tx.зв.. 2х.пр1x.пр. р.х. x.зв.. 0 tp.x. tп.p.x.tв. tн. tв.tк.p.x. в. в.нп.р.х. к.р.х. p v t  pp.x.(t)=pp.x.()vp.x.(t)= vp.x. () прямий хід зворотний хід t1x.пр. t2х..пр. tx.зв.. 2х.пр1x.пр. р.х. x.зв.. 0 tp.x. tп.p.x.tв. tн. tв.tк.p.x. в. в.нп.р.х. к.р.х. p v t  pp.x.(t)=pp.x.()vp.x.(t)= vp.x. () рис. 1 – циклограма руху повзуна кривошипного преса [5] з моменту дотику інструменту до оброблюваного матеріалу при прямому ході повзуна власне починається робочий хід преса. початку робочого ходу відповідає проміжне положення кривошипного вала αп.р., а в момент закінчення деформації оброблюваного матеріалу положення кривошипного вала визначається кутом αк.р. кут повороту кривошипного вала, що відповідає робочому ходу повзуна αр.= αп.р. – αк.р. і залежить від характеру деформації і товщини (висоти) оброблюваного матеріалу. решта прямого ходу є «холостий» хід. загалом при прямому ході повзуна можливі дві ділянки «холостого» ходу: 1 – а ділянка – від крайнього верхнього положення повзуна до початку робочого ходу α1х.п. = αв..– αп.р.; 2 – а ділянка – від закінчення робочого ходу до крайнього нижнього положення повзуна α2х.п. = αк.р. – αн. таким чином, кут повороту кривошипного вала за прямим ходом повзуна αп.х. = α1х.п. + αр + α2х.п. моменту початку робочого ходу відповідає визначена кінематикою преса і положенням кривошипа швидкість руху інструмента vп= f (αп.р.). в сучасних типах кривошипних пресів швидкість повзуна в момент початку робочого ходу змінюється в широких межах від 0,01 м/с до 0,5 м/с і більше друга ділянка «холостого» ходу має місце при виконанні лише певних технологічних операцій, наприклад пробивання отворів, коли процес деформації оброблюваного матеріалу закінчується раніше, ніж повзун дійде до крайнього нижнього положення, а частина шляху повзуна, що відповідає повороту кривошипа на кут α2х.п., необхідна для проштовхування штампованого виробу чи відходу через отвір матриці штампу. опір руху повзуна і тиск на напрямні протягом «холостого» і зворотного ходу визначається масами повзуна mп і прикріпленої до нього верхньої частини штампа mш, що зумовлює силу їхньої спільної ваги g = (mп + mш)g (де g – прискорення земного тяжіння), а при робочому ході – силою деформації рд= f (h), яка, зокрема, для розділювальних операцій вирубання виробів з листового матеріалу і пробивання в ньому отворів залежить від властивостей матеріалу і розмірів штампованого виробу [7]. за ідеальних умов роботи кривошипного преса, коли не враховуються сили тертя в рухомих з'єднаннях виконавчого механізму (μ = 0), підчас робочого ходу сила деформації штампованого вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 19 матеріалу рд направлена вздовж осі шатуна, а напрямні повзуна піддаються тиску рн, спрямованому перпендикулярно до поверхні ковзання. такий підхід, зазвичай, використовується при силовому аналізі виконавчого механізму кривошипних пресів, коли враховують дію лише максимального опору штампованого матеріалу в момент короткочасного робочого ходу і нехтують вагою повзуна і рухомої частиною штампа та тиском на напрямні повзуна [5]. це обмежує можливості аналізу силових умов тертя напрямних підчас «холостого» і зворотного ходу повзуна, які протягом усього циклу зворотно поступального руху піддаються контактному тиску під дією ваги повзуна і рухомої частини штампа. з урахуванням тертя (μ = 0,04 … 0,05) в шарнірних і плоских з'єднаннях кривошипноповзунного механізму сили тертя по різному відхиляють напрям сили рав відносно осі шатуна і дії повзуна рn на напрямні, змінюючи їх як за величиною, так і за напрямом залежно від кута α повертання кривошипного вала (рис. 2). pd g pn o a b  o a    m b  n  a pn pd g  pab bc a  pab g pn m b  b pab  a n  g pn pab a cb 0 o0 o 90 o90 o270 o 270 o 180 o180 o pd g pn o a b  o a    m b  n  a pn pd g  pab bc a  pab g pn m b  b pab  a n  g pn pab a cb 0 o0 o 90 o90 o270 o 270 o 180 o180 o а б g pn o a b   g pn o b    m b  a n pab  g pn pab a c b n a a pab   b g a pab pn  b cm 00 o 90 o90 o 270 o270 o 180 o180 o g pn o a b   g pn o b    m b  a n pab  g pn pab a c b n a a pab   b g a pab pn  b cm 00 o 90 o90 o 270 o270 o 180 o180 o в г рис. 2 – схеми для графоаналітичного визначення тиску на напрямні повзуна преса а – при αп.х.х. = 0 … 90о; б – при αр.х. = 150 … 170о; в – при αз.х. = 180 … 270о; г – при αз.х.= 270 … 360о вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 20 при побудові розрахункових схем (рис. 2) враховано, що сила рав завжди направлена вздовж спільної дотичної до кругів тертя шарнірів на кінцях шатуна ав. положення спільної дотичної вибрано так, щоб у кожному з шарнірів а і в момент від дії сили рав був спрямований проти напряму обертання шатуна відносно осі шарніра в, від якого передається реакція вздовж шатуна [9]. радіус кругу тертя для обертового руху визначено за формулою r , де μ – коефіцієнт тертя в шарнірі; r – радіус поверхні тертя в шарнірі. через наявність тертя контактних поверхонь напрямних сила рn також змінюється за величиною і направлена проти руху повзуна як при прямому (рис. 2, а, б), так і при зворотному ході (рис. 2, в, г). за прямим «холостим» ходом при повертанні кривошипа до 90о від верхнього положення повзуна (рис. 2, а) на вузли виконавчого механізму діє лише відома сила g = (mп + mш)g. за визначеними з розрахункової схеми (рис. 2, а) напрямками дії сил рn і g праворуч розрахункової схеми побудовано план сил і показано, що у векторній формі nab pgp   . з трикутника аbc знаходимо :     cos cos gpab , (1)       cos sin gpn . (2) сила тиску на напрямні:       cos cossin gp гn . (3) за прямим «холостим» ходом при повертанні кривошипа від 90о до початку робочого ходу на вузли виконавчого механізму також діє відома сила g за визначеними з подібної розрахункової схеми (рис. 2, а) напрямками дії сил рn і g показано, що у векторній формі nab pgp   . з векторного трикутника сил знаходимо:     cos cos gpab , (4)       cos sin gpn . (5) сила тиску на напрямні:       cos cossin gp гn . (6) за прямим робочим ходом при повороті кривошипа на 150…170о від верхнього положення повзуна (рис. 2, б) на вузли виконавчого механізму діють дві відомі сили: стискаюча сила усередненого опору деформації штампованого матеріалу рд і сила розтягування g. за визначеними з розрахункової схеми (рис. 2, б) напрямками дії відомої за величиною різниці сил (рд – g) і невідомої за величиною сили рn праворуч розрахункової схеми побудовано план сил і показано, що у векторній формі   nдab pgpp   . з векторного трикутника аbc знаходимо:       cos cos gpp дab , (7)         cos sin gpp дn . (8) сила тиску на напрямні:         cos cossin gpp д г n . (9) при зворотному ході повзуна навантаження вузлів виконавчого механізму преса визначаються знову лише дією сили g. при повороті кривошипа від 180о до 270о від верхнього положення повзуна (рис. 2, в) шатун повертається ліворуч відносно шарніру в. сили рав, рn і гnp визначаються відповідно за формулами (4), (5), (6). при повороті кривошипа від 270о до 360о від верхнього положення повзуна вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 21 (рис. 2, г) шатун повертається праворуч відносно шарніру в, а сили рав, рn і гnp визначаються відповідно за формулами (1), (2), (3). кути β, φ визначаються через відомі незалежні параметри виконавчого механізму. з аналізу кінематики кривошипно повзунного механізму відомо, що  sin sin , де lr / (r – радіус кривошипа оа, l – довжина шатуна ав). для універсальних кривошипних пресів простої дії λ = 0,065 … 0,085 [5]. vш vш vп vп g pd g pn pn vш vш vп vп g pd g pn pn а б vш vшvпvп vпvп g g pn pn vш vшvпvп vпvп g g pn pn в г рис. 2 – навантаження напрямних повзуна кривошипного преса а – αп.х.х. = 0…90о; б – αр.х. = 150…170о; в – αз.х. = 180…270о; г – αз.х.= 270…360о; 1 – шатун; 2 – ліва напрямна; 3 – повзун; 4 –штамп; 5 – права напрямна; 6 – штампований виріб кут тертя . arctg  кут γ можна визначити, розглядаючи трикутники асе і bde (рис. 2). очевидно, що сума сторін ае і ве цих трикутників є довжиною шатуна: ае + ве =l. враховуючи круги тертя в шарнірах вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 22 а і в знаходимо   sin arae і   sin brbe . склавши ае і ве та врахувавши, що  /rl , знаходимо: r rr l rr baba   sin . (10) проведений аналіз кінематики складових виконавчого механізму преса показує (рис. 2, а), що під час прямого ходу при повороті кривошипа від верхнього крайнього положення до початку робочого ходу повзуна навантаження силою рn сприймає ліва напрямна під дією ваги повзуна і прикріпленої до нього половини штампа. протягом робочого ходу (рис. 2, б) значно більше навантаження рn передається правій напрямній від дії сили опору деформації штампованого матеріалу. при зворотному ході повзуна (рис. 2, в, г) навантаження силою рn також сприймає ліва напрямна, але тепер під дією лише ваги повзуна і прикріпленої до нього половини штампа. за наведеними формулами виконані розрахунки навантаження напрямних однокривошипного відкритого преса простої дії номінальним зусиллям 1000 кн [10]. вихідними даними для розрахунку умовно прийнято: 1) конструктивні параметри – λ = 0,075; ar 120 мм; br 100 мм; r = 65 мм; 2) вагові характеристики – mп = 1500 кг; mш = 300 кг; 3) усереднений опір деформації штампованого матеріалу – 900 кн; 4) мащення напрямних – напіврідинне, коефіцієнт тертя μ = 0,05. за вказаними вихідними даними визначені кутові параметри: γ і φ для розрахунку навантажень рав, рn і гnp , які не залежать від кута α повороту кривошипного вала: 0127,0 65 100120 075,005,0sin      r rr ba ; `430 . кут тертя: `5220,05 arctg arctg  . під час «холостого» і зворотного ходу повзуна виконавчий механізм даного преса навантажений силою g = (mп + mш)g = (1500 + 300) · 9,8 = 17640 н = 17,64 кн. оскільки відхилення напрямів дії сил на виконавчий механізм, зумовлені тертям в його шарнірах і враховані кутами γ і φ, незначні, а сила складає 1,7 % номінального зусилля преса, то при розрахунках приводу преса і деталей механізму на міцність тертям в шарнірах і вагою повзуна нехтують [5]. розрахунками за формулою (7) показано, що під час робочого ходу похибка від заміни сили рав модулем сили рд складає 10 … 12 %. щодо розрахунку напрямних, то під час «холостого» і зворотного ходу повзуна лише сила g і тертя в рухомих з’єднаннях деталей виконавчого механізму, зумовлюють величину і напрям дії сили рn а без врахування її дії неможливо визначити контактний тиск напрямної і повзуна. результати розрахунку навантаження шатуну рав, напрямних рn і тиску гnp на напрямні повзуна данного преса при різних кутах α повертання кривошипного вала зведено у табл. 1. таблиця 1 навантаження складових виконавчого механізму однокривошипного відкритого преса простої дії номінальним зусиллям 1000 кн α, град 45 90 135 160 180 225 270 315 360 β 3° 4°20' 3° 2° 0° 3° 4°20' 3° 0° β – γ +φ β + γ +φ β – γ +φ 5°09' 6°29' 6°35' 6°04' 3°35' 6°35' 7°55' 5°09' -3°35' рав, кн 17,68 17,31 17,73 896,2 17,65 17,73 17,79 17,68 17,65 β – γ β + γ β – γ 2°17' 3°37' 3°43' 2°43' 0°43' 3°43' 6°03' 2°17' -0°43' рn, кн 0,70 1,12 1,15 42,53 0,22 1,15 1,87 0,70 0,22 г np , кн 0,699 1,118 1,148 42,47 0,219 1,148 1,867 0,699 0,219 вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 23 за умови напвірідинного тертя, коли коефіцієнт тертя в шарнірах механізму і на контактних поверхнях напрямних повзуна μ = 0,05, усереднене навантаження на напрямі підчас «холостого» прямого і зворотного ходів повзуна змінюється залежно від кута повороту кривошипа і складає від 1,25 % до 10 % ваги повзуна і прикріпленої до нього половини штампа. під час робочого ходу тиск на праву напрямну не менше 4,7 % усередненого технологічного зусилля штампування. висновок проведений аналіз кінематики виконавчого механізму кривошипного преса і розрахунок навантаження його шатуна і напрямних повзуна показує, що за кожний цикл зворотно-поступального руху повзуна його напрямні піддаються різному навантаженню залежно від кута повороту кривошипа. підчас прямого робочого і зворотного ходу контактний тиск сприймає права напрямна, а на ліву напрямну тиск передається лише на ділянці «холостого» прямого ходу. література 1. ват пресмаш. машинобудування та обладнання. ukrbiz.info/ua/listing.php. 2. компанія діп-металообробка. www.deep-m.com.ua. 3. тов "рм-см" . mapia.ua/ua/kyiv/metalurgiya/tov. 4. живов л.и., овчинников а.г. кузнечно штамповочное оборудование. прессы. – харьков: изд-во харьк. гос. ун-та. – 1966. – 456 с. : ил. 5. живов л.и., овчинников а.г., складчиков е.н. кузнечно штамповочное оборудование: учебник для вузов / под ред. л.и. живова. – м.:изд-во мгту им. н.э. баумана. – 2006. – 560 с. 6. игнатов а. а., игнатова т. а. кривошипные горячештамповочные прессы. – м.: машиностроение, 1974. – 352 с. 7. справочник конструктора штампов: листовая штамповка / под общ. ред. л. и. рудмана. – м.: машиностроение, 1988. – 496 с. 8 вельбой в.п. розрахунок робочих деталей штампів листового штампування з урахуванням ступеню їх зносу // проблеми трибології. – 2010. – № 3. – с. 95-98. 9. кіницький я. т. теорія механізмів і машин. – к.: наукова думка, 2002. – 360 с. 10. ковка и штамповка: справочник: в 4 т. т. 4 листовая штаповка / под ред. д. матвеева. – м.: машиностроение, 1987. – 544 с. поступила в редакцію 02.11.2016 вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 24 dykha o.v., velboj v.p., vychavka a.a. the influence of friction on tribocontact parameters slideways process equipment. for analysis of wear resistance of slideways in the slide mechanism of the crank press is the necessity of determining the inbred load to the rails as the basic determining factor of the process of wear. as a result, the analytical power analysis of the crank mechanism of the press with the force of friction in the joints and the flat elements of the mechanism. the calculated dependences for determination of contact loads and shows a sample implementation of method of calculation. keywords: guide slide, a crank mechanism, friction force, contact load, the calculation of wear. references 1. vat presmash mashinobuduvannya ta obladnannya . ukrbiz.info/ua/listing.php. 2. kompaniya dip-metaloobrobka. www.deep-m.com.ua. 3. tov "rm-sm" . mapia.ua/ua/kyiv/metalurgiya/tov. 4. zhivov l.i., ovchinnikov a.g. kuznechno-shtampovochnoe oborudovanie. pressyi. harkov: izd-vo pri harkov. un-te 1966. 456 p. 5. zhivov l.i., ovchinnikov a.g., skladchikov e.n. kuznechno-shtampovochnoe oborudovanie: uchebnik dlya vuzov. pod red. l.i. zhivova. m.:izd-vo mgtu im. n.e. baumana, 2006. 560 p. 6. ignatov a. a., ignatova t. a. krivoshipnyie goryacheshtampovochnyie pressyi. m. mashinostroenie, 1974. 352 p. 7. spravochnik konstruktora shtampov: listovaya shtampovka. pod obsch. red. l. i. rudmana. m.: mashinostroenie, 1988. 496 p. 8 rozrahunok robochih detaley shtampiv listovogo shtampuvannya z urahuvannyam stupenyu yih znosu. zb. "problemi tribologii", 2010, no 3. 9. kinitskiy ya. t. teoriya mehanizmiv i mashin. k.: naukova dumka, 2002. 360 p. 10. kovka i shtampovka: spravochnik: v 4 t. t. 4 listovaya shtapovka. pod red. d. matveeva. m.: mashinostroenie, 1987. 544 p. порівняльні характеристики зносостійкості оксидних та нітридних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 54 студент м.м., гвоздецький в.м., калахан о.с., посувайло в.м., шмирко в.м., сірак я.я. фізико-механічний інститут ім. г.в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: student-m-m@ipm.lviv.ua порівняльні характеристики зносостійкості оксидних та нітридних покриттів удк 621.891 в даній роботі проведено аналіз зносостійких покриттів альтернативних гальванічному хромуванню для захисту гідроциліндрів та визначення оптимальних умов експлуатації, в яких кожне із них буде найбільш ефективне. виконано порівняльні дослідження зносостійкості у різних робочих середовищах захисних багатошарових вакуумно-плазмових покриттів отриманих нанесенням почергово тонких шарів хрому та складного нітриду (ticr)n, шарів α-ti, нітриду титана – tin та магнетронне покриття на основі tin, оксидокерамічних покриттів на алюмінієвих електродугових покриттях напилених на основу із магнієвого сплаву ма-5, титанового сплаву птзв. ключові слова: зносостійкість, вакуумно плазмові покриття, електрична дуга. вступ технологія гальванічного хромування широко використовується для захисту від абразивного зношування та корозії штоків різноманітних гідроциліндрів у аерокосмічній промисловості, гірничодобувного обладнання, бульдозерів, тракторів та ін. однак на даний час в індустріально розвинутих країнах прийняті директиви, які направлені на зменшення допустимих рівнів концентрації шестивалентного хрому, і, як наслідок, заборону використання технології гальванічного хромування. сьогодні, як альтернативу для заміни шестивалентного хрому, пропонують різноманітні технології [1 4]. а саме: нанесення газотермічних покриттів (надзвуковим та плазмовим методом); електричне та гальванічне осадження (гальванічний ni, ni-w, ni-w-b та інші сплави, гальванічний ni-p та nco-p), термічна обробка (іонне азотування, нітроцементація, термохімічна високотемпературна обробка бором), анодування (технологія зміцнення легких сплавів на основі керметів, анодування магнієвих сплавів) та вакуумне осадження (нанесення покриттів конденсацією із газової пари, нанесення твердих вуглецевих плівок). одним з нових найбільш перспективних видів обробки поверхні металевих матеріалів є її плазмо-електролітне оксидування (пео) та вакуумне нанесення шаруватих покриттів. створення багатошарових покриттів перспективне для поєднання високої зносотривкості покриття та низької зношуваності контртіла. ці види обробок дозволяють підвищити мікротвердість поверхневих шарів, стійкість матеріалів до дії агресивних середовищ, корозійного і механічного руйнування [5]. покриття на основі нітридів титану tin володіють високою твердістю (20 ... 25 гпа) та зносотривкістю. покриття на основі нітридів хрому (crxn) також мають високу твердість (16 ... 22 гпа), однак менш термотривкі, поступаються за зносостійкістю покриттям із нітридів титану. покриття на основі оксиду алюмінію (20 ... 22 гпа) та оксиду титану (10 ... 12 гпа) мають високу мікротвердість, проте їм характерна й висока крихкість[6]. мета даної статті провести порівняльні дослідження зносостійкості у різних робочих середовищах, перш за все гідроциліндрів, для оптимального вибору умов, в яких кожне із покриттів буде найбільш ефективне. методика випробувань електродугові покриття отримували шляхом розпилення електродних дротів із алюмінієвого сплаву д16 за допомогою електродугового металізатора ме-2. параметри напилювання зразків пі сл я дробоструминного оброблення наступні: сила струму – 120 а, напруга – 32 в, віддаль від сопла до поверхні напилювання – 100…150 мм, тиск повітряного струменю – 0,3 … 0,65 мпа. оксидокерамічні покриття отримували плазмо-електролітною обробкою на легких сплавах на алюмінієвих електродугових покриттях напилених на основу із магнієвого сплаву ма-5, титанового сплаву птзв. покриття формували в катодно-анодному режимі у співвідношенні (ік/iа) 1 до 1,5 імпульсним струмом густиною 20 а/дм2 у електроліті г/л koh + 2 г/л рідкого скла (натрій силікатного). порівняльні характеристики зносостійкості оксидних та нітридних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 55 багатошарові вакуумно-плазмові покриття отримували нанесенням почергово тонких шарів хрому та складного нітриду (ticr)n завтовшки ~ 10 мкм, при цьому покриття містить тонкі шари α-ti та нітриду титана – tin завтовшки ~ 5 мкм та тонке (15 мкм) магнетронне покриття на основі tin. зазначені покриття нанесені методом конденсації з іонним бомбардуванням на зразки для досліджень зі сталі 20х13. випробування на зносостійкість проводили на установці (рис. 1) при осциляційному терті плоскої поверхні, горизонтально розміщеного плоского зразка контртілом, роль якого виконувала сталева (загартована сталь шх15, 822 hv0,3), або керамічна (al2o3, 1310 hv0,3) кульки діаметром 10 і 9 мм відповідно. випробовування на зносостійкість виконували на повітрі (сухе тертя), в середовищі 3% мас. nacl та 3% мас. водному розчині hydroway марки 1060 (напівсинтетична гідравлічна робоча рідина типу hfae (суміш високоочищеного нафтового мастила з функціональними присадками для забезпечення високих антикорозійних, змазувальних властивостей, біоцидної стійкості тощо), який використовується для наповнення шахтних гідроциліндрів. перед випробуванням поверхню зразка шліфували шліф-папером із абразивом sic зернистістю 1200 до шорсткості rz  1 мкм. випробування проводили за таких режимів: нормальна сила притискання кульки до поверхні зразка 10 n, частота осциляції 20 гц, амплітуда осциляції 1 мм, кількість циклів 20000, шлях тертя 40 м. після випробування аналізували характер та величину зношування робочої поверхні зразка. поверхню тертя – зношування піддавали металографічному аналізу з метою вивчення механізму руйнування. експериментальні результати та їх обговорення структура покриттів характерною особливістю вакуумно плазмових покриттів є наявність на поверхні значної кількості краплинної фази титану, який не прореагував при напиленні з нітрогеном, а також окремих пор, круглих ямок. останні ідентифіковано як сліди, що залишилися на поверхні через відокремлення окремих елементів краплинної фази. розмір краплинної фази від 1 до 14 мкм. відносна площа поверхні покриття зайнятої краплинною фазою до 10 %. 1 3 2 а б в рис. 2 – структура покриття на сталі 20х13: а – {cr (1)+ (ticr)n(2)} × 10 (краплинна фаза 3); б – {-ti + tin} × 5 на сталі 20х13; в – тіn 20х13 {-ti + tin}х5 {cr + (ticr)n} 20х13 20х13 тіn рис. 1 – схема випробувань на зносостійкість при осциляційному терті порівняльні характеристики зносостійкості оксидних та нітридних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 56 багатошарове покриття (рис. 2, б) складається з почергових тонких шарів -ti малої товщини (~ 0,1 мкм) та шарів tin завтовшки ~ 1 мкм. загальна кількість шарів у покритті 10, товщина покриву 5 … 6 мкм, символічний запис «конструкції» – {-ti + tin} × 5. багатошарове покриття (рис. 2, в) складається з почергових тонких шарів cr малої товщини (~ 0,1 мкм) та шарів (ticr)n завтовшки ~ 1 мкм. загальна кількість шарів у покритті 20, товщина покриття 10 … 12 мкм, символічний запис «конструкції» – {cr + (ticr)n} × 10. електронно-мікроскопічне вивчення поперечних шліфів із вакуумно-плазмовим покриттям tin засвідчило формування без поруватого покриття товщиною до 5 мкм без краплинної фази (рис. 2, а). електродугове покриття із алюмінієвого сплаву д16 має типову ламелярну будову (рис. 3), у структурі покриття присутні тонкі оксидні плівки al2o3, які розташовані вздовж меж між ламелями (тонкі чорні прожилки) та пори округлої форми. поруватість покриттів не перевищує 5 %. оксидні шари синтезовані на тонких (не більше 200 мкм) електродугових покриттях із д16 напилених на основу із магнієвого та титанового сплаву мають двошарову будову. верхній шар оксид алюмінію нижній шар оксид магнію або оксид титану (рис. 4). товщина оксидних шарів не перевищує 100 мкм. а б рис. 4 – структура оксидного шару синтезованого на електродуговому покритті із алюмінієвого сплаву д16: а – основа сплав магнію ма-5; б – основа сплав титану птзв. зносостійкість покриттів за випробувань в умовах сухого тертя величини коефіцієнтів тертя досліджуваних пар незначно відрізняються та знаходяться в межах 0,16-0,25 (табл. 1). проте знос матеріалів значно відрізняється. таблиця 1 зносостійкість та коефіцієнт тертя досліджуваних покриттів. в умовах сухого тертя у водному середовищі 3% мас. nacl в 3% мас. водному розчині hydroway марки 1060 тип покриття коефіцієнт тертя знос, мкм2 коефіцієнт тертя знос, мкм2 коефіцієнт тертя знос, мкм2 al напилений на ма-5 0,25 6371 покриття відшаровується внаслідок підплівкової корозії 0,22 265 al напилений на mа-5 + пео 0,19 200 0,45 235 0,25 109 al напилений на ті + пео 0,15 13 0,6 71 0,16 105 {-ti + tin}х5 на 20х13 0,25 498 0,3 210 0,35 428 {cr + (ticr)n} ×10 на 20х13 0,22 36 0,22 9 0,11 23 тіn магнетронне на 20х13 0,16 731 0,3 96 0,16 357 рис. 3 – структура електродугового покриття із алюмінієвого сплаву д16 напиленого на сплав ма-5 ма-5 mgo аl2о3 аl2о3 tiо2 ti порівняльні характеристики зносостійкості оксидних та нітридних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 57 такий характер зношування досліджуваних поверхонь зумовлений властивостями їх поверхневих шарів. так, найбільша величина зношування характерна для напиленого електродугового покриття із д16. у структурі напиленого покриття із алюмінію знаходиться до 5 % об’ємних оксиду алюмінію. проте на поверхні покриття сформована лише тонка товщиною до 0,5 мкм плівка із оксиду алюмінію. вона не може забезпечити високу зносостійкість напиленого покриття. характер трека зношування в умовах сухого тертя свідчить про схоплення та намазування матеріалу покриття на керамічну кульку. за випробувань у водному середовищі % мас. nacl середовище проникає до основи із магнієвого сплаву і покриття відшаровується. при терті в 3 % мас. водному розчині hydroway величина зносу зменшується практично в 20 разів порівняно із сухим тертям. таблиця 2. види трека зношування досліджуваних покриттів. вид трека зношування склад покриття в умовах сухого тертя у водному розчині 3% мас. nacl в емульсолі al напилений на сплав магнію ма-5 відбувається відшарування al напилений на сплав магнію ма-5+ пео al напилений на ті +пео {-ti + tin}×5 на 20х13 {cr+(ticr)n}× 10 на 20х13 тіn магнетронне на 20х13 плазмо-електролітне оксидування напиленого покриття зумовлює формування на його поверхні оксидного шару на основі оксиду алюмінію із високою мікротвердістю до 20000 мпа. така оксидна плі порівняльні характеристики зносостійкості оксидних та нітридних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 58 вка зумовлює підвищену зносостійкість в процесі сухого тертя та зменшує коефіцієнт тертя. однак така плівка є двошаровою. перший шар на основі оксиду алюмінію, а другий шар на основі оксиду магнію (рис. 5, а). через те, що оксид магнію має менший питомий об’єм, ніж основа із магнієвого сплаву, то в цьому оксидному шарі утворюються мікротріщини. це може викликати відшарування всього оксидного шару в процесі тертя або його частин, про що свідчить висока шорсткість трека зношування оксидного шару при випробуваннях у всіх середовищах. що може зменшити зносостійкість покриття. (табл. 2). при терті в водному середовищі 3 % мас. nacl (табл. 1) магнієвий сплав із електродуговим алюмінієвим покриттям є непрацездатним, внаслідок просочування середовища через пори покриття до підкладки із магнієвого сплаву і через корозію на границі покриття магнієвий сплав покриття відшаровується від основи (табл.2). оксидування алюмінієвого покриття на магнієвому сплаві суттєво зменшує пористість покриття і, як наслідок, корозійні процеси на границі магнієвий сплав покриття зупиняються. оксидний шар одержаний на електродуговому покритті на титановій основі в умовах сухого тертя має найменші вагові втрати. металографічний аналіз оксидного покриття сформованого в процесі плазмо-електролітної обробки показує також двошарову будову. верхній шар сформований переважно із оксиду алюмінію, а нижній із оксиду титану. обидва шари, як анкерами, з’єднані один із одним. це дає підвищену міцність і, як наслідок, високу зносостійкість оксидному шару. поверхня треку тертя має малу шорсткість, це свідчить що оксид титану в оксидному шарі слугує твердим мастилом і забезпечує високу зносостійкість в умовах сухого тертя. із вакуумно-напилених покриттів шари, отримані на основі нітриду титану, мають незначну зносостійкість. очевидно, це зумовлено високою крихкістю та значним рівнем напружень розтягу в покритті із tin. в той же час, покриття, сформоване із складного нітриду (ticr)n, хоча і має меншу твердість, ніж tin, проте має вищу зносостійкість. можливо, малий коефіцієнт тертя зумовлений утворенням на поверхні нітриду (ticr)n складних оксидів хрому та титану, а висока зносостійкість зумовлена високою твердістю та малим рівнем залишкових напружень розтягу завдяки пластичним шарам хрому розташованих між нітридними шарами. при терті в робочих середовищах зносостійкість оксидних шарів зменшується за рахунок корозійних втрат при взаємодії залишкового алюмінію в оксидному шарі із робочим середовищем при цьому на поверхні покриттів утворюються продукти корозії, та чинять абразивну дію на поверхні пар тертя і таким чином інтенсифікують процеси зношування. висновки оксидні шари синтезовані на електродугових алюмінієвих покриттях володіють високими трибологічними характеристиками як в умовах сухого тертя так і в робочих технологічних середовищах та не поступаються вакуумним покриттям на основі нітриду титану. література 1. picasa j.a. hvof coatings as an alternative to hard chrome for pistons and valves. – wear. – 2006. – №261. – р. 477 484. 2. flitney b. alternatives to chrome for hydraulic actuators. – sealing technology. – 2007. – №10. – р. 8 12. 3. papatheodorou т. influence o hard chrome plated rod surface treatments on sealing behaviour of hydraulic rod seals. – sealing technology. – 2005. – №4. – р. 21 27. 4. monaghana k.j., straub a. comparison of seal friction on chrome and hvof coated rods under conditions of short stroke reciprocating motion. – ibid. – 2008. – № 11. – p. 9 14 5. студент м.м., шмирко в.в., довгуник в.м., клапків м.д. оцінювання механічних властивостей комбінованих металооксидокерамічних шарів на алюмінієвих сплавах // фізико-хімічна механіка матеріалів. – 2014. – № 2. с. 116. 6. гольцев в.п., ходасевич в.в., карпенко г.д. и др. ионно-плазменная технология получения износостойких покрытий. минск, белниинти, 1987, 39 с. поступила в редакцію 01.09.2015 порівняльні характеристики зносостійкості оксидних та нітридних покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 59 student m.m., hvozdetskyi v.m., kalahan o.s., posuvailo v.m., smyrko v.v., sirak y.y. comparison of wear resistance characteristics of oxide and nitride coatings. analysis of wear resistance coatings alternative to galvanic chromizing for hydrocylinder protection and determining of the optimal service conditions in which each of them will have maximal efficiency is provided in the present article. comparative investigations of wear resistance of protective multilayer vacuum-plasma coatings obtained by deposition of byturn thin layers of chrome and complex nitride (ticr)n, layers of α-ti, titanium nitride – tin and magnetron coating on the base of tin, oxideceramic coatings on aluminum electric arc sprayed coating sprayed on the base of magnesium alloy ma-5, titanium alloy ptzv in different environments is provided. key words: wear resistance, plasma electolytic oxideceramic coatings, electric arc sprayed coating, magnesium alloy, titanium alloy, multilayer vacuum plasma coating references 1. picasa j.a. hvof coatings as an alternative to hard chrome for pistons and valves. wear. 2006. №261. р. 477-484. 2. flitney b. alternatives to chrome for hydraulic actuators. sealing technology. 2007. №10. р.8 12. 3. papatheodorou т. influence o hard chrome plated rod surface treatments on sealing behaviour of hydraulic rod seals. sealing technology. 2005. №4. р.21 27. 4. monaghana k.j., straub a. comparison of seal friction on chrome and hvof coated rods under conditions of short stroke reciprocating motion. ibid. 2008. № 11. p. 9 14 5. м. м. student, v. v. shmyrko, м. d. klapkiv, і. m. lyasota, l. n. dobrovol’ska. evaluation of the mechanical properties of combined metal-oxide-ceramic layers on aluminum alloys. materials science. september 2014, volume 50, issue 2, pp 290 295. 6. v.p. goltsev, v.v. khodasevich, g.d. karpenko and others. ion-plasma technology for wear-resistant coatings. minsk, belniinti 1987, 39 с. http://link.springer.com/journal/11003 _goback концепція досліджень зносостійкості металевих деталей, азотованих в тліючому розряді з автономними параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 69 пастух і.м., соколова г.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-m ail: past im@mail.ru концепція досліджень зносостійкості металев их деталей, азотованих в тліючому розряді з автономними параметрами удк 621.785.532 на основі анал ізу су ку пності фактор ів впливу сфор мована модель досліджень зносостійкості металевих деталей, азотованих в тл іючому р озр яді з автономними (незалежними) пар аметр ами технологіч ного режиму . клю чові слова: трибосистема, зносостійкіс ть, а зотування , тліючий розря д, не залеж ні параметри вступ поняття «азо тування в тліючому розряді з незале жними параметрами» логічно випливає з енергетично ї моделі процесу, сформульованої в [1]. головна теза ц ієї моде лі поля гає в тому, що кожний з субпроцесів, які маю ть місце при азотуванн і в тліючому розряді, найб іль ш продуктивн ий в певному діапазоні енергій час ток, що бомбардують повер хню, маючи певну ш видкість (енерге тичний р івень ), о триману як наслідок взаємодії з полем в межа х облас ті като дного па діння . при цьому цей потік формують не тільки заря джен і частки (іони). в деяки х випа дка х (за лежно від параметр ів те хнологічного режиму так зва ни х режимни х, як то скла д газового середовища, температура процесу, триваліс ть обробки та енергетични х – напруга като дного па діння, густи на с труму) їх на віть перевищує потік ней тральни х час ток, утворени х в резуль таті резонансної перезарядки, ймовірніс ні характерис ти ки котрого іно ді на порядок перевищують ана логічн і показники іон ізац ії. про те аналіз та прогнозування впли ву параметрів те хнологічного режиму на кінцеві результа ти дещо проблематичний з дво х причин. по-перше, опорним аналітичним параметром порівняння, яки й використовує ться для практичного застосування енерге тичної моделі процесу, є система відносни х енерге тични х фактор ів. проте їх абсолю тна величина може порівнюва тись кількісно тіль ки в межа х о дного матеріалу. по-друге, теоретичний оп тимум, тобто система параметрів режиму, зда тни х забезпечи ти задан і з вра ху ванням умов майбутньої екс плуа тації характеристики модифікованої повер хн і, рідко може бути реалізований на практиці. справа в тому, що ве дучим параметром режиму є температура процесу, яка у звичайних умова х підтримується завдяки певній комбінації енергетични х характеристи к. при ц ьому в першу чергу змінюю ть напругу між е лектродами розрядної камери (автоматично, якщо не зас тосовується балас тни й реостат). зале жно від п лощ і дета лей, о хо плени х розрядом, а також з вра ху ванням наявнос ті ло кальн и х виня тків на повер хн і ци х де талей (гострі ребра, вузьк і щілини, о твори малого діаметра та інше ), які служа ть концен траторами поля та зб іль шують ло кальну температуру, змінюють (збільшую ть) с трум розряду. з названих причин реально можлива комбінац ія параметрів не завж ди відповідає оптимуму, оскіль ки потужн іс ть розряду, я ка і формує температуру процесу в принципі залежи ть від обох енерге тични х характеристик, а вони в свою чергу також окрім всього іншого залежа ть від умов горіння розря ду, я кі обумовлені особливос тями конс трукції розря дної камери та підвіски са дки . слід також зауважи ти, що скла дові потужності по-різному формують умови модифікації, оскіль ки напруга розряду в основному впливає на енерге ти ку часток потоку, які бомбардують повер хню, а густи на струму (з врахуванням зазначени х вище факторів) – на кіль кісн і характерис тики потоку, що бомбардують повер хню часток. саме ця складова енерге ти ки розряду пояснює можливіс ть дося гнення певни х резу льта тів при азотуван ні з оберненою полярніс ть , тобто отримані в ході дослідни х процесів на установка х, в яки х де таль була е лектрично з’є днана з пози ти вним полюсом джере ла живлення . в цьому випадку іонів в околі модиф ікованої повер хн і взага лі не може бути . пос тановка проблем и узага льнен і по ложення мето дики формування моделі трибосистем при азотуван ні в тліючому розряді ви кла ден і в [2]. наве дена в ц ій роботі с хема взаємозв’язків в самому загальному вигляді відображає найбільш спрощену систему взаємозв’язків між окремими факторами, котрі в основному і формують кінце вий резуль та т дослідженн я – модель трибосистеми. очеви дно, що висновки з вказа ної роботи с лід розгля да ти тіль ки я к передумову для розробки де таль ного алгоритму визначення та сп іввідношення між ви хідними та кінце вими характеристиками модифікації мета лево ї повер хн і. в той же час незалежно від того, які характеристи ки бу дуть прийня ті в якос ті опорни х для оцінки прида тнос ті певного те хнологічного режиму модифікац ії повер хн і (рівно як і вза галі метод обробки об’єктів модиф ікац ії), кінцевою метою дослідження є пошук шля ху до призначення (в тому числі і автомати зованого) оптим а льни х параметрів те хнологічного режиму обробки з метою отримання та ки х нас лідків модифікації, які забезпечували б максимально необхідну відповідно до умов експлуатац ії працездатніс ть. природно, пов и концепція досліджень зносостійкості металевих деталей, азотованих в тліючому розряді з автономними параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 70 нні бути за дія ні і критер ії, які відображають економіку процесу, проте ця те за в першу чергу стосується вибору методу модифікац ії, тобто вже на с та дії призначення способу обробки повинн і бу ти зважен і вс і переваги та не доліки те хнологічного процесу, включаючи і показники , котр і характеризую ть саме економічну доцільн іс ть зас тосування те хнологічного процесу (з вра хува нням специфіки конкре тного п ідприємства). цю тезу слід першочергово вра ховува ти в тому сенсі, що в певн и х си туац ія х впровадження навіть б ільш прогресивного та економічно вигіднішого те хно логічного процесу вимагає в умовах кон кретного п ідприємства значни х кап італовкла день на його ре конструкц ію, що може звес ти нанівець доц ільн ість зас тосування те хно логії. концепція ме тод ики досліджень загальний а лгоритм та сис тема взаємозв’язків між факторами, які вливаю ть на формування моделі модифікації метале вої повер хн і показано на рис. 1. в зага льн ій постановц і модифікац ія розподіляється на процеси, котр і впливаю ть на весь об’єм об’єкта або певну його частину. подібни й розподіл в певній м ірі дещо умовний, оскільки повер хнева обробка не може мати нескінченно малу глибину. можливо доречним було б встанови ти певн і граничні співвідношення між розмірами модифікованого шару та об’єкта обробки вза галі. одн им із найчастіше ви користовувани х мето дів повер хневої модифікації ме талів є азо тування, а в означеній груп і перспективним з точки зору наслідків та е кономіки є а зотування в тліючому розряді, ко тре проводитьс я при певному режимові. параметри цього режиму, як зазначалось раніше, розділяю ться на режимні та енергетичн і. характерис тики (параметри) можуть бути абсолютними, відносними, с табільними протя гом всього циклу обробки, змін ними, взаємозалежними (залежн іс ть може бути повною або частковою з різними комбінаціями підпорядкованості) чи автономними (незалежними один від одного ). відповідно до цього встановлюю ться кри терії енерге тики процесу, оскільки в залежності від того, я кий субпроцес повинен бути превалюючим, той чи ін ший критер ій може бути вир ішальним. на прикла д, ін тенсивніс ть по току часток, що бомбардують повер хню, в основному визначається густиною струму, а їхня енергія – напругою між е лектродами розрядної камери. ви хідними характеристиками стану повер хні є матеріал, з якого виготовлено об’єкт модифікації, особливості його форми, що в першу чергу впливає на динаміку ви хо ду процесу на температурний режим. останню тезу слід розгля да ти, ви ходячи з наступни х по ложень. ос кіль ки наявн ість концентра торів поля призводи ть до локального швидкого нагр іву повер хн і, то ш видкість виво ду на режимну температуру повинна бути відпов ідною. не до тримання цього положення призводить до то го, що лока льно об’єкт обробки нагріває ться з біль шою шви дкіс тю, температура місць, де є концентрац ія поля, перевищує, за дану те хно логічним режимом. небезпека по дібно го порушення те хно логії обробки в першу чергу по лягає в ймовірності перевищення температури відпуску, тобто показни ки модифікац ії можуть бути меншими, н іж ви хідний с тан. вибору певни х комбінацій параметр ів те хно логічного режиму передує дослідження впливу параметрів те хнологічного режиму на майбутню структуру модифікованого повер хневого шару. для вс тановлення означени х закономірностей с лід вибрати мето дику, я ка забезпечувала б найбільшу об’єктивніс ть та відповідніс ть їх реальн им процесам. окрім зазначеного вище впли ву матеріалу, форми, ключове значення відіграє попередня хіміко-термічна обробка (хто). резуль та ти азо тування об’єктів, котр і попередньо пройшли хто, значно кращі порівня но з тими, що не оброблялись . проте азо тування подібни х дета лей вимагає підвищеного рівня кон тролю як температури взага лі, так і динаміки її зміни . ще оди н аспект, який може вплива ти на якіс ть модифікації – рівномірніс ть характерис ти к повер хневого шару після хт о, що в свою чергу в певній мірі обумовлюватиме аналогічний по казни к піс ля обробки. ще о дна небезпека азотування де та лей із значним коли ванням характеристи к повер хні п ісля хт о полягає в тому, що призначення параметрів те хнологічного режиму стає проблематичним, оскільки ця фаза процесу у значній мірі зале жить і від ви хідного стану повер хні. ще о дин з головни х факторів, я кий повинен бути вра хо ваним у стадії вибору параметрів те хнологічного режиму обробки – умови майбутньої експлуа тації. ця теза відіграє ключову роль при прогнозуванні попередньої с труктури повер хн і. в самому загальному вигля ді с труктура модифіковано ї повер хн і може включати зону нітридів та зону внутрішнього азотуван ня. в деяки х випа дка х майбутньо ї експ луатац ії бажана с труктура повер хневого шару може відрізня тись від класичної. наприкла д, надмірна твердіс ть повер хні, яка як правило характерна модифікованому шарові із значним вміс том шару нітридів, може призвес ти до його суттєвої кри хкос ті, що недопус тимо, наприкла д, для обробляючого інструменту. з вра хуванням означени х фактор ів формується модель проектної структури повер хні, а відтак – модель попередньої с труктури повер хні. різниця м іж ц ими поня ттями поля гає насамперед в тому, що попередня структура вра ховує окрім всього іншого реальний попередн ій стан повер хні, включаючи реальну нерівномірніс ть характеристик повер хн і. отримана таким чином модель попереднього с тану повер хн і дозволяє вибра ти як енергетичн і кри терії процесу, так і конкре тн і значення показн иків енер гети ки. дослідженню вп ли ву енергетични х характеристи к те хно логічного процесу на реальну структуру передує обґрунтування методи ки аналізу структури повер хн і, оскіль ки вона у значній мір і може вплину концепція досліджень зносостійкості металевих деталей, азотованих в тліючому розряді з автономними параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 71 ти на об’єктивніс ть резуль та тів по дібного дослідження. отриману реальну структуру аналізують , вибравши певн і параметри структури. на основі ц ієї процедури визначають не тіль ки реальн і показни ки, ко трі відображають модиф іковану повер хню, а ле й модель зв’язку с труктури з параметрами процесу. модифікація об’ємна поверхнева азотування азотування в тліючому розряді (атр) режим параметри енергетичні режимні а бс ол ю тн і в ід но сн і за ле ж ні а вт он ом ні зм ін ні с та бі ль ні поверхня матеріал характеристики форма попередня хто рівномірність характеристик попередня структура поверхні умови експлуатації проектна структура поверхні показники енергетики процесу енергетичні критерії процесу реальна енергетика процесу вплив параметрів процесу на структуру поверхні реальна структура поверхні зв’язок структури з енергетикою процесу методика аналізу структури поверхні параметри структури поверхні реальні значення параметрів структури поверхні зносостійкість характеристики зносостійкості умови випробувань реальні значення зносостійкості модель зв’язку параметрів структури поверхні з параметрами процесу модель зв’язку параметрів зносостійкості з параметрами процесу модель зв’язку параметрів зносостійкості з параметрами структури поверхні модель керованого формування зносостійкості залежно від умов експлуатації аналітичний апарат керованого формування зносостійкості залежно від умов експлуатації інженерна методика керованого формування зносостійкості залежно від умов експлуатації програмні продукти керованого формування зносостійкості залежно від умов експлуатації рис. 1 – схема взаємозв’язкі в моделі модифі кації пове рхні азотуванням в тлі ючому розряді концепція досліджень зносостійкості металевих деталей, азотованих в тліючому розряді з автономними параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 72 дослідження зносостійкос ті отриманої в резуль та ті обробки повер хн і проводи ться піс ля вибору характерис ти к, оскіль ки в певни х умовах експ луатац ії пріорите т кожно ї з ни х – змінний . ва жли ве значення має також вибір умов випробувань, оскільки о днотипна, без вра ху вання реально го стану повер хн і те хнологія випробувань на зносостійкіс ть може призвести до отримання необ’єктивно ї карти ни результа тів обробки або термін досліджень с тане невиправдано значним. пода льше дослідження передбачає розробку моделей зв’я зку параметрів зносостій кості з параметрами процесу модифікац ії, з вра хуванням реаль ни х значень параметрів с труктури – моделі зв’язку показників зносостійкос ті із структурою повер хн і. компле кс означени х моде лей дозволяє сформувати модель керованого управлінн я процесом за критерієм зносостійкості, я ка станови ть основу для розробки аналітичного апарату керованого формування зносостійкості. з огля ду на рівень скла днос ті ана літичного апарату розробляється інженерна методи ка керованого формування зносостійкос ті, а в зале жності від р івня її скла дності вирішує ться доц ільн іс ть розробки програмни х продуктів, ко трі дозволи ли б автоматизувати процес управлін ня те хнологією. висновки запропонована структура взаємозв’язків факторів та скла дови х моделі модифікац ії повер хн і азотуванням в тліючому розряді з незалежними параметрами може становити основу для автоматизац ії процесу керованого формування зносостійкості об’єктів обробки. літе ратура 1. пас ту х и. м. теория и пра ктика безводородного а зотирования в тлеющем разряде / и. м. пас ту х. – х. : националь ный научный цен тр «харь ковский физико-те хнический инс ти тут», 2006. – 364 с. 2. пас ту х і. м. методи ка формування моделі трибосистем при азотуванні в тліючому розряді / і. м. пас ту х, м. в. лук’янюк, в. о. курская , г. и. соко лова // вісник хмельниць кого національного університе ту. те хнічн і нау ки. – 2013. – №5. – с. 12-15. п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com поступи ла в редакц ію 27.05.2015 концепція досліджень зносостійкості металевих деталей, азотованих в тліючому розряді з автономними параметрами проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 73 pastukh i.m., sokolova g.m . concept of research of the wear resistance of metal parts, nitrided in glow discharge with independent parameters. on the basis of imp act comp lex the mod el of the study of the wear resistance of metal p arts, nitrided in a glow dischar ge with the autonomous (indep endent) p arameters of technological regime was generated. the structure of the relationship of factors and comp onents of the model can be the basis for automating of the p rocess of the wear resistance of metal p arts controlled formation. keywords: nitration, tribosy stem, glow dischar ge, model, indep endent p arameters. references 1. pastukh i. m. theorija i pra ktyka bezvodorodnogo azotirovania v tleushchem razrjade. kharkov, na tional sc ience center "kha rkov institute of physics and technology". 2006. 364 p. 2. pastuh i.m., luk’yanyukm.v., kurskaya v.o., sokolova g.i. metodika formuvannya modeli tribosistem pri a zotuvanni v tliyuchomu ro zryadi. visnik hmeln itskogo natsionalnogo universitetu. tehnichni nauki. 2013. # 5. s. 12–15. моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 37 сорокатий р.в., посонський с.ф., диха к.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-m ail: t ribosenator@gmail.com моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ков зання удк 621.891 наведені р езу льтати комп`ю тер ного моделювання контактних напр у жень і дефор мацій тр ибосистеми «повзу н-палець» циліндр ичної напр ямної пр ес-фор ми для оцінки його зно состійкості. встановлена можл ивість оцінки впливу особливостей констр у кції ву зла тер тя та його у мов р оботи на пер ебіг пр оцесів зношу вання. клю чові слова: комп`ютерне моде люванн я, конта ктний тис к, ц илін дрична напрямна, зносостій кіс ть . вступ на етап і проектування вузлів тертя не доста тньо уваги приділяєтьс я розрахунковим методам аналізу процесів зношування й прогнозування ресурсу пара тертя за кри терієм зношування [1]. з огляду на важ ливіс ть даної проблеми стає очевидною необ хідніс ть с творення розра хункови х інс трументів для інженерного ана лізу вузлів тер тя. я к показав а наліз використан ня міцн існи х розра хунків, ефекти вним інструментом в інженерн ій дія льності є комп`ю терні розра хункові па кети , я кі дозволяють за допомогою розрахункови х мето дів оц іни ти, як пове деться комп'ю терна модель вузла в реальни х умовах експ луатац ії, допомагають перекона тися в працезда тнос ті йо го в за даний періо д часу, без до да ткови х ви трат часу й засобів. опис конс трукції і умов екс плуатації трибос ис теми повзун-пале ць прес-форм и ру хомі з’є днання зворотно-поступального руху дета лей, зазвичай, працюють в умовах інте нсивного тертя ковзання. до та ки х де талей , зокрема, віднося ть напрямні ко лонки і втулки вирубни х і пробивни х ш тампів для лис тового ш тампування, напрямні де талі термопласта втоматів, тощо. особливу увагу заслуговую ть подібн і де та лі ме хан ізм ів перетворення напрямків ру ху, які п іддаю ться значним навантажен ням, що призводи ть до ін тенсивного зношування їх конта ктни х повер хон ь і порушення роботи механізмів в цілому. до таки х пар тертя, зокрема, належа ть клин – пальці і повзуни прес-форм з двома взаємо перпендикулярними площи нами рознімання, які широко використовую ться для ли ття п ід тиском фасонни х виробів з полімерни х матер іалів і метале ви х спла вів. на рис. 1. зображено 4-х твірну прес-форму для ли ття п ід тиском полімерни х порожнисти х виробів типу зливни х лійо к умивальни ків. зовн ішн і повер хн і виробу формуються рухомою 1 та неру хомою 2 матрицями, а внутр ішн і – зна ками 3. 3 2 5 41 рис. 1 – прес-форма для лиття під тиском поліме рних порожнистих виробів: 1 – рухома матриця; 2 – не рухома матриця; 3 – знаки; 4 – клин-паль ці; 5 – повзуни моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 38 в зімкну тому стані прес-форми розплав полімеру через ливникову втулку і систему впускни х та розвідни х кана лів заповнює формотворні гн ізда, де він о хо лоджується до повного твер діння, п ісля чого відбувається автоматичне розкривання прес-форми шля хом розмикання її складови х у такій послідовності. спочатку розмикаються матриця за ра хунок переміщен ня ру хомої 1 від неру хомої 2 її части ни. при цьому відформовані вироби утримуються де я кий час в ру хомій матриц і 1. потім двома кли нпальцями 4, прикріп леними до неру хомої п ли ти прес-форми, розводя ться в проти лежну с торону рухомі повзуни 5 разом із прикріплен ими до ни х зна ками 3. ру х повзун ів продовжується до того часу, поки знаки не вий дуть за межі отворів у ви ливка х. при замика нні прес-форми рухи відбуваються у зворотному напрямку. базовий матеріа л повзуна – легова на ста ль 20х або 18хгт з цементац ією, гар туванням та відпуском, твердіс тю hrc 56 – 52. повзун працює в парі з кли н-па льцем, що виго товляють із інс трументальни х висо коякісни х ста лей ти пу у8а, у10а термооброблених до твердості hrc 59 – 65. що стосується товщини мін імального шару масти ла у дан ій парі тер тя, то відомо, що спряжен і поверхні оброблено до шорсткості zr = 0,4 мкм. як вже було відмічено, дан і де талі працюють в умова х граничного мащення, а тому товщина мінімального прошарку мастила повинна скла да ти не менше за величину шорсткості конта ктуючи х повер хонь , тобто: 2  zrj 0,8 мкм. для даного спряження рекомендовані ан тифрикц ійн і масти ла, я кі воло діють високими протизадирними влас тивостями, тому що при роботі вузла саме за дирки можуть інтенс ифікува ти процеси зношення. найбажан ішим є зас тосування масти ла циатим – 210, або літол – 24. в ц ілому, ресурс даного вузла тертя повинен скла дати не менше як 3 ... 5 тис . циклів, але при порушенні експлуа тації (змащення через кожні 2 ... 3 змін и роботи) ресурс вузла може зменшитись на 30 % , і с кла да ти відповідно 1 ... 2 тис. циклів. граничне значення зазору в спряжені повзун-па лець складає 0,5 мм. визнача льним, щодо зносостій кості і на дійності працездатнос ті прес-форм, є стабіль ніс ть розмірів і с тану повер хонь тертя клин -пальців та їх напрямни х, які п іддаються зношуванню п ід дією значни х кон тактни х нава нтаже нь. кінематичний си ловий аналіз роботи спряження повзун палець дозво лив встанови ти значення си ли притис кання пальця до повзуна n = 3926 н. чисель не м оделювання трибоконтактної взаємодії у трибосис темі повзун-палець першим кроком для побудови моделей та прогнозування зносостійкос ті вузла тертя є етап визначення особливостей кон тактно ї взаємодії елемен тів реального вузла тертя і оцінки напруженодеформованого стану, який дозволи ть обґрунтува ти вибір розра хункови х моде лей. пара тертя клин-палець – повзун має конструкти вні особли вості, що буду ть суттєво вп лива ти на розподіл та значення ве личин, які характеризують кон тактни й тиск в зоні тер тя. аналіз існуючи х розрахункови х моделей , які б дозволи ли з доста тньою точніс тю визначити конта ктн і наван таженн я в зоні тер тя з урахува нням конструктивни х особливостей та специфіки функц іонування вузла тер тя показав, що наявні моделі містя ть ря д припущень, які є визначальними для вузла тертя і не хтування ними призве де до суттєви х по хибок у результата х і унеможливи ть побудову адеква тни х аналітични х моде лей. ви хо дячи з ви щевка заного для розра хунку ве личини кон тактного тис ку в спряженні клин-па лець – повзун ви користано мето д с кінчени х е лементів. для аналізу і розрахун ку величини кон тактного тиску в парі тертя побудован і розрахун кові с хеми предс тавлені на рисунку 2 (а, б). при аналізі кон тактної взаємодії елемен тів пари тер тя доцільно розгляну ти два гранични х варіа нти взаємного розміщення повзуна та клин -пальц я, на початку та в кінц і циклу пресування, коли відмін ності напружено-деформованого стану можуть бути максимальними. повер хню в наван тажено еквіва лен тною силою, я ка моделює наван таження від взаємодії повзуна та пальц я (нормальна реакц ія n ). повер хня па льця а закр іплена неру хомо. у відповідності до розрахунково ї с хеми в препроцесорі програмного комплексу ansys побудована розрахун кова скінчено-е лементна моде ль (рис. 3). для створення сітки с кінчени х елемен тів повзуна викорис тані просторові два дця ти вузлові еле менти solid186, для сітки скінчени х елементів па льця – просторові тетрагона льн і деся ти вузлові елементи solid187. в якості кон тактної повер хн і вибрана поверхн я повзуна, а цільовою – поверхня паль ця. для створення контактни х повер хонь цільової повер хні ви користан і елементи ta rge170, а контактно ї – conta 174. д ля розв’я зку кон тактної задач і вибрано модифікований мето д лагранжа, я кий забезпечує високу точн ість при досить шви дкому збіганню резуль татів. моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 39 а б рис. 2 – розрахункова схема вузла те ртя: а – положення закритої пре с-форми; б –положе ння відкритої прес-форми рис. 3 – розрахункова модель резуль та ти розра хунків напружено-деформованого стану при контактній взаємодії повзуна та пальця в с тан і за крито ї прес-форми представлено на рис. 4 5. аналіз форми розподілу конта ктного тис ку на поверхн і повзуна (рис. 4, 5) показує, що на поверхн і формується симетрична відносно осі обертання цилін дричної повер хн і повзуна конта ктна зона витя гнутої форми в напрямку не за кріп леного кін ця па льця. зони максимального тиску зміщен і в сторону до жорстко закр іп леної повер хн і па льця. рис. 4 – розподіл контактного тиску на пове рхні повзуна рис. 5 – ізолі нії розподілу контактного тиску на пове рхні повзуна моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 40 зона контактної взаємодії має специфічну форму (рис. 6), яка обумовлена специфікою деформ аційни х процесів та взаємного переміщення па льця та повзуна. особли віс ть кон тактної взаємодії в даному випадку поля гає у відносно великій про тяжнос ті кон такту в осьовому напрямку та суттєви х деформація х, відносно тон кого паль ця п ід дією наван таже ння від повзуна. такі конс труктивн і особливос ті пари тер тя формують характерний напружено-деформований стан (рис. 7) та специфічний розподіл кон тактного тиску на повер хн і (рис. 4 7). рис. 6 – розподіл контактного тиску на половині контактної пове рхні рис. 7 – розподіл е квівале нтних напруже нь (мі зес) аналіз зони розподілу конта ктного тис ку на поверхні повзуна (рис. 8) вказує на те, що максим альн і конта ктні нава нтаже ння вини кають на границя х кон тактно ї взаємодії пальц я та ци лін дричної поверхн і повзуна і у творюють відносно неве лику витягну ту вздовж осі обертанн я ци лін дричної повер хні повзуна зону. зменшення величин кон тактни х наван тажень відбувається, я к в сторону до середини зони контакту в радіа льному напрямку так і в напрямку не закріплено ї с торони пальця . за дани х умов взаємодії максимальн і кон тактн і наван тажен ня ся гають значень 20 мпа . рис. 8 – розподіл контактного тиску на пове рхні повзуна резуль та ти розра хунків напружено-деформованого стану при контактній взаємодії повзуна та пальця при відкри тій прес-формі предс тавле но на рис. 9 13. аналіз форми розподілу конта ктного тис ку на поверхн і повзуна (рис. 9, 10) показує, що на поверхн і формується симетрична відносно осі обертання цилін дричної повер хн і повзуна кон тактна зона витягнутої форми в напрямку не закр іп леного кінця па льця. зони максимального кон тактного тис ку зміщені в сторону до жорстко закріпленої повер хн і пальц я. зона контактної взаємодії па льця та ци лін дричної повер хні повзуна у випадку відкри тої прес-форми (рис. 9, 10) на відміну від закри тої (рис. 4, 5) не ви хо ди ть на торцеву поверхню повзуна, та к як конс трукція робочого торця пальця виконана у вигля ді сфери, яка в цьому положенні не взаємодіє з ци ліндричною повер хнею повзуна. моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 41 максимальні значення конта ктного тиску сягаю ть 19,6 мпа , що не значно відрізняє ться від ви падку закри тої прес-форми. рис. 9 – розподіл контактного тиску на пове рхні повзуна рис. 10 – ізолі нії розподілу контактного тиску на поверхні повзуна аналіз зони розподілу кон тактно го тиску на повер хн і повзуна (рис. 11) вказує на те , що макси мальні кон та ктні на ван таження виникаю ть на границя х кон тактної взаємодії па льця та ци лін дричної повер хні повзуна і утворюють ви тя гнуту вздовж осі обертанн я ци ліндричної повер хн і повзуна зону. зменшення величин кон тактн и х наван тажень відбувається , як в сторону до середини зони конта кту в радіа льному напрямку так і в напрямку не закр іп леної с торони пальця. рис. 11 – розподіл контактного тиску на половині контактної поверхні зона контактної взаємодії має специфічну форму (рис. 12), я ку обумовлюють специфічн і деформаційні процеси. особливість кон тактно ї взаємодії в даному випадку поля гає у відносно великій протяжності кон тактно ї взаємодії в осьовому напрямку та суттєви х деформація х па льця п ід дією на ван таження від повзуна. конс труктивн і особливості пари тер тя формують напружено-деформований стан (рис. 13) та специфічний розподіл кон тактно го тиску на повер хн і (рис. 9 13). резуль та ти розрахун ків напружено-деформованого стану пари тертя клин-палець – повзун вка зують, що для аналізу працезда тності та кого вузла тер тя необ хідно вра ховува ти конструктивні особливості, які будуть суттєво вп лива ти на формування зони контактної взаємодії, розподіл та значення конта ктного тис ку в зоні тер тя. аналіз кон тактно ї взаємодії для дво х гранични х вар іан тів взаємного розміщення повзуна та клин -па льця, в положення х відкри тої та за кри тої прес-форми вказує, що максимальний кон тактни й тиск моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 42 відрізняю ться не суттєво і с кла дає близь ко 20 пма, що дозволяє спростити моделю вання процесу зношування, прий нявши максимальний кон тактний тиск за с та лу величину на протязі одного ци клу пресування. рис. 12 – розподіл контактного тиску на половині контактної поверхні рис. 13 – розподіл е кві вале нтних напружень (мі зе с) з точки зору впливу на перебіг процесів зношування розподіли конта ктного тиску по цилін дричній повер хн і повзуна для обох гранични х випадків роботи прес-форми вказують, що максимальн і кон тактн і наван таженн я, які вини каю ть на границя х конта ктної взаємодії па льця та цилін дричної повер хн і повзуна і утворюють ви тягнуту вздовж осі обертання цилін дричної поверхні повзуна зону будуть суттєво впли вати на перебіг процесів зношування і формувати дві зони максимального зносу в місця х розміщення максимальни х кон тактн и х тисків. висновки 1. аналіз е квівале нтн и х напружень та деформацій повзуна прес-форми показав, що діючі наван таження ви кли каю ть су ттєві деформації, які є причиною вини кнення максимальни х еквівален тни х напружень в місцях кон тактно ї взаємодії клин-па льця і повзуна. при цьому діапазон робочих кон тактни х тисків складає  8 20 мпа . 2. резуль та ти розра хунків напружено-деформованого стану пари тертя клин-палець – повзун вказують, що для ана лізу працездатнос ті такого вузла тертя необ хідно вра ховува ти конструктивні особливос ті, я кі буду ть суттєво вп лива ти на формування зони кон тактно ї взаємодії, розподіл та значення контактного тис ку в зоні тер тя. літе ратура 1. сорокатый р.в. анали з современного состояния и перспе кти вы разви тия сае-сис тем для триботе хники / р.в. сорокатый , м.а. ды ха, с.с. кова льчук // проблеми трибології (proble ms of tribology). – 2010. – № 4. – с. 85-90. поступи ла в редакц ію 28.01.2015 моделювання зносоконтактних параметрів для циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 43 sorokaty r.v., posonsky s.f., dy kha к.o. design of wear-contact parameters for the cylindrical sliding sending. the resulted results of comp uter design of contact tensions and deformations of the tribosystem «slide-blockfinger» cy linder send in g p ress-form for the estimation of his wearp roofness. the set p ossibility of estimation of influen ce of features of construction of bearing knot and his terms of work is on motion of p rocesses of wear. keywords: co mp uter design, contact p ressure, cy lindrical slidin g send in g, , wearp roofness references 1. sorokaty r.v., dy kha m.a., kovalchuk s.s. analiz sovremennogo sostojanija i perspektivy ra zv itija sae-sistem dlja t ribotehniki, proble mi tribolog ії (proble ms of tribology), 2010. № 4. р. 85-90. нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 6 тісов о.в. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: tribosenator@gmail.com нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс удк 621.891 у роботі розглянуто нові особливості перебігу трибологічних процесів на поверхні тертя сплаву системи со-тіс в умовах високотемпературного фретингу. встановлено послідовність утворення вторинної трибоструктури, будова якої відповідає правилу додатнього градієнта механічних властивостай. визначено причини зростання зношування матеріалу за температури понад 950 ос. ключові слова: високотемпературний фретинг, тертя та зношування, композиційний сплав, кобальт, карбід титану вступ сучасна авіаційна промисловість є одним з найбільших споживачем новітніх технологій і матеріалів. розвиток цієї галузі суттєво стримується недостатньо швидким розвитком матеріалознавства. якщо у сфері конструкційних матеріалів, що експлуатуються в атмосферних умовах, справжню революцію створили так звані «чорні» композити на основі вуглецевих нанотрубок, то для високих температур ситуація змінилася значно менше. звичайно, покращуються властивості матеріалів, з яких виготовляють деталі гарячої частини газового тракту газотурбінних двигунів (гтд), розробляються нові захисні покриття, термобар’єрні шари тощо, однак їх як і раніше виготовляють зі сплавів на основі металів групи заліза – власне заліза, кобальту і нікелю [1]. вдалося досягти високих показників жаростійкості, жароміцності, спротиву високотемпературній повзучості за рахунок новітніх систем захисту основного матеріалу покриттями, технологій орієнтованого монокристалевого лиття. сучасні суперсплави працюють за температур, що досягають 90 % їхньої температури плавлення. однак, як і раніше, гостро стоїть питання їх трибологічного захисту. більшість цих матеріалів у однойменних парах тертя мають невисокі показники зносостійкості. саме тому розроблено велику кількість технологій їх поверхневого зміцнення, що забезпечили значне підвищення ресурсу деталей гарячої частини гтд. особлива увага завжди приділялася робочим лопаткам турбіни гтд – бандажному з’єднанню, так як зношування саме контактних поверхонь бандажних полиць є найчастішою причиною виходу лопатки з ладу. зважаючи на можливість комбінувати різнорідні матеріали, високих результатів удалося досягти використавши метод напаювання на контактну поверхню високотемпературним припоєм пластинки, що виготовляється із зносостійкого матеріалу [2 3]. застосування евтектичних сплавів хтн-61 і хтн-62 на основі кобальту для виготовлення зносостійких накладок забезпечує ресурс лопаток до 12 тис. годин [4]. подальшим розвитком даної технології була розробка порошкових сплав системи сотіс, у тому числі [5 6], у яких вдалося підвищити вміст зміцнювальної фази – карбіду титану – до 50 % за об’ємом, що є оптимальним з точки зору рівня внутрішніх напружень значенням [7]. дослідження зносостійкості. трибологічними дослідженнями в умовах високотемпературного фретингу було встановлено його високу зносостійкість, що пояснюється армуванням матеріалу порошками тіс різної дисперсності і стійким в умовах високотемпературного фретингу оксидним шаром, термодинамічні закономірності формування якого встановлено в роботі [8]. результати попередніх досліджень однозначно вказують, що найкращими властивостями володіє сплав, із вмістом карбідного наповнювача тіс близько 50 % об. велика кількість отриманих даних, тим не менше, не дозволяє отримати цілісну картину процесу контактної взаємодії і формування трибоструктур на поверхнях тертя цих матеріалів. завданням даного дослідження було встановлення послідовності процесів механічної та хімічної взаємодії на поверхні тертя композиційного порошкового сплаву системи со-тіс в умовах високотемпературного фретингу. матеріали і методика дослідження для дослідження було обрано розроблений спільно з інститутом металофізики нану сплав на основі кобальту, який легований алюмінієм і залізом. їх уміст в сплаві по 2 2,5 % мас, вміст хрому – 15 16 %мас. у якості зміцнювальної фази використано карбід титану у кількості 36 % мас./50 % об. дисперсність порошків – 1 10 мкм. також, для збільшення опору високотемпературній повзучості матриця додатково зміцнена порошками тіс субмікронного розміру. порошкові складники подрібнювались і перемішувалися у планетарному млині. сплав виготовлено з використанням методу ізостатичного гарячого нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 7 пресування у вакуумі за температури 1300 ос, тиску 5 мпа; час витримування під навантаженням – 15 хв [5]. мікроструктура сплаву показана на рис. 1. трибологічні випробування виконували на стандартній машині тертя мфк-1, що додатково обладнана кільцевою електричною піччю, яка дозволяє отримати в зоні розміщення зразків температуру 1150 ос. з цією метою використано зразки видовженої конструкції із напаяними на їх торці зразками із досліджуваного матеріалу (циліндром і втулкою, зразки). для припаювання використано припій впр-24 [4], який використовується для напаювання пластин із промислових сплавів хтн-61 і хтн-62 на контактні поверхні бандажних полиць робочих лопаток турбіни гтд. температура контролюється у ручному режимі за допомогою термопари і мілівольтметра. з метою утримання температури в печі її торці закриваються азбестовими накладками. вузол тертя установки із піччю показано на рис. 2. рис. 1 – мікроструктура порошкового композиційного сплаву системи со-тіс із умістом карбідної фази 50% об. рис. 2 – схема вузла тертя установки мфк-1, що додатково обладнаний електричною піччю: 1 – тримачі зразків; 2, 3 – рухомий і нерухомий зразок відповідно; 4 – камера електропечі; 5 – мілівольтметр; 6 – термопара п-пр10 питоме навантаження в контакті зразків – 30 мпа, амплітуда циклічних переміщень при фретингу – 120 мкм, частота переміщень – 30 гц. температура, за якої проводилось дослідження – 450 1050 ос із кроком у 200 ос. час випробувань – 46,5 год, що відповідає 5 × 106 циклів вібропереміщень. для мікроаналізу матеріалу під доріжкою тертя і визначення хімічного складу трибоструктур використовувався растровий електронний мікроскоп-мікроаналізатор рем-106и та світловий мікроскоп мім-7. дослідження мікроструктури матеріалу після випробувань виконували на поперечних шліфах, що готувалися за стандартною методикою. також проводився аналіз топографії поверхні тертя. схема дослідження зразків показана на рис. 3. зношування вимірювали лінійним методом. а б рис. 3 – зразок матеріалу після трибологічних випробувань: а – вигляд зверху; б – поперечний переріз; 1 – торцева поверхня, на якій розміщена кільцева доріжка тертя; 2, 3 – доріжка тертя; 4 – зона під доріжкою тертя, яка досліджувалася на предмет пластичного деформування результати досліджень та їх обговорення випробування в умовах високотемпературного фретингу підтвердили високу зносостійкість композиційного порошкового сплаву на основі кобальту. так, після випробувань за температури 1050 ос середнє лінійне зношування не перевищило 150 мкм. сплав рівномірно зношується в широкому діапазоні температур, і тільки за найвищих її значень спостерігається значна інтенсифікація зношування, яка, од нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 8 нак, є невеликою, якщо порівнювати її з отриманими рядом авторів раніше [4, 9] показниками зносостійкості широкої номенклатури матеріалів, що використовуються для нанесення на контактні поверхні бандажних полиць лопаток турбін гтд різним способами. попередні дослідження композиційного сплаву системи со-тіс в умовах високотемпературного фретингу наголошують про можливість появи пластичного деформування [10, 11], з чим попередньо і пов’язувався стрибок зношування за температури понад 950 ос, тому саме для цих зразків і виконували аналіз матеріалу під поверхнею тертя. 28 142 14 6 11 0 40 80 120 160 150 250 350 450 550 650 750 850 950 1050 1150 те мпе ратура, с л ін ій н и й з н о с, м км рис. 4 – середній лінійний знос дослідженого сплаву в широкому діапазоні температур за низьких температур, що нижчі за температуру початку окиснення компонентів сплаву (матриці і наповнювача), а також у початковий період тертя оксидний шар утворюється на поверхні, що займає близько 0,2 0,3 (рис. 5, а) від площі зразка, що приблизно дорівнює площі фактичного контакту [12]. тут можна стверджувати, що окисна структура виникає внаслідок трибоактивації поверхні тертя. спечені порошкові сплави на основі карбідів тугоплавких сполук за кімнатних і підвищених температур можуть працювати практично без окиснення поверхні тертя, і мають в таких умовах високу зносостійкість. час припрацювання може перевищувати 200 год, а час роботи до появи критичного рівня зношування – до 50 60 тис. годин [13]. власне, це і підтверджується значеннями середнього лінійного зносу за температури 250 ос. за температури 450 ос укривання поверхні оксидами значно зростає, і досягає значень 85 90 % (рис. 5, б). можна стверджувати, що за таких умов поверхня тертя повністю покривається оксидним шаром. деяке зростання зносу порівняно із попереднім значенням пояснюється інтенсифікацією окиснення матеріалу. а б рис. 5 – поверхня тертя сплаву: а – за температури 250 ос, ×200; б – за температу ри 450 ос, ×200 за температур 650 і 850 ос на поверхні тертя спостерігається зміна характеру рельєфу доріжки тертя (рис. 6). на поверхні помітні риски, що спрямовані у напрямку тертя; частинки зносу, а також місця, де ці частинки нагромаджуються, особливо добре це видно на рис. 6, а. слід також відмітити наявність різнозабарвлених ділянок на поверхні, що може свідчити про їх різний хімічний склад. поверхня тертя на обох мікрофотографіях мало пошкоджена, відсутні місця випадання карбідів з матричного мате нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 9 ріалу, продавлювання поверхні, відшарування захисного оксидного шару. продукти зношування мають невеликий розмір і виділяються у вигляді дрібних порошків. згідно з рис. 4, середнє лінійне зношування сплаву у цьому діапазоні температур залишається невеликим, що свідчить про стабільність процесу тертя, відсутність катастрофічного руйнування поверхні досліджуваного матеріалу. а б рис. 6 – топографія поверхні тертя сплаву: а – 650 ос, ×200; б – 850 ос, ×1200 зростання температури до максимального в межах дослідження значення1050 ос призводить до суттєвого зростання лінійного зносу матеріалу. на рис. 7, а добре помітно, що зберігається умовний поділ поверхні тертя на світлі і темні ділянки. в центрі знімка і внизу справа добре помітні великі частинки, з розмірами близько 50 мкм. такі частинки не є характерними для продуктів зношування сплаву за нижчих температур, і разом із високим значенням лінійного зносу можуть свідчити про руйнування захисного поверхневого шару оксидів. на рис. 7, б видно, що продукти зношування, що переважно нагромаджуються на поверхні, мають у своїй більшості розмір близько 1 мкм. а б рис. 7 – топографія поверхні тертя дослідженого сплаву за температури 1050ос: а – доріжка тертя, загальний вигляд, ×60; б – дрібнодисперсні продукти зношування, ×2000 результати рентгеноспектрального аналізу світлих і темних ділянок подано на рис. (рис. 8). вони підтверджують різний хімічний склад темних і світлих ділянок, що утворюються на поверхні тертя порошкового композиційного сплаву системи со-тіс в умовах фретингу за температури 1050 ос. зокрема, на світлих ділянках спостерігається підвищений вміст хрому, що перевищує його початкове значення у сплаві, в той час як вміст кобальту значно нижчий. разом із наявністю значної кількості кисню, заліза, нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 10 кобальту і алюмінію можна стверджувати, що біла ділянка утворюється переважно із хімічних елементів, що входять до складу матричного сплаву. на темних ділянках навпаки, концентрація елементів матричного сплаву знижується, тоді як суттєво зростає частка титану. вміст кисню також високий, що пояснюється окисненням карбіду титану, що є армувальною фазою порошкового композиційного сплаву, а також окисненням інших хімічних елементів, що присутні. вимірювання лінійних розмірів темніших частин доріжки тертя показали, що їх розмір коливається від 200 до 300 мкм. порівнявши це значення із величиною амплітуди, за якої відбувалося дослідження трибологічних властивостей (120 мкм), стає зрозуміло, що вони є контурними ділянками контакту спряжених поверхонь. в процесі тертя саме тут скупчення карбідних зерен утворюють безпосередній контакт спряжених поверхонь. за таких умов більша частка навантаження припадає на карбідну фазу. внаслідок цього утворюються продукти зношування у вигляді дрібнодисперсних порошків (рис. 7, б), хімічний склад яких відповідає оксидам титану. рис. 8 – результати рентгеноспектрального аналізу оксидного шару, що утворюється в умовах фретингу за температури 1050 ос. контурний спектр – світла ділянка слід також зазначити, що авторами роботи [8] встановлено, що окиснення матеріалів системи со-тіс з ідентичними досліджуваному матеріалу хімічним складом розпочинається із утворення на поверхні шару оксидів матричного матеріалу. карбідні зерна, оскільки вони твердіші, вже на етапі підготовки поверхні до випробування “виходять” на ділянки фактичного контакту. вони знаходяться над матеріалом матриці, і частинки зношування карбіду титану (переважно оксиди) нагромаджуються на підшар оксидів матриці, у яких переважає сполука cr2o3. а б рис. 9. мікроструктура сплаву: а – під доріжкою тертя; б – місце локального руйнування оксидів матриці і його “заживлення”. температура випробувань т = 1050 ос нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 11 суттєве зростання зношування в діапазоні температур 850 1050 ос можна було б пояснити інтенсифікацією процесів поверхневого деформування матеріалу. на рис. 9, а, зображено структуру під доріжкою тертя за схемою (рис. 2, б). видно, що взаємне розташування зміцнювальної фази мало відрізняється від вихідної мікроструктури, що може свідчити про відсутність пластичного деформування поверхневого шару. матрична фаза щільно прилягає до зерен tic, відсутні тріщини і викришування карбідної фази з поверхні тертя, що з одного боку говорить про її міцне зчеплення з матричною фазою, оптимальну передачу напружень від сил тертя всередину матеріалу, з іншого про переважно механохімічний характер зношування. на рис. 9, б показано місце локального руйнування оксидного шару. терасоподібна форма сколювання (добре помітно в нижньому лівому куті), свідчить про втомну причину цього процесу. аналіз хімічного складу оксидного шару навколо місця руйнування показав, що переважає у ньому хром і кисень, що свідчить про його утворення оксидами матриці. до складу порошкового продукту, яким заповнене місце руйнування, входять всі компоненти сплаву і кисень, причому кількість титану і хрому вища ніж у сплаві (24 і 62 % мас. відповідно), тоді як кобальту – значно менше (близько 7 % мас). це свідчить, що він є зношеним на інших ділянках оксидним шаром, що утворюється як матеріалом матриці, так і матеріалом наповнювача. в усьому діапазоні температур випробувань структура поверхні є однорідною, зі слабо вираженими слідами руйнування. характерним для нього є формування стійкого шару оксидів хрому, які зверху покриті оксидами титану. утворення оксидів титану і їх нагромадження на більш твердий підшар можна вважати ще одним підтвердженням того, що карбідні зерна розміщуються на ділянках безпосереднього контакту двох спряжених поверхонь. утворені на поверхні карбідних зерен шари твердого розчину tic+tio за температури 650 1050 ос [14] менш тверді за основу і в процесі тертя зношуються. їх порівняно низька твердість і невелика товщина приводять до утворення дрібнодисперсних порошків. спільна дія високих температур і тиску, дрібний мікронний і субмікронний розмір порошку тіо2 (рис. 7, б) приводять до активізації зернограничної дифузії. унаслідок цього, вони спікаються між собою, і припікаються до основи, якою є шар оксидів матричного матеріалу, утворюючи темні ділянки на поверхні тертя. утворений шар відповідає правилу додатного градієнта механічних властивостей, оскільки твердість оксидів титану значно менша за твердість оксиду хрому. крім того, частинки порошку оксиду титану можуть відігравати роль твердого мастила в зоні тертя, пом’якшуючи режим контактної взаємодії спряжених поверхонь. зростання ж інтенсивності зношування за максимальних температур випробувань відбувається внаслідок локального руйнування оксидів матричного матеріалу, що, очевидно, спричинюється високою концентрацією оксиду хрому, і достатньо великим градієнтом механічних властивостей між оксидами матриці і самою матрицею сплаву. нагромадження ж порошкового продукту зношування в місцях локального руйнування захисного оксидного шару, очевидно, запобігає схоплюванню спряжених поверхонь, оскільки вузлів мікрозварювання під час топографічного аналізу доріжки тертя виявлено не було. розмір зруйнованих ділянок коливаються в межах 50 200 мкм, що корелює з розмірами контурних ділянок котакту. терасоподібний характер тріщини по периметру місця пошкодження також свідчить про нагромадження втомних напружень як в оксидному шарі. висновки досліджений матеріал має рівномірний характер зношування в усьому діапазоні температур дослідження. структура матеріалу сприяє утворення дрібних продуктів зношування, що компактуються і утворюють вторинну трибоструктуру, механічні властивості якої відповідають правилу додатного градієнта. утворювані порошки оксидів титану також можуть відігравати роль твердого мастила. карбідна фаза ефективно зміцнює матричний матеріал, яким є легований кобальт. аналіз матеріалу під доріжкою тертя засвідчив відсутність руйнування зерен тіс і пластичного деформування матриці. частинки розміром близько 10 мкм виходять на ділянки фактичного контакту і забезпечують порошковому сплаву високу зносостійкість, а частинки субмікронного розміру обмежують її текучість і пластичне деформування. за температур до 850 ос зношування матеріалу є незначним і руйнування захисного оксидного шару не спостерігається. характер зростання кривої лінійного зносу носить характер, близький до лінійного. очевидно, у цьому проміжку температур процес зношування є нормальним і відбувається за механохімічним механізмом. можна також стверджувати, що у цьому діапазоні температур сплав володіє рівнозношуваністю, що особливо важливо для деталей гарячої частини гтд, які працюють у нестаціонарному температурному полі. внаслідок трибологічної взаємодії на поверхні тертя утворюються дрібнодисперсні продукти зношування мікронного і субмікронного розмірів, що внаслідок дії високих температур і контактних тисків спікаються і припікаються до основи (шару оксидів матричного матеріалу), утворюючи таким чином вторинну структуру, що відповідає додатному градієнту механічних властивостей. нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 12 локальне руйнування захисного оксидного шару спричинюється нагромадженням втомних напружень, що викликне великою тривалістю випробувань, різницею механічних властивостей матричного сплаву на основі кобальту і трибоструктури з переважанням у ній оксиду хрому. очевидним також є необхідність деякої пластифікації оксидного шару, сформованого компонентами матриці за температур понад 950 ос. вирішити у майбутньому цю проблему можна шляхом легування матеріалу стабілізаторами – рідкоземельними металами, які здатні покращити зчеплення вторинних структур з основою, досягти їх вищої дисперсності і покращити працездатність матеріалу за умов високотемпературного фретингу. важливо також відмітити відсутність схоплювання ювенільних поверхонь спряжених поверхонь у місцях руйнування оксидного шару та здатність продуктів зношування “заліковувати” такі місця. в цілому, досліджений композиційний сплав має високі трибологічні властивості, його подальше вдосконалення і дослідження з метою визначення можливості використання для виготовлення пластин, що напаюються на контактні поверхні бандажних полиць робочих лопаток турбін гтд є перспективним і доцільним. література 1. пейчев г.и. змкб «прогресс»: новые материалы в авиадвигателестроении / г.и. пейчев, в.е. замковой, н.в. ахрамеев // технологические системы. – 2000. – № 2 (4). – с. 5-15. 2. ивщенко л.и. изнашивание жаропрочных материалов при вибрациях / л.и. ивщенко, а.я. качан // вестник двигателестроения. – № 2.– 2008. – с. 160-163. 3. cherepova t. wear resistant protective materials for rotor blades of aircraft gasturbine engines / t. cherepova, g.dmitrieva, a.duchota, m.kindrachuk, o.tisov // the sixth world conqress "aviation in the xxi – st century", september 23 – 25, 2014. – kyiv. volume 1. – s. 1.1.26 – 1.1.30. 4. богуслаев в.а. контактное взаимодействие сопряженных деталей гтд / [в.а. богуслаев, л.и. ивщенко, а.я. качан, в.ф. мозговой] –запорожъе: издат. комплекс оао «мотор сич». –2009. – 328 с. 5. кіндрачук м.в. дослідження властивостей композиційних сплавів на основі кобальту / м.в. кіндрачук, о.і. духота, о.в. тісов // металознавство і обробка металів. – 2011. №3. с. 17-19. 5. кіндрачук м.в. формування зносостійкості бандажних полиць лопаток турбін гтд композиційними сплавами системи (сo-cr-fe-al)+tic / м.в. кіндрачук, о.в. тісов, о.і. духота // технологічні системи. – 2011. №4(57). с. 61-64. 7. духота о.і. композиційні сплави для зміцнення контактних поверхонь бандажних полиць газотурбінних двигунів. / о.і. духота, м.в. кіндрачук, о.в. тісов, т.с. черепова // проблеми трибології. – 2010. – № 4. – с. 101-104. 8. тісов о.в. прогнозування високотемпературного окиснення жароміцних сплавів на основі кобальту / тісов о.в., духота о.і., черепова т.с., литвиненко в.ф., мєдвєдєва н.а. // проблеми тертя та зношування: зб. наук. праць. – к.: нау, 2012. – №57. – с. 163-169. 9. пейчев г.и. сравнительные характеристики износостойких сплавов для упрочнения бандажних полок робочих лопаток газотурбинных двигателей/ г.и. пейчев, в.е. замковой, н.в. андрейченко // вестник двигателестроения. – 2009. – №2. – с. 123-125. 10. дослідження зносостійкості композиційних сплавів на основі кобальту [10-й міжнар. симпозiум українських iнженерiв-механiкiв у львовi], (м. львів, 25–27 травня 2011р) нац. ун-т «львівська політехніка», м-во освіти і науки, молоді та спорту україни.– 2011. – с. 297-298. 11. тісов о.в. дослідження зносостійкості композиційних сплавів на основі кобальту / о.в тісов // вісник двигунобудування. – 2012. – №1. – с. 191-195. 12. л.в. заболотный, а.с. климанов. аналитическое исследование зависимости параметров контактирования и трибометрических характеристик от структуры и состава композиций матричнонаполненного типа. – 1979. – № 14. с. 20-26. 13. современные спечённые твёрдые сплавы // сб. научн. тр. под. общ. ред. м.в. новикова. – к.: ивц «алкон».– 2002. – 343 с. 14. войтович р.ф. окисление карбидов и нитридов / р.ф. войтович. – к.: наук. думка,–1981. – 191 с. поступила в редакцію 26.06.2015 нові особливості утворення трибоструктур на поверхні тертя спечених сплавів системи со-тіс проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 13 tisov o.v. new pecularities of generation of frictiou-induced leyers on the wear surface of cо-tіc cemented carbides. the work focuses the new pecularities of tribological processes running on the friction surface of со-тіс cemented carbides. it was found thet the formed friction-induced oxide layer corresponds tu the rule of positive gradient of mechanical properties; the stages of it formation were established. the reason of wear increment at temperature above 950 ос was pointed. key words: high temperature fretting-wear, friction and wear, composite alloy, cobalt, titanium carbide. references 1. pejchev g.i, zamkovoj v.e., ahrameev n.v. zmkb «progress»: novye materialy v aviadvigatelestroenii. tehnologicheskie sistemy. 2000. № 2 (4). s. 5-15. 2. ivshhenko l.i., kachan a.ja. iznashivanie zharoprochnyh materialov pri vibracijah // vestnik dvigatelestroenija. № 2. 2008. s. 160-163. 3. cherepova t., dmitrieva g., duchota a., kindrachuk m., tisov o. wear resistant protective materials for rotor blades of aircraft gasturbine engines. the sixth world conqress "aviation in the xxi – st century", september 23. 25, 2014. kyiv. volume 1. s. 1.1.26 – 1.1.30. 4. boguslaev v.a., ivshhenko l.i., kachan a.ja., mozgovoj v.f. kontaktnoe vzaimodejstvie soprjazhennyh detalej gtd. zaporozh#e: izdat. kompleks oao «motor sich». 2009. 328 s. 5. kіndrachuk m.v., duhotao.і., tіsov o.v. doslіdzhennja vlastivostej kompozicіjnih splavіv na osnovі kobal'tu. metaloznavstvo і obrobka metalіv. 2011. №3. s. 17-19. 5. kіndrachuk m.v., duhotao.і., tіsov o.v. formuvannja znosostіjkostі bandazhnih polic' lopatok turbіn gtd kompozi-cіjnimi splavami sistemi (so-cr-fe-al)+tic. tehnologіchnі sistemi. 2011. №4(57). s. 61-64. 7. duhota o.і., kіndrachuk m.v., tіsov o.v., cherepova t.s. kompozicіjnі splavi dlja zmіcnennja kontaktnih poverhon' bandazhnih polic' ga-zoturbіnnih dvigunіv. problemi tribologії. 2010. № 4. s. 101-104. 8. tіsov o.v., duhota o.і., cherepova t.s., litvinenko v.f., mєdvєdєva n.a. prognozuvannja visokotemperaturnogo okisnennja zharomіcnih splavіv na osnovі ko-bal'tu. problemi tertja ta znoshuvannja: zb. nauk. prac'. k.: nau, 2012. №57. s. 163-169. 9. pejchev g.i., zamkovojv.e., andrejchenko n.v. sravnitel'nye harakteristiki iznosostojkih splavov dlja uprochnenija bandazh-nih polok robochih lopatok gazoturbinnyh dvigatelej. vestnik dvigatelestroenija. 2009. №2. s. 123-125. 10. doslіdzhennja znosostіjkostі kompozicіjnih splavіv na osnovі kobal'tu [10-j mіzhnar. simpozium ukraїns'kih inzheneriv-mehanikiv u l'vovi], (m. l'vіv, 25–27 travnja 2011r) nac. un-t «l'vіvs'ka polіtehnіka», m-vo osvіti і nauki, molodі ta sportu ukraїni. 2011. s. 297-298. 11. tіsov o.v. doslіdzhennja znosostіjkostі kompozicіjnih splavіv na osnovі kobal'tu. vіsnik dvigunobuduvannja. 2012. №1. s. 191-195. 12. l.v. zabolotnyj, a.s. klimanov. analiticheskoe issledovanie zavisimosti parametrov kontaktirovanija i tribometricheskih harakteristik ot struktury i sostava kompozicij matrichno-napolnennogo tipa. 1979. № 14. s. 20-26. 13. sovremennye spechjonnye tvjordye splavy. sb. nauchn. tr. pod. obshh. red. m.v. novikova. k.: ivc «alkon». 2002. 343 s. 14. vojtovich r.f. okislenie karbidov i nitridov. k.: nauk. dumka, 1981. 191 s. 2_chernec.doc оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 12 чернець м.в., *, ** береза в.в., * чернець ю.м. * * дрогобицький державний педагогічний університет ім. і. франка, м. дрогобич, україна, ** люблінський політехнічний інститут м. люблін, польща оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі конічні передачі знаходять достатньо широке застосування в машинобудуванні. їх надійна робота і довговічність залежить від стійкості зубів на зношування. з огляду на це оцінка зношування конічних передач на стадії їх проектування є необхідною. проте не розроблено ефективних інженерних методів її проведення. для побудови розрахункового методу та дослідження кінетики зношування зубів конічних зубчастих передач використано відому математичну трибокінетичну модель [1], на основі якої було [2, 3] розроблено спрощений розрахунковий метод оцінки зношування, а у [4] подано його модифіковане узагальнення. згідно нього нижче досліджено вплив модуля зачеплення та передавального відношення на контактні тиски, довговічність передачі, зношування зубчастих коліс і швидкість ковзання. для оцінки лінійного зношування зубів конічної передачі у довільній точці їх бокової поверхні протягом одиничного часу jt ′ трибоконтакту при однопарному зачепленні отримано наступне співвідношення [4]: max( ) (0, 35σ ) k k m j j j kj m k â v t fp h c ′ ′ = , 1; 2k = , (1) де jv – швидкість ковзання у j -тих точках бокових поверхонь зубів [4]; jt ′ = 02 / νjb – час трибоконтакту зубів протягом переміщення j -тої точки їх співдотику по ширині площадки контакту по контуру зуба; 0 1 1ω sin αv r= – швидкість переміщення точки контакту по контуру зуба; k – нумерація елементів трибосистеми: 1 – шестерня, 2 – колесо; f – коефіцієнт тертя ковзання; maxjp – максимальний контактний тиск в j -тій точці при однопарному зачепленні, ( )2 2=j max j maxp p / – максимальний контактний тиск в j -тій точці при двопарному зачепленні; 2 jb – ширина площадки контакту в j -тій точці, 1ω – кутова швидкість шестерні, 1 1 nr z m= – ділильний радіус шестерні (рис. 1), який залежить від координати у по довжині зуба; α 20= o – кут зачеплення; σв – границя міцності досліджуваного матеріалу на розтяг; ,k kc m – характеристики зносостійкості матеріалів зубчастих коліс для вибраних умов. зношування зубів протягом заданого ресурсу роботи *t передачі обчислюється за формулою: * *60kj k kj kjh n h t h t′= = , (2) де kn – кількість обертів зубчастих коліс; kjh – зношування зубів протягом 1 год. ресурс передачі при заданому граничному зношуванні *kh зубів: kjk hht /*= . (3) максимальні контактні тиски maxjp та ширина площадки контакту 2 jb в j -тій точці обчислюються за формулами герца: max 0, 564 /θρj jp n ′= , 2 2, 256 θ ρj jb n ′= , (4) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 13 де /n n bw′ = ; 1/ cosαnom gn t к r= – сила у зачепленні; 19550 /nom вt p n= – номінальний крутний момент; вp – потужність на ведучому валі; 1n – кількість обертів ведучого вала; gk – коефіцієнт динамічності; ( ) ( )2 21 1 2 2θ 1 μ / 1 μ /e e= − + − ; , μe – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубів; b – ширина вінця конічного колеса; w – число пар зачеплень; ρ j – зведений радіус кривизни робочих профілів зубів. авторами запропоновано [4] при розрахунку зношування конічних зубчастих передач використати еквівалентні циліндричні передачі з торцевим та внутрішнім модулями зачеплення. по довжині зуба конічного колеса (рис. 1) його модуль є змінним minmax mmm mn ≤≤ . рис. 1 – параметри конічного колеса відповідно для прямозубих конічних передач торцевий модуль зачеплення: 1 1 sinδ te mn k b m m z = + . (5) торцевий модуль зачеплення вздовж зуба конічного колеса у наступних розрахункових перерізах у: 1t te e y m m r   = −    , (6) нормальний модуль зачеплення вздовж зуба конічного колеса у розрахункових перерізах у: 1n t te e y m m m r   = = −    . (7) геометричні розміри та параметри конічних коліс: а) середні діаметри: 1 1 2 2,m nm k m nm kd m z d m z= = ; б) кількість зубів: 1 2,k kz z ; в) передаточне відношення 2 1/k k ku z z= ; г) довжина твірної ділильних конусів 0, 5e mr r b= + ; д) середня довжина твірної ділильних конусів 1 1/ 2 sin δm mr d= ; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 14 е) кути ділильних конусів: 11 2tgδ , tgδk ku u −= = ; є) ширина зубчастого вінця ( )ψ / 1 0, 5ψmb r= − , параметри циліндричних еквівалентних коліс: а) кількість зубів: 1 1 1/ cosδkz z= , 2 2 2/ cosδkz z= ; б) передаточне відношення 22 1/ ku z z u= = . вихідні дані для розв’язку прийнято наступними: m = 4 мм; u = 3; 1n = 750 об/хв; f = 0,07 – блок вихідних параметрів, m = 4, 5, 6 мм; u = 3, 4, 5 – блок зміни вихідних параметрів; kz1 = 20; p = 20 квт; b = 50 мм; ψ = 0,19 ... 0,35; •h = 0,3 мм; матеріали коліс: шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0,4 ... 0.5 мм, нв 600; вσ = 1040 мпа, 1c = 3,5∙10 6, 1m = 2; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; вσ = 981 мпа, 2c = 0,17∙10 6, 2m = 2,5; е= 2,1∙10 6 мпа, µ =0,3; мащення – осьова олива з трипроцентної антизношувальної присадки; досліджується однопарне та двопарне зачеплення зубів. 1. вплив модуля зачеплення 1.1. максимальні контактні тиски на рис. 2 наведено закономірності зміни максимальних контактних тисків ( )max w jp для однопарного (w = 1) та двопарного (w = 2) зачеплення, визначених для семи точок на поверхні зубів від моменту їх входу у зачеплення (j = 0) до моменту виходу (j = 6). найвищими є тиски на вході у зачеплення. відповідно штрихові лінії відповідають перерізу y = b, a суцільні – y = 0 (на торці колеса). вплив модуля на їх рівень є суттєвим для обох досліджуваних перерізів зуба, а особливо значним для j = 0: для y = 0 – він зменшується у ≈ 1,5 рази (w = 1) та ≈ 1,8 рази (w = 2). 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p( 1) jm ax , м п а m =4 m=5 m=6 m =4 m=5 m=6 u=3 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p (2 ) jm ax , м п а w = 1 w = 2 рис. 2 – вплив модуля на максимальні контактні тиски 1.2. довговічність передачі при зростанні модуля передачі її довговічність (рис. 3) теж зростає: для y = 0 ‒ у ≈ 2,4 рази (w = 1) та у ≈ 2,8 рази (w = 2); для y=b ‒ у ≈ 4,9 рази (w = 1) та у ≈ 5,3 рази (w = 2). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 15 0 5000 10000 15000 20000 4 5 6 m t m in , г од tmin1 tmin2 tmin1 tmin2 рис. 3 – вплив модуля на довговічність передачі 1.3. швидкість ковзання зростання модуля зачеплення спричиняє зростання швидкості ковзання (рис. 4). 0 200 400 600 800 1000 1200 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с рис. 4 – вплив модуля на швидкість ковзання 1.4. зношування зубів коліс зростання модуля призводить до значного зменшення зношування зубів в крайніх точках зачеплення (рис. 5, 6). характерно, що зуби колеса зношуються більше, ніж зуби шестерні. ця різниця є більшою для менших величин модуля. 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 1 j, м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м w=1 w=2 рис. 5 – вплив модуля на зношуваннязношування шестерні протягом 1 год pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 16 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 4,00e-04 4,50e-04 5,00e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h 2 j, м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 1,40e-04 1,60e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м w=1 w=2 рис. 6 – вплив модуля на зношування зношування зубчастого колеса протягом 1 год 2. вплив передавального відношення 2.1. максимальні контактні тиски передавальне відношення по-різному впливає на величину максимальних контактних тисків у зубчастому зачепленні (рис. 7). у перерізі y = 0 вплив відсутній. натомість у внутрішньому перерізі вінця при y =b зростання u призводить до деякого зниження ( )max w jp . 0 500 1000 1500 2000 2500 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p( 1) jm ax , м п а u=3 u=4 u=5 u=3 u=4 u=5 m=4 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 0 1 2 3 4 5 6 j, точки p (2 ) jm ax , м п а w=1 w=2 рис.7 – вплив передавального відношення на максимальні контактні тиски pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 17 2.2. довговічність передачі вплив u на mint для торцевого перерізу передачі (y = 0) відсутній (рис. 8). для внутрішнього перерізу (y = b) має місце зростання mint ≈ у 2 рази із зростанням u у 2 рази. 0 2000 4000 6000 8000 3 4 5 u t m in , г од tmin1 tmin2 tmin1 tmin2 m=4 рис. 8 – вплив передавального відношення на довговічність передачі 2.3. зношування зубів коліс зростання передавального відношення практично не впливає на зношування зубів шестерні при y = 0 та виявляє певний вплив на їх зношування при y = b (рис. 9, 10). зуби колеса зношуються менше при зростанні u . ця різниця є значно суттєвішою при y = b. при меншій величині u зуби колеса зношуються більше, ніж зуби шестерні. однак із зростанням u ця тенденція стає оберненою. 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h1j , м м w=1 w=2 рис. 9 ‒ вплив передавального відношення на зношування шестерні протягом 1 год pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com оцінка впливу параметрів конічних евольвентних передач на їх довговічність та зношування. частина 1. прямозубі передачі проблеми трибології (problems of tribology) 2011, № 1 18 0,00e+00 5,00e-05 1,00e-04 1,50e-04 2,00e-04 2,50e-04 3,00e-04 3,50e-04 4,00e-04 4,50e-04 5,00e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м 0,00e+00 2,00e-05 4,00e-05 6,00e-05 8,00e-05 1,00e-04 1,20e-04 1,40e-04 1,60e-04 0 1 2 3 4 5 6 j, точки h2j , м м w=1 w=2 рис.10 – вплив передавального відношення на зношування зубчастого колеса протягом 1 год 2.4. швидкість ковзання зростання передавального відношення практично не впливає на зміну jv (рис. 11) при y = 0. проте для y = b на вході зубів у зачеплення деякий вплив u на jv спостерігається, однак у другій фазі зачеплення він відсутній. 0 200 400 600 800 1000 0 1 2 3 4 5 6 j, точки v j , м м /с рис.11 – вплив передавального відношення на швидкість ковзання література 1. андрейкив а.е., чернец м.в. оценка контактного взаимодействия трущихся деталей машин. – к.: наук. думка, 1991. – 160 с. 2. чернец м.в., келбиньски ю. расчетная оценка износа и ресурса косозубых эвольвентных цилиндрических передач // проблеми трибології. – 2004. – № 3. – с. 104-112. 3. чернець м., келбіньскі ю. вплив нахилу зубів косозубих циліндричних передач на трибомеханічні, силові та кінематичні характеристики // проблеми трибології. – 2006. – № 4. – с. 3-7. 4. чернець м.в., келбінські ю., береза в.в. метод прогнозної оцінки зношування конічних передач з косими зубами // проблеми трибології. – 2009. – № 4. – с. 6-13. надійшла 18.10.2010 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com зависимость кпд и массы роликоподшипника от количества роликов проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 16 бондаренко л.н., довбня н.п., бобырь д.в., шепотенко а.п. днепропетровский национальный университет железнодорожного транспорта им. академика в. лазаряна, г. днепропетровск, украина e-mail: dmitrob@ua.fm зависимость кпд и массы роликоподшипника от количества роликов удк 621.822.88 получены аналитические зависимости для определения кпд роликовых подшипников в зависимости от количества роликов. показано, что кпд шариковых и роликовых подшипников незначительно уменьшаются с увеличением количества роликов (шариков), масса роликоподшипника существенно уменьшается с увеличением количества роликов, а кпд роликового подшипника выше чем шарикового. ключевые слова: роликоподшипник, шарикоподшипник, сопротивление качению колес, количество роликов, кпд подшипника. вступление на сопротивление качению колес и трение в подшипниках приходится одна из основных слагающих расхода энергоресурсов подвижного состава. например, в мостовых кранах установленная мощность двигателей механизмов передвижения составляет около 1/3 от мощности на подъем. первостепенным источником сокращения расхода энергоресурсов на тягу поездов, а также для уменьшения мощности двигателей механизмов передвижения, является усовершенствование подшипников с целью повышения их кпд. приводимые в справочниках величины кпд колеблются в широких пределах и, например, величина условного коэффициента трения для шариковых подшипников колеблется от 0,01 до 0,015, а роликовых от 0,015 до 0,02. цель и постановка задачи получить аналитические зависимости для определения кпд роликовых подшипников в зависимости от количества роликов. изложение материалов исследований аналитически получить зависимости кпд шарикои роликоподшипников от количества шариков или роликов вряд ли возможно ввиду отсутствия таких зависимостей для определения коэффициента трения качения при первоначальных линейном и точечном контактах. в дальнейшем будем варьировать количеством роликов и шариков от z = 10 до z = 20, поскольку только при таком их количестве имеются формулы [1] по определению давления на наиболее загруженный шарик или ролик. в роликовых подшипниках с короткими цилиндрическими роликами число роликов определяется из условия сборки [2]: 5 d d z d d    , (1) где d, d – нагруженный и посадочный диаметры. с учетом, что диаметр ролика [2]  0, 25pd d d  , то через z он может быть найден и из соотношения  1, 25 /pd d d z  . нагрузка, приходящаяся на наиболее загруженный ролик, 0 4, 6 /p q z , где q – нагрузка на подшипник. с учетом выражения для p0 диаметр ролика исходя из теории контактных напряжений геруа при условии, что модули упругости материалов ролика и обоймы одинаковые, а коэффициент пуассона равен 0,3 найдется из выражения методом последовательных приближений или графически  2 2 2 3, 22 / 1, 6 /p p pd d d d qe z dqe z     , (2) mailto:dmitrob@ua.fm зависимость кпд и массы роликоподшипника от количества роликов проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 17 где е = 2,1 ∙ 105 мпа; q = 302 кн; d = 120 мм (роликоподшипник №2524);  = 3800 мпа (сталь шх15) [3]; число роликов z = 10; 12; ... 20. естественно, что диаметр ролика из условия сборки должен быть меньше величины, полученной по формуле (2). зависимости от количества роликов их диаметра показаны на рис. 1. для определения сопротивления качению роликов по внутренней и внешней обоймам можно найти коэффициент трения качения наиболее загруженного ролика воспользовавшись затем общей нагрузкой на подшипник. коэффициент трения качения при начальном линейном контакте 0,60, 225 pdk be , (3) где pd – в метрах; b – полуширина пятна контакта в направлении движения [3]. при качении ролика: по внутренней обойме:  01, 522 2 2 p p вн p d d dp b be d d     ; (4) по наружной обойме:   0 31, 522 2 2 p p вр p d d d dp b be d d      . (5) величины р0, квн и квр в зависимости от количества роликов показаны на рис. 2. зависимости сопротивления качению роликов по внутренней и внешней обоймам и момент, необходимый для вращения колец, приведенный к цапфе показаны на рис. 3. кпд роликового подшипника в зависимости от количества роликов найдем как: 1 1 /w q    , (5) где w – общее сопротивление вращению внутренней и наружной обойм (1 + 2 на рис. 3). зависимости кпд роликового и шарикового (примерно одинаковых размеров) подшипников в зависимости от количества роликов (шариков рассмотрено отдельно) показаны на рис. 4. рис. 1 – зависимости от числа роликов: 1 – диаметра роликов; 2 – наружного диаметра подшипника; 3 – теоретической массы подшипника рис. 2 – характер изменения: 1, 2 – коэффициентов трения качения роликов по внутренней и внешней обойме; 3 – силы, действующей на наиболее загруженный ролик зависимость кпд и массы роликоподшипника от количества роликов проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 18 рис. 3 –зависимости от количества роликов: 1, 2 – сопротивлений вращению внутренней и наружной обойм; 3 – момент, необходимый для вращения подшипника рис. 4 – зависимости от количества роликов и шариков: 1 – кпд роликоподшипника; 2 – кпд шарикоподшипника выводы анализ приведенных расчетов позволяет сделать следующие выводы: 1) кпд шариковых и роликовых подшипников незначительно (примерно на 1 %) уменьшаются с увеличением количества роликов (шариков); 2) масса роликоподшипника существенно (более чем в два раза для z = 10 и z = 20) уменьшается с увеличением количества роликов; 3) кпд роликового подшипника в рассматриваемом примере выше примерно на 2 %, чем шарикового. литература 1. довбня м. п. соотношения между сопротивлениями трения в буксовых подшипниках и качением колеса / м. п. довбня, л. м. бондаренко, д. в. бобырь // залізничний транспорт україни : науковопрактичний журнал. – 2009. – № 5. – с. 19 20. 2. кожевников с. н. теория механизмов и машин. – м.: машиностроение, 1969. – 582 с. 3. проектирование механических передач / чернавский с. а., снесарев г. а., козинцев б. с. и др. – м.: машиностроение, 1984. – 560 с. 4. справочник по сопротивлению материалов/писаренко г. с., яковлев а. п., матвеев в. в. – киев: наук. думка, 1988. – 736 с. 5. бондаренко л. м., довбня м. п., ловейкін в. с. деформаційні опори в машинах. – дніпропетровськ: дніпро-val, 2002. – 200 с. поступила в редакцію 14.12.2015 зависимость кпд и массы роликоподшипника от количества роликов проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 19 bondarenko l.n., dovbnia n.p., boby`r` d.v., shepotenko a.p. dependence of efficiency and weights from roller number of rollers. on the rolling resistance of the wheels and the friction in the bearings has to one of the main components of energy consumption of the rolling stock. for example, overhead cranes installed engine power mechanisms of movement is about 1/3 of the power on the rise. the primary source of reducing energy consumption for traction, as well as to reduce the engine power of the mechanisms of movement, is to improve the bearing in order to increase their efficiency. analytically receive depending efficiency ball and roller bearings on the number of balls or rollers is hardly possible due to the absence of dependencies to determine the coefficient of rolling friction with the original line and point contacts. to determine the rolling resistance of the rollers on the inner and outer races is possible to find the coefficient of rolling friction most downloaded video using the then total load on the bearing. it is shown that the efficiency of ball and roller bearings slightly decrease with increasing number of rollers (balls), roller mass decreases significantly with the increase in the number of rollers, roller bearing and the efficiency is higher than the ball. key words: roller bearings, ball bearings, the rolling resistance of the wheels, the number of rollers, the efficiency of the bearing. references 1. dovbnia m. p. sootnosheniia mezhdu soprotivleniiami treniia v buksovy`kh podshipnikakh i kacheniem kolesa. m. p. dovbnia, l. m. bondarenko, d. v. boby`r`. zalіznichnii` transport ukraїni : naukovopraktichnii` zhurnal. 2009. № 5. рр. 19-20. 2. kozhevnikov s. n. teoriia mehanizmov i mashin. m.: mashinostroenie, 1969. 582 р. 3. proektirovanie mehanicheskikh peredach. chernavskii` s. a., snesarev g. a., kozintcev b. s. i dr. m.: mashinostroenie, 1984. 560 р. 4. spravochnik po soprotivleniiu materialov. pisarenko g. s., iakovlev a. p., matveev v. v. kiev: nauk. dumka, 1988. 736 р. 5. bondarenko l. m., dovbnia m. p., lovei`kіn v. s. deformatcіi`nі opori v mashinakh. dnіpropetrovs`k: dnіpro-val, 2002. 200 р. mtblankeqn ole_link1 ole_link2 зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 19 луцак д.л.,* пилипченко о.в.,** бурда м.й.* *івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна, ** міжгалузевий науково-виробничий центр «епсілон лтд», м. івано-франківськ, україна e-m ail: d.l.lut sak@gmail.com зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення палив них брик етів та гранул удк 621.791.925 розгляну то пер елік чинників, яким піддаються р обочі ор гани обладнання для виготовлення дер евних бр икетів та гр ану л під час р оботи, схема пр оцесу фр икційної взаємодії в пар і «пр есована тир са сталь», а також пер елік матер іалів та технолог ій, що викор истову ються для нанесення зно состійких покр иттів на р обочі ор гани вказаного обладнання. для більш ефективного захисту швидкозношу ваних р обочих ор ганів бр икету вальних пр есів, зокр ема шнек ів екстр у дер ів, автор ами статті пр опону ється наносити на р обочі повер хні ацетил еново-кисневим способом покр иття із р еліту , що хар актер изу ється високою зносостійкістю в у мовах інтенсивного абр азивного впливу . клю чові слова: пали вн і брике ти, гранули, зношування, зміцненн я, е кструдер, шнек, га зополуменеве наплавлення вступ впродовж ос танн іх деся ти літь відбувається с тійке зроста ння об’ємів ви користання а ль тернати вни х енергоресурсів, до яки х в першу чергу віднося ться пали вні брике ти та гранули (пе лети) з б іомаси, виготовлення яки х дає можли віс ть вирішувати пи тання ути лізац ії ш ля хом переробки відходів, кількіс ть яки х, зокрема при повному циклі переробки деревини наближається до 40 % [1]. крім того, теп лотворна зда тн ість па ливни х брике тів вища ніж у твер ди х порід деревини і практично відповідає теп лотворності кам’яного вугілля; при цьому вміст золи в ни х значно нижчий. ви ділення со2 в атмосферу при спалюванн і брике тів та пеле т в 15 30 разів ни жче ніж у тради ційн и х ви дів па лива [2]. в основі те хнології виробництва даного виду па лива лежи ть процес пресування подрібнени х відхо дів деревини , соняшн ика, соломи та інши х відхо дів аграрної галузі п ід високим тиском з до датковим підігр івом (в певни х випа дка х), який ви кли кає склеюванн я подрібнени х фрагментів між собою за рахуно к лігн іну, що міс ти ться в рослин ни х кліти на х. в за хідному регіоні україни найбільш поширеним є виробництво саме деревних паливни х брикетів, що пов’язано із великим об’ємом лісових насаджень карпат. найбільш поширеними є наступн і ме тоди формування деревни х бри кетів та гранул: екс трудерне формування гвин товим (шнековим) пресом пустотіли х брике тів; пуансонне формування кривошипними та гідравлічними пресами суцільни х брике тів; гранулю вання в кільцеви х штампа х (персформах-ма триця х) гранул. робочі органи обладнання для ви готовлення па ливн и х деревни х брике тів та пеле т працюють у скла дни х, час то екс тремальни х умова х, які обумовлені вп ливом ряду чин ників. ці чинники дію ть в біль шості ви падків в комплекс і, що бага торазово підси лює їх вп лив на робочі повер хн і обла днання . мета і пос тановка задачі метою даної роботи є проведення комплексного аналізу чинників, я ким піддаю ться робочі органи обладнанн я для виготовлення пали вни х деревни х брике тів та гранул, а також здійсненн я підбору ефективн и х матеріа лів та те хноло гії для їх нанесення з метою підвищення зносостійкос ті формоутворюючих повер хонь вказаного обла днанн я. основна частина під час виробництва робочі формоутворюючі поверхні обла днання для ви готовлення па ливни х деревни х брике тів та пе ле т п іддаю ться дії нас тупни х чинни ків. абразивне середовище. найбіль ша кіль кість абразивни х части нок є мінеральними компонентами із скла ду ґрунту, які міс тя ться у відхода х не доста тньо очищеної деревини – в кор і та тирс і. ці абразивн і частинки мають високу твердіс ть : глинозем (оксид алюм інію ) – 15 … 19 гпа; кремнезем – 9 … 11 гпа, що переви щує твердість повер хн і робочих орган ів обладна ння. другим джере лом поступлення абразиву у робочу зону стискання сировини є о точуюче середовище. відомо, що у 1 м3 повітря зна хо ди ться від 0,04 до 5 г пи лу, я кий б ільше я к на по ловину складає ться із час тинок м інералів – кварцу, корунду, зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 20 оксидів, сполук а люмінію і інши х елементів [3]. третім джерелом абразиву є частинки зносу робочих повер хонь обладнання, я кі скла даються , в основному, із о ксидів заліза і мають дос та тньо високу твердіс ть (до 10 г па). свій вклад у абразивне сере довище зони взаємодії сировини із робочими поверхнями вносять і мінеральн і компоненти деревини (sio2, k2o, na2o, mgo, cao і інш і). однак їх вміс т у деревин і помірни х широт, я ка ви користовуєтьс я для брике тування, незначний а ле пос тійний. великі ко нтактні тиски з боку перероблюваної сировини (до 100 м па при пуансонному пресуванні та 150 … 200 мпа при шнековому пресуванні [7]), необ хідн ість с творення яки х обумовлена забезпеченням виділення лігн іну із рослин ни х кліти н для склеювання окремих фрагментів деревини у виріб. значні швидкості ковзання фрагментів деревини відносно робочих органів обладнання. при пуансонному формуванні вони ся гаю ть 0,2 … 1,5 м/с, при шнековому – 1,0 … 3,0 м/с [8]. сили тертя, виникнення я ки х пояснює ться формуванням водневи х зв’язків між гідроксильними групами деревини і окси дними плівками на робочих повер хня х [4]. підвищена температура, яка вини кає внаслідок дії попередніх чинни ків та дода ткового те хнологічного п ідігріву е кструдерно ї камери і сягає величин и 180 … 350 °с [8]. наявн іс ть агресивного середовища, яке спричиняє значну хімічну дію, руйнуюча здатн ість я кої співмірна із ме хан ічним впли вом. підвищення температури у зоні фрикц ійної взаємодії призво ди ть спочатку до випаровування вільної воло ги, піс ля чого відбуває ться розкла дання геміце лю лоз (275 … 350 °с) і розкла дання дерев’яного во локна із виділенням кис лот, спри тів та смол [4]. ря д сучасних досліджень вказує, що в зоні фрикц ійно го конта кту «деревина с таль» присутні циклічні мета лоорганічн і сполу ки, які утворюю ться при взаємодії за ліза із продуктами гідролізу целю лози [5]. наводнення поверхонь інструменту за рахунок дії іонів во дню, я кий ви діляє ться при дисоц іації різни х речовин, а ле і в резуль та ті хімічни х реакцій , в яки х приймають участь компоненти деревини і продукти розкладу деревини (органічн і кис лоти , сприти , аль дегіди і ін ші) у процесі фрикційної взаємодії [3]. експеримента льно вс тановлено, що у міжконта ктному просторі пари тертя «деревина-с та ль» скла д газової атмосфери має наступний скла д, %: h2 – 4,2 … 6, ch4 – 2, co – 70 … 72, co2 – 20 [6]. схема процесу фрикційної взаємодії в парі «пресована тирса с таль» з вра ху ванням вище відмічени х чинників пре дс тавлена на рис. 1. він пере дбачає наявніс ть динамічної р івноваги між нас тупними процесами: ріс т і хім ічна модифікац ія окси дни х шарів на робочих повер хня х інс трументу; рис. 1 – схема фрикці йної взаємодії у парі тертя «пре сована тирса – сталь»: 1 – мате ріал і нструме нту; 2 – пресована тирса; 3 – хімі чно модифі кований оксидний шар; 4 – зовні шні абразивні частинки; 5 – дисперговані частинки металу – продукти зношування; 6 – природні абразивні частинки; 7 – юве нільна поверхня металу; 8 – зони корозі йного руйнування; 9 – області молі зації водню; 10 – агре сивне зовні шнє середовище ме хано хімічне, абразивне руйнуванням у творени х шарів, я ке а ктивується високою температурою та водневим зношуванням; взаємодія деревної сировини із утвореними ювенільними повер хнями мета лу, їх репасивац ія і повторне формування хім ічно модифіковани х о ксидни х шарів. таким чином, руйнування поверхне вого шару має циклічний характер, періо д якого визначається скла дом деревної сировини і кон тактно си ловими умовами взаємодії у кожному конкретному випадку. слід відміти ти , що пер іодичний характер у творення та руйнування хім ічно модифіковани х повер хневи х шар ів у реальни х умова х тертя носи ть лока льни й характер (на кожн ій зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 21 ділян ці повер хн і тер тя). внас лідок дискретності конта кту, нео днорідності епюри наван таження у часі і за просторовими координатами на різни х ділянка х повер хн і тертя о дночасно протікаю ть різні фази лока льно періодични х процесів. це призводи ть до згладжування періо дичності і динамічно ї рівнова ги процесів утворення та руйнування окси дни х с труктур, обумовленої ф ізи ко-ста тис тичним розподілом ло кально періодични х процесів. найбільш і руйнування робочої поверхн і інс трументів пов’яза ні саме із процесами зношування, серед яки х можна ви діли ти нас тупн і основні ви ди : абразивне зношування – інтенсивне пош коджен ня робочих повер хонь при тер ті ковзання тверди х включень ущ ільнювано ї маси, я кі ви кли каю ть руйнування за ра хунок дряпання та мікроріза ння. на робочих повер хня х у м ісця х максимального на ван таження спос терігаються подряп ини з чіткою просторовою орієнтацією , обумовленою напрямом переміщення ущільню ваної маси відносно інс трументу (рис. 3, в, д). мікроскопічне ви вчення ци х подряпи н показує їх неве лику глибину і пологість країв, що пояснюється подаль шим абразивним зношуванням більш дрібним абразивом та руйнуванням поверхні за рахунок ін ши х ви дів зношування; окислювальне зношування – поступове руйнування робочих повер хонь інструменту при терті об ущільнювану масу, яке полягає в утворенні та ви даленн і окси дни х п лівок. наявн іс ть цього виду зносу підтверджує його характерна озна ка – гладкість і б лискуч ість повер хонь (рис. 3, а, б, д ). окис люва льне зношування посилюється за ра хунок ін тенсифікац ії процесів а дсорбції та дифузії кисню через нагрівання поверхневи х шарів тертям. ще одним потужним чинником активац ії окис люва льного зношування є п ластична деформація повер хневи х шарів інс трументу; теплове зношування – інте нсивне руйнування повер хонь при терті об ущ ільнувану масу внаслідо к на гріванн я до високи х температур. у резу ль таті та кого термоциклюванн я відбуваються певн і структурн і перетворення, формуються внутрішн і напруження, які призводя ть до втрати ме хан ічної міцності поверхневих шарів, появи сітки тріщин (рис. 2, а) та ін тенсивного руйнування поверхні (рис. 3, а, б); а б рис. 2 – зовні шні й вигляд зноше них робочих органів обладнання для виготовле ння паливних гранул: а – рол пелетного пре са; б – фрагме нт мариці пелетного пре са водневе зношування – вище було відм ічено про наявніс ть певно ї кількос ті водню у міжконта ктному просторі пари тертя «інс трумент – ущ ільнена деревина». за пе вни х умов молекули газоподібного во дню а дсорбуються на повер хн і мета лу та дисоц іюю ть на іони . воден ь у вигля ді іонів h+ завжди присутній у водному розчині, очевидно його наявність і у слабо кислому деревному соку. важливу роль у процесі насичення воднем відіграє екзоеле ктронна емісія на ювен ільній повер хні мета лу, яка утворюється при руйнуванні оксидної плівки. по гли нання водню відбувається шля хом його адсорбції та хемосорбції на робочих повер хня х інструменту. д ифузія водню у деформований шар сталі, шви дкіс ть якої визначає ться градієн том температур та напружень, призводить до його концентрації переважно по межах зерен та невпорядковани х утворень у приповер хневи х шара х. там він частково молізується, с творюючи значні внутрішн і напруження. поє днання ци х напружень із зовнішн ім робочим навантаженням викликає особливий ви д руйнування повер хн і, пов’я заний із одночасним розвитком велико ї кіль кості зародків тріщи н по всій зоні деформування. характерним для водневого зношування є ми ттєве у творення продуктів зношування у вигля ді дрібни х зерен порошку матер іалу інс трументу. розглянемо особливості зносу та можливос ті відновлення і зміцнення робочих формоутворюючи х повер хонь де та лей обла днання для виго товлення брике тів та пеле т. зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 22 робочими органами пелетни х пресів є роли і перфоровані кіль цеві матриці, я кі ви готовляю ться з високолеговани х термооброблени х вольфрамомістки х с та лей [8]. в процесі експ луатац ії за ра хунок зношування спостерігає ться зменшення діаметр ів ролів (рис. 2, а), відбувається зниження до критичного розміру перестінків між сусідн іми отворами (кана лами) та їх глибини (рис. 2, б), в я кі запресовується шля хом за ка тування по дрібнена деревинна маса. на даний час не розроблено ефекти вної те хнології ремонту кільцеви х пресформ -матриць. найбільш продукти вним методом реставрації зношени х ролів є електродугове нап лавлен ня зносостійки х покрить. проте процес є ускладненим із -за п ідвищено ї с хи льності матеріа лів ролів до утворення тріщ ин, наявніс ть яки х може призво ди ти до ви хо ду з ла ду вка заного вузла. пуансони пресів для ви готовлення суцільни х брике тів конструкти вно в біль шості випа дків виконуються суцільними, хоча зустр ічаються випа дки зі змінним формуючим елементом. для виго товлення вка зани х робочих орган ів зас тосовуються інс трументальн і легован і с та лі марок х12, х12м [8]. зношування пуансона призводить до ін тенси вного заокруглюван ня його формоутворюючого ребра і зменшення номінального діаметру в прилеглій зоні (рис. 3, а). в резуль та ті цього зростає зусилля пресування і, як наслідок, енергови трати на одиницю про дукц ії. кр ім того, по периметру торцевої поверхні виробу формується облой, що збільшує транспортний об’єм і перешко джає те хно логічному зрощуванню брикетів в процесі виробництва. а б в г д е рис. 3 – зовні шні й вигляд зноше них робочих органів обладнання для виготовле ння паливних брике тів: а − брикетуваль ний пуансон; б – формуюча втулка; в – суцільний однозахідний шне к (рі вномі рне зношування); г – суцільний однозахідний шне к (і нте нсивне відшарування); д – вставка збі рного шне ка; е – суціль ний однозахідний шне к з впаяними твердосплавними пластинами для випадку експ луата ції термооброблени х с тале й ресурс роботи пуансона преса складає 6 … 8 тон брике тної продукції. при зас тосуванні за хис ного газо термічного покри ття робочої частини пуансона із композиції пг12-нвк ресурс роботи досягає 25 … 30 тон бри кетно ї проду кції. зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 23 формуюча втулка шнекови х пресів для виробництва брике тів (рис. 3, б) виго товляє ться з високолеговани х с талей марок х12м, р6м5, 12хс, 9хс, х18 та чавунів марок чх22, чх28, чх28н2 [8]. нанесення електродугови х покриттів на втулки є затрудненим, оскіль ки останн і с хи льн і до утворення тріщ ин, тому покриття нанося ть газопо луменевим методом з попереднім підігр івом дета лі із використанням присадкови х матер іалів ти пу сормайт та присадкови х еле ктродів марки еп-т б-1-6. одноза хідні шне ки ектс трудерни х гвин тови х пресів конструктивно виконуються суцільними або збірними зі змінною робочою частиною. при цьому суцільні шнеки ви готовляю ть зі с та лей марок 45, 40х, а змінн і робочі частини в більшості випа дків ви готовляю ться методом ли тва із чавунів марок чх22, чх28, чх28н2 [8]. в більшос ті випа дків зношен і зовн ішн і повер хн і характеризуються зменшенням габаритни х формуючих розмірів у проміжній та , особливо, у ви хідн ій части ні шне ка з втратою гостро ти формуючих граней пера (рис. 3, в). реш та повер хонь в більшос ті випадків характеризуються ная вніс тю слідів абразивного та окис люва льного зношування. при проведенн і бага торазови х ремонтни х робіт із нанесенн ям зносостій ки х покри ттів можливе відшарування остан ніх (рис. 3, г). у зв’язку із о дноза хідною конс трукц ією шнека в бага тьо х випа дка х спостер ігає ться деформація (викривлення ) ви хідної формуючої частини, що призводить до дроблення пусто тіли х брике тів на окремі фрагменти і, я к нас ідок, втра ти товарної якості ви хідно ї продукц ії. для випа дку суц ільної конс трукції ви хідну робочу частину, як прави ло, за хищаю ть від зношування шля хом нанесення покриттів: еле ктро дуговим наплавленням електродами т-590, т-620, оз ш-1 або плазмове напилення порошком із швидкорізаль ної ста лі марки 10р6м 5 [7], що забезпечує ресурс 3-6 тон брике тної продукції; газо термічним напилюван ням композиціями типу пг 12-нвк – ресурс складає 4 8 тон брике тної продукц ії. в дея ки х конструкц ія х шнеків пресів ки тайського виробництва окремі наплавлен і робочі поверхні дода тково за хи щаютьс я шля хом впаювання твердоспла вни х плас тин , при цьому максимальний міжремонтний ресурс таки х де талей скла дає 10 12 тонн брике тної продукц ії (рис. 3, е). для більш ефективно го за хис ту шви дкозношувани х робочих орган ів брикетува льни х пресів, зокрема шнеків екструдер ів, авторами статті пропонується наносити на робочі поверхні покри ття із композиційного сп лаву на основі зерен ли ти х карбідів во льфраму w2c + wc (реліту), що характеризує ться високою зносостійкіс тю в умовах ін тенсивного абразивного впливу [9]. крім того карбід во льфраму характеризується високою корозійною с тій кістю , що дозво ляє використовува ти його в корозійно-агресивни х сере довища х [11]. характерною особливіс тю процесу зношування таки х сп лавів є поетапне зношування окреми х компонентів композиції, при цьому спостерігає ться так званий « тіньовий ефект», при якому більш зносостій кі армуючі частин ки беруть на себе основне наван таження, за хи щаючи матрицю спла ву від зношування [10]. для о тримання та ки х покри ттів доц ільно ви користовува ти присадковий ма теріал  с тріч ковий реліт, який являє собою пруток (стр ічку) п лоского перерізу з оболонкою із низьковуглецево ї ста лі та з порошковим осердям (наповнювачем), що скла дається із суміш і розкис люючи х, ле гуючи х і ф люсоутворюючих компонентів, а також частино к карбідів вольфраму wc-w2c (реліту), отримани х ш ля хом подрібнення злитків. стрічкови й реліт характеризується відмін ними те хнологічними показни ками, що дозволяє о тримувати напла влени й шар зі с табільним вм істом частинок карбідів вольфраму wc-w2c в сп лаві без пор, непроварів та інши х дефектів нап лавки. важ ливу роль в процесі зношування відіграє розмір зерен карбідів вольфраму wc-w2c. згідно дани х, наве дени х в [10], з ростом розмірів зерен реліту до 0,8 … 0,9 мм зношування зменшується, а після досягнення ве личини зерен 1,8 мм величина зношуван ня за лишає ться практично постійним. ви хо дячи з даної залеж ності, а та кож провівши до даткові дослідже ння вп ли ву розміру зерен карбідів вольфраму на зносостій кіс ть покри ття в умова х тертя в середовищ і абразивної маси згідно методики, описаної в [11], було визначено оп тимальний розмір армуючих включень карб ідів вольфраму, що скла дає 0,5 … 1,1 мм для дани х умов випробувань. напла вленн я стр ічкового реліту здійснюється аце ти леново-кисневим способом, що дозволяє знизи ти термічний вплив на повер хню, яка п ідля гає напла влен ню, та мінімізувати розчинення час тинок карбідів вольфраму wc-w2c в с та льн ій матриц і. перед нанесенням стр ічкового реліту повер хню де талі слід нагрівати до появи дзеркала розплавленого ме талу. при ба гатопро хідному наплавленн і проміжна температура поверхн і, що підлягає нап лавленню, не повинна опуска тись нижче 300 ос. з метою запобігання викри шування не рекомендує ться проводи ти бага топрохідне нап лавлення замкнути х контурів. напла влени й метал обробляється ш ліфуванням, має с хи льн іс ть до утворення мікротріщи н, я кі в цілому не знижують експ луатац ійну с тійкіс ть покри ття. досвід викорис тання даної те хнології на базі м іжга лузевого науково-виробничого центру «епс ілон лтд» при відновленні та зміцненн і шне ків екс трудерів для брикетування деревини зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 24 підтверджує доцільн іс ть її ви користання. пер іод с тійкос ті шне ків, нап лавлени х с трічковим релітом зростає до 20 … 40 тон брикетної проду кції, а в окреми х випа дка х може сяга ти 80 тон брике тної продукції. висновки 1. розгля нуто робочі параметри обладнання для виго товленн я брикетів та пеле т. визначено перелік чинн иків, я ким піддаю ться формоутворюючі поверхні обла днання для виго товлення брике тів та пелет п ід час роботи. 2. запропоновано схему процесу фрикційної взаємодії в парі «пресована тирса – сталь» з вра хуванням вище відмічени х чинни ків. проаналізовано процеси зношування робочих повер хонь обла днання для ви готовлення брикетів та пе лет. 3. висвітлено перелік ма теріалів з я ки х ви готовляю ться робочі шви дкозношувані органи обла днання для ви готовлення бри кетів та пеле т, а також матеріа лів, що ви користовуються для нанесення зносостій ки х покриттів. запропоновано матеріал та те хнологію його нанесення для б ільш ефективного за хис ту шви дкозношувани х робочих органів обла днання для виго товлен ня брике тів та пе ле т. 4. отримано результа ти промислового впрова дження запропонованої те хно логії зміцнення формоутворюючих повер хонь обладнання для виго товленн я брике тів та пе ле т. літе ратура 1. морозова г.а экономическая оценка рационального использования вторичны х ресурсов / г.а. морозова, т.в. трофимова // вестни к ниже городского государствен ного универси тета им. лобачевского. – 2012. – № 2. – с. 214-218. 2. высоцкий с.п. ис пользование био логически х ресурсов для по лучения энергии / с.п. высоцкий, к.в. айрапетян // тез. 4-й меж дународной конференции "стра тегия качества в промышленнос ти и образовании". – болгария, варна, 2010. – с. 88-91. 3. памфилов е.а. изнаши вание де та лей из же лезоуглеродис ты х сп лавов при фрикционном контакте с древесиной / е.а. памфилов, я.с. прозоров // системы. мето ды. те хнологии. – 2012. – №1 (13). – с. 49-53 4. зотов г .а. повы шение с тойкости дереворежущего инс трумента / г .а. зотов, е.а. памфилов. – м.: экологи я. – 1991. – 304 с. 5. porankiewic z b. factors influencing steel tool wear when milling wood / b. porankiewic z , j. sandak, c. tanaka // wood science & technology. – 2005. – № 39(3). – p. 225-234. 6. pa mfilov e.a. so me issues of tools hydrogen wear / e.a. pa mfilov, m.n. pet renko // do lgovechnost’ trushchikhsya detaley mashin: sb.st. – 1986. – № 1. – p. 148-153. 7. трошин а. г. разви тие процессов и оборудования для произво дс тва топ ливны х брике тов из биомассы / а. г. трошин, в.ф. моисеев, и.а. тельнов // восточно-европейски й журнал передовы х те хнологий. – 2010. − № 3(45). – с. 36-40. 8. гомонай, в. м. произво дство топ ливны х брике тов. древесное сырье, оборудование, те хнологии, режимы работы : учеб. / в. м . гомонай. – м. : гоу мио мгул . – 2006. – 68 с. 9. юзвен ко ю.а. абразивный износ композиционны х спла вов / ю.а. юзвенко, а.п. жудра, е.и. фрумин // автоматическая сварка. – 1973. − № 7. – с. 62-63. 10. белый а.и. износостойкость и прочность карбидов w c-w2c, полученны х различными способами / а.и. бе лый // автоматическая сварка . – 2010. − № 12. – с. 20-23. 11. бурда м.й. методи ка і пристр ій для дослідже ння матеріалів на абразивне зношування / м.й. бурда, д.л . луцак, ю.м. бурда // ін теле ктуа льний проду кт вчени х, вина хідни ків і рац іоналіза торів прикарпаття : ка т. персп. вина хо дів, корис. моделей, пром. зразків і рац. пропоз. – івано-франківськ: [б. в.]. – 2010. – c. 12-13. поступи ла в редакц ію 25.03.2015 зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 25 lutsak d.l., py lyp chenko o.v., burda m .j. hardening of the working tools of equipment for manufacturing fuel briquettes and pellets. the article d escribes the list of factors exp erien ced by working tools of equip ment for manufacturin g wood br iquettes and p ellets during exp loitation, scheme of frictional interaction in p air of «p ressed sawdust -steel» and a list of materials and techno lo gies used for h ardfacin g of the workin g tools of the mentioned equ ip ment. the authors offer to app ly acety lene-o xy gen method of coatin g «relit» on the workin g surfaces for more effective p rotection of qu ick-wear p arts of briquetting p resses, includin g screw extruders. those coatings ar e ch aracterized with high wear resistance against strong abrasiv e effect. key words: fuel briquettes, p ellets, wear, hardenin g, extruder, screw, gas-flame surfacin g. references 1. moro zova g.a, t rofimova t.v. je konomicheskaja ocenka rac ional'nogo ispol'zovanija vtorichnyh resursov. vestnik nizhegorodskogo gosudarstvennogo universiteta im. lobachev-skogo. 2012. № 2. s. 214218. 2. vysockij s.p., ajrapetjan , k.v. ispol'zovanie biologicheskih resursov dlja poluchenija jenergii. tez. 4-j mezhdunarodnoj konferencii "strategija kachestva v promyshlennosti i obrazovanii". .– bolgarija, varna, 2010. .– s. 88-91. 3. pa mfilov e.a., prozorov ja.s. iznashivanie detalej iz zhe lezougle rodistyh splavov pri frikc ionnom kon-takte s dreves inoj. sistemy. metody. tehnologii. 2012. №1 (13). s. 49-53 4. zotov g..a., pa mfilov e.a. povyshenie stojkosti derevorezhushhego instrumenta. m.: jeko logija . 1991. 304 s. 5. porankie wic z b., sandak j., tanaka c. factors influencing steel tool wear when milling wood. wood science & technology. 2005. № 39(3). p. 225-234. 6. pa mfilov e.a., petren ko m.n. so me issues of tools hydrogen wear. do l-govechnost’ trushchikhsya detaley mashin: sb.st. 1986. № 1. p. 148-153. 7. troshin a. g., moiseev v.f. , tel'nov i.a. ra zvit ie processov i oborudovanija dlja proizvodstva toplivnyh briketov iz b io massy. vostochno-evropejskij zhurnal peredovyh teh-nologij. 2010. № 3(45). s. 36-40. 8. go monaj, v. m. pro izvodstvo toplivnyh briketov. drevesnoe syr'e, oborudovanie, tehnolo-gii, rezh imy raboty: ucheb. m. : gou m io m gul. 2006. 68 s. 9. ju zvenko ju.a., zhudraa.p., fru min e.i. abra zivnyj iznos ko mpozicionnyh splavov. avtomaticheskaja svarka. 1973. № 7. s. 62-63. 10. bely j a.i. iznosostojkost' i prochnost' karbidov wc-w2c, poluchennyh razlichnymi spo-sobami. avtomaticheskaja svarka. 2010. № 12. s. 20-23. 11. bu rda m.j., lucakd.l., burda ju. m. metodika і pristrіj dlja doslіdzhennja materіalіv na abrazivne znoshuvannja. іntelektual'nij produkt vchenih, vinahіdnikіv і rac іonalіzatorіv pri-karpattja: kat. persp. vinahodіv, koris. mode lej, pro m. zra zkіv і rac. p ropoz. іvano-frankіvs'k: [b. v.]. 2010. c. 12-13. моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 49 дмитриченко м.ф.,* довгаль а.г.,** білякович о.м.,** приймак л.б.,** сидоренко о.ю.,** туриця ю.о.* * національний транспортний університет, м. київ, україна, ** національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: dmitrichenko@ntu.edu.ua моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки удк 621.891:631.31 на основі аналізу умов роботи сполучення поршнева канавка – компресійне кільце було проведено планування повно факторного експерименту для двох факторів, що найбільше впливають на триботехнічні характеристики сполучення та були випробувані зразки алюмінієвого сплаву, як з захисними покриттями так і без них. на основі експериментальних даних було проведено побудова поліномональної регресійної моделі другого порядку для триботехнічних характеристик цих покриттів та отримані графічні залежності, що дозволяють передбачити триботехнічну поведінку даних покриттів в будь-яких крапках факторного простору. ключові слова: авіаційна наземна техніка, силова установка, захисне покриття, триботехнічні характеристики, математична модель, поліном. вступ поршні двигунів, працюють в дуже важких умовах. температура вихлопних газів в бензинових двигунах може досягати 950 980 °с. тиск в циліндрі в момент робочого ходу досягає 100 кг/см2. зокрема канавки компресійних кілець працюють в умовах середніх температур від 300 до 170 °с. проте для ливарних алюмінієвих сплавів, такі температури вже близькі до поверхневої пластифікації (силумін ал25 плавиться вже при температурі 510 °с), тому проблема першої компресійної канавки особливо актуальна для дизельних двигунів, де компресія визначає умови запалювання суміші. проблема зміцнення поршнів двигунів триває вже більше ста років з моменту винайдення та серійного застосування в умовах народного господарства перших двигунів. невщухає цікавість до цього питання і в наш час. зокрема в роботі [1] було проведено фундаментальне дослідження застосування для зміцнення алюмінієвих деталей авіаційної техніки електроіскровими покриттями та досліджена можливість застосування дискретних електроіскрових покриттів та їх вплив на зносостійкість. автори статті [2] досліджували вирішення проблематики першої канавки шляхом застосування електропроменевої обробки та було запропоновано цей вид обробки для всього складу деталей двигуна. в результаті було розроблено ряд експериментальних установок, що може бути використаним для серійного виробництва. дослідник роботи [3] пропонує використовувати різноманітний розподіл кремнію в заготовці поршню саме під час відливання силуміну, що дозволить створити зони значно міцніші щодо термічних навантажень в ділянці майбутніх компресійних кілець, що працюватимуть в умовах підвищених температур. це дуже цікавий підхід, але ускладнює процес виготовлення поршнів, та не має відповіді, як діяти, якщо відбудеться дифузійна гомогенізація складу в процесі експлуатації деталі. авторський колектив публікації [4] провадив фундаментальне дослідження застосування вставок в проблемні зони стосовно термічної міцності та зносостійкості. вставки пропонувалося виготовляти з алюмінієвого сплаву зміцненого волокнами з оксидів алюмінію, кремнію та заліза в різній концентрації. дослідники здобули суттєвих результатів високотемпературної зносостійкості порівняної з чавуном, з якого інколи виготовляються компресійні кільця. продовжуються дослідження в царині застосування термостійких вставок в першу канавку компресійного кільця. зокрема в роботі [5] науковці вирішували відому проблему адгезії вставки до тіла поршня. зокрема було встановлено, що основною причиною адгезійного відшарування вставки є накопичення на межі пластівчастого графіту. тому для уникнення відшарування пропонується модифікувати структуру силуміну в зоні вставки. в роботі [6] визначено, що основною технологією зміцнення та відновлення поршневих канавок є електроіскрове легування, що є дуже ефективним та перспективним для алюмінієвих сплавів, так як не вчиняє суттєвої термічної дії на легкоплавкий метал (а температура плавлення деяких силумінів складає 510 °с, а суттєвої поверхневої пластифікації уже при 300 °с). та не створює суттєвої динамічної дії на підкладку. моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 50 в публікації [7], використовуючи аналітичні та емпіричні методи, автор визначив величини максимального зносу сполучення канавка-кільце, коли воно цілком виходить з ладу в 0,4 мм, порівняно з вихідним 0,08 мм та запропонував формули для розрахунку довговічності сполучення від навантаження, температури та швидкості тертя, визначивши їх як основні фактори, що впливають на зносостійкість сполучення. авторський колектив вже проводив моделювання зносостійкості алюмінієвих сплавів з електроіскровими покриттями для кількості факторів к = 3, та в умовах що моделюють роботу спідниці поршня за умов браку мастильної дії [8]. випробування в такому разі проводилися в умовах лінійного тертя ковзання в діапазоні швидкостей та температур в яких працює спідниця поршня дизельного двигуна на машині лінійного тертя пвк-3 з підігрівом зони контакту. отже з посеред усіх технологічних заходів вирішення проблеми першої канавки поршня двз важливо визначити такі заходи, що були б дешеві при збереженні ефективності, не вимагали складного та витратного обладнання та були доступні в умовах експлуатаційних підприємств в межах чергових профілактичних робіт по двигуну. а це вимагає всеохоплюючу інформацію про фізичні процеси нанесення та зношування захисних покриттів у всіх крапках факторного простору. все вище викладене дозволяє сформулювати мету дослідження. актуальність проблеми з метою зменшення витрат на проведення експериментальних робіт та всеохоплюючого дослідження впливу найбільш суттєвих факторів на оптимізаційні функції відгуку застосовується планування експерименту у факторному просторі з подальшою побудовою математичної моделі функції відгуку у факторному просторі. такі моделі бувають поліномінальні, тригонометричні, показникові, ступеневі та логарифмічні. найбільш розповсюджені поліномінальні моделі, виду поліному будь якого порядку, але не вище 3-го, так як підвищення ступеня поліному суттєво на точність моделі не впливає, а лише збільшує обсяг обчислень. побудова графічних залежностей згідно цих моделей дає змогу спрогнозувати поведінку функції відгуку в будь-якій комбінації факторів у факторному просторі без проведення експериментальних даних, звичайно якщо модель відповідає вимогам відтворюваності та адекватності за статичними критеріями. основним агрегатом силової установки сучасної авіаційної наземної техніки є двигун внутрішнього згоряння. найбільш навантаженим вузлом двигунів внутрішнього згоряння являється циліндрово-поршнева група. поршні двигунів виготовляються з високоміцних алюмінієвих ливарних сплавів, що втричі легше сталі, але водночас з цим постає питання локального підвищення зносостійкості цих сплавів, особливо в умовах високих температур. зносостійкість поршнів прямо впливає не лише на ресурс, а і на компресію циліндра, а отже і паливну ефективність двигуна. отже підвищення паливної ефективності та продовження ресурсу енергетичних установок авіаційної наземної техніки значно покращує працездатність обладнання та економічну ефективність експлуатації окремих видів авіаційної наземної техніки. це можливо досягти за допомогою використання захисних покриттів. важливим аспектом усіх технологічних заходів являється їх низька вартість, можливість застосування в умовах експлуатаційних підприємств та ефективність. мета і постановка задачі метою роботи є побудова математичних поліномінальних моделей триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей циліндрово-поршневої групи авіаційної наземної техніки, що дозволять спрогнозувати технологічні режими зміцнення, триботехнічну поведінку сполучень, залишковий ресурс та зміну експлуатаційних характеристик двигунів спецмашин. обґрунтування застосування і опис обраної авторами методики для отримання експериментальних результатів використовували зразки з алюмінієвого сплаву ал25 (гост 1583-93) циліндричної форми ø 20×20 мм наносили електроіскрові покриття електродами з міді м1 (гост 1535-91) у вигляді дротика. електроіскрові покриття наносили на установці «элитрон-22» з вібратором встановленому у пістолеті з вимикачем. режими обробки – струм короткого замкнення – кзi = 80 … 100 а, робочий струм рi = 10 … 30 а, частота імпульсів 50 гц. діаметр легованих ділянок 1 … 2 мм, глибина 0,3 … .0,7 мм, висота над вихідною поверхнею 0,4 … 0,7 мм. дослідження процесу зношування электроіскрових покриттів, в умовах тертя коливання за високих температур в умовах фреттинг процессу проводили на лабораторній торцевій машині тертя мфк-1 з моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 51 індукційним підігрівом зони тертя, конструкція якої дозволяє визначати в процесі експерименту коефіцієнт тертя. знос зразка jh визначали згідно стандарту гост 2789–73, де зношування зразка визначалось за допомогою профілографування. оскільки метод контактного профілографування морально та технічно застарів та останнім часом дійсно задовільної точності та вірогідності набули безконтактні методи профілографування, то лінійний знос jh канавок тертя визначали інтегральним методом на лазерному скануючому мікроскопі лсм. далі по лінійному зносу визначали інтенсивність зношування за формулою: ank h i k j j h 2   [мкм/км], (1) де a – амплітуда коливань, мкм; n – кількість циклів випробувань; k – кількість випробуваних зразків. випробування проводили за частот коливання 30 гц, що відповідає середнім частотам обертання колінчатого валу, що вчиняє циклічну дію на спряження «канавка-кільце» для частот обертання колінчастого 1800 об/хв відповідно до номінального режиму роботи двигуна і навантажень у 1000 н, що відповідає навантаженню на контактну ділянку тертя у 20 мпа, так як саме така максимальна величина тиску на контактну ділянку системи «канавка-кільце» [7], амплітуда складала 10 мкм, такі умови моделюють роботу контактної зони системи «канавка-кільце». в якості контр тіла (рухомого зразка) використовували сталевий зразок 40х9с2 (hrc 75-80), виходячи з наступних міркувань, компресійні кільця двигуна здебільш виготовляються з сірого чавуну марок сч але для підвищення теплостійкості до 350 400 °с в нього додавали легуючі присадки cr, ni, mo, cu, w. до того ж поверхня чавунних компресійних кілець двз вкривається електролітичним пористим хромовим покриттям товщиною 0,10,2 мм. тож такий склад легованої хромом сталі якнайкраще моделює склад та властивості чавунного вкритого хромом компресійного кільця. нагрівальний елемент дозволяв підвищувати температуру до 400 °с, а саме використовувалися три режими 50 ос, 150 °с, та 300 °с, для дослідження впливу температури та моделювання окремо роботи першого, другого та третього компресійного кільця. в процесі експерименту на кожне значення випробовувалось 3 5 зразків, а остаточні параметри визначались як середні значення з отриманих даних. математичні методи обробки результатів досліджень основною складністю при розгляді процесів тертя і руйнування матеріалів являється наявність великої кількості керованих, контрольованих і неконтрольованих факторів, багато із яких мають дуже складні кореляційні залежності. як ймовірнісний, так і детермінований характер цих факторів обумовлює застосування методів математичної статистики при вивченні трибологічних систем, котрі дозволяють оптимальними засобами вирішувати поставлену задачу і забезпечити задану точність і достовірність обробки результатів. на думку авторів [9] розподіл зносу покриттів при терті підкоряється нормальному або логарифмічно нормальному закону. недостатнє знання механізму явищ, що вивчається, і відсутність системи диференціальних рівнянь, що описують складні процеси тертя і зношування, обумовлюють представлення зв’язку між вхідними і вихідними параметрами трибологічної системи у вигляді поліномного рівняння (2) [9]. поліномінальна модель являється зручною, так як її апроксимація може покращуватись підвищенням порядку полінома [10]. однак для вирішення практичних задач тертя, зносу і руйнування покриттів достатньо обмежитися поліномом першого або другого порядку. в даній роботі зв’язок між вхідними і вихідними параметрами трибологічної системи представлявся в повному факторному експерименті типу 2k математичною моделлю другого порядку виду: .2 11 0 i k i iiji k ji iji k i i xbxxbxbby    (2) де y – оцінка параметра оптимізації – функція відгуку (в даному випадку це інтенсивність зношування i та коефіцієнт тертя  ); ix – ранжировані фактори (в нашому випадку – це режими нанесення покриття, що визначаються робочим струмом рi , і температура t зони тертя, так як в основному різницею температур різняться умови роботи першої, другої та третьої компресійних канавок поршнів); моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 52 0b , ib , iib , ijb – коефіцієнти, що характеризують вільний член регресії, лінійні, квадратичні ефекти і ефекти взаємодії [9]. матриця планування експерименту і вибір рівнів варіювання здійснювалась по рекомендаціям роботи [9]. кількість повторів дослідів визначалась за формулою: )( )( 2 2 ys pt r   , (3) де r – кількість вимірювань; )( pt – критерій стьюдента; )(2 ys – середня квадратична помилка;  – довірча точність. в роботі )( pt визначався за статистичними таблицям при прийнятій ймовірності 0,95, приймали рівним 2,37. число дослідів варіювались при цьому від 3 до 5. середнє значення параметру і дисперсії паралельних дослідів визначались за формулами:    r v uvu yr y 1 1 , (4)   2 1 2 1 1      r v uuvu yyr s . (5) далі розраховували однорідність дисперсій паралельних дослідів для визначення можливості регресійного аналізу за критерієм кохрена:    n u u u p s s g 1 2 2 max . (6) порівнюючи розрахункове значення з табличним для ступенів свободи: чисельника 11  rf , знаменника nf 2 при вибраному рівні значності 05,0 [9]. якщо ртабл gg  , то визначалась дисперсія відтворюваності і помилка експерименту відповідно за формулами:    n u usn ys 1 22 1)( , (7) )()( 2 ysys  . (8) далі розраховували коефіцієнти рівняння регресії:    n u uiui yxn b 1 1 (9) і взаємодії:    n u ujuiuij yxxn b 1 1 . (10) перевірку статистичної значності коефіцієнту проводили за t -критерієм. для цього визначались середня квадратична помилка коефіцієнту регресії [9]: nr ys bsbs iji )( )()(  (11) і далі визначали довірчий інтервал ib2 : )( iкрi bstb  . (12) після виключення статистично незначних коефіцієнтів рівняння регресії перевірялось на адекватність за f -критерієм [9]: )(2 2 ys s f адp  (13) і якщо таблр ff  отримане рівняння піддавались аналізу, в протилежному випадку функція відгуку відкидалась. моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 53 за викладеною методикою обробці піддавались результати всіх експериментів, що виконуються при вирішенні задач даного дослідження. результати випробування та моделювання зносостійкості покриттів база випробувань складає 5105  циклів коливань, – ці показники залишалися постійними та незмінними при всій серії випробувань мідних електроіскрових покриттів різного режиму нанесення, а решта факторів варіювалася для оптимізаційних цілей технологічних рішень. для дослідження впливу режиму нанесення, а мідь є дуже чутливою до режиму нанесення, використовувалися три режими та визначалися технологічні особливості утворення захисних покриттів. а саме робочий струм складав 10, 20 та 30 а. і випробування покриттів виконувалось за температур 70 °с, 150 °с та 300 °с. загальний вигляд поверхонь тертя при збільшенні 50 отриманий на лазерному скануючому мікроскопі лсм. він також дозволяє отримати якісні знімки для візуального аналізу поверхонь тертя (рис. 1). а б в г рис. 1 – фотографії поверхонь тертя зразків з ал-25 з мідним еіл покриттям отримані за допомогою лазерного сканую чого мікроскопа лсм: а – 300 ос, 20 а; б – 150 ос, 20 а; в – 300 ос, 30 а; г – 300 ос, 10 а, зб. 50., n=5*105 ц так за режиму сили струму 20 а та температурі випробувань 300 °с величина зносу складала 33,3 (рис. 1, а). при зменшенні температури випробування до 150 °с покриття отримане на другому режимі при робочому струмі 20 а, величина зносу зменшується 13,47 мкм, на третьому режимі нанесення при 30 а, за температури випробувань 300 °с, знос покриття склав 28,1 мкм. при першому режимі нанесенні при робочому струмі 10 а за температури 300 °с величина зносу складає 19,5 мкм. ці вихідні дані можливо використати для побудови моделі триботехнічних характеристик в повно факторному просторі. моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 54 математичну бробку результатів випробувань проводили з використанням методики математичної теорії планування експерименту [9, 10], котрий дозволив використовувати математичний апарат не тільки при обробці результатів дослідження, але і при підготовці і проведенні дослідів, а також суттєво скоротив час при виконанні дослідницької роботи. для цього виконуєм обчислення коефіцієнтів регресії для некомпозицийного ротатабельного плану друого порядку для кількості факторів 2k . для виконання умови ортогональності базисних функцій, за допомогою которих визначались коефіцієнти регресії і для зручності розрахунку переходим від істинних значень параметрів до кодових (табл. 1), таким чином була складена матриця планування (табл. 2) для центрального некомпозиційного ротатабельного плану 2-го порядку для кількості факторів 2k . параметрами оптимізації даного експерименту служили: 1y – ваговий знос (мг/см 2  км), 2y – коефіцієнт тертя,  . моделювання зводиться до пошуку поліномінальної функції відгуку другого порядку, що має вигляд: 2 222 2 111211222110 xbxbxxbxbxbby  визначення оцінок коефіцієнтів регресії за формулами [10]: 00 yb  , (14) u n u iui yxab    1 . (15) таблиця 1 умови дослідження зносостійкості електроіскрових покриттів в умовах високотемпературного фреттинг зношування фактори температура 1x , t [oc] режим нанесення покриття 2x , iр [а] верхній рівень (+1) 300 30 нижній рівень (-1) 70 10 основний рівень (0) 150 20 інтервал варіювання (j) 150 10 таблиця 2 центральний некомпозиційний ротатабельний план 2-го порядку для кількості факторів 2k фактори дослідні параметри оптимізації розрахункові параметри оптимізації № досліду 0x 1x 2x 21 xx 2 1x 2 2x 1y 2y 1y 2y 1 1 1 1 1 1 1 28,1 0,23 53,11 0,293 2 1 1 -1 -1 1 1 16,2 0,15 39,60 0,198 3 1 -1 1 -1 1 1 19,5 0,24 24,20 0,408 4 1 -1 -1 1 1 1 16,3 0,21 15,91 0,343 5 1 1 0 0 1 0 33,3 0,12 36,88 0,141 6 1 0 1 0 0 1 21,1 0,2 28,39 0,288 7 1 -1 0 0 1 0 15,5 0,18 10,58 0,271 8 1 0 -1 0 0 1 25,3 0,23 17,49 0,208 9 1 0 0 0 0 0 13,47 0,14 13,47 0,143 p b yxcyxbb u k i n u iuu n u iuii 0 1 1 2 1 2     (16) uju n u iuij yxxdb    1 (17) моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 55 де a , b , c , d – константи, що залежать від кількості факторів k , в нашому випадку: 2k ; 5,0a ; 33,0b ; 1,0c ; 15,0d ; 2p , та замість факторів використовуються їх кодові значення з матриці планування. перевірка їх статистичної значимості шляхом визначення їх довірчих інтервалів. аналіз даних, отриманих в результаті проведених експериментів багатофакторного планування, проводився по відомим методикам та формулам математичної статистики [9]. виходячи з розрахункових параметрів, рівняння регресії будуть мати вигляд: 21 2 2 2 1211 305,1472,9264,1045,51,135,13 xxxxxxy  ; 2 2 2 121212 105,00622,00075,004,0065,014,0 xxxxxxy  . отримані моделі найбільш вірогідно відбивають залежності величин зносу і коефіцієнту тертя в даній області факторного простору. перевірка адекватності моделі проводилась за допомогою критерію фішера [9]. результати розрахунку приведені в табл. 3. таблиця 3 розрахункові значення коефіцієнтів регресії, дисперсії, довірчих інтервалів параметри розрахункові значення для величини зносу розрахункові значення для коефіцієнту тертя 0b 13,5 0,14 1b 13,150 -0,0650 2b 5,450 0,0400 12b 1,305 0,0075 11b 10,264 0,0622 22b 9,472 0,1051 2 ys 1,043333 0,000233 0b 1,2561 0,0188 ib 1,5384 0,0230 ijb 1,3988 0,0209 iib 0,8426 0,0126 2 адs 672,0315476 0,034399819 t fff 12 224,6 8,84 p fff 12 64,411969 1,474 1f 2 2 2f 2 2 за результатами розрахунків всі шість коефіцієнтів регресії виявилися статистично значимими так, як потрапляють або перевищують довірчі інтервали b . на цій підставі були розраховані ступені свободи 1f та 2f та дисперсії адекватності 2 адs та визначені розрахункові значення критеріїв фішера p fff 12 для обох функцій відгуку. і так як вони не перевищували табличні значення t fff 12 то математичні моделі триботехнічних характеристик електроіскрових покриттів можна визнати адекватними в околицях значень факторного простору. перехід від кодованих значень до натуральних значень факторів здійснюється за формулами: ,150150 1  xт 2010 2  xi р . (18) за отриманими данними побудовані двовимірні графічні залежності одночасного впливу факторів на значення функції відгуку (рис. 2 3). моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 56 20 70 120 170 230 3000 17 30 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 інтенсивність зношування, і, мкм температура, т, ос робочий струм, iр, а інтенсивність зношування 50-55 45-50 40-45 35-40 30-35 25-30 20-25 15-20 10-15 5-10 0-5 рис. 2 – результат моделювання залежності інтенсивності зношування від температури і режиму нанесення покриття 20 70 120 170 230 300 0 10 17 25 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 коефіцієнт тертя,  температура, т, ос робочий струм, iр, а коефіцієнт тертя 0,4-0,45 0,35-0,4 0,3-0,35 0,25-0,3 0,2-0,25 0,15-0,2 0,1-0,15 0,05-0,1 0-0,05 рис. 3 – результат моделювання залежності коефіцієнту тертя від температури і режиму нанесення покриття таким чином можна провести аналіз впливу всіх факторів на зносостійкість покриттів та фрикційні характеристики трибоконтакту. розроблена модель дозволяє комплексно та наглядно оцінити вплив факторів на шукану функцію відгуку, провести оптимізаційні заходи та математичну обробку регресійної залежності. рис. 4 – інтенсивність зношування і коефіцієнт тертя остаточно рекомендованих режимів зміцнення канавок поршнів двз ант, що обрані за найменшими значеннями величини зношування, та задовільними значеннями коефіцієнтів тертя моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 57 зокрема для остаточного вирішення оптимізаційної задачі можна обрати найкращі результати (рис. 4.) для індивідуального зміцнення кожної канавки поршнів. обрані покриття мають близьек значення інтенсивност зношування для відповідних умов роботи, тому і припущений вихід з ладу всього поршня за компресійним пакетом відбудеться в один і той час. а отримані значення коєффіцієнтів тертя електріскрових покриттів також мають близькі між собою, та не перебувають в антифрикційному діапазоні, а це свідчить про те, що схоплення не відбудеться та залягання компресійних кілець в канавках не відбудеться. висновок на підставі відомих методик планування експерименту та моделювання його результатів було побудовано поліномінальну регресіну модель другого порядку для кількості факторів 2k триботехнічних характеристик захисних покриттів для канавок поршнів двигунів внтрішнього згорянняю. за допомогою мінімальної кількості дослідів 9u , було побудовано триботехнічну поведінку досліджуваних покриттів в усіх крапках факторного простору. література 1. зносостійкі електроіскрові покриття для підвищення довговічності кінематичних сполучень авіаційної техніки / а.г. довгаль, л.в. бурдюженко, і.в. ткаченко // сучасні процеси механічної обробки інструментами з нтм та якість поверхні деталей машин. серія г. збірка наукових праць. – к.: 2003. – с. 313-320. 2. проблемы и перспектив использования электроннолучевых технологий в дизелестроении / м.в. радченко, в.г. радченко, ю.о. шевцов, к.с. кровяков // ползуновский вестник. – № 4, – 2006. – с. 325-329. 3. cast aluminium alloy for high temperature application / jonathan a. lee // the minerals, metals & materials society, – 2003, – 245-247. 4. wu shenqing, li junapplication of ceramic short fiber reinforced al alloy matrix composite on piston for internal combustion engines. – china foundry. – 2010. – vol. 7. – no. 4. p. 408-411. 5. ahu fahriye acar, fahrettin ozturk, mustafa bayrak effects of variations in alloy content and machining parameters on the strength of the intermetallic bonding between diesel piston and ring carrier. – materials and technology. –no. 44. – 2010. – p. 391–395. 6. упрочнение верхних поршневых канавок двигателей внутреннего сгорания методом искрового упрочнения / н.ю. дударева // вестник угату, 2010. – т. 14, № 3 (38). – с. 111-115. 7. расчетно-экспериментальное исследование влияния температуры, нагрузки и скорости скольжения на долговечность сопряжения канавка-поршневое кольцо малоразмерного дизеля / о.г. гасангусенов // вестник агту. – сер.: морская техника и технология. – 2013. – № 1. – с. 111-116. 8. моделювання зносостійкості електроіскрових покриттів при відсутності мащення / в.в. варюхно, а.г. довгаль, л.в. бурдюженко, є.м. лісовий // вісник нау. – № 1, –2004. – с. 63-66. 9. евдокимов ю.а. планирование и анализ экспериментов при решении задач трения и износа / ю.а. евдокимов, в.и. колесников, а.и. тетерин // м.: наука, – 1980. – 228 с. 10. новик ф.с. математические методы планирования экспериментов в металловедении. в 2-х ч. – м.: мис. – i ч. – 1970. – 110 с. – ii ч. – 1972. – 118 с. поступила в редакцію 10.02.2017 моделювання триботехнічних характеристик захисних покриттів для деталей силових установок авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 58 dmitrichenko n.f., dovgal a.g., bilyakovych o.n., pruymak l.b., sudorenko o.y., turitsa y.a. modelling of tribological characteristics of protective coating for power plants aviation ground equipment parts. on the basis of analysis of the compound conditions groove piston piston ring was conducted planning for full factorial experiment two factors most affect the tribological characteristics of the message and the aluminum alloy specimens were tested as protective coatings with and without them. on the basis of the experimental data was carried out construction of the second order polinomonalnoi regression model for the friction characteristics of the coating, and the resulting image depending allow to predict the behavior of tribological coatings data at any point of the factor space. key words: aircraft ground support equipment, power plant, protective coating, tribological characteristics, mathematical model, polynomial mpdel. references 1. wear-resistant electrical discharge coating for durability kinematic joints aviation equipment. a.g. dougal, l.v. burdyuzhenko, i.v. tkachenko. modern processes of machining tools from the stm and the surface quality of machine parts. series g. the collection of scientific works. m:., 2003. p. 313– 320. 2. problems and prospects of using electron-beam technologies in diesel building. m.v. radchenko, v.g. radchenko, j.o. shevtsov, k.s. krovyakov. polzunovsky gazette. № 4. 2006. p. 325– 329. 3. cast aluminium alloy for high temperature application. jonathan a. lee. the minerals, metals & materials society, 2003, 245–247. 4. wu shenqing, li junapplication of ceramic short fiber reinforced al alloy matrix composite on piston for internal combustion engines. china foundry. 2010. vol. 7. no. 4. p. 408–411. 5. ahu fahriye acar, fahrettin ozturk, mustafa bayrak effects of variations in alloy content and machining parameters on the strength of the intermetallic bonding between diesel piston and ring carrier. materials and technology. no. 44. 2010. p. 391–395. 6. strengthening the upper groove of the piston internal combustion engine by the spark hardening. n.y. dudarev. herald usatu, 2010. t. 14, № 3 (38). p. 111–115. 7. design and experimental study of the effect of temperature, load and sliding speed on the durability of coupling groove-small-sized diesel engine piston ring / o.g. gasangusenov. herald astu. ser .: marine engineering and technology. 2013. № 1. p. 111–116. 8. simulation of electric-spark coatings wear resistance without lubrication. v.v. varyuhno, a.g. dougal, l.v. burdyuzhenko, e.m. lisovuy. bulletin of nau, no. 1, 2004. s. 63–66. 9. evdokimov y.a. planning and analysis of experiments in dealing with problems of friction and wear. y.a. evdokimov, v.i. kolesnikov, a.i. teterin. m .: science. 1980. 228 p. 10. novick f.s. mathematical methods for design of experiments in metallurgy. at 2 h. m .: mis – i of h, 1970, 110p. ii p. 1972. 118 p. 4_krishtopa.doc дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 31 криштопа л.і., богатчук і.м. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна е-mail: l.i.kryshtopa@mail.ru дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 удк 621.891 для моделювання математичної моделі механізму міграції оточуючого середовища на фрикційний контакт розглянуто: адсорбційний, перекачувальний, щілинний ефекти та процес розкладу фенолформальдегідного матеріалу під дією повітря та без його доступу. ключові слова: міжконтактний простір, фрикційний контакт, поверхні тертя, адсорбція, адсорбат, адсорбент, перекачувальний ефект, щілинний ефект, фенолформальдегідні матеріали. вступ теоретичне обґрунтування механізму поступлення оточуючого середовища на фрикційний контакт намагались розглянути в роботі [1]. припускається, що існує два механізми проникнення газового середовища на фрикційні поверхні: перший, через контактний зазор (так званий щілинний ефект) та другий, шляхом адсорбування на відкритих для газу ділянках контакту тертя (адсорбційний ефект) – у випадку неповного перекриття пар тертя )1( <взк . кількість повітря, що поступає на контакт, до складу якого входе кисень, визначає інтенсивність термоокисних, деструктивних та інших хемосорбційних процесах. у роботі [2] вказується на наявність ефекту перекачування середовища в радіально-кільцевих парах від центра до периферії. постановка проблеми провести лабораторні дослідження механізму поступлення газового середовища із зовні до міжконтактного простору поверхонь тертя та створити математичну модель механізму міграції оточуючого середовища на фрикційний контакт. кількість газового середовища, що походить за одиницю часу на одиницю номінальної поверхні тертя за рахунок адсорбційного ефекту визначається [1]: вз a a к nvk q π ω = 2 1 , (1) де aq – об’єм газового середовища; 1k – корегуючий коефіцієнт, враховуючий різницю між площами істинної та номінальної поверхонь адсорбції з урахуванням глибини проникнення нерівностей; av – об’єм (зведений до нормальних умов) молекулярного шару газового середовища, адсорбованого на 1 · 10-4 м2 гладкою поверхнею; ω – кутова швидкість відносного руху взірців; n – число елементів асбрфрикційної пластмаси, що складає вузол тертя. адсорбування газових молекул на адсорбенті відбувається практично в мономолекулярний шар при порівняно невисокій швидкості їхнього випаровування за час 10-5 – 10-10 с. умови утворення такого шару визначаються з виразу:         +⋅≥      ω − ∆− rt h вз emt n p n к 201048,01,1 1 , (2) де p – тиск, па; n – число молекул газу у суцільному моношарі на 1 · 10-4 м2 поверхні; m – молекулярна маса газу, кг; t – абсолютна температура газу, к; h∆ – теплота адсорбції; r – газова стала. таким чином, згідно умови (2), можна оцінити розхід газового середовища за рахунок адсорбційного ефекту. при цьому додатково слід оцінити щілинний ефект, зробивши наступні припущення: контактний зазор вважатимемо щілиною постійної висоти: 21 ефефеф hhh += , (3) де 21 , ефеф hh – висота ефективного зазору: mailto:l.i.kryshtopa@mail.ru дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 32 i iviv і h bhb p b h ii пит i еф max 11 2 1                   −      = , (4) де ib , iv – параметри опорної кривої поверхні; ihb – твердість; питp – питоме навантаження; i hmax – максимальна висота мікронерівностей; при 1<взк не враховується потрапляння газового середовища на контактний зазор по сторонам асбофрикційного елемента, що направлено вздовж радіуса; на середньому діаметрі тертя ( ) 2dddсер += , за термоокислювальної деструкції, повністю використовується весь кисень зі складу повітря та тиск газового середовища знижується на величину парціального тиску кисню в оточуючому вузол тертя повітрі. кількість газу, що проходить через радіальнокільцеву щілину при ламінарній течії: d d ph q ефефщ ln6 3 µ ∆π = , (5) де щq – спільний розхід газу при щілинному ефекті, 1 · 10 -6 м2/с; µ – динамічний коефіцієнт в’язкості при відповідній температурі; ефp∆ – перепад тиску на кінцях щілини. секундний розхід газового середовища в контактній щілині на одиниці площі тертя: d d а кph q а взефеф щ ln6 3 µ ∆π = . (6) для кільця площа ( ) вза кddа 224 − π = а також вираз (6) набуває вигляду: ( ) d d dd ph q ефефщ ln3 2 22 3 −µ ∆ = . (7) загальна кількість газового середовища q , що поступає на фрикційний контакт, визначається сумарною дією адсорбційного та щілинного ефекту: ща qqq += . (8) оскільки газове середовище перекачується від центра до периферії в радіально-кільцевих парах тертя (рис. 1), то для визначення поточного тиску рідин (газів), що стискаються по ширині доріжки тертя, запропоновано залежність: ( ) ( )∑ ∑ π−+ −−µ −= 1 4 2 4 rawr grthrk pp p вхвz вхx , (9) де xp – вхідний тиск зі сторони внутрішньої щілини; k – коефіцієнт козені-кармана; g – ваговий розхід рідини; вh – висота хвиль; вхt – температура рідини на вході; pr – глибина згладжування шороховатого шару; w – глибина згладжування хвилі; a – абсолютне зближення; 1r – радіус кільця. дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 33 рис. 1 – схема вузла тертя для визначення перекачувального ефекту протікання газу у подібній системі можна описати рівнянням [3]: ( ) ( ) 2 223 124 kupbl pphp q aa вихвх µη− − = , (10) де q – об’ємний розхід газу; b , l – ширина і довжина зони контакту; aη – відносна фактична площа контакту; ku – коефіцієнт звивистості; h – середня висота між контактного зазору. за наведеними залежностями до конкретного вузла тертя можна оцінити розхід газового середовища у між контактному просторі. проте даний метод розрахунку не можна застосовувати при дослідженні полімерних матеріалів, а зокрема асбофрикційних полімерних матеріалів. розглянемо процес розкладу фенолформальдегідного матеріалу під дією повітря та без його доступу. за низьких температур (570 670 к) виділяються тільки рідкі продукти за рахунок виділення непрореагованих вихідних мономерів та розщеплення молекул смоли [4]. з підвищенням температури збільшується глибина розкладу та відсоток виходу газоподібних речовин, а рідких продуктів навпаки падає. причому за високих температур (870 970 к) вихід co та органічних газоподібних продуктів зменшується за рахунок більшого окислення. залежність процентного вмісту газів в продуктах розладу від температури проходить через максимум при температурі 870 к. продукти розкладу, що утворюються на поверхнях тертя, можуть утворювати умови напіврідкого тертя з нижчим коефіцієнтом тертя, при цьому утворюються газоподібні продукти деструкції 2co та інші, що також можуть відігравати роль „газової подушки”, що сприяє зниженню коефіцієнта тертя. газоподібні органічні продукти деструкції, що згоряють при температурі 1070 k, створюють умови для спалахів та горіння фрикційного матеріалу у процесі гальмування за високих температур. відновлюване середовище, що попереджує протікання хімічних реакцій з неорганічними інгредієнтами, створюється при утворенні co . вплив щілинного ефекту на постачання кисню в зону тертя з підвищенням температури падає, особливо інтенсивно починаючи з відмітки 670 к. результати дослідження виходячи з поставленої задачі досліджень в процесі експерименту реєструвалась різниця тисків p∆ , у між контактному просторі, відносно тиску оточуючого середовища, а також температури поверхонь тертя та моменту тертя. представлені нижче дані є усередненими значеннями випробувань семи пар взрів досліджуваних матеріалів: сталі 35л та гетинаксу фк-24а. випробування проводились за питомого тиску p = 0,5 мпа, зміна швидкості обертання відбувалась ступінчато зі швидкостями v = 0,5; 1; 1,5; 2; 2,5 1 м · с-1. узагальнення та математичне опрацювання даних експерименту проводилось з урахуванням інтенсифікації процесу окислення при рості температури, а отже, с підвищенням режимів навантаження та тривання контактування, притерті асбополімерних матеріалів пропорційно зношуванню. при цьому швидкість окислювального зношування представляється у вигляді: mrt e ceaw − = 0 , (11) де 0a – коефіцієнт пропорційності; e – енергія активації; r – універсальна газова стала; t – температура; c – концентрація окислювача; m – показник степеня що визначає порядок реакції. дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 34 це призводить до трибодеструкції зв’язуючого фапм. серед продуктів деструкції присутні також газоподібні речовини, що підтверджується експериментом. отже, надлишковий тиск у між контактному просторі можна кількісно визначити за експериментальними даними у залежності від швидкості (пропорційній температурі) у вигляді: xkk exky 210= , (12) що лінералізується наступним чином:           = = = = = = . ; ; ;ln ;ln ;ln 2 22 11 1 00 xx ka ka xx ka yz (13) після лінералізації одержується двофакторна залежність: 22110 xaxaaz ++= . (14) методом найменших квадратів знаходимо значення 210 ,, aaa параметрів лінійної регресії, розв’язуючи систему рівнянь:          =++ =++ =++ ∑ ∑ ∑∑ ∑ ∑ ∑∑ ∑ ∑ ∑ = = == = = == = = = n i n i n i ii n i iii n i n i n i ii n i iii n i n i n i iii xyxaxxaxa xyxxaxaxa yxaxana i i 1 1 1 2 1 2 221120 1 1 1 1 1 212 2 110 1 1 1 22110 . ; ; 2 1 (15) при цьому розрахунок дав наступні залежності: 273183 14,074,0 += − vevt , (16) vevp 54,053,191 −=∆ . (17) при повторному випробуванні тих самих взірців: 273264 23,086,0 += − vevt , (18) vevp 12,006,143 −=∆ . (19) адекватність одержаних залежностей перевіряємо за −f критерієм фішера [5], 2 . 2 відтв ад s s f = , (20) де 2адs – дисперсія адекватності; 2 .відтвs – дисперсія відтворення. дисперсія відтворення визначається як сума квадратів відтворюваності: . .2 . відтв відтв відтв f ss s = , (21) де .відтвf – число ступенів вільності дисперсії відтворення: ( )∑ = −= n i iвідтв mf 1 . 1 , (22) де im – число дослідів при однакових значеннях ix ; n – число різних значень. ( )∑∑ = = −= n i m u iinвідтв i yyss 1 1 2 . , (23) дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 35 де iy – середнє значення при одному ix : ∑ = = n i in i i ym y 1 1 . (24) залишкова сума квадратів: ( )∑∑ = = −= n i m u iinзал i yyss 1 1 2 . ˆ , (25) де iŷ – значення функції при ix . число ступенів вільності дисперсії залишкової суми квадратів: ∑ = −= n i iзал lmf 1 . , (26) де l – число коефіцієнтів у рівнянні. рис. 2 – розподіл відносного тиску повітря по доріжці тертя у залежності від шороховатості кільцевих взірців: 1 – 0,5 мкм; 2 – 3,2 мкм; 3 – 6,3 мкм сума квадратів адекватності дорівнює: ... відтвзалад ssssss −= (27) число ступенів вільності дисперсії адекватності: ... відтвзалад fff −= (28) висновки таким чином, рівнянь регресії перевірка адекватності проводиться за схемою дисперсійного аналізу. порівняння одержаних критеріїв адекватності з 97,5 % критичною точкою 30,2f = 1,18 свідчить, що середні квадрати неадекватності незначно відрізняються від середнього квадрата помилки (відтворюваності), а отже, одержані рівняння адекватно описують експериментальні дані. на рис. 2 видно, що у міжконтактному просторі пари фапм + сталь при початкових випробуваннях, а також при повторних, з’являється надлишковий тиск газоподібних продуктів деструкції. різниця між початковими та повторними випробуваннями у даному випадку є свідченням зміни фізикомеханічних властивостей поверхонь, та насамперед, фапм, як найуразливішого до температурного впливу, що буде предметом подальших досліджень при створенні механіко-фізично-хімічної моделі механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. література 1. зиновьев е.в. физико-химическая механика трения и оценка асбофрикционных материалов / е.в. зиновьев, а.в. чичинадзе // м.: наука, 1978 – 203 с. 2. соколов в.и. распределение давления сжимаемой и несжимаемой жидкости в плоском стыке по направлению ее расхода / в.и. соколов // межвуз. сборник калинин. гос. ун-т. – 1979. – с. 133 141. 3. покусаев в.в. исследование расхода воздуха через контакт точечных поверхностей / в.в. покусаев // сб. «контактные взаимодействия твердых тел», калинин. гос. ун-т. – 1982. – с. 22 27. 4. георгиевский г.а. влияние различных инградиентов на фрикционные свойства пластмасс / г.а. георгиевский // сб. «трение и износ в машинах» издат-во ан ссср – 1962. – вып. 16. – с. 121 150. 5. ахназарова с.л. методы оптимизации эксперимента в химической технологии / с.л. ахназарова, в.в. каферов // м.: высшая школа, 1985. – 327 с. надійшла в редакцію 15.10.2014 дослідження механізму поступлення газового середовища з зовні у міжконтактний простір поверхонь тертя. частина 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 4 36 kryshtopa l.i., bogatchuk i.m. research of mechanism of receipt of gas environment with outwardly in intercontact space of surfaces of friction. рart 1. the article is devote to the problem of laboratory researches of mechanism of receipt of gas environment with outwardly to intercontact space of friction surfaces and create the physical, chemical and mathematical model of mechanism of migration of environment to the friction contact. for the design of model of migration of environment mechanism which considered to the friction contact adsorption, pumping and crack effects take place. a gas dynamic at intercontact space has a difficult character depending on the modes of friction and mechanical, physical and chemical properties of friction surface can get the positive or negative value. surplus pressure hinders to migration in between contact space of environment and creates terms for formation areas of pellicle starvation. subsequent researches will be devoted to research of gas dynamic at intercontact space for destructions of phenol formaldehyde surface materials. key words: intercontact space, friction contact, surfaces of friction, adsorption, adsorbat, adsorbent, pumping effect over, crack effect, phenol formaldehyde surface materials. references 1. zinovev e.v. physikо-khimicheskaya mechanika treniya i otsenka asbofriktsionich materialov. e.v. zinovev, a.v. chichinadze. m.: nauka, 1978. 203 p. 2. sokolov v.i. raspredelyenie davleniya szhimayemoy i neszhimayemoy zhidkosti v ploskom stike po napravleniyu eyey rashoda. v.i. sokolov. megvuz. cbornik kalinin gos. un-t. 1979. pp. 133 141. 3. pokusaev v.v. issledovaniye rashoda vozduha cherez kontakt tochechnikh poverkhnostey. v.v. pokusaev. sb. «kontactnoye vzaimodeystviye tverdikh tel», kalinin. gos. un-t. 1982. pp. 22 27. 4. georgievskiy g.a. vliyaniye razlichnikh ingradientov na friktsionnie svoystva plastmas. g.a. georgievskiy. sb. «treniye i iznos v machinah» of izdat-vo an ussr 1962. vip. 16. pp. 121 150. 5. ahnazarova s.l. metodi optimizatsii experimenta v chemicheskoy technologii. s.l. ahnazarova, v.v. kaferov. m.: vichsha shkola, 1985. 327 p. роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 6 аулін в.в. кіровоградський національний технічний університет, м. кіровоград, україна e-mail: aulin52@mail.ru роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем удк 621.891 визначено, що технології, пов’язані із забезпеченням максимальної зносостійкості деталей машин вимагають виявлення та обґрунтування механізмів реалізації процесів і стану самоорганізації в трибосистемах. з термодинамічної точки зору представлено аналіз сукупності принципів, що обґрунтовують ефект самоорганізації і детально зосереджено увагу на ролі принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистеми. виявлено діапазон областей впливу їх взаємозв’язку та залежність від сукупності термодинамічних потоків та сил. обґрунтовано як реагує трибосистема на флуктуацію потоків енергії і зміну термодинамічних сил при зміні температури. обґрунтовано характер протікання еволюції станів трибосистем при їх прямуванні до максимуму і мінімуму виробництва ентропії та реалізація стану самоорганізації в залежності від величини виробництва ентропії, потенціалу д.гіббса та вільної енергії. ключові слова: виробництво ентропії, принцип, трибосистема, еволюція, технічний стан, самоорганізація. вступ останнім часом в світовому машинобудуванні широкого поширення набуває найбільш ефективний напрям – інженерія поверхні (surface engineering) із забезпеченням максимальної зносостійкості елементів трибосистем (тс) різної природи, оптимальності параметрів і режимів їх функціонування в нестаціонарних умовах, реалізації процесів і станів самоорганізації поверхонь тертя та прилеглих до них шарів робочих (технологічних) середовищ. в таких умовах можуть спостерігатися ефекти їх практичної беззносності, протікати процеси, які сприяють стабілізації геометричних розмірів і форми, відновленню властивостей і характеристик елементів тс з використанням необхідних матеріалів та спрямованих потоків речовини і різної за фізичною природою енергії. разом з тим закономірності взаємодії елементів та еволюції розвитку тс, природа, специфіка, механізм протікання процесів та формування станів і процесів самоорганізації, типи, види та форми її реалізації недостатньо досліджені як з теоретичної, експериментальної, так із методологічної точок зору. аналіз останніх досліджень у вітчизняній і зарубіжній науковій літературі по проблемі підвищення зносостійкості матеріалів деталей машин є великий обсяг експериментальних досліджень та прикладних розробок [1]. основна увага зосереджена на пошук матеріалознавчих параметрів, оптимального хімічного складу, структурнофазового стану та комплексу необхідних експлуатаційних властивостей матеріалів. в той час виявлено, що розроблені матеріали, навіть однакового складу суттєво відрізняються за властивостями та триботехнічними параметрами, недостатньо експериментально досліджені і теоретично обґрунтовані закономірності взаємодії спряжених матеріалів, як елементів тс та динаміка зміни комплексу їх характеристик і властивостей; остаточно не з'ясовано сукупність загальних ознак здатності матеріалів трибоелементів, робочих (технологічних) середовищ до реалізації процесів і станів самоорганізації; не розроблено трибофізичних основ підвищення зносостійкості та еволюції розвитку станів деталей машин [2, 3]. розв'язання проблеми підвищення зносостійкості деталей передусім вимагає трансформації методології. вельми важливо знайти методологічні шляхи, підходи, концепції, врахування параметрів та методів зміцнення, що забезпечують мінімальні витрати енергії та інтенсивність зношування, а також оптимальний коефіцієнт тертя. при цьому велика кількість параметрів, що впливають на процеси тертя та зношування і різноманітність методів зміцнення та модифікування матеріалів елементів ттс, вимагають більш глибокого дослідження комплексу процесів, станів, механізму еволюції розвитку та руйнування поверхонь трибоелементів в ланцюзі: зміцнений (модифікований) поверхневий шар – робоче (технологічне) середовище – умови зношування. на увагу заслуговують принципи синергетичної концепції, які є методологічними принципами і до яких ставляться наступні вимоги: знаходяться у відношенні кільцевої причинності; їх кількість є обмеженою; використовуються відображення простору процесів і станів та теорії динамічних систем. при виявленні взаємозв'язку між принципами доцільно використовувати їх розгорнутість у математичному, логічному та філософському аспектах, а будь-який еволюційний процес тс можна уявити у вигляді зміни умовних станів порядку і хаосу, сполучених процесами і фазовими переходами (фп) в матеріалах елементів [4]. у найпростішому варіанті в синергетичній концепції задіяно 7 основних принципів: два принципи буття (гомеостатичність та структурна ієрархічність) і п’ять принципів становлення (нелінійність; нестійкість; незамкненість; динамічна ієрархічність; спостережуваність). роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 7 центральне місце в основному синергетичному принципі відводиться принципу самоорганізації, який полягає в тому, що внутрішня активність тс супротивна розупорядковуючій стихії ентропії і, за певних умов, приводить до саморуху. це обумовлює методологічну спрямованість самоорганізації процесів і станів в тс. зазначене свідчить, що процеси і стани самоорганізації, як позитивний результат еволюції, відбуваються в силу внутрішньо притаманним тс причинам, в основі яких лежать дві взаємовиключні тенденції: встановлення певного порядку, виникнення самоорганізації та утворення нової структури; в ході подальшого розвитку попередній порядок руйнується, а взаємозв'язки між локальними областями матеріалів елементів піддаються змінам з спонтанним встановленням нового порядку та виникнення нових дисипативних (дс) та вторинних (вс) структур. згідно теорії неврівноважених процесів [2, 3], властивості тс, віддалених від рівноважного стану, стають нестійкими і повернення їх до початкового стану є необов'язковим. при цьому їх поведінка є неоднозначною, але існують ефекти узгодження, корегування поведінки елементів на макроскопічних відстанях та інтервалах часу. на еволюцію розвитку тс, взаємозв’язок методологічних принципів синергетичної концепції дослідження умов і механізмів в реалізації процесів і станів самоорганізації здійснюють принципи максимуму і. циглера ( maxs  ) та мінімуму і. пригожина ( mins  ) виробництва ентропії [5 7]. за принципом мінімуму виробництва ентропії закони природи припускається декілька варіантів протікання процесу розвитку (організації), але реалізується той, якому відповідає мінімальне розсіювання енергії. що стосується принципу максимуму ентропії, то в науковій літературі поширена дискусія щодо його змісту, ролі та зв’язку з принципом мінімуму виробництва ентропії [8 10]. зазначене потребує ретельних досліджень і обґрунтувань. метою роботи є з'ясування сутності та ролі взаємозв'язку принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюції розвитку станів тс. виклад основного матеріалу для ізольованих тс прямування виробництва ентропії sds dt   до максимуму відображає той факт, що системи намагаються здійснити це найкоротшою з можливих траєкторій розвитку (рис. 1). час рис. 1 – зміна ентропії в часі при наявності двох можливих траєкторій розвитку зміни станів тс з характерними двома термодинамічними потоками при заданій термодинамічній силі рис. 2 – найпростіший вигляд дисипативної поверхні функції виробництва ентропії σs при мінімальному необоротному процесі: j1, j2 – компоненти результуючого вектора потоку, 0 – точка рівноважного стану трибосистеми; ω – перетинаюча площина зазначене відображає запропонований г. циглером принцип: якщо задано необоротну термодинамічну силу ix , то термодинамічний потік ij , що задовольняє рівнянню ( )s i i i i j x j   , сприяє максимуму виробництва ентропії: maxs  [5]. в математичній формі цей принцип можна представити у вигляді рівняння: ( ) ( ) 0j s k s k i i i x j j x j            , (1) де μ – множник ж. лагранжа; е нт ро пі я роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 8 i, k – індекси, які відповідають різним термодинамічним силам (потокам) з різними просторовими компонентами. рівнянню (1) можна дати наступну геометричну інтерпретацію (рис. 2). можна бачити, що функція 1 2( , )s j j з геометричної точки зору являє собою деяку поверхню, яка перетинається площиною  i ii jx і на лінії їх перетину вибираються потоки, що максимізують або мінімізують ( )s kj . використовуючи принцип г. циглера, термодинамічну силу можна визначити, з умови: , , ( ) ( ( ) ) 0; ( ) ( ( )) ) 0. s k s k i i ii x s k s k i i i x j j j x j j j j x j                             (2) оскільки термодинамічні сили ix вважаються заданими, то система рівнянь (2) набуває вигляду: ( ) 0; ( ) . s k s i i i s i i i i j x j j j x j                 . (3) перше рівняння системи істотно спрощується, якщо прийняти ( 1) / , i     термодинамічна сила дорівнює: i s i j x    . (4) звідки коефіцієнт пропорційності можна оцінити, враховуючи виробництво ентропії s і термодинамічний потік ij : 1 s s i i i j j            . (5) вирази (4) і (5) являють собою умовну ортогональність, яка з геометричної точки зору означає, що термодинамічна сила ix , відповідає потокові ij , а функція ( ) constki  визначає і ортогональну поверхню, наведену на рис. 2. зазначимо, що зв'язок між термодинамічними потоками і силами в тс не є однозначним. умова ортогональності і єдиний зв'язок між заданим хі і jі визначає лише одну екстремальну точку. накладені обмеження свідчать, що виробництво ентропії s не може бути нескінченно великим, а має певне значення, характерне для даної тс. доведено, що принцип maxs  і умова ортогональності еквівалентні [7, 10]. якщо ( )s ij – однорідна функція степені r, то, згідно теореми л. ейлера, маємо: i i i s s jj r     або i i i is is jj j r j     )(1 )( , (6) а термодинамічні сили дорівнюють: i i is i jj j r x    )(1 , (7) де r1 . при переході від умови ортогональності (7) до варіаційного принципу отримується рівняння: ,0)( ,           kxi ksii i jjxr j (8) роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 9 де ( 1)r    і має місце система рівнянь (2). в найпростішому випадку виробництво ентропії s є однорідною функцією другого степеня:  ki kiiks jjr , . (9) при kiik rr  , використовуючи умову ортогональності, (20), отримаємо:    i i ikiikiikk jrjrrx 2 1 . (10) зазначене свідчить, що основні співвідношення лінійної нерівноважної термодинаміки можна отримати з принципу г.циглера і вони відповідають випадку лінійної термодинаміки л. онзагера [7, 8]: якщо задані величини необоротних сил ix , то істинні потоки ij максимізують вираз [ ( , ) ( , )]s i k i kx j j j  , тобто його варіація по потоку при постійних ix дорівнює: 0)],(),([  xkikisj jjjx ; (11)  ki kiikki jjrjj ,2 1 ),( , (12) де  – потенціал розсіювання ( 0 ); ikr – матриця коефіцієнтів, зворотна матриці ikl ; ikr – можна також вважати системним тензором, який можна представити як суму симетричного тензора iks і антисиметричного ika :    ki kiikkiik jjajjs ,2 1 . (13) для антисиметричного тензору 0iia і kiik aa  антисиметрична частина тензора ikr не дає вкладу в потенціал розсіювання  і тензор ikr в таких умовах є симетричним kiik rr  . підставляючи в (3) вираз s i i i x j   і (4), та замінюючи варіацію похідної по відповідним потокам, отримаємо: 0 2 1 ,            xi ki kiikii i jjrjx j . (14) після диференціювання і деяких перетворень, маємо:   k k kkjkkjjki jrjrrx )(2 1 . (15) оскільки 0 ,то існує розв'язок рівняння (15) відносно невідомих kj :    k k kjkkjkj xlxrj 1 , (16) де .1 jkjk lr   матриці ikr і 1 ikr є симетричними. зазначене свідчить, що вираз )],(),([ kikis jjjx  має одну екстремальну точку, що визначається рівнянням (15) або (16). через те, що ),( ki jj є однорідною квадратичною позитивно визначеною функцією потоків, то знайдена точка (розв'язок) є точкою максимуму. варіаційний принцип л. онзагером сформульований в просторі термодинамічних потоків, а і. дьярматі в просторі сил: якщо задані величини термодинамічних потоків ij , то необоротні існуючі сили ix максимізують вирази ( , ) ( , )s i i i kx j y x x  , тобто можна записати: 0)],(),([  jkiiisx xxyjx ; (17)    ki kiikki xxlxxy ,2 1 , , (18) де   0, ki xxy – потенціал розсіювання у силовому полі. роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 10 оскільки виробництво ентропії можна описати функцією, що має симетричну білінійну форму, то згідно принципу і. дьярматі рівняння (11) і (12) та (17) і (18) еквівалентні. виходячи з цього тс, що характеризується нерівноважною термодинамікою повинні мати малі значення термодинамічних сил. для розв’язання проблеми самоорганізації, коливальних процесів, і т.п. в тс використовують узагальнення лінійної термодинаміки л. онзагера на нелінійний випадок на основі принципу максимуму виробництва ентропії: max .s  умова ортогональності і принцип г. циглера, при єдиному наборі термодинамічних потоків, є еквівалентними для нерівноважних процесів оскільки при цьому завжди відбувається максимізація функції виробництва ентропії. через те, що нерівноважна еволюція тс є складною та нестійкою, то мікроскопічні характеристики локальних областей її трибоелементів можна розглядати як випадкові величини. для знаходження їх розподілу в стані рівноваги в статистичних функціях використовують принцип максимуму виробництва ентропії. але для цього розподілу випадкових величин недостатньо, необхідно знати ще і додатково швидкість ймовірності переходу тс з одного стану в інший. для опису нерівноважних стаціонарних процесів і станів в тс запропоновано метод найбільш ймовірного шляху еволюції [7, 9]. сутність методу полягає в тому, що еволюція тс може бути описана ланцюгом маркова з дискретним часом і кінцевим числом технічного стану. при цьому ( )ijp  – умовна ймовірність переходу за час кроку τ із стану і в стан j через стаціонарну ймовірність рі. у випадку стаціонарних ланцюгів маркова мають місце рівності: jij i i ppp  ,   i ijp 1 ,   i ip 1 . (19) достатньо довгі траєкторії зміни стану тс можна розбити на два класи. ймовірні траєкторії першого класу є однаковими: )exp( 1slp mi  , (20) де ml – довжина марківського ланцюга (число кроків); 1s – ентропія еволюції на один крок:  i ij j iji ppps )(ln1 . (21) для другого класу ймовірних траєкторій сума їх ймовірностей при виборі достатньо великого ланцюга ml дає можливість зробити його довільно малою. для опису нерівноважних тс не достатньо знати вектор  ip , а необхідно знати всю матрицю значень  ijp . при знаходженні тс в термодинамічній рівновазі матриця значень  ijp характеризує максимум рівноважної ентропії. в тс відомі k середніх величин енергії, потоку тепла та ін., fl, kl ,1 або їх вимірювання задовольняють рівняння виду:      lijil fppf , . (22) з макроскопічної точки зору тс не відрізняються між собою, якщо мають інші траєкторії з такими середніми по часу величинами. адекватність траєкторії досягається максимізацією для стаціонарних тс, у яких сп   . згідно е. джейнсу, найбільш об’єктивним способом при цьому є визначення функції розподілу за допомогою максимізації інформаційної ентропії sі: ( ) ln ( )is p x p x dx  , (23) яку проводять за допомогою множників ж. лагранжа m :          m m mm xaz xp 1 )(exp 1 )( ; (24) 1 exp ( ) m m m m z a x           ; (25) визначено, що в рівноважному випадку максимум інформаційної ентропії співпадає з ентропією д. гіббса і може бути тотожнім термодинамічній ентропії. зважаючи на універсальність принципу максимізації інформаційної ентропії, г. хакен вважає його другим початком синергетики. роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 11 згідно принципу maxs  із нескінченого числа можливих стаціонарних станів тс вибирає стан з max maxs  , досягнення якого, згідно г. палтриджа, можна пояснити флуктуацією потоку енергії. графічна інтерпретація флуктуації потоку енергії за лінійним та нелінійним законами наведена на рис. 3. а б рис. 3 – розсіювання флуктуацій потоку енергії за лінійним (а) та нелінійним (б) законами: т.о – відповідає σs → max; крива стаціонарних станів; -- напрям еволюції флуктуації при лінійному; нелінійному зв'язку термодинамічних потоків і сил якщо тс знаходиться в деякому стаціонарному стані, наприклад, в точці о2, (рис. 3, а) і виникає флуктуація потоку енергії між локальними областями її елементів, то можна вважати, що існують як знищуючі dо2, так і підвищуючі со2 енергії потоків j флуктуації. якщо флуктуації розсіюються за лінійним законом (лінії ас або df), то це приводить тс до нового стаціонарного стану (точки а або f). поведінка тс на проміжку часу, більших тривалості існування однієї флуктуції, визначає, що число підвищуючих і знижуючих флуктуацій приблизно однакове. це обумовлює те, що результуюча точка g, при усередненні тільки по двом флуктуаціям со2 і dо2, буде зсуватися вліво до точки о і пояснюється відмінністю величини амплітуд знижуючих і підвищуючих флуктуацій. якщо спостерігається флуктуація температури, то амплітуди підвищуючих флуктуації більші за амплітуди знижуючих (со2 > dо2), а при низьких градієнтах температур все відбувається навпаки (с1о1 < d1о1). результуючий стаціонарний стан тс буде постійно зсуватися в бік збільшення градієнта температури. разом з тим навіть при однакових амплітудах підвищуючих і знижуючих флуктуацій дисипація енергій відбувається за нелінійним законом (рис. 3, б). виявлено, що при малих температурних градієнтах (зліва від т. о) зв'язок термодинамічних потоків і сил лінійна, а флуктуація відбувається за лінійним законом (рис. 3, а). після усереднення стан елементу тс відповідає точці, що рухається вправо. при великих температурних градієнтах (зправа від т. о) зв'язок термодинамічних потоків і сил в загальному випадку нелінійна. при однакових амплітудах (во2 = ео2), флуктуація відбувається за нелінійним законом і стан тс будуть характеризувати точки а або f, відповідно (рис. 3, б). якщо ж тс має дисипацію за лінійним законом (рис. 3, а), то вона приходить в ці точки при наявності початкових флуктуацій різної амплітуди (со2 > dо2). таким чином, замінюючи припущення г. палтриджа про неоднакові амплітуди флуктуацій припущенням про нелінійний закон їх дисипації, можна пояснити еволюцію станів тс в області maxs  . оскільки в макроскопічній нерівноважній тс самочинно протікають лише ті процеси, які при заданих зовнішніх умовах приводять її до термодинамічної рівноваги найбільш швидко, то з термодинамічної точки зору можна записати: min dg dt  (при p, т = cons), або min df dt  (при v, т = cons), (26) де g, f – потенціал гіббса і вільна енергія. для ізобарно-ізотермічної тс, що обмінюється з навколишнім середовищем тільки тепловою енергією, маємо: dt dq tdt ds s 1  . (27) п от ік е не рг ії j зміна термодинамічної температури п от ік е не рг ії, j зміна термодинамічної температури роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 12 використовуючи перший закон термодинаміки, отримуємо: 1 s ds du dv p dt t dt dt          або 1 s ds du dv p dt t dt dt          . (28) при цьому швидкість зміни потенціалу гіббса (g = u − ts + pv), при p, t = const, дорівнює: dt dv p dt du dt ds t dt dg  . (29) враховуючи останнє, маємо: dt dg ts 1  . (30) таким чином, в ізобарно-ізотермічній системі виробництво ентропії, з точністю до постійного додатного множника, співпадає зі швидкістю зміни потенціалу д. гіббса і maxs  відповідає мінімуму швидкості його зміни. можна також показати, що в ізохорно-ізотермічній системі s з точністю до постійного множника співпадає по величині і протилежно за знаком швидкості зміни вільної енергії: dt df ts 1  . (31) для підтримки тс в стійкому стані використовується тільки частина dissqq  доступної енергії q , яка поглинається, dissq енергія дисипації, що виділяється у вигляді тепла при перетворенні q в корисну енергію. при зростанні dissqq  спостерігається послідовне збільшення потоку енергії через тс з плином часу, тобто реалізується додатній зворотній зв'язок. збільшення q , на першому етапі, обумовлює еволюцію тс, структура якої здатна поглинати більшу частину доступної енергії, але збільшується dissq і відповідно виробництво ентропії. таким чином, до тих пір поки запаси енергії, що доступні тс не вичерпаються, то її еволюція буде відбуватися на шляху максимізації виробництва ентропії: maxs  . як тільки вся доступна енергія буде використана, то відносно швидкі стрибкоподібні, еволюційні зміни в тс зміняться відносно повільними процесами оптимізації виникаючих структур в матеріалах її трибоелементів. метою цих процесів буде зниження витрат при перетворенні q у корисну енергію. відповідно буде відбуватися і мінімізація dissq та виробництва ентропії: mins  . потік енергії ( dissqq  ) через тс буде знову зростати і в процесі еволюції принципи максимуму і мінімуму виробництва ентропії будуть змінюватись один за одним. зв'язок цих принципів не є простим і остаточно обґрунтованим [2, 7, 8]. зазначимо, що це абсолютно різні варіаційні принципи, в яких знаходиться екстремуми однієї і тієї функції виробництва ентропії, але використовуються різні обмеження і параметри варіювання. їх можна застосовувати для різних етапів еволюції нерівноважної тс. їх теоретичний аналіз свідчить, що принцип maxs  описує більш широкий діапазон і є більш узагальненим підходом в еволюції тс, він дає можливість побудувати дедуктивним чином як лінійну, так і нелінійну термодинаміку процесів і станів. принцип mins  справедливий для стаціонарних процесів в тс при наявності вільних термодинамічних сил. якщо задані термодинамічні сили (потоки), то тс буде їх підстроювати у напрямі maxs  . якщо s – квадратична функція, то в результаті підстроювання встановлюється лінійний зв'язок між потоками та силами. при перебуванні тс в стаціонарному слабонерівноважному стані, коли частина термодинамічних сил залишається вільною, потоки почнуть зменшувати термодинамічні сили, а ті в свою чергу – потоки і еволюція розвитку тс йде у напрямі mins  . таким чином, спостерігається деяка ієрархія процесів: на малих проміжках часу еволюції тс maxs  , при даних фіксованих термодинамічних силах; на великому масштабі часу еволюція тс варіює вільними термодинамічними силами для зменшення mins  . швидкість прагнення тс до стану з максимальною ентропією найбільша. тс в кожний момент часу так підбирає свій термодинамічний потік при фіксованих термодинамічних силах, щоб зміна ентропії була максимальною і відповідно еволюція до кінцевого стану відбувається найскорішим чином. це відбувається безперервно або стрибкоподібно в точках біфуркації, залежно від специфіки тс. можуть існувати випадки, коли термодинамічній силі відповідають одночасно декілька термодинамічних потоків, то з них тс вибирає той, який задовольняє принципу maxs  , оскільки взаємозв’язок між потоками і силами неоднозначний. роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 13 важливим є встановлення зв'язку принципу maxs  з таким проявом нерівноважного розвитку тс, як самоорганізована критичність, фрактальний ріст матеріалу трибоелемента, закон релаксації. це дасть зрозуміти еволюцію тс на відстані від її рівноважного стану і обґрунтувати стани і процеси самоорганізації, які максимізують їх зносостійкість і надійність. висновки 1. з термодинамічної точки зору за зміною виробництва ентропії, як функції потоків і сил, з’ясовано характер зміни стану трибосистем. при цьому використано принципи г. циглера, і.пригожина, л. онзагера і і.дьярматі та ін. 2. для опису нерівноважних стаціонарних процесів і станів запропоновано метод найбільш ймовірного шляху еволюції трибосистем. визначимо що максимум інформаційної ентропії співпадає з ентропією д.гіббса і може бути тотожнім термодинамічній ентропії. 3. згідно підходу г.палтриджа, на залежності потоку енергії від зміни термодинамічної температури обґрунтовано розсіювання функцій потоку енергії за лінійним і нелінійним законами. 4. визначено, що виробництво ентропії в трибосистемах визначається протилежним характером швидкості зміни потенціалу д. гіббса або вільної енергії. 5. з'ясовано зв'язок принципів maxs  і mins  , як екстремумів функції швидкості зміни ентропії від термодинамічних сил і потоків. на прикладі трибосистем визначено їх прагнення до стану з максимальною ентропією найбільша. виявлено, що її зміна при еволюції відбувається найскорішим чином безперервно або стрибкоподібно в точках біфуркації залежності від специфіки систем, але в процесі еволюції відбувається відносно повільні зміни процесів з оптимізацією структур в матеріалах їх трибо елементів. 6. принцип maxs  описує більш широкий діапазон процесів і є узагальненим підходом до еволюції трибосистем, а принцип mins  справедливий для стаціонарних процесів, тобто в трибосистемах спостерігається така ієрархія: на малих проміжках еволюції має місце maxs  , при фіксованих термодинамічних силах, а на великому масштабі часу – mins  , при варіюванні вільними термодинамічними силами. література 1. аулін в.в. трибофізичні основи підвищення зносостійкості деталей та робочих органів сільськогосподарської техніки: дис. …доктора техн. наук: 05.02.04. / аулін віктор васильович. – кіровоград, 2014. – 438 с. 2. аулін в.в. фізичні основи процесів і станів самоорганізації в трибо технічних системах: монография / аулін в.в. – кіровоград: видавець лисенко в.ф., 2014 – 370 с. 3. бершадський л.и. структурная термодинаміка трибосистем / л.и.бершадський. – к.знание, 1990 – 30 с. 4. буданов в.г. о методологи синергетики / в.г. буданов // вопросы философии – 2006 – №5. – с. 79 – 94. 5. циглер г. экстремальные принципы термодинамики необратимых процессов и механика сплошной среды / г. циглер – м.: мир, 1966. – 134 с. 6. пригожин и. введение в термодинаміку неравновесных процесов / и. пригожин. – м.: издательство иностранной литературы, 1960 – 127 с. 7. мартюшев л.м. производство энтропии и морфологический переходы при неравновесных процессах. автореф. доктора физ. – мат. наук спец. 01.04.14 "теплофизика и теоретическая теплотехника", екатеринбург – 2010. – 32 с. 8. делас н.и. принцип максимальности производства энтропии в эволюции макросистем: некоторые новые результаты / н.и.делас // восточно-европейский журнал передовых технологий. – 2014. – т.6, №4 (72). – с. 16 23 9. dewar r.c. maхimum entropy production and the fluctuation teorem / r.c. dewar // journal of physics a: mathematical and general. – 2005. vol. 38, lssue 21. – p.l371 – l.381. doi: 10.1088/03054470/38/21/101. 10. niven r.k. steady state of a dissipative flow-controlled system and the maximum entropy production principle / r.k. niven // physical review e. – 2009. – vol. 80, lssue 2. – p.021113.doi: 10.1103/physreve. 80.021113. поступила в редакцію 22.04.2016 роль принципів максимуму та мінімуму виробництва ентропії в еволюційному розвитку станів трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 14 aulin v. role of the principles of maximum and minimum entropy production in the evolution of states tribosystems. determined that the technology associated with providing maximum durability of machine parts requiring identification and justification processes and mechanisms for implementing a state of self trybosystems. from a thermodynamic point of view of the analysis set of principles that establish the effect of self and detailed focus on the role of the principles of maximum and minimum entropy production in the evolution of states tribosystems. revealed a range of impacts, their relationship and dependence on a combination of thermodynamic flows and forces. grounded system reacts triathl fluctuation in energy flows and thermodynamic forces with temperature. grounded character of evolution states triathl systems in their journey to the maximum and minimum entropy production and sale of state self depending on the amount of entropy production capacity d.hibbsa and free energy. keywords: entropy production principle, trybosystema, the evolution of the technical condition and self-organization. references 1. aulin v.v. tribofizichni osnovi pidvischennya znosostiykosti detaley ta robochih organiv silskogospodarskoyi tehniki: dis. …doktora tehn. nauk: 05.02.04. h., 2015. 438s. 2. aulin v.v. fizichni osnovi protsesiv i staniv samoorganizatsiyi v tribo tehnichnih sistemah: monografiya. kirovograd: vidavets lisenko v.f., 2014. 370s. 3. bershadskiy l.i. strukturnaya termodinamika tribosistem. k.znanie, 1990. 30s. 4. budanov v.g. o metodologi sinergetiki. voprosyi filosofii. 2006. #5. s.79 – 94. 5. tsigler g. ekstremalnyie printsipyi termodinamiki neobratimyih protsessov i mehanika sploshnoy sredyi. m. mir, 1966. 134s. 6. prigozhin i. vvedenie v termodinamiku neravnovesnyih protsesov. m.: izdatelstvo inostrannoy literaturyi, 1960. 127s. 7. martyushev l.m. proizvodstvo entropii i morfologicheskiy perehodyi pri neravnovesnyih protsessah. avtoref. doktora fiz. – mat. nauk spets. 01.04.14 "teplofizika i teoreticheskaya teplotehnika", ekaterenburg. 2010. – 32s. 8. delas n.i. printsip maksimalnosti proizvodstva entropii v evolyutsii makrosistem: nekotoryie novyie rezultatyi. vostochno-evropeyskiy zhurnal peredovyih tehnologiy. 2014. t.6, #4 (72). s.16-23 9. dewar r.c. mahimum entropy production and the fluctuation teorem. journal of physics a: mathematical and general. 2005. vol. 38, lssue 21. p.l371. l.381. doi: 10.1088/0305-4470/38/21/101 10. niven r.k. steady state of a dissipative flow-controlled system and the maximum entropy production principle. physical review e. 2009. vol. 80, lssue 2. p.021113.doi: 10.1103/physreve. 80.021113 розробка конструкції оснастки для модифікації комплекту ножів кутера азотуванням в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 97 стечишин м. с., лук’янюк м. в., лук’янюк м. м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: adm_mv@ukr.net розробка конструкції оснастки для модифікації комплекту ножів кутера азотуванням в тліючому розряді удк 621.78/(66.088+537.52+66.046) на основі аналізу літературних джерел та практики експлуатації м’ясоподрібнюючих машин на м’ясопереробних підприємствах хмельниччини, запропоновано новий спосіб підвищення різальних властивостей ножів і решіток кутерів та вовчків шляхом модифікації азотуванням в тліючому розряді. спроектована необхідна оснастка для модифікації комплекту ножів кутера та проведено процес азотування в тліючому розряді за оптимальними режимами процесу. подальші випробування модифікованого комплекту ножів кутера в умовах виробництва показали високу ефективність запропонованого методу модифікації. ключові слова: азотування в тліючому розряді, ножі кутерів і вовчків, оснастка, підвіска, зносостійкість. вступ на м’ясопереробних підприємствах україни різних форм власності використовується велика кількість різноманітного обладнання вітчизняного і закордонного виробництва значну частину якого складають м’ясоподрібнюючі машини – вовчки та кутери. вовчки використовуються для середнього і дрібного, а кутери для тонкого подрібнення м’ясної сировини і перетворення її в однорідну гомогенну масу. надійність і довговічність роботи м’ясоподрібнюючих машин, а також якість отримуваного в результаті їх застосування продукту у значній мірі залежить від ріжучих характеристик та зносостійкості ножів і решіток. аналіз літературних джерел [1] та обстеження діючих м’ясопереробних підприємств хмельниччини показав, що зносостійкість ножів і решіток недостатньо висока, а вибір матеріалів і їх термообробка на спеціалізованих підприємствах не завжди є науково обґрунтованим. так, наприклад, в результаті обстеження встановлено, що сумарний знос ножів вовчків к7-фвп-160-1 з двох сторін, при двозмінній роботі (4…6 годин машинного часу) складав 32…46 мкм, а знос решітки біля 10 мкм. для виготовлення ножів і решіток м’ясоподрібнюючих машин проектні організації і підприємства-виробники рекомендують і використовують сталі: ст 2, ст 3, 20 з наступною цементацією і гартуванням; сталі 45, 60, у7а, у10а, шх15, р18вф2, хвг, х12м та ін.. з термообробкою до твердості hrc 45…60 [1]. очевидно, що такі загальні рекомендації не враховують умови експлуатації м’ясоподрібнюючих машин залежно від розроблених нових технологій отримання сучасної продукції м’ясної індустрії, що передбачають підвищені вимоги до експлуатаційних параметрів обладнання: швидкості відносного ковзання; нормального тиску; допустимої температури в зоні подрібнення продукту; корозійної складової руйнування при корозійно-механічному зношуванні ножів і решіток і т. ін. очевидно, також, що експлуатаційні параметри мають значний вплив на зносостійкість різального комплекту, їх різальну здатність і, як наслідок, на якість подрібненого продукту. при різанні м’ясної продукції тупим різальним інструментом відбувається зминання м’яса, яке супроводжується вичавлюванням м’ясного соку, що кардинально змінює якість отримуваного продукту. вплив геометричних параметрів ножів і решіток, їх конструкції, форми ріжучої крайки, термообробки, заточки ріжучого леза, шорсткості робочих поверхонь на зносостійкість ріжучого вузла, а в результаті і на якість продукту достатньо широко висвітлені в роботах [1, 2, 3, 4]. швидкість зношування і затуплення ножів та решіток також залежить від виду і якості сировини, вмісту в ній хімічно і поверхнево-активних речовини (пар) [5]. найбільш розповсюдженим методом підвищення зносостійкості різальних комплектів м’ясоподрібнюючих машин, як показує аналіз літературних джерел та практика експлуатації, є підбір матеріалів пар тертя (ніж-решітка) та їх термообробка: цементація [6]; поверхневе гартування із застосуванням струмів високої частоти [6]; пічне азотування [7]. разом з тим, роботи лук’янюка м. в. [3] вказують на високу ефективність застосування модифікації ріжучого інструменту вовчків та кутерів азотуванням в тліючому розряді. останнім часом азотування в тліючому розряді набуває все більшого розповсюдженим і стає універсальним методом модифікації сталевих поверхонь. ця теза підтверджується тим, що означена технологія може застосовуватись як для деталей, котрі складають в машинах пари тертя, так і для інструменту, призначеного для обробки різних матеріалів (металів, деревини, мінералів, а також сировини та продуктів харчової промисловості). окрім завдань підвищення зносостійкості, поверхневої міцності даний спосіб модифікації у значній мірі розробка конструкції оснастки для модифікації комплекту ножів кутера азотуванням в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 98 забезпечує підвищення корозійної стійкості та забезпечує високі фізико-хімічні властивості [5], а також практично не впливає на геометричні розміри ножів, оскільки температура насичення не перевищує 873 к [9]. мета і постановка задачі метою даної роботи є розробка конструкції оснастки для азотування комплекту ножів кутера із забезпеченням надійного струмопідведення, запобігання дугоутворення та отримання поверхневих шарів з наперед заданими експлуатаційними характеристиками [10]. виклад матеріалів досліджень і розробок виходячи з технологічних можливостей обладнання для азотування деталей та інструменту в тліючому розряді (потужність розряду, об’єм і габарити розрядної камери, забезпечення стабільності технологічних параметрів процесу), та необхідності забезпечення можливості модифікації різних за типорозмірами комплектів ножів з врахуванням особливостей процесу азотування, розробка конструкції оснастки має особливе значення і вимагає індивідуального підходу в кожному окремому випадку. як правило, в кожному конкретному випадку, для кожного типу деталей або інструменту проектується своя оригінальна оснастка, яка б забезпечувала надійне закріплення, рівномірне розміщення деталей в просторі камери, надійну передачу струму живлення розряду, виключення додаткових концентраторів напруги. необхідно врахувати і те, що підвіска разом з ножами являється одним із електродів розрядної камери [8, 9, 10]. розробка конструкції оснастки для азотування комплекту ножів кутера л5-фк6, як одного із поширених на м’ясопереробних підприємствах середніх масштабів виробництва, виконувалась саме з урахуванням вище приведених особливостей, а також конструкції ножового вала кутера та способу кріплення на ньому робочого комплекту ножів (рис. 1). рис. 1– вал ножовий кутера л5-фк б в зборі в результаті спроектовано оснастку для азотування комплекту кутерних ножів у вигляді підвісної конструкції з центральним стержнем, на якому радіально закріплюється комплект ножів. ножі на підвісці розміщені таким чином щоб рівномірно охопити простір камери з дотриманням оптимальних зазорів між катодом і анодом та між окремими елементами конструкції, створюючи однакові умови їх позиціювання в електричному полі, виключаючи при цьому наявність щілин невеликих розмірів (0,5…2,0 мм), отворів, гострих виступів, які могли б виступати концентраторами напруження і створювати дестабілізуючий вплив на процес тліючого розряду та забезпечити надійність струмопередачі від джерела до катоду (в даному випадку оснастки разом з комплектом ножів). конструкція ножа кутера л5-фк б представлена на рис.2. комплект однієї машини складається із шести ножів. при роботі кутерної машини ножовий вал обертається з частотою 1500…5000 хв-1, що накладає особливі вимоги до точності виготовлення ножів, їх комплектування, та балансування перед робочим пуском. рис. 2– ніж кутера л5-фк б розробка конструкції оснастки для модифікації комплекту ножів кутера азотуванням в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 99 передбачається розміщувати ножі на вертикальному стержні горизонтально, використовуючи для закріплення технологічні отвори, що обумовлені конструкцією ножа (рис. 2.). технологічний отвір в конструкції ножа має складну форму у вигляді канавки для призматичної шпонки з округленими торцями. для забезпечення стабільності розряду, даний отвір потрібно заглушити спеціальною заглушкою у вигляді призматичної шпонки з округленими торцями (рис. 3, а). закріплення ножів з забезпеченням рівномірної відстані між ними для стабільності тліючого розряду забезпечується спеціальними гайками (рис.3, б), які одночасно забезпечують рівномірну відстань між площинами ножів в вертикальному напрямку. в конструкції підвіски також передбачається наявність спеціальної мішені циліндричної форми стадартних розмірів (рис.3, в), яка необхідна для проведення пірометричного контролю температури ножів. а) б) в) рис. 3– конструктивні елементи підвіски в цілому оснастка разом з комплектом ножів представляє собою підвіску, що базується на вертикальному стержні, який одночасно служить провідником струму до катода, в ролі якого виступає вся підвіска разом з комплектом ножів. при цьому конструкція пристрою дозволяє здійснювати розміщення і закріплення ножів на підвісці в двох варіантах, що відкриває можливість пошуку оптимального варіанту базування деталей в електричному полі тліючого розряду. запропонована конструкція дозволяє змінювати кількість ножів, нарощуючи конструкцію в вертикальному напрямку. реалізація процесу азотування комплекту ножів кутера в тліючому розряді здійснювалася на установці азотування в тліючому розряді уатр-63 подільського наукового фізико-технологічного центру хмельницького національного університету [9, 10]. розрахунок енергетичних параметрів процесу азотування комплекту ножів кутера в тліючому розряді зводиться до розрахунку об’єму садки, який полягає у визначенні кількості ножів, що можуть бути завантажені в камеру установки для одночасної обробки. кількість ножів залежить від номінальної потужності розряду, питомої потужності та сумарної площі підвіски разом з комплектом ножів які разом складають одну садку. площа поверхні ножа розраховується за його геометричними розмірами, з врахуванням коефіцієнту технологічного запасу обумовленого складною геометричною формою ножа. максимальна кількість ножів, виходячи з потужності розряду та питомої потужності може бути визначена за наступною формулою: ном н н о p z q а к    , (1) де номp номінальна потужність розряду, 63номp квт ; q питома потужність розряду, 20,8...0, 9 /q вт см ; на площа поверхні ножа, яка при розрахунку її з врахуванням коефіцієнту технологічного запасу, становить 856 см2.; ко – коефіцієнт, який враховує втрати номінальної потужності розряду на оснастку (ко=1,25). тоді кількість ножів для одночасного завантаження в газорозрядну камеру становить 363 10 0,9 856 1, 2 5 65, 4нz      . виходячи з комплектності використання ножів на одній м’ясопереробній машині – 6 шт., кількість ножів однієї садки повинна бути кратною 6-ти. конструкція підвіски разом з комплектом ножів в кількості 6 шт., в двох варіантах складання підвіски, приведена на рис.4. розробка конструкції оснастки для модифікації комплекту ножів кутера азотуванням в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 100 а) б) рисунок 4. підвіска для комплекту кутерних ножів в двох варіантах складання: азакритий; брозкритий виходячи із запасу по потужності розряду, можна зробити висновок, що запропонована конструкція підвіски дозволяє азотувати в тліючому розряді комплекти в кількості 6 штук ножів любої конструкції, а також дозволяє збільшувати число ножів однієї садки до 12, 18. подальше збільшення кількості обмежується розмірами камери в вертикальному напрямку. виробничі випробування ножів кутерних азотованих за оптимальним режимом (температура процесу насичення т=793к; склад суміші 75% азоту і 25% аргону; тиск в камері р=65 па; час насичення 4  год) проведені на хмельницькому м’ясокомбінаті показали підвищення їх зносостійкості з 20 до 80 год. роботи без перезаточки, а об’єм (ваговий) переробленої сировини для ліверних ковбас збільшився від 10 до 40 т. при переробці фаршу для виготовлення варених копчених ковбас відповідні показники становлять з 8 до 80 год і від 10 до 100 т. тобто довговічність роботи ножів до перезаточки збільшилася в 4 рази при переробці сировини для ліверних ковбас і в 10 разів при переробці сировини для варених копчених ковбас. зносостійкість (по масі переробленої сировини) збільшилася в 4 і в 8, 3…10 разів, відповідно. висновки розроблена конструкція оснастки для проведення процесу модифікації комплекту ножів м’ясоподрібнюючих машин кутерного типу азотуванням в тліючому розряді з використанням установки уатр-63. конструкція оснастки дозволяє комплектацію ножів в закритому і розкритому варіантах складання, а також втрьох варіантах комплектації садки по кількості ножів (6, 12, 18). лабораторні та виробничі випробовування показали високу ефективність застосування процесу модифікації азотуванням в тліючому розряді для підвищення різальних властивостей ножів кутера. час роботи між перезаточками ріжучого леза при переробці сировини для ліверних збільшився в 4 рази, а при переробці сировини для варених копчених ковбас в 10 разів. література 1. прейс г. а. повшение износостойкости оборудования пищевой промышленности / г. а. прейс, н. а. сологуб, а. и. некоз. – м.: машиностроение, 1979. – 208 с. 2. стечишин м. с., лук’янюк м. в. підвищення зносостійкості ріжучого леза ножів // проблеми трибології :хну – №3, 4. – 2005, – с 121 – 123. 3. лук’нюк м. в. шляхи інтенсифікації процесу подрібнення сировини м’ясопереробними машинами типу „вовчок” вісник хну. – 2008. №2. – с. 190-193. 4. кукшин в. к., прейс г. а., некоз а. и. износостойкость и режущие свойства ножей и решеток волчков, изготовленных из различных сталей. – мясная индустрия ссср, 1971, №8, с.37–39. 5. стечишин м. с. довговічність деталей обладнання харчової промисловості при корозійномеханічному зношуванні. – дис. д. т. н. хмельницький, 1998. – 347 с. 6. кузін о. а. матеріалознавство та термічна обробка металів : підруч. / о. а. кузін, р. а. яцюк. – львів : птвф «афіша», 2002.–300 с. 7. арзамасов б. н. химико-термическая обработка в активированных газовых средах. – м.: машиностроение, 1970. – 280 с. 8. лахтин ю. м., коган я. д., шапошников в. н. азотирование стальных деталей в тлеющем разряде. технология производства, научная организация труда и управления. – м. : ниимаш, 1976, вып. 7. – с. 29-37. 9. каплун в. г. ионное азотирование в безводородных средах /в. г. каплун, п. в. каплун. – хмельницкий: хну. – 2015. – 344 с. 10. пастух и. м. теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде.– харьков : ннц хфти, 2006. – 364 с. поступила в редакцію 1.03.2017 розробка конструкції оснастки для модифікації комплекту ножів кутера азотуванням в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 101 stechyshyn m. s., lukyanuk n. v. lukjanuk n. m. the development of the equipment construction for the modification of cutter’s set of knifes by nitriding in glow discharge on the basis of literature review analysis and practice of meat cutting machines usage at the meatprocessing enterprises of khmelnytskyi region, the new method of improvement of cutting properties of knifes and grids of cutters and choppers by nitriding modification in glow discharge was proposed. necessary equipment for the modification of the knifes’ set of the cutter was designed and the nitriding process in glow discharge using the optimal modes of the process was carried out. further testing of the modified set of knifes in work conditions showed high effectives of the proposed method of modification. keywords: ion nitriding, knives cuter and tops, accessories, suspension, modification, wear resistance. references 1. preis, g. a. povyshenie iznosostojkosti oborudowanija pishchewoj promushlenosti / g. a. preis, n. a. sologub, a. i. nekoz. – m.: mashinostroenie, 1979. – 208 p. 2. stechyshyn m. s., lukyanuk n. v. pidwuchennja znosostijkosti rizuchoho leza noziw // problems of tribology:– №3, 4. – 2005, – 121 – 123. 3. lukyanuk m. v.shljahu intensufikacii procesu podribnennja syrowunu mjasopererobnumy mashunamy tipu “wowtchok”. – 2008. no. 2. – s. 190-193. 4. kukshyn v. k., preis, g. a., nekos a. i. iznosostoikost i rejushie swojstwa nojey i reshotok wolchkov, izgotowlenyh iz razlychnyh staley. – myasnaja promyshlennost sssr, 1971, no. 8, pp. 37–39. 5. stechyshyn m. s. dovgovichnist detaley obladnannia harchovoi promyslovosti pry korozijno mehanichnomy znoshyvanni. dis. ph. d. khmelnitsky, 1998. – 347 p. 6. kuzin a. materialoznavstvo ta termichna obrobka metaliv : proc. a. a. kuzin, g. a. yatsyuk. – lviv : ptf "bill", 2002.-300 s. 7. arzamasov b. n. himiko – termicheskaja obrabotka v activirovannyh gazovyh sredah. – m.: mashinostroenie, 1970. – 280 p. 8. lahctin yu. m., kogan ya. d., shaposhnikov v. n. azotirovanie stalnyh detalej v tleushem razriade. tehnologiya proizvodstva, nauchnajz organizaciya truda i upravlenija. – m. : niimash, 1976, vol. 7. – s. 2937. 9. kaplun v. g. ionnoe azotirovanie v bezvodorodnyh sredah / v. g. kaplun, p. v. kaplun. – khmelnitsky: khnu. – 2015. – 344 p. 10. pastuhc, i. m. teorija i praktika bezvodorodnogo azotirovanija v tleushem rozriade .– kharkov : kipt, 2006. – 364 p закономірності зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 22 буряк в.г.,* буряк а.в.,** драпак л.с.,* буряк в.в.** * хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти, ** хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: viktorburyak1955@gmail.com закономірності зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання від акустичних характеристик інструментальних матеріалів в процесі оброблення різанням удк 621.9 виконується аналіз закономірностей зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання від акустичних характеристик інструментальних матеріалів в процесі оброблення різанням. закономірності розглядаються за результатами досліджень зв’язку зміни репрезентованих параметрів від швидкості і акустичного імпедансу (комплексного акустичного опору середовища), розрахованих для повздовжньої хвилі, яка розповсюджується в інструментальному матеріалі. отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку. ключові слова: оброблення різанням, довжина контакту інструмента і стружки, усадка стружки, складові сили різання, акустичні властивості матеріалів, причинно-наслідковий зв’язок, знос. вступ важливими складовими для оцінки процесу оброблення різанням із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку є значення довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, складових сили різання [1 7]. причинними є завдання щодо виконання процесу оброблення різанням за-для отримання поверхонь деталей заданої якості з відповідною продуктивністю та собівартістю. наслідковими є утворені коливні і хвильові процеси, що діють на мікроструктуру інструментального матеріалу в зоні різання та змінюють значення власних параметрів за величиною і напрямком у залежності від характеристик процесу різання: довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, складових сили різання. за умови можливості однозначної оцінки характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і у процесі оброблення різанням, узагальнення параметрів виконується із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку. мета і постановка задачі з метою застосування диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку [1] виконується аналіз закономірностей зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, складових сили різання від акустичних характеристик інструментальних матеріалів в процесі оброблення різанням. для виконання аналізу використано ріжучі пластини, що серійно випускаються із швидко ріжучої сталі р6м5, твердих сплавів т15к6 і вк60м, мінералокераміки вок60, надтвердих матеріалів к05 (на основі нітриду бора) і алмет [8] (на основі алмазу синтетичного полікришталевого) із заточуванням та доведенням геометричних параметрів ріжучої пластини інструментів до рівних значень при обробці алюмінієвого сплаву ал2 [5]. за даними досліджень розмірів контактних поверхонь встановлено, що найбільш інформативним параметром є повна довжина контакту l передньої поверхні інструмента і стружки. з метою більш повного вивчення ступеню пластичного деформування обробного матеріалу і частини, що вносять в його зміну хімічний склад та конструкційні параметри ріжучих пластин, проводяться порівняльні дослідження усадки стружки lk . сила різання p представляє собою геометричну суму нормальних сил і сил тертя, які діють на контактних поверхнях інструмента [6]. таким чином, зі сторони шару, що зрізається, на передню поверхню інструмента діє нормальна n і сила тертя f , а зі сторони поверхні різання на задній поверхні інструмента діють сили нормальна 1n і тертя 1f . експериментальне визначення сили різання при точінні, як показує досвід досліджень, виконують за трьома її складовими: дотичної (тангенційної) zp , радіальної yp і осьової xp . для встановлення репрезентованих закономірностей прийнята тангенційна складова сили різання. закономірності зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 23 як було вже показано в публікаціях [2, 9, 10], основними параметрами, що визначають акустичні властивості обробних і інструментальних матеріалів, є швидкість розповсюдження хвилі і густина. також, було показано, що існує наступна властивість (для твердих тіл): при збудженні коливань і розповсюдженні утворених хвиль, на границі контакту проходить трансформація хвилі з подальшим її розповсюдженням в інструментальному матеріалі у повздовжньому і поперечному напрямках із швидкостями відповідно – повздовжньою /lc і поперечною / tc . точний опис коливних і хвильових процесів являє собою досить громіздку задачу, по-скільки утворені хвилі перебувають у стохастичній залежності від явищ відбиття, проникнення, розсіювання, поглинання тощо, що властиво як обробним, так і інструментальним матеріалам. в аналізі закономірностей зміни репрезентованих параметрів на даному етапі виконуються дослідження їх залежності від швидкості /lc і акустичного імпедансу //ρ c (комплексного акустичного опору середовища), розрахованого для повздовжньої хвилі, яка розповсюджується в інструментальному матеріалі. виклад матеріалів досліджень експериментальні дослідження проводились на токарному верстаті тпк 125в із системою програмного управління cnc [5, 6]. матеріал, що обробляється, – алюмінієвий сплав ал2. це дозволяє проводити усю серію досліджень за рівними умовами із застосуванням різних марок інструментальних матеріалів. номери серії досліджень із застосуванням ріжучих пластин з відповідними марками інструментальних матеріалів наступні: №1 – вок60; №2 – р6м5; №3 – к05; №4 – алмет; №5 – т15к6; №6 – вк60м. кріплення ріжучих пластин виконували механічним способом у спеціальному держаку. знос 3h на задній поверхні інструмента між двома заточками не перевищував (0,05, ..., 0,10) мм. геометричні параметри ріжучої частини інструмента на протязі усього етапу досліджень були рівними: передній кут 0γ  ; задні кути головний і допоміжний відповідно рівні 1α α 11   ; кут нахилу ріжучої кромки 0λ  ; кути в плані – головний 30   і допоміжний 1 20   ; радіус при вершині інструмента 2,0r мм. режим точіння прийнято постійним: швидкість різання 0,4v м /с; швидкість подачі 05,0s мм /об.; глибина різання 0,1t мм. різання проводили на протязі 60 с. після досягнення зносу інструмента на задній поверхні до величини 3h = (0,05, ..., 0,10) мм ріжучі пластини переточували, дотримуючи значення заданих параметрів заточки. зв`язок довжина контакту l передньої поверхні інструмента і стружки (за умовами проведення експериментів, що описані вище) і акустичних характеристик інструментальних матеріалів ілюструє рисунок 1. зміна довжини контакту за зміною швидкості розповсюдження акустичної хвилі  /lcl і акустичного імпедансу  //ρ cl набуває неоднозначного характеру. найменші значення довжини контакту отримані в серії досліджень №4 із застосуванням ріжучих пластин алмету найбільші значення – для пластин №2 із швидко ріжучої сталі р6м5. цей факт підтверджує необхідність комплексного підходу для виконання однозначної оцінки характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і у процесі оброблення різанням та узагальнення параметрів із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку. закономірні результати досліджень здобуті при встановленні зв’язку усадки стружки за зміною швидкості розповсюдження акустичної хвилі  /ll ck і акустичного імпедансу  //ρ ckl рис. 1 – зв`язок довжини контакту інструмента і стружки з акустичними характеристиками інструментальних матеріалів закономірності зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 24 інструментальних матеріалів (рис. 2). встановлено найменші значення ступеню пластичного деформування обробного матеріалу при обробці із застосуванням ріжучих пластин алмету, який виготовлено на основі алмазу синтетичного полікришталевого. найбільші значення усадки стружки визначені для пластин №2 із швидко ріжучої сталі р6м5. очевидно, для більш повного вивчення ступеню пластичного деформування обробного матеріалу і частини, що вносять в його зміну хімічний склад та конструкційні параметри ріжучих пластин, доцільно проводити спеціальні дослідження явищ адгезії та дигезії на робочих поверхнях інструмента. відповідно, отримані найменші значення тангенційної складової сили різання за зміною швидкості розповсюдження акустичної хвилі  /lz cp і акустичного імпедансу  //ρ lcpz інструментальних матеріалів в серії досліджень із застосуванням ріжучих пластин №4 з алмету (рис. 3). найбільші значення тангенційної складової сили різання визначені для пластин №2 із швидко ріжучої сталі р6м5. для усіх приведених вище графіків – довжини контакту інструмента і стружки (рис. 1), усадки стружки (рис. 2), тангенційної складової сили різання (рис. 3) – визначено закономірний їх зв’язок з акустичними характеристиками інструментальних матеріалів у послідовності за збільшенням числових значень із застосуванням ріжучих пластин: алмет; мінералокераміка вок60; надтвердий матеріал к05; твердий сплав вк6ом; твердий сплав т15к6; швидко ріжуча сталь р6м5. таким чином, за номерами серій досліджень встановлена наступна зростаюча послідовність: №2№5№6№3№1№4  . графічні залежності побудовані за результатами приведених вище досліджень: довжини контакту інструмента і стружки (рис. 1); усадки стружки (рис. 2) та тангенційної складової сили різання (рис. 3) пояснюють зв`язок характеристик процесу різання і хвильового опору, визначеного для кожного досліджуваного інструментального матеріалу. це дозволяє виконувати пошук раціональних умов оброблення різанням. результати приведених досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку. висновки виконано аналіз закономірностей зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання від акустичних характеристик інструментальних матеріалів в процесі оброблення різанням. зміна довжини контакту  /lcl і  //ρ cl ; усадки стружки  /ll ck і  //ρ ckl ; тангенційної складової сили різання  /lz cp і  //ρ lcpz відповідно за зміною швидкості розповсюдження акустичної хвилі і акустичного імпедансу набуває неоднозначного характеру. цей факт підтверджує необхідність комплексного підходу для виконання однозначної оцінки характеристик енергетичного стану обробних і рис. 3 – зв’язок тангенційної складової сили різання з акустичними характеристиками інструментальних матеріалів рис. 2 – зв’язок усадки стружки з акустичними характеристиками інструментальних матеріалів закономірності зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 25 інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і у процесі оброблення різанням та узагальнення параметрів із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку. встановлено найменші значення довжини контакту, ступеню пластичного деформування обробного матеріалу, тангенційної складової сили різання при обробці із застосуванням ріжучих пластин алмету, який виготовлено на основі алмазу синтетичного полікришталевого. визначено закономірний зв’язок довжини контакту, усадки стружки і тангенційної складової сили різання з акустичними характеристиками інструментальних матеріалів у послідовності за збільшенням числових значень із застосуванням ріжучих пластин: алмет; мінералокераміка вок60; надтвердий матеріал к05; твердий сплав вк6ом; твердий сплав т15к6; швидко ріжуча сталь р6м5. результати приведених досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку. література 1. буряк в.г., буряк а.в. показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів // проблеми трибології. – 2016. – № 2. – с. 54-57. 2. буряк а.в., буряк в.г. зв’язок фізико-механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробні // проблеми трибології .– 2016.– №2. – с. 28-33. 3. буряк а.в., буряк в.г. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 71-77. 4. буряк а.в., буряк в.г. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 23-30. 5. буряк в.г., буряк а.в. закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням // проблеми трибології. – 2017. – № 2. – с. 79-85. 6. буряк в.г., буряк а.в. закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням // проблеми трибології. – 2017. – № 3. – с. 25-29. 7. буряк в.г., буряк а.в., драпак л.с., буряк в.в. аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості. продуктивності і надійності у механообробці // проблеми трибології. – 2016. – № 3. – с. 64-68. 8. верещагин л.ф., семерчан а.а., ганкевич т.т. и др. алмет – алмазный компактный материал // синтетические алмазы. – 1979. – вып. 1. – с. 3-5. 9. буряк в.г. оцінка працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1998. – №1. – с. 49-56. 10. буряк в.г. теоретичний аналіз контролюючих і вимірювальних характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів у механообробці // вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1997. – №1. – с. 36-42. поступила в редакцію 22.11.2017 закономірності зміни довжини контакту інструмента і стружки, усадки стружки, тангенційної складової сили різання … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 26 buryak v.g., buryak a.v., drapak l.s., buryak v.v. the patterns of change in contact length of tool and chip, shrinkage of shavings, tangentia component of the cutting force from the acoustic characteristics of tool materials during machining. analyze patterns of change in the contact length of tool and chip, shrink chip, tangentia component of the cutting force from the acoustic characteristics of tool materials during machining. laws discusses the results of studies of changes of these parameters with velocity and acoustic impedance (complex acoustic impedance of the medium) that is calculated for the longitudinal wave propagating in the tool material. the obtained results are the initial data when using the assessment methodology performance cutting tools for the analysis of acoustic characteristics of the energy state of processed and tool materials with the use of differential equations the causal connection. key words: cutting machining, the contact length of tool and chip, chip shrinkage, the components of cutting forces, acoustic material properties, causal relationship, wear. references 1. buryak v.h., buryak a.v. pokaznyky enerhetychnoho stanu materialiv, shcho vyznachayut' pratsezdatnist' instrumentiv. problemy trybolohiyi. 2016. №2. s. 54-57. 2. buryak a.v., buryak v.h. zv"yazok fizyko-mekhanichnykh, teplofizychnykh i akustychnykh vlastyvostey obrobnykh i instrumental'nykh materialiv u mekhanoobrobni. problemy trybolohiyi. 2016. №2. s. 28-33. 3. buryak a.v., buryak v.h. tekhnichna otsinka metodyky vykonannya analizu akustychnykh kharakterystyk enerhetychnoho stanu instrumental'noho materialu. problemy trybolohiyi. 2015. №3. s. 71-77. 4. buryak a.v., buryak v.h. naukovi osnovy do otsinky pratsezdatnosti rizhuchykh instrumentiv za analizom akustychnykh kharakterystyk stanu obrobnoho i instrumental'noho materialiv. problemy trybolohiyi. 2014. №4. s. 23-30. 5. buryak v.h., buryak a.v. zakonomirnosti zminy rozmiriv kontaktnykh poverkhon' i usadky struzhky ta enerhetychnoho stanu obrobnoho i instrumental'noho materialiv v protsesi obroblennya rizannyam. problemy trybolohiyi. 2017. №2. s. 79-85. 6. buryak v.h., buryak a.v. zakonomirnosti zminy skladovykh syly rizannya ta enerhetychnoho stanu obrobnoho i instrumental'noho materiali v protsesi obroblennya rizannyam. problemy trybolohiyi. 2017.– №3. s. 25-29. 7. buryak v.h., buryak a.v., drapak l.s., buryak v.v. analiz zminy kharakterystyk enerhetychnoho stanu obrobnoho i instrumental'noho materialiv pry dosyahnenni yakosti. produktyvnosti i nadiynosti u mekhanoobrobtsi. problemy trybolohiyi. 2016. №3. s. 64-68. 8. vereshchahyn l.f., semerchan a.a., hankevych t.t. y dr. almet – almaznыy kompaktnыy materyal. syntetycheskye almazы. 1979. v.1. s. 3-5. 9. buryak v.h. otsinka pratsezdatnosti kompozytsiynykh instrumentiv za analizom akustychnykh kharakterystyk enerhetychnoho stanu instrumental'noho materialu. vymiryuval'na ta obchyslyuval'na tekhnika v tekhnolohichnykh protsesakh. 1998. №1. s. 49-56. 10. buryak v.h. teoretychnyy analiz kontrolyuyuchykh i vymiryuval'nykh kharakterystyk enerhetychnoho stanu obrobnykh i instrumental'nykh materialiv u mekhanoobrobtsi. vymiryuval'na ta obchyslyuval'na tekhnika v tekhnolohichnykh protsesakh. 1997. №1. s. 36-42. моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 77 дворук в.і. національний авіаційний університет, м. київ, україна. e-m ail: vidvoruk@gmail.com моделювання зношування металів при ру сі в аб разивній масі удк 621.891 за допомогою статистичного методу отр имано адекватні модел і зношу вання металів пр и р у сі в абр азивній масі, які ур ахову ють р еальний хар актер взаємодії абр азивної частинки зі зно шу ваною повер хнею та специфіку р озвитку пр оцесу ру йнування пр и пру жному та пластично му контакті. клю чові слова: зношування , знос, абразивна маса, взаємодія , абразивна частин ка, у тома, пружний конта кт, п ластичний конта кт, моде ль. вступ при русі дета лей машин в абразивній масі відбуває ться ін тенсивне зношування металу, яке супроводжується ш ви дким зменшенням їх розмірів. причиною високої ін тенси вності зношування є специфічна взаємодія металу з абразивом, частинки якого з вели кою шви дкіс тю ковзаю ть повер хнею де та лі і з пе вною силою, що за лежи ть від їх розм ірів та гус тини дію ть на метал. кожна частинка, яка в даний момент часу прийшла у доти к з повер хнею залишає на ній слід у ви гля ді по дряпини, довжина я кої, як правило, не перевищує де кіль ко х міліметрів. повер хня мета лу виявляє ться покритою множиною таки х по дряпин, що мають о днакове спрямування та зливаю ться за довжиною. меха нізм їх утворення визначається умовами взаємодії мета лу з абразивною масою, серед я ки х найсуттєвіш ими слід вважа ти : пода тливість абразивного середовища; незначний опір руху переміщуваної де та лі; невисо кий рівен ь ста тичного наван таженн я на одиничну частин ку абразиву; відтиснення частин ки в масі ру хомою де та ллю зі ш ля ху переміщення , за вдя ки чому зусилля на кон такті визнача тиметься швидкістю ру ху де талі в абразивній масі, гус тиною цієї маси, розміром та твердістю її частино к [1]. за таки х умов елементарною складовою ме ханізму зношування є руйнуюча та деформуюча дія одиничної абразивної части нки . при взаємодії мета лу з масою абразиву округле ні частин ки ос танньої п ід за гальн им її тиском 0,1 0,5 мн/м2 залишаю ть на повер хн і металу, як правило, п ластично вида влени й с лід. в процесі формування подряпини на її дн і відбуває ться зміцнен ня мета лу за ра хунок наклепу, виділення дисперсни х твер ди х частино к або утворення б ілого шару. ви д зм іцнення визначається ви хідною структурою та властивостями металу. по края х подряпини на копичується ви давлен ий метал, що піддає ться повторній деформації наступними абразивними частинками. відо кремлення металеви х частинок при цьому можливе в резуль таті викришуванн я зміцне ни х м ікрооб’ємів металу, які міс тя ть у собі тріщ ини та надри ви, або вилучення їх у вигля ді проду ктів руйнування. в обо х випа дка х відокремлення металеви х час тинок є вторинним процесом, якому передує граничне ви кривлення та руйнування с труктури металу у зв’язку з повторною пружною та п лас тичною деформацією. таким чином, на підс таві в икла деного вище можна конс та тувати , що зношування ме талів при русі в абразивній масі пов’яза не головним чином з утомою повер хневи х шар ів ме талу [2]. для керування зношуванням та створення ефективни х методів за хис ту дета лей машин необхідно вивчити закономірності цього процесу. вели кий науково-практичний інтерес предс тавляє встановлення залежнос тей між параметрами, що визначають зовнішн ій вплив (пи томе навантаження , шля х тер тя, фіз ико-ме ханічн і власти вості металу) та ви хідними параметрами (знос) процесу. пов’язано це з необхідніс тю вибору зазначених параметрів на ста дії проектуванн я кон кретного вузла тертя . зважаючи на те, що зношування металів при русі в абразивн ій масі має множинну функціональну за лежн іс ть і характеризується як вельми складний процес, найраціональн іш ий шля х вс тановлення таки х закономірностей – це залучення методів моделюван ня. як пока зали резуль та ти досліджень [3, 4] абразивний знос доц ільно моделю вати стс тис тичним методом. важливою особливіс тю цього методу є те, що з його допомогою завдання оцінки зносу можна звести до визначення дії, що виробляється одн ією абразивною частинкою (ме хан іка частин ки) та підсумовування ци х неза лежни х пошкоджень (ста тис ти ка частино к). за допомогою такого підхо ду побудовано [5] моде ль зносу при тер ті ковзання о грунт. до числа недоліків ц ієї моде лі слід віднес ти та ке: 1. неприпус тимо спрощені уявлення щодо характеру взаємодії абразивної частин ки з повер хнею зношування, по кла ден і до її підгрунтя . відомо [1, 6], що в характері дії абразивного зношування на кон такті можна ви діли ти два сам остійни х е лементарни х е тапи : пряме занурення в поверхню і наступне переміщення нею за відносного руху абразивної части нки повер хнею зношування . при побудові моделі [5] вважа ли, що вказан і е тапи реалізуються поступово о дин за о дним. однак та ке припущенн я є спрощеним, оск ільки характер взаємодії моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 78 абразивної частин ки з повер хнею зношування істо тно ускладнюється тим, що вказа ні два етап и, я к правило, проявляю ться о дночасно. 2. відсутн іс ть ура хування специфіки розви тку процесу абразивного руйнування. відомо [7], що розви ток процесу руйнування відбувається у два ета пи – зародження та розповсюдженн я тріщин. таки й розвиток процесу визначає утворення в металі, що руйнується дво х якісно різни х зон: зони зруйнованого мета лу та зони плас тичної деформації в око лі тріщин и. в умова х зношуванн я при русі в абразивній масі модель пошкодженого шару металу можна уявити у вигля ді дво х шарів. перши й шар – зовнішній (тр іщинува тий ) має найбільші порушення у вигляді тріщ ин або осередків їх зародження, тоб то зв’я зок між окремими мікрооб’ємами послаблений унаслідок порушення суцільності мета лу. тому для ц ієї зони, вочевидь, не можуть бути зас тосовані закони ме хан іки суцільни х сере довищ. зважаючи на с вою «несуцільніс ть» це й шар во лодітиме найменшею міцн іс тю. оскіль ки умовою розповсюдження тріщи н є наявніс ть деформованої пластичної зони у вершині тріщини за сильної концен трації напружень та деформацій в цій зоні, то до першого тріщинува того шару повинен безпосередньо примикати другий шар, що предс тавляє собою пластично деформовану зону, яка безпосередньо перехо ди ть у недеформований метал. другий шар представляє собою сукупність смуг та лін ій ковзання, сбросу двій ників та рідкісни х мікротріщин. вка зані не доліки нега тивно відби ваються на а деква тності моде лі [5]. тому їх усунення є а ктуальним завданням, яке потребує свого розв’зку. пос тановка проблем и метою да ної с тс тті є побудова моде лі для розра хунку зносу металів при русі в абразивн ій масі ста тистичним методом яка ура ховує характер взаємодії абразиву зі зношуваною повер хнею та спец ифіку розвитку процесу руйнування поверхні при пружному і п ластичному контакті. основний м ате ріал при розгля ді напруженого стану повер хневого шару металу п ід час ру ху в абразивній масі ви діляли дві сис теми сил та деформацій – загальну (i) та лока льну (ii) (рис. 1). рис. 1 – с истема сил та деформаці й при взаємодії абразивної маси з металом: i – загальна; ii – локаль на загальна система характеризувала опорну поверхню конта кту (абразивна маса – зношувана деталь ), тобто визнача ла кіль кіс ть одинични х взаємодій. лока льна сис тема визначала взаємодію одиничної абразивної частин ки з повер хневим шаром металу. д ля аналізу зносу використовува ли принцип ди нам ічної рівнова ги, тобто вважали, що кіль кіс ть абразивн и х час тинок, які вийш ли з конта кту дорівнює кількості, що увійш ли, а ве личина суми деформованих мікрооб’ємів зберігається за відносного переміщення металу в абразивній масі. ця обставина на дає можливіс ть вважа ти обидві системи сил та деформацій незалежними і провес ти їх послідовний розгля д. локальна с истем а форму абразивної частин ки апроксиміюва ли овало їдом кассін і (рис. 2, а ). вра ховуючи. що руйнування металу в абразивн ій масі с хоже на руйнування при терті по закр іпленому абразиву [8], абразивну частинку уявляли у вигляді консольно ї балки з опорою типу жорсткої закріпини , що навантажена системою осьових та поперечни х си л. для спрощення розгля ду бокову повер хню ова лоїду касс ін і апроксиміювали конічними повер хнями (рис. 2, б). моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 79 а б рис. 2 – схема до визначе ння об’єму металу, зруйнованого одиничним абразивом: а – взаємоді я абразиву з поверхневим шаром металу; б – навантаже ння закрі пле ного абразиву рівняння р івнова ги балки бу ли такими : 1. 0з д аn n n    , (1) де зn – нормальна сила реакц ії закр іпини; дn – реакц ія мета лу на занурення абразивної час тинки; аn – нормальне наван таження на абразивну час тинку. оскіль ки піс ля занурення абразивної частин ки вс тановлюєтьс я баланс нормальни х си л, то: д аn n (2) тому 0зn (3) 2. 0 за ff , (4) де аf – тан генц іальне консольне наван таження абразивної частин ки; зf – тангенц іа льна си ла реакц ії за кріпини . звідки : за ff  (5) 3.   0 rrfm аз . (6) звідс и  rrfm аз  , (7) де зm – реакти вний момент за кріпи ни; rr; – вели кий та малий ра діус абразивно ї частинки . у рівнянн і (5): а д rf a  , (8) де д – тангенц іа льне напруження на п лямі конта кту; ra – площина повздовжного перерізу плями кон такту. тангенц іальне напруження на плям і кон такту дорівнювало : ад f , (9) де f – коефіц ієнт тертя; a – нормальне наван таження на п лямі конта кту. для ура хування в моделі специф іки розви тку процесу руйнування, ви ходячи з прийня тої моделі пошкодженого шару металу (див. ви ще), вважали , що безпосередньо у вершині тріщи ни завн ішнього моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 80 шару напруження дорівнюють границі те кучост, піс ля чого в межа х плас тичної зони , що з’являє ться в околі тр іщин и, вони різко підви щуються до рівня ефективної границ і текучості 3 т . тому нормальне напруження на п лямі конта кту приймали р івним: 1 2 3 3 1, 2 2 iсд iсд а т пд пд k k h h       , (10) де iсдk – в’язкіс ть руйнування ме талу зношуваної повер хн і; пдh – повщина п лас тично деформованого шару металу зношува льної повер хн і. площи ну повздовжного перерізу плями конта кту визнача ли я к: 2 aar haha  , (11) де а – напівширина п лями конта кту; аh – глибина занурення абразивної частин ки у ме тал. піс ля підс тановки формул (10), (11) вираз (8) записа ли так: 2 1 2 1, 2 iсда a пд k f h h  . (12) з урахуванням (12) рівн яння (7) набуло вигля ду:  21 2 1, 2 iсдз a пд k m h r r h   . (13) розгляда ли баланс нормальни х сил (2), що дію ть на абразивну частин ку, занурену в метал. взя вши до уваги, що обидва е тапи її си лової дії на зношувану повер хню – занурення в повер хню та переміщення уздовж неї, проявляю ться о дночасно (див. ви ще), вка зана час тинка зазнава ла с пільно ї дії згинання та центра льного стис кання. за таки х умов небезпечним був кореневий переріз частинки у закріп ині, де діяв найбільший момент згинання. у найнаван тажен и х точка х цього перерізу п ідсумовувались напруження від стис кання і найб іль ши х розтягуючи х напружень від згинання . тому умова опору матеріалу частин ки ви гляда ла та к: стkmax , (14) де max – максимальне напруження у небезпечни х точка х кореневого перерізу час тин ки; 1k – який ура ховує відсутніс ть руйнування частин ки. ст – границя міцності на стис кання матеріа лу абразивної час тин ки. умову (14) записали у такому вигля ді: ст з з з a k w m a n  , (15) де зa – п лощина кореневого перерізу частин ки; зw – момент опору кореневого перерізу частинки. звідки нормальне наван таження на части нку:        ст з з зa kw m an . (16) си ла реакц ії мета лу на занурення в нього абразивно ї час тинки : 2 д 1 2 1, 2 icда rn a пд k n a h h            , (17) де 2arn ha  – площина поперечного перерізу плями конта кту. піс ля підс тановки рівнянь (16), (17) у вираз (2) о тримали: 2 1 2 1, 2з iсдз ст a з пд m k a k h w h          , (18) моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 81 де 4 2d aз   ; (19) 31,0 dwз  , (20) де d – діаметр кореневого перерізу абразивної час тин ки. вра хування формул (13), (19), (20) у р івнянн і (18) та відповідні перетворення да ли та ке:   13 2 2,54 пд с т a iсд f r r d kd h h k       . (21) в резуль таті силово ї взаємодії частин ки зі зношуваною повер хнею на ній за лиши ться слід, об’єм якого з вра хуванням (21) дорівнює:   13 2 2 0,334 3 2,5 пд ст ca a iсд kd h l v h l k f r r d          , (22) де l – довжи на сліду. занурення абразивної частинки в повер хню та переміщення її уздовж неї, як і відбуваються одночасно супроводжується ви давленням металу з-під части нки та пружно-плас тичною деформацією шару, що прилягає до с ліду. тому об’єм деформованого шару був: дефа v cav k v , (23) де vk – коефіц ієнт. руйнування деформованого об’єму металу відбува лось в результа ті фрикц ійної у томи, ви хо дячи з чого він дорівнюва в [3]: дефа ра v v n  , (24) де n – кількіс ть ц иклів нава нтаже ння до руйнування. при пружному контакті: t в прn          , (25) де 12t – показни к фрикц ійнрї утоми (бага тоци клова у тома) с талі [9]; в – границя міцності с та лі  – діюче напруження розтягу. при п ластичному конта кті: t плn           , (26) де t показн ик фрикц ійно ї у томи (малоциклова у тома) ста лі [9];  – відносне видовження с та лі при розтягу;  – діюча непружна деформація. піс ля підс тановки (23), (25) та (26) у (24) отримали : при пружному конта кті:   13 2 д д 0,33 2,5 t ефа ефа v ca v пд ст рапр t t пр вicдв в v v k v kk d h l v n k f r r d                             ; (27) при п лас тичному контакті:   13 20,33 2,5 t дефа дефа v ca v пд ст рапл t t пл iсд v v k v kk d h l v n k f r r d                                . (28) моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 82 загаль на сис тема оскіль ки при русі металу в абразивн ій масі кіль кіс ть час тинок, що вий шли з контакту, дорівнює числу, що увійшли, рівняння динамічної рівноваги з врахуванням (2) мало такий вигляд: уддi n iai n i pnn а уд   11 ау д , (29) де аудn – кіль кіс ть абразивни х части нок, що зна хо дя ться в конта кті з мета лом на п лощин і 1 м 2; ain – нормальне наван таження на i ту абразивну частин ку; дin – нормальна реакція металу на занурення в нього i тої абразивної частин ки. звідкки з вра хуванням (17) та (21) о тримали :   drrf dk p n p n ст уд дi уд ауд    5,2 06,1 3 . (30) тоді рівняння зносу металу під дією an абразивни х частинок на довжині с ліду l , що дорівнює елементарному шля ху тер тя записали : при пружному конта кті: la k hp avnvnv t вiс пдуд рапраудрапрaрпр          д 2 1 35,0 ; (31) при п лас тичному контакті: la k hp avnvnv t i пдуд раплаудраплaрпл          сд 2 1 35,0 , (32) де an – за галь на кількіс ть абразивни х час тинок; a – площина зношуваної повер хн і. додаючи рівняння (31) та (32) один до одного, отримали рівняння об’ємного зносу на шляху тертя l: при пружному конта кті: 1 2 t p уд пд дпр рпр iсд в k p h v v al k          , (33) де 35,0pk – коефіц ієнт; при п лас тичному контакті: 1 2 t p уд пд дпл рпл iсд k p h v v al k         . (34) вра ховуючи (33) та (34), р івня ння лінійного зносу мета лу на ш ля ху тертя l визначили та к: при пружному конта кті: 1 2 t t дпр p уд p уд дпр iсд в д в пд v k p k p h l l ka r h                 , (35) де 1 2 iсд д пд k r h  – реологічний параметр; при п лас тичному контакті 1 2 t t p уд p уддпл дпл i cд д пд k p k pv h l l ka r h                . (36) для ана лізу зносу металу в моделя х (35) та (36) ви діля ли дві групи факторів, що характеризува ли : 1) режим наван тажен ня (н), 2) ме ханічн і влас тивос ті мета лу (м): при пружному конта кті [модель (35)]: моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 83 пр дпр p пр h h k м  , (37) t пр удh p l  , (38) t впр rm   ; (39) при п лас тичному контакті [моде ль (36)]: пл дпл p пл h h k м  , (40) lph tупл  д , (41) t пл дm r  . (42) група факторів н характеризувала режим наван таження ме талу. при пружному контакті вона за лежала від пи томого навантажен ня удp , діючого розтя гуючого напруження  утоми, показника фрикцій ної утоми t та шля ху тер тя l . ради кальним засобом зниження абразивного зносу є зменшення діючого розтя гуючого напруження  утоми, оскільки цей фактор входи ть в модель (35) з показн иком ступеня 12. при плас тичному контакті група факторів, що розгля дає ться залежа ла від пи томого навантажен ня удp , діючої непружної деформації  утоми, показника фрикц ійної у томи t та шля ху тер тя l . засобом зниження зносу може бути зменшення р івня будь-якого з вказани х факторів, оскільки показни ки ступеня, з я кими вони вхо дя ть у моде ль (36) дорівнюю ть 1 або бли зькі до не ї. група факторів м показува ла вп лив на знос ме ха нічни х влас тивос тей мета лу. при пружному контакті вона залежа ла від реологічного параметру границі міцності в та показника фрикц ійної утоми. ра ди каль ним засобом зниження абразивного зносу є підвищення границ і міцності металу, оскіль ки в вхо ди ть у моде ль (35) з показни ком ступеня 12. при п ластичному кон такті група факторів, що розглядає тья зале жала від реологічного параметру дr , відносного видовження  металу при розтя гу та показни ка t фрикційно ї утоми. засобом зниження зносу може бути підвищення будь -якого з вказани х факторів, а також добутку реологічного параметру та відносного ви довжен ня (реологічної енергоємності). вра хування вказани х груп факторів на дає можливіс ть керува ти зносом металів при русі в абразивн ій масі. рис. 3 – залежні сть зносу ha сталі 65г від тривалості зношування t: пунктирні лі нії – дові рчий і нте рвал; суціль на лі ні я – розрахункові дані за моделлю (36); х – ре зультати випробувань моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 84 перевірку дос товірності запропоновани х моде лей (35) та (36) здійсню вали ш ля хом лабораторни х триботе хнічни х випробувань зразків на установц і [10]. зразки для випробувань виго товдя ли зі с талі 65г. перед випробуваннями їх зміцнюва ли термічною обробкою на структуру відпущеного мартенситу за таким режимом: температура нагрівання – 1103к, трива ліс ть витримування – 900 с, гар тувальне середов ище – олива, температура відпуску – 473к. піс ля термічної обробки зразки ш ліфува ли до 32zr триботехн ічні ви пробування проводили у режимі: абразив – п ісок, розмір абразиву – 0,77 мм, лінійна шви дкіс ть обертання зразків – 18 м/с, тривалість зношування – 2, 4 та 6 год. отримні резуль тати зіс тавля ли з розрахо ваними за моде ллю (36) (рис. 3). шля хом статис тичного аналізу встановлено, що запропонована розрахункова с хема адеква тно описувала зношування ста лі 65г при русі в абразивній масі в дослідженому діапазоні тривалос тей зношування. при цьому з ймовірністю 0,95 середн і значення резуль татів випробувань уклада лись поблизу відповідни х розра хункови х значень зносу в межа х довірчого ін терва лу. пози тивн і результа ти да ла та кож перевірка достовірності моде лі (35). отже , моде лі (35) та (36) зношування металів при русі в абразивній масі в умовах пружного та плас тичного кон такту слід визна ти ефективн ими. висновки 1. за допомогою статис тичного методу отримано моделі зношування мета лів при русі в абразивній масі, я кі вра ховую ть реаль ний характер взаємодії абразиву зі зношуваною повер хнею та розви ток процесу руйнування при пружному та плас тичному контакті. 2. з ви користанням отримани х моделей прове дено аналіз факторів, що визначають ве личину зносу металів при русі в абразивній масі. визначено радика льн і засоби зниження зносу при пружному та пластичному контакті. 3. резуль та тами лабораторни х випробувань доведено ефекти вн ість запропоновани х розра хун кови х моделе й зносу, що дозво ляє рекомендувати їх для практичного ви користання при п ідборі металів на стадії проектування вузлів тертя для роботи при русі в абразивн ій масі. літе ратура 1. сорокин г.м. трибология ста лей и с плавов / г.м.сорокин. – м.: не дра, 2000. – 316 с. – библиогр.: с. 237-145. 2. ткачев в.н. износ и повышение долговечности дета лей сельс ко хозяйс твенны х машин / в.н.т качев. – м .: машиностроение, 1971. – 263 с. – библиогр.: с. 257-260. 3. краге льский и.в. основи расчетов на трение и износ / и.в.краге льский , м.н.добычин, в.с.комбалов. – м .: машиностроение,1977. – 526 с. – биб лиогр.: с. 483-513. 4. дворук в.и. научные основы повышения абразивной изеосостойкости де та лей машин. / в.и.д ворук. – киев: кмуга. 1997. – 101 с. – биб лиогр.: с. 96-99. 5. южаков и.в., ямпольский г.я., на дточиев а.б. анализ факторов, опреде ляющи х ве личину износа при трении о грунт // проблемы трения и изна шивания : сб . научн. трудов. – те хника. – 1979. №15. – с. 32-36. 6. тр ібофізи ка: підруч. / в.і.дворук, в.а.войтов. – хар ків: [б.в], 2014. – 373 с . 7. ко лесников ю.в. ме хани ка кон тактного разрушения / ю.в.колесн иков, е.м .морозов. – м.: наука, 1989, 224 с. – биб лилгр.: с. 183-219. 8. кащеев в.н. процессы в зоне фрикционного конта кта металлов / в.н.кащеев, м.: маши ностроение, 1978. – 213 с. – библиогр.: с .210-212. 9. краге льский и.в. трение и и знос / и.в.краге льский . – м.: маши ностроение, 1968. – 480 с. 10. ше веля в.в., дворук в.и., поста ш а.с., ра дченко а.в. моде лирование гидроабразивного изнашивани я материалов лабораторным методом // вісник кмуца. – 2000. №3-4. – с. 39-43. поступи ла в редакц ію 27.02.2015 моделювання зношування металів при русі в абразивній масі проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 1 85 dvoruk v.i. modeling of metals wear when driving in abrasive mass. the p urp ose of this is to build model to calcu late the motion of wear metals in abrasive mass statistical method which takes into account the nature of the interaction with the abrasive wearing surface and sp ecificity of the p rocess of destruction of the surface in elastic and p lastic contact. using the obtained mod els analy zed the factors that determine the amount of wear metals in the motion abrasiv e mass. detected means reduced wear in elastic and p lastic contact the results of laboratory tests confirmed dosovirnist p rop osed comp utational models wear that can recommend them to p ractical use in the selection of metals at the design stage of friction for the motion in the abrasive mass. key words: wear, abrasive mass, interaction, fatigue, elastic contact, p lastic contact, model. references 1. sorokin g.m. tribologija stalej i splavov. m.: nedra, 2000. 316 s. bib liogr.: s.237-145. 2. t kachev v.n. iznos i povyshenie dolgovechnosti detalej sel'skohozja jstvennyh mashin. m.: mashinostroenie, 1971. 263 s. bibliogr.: s.257-260. 3. kragel'skij i.v., dobychin m.n., ko mbalov v.s. osnovi raschetov na trenie i iznos. m.: mashinostroenie,1977. 526 s. bibliogr.: s.483-513. 4. dvoruk v.i. nauchnye osnovy povyshenija abra zivnoj izeosostojkosti detalej mashin. kiev : kmuga . 1997. 101 s. bibliogr.: s.96-99. 5. juzha kov i.v., ja mpol'skij g.ja., nadtochiev a.b. analiz fa ktorov, opredeljajushhih velichinu iznosa pri tren ii o grunt. proble my trenija i iznashivanija: sb. nauchn. trudov. tehnika. 1979. №15. s.32-36. 6. t rіbofіzika : p іdruch. v.і.dvoruk, v.a.vo jtov. ha rkіv: [b.v], 2014. 373 s. 7. kolesnikov ju.v., moro zov e.m. mehanika kontaktnogo razrushenija.. m.: nauka , 1989, 224 s. biblilg r.: s.183-219. 8. kashheev v.n. processy v zone frikcionnogo kontakta metallov. m.: mashinostroenie, 1978. 213 s. bibliogr.: s.210-212. 9. krage l'skij i.v. tren ie i iznos. m.: mashinostroenie, 1968. 480 s. 10. shevelja v.v., dvoruk v.i., postash a.s., radchenko a.v. modelirovanie gidroabra zivnogo iznashivanija materialov laboratornym metodom // vіsnik km uca. 2000. №3-4. s. 39-43. copyright © 2021 a.v. voitov.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 2/100-2021,26-33 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 structural identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems under conditions of boundary lubrication a.v. voitov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine e-mail:: k1kavoitov@gmail.com abstract in the work, a methodological approach to obtaining mathematical models was further developed, which describe the functioning of tribosystems in stationary and transient modes under boundary lubrication conditions. the structural identification of the tribosystem as an object of modeling the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication is performed. it is established that the operation of tribosystems is described by a third-order differential equation and, in contrast to the known ones, takes into account the function of changing the quality factor of the tribosystem during running-in. it is shown that the nature of the functioning of tribosystems under conditions of ultimate lubrication depends on the gain and time constants included in the differential equation. it is shown that the coefficient к1 takes into account the degree of influence of the input signal (load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium), on the value of the output signal (quality factor of the tribosystem). coefficient к2 takes into account the magnitude of the change of the output parameters (volumetric wear rate and friction coefficient) when changing the values of the input parameters (load, sliding speed, quality factor of the tribosystem. coefficient к3 takes into account the degree of influence of the input signal on the restructuring of the material structure in the surface layers of the triboelements. the time constants of the tribosystem characterize the inertia of the processes occurring in the tribosystem, during running-in, or during changes in operating modes. increasing the time constants makes the process less susceptible to changes in the input signal, the running-in process increases over time, and the tribosystem becomes insensitive to small changes in load and slip speed. conversely, the reduction of time constants makes the tribosystem sensitive to any external changes. key words: tribosystem; mathematical model; differential equations; structural identification; gain; time constant; boundary lubrication; quality factor of tribosystem; dissipation speed. introduction recently, methods of calculating and modeling the processes of friction and wear in tribosystems of machines and mechanisms have been actively developing, which makes it possible to significantly reduce costs in the process of designing and fine-tuning new structures. difficulties that arise in the development of such models are associated with the choice of parameters that affect the process under study. the task of developing mathematical models of stationary and transient processes in tribosystems under boundary lubrication conditions is related to the problems of stochastic modeling, since initial data for modeling (tribosystem design, lubricating medium, materials from which triboelements are made, roughness of friction surfaces, load-speed range of operation, etc.), are random functions. analysis of models of stationary processes in tribosystems shows that there is a large error in modeling the wear rate, up to 12,8 % and coefficient of friction, up to 14,0 %. such a scatter of data in measurements can be explained by the presence of an oscillatory process of the wear rate and the coefficient of friction during the operation of the tribosystem, as well as by the ambiguity of the choice of input parameters for modeling. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 mailto:k1kavoitov@gmail.com problems of tribology 27 literature review in work 1 the analysis of the current state of the methods for calculating wear and forecasting the resource is given and the conclusion is drawn, that analytical methods do not allow taking into account the dynamics of changing the operating modes of the contact, and numerical methods seem to be promising. the author of the work proposed to describe the wear by an array of vectors of probabilities of the wear values of discrete points of the surface, which are modeled by non-stationary random functions of the markov type, and wear is estimated by the mathematical expectation of the probability of finding surface elements in a certain state. the shape of the worn surface is determined using a cubic spline approximation of the mathematical expectation of wear at the points of location of the modeled elements. in work [2] the physical mechanisms of formation and transformation of corpuscular-vortex perturbations in the contact of the tribosystem, which are based on the quantum-mechanical exchange mechanism of interaction, are considered. the presence of a contact gap determines the generation of pairs of quasiparticlesperturbations, stabilized by wavelength and frequency. it is established in the work that the internal instability and collapse processes in such a system of perturbations lead to defect formation in the material of the tribosystem and underlie the emergency modes of friction. in the works [3, 4] performed analysis of the strength and durability of the surface layer material by friction. the authors propose to take into account the presence of two areas of accumulation of damage and the type of mechanism of destruction: the area of multicycle fatigue and a layer of debris. methods for estimating the parameters of the durability model for the region of multicycle fatigue are proposed. the connection between the stress-strain state and the fatigue strength characteristics of the material with the characteristics of the material fracture model is obtained. analysis of the obtained ratios showed that any physical action on the surface leads to a decrease in structural heterogeneity and prevents the development of cracks, increases wear resistance. in work 5 theoretical studies on the substantiation of the methodology for modeling stationary processes of friction and wear in tribosystems under conditions of boundary lubrication are presented. the authors have developed a technique for modeling the characteristics of the actual contact spot and a mathematical model of the rate of work of dissipation in the tribosystem, which allow simulating the rate of volumetric wear and the coefficient of friction in stationary modes. the author of the work 6 the theoretical and experimental dependences obtained using the developed model are presented and the simulation error is given, which is for the wear rate 14,03 %, for the coefficient of friction – 12,8. the given computational models use the q-factor of the tribosystem 7, 8. however, the considered mathematical models do not allow determining the boundary of stable operation of the tribosystem, i.e. the boundary of the tribosystem exit to a scuffle or the boundary when accelerated wear of the materials of the triboelements begins. by analogy with the theory of automatic control, such a boundary is called the loss of stable work. determination of such modes will improve the accuracy of modeling the processes of friction and wear in tribosystems. purpose the purpose of this work is to perform the structural identification of the tribosystem and obtain a mathematical model in the form of a differential equation in the operator form, which will allow modeling the processes of friction and wear in tribosystems with the definition of the boundaries of their stable operation. methods identification of the mathematical model of the limits of functioning of tribosystems in the conditions of maximum lubrication, on a steady state without damage, is reduced to definition of the operator of tribosystem. under the operator of the tribosystem we will understand the mathematical model of the object under study. a review of research performed on this problem suggests that the structure of the model and the type of equations that are supposed to describe the tribosystem are linear differential equations n-th order to the nearest coefficients. the dynamic model of the tribosystem in the theory of identification of dynamic objects can be given in the form of an ordinary differential equation n-th order in the following form [9]: )(... )( )(... )()( 001 1 1 tub dt tud btyаt dt tyd а dt tyd a m m mn n nn n n     , (1) where ai , bj, i = 0; 1…n; j = 0; 1 … m – model parameters to be identified. to describe a specific transition process in the tribosystem to differential equations (1) it is necessary to add the initial conditions and applying the laplace transform, to obtain the transfer function as follows: 28 problems of tribology     n i i i m i i i pa pb py pu pg 0 0 )( )( )( , (2) where g(p) – transfer function; p – laplace transform parameter (differentiation operator); u(p) – input signal: load; sliding speed; the initial value of the quality factor of the tribosystem; tribological characteristics of the lubricating medium; tribosystem design; y(p) – output signal: volumetric wear rate and coefficient of friction; limits of functioning of the tribosystem. results based on the information provided above in the form of analysis of work on the development of models, as well as experimental research, which are made by the author of this work, the nature of the processes in tribosystems can be represented as the following structural and dynamic scheme, fig. 1. the structural dynamic scheme is built on the principle of two blocks connected in series. fig. 1. structural and dynamic scheme of modeling the functioning of tribosystems having considered in general the systemic model of the tribosystem, three input streams can be distinguished: matter; energy and information. under the input flow of matter, we mean the parameter the quality factor of the tribosystem q, the physical meaning of the parameter and the calculation formulas are given in the work [8]. the concept of figure of merit is defined as the ability of mating materials in a tribosystem (lubricating medium and rheological properties of the structure of materials of moving and stationary triboelements) convert the work of friction forces into thermal energy, thereby preventing energy reserves in the surface and subsurface layers of triboelements, which can be estimated by the deformable volume. the q-factor of the tribosystem is a function of time q(ti) and increases during the running-in time from the initial value q0, to the maximum possible qmax. the quality factor of the tribosystem q determines the input flow matter. under the input flow energy, we mean the parameter the rate of work of dissipation in the tribosystem wтr, which, according to work [5], is quantitatively estimated by the following expressions: wтr = wтr,m + w тr,f, [w]. (3) wтr,m = pm · nacs, [w], (4) wтr,f = pf · nacs, [w], (5) where wтr,m and w тr,f – speed of dissipation in moving and fixed triboelements, j/s; nacs – number of actual contact spots (acs) on the friction surface, determined according to work 5; pm, pf – the speed of dissipation in a moving and fixed triboelement on a single actual contact spot is determined by the expressions given in the work 5: σ ε m acs m dm p v   , [j/s=w], (6) problems of tribology 29 σ ε f acs f df p v   , [j/s=w], (7) where σ acs – stress in the material on a unit acs, pa; ε m, ε f – material deformation rate per unit acs, 1/s, determined by the expressions given in the work 5; vdm , vdf – volumes of material of a single acs of movable and fixed triboelements, which are involved in deformation, m3, determined by the expressions given in the work 5. the speed of work of dissipation in the tribosystem wтr, formula (3), is an energy parameter and characterizes the rate of transformation of mechanical energy into thermal energy, since the magnitude of stresses in the material σacs, volumes of materials involved in deformation vdm, vdf and the rate of deformation in the surface layers of materials ε m, ε f affect the "load" of triboelements in the tribosystem and depend on the load n, n and sliding speed vsl, m/s. the speed of work of dissipation in the tribosystem wтr defines the input flow energy. by the input flow information we mean a parameter that characterizes the availability of knowledge about the stability boundary of the tribosystem, i.e. power value wmax, at which the tribosystem begins an accelerated wear mode or a seizure occurs. the power supplied to the tribosystem is determined by the expression:  w s m nvnw sli  ; , (8) where n – tribosystem load, n; vsl – sliding speed, m/s. substituting into the expression (8) maximum possible load values nmax or sliding speed vsl(max), it is possible to determine the stability boundary of the tribosystem, i.e. the border of the tribosystem exit to scuffing or accelerated wear. summarizing the above direction of this work is the further development of methods for modeling stationary processes in tribosystems under boundary lubrication conditions, where the input flows will be the quality factor, the speed of the dissipation in the tribosystem, the power, which is brought to the tribosystem and the stability boundary of the tribosystem. the target function for modeling stationary processes in tribosystems under boundary lubrication conditions will be the volumetric wear rate in the tribosystem i, m3/hour and friction losses, which are determined by the coefficient of friction ffr. the first block, fig. 1, simulates the change in the quality factor of the tribosystem from the input value q0, to values qmax during the running-in time. dependences of change of rheological properties of structure of the connected materials of triboelements during running-in are resulted in works [8, 10]. from the conclusions of the robot it follows that the quality factor of the tribosystem increases and is a function of load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium and the design of the tribosystem. based on the analysis of works devoted to the running-in of tribosystems, we can conclude that the running-in process is an inertial link, the transfer function g1 can be written as [9]: 1 1 1 1   pт к g , (9) where к1 – gain, which takes into account the degree of influence of the input signal (load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium), on the magnitude of the output signal (quality factor of the tribosystem), a dimensionless quantity; т1 – time constant of the tribosystem, which takes into account the inertial properties of the tribosystem, due to the restructuring of the structure of the materials of the surface layers during running-in, dimension s; р – differentiation operator, used instead of the differentiation mark d/dt. the second block of the structural and dynamic scheme, fig. 1, simulates the reaction of the tribosystem to a change in the input external action, followed by a change and stabilization of the volumetric wear rate and the friction coefficient around new values. such processes are caused by a change in the load and sliding speed during operation, as well as a change in the tribological characteristics of the lubricating medium and the quality factor of the tribosystem. as experimental studies show, these are inertial processes. transmission function g2, fig. 1, is an inertial link and characterizes the sensitivity of the tribosystem to external input influences and is determined by the expression: 30 problems of tribology 1 2 2 2   pт к g , (10) where к2 – gain, which takes into account the magnitude of the change in the initial parameters (volumetric wear rate and friction coefficient) when changing the values of the input parameters (load, slip speed, quality factor of the tribosystem), the dimensionless value; т2 – time constant of the tribosystem, which takes into account the time during which the tribosystem returns to a steady state of operation after changing the input parameters, the dimension s; processes characterized by an inertial link g2, associated with changes in the values of the roughness of the friction surfaces, the generation of heat at the spots of actual contact, the alignment of the temperature gradient in the triboelements by volume. transfer function g3, which is included in the scheme of the second block in the form of negative feedback, takes into account the ability of the tribosystem to rearrange the surface layers of materials from which the triboelements are made during secondary running-in, which is connected with change of loading, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating environment. such processes are a function of time, which allows them to be described by an inertial link [9]: 1 3 3 3   рт к g , (11) where к3 – gain, which takes into account the degree of influence of the input signal u(t) for the reconstruction of the structure of the material in the surface layers of triboelements, a dimensionless quantity; т3 – time constant, which takes into account the time of restructuring of the material structure in the surface layers of triboelements. structural and dynamic scheme, which is shown in fig. 1, reflects not the functional purpose and constructive relationship in the tribosystem, and mathematical operations that are performed when transmitting input signals (u) due to the dynamic links and properties of the tribosystem as a whole. applying the methods of the theory of identification of dynamic objects, it is possible to obtain an equivalent transfer function to model the functioning of the tribosystem: )2( 1 eqeq ggg  , (12) where g(2)eq – equivalent transfer function of the second block according to the structural-dynamic scheme, fig. 1, which is determined by the following expression:   . )1(1 1 1 1 32 32 2 2 32 2)2(        ртрт кк рt k gg g g eq . (13) after substituting formula (13) into expression (12) and converting, we obtain a total equivalent transfer function: . 1)()()( )( 32321 2 323121 3 321 21321    ккртттрттттттрттт ккрткк g eq . (14) the corresponding equation of the dynamics of the tribosystem for modeling the limits of constant modes of operation will be written as follows: 21321 32321 2 323121 3 321 )( 1)()()( ккрткк ккртттрттттттрттт   (15)  1 2 3 1 2.к к т p к к  the third-order differential equation of the dynamics of the tribosystem functioning is written in the operator form, where the symbol р, is a differentiation operator, d/dt. problems of tribology 31 the right part of the differential equation (15) contains the first derivative of the input signal, which is represented as the product of the coefficients к1 к2. as shown above, the coefficient к1 takes into account the degree of influence of the input signal (load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium), on the magnitude of the output signal (quality factor of the tribosystem), a dimensionless quantity. coefficient к2 takes into account the magnitude of the change of the output parameters (volumetric wear rate and friction coefficient) when changing the values of the input parameters (load, sliding speed, quality factor of the tribosystem), dimensionless quantity. the dynamics of the tribosystem is influenced not only by the value of the coefficients к1к2, as well as the rate of their change over time (the first derivative). the left side of the equation is the reaction of the tribosystem to the input signal. time constants of the tribosystem тi have the dimension of time and characterize the inertia of the processes occurring in the tribosystem, during running-in, or during changes in operating modes. increasing time constants т1 … т3, makes the process less susceptible to changes in the input signal, the running-in process increases over time, and the tribosystem becomes insensitive to small changes in load and sliding speed. conversely, the reduction of time constants makes the tribosystem sensitive to any external changes. in our next works, parametric identification will be performed, the purpose of which is to determine the expressions for the calculation of the above coefficients and time constants, so that when substituting them into equation (15), the right and left parts differ the least. conclusions the structural identification of the tribosystem as an object of modeling the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication is performed. it is established that the operation of tribosystems is described by a third-order differential equation and, in contrast to the known ones, takes into account the function of changing the quality factor of the tribosystem during running-in. it is shown that the nature of the functioning of tribosystems in conditions of ultimate lubrication depends on the gain and time constants included in the differential equation. it is shown that the coefficient к1 takes into account the degree of influence of the input signal (load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium), on the value of the output signal (quality factor of the tribosystem). coefficient к2 takes into account the magnitude of the change in the initial parameters (volumetric wear rate and friction coefficient) when changing the values of the input parameters (load, slip speed, quality factor of the tribosystem). coefficient к3 takes into account the degree of influence of the input signal on the rearrangement of the structure of the material in the surface layers of the triboelements. the time constants of the tribosystem characterize the inertia of the processes occurring in the tribosystem, during running-in, or during changes in operating modes. increasing the time constants makes the process less susceptible to changes in the input signal, the running-in process increases over time, and the tribosystem becomes insensitive to minor changes in load and sliding speed. conversely, the reduction of time constants makes the tribosystem sensitive to any external changes. references 1. sorokatyy r.v. metod triboelementov / r.v. sorokatyy. – khmel'nitskiy: khnu, 2009. – 242 s. [russian] 2. zaspa, y., dykha, a., marchenko, d., et al. exchange interaction and models of contact generation of disturbances in tribosystems. eastern-european journal of enterprise technologies, 2020, 4(5–106), р. 25–34. https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.209927 [english] 3. sorokatyi, r., chernets, m., dykha, a., et al. (2019). phenomenological model of accumulation of fatigue tribological damage in the surface layer of materials. in mechanisms and machine science, 2019, v. 73, p. 3761–3769. springer netherlands. https://doi.org/10.1007/978-3-030-20131-9_371 [english] 4. dykha, a., aulin, v., makovkin, o., et al. determining the characteristics of viscous friction in the sliding supports using the method of pendulum. eastern-european journal of enterprise technologies, 2017, 3(7–87), 4–10. https://doi.org/10.15587/1729-4061.2017.99823 [english] 5. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh / problemi tribologii. – 2015. – № 1. – s. 49-57. [russian] 6. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 2. rezul'taty modelirovaniya / problemi tribologii. – 2015. – № 2. – s. 3645. [russian] https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.209927 https://doi.org/10.1007/978-3-030-20131-9_371 https://doi.org/10.15587/1729-4061.2017.99823 32 problems of tribology 7. viktor vojtov, abliatif biekirov, anton voitov. the quality of the tribosystem as a factor of wear resistance // international journal of engineering & technology, 2018, vol 7, № 4.3 р. 25-29. doi: 10.14419/ijet.v7i4.3.19547 [english] 8. vojtov v.a., voitov a.v. assessment of the quality factor of tribosystems and it’s relationship with tribological characteristics // problems of tribology, v. 25, no 4/97 – 2020, 45-49. doi: 10.31891/2079-13722020-97-3-45-49 [english] 9. gusev a. n., ishkov s. a. osnovy teorii avtomaticheskogo upravleniya: uchebn. posobiye samar. gos. aerokosm. un-t. samara, 2005. -164 s. [russian] 10. vojtov v. a., biekirov a. sh., voitov a. v. and tsymbal в. m. 2019 running-in procedures and performance tests for tribosystems, journal of friction and wear, 40(5), pp. 376–383. doi: 10.3103/s1068366619050192 [english] problems of tribology 33 войтов а.в. структурна ідентифікація математичної моделі функціонування трибосистем в умовах граничного мащення. в роботі отримав подальший розвиток методичний підхід в отриманні математичних моделей, які описують функціонування трибосистем на стаціонарних і перехідних режимах в умовах граничного мащення. виконано структурну ідентифікацію трибосистеми, як об'єкта моделювання функціонування трибосистем в умовах граничного мащення. встановлено, що функціонування трибосистем описується диференційним рівнянням третього порядку та на відміну від відомих враховує функцію зміни добротності трибосистеми під час припрацювання. показано, що характер функціонування трибосистем в умовах граничного мащення залежить від коефіцієнтів підсилення і постійних часу, які входять в диференційне рівняння. показано, що коефіцієнт к1 враховує ступінь впливу вхідного сигналу (навантаження, швидкості ковзання, трибологічних характеристик змащувального середовища), на величину вихідного сигналу (добротність трибосистеми). коефіцієнт к2 враховує величину зміни вихідних параметрів (об’ємної швидкості зношування і коефіцієнта тертя) при зміні величин вхідних параметрів (навантаження, швидкості ковзання, добротності трибосистеми). коефіцієнт к3 враховує ступінь впливу вхідного сигналу на перебудову структури матеріалу в поверхневих шарах трибоелементів. постійні часу трибосистеми характеризують інерційність процесів, що протікають в трибосистемі, під час припрацювання, або під час зміни режимів експлуатації. збільшення постійних часу робить процес менш сприйнятливим до зміни вхідного сигналу, процес припрацювання збільшується в часі, а трибосистема стає нечутливою до незначних змін навантаження та швидкості ковзання. і навпаки, зменшення постійних часу, робить трибосистему чутливою до будь яких зовнішніх змін. ключові слова: трибосистема; математична модель; диференційне рівняння; структурна ідентифікація; коефіцієнт підсилення; постійна часу; граничне мащення; добротність трибосистеми; швидкість роботи дисипації. показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 54 буряк в.г.,* буряк а.в.** *хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти, **хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: viktorburyak1955@gmail.com показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів удк 621.9 розглядаються показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність ріжучих інструментів. увага приділяється зносостійкості інструментів, що надає можливість для збільшення продуктивності обробки і є важливою умовою автоматизованого виробництва. ключові слова: оброблення різанням, акустичні властивості матеріалів, причинно-наслідковий зв’язок, знос. вступ великим кроком у підвищенні працездатності інструментів постало утворення нової групи інструментальних матеріалів – надтвердих композиційних матеріалів (нкм). їх переваги доказано у багатьох операціях виробничих процесів, зокрема, при фінішній механічній обробці різних матеріалів на верстатах з числовим програмним управлінням (чпу) [1, 2]. вивченню працездатності інструментів, що оснащені композиційними ріжучими пластинами присвячено багато наукових досліджень [3, 4, та ін.], в основу яких покладено традиційні методи визначення оброблюваності: дослідження якості обробленої поверхні; раціональних режимів різання; надання рекомендації до значень геометричних параметрів ріжучої частини, а також приведено температурні і силові залежності. найбільш перспективним напрямком у підвищенні працездатності композиційних ріжучих пластин і переборюванні труднощів щодо більш широкого застосування надтвердих матеріалів в процесі оброблення різанням є метод дифузійного покриття надтвердих зерен [5, 6, 7 та ін.]. зміну характеристик енергетичного стану матеріалів доцільно виконувати із застосуванням теорії причиннонаслідкового зв’язку [1, 2]. мета і постановка задачі з метою застосування основного диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку [1] виконується подальше обґрунтування показників енергетичного стану матеріалів, що утворені в процесі різання. особлива увага приділяється зносостійкості інструментів, що надає можливість для збільшення продуктивності обробки і є важливою умовою автоматизованого виробництва. використання методу дифузійного покриття надтвердих зерен сприяє спіканню ріжучих пластин збільшених розмірів з більш широким вибором матеріалів в’яжучого та підкладки, забезпечення кращих умов їх заточування при досягненні заданих геометричних параметрів ріжучої частини, а також підвищенню зносостійкості та стабільності ріжучих властивостей інструмента. проте, питанням вивченню природи впливу властивостей компонентів, що складають структуру нкм, на енергетичні характеристики процесу різання виділено недостатньо уваги. застосування інструментів, що оснащені новими композиційними ріжучими пластинами, вносить за собою зміну основних фізичних характеристик процесу оброблення різанням і, як наслідок, зміну якості обробленої поверхні. особливу важливість має це питання при механообробці високоточних деталей приладів на верстатах з чпу, де силовий і температурний фактори мають визначне значення. зв’язок характеристик мікроструктурного енергетичного стану інструментального матеріалу, що визначається поза процесом та їх зміна за умов, що утворені в процесі різання пропонується виконувати із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку [1, 2]. виклад матеріалів досліджень функціональна залежність інтенсивності зношування інструмента [1] включає у собі такі основні змінні, як контактні навантаження і температуру різання, при розрахунку котрих повинні бути відомі наступні фізичні характеристики процесу різання: розміри контактних поверхонь обробного і інструментального матеріалів; ступінь пластичного деформування обробного матеріалу; складові сили різання. поряд з підвищенням зносостійкості інструментів, шляхом добавки в’яжучих матеріалів у кількості 2, ..., 30 % і за рахунок зміни товщини ріжучого шару, матеріалу підкладки у ріжучих пластиmailto:viktorburyak1955@gmail.com http://uk.wikipedia.org/wiki/%d0%9e%d0%b1%d1%80%d0%be%d0%b1%d0%ba%d0%b0_%d0%bc%d0%b0%d1%82%d0%b5%d1%80%d1%96%d0%b0%d0%bb%d1%96%d0%b2_%d1%80%d1%96%d0%b7%d0%b0%d0%bd%d0%bd%d1%8f%d0%bc показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 55 нах, змінюється еквівалентний коефіцієнт теплопровідності інструменту, що змінює силовий і тепловий режими процесу обробки. у зв’язку з цим виникла задача управління температурним і силовим режимами процесу різання з урахуванням складу та конструкційних параметрів композиційних ріжучих пластин, а також з урахуванням умов закріплення пластин у держаку різця [7, 8, 9]. при використанні інструментів, що оснащені ріжучими пластинами із нтм, на коштовному обладнанні з програмним управлінням необхідно виконувати стопроцентний неруйнівний контроль якості пластин після їх спікання і заточування (переточки) [10]. проте, ефективність існуючих способів і засобів для виконання контролю якості композиційних ріжучих пластин низька, так як відомі способи контролю не враховують параметрів енергетичного стану, що є важливим при використанні полікришталевих надтвердих матеріалів. значної ефективності за рахунок контролю якості композиційних ріжучих пластин можна досягти на етапах їх спікання та при виконанні контролю безпосередньо у процесі заточування на верстаті. застосування автоматизованого стопроцентного контролю якості композиційних ріжучих пластин дозволить підвищити рівень гарантованих значень періоду стійкості інструментів при обробці на верстатах з чпу, в умовах впровадження безлюдних технологій. схема показників енергетичного стану матеріалів в процесі оброблення різанням та технічних параметрів, що визначають працездатність композиційних інструментів, показана на рисунку. на основі проведеного аналізу з метою утворення методології оцінки працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу та реалізації методології для підвищення надійності і ефективності процесу оброблення різанням при виконанні роботи поставлено вирішення наступних завдань: розробка наукових положень до оцінки акустичних характеристик енергетичного стану інструментальних матеріалів; виконання аналізу механізму руйнування (зношування) ріжучих інструментів у механообробці за зміною мікроструктурного енергетичного стану інструментального матеріалу; розробка принципів управління величиною акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу; утворення методології вибору інструментального матеріалу за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану у механообробці; розробка принципів утворення системи неруйнівного контролю характеристик мікроструктурного енергетичного стану ріжучих пластин з композиційних інструментальних матеріалів; виконання досліджень акустичних характеристик енергетичного стану інструментів, що оснащені композиційними ріжучими пластинами на основі надтвердих зерен з дифузійними покриттями; розробка виробничих методів підвищення працездатності композиційних інструментів у механообробці за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу, що включають обґрунтування складу компонентів, параметрів конструкції та умов закріплення ріжучих пластин, проведення спеціальних методів обробки різанням на верстатах з чпу в умовах впровадження безлюдних технологій. рис. 1 – схема показників енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 56 висновки зв’язок характеристик мікроструктурного енергетичного стану інструментального матеріалу, що визначається поза процесом та їх зміна за умов, що утворені в процесі різання пропонується виконувати із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку. встановлені основні показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів: мікроструктурні – характеристиками матеріалу зерна та в’яжучого матеріалу, методами виготовлення матеріалу, характеристиками мікроструктурного стану матеріалу; утворені параметрами ріжучих пластин – характеристиками матеріалу підкладки, розмірами ріжучого шару і підкладки, покриттям робочої частини; робочих поверхонь пластин, що зумовлені характеристиками інструмента для заточки, режимом заточування, параметрами якості ріжучих пластин; конструкції інструмента – характеристики матеріалів робочої частини інструмента, конструкційні елементи інструмента; утворені параметрами процесу різання – характеристиками матеріалу заготовки, робочими параметрами інструмента, режимом різання. література 1. буряк а.в., буряк в.г. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 23-30. 2. буряк а.в., буряк в.г. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 71 77. 3. маслов в.п., буряк в.г. работоспособность режущих пластин из сверхтвердых материалов с диффузионным покрытием зерен // станки и инструмент. – 1991. – №2. – с. 10-11. 4. маслов в.п., буряк в.г. испытания режущих инструментов из сверхтвердых материалов с диффузионным покрытием зерен // станки и инструмент. – 1991. – №4. – с. 21. 5. буряк в.г., румбешта в.о. оцінка працездатності інструментів на основі аналізу енергетичного стану інструментальних матеріалів // праці міжнар. конф. “прогресивна техніка і технологія машинобудування, приладобудування і зварювального виробництва” (київ 98). – том ii. – к.: нтуу “кпі”. – 1998. – с. 288-290. 6. ostafiev v.a., maslov v.p., burjak v.g. obrobitel’nost t’azkoobroditel’nych kovov a ich zliation diamantovym brusiacim nastrojom // konferencia so zahranicnou ucast’ou “brusenie ||” ceskoslovenska vedekotechnika spolocnost dom techniky, bratislava.1987. p. 157 159. 7. таланчук п.м., остафьев в.а., голубков с.п., буряк в.г. температурный и точностной анализ прецизионного точения закаленных сталей инструментами из композиционных материалов // технологическая теплофизика. – тольятти: тпи. – 1988. с. 204-205. 8. численный анализ трехмерного нестационарного нелинейного теплообмена в зоне резания / остафьев в.а., нощенко а.н., фам кьен тхьет, буряк в.г. – к., 1986. – 21с. – рус. деп. в укрниинти 16.01.86, №303 ук 86. 9. неразрушающий контроль. в 5 кн. кн. 2. акустические методы контроля: практ. пособие / и.н.ермолов, н.п.алешин, а.и.потапов; под ред. в.в.сухорукова. – м.: высш. шк., 1991. –283 с. 10. патент україни № 25818. спосіб контролю якості композиційних різальних пластин після спікання. румбешта в. о., буряк а. в., параска г. б., буряк в. в., буряк в. г. // опубл. бюл. № 13, 2007 р. поступила в редакцію 14.06.2016 показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 57 buryak v.g., buryak a.v. indicators of the energy state of the materials that define the performance of the tools. this indicator is the energy state of the materials that define the performance of cutting tools. the attention given to the wear resistance of tools, which enables to increase the processing performance and is an important condition for automated manufacturing. keywords: machining, acoustic properties of materials, causal link wear. references 1. buryak a.v., buryak v.g. naukovi osnovi do otsinki pratsezdatnosti rizhuchih instrumentiv za analizom akustichnih harakteristik stanu obrobnogo i instrumentalnogo materialiv. problemi tribologiyi. 2014. № 4. s. 23–30. 2. buryak a.v., buryak v.g. tehnichna otsinka metodiki vikonannya analizu akustichnih harakteristik energetichnogo stanu instrumentalnogo materialu. problemi tribologiyi. 2015. № 3. s. 71 – 77. 3. maslov v.p., buryak v.g. rabotosposobnost rezhuschih plastin iz sverhtverdyih materialov s diffuzionnyim pokryitiem zeren. stanki i instrument. 1991. №2. s. 10–11. 4. maslov v.p., buryak v.g. ispyitaniya rezhuschih instrumentov iz sverhtverdyih materialov s diffuzionnyim pokryitiem zeren. stanki i instrument. 1991. №4. s. 21. 5. buryak v.g., rumbeshta v.o. otsinka pratsezdatnosti instrumentiv na osnovi analizu energetichnogo stanu instrumentalnih materialiv. pratsi mizhnar. konf. “progresivna tehnika i tehnologiya mashinobuduvannya, priladobuduvannya i zvaryuvalnogo virobnitstva” (kiyiv 98). tom ii. kiyiv: ntuu “kpi”. 1998. s. 288-290. 6. ostafiev v.a., maslov v.p., burjak v.g. obrobitel’nost t’azkoobroditel’nych kovov a ich zliation diamantovym brusiacim nastrojom. konferencia so zahranicnou ucast’ou “brusenie ||” ceskoslovenska vedekotechnika spolocnost dom techniky, bratislava. 1987. p. 157 159. 7. talanchuk p.m., ostafev v.a., golubkov s.p., buryak v.g. temperaturnyiy i tochnostnoy analiz pretsizionnogo tocheniya zakalennyih staley instrumentami iz kompozitsionnyih materialov. tehnologicheskaya teplofizika. tolyatti: tpi. 1988. s. 204-205. 8. chislennyiy analiz trehmernogo nestatsionarnogo nelineynogo teploobmena v zone rezaniya. ostafev v.a., noschenko a.n., fam ken thet, buryak v.g. kiev, 1986. 21s. – rus. dep. v ukrniinti 16.01.86, №303 uk 86. 9. nerazrushayuschiy kontrol. v 5 kn. kn. 2. akusticheskie metodyi kontrolya: prakt. posobie. i.n.ermolov, n.p.aleshin, a.i.potapov; pod red. v.v.suhorukova. m.: vyissh. shk., 1991. 283 s. 10. patent ukrayini № 25818. sposib kontrolyu yakosti kompozitsiynih rizalnih plastin pislya spikannya. rumbeshta v. o., buryak a. v., paraska g. b., buryak v. v., buryak v. g. opubl. byul. № 13, 2007 r. обґрунтування закономірностей зміни темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково колодкового гальма проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 69 стебелецька н.м. бережанський агротехнічний інститут, м. бережани, україна e-mail: stebeletska@ukr.net обґрунтування закономірностей зміни темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково колодкового гальма удк 621.891 у роботі представлено визначення темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково-колодкового гальма на основі рівняння теплового балансу при різних початкових і граничних умовах, які враховують процес тепловиділення при гальмуванні, та встановлено взаємозв'язок між темпами нагрівання ободу гальмівного шківа та фрикційної накладки і градієнтами температур, як по їх поверхнях так і по товщині. картину темпів нагрівання металевих та неметалевих фрикційних елементів важливо знати при удосконаленні існуючих та конструюванні нових гальмівних пристроїв, а також при дослідженні режимів експлуатації їхніх пар тертя. ключові слова: гальмівні пристрої, фрикційні елементи, пари тертя, темп нагрівання. вступ досвід експлуатації гальмівних пристроїв загального та спеціального машинобудування показує, що знософрикційні характеристики матеріалів їхніх пар тертя залежать, головним чином, від температурного режиму вузла тертя і перш за все від теплового стану приповерхневих шарів робочих елементів гальма. наявність високих температур і температурних градієнтів на поверхнях металевого і неметалевого фрикційних елементів, а також по їх товщині, призводять до зміни знософрикційних властивостей матеріалів їх пар тертя. в останніх відбуваються структурні перетворення, процеси зношування та руйнування. приповерхневий шар полімерного матеріалу накладки має нестабільні характеристики при температурах, що перевищують допустиму, оскільки при цьому в них відбуваються активні асорбційнодесорбційні процеси. на інтенсивність останніх суттєво впливає темп нагрівання металевих елементів тертя, особливо імпульсний та довготривалий режими підведення теплоти до них. їхній рівень і тривалість негативно діють на ефективність гальмівних пристроїв. крім того, темп нагрівання необхідно брати до уваги при виборі фрикційних матеріалів для накладок та визначенні конструктивних параметрів металевих елементів тертя. аналітичні дослідження закономірностей зміни темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково колодкового гальма оптимальне керування процесом тепловиділення при взаємодії металополімерних пар тертя стрічково-колодкового гальма необхідно з таких міркувань: обмежити кількість теплоти, генерованої ободом шківа, з метою зменшення термічного напруження; понизити поверхневу температуру полімерної накладки нижче допустимої для її матеріалів з метою попередження вигорання в них сполучних компонентів; забезпечити роботу фрикційних вузлів з прийнятною енергонавантаженістю з метою підвищення знософрикційних властивостей їх приповерхневих шарів; встановити взаємозв'язок між темпом нагрівання робочої поверхні обода шківа і градієнтами температури, як по його поверхні так і по товщині. складемо диференціальне рівняння балансу теплоти q при гальмуванні фрикційними вузлами стрічково колодкового гальма за час dτ [1]: 12  tdatcmdqd п , (1) де с, m – теплоємність матеріалу і маса обода гальмівного шківа; δt – градієнт температури на поверхнях взаємодії; a2 – поверхня взаємодії мікровиступів полімерної накладки; αп – коефіцієнт розподілу теплоти, що сприймається приповерхневим шаром полімерної накладки. приріст темпу нагрівання обода шківа складає:  .2 1 taq cmd td п    (2) mailto:stebeletska@ukr.net обґрунтування закономірностей зміни темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково колодкового гальма проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 70 з іншого боку генерована теплота при гальмуванні йде на нагрівання обода гальмівного шківа і розсіюється від його полірованої і матової поверхні а1, баланс якого можна записати у вигляді: ,12 r t ataq п    (3) де λ – коефіцієнт теплопровідності матеріалу обода шківа; r – координата по радіусу обода шківа. права частина рівняння теплового балансу ( 3) є теплотою, що йде в матеріал обода шківа на збільшення об'ємних температур при кожному гальмуванні. для запобігання розтріскуванню поверхні обода шківа слід встановити максимальну величину градієнта температури, величина якого також залежить від темпу нагрівання обода шківа. [4] таким чином, темп нагрівання обода шківа є основним параметром, як з точки зору його нагрівання, так і виникнення великого термічного напруження (у рівняння входить градієнт температури), яким слід керувати при процесі гальмування. для ободів гальм, працюючих в повторно-короткочасному режимі, необхідно знати максимальну величину q через яку виникають тріщини на робочих поверхнях обода шківів [2, 3]. повна робота гальмування складається з суми робіт вузлів стрічково колодкового гальма, які поступально і обертально рухаються. вважаючи, що під час гальмування уся робота перетворюється на теплоту можна скласти рівняння теплового балансу: . 1 ; п c tmqqw    (4) складемо рівняння керованого об'єкту, приймаючи керуючий параметр r t b   , враховуючи (3) в (4), отримаємо:  ,,, 1 tzru r t b r t cm ta d td t          (5) де cm a b t   1 ; tz – координата по ширині обода шківа. спочатку необхідно розв’язати диференціальне рівняння теплопровідності для циліндричного диска обода шківа, що знаходиться в його середній частині як найбільш енергонавантаженого: ; 1 2 2 2 2                t ш dz t dr t dr t r a d  (6) з початковим:   00,,  tzrt (7) і граничним (при r = r): qta r t a п    21 (8) умовами, які враховують процес тепловиділення при гальмуванні; де αш – коефіцієнт температуропровідності матеріалу обода шківа; r – поточний радіус обода шківа; r – радіус зовнішньої поверхні шківа; r t   – градієнт температури по радіусу. умови (7) і (8) потрібні і достатні для вирішення диференціального рівняння (6) з використанням узагальненого параметра. переходячи до узагальненого параметра    d zr x t 22 диференціальне рівняння (6) представляємо в такому вигляді: обґрунтування закономірностей зміни темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково колодкового гальма проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 71 .0)6(4 2 2     dx td x dx td x (9) розв’язок рівняння (9) має вигляд: ;2 3 4 1 1    xec dx td x ;    2 2 3 4 1 1 cdxxecdt x , (10) де с1, с2 – сталі диференціювання. таким чином, використання узагальненого параметра дозволяє замість чотирьох граничних і однієї початкової умови використати лише дві граничні умови, згідно (7) і (8), яка записується у вигляді: 1.   ;0t 2. , 2 1 4 1 1 0 2 3 4 0 0 22 2 a qr x dxxekbi x e zr r c x t x                    (11) де kbi = a2αпτ/a1λ; bi – критерій біо; k = a2/a1. з першої умови (11) визначаємо с2 ;2 3 4 12               x x x dxxecc (12) підставляючи друге рівняння (11), отримуємо: , 2 00 0 2 3 4 4 1 22 2 1 1         x xx t dxxekbi x e zr r a qr c (13) де . 22 0    d zr x t невласний інтеграл у виразах (9, 10 і 12.) можна представити у вигляді: , 2 2 2 2 4 2 24 0 2 3 4                    x erf x e dze x e dxxe x x z x x x (14) у якому останній член є інтегралом вірогідності гауса який має вигляд:              2 2 2 2 x erfdze x z . (15) для великих значень аргументу функцію (15) розкладаємо в ряд і при цьому з достатньою точністю обмежуємося тільки двома членами ряду: . 2 12 2 00 0 4                  xx ex ert x (16) враховуючи (16) у виразі (13) і те, що 22 tzr  можна спростити постійну с1 і представити її у вигляді: обґрунтування закономірностей зміни темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково колодкового гальма проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 72 . 2222 0 0 00 0 0 0 1 4 1 1 22 2 4 1 1 kbix exx a qr x kbi zr r ex a qr c x t x           (17) підставляючи (17) в (10) і після деяких перетворень отримуємо рівняння для керуючої функції:  .222 1          dkbizrcm qrr l t cm a d td tоб (18) проте, в залежності (18) необхідно ввести величину b, тобто товщину поверхневого і приповерхневого шарів фрикційних елементів для точнішої оцінки їхньої нагрітості. для цього скористаємося підстановкою a = λ/(cρ) (де ρ – густина фрикційних матеріалів) і v = a1δ (де v – об'єм фрикційного матеріалу). в результаті підстановок і перетворень отримуємо  .222      dkbizrcm qrr b t b a d td tшш ш (19) проведемо аналіз залежності (18) за параметрами. збільшення робочої (полірованої) площі обода шківа сприяє зростанню його металоємності, і як наслідок, моменту інерції. збільшення коефіцієнта теплопровідності, а разом з ним і температуропровідності матеріалів обода шківа викликає швидке прогрівання по його товщині, і як наслідок, зменшення температурного градієнта. якщо позначити постійний доданок b cm a  1 , то встановимо зв'язок між темпом нагрівання         d td і градієнтом температури         шb t , що має місце на робочій поверхні обода шківа. що стосується залежності (19), то тут дещо інша картина. значення закономірності зміни коефіцієнта температуропровідності матеріалів обода шківа від температури, а також часу проникнення теплоти в шари обода шківа дозволяє точніше, ніж в першому випадку визначати відношення (аш / bш). при цьому використовується залежність, запропонована а.в. чичинадзе, вигляду  шш ab еф 73,1 (для обода шківа) і  н еф ab н 73,1 (для полімерної накладки) для визначення ефективної глибини проникнення теплоти в тіло обода і накладки при тривалому та імпульсному режимах. виконані розрахунки за залежностями (18) і (19) дозволять встановити закономірності зміни темпу нагрівання ободу гальмівного шківа та фрикційної накладки при імпульсному та довготривалому режимах підведення теплоти в зону контактування пар тертя стрічково-колодкового гальма від зміни температур по їхніх поверхнях та товщині від температурних градієнтів, які виникають у елементах. висновки таким чином, у роботі показано як аналітичним шляхом визначається темп нагрівання пар тертя стрічково-колодкових гальм, а також встановлено закономірності зміни темпів нагрівання елементів тертя в залежності від температурних градієнтів, які виникають на їхніх робочих поверхнях. література 1. чичинадзе a.b. трение, износ и смазка (трибология и триботехника); под общ. ред. а.в. чичинадзе. – м.: машиностроение. – 2003. – 575 с. 2. кіндрачук м.в. трибологія / м.в. кіндрачук, в.ф.лубенець, м.і. пашечко, є.в. корбут. – к.: вид-во нац. авіац. ун-ту: “нау друк”. – 2009. – 392 с. 3. крагельский и.в. трение и износ / и.в. крагельский.  м.: машиностроение, 1986.  480 с. 4. стрічково-колодкові гальма / [є.і. крижанівський, м.о. вольченко, д.о. вольченко та ін.]. – івано-франківськ: іфнтунг. – том 2. – 2007. – 215с. 5. чичинадзе a.b. расчет, испытание и подбор фрикционных пар / a.b. чичинадзе, э.д. браун, а.г. гинзбург, з.в. игнатьев. – м.: наука, 1989. – 267 с. поступила в редакцію 30.11.2015 обґрунтування закономірностей зміни темпів нагрівання фрикційних елементів стрічково колодкового гальма проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 73 stebeletska n.м. foundation patterns of change rate of heating frictional elements of drum brake. the paper presents determining rates of frictional heating elements of drum brake based on thermal balance equation with different initial and boundary conditions.it takes into account the process of thermal emission during braking. it is established interrelation between rates of heating pulley rim brake and frictional slip and gradients of temperatures both on their surfaces and thickness. it is important to know a picture of rates of heating of metal and nonmetallic frictional elements at improving existing and construction of new braking devices as well as study their modes of operation of friction pairs. keywords: brake mechanisms, frictional elements, friction units, rate of heating. references 1. chichinadze a.b. trenye, iznos and smazka (tribologia and tribotehnika); pod. red. a.v .chichinadze. m . mashinostroenie, 2003. 575 s. [in russian] 2. kindrachuk m.v., lubenetsv.f., pashechko m.i., korbut e.v. tribologia. kyiv. izdatelstvo nats. aviation. univ: "nau printing", 2009.392 s. [in ukrainian] 3. krahelskyy i.v. trenye and iznos. m. mashinostroenie, 1986. 480 s. [in russian] 4. strichkovo-kolodkovi galma. e.i. kryzhanivsky, m.o. volchenko, d.o .volchenko et al. ivanofrankivsk: ifntuog. volume 2. 2007. 215s. [in ukrainian] 5. chichinadze a.b., browne.d., ginzburg a.g., ignatiev z.v. raschet, ispitanie i podbor frictionnikh par. m . nauka, 1989. 267 s. [in russian] 60 експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів криштопа с.і., криштопа л.і., прунько і.б., мельник в.м., гнип м.м. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано-франківськ, україна е-mail: retes@mail.ru експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів удк 621.891 проілюстровані експериментальні дослідження знософрикційних властивостей контактів мікровиступів металополімерних пар тертя барабанно колодкових гальм автотранспортних засобів з врахуванням трибоелектричних явищ. ключові слова: металополімерні пари тертя, барабанно-колодкове гальмо, трибосистема, трибоелектрика. вступ теоретичні дослідження щодо знософрикційних властивостей металополімерних пар тертя барабанно-колодкових гальм з врахуванням трибоелектричних процесів вимагають проведення експериментальної перевірки. виконання достатньої кількості випробувань металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв в стендових умовах дозволяє об'єктивно судити про знософрикційні властивості їхніх поверхневих шарів для оцінки поляризаційних і деполяризаційних процесів залежно від електричних струмів, що генеруються. це, у свою чергу, дозволить реалізувати процеси термостимульованої деполяризації електричними струмами поверхонь металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв та знизити зношування поверхонь. мета роботи – отримання експериментальних даних зі знософрикційних властивостей металополімерних пар тертя гальм автотранспортних засобів з врахуванням трибоелектричних процесів. стан проблеми специфіка металополімерних матеріалів полягає в тому, що їх робота в трибоспряженнях супроводжується процесами трибоелектризації [1, 2], а також деструкції з утворенням різних фаз, які поверта-ючись в первинний стан мають інші енергетичні рівні поверхневих шарів. одержані таким чином хімічно активні продукти взаємодіють з шорсткими плямами контактів мікровиступів металевого елементу [3]. відомо, що пара тертя «полімер-метал» має різну енергонавантаженість під час фрикційної взаємодії трибоспряження [4]. поверхневий і підповерхневий шари полімерної накладки є накопичувачами заря-дів, об'єм і властивості яких змінюються залежно від їхньої енергонавантаженості. останнє в значній мірі впливає на електричне і теплове поля. крім того, мікровиступи контактів металевого елементу беруть ак-тивну участь у формуванні трибоелектроланцюгів [5]. під час тертя спостерігається локальний контакт мікровиступів, при цьому під час контакту електрони та іони переміщуються з одного тіла до другого. контактна різниця потенціалів двох тіл виникає внаслідок переходу електронів через контакт від тіла з меншою енергією виходу електронів до тіла з більшою енергією. при цьому електрони та іони можуть переходити як від діелектрика до металу, так і навпаки, заряджаючи поверхню діелектрика як позитивно, так і негативно відносно поверхні металу. виходячи з вищевикладеного є актуальними експериментальні дослідження знософрикційних властивостей металополімерних пар тертя трибосистем. постановка задачі у даній публікації розглянуті експериментальні дослідження містять наступні задачі: встановлення закономірностей характеристик електричних і теплових струмів в трибосистемах; оцінка поляризаційно-деполяризаційних процесів під час електротермомеханічного тертя двоі тришарових структур; оцінка енергонавантаженості і енергоємності вдосконалених пар тертя гальм в лабораторних і експлуатаційних умовах; оцінка довговічності фрикційних накладок в різних типах вузлів тертя гальм. вибір об'єктів для випробувань, необхідного устаткування, вимірювальних приладів і апаратури мета і задачі експериментальних досліджень із знософрикційних властивостей металополімерних пар тертя барабанно-колодкових гальм транспортних засобів визначили вибір об'єктів для випробу проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 61 експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів вань, необхідного устаткування, вимірювальних приладів і апаратури. схема випробовувань металополімерних пар гальмівних пристроїв під час трибоелектричної взаємодії наведена на рис. 1. як об'єкти випробувань були прийняті фрикційні вузли модельного барабанно-колодкового гальма автотранспортного засобу краз-250 (табл. 1). для дослідження фрикційних вузлів барабанно-колодкових гальм транспортних засобів використовувався діагностичний стенд гальмівних систем кі-8964. стенд моделі кі-8964 призна-чений для визначення технічного стану гальмівних систем автомобілів шляхом вимірювання гальмівної сили, а також вимірювання часу спрацювання приводу і сили натискання на педаль гальм. загальний ви-гляд стенду та проведення експериментальних досліджень барабанно-колодкових гальм транспортних засобів проілюстровано на рис. 2. рис. 1 – схема триботехнічних випробовувань металополімерних пар барабанно-колодкових гальм під час трибоелектричної взаємодії: 1 – полімерна накладка; 2 – металевий елемент; 3 – мікровиступи пари тертя таблиця 1 геометричні характеристики елементів тертя фрикційного вузла заднього гальмівного механізму автотранспортного засобу краз-250 основні елементи тертя параметри і матеріали гальмівний барабан: внутрішній діаметр, мм 420,0 ширина обода, мм 200,0 товщина обода, мм 15,0 площа робочої поверхні гальмівного барабана, м 2 0,52752 матеріал гальмівного барабана сч-20 маса гальмівного барабана, кг 48,6 фрикційна накладка: товщина, мм 16,0 робоча товщина, мм 10,0 кут обхвату накладкою робочої поверхні барабана, град. 60 кількість накладок 4 сумарна площа робочих поверхонь накладок, м 2 0,10615 коефіцієнт взаємного перекриття 0,577 матеріал фрикційної накладки 131-02-83 маса фрикційної накладки, кг 5,2 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 62 експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів а б в рис. 2 – загальний вигляд стенду ки-8964 госнити: а – блок барабанів; б – пульта управління; в – проведення експериментальних досліджень барабанно-колодкових гальм транспортних засобів; 1 – бігові барабани стенда; 2 – вимірювальний блок; 3 – пульт дистанційного керування; 4 – транспортний засіб; 5 – барабанно-колодкове гальмо для дослідження фрикційних вузлів барабанно-колодкових гальм транспортних засобів використовувався стенд з модельним гальмом (рис. 3). стенд призначений для встановлення закономірностей змі-ни характеристик електричних і теплових струмів, поляризаційних і деполяризаційних процесів під час електротермомеханічного тертя, оцінки енергоємності гальма та довговічності фрикційних накладок. а б рис. 3 – загальний вигляд стенду з модельним барабанно-колодковим гальмом: а – барабанно-колодкове гальмо з електроприводом; б – пульт управління з електросиловою частиною. для фіксації даних зміни контактної різниці потенціалів пар тертя на персональний комп’ютер, контактні поверхні підключалися до ноутбука через аналого-цифровий перетворювач комп’ютерного осцилографа usb oscilloscope (рис. 4, а). одержані значення контактної різниці потенціалів пар тертя оброблялись за допомогою програмного забезпечення комп’ютерного осцилографа usb oscilloscope (рис. 4 б). у табл. 2 наведені його основні характеристики. а б рис. 4 – комп’ютерний осцилограф usb oscilloscope (а) та його програмне забезпечення (б) проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 63 експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів таблиця 2 основні характеристики аналого-цифрового перетворювача комп’ютерного осцилографа usb oscilloscope найменування характеристики показники вид роботи аналоговий осцилограф; цифровий аналізатор режими роботи реальний час; запис; відтворення кількість паралельних каналів 8 діапазони вимірювань потенціалу, мв 0,1 15000 діапазони вимірювань частоти, кгц 0 500 результати експериментальних досліджень знософрикційних властивостей пар тертя гальмівних пристроїв в лабораторних і експлуатаційних умовах встановлено, що контактна різниця потенціалів складається з постійної та імпульсної (або змінної) складової. постійна складова залежить, в основному, від матеріалів контактуючих поверхонь та поверхневих температур, а імпульсна, переважно, залежить від флуктуацій електротермічного опору в контакті та коливань енергії поверхонь тертя. імпульсна складова істотно більше впливає на знософрикційні властивості пар тертя фрикційних вузлів, ніж величина постійної складової контактної різниці потенціалів. на рис. 5, а, б проілюстровані залежності імпульсної контактної різниці потенціалів пар тертя „сталь 34 л – ретинакс фк-24а” модельного гальма в хвильовому та спектральному режимах при темпе-ратурі 320 о с, зафіксовані за допомогою цифрового комп’ютерного осцилографа usb oscilloscope. рис. 5 – залежності контактної різниці потенціалів пар тертя „сірий чавун сч 20 – шифр 1-43-60а” модельного барабанноколодкового гальма в хвильовому (а) та спектральному (б) режимах при температурі 320 о с на контактну різницю потенціалів суттєво впливає поверхнева температур контактуючих тіл. якщо одне з тіл нагрівається більше, то з нього в друге тіло спрямовуються електронні або іонні термоструми. різниця потенціалу зростає також при збільшенні площі контактуючих тіл. заряди контактуючих тіл мають різні знаки, але однакову величину. на рис. 6 проілюстровані залежності постійної складової контактної різниці потенціалів пар тертя гальм від поверхневої температури накладок при різних питомих навантаженнях. як видно з рис. 6, а для фрикційної пари сірий чавун сч 20 – полімер шифру 2141 гальма маємо ситуацію, коли металевий фрикційний елемент заряджається позитивно відносно фрикційних накладок. збільшення потенціалу на контакті при збільшенні температури накладок пояснюється тим, що при нагрівання збільшується енергетичний рівень електронів матеріалу металевого фрикційного елементу, що, в свою чергу, призводить до зростання різниці потенціалів на контакті. необхідно зазначити, що в діапазоні 380 400 о с спостерігається істотне зростання потенціалу на контакті. це пояснюється початком переходу фенолформальдегідної смоли в рідку фазу та зменшення електричного опору в контакті. при температурах 550 600 о с інтенсивність зростання потенціалу на контакті падає. це пов’язано з зменшенням рідкої фази в контакті, а при температурах приблизно 700 о с і вище рідка фаза зникає зовсім (вигорає). це призводить до збільшення електричного опору в контакті та зниження емісії електронів. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 64 експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів а) u, мв х х 20 х х х о 1 х х о о х о 15 о о х х о о 2 х 10 о х х х х о 5 о о о о 0 200 300 400 500 600 700 t, о c рис. 6 – залежності електричного потенціалу фрикційних пар „сірий чавун сч 20 – полімер шифру 2141” (а) та „сірий чавун сч 20 – шифр 1-43-60а” (б) від поверхневої температури накладок: 1 – при питомому навантаженні р=0,5 мпа; 2 – при питомому навантаженні р=0,7 мпа як випливає з рис. 6 б для фрикційної пари сірий чавун сч 20 – шифр 1-43-60а барабанноколодкового гальма автомобіля краз також маємо ситуацію, коли гальмівний барабан заряджається позитивно відносно фрикційних накладок. деяке локальне зниження потенціалу на контакті в діапазонах до 330 та вище 400 о с при збільшенні температури накладок пояснюється тим, що для матеріалу шифру 143-60а накладки при нагрівання зменшується енергетичний рівень електронів, що, в свою чергу, призводить до зниження різниці потенціалів на контакті. при цьому, зростання потенціалу на контакті в діапазоні 330-400 о с пояснюється, як і в попередньому випадку, різким падінням електричного опору. рис. 7 – залежності трибострумів від часу (τ) фрикційної взаємодії пари „сталь 60 г – полімер шифру 2141” за різних швидкостей ковзання (ν): 1 – v = 0,8 м/с; 2 – v = 1,2 м/с; 3 – v = 2,0 м/с; 4 – v = 2,5 м/с в лабораторних умовах на машині тертя умт 2168 для фрикційної пари сталь 60 г – полімер шифру 2141 була отримана залежність струмів електризації від швидкості ковзання та часу при питомих навантаженнях р=0,2 мпа (рис. 7). отримана діаграма зміни струму у парі тертя «колодочка-диск» показала, що струми є достатньо нестабільними. причому амплітуди струмів збільшуються зі зростання швидкості ковзання. при зростання швидкості ковзання інверсія струму також збільшується, при цьому величина струму зростає при збільшенні часу взаємодії фрикційної пари. напрямки і величини згенерованих на поверхнях фрикційних пар струмів залежать від роботи виходів електронів та іонів з поверхонь пар тертя. зупинимося на розгляді температурних залежностей електричного струму, що протікає через тришарові металополімерні структури. важливою зоною температурних залежностей є діапазон фазового переходу при переході фенолформальдегідної смоли з твердої в рідку фазу. при цьому за рахунок зменшення електричного опору контакту фіксується різке збільшення струму. приклад реєстрації фазового переходу за величиною струму, що протікає через тришарову структуру „метал – полімер метал” барабанно-колодкового гальма показано на рис. 8. рис. 8 – температурна залежність струму, що протікає через тришарову структуру „метал (м1)-полімер-метал (м2)”: 1 – сірий чавун сч 20 полімерний матеріал шифр 1-43-60а сталь 55; 2 – сталь 34 л шифр 6кф-59сталь 50 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 65 експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів швидкість ковзання при питомих навантаженнях р = 0,2 мпа складала ν = 0,8 м/с, темп нагрівання фрикційної пари – 5,0 о с/с. вертикальні ділянки експериментальних кривих в відповідають температурам плавлення фенолформальдегідної смоли фрикційної накладки. можна констатувати наскільки велика зміна вимірюваного параметра – величини електричного струму, що протікає через тришарову структуру. при температурах, менших за температури фазового переходу, видні наростаючі із збільшенням температури флуктуації струму – так звані предпереходні флуктуації, які пояснюються в деяких роботах пошаровим моноатомним плавленням поверхні, що передує об'ємному фазовому переходу. зупинимося на залежності термостимульованого розряду двошарової структури (рис. 9), що складається з двох шарів з діелектричними проникностями 1 і ; провідностями g1 , g та товщинами s , s . 1 і, на 50 о о о 40 о о о 30 о 20 о о о о о о о 10 о о о о о о 0 240 250 260 270 280 о t, c290 рис. 9 – графічна залежність розрядного струму, що генерується в контакті двошарових структур, від поверхневої температури при питомих навантаженнях 0,4 мпа в парі „сірий чавун сч 20 – полімер шифру 2141” залежність досліджувалась на машині тертя умт 2168 для фрикційної пари сірий чавун сч 20 шифр 2141. спочатку під час тертя відбувається процес електризації на даній міжфазній границі і при цьому утворюється поверхневий заряд з густиною . оскільки для даної пари струми провідності у верхньому і нижньому шарах рухаються назустріч один одному, то вони значною мірою нейтралізують за ряд . залежно від того, яке з відношень більше: / 1 або g / g1 , струм розряду може бути додатні або від’ємним. висновки таким чином, у результаті проведених експериментальних досліджень знософрикційних властивостей металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв в лабораторних і експлуатаційних умовах під час трибоелектричної взаємодії встановлені наступні закономірності зміни: контактної різниці потенціалів металополімерних пар тертя барабанно-колодкового гальма в хвильовому та спектральному режимах; електричного потенціалу металополімерних фрикційних пар від поверхневої температури на кладок; циркулюючих трибострумів від часу фрикційної взаємодії пари за різних швидкостей ковзання; циркулюючих трибострумів через тришарову структуру „метал-полімер-метал” від поверхневої температури; генерованих трибострумів в контакті двошарових структур від поверхневої температури. литература 1. трение, износ и смазка (трибология и триботехника) / а.в. чичинадзе, э.д. берлиндер, э.д. браун и др. под. общ. ред. а.в. чичинадзе. – м.: машиностроение, 2003. – 576 с. 2. мамедов р.к. контакты металл-полупроводник с электрическим полем пятен / р.к. мамедов. – баку: госуниверситет, 2013. – 231 с. 3. криштопа с. и. поведение материалов при контактно-импульсном фрикционном взаимодействии в электрическом и тепловом поле / с. и. криштопа // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау, 2014. – вип. 62. – с. 46-53. 4. криштопа с. и. оценка энергонагруженности металлополимерных пар трения ленточноколодочного тормоза / с. и. криштопа // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау, 2014. – вип. 63. – с. 61-70. 5. криштопа с. и. контактно-импульсное взаимодействие различных типов контактов в металлополимерных парах трения ленточно-колодочного тормоза буровой лебедки / с. и. криштопа // вест ник азербайджанской инженерной академии. – баку, 2013. – том 5, № 3. – с. 38-49. поступила в редакцію 10.12.2016 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 66 експериментальні дослідження металополімерних пар тертя з врахуванням трибоелектричних процесів kryshtopa s.і., kryshtopa l.i., prunko i.b., melnyk v.m., hnyp m.m. steam experimental researches of metal polymer friction taking into account triboelectric processes. specific of metal polymer materials consists on their work in tribopairs is accompanied by the processes of triboelectrization and also destructions with formation of different phases which going back into initial stance have other power levels of superficial and subsuperficial layers. active products being get thus chemically co-operate with the rough spots of contacts of microledges of metallic element. it is known that friction pair «polymer-metal» has a different energy loading in friction co-operation of tribopairs. superficial and subsuperficial layers of polymeric protective strap are the stores of charges volume and properties of which change depending on their energy loading. the last one makes huge affects on mechanical, electric and thermal the fields. in addition, microledges of contacts of metallic element participate actively in forming of triboelectrochain. during friction process there is the local contact of microledges here during the contact the electrons and ions move from one body to second one. the contact difference of potentials of two bodies arises up as a result of transition of electrons through the contact from a body with less energy of electron output to the body with greater energy. thus electrons and ions can pass both from a dielectric to the metal and vice versa charging surface of dielectric both positively and negatively in relation to the surface of metal. coming foregoing from there are actual experimental researches of wearing properties of metal polymer pairs of friction of tribosystem. keywords: metal polymer friction pairs, drum-block brake, tribosystem, triboelectricity. references 1. chichinadze a.v. friction, wearing out & greasing (tribology and tribotechnic). a.v. chichinadze, е.d. berlinder, е.d. braoun ect. by general edition of a.v. chichinadze. m.: mashinostroenie, 2003. 576 p. 2. mamedov r.c. contacts of metal-conduction with electric field of spots. baku: gas university, 2013. 231 p. 3. kryshtopa s. i. materials behaving at contact-impulsive friction co-operation in electric and thermal field. problems of friction and wearing: sciences.-tech. coll. kyiv: nau, 2014. vol. 62. pp. 46–53. 4. kryshtopa s. i. energy loading mark of metal polymer friction pairs of band-block brake units. problems of friction and wearing: sciences.-tech. coll. kyiv: nau, 2014. vol. 63. pp. 61–70. 5. kryshtopa s. i. contact-impulse co-operation of different types of contacts in metal polymer fric tion pairs of band-block brake units of drilling hoist. announcer of azerbaijanian engineering academy. baku, 2013. vol. 5 № 3. pp. 38–49. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 вплив термостійкого полісульфонамідного волокна на трибологічні властивості органопластиків на основі фенілону с-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 76 буря о.і. томіна а.-м.в. дніпровський державний технічний університет, м. кам’янське, україна, e-mail: ol.burya@gmail.com вплив термостійкого полісульфонамідного волокна на трибологічні властивості органопластиків на основі фенілону с-1 удк 678:677.494:620.16 в статті розглянуто безазбестовий фрикційний полімерний композиційний матеріал на основі ароматичного поліаміду фенілону с-1, що містить 5 20 мас.% термостійкого полісульфонамідного волокна марки танлон т700. за результатами випробувань встановлено, що армування вихідного полімеру полісульфонамідним волокном знижує інтенсивність лінійного зношування та коефіцієнта тертя на 5 15 та 12 % відповідно, що дозволить застосовувати розроблений матеріал в гальмівних фрикційних вузлах машин та механізмів, що використовуються в машинобудуванні, хімічні, текстильній промисловості та інших. ключові слова: органопластик, полісульфонамід, коефіцієнт тертя, знос, фрикційна полімерна композиція, гальмівні вузли вступ однією з перспективних областей застосування конструкційних полімерних композиційних матеріалів (пкм) є вузли тертя машин і механізмів, в яких вони працюють без мастильного матеріалу, заміняючи при цьому фосфористу бронзу, білий метал (сплави білого металу) та підшипники кочення [1]. в даний час широкого застосування в вузлах тертя знайшли фрикційні полімерні композиційні матеріали (фпкм) [2] з високою теплота зносостійкістю при великій механічній міцності, армовані різними типами волокон (хлопові, азбестові, арамідні та ін.), вміст яких сягає від 40 до 70 %. головною вимогою до фпкм є стабільний коефіцієнт тертя та висока зносостійкість [3]. одними з перспективних матеріалів використовуваних у вузлах тертя, являються ароматичні поліаміди (ап), які через свої високі фізико механічні (твердість, міцність) та термічні властивості (термостійкість), є основою для створення високоміцних, термостійких волокнистих композиційних матеріалів. відомий представник ап лінійний гетероцепний полімер – фенілон, який володіючи відмінним рівнем фізико-механічних та теплофізичних властивостей, підвищеною зносостійкістю при терті в парі зі сталлю, здатний працювати при високих температурах (523 533 к), також маючи підвищену стійкість до радіації та агресивних середовищ. у ряді випадків фенілон виявляється єдиним матеріалом, що зберігає працездатність вузлів пневмо і гідроавтоматики, що експлуатуються у важких умовах [4, 5]. мета і постановка задачі основним наповнювачем більшості фрикційних матеріалів являється азбест. у 80-ті роки минулого століття в західній європі ввели табу на застосування азбесту в гальмівних вузлах, через його канцерогенні властивості. ця заборона чітко прописана в правилах єек оон. безазбестові фрикційні полімерні композиційні матеріали являються новим класом, що не містять в своєму складі шкідливого для здоров'я людини азбестового волокна, проте вилучення останнього зі складу фпкм значно погіршило їх властивості та поставило задачу з пошуку його ефективних замінників. в зв’язку з цим рішення даної проблеми, пов’язано з пошуком наповнювача, який задовольнив би всі вимоги що висуваються до фрикційного полімерного композиційного матеріалу. органічні волокна являються одними з перспективних наповнювачів для фпкм, головними їх перевагами є – низька маса, високі питомі характеристики при розтягу, висока в’язкість руйнування, хімічна та електромагнітна інертність. враховуючи вище сказане, метою даної роботи являлось дослідження триботехнічних характеристик органопластиків на основі ароматичного поліаміду фенілону с-1, армованого полісульфонамідним волокном марки. виклад матеріалів досліджень в якості в’яжучого використовували ароматичний поліамід фенілон с-1 (ту 6-05-221-101-71) – тонкодисперсний порошок рожевого кольору з насипною густиною 0,2 0,3 г/см3, що характеризується наступними властивостями: густина 1,35 г/см3, ударна в'язкість-20 кдж/м2, твердість 180 мпа, температура розм'якшення за віка 543 к. призначається для виготовлення пластмасових виробів методом прямого пресування [6]. вплив термостійкого полісульфонамідного волокна на трибологічні властивості органопластиків на основі фенілону с-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 77 в якості наповнювача вибрали виходячи з ціни, органічне полісульфонамідне волокно марки танлон т700 (виробництво шанхай), наступної будови, основні властивості якого наведені в табл. 1: таблиця 1 властивості полісульфонамідного волокна показник танлон т700 густина, г/см3 1,42 модуль пружності при розтягу, гпа 7,45 відносне видовження при розриві, % 20-25 міцність при розриві, сн / дтекс >3 температура розм'якшення, к 640 температура експлуатації, к: -тривалої; -короткочасної 523 573 кисневий індекс 33 приготування композицій фенілону с-1 що містять 5 20 мас. % [7] органічного полісульфонамідного волокна (5 7 мм), здійснювалося методом сухого змішування в апараті з обертальним електромагнітним полем (0,12 тл) за допомогою феромагнітних частинок, які з приготовленої композиції вилучались методом магнітної сепарації. перед формуванням поліамід фенілон с-1 та композиції необхідно ретельно висушити. переробка в вироби невисушених матеріалів погіршує їх показники міцності, що призводить до утворення поверхневих дефектів (раковин, пухирів і ін.). сушка заготовок проводилася в термошафі spt 200 протягом 2 3 годин при 473 523 к. пігулка з термошафи відразу ж завантажувалася в прес форму, нагріту до 523 к. після завантаження в прес форму матеріал нагрівали до 598 к і витримували без тиску 10 хвилин, після чого давали витримку в 5 хвилин при тиску 50 мпа і тій же температурі. далі виріб охолоджували при постійному тиску до температури 543 к і проводили розпресування. дослідження поверхні тертя розроблених органопластиків (оп) здійснювали на мікроскопі «біолам-м». густину зразків визначали адитивним та гідростатичним методом згідно гост 15139-69. твердість знаходили методом роквелла за шкалою hre згідно гост 9013-59 на твердомірі 2074 тпр. трибологічні характеристики вивчали в умовах тертя без змащення на дисковій машині тертя [8] при тиску 0,6 мпа, швидкості ковзання 1 м/с. шлях тертя становив 1000 м. зразки з органопластиків виготовляли циліндричної форми ø=10, h=12 мм; в якості контртіла використовували сталь 45 (45-48 hrc, ar = 0,16-0,32 мкм). коефіцієнт тертя визнали за формулою: 1 2f ff n   , де 1f – сила тертя вихідного зразка; 2f – втрати, що виникають при повороті важеля на вістрях в горизонтальній площині. точність виміру сили тертя складає 5%; n – нормальне навантаження на зразок. знос зразків визначали ваговим методом на аналітичних терезах влр-200 (гост 24104-80) з точністю 0,0001 г. за основну інженерну характеристику процесу зношування, приймали інтенсивність лінійного зносу hi [8] виражену співвідношенням: h t a t dg i a dl      , де g – величина масового зносу; t – густина матеріалу що зношується; вплив термостійкого полісульфонамідного волокна на трибологічні властивості органопластиків на основі фенілону с-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 78 aa – номінальна площа контакту; l – шлях тертя. a t a a   , де ta – номінальна площа тертя. приймали  =1, тобто розглядали знос тіла, всі точки поверхні тертя якого знаходяться в контакті. шорсткість зразків вимірювали за допомогою профілометру 170621, за допомогою гострої та твердої голки (щупа), що переміщалася по досліджуваній поверхні, копіюючи її нерівності. аналізуючи результати досліджень, можна зробити висновок що збільшення вмісту армуючого волокна в органопластику, супроводжується зниженням лінійного зносу та коефіцієнта тертя рис.1, при чому зниження особливо інтенсивне до 10 мас.% полісульфонамідного волокна. в подальшому в інтервалі від 15 до 20 мас.% коефіцієнт тертя та знос зразків зменшується на 2 та 9% відповідно, таку зміну досліджених триботехнічних характеристик можна пояснити тим що при армуванні фенілону полісульфонамідом відбуваються два конкуруючих процеси: упорядкування макромолекул в’яжучого на межі поділу «полімер – волокно» та розпушення. підтвердженням сказаного служить той факт що густина оп визначена гідростатичним методом вища ніж передбачувана адитивна при вмісті 5-10 мас.% наповнювача, а в подальшому при 15-20 мас.% нижча за передбачувану на 10% рис.2. рис.1 – вплив вмісту полісульфонамідного волокна на: 1 – коефіцієнт тертя; 2 – інтенсивність лінійного зносу; 3 – температура в зоні контакту рис.2 – густина вихідного полімеру та органопластиків на його основі вплив термостійкого полісульфонамідного волокна на трибологічні властивості органопластиків на основі фенілону с-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 79 цікаво відзначити що зміна твердості оп добре корелює з результатами трибологічних властивостей, максимальна зносостійкість та твердість (рис. 3) спостерігаються при вмісті волокна 15 мас.%. рис. 3 – твердість вихідного полімеру та органопластиків на його основі а б рис.4 – мікроструктура поверхні тертя фенілону с-1 (а) та органопластику на його основі що містить 15 мас.% (б) волокна (× 200) дослідження поверхні тертя чистого полімеру (рис.4 а), показало що на його поверхні утворюються глибокі борозни (ra=0,47). при введенні наповнювача (рис. 4 б) при стиранні зразків утворюються гладка склоподібна поверхня (ra=0,3), на якій чітко видні хаотично розподілені волокна, продукти зносу утворюються в незначній кількості і в основному видаляються в процесі тертя за межі контртіла, що свідчить втомлювальний механізм зношування [9]. зменшення борозен проорювання у оп пояснюється зростанням їх твердості в порівнянні з вихідним полімером на 8% (рис.3). висновки аналіз результатів трибологічних властивостей розроблених органопластиків, свідчить що використання органічного волокна танлон т700, в якості наповнювача є перспективним шляхом підвищення трибологічних властивостей вихідного полімеру: зменшення інтенсивності лінійного зносу 15% при досить високому коефіцієнті тертя, що дозволяє рекомендувати їх для заміни фрикційних композиційних матеріалів, що містять азбест (наприклад, фрикційний азбестовий матеріал ем-3), при виготовленні накладок для деталей, що застосовуються в гальмових фрикційних вузлах машин і механізмів. література 1. богданович с.п. термомеханическая спектрометрия продуктов фрикционного взаимодействия, образующихся при трении компатибилизированной смеси па6/пэвп по стали / с.п. богданович, ю.а. ольхов, с.с. песецкий // трение и износ. – 2008. – т.29, № 6. – с. 583 – 595. 2. акустическое исследование физико-механических свойств фрикционных полимерных композитных материалов / а.д. насонов, ф.м. бетеньков, а.м. белоусов [и др.] // ультразвук и термодинамические свойства вещества. – 2006. № 33. – с. 43 – 47. 3. барон ю.м. технология конструкционных материалов: [учебник для вузов.] / ю.м. барон– вплив термостійкого полісульфонамідного волокна на трибологічні властивості органопластиків на основі фенілону с-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 80 спб.: питер, 2012. – 512 с. 4. протонная магнитная релаксация в ароматических полиамидах при сорбции водяного пара / т.в. смотрина, ю.с. чулкова, д.в. карасев [и др.] // – журнал физической химии. – 2009. – т.83, №7. – с.1346 – 1351. 5. лахтин ю.м. материаловедение: [учебник для высших технических учебных завод. -3 – е изд. перераб. и доп.] / ю.м. лахтин, в.п. леонтьева– м.: машиностроение, 1990. – 528 с. 6. технология производства химических волокон: / [ряузов а.н., груздев в.а., бакшеев и.п. и др.]; [учебник для техникумов. – 3 – е изд. перераб. и доп.] – м.: химия, 1980 – 448 с. 7. буря а.и. трение и изнашивание органопластиков на основе полиамида-6 / а.и. буря // трение и износ. 1998. – т.19, № 5 с. 671 – 676 8. методика расчетной оценки износостойкости поверхностей трения деталей машин / [и.в. крагельский, г.м. харач, а.в. блюмен и др.]. м.: издательство стандартов, 1979. 100 с. 9. билик ш.м. пары трения металл-пластмасса в машинах и механизмах / билик ш.м. – м.: машиностроение, 1965. – 312 с. поступила в редакцію 25.09.2017 вплив термостійкого полісульфонамідного волокна на трибологічні властивості органопластиків на основі фенілону с-1 проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 81 burya a.i., tomina a.-m.v. the effect of heat-resistant polysulfonamide fiber on the tribological properties of organoplastic based on phenylone c-1. over the past few years there have been revolutionary changes in the automotive industry, in the manufacture of brake linings associated primarily with a radical increase in the proportion of friction composite materials (fcm), which are a multipurpose material that characterizes progress in this industry: improving quality; improving overall reliability; cost optimization; weight reduction; increased corrosion resistance. in the coming years, the use of domestic friction non-asbestos composite materials possessing high heat resistance and wear resistance at high mechanical strength, reinforced with various types of fibers in particular organic ones, seems promising in modern vehicles, the common advantages of which are low mass, high specific characteristics at stretching, high fracture toughness, chemical and electromagnetic inertness. the article deals with the non-asbestos frictional polymeric composite material on the basis of aromatic polyamide phenylone c-1 containing 5-20 wt% of heat-resistant polysulfonamide fiber brand tanlon t700. according to the results of the tests it was established that the reinforcement of the initial polymer with polysulfonamide fiber reduces the intensity of linear wear and friction coefficient by 5-15 and 12% respectively, which will allow application of the developed material in the brake friction units of machines and mechanisms that used in machine building, chemical, textile industry and others. keywords: organoplastic, polysulfonamide, coefficient of friction, wear, frictional polymer composition, brake hubs. references 1. bogdanovich s.p., olkhov yu.a., pesetskiy s.s. termomehanicheskaja spektrometrija produktov frikcionnogo vzaimodejstvija, obrazujushhihsja pri trenii kompatibilizirovannoj smesi pa6/pjevp po stali, s.p. bogdanovich, trenie i iznos (friction and wear), 2008, no 29 (6), pp. 583–595. 2. nasonov a.d., beten'kov f.m., a.m. belousov i dr. akusticheskoe issledovanie fizikomehanicheskih svojstv frikcionnyh polimernyh kompozitnyh materialov, ul'trazvuk i termodinamicheskie svojstva veshhestva, 2006, no 33, pp. 43–47. 3. baron ju.m. tehnologija konstrukcionnyh materialov: [uchebnik dlja vuzov.], ju.m. baron– spb.: piter, 2012, 512p. 4. smotrina t.v., chulkova ju.s., karasev d.v. i dr. protonnaja magnitnaja relaksacija v aromaticheskih poliamidah pri sorbcii vodjanogo para, zhurnal fizicheskoj himii, 2009, no 83 (7), pp. 1346–1351. 5. lahtin ju.m. leont'eva v.p. materialovedenie: [uchebnik dlja vysshih tehnicheskih uchebnyh zavod. -3 – e izd. pererab. i dop.], m.: mashinostroenie, 1990, 528 p. 6. rjauzov a.n., gruzdev v.a., baksheev i.p. i dr tehnologija proizvodstva himicheskih volokon: /.; [uchebnik dlja tehnikumov. – 3 – e izd. pererab. i dop.], m.: himija, 1980, 448p. 7. burja a.i. trenie i iznashivanie organoplastikov na osnove poliamida-6, trenie i iznos (friction and wear), 1998, no 19 (5), pp. 671–676. 8. kragel'skij i.v., harach g.m., bljumen a.v. i dr.. metodika raschetnoj ocenki iznosostojkosti poverhnostej trenija detalej mashin, m.: izdatel'stvo standartov, 1979, 100 р. 9. bilik sh.m. pary trenija metall-plastmassa v mashinah i mehanizmah, m.: mashinostroenie, 1965, 312р. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно важільних пресів. частина 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 33 андрущенко м.і., осіпов м.ю., куликовський р.а., капустян о.є., акритова т.о. запорізький національний технічний університет, м. запоріжжя, україна e-mail: mosipov61@ukr.net проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліноважільних пресів. частина 1. аналіз умов роботи, характеру і механізмів зношування робочих поверхонь валів та вибір матеріалів для відновлення проведено аналіз умов, характеру і механізмів зношування робочих елементів колінчастих валів коліноважільних пресів, які застосовується для напівсухого пресування вогнетривких і будівельних матеріалів. показано, що поверхня шатунної шийки працює в умовах багатоциклового втомного зношування. із-за нерівномірності питомого тиску на поверхню шийки в межах одного циклу пресування (холостий і робочий хід) величина зносу по її периметру не однакова і змінюється в межах 1,0 5,0 мм (з'являється овальність перетину шийки). в результаті зношування утворюється зазор між робочою поверхнею шийки і внутрішньою поверхнею підшипника ковзання, збільшується ступінь динамічності роботи механізму пресування, з'являються вібрації, що негативно впливає не тільки на опір зношуванню поверхонь деталей, які безпосередньо контактують, а й на надійність роботи та довговічність інших деталей пресу в цілому. встановлено, що посадочні місця під підшипники кочення і маточини зубчастої шестерні зношуються в результаті фреттинг-корозії, на що вказує наявність дрібних продуктів зношування (оксидів) на посадочних місцях. при досягненні критичної величини зносу (соті долі міліметра) може виникати проковзування сполучених поверхонь валу і підшипників, що призводить до інтенсивного адгезійного зношування та утворення задирів. шпонковий паз зношується, як в результаті фреттинг-корозії, так і ще в більшій мірі, внаслідок пластичного деформування (зминання) його бічних поверхонь. в якості матеріалу для відновлення поверхні шатунної шийки наплавленням валів зі сталей типу 45, 40х або 40хм доцільно використовувати сталь 40г2ф, а для наплавлення посадкових місць і заплавлення шпонкових пазів метал типу 35сг. ключові слова: колінчастий вал, коліно-важільний прес, шатунна шийка, шпонковий паз, знос, наплавлення. вступ ефективність роботи обладнання багато в чому залежить від технологічних перерв та зупинок на плановий або аварійний ремонти, а також від матеріальних затрат на ремонтні роботи. найбільшою мірою це пов'язано зі зносом деталей та пресової оснастки. однією із проблем підприємств по виготовленню вогнетривких та будівельних матеріалів є низький строк служби деталей коліно-важільних пресів. зокрема, колінчасті вали цього обладнання дуже металомісткі (вага до 1,5 т), трудомісткі у виготовленні, піддаються одночасно трьом видам зношування: втомному поверхневому руйнуванню шатунної шийки, фретинг-корозії поверхонь посадкових місць і зминанню шпонкових пазів. в результаті зношування виникають люфти (вільний хід) між деталями, які безпосередньо контактують, підвищується ступінь динамічності роботи пресу, виникають вібрації. це негативно впливає не тільки на опір зношуванню цих деталей, але і на надійність роботи інших елементів вузла пресування та працездатність пресу в цілому. тому задача відновлення зношених поверхонь валів та підвищення їх зносостійкості є актуальною. мета роботи метою даної роботи було проведення аналізу схеми та умов роботи валу, характеру та механізмів зношування; обґрунтування вибору матеріалів відновлення. матеріали і методика проведення роботи вид, характер та механізм зношування вивчали у виробничих умовах шляхом аналізу стану робочих поверхонь валів на підготовлених до ремонту деталях. вибір способу наплавлення проводили шляхом узагальнення та порівняння відомих даних відносно способів наплавлення, враховуючи розміри та форму робочих поверхонь валу. вибір матеріалів проводили на основі результатів досліджень зносостійкості металу в умовах тертя ковзання за схемою ролик-колодка, також, на основі аналізу термокінетичних діаграм, враховували поведінку аустеніту в умовах термічного циклу наплавлення. порівнювали матеріали з феритною, ферито-перлітною, проміжними структурами та мартенситною. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно важільних пресів. частина 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 34 аналіз умов, характеру та механізмів зношування робочих поверхонь колінчастих валів очевидно, що обґрунтований вибір матеріалів для зміцнення і відновлення деталей, структурного стану і способу зміцнення можливий тільки на основі досить повних знань про параметри умов роботи, характер і механізм зношування робочих поверхонь і вимог до деталі. колінчасті вали є однією з основних деталей високої вартості механічних коліно-важільних пресів. одним з них є прес см-1085а, який, в основному, призначений для напівсухого пресування вогнетривких, будівельних та інших виробів із порошкоподібних мас [1]. прес складається із станини з вертикальними напрямними, приводного механізму і вузла пресування (рис. 1). приводний вал передає обертання від електродвигуна через проміжний вал колінчастому валу. останній пускає в хід механізм пресування, який складається з напрямних, рухливого повзуна, верхнього і нижнього штампотримачів та пресформи. колінчастий вал з'єднаний з механізмом пресування шатуном. зусилля на вузол, пресування передаються за допомогою ланок 2, 3, 4. повзун 5 з верхнім штампотримачем 6 здійснює зворотнопоступальні рухи у вертикальній площині. рис. 1 – кінематична схема вузла пресування пресу см-1085а: 1 – колінчастий вал; 2 – шатун; 3, 4 – важелі (ланки); 5 – повзун; 6 – верхній штампотримач; 7 – зубчасте колесо; 8 – прес-форма; 9 – нижній штампотримач колінчастий вал (рис. 2) являє собою деталь з двома співвісними корінними шийками і однією шатунною шийкою, зміщеною по відношенню до корінних на 230 мм. вал обертається з кутовою швидкістю 8 10 хв–1. у момент, коли ланки 3 і 4 розташовуються уздовж однієї вертикальної лінії, досягаються найбільші зусилля пресування та створюється максимальне навантаження на шатунну і корінні шийки. потім відбувається «зламування» ланок 3 і 4, настає зворотний (холостий) хід повзуна. вали працює як балка на двох опорах з можливістю незначного ковзання уздовж осі. зусилля (реакції) в підшипниках спрямовані по нормалі до осьової лінії. вали виготовляються із сталей типу 45, 40х або 40хм з твердістю hrc 30 35. шатунна та корінні шийки можуть піддаватись накатуванню. швидкість ковзання поверхні шатунної шийки відносно підшипника коливається в межах 0,10 0,13 м/с, що не достатньо, щоб викликати помітний фрикційний нагрів навіть при відсутності мастила. температура поверхні валу і втулки практично не відрізняється від температури повітря в приміщенні (20-50 °с). навантаження на поверхні тертя, в межах одного обороту вала, змінюється від незначного, при холостому ході, до максимального рівня, в момент, коли прес розвиває зусилля до 600 т на завершальній стадії пресування. відомо, що питомий тиск залежить від площі контакту поверхонь, яка в міру припрацьовування і зношування деталей може змінюватися. сили тертя в контакті цапфи з втулкою не впливають на розміри зони контакту і розподіл тиску [2]. питомий тиск в зоні контакту може досягати 500 мпа, а при наявності микронерівностей значно перевищувати ці значення. в процесі роботи на сполучених поверхнях валу виникають багато циклові напруження, що призводять до їх зношування. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно важільних пресів. частина 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 35 рис. 2 – колінчастий вал пресу см-1085а та зони зношування його робочих поверхонь: 1 – шатунна шийка; 2 – корінна шийка. на валу можна виділити три види робочих поверхонь, зношування яких визначає термін його служби: 1. поверхня шатунної шийки, яка працює в парі з бронзовим підшипником ковзання. 2. поверхні двох корінних шийок, які є посадковими місцями для підшипників кочення. 3. шпонкові пази (два або три з кожної сторони валу), які працюють в парі зі сталевими загартованими шпонками, що містяться на одному з кінців валу, який служить посадковим місцем для маточини зубчастого колеса. найбільш ймовірним процесом поверхневого руйнування кривошипно-шатунної шийки є багатоциклова втома, яка виникає в результаті повторного деформування мікрооб'ємів матеріалу, що викликає утворення тріщин і відділення частинок матеріалу [2, 3, 4]. в результаті зношування через нерівномірність розподілу тиску поверхня шийки валу набуває еліпсності (рис. 2). максимальний її знос за міжремонтний період іноді досягає 5 мм. для можливості їх подальшої експлуатації потрібне відновлення наплавленням шаром рівним величині зносу плюс припуск на обробку (до 2 3 мм). не дивлячись на відсутність процесу взаємного ковзання внутрішнього кільця підшипника кочення, маточини зубчастого колеса та посадкових місць валу, робочі поверхні в цих зонах також зношуються. це є наслідком протікання між деталями, які щільно контактують, фреттинг-корозії. інтенсивність зношування посадкових місць набагато менша, ніж на шатунній шийці (десяті частки міліметра). однак і в цьому випадку подальша експлуатація валу без відновлення посадкових місць не можлива. у сполученні шпонки з поверхнею паза також можливе протікання фреттинг корозії. однак цей вид зношування не є переважаючим. поверхні пазів шпонок втрачають свою працездатність в основному в результаті пластичного деформування (зминання) (рис. 2). таким чином, для досягнення поставленої в роботі мети необхідно вибрати матеріали, які мають досить високу опірність втомному зношуванню, фреттинг корозії та зминанню. вибір і обґрунтування матеріалу для наплавлення колінчастих валів при виборі типу наплавленого металу виходили з того, що крім вимог підвищеної зносостійкості, повинна бути забезпечена достатня оброблюваність, висока чистота поверхні після обробки, відсутність тріщин. ці властивості залежать перш за все від хімічного складу, поведінки аустеніту при охоло проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно важільних пресів. частина 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 36 джені металу, твердості поверхні та можуть змінюватися в протилежних напрямках. виходячи з цього порівнювали кілька типів матеріалів для наплавлення [6, 7, 8] і структур наплавленого металу (таблиця): 1) низьковуглецеві нелеговані сталі типу сталь 10; 2) середньовуглецеві низьколеговані сталі, які близькі за складом до основного металу колінчастого валу, зокрема сталь 40х; 3) середньовуглецеві підвищеної легованості сталі типу 35гс, 40г2ф, 30хгса, 30х5; 4) високовуглецеві, низькоабо середньолеговані сталі близькі за складом до нетеплостійких або напівтеплостійких сталей, наприклад сталь 65х5г2. всі ці матеріали випускаються промислово у вигляді дротів і холоднокатаних стрічок. таблиця властивості наплавленого металу (зразки) № групи тип металу твердість, hrc відносна зносостійкість, ε технологічність* 1 сталь 10 160 нв 1,0 + 2 40х 20 25 1,4 + 3 30хгса 28 30 1,6 + 3 30х5 30 31 1,7 + 3 35гс 28 30 1,7 + 3 40г2ф 44 46 2,5 + 4 65х5г2 55 57 3,2 примітка: * – можливість наплавлення без тріщин, задовільна оброблюваність матеріалами першої групи періодично відновлюють невеликі вали на підприємствах вогнетривкої та будівельної промисловості. однак, через низький вміст вуглецю, в наплавленому шарі може бути отримана переважно феритна структура металу твердістю не вище 130 170 нв, що недостатньо для підвищення опірності втомному зношуванню, в умовах експлуатації шийок колінчастих валів. при наплавленні матеріалу четвертої групи могла б бути отримана більш висока твердість і зносостійкість. однак, при цьому, збільшується ймовірність гарячих і холодних тріщин. крім того, механічна обробка різанням деталей, наплавлених такими матеріалами, практично не можлива. �� �z�� �[�� рис. 3 – термокінетична діаграма перетворення переохолодженого аустеніту сталей 40г2ф (а) і 35сг (б) [7] аналіз термокінетичних діаграм [5, 7, 9] матеріалів, що відповідають складам другої і третьої груп (табл.), показує, що наплавлення сталями другої групи не дозволить отримати помітно більш високу твердість через низьку стійкість аустеніту в області критичних температур в процесі охолодження наплавленого металу. початок кривих проміжних перетворень на термокінетичних діаграмах таких сталей (наприклад, сталь 40х) зміщені вліво до дуже малих значень часу до початку розпаду аустеніту (3 4 с) проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно важільних пресів. частина 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 37 [5]. тому, при охолодженні металу на повітрі, утворюється ферито-перлітна структура низької твердості й зносостійкості навіть в умовах фретинг-корозії. тільки при високих швидкостях охолодження в воді, або в водних розчинах, можливе отримання металу досить високої твердості 40 50 нrc. однак при наплавленні такі швидкості недосяжні. аналіз характеру перетворення аустеніту більш легованих сталей (рис. 3) показав, що поставленій в роботі задачі наплавлення шатунної шийки відповідає метал типу 40г2ф, а для наплавлення посадкових місць під підшипники кочення і зубчасте колесо можна використовувати метал типу 35гс. завдяки підвищеній стійкості аустеніту металу типу 40г2ф при охолодженні (рис. 3, а) в наплавленому металі утворюється бейнітна структура достатньої твердості й зносостійкості безпосередньо після охолодження на повітрі. не виключено присутність в структурі деякої кількості середньовуглецевого мартенситу. але при цьому ще можлива механічна обробки наплавлених деталей на токарних верстатах. таким чином, в якості матеріалу для наплавлення шатунних шийок найбільш прийнятною сталь 40г2ф, а для корінних шийок – 35гс. висновки 1. проведено аналіз умов, характеру і механізмів зношування робочих елементів колінчастих валів коліно важельних пресів, які застосовуються для напівсухого пресування вогнетривких і будівельних матеріалів. показано, що поверхня шатунної шийки працює в умовах багатоциклового втомного зношування. із-за нерівномірності питомого тиску на поверхню шийки в межах одного циклу пресування (холостий і робочий хід) величина зносу по її периметру не однакова і змінюється в межах 0,4 2,0 мм (з'являється овальність перетину). 2. в результаті зносу утворюється зазор між робочою поверхнею шийки і внутрішньою поверхнею підшипника ковзання, збільшується ступінь динамічності роботи механізму пресування, з'являються вібрації, що негативно впливає не тільки на опір зношуванню поверхонь деталей, які безпосередньо контактують, а й на надійність роботи та довговічність інших деталей пресу в цілому. 3. посадкові місця під підшипники кочення і маточину зубчастої шестерні зношуються в результаті фреттинг-корозії, на що вказує наявність дрібних продуктів зношування (оксидів) на посадкових місцях. при досягненні критичної величини зносу (соті долі міліметра) може виникати проковзування поверхонь валу і підшипників, що призводить до утворення задирів. 4. шпонковий паз зношується, як в результаті фреттинг-корозії, так й, ще в більшій мірі, пластичного деформування (зминання) його бічних поверхонь. 5. в якості матеріалу для відновлення поверхні шатунної шийки наплавленням доцільно використовувати сталь 40г2ф, а для наплавлення посадкових місць і заварювання шпонкових пазів – метал типу 35сг. література 1. байсоголов в.г. механическое и транспортное оборудование заводов огнеупорной промышленности / в.г. байсоголов �� м.: металлургия, 1981. �� 296 с. 2. костецкий б.и. поверхностная прочность при трении / б.и. костецкий, и.г. носовский, а.к. караулов и др. – к.: техника, 1976. �� 292 с. 3. крагельский и.в. трение, изнашивание и смазка: справочник. кн. 1 / под ред. и.в. крагельского и в.в. алисина. – м.: машиностроение, 1978. – 400 с. 4. жильнеков е. п. основы триботехники: учеб. для вузов/ е.п. жильнеков, в.н. самсонов – самара: самар. гос. аэрокосм. ун-т, 2012. – 136 с. 5. тылкин м.а. справочник термиста ремонтной службы / м.а. тылкин �� м.: металлургия, 1981. �� 648 с. 6. биковський о.г. довідник зварника [текст] / о.г. биковський, і.в. піньковський – к.: техніка, 2002. – 336 с. 7. попов а.а., попова л.е. изотермические и термокинетические диаграммы распада переохлажденного аустенита / а.а. попов, л.е. попова – м.: металлургия, 1965. – 494 с. 8. андрущенко м.и. способность к самоупрочнению поверхности трения и износостойкость наплавленного металла в условиях абразивного изнашивания / м.и. андрущенко, р.а. куликовский, с.п. бережный, о.б. сопильняк // новые материалы и технологии в металлургии и машиностроении. – 2009. – №1. – с. 30-37. 9. шоршоров, м. х. фазовые превращения и изменения свойств стали при сварке / м. х. шоршоров, в.в. белов м.: наука, 1972. 220 с. поступила в редакцію 11.12.2017 проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно важільних пресів. частина 1… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 38 andrushchenko m.і., osіpov m.y., kulikovsky r.a., kapustіan о.yе., magda е.s., akrytova t.о. designing of the technology of restoration and strengthening of the crankshaft knee-lever presses. part 1. analysis of the working conditions, the characteristic and the mechanism of the wear of working surfaces, selecting materials for repair. the analysis of the conditions, nature and mechanisms of wear of the working elements of the crankshaft of the knee-lever press used for semi-dry pressing of refractory and building materials is carried out. it is shown that the surface of the crankpin works under conditions of fatigue fatigue wear. due to the uneven specific pressure on the cervical surface within one pressing cycle (idle and working stroke), the amount of wear along the circumference is not the same and varies within 1.0-5.0 mm (ovality of the neck section appears). as a result of wear, a gap is formed between the working surface of the neck and the inner surface of the sliding bearing, the degree of dynamism of the pressing mechanism increases, vibrations appear, which negatively affects not only the wear resistance of the surfaces of the parts that are in direct contact, but also the reliability and durability of other press components generally. it has been established that the seats under the rolling bearings and the pinion of the pinion gear wear out as a result of fretting corrosion, as indicated by the presence of small wear products (oxides) in the seating positions. when the critical wear value (hundredths of a millimeter) is reached, slippage of the conjugate surfaces of the shaft and bearings may occur, which leads to intensive adhesion wear and scoring. keyway groove wears out both as a result of fretting corrosion, and even more as a result of plastic deformation (crushing) of its lateral surfaces. it is advisable to use 40г2ф steel as a material for restoring the surface of the crankpin by surfacing, and for metal deposition of seats and fusion of keyed grooves, a metal of the 35сг type. key words: crankshaft, knee-lever press, connecting rod, keyway, wear, surfacing. references 1. bajsogolov v.g. mehanicheskoe i transportnoe oborudovanie zavodov ogneupornoj promyshlennosti. v.g. bajsogolov. m. metallurgija, 1981. 296 s. 2. kosteckij b.i. poverhnostnaja prochnost' pri trenii. b.i. kosteckij, i.g. nosovskij, a.k. karaulov i dr. k. tehnika, 1976. 292 s. 3. kragel'skij i.v. trenie, iznashivanie i smazka: spravochnik. kn. 1. pod red. i.v. kragel'skogo i v.v. alisina. m. mashinostroenie, 1978. 400 s. 4. zhil'nekov e. p. osnovy tribotehniki: ucheb. dlja vuzov. e.p. zhil'nekov, v.n. samsonov. samara: samar. gos. ajerokosm. un-t, 2012. 136 s. 5. tylkin m.a. spravochnik termista remontnoj sluzhby. m.a. tylkin. m. metallurgija, 1981. 648 s. 6. bikovs'kij o.g. dovіdnik zvarnika [tekst]. o.g. bikovs'kij, і.v. pіn'kovs'kij. k. tehnіka, 2002. 336 s. 7. popov a.a., popova l.e. izotermicheskie i termokineticheskie diagrammy raspada pereohlazhdennogo austenita. a.a. popov, l.e. popova. m. metallurgija, 1965. 494 s. 8. andrushhenko m.i. sposobnost' k samouprochneniju poverhnosti trenija i iznosostojkost' naplavlennogo metalla v uslovijah abrazivnogo iznashivanija. m.i. andrushhenko, r.a. kulikovskij, s.p. berezhnyj, o.b. sopil'njak. novye materialy i tehnologii v metallurgii i mashinostroenii. 2009. №1. s. 30-37. 9. shorshorov, m. h. fazovye prevrashhenija i izmenenija svojstv stali pri svarke. m. h. shorshorov, v.v. belov. m. nauka, 1972. 220 s. вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 12 ганзюк а.л., олександренко в.п., нездоровін в.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: ovvenn11@mail.ru вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей удк 621.891: 621.431 проведено дослідження впливу фретинг-процесів у спиртових середовищах на мікрокомпонентний склад спирту та структурних змін металевих поверхонь зразків із сталі 30хгса. встановлено, що малоамплітудні циклічні коливання ініціюють перебіг складних трибо хімічних реакцій в результаті яких з більш простих за своєю будовою органічних сполук утворюються більш складні та змінюється мікрокомпонентний склад спирту. ключові слова: фретинг процес, трибо хімічні реакції, мікрокомпонентний склад спирту. вступ світова економіка в своєму вдосконаленні вступила в період, коли її розвиток в основному пов'язаний з запровадженням науково-технічних досягнень у виробництві та сфері продуктивності праці. ринок етилового спирту в економіці держави завжди займає ключове місце, а в період енергетичного голоду додаткові енергоджерела, в тому числі виробництво біопалива на основі спирту стає ще більш актуальним. саме запровадження нових енергоджерел забезпечує економічну безпеку та технологічну незалежність країни та сприяє бюджетонаповненню. сьогодення вимагає постійного стимулювання виробництва, впровадження енергозберігаючих технологій, використання альтернативних джерел енергії, підвищення конкурентоздатності товаровиробництва за рахунок зменшення енергоємності виробництва та скорочення споживання імпортних енергоресурсів. спиртова промисловість україни за рік здатна випустити близько 60 млн. дкл. спирту. крім того галузь має надзвичайно великі резерви для розвитку та застосування. в першу чергу це стосується виготовлення біопалива, адже при додаванні етанолу бензин збагачується киснем, що сприяє більш повному згоранню та зменшенню викидів оксиду вуглецю. мета роботи стоїть завдання покращення якісних показників спирту, зниження його собівартості, покращенні ефективності переробки при його виготовленні. перш ніж отримати спирт в чистому вигляді сировина проходить цілий ряд складних технологічних процесів. контакт продукту з різного роду металевими поверхнями промислових установок може викликати специфічні зміни фізико-хімічних та органолептичних показників при виготовленні етилового спирту. виклад основного матеріалу перш ніж отримати харчовий спирт певної якості необхідно провести цілий ряд складних енергозатратних технологічних процесів щодо його очистки. чистота та якість спирту, який використовується для виготовлення лікеро-горілчаних виробів регламентується відповідними державними стандартами. адже вживання готової продукції на основі неочищеного етилового спирту є небезпечним для життя та здоров’я людей. питання щодо якості харчових спиртів, які використовуються для виготовлення лікерогорілчаних виробів, фармацевтичних препаратів знаходиться під особливим контролем держави. формування споживчих властивостей спирту забезпечується рядом технологічних операцій – це підготовка сировини, розварювання крохмалистої маси, оцукрювання крохмалю під впливом амілолітичних ферментів, зброджування оцукреної маси в етиловий спирт і вуглекислий газ та перегонка бражки. в результаті отримують спирт-сирець з вмістом 88 % об. етилового спирту, а також різноманітних домішок. для виділення побічних продуктів спирт-сирець повторно переганяють за допомогою ректифікаційних колон. при цьому відганяються головні домішки такі як альдегіди, ефіри, метиловий спирт та хвостові на основі вищих спиртів, ацеталей та фурфуролу. в залежності від очистки спиртова промисловість випускає спирт етиловий ректифікований наступних сортів – люкс, екстра, вищої очистки та 1-го сорту. відрізняються вони за якістю сировини, міцністю та мікрокомпонентним вмістом альдегідів, сивушних масел, ефірів і вільних кислот. лікеро-горілчані вироби виготовляються з спирту ректифікату шляхом його змішування з пом’якшеною, обробленою активованим вугіллям та спеціально профільтрованою водою. при фільтру вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 13 ванні через активоване вугілля із суміші поглинається 25 40 % сивушних масел і 10 17 % ацетальдегіду. в порах вугілля за рахунок часткового окислення етилового спирту утворюються органічні кислоти і ацеталі, що в свою чергу веде до накопичення складних ефірів, які надають горілчаним виробам специфічний аромат та поліпшують смак. у відповідності до дсту кінцевий продукт – це рідина прозорого кольору без сторонніх включень, яка має м’який смак, без неприємного присмаку, запах специфічний, без стороннього. ректифікований етиловий спирт отримують внаслідок ректифікації парів спирту сирцю в спеціальній ректифікаційній колоні. якість матеріалів з якого виготовлене технологічне обладнання, в тому числі і ректифікаційна колона для отримання спирту, а також ступінь їх зносу суттєво впливає на якість кінцевою продукту. проходження спирту, його парів та взаємодія з поверхнями технологічного обладнання в місцях контакту може викликати різного роду окисні процеси, вібрації, флуктуації. все це ініціює хімічні реакції, утворення нових хімічних сполук та призводить до погіршення якості ректифікованого спирту, а в подальшому впливає на якість готового продукту. задля вивчення такого впливу проводилася серія наших досліджень, щодо опису структурних змін металевих поверхонь зразків з сталі 30хгса та мікрокомпонентного складу спирту на установці для моделювання фретинг-процесів (рис. 1) [1]. рис. 1 – кінематична схема установки для моделювання та вивчення фретинг-процесів: 1 – вал; 2 – напрямні; 3 – гвинтова пара; 4 – рухомий повзун; 5 – вал; 6 – затискні гвинти; 7 – корпус; 8 – шатун;9 – куліса; 10 – зразкотримач рухомий; 11 – зразкотримач нерухомий; 12 – затиск; 13 – вал; 14 – датчик переміщень; 15 – важіль; 16 – ємкість для проведення фретинг-процесу; 17 – головка; 18 – напрямні вертикального руху затисків; 19 – колона (третя не показана); 20 – корпус оцінка мікрокомпонентного складу спирту проводилася методом газової хроматографії, на хроматографі „кристал-2000м”, колонка „hpffap 50 m · 0,32 mm · 0,52 mkm”, режим: детектор – під (полуменево-іонізуючий), час аналізу – 18хв, температура детектора – 200°с, температура випаровувача – 180 °с, температура колонки – 50 °с (нагрів10 хв), яка з часом підвищувалась до130 °с зі швидкістю 15 °с/хв, газ-носій – нітроген. відбирався 1 мкл рідини та вводився в колонку для дослідження. калібрування проводилось за допомогою градуювальних водно-етанольних розчинів [2]. на стандартній хроматографі можна спостерігати наступні піки характерні для етилового спирту: ацетальдегід, метилацетат, етилацетат, етилбутират, ізоамілацетат, метанол, пропаном, ізобутанол, бутанол, ізопентанол, пентаном (рис. 2). вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 14 рис. 2 – хроматограма етилового спирту удосконалення установки (рис. 1) для дослідження фретинг процесів ємкістю 16 дало змогу проводити фретинг в середовищі етилового спирту за наступних умов: 0,1 × 106 , 0,3 × 106 та 0,7 × 106 циклів. а б в рис. 3 – фотографії поверхонь зразків: а – фретинг у середовищі повітря; б – фретинг у водноспиртовому середовищі; в – фретинг в середовищі спирту якщо порівняти (рис. 3) ураження поверхні зразків з сталі 30хгса внаслідок фретингу в присутності спирту та в середовищі повітря то виявлено, що оксидний шар найменший на рис. 3, а, а найбільший у водно спиртовому середовищі (рис. 3, б). присутність води ініціює окислення, прискорює фретинг-процеси та сприяє руйнуванню поверхні металу. вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 15 використання газової хроматографії дало змогу встановити зміни в якісному та кількісному складі мікрокомпонентів спиртових розчинів внаслідок фретинг-процесів. встановлені зміни, які при цьому відбулися з мікрокомпонентнтм складом. якщо проаналізувати хроматографу зразка спирту та спирту до та після перебігу фретингу, то можна зауважити наступні відмінності: проходить утворення естерів внаслідок взаємодії спиртів та ацетальдегід, а також інші кількісні зміни. для прикладу на рис. 4 показано дільницю хроматограми де виявлено збільшення кількості естеру-ізоамілацетату (рис. 4). рис. 4 – хроматографічний пік ізоамілацетату малоамплітудні циклічні коливання ініціюють перебіг складних трибо-хімічних реакцій в результаті яких з більш простих за своєю будовою сполук (ацетальдегід, спирти) утворюються більш складні (естери). перебіг трибо хімічних перетворень проходить за наступною схемою: rcoocr rco rco rcome rco me rco h e rcoh -_      (1) трибо хімічні реакції, викликані дією фретингу в малоамплітудній області відносних мікропереміщень, ініціюють виривання електронів з металу, тобто їх емісією, яку можна розділити на два класи: емісію частинок та емісію енергії. схема трибо-системи наведена нижче (рис. 5) [3]. рис. 5 – схема трибо емісії рис. 6 – зміни в кристалічній решітці при фретингу в умовах мікроамплітудного навантаження швидкість мікропроковзування є дуже малою, але поряд з малими мікропереміщеннями є принципові особливості, які впливають на загальну картину фретінг-процесів у номінально-нерухомому контакті. суттєву роль в таких процесах відіграють високочастотні коливання, які збільшують коливання елементарних частинок і за умови входження в резонанс ініціюють розхитування кристалічної решітки металу. все це зумовлює викривлення решітки та дає змогу більшій кількості електронів покинути тверде тіло (рис. 6). утворюється квазіонестійкий збуджений стан, який ініціює швидке зростання кількості дефектів розподілених випадковим чином на поверхні та в об’ємі. навколо дефектів структури концентруються додаткові напруги в яких зароджуються та розвиваються тріщини. це в кінцевому результаті поступово призводить до руйнування поверхневого шару твердого тіла. розглядаючи фретинг-процеси як еволюційні, важливо чітко визначити, параметри зміни критеріїв упорядкованості структури твердого тіла та його трибологічних чинників. моделювання фретинг вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 16 процесу, умов його ініціювання та подальшої еволюції контакту тісно пов’язане зі змінами в розподілі вільних електронів по енергіям, який отримують методом квантової статистики фермі дірака. на нашу думку розуміння природи фретингу пов’язане з врахування наступних ключових моментів: залежності тертя від структури твердого тіла; ефекту трибоемісії електронів; розрив металічних зв’язків та утворення сильнозбуджених частинок радикалів у поверхневому шарі; механічній деструкції з розхитуванням кристалічних комірок та утворенням дефектів структури; поступовому руйнуванні поверхні твердого тіла. час руйнування твердого тіла можна розрахувати за допомогою рівняння журкова: ],/)exp[( 00 rtu  (2) де τ – час до руйнування; u0 – енергія розриву хімічного зв’язку; γ – активаційний об’єм; τ0 – частота теплових коливань атомів; σ – діюча постійна напруга; r – універсальна газова константа; т – абсолютна температура. у нашому випадку кількісне визначення вмісту заліза в спиртовому розчині проводилося за допомогою метода атомно-абсорбційної спектроскопії на сперкрофотометрі с-115 пк. метод атомноабсорбційного спектрального аналізу вирізняється високою абсолютною та відносною чутливістю та дозволяє з великою точністю визначати в розчинах біля вісімдесяти елементів з малими концентраціями. чутливість більшості елементів лежить у інтервалі від 0,005 до 1-10 мкг/мл, при цьому використовується від 0,1 до декількох мілілітрів розчину. водно-спиртові розчини досліджувались на вміст заліза за допомогою атомно-абсорбційному спектрофотометра при 0,1 × 106, 0,3 × 106 та 0,7 × 106 циклах. вимірювання оптичної густини проводилось полум’яневим методом (використано полум’я ацетилен-повітря, довжина хвилі поглинання 248,з нм). виміряна оптична густина випробувального розчину складала від авипр = 0,005; 0,007; 0,012. концентрація заліза с у розчині за калібрувальним графіком розраховували за формулою: ,/ bаac холвипр  (3) де авипр – оптична густина поглинання випробувального розчину; ахол – оптична густина поглинання холостого розчину; в – коефіцієнт перерахунку за градуювальним графіком. методом рентгенофлуресційного аналізу встановлено, що концентрація заліза в водно спиртових розчинах змінюється пропорційно від часу перебігу фретингу (0,1 × 106, 0,3 × 106 та 0,7 × 106 циклів). концентрація заліза збільшується в залежності від кількості циклів та має наступні значення 0,008 мг/дм3;0,012 мг/дм3; 0,018мг/дм3. висновки проведені дослідження дозволили встановити, що в спиртовому та водно спиртовому середовищі умови перебігу трибохімічних реакцій дещо інші ніж при контакті з повітрям. найбільш інтенсивно фретинг проходить за умови присутності води, внаслідок чого спиртовий розчин насичується частинками оксиду заліза та стає світло бурого кольору. як видно із зразків, які піддавались фретингу, руйнування поверхні металу в спиртовому середовищі дещо менші ніж при взаємодії з атмосферним середовищем. частково це пояснюється тим, що для перебігу окисних процесів в спиртовим розчинах необхідна більша енергія активації атомів кисню ніж в середовищі води та на повітрі. також, як видно з хроматографічних досліджень змінюється мікорокомпонентний склад самого спиртового розчину, крім процесів розкладу проходять реакції утворення більш складних хімічних сполук. рухомою силою взаємодії є трибо ємісійні процеси взаємодіючих поверхонь. трибо хімічні реакції проходять в трибо-системі, тобто як і в самому металі так і в спиртовому середовищі. емісія електронів з металу ініціює утворення вільних радикалів в розчині спирту (rco-; o-; h+), які в подальшому утворюють більш складні органічні сполуки. виривання електронів з поверхні металу в середовище веде до збільшення їх концентрації в середовищі та ініціює протікання трибо-хімічних реакцій, які по своїй вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 17 природі суттєво відрізняються від хімічних. руйнування металу проходить за рахунок розриву металічних зв’язків під дією трибологічних флуктуацій, коли виникають коливання атомів з великою амплітудою та створюють умови для фретингу. за умов фретингу металевих поверхонь в середовищі спирту, внаслідок трибо хімічних реакцій змінюється його мікрокомпонентний склад. це в кінцевому результаті погіршує якість етилового спирту. отже зменшення різного роду вібраційних процесів, використання нових матеріалів технологічного обладнання, дотримання всіх необхідних стадій очистки та переробки дозволяє отримати кінцевий продукт – етиловий спирт з наперед заданими показниками. література 1. патент на корисну модель. №38036 україни, мпк g01m 3/00. установка для дослідження процесу «напруга-деформація» у механічному контакті з вищою парою для матеріалів та покриттів / костогриз с.г., мисліборський в.в., ганзюк а.л., (україна); заявник і патентовласник хмельницький нац. ун-т. – u 2008 06157; заяв. 12.05.2008. опубл.25.12.2008. бюл. № 24 – 4 с. 2. ганзюк а.л. практика застосування газорідинної хроматографії / а.л. ганзюк, о.п. шелестюк // криміналістичний вісник: наук.-практ. зб. – к. : вид. дім «ін юре», – 2008 – №1(9). – c. 133-137. 3. czeslaw к. kajdas importance of the triboemission process for tribochemical reaction. tribology international 38, 2005, pp. 337-353. поступила в редакцію 14.12.2016 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com вплив фретинг процесів на склад водно спиртових сумішей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 18 hanzyuk a.l., оleksandrenko v.p., nesdorovin v.p. the influence of fretting-processes on the composition of mixtures of alcohol. conducted chromatographic study of the effect of fretting processes in alcohol environments on scrollpoint the composition of alcohol. and structural changes of the metal surfaces of samples of steel 30хгсa. tribo-chemical reactions take place in the tribo-system, i.e. both in metal and in ethanol medium. the emission of electrons from the metal initiates the formation of free radicals in the alcohol solution, which then form more complex organic compounds. the ejection of electrons from metal surface to the environment leads to an increase in their concentration in the medium and initiates the flow of tribo-chemical reactions, which by their nature differ significantly from chemical. the erosion of the metal takes place by rupture of the metal ties under the action tribology fluctuations when there are variations of atoms with large amplitude. found that low-amplitude cyclic fluctuations initiate the flow of complex tribo-chemical reactions which from the more simple structure of organic compounds formed more complex and changing scrollpoint the composition of alcohol, namely increasing the number of ester – tamilanadu that has the most complex structural formula. key words: framing-the process of tribo chemical reaction, scrollpoint the composition of alcohol. references 1. a patent is on an useful model. №38036 ukraine, mpk g01m 3/00. fluidizer research of process «tension-deformation» in a mechanical contact with a higher pair for materials and coverages. kostogriz s.g., misliborskiy v.v., ganzyuk a.l. (ukraine); a declarant and patentovlasnik is khmelnytsky nac. un-t. – u 2008 06157; statements. 12.05.2008. opubl.25.12.2008. byul. № 24. 4 p. 2. hanzyuk a.l., shelestyuk e.p. the practice of application of gas-liquid chromatography, kriminalistiki visnuk: sciences.-pract. zb., k, type. house "in yure", 2008, №1(9), pp. 133-137. 3. czeslaw к. kajdas importance of the triboemission process for tribochemical reaction. tribology international 38, 2005, pp. 337-353. сопротивление качению колес локомотива от отдельных составляющих динамической нагрузки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 25 довбня н. п., бондаренко л. н., бобырь д.в., шепотенко а. п. дніпропетровський національний університет з/т ім. академіка в. лазаряна, м. дніпро, україна e-mail: dmitrob@ua.fm сопротивление качению колес локомотива от отдельных составляющих динамической нагрузки удк 629.42 определены сопротивления качению от отдельных составляющих при статической нагрузки на колесо, жесткости рессор как для нового, так и изношенных бандажей и рельсов. показано, что главными нагрузками, влияющими на сопротивление качению колес тепловозов являются нагрузки от статического давления и неровности пути. ключевые слова: сопротивление качению, тепловоз, касательная мощность, осевая нагрузка, жесткость упругого подвешивания. введение начиная с работ кулона (1785 г.) было предложено много зависимостей для определения сопротивления качению, ввиду отсутствия точных сведений о характере деформации катящихся тел и сложности проведения эксперимента. это заставило выдвигать гипотезы, объясняющие причину появления сопротивления при качении, начиная с предположения о появлении впереди соприкасающихся элементов волны материала, что смещает точку приложения реакции в сторону движения, до теории рейнольдса, предполагающей причину сопротивления качению сопротивлением скольжению в месте контакта. отметим, что эта теория просуществовала около 80 лет, когда табор (tabor d.) в 1955 г. экспериментально доказал, что роль скольжения при качении незначительная. получить аналитические зависимости для определения сопротивления качению без знания напряжений и деформаций при взаимном нажатии двух соприкасающихся тел стало возможным только после решения г. герцем в 1881 1882 г.г. основных задач, основанных на теории упругости. не выделяя отдельные предположения при которых получены формулы герцем отметим главное: напряжения в зоне контакта не превышают предела упругости. исходя из теории герца, табор в 1955 г. получил аналитические зависимости для определения коэффициента трения качения при линейном и точечном контактах используя работы давления на фронтальных и тыльных сторонах эпюры давлений. табором получены такие аналитические зависимости [1]: при линейном контакте:   3 2b k ; (1) при точечном контакте: 16 3b k  , (2) где b – полуширина пятна контакта;  – коэффициент гистерезисных потерь. отсутствие аналитических зависимостей для определения коэффициента  свело на нет практическое применение формул (1) и (2). предложенный в [1] экспериментальный способ его определения с помощью растяжения сжатия образца если и пригоден, то для конкретного случая. в [2] предложена экспериментально-аналитическая зависимость для определения α с использованием экспериментальных значений коэффициента трения качения для крановых колес диаметром от 200 до 1000 мм, как при точечном, так и линейном контактах. крановые колеса взяты потому, что в кранах главным сопротивлением передвижению является сопротивление качению при незначительном влиянии таких сопротивлений как от рассеяния энергии строением пути, колебаний надрессорного строения, неровности рельсового пути, сопротивлением воздушной среды. в результате выравнивания данных коэффициента трения качения по методу выбранных точек получены следующие зависимости для определения коэффициента трения качения: при линейном контакте: к2,1225,0 rbek  ; (3) сопротивление качению колес локомотива от отдельных составляющих динамической нагрузки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 26 при точечном контакте: к2,016,0 rbek  , (4) где кr – радиус колеса в метрах. отметим, что эти формулы по объективным и субъективным причинам получены независимо от (1) и (2). в некоторых источниках предложены аналогичные формулы, но без коэффициента гистерезисных потерь и коэффициентами далекими от их величин в формулах (1 4). например, в [3] предложено bk 11,0 при линейном и bk 1,0 при точечном контактах. в учебниках для втузов железнодорожного транспорта приводится формула кулона, а сопротивление качению рекомендуется определять через удельное сопротивление качению ткw 0,3 ... 0,4 н/кн [4]. несовпадение числовых величин перед полушириной пятен контакта в формулах (1), (3) и (2), (4) очевидно связано с округлением коэффициента k в экспериментах до десятых миллиметра, а также с тем, что их значения получены одинаковыми для нескольких диаметров колес (например, k 0,5 мм для диаметров 400; 500; 560 и 630 мм при плоском рельсе и k 0,6 мм со скругленной головкой). будем считать для такого класса задач коэффициенты перед b близкими по величине, а поскольку коэффициенты в формулах табора получены аналитически, то будем считать их точными. величины  теперь найдем меняя коэффициенты перед кr в показателях экспоненты. этого равенства можно достичь, приняв величины  в формулах (1) и (2) следующими: кre 13,1 и кre 2,0 . (5) теперь формулы табора (1) и (2) запишутся в следующем виде: при линейном контакте: кre b k 13,1 3 2    ; (6) при точечном контакте: кre b k 23,0 16 3  . (7) имея аналитическую зависимость (7) можно получить средние значения от колебаний надрессорного строения, статической нагрузки и средних квадратичных отклонений для отдельных составляющих динамической нагрузки. цель и постановка задачи найти сопротивления качению от отдельных составляющих при статической нагрузки на колесо стр 103 кн, жесткости рессорного подвешивания буксовой ступени рж 1275 мн/м, рельсе с радиусом закругления рr 300 мм как для нового, так и изношенных бандажей и рельсов. изложение материалов исследований 1. сопротивление качению колеса от статического давления на рельс 1.1. новый рельс полуширина пятна контакта:    3 2μ13 рк ркст rre rrp mb    , (8) где m – функция вспомогательного угла  , определяемого по формуле    ркрк rrrr cos и при радиусе колеса кr 525 мм, модуле упругости материалов колеса и рельса е = 2,1 ∙ 105 мпа, коэффициенте пуассона  cos3,0 74○10’ и при этом m 1,216, а b 7,72 мм. коэффициент трения качения согласно формуле (7) k 1,63 мм. сопротивление качению колес локомотива от отдельных составляющих динамической нагрузки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 27 сопротивление качению колеса по новому рельсу, приходящееся на статическое давление: н.8,319 к ст ст r kp w 1.2. изношенный рельс в [4] рекомендуется ширину площадки контакта изношенных бандажей и рельсов принимать равной b 35 мм. полуширина пятна контакта be rp b кст52,1 , (9) и составляет b 4,12 мм. коэффициент трения качения согласно формуле (6) k 0,58 мм и сопротивление качению сткw 94,9 н. таким образом, относительная величина сопротивления качения составляет: при новом рельсе нстw 319,8/103 = 3,1 н/к и при изношенном истw 114/103 = 1,11 н/кн вместо рекомендуемых значений ткw 0,3 … 0,4 н/кн (0,3 … 0,4 кгс/тс) [4]. 2. нагрузка от колебаний надрессорного строения. 2.1. среднее значение [4]: max75,0 жzр срр  , (10) где ж 1300 н/мм – расчетная жесткость упругого подвешивания буксовой ступени, отнесенная к колесу; maxz 15 мм – наибольший динамический прогиб рессоры. таким образом сррр 14625 н. 2.1.1. новый рельс согласно (8) b 4,03 мм, согласно (7) k 0,852 мм, а нсррw 23,7 н. 2.1.2. изношенный рельс согласно п.1.2. b 1,55 мм, k 0,182 мм, а исррw 5,1 н. 2.2. среднее квадратичное уклонение:  max08,0 жzs р 1560 н. вертикальная расчетная нагрузка, приходящаяся на рs :  рррр sр 75,0 3900 н. аналогично п.п.2.1.1 и 2.1.2. 2.2.1. b 2,6 мм, k 0,49 мм, а нррw 3,61 н. 2.2.2. b 0,80 мм, k 0,17 мм, а иррw 0,70 н. 3. среднее уклонение нагрузки при движении по плавным изолированным неровностям пути среднее значение в этом случае срнпр 0. среднее квадратичное отклонение: q k u vlps стнп  810565,0 , (11) где  1,15 – коэффициент, учитывающий тип рельса; γ 1,1 – для балласта из гравия; l 62,5 – расстояние между осями шпал; сопротивление качению колес локомотива от отдельных составляющих динамической нагрузки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 28  сррстср ppp 119,625 кн – статическая нагрузка на колесо; q 23,3 кн – неподрессоренный вес; u 15…35 мпа – модуль упругости рельсового основания; k – коэффициент относительной жесткости рельсового основания и рельса, k 0,009 … 0,012 1/см; очевидно, что его формальный перевод в систему си будет неправильным ввиду его экспериментального значения. поэтому воспользовавшись, полученной в [4] величиной последнего множителя в уравнении (11), считая значение u и q переводимыми в систему си, получим, что k 9000…12000 м1. выражение (11) при принятых входящих в него величинах запишется в виде: vvs нп 38512000 23300107,26 1196255,621,115,110565,0 6 8     . вертикальная расчетная нагрузка нпсрнп s,p 52 зависит от скорости и составляет при v 60; 80; 100 и 120 км/ч составит 57,75; 77,00; 96,25 и 115,5 кн соответственно. на рис. 1 показаны зависимости от скорости тепловоза средней вертикальной расчетной нагрузки, коэффициента трения качения и сопротивления качению одного колеса. 4. нагрузка от действий плавной изолированной неровности на бандаж предполагается, что такие неровности имеют место у 5 % всех локомотивных колес. среднее значение в этом случае инкр 0. среднее квадратичное отклонение [4]: max 2 25,0 y k u agsинк  , (12) где a 0,065 см – глубина закатанной выбоины; maxy 1,47 – максимальное значение коэффициента динамичности; g 9,81 м/с2 – ускорение свободного падения. подстановка этих величин дает инкs 10430 н. отметим, что ускорение g здесь введено искусственно ввиду экспериментальной величины a в см. рис. 1  зависимость от скорости тепловоза при движении по плавным изолированным неровностям пути: 1– вертикальной расчетной нагрузки; 2 – коэффициента трения качения; 3 – сопротивлений качению (со штрихами – изношенный рельс) рис. 2  зависимость сопротивления качению колес тепловоза от скорости: 1 – суммарное сопротивление (штрихами показаны сопротивления для изношенного рельса); 2 – от статической нагрузки; 3 – нагрузки от колебаний надрессорного строения; 4 – от плавной изолированной неровности пути сопротивление качению от действия плавной изолированной неровности на бандаже. при инкs 10430 н нагрузка на колесо:  инкинк s,,p 05052 5830 н. (13) сопротивление качению колес локомотива от отдельных составляющих динамической нагрузки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 29 4.1. сопротивление качению по новому рельсу при ширине контакта b 2,96 мм, коэффициенте трения качения k 0,63 мм, нинкw 7,0 н. 4.2. сопротивление качению по изношенному рельсу при b 0,98 мм, k 0,115 мм, иинкw 1,3 н. 5. нагрузка от действия непрерывных плавных неровностей на бандаж ннбр считается, что прокат неравномерно распределяется по окружности бандажа. этот недостаток наблюдается у 95 % всех локомотивных бандажей. среднее значение нпнр 0. среднее квадратичное отклонение k u d v qsнпн   2 2 410112,0 , (14) где d 105 см – диаметр колеса. при принятых выше значениях величин, входящих в эту формулу, получим 256180vsнпн  . вертикальная нагрузка на колесо от этого вида неровностей 537,095,05,2  vрнпн и составляет при скоростях 60; 80; 100; 120 км/ч соответственно 107; 143; 179 и 214 н. 5.1. сопротивление качению по новому рельсу в этом случае составляет менее 1 н при любой скорости, а при изношенном – значительно меньше. анализ сопротивлений показывает, что их величины как от действия плавной изолированной неровности на бандаже, так и от действия неравномерных плавных неровностей на нем составляет незначительную часть величин других возмущений и могут не учитываться при расчете сопротивлений. как и при расчете напряжений в [4] при расчете сопротивлений качению можно учитывать статическое давление стр , среднее квадратичное уклонение от неровности пути нпнп s,р 52 и от колебаний надрессорного строения рw , т.е. рнпстсум ws,ww  52max . (15) зависимости maxсумw от скорости движения показаны на рис. 2. с учетом 12 колес общее сопротивление качению при конструкционной скорости v 100 км/ч составит: при новом рельсе онрw 3500 н и при изношенных рельсах осw 1860 н, что составляет соответственно около 3 % эффективной мощности дизелей при новом рельсе и около 1,3 % при изношенном. выводы анализ полученных зависимостей и графиков на рис. 1 и рис. 2 позволяет сделать следующие выводы и предложения: относительная величина статического сопротивления качению колес тепловозов w 3...4 н/кн; главными нагрузками, влияющими на сопротивление качению колес тепловоза являются нагрузки от статического давления и неровности пути (при v 100 км/ч примерно по 300 н); уменьшение сопротивления качению колес тепловоза практически возможно за счет уменьшения давления от неровности пути ибо уменьшение массы тепловоза обусловлено касательной мощностью; разница в величинах сопротивления качению по новому и изношенному рельсу должна учитываться при выборе тепловоза (разница примерно в два раза). литература 1. джонсон к. механика контактного взаимодействия. – м.: мир, 1989. – 510 с. 2. бондаренко л. м., довбня м. п., поветкін в. с. деформаційні опори в машинах. – дніпропетровськ; дніпр – val, 2002. – 200 с. 3. ковальский б. с. вопросы передвижения мостовых кранов. – луганск: изд-во вну, 200. – 63 с. 4. подвижной состав и тяга поездов / третьяков а. п., деев в. в., перова а. а. и др. – м.: транспорт, 1979. – 368 с. поступила в редакцію 21.11.2016 сопротивление качению колес локомотива от отдельных составляющих динамической нагрузки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 30 dovbnya n.p., bondarenko l.n, bobyr d.v. shepotenko a.p. resistance to woobling of wheels of locomotive from the separate constituents of the dynamic loading. resistances to woobling are certain from separate constituents at static load on a wheel, inflexibility of springs both for new and threadbare bracers and rails. it is shown that main loading influencing on resistance to woobling of wheels of diesel engines there are loading from static pressure and unevenness of way. keywords: resistance to woobling, diesel engine, tangent power, axleloading, inflexibility of the resilient hanging. references 1. johnson k. mehanika kontaktnogo vzaimodei`stviia. m.: mir, 1989. 510 p. 2. bondarenko l. m., dovbnia m. p., povetkіn v. s. deformatcіi`nі opori v mashinakh. dnіpropetrovs`k; dnіpr val, 2002. 200 p. 3. koval`skii` b. s. voprosy` peredvizheniia mostovy`kh kranov. lugansk: izd-vo vnu, 200. 63 p. 4. podvizhnoi` sostav i tiaga poezdov. tret`iakov a. p., deev v. v., perova a. a. i dr. m.: trans-port, 1979. 368 p. вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 89 синюк о.м. хмельницький національний університет м. хмельницький, україна e-mail: synoleg@ukr.net вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі удк 678.023.5 розглянуто закономірність переміщення полімерного матеріалу до зони подрібнення. отримані залежності впливу кінематичних і динамічних параметрів шнекового конвеєра на об’ємну продуктивність транспортування полімерного матеріалу до зони переробки. досліджено вплив співвідношення коефіцієнтів тертя між полімером і циліндром та між полімером і шнеком на об’ємну продуктивність переміщення матеріалу. запропоновані рекомендації щодо збільшення об’ємної продуктивності транспортування полімеру. ключові слова: полімер, транспортування, шнек, матеріальний циліндр, переробка, продуктивність. вступ для переміщення полімерних відходів на всіх етапах переробки використовується різноманітне обладнання. тип пристрою, що використовується, залежить від форми і розміру матеріалу, який необхідно перемістити. транспортування можна розділити на дві технологічні операції: механічне переміщення та рух в потоці. при механічному переміщенні сировина знаходиться в прямому контакті з пристроєм, найчастіше за все, з конвеєром. механічні конвеєри відрізняються один від іншого силовою системою. стрічкові і ковшові конвеєри відносяться до тягових систем. терткова машина, барабан з комірковим диском, вібраційний та шнековий конвеєр працюють по іншому і не вимагають тяги. сьогодні найбільш розповсюдженим пристроєм для переміщення полімерного матеріалу є шнековий конвеєр (рис. 1). даний пристрій, крім транспортування полімеру до зони подрібнення, може бути використаний для подачі матеріалу в зону плавлення при екструзії та лиття під тиском. величезна кількість вчених [1 4] спостерігала та аналізувала явища, що відбуваються в процесі екструзії та лиття під тиском полімерів, а саме досліджувала вплив геометричних розмірів шнека і матеріального циліндра, їхньої конструкції та форми, форми та розмірів полімерного матеріалу, який поступає через бункер в циліндр, технологічних параметрів процесу екструзії та лиття під тиском і т.д. на продуктивність роботи обладнання і якість отриманих виробів. в свою чергу, не достатньо глибоко досліджені процеси, що пов’язанні з рухом нерозплавленого полімерного матеріалу в матеріальному циліндрі. в більшості роботах, в яких досліджується процес лиття під тиском, або приводиться описи принципу дії литтєвого обладнання [1 2, 5], або наводять результати експериментальних досліджень [6], або досліджують окремо процеси плавлення матеріалу в циліндрі [7, 8] та процеси заповнення прес-форм і формування виробів [1, 2, 7, 8]. при цьому досить незначна увага приділяється переміщенню полімерного матеріалу до зони його переробки. в даній роботі спробуємо дослідити процес транспортування сипучих полімерних матеріалів вздовж гвинтового каналу шнека і, зокрема, вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу. основна частина транспортування добре сипучих полімерних матеріалів, що мають достатньо велику насипну вагу, не є досить серйозною проблемою. але транспортування шматків полімеру різних за формою та розмірами (подрібнені відходи) або порошків з поганою сипучістю та низькою насипною вагою в зоні живлення становить досить складну задачу. для подачі відходів полімерного матеріалу в зону переробки використовують шнекові конвеєри (рис. 1). після потрапляння частин полімерного матеріалу в канал шнека механізм переміщення матеріалу стає примусовим. сили ваги все ще можуть відігравати не значну роль, але сили проштовхування переважають. на матеріал, що транспортується діють такі сили (рис. 2): 1f – сила тертя, що діє з боку корпусу на корку, і змушує її рухатися по гвинтовому каналу шнека; 2f і 6f – реакції відкинутих кусків корки, які діють на елемент, що розглядається; 7f і 8f – нормальні сили, що діють на корку збоку стінок шнека; 9f – нормальна сила, що діє на корку з боку серцевини шнеку у випадку, якщо ця серцевина є конічною; 3f і 4f – сили тертя, відповідно, з боку штовхаючої та передньої стінки шнека; 5f – сила тертя, що діє на корку збоку днища каналу. але рушійною силою є сила тертя між полімером і стінкою матеріального циліндру (рис. 2). mailto:synoleg@ukr.net вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 90 матеріальний циліндр шнекбункер n полімер рис. 1 – шнековий конвеєр для подачі полімерних відходів в зони їх переробки fs1 fs2 fs fr1 fk fr2fn1 fn2 fb   n  h h  s t c b d x y j рис. 2 – розрахункова схема сил, діючих на елемент корки вперше повний аналіз переміщення твердих часток в традиційному одно шнековому екструдері був виконаний в роботі [9]. аналіз, що представляється в даній роботі, є розширений з врахуванням усіх зазначених вище сил. при моделюванні переміщення твердої корки в матеріальному циліндрі основне припущення полягає в тому, що тверді частки, ущільнюючись, утворюють еластичну корку, в якій відсутні деформації зсуву. на корку діють сили тертя, які виникають між поверхнею корки та поверхнями черв’яка та матеріального циліндра [5]. до вказаного припущення добавимо ще такі: тверда корка веде себе як неперервний потік; суцільний шар твердої корки контактує зі всією поверхнею каналу; можна знехтувати зазором над гребенем, гравітаційними силами та кривизною каналу. розглянемо механізм руху твердої корки у гвинтовому каналі черв’яка (шнека), що обертається в середині матеріального циліндру (рис. 3). виберемо точку а (деяку точку твердої корки), яка в початковий момент часу співпадає з відповідною точкою гвинтового каналу. приймемо, що шнек обертається за годинниковою стрілкою, якщо дивитися з кінця матеріального циліндру. тоді точка каналу шнека буде рухатися знизу до гори зі швидкістю k і за час abt переміститься на відстань ab. одночасно під дією сили тертя між коркою матеріалу і внутрішньою стінкою матеріального циліндра корка переміщається з точки a в точку c зі швидкістю b . відповідно, вздовж каналу корка просунеться вниз по каналу на відстань bс зі швидкістю sx ( x – вісь, що спрямована вздовж осі розгортки гвинтового каналу), яка визначається кутом нахилу гвинтової лінії гребеня  . таким чином, кут переміщення твердої корки  є кутом між швидкістю руху шнека і швидкістю корки b відносно стінки матеріального циліндра. швидкість sx , з якою корка переміщається вздовж каналу, можна визначити з трикутника abc (рис. 3): з трикутника авс видно, що швидкість, з якою корка переміщається по каналу, дорівнює:          sin sin sin sin dnksx , (1) де d – діаметр шнека; n – частота обертання шнека. у випадку однозахідного шнека, тобто 1i , об’ємна продуктивність переміщення матеріалу можна визначити з такого рівняння: hhq sx підставивши в рівняння (3) формулу для визначення швидкості sx та вираз для визначення ширина каналу h , що був отриманий в роботі [10], отримаємо: k sx b   b c a рис. 3 – план швидкостей вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 91          sin sinsin sin sin sin 22 hnddhdnq . кут переміщення твердої корки  визначимо розглянувши усталений рух та припускаючи, що при цьому сили тертя, які діють на корку з боку гвинтового каналу ( 3f , 4f , 5f ) і сили тертя, які діють з боку внутрішньої поверхні матеріального циліндру ( 1f ) можуть бути зв’язані таким співвідношенням [1]: )cos(1  ff , (2) де f – сума сил: 3f , 4f , 5f . припустивши, що реакція стінок каналу шнека і матеріального циліндра однакова, для визначення кута переміщення  можна скористатися таким рівнянням [9]:             2 22 1 1 arcsin s s f kf , (3) де          h h f f p p fi h k b s s 2 1ln 0 , (4) p – поле тиску вздовж гвинтового каналу шнека; 0p – тиск на початку гвинтового каналу; h і h – відповідно, ширина та глибина каналу. вираз для визначення поля тиску вздовж гвинтового каналу шнека отримаємо на основі рівняння балансу сил в повздовжньому та поперечному напрямках каналу. перед побудовою рівняння балансу сил визначимо усі сили, що діють на елемент корки під час його руху вздовж каналу шнека. силу тертя, що діє на елемент корки збоку стінки матеріального циліндра і змушує її пересуватися вздовж гвинтового каналу шнека, можна визначити з такого рівняння: phdxkfhdxpff sbbbb  , (5) де bp – тиск збоку корки на стінку матеріального циліндра; p – питомий тиск корки; ppk bs  – коефіцієнт, що характеризує анізотропію поля тиску. коефіцієнт sk також можна визначити з такого рівняння [1]: )arctgsin(1 )arctgsin(1 f f k s    , (6) де f – коефіцієнт тертя між кусками полімерного матеріалу. осьова і тангенціальна компоненти bf відповідно можна визначити в такий спосіб: .coscos ,sinsin dxphkfdxhpff dxphkfdxhpff sbbbb sbbbbj    (7) реакції відкинутих кусків корки можна визначити помноживши питомий тиск на площу поперечного перерізу каналу, тобто:     1 2 , tg . r r f h h p f h h dx p dp           . (8) вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 92 якщо серцевина шнека є конічною, то вздовж його довжини глибина гвинтового каналу плавно зменшується, тобто будемо мати результуючу силу rf , що дорівнює різниці між реакціями відкинутих кусків:      2 1 tg tg tgr r rf f f h h dx p dp h h p dp h h dx p h dx                      . (9) нормальні сили, що діють з боку стінок каналу шнеку на корку, можна визначити таким чином: . , * 1 2 fhdxpkf hdxpkhdxpf sn snn   (10) де 1nf – нормальна сила, що діє з боку передньої стінки каналу шнека; 2nf – нормальна сила, що діє з боку штовхаючої стінки каналу шнека; *f – невідома сила, що виникає в результаті конусності серцевини шнека. крім того, в шнеках з конічною серцевинною збоку останньої діє додаткова нормальна сила sf , яку визначимо з такого рівняння [1]: dxhpkf ss  . (11) сили тертя, що діють на корку збоку штовхаючої і передньої стінки каналу шнека, відповідно, дорівнюють:   . , * 11 22 sssns sssns ffhdxpkfff dxhfpkfff   (12) сила тертя, що діє на елемент корки збоку дна каналу, дорівнює: dxhfpkf ssk  . (13) при нормальній роботі шнекового конвеєра сума проекцій всіх сил на вісь шнека має дорівнювати нулю, тобто:             02121  jkjssjnnjsjrjb ffffffff . (14) осьові компоненти сил отримаємо, перемножуючи їх на sin , sin , ssin (рис. 4).   d d s s  3 6 9 d b b                           d рис. 4 – розгортка гвинтової лінії шнека вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 93 сили, що діють в площині дна каналу, перемножимо на ssin ; сили, що діють в площинах бокових поверхонь каналу, перемножимо на sin ; сили, що діють в площині дотику еластичної корки та стінки матеріального циліндру, перемножимо на sin :     0sinsinsinsinsinsin 2121  skssnnssrb ffffffff . (15) запишемо рівняння рівноваги в моментах відносно осі шнека. для цього слід кожну силу перемножити на відповідне значення радіусу. якщо сили прикладені в площині дна гвинтового каналу шнека, то радіус дорівнює hdds 2 , якщо сили прикладені в площинах бокових поверхонь каналу, то радіус дорівнює hdd  . з урахуванням сказаного вище рівняння рівноваги в моментах відносно осі шнека запишеться в такий спосіб:             0 222222 2121   s kssnn s srb d f d ff d ff d f d f d f . (16) аналогічно, тангенціальні компоненти сил отримаємо множенням модуля відповідного вектору сили на cos , cos , scos залежно від площини дії сили (рис. 4).     0 2 cos 2 cos 2 cos 2 cos 2 cos 2 cos 21 21   s skss nn s ssrb d f d ff d ff d f d f d f (17) перетворюючи рівняння (15) та (17), виключаючи невідому нормальну силу *f , і виконуючи інтегрування в межах відстані транспортування полімерних відходів, отримаємо вираз для визначення тиску на виході:             2 1 22 11 12 z z dz bka kab epp , (18) де 1p – тиск на початку транспортування полімерних відходів, тобто на відстані 01 z ; 2p – тиск наприкінці транспортування, тобто на відстані 2z ; 21 1 1sin sin2sinsin           sssssbb f khffhkhkhfa ; (19) 1 2 ctg cos cos 2 sin ctg 1 1 s s b b s s s s s dd d b hf k h hk f hf k d d f d                 ; (20) d dhh b   cos 2 ; (21)    sincos cossin s s f f d d k , (22) де arctg b d        ; вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 94 arctgs s b d         . рівняння (18) (22) розв’яжемо числовим методом. для спрощення моделі замінимо конічну серцевину ступеневою циліндричною і покладемо в рівняннях (19) (22) 0 , а припускаючи, що корка є ізотропним середовищем, тобто 1 bs kk , отримаємо такий вираз: z bka kab ii epp      22 11 1 . (23) де 1 1 2 sin 2 sin sin ; cos 2 sin ctg ctg ; cos ; sin cos . cos sin b s s s b s s s s s a hf hf hf dd b hf hf hf d d hhd b d fd k d f                  (24) в результаті проведених в роботі теоретичних досліджень, для яких використовувалися дані з робіт [1, 2, 4, 5], встановлено, що вплив співвідношення коефіцієнтів тертя між полімером і циліндром та між полімером і шнеком на об’ємну продуктивність переміщення матеріалу є суттєвим (рис. 5, 6). отриманні результати добре узгоджуються з результатами експериментальних досліджень, що наведені в [5]. 0 2 4 6 10 12 8 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 qk, см /с3 , рад 3 1 2 рис. 5 – графіки залежності продуктивності зони живлення від кута підйому гвинтового каналу: 1 – n = 100 об/хв; 2 – n = 50 об/хв; 3 – n = 25 об/хв 1,00,90,80,70,60,50,40,30,20,10 f s/f b 3qk, см /с 8 4 0 2 6 10 12 14 1 3 4 2 6 5 рис. 6 – графіки залежності продуктивності зони живлення від співвідношення коефіцієнтів тертя між коркою полімеру та поверхнями циліндра і шнека 1 – φ = 45°; 2 – φ = 30°; 3 – φ = 20°; 4 – φ = 10°; 5 – φ = 6°; 6 – φ = 3° так, для руху твердої корки полімеру при великому куті підйому гвинтового каналу вимагається більш сприятливе співвідношення коефіцієнтів тертя, ніж для малих кутів (рис. 5). наприклад, якщо кут підйому близький до 90°, то стійкій процес транспортування полімеру з зони живлення у зону плавлення можна забезпечити тільки з таким шнеком, щоб коефіцієнт тертя між ним і полімерною коркою був близьким до нуля. зрозуміло, що такі умови не реальні. з другого боку, по мірі зменшення кута підйому гвинтового каналу стають прийнятними більші значення співвідношення коефіцієнтів тертя (рис. 6). наприклад, шнек з кутом підйому гвинтового каналу  = 10° при співвідношенні коефіцієнтів тертя fs / fb = 0,2 буде забезпечувати вдвічі меншу продуктивність, ніж шнек з кутом нарізки  = 60°, а при співвідношенні коефіцієнтів тертя fs / fb = 0,65 буде забезпечувати навпаки вдвічі більшу продуктивність. проведений аналіз показав, що при малих кутах підйому гвинтового каналу створюються кращі умови для транспортування твердої корки полімерного матеріалу і цей кут має лежати в діапазоні між 19° (0,33 рад) та 24° (0,42 рад). отримані результати добре узгоджуються з [1]. вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 95 0,2 0,4 0,6 0,8 1,00 1,0 1,5 2,0 2,5 j, м p, па·10 -3 рис. 7 – зміна тиску в полімерній корці по мірі просування твердої корки по каналу шнека тиск в ній збільшується (рис. 7), корка ущільнюється, а поверхня корки, що дотикається до внутрішньої стінки матеріального циліндра, нагрівається за рахунок роботи сил тертя і на ній утворюється тонкий шар розплаву, який постійно збільшується. таким чином, в результаті недостатнього тепловідводу виникає передчасне плавлення пристінного шару полімерної корки, при цьому сила тертя різко спадає і полімерна корка починає повністю проковзувати відносно стінки матеріального циліндра, а її рух по гвинтовому каналу шнека припиняється. висновки вплив співвідношення коефіцієнтів тертя між полімером і циліндром та між полімером і шнеком на об’ємну продуктивність переміщення матеріалу є суттєвим. для збільшення різниці між силами тертя з урахуванням досліджень та рекомендацій [1, 2, 4, 9] пропонується: 1. збільшити тертя між полімером і внутрішньою поверхнею циліндра. це можна забезпечити в такий спосіб: збільшити шорсткість цієї поверхні; збільшити площу тертя (добавити певні елементи або нарізати канавки); на початку зони живлення зменшити температуру матеріального циліндру. 2. зменшення тертя між полімером і поверхнями гвинтового каналу. це можна забезпечити в такий спосіб: зменшити шорсткість поверхонь каналу шнека (застосування антифрикційного покриття, використання каталітичної конверсії поверхонь – j-tex або dyna-blue); збільшити радіус торця по зовнішньому діаметру гребеня; виключити направляючий короткий гребень на початку зони живлення; збільшити температуру шнека. література 1. торнер р. в. теоретические основы переработки полимеров (механика процессов) / р. в. торнер. – м.: химия, 1977. – 464 с. 2. tadmor, zehev, 1937. principles of polymer processing / zehev tadmor, costas g. gogos. – published by john wiley&sons, inc., hoboken, new jersey. – 2006. – 920 p. 3. darnell w. h. solids conveying in extruders / w. h. darnell, e. a. mol. // soc. plast. eng. journal. – 1956. – № 12. – p. 20-28. 4. мак-келви д. м. переработка полимеров / д. м. мак-келви. – м.: химия, 1965. – 444 с. 5. лапшин в. в. основы переработки термопластов литьем под давлением / в. в. лапшин. – м.: химия, 1974. – 270 с. 6. donovan r. c. the plasticating process in injection molding / r. c. donovan // polymer engineering & science. – 1974. – v. 14. – issue 2. – p. 101-111. 7. злотенко б. м. научные основы проектирования технологического процесса литья изделий лёгкой промышленности с прогнозированными свойствами: дис. доктора техн. наук : 05.19.06 / злотенко борис миколайович. – к., 2003. – 405 с. 8. кулік т. і. вдосконалення технологічного процесу лиття комбінованих взуттєвих виробів із полімерних матеріалів : дис. канд. техн. наук : 05.19.06 / кулік тетяна ігорівна. – к., 2006. – 190 с. 9. оссвальд т. а. литье пластмасс под давлением / т. а. оссвальд, л.-ш. тунг, п. дж. грэманн; под ред. э.л. калинчева. – спб.: профессия, 2006. – 712 с. 10. синюк о.м. математичне моделювання впливу геометрії шнека та кінематичних параметрів його руху на переміщення гранульованого полімеру в процесі лиття під тиском / о.м. синюк, м.є. скиба, а.ю. михайловський // вісник хмельницького національного університету, 2015. – №5. – с. 125-133. поступила в редакцію 30.06.2016 вплив тертя на об’ємну продуктивність переміщення відходів полімерного матеріалу в шнековому конвеєрі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 96 synyuk o.m. influence on the volumetric efficiency of friction displacement of polymeric material waste in a screw conveyor. the characteristics of the movement of the polymeric material in the grinding zone. the dependence of the effect of kinematic and dynamic parameters of the screw conveyor in the volumetric efficiency of transportation of the polymer material in the processing zone. the influence of the ratio of the friction coefficient between the polymer and the cylinder and between the polymer and the screw on the bulk material moving capacity. recommendations to increase the volumetric efficiency of the polymer transport. keywords: polymer, transportation, screw, material cylinder, processing, performance. references 1. torner r. v. teoreticheskie osnovyi pererabotki polimerov (mehanika protsessov). m.: himiya, 1977. 464 p. 2. tadmor, zehev, 1937. principles of polymer processing / zehev tadmor, costas g. gogop. published by john wiley&sons, inc., hoboken, new jersey. 2006. 920 p. 3. darnell w. h. solids conveying in extruders. w. h. darnell, e. a. mol. soc. plast. eng. journal. 4. mak-kelvi d. m. pererabotka polimerov. d. m. mak-kelvi. m.: himiya, 1965. 444 p. 5. lapshin v. v. osnovyi pererabotki termoplastov litem pod davleniem. v. v. lapshin. m.: himiya, 1974. 270 p. 6. donovan r. c. the plasticating process in injection molding. r. c. donovan. polymer engineering & science. 1974. v. 14. issue 2. p. 101-111. 7. zlotenko b. m. nauchnyie osnovyi proektirovaniya tehnologicheskogo protsessa litya izdeliy lёgkoy promyishlennosti s prognozirovannyimi svoystvami: dip. doktora tehn. nauk : 05.19.06. zlotenko boris mikolayovich. k., 2003. 405 p. 8. kulik t. i. vdoskonalennya tekhnolohichnoho protsesu lyttya kombinovanykh vzuttyevykh vyrobiv iz polimernykh materialiv : dyp. kand. tekhn. nauk : 05.19.06. kulik tetyana ihorivna. k., 2006. 190 p. 9. ossvald t. a. lite plastmass pod davleniem. t. a. ossvald, l.-sh. tung, p. dj. gremann; pod red. e.l. kalincheva. spb.: professiya, 2006. 712 p. 10. synyuk o.m. matematychne modelyuvannya vplyvu heometriyi shneka ta kinematychnykh parametriv yoho rukhu na peremishchennya hranul'ovanoho polimeru v protsesi lyttya pid tyskom. o.m. synyuk, m.ye. skyba, a.yu. mykhaylovs'kyy. visnyk khmel'nyts'koho natsional'noho universytetu, 2015. no 5. p. 125-133. 82 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... парусов э.в.,* сычков а.б.,** губенко с.и.,*** сагура л.в.,* чуйко и.н.* *институт черной металлургии им. з.и. некрасова нан украины, г. днепропетровск, украина, **магнитогорский государственный технический университет им. г. и. носова, г. магнитогорск, россия, ***национальная металлургическая академия украины, г. днепропетровск, украина e-mail: tometal@ukr.net о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали без применения термической обработки удк 621.771.25:669.14-194:620.18:593.3 проведен комплексный анализ различных факторов (структурных и технологических), снижающих технологическую пластичность при волочении бунтового проката из высокоуглеродистых марок сталей. для гарантированного безобрывного волочения сталей перлитного класса со степенями деформации не менее 75 % бунтовой прокат диаметром 8,0 … 14,0 мм должен обладать определенным комплексом качественных показателей: равномерно сформированной сорбитной структурой по сечению металла, минимальной загрязненностью стали неметаллическими включениями, отсутствием либо же наличием цементитной сетки не более класса в (стандарт nfa 04-114:1984). исследования показали, что мартенсит, неметаллические включения и участки перлита свыше 5 балла (гост 8233-56) являются дополнительными концентраторами напряжений и вызывают преждевременное разрушение металла при волочении. показано негативное воздействие дополнительных факторов, в частности, механических повреждений металла и превышения скоростного регламента волочения на формирование недопустимых структур (мартенсита) на поверхности бунтового проката-проволоки. ключевые слова: бунтовой прокат, химический состав, микроструктура, технологическая пластичность, неметаллические включения, перлит, мартенсит. введение и состояние проблемы в настоящее время в условиях оао «молдавский металлургический завод» (оао «ммз», г. рыбница, молдова) успешно внедрена технология производства высокоуглеродистого бунтового проката диаметром 5,5 … 14,0 мм из сталей марок с72d, с78d, c80d, c82d и с86d в соответствии с требованиями en iso 16120-2:2011. данная металлопродукция предназначена для производства холоднодеформированной проволоки, из которой изготавливаются различные изделия, в том числе высокопрочные элементы строительных конструкций (арматурные канаты, проволочная арматура периодического и гладкого профилей). для получения сочетания высоких прочностных и пластических показателей металлопроката определены рациональный химический состав и режимы деформационно-термической обработки [1 6]. бунтовой прокат из высокоуглеродистых марок сталей используется при производстве ответственных видов метизной продукции, поэтому к его качественным показателям предъявляются весьма жесткие требования. потребителями качественного сортамента сталей являются метизные предприятия, использующие современные и прогрессивные технологические схемы переработки, для которых характерным является снижение издержек технологического процесса и повышенная экологическая безопасность. подготовка поверхности бунтового проката к волочению при производстве высокопрочной холоднодеформированной проволоки в условиях национальных метизных предприятий осуществляется, как правило, при помощи кислотного травления, в отличие от метизных предприятий стран ес, где все большее предпочтение отдается переориентированию на механический способ удаления окалины, которому сегодня нет альтернативы [7]. производство высокопрочных арматурных канатов состоит из целого ряда технологических операций: подготовка поверхности (кислотное травление) бунтового проката, подтяжка проката на промежуточный диаметр (заготовку), патентирование, повторная подготовка поверхности, волочение на конечный диаметр проволоки, свивка холоднодеформированной проволоки в канат требуемой конструкции, стабилизация каната под нагрузкой, намотка на деревянный барабан. изготовление проволочной арматуры осуществляется аналогичным способом, отличие заключается лишь в том, что на поверхность готовой холоднодеформированной проволоки при помощи высокопрочных роликов накатывают двух проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 83 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... или трехсторонний профиль, а затем выполняют ее стабилизацию с предварительным натяжением, после чего наматывают на деревянный барабан. в отличие от традиционного технологического способа производства арматурных канатов и проволочной арматуры, которые используются на метизных предприятиях украины, современная технологическая схема не включает операцию патентирования металла, а в некоторых случаях и кислотное травление при подготовке поверхности проката к волочению. для переработки бунтового проката с применением современной и прогрессивной технологической схемы необходима высококачественная металлопродукция, изготовленная на металлургических предприятиях при непрерывном охлаждении на линии стелмор [3]. получение сорбитной структуры при производстве проката способствует повышению прочностных показателей при сохранении достаточного уровня пластичности, что позволяет обеспечить хорошую деформируемость металла на метизном переделе и отказаться от энергоемкой и экологически вредной операции патентирования. в настоящее время метизные предприятия занимаются модернизацией своего технологического парка оборудования и приобретают современные производственные линии, которые предназначены, в частности, для изготовления элементов высокопрочных строительных конструкций (арматурные канаты, проволочная арматура). указанные технологические линии оснащены участком стабилизации с предва-рительным натяжением, что позволяет повысить уровень механических свойств и показатель релаксаци-онной стойкости метизных изделий под нагрузкой в процессе эксплуатации. все это предопределяет не-обходимость использования качественного исходного сырья – бунтового проката диаметром 8,0 … 14,0 мм, имеющего структуру сорбита. однако необходимо понимать, что соответствие качественных показате-лей горячекатаного бунтового проката по структурному признаку свойствам патентированного металла не свидетельствует об однозначной возможности применения современной технологической схемы его переработки. анализ технической литературы показал, что на сегодняшний день отсутствуют исследова-ния, которые позволяют комплексно осветить всевозможные факторы, влияющие на снижение техноло-гической пластичности бунтового проката на метизном переделе. на практике также проявляются фак-торы, которые не связаны с качеством исходной металлопродукции, однако могут вызывать повышен-ную обрывность металла при больших степенях суммарного обжатия в процессе волочения. цель работы целью работы является определение комплекса факторов, влияющих на технологичность бунтового проката в процессе волочения при суммарном относительном обжатии не менее 75 %. материал и методики исследований в качестве материала для проведения исследований использованы промышленные партии бунтового проката, произведенные в условиях оао «ммз» из сталей марок с72d, с78d, с80d, c82d и c86d, микролегированных бором и изготовленных в соответствии с требованиями en 16120-2:2011. в качестве легирующих элементов в стали марок с78d, с80d и с82d вводили ванадий (0,03 … 0,08 %), хром (0,18…0,30 %) и осуществляли комплексный ввод указанных элементов ((v+cr) ≤ 0,27 %). оценку загрязненности стали неметаллическими включениями выполняли по гост 1778-70 (метод ш4), степень дисперсности перлита определяли по гост 8233-56, а наличие цементитной сетки (класс) – по стандарту nfa 04-114:1984. металлографический анализ выполняли на световом оптическом «olympus bx51m» и растровом электронном «vega ts5130mm» микроскопах. результаты исследований и их обсуждение как было отмечено выше, одна из главных проблем, с которой сталкиваются металлургические предприятия при производстве бунтового проката диаметром 8,0 … 14,0 мм, является обеспечение требуемого структурного состояния (количества сорбитообразного перлита) и временного сопротивления разрыву, которое в зависимости от класса прочности готовой метизной продукции должно составлять не менее 1150 … 1200 мпа. ввиду того, что для изготовления арматурных канатов и проволочной арматуры в качестве исходного сырья используется бунтовой прокат диаметром свыше 8,0 мм, обеспечение указанных значений временного сопротивления разрыву проката в состоянии поставки является весьма проблематичным. достигнутые практические результаты в условиях оао «ммз» показали, что гарантированное достижение требуемого диапазона значений временного сопротивления разрыву бунтового проката возможно при выполнении следующих условий [1]: интенсивное ускоренное воздушное охлаждение после виткообразователя на линии стелмор (средняя скорость охлаждения 25 с/с); проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 84 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... ввод легирующих элементов в сталь (ванадий и/или хром), что повышает устойчивость охлаждаемого аустенита, а нижняя критическая скорость охлаждения при этом снижается и составляет менее 25 ºс/с; проведение дополнительной термической обработки патентирования на метизных предприятиях. с экономической точки зрения наименее эффективным способом является проведение патенти рования, а скорость воздушного охлаждения 25 с/с при производстве проката диаметром свыше 8,0 мм на линии стелмор для большинства металлургических предприятий постсоветского пространства является недостижимой. следовательно, наиболее перспективным способом является дополнительное легирование стали, что позволяет снизить скорость воздушного охлаждения (на 5 … 8 ºс/с) и адаптировать технологические режимы регулируемого охлаждения бунтового проката диаметром 8,0 … 14,0 мм к условиям действующих производственных мощностей металлургических предприятий. несмотря на снижение фактической скорости ускоренного воздушного охлаждения, все же удается достичь требуемое структурное состояние (количество сорбитообразного перлита не менее 75 %) в зависимости от диаметра проката [2, 5, 6]. дополнительный вклад в упрочнение проката достигается за счет следующих механиз-мов: дисперсионного ‒ выделение дисперсных частиц карбонитридов ванадия (при вводе ванадия на-блюдается измельчение действительного зерна аустенита и, соответственно, снижается количество сор-битообразного перлита при последующем охлаждении), твердорастворного (ввод хрома) либо путем со-вмещения перечисленных механизмов. повышение охлаждающей способности линии стелмор оао «ммз» было достигнуто после проведения работ по ее реконструкции, которая заключалась в замене дутьевых вентиляторных систем на высоконапорные блоки струйного охлаждения (в количестве 6 штук мощностью 160 квт с частотой вращения 1480 мин -1 ). впоследствии дополнительно установлены два высоконапорных блока струйного охлаждения мощностью 55 квт с частотой вращения 750 мин -1 , которые были перенесены из хвостовой части в начало линии стелмор. технологические мероприятия, заключающиеся в дополнительной герметизация участка ускоренного воздушного охлаждения, позволили исключить подсос воздуха и заметно повысить эффективность работы дутьевых вентиляторных систем. это привело к обеспечению средней скорости ускоренного воздушного охлаждения на линии стелмор 20 с/с для диаметра бунтового проката 12,0 мм, что способствовало формированию требуемой микроструктуры (количество сорбитообразного перлита ≥ 75 %, требования en 16120:2011) и, соответственно, достижению необходимого класса прочности ( в ≥ 1200 мпа). такие показатели качества были получены при дополнительном введении в сталь легирующих элементов (v 0,055 … 0,080 %, cr 0,24 … 0,28 %), (v + cr) 0,24 ... 0,27 %) при скорости воздушного охлаждения 16 ... 18 ºс/с, что в 1,4 раза меньше скоростей охлаждения, применяемых при производстве проката из высокоуглеродистых марок сталей [1, 4, 8]. следует отметить, что наряду с достигнутым положительным практическим результатом ввод в сталь легирующих элементов имеет и негативное воздействие на параметры структуры бунтового проката, которое заключается в проявлении ликвации вышеуказанных легирующих элементов в локальных микрообъемах металла 8 и вызывает образование структур закалки (мартенсита). металлографический анализ показал, что мартенсит преимущественно расположен в осевой зоне бунтового проката. в работах [8, 9] показано, что после горячей пластической деформации дендритное строение непрерывнолитой заготовки может вызывать структурную и осевую полосчатости (рис. 1). 50 500 2,5 500 2,5 а б в рис. 1 – структурная (а) и осевая (б, в) полосчатости в структуре бунтового проката из стали с82d диаметром 11,0 мм (продольный шлиф): а, б – содержание хрома 0,25 %; в – содержание ванадия 0,068 % проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 85 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... при непрерывном охлаждении бунтового проката на линии стелмор в осевой зоне за счет ликвации ванадия и/или хрома и соответствующего повышения устойчивости метастабильного аустенита возникают предпосылки для образования мартенситных участков различных размеров (рис. 2). в работах [8, 9] показано, что мартенсит располагается преимущественно в тех местах, где проявляется структурная полосчатость. деформационно-термическая обработка непрерывнолитой заготовки приводит к тому, что узор дендритного строения существенно нарушается, а в процессе горячей деформации оси дендритов вытягиваются, ориентируясь вдоль направления прокатки, что вызывает появление структурной полосчатости. а б в рис. 2 – мартенсит в осевой зоне ( 1000) бунтового проката из стали с82d диаметром 12,0 мм (продольный шлиф): а – содержание хрома 0,25 %; б – содержание ванадия 0,068 %; в – без легирующих элементов установлено, что максимально допустимый размер мартенсита в осевой части проката не должен превышать следующих значений: для диаметра проката 5,5 … 8,0 мм не более 50 мкм, а для проката диаметром 8,0 … 14,0 мм не более 70 мкм. на рис. 3 показано формирование необратимых повреждений (микротрещин) в структуре бунтового проката, которые снижают его технологическую пластичность при волочении и вызывают повышенную обрывность при относительном суммарном обжатии более 36 %. 100 100 100 3 а б в рис. 3 – необратимое повреждение бунтового проката, вызывающее преждевременное разрушение холоднодеформированной проволоки диаметром 7,2 мм из стали с82d (v 0,072 %): а – осевая часть проката вблизи зоны ликвационной полосчатости; б – v-образная трещина вблизи мартенсита; в – развитие микротрещины вблизи участков перлита 5 балла (по гост 8233-56) при скоростях воздушного охлаждения проката на линии стелмор менее 8 ºс/с ликвация проявляется в виде карбидной неоднородности – выделение структурно свободного цементита по границам перлитных зерен (рис. 4, а). несмотря на это, мощность системы ускоренного воздушного охлаждения линии стелмор оао «ммз» позволяет успешно решать эту проблему и практически полностью подавлять выделение цементитной сетки по границам зерен. следует отметить, что исключение цементитной сетки в структуре металла не гарантируется только применением ускоренного воздушного охлаждения, за счет ликвации структурно свободный цементит может проявляться в виде разорванной или сплошной сетки в осевой зоне проката (рис. 4, б). такая вероятность повышается при увеличении диаметра бунтового проката, что связано с меньшей деформационной проработкой непрерывнолитой заготовки в процессе горячей пластической деформации и, соответственно, большей степенью проявления карбидной ликвации. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 86 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... а б рис. 4 – структурно свободный цементит ( 500) по границам перлитных зерен в бунтовом прокате из стали с82d диаметром 11,0 мм (содержание хрома 0,27 %): а – скорость охлаждения 7 ºс/с; б – скорость охлаждения 5,8 ºс/с при выполнении исследований оценку цементитной сетки проводили методом сравнения с эталонными шкалами стандарта nfa 04-114:1984, согласно которому она разделяется на 5 классов: a, b, c, d, e, где класс а соответствует полному её отсутствию в структуре металла. 1000 1000 2,5 рис. 5 – неравномерность формирования перлитной структуры в бунтовом прокате из стали марки с72d диаметром 6,5 мм (количество сорбитообразного перлита менее 35 %) а б в рис. 6 – допустимые неметаллические включения в бунтовом прокате из стали с78d диаметром 7,0 мм по гост 1778-70 (продольный шлиф): а – силикаты хрупкие (1 балл); б – общий вид неметаллических включений; в – оксиды строчечные (2 балл) а б рис. 7 – недопустимые неметаллические включения в бунтовом прокате из стали с72d диаметром 6,5 мм по гост 1778-70 (продольный шлиф): а – общий вид неметаллического включения; б – силикаты хрупкие (4 балл) проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 87 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... промышленное освоение и корректировка технологических режимов деформационнотермической обработки бунтового проката из высокоуглеродистых марок сталей позволили установить, что повышение обрывности металла при волочении связано в большинстве случаев с неравномерностью формирования перлитной структуры по сечению проката (рис. 5), загрязненностью стали неметаллическими включениями свыше 2 балла по гост 1778-70 (рис. 6, 7), а также с развитием карбидной ликвации классов с … е (рис. 8, в, г). установлено, что приемлемым классом цементитной сетки, который не оказывает влияние на технологичность металла при волочении являются а и в (рис. 8, а). а б в г рис. 8 – выделение структурно-свободного цементита ( 500) в структуре бунтового проката диаметром 11,0 мм из стали с82d: а – скорость охлаждения 14 ºс/с (класс в); б – скорость охлаждения 8 ºс/с (класс с); в – скорость охлаждения 5,5 ºс/с (класс d); г – скорость охлаждения 4,5 ºс/с (класс е) подусадочная ликвация соответствующая 3 … 4 баллам стандарта en 16120:2011 проявляется в преждевременном разрушении металла в процессе волочения при степенях деформации более 40 %. при разрушении наблюдается образование характерного дефекта типа «конус-лунка» (рис. 9, а … г). участки перлита с межпластиночным расстоянием более 0,80 мкм и цементитная сетка классов d, e вызывают образование микро-, транси интеркристаллитных трещин (рис. 9, д … з). а б в г ×75 500 2,5 д е ж з рис. 9 – влияние различных факторов на преждевременное разрушение бунтового проката в процессе волочения на метизном переделе: а … г – дефект «конус-лунка», вызванный ликвацией; д – микротрещины в осевой зоне проволоки, совпадающей с осевой ликвацией; е – разрушение проволоки от участка перлита с межпластиночным расстоянием 0,87 мкм; ж – развитие интеркристаллитных трещин при деформации проката (степень деформации 47 %) с цементитной сеткой класса е; з – развитие транскристаллитных трещин по границам перлитных зерен (цементитная сетка класса е) проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 88 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... в процессе наблюдения за технологичностью переработки бунтового проката на метизных предприятиях установлено, что дополнительными факторами, которые снижают технологическую пластичность металла при волочении, могут быть дефекты поверхности, наследуемые от дефектов поверхности заготовки, а также возможных повреждений в линии прокатного стана в процессе горячей деформации. одним из критериев оценки качественных показателей проката является нормирование поверхностных дефектов [10 13]. их влияние подробно изучено в технической литературе, в связи с этим в настоящей работе они не рассматриваются. в процессе транспортировки металлопродукции к потребителю и во время проведения погру-зочноразгрузочных работ поверхность проката следует предостерегать от возможных механических по-вреждений, связанных с трением поверхности, приводящим к резкому разогреву тонкого слоя проволоки. в результате при быстром охлаждении этого слоя образуется мартенсит (рис. 10, а). немаловажным является и соблюдение скоростного регламента процесса волочения, который для бунтового проката не должен составлять – vвол ≤ 10 … 12 м/с (рис. 10, б). при формировании мартенсита в процессе механиче-ского воздействия на поверхности бунтового проката появляется характерный блеск, напоминающий по-лированный металл (рис. 10, д). 500 50 500 3 а б в 500 г д рис. 10 – образование структур закалки на поверхности бунтового проката и холоднодеформированной проволоки (участки с мартенситом выделены стрелками): а – механическое повреждение бунтового проката диаметром 7,0 мм из стали с80d; б, в – нарушение скоростного регламента волочения проката диаметром 6,5 мм (vвол 15 м/с) из стали с72d (зона излома, поперечный шлиф); г – нарушение скоростного регламента волочения проката диаметром 7,0 мм (vвол 14 м/с) из стали с78d (продольный шлиф) рис. 11 – развитие необратимых повреждений проката-проволоки при наличии закаленного слоя на поверхности металла (микротрещины выделены пунктирными линиями) проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 89 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... при технологическом движении такого проката через систему монолитных волок волочильного состава в очаге деформации возникают локальные сколы твердого недеформирующегося закаленного слоя (мартенсита), приводящие к образованию микротрещин, развивающихся от поверхности вглубь металла (рис. 11), что в дальнейшем повышает обрывность проволоки, вызывая её преждевременное разрушение. выполненные исследования позволили определить рациональный химический состав стали, а также разработать на оао «ммз» технологические режимы высокотемпературной деформационнотермической обработки бунтового проката из высокоуглеродистой стали марки с86d, применив инновационные подходы при его производстве, которые не предусматривают дополнительное введение в сталь легирующих элементов (ванадий и/или хром) [6, 14]. это позволило уменьшить проявление ликвации и обеспечить формирование эффективной сорбитной структуры и комплекса механических свойств проката с целью его переработки в проволоку по современной технологической схеме прямого волочения (без применения дополнительной термической обработки), которая предназначена для изготовления высокопрочных арматурных канатов и проволочной арматуры (гладкого и периодического профилей). на металлургических предприятиях украины производство бунтового проката из высокоуглеродистых марок сталей осуществляется по стандартам дсту 3683-98 и гост 14959-79, однако при этом не нормируются загрязненность стали неметаллическими включениями и допустимый класс цементитной сетки. кроме этого в соответствии с дсту 3683-98 допускается достаточно большой разброс временного сопротивления разрыву более 150 мпа, а по гост 14959-79 вовсе отсутствуют требования к механическим свойствам и оценке степени дисперсности перлита. следовательно, применяемые стандарты при производстве бунтового проката из высокоуглеродистой стали в украине сегодня являются морально устаревшими, ввиду чего целесообразно разработать новую нормативную документацию, к примеру, на базе европейского стандарта en 16120:2011. наряду с этим, разработка инновационных подходов к режимам деформационно-термической обработки бунтового проката и внедрение современных методик оценки его качественных показателей позволит добиться желаемого результата – получить высококачественное исходное сырьё для метизной промышленности. выводы 1. при проведении исследований выполнен комплексный анализ различных факторов (структурных и технологических), которые снижают технологическую пластичность при волочении бунтового проката из высокоуглеродистых марок сталей. 2. для гарантированного безобрывного волочения сталей перлитного класса со степенями деформации не менее 75 %, бунтовой прокат диаметром 8,0 … 14,0 мм должен обладать определенным комплексом качественных показателей: равномерно сформированной сорбитной структурой, минимальной загрязненностью стали неметаллическими включениями (не более 2 балла по гост 1778-70) и полным отсутствием (класс а) либо наличием цементитной сетки не более класса в (стандарт nfa 04-114:1984). 3. ввиду отсутствия в используемых в украине стандартов (дсту 3683-98, гост 14959-79) требований к оценке цементитной сетки и неметаллических включений в структуре бунтового проката, целесообразно разработать новую нормативную документацию на производство качественного бунтового проката из высокоуглеродистых марок сталей. 4. повышение прочностных показателей металла достигается при дополнительном вводе в сталь легирующих элементов (ванадий и/или хром), однако при этом в осевой зоне бунтового проката формируются участки мартенсита различной протяженности. исследования показали, что мартенсит, неметаллические включения и участки перлита свыше 5 балла (по гост 8233-56) являются дополнительными концентраторами напряжений и вызывают преждевременное разрушение металла при волочении. 5. показано негативное воздействие дополнительных факторов, в частности, механических повреждений металла и превышение скоростного регламента волочения на формирование недопустимых структур (мартенсита) на поверхности бунтового проката, снижающих технологическую пластичность металла. 6. проведенные исследования позволили разработать в условиях оао «ммз» новые инновационные режимы деформационно-термической обработки бунтового проката из высокоуглеродистой стали. это позволило наряду с рационально выбранным химическим составом стали снизить ликвационные проявления, обеспечить высокую технологическую пластичность металла при волочении и достичь требуемого класса прочности готовых изделий без применения дополнительного ввода в сталь легирующих элементов. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 90 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... литература 1. парусов в. в. теоретические и технологические основы производства высокоэффективных видов катанки // в. в. парусов, а. б. сычков, э. в. парусов. – днепропетровск : арт-пресс, 2012. – 376 с. 2. разработка режима термомеханической обработки катанки из стали 85, микролегированной бором, на основе закономерностей превращений аустенита при непрерывном охлаждении / э. в. парусов, в. в. парусов, л. в. сагура [и др.] // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2015. – № 3. – с. 54-58. 3. современные требования к качественным показателям катанки различного назначения / э.в. парусов, и. н. чуйко, л. в. сагура [и др.] // хіх международная научно-практическая конференция «металлургия: технологии, инновации, качество», 15-16 декабря 2015 г. российская федерация, новокузнецк // материалы конференции. – 2015 г. – с. 90-96. 4. высокоуглеродистая катанка из стали, микролегированной ванадием / в. в. парусов, а. б. сычков, э. в. парусов [и др.] // металлург. – 2004. – № 12. – с. 63–67. 5. разработка режима двустадийного охлаждения катанки из стали с80d2, микролегированной бором и ванадием / э. в. парусов, в. в. парусов, л. в. сагура [и др.] // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2011. – № 3. – с. 53-56. 6. разработка технологии производства высокоуглеродистой катанки для ее энергои ресурсосберегающей переработки на метизном переделе / э. в. парусов, в. в. парусов, а. б. сычков [и др.] // строительство, материаловедение, машиностроение: сб. научн. тр. – днепропетровск. – 2010. – вып. 53. – с. 146-152. 7. перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению / э. в. парусов, а. б. сычков, с. и. губенко, и. н. чуйко // проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький. хну, 2016. – № 2. – с. 74-82. 8. вплив хімічного складу і дендритної структури безперервнолитих заготовок на прояв ліквацій них явищ у бунтовому прокаті / е. в. парусов, о. б. сичков, с. і. губенко [та ін.] // вісник приазовського державного технічного університету: зб. наук. праць. – маріуполь. – вип. 32. – 2016. – с.61-71. 9. effect of dendritic segregation in the continuos-cast semifinished product on the formation of the structure of high-carbon-steel wire rod / a. b. sychkov, m. a. zhigarev, s. yu. zhukova [and etc.]. – metallurgist. – 2008. – vol. 52. – № (5-6). – p. 275-282. 10. дефекты стали. справочное изд. / под ред. с. м. новокщеновой, м. и. виноград. – м. : металлургия, 1984. – 199 с. 11. дефекты стальных слитков и проката. справочник / в. в. правосудович, в. п. сокуренко, в. н. данченко, с. в. кондратьев. – м. : интермет инжиниринг, 2006. – 384 с. 12. трансформация дефектов непрерывнолитой заготовки в поверхностные дефекты проката / а. б. сычков, м. а. жигарев, а. в. перчаткин [и др.] // металлург. – 2006. – № 2. – с. 60–63. 13. дефекты стальных заготовок и металлопродукции белорусского металлургического завода. справочник-атлас / рук-ль проекта и составитель в. в. грицаенко, под общ. ред. а. н. савенка. – жлобин : оао бмз, 2013. – 326 с. 14. технология квазипатентирования бунтового проката больших диаметров в потоке линии стелмор / э. в. парусов, а. б. сычков, и. н. чуйко [и др.] // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2016. – № 3. – с.96-101. поступила в редакцію 07.10.2016 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 91 о повышении технологической пластичности при волочении бунтового проката из высокоуглеродистой стали ... parusov e. v., sychkov a. b., gubenko s. i., sahura l.v. on improving technological plasticity at drawing rolled steel products of high-carbon steel without heat treatment. the comprehensive analysis of various factors (structural and process), reducing the technological plasticity rolled steels of high-carbon steel at drawing is completed. to ensure hitless drawing pearlite class steels with a deformation degree of not less than 75%, rolled steels diameter of 8.0...14.0 mm must have a certain set of quality indicators: uniformly formed sorbitol structure on the cross section of the metal, minimum pollution has become non-metallic inclusions, absence or the presence of cementite grid no more class b (nfa 04-114:1984). studies have shown that martensite, non-metallic inclusions and areas of perlite more than 5 points (gost 823356) are additional stress concentrators and cause premature failure of metal at drawing. negative effects of additional factors, such as mechanical damage and exceeding metal drawing speed regulation on the formation of unacceptable structures (martensite) at rolled steels-wire surface it is established. the research allowed to develop innovative new modes of deformation and heat treatment rolled steel high carbon steel. this allowed along with rationally selected chemical composition of steel to reduce liquation manifestations, provide high technological plasticity of the metal during drawing and to achieve the required strength class finished products without any additional input in the steel alloying elements. keywords: rolled steel, chemical composition, microstructure, process flexibility, non-metallic inclusions, perlite, martensite. references 1. parusov v. v., syichkov a. b., parusov e. v. teoreticheskie i tehnologicheskie osnovyi proizvodstva vyisokoeffektivnyih vidov katanki, dnepropetrovsk. : art-press, 2012, 376 p. 2. parusov e. v., parusov v. v., sagura l. v. razrabotka rezhima termomehanicheskoy obrabotki katanki iz stali 85, mikrolegirovannoy borom, na osnove zakonomernostey prevrascheniy austenita pri nepreryivnom ohlazhdenii, metallurgicheskaya i gornorudnaya promyishlennost, 2015, no 3, pp. 54–58. 3. parusov e. v., chuyko i. n., sagura l. v. sovremennyie trebovaniya k kachestvennyim pokazatelyam katanki razlichnogo naznacheniya, hih mezhdunarodnaya nauchno-prakticheskaya konferentsiya «metallurgiya: tehnologii, innovatsii, kachestvo», 15-16 dekabrya 2015,rossiyskaya federatsiya, novokuznetsk, materialyi konferentsii, 2015, pp. 90-96. 4. parusov v. v., syichkov a. b., parusov e. v. vyisokouglerodistaya katanka iz stali, mikrolegirovannoy vanadium, metallurg, 2004, no 12, pp. 63–67. 5. parusov e. v., parusov v. v., sagura l. v. razrabotka rezhima dvustadiynogo ohlazhdeniya katanki iz stali s80d2, mikrolegirovannoy borom i vanadium, metallurgicheskaya i gornorudnaya promyishlennost, 2011, no 3, pp. 53-56. 6. parusov e. v., parusov v. v., syichkov a. b. razrabotka tehnologii proizvodstva vyisokouglerodistoy katanki dlya ee energoi resursosberegayuschey pererabotki na metiznom peredele, stroitelstvo, materialovedenie, mashinostroenie: sb. nauchn. tr., dnepropetrovsk, 2010, v. 53, pp.146-152. 7. parusov e. v., syichkov a. b, gubenko s. i., chuyko i. n. perspektivyi ispolzovaniya ekologicheski chistogo sposoba podgotovki poverhnosti buntovogo prokata k volocheniyu, problemy trybologіi (problems of tribology). khmel'nyts'kyi, khnu, 2016, no 2, pp. 74-82. 8. parusov e. v., sichkov o. b., gubenko s. i. vpliv himichnogo skladu i dendritnoyi strukturi bezperervnolitih zagotovok na proyav likvatsiy nih yavisch u buntovomu prokati, visnik priazovskogo derzhavnogo tehnichnogo universitetu: zb. nauk. prats, mariupol, v. 32, 2016, pp.61-71. 9. sychkov a. b., zhigarev m. a., zhukova s. yu. effect of dendritic segregation in the continuos-cast semifinished product on the formation of the structure of high-carbon-steel wire rod, metallurgist, 2008, v. 52, no (5-6), pp. 275-282. 10. defektyi stali. spravochnoe izd., pod red. s. m. novokschenovoy, m. i. vinograd. m. : metallurgiya, 1984, 199 p. 11. pravosudovich v. v., sokurenko v. p., danchenko v. n., kondratev s. v. defektyi stalnyih slitkov i prokata. spravochnik, m. : intermet inzhiniring, 2006, 384 p. 12. syichkov a. b., zhigarev m. a., perchatkin a. v. transformatsiya defektov nepreryivnolitoy zagotovki v poverhnostnyie defektyi prokata, metallurg, 2006, no 2, pp. 60–63. 13. defektyi stalnyih zagotovok i metalloproduktsii belorusskogo metallurgicheskogo zavoda. spravochnik-atlas. ruk-l proekta i sostavitel v. v. gritsaenko, pod obsch. red. a. n. savenka, zhlobin : oao bmz, 2013, 326 p. 14. parusov e. v., syichkov a. b., chuyko i. n. tehnologiya kvazipatentirovaniya buntovogo prokata bolshih diametrov v potoke linii stelmor, metallurgicheskaya i gornorudnaya promyishlennost, 2016, no 3, pp.96-101. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 79 буряк в.г.,* буряк а.в.** * хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти, ** хмельницький національний університет м. хмельницький, україна e-mail: viktorburyak1955@gmail.com закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням удк 621.9 виконується аналіз закономірностей зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням. розглядаються результати досліджень зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки в процесі оброблення різанням. отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку. ключові слова: оброблення різанням, розміри контактних поверхонь, усадка стружки, акустичні властивості матеріалів, причинно-наслідковий зв’язок, знос. вступ при формуванні раціональних технічних параметрів процесу оброблення різанням важливе значення набувають закономірності зміни характеристик процесу різання. розглядаючи площину зсуву в зоні різання, як головне джерело акумулювання коливань і хвиль зі сторони обробного матеріалу у напрямку мікроструктури інструментального матеріалу, визначаючими параметрами є кут нахилу площини зсуву, який розраховують за величиною коефіцієнта усадки стружки [1 4]. фронт атаки, що утворений акустичними коливними і хвильовими процесами та направлений на мікроструктуру інструментального матеріалу, проходить у межах робочих поверхонь контакту інструмента і матеріалу заготовки. взаємодія обробного матеріалу з інструментом при його силовому навантаженні і теплообміні в процесі різання проходить через контактні поверхні. тому довжина і ширина контакту стружки з передньою поверхнею ріжучого інструмента, а також заготовки з його задньою поверхнею є важливими характеристиками процесу різання. за зміною будь якого параметра процесу різання, розміри площі контакту несуть у собі відповідну інформацію. дослідженню розмірів контактних поверхонь присвячено праці багатьох авторів [5 7], в яких запропоновано ряд теоретичних формул, розроблено експериментальні методи для оцінки їх зв'язку з процесом різання. встановлено, що визначення розмірів контактних поверхонь з невеликою похибкою можливе експериментальним шляхом. при різанні, показником ступеня пластичного деформування обробного матеріалу є усадка стружки. вона несе у собі відбиття теплової і силової дії на шар, що зрізається в процесі різання. експериментальний метод визначення усадки стружки передбачає вимір ступеню зміни розмірів стружки у порівнянні з шаром, що зрізається (зменшення її довжини та збільшення товщини і ширини). мета і постановка задачі з метою застосування диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку [1 4] виконується аналіз закономірностей зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням. за результатами проведеного аналізу фізичних характеристик процесу різання, які визначають працездатність інструментів, встановлено, що, як правило, дослідження у даному напрямку спрямовано на визначення закономірностей зміни розмірів контактних поверхонь обробного і інструментального матеріалів, ступеня пластичного деформування стружки. для виконання порівняльного аналізу закономірностей зміни характеристик процесу різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням, проведено спеціальні дослідження з використанням ріжучих пластин, що серійно випускаються із швидко ріжучої сталі р6м5, твердих сплавів т15к6 і вк60м, мінералокераміки вок60, надтвердих матеріалів ніборит (на основі нітриду бора) і алмет [8] (на основі алмазу синтетичного полікришталевого) із заточуванням та доведенням геометричних параметрів ріжучої пластини інструментів до рівних значень. закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 80 виклад матеріалів досліджень експерименти проведено на токарному верстаті тпк 125в із системою програмного управління cnc. в якості обробного матеріалу прийнято алюмінієвий сплав ал2, що надало можливість проводити дослідження за рівними умовами із застосуванням представників усіх груп інструментальних матеріалів. кріплення ріжучих пластин виконували механічним способом у спеціальному держаку. знос на задній поверхні інструмента між двома заточками не перевищував (0,05, ..., 0,10) мм. геометричні параметри ріжучої частини інструмента на протязі усього етапу досліджень були рівними: передній кут 0γ  ; задні кути головний і допоміжний відповідно рівні 1αα  11°; кут нахилу ріжучої кромки λ  0; кути в плані – головний  30° і допоміжний 1  20°; радіус при вершині інструмента r 0,2 мм, а також режими точіння прийнято постійними: 1) при різанні із зміною швидкості різання v – швидкість подачі s 0,05 мм /об; глибина різання 1t 1,0 мм; 2) при різанні із зміною швидкості подачі – v 4,8 м /с; t 1,0 мм. для дослідження розмірів контактних поверхонь нами застосовано методи нанесення термостійкої фарби і нанесення міді на робочі поверхні інструмента. перед кожною серією експериментальних досліджень робочі поверхні ріжучих пластин оздоблювали на заточувальному верстаті із застосуванням алмазних інструментів, а потім покривали міддю і термостійкою фарбою. після закінчення процесу різання, проводили аналіз контактних поверхонь різця, з використанням інструментального мікроскопа моделі бим-1, а потім вимірювали довжину контакту за слідами, що залишив обробний матеріал. розміри контактних поверхонь на допоміжній задній поверхні при точінні начисто не вимірювали за фактом незначної зміни їх значень (0,05, ..., 0,10) мм. похибка вимірювань розмірів контактних поверхонь інструмента не перевищувала 4%. вимірювання розмірів контактних поверхонь проводили після роботи інструмента в умовах встановленого процесу різання. загальний час від початку процесу різання і до його закінчення складав 60 с. за даними досліджень розмірів контактних поверхонь встановлено, що найбільш інформативним параметром є повна довжина контакту l передньої поверхні інструмента і стружки. з метою подальшого вивчення природи впливу складу і конструкційних параметрів ріжучих пластин на працездатність інструмента, розглянемо результати досліджень довжини контакту l при обробці алюмінієвого сплаву ал2. результати досліджень залежності довжини l від швидкості різання v і подачі s представлено на рис. 1 і 2. підвищення швидкості різання у досліджуваному інтервалі значень v = (3, ..., 6) м /с призводить до зменшення довжини l : при різанні інструментами із швидко ріжучої сталі р6м5 – від 1,04 мм до 0,51 мм; твердих сплавів т15к6 – від 0,82 мм до 0,60 мм і вк60м – від 0,79 мм до 0,57 мм; мінералокераміки вок60 – від 0,67 мм до 0,55 мм (рис. 1, а). найменшу інтенсивність зміни l показали інструменти, які оснащені пластинами з вок60, а найбільшу – р6м5. збільшення подачі s (0,05, ..., 0,40) мм /об призводить до підвищення довжини контакту l при обробці інструментами із сталі р6м5 – (0,59, ..., 0,81) мм; т15к6 – (0,64, ..., 0,93) мм; вк60м – (0,63, ..., 0,95) мм; вок60 – (0,64, ..., 0,84) мм (рис. 1, б). збільшення довжини контакту l при обробці сплаву ал2 інструментами, які оснащені серійними інструментальними матеріалами, вказує на більш сильну адгезійну взаємодію обробного матеріалу з швидко ріжучою сталлю р6м5, сплавами т15к6, вк60м і меншу з керамікою вок60. при збільшенні швидкості різання до 4,5 м /с, довжина l у пластин р6м5, т15к6, вк60м і вок60 досягає практично рівних значень і при подальшому збільшенні швидкості залишається незмінною (рис. 1, а). на нашу думку це пояснюється перехідним явищем адгезійної взаємодії обробного і інструментального матеріалів у дигезійну, що викликано зростанням температури деформації матеріалу заготовки. зменшення товщини шару, що зрізається до 0,03 мм (зменшення подачі до 0,06 мм /об) при постійній швидкості різання ( 5v м /с) призводить до вирівнювання значень довжини контакту l (0,60, ..., 0,65) мм (рис. 1, б), а процес обробки супроводжується зминанням стружки, погіршенням параметрів шорсткості обробленої поверхні. закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 81 а б рис. 1 – вплив швидкості різання (а) і подачі (б) на довжину контакту l при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащені серійними пластинами порівняльний аналіз характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів виконано з використанням ріжучих пластин з надтвердих матеріалів ніборит і алмет, що випускаються у серійному виробництві. умови проведених досліджень залишались незмінними – ті, що було прийнято у попередніх експериментах. результати досліджень представлено на рис. 2, а – за зміною швидкості різання і на рис. 2, б – за зміною подачі. при порівнянні графіків, які показано на рис. 1 і 2, можна зробити узагальнюючий висновок про суттєве зменшення довжини контакту l за рахунок використання матеріалів ніборит і алмет. характер зміни l при збільшенні швидкості різання і подачі аналогічний на усіх представлених графіках. отримані результати досліджень довжини l є вихідними даними при використанні розрахункової методології виконання оцінки працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану матеріалів. а б рис. 2 – вплив швидкості різання (а) і подачі (б) на довжину контакту l при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащені пластинами з надтвердих матеріалів для дослідження усадка стружки нами застосовано метод [9] вимірювання довжини стружки і її зважування для визначення коефіцієнта вкорочення стружки: c l l l k  , (1) де l і сl – відповідно, розрахункова та виміряна довжина стружки. з урахуванням ширини 1b і товщина 1a шару, що зрізається, ваги g стружки і густини  обробного матеріалу, кінцева розрахункова експериментальна формула для визначення усадки стружки має вигляд: закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 82 11 3 ρ 10 bal g k с l    , (2) де g в мг; сl , 1a , 1b – см; ρ – г/см3. вагу стружки визначали на аналітичних терезах типу вла-200. довжину стружки вимірювали стандартним вимірювальним інструментом. у розрахунках параметрів перерізу шару, що зрізається, 1a і 1b використано наступні залежності [10]: sma 1 , (3) m t b 1 , (4) де s – швидкість подачі при різанні (мм /об); t – глибина різання (мм). параметр m , в залежності від кутів у плані  і 1 , радіуса при вершині інструмента r і швидкості подачі s , розраховано за наступною формулою: 2 1 1 1 2 1 1 1 ctg ctg 2 tg 2 tg 2 tg 2 tgctg ctgctg 2 tg 2 tg /                                                           rs rt rs ttm . (5) стружку для проведення досліджень її усадки збирали кожен раз в інтервалі часу роботи інструмента рівному (55, ..., 60) с від початку процесу різання. похибка при дослідженні усадки стружки не перевищувала 5 %. з метою більш повного вивчення ступеню пластичного деформування обробного матеріалу і частини, що вносять в його зміну хімічний склад та конструкційні параметри ріжучих пластин, проведено порівняльні дослідження усадки стружки при обробці алюмінієвого сплаву ал2 інструментами, що оснащені пластинами із серійних інструментальних матеріалів: швидко ріжучої сталі р6м5; твердих сплавів т15к6 і вк60м, мінералокераміки вок60, а також надтвердих матеріалів марок нітібор і алмет. геометричні параметри ріжучої частини інструментів були рівними, а режими різання змінними у тих межах, що і при досліджуванні розмірів контактних поверхонь у попередніх експериментах. за результатами експериментальних досліджень впливу режимів обробки на коефіцієнт усадки стружки lk встановлено, що ступінь деформування шару, що зрізається, при різанні інструментами з надтвердих матеріалів (рис. 3) на 45, ..., 60 % нижче, ніж при різанні серійними інструментами з пластинами із сталі р6м5, сплавів т15к6 і вк60м, кераміки вок60 (рис. 4). при збільшенні швидкості різання (рис. 4, а) і подачі (рис. 4, б) у приведених графіках усадка зменшується. розглянемо більш детально зміну усадки стружки за результатами, що представлено на рис. 4. збільшення швидкості різання v = (3, …, 6) м/с призводить до зменшення усадки (рис. 4, а): в інструментів з пластинами р6м5 – від 20 до 9,2; т15к6 – (15,4, ..., 10,8); вк60м – (14,9, ..., 10,6) і вок60 – (12,8, ..., 10,7). інтенсивність зміни lk у пластин р6м5 найбільша, у вок60 – найменша. при збільшенні подачі s = (0,05, …, 0,11) мм /об. усадка lk зменшується (рис. 4, б): у пластин т15к6 – (13,0, ..., 8,7); вк60м – (12,7, ..., 8,8); вок60 – (12,1, ..., 7,7) і р6м5 – (11,2, ..., 7,6). більші значення усадки стружки у серійних інструментальних матеріалів є наслідком активної хімічної взаємодії з обробним матеріалом, що супроводжується інтенсивним утворюванням наросту на передній поверхні інструмента. закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 83 а б рис. 3 – вплив швидкості різання (а) і подачі (б) на усадку стружки при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащені пластинами з надтвердих матеріалів а б рис. 4 – вплив швидкості різання (а) і подачі (б) на усадку стружки при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащені серійними пластинами аналіз результатів досліджень впливу хімічного складу і конструкційних параметрів ріжучих пластин на усадку стружки показав, що основні закономірності взаємозв’язку в явному вигляді проявляються при швидкостях різання, які менші значень (4, ..., 5) м /с і не допускають інтенсивного утворення наросту на передній поверхні інструмента. розглянуті результати досліджень являються вихідними даними в аналізі характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів у розроблюваній методології із застосуванням диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку. висновки виконано аналіз закономірностей зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням. за даними досліджень розмірів контактних поверхонь встановлено, що найбільш інформативним параметром є повна довжина контакту передньої поверхні інструмента і стружки. при порівнянні отриманих графіків зроблено узагальнюючий висновок про суттєве зменшення довжини контакту l за рахунок використання надтвердих матеріалів ніборит і алмет. більші значення усадки стружки у серійних інструментальних матеріалів є наслідком активної хімічної взаємодії з обробним матеріалом, що супроводжується інтенсивним утворюванням наросту на передній поверхні інструмента. аналіз результатів досліджень впливу хімічного складу і конструкційних параметрів ріжучих пластин на усадку стружки показав, що основні закономірності взаємозв’язку в явному вигляді проявляються при швидкостях різання, які менші значень (4, ..., 5) м/с і не допускають інтенсивне утворення наросту на передній поверхні інструмента. закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 84 отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку. література 1. буряк в.г., буряк а.в. показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів // проблеми трибології. – 2016. – № 2. – с. 54 57. 2. буряк а.в., буряк в.г. зв’язок фізико-механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробні // проблеми трибології. – 2016. – №2. – с. 28-33. 3. буряк а.в., буряк в.г. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 71 77. 4. буряк а.в., буряк в.г. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 23-30. 5. полетика м.ф., бутенко в.а., козлов в.н. механика контактного взаимодействия инструмента со стружкой и заготовкой в связи с его прочностью // исследование процесса резания и режущих инструментов. – томск: тпи. – 1984. – с. 3-31. 6. развитие науки о резании металлов. коллектив авторов. – м.: машиностроение, 1967. – 416 с. 7. физические основы процесса резания металлов / под ред. остафьева в.а. – к.: вища школа, 1976. – 136 с. 8. верещагин л.ф., семерчан а.а., ганкевич т.т. и др. алмет – алмазный компактный материал // синтетические алмазы. – 1979. – вып.1. – с. 3-5. 9. бобров в.ф. основы теории резания металлов. – м.: машиностроение, 1975. – 344 с. 10. силин с.с., козлов в.а. к вопросу теоретического расчета сил резания // производительная обработка и технологическая надежность деталей машин. – 1977. – вып.6. – с. 25-36. поступила в редакцію 07.05.2017 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com закономірності зміни розмірів контактних поверхонь і усадки стружки та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 85 buryak v.g., buryak a.v. the patterns of change in size of the contact surfaces and shrinkage of shavings and the energy states processed and tool materials during machining. analyze patterns of change in the size of the contact surfaces and shrinkage of shavings and the energy states of processed and tool materials during machining. the authors study changes in the size of the contact surfaces and shrinkage of the chips in the process of machining. the obtained results are the initial data when using the assessment methodology performance cutting tools for the analysis of acoustic characteristics of the energy state of processed and tool materials with the use of differential equation causality. key words: machining, dimensions of the contact surfaces, the chip shrinkage, acoustic material properties, causation, wear. references 1. buryak v.g., buryak a.v. pokazny`ky` energety`chnogo stanu materialiv, shho vy`znachayut` pracezdatnist` instrumentiv. problemy` try`bologiyi. 2016. №2. s. 54 – 57. 2. buryak a.v., buryak v.g. zv'yazok fizy`ko-mexanichny`x, teplofizy`chny`x i akusty`chny`x vlasty`vostej obrobny`x i instrumental`ny`x materialiv u mexanoobrobni. problemy` try`bologiyi. 2016. №2. s. 28-33. 3. buryak a.v., buryak v.g. texnichna ocinka metody`ky` vy`konannya analizu akusty`chny`x xaraktery`sty`k energety`chnogo stanu instrumental`nogo materialu. problemy` try`bologiyi. 2015. №3. s. 71 – 77. 4. buryak a.v., buryak v.g. naukovi osnovy` do ocinky` pracezdatnosti rizhuchy`x instrumentiv za analizom akusty`chny`x xaraktery`sty`k stanu obrobnogo i instrumental`nogo materialiv. problemy` try`bologiyi. 2014. №4. s. 23–30. 5. poletika m.f., butenko v.a., kozlov v.n. mehanika kontaktnogo vzaimodeystviya instrumenta so struzhkoy i zagotovkoy v svyazi s ego prochnostyu. issledovanie protsessa rezaniya i rezhuschih instrumentov. tomsk: tpi. 1984. s. 3-31. 6. razvitie nauki o rezanii metallov. kollektiv avtorov. m.: mashinostroenie, 1967. 416 s. 7. fizicheskie osnovyi protsessa rezaniya metallov. pod red. ostafeva v.a. k. vischa shkola, 1976. 136 s. 8. vereschagin l.f., semerchan a.a., gankevich t.t. i dr. almet – almaznyiy kompaktnyiy material. sinteticheskie almazyi. 1979. vyip.1. s. 3-5. 9. bobrov v.f. osnovyi teorii rezaniya metallov. m.: mashinostroenie, 1975. 344 s. 10. silin s.s., kozlov v.a. k voprosu teoreticheskogo rascheta sil rezaniya. proizvoditelnaya obrabotka i tehnologicheskaya nadezhnost detaley mashin. 1977. vyip.6. s. 25-36. застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 22 рудницький в.б., ярецька н.о., венгер в.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: rudvb@ukr.net, massacran2@ukr.net застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла удк 539.3 у статті з використанням співвідношень лінеаризованої теорії пружності представлено розв’язок контактної задачі про контактну взаємодію пружного шару з початковими напруженнями і співвісних попередньо напружених циліндрів із застосуванням іт технологій. розроблено алгоритм та комп’ютерна програма числового обчислення компонентів напружено-деформованого стану контактуючих тіл з початковими напруженнями при довільній структурі пружного потенціалу. ключові слова: іт технології, лінеаризована теорія пружності, початкові (залишкові) напруження, інтегральне рівняння фредгольма, метод послідовних наближень. вступ велика увага у механіці суцільних середовищ приділяється дослідженню контактної взаємодії твердих деформованих тіл, що пов’язане із проблемою визначення їх напружено деформованих станів. аналіз результатів цих досліджень дозволяє сформувати умови на межі поверхонь контактуючих деформованих тіл, що відповідають дійсності. праці з контактної взаємодії пружних штампів із півпростором або шаром навіть у лінійній теорії пружності досить мало. це пояснюється тим, що їх дослідження зводяться до одних із найважчих рівнянь математичної фізики, розв’язок яких пов’язаний із великими математичними труднощами. тому дана робота присвячена застосуванню іт технологій в механіці деформівного твердого тіла, що дозволяє полегшити дослідження проблеми передачі навантаження пов’язаної із врахуванням початкових напружень у тілах на закон розподілу тиску в місцях їх контакту, а розрахунок важливих елементів конструкцій дозволить більш ефективно враховувати міцність матеріалів шляхом її правильної оцінки, зберігаючи у цілому необхідну функціональність. перші роботи з контактної взаємодії тіл з початковими напруженнями присвячені взаємодії попередньо напружених тіл із жорсткими та пружними штампами без початкових напружень [1, 2]. причому розглядаються або пружні потенціали конкретної структури, або задача ставиться в загальному вигляді для стисливих (нестисливих) тіл з потенціалом довільної структури на основі лінеаризованої теорії пружності. існує також ряд інших публікацій, що повністю або частково пов’язані із тематикою даної статті [3 8]. мета, постановка задачі та граничні умови метою роботи є: 1. розв’язок осесиметричних статичних задач: а) про тиск пружного циліндричного штампу з початковими напруженнями на пружний шар з початковими напруженнями без врахування сил тертя в межах лінеаризованої теорії пружності у випадку рівних коренів визначального рівняння [6] ( 21 nn  ) в загальному вигляді для теорії великих початкових деформацій та двох варіантів теорії малих початкових деформацій при довільній структурі пружного потенціалу; б) про контактну взаємодію пружного шару з початковими напруженнями і співвісних попередньо напружених циліндрів. відмітимо, що при 21 rr  (радіуси співвісних циліндрів), виходячи із умов симетрії, дана задача може бути трактована як задача про тиск попередньо напруженого циліндричного штампа на шар з початковими напруженнями, що знаходиться на жорсткій основі без тертя. тому далі зробимо акцент на розв’язку задачі 1, а). 2. врахування залишкових напружень під час контактної взаємодії пружних циліндра та шару на закон розподілу тиску в місцях їх дотику за допомогою іт технологій, що дозволить більш ефективно враховувати зносостійкість матеріалів шляхом правильної оцінки запасів міцності та достатньо знижувати їх матеріалоємність, зберігаючи у цілому потрібні функціональні характеристики. 3. розробка алгоритму та комп’ютерної програми, що принципово спрощуватиме процес отримання числових і графічних результатів досліджень. постановка задачі: нехай пружний циліндричний штамп радіуса r і висотою н з початковими напруженнями втискається у пружний шар під дією сили р після виникнення там початкового деформівного стану [6 8]. 1h – товщина шару в початковому деформованому стані, яка пов’язана з товщиною 2h у недеформівному стані відношенням 231 λ hh  . будемо вважати, що зовнішнє навантаження прикладене застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 23 тільки до вільного торця пружного штампу, під дією якого всі точки торця штампу переміщаються у напрямку осі симетрії y3 на одну і ту ж саму величину  . вважатимемо, що поверхні поза ділянкою контакту залишаються вільними від впливу зовнішніх сил, а в зоні контакту переміщення та напруження – неперервні. у випадку попередньо напруженого шару пропонується наступний вид закріплення із основою – шар лжить на жорсткій основі без тертя. вважаємо, що початкові напружено-деформівні стани в шарі, штампі та основі є однорідними та рівними. а пружні потенціали – двічі неперервно диференційовні функції алгебраїчних інваріантів тензора деформацій гріна [2]. для дослідження введено лагранжеві координати ( 321 ,, xxx ), які в початковому стані співпадають з декартовими координатами ( 321 ,, yyy ). матеріали штампу, шару та основи вважаються ізотропними стисливими або нестисливими з довільною структурою пружного потенціалу. у випадку ортотропних матеріалів приймається, що пружно-еквівалентні напрямки співпадають з напрямками осей координат. у системі циліндричних координат ),θ,ρ( 1z такій постановці відповідають граничні умови [6 8]. виклад матеріалів досліджень методика розв’язання поставленої задачі поділяється на два етапи: аналітичний, який у повній мірі висвітлений у працях [6 8] і чисельний. алгоритм чисельного розв’язку, що реалізований у вигляді програми в пакеті maple і базується на наступних кроках: 1. вводимо усі необхідні параметри, що стосуються характеристик конкретного пружного потенціалу та даних задачі (рис. 1). рис. 1 – параметри, що стосуються характеристик конкретного пружного потенціалу та вхідні дані задачі 2. для визначення напружено деформованого стану у пружному шарі з початковими напруженнями, що виражені через гармонійні функції у вигляді інтегралів ханкеля, при 21 nn  : 0η)ηρ()η(θη)ηρ()η( η )η( η)ηρ( η )η( θ )2(3 0 01 )2( 33 0 0 003 )2(              rqdjfqdjhg f dj f u , (1) де 110113 )(θ  vssm , )η(f – невідома функція; )ργ(),ηρ( 1vij knn – функції бесселя; ,1 rhh  κ)1(θ 11441 mlc  ; 11 nv  ; значення коефіцієнтів iii smlc ,,,44 залежать від характеру пружного потенціалу і подані в [2], ss  0κ . застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 24 у співвідношення (1) вводиться позначення 132 3 ))η(1(η)η(   grbf . а вид функції )η(g визначається із граничних умов [6] і має вигляд: 1 1 11 η2,)κ(κ)(),())(1()(   vhtshttshttptpshtettg t . (2) так для (2), при 21 nn  , спираючись на [2], апроксимується функція )(xp виразом: 1 11 11 1 ))1υ ~(υ~(14.0)()1υ~(1)(   chxxshxxxp , де 01υ ~ ss  . відмітимо, що (1) одержані за допомогою введених о.м. гузем потенціалів ),,(φ 321 yyyi [1, 2]. частина програми, що відображає даний крок, представлена на рис. 2. рис. 2 – числова реалізація обчислення функції g(η) для потенціалів конкретної структури 3. вводимо нові змінні: . ε μ χ,χ κθ ε8 η)ηρ( η )η( 0 0 2 1 r n lr e dj f kk k   та виражаємо через них невідомі коефіцієнти, що залежать від вигляду пружного потенціалу [2, 6 8]. 4. обчислюємо у вигляді процедур усі необхідні для подальшого чисельного розв’язку параметри:     1311121121111111214000)(1 )α()α()1()α()α(γ)μ( thvshthvshmthvchhvshttjb kkkkkkk     )α()α()α()1( 11131112112111 hvchthvshthvshmt kkk      1)(α()1())α(1()α()α()α( 1121111110111011 hvshmchvchchvshchvchthvch kkkkk      ))α(1)(α()α()1)γ(())α( 1111101221120021111011 hvchhvchtcthvshtttrvihvch kkkkk     )α())α(1())α()α()(α()1( 11101111123011112111 hvchthvchchvshtschvchthvshm kkkkk   ,)α()α()(α()α()1( 11241110011112   hvshthvchtchvshhvshm kkkk ,μsinμ)μ( 11 kkkr  ,μsin)3μ2(μcosμ3)μ( 22 kkkkkr  ),μ(μcosμμsinμ4.0)μ( 2 34 3 kkkkkk rr  kkkkkkkkkkkr  sin)15102(cos)3(5)cossin4,0(32)( 2425 4 , ,μcosμ2μsin)μ2()μ( 25 kkkkkr  ,μcos)1μ4(μμsin)1μ12μ()μ( 224 6 kkkkkkkr  ,μcos)120μ20μ(μ6μsin)720μ360μ30μ()μ( 242467 kkkkkkkkkr  , μ )μ()μ( μ )μ()μ( )μ,μ( 3 15 3 15)( 8 n kn k nk nk m rrrmrr  3 16 33 55 5 61)( 9 μ )μ()μ( μμ )μ()μ(6 μ )μ()μ( )μ,μ( n nk nk kn n nk nk m rmrrrrrr  , 7 17 35 65 53 56 7 71 10 μ )μ()μ( μμ )μ()μ(15 μμ )μ()μ(15 μ )μ()μ( )μ,μ( n nk nk kn nk kn n nk nk rrrrrrrr r  , застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 25 ,μsin)4μ3(μcosμ4)μ( 211 kkkkkr  ,μsin)72μ54μ13(μcos)12μ5(μ6)μ( 24212 kkkkkkkr  ,μcos)2880μ1200μ184(μμsin)2880μ2160μ520μ55()μ( 2424613 kkkkkkkkkr  )1)(1(2),~α~(2,~)1(),γμ(μ 120300102011023201 22 1 222 00 mmtscchtscttmtvrt kkkk  ))(1(~)()),()1)(2(5,0 111 1 1120511 2 101 3 1 2 0304   hvchchhvshttrvrirvivvrtt kkkkkkkk ,~α~)~~~(,~~α,)1(),1(α 00101211301012011211110 scchcccvtscchtsmvmtmht kkk  ),1(~)~~~()),1()1)(1((~α 2011001211521211114 msctcccvtmmmmvcht k  )),1)(1(α~)1((2))1()1((μ 2101 2 223 2 1 2 212121021 2 16 mmscmtvmvtmmhstt kk  ),~~~(2γ),1)(1(2),1(2 012 22 211912 2 118210 2 117 cccrttmmvtmtvt k  ),1(~2))~~21(γ)1(α~2()~~43~2(γ 20001 22 0121012 222 1020 mscccrsmmchccchrmst kkk  ,~)~~~(),1(γ2),~~21)~~4~23(( 000121232 224 1220101221 sccccvtmrvtccccchht k  ),1(~2γ),1(2μ),1(~)~~~)(1( 201 22 21262 2 1232111 2 25200121124  mcmrttmvttttmccccmvt kk ),1( 22627  mtt ,coscos),(ψ 1 0  ytdtxttyx nn ,η)ηρ()0,η(ψη),ρ( 0 η 1   djezn m znm n ,η)ηρ(η),ρ( 0 η2   djezm m znm n ,η)ηρ(ηsinη),ρ( 0 η2   djezs m znm n    0 η 0 η)ηρ()μ,η(ψη),μ,ρ( djezk m z k n k m n . наприклад, на рис. 3 представимо деякі з них. рис. 3 – приклад процедур, що використовуються при обчисленні 5. з умов неперервності напружень та переміщень в зоні контакту та поза нею [6], виписуємо парні інтегральні рівняння: )1ρ(,0η)ηρ()η(;)1ρ(),ρ(η)ηρ( η )η( 0 0 0 0    djffdj f , (3) де        ))ργ(χ)1( 2 1 )ρμ(χθρχθ)1(2χ1(εθ)ρ( 10 1 )( 1 2 20 1 40 1 2 2 20 1 3 rvibrmjrmf k k k k k k k )η)ηρ()η()η(η 0 1 1   djhgf , ))1(4)1(8(θ 122 1 1 1 112   hrmhvnhme , ))1((θ 0121 1 14 smmvn   . застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 26 6. використовуючи формулу звернення [2], матимемо інтегральні рівняння типу фредгольма 2го роду відносно функції f(η), які представлені співвідношенням:    0 0 1 3 ),η(ψ)()( π 2 )η( πθ 2 η )η( duuuhgufup f . (4) де        1 )( 1 2 20 1 410 1 2 2 200 χ)1(2 1 )μ,η(ψχθ)0,η(ψχθ)1(2)0,η(ψ)χ1((ε)η( k k k k k k brmrmp ))γ,η(ψ 10 rvi k . розв’язок (4) будемо шукати методом послідовних наближень [2], взявши за нульові та наступні наближення функції представлені формулами:    0 0 )1(1 )( 3 )0( ),η(ψ)()( π 2 η )η( ),η( πθ 2 η )η( duuuhgufu f p f k k . та (4) запишемо у вигляді:     1 )( )η()η( k kff . (5) відмітимо, що процес послідовних наближень (5) збіжний при 1h та kpλλ1  , враховуючи дослідження проведені [1, 2]. при обчисленні функції (5) більшість інтегралів у кінцевому вигляді не обчислюються, враховуючи складність функцій (2). тому, починаючи із другого наближення, підінтегральні функції розкладаються у ряди за степенями 1h , що дозволить обчислити (5) наближено: ),η()0,η(ψπ2η)η(η)η( *0 11)0(1 fff   (6) де        2 )1( )μ,η(ψχθ)0,η(ψχθ)1(2)0,η(ψ)1χ(( πθ ε2 η )η( 22 0 1 410 1 2 2 200 3 )0( rm rm f k k k ))γ,η(ψχ 10 1 )( 1 rvib k k k k    ,            )η,μ( π 2 )μ( )η,μ( 2 )μ( π 41 )μ( π 4 )μ( π θ2 )η( )2(84 20 1 )1( 822 12 3 0 3 2 12 2 0 1 04* k k k kkk rh dd r rd r d h r h d r h d f                            ),()( )( 6 ),( 6 1 ),()( 2 )( ),( 24 1 )1( 85 1 3 2 2)2( 9406 )3( 812 2 2 0 1 )1( 94 5 kk kk k kk k k rr r d rdd h rr dd r rd h           )η( )η,γ( 2 )η()γ( π 41 )η()γ( π 4 )γ( 2 )1( 1 1 )1( 82 1112 3 0 31112 2 0 11 0 2 2 r rvird rrvir d h rrvir h d rvir h drm k kkk        )η,γ()η( π 2 )μ( )η,γ( 24 1 )η,γ( π 2 1 )3( 812 2 2 0 1 1 )1( 94 51 )2( 84 20 rvirr dd r rvird h rvir h dd k k k k               )η( π 4 )1χ( π 2 )η,γ( )μ(μ )μ(6 )η,γ( π6 1 12 2 00 01 )1( 8 1 3 5 2 2 1 )2( 9406 rh d h d rvir r rd rvirdd h kkk k k        ))η(2)η(( πη3 2 )η( )η( η3 )η( π 41 2543 20 1 2 3 22 12 3 0 3 rrh dd r rd r d h застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 27                  )η( )μ(η )μ( ))η(3)η(16( 8πη3 2 ))η()η(3)(η( π 2 )η( )η( ηη3 1 5 1 2 2 2 63 40 652512 2 2 0 1 3 2 4 53 rr rd rr dd h rrr dd r rd h k k              ))η()η(2( πη2)η( )η( η4 )η( π 41 )η( π 2 πθ )1(2 11543 20 1 11 3 22 12 3 0 312 2 00 2 2 2 rr h dd r rd r d h r h d h drm                 )η( )μ( )μ(9 ))η(3)η((η πη36 2 ))η()η(4)(η( π η )η( )η( η72η 1 5 1 11 2 2 612406611512 2 2 0 2 1 12 2 4 55 rr rd rrdd h rrr dd r rd h k k , де ,...2,1,0,const,),1( )(1 1     iaknг k a d ii m i n i i n . 7. використовуючи граничні умови на торці пружного штампу та ортогональності бесселевих функцій отримаємо умови для рівних коренів, з яких отримаємо нескінченну квазірегулярну систему лінійних алгебраїчних рівнянь: ,..)2,1,0(,ωχυχυ 1     kk k nknkk , (7) де ,..)2,1,0(,χ kk – шукані сталі через які виражаються компоненти напружень і переміщень пружних тіл з початковими напруженнями. при визначенні коефіцієнтів (7) більшість інтегралів також не обчислюються, враховуючи складність функцій (2). тому, починаючи із другого наближення, підінтегральні функції аналогічно до (6) розкладаються у ряди за степенями 1h , що дозволить обчислити коефіцієнти (7) наближено [6]. у розробленій программі, система (6) обчислюється за допомогою матричного числення (рис. 4). рис. 4 – обчислення методом редукції системи лінійних алгебраїчних рівнянь: аа – матриця системи; вв – стовпчик вільних членів; хх1 – матриця невідомих сталих χi у табл. 1 представлено перші 8 значень невідомих, знайдених із системи (6) для випадку потенціала бартенєва хазановича. таблиця 1 значення сталих ,k ,..)2,1,0( k при h = 1,6 № потенціал бартенєва хазановича п/п 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,3 0,7 0 0,0047081 0,005782 0,0047352 0,00397845 0,002365 0,00314 0,00273 0,0047081 1 -0,002516 8,47 · 10-8 7,614 · 10-8 -6,252 · 10-8 7,73 · 10-15 6,91 · 10-12 -0,000043 -0,002516 2 -0,001668 3,53 · 10-8 1,389 · 10-8 -1,123 · 10-8 1,62 · 10-15 4,7 · 10-12 -0,000023 -0,001668 3 2,224 · 10-10 4,99 · 10-15 4,97 · 10-17 -3,982 · 10-17 -1,43 · 10-18 9,67 · 10-17 -2,08 · 10-18 2,224 · 10-10 4 9,881 · 10-11 -5,54 · 10-17 -2 · 10-18 6,213 · 10-22 1,04 · 10-28 1,19 · 10-32 -7,18 · 10-26 9,881 · 10-11 5 8,282 · 10-15 -2,94 · 10-17 -1,2 · 10-19 4,034 · 10-22 -5,85 · 10-30 8,51 · 10-33 -5,31 · 10-26 8,282 · 10-15 6 -8,096 · 10-18 -8,2 · 10-26 -1,28 · 10-30 9,927 · 10-36 5,76 · 10-47 -4,95 · 10-48 -3,5 · 10-45 -8,096 · 10-18 7 -3,38 · 10-18 -4,4 · 10-26 -6,62 · 10-31 -6,322 · 10-36 3,94 · 10-47 -4,56 · 10-48 3 · 10-45 -3,38 · 10-18 8. обчислюємо вирази для визначення напружено деформованого стану в попередньо напруженому шарі, штампі та основі з початковими напруженнями [6 8] (рис. 5) та будуємо графіки у безрозмірних координатах для потенціалів конкретної структури, таких як: гармонічний потенціал (рис. 6, 7) та потенціал бартенєва хазановича (рис. 8). застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 28 рис. 5 – обчислення характеристик напружено деформованого стану в попередньо напруженому штампі рис. 6 – контактне напруження, h = 1,6 рис. 7 – контактне переміщення, h = 1,6 рис. 8 – контактне напруження, h = 1,6 на рис. 6 8 зображено криві, які відповідають значенням 1λ =0,7; 0,8; 0,9; 1; 1,1; 1,2; 1,3, де 1λ – визначає початковий стан шару і циліндра. на усіх рисунках штрих пунктирна лінія відповідає стану без початкових напружень ( 1λ = 1). 9. аналізуємо отримані результати. достовірність одержаних результатів підтверджується тим, що: 1) всі висновки досліджень отримані в результаті коректно поставленої задачі у рамках лінеаризованої теорії пружності; 2) залученням строгого математичного апарату; 3) використанням надійних чисельних методів та програмного забезпечення; 4) одержані результати у спрощених випадках співпадають з відомими розв’язками у літературі. перевірка одержаних результатів на еталонних задачах представлена в табл. 2, порівнянням числових значень сили, що діє на верхній торець штампа, при різних величинах початкових напружень із випадком без початкових напружень, що виділений у таблиці жирним шрифтом. таблиця 2 числові значення сили rp ε потенціал λ h 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,6 0,5455 0,6177 0,6401 0,6478 0,6473 0,6372 гармонічний 4 0,4878 0,5577 0,5843 0,5957 0,6003 0,6015 1,6 0,9864 0,6214 0,6710 0,6721 0,6803 0,6552 бартеневахазановича 4 0,9422 0,5179 0,6046 0,6298 0,6534 0,6619 1,6 1,4082 1,2487 1,2974 1,2315 1,2978 1,2043 трелоара 4 1,4025 1,2456 1,2945 1,2296 1,2653 1,2022 при розв’язанні рівнянь (4) в роботі був використаний метод послідовних наближень, що є збіжним (за принципом стиснутих відображень [2]) при виконанні умови 111 )π2(  dvh . застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 29 таблиця 3 гармонічний потенціал λ 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,3 h 1,54 1,25 1,02 0,83 0,67 0,54 0,42 t 1,49 1,27 1,08 0,83 0,65 0,51 0,41 мінімальні значення товщини шару при використанні даного методу – представлені в таблиці 3, у випадку гармонічного потенціалу. для порівняння, в табл. 3 приведені значення еталонної задачі у випадку, коли у циліндрі відсутні початкові напруження. також з табл. 3 видно, що початкові напруження впливають на метод послідовних наближень, таким чином, що при розтягу його можна застосовувати для більш тонкої товщини шару, ніж при стиску. висновки отже, з отриманих результатів можна зробити наступні висновки: 1. у статті представлені результати дослідження впливу початкових напружень на тиск пружного циліндричного штампа та шару, а також пружного шару і співвісних циліндрів стосовно конкретних потенціалів (потенціал бартєнева хазановича, гармонічний потенціал) за допомогою іт технологій. 2. розроблено алгоритм числового обчислення компонентів напружено деформованого стану контактуючих тіл з початковими напруженнями при довільній структурі пружного потенціалу. це дозволяє використовувати його при інженерних розрахунках та полегшує складність проведених досліджень. запропонований алгоритм може безпосередньо використовуватись для дослідження різноманітних ізотропних, трансверсально-ізотропних або композитних матеріалів при проектуванні технологічного обладнання, деталей машин, колон будівель та іншого. 3. розроблена комп’ютерна програма «розрахунок компонентів напружено-деформівного стану для осесиметричної статичної задачі про тиск пружного циліндричного штампа на пружний шар з початковими (залишковими) напруженнями» («knds_cs_pzn»), що спрощує процес отримання числових і графічних результатів досліджень (№ заявки на реєстрацію авторського права 55015 від 18.02.2014 та свідоцтво про реєстрацію авторського права № 54576 від 05.05.2014). 4. числова реалізація дала змогу графічно відобразити вплив початкових напружень на закон розподілу контактних характеристик попередньо напружених тіл для потенціалів найпростішої структури. виявлено, що початкові напруження при стиску призводять до зменшення сили напружень у циліндричному штампі та шарі, а при розтягненні – до їх збільшення, а для переміщень все відбувається навпаки. більш суттєво, у кількісному плані, початкові напруження діють у високо еластичних матеріалах у порівнянні із більш жорсткими, але якісно їхній вплив зберігається. виявлений при дослідженні вплив початкових напружень є суттєвим для стисливих та нестисливих тіл і повинен враховуватися при розрахунках на міцність у деталях конструкцій. література 1. гузь а.н. контактное взаимодействие упругих тел с начальными (остаточными) напряжениями / а.н. гузь, с.ю. бабич, в.б. рудницкий // развитие идей л.а. галина в механике. – м. – ижевск. институт компьютерных исследований, 2013. – 480 с. 2. гузь а.н. основы теории контактного взаимодействия упругих тел с начальными (остаточными) напряжениями [текст] / а.н. гузь, в.б. рудницкий. – хмельницький, выд. пп мельник.–2006.–710 с. 3. максимчук д.м. розв’язання контактної задачі для попередньо напруженого шару та двох співвісних пружних штампів з початковими (залишковими) напруженнями. / д.м. максимчук // доповіді національної академії наук україни: науково-теоретичний журнал. – 2015. – № 4. – с. 49–55. 4. vasilikis d. discussion: mechanics of confined thin-walled cylinders subjected to external pressure / d. vasilikis, s. karamanos // appl. mech. reviews. – 2014. – 66(1). – р. 312–321. 5. gao x.-l., solution of the contact problem of a rigid conical frustum indenting a transversely isotropic elastic half-space. / x.-l. gao, c. l. mao j. // appl. mech. – 2014. – 81(4). – р. 107–119. 6. ярецька н.о. вплив початкових (залишкових) напружень на контактну взаємодію пружного циліндричного штампу та пружного шару / н.о. ярецька // доповіді нан україни.–2014.–№1.–с.57–62. 7. yaretskaya n. a. three-dimensional contact problem for an elastic layer and a cylindrical punch with prestresses / n. a. yaretskaya // international applied mechanics. – july 2014. – vol. 50, issue 4. – pp. 378–388. 8. іaretska n., rudnitsky v. research of contact interaction of prestressed stamps, layer and foundation without friction. / вісник тернопільського національного технічного університету. науковий журнал. – тернопіль. – 2016 р. – №3 (83). – с. 28 – 37. поступила в редакцію 31.03.2017 застосування іт технологій в механіці деформованого твердого тіла проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 30 rudnickij v.b., yarets'ka n.o., venger v.о. the use of it technologies in the mechanics of deformable bodies. the article is devoted to the research of two problems of contact interaction of prestressed bodies, namely: 1) the pressure of an elastic cylinder die upon an elastic layer and foundation with initial (residual) stresses; 2) contact interaction of elastic layer with initial stresses and prestressed coaxial cylinders with using the it technologies. the authors developed a computer program and algorithm of numerical calculation components deflected mode of contacting bodies with initial stresses. in general, the research was carried out for the theory of great initial (ultimate) and two variants of the theory of small initial deformations within the framework of linearized theory of elasticity with the elastic potential having arbitrary structure. it is assumed that elastic potentials are two continuously differentiated functions of algebraic invariants of the green tensor deformation (the initial states of the layer, of the cylindrical punch and of the foundation remains uniform and equal). was used method of solving the dual integral equations. these equations are reduced to fredholm integral equation of the second kind. solution of integral equations was found by a method of successive approximations. the problem was reduced to solving an infinite system of algebraic equations. the system was solved by numerical methods (by reduction) and software tools. key words: it technologies, linearized theory of elasticity, initial (residual) stress, fredholm integral equations, the method of consecutive approximations. references 1. guz' a.n., babich s.ju., rudnickij v.b. kontaktnoe vzaimodejstvie uprugih tel s nachal'nymi (ostatochnymi) naprjazhenijami, razvitie idej l.a. galina v mehanike, m., izhevsk, institut komp'juternyh issledovanij, 2013, 480 p. 2. guz' a.n., rudnickij v.b. osnovy teorii kontaktnogo vzaimodejstvija uprugih tel s nachal'nymi (ostatochnymi) naprjazhenijami, hmel'nic'kij, vyd. pp mel'nik, 2006, 710 p. 3. maksymchuk d.m. rozvyazannya kontaktnoyi zadachi dlya poperedn'o napruzhenoho sharu ta dvokh spivvisnykh pruzhnykh shtampiv z pochatkovymy (zalyshkovymy) napruzhennyamy, dopovidi natsional'noyi akademiyi nauk ukrayiny: naukovo-teoretychnyy zhurnal, 2015, vol. 4, p. 49 – 55. 4. vasilikis d., karamanos s. discussion: mechanics of confined thin-walled cylinders subjected to external pressure, appl. mech. reviews, vol. 66, no 1, 2014, p. 312 – 321. 5. gao x.-l., mao j.c.l. solution of the contact problem of a rigid conical frustum indenting a transversely isotropic elastic half-space, appl. mech., vol. 81, no 4, 2014, p. 107 – 119. 6. yarets'ka n.o., vplyv pochatkovykh (zalyshkovykh) napruzhen' na kontaktnu vzayemodiyu pruzhnoho tsylindrychnoho shtampu ta pruzhnoho sharu, dopovidi nan ukrayiny, vol. 1, 2014, p. 57 – 62. 7. yaretskaya n.a. three-dimensional contact problem for an elastic layer and a cylindrical punch with prestresses, international applied mechanics, vol. 50, no 4, july 2014, p. 378 – 388. 8. іaretska n.a., rudnitsky v.b. research of contact interaction of prestressed stamps, layer and foundation without friction, visnyk ternopil’s’koho nacional’noho texnichnoho universytetu. naukovyj zhurnal, vol. 83. no 3, 2016, pp.28–37. розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 60 писаренко в.г.,* диха к.о.,** скрипник т.к.** * кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна, ** хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів удк 621.891 представлені результати розрахунково-експериментальної методики визначення трибоконтактних параметрів при динамічному контакті кулі і площини. в роботі використаний метод відбитків для знаходження модуля пружності гуми за допомогою сферичного зразка та спеціального навантажувального пристрою. в подальшому цей метод використаний для отримання залежностей для визначення сили співударяння кулі і площини, середнього і максимального тиску. наведений приклад реалізації запропонованої методики. ключові слова: спосіб відбитків, модуль пружності, сила співударяння, контактний тиск. вступ основна задача в контактній механіці полягає у визначенні контактних тисків і розмірів площадки контакту при взаємодії поверхонь твердих деформуємих тіл. як правило, контактний тиск розподіляється по площадці контакту нерівномірно. в теорії детально вивчаються функції розподілення тисків по поверхні. в розрахунках зносу і міцності зазвичай використовується максимальний контактний тиск. в наближених розрахунках можна використовувати величину середнього тиску. средній контактний тиск  це величина, яка визначається як відношення сили p взаємодії двух тіл до площі a площадки контакту: /p a  . (1) для експериментального визначення тиску необхідно знати величину сили p і величину площі контакту. на практиці при контакті криволінійних поверхонь найбільшу складність складає визначення площі контакту. найпростішим способом визначення площі контакту є метод відбитків. метод оснований на залишенні слідів контакту практично при любих контактних взаємодіях. способи фіксування слідів контакту можуть бути самими різними. серед великої кількості способів візуалізації слідів контакту в методі відбитків виділимо найбільш прості і ефективні способи: 1) копіювального паперу; 2) фарб (при шабруванні і подгонці поверхонь); 3) масла, оснований на вимірюванні прозорості паперу при нанесенні змазки або жиру; 4) зміни прозорості паперу при стисканні великими тисками; 5) тонкого хімічного аналізу з урахуванням мікродифузії; 6) врахуванням часу контакту при співударянні; 7) намагнічених частинок; 8) малого зсуву у контакті; 9 люмінісцентної фарби; 10) деформації лакофарбового покриття та ін. в даній работі розглядається найбільш простий з названих – спосіб копіювального паперу. характеристики способу копіювального паперу принцип способу копіювального паперу досить простий. між поверхнями взаємодіючих тіл закладуються два шари паперу – чистого білого і копіювального, який покритий шаром фарбувальної речовини. після взаємодії тіл на чистому папері залишається відбиток фарби від копіювальго паперу. далі визначається площа відбитка. якщо відбиток має форму кола радіуса a  площа a визначається по залежності: 2a a  . (2) якщо це еліпс з напівосями 1 2,a a , то площа визначається по формулі: 1 2a a a  . якщо відбиток має неправильну форму, то краще в якості паперу використовувати міліметровку. в цьому випадку визначення площі проводиться простим підрахунком кількості квадратних міліметрів на відбитку. розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 61 точність способу копіювального паперу залежить, перш за все, від: 1) товщини двошарового пакету папір-копірка; 2) величини площадки контакту; 3) величини деформацій в контакті і пружних властивостей контактуючих тіл; 4) величини максимального (середнього) контактного тиска; 5) яскравості відбитка і т.д. строга оцінка погрішності цього способу очевидно ускладнена. в зв’язку з цим пропонується наближена експертна оцінка точності в виді співвідношення: 1 2/ ,h a h h h    , де h  товщина пакета паперу; 1h − копірка; 2h – білий папір; a  напівширина площадки контакту. так при 1h 0,1 мм; 2h  0,02 маємо h  0,12 мм. далі, якщо a  8 мм, то похибка вимірювання тисків оцінюється величиною: 0,12 0, 015 1, 5 8     %. далі розглядаються деякі застосування способу. визначення модуля пружності матеріалу гумової кулі маємо масивний гумовий зразок (масою m ) з двома сферичними поверхнями на торцях з радіусами 1 2,r r (рис. 1). потрібно визначити модуль пружності e матеріалу (тверда гума), з якого зроблений зразок. визначення модуля пружності носить допоміжний характер і необхідне для розв’язку задач визначення сил і тисків, які виникають при ударах кулі. методика визначення модуля пружності базується на формулі герца про контакт кулі і площини. у відповідності з цією формулою радіус a площадки контакту визначається виразом: 1/3 *0, 9086 pr a e        , (3) де p  навантаження; r  радіус сферичної частини зразка; *e  приведений модуль пружності матеріалів контактуючих тіл. 2 2 1 2 * 1 2 1 11 e e e     . (4) де 1 1 2 2, , ,e e   модуль пружності і коефіцієнт пуассона матеріалу кулі та основи відповідно. вважатимемо, що матеріал основи суттєво жорсткіший, ніж матеріал кулі: 2 1e e ,тоді вираз (4) приводиться до виду: 2 1 * 1 11 e e   , (5) прийнявши 1 = 0,3, маємо: * 1 1 0, 91 e e  . (6) підставивши (6) в (3) маємо: 1/3 1/3 1 1 0, 91 0, 9086 0,8805 pr pr a e e              . (7) розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 62 звідси знаходимо вираз для шуканого модуля пружності: 1 3 0, 6826pr e a  . (8) практична реалізація описаного способу може бути реалізована на пристрої рис. 1. l2 l1 p r1 r2 2 3 1 4 рис. 1 – схема установки для випробувань: 1 – гумовий зразоккуля; 2 – скляна прозора пластина; 3 – важіль заданого навантаження на пластину; 4 – вантаж, який прикладається до важіля після прикладання навантаження скляна пластина 2 притискається до гуми. при цьому утворюється площадка контакту. розмір площадки контакту визначається за допомогою вимірювальних приладів, можливо зі збільшенням. радіус кругової площадки контакту 1a спочатку визначається при контакті з поверхнею 1r , а потім радіус 2a при контакті з поверхнею 2r . для повноти залежності краще визначати розміри площадок контакту при різних навантаженнях, отримуючи дані для побудови графіків 1 2( ), ( )a p a p . отримані дані підставляються у формулу (8) і визначаються значення модуля 1e . дані усереднюються по всім отриманим результатам. як об’єкт досліджень обрано зразок, виготовлений з твердої гуми і який сприймає ударні навантаження. зразок важить 2 кг і має поверхні двох радіусів: 1r  47,5 мм, 2r  118 мм. навантаження здійснюється через товсте скло. розмір відбитка вимірюється з точністю до 0,1 мм. вимірювання проводились при різних навантаженнях. результати вимірів представлені в табл. 1 і на рис. 2. таблиця 1 таблиця результатів вимірювання плями контакту і розрахунку модуля пружності 1r  47,5 мм 2r  118 мм № п/п p , н 2a , мм a , мм 1e , мпа p , н 2a , мм a , мм 1e , мпа 1 20 3,8 1,9 946 20 5,0 2,5 103 2 50 5,2 2,6 923 50 6,5 3,5 939 3 75 6,2 3,1 801 75 7,5 4,0 912 4 100 7,0 3,5 756 100 8,0 4,5 884 5 125 7,2 3,6 869 125 9,5 4,75 939 6 150 8,0 4,0 760 150 10,0 5,2 859 7 175 8,5 4,25 739 175 10,5 5,4 8,5 8 200 9,0 4,5 712 200 11,5 5,6 917 середнє значення 808 середнє значення 922 розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 63 з метою збільшення чіткості зображення відбитка поверхня гуми змащувалась тонким шаром мастила. товщина шару зменшувалась шляхом витирання поверхні тканиною. модуль пружності розраховувався за формулою (8). рис. 2 – графік залежності диаметра плями контакту на гумовій кулі від навантаження результати випробувань узагальнювались середнім значенням модуля пружності гуми зразка 1r  47,5 рівний: 1e  808 мпа, що приблизно в 2000 разів менше модуля сталі. результати вимірювань площадки контакту і модуля пружності на іншій поверхні зразка при 2r  118 мм приведені також в табл. 1. средній модуль пружності цієї поверхні отриманий рівним 2e 922 мпа. усереднюючи значення модуля пружності досліджуваної гуми в цілому по двом поверхням, отримуємо: 1e 865 мпа. це значення і будемо використовувати при визначенні сили співударяння кулі з жорсткою основою в наступному етапі роботи. визначення сили і контактного тиску при ударі гумової кулі ставиться задача способом копіювального паперу визначити силу p удару і контактний тиск  при ударі гумового кулі по жорсткій поверхні. визначення сили співударяння кулі і жорстокої основи виконаємо при використанні формули типу (7) герца для визначення радіуса площадки контакту в контакті куля-жорстка поверхня: 1/3 1 0,8805 pr a e        . при відомих величинах 1, ,a e r знаходимо: 3 1 0, 6826 a e p r  , (9) де a − визначається способом копіювального паперу; 1e − по методиці, наведеній вище; r  величина задана. після визначення розміру площадки контакту середній контактний тиск визначається по залежності типу (1): 2ср р р а а     . максимальний контактний тиск в загальному випадку можна визначити по формулі герца [1] для контакту кулі і площини: розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 64 1/32 * 0 20, 5784 pe r         , (10) у випадку, якщо модулі пружності і кулі і площини однакові 1 2e e і при цьому 1 2    0,3: 1/32 0 20, 388 pe r         ; (11) у випадку, якщо модуль пружності матеріалу основи 2 1, 0, 3e     0,3 маємо: 1/32 1 0 20, 5784 0, 91 pe r        . або 1/32 1 0 20, 5969 pe r         . (12) схема роботи установки для визначення сили співударяння наведена на (рис. 3). 1 2 4 3 рис. 3 – схема установки: 1 – головка гумової кулі; 2 – копірка; 3 – білий папір; 4 – жорстка стальна плита на жорсткій плиті 4 розміщується пакет з копіювального 2 і білого 3 паперу. гумова куля 1 піднімається вертикально і наноситься удар по плиті через пакет копірка-папір. вимірюється радіус площадки контакту a на білому папері. випробування повторюються при різних положеннях кулі по висоті. результати експерименту представлені в табл. 2. навантаження p визначається по формулі (9), середній тиск визначається по (10); максимальний тиск визначається по (12). при обчисленнях модуль пружності береться за результатами визначеними вище. таблиця 2 результати випробувань № п/п h 2a a , мм p , н 1 2 3 4 5 6 20 50 100 150 200 250 7 8 10,2 12,0 12,5 13,0 3,1 4,0 5,1 6,0 6,3 6,5 79,5 170,7 353,9 576 667 732,6 розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 65 через неточності вимірювання і неоднорідності гуми експериментальні дані по діаметру відбитка мають розкид, що видно на рис. 4. усреднений радіус a відбитка отримано проведенням середньої лінії. рис. 4 – залежності розмірів плями контакту від висоти падіння кулі при використанні усередненого значення a по (9) виконано розрахунок сили співударяння гумового кулі по жорсткій основі. результати представлені в табл. 2. при вимірюванні радіуса площадки контакту від 3,1 до 6,5 мм сила удару коливається від 79,5 до 732,6 н. висновки 1. метод відбитків або слідів один з базових методів дослідження в контактній механіці. він є простим і достатньо точним для практики методом. похибка його визначається відношенням товщини пакету копірка-папір до розмірів площадки контакту. варіанти методу відбитків відрізняються великою різноманітністю і широкими можливостями для розвитку їх чуттєвості, точності і застосування різних фізичних ефектів. 2. модуль пружності один з базових механічних характеристик любого материалу. модуль пружності матеріалу, наприклад, гуми, необхідний для розрахунків. однак визначити його стандартними методами практично неможливо, через неможливість виготовити з шару гуми стандартний зразок. в зв’язку з цим в даній роботі запропоновано визначити модуль пружності контактуючих матеріалів при використанні формули герца для розрахунку розміру площадки контакту кулі і площини. сама ідея методу вже використовувалась раніше, наприклад в роботі а.в. орлова [2] стосовно до пластмасових матеріалів. 3. наявність модуля пружності гуми кулі дозволяє визначити по формулі герца силу співударяння кулі заданої геометрії і основи, якщо відомий радіус плями контакту. після визначення сили легко визначається середній тиск, а потім визначається величина максимального тиску. література 1. писаренко г.с., яковлев а.п., матвеев в.в. справочник по сопротивлению материалов. – к.: наукова думка, 1988. – 736 с. 2. орлов а.в., пинегин с.в. исследование пластмасс как материала для опор качения. – м.: наука, 1972. – 91 с. надійшла в редакцію 10.09.2015 розрахунково експериментальна методика визначення трибоконтактних параметрів проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 3 66 pysarenko v.g., dykha k.o., skrypnyk t.k. calculation experimental method of determination of tribocontact parameters. presented results calculation-experimental methods of determination of tribocontact parameters at the dynamic contact of sphere and plane. in paper used method of imprints is for finding of the module of resiliency of rubber by a spherical standard and special loading device. in future this method is used for the receipt of dependences for determination of force of blow of sphere and plane, middle and maximal pressure. resulted example of realization of the offered method. key words: method of imprints, module of resiliency, force of blow, contact pressure. references 1. pisarenko g.s., yakovlev a.p., matveev v.v. spravochnik po soprotivleniyu materialov. k. naukova dumka, 1988. 736 p. 2. orlov a.v., pinegin s.v. issledovanie plastmass kak materiala dlya opor kacheniya. m.: nauka, 1972. 91 p. особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 105 войтович а.а.,* похмурська г.в.,* студент м.м.,** студент о.з. ** *національний університет “львівська політехніка”, м. львів, україна **фізико механічний інститут ім. г. в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: andrsibox@gmail.com особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системи fe-cr-b-c за ударних навантажень удк 620.178.16 досліджено наплавлені шари із пд x10р4г2с, що сформовані наплавленням під шаром флюсу за умов впливу горизонтальної та вертикальної вібрації. проаналізовано особливості руйнування, наплавленого металу за умов ударних навантажень. встановлено, що горизонтальна вібрація за аплітуди коливання 0,3 мм підвищує ударну зносостійкість на 1,2 рази ключові слова: порошкові дроти, ударні навантаження, мікроструктура, морфологія поверхні. вступ для зміцнення та відновлення зношених елементів устаткування в різних галузях виробництва широко використовують технологію наплавлення порошковими дротами (пд) системи fe-cr-b-c, щоб отримати задовільну зносостійкість відновлених поверхонь за різних умов зношування [1]. в мікроструктурі наплавлених шарів з пд цієї системи у м’якій матриці fecr формуються тверді фази карбоборидів fecrb2c довжиною 20 … 300 і шириною 10 … 30 mµ. саме ці включення забезпечують високу зносостійкість наплавленому металу за зношування закріпленим і незакріпленим абразивом [2]. разом з тим за ударних навантажень така мікроструктура виявила занизький опір до зношування [3]. завдяки гострокутній морфології включень твердої фази (fecr)b2c в околі їх вершин на мікроструктурному рівні виникає концентрація напружень і це сприяє зародженню мікротріщин у наплавленому металі та пришвидшує його руйнування. вплив вібрації під час процесу зварювання на мікроструктуру та зносостійкість наплавленого металу за використання закріпленого і незакріпленого абразиву вже досліджували [4, 5]. але в цих роботах не контролювали величину переміщень і не розділяли вплив їх вертикальних і горизонтальних складових. мета роботи дослідити особливості руйнування за випроб ударом металу, наплавленого пд на основі ферохромбору пд x10h4г2с під шаром флюсу за контролю переміщень внаслідок вертикальної та горизонтальної вібрації під час зварювання. методика досліджень захисні шари сформували за схемою (рис. 1) із пд x10h4г2с (табл. 1) під шаром флюсу осц 45м з таким хімічним складом (mass %) sio2 44%, mno 44%, mgo <2,5%, caf2 6–9%, cao <6,5%, fe2o3 <2, s <0,15%, p <0,15%. діаметр пд x10h4г2с–2,6 mm, коефіцієнтом заповнення–25 %. наплавлення здійснено на зразки із низьковуглецевої сталі ст3сп розміром 300×150×10 mm. налагодження вібраційного столика для визначення амплітуди коливання виконано зніманням механічних характеристик з підкладки за допомогою двоканального usb-осцилографа (аналогово-цифрового перетворювача iris фірми “відео інтернет технології”), підключеного до комп’ютера. горизонтальну і вертикальну вібрацію стола виконували з частотою коливання 100 hz, амплітудою 0, 0,07, 0,3 mm. перед наплавленням дріт та флюс просушували за температури 250°с, упродовж 2,5 h. наплавляли за допомогою підвісної головки абс із джерелом живлення (генератор псо 500), із перекриттям валиків 3 0%, за таким режимом: зварювальний струм 450 … 480 а, напруга дуги 30 … 32 v, швидкість подачі 96 m/h, швидкість зварювання 62 m/h. рис. 1 – принципова схема наплавлення: 1 – електрод з пд; 2 – механізм подачі; 3 – металева пластина; 4 – дуга; 5 – зразок; 6 – вібраційний стіл; s – амплітуда коливання вертикальної вібрації; h – амплітуда коливання горизонтальної вібрації особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 106 фазовий аналіз виконано за допомогою рентгенівського дифрактометра d8 discover з кобальтовив випромінюванням. визначення хімічного складу, дослідження мікроструктури та фрактографічні дослідження, виконано на електронному мікроскопі evo 40 xvp. ударне зношування (рис. 2) оцінили за сили удару 12 kj кулькою ø25 mm зі сталі шх 15, яка падла на досліджувану поверхню з частотою 40 с-1. тривалість експерименту 3600 с. втрату маси зразків визначали з точністю до 2 × 10‒4 g на електронній вазі. таблиця 1 хімічний склад пд x10р4г2с cr b mn si fe 10 4 2 1 решта обговорення результатів результати досліджень фазового складу наплавлених шарів (рис. 3), отриманих без застосування вібрації під час зварювання, виявили в структурі наплавленого шару на фоні ферохромової матриці дрібні включення боридів заліза fe2b та великі, неправильної форми з гострокутною морфологією включення залізохромистих боридів (1,6 fe + 0,4 сr)b, а також ділянки залишкового аустеніту (0,94 fe + 0,06 с), зв’язані з матрицею (рис. 4, а). таку несприятливу морфологію великих включень залізохромистих боридів спостерігали і на гребені валків, і в зоні їх перекривання (рис. 4, б). спектральним аналізом встановили хімічний склад фаз (табл. 2). у великих включеннях (рис. 4, а, спектр 1) містилося від 16,0 до 18,0 mass % сr, та до 3,0 mass % b і тому ці включення класифікували як залізохромисті бориди (1,6 fe + 0,4 сr)b. у дрібних включеннях (рис. 4, б, спектр 2 ) вміст бору становив від 1,5 до 2,0 mass %, що відповідало складу бориду заліза fe2b. у складі матриці вміст сr змінювався від 4 до 4,5 mass % (рис. 4, б, спектр 3 у табл. 2). рис. 3 – фазовий склад наплавлених шарів: – fecr (ферит); – fe2b (борид заліза); – (1,6 fe + 0,4сr)b (борид заліза та хрому); – 0,94 fe + 0,06 с (аустеніт) а б рис. 4– характерні структурні складові на гребенях (а) та в зоні перекриття (б) валиків у шарах, наплавлених пд x10р4г2с без використання вібрації під час наплавлення. точки відповідають місцям спектрального аналізу структурних складових у наплавлених шарах, результати якого наведені у табл. 2 металографічні дослідження показали, що вібрація під час формування наплавлених шарів з пд впливає і на морфологію, і на розміри фазових включень в мікроструктурі отриманих шарів (рис. 5, рис. 6). зокрема, за її використання боридні включення подрібнюються та згладжується їх гострокутна морфологія (рис. 5, рис. 6). це чіткіше виявляється за використання горизонтальної вібрації під час наплавлення за більшої амплітуди переміщень. рис. 2 – принципова схема установки для дослідження ударного зношування зразків: 1 – основа; 2 – зразок; 3 – індентор; 4 – наважка; 5 – коромисло; 6 – ексцентрик; h – віддаль від зразка 10 mm особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 107 таблиця 2 середній вміст елементів у складі структурних складових у наплавлених шарах з на основі пд x10р4г2с, встановлений мікроспектральним аналізом, mass % елемент / № спектру сr b si mn fe спектр 1 18,1 2,9 2,8 76,2 спектр 2 1,2 2,5 0,5 0,7 95,1 спектр 3 3,9 2,1 1,4 92,6 спектр 4 4,3 2,5 1,4 91,8 спектр 5 17,2 2,8 0,3 2,4 76,7 а б в г рис. 5 – характерні структурні складові на гребенях (а, в) та в зоні перекриття (б, г) валиків у шарах, наплавлених пд x10р4г2с з використанням вертикальної вібрації за амплітуди переміщення 0,07 (а, б) та 0,3 (в, г) мм крім того за використання горизонтальної вібрації під час наплавлення у структурі наплавленого шару виявили значну кількість залишкового аустеніту, який у вигляді досить великих округлих зерен залишається в структурі валка навіть після застосування вищої амплітуди вібрації (рис. 6, в). і лише в зоні перекриття валків така особливість зникає (рис. 6, г). загалом наявність таких зерен залишкового аустеніту вважали позитивним чинником впливу на роботоздатність наплавленого шарую, адже, завдяки високій пластичності аустеніту ці зерна можуть полегшувати релаксацію напружень за впливу експлуатаційних навантажень на відновлені елементи устаткування. для кількісного оцінювання розмірів структурних складових у наплавлених шарах використали програмне забезпечення axio visio і порівняли включення за їх площею у площині шліфів. встановили, що у зоні валика площа включень (1,6 fe + 0,4 сr)b, утворених без застосування вібрації під час наплавлення, коливалась від 10 до 150 mµ2, а її середнє значення становило 50 mµ2 (рис. 7, а). за прикладання вібрації (вертикальної, рис. 7, б, чи горизонтальної, рис. 7, в) площа фаз (1,6 fe + 0,4 сr)b у структурі металу на гребенях валиків істотно зменшується. причому в міру зростання амплітуди вібрації зразків під час наплавлення ефект подрібнення боридів підсилюється. зокрема за амплітуди вібрації 0,07 mm площа боридних включень зменшується в 10, 18 разів, за вертикальної і горизонтальної вібрації відповідно. з підвищенням амплітуди вібрації до 0,3 mm розміри твердих частинок ще в більшій мірі диспергуються і в середньому їх площа становить всього 1 … 3 mµ2. причому за використання вертикальної вібрації ефект подрібнення боридів сильніший. особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 108 а б в г рис. 6 – характерні структурні складові на гребенях (а, в) та в зоні перекриття (б, г) валиків у шарах, наплавлених на основі пд x10р4г2с з використанням горизонтальної вібрації за амплітуди переміщення 0,07 (а, б) та 0,3 (в, г) mm. точки відповідають місцям спектрального аналізу структурних складових у наплавлених шарах, результати якого наведені у табл. 2 а б в рис. 7 – зміна площі s включень (1,6 fe + 0,4 сr)b, виявлених на гребенях (а) та в зоні перекриття (в) валиків у структурі шарів, наплавлених пд x10р4г2с без вібрації (а) і за її використання (вертикальна (б) і горизонтальна (в) амплітудою 0,07 (1) та 0,3 (2) mm) порівнявши за розмірами бориди у зонах перекриття валків, відзначили, що, по-перше, вони є більшими, ніж на гребенях валків, а, по-друге, слабо знижуються за використання низької амплітуди вібрації (0,07 mm), але істотно (середня площа боридів зменшується від 130 mµ2 без вібрації до 10 і 3 mµ2 відповідно) після застосування вертикальної і горизонтальної вібрації з амплітудою 0,3 mm. оцінили також співвідношення площ, що припадали на відповідні фази у структурі наплавлених шарів, до площ аналізованих шліфів ρ, вважаючи цей показник за густину цих структурних складових на одиничній площі шліфа. виявили, що вібрація впливає на густину розподілу твердих фаз (1,6 fe + 0,4 сr)b в перерізі і валків, і в зоні їх перекривання (рис. 8). за вертикальної вібрації (рис. 8 а) з амплітудою 0,07 mm густина боридів на одиничній площі стає в 1,6 рази нижчою, ніж у наплавлених шарах без вібрації. однак за збільшення амплітуди коливання до 0,3 mm густина фази (1,6 fe + 0,4 сr)b збільшується у понад 4 рази. за дії горизонтальної вібрації із матриці виділяються світлі включення fecr, що містять 4 … 6 mass % сr (табл. 2, рис. 6, в, спектр 4). з аналізу даних, наведених на (рис. 8, б), очевидно, що за амплітуди вібрації 0,07 мм і на гребені валика, і в зонах їх перекриття густина фази (1,6 fe + 0,4 сr)b зросла до 0,25. крім того значну роль почала відігравати фаза fecr, кількість якої досягла 0,4 … 0,45. особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 109 a б рис. 8 – відносна площа ρ різних фазових складових на одиничній площі шліфів, визначена на гребенях (а) та в зоні перекриття (b) валиків, наплавлених на основі пд x10р4г2с без вібрації і з використанням вертикальної (а) і горизонтальної (б) вібрації за амплітуди 0,07 (1) та 0,3 (2) мм; (ρ – безрозмірна величина) з підвищенням амплітуди горизонтальної вібрації до 0,07 mm (рис. 8, б) виявили, що і на гребенях валиків, і в зоні їх перекриття густина фази (1,6 fe + 0,4 сr)b істотно (до 0,55 і до 0,78 відповідно) зростає (порівняно з амплітудою вібрації 0,07 мм). причому в зоні перекриття валиків значення ρ досягло того самого рівня, що і за використання вертикальної вібрації 0,3 мм під час наплавлення. але при цьому до рівня 0,1 знизилася густина фази fecr. отже внаслідок використання вібрації під час процесу наплавлення пд х10р4г2с досягли істотного подрібнення боридів, позбулися їх гострокутної морфології та збільшили їх густину на одиничній площі наплавленого металу. всі ці ознаки є чинниками позитивного впливу на роботоздатність наплавленого металу. для обґрунтування їх позитивного впливу провели серію випроб отриманих наплавлених шарів на зносостійкість. зносостійкість наплавлених шарів дослідили зносостійкість наплавлених шарів за прикладання ударних навантажень. виявили, що за величиною втрати маси внаслідок випроб на ударне зношування зона гребенів валиків відрізняється від зони їх перекриття, причому неоднозначно (табл. 3). якщо за вертикальної вібрації знос гребенів валків сильніший, ніж зон їх перекриття, то за горизонтальної вібрації – навпаки. причому така тенденція зберігається незалежно від амплітуди вібрації. але у будь-якому разі міра зношування зменшується за використання вібрації під час наплавлення. отриманий результат добре корелює з розмірами боридів у наплавлених шарах, отриманих за використання різних режимів вібрації (рис. 7). адже чим більші розміри боридів, тим більший знос наплавленого металу. зменшення зносу зони перекриття валиків порівняно з властивим їх гребеням пояснюється вторинною перекристалізацією в зоні перекриття валиків, що дає можливість структурним складовим зменшитися за розмірами. найменша величина зносу в зоні перекриття валиків за використання горизонтальної вібрації добре корелює і з найменшими розмірами боридів (рис. 7, в), і з максимальною (з аналізованих) їх густиною на одиничній площі шліфа (рис. 8, б). таблиця 3 втрата маси наплавлених шарів після ударного зношування, г характер вібрації амплітуда вібрації, mm гребінь валика зона перекриття без вібрації 0 0,009 0,004 0,07 0,005 0,003 вертикальна вібрація 0,3 0,004 0,002 0,07 0,0005 0,0018 горизонтальна вібрація 0,3 0,0007 0,0023 оскільки втрату маси зразків заміряли з точністю до третього знаку після коми, то щоб переконатися у достовірності зроблених висновків проаналізували характер ушкоджень на поверхнях гребенів валків та в зонах їх перекриття після випроб на ударне зношування. на поверхні наплавленого пд металу без застосування вібрації зафіксували більшу локальність пошкоджень на поверхнях гребенів валків (рис. 9, а, в, д), ніж в зонах їх перекриття (рис. 9, б, г, е). пошкодження поверхні на гребенях валиків розпочиналося внаслідок пластичного деформування поверхні, порушення когезивного зв’язку між тверди особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 110 ми боридами і пластичнішою матрицею з вилущуванням спочатку більших, а потім і дрібніших боридів з поверхні, або через їх недостатню силу зчеплення, або ж через розколювання, а тоді вже вилущування їх по частинах з матриці (рис. 9, а). напруження, які виникали в околі утворених лінзоподібних виразок були іноді достатніми для зародження від їх вершин тріщин. можливо, що такі ж тріщини поширюються також і в глибину наплавленого шару. адже твердість наплавленого матеріалу становила 55 57 hrc, що уможливлювало розтріскування, яке сприяє релаксації напружень першого роду у наплавленому шарі. в міру зростання тривалості випроб густина ударів зростала, що супроводжувалося руйнуванням перетинок між найближчими ямками, з яких вилетіли великі бориди (рис. 9, б). на цьому етапі у руйнуванні починали брати участь дрібні бориди fe2b, руйнування когезивного зв’язку яких з матрицею створювало в наплавленому шарі дрібні пори, які сприяли поступовому зношуванню металу в перетинках між великими виразками (рис. 9, в). при цьому глибокі, чітко окреслені виразки на зношених поверхнях гребенів валиків наплавленого шару свідчать про вибірковість процесу зношування з його прив’язкою до великих боридів. а б в г д е рис. 9 – морфологія ушкоджень на поверхнях гребенів валків (а в) та в зонах їх перекриття (г е) після випроб наплавленого металу з використанням на основі пд x10р4г2с на ударне зношування. напрямок накладання валків на верхньому ряді фрактограм горизонтальний, а на нижньому – під кутом 90° в зоні перекриття валків локальність зношування поверхні порушується і спостерігаємо рівномірне зношування, яке властиве поверхні на гребенях валків лише на етапі руйнування перетинок між великими виразками. у цьому випадку попри більші розміри і густину великих боридів (1,6 fe + 0,4 сr)b не їх вилущування і об’єднання виразок, утворених на їх місці, були відповідальні за зношування поверхні, а порушення зв’язків дрібних боридів fe2b з матрицею внаслідок пластичного деформування поверхні з утворенням розпорошених дрібних пошкоджень, що і забезпечило поступове зношування поверхні на невелику глибину (рис. 9, г, д). і лише на локальних ділянках, де великі бориди розташовувалися великими щільними конгломератами пошкодження поверхні відбувалося шляхом швидкого розтріскування та вилущування розтріснутих часточок (рис. 9, е). отже різна локальність процесу зношування наплавленого пд x10р4г2с, спричинена різною здатністю матриці навколо великих боридів релаксувати напруження від ударного навантаження, відповідальна за особливості пошкоджень на поверхнях металу на гребенях валків і в зонах їх перекривання. оскільки за даними про втрату маси наплавлених шарів після ударного зношування (табл. 3) вібрація підвищує опір зношуванню, то проаналізували особливості її впливу на пошкодженість поверхні наплавленного пд металу. за використання вертикальної вібрації з невисокою амплітудою (0,07 mm) під час наплавлення залізохромисті бориди істотно подрібнюються (рис. 5, б). як результат, на зношених поверхнях і гребенях валиків, і в зонах їх перекривання зношування відбувалося за таким самим механізмом, як і без застосування вібрації, але зросла локальність зносу, бо викришувалися менші за розмірами бориди, сила зчеплення яких з матрицею вища. відначили орієнтованість стрічок з виразок, спричинених викришуванням боридів, поперек наплавлених валиків, що зв’язано з напрямом відведення тепла. оскільки розтріскування це дієвий спосіб релаксації напружень у наплавленому шарі, то перетинки між цими ви особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 111 разками легко руйнувалися (рис. 10, а, б). але оскільки не тріщини спричиняють знос, а лише викришені бориди, а їх розміри (рис. 7, б) і площа, що припадає на них на одиницю площі шліфа істотно менші (рис. 8, а), ніж без використання вібрації під час зварювання, то зрозуміло, що і величина втрат від зношування за вібрації повинна була зменшитися. це узгоджується з результатами оцінювання величини зносу ваговим методом (табл. 3). а б в г рис. 10 – морфологія ушкоджень на поверхнях гребенів валків (а, в) та в зонах їх перекриття (г, е) після випроб на ударне зношування наплавленого металу з на основі пд x10р4г2с, отриманого з використанням вертикальної вібрації амплітудою 0,07 (а, б) та 0,3 (в, г) mm. на фрактограмах напрямок накладання валків горизонтальний зі збільшенням амплітуди вертикальної вібрації до 0,3 mm і на гребені валиків, і в зоні їх перекриття виявили ознаки загального порівняно неглибокого зношування (рис. 10, в, г), що є наслідком диспергування зміцнювальної фази від 1 до 8 mµ2 (рис. 7, б). лише подекуди на поверхні в зоні перекриття валків спостерігали елементи локального зносу з розтріскуванням (рис. 10, в), але ці фрагменти не мали визначального значення. як особливість відзначили втрату орієнтованості дефектів, яку спостерігали за інших умов наплавлення. це ускладнює ріст тріщин під час руйнування перетинок між виразками і є ознакою сильнішого зв’язку зносостійких фаз з матрицею. за використання горизонтальної вібрації змінився фазоий стан і морфологія структури наплавленого шару, зявилися округлі частинки fecr та дисперсні тверді частинки залізохромистих боридів. така структурно-фазова композиція якісно змінює характер впливу ударних навантажень. основним чинником зношування металу і на гребенях валиків, і в зоні їх перекриття стає здатність наплавленого шару пластично деформуватися і в такий спосіб релаксувати напруження, що виникають під час випробування на ударне зношування. сліди пластичного деформування матриці наплавленого металу є характерною ознакою рельєфу поверхні наплавленого металу після випроб (рис. 11, рис. 12). на прикладі рельєфу в зоні валика видно, як внаслідок пластичного деформування поверхні на пізніших етапах зношування відбувається відлущування тоненьких шарів наплавленого шару (рис. 11, в). оскільки під відлущеними фрагментами спостерігали сліди від дрібних включень, то зробили висновок, що причиною такого відлущення поверхневих шарів є втрата когезивного зв’язку дрібних включень з матрицею з відшаруванням наклепаного поверхневого шару від основи. в зоні перекриття валків інтенсивність зношування була дещо вищою, оскільки пластична деформація матриці сприяла відколюванню країв розщелин в зонах локалізації більших за розмірами, ніж на гребенях валків боридів (1,6 fe + 0,4 сr)b (рис. 11, б, г). але попри це характер зношування стає рівномірніший і менш глибокий, ніж у випадку застосування вертикальної вібрації. особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 112 a б в г рис. 11 – морфологія поверхні зношування на гребенях (а, в) та в зоні перекриття валків (б, г) в шарах, наплавлених пд x10р4г2с, за дії горизонтальної вібрації амплітудою 0,07 mm зношування наплавленого металу, отриманого за амплітуди горизонтальної вібрації 0,3 mm, відбувається за таким самим механізмом, як і за меншої амплітуди вібрації. але зменшилася кількість та зростає локальність ділянок, відколюванню яких сприяла пластична деформація (рис. 12). це властиво металу на гребені валків і в зоні їх перекриття та пов’язано із невисокою густиною пластичної фази feсr та найвищою дисперсністю твердої фази (1,6 fe + 0,4 сr)b (переріз включень змінювався від 1 до 5 mµ2) у наплавленому за таких умов шарах. відзначили також найнижчу з усіх аналізованих варіантів формування наплавленого шару схильність поверхневих шарів до розтріскування. а б в г рис. 12 – морфологія поверхні зношування на гребенях (а, в) та в зоні перекриття валків (б, г) в шарах, наплавлених з на основі пд x10р4г2с, за дії горизонтальної вібрації амплітудою 0,3 mm. особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 113 отже і в зоні перекриття валків, і на їх гребенях поверхневий шар металу, наплавленого з використанням горизонтальної вібрації, характеризується високою здатністю релаксувати напруження шляхом пластичного деформування поверхневих шарів та найнижчою схильністю до розтріскування, що пояснює його найвищий опір зношуванню за ударних випроб. а досягнуто це внаслідок структурнофазових перетворень і зміни морфології та розмірів зміцнювальних фаз в наплавленому шарі за накладання горизонтальної вібрації під час процесу наплавлення. висновки 1. досліджено мікроструктуру наплавлених шарів із пдx10р4г2с, що наплавлені автоматичним методом під шаром флюсу осц45м, за умов вертикальної та горизонтальної вібрації при частоті 100 hz, амплітуді коливання 0, 0,07, 0,3 мм. вібраційна обробка спонукає до подрібнення та округлення твердої фази (1,6 fe + 0,4 сr)b. 2. встановлено, що наплавлені шари за умов горизонтальної вібрації в зоні перекриття валків і на їх гребенях, характеризується високою здатністю релаксувати напруження шляхом пластичного деформування поверхневих шарів та найнижчою схильністю до розтріскування, що пояснює його найвищий опір зношуванню за ударних випробувань. література 1. yuksel n. 1wear behavior–hardness–microstructure relation of fe–cr–c and fe–cr–c–b based hardfacing alloys / n. yuksel, s. sahin // materials and design 58. – 2014. – с. 491-498. 2. sorour a. a. 2understanding the solidification and microstructure evolution during csc-mig welding of fe–cr–b-based alloy / a. a. sorour, r. r. chromik, r. gauvin, m. brochu // material scharacterizaon 86. – 2013. – с. 127 138 3. похмурська г. в. ударно-абразивне зношування поверхневих шарів, наплавлених порошковими дротами системи fe -cr-bc /г. в. похмурська, а. а. войтович // науковий вісник нлту україни. – 2015. – вип. 25.3. – с. 129 135. 4. shufeng wanga. improving microstructure and wear resistance of plasma clad fe-based alloy coating by a mechanical vibration technique during cladding / shufeng wanga, huiqi li, xiang chenb, jing chia, min li, lu chai, hui xua // materials science and engineering a 528. – 2010. – с. 397-401. 5. пулька ч. в. влияние вибраций детали в процессе наплавки на структуру и свойства металла / ч. в. пулька, о. н. шаблий, в. с. сенчишин, м. в. шарык, г. н. гордань // автоматическая сварка. – № 1.,705. – 2012. поступила в редакцію 02.12.2015 особливості формування та руйнування наплавлених шарів з порошкових дротів системиfe-cr-b-c за ударних навантажень проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 114 voytivich a. a., pohmurska h.v., student m. m. student o. z. features of formation and destruction of clad layers cored wires system fe-cr-bc for shock. investigated the deposited layers of pd cr10b4mn2si that formed during welding flux influence the conditions of horizontal and vertical vibrations. the features of destruction studied weld metal in conditions of shock. established that horizontal vibration for oscillation amplitude 0.3 mm shock durability increases by 1,2 times. keywords: powder-like wires, shock loadings, microstructure, morphology of surface. references 1. yuksel n., sahin s. 1wear behavior–hardness–microstructure relation of fe–cr–c and fe–cr–c–b based hardfacing alloys. materials and design 58, 2014. p. 491–498. 2. sorour a. a., chromik r. r., r. gauvin, i. h., brochu m. 2understanding the solidification and microstructure evolution during csc-mig welding of fe–cr–b-based alloy. material scharacterizaon 86., 2013. p. 127 – 138 3. pohmurska h.v., voytivich a. a. impact-abrasive wear of the surface layers, flux cored wire system fe -cr-bc. scientific bulletin nltu ukraine. 2015. 25.3. p. 129 – 135. 4. shufeng wanga, huiqi li, xiang chenb, jing chia, min li, lu chai, hui xua. improving microstructure and wear resistance of plasma clad fe-based alloy coating by a mechanical vibration technique during cladding. materials science and engineering a 528, 2010. p.397–401. 5. pul'ka ch. v., shablyy o. n., senchyshyn v. s., sharik m. v., hordan' h. n. влияние вибраций детали в процессе наплавки на структуру и свойства металла. automatic welding № 1,705, 2012. p. 27 29. _goback граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 39 диха о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів удк 621.891 проведений аналіз роботи вузлів тертя двигунів внутрішнього згорання. встановлено, що практично усі вузли тертя двигунів при пуску і зупинці знаходяться в стані граничного змащування з переважним впливом пусків двигуна на знос циліндрів і підшипників колінчастого валу. при аналізі граничного змащування з точки зору хімії встановлено, що мастильна плівка складається з одного або декількох шарів полярних молекул, розташованих перпендикулярно твердій поверхні. зазначено ,що узагальнені залежності коефіцієнта тертя від температури більше корисні для розуміння протікаючих процесів, чим для практичного використання. ключові слова: граничне змащування, вузли тертя ковзання, двигун внутрішнього згорання, зношування, перехідні температури 1. вступ граничне змащування – змащування, при якому тертя і знос між поверхнями, що знаходяться у відносному русі, визначаються властивостями поверхонь і властивостями змащувального матеріалу відмінними від об'ємних. рідинне змащування – змащування, при якому повне розділення поверхонь тертя деталей здійснюється рідким змащувальним матеріалом. гідродинамічне змащування – рідинне змащування, при якому повне розділення поверхонь тертя здійснюється в результаті тиску, що самоутворюється в шарі при відносному русі поверхонь. напіврідинне (змішане) змащування змащування, при якому частково здійснюється рідинне змащування. граничне змащування найпоширеніший вид змащування. аналіз роботи вузлів тертя двигунів внутрішнього згорання (двз) [1] показує, що практично усі вузли тертя двз при пуску і зупинці знаходяться в стані граничного змащування. при цьому дослідження підтверджують факт непропорційного сильного впливу пусків двигуна на знос його основних вузлів і, раніше усього циліндра і підшипників колінчастого валу. мірою цього впливу є пробіг еквівалентний пусковому зносу wz . на підставі результатів більше 20 натурних випробувань двигунів зібраних в роботі лосавіо г.с. отримана [1] гіперболічна залежність середнього значення від температури двигуна або довкілля : 0 0 75w t z t t   , де t  температура двигуна або навколишнього повітря в °с; 0t  параметр. великий розкид значень wz з коефіцієнтом варіації v = 0,3 – 0,4 свідчить про те, що окрім температури на пусковий знос сильно впливають інші чинники. окрім температури на пусковий знос роблять вплив безліч інших чинників : конструкція двигуна і його мастильної системи; вид і в'язкість мастила, вид присадки; тривалість простою двигуна між зупинкою і пуском. з аналізу виконаних досліджень випливає, що головна причина високого зносу вузлів тертя автомобіля при пусках є погані умови змащування поверхонь тертя під час пуску. при стаціонарному режимі роботи двигуна змащування відповідальних вузлів тертя відбувається в гідродинамічному режимі. при пуску вузли тертя поверхню працюють в умовах граничного, сухого або змішаного змащування. переконливим доказом висновку про недостатнє змащування в період пуску як головної причини високого пускового зносу є поетапний аналіз процесу пуску: поворот колінвалу стартером, перші спалахи в циліндрах, обертання валу на стійких холостих обертах. на кожному з цих етапів різні умови змащування. з цього поетапного аналізу виходять, наприклад, такі локальні оцінки для конкретного двигуна: поворот від стартера 1 5 обертів, обертання при спалахах близько 100 обертів, обертання стаціонарне до подавання мастила ще 100 обертів колінвала. таким чином, близько 200 250 обертів колінчастий вал здійснює в умовах граничного змащування при досить великих навантаженнях. ці умови по змащуванню є головною причиною пускового зносу шийок валу і підшипників. якщо затримка подання мастила підшипникам після початку пуску оцінюється 30 60 с, то затримка подання мастила на стінки циліндра оцінюється часом від 2 до 5 хвилин, залежно від температури і в'язкості оливи. значною мірою цим пояснюється той факт, що знос циліндра і поршневих кілець займає перше місце в рейтингу найбільш зношуваних вузлів двигуна. граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 40 головний висновок в аналізі причин високого пускового зносу полягає в досконалості змащування поверхонь, яке, як правило, є граничним, напівсухим або змішаним. встановлено, що пусковий знос рівний приблизно половині усього експлуатаційного зносу. вузли тертя, що змащуються рідким мастилом, як правило, мають системи примусового подавання мастильного матеріалу, тобто мастило в процесі роботи відновлюється у вузлах тертя, що змащуються пластичним мастилом, товщина мастильного шару по мірі експлуатації зменшується внаслідок зносу мастила. у цих умовах основним режимом є граничне змащування. 2. молекулярна структура граничних мастил та їх вплив на сили тертя мінеральні і рослинні оливи складаються з вуглеводневих з'єднань з домішкою інших елементів. молекули мінеральних олив мають вигляд довгих ланцюгів атомів вуглецю з приєднаними до них атомів водню або містять кільця з довгими бічними ланцюгами. рослинні оливи складаються з тригліцеридів жирних кислот і складних ефірів. тригліцериди мають три довгі вуглецеві ланцюги, сполучені через карбокислотні зв'язки з ядром з трьома атомів вуглецю. жирні кислоти і складні ефіри – довгі ланцюги атомів вуглецю з приєднаним до них атомами водню. на одному кінці ланцюга є гідроксильний (он) радикал, на іншому кінці карбоксильний (соон). перша особливість усіх молекулярних структур це довгий ланцюг. біля твердої поверхні молекулярні ланцюги прагнуть бути перпендикулярними цій поверхні, зчепившись з нею одним кінцем, що забезпечує розділення двох твердих поверхонь. інша особливість довгих ланцюгів – схильність збиратися в скупчення і при досить великій кількості молекул вони можуть повністю покрити поверхню молекулярним шаром, що має велику поперечну міцність. третя структурна особливість довгої молекули, що сприяє утворенню міцної адсорбційної плівки, полягає в наявності активного радикалу для рослинних і відсутність радикалу для мінеральних олив. наявність активного радикалу порушує симетрію структури молекулярного ланцюга і розподіляє електричних зарядів так, що один кінець стає зарядженим позитивно, а інший – негативно. така молекула називається полярною, а кінці полярних молекул, радикали, що мають здатність притягуватися до металевих поверхонь. ці кінці з'єднуються з поверхнею, а вільні кінці прагнуть розташуватися перпендикулярно до поверхні. таким чином, оптимальна молекулярна структура граничного мастила складається з довгого прямого вуглецевого ланцюга з активним радикалом на одному кінці. з'єднання з такою структурою зустрічаються головним чином у рослинних олив. при використанні мінеральних олив отримання подібної структури домагаються шляхом додавання невеликої (1 %) кількості активної полярної речовини (наприклад, олеїнової кислоти). ці присадки сприяють утворенню на поверхні металу мономолекулярного шару або покриття, які не можуть забезпечити молекули мінеральної олії. здатність граничних шарів зменшувати втрати на тертя, знижувати знос і запобігти задирам пар тертя пояснюється наступними причинами: 1) граничні шари розділяють поверхні, що труться, на відстані, що перевищують радіус дії адгезійних сил, які різко зменшуються зі збільшенням відстані між твердими тілами; 2) мастильний шар завтовшки в одну молекулу знижує силу тертя приблизно в 10 разів, при цьому товщина граничних шарів складає долі мікрометра; 3) тонкі граничні шари здатні не руйнуючись витримувати великі нормальні навантаження; в той же час при відносно невисоких дотичних зусиллях в граничних шарах відбувається зсув по площинах ковзання; 4) активні компоненти мастильного матеріалу, взаємодіючи з поверхнею пар тертя, викликають адсорбційне пластифікування поверхневих шарів (ефект п.о. ребіндера), вибіркове розчинення деяких складових поверхневого шару металу і перенесення їх на відповідну поверхню, що також знижує їх поверхневу міцність (ефект гаркунова д.м.). 5) завдяки цим явища при граничному змащуванні зсувні деформації локалізуються в тонкому поверхневому шарі металу, що захищає нижні шари від руйнування. при граничному змащуванні (гз) мастильний матеріал складається, як правило, з вуглеводневої основи і активних компонентів. активні компоненти мастильних матеріалів на нафтовій основі це або включення поверхнево активних речовин (органічних кислот шару, асфальтенів і т. і.), або продукти перетворень вуглеводнів мастильного матеріалу під час їх експлуатації або зберіганні, або спеціальні присадки. нафтові олії це суміш вуглеводнів різної будови (парафіни, нафтени, ароматичні вуглеводні, продукти змішаної будови). похідними парафінів можуть бути жирні кислоти, що є довголанцюговими парафінами, в яких кінцева метилова група ch3, замінена на карбоксильну групу соон. жирні кислоти можуть утворитися в процесі окислення вуглеводнів; вони є основною частиною рослинних і тваринних олій. граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 41 деякі жирні кислоти і їх металеві солі (мила) вводяться в оливи для підвищення їх мастильної здатності, оскільки, маючи значну поверхневу активність, вони утворюють міцні адсорбовані шари. деякі мили (літієві, кальцієві) використовують як загущувачі для пластичних мастил. спирти відносяться до продуктів окислення вуглеводнів. по структурі вони аналогічні парафінам, але замість кінцевої метилової групи вони закінчуються гідроксильною полярною групою он. до складу рідких і пластичних мастильних матеріалів входять також присадки, що забезпечують підвищення протизносних або протизадирних властивостей мастильних матеріалів. присадки можуть бути поверхнево активними, мастильна дія, яких грунтується на утворенні міцних абсорбційних шарів, пар тертя, що перешкоджають металевому контакту. присадки можуть бути хімічно активними, виділяючими при розкладанні активні елементи: сірку, фосфор, хлор, азот, кисень з утворенням модифікованих поверхневих шарів. будь-яка присадка складається з функціональної групи, що забезпечує протизносну дію і вуглеводневого радикала, що забезпечує розчинність цієї присадки в нафтовій оливі. 3. процеси формування структури при граничному змащуванні умови роботи при граничному змащуванні можна розділити на: легкі: невеликі навантаження; помірні температури; важкі: підвищене навантаження і температура; катастрофічні: високі навантаження і температура, що призводять до виходу з ладу трибосполучення. при розгляді усіх проміжних станів реалізуються наступні етапи формування і зміни стану гз. адсорбовані на поверхнях тертя поверхнево-активні компоненти мастильного матеріалу утворюють граничний шар, що розділяє ці поверхні і тим самим що усуває металевий контакт, або локалізує цей контакт на вершинах окремих мікронерівностей. першою стадією взаємодії мастильного матеріалу з робочими поверхнями контактуючих поверхонь є фізична адсорбція поверхнево-активних молекул, що містять в мастильному матеріалі. активна кінцева група забезпечує хорошу адгезію молекули на активному центрі поверхні. вуглеводневий радикал при заповненому шарі займає положення, перпендикулярно до поверхні тертя. чим довше вуглеводневий радикал, тим більше екранується силове поле твердого тіла. при цьому слід звернути увагу на те, що затиснуті між пластично деформованими поверхнями металу молекули можуть розташовуватися горизонтально, утворюючи так звані стислі плівки. адсорбований шар має пружність форми з квазікристалічною будовою і витримує значні нормальні навантаження (до 104 мпа), розділяючи контактуючі тіла. на мономолекулярний шар, адсорбованих молекул, адсорбується наступний шар і так далі до утворення полімолекулярного шару, що має певну несучу здатність. при тиску 5 ... 6 мпа для контакту гладких поверхонь і невеликих швидкостей зсуву полімолекулярний шар зберігає товщину 0,02 ... 0,04 мкм і забезпечує коефіцієнт тертя лише трохи більший, ніж при гідродинамічному змащуванні. при високих контактних тисках адсорбовані молекули можуть витискуватись із зони контакту, полімолекулярний шар стає тоншим. сприяє його руйнуванню також нагрів контактуючих тіл і шару оливи, що оточує їх в процесі тертя. пари тертя розділяють мономолекулярні шари адсорбованих молекул. 4. закономірності тертя та зношування при граничному змащуванні залежність коефіцієнта тертя від довжини ланцюга. існування граничного режиму мастила було встановлене у. харді у 1922 році. у цих же дослідженнях харді показав, що залежність коефіцієнта тертя від довжини молекулярного ланцюга мастила є лінійною спадаючою функцією від молекулярної маси мастильного середовища. ця закономірність в 1953 році була експериментально підтверджена боуденом і надалі підтверджувалася в різних умовах фуксом г.і., ахматовим а.с., дерягіним б.в. дослідженнями [1] при багатократному ковзанні сферичного індентора по одній і тій же плівці стеаринової кислоти показано, що мономолекулярний шар зношується дуже швидко, тоді як плівка складається з 53 молекулярних шарів ледве помітне зношування після 50 або навіть 1000 проходів по доріжці. тобто чим товще плівка, тим повільніше вона зношується. вплив навантаження на тертя. з аналізу робіт, виконаних в [1, 2] витікає, що при великих навантаженнях сила тертя для парафіну стеарину і жирних кислот пропорційна навантаженню по амонтону. при малих навантаженнях опір зсуву відповідає чистому опору ковзання усередині стеаринової кислоти. вплив виду мастила на тертя. встановлено, що силіконове мастило має хороші гідродинамічні властивості і слабкі граничні. наприклад, якщо мідь змастити силіконовим мастилом, то коефіцієнт тертя має дуже велику величину f = 1,4, а поверхні мають сліди значного ушкодження. відзначається [1], що переваги мастил з полярними молекулами не можна пояснити просто сильною фізичною абсорбцією. ефективність їх пояснюється головним чином наявністю хімічної реакції, що призводить до утворення деякого шару, властивості якого подібні до властивостей тонкої мастильної плівки. причому до тих пір, поки це плівка знаходиться в твердому стані вона є хорошим мастилом. граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 42 5. пошкоджуємість та зношування поверхні в умовах граничного змащування якісні дослідження. згідно початкової теорії гз процес ковзання відбувається усередині граничної плівки, з цього виходить, що знос поверхні має бути відсутнім. надалі досить точними експериментами показано [1], що перенесення металів під час ковзання однієї поверхні по іншій можливе навіть при найкращій гз. згідно моделі зносу по боудену під час реального контакту частина поверхні працює при гз, а частина при металевому контакті. відповідно до цієї схеми повний коефіцієнт тертя f визначається по залежності: (1 )м гзf f f    , (1) де /m гзf f   доля металевого контакту, що зростає із ростом температури вузла тертя; ,m гзf f  площа металевого контакту та з граничним змащуванням; ,m гзf f  коефіцієнти тертя при металевому контакті та з граничним змащуванням; враховуючи, що на ділянках металевого контакту, злокалізованих адсорбованим шаром, йде помірне адгезійне зношування по вершинах окремих мікронерівностей, що відбивається в зміні макро і мікронерівностей пар тертя. тоді в першому наближенні можна покласти повний об'ємний знос v рівним: (1 )m гзv v v     , (2) де mv  адгезійний знос на ділянці металевого контакту; гзv  знос під шаром мастильного матеріалу. оскільки величиною гзv в порівнянні з mv можна нехтувати, то деколи вважають: mv v� , (3) тобто чим більша доля металевого контакту, тим більші втрати на тертя і тим більший знос. якщо умови роботи стають більш жорсткими із зростанням температури, то рівновага адсорбційних і десорбційних процесів зміщується у бік десорбції. в результаті зростає доля металевого контакту і можливе схоплювання і збільшення зносу. для розширення діапазону роботи вузла при гз в мастило додають присадки, що містить сірку, хлор, фосфор, азот або їх поєднання. при цьому утворюються стійкі модифіковані шари, коефіцієнт тертя в цих умовах оцінюється по залежності: (1 )хм мf f f    , (4) де хмf  коефіцієнт тертя модифікованих поверхонь;  – доля модифікованих поверхонь. об`ємний знос v при цьому оцінюється за залежністю: (1 )хм мv v v    , (5) при 1  , хмv v� , (6) то має місце тільки зношування модифікованого шару без руйнування основного металу. товщина модифікованого шару при цьому складає від 10 до 100 нанометрів. в реальному процесі величина  може коливатись від 1 до 0. коефіцієнт тертя з введенням полярно активних мастил змінюється в часі від декількох хвилин до декількох годин. цей період названий харді латентним і визначає тривалість орієнтації полярних молекул. 6. узагальнена залежність коефіцієнта тертя від температури при гз встановлено [3 6], що зі збільшенням температури гз проходить через три перехідні критичні точки. на початковому етапі збільшення температури практично не впливає на коефіцієнт тертя, а зношування носить помірний адгезійних характер. при температурі 1kpv в результаті інтенсифікації процесу десорбції з поверхні тертя відбувається дезорієнтація поверхневого шару, який внаслідок цього втрачає свою несучу здатність і не може перешкоджати металевому контакту. це супроводжується різким підвищенням коефіцієнта тертя, інтенсивним адгезійним зношуванням, заїданням і виходом з ладу сполучення. граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 43 якщо в мастильним шарі є хімічно активні компоненти, вони виділяють активні агенти, вступаючі в реакцію з металом поверхні і утворюють модифікований шар, що має менший опір зсуву і викликає заміну адгезійного зношування корозійно-механічним. на узагальненій температурній залежності цей момент характеризується температурою хімічної модифікації xмv . у міру підвищення температури збільшується швидкість утворення модифікованого шару, одночасно збільшується швидкість руйнування цього шару. коли в точці швидкість руйнування перевищить швидкість утворення модифікованого шару, матиме місце металевий контакт пар тертя, різке підвищення коефіцієнта тертя, безповоротне руйнування поверхонь і заїдання 2kpv . з розглянутого виходить, що процес утворення адгезійних зв'язків є кінетичним і для його опису можуть бути притягнені рівняння хімічної кінетики. формула для визначення першої критичної температури 1kpv : 1 1ln x kp a m v e v b v r hv c          , (7) де хe  енергія процесу активації утворення адгезійних зв`язків; r  газова стала;   доля металевого контакту; ,b m  постійні;   різниця хімічних потенціалів; av  температура процесу; h  твердість поверхні. приймаємо, що процес зношування підпорядковується закону арчарда: w a du n k ds ha  , (8) де wu  знос; s  шлях тертя; k  коефіцієнт; n  навантаження, кг; h – твердість; aa  номінальна твердість; аналогичн отримується формула для розрахунку другої критичної температури: * 2 3ln p kp y m a n e e v b v v r c h          . (9) аналогічний вигляд має формула для визначення температури хімічної модифікації xмv . очевидно, що приведені формули не призначені для розрахунків температур, їх призначення полегшити якісний аналіз впливу різних чинників на процес освіти і руйнування плівок гз. 7. міцність шару гз приведені відомості про суть і властивості гз отримані фахівцями працюючими, головним чином, в області хімії олив. для практичного використання особливо в частині розрахунків сполучень на знос потрібні додаткові дані про механічні властивості плівок гз. у відомій літературі таких даних явно недостатньо. приведемо деякі відомі дані. у книзі боудена ф. [2] приведені результати випробувань на зріз подвійного стеарату кальцію. встановлено, що в цьому випадку межа міцності на зріз t дорівнює t = 2,5 мпа. камерон [2] розглядав опір зрізу адсорбованих моношарів, результати випробувань не наводяться. відмітимо, що визначення нормальної і дотичної міцності адсорбційної плівки є складним проблемним завданням. граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 44 сучасний стан знань об гз сформульований вченими хіміками з точки зору органічної хімії. ці знання дуже корисні для розуміння процесів і створення мастил і присадок, що забезпечують якісне поліпшення мастил. для практичного використання ефективної роботи мастил в умовах граничного змащування для проектування вузлів тертя по заданих ресурсах потрібні достовірні відомості про механічні властивості граничних шарів в різних умовах. до таких властивостей відносяться, передусім, межі нормальної т і дотичної т міцності плівок, що формуються з різних олив. враховуючи з одного боку важливий позитивний ефект граничного змащування для зниження зносу твердих контактуючих поверхонь, а з іншого боку знос моно і полімолекулярних плівок, необхідна розробка конструктивних і технологічних методів відновлення зношуваних граничних шарів. на наш погляд це базове завдання, як для конструкторів вузлів тертя, так і розробників присадок, від яких залежать трибо механічні властивості граничних плівок. висновки 1. граничне змащування це найпоширеніший і тому найважливіший стан твердих мастильних поверхонь вузлів тертя машин. граничне змащування було відкрите і вивчене у. харді в 1922 році. суть відкриття полягала в тому, що вплив мастила на процеси тертя виявляється вже при молекулярних розмірах товщини шару мастила. при цьому, чим більше молекулярна вага і відповідно довжина молекул, тим менше тертя або опір зсуву поверхонь. 2. при вивченні явища граничного змащування з точки зору хімії високомолекулярних з'єднань було встановлено, що за наявності полярних або поверхнево активних речовин (пав) плівка гз складається з одного або декількох шарів полярних молекул, розташованих перпендикулярно твердій поверхні. полярні молекули містяться тільки в рослинних оліях і відсутні в мінералах. для створення оптимальної структури гз в мінеральну оливу необхідно додавати малі кількості пав. 3. при взаємодії твердих поверхонь, розділених гз структура гз періодично перетворюється по напряму адсорбція десорбція від стійкого стану до руйнування. при цьому відбувається знос гз причому чим більше моношарів в плівці гз, тим повільніше гз зношується. 4. головна позитивна властивість гз полягає в здатності зменшувати тертя і знос твердих контактуючих поверхонь. вивчені деякі закономірності впливу зовнішніх чинників: тиск, температура на знос. при гз знос твердих поверхонь не виключається, знос є, але цей знос істотно менше зносу за відсутності гз. 5. закономірності зношування при гз отримані на основі вивчення змін коефіцієнта тертя при різних співвідношеннях площ металевої і мастильної частин контакту, корисні для розуміння процесів, але носять швидше якісний, чим кількісний характер. це тим більше важливо, що у міру взаємодії поверхонь виникають вторинні модифіковані стани плівок з важко передбачуваними закономірностями. 6. встановлена відома експериментально складна узагальнена залежність коефіцієнта тертя від температури. на цій залежності виділені три критичні точки, 1 2, ,kp kp xмv v v в яких за запропонованими уявленнями досить різко змінюється структура гз. на підставі хімічної кінетики розроблені математичні моделі, що описують стани гз, і формули для орієнтовних розрахунків критичних температур. на нашу думку ці формули корисніші для розуміння протікаючих процесів, чим для практичного використання. література 1. ахматов а.с. молекулярная физика граничного трения. – м.: гифмл, 1963. 2. боуден ф.п., тейбор д. трение и смазка твердых тел. – м.: машиностроение. – 1968. – 543 с. 3. смазочные материалы:антифрикционные и противоизносные свойства. методы испытаний: справочник / р.м. матвееевский, в.л.лашхи, и.а.буяновский и др. ─ м.: машиностроение, 1989. ─ 224 с. 4. дыха а.в. структурно термодинамические подходы в механизмах граничного смазывания / а.в. дыха // проблеми трибології. – 2006. − № 3. – с. 62-65. 15. диха о. в. модель динамічної контактної взаємодії змащених поверхонь / о. в. диха // вісник туп − 2004. − № 5. − с. 7−9. 6. диха о.в. принципи побудови структурно-динамічної схеми при граничному змащуванні, тези допов. міжнар. наук.-техн. конф. “зносостійкість і надійність вузлів тертя машин (знм-2001)”. − хмельницький: туп, 2001. − с. 52. поступила в редакцію 1.09.2017 граничне змащування в трибосистемах ковзаня двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 45 dykha o.v. boudary lubrication in the sliding tribo systems of the car engines. the analysis of friction units of engines is carried out. it has been established that virtually all frictional frictions of engines during start-up and stop are in the state of boudary lubrication with the predominant influence of engine start-ups on the demolition of cylinders and bearings of the crankshaft. in the analysis of boudary lubrication from the point of view of chemistry, it has been established that the lubricating film consists of one or more layers of polar molecules located on the perpendicular solid surface. it is noted that the generalized dependences of the friction coefficient on temperature are more indicative for understanding the processes under way than for practical use. key words: boudary lubrication, slip friction knots, engine, wear, transition temperatures. references 1. ahmatov a.p. molekulyarnaya fizika granichnogo treniya,m.: gifml, 1963. 2. bouden f.p., teybor d. trenie i smazka tverdyih tel, m.: mashinostroenie, 1968, 543 p. 3. smazochnyie materialyi:antifriktsionnyie i protivoiznosnyie svoystva. metodyi ispyitaniy: spravochnik. r.m. matveeevskiy, v.l.lashhi, i.a.buyanovskiy i dr, m.: mashinostroenie, 1989, 224 p. 4. dyiha a.v. strukturno termodinamicheskie podhodyi v mehanizmah granichnogo smazyivaniya. a.v. dykha. problemi tribologії (problems of tribology), 2006, no 3, p. 62-65. 15. dykha o. v. model dinamіchnoї kontaktnoї vzaєmodії zmaschenih poverhon. vіsnik tup, 2004, no 5, p. 7−9. 6. dykha o.v. printsipi pobudovi strukturno-dinamіchnoї shemi pri granichnomu zmaschuvannі, tezi dopov. mіjnar. nauk.-tehn. konf. “znosostіykіst і nadіynіst vuzlіv tertya mashin (znm-2001)”,hmelnitskiy: tup, 2001, p. 52. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 53 андрущенко м.и., осипов м.ю., куликовский р.а., капустян а.е., магда е.с. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-mail: mosipov61@ukr.net материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых цилиндрических огнеупоров часть 1. анализ условий изнашивания штампов и исследования износостойкости металла, наплавленного стандартными электродными материалами удк 621.791.927.5:669.15 проведен анализ конструкции, схемы работы, условий изнашивания штампов для прессования полых цилиндрических огнеупоров и сформулированы предъявляемые к ним требования. показано, что кроме достаточно высокой износостойкости кромок штампов, их рабочая поверхность должна сопротивляться шаржированию огнеупорной массой, а уровень пластичности и вязкости металла кромок должен исключать скалывание их фрагментов в процессе эксплуатации. структура металла, наплавленного предварительно выбранными для лабораторных испытаний электродными материалами (девятнадцать типов), изменялась от ферритной до заэвтектической с большим количеством упрочняющих фаз (до 50 %), твердость которых достигала 20 гпа. в соответствии с последней классификацией наплавочных материалов международного института сварки, рассматриваемые материалы относятся к десяти из шестнадцати структурных групп, м1, м2, м3, м4. мк1, а1, а2, а3, азк и аэк. лабораторные испытания на сопротивляемость абразивному изнашиванию, показали, что износостойкость в пределах исследованного ряда материалов отличается в 25 раз. ключевые слова: штамп, структура, абразивное изнашивание, условия изнашивания, наплавленный металл, скорость охлаждения, феррит, мартенсит, аустенит, износостойкость, микротвердость. введение до настоящего времени одной из проблем производства огнеупоров является низкий срок службы штампов пресс форм для прессования полых цилиндрических изделий. при прессовании шамотных изделий износ рабочих кромок штампов в зависимости от применяемых материалов, способов их упрочнения и структурного состояния достигает предельно допустимого значения через 1 8 смен работы штампа, а при изготовлении огнеупоров с повышенным содержанием глинозема в течение 0,5 3 смен. это приводит к снижению технико-экономических показателей производства, обусловленному значительными простоями оборудования и дополнительными затратами на изготовление новых и замену изношенных деталей. поэтому проблема срока службы штампов, способов их восстановления по-прежнему остается актуальной. несмотря на ее остроту, на многих предприятиях штампы используются однократно, или восстанавливаются дуговой наплавкой электродами, обеспечивающими наплавленный металл с ферритной или низкоуглеродистой аустенитной структурой, обладающими низким уровнем износостойкости. редко учитываются характер и механизм изнашивания, особенности эксплуатации деталей и предъявляемые к ним требования. кроме того наплавка производится без применения специальной оснастки, которая способствовала бы формированию оптимальных геометрических параметров наплавленного валика и однородности его структуры по всему периметру штампа. в процессе наплавки происходит чрезмерный нагрев рабочей поверхности штампа, приводящий к снижению сопротивляемости шаржированию огнеупорной массой околошовной зоны. цель работы целью первой части работы было анализ схемы эксплуатации, условий изнашивания штампов, предъявляемых к ним требований, предварительный выбор материалов для наплавки кромок штампов и лабораторные испытания наплавленного металла на износостойкость на стенде, имитирующем условия изнашивания деталей прессовой оснастки для изготовления огнеупоров. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 54 анализ схемы работы, условий изнашивания штампов и предъявляемых к ним требований известно, что износостойкость, в отличие от многих других параметров, является не свойством материалов, а характеризует систему "материал деталь условия изнашивания". важнейшей характеристикой такой системы является отношение твердости абразива к твердости материала на / нм [1]. при этом важна не исходная микротвердость материалов нм, а твердость, поверхности трения приобретенная в процессе изнашивания нптм [2]. известно [3, 4, 5, 6], что один из самых эффективных механизмов самоупрочнения рабочей поверхности деталей – образование мартенсита деформации, и другие сопровождающие этот процесс явления (выделение мелкодисперсных карбидов по плоскостям скольжений, релаксация напряжений и др.). в то же время одни и те же материалы, подверженные, воздействию неодинаковыми по составу и свойствам абразивными массами, работающие при разных температурах, давлениях и др. проявляют различную способность к самоупрочнению поверхности трения и сопротивляемости изнашиванию. кроме того, на выбор материалов, структурного состояния, способов управления структурой могут оказывать характер и допустимая величина износа, требования к уровню вязкости и пластичности и др. в зависимости от условий работы возможны изменения уровней износостойкости в пределах определенного ряда материалов, вплоть до полной инверсии (перестановки). в связи с этим, очевидно, что определение основных параметров эксплуатации деталей, характера изнашивания и предъявляемых к ним требований, является одним из основных условий обоснованного выбора материалов и их структурного состояния. в различных отраслях промышленности много видов изделий изготавливают методом полусухого прессования, в том числе и многочисленные полые цилиндрические огнеупоры. этот способ заключается в том, что порошкообразная масса засыпается в полость пресс формы и затем сжимается при высоких давлениях до размеров готового изделия. типичными представителями таких изделий являются огнеупоры для сифонной разливки стали в изложницы и стопорные приспособления раздаточных и разливочных ковшей. они представляют собой цилиндры высотой 200 400 мм, диаметром 130 350 мм со сквозным отверстием внутри диаметром 60 150 мм с криволинейными торцами. изготовление этих огнеупоров производится в пресс форме (рис. 1), которая состоит из массивного корпуса с одним, или двумя сквозными окнами, облицованными сменными гильзами. прессование осуществляется посредством верхнего и нижнего штампов, закрепленных на подвижных штамподержателях. формирование внутреннего отверстия осуществляется при помощи штыря, закрепленного на нижнем штамподержателе. изготовление изделия производится следующим образом. когда верхний штамп находится над пресс формой, а нижний в крайнем нижнем положении, производится засыпка порошкообразной огнеупорной массы в окно пресс формы до уровня верхней поверхности верхней крышки. затем осуществляется двухстороннее сжатие массы до размеров прессуемого изделия по высоте. после этого изделие выталкивается из пресс формы, и штампы возвращаются в исходное положение. процесс повторяется многократно до тех пор, пока износ гильзы, штыря или штампов не достигнет предельно допустимой величины, что вызывает необходимость замены изношенной детали. типичная конструкция штампов (рис. 2) включает две рабочие кромки – наружную и внутреннюю и прессующую поверхность относительно сложной конфигурации, которая формирует торцевые грани прессуемого изделия. условия эксплуатации штампа в пресс-форме предъявляют неодинаковые требования к различным его частям. поверхности, формирующие нижнюю и верхнюю части огнеупорного изделия, испытывают в основном нормальные давления, вызываемые прессуемой массой, что приводит к вдавливанию абразивных частиц, шаржированию и налипанию, но, при этом, практически исключается изнашивание этой части деталей. рис. 1 – схема ячейки пресс формы для прессования полых цилиндрических изделий материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 55 рис. 2 – штамп для прессования цилиндрических пустотелых огнеупорных изделий в наиболее жёстких условиях эксплуатируется рабочая кромка, которая, испытывая тангенциальные напряжения, вызванными абразивными зернами, попадающими в зазор между штампом и гильзой, или штырем интенсивно изнашивается. допустимый износ не должен превышать 0,8 1,0 мм непосредственно на ребре кромки и 0,3 0,5 мм на грани кромки (рис. 3). в противном случае на кромке изделия возникают "заусеницы", что является браковочным признаком. рис. 3 – характер изнашивания рабочей кромки штампов рис. 4 – плотность распределения микротвердостизерен шамота сопротивляемость изнашиванию и шаржированию зависит в основном от трех параметров эксплуатации деталей: микротвердости зерен огнеупорной массы, ее давления и температуры поверхности штампа. замеры микротвердости зерен шамота показали, что она изменяется в широких пределах по закону распределения, близком к нормальному (рис. 4). выборка составляла более 100 штук зерен. среднее давление абразивной массы на рабочую поверхность штампов изменяется в пределах 75  25 мпа в зависимости от вида прессуемых изделий и количества окон в пресс-форме. давление, возникающее при воздействии абразива на рабочую кромку в зазоре между штампом и гильзой, определить сложно. однако, судя по характеру изнашиваемой поверхности рабочей кромки (риски, царапины), можно предположить, что давление достаточное для создания напряжений в месте контакта единичного зерна с поверхностью, превышающих предел текучести и в некоторых случаях предел прочности металла науглероженных слоев цементованной стали 20х из которой изготавливают новые штампы. температура, рабочих кромок достигает 80 120 °с. исходя из условий работы штампов, можно сформулировать следующие основные требования, предъявляемые к этим деталям: должны обладать высокой сопротивляемостью абразивному изнашиванию рабочих кромок и шаржированию огнеупорной массой прессующей поверхности; материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 56 должен обеспечиваться достаточный уровень вязкости и пластичности кромок, исключающих их скалывание в процессе эксплуатации; процесс восстановления наплавкой не должен приводить к существенному снижению сопротивляемости шаржированию рабочей поверхности штампов. методика испытаний основным условием выбора методики испытаний на износостойкость было обеспечение идентичности результатов производственных и лабораторных исследований. испытания проводили на лабораторном стенде по методике, обеспечивающей полноту фазовых превращений [7], степень упрочнения поверхности трения, и ряд относительной износостойкости стандартных сталей типа 20х (цементированной) и 140х12 в различном структурном состоянии, изученных ранее в производственных условиях. изнашивание образца размером 10 × 30 × 90 мм на стенде осуществляется столбом абразивной массы при общем давлении 5 мпа. в качестве абразива использовали шамот фракции 0,63 1,0 мм. интенсивность изнашивания определяли по потере массы образцов за один ход с точностью до 1 × 10-4 г. количество ходов за один цикл испытаний между взвешиваниями выбирали таким образом, чтобы потеря массы при этом составляла не менее 0,0080 г. за показатель износостойкости принимали среднее значение результатов за 4 5 циклов испытаний каждого образца. при этом погрешность при определении износостойкости не превышает 4,5 % при надежности 0,9. степень упрочнения в результате воздействия абразива оценивали по микротвердости рабочей поверхности с помощью микротвердомера пмт-3 при нагрузке 0,5 н. выбор материалов для наплавки штампов выбор материалов осуществляли в два этапа. на первом – на основе результатов испытаний на лабораторном стенде, имитирующем условия изнашивания деталей. на втором этапе – путем испытаний штампов, наплавленных некоторыми из выбранных материалов в производственных условиях. известно, что существуют два основных материаловедческих пути повышения сопротивляемости сталей и сплавов абразивному изнашиванию. первый – увеличение в сплаве количества упрочняющей фазы до необходимых и возможных для данных условий работы пределов, оптимизация ее по типу, морфологии, характеру распределения в матрице. второй – поиск наилучшей, для конкретных условий изнашивания, металлической матрицы. оба эти направления, при решении задачи повышения износостойкости, как правило, разрабатываются одновременно. при этом изменение свойств и упрочняющей фазы, и матрицы осуществляется варьированием химического состава материалов, способами и параметрами процесса их получения, а также термообработкой. к настоящему времени предложено много материалов в качестве износостойких, в том числе и электродов и проволок, для наплавки деталей. естественно предположить, что обеспечение одного из основных требований к технологическому процессу восстановления штампов пресс форм – увеличение износостойкости при достаточной эксплуатационной надежности можно за счет выбора наиболее приемлемых, из числа стандартных, промышленно-выпускаемых материалов. другие же требования (сохранение сопротивляемости налипанию, обеспечение необходимой структуры при наплавке различных по массе штампов) можно было бы удовлетворить в результате разработки оптимальной технологии (использование приспособления для формирования шва и ускоренного теплоотвода, оптимизация параметров режимов наплавки, определенная последовательность наложения валиков и др.). возможна также последующая модификация рабочих поверхностей наплавленных кромок путем плазменной или химикотермической обработки [5, 8, 9]. можно предположить, что выбор стандартных материалов не должен представлять сложности, поскольку в литературе приводится много сведений о назначении и свойствах наплавочных материалов. перечень современных материалов для наплавки отечественного и зарубежного производства, в том числе и сертифицированных в украине, включает сотни марок покрытых электродов и порошковых проволок [8, 9, 10]. среди них большой ряд материалов, которые рекомендуются для работы в условиях абразивного изнашивания как износостойкие. вместе с тем, если судить по химическому составу наплавленного металла, и основываться на результатах исследований, проведенных ранее [7], можно заключить, что по уровню износостойкости в условиях работы деталей пресс-форм огнеупорного производства следует ожидать существенного различия этих материалов. это не позволяло на основе только литературных данных выбрать наиболее приемлемые из известных материалов применительно к конкретным условиям изнашивания. поэтому, как ранее [10], так и в рамках данной работы были проведены испытания ряда металлов, наплавленных стандартными электродами и проволоками применительно к условиям работы штампов пресс форм. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 57 при выборе электродов и проволок для испытаний основывались как на литературных данных [11, 12, 13 и др.], так и исходили из практики восстановления штампов, сложившейся в огнеупорном производстве. кроме наплавочных электродов, предназначенных для повышения износостойкости, испытывали металл, наплавленный сварочными электродами типа ано-4 и цл11. очевидно, что материалы такого типа не могут обеспечить требуемую износостойкость штампов, но в то же время они очень часто применяются в огнеупорном производстве для их восстановления, поскольку обеспечивают достаточно высокую эксплуатационную надежность. поэтому сравнительная оценка их сопротивляемости изнашиванию так же представляла интерес (табл.). таблица марки электродных материалов, тип наплавленного металла и его свойства микротвердость н0,5, гпа электрод, группа марка наплавочного материала тип наплавленного металла твердость hrc до изнашивания после изнашивания 1 ано-4 сталь 10 150нв2,5 4,6 2 цл11 08х19н10г2б 200нв 2,6 6,5 омг-н 65х11н3 27-29 6,0 10,1 пп-ан105 90г13н4 16-20 5,0 8,5 3 цниин–4 60х14г14н3т 16-20 3,2 7,0 озн-300м 15гзс1 21-23 4,8 7,5 4 озн-400м 17г4с1 23-24 5,2 8,0 пп-ан106 14х13 47-50 5,5 9,0 озш-3 37х9с2 56-58 7,9 9,1 эн-60м 70хзсмт 58-60 8,2 9,7 озш-7 40х11сзм 57-61 7,8 10,0 5 13кн-ливт 80х4с 47-51 7,5 10,0 пп-ан103 200х12вф 49-52 5,9 11,4 пп-ан104 200х12м 48-51 5,9 11,3 6 пп-ан125 200х15с1грт 50-58 8,7 10,8 эн-итс-01 35ох33в 54-56 8,5 10,9 т-590 330х25г2с2р 55-58 8,7 10,9 эну-2 350х15г3р1 55-57 8,9 12,4 7 пп-ан170 80х20р3т 58-67 9,2 12,5 следует отметить, что рекомендуемая технология наплавки некотор ы м и стандартными электродами предусматривает предварительный, подогрев деталей [11], наплавку образцов и штампов в данном случае производили без подогрева, что было связано с необходимостью сохранения сопротивляемости рабочей поверхности штампов шаржированию огнеупорной массой. образцы наплавляли в 2 … 3 слоя с таким расчетом, чтобы испытанию на износостойкость подвергался слой, в формировании которого металл подложки (сталь 20х) участия не принимал. структура наплавленного металла выбранными электродными материалами изменяется в широком диапазоне. при этом четкого разграничения материалов на группы однотипные по структуре, произвести практически невозможно, поскольку многие электроды обеспечивают наплавленный металл, включающий несколько структурных составляющих. условно материалы по типу наплавленного металла и структуре можно разделить на семь групп (первую и вторую представляют по одному типу электрода): 1 – низкоуглеродистые нелегированные материалы с ферритной или феррито перлитной структурой; 2 – низкоуглеродистые высоколегированные со структурой стабильного аустенита; 3 – среднеи высокоуглеродистые, высоколегированные со структурой стабильного и нестабильного аустенита; 4 – среднеуглеродистые, среднелегированные со структурой, включающей низкоуглеродистый мартенсит и бейнит; 5 – металл средне и высокоуглеродистый с преимущественно мартенситной структурой, в некоторых материалах при небольшом количестве карбидов; 6 – металл доэвтектического состава с преимущественно аустенитной матрицей или аустенито мартенситной матрицей, удерживающей 10 25 % карбидов (crfe)7c3; 7 – металл заэвтектического состава, включающий большое количество карбидов или карбоборидов (до 50 60 %), находящихся в мартенсито-аустенитной матрице с содержанием аустенита от 0 до 55 %. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 58 в соответствии с последней классификацией наплавочных материалов международного института сварки по химическому составу и структуре [14] рассматриваемые материалы относятся к десяти из шестнадцати структурных групп (рис. 5). рис. 5 – положение испытуемых материалов на структурной диаграмме международного института сварки: фвт – феррит, упрочненный вторичной фазой; м1 – мартенсит тип i (низкоуглеродистый низколегированный сплав); м2 – мартенсит тип ii (высокоуглеродистый низколегированный сплав); м3 – мартенсит тип iii (низкоуглеродистый высоколегированный сплав); м4 – мартенсит тип iv (среднеуглеродистый высоколегированный сплав); мк1 – мартенсит, упрочненный карбидами типа i; мк2 – мартенсит, упрочненный карбидами внедрения; мэк – мартенсит, упрочненный карбидами эвтектики; мок – мартенсит, упрочненный основными карбидами; а1 – аф – аустенит типа i (cr, ni) + аустенит + феррит; а2 – аустенит марганцевый тип ii (высокоуглеродистый среднелегированный сплав); а3 – аустенит хромомарганцевый тип i (среднеуглеродистый высоколегированный сплав); а2к, а3к – аустенит типа ii и iii, упрочненный карбидами; аок – аустенит, упрочненный основными карбидами; аэк – аустенит, упрочненный карбидами эвтектики; акк – аустенит, упрочненный основными карбидами, суперкарбидами и карбидами эвтектики в результате испытаний установлено, что наибольшей интенсивностью изнашиванию (рис. 6) то есть наименьшей сопротивляемостью этому процессу, обладает металл, наплавленный электродами типа ано-4. низкое содержание углерода и легирующих элементов обусловливает ферритную структуру наплавки с низкой исходной микротвердостью – 2,5 гпа. в процессе изнашивания, в результате механического наклепа, твердость поверхности трения незначительно увеличивается (до 4,6 гпа). однако отношение на / нптм сохраняется высоким (около 3), что обусловливает значительную долю микрорезания в процессе изнашивания и, в результате этого, низкую износостойкость. более высокой сопротивляемостью изнашиванию благодаря высокому уровню легирования и повышенному содержанию углерода обладает металл, наплавленный электродом цл-11. в данном случае аустенит из-за высокой стабильности, обусловленной низким уровнем температуры начала мартенситного превращения мн, не способен к превращениям в мартенсит деформации в процессе изнашивания. однако благодаря твердорастворному упрочнению за счет легирования и механическому наклепу, микротвердость поверхности трения все же значительно выше (до 6,5 гпа), чем металла наплавленного электродами типа ано-4, что и обеспечивает в 1,5 раза более высокую износостойкость материалов этого типа по сравнению с ферритными. материалы четвертой группы со структурой, сочетающей низкоуглеродистый мартенсит и бейнит, по той же причине превышают по износостойкости металл наплавленный электродами цл-11 в полтора раза, и в два по отношению к ферритным не легированным материалам. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 59 заметные различия в износостойкости наблюдаются между материалами третьей группы, содержащих 100 % высокоуглеродистого аустенита. если сопротивляемость изнашиванию металла, наплавленного электродами цниин–4, находится на уровне материалов третьей группы, то металл, наплавленный электродами омг-н, превышает его в 2,5 раза. сплав, полученный наплавкой проволокой пп-ан105, по этому показателю находится на промежуточно уровне. это, очевидно, связано с тем, что металл наплавок цнии-4 и пп-ан105 чрезмерно стабилен по отношению к γ→α превращениям. в результате рентгеноструктурного анализа в поверхности трения этих материалов мартенсита деформации не обнаружено, а прирост микротвердости в результате механического наклепа не достаточно высок (7,5 8 гпа). более высокий уровень износостойкости металла, наплавленного электродами омг-н, повидимому, обусловлен двумя обстоятельствами. во-первых, аустенит в данном случае относительно не стабилен, в поверхности трения в процессе изнашивания образовалось 15 20 % мартенсита. это заметно меньше оптимального количества (40 50 %) [6], но достаточно для того, чтобы способствовать приросту микротвердости до 10,1 гпа, а износостойкости в 1,5 2,5 раза по сравнению с материалами с полностью стабильным аустенитом. во-вторых, в этом металле аустенит является преимущественно хромистым, а не марганцевым. по данным работы [15], положительное влияние марганца на способность к упрочнению сталей с остаточным метастабильным аустенитом ниже, чем хрома. это связано с тем, что прочность мартенсита деформации зависит не только от содержания в нем углерода, но также и от величины энергии связи между дислокациями и атомами углерода в аустените. чем больше энергия связи между дислокациями и атомами примесей внедрения (углерода, азота и др.), тем выше уровень закрепления дислокаций в мартенсите (при данном содержании углерода) и, следовательно, выше эффективная прочность рассматриваемой фазы. марганец снижает энергию связи дислокаций с атомами углерода α-фазы [15] в отличие от хрома, повышающего этот показатель [16]. поэтому хромистые или хромомарганцевые метастабильные аустенитные стали при одинаковом количестве углерода обладают более высокой износостойкостью, чем марганцевые. микротвердость поверхности трения некоторых материалов пятой группы с преимущественно мартенситной структурой (озш-7, 13кн-ливт) достигает того же уровня (10 гпа), что и металла 65х11н3 наплавленного электродами омг-н, однако износостойкость при этом в 1,3 ниже. это связано с тем, что, во-первых, прирост микротвердости в мартенситных материалах достигается только за счет механического наклепа, поэтому механизм релаксации напряжений и другие положительные явления, которые сопровождают процесс образования мартенсита деформации, не работают. во-вторых, в упрочненном слое, в данном случае, отсутствует пластичная составляющая – аустенит, поэтому работа, которая идет на разрушение микрообъёмов поверхности меньше, чем в металле с остаточным аустенитом и некоторым количеством мартенсита деформации. рис. 6 – относительная износостойкость наплавленного металла материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 60 сопротивляемость изнашиванию слоя, наплавленного электродными материалами шестой группы, в два раза выше, чем наиболее износостойкого металла из четвертой группы (65х11н3). в данном случае положительную роль оказывают три фактора. во-первых, часть аустенита металлической матрицы в процессе изнашивания также превращается в мартенсит деформации. во-вторых, исходное содержание углерода в аустените заметно выше, чем в наплавке 65х11н3. это вытекает из несложного анализа горизонтальных разрезов диаграмм системы fe-c-cr при температурах 1000 1150 °с. ранее было показано [7, 17], что именно углерод в наибольшей мере положительно влияет на микротвердость поверхности трения (в данном случае она достигает 11,4 гпа) и, соответственно, на износостойкость. в-третьих, структура данных материалов включает 10 25 % карбидов (crfe)7c3, твердость которых составляет 14 15 гпа, что соизмеримо с максимальной твердостью зерен шамота. следует отметить, что сопротивляемость изнашиванию материалов этого же химического состава (стали ледебуритного класса типа х12), но в кованном или прокатанном состоянии, существенно выше, чем в наплавленном виде. очевидно, что в наплавленном металле негативно сказывается неоднородность структуры, как в макрообъемах наплавленного слоя, так и на микроуровне. вместе с тем, как показал опыт, изготовление штампов полностью из инструментальных сталей не рационально, как с точки зрения себестоимости, так и, практически невозможно по условиям эксплуатационной надежности. существенное повышение износостойкости происходит при наплавке материалами заэвтектического состава (седьмая группа). в данном случае структура наплавленного металла включает большое количество упрочняющих фаз (до 50 60 %). микротвердость некоторых из ее составляющих, в частности карбоборидов, достигает 20 гпа. в отличие от материалов предыдущей группы, в которых существенное долевое участие в сопротивляемость изнашиванию вносят и металлическая матрица и карбиды, в этих сплавах определяющий вклад принадлежит упрочняющим фазам, особенно в металле 80х20р3т, а роль металлической матрицы – надежно удерживать частицы твердых фаз от выкрашивания при воздействии абразива. в целом, в пределах всего ряда рассмотренных материалов, если даже не принимать во внимание два типа сварочных электродов, износостойкость отличается на порядок. и все же если учесть, что низкоуглеродистые материалы широко применяются в практике для наплавки штампов благодаря эксплуатационной надежности наплавленного металла, то различия в износостойкости по отношению к ним составляют до 25 раз. таким образом, на основании результатов лабораторных испытаний можно предположить, что восстановление или упрочнение новых штампов с точки зрения влияния на их износостойкость, целесообразно проводить доэвтектическими или заэвтектическими материалами. однако установить насколько такой подход может соответствовать другим требованиям, предъявляемым к этим деталям можно путем испытаний наплавленных штампов в производственных условиях. эти вопросы будут рассмотрены во второй части работы. выводы 1. анализ конструкции штампов, схемы их эксплуатации, характера и условий изнашивания рабочих кромок (свойства абразива, давление, температура, скорость трения) показал, что кроме сопротивляемости изнашиванию, штампы должны сопротивляться шаржированию огнеупорной массой, а рабочие кромки должны характеризоваться уровнем пластичности, исключающим скалывание ее фрагментов в процессе эксплуатации. 2. структура металла наплавленного предварительно выбранными электродными материалами (девятнадцать типов), изменялась от ферритной до заэвтектической с большим количеством упрочняющих фаз (до 50 %), твердостью до 20 гпа. в соответствии с последней классификацией наплавочных материалов международного института сварки по химическому составу и структуре выбранные материалы относятся к десяти структурным группам из шестнадцати. 3. проведенные лабораторные испытания наплавленного металла на сопротивляемость абразивному изнашиванию показали, что износостойкость в пределах ряда испытанных материалов изменяется до 25 раз. при этом она не зависит от исходной твердости, но коррелирует с микротвердостью поверхности трения, приобретенной в процессе изнашивания. наибольший прирост микротвердости (4,1 гпа), наблюдается на рабочей поверхности слоя наплавленного металлом типа 65х11н3, благодаря образованию 15 20 % мартенсита деформации. при сопоставимых уровнях микротвердости более высокой износостойкостью характеризуются материалы, в структуре которых, наряду с мартенситом деформации, присутствует сравнительно пластичная аустенитная составляющая. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 61 литература 1. хрущов м.м. абразивное изнашивание / м.м. хрущов, м.а. бабичев – м.: наука, 1970. – 251 с. 2. андрущенко м.и. прогнозирование механизма и интенсивности изнашивания на основе оценки соотношения твердостей абразива и изнашиваемого материала / м.и. андрущенко, р.а. куликовский, м.н. брыков, д.м. андрущенко // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – №1. – с. 6-12. 3. попов в.с. долговечность оборудования огнеупорного производства / в.с. попов, н.н. брыков, н.с. дмитриченко, п.г. приступа. – м.: металлургия, 1978. – 232 с. 4. malinov l.s. increasing the abrasive wear resistance of low-alloy steel by obtaining residual metastable austenite in the structure / l.s. malinov, v.l. malinov, d.v. burova, and v.v. anichenkov // article journal of friction and wear may 2015. – volume 36. – issue 3. – pp 237-240. 5. чейлях я.а. повышение износостойкости наплавленного fe cr mn-металла плазменной обработкой с получением метастабильной структуры / я.а. чейлях, в.в. чигарев, г.в. шейченко, а.п. чейлях, в. г. ефременко, к. шимидзу // металлофизика и новейшие технологии. – 2013. – 35, № 8. – с. 1045-1060. 6. андрущенко м.и. способность к самоупрочнению поверхности трения в процессе абразивного изнашивания и износостойкость сталей в зависимости от содержания углерода и хрома / м.и. андрущенко, р.а. куликовский, м.ю. осипов, а.в. холод, а.е. капустян // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2014. – №1. – с. 92-100. 7. андрущенко м.и. влияние углерода и хрома на способность к упрочнению и износостойкость беcкарбидных сталей в условиях абразивного изнашивания / м.и. андрущенко, о.э рузов, р.а. куликовский, н.н. брыков // проблеми трибології (problems of tribology). – 2003. – №2. – с. 112-116. 8. андрущенко м.и. упрочнение деталей наплавкой в сочетании с науглероживанием и термической обработкой / м.и. андрущенко, а.в. холод, м.ю. осипов, д.в. вовк // в кн. "інноваційні ресурсозбережні матеріали та зміцнювальні технології". матеріали міжнародної науково-практичної конференції. – маріуполь: пдту. – 2012. – с. 214-215. 9. каплун в.г. формирование покрытий на подшипниковой стали шх15 при ионно-плазменном азотировании и последующей закалке с отпуском / в.г. каплун, о.в. зайцев, с.в. иващук и др. // митом. – 1990. – №9. – с. 10-14. 10. андрущенко м.и. способность к самоупрочнению поверхности трения и износостойкость наплавленного металла в условиях абразивного изнашивания / м.и. андрущенко, р.а. куликовский, с.п. бережный, о.б. сопильняк // новые материалы и технологии в металлургии и машиностроении. – запорожье, 2009. – №1. – с. 30-37. 11. наплавочные материалы стран членов сэв // киев – москва. –1979. – 620 с. 12. биковський о.г. довідник зварника / о.г. биковський, і.в. піньковський // к.: техніка. – 2002. – 336 с. 13. проценко н.а. производители сварочных материалов, имеющие сертификат соответствия в системе укрсепро, выданный нтз "сепроз" (по состоянию на 01.07.2008) // сварщик. – 2008. – № 4. – с. 59-61. 14. мазель ю.а. классификация сплавов на основе железа для восстановительной и упрочняющей наплавки / ю.а. мазель, ю.в. кусков, г.н. полищук // сварочное производство. – 1999. – №4. – с. 35-38. 15. коршунов л.г. влияние марганца на износостойкость марганцовистых метастабильных аустенитных сталей / л.г. коршунов, н.л. черненко // трение и износ. – 1984. – т.v, №1. – с. 106-112. 16. гаврилюк в.г. распределение углерода в стали / в.г. гаврилюк – киев: наукова думка. – 1987. – 208 с. 17. hesse о. zur festigkeit niedriglegierter stähle mit erhöhtem kohlenstoffgehalt gegen abrasive verschleiß / o. hesse, j. merker, m. brykov, v. efremenko // tribologie + schmierungstechnik. – 2013. – № 6. – s. 37-43. поступила в редакцію 16.02.2016 материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 62 andrushchenko m.і., ph.d., osіpov m.y., ph.d., kulikovsky r.a., ph.d., kapustіan о.yе., magda е.s. materials, technology and special equipment for strengthening and restoration of dies for pressing the hollow cylindrical refractory. part 1. analysis of wear conditions and dies metal durability studies, weld standard electrode materials. the analysis of the structure of the scheme, dies wear conditions for pressing the hollow cylindrical refractory products and defined requirements to them. it is shown that in addition to relatively high wear resistance of working edges of dies, they must resist the working surface caricaturing refractory mass and level of ductility and toughness of the metal shearing edges should exclude fragments thereof during operation. conventionally, commercially available materials (stick electrodes and flux cored wires) selected for laboratory tests on the chemical composition and structure of the weld metal, are divided into seven groups (first and second group represented by one electrode material, the other two five): 1 – low-carbon materials doped with ferrite or ferrite-pearlite structure; 2 – low-carbon high-alloy with a structure of stable and unstable austenite; 3 – high-carbon, high-alloy with a stable austenite structure; 4 – medium-carbon, medium-doped structure consisting of low-carbon martensite and bainite; 5 – with a predominantly martensitic metal structure, in some cases, a small amount of carbides; 6 – metal hypoeutectic composition with a predominantly austenitic matrix or austenito-martensitic matrix, holding 10 25 % of carbides (crfe)7c3; 7 – metal hypereutectic composition comprising a large amount of carbides or сarboborides (50 60 %), are in the martensitic-austenitic matrix with austenite content from 0 to 55 %. according to the latest classification of surfacing materials of the international institute of welding the materials in question are ten of the sixteen structural groups, provided this classification m1, m2, m3, m4, mk1, a1, a2, a3, acp and aec. laboratory tests for abrasion resistance have shown that the wear resistance within the investigated range of materials during the transition from the first to the seventh group is increased 25-fold. however, it does not depend on the initial hardness, but is correlated with the friction surface microhardness acquired during wear. the greatest increase in microhardness (4.1 gpa), is observed on the working surface of the layer of deposited metal type 65h11n3, due to the formation of 1520 % martensite deformation. at comparable levels microhardness higher wear resistance materials are characterized, the structure of which, along with deformation martensite, there is a relatively plastic austenitic component. keywords: stamp, structure, abrasion, wear conditions, the weld metal cooling rate, ferrite, martensite, austenite, wear resistance, microhardness. references 1. abrazivnoe iznashivanie. m.m. hrushhov, m.a. babichev. m. nauka, 1970. 251 s. 2. prognozirovanie mehanizma i intensivnosti iznashivanija na osnove ocenki sootnoshenija tverdostej abraziva i iznashivaemogo materiala. problemi tribologії. 2009. №1. s. 6-12. 3. dolgovechnost' oborudovanija ogneupornogo proizvodstva. m.: metallurgija, 1978. 232 s. 4. increasing the abrasive wear resistance of low-alloy steel by obtaining residual metastable austenite in the structure. l.s. malinov, v.l. malinov, d.v. burova, and v.v. anichenkov. article journal of friction and wear may 2015. volume 36. issue 3. pp 237-240. 5. povyshenie iznosostojkosti naplavlennogo fe cr mn-metalla plazmennoj obrabotkoj s polucheniem metastabil'noj struktury. ja.a. chejljah, v.v. chigarev, g.v. shejchenko, a.p. chejljah, v. g. efremenko, k. shimidzu. metallofizika i novejshie tehnologii. 2013. 35, № 8. s. 1045-1060. 6. sposobnost' k samouprochneniju poverhnosti trenija v processe abrazivnogo iznashivanija i iznosostojkost' stalej v zavisimosti ot soderzhanija ugleroda i hroma. m.i. andrushhenko, r.a. kulikovskij, m.ju. osipov, a.v. holod, a.e. kapustjan. novі materіali і tehnologії v metalurgії ta mashinobuduvannі. 2014. №1. s. 92-100. 7. vlijanie ugleroda i hroma na sposobnost' k uprochneniju i iznosostojkost' beckarbidnyh stalej v uslovijah abrazivnogo iznashivanija. m.i. andrushhenko, o.je ruzov, r.a. kulikovskij, n.n. brykov. problemi tribologії. 2003. №2. s. 112-116. 8. uprochnenie detalej naplavkoj v sochetanii s nauglerozhivaniem i termicheskoj obrabotkoj. m.i. andrushhenko, a.v. holod, m.ju. osipov, d.v. vovk. v kn. "іnnovacіjnі resursozberezhnі materіali ta zmіcnjuval'nі tehnologії". materіali mіzhnarodnoї naukovo-praktichnoї konferencії. marіupol': pdtu. 2012. s. 214-215. 9. kaplun v.g. formirovanie pokrytij na podshipnikovoj stali shh15 pri ionno-plazmennom azotirovanii i posledujushhej zakalke s otpuskom. v.g. kaplun, o.v. zajcev, s.v. ivashhuk i dr. mitom. 1990. №9. s. 10-14. 10. andrushhenko m.i. sposobnost' k samouprochneniju poverhnosti trenija i iznosostojkost' naplavlennogo metalla v uslovijah abrazivnogo iznashivanija. m.i. andrushhenko, r.a. kulikovskij, s.p. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых ... часть 1 ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 63 berezhnyj, o.b. sopil'njak. novye materialy i tehnologii v metallurgii i mashinostroenii. zaporozh'e, 2009. №1. s. 30-37. 11. naplavochnye materialy stran chlenov sjev. kiev – moskva. 1979. 620 s. 12. bikovs'kij o.g. dovіdnik zvarnika. o.g. bikovs'kij, і.v. pіn'kovs'kij./ k.: tehnіka. 2002. 336 s. 13. procenko n.a. proizvoditeli svarochnyh materialov, imejushhie sertifikat sootvetstvija v sisteme ukrsepro, vydannyj ntz "seproz" (po sostojaniju na 01.07.2008). svarshhik. 2008. № 4. s. 59-61. 14. mazel' ju.a. klassifikacija splavov na osnove zheleza dlja vosstanovitel'noj i uprochnjajushhej naplavki. ju.a. mazel', ju.v. kuskov, g.n. polishhuk. svarochnoe proizvodstvo. 1999. №4. s. 35-38. 15. korshunov l.g. vlijanie marganca na iznosostojkost' margancovistyh metastabil'nyh austenitnyh stalej. l.g. korshunov, n.l. chernenko. trenie i iznos. 1984. t.v, №1. s. 106-112. 16. gavriljuk v.g. raspredelenie ugleroda v stali. v.g. gavriljuk – kiev naukova dumka. 1987. 208 s. 17. hesse о. zur festigkeit niedriglegierter stähle mit erhöhtem kohlenstoffgehalt gegen abrasive verschleiß. o. hesse, j. merker, m. brykov, v. efremenko. tribologie + schmierungstechnik. 2013. № 6. s. 37-43. _goback исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 17 буря а.и., ерёмина е.а., рева а.г. г. каменское, украина, e-mail: ol.burya@gmail.com исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика удк 519.242 : 678.5 методом математического планирования эксперимента исследовано влияние режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика. определены факторы, оказывающие наибольшее влияние на параметр оптимизации. найдены экстремальные режимы эксплуатации углепластика на основе термостойкого ароматического полиамида фенилон, армированного модифицированным наночастицами mg углеродным волокном, и математические модели, адекватно описывающие процесс эксплуатации трибоузла. ключевые слова: углепластик, наночастицы mg, режим эксплуатации трибоузла, метод математического планирования эксперимента. введение по данным костецкого [1], только 10 ... 15 % деталей машин и механизмов выходят из строя изза недостаточной прочности, другие – из-за износа. в работе [2] также отмечается, что 30 % всех аварий происходит из-за износа, в том числе количество аварий, происходящих по причине абразивного износа, составляет 30, адгезионного и усталостного – по 15, термической усталости – 12, контактной коррозии и коррозии – по 10, кавитации – 8 %. становится очевидным, что повышение износостойкости узлов трения – важное научное и производственное задание [3, 4]. сегодня оно занимает ведущее место при решении проблемы повышения надёжности и долговечности современной техники. трение и изнашивание являются многофакторными процессами, характеризующимися следующими особенностями: значительным многообразием управляемых и неконтролируемых факторов, которые оказывают существенное влияние на ход процессов; большим числом сложных корреляционных связей между факторами; ярко выраженной зависимостью физико механических и фрикционных свойств трущихся материалов от температуры, воздействия внешней среды и многих других факторов. цель работы исходя из изложенного, становится очевидным, что изучение сложных процессов трения и изнашивания требует усовершенствования методами экспериментальных исследований. в связи с чем, цель работы – изучение влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика на основе ароматического полиамида фенилон. объекты и методы исследования в качестве полимерной матрицы для изготовления углепластиков (уп) использовали ароматический полиамид фенилон марки с-2 (ту 6–05–221–226–72) – один из перспективных термостойких полимеров, которой работоспособен до температуры 533 к и уступает по прочности только лучшим маркам армированных пластиков, что вызывает к нему особый интерес как к связующему. для армирования полимерной матрицы использовали модифицированные наночастицами магния углеродные волокна (mg-ув), содержащие в своём составе высокодисперсный металл, который при температуре термической обработки 1073…1173 к катализирует образование фазы наноразмерного упорядоченного углерода, структурными элементами которого являются графеновые слои. введение mg в структуру ув осуществляли путём пропитки целлюлозных волокон хлоридом соответствующего металла с последующей карбонизацией в струе инертного газа. пресскомпозиции состава: фенилон с-2 + 17 мас.% mg-ув готовили путём смешения компонентов во вращающемся электромагнитном поле в присутствии неравноосных ферромагнитных частиц. приготовленные таким образом смеси таблетировали на гидравлическом прессе при комнатной температуре и давлении – 40 мпа, после чего таблетированные заготовки сушили в термошкафу при температуре 473 … 523 к, т. к. переработка невысушенного фенилона ухудшает его прочностные характеристики и приводит к поверхностным дефектам [5]. из высушенных и таблетированных заготовок изготавливали втулки (размеры: d = 32, d = 22, l = 22 мм) методом компрессионного прессования при температуре 593 к и давлении – 40 мпа, выдержка при этой температуре составляла 10 минут. исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 18 триботехнические характеристики в режиме трения без смазки определяли на машине трения 2080 смт-1 системы «вал – втулка». контртело: ст 45, закалённая до 42 … 46 hrcэ, с шероховатостью поверхности rа = 0,16 … 0,32 мкм. путь трения в опытах варьировался в интервале 1000 … 5000 м, нагрузка – 0,2…0,6 мпа, скорость скольжения – 0,5 … 2 м/с. коэффициент трения определяли из выражения: rp m m cp   , где p – нагрузка на образец, н; r – внешний радиус втулки, м; mср. – средний момент трения. линейный износ определяли по формуле: s mm h    21 где m1 и m2 – начальная и конечная масса образца, соответственно, кг, ρ – плотность материала, кг/м3, s – площадь пятна контакта, м2. к исследованиям, связанным с планированием эксперимента, предъявляются повышенные требования к точности измерения факторов хi и параметров оптимизации y в каждом из опытов. в связи с чем, взвешивание втулок проводили на аналитических весах с погрешностью измерения ±0,0002 г, а средний момент трения определяли из 5 … 10 фиксированных значений моментов трения. обсуждение результатов применим полный факторный эксперимент для исследования влияния нагрузки, скорости, а также пути трения скольжения на линейный износ и коэффициент трения уп на основе фенилона с-2, армированного 17 мас.% mg-ув. исследования проводили с помощью многофакторного эксперимента типа 23 – полного факторного эксперимента [6]. параметрами оптимизации выступали коэффициент трения и линейный износ уп. исследуемые процессы описывали функциональными зависимостями: у(f) = f (х1, х2, х3), у(δh) = = f (х1, х2, х3), где варьируемыми независимыми факторами выступали: нагрузка на образец (х1), скорость трения скольжения (х2), путь трения (х3). для упрощения расчётов значения дозировок исследуемых факторов преобразовывали в условные единицы и устанавливали так, чтобы при переводе в условный масштаб они соответствовали -1; 0; + 1 по формуле: n xx x iii 0 где ix – кодированное значение фактора; ix и xi0 – верхний и основной уровни варьирования факторов, соответственно; n – шаг варьирования факторов. результаты расчёта исходных дозировок исследуемых компонентов сведены в табл. 1. таблица 1 исходные данные для планирования эксперимента уровни варьирования факторы символ обозначение шаг варьирования (n) -1 0 +1 нагрузка p, мпа 1x 0,2 0,2 0,4 0,6 скорость v, м/с 2x 0,75 0,50 1,25 2,00 путь s, м 3x 2000 1000 3000 5000 исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 19 согласно принятому плану полного факторного эксперимента (табл. 2) было проведено 8 опытов (n), каждый из которых повторяли дважды (k = 2) в рандомизированном порядке для полного исключения системных ошибок. математическое описание зависимостей коэффициента трения и линейного износа уп от выбранных варьируемых факторов предлагалось искать в виде уравнения регрессии, представленного полиномом первого порядка: y = b0 + b1x1 + b2x2 + b3x3 + b12x1x2 + b13x1x3 + b23x2x3 + b123x1x2x3, (1) где у – расчётное значение параметра оптимизации; bi и bij – коэффициенты уравнения регрессии. таблица 2 матрица планирования с расчётными столбцами взаимодействия факторов значение переменных в условном масштабе значения переменных в натуральном масштабе № опыта х0 x1 x2 x3 x1x2 x1x3 x2x3 x1x2x3 x1 x2 x3 1 +1 +1 +1 +1 +1 +1 +1 +1 60 2,0 5000 2 +1 -1 +1 +1 -1 -1 +1 -1 20 2,0 5000 3 +1 +1 -1 +1 -1 +1 -1 -1 60 0,5 5000 4 +1 -1 -1 +1 +1 -1 -1 +1 20 0,5 5000 5 +1 +1 +1 -1 +1 -1 -1 -1 60 2,0 1000 6 +1 -1 +1 -1 -1 +1 -1 +1 20 2,0 1000 7 +1 +1 -1 -1 -1 -1 +1 +1 60 0,5 1000 8 +1 -1 -1 -1 +1 +1 +1 -1 20 0,5 1000 на основании полученных экспериментальных данных (табл. 3) рассчитывали среднее значение функции отклика ỹj: ji k i j yk y    1 1~ , nj ,...,2,1 . (2) таблица 3 экспериментальные и расчётные значения параметра оптимизации для коэффициента трения для линейного износа среднее расчётное среднее расчётное № опыта 1y 2y jy ~ pjy 1 y 2y jy ~ pjy 1 0,395 0,403 0,406 0,410 46,80 43,80 45,300 45,082 2 0,186 0,198 0,194 0,210 17,55 19,80 18,675 18,893 3 0,210 0,200 0,204 0,190 6,80 5,16 5,980 6,198 4 0,474 0,468 0,464 0,462 3,17 3,42 3,295 3,077 5 0,448 0,442 0,445 0,435 20,90 17,50 19,200 19,418 6 0,236 0,235 0,231 0,234 1,70 3,90 2,800 2,582 7 0,330 0,338 0,341 0,345 3,14 1,34 2,240 2,022 8 0,496 0,511 0,507 0,526 7,75 8,32 8,035 8,253 дисперсии параллельных опытов 2js рассчитывали по формуле: 2 1 2 )~( 1 1 j k i ijj yyk s      . (3) рассчитанные значения дисперсий представлены в табл. 4. проверку однородности полученных дисперсий параллельных опытов проводили по критерию кохрена: исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 20    k i j j p s s g 1 2 2max . (4) расчётные значения сравнивали с табличными (gтабл.) для степени свободы ƒ1 = k – 1 = 1 и n = 8, при доверительной вероятности р = 0,95 [7]. для полученных дисперсий параллельных опытов gр.(f) = 0,3405 и gр.(δh) = 0,314, что меньше gтабл. = 0,6798. следовательно, дисперсии параллельных опытов однородны. дисперсию воспроизводимости рассчитывали по формуле: 2 1 2 1 j n j b sn s    . (5) на основании полного факторного эксперимента были вычислены коэффициенты уравнения регрессии, в соответствии с формулами: j n j i yn b ~ 1 1    . (6) рассчитанные значения коэффициентов представлены в табл. 4. таблица 4 коэффициенты уравнения регрессии и значения дисперсий параллельных опытов для коэффициента трения для линейного износа коэффициенты уравнения дисперсии параллельных опытов коэффициенты уравнения дисперсии параллельных опытов bj sj bj sj 0,3492 0,000113 13,1906 4,5000 -0,0038 0,000288 4,9894 2,5313 -0,0299 0,000200 8,3031 1,3448 -0,0321 0,000072 5,1219 0,0313 0,1066 0,000085 5,7669 5,7800 -0,0121 0,000002 2,3381 2,4200 0,0131 0,000113 5,3719 1,6200 0,0116 0,000450 0,2181 0,1625 после расчёта всех коэффициентов уравнения принимают вид: y(f) = 0,3492 – 0,0038х1 – 0,0299х2 – 0,0321х3 + 0,1066х1х2 – – 0,012х1х3 + 0,0131х2х3 + 0,0116х1х2х3, у(δh) = 13,1906 + 4,9894х1 + 8,303х2 + 5,1219х3 + 5,7669х1х2 + + 2,338х1х3 + 5,3719х2х3 + 0,218х1х2х3. проверку статистической значимости коэффициентов уравнений регрессии b0, b1, b2, b3, b12, b13, b23, b123, оценивали на основе вычисления доверительных интервалов c учётом дисперсии, характеризующей ошибки определения коэффициентов уравнения: 2 bbi ss  . (7) сам же доверительный интервал рассчитывали по критерию стьюдента (t), выбранному согласно принятым степеням свободы (f1, f2) и уровню значимости (0,95). для полного факторного эксперимента ошибки коэффициентов приравниваются и доверительный интервал определяют по формуле: bikpi stb  . (8) исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 21 критическое значение критерия стьюдента kpt [7] выбирали для числа степеней свободы n(k – 1) = 8 и принятого уровня значимости 0,95. принято считать, что коэффициент регрессии значим, если выполняется условие: kpt < t. с учётом значимости, уравнения, описывающие зависимость коэффициента трения и линейного износа уп от выбранных варьируемых факторов, примут вид: y(f) = 0,3492 – 0,0299х2 – 0,0321х3 + 0,1066х1х2 – 0,0121х1х3 + 0,0131х2х3 + 0,0116х1х2х3. (9) у(δh) = 13,1906 + 4,9894х1 + 8,303х2 + 5,1219х3 + 5,7669х1х2 + 2,338х1х3 + 5,3719х2х3. (10) полученные уравнения проверяли на адекватность. для этого оценивали отклонения значений параметра оптимизации pjy , рассчитанные по уравнениям (9, 10) от экспериментальных jy ~ для каждого из опытов осуществляемого эксперимента, что позволило определить дисперсии адекватности для равного числа параллельных опытов:   2 1 2 ~1      k j p jjад yybn s , (11) где в – число значимых коэффициентов уравнения. с ними также связано число степеней свободы fад.(f) = k(n – b) = 2 и fад.(δh) = 8. расчётные значения параметров оптимизации представлены в табл. 3. для определения адекватности математических описаний (9, 10) после расчёта коэффициентов регрессии проверяли степень соответствия полученных моделей теоретической форме связи между исследуемыми входными и выходными параметрами. с этой целью использовали критерий фишера  pf , который представляет собой отношение дисперсии адекватности 2адs к дисперсии воспроизводимости опыта 2bs (табл. 5) и вычисляется по формуле: 2 2 b ад p s s f  (12) при расчёте критерия фишера должно выполняться условие: 2адs > 2 bs . в противном случае необходимо поменять местами дисперсии [8]. тогда формула расчёта примет вид: 2 2 ад b p s s f  (13) таблица 5 расчётные значения для оценки адекватности уравнений по критерию фишера для коэффициента трения для линейного износа 2 bs bis 2 адs 2 bs bis 2 адs 0,0002 0,0032 0,00006 2,2987 0,3790 0,381 т.к. при уровне значимости 0,95 и степенях свободы fад для рассматриваемых уравнений fp.(f) = 2,84 и fp.(δh) = 6,039, что меньше табличных fтабл.(f) = 6,02 и fтабл.(δh) = 8,65 [7], то они являются адекватными. анализируя полученные математические модели в исследуемом диапазоне варьируемых факторов видно, что наибольшее влияние на коэффициент трения уп оказывает путь трения скольжения, причём, чем больше путь, тем меньше коэффициент трения. минимальных значений (f = 0,1942) он достигает при следующих режимах эксплуатации: нагрузка – 0,2 мпа, скорость – 2 м/с, путь – 5 км. максимальных (f = 0,5072) – при нагрузке 0,2 мпа, скорости 0,5 м/с, и пути трения – 1 км. исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 22 что касается линейного износа, то на него наибольшее влияние оказывает скорость скольжения, причём, чем она выше, тем больше изнашивается углепластик. минимальные значения износа (δh = 2,092) достигаются при нагрузке – 0,6 мпа, скорости – 0,5 м/с, пути – 1 км, максимальные (δh = 45,082) – при следующих режимах эксплуатации: нагрузка – 0,6 мпа, скорость – 2 м/с, путь трения скольжения – 5 км. выводы исследовано влияние режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика на основе ароматического полиамида фенилон, армированного модифицированным наночастицами mg углеродным волокном. методом математического планирования эксперимента определены факторы, оказывающие наибольшее влияние на коэффициент трения и линейный износ углепластика. найдены экстремальные режимы его эксплуатации и математические модели, адекватно описывающие процесс эксплуатации трибоузла. литература 1. костецкий б.и. трение смазка и износ в машинах / б.и. костецкий. – к. : техника, 1970. – 394 с. 2. quels sont les modes de degradation de surface par usure des pieces mécaniques // matériaux et techniques, 1989. – vol. 77, no 1-2. – p. 24 – 29. 3. беркович и.и. трибология. физические основы, механика и технические приложения / и.и. беркович, д.г. громаковский ; под ред. д.г. громаковского. – самара : самаровский гос. техн. ун-т., 2000. – 268 с. 4. ибатуллин и.д. кинетика усталостной повреждаемости и разрушения поверхностных слоев: [монография] / и.д. ибатуллин. – самара: самаровский гос. техн. ун-т, 2008. – 387 с. : ил. 5. козлов г.в. механизм усиления полимерных нанокомпозитов, наполненных углеродными нанотрубками / г.в. козлов, а.и. буря, ю.с. липатов // доповiдi нану. – 2008. – № 1. – c. 132 136. 6. спиридонов а.а. планирование эксперимента / а.а. спиридонов, н.г. васильев. – свердловск : упи им. с.м. кирова, 1975. – 149 с. 7. большев л.н. таблицы математической статистики / л.н. большев, н.в. смирнов. – м. : наука. главная редакция физико-математической литературы, 1983. – 416 с. 8. блохин в.г. современный эксперимент: подготовка, проведение, анализ результатов / в.г. блохин, о.п. глудкин, а.и. гуров, м.л. ханин; под ред. о.п. глудкина. – м. : радио и связь, 1997. – 232 с. надійшла в редакцию 05.04.2018 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com исследование влияния режимов эксплуатации на триботехнические характеристики углепластика проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 23 burya a.i., yeriomina ye.a., reva a.g. investigation of the influence of operating modes on the tribotechnical characteristics of carbon fiber reinforced plastic. the effect of operating modes on the tribotechnical characteristics of carbon fiber reinforced plastic by the method of mathematical experiment planning has been studied. the factors that have the greatest influence on the optimization parameter are determined. extreme regimes of exploitation of carbon fiber reinforced plastic (with modified mg nanoparticles) based on heat-resistant aromatic polyamide phenylone and mathematical models adequately describing the operation of the tribo-node are found. key words: carbon fiber reinforced plastic, mg nanoparticles, mode of operation of the tribological unit, the method of mathematical planning of experiment references 1. kostetskiy b.i. treniye smazka i iznos v mashinakh. k. tekhnika, 1970. 394 p. 2. quels sont les modes de degradation de surface par usure des pieces mécaniques. matériaux et techniques, 1989. vol. 77, no 1-2. p. 24 – 29. 3. berkovich i.i. tribologiya. fizicheskiye osnovy, mekhanika i tekhnicheskiye prilozheniya. i.i. berkovich, d.g. gromakovskiy; pod red. d.g. gromakovskogo. samara. samarovskiy gos. tekhn. un-t., 2000. 268 p. 4. ibatullin i.d. kinetika ustalostnoy povrezhdayemosti i razrusheniya poverkhnostnykh sloyev: [monografiya]. i.d. ibatullin. samara. samarovskiy gos. tekhn. un-t, 2008. 387 p. 5. kozlov g.v. mekhanizm usileniya polimernykh nanokompozitov, napolnennykh uglerodnymi nanotrubkami. g.v. kozlov, a.i. burya, yu.s. lipatov. dopovidi nanu. 2008. № 1. p. 132 – 136. 6. spiridonov a.a. planirovaniye eksperimenta. a.a. spiridonov, n.g. vasil'yev. sverdlovsk: upi im. s.m. kirova, 1975. 149 p. 7. bol'shev l.n. tablitsy matematicheskoy statistiki. l.n. bol'shev, n.v. smirnov. m. nauka. glavnaya redaktsiya fiziko-matematicheskoy literatury, 1983. 416 p. 8. blokhin v.g. sovremennyy eksperiment: podgotovka, provedeniye, analiz rezul'tatov. v.g. blokhin, o.p. gludkin, a.i. gurov, m.l. khanin; pod red. o.p. gludkina. m. radio i svyaz', 1997. 232 p. визначення коефіцієнта впливу кооперативних мод на процес тертя в контактній динамічній системі проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 62 слащук в.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: slashchuk_viktor@ukr.net визначення коефіцієнта впливу кооперативних мод на процес тертя в контактній динамічній системі удк 622-192:621:62-2:621.891 в роботі досліджено зміну коефіцієнта впливу нелокальних мод у процесі малоамплітудного тертя. встановлено, що при терті поверхонь генеруються кооперативні хвилі механічної системи, які здатні впливати на перехід енергії від однієї моди тертя до іншої, що суттєво змінює характер і інтенсивність зношування поверхонь. наведено спосіб визначення коефіцієнта впливу нелокальних мод, що враховує гібридний характер наведених мод. ключові слова: тертя, хвилі, петля гістерезису, коефіцієнт впливу кооперативних мод. вступ актуальною проблемою забезпечення надійності номінально-нерухомих з’єднань є фіксація процесів, що відбуваються у зоні контактування поверхонь. зокрема, визначення фактичного стану поверхонь з’єднання без зупинки у роботу або розвантаження робочого вузла. на сьогоднішній час існує багато способів оцінки стану поверхонь тертя. одним із основних методів є визначення площі контакту. за способом вимірювання площу можна визначати адгезійним методом, фізико-хімічним, оптичним, електричним тощо. також можна отримати деякі параметри стану трибовузла аналізуючи петлю гістерезису (площа петлі, кут нахилу петлі тощо). використання оптичного методу аналізу плями контакту має наступні переваги: точність оцінки; можливість використання комп’ютеризованих засобів оцінки. [1, 2] недоліками є: зупинка в роботі механічної системи; застосування спеціалізованого обладнання. [1, 2] проаналізувавши петлю гістерезису можна визначити кількість енергії, яка виділилась в контакті. провівши аналіз форми петлі, визначають ділянки проковзування, коефіцієнт тертя або коефіцієнт проковзування [3, 4, 5]. при аналізі поверхонь тертя не враховуються наведені моди коливань механічної системи, які безпосередньо виникають у процесі роботи всієї системи. особливістю прояву мод коливань є те, що вони не є сталими. в залежності від стану кожного елементу механічної системи проявляються «індивідуальні» моди, що змінюють свою частоту протягом усього часу роботи. навіть у найпростішій механічній системі спостерігаються «гібридні(змішані)» частоти коливань [6]. моди, що виникають у системі, формують певний кооператив, що утворює два, або три частотні кластери (низькочастотний, середньочастотний, високочастотний). одним із найпростіших способів фіксації всього спектру частот коливань є акустичний метод [7, 8, 9]. методика дослідження нормативною формою руху в даній системі є зворотно-поступальна форма контактного проковзування, часткового або повного, що, врешті, за великих амплітуд переходить в реверсивне тертя. однак в умовах нескінченної кількості степенів вільності розподіленої системи тертя наводиться велика кількість інших форм руху, які впливають на номінальну. відповідно, це проявляється в «стохастизації» петлі гістерезису умовно овальної форми. для аналізу стану трибовузла з урахуванням впливу кооперативних мод, які виникають в процесі роботи, запропоновано метод аналізу петлі гістерезису. коефіцієнт впливу наведених мод на процес тертя розраховується за наступною формулою:   2/21 21 ss ss k    , (1) де 1s – площа описаного овала; 2s – площа вписаного овала. візуально, формула розрахунку показана на рис. 1. визначення коефіцієнта впливу кооперативних мод на процес тертя в контактній динамічній системі проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 63 рис. 1 – розрахунок коефіцієнта впливу кооперативних мод: вісь f – сила тертя: δ – зміщення зразка постановка експерименту експерименти проводились на спеціалізованій установці для випробувань матеріалів в умовах динамічного контактного навантаження [10]. робоча схема установки показана на рис. 2. рис. 2 – установка для випробувань матеріалів в умовах динамічного контактного навантаження експеримент проводився за схемою «площина-кулька» (рис. 3). зразок закріплювався у рухомій каретці, а кулька нерухомо зіщімлювалась у тензобалці. рис. 3 – схема трибо-вузла: p – притискне зусилля; t – рух зразка рис. 4 – моди, що виникають в контакті форми руху (моди), що виникають в самому контакті показані на рис. 4. вони проявляться у вигляді зміщення під певним кутом відносно заданого напрямку руху, перекосу відносно осі сили притискання, кручення навколо осі сили притискання, а також комбінації(гібридизації) всіх окремих мод, які входять у загальний кооператив мод механічної системи. експерименти проводились із зразками сталі, твердого сплаву та напилень на основі алюмінію. типи зразків наведені в табл. 1. визначення коефіцієнта впливу кооперативних мод на процес тертя в контактній динамічній системі проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 64 таблиця 1 зразки для експериментів № назва тип 1 4w4 напилення 2 5w5 напилення 3 6w6 напилення 4 w15 напилення 5 w16 напилення 6 w17 напилення 7 30хгса конструкційна легована сталь 8 вк6 твердий спечений сплав зразки 4w4, 5w5, 6w6, w15, w16, w17 – багатошарове лазерне наплавлення порошку alsi30 на підкладку алюмінієвого сплаву ад31. параметри наплавлення показані в табл. 2. таблиця 2 параметри зразків із напиленнямнаплавлення назва потужність напилення, вт. швидкість, м/хв кількість порошок, г/хв кількість шарів 4w4 112,5 12 0,15 2 5w5 112,5 12 0,15 20 6w6 112,5 12 0,15 30 w15 112,5 12 0,6 2 w16 112,5 12 0,6 20 w17 112,5 12 0,6 1 у якості контр-зразка використовувалась кулька шх15 діаметром 13 мм. результати досліджень в ході проведення експериментів було встановлено, що петлі гістерезису, на основі яких вираховується коефіцієнт k , мають або згладжену форму, або з великою кількістю викидів, що показано на рисунках 5-8. згладжену форму мають петлі зразків 5w5(продовж всього часу експерименту), 4w4, вк6 (до моменту поки кооператив мод не перевищує величину заданої моди руху зразка ≈6120000 циклів для 4w4 і ≈1800000 для вк6). петлі з викидами мають зразки 6w6, w15, w16, 30хгса (впродовж всього часу експерименту). наявність викидів свідчить про підвищення впливу сторонніх мод над заданою, що, як правило, сприяє інтенсифікації процесу зношування. також було встановлено, що напилення w15 зношується на протязі такого ж часу, що й зразок сталі 30хгса (720000 циклів w15 та 558000 циклів 30хгса). плями контакту двох зразків показані на рис. 5. w15 30хгса початок – до 100 циклів початок – до 100 циклів кінець – 720000 циклів кінець – 558000 циклів рис. 5 – зношування зразків w15 та 30хгса визначення коефіцієнта впливу кооперативних мод на процес тертя в контактній динамічній системі проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 65 напилення 4w4 зношувалось аналогічно із напиленням w16. плями контакту двох зразків показано на рис. 6. 4w4 w16 початок – до 100 циклів початок – до 100 циклів кінець – 8640000 циклів кінець – 8640000 циклів рис. 6 – зношування зразків 4w4 та w16 напилення w17 зношувалось аналогічно із сплавом вк6. плями контакту двох зразків показано на рис. 7. w17 вк6 початок – до 100 циклів початок – до 100 циклів кінець – 8640000 циклів кінець – 8640000 циклів рис. 7 – зношування зразків w17 та вк6 напилення 6w6 та 5w5 не зносились. петлі гістерезису зразків 6w6 та 5w5 представлені на рис. 8. 6w6 5w5 початок – до 100 циклів початок – до 100 циклів кінець – 11160000 циклів кінець – 10440000 циклів рис. 7 – зношування зразків 6w6 та 5w5 загальний графік зношування зразків через розрахований коефіцієнт k показаний на рис. 9. визначення коефіцієнта впливу кооперативних мод на процес тертя в контактній динамічній системі проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 66 рис. 9 – графік зношування всіх зразків стійкість зразків із напиленням суттєво залежить від швидкості подачі порошку і кількості напилених шарів. варіацією останніх можна на порядок підняти стійкість поверхневих шарів до зношування при малоамплітудному фретингу. аналіз результатів та висновки описаний спосіб аналізу петель гістерезису не потребує зупинок у роботі механічної системи для зняття показників, аналіз петель простий у розрахунку. у ході експериментів було встановлено, що контури петель гістерезису можуть мати як згладжену форму, так і велику кількість викидів. реальна динамічна контактна взаємодія відрізняється від кінематичної взаємодії наявністю наведених форм руху, які утворюють певний динамічний кооператив форм руху, впливаючи на характер тертя, що виявляється через коефіцієнт k . на завершальній стадії зношування інтенсифікується прояв сторонніх наведених мод. він кількісно проявляється в рості коефіцієнта k у 2 3 рази. це говорить про якісну зміну характеру динамічної взаємодії, коли ненормативні моди за величиною порівнянні із основною (заданою). проведена модифікація поверхонь здатна на порядок збільшити ресурс (тривалість) роботи номінально-нерухомого фрикційного з’єднання. але підбір параметрів модифікації необхідно базувати на експериментальних дослідженнях. література 1. слащук в.о., слащук о.о. аналіз плям фретинг-контакту двох спряжених поверхонь на основі спеціалізованого програмного забезпечення. – вісник хмельницького національного університету. технічні науки. – № 6. – 2015. – с. 19-23. 2. холявко в. в., владимирський і. а., жабинська о. о. фізичні властивості та методи дослідження матеріалів. – к. : центр учбової літератури. – 2016. – с. 23-60. 3. шалапко ю.і. еволюційні моделі фретинг-процесу у номінально-нерухомому фрикційному контакті : дис. д-ра наук: 05.02.04 – 2009. 4. тарасова, т. в. износостойкость в условиях абразивного изнашивания и фреттинга образцов из жаропрочного кобальтового сплава, полученных методом селективного лазерного плавления / т. в. тарасова, а. п. назаров, ю. и. шалапко // трение и износ. – 2014. – т. 35, № 5. – с. 546-556. 5. слащук в.о., слащук о.о. визначення кількісних характеристик процесу тертя в режимі реального часу // міжвузівський збірник "наукові нотатки". – луцьк, 2016. – № 54. – с. 293-297. 6. слащук в.о., заспа ю.п. порушення цілісності номінально-нерухомого контакту при тепловому розширенні // проблеми трибології (problems of tribology). – хмельницький національний університет. – 2016. – №2. – с. 52-58. 7. a.v. dykha, yu.p. zaspa, v.o. slashchuk. triboacoustic control of fretting. trenie i iznos, 2018, vol. 39, no. 2, pp. 213–216. 8. слащук в.о., слащук о.о. акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання // проблеми трибології (problems of tribology). – 2016. – № 3. – с. 52-58. 9. слащук в.о. слащук о.о., заспа ю.п. контактна генерація електромагнітного поля та внутрішніх хвиль в процесі токарної обробки сталей // міжвузівський збірник "наукові нотатки" (технічні науки). – луцьк. – № 58. – с. 284-288. 10. установка для випробувань матеріалів в умовах динамічного контактного навантаження: патент на корисну модель №94006, україна u 2014 04758; заяв. 27.05.2014, опубл. 27.10.2014, бюд. №20. курской в.с., слащук в.о., слащук о.о. надійшла в редакцію 21.06.2018 визначення коефіцієнта впливу кооперативних мод на процес тертя в контактній динамічній системі проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 67 slashchuk v.o. definition of the coefficient of effect for cooperative modes for friction process in the contact dynamic system. in this paper, the change in the coefficient of influence of nonlocal modes in the process of low-amplitude friction is investigated. it is established that when friction surfaces are generated waves of the mechanical system, which can affect the transition of energy from one mode friction to another, which significantly changes the nature and intensity of wear of surfaces. the method of determining the coefficient of influence of nonlocal modes is given, taking into account the hybrid nature of these mods. actual of the problem of ensuring the reliability of nominally-immovable connections is to fix the processes occurring in the contact area of the surfaces. in particular, the determination of the actual state of the connection of the connection without stopping the work or unloading the workstation. the described method of analysis of hysteresis loops does not require stopping of the mechanical system for the removal of indicators, the analysis of loops is easy to calculate. the real dynamic contact interaction differs from the kinematic interaction by the presence of the given modes of motion, which form a certain dynamic cooperative form of motion, affecting the nature of the teeth, which is manifested through the coefficient. the real dynamic contact interaction differs from the kinematic interaction by the presence of the given modes of motion, which form a certain dynamic cooperation. at the final stage of wear, the manifestation of third-party mods is intensified. he quantitatively manifests itself in the growth of the factor of 2-3 times. this indicates a qualitative change in the nature of the dynamic interaction, when the non-standard modes in magnitude are compared with the main (given). the modification of surfaces is capable of increasing the resource (duration) of a non-mortar immobile friction connection by an order of magnitude. but the selection of modification parameters must be based on experimental studies. key words: friction, waves, hysteresis loop, the coefficient of effect for cooperative modes. references 1. slashchuk v.o., slashchuk o.o. analiz pliam fretynh-kontaktu dvokh spriazhenykh poverkhon na osnovi spetsializovanoho prohramnoho zabezpechennia. visnyk khmelnytskoho natsionalnoho universytetu. tekhnichni nauky. №6, 2015. st. 19-23. 2. kholiavko v. v., vladymyrskyi i. a., zhabynska o. o. fizychni vlastyvosti ta metody doslidzhennia materialiv. navchalnyi posibnyk. kyiv, tsentr uchbovoi literatury. 2016. st. 23-60. 3. shalapko yu.i. evoliutsiini modeli fretynh-protsesu u nominalno-nerukhomomu fryktsiinomu kontakti : dys. d-ra nauk: 05.02.04. 2009. 4. tarasova, t. v. yznosostoikost v uslovyiakh abrazyvnoho yznashyvanyia y frettynha obraztsov yz zharoprochnoho kobaltovoho splava, poluchennыkh metodom selektyvnoho lazernoho plavlenyia. t. v. tarasova, a. p. nazarov, yu. y. shalapko. trenye y yznos. 2014. t. 35, № 5. s. 546-556. 5. slashchuk v.o., slashchuk o.o. vyznachennia kilkisnykh kharakterystyk protsesu tertia v rezhymi realnoho chasu. mizhvuzivskyi zbirnyk "naukovi notatky". lutsk, 2016. vypusk № 54. st. 293-297. 6. slashchuk v.o., zaspa yu.p. porushennia tsilisnosti nominalno-nerukhomoho kontaktu pry teplovomu rozshyrenni. problemy trybolohii (problems of tribology), khmelnytskyi natsionalnyi universytet, 2016, №2, st. 52-58. 7. a.v. dykha, yu.p. zaspa, v.o. slashchuk. triboacoustic control of fretting. trenie i iznos, 2018, vol. 39, no. 2, pp. 213–216. 8. slashchuk v.o., slashchuk o.o., akusto emisiinyi analiz perekhidnykh protsesiv roboty dvyhuna vnutrishnoho zghorannia problemy trybolohii (problems of tribology) 2016, № 3, st. 52-58. 9. slashchuk v.o. slashchuk o.o., zaspa yu.p. kontaktna heneratsiia elektromahnitnoho polia ta vnutrishnikh khvyl v protsesi tokarnoi obrobky stalei. mizhvuzivskyi zbirnyk "naukovi notatky" (tekhnichni nauky) vypusk 58, lutsk 2017. s. 284-288. 10. ustanovka dlia vyprobuvan materialiv v umovakh dynamichnoho kontaktnoho navantazhennia: patent na korysnu model №94006, ukraina u 2014 04758; zaiav. 27.05.2014, opubl. 27.10.2014, biud. №20. kurskoi v.s., slashchuk v.o., slashchuk o.o. copyright © 2021 a.v. voitov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,6-14 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-6-14 parametric identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication a.v. voitov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine *e-mail: k1kavoitov@gmail.com received: 7 april 2021: revised: 24 june: accept: 10 august 2021 abstract the parametric identification of the tribosystem as an object of modeling the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication is performed in the work. using the analysis of the dimensions of significant factors, expressions are obtained to calculate the gain and time constants. it is established that the coefficient 1 к takes into account the degree of influence of the load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium on the quality factor of the tribosystem. it is shown that the increase in the coefficient 1 к will have a positive effect on the processes inherent in tribosystems during operation. coefficient 2 к – characterizes the magnitude of the change in volumetric wear rate and friction coefficient when changing the magnitude of the load, sliding speed, quality factor of the tribosystem. coefficient 3 к – characterizes the ability of the tribosystem to self-organize when changing the values of the input parameters by rearranging the surface layers of materials from which the triboelements are made during secondary running-in. it is shown that the value of the coefficient is large 3 к will contribute to the rapid change in the roughness of the friction surfaces, the restructuring of the structure of the surface layers, the appearance of oxidizing films on the friction surfaces (secondary structures). it is proved that the time constant 1 t – this is the time required to change the roughness of the friction surfaces and rearrange the structure of the materials of the surface layers when changing external conditions. time constant 2 t characterizes the time during which there is a stabilization of the temperature gradient by volume of triboelements, taking into account the thermal conductivity of materials when changing external conditions. time constant 3 t characterizes the time during which the tribosystem returns to a steady state of operation after the cessation of the outrageous force, or the time to stabilize the parameters in the new mode of operation. it is proved that the value 3 t will be optimal for the process of self-organization. it is shown that one of the factors that can control the value 3 t , this is the sliding speed sl  . keywords: tribosystem; mathematical model; differential equations; parametric identification; coefficient of gain; time constant; boundary lubrication; quality factor of the tribosystem; dissipation speed introduction analysis of the current state of mathematical models of friction and wear, as well as methods for calculating wear and predicting the resource, shows the increasing attention of researchers to this problem. this is due to high material costs in the design, testing and refinement of new models of equipment before they are put into production. one of the ways to reduce material costs is to replace laboratory and bench tests with mathematical modeling and resource prediction at the design stage. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-6-14 mailto:k1kavoitov@gmail.com problems of tribology 7 for the development of mathematical models, both analytical and numerical methods are used. in this case, the task is posed that mathematical models should be multifactorial and take into account the processes of deformation and destruction of the surface layers of tribosystems, the formation of wear-resistant structures on friction surfaces and the exchange of friction surfaces with matter and energy. such multi-level and multifactorial tasks are solved by various methods and different approaches, while they have one goal resource forecasting. this work is a continuation of work [1], where a third-order differential equation is obtained for modeling the boundaries of stable operation of tribosystems under boundary lubrication conditions. to use this approach, it is necessary to obtain expressions for calculating all the coefficients and time constants that are included in the left and right sides of the equation. the presence of such coefficients will make it possible to simulate the processes of friction and wear in tribosystems. literature review the authors of the work [2] studies on modeling the processes of friction and wear at the mesoscale level. as a methodological approach, the authors use the finite element method, where surface roughness is represented by the combined law of friction. in the developed model, the relations of wear of the friction surfaces and the corresponding mechanisms of energy dissipation on the spots of actual contact are considered. according to the authors, such a methodological approach makes it possible to simulate the wear process with sufficient accuracy. a similar approach is used by the authors of the work [3]. the concepts developed in this article are based on statistical analysis, which is based on the mechanisms of energy dissipation during friction of contacting sliding surfaces. in work [4] it is shown that the dynamics of the tribosystem is well reproduced by simplified models obtained using the markov process, even in the presence of several minima of the investigated functions. after evaluating the parameters of the tribosystem by numerical simulation, the authors calculate the average wear rate and friction losses when external forces and temperature change. in work [5] the physical mechanisms of formation and transformation of corpuscular-vortex perturbations in the contact of the tribosystem, which are based on the quantum-mechanical exchange mechanism of interaction, are considered. the presence of a contact gap determines the generation of pairs of quasiparticles-perturbations, stabilized by wavelength and frequency. it is established in the work that the internal instability and collapse processes in such a system of perturbations lead to defect formation in the material of the tribosystem and underlie the emergency modes of friction. in the works [6, 7] performed analysis of the strength and durability of the surface layer material by friction. the authors propose to take into account the presence of two areas of accumulation of damage and the type of mechanism of destruction: the area of multicycle fatigue and a layer of debris. methods for estimating the parameters of the durability model for the region of multicycle fatigue are proposed. the connection between the stress-strain state and the fatigue strength characteristics of the material with the characteristics of the material fracture model is obtained. the analysis of the received relations showed that any physical action on a surface, leads to decrease in structural inhomogeneity and prevents development of cracks, promotes increase of wear resistance. in work 8 the analysis of various methods for calculating wear and predicting the resource is given and it is concluded that analytical methods do not allow taking into account the dynamics of changing the operating modes of the contact, and numerical methods seem to be promising. the author of the work proposed to describe wear by an array of probability vectors of wear values of discrete points of the surface, which are modeled by non-stationary random functions of the markov type, and wear is estimated by the mathematical expectation of the probability of finding surface elements in a certain state. in work 9 theoretical studies on the substantiation of the methodology for modeling stationary processes of friction and wear in tribosystems under conditions of boundary lubrication are presented. the authors have developed a technique for modeling the characteristics of the actual contact patch and a mathematical model of the rate of dissipation in the tribosystem, which allow modeling the rate of volumetric wear and the coefficient of friction in stationary modes. the analysis of the above works shows the versatility in the approaches to the construction of mathematical models of the processes of friction and wear in tribosystems. in our opinion, the most promising are numerical methods based on differential equations, which make it possible to simulate the dynamics of the transient process. obtaining such models is associated with the stages of structural and parametric identification. structural identification of the tribosystem is carried out in the work [1], where the third-order differential equation is obtained. the obtained equation can be used provided that all the parameters that are included in the left and right sides of the equation are determined. obtaining such expressions is called parametric identification of a mathematical model. 8 problems of tribology purpose the purpose of this work is to perform parametric identification of the tribosystem and obtain expressions for the gains and time constants, which are included in the differential equation for modeling the processes of friction and wear in tribosystems. methods to substantiate the methodological approach in research, we use the equation of the dynamics of the functioning of the tribosystem, which is given in [1]. the third-order differential equation is written in operator form:         3 2 1 2 3 1 2 1 3 2 3 1 2 3 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 1 . t t t p t t t t t t p t t t к к t p к к к к t p к к             (1) р – a differentiation operator that is equivalent to a record d/dt; 1 t , 2 t , 3 t – time constants, dimension s; 1 к , 2 к , 3 к – coefficients of gain, dimensionless quantities. the right part of the differential equation (1) contains the first derivative of the input signal, which is represented as the product of the coefficients 1 к 2 к and time constant 3 t . the dynamics of the tribosystem is influenced not only by the magnitude of the values 1 к , 2 к , 3 t , as well as the rate of change over time (the first derivative). the left side of the equation is the reaction of the tribosystem to the input signal. time constants of the tribosystem 1 t , 2 t , 3 t have the dimension of time and characterize the inertia of the processes occurring in the tribosystem, during running-in, or during changes in operating modes. the purpose of parametric identification is to determine the expressions for the calculation of the above coefficients and time constants, so that when substituting them in equation (1), the right and left parts differ the least. when solving the problems of friction and wear, a methodical approach to the theory of similarity and modeling is often used, where dimensional analysis methods are used to obtain dimensionless criteria. analyzing the dimensional factors that affect the process, but do not depend on each other, you can get dimensionless criteria (coefficients) that adequately describe the process in similar (different in size and design) physical objects. the procedure of parametric identification or finding expressions for calculation 1 к 3 к , 1 t 3 t , which characterize the dynamics of the functioning of tribosystems, there is an experimental material that allows you to choose the most significant factors. such factors include. 1. the diameter of the actual contact spot dacs, m, the number of contact spots on the friction surface nacs, pc, and stress on the actual contact spots σacs, pa. depends on the load on the tribosystem n, n, modulus of elasticity and roughness of contact materials of triboelements. calculated according to the formulas given in the work [9]. 2. deformation rate in movable έmov and fixed έfix, triboelements, s-1. depends on the load n, n, sliding speed υsl, m/s, modulus of elasticity and poisson's ratio of contact materials of triboelements. calculated according to the formulas given in the work [9]. 3. tribosystem shape factor кф, m-1, takes into account the areas of friction and the volumes located under the areas of friction in the movable and fixed triboelements. calculated by the formula [10]. 4. coefficient of thermal conductivity a, m2/s, takes into account the thermal conductivity of movable materials аmov and fixed аfix triboelements. reference value. 5. tribological properties of the lubricating medium еu, j/m3, are determined on a four-ball friction machine and take into account the anti-wear and anti-emergency properties of lubricants, calculated by the formula [11]. 6. rheological properties of the structure of movable materials δmov and fixed δfix triboelements, dimension db/m. takes into account the internal friction of the material structure. the values of internal friction for steels, cast irons, bronzes are presented in the paper [12]. 7. smaller area of friction of one of the triboelements, fmin, m2. problems of tribology 9 8. volumes of material which are located under the areas of friction at the movable vmov, m3 and fixed vfix, m3 triboelements. 9. the volume of movable material vdmov and fixed vdfix triboelements, m3, involved in the deformation during friction, is calculated by formulas: 3 max , mhfv dmovdmov  m3, (2) 3 min , mhfv dfixdfix  m3, (3) where fmax – large area of friction of one of the triboelements; hdmov and hdfix – depth of propagation of deformation in movable and fixed triboelements, m. in work [13] the proposed physical quantity is the quality factor of the tribosystem q, and the dependences of the change in the quality factor on the initial value are given q0 to the maximum value qmax, which increases during running-in. results coefficient of gain 1 к , included in the differential equations and their solutions, in the theory of identification of dynamic objects is called the coefficient that takes into account the degree of influence of the input signal (load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium), the magnitude of the output signal (quality of the tribosystem). based on this physical concept and using the methods of dimensionality of similarity theory and modeling, we obtain the expression: 0 max 1 q q к  , (4) where q0 and qmax – the initial value of the quality factor of the tribosystem and the value of the quality factor formed during the running-in of the tribosystem. determined by the formulas given in the work [13]. as follows from expression (4), the ratio of the maximum value of the quality factor, which is characteristic of the tribosystem after completion of running-in, to the quality factor of the tribosystem q0 before starting, evaluates the possibility of the tribosystem to change the structure of the surface layers of the materials of the triboelements under load. the increase in the quality factor of the tribosystem is based on the concept of compatibility of materials in the tribosystem. increasing the ratio 1 к will have a positive effect on the processes inherent in tribosystems during operation. coefficient 2 к – characterizes the magnitude of the change of the output parameters (volumetric wear rate and friction coefficient) when changing the values of the input parameters (load, slip speed, quality factor of the tribosystem). based on the analysis of dimensions, we write an expression to determine the coefficient 2 к : g ffr аq кw к    max 2 , (5) where wfr – the rate of dissipation in the tribosystem, j/s, is calculated by the formulas given in the work [9]; ag – the coefficient of thermal conductivity of materials of movable аmov and fixed аfix triboelements, dimension m2/s, calculated by expression: ./, 2 2 sm aa aa a fixmov fixmov g    , m2/s. (6) the physical meaning of the coefficient 2 к – this is the sensitivity of the tribosystem to changes in external influences (load, slip speed, quality factor of the tribosystem). great value of the coefficient 2 к will promote the appearance of fluctuations in wear rate and friction coefficient during the operation of the 10 problems of tribology tribosystem, especially in transient modes. conversely, small value 2 к will positively affect the operation of the tribosystem. from the analysis of formula (5) it is possible to develop recommendations for reducing the value of the coefficient 2 к . to do this, increase the maximum value of the quality factor of the tribosystem and the value of the coefficients of thermal conductivity of movable materials аmov and fixed аfix triboelements. coefficient 3 к – characterizes the ability of the tribosystem to self-organize when changing the values of the input parameters (load, slip speed, quality factor of the tribosystem). based on the analysis of dimensions, we write an expression to determine the coefficient 3 к : g gтs ars к    2 (max) 3 , (7) where rsтs(max) – maximum value of rheological properties of connected materials in the tribosystem after completion of running-in, dimension m-1, is calculated by the formulas given in the work [12]; εg – the value of the rate of deformation of the surface layers of the materials of movable and fixed triboelements, the dimension s-1, is calculated by the formulas given in the work [9]. 2 , mov ftx g mov ftx       1/s. (8) deformation rates in the surface layers of the movable έmov and fixed έfix triboelements are determined by the expressions given in the work [9]:   75 1 0,86 1, 05 acs slmov mov mov mov acs v e d         , 1/s; (9)   75 1 0,86 1, 05 acs slfix fix fix fix acs v e d         , 1/s, (10) where µmov and µfix – poisson's ratios of materials of movable and fixed triboelements, reference value; vsl – sliding speed, m/s; еmov and еfix – modulus of elasticity of materials of movable and fixed triboelements, pa. the physical meaning of the coefficient 3 к – it is the ability of the tribosystem to return to the conditions of stable functioning after the cessation of action on the tribosystem of factors that outrage. according to the principle of le chatelier brown, any physical system that was in equilibrium is exposed to an outrageous factor, the equilibrium in the system is shifted so that the effect of this factor is weakened. therefore, the inertial link 3 g in work [1] included in the scheme of the second block in the form of negative feedback and takes into account the ability of the tribosystem to weaken the perturbing force, by rearranging the surface layers of materials from which the triboelements are made during secondary running-in. outrageous forces include load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium, quality factor of the tribosystem. great value of the coefficient 3 к will contribute to the rapid change in the roughness of the friction surfaces, the restructuring of the structure of the surface layers, the appearance of oxidizing films on the friction surfaces (secondary structures). it can be assumed that the coefficient 3 к characterizes the structural adaptability of materials in the tribosystem, or processes of self-organization during operation, especially in transient modes. conversely, small value 3 к will negatively affect the work of the tribosystem, the ability to self-organize will be low. from the analysis of formula (7) it is possible to develop recommendations for increasing the value of the coefficient 3 к . this requires increasing the value of the rheological properties of the structure of the bonded materials in the tribosystem rsтs(max), and the values of the coefficients of thermal conductivity of movable materials аmov and fixed аfix triboelements and reduce the values of the deformation rate of the surface layers of the materials of the movable and fixed triboelements. problems of tribology 11 time constant 1 t , included in the differential equations of the dynamics of the tribosystem (1) characterizes the inertia of increasing the values of the quality factor of the tribosystem when changing external conditions (load, sliding speed, tribological properties of the lubricating medium). the physical meaning of the time constant 1 t – this is the time required to change the roughness of the friction surfaces and rearrange the structure of the materials of the surface layers when changing external conditions, dimension second. using the accumulated experience in running-in tribosystems, we write an expression for definition 1 t : s t т g , 3 1  , s, (11) where tg – running-in time of the tribosystem, dimension second. time constant 2 t , which is included in the left part of the differential equation (1), characterizes the time during which there is a stabilization of the temperature gradient by volume of triboelements, taking into account the thermal conductivity of materials when changing external conditions, dimension second. using the methods of dimensional analysis, we write an expression to determine 2 t : s nda v т acsacsg g , 2   , s, (12) where vg – the given volume of material of a tribosystem is defined by expression: ,, 2 3 m vv vv v fixmov fixmov g    m3 (13) where vmov and vfix – volumes of materials of movable and immovable triboelements, which are located under the working surfaces of friction, m3. the diameter of the actual contact spot dacs and the number of contact spots on the friction surface nacs depends on the load n, the modulus of elasticity of the contacting materials and the roughness of the friction surfaces. it is calculated according to the formulas given in the work [9]. the physical meaning of the time constant 2 t – this is the time of temperature equalization generated on the spots of actual contact. decrease in size 2 t will help reduce the time of temperature equalization. as follows from expression (12) for this it is necessary: to reduce the volume of triboelements, for example, to execute them thin-walled or to apply a covering or plates on friction surfaces; increase the thermal conductivity of triboelement materials. time constant 3 t , which is included in both the right and left part of the differential equation (1), characterizes the time during which the return of the tribosystem to a stable mode of operation after the cessation of the outrageous force, or the time to stabilize the parameters in the new mode of operation. performed by rearranging the surface layers when changing external conditions, dimension second. this is the time during which there is a change in the roughness of the surface layers, the processes of deformation and hardening of the surface layers. using the methods of dimensional analysis, we write an expression to determine 3 t : s nd v т acsacsg dg , 33    s, (14) where vdg – the volume of deformed surface layers is given, m 3, is determined by the expression: 3 , 2 m vv vv v dfixdmov dfixdmov dg    m3. (15) 12 problems of tribology the volume of movable material vdmov and fixed vdfix triboelements, m3, involved in the deformation during friction, is calculated by formulas (2) and (3). the depth of strain propagation is determined by the expressions given in the paper [9]: )1(5,0 mov d acsdmov edh   , (16) where 8 2 6, 5 10 acs nov mov u d e e     , (17) )1(5,0 fixd acsdfix edh   , (18) where 8 2 6, 5 10 acs fix fix u d e e     , (19) where dmov and dfix – coefficients of deformation in movable and fixed triboelements, dimensionless quantities. reducing the time constant 3 t helps to reduce the time of self-organization of the tribosystem. as follows from expression (11), to reduce 3 t the following measures must be taken. 1. reducing the depth of deformation in the surface layers. as follows from formulas (16) (19) the depth of deformation in the materials of triboelements is affected: the magnitude of the voltage at the spots of actual contact σacs, which must be reduced; modulus of elasticity of triboelement materials еmov, еfix, which must be increased; tribological properties of the lubricating medium еu, which need to be increased. 2. increasing the rate of deformation in the surface layers of triboelements. ways to increase έmov and έfix follow from expressions (9) and (10). analysis of these expressions allows us to conclude that the values σacs, еmov, еfix are in contradiction with the conclusions made earlier. so the magnitude 3 t will be optimal for the process of self-organization. one of the parameters that can control the value 3 t , this is the sliding speed υsl. increasing the sliding speed leads to an increase in the strain rate under pre-selected and constant conditions. the expressions for determining the gain are obtained 1 к 3 к , formulas (4) (7), as well as time constants 1 t 3 t , formulas (11) (14), is the result of parametric identification of the mathematical model of functioning of tribosystems in the conditions of extreme lubrication. conclusions parametric identification of the tribosystem as an object of modeling the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication is performed. using the analysis of the dimensions of significant factors, expressions are obtained to calculate the gain and time constants. it is established that the coefficient 1 к takes into account the degree of influence of the load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium on the quality factor of the tribosystem. it is shown that the increase in the coefficient 1 к will have a positive effect on the processes inherent in tribosystems during operation. coefficient 2 к – characterizes the magnitude of the change in volumetric wear rate and coefficient of friction when changing the magnitude of the load, sliding speed, quality factor of the tribosystem. coefficient 3 к – characterizes the ability of the tribosystem to self-organize when changing the values of the input parameters by rearranging the surface layers of materials from which the triboelements are made during secondary running-in. outrageous forces include load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium, quality factor of the tribosystem. it is shown that the value of the coefficient 3 к is large, will contribute to the rapid change in the roughness of the friction surfaces, the restructuring of the structure of the surface layers, the appearance of oxidizing films on the friction surfaces (secondary structures). problems of tribology 13 it is proved that the time constant 1 t – this is the time required to change the roughness of the friction surfaces and rearrange the structure of the materials of the surface layers when changing external conditions. time constant 2 t characterizes the time during which there is a stabilization of the temperature gradient by volume of triboelements, taking into account the thermal conductivity of materials when changing external conditions. time constant 3 t characterizes the time for which the tribosystem returns to a steady state of operation after the cessation of the outrageous force, or the time to stabilize the parameters in the new mode of operation. it is proved that the value 3 t will be optimal for the process of self-organization. one of the parameters that can control the value 3 t , this is the sliding speed υsl. increasing the sliding speed leads to an increase in the strain rate under pre-selected and constant conditions. the expressions for determining the coefficients are obtained 1 к 3 к , as well as time constants 1 t 3 t , is the result of parametric identification of the mathematical model of functioning of tribosystems in the conditions of extreme lubrication. the value of these coefficients will be used in modeling the processes of friction and wear in tribosystems when changing design, technological and operational parameters, which will allow to choose rational designs for specific conditions of their operation. references 1. voitov, a. (2021). structural identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems under conditions of boundary lubrication. problems of tribology, 26(2/100), 2633. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 [english] 2. markus schewe, hendrik wilbuer, andreas menzel simulation of wear and effective friction properties of microstructured surfaces // wear, volumes 464–465, 2021, 203491. https://doi.org/10.1016/j.wear.2020.203491 [english] 3. han hu, anas batou, huajiang ouyang coefficient of friction random field modelling and analysis in planar sliding // journal of sound and vibration, volume 508, 2021, 116197. https://doi.org/10.1016/j.jsv.2021.116197 [english] 4. d. lucente, a. petri, a. vulpiani a markovian approach to the prandtl–tomlinson frictional model // physica a: statistical mechanics and its applications, volume 572, 2021, 125899. https://doi.org/10.1016/j.physa.2021.125899 [english] 5. zaspa, y., dykha, a., marchenko, d., et al. exchange interaction and models of contact generation of disturbances in tribosystems. eastern-european journal of enterprise technologies, 2020, 4(5–106), р. 25–34. https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.209927 [english] 6. sorokatyi, r., chernets, m., dykha, a., et al. (2019). phenomenological model of accumulation of fatigue tribological damage in the surface layer of materials. in mechanisms and machine science, 2019, v. 73, p. 3761–3769. springer netherlands. https://doi.org/10.1007/978-3-030-20131-9_371 [english] 7. dykha, a., aulin, v., makovkin, o., et al. determining the characteristics of viscous friction in the sliding supports using the method of pendulum. eastern-european journal of enterprise technologies, 2017, 3(7–87), 4–10. https://doi.org/10.15587/1729-4061.2017.99823 [english] 8. sorokatyy r.v. metod triboelementov / r.v. sorokatyy. – khmel'nitskiy: khnu, 2009. – 242 s. [russian] 9. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh / problemi tribologíí̈. – 2015. – № 1. – s. 49-57. [russian] 10. vojtov v.a. printsipy konstruktivnoy iznosostoykosti uzlov treniya gidromashin / v.a. vojtov, o.m. yakhno, f.kh. abi-saab. – k.: kpi, 1999. – 192 s. [russian] 11. vojtov v.a., zakharchenko m.b. yntehralʹnyy parametr otsenky trybolohycheskykh svoystv smazochnykh materyalov // zbirnyk naukovykh pratsʹ ukrayinsʹkoyi derzhavnoyi akademiyi zaliznychnoho transportu. tom 2. – kharkiv: ukrdazt, 2015. – vyp. 151. – s. 5 – 10. [russian] 12. voitov a. v. zalezhnosti zminy reolohichnykh vlastyvostey struktury spoluchenykh materialiv u trybosystemi pid chas prypratsyuvannya // problemy tertya ta znoshuvannya. 2020. – №. 3 (88). – s. 71-78. http://dx.doi.org/10.18372/0370-2197.3(88).14921 [ukrainian] 13. vojtov v.a., voitov a.v. assessment of the quality factor of tribosystems and it’s relationship with tribological characteristics // problems of tribology, v. 25, no 4/97 – 2020, 45-49. doi: 10.31891/2079-13722020-97-3-45-49 [english] https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 https://doi.org/10.1016/j.wear.2020.203491 https://doi.org/10.1016/j.jsv.2021.116197 https://doi.org/10.1016/j.physa.2021.125899 https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.209927 https://doi.org/10.1007/978-3-030-20131-9_371 https://doi.org/10.15587/1729-4061.2017.99823 http://dx.doi.org/10.18372/0370-2197.3(88).14921 14 problems of tribology войтов а.в. параметрична ідентифікація математичної моделі функціонування трибосистем в умовах граничного мащення. виконано параметричну ідентифікацію трибосистеми, як об'єкта моделювання функціонування трибосистем в умовах граничного мащення. за допомогою аналізу розмірностей значимих факторів отримано вирази для розрахунку коефіцієнтів підсилення та постійних часу. встановлено, що коефіцієнт 1 к враховує ступінь впливу навантаження, швидкості ковзання, трибологічних характеристик змащувального середовища на величину добротність трибосистеми. показано, що збільшення коефіцієнта 1 к буде позитивно впливати на процеси, які притаманні трибосистемам під час експлуатації. коефіцієнт 2 к – характеризує величину зміни об’ємної швидкості зношування і коефіцієнта тертя при зміні величин навантаження, швидкості ковзання, добротності трибосистеми. коефіцієнт 3 к – характеризує здатність трибосистеми до самоорганізації при зміні величин вхідних параметрів шляхом перебудови поверхневих шарів матеріалів з яких виготовлені трибоелементи під час вторинного припрацювання. до сил, що обурюють, відносяться навантаження, швидкість ковзання, трибологічні характеристики змащувального середовища, добротність трибосистеми. показано, що велике значення коефіцієнта 3 к буде сприяти швидкої зміні величин шорсткості поверхонь тертя, перебудові структури поверхневих шарів, появі окиснювальних плівок на поверхнях тертя (вторинних структур). доведено, що постійної часу 1 t – це час, який необхідно для зміни шорсткості поверхонь тертя та перебудови структури матеріалів поверхневих шарів при зміні зовнішніх умов. постійна часу 2 t характеризує час, за який відбувається стабілізації градієнта температур за об'ємами трибоелементів з урахуванням температуропровідності матеріалів при зміні зовнішніх умов. постійна часу 3 t характеризує час, за який відбувається повернення трибосистеми до сталого режиму функціонування після припинення дії сили, що обурює, або час до стабілізації параметрів на новому режимі функціонування. доведено, що величина 3 t матиме оптимальне значення для процесу самоорганізіції. доведено, що одним з факторів, яким можна керувати величиною 3 t , це швидкість ковзання υков. збільшення швидкості ковзання призводить до збільшення швидкості деформації при заздалегідь обраних і незмінних умовах. отримані вирази для визначення коефіцієнтів 1 к 3 к , а також постійних часу 1 t 3 t , є результатом параметричної ідентифікації математичної моделі функціонування трибосистем в умовах граничного мащення. значення цих коефіцієнтів буде використано при моделюванні процесів тертя та зношування в трибосистеми при зміні конструктивних, технологічних та експлуатаційних параметрів, що дозволить обирати раціональні конструкції для конкретних умов їх експлуатації. ключові слова: трибосистема; математична модель; диференційні рівняння; параметрична ідентифікація; коефіцієнт посилення; постійна часу; граничне змащення; добротність трибосистеми; швидкість роботи дисипації аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 37 діхтярук м.м., поплавська о.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький , україна аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою удк 539.3 в даній статті в рамках лінеаризованної теорії пружності досліджується вплив пружних переміщень і напружень для пружної смуги з початковим (залишковим) напруженням від дії зосередженої вертикальної сили. всі дослідження виконані для стисливих і нестисливих тіл у випадку пружних потенціалів довільної структури в загальному вигляді для теорії великих (кінцевих) початкових деформацій. ключові слова: лінеаризована теорія пружності, початкові (залишкові ) напруження, контактні задачі, інтегральні перетворення фур’є. вступ наявність початкових напружень позначається на всьому напружено деформівному стані тіл, тому може впливати на міцність конструкцій, призводити до внутрішньої втрати стійкості, сприяти локальному руйнуванню матеріалу. врахування залишкових напружень при розрахунках елементів конструкцій, машин і споруд дає можливість більш ефективно врахувати міцності ресурси матеріалів шляхом правильної оцінки запасів міцності. дослідження впливу початкових (залишкових) напружень стали активно проводитися в нашій країні і за кордоном лише в кінці xx століття. необхідно відзначити, що в загальному випадку, строга постановка таких задач вимагає залучення апарату нелінійної теорії пружності, що сильно ускладнює побудову аналітичних розв'язків. однак, за умови великих початкових напружень (деформацій) можна обмежитися розглядом лінеаризованної теорії пружності [1]. в дійсній статті в рамках лінеаризованної теорії пружності викладається постановка і розв`язок задачі про контактну взаємодію пружної смуги з початковими (залишковими) напруженнями з скінченною накладкою (стрингером), в випадку дії на неї горизонтальної зосередженої сили (аналог задачі мелана). всі дослідження виконані для стисливих і нестисливих тіл у випадку пружних потенціалів довільної структури в загальному вигляді для теорії великих (кінечних) початкових деформацій. для переходу до різних варіантів теорії малих початкових деформацій необхідно ввести спрощення, зазначене в [1]. мета і постановка задачі метою даної роботи є продовження подальшого розвитку теорії контактної взаємодії пружних накладок з попередньо напруженою смугою. в результаті дії на пружну накладку зосередженої горизонтальної сили, з’ясувати впливу початкових (залишкових) напружень на закон розподілу контактних зусиль під підкріплюючими елементами по лінії безпосереднього контакту. у випадку деяких пружних потенціалів найпростішої структури провести чисельні розрахунки і побудувати графіки. виклад матеріалів досліджень граничні умови і вихідні співвідношення. нехай на тонку пружну нескінчену накладку діє тільки горизонтальна зосереджена сила    110 δ yqyq  , що є аналогом відомої задачі мелана [4] для півплощини лінійної теорії пружності. таким чином, використавши розв’язок задачі про розподіл тангенціальних контактних напружень, викликаних від дії горизонтальної зосередженої сили p в пружній смузі з початковими (залишковими) напруженнями. врахувавши закон розподілу компонент вектора переміщення і тензора деформації в внутрішніх точках пружної смуги з початковими (залишковими) напруженнями від дії зосередженої тангенціальної сили, прикладеної до пружної смуги. поклавши в формулах [2, 3] 0,0α 00  n , одержимо наступні вирази для компонент вектора переміщень і тензора деформацій: рис. 1 – контактна взаємодія попередньо напруженої смуги з стрингером під дією горизонтальної сил аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 38                                                      `1 1 151 1 0111 α α ζξζ α π2 , zch n t ss n t m i zyu                                        1 12 10 1 2 501111 1 0 α α φ α ξαααζ α z zsh m n t chmzzshzs n t m   ,ααδαξαξα 1α1115 1 2 2 1 2 0 dezchn t sh n t chm yi                                      (1)                                   1 2 1252 1 2 2 1 1 112 α ξξξ α ξ π2 , n t shs n t ch n m zyu                                1115 1 2 2 1 2 01 2 1015 αααξ α ξ α αφξ zzshz n t sh n t chmzchms   ,ααξαξαξα 1α1115 1 2 2 1 2 0 dezchn t sh n t chm yi                                         (2)                                    smzzshzs n t m lmc zyq 5 2 101111 1 0 1144 1122 ξφαααζ α α π2 1 ,   ,ααδαξαξα α αα ξ 1α1115 1 2 2 1 2 0 1 1 1 2 2 dezchn t sh n t chm z zsh n t shs yi                                                    (3)                                                  11 1 2 1 1 2 110 1 144 1121 αα2 1 zshzs n tα shs n tα chzchααξmα nπ mic ,zyq     .ααξαα α α ξξ α ζα 1α111 1 0 1 1 54 1 11 dezchn t m z zsh n t sz yi                                                 (4) для 21 nn  ,  0α0                                                  32 1 1132 1 10111 ζζ α αζζ α π2 , n t szchs n t ssm i zyu                                        22114 1 11 2 112 φαζ α ζ α 2αα shszsh n t sss n t chszzch   ,ααδ α α ζζ ααα 1α1 2 1 2 34 1 1 1 2 1 de z zsh n t s n t sch n t yi                                    (5)                                            14 1 11 2 10 1 1 112 αζ α ζ α 2 π2 , zch n t sss n t chsm n m zyu аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 39                                       112134 1 1 1 2 1 22 1 ααζζ ααα φ sszzchs n t s n t sch n t shs    ,ααδ α α ζζ α αζζ α 1α1 2 1 1 32 1 1132 1 de z zsh s n t szshs n t yi                                     (6)                                                   32 1 1132 1 10 1144 122 ζζ α αζζ α α π2 1 , n t szchs n t ssm lmc zyq j                                         22114 1 1 2 112 φαζ α ζ α 2αα shszsh n t sss n t chszzsch   ,ααδ α α ζζ αα 1α1 2 1 1 34 1 1 1 2 de z zsh s n t s n t sch yi                                 (7)                                                14 1 2 2 10 1 144 121 αζ α ζ α 2α π2 1 , zch n t sss n t chsm n mci zyq j                                                          1 11034 1 1 1 2 1 22 1 α αζζ ααα φ n t sszchs n t s n t sch n t shs    .ααδ α α ζζ α αζζ 1α12 1 2 032 1 1132 dez zsh s n t szshs yi                            (8) для конкретних пружних потенціалів: гармонічного, бартенєва – хазановича, трелоара згідно формул [2, 3] проведено розрахунки і побудовано графіки (рис. 2, 3, 4). рис. 2 – кконтактна взаємодія під дією горизонтальної сили у випадку гармонійного потенціалу аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 40 рис. 3 – контактна взаємодія під дією горизонтальної сили у випадку потенціалу бартенєвахазановича рис. 4 – контактна взаємодія під дією горизонтальної сили у випадку потенціалу трелоара тут )(tq q h – безрозмірні контактні тангенціальні напруження. значення: 1 = 1 (на графіках пунктирна лінія) – відповідають класичній теорії пружності співпадає з результатам роботи [4]; 1 = 0,7; 0,8; 0,9 – відповідають початковим напруженням стиску; аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 41 1 = 1,1; 1,2; 1,3 – відповідають початковим напруженням розтягу; t – безрозмірна координата початкового напруженого стану в пружних смугах з початковими напруженнями. висновки дослідження представлені в статті дають можливість зробити узагальнені висновки, що до впливу початкових напружень на закон розподілу контактних зусиль під нескінченним стрингером. 1. в загальному випадку при рівних і нерівних коренях визначального рівняння [1] для розглядуваного в рамка лінеаризованої теорії класу задач сформульовано загальний метод їхнього розв’язування, що дає можливість отримати розв’язок поставлених задач, якщо відомий розв’язок аналогічних лінійних (без початкових напружень) задач. 2. контактні напруження по лінії контакту з стрингером суттєво залежать від початкових напружень. більш суттєвий вплив кількісного характеру початкових напружень проявляється в високо еластичних матеріалах порівняно з більш жорсткими матеріалами. якісний вплив має аналогічний характер. 3. при наближені початкових напружень до значення, що відповідає поверхневої нестійкості, виникають явища « резонансного» характеру, які полягають в тому, що напруження і переміщення в області контакту різко змінюють свої величини, а пружні смуги з початковими напруженнями перебувають в стані нейтральної рівноваги. література 1. гузь а.н. контактна взаємодія тіл з початковими напруженнями / а.н. гузь, с.ю. бабич, в.б рудницький // вища школа. к., 1995. – 305 с. 2. дихтярук н.н. о равновесии полосы с начальными напряжениями, усиленной упругими накладками / н.н. дихтярук // прикладная механика. – 2004. – № 3. – с. 63 – 70. 3. дихтярук н.н. , рудницкий в.б. упругая полоса с начальными напряжениями, усиленная упругими накладками / н.н. дихтярук , в.б. рудницкий // прикл. механика. – 2002. – № 11. – с. 81 – 88. 4. melan e., ein beitrag zur theorie geschweiss der verbindungen. ingenieur archiv, 1932, bd.3,negt 2. s 126-128. надійшла в редакцію 02.03.2018 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 42 dikhtyaruk n.n., poplavska o.a. analog of melan problems for elastic mixture with initial influences with diagnostic lubrication. the article is devoted problems of contact interaction of infinite elastic stringer and clamped along one of prestressed strip. the study was performed in the framework of linearized of elasticity theory in a general form for the theory of large (finite) initial deformations and two variants of the theory of small initial deformations with arbitrary structure of elastic potential. the study is carried out in the coordinates of the initial strain associated with lagrangian coordinates (the natural state). in addition, it is assumed that the interaction with the stringer occurs after the bands appeared, the initial tension and the external load caused in the bands small perturbation of the basic stress strain state. based on the assumption that the stringers are loaded at the same time horizontal forces, a fair model of the bending beam in combination with horizontal tension rod, the problem is formulated mathematically as a system of integraldifferential equations relative to the unknown contact stresses. using fourier transforms, the system is solved in closed from. expressions of the stresses are represented by fourier integrals rather simple structure. the influence of initial stresses on the distribution of the contact stresses and the identified effects of concentrated loads. key words: linear elasticity theory, initial (residual) stresses, contact problems, integral fourier transformations. references 1. huz a.n. kontaktna vzaiemodiia til z pochatkovymy napruzhenniamy. a.n. huz, s iu. babych, v.b rudnytskyi. vyshcha shkola. k., 1995. 305s. 2. dihtyaruk n.n. o ravnovesii polosyi s nachalnyimi napryazheniyami, usilennoy uprugimi nakladkami. n.n. dihtyaruk. prikladnaya mehanika. 2004. № 3. s. 63 – 70. 3. dihtyaruk n.n., rudnitskiy v.b. uprugaya polosa s nachalnyimi napryazheniyami, usilennaya uprugimi nakladkami. n.n. dihtyaruk , v.b. rudnitskiy. prikladnaya mehanika. 2002. № 11. s. 81 – 88. 4. melan e., ein beitrag zur theorie geschweiss der verbindungen. ingenieur archiv, 1932, bd.3, negt 2. s 126-128. визначення раціонального строку служби робочих рідин гідроприводів будівельних машин за коефіцієнтом протизношувальних ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 26 венцель є.с., орел о.в. харківський національний автомобільно-дорожній університет, м. харків, україна e-m ail: oav1980@gmail.com визначення раціонального строку служби робоч их рідин гідроприводів будівельних машин за коефіцієнтом протизношувальних властивостей удк 621.878 наведені р езу льтати експлу атаційних випр обувань р обочої р ідини hy dro hv 46 в гідр опр иводі автогр ейдер а gr165. показано, що викор истову ючи коефіцієнт kпр пр отизношу вальних властивостей р обочої р ідини, можна визначити її стр ок слу жби до заміни. клю чові слова: автогрей дер, робоча рідина, протизношува льн і влас тивос ті, коефіц ієнт kпр, гідропривід, строк служби. вступ як відомо старін ня робочих р ідин (рр) приводить до погіршення їх протизношувальни х власти востей та як слід, підвищує знос е лементів гідроприводів будіве льни х машин (бм). при цьому якщо окислення і змінення в’язкос ті су ттєво не впливаю ть на протизношува льн і влас тивос ті рр, то накопичення у ни х продуктів забруднен ня є найбільш ш кідливим фактором, який викли кає ін тенсивне зношування елементів гідроприводів, тобто саме підви щене забруднення є головною причиною ін тенси вного зношування пар їх тертя . через це з часом те хнічн і характерис ти ки гідроприводів суттєво погіршуються та, як наслідок, зни жується продуктивн іс ть бм та зменшується ефективн іс ть їх експ луатац ії. головне те , що, я к свідчить досвід ви користання бм з гідроприводом, передчасне зношуванн я та пов'язаний з цим ви хід з ладу агрега тів і вузлів гідроприводу, а та кож порушення працездатності і погіршення параметрів машин, безпосередньо пов'язан і із забруднен ням рр гідросистем ме ханічними части нками неорганічного по ходженн я (части нки зносу та пилу), частка яки х с танови ть 75 85 % від за гальної кількос ті забруднень . та к, відомо, що за різними літературними дан ими, до 70 % ви ходів гідросистем з ладу відбуваєтьс я через п ідвищене забруднення рр. [1, 2 та ін .]. промислова чистота рр, я к відомо, оцінюється за дсту г ост 17216:2004, згідно з я ким при аналізі ступен і забруднен ня вра ховую ться ті частинки , які маю ть розмір більше 5 мкм. ці ме ханічн і домішки суттєво погіршую ть протизношува льн і влас ти вості рр, що призводи ть до необ хідності заміни їх на свіжі у зв’язку з ін тенсивним зносом пар тертя гідроприводу. існує декіль ка способів визначення строків служби рр, а саме спосіб вимірювання їх діе лектричної проникнос ті [3] і е лектропровідності рр [4], визначення с тану рідини по межовим значенням бракувальни х показни ків [1] і т.п. але всі ці способи мають ті чи інш і не доліки (неве лика інформативн іс ть, неоднозначніс ть о тримани х резуль та тів, необ хідн іс ть наявнос ті скла дного спеціа льного лабораторного обладнання і т.п.). пропонується визначати строки с лужби рр гідроприводів бм за допомогою коефіцієн та протизношувальни х влас ти востей kпр, що представляє собою дріб, у чисельнику яко ї наве дено кіль кіс ть частинок забруднень розміром ≤ 5 мкм з коефіц ієн том 5, а у знаменнику – сума частинок розміром більше 5 мкм (з відповідними коефіц ієнтами) у діапазона х розмірів, що передбачені д сту гост 17216:2004 [1, 3]. прийня ття до уваги кількос ті в рр час тинок забруднень розміром ≤ 5 мкм обумовлено тим, що вони в си лу певн и х причин здібні суттєво покращи ти протизношува льн і влас тивос ті рр [1 і ін.]. мета і пос тановка задачі метою роботи є встановлення можливос ті визначення с троків с лужби рр в гідропривода х бм за коефіцієн том kпр протизношува льни х влас тивосте й п ід час реальної експ луатац ії бм. виклад мате рі алів д ослідження для досягнення поставленої мети було проведено е ксплуа тац ійн і випробування автогрейдеру gr165. такий тип бм було обрано тому, що саме автогрейдери працюють в умовах ве льми високої запиленості навко лишнього середовища п ід час планування повер хонь автомобільни х доріг, утворення відкосів очищення узбіч і т.п. перед початком випробувань із гідросис теми авто грейдера була зли та відпрацьована рр hydro hv 46. піс ля цього гідросистема була ре тельного промита та у її бак була зали та с віжа рр . піс ля цього авто грейдер експ луа тувався у звичайному робочому режимі. визначення раціонального строку служби робочих рідин гідроприводів будівельних машин за коефіцієнтом протизношувальних ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 27 сис тематично за заздале гідь скла деною с хемою проводився відбір проб рр для визначення в н ій гранулометричного скла ду частинок домішок з по да льшими розрахун ком величини ін дексу z забруднення, визначення чис тоти робочої рідини за д сту гост 17216:2004, а та кож коефіц ієнту kпр. крім того, при проведен ні аналізів рр визнача лись вміс т час тинок забруднень неорган ічного по хо дження та заліза, я кі показники побічно характеризую ть ін тегральний знос елементів гідроприводу. резуль та ти визначення ф ізико -хімічни х пока зників рр наве дено на рис. 1 3. рис. 1 – залежні сть і нде ксу забрудне ності z (1) коефі цієнта kпр протизношувальних властивосте й (2) від часу напрацювання рр hydro hv46. як показали резуль та ти аналізів проб рр, у міру напрацювання індекс забрудненос ті рр поступово і монотонно підвищує ться (рис. 1), що свідчить про погіршення класу чисто ти рр за дст у гост 17216:2004 з 10-го до 14-го (напрацювання рр 1 250 маш.-го д). при цьому такого класу чистоти рр досягла вже п іс ля 920 маш.-го д роботи в гідроприводі автогрейдера. одночасно величина коефіцієн та kпр монотонно зменшується від ве личини 1,24 (свіжа рр) до 0,2 (1185 маш.-год експ луа тації рр). піс ля цього с троку роботи рр ін декс її забрудненості продовжує монотонно зростати, а ле клас чистоти залишається на рівн і 14. закономірніс ть зменшенн я ве личини коефіц ієн та kпр через 1 185 маш.-год роботи витрачає монотонний характер і починається різке зменшення величин и kпр. при цьому вже за напрацювання рр 1 230 маш.-го д його величина складає 0,07. рис. 2 – залежні сть змі сту неоргані чних домі шок від часу напрацювання рр hydro hv 46 з рис. 2 ви дно, що спос терігає ться пос тупове збільшен ня вміс ту домішок неорганічного по хо дження в рр. та к при напрацюванн і рр 1185 маш.-го д кількіс ть неорган ічни х домішок зросла з 1,82·10-3 % (свіжа рр) до 39,4·10-3 %, тобто збільш илась у 21,65 раза (початок заш три ховано ї зони на рис. 2). далі спос терігає ться р ізке збільшен ня вм істу неорган ічни х домішок в рр до 44,6·10-3 при 1200 маш.-год, тобто у 24,5 раза порівняно зі свіжою рр та 57,6·10-3 при напрацюванн і 1250 маш.-год (в 31,65 раза більше порівняно з рр без напрацюва ння). визначення раціонального строку служби робочих рідин гідроприводів будівельних машин за коефіцієнтом протизношувальних ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 28 рис. 3 – залежні сть змі сту залі за від часу напрацювання рр hydro hv 46 схож им чином змінюється вміст за ліза в рр за лежно від часу їх напрацювання (рис. 3): перш і 1185 маш.-год спостерігається пла вне зб ільшення вміс ту заліза в рр з 0% (свіжа рр) до 33,4·10-4 %. але вже при напрацюванні 1200 маш.-го д (початок заш три хо ваної зони на рис. 3) спостерігається різке зб ільшення значення вміс ту за ліза до 42·10-4 %, при напрацюванн і 1250 маш.-го д вміс т за ліза с танови ть 50·10-4 %, тобто за 65 маш.-год роботи, вміс т заліза збільши вся в 1,5 рази пор івняно зі значенням заліза при напрацюванні 1185 маш.-год. адекватно збільшенню вміс ту меха нічни х домішок і за ліза підвищується знос е лементів гідроприво ду, а в заш три хо вани х зона х (рис. 3) знос аномально високий. це нарівн і з різким зменшенням величини коефіц ієн ту kпр практично через такий же саме строк експлуа тації гідроприводу свідчить про те, що протизношува льн і влас ти вості рр hydro hv 46 вичерпано і вона підлягає термінової заміни на свіжу. таким чином, можна вважати, що мінімально припустимим значенням коефіцієнта kпр робочої рідин и hydro hv 46 при її використан ні в гідроприво ді автогрейдера gr165 с кла дає 0,2, що відповідає строку служби ц іє ї рідини прибли зно 1200 маш.-год. висновок коефіц ієнт kпр, який характеризує протизношува льн і влас ти вості рр, може використовуватися у якості критерію , що визначає їх строки служби в гідропривода х бм. за результа тами експ луатац ійни х випробувань строк служби рр hydro hv 46 при ви користанн і її у гідроприводі автогрей дера gr165 с кладає 1200 маш.-го д. літе ратура 1. вен цель е.с. улучшение эксп луатац ионны х свойств масел и топли в: монография / е.с. вен цель. – харьков: хнаду, 2010. – 224с. 2. пе тров и. в. обслужи вание ги дравлически х и пневматически х приво дов дорожностроите льны х машин / и. в. петров. – м.: транспорт, 1985. – 168 с . 3. григоров а.б. підви щення ефективнос ті е ксплуа тац ії автобусів оп тимізац ією строків заміни моторних олив / дис. … кан д. те хн . наук: 05.22.20 / ан дрій борисович григоров. – харків, 2009. 4. бабенко а. о. д іагнос тика зношування й довговічності де талей машин по е лектропровідності мастила / дис. … кан д. те хн. наук: 05.02.02 / бабенко андр ій олексан дрович. – харків, 2002. – 193 с. 5. венцель є.с. ви значення мінімально припустимого значення коефіцієн та протизношува льни х влас тивосте й робочих ріди н гідроприводів / є.с. венце ль, о.в. орел, о.ю. пономаренко // вісник харківсь кого нац іональ ного автомобільно-дорожнього універси те ту. – 2011, вип .53. – с. 95–98. поступи ла в редакц ію 26.03.2015 визначення раціонального строку служби робочих рідин гідроприводів будівельних машин за коефіцієнтом протизношувальних ... проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 2 29 ventsel ye. s., orel o. v. determination of rational lifetime working fluid hydro hv 46 in the hydraulic motor grader gr165. the results of field trials of working fluid hy dro hv 46 in hy draulic graders gr165. it is shown that the coefficient kпр antiwear p rop erties of the working flu id determines their service life before rep lacement. the minimum allowable value of kпр for the working fluid hy dro hv 46 when used in hy draulic grad ers gr165 is 0.2. exaggeration this value leads to extremely high wear of friction p airs of hy draulic drive. keywords: workin g f luid, anti-wear p rop erties, coefficient kпр, hy draulic, motor grader. references 1. wentsel e.s. uluchshenie ekspluatacionnih svois tv masel i topliv, monografiya. harkov: khnadu, 2010. 224 p. 2. petrov i. v. obslujivanie gid ravlicheskih i pnevmat icheskih privodov dorojno_stroitelnih mashin. m.: t ransport. 1985. 168 p. 3. grigorov a.b. pіdvischennya efektivnostі ekspluatacії avtobus іv optimіzacіeyu strokіv za mіni motornih oliv. dis. … kand. tehn. nauk:. 05.22.20. andrіi bo risovich grigorov. harkіv, 2009. 187 p. 4. babenko a. o. dіagnostika znoshuvannya i dovgovіchnostі detalei mashin po elektroprovіdnostі mastila. d is. … kand. tehn. nauk: 05.02.02. babenko andrіi ole ksandrovich. harkіv, 2002. 193 p. 5. wentsel e.s., ore l o.v., ponomaren ko o.yu. viznachennya mіn іma lno pripustimogo znachennya koefіc іenta protiznoshuvalnih vlastivostei robochih rіdin gіdroprivodіv. vіsnik harkіvskogo nacіonalnogo avtomobіlno dorojnogo unіversitetu. 2011, vip .53. pp. 95– 98. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 21 войтов в.а., цимбал б.м. харківський національний технічний університет с/г ім. п. василенка, м. харків, україна e-mail: tsembalbogdan@ukr.net дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м удк 621.891 в статті приведені результати дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях тертя модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м. виявлено, що при використанні сировини з слаболужним середовищем рн 8, шорсткість робочих поверхонь тертя менше, ніж шорсткість поверхонь – з слабокислим рн5 та сильнолужним середовищем рн 11. встановлено, що відбувається складний процес корозійноабразивного зношування. ключові слова: трібосистема, шорсткість, мікротвердість, коефіцієнт тертя, середовище, корозія, язва, поверхня тертя. актуальність проблеми в україні та у європі виробництво твердого палива з рослинної сировини, яка є відновлювальним джерелом енергії, є перспективним напрямком. але рослинна сировина, з якої виробляють паливні брикети у своєму вмісті має значний рівень абразивності та кислотності, який призводить до корозійноабразивного зношування шнека та філь’єр екструдера, зменшення ресурсу шнека та філь’єр, терміну експлуатації екструдера, збільшенню витрат на виробництво твердого палива. тому підвищення зносостійкості екструдерів для виробництва твердого палива з рослинної сировини є актуальним завданням. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях тертя трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м є необхідним. аналіз публікацій, присвячених даній проблемі сировина, яка використовується для виробництва паливних брикетів, така як деревина тирса, лушпиння соняшнику, відходи зернового виробництва, солома та ін. біомаса, а також мінеральні частинки (пісок, ґрунт та невелике каміння), які мають місце в сировині, [1] при контакті з робочими органами призводять до механічного руйнування поверхонь, які труться, в результаті ріжучого або дряпаючої дії твердих частинок, що призводить до абразивного зношування [2, 3]. цей вид зношування характерний для всіх зон [4, 5]. для екструдерів воно характерне в зоні стиснення [6], найбільш схильні до абразивного зношування останні два витки хвостовика екструдера [7]. мікрорельєф філь’єри здатен абразивно зношувати поверхню витка шнека. чим більш засмічена сировина мінеральними домішками, тим більше буде зношуватися поверхня робочих органів [8, 9]. при експлуатації шнека спостерігається зміцнення поверхневого шару, яке характерне для механохімічної форми абразивного зношування. на поверхні витка шнека виникають зони пластичної деформації та вторинні структури, які спричинені абразивними частками матеріалу [10]. зола, яка утворилася при окислюванні продукту, складається з мінеральних речовини, які призводять до високого абразивного зношування [7]. при виготовленні паливних брикетів утворюються такі хімічні сполуки, як акролеїн, діоксид азоту, діоксид вуглецю, діоксид кремнію, лігнін внаслідок адсорбції, хемосорбції і дифузії атомів, змінюють хімічний склад поверхні робочих органів [11]. під дією високої температури, звільненої вологи та слабокислому середовищу біомаси відбувається хімічна реакція з поверхнею металу, яка провокує корозійно-механічне зношування [12]. внаслідок цього виникають нові вторинні структури, товщина яких коливається в межах 0,05 0,1 мкм [10, 13]. як правило це зношування характерне для зони формування та спікання, але найбільш протікає в зоні стиснення. корозійно-механічне зношування відбувається тільки в парі тертя пресований матеріал – елемент конструкції [8]. під час пресування під дією високої температури відбувається термодеструкція органічних речовин, які входять до складу біомаси, яка супроводжується утворенням агресивних по відношенню до металу хімічних речовини. при механічному диспергуванні біополімерів утворюються макрорадикали, які вступають в активну взаємодію з металами. під час термодеструкції органічних речовин відбувається утворення поверхнево-активних речовин, дія яких на кристалічні тіла супроводжується адсорбційним зниженням твердості та межі втоми [14]. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 22 оцінюванню зносостійкості сталей та поверхонь трібосистем при абразивному зношуванні присвячена робота [15]. дослідження зміни мікротвердості характеристик тертя та зношування робочих поверхонь відображено авторами робіт [16, 17] та шорсткості поверхонь трібосистем екструдера [18]. процеси, які відбуваються на поверхнях тертя трібосистем, при корозійно абразивному зношуванні дослідженні авторами робіт [19 26]. мета дослідження за допомогою мікроаналізу підтвердити характер протікання корозійних та абразивних процесів на поверхнях тертя при використанні різних середовищ, дослідити мікротвердість та шорсткість робочих поверхонь тертя трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м. викладення основного матеріалу мікротвердість поверхневого шару на робочих поверхнях тертя модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м вимірювали за допомогою стаціонарного мікротвердоміру по мікро вікерсу uit-hvmikro-1 укринтех. результати вимірювань мікротвердості поверхневого шару були отримані в цифровому форматі за допомогою спеціального програмного забезпечення та були отримані мікрофотографії робочих поверхонь модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м при використанні сировини з слаболужним середовищем в порівнянні з сировиною з слабокислим та сильнолужним середовищем, які представлені на рис. 1 12 та табл. 1. мікротвердість поверхневого шару визначалась на ділянках робочої поверхні з 10-ти кратним повторюванням. випробування показали, що на поверхнях тертя при використанні слабокислого середовища, рн 5, без абразиву спостерігається крапкова корозія, яка характерна для пасивних металів та сплавів та кислого середовища, при цьому утворюються крапкові язви, що зображено на рис. 1. а б рис. 1 – мікрофотографії поверхонь тертя сталей при використанні слабокислого середовища, рн 5, без абразиву: а – сталь 40х; б – сталь 95х18 зародження язви відбувається в місцях дефектів пасивної плівки (подряпини, розриви) або її слабкі місця, в зв’язку з неоднорідністю сплаву. зростає крапкова корозія у зв’язку з активним розчиненням крихкої оксидної плівки. на поверхні сталі 40х рис. 1, а, спостерігається не тільки загальна, але й велика крапкова корозія. на відміну від сталі 40х у сталі 95х18 загальна кількість крапкових уражень значно менше, що пов’язано з меншою швидкістю корозійних процесів. така тенденція характерна для чавуну чх22н2 та чх32. чавун чх22н2 має більше дефектів, язв від корозійних процесів, ніж чавун чх32, рис. 2, а та рис. 2, б. при цьому мікротвердість поверхневого шару базової сталі 40х зменшується до 8445 мпа, сталі 95х18 – до 10349 мпа. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 23 а б рис. 2 – мікрофотографії поверхонь тертя чавунів при використанні слабокислого середовища, рн 5, без абразиву: а – чавун чх22н2; б – чавун чх32 наявність абразиву призводить до збільшення шорсткості та у зв’язку з наявністю дефектів підвищується гетерогенність поверхні, що призводить до збільшення схильності до крапкової корозії та загальної корозії в цілому, що зображено на рис. 3 та рис. 4. при цьому мікротвердість сталей та чавунів стає ще меншою, ніж без абразиву в 1,025 1,25 рази. а б рис. 3 – мікрофотографії поверхонь тертя сталей при використанні слабокислого середовища, рн 5 та 1 % абразиву: а – сталь 40х; б – сталь 95х18 в слаболужному середовищі, при рн 8, поверхня елементів трібосистем меш уражена корозією ніж в слабокислому середовищу, що зображено на рис. 5 та рис. 6. на зразках, які випробовувались без абразиву спостерігається гомогенна поверхня з наявністю слідів припрацювання та утворення однорідної, не крихкої, захисної плівки. при цьому мікротвердість поверхневого шару базової сталі 40х збільшуєтья до 10280 мпа, підібраної сталі 95х18 – до 11105 мпа. наявність абразиву призводить до збільшення шорсткості та у зв’язку з наявністю дефектів підвищується гетерогенність поверхні, що зображено на рис. 7 та рис. 8. при цьому мікротвердість сталей та чавунів стає ще меншою, ніж без абразиву в 1,03 1,3 рази. найбільш уражені, гетерогенні поверхні крапковою корозією спостерігаються при рівні активної кислотності рн 11 рис. 9 12. поверхня сталі 40х та чавуну чх22н2 більш уражена корозію та дією абразивних часток, ніж поверхня сталі 95х18. при рн 11 та 0 % абразиву мікротвердість поверхневого шару базової сталі 40х зменшується до 6710 мпа, сталі 95х18 – до 9549 мпа. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 24 наявність абразиву призводить до збільшення шорсткості та у зв’язку з наявністю дефектів підвищується гетерогенність поверхні, що призводить до збільшення схильності до крапкової корозії та загальної корозії в цілому. мікротвердість сталей з абразивом в 1,17 1,33 рази, менша ніж без абразиву. а б рис. 4 – мікрофотографії поверхонь тертя чавунів при використанні слабокислого середовища, рн 5 та 10 % абразиву: а – чавун чх22н2; б – чавун чх32 а б рис. 5 – мікрофотографії поверхонь тертя сталей при використанні слаболужного середовища, рн 8, без абразиву: а – сталь 40х; б – сталь 95х18 таблиця 1 мікротвердість поверхневого шару на робочих поверхнях тертя модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м рівень активної кислотності, рн 5 8 11 матеріал абразивність, % мікротвердість, мпа 0 7103 12543 6412 чавун чх22н2 10 6924 9676 5466 0 8445 10280 6710 сталь 40х 10 6729 8056 5301 0 12651 14805 8639 чавун чх32 10 10498 12000 6510 0 10349 11105 9549 сталь 95х18 10 9673 10799 8066 дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 25 а б рис. 6 – мікрофотографії поверхонь тертя чавунів при використанні слаболужного середовища, рн 8, без абразиву: а – чавун чх22н2; б – чавун чх32 а б рис. 7 – мікрофотографії поверхонь тертя сталей при використанні слаболужного середовища, рн 8 та 10% абразиву: а – сталь 40х; б – сталь 95х18 а б рис. 8 – мікрофотографії поверхонь тертя чавунів при використанні слаболужного середовища, рн 8 та 10% абразиву: а – чавун чх22н2; б – чавун чх32 дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 26 а б рис. 9 – мікрофотографії поверхонь тертя сталей при використанні сильнолужного середовища, рн 11, без абразиву: а – сталь 40х; б – сталь 95х18 а б рис. 10 – мікрофотографії поверхонь тертя чавунів при використанні сильнолужного середовища, рн 11, без абразиву: а – чавун чх22н2; б – чавун чх32 а б рис. 11 – мікрофотографії поверхонь тертя чавунів при використанні сильнолужного середовища, рн 11 та 10 % абразиву: а – сталь 40х; б – сталь 95х18 дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 27 а б рис. 12 – мікрофотографії поверхонь тертя чавунів при використанні сильнолужного середовища, рн 8 та 10 % абразиву: а – чавун чх22н2; б – чавун чх32 таблиця 2 значення шорсткості робочих поверхонь при використанні слаболужного, слабокислого та сильнолужного середовища, з абразивом та без нього шорсткість, ra, мкм без абразиву з абразивом 10 % в масі матеріал початкова рн 5 рн 8 рн 11 рн 5 рн 8 рн 11 сталь 40х 0,200 0,634 0,528 0,747 0,767 0,610 0,931 чавун чх22н2 0,200 0,783 0,668 0,856 0,822 0,773 1,025 сталь 95х18 0,200 0,448 0,279 0,533 0,511 0,452 0,594 чавун чх32 0,200 0,563 0,382 0,695 0,627 0,476 0,747 визначення шорсткості робочих поверхонь проводили за допомогою портативного вимірювача tr 200 (uit). шорсткість робочих поверхонь тертя модельних трібосистем визначалась при використані слаболужноого робочого середовища в порівнянні з слабокислим та сильнолужном, з абразивом та без абразиву. під час корозії на робочих поверхнях утворюються рихла структура. це призводить до зміни шорсткості робочої поверхні. це пов’язано з тим, що поверхні тертя мають рихлу структуру та твердість вищу, ніж твердість самих металів, а продукти корозії, частинки плівок, які відокремлюються з поверхонь тертя приводять до абразивного зношування, а при наявності абразивності в сировині, абразивні частинки разом з корозійними частинками ріжуть та дряпають поверхню тертя. це призводить до збільшення шорсткості робочої поверхні та зменшення фактичної плями контакту. отримані результати шорсткості робочих поверхонь зразків модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м, дозволяють зробити висновки. при використанні слаболужного середовища, без абразиву спостерігається суттєве зменшення шорсткості поверхонь порівняно з шорсткістю робочих поверхонь при використанні слабокислого та сильнолужного робочого середовища, з абразивом. шорсткість робочих поверхонь тертя при використанні сировини без абразиву має менше значення, ніж з абразивом 10 % в масі: на сталевому зразку 40х – на 13,44 19,76 %; на чавунному зразку чх22н2 – на 4,74 16,49 %; на сталевому зразку 95х18 – на 10,27 38,27 %; на чавунному зразку чх32 – на 6,96 19,75 %. при використанні сировини з слаболужним середовищем рн 8, шорсткість робочих поверхонь тертя менше, ніж шорсткість поверхонь – з слабокислим рн5 та сильнолужним середовищем рн 11: на сталевому зразку 40х – на 16,72 20,47 % та на 29,31 34,48 %; на чавунному зразку чх22н2 – на 5,96 14,68 % та на 21,96 24,58 %; на сталевому зразку 95х18 – на 11,54 37,72 % та на 23,90 47,65 %; на чавунному зразку чх32 – на 24,08 32,14 % та на 36,28 45,03 % відповідно. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 28 найменше значення шорсткості робочої поверхні тертя має сталь 95х18 та чавун чх32, ніж базова сталь 40х та чавун чх22н2. залежності зміни коефіцієнту тертя при використанні різних видів робочих середовищ модельних трібосистем, зображені на рисунках 13 16. рис. 13 – залежність зміни коефіцієнту тертя для трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх32 при використанні різних робочих середовищ, без абразиву: 1 – в слабокислому, при рн 5; 2 – в слаболужному, при рн 8; 3 – в сильнолужному, при рн 11 рис. 14 – залежність зміни коефіцієнту тертя для трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх32 при використанні різних робочих середовищ, з абразивом 10 % в масі: 1 – в слабокислому, при рн 5; 2 – в слаболужному, при рн 8; 3 – в сильнолужному, при рн 11 рис. 15 – залежність зміни коефіцієнту тертя для трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 при використанні різних робочих середовищ, без абразива: 1 – в слабокислому, при рн 5; 2 – в слаболужному, при рн 8; 3 – в сильнолужному, при рн 11 дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 29 рис. 16 – залежність зміни коефіцієнту тертя для трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 при використанні різних робочих середовищ, з абразивом 10% в масі: 1 – в слабокислому, при рн 5; 2 – в слаболужному, при рн 8; 3 – в сильнолужному, при рн 11 виходячи з залежностей, представлених на рисунках 13 – 16, можливо зробити висновок, що використання сировини з слаболужним середовищем, дало змогу суттєво зменшити початковий, піковий та сталий коефіцієнт тертя. в трібосистемі сталь 40х та чавун чх22н2 та трібосистемі сталь 95х18 та чавун чх32 коефіцієнт тертя при використанні сировини з рн 8 зменшився на 17,08-29,77% та на 12,2012,85% відповідно порівняно з коефіцієнтом тертя при використанні сировини з рн 5. зворотний процес відбувається при використанні сировини з рн 11. коефіцієнт тертя збільшується для трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх32 та трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 на 33,31-50,46% та на 40,12-46,58% відповідно. модельна трібосистема сталь 95х18 та чавун чх32 має найменше значення коефіцієнта тертя в усіх робочих середовищах порівняно з базовою трібосистемою сталь 40х та чавун чх22н2. висновки 1. було встановлено, що при використанні сировини з слаболужним середовищем, близького до нейтрального робочих поверхнях спостерігається незначні сліди корозії, що пов’язано з утворенням на поверхні металу пасивних плівок, які сповільнюють дифузію кисню до поверхні металу та каталітично знижують швидкість корозії. при слабокислому середовищі рн5 та сильнолужному середовищі рн 11, на поверхнях сталей та чавунів спостерігається утворення корозійних плівок та язв. 2. виявлено, що шорсткість робочих поверхонь тертя при використанні сировини без абразиву має менше значення ніж з абразивом 10% в масі: на сталевому зразку 40х на 13,44-19,76%, на чавунному зразку чх22н2 – на 4,74-16,49%, на сталевому зразку 95х18 – на 10,27-38,27% та на чавунному зразку чх32 – на 6,96-19,75%. 3. втановлено, що при використанні сировини з слаболужним середовищем рн 8, шорсткість робочих поверхонь тертя менше, ніж шорсткість поверхонь – з слабокислим рн5 та сильнолужним середовищем рн 11. 4. для виготовлення швидкозношувальних деталей шнекових екструдерів рекомендовано застосовувати сталь 95х18 та чавун чх32, при слаболужному середовищі рн8. література 1. сырье для брикетирования топливных брикетов [электронный ресурс]: (сайт) / топливные брикеты. оборудование для производства топливных брикетов. – электорон. дан. – 2016. – режим доступа: http://briket.zp.ua/sirie/. – название с экрана. 2. костецкий б.и. сопротивление изнашиванию деталей машин / б. и костецкий. – м.: машгиз, 1959. – 478 с. 3. измалков л. и. к вопросу об оптимальной чистоте поверхности деталей шнекпрессов / л. и. измалков // пищевая технология. – 1959. – № 3. 4. гончар в.а. підвищення зносостійкості і довговічності екструдерів для переробки фуражного зерна з домішками мінералів : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 05.02.04 – «тертя та зношування в машинах» / в.а. гончар. – хмельницький, 2014. – 20 с. 5. трение, изнашивание и смазка: справочник. в 2-х кн. / [алисин в.в., алябьев а.я., архаров а.м. и др.] / под ред. крагельского и.в., алисина в.в. – м.: машиностроение, 1978. кн. 1. – 400 с. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 30 6. деркач в.в. підвищення зносостійкості циліндра екструдера методом термодифузійної біметалізації : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 05.02.04 – «тертя та зношування в машинах» / в.в. деркач. – київ. – 2000. – 20 с. 7. гончар в.а. дослідження зносостійкості азотованої сталі х12 в корозійно-абразивному середовищі / в.а. гончар // інформатика та механіка : тези доповідей viii українсько-польської конференції молодих науковців. – хмельницький, 2011. – с. 45-46. 8. износ оборудования при переработке пластмасс / [стамбурский е.а. бейль а. и., карливан в. п., беспалов ю. а.]. – м.: химия, 1985. – 208 с. 9. основи трібології: підручник / [антипенко а.м., бєлас о.м., войтов в.а. та ін.] / за ред. войтов в.а. – харків: хнтусг, 2008. – 342 с. 10. васильків в.в. види зношення спіралей гвинтових робочих органів / в.в. васильків, д.л. радик // вісник хнтусг. – харків: хнтусг, 2010. – вип. 100. – с. 197 – 202. 11. ястреба с.п. підвищення ефективності роботи і довговічності олійних пресів : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 05.18.12 «процеси та обладнання харчових, мікробіологічних та фармацевтичних виробництв» / с.п. ястреба. – київ, 2012. – 19 с. 12. briquettes de biomasse de presse [ressource électronique]: (site web) // anyang gemco energy machinery co., ltd. mode d'accès: www.url: www.biodiesel-machine.com/fr/biomass-briquettepress.html. dernière visite: 2016. titre de l'écran. 13. костецкий б.и. трение, смазка и износ в машинах / б.и. костецкий. — к.: техніка, 1970.— 120 с. 14. моисеев а. в. износостойкость дереворежущего инструмента / а. в. моисеев. – м.: лесная промышленность, 1981. – 112 с. 15. филипов м. а. оценка износостойкости при абразивном изнашивании сталей со структурой метастабильного аустенита / м. а. филиппов, с. в. буров, в. в. легчило [и др.] // инновации в материаловедении и металлургии : материалы i междунар. интерактив. науч.-практ. конф. [13-19 дек. 2011 г., г. екатеринбург]. — екатеринбург : изд-во урал. ун-та, 2012. — ч. 1. — с. 21-29. 16. любченко а. п. исследование изменений микротвердости и характеристик трения поршневых колец при их работе на двигателе / а. п. любченко, а. к. олейник, в. и. мощенок, е. в. чуйкова, е. а. нестеренко // вестн. хнаду. 2008. вып. 42. с. 99-102. 17. гуреев, г. д. влияние лазерной и лазерно-ультразвуковой обработок на изменение износостойкости поверхностей трения сталей / г. д. гуреев, д. м. гуреев // вестник самарского государственного технического университета, сер.: физико-математические науки. 2007. n 2. с. 138-144 18. гладченко а. н. переработка полимерных композиций в экструдерах (проблема износа рабочих органов) / а. н. гладченко, в. в. шевеля, е. в. кияница, с. д. петренко, в. г. зверлин // упаковка. 2013. № 1. с. 32-34. 19. maleque m. a. biofuel contaminated lubricant and hardening effect on the friction and wear of aisi 1045 steel / m. a. maleque, h. h. masjuki, m. ishak // j. tribology transactions. – london: taylor & francis, 1998. – vol. 41. issue 1. – pp. 155159. 20. wei m. x. characteristics of extrusive wear and transition of wear mechanisms in elevatedtemperature wear of a carbon steel / m. x. wei, s. q. wang, x. h. cui, k. m. chen // j. tribology transactions. – london: taylor & francis, 1998. – vol. 53. issue 6. – pp. 888 896. 21. tian x. effect of boronising on mechanical properties, wear and corrosion of n80 steel / x. tian, y. lu, s. j. sun, z. g. wang, w. q. hao, x. d. zhu, y. l. yang // j. materials science and technology. – london: taylor & francis, 2008. – vol. 24. issue 3. – pp. 314 319. 22. ravi kumar b. n. effect of abrasives on three-body abrasive wear behaviour of particulatefilled polyamide66/polypropylene nanocomposites / b. n. ravi kumar, b. suresha, m. venkataramareddy // j. composite interfaces. – london: taylor & francis, 2010. – vol. 17. issue 2-3. – pp. 113 126. 23. zheng z. influence of load and sliding distance on the micro-scale abrasive wear behavior of tznt alloy / z. zheng, z. wang, w. huang // journal of the chinese advanced materials society. – london: taylor & francis, 2016. – vol. 4. issue 1. – pp. 82 90. 24. dearnley p. f. corrosion and wear response of cr–b coated 316l austenitic stainless steel / p. a. dearnley, n. dortmann, k. l. dahm, h. weiss // j. surface engineering. – london: taylor & francis, 2010. – vol. 17. issue 2-3. – pp. 113 126. 25. sosa d. a. corrosion mechanisms in adi parts / a. d. sosa, c. s. rosales, r. e. boeri, s. n. simison // international journal of cast metals research. – london: taylor & francis, 2016. – vol. 29. issue 1-2. – pp. 106 111. 26. iwabuchi a. the mechanism of corrosive wear of an austenitic stainless steel in an aqueous electrolyte solution / a. iwabuchi , t. tsukamoto , t. shimizu, h. yashiro // j. tribology transactions. – london: taylor & francis, 1998. – vol. 41. issue 1. – pp. 96 102. поступила в редакцію 14.09.2016 дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 31 vojtov v.a., tsymbal b.m. a study of microhardness, roughness and wear processes on the working surfaces of tribosystems friction of extruder eb-350 and eb-350m. the article presents the results of the study of microhardness, roughness and wear processes on the working surfaces of friction of model tribosystems of extruder eb-350 and eb-350 m. it was determined that using raw materials with a slightly alkaline environment of ph 8, the roughness of the working surface of friction is less than the surface roughness with a slightly acid ph 5 and strongly alkaline environment ph 11. it is determined that there is a complex process of corrosive and abrasive wear. keywords: tribosystem, roughness, microhardness, friction coefficient, environment, corrosion, pit, surface friction. references 1. syr'e dlja briketirovanija toplivnyh briketov [jelektronnyj resurs]: (sajt) / toplivnye brikety. oborudovanie dlja proizvodstva toplivnyh briketov. – jelektoron. dan. – 2016. – rezhim dos-tupa: http://briket.zp.ua/sirie/. – nazvanie s jekrana. 2. kosteckij b.i. soprotivlenie iznashivaniju detalej mashin / b. i kosteckij. – m.: mashgiz, 1959. – 478 s. 3. izmalkov l. i. k voprosu ob optimal'noj chistote poverhnosti detalej shnekpressov / l. i. izmalkov // pishhevaja tehnologija. – 1959. – № 3. 4. gonchar v.a. pіdvishhennja znosostіjkostі і dovgovіchnostі ekstruderіv dlja pererobki furazhnogo zerna z domіshkami mіneralіv : avtoref. dis. na zdobuttja nauk. stupenja kand. teh. nauk : spec. 05.02.04 – «tertja ta znoshuvannja v mashinah» / v.a. gonchar. – hmel'nic'kij, 2014. – 20 s. 5. trenie, iznashivanie i smazka: spravochnik. v 2-h kn. / [alisin v.v., aljab'ev a.ja., arharov a.m. i dr.] / pod red. kragel'skogo i.v., alisina v.v. – m.: mashinostroenie, 1978. kn. 1. – 400 s. 6. derkach v.v. pіdvishhennja znosostіjkostі cilіndra ekstrudera metodom termodifuzіjnoї bіmetalіzacії : avtoref. dis. na zdobuttja nauk. stupenja kand. teh. nauk : spec. 05.02.04 – «tertja ta znoshuvannja v mashinah» / v.v. derkach. – kiїv. – 2000. – 20 s. 7. gonchar v.a. doslіdzhennja znosostіjkostі azotovanoї stalі h12 v korozіjno-abrazivnomu seredovishhі / v.a. gonchar // іnformatika ta mehanіka : tezi dopovіdej viii ukraїns'ko-pol's'koї konferencії molodih naukovcіv. – hmel'nic'kij, 2011. – s. 45-46. 8. iznos oborudovanija pri pererabotke plastmass / [stamburskij e.a. bejl' a. i., karlivan v. p., bespalov ju. a.]. – m.: himija, 1985. – 208 s. 9. osnovi trіbologії: pіdruchnik / [antipenko a.m., bєlas o.m., vojtov v.a. ta іn.] / za red. voj-tov v.a. – harkіv: hntusg, 2008. – 342 s. 10. vasil'kіv v.v. vidi znoshennja spіralej gvintovih robochih organіv / v.v. vasil'kіv, d.l. ra-dik // vіsnik hntusg. – harkіv: hntusg, 2010. – vip. 100. – s. 197 – 202. 11. jastreba s.p. pіdvishhennja efektivnostі roboti і dovgovіchnostі olіjnih presіv : avtoref. dis. na zdobuttja nauk. stupenja kand. teh. nauk : spec. 05.18.12 «procesi ta obladnannja harchovih, mіkrobіolo-gіchnih ta farmacevtichnih virobnictv» / s.p. jastreba. – kiїv, 2012. – 19 s. 12. briquettes de biomasse de presse [ressource électronique]: (site web) // anyang gemco energy machinery co., ltd. mode d'accès: www.url: www.biodiesel-machine.com/fr/biomass-briquettepress.html. dernière visite: 2016. titre de l'écran. 13. kosteckij b.i. trenie, smazka i iznos v mashinah / b.i. kosteckij. — k.: tehnіka, 1970.— 120 s. 14. moiseev a. v. iznosostojkost' derevorezhushhego instrumenta / a. v. moiseev. – m.: lesnaja promyshlennost', 1981. – 112 s. 15. filipov m. a. ocenka iznosostojkosti pri abrazivnom iznashivanii stalej so strukturoj metastabil'nogo austenita / m. a. filippov, s. v. burov, v. v. legchilo [i dr.] // innovacii v materia-lovedenii i metallurgii : materialy i mezhdunar. interaktiv. nauch.-prakt. konf. [13-19 dek. 2011 g., g. ekaterinburg]. — ekaterinburg : izd-vo ural. un-ta, 2012. — ch. 1. — s. 21-29. 16. ljubchenko a. p. issledovanie izmenenij mikrotverdosti i harakteristik trenija porshne-vyh kolec pri ih rabote na dvigatele / a. p. ljubchenko, a. k. olejnik, v. i. moshhenok, e. v. chujkova, e. a. nesterenko // vestn. hnadu. 2008. vyp. 42. s. 99-102. 17. gureev, g. d. vlijanie lazernoj i lazerno-ul'trazvukovoj obrabotok na izmenenie iznoso-stojkosti poverhnostej trenija stalej / g. d. gureev, d. m. gureev // vestnik samarskogo gosudarstven-nogo tehnicheskogo universiteta, ser.: fiziko-matematicheskie nauki. 2007. n 2. s. 138-144 18. gladchenko a. n. pererabotka polimernyh kompozicij v jekstruderah (problema iznosa rabo-chih organov) / a. n. gladchenko, v. v. shevelja, e. v. kijanica, s. d. petrenko, v. g. zverlin // upakovka. 2013. № 1. s. 32-34. дослідження мікротвердості, шорсткості та процесів зношування на робочих поверхнях модельних трібосистем екструдера ев-350 та ев-350м проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 32 19. maleque m. a. biofuel contaminated lubricant and hardening effect on the friction and wear of aisi 1045 steel / m. a. maleque, h. h. masjuki, m. ishak // j. tribology transactions. – london: taylor & francis, 1998. – vol. 41. issue 1. – pp. 155159. 20. wei m. x. characteristics of extrusive wear and transition of wear mechanisms in elevatedtemperature wear of a carbon steel / m. x. wei, s. q. wang, x. h. cui, k. m. chen // j. tribology transactions. – london: taylor & francis, 1998. – vol. 53. issue 6. – pp. 888 896. 21. tian x. effect of boronising on mechanical properties, wear and corrosion of n80 steel / x. tian, y. lu, s. j. sun, z. g. wang, w. q. hao, x. d. zhu, y. l. yang // j. materials science and technology. – london: taylor & francis, 2008. – vol. 24. issue 3. – pp. 314 319. 22. ravi kumar b. n. effect of abrasives on three-body abrasive wear behaviour of particulatefilled polyamide66/polypropylene nanocomposites / b. n. ravi kumar, b. suresha, m. venkataramareddy // j. composite interfaces. – london: taylor & francis, 2010. – vol. 17. issue 2-3. – pp. 113 126. 23. zheng z. influence of load and sliding distance on the micro-scale abrasive wear behavior of tznt alloy / z. zheng, z. wang, w. huang // journal of the chinese advanced materials society. – london: taylor & francis, 2016. – vol. 4. issue 1. – pp. 82 90. 24. dearnley p. f. corrosion and wear response of cr–b coated 316l austenitic stainless steel / p. a. dearnley, n. dortmann, k. l. dahm, h. weiss // j. surface engineering. – london: taylor & francis, 2010. – vol. 17. issue 2-3. – pp. 113 126. 25. sosa d. a. corrosion mechanisms in adi parts / a. d. sosa, c. s. rosales, r. e. boeri, s. n. simison // international journal of cast metals research. – london: taylor & francis, 2016. – vol. 29. issue 1-2. – pp. 106 111. 26. iwabuchi a. the mechanism of corrosive wear of an austenitic stainless steel in an aqueous electrolyte solution / a. iwabuchi , t. tsukamoto , t. shimizu, h. yashiro // j. tribology transactions. – london: taylor & francis, 1998. – vol. 41. issue 1. – pp. 96 102. уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 78 курпе о.г.,* кухар в.в.,** змазнева є.в.*** *прат «ммк «імени ілліча», метінвест холдінг, **двнз «приазовський державний технічний університет», ***прат «мк «азовсталь», метінвест холдінг, м. маріуполь, україна e-mail: aleksandr.kurpe@metinvestholding.com уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля удк 621.771.24 в роботі досліджений температурній процес прокатки рулонної сталі на станах типу стеккель. авторами запропоновано уточнення способу розрахунку втрат температури розкату випромінюванням та конвекцією, який додатково враховує фактор швидкості руху полоси, довжину рольгангу та довжину дугі контакту металу з валками. врахування вказаних факторів підвищує точність технологічних розрахунків, забезпечує універсальність розробленого методу відносно різноманітних типів станів стеккеля. також авторами розроблена формула для розрахунку змін температури металу при проміжному змотуванні в пічній моталці. формула уперше враховує вплив на температуру таких параметрів як товщина та довжина полоси, швидкість змотування, температуру металу перед пічною моталкою, діаметр пічного барабану. розрахунок змінювання температури виконано при умовах одностороннього нагріву термічно тонкого тіла за час рівний часу намотування останнього вітка на барабан. похибка розрахунку температури металу з урахуванням запропонованих заложностей перевірена на фактичних даних, отриманих на стані стеккеля заводу ferriera valsider і складає від -2,1 % до 0,09 %. ключові слова: моделювання, плоский прокат, температурній режим, стан стеккеля. вступ при проектуванні технології важливо, щоб розрахунки які були виконані з достатньою точністю описували технологічні процеси. особливо важлива точність при проектуванні технології тмср, яка отримала широке застосування, у наслідок своєї економічності та досягненню унікального комплексу властивостей. ця технологія реалізується в достатньо вузькому діапазоні температур  перетворень. розробка технології тмср для умов станів стеккеля потребує особливого підходу до розрахунків температурних параметрів, з урахуванням особливостей цих станів. аналіз останніх досліджень та публікацій серед існуючих прокатних комплексів, стані стеккеля займають особливе місце. цільовим призначенням станів стеккеля, які були спроектовані до 60-х років минулого століття було виробництво рулонної трансформаторної сталі, легованих сталей, які вироблялись способом гарячої прокатки в аустенітній області. з метою розширення сортаменту який вироблявся, стани стеккеля були модернізовані [3 6], та обладнанні установками прискореного охолодження прокату, що дозволило суттєво розширити сортамент який вироблявся, у тому числі за рахунок застосування технології термомеханічного контрольованого процесу (тмср) [7 10]. стани стеккеля останніх поколінь вже мають увесь необхідний комплекс обладнання для виробництва широкого сортаменту вуглецевих, мікролегованих та спеціальних сталей, а також широко використовуються в комплексі ливарно-прокатного модуля [3 6]. таким чином сучасні стани стеккеля мають широкі технологічні можливості, які дозволяють втілювати відомі способи прокатки [5]. авторами роботи [5] досконало вивчені основні енергосилові параметри процесу прокатки на стані стеккеля. авторами також відзначена необхідність та важливість моделювання технологічного процесу для розрахунку виробничих агрегатів для розглядання динаміки температур, для рассмотрения динамики температур, сили та моментів прокатки. ця необхідність підтверджується приведеними в роботі [5] графіками з результатами моделювання. проте, інформація при математичні залежності, які були використані та їх особливості відсутня. слід зазначити, що в існуючих літературних джерелах питання моделювання процесів на станах стеккеля висвітлені недостатньо. розрахунки, які виконуються інжиніринговими компаніями при проектуванні схожих станів, мають обмежений доступ. існуючі обмеження обумовлюють необхідність в розробці залежностей, які будуть широко застосуватися в інженерних розрахунках температурних процесів прокатки на станах стеккеля. уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 79 актуальність розрахунків температурних процесів прокатки на стані стеккеля обумовлена потребою в розширені сортаменту та технічних можливостей при виробництві рулонного прокату на заводі ferriera valsider spa. мета роботи метою роботи є уточнення методики розрахунку змін температури металу при прокатці на станах стеккеля, яка враховує фактори швидкості руху полоси, довжину рольгангу та довжину дуги контакту металу з валками, а також фактори, які впливають на температуру розкату в пічних моталках, стосовно до умов стану стеккеля заводу ferriera valsider spa. викладення основного матеріалу схема розміщення основного обладнання на прикладі стана стеккеля заводу ferrier valsider spa наведена на рис. 1. рис. 1 – схема технологічної лінії з виробництва гарячекатаних рулонів на заводі ferriera valsider spa: 1 – еджер; 2 – чорнова кліть 3170; 3 – штовхальна методична піч; 4 – прохідна роликова піч; 5 – кліть кварто 1780; 6 – пічні моталки; 7 – установка ламінарного охолодження; 8 – моталка; 9 – стан з двома чистовими клітями кварто; 10 – додаткова група чистових клітей відмінною особливістю розрахунку температурного режиму прокатки на стані стеккеля є необхідність врахування додатково до відомих [11-13] факторів – зміну температури металу в пічних моталках, а також особливостями в розрахунку змін температури розкату на ділянці «стан – пічні моталки». сумарний час, який витрачається на втрати тепла випромінюванням та конвекцією на станах стеккеля, визначається по методиці аналогічній той, що застосовується для чистових груп безперервних станів: 1t , (1) де  – час, який витрачається на прокатку розкату в кліті, сек; 1t – час транспортування розкату між кліттю та пічною моталкою, сек. час, який витрачається на прокатку в кліті, рахується по формулі: 1000  roll q v l , (2) де ql – довжина дугі контакту, мм; rollv – швидкість прокатки, м/сек. час транспортування розкату між кліттю та пічними моталками визначається залежністю: roll r t v l  1 , (3) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 80 де rl – довжина рольгангу між кліттю та пічною моталкою, м. розрахунок змінення температури металу в пічних моталках виконується за наступними залежностями. для розрахунку допустимих розмірів заготовки (сляба), який використовується для виробництва гарячекатаного рулону, виконуємо перевірку максимально-можливої маси рулону для змотування в пічній моталці, виходячи з її конкретних технічних характеристик (допустимої маси ( maxm ) та максимального діаметру рулону який змотується), т: 85,7 100044 22 max max             bdd m dcoilwind , (4) де dd – діаметр пічного барабану, м; coildmax – максимальний діаметр рулону в пічці, за характеристиками обладнання, м; b – ширина прокату, мм; 7,85 – питома щільність сталі, г/мм3. розрахунок змінення температури металу в пічній моталці виконуємо для умов одностороннього нагріву термічно тонкого тіла (нескінченної полоси товщиною рівною товщині розкату за час рівний часу намотування останнього вітка на барабан), згідно з залежністю, отриманої із рівняння [1]:                   p w metfurfurfurmet c h tttt 85,7 1000 exp , (5) де furt – температура в пічці, ос; mett – температура металу перед піччю, ос;  – сумарний коефіцієнт тепловіддачі; pc – теплоємність сталі яка прокатується, дж/(кг к), h – товщина прокату, мм; w – тривалість намотки останнього вітка, сек. тривалість намотки останнього вітка на барабан пічної моталки визначаємо з формули: rol metd w v r  2 , (6) де metdr – радіус барабану з металом, м; rolv – швидкість руху полоси (швидкість прокатки), м/с. радіус барабану з металом визначаємо по залежності: 2 1000 dmetd r lh r     , (7) де lh, – товщина та довжина прокату відповідно, мм; dr – радіус барабану пічної моталки, м; визначаємо сумарний коефіцієнт тепловіддачі: radconv  , (8) де conv – коефіцієнт тепловіддачі через конвекцію; rad – коефіцієнт тепловіддачі випромінюванням. коефіцієнт тепловіддачі через конвекцію визначаємо по формулі [2]: уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 81  qrolconv v  13,37,5 (9) где q – щільність димових газів, кг/м 3 (для природного газу 0,7 кг/м3). коефіцієнт тепловіддачі випромінюванням визначаємо по формулі [1]: metfur metfur rad tt tt                 44 100 273 100 273 8,07,5 , (10) теплоємність розраховуємо на підставі наступного рівняння:   4281/00004,01011000 27   metmetp ttc . (11) рівняння (11) отримано шляхом обробки та усереднення даних по середній теплоємкості вуглецевих та низьколегованих сталей при різноманітних температурах (табл. 1) [2]. з метою спрощення розрахунків, дані по вуглецевим та низьколегованим маркам сталі на рис. 2 були усереднені, що не знизило точність  9185,02 r , а також дало змогу застосовувати отримане рівняння для обох типів марок сталі. таблиця 1 середня теплоємність вуглецевих та низьколегованих сталей при різноманітних температурах параметр величина параметру тип сталі mett , ос 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 вуглецеві pc , кдж/кг к 0,486 0,507 0,523 0,54 0,561 0,59 0,62 0,695 0,695 0,691 0,687 0,682 0,682 низько леговані pc , кдж/кг к 0,486 0,502 0,519 0,536 0,548 0,586 0,645 0,695 0,687 0,674 0,67 0,67 результати обробки даних табл. 1, наведені на рис. 2. рис. 2 – залежність теплоємності вуглецевих (1), низьколегованих (2) сталей, а також середніх значень (3) від температури tmet, ос 2 1 3 с р , к д ж /к г к уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 82 таким чином, рівняння яке було отримане (11) може бути застосовано з достатньою точністю як для розрахунків вуглецевих так і для низьколегованих сталей в діапазоні температур від 100 °с до 1200 °с. перевірка отриманих залежностей (1) та (5) була виконана на математичній моделі, яка була адаптована до умов стану стеккеля, заводу ferriera valsider spa. відхилення розрахованих температур прокату від фактичних, отриманих при виробництві гарячекатаних рулонів розмірами 6х1500 мм із мікролегованої сталі в638 (аналог х60 по api 5l) партії cl16/11369a, cl16/20707a склало від 0,09 % до -2,1 % (табл. 2). таблиця 2 результати розрахунку температурного режиму прокатки по розробленим залежностям № партії кількість проходів в кліті, шт mett на початку прокатки, ос (факт) mett наприкінці прокатки, ос (факт) mett наприкінці прокатки, ос (розрахунок) t , % середнє відхилення без врахування залежностей (1 3) cl16/11369a 7 980 875 876 0,09 20,1 cl16/20707a 5 1030 920 901 -2,1 25,9 середнє відхилення при розрахунку температурного режиму прокатки без врахування розроблених залежностей склало 20,1 % и 25,9 % для партії cl16/11369a, cl16/20707a відповідно. середнє відхилення без врахування залежностей (1-3) розраховано за усю кількість проходів, так як є більш показовим і відображує середню похибку, а ні накопичену, за всю кількість проходів. також, за допомогою адаптованої моделі виконано розрахунок сили прокатки при виробництві рулонів розмірами 6х1500 мм, партія cl16/11369a. результаті розрахунку наведені на рис. 3. рис. 3 – змінення розрахованої (1) та фактичної (2) сили прокатки по проходам на стані стеккеля при виробництві рулонів розмірами 6х1500 мм середнє відхилення розрахованої сили прокатки від фактичної по результатах моделювання склало 9,8 %. основні відхилення отримані в першому проході та в шостому проході при низьких значеннях навантаження. дані відхилення потребують додаткового вивчання. висновки 1. в цій роботі уточнені особливості розрахунку часу, який витрачається на втрати тепла випромінюванням та конвекцією на станах стеккеля. 2. розроблена залежність для визначення змін температури розкату при змотуванні на пічній моталці стану стеккеля, яка враховує вплив температури пічного простору, температуру металу перед змотуванням, сумарний коефіцієнт тепловіддачі, теплоємкість сталі, товщину прокату, тривалість намотування останнього вітка. 3. похибка розрахунку температури металу з урахуванням запропонованих залежностей перевірена на фактичних даних, отриманих на стані стеккеля заводу ferriera valsider s.p.a. склала від -2,1 % до 0,09 %. № проходу с ил а пр ок ат ки , м н х 1 0 уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 83 4. отримані залежності перевірені при розрахунку сили прокатки на адаптованій моделі для стану стеккеля, середня похибка склала 9,8 %. література 1. мастрюков б.с. теория, конструкции и расчеты металлургических печей / б.с. мастрюков. – м. : металлургия, 1978. – т. 2. – 272 с. 2. расчет нагревательных и термических печей: справочное издание / под ред. в.м. тымчака и в.л. гусовского. – м. : металлургия, 1983. – 480 с. 3. john g. lenard. primer on flat rolling: second edition / john g.lenard. – department of mechanical and mechatronics engineering university of waterloo. elsevier ltd. – ontario, canada. – 2014. – 404р. 4. коновалов ю.в. справочник прокатчика. производство горячекатаных листов и полос: справочное издание в 2-х книгах / ю.в. коновалов. – м. : «теплотехник», 2008. книга 1. – 640 с. 5. кнеппе г. экономическое производство полос из коррозионной стали на станах стеккеля / г. кнеппе, в. роде ; пер. с нем. // черные металлы, м. : металлургия. – декабрь 1993. – с. 33-43. 6. bohlin a. new technologies on avesta polarit`s steckel rolling mill / a. bohlin, h. nygren, o. jepsen et al. // mpt international. – 2002. – №6. – p. 56-62. / прокатное производство. оао черметинформация. новости черной металлургии за рубежом. новые технологии на прокатном стане стеккеля. – 2003. – №3. с. 53-55. 7. collins l.e. processing of niobium-containing steels by steckel mill rolling / l.e. collins // niobium science and technology, niobium. – bridgeville. pa. – 2001. – p. 527-542. 8. bragaa flávia vieira. recrystallization of niobium stabilized ferritic stainless steel during hot rolling simulation by torsion tests / flávia vieira bragaa, diana pérez escobarb, thompson junior ávila reisb, nilton josé lucinda de oliveirab, margareth spangler andradeb // journal of materials research and technology. – 2016. – №5(1). – p.92-99. 9. collins l. e. production of high strength line pipe steel by steckel mill rolling and spiral forming / l. e. collins, f. hamad, m. kostic, t. lawrence // frontier pipe research unit, ipsco, p. o. box 1670, 100 armour rd, regina, sk s4p 3c7, canada. – 2013. – p. 17. 10. gray m. niobium bearing steels in pipeline projects / m. gray // niobium science and technology: proc. int. symposium on niobium, orlando, florida, – dec. 2–5, 2001. – p. 23–45. 11. kim j. an analytical model for the prediction of strip temperatures in hot strip rolling / j.kim, j.lee, s.m.hwang // international journal of heat mass transfer. – 2009. – № 52. – p. 1864-1874. 12. kiuchi m. (i). overall thermal analysis of hot plate/sheet rolling / m. kiuchi (i), j. yanagimoto, e. wakamatsu // institute of industrial science, the university of tokyo, tokyo, japan received on january 3. – 2000. – p. 209-212. 13. moon c.h. an approximate method for computing the temperature distribution over material thickness during hot flat rolling / c.h. moon, y. lee // international journal of heat and mass transfer. – 2012. – № 55. – p. 310–315. надійшла в редакцію 26.03.2018 уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 84 kurpe o.g., kukhar v.v., zmazneva e.v. calculation refinement of metal heat loses on the steckel rolling mills. the thesis improves the calculation methodology of metal heat loss during hot rolling procedure at steckel mills. the proposed methodology can be implemented at different complexes on the steckel mill base at all temperature ranges and modes of hot rolling production for carbon and microalloying steel grades. it offers engineering analysis of unaccounted temperature losses of feed by means of radiation and convection, which, in the first time, through the time factor, additionally accounts for strip motion speed factors, roller table length, and also length of rolls contact arc with metal. regular links between these factors, time spent and value of heat loss, were previously unknown. so the calculation under the available methodologies resulted in significant measures of inaccuracy. the accountability of the above mentioned factors increases the engineering simulation accuracy, ensures the versatility of the elaborated method with respect to different types of steckel mills and makes the scientific novelty of the study. the formula was developed to calculate the temperature loss while space coiling at the furnace coiler. in the first time the formula accounts for the influence on the temperature of such variables as strip thickness and length, coiling speed, temperature of metal before furnace coiler, inside diameter of the furnace reeling. the calculation of the temperature change was made within one-sided heating of the thermally thin body during the period equal to reeling of the last wrap onto the drum, and this is the remarkable novelty and the academic novelty. the improved model was verified based on actual data from steckel rolling mill, ferriera valsider spa shop (metallurgical shop successful working in verona province, italy, part of the metinvest group since 2001). the improved model can be used for hot rolling process technology simulation at the steckel mills with various in-line equipment arrangement. key words: simulation, flat products, temperature conditions, steckel rolling mill/ references 1. mastrjukov b.s. teorija, konstrukcii i raschety metallurgicheskih pechej. m. metallurgija, 1978. t. 2. 272 s. 2. raschet nagrevatel'nyh i termicheskih pechej: spravochnoe izdanie. pod red. v.m. tymchaka i v.l. gusovskogo. m. metallurgija, 1983. 480 s. 3. john g. lenard. primer on flat rolling: second edition. john g.lenard. department of mechanical and mechatronics engineering university of waterloo. elsevier ltd. ontario, canada. 2014. 404р. 4. konovalov ju.v. spravochnik prokatchika. proizvodstvo gorjachekatanyh listov i polos: spravochnoe izdanie v 2-h knigah. m. «teplotehnik», 2008. kniga 1. 640 s. 5. kneppe g. jekonomicheskoe proizvodstvo polos iz korrozionnoj stali na stanah stekkelja. g. kneppe, v. rode ; per. s nem. chernye metally, m. metallurgija. dekabr' 1993. s. 33-43. 6. bohlin a. new technologies on avesta polarit`s steckel rolling mill / a. bohlin, h. nygren, o. jepsen et al. mpt international. 2002. №6. p. 56-62. prokatnoe proizvodstvo. oao chermetinformacija. novosti chernoj metallurgii za rubezhom. novye tehnologii na prokatnom stane stekkelja. 2003. №3. s. 53-55. 7. collins l.e. processing of niobium-containing steels by steckel mill rolling. niobium science and technology, niobium. bridgeville. pa. 2001. p. 527-542. 8. bragaa flávia vieira. recrystallization of niobium stabilized ferritic stainless steel during hot rolling simulation by torsion tests. flávia vieira bragaa, diana pérez escobarb, thompson junior ávila reisb, nilton josé lucinda de oliveirab, margareth spangler andradeb. journal of materials research and technology. 2016. №5(1). p.92-99. 9. collins l. e. production of high strength line pipe steel by steckel mill rolling and spiral forming. l. e. collins, f. hamad, m. kostic, t. lawrence. frontier pipe research unit, ipsco, p. o. box 1670, 100 armour rd, regina, sk s4p 3c7, canada. 2013. p. 17. 10. gray m. niobium bearing steels in pipeline projects. m. gray. niobium science and technology: proc. int. symposium on niobium, orlando, florida, dec. 2–5, 2001. p. 23–45. 11. kim j. an analytical model for the prediction of strip temperatures in hot strip rolling. j.kim, j.lee, s.m.hwang. international journal of heat mass transfer. 2009. № 52. p. 1864-1874. 12. kiuchi m. (i). overall thermal analysis of hot plate/sheet rolling. m. kiuchi (i), j. yanagimoto, e. wakamatsu. institute of industrial science, the university of tokyo, tokyo, japan received on january 3. 2000. p. 209-212. 13. moon c.h. an approximate method for computing the temperature distribution over material thickness during hot flat rolling. c.h. moon, y. lee. international journal of heat and mass transfer. 2012. № 55. p. 310–315. the bases for lubricating materials synthesised by technologies of thermoplastic waste recycling проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 25 mandziuk i., prisyazhna k. khmelnytskyi national university, khmelnytskyi, ukraine e-mail: imandzyk@ukr.net the bases for lubricating materials synthesised by technologies of thermoplastic waste recycling udc 685.34042 it was offered an effective method of estimating oxidation susceptibility of fats and lubricants with the use of the results of rheometric investigations of changes in effective viscosity with a rotational viscometer. a mixture of amine and phenolic high-molecular compounds should be considered as the most effective antioxidant for natural fats with a glance of features of chemical processes accompanying their oxidation. keywords: oxidation susceptibility, natural vegetable and animal fats, antioxidants. introduction rise of new technologies, structures, machines and mechanisms is one of the components of technological advance. their working capacity is ensured by application of lubricating materials. at present lubricating materials are considered as important elements of any mechanism. european strategic development in the xxi century suggests implementation of the following principles of “green tribology”: energy conservation and material saving, environmental improvement. most of lubricants used today are manufactured on the basis of oil and the products of its processing (mineral and synthetic oils). taking into consideration the requirements advanced by “green tribology”, we can state that one of the tasks is extending the use of natural biodegradable lubricants. natural vegetable and animal fats fully satisfying the requirements of environmental safety can make the base of such materials. the main defect of this group of materials pointed out by many researchers is a low oxidation resistance in use. a team of researches guided by i. padgurskas studies in detail the possibility of using animal fats as a base for lubricating materials [3]. modification of vegetable oils by metal nanoparticles [4, 5] and changes in tribological characteristics of oils in the process of oxidation [3] have been investigated. the influence of natural vegetable compounds – sage attar, thyme attar has been studied as an oxidation stabilizer. the majority of publications relating to studies of fat oxidation resistance use the acid value as a quantitative factor, and it is rarely complemented with the peroxide number. free fatty low-molecular acids are discoursed in commentaries to the interpretation of oxidation processes in lubricants. with the aptitude of a free radical chain mechanism of fat oxidation with degenerate chain branching [1, 2] free acids arise in deep stages of oxidation as independent products. it demands considerable accumulation in the system of hydroperoxides. two main categories of processes of oxidation of hydrocarbons and lipids are singled out: rmation of condensed ligation products with involvement of alkyl radicals; composition of starting material to low-molecular spirits, ketones, and acids with involvement of peroxide radicals [6]. it is quite clear that considerable accumulation of acid groups in an oxidized material is preceded by serious changes in structural characteristics of a material; in particular a change in the viscosity of the system occurs in lubricating materials. in case of ligation processes caused by the oxidation the viscosity increases, and in case of oxidation decomposition the viscosity decreases. thus, using the parameter of “acid value” we point to the accomplished fact of irreversible processes occurring in a material in the process of oxidation. in the process of using antioxidants neutralizing both alkyl and peroxide radicals the acid value becomes even more diverse. we make an assumption that effective dynamic viscosity can be more informative and correct for the description of oxidation processes occurring in lubricating materials. kinematic viscosity of a base used by many companies for lubricants specifications is not sufficiently informative. kinematic viscosity is not defined for grease lubricants containing an additive packet. purpose and setting objectives the research is aimed at carrying out rheometric investigation of natural vegetable and animal fats with the view of estimating efficiency of synthetic antioxidants. experimental part the following research methods were used in the work: mailto:imandzyk@ukr.net the bases for lubricating materials synthesised by technologies of thermoplastic waste recycling проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 26 rheometric investigation – dependence of dynamic viscosity on the temperature and the rate of change in shear deformation was studied with the use of brookfield viscometer caр 2000+; acid number iso 660:2000 (state standard 4350:2000). the objects under study: beef fat – state standard 25292-82; chicken fat – state standard 54676-2011; rapeseed oil – state standard 53457-2009; sunflower oil – state standard 4492:2005; antioxidants of various classes and groups produced by basf company: irganox l115, irganox l64, irganox l06, irganox l150, irganox l109. the amount of antioxidant was 0.3% wt. oxidation resistance of fats was evaluated according to state standard 5734-76 suggesting that oxidation resistance be defined as a difference in the acid value of initial fat and fat after oxidation. since the reference value of the mass fraction of free acids of the fats under study is different, we suggest calculating the relative value of change of the mass fraction of free acids (a.v.) of fat before and after the tests in order to eliminate the influence of this factor (oxidation susceptibility): fatinitial fatinitialtestingafterfatof va vava apt .. ....   . (1) the less the value of apt (oxidation susceptibility) of fat or fat-based lubricants is, the less the degree of material oxidation is. rheometric investigation involved the following measurements: of dynamic viscosity η = f(т) within the temperature range of +50÷140 °с at the cone rotational frequency of 100 rpm; of dynamic viscosity η = f(  ) at the rate of shear deformation changing from 1333 to 10677 s-1. the results of rheometric investigation of initial beef fat and beef fat after oxidation are presented in figures 1 2. 0 10 20 30 40 50 50 80 110 140 smpaη,  c0t 1 2 3 4 0 10 20 30 40 50 1333 3999 6665 9331 11997 smpaη,  1s, 1 2 3 4 fig. 1 – dependence of viscosity on temperature (at  = 1300 s-1) for animal fat: 1 – initial beef fat; 2 – beef fat after oxidation; 3 – beef fat after oxidation with irganox l64; 4 – beef fat after oxidation with irganox l115 fig. 2 – dependence of viscosity on the shear rate (at 50 °с) for animal fat: 1 – initial beef fat; 2 – beef fat after oxidation; 3 – beef fat after oxidation with irganox l64; 4 – beef fat after oxidation with irganox l115 to estimate the effect of oxidation processes on the change in dynamic viscosity on the analogy of formula (1) we calculated the value of oxidation susceptibility in terms of the results of measuring viscosity depending on temperature (2) and viscosity depending on the rate of shear deformation (3): i i t tt apt t      0 , (2) i iapt           0 , (3) where apt – oxidation susceptibility calculated in terms of change in viscosity depending on temperature; the bases for lubricating materials synthesised by technologies of thermoplastic waste recycling проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 27 t apt – oxidation susceptibility calculated in terms of change in viscosity depending on shear deformation; 0t  – the values of change in viscosity depending on the temperature of oxidized material at a selected temperature; it  – the values of change in viscosity depending on the temperature of a virgin sample at the same temperature; 0   – the values of change in viscosity of oxidized material depending on the rate of shear deformation at a selected value of shear deformation; i   – the values of change in viscosity of starting material depending on the rate of shear deformation at the same value of shear deformation. the calculation was performed for viscosity values at 50 °с и 100 °с using formula (2). to perform the calculations using formula (3) we selected reference values of shear deformation of 1330 s-1 (100 rpm) and 10667 s-1 (800 rpm). charts describing oxidation susceptibility of initial natural fats and fats containing antioxidants on the basis of the results of change in the acid value (formula 1) are presented in figures 3, 4. 0 1 2 3 4 5 6 7 init ial fat l115 l64 l06 l150 l109 a.v.apt 0 1 2 3 4 5 6 7 init ial fat l115 l64 l06 l150 l109 a.v.apt fig. 3 – oxidation susceptibility of beef fat calculated in terms of the acid value depending on the nature of an antioxidant fig. 4 – oxidation susceptibility of chicken fat calculated in terms of the acid value depending on the nature of an antioxidant the analysis of obtained results evidences our conclusion [7] that beef fat shows the least oxidation susceptibility (fig. 5, 6), sunflower oil is less resistant (fig. 7, 8). 0 1 2 beef fat rapeseed oil tη apt 0 1 2 beef fat rapeseed oil  ηapt fig. 5 – oxidation susceptibility of fats calculated in terms of change in viscosity depending on temperature (  = 1333 s-1), calculation point is 50 °с fig. 6 – oxidation susceptibility of fats calculated in terms of change in viscosity depending on shear rate (t = 50 °с), calculation point is 10667 s-1 the bases for lubricating materials synthesised by technologies of thermoplastic waste recycling проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 28 the investigations show that the following antioxidants are the most effective oxidation inhibitors for beef fat: irganox l115 – a high-molecular phenolic antioxidant containing thioester groups, and irganox l109 – a high-molecular antioxidant. the most effective oxidation inhibitor for chicken fat is irganox l150 – a mixture of amine and phenolic high-molecular compounds. irganox l150 and irganox l64, which are also a mixture of amine and phenolic high-molecular compounds, are the most effective for vegetable oils (fig. 7, 8). 0 10 20 30 40 50 60 70 initial fat l115 l64 l06 l150 l109 apt 0 10 20 30 40 50 60 70 initial fat l115 l64 l06 l150 l109 apt fig. 7 – oxidation susceptibility of sunflower oil calculated in terms of the acid value fig. 8 – oxidation susceptibility of rapeseed oil calculated in terms of the acid value the calculation of oxidation susceptibility based on the results of rheometric measurements for various types of antioxidants makes it possible to ascertain that the most effective oxidation inhibitors for natural fats are irganox l150 and irganox l64 – mixtures of amine and phenolic high-molecular compounds (fig. 9, 10). 0 3 6 9 irganox l115 irganox l64 irganox l06 irganox l150 irganox l109 beef fat rapes eed oil chicken fat s unflower oil tη apt 0 3 6 9 irganox l115 irganox l64 irganox l06 irganox l150 irganox l109 beef fat rapes eed oil chicken fat sunflower oil  ηapt fig. 9 – oxidation susceptibility of fats with various antioxidants calculated in terms of change in viscosity depending on temperature (  = 1333 s-1), calculation point is 50 °с fig. 10 – oxidation susceptibility of fats with various antioxidants calculated in terms of change in viscosity depending on shear rate (t = 50 °с), calculation point is 10667 s-1 it should be noted that oxidation susceptibility calculated in terms of the acid value for sunflower oil is higher than oxidation susceptibility calculated for rapeseed oil (fig. 7, 8). at the same time, samples of sunflower oil, both initial and containing antioxidants, became gellike after tests on oxidation resistance. thus, acid value does not always make it possible to obtain reliable information about changes in fats and lubricants after their oxidation. conclusions the studies done by us enable us to suggest an effective method of estimating oxidation susceptibility of fats and lubricants with the use of the results of rheometric investigations of changes in effective viscosity with a rotational viscometer. a mixture of amine and phenolic high-molecular compounds should be considered as the most effective antioxidant for natural fats with a glance of features of chemical processes accompanying their oxidation. the bases for lubricating materials synthesised by technologies of thermoplastic waste recycling проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 29 references 1. n. m. emmanuel, e. t. denisov, z. k/ mayzus. chain reactions of hydrocarbon oxidation in liquid phase. m.: nauka, 1965, 373p. 2. n. m. emmanuel, yu. n. lyaskovskaya. inhibition of fat oxidation processes. m.: pishchepromizdat, 1961, 358p. 3. artūras kupčinskas, raimondas kreivaitis, juozas padgurskas, violeta makarevičienė and milda gumbytė, oxidation effect on tribological properties of rapeseed oil and lard mixtures containing monoglycerides and fatty acids, environmental research, engineering and management 3 (61), 2012, p. 4249. 4. juozas padgurskas, raimundas rukuiza, igoris prosycˇevas, raimondas kreivaitis, tribological properties of lubricant additives of fe, cu and co nanoparticles, tribology international 60, 2013, p. 224-232. 5. j. padgurskas, r. rukuizˇa, r. kreivaitis, s. j. asadauskas and d. brazˇinskiene, tribologic behaviour and suspension stability of iron and copper nanoparticles in rapeseed and mineral oils, tribology 3, p. 97. 6. b. n. tyutyunnikov. chemistry of fats. m.: kolos, 1992, 448 p. 7. i. a. mandzyuk. e. a. prisyazhnaya. prospects of the use of animal fats as “alternative raw material” in the process of development of lubricating materials. report 1, herald of khmelnytskyi national university 3 (213), 2014, p. 194-198. поступила в редакцію 14.12.2015 мандзюк и., присяжная к. базовые основы смазочных материалов, синтезированных по технологиям рециклинга отходов термопластов. предложен эффективный метод оценки восприимчивость жиров и смазочных материалов к окислению на основании результатов исследований реометрических измерений изменения эффективной вязкости с помощью ротационного вискозиметра. изучено влияние различных классов антиоксидантов на величину восприимчивости к окислению природных жиров. установлено, что наиболее наиболее эффективным антиоксидантом для натуральных жиров является смесь аминсодержащих соединений и фенольных высокомолекулярных соединений.. ключевые слова: восприимчивость к окислению, натуральные растительные и животные жиры, базовые основы консистентных смазок, антиоксиданты. до питання відновлення підшипників ковзання заглиблювальних електронасосів полімерними композиційними матеріалами проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 59 дудчак т.в., дудчак в.п., вільчинська д.в., остапенко р.м. подільський державний аграрно-технічний університет, м. кам'янець-подільський, україна e-mail: dvp48@i.ua до питання відновлення підшипників ковзання заглиблювальних електронасосів полімерними композиційними матеріалами удк 678.026.3.004.14.621.7 викладенні результати досліджень зносостійкості радіальних підшипників ковзання заглиблювальних насосів, розроблена технологія їх відновлення, визначенні найбільш характерні відмови заглиблювальних електродвигунів, виробництву запропоновані ремонтні розміри радіальних підшипників ковзання. ключові слова: радіальні підшипники ковзання, насос, відновлення. вступ проблема води – одна з найбільш гострих проблем, і вона не може бути вирішена тільки за рахунок поверхневих джерел. частка підземних вод не перевищує 6,5 % і стримується дефіцитом свердловинних електронасосів, їхнім низьким ресурсом роботи. свердловинний електронасос через особливості умов роботи не може бути підданий огляду, ревізії і регулюванню в ході експлуатації. при виникненні першого ж відмовлення електронасос заміняється новим чи з ремонту. для заміни електронасоса необхідно демонтувати систему трубопроводів зі свердловини глибиною 30 ... 250 м, а потім усе змонтувати в зворотному порядку. це вимагає великих матеріальних витрат і часу. при ремонті заглиблювальних електродвигунів на ремонтних підприємствах використовують різні, часто малоефективні способи усунення дефектів, які не дозволяють забезпечити комплектацію ремонтних об’єктів деталями і складовими частинами з параметрами не нижче рівня нових. через відсутність запасних частин, неможливості усунення деяких дефектів в конкретних умовах ремонтного підприємства на відремонтовані заглиблювальні електродвигуни і насоси встановлюють деталі з граничним спрацюванням і з відхиленням технічних умов. таке положення обумовлює низький післяремонтний ресурс капітально відремонтованих електродвигунів, що складає 65 70 % від нового . аналіз останніх досліджень фундаментальні дослідження при створенні антифрикційних полімерних матеріалів для підшипникових спряжень, та вивчення їх фізико-механічних властивостей були проведені: в.а. білим, г.а. гороховським та ін. 1, 2, 3 . особливу роль у дослідженні властивостей полімерних матеріалів вніс колектив інституту металополімерних систем (імпс). застосування в підшипникових вузлах антифрикційних полімерних покриттів найбільш ефективно і обумовлено цілим рядом їх переваг. мала товщина шару покриття економічна і значно підвищує стійкість до навантажень, адгезійну міцність з основою, тепловідвід із зони тертя, точність лінійних розмірів, знижує коефіцієнт тертя і підвищує зносостійкість  4 . крім того, до переваг полімерних покриттів, поряд з високою технологічністю їх нанесення, варто віднести можливість багаторазового відновлення одної і тієї ж деталі. при зносі антифрикційного покриття, полімерний шар легко видаляється і після відповідної обробки наноситься новий шар. мета роботи дослідити спрацювання радіальних підшипників ковзання електрозаглиблювальних насосів та розробити технологію їх відновлення. виклад основного матеріалу досліджень галузевими стандартами передбачений випуск 198 типорозмірів свердловинних електронасосів, 36 типів насосів із трансмісійним валом, 30 типів осьових заглиблювальних насосів, 12 типорозмірів насосів для забруднених вод і ін. у даний час є реальна можливість підвищити середній ресурс свердловинних електронасосів до 20 ... 25 тис.год. при цьому необхідно вирішити проблему захисту від корозії до питання відновлення підшипників ковзання заглиблювальних електронасосів полімерними композиційними матеріалами проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 60 робочих органів і корпусних деталей, підвищити зносостійкість радіальних і осьових підшипників, використовувати обмотувальні проводи заглиблювальних електродвигунів з водостійкою ізоляцією, які б витримували підвищену температуру та ін. різні умови і режими, а також конструктивні особливості деталей заглиблювальних електродвигунів передумовлюють великий розбіг показників їх надійності та довговічності. так, в результаті дослідження ремфонду електроремонтних підприємств встановлено , що електродвигуни, які проробили до ремонту один рік складають – 14 %, два роки – 33 %, три роки – 21 %, чотири роки – 17 %, п’ять років – 6%. понад п’ять років – 9 %. тому величини спрацювання і характер дефектів деталей електродвигунів характеризуються великою різноманітністю і мають суттєві розбіжності. найбільш характерні відмови заглиблювальних електродвигунів це: згоряння обмоток статору (50 ... 82 %); спрацювання радіальних гумометалевих підшипників (25 ... 60 %); вихід з ладу упорних підшипників (54 ... 64 %); спрацювання ущільнень валів електродвигунів (30 ... 48 %); руйнування короткозамикаючих кілець роторів (15 ... 20 %). заглиблювальні електродвигуни працюють у важких умовах: коливання напруги, значні пускові навантаження, запіскованість скважен, підвищений вміст солей, лугів, агресивних домішок, температур до 90 °с та ін. об'єктом дослідження були електронасоси типу ецв-6, що складають близько 54 % усього випуску електронасосів, які застосовуються в сільському господарстві. насоси типу ецв призначені для роботи в неагресивній воді з температурою до +25 °с, загальної мінералізації не більш 1500 мг/л із сухим залишком хлоридів, сульфатів і сірководнів і змістом механічних домішок 0,01 % по вазі. існує 57 типорозмірів заглиблювальних електронасосів ецв для скважен діаметром 4, 5, 6, 8, 10, 12, 14, 16 дюймів. як привід заглибних насосів ецв застосовуються водозаповненні електродвигуни педв. при спрацюванні зовнішніх поверхонь втулок підшипників вала ротора на величину, що перевищує допустиму, працездатність сполучення «втулка підшипника вала – гумометалевий підшипник щита» відновлюють способом ремонтних розмірів. нами зроблений аналіз спрацювання внутрішнього діаметра радіальних підшипників електродвигунів педв 2,8-140, пэдв 4,5 140 з наступною математичною обробкою результатів вимірювання. гістограма розподілу максимальних значень внутрішнього діаметра зображена на рисунку 1. отримано рівняння вейбулла, що апроксимує дослідний розподіл: )],125,10125,0exp(1[1,105exp1)(                          e b ax kxf (1) рис. 1 – гістограма розподілу, теоретична функція розподілу і функція щільності розподілу вибірки максимальних значень внутрішнього діаметра радіальних підшипників: d – внутрішній діаметр, мм; m – частота; f(u) – функція розподілу математичне чекання для розподілу вейбулла складає 35,66 мм, а гранично допустимий розмір по технічних вимогах 35,25 мм. підставляємо ці значення в рівняння (1) одержимо: 12,0)125( f . тобто, менш 12 % підшипників задовольняє технічним вимогам по внутрішньому діаметру. зовнішня поверхня гумометалевого підшипника практично не зношується. забезпечення первісного зазору в зазначеному сполученні одержується за рахунок зменшення зовнішнього діаметру втулок вала і виготовлення гумометалевих підшипників ремонтних розмірів зі до питання відновлення підшипників ковзання заглиблювальних електронасосів полімерними композиційними матеріалами проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 61 зменшеними внутрішніми діаметрами. при цьому цілком відновлюється працездатність сполучення, тому що обробка під ремонтні розміри здійснюється з тими ж допусками, з якими виготовляються нові деталі. розміри ремонтних втулок роторів представлені в табл. 1. таблиця 1 розміри ремонтних втулок діаметр втулки, мм тип електродвигуна номінальний 1 ремонт 2 ремонт 3 ремонт педв-140 35 15,0 20,0   34,5 15,0 20,0   34 15,0 20,0   33,5 15,0 20,0   втулки підшипників вала ротора, які мають тріщини або спрацювання, величина яких обумовлює неможливість перешліфовки на ремонтні розміри, видаляють, після чого запресовують нові втулки й обробляють шліфуванням до номінального розміру. для забезпечення легкості зняття втулок їх попередньо проточують на токарному верстаті до ослаблення посадки, або нагрівають до температури 300 ... 400 °с с використанням індукційного нагрівання. нові втулки виготовляють зі сталі 40х13 з припуском по зовнішньому діаметрі в межах 0,25 ... 0,3 мм під шліфування. виготовлені втулки піддають термічній обробці до твердості нrс 38 ... 42. при спрацюванні посадочного місця в підшипниковому щиті під втулку його розмір відновлюють нанесенням на поверхню еластоміру ген-150 (в). застосування еластоміру забезпечує демпфірування коливань вала ротора, що зменшує вібрацію. для ремонтних підприємств нами пропонуються два варіанти відновлення і виготовлення радіальних підшипників ковзання електродвигунів і насосів. по першому варіанту на очищену від гуми поверхню металевої втулки обпресовують полімерну антифрикційну композицію на основі резольної фенолоформальдегідної смоли [5] антифрикційна композиція складається з колоїдного графіту, дисульфіду молібдену, порошкового поліаміду і подрібненого скловолокну. мала усадка (0,1 %) полімерної композиції дозволяє забезпечити необхідну точність внутрішнього діаметру без наступної механічної обробки. по другому варіанту технологія передбачає виготовлення двошарового полімерного радіального підшипника (рис. 2) [6 8]. рис. 2 – схема пресформи: 1 – пуансон; 2 – матриця; 3 – знак; 4 – нагрівач матриці; 5 – фторопластовий шар; 6 – миліамперметр; 7 – термопара; 8 – нагрівач; 9 – полімерний матеріал аг-4в; 10 – втулка перший робочий шар – 5 виготовляється з антифрикційної композиції на основі фторопласту (фторопласт – ф4, вуглецеве волокно, порошкова мідь і ін.), а другий шар – 9, що замінює металеву втулку виготовляється з міцного конструкційного полімерного матеріалу аг-4в. температура пресування аг4в (150 ... 160 °с) і тиск (35 ... 40 мпа) не впливають на властивості і геометричні розміри фторопластової композиції. забезпечується висока адгезійна міцність шляхом механічного заклинювання конструкційного полімерного матеріалу аг-4в и композиції на основі фторопласту. до питання відновлення підшипників ковзання заглиблювальних електронасосів полімерними композиційними матеріалами проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 62 ремонтні розміри двохшарового підшипника ковзання забезпечуються наступною механічною обробкою. висновки на основі досліджень ремонтному виробництву запропановані ремонтні розміри радіальних підшипників ковзання. технологія виготовлення двошарового антифрикційного підшипника ковзання забезпечить високу адгезійну міцність фторопластової композиції з основою, що дасть можливість використати його при роботі в агресивних середовищах в умовах підвищеної вібрації і температури. література 1. белый в.а. металополимерные материалы и изделия / в.а. белый, н.и. егоренков, л.с. корецкая, а.м. красовский и др. – м.: химия, 1983. – с. 119-126. 2. рекомендации по восстановлению изношенных узлов и деталей погружных электродвигателей. м.: госнити, 1987, 68 с. 3. гороховский г.а. приминение полимеров для повышения противозадирных свойств стальных повехностей. – в кн. трение, смазка и износ деталей машин. к., с.99-107 (труди кигвф, вып. 2). 4. диха о.в./ вузли тертя машин. розрахунки на зносостійкість: навч. посіб. / о.в диха хмельницький: хну, 2013.147 с. 5. воронков б.д. подшипники сухого трения – 2-е изд. перераб. и доп. – л.: машиностроение. ленингр. отд-ние, 1979. – 224 с. 6. а.с. №1213661 ссср. антифрикционная композиция / в.п. дудчак, и.в. коляско, ю.н. петров, в.л. билай, а.м. сандик. – изобретение, 1985 г. 7. дудчак в.п., остапенко р.м., дудчак т.в. «антифрикційна полімерна композиція» патент на корисну модель № 82869. бюл. № 16 від 27.08.2013. 8. дудчак в.п., остапенко р.м., дудчак т.в. «спосіб одержання пористої антифрикційної композиції на основі фторопласту» патент на корисну модель № 82868. бюл №16 від 27.08.2013. 9. дудчак в.п. патент україни 61232а «спосіб виготовлення двошарового антифрикційного підшипника ковзання” опуб. 17.11.2003 бюл. №11. поступила в редакцію 13.02.2017 dudchak t.v., dudchak v.p., vilchynska d.v., ostapenko r.m. the question sliding embedding elektronasov polymer composites restoration of bearings. the results of researches of wearproofness of radial slidewaies of down-pumps are given, technology is developed them восстановлени., the most characteristic refuses of down-pumps are certain, the production the repair sizes of the radial bearings are offered to. key words: radial bearings, pump, recovery. references 1. belyy v.a. metalopolimernye materialy i izdeliya / v.a. belyy, n.i. egorenkov, l.s. koretskaya, a.m. krasovskiy i dr. m.: khimiya, 1983, s.119-126. 2. rekomendatsii po vosstanovleniyu iznoshennykh uzlov i detaley pogruzhnykh elektrodvigateley. m.: gosniti, 1987, 68 s. 3. gorokhovskiy g.a. priminenie polimerov dlya povysheniya protivozadirnykh svoystv stal'nykh povekhnostey. v kn. trenie, smazka i iznos detaley mashin. k., s.99-107 (trudi kigvf, vyp. 2) 4. dykha o.v./ vuzli tertya mashin. rozrakhunki na znosostіykіst': navch. posіb. / o.v dykha khmel'nits'kiy: khnu, 2013. 147 s. 5. voronkov b.d. podshipniki sukhogo treniya – 2-e izd. pererab. i dop. l.: mashinostroenie. leningr. otd-nie, 1979. 224 s. 6. a.s. №1213661 sssr. antifriktsionnaya kompozitsiya. dudchak v.p., kolyasko i.v., petrov yu.n., bilay v.l., sandik a.m. izobretenie. 1985 g. 7. dudchak v.p., ostapenko r.m., dudchak t.v. «antifriktsіyna polіmerna kompozitsіya» patent na korisnu model' № 82869. byul. № 16 vіd 27.08.2013. 8. dudchak v.p., , ostapenko r.m., dudchak t.v. «sposіb oderzhannya poristoї antifriktsіynoї kompozitsії na osnovі ftoroplastu» patent na korisnu model' № 82868. byul №16 vіd 27.08.2013. 9. dudchak v.p. patent ukraїni 61232a «sposіb vigotovlennya dvosharovogo antifriktsіynogo pіdshipnika kovzannya” opub. 17.11.2003 byul.№11. підвищення зносостійкості та довговічності підшипників кочення іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 15 каплун п.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: kaplunpavel@gmail.com підвищення зносостійкості та довговічності підшипників кочення іонним азотуванням удк:621.726 в статі наведені результати експериментальних досліджень зносостійкості та довговічності кулькових підшипників кочення з сталі шх15 в мастилі при навантаженнях на кульку 150 н після іонного азотування в безводневих середовищах за різними технологічними режимами. на основі планування експериментів одержано математична залежність впливу технологічних параметрів процесу азотування на зношування і довговічність підшипників кочення. визначено оптимальний режим азотування за критерієм максимальної зносостійкості і довговічності підшипників. ключові слова: підшипник кочення, кулька, іонне азотування, зношування, довговічність. вступ підвищення зносостійкості і довговічності підшипників кочення є важливою задачею машинобудування. найбільш поширена причина відмов підшипникових вузлів загального призначення, що працюють в автомобілях, тракторах, насосах, редукторах, станках, під’ємно-транспортному обладнанні – втомне руйнування [1, 2]. поряд з цим не менш важливими є процеси зношування, що відбуваються в підшипниках кочення. величина зносу доріжок і тіл кочення в процесі експлуатації безпосередньо впливають на довговічність підшипників кочення. при експлуатації важко навантажених підшипників кочення в місцях контакту кульок з кільцями на доріжці кочення діють великі контактні напруження, що приводять до виникнення пластичних деформацій на поверхні, зміни мікротвердості і утворення наклепу в поверхневих шарах матеріалу. це негативно впливає на довговічність підшипників кочення. як показує аналіз досліджень [3, 4], чим нижчі фізико-механічні властивості поверхневих шарів доріжок кочення у вихідному стані, тим швидше відбувається процес пластичного деформування (вичерпується запас пластичності) і більшою є швидкість зміцнення, раніше завершуються структурні перетворення і наступає межа насичення. ця межа визначається мікротвердістю поверхні. тому мікротвердість поверхні доріжки кочення рекомендують використовувати як деформаційний критерій руйнування металу поверхневих шарів кілець підшипників кочення і за його допомогою оцінювати довговічність останніх, не проводячи довгих ресурсних випробувань [3]. під дією циклічного навантаження в структурі матеріалу виникають мікропластичні деформації, при вичерпані яких утворюються мікротріщини. вони зростають зі збільшенням кількості циклів навантаження і приводять до руйнування поверхні кочення. стримування пластичних деформацій на доріжці кочення можна досягти збільшенням твердості матеріалу [5]. проте слід враховувати, що зі збільшенням твердості матеріалу підвищується його крихкість і перевищення певних меж твердості на доріжці кочення приводить до зниження контактної витривалості матеріалу. одним із перспективних напрямків підвищення зносостійкості і довговічності підшипників кочення є зміцнення поверхні матеріалу нанесенням дифузійних покриттів методами хіміко-термічної обробки і, зокрема, методом іонного азотування в безводневих середовищах. даний метод забезпечує утворення на поверхні дифузійних шарів різної твердості та різного фазового складу і виключає шкідливий вплив водню на міцність матеріалу [6]. методика досліджень проводилися експериментальні дослідження зносостійкості і довговічності кулькових упорних підшипників кочення серії 8205 (сталь шх15) в мастилі і-20 на спеціальному стенді при навантаженні на кульку 150 н (максимальні контактні напруження 3180 мпа). кільця підшипників азотувалися в плазмі тліючого розряду в безводневих середовищах (сумішах азоту з аргоном) за різними технологічними режимами технологічні параметри процесу азотування змінювалися в широких межах (температура азотування т = 480 – 600 °с; тиск в вакуумній камері р = 80 – 400 па; час дифузійного насичення  = 20 – 240 хв; вміст аргону в суміші з азотом ar = 0 – 76 %). в процесі досліджень вимірювалися знос та мікротвердість на доріжці кочення. для скорочення кількості експериментів при дослідженні впливу зазначених вище технологічних параметрів на зносостійкість і довговічність підшипників було застосовано метод планування експериментів – 4-х факторний план другого порядку хартлі [7], відповідно до якого азотування проводилося за 17 режимами (табл. 1). при цьому математична залежність зносостійкості підшипників від технологічних параметрів процесу азотування описується рівнянням регресії , яке має вид:  2444 2 333 2 222 2 111443322110)( xxxxxxxxx підвищення зносостійкості та довговічності підшипників кочення іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 16 433442243223411431132112 xxxxxxxxxxxx  , (1) де )( x – функція відклику (вихідна змінна); ijiii  ,,,0 – коефіцієнти рівняння регресії; ji xx , – незалежні змінні величини (фактори). величина зносу в підшипниках кочення являє собою суму пластичної деформації поверхні матеріалу від контактного навантаження на кульку і зношування від проковзування кульок. дослідженнями [8] встановлено, що в упорних кулькових підшипниках серії 8205 при навантаженні на кульку 150 н і коловій швидкості рухомого кільця 1,2 м/с коефіцієнт проковзування складає 0,036, а швидкість проковзування 0,054 м/с. довговічність підшипників визначалася по кількості циклів навантаження до початку викришування на доріжці кочення за формулою (2): ,zntn  (2) де t – час випробувань в хв.; n – частота обертання підшипника; z – кількість кульок в підшипнику. результати досліджень дослідження показали (табл. 1), що інтенсивність зношування підшипників після різних режимів азотування змінювалася в широких межах від 6,52·10-11 до 22,29·10-11. при цьому мікротвердість, товщина та фазовий склад азотованих шарів теж змінювалися в широких межах. в залежності від їх величини та співвідношення ми одержували різну довговічність підшипників, що змінювалася від 22,5·106 до 29,9·106 циклів. це свідчить про те, що властивості азотованого шару можна оптимізувати для одержання максимальної зносостійкості і довговічності підшипників кочення. таблиця 1 вплив технологічних режимів іонного азотування на товщину hп і мікротвердість н100 азотованого шару сталі шх15 та інтенсивність зношування упорних підшипників в мастилі при навантаженні на кульку 150 н значення факторів режиму азотування № р еж им у аз от ув ан ня т, °с р, па τ, хв. об. % ar hп, мкм н100, мпа інтенсивність зносу, і · 10-11 довговічність n · 106 1 570 320 185 57 317 8248 9,080 28,48 2 510 320 185 57 230 7828 14,424 25,49 3 570 160 185 19 306 9110 8,564 28,77 4 510 160 185 19 218 7450 17,139 25,02 5 570 320 75 19 248 9105 17,280 24,98 6 510 320 75 19 162 7970 22,291 22,60 7 570 160 75 57 216 8660 10,788 27,95 8 510 160 75 57 171 7115 19,697 23,85 9 480 240 130 38 158 6680 16,959 25,11 10 600 240 130 38 312 9060 6,525 29,90 11 540 80 130 38 188 7440 14,013 26,46 12 540 400 130 38 280 9190 16,966 25,10 13 540 240 20 38 120 8249 14,875 26,06 14 540 240 240 38 300 8591 11,377 27,67 15 540 240 130 0 277 8374 22,098 22,74 16 540 240 130 76 233 7902 16,456 25,34 17 540 240 130 38 276 8780 11,887 27,44 на основі експериментальних даних одержана емпірична залежність (3) інтенсивності зношування упорних підшипників кочення із сталі шх15 від технологічних параметрів процесу іонного азотування. підвищення зносостійкості та довговічності підшипників кочення іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 17  24 2 3 2 2 2 14321 5,78,36,614,03,50,58,18,216( xxxxxxxxі 11 434232413121 10)9,19,117,75,03,51,6  xxxxxxxxxxxx , (3) де   60 540 1   t x ;   160 240 2   p x ;   110 130 31  x ;   38 38ar 4  x . використовуючи рівняння (3), на рис. 1 наведені залежності інтенсивності зношування упорних підшипників кочення в залежності від технологічних параметрів процесу іонного азотування з якого видно, що технологічні параметри мають великий вплив на інтенсивність зношування, змінюючи її в широких межах. це дозволяє оптимізувати процес дифузійного насичення за критерієм максимальної зносостійкості і довговічності підшипників. визначено оптимальний режим іонного азотування (т = 600 °с; р = 200 па;  = 240 хв.; середовище 43 % n2 + 57 % аr), що забезпечив мінімальну інтенсивність зношування і = 3,45 · 10-11 та найвищу довговічність 31,4 · 106 циклів. рис. 1 – залежність інтенсивності зношування сталі шх15 в мастилі і-20 від технологічних параметрів іонного азотування в безводневому середовищі при навантаженні на кульку 150 н на основі проведених нами фактографічних досліджень встановлено, що руйнування поверхні кочення зразків з покриттями при їх багатоцикловому випробуванні на тертя кочення з проковзуванням відбувається викришення і відшарування частинок матеріалу поверхневого шару. в результаті утворюють раковини глибиною від 150 до 160 мкм (рис. 2). підвищення зносостійкості та довговічності підшипників кочення іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 18 × 75 × 150 а б рис. 2 – характер зношування азотованої за режимом 1 (табл.. 1) сталі шх15 після випробувань на тертя кочення при навантаженні на кульку 150 н: а – доріжка кочення; б – поперечний переріз у зв’язку з цим поверхня кочення швидко руйнується і стає непридатною до подальшої експлуатації (катастрофічне руйнування). під дією великих навантажень величина зносу від пластичної деформації є переважаючою в сумарному зношуванні при коченні з проковзуванням. руйнування доріжки кочення відбувається у результаті втоми поверхневих шарів композиції “покриття-основа” під дією циклічного навантажень з великою частотою. процес зношування при багатоцикловому навантаженні в процесі кочення поділяється на три стадії: 1 – припрацювання; 2 – накопичення пошкоджень; 3 – руйнування. в азотованих шарах загартованої сталі шх15 у початковий період (до 0,01·106 циклів, стадія припрацювання) відбувається перебудова структури поверхні азотованого шару, що приводить до часткового (до 15 %) пониження твердості. при подальшому циклічному навантаженні відбувається ущільнення структури поверхневого шару і підвищення його мікротвердості до максимального значення (стадія накопичення пошкоджень), що на 10 15 % перевищує мікротвердість поверхні до початку випробувань. така мікротвердість зберігається на протязі значної кількості циклів навантаження. на стадії руйнування мікротвердість на доріжці кочення значно знижується (табл. 2). таблиця 2 кінетика зношування сталі шх15 без термообробки та з різними покриттями при випробуваннях на тертя кочення (навантаженні на кульку 150 н) сталь без термообробки сталь азотована режим 2 сталь азотована режим 1 + оксидування 30 хв. № п /п кількість циклів, n· 106 знос u, мкм мікротвердість доріжки кочення н100, мпа знос u, мкм мікротвердість доріжки кочення н100, мпа знос u, мкм мікротвердість доріжки кочення н100, мпа 1 0 0 3440 0 7860 0 6140 2 0,01 17 3350 10 6500 9 5100 3 0,05 22 3240 15 7580 13 6500 4 0,1 30 3450 17 7600 15 6200 5 0,2 41 3550 18 7550 16 6600 6 0,3 42 3800 19 7860 17 6900 7 0,4 43 3880 20 8100 19 6850 8 0,5 44 3640 21 8150 20 6860 9 0,6 45 3500 22 8400 21 6870 10 0,7 46 3450 23 8720 21,5 7060 11 0,8 24 7880 22 7500 12 0,9 25 7800 22,5 7050 13 1,0 23 6640 14 1,1 23,5 6530 руйнування, пітинг руйнування, пітинг руйнування, пітинг підвищення зносостійкості та довговічності підшипників кочення іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 19 слід відзначити, що на величину пластичної деформації при дії нормального навантаження великий вплив має твердість основи, на яку опирається азотований шар. при малій твердості основи і великому навантаженні на тіла кочення різко збільшується пластична деформація поверхні кочення, що обумовлює швидке руйнування азотованого шарую. це підтверджується при азотуванні сталей без попередньої термічної обробки. загартовані сталі при азотування одержують високотемпературний відпуск, при якому зменшується твердість серцевини, що приводить до зменшення ефекту від азотування. зокрема, мікротвердість серцевини загартованої сталі шх15 після іонного азотування при температурі 570 °с зменшилася з 7100 мпа до 5900 мпа. це обумовило збільшення пластичної деформації і інтенсивності зношування на доріжці кочення при певних режимах азотування (з малою товщиною та малою твердістю азотованого шару) в порівнянні з загартованою сталлю. зменшення зносу та збільшення довговічності сталі шх15 після оксиазотування (табл. 2) пояснюється тим, що на твердий азотований шар нанесено тонка оксидна плівка меншої твердості, яка сприяла зменшенню контактних напружень за рахунок збільшення площадки контакту [6]. на величину пластичної деформації та на величину і швидкість зміни мікротвердості на поверхні суттєво впливають фізико-механічні характеристики покриття (товщина, мікротвердість, градієнт мікротвердості по глибині та фазовий склад азотованого шару). ці кінетичні показники зменшуються з підвищенням мікротвердості та товщини покриття і зменшенням градієнта твердості по глибині. відомо, що з підвищенням твердості збільшується крихкість. тому для кожного виду покриттів є оптимальне співвідношення твердості і пластичності, при якому не відбувається крихкого руйнування при коченні в конкретних умовах експлуатації. нашими дослідженнями встановлено, що для азотованих дифузійних покриттів при випробуванні в середовищі мастила таке співвідношення досягається при мікротвердості поверхневого шару 7600 7800 мпа і відсутності моношару крихкої  фази. оптимальний технологічний режим азотування, що забезпечив максимальну зносостійкість досліджуваних підшипників кочення, дав такі властивості азотованого шару: мікротвердість поверхні 7800 мпа, товщину 350 мкм, фазовий склад: 28%  -фази + 54 % ' + 18 % fe . висновки таким чином проведені дослідження показали, що іонне азотування в безводневих середовищах суттєво зменшує інтенсивність зношування і в 1,25 рази підвищує довговічність підшипників кочення з сталі шх15 при азотуванні за оптимальним технологічним режимом в порівнянні з традиційною технологією їх виготовлення. для забезпечення більшої довговічності підшипників кочення необхідно щоб азотований шар мав велику товщину, оптимальний фазовий склад та лягав на основу великої твердості. література 1. галахов м.а. расчет подшипниковых узлов / м.а галахов, а.н. бурмистров // м.: машиностроение, 1988. – 272 с. 2. спришевский а.и. подшипники качения // м.: машиностроение, 1968. – 632 с. 3. зайцев о.в. структурно-кинетические закономерности микропластических деформаций приповерхностных слоев деталей подшипников качения в условиях изнашивания. // "трение и износ". – 1986. – №3. – с. 414-421. 4. трощенко в.т. усталость и не упругость металлов. – к.: наукова думка, 1971. – 268 с. 5. трубин г.к. контактная усталость материалов для зубчатых колес / госнаучтехиздат машиностроительной литературы. – москва. – 1962. – 403 с. 6. каплун в.г. ионное азотирование в безводородных средах / в.г. каплун п.в. каплун // хмельницький, хну. – 2015. – 344 с. 7. красовский г.и. планирование эксперимента // минск: изд. бгу, 1982. – 302 с. 8. каплун п.в. швидкості проковзування в упорних підшипниках кочення / п. в. каплун, я.т. кіницький, а.г. кузьменко // журнал "вісник технологічного університету поділля". – 2001. – №1. – с. 110-115. поступила в редакцію 29.04.2016 підвищення зносостійкості та довговічності підшипників кочення іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 20 kaplun p. v. advance of wear resistance and durability of rolling bearings after ion nitriding. the experimental results of wear resistance and durability of the bearings in oil after the ion nitriding in different modes. the bearings are made of steel shkh15 brand. stress on bearing ball was equal to 150 n. the equations depending on the wear resistance and durability of the bearings on the technological parameters of ion nitriding process. detected the optimal technology mode. keywords: rolling bearings, ion nitriding, resistance and durability of the bearings. references 1. galahov m.a., burmistrov a.n. raschet podshipnikovyih uzlov. m.: mashinostroenie, 1988. 272 s. 2. sprishevskiy a.i. podshipniki kacheniya. m.: mashinostroenie, 1968. 632 s. 3. zaytsev o.v. strukturno-kineticheskie zakonomernosti mikroplasticheskih deformatsiy pripoverhnostnyih sloev detaley podshipnikov kacheniya v usloviyah iznashivaniya. ‟trenie i iznos‟, 1986, 7, №3. s.414-421. 4. troschenko v.t. ustalost i ne uprugost metallov. k.: naukova dumka, 1971, 268 s. 5. trubin g.k. kontaktnaya ustalost materialov dlya zubchatyih koles./gosnauchtehizdat mashinostroitelnoy literaturyi, moskva, 1962, 403s. 6. kaplun v.g., kaplun p.v. ionnoe azotirovanie v bezvodorodnyih sredah. hmelnitskiy hnu. 2015. 344s. 7. krasovskiy g.i. planirovanie eksperimenta. minsk: izd. bgu, 1982, 302 s. 8. kaplun p.v., kіnitskiy ya.t., kuzmenko a.g. shvidkostі prokovzuvannya v upornih pіdshipnikah kochennya. jurnal ‟vіsnik tehnologіchnogo unіversitetu podіllya‟. 2001, №1. s.110-115. порушення цілісності номінально-нерухомого контакту при тепловому розширенні проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 58 слащук в. о., заспа ю. п. хмельницький національний університет,, м. хмельницький, україна e-mail: slashchuk_viktor@ukr.net порушення цілісності номінальнонерухомого контакту при тепловому розширенні удк 621:62-2:531.4:534.1:534.4:536.3 в роботі досліджений процес теплового зриву посадки теплопроводу. акустично емісійним методом виявлено наявність мікрозривів, що передують безпосереднім зривам. визначені частоти коливань кріплення під час порушення цілісності номінально-нерухомого контакту. встановлено, що частота коливань опори відрізняється від змодельованих для окремих мод коливань, що свідчить про гібридний характер коливань. важливим чинником такої різниці є в’язка компонента тертя між трубою теплопроводу та його кріпленнями. ключові слова: зрив посадки, акустична емісія, частота коливань, моделювання. вступ однією із основних задач трибології є дослідження реального процесу тертя та чинників, які на нього впливають. характерною особливістю сухого тертя є наявність граничної сили зсуву, перевищення якої веде до зриву посадки, що вкрай небажано при роботі технічних систем [1, 2]. ця проблема актуальна зокрема при експлуатації теплопроводів [3]. в процесі нагрівання метал розширюється, що призводить до «ковзання» труби теплопроводу по його кріпленнях. коли труба розширюється то відгинає опори на які посаджена. при перевищені можливого відхилення опори відбувається зрив посадкового контакту [4]. динаміка такого зриву на сьогодні недостатньо досліджена. квазістатичність та практична відсутність сторонніх шумів дає можливість використати в цій задачі акустично-емісійний метод дослідження [5, 6, 7], що дозволяє проводити аналіз динамічної контактної взаємодії в реальному масштабі часу. перевагами такого методу також є відсутність контакту з елементами, що потребують дослідження, висока точність результатів при відсутності механічних елементів приводу. метою роботи є встановлення фізичних механізмів порушення цілісності номінальнонерухомого контакту при тепловому зриві. результати досліджень для дослідження була обрана ділянка теплопроводу довжиною 3 метри. теплопровід складався з труби діаметром 50 мм. через кожні 1,5 м в стіну були вбиті опори циліндричної форми діаметром 9 мм. на рис. 1 показана ділянка теплопроводу. рис. 1 – схема теплопроводу: 1 – труба; 2 – опори квазістатичний та тепловий характер приводу дозволяє за допомогою акустично-емісійного методу зареєструвати мікрозриви на окремих локальних плямх контакту, які передують локальному зриву. в ході експерименту був виявлений відносно тривалий етап мікрозривів посадки на плямах реального дотику, що передує кожному зриву. цей етап характеризується відносно низьким рівнем акустичної емісії. його тривалість в на два порядки перевищує тривалість зриву. як було встановлено етап мікрозривів складається з множини процесів поступового зменшення міцності та закінчується розривом контакту, що має ударний характер. на рис. 2 показано загальний вигляд акустограми досліджуваного процесу. порушення цілісності номінально-нерухомого контакту при тепловому розширенні проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 59 рис. 2 – акустограма: зона 1 – етап мікрозривів; зона 2 – зрив; зона 3 – акустичні контактно-наведені коливання теплопроводу при збільшені масштабу видно, що тривалість етапу мікрозривів становить в середньому 2,5  10-2 с, а глобального зриву 1  10-4 с. тобто, безпосередній зрив займає менше одного відсотка від процесу зриву контакту. на рис. 3 показаний момент зриву при більшому масштабі. рис. 3 – акустограма із збільшеним масштабом: зона 1 – етап мікрозривів; зона 2 – зрив; зона 3 – акустичні контактно-наведені коливання теплопроводу спеціально слід відмітити значну асиметрію етапів навантаження та релаксації. швидкість квазістатичного навантаження, як слідує з рисунку 4, складає порядку 10-5 м/с (відношення оціночної амплітуди деформації опори δx 10-5 м до часу навантаження δτload порядку  1 с), в той час як швидкість релаксації  10-1 м/с. це ілюструє специфіку порушення цілісності номінально-нерухомого контакту в процесі швидкого в’язкопластичного зриву після перевищення граничної сили зсуву. результати експерименту свідчать про суттєво нестаціонарний характер сухого тертя в умовах нарощування сили зсуву. перехід від часткового до глобального контактного проковзування супроводжується процесами ударного характеру напруженої опори по теплопроводу. наявність такого удару свідчить про недостатню демпфуючу здатність сухого тертя, а також неадекватність апріорного обмеження форми руху елементів номінально-нерухомого з’єднання в момент порушення цілісності при тепловому зриві. порушення цілісності номінально-нерухомого контакту при тепловому розширенні проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 60 рис. 4 – акустограма з серією зривів після зриву опора починає коливатись з частотою 6460 гц, що можна побачити на спектрограмі (рис. 5). рис. 5 – спектрограма зриву була проведена симуляція коливань опри теплопроводу в системі аналізу конструкцій solidworks simulation. частоти коливань отримані при симуляції відрізняються від отриманих при дослідженні. на рис. 6 показані форми коливання опори. а б рис. 6 – форми коливань опори теплопроводу а – перша форма коливання; б – друга форма коливань порушення цілісності номінально-нерухомого контакту при тепловому розширенні проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 61 частоти коливань симуляції та експериментальних даних наведені в табл. 1. таблиця 1 частоти коливань перша форма, гц друга форма, гц експеримент, гц 2217,8 12924 6460 отримані в ході експерименту дані відрізняються від змодельованих в solidworks simulation, тому що система аналізу не враховує поєднання форм коливання опори. тобто в реальних умовах (не симуляція) опора починає коливатися в гібридній формі, яка поєднує в собі форму згину та форму кручення. на цю гібридну форму коливань впливає багато чинників [8] і їх неможливо адекватно врахувати при моделюванні. серед цих чинників одним із основних є в’язкість контактного шару, яка суттєво залежить від температури та реального тиску на плямах контакту. виходячи з частоти другої форми коливання опори, середня в’язкість контактного шару на етапі релаксації оцінюється величиною порядку 106 пас, що близько до динамічної в’язкості фрикційного контакту, отриманої методом згасаючих коливань в роботі 9. висновки встановлено, що в процесі теплового зриву порушення контакту проходить в два етапи: етап мікрозривів, глобальний зрив. тривалість першого етапу на 2 порядки величини перевищує тривалість другого. виявлена різниця в частотах коливань форми опори та змодельованих форм, ця різниця пояснюється гібридним характером коливань та впливом динамічної в’язкості граничного контактного шару на частоти коливань опори. література 1. артамонов є. б. моделювання систем визначення місця пошкодження теплопроводу // математичні машини і системи. – 2013. – № 3. – с. 156-161. 2. малявіна о. м. статистичне моделювання показників надійності теплопроводів і трубопроводів гарячого водопостачання теплових мереж // энергосбережение • энергетика • энергоаудит. – 2010, №12 (82). – с. 48 54. 3. копсов а. я. численое моделирование собственных колебаний трубопроводов тэс и аэс / а. я. копсов, ю. в. коломцев, с. я. красновський, л. б. маслов, в. и. шапин, и. а. белов // «весник игэу». – 2005, вып. 1. – с. 1-5. 4. дацишин о. п. розрахункові моделі механіки руйнування для оцінювання довговічності твердих тіл при їх циклічній контактній взаємодії: автореферат дис. д. т. наук : 01.02.04 / дацишин о. п., нан україни. – львів, 2007. – с. 3-5. 5. німченко т. в. застосування акустичної емісії як одного з засобів технічного захисту // вісник нту “хпі” 2015. – №21(1130). – с. 50-56. 6. чернявський в. м. результати застосування методу акустичної емісії для діагностування стану зразків овт в експлуатації / в. м. чернявський, р.м. джус, с.в. степанов // системи озброєння і військова техніка. – 2011, № 4(28). – с. 105-108. 7. попович о. в. аналіз акустичних методів ідентифікації та визначення параметрів дефектів металоконструкцій / о. в. попович, м. о. карпаш // розвідка та розробка нафтових і газових родовищ. – 2014. – № 2(51). – с. 141-148. 8. басюк б. и. теория феномена рийке в системе с сосредоточенными параметрами / б. и. басюк, в. в. голуценко // акустичний вісник. – 2010. – том №13 – № 3. – с. 3-8. 9. костогриз с. г. визначення динамічної в’язкості номінально нерухомого фрикційного контакту при вібронавантаженні / с. г. костогриз, ю. і. шалапко, в. о. слащук, о. о. слащук // проблеми трибології . – 2015. – № 4. – с. 27-31. поступила в редакцію 17.06.2016 порушення цілісності номінально-нерухомого контакту при тепловому розширенні проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 62 slashchuk v.o. zaspa yu.p. violation of integrity nominally-fixed contact the by thermal breakdown. abstract in this work the process of thermal breakdown landing thermal conductivity. by the acoustic-emission method revealed the presence of micro disruption prior direct disruption. defined oscillation frequency when mounting violations of integrity nominally-fixed contact. established that the oscillation frequency of support differs from the simulated fluctuations for certain events, indicating that the hybrid nature of the oscillations. an important factor in this difference is the viscous component of the friction between the pipe thermal conductivity and its attachments. keywords: loss of contact, acoustic emission, oscillation frequency, modeling. references 1. artamonov ie. b. modeliuvannia system vyznachennia mistsia poshkodzhennia teploprovodu. matematychni mashyny i systemy, 2013, № 3. s. 156-161. 2. maliavina o. m. statystychne modeliuvannia pokaznykiv nadiinosti teploprovodiv i truboprovo-div hariachoho vodopostachannia teplovykh merezh. эnerhosberezhenye • эnerhetyka • эnerhoaudyt, 2010, №12 (82). s. 48 – 54. 3. kopsov a. ia. chyslenoe modelyrovanye sobstvennыkh kolebanyi truboprovodov tэs y aэs / a. ia. kopsov, iu. v. kolomtsev, s. ia. krasnovskyi, l. b. maslov, v. y. shapyn, y. a. belov. «vesnyk yhэu», 2005, №. 1. s. 1-5. 4. datsyshyn o. p. rozrakhunkovi modeli mekhaniky ruinuvannia dlia otsiniuvannia dovhovichnosti tver-dykh til pry yikh tsyklichnii kontaktnii vzaiemodii: avtoreferat dys. d. t. nauk : 01.02.04., nan ukrainy – lviv, 2007. s. 3-5. 5. nimchenko t. v. zastosuvannia akustychnoi emisii yak odnoho z zasobiv tekhnichnoho zakhystu. visnyk ntu “khpi” 2015. №21(1130). s. 50-56. 6. cherniavskyi v. m. rezultaty zastosuvannia metodu akustychnoi emisii dlia diahnostuvannia stanu zrazkiv ovt v ekspluatatsii. v. m. cherniavskyi, r.m. dzhus, s.v. stepanov. systemy ozbroiennia i viiskova tekhnika, 2011, № 4(28) s. 105-108. 7. popovych o. v. analiz akustychnykh metodiv identyfikatsii ta vyznachennia parametriv defektiv metalokonstruktsii. o. v. popovych, m. o. karpash. rozvidka ta rozrobka naftovykh i hazovykh rodovyshch, 2014, № 2(51). s. 141-148. 8. basiuk b. y. teoryia fenomena ryike v systeme s sosredotochennыmy parametramy. b. y. basiuk, v. v. holutsenko. akustychnyi visnyk. 2010. tom №13. n 3. s. 3-8. 9. kostohryz s. h. vyznachennia dynamichnoi v’iazkosti nominalno nerukhomoho fryktsiinoho kontaktu pry vibronavantazhenni. s. h. kostohryz, iu. i. shalapko, v. o. slashchuk, o. o. slashchuk. problemy trybolohii. 2015, № 4. s. 27-31. аналіз трибологічних властивостей та перспективні дослідження неметалевих підшипників ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 32 диха о.в., вельбой в.п., дитинюк в.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, e-mail: tribosenator@gmail.com аналіз трибологічних властивостей та перспективні дослідження неметалевих підшипників ковзання удк 621.891: 622.620 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-32-35 для виготовлення опор ковзання технологічних і транспортних машин найбільше розповсюдження отримали підшипники з металевих антифрикційних матеріалів. практика експлуатації підшипників з металевих сплавів показує, що вони мають високу зносостійкість лише за умов граничного або рідинного змащування. змащування обладнання харчової, текстильної, паперової, фармацевтичної та хімічної галузей виробництва ускладнено через негативний вплив мастила на якість готової продукції. працездатність вузлів тертя таких механізмів забезпечується застосуванням неметалевих підшипників ковзання, які здатні працювати за умови сухого тертя, наявності агресивного середовища. з урахуванням економічних та екологічних чинників перспективним напрямком дослідження антифрикційних матеріалів слід вважати розробку і дослідження трибо логічних властивостей таких матеріалів на основі природної деревини. в результаті аналізу матеріалів і технології деревно-полімерних композицій показано, що дослідження спрямовані тільки на вивчення впливу синтетичного наповнювача та інших добавок на трибо технічні характеристики підшипників ковзання. перспективними для покращення трибо технічних властивостей деревнополімерних композицій для підшипників ковзання є пошук дешевих природних матеріалів, які за властивостями позитивно відрізняються від подрібнених відходів деревообробки. ключові слова: підшипники ковзання, змащування, трибологічні властивості, дерево-полімерні композиції. практика експлуатації підшипників ковзання у вигляді втулок і вкладишів з антифрикційних металевих сплавів показує, що металеві підшипники мають тривалу зносостійкість лише за умови граничного або рідинного змащування. в іншому разі такі підшипники інтенсивно нагріваються, відбувається заклинення вала і працездатність рухомого з’єднання втрачається. змащування вузлів тертя багатьох машин, зокрема механізмів технологічного обладнання харчової, текстильної, паперової, фармацевтичної, хімічної та інших галузей виробництва не припустимо через негативний вплив мастила на якість готової продукції. тривала працездатність вузлів тертя таких механізмів зазвичай забезпечується застосуванням неметалевих підшипників ковзання, які здатні працювати за умови сухого тертя, наявності агресивного середовища, наднизьких температур тощо. за матеріальною основою та технологією виготовлення неметалеві підшипники можна поділити на три види – пластмасові, металополімерні та деревопластикові. матеріальною основою пластмасових підшипників є відповідні термореактивні та термопластичні полімерні матеріали, які в основному визначають і обмежують їх експлуатаційні можливості. так, наприклад, підшипники з текстоліту на основі формальдегідної смоли здатні працювати за температури не більше 80 ос, а при змащуванні водою коефіцієнт тертя складає 0,01 … 0,005, допускають навантаження р = 30 … 35 мпа, pv = 20 … 25 мпа∙м/с. спільним недоліком більшості пластмасових підшипників, зокрема поліамідних та капронових, є низька теплопровідність, значна пружна деформація, обмеження температурним інтервалом роботи 80 … 100 ос. такі підшипники виготовляють у вигляді металевих вкладишів, облицьованих тонким шаром відповідної пластмаси шляхом вихрового розпилення. однак плівки напиленої пластмаси навіть при незначному перегріванні оплавляються, з часом старіють та руйнуються. металополімерні підшипники являють собою сталеву суцільну або розрізну втулку, покриту тонким шаром пористого антифрикційного сплаву, пори якого заповнені полімером, здатним тривало працювати в трибо спряженні без змащування. відомий [1] металофторопластовий матеріал (гост 1050-88) складається з трьох шарів: основи з мало вуглецевої сталі товщиною 0,75…2,3 мм, покритої шаром міді або латуні; порошкового пористого шару сферичних гранул бронзи, припечених до сталевої смуги; шару суспензії фторопласту 4дв (75 %) і дисульфіду молібдена (25 %), яка плівкою 0,3 мм покриває гранули бронзи і заповнює пустоти пористого шару бронзи. такий матеріал при малих швидкостях ковзання (0,05 … 0,1 м/с) витримує навантаження до 350 мпа, зберігає працездатність в інтервалі температур від – 200 до +280 ос. за температури понад +120 ос навантажувальна здатність поступово зменшується і при +280 ос не перевищує 170 мпа. залежно від режимів роботи коефіцієнт тертя підшипника з металофторопласту без змащування може бути в межах 0,04 … 0,23. німецький металополімерний матеріал спрелафлон (sf), у якому шар антифрикційного матеріалу складається з фторопласту птфе (37 %), свинцю (50 %) і фенол формальдегідної смоли (13 %) рекомендований для роботи за умо аналіз трибологічних властивостей та перспективні дослідження неметалевих підшипників ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 33 ви сухого тертя. підшипники у вигляді нерознімних або рознімних втулок з металофторопластових смуг шириною 75 і 100 мм виготовляють штампуванням з наступним калібруванням. вартість полімерних матеріалів та складених композицій на їх основі, як й іншої продукції хімічної промисловості, вітчизняне виробництво якої ґрунтується на використанні імпортного природного газу, невпинно зростає. так, наприклад, пропонована єдиним в україні виробником виробів з фторопласту тов «нвп «пластополімер» ціна виробів з фторопласту сягає від 500 грн/кг. так само значно подорожчали кольорові метали та антифрикційні сплави на їх основі. разом з цим все гострішими стають екологічні питання хімічного та металургійного виробництва. тому з урахуванням економічних та екологічних чинників перспективним напрямками дослідження антифрикційних матеріалів слід вважати розробку і дослідження трибо логічних властивостей і технології виробництва таких матеріалів на основі широко доступної природної деревини. з історичних довідок відомо, що дерев’яні підшипники з твердого і маслянистого бакаутового дерева, встановлені у вузлах тертя турбін американської гідроелектростанції, побудованої біля міста коновінго (штат меріленд). такі ж підшипники були встановлені в механізмі корабельного гвинта американського підводного човна ss-383, який брав участь у другій світовій війни. на підводному човні проекту 636 «варшавянка» головний вал обертався в підшипниках з бакаута. природне змащування, яке виділяється цим деревом, забезпечує надійну роботу вузлів тертя більше семи років. огляд літературних джерел [2…8] показує, що і в сучасному машинобудуванні для виготовлення підшипників ковзання також використовують антифрикційні матеріали на основі деревини. так, наприклад, підшипниками, виготовленими з пластифікованої деревини комплектуються сільськогосподарські машини відомих виробників neco, john deere та інших зарубіжних фірм [9]. сучасні антифрикційні матеріали на основі деревини за технологією надання їй високих триботехнічних і технологічних властивостей поділяють на пластифіковану деревину (лігнамон), модифіковану деревину та пресовані деревно-полімерні композиції. пластикацію природної деревини здійснюють шляхом тривалої обробки в автоклаві попередньо підготовлених і висушених брусків м’яколистяних та хвойних порід дерева аміаком, який діючи на деревину надає їй пластичність і здатність ущільнюватись при пресуванні, перетворюючи її у новий матеріал – лігнамон з якісно поліпшеними властивостями у порівнянні з вихідною деревиною. проведені рядом авторів дослідження інститутом хімії деревини ан латвії показали, що коефіцієнт тертя при змащуванні лігнамону солідолом рівнозначний коефіцієнту тертя по бабіту. модифікування деревини введенням полімерних наповнювачів ґрунтується на просочуванні брусків дерева полімерними в’яжучими з наступною їх полімеризацію. модифікована деревина поєднує в собі властивості природного (деревина) та синтетичного (наповнювач) полімерів. проникненню наповнювача в природну деревину сприяє її пористо-судинна будова і цей процес легше здійснити для м’яких листяних та хвойних порід (береза, вільха, осика). як наповнювачі при модифікуванні деревини використовують термореактивні смоли. міцність модифікованої берези у порівнянні з натуральною при стисканні вздовж волокон збільшується у 2 рази, а поперек волокон – в 6 разів. наповнення механічно оброблених і висушених до 12 … 16 % вологості заготовки у вигляді втулок розчином смоли певної в’язкості здійснюється на промислових установках, обладнаних ємностями, системами стиснутого повітря або вакуумування. полімеризацію наповнювача здійснюють різними термічним, хімічними, радіаційними та іншими процесами [10]. пресовані деревно-полімерні композиції отримують шляхом просочування дрібних фракцій деревини (подрібненого висушеного шпону, стружки, тирси) в розчинах спіртоі водорозчинних синтетичних смол. ущільнення суміші здійснюють шляхом компресійного пресування під тиском від 39 до 68 мпа за температури відповідно 145 і 165° с та витримці з розрахунку 1 хв/мм товщини пресованого виробу. фізико-механічні властивості пресованої композиції залежать від розмірів, форми і вологості частинок деревини, виду і вмісту полімерної в’яжучої речовини і добавок та технологічних параметрів пресування. встановлено, що чим менше розміри фракцій деревини, тим більше потрібно в’яжучої речовини, оптимальний вміст якої рекомендований в межах 25 … 30 % маси композиції. в результаті аналізу відомостей щодо вихідних матеріалів і технології виготовлення деревнополімерних композицій виявлено, що проведені дослідження в основному спрямовані на вивчення впливу синтетичного в’яжучого наповнювача та інших добавок композиції на трибо технічні характеристики підшипників ковзання. відносно матеріальної основи (деревини) відомо лише використання подрібнених та висушених відходів механічної обробки серцевини стовбурних та гілкових частин листвяних і хвойних порід дерева у вигляді тріски, стружки та тирси. відомо, що мікроструктура деревини волокниста, пориста і утворена з витягнутих веретеноподібних клітин-осередків, стінки яких складаються в основному з целюлози, що є природним лінійним полімером, ниткоподібні ланцюги якого жорстко зв'язані гідрооксидними зв'язками [11]. макроструктура і обумовлені нею фізико-механічні властивості деревини у поперечному, подовжньому і тангенціальному (по хорді) розрізах стовбура значно відрізняються. очевидно, що і складові фракції подрібнених відходів аналіз трибологічних властивостей та перспективні дослідження неметалевих підшипників ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 34 сортової деревини за будовою також неоднорідні та мають різні властивості, які є причиною різного ступеню пористості, теплопровідності та виявленої, зокрема, анізотропії зносостійкості деревнополімерних підшипників ковзання. перспективними в напрямі поліпшення трибо технічних властивостей деревно-полімерних композицій для підшипників ковзання вбачаються пошуки інших широко доступних і дешевих природних матеріалів, які за макроструктурою та властивостями позитивно відрізняються від подрібнених відходів механічної деревообробки. до таких матеріалів передусім належить шкаралупа волоського горіха, яка рекомендована наповнювачем у вигляді подрібненої маси фракціями 2,5 … 5 мм для виробництва легкого артболітбетону на основі цементозольношламовому розчину [12]. дослідження властивостей артболітбетонів з вмістом наповнювача до 73 % за об’ємом у вигляді подрібненої деревинної тріски і фракцій шкаралупи волоського горіха показали, що у порівнянні з деревинною тріскою вміст фракцій шкаралупи в середньому підвищує міцність артболітбетону в 1,75 рази, а водопоглинення зменшується у 2 рази. висновки 1. з урахуванням економічних та екологічних чинників перспективним напрямками дослідження антифрикційних матеріалів слід вважати розробку і дослідження трибо логічних властивостей і технології виробництва таких матеріалів на основі широко доступної природної деревини. 2. в результаті аналізу вихідних матеріалів і технології виготовлення деревно-полімерних композицій виявлено, що дослідження в основному спрямовані на вивчення впливу синтетичного в’яжучого наповнювача та інших добавок композиції на трибо технічні характеристики підшипників ковзання. 3. встановлено, що перспективними для покращення триботехнічних властивостей деревнополімерних композицій для підшипників ковзання є пошук дешевих природних матеріалів, які за макроструктурою та властивостями позитивно відрізняються від подрібнених відходів механічної деревообробки. література 1. анурьев в. и. справочник конструктора-машиностроителя: в 3-х т.: т. 2. – 8-е изд. под ред. и. н. жестковой. – м. : машиностроение, 2001. 2. конструкционные материалы: справочник / б. н. арзамасов, в. а. брострем, н. а. буше и др.; под. общ. ред. б. н. арзамасова. – м. : машиностроение, 1990. 3. вигдорович а. и., сагалаев г. в. применение древопластов в машиностроении. м.: машиностроение, 1982. 4. полимеры в узлах трения машин и приборов: справочник/ е. в. зиновьев, а. и. левин, м. м. бородулин, а. в. чичинадзе. м. : машиностроение, 1988. 5. словарь-справочник по трению, износу и смазке деталей машин. киев: наукова думка, 1979. 6. трение, изнашивание и смазка: справочник. м.: машиностроение, 1979. 7. зайчук н. п. виготовлення дерев’яних елементів підшипників / н. п. зайчук, с. п. шимчук, л. м. пашинський // інноваційні ресурснозбережні матеріали та зміцнювальні технології : матеріали міжнар. наук.-практ.конф. 6-8 червня 2012 р., м. маріуполь / двнз «пдту». – маріуполь, 2012. 8. кулдашев э. и., тохиров м. з., латипов м. г. технология изготовления подшипников скольжения на основе древесно-композиционных материалов // молодой ученый. – 2017. –№12. – с. 62-63. 9. https.//prom. ua ˃ потребительские товары 10. винник н.и. модифицированная древесина. м.: лесная промышленность, 1984. 11. будник а.ф., юскаєв в.б., будник о.а. неметалеві матеріали в сучасному суспільстві: навчальний посібник. – суми: вид-во сумду, 2008. 12. акулова м. в. получение легкого арболитобетона на основе цементозольношламового вяжущего и органического заполнителя из скорлупы грецкого ореха / м. в. акулова, б. р. исакулов, м. д. джумабаев, т. ж. толеуов // интернет-журнал «науковедение», москва. том 8, no 4 (35) 2016 г. с. 1-13. надійшла в редакцію 27.12.2018 dykha o.v., velboi v.p., dytynyuk v.o. analysis of tribological properties and promising research of non-metallic sliding bearings. аналіз трибологічних властивостей та перспективні дослідження неметалевих підшипників ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 35 bearings made of metal antifriction materials were the most commonly used for the manufacture of pillars of slipping of technological and transport vehicles. the practice of using bearings made of metal alloys shows that they have a high wear resistance only in the case of limiting or liquid lubrication. lubrication of food, textile, paper, pharmaceutical and chemical industries is complicated due to the negative impact of lubricants on the quality of finished products. the efficiency of the friction units of such mechanisms is ensured by the use of non-metal slide bearings, which are capable of operating under conditions of dry friction, the presence of aggressive media. taking into account economic and environmental factors, the prospective study of antifriction materials should be considered as the development and study of tribological logic properties of such materials on the basis of natural wood. as a result of analysis of materials and technology of wood-polymer compositions, it has been shown that studies are aimed only at studying the influence of synthetic filler and other additives on the tribo technical characteristics of the bearings of sliding. promising to improve the tribo technical properties of wood-polymeric compositions for sliding bearings is the search for cheap natural materials that, by their properties, are positively different from shredded waste wood processing. key words: bearings for sliding, lubrication, tribological properties, wood-polymer compositions. references 1. anurev v. i. spravochnik konstruktora-mashinostroitelya. v 3-h t. t. 2. 8-e izd. pod red. i. n. zhestkovoj. m.: mashinostroenie, 2001. 2. konstrukcionnye materialy: spravochnik. b. n. arzamasov, v. a. brostrem, n. a. bushe i dr.; pod. obsh. red. b. n. arzamasova. m.: mashinostroenie, 1990. 3. vigdorovich a. i., sagalaev g. v. primenenie drevoplastov v mashinostroenii. m. mashinostroenie, 1982. 4. polimery v uzlah treniya mashin i priborov: spravochnik. e. v. zinovev, a. i. levin, m. m. borodulin, a. v. chichinadze. m. mashinostroenie, 1988. 5. slovar-spravochnik po treniyu, iznosu i smazke detalej mashin. kiev naukova dumka, 1979. 6. trenie, iznashivanie i smazka: spravochnik. m. mashinostroenie, 1979. 7. zajchuk n. p. vigotovlennya derev’yanih elementiv pidshipnikiv. n. p. zajchuk, s. p. shimchuk, l. m. pashinskij. innovacijni resursnozberezhni materiali ta zmicnyuvalni tehnologiyi. materiali mizhnar. nauk.prakt.konf. 6-8 chervnya 2012 r., m. mariupol. dvnz «pdtu». mariupol, 2012. 8. kuldashev e. i., tohirov m. z., latipov m. g. tehnologiya izgotovleniya podshipnikov skol-zheniya na osnove drevesno-kompozicionnyh materialov. molodoj uchenyj. 2017. №12. s. 62-63. 9. https.//prom. ua ˃ potrebitelskie tovary 10. vinnik n.i. modificirovannaya drevesina. m. lesnaya promyshlennost, 1984. 11. budnik a.f., yuskayev v.b., budnik o.a. nemetalevi materiali v suchasnomu suspilstvi: navchalnij posibnik. sumi: vid-vo sumdu, 2008. 12. akulova m. v. poluchenie legkogo arbolitobetona na osnove cementozolnoshlamovogo vyazhushego i organicheskogo zapolnitelya iz skorlupy greckogo oreha. m. v. akulova, b. r. isakulov, m. d. dzhumabaev, t. zh. toleuov. internet-zhurnal «naukovedenie», moskva. tom 8, no 4 (35) 2016 g. s. 1-13. моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 53 шлапак л.с.,* шіхаб т.а.,** присяжнюк п.м.,* луцак л.д.,* андрусишин р.в.* * івано франківський національний технічний університет нафти і газу мон україни, м. івано-франківськ, україна ** middle technical university of iraq, technical engineering college, baghdad, iraq e-mail: pavlo1752010@gmail.com моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту на основі карбіду хрому, за умов сухого тертя удк 621.824 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-53-60 проведено моделювання поширення тепла при сухому терті кілець торцевих ущільнень відцентрових насосів. кільця були виготовлені із композиційного матеріалу на основі карбіду хрому із мідно-нікель-марганцевою зв’язкою методом порошкової металургії, що включає просочування пористого карбідного скелету розплавом. отримана модель базується на розв’язку рівняння теплопровідності фур’є із урахуванням особливостей структури композиційного матеріалу. запропонована модель теплопередачі може бути використана у нафтогазовій промисловості для раціонального вибору матеріалів кілець торцевих ущільнень відцентрових насосів, при експлуатації яких виникає ризик появи сухого тертя. ключові слова: торцеві ущільнення, теплопровідність, відцентрові насоси, терморозтріскування, структура, композити. вступ відцентрові насоси широко застосовуються у нафтогазовій галузі оскільки вони є одночасно високопродуктивними та простими в експлуатації. їх найбільш слабкою ланкою з позиції забезпечення надійності є торцеве ущільнення, оскільки за статистичними даними [1] практично 70 % ремонтних робіт по відновленню працездатності відцентрових насосів пов’язано із виходом з ладу ущільнюючих елементів (кілець) по ряду причин. це призводить до вимушених зупинок технологічних ліній і, як наслідок, значних економічних витрат. крім того, витікання середовища, яке перекачується, зумовлене втратою герметичності ущільнюючих елементів, призводить до забруднення навколишнього середовища та, відповідно, додаткових фінансових витрат пов’язаних з утилізацією небезпечних речовин. переважна більшість торцевих ущільнень працюють в достатньо сприятливих режимах тертя від напіврідинного до рідинного, але поряд з цим достатньо поширеними є випадки коли пари працюють в режимах від граничного до сухого тертя. режими сухого тертя в ущільненнях валів відцентрових насосів спостерігається, наприклад, при роботі насосів незалитих рідиною в початковий момент запуску, при зривах подачі рідини та ін. це призводить до значного температурного градієнту і, як наслідок, виникнення термічних тангенційних напружень з наступним руйнування робочих поверхонь кілець. випробування та експлуатація торцевих ущільнень показали, що терморозтріскування керамічних та твердосплавних кілець спостерігається достатньо часто [2]. в більшості випадків ущільнення після терморозтріскування виходить з ладу через недопустимо велике протікання рідини внаслідок часткового або повного руйнування кілець пари тертя. як показує досвід провідних виробників найбільш ефективним методом забезпечення тріщиностійкості пари тертя є раціональний підбір матеріалів кілець. при цьому найбільшу працездатність проявляють пари тертя виготовлені із різнорідних матеріалів, зокрема металокерамічних. мета і постановка задачі метою даної роботи є моделювання характеру поширення тепла, яке виділяється за умов сухого тертя ковзання кілець торцевих ущільнень, виготовлених із пари кераміка металокераміка, для визначення градієнту температур на контактних поверхнях. модель розрахунку згідно роботи кінгері [3] максимально допустимий перепад температур t , який може витримати матеріал, становить: моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 54      e v t 1 , (1) де  – границя міцності, мпа, v – коефіцієнт пуассона, e – модуль пружності, мпа,  – коефіцієнт термічного розширення. для порівняльних розрахунків було вибрано кільця торцевих ущільнень, які виготовлені із самозв’язаного sic та керметів на основі карбіду хрому (cr3c2) з матрицею на основі сплаву cu60–ni20–mn20. розрахунок теплофізичних характеристик проводився за алгоритмом морі танака [4]. процес поширення тепла при терті кілець описувався схемою, при якій два напівнескінченні стержні радіусом однакового розміру, але із різними теплофізичними властивостями знаходяться у контакті, де діє джерело з питомою потужністю  tq (дж/с·см2) (рис. 1). рис. 1 – схема для розрахунку теплового потоку при терті кілець торцевих ущільнень: 1 – рухоме кільце; 2 – нерухоме кільце поверхневу тепловіддачу стержнів по довжині враховували від’ємними джерелами iw , які записували у вигляді:     ii i ii wt txt t txt c        ,, 2 , ( 1, 2).i  (2) джерела iw виражають кількість тепла, яке відводиться з одиниці об’єму (дж/с·см 3), і для довжини контакту 2l буде становити:   l txt wi ,2  , (3) де  – коефіцієнт теплообміну, вт/м2·град. після підстановки у рівняння (2) отримаємо:       l txt t txt t txt c i i ii ,2,, 2         . (4) ввівши позначення ii i i c a    та lc b ii i    2 , математичне формулювання вихідної задачі буде мати наступний вигляд:       2 1 1 1 1 , , , , t x t t x t a b t x t t t       0. 0;t x     (5)     iiii wt txt t txt c        ,, 21 , ( 1, 2).i  (6) моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 55 крайові умови, які визначають умови неперервності температурного поля та теплообмін на контактних поверхнях, для розв’язку задачі будуть мати вигляд [5]: 1 2( , 0) ( , 0) 0;t x t x     ;,,0 21 txttt       tq x tt x tt        ,0,0 2 2 1 1 (7) матеріали та методика експериментальних досліджень кільця торцевих ущільнень виготовляли методом порошкової металургії, а саме просочуванням пористого карбідного каркасу розплавом металу у вакуумі. як вихідні матеріали використовували порошок карбіду хрому (cr3c2) за ту 6-09-03-10-75 та мельхіор марки мнмц 60-20-20 за ту 48-21-486-75. стендові випробування експлуатаційних характеристик кілець з метою визначення їх стійкості в умовах сухого тертя, які відповідають етапу запуску насосу при недостатній кількості або відсутності робочого середовища, проводили на машині смц-2. металокерамічне кільце 1 (рис. 2) встановлювали нерухомо у корпус 3, а керамічне кільце 4 – на проміжну втулку, яка кріпиться на валу. зібране торцеве ущільнення монтували на валу машини. в г рис. 2 – етапи монтажу торцевого ущільнення на стенд для досліджень: а – встановлення кілець у корпус; б – встановлення пружніх елементів; в – закріплення кілець у корпусі; г – монтаж торцевого ущільнення на вал машини тертя смц-2; 1 – металокерамічне кільце; 2 – проміжна втулка; 3 – корпус; 4 – керамічне кільце; 5 – пружні елементи; 6 – вал машини тертя смц-2; 7 – зібране торцеве ущільнення; 8 – торцеве ущільнення змонтоване на стенді на відстані 0,5 мм від зони контакту кілець у нерухоме кільце було встановлено термопару. запис температури у парі тертя проводився із використанням аналого цифрового перетворювача під’єднаного до пк з інтервалом 1 с. загальна тривалість випробувань становила 1000 с. паралельно до вимірювань температури вимірювався коефіцієнт тертя. а б моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 56 результати та їх обговорення застосовуючи інтегральне перетворення лапласа для рівнянь (5) та (6), вони набудуть вигляду:       0,, 1 1 1 2 1 2    sxt a bs dx sxtd ,  0x (8)       0,, 2 2 2 2 2 2    sxt a bs dx sxtd , ( 0).x  (9) загальний розв’язок звичайних диференційних рівнянь (8) та (9) буде мати вигляд: 1 1 1 1 1 1 1 exp exp s b s b t a x b x a a                   ,  0x (10) 2 2 2 2 2 2 2 exp exp s b s b t a x b x a a                   , ( 0).x  (11) враховуючи крайові умови (7) та переводячи їх в оригінали та приймаючи 01 b і 02 a , значення постійних інтегрування будуть:    211 1 1 bsbsk aksq a     ;    211 2 2 bsbsk asq b    . (12) тут введено позначення 21 22 a a k    . отже, розв’язок рівнянь в зображеннях буде мати вигляд:                 x a bs bsbsk aksq cxt 1 1 211 1 1 exp, ,  0x ; (13)                 x a bs bsbsk asq cxt 2 2 212 2 2 exp, ,  0x . (14) використовуючи табличні значення зображень та вводячи позначення zx  , розв’язок задачі в оригіналах набуде вигляду:          b a k kq tzt 1 1 0 1 12 ,                                          bt ta z erfcz a b bt ta z erfcz a b 1111 2 exp 2 exp ; (15)         b a k aq tхt 2 2 20 2 12 ,                                          bt ta x erfcx a b bt ta x erfcx a b 2222 2 exp 2 exp . (16) для випадку дії джерела постійної потужності: 0( ) q q s s  , const0  qq , де 0q – питома потужність, дж/с·см2. при терті кілець торцевого ущільнення 0 /q q f , де q – теплота, що виділяється при терті, дж/с [2]: fvpq m , (17) де 6000 nd v mm   – середня швидкість; md – середній діаметр; моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 57  – коефіцієнт тертя; n – частота обертання; f – площа контакту; p – тиск у контакті. для торцевого ущільнення насосу 4нк5 × 2 приймаємо наступні значення: p = 35 кг/см2, md = 8,7 см, n = 3600 об/хв,  – для сухого тертя (≈ 0,2), f = 2185 мм 2. після підстановки даних у рівняння (17) отримаємо: 0 3,14 8, 7 3600 35 0, 2 114 6000 q q f        дж/с·см2. а б в г д е рис. 3 – етапи моделювання структури металокерамічного композиту: а – бінарне зображення мікроструктури а; б – мікроструктура композиту ×500 ; в – вибірка для визначення середніх значень коефіцієнтів; г – проекція “середньої” форми зерен cr3c2; д – “середня” форма зерна карбідної фази; е – згенерована структура композиту cr3c2–cu60–ni20–mn20 моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 58 для розрахунку теплофізичних характеристик кермету cr3c2–cu60–ni20–mn20 було проведено аналіз параметрів бінарного зображення мікроструктури (рис. 3, а) отриманого шляхом обробки знімків, отриманих при дослідженнях із використанням електронного мікроскопу (рис. 3, б). у результаті проведеного аналізу було вибрано 21 зерна карбідної фази (рис. 3, в), для якого було визначено значення коефіцієнтів рядів фур’є, що необхідні для реконструкції контурів за алгоритмом наведеним у роботі [6]. усереднення цих значень дало можливість отримати “середню” проекцію карбідного зерна (рис. 3, г), її обертання навколо максимального радіусу описаного навколо частинки кола дало можливість отримати середню форму карбідних включень (рис. 3, г). транслюючи її по трьох координатних осях, було згенеровано структуру металокерамічного композиту (рис. 3, е), за якою було проведено розрахунок теплофізичних характеристик за відомими властивостями компонентів із використанням алгоритму морі-танака. за їх значеннями було визначено інтегральні теплофізичні характеристики композиту в цілому, які підставляли у рівняння (15) та (16). результати порівняння експериментальних даних, отриманих шляхом вимірювання температури у зоні контакту кілець протягом 1000 с роботи із розрахунковими даними, отриманими шляхом підстановки теплофізичних властивостей матеріалів у рівняння 16 (рис. 4), показують, що вони знаходяться у високій відповідності. це свідчить про адекватність вибраної моделі. розрахунок кінетики поширення тепла показує, що температура у зоні контакту інтенсивно зростає протягом перших 1000 с роботи пари тертя після чого стабілізується рівні ~ 90 °c і 300 °c для пар sic–cr3c2–cu60–ni20–mn20 та sic–sic, відповідно (рис. 5). рис. 4 – кінетика росту температури за розрахованими та експериментальними даними рис. 5 – характер зміни температури у процесі випробувань у контактній зоні та на глибині 5 мм та відповідний перепад температур моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 59 при цьому, різниця температур на поверхні кілець та на глибині 5 мм (яка відповідає висоті контактуючих ділянок) для пари кілець sic–cr3c2–cu60–ni20–mn20 є практично удвічі нижчою, а це відповідно до рівняння (1) дає підстави для використання матеріалів на основі карбіду хрому зі зв’язкою на основі сплавів міді з нікелем та марганцем для виготовлення кілець торцевих ущільнень, які працюють за екстремальних умов. таким чином, у подальших дослідженнях потрібно приділити увагу дослідженням композитів на основі карбіду хрому із різними типами зв'язок із сплавів на основі міді. висновки 1. на основі моделювання температурного поля, яке виникає внаслідок тепловиділення при сухому терті, було встановлено характер поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів. 2. проведені розрахунки показують, що найбільш вдалим поєднанням для виготовлення кілець торцевих ущільнень є пара кераміка на основі карбіду кремнію та металокераміка на основі системи cr3c2–cu60–ni20–mn20, при цьому розрахункові та дослідні дані знаходяться на високому рівні відповідності. 3. отримані результати дозволяють забезпечити високу надійність про роботі відцентрових насосів за рахунок високої стійкості до термічних напружень, які виникають у момент запуску насосу та (або) при порушенні умов його експлуатації. література 1. голубев а.и. торцовые уплотнения вращающихся валов // а.и. голубев. – м. : машиностроение, 1974. – 212 с. 2. майер э. торцовые уплотнения (пер. с нем.) / э. майер. – м.: машиностроение, 1978. – 288 с. 3. kingery, w. d. factors affecting thermal stress resistance of ceramic materials / w. d. kingery // journal of the american ceramic society. – 1992. – № 1 (38). – p. 3–15. 4. mori t. factors affecting thermal stress resistance of ceramic materials / t. mori, k. tanaka // journal of the american ceramic society. – 1992. – № 1 (38). – p. 3–15. 5. василик а.в. теплові розрахунки при зварюванні // а.в. василик, я.м. дрогомирецький, я.а. криль. – івано-франківськ : факел, 2004. – 209 с. 6. lutsak d. development of a method and an apparatus for tribotechnical tests of materials under loose abrasive friction / d. lutsak, p. prysyazhnyuk, m. burda, v. aulin // eastern-european journal of enterprise technologies. – 2016. – vol. 5. – issue 7 (83). – p. 19-26. п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com надійшла в редакцію 28.09.2018 моделювання поширення тепла у кільцях торцевих ущільнень нафтогазопромислових насосів, виготовлених із композиту ... проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 60 shlapak l.s., shihab th.a., prysyazhnyuk p.m. lutsak l.d., andrusyshyn r.v. modelling of the heat transfer for the oil and gas centrifugal pumps seal faces made of composite based on chromium carbide during dry friction. this article provides modelling of the heat transfer during dry friction regime of the mechanical seals rings of centrifugal pumps. the rings were made of composite material based on chromium carbide with copper-nickel-manganese binder by the powder metallurgy method which includes pressureless infiltration carbide skeleton by molten metal. obtained heat transfer model based on the solving fourier equation with considering the composite material structure features. proposed model for heat transfer during friction can be used in oil and gas industry for rational material selection of centrifugal pumps mechanical seals rings at operation of which there is a risk of dry friction. based on the simulation of the temperature field, which arises as a result of heat generation during dry friction, the nature of the heat distribution in the mechanical seals rings of centrifugal pumps was established. the calculations show that the most successful combination for mechanical seals rings is a pair of ceramics based on silicon carbide and metal ceramics based on the cr3c2–cu60–ni20–mn20 system, with estimated and experimental data at a high level of compliance. the obtained results allow to provide high reliability of the work of centrifugal pumps due to high resistance to thermal stresses that arise at the moment of the pump starts and (or) while disrupted operation mode. key words: mechanical seals, heat conduction, centrifugal pumps, thermal stress cracks, structure, composites. references 1. golubev a.i. torcovye uplotneniya vraschayuschihsya valov. a.i. golubev. m. mashinostroenie, 1974. – 212 s. 2. mayer e. torcovye uplotneniya (per. s nem.). e. mayer. m.: mashinostroenie, 1978. 288 s. 3. kingery, w. d. factors affecting thermal stress resistance of ceramic materials. w. d. kingery. journal of the american ceramic society. 1992. № 1 (38). p. 3–15. 4. mori t. factors affecting thermal stress resistance of ceramic materials. t. mori, k. tanaka. journal of the american ceramic society. 1992. № 1 (38). p. 3–15. 5. vasilik a.v. teplovі rozrahunki pri zvaryuvannі. a.v. vasilik, ya.m. drogomirec'kiy, ya.a. kryl. іvano-frankіvsk. fakel, 2004. 209 s. 6. lutsak d. development of a method and an apparatus for tribotechnical tests of materials under loose abrasive friction. d. lutsak, p. prysyazhnyuk, m. burda, v. aulin. eastern-european journal of enterprise technologies. 2016. vol. 5. issue 7 (83). p. 19-26. трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 87 аулин в.в., замота т.н., лысенко с.в., гринькив а.в., чернай а.е. центральноукраинский национальный технический университет, г.кропивницкий, украина e-mail: aulinvv@gmail.com трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей удк 621.891+631.3.02 приработка является процессом сложных трибологических переходов поверхностей трения от нового состояния (после изготовления или ремонта) к приработанному. окончание приработки наступает после стабилизации основных триботехнических характеристик поверхностей и параметров процесса трения. закономерности приработки свидетельствует о том, что исследовать протекание процессов возможно тремя основными способами: по измерению момента трения; по времени перехода сопряжения в стабильное состояние; по характеристикам краткосрочных изменений силы трения. определение основных закономерностей позволит повысить эффективность приработки поверхностей трения деталей машин. ключевые слова: приработка, момент трения, макрогеометрия, контакт сопряженных поверхностей, эффект безызносности. введение приработка трущихся поверхностей является одним из методов повышения долговечности узлов и агрегатов машин и примером трибологических переходов, характеризующих изменения в характере протекания процессов трения и износа в зависимости от времени, количества циклов или пути трения. трибологические изменения наблюдаются при смазке или непосредственно в локальной области [1, 2]. анализ протекания процессов приработки свидетельствует о том, что их закономерности можно исследовать тремя основными способами: по измерению момента трения; по времени перехода сопряжения в стабильное состояние; по характеристикам краткосрочных изменений силы трения [3, 4, 5]. результаты исследований многих авторов подтверждают, что когда в сопряжении наступает гидродинамический режим смазки, то непосредственный контакт деталей минимальный, а коэффициент трения при этом уменьшается и стабилизируется. вместе с тем, в инженерной практике существует огромное количество случаев, когда не происходит стабилизации момента трения, что обусловлено характером происходящих моментальных изменений в зоне непосредственного контакта. очевидно, что трущиеся поверхности находятся в постоянно изменяющихся условиях. один из ранних примеров влияния процесса подготовки поверхностей на коэффициент трения описан ф. боуденом и д. тейбором в работе [4], в которой приработка поверхностей осуществляется с отсутствием поверхностных пленок и в качестве исследуемого материала взято золото. выявлено, что способ окончательной подготовки трущейся поверхности в значительной степени влияет на характер протекающих при приработке процессов. более грубые сопряженные поверхности прирабатываются сложнее и коэффициент трения после приработки значительно выше, чем у более качественно подготовленных поверхностей [6]. наилучшие результаты были получены у выровненных поверхностей электрохимическими методами. поверхностные пленки также оказывают значительное влияние на изменение коэффициента трения при приработке [7, 8]. характер протекающих процессов может меняться кардинально и это легко объясняется тем, что процессы трения оказывают максимальное воздействие непосредственно на поверхность детали [9 … 12]. для приработки сопряжений деталей двигателей применяют различные методы. стремление понизить коэффициент трения в начальный период приработки затрудняет макрогеометрическую приспосабливаемость поверхностей. добавление различного рода абразивных частиц в зону трения хоть и решает вопросы приработки сопряжений с макрогеометрическими отклонениями, но приводит к шаржированию поверхности с повышенными эксплуатационными износами. снижение вязкости смазочных материалов могут привести к сближению трущихся поверхностей, появлению зон непосредственного металлического контакта, что, в свою очередь, приводит к задиру. наиболее прогрессивными являются методы, в которых совмещены несколько способов приработки, позволяющие повысить эффективность процесса механического взаимодействия трущихся поверхностей за счет воздействия электрической, химической и других энергий. одним из таких является метод приработки с наложением переменного электрического тока на сопряжения деталей [13]. преимущества электрохимико-механического воздействия для выравнивания поверхностей сопряженных дета трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 88 лей широко используется в сша и китае [14 … 18]. применение совмещённых процессов позволяет получать высокоточные профили поверхностей на твердосплавных деталях или там, где требуется высокая точность геометрической формы. большое внимание вопросам приработки сопряжений деталей уделяется учеными во всём мире, так петер блау [19] выделил восемь разновидностей зависимостей момента трения в начале приработки трибосопряжений. в его работах заложены фундаментальные основы изучения процессов приработки. наиболее перспективным при приработке рабочих поверхностей является применение совмещённых процессов в сопряжениях деталей узлов и агрегатов мсхт. например, электрохимикомеханическое полирование, которое широко применяется для формирования поверхностей с заданными свойствами на деталях из карбида кремния [20], титана [21], на медных поверхностях [22, 23] в электронной промышленности [24]. основы технологии этих процессов описаны учёными китая, сша и тайваня [25, 26, 27]. их применение позволило добиться отличных результатов при изготовлении жестких дисков компьютеров [28]. при этом основы полирования меди и серебра еще раз доказывают эффективность данного вида приработки за счёт того, что формообразование поверхности проходит при гидродинамическом режиме трения за счет электрохимического фактора процесса [29 … 31]. применение органических кислот значительно усиливает положительный эффект при химико-механическом полировании поверхностей при изготовлении современных деталей микроэлектронной промышленности [31, 32]. зарубежными учёными разрабатывались математические модели процессов полирования с учётом внедрения абразивных частиц в обрабатываемую поверхность. кроме этого, были разработаны модели химико механического полирования меди с помощью плоского притира [33]. особое место в исследованиях уделяется формированию разделительных слоев смазки между трущимися поверхностями [32]. согласно исследованиям кембриджского и массачусетского институтов технологии д. окуму оума и дьюну с. бонингу эффективным оказывается даже применение химико-механического выравнивания поверхностей с формированием во впадинах шероховатости оксидных пленок [31]. подобных результатов достиг и дик де рувер в своих исследованиях [30]. исследования контактного взаимодействия смазанных поверхностей, проведенные а.г. кузьменко и а.в. дыхой, позволяют рассмотреть вопросы приработки трущихся поверхностей с учетом механического фактора изнашивания для сопряжений, не имеющих макрогеометрических отклонений [34]. метод оценки триботехнических свойств для условий режима работы, представленный в монографии дмитриченко н.ф. и мацаканова р.г. [35], дал возможность построить математическую модель зависимости интенсивности износа от совокупности исходных параметров: толщины масляного слоя, работы трения, динамической вязкости масла, микротвёрдости, режима работы. цель работы анализ процессов приработки трущихся поверхностей и создание теоретических предпосылок для построения модели трибологических переходов от первоначального до приработанного контакта. изложение основного материала в общем случае процессы приработки деталей сопряжений будут зависеть от начальных условий: изменения сил в непосредственном контакте, скорости и направления взаимного перемещения, возрастания температуры трения, взаимодействия поверхностей с различными смазками и т.д. отмечаются и другие изменения, происходящие при старении смазок и сопряженных поверхностей. наибольшее значение имеют условия контакта сопряжений деталей, чистота поверхностей, шероховатость, электрохимическое взаимодействие поверхностей между собой в смазочной среде и разрушение подповерхностных слоев материала деталей (рис. 1). рис. 1 – факторы, влияющие на процессы приработки трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 89 для раскрытия трибологических основ повышения эффективности приработки поверхностей трения деталей машин необходимо рассмотреть влияние различных факторов на протекание происходящих процессов. полученные результаты лягут в основу создания теоретической модели, описывающей изменение момента трения при приработке. на изменение момента трения, характеризующего различные процессы приработки, влияет целый ряд факторов. к основным из них можно отнести процессы, протекающие в зоне контакта, и оказывающие влияние на возникающий момент трения при приработке трущихся поверхностей: 1 – момент при изменении шероховатости, которая была сформирована при финишной обработке поверхности (мтр шер); 2 – момент при изменении давления на прирабатываемых поверхностях в процессе приработки макрогеометрических отклонений (мтр дав); 3 – момент при изменении режимов трения вследствие увеличения площади пятна контакта (мтр реж); 4 – момент при изменении толщины разделяющего слоя смазки или рабочей среды (мтр сл см); 5 – момент при изменении интенсивности влияния электрохимических факторов процесса при использовании совмещенных методов приработки (мтр эл хим); 6 – момент при изменении влияния присадок на прирабатываемые поверхности (мтр прис); 7 – момент при изменении характера изнашивания поверхностей и удаления продуктов износа из зоны трения (мтр хар из); 8 – от свойств материала деталей (мтр св мат ); 9 – от температуры в зоне трения (мтр темп). математическое описание изменения момента трения за время приработки должно учитывать все вышеперечисленные факторы и их сочетание. представить это уравнение можно в виде (1): мтр = мтр шер + мтр дав + мтр реж + мтр сл см + мтр эл хим + мтр прис + мтр хар из + мтр св мат + мтр темп, (1) наличие девяти слагаемых в уравнении (1) обуславливает сложность протекающих процессов, которые формируют различные характеры протекания приработки, о чем свидетельствуют графики изменения момента трения, представленные на рис. 2. большое количество влияющих факторов способствует протеканию трибологических переходов при приработке трибосопряжений. в идеальных условиях, когда поготовленные поверхности, микрои макрогеометрия контакта соответствуют приработанным сопряжениям, время такого перехода tпр1 стремится к 0 (рис. 2, 1). наличие смазки между трущимися поверхностями кардинально меняет характер изменения момента трения при приработке (рис.2, 2 и рис.2, 3), но количество трибологических переходов при этом не меняется (в обоих случаях наблюдается один переход tпр1 от начального уровня момента трения до установившегося муст). наиболее характерная зависимость изменения момента трения при приработке металлических поверхностей со смазкой (рис.2, 4) происходит за два трибологических перехода. наличие первого из них tпр1 объясняется влиянием шероховатости поверхностей на возрастание момента трения, интенсификации процесса изнашивания и постепенной его стабилизацией на втором переходе трибосопряжения tпр2 к установившемуся приработанному состоянию. трибосопряжения, включающие неметаллические материалы, (рис.2, 5, 6, 9, 10) прирабатываются за большее количество трибологических переходов с различным чередованием пиков и впадин на графике изменения момента трения при приработке. это связано с влиянием температурного фактора, наличием наполнителей и характером выведения их из зоны трения при приработке. резкое увеличение нагрузки в металлической паре при сварке трением и возрастание скорости взаимного перемещения в начальный момент приводит к уменьшению момента трения из-за грубой приработки трущихся поверхностей (переход tпр1, рис.2, 7). повышение температуры в зоне трения приводит к образованию зон схватывания и возрастанию момента трения (переход tпр2, рис. 2, 7). нагрев трущихся поверхностей повышает их пластичность и приводит к стабилизации момента трения до уровня муст в данных условиях эксперимента (переход tпр3, рис. 2, 7). макрогеометрические отклонения могут усложнить приработку трущихся поверхностей деталей и послужить причиной увеличения количества трибологических переходов с временной стабилизацией момента трения на промежуточном уровне (рис. 2, 8). смазка трущихся поверхностей оказывает существенное влияние на протекание процесса приработки. так, применение консистентной смазки в трибосопряжение "сталь сталь" (рис. 2, 11) привело к изменению момента трения, характерного, например, для изменения момента трения при приработке металлических поверхностей с обычной смазкой (рис. 2, 4). количество трибологических переходов возросло до семи, что может быть связано с уменьшением вязкости смазки при повышении температуры в прирабатываемой зоне. трибосопряжения с реализацией эффекта безызносности характеризуются периодическим наращиванием на поверхности слоя меди и его постепенного изнашивания. это приводит к периодическому трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 90 возрастанию и уменьшению момента трения с общей тенденцией его стабилизации на определенном уровне муст. количество трибологических переходов в таких системах может быть неограничено, что отвечает сути проходящих процессов наращивания и изнашивания поверхностей. рис. 2 – характер изменения момента трения в процессе приработки: 1 – идеальные условия; 2 – приработка хромированного пальца к чугунному диску со смазкой; 3 – приработка металлических поверхностей без смазки; 4 – наиболее характерная зависимость изменения момента трения при приработке металлических поверхностей со смазкой; 5, 6 – приработка трибосопряжений, включающих неметаллические материалы; 7 – изменение момента трения при критических нагрузках в металлическом сопряжении трения (сварка трением); 8 – изменение момента трения в сопряжении "бронза сталь" без смазки при увеличении угла перекоса; 9, 10 – изменение момента трения в тирбосистемах, включающих полимеры с наполнителями; 11 – изменение момента трения в сопряжении "сталь сталь" при разделении консистентной смазкой; 12 – изменение момента трения в трибосопряжениях с обеспечением режима безызносности трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 91 анализируя уравнение (1) необходимо проследить взаимосвязи процессов, влияющих на мтр. можно выделить составляющие момента трения, связанные со свойствами поверхностей трения мтр пов (2), внешней нагрузкой мтр внеш нагр (3), свойствами смазочного материала мтр смаз (4) и электрохимического воздействия мтр эл хим: мтр пов = мтр шер + мтр хар из + мтр св мат + мтр темп, (2) мтр внеш нагр = мтр дав + мтр реж, (3) мтр смаз = мтр сл см +мтр прис, (4) с учетом (2),(3) и (4), уравнение (1) принимает вид (5) мтр = мтр пов + мтр внеш нагр + мтр смаз + мтр эл хим, (5) примером влияния электрохимической составляющей процесса трения двух прирабатываемых поверхностей могут служить результаты, полученные авторами в монографии [36]. показана принципиальная возможность приработки и исправления макрогеометрии трущихся деталей путем электрохимико-механической припработки (эхмп), которая характерна для деталей ремонтируемых двигателей, и развития площади пятна контакта при сравнительно небольшом износе. было выявлено, что на изменение макрогеометрии деталей оказывают влияние электрические параметры и режим нагружения их сопряжений. сила тока в сопряжении деталей является значимым фактором для ускорения процесса приработки. причем, с увеличением перекоса поршня в гильзе от четырех до шести раз превышающем зазор, эффективность наложенного электрического тока возрастала. так, при четырехкратном перекосе стабилизация момента трения при силе тока 5 и 8а, практически наступала после 3-х минут приработки, а с увеличением силы тока до 11а и выше момент трения стабилизировался на второй минуте проведения эксперимента (рис. 3). рис. 3 – характер изменения величины момента трения во времени при 4-х кратном перекосе в сопряжении "поршень-гильза" при силе тока: 1 – 5a; 2 – 8a; 3 – 11a; 4 – 14a; 5 – 17a величина момента трения после стабилизации также зависела от силы заданного электрического тока: чем больше ток, тем меньше момент трения. однако при этом величина снижения момента трения не пропорциональна увеличению силы тока. можно видеть, что в данных условиях приработки увеличение силы тока от 11 до 14 и 17а по истечении десяти минут опыта не вызывало существенного изменения момента трения. это свидетельствует о том, что при эхмп увеличивать силу переменного тока свыше 14а не имеет смысла. при шестикратном перекосе в сопряжении деталей сила тока в 5а при эхмп не обеспечивала снижение момента трения, что свидетельствовало об усложнении процесса приработки сопряжения "ползун гильза" (рис. 4). трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 92 рис. 4 – характер изменения величины момента трения во времени при шестикратном перекосе в сопряжении "ползун гильза" при силе тока: 1 – 5а; 2 – 8а; 3 – 11а; 4 – 14а; 5 – 17a применение метода эхмп имеет ряд существенных преимуществ перед другими видами окончательной обработки по эффективности снижения момента трения при приработке. в отличие от абразивной притирки при эхмп полностью исключается образование абразивных частиц в виде продуктов износа и других видов. как и при электрохимическом полировании, при эхмп происходит снятие внутренних напряжений, как в микро-, так и макрообъеме поверхности материала. эхмп позволяет производить локальный съем металла, но при этом отсутствуют пассивационные явления, характерные для электрохимической обработки. кроме того метод эхмп обеспечивает совместную обработку деталей без применения специальных инструментов в отличие от абразивной и электрохимической обработок, благодаря этому происходит быстрая структурная, микрои макрогеометрическая приспосабливаемость трущихся поверхностей, способствующая стабилизации момента трения в прирабатываемом сопряжении. выводы 1. на изменение момента трения мтр, характеризующего различные процессы приработки влияет целый ряд факторов. к основным из них можно отнести следующие: 1 – изменение шероховатости, которая была сформирована при финишной обработке поверхности; 2 – изменение давления на прирабатываемых поверхностях в процессе приработки макрогеометрических отклонений; 3 – изменение режимов трения вследствие увеличения площади пятна контакта; 4 – изменение толщины разделяющего слоя смазки или рабочей среды; 5 – изменение интенсивности влияния электрохимических факторов процесса при использовании совмещенных методов приработки; 6 – изменение влияния присадок на прирабатываемые поверхности; 7 – изменение характера изнашивания поверхностей и удаления продуктов износа из зоны трения; 8 – от свойств материала деталей; 9 – от температуры в зоне трения. 2. для правильной оценки совмещенных процессов в методе необходим системный подход, который связывает процессы механического активирования поверхностей с анодным травлением в условиях пассивации. также необходимо учитывать сопутствующие процессы, одним из которых является газообразование в электролите. с его помощью можно значительно изменять несущую способность разделительного слоя электролита в зазоре ресурсоопределяющих сопряжений деталей и его электропроводимость. газообразование при приработке напрямую зависит от поданного рабочего напряжения на сопряжение деталей и которое можно легко контролировать. 3. определенно, что управление технологическими параметрами процесса приработки сопряжений агрегатов более легко осуществлять, изменяя относительную скорость и прилагаемую нагрузку, а откликом процесса является электрическое рабочее напряжение. если оно ниже напряжения холостого хода, то скорость взаимного перемещения прирабатываемых поверхностей следует повысить, для создания минимальной раздельной пленки электролита, при которой эффективность приработки максимальна. в случае повышения рабочего напряжения до значений близких к напряжению холостого хода, целесообразно обеспечить минимальную раздельную пленку электролита повышением нагрузки. напряжение процесса максимально, что обеспечивает анодное растворение, при исключении электроэрозии поверхности. трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 93 литература 1. аулін в.в. фізичні основи процесів і станів самоорганізації в триботехнічних системах: монографія / в.в. аулін. – кіровоград: вид. лисенко в.ф., 2014. – 370 с. 2. дидур в.а. трибологический подход к нормированию загрязненности смазочных масел. / в.а. дидур, а.в. дидур // проблема трибологии. международный научный журнал: хмельницкий – 1996. – №2. – с.10-16. 3. блау п.д. модель приработки и других переходных процессов в трении скольжения / п.д. блау // проблемы трения и смазки. труды американского общества инженеров-механиков. – 1988. – №2. –с. 108-116. 4. боуден ф. трение и смазка. / ф. боуден, д. тейбор [пер. с англ.]. – м.: машгиз, 1960. – 152 с. 5. blau p.j., “ interpretations of the friction and wear break-in behavior of metals in sliding contact”. wear, vol.71, 1989, p.29-43. 6. савченко н.з. исследование коэффициента трения в процессе приработки сопряженных деталей дизельных двигателей. / н.з. савченко, и.а. кравец, л.ф. вознюк // исследования по механизации и электрификации сельского хозяйства: сборник. – вып.19. – к. : изд-во усха, 1969. – с. 16-25. 7. davis c.b., “influence of rougness and oxidation of wear of lubricated sliding metal surfaces”, ann. n.y. acad. sci., vol.53, №4, 1951, p.919. 8. davis f.a., and eyre t.s. “ the effect of friction modifire on piston ring and cylinder bore friction and wear”. tribology international, vol.23, 1990, p. 163-172. 9. рождественский ю.н. опыт доводки шатунных подшипников тракторных двигателей типа 8чвн15/16 / ю.н. рождественский, м.к. ахтамов, б.к. балюк, л.н. фалеев. // двигателестроение. – 1988. – № 8. – с. 51-53. 10. rowe g.w., “surface topographic changes at breakdown of thinfilm lubrication”, wear, vol.28, 1974, p.125. 11. ruff a.w., and blau p.j., “studies of microscopic aspects to wear processes in metals”. nat. bur. of standards, report № nbsir-80-2058, 1980. 12. spalvins t., and buzek b. “ frictional and morphological characteristics of ion-plated soft metallic films”. thin solid films, vol. 84, №3,1981., p.266. 13. алексеев в.п. электрохимико-механическая макроприработка деталей / в.п. алексеев // монография. – луганск: элтон-2, 2011. – 204с. 14. alan s. brown. flat, cheap, and under control. ieee spectrum. – january 2005. – pp.40-45. 15. l. economikos, x. wang, a. sakamoto, p. ong, m. naujok, r. knarr, l. chen, y. moon, s. neo, j. salfelder, a. duboust, a. manens, w. lu, s. shrauti, f. liu, s. tsai, w. swart. integrated electro-chemical mechanical planarization (ecmp) for future generation device technology. ieee, 2004. – pp.233-235. 16. yuan-long chen, shu-min zhu, shuo-jen lee and other. the technology combined electrochemical mechanical polishing. journal of materials processing technology 140 (2003). – pp.203-205. 17. yung-fu wu, tzu-hsuan tsai. effect of organic acids on copper chemical mechanical polishing. microelectronic engineering (2007). – pp.1-9. 18. feng gao. tribo-electrochemical characterization of tantalum during electrochemical-mechanical polishing (ecmp): diss. …phd. mechanical engineering. texas a&m university. – 2010. – 145p. 19. peter j. blau. on the nature of running-in. tribology international 38 (2005). – pp.1007-1012. 20. canhua li, ishwara b. bhat, rongjun wang, joseph seiler. electro– chemical mechanical polishing of silicon carbide. journal of electronic materials, vol.33, №5, 2004. – pp.481-486. 21. l. economikos, x. wang, a. sakamoto, p. ong, m. naujok, r. knarr, l. chen, y. moon, s. neo, j. salfelder, a. duboust, a. manens, w. lu, s. shrauti, f. liu, s. tsai, w. swart. integrated electro– chemical mechanical planarization (ecmp) for future generation device technology. ieee, 2004. – pp.233– 235. 22. yair ein– eli, david starosvetsky. review on copper chemical– mechanical polishing (cmp) and post– cmp cleaning in ultra large system integrated (ulsi)– an electrochemical perspective. electrochimica acta 52 (2007). – pp.1825-1838. 23. shuo-jen lee, yu-ming lee, ming-feng du. the polishing mechanism of electrochemical mechanical polishing technology. journal of materials processing technology 140 (2003). – pp.280-286. 24. milind kulkarni, dedy ng, melloy baker and other. electropotential-stimulated wear of copper during chemical mechanical planarization. wear 263 (2007). – pp.1470-1476. 25. jui-chin chen, wen-ta tsai. chemical– mechanical polishing behavior of tantalum in slurries трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 94 containing citric acid and alumina. surface & coatings technology 185 (2004). – pp.50-57. 26. p.c. goonetilleke, d. roy. electrochemical– mechanical planarization of copper: effects of chemical additives on voltage controlled removal of surface layers in electrolytes. materials chemistry and physics 94 (2005). – pp.388-400. 27. samuel b. emery, jennifer l. hubbley, maria a. darling and other. chemical factors for chemicalmechanical and electrochemical-mechanical planarization of silver examined using potentiodynamic and impedance measurements. materials chemistry and physics 89 (2005). – pp.345-353. 28. alan s. brown. flat, cheap, and under control. ieee spectrum. – january 2005. – pp.40– 45. 29. taras zamota, alexander kravchenko, viktor aulin. improvement of roughness at running insurfaces of details // материалы шеснадесетата научно-техническа конференция «транспорт, екология – устойчиво развитие», сборник доклади, изд.-во ту варна. – 2010.с.607-614. 30. dick de roover, abbas emami– naeini, jon l. ebert. model– based control for chemicalmechanical planarization (cmp). aacc 2004. – pp.3922-3929. 31. d. okumu ouma, duane s. boning, james e. chung and other. characterization and modeling of oxide chemical-mechanical polishing using planarization length and pattern density concepts. ieee 2002. – pp.232-244. 32. guanghui fu, abhijit chandra, sumit guha, ghatu subhash. a plasticity– based model of material removal in chemical-mechanical polishing (cmp). ieee 2001. – pp.406-417. 33. furuchama s., sumi t. a dynamic theory of piston-ring lubrication (3-rd report, measurement of oilfilm thickness). bulletin of ismevol. № 4.№ 16.1961, pp.744-751. 34. кузьменко а.г. дослідження зносоконтактної взаємодії змащених поверхонь тертя: монографія. / а.г. кузьменко, о.в. диха // – хмельницький: хну, 2005. – 183 с. 35. дмитриченко н.ф. смазочные процессы в условиях нестационарного трения: монография / н.ф. дмитриченко, р.г. мацаканов. – житомир: жити, 2002. – 308 с. 36. замота т.н. управление процессами приработки основных сопряжений деталей машин при изготовлении и ремонте: монография / т.н. замота, в.в. аулин. – кировоград: издатель лысенко в.ф. – 2015. – 304 с. поступила в редакцію 22.12.2017 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 95 aulin v., zamota t., lysenko s., hrynkiv a., chernai a. tribology transitions at running-in of friction surfaces conjugate parts. running-in is the process of difficult tribology transitions of surfaces of friction from the new state (after making or repair) to running-in one. completion of running-in comes after stabilizing of basic tribotechnical descriptions of surfaces and parameters of process of friction. testifies conformity to law of running-in that investigating flowing of processes is possible three basic methods: on measuring of moment of friction; at times passing of interface to the stable state; on descriptions of short-term changes of force of friction. determination of basic conformities to law will allow to promote efficiency of running-in of friction surfaces of details of machines. key words: runoff, friction torque, macrogeometry, contact of conjugate surfaces, effect unerringness. references 1. aulin v.v. fizychni osnovy procesiv i staniv samoorganizacii' v trybotehnichnyh systemah: monografija. v.v. aulin. kirovograd: vyd. lysenko v.f., 2014. 370 s. 2. didur v.a. tribologicheskij podhod k normirovaniju zagrjaznennosti smazochnyh masel. v.a. didur, a.v. didur. problema tribologii. mezhdunarodnyj nauchnyj zhurnal: hmel'nickij. 1996. №2. s.10-16.. 3. blau p.d. model' prirabotki i drugih perehodnyh processov v trenii skol'zhenija. p.d. blau. problemy trenija i smazki. trudy amerikanskogo obshhestva inzhenerov-mehanikov. 1988.№2. s.108-116. 4. bouden f. trenie i smazka. f. bouden, d. tejbor [per. s angl.]. m.: mashgiz, 1960. 152s. 5. blau p.j., “ interpretations of the friction and wear break-in behavior of metals in sliding contact”. wear, vol.71, 1989, p.29-43. 6. savchenko n.z. issledovanie kojefficienta trenija v processe prirabotki soprjazhennyh detalej dizel'nyh dvigatelej. / n.z. savchenko, i.a. kravec, l.f. voznjuk. issledovanija po mehanizacii i jelektrifikacii sel'skogo hozjajstva: sbornik. vyp.19. kiev: izd-vo usha, 1969. s.16-25. 7. davis c.b., “influence of rougness and oxidation of wear of lubricated sliding metal surfaces”, ann. n.y. acad. sci., vol.53, №4, 1951, p.919. 8. davis f.a., and eyre t.s. “ the effect of friction modifire on piston ring and cylinder bore friction and wear”. tribology international, vol.23, 1990, p. 163-172. 9. rozhdestvenskij ju.n. opyt dovodki shatunnyh podshipnikov traktornyh dvigatelej tipa 8chvn15/16. / ju.n. rozhdestvenskij, m.k. ahtamov, b.k. baljuk, l.n. faleev. dvigatelestroenie. 1988. №8. s.51-53. 10. rowe g.w., “surface topographic changes at breakdown of thinfilm lubrication”, wear, vol.28, 1974, p.125. 11. ruff a.w., and blau p.j., “studies of microscopic aspects to wear processes in metals”. nat. bur. of standards, report № nbsir-80-2058, 1980. 12. spalvins t., and buzek b. “frictional and morphological characteristics of ion-plated soft metallic films”. thin solid films, vol. 84, №3,1981., p.266. 13. alekseev v.p. jelektrohimiko-mehanicheskaja makroprirabotka detalej. v.p. alekseev. monografija. lugansk: jelton-2, 2011. 204s. 14. alan s. brown. flat, cheap, and under control. ieee spectrum. january 2005. pp.40-45. 15. l. economikos, x. wang, a. sakamoto, p. ong, m. naujok, r. knarr, l. chen, y. moon, s. neo, j. salfelder, a. duboust, a. manens, w. lu, s. shrauti, f. liu, s. tsai, w. swart. integrated electro-chemical mechanical planarization (ecmp) for future generation device technology. ieee, 2004. pp.233-235. 16. yuan-long chen, shu-min zhu, shuo-jen lee and other. the technology combined electrochemical mechanical polishing. journal of materials processing technology 140 (2003). pp.203-205. 17. yung-fu wu, tzu-hsuan tsai. effect of organic acids on copper chemical mechanical polishing. microelectronic engineering (2007). pp.1-9. 18. feng gao. tribo-electrochemical characterization of tantalum during electrochemical-mechanical polishing (ecmp): diss. …phd. mechanical engineering. texas a&m university. 2010. 145p. 19. peter j. blau. on the nature of running– in. tribology international 38 (2005). pp.1007-1012. 20. canhua li, ishwara b. bhat, rongjun wang, joseph seiler. electro-chemical mechanical polishing of silicon carbide. journal of electronic materials, vol.33, №5, 2004. pp.481-486. 21. l. economikos, x. wang, a. sakamoto, p. ong, m. naujok, r. knarr, l. chen, y. moon, s. neo, j. salfelder, a. duboust, a. manens, w. lu, s. shrauti, f. liu, s. tsai, w. swart. integrated electro-chemical mechanical planarization (ecmp) for future generation device technology. ieee, 2004. pp.233-235. 22. yair ein-eli, david starosvetsky. review on copper chemical-mechanical polishing (cmp) and post– cmp cleaning in ultra large system integrated (ulsi)– an electrochemical perspective. electrochimica acta 52 (2007). pp.1825-1838. трибологические переходы при приработке поверхностей трения сопряжений деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 96 23. shuo-jen lee, yu-ming lee, ming-feng du. the polishing mechanism of electrochemical mechanical polishing technology. journal of materials processing technology 140 (2003). pp.280-286. 24. milind kulkarni, dedy ng, melloy baker and other. electropotential-stimulated wear of copper during chemical mechanical planarization. wear 263 (2007). pp.1470-1476. 25. jui-chin chen, wen-ta tsai. chemical-mechanical polishing behavior of tantalum in slurries containing citric acid and alumina. surface & coatings technology 185 (2004). pp.50-57. 26. p.c. goonetilleke, d. roy. electrochemical– mechanical planarization of copper: effects of chemical additives on voltage controlled removal of surface layers in electrolytes. materials chemistry and physics 94 (2005). pp.388-400. 27. samuel b. emery, jennifer l. hubbley, maria a. darling and other. chemical factors for chemicalmechanical and electrochemical-mechanical planarization of silver examined using potentiodynamic and impedance measurements. materials chemistry and physics 89 (2005). pp.345-353. 28. alan s. brown. flat, cheap, and under control. ieee spectrum. january 2005. pp.40-45. 29. taras zamota, alexander kravchenko, viktor aulin. improvement of roughness at running insurfaces of details // materialy shesnadesetata nauchno-tehnicheska konferencija «transport, ekologija – ustojchivo razvitie», sbornik dokladi, izd.-vo tu. varna. 2010. s.607 – 614. 30. dick de roover, abbas emami– naeini, jon l. ebert. model– based control for chemical– mechanical planarization (cmp). aacc 2004. pp.3922– 3929. 31. d. okumu ouma, duane s. boning, james e. chung and other. characterization and modeling of oxide chemical– mechanical polishing using planarization length and pattern density concepts. ieee 2002. pp.232– 244. 32. guanghui fu, abhijit chandra, sumit guha, ghatu subhash. a plasticity– based model of material removal in chemical– mechanical polishing (cmp). ieee 2001. pp.406– 417. 33. furuchama s., sumi t. a dynamic theory of piston-ring lubrication (3-rd report, measurement of oilfilm thickness). bulletin of isme. vol.№ 4. №16. 1961, pp.744-751. 34. kuz'menko a.g. doslidzhennja znosokontaktnoi' vzajemodii' zmashhenyh poverhon' tertja: monografija. / a.g. kuz'menko, o.v. dyha. hmel'nyc'kyj: hnu, 2005. 183 s. 35. dmitrichenko n.f. smazochnye processy v uslovijah nestacionarnogo trenija: monografija. n.f. dmitrichenko, r.g. macakanov. zhitomir: zhiti, 2002. 308 s. 36. zamota t.n. upravlenie processami prirabotki osnovnyh soprjazhenij detalej mashin pri izgotovlenii i remonte: monografija. t.n. zamota, v.v. aulin. kirovograd: izdatel' lysenko v.f. 2015. 304 s. природа сил тертя та закономірності зносостійкості сталі при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 48 дворук в.і.,* борак к.в.,** добранський с.с.,** * національний авіаційний університет, м. київ, україна, ** житомирський агротехнічний коледж, м. житомир, україна e-mail: vidvoruk@gmail.com природа сил тертя та закономірності зносостійкості сталі при абразивному зношуванні удк 621.891 приведено результати експериментальних досліджень з використанням прямих феноменологічних та нефеноме нологічних методів, які показали, що сила тертя та зносостійкість сталі при ковзанні по моноліту визначаються її опором розповсюдженню бокових тріщин на межі пластично деформованої зони пошкодженого поверхневого шару з недеформованим металом. вказаний опір контролюється ступенем локалізації деформації в поверхневому шарі та його механічним станом. ключові слова: моноліт, сила тертя, абразивна зносостійкість, реологічний параметр, локалізація деформації. вступ абразивним називається механічне зношування матеріалу в результаті дії на його поверхню абразивів, що знаходяться у вільному або закріпленому стані. залежно від характеру дії абразиву, ступеня його закріпленості, а також властивостей матеріалу, вказаний вид зношування виражається в реалізації ряду процесів: адгезії, пластичної деформації, дряпання та руйнування у різних сполученнях та співвідношеннях. якщо зношування відбувається за рахунок зв’язаних поміж собою абразивів відносно поверхні матеріалу (або навпаки), то його називають зношуванням закріпленим абразивом. одним з його підвидів є зношування об моноліт – великі шматки гірської породи або абразивні круги, у яких абразиви міцно пов’язані один з одним за допомогою зв’язки. в умовах ковзання по моноліту сили тертя визначаються роботою, що витрачається на подолання молекулярної та механічної взаємодії абразивів з поверхнею матеріалу. молекулярна взаємодія обумовлена адгезією контактуючих тіл, механічна – пластичною деформацією, дряпанням та руйнуванням поверхні. формування сил тертя контролюється тією з вказаних взаємодій, що відіграє провідну роль в зоні контакту. так, наприклад, при зношуванні об моноліт технічно чистого заліза взаємодія проявляється в сполученні адгезійної та механічної складових, серед яких провідна роль належить механічній складовій, обумовленій дряпанням поверхні абразивом [1]. дряпання – типовий абразивний процес, в результаті якого по краях подряпин та попереду абразивів, що рухаються уздовж поверхні утворюються навали матеріалу, частина об’єму яких перетворюється на продукти зносу та відокремлюються від неї. таким чином, процес дряпання пов’язаний з процесами пластичної деформації та руйнування матеріалу [2]. руйнування при зношуванні об моноліт відбувається внаслідок зминання та зрізування абразивом мікрооб’ємів матеріалу, утворення мікростружки, сколювання та зминання поверхневих шарів. товщина пластично деформованого шару, площина його перерізу і площина перерізу мікростружки при абразивному зношуванні значною мірою залежать від режиму тертя (швидкість ковзання, нормальний тиск). під час зношування сила абразивного тертя змінюється плавно і залежить від товщини “активного” (пластично деформованого та зруйнованого) шару. за мінімальної її величини сила тертя – найменша, збільшення товщини шару тягне за собою плавне зростання сили тертя. зміна швидкості ковзання та нормального тиску при терті по – різному впливають на товщину “активного” шару, а, отже, силу абразивного тертя. збільшення швидкості ковзання зазвичай зменшує товщину шару, збільшення нормального тиску – збільшує товщину цього шару. виходячи з цього запропоновано [3] теоретичні криві залежностей сили тертя при абразивному зношуванні від швидкості ковзання та нормального тиску, які повністю відповідають результатам експериментального дослідження сталі. встановлено [4], що відношення сили тертя до маси зруйнованого шару величина стала для даного матеріалу і не залежить від виду абразиву. отже, можна очікувати, навантажувально-швидкісні криві зносу сталі за своєю формою та характером повинні мати схожість з відповідними кривими сили тертя. природа сил тертя та закономірності зносостійкості сталі при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 49 дійсно, поміж абразивним зносом та нормальним навантаженням сталі за сталості інших факторів встановлено [3] пряму пропорційну залежність. за аналогією з силою тертя (див. вище) фізичною причиною такого вигляду цієї залежності може бути закономірне збільшення товщини “активного” шару по мірі зростання нормального тиску при зношуванні. стосовно фактору швидкості існує точка зору [5] щодо незначущості його впливу на абразивний знос сталі, хоча, при цьому, констатовано необхідність подальшого вивчення цього питання. таким чином, закономірності впливу зовнішніх механічних дій на зносостійкість сталі визначаються, головним чином, її опором пластичній деформації та руйнуванню. експериментальні результати, що викладені вище, отримано, головним чином, в дослідах феноменологічного типу, коли вимірювався взаємозв’язок зовнішніх макроскопічних характеристик: сили тертя, зносу, нормального навантаження, швидкості ковзання. подальше поглиблення досліджень в області абразивного зношування потребує залучення нефеноменологічних прямих методів. мова йде про такі методи, що здатні давати достатньо пряму інформацію про локальні міцнісні та пластичні властивості металу поблизу вершин тріщин, зародження та розповсюдження яких визначають кінетику абразивного зношування. зрозуміло, що володіючи результатами застосування прямих методів і, співставляючи їх з феноменологічними даними, можна буде будувати детальнішу та однозначнішу картину зношування. постановка проблеми метою даної статті є вивчення природи сил тертя та закономірностей зносостійкості сталі в умовах зношування при терті об моноліт з використанням прямих методів дослідження. методичне забезпечення дослідження об’єктом дослідження була вуглецева інструментальна сталь у12а, хімічний склад якої наведено в табл. 1 таблиця 1 хімічний склад досліджуваної сталі вміст, % марка сталі c mn si s p cr ni cu у12а 1,2 0,23 0,25 0,018 0,025 0,20 0,20 0,20 зразки досліджуваної сталі піддавали термічній обробці (гартування та відпуск) для отримання мартенситної структури (табл. 2) таблиця 2 режим термічної обробки досліджуваної сталі гартування відпуск марка сталі температура нагрівання, к охолоджувальне середовище температура нагрівання, к тривалість витримування, год у12а 1053 вода 393 0,5 визначення сили тертя та зносостійкості проводили на модернізованій трибометричній машині 2070 смт – 1 [6]. випробування проводились при сухому терті абразивної колодки об циліндричну поверхню обертового зразка діаметру d = 50 мм. абразивні колодки виготовляли з шліфувального кругу 24а40нс2 гост 2224 – 83. матеріал абразиву – електрокорунд білий. вивчались залежності зміни сили тертя та абразивного зносу від зміни швидкості відносного переміщення поверхонь та зміни навантаження при терті. швидкість ковзання змінювали в межах v = 0,5 – 1,5 м/с, а навантаження – р = 5 – 15 н. із залученням результатів трибологічних випробувань за методиками [7] визначали реологічні характеристики сталі – критичний коефіцієнт інтенсивності напружень iсk , розмір зони пластично деформованого металу пh та реологічний параметр 2 1 nic hkr  які дають пряму інформацію щодо локальних властивостей і напруженого стану сталі поблизу вершини тріщини. знос вимірювали методом зважування на електронних терезах “nagema” (ціна поділки 0,001 г). природа сил тертя та закономірності зносостійкості сталі при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 50 результати вимірювання трибота реологічних характеристик сталі піддавали обробці методами математичної статистики. результати дослідження та їх аналіз отримані результати проведеного дослідження представлено на рис. 1 3. аналіз їх показав таке. зміни основних параметрів зовнішніх дій – швидкості ковзання і навантаження при терті по різному впливають на величину сили тертя та зносу сталі. збільшення швидкості ковзання, зазвичай, нелінійно зменшує силу тертя та знос (рис. 1, а, 2, а); збільшення навантаження майже лінійно збільшує силу тертя та знос (рис. 1, б, 2, б). а б рис. 1 – зміна сили тертя при абразивному зношуванні сталі: а – залежно від швидкості ковзання; б – залежно від навантаження а б рис. 2 – зміна зносу сталі тертя при абразивному зношуванні сталі: а – залежно від швидкості ковзання; б – залежно від навантаження оскільки, як зазначалось вище, в контактній взаємодії залізовуглецевих сплавів з абразивом провідну роль відіграє механічна складова сили тертя, що обумовлена процесом дряпання, то силу тертя можна розглядати як рівнодійну сил тангенціальних опорів, які виникають на подряпинах при ковзанні абразиву поверхнею металу. дряпання пов’язане з пластичною деформацією та руйнуванням останнього. тому сила тертя при абразивному зношуванні визначається роботою, яка витрачається на пластичне деформування та руйнування абразивом малих об’ємів металу на тертьовій поверхні. абразивний знос представляє собою рівнодійну мікропроцесів руйнування абразивом тертьової поверхні металу, яким супроводжують процеси мікропластичної деформації. кожний окремий мікропроцес руйнування під дією одиничного абразиву розвивається у два етапи – зародження та розвиток мікротріщини [8]. цей факт є визначальним в утворенні двох якісно різних зон в металі, що руйнується: зони природа сил тертя та закономірності зносостійкості сталі при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 51 пластичної деформації в околі вершини мікротріщини та зони зруйнованого металу. в умовах зношування при терті об моноліт модель пошкодженого шару металу можна уявити у вигляді двох шарів. перший шар – зовнішній (тріщинуватий) містить в собі найбільші порушення у вигляді мікротріщин або осередків їх зародження, тобто зв’язок поміж окремими його мікрооб’ємами послаблений через порушення суцільності металу. тому для цієї зони, вочевидь, не можуть бути застосовані закони механіки суцільних середовищ. адекватнішим уявляється залучення законів механіки контактного руйнування [9]. зважаючи на власну “несуцільність” цей шар володітиме найменшою міцністю, що сприятиме формуванню в ньому частинок зносу. оскільки умова розповсюдження тріщини – це наявність в околі її вершини пластично деформованої зони за високої концентрації в ній напружень та деформацій, то до першого тріщинуватого шару повинен безпосередньо примикати другий шар, який представляє собою пластично деформовану зону, що безпосередньо переходить у вихідний недеформований метал. останній представляє собою сукупність смуг та ліній ковзання, скидання двійників, а також рідкісних мікротріщин. очевидно, що режим навантаження трибо системи моноліт – сталь впливатиме на формування і властивості вказаних шарів, глибину їх розповсюдження, а, отже, зносостійкість сталі. а б рис. 3 – зміна в’язкості руйнування кiс, товщини пластично деформованого шару hп, реологічного параметру r сталі при абразивному зношуванні: а – залежно від швидкості ковзання; б – залежно від навантаження реологічний аналіз стану поверхневого шару сталі при терті ковзання по моноліту, проведений в даній роботі показує (рис. 3), що зі збільшенням швидкості ковзання величина її в’язкості руйнування iсk залишається незмінною, в той час як розміру пластичної зони пh – закономірно зменшується природа сил тертя та закономірності зносостійкості сталі при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 52 (рис. 3, а). за такого співвідношення зміни вказаних характеристик реологічний параметр r сталі збільшується. зі збільшенням навантаження в’язкість руйнування iсk також не змінюється, але розмір пластичної зони пh при цьому зростає (рис. 3, б). тому реологічний параметр r відповідно зменшується. отже, при змінах швидкості ковзання та навантаження в умовах зношування сталі по моноліту реологічний параметр r , що характеризує опір розповсюдженню бокових тріщин на межі пластично деформованої зони з недеформованим металом, контролюється ступенем локалізації деформації в поверхневому шарі та його механічним станом. результати співставлення величини реологічного параметру r з величинами сили тертя mf та зносу g при змінах швидкості v (рис. 1,а, 2,а, 3,а), а також навантаження p (рис. 1,б, 2,б, 3,б) свідчать про наявність такого корелятивного зв’язку поміж ними: чим вище реологічний параметр тим менше сила абразивного тертя та знос сталі. отже, сила тертя та зносостійкість сталі при терті ковзання по моноліту визначається її опором розповсюдженню бокових тріщин на межі зони пластично деформованого металу з недеформованим. висновки 1. запропоновано модель пошкодженого шару сталі при зношуванні тертям об моноліт як системи, що складається з двох зон: зовнішньої – тріщинуватої та пластично деформованої, яка безпосередньо примикає до нього. така модель визначається кінетикою процесу руйнування у два етапи – зародження та розвитку мікротріщин. 2. встановлено, що при зміні режиму навантаження в умовах зношування по моноліту опір розповсюдженню бокових тріщин на межі пластично деформованої зони з недеформованою контролюється ступенем локалізації деформації в пошкодженому шарі та його напруженим станом. 3. встановлено, що сила тертя та зносостійкість сталі при терті ковзання по моноліту визначається її опором розповсюдженню бокових тріщин на межі пластично деформованої зони з недеформованим металом. література 1. трібофізика: підручник / в.і.дворук, в.а.войтов. – харків: [б.в], 2014. – 374с. 2. кашеев в.н. процессы в зоне фрикционного контакта металлов / в.н.кащеев. – м.: машиностроение, 1978. – 213с. – библиогр.: с.210 -212. 3. костецкий б.и. износостойкость деталей машин / б.и.костецкий. – к.: укр. отд. машгиз, 1950. – 168с. – библиогр.: с.166 – 167. 4. кузнецов в.д. физика резания и трения металлов и кристал лов. избранные труды / в.д.кузнецов. – м.: наука, 1977. – 310с. 5. хрущов м.м. исследование изнашивания металлов / м.м.хрущов, м.а.бабичев. – м.: ан ссср, 1960. – 352с. – библиогр.: с.337 – 342. 6. дворук в.і., клімін в.в., пасічник в.о., тісов о.в. модернізована трибометрична машина 2070 смт – 1 // проблеми тертя та зношування: зб. наук праць. – к., 2007. – вип.51. – с.33 – 37. 7. дворук в.и. научные основы повышения абразивной износостойкости деталей машин / в.и.дворук. – к.: кмуга, 1007. 101с. – библиогр.: с.96 – 99. 8. маклинток ф. деформация и разрушение материалов / ф. маклинток, а.аргон. – м.: мир, 1970. – 460с. – библиогр.: с.457 – 459. 9. колесников ю.в. механика контактного разрушения / ю.в.колесников, е.м.морозов. – м.: наука, 1989. – 224с. – библиогр.: с.183 – 219. поступила в редакцію 23.11.2015 природа сил тертя та закономірності зносостійкості сталі при абразивному зношуванні проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 53 dvoruk v.i., borak k.v., dobransky s.s. nature forces and friction laws to wear resistance steel abrasive wear. the results of experimental studies using direct phenomenological methods have shown that friction and wear resistance when sliding on steel monolith defined by its resistance to lateral spread cracks on the verge of plastically deformed zone of the damaged surface layer of deformed metal. said resistance is controlled by the degree of localization of deformation in the surface layer and its mechanical condition. keywords: monolith, friction, abrasive wear resistance, rheological parameters, localization of deformation. references 1.trіbofіzika: pіdruchnik. v.і.dvoruk, v.a.vojtov. harkіv [b.v], 2014. 374s. 2.kasheev v.n. processy v zone frikcionnogo kontakta metallov. m. mashinostroenie, 1978. 213s. bibliogr.: s.210 212. 3.kosteckij b.i. iznosostojkost' detalej mashin. k. ukr. otd. mashgiz, 1950. 168s. – bibliogr.: s. 166 – 167. 4.kuznecov v.d. fizika rezanija i trenija metallov i kristal lov. izbrannye trudy. m. nauka, 1977. 310 s. 5.hrushhov m.m., babichev m.a. issledovanie iznashivanija metallov. m. an sssr, 1960. 352s. bibliogr. s.337 – 342. 6.dvoruk v.і., klіmіn v.v., pasіchnik v.o., tіsov o.v. modernіzovana tribometrichna mashina 2070 smt – 1. problemi tertja ta znoshuvannja: zb. nauk prac'. k., 2007. vip.51. s.33 – 37. 7.dvoruk v.i. nauchnye osnovy povyshenija abrazivnoj iznosostojkosti detalej mashin. k. kmuga, 1007. 101s. bibliogr. s.96 – 99. 8.maklintok f., argona. deformacija i razrushenie materialov. m. mir, 1970. 460s. bibliogr. s.457 – 459. 9. kolesnikov ju.v., morozove.m. mehanika kontaktnogo razrushenija. m. nauka, 1989. 224s. bibliogr. s.183 – 219. експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 90 войтов в.а., цимбал б.м. харківський національний технічний університет с/г ім. п. василенка, м. харків, україна e-mail: tsembalbogdan@ukr.net експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера удк 621.891 в роботі представлена експериментальна оцінка негативного впливу активної кислотності рн, абразивності та навантаження на швидкість зношування, силу тертя та сумісність матеріалів робочих деталей екструдера для виробництва паливних брикетів з рослинної сировини. досліджені поверхні тертя трібосистем, які в своєму складі мають сталі та чавуні в залежності від рівня активної кислотності та абразивності та сформована гіпотеза про механізм їх зношування. ключові слова: трібосистема, швидкість зношування, сила тертя, поверхні тертя, активна кислотність, абразивність, сумісність матеріалів, абразивне-корозійне зношування. актуальність проблеми в україні та у європі виробництво твердого палива з рослинної сировини, яка є відновлювальним джерелом енергії, є перспективним напрямком. для виробництва твердого палива використовуються рослинні відходи сільськогосподарського та лісного виробництва, до таких відходів можливо віднести: солому, лушпиння соняшнику, рису, гречки, кострицю прядильних культур, не кормові відходи елеваторного виробництва, стебла кукурудзи та соняшнику, деревинні відходи. з цієї сировини отримають тверде паливо шляхом пресування шнековим пресом. в зв’язку з тим, що рослинна сировина у своєму вмісті має значний рівень абразивності та кислотності, який призводить до корозійно-механічного зношування шнека та філь’єр екструдера, зменшення ресурсу шнека та філь’єр, терміну експлуатації екструдера, збільшенню витрат на виробництво твердого палива, та підвищення зносостійкості екструдерів для виробництва твердого палива з рослинної сировини є актуальним завданням. аналіз публікацій, присвячених даній проблемі сировина, яка використовується для виробництва паливних брикетів, така як деревна тирса, лушпиння соняшнику, відходи зернового виробництва, солома та ін. біомаса, а також мінеральні частинки (пісок, ґрунт та невелике каміння) [1], при контакті з робочими органами призводять до механічного руйнування поверхонь, які труться, в результаті ріжучого або дряпаючої дії твердих тіл та частинок, що призводить до абразивного зношування [2, 3]. цей вид зношування характерний для всіх зон екструдера [4]. для екструдерів воно характерне в зоні стиснення, найбільш схильні до абразивного зносу останні два витки хвостовика екструдера [5]. коли зусилля притиснення гребня шнека недостатньо високе, або відсутня схильність до заїдання, відбувається абразивне зношування. метали з яких виробляють гільзи циліндрів мають більшу поверхневу твердість після азотування, ніж метали, з яких виробляють черв’як, при цьому мікрорельєф гільзи здатен абразивно зношувати поверхню гребня черв’яка. чим більш засмічена сировина мінеральними домішками, тим більше буде зношуватися поверхня робочих органів [6]. на поверхні витка шнека виникають зони пластичної деформації та вторинні структури, які спричинені абразивними частками матеріалу [7]. зола, яка утворилася при окислюванні продукту, складається з мінеральних речовини, які призводять до високого абразивного зношування [5]. при виготовленні паливних брикетів утворюються такі хімічні сполуки, як акролеїн, діоксид азоту, діоксид вуглецю, діоксид кремнію, лігнін внаслідок адсорбції , хемосорбції і дифузії атомів, змінюють хімічний склад поверхні робочих органів [8]. під дією високої температури, звільненої вологи та слабокислому середовищу біомаси, відбувається хімічна реакція з поверхнею металу, яка провокує корозійно-механічне зношування [9]. внаслідок цього виникають нові вторинні структури, товщина яких коливається в межах 0,05-0,1 мкм [10]. як правило це зношування характерне для зони формування та спікання, але найбільш протікає в зоні стиснення. корозійно-механічне зношування відбувається тільки в трібосистемі пресований матеріал – елемент конструкції [6]. для підвищення зносостійкості та довговічності екструдерів для переробки фуражного зерна з домішками мінералів в. а. гончар використав сталь х12, дослідив інтенсивність зношування після гартування та іонного азотування та знайшов оптимальні режими іонного азотування сталі х12 для кожної з досліджуваних характеристик. встановивши, що зносостійкість сталі х12 після іонного азотування в 1,6 рази вища в порівнянні з її зносостійкістю після гартування запропонував, що для забезпечення максимальної зносостійкості трібосистем в абразивному середовищі необхідно, щоб поверхневі шари мали ви експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 91 соку твердість, яка досягається при температурі гартування 560 580 °с, та максимальну товщину азотованого шару, яку отримують при дифузійного насиченні протягом 6 8 год. [11]. в дослідженні в.а. гончара не враховане корозійне середовище, високий тиск та температура, які негативно впливають на зносостійкість робочих органів екструдера. для підвищення зносостійкості циліндрів екструдера в. в. деркач розробив метод термодифузійної біметалізації, який полягає в тому, що у внутрішню порожнину заготовки, яка нагрівається індуктором та обертається, подають середовище, що цементує. для системи fе с при температурі, близькій до евтектичної (1150 1200 °с), відбувається інтенсивне насичення поверхні вуглецем, а при досягненні його евтектичної концентрації поверхня заготовки підплавляється, що ще більше інтенсифікує процес дифузії вуглецю. у результаті товщина оплавленого шару збільшується, досягаючи за короткий проміжок часу (150 200 с) величини 2 3 мм. після остуджування на внутрішній поверхні деталі формується зносостійкий шар чавуну. суттєвого поліпшення фізико механічних властивостей та зносостійкості одержаного на циліндрах покриття досягається за рахунок додаткового економного легування різними елементами [4]. на поверхні циліндру формується шар чавуну, який не витримує динамічних навантажень, утворює тріщини та має низьку зносостійкість в агресивних середовищах, які призводять до корозійного зношування. тому для експериментального дослідження та уповільнення зношування шнека та філь’єр екструдера необхідно враховувати не тільки абразивність сировини, а й активну кислотності. мета дослідження експериментально оцінити негативний вплив активної кислотності, абразивності та навантаження на швидкість зношування, силу тертя та сумісність матеріалів шнека і філь’єр екструдера для виробництва паливних брикетів з рослинної сировини. підібрати найбільш сумісні матеріали та умови при яких буде відбуватися найменше зношування робочих органів екструдера. дослідити поверхні тертя трібосистем зі сталей та чавунів в залежності від рівня активної кислотності та абразивності та сформувати висновки про механізм їх зношування. матеріали та методи дослідження для дослідження швидкості зношування робочих органів трібосистем екструдера ев-350 при використанні різних середовищ рослинної сировини та визначення сили тертя, було використано спеціальну машину тертя, яка представлена на рис. 1. для того, щоб зменшити витрати та час, необхідний для вивчення тріботехнічних характеристик тих чи інших трібосистем, застосовували методику фізичного моделювання, яка представлена в роботах [12, 13]. фізичне моделювання – це дослідження подібних процесів на установках (моделях), які зберігають фізичну природу явищ, але відтворюють їх в іншому фізичному або геометричному масштабі. при фізичному моделювання тертя та зношування модель має однакову природу з натурою (натурним об’єктом), тобто використовуються однакові (змінні в масштабі) трібосистеми, матеріали з яких вони виготовлені та робочі середовища [13]. рис. 1 – зовнішній вигляд машини тертя при використанні фізичного моделювання вирішуються задачі виявлення залежностей швидкості зношування, сили тертя для натурної трібосистеми за даними досліджень при експерименті. закон моделювання відображається в формі розрахункового масштабного фактора, який є сукупністю масштабних коефіцієнтів переходу від моделі до натури для параметрів, що входять в критерії подібності [14]. приведена машина тертя має можливості визначити швидкість зношування змодельованих в зменшеному масштабі трібосистем з урахуванням конструкційних особливостей, матеріалів робочих органів та середовища. за допомогою електронного тензодатчику-приладу, який вимірює прикладену силу, експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 92 і комп’ютера, вона дозволяє визначити силу тертя. дослідження по визначенню швидкості зношування робили за схемою «кільце кільце», розміри та форма зразків для модельних тріботехнічних випробувань були згідно з дсту 30480-97, при цьому коефіцієнт взаємного перекриття .взk = 0,2. час дослідження склав 10 30 хв з попереднім припрацюванням зразків [15]. гострі кромки дослідних зразків притуплялися до радіусу 0,5 мм, а шорсткість зразків склала ar ≤ 0,20 та відбувався контроль спряження торцевих поверхонь за величиною контактної площі, яка повинна, бути не менше 90% робочої поверхні будь якого зразка. вивчивши особливості конструкції та умови експлуатації екструдера ев-350 та ев-350м, для максимального наближення та відтворення процесів тертя, витрати робочої рідини були постійними, тому що створювалось середовище з постійним рівнем кислотності та абразивності, так як в реальній машині. під час випробувань контролювали та фіксували силу тертя, за величиною якої характеризували механічні втрати. під час аналізу роботи [16], де приведено аналіз існуючих методів визначення зносу, найбільш підходящим для рішення поставленого завдання було обрано метод штучних баз, завдяки якому можливо визначити лінійний знос усіх елементів трібосистеми. даний метод регламентується гост 23.301-78, сутність визначення зносу описана в роботі [17]. головною відмінністю методики, яка була використана, від методики, що приведена в роботі [18], є застосування алмазного конуса з кутом при вершині 120° замість квадратної алмазної піраміди з кутом при вершині між протилежними гранями 136°. при виконанні відбитка на плоскій поверхні матеріалу за допомогою конуса (рис. 2, а), тоді величина лінійного зносу a можливо визначити за формулою: z cc aaa 2121   , (1) де 1a – глибина відбитка до випробування; 2a – глибина відбитка після випробування; 1c – діаметр проекції відбитка на випробуваній поверхні до випробування; 2c – діаметр проекції відбитка на випробуваній поверхні після випробування; z – коефіцієнт пропорційності, що залежить від кута при вершині конуса. а б рис. 2 – принципова схема вимірювання зносу методом штучних баз: а – відбиток після вдавлення; б – відбиток перед початком випробувань і після випробувань при куті 120° z = 3,434, тому: 434,3 21 cca   . (3) швидкість зношування визначили за формулою: трt a i   , (4) де трt . – час травлення, с. на дослідній поверхні матеріалу утворюється спучування, при вдавлені конуса (рис. 2, б), який спотворює вимір діаметра відбитка. вимірювання розмірів відбитка, який утворився після вдавлення алмазного конуса в поверхню робився після видалення спучування наждаковим папером з наступним припрацюванням. лунки робились алмазним конусом на твердомірі [16]. експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 93 результати дослідження для визначення впливу активної кислотності рн, абразивності та навантаження, які характерні для рослинної сировини, на швидкість зношування та силу тертя робочих органів екструдера для виробництва паливних брикетів, виникає необхідність проведення трьохфакторного експерименту, вирішення оптимізаційної задачі та підбір сумісних матеріалів шнека та філь’єр екструдера. таблиця 1 матриця планування та результати дослідів по визначенню впливу рівня активної кислотності, абразивності та навантаження на трібологічні характеристики шнека та філь’єр екструдера фактори функція відгуку трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 функція відгуку трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 функція відгуку трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2 № е кс пе ри м ен ту рівень рн x1 абразивність %, в масі x2 p, (н) x3 і, (мкм/год) y1 fтер., (н) y2 і, (мкм/год) y1 fтер., (н) y2 і, (мкм/год) y1 fтер., (н) y2 1 8 0 800 85,62 130,15 48,92 94,94 73,38 112,55 2 8 10 800 146,82 246,65 156,61 218,78 156,61 232,71 3 8 0 1200 257 258,01 146,47 229,13 163,09 243,57 4 8 10 1200 293,53 273,08 246,21 257,15 256,94 265,11 5 4 5 800 207,92 240,05 159,00 262,18 161,07 251,12 6 11 5 800 232,38 347,00 220,15 293,11 220,15 320,05 7 4 5 1200 425,46 284,01 329,57 281,49 366,32 282,75 8 11 5 1200 699,95 441,85 366,07 407,21 402,80 424,53 9 4 0 1000 244,61 228,32 146,76 200,39 175,69 214,35 1 0 11 0 1000 439,42 370,43 195,69 338,27 220,15 354,35 1 1 4 10 1000 293,54 268,32 244,61 290,49 269,07 279,40 1 2 11 10 1000 476,04 399,74 342,46 366,56 366,92 383,15 1 3 8 5 1000 183,46 220,36 171,15 193,41 171,23 206,88 1 4 8 5 1000 190,5 221,06 177,29 194,09 185,42 207,57 1 5 8 5 1000 198,11 221,77 171,15 194,76 180,89 208,27 для вирішення оптимізаційної задачі було сплановано експеримент, результати якого представлено у вигляді матриць в табл. 1 та регресійних рівнянь (7 12). параметрами оптимізації служили: швидкість зношування (y1) та сила тертя (y2). для перевірки можливості використання методу найменших квадратів при обробці отриманих результатів було виконано розрахунок характеристик випадкових величин та перевірка гіпотези нормального розподілення. на першому етапі було визначено середнє абсолютне відхилення (ω) за формулою: n yy j   , (5) де jy – поточне значення відгуку; y – середнє значення відгуку; n – кількість дослідів. для вибірки, яка має нормальний закон розподілення, повинен бути справедливий вираз: ns 4,0 7979,0   , (6) де s – середньоквадратичне відхилення. результати перевірки гіпотези нормальності розподілення значень середнього абсолютного відхилення наведені в табл. 2. експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 94 таблиця 2 результати перевірки гіпотези нормального розподілення трібологічні характеристики 7979,0  s n 4,0 сталь 40х та чавун чх22н2 i 0,05575 0,10328 fтер. 0,04214 0,10328 сталь 95х18 та чавун чх22н2 i 0,01837 0,10328 fтер. 0,02635 0,10328 сталь 40х10с2м та чавун чх22н2 i 0,01918 0,10328 fтер. 0,04307 0,10328 в результаті математичної обробки експериментальних даних отримані закодовані регресійні рівняння, що адекватно описують вплив активної кислотності рн, абразивності та навантаження на швидкість зношування та силу тертя: для сталі 40х та чавуну чх22н2:  31213211 x 62,5075x+x 3,0775x4,12591,2225,845369,190 xxxy 2 3 2 2 2 132 16,53875x+11,4863x 184,1988x+x 6,1675x  ; (7)  213212 67197263839361087225 2914667 0632221 xx,x,+x,+x,+,=y 2 3 2 2 2 13231 8,717993x+2,80874x 98,44671x+x 67,29146x+x 25,3574x  ; (8) для сталі 95х18 та чавуну чх22н2: 213211 2307512 95562 5046356 5536330 1965173 xx,+x,+ x,+x,+,=y 2 3 2 2 2 13231 6,33675+29,979389,163+1,988163256 xxxxx xx,  ; (9) +15,450938,24713+33,7816+46,32513+194,0864= 213212 xxxxxy  2 3 2 2 2 13231 8,990851+3,07704107,919923,955223,69945+ xxxxxxx  ; (10) для сталі 40х10с2м та чавуну чх22н2: 213211 13,34625+72,24188 +52,15263+29,734+179,18= xxxxxy 2 3 2 213232 6,477+23,1505101,9288+2,6555+,649255 xxx xx xx  ; (11) +9,0614137,44276+29,44516+59,80829+207,5748= 213212 xxxxxy  2 3 2 2 2 13231 8,854422+2,94289103,1833+24,656318,21117+ xxxxx xx  ; (12) проаналізувавши регресійні рівняння (7 12) можливо зробити висновок про ступінь впливу факторів на функцію відклику. з рівняння (7) слідує, що на швидкість зношування трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 в першу чергу впливає навантаження, а потім активна кислотність, та в меншій мірі – абразивність. для трібологічної пари сталь 95х18 та чавун чх22н2, рівняння (9): в першу в першу чергу навантаження, потім небагато менше абразивність, а в останню чергу активна кислотність. для трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2, рівняння (11): в першу чергу впливає навантаження, потім небагато менше абразивність, а в останню чергу активна кислотність. на силу тертя для тріболосистеми сталь 40х та чавун чх22н2, рівняння (8), в першу чергу впливає активна кислотність, потім – навантаження, та в останню чергу абразивність. для трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 та трібосистеми сталь 4010с2м спостерігається така сама тенденція. на рис. 3 зображені залежності швидкості зношування та сили тертя. дослідження проводили при постійному навантаженні 1000 н, абразивності 0 % в масі та певному рівні активної кислотності. рослина сировина для виробництва твердого палива має слабокисле середовище та активну кислотність 5 рн. швидкість зношування підібраної трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 37,70 % менша ніж швидкість зношування базової трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 та на 16,82 % менша ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. сила тертя трібосистеми сталь експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 95 95х18 та чавун чх22н2, при такій самій абразивності та навантаженні, на 8,24 % менша, ніж сила тертя базової трібосистеми та на 4,30 % менша, ніж сила тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. рис. 3 – залежності швидкості зношування та сили тертя трібосистем від рівня активної кислотності при постійному навантаженні та абразивності: 1 – сталь 40х та чавун чх22н2; 2 – сталь 95х18 та чавун чх22н2; 3 – сталь 40х10с2м та чавун чх22н2 при додаванні до сировини луги гідроксиду натрію, відбувається зменшення сили тертя та швидкості зношування. при збільшенні рн від 5 до 7,4 сила тертя зменшується на 17,39 26,64 % та зменшується швидкість зношування на 42,21 45,03 %. сила тертя, при рн 7,4 трібологічної пари сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 18,52% менша ніж сила тертя базової трібосистеми та на 10,20 % менша ніж сила тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. швидкість зношування трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 на 40,73 % менша, ніж швидкість зношування базової трібосистеми та на 17,25 % менша швидкісті зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. при подальшому додаванні луги, створюється сильнолужне середовище, відбувається зворотний процес, при якому зростає швидкость зношування та сили тертя. при збільшенні рн від 7,4 до 11 сила тертя збільшується на 49,36 54,37 % та збільшується швидкість зношування на 52,89 65,86 %. сила тертя трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 при рн 11, на 9,58 % менша ніж сила тертя базової трібосистеми та менша на 5,03% ніж сила тертя трібосистема сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. швидкість зношування при рн 11 трібологічної пари сталь 95х18 та чавун чх22н2 на 54,64% менша, ніж швидкість зношування базової трібосистеми та на 12,60 % менша швидкісті зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. на рис. 4 представлені залежності швидкості зношування та сили тертя, при постійному навантаженні 1000 н, нейтральному рівні активної кислотності, від абразивності. рис. 4 – залежності швидкості зношування та сили тертя трібосистем від рівня абразивності при постійному навантаженні та рівня активної кислотності: 1 – сталь 40х та чавун чх22н2; 2 – сталь 95х18 та чавун чх22н2; 3 – сталь 40х10с2м та чавун чх22н2 експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 96 рослина сировина для виробництва твердого палива має абразивність близько 10 %. при таких умовах швидкість зношування підібраної трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 5,81 % менша ніж швидкість зношування базової трібосистеми та на 4,77 % більша ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. сила тертя трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, при такій самих умовах на 1,37 % менша, ніж базової трібосистеми та на 2,69 % менша, ніж сила тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. при очищені сировини від абразивних домішок на 5 %, відбувається зменшення сили тертя та швидкості зношування. так при абразивності 5% в масі сировини сила тертя трібосистем зменшується на 13,25 17,47 %, менша ніж при абразивності 10%. швидкість зношування при абразивності 5 % трібосистем на 15,25 19,32 % менша ніж при абразивності 10%. сила тертя трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 10,54 % менша ніж сила тертя базової трібосистеми та на 5,56 % менша ніж сила тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. швидкість зношування трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 на 10,29 % менша, ніж швидкість зношування базової трібосистеми та на 5,23 % менша, ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. при подальшому очищенні сировини від абразивності до 0 %, відбувається зменшення швидкості зношування та сили тертя. при відсутності абразивності сила тертя трібосистем зменшується на 11,50 18,66 % менша ніж при абразивності 5 %. швидкість зношування трібосистем на 17,90 43,86 % менша ніж при абразивності 5 %. сила тертя трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 17,78 % менша ніж сила тертя базової трібосистеми та на 9,76 % менша ніж сила тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. швидкість зношування трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 на 38,66 % менша, ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 та на 17,52 % менша ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. на рис. 5 представлені залежності швидкості зношування та сили тертя, при постійній абразивності 0%, нейтральному рівні активної кислотності, від навантаження. при навантаженні 1200 н швидкість зношування підібраної трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 40,38 % менша ніж швидкість зношування базової трібосистеми та менша на 12,70 % ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. сила тертя трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, при таких самих умовах, на 14,28% менша, ніж сила тертя базової трібосистеми та на 7,69 % менша, ніж сила тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. рис. 5 – залежності швидкості зношування та сили тертя трібосистем від навантаження при постійній абразивності та рівня активної кислотності: 1– сталь 40х та чавун чх22н2; 2 – сталь 95х18 та чавун чх22н2; 3 – сталь 40х10с2м та чавун чх22н2 при зменшені навантаження до 1000 н, відбувається зменшення сили тертя та швидкості зношування. сила тертя базової трібосистеми при навантаженні 1000 н на 26,89 % менша ніж при навантажені 1200 н. сила тертя при зменшенні навантаження від 1200 до 1000 н трібосистем зменшується на 29,87 46,31 %. при зменшенні навантаження від 1200 до 1000 н швидкість зношування трібосистем зменшується на 41,53 44,76 %. сила тертя трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 38,66 % менша ніж сила тертя базової трібосистеми та на 17,52 % менша ніж сила тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. швидкість зношування трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 на 17,78 % менша, ніж швидкість зношування базової трібосистеми та на 9,76 % менша, ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. при подальшому зменшені навантаження до 800 н, відбувається зменшення швидкості зношування та сили тертя. при зменшенні навантаження від 1000 до 1200 н, сила тертя трібосистем зменшується на 27,13 30,49 % та зменшується швидкість зношування на 59,22 68,83 %. сила тертя трібосис експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 97 теми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 21,57 % менша ніж сила тертя базової трібосистеми та на 12,09 % менша сили тертя трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. швидкість зношування трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 на 44,06% менша, ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2 та на 33,29 % менша ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. в табл. 3 зведені оптимальні значення швидкості зношування та сили тертя при трьох умовах: при відсутності абразивності та постійному навантаженню 1000 н найменше значення швидкості зношування 86,61 мкм/год. та сили тертя 149,19 н, має трібосистема сталь 95х18 та чавун чх22н2; при нейтральному середовищу та постійному навантаженню 1000 н найменше значення швидкості зношування 90,51 мкм/год. та сили тертя 148,63 н, має трібосистема сталь 95х18 та чавун чх22н2; при відсутності абразивності і нейтральному середовищі найменше значення швидкості зношування 109,74 мкм/год. та сили тертя 164,69 н, має також трібосистема сталь 95х18 та чавун чх22н2. таблиця 3 трібологічні характеристики: швидкість зношування та сила тертя в залежності від активної кислотності, абразивності та навантаження абразивність 0 % та навантаження 1000 н рн7,0 та навантаження 1000 н рн7,0 абр. 0 % трібосистема і, мкм/год/рн fтер., н/рн і, мкм/год/абр., % fтер., н/абр., % і, мкм/год/p, h, fтер., н / p, h сталь 40х та чавун чх22н2 146,14/7,4 180,91/6,8 147,56/0 180,76/0 53,36/800 131,73/800 сталь 95х18 та чавун чх22н2 86,61/7,4 149,19/7,4 90,51/0 148,63/0 29,85/800 103,31/800 сталь 40х та чавун чх22н2 104,68/7,4 166,14/7,4 109,74/0 164,69/0 44,75/800 117,52/800 висновки 1. сплановано та проведено трьохфакторний експеримент по вибору найбільш сумісних матеріалів в залежності від їх трібологічних характеристик: швидкість зношування та сила тертя, на які впливають рівень активної кислотності, абразивності та навантаження. за результатами проведеного експерименту було обрано найбільш сумісну, трібосистему: сталь 95х18 та чавун чх22н2. 2. отримано регресійні рівняння та побудовані залежності впливу рівня активної кислотності, рн на швидкість зношування та силу тертя. встановлено, що рослина сировина для виробництва твердого палива має слабокисле середовище та активну кислотність 5 рн. швидкість зношування підібраної трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2, на 37,70 % менша ніж швидкість зношування базової трібосистеми сталь 40х та чавун чх22н2. швидкість зношування трібосистеми сталь 95х18 та чавун чх22н2 на 16,82 % менша ніж швидкість зношування трібосистеми сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. 3. визначено, що при додаванні до сировини луги гідроксиду натрію, відбувається зменшення сили тертя та швидкості зношування. так при рн 7,4 сила тертя сталі 40х, сталі 95х18 та 40х10с2м з чавуном чх22н2 відповідно на 16,13 %, 18,47 %, та 16,85 % менша ніж при рн 5. 4. при подальшому додаванні луги, створюється сильнолужне середовище, відбувається зворотний процес, при якому зростає швидкость зношування та сили тертя. при рн 11 сил а тертя сталі 40х, сталі 95х18 та 40х10с2м з чавуном чх22н2 відповідно на 60,57 %, 41,74 %, та 42,96% більша ніж при рн 7,4. 5. в трьох різних умовах трібосистема сталь 95х18 та чавун чх22н2 має найменшу швидкість зношування та силу тертя, ніж трібоситема сталь 40х і чавун чх22н2 та трібоситема сталь 40х10с2м та чавун чх22н2. література 1. сырье для брикетирования топливных брикетов [электронный ресурс]: (сайт) / топливные брикеты. оборудование для производства топливных брикетов. – электорон. дан. – 2016. – режим доступа: http://briket.zp.ua/sirie/. – название с экрана. 2. костецкий б.и. сопротивление изнашиванию деталей машин / б. и костецкий. – м. : машгиз, 1959. – 478 с. експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 98 3. измалков л. и. к вопросу об оптимальной чистоте поверхности деталей шнекпрессов / л. и. измалков // пищевая технология. – 1959. – № 3. 4. гончар в.а. підвищення зносостійкості і довговічності екструдерів для переробки фуражного зерна з домішками мінералів : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 05.02.04 – «тертя та зношування в машинах» / в.а. гончар. – хмельницький, 2014. – 20 с. 5. гончар в.а. дослідження зносостійкості азотованої сталі х12 в корозійно-абразивному середовищі / в.а. гончар // інформатика та механіка : тези доповідей viii українсько-польської конференції молодих науковців. – хмельницький, 2011. – с. 45-46. 6. износ оборудования при переработке пластмасс / [стамбурский е.а. бейль а. и., карливан в. п., беспалов ю. а.]. – м.: химия, 1985. – 208 с. 7. деркач в.в. підвищення зносостійкості циліндра екструдера методом термодифузійної біметалізації : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 05.02.04 – «тертя та зношування в машинах» / в.в. деркач. – к.: наук. думка. – 2000. – 20 с. 8. ястреба с.п. підвищення ефективності роботи і довговічності олійних пресів : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук : спец. 05.18.12 «процеси та обладнання харчових, мікробіологічних та фармацевтичних виробництв» / с.п. ястреба. – к.: наук. думка. – 2012. – 19 с. 9. briquettes de biomasse de presse [ressource électronique]: (site web) // anyang gemco energy machinery co., ltd. mode d'accès: www.url: www.biodiesel-machine.com/fr/biomass-briquettepress.html. dernière visite: 2016. titre de l'écran. 10. васильків в.в. види зношення спіралей гвинтових робочих органів / в.в. васильків, д.л. радик // вісник хнтусг. – харків: хнтусг, 2010. – вип. 100. – с. 197 – 202. 11. костецкий б.и. сопротивление изнашиванию деталей машин / б. и костецкий. – м. : машгиз, 1959. – 478 с. 12. гончар в.а. зносостійкість сталі х12 в водному розчині муки з добавками мінералу сапоніту / в.а. гончар // збірник наукових праць вінницького національного аграрного університету, 2013. – вип. 12 (75). – с. 6-14. 13. седов л. и. методы подобия и размерности в механике / л. и. седов. – м.: мир, 1981. – 448 с. 14. обеспечение износостойкости изделий. метод оценки фрикционной теплостойкости материалов. гост 23.210-80. – [введ. 1981-07-01]. – м.: издательство стандартов, 1981. – 10 с. – (межгосударственный стандарт). 15. войтов в. а. конструктивна зносостійкість вузлів тертя гідромашин. частина 149. методологія моделювання граничного змащування в гідромашинах / в. а. войтов. – х.: центр леся курбаса. – 1997. – 154 с. 16. борисов м. в. ускоренные испытания машин на износостойкость как основа повышения их качества // м. в. борисов, и. а. павлов, в. и. постников. – м.: изд-во стандартов, 1976. – 352 с. 17. словарь-справочник по трению, износа и смазке деталей машин / [в. д. зозуля и др.]. – к.: наук. думка, 1990. – 259 с. 18. разработка методики и исследование проявления эффекта ребиндера при различных смазочных средах / с. в. венцель, н. н. курманова, в. а. баздеркин [и др.] // трение и износ. – 1985. – т. 6, № 4. – с. 661 – 665. поступила в редакцію 19.02.2016 експериментальна оцінка впливу факторів на зношування та сумісність матеріалів деталей екструдера проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 99 vojtov v.a., tsymbal b.m. experimental evaluation of influence factors on wear and materials compatibility of the parts of the extruder. the paper presents an experimental evaluation of the negative impact of active acidity ph, abrasion and wear burden on speed, strength and friction material compatibility of working parts the extruder for the production of fuel pellets from plant material. tribology investigated surface friction pairs steel and iron depending on the active acidity and abrasiveness and formed a theory about the mechanism of wear. keywords: tribology steam rate of wear, friction, friction surface active acidity, abrasiveness, compatibility of materials, abrasive-corrosive wear. references 1. syrye dlya briketirovaniya toplivnykh briketov [elektronnyy resurs]: (sayt). toplivnyye brikety. oborudovaniye dlya proizvodstva toplivnykh briketov. elektoron. dan. 2016. rezhim dostupa: http://briket.zp.ua/sirie. nazvaniye s ekrana. 2. kostetskiy b.i. soprotivleniye iznashivaniyu detaley mashin. m. : mashgiz. 1959. 478 s. 3. izmalkov l. i. k voprosu ob optimalnoy chistote poverkhnosti detaley shnekpressov. pishchevaya tekhnologiya. 1959. № 3. 4. gonchar v.a. pіdvishchennya znosostіykostі і dovgovіchnostі ekstruderіv dlya pererobki furazhnogo zerna z domіshkami mіneralіv : avtoref. dis. na zdobuttya nauk. stupenya kand. tekh. nauk : spets. 05.02.04 – «tertya ta znoshuvannya v mashinakh». khmelnitskiy. 2014. 20 s. 5. gonchar v.a. doslіdzhennya znosostіykostі azotovanoї stalі kh12 v korozіyno-abrazivnomu seredovishchі. іnformatika ta mekhanіka : tezi dopovіdey viii ukraїnsko-polskoї konferentsії molodikh naukovtsіv. khmelnitskiy. 2011. s. 45-46. 6. iznos oborudovaniya pri pererabotke plastmass.stamburskiy e.a. beyl a. i.. karlivan v. p.. bespalov yu. a. m.: khimiya. 1985. 208 s. 7. derkach v.v. pіdvishchennya znosostіykostі tsilіndra ekstrudera metodom termodifuzіynoї bіmetalіzatsії : avtoref. dis. na zdobuttya nauk. stupenya kand. tekh. nauk : spets. 05.02.04 – «tertya ta znoshuvannya v mashinakh». kiїv. 2000. 20 s. 8. yastreba s.p. pіdvishchennya efektivnostі roboti і dovgovіchnostі olіynikh presіv : avtoref. dis. na zdobuttya nauk. stupenya kand. tekh. nauk : spets. 05.18.12 «protsesi ta obladnannya kharchovikh. mіkrobіologіchnikh ta farmatsevtichnikh virobnitstv». kiїv. 2012. 19 s. 9. briquettes de biomasse de presse [ressource ?lectronique]: (site web). anyang gemco energy machinery co.. ltd. mode d'acc?s: www.url: www.biodiesel-machine.com/fr/biomass-briquette-press.html. derni?re visite: 2016. titre de l'?cran. 10. vasilkіv v.v., radik d.l. vidi znoshennya spіraley gvintovikh robochikh organіv. vіsnik khntusg. kharkіv: khntusg. 2010. vip. 100. s. 197 – 202. 11. gonchar v.a. znosostіykіst stalі kh12 v vodnomu rozchinі muki z dobavkami mіneralu saponіtu. zbіrnik naukovikh prats vіnnitskogo natsіonalnogo agrarnogo unіversitetu. 2013. vip. 12 (75). s. 6-14. 12. sedov l. i. metody podobiya i razmernosti v mekhanike. m.: mir. 1981. 448 s. 13. venikov v.a., venikovg. v. teoriya podobiya i modelirovaniya. m.: vyssh. shkola. 1991. 419 s. 14. obespecheniye iznosostoykosti izdeliy. metod otsenki friktsionnoy teplostoykosti materialov. gost 23.210-80. [vved. 1981-07-01]. m.: izdatelstvo standartov. 1981. 10 s. (mezhgosudarstvennyy standart). 15. voytov v. a. konstruktivna znosostіykіst vuzlіv tertya gіdromashin. chastina 149. metodologіya modelyuvannya granichnogo zmashchuvannya v gіdromashinakh. kh.: tsentr lesya kurbasa. 1997. 154 s. 16. borisov m. v. uskorennyye ispytaniya mashin na iznosostoykost kak osnova povysheniya ikh kachestva. m. v. borisov. i. a. pavlov. v. i. postnikov. m.: izd-vo standartov. 1976. 352 s. 17. slovar-spravochnik po treniyu. iznosa i smazke detaley mashin.v. d. zozulya i dr. k.: nauk. dumka. 1990. 259 s. 18. razrabotka metodiki i issledovaniye proyavleniya effekta rebindera pri razlichnykh smazochnykh sredakh. s. v. ventsel. n. n. kurmanova. v. a. bazderkin [i dr.]. treniye i iznos. 1985. t. 6. № 4. s. 661– 665. аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 11 буряк в.г., * буряк в.в., ** драпак л.с., * буряк а.в.** * хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти, ** хмельницький національний університет м. хмельницький, україна gmail: viktorburyak1955@gmail.com аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин удк 621.9 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-11-16 виконується аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин. розглядаються результати досліджень зміни мікроструктури робочих поверхонь пластин спечених і первинно та повторно заточених. отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку. ключові слова: оброблення різанням, мікроструктура робочих поверхонь ріжучих пластин, акустичні властивості матеріалів, причинно-наслідковий зв’язок, знос. вступ за умови можливості однозначної оцінки характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і у процесі оброблення різанням (механообробки), узагальнення параметрів виконується із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку [1 3]. розгляд локальної взаємодії обробного і інструментального матеріалів, як контактуючих шорстких поверхонь набуває все більшої актуальності. розповсюдження утворених в процесі механообробки хвиль поєднане законами дисперсії, інтерференції, поглинання, розсіювання, відбиття, заломлення і існування граничних (критичних) умов взаємодії в локальному контакті залежать від акустичних властивостей матеріалів. сукупність мікровиступів та впадин на робочих поверхнях інструмента зумовлює нерівномірність розподілу локалізованих тисків, що в значній мірі відрізняються по величині від номінального тиску. враховуючи безпосередній зв’язок роботи тертя від локалізованого тиску в часі, виникла необхідність у визначенні зміни характеристик мікроструктурного енергетичного стану інструментального матеріалу на окремих ділянках робочих поверхонь інструмента. тому, в аналізі причин зносу і втрати працездатності інструментів важливе значення має оцінка стану їх робочих поверхонь. мета і постановка задачі з метою застосування диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку [1 3] виконується аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин. композиційні інструментальні матеріали, до складу яких входять компоненти твердої основи – зерна тугоплавких з’єднань, надтверді зерна нітриду бора або алмаза синтетичного полікришталевого (аспк) в тому числі з дифузійним покриттям надтвердих зерен (дпнз) і в’яжучий матеріал, після спікання заточують з метою зняття дефектних поверхневих шарів, забезпечення заданих розмірів конструкційних та геометричних параметрів. як відомо, заточування інструментів є складним технологічним процесом, який поряд з його користю може призвести до утворення різних видів пошкоджень робочих поверхонь, що у багатьох випадках понижує надійність процесу механообробки. аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин виконано у напрямках оцінки видів мікродефектів, параметрів шорсткості робочих поверхонь та їх зміни в процесі зношування інструмента. виклад матеріалів досліджень спечені в умовах високого тиску і температури, композиційні ріжучі пластини відрізняються неоднорідністю поверхневого стану після заточування. як видно з фотографій (рис. 1) робочих поверхонь пластин алмета [4], спечених і первинно заточених (рис. 1, а) та повторно заточених (рис. 1, б) при однакових умовах виконання технологічних процесів, – їх поверхні відрізняються за різною густиною розподілу надтвердих зерен (світлі плями), за кількістю великих і малих плям на поверхні та ін. фотографування виконано на неофоті моделі neophot 21 із збільшенням в 500х. при однаковій величині зе аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 12 рен (у відповідності з паспортними даними на марку алмазів асм 14/10), їх розміри на поверхні змінюються у великих межах (рис. 2, збільшення в 125х). це підтверджує наведені доводи про випадковий характер процесів заточування і розподілу надтвердих зерен. в процесі заточування, зерна періодично викришуються, випадають із в’яжучого матеріалу і при цьому залишають на своєму місці впадини. а зерна, міцність утримання у в’яжучому матеріалі яких вища, ніж сила різання при шліфуванні та сила пружного віджимання технологічної системи верстату для заточування, пересуваються до поверхні виступів. це зумовлює наявність на поверхні пластини зерен з різними розмірами, як результат їх послідовного руху до поверхні заточування. для підтвердження наявності мікронерівностей і аналізу характеру їх розподілу на профілографі профілометрі моделі 210 заводу “калібр” отримано профілограми шорсткості робочих поверхонь різних композиційних пластин. типовий зразок профілограми поверхні пластини алмета показаний на рис. 3. умови запису профілограми наступні: швидкість паперу – 200 мм /хв.; швидкість датчика 1 мм /хв.; вертикальне збільшення – 40000х. результати досліджень шорсткості поверхонь ріжучих пластин, заточених за однаковими умовами, показують наступну зміну значень стандартних параметрів: 1. параметр ra поверхонь пластин із твердого сплаву вк60м – (0,099, ..., 0,219) мкм; 2. параметр sm поверхонь пластин із твердого сплаву вк60м – (25, ..., 41) мкм; 3. ra поверхонь пластин алмета – (0,312, ..., 0,562) мкм; 4. sm поверхонь пластин алмета – (48, ..., 72) мкм. а б рис. 1 – мікроструктура робочих поверхонь ріжучих пластин алмета: а – після первинного заточування; б – після повторного заточування, 500х рис. 2 – мікроструктура робочої поверхні ріжучої пластини алмета, 125х більш повний аналіз стандартних параметрів шорсткості робочих поверхонь ріжучих пластин із різних марок інструментальних матеріалів проведено при визначенні їх значень у різних напрямках (повздовжньому та поперечному) відносно вершини інструмента та його головної ріжучої кромки на передній і задній поверхнях, що дозволяє зробити висновок про ізотропний вид шорстких поверхонь після заточування. також, підтверджено висновок про випадковий характер розподілу зерен на поверхнях заточених пластин. схема вимірювання параметрів шорсткості на робочих поверхнях ріжучих пластин показана на рис. 4. результати експериментальних досліджень приведені в табл. 1. рис. 3 – профілограма робочої поверхні ріжучої пластини алмета рис. 4 – схема вимірювання параметрів шорсткості відсутність кореляційного зв’язку умов тертя обробного і інструментального матеріалів та структурно-енергетичного стану робочих поверхонь інструменту викликає труднощі при обґрунтуванні працездатності композиційних ріжучих пластин. разом з цим ускладняється прогнозування гарантованих значень періоду стійкості інструментів, коли поряд із випадковим розподілом зерен на робочих поверхнях композиційних пластин, зустрічаються мікродефекти у вигляді шорсткості, неоднорідності структури тощо [5]. з урахуванням вище приведених доводів про наявність випадкових складових у технологічних процесах підготовки композиційних ріжучих пластин на етапах їх спікання і заточування, на даному етапі досліджень можливе проведення порівняльного аналізу ріжучої властивості інструментів. при цьому необхідно провести дослідження композиційних пластин з високими ріжучими властивостями та прийняти їх як еталонні. потім, шляхом порівняння відповідних характеристик стану аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 13 робочих поверхонь досліджуваної та еталонної ріжучих пластин, можна робити висновки про очікуваний період стійкості інструментів [6]. за аналогом розгляду шорстких поверхонь, для статистичної характеристики відображення досліджуваних поверхонь ріжучих пластин використовують оптичні електронні прилади (оеп). в основу дії оеп покладено флуктуацію променевого потоку, що відбивається від досліджуваної поверхні пластини при її скануванні. таблиця 1 результати досліджень параметрів шорсткості на поверхнях пластин параметри шорсткості № з/п матеріал пластини досліджувана поверхня ra , мкм sm , мкм 1 аспк (дпнз) задня: від вершини 1 до вершини 2 0,396 0,485 66,7 69,8 2 кнб (дпнз) задня: від кромки 3 до кромки 4 0,087 0,079 42,2 50,0 3 аспк (дпнз) передня: перпендикулярно 5 паралельно 6 0,401 0,420 63,8 67,9 4 кнб (дпнз) передня: перпендикулярно 5 паралельно 6 0,261 0,259 56,6 57,5 5 аспк (дпнз) 0,08 … 0,6 12 … 80 6 кнб (дпнз) досліджуваний діапазон для всіх груп пластин 0,06 … 0,3 11 … 60 проведений аналіз характеристик структурно-енергетичного стану робочих поверхонь композиційних пластин показує наступне. поверхні пластин можуть мати елементи поглинання (рис. 5), проникаючі (рис. 6) і пластичні (рис. 7) мікродефекти [7]. складність спектру відбитого світла при контролі поверхні ріжучих пластин потребує спеціальних наукових досліджень з метою вибору тієї чи іншої оптичної системи. з цією метою розглянемо згадані вище три типи елементів поверхні. а б в рис. 5 – зображення робочої поверхні ріжучої пластини з мікродефектами поглинання елементи поглинання змінюють тільки величину потоку світла, яке відбивається від поверхні і від дефектів (рис. 5, а). обидва відбитих промені у напрямку співпадають з дзеркальним і у цьому випадку доцільно застосування тільки одного варіанту розміщення прийомної оптичної системи – у напрямку дзеркального відбиття (рис. 5, б). відображення поверхні відповідає оригіналу. ділянки, що відмічені кружками, будуть світлими у разі виконання умов пд  та опод ff  і темними – при пд  та опод ff  , де п , д – коефіцієнти відбиття досліджуваної поверхні і мікродефекту (включень у поверхневому шарі); пf , дf , опf , одf – потужності променів світла, що падають і відбиваються від поверхні та від мікродефекту відповідно (рис. 5, в). апертура прийомної оптичної системи на контрастність зображення не впливає. аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 14 проникаючі мікродефекти утворені мікронерівностями за умови hc  , де c – ширина, а h – висота мікронерівностей (рис. 6, а). вони змінюють напрямок відбитих променів (розсіювання) та їх величину (поглинання) за рахунок багаторазового відбиття від стінок мікродефекту. оптичною системою, у залежності від апертури, може прийматись: весь відбитий потік  1oc ; тільки дзеркальна  2oc і тільки розсіяна  3oc компоненти (рис. 6, б). зображення оптичною системою  1oc дає аналогічну картину, як і при наявності елементів поглинання, що показано вище. із за багаторазового відбиття від стінок мікродефекту, потужності світлових потоків відрізняються: опод ff  , що відповідає темному зображенню на світловому фоні (рис. 6, в). при цьому контрастність зображення невисока (рис. 8). зображення системою  3oc виконується за умови, якщо дзеркальна компонента у прийомний канал не попадає 0опf . у даному випадку ми отримуємо темне зображення мікродефекту на темному фоні (рис. 6, г). зображення буде отримано контрастне за умови, якщо опод ff  (рис. 6, д), але при цьому виникають технічні труднощі щодо реалізації системи  2oc , так як дзеркальна компонента виділена у вузьких індикатрисах розсіювання. а б в г д рис. 6 – зображення робочих поверхонь ріж учих пластин з проникаючими мікродефектами а б в г д рис. 7 – зображення робочої поверхні ріжучої пластини з пластичними мікродефектами пластичні дефекти утворюються за умови, якщо hc  . у даному випадку проходить одноразове відбиття випромінювання (рис. 7, а). у випадку наявності однорідного матеріалу досліджуваної поверхні  пд  , за допомогою оптичної системи 1oc (рис. 7, б) неможливо отримати контрастне зображення мікродефектів (рис. 7, в). тут виникає необхідність у просторовому розподілі дзеркального і розсіяного потоків. використання системи 2oc потребує застосування малої апертури прийомної системи, що дає зображення темних мікродефектів на світлому фоні (рис. 7, д). максимальна контрастність та темне поле забезпечує система 3oc (рис. 7, г) і це завдяки тому, що на пластичних мікродефектах послаблення відбитого потоку незначне. кути падіння променів особливого значення не мають, так, як із-за великого кута у розсіюванні приймає участь практично вся поверхня мікродефекту. аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 15 таким чином, оптичні системи використовують розсіяну компоненту відбитого потоку світла і забезпечують максимальну контрастність зображення та мінімальне фонове опромінення фотоприймача. при цьому, мікродефекти можна розглядати як площинні випромінювачі з постійною потужністю освітлення у межах контуру. це дозволяє призвести розгляд тримірних поверхонь структури робочих поверхонь композиційних ріжучих пластин до випадку двомірного освітленого поля у площині аналізу оеп. світлий фон (для надтвердих пластин алмета) утворюють надтверді зерна. в’яжучий матеріал, що знаходиться між зернами на їх бокових поверхнях, утворюють однотональну, рівномірно розподілену на всій грані пластини темну поверхню (рис. 1). тому, враховуючи також параметри шорсткості, характеристики структурно-енергетичного стану робочих поверхонь композиційних ріжучих пластин можна оцінювати оптичною системою оеп і при цьому використовувати схему зображення поверхонь з елементами поглинання, які характерні для робочих граней пластин за умовою, що пд  і опод ff  . отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку [1 3]. висновки виконано аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин. встановлено, що робочі поверхні пластин, спечені і первинно заточені та повторно заточені при однакових умовах виконання технологічних процесів, – їх поверхні відрізняються за різною густиною розподілу надтвердих зерен (світлі плями), за кількістю великих і малих плям на поверхні. аналіз стандартних параметрів шорсткості робочих поверхонь ріжучих пластин із різних марок композиційних інструментальних матеріалів дозволяє зробити висновок про ізотропний вид шорстких поверхонь після заточування. також, підтверджено висновок про випадковий характер розподілу зерен на поверхнях заточених пластин. враховуючи параметри шорсткості, характеристики структурно-енергетичного стану робочих поверхонь композиційних ріжучих пластин можна оцінювати оптичною системою оеп і при цьому використовувати схему зображення поверхонь з елементами поглинання, які характерні для робочих граней пластин за умовою, що пд  і опод ff  . отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку. література 1. буряк в.г., буряк а.в. показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів // проблеми трибології. – 2016. – № 2. – с. 54-57. 2. буряк а.в., буряк в.г. зв’язок фізико-механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробні // проблеми трибології. – 2016. – №2.– с.28-33. 3. буряк в.г., буряк а.в. закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням // проблеми трибології. – 2017. – № 3. – с. 25-29. 4. верещагин л.ф., семерчан а.а., ганкевич т.т. и др. алмет – алмазный компактный материал // синтетические алмазы. – 1979. вып.1. – с. 3-5. 5. лошак м.г. прочность и долговечность твердых сплавов. – к.: наукова думка, 1984. – 328 с. 6. буряк в.г., жительный в.н., маслов в.п. контроль рабочих поверхностей композиционных режущих пластин // применение лазеров. – таллин: тпи. – 1987. – с. 51. 7. оценка режущих свойств инструментов статистическими методами / буряк в.г., маслов в.п., михеенко л.а. – хмельницкий, 1988. – 15с. – рус. – деп. в укрниинти 24.01.89, №374 – ук 89. надійшла в редакцію 16.08.2018 рис. 8 – зображення робочої поверхні композиційної ріжучої пластини (зображення не контрастне) аналіз характеристик мікроструктури поверхонь композиційних ріжучих пластин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 16 buryak v.g., buryak v.v, drapak l.s., buryak a.v. analysis of microstructure characteristics of surfaces of composite cutting plates. an analysis of the characteristics of the microstructure of the surfaces of composite cutting plates is carried out. the results of investigations of the microstructure change of the working surfaces of sintered and primary and reattached plates are considered. it was established that the working surfaces of plates, sintered and primed ground and re-grounded under the same conditions of technological processes, their surfaces differ in different density of distribution of super hard grains (light spots), in the number of large and small spots on the surface. an analysis of the standard roughness parameters of the working surfaces of cutting plates from different brands of composite tool materials allows us to conclude that the isotropic kind of rough surfaces after sharpening. taking into account the roughness parameters, the characteristics of the structural and energy state of the working surfaces of the composite cutting plates can be estimated by the optical system of electronic devices, while using the image diagram of the surfaces with the elements of absorption, the obtained research results are the initial data when using the methodology of performance evaluation of cutting tools by analyzing the acoustic characteristics of the energy state of processing and instrumental materials using the differential equation of cause and effect relationship. key words: cutting machining, microstructure of working surfaces of cutting plates, acoustic properties of materials, causal relationship, wear. references 1. buryak v.g., buryak a.v. pokazny`ky` energety`chnogo stanu materialiv, shho vy`znachayut` pracezdatnist` instrumentiv. problemi tribologі. 2016. № 2. s. 54-57. 2. buryak a.v., buryak v.g. zv'yazok fizy`ko-mexanichny`x, teplofizy`chny`x i akusty`chny`x vlasty`vostej obrobny`x i instrumental`ny`x materialiv u mexanoobrobni. problemy` try`bologiyi. 2016. №2. s.28-33. 3. buryak v.g., buryak a.v. zakonomіrnostі zmіni skladovih sili rіzannya ta energetichnogo stanu obrobnogo і іnstrumental'nogo materіalі v procesі obroblennya rіzannyam. problemi tribologії. 2017. № 2. s. 79-85. 4. vereschagin l.f., semerchan a.a., gankevich t.t. i dr. almet – almaznyiy kompaktnyiy material. sinteticheskie almazyi. 1979. vyip.1. s. 3-5. 5. loshak m.g. prochnost i dolgovechnost tverdyih splavov.– k.: naukova dumka, 1984. 328 s. 6. buryak v.g., zhitelnyiy v.n., maslov v.p. kontrol rabochih poverhnostey kompozitsionnyih rezhuschih plastin. primenenie lazerov. tallin: tpi. 1987. s. 51. 7. otsenka rezhuschih svoystv instrumentov statisticheskimi metodami / buryak v.g., maslov v.p., miheenko l.a. hmelnitskiy, 1988. 15s. rus. dep. v ukrniinti 24.01.89, #374 – uk 89. зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 74 винар в.а. фізико-механічний інститут ім. г.в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: vynar@ipm.lviv.ua зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання удк 620.178.16 вивчено вплив електролітичного наводнювання на мікромеханічні характеристики та трибологічну поведінку поверхневих шарів нікелю. встановлено, що після електролітичного наводнювання в поверхневих шарах нікелю відбуваються зміни, які проявляються у знижені пластичності і зростанні мікротвердості матеріалу. в результаті електролітичного наводнювання нікелю зі збільшенням густини струму наводнювання його мікротвердість збільшується, а зносотривкість зменшується. поверхневе руйнування при терті наводненого матеріалу відбувається внаслідок тріщиноутворення та абразивного впливу твердих і крихких продуктів зношування. ключові слова: електролітичне наводнювання, нікель, пластичність, мікротвердiсть, коефіцієнт тертя, зношування. вступ основна частина деталей обладнання виходить із ладу не через втрату міцності, а внаслідок зношування. тертя твердих тіл або контакт із газоподібним чи рідким середовищем супроводжується зміною властивостей поверхневих шарів, а як наслідок і зміною трибологічної поведінки. одним із факторів, які суттєво впливають на процеси тертя зношування є водневий чинник [1 3]. спільно з нерівноважними процесами, що проходять при деформації поверхневого шару металу, створюються теплові градієнти, електричні та магнітні поля і поля напружень. це призводить до дифузії водню в метал, концентрації його в приповерхневих шарах і прискореного зносу. область прояви водневого зношування обширна [1]. особливо інтенсивному зношуванню можуть піддаватися вузли тертя, що змащуються водою і працюють в хімічній та нафтогазовидобувній промисловостях. наявність у повітрі парів води також може створювати сприятливі умови для водневого зношування, не кажучи вже про розкладання в зоні контактування мастила, палива або пластмаси. використання водню як палива, особливо у транспортній промисловості, збільшує спектр обладнання та матеріалів, що працюють у безпосередньому контакті з воднем під час фрикційної взаємодії [4]. мета даної роботи – дослідити вплив попереднього електролітичного наводнювання на зміну фізико-механічних властивостей поверхневих шарів та фрикційну взаємодію нікелю. методика досліджень електролітичне наводнювання зразків нікелю проводили попередньо шляхом катодної поляризації з використанням платинового анода за кімнатної температури в 1 н розчині h2so4 з 10 мг/л as2o3. тривалість поляризації 1 година, густина струму 1,0 ... 2,0 а/дм2. трибологічні дослідження пластинчатих зразків розміром 50 × 40 × 5 мм проводили за схемою тертя “площина сфера“ на установці зі зворотно-поступальним переміщенням контактуючих поверхонь [5]. навантаження на індентор (матеріал al2o3, d = 9 мм) становило 1 н. визначали коефіцієнт тертя та втрати матеріалу за шириною утвореної в процесі тертя доріжки. зміну мікромеханічних властивостей нікелю проводили на пристрої для вивчення фізикомеханічних властивостей поверхневих шарів матеріалів “микрон гамма“ [6]. топографічні дослідження проводили за допомогою безконтактного інтерференційного 3-d профілографа “micron alpha“ [7]. рентгеноструктурний аналіз поверхні матеріалів здійснювали на дифрактометрі дрон-3м у cuk випромінюванні. електронномікроскопічні дослідження структури нікелю і поверхонь тертя проводили на сканівному електронному мікроскопі evo-40xvp (carl zeiss) з системою рентгенівського мікроаналізу inca energy. експериментальні результати та їх обговорення нікель здатний поглинати великі об’єми водню, причому, в результаті утворюються тверді розчини, які змінюють властивості металу. так, в результаті електролітичного наводнювання поверхні нікелю (1 години за густини струму 1 а/дм2) спостерігається утворення чітко вираженої зміненої ділянки глибиною 10 15 мкм (рис. 1, б). при порівнянням зерен нікелю у вихідному стані (рис. 1, а) та після наводнювання (рис. 1, б), встановлено появу неоднорідних темних ділянок округлої форми розміром 0,5 1 мкм, наявність яких свідчить про структурні зміни у матеріалі. зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 75 а б рис. 1 – мікроструктура поперечного перерізу ненаводненого (а) і наводненого (густина струму 1а/дм2, час – 1 година) (б) нікелю (bsd зображення) встановлено, що після електролітичного наводнювання нікелю його мікротвердість підвищується зі збільшенням густини струму і тривалості наводнювання (рис.2). так, зі зростанням густини струму наводнювання до 2 а/дм2 за тривалості 1 година мікротвердість підвищується на ~38%. зі зміною часу наводнювання до 3 годин за густини струму 1 а/дм2 вона зростає на ~34 %. таким чином, зростання густини струму та часу наводнювання, сприяють зростанню мікротвердості поверхневих шарів, однак із підвищенням режимів катодної поляризації швидкість її зміни знижується. а б рис. 2 – вплив густини струму(а) та часу (б) електролітичного наводнювання на мікротвердість нікелю рентгеноструктурним аналізом поверхні встановлено, що у поверхневих шарах міжплощинні відстані у кристалічній гратці нікелю у вихідному стані становлять 0,35275 нм , в результаті наводнювання відбувається розширення рефлексів дифрактограм та збільшення їх інтенсивності, що пов’язано з розчиненням водню у дефектах структури та кристалічній гратці (рис. 3, а). воно супроводжується збільшенням міжатомних відстаней (рис. 3, б) і виникненням внутрішніх напружень. а б рис. 3 – зміна конфігурації рефлексів рентгенограм (а) та параметрів гратки (б) нікелю після електролітичного наводнювання протягом 1 години: 1 –вихідний; 2 – 1 а/дм2; 3 – 2 а/дм2 зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 76 після наводнювання параметр гратки нікелю зростає несуттєво (до 0,352755 і 0,352823 нм з підвищенням густини струму від 1 до 2 а/дм2), що виключає утворення гідридних фаз, які розширюють гратку на 0,01 нм [3]. для визначення механічних властивостей поверхневих шарів застосовували дюрометрію та метод динамічного індентування [6]. він грунтується на автоматичній реєстрації діаграми навантаження p= f (h), де p – навантаження на індентор, h – глибина його впровадження у поверхню досліджуваного матеріалу (рис. 4, а). основна перевага методу полягає в тому, що твердість визначається в момент максимального заглиблення наконечника (hmax), тобто до початку пружного відновлення матеріалу. діаграма дає інформацію про роботу, витрачену індентором на подолання опору матеріалу апласт і роботу, витрачену матеріалом на відновлення своїх властивостей апруж. за цими даними визначають ступінь пластичності поверхні ε згідно формули ε = (апласт – апруж / апласт). значення мікротвердості за меєром знаходиться як відношення максимального навантаження pmax до площі проекції відбитка а; модуль юнга визначається, як ase  2/ , де s – тангенс кута нахилу початкової ділянки кривої розвантаження. як показали дослідження (рис. 4, а, табл.), що наводнювання підвищує модуль пружності на ~5 % та роботу пружної складової на ~12 %, робота пластичної складова апласт та коефіцієнт пластичності знижуються на 12 %. спостерігається зростання напружень у поверхневих шарах нікелю на 7 % в порівнянні з металом у вихідному стані. а б рис. 4 – залежність сили тертя від шляху по треку взаємодії індентора з поверхнею титану (а), 3d (б, в) профілограми сліду від індентора: 1 – метал у вихідному стані; 2 – після наводнювання за густини струму 1 а/дм2 та часу 1 година таблиця характеристики нікелю визначені за динамічного індентування найменування h1, мкм h2, мкм н, (мейер) е, гпа апласт апруж ε σн, гпа ni вихідний 4,794 4,717 0,898 178,680 89,936 8,798 0,898 0,231 ni наводнення 4,767 4,685 0,956 184,600 80,558 9,972 0,803 0,246 примітка: hmax – максимальне заглиблення наконечника; hf – глибина відбитка; нмеєр – мікротвердість за меєром; е – модуль юнга; апласт і апруж – робота пластичної і пружної деформацій; ε – ступінь пластичності поверхні; σн – внутрішні напруження (наводнювання 1а/дм2, 1 година). в результаті скретч досліджень виявлено несуттєві відмінності між середніми значеннями сили тертя нікелю у вихідному стані – 9,6 сн та після наводнювання – 9,3 сн (рис. 4, б). дослідження треків, сформованих від контакту піраміди з поверхнею, показали, що для ненаводненого нікелю характерний більш пластичний вихід матеріалу із зони контактування (рис. 5), який супроводжується поширенням пластичної деформації на відстань до 70 мкм у різних напрямках від осі переміщення індентора. видавлювання матеріалу через більшу адгезійну складову проходить нерівномірно, тоді як після наводнюван зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 77 ня, внаслідок окрихчення, відбувається інтенсивніший вихід матеріалу із зони контакту по осі прикладення нормальних навантажень, і гребені виходу матеріалу є рівномірніші. а б рис. 5 –вигляд треку сформованого від контакту індентора і поверхні нікелю та його 3d профілограми: а – метал у вихідному стані; б – після наводнювання за густини струму 1 а/дм2 та часу 1 година таким чином, електролітичне наводнювання технічно чистого нікелю знижує пластичність поверхневих шарів нікелю, що проявляється у його трибологічній поведінці (рис. 6). зі зростанням густини струму наводнювання спостерігається зростання коефіцієнта тертя від 0,4 до 0,6 в початковий період контактної взаємодії. ця тенденція зберігається на протязі 600 секунд, але зі зростанням часу досліджень зміна значень коефіцієнта тертя починає набирати стрибкоподібного характеру, що викликане накопиченням пошкоджуваності та продуктів зношування в зоні тертя (рис. 7). для втрат матеріалу властива чітка закономірність, зі збільшенням густини струмів наводнювання нікелю ширина треку тертя зростає і становить 786 мкм (2а/дм2 – 1 година), що на 20 % більше ніж для матеріалу у вихідному стані (650 мкм). рис. 6 –залежність коефіцієнта тертя та втрат матеріалу нікелю від густини струму наводнювання (час наводнювання 1 год) аналіз поверхонь тертя матеріалу у вихідному стані свідчить про сліди пластичної деформації, а також наявність значної кількості дрібнодисперсних частинок, крихких продуктів зношування (рис. 7). зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 78 а б рис. 7 – мікроструктура поверхні тертя нікелю у вихідному стані (а) і після наводнювання за густини струму 2а/дм2 протягом 1 год (б) для нікелю після наводнювання характерне зниження площі пластичного деформування поверхні, та утворення тріщин з наступним інтенсивним руйнуванням у вигляді дисперсних частинок, які виступають додатковим абразивом у зоні тертя за рахунок більшої твердості. висновки встановлено, що після електролітичного наводнювання в поверхневих шарах нікелю змінюється структура, яка проявляється у зниженні пластичності і зростанні мікротвердості матеріалу. в результаті електролітичного наводнювання нікелю зі збільшенням густини струму наводнювання його мікротвердість збільшується, а зносотривкість зменшується. поверхневе руйнування при терті наводненого матеріалу відбувається внаслідок тріщиноутворення та абразивного впливу твердих і крихких продуктів зношування. література 1. гаркунов д.н. и др. водородное изнашивание деталей машин: монография / д.н.гаркунов, г.и.суранов, ю.а.хрусталев. – ухта: угту, 2003. – 199 с. 2. pokhmurskii v.i. effects of hydrogen exposure on the mechanical and tribological properties of αtitanium surfaces./ v.i. pokhmurskii, v.a. vynar, ch.b. vasyliv, n.b. ratska // wear, volume 306, issues 1– 2, 30 august 2013, pages 47-50. 3. федоров в.в. вплив водню на фазовий склад та фізико-механічні властивості конструкційних матеріалів / в.в. федоров // фізико-хімічна механіка матеріалів. – 2010 – № 2. – с. 67-76. 4. http://hydrogenius.kyushu-u.ac.jp/ci/event/ihdf2014/pdf/tri11p_ono.pdf 5. винар в. а. методичні особливості трибокорозійних досліджень / в. а. винар, в.м. довгуник, м.м. студент // фхмм, 2010. – №5. – с. 59-64. 6. игнатович с.р. методика исследования физико-механических свойств поверхностных слоев материалов при усталости с использованием многофункционального прибора «микронгамма» / с.р. игнатович, и.м. закиев, д.и. борисов // авиационно-космическая техника и технология. – 2004. – №8 (16). – с. 163-166. 7. закиев и.м. применение бесконтактного 3d профилометра «micron-betta» для точного определения износа. / и.м. закиев // проблемы трения и износа. – 2010. – № 52. – с. 192-198 8. мардаревич р.с. вплив електролітичного наводнювання на зношування гальванічних покриттів на основі нікелю / р.с. мардаревич, в.а. винар, м.я. головчук, я.я. сірак // фізико-хімічна механіка матеріалів. – 2012. – спец. випуск. – т.2. – №9. – с. 588-592. поступила в редакцію 01.12.2015 http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0043164813004146 http://hydrogenius.kyushu-u.ac.jp/ci/event/ihdf2014/pdf/tri11p_ono.pdf зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 79 vynar v.v. changes of nickel micromechanical propertiesand tribological characteristics after electrolytic hydrogenation. electrolytic hydrogenation influence on micromechanical properties and tibological behavior of nickel surface layers was studied. it was established that the treatment causes changes of nickel surface layers which are shown in increase of microhardness and decrease of ductility of the material. nickel microhardness isincreased and its wear resistance decreased with rising of hydrogenation current density. surface destruction of the hydrogenated material takes place dueabrasion effect of hard and brittle wear products and cracks development. keywords: electrolytic hydrogenation, nickel, nanoindentation, microhardness, friction coefficient, wear. references 1. garkunov d.n., suranov g.i., xrustalev yu.a. vodorodnoe iznashyvanye detalej mashyn. monografiya. ukhta. ugtu, 2003. 199 s. 2. pokhmurskii v.i., vynar v.a., vasyliv ch.b., ratska n.b. effects of hydrogen exposure on the mechanical and tribological properties of α-titanium surfaces. wear, volume 306, issues 1 2, 30 august 2013, pages 47-50. 3. fedorov v.v. vplyv vodnyu na fazovyj sklad ta fizyko-mekhanichni vlastyvosti konstrukcijnykh materialiv. fizyko-khimichna mekhanika materialiv. 2010 №2. s. 67-76. 4. http://hydrogenius.kyushu-u.ac.jp/ci/event/ihdf2014/pdf/tri11p_ono.pdf 5. vynar v. а., dovgunyk v.m., student m.m. metodychni osoblyvosti trybokorozijnyx doslidzhen. fkhmm, 2010. №5. s.59–64. 6. ignatovych s.r., zakyev i.m., borysov d.i. методика metodyka issledovanyya fyzykomekhanycheskykh svojstv poverxnostnykh sloev materyalov pry ustalosty s ispol`zovaniem mnogofunkcional`nogo pribora «mikrongamma». aviacionno-kosmicheskaya tekhnika i tekhnologiya. 2004. №8 (16). s. 163-166. 7. zakiev i.m. primenenie beskontaktnogo 3d profylometra «micron-betta» dlya tochnogo opredeleniya iznosa. problemy treniya i iznosa. 2010. № 52. s. 192-198 8. mardarevych r.s., vynar v.a., golovchuk m.ja., sirak ja.ja. vplyv elektrolitychnogo navodnjuvannja na znoshuvannja gal'vanichnyh pokryttiv na osnovi nikelju. fizyko-khimichna mekhanika materialiv. 2012. spec. vypusk. t.2. №9. s. 588–592. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0043164813004146 http://hydrogenius.kyushu-u.ac.jp/ci/event/ihdf2014/pdf/tri11p_ono.pdf підвищення конкурентноспроможності триботехнічних рішень в обробці металів тиском за допомогою теорії … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 24 аніщенко о.с. двнз «приазовський державний технічний університет», м. маріуполь, україна e-mail: aas540628@gmail.com підвищення конкурентноспроможності триботехнічних рішень в обробці металів тиском за допомогою теорії розв’язання винахідницьких задач удк 621.77: 658.512 для обробки металів тиском наведений алгоритм створення технічних рішень на рівні винаходів з використанням основних елементів теорії рішення винахідницьких задач. розглянуті ряд способів та пристроїв для обробки тиском, що були винайдені на базі цієї теорії та наведеного алгоритму і дозволяють керувати силами тертя для досягнення поставлених цілей. ключові слова: трвз, тертя, типовий прийом, таблиця ефектів, реполь, обробка тиском. вступ проектування конкурентоспроможних технологій і інструментів в обробці металів тиском (омт) потребує врахування великої кількості факторів, зокрема спільного впливу на заготовку, що деформується, силового, температурного полів, сил контактного тертя, режимів навантаження у часі і т.д. перебирання варіантів, мозковий штурм та інші методи активізації творчого мислення, культивовані в минулому столітті, великою ефективністю не відрізняються, тому на практиці застосовуються рідко. наразі зростає потік публікацій [1 3], присвячених теорії розв'язання винахідницьких завдань (трвз) як дієвої методології, що дозволяє хоч і не усунути повністю перебирання варіантів при створенні нових технічних рішень, але скоротити їх число до одного-двох десятків, що цілком прийнятно для аналізу з кінцевим результатом на рівні винаходів. трвз була створена г.с. альтшуллером [4] і в подальшому неодноразово модернізувалася [1 3]. змінювалися терміни теорії, додавалися і вдосконалювалися окремі елементи та додатки трвз, проте в цілому структура трвз залишилася незмінною. досвід часткового використання нами трвз в омт [5] показав, що творча діяльність істотно ефективніша, якщо використовуються такі структурні елементи трвз, зокрема, репольного аналізу, як типові прийоми вирішення протиріч, таблиці фізичних, геометричних, хімічних ефектів, стандарти на рішення винахідницьких задач, аналіз ідеального кінцевого результату, метод маленьких чоловічків. постановка проблеми метою роботи є створення у вигляді алгоритму основ методології розробки нових ефективних технічних рішень в омт за допомогою апарату трвз. результати досліджень трвз стосовно омт пояснюється схемою на рис.1. при проектуванні технології або інструменту виявляється ситуація, яка характеризується адміністративним протиріччям, наприклад: підвищити якість штампованих деталей, збільшити стійкість штампа. адміністративне протиріччя визначає постановку задачі і необхідний кінцевий результат. далі аналізують вихідну інформацію з досліджуваної проблеми, визначаючи з фонду науково-технічної і патентної літератури ефективні прийоми, за допомогою яких вирішують подібні завдання, і шукають вже відоме рішення, яке задовольняє заздалегідь сформульованим критеріям ефективності. якщо це не вдається, переходять до винахідницької творчості. процес омт є сукупністю взаємодій багатьох елементів складної технічної системи, що ускладнює вирішення завдання. тому спочатку спрощують систему до рівня, при якому вона визначається взаємодією пари головних елементів, які конфліктують (рис. 2, а, б). для омт складовими частинами пари можуть бути або силове поле сп , під впливом якого деформується деталь (речовина 1p ), або речовина 2p (інструмент), яка взаємодіє з речовиною 1p за допомогою поля сп . конфліктуюча пара головних елементів дозволяє сформулювати технічне протиріччя, що виключає з розгляду безліч варіантів, в яких позитивні ефекти, що можуть бути досягнені, супроводжуються негативними явищами. далі є два напрямки розвитку творчого мислення. у першому випадку переходять від даної технічної системи до ідеальної шляхом формулювання ідеального кінцевого результату (ікр), при якому один з елементів пари, що конфліктують, сам усуває шкідливий вплив, продовжуючи підвищення конкурентноспроможності триботехнічних рішень в обробці металів тиском за допомогою теорії … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 25 виконувати свою основну функцію. практика показує, що тільки при мінімальному відступі від ікр можливе створення найбільш ефективних рішень технічної задачі. другий напрямок передбачає виділення конфліктної зони в парі елементів, перехід від технічного до фізичного протиріччя, перетворення пари елементів з неповного до повного (три елементи) реполю (речовина + поле) [4] з подальшим його аналізом. доведення фізичних протиріч системи до їх практичної несумісності дозволяє в більшості випадків визначити хід подальших перетворень системи. рис. 1 – структурна схема створення нових технічних рішень за допомогою трвз репольний аналіз включає добудову і розгортання вихідного реполю шляхом введення в нього, додаткових полів і речовин, взаємодія яких з головними елементами сп , 1p (або 2p і 1p ) забезпечує ефективне рішення задачі. при цьому використовуються: стандарти вирішення винахідницьких задач (сввз), що визначають найкращі способи подолання фізичних протиріч; таблиці використання фізичних, геометричних і хімічних ефектів [2, 4], типові прийоми омт, теоретичні та експериментальні розробки в галузі обробки металів тиском і т.п. результатом перетворень системи є фізичне рішення задачі і його конкретна технічна інтерпретація. а б в г д рис. 2 – схеми реполів розглянемо приклади використання трвз, в яких використовують сили контактного тертя в процесах омт. надпластичне формування тиском газу порожнистої оболонки 3 (рис. 3, а) з затиснутої по фланцю і нагрітої разом зі штампом 1 листової заготовки 2 характеризується великою різнотовщинністю стінок вздовж контуру оболонок. усунення цього недоліку являє собою адміністративне протиріччя, завдання при цьому регулювання течії листового матеріалу при формуванні, технічне протиріччя – тиск газу допомагає утворити оболонку, але й винний в неоднаковій товщині її стінок. відповідно до ікр (поле сп само повинно зменшити нерівномірність деформації речовини 1p ) визначаємо фізичне протиріччя: силове поле необхідно для зміни речовиною 2p речовини 1p , але його не повинно бути, щоб не викликати різнотовщинності оболонки, таким чином, з урахуванням ікр і фізичного протиріччя рішення задачі слід шукати в зміні дії сп на 1p , наприклад, переносі його на інші елементи, що вводяться в систему, розподілом їх в просторі, часі, розмірах. сввз 1.2.2. [4] пропонує для цього випадку введення третьої речовини /1p , яка є різновидом речовини 1p (рис. 2в). вплив поля сп на /1p , виключає негативну дію (хвиляста стрілка) речовини 2p на 1p . аналіз вже зменшеної кількості варіантів дозволив вибрати прийнятне рішення. дія поля сп поділена в часі: деякий час поле сп само себе врівноважує, усуваючи першопричину різнотовщинності; підвищення конкурентноспроможності триботехнічних рішень в обробці металів тиском за допомогою теорії … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 26 додатковий елемент /1p у реполі може бути тією ж речовиною 1p , але поділеною в просторі на дві речовини 1p ; контакт двох речовин 1p їх центральними частинами (розподіл в просторі) на першій стадії формування наводить поле тертя, достатнє для гальмування деформації цих речовин, тобто врівноважує дію поля сп ; остання у часі стадія формування здійснюється за класичною схемою (рис. 3, а). технічна інтерпретація рішення пояснюється схемою на рис. 3, б. штамп для реверсивного формування (а.с. срср №712176, 1031576, мпк в21d26/02) складається з матриць 1 і 4, розташованих робочими порожнинами одна проти одної, і порожнистої прокладки 5. між матрицями і прокладкою затискають дві заготовки 2 і 3, подають стиснений газ і формують заготовки в порожнину прокладки (рис. 3, б зверху). у зонах контакту заготовок пластична течія відповідних ділянок гальмується силами тертя. формозміна напівфабрикатів один по поверхні іншого відбувається за рахунок стоншення вільних від контакту поверхонь, розмір яких постійно зменшується у напрямку вздовж твірної від центру заготовок до фланців. отже на першій стадії формування інтенсивніше стоншуються зони заготовок, що розташовані між їх фланцями та центром. на другій стадії (рис. 3, б знизу) стиснений газ подають у порожнину прокладки і формують оболонки в порожнині матриць. на цій стадії відбувається більш інтенсивніше стоншення оболонок в полюсі з-за жорсткого притиску фланця заготовок. сумарне стоншення стінок оболонок після двох стадій формування характеризується меншою різнотовщинністю. інше рішення: дві заготовки по контуру зварюють між собою і приварюють до кільцевого фланця, який притискають в штампі. тиск газу між заготовками створює сублімат, що сублімує при нагріванні і деформуванні заготовок, які вже не притиснуті в штампі і тому деформуються досить рівномірно (а.с. срср №1212654, мпк в21d26/02). рис. 3 – схеми нових способів та пристроїв, що створені за допомогою трвз при гарячому видавлюванні складно виштовхувати поковки зі штампів. тобто речовина 2p під дією поля сп деформує 1p (рис. 2, г), але й затискає в собі (в порожнині штампа) [5, 6]. сввз 1.2.2 і 2.4.7 пропонують введення третьої речовини 3p та використання таблиці фізичних ефектів [2, 4], яка вказує, що силовий вплив при наявності температурного поля тп і додаткової речовини 3p забезпечує ефект фазового переходу. але в сталевій поковці він лише трохи змінює густину сталі, а от зміна агрегатного стану речовини 3p , а саме перехід в газоподібний стан різко збільшує його обсяг при постійному тиску або забезпечує різкий стрибок тиску при незмінному обсязі. отже діями полів тп і сп на 3p виникає газ в той час, коли треба виштовхнути поковки з штампу. у технічному вигляді запропоноване рішення реалізовано при ізотермічній штамповці заготовок 4, покритих шаром сублімату 5. штамп 1 2, нагрітий до верхньої, а заготовка – до нижньої межі температурного діапазону деформації, температура сублімації покриття знаходиться в середині діапазону. при штамповці заготовка нагрівається до температури нагріву штампа, що викликає сублімацію покриття з її поверхні. утворений газ під тиском разом з виштовхувачем 3 виштовхує поковки зі штампу (а.с. срср №1006015, 1006016, мпк b21j5/00). ротаційна роздача розтрубів на трубах інструментом тертя значно спростилася, коли ми стали використовувати інструмент (а.с. срср №1147481, мпк b21d41/02) у вигляді конуса 3 з державкою 2, яка обертається навколо осі, паралельної осі обертання труби 1 (рис. 3, г, д). у репольному вигляді підвищення конкурентноспроможності триботехнічних рішень в обробці металів тиском за допомогою теорії … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 27 (рис. 2, д) маємо позитивну дію поля сп на 1p через речовину 2p і негативну дію на 1p від механічного поля мп (тертя ковзання від обертання 1p і 2p ). для усунення негативного впливу поля ковзання трвз пропонує видозмінити речовину 2p , а в переліку типових прийомів конкретно пропонує замінити тертя ковзання на тертя кочення. заміну здійснили, закріпивши в державці 2 конус 3 (речовина 2p ) на підшипнику 4. наразі конус і розтруб труби обертаються з однаковими лінійними швидкостями вздовж лінії контакту з розтрубом труби (а.с. срср №1172740, пат. україни №63318, мпк b21d41/02). висновки трвз має ефективні структурні елементи, які є дієвими заходами підвищення конкурентоспроможності нових технічних рішень в обробці металів тиском на рівні винаходів. література 1. орлов м.а. основы классической триз / м.а. орлов. – м.: солон-пресс, 2006. – 432 с. 2. уразаев в.г. триз в электронике / в.г. уразаев. – м.: техносфера, 2006. – 320 с. 3. кукалев с.в. правила творческого мышления / с.в. кукалев. – м.: форум, 2014. – 416 с. 4. альтшуллер г.с. найти идею: введение в триз – теорию решения изобретательских задач / г.с. альтшуллер. – м.: альпина бизнес букс, 2007. – 400 с. 5. цепин м.а. применение основ теории технического творчества к анализу процессов омд / м.а. цепин, а.с. анищенко, в.п. ким // известия вузов. черная металлургия. – 1981. – № 5. – с. 95-99. 6. кухарь в.в. смещенные объемы при осадке цилиндрических заготовок выпуклыми плитами/ в.в. кухарь, в.а. бурко // обработка материалов давлением. – краматорск: дгма, 2008, № 1(19). – с. 177-182. надійшла в редакцію 02.06.2018 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com anishchenko о.s. increasing the competitive ability of tribotechnical solutions in the field of metal working with pressure using the theory of solving inventive problems. підвищення конкурентноспроможності триботехнічних рішень в обробці металів тиском за допомогою теорії … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 28 the article proposes for the processes of metal pressure treatment a new algorithm for creating technical solutions at the level of inventions using the basic elements of the theory of solving inventive problems. the article analyzes several methods and devices for metal forming. they were created on the basis of the proposed theory and algorithm and can use friction forces to achieve the goals. key words: triz, friction, typical action, table of effects, repol, pressure treatment. references 1. orlov m.a. osnovy classicheskoy triz. m. solon-press, 2006. 432s. 2. urazaev v.g. triz v elektronike. m. tekhnofera, 2006. 320s. 3. kukalev s.v. pravila tvorcheskogo myshlenya. m. forum, 2014. 416s. 4. altshuller g.s. nayti ideyu: vvedenie v triz – teoriyu reshenya izobretatelskykh zadach. m. alpina biznes. buks, 2007. 400s. 5. tsepin m.a. primenenie osnov teorii tekhnicheskogo tvorchestva k analizu protsessov omd. m.a. tsepin, a.s. anishchenko, v.p. kim. izvestya vuzov. chernaya metallurgia. 1981. n5. s.95-99. 6. kukhar v.v. smeschennye obyomy pri osadke tsilindrycheskyh zagotovok vypuklymi plitami. v.v. kukhar, v.a. burko. obrabotka materialov davleniem. kramatorsk: dgma, 2008, n1(19), s.177-182. розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 92 диха о.в., вичавка а.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю удк 621.891 проведений аналіз конструктивних та технологічних особливостей напрямних ковзання машин для забезпечення довговічності по зносу та антифрикційних властивостей. визначені трибоконтактні характеристики: контактний тиск і площа контакту для напрямної з маслоутримувальними канавками трикутного профілю. розв`язана пряма зносоконтактна задача для напрямної ковзання і отримана залежність лінійного зносу напрямної від шляху тертя. ключові слова: напрямна ковзання, маслоутримувальний профіль, розрахунок зносу, шлях тертя, контактний тиск. вступ напрямні це відповідальні елементи машин, які утримують рухомі частини механізмів та надають напрям їхньому руху. на робочих поверхнях напрямних може виникати тертя ковзання або тертя кочення напрямні ковзання зворотно-поступального руху простіші за конструкцією і технологією виготовлення, їх широко використовують в будові металорізальних і деревообробних верстатів, ковальскопресового обладнання, підйомно-транспортних машин, приладів тощо. напрямні ковзання технологічного обладнання (рис. 1) за формою поперечного перетину розрізняють на циліндричні, прямокутні, клинчасті та типу «ластівчин хвіст». нижнє розміщення поверхні тертя напрямної на відміну від верхнього сприяє кращому зберіганню мастила на робочих поверхнях спарених елементів. розміри поперечного перетину напрямних ковзання нормалізовані і співвідношення розмірів залежить від висоти напрямної. відношення довжини рухомої деталі до габаритної ширини напрямної повинно бути в межах 1,5 ... 2 довжина нерухомих напрямних приймається такою, щоб не було провисання рухомої деталі. навантаження, що діють на деталі напрямних, завжди можуть бути зведені до сили f, прикладеної у центрі робочої поверхні напрямної, і до моменту м, що діє у поздовжній площині напрямної. розподіл тиску по ширині плоскої напрямної беруть рівномірним, а по довжині – таким, що змінюється за лінійним законом. такі допущення можливі через малу ширину напрямних порівняно з їхньою довжиною і достатньою жорсткістю. стійкість проти спрацювання робочих поверхонь напрямної з тертям ковзання перевіряють за умовою збереження шару мастила у зоні максимального тиску. епюра розподілу тиску по довжині напрямної, навантаженої силою f та моментом м, показана на рис. 1. f m l pp m i n m ax f b f m l pp m i n m ax f b рис. 1 – до розрахунку напрямних ковзання для прямокутної напрямної умова стійкості проти спрацювання робочих поверхонь може бути записано таким чином: розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 93    p bl m bl f ppp mf  2max 6 . допустимий тиск на робочих поверхнях напрямних ковзання при повільних переміщеннях ( v < 0,05 м/с) беруть [ρ] = (2...3) мпа, а при підвищених швидкостях у зв'язку з поліпшенням умов змащування  p =(5...6) мпа. для зменшення тертя, спрацьовування та запобігання задиркам тертьових поверхонь напрямних металота деревообробних верстатів, пресів, контрольно-вимірювальних приладів застосовують спеціальні індустріальні мастила. змащувальні вузли та деталі залежно від застосованого обладнання значно відрізняються умовами роботи, температурними, навантажувальними та іншими характеристиками. для мащення напрямних ковзання високоточних металорізальних верстатів, умови роботи яких відрізняються високими навантаженнями й можливістю дуже низьких швидкостей руху (0,016…3,3 мм/с), застосовують особливу групу антистрибкових індустріальних мастил (и-н-е-68, и-н-е-100, и-не-220 згідно гост 17479.4-87) призначених для напрямних ковзання, що містять антистрибкові присадки. умови контакту поверхонь тертя напрямних вузлів ставлять високі вимоги до вибору матеріалу напрямної, який багато в чому впливає на її зносостійкість і визначає плавність руху вузлів. для запобігання схоплюванню, пару тертя комплектують з різнорідних матеріалів. напрямні з сірого чавуну, виконані за одне ціле з базовою деталлю (станиною), прості і дешеві, але не забезпечують довговічності. для підвищення зносостійкості їх гартують до твердості hrc 48 ... 53 або піддають хромуванню товщиною 25 ... 50 мкм, що забезпечує твердість до hrc 68 ... 72. на робочі поверхні напрямних також напилюють шар молібдену або сплаву з вмістом хрому. сталеві напрямні виконують у вигляді окремих планок, які прикріплюють до базових чавунних деталей гвинтами або приклеюють, а до сталевих станини їх приварюють. для сталевих накладних напрямних застосовують маловуглецевої сталі (сталь 20, 20х, 20хнм) з наступною цементацією і гартуванням до твердості hrc 60 ... 65, азотовані стали 40хф, 30хн2ма з глибиною азотування 0.5 мм і гартуванням до твердості hv800-1000. для зниження коефіцієнта тертя і підвищення демпфування в напрямних ковзання останнім часом все більше застосовують композиційні полімерні матеріали (пластмаси), які наділені хорошими характеристиками тертя. у конструкції верстатів вітчизняного виробництва для напрямних здебільшого використовують фторопласт і композиційні матеріали на основі епоксидних смол з присадками дисульфіду молібдену та графіту. а чеська фірма „ škoda ” протягом тривалого часу у різних вузлах тертя своїх верстатів використовує полімерний матеріал „моглайс pl/p” німецької фірми „диамант металлопластик gmbh” [1]. заміна композиційних матеріалів на основі фторопласту і епоксидної смоли на zx -100k дозволяє підвищити термін експлуатації напрямних, зменшити тертя ковзання поверхонь, усунути ривки і задирки в умовах відсутності мащення і сухого тертя для підвищення довговічності напрямних машин при терті і зношуванні на їх поверхню додатково наносять різні маслоутримувальні мікроі макрорельєфи. чим надійніше утримується мастильний матеріал між контактуючими деталями, тим менше вони зношуються. профіль поверхні відіграє тут головну роль. створені при обробці канавки на поверхні виконують функцію резервуарів для утримання і розподілу масла. за допомогою теоретичних досліджень, лабораторних і експлуатаційних випробувань визначається який тип, форма і глибина профілю є найприйнятнішими. серед параметрів регулярних профілів важливими, з погляду формування експлуатаційних характеристик поверхні, є: напрямок ліній профілю щодо напрямку відносного ковзання, відносна площа поверхні (відношення площі, зайнятої канавками, до загальної площі), глибина і форма змащувальних канавок. узагальнюючи результати досліджень зносостійкості поверхонь з регулярним рельєфом [2-7], можна намітити певні рекомендації щодо приведених вище параметрів. кращі результати дають поперечні відносно напрямку переміщення канавки, оскільки в цьому випадку забезпечуються більш сприятливі умови для мащення, і в цілому поверхня має більшу несучу здатність в порівнянні з поздовжніми канавками. що стосується відносної площі поверхні, то тут оптимальними вважаються випадки, коли площа змащувальних канавок складає 40 50 % від загальної площі поверхні. постановка задачі та основні рівняння розрахункова схема для канавок трикутної форми наведена на рис. 2. для визначення несучої здатності профілю з трикутними канавками на рівні зносу wu визначимо довжину одної канавки на цьому рівні 112 ba (з трикутника 11boa ): розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 94    tg22 11 wuhba .  1 1 рис. 2 – розрахункова схема для канавок трикутної форми; (  – кут профілю канавок) тоді несуча довжина профілю pl на рівні wu буде:         wp uhk ll tg2 1 . величина контактного тиску визначиться як відношення зовнішнього навантаження q до розмірів площі контакту ha : ha q  , де ha − площа зрізу профілю при перетині площиною на відстані wu . площа контакту при зносі контактуючих тіл на величину wu дорівнює:  bula wph  , де b − ширина контакту поверхонь. отже залежність для визначення контактного тиску можна представити у вигляді:   0tg2 1 1                  wuhk . приймемо модель зношуваня напрямної ковзання у вигляді безрозмірних комплексів: контактного тиску і швидкості ковзання.                vb hb f c ds du i w w , (1) де wu – нормальний лінійний знос напрямної; s – шлях тертя; f – коефіцієнт тертя в парі повзун-напрямна;  – нормальний контактний тиск; hb – твердість матеріалу напрямної; v – швидкість ковзання; b – номінальна ширина напрямної;  – кінематична в’язкість оливи; wc – коефіцієнт зносостійкості. розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 95 в даному випадку приймаємо лінійну залежність інтенсивності зношування від контактного тиску характерну для типового зношування напрямних абразивними частинками у вигляді окалини, абразиву, залишків обробки. нормальний контактний тиск між повзуном і напрямною на площі контакту з урахуванням мастильних канавок буде дорівнювати:               )(2 sak k bl q , (2) де q – навантаження на підшипник; b – номінальна ширина напрямної; l – довжина контакту повзуна і напрямної; k – крок мастильних канавок; )(sa – напівширина мастильної канавки на поверхні напрямної. величину зносу напрямної можна вимірювати по зменшенню ширини мастильних канавок на поверхні напямної. при цьому величина зносу через розміри ширини мастильної канавки може бути визначена з виразу:  ctgsahu w )( , (3) де h – початкова глибина мастильних канавок трикутного профілю;  – кут профілю мастильної канавки (рис. ). продиференцюємо останню геометричну залежність по шляху тертя s : ds da ctg ds duw  . (4) знак «мінус» у виразі означає, що ширина трикутної мастильної канавки в процесі зношування зменшується. прирівнюючи (1) та (4) отримаємо: ds da ctg hb fvbcw         . (5) підставимо в ліву частину рівняння (5) вираз для контактного тиску (2): ds da ctg hb fvbc sak k bl q w                     )(2 . (6) перетворимо (6) до вигляду: daksads hbl tgfvkcq w ))(2(         . (7) це звичайне диференціальне рівняння з розділяючимися змінними. інтегруючи диференціальне рівняння (7) отримаємо: cksasas hbl tgfvkcq w    )()( 2 . (8) постійна інтегрування c знайдемо з умови 0)0( asa  (початкова напівширина мастильної канавки). тоді отримаємо: розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 96 2 00 akac  . (9) з урахуванням  htga0 та )( wuhtga  після підстановок у (8) та нехтуючи відносно малими величинами отримаємо: )2(   htgkus hbl fvkcq w w . (10) в результаті отримаємо формулу для розрахунку величини лінійного зносу у напрямній ковзання wu від шляху тертя s : s htgkhbl fvkcq u ww         2 1 (11) приклад розрахунку зносу напрямної ковзання розрахуємо знос напрямної ковзання за розробленою методикою за наступих вихідних даних. вихідні дані: 1. геометричні розміри напрямної: 500l мм; 50b мм; 2. швидкість ковзання: 20v мм/с; 3. кінематична в`язкість оливи індустріальне и-30:   40 мм2/с; 4. коефіцієнт тертя в парі повзун-напрямна: 1,0f ; 5. робоче навантаження 500q н; 6. глибинастильної канавки 1h мм, кут профілю канавки 30 0, крок канавок 15k мм. 7. твердість матеріалу напрямної hb=400 мпа. параметр зносостійкості wc в парі чавун-чавун можна прийняти за довідниковими даними 8102 wс . результати чисельного розрахунку лінійного зносу напрямної ковзання наведені в таблиці 1. таблиця 1 результати розрахунку зносу підшипника в залежності від шляху тертя за формулою (11) шлях тертя, s , мм 109 1010 1011 лінійний знос, wu , мкм 2,7 27 270 графічна інтерпретація результатів розрахунку зношування напрямної представлена на рис. 3. 0 50 100 150 200 250 300 0 20000 40000 60000 80000 100000 s, км u w , м км рис. 3– залежність зносу наррямної ковзання від шляху тертя за формулою (11) розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 97 висновок 1. проведений аналіз конструктивних та технологічних особливостей напрямних ковзання машин для забезпечення довговічності по зносу та антифрикційних властивостей. 2. визначені трибоконтактні характеристики: контактний тиск і площа контакту для напрямної з маслоутримувальними канавками трикутного профілю. 3. розв`язана пряма зносоконтактна задача для напрямної ковзання і отримана залежність лінійного зносу напрямної від шляху тертя. література 1. гришко в. п., колда в. ю., ищенко е. а., просветова а. н. восстановление направляющих скольжения на расточной бабке станка фирмы „škoda” w200ha // вісник приазовського державного технічного університету. серія: технічні науки. – маріуполь: пдту, 2010. вип. 21. – с. 110-117 2. шнейдер ю. г. эксплуатационные свойства деталей с регулярным микрорельєфом / ю. г. шнейдер. – л.: машиностроение, ленингр. отд-ние, 1982. − 248 с.: ил. 3. крагельский и. в. основы расчетов на трение и износ / крагельский и. в., добычин м. н., комбалов в. с. − м.: машиностроение, 1977. − 526 с. 4. рыжов э. в. технологические методы повышения износостойкости деталей машин / э. в. рыжов. − к.: наук. думка, 1984. − 271 с. 5. одинцов л. г. упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием: справочник / л. г. одинцов. − м.: машиностроение, 1987. − 328 с. 6. шнейдер ю. г. эксплуатационные свойства деталей с регулярным микрорельефом / ю. г. шнейдер. − л.: машиностроение, ленингр. отд-ние, 1982. − 248 с.: ил. 7. чепа п. а. эксплуатационные свойства упрочненных деталей / п. а. чепа, в. а. андрияшин. – минск: наука и техника, 1988. – 192 с. поступила в редакцію 2.10.2016 розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 98 dykha o.v., vychavka a.a. calculation estimation of wear sliding directing with lubricating grooves of triangular profile the analysis of constructive and technological features of the sliding directing of machines to ensure durability for the wear and antifriction propertiep. determined tribo contact features: contact pressure and contact area for sliding directing with lubricating grooves of triangular profile. solved video wear-contact problem for sliding directing and the linear dependence of the wear of the guide from the path of friction. keywords: sliding directing, lubrication, calculation of wear, the path of friction, contact pressure. references 1. grishko v. p., kolda v. yu., ishchenko e. a., prosvetova a. n. vosstanovlenie napravlyayushchih skol'zheniya na rastochnoj babke stanka firmy „škoda” w200ha // vіsnik priazovs'kogo derzhavnogo tekhnіchnogo unіversitetu. serіya: tekhnіchnі nauki. – marіupol': pdtu, 2010. vip. 21. – p. 110-117. 2. shnejder yu. g. ehkspluatacionnye svojstva detalej s regulyarnym mikrorel'єfom / yu. g. shnejder. – l.: mashinostroenie, leningr. otd-nie, 1982. − 248 p.: il. 3. kragel'skij i. v. osnovy raschetov na trenie i iznos / kragel'skij i. v., dobychin m. n., kombalov v. p. − m.: mashinostroenie, 1977. − 526 p. 4. ryzhov eh. v. tekhnologicheskie metody povysheniya iznosostojkosti detalej mashin / eh. v. ryzhov. − k.: nauk. dumka, 1984. − 271 p. 5. odincov l. g. uprochnenie i otdelka detalej poverhnostnym plasticheskim deformirovani-em: spravochnik / l. g. odincov. − m.: mashinostroenie, 1987. − 328 p. 6. shnejder yu. g. ehkspluatacionnye svojstva detalej s regulyarnym mikrorel'efom / yu. g. shnejder. − l.: mashinostroenie, leningr. otd-nie, 1982. − 248 p.: il. 7. chepa p. a. ehkspluatacionnye svojstva uprochnennyh detalej / p. a. chepa, v. a. andriyashin. – minsk: nauka i tekhnika, 1988. – 192 p. тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 102 вельбой в.п., диха м.о., вичавка а.а., динько о.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail:tribosenator@gmail.com тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) удк 621.891 на основі літературного огляду проведена класифікація напрямних ковзання за умовами роботи, тертя та зношування та вимогами до точності. розглянуті різні режими роботи напрямних ковзання: граничний, змішаний, гідродинамічний, та гідростатичний та критерії переходу від одного режиму до іншого. наведені експериментальні результати, що характеризують нерівномірність зношування напрямних по довжині. проаналізовані існуючі підходи для розрахункової оцінки зношування напрямних ковзання: за втомлюваною теорію зношування поверхневих шарів та при моделюванні повзуна пружною балкою на пружній основі для визначення характеристик контактного тиску. ключові слова: напрямна ковзання, режим тертя, втомне зношування, контактний тиск, розрахунок зносу напрямні ковзання відноясться до опорних деталей машин, які забезпечують задане взаємне розміщення рухомих вузлів і можливість їх переміщення в напрямі прямолінійного руху. на відміну від інших пар тертя напрямні відносяться до відкритого незамкненого типу, у яких довжина зони контакту одного з елементів менше довжини другого елементу. за призначенням і характерними умовами роботи напрямні ковзання поділяють на декілька груп [2, 3, 4]: до першої групи належать напрямні верстатів для механічної обробки деталей, які відрізняються великими довжинами ходу і широким діапазоном швидкостей (від надто малих швидкостей подачі до значних швидкостей головного руху) і високими вимогами щодо точності. до другої групи належать напрямні ковальсько-пресового обладнання, для яких в напрямі переміщення характерні великі осьові навантаження, а у деяких випадках і підвищені температури. до третьої групи відносяться напрямні повзунів кривошипно-шатунних механізмів, зокрема двигунів внутрішнього згоряння, які сприймають навантаження в одній площині при високих швидкостях і підвищених температурах. четверту групу складають напрямні ковзання вимірювальних приладів, які відрізняються малими навантаженнями і особливо високими вимогами щодо точності розміщення в них рухомих деталей. різноманітність функціонального призначення напрямних обумовила конструктивні різновидності форми їх поперечного перерізу [4, 5]: прямокутні, трикутні (v – подібні), трапецієвидні (ластівчин хвіст), круглі та комбіновані. умови роботи напрямних ковзання кожної групи різні, проте всі вони повинні забезпечити мінімальні за даних умов роботи втрати на тертя і зберігати точність положення і переміщення рухомих елементів в процесі роботи механізму, яка передусім залежить від зносу напрямних. дослідження механізму тертя напрямних ковзання, особливостей їх навантаження і зносу проведені багатьма вченими і науковими школами, серед яких широко відомі роботи д. м. решетова, і. в. крагелського, о. с. пронікова та інших вчених. з огляду на те, що основною галуззю застосування напрямних ковзання є верстатобудування, а точність та довговічність напрямних у значній мірі визначає працездатність верстатів, то особливості навантаження і зношування напрямних металорізальних верстатів, досліджені найбільш досконало. в результаті огляду літературних джерел [3, 4, 5] визначено, що переважна кількість верстатів виходять з ладу через знос деталей, який різко знижує точність обробки, зменшує продуктивність через простої, вимагає значних виробничих потужностей і кваліфікованих кадрів для ремонту. витрати на ремонт верстатного обладнання загального призначення, віднесені до року експлуатації, складають до 10% його початкової вартості . зносу піддається широка номенклатура деталей, до яких насамперед відносять напрямні, оскільки їх знос визначає періоди між капітальними ремонтами. наведені д. м. решетовим [5] показники сумарної роботи напрямних поздовжньої і поперечної подачі верстатів, які оцінюють коефіцієнтом к , що визначає відносну тривалість роботи напрямних у відсотках до тривалості робочої зміни за умови індивідуального і мало серійного виробництва, показують, що для токарно-гвинторізних верстатів к = 33%, токарно-револьверних – 42%, круглошліфувальних – 58%. умови роботи напрямних металорізальних верстатів характеризують наступні чинники: тиск та його змінність підчас рерверсивного руху; швидкість ковзання та змащування напрямних; температура та забруднення напрямних або мастила відходами обробки (стружкою, піском, окалиною, абразивом) тощо. тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 103 навантаження на напрямні у більшості верстатів в процесі робочого циклу не однакове. за умови зворотно-поступального руху тиск на напрямні від сил різання складає лише частку загального навантаження, а більше половини шляху тертя відбувається режимі холостого ходу при зниженому тиску. найбільші допустимі тиски з урахуванням перевертаючого моменту на напрямних подачі з найбільш поширеною парою тертя «чавун – чавун» в універсальних верстатах середніх розмірів складають 2,5…3,0 мпа, а важких верстатів з парою тертя «бронза – чавун» 10…13 мпа для характеристики несучої здатності напрямних використовують середнє по довжині значення тиску, яке приймають у 2 рази менше допустимих тисків [4]. швидкість ковзання в напрямних головного руху при робочому ході в довбальних верстатах складає 0,7..1,0 м/с, а в карусельних – до 6…9 м/с., а в напрямних механізму подачі знаходяться в межах від сотих часток мм/хв. до 3…10 м/хв. при холостому ході переміщення вузлів верстатів швидкість ковзання перевищує 1 м/хв. найважливішою характеристикою роботи напрямних ковзання верстатів вважається режим тертя, особливості і різновиди якого досконало висвітлені в монографії [5]. зокрема показано, що залежно від умов роботи, типу мастильного матеріалу і його розподілу напрямні ковзання можуть працювати в режимі граничного, змішаного, гідродинамічного і гідростатичного тертя (рис. 1). 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v v v p v v hh 1 2 0 0 0 0 0 v p h а) б) в) vкр vкр 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v 0,1 0,2 0,3 fv v v v p v v hh 1 2 0 0 0 0 0 v p h а) б) в) vкр vкр рис. 1 –характеристики тертя напрямних [5]: а) граничне тертя (без гідро розвантаження з анти стрибковим мастилом); б) змішане тертя (праворуч – без гідророзвантаження, ліворуч –з гідрозвантаженням); в) рідинне тертя (ліворуч – гідростатичне, праворуч – гідродинамічне) граничне тертя характерно при швидкості ковзання до 50…100 мм/хв., коли гідродинамічна піднімальна сила практично відсутня. розділення поверхонь тертя досягають застосуванням мастильних матеріалів, що містять поверхнево активні речовини, зокрема, стеарат алюмінію. за результатами експериментальних досліджень наведені чисельні графічні залежності коефіцієнту тертя від часу нерухомого контакту і швидкості ковзання для різних мастильних матеріалів, значень контактного тиску і матеріалів пар тертя. загалом показано, що при збільшенні часу нерухомого контакту коефіцієнт тертя дещо збільшується, а при збільшенні швидкості ковзання значно зменшується. так, наприклад, при терті по чавуну сч 21-40 (масло індустріальне 45, тиск 2 кг/см2) при збільшенні тривалості нерухомого контакту до 16 год. коефіцієнт тертя збільшується від 0,27 до 0,3, а при збільшенні швидкості ковзання від 0,8 до 120 мм/хв. – зменшується від 0,22 до 0,03. більшість напрямних механізмів подачі працюють в режимі змішаного тертя, при якому піднімальна гідродинамічна сила сприймає лише частину навантаження і не забезпечує повного розділення поверхонь тертя шаром мастила. усі заходи, які сприяють збільшенню відносного значення гідродинамічної піднімальної сили в напрямних, працюючих за умови змішаного тертя, поліпшують роботу поверхонь тертя внаслідок зменшення сили тертя й інтенсивності зношування. тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 104 при переході від стану нерухомого контакту до руху коефіцієнт тертя зазвичай зменшується стрибком. при збільшенні швидкості ковзання коефіцієнт тертя спочатку інтенсивно зменшується, а потім в міру зростання швидкості зменшується значно повільніше з наступним незначним ростом. для напрямних, як і для підшипників ковзання, при заданій в’язкості масла  і тиску σ залежність коефіцієнту тертя vf від характеристики режиму роботи    v або швидкості v має вигляд, показаний на рис. 2. 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 /  0,1 0 0,2 kp vkp , kp v ,  f v m in р f зона змішаного тертя зона рідинного тертя 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 /  0,1 0 0,2 kp vkp , kp v ,  f v m in р f зона змішаного тертя зона рідинного тертя рис. 2 – залежність коефіцієнту тертя від швидкості ковзання [5] швидкість ковзання, за якої коефіцієнт тертя досягає мінімального значення є критичною vкр, що відповідає початку рідинного тертя. критична швидкість залежить від матеріалу і розмірів напрямних, точності і шорсткості контактуючих поверхонь, розмірів і розміщення мастильних канавок і ямок, в’язкості масла, контактного тиску тощо. при заданих μ і σ критичній швидкості vкр відповідає критична характеристика режиму роботи    kpkp v . чим досконаліші напрямні і система мащення, тим менше величина kp за відомою характеристикою режиму роботи  умови роботи напрямних характеризують відношенням kp / , що показує наскільки заданий режим роботи наближений до критичного за умовами рідинного тертя. аналіз кривої )/( kpvf  на рис. 2 дозволяє оцінити вплив різних чинників на тертя в напрямних. зокрема показано, що тиск σ при малих швидкостях ковзання (v <30 мм/хв.) майже на впливає на коефіцієнт тертя. при більших значеннях швидкості за умови змішаного тертя величина vf зростає при збільшенні σ через погіршення умов утворення гідродинамічного тиску. за умови рідинного тертя величина vf зменшується при підвищенні тиску, що пояснюється незалежністю сили рідинного тертя від нормального тиску. за інших однакових умов меншому тиску відповідає менша критична швидкість. в’язкість масла  за малих швидкостей ковзання майже не впливає на коефіцієнт тертя vf . при збільшенні швидкості вплив в’язкості різко зростає. чим більше  , тим інтенсивніше зменшується vf при збільшенні v і тим менше значення критичної швидкості. для можливості виникнення гідродинамічної піднімальної сили при сталій в’язкості мастила на поверхні напрямної необхідно, щоб товщина мастильного шару змінювалась вздовж опори тертя. експериментально доведено [6], що основною причиною створення гідродинамічного тиску в напрямних прямолінійного руху є поворот стола (супорта, повзуна), що створює масляний клин між поверхнями тертя. показано, що за різних умов навантаження нормальною силою стола його передня кромка завжди піднімається вище, ніж задня. це особливо спостерігається, коли навантаження діє біля задньої кромки стола. при збільшенні швидкості ковзання поворот стола збільшується і при kpv =700…900 мм/хв. близький до розрахункового значення. границями (рис. 2) кривої )/( kpvf  зліва є minvf . з правого боку pf . використавши ці обставини і прийнявши за результатами даних експериментів степеневий закон для функції )/( kpvf  , отримано формулу для коефіцієнту змішаного тертя: тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 105                          min. min 11 v p m кр vv f f ff . для пари тертя «чавун – чавун» m = 1/3, а для інших пар тертя m = 0,25…0,45. якщо позначити min/1 vpv ffk  і врахувати m = 1/3, то:            3 min min 1 v vvv kff . отримані значення minvf і vk для різних пар тертя [5, гл. іх, табл. 30]. за умови гідророзвантаження (рис. 1, б), коли тиск масла використовують для часткового сприйняття навантаження напрямних коефіцієнт тертя:        p p ff гv 1 , де f f – коефіцієнт тертя за тих же умов, але без гідро розвантаження; гp – сила гідро розвантаження; p – навантаження напрямних. за умови гідростатичного мащення (рис. 3, в) повне розділення спарених поверхонь напрямних забезпечується системою регулювання подачі масла під тиском так, що товщина шару мастила навіть при максимальному навантаженні перевищує суму висот мікроі макронерівностей поверхні. сила рідинного тертя для опорної ділянки напрямної, де розміщена змащувальні канавки або заглибини   h v fft k  6010 1 6 , де f – площа опорної ділянки напрямної, см2; kf – площа ділянки канавок або заглибин, см 2; v – швидкість руху повзуна, м/хв. h – мінімальна розрахункова товщина шару масла, см;  – в’язкість масла, спз. коефіцієнт тертя              f f hf t p t f k1 6010 1 6 , де p – навантаження на рухомий повзун, кг. напрямні токарних верстатів середніх розмірів зазвичай піддаються абразивному зношуванню. до показників зносу напрямних верстатів під час експлуатації відносяться; середня швидкість iu, середня інтенсивність su, середня питомі інтенсивність i лінійного зносу: н u t u i max мк/год.; s u su max мк/км; s u i   max мк·см2/км·кг, де maxu – найбільший знос по довжині найбільш зношеної грані напрямної за даний період; нt – приведений сирок служби верстату (номінальний час роботи за винятку значних простоїв) в роках при двозмінній роботі; s – шлях тертя; σ – контактний тиск. середня швидкість лінійного зношування iu незагартованих напрямних станини з сірого чавуну сч 21-40 (напрямні супорта з чавуну сч 15-32) при відсутності інших, крім повстяних ущільнень, за умови ручного змащування в разі індивідуального і мало серійного виробництва при двозмінній роботі, для токарних верстатів при чередуванні чорнової і чистової обробки сталевих деталей в середньому складають 50 мкм/год. напрямні верстатів, виконуючих тільки чистову обробку, зношуються в 1,3…1,5 рази менше, ніж напрямних верстатів, виконуючих одночасно чорнову і чистову обробку. примусове від насосу змащування напрямних в порівнянні з ручним змащуванням підвищує їх зносостійкість в 1,25 рази, наявність щитків для захисту передньої напрямної збільшує довговічність в середньому у1,5 рази. знос напрямних по довжині напрямної не рівномірний (рис.3). найбільшому зносу у відповідності з інтенсивнішим забрудненням і більшим навантаженням піддається передня від токаря тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 106 направляюча 1. у напрямних фартуха супорта кінці зношуються значно більше середньої частини, біля лівого краю (ближче до передньої бабки) знос більше, ніж біля правого краю. максимальний знос напрямних фартуха у токарних верстатів більше відповідного зносу напрямних станини в середньому у 2…2,5 рази. 1000 200 300 400 600500 700 900800 1000 1200 50 100 0 100 200 300 400 lc, мм lн, мм 50 100 150 зн ош ув ан ня (u )н ап ря мн их ,м км 200 u1 u2 u1 u2 12 1000 200 300 400 600500 700 900800 1000 1200 50 100 0 100 200 300 400 lc, мм lн, мм 50 100 150 зн ош ув ан ня (u )н ап ря мн их ,м км 200 u1 u2 u1 u2 12 рис. 3 – розподіл зносу по довжині напрямних 1 – 2 станини lн і супорта lс токарного верстату 1а62 протягом 28 місяцівзмінної роботи [5] нерівномірність зносу напрямних станини по довжині є основною причиною зниження точності обробки при поздовжньому обточуванні. сучасна наука про зношування матеріалів, зазвичай, розглядає мікрокартину процесу, тобто вивчає ті явища, які відбуваються на даній ділянці поверхні тертя, зокрема вирішуються задачі про характер дотику і взаємодії поверхонь, вивчаються процеси руйнування матеріалів і відокремлення їх частинок, досліджуються зміни в поверхневих шарах тощо. в роботах наукової школи і. в. крагельського [4, 7] для розрахунку сили тертя використані припущення з молекулярномеханічної теорії з урахуванням того, що в зонах фактичного контакту твердих тіл має місце втискання більш жорстких мікронерівностей у менш жорстку поверхню контр тіла за умови, що один з елементів напрямних ковзання м’якший ніж інший. якщо обидва елементи виготовлені з одного матеріалу, то втискання в зонах мікро контакту зумовлено різницею в геометричних обрисах мікро нерівностей. сили тертя залежать від процесів мікросхвачування, які виникають за умови пластичної деформації в зонах фактичного дотикання напрямних. враховуючи дотичні напруження на границі контакту, зумовлені міжатомною і міжмолекулярною взаємодією, та геометричні параметри поверхні напрямних, показано, що пластичні деформації в зонах їх фактичного дотику будуть мати місце, якщо матеріал одного з елементів напрямних твердіший за умови рк ≥ 0,03. якщо ж елементи напрямних виготовлені з однакових матеріалів, то для типових видів механічної обробки робочих поверхонь пластичні деформації в зонах фактичного дотику матимуть місце при рк ≥ 7,8·10 -з. з урахуванням типових видів механічної обробки поверхонь напрямних ковзання коефіцієнт тертя і сила тертя визначаються за формулами: 4 1 04,0        hb p ff км , 4 1 4 1 4 5 04,0 ahb n nft м   , контактний тиск рс залежить від конструкції напрямних ковзання, площі контакту і діючого нормального навантаження. з наведених формул слідує, що молекулярна складова коефіцієнту тертя стала за даних умов і залежить лише від фізико-хімічного стану поверхні тертя і яку визначають за результатами лабораторних досліджень. для кількісної оцінки величини зносу напрямних використано безрозмірну величину – інтегральну лінійну інтенсивність зносу іh. найбільш інтенсивно робочі поверхні напрямних зношуються за умови дії абразиву, при якому руйнування поверхні тертя відбувається за рахунок втомного зносу. тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 107 при пружному контакті hi втомного зносу     t c t м h ep e p i               8,02 8,02,0 0 0 2 1 4,0 134,0 . при пластичному контакті іh. втомного зносу   t м t t h f hb i                  0 4 1 3104 36,0 . у наведених формулах 0 , 0 ,  , e , hb – механічні характеристики поверхні напрямної; 0 ,  ,  – фрикційні показники, залежні від умов роботи пари тертя,  показник мікро нерівності поверхні, мf – коефіцієнт тертя, cp – контактний тиск, n – нормальна сила навантаження напрямних, a – площа поверхні контакту. показано, що hi . суттєво залежить від відношення напружень розтягування, які виникають при ковзанні за контактуючими мікро нерівностями в поверхневих шарах елементів напрямних, до міцності цих шарів. однією з важливих вимог до робочих поверхонь напрямних є плавність руху їх рухомих елементів. для поліпшення плавності ходу застосовують спеціальні мастильні матеріали, які містять антистрибкові присадки з вмістом корозійно активних речовин. ці речовини впливають на чинники, діючі на hi , зокрема на напруження розтягування в поверхневих шарах при терті і на характеристики міцності цих шарів. ступінь впливу цих речовин залежить від відношення вказаних напружень до границі текучості матеріалу поверхневого шару. чим більше це відношення, тим сильніший вплив мастильного середовища на hi . аналіз показує, що застосування мастильних матеріалів з вмістом пар може не тільки зменшувати hi (якщо мастило найбільше знижує напруження розтягування, які виникають при терті), але і збільшувати hi (якщо мастило більш інтенсивно знижує міцність поверхневих шарів елементів напрямних). ступінь впливу мастильного матеріалу на hi значно залежить в концентрації в ньому пар. встановлено, що збільшення концентрації пар до певного значення зменшує сили тертя при одночасному зниженні іh. після того, як концентрація пар перевищить певне мінімальне значення, hi збільшується, хоч коефіцієнт тертя може залишатися сталим, а у деяких випадках навіть зменшується (рис. 4). 2 4 6 8 10 і h x10 8 1 2 3 4 5 k ,% 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 f 1 2 2 4 6 8 10 і h x10 8 1 2 3 4 5 k ,% 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 f 1 2 рис. 4залежність інтегральної лінійної інтенсивності зносу ih (2) і коефіцієнту тертя f від концентрації пар в мастильному матеріалі [7] проніков о. с. пропонує [8] розглядати макрокартину процесів, які відбуваються на поверхні тертя, і встановити залежності для розподілу тисків і лінійного зносу по поверхні тертя, а також визначити зміну взаємного положення елементів пари тертя, яке відбулося в результаті їх зносу – знос спряжень, тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 108 що є тою геометричною характеристикою, яка безпосередньо пов’язана з втратою машиною або механізмом їх початкових службових параметрів. зношування і показники зносостійкості напрямних ковзання верстатів розглядаються з позиції працездатності (стану верстату, при якому він здатний виконувати задані функції, зберігаючи значення заданих параметрів в межах, встановлених технічною документацією) і надійності (властивості верстату зберігати в часі свою працездатність). для розрахунку і прогнозування надійності машин при зношуванні їх деталей використовуються наступні показники: лінійний знос u (мкм) – зміна розмірів поверхні при її зношуванні, визначена в перпендикулярному напрямі до поверхні тертя; швидкість зношування dtdu / (мкм / год) – відношення величини зносу до часу, протягом якого він відбувся; інтенсивність зношування dsdui / (безрозмірна величина) – відношення величини зносу до відносного шляху тертя, на якому відбувся знос. залежно від характеру можливого наближення деталей пари тертя при їх зношуванні, типові конструкції спряжень поверхонь тертя поділені на два типи. у спряженнях першого типу є додаткові напрямні конструктивні елементи, які практично не зношуються і забезпечують наближення деталей при зносі тільки в певному напрямі і знос яких визначається умовою дотикання поверхонь, а в спряженнях другого типу при зносі умови контакту змінюються і відбувається самовстановлення зношених деталей, а їх взаємне положення залежить від форми зношеної поверхні. залежно від постійності умов тертя і зносу для розміщених на одній траєкторії точок спарених поверхонь усі типові спряженні поділені на п’ять груп. у спряженнях 1-ї групи точки, розміщені на одній траєкторії, мають однакові умови зносу для кожної з контактуючих поверхонь (пара обертання конуса, диска), а у спряженнях 2-ї групи постійні умови зношування для усіх точок, які знаходяться на даній траєкторії, зберігаються лише на одному з елементів пари тертя (вал – підшипник ковзання, барабан – гальмівна колодка). 1-а і 2-а група є спряженнями першого типу. у спряженнях 3-ї і 4-ї груп умови зношування не зберігаються сталими для усіх точок контакту обох тіл і появляються можливості нерівномірного зносу поверхонь. до 3-ї групи, зокрема, належать напрямні ковзання, а до 4-ї – кінематичні пари вищих порядків, наприклад, кулачок – штовхач. до 5-ї групи відносять випадки, коли поверхня деталі або виробу контактує з твердим середовищем – ґрунтом, породою, оброблюваною деталлю (леміш плуга, зуб ковша екскаватора, різець). належність спряження до того, чи іншого типу і групи спряжень визначає і методику його розрахунку на знос. особливість тертя напрямних ковзання в тому, що контакт пари тертя відбувається лише на частині поверхні направляючої, що значно ускладнює аналітичні розрахунки визначення форми зношеної поверхні, а спотворення форми поверхні при зносі є визначальним щодо роботи напрямної. наведено розрахунок напрямних ковзання на зношування за таких передумов. 1, величина лінійного зносу u пропорційна шляху тертя s і величині контактного тиску p : sku 11  ; sku 22  , де 1u і 2u – відповідно знос напрямних ковзання спарених тіл, наприклад, станини і супорта або повзуна. 2. початковий розподіл контактного тиску при зношуванні зберігається, тобто перерозподілом тиску в результаті зносу нехтують. 3. відома крива розподілу φ(х) переміщень повзуна вздовж напрямної, який може здійснювати всілякі рухи під час роботи машини. ординати такої кривої характеризують ту частку загального шляху тертя, яка приходиться на положення повзуна. розрахункова схема для визначення форми зношеної поверхні напрямної показана на рис. 4. при визначенні форми зношеної поверхні напрямних і повзуна прийняті наступні позначення: )(xu – шукана величина лінійного зносу напрямних станини по довжині; )(lu – шукана величина лінійного зносу напрямних повзуна по довжині ; l – максимальний хід повзуна; 0l – довжина напрямних повзуна; )(lfp  – рівняння епюри тиску; )(xy  – крива розподілу загального шляху тертя (умовно віднесена до лівої точки повзуна); s – шлях тертя, який проходить кожна точка напрямних повзуна за даний проміжок часу; k – коефіцієнт зносу, який показує величину лінійного зносу (мкм) при дії тиску 1 мпа протягом проходження шляху тертя 1 км для даної пари матеріалів за даних умов зношування; тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 109 1k – коефіцієнт зносу матеріалу станини; 2k – коефіцієнт зносу матеріалу повзуна. y x y = (x) y = (x l) l0l l2 l1 p = f(l) u(l) dl l lx l+ l l 0 du u u (x) y x y = (x) y = (x l) l0l l2 l1 p = f(l) u(l) dl l lx l+ l l 0 du u u (x) рис. 4 розрахункова схема для визначення зносу напрямних ковзання [8] функція )(lu визначається просто, оскільки кожна точка напрямної повзуна зношується протягом всього шляху тертя s і на неї діє сталий тиск за рівнянням )(lfp  . тому крива зносу буде подібна до епюри тисків і описана рівнянням )(21 lsku  . вирішальне значення щодо втрати машиною точності і вібростійкості має форма поверхні напрямної станини, яка описується функцією )(xu . для знаходження цієї функції розглядається зношування ділянки напрямної станини з координатою x (рис. 4). при переміщенні повзуна ця ділянка напрямної станини зношується під дією тисків, визначених тою частиною епюри )(lf , яка при переміщенні повзуна проходить над ділянкою з координатою x . кожний елемент епюри тиску з координатою l «зношує» напрямну станини на величину, пропорційну dllfpdl )( . для визначення елементарного зносу du , зумовленого дією pdl визначають ту частину загального шляху тертя, яку проходить елемент епюри тиску при зношуванні ділянки напрямної з координатою x використовують криву розподілу )( x . оскільки рівняння цієї кривої характеризує переміщення лівої точки повзуна, то для точки повзуна з координатою l рівняння кривої набуває вигляду )( lxy  і частка шляху тертя, що приходиться на точку з координатою x дорівнюватиме )( lxs  . тому знос в точці x від дії елемента епюри тиску становить dllflxskdu )()(1  . знос в точці x від дії епюри тиску на відстані від 1l до 2l визначають шляхом інтегрування в межах визначених границь за формулою:      dllflxskxu l l   2 1 1 (1) наведена формула є загальною для різних випадків. при цьому границі інтегрування визначаються залежно від того, яка ділянка епюри тиску діє на дану точку станини з координатою x . формули для розрахунку u(x) при різних кривих розподілу у= φ(х), епюрах тиску р= f (l) наведені в монографії [8] (с.297, табл. 24). практичні рекомендації щодо конструювання напрямних ковзання [5] стосуються характеристик та застосування основних типів форм і розмірів поперечного перерізу напрямних, а також пристроїв тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 110 ущільнення і захисту напрямних від забруднення відходами обробки, що зменшує швидкість зношування напрямних в десятки разів. наведені методики розрахунку навантаження і визначення контактного тиску ґрунтуються на відомих принципових схемах та закономірностях опору матеріалів. висновки стосовно характеристики різних режимів тертя напрямних ковзання верстатів описані методики розрахунку і конструювання напрямних та систем реалізації змішаного тертя з гідравлічним і механічним розвантаженням, гідродинамічних напрямних з маслоутримувалними канавками і клиноподібними скосами та гідростатичних напрямних з дросельним регулюванням тиску. як зазначено в літературних джерелах [4, 5, 7] у верстатах різного типу в механізмах головного руху і руху подачі умови роботи напрямних на стільки багатообразні, що за результатами дослідження і розрахунку напрямних верстатів можна знайти аналогічні рішення для напрямних будь-якого технологічного обладнання і машин іншого призначення. так, зокрема, особливості умов і розрахунки навантаження напрямних механічних кривошипних пресів, штампів і прес-форм лиття під тиском відповідно показані в роботах [9, 10]. умови мащення та способи і пристрої підвищення зносостійкості напрямних ковзання за різних режимів тертя постійно вдосконалюються, про що свідчать чисельні винаходи з цієї тематики [11-23], копії описів яких додаються. література 1. напрямні ковзання. ua.all.biz/uk/napryamni-.. 2. лапидус а. с. направляющие машин. – в кн. трение, изнашивание и смазка. м.: машиностроение, 1979. – с. 148 – 173. 3. решетов д. в. детали машин. машиностроение, 1966. – 655 с. 4. трение, изнашивание и смазка. спровочник. в 2-х кн.: кн.2 / под ред. и. в. крагельского и в. в. алисина. – м.: мащиностроение, 1979. – 358 с. 5. детали и механизмы металлорежущих станков. т.1. /коллектив авторов под ред. д. и. решетова. – м.: мащиностроение, 1972. – 664 с. 6. левит г. а., лурье б. г.совершенствование методов смазки направляющих механизма подачи // станки и инструменты. – 1961. – №11. 7. крагельский и. в., михин н. м. узлы трения машин: справочник. – м.: машиностроение, 1984. – 280 с. 8. проников а. с. надежность машин. – м.: мащиностроение, 1978. – 592 с. 9. диха о. в., вельбой в. п., вичавка а. а. вплив тертя на трибоконтактні параметри напрямних ковзання технологічного обладнання / диха о. в. // проблеми трибології. – 2016. – №4. – с. 17 23. 10. вельбой в. п., диха м. о. до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання / вельбой в. п. // проблеми трибології. – 2016. – №4. – с. 82 87. 11. авт. св. ссср № 1434160. направляющая скольжения, 12. авт. св. ссср № 1361396. направляющая скольжения. 13. авт. св. ссср № 1030589. направляющая скольжения. 14. авт. св. ссср № 863899. гидростатическая опора. 15. авт. св. ссср № 808730. направляющие скольжения прямолинейного перемещения. 16. авт. св. ссср № 804901. гидростатические направляющие. 17 авт. св. ссср № 796504. опора скольжения. 18. авт. св. ссср № 771372. гидростатические направляющие, 19. авт. св. ссср № 638759. направляющие скольжения. 20. авт. св. ссср № 620704. опора скольжения смешанного типа. 21. авт. св. ссср № 618582. гидростатические направляющие. 21. авт. св. ссср № 616452. опора скольжения. поступила в редакцію 27.02.2017 тертя та зношування напрямних ковзання (огляд) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 111 velboi v.p., dykha m.o., vychavka a.a., dynko o.p. the friction and wear of sliding guides (review) based on the literature review of classification of slides according to the conditions of work, friction and wear, and accuracy requirements. consider the different modes of slides: marginal, mixed, hydrodynamic and hydrostatic and transition criteria from one mode to another. experimental results characterizing the uneven wear of the guides in length. analyzed existing approaches to estimate wear of slides: fatigue theory of wear of the surface layers and in the simulation of the slider elastic beam on an elastic foundation to determine the characteristics of the contact pressure. keywords: guide slip mode of friction, wear, fatigue, contact pressure, calculation of wear references 1. naprjamnі kovzannja. ua.all.biz/uk/napryamni-.. 2. lapidus a. p. napravljajushhie mashin. – v kn. trenie, iznashivanie i smazka. m.: mashinostroenie, 1979. – p. 148 – 173. 3. reshetov d. v. detali mashin. mashinostroenie, 1966. – 655 p. 4. trenie, iznashivanie i smazka. sprovochnik. v 2-h kn.: kn.2 / pod red. i. v. kragel'skogo i v. v. alisina. – m.: mashhinostroenie, 1979. – 358 p. 5. detali i mehanizmy metallorezhushhih stankov. t.1. /kollektiv avtorov pod red. d. i. reshe-tova. – m.: mashhinostroenie, 1972. – 664 p. 6. levit g. a., lur'e b. g.sovershenstvovanie metodov smazki napravljajushhih mehanizma podachi // stanki i instrumenty. – 1961. – №11. 7. kragel'skij i. v., mihin n. m. uzly trenija mashin: spravochnik. – m.: mashinostroenie, 1984. – 280 p. 8. pronikov a. p. nadezhnost' mashin. – m.: mashhinostroenie, 1978. – 592 p. 9. dykha o. v., velboj v. p., vychavka a. a. vpliv tertja na tribokontaktnі parametri naprjamnih kovzannja tehnologіchnogo obladnannja / dykha o. v. // problemi tribologії. – 2016. – №4. – p. 17 23. 10. velboj v. p., dykha m. o. do rozrahunku kontaktnih parametrіv і sil tertja v cilіndrichnih naprjamnih kovzannja / vel'boj v. p. // problemi tribologії. – 2016. – №4. – p. 82 87. 11. avt. sv. sssr № 1434160. napravljajushhaja skol'zhenija, 12. avt. sv. sssr № 1361396. napravljajushhaja skol'zhenija. 13. avt. sv. sssr № 1030589. napravljajushhaja skol'zhenija. 14. avt. sv. sssr № 863899. gidrostaticheskaja opora. 15. avt. sv. sssr № 808730. napravljajushhie skol'zhenija prjamolinejnogo peremeshhenija. 16. avt. sv. sssr № 804901. gidrostaticheskie napravljajushhie. 17 avt. sv. sssr № 796504. opora skol'zhenija. 18. avt. sv. sssr № 771372. gidrostaticheskie napravljajushhie, 19. avt. sv. sssr № 638759. napravljajushhie skol'zhenija. 20. avt. sv. sssr № 620704. opora skol'zhenija smeshannogo tipa. 21. avt. sv. sssr № 618582. gidrostaticheskie napravljajushhie. 21. avt. sv. sssr № 616452. opora skol'zhenija. сравнительный анализ критериев достоверности эксперименитального исследования силовых режимов деформации титановых сплавов проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 31 анищенко а.с., кухарь в.в., присяжный а.г. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv.mariupol@gmail.com сравнительный анализ критериев достоверности эксперименитального исследования силовых режимов деформации титановых сплавов удк 621.73.04:519.233 представлены зависимости силы от степени деформации при горячем деформировании титановых сплавов 5в, 40, пт-3в, в том числе с теплоизолирующими прокладками. определены двумя методами и проанализированы минимальные выборки для экспериментов, установлены допустимые ошибки и оценен их уровень. проведен отсев грубых погрешностей эксперимента по различным критериям, показано различие в результатах. предложено при весьма малом числе экспериментов для каждой точки вместо критерия стьюдента использовать критерии, изначально предназначенные только для малых выборок. ключевые слова: деформирование, сила, выборка, погрешность, достоверность, отсев. введение достоверность результатов экспериментов и обоснованность сформулированных на их основе выводов являются неотъемлемыми критериями оценки любой научно-исследовательской работы. эти критерии зависят как от техники и технологии проведения экспериментов, так и от методов статистической обработки их результатов. в научной среде и, в частности, обработке металлов давлением принято больше внимания уделять собственно экспериментам, тогда как в существенном большинстве работ для статистической обработки используют доступные прикладные пакеты программ на эвм, оперирующих критериями фишера и стьюдента [1]. вместе с этим, существует огромное количество других критериев, авторы которых приводят достаточно весомые аргументы в их пользу. в работе [2], к примеру, только для проверки гипотез о значениях параметров распределений рекомендуется около 6 десятков методик и соответствующих им критериев. в связи с этим, представляет интерес, может ли повлиять замена критериев оценки экспериментов (к примеру, критерия стьюдента) на вывод о достоверности полученных экспериментальных параметров. анализ последних исследований и публикаций согласно статистическим гипотезам статистические критерии оценки делятся на параметрические и непараметрические. параметрические критерии включают в формулу расчета параметры распределения, то есть среднюю величину, дисперсию. это классические критерии стьюдента, фишера, максвелла, симпсона, парето и т.д. непараметрические критерии – критерии, не включающие в формулу расчета параметры распределения и основанные на оперировании частотами или рангами (критерий вилкоксона-манна-уитни, колмогорова-смирнова, пуассона, паскаля и др.). и те, и другие критерии имеют свои преимущества и недостатки. как правило, параметрические критерии могут оказаться несколько более мощными, чем непараметрические, но только в том случае, если признак нормально распределен и соблюдается однородность дисперсии в сравниваемых группах. непараметрические критерии лишены этих ограничений и не требуют сложных расчетов. по сравнению с параметрическими критериями они ограничены лишь в одном – с их помощью невозможно оценить взаимодействие двух или более условий или факторов, влияющих на изменение признака. весьма часто исследователи не утруждают себя ни проверкой вида распределения имеющихся у них данных (априори утверждая, что это распределение – нормальное), ни правомерностью выбора метода сравнения данных. соответственно этому в подавляющем большинстве диссертаций, монографий и статей имеются ссылки на критерий стьюдента. вероятно, это говорит о том, что авторы, использующие данный критерий, не имеют необходимых знаний относительно ограничений, присущих данному критерию. можно предположить, что этим авторам неизвестны какие-либо альтернативы данному критерию, либо они не в состоянии ими самостоятельно воспользоваться. в работе [1] утверждается, что в настоящее время бездумное применение t-критерия стьюдента в большинстве публикаций приносит больше вреда, нежели пользы. сравнительный анализ критериев достоверности эксперименитального исследования силовых режимов деформации титановых сплавов проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 32 цель статьи целью статьи является оценка достоверности результатов малой серии экспериментов по осадке титановых сплавов различными критериями и выявление возможности их взаимозаменяемости. изложение основного материала рассмотрим некоторые вопросы статистической обработки результатов экспериментов на примере деформирования титановых сплавов, в том числе с теплоизолирующими прокладками. в наших работах [3 4] были, в частности, представлены зависимости силы осадки р от степени относительной деформации образцов ø125 × 80 мм из сплава 5в, ø110 × 40 и ø115 × 30 мм из сплава пт-зв (с относительной высотой н = 0,26 и 0,36) и ø110 × 40 мм из сплава 40 (рис. 1). эксперименты воспроизводили первую операцию многоручьевой штамповки поковок, то есть размеры образцов соответствовали реальным размерам исходных заготовок для штамповки. учитывая существенную дороговизну титановых сплавов, каждый из графиков (рис. 1) был построен по средним значениям результатов деформирования лишь пяти образцов. в итоге был получен набор ломаных прямых 1 6, отдельные точки которых могли иметь координаты по оси р, возможно, выпадающие из общего массива данных. определим, насколько правомерно было использовать значения всех пяти экспериментов при построении каждой точки графика. для этой цели выберем на рис. 1 точки а и в с координатами соответственно р1 = 4,50 мн (ломаная 1) и р2 = 3,5 мн (ломаная 3), которые визуально более других не соответствуют тенденции роста силы осадки при увеличении степени относительной деформации образцов. в табл. 1 для этих точек приведены результаты расчета силы деформирования всех пяти образцов. вначале определим, достаточно ли было проведено экспериментов с учетом разброса значений полученных результатов. для этого воспользуемся эмпирической формулой [5] (уровень доверительной вероятности p = 0,95): ,n e f    (1) где n – минимально необходимое количество экспериментов; ν – коэффициент вариации, % е, f – коэффициенты, зависящие от ν. рис. 1 – зависимость силы осадки от степени деформации титановых сплавов: 1 – сплав пт-3в, н = 0,26, осадка без прокладок; 2 – то же осадка с прокладками; 3 – сплав пт-3в, н = 0,36, осадка без прокладок; 4 – то же, осадка с прокладками; 5 – сплав 40, н = 0,36, осадка без прокладок; 6 – то же осадка с прокладками. сравнительный анализ критериев достоверности эксперименитального исследования силовых режимов деформации титановых сплавов проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 33 таблица 1 расчетные значения р (мн) и их статистическая оценка номер эксперимента точка графика 1 2 3 4 5 среднее значение силы осадки, рср, мн среднее квадратическое отклонение, s коэффициент вариации, ν, % а 4,81 4,43 4,52 4,38 4,37 4,50 0,182 4 в 3,5 2,9 3,1 2,7 3,1 3,0 0,30 10 величину ν определим по формуле: 100% cр s p   , (2) где s – среднеквадратическое отклонение. значение s рассчитаем по формуле: 2 1 ( ) , 1 n i срp p s n     (3) где pi – i-ое значение силы осадки, мн; n – количество проведенных экспериментов, для каждой точки, n = 5. рассчитанные значения s и ν указаны в табл. 1. коэффициенты е, f выбираем по значениям ν из таблицы, приведенной в работах [5]: е = -7, f = 2,2. тогда для точки а определяем n = 1,8 ~ 2 эксперимента, а для точки в n = 15 экспериментов. таким образом, по данной методике из-за низкой точности замеров силы деформирования для построения ломаной 3 (рис. 1) пяти экспериментов оказалось недостаточно для обеспечения достоверности результатов. достаточно большое количество работ [5] предлагают определять минимальную выборку исходя из соотношения: 2 2 2 , t s n   (4) где t – критерий стьюдента, при p = 0,95, t = 1,96; δ – допустимая ошибка выборки в относительных величинах. в соответствии с формулой (4) пяти экспериментов на каждую точку а и в будет достаточно, если для точки а допустимая ошибка выборки составит δ = 0,16, а для точки в – δ = 0,27. учитывая, что эксперименты проводили на образцах с размерами, соответствующими реальным размерам заготовок, полученные значения δ являются вполне приемлемыми. в дальнейших расчетах будем использовать параметрические критерии оценки в предположении, что для точек а и в выполняется равенство n = n = 5. в табл. 1 значения силы р в экспериментах № 1 для обеих точек а и в существенно отличаются от среднего значения и требуют проверки на аномальность. отсев грубых погрешностей может быть проведен по различным методикам, среди которых нас, в первую очередь, интересуют методики, рассчитанные на выборки небольшого объема n. в ряде работ [6, 7] принято считать, что объем выборки небольшой, если n ≤ 30. согласно критерию пустыльника [8] при n ≤ 25 отсев грубых погрешностей проводится по величине максимального относительного отклонения τ, сравниваемой с ее табличным значением: 1 i ср p p p s       , (5) где τ1-р – табличное значение статистики τ, вычисленное при q =1 – p. если неравенство выполняется, то эксперимент не отсеивают, если нет – исключают. для наших экспериментов (n = 5, q = 0,05) τ1-р = 1,87 [5], точка а: sa,= 0,182, τа = 1,70; точка в: sb = 0,30, τв = 1,61, неравенство выполняется и значения экспериментов отсеву не подлежат. сравнительный анализ критериев достоверности эксперименитального исследования силовых режимов деформации титановых сплавов проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 34 более предпочтительно для наших условий проверять эксперименты на аномальность, используя критерий кассандровой [5] для весьма малой выборки n ≤ 10. в этом случае вычисляют: 1 1 1 i ср p p p n s n        , (6) и сравнивают полученный результат с τ1-р = 1,87. в итоге имеем: τ1а = 1,90 > 1,87 и эксперимент № 1 для точки а отсеиваем; τ1в = 1,80 < 1,87 и эксперимент №1 для точки в отсеву не подлежит. согласно критерию романовского [5] вычисляют выборочное среднее значение силы осадки рвср и выборочное среднеквадратическое отклонение sв без учета сомнительного результата. составляют безразмерную дробь: max в ср в p p r s   . (7) по таблице [5] в зависимости от объёма выборки nв = n – 1 для заданного уровня значимости q (в нашем случае nв = 4 и q = 0,05) определяют значение r0 = 3,6. для точек а и в значения rа = 3,5 и rв = 2,78 не превышают r0 = 3,6, следовательно эксперименты № 1 для обоих случаев отсеиванию не подлежат. часто отсев грубых погрешностей проводят, используя таблицы распределения стьюдента, хотя чем меньше число экспериментов n, тем сильнее распределение значений t критерия стьюдента отличается от нормального [1], т.е. эта методика предназначена для больших выборок. известно, что критическое значение τр (процентная точка нормированного выборочного отклонения) выражается через критическое значение распределения стьюдента tp, n-2 [7]:   , 2 , 2 , 2 1 2 p n p n табл p n t n n t          . (8) рекомендуемый метод отсева грубых погрешностей удобен тем, что максимальные относительные отклонения в процессе вычисления могут быть разделены на три группы: 1) τ ≤ τ5%, n ; 2) τ5%, n < τ < τ0,1%, n; 3) τ > τ5%, n . эксперименты первой группы не отсеивают, третьей – отсеивают, а второй – можно отсеять, если есть дополнительные соображения, но можно и воздержаться от отсева. при расчетах по критерию пустыльника нами получены: τа = 1,70, τв = 1,61. по таблицам [7] выбираем точки t распределения стьюдента tp, n-2 , предварительно определив параметр p/ν: для точки а – p/ν = 95 % / 4 = 24, t5%, 3,= 1,7109, t0,1%, 3 = 3,4668, для точки b – p/ν = 95 % / 10 = 9,5, t5%, 3 = 1,8233, t0,1%, 3 = 4,2202. по формуле (8) вычисляем τp, n: для точки а – τ5 %, 5 = 1,4054, τ0,1%, 5 = 1,7891; для точки b – τ5%, 5 = 1,4500, τ0,1%, 5 = 1,8502. значения τа = 1,70, τв = 1,61 находятся между двумя критическими значениями: 1,4054 < 1,70 < 1,7891 и 1,4500 < 1,61 < 1,8502. в этом случае предпочтительно (но не обязательно) от отсева отказаться. согласно критерию анскомбома [5], находим разность δmax = pmax – pср (δmax = 0,31 и 0,5 для точек а и в), которая должна удовлетворять неравенству w < δmax / s, в котором параметр w находим с использованием t-критерия стьюдента в неявном виде:    0 2 0 2 1 ; 1 / 2 , 0 ( 1) ( / ) f f q nw f f t f f f nw f           (9) где f = n – 1 – число степени свободы оценки дисперсии; f0 – число дополнительных степеней свободы, обычно f0 = 0. сравнительный анализ критериев достоверности эксперименитального исследования силовых режимов деформации титановых сплавов проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 35 по табл. [5] при уровне значимости q = 0,05 выбираем значение критерия стьюдента t = 4,177, тогда из соотношения (9) w = 1,65. δаmax /sа = 1,67 > w, δвmax / sв = 1,70 > w, следовательно, точки а и в отсеву не подлежат. используя критерии греббса и смирнова [5] как разновидности критерия анскомбома соответственно получаем значения w = 1,869, 1,91 и тот же вывод. в табл. 2 представлены результаты проверки экспериментов № 1 на их аномальность. таблица 2 результаты проверки аномальных значений экспериментов на отсев результаты критерии проверки точка а точка в пустыльника не отсеивать не отсеивать кассандровой отсеять не отсеивать романовского не отсеивать не отсеивать стьюдента возможны оба варианта анскомбома не отсеивать не отсеивать греббса не отсеивать не отсеивать смирнова не отсеивать не отсеивать выводы оценка достоверности результатов эксперимента различными статистическими методами дает неоднозначные выводы. корректную статистическую обработку эксперимента должен проводить профессиональный математик статистик. литература 1. леонов в.п. ошибки статистического анализа биомедицинских данных / в.п. леонов // международный журнал медицинской практики. – 2007. – вып. 2. – с. 19-35. 2. кобзарь а.и. прикладная математическая статистика. для инженеров и научных работников / а.и. кобзарь. – м.: физматлит, 2006. – 816 с. 3. анищенко а.с. исследование горячей деформации стальных и титановых заготовок с применением теплоизолирующих прокладок [study of hot deformation of steel and titanium blanks using heatinsulating gacket] / а.с. анищенко // вісник пдту. – маріуполь. – 2015. – вип. 31. – с. 126-135. 4. анищенко а.с. изотермическая и сверхпластическая деформация металлов: теория, эксперимент, технология / а.с. анищенко. – saarbrucken: lap, 2014. – 129 s. 5. найзабеков а.б. квалиметрия в обработке металлов давлением / а.б. найзабеков, в.я. талмазан, н.ю. шмидт. – алматы: рик по уимл, 2005. – 134 с. 6. балдин к.в. основы теории вероятности и математической статистики / к.в. балдин, в.н. башлыков, а.в. рукосуев. – м.: флинта, 2010. – 488с. 7. львовский е.н. статистические методы построения эмпирических формул / е.н. львовский. – м.: высшая школа, 1988. – 239 с. 8. титкова л.с. математические методы в психологии / л.с. титкова. – владивосток: изд-во дгу, 2002. – 85 с. поступила в редакцію 07.04.2017 сравнительный анализ критериев достоверности эксперименитального исследования силовых режимов деформации титановых сплавов проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 36 anishchenko o.s., kukhar v.v., prysiazhnyi a.g. comparative analysis of reliability criteria for the experimental research of the force modes of deformation of titanium alloys. the dependences of the force on the degree of deformation during hot deformation (upsetting) of titanium alloys 5b, 40, pt-3b, including those with heat-insulating gaskets are presented. the minimum sample sizes for experiments were determined by two methods and analyzed, permissible errors were established and their level was estimated. the gross errors of the experiment were screened according to various criteria, the difference in the results was shown. in the case of a very small number of experiments in each point has been proposed instead of the student's criterion to use criterias which originally intended only for small samples. key words: deformation, force, sampling, error, reliability, screening. references 1. leonov v.p. oshibky statisticheskogo analyza biomedetsinskih dannyih [errors in the statistical analysis of biomedical data], mezdunarodnyi jurnal meditsinskoy praktiki, 2007, vol 2, pp.19-35. 2. kobzar a.i. prikladnaia matematicheskaia statistika. dlia injenerov i nauchnyih rabotnikov [applied mathematical statistics for engineers and scientists], m., fizmatlit, 2006, 816 p. 3. anishchenko a.s. issledovanie goriachey deformatsii stalnyih i titanovyih zagotovok s primeneniem teploizoliruyushih prokladok [study of hot deformation of steel and titanium blanks using heat-insulating gasket], visnyik pdtu, mariupol, 2015.vol. 31 pp.126-135.. 4. anishchenko a.s. izotermicheskaia i sverkhplasticheskaia deformatsia metallov [isothermal and superplastic deformation of metals], saarbrucken: lap, 2014,129 p.. 5. nayzabekov a.b., talmazan v.ya., chmidt n.yu. kvalimetria v obrabotke metallov davleniem. [qualimetry in metal forming], almaty: rik po uiml, 2005,134 p.. 6. baldin k.v., bachlyikov v.n., rukosuev a.v. osnovy teorii veroiatnosty i matematicheskoy statistiki [bases of the theory of probability and mathematical statistics], m., flinta, 2010, 488 p. 7. lvovskiy e.n. statisticheskie metody postroenia empiricheskikh formul [statistical methods for constructing empirical formulas], m., vyisshaya shkola, 1988, 239 p. 8. titkova l.s. matematicheskie metody v psirhologii [mathematical methods in psychology].vladivostok, dgu, 2002,85 p. 67 влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 полярус е.н. институт проблем материаловедения им. и. н. францевича нану, г. киев, украина e-mail: elena_polyarus@ukr.net влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 удк 621.793; 669.8; 621.762; 669.018.45; 532.696.1 исследовано влияние метода получения композиционных порошков на структуру и эксплуатационные характеристики плазменных покрытий системы nial-crb2. на основании комплексных структурных исследований разработанных материалов и покрытий из них проведен выбор оптимальной технологии получения композиционных порошковых материалов для нанесения покрытий. результаты триботехнических испытаний показали, что для покрытий из порошков, полученных методом спекания и горячего прессования, характерны меньшие значения износа по сравнению с покрытиями из конгломерированных порошков. ключевые слова: интерметаллид nial, диборид хрома, конгломерирование, композиционные материалы и покрытия, триботехнические испытания, износостойкость. введение в последние годы наблюдается тенденция к значительному увеличению температур, скоростей и нагрузок при эксплуатации оборудования в разных отраслях промышленности. поэтому, целесообразно наносить износои коррозионностойкие покрытия на детали высокопроизводительных машин. в частности, это касается лопаток газотурбинных двигателей. известно, что интерметаллид nial широко используется в аэрокосмической промышленности в качестве жаростойких материалов и защитных покрытий [1, 2]. однако, его применение в качестве высокотемпературного конструкционного материала в узлах трения ограничено в связи с его интенсивной пластической деформацией при температурах выше 500°с. одним из путей повышения высокотемпературной прочности алюминида никеля является его упрочнение тугоплавкими соединениями, в частности боридами [3 8]. результаты предыдущих исследований показали, что введение тугоплавких боридов в nial матрицу является перспективным методом повышения износостойкости интерметаллида в условиях высокотемпературного трения [9 17]. при этом минимальные значения износа были зафиксированы для покрытий системы nial-crb2 [9, 10, 12, 16]. было установлено, что с одной стороны, введение твердых боридных частиц приводит к упрочнению интерметаллида, а с другой стороны – тугоплавкие включения окисляются более интенсивно по сравнению с интерметаллидной матрицей. это приводит к образованию оксидных слоев на поверхностях трения, которые выполняют роль твердой смазки, что в свою очередь предотвращает схватывание между контактными поверхностями трибопары. однако, данный эффект был установлен для покрытий, полученных из конгломерированных на органическом связующем порошков. данная технология является довольно простой и менее энергозатратной по сравнению с другими. вместе с этим, необходимо также учитывать особенности формирования структуры при использовании других методов получения композиционных порошковых материалов, таких как горячее прессование или спекание. существует ряд научных работ, в которых показана перспективность использования метода спекания композиционных порошков с последующим дроблением спеков и напылением газотермических покрытий [18 23]. в данной работе исследовано влияние технологии получения композиционных порошков на структуру и эксплуатационные характеристики плазменных покрытий системы nial-crb2. экспериментальная часть в качестве исходных материалов для проведения эксперимента использовали серийные порошки интерметаллида nial и диборида хрома (crb2). размер частиц порошка исходных компонентов составлял 16-20 мкм для интерметаллида и 5 7 мкм для диборида. композиционные порошки для нанесения покрытий состава nial-15 вес. % crb2 были получены тремя различными технологиями: конгломерированием механической смеси исходных порошков на органическом связующем, методом горячего прессования при т = 1450 °с, а также спеканием в вакууме при т = 1650 °с смеси исходных компонентов с последующим дроблением брикетов в порошок с размером частиц – 100 + 70 мкм. составы полученных композиционных порошков наносили плазменным методом на воздухе на торцы цилиндрических стальных стержней высотой 10 мм и диаметром 5 мм. толщина покрытий составляла 500 мкм. пористость не превышала 5 %. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 68 влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 триботехнические испытания проводили на машине трения, оснащенной высокотемпературным модулем (т = 500 °с) по схеме стержень-диск. в качестве контртела использовали плазменное покрытие nial. параметры испытаний: нагрузка р = 8 мпа, скорость вращения v = 1,4 м/с. микроструктуру, химический состав композиционных покрытий, а также поверхностей трения покрытий после трибоиспытаний исследовали с помощью сканирующего электронного микроскопа quanta 3d feg sem, микроанализатора jeol jamp – 9500f и растрового электронного микроскопа рэм 106 и. результаты и их обсуждение при исследовании интенсивности изнашивания композиционных покрытий на основе nial, полученных из конгломерированных на органическом связующем порошков, было установлено, что разработанные покрытия имеют более высокую износостойкость по сравнению с исходным интерметаллидным [9, 10, 12 16]. однако при детальном исследовании поверхностей трения полученных композиционных покрытий по приведенной технологии было обнаружено, что количество вводимой в состав интерметаллида тугоплавкой добавки не соответствует заявленным 15 вес.%. по-видимому, в процессе нанесения покрытий из-за высоких температур происходит выгорание органической связки, соединяющей частицы порошка интерметаллида и боридов. как следствие, из-за разницы в их массе и размерах, а, следовательно, и низкой кинетической энергии, часть боридных порошков не достигает упрочняемой поверхности при напылении. очевидно, что использование другого метода получения порошков, например, горячего прессования или спекания, позволит избежать потерь тугоплавкой фазы при нанесении покрытий. в данной работе выбор оптимальной технологии получения композиционных порошков проведен на основании комплексных структурных исследований разработанных материалов и покрытий из них. на рис. 1, а представлены порошки, полученные при конгломерировании исходных компонентов на органическом связующем. микроструктура таких порошков гетерофазная и состоит из частиц интерметаллидной матрицы и порошка борида хрома, расположенного в пустотах между ними. как следствие покрытие (рис. 1, б) представляет собой матрицу, в которой количество упрочняющей фазы, согласно методу секущих, соответствует 7 9 вес % вместо заявленных 15 вес % crb2. а б рис. 1 – микроструктура композиционного порошка системы nial-crb2 (а), полученного методом конгломерирования на органическом связующем и покрытия из него (б) микроструктура полученных в результате горячего прессования компактных образцов характеризуется равномерным распределением зерен диборида хрома (рис. 2, а, темная фаза) в объеме интерметаллида (рис. 2, а, светлая фаза). структура частиц порошков, полученных после дробления спрессованных брикетов (рис. 2, б), представляет собой интерметаллидную матрицу (рис. 2, б, светлая фаза) с внедренными в ее поверхность конгломератами частиц порошка борида хрома (рис. 2, б, темная фаза). в структуре покрытия (рис. 2, в), полученного из таких порошков, содержание боридных включений составляет ~12 вес. %. то есть при горячем прессовании количество вводимой добавки практически сохраняется, однако наблюдается некоторая неравномерность ее распределения в структуре покрытия. это может быть связано с тем, что изначально размер частиц исходного порошка интерметаллида (nial) был намного больше частиц порошка диборида хрома (crb2). проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 69 влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 а б в рис. 2 – микроструктура компактного композиционного материала системы nial-crb2 (а), полученного методом горячего прессования, порошка (б) и покрытия из него (в) как и в случае с горячепрессованными материалами, микроструктура композитов, полученных в результате спекания, также характеризуется равномерным распределением зерен диборида хрома (рис. 3, а, темная фаза) в интерметаллидной матрице (рис. 3, а, светлая фаза). кроме того, видно, что в процессе спекания образовалась новая боридная фаза (рис. 3, а, самая темная фаза) – как результат взаимодействия между исходными компонентами. данная фаза является промежуточной между интерметаллидной матрицей и тугоплавкими включениями, что может способствовать лучшей адгезии между исходными компонентами. согласно проведенным ранее исследованиям [11], микротвердость этой боридной фазы составляет ~9 11гпа. необходимо отметить, что данный материал предназначен для работы в условиях высокотемпературного трения, поэтому наличие промежуточной фазы является позитивным моментом с точки зрения компенсации различий в ктр металлической и тугоплавкой фазы. образовавшаяся фаза может способствовать снижению, возникающих в процессе трения, напряжений на границе «интерметаллид-борид» и тем самым предотвращать выкрашивание твердых боридных зерен. вместе с этим, наличие дополнительной упрочняющей фазы в структуре материала в дальнейшем должно благоприятно отразиться на триботехнических характеристиках покрытий. а б в рис. 3 – микроструктура компактного композиционного материала системы nial-crb2 (а), полученного спеканием механической смеси исходных компонентов [11], порошка (б) и покрытия из него (в) каждая частица порошка, полученного в результате дробления спеченных слитков, уже представляет собой композиционный материал, состоящий из nial-матрицы и зерен crb2 (рис. 3, б). в итоге в структуре покрытия, полученного из таких порошков мы наблюдаем равномерное распределение частиц диборида хрома, а его количество соответствует исходным 15 вес. % (рис. 3, в). так как разработанные материалы предназначены для работы в высокотемпературных узлах трения, были проведены триботехнические испытания покрытий в условиях трения скольжения без смазки при т = 500 °с. из результатов проведенных высокотемпературных трибоиспытаний (рис. 4) видно, что наибольшие значения износа соответствуют покрытию, полученному из конгломерированных на органическом связующем порошков. как отмечалось ранее, полученный результат связан с несоответствием заявленному содержанию диборида хрома в покрытии. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 70 влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 для покрытий из порошков, полученных методом горячего прессования, характерны меньшие значения износа. такой результат можно объяснить наличием большего количества износостойких боридных частиц в покрытии, обеспечивающих стойкость покрытия в условиях трения. наибольшие значения износостойкости показывают покрытия, полученные из спеченных порошков. это объясняется наличием в структуре покрытия новой промежуточной упрочняющей боридной фазы. 0,35 0,3 0,25 0,2 0,2 0,15 0,1 0,07 0,053 0,05 конгломерирование [9] спекание горячее прессование рис. 4 – интенсивность изнашивания композиционных покрытий nial-15 вес. % crb2, полученных по разным технологиям чтобы установить влияние метода получения композиционных порошков на механизмы изнашивания плазменных покрытий был проведен микроанализ поверхностей трения после высокотемпературных трибоиспытаний (рис. 5). а б в г д е рис. 5 – поверхности трения (а, б, в – микроструктура; г, д, е топография) плазменных покрытий nial-15вес. %crb2 после трибоиспытаний при t = 500 ºc, полученных по разным технологиям: а, г – конгломерированием порошков на органическом связующем; б, д – спеканием; в, е – горячим прессованием проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 71 влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 согласно данных микрорентгеноспектрального анализа структура поверхностей трения всех разработанных покрытий соответствует структуре исходных композиционных материалов и характеризуется наличием двух основных фаз – интерметаллидной матрицы (рис. 5, а в, светлая фаза) и зерен диборида хрома (рис. 5, а в, темная фаза). также были зафиксированы оксидные фазы на основе cr, ni и al, что подтверждается присутствием кислорода в количестве 29,5 31,8 ат.%. таким образом для всех покрытий реализуется окислительный механизм изнашивания. топография поверхностей трения покрытий (рис. 5, г е) представляет собой тонкие, неглубокие линии скольжения, которые распределены равномерно по поверхностям трения. структура поверхностей трения во всех случаях без особых механических повреждений, характеризуется остсутствием участков схватывания, вырывов и сколов материала. однако, следует отметить, что, для поверхности трения покрытия, полученного из конгломерированных покрошков (рис. 5, а), просматривается присутствие единичных участков повреждения. можно предположить, что это связано с несоответствием количества вводимой добавки диборида хрома ( ~ 9 вес.% вместо 15 вес. %), что приводит к локальному схватыванию элементов контактной трибопары на неупрочненных участках, повышая тем самым значения износа материала (по сравнению с покрытиями из порошков, полученными по другим технологиям). другим возможным вариантом снижения износостойкости данных покрытий может являться слабая адгезионная связь между частичками порошка диборида хрома и интерметаллида, что способствует выкрашиванию боридных зерен в процессе испытаний. для покрытия, полученного из горячепрессованных порошков (рис. 5, б), просматривается незначительная неравномерность распределения тугоплавкой упрочняющей фазы по поверхности трения, которая выражена в некотором скоплении зерен диборида хрома на отдельных участках поверхности (рис. 5, б, темная фаза). однако, это практически не сказывается на характеристиках износа покрытия. поверхность трения покрытия, полученного из спеченных порошков (рис. 5, в), характеризуется равномерным распределением зерен диборида хрома в структуре интерметаллидной матрицы. данные микроструктурного анализа поверхностей трения подтверждают результаты интенсивности изнашивания разработанных композиционных покрытий. таким образом, можно сделать вывод, что структура и триботехнические характеристики плазменных покрытий напрямую зависят от метода получения композиционных порошков. при этом метод горячего прессования или спекания для получения композиционных материалов и покрытий из них является наиболее перспективным. выводы исследовано влияние технологии получения композиционных порошков на структуру и эксплуатационные характеристики плазменных покрытий системы nial-crb2. показано, что для покрытия, полученного из конгломерированных порошков, количество упрочняющей фазы соответствует 7 9 вес % вместо заявленных 15 вес % crb2. при горячем прессовании количество вводимой добавки практически сохраняется (~ 12 вес %), однако присутствует некоторая неравномерность ее распределения в структуре покрытия. в структуре покрытия, полученного из спеченных порошков, наблюдается равномерное распределение частиц диборида хрома, а его количество соответствует исходным 15 вес. % результаты анализа поверхностей трения после триботехнических испытаний показали, что технология горячего прессования или спекания являются наиболее перспективными по сравнению с методом конгломерирования порошков на органическом связующем. покрытия, полученные из спеченных и горячепрессованых порошков, показали меньшие значения износа материала, а также отсутствие участков с повреждениями. это можно объяснить тем, что при горячем прессовании или спекании происходит образование жидкой фазы, что в результате обеспечивает более сильное сцепление между частицами исходных порошков. таким образом, адгезия между матрицей и упрочняющей фазой в полученных композиционных материалах и покрытиях из них является более сильной, что приводит к повышению износостойкости покрытий. литература 1. miracle d.b., darolia r. nial and its alloys // structural applications of intermetallic compounds / ed. westbrook j.h., fleischer r.l. new york: john wiley & sons, 2000. p. 20. 2. darolia r. niai alloys for high. temperature structural applications // jom. 1991. p. 44–48. 3. zhu s. et al. tribological behavior of nial matrix composites with addition of oxides at high temperatures // wear. elsevier, 2012. vol. 274-275. p. 423–434. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 72 влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 4. whittenberger j.d. et al. elevated temperature slow plastic deformation of nial-tib2 particulate composites at 1200 and 1300k // j. mater. sci. 1990. vol. 25, № 1. p. 35–44. 5. whittenberger j.d. et al. slow plastic deformation of extruded nial-10tib2 particulate composites at 1200 and 1300 k // j. mater. sci. lett. 1990. vol. 9, № 3. p. 326–328. 6. movahedi b. fracture toughness and wear behavior of nial-based nanocomposite hvof coatings // surf. coatings technol. elsevier b.v., 2013. vol. 235. p. 212–219. 7. shokati a.a. et al. in situ synthesis of nial-nbb2 composite powder through combustion synthesis // j. alloys compd. 2013. vol. 549. p. 141–146. 8. sheng l.y. et al. investigation on microstructure and wear behavior of the nial-tic-al2o3 composite fabricated by self-propagation high-temperature synthesis with extrusion // j. alloys compd. 2013. vol. 554. p. 182–188. 9. umanskyi o. poliarus o. et al. effect of zrb2, crb2 and tib2 additives on the tribological characteristics of nial-based gas-thermal coatings // key eng. mater. 2014. vol. 604. p. 20–23. 10. уманский а.п., полярус е.н., украинец м.с., капитанчук л.м. структура и триботехнические характеристики композиционных материалов и покрытий из них на основе системы nial-crb2 // порошковая металлургия. – 2015. – № 1/2(501). – с.65–73. 11. umanskyi o. poliarus o. et al. physical-chemical interaction in nial-meb2 systems intended for tribological applications // welding journal, 2015. vol. 94. p. 225–230. 12. уманский а.п., полярус е.н., костенко а.д., украинец м.с. влияние добавок тугоплавких боридов на механизмы изнашивания плазменных покрытий на основе интерметаллида nial // проблемы трибологии. – 2014. – № 1. – с. 46–52. 13. о.п. уманський, о.м. полярус, м.с. українець, о.в. кущев, о.у. стельмах. вплив температури випробувань на триботехнічні характеристики композиційних покриттів системи nial-crb2 // м. луцьк. – збірник наукових праць «наукові нотатки». – 2013. – № 41. – ч. 2. – с. 206–212. 14. o. umanskyi, o. poliarus, m. ukrainets, o. kostenko, o. terentyev. influence of crb2 additives into nial intermetallics on tribological properties of thermal spray coatings at high temperature friction // conference met-2013: materials, environment, technology. latvia, riga, june 19-20, 2013. – р. 37–43. 15. полярус о.м. вплив домішок дибориду хрому в інтерметалід nial на триботехнічні властивості газотермічних покриттів при високотемпературних випробуваннях // наукові нотатки. – м. луцьк. – 2015. – № 51. – с. 143–148. 16. o. umanskyi, o. poliarus, m. ukrainets, m antonov, i. hussainova. high temperature sliding wear of nial-based coatings reinforced by borides // materials science (medžiagotyra). vol. 22, no. 1. 2016, pp 49–53. 17. о.п. уманський, о.м. полярус, м.с. українець. особливості контактної взаємодії та структуроутворення в системі nial-crb2 // адгезия расплавов и пайка материалов. – вып. 48. – 2015 (из печати вышла в окт.2016). – с. 55–61. 18. уманский а. п., терентьев а.е., стороженко м.с., бондаренко а.а. влияние добавок tib2 на структуру и свойства плазменных покрытий на основе nicrsib // авиационно-космическая техника и технология. – 2012. – №10 (97). – с. 50–55. 19. а.п. уманский, а.е. терентьев, м.с. стороженко, и.с. марценюк. исследование закономерностей влияния мелкодисперсных добавок tib2 на формирование структурно-фазового состава композиционных порошков и покрытий системы (ni-cr-si-b)-tib2 // наукові нотатки. – луцьк, 2013. – випуск 41, частина 2. – c. 213–221. 20. м.с. стороженко. механізми зношування плазмових покриттів системи в умовах тертя ковзання без мастила // проблеми трибології . – 2013. – №4. – с. 121–128. 21. o. umanskyi, i. hussainova, m. storozhenko, o. terentyev, m. antonov. effect of oxidation on sliding wear behavior of nicrsib-tib2 plasma sprayed coatings // key engineering materials. – 2014. – vol. 604. – p. 16–19. 22. уманский а.п., стороженко м.с., терентьев а.е., акопян в.в. плазменные покрытия системы tib2-(fe-mo) // авиационно-космическая техника и технология. – 2014. – №7 (114). – с.6–11. 23. уманский а.п., хуссаинова и., стороженко м.с., терентьев а.е., максимов а., ковальченко а.м. структурно-фазовый состав и механизмы изнашивания плазменного покрытия системы nicrsib-20% (мас.) тів2 // порошковая металлургия – 2014 – № 11/12 – с. 57–68. поступила в редакцію 13.12.2016 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 73 влияние метода получения композиционных порошков на интенсивность изнашивания плазменных покрытий системы nial-crb2 poliarus o. influence of composite powder producing on wear rate of the nial-crb2 plasma coatings. the effect of the method of composite powders producing on the structure and performance of the nial-crb2 plasma coating was investigated. on the basis of complex structural studies of developed materials and coatings are carried out by selection of the optimal technology of composite powder coating materials producing. the results of tribological tests have shown that the coating of powders, obtained by sintering and hot pressing, characterized by lower wear values compared with coatings from conglomerated powders. keywords: nial intermetallic compound, chromium diboride, conglomeration, composite materials and coatings, tribological tests, wear resistance. references 1. miracle d.b., darolia r. nial and its alloys. structural applications of intermetallic compounds / ed. westbrook j.h., fleischer r.l. new york: john wiley & sons, 2000. p. 20. 2. darolia r. niai alloys for high. temperature structural applications. jom. 1991. p. 44–48. 3. zhu s. et al. tribological behavior of nial matrix composites with addition of oxides at high temperatures. wear. elsevier, 2012. vol. 274-275. p. 423–434. 4. whittenberger j.d. et al. elevated temperature slow plastic deformation of nial-tib2 particulate composites at 1200 and 1300k. j. mater. sci. 1990. vol. 25, № 1. p. 35–44. 5. whittenberger j.d. et al. slow plastic deformation of extruded nial-10tib2 particulate composites at 1200 and 1300 k. j. mater. sci. lett. 1990. vol. 9, № 3. p. 326–328. 6. movahedi b. fracture toughness and wear behavior of nial-based nanocomposite hvof coatings. surf. coatings technol. elsevier b.v., 2013. vol. 235. p. 212–219. 7. shokati a.a. et al. in situ synthesis of nial-nbb2 composite powder through combustion synthesis. j. alloys compd. 2013. vol. 549. p. 141–146. 8. sheng l.y. et al. investigation on microstructure and wear behavior of the nial-tic-al2o3 compos-ite fabricated by self-propagation high-temperature synthesis with extrusion. j. alloys compd. 2013. vol. 554. p. 182–188. 9. umanskyi o. poliarus o. et al. effect of zrb2, crb2 and tib2 additives on the tribological characteristics of nial-based gas-thermal coatings. key eng. mater. 2014. vol. 604. p. 20–23. 10. umanskij a.p., poljarus e.n., ukrainec m.s., kapitanchuk l.m. struktura i tribotehniche-skie harakteristiki kompozicionnyh materialov i pokrytij iz nih na osnove sistemy nial-crb2. poroshkovaja metallurgija. 2015. № 1/2(501). s.65–73. 11. umanskyi o. poliarus o. et al. physical-chemical interaction in nial-meb2 systems intended for tribological applications. welding journal, 2015. vol. 94. p. 225–230. 12. umanskij a.p., poljarus e.n., kostenko a.d., ukrainec m.s. vlijanie dobavok tugoplavkih boridov na mehanizmy iznashivanija plazmennyh pokrytij na osnove intermetallida nial. problemy tribologii. 2014. № 1. s. 46–52. 13. o.p. umans'kij, o.m. poljarus, m.s. ukraїnec', o.v. kushhev, o.u. stel'mah. vpliv tempera-turi viprobuvan' na tribotehnіchnі harakteristiki kompozicіjnih pokrittіv sistemi nial-crb2. m. luc'k. zbіrnik naukovih prac' «naukovі notatki». 2013. № 41. ch. 2. s. 206–212. 14. o. umanskyi, o. poliarus, m. ukrainets, o. kostenko, o. terentyev. influence of crb2 additives into nial intermetallics on tribological properties of thermal spray coatings at high temperature friction. conference met-2013: materials, environment, technology. latvia, riga, june 19-20, 2013. r. 37–43. 15. poljarus o.m. vpliv domіshok diboridu hromu v іntermetalіd nial na tribotehnіchnі vlastivostі gazotermіchnih pokrittіv pri visokotemperaturnih viprobuvannjah. naukovі notatki. m. luc'k. 2015. № 51. s. 143–148. 16. o. umanskyi, o. poliarus, m. ukrainets, m antonov, i. hussainova. high temperature sliding wear of nial-based coatings reinforced by borides. materials science (medžiagotyra). vol. 22, no. 1. 2016, pp 49–53. 17. o.p. umans'kij, o.m. poljarus, m.s. ukraїnec'. osoblivostі kontaktnoї vzaєmodії ta strukturoutvorennja v sistemі nial-crb2. adgezija rasplavov i pajka materialov. vyp. 48. – 2015 (iz pechati vyshla v okt.2016). s. 55–61. 18. umanskij a. p., terent'ev a.e., storozhenko m.s., bondarenko a.a. vlijanie dobavok tib2 na strukturu i svojstva plazmennyh pokrytij na osnove nicrsib. aviacionno-kosmicheskaja tehnika i tehnologija. 2012. №10 (97). s. 50–55. 19. a.p. umanskij, a.e. terent'ev, m.s. storozhenko, i.s. marcenjuk. issledovanie zakono-mernostej vlijanija melkodispersnyh dobavok tib2 na formirovanie strukturno-fazovogo sostava kom-pozicionnyh poroshkov i pokrytij sistemy (ni-cr-si-b)-tib2. naukovі notatki. luc'k, 2013. vi-pusk 41, chastina 2. c. 213–221. 20. m.s. storozhenko. mehanіzmi znoshuvannja plazmovih pokrittіv sistemi v umovah tertja kovzannja bez mastila. problemi tribologії . 2013. №4. s. 121–128. 21. o. umanskyi, i. hussainova, m. storozhenko, o. terentyev, m. antonov. effect of oxidation on sliding wear behavior of nicrsib-tib2 plasma sprayed coatings. key engineering materials. 2014. vol. 604. p. 16–19. 22. umanskij a.p., storozhenko m.s., terent'ev a.e., akopjan v.v. plazmennye pokrytija sis-temy tib2-(fe-mo). aviacionno-kosmicheskaja tehnika i tehnologija. 2014. №7 (114). s.6–11. 23. umanskij a.p., hussainova i., storozhenko m.s., terent'ev a.e., maksimov a., koval'chen-ko a.m. strukturno-fazovyj sostav i mehanizmy iznashivanija plazmennogo pokrytija sistemy nicrsib-20% (mas.) tіv2. poroshkovaja metallurgija 2014 № 11/12 s. 57–68. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 64 дослідження трибологічних властивостей сталей в атмосфері водню та вакуумі за різних температур арендар л.а.,* василів х.б.,* коваль ю.м.,** гущак р.і.*** * фізико механічний інститут ім. г.в. карпенка нан україни м. львів, україна, ** дп «ос«укрсепротрубоізол», *** львівський національний аграрний університет, м. дубляни, україна e-mail: chrystyna.vasyliv@gmail.com дослідження трибологічних властивостей сталей в атмосфері водню та вакуумі за різних температур удк 620.197.5:669.788 досліджено тертя і зношування армко-заліза і ферито-перлітних сталей 20, 45, у8 в атмосфері водню. виявлено крихке руйнування поверхні тертя армко заліза і сталі 20, імовірно, зумовлене поглинанням водню фрикційною поверхнею і окрихчуванням наводненого металу. показано, що з підвищенням концентрації вуглецю в сталях вплив водневого чинника на їх трибологічні властивості зменшується, що пояснюється збільшенням сил когезії у металах і здатністю міжфазних поверхонь ферит цементит поглинати водень, не створюючи додаткових напружень у гратці. ключові слова: тертя, ферито перлітні сталі, водень, мікроструктура, коефіцієнт тертя. вступ молекулярний водень за нормального тиску і кімнатної температури практично не розчиняється в залізі і сталях. [1]. для проникнення водню в метал необхідна його дисоцiацiя на атоми, яка за нормальних умов термодинамічно малоймовірна [2]. під час тертя внаслідок стирання зовнішнього шару і руйнування міжатомних зв’язків відбувається активація поверхні. надлишкова поверхнева енергія зменшується в результаті адсорбції чужорiдних атомiв або молекул, зокрема, водню. за впливу додаткових чинників, таких як підвищення температури, каталітична дія ювенільних поверхонь металу тощо, молекули водню отримують енергію, достатню для дисоцiації на атоми і дифузії вглиб кристалічної гратки металу. отже, при терті зростає імовірність наводнювання заліза і сталей, що може суттєво впливати на їх структуру і характер зношування. наприклад, під час тертя у водні сталь 45 поглинає утричі більше газу, ніж після витримки за стаціонарних умов [7]. дифузія водню в метали залежить від їх хімічного і фазового складу, дефектності структури. зокрема, зі збільшенням концентрації вуглецю у сталях підвищується вміст цементиту, який практично непроникний для водню. водночас зростає площа міжфазної поверхні ферит цементит, яка завдяки своїй дефектності здатна утримувати велику кількість водню: вуглецеві сталі адсорбують у 4 5 разів більше водню, ніж армко залізо [3, 4]. вплив водню на зношування заліза і вуглецевих сталей, як правило, негативний, оскільки абсорбований водень змінює сили міжатомної взаємодії у кристалічній гратці сталей, що може призводити до незворотних пошкоджень у їх структурі, внутрішніх тріщин і блістерів [2, 6]. мета роботи мета даної роботи – дослідити особливості тертя і зношування армко-заліза і вуглецевих сталей 20, 45 і у8 в атмосфері водню за різних температур.. методика експерименту випробування досліджуваних матеріалів тертям в атмосфері водню виконували на установці, створеній на базі серійної машини имаш-20-75 (ала-тоо). для дослідження використовували пару тертя: пластина з досліджуваних матеріалів (10 40 2 mm) – сферичне контртіло (ø 10 mm) з al2o3. випробування тертям проводили за умов реверсивного руху (довжина доріжки тертя 17 mm, період циклу 0,24 s) у герметичній камері, яку наповнювали повітрям чи воднем за тиску 0,1 мpа за температури 20, 100 і 150 ºс. сила нормального навантаження 2 n, тривалість випробувань 2000 s. протягом всього часу випробувань реєстрували зміну коефіцієнта тертя. мікроструктуру сталей вивчали за допомогою оптичного мікроскопа “neophot-2“, сканівного електронного мікроскопа evo 40xvp з системою мікрорентгеноспектрального аналізу енергодисперсійного рентгенівського спектрометра inca energy 350. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 mailto:chrystyna.vasyliv@gmail.com http://www.ipm.lviv.ua/cem/incaenergy350.pdf 65 дослідження трибологічних властивостей сталей в атмосфері водню та вакуумі за різних температур результати експерименту та їх обговорення досліджували характеристики тертя і зношування армко заліза і ферито перлітних сталей з різною концентрацією вуглецю (від 0,02 до 0,8 mass.%) y водні за кімнатної температури, а також за 100 і 150 ºс. коефіцієнти тертя досліджуваних матеріалів на повітрі практично однакові, стабільні, їх значення становить ~ 0,3, що пояснюється присутністю оксидної плівки на поверхні, у якій локалізуються процеси тертя і зношування. трибологічні характеристики досліджуваних матеріалів у водні залежать від вмісту вуглецю у досліджуваних матеріалах (рис. 1). так, при терті армко заліза і сталі 20 у водні характер зміни коефіцієнтів тертя подібний: через 200 … 250 s після початку випробувань вони досягають величини 0,65 … 0,7 і стабілізуються (рис. 1, а, б). з підвищенням температури в зоні тертя від кімнатної до 100 і 150 ºс час стабілізації коефіцієнта тертя армко заліза і сталі 20 скорочується і збільшується ширина доріжок тертя (рис. 2, 3). 0.9 0.8 0.7 тер 0.6 2 0.5 тя 0.4 1 коефіці єн т 0.3 0.2 0.1 0 250 500 750 1000 1250 1500 час, с а 0.8 т е р т я 0.7 0.6 1 к о е ф і ц і є н т 0.5 2 0.4 0.3 0.2 0.1 0 250 500 750 1000 1250 1500 1750 час, с в 0.9 те рт я 0.8 0.6 2 ко еф іц іє нт 0.7 0.5 0.4 1 0.3 0.2 0.1 0.0 0 500 1000 1500 час, с б 1.0 0.9 т е р т я 0.8 0.7 ко еф іц іє нт 0.6 0.5 0.4 1 0.3 0.2 2 0.1 0 250 500 750 1000 1250 1500 час, с г рис. 1 – кінетика зміни коефіцієнта тертя армко заліза (а), сталей 20 (б); 45 (в) і у8 (г) на повітрі (1) і в атмосфері водню (2) (м м ) 0.75 0.70 армко-залізо сталь 20 т е р т я сталь у 8 д о р іж к и 0.65 сталь 45 0.60 0.55 ш и р и н а 0.50 0.45 0.40 20 100 150 температура, о с рис. 2 – ширина доріжки тертя армко-заліза і сталей у водні за різних температур 0.9 3 те р т я 0.8 0.6 ко еф іц іє нт 0.7 0.5 2 0.4 1 0.3 0.2 0.1 0.0 0 200 400 час, с рис. 3 – вплив температури на кінетику зміни коефіцієнта тертя армко заліза у водні: 20 ºс (1), 100 ºс (2), і 150 ºс (3) проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 66 дослідження трибологічних властивостей сталей в атмосфері водню та вакуумі за різних температур аналіз мікроструктури поверхонь тертя армко-заліза і сталі 20 свідчить про подібність характеру їх зношування, зокрема, про пластичну деформацію мікровиступів поверхні і утворення конгломератів з дрібнодисперсних продуктів зношування на доріжці тертя і контртілі (рис. 4). при терті у водні сталі 45 після притирання спостерігається поступове зниження коефіцієнта тертя (рис. 1, в). при цьому ширина фрикційної доріжки з підвищенням температури практично не змінюється (рис. 2). мікроструктура поверхні тертя свідчить про пластичну деформацію мікровиступів і відсутність продуктів зношування (рис. 4, в). значення коефіцієнтів тертя сталі у8 в атмосфері водню такі ж, як у повітрі (рис. 1, г). ширина доріжки тертя (рис. 3) і її пошкоджуваність (рис. 4, г) менша, ніж у попередніх випадках. на поверхні тертя виявлено ділянки пластичної деформації. дрібнодисперсні (< 0,5 μm) продукти зношування – результат стирання корундового контртіла. а б в г рис. 4 – мікроструктура доріжок тертя армко-заліза (а), сталей 20 (б), 45 (в) і у8 (г) у водні за температури 100 ºс для порівняння вивчали трибологічну поведінку досліджуваних металів у вакуумі. виявлено схоплювання поверхонь тертя армко заліза і сталі 20, при якому коефіцієнт тертя досягає 0,7 … 0,8, але крихких продуктів зношування, як у водні, не спостерігали (рис. 5, а). при терті у вакуумі сталей 45 і у8 коефіцієнти тертя не перевищували 0,25, причому зі збільшенням температури спостерігали їх зниження до 0,1 (рис. 6). на поверхні тертя практично нема пошкоджень (рис. 5, б). а б рис.5. поверхня тертя армко заліза (а) і сталі у8 (б) у вакуумі проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 67 дослідження трибологічних властивостей сталей в атмосфері водню та вакуумі за різних температур 0.30 0.25 те рт я 0.20 ко еф іц іє нт 0.15 0.10 0.05 0.00 0 1 20 0 c 2 100 0 c 3 150 0 c 1 2 3 500 1000 1500 2000 час, с г р а н и ц я м іц н о с т і, г п а 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 концентрація вуглецю в сталях рис. 6 – коефіцієнти тертя сталі 45 рис. 7 – збільшення границі міцності σв сталей у вакуумі за різних температур залежно від концентрації вуглецю таким чином, водневе середовище найбільше впливає на характер зношування армко-заліза і низьковуглецевої сталі 20, основною структурною складовою яких ферит. під час тертя внаслідок стирання оксидного шару і підвищення дефектності поверхневих шарів утворюються ювенільні поверхні з підвищеною поверхневою енергією. це сприяє адсорбції і оклюзії водню в зоні тертя. з підвищенням температури ці процеси пришвидшуються. оскільки розчинність водню у фериті дуже низька, він дифундує переважно по границях зерен та пошкодженнях структури і накопичується в них. це призводить до локального підвищення тиску у структурних дефектах, зміни механічних властивостей і окрихчування, про що свідчать дрібнодисперсні продукти зношування, що накопичуються на поверхні тертя у водні (рис. 4, а, б) і їх відсутність у вакуумі (рис. 5, а). з підвищенням концентрації вуглецю до 0,45 … 0,8 % вплив водню на зносостійкість сталей зменшується. це пов’язано, з одного боку, збільшенням міцності матеріалів, внаслідок чого підвищується їх опір руйнуванню при терті (рис. 7). з іншого боку, збільшується площа міжфазних поверхонь феритцементит, які характеризуються підвищеною дефектністю і здатні утримувати певну кількість водню, не створюючи додаткових напружень у кристалічній гратці. відтак, тертя супроводжується лише пластичною деформацією мікровиступів поверхні. висновки досліджено тертя і зношування армко-заліза і сталей 20, 45, у8 у водні. після тертя у водні виявлено крихке руйнування поверхні армко-заліза і сталі 20, імовірно, зумовлене поглинанням водню фрикційною поверхнею і окрихчуванням наводненого металу. підвищення температури в зоні тертя до 150 ºс пришвидшує зношування. показано, що з підвищенням концентрації вуглецю в сталях вплив водневого чинника на їх трибологічні властивості зменшується, що пояснюється збільшенням сил когезії у металах і здатністю міжфазних поверхонь ферит цементит поглинати водень, не створюючи додаткових напружень у гратці відтак, тертя сталей 45 і у8 у водні супроводжується пластичною деформацією поверхні і низьким зносом. литература 1. фромм е., гебхардт е. газы и углерод в металлах. – м.: металлургия, 1980. – 711 с. 2. полякова.а., гаркунов д.н. водородный износ в узлах трения. – м.: наука. – 1977. – 85 с. 3. k ichitani, m kanno visualization of hydrogen diffusion in steels by high sensitivity hydrogen microprint technique. – science and technology of advanced materials. – 4. – 2003. – p. 545-551. 4. tau l, chan s.l.i. effect of ferritе/pearlite alignment on the hydrogen permeation in a aisi 4130 steel.-materials letters. 20. – 1996. – p. 143-147. 5. s.bechtle, m.kumar, b.r.somerday, m.e.launey, r.o.ritchie grain-boundary engineering markedly reduces susceptibility to intergranular hydrogen embrittlement in metallic materials. – acta materialia. – 57 (2009). – p. 4148 4157. 6. похмурський в.і., василів х.б. вплив водню на тертя і зношування металів (огляд). – фізикохімічна механіка матеріалів. – 2012 – № 2. – с. 5-17. 7. frisch b., thiele w.-r. the tribologically induced effect of hydrogen effusion and penetration in steels // wear. – no. 95. – 1984. – р. 213 227. поступила в редакцію 16.02.2016 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 68 дослідження трибологічних властивостей сталей в атмосфері водню та вакуумі за різних температур arendar l. a., vasilіv h. b., koval' ju.m., gushhak r.і. research typological properties of steels in hydrogen and vacuum at different temperature. the friction and wear of armco iron and ferrite-pearlite steel types 20, 45, y8 in a hydrogen atmosphere have been analyzed. revealed brittle fracture of friction surface of armco iron and steel 20 probably is a result of hydrogen absorption. it was shown that increasing the carbon concentration inside the steel causes the reduction of influence of hydrogen on its tribological properties. it can be explained by increasing the cohesive strength in metals and the ability of inter-phase ferritecementite surfaces to absorb hydrogen without creating additional resistance inside the lattice. keywords: friction, ferritic-pearlitic steel, hydrogen, vacuum, microstructure, coefficient of friction. references 1. fromm e., gebhardt e. gazy i uglerod v metallah. м.: меtallurgia, 1980. 711 p. 2. polakov a.a., garkunov d.n. vodorognyi iznos v uzlah trenija. м.: nauka, 1977. 85 s. 3. k ichitani, m kanno visualization of hydrogen diffusion in steels by high sensitivity hydrogen microprint technique.science and technology of advanced materials. 4. 2003. p. 545–551. 4. tau l, chan s.l.i. effect of ferritе/pearlite alignment on the hydrogen permeation in a aisi 4130 steel.-materials letters. 20. 1996. p. 143-147. 5. s.bechtle, m.kumar, b.r.somerday, m.e.launey, r.o.ritchie grain-boundary engineering markedly reduces susceptibility to intergranular hydrogen embrittlement in metallic materials. acta materialia. 57 (2009) p.4148-4157. 6. pokhmurskii v.i., vasyliv kh.b. influence of hydrogen on the friction and wear of metals (a survey). material science. 2012. vol.48. № 2. p. 125-138. 7. frisch b., thiele w.-r. the tribologically induced effect of hydrogen effusion and penetration in steels. wear. no. 95. 1984. р. 213 – 227. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 copyright © 2021 t.a. ilina, o.o. mikosianchyk, r.h. mnatsakanov, о.ye. yakobchuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,42-47 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-42-47 development of methods for evaluation of lubrication properties of hydraulic aviation oils t.a. ilina, o.o. mikosianchyk, r.h. mnatsakanov, о.ye. yakobchuk national aviation university, ukraine *e-mail: oksana.mikos@ukr.net received: 10 may 2021: revised: 24 august: accept: 14 september 2021 abstract a method for evaluation of the lubricating and rheological properties of hydraulic oils in tribological contacts has been developed, which consists in online studying samples of commercial batches of oils on a software and hardware complex with visual evaluation of the kinetics of changes in the main tribological indicators of friction contact. using a roller analogy, the operation of gears in the conditions of rolling with 30% sliding is simulated. samples of amg-10 oil from two producers are analyzed. it is established that with increasing temperature of lubricant for sample 2 (“kvalitet-avia” amg-10), a long-term restoration of protective boundary films of oil is observed and the period of their formation increases by 2.5 times, causing the implementation of a semidry mode of lubrication at start-up. the total thickness of the lubricating layer is 1.27 times less as compared with sample 1 ("bora b" amg-10 oil), regardless of the lubricant temperature. also, the rheological properties of the oils have been determined. sample 1 exhibits low shear stresses at the level of 9.4 mpa and high effective viscosity, 4249 and 5039 pa·s, at a volumetric oil temperature of 20 and 100 ºс, respectively. for sample 2, with increasing oil temperature to 100 ºc shear stress increases by 1.15 times and the effective viscosity in contact decreases by 1.53 times. additives present in sample 1 are characterized by more effective antiwear properties and thus increase the wear resistance of contact surfaces in the conditions of rolling with sliding thanks to strengthening of the surface metal layers during operation, while sample 2 undergoes strengthening-softening processes which reduce the wear resistance of friction pairs. key words: aviation oils, lubricating layer, lubrication mode, effective viscosity, microhardness. introduction routes to increase the wear resistance of triboconjuction elements are based on modification of contact surfaces via selecting lubricant сompositions and finding optimal operating modes for friction pairs. an important factor in ensuring a high efficiency of friction units is a high-quality choice of lubricants with high lubricating, antifriction and antiwear characteristics. among various producers of commercial oil batches, it is important to choose a lubricant that meets not only required physical and chemical characteristics, but also has effective tribological properties. however, tribological indicators have not yet been standardized for a wide range of lubricants. therefore, the development of methods for evaluating the quality of lubricants in tribological contact is an important area of research, the results of which can make it possible to provide valuable recommendations on oil workabiity in certain operation modes. literature review the aviation hydraulic system is designed to control the mechanisms and systems responsible for flight safety. its durability, operational survivability and reliability provide perfection of the design of units. aviation hydraulic systems include forced hydraulic pumps. ensuring their efficiency requires a high level of tribological properties of oils. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-42-47 problems of tribology 43 in particular, oils for aviation hydraulic systems must have an optimal level of viscosity, high viscositytemperature properties in a wide temperature range and resistance to oxidation and foam formation. oils must also have a sufficient level of tribological characteristics and be compatible with the structural and sealing materials of the components and units of the hydraulic system. a reduced viscosity of hydraulic oils causes the most intense manifestation of fatigue wear of the contacting parts of the hydraulic system. an increased viscosity significantly increases the mechanical losses of the drive, complicates the relative movement of pump parts and valves as well as makes it impossible for hydraulic systems to operate at low temperatures. in [1], physicochemical and operational properties of optimized oil samples have been studied in an extended range of qualification test methods. the performance properties of new oils were compared with regular counterparts using a system of comparative evaluation of oil quality. all the results of computational and experimental studies of the properties of prototypes were included in the electronic database, on the basis of which valuable recommendations were developed for the introduction of new oils. many aircrafts use the hydraulic aviation oil amg-10 in their hydraulic systems. its lubricity is quite sufficient to prevent wear of hydraulic devices. to ensure stability over a long service life (2 3 years), unsaturated hydrocarbons are removed from the amg-10 oil base and an antioxidant additive is added. the main disadvantage of amg-10 oil is its low fire safety ("flash point in an open crucible" does not exceed 90 0c). in addition, during the operation of hydraulic systems with amg-10 oil there observed a decrease in its viscosity due to the gradual destruction of the thickening additive. this leads to too rough operation of the mechanisms, oil overflow inside the hydraulic devices or to an external leak [2]. to improve the performance of oils for hydraulic systems, they are prepared from highly refined oil fractions with a viscosity index of not below 85 from low-sulfur and sulfur oils, which have undergone an acidbase or selective purification [3]. in [4], change in viscosity of amg-10 oil in the temperature range 20 80 ºс at a constant flow rate gradient has been analyzed. this fluid was established to change its rheological properties: at a temperature below 50 ºс it is a newtonian fluid, while at higher temperatures it becomes an oswald de ville fluid. analysis of publications on lubricating and rheological characteristics of oils for hydraulic systems has revealed that no comprehensive research in this direction has not been carried out yet. therefore, study of the effective viscosity stability under mechanodynamic loads is of considerable interest. purpose the purpose of the work is to develop a method for evaluating the lubricating and rheological properties of hydraulic oils in tribological contacts. objects of research and experimental conditions oils to be studied: sample 1 is oil "bora b" amg-10 according to tu u 19.2-38474081-010: 2016 with change 1 (produced by the llc “bora b”, ukraine); sample 2 is oil amg-10 according to gost 6794-75 with changes 1 5 (produced by the llc “npp kvalitet”, russia). sample 1 was developed to organize work on avoiding oil import and overcome the critical dependence of the defense industry of ukraine on import supplies of amg-10 oil. the study of the samples was carried out on a software-hardware complex to evaluate the tribological characteristics of triboelements (fig. 1), for which a special software had been developed for stepper motor control and online visual evaluation of the kinetics of changes in the main tribological parameters of tribocontact [5]. fig. 1. device for evaluation of tribological characteristics of triboelements work of gears in the conditions of rolling with sliding was modeled using the software-hardware complex by means of a roller analogy. lubrication properties (hydrodynamic and non-hydrodynamic components of the 44 problems of tribology lubricating film thickness) were determined by the method of voltage drop in the mode of normal glow discharge. rheological characteristics of the lubricant (shear rate gradient, shear stress of lubricating layers, effective viscosity in contact) were evaluated by the kinetics of changes in the lubricating layer thickness, rotation speed of the leading and lagging surfaces and temperature of the lubricating layer. rollers (steel 30khhsa, hrc 48 … 52, ra 0.34 μm) were used as the material of contact surfaces. lubrication of the contact surfaces was performed through immersing the lower roller in a bath of oil. testing was conducted in nonstationary conditions, which provide for the cyclicity of repetition in the start-up – stationary operation – braking – stop mode (fig. 2). the total duration of the cycle was 80 s. fig. 2. interface of subprogram for data processing during tribosystem operation in nonstationary friction conditions maximum rotation speed: 700 rpm for the leading surface and 500 rpm for the lagging surface. sliding: 30%. maximum contact load by hertz: 200 mpa. total number of cycles: 100. temperature of oil: 20 ºc (cycles 1 45), rise to 100 ºc (cycles 46 50), 100 ºc (cycles 51 100). analysis of the main results the investigated oil “bora b” amg-10 (sample 1) is characterized by effective lubricating properties both during start-up and at the maximum rotation speed (fig. 3). with increasing temperature in the tribological contact there is observed a decrease in the thickness of boundary adsorption layers due to changes in their nature: boundary layers of predominantly physical nature are replaced by boundary layers of chemical nature characterized by more effective antiwear properties. no failure of the lubricating layer during start-up and direct metal contact of the friction surfaces has been established. a semidry lubrication mode was only revealed for a short time, namely during the periods of running-in and initial temperature rise. fig. 3. the kinetics of change in the thickness of the boundary adsorption layers (hb) and the total thickness of the lubricating layer (ht) in the contact in the course of operation at start-up, a mixed lubrication mode dominates regardless of the lubricant temperature, which indicates the effective starting properties of sample 1 (fig. 4). problems of tribology 45 fig. 4. the kinetics of change in lubrication modes in tribological contact (classification of lubrication modes by λ: semidry (λ = 0 … 1); boundary (λ = 1 … 1.5); mixed (λ = 1.5 … 3); elastic-hydrodynamic (contact-hydrodynamic) (λ = 3 … 4); hydrodynamic (λ ≥ 4)) at maximum rotation speeds of the samples studied, the hydrodynamic mode of lubrication dominates, regardless of the oil temperature, which indicates effective separation of the contact surfaces due to formation of a lubricating layer. sample 2 (oil kvalitet amg-10) is characterized by effective lubricating properties at the maximum investigated rotation speeds, but during start-up its lubricating properties decrease (fig. 3). at volumetric oil temperatures of 20 and 100 0с, the boundary adsorption layer thickness is 0.88 and 0.95 μm, respectively, which is, on average, 1.44 times less than that for sample 1. this leads to deterioration of the lubrication mode in contact during start-up and to dominance of the boundary lubrication mode in 25 % of the operating cycles. with increasing lubricant temperature, a long recovery of the protective boundary oil films takes place, the time of their formation increases by 2.5 times as compared with sample 1, thus causing the implementation of a semidry mode of lubrication at start-up. at maximum rotation speeds of the samples, a hydrodynamic mode of lubrication dominates, regardless of the oil temperature, which indicates the effective separation of the contact surfaces due to the formation of a lubricating layer. the total lubricating layer thickness, which includes hydrodynamic and non-hydrodynamic components, is 1.27 times less compared with sample 1, regardless of the lubricant temperature. let us analyze the kinetics of changes in the rheological characteristics of the oils studied. fig. 5. the kinetics of change in the effective viscosity (η) of oils in the contact the “bora b” amg-10 oil is characterized by effective rheological properties. ensuring the hydrodynamic mode of lubrication at maximum speeds of the cycle, in the conditions of rolling with 30% sliding is due to the high bearing capacity of the lubricant and formation of hydrodynamic and non-hydrodynamic components of the lubricating layer thickness which are characterized by low shear stress, on average, 9.4 mpa regardless of oil temperature. despite the high shear rate gradients in the contact lubricating layer, from 5.63·103 to 5.73·105 s-1, which occur at a maximum sliding speed of 0.71 m/s in the conditions of rolling with sliding, the lubricant is characterized by effective viscosity, on average, 4249 and 5039 pa·s at a volumetric oil temperature of 20 and 100 ºс, respectively (fig. 5). this indicates good resistance of the oil components to destruction under conditions of increasing shear rate gradient. the greatest reduction in effective viscosity to 105 … 250 pa·s occurs in the conditions of initial increase in oil temperature (45 49 test cycles). this is due to change in the nature of the boundary adsorption layers characterized by effective adaptation in a wide range of temperatures. 46 problems of tribology sample 2 (kvalitet amg-10 oil), similar to sample 1, is characterized by effective rheological properties. the shear stress of the lubricating layers is, on average, 9.4 mpa at an oil temperature of 20 0c, which is close to that of sample 1. when the oil temperature rises to 100 0c, this parameter increases to 10.82 mpa, which is slightly, by 1.15 times, higher than that for sample 1. as compared with sample 1, the effective viscosity in contact is reduced, on average, by 1.53 times at an oil temperature of both 20 0c and 100 0c and is equal to 2764 pa·s and 3309 pa·s, respectively. with increasing temperature during 45 50 cycles of operation, a sharp decrease in this parameter to 78…240 pa·s was established, which is due to adaptation of the lubricant boundary layers to the temperature change in the friction contact. the range of change in the shear rate gradient of the lubricating layer (γ) in contact at a maximum sliding speed of 0.71 m/s in the conditions of rolling with sliding for samples 1 and 2 is from 4.5·10 3 to 5.73·105 s-1. the formation of boundary films of lubricant with structural adaptability of the triboconjuction elements can lead to mechanical, physical and chemical changes in the surface layers of the metal, which can significantly affect the wear resistance of the contact surfaces. analysis of changes in microhardness of the surface layers of steel 30khhsa after 100 cycles revealed the dependence of this parameter on the type of test material. when using sample 1 as a lubricant, strengthening of both leading and lagging surfaces was fixed. in particular, microhardness of the surface layers of the metal was increased by 512 and 517 mpa for the leading and lagging surfaces, respectively. in the case of using sample 2, the leading surface of the metal was softened (decrease in microhardness upon testing was 696 mpa), while the lagging surface was strengthened (increase in microhardness was 444 mpa). according to the data of the producers of samples 1 and 2, they have the same base (mineral oil on the basis of deeply dearomatized low-solidificated fraction, which is obtained from hydrocracking products of a mixture of paraffinic oils and consists of naphthenic and isoparaffinic hydrocarbons). that is why it is active components of additives to samples 1 and 2 that affect the kinetics of changes in microhardness of surface layers activated under friction. the additives present in sample 1 are characterized by more effective antiwear properties and thus increase the wear resistance of contact surfaces in the conditions of rolling with sliding. conclusions sample 1 of oil "bora b" amg-10 (production: llc "bora b", tu u 19.2-38474081-010: 2016 with change 1) is characterized by more effective lubricating and rheological characteristics in nonstationary conditions of friction in the rolling with 30% sliding mode as compared to sample 2 of amg-10 oil (production: llc npp kvalitet, gost 6794-75 with changes1 5) according to the following criteria. 1. with sample 1, there was not fixed any failure of the lubricating layer during start-up and direct metal contact of the friction surfaces. a semidry lubrication mode was only for a short time, during the periods of running-in and initial temperature rise. at start-up, regardless of the temperature of the lubricant, a mixed lubrication mode dominates, while at the maximum rotation speeds of the investigated samples a hydrodynamic lubrication mode dominates. 2. at a volumetric oil temperature of 20 and 100 0с, the thickness of boundary adsorption layers is 1.44 times that for sample 2. 3. sample 1 is characterized by low shear stresses, on average 9.4 mpa, regardless of oil temperature, and high effective viscosity, on average, 4249 and 5039 pa·s at volumetric oil temperature 20 and 100 0c, respectively. 4. additives present in “bora b” amg-10 oil (sample 1) are characterized by more effective antiwear properties and increase wear resistance of contact surfaces in the conditions of rolling with sliding due to strengthening of surface layers of metal during operation, while in sample 2 hardening-softening processes have been established, which cause a decrease in wear resistance of friction pairs. references 1 ezhov v. m. (2017) razrabotka raschetno-eksperimental'nogo kompleksa dlya sozdaniya smazochnyh i gidravlicheskih masel novogo pokoleniya dlya aviacionnoj tekhniki avtoref. dis. ... kand. tekhn. nauk : 05.07.10 – innovacionnye tekhnologii v aerokosmicheskoj deyatel'nosti, moskva, 20. 2. raskin, yu.e., denisov, yu.i., vizhankov, e.m. (2004) diagnostika i kontrol' resursa primeneniya rabochih zhidkostej v gidrosistemah aviacionnoj tekhniki. kontrol'. diagnostika, №5, 3-4. 3. chernozhukov n.i. (1978) tekhnologiya pererabotki nefti i gaza. chast' 3. ochistka i razdelenie neftyanogo syr'ya, proizvodstvo tovarnyh nefteproduktov. himiya, moskva, 424. 4. murashchenko, a.m. (2017) doslіdzhennya gіdravlіchnih kanalіv pri nestabіl'nih temperaturnih umovah. materіali xxіі mіzhnar. nauk.-tekh. konf. «gіdroaeromekhanіka v іnzhenernіj prakticі» : tezi dop., kiїv, 179 – 186. 5. mikosianchyk o.o., yakobchuk о.ye., mnatsakanov r. h., khimko a.m. (2021) evaluation of operational properties of aviation oils by tribological parameters. problems of tribology, v. 26, no 1/99, 43-50. problems of tribology 47 ільїна о. а., мікосянчик о. о., мнацаканов р.г., якобчук о.є. розробка методики оцінки якості змащувальних властивостей гідравлічних авіаційних олив. розроблено методику оцінки змащувальних та реологічних властивостей гідравлічних олив в триботехнічному контакті, яка полягає в дослідженні зразків товарних партій олив на програмноапаратному комплексі з візуальною оцінкою кінетики зміни основних триботехнічних показників фрикційного контакту в режимі on-line. за допомогою роликової аналогії моделюється робота зубчастих передач в умовах кочення з проковзуванням 30%. проаналізовано зразки оливи амг-10 двох виробників. встановлено, що при зростанні температури мастильного матеріалу для зразка № 2 відбувається тривале відновлення захисних граничних плівок оливи, період їх формування збільшується в 2,5 рази, обумовлюючи реалізацію напівсухого режиму мащення при пуску. загальна товщина мастильного шару в 1,27 разів менше, в порівнянні з оливою «бора б» амг-10 (зразок №1), незалежно від температури мастильного матеріалу. визначено реологічні властивості олив та встановлені для оливи «бора б» амг-10 низькі напруження зсуву на рівні 9,4 мпа та висока ефективна в'язкість 4249 та 5039 па·с при об'ємній температурі оливи 20 та 100 ºс відповідно. для зразка № 2 при зростанні температури оливи до 100 ºс напруження зсуву збільшується в 1,15 разів, ефективна в'язкість в контакті знижується в 1,53 рази. присадки, наявні в оливі «бора б» амг-10, характеризуються більш ефективними протизношувальними властивостями та обумовлюють підвищення зносостійкості контактних поверхонь в умовах кочення з проковзуванням за рахунок зміцнення поверхневих шарів металу при напрацювання, для зразка № 2 встановлені процеси зміцнення – знеміцнення, що обумовлюють зниження зносостійкості пар тертя. ключові слова: авіаційні оливи, змащувальний шар, режим мащення, ефективна в'язкість, мікротвердість. триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 85 диха о.в., дитинюк в.о., диха м.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля удк 621.891 робота присвячена кількісній оцінці надійності підшипникових опор ковзання машин. розроблена розрахункова методика визначення трибологічної надійності підшипників колінчастого валу автомобіля. запропонована методика розрахункового визначення коефіцієнту варіації зносу за коефіцієнтами варіації контактного тиску, шляху тертя та коефіцієнту інтенсивності зношування. побудовані функції надійності підшипникових вузлів. встановлено, що надійність вкладників з алюмінієвого сплаву в 1, 57 разів вища за надійність вкладників з бронзового сплаву. ключові слова: підшипник ковзання, модель зношування, надійність, коефіцієнт варіації, ресурс. вступ і постановка завдань надійність це здатність об`єкту зберігати основні характеристики продукції в часі. показники надійності це кількісні показники, які характеризують якість виробу. необхідність в кількісних показниках якості також потрібна, як і необхідність враховувати кількість виробів. в іншому випадку немає чіткого уявлення про рівень продукції, існує тільки якісні оцінки. таким чином, надійність це наука, яка дозволяє кількісно оцінити якість продукції. особливість надійності як науки полягає в тому, що величини, з якими вона працює, не детерміновані, а імовірнісні, статистичні. це наслідок ймовірністної природи причин, що призводять до відмов. немає абсолютно однакових матеріалів, машин і умов їх роботи. випадкові властивості матеріалів, випадкові розміри деталей, випадкові діючі навантаження та інші умови. показники надійності це характерні точки розподілу відмов. це числа, які характеризують здатність виробу зберігати в часі свої властивості. надійність описує властивості сукупності виробів, а не кожного окремо. при визначенні показників надійності треба враховувати протиріччя між вимогами теорії ймовірностей і математичної статистики до обсягу вибірок, на основі яких робляться судження про надійність, з одного боку, і практичної обмеженості наявних даних з іншого. окремої уваги потребує кількісна оцінка надійності деталей машин внаслідок зносових відмов. за основу розрахунку приймаються математичні моделі зношування, що описують той чи інший фізичний процес зношування. відомо, що ступінь вивченості або науковий рівень в різних галузях науки і техніки визначається рівнем математичного опису відповідних процесів, наявністю математичних моделей. проблеми надійності і зношування пар і вузлів тертя вивчені набагато меншою мірою, ніж проблеми міцнісної надійності [1]. моделі процесів тут ще тільки створюються і тому розрахунки на знос і надійність носять часто наближений характер. у цій роботі пропонується методика розрахунків на надійність, розроблюються практично потрібні елементи обчислення коефіцієнтів варіації. однією з причин недостатньої [2 3] надійності автомобіля є недосконалість трибосистем двигуна, які містять безліч вузлів тертя. взаємодія поверхонь деталей цих вузлів призводить до їх поступового зношування і збільшення зазорів в сполученнях. представлена тут робота зокрема спрямована на підвищення зносостійкості і надійності підшипникових опор колінчастого валу. загальна методика розрахунку надійності визначити надійність вузла тертя – це означає розрахувати його основні показники надійності [4] : ймовірність безвідмовної роботи при заданому ресурсі і ресурс роботи вузла при заданій (  процентною) ймовірності. ці показники надійності формують функцію надійності таким чином, показники надійності однозначно визначаються функцією надійності. відшукування цієї функції і є головне завдання розрахунків на надійність. у нашому випадку функція надійності це залежність ймовірності не появу граничного зносу *wu від величини цього зносу : )( *ww uupp  . (1) приймемо, що величина поточного зносу і граничного зносу розподілені за нормальним законом. в цьому випадку [5] функція надійності описується за допомогою залежності: триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 86 2/122 * 2 )( 1 ww p vvn n u    . (2) де uwuw vv ,* коефіцієнти варіації граничного та поточного зносу; n умовний коефіцієнт запасу по зносу: w w u u n *  , (3) pu квантиль нормального розподілу ймовірності перевищення діючого зносу над граничним. таким чином, для побудови функції надійності необхідно знати наступні величини: залежність поточного зносу від шляху тертя ( )(su w ); залежність граничного зносу від шляху тертя ( )( * suw ); коефіцієнт варіації граничного зносу ( *uwv ); коефіцієнт варіації поточного зносу ( uwv ). величину граничного зносу приймемо постійною величиною: u w  * const . тоді коефіцієнт варіації граничного зносу буде: 0* uwv . з урахуванням цього вираз для квантиля (2) набуде вигляду: w p v n u 1  . (4) якщо відома величина квантиля, функція надійності може бути визначена за функцією ймовірністю лапласа:         uw ww v n uup 1 5,0)( * , (5) де  функція лапласа визначається по відповідним довідниковим таблицям для нормального закону розподілу [5]. залежність для визначення  ресурсу при заданій  ймовірності безвідмовної роботи вузла тертя може бути отримана з виразу (4), який з урахуванням (3) набуває вигляду: 1 *  w w wp u u vu , (6) звідки маємо: wp w w vu u u )(1 )( *   . (7) квантиль, що відповідає заданій ймовірності  , визначається за довідниковими таблицями. після визначення )(wu ресурс (шлях тертя) визначається із залежності: )()(         s hb ku m ww , (8) де shbku ww ,,,,  – значення поточного зносу, коефіцієнту інтенсивності зносу,твердості, тиску та шляху тертя. m w w hb k u s          )( )( . (9) триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 87 визначення коефіцієнтів варіації загальний коефіцієнт варіації величини зносу визначається на основі залежності середнього поточного зносу wu від середніх значень основних факторів у вигляді: s hb ku m ww         , (10) де , , ,w wu k s  середні значення поточного зносу, коефіцієнту інтенсивності зносу, тиску та шляху тертя. при нормальному законі розподілу випадкових факторів , ,wk s функція поточного зносу також буде випадковою функцією розподіленою по нормальному закону. у відповідності з результатами [5, 6] при наявності коефіцієнтів варіації випадкових величин skw   ,, коефіцієнт варіації функції uw цих випадкових величин: uw skw   ,, , (11) визначається з виразу: 2 2 2 1/ 2( )uw kw sv v mv v   . (12) коефіцієнт варіації коефіцієнту інтенсивності зношування kwkv можна визначити за результатами випробувань за загальними процедурами визначення коефіцієнтів варіації. спочатку визначається середньоквадратичне відхилення величини зносу:    n i wwiuw uun s 1 2)( 1 , (13) а далі визначається коефіцієнт варіації: w uw kw u s  . (14) наближено коефіцієнт варіації може бути визначений через максимальне відхилення випадкової величини: max 3 1 6 max2 w w kw k k    . (15) для визначення коефіцієнтів варіації величин діючих тисків та шляхів тертя також необхідно проводити експериментальні випробування. але для вирішення задач порівняння і оцінки конструкторських і технологічних заходів по підвищенню зносостійкості достатньо наближених оцінок коефіцієнтів варіації факторів тиску і шляху тертя , sv v за формулами типу (15): max 3 1  , (16) max 3 1 ss  . (17) результати розрахунків та їх обговорення проведемо розрахункову оцінку надійності підшипників колінчастого валу автомобіля ваз для двох варіантів пар тертя 1) чавун алюмінієвий сплав al pb5 si4 sn1; 2) чавун бронзовий сплав си pb24 sn3. при наступних вихідних даних: 1) середнє навантаження на підшипник: q = 1 кн; 2) максимальний тиск на підшипник:  = мпа; 3) середнє значення шляху тертя за 200 годин роботи двигуна: s = 1,6 · 109 мм; триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 88 4) параметри моделей зношування для відповідних пар тертя [4]: чавун алюмінієвий сплав: m = 1,61; wk = 3,75 · 10 -11 ; чавун бронзовий сплав: m = 1,11; wk = 4,93 · 10 -11 ; 5) гранично припустимий знос у підшипнику приймемо рівним: * wu = 0,1 мм; 6) виконати порівняльний розрахунок ресурсу підшипника із заданою ймовірністю безвідмовної роботи при     = 50 % ,     = 90 % тобто за середнім та з ймовірністю p = 0,9; 7) виконати порівняльний розрахунок ймовірності безвідмовної роботи при досягненні граничного зносу. середній (     = 50 %) знос підшипника за наведеними вихідними даними визначається за залежністю (10): s hb ku m ww         . при заданому граничному зносі: * w wu u . середній шлях тертя (ресурс) визначається за залежністю: m w w hb k u s )( *   . (18) підставляючи в цю формулу вихідні дані отримуємо: 1) алюмінієвий вкладник: 12 61,1 11 103,3 250 3 1075,3 1,0           as мм; 2) бронзовий вкладник: 12 11,1 11 б 101,2 200 3 1093,4 1,0           s . 3) відношення середніх ресурсів підшипників з алюмінієвого та бронзового сплаву дорівнює: 57,1 101,2 103,3 12 12     б a s s , тобто за середнім алюмінієвий вкладник має ресурс в 1,57 рази більше. розрахунки   % – ресурсу оцінку коефіцієнта варіації виконаємо по залежності (12): 2 2 2 1/ 2( ) wu kw s v v mv v   , приймемо: для алюмінієвого підшипника: 61,1;4,0;4,0;3,0   mskw , тоді: 712,0)4,04,061,13,0( 2/1222  wu ; для бронзового підшипника: 11,1;4,0;4,0;3,0   mskw , тоді: 66,0)4,04,011,13,0( 2/1222  wu . триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 89   % знос визначаємо за (7): wp w w vu u u )(1 )( *   . при   = 90 % за таблицями функції лапласа отримуємо квантиль: 2,1)9,0( pu . тоді при *wu = 0,1 мм: для алюмінієвого підшипника: 054,0 712,02,11 1,0 )9,0(   wu мм; для бронзового підшипника: 056,0 66,02,11 1,0 )9,0(   wu мм. з урахуванням отриманого результату визначаємо шлях тертя (ресурс) для двох типів підшипників: для алюмінієвого підшипника: 12 61,1 11 1078,1 250 3 1075,3 054,0           as мм; для бронзового підшипника: 12 11,1 11 б 1018,1 200 3 1093,4 056,0           s мм. аналогічно визначаємо ресурс з ймовірністю безвідмовної роботи   = 0,1, для якого: ( 0,1) ( 0, 9) 1, 2p pu u        , тоді по (7) маємо: для алюмінієвого підшипника: 68,0 712,02,11 1,0 )9,0(   wu мм: для бронзового підшипника: 48,0 66,02,11 1,0 )9,0(   wu мм. розрахунок 10 % ресурсу виконуємо за наведеними вище залежностями: для алюмінієвого підшипника: 12 61,1 11 104,22 250 3 1075,3 68,0           as мм: для бронзового підшипника: 12 11,1 11 б 101,10 200 3 1093,4 48,0           s мм. триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 90 по розрахунковим даним побудовані криві надійності підшипників з алюмінієвого і бронзового сплавів (рис. 1), табл. 1. таблиця 1 залежність надійності підшипників від ресурсу p 1,0 0,9 0,5 0,1 1012 мм, as 0,0 1,78 3,3 22,4 1012 мм, бs 0,0 1,18 2,1 10,1 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 шлях тертя (ресурс) s, мм 10e12 в ір ог ід ні ст ь б ез ві дм ов но ї р об от и, p (s ) al pb5 si4 sn1 си pb24 sn3 рис. 1 – криві надійності підшипників (вкладників) колінчастого валу висновки 1. розроблена розрахункова методика визначення трибологічної надійності підшипників колінчастого валу автомобіля. 2. запропонована методика розрахункового визначення коефіцієнту варіації зносу за коефіцієнтами варіації контактного тиску, шляху тертя та коефіцієнту інтенсивності зношування. 3. побудовані функції надійності підшипникових вузлів. встановлено, що надійність вкладників з алюмінієвого сплаву в 1, 57 разів вища за надійність вкладників з бронзового сплаву. література 1. кузьменко а.г. надежность узлов трения по прочности и износу. – хмельницкий: хну, 2011. – 391 с. 2. лудченко о. а. технічна експлуатація і обслуговування автомобілів: технологія: підручник / о.а.лудченко. – к. : вища школа, 2007. – 527 с. 3. канарчук в.є. надійність машин : підручник / с.к. полянський, м.м. дмитрієв. – к. : либідь, 2003. – 424 с. 4. диха о.в. розрахунки та випробування на надійність машин і конструкцій : навч. посібник / о. в. диха, р. в. сорокатий, о. п. бабак. – хмельницький : хну, 2011. –151 с. 5. хастингс н., пикок дж. справочник по статистическим распределениям. – м.: статистика, 1980. – 95 с. 6. бронштейн и.н., семендяев к.а. справочник по математике для инженеров и учащихся в вузах. – м.: наука, 1967. – 607 с. поступила в редакцію 27.03.2018 триботехнічна надійність підшипникових опор колінчастого валу автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 91 dykha o.v., dytynyuk v.o., dykha m.o. tribotechnical reliability of the bearing supports of the crankshaft of the car. the work is devoted to the quantitative assessment of the reliability of bearing bearings sliding machines. developed-on the design method for determining the tribological reliability of the bearings of the crankshaft automobile. the method of calculation of coefficient of variation of wear according to coefficients of contact pressure variation, friction path and coefficient of wear intensity is proposed. the functions of bearing bearing nodes reliability are constructed. it was established that the reliability of depositors from aluminum alloy in 1, 57 times higher than the reliability of depositors from the bronze alloy. key words: sliding bearing, wear pattern, reliability, coefficient of variation, resource. references 1. kuzmenko a.g. nadejnost uzlov treniya po prochnosti i iznosu. hmelnitskiy. hnu, 2011. 391 p. 2. ludchenko o. a. tehnіchna ekspluatatsіya і obslugovuvannya avtomobіlіv. tehnologіya: pіdruchnik. o.a.ludchenko. k. vischa shkola, 2007. 527 p. 3. kanarchuk v.є. nadіynіst mashin : pіdruchnik. p.k. polyanskiy, m.m. dmitrієv. k. libіd, 2003. 424 p. 4. diha o.v. rozrahunki ta viprobuvannya na nadіynіst mashin і konstruktsіy : navch. posіbnik. o. v. diha, r. v. sorokatiy, o. p. babak. hmelnitskiy. hnu, 2011.151 p. 5. hastings n., pikok dj. spravochnik po statisticheskim raspredeleniyam. m. statistika, 1980. 95 p. 6. bronshteyn i.n., semendyaev k.a. spravochnik po matematike dlya injenerov i uchaschihsya v vuzah. m.: nauka, 1967. 607 p. аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 97 вельбой в.п., диха к.о., бабак о.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз удк 621.891 проведений аналіз конструктивних особливостей підшипникових вузлів механізму газорозподілу сучасних двигунів внутрішнього згоряння за умов забезпечення сприятливих умов розподілу навантаження та мащення. встановлений циклічний режим навантаження підшипникових опор в залежності від тактів роботи двигуна. ключові слова: двигун внутрішнього згоряння, механізм газорозподілу, підшипник ковзання, циклічне навнтаження, мащення. опори ковзання сучасних двигунів внутрішнього згоряння, як правило, працюють в умовах змінних циклічних навантажень. при цьому системи подачі мастильних матеріалів часто не враховують режим навантаження підшипників, а олива подається до вузла тертя безперервно, що викликає збільшення енергетичних витрат та самої мторної оливи. отже існує потреба в розробці таких систем і режимів мащення, які б забезпечували подачу оптимальної кількості оливи синхронно з режимом навантаження. невелика кількість оливи, необхідної для підтримки мінімальної товщини мастильного шару при невеликій тривалості робочого процесу, забезпечує зменшення втрат оливи та енергії на її подачу в зону тертя. механізм газорозподілу двз складається з таких основних деталей та вузлів: розподільного вала та його приводу, штовхачів, штанг, коромисел, впускних та випускних клапанів. залежно від розташування клапанів і розподільного вала відомі три типи грм [1]: 1) з нижнім розташуванням вала і верхнім розташуванням клапанів, коли останній встановлюється в блоці циліндрів (двигуни газ-51, газ69, зил-164); 2) з нижнім розташування вала і верхнім розташуванням клапанів (двигуни газ-24-10): 3) з верхнім розташуванням вала і клапанів, коли останні встановлюються в головці блока циліндрів (двигуни ваз-2108, газ-4210, зил-130, камаз-5320 та інші). за умови нижнього розташування клапанів (рис. 1) зусилля від кулачка розподільного вала 10 передається штовхачу 9, а потім через регулювальний болт 7 з контргайкою 8 – клапану 2, головка якого відходить від сідла 1. рис. 1 – грм двигунів з нижнім розташуванням вала і клапанів рис. 2 – грм двигунів з нижнім розташуванням вала і верхнім – клапанів під час роботи грм стрижень клапана переміщується, здійснюючи зворотно-поступальні рухи по напрямній втулці 3. на нижньому кінці втулки вільно встановлюється пружина 4, верхній торець якої впирається в картер, а нижній – у тарілку 6, закріплену на конусі стрижня клапана сухариками 5. під дією пружини клапани закриваються в міру того, як виступ кулачка виходить з-під штовхача. аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 98 більшість сучасних двигунів комплектовані грм з верхнім розташуванням клапанів (рис. 2), що унеможливлює зробити компактну камеру згоряння, забезпечити зручне регулювання клапанів і теплових зазорів. у рядних двигунах легкових автомобілів газ з верхнім розташування клапанів зусилля від кулачка 11 розподільного вала передається штовхачу 12, а від нього – штанзі 10. штанга через регулювальний гвинт 9 діє на коротке плече коромисла 6, яке, повертаючись на осі 7, натискає своєю п’яткою на стрижень клапана 2. при цьому пружина 5 стискається, а клапан пареміщується від сідла 1, що залежно від призначення клапана забезпечує впускання пальної суміші або випускання відпрацьованих газів. після того як виступ кулачка 11 вийде з-під штовхача 12, клапанний механізм повертається в початкове положення під дією пружини 5. під час роботи клапанного механізму положення напрямної втулки 3, запресованої в головку блока циліндрів 4, фіксується стопорним кільцем 17, а положення регулювального гвинта 9 – контргайкою 8. верхній кінець стрижня клапана закріплено сухариками 16, установленими в тарілці 14 за допомогою втулки 15. у механізмах газорозподілу з верхнім розташуванням розподільного вала немає штовхачів і штанг, завдяки чому зменшується маса й інерційні сили клапанного механізму, що дає змогу збільшити частоту обертання колінчастого вала і знизити рівень шуму пі час роботи двигуна. в двигунах автомобілів ваз із приводом на задні колеса розподільний вал розташований в окремому картері на головці блока циліндрів і обертається в підшипниках ковзання. привід до клапанів, розміщених в один ряд, здійснюється безпосередньо від кулачків розподільного вала через одноплечі важелі (рокери). одним кінцем одноплечий важіль опирається на стрижень клапана, інший – на сферичну головку болта і втримується на ній за допомогою шпилькової пружини. в двигунах передньоприводних автомобілів ваз верхній розподільний вал встановлено в окремому корпусі, розташованому на головці блока циліндрів, в яку запресовані чавунні сідла та напрямні втулки клапанів. верхня частина втулок ущільнюється металогумовими оливо відбивачами з ковпачками. клапани приводяться в дію безпосередньо кулачками через циліндричні штовхачі без проміжних важелів. у гніздах штовхачів розміщено шайби для регулювання зазору у клапанному механізмі. у v-подібних восьмициліндрових двигунах застосовують верхнє розташування клапанів (рис. 4). нижній розподільний вал таких двигунів, установлений в розвалі блока, є спільним для клапанів правого й лівого рядів циліндрів. рис. 3 – грм v подібного двигуна: 1 – зубчасте колесо; 2 – упорний фланець; 3 – розпірне кільце; 4 – опорна шийка; 5 – ексцентрик; 6, 7 – відповідно впускні і випускні кулачки; 8 – втулки опорних шийок; 9 – клапани; 10 – напрямні втулки; 11, 24 – шайби; 12, 21 – пружини; 13 – порожнисті осі; 14 – коромисла; 15 – болти; 16 – стояки; 17 – опорні шайби; 18 – штанги; 19 – штовхачі; 20 – тарілки; 22, 27 – валики; 23 –кільце; 25 – гайка; 26 – привід паливного насосу; 28 – шестірня; 29 – корпус привода розподільника запалювання і оливного насоса клапани 9 (впускний і випускний), що переміщуються в напрямних втулках 10, відкриваються під дією зусилля, яке передається від кулачків 6, 7 через штовхачі 19, штанги 18 та коромисла 14, установлені на осях 13. закриваються клапани під дією пружин 12, нижні кінці яких упираються в шайби 11. якщо у випускних клапанів є механізм обертання, що сприяє зняттю нагару з головки та сідла клапана і запобігає їх обгорянню (двигун автомобіля зил-130), пружини цих клапанів спираються на опорні шайби 17 цього механізму. верхніми кінцями пружини обох клапанів упираються в тарілки 20. за два аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 99 оберти колінчастого вала впускні й випускні клапани кожного циліндра відкриваються один раз, а розподільний вал здійснює один оберт. профіль кулачків розподільного вала, як впускних 6 так і випускних 7, у більшості двигунів однаковий. однойменні (впускні та випускні) кулачки в чотирициліндровому двигуні розташовують під кутом 90о, у шестициліндровому – під кутом 60°, а у восьмициліндровому – під кутом 45°. починаючи з передньої опорної шийки, діаметр шийок зменшується, що полегшує встановлення розподільного вала в картері двигуна. кількість опорних шийок, зазвичай, дорівнює кількості корінних підшипників колінчастого вала двигуна. втулки опорних шийок виготовляють зі сталі, а їхню поверхню покривають антифрикційним сплавом. привід розподільного вала здійснюється за допомогою зубчастої, ланцюгової або пасової передач від колінчастого вала двигуна. зубчасте колесо розподільного вала має вдвоє більше зубців, ніж ведуча шестірня колінчастого вала. коромисло карбюраторних двигунів розташовано на спільній порожнистій осі, у кінці якої запресовані заглушки, що дає змогу підводити оливу до бронзових втулок коромисел і сферичних наконечників регулювальних болтів. осі разом із коромислами встановлюють на кожній головці циліндра за допомогою стояків. плече коромисла з боку клапана приблизно в півтора рази довше, ніж з боку штанги штовхача. це зменшує хід штанги штовхача і штанги, а також знижує сили інерції, які виникають під час їхнього руху, що підвищує довговічність деталей приводу клапанів. у двигунах останніх модифікацій для підвищення працездатності грм клапани притискаються не однією пружиною, а двома різної жорсткості. при цьому напрям витків пружин роблять різним, щоб у разі поломки однієї з пружин її витки не потрапляли між витками іншої й не порушувалася робота клапанного механізму. кінематичні схеми та складові елементи грм двигунів автомобілів відомих світових фірм мало відрізняються від описаних конструкцій грм автомобілів російського та вітчизняного виробництва. так, наприклад, автомобілі ford sierra різних модифікацій поставляються з бензиновим (карбюраторним) або дизельним чотирьохциліндровим однорядним двигуном [2]. до бензинових належать двигуни різних модифікацій: онс (з верхнім розміщенням розподільного вала в головці блока циліндрів), сvh (з півсферичними камерами згоряння і v-подібним розміщенням клапанів) та dоnс ( з двома верхніми розподільними валами). автомобілі форд фокус поставляються бензиновими двигунами zetec-sе і турбодизелями endura робочим об’ємом від 1,4 л до 2,0 л [3]. усі деталі і вузли двигуна виготовлені і складені з високою точністю, максимально знижені їх вагові характеристики і тертя рухомих з’єднань. в усіх двигунах серії zetec в головці блока циліндрів розміщуються два розподільних вали, які своїми кулачками через циліндричні штовхачі приводять в дію чотири клапани у кожному циліндрі. один вал приводить в дію впускні клапани грм, а інший – випускні. на кожному валу є вісім кулачків, сусідня пара яких одночасно діє на два клапани (впускні або випускні) кожного циліндра. опори (підшипники) розподільного вала (по п’ять опор для кожного вала) є рознімними і отвори в них обробляють у складеному з кришками стані. клапани в головці циліндрів розміщені у два ряди v-подібно, по два впускних і два випускних клапана на кожний циліндр і закриваються під дією пружин. двигуни даної серії відповідають екологічним нормам euro 2 или euro 3 і побудовані за принципом агрегатування так, що в них в основному використані однакові агрегати, зокрема грм цих відносяться до механізмів з нижнім розташуванням вала і верхнім розташуванням клапанів, коли останній встановлюється в блоці циліндрів. проведений огляд грм сучасних двз автомобілів вітчизняних і відомих світових фірм показує, що в двигунах легкових автомобілів зазвичай використовуються грм з верхнім розташуванням клапанів і одного розподільного вала або двох розподільних валів. передача зусилля від кулачків вала до стрижнів клапанів здійснюється рокерами (одноплечими важелями), коромислами (двоплечими важелями) або безпосередньо кулачками через циліндричні штовхачі без проміжних важелів. в отворі кожного коромисла запресована бронзова втулка, яка виконує роль підшипника ковзання. коромисла встановлені на нерухомі осі з можливістю вільного качання під дією циклічного навантаження з боку кулачків і пружин клапанів. шайки розподільного вала встановлені в отвори підшипників ковзання, виконані у вигляді не рознімних корпусних деталей (рис. 4) або складеними з кришок 4 і подушок корпусної деталі (рис. 5), виготовлених з алюмінієвих або магнієвих сплавів. в двигунах вантажних і деяких марок легкових застосовують грм з нижнім розміщенням розподільного вала в блоці циліндрів і верхнім розміщенням клапанів в головці блока циліндрів. передача зусилля від кулачків вала до стрижнів клапанів здійснюється зазвичай коромислами, в отвори яких запресовані бронзові втулки і які проводяться в дію штовхачами і штангами. шайки розподільного вала встановлені в отвори підшипників ковзання, виконані у вигляді тонкостінних бронзових втулок, запресованих у відповідні отвори блока циліндрів. аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 100 так, наприклад, розміри втулки коромисла грм двигуна змз-402-10 – внутрішній діаметр d = 22 мм, а зовнішній діаметр d = 23,5…23,4 мм. розміри втулок опорних шийок розподільного вала різні і складають d × d: першої опори – 52 × 55,5 мм; другої опори – 51 × 54,5 мм; третьої опори – 50 × 53,5 мм; четвертої опори – 49 × 52,5 мм; п’ятої опори – 48 × 51,5мм [7]. рис. 4 – підшипник і розподільний вал автомобіля ваз -2107 [6] рис. 5– підшипники розподільних валів автомобіля форд фокус 2 [5] умови навантаження підшипників розподільного вала визначаються періодичністю моментів початку відкривання та кінця закривання клапанів, виражених в градусах кута повороту колінчастого вала відносно «мертвих» точок. кругові діаграми фаз газорозподілу та положення поршнів двз, що відповідають цим фазам, показані на рис. 6. а б в г рис. 6 – діаграми фаз газорозподілу та положення поршнів, що відповідають фазам газорозподілу [1]. із загальної колової діаграми фаз газорозподілу (рис. 6, а) видно, що на такті випускання впускний клапан 1 (рис. 6, г) починає відкриватися з випередженням, тобто до підходу поршня у вмт. кут випередження відкриття впускного клапана для двигунів різних моделей становить 10 … 32°. закривається впускний клапан із запізненням після проходження поршнем нмт (під час такту стискання). кут δ запізнення закриття впускного клапана дорівнює 10 … 50°. кути випередження та запізнення, а отже, й час відкривання клапанів мають бути тим більшими, чим вища частота обертання колінчастого вала, при якій двигун розвиває максимальну потужність. загальна колова діаграма показує, що в певний період часу відкриті обидва клапани – впускний і випускний. кутовий інтервал α обертання колінчастого вала, при якому обидва клапани відкриті (перекриття клапанів) потрібний для своєчасного та якісного очищення циліндрів від продуктів згоряння. з діаграми фаз газорозподілу двигуна зил-130 (рис. 6, б) видно, що впускний клапан відкривається за 31о до приходу поршня у вмт, а закінчує закриватися через 83о після нмт. випускний аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 101 клапан закривається при 47° повороту колінчастого вала після вмт. перекриття клапанів становить 78°. випускний клапан відкривається з випередженням на 67° до нмт. загальна тривалість відкриття кожного клапана дорівнює 294о повороту колінчастого вала. на рис. 6, в показана діаграм фаз газорозподілу двигуна камаз-740. послідовність циклічного навантаження підшипників розподільного вала залежить від порядку роботи циліндрів двигуна, який визначається розміщенням шатунних шийок колінчастого вала і кулачків розподільного вала. так, наприклад, в чотирьохциліндрових рядних двигунах автомобілів газ -2410, ваз-2107 та інших порядок роботи 1 – 2 – 4 – 3 (нумерація циліндрів двигуна ведеться від радіатора). це означає, що за перший півоберт робочий такт здійснюється і першому циліндрі, за другий півоберт – у другому циліндрі, за третій півоберт – у четвертому і за четвертий півоберт – у третьому циліндрі. у восьмициліндрових v-подібних двигунах зил-130 і змз-53 [8] прийнятий порядок роботи циліндрів 1 – 5 – 4 – 2 – 6 – 3 – 7 – 8 (нумерація ведеться спочатку лівий ряд, а потім правий з боку радіатора). шатунні шийки колінчастого вала двигунів розташовані під кутом 90°. за перший півоберт колінчастого вала робочий такт буде закінчуватись у восьмому, повністю відбудеться в першому і почнеться у п’ятому циліндрах; за другий півоберт закінчиться у п’ятому, повністю відбудеться в четвертому і почнеться у другому циліндрах; за третій півоберт закінчиться у другому, повністю відбудеться в шостому і почнеться у третьому циліндрах; за четвертий півоберт закінчиться у третьому, повністю відбудеться у сьомому і почнеться у восьмому циліндрах. найбільше навантаження підшипників розподільного вала двигуна здійснюється під дією пружин клапанів в момент, коли впускний і випускний клапани відповідних циліндрі повністю відкриті, пружини максимально стиснуті. для грм двигуна автомобіля ваз-2107 зусилля максимально стиснутих пружин кожного клапана складає 740 н [6]. навантаження підшипників шийок розподільного вала повністю закритих клапанів за наявності теплового зазору між п’яткою рокера і стрижнем клапана дорівнює нулю. розподіл навантаження підшипників даного двигуна залежно від кута повороту колінчастого вала (рис. 7) показує, що при повністю відкритому 6-му клапані 3-го циліндра 8-му клапані 4-го циліндра (кут повороту колінчастого вала 0°) максимально навантажені є підшипники 4-ї і 5-ї шийок розподільного вала. при повороті колінчастого вала на 90° повністю відкритими є 4-й клапан 2-го циліндра 7-й клапан 4-го циліндра, максимально навантажені 3-ї і 4-ї шийок розподільного вала. при повороті колінчастого вала на 180° повністю відкритими є 1-й клапан 1-го циліндра 3-й клапан 2-го циліндра, а максимально навантажені підшипника 1-ї і 2-ї шийок розподільного вала. при повороті колінчастого вала на 270° повністю відкритими є 2-й клапан 1-го циліндра 5-й клапан 3-го циліндра, а максимально навантажені підшипника 2-ї і 3-ї шийок розподільного вала. подібний аналіз циклічного навантаження підшипників грм інших двигунів можна провести з урахуванням їх діаграми газорозподілу. рис. 7 – розподіл навантаження розподільного вала протягом робочого циклу двигуна автомобіля ваз-2107 аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 102 при обертанні колінчастого вала частотою 2400 об/хв., що відповідає найчастішому режиму роботи двигуна автомобіля, розподільний вал обертається частотою 1200 об/хв., а частота циклів навантаження втулок коромисел і підшипників розподільного вала становить 20 с-1. якщо для двигуна автомобіля ваз-2107 наближено прийняти навантаження на сусідні опори розподільного вала рівними половині максимальної сили стиснутих пружин клапанів, тобто 340 н, то при діаметрі опорної шийки 45 мм і її ширині 20 мм максимальний тиск р на кожну опору складатиме 0,41 мпа. лінійна швидкість ковзання v в зоні тертя шийки вала і підшипника при частоті обертання вала 1200 об/хв. становить 2,83 м/с. розрахунковий показник швидкісно-силового навантаження підшипника розподільного вала цього двигуна p × v= 0,41 × 2,83 = 1,16 мпа × м/с. подібний аналіз циклічного навантаження підшипників грм інших двигунів можна провести з урахуванням їх діаграми газорозподілу мащення підшипників грм здійснюється тиском оливної помпи двигуна і способом розбризкування (рис. 8). рис. 8– система мащення грм двигуна внутрішнього згоряння моторна олива в зону тертя між опорним шийкам розподільного вал і підшипниками подається через відповідні отвори в кришці підшипників грм з верхнім розміщенням розподільного вала і отвори у бронзових втулках грм з нижнім розміщенням розподільного вала. висновок встановлено, послідовність циклічного навантаження підшипників розподільного вала залежить від порядку роботи циліндрів двигуна, який визначається розміщенням шатунних шийок колінчастого вала і кулачків розподільного вала література 1. кисликов в. ф., лущик в. в. будова й експлуатація автомобілів: підручник. – 6-те вид. – к.: либідь, 2006. – 4000 с. 2. двигатель автомобилей ford sierra: forse.su/sierra/01_dvigatel-.. 3. двигатели автомобиля форд фокус: focusello.ru/html/s67.htm. 4. общая информация двигателя автомобиля man tga. – монолит: monolith.in.ua/obshaja-inf-... 5. замена распределительных валов на автомобиле форд фокус 2:car-exotic.com/ford-cars/ford. 6. раєвський м. а., радченко а. в. посібник з експлуатації автомобіля «жигулі». – к.: техніка. – 111 с. 7. автомобиль «волга» газ-24: конструктивные особенности, техническое обслуживание и текущий ремонт / дехтяр б. а., кальмансон л. д. и др. – 2-е изд. – м.: транспорт, 1981. – 336 с. 8. калисский в. с., манзов а. и. нагула г. е. автомобиль (учебник водителя третьего класса). м.: «транспорт». – 1978. поступила в редакцію 29.06.2016 http://forse.su/sierra/01_dvigatel-sierra.html http://forse.su/sierra/01_dvigatel-sierra.html http://focusello.ru/html/s67.htm http://monolith.in.ua/obshaja-inf-dvigatela-man-tga/ аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 103 velboj v.p., dykha k.o., babak o.p. analysis of the loading conditions and lubrication systems bearing slide mechanisms timing of internal combustion engine. the analysis of the structural features of the bearing units of the timing of modern internal combustion engines according to the terms of the enabling load balancing, and lubrication. set the cyclic mode of loading bearing supports depending on the operating cycle of the engine. keywords: combustion engine, valve gear, bearing, cyclic loading, lubrication. references 1. kislikov v. f., lushchik v. v. budova j ekspluatacіya avtomobіlіv: pіdruchnik. 6-te vid. k.: libіd', 2006. 4000 s. 2. dvigatel' avtomobilej ford sierra: forse.su/sierra/01_dvigatel-.. 3. dvigateli avtomobilya ford fokus: focusello.ru/html/s67.htm. 4. obshchaya informaciya dvigatelya avtomobilya man tga. monolit: monolith.in.ua/obshaja-inf-... 5. zamena raspredelitel'nyh valov na avtomobile ford fokus 2:car-exotic.com/ford-cars/ford. 6. raєvs'kij m. a., radchenko a. v. posіbnik z ekspluatacії avtomobіlya «zhigulі». k.: tekhnіka. 111 s. 7. avtomobil' «volga» gaz-24: konstruktivnye osobennosti, tekhnicheskoe obsluzhivanie i tekushchij remont. dekhtyar b. a., kal'manson l. d. i dr. 2-e izd. m.: transport, 1981. 336 s. 8. kalisskij v. s., manzov a. i. nagula g. e. avtomobil' (uchebnik voditelya tret'ego klassa). m.: «transport». 1978. визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 86 диха о.в., вичавка а.а., дитинюк в.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю удк 621.891 запропонована наближена розрахункова залежність зносу від шляху тертя для оцінки зносу напрямної ковзання з мастильними канавками круглого профілю на стадії проектування. алгоритм розрахунку передбачає вибір оптимальних параметрів мастильного профілю за критерієм зносостійкості при заданих режимах експлуатації напрямної. розглянутий спосіб формування мастильних канавок фасонного змінного профілю шляхом поверхнево пластичного втискання в оброблювану поверхню пуансона. ключові слова: напрямна ковзання, маслоутримувальний профіль, розрахунок зносу, шлях тертя, поверхнево пластична деформація вступ з метою подовження терміну служби деталей машин при терті і зношуванні на їх поверхню наносять різні маслоутримувальні мікроі макрорельєфи. чим краще утримується мастильний матеріал між контактуючими деталями, тим менше вони зношуються. створені при обробці канавки на поверхні виконують функцію резервуарів для утримання і розподілу масла. за допомогою теоретичних досліджень, лабораторних і експлуатаційних випробувань визначається який тип, форма і глибина профілю канавок є найприйнятнішими. геометричні, конструктивні і технологічні особливості маслоутримуючих рельєфів розглядались в роботах ю.г. шнейдера [1], л.г. одінцова [2] та інших авторів [3 7]. отримані при цьому канавки виконують функцію змащувальних кишень, що сприяють утриманню і розподілу масла в зоні тертя і, у такий спосіб, підвищенню зносостійкості сполучення в цілому. маслоутримувальні канавки, як правило, змінюють геометрію поверхні матеріалів і, відповідно, несучу площу контакту при взаємодії з іншими поверхнями. форма і розміри канавок визначаються технологією їх отримання. серед параметрів регулярних профілів має значення напрямок ліній профілю щодо напрямку відносного ковзання, відносна площа поверхні (відношення площі, зайнятої канавками, до загальної площі), глибина і форма змащувальних канавок. результати досліджень зносостійкості поверхонь з регулярним рельєфом [1 5] вказують, що кращі результати дають поперечні відносно напрямку переміщення канавки, оскільки в цьому випадку забезпечуються більш сприятливі умови для мащення, і в цілому поверхня має більшу несучу здатність в порівнянні з поздовжніми канавками. що стосується відносної площі поверхні, то тут оптимальними вважаються випадки, коли площа змащувальних канавок складає 40 50 % від загальної площі поверхні. для надійного утримування масла, забезпечення перетікання його з канавки в зону контакту поверхонь, видалення забруднень найкращі результати дають канавки круглої форми. в даній роботі досліджується вплив геометрії маслоутримувальних канавок круглого профілю на контактні параметри в плоских напрямних ковзання, а також можливість їх врахування при зношуванні. постановка задачі та основні рівняння розрахункова схема для канавок круглої форми наведена на рис. 1. 11 рис. 1 – розрахункова схема і вигляд канавок круглої форми для визначення несучої здатності профілю з круглими канавками на рівні зносу wu визначимо довжину одної канавки на цьому рівні 112 ba : визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 87     www uhruhuhrrba  2222 22 11 . (1) тоді після перетворень отримаємо:    2 1 2 1 11 222 ww uhuhrba  . (2) несуча довжина профілю визначиться як різниця між базовою довжиною l та загальною довжиною всіх канавок в межах базової довжини, що , в свою чергу, лорівнює довжині олнієї канавки 112 ba , помноженої на кількість канавок kln / . отже для круглого профілю маслоутримуючих канавок несуча довжина pl на рівні wu буде дорівнювати:          2 1 2 1 2 2 1 wwp uhuhrk ll . (3) величина контактного тиску визначиться як відношення зовнішнього навантаження q до розмірів площі контакту ha : ha q  , де ha − площа зрізу профілю при перетині площиною на відстані wu . площа контакту при зносі контактуючих тіл на величину wu дорівнює:  bula wph  , де b − ширина контакту поверхонь. отже залежність для визначення контактного тиску можна представити у вигляді:     0 2 1 2 1 2 2 1 1                ww uhuhrk . (4) приймемо модель зношуваня напрямної ковзання у вигляді безрозмірних комплексів: контактного тиску і швидкості ковзання.                vb hb f c ds du w w , (5) де wu – нормальний лінійний знос напрямної; s – шлях тертя; f – коефіцієнт тертя в парі повзун-напрямна;  – нормальний контактний тиск; hb – твердість матеріалу напрямної; v – швидкість ковзання; b – номінальна ширина напрямної;  – кінематична в’язкість оливи; wc – коефіцієнт зносостійкості. визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 88 в даному випадку приймаємо лінійну залежність інтенсивності зношування від контактного тиску характерну для типового зношування напрямних абразивними частинками у вигляді окалини, абразиву, залишків обробки. нормальний контактний тиск між повзуном і напрямною на площі контакту з урахуванням мастильних канавок буде дорівнювати:               )(2 sak k bl q , (6) де q – навантаження на напрямній; b – номінальна ширина напрямної; l – довжина контакту повзуна і напрямної; k – крок мастильних канавок; )(sa – напівширина мастильної канавки на поверхні напрямної. величину зносу напрямної можна вимірювати по зменшенню ширини мастильних канавок на поверхні напямної. величину зносу в залежності від напівширини мастильної канавки знайдемо з виразу (1) (при цьому приймаємо, що величина wu значно менша за величину h :  )2)( )(2 1 )( 22 rhhsa rh suw   . (7) продиференцюємо останню геометричну залежність по шляху тертя s : ds da hr a ds du w   . (8) знак «мінус» у виразі означає, що ширина трикутної мастильної канавки в процесі зношування зменшується. прирівнюючи (5) та (8) отримаємо: ds da hr a hb fvbcw          . (9) підставимо в ліву частину рівняння (9) вираз для контактного тиску (6): ds da hr a hb fvbc sak k bl q w                      )(2 . (10) перетворимо (10) до вигляду: daka hr a ds hbl fvkcq w )2(          . (11) це звичайне диференціальне рівняння з розділяючимися змінними. інтегруючи диференціальне рівняння (11) отримаємо: cksasas hbl hrfvkcq w    )( 2 1 )( 3 2 )( 23 . (12) постійну інтегрування c знайдемо з умови 0)0( asa  (початкова напівширина мастильної канавки). визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 89 тоді отримаємо: kaac 20 3 0 2 1 3 2  . (13) з урахуванням )2(0 hrha  та )(2)2( hruhrha w  після підстановок у (12), перетворень та нехтуючи відносно малими величинами отримаємо наближену формулу для розрахунку величини лінійного зносу у напрямній ковзання wu від шляху тертя s : s hr hkhbl fvkcq u ww                1 3 2 1 2 3 (14) приклад розрахунку зносу напрямної ковзання розрахуємо знос напрямної ковзання за розробленою методикою за наступих вихідних даних. 1. геометричні розміри напрямної: l = 500 мм; b = 50 мм; 2. швидкість ковзання: v = 20 мм/с; 3. кінематична в`язкість оливи індустріальне и-30:   40 мм2/с; 4. коефіцієнт тертя в парі повзун-напрямна: f = 0,1; 5. робоче авантаження q = 500 н; 6. максимальна глибин мастильної канавки h = 0,5 мм, крок канавок k = 10 мм, радіус профілю канавки r 1,5 мм. 7. твердість матеріалу напрямної hb=400 мпа. параметр зносостійкості wc в парі чавун-чавун можна прийняти за довідниковими даними wс = 2 · 10 -8. результати чисельного розрахунку лінійного зносу напрямної ковзання наведені в табл. 1. таблиця 1 результати розрахунку зносу підшипника в залежності від шляху тертя шлях тертя, s , мм 109 1010 1011 лінійний знос, wu , мкм 2,56 25,6 256 отримана розрахункова залежність дозволяє проводити оцінку зносу напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками круглого профілю на стадії проектування. алгоритм розрахунку передбачає вибір оптимальних геометричних параметрів мастильного профілю за критерієм зносостійкості при заданих режимах експлуатації і конструктивних параметрах напрямної. недоліком мастильних канавок однакової глибини по всій ширині напрямної є не врахування нерівномірного розподілу навантажень на напрямній та можливість витоку масла через бокові грані напрямної. більш доцільним є застосування мастильних канавок змінного профілю: максимального в центрі напрямної із зниженням до мінімуму поблизу граней напрямної. у цьому випадку форма профілю канавки буде представляти собою тіло подвійної кривизни. розглянемо далі можливу технологію отримання такого профілю круглої форми шляхом поверхнево пластичного деформування фасонним інструментом. створення маслоутримувального круглого профілю змінної глибини. пропонується спосіб формування маслоутримувальних канавок на поверхні ковзання напрямних пристроїв зворотно-поступального руху металорізальних верстатів, кривошипних і гідравлічних пресів та іншого технологічного обладнання. визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 90 широко використовують напрямні пристрої з плоскою поверхнею ковзання [8], яка в процесі зворотно-поступального руху спареної деталі піддається мащенню. щоб поліпшити умови мащення і підвищити зносостійкість напрямної на поверхні ковзання перпендикулярно напряму руху спарених деталей формують прямі маслоутримувальні канавки глибиною 0,5 … 0,7 мм і шириною 1 … 1,5 мм з виходом формуючого інструменту за кромки поверхні ковзання. недолік наскрізних канавок однакової глибини полягає в тому, що за умови центрального навантаження при віддаленні від центра напрямної мастильний клин руйнується і відбувається витікання мастила через відкриті торці канавки за межі зони тертя. за рахунок цього ефективність мащення контактних поверхонь тертя значно погіршується. також для формування регулярного профілю застосовують поверхнево пластичну деформацію [9]. але пристрій призначений для утворення зигзагоподібного профілю канавок сталої глибини, має складну будову з використанням гідроприводу і унеможливлює формування канавки, глибина якої змінюється з урахуванням оптимальних умов мащення. нами в роботі [10] запропонований спосіб формування маслоутримувальної канавки змінної глибини пластичною деформацією оброблюваної поверхні за допомогою індентора у вигляді кульки, що обертається по круговій траєкторії радіусом r , який визначає довжину l і максимальну глибину h канавки.. для формування канавки заданих параметрів l і h потрібний радіус r обертання індентора тим більший, чим більша ширина і менша ширина канавки. так, наприклад. для формування канавки радіусом обертання індентора r =100 мм і максимальною глибиною h = 0,5 мм довжина канавки rhl 22 =20 мм, а для формування канавки довжиною l = 40 мм такої ж глибини потрібний радіус обертання індентора r = 400 мм [10]. формування канавок змінної глибини шляхом обертового руху індентора радіусом більше 100 мм вимагає складного пристрою і практично не можливо здійснити на універсальному металооброблюваному обладнанні. в даній роботі вирішується завдання спрощення механізму і розширення технологічних можливостей формування фасонного маслоутримувального профілю гідродинамічного мащення канавками змінних геометричних параметрів. поставлена задача вирішується тим, що формування канавки здійснюється пуансоном, робоча поверхня якого заокруглена радіусом hbr 8/2 і описана радіусом hlr 8/2 , де l – довжина канавки, h – максимальна глибина канавки згідно креслення. формування канавки маслоутримувального макропрофілю на плоскій поверхні напрямної .відбувається за рахунок поверхневої пластичної деформації в холодному стані і здійснюється за допомогою штампа на механічному або гідравлічному пресі не показано). напрямна 1 (рис. 1) ставиться на опорну плиту 2 між фіксуючими планками 3, здійснюється робочий хід повзуна преса і пуансон 4 силою p втискається в поверхню напрямної 1. а а l h r a a p r s 2 3 1 4 b h а а l h r a a p r s 2 3 1 4 b h рис. 1 – формування маслоутримувальної канавки змінних розмірів за умови, що робоча поверхня пуансона 4 заокруглена радіусом hbr 8/2 і описана радіусом hlr 8/2 на поверхні напрямної 1 формується канавка довжиною l , шириною b і глибиною h . перед наступним робочим ходом повзуна преса напрямна 1 просовується між фіксуючими планками 3 на крок подачі )5...3( bs мм і формується наступна канавка. таким чином на робочій поверхні напрямної розмірами l×b отримують фасонний маслоутрмувальний макропрофіль (рис. 2), на якому містяться канавки довжиною l і шириною b , кількість яких вздовж довжини профілю sln / округлюють до меншого цілого числа. визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 91 l b s bl l b s bl рис. 2 – фасонний маслоутримувальний профіль отже запропонований спосіб формування мастильних канавок змінної глибини не потребує складних кінематичних рухів і відповідного технологічного устаткування для реалізації таких рухів. висновки 1. отримана розрахункова залежність зносу від шляху тертя, яка дозволяє проводити оцінку зносу напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками круглого профілю на стадії проектування. алгоритм розрахунку передбачає вибір оптимальних геометричних параметрів мастильного профілю за критерієм зносостійкості при заданих режимах експлуатації і конструктивних параметрах напрямної. 2. запропонований спосіб формування маслоутримувального макропрофілю шляхом утворення канавок поверхневою пластичною деформацією і глибина канавки змінюється від найбільшого значення в центрі оброблюваної поверхні до нуля, а фасонний профіль канавки формується шляхом втискання в оброблювану поверхню пуансона. література 1. шнейдер ю. г. эксплуатационные свойства деталей с регулярным микрорельефом / ю.г. шнейдер. − м.: машиностроение, 1982. − 248 с. 2. одинцов л. г. финишная обработка деталей алмазным выглаживанием и вибровыглаживанием / л. г. одинцов. − м.: машиностроение, 1981. − 160 с. 3. дыха а. в. повышение несущей способности подшипника скольжения с маслоудерживающими канавками / а. в. дыха, о. п. бабак // проблеми трибології. − 1997. − № 1. − с. 25-27. 4. витенберг ю. р. зубообрабатывающие станки и инструменты в приборостроении / ю. р. витенберг, н. п. соболев. − м.: машиностроение, 1969. − 284 с.: ил. 5. рыжов э. в. технологические методы повышения износостойкости деталей машин / э. в. рыжов. − к.: наук. думка, 1984. − 271 с. 6. диха о. в. утворення мастилорозподільного профілю на багатогранній поверхні / о. в. диха // машинознавство. − 1999. − № 8 (26). − с. 42-44. 7. дыха а. в. аналитическое опредедение площади и объема маслоудерживающего профиля переменной глубины / о. в. диха // проблеми трибології. − 2000. − № 1. − с. 55-58. 8. станочные приспособления: справочник. том 1 / под ред. б.н. вардашкина, а. а. шатилова – м.: машиностроение, 1984. 592 с. 9. пат. 81025 україна. пристрій для обробки плоских поверхонь / кривий п. д., кашуба н. п., сеник а. а., кривінський п.п. опубл. 25.06.2013 бюл. №12 10. пат. 110847 україна. пристрій для формування маслоутримувальної канавки змінної глибини. опубл. 25.10. 2016 бюл. №20. поступила в редакцію 10.05.2017 визначення зносу і технологія обробки мастильних канавок круглого профілю проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 92 dykha o.v., vychavka a.a., dytynyuk v.o. definition of wear and the technology of processing oil grooves round profil. proposed to approximate the calculated dependence of wear and tear from the way of friction to assess the wear of slide guide with lubrication grooves a round profile at the design stage. the algorithm for calculating the account provides for the choice of optimal parameters of lubricating profile according to the criterion of wear resistance under given operating conditions of the guide. the method of forming shaped oil grooves of variable profile by surface plastic imprint in the surface of the punch. key words: guide slide, oil profile, calculation of wear, the path of friction, surface-plastic deformation. references 1. shnejder y. g. ehkspluatacionnye svojstva detalej s regulyarnym mikrorel'efom . yu. g. shnejder. m.: mashinostroenie, 1982. 248 p. 2. odincov l. g. finishnaya obrabotka detalej almaznym vyglazhivaniem i vibrovyglazhivaniem . l. g. odincov. m.: mashinostroenie, 1981. 160 p. 3. dyha a. v. povyshenie nesushchej sposobnosti podshipnika skol'zheniya s maslouderzhivayushchimi kanavkami . a. v. dyha, o. p. babak. problemi tribologії. 1997. no 1. p. 25–27. 4. vitenberg yu. r. zuboobrabatyvayushchie stanki i instrumenty v priborostroenii . y. r. vitenberg, n. p. sobolev. m.: mashinostroenie, 1969. 284 p. 5. ryzhov e. v. tekhnologicheskie metody povysheniya iznosostojkosti detalej mashin . eh. v. ryzhov. k.: nauk. dumka, 1984. 271 p. 6. diha o. v. utvorennya mastilorozpodіl'nogo profіlyu na bagatogrannіj poverhnі . o. v. diha .. mashinoznavstvo. 1999. no 8 (26). p. 42–44. 7. dyha a. v. analiticheskoe oprededenie ploshchadi i ob"ema maslouderzhivayushchego profilya peremennoj glubiny . o. v. diha .. problemi tribologії. 2000. no 1. p. 55–58. 8. stanochnye prisposobleniya: spravochnik. tom 1 . pod red. b. n. vardashkina, a. a. shatilova – m.: mashinostroenie, 1984. 592 p. 9. pat. 81025 ukraїna. pristrіj dlya obrobki ploskih poverhon' . krivij p. d., kashuba n. p., senik a. a., krivіns'kij p.p. opubl. 25.06.2013 byul. no12 10. pat. 110847 ukraїna. pristrіj dlya formuvannya masloutrimuval'noї kanavki zmіnnoї glibini. opubl. 25.10. 2016 byul. no20. вплив температури на формостійкість тришарової паркетної дошки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 33 м’якуш б.м., кшивецький б.я. національний лісотехнічний університет україни, м. львів, україна, e-mail: kshivby@ukr.net вплив температури на формостійкість тришарової паркетної дошки удк 674.213:69.025.351.3:678.073 проаналізовано конструкційні матеріали з яких виготовлена тришарова паркетна дошка та вплив температури на її формостійкість. побудовано графічні залежності формостійкості тришарової паркетної дошки залежно від зміни температури, здійснено їх аналіз. встановлено закономірності формостійкості тришарової паркетної дошки склеєної термопластичними полівінілацетатними клеями залежно від зміни температури. ключові слова: тришарова паркетна дошка, формостійкість, напружено деформаційний стан, математична модель, графічні залежності, клей, деревина. вступ тришарову паркетну дошку розглядають як конструкцію, що складається з деревини та клею. тому, фізико-механічні та фізико-хімічні властивості цих матеріалів матимуть вплив на процеси формування клейового з’єднання, адгезійну і когезійну міцність та показники якості паркетної дошки під час експлуатації. до основних показників якості паркетної дошки відносять і її формостійкість. зміна формостійкості паркетної дошки під час експлуатації може призвести до її руйнування [1]. деревина це природний полімерний матеріал клітино-волокнистої будови, що характеризується певними фізичними, механічними, реологічними та хімічними властивостями. дані властивості в певній мірі будуть впливати на формостійкість тришарової паркетної дошки під час експлуатації. більш значимий вплив на формостійкість паркетної дошки матимуть ті властивості деревини, які зв'язані з процесами формування клейового шва та його експлуатаційними характеристиками [2, 3]. клеї – це речовини або суміші речовин органічного або неорганічного походження, які внаслідок характерним їм специфічним властивостям можуть за певних умов утворювати міцні з’єднання різних матеріалів. клеї, які використовуються для склеювання паркетної дошки можуть пришвидшувати або сповільнювати деформаційні процесі у паркетній дошці під час експлуатації, тим самим змінювати її формостійкість. це залежатиме від структури сформованого клейового шва. термореактивні клеї формують сітчасту структуру клейового шва. тобто таке клейове з’єднання є вологоі теплостійким, але крихким. крихкість клейового шва призводитиме до пришвидшення деформаційних процесів у паркетній дошці під час експлуатації, тим самим впливатиме на зміну її формостійкість. термопластичні клеї формують лінійну, або рідкосітчасту структуру клейового шва. тобто, такий клейовий шов не забезпечує високої вологоі теплостійкості клейовим з’єднанням, але є еластичним. еластичний клейовий шов зможе компенсувати деформаційні процеси у паркетній дошці, тим самим зберігати її формостійкість. тому, для склеювання деревини при виготовленні тришарової паркетної дошки доцільніше використовувати термопластичні, а саме полівінілацетатні клеї із рідкосітчастою структурою клейового шва. це дозволить отримати з’єднання деревини з певною еластичністю клейового шва та одночасно забезпечити йому ступінь навантаження d3 або d4 у відповідності з європейським стандартом din en 204:2001 [4, 5]. під час експлуатації тришарова паркетна дошка буде піддаватись дії різного роду зовнішнім факторам, що впливатимуть на зміну їх формостійкості. основними серед яких є: температура, волога і вода та навантаження, які несе паркетна дошка під час експлуатації. кожен з даних факторів по своєму впливатиме на паркетну дошку та її формостійкості, що в кінцевому результаті може призвести до її руйнування [1, 7]. у даній публікації розглянемо дію температури на паркетну дошку під час експлуатації. при зміні температури міцність деревини і клейового шва буде змінюватись неоднаково. міцність деревини зменшується лінійно із підвищенням температури. при цьому швидкість даного зменшення залежить від породи деревин (в листяних породах – більша), щільності, вмісту смоляних речовин тощо. при температурі вище температури 200 ос відбуватимуться процеси термічного розкладання деревини. при підвищеній температурі у полівінілацетатному клейовому шві збільшуватиметься тепловий рух, за рахунок чого макромолекули будуть більш гнучкішими. це може призвести до зміни конформації макромолекул та її переходу з однієї рівноважної форми в іншу. внаслідок різкого підвищення температури, як в деревині так і в клейовому шві розвиваються термічні напруження, які спричинені різницею коефіцієнтів термічного розширення деревини і клею. при досягненні критичних значень в клейовому з’єднанні появлятимуться тріщини, які можуть призвести до зміни напружено деформаційного стану і в кінцевому вплив температури на формостійкість тришарової паркетної дошки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 34 результаті до зміни формостійкості самої паркетної дошки. проте, негативний вплив на формостійкість паркетної дошки матимуть не тільки критичні значення температур, а й їх коливання, навіть якщо вони відбуваються в межах, допустимих для даного клейового з’єднання [8]. тому, для детального вивчення формостійкості тришарової паркетної дошки склеєної термопластичними полівінілацетатними клеями залежно від зміни температури необхідно дослідити її напруженодеформаційний стан. для цього пропонується використати методи математичного та імітаційного моделювання. мета і постановка задачі метою даної роботи є дослідження формостійкості тришарової паркетної дошки склеєної термопластичними полівінілацетатними клеями за допомогою математичного та імітаційного моделювання залежно від зміни температури. виклад основного матеріалу при математичному та імітаційному моделюванні формостійкості, паркетну дошку розглядали як тришарову структуру, яка складається із верхнього лицевого шару, середнього компенсаційного шару та нижнього шару – основи. вхідними параметрами при моделюванні формостійкості тришарової паркетної дошки були фізико-механічні характеристики матеріалу кожного шару, її геометричні розміри та основні показники, які характеризують термопластичну полівінілацетатну клейову композицію. лицевий шар паркетної дошки виготовляють із твердолистяних порід деревини. даний шар відіграє важливу роль, оскільки забезпечує паркетній дошці декоративні властивості та якісні показники під час експлуатації. при дослідженні формостійкості тришарової паркетної дошки верхнім лицевим шаром обрано деревину твердолистяної породи – дуб. дана порода деревини характеризуються певними фізико-механічними властивостями. при моделюванні напружено-деформаційного стану паркетної дошки враховували умовну густину, яка становить ρ=680 кг/м3, коефіцієнти теплопровідності в напряму анізотропії, які становитимуть λх = 0,17 втм-1 та λy = 0,176 втм-1. крім того, враховувались геометричні розміри верхнього шару, які відповідали вимогам стандарту і становили: довжина – 250 мм, ширина 95 мм, товщина – 5 мм. другий середній шар, компенсаційний. для даного шару використовують деревину хвойних порід. при моделюванні формостійкості обрано деревину породи – сосна. для даної породи деревини враховували умовну густину, яка становить ρ = 520 кг/м3, коефіцієнт теплопровідності в напряму анізотропії λх = 0,11 втм-1 та λy= 0,08 втм-1. геометричні розміри становили: довжина – 250 мм, ширина 26 мм, товщина – 9 мм, та відповідали вимогам стандарту. третій нижній шар, основа. як правило даний шар виготовляють із деревино волокнистої плити, або фанери. для моделювання обрано фанеру, яка виготовлена з деревини листяної породи берези. для даної породи деревини враховували умовну густину, яка становить ρ = 650 кг/м3, коефіцієнт теплопровідності в напряму анізотропії λх = 0,16 втм-1 та λy = 0,151 втм-1. геометричні розміри: довжина – 250 мм, ширина 95 мм, товщина – 4 мм, що також відповідали вимогам стандарту. для склеювання використовували термопластичні полівінілацетатні клеї із ступенем навантаження d3, відповідно до європейського стандарту. дана клейова композиція характеризується наступними властивостями: в’язкість клею – 9,0 мпа с. (брукфільд); вміст сухого залишку – 51 %; щільність – 1,06 г/см3; водневий показник (рн) – 5. для математичного та імітаційного моделювання впливу температури на формостійкість тришарової паркетної дошки використано програмне забезпечення інтегральних cad/cae систем, а саме "solidworks" та "cosmosworks". на рис. 1 наведено візуалізацію деформацій елемента εх досліджувальної конструкції, а на рис. 2 їх графічні залежності за температури 40 ос. як видно з рис. 1 та 2 компоненти напружень εх мінімальне значення досягаються в третьому шарі, тобто в основі конструкції, яка виготовлена з фанери. максимальне значення напружень εх досягаються в другому шарі, тобто в середньому компенсаційному шарі. однак перший шар характеризується найменшими деформаціями, особливо середина характеризується мінімальним значенням деформації. тобто найбільші напруження у тришаровій конструкції спостерігаються у середньому компенсаційному шарі, який виготовлений із породи хвойних порід деревини та з’єднаний між собою з іншими шарами за допомогою термопластичних полівінілацетатних клеїв. такий розподіл напружень позитивно впливатиме на формостійкість паркетної дошки, оскільки саме середній шар відіграє роль компенсатора напружень. важливе значення має і рідкосітчаста структура клейового шва, яка за допомогою його вплив температури на формостійкість тришарової паркетної дошки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 35 еластичності зменшує деформаційні процесам, тим сам запобігає зміні формостійкості паркетній дошці під час експлуатації. рис. 1 – зміна деформацій σх тришарової паркетної дошки за температури 40 ос рис. 2 – залежності зміни деформацій σх тришарової паркетної дошки за температури 40 ос ідентична картина спостерігається і для компонент напружень εу, досліджувальної конструкції. на рис. 3 наведено візуалізацію деформацій, а на 4 графічні їх залежності за температури 40 ос. рис. 3 – зміна деформацій σу тришарової паркетної дошки за температури 40 ос вплив температури на формостійкість тришарової паркетної дошки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 36 рис. 4 – залежності зміни деформацій σу тришарової паркетної дошки за температури 40 ос на рис. 5 наведені значення нормальних напружень дослідницької конструкції, які також візуалізовано в кожному елементі розбиття області. рис. 5 – нормальні напруження дослідницької конструкції за температури 40 ос максимальне напруження досягається у приповерхневих зонах першого і третього шарів. мінімальне напруження спостерігається у другому шарі конструкції. у першому і третьому шарах елементів спостерігається ріст нормальних напружень, а у другому шарі спостерігається спадання нормальних напружень. другий шар характеризується рівномірним розподілом нормальних напружень, які зумовлені впливом клейових шарів. однак розподіл деформацій у поперечному перетині конструкції є нерівномірним, оскільки спостерігається зменшення деформацій у приповерхневих шарах конструкції і стабілізація деформацій у другому шарі конструкції. однак зменшення жорсткості матеріалу другого шару зумовлене сповільнення зростання напружень у цьому шарі. збільшенням жорсткості першого шару зумовлене суттєвим зростанням напружень у ньому в порівнянні із середнім шаром. вплив температури на формостійкість тришарової паркетної дошки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 37 також дано критерій міцності за мізесом. аналогічні значення відбуваються при рівному розподілі міцності незважаючи на різні характеристики компонентів деформації в різних шарах, що зумовлене наявністю впливу термопластичного клею. отримані моделі та графічні залежності зміни компонент напружень εх та εу при температурі 40 ос дозволяють проаналізувати вплив температури на напружено-деформаційний стан тришарової паркетної дошки під час її експлуатації. як показав аналіз отриманих залежностей кожен із шарів, з яких сформована паркетна дошка по різному реагуватимуть на підвищення температури. основне навантаження нестиме середній (компенсаційний шар), який виготовлений із деревини хвойних порід. саме даний шар і визнаватиме формостійкість паркетної дошки під час експлуатації. важливе значення для даного шару матиме і клей, яким склеєні складові елементи даного шару. клейове з’єднання на основі термопластичних полівінілацетатних клеїв, яке є еластичним, за рахунок рідкосітчастої структури клейового шва, частково компенсуватиме напруження у верхньому та нижніх шарах паркетної дошки під час дії температури. це позитивно впливатиме на формостійкість паркетної дошки під час експлуатації. висновки за допомогою математичного та імітаційного моделювання досліджено формостійкість тришарової паркетної дошки склеєної термопластичними полівінілацетатними клеями із ступенем навантаження d3. встановлено, що формостійкість тришарової дошки, залежно від температури змінюється по різному у кожному шарі паркетної дошки. напружено деформаційний стан, при дії температури зростає у першому і третьому шарах. у середньому компенсаційному шарі напружено деформаційний стан зменшується. література 1. м’якуш б.м. аналіз конструкцій та формостійкості паркетної дошки / б.м. м’якуш // науковий вісник нлту україни: зб. наук-техн. праць. львів: рвв нлту україни. – 2010.  вип. 20.13. – с. 135-138. 2. фрейдин а. с. прочность и долговечность клеевых соединении / а. с. фрейдин.  м. : химия, 1971.  256 с. 3. вінтонів і. деревинознавство: навч. посіб. / і. вінтонів, і. сопушинський, а. тайшінгер.  2-е вид., доповн.  львів: апріорі, 2007. – 321 с. 4. зигельбойм с.н. термопластичные клеи в производстве мебели / с.н. зигельбойм – м.: лесная промышленность, 1978. – 104 с. 5. кардашов д.а. синтетические клеи / д.а. кардашов. – изд. 3-е., перераб. и доп. – м.: химия, 1976. – 504 с. 6. м’якуш б.м. перспективи застосування термопластичних клеїв при виготовленні паркетної дошки / б.м. м’якуш // науковий вісник нлту україни: зб. наук-техн. праць. львів: рвв нлту україни. – 2010.  вип. 20.3. – с. 91-93. 7. м’якуш б.м. математичне моделювання формостійкості паркетної дошки склеєної термопластичними клеями / б.м. м’якуш, б.я. кшивецький // проблеми трибології: міжнародний науковий журнал. – хмельницький ну. – 2016. – № 1. – с. 42-47. 8. кшивецький б. я. вплив температури на механізм формування та руйнування термопластичних клейових з'єднань деревини / б. я. кшивецький, л. в. салапак // науковий вісник нлту україни: зб. наук-техн. праць. львів: рвв нлту україни. – 2012 .  вип. 22.4. – с. 144-148. поступила в редакцію 20.09.2016 вплив температури на формостійкість тришарової паркетної дошки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 38 myakush b.m, kshyvetskyy b.y. the effect of temperature on shape stability of three-layer parquet boards. during operation, parquet board is exposed to various kinds of external factors that will influence its shape stability. some major factors among them are temperature, moisture, and load that a parquet board takes during operation. each of these factors will affect the shape stability in different ways, but long-term or their combined action can lead to change in its properties or destruction of the floorboard. therefore, studying the influence of moisture, temperature, and load on the shape stability of parquet board is of great importance in our study of shape stability, the three-layer parquet board is considered as a construction made from wood and adhesive. software of integrated cad/cae systems was used for mathematical modeling and simulation of temperature influence on shape stability of three-layer parquet boards, while the output parameters were physical and mechanical properties of the wood and adhesive and the geometry of the specimen. these properties may change during operation, so they are determinative for the shape stability of the parquet board. based on the visualization and graphic curves of deformation σх and σу of the study construction of the parquet board depending on the temperature change, it was found that the maximum stress is achieved in the near-surface regions of the first and third layers of the board. the minimum stress is observed in the second layer of the structure. in the first and third layers of elements, the rise of normal stresses is observed, while the second layer experiences a decrease in normal stresses. the second layer is characterized by a uniform distribution of normal stresses, which is caused by the influence of the adhesive layers. however, the strain distribution in the cross section of the structure is nonuniform, since a decrease of deformations in the near-surface layers of the construction occurs and stabilization of the deformation in the second layer of the structure is observed. the reduced stiffness of the material of the second layer is due to the slowdown in the growth of stresses in that layer. the increase in stiffness of the first layer is due to a significant increase of stresses in it compared to the middle layer the results of the analysis found that the shape stability of three-layer boards, depending on the temperature, changes differently. the main load will be taken by the middle layer of the parquet board, which will have a significant impact on the shape stability of the floorboard during operation. keywords: three-layer parquet board, shape stability, stress-strain state, mathematical model, graphic curves, adhesive, wood. references 1. miakush b.m. analiz konstruktsiy ta formostiikosti parketnoi doshky /b.m. miakush. naukovyi visnyk nltu ukrainy: zb. nauk-tekhn. prats. lviv: rvv nlt u ukrainy. 2010. vyp. 20.13. s. 135-138. 2. freidin a. s. prochnost i dolgovechnost kleevykh soedyneniy. a.s. freidin. m.: khimiia, 1971. 256 s. 3. vintoniv i. derevynoznavstvo: navch. posib. i. vintoniv, i. sopushynskyi, a. taishinher. 2-e vyd., dopovn. lviv: apriori, 2007. 321 s. 4. zygelboim s.n. termoplastichnye klei v proizvodstve mebeli. s.n. zygelboim. m.: lesnaia promyshlennost, 1978. 104 s. 5. kardashov d.a. sinteticheskie klei. d.a. kardashov. izd. 3-e., pererab. i dop. m.: khimiia, 1976. 504 s. 6. miakush b.m. perspektyvy zastosuvannia termoplastychnykh kleiv pry vyhotovlenni parketnoi doshky. b.m. miakush. naukovyi visnyk nltu ukrainy: zb. nauktekhn. prats. lviv: rvv nltu ukrainy. 2010. vyp. 20.3. s.91-93. 7. miakush b.m. matematychne modeliuvannia formostiikosti parketnoi doshky skleienoi termoplastychnymy kleiamy. b.m. miakush, kshyvetsky b.ya. problemy trybolohii: mizhnarodnyi naukovyi zhurnal. khmelnytskyi nu. 2016. № 1. s. 42-47. 8. kshyvetskyy b. ya. vplyv temperatury na mekhanizm formuvannia ta ruinuvannia termoplastychnykh kleiovykh ziednan derevyny. b. ya. kshyvetsky, l. v. salapak. naukovyi visnyk nltu ukrainy: zb. nauk-tekhn. prats. lviv: rvv nltu ukrainy. 2012. vyp. 22.4. s. 144-148. експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 51 синюк о.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: synoleg@ukr.net експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок удк 678.023.5 експериментально досліджено залежність питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні перероблених поліетиленової та поліпропіленової плівок при різних значеннях конструкційних та технологічних параметрів валкового пристрою. отримані в результаті апроксимації результатів досліджень рівняння дозволяють описати зміну питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні при переробці поліпропіленових та поліетиленових плівок від конструктивних та технологічних параметрів пристрою із зубчастими валками, а саме від частоти обертання зубчастих валків та кроку зубців. дані залежності можуть використовуватись при розрахунках технологічних та конструкційних параметрів обладнання для переробки полімерних відходів легкої промисловості. ключові слова: відходи, полімер, валковий пристрій, експеримент, руйнування, питома енергія. загальні положення в роботі [1] наведена методика проектування обладнання для переробки полімерних відходів, на основі якої була розроблена і виготовлена експериментальна установка, що представляє собою окремі вузли. на першій стадії полімерний зразок пропускався між зубчастими валками, де він піддавався розтягуючим і стискаючим навантаженням. на другій стадії обробки полімерний зразок з пластично ослабленою на першій стадії структурою пропускався між валками профілю рело, де він піддавався навантаженням стиску та зсуву. на третьому етапі зруйнований полімерний зразок оброблювався голкофрезою, де відбувалася повна його дезінтеграція на фракції необхідного розміру. ефективність обладнання для переробки полімерних відходів легкої промисловості визначається витратами енергії, дисперсністю перероблених відходів та продуктивністю. останній критерій ефективності перероблюючого пристрою має вагоме значення для промислового обладнання і може досліджуватися тільки на ньому. в даній дисертаційній роботі будемо досліджувати вплив конструкційних і технологічних параметрів експериментальної установки на витрати енергії та ступень дисперсності отриманого після переробки матеріалу. згідно із сучасними теоріями руйнування [2 4] процес деформації аморфно-кристалічних полімерних матеріалів, що розглядаються в даній роботі, полягає в тому, що під дією зовнішніх сил в найбільш слабих місцях полімерного матеріалу – в аморфних областях утворюються замкнуті або дрібні тріщини на поверхні матеріалу. руйнування полімерного матеріалу відбувається в тому випадку, коли тріщини настільки збільшуються, що перетинають матеріал по всьому перерізу в одному або декількох напрямках. під час руйнування структури полімерного зразка напруження у ньому перевищують граничне значення міцності на розрив прохідних фібрил, що займають аморфні області полімерного матеріалу, пружна деформація змінюється пластичною деформацією і відбувається руйнування. процеси руйнування полімерного матеріалу, як і будь-якого твердого тіла, пов’язані із значними витратами енергії на утворення нових поверхонь. існуючі теорії процесу подрібнення [3] встановлюють залежність між енергією, що витрачається на руйнування тіла і результатом процесу подрібнення, тобто розміром вільної поверхні продукту переробки. згідно цієї теорії робота (енергія), що витрачається на руйнування полімерного зразка, пропорційна поверхні кусків полімеру, що утворюються при переробці. поверхня полімерного матеріалу з зруйнованою структурою кs буде в десятки разів більша поверхні полімерного матеріалу до його переробки пs : к п s s   , (1) де  − ступень дисперсності переробленого полімерного матеріалу. окремий вузол запропонованого обладнання для переробки полімерних відходів легкої промисловості забезпечує обмежену ступень дисперсності, тому для досягнення більш високих значень цього показника процес подрібнення необхідно здійснювати в три стадії, використовуючи послідовно всі пристрої, що розроблені в рамках даної роботи, а саме пристрій із зубчастими валками, пристрій із валками профілю рело і голкофрезовий пристрій. певні полімерні матеріали вимагають декількох проходів (повторень обробки) на певній стадії переробки. експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 52 на основі вищесказаного пропонується як контрольований параметр для експериментальних досліджень процесу переробки полімерного матеріалу вибрати питому енергію утворення одиниці вільної поверхні переробленого матеріалу. для визначення даного параметра будемо вимірювати потужність, що витрачається на пластичне ослаблення та руйнування полімерного зразка n , при різних значеннях конструкційних і технологічних параметрів кожного з трьох запропонованих пристроїв. після вимірювання площі вільної поверхні подрібнених частин полімерного зразка s питому енергію утворення одиниці вільної поверхні переробленого полімерного матеріалу будемо визначати за таким виразом: 0n nw s   , (2) де n − потужність, що витрачається на руйнування структури полімерного зразка; 0n − потужність, що витрачається на холосте обертання валків або голкофрези. вибір матеріалу зразка здійснювався виходячи з номенклатури полімерів, які отримали широке використання в легкій промисловості. для проведення експериментальних досліджень були вибрані такі матеріали та їх марки: поліетилен (пе), марка: 20108-075 та поліпропілен (пп), марка: 1365 s. як заготовки для поліетиленових та поліпропіленових зразків використовувалися готові поліетиленові та поліпропіленові листи товщиною 2 мм. за допомогою спеціально виготовлених різаків на пресі пвг-8-0 із заготовок вирубали зразки, які мали розміри та форму згідно до вимог випробування, а саме довжину − 100 мм, ширину – 60 мм, товщину – 2 мм. основна частина дослідження проводилися на експериментальному пристрої (рис. 1), який призначений для пластичного ослаблення структури полімерного матеріалу та часткового його руйнування. пристрій із зубчастими валками може використовуватися для дослідження полімерних матеріалів, що використовуються в легкій промисловості, товщиною від 1 мм до 5 мм. якщо полімерні відходи мають більшу товщину, то їх необхідно подробити на дробарках або дискових ріжучих ножах. 13 2 4 514 8 7 9 11 12 10 15 3 1 6 рис.1 – експериментальна установка із зубчастими валками: 1 – плита; 2 – електродвигун; 3 – ведучий шків; 4 –ведений шків; 5 – черв’ячний редуктор;6 – ланцюгова передача; 7 – зубчасті валки; 8 – натяжний пристрій; 9 – стійки; 10 – підшипникові вузли; 11 – пластина; 12 – болти для регулювання міжвалкової відстані; 13 – пристрій для вимірювання потужності; 14 – трансформатор; 15 − вмикач експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 53 експериментальний пристрій із зубчастими валками містить плиту 1, на якій розміщений електродвигун потужністю 1,5 квт (300 об/хв), від якого передається обертання зубчастим валкам 7 через пасову передачу, ведучий шків 3 якої виконаний з можливістю зміни частоти обертання, а ведений шків 4 виконаний зі шпицями, через черв’ячний редуктор 5, ланцюгову передачу 6. черв’ячний редуктор 5 має передаточне відношення і=34. ланцюгова передача 6 (пр 12,7-1800) обходить зірочки верхнього і нижнього зубчастих валків 7 з різних боків для забезпечення протилежного обертання цих валків. тому в конструкції експериментальної установки передбачений натяжний пристрій 8. зубчасті валки розташовуються між двома стійками 9, в яких розміщені підшипникові вузли 10. необхідна жорсткість цієї конструкції забезпечується за допомогою пластини 11. за допомогою болтів для регулювання 12 можна змінювати міжвалкову відстань, тим самим забезпечуючи необхідні деформації для полімерних зразків різної товщини, не допускаючи заклинювання пристрою. для визначення потужності, що витрачається на переробку полімерного зразка використовується пристрій для вимірювання потужності 13, який під’єднаний через трансформатор 14 до двигуна 2. запуск експериментальної установки здійснюється за допомогою вимикача 15. з метою дослідження зміни питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні переробленого полімерного матеріалу згідно до розробленої в розділі 4 методики проектування обладнання для переробки полімерних відходів, були вибрані такі фактори: частота обертання зубчастих валків, яка варіювалась шляхом зміни діаметру ведучого шківа та зірочок; крок зубців, для зміни якого були виготовлені додаткові зубчасті валки. діапазон варіювання цих факторів вибирався на основі даних, отриманих з попередніх експериментальних вимірювань. полімерні матеріали, з яких виготовлені зразки для випробування, та характеристика їх властивостей наведені в таблиці 1. таблиця 1 основні характеристики полімерів, з яких виготовлені зразки [5] полімер властивість певп, 20108-075 пп, 1365 s 1. коефіцієнт температурного розширення, k/ 51013  51010  2. щільність, 3г/см 0,95 0,90 3. відносне подовження при розриві, % 500 400 4. температура скловання, °с -60 -8 5. температура плавлення, °с 138 160 6. границя міцності при розтягу, мпа 25 35 7. модуль пружності при розтягу, мпа 720 1050 отже, частоту обертання зубчастих валків будемо варіювати в межах від 30 об/хв до 170 об/хв, а крок зубців – від 4,5 мм до 13,5 мм. експериментальні дослідження зміни питомої енергії на утворення одиниці вільної поверхні від конструкційних та технологічних параметрів валкового пристрою передбачають отримання залежності випадкової величини, якою є питома енергія, від невипадкових змінних − частоти обертання зубчастих валків і кроку нарізки зубців. результатом експериментальних досліджень має бути отримання рівняння регресії математичного очікування випадкової величини (питомої енергії на утворення одиниці вільної поверхні) за невипадковими величинами (частоти обертання зубчастих валків і кроку нарізки зубців), яке може бути лінійним або криволінійним. в основі регресійного аналізу лежать такі припущення [6]: при кожному поєднанні значень невипадкових змінних випадкова величина має нормальний розподіл; дисперсія теоретичного розподілу випадкової величини постійна; тип функції рівняння регресії відомий; незалежні змінні вимірюються з малою помилкою в порівнянні з помилкою при визначенні залежної змінної, тому нею можна нехтувати; незалежні змінні є лінійно незалежними. якщо проводити багаторазові повторні спостереження над залежною величиною при прийнятому наборі значень незалежних змінних, то згідно з другим припущенням отримаємо дисперсію випадкової величини, яка не буде залежати від значень незалежних змінних. практично це означає, що при багаторазових повторних спостереженнях над залежною величиною при першому, другому, третьому і т.д. наборах незалежних значень отримані вибіркові дисперсії, що є оцінками дисперсії теоретичного розподілу, повинні бути однорідні. однорідність оцінок дисперсії не завжди виконується в умовах реального експерименту. якщо в цьому випадку вдається знайти функціональну залежність, то можна за експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 54 пропонувати таке перетворення випадкової величини, яке дозволить отримати однорідні оцінки дисперсії. при обробці результатів багатофакторного експерименту функцію будемо використовувати поліномом другого порядку: 2 2 0 1 1 2 2 12 1 2 11 1 22 2y b b x b x b x x b x b x      , (3) де 0b , 1b , 2b , 12b , 11b , 22b − коефіцієнти рівняння регресії. після проведення експериментальних досліджень необхідно зробити регресійний аналіз, завдання якого пролягав в наступному: перевірка гіпотези однорідності дисперсії; знаходження оцінок коефіцієнтів регресії; визначення довірчих інтервалів для істинних значень; перевірка гіпотези адекватності. для запису умов експерименту і обробки експериментальних даних рівні факторів кодувались. перший фактор, тобто частота обертання зубчастих валків, кодувався 1x , другий фактор, крок зубців, − 2x . при кодуванні значень факторів, вплив яких досліджувався, верхній рівень позначали +1, нижній -1, а нульовий 0. кодування факторів ix визначалося таким виразом [6]: 0 ,i ii i x x x    (4) де i – номер фактору; ix – натуральне значення i -го фактору; 0ix – натуральне значення нульового рівня i го фактору; i інтервал зміни i го фактору. експериментальні дослідження питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні перероблених поліетиленової та поліпропіленової плівок при різних значеннях конструкційних та технологічних параметрів зубчастого пристрою проводились на рівнях варіювання та з інтервалами, які наведені в табл. 2. таблиця 2 рівні та інтервали зміни факторів рівні варіювання позн. фактори – 1,414 – 1 0 + 1 + 1,414 інтервал варіювання для зразків з поліпропілену та поліетилену x1 частота обертання, об/хв 30 50 100 150 170 50 x2 крок зубців, мм 4,5 6 9,0 12 13,5 3 визначення необхідного числа вимірів, що нейтралізує можливі випадкові помилки при відомій надійній ймовірності, здійснювалося відповідно до [6]. причому загальна величина помилки вимірів не повинна перевищувати 5 %. у результаті було встановлено, що в кожному досліді необхідно проводити чотири паралельних виміри. після реалізації робочої матриці, при чотирьох паралельних дослідах, отримали значення питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні для зразків, виготовлених з поліпропілену та поліетилену. для аналізу результатів досліджень визначалась дисперсія помилки кожного досліду [6]:  2 1 1 n i i п y y s n      , (5) де пn – кількість спостережень (кількість повторень досліду); iy – значення параметра оптимізації для окремого спостереження; y – середнє значення параметра. аналіз результатів дослідів показав, що при переробці поліпропіленових зразків в пристрої із зубчастими валками в четвертому досліді дисперсія вимірювань помітно вища, ніж в інших дослідах експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 55 2( 8,83)s  , а при переробці поліетиленових зразків занадто велика дисперсія вимірювань спостерігається в першому досліді, відповідно, 2 39,42s  . у зв’язку з цим виникла необхідність перевірки однорідності дисперсій. перевірка проводилась з урахуванням критерію кохрена: 2 max 2 1 расч n i i s g s    , (6) де n – число дослідів. підставляючи значення дисперсій у формулу (6), отримали такі результати. при випробувані поліпропіленових зразків: 8,83 0,15 61,07расч g   . при випробувані поліетиленових зразків: 39,42 0,16 250,04расч g   . розрахункове значення критерію менше за табличне (0,15 < 0,32 та 0,16 < 0,32), тому з 95%-вою надійною ймовірністю можна стверджувати, що всі дисперсії помилок однорідні [6]. коефіцієнти рівняння регресії (3) отримали за допомогою матричного методу [6]. розраховані значення коефіцієнтів регресії наведені у табл. 3. таблиця 3 значення коефіцієнтів рівняння регресії матеріал коефіцієнт зразок з поліпропілену зразок з поліетилену b0 76928,0 95722,0 b1 -1728,8 -1303,3 b2 7826,8 9224,5 b12 -1097,6 512,0 b11 -88,2 -366,4 b22 -6033,8 -8075,0 підставляючи значення коефіцієнтів у (3), отримаємо рівняння регресії: для поліпропіленового зразка: 2 2 1 2 1 2 1 2 1 2( , ) 76928, 0 1728, 8 7826, 8 1097, 6 88, 2 6033, 8 .ппy x x x x x x x x            (7) для поліетиленового зразка: 2 2 1 2 1 2 1 2 1 2( , ) 95722, 0 1303, 3 9224, 5 512, 0 366, 4 8075, 0 .пey x x x x x x x x            (8) проведемо перевірку значущості коефіцієнтів рівняння регресії. наявність інформації про значущість коефіцієнтів дозволяє спростити рівняння. з метою оцінки значущості коефіцієнтів регресії визначались довірчі інтервали [6]:         0 0,894 ; 0, 707 ; 0, 759 ; , y i y ii y ij y b s b s b s b s                      (9) де   2 y s – помилка середнього значення паралельних вимірів, яка визначалась згідно до [6]. експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 56 при випробувані поліпропіленових зразків помилка середнього значення паралельних вимірів знаходилась за такою формулою:      2, 1 1 2 2 1 ( 1) 28,9 7, 2 4 п y y nn u i u u i n i п п y y ns s n n            , де   2 y s – дисперсія відтворення; ,u iy – поточне значення паралельного вимірювання на u -му рівні варіювання частоти обертання зубчастих валків та кроку зубців; uy – середнє значення питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні переробленого полімерного зразка на u -му рівні варіювання; пn – кількість паралельних вимірювань кожного дослідження; n – кількість досліджень (або кількість рівнів варіювання). при випробувані поліетиленових зразків помилка середнього значення паралельних вимірів знаходилась за такою формулою:      2, 1 1 2 2 1 ( 1) 477,2 119, 3 4 п y y nn u i u u i n i п п y y ns s n n            . після підстановки помилки середнього значення паралельних вимірів у рівняння (9) були отримані довірчі інтервали коефіцієнтів регресії. для поліпропіленових зразків довірчі інтервали коефіцієнтів регресії дорівнюють: 0 1 2 11 22 12 2, 41; 1, 90; 2, 04; 2, 69. b b b b b b                      для поліетиленових зразків довірчі інтервали коефіцієнтів регресії дорівнюють: 0 1 2 11 22 12 9, 77; 7, 72; 8, 28; 10, 92. b b b b b b                      порівняння абсолютної величини коефіцієнтів і відповідних довірчих інтервалів показало, що всі коефіцієнти статично значимі, і тому рівняння регресії (7) (8) не спрощуються. адекватність отриманого рівняння регресії реальним процесом перевірялася за допомогою критерію фішера:   2 2 ад y s s   , (10) де 2адs – залишкова дисперсія (або дисперсія адекватності). згідно з [6], залишкова дисперсія визначається з рівняння: експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 57  2 2 1 0 ˆ ( 1) n u u u ад n y y s n k n         , (11) де ˆuy – розрахункове значення параметра оптимізації; k = 6 – число коефіцієнтів рівняння; n0 = 5 – число повторень нульового досліду. для результатів випробування поліпропіленового зразка дисперсія адекватності дорівнює: 2 729,58 243, 2 13 6 (5 1)ад s      , а розрахункове значення критерію фішера дорівнює: 243, 2 8, 42. 28,9розр    для результатів випробування поліетиленового зразка дисперсія адекватності дорівнює: 2 11938 3979, 3 13 6 (5 1)ад s      , а розрахункове значення критерію фішера дорівнює: 3979, 3 8, 30. 477,2розр    порівнюючи знайдений критерій фішера з табличним (8,42 < 9,10 – при випробуванні поліпропіленових зразків; 8,30 < 9,10 – при випробуванні поліетиленових зразків), при вибраній надійній ймовірності, можна стверджувати, що рівняння регресії (7) (8) є адекватними з дев'яносто п'яти відсотковою надійною ймовірністю [6]. для одержання натуральних рівнянь підставимо значення кодованого фактора x , згідно з виразом (4), у рівняння (7) (8) i одержимо функції залежності питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні перероблених зразків з поліпропілену та поліетилену w від частоти обертання зубчастих валків n та кроку зубців t . функції залежності питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні при переробці зразків з поліпропілену: 2 2 100 9 76928, 0 1728,8 7826,8 1097, 6 50 3 100 9 100 9 88, 2 6033, 8 . 50 3 50 3 пп n t w n t n t                              (12) функції залежності питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні при переробці зразків з поліетилену: 2 2 100 9 95722, 0 1303, 3 9224, 5 50 3 100 9 100 9 512, 0 366, 4 8075, 0 . 50 3 50 3 пe n t w n t n t                              (13) отримані рівняння дозволяють описати зміну питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні при переробці поліпропіленових та поліетиленових зразків від конструктивних та технологічних параметрів пристрою із зубчастими валками, а саме від частоти обертання зубчастих валків та кроку зубців. дані залежності можуть використовуватись при розрахунках технологічних та конструкційних параметрів обладнання для переробки полімерних відходів легкої промисловості. результати і висновки на рис. 2 3 зображені графіки залежності питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні від конструктивних та технологічних параметрів пристрою із зубчастими валками, в якому полімерний матеріал пластично ослабляється, тобто відбувається перетворення неорієнтованої структури в структуру орієнтованих конгломератів витягнутих сферолітів. експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 58 1 2 75 50 100 0 25 125 50 70 90 110 130 150 170 w 10 , квт/м2-3 n, об/хв рис. 2 – залежність питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні полімерного зразка від частоти обертання валків: 1 – крок зубців 8 мм; 2 – крок зубців 12 мм – поліпропіленовий зразок; – поліетиленовий зразок 20 0 100 120 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 40 60 80 t 10 , м3 -3 2w 10 , квт/м 1 2 рис. 3 – залежність питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні полімерного зразка від кроку зубців валка: 1 – частота обертання 50 об/хв; 2 – частота обертання 150 об/хв – поліпропіленовий зразок; – поліетиленовий зразок в результаті проходження поліетиленового і поліпропіленового зразків між зубчастими валками крім витягування матеріалу відбувається руйнування аморфної області полімеру вздовж напрямку його руху. це пояснюється тим, що під час обробки полімерного матеріалу між зубчастими валками за допомогою стискаючих та розтягуючих навантажень створюється напружено-деформований стан у результаті якого структура полімерного матеріалу спочатку під впливом напружень розтягу, що виникають в результаті обертання валків та дії сил тертя між полімером і валками, витягується вздовж його подачі, а потім під впливом напружень стиску, що виникають в результаті входження валків в зачеплення, витягується в поперечному до подачі напрямку. в результаті чого напружені зв’язки між орієнтованими конгломератами витягнутих сферолітів руйнуються, що призводить до утворення тріщин в матеріалі, а отже і до збільшення площі вільної поверхні. як видно з рис. 2 збільшення частоти обертання зубчастих валків приводить до зменшення питомої енергії утворення одиниці вільної поверхні. це пояснюється тим, що в результаті збільшення частоти обертання валків збільшується швидкість деформації полімерних зразків, а це приводить до виділення теплоти, в яку переходить робота, що виконується при деформації, яка не встигає розсіятися, в результаті чого збільшуються теплові флуктуації в матеріалі. як відомо з [7] зростання температури збільшує ймовірність розриву напружених зв’язків між конгломератами витягнутих сферолітів, в результаті чого площа вільної поверхні переробленого полімеру збільшується, а отже питома енергія утворення одиниці цієї площі зменшується. як видно з рис. 3 зі збільшенням кроку зубців валка збільшується питома енергія утворення одиниці вільної поверхні. це пояснюється тим, що чим більший крок зубців, тим менше деформація полімерного матеріалу поперек його подачі у міжвалковий простір, тобто менше зруйновано напружених зв’язків між орієнтованими конгломератами витягнутих сферолітів, а отже менша площа вільної поверхні переробленого зубчастими валками полімерного матеріалу. література 1. synyuk oleh. determination of rational structural parameters of devices for polymer recycling / oleh synyuk // scientific journal of the ternopil national technical university. – ternopil, 2017. – № 1. – p. 53-60. 2. chen z. micromechanics modelling of ductile fracture / z. chen, c. butcher. – springer science+business media dordrecht, 2013. – 307 p. 3. cavazos e. fracture and bending mechanics / e. cavazos, r. khan. – academic studio, 2012. – 131 p. 4. bui h.d. fracture mechanics / h.d. bui. – springer inverse problems and solutions, 2006. – 375 p. 5. мантия ф. ла. вторичная переработка пластмасс / ф. ла мантия; пер. с англ. под. ред. г.е. зайкова. – спб. : профессия, 2006. – 400 с. 6. тихомиров в. б. планирование и анализ эксперимента / в. б. тихомиров – м.: легкая индустрия, 1974. – 263 с. 7. тагер а. а. физико-химия полимеров / а. а. тагер – м. : научный мир, 2007. – 576 с. поступила в редакцію 15.12.2017 експериментальні дослідження руйнування поліетиленових та поліпропіленових плівок проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 59 synyuk o.m. experimental research of destruction of polyethylene and polypropylene films. the dependence of the specific energy of formation of the free surface unit of recycled polyethylene and polypropylene films on various values of structural and technological parameters of a roller device was experimentally investigated. the equations obtained from the approximation of the results of the investigation can describe the change in the specific energy of the formation of a free surface unit during the recycling of polypropylene and polyethylene films from the structural and technological parameters of the device with toothed rolls, namely the frequency of rotation of the toothed rolls and the step of the teeth. these dependencies can be used in calculations of technological and structural parameters of equipment for the recycling of polymeric waste from light industry. key words: waste, polymer, roller device, experiment, destruction, specific energy. references 1. synyuk oleh. determination of rational structural parameters of devices for polymer recycling / oleh synyuk. scientific journal of the ternopil national technical university. ternopil, 2017. # 1. p. 53-60. 2. chen z. micromechanics modelling of ductile fracture. z. chen, c. butcher. springer science+business media dordrecht, 2013. 307 p. 3. cavazos e. fracture and bending mechanics. e. cavazos, r. khan. academic studio, 2012. 131 p. 4. bui h.d. fracture mechanics. h.d. bui. springer inverse problems and solutions, 2006. 375 p. 5. mantiya, f. la. (2006). vtorichnaya pererabotka plastmass [secondary recycling of plastics]. g.e. zaykova (ed.). st. petersburg : professiya [in russian]. 6. tikhomirov v. b. (1974). planirovaniye i analiz eksperimenta [planning and analysis of the experiment], moscow : legkaya industriya, 263 [in russian]. 7 tager a.a. (2007). fiziko-khimiia polimerov [physicochemistry of polymers], moscow : nauchnyi mir, 576 [in russian]. вплив термоциклічної обробки на субструктурне зміцнення композиційних матеріалів з алюмінієвою матрицею проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 63 лисий м.в.,* білюк а. і.,** слободяник а.д.* * вінницький національний технічний університет, ** вінницький державний педагогічний університет, м. вінниця, україна e-mail: mykhailo-lysyi@mail.ua вплив термоциклічної обробки на субструктурне зміцнення композиційних матеріалів з алюмінієвою матрицею удк 539.67.669.017 встановлено можливості забезпечення високоміцного стану композиційних матеріалів на основі алюмінію та його сплавів, армованих волокнами бору, шляхом формування в матриці субструктури та її стабілізації домішковими атомами, комплексами таких атомів і дисперсними фазами. запропоновано оптимальні режими їх термоциклювання в напруженому стані, що зумовлюють формування в матриці композитів субструктури. ключові слова: субструктурне зміцнення, волокнисті композиційні матеріали, внутрішнє тертя, дислокації, термоциклювання. вступ науково технічний прогрес пов’язаний зі створенням матеріалів із заданими властивостями, до яких насамперед належать композиційні матеріали, як такі, яким властиві необмежені функціональні властивості, значне зниження маси та одночасне підвищення надійності, збільшення терміну експлуатації в екстремальних умовах. серед композитів особливе місце посідають упорядковано-армовані матеріали з матричною структурою. найперспективнішими комбінованими методами зміцнення матеріалів є армування високоміцними волокнами субструктурнозміцненої матриці та комбіноване використання ефектів зміцнення шляхом виділення дисперсних фаз в армованій матриці із сформованою в ній термічно стабільною субструктурою. на користь і доцільність формування субструктури в алюмінієвій матриці волокнистих композиційних матеріалів (вкм) з однонаправленими волокнами свідчить різка анізотропія їх міцнісних властивостей. такий композиційний матеріал максимально міцний уздовж волокон. у поперечному напрямі міцність матеріалу за доброго зв’язку між волокном і матрицею визначають міцністю матриці вкм загалом. матеріали та методика досліджень у роботі досліджено вплив термоциклічних обробок на структурні зміни вкм ам 40–в та гібридного композиційного матеріалу на основі боралюмінію, який додатково армованого тонкими сталевими сітками трикотажної структури. завдяки такій структурі вдається підвищити рівень тріщиностійкості й міцність під час циклічних навантажень. саме цьому значною мірою сприяє спеціальне конструювання макроструктури матеріалу, під час якого шляхом регулювання послідовності чергування армуючих шарів, об’ємному вмісту волокон, товщини матричних прошарків створюється структура, у якій під навантаженням реалізуються як мікропластичні деформації, так і конструкційне внутрішнє тертя (вт) (рис. 1). рис. 1 – поперечний переріз композиту (0 – волокна бору, х – сталева сітка) в експериментах використовували механічну спектроскопію, яка грунтується на здатності твердих тіл розсіювати енергію механічних коливань унаслідок внутрішнього тертя. внутрішнє тертя перед вплив термоциклічної обробки на субструктурне зміцнення композиційних матеріалів з алюмінієвою матрицею проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 64 бачає дослідження температурних і амплітудних залежностей внутрішнього тертя (вт), які дозволяють розраховувати найбільш характерні параметри структурних перетворень, а відтак і висловити найімовірніші припущення про фізичну природу, механізми й кінетику процесів, що лежать в основі цих перетворень. використовували зразки прямокутного перерізу, вирізані електроіскровим методом із листа композиційного матеріалу вздовж волокон. дослідження температурної залежності внутрішнього тертя (тзвт) проводили на оберненому крутильному маятнику за частоти коливань 1 гц. зазвичай мірою вт вважають відносні втрати        w w енергії, розсіяної за цикл:                w w q 2 1 або        n aa q n /ln1 , де naa / – початкова і кінцева амплітуди коливань, n – кількість коливань [1] . результати досліджень методом механіко термічної обробки неможливо сформувати субструктуру в км, тому пропонується формування субструктури в таких матеріалах шляхом багаторазового термоциклювання. на відміну від стандартних методів термообробки (то), під час тцо з’являються додаткові джерела впливу на структуру, властиві тільки процесу неперервної зміни температури, основними з яких є фазові перетворення, градієнти температури, термічні та міжфазні напруження. авторами пропонується створити в композиційному матеріалі високу густину дислокації за допомогою високотемпературної термоциклічної обробки в інтервалі температур 300 20 °с, 400 20 °с, 600 20 °с, 750 20 °с. за допомогою термічної активації в полях зовнішніх напружень пропонується перерозподілити дислокації у субграниці [2, 3]. відомо, що в алюмінії та волокнистих композиційних матеріалах з алюмінієвою матрицею у процесі формування і стабілізації зміцнювальної субструктури на температурній залежності внутрішнього тертя проявляються три непружні ефекти [4, 3], спричинені: ефект а (220 °с) – взаємодією дислокацій у стінках із точковими дефектами, що дифундують уздовж субграниць; ефект в (260 °с) – неконсервативним рухом дислокацій у стінках; ефект с (310 °с) – взаємодією окремих дислокацій та їх скупчень усередині полігонів із дислокаціями, які утворюють малокутові границі. результати досліджень показують: термоциклювання композиту алюміній-бор, де матрицею служить сплав ам – 40 , в інтервалі 400 20 °с не зумовлює формування розвинутої дислокаційної субструктури, тому що наявність значної кількості домішок, їх комплексів і окремих виділень ефективно блокує утворені дислокації і перешкоджає їхньому шикуванню в дислокаційні стінки. субструктура не отримує значного розвитку (рис. 2). 100 200 300 400 100 200 300 t,0c q-1·104 400 2 1 рис. 2 – температурна залежність внутрішнього тертя композиційного матеріалу ам40-бор після термоциклювання в інтервалі 400 – 20˚с(криві нагрівання):1 – 0 тцо, 2 – 30 тцо подальше розширення інтервалу термоциклювання від 600° до 20 °с створює сприятливі умови для формування зміцнюючої субструктури. про це свідчать непружні ефекти при 200 °с, 260 °с і 300 °с (рис. 3). вплив термоциклічної обробки на субструктурне зміцнення композиційних матеріалів з алюмінієвою матрицею проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 65 рис. 3 – температурна залежність внутрішнього тертя композиційного матеріалу ам40 – бор після термоциклювання в інтервалі 600 – 20˚с(криві нагрівання): 1 – 2 тцо; 2 – 5 тцо; 3 – 20 тцо; 4 – 30 тцо збільшення кількості термоциклів обумовлює зростання усіх трьох ефектів. таким чином, підвищення температури загартування до 600 °с з одного боку зумовлює розчинення наявних виділень у матриці композиту, а з іншого боку, після загартування фіксується підвищення концентрації термічних вакансій. підвищення концентрації вакансій полегшує неконсервативний рух дислокацій та їх перерозподіл. формується розвинута субструктура. у міру зростання кількості термоциклів до утворення розвинутої субструктури відбувається зменшення високотемпературного фону внутрішнього тертя (рис. 3). однак подальше термоциклювання, внаслідок інтенсивної хімічної взаємодії на межі волокно – матриця, може призвести до утворення крихких перехідних зон, які складаються з інтерметалідних з’єднань. формування субструктури в матриці вкм забезпечує її зміцнення. підтвердженням цього є результати вимірювання мікротвердості. зміцнення матриці на початкових стадіях термоциклювання не є однаковим по всьому об’єму. найменша мікротвердість – посередині між волокнами. із наближенням до волокон мікротвердість зростає. завершене формування субструктури майже вирівнює значення мікротвердості по всьому об’єму матриці. дослідження температурної залежності внутрішнього тертя гібридного композиційного матеріалу алюміній – бор – сталь засвідчило, що формування розвинутої субструктури під час термоциклювання в температурному інтервалі 300 °с – 20 °с відбувається через 10 12 термоциклів (рис. 4). 100 200 300 400 500 600 100 200 300 t,0c q-1·104 1 2 c b a рис. 4 – температурна залежність внутрішнього тертя гібридного композиційного матеріалу алюміній – бор – сталь після 12 термоциклів в інтервалі температур 3000с до 200с: 1 – нагрівання; 2 – охолодження при цьому субструктурні ефекти краще проявляються на кривих охолодження. на кривих нагрівання спостерігається лише перегин в районі проявлення піку, зумовленого рухом точкових дефектів уз вплив термоциклічної обробки на субструктурне зміцнення композиційних матеріалів з алюмінієвою матрицею проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 66 довж дислокацій та дислокаційних стінок. переповзання дислокацій та дислокаційних скупчень розташованих усередині полігонів, заблоковано. нагрівання під час вимірювання до 4500с і витримки за цієї температури близько 5 хвилин розблоковує дислокації і під час охолодження ці ефекти проявляються досить чітко. крива охолодження розташована вище кривої нагрівання. подальші термоциклічні обробки мало впливають на характер внутрішнього тертя. криві нагрівання-охолодження утворюють гістерезис, площа якого за перших термоциклів зменшується в тричі , а потім її величина зростає, досягаючи насичення після 10 термоциклів. площа петлі гістерезису характеризує процес накопичення дефектів у композиті, дає відомість про ступінь пошкодження його під час термоциклювання, а також вказує на зміну параметра кристалічної гратки, що зумовлено виділенням додаткової фази в матриці, яка блокує дислокації в стінках субструктури. великий гістерезис після тцо свідчить про значне закріплення дислокацій атмосферами домішок. висновки високоміцного стану композиційних матеріалів на основі алюмінію та його сплавів можна досягнути , армуючи їх волокнами бору з подальшим формуванням у матриці субструктури з її стабілізацією домішковими атомами, їх комплексами й дисперсними фазами. сформована субструктура в матриці вкм підвищує їх жароміцнісні властивості, які підтверджуються зменшенням високотемпературного фону внутрішнього тертя й підвищенням мікротвердості. у матриці гібридних композиційних матеріалів формування субструктури відбувається за нижчих температур термоциклювання (300 °с 20 °с). субструктурні ефекти краще проявляються на кривих охолодження. криві нагрівання – охолодження утворюють гістерезис, площа якого під час перших термоциклів зменшується в тричі , а потім її величина зростає, досягаючи насичення після 10 термоциклів, що вказує на зміцнення матеріалу. в алюмінієвій матриці потрійного композиту в окремих випадках субструктура формується вже в процесі їх виготовлення. література 1. даринский в. м. внутреннее трение обусловленное движением дислокационных стенок / в. м. даринский, ю. а.федоров // фмм. – 1970. – т.30. – вып. 6. – с. 1279 –1286. 2. зузяк п. м. контроль дислокационной структуры материала методом регрессионного анализа /п.м. зузяк, а.и. билюк, и.и. федорчук // материалы 7–й российской научно-технической конференции "демпфирующие материалы''. – киров. – 1994. – с.142. 3. федюкин в. к. термоциклическая обработка деталей и машин/в.к. федюкин, м.е. смагоринський // ленинград. машиностроение – 1989. – 255 с. 4. лисий м. в. субструктурне зміцнення волокнистих композиційних матеріалів / м. в. лисий, п. м.зузяк, ю. о. чернуха, в. м. сайчук // металлофизика и новейшие технологии. – 2003. – №3. – с. 279 285. 5. лисий м.в. формування зміцнюючої субструктури в композиційних матеріалах на основі алюмінію / м.в. лисий, о.в. мозговий, а.і. білюк // вісник впі-внту. – 2012. – № 3. – с. 148 153. поступила в редакцію 14.02.2017 вплив термоциклічної обробки на субструктурне зміцнення композиційних матеріалів з алюмінієвою матрицею проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 67 lysiy m., biliuk a., slobodianyk a. impact of thermo-cycling treatment on sub-structural reinforcement of composition materials of aluminum matrix. the possibilities are revealed to ensure the high–strength state of composite materials based on aluminium and its alloys armoured with boron fibres by forming substructure in a matrix and its stabilizing with impurity atoms, complexes of such atoms, and disperse phases. optimal modes of thermocycling in a stressed state are proposed that provide the formation of substructure key words: sub structural reinforcement, composite materials, internal fricnion, dislocations, thermocycling. references 1. darynskyi v. m. internal friction, caused by the motion of dislocation walls. darynskyi v. m., fedorov yu. a./ fmm. 1970. т. 30. issue. 6. p. 1279 – 1286. 2. zuziak p. m. control of dislocation structure of the material, by the method of regressive analysis. zuziak p. m., biliuk a. i., fedorchuk i. i. materials of the 7-th russian scientific – engineering conference”demping materials’. kirov. 1994. p. 142. 3. fediukin v. k. thermocycling processing of pieces and machines. fediukin v.k., smagorinskyi m.e. leningrad. machine building,1989. 255 p. 4. lysuyi m. v. substructural strengthening of fiber composite materials. lysuyi m. v., zuziak p. m., chernukha yu. o., saichuk v. m. metallophysics and modern technologies, 2003. №3. p. 279 – 285. 5. lysuyi m. v. formation of reinforcing substructure in composite materials on the base of aluminium. lysuyi m. v., mozgovyi o. v., biliuk a. i. bulletin of vpi-vntu. 2012. №3. p. 148 – 153. залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 115 довбня м.п., бондаренко л.м., бобирь д.в., коренюк р.о. дніпропетровський національний університет залізничого транспорту ім. ак. в. лазаряна, м. дніпропетровськ, україна e-mail: dmitrob@ua.fm залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми удк 539.375.6 фрикційні передачі застосовуються для передачі безпосередньо дотиком руху між валами з паралельними або з осями, що перетинаються. отримані залежності дозволяють аналітично отримати ккд фрикційних передач. ккд фрикційних передач та варіаторів збільшується зі збільшенням величини допустимих контактних напружень і їх збільшення в 2 рази (з 800 до 1600 мпа) призводить до збільшення ккд, а торового варіатора практично не залежить від зміни кута нахилу диска і, наприклад, зі зміною кута з 20° до нуля ккд підвищується. ключові слова: фрикційні передачі, коефіцієнт корисної дії, конструктивна схема, коефіцієнт зчеплення, опір руху кочення. вступ відомо, що фрикційні передачі застосовуються для передачі безпосередньо дотиком руху між валами з паралельними або перетинаючимися осями. і в першому і в другому випадках передачі можуть бути побудовані для здійснення постійного або змінного передаточного відношення. конструктивно вали можуть бути циліндричними, з клинчастими котками, з конічними котками, лобові з регульованим передаточним відношенням, з жорсткими кільцями та інш. основою розрахунку таких передач є сила зчеплення f q  і не маючи витрат на тертя кочення неможливо знайти такий важливий показник як ккд. мета статті метою статті є встановлення опору руху коченню в фрикційних передачах і визначити їх ккд у залежності від конструктивної схеми. основний матеріал досліджень розглянемо декілька конструктивних схем найбільш вживаних передач. 1. циліндрична передача (рис. 1). позначимо силу притискання котків через q , їх маси 1m та 2m ; 1w та 2w – кутові швидкості ведучого 1 та веденого 2 валів; 1f – коефіцієнт тертя в підшипниках; 2 2r r – радіуси котків; 1 , 2 – радіуси валів; 1 2,r r – навантаження на підшипники; f – коефіцієнт тертя на ободі котків;  – коефіцієнт тертя в осях. рис. 1 – до визначення ккд фрикційної передачі залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 116 якщо радіуси котків наперед задані, наприклад 1r і 2r , то сила q знайдеться із теорії контактних напружень герца [1]: 2 1 2 1 2 5, 72 ; ( ) br r q e r r    (1) де b – ширина котків;  – допустиме контактне напруження при стисненні. тут прийнято, що модулі пружності матеріалів котків однакові 1 2e e e  , а коефіцієнти пуассона 1 2 0, 3      . знайдемо витрати потужності на тертя в опорах [2]: 1 2 1 2 1 1 1 1 2 2 2 2 1 1 1 1 2 1 2 ,тр тр трn n n r f r f f r r rr r                  (2) де 2 2 2 22 2r q p r q p    – отримані як рівнодіючі сил тертя в контактній зоні, тобто на колі котків і при f p . маючи на увазі, що 1f f q , отримаємо: 2 2 2 2 1 2 1 2 2 1 2 5, 72 1 . ( ) br r r r q fq q f fr e r r         (3) крутильні моменти на веденому валу: 2 1 2 2 2 2 2 1 2 5, 72 . ( ) br r fr qfr fr e r r       (4) звідси: 2 2 1 2 2 1 2 5, 72 . ( ) br r fr e r r     (5) отже: 2 21 2 1 1 2 5, 72 1 . ( ) br r f r f ef r r     (6) підставимо в (2) це значення 1r , отримаємо: 2 21 2 1 2 1 1 1 1 2 1 2 5, 72 1 . ( )тр br r f n f r f ef r r r r             (7) коефіцієнт витрати в опорах котків: 21 1 2 1 1 2 1 ,тр рс n f f n f r r            (8) де рсn – потужність рушійних сил. витрати на ободі в зоні контакту: 1 2 1 1 1 ( ) ,к рс n qk n m        (9) де k – коефіцієнт тертя кочення. для визначення k скористаємось отриманою в [3] аналітичною залежністю між статичною півшириною плями контакту і радіусом тіла кочення:   1 11,2 1,21 2 1 2 0, 225 0,82 .r r r r k be e e r r     (10) залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 117 тепер формула (9) приймає вигляд:   11,22 2 3 1 2 1 2 1 22 1 1 2 1 4, 68 ( ) . rbr r e e m r r         (11) коефіцієнт корисної дії: 11,221 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 0,82 1 1 1 ( ) 1 1 . ( ) rf r rf e f r r ef r r r r                              (12) з врахуванням ваги котків: 11,221 1 2 1 2 1 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 0, 82 1 1 1 1 . ( ) rf r r ff e g g f r r ef r r r r r r                                    (13) відзначимо, що в [2] величина ккд отримана при 0, 3k  без врахування  та e , і при 2 2r 400  400 мм; 1 1 2 2r r    0,15; f 0,2. f 0,2. 0,2. залежність ккд від  показана на рис. 2. рис. 2 – залежність від допустимих контактних навантажень (лінійний контакт): 1 – загальної величина ккд за запропонованими формулами; 2 – загальні величина ккд за [2]; 3 – ккд, що припадає на опори; 4 – ккд, що припадає на тертя кочення котків 2. торовий варіатор (рис. 3). механічні характеристики матеріалів приймаємо із попереднього прикладу, а розміри показані на рис. 3. при цьому, оскільки тут дотик точковий, допустимі напруження прийняті більшими. рис. 3 – розрахункова схема торового варіатора півширина плями контакту при умові, що диски мають радіус закруглення r : 13 min 1 0, 7 ,в q b n e   (14) де вn – коефіцієнт який залежить від розмірів площини контакту, а саме, відношення коефіцієнтів еліпса дотику     1 4 2 31 1 1 1a b r r r r    ; залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 118 1 sin( )q a  – нормальний тиск у зоні контакту робочих тіл на радіусі 3minr , який визначається з величини допустимих контактних напружень для даного випадку: 3 3 3 2 2 1 4 2 1 2 1 4 1 minsin ; 1 1 1 ( ) 1 ; 0, 245 ,pr r r r r r r q n e           (15) де pn – коефіцієнт, що залежить від тих же параметрів, що і вn . коефіцієнт тертя кочення диска по чаші при точковому контакті [3]: для ведучої чаші: 10,20,16 ,rk be (16) для веденої чаші: 3 max0,20,16 ,rk be . (17) при величині допустимих контактних напружень для точкового контакту знайдемо ккд варіатора, який припадає на кочення при max3r = 150 мм. крутильний момент на ведучій чаші:     3 3 1 3 3 2 2 min 68 .вч p f r m q fr n e       (18) витрати крутильного моменту на тертя в місці контакту з ведучим диском: min 3 0, 457 .ввч p n n efr     (19) крутильний момент на веденій чаші:       3 3 4 3 2 2 min 4 68 cos . cosвд p f r h r m n e h r             (20) витрати крутильного моменту на тертя з веденим диском: max 3 0, 457 .ввч p n n efr     (21) коефіцієнт корисної дії торового варіатора, що припадає на витрати в місці контакту: 31 0,20,2 3 min max 1 ( ) 1 0, 457 . rr в тк вч вд p n e e n efr                (22) залежності тк і вч вд     від кутів нахилу диска показані на рис. 4. рис. 4 – залежність від кута α ухилу диска: 1 – допустимого контактного тиску в місці контакту; 2, 3 – витрати на тертя кочення на ведучій і веденій чашах; 4 – загальні витрати; 5 – ккд, що припадає на кочення залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 119 3. конічна передача. конічна фрикційна передача складається з двох зрізаних конусів насаджених на вали, вісі яких перетинаються в точці, яка співпадає з загальною вершиною обох конусів (рис. 5). в цьому випадку загальна утворююча конусів проходить через вказану точку і вони котяться один по одному без проковзування. якщо сила притискання q направлена по вісі ведучого колеса 1, то нормальний тиск в зоні контакту: , sin q n   (23) де  – половина кута при вершині конуса. сила n із теорії контактних напружень аналогічно формулі (1): 2 1max5, 72 . sin cos br n e     (24) рис. 5 – розрахункова схема конічної фрикційної передачі сила тертя ковзання f повинна бути не менше, або дорівнювати величині колового зусилля p : 2 1max5, 72 5, 72 . sin cos br fq f fn e       (25) 2 2 1max 1max11, 45, 72 . sin cos sin 2 br f br f p e e        (26) опір коченню ведучого колеса 1 по веденому 2 знайдемо маючи на увазі, що величини радіусів по ширині колеса різні і опір коченню не буде постійним, але розрахунки показують, що при реальних радіусах цих передач можна скористатись середнім радіусом: 1 2 0,175 cos sinср qe r b     (27) і для цього радіуса знайти величину коефіцієнта кочення. оскільки: 0, 64 . q b ctg b    сtg . (28) то формула (10): 0,144 , q k ctg e b    eсtg 11,20,144 ,cprk ctg e  (29) а опір коченню визначиться із виразу: 11,20,82 . sin cprqw e e   (30) ккд цієї фрикційної передачі: 11,2 1 . 0, 41 1 cpre fe      (31) 4. передача з тороподібними дисками (коаксіальними). залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 120 в цих передачах, як і у прикладі 2, передаточне число є змінним і відбувається за рахунок повороту проміжного ролика 3 (рис.6), який розташований між двома дисками 1 і 2. поворотом ролика 3 досягається зміна радіусів 1r і 2r на ведучому 1 та веденому 2 дисках. на практиці, з метою збільшення передаточного моменту і рівномірного розподілу зусилля притиснення дисків, передача виконується з трьома проміжними роликами. звичайно, що в цій передачі контакт між дисками і роликами може бути тільки точковий. хай сила притискання дисків складає 3p тобто на кожний ролик при його горизонтальному положенні тисне сила p . на практиці кут відхилення ролика від горизонтального положення складає не більше 30   і, очевидно, що максимальний тиск між роликом і диском складе cosp  . оскільки методика розрахунку тут аналогічна задачі 2, то, пропускаючи проміжні викладки, наводимо лише кінцеві розрахунки. при 0 200r  ; 1 125r  ; 2 150r  ; 3 4 150r r  мм; 52,1 10e   мпа;   1200  мпа. рис. 6 – розрахункова схема фрикційної передачі з коаксіальними дисками при цих даних 0, 92вn  ; 0, 97рn  . величина притискання одного ролика при 30   складе 162p  кн, а отже 3 486p  кн (при 0   , 140p  , в 3 420p  кн). для 140p  кн величини коефіцієнта тертя кочення k , опору руху w проміжного ролика показані на рис. 7 у залежності від кута  . момент на ведучому диску знайдемо із умови проковзування при коефіцієнті тертя 0,15f  (сталь по сталі при відсутності змащення), тобто 03 12, 6m pfr  кнм. момент на веденому диску при 0   , 0 26 12, 55вдm pkr r  кнм і ккд передачі при 0   буде 0 0, 998вдm m   (відзначимо що тут враховано тільки кочення по двох дисках). рис. 7 – залежність від кута повороту ролика α: 1 – коефіцієнта тертя кочення ролика; 2 – моменту на ведучому диску; 3 – моменту на веденому диску; 4 – опору кочення ролика по дисках; 5 – ккд передачі (з урахуванням тільки опору коченню) 5. лобовий фрикційний варіатор. залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 121 із рис. 8а легко переконатись, що момент на веденому дискові визначиться із виразу: 2 1 , k m p rf x pfr w x r          (32) де p – сила притиснення ведучого ролика до веденого диска. очевидно, що в цій формулі необхідно чимось задатись конструктивно, наприклад r , який входить у формулу  1 2 /n n r x . максимальна величина сили p : 3 22 1 2 68 . (1 1 ) p e r r    (33) тут, як і в попередніх задачах прийнято, що 1 2e e e  а 1 2     . а б рис. 8 – схема лобового фрикційного варіатора (а) та епюра контактних напружень (б) півширина плями контакту: 1 2 2,85 . (1 1 ) b e r r    (34) коефіцієнт тертя кочення: 1,2 1 2 0, 64 . (1 1 ) rk e e r r   (35) опір коченню ролика по веденому диску: 4 1 33 1 2 43, 6 . (1 1 ) w e r r r    (36) і момент на веденому диску: 3 2 2 2 1 2 1 2 68 0, 64 ( ) . (1 1 ) (1 1 ) r x m x f e r r er r r         (37) другим шкідливим опором руху в цій передачі є момент від обертання навколо вертикальної осі: 4 33 1 2 3 194 . 4 (1 1 )об f w bp e r r     (38) ккд лобової фрикційної передачі показана на рис. 9. залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 122 рис. 9 – залежність ккд лобової фрикційної передачі від: 1, 1′ – коефіцієнта тертя ковзання при допустимій величині допустимих напружень σ = 1100 і σ = 500 мпа; 2, 2′ – допустимих контактних напружень при f = 0,13 і f = 0,16 потужність необхідна для подолання цього опору: 4 1 1 33 1 2 194 . (1 1 )об об fn n m n e r r     (39) потужність, необхідна для подолання опору коченню ролика: 4 1 1 2 33 1 2 43, 6 . (1 1 )кч n n w n x e r r     (40) потужність, яку можу передати передача: 3 1 1 33 1 2 68 . (1 1 ) n f n pfn e r r     (41) ккд лобової фрикційної передачі показана на рис. 9. висновки аналіз отриманих залежностей і графіків дозволяє зробити такі висновки і пропозиції: отримані залежності дозволяють аналітично отримати ккд фрикційних передач; ккд фрикційних передач та варіаторів збільшується зі збільшенням величини допустимих контактних напружень і їх збільшення в 2 рази (з 800 до 1600 мпа) призводить до збільшення ккд приблизно на 13%; ккд торового варіатора практично не залежить від зміни кута нахилу диска і, наприклад, зі зміною кута з 20° до нуля ккд підвищується приблизно на 0,1 %. література 1. справочник по сопротивлению материалов /г. с. писаренко, а. п. яковлев, в. в. матвеев. – к.: наук. думка. – 1989. – 736 с. 2. вербовский г. г., теория механизмов и машин. – харьков: издательство харьковского университета. – 1968. – 276 с. 3. бондаренко л. м., довбня м. п., ловенин в. с. деформацiйнi опори в машинах. – днiпропетровск: дніпро. – val. – 2002, – 200 c. поступила в редакцію 03.12.2015 залежність коефіцієнта корисної дії фрикційних передач від їх конструктивної схеми проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 123 dovbnya n.p., bondarenko l.n, bobyr d.v. koreniuk r.a. the dependence of the efficiency of their frictional transmission circuit. friction transmission used to transfer directly touch movement between parallel shafts or axes that intersect. the dependences allow to receive analytical efficiency friction gear. efficiency friction gears and variable speed drive increases with the value of the pre-permissible contact stresses and their increase in 2 times (from 800 to 1600 mpa) increases the efficiency and torus-shaped variable speed drive does not depend on tilting drive, for example, changing the angle 20° to zero efficiency increases. keywords: friction transmission efficiency, construction diagram, the coefficient of grip, rolling resistance movement. keywords: friction transmission efficiency, construction diagram, the coefficient of grip, rolling resistance movement. references 1. spravochnik po soprotivleniju materialov. pisarenko g. s., jakovlev a. p., matveev v. v. kiev: nauk. dumka, 1989. 736p. 2. verbovskii g.g., theory of mechanisms and machines. kharkov: kharkov university publishing house, 1968. 276p. 3. bondarenko l. m., dovbnja m. p., lovenyn v. s. deformacijni opory v mashynah. dnipropetrovsk: dnipro, val, 2002, 200 p. mtblankeqn вплив термомеханічної обробки на властивості дроту з інвару проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 46 аніщенко о.с., кухар в.в., присяжний а.г. двнз «приазовський державний технічний університет», м. маріуполь, україна e-mail: aas540628@gmail.com вплив термомеханічної обробки на властивості дроту з інвару удк 621.778: 669-1: 53.092 показано, що холодне волочіння дроту з інвару з коефіцієнтом витяжки ≥ 12,5 забезпечує при температурах: 20 … 50 ºс тепловий коефіцієнт лінійного розширення (тклр) < 0; 20…100 ºс – стабільне значення тклр ≤ 1,0 ·10-6 град.-1. для досягнення стандартного тклр ≤ 1,5 ·10-6 град.-1 витяжку при волочінні можна зменшити до 3,58. для всіх випадків не потрібна фінішна термічна обробка. ключові слова: інвар, дріт, волочіння, тепловий коефіцієнт лінійного розширення, загартовування, відпуск, старіння. вступ при виготовленні побутових газових плит для регулювання температурного режиму роботи духовки застосовують термобіметали. одним з компонентів термобіметалів є інвар, що має аномально низький і майже постійний тепловий коефіцієнт лінійного розширення (тклр) в інтервалах температур (-60 ... + 100) ºс [1 3]. таке значення тклр досягається поєднанням термічної обробки інвару з обробкою тиском. загартовування з 840 ºс в воду забезпечує мінімум тклр, відпуск при 315 ºс 1 ч призначений для стабілізації значення тклр в процесі експлуатації. оскільки з часом деталі з інвару мають тенденцію до збільшення розмірів (~ 0,5 мкм на 1 м довжини на рік), то вводиться операція старіння (т = 95 ºс 48 год). якщо немає необхідності (наприклад, в газових плитах) враховувати ці досить незначні відхилення розмірів, то від старіння можна відмовитися. аналіз останніх досліджень та публікацій відомо [1], що тклр можна знизити листовою прокаткою з обтисненням не більше ніж на 30 %. в інварі, дуже чистому за домішками (при наявності кобальту со < 0,1 %), а також при формуванні в ньому спеціальної структури різними методами, зокрема, обробкою лазером можна досягти тклр < 0 [4 5]. але такий інвар дорого коштує. значно менше мається відомостей про вплив сукупності всіх видів обробки тиском і термообробки на тклр інвару. нормативні стандарти (гости 14082 і 14081) передбачають для прутків і дроту з інвару значення тклр не вище 1,5·10-6 град.-1 в інтервалі температур 20 … 80 ºс після вищенаведених видів загартовування та відпуску. однак постійно існує проблема пошуку економічно прийнятних для виробництва технологій зниження тклр інвару для збільшення ефективності його роботи в складі різних пристроїв. мета роботи метою цієї роботи є визначення оптимального комплексу прокатки, термічної обробки і волочіння дроту з інвару, що забезпечує мінімальний тклр. викладення основного матеріалу дослідження проводили на прутках діаметром 9,05 мм, отриманих гарячою прокаткою, і дроті діаметрами 5,02, 2,56 і 2,02 мм з інвару, який має склад: 35% ni, 0,03% c, 0,54% mn, 0,03% cr, 0,28% si, 0,015% s, 0,013% p. дріт виготовляли холодним волочінням з прутків діаметром 9,05 мм на волочильному стані вс 1/550 [6]. оскільки високі швидкості волочіння викликають деформаційний розігрів дроту, волочіння проводили зі зниженими швидкостями з метою забезпечення умов саме холодної деформації інвару. для поліпшення умов нанесення мастила, в якості якого використовували сухий порошок господарського мила, вихідні прутки піддавали 5-тихвилинному вапнуванню, після чого висушували під калорифером. термічну обробку інвару здійснювали в електропечі типу снол 1, 6.2, 5.1 / 11-и2, для контролю температури використовували три хромель-алюмелеві термопари, які були підключені до потенціометру. механічні властивості дроту визначали на випробувальній машині им-4 з триразовим повтором дослідів. випробування дроту діаметрами 2,02 і 2,56 мм проводили згідно гост 10446, а діаметром 9,05 і 5,02 мм – за вимогами гост 1497. використовували зразки дроту з робочою довжиною 20 ± 0,2 і діаметром 3 та 1,5 мм. вплив термомеханічної обробки на властивості дроту з інвару проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 47 дослідження мікроструктури проводили за допомогою мікроскопу мим-8м, мікротвердість замірювали приладом мт-3, умовний діаметр зерна визначали методом січних за гост 5639. тклр визначали за результатами випробувань зразків з базовою довжиною 65 ± 0,1 мм на дилатометрі фірми «бауервайс» з похибкою ± 0,2 · 10-6 ºс -1. випробування проводили безпосередньо після термомеханічної обробки, а також через 1000 і 2000 годин після вилежування. досліджували дріт після обробки за такими режимами: «1» – гаряча прокатка + загартовування від 840 ºс в воді + відпуск при 315 ºс протягом 1 год + охолодження з піччю (стандартний режим згідно гост 14082); «2» – гаряча прокатка; «3» – гаряча прокатка + відпал при 850 ºс 30 хв з охолодженням на повітрі; «4» – гаряча прокатка + відпуск при 315 ºс протягом 1 год; «5» – гаряча прокатка + холодне волочіння; «6» – гаряча прокатка + відпал при 850 ºс протягом 30 хв з охолодженням на повітрі + холодне волочіння; «7» – гаряча прокатка + відпуск при 315 ºс протягом 1 год. + холодне волочіння; «8» – гаряча прокатка + холодне волочіння + загартовування від 830 ºс в воді + відпуск при 315 ºс протягом 1 год. + старіння при 95 ºс протягом 48 год. попередня термообробка гарячекатаних прутків (режими «3», «4», «6», «7») дозволила при волочінні збільшити граничний витяг за переходами на 1,6 … 8,4 % у порівнянні з волочінням прутків, що не термооброблювали. за рахунок цього кількість переходів було зменшено на один, три і чотири при волочінні дроту діаметром відповідно 5,02, 2,56 і 2,02 мм. крім того, витяжку за переходами можна було регулювати в більш широких межах, використовувати волоки з більшим ступенем зношування, мобільно змінювати маршрути волочіння і використовувати меншу кількість волок. експериментальним шляхом було встановлено, що найбільш доцільно волочіння зі швидкістю 0,35 м/с за наступними деформаційними режимами: для дроту діаметром 5,02 мм витяжка за один перехід  = 1,14…1,27, кількість переходів 7, сумарна витяжка  = 3,58; для дроту діаметром 2,56 мм витяжка за один перехід  = 1,07…1,27, кількість переходів 15, сумарна витяжка  = 12,50; для дроту діаметром 2,02 мм витяжка за один перехід  = 1,06…1,27, кількість переходів 20, сумарна витяжка  = 20,07. найбільший ступінь зношування волок з твердого сплаву вк-8 спостерігали при волочінні гарячекатаного прутка. збільшення діаметру волоки при  = 1,21 складало 0,04 мм на 500 кг дроту. при волочінні прутка, що попередньо термооброблювали, при такому ж зношуванні волок маса виготовленого дроту збільшується з 500 до 560 кг. встановлено, що відпал та відпуск прутків діаметром 9,05 мм незначно знижують властивості міцності гарячекатаного інвару (табл. 1, режими «3», «4»). подальший наклеп при холодному волочінні забезпечує в та 2,0 , які не залежать від режимів термічної обробки прутків і визначаються лише обтиском деформованого металу. витяжка при волочінні неоднаково впливає на механічні властивості інвару. при  = 3,58 в дроті фіксується збільшення в і 2,0 майже в 2 рази. при цьому відносне подовження зменшується в 3 рази. наступне волочіння з сумарною витяжкою  = 20,07 супроводжується різким зниженням  (з 37 … 48 % до 1,5 … 2,5 %), тоді як 2,0 збільшується на 9 … 12 %, а σв – тільки на 10 … 15 н/мм 2 (1 … 3 %). слід відзначити, що зниження відносного звуження ψ з ростом  має монотонний характер. наклеп при холодному волочінні викликає підвищення мікротвердості на 20 … 45 % як в центральній зоні дроту ø5,02 мм, так і на поверхні (табл. 2). хоча відносна різниця значень нμ50 для прутків та дроту не змінюється, приріст абсолютних значень мікротвердості на поверхні на 100 … 200 мпа вище, ніж в центральній зоні дроту. слід відмітити, що дані про мікротвердість на поверхні зразків з інвару відповідають результатам вимірів у поперечному перерізі на відстані 0,02 мм від краю зразків. там, де вдалося достовірно виміряти мікротвердість на відстані 0,01 мм від краю зразків, значення нμ50 коливалися від 2700 до 7700 мпа, що, ймовірно, явилося наслідком поверхневої термомеханічної обробки інвару при підготовці шліфів до досліджень. для визначення розмірів зерна шліфи піддавали травленню протягом однієї години в реактиві, що містить 4 г пікринової кислоти, 8 крапель соляної кислоти та 10 мл етилового спирту. було встановлено, що в поперечному перерізі прутків і дроту зерно має рівноважну форму, а в поздовжньому перерізі витягнуто вздовж напряму прокатки та волочіння, при чому переважне орієнтування зерен більш наочно виражено у дроті (табл. 2). вплив термомеханічної обробки на властивості дроту з інвару проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 48 зменшення розміру зерен в прутках діаметром 9,05 мм після відпуску при 315 ºс було пов’язане з тим, що у вихідній аустенітній структурі з’явилися «бульбашки» α-фази більш дрібних розмірів, ніж γ-фаза. холодний наклеп сприяє незначному зменшенню розміру зерна у поперечному перерізі дроту, а в поздовжньому перерізі – дробленню аномально великого зерна і зменшенню розмірів інших зерен, що вимірюються перпендикулярно напряму волочіння. в наслідок цього середній умовний діаметр зерен зменшується майже в 2 рази. таблиця 1 механічні властивості інвару після різних режимів термомеханічної обробки в 2,0 δ ψ сортамент режим обробки н/мм2 % «1»* 455 260 40 78 «2» 470 310 38 82 «3» 450 300 37 81 пруток (ø9,05 мм) «4» 450 290 48 78 «5» 850 780 12 64 «6» 840 780 14 65 пруток (ø5,02 мм) «7» 840 750 12 62 «5» 860 840 2,6 46 «6» 860 850 1,6 39 «7» 870 850 2,3 42 дріт (ø2,56 мм) «8» 460 270 42 72 «5» 865 845 2,5 44 «6» 860 850 1,5 37 «7» 875 855 2,0 40 дріт (ø2,02 мм) «8» 460 275 42 71 * дані [1] таблиця 2 мікротвердість та розмір зерна прутків та дроту з інвару мікротвердість, мпа розмір зерна, мкм сортамент режим обробки в поперечному перерізі на боковій поверхні в поперечному перерізі в поздовжньому перерізі «2» 1510 1860 5,0 8,3 «3» 1680 1840 6,2 9,5 пруток (ø9,05 мм) «4» 1770 1940 4,6 7,7 «5» 2200 2640 4,5 5,0 «6» 2260 2620 6,0 5,0 дріт (ø5,02 мм) «7» 2060 2600 4,5 4,0 за даними табл. 3, у гарячекатаного прутка, що зазнав відпал та відпуск, тклр в інтервалі 20 … 100 ºс з часом збільшується до (2,5…2,7)·10-6 град.-1. холодне волочіння при  = 3,58 з будь-якими режимами термічної обробки забезпечує отримання інвару зі стандартним значенням тклр навіть через 2000 годин після деформації. збільшення сумарної витяжки до  = 12,50 і 20,07 дозволяє при будь-яких режимах термомеханічної обробки і витримці понад 1000 годин одержати дріт з інвару зі стабільним у часі тклр ≤ 1,0 · 10-6 град.-1. інтенсивний наклеп при холодному волочінні прутків стимулює зменшення магнітострикційної складової їх об’єму при подальшому нагріванні дроту до 50 … 100 ºс, про що свідчать значення тклр < 0. після стандартної термічної обробки інвару із застосуванням старіння (режим «8») також маємо тклр < 0. це слід враховувати при використанні інвару у якості пасивних елементів термобіметалів, які тарують на спрацьовування при температурах, що знаходяться в діапазоні 20 … 100 ºс. зокрема, чутливість термобіметалів в інтервалі 20 … 100 ºс, яка розраховується за різністю тклр активного і пасивного елементів [3], буде визначатися (табл. 2, режим «8») величиною тклр, що дорівнює (для дроту ø2,02 мм): -1,2·10-6 град.-1 (в інтервалі 20 … 50 ºс); [0,5 (-1,2)]·10-6 град.-1 = 1,7 · 10-6 град.-1 (в інтервалі 50 … 80 ºс); [0,8 0,5]·10-6 град.-1 = 0,3·10-6 град.-1 (в інтервалі 80 … 100 ºс). вплив термомеханічної обробки на властивості дроту з інвару проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 49 кінетика змінення тклр показує, що максимум стабільності тклр відповідає інтервалу температур 80…100 ºс. для прутків та дроту діаметром 9,05 і 5,02 мм тклр в процесі природного старіння несуттєво збільшується, тоді як в дроті діаметром 2,56 і 2,02 мм в інтервалі температур 80 … 100 ºс значення тклр максимальні безпосередньо після термічної обробки і мінімальні після витримки 2000 годин. виявлену аномалію змінення тклр при витримці підтвердили додаткові випробування на дилатометрі. таблиця 3 значення тклр в залежності від термомеханічної обробки, температури випробувань та часу витримки інвару тклр·10-6 град.-1 в інтервалі від + 20 ºс до т, ºс +50 +80 +100 сортамент режим обробки i ii iii i ii iii i ii iii 0,8 1,2 1,2 1,3 0,5 1,1 1,3 0,8 1,5 1,7 1,0 2,5 2,5 пруток (ø 9,05 мм) «1»* «2» «3» «4» 0,5 1,1 1,3 0,7 1,5 1,5 0,9 2,5 2,7 -1,2 0,5 1,3 -1,1 0,7 1,5 -1,0 0,8 1,7 -1,2 0,5 1,1 -1,1 0,9 1,5 0,5 1,0 1,5 пруток (ø 5,02 мм) «5» «6» «7» -0,9 0,5 1,1 0,7 0,7 1,5 0,8 1,0 1,5 -1,5 -1,3 -0,7 1,5 0,6 0,6 1,5 0,6 1,0 -1,1 -1,0 -0,9 1,5 0,5 0,5 2,5 1,0 1,0 -1,1 -0,9 -0,9 1,5 0,6 0,5 1,8 1,5 1,0 дріт (ø 2,56 мм) «5» «6» «7» «8» -1,6 -1,4 -1,0 0,4 0,5 0,5 1,0 1,1 0,8 «5» -1,6 -1,4 -0,8 1,4 0,8 0,7 1,4 0,8 1,0 «6» -1,2 -1,1 -1,0 1,4 0,6 0,5 2,2 0,8 1,0 «7» -1,2 -1,0 -0.9 1,3 0,5 0,4 1,7 1,5 1,0 дріт (ø 2,02 мм) «8» -1,7 -1,6 -1,2 0,3 0,4 0,5 1,0 1,0 0,8 * дані [3]. позначки: i – випробування одразу після обробки; ii, iii – випробування після витримки 1000 та 2000 годин відповідно. висновки встановлено, що дріт з інвару зі стабільним значенням тклр ≤ 1,0·10-6 град.-1 в інтервалі температур 20 … 100 ºс можна отримати шляхом холодного волочіння з сумарною витяжкою  ≥ 12,50. показано, що для досягнення стандартного значення тклр ≤ 1,5 · 10-6 град.-1 сумарну витяжку при волочінні можна зменшити до  = 3,58. в обох випадках фінішна термічна обробка не потрібна, що суттєво поліпшує техніко-економічні показники термомеханічної обробки інвару. визначено, що наклеп при холодному волочінні дроту з інвару визиває збільшення властивостей міцності майже в 2 рази і різке зниження відносного подовження. експериментальним шляхом встановлено, що сумарна витяжка  = 3,58 при волочінні прутка підвищує на 20 … 45 % мікротвердість дроту, зменшує розмір зерна та його різницю в поперечному та поздовжньому перерізі дроту. література 1. афанасьев в.к. инвары / в.к. афанасьев [и др.]. – новокузнецк: сибгиу, 2006. – 126 с. 2. гапонова о.п. сталі та сплави з особливими властивостями / о.п. гапонова, а.ф. будник. – суми: сумду, 2013. – 241 с. 3. арзамасов б.н. справочник по конструкционным материалам / б.н. арзамасов [и др.]. – м.: изд-во мгту им. баумана, 2005. – 640 с. 4. harrison n.j. thermal expansion coefficient in in invar processed by selective laser melting / n.j. harrison, i. todd, k. mumtaz // journal of materials science september, 2017. – v. 52. – issue 17. – p. 10517-10525. 5. takenaka k. negative thermal expansion materials: technological key for control of thermal expansion / k. takenaka // science technology advanced materials. – 2012. – no. 13 (1). – 013001. – published online 2012 feb. 2. doi: 10.1088/1468-6996/13/1/013001. 6. анищенко а.с. совершенствование технологии волочения проволоки из сплава 36н / а.с. анищенко, е.в. анищенко // вопросы материаловедения. – 1996. – № 1 (40). – с. 25-29. поступила в редакцію 11.09.2017 вплив термомеханічної обробки на властивості дроту з інвару проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 50 anishchenko о.s., kukhar v.v., pryisyazhnyi a.g. influence of thermomechanical processing to invar wire properties. the article contains information on thermomechanical processing of rolled metal and wire from invar. thermomechanical treatment of invar contained operations of pressure treatment in the form of rolling and drawing, as well as heat treatment in the form of quenching, tempering and aging. the authors investigated 8 treatment regimes: «1» – hot rolling + quenching from 840 ºc in water + tempering at 315 ºc during 1 h + cooling with the furnace (standard mode according to gost 14082); «2» – hot rolling; «3» – hot rolling + annealing at 850 ºc during 30 min with cooling in air; «4» – hot rolling + tempering at 315 ºc during 1 h; «5» – hot rolling + cold drawing; «6» – hot rolling + annealing at 850 ºc during 30 min with air cooling + cold drawing; «7» – hot rolling + tempering at 315 ºc during 1 h + cold drawing; «8» – hot rolling + cold drawing + hardening from 830 ºc in water + tempering at 315 ºc during 1 h + aging at 95 ºc during 48 h. authors have established that the cold drawing of a wire from invar with a draw ratio of 12.5 provides: at temperatures of 20…50 ºc, the thermal expansion coefficient (tec) < 0, and in the temperature range of 20…100 ºc – a stable value of tec ≤ 1.0·10-6 deg 1 after 1000 and 2000 h of aging. cold wire drawing with an hood wire stretching of 3.58 provides a standard value of tec ≤ 1.0·10-6 deg.-1 if the drawing is the last operation of thermomechanical invar treatment. key words: invar, wire, drawing, thermal expansion coefficient, hardening, tempering, aging. references 1. afanasiev v.k. [i dr.]. invary, novokuznetsk, sibgiu, 2006, 126 p. 2. gaponova o.p., budnik a.f. stali ta splavy z osoblyvymy vlastyvostiamy, sumy, sumdu, 2013, 241 p. 3. arzamasov b.n. [i dr.]. spravochnik po konstruktsionnym materialam, moscow, izd-vo mgtu im. baumana, 2005, 640 p. 4. harrison n.j., todd i., mumtaz k. thermal expansion coefficient in in invar processed by selective laser melting, journal of materials science, 2017, september, v. 52, issue 17, pp. 10517-10525. 5. takenaka k. negative thermal expansion materials: technological key for control of thermal expansion, science technology advanced materials, 2012, feb, 13 (1): 013001. published online 2012 feb 2. doi: 10.1088/1468-6996/13/1/013001. 6. anishchenko a.s., anishchenko e.v. soverchenstvovanie tehnologii volochenya provoloki iz splava 36н, voprosy materialovedenya, 1996, no. 1 (46), pp. 25-29. моделі накопичення трибопошкоджень у циліндричних трибосистемах ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 68 сорокатий р.в.,* писаренко в.г.,** диха о.в.,* бабак о.п.* *хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, **кнво "форт" мвс україни, м. вінниця, україна e-mail: tribosenator@gmail.com моделі накопичення трибопошкоджень у циліндричних трибосистемах ковзання удк 621.891 для побудови траєкторій інтенсивних трибопошкоджень по точкам ліній рівня функції трибопошкодженості запропоновано використовувати кубічну сплайн апроксимацію. шляхом оцінки похибки сплайн апроксимації, визначено мінімально необхідну кількість ізоліній функцій пошкодженості для досягнення визначеної точності за мінімального обсягу обчислювальної роботи. ключові слова: трибосистема, пошкоджуємість, інтерполяція, сплайн-апроксимація. вступ та постановка проблеми доследжень враховуючи особливості процесів зношування, матеріали і умови функціонування трибоспряжень, в більшості випадків можна вважати, що миттєве поле напружень впливає на траєкторію розвитку тріщини менше, ніж властивості пошкодженого матеріалу, а характерний час розвитку тріщини менше характерного часу накопичення пошкоджуваності. побудувавши лінії рівнів функції накопичення пошкоджень, за допомогою імовірнісної моделі, [1] можна визначити найбільш імовірні напрями траєкторій руху поширення тріщин, та оцінити тип руйнування і характер процесу зношування. при моделюванні процесів зношування найбільш важливим і складним завданням є дослідження причин, механізмів і кінетики формування поверхневого шару під час тертя. вирішення цього завдання дозволить керувати процесами, що відбуваються на контакті, а разом з ними фрикційними характеристиками і зносостійкістю, відкриє нові можливості в розробці технологій, що дозволять формувати поверхневі шари з необхідними характеристиками. варто враховувати, що зношування це специфічний вид руйнування, за якого з макроскопічної точки зору формозміну поверхонь за рахунок руйнування можна вважати безперервним і не можна розглядати як одноразовий катастрофічний процес. для розробки нових технологій обробки поверхонь і методів моніторингу роботи вузлів тертя машин необхідною є побудова моделей, що описують багаторазове руйнування, що дозволяють проаналізувати зміни мікрорельєфу під час зносу. труднощі побудови моделей такого типу пов’язані з необхідністю розгляду контактних задач для тіл складної форми, моделювання елементарних актів руйнування й відділення частинок. враховуючи необхідність цієї проблеми для трибології, в окремих роботах [1 8] відображено можливість побудови таких моделей показана стосовно до процесів втомного руйнування внаслідок зношування. у [9] розглядалось накопичення пошкоджень в шарі за трибоконтактної взаємодії. авторами [9] прийнято, що при досягненні пошкодженості деякого критичного значення відбувається руйнування і відокремлення шару матеріалу, якщо критичні значення знаходяться на певній глибині, і відокремленню матеріалу з поверхні, якщо критичні значення пошкодженості досягнуті на поверхні. у роботі [9] проаналізовано вплив зовнішнього навантаження і закону накопичення пошкодженості на перебіг процесу, а також співвідношення процесів поверхневого руйнування і відшаровування, за якого можливе виникнення стаціонарного режиму зношування. більш загальна модель процесу побудована у роботі [10]. розглянутий механізм накопичення пошкодженості оснований на використанні термокінетичної теорії руйнування твердих тіл. враховуючи, що миттєве поле напружень має менший вплив на траєкторію розвитку тріщини, ніж властивості пошкодженого матеріалу, а характерний час розвитку тріщин значно менший характерного часу накопичення пошкодженості, бралось, що тріщини розповсюджуються миттєво, а напрямок їх розвитку в кожній точці визначається напрямком мінімального зменшення накопиченої пошкодженості. параметрами, якими визначається хід процесу в цій моделі, є механічні і теплофізичні характеристики контактуючих тіл, умови навантаження, коефіцієнт тертя і вихідна макроі мікроформа контактуючих тіл. моделі накопичення трибопошкоджень у циліндричних трибосистемах ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 69 однак, побудувати модель зношування пари тертя реального вузла, що адекватно описує процес накопичення пошкоджень, тип і характер можливих триборуйнувань, базуючись на розгляді взаємодії окремо взятих мікронерівностей, на цьому етапі розвитку трибології є досить проблематичним. для практичного керування процесами, що відбуваються при трибоконтактній взаємодії, важливо знати не стільки траєкторію розвитку окремої мікротріщини, скільки найбільш імовірні траєкторії, в межах яких буде відбуватись процес розвитку і формування мікротріщин в поверхневому шарі, що дозволить оцінити тип і характер можливих триборуйнувань. для побудови адекватних моделей і вирішення спряжених завдань з визначення характеристик полів напружень і температур в реальних вузлах тертя необхідно звернутися до методів комп’ютерного моделювання. у свою чергу специфіка комп’ютерного аналізу потребує чіткої математичної формалізації моделей та алгоритмів. досліджуючи кінетику формування поверхневого шару для визначення типу і характеру триборуйнувань методами комп’ютерного аналізу, необхідно формалізувати завдання побудови ліній, що визначають напрямок найбільш інтенсивного накопичення трибопошкоджень по точкам ліній рівня функції трибопошкодженості. враховуючи енергетичну умову а. гриффітса для побудови траєкторій, що визначають напрямок найбільш інтенсивного накопичення трибопошкоджень, утворення і розповсюдження мікротріщин, а також припущення, що напрямок розвитку триборуйнувань у кожній точці визначається напрямком мінімального зменшення накопиченої пошкодженості, найбільш доцільно скористатися кубічними сплайнами, які забезпечують мінімум потенційної енергії поверхні, що описується. основний матеріал для апроксимації траєкторії найбільш інтенсивного накопичення трибопошкоджень по точках ізоліній функції пошкодженості скористаємося кубічним сплайном виду [11]:     , 6 )( 6 )( 66 )( 22 1 1 3 1 3 1 h xxhm xq h xxhm xq h xx m h xx mxs nn n nn n n n n n                          (1) де 1 , nn xx – значення аргументу функції, відповідно в точках 1 , nn ; )( ),( 1nn xqxq – значення функції пошкодженості в точках 1 , nn ; )( );( 11   nnnn xqmxqm – значення інших похідних функцій пошкодженості; 1 nn xxh – крок інтервалу  nn xx ;1 . враховуючи, що точки )( ixq знаходяться на ізолініях функції пошкодженості, визначимо мінімально необхідну кількість ізоліній функцій пошкодженості для досягнення визначеної точності при мінімальному обсязі обчислювальної роботи, шляхом оцінки похибок сплайн апроксимації. похибки сплайн апроксимації на відрізку  nn xx ;1 визначаються як абсолютна величина різниці між значеннями сплайна і функції пошкодженості: )()()( xrxqxs  . (2) завдання полягає у визначенні оцінки )(xr . спростимо вираз (1) шляхом заміни: h xx t n 1   , h xx t n  1 . (3) тоді (1) набере вигляду: моделі накопичення трибопошкоджень у циліндричних трибосистемах ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 70       . 6 )(1 6 )1)(( 66 1 )( 22 1 1 3333 1 t hm txqt hm txq h ht m h th mxs n n n nnn       . (4) виконавши перетворення, отримаємо:       .)()1)(( 6 23 6 )( 1 3 2 132 2 1 txqtxq tt hm ttt hm xs nn nn     . (5) функцію пошкодженості )( xq , яка входить до виразу (2) розкладемо в ряд тейлора з залишковим членом у формі лагранжа [12], роблячи припущення, що )( xq має похідні до третього порядку включно:       . !3 )( !2 )( !1 )( )()( 3 1 2 1 1 1 1 1             nn n n n n xx q xx xq xx xq xqxq (6) із урахуванням заміни (3) вираз (6) набуде вигляду: 6 )( 2 )()()()( 3322 111 ht q ht xqhtxqxqxq nnn   . (7) похідні в (6) виразимо через кінцеві різниці першого (8), другого (9) і третього (10) порядків: h xqxq xq h xqxq xq nnn nn n )()( )( ; )()( )( 111      ; (8) 2 2 2 1 2 1 )( )( ; )( )( h xq xq h xq xq nn n n      ; (9) 3 3 )( )( h q q   . (10) із урахуванням заміни (8) вираз (9) набуде вигляду: 2 11 1 )()(2)( )( h xqxqxq xq nnnn     . (11) вираз (10) через значення других похідних 1 , nn mm можна записати: h mm q nn 1)(    . (12) із урахуванням виразів (7) (12) залежність (8) набуде вигляду: моделі накопичення трибопошкоджень у циліндричних трибосистемах ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 71 )3( 66 )()1)(()( 32 2 1 23 1 tt hmhtm txqtxqxq nnnn    . (13) підставимо (5) і (13) у вираз (12) після перетворення, отримаємо: )( 6 )2( 6 )()()( 22 1 t hm t hm xqxsxr nn   . (14) перепишемо (14) наступним чином:    2 6 )( 1 2 tmmt h xr nn   . (15) аналіз (15) показує, що )(xr набуває максимального значення за 1t , оскільки 10  t , і однакових других похідних 1, nn mm . тоді, оцінка похибки інтерполяції:   2 6 )( 1 2 nn mm h xr   . (16) оцінка похибки інтерполяції дає можливість визначити величину максимального кроку для забезпечення [13]. для інтерполяції із заданою точністю  , можна записати:    2 6 1 2 nn mm h . (17) звідси крок інтерполяції h , який забезпечує задану точність  :  nn mm h    12 6 . (18) таким чином, можна вважати, що крок інтерполяції, який забезпечує задану точність (18), визначає оптимальну кількість ізоліній. це дає можливість оптимізувати обчислювальні алгоритми. виходячи з вище сказаного, в обчислювальний алгоритм необхідно включити блок визначення оптимальної кількості ізоліній, який забезпечує задану точність інтерполяції. алгоритм блоку полягає в проведенні попереднього обчислення виразу (18) максимального кроку h , який забезпечує необхідну точність інтерполяції. додавання оптимізаційного блоку в загальний алгоритм програм не впливає на обсяг обчислювальної роботи, якщо врахувати, що крок і відповідно оптимальна кількість ізоліній в залежності (18) обчислюються через другі похідні nn mm ,1 , які визначаються під час побудови кубічного сплайну. висновок для оцінки типу і характеру макроруйнувань при зносоконтактній взаємодії пар тертя запропоновано використовувати траєкторії найбільш інтенсивного накопичення трибопошкоджень, що будуються у напрямку мінімального зменшення накопиченої пошкодженості. для побудови траєкторій інтенсивних трибопошкоджень по точкам ліній рівня функції трибопошкодженості використовується кубічна сплайн апроксимація. шляхом оцінки похибки сплайн апроксимації, визначено мінімально необхідну кількість ізоліній функцій пошкодженості для досягнення визначеної точності за мінімального обсягу обчислювальної роботи. моделі накопичення трибопошкоджень у циліндричних трибосистемах ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 72 література 1. сорокатый, р. в. метод трибоэлементов : монография. [текст] / р. в. сорокатый. – хмельницкий : хну, 2009. – 242 с. 2. венцель, е. с. теория случайных процессов и ее инженерные приложения [текст] / е. с. венцель, л. а. овчаров – м. : наука, 1991. – 384 с. 3. богданофф, дж. вероятностные модели накопления повреждений [текст] / дж. богданофф, ф. козин ; пер. с англ. – м. : мир, 1989. – 344 с. 4. регель, р. в. кинетическая природа прочности твёрдых тел [текст] / р. в. регель, а. и. слуцкер, э. е. томашевский. – м.: наука, 1974. – 560 с. 5. бетехтин, в. и. эволюция микроскопических трещин и пор в нагруженных твердых телах [текст] / в. и. бетехтин, а. г. кадомцев // физика твердого тела. – 2005. – т. 47, № 5 – с. 801-807. 6. иванова, в. с. разрушение металлов [текст] / в. с. иванова. – м. : металлургия, 1979. – 168 с. 7. пластическая деформация и разрушение кристаллических тел. сообщение 1. деформация и развитие микротрещин [текст] / в. и. бетехтин, в. и. владимиров, а. г. кадомцев, а. и. петров // проблемы прочности. – 1979. – № 7. – c. 38-45. 8. пластическая деформация и разрушение кристаллических тел. сообщение 2. деформация и развитие микротрещин [текст] / в. и. бетехтин, в. и. владимиров, а. г. кадомцев, а. и. петров // проблемы прочности. – 1979. – № 8. – c. 51-57. 9. горячева, и. г. модель усталостного разрушения поверхностей [текст] / и. г. горячева, о. г. чекина // трение и износ. – 1990. – т. 11, № 3. – с. 389-400. 10. горячева, и. г. механика фрикционного взаимодействия [текст] / и. г. горячева. – м. : наука, 2001. – 478 с. 11. бахвалов, н. с. численные методы : учеб. пособ. [текст] / н. с. бах-валов, н. п. жидков, г. м. кобельков. – м. : наука, 1987. – 600 с. 12. выгодский, м. я. справочник по высшей математике [текст] / м. я. выгодский. – м. : наука, 1972. – 872 с. 13. завялов, ю. с. методы сплайн функций [текст] / ю. с. завялов, б. и. квасов, в. л. мирошниченко. – м.: наука, 1980. – 352 с. надійшла в редакцію 20.06.2018 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com моделі накопичення трибопошкоджень у циліндричних трибосистемах ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 73 pisarenko v.g., sorokatiy r.v., dykha o.v., babak o.p. models of accumulation of tribodamages in cylindrical sliding tribosystems. taking into account the peculiarities of wear processes, materials and conditions of the tribo conjugation, in most cases it is assumed that the instantaneous stress field affects the cracks development trajectory: less than the properties of the damaged material, and the characteristic development time of the crack is less than the characteristic time of accumulation of damage. the constructed lines of levels of the function of accumulation of damage, using probabilistic model, determined the most probable directions of trajectories of the propagation of cracks, estimated the type of destruction and the nature of the wear process. in modeling of wear processes, the most important and difficult task is to study the causes, mechanisms and kinetics of the formation of the surface layer during friction. solving this problem allows you to manage the processes occurring on the contact. together with the friction characteristics and durability, it opens up new opportunities in developing technologies that allow the formation of surface layers with the required characteristics. in order to estimate the type and nature of the fractures during wear-contact interaction of friction pairs, it is proposed to use the trajectories of the most intense accumulation of tribological damages. they are built in the direction of minimizing the accumulated damage. to construct trajectories of intense tribo damage along the points of the lines of the level of the tribological damage function, a cubic spline approximation is used. by estimating the spline error approximation, the minimum required number of isolation functions of the damage is determined to achieve a certain accuracy with a minimum amount of computational work. key words: tribosystem, damaging, interpolation, spline approximation. references 1. sorokatyj, r. v. metod triboelementov monografiya. [tekst]. r. v. sorokatyj. hmel-nickij hnu, 2009. 242 p. 2. vencel, e. p. teoriya sluchajnyh processov i ee inzhenernye prilozheniya [tekst] . e. p. vencel, l. a. ovcharov m. nauka, 1991. 384 p. 3. bogdanoff, dzh. veroyatnostnye modeli nakopleniya povrezhdenij [tekst] . dzh. bogdanoff, f. kozin ; per. s angl. m. mir, 1989. 344 p. 4. regel, r. v. kineticheskaya priroda prochnosti tvyordyh tel [tekst] . r. v. regel, a. i. sluc-ker, e. e. tomashevskij. m. nauka, 1974. 560 p. 5. betehtin, v. i. evolyuciya mikroskopicheskih treshin i por v nagruzhennyh tverdyh telah [tekst] .v. i. betehtin, a. g. kadomcev /.fizika tverdogo tela. 2005. t. 47, № 5 p. 801-807. 6. ivanova, v. p. razrushenie metallov [tekst] .v. p. ivanova. m. metallurgiya, 1979. 168 p. 7. plasticheskaya deformaciya i razrushenie kristallicheskih tel. soobshenie 1. deformaciya i razvitie mikrotreshin [tekst] .v. i. betehtin, v. i. vladimirov, a. g. kadomcev, a. i. petrov /.problemy prochnosti. 1979. № 7. c. 38-45. 8. plasticheskaya deformaciya i razrushenie kristallicheskih tel. soobshenie 2. deformaciya i razvitie mikrotreshin [tekst] . v. i. betehtin, v. i. vladimirov, a. g. kadomcev, a. i. petrov /.pro-blemy prochnosti. 1979. № 8. c. 51-57. 9. goryacheva, i. g. model ustalostnogo razrusheniya poverhnostej [tekst] .i. g. goryacheva, o. g. chekina /.trenie i iznop. 1990. t. 11, № 3. p. 389-400. 10. goryacheva, i. g. mehanika frikcionnogo vzaimodejstviya [tekst]. i. g. goryacheva. m. nauka, 2001. 478 p. 11. bahvalov, n. p. chislennye metody ucheb. posob. [tekst] .n. p. bah-valov, n. p. zhidkov, g. m. kobelkov. m. nauka, 1987. 600 p. 12. vygodskij, m. ya. spravochnik po vysshej matematike [tekst] . m. ya. vygodskij. m. nau-ka, 1972. 872 p. 13. zavyalov, yu. p. metody splajn funkcij [tekst] .yu. p. zavyalov, b. i. kvasov, v. l. miroshnichenko. m. nauka, 1980. 352 p. композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 39 диха о.в.,* стебелецька н.м.,** динько о.п.* *хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, **бережанський агротехнічний інститут, м. бережани, україна e-mail: tribosenator@gmail.com композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин удк 621.891 в даному дослідженні проведений аналіз результатів досліджень впливу різних антифрикційних і протизношувальних присадок до мастильних матеріалів на трибологічні властивості поверхневих шарів деталей машин. визначені домінуючі механізми дії присадок по зниженню опору переміщенню та зменшенню зношування поверхонь тертя в процесі контактної взаємодії. ключові слова: трибосистеми ковзання, мастильні матеріали, присадки, поверхневий шар, зношування, коефіцієнт тертя вступ та постановка завдання дія мастильних матеріалів залежить від властивостей трибологічної системи. до цих властивостей відносять: здатність до адсорбції й хемосорбції, корозійна стійкість, здатність до пластичної дії в зоні контакту, мастильна здатність. крім того, дія мастильних метеріалів залежить від їхніх механічних властивостей (реологічних), хімічних і поверхневих. механічні властивості проявляються в обсязі мастильної речовини, і є передачею сил від одного елемента тертьової пари на другий елемент. особливо виявляється це в сфері змішаного й рідкого тертя. в еластогідродинамічному змащуванні основною ознакою мастильних матеріалів (масел) є в'язкість. індекс в'язкості інформує про зміни в'язкості залежно від температури. поверхневі властивості мастильних матеріалів можуть змінювати властивості експлуатаційного верхнього шару. досягається це, головним чином, через так званий ефект ребіндера, або явище адсорбційного зниження пластичної межі поверхневого шару речовини під впливом активно-полярних молекул. останні дослідження мастильних матеріалів спрямовані на методи хімічного одержання протизносних плівок шляхом використання явища вибіркового переносу матеріалів і застосуванням добавок, здатних до утворення полімерів тертя або комплексних з'єднань. у цьому випадку хімічний механізм мастильних матеріалів не може бути безпосередньо пов'язаний з хімічним складом вихідного базового матеріалу. мастильний матеріал є тільки носієм хімічних реакцій, а вузол тертя виконує роль “реактора”, у якому процеси регулюються не тільки складом мастильної речовини, але й властивостями тертьових поверхонь й умовами тертя. ефективність застосування мастильної речовини у вузлі тертя залежить від умов роботи вузла: температури, швидкості ковзання, навантаження і т. і. мастильні матеріали у вузлах тертя повинні: зменшувати опір тертю й інтенсивність зношування рухомих елементів; відводити тепло із зони тертя; зменшувати коливання викликані процесами тертя; відводити продукти зношування із зони тертя. в даному дослідженні поставлене завдання аналізу результатів досліджень впливу різних антифрикційних і протизношувальних присадок на трибологічні властивості поверхневих шарів деталей машин. вплив хімічних елементів у мастильних матеріалах на трибологічні властивості пар тертя необхідність дослідження взаємних впливів між складовими базового масла й присадками та матеріалом тертьових поверхонь виникає за різних умов роботи мастильних матеріалів у вузлах тертя. можна констатувати, що дії присадок залежить від їхнього хімічного складу, а також від будови плівок, що утворяться в області тертя в присутності цих присадок. найбільш поширеними присадками до мастильних матеріалів, головним чином до масел, є органічні сполуки й композиції, що містять у своєму складі сірку, фосфор, азот і хлор. існує багато публікацій з досліджень, однак повністю не з'ясовано як склад і будова органічних сполук, що містять вище перераховані елементи, впливає на ефективність їхньої дії, а також якими будуть склад і властивості, утворених при участі цих присадок, плівок на тертьових поверхнях [1, 2 3]. розглянемо вплив присадок, що містять сірку, фосфор, азот і хлор на будову й трибологічні властивості верхнього шару. окрему групу присадок становлять сірчані з'єднання, де агентом, є сірка як композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 40 елемент їхньої будови. це такі з'єднання як: індивідуальні сірчані з'єднання, сірчані суміші або уведена індивідуально в масло елементарна сірка (до 2 %). у результаті дії сірки або її з'єднань на суміші органічних сполук утворюються сульфітовані суміші, що застосовуються як присадки до мастильних матеріалів. використовують сульфітовані жири (рослинне масло), наприклад, сульфітоване сурепне, конопельне, пальмове масло й т.п. аліфатичні масла, що містять нітроефіри ненасичених жирних кислот, відносно легко зв'язують сірку з ненасиченими зв'язками, утворюючи в цих зв'язках сірчані містки. крім сульфітованих жирів, насичених і ненасичених жирних кислот одержують також метилові, етилові ефіри цих кислот, які надалі піддаються сульфітації. окрему групу сірчаних сумішей становлять сульфітовані полімери. на основі існуючих результатів досліджень можна встановити, що ефірні дисульфіди проявляють кращі протизносні властивості, однак, мають гірші властивості, пов'язані із протизадирністю. передбачається, що для того щоб поліпшити протизносні властивості органічних сполук сірки необхідно забезпечити на обох кінцях цих часток існування полярних груп, що сильно адсорбують на поверхні металу [4 7]. існує залежність концентрації органічних сполук на їх протизносні властивості. збільшення зношування й збільшення концентрації присадки в маслі приводить до збільшення корозії. це пояснюється зміною адсорбції присадки разом зі зміною його концентрації в маслі. передбачається, що дисульфід адсорбується на поверхні металу спочатку як ефірна група, а потім як група s–s. при маленьких концентраціях присадки на металі обох перерахованих груп утвориться адсорбційна плівка, а зі збільшенням концентрації – така адсорбція буде утруднена. на підставі різних органічних сполук сірки, особливо моноі дисульфідів, існує механізм протизносної й протизадирної дії цих з'єднань, після якого часточка дисульфіду спочатку адсорбується на поверхні металу, а потім відбувається розрив з'єднань s–s й утворення часточок меркаптида. ці процеси забезпечують протиизносні дії. при підвищенні навантажень, ріст температури в області тертя приводить до розриву з'єднань s–s у меркаптиді й утворенню неорганічної плівки, що на поверхні містить сірку. ці процеси спричиняються протизадирною дією присадки. протизносна ефективність органічних сполук сірки детермінується фізичними властивостями плівок, утворених цими з'єднаннями під час адсорбції на поверхні металу й швидкістю утворення таких плівок. на протизадирну дію мають вплив не тільки плівки сірчастих металів, а й головним чином окису заліза. встановлено, що кількість о2 на поверхні сталі, очищеної від окислів зростає разом з дією кисню як у статичному режимі, так і під час тертя. при впливі сірководню на поверхню сталі, на тій же поверхні адсорбувались часточки сірководню, але з відчіпленням водню, коли на поверхні сталі залишилася тільки сірка. з'ясовано, що кисень витісняє, сірку з поверхні сталі. отже протизадирна ефективність дисульфідів залишається протилежно до їхньої термічної стабільності. протизносна дія дисульфідів не пов'язана з їхньою термічною стійкістю, при цьому утворюються тонкі плівки, у яких не виявлене fe і це можуть бути адсорбційні плівки часточок присадки. у випадку дії ефективних протизадирних присадок на поверхнях тертя з'являється крім дисульфідів заліза fe також і незначна кількість окислів типу fe2o3 й fe3o4. встановлено, що швидкість окислювання металу в 50 разів менше швидкості утворення сірчаних з'єднань. деякі з'єднання, що містять у своєму складі сірку можна зарахувати до багатофункціональних присадок, де прикладом є дисульфід, що виконує протизносну й протизадирну функцію, а також роль інгібітору корозії й окислювання. присадки, що містять фосфор це головним чином фосфати. трибологічні дослідження в цій області ведуться з метою опису протизносних і протизадирних властивостей між такими з'єднаннями як: діалкілф осфатів, а також сумішах цих речовин. ефективність досліджуваних присадок залежить не від хімічної активності фосфатної кислоти, а від просторової структури вуглеводневих радикалів – чим довше й більше розгалужений радикал, тим більше складною буде адсорція присадки на металі. за утворення протизносної плівки відповідальним є аніон фосфату. він реагує з металом й утворить на ньому плівку фосфату металу. першим етапом протизносної дії є утворення фосфорних кислот, які після реакції з металом тертьової поверхні дають солі, гідроліз солі приводить до покриття металу плівкою неорганічного продукту, що містить фосфор. діалкілфосфати, що характеризуються найменшої швидкістю адсорбції й хемосорбції забезпечують найбільшу протизносну дію. протизносна ефективність діалкілфосфатів є тим більше, ніж довше ланцюжок алкілового радикала. при застосуванні масел з поліпшуючими присадками, на поверхнях тертьових металів утворяться змішані плівки: органічних і неорганічні типів. зв'язок між ними залежить від співвідношення навантажень в області контакту під час тертя. серед поліпшуючих присадок, що містять азот і додають до мастильних речовин (в основному до мінеральних масел), найбільш типовими є гетероциклічні з'єднання алкилпіридини. вони підтверджують те, що існує вплив положення алкилової групи в ароматичному кільці алкопіридина на його протизносну ефективність. узагальнюючи можна визначити, що піридини уведені в вуглеводневу суміш проявляють протизносну ефективність, як у повітряному середовищі так й у середовищі інертних газів. це можна пояснити тим, що піридин має будову шестичленової плоскої молекули, кільце якої склада композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 41 ється з п'яти атомів с и одного атома n. у підсумку можна встановити, що спосіб зв'язування атома n з поверхнею металу є основною фазою протизносної дії присадок, що містять азот. хлорові з'єднання як присадки до мастильних речовин утворюють на поверхнях металів міцні й стійкі на розрив хемосорбційні плівки. однак продукти їхнього розкладання можуть бути причиною корозії, що з'являється в тертьовому вузлі. особливо небезпечними є ті з'єднання, які можуть виділяти хлороводень. найпоширенішою добавкою із цієї групи є хлорпарафіни, що виходить у результаті пропущення газового хлору через розтоплений парафін. металовмісні присадки у мастильних матеріалах у літературі можна знайти багато досліджень з області застосування порошків металів як добавок у мастильні матеріали. в роботі [10] представлені результати досліджень автомобільного двигуна із застосуванням у мастильній системі високодисперсних частинок колоїдального графіту й деяких металів. збільшення терміну служби капітально відремонтованого автомобільного двигуна значною мірою залежить від якості припрацювання його на іспитовому стенді. авторами встановлено, що присадки високодисперсних частинок колоїдного графіту, колоїдних металів до мастил усувають заїдання поверхонь тертьових деталей, прискорюють і поліпшують їхній процес припрацювання. на відміну від загальноприйнятих подань про те, що процес припрацювання складається в остаточному вигладжуванні поверхонь в зібраному вузлі тертя й виправленні всякого роду перекосів й інших похибок, авторами встановлено, що цей процес характеризується заповненням западин мікронерівностей частинками дисперсної фази та вирівнюванням виступів мікронерівностей. виконані стендові випробування показали, що в результаті припрацювання в присутності металоколоїдних змащень відбувається значно менше збільшення сумарного зазору у вузлах тертя, чим при припрацювання на звичайних маслах. автори публікації [9], які досліджували додавання циатим-201 й свинцоль-01 констатували, що застосування високодисперсних м'яких металів й їхніх хімічних сполук позитивно впливають на стійкість вузлів тертя в сфері адгезійних впливів і прискорюють їхній процес припрацювання. додавання свинцоль-01, створеного на базі свинцю, показало гарну ефективність у трибологічних вузлах. автор публікації [10] констатує, що із всіх можливих механізмів зчеплення порошку із твердою основою найбільш імовірним є адгезійне зчеплення. дослідження показали, що зі збільшенням дисперсності порошку процес утворення покриття прискорюється збільшується площа контактування. кращу адгезійну здатність проявляли порошки із плоскою формою часток. причину цього бачать у тім, що виникаючі в таких частках внутрішні напруження після видалення навантаження є меншими, чим у частках іншої форми. у процесі нанесення часток відбувається їхнє збільшення, одні частки зчіплюються з іншими. наявність середовища до деякої міри знижує інтенсивність зчеплення часток між собою автор публікації [10], представив використання для надтонких порошків оксидів міді й цинку дисперсністю 80–100 а, уведених в олеїнову кислоту як присадку до моторного масла. у процесі тертя зразків на маслі із присадкою утвориться абсорбована плівка cu-zn, для якої характерні розмита структура й повна відсутність дефектів зразка. за результатами трибологічних випробувань можна зробити висновок, що масло із присадкою володіє не тільки гарними припрацювальними властивостями, але й зберігає стабільність фізико-хімічних властивостей до його повної втрати в процесі обкатування двигуна. автори роботи [11] досліджували антифрикційні присадки до моторного масла і довели, що ці присадки полегшують холодний запуск двигуна, знижують температуру й навантаження на пускову систему, а також зменшують зношування деталей двигуна в початковий період роботи. особливий вид твердих добавок до рідких і пластичних матеріалів представляють добавки дрібних часток м'яких кольорових металів. відомий препарат цього типу “метал-5” (франція) у вигляді рідкої суміші макроскопічних частинок (0,5–5) µм міді, цинку, срібла, що перебувають у суспензії в нейтральному маслі. введення даного препарату в моторні масла забезпечує підвищення компресії двигунів, збільшення розмірів зношених шийок валів, тобто дозволяє провести “ремонт” двигуна без його розбирання. автор в роботі [11] встановив, що у випадку, коли в матеріалах тертьових пар мідь відсутня, для реалізації режиму вибіркового переносу вона повинна бути уведена в зону тертя зі змащенням у вигляді дрібнодисперсних частинок, окислів, солей або іонів. металоплакуючі мастильні матеріали містять металевий порошок чистих металів і сплавів, а також інші мінеральні з'єднання металів або металоорганічні з'єднання. введення в мастильний матеріал металу у вигляді окислів або солей міді дозволяє одержати більше якісну захисну плівку при менших концентраціях присадки. у цьому випадку плівка на поверхні тертя утвориться в результаті відновлення металу з його з'єднання. відновлювачами є атоми заліза й вуглецю, що перебувають на поверхні деталі. областю застосування дрібнодисперсних порошків металу й оксидів металу є в основному пластичні мастильні матеріали. висока концентрація, і нерозчинність у вуглеводневих середовищах обмежу композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 42 ють застосування порошків як присадки. в роботах [2, 12] показано, що при введенні в гліцерин або пластичне мастило циатим-201 порошків міді, бронзи або латуні поверхні тертя сталевих деталей покриваються тонкими плівками, що складаються з матеріалу порошків, внесених у змащення. при цьому автори розрізняють два принципи дії порошків. перший це міцно схоплюватися з поверхнею деталі й реалізувати ефект вибіркового переносу, другий не схоплюватися з поверхнею, а заповнювати нерівності на поверхні. перший принцип можна назвати адгезійним, а другий механічним. застосування порошків з використанням механічного принципу відомо давно й має ряд особливостей. при цьому методі використають порошки, головним чином мідні й свинцеві. мідний порошок марки отримують електролітичним осадженням із сірчанокислого розчину сульфату міді, а його величина становить 0,1-0,5 µм. додавання порошкової суміші в емульсію, застосовувану при різанні металів, дозволяє збільшити швидкість різання й зменшити зношування різального інструменту. до складу суміші входить 70 % міді, близько 30% свинцю, а також добавки телуру, срібла, олова. серед закордонних публікацій питаннями модифікації мастильних матеріалів із застосуванням частинок металів активно займається дослідницький колектив політехнічного інституту в радомі (польща), що відображено у публікаціях [13 17]. механізми тертя при застосуванні мастильного матеріалу з металовмісними присадками результати експериментів підтверджують створення поверхневих шарів за участю порошків металів, що виконують функцію мастильних додавань для мастил. модифікований верхній шар зменшує коефіцієнт тертя й зношування вузла тертя. у практиці застосовуються наступні порошки: cu, al, pb, fe та деякі інші. незважаючи на ряд робіт, проблема пояснення механізму дії порошків металів у зоні тертя залишається відкритої. за одною з гіпотез вважалося, що сферичні частинки металів відокремлених від поверхні в процесі тертя змінюють характер тертя ковзання контактів вершин нерівності на перекочування за участю третього тіла сферичних частинок металів. але ця гіпотеза не знайшла підтвердження в експериментальних роботах, тому що порошки інших форм виконували також функцію мастильних присадок. більшість останніх досліджень схиляється до того, що механізм зменшення зношування вузла тертя із застосуванням масла з додаваннями порошків металів, полягає в модифікації верхнього шару в процесі тертя [18, 19]. в роботі [18] встановлено, що найбільше зниження коефіцієнта тертя отримано при найбільшому навантаженні і найбільшій швидкості ковзання. автори роботи [18] помітили, що разом з ростом затвердіння часток cu у маслі зростає ефективність змащування, вантажопідйомність мастильного шару й зменшується зношування тертьових елементів. процес створення шару тертя при цьому має динамічний характер і залежить від ходу процесу тертя. відповідальним механізмом за зменшення втрат на тертя є модифікація верхнього шару сталевого зразка із вирівнюванням поверхні й зміною хімічного складу верхнього шару. це продемонстровано на рис. 1, де показана поверхня тертя зразка з додаванням порошку міді і без нього. у процесі тертя порошки cu підлягали деформації й вбудовуванню у верхній шар. а б рис. 1 – поверхня тертя при змащуванні маслом sae 30 з додаванням порошку міді й без додавань [18] крім вказаного механізму створення шару із низьким тертям автори роботи [19], виявили зміни морфології порошку як результат дії високої температури. тобто проведені дослідження підтвердили, що в умовах тертя має місце ефект виникнення “ремонтного шару”, пов'язаний з існуванням у зоні тертя температур, що сприяють осадженню частинок міді на поверхнях тертя й зміні їхньої морфології. ефект зниження зношування в результаті застосування порошків металів помітили також для порошку латуні й цинку [97]. композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 43 аналіз результатів впливу присадок до мастильних матеріалів на властивості поверхневого шару контакт металу з навколишнім середовищем веде до адсорбції атомів і молекул середовища на поверхню металу. поверхневий шар металевої деталі завжди несе на себе складну систему адсорбційних шарів. над ювенільною поверхнею металу є шар його окислів, склад, будова й властивості яких відрізняються від самого металу. адсорбційні плівки формуються на поверхні металу під дією сил ван-дерваальса, у результаті взаємодії полярних атомних груп з мастильного матеріалу з активними центрами твердої поверхні. однак, такі плівки не можуть нівелювати шорсткість поверхневого шару, висота яких значно більше. у зв'язку із цим, адсорбційні шари, що утворилися на поверхні металу з мастильного матеріалу, відтворюють мікрорел`єф поверхневого шару деталей. властивості адсорбційного шару значно відрізняються від властивостей мастильного матеріалу, що становить об'ємний шар. молекули, що входять до складу граничного мастильного шару, утворять на металі міцний і гнучкий ворс, що приймає на себе контактне навантаження, а також має низький опір до дії дотичних напружень. сформовані адсорбційні шари можуть витримувати більші нормальні навантаження, однак, зі збільшенням температури їхня орієнтація порушується. взаємний контакт деталей відбувається на виступах поверхонь, утворених мікронерівностями. тут розташовуються зони, з яких складається контурна площа контакту. деформація поверхонь веде до зближення поверхонь, а в міру збільшення навантаження зближення поверхонь зростає й у контакт вступають виступи з меншою висотою. пластична деформація збільшує фізико-хімічну активність поверхневих шарів, від яких залежать будова й властивості граничних мастильних шарів, а також протікання фізико-хімічних процесів на контакті. оксидні плівки захищають поверхневий шар від схоплювання й глибинного виривання і є важливим чинником не тільки в умовах тертя при граничному змащуванні, але й напіврідинному. більшою міцністю володіють оксидні плівки, твердість яких близька до твердості металу, як, наприклад, у міді й сталі. при механічному впливі на поверхню таких металів плівка, що сформувалася, деформується в місці з підшаром, що при високих навантаженнях захищає її від руйнування. міцність оксидних плівок знижується зі збільшенням їхньої товщини. товсті плівки відрізняються підвищеною крихкістю. властивості окісних плівок залежать також від мікронерівностей поверхневого шару металу й швидкості окислювання. під дією речовин, хімічно активних стосовно металу, на поверхнях тертя утворюються модифіковані шари, що є продуктами взаємодії хімічно активних речовин з металом. у процесі тертя під дією тепловиділення формування таких шарів полегшується. товщина модифікованих шарів поверхневого шару металу в десятки разів більше товщини адсорбційних шарів. з метою зниження тертя й підвищення зносостійкості рухливих сполучень машин й устаткування, а також запобігання заїдання в мастильні матеріали вводять присадки. досвід застосування традиційних сірко-, фосфор-, хлорвмісних протизносних й антифрикційних присадок показав, що їхня ефективна дія досягається при порівняно високих концентраціях у мастильних матеріалах. це пов'язане з механізмом дії таких з'єднань, що засновано на їхньому розкладанні в зоні тертя й хімічній взаємодії з металом. плівки, що утворилися на поверхні тертя металу в результаті взаємодії із присадками, що вводять у мастильні матеріали, виконують таку ж роль, як й оксидні плівки. при зношуванні металевих пар у мастильних матеріалах із присадками в місцях безпосереднього контакту поверхонь утворяться продукти їхньої взаємодії, які мають малу міцність на зрушення або ж меншу ніж основний метал температуру плавлення, що забезпечує їх антифрикційні й протизносні властивості. у період експлуатації вузла тертя відбувається безперервні витрати присадки. у процесі роботи рухомих сполучень присадка взаємодіє з поверхневим шаром металу, потім у результаті механічного впливу плівки вторинних структур видаляються із зони контакту, оголюються “ювенільні” поверхні металу, знову відбувається формування захисних плівок й їхнє зношування. висновок в результаті проведеного аналізу літературних джерел встановлений вплив різних антифрикційних і протизношувальних присадок до мастильних матеріалів на трибологічні властивості поверхневих шарів деталей машин. визначені домінуючі механізми дії присадок по зниженню опору переміщенню та зменшенню зношування поверхонь тертя в процесі контактної взаємодії. композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 44 література 1. praca zbiorowa po redakcją zwierzyckiego w. wybrane zagadnienia zużywania się materiałów w ślizgowych węzłach maszyn. pwn. – warszawa, 1990. – 310 s. 2. гаркунов д. н. избирательный перенос в узлах трения / д. н. гаркунов, и. в. крагельский, а. а. поляков – м. : транспорт, 1969, 104 с. 3. цыпцын в. и. исследование свойств сверхтонких порошков металлов, добавляемых в смазочные масла для реализации эффекта безызносности при трении. эффект безызносности и триботехнологии / в. и. цыпцын, в. в. стрельцов. – м. : 1994, № 3–4. – с. 39–48. 4. the load – carrying properties of diester disulphides / e. s. forbes, k. g. allum, e. l. neustadter, a.j. reid // wear 1970, vol. 15, nr 5. 5. forbes e. s. the load – carrying action of organo-sulphur compounds – a review / e. s. forbes // wear 1970, vol. 15, nr 2. 6. allum k. g. the load – carrying mechanism of organic sulphur compounds – application of electron probe microanalysis / k. g. allum, e. s. forbes // asle – transactions, 1968, vol. 11, nr 2. 7.104 forbes e. s. the effect of chemical structure on the load – carrying properties of amine phosphates / e. s. forbes, e. l. neustadter, n. t. upsdell // wear 1971, vol. 18, nr 4. 8. применение металлоколлоидных смазок (органозолей железа) для приработки деталей автомобильного двигателя // сб. повышение износостойкости и срока службы машин / м. л. барабаш, м. в. корогодский, а. с. краюшкин, ф. а. федотов. – к. : ан усср, 1960, т. 2. – с. 249–261. 9. дякин с. и. исследования конструкционных и смазочных материалов на трение и изнашивание в тяжелонагруженных шарнирах // сб. : долговечность трущихся деталей машин / с. и. дякин, т. п. филатова, в. в. титов. – м. : машиностроение, 1988, вып. 3. – с. 144–157. 10. цыпцын в. и. исследования свойств сверхтонких порошков металлов, добавленых в смазочные масла для реализации эффекта безызносности при трении. тезисы доклада 2-го международного конгресса “защита-95” / в. и. цыпцын. – м. : 1995. – с. 180. 11. прокопенко а. к. избирательный перенос в узлах трения машин бытового назначения / а. к. прокопенко. – м. : легпромбытиздат, 1987, 104 с. 12. гаркунов д. н. триботехника / д. н. гаркунов. – м. : машиностроение, 1985, 424 с. 13. marczak r. niskotarciowe pokrycia roboczych powierzchni kinematycznych węzłów maszyn. projekt badawczy nr 7 707091 02 komitetu badań naukowych. wyższa szkoła inżynierska w radomiu / r. marczak, r. makowski. – radom, 1994. – 245 s. 14. makowski r. dyspersje miedzi i innych metali w materiałach smarnych inicjujące niskotarciowe pokrycia roboczych powierzchni kinematycznych węzłów maszyn. projekt badawczy nr 7 t08c 027 08 komitetu badań naukowych. politechnika radomska / r. makowski. – radom, 1998. – 113 s. 15. wagner-kalotka k. badanie wpływu cząstek miedzi otrzymywanych metodą elektrochemiczną na właściwości tribologiczne środków smarowych. konferencja xxi szkoła tribologiczna / k. wagnerkalotka, r. makowski, a. kotnarowski. – łódż, arturówek 1996 r. zeszyty naukowe politechniki łódzkiej nr 765. – s. 73–79. 16. маковски р. о влиянии реакционной способности масел на формирование металлических поверхностей в процессе приработки / р. маковски, р. домбровски // трение и износ. т. 11/5, 1990. 17. makowski r. badania tribologiczne materiałów kompozytowych w zastosowaniu do pomp łopatkowych. konferencja “bałkantrib” / r. makowski, j.a. andrejew. – sofia, 1993. – s. 205–207. 18. study of friction reduction by nanocopper additives to motor oil / s. tarasov, a. kolubaev, s. belyaev, m. lerner, f. tepper // wear. 2002, vol. 252. – s. 63-69. 19. investigation of the mending effect and mechanism of copper nano-particles on a tribologically stressed surface / g. liu, x. li, b. qin, d. xing, y. guo, r. fan // tribology letters. 2004, vol. 17, nr 4. – s. 961–966. поступила в редакцію12.12.2017 композиційні мастильні матеріали в трибосистемах ковзання машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 45 dykha o.v., stebeletska n.m., dynko o.p. composite lubricants in sliding tribosystems of machines. in this study, an analysis of the results of studies on the effects of various antifriction and anti-wear additives on lubricants on the tribological properties of the surface layers of machine parts. the prevailing mechanisms of the action of additives to reduce the resistance to movement and to reduce wear and tear of friction surfaces in the process of contact interaction are determined. key words: tribosystem of sliding, lubricants, additives, surface layer, wear, friction coefficient. references 1. praca zbiorowa po redakcją zwierzyckiego w. wybrane zagadnienia zużywania się materiałów w ślizgowych węzłach maszyn. pwn. warszawa, 1990. 310 p. 2. garkunov d. n. izbiratelnyiy perenos v uzlah treniya. d. n. garkunov, i. v. kragelskiy, a. a. polyakov. m. transport, 1969, 104 p. 3. tsyiptsyin v. i. issledovanie svoystv sverhtonkih poroshkov metallov, dobavlyaemyih v smazochnyie masla dlya realizatsii effekta bezyiznosnosti pri trenii. effekt bezyiznosnosti i tribotehnolo-gii. v. i. tsyiptsyin, v. v. streltsov. m. 1994, № 3–4. p. 39–48. 4. the load – carrying properties of diester disulphides. e. p. forbes, k. g. allum, e. l. neustadter, a.j. reid. wear 1970, vol. 15, nr 5. 5. forbes e. p. the load – carrying action of organo-sulphur compounds – a review. e. p. forbes. wear 1970, vol. 15, nr 2. 6. allum k. g. the load – carrying mechanism of organic sulphur compounds – application of electron probe microanalysis. k. g. allum, e. p. forbes. asle. transactions, 1968, vol. 11, nr 2. 7.104 forbes e. p. the effect of chemical structure on the load – carrying properties of amine phosphates. e. p. forbes, e. l. neustadter, n. t. upsdell. wear 1971, vol. 18, nr 4. 8. primenenie metallokolloidnyih smazok (organozoley jeleza) dlya prirabotki detaley avtomo-bilnogo dvigatelya. sb. povyishenie iznosostoykosti i sroka slujbyi mashin. m. l. barabash, m. v. koro-godskiy, a. p. krayushkin, f. a. fedotov. k. an ussr, 1960, t. 2. p. 249–261. 9. dyakin p. i. issledovaniya konstruktsionnyih i smazochnyih materialov na trenie i iznashivanie v tyajelonagrujennyih sharnirah. sb. dolgovechnost truschihsya detaley mashin. p. i. dyakin, t. p. filatova, v. v. titov. m. mashinostroenie, 1988, vyip. 3. p. 144–157. 10. tsyiptsyin v. i. issledovaniya svoystv sverhtonkih poroshkov metallov, dobavlenyih v smazochnyie masla dlya realizatsii effekta bezyiznosnosti pri trenii. tezisyi doklada 2-go mejdunarodnogo kongressa “zaschita-95”.0 v. i. tsyiptsyin. m. 1995. p. 180. 11. prokopenko a. k. izbiratelnyiy perenos v uzlah treniya mashin byitovogo naznacheniya. a. k. prokopenko. m. legprombyitizdat, 1987, 104 p. 12. garkunov d. n. tribotehnika. d. n. garkunov. m. mashinostroenie, 1985, 424 p. 13. marczak r. niskotarciowe pokrycia roboczych powierzchni kinematycznych węzłów maszyn. projekt badawczy nr 7 707091 02 komitetu badań naukowych. wyższa szkoła inżynierska w radomiu. r. marczak, r. makowski. radom, 1994. 245 p. 14. makowski r. dyspersje miedzi i innych metali w materiałach smarnych inicjujące niskotarciowe pokrycia roboczych powierzchni kinematycznych węzłów maszyn. projekt badawczy nr 7 t08c 027 08 komitetu badań naukowych. politechnika radomska. r. makowski. radom, 1998. 113 p. 15. wagner-kalotka k. badanie wpływu cząstek miedzi otrzymywanych metodą elektrochemiczną na właściwości tribologiczne środków smarowych. konferencja xxi szkoła tribologiczna. k. wagnerkalotka, r. makowski, a. kotnarowski. łódż, arturówek 1996 r. zeszyty naukowe politechniki łódzkiej nr 765. p. 73–79. 16. makovski r. o vliyanii reaktsionnoy sposobnosti masel na formirovanie metallicheskih poverhnostey v protsesse prirabotki. r. makovski, r. dombrovski. trenie i iznop. t. 11/5, 1990. 17. makowski r. badania tribologiczne materiałów kompozytowych w zastosowaniu do pomp łopatkowych. konferencja “bałkantrib”. r. makowski, j.a. andrejew. sofia, 1993. p. 205–207. 18. study of friction reduction by nanocopper additives to motor oil. p. tarasov, a. kolubaev, p. belyaev, m. lerner, f. tepper. wear. 2002, vol. 252. p. 63 69. 19. investigation of the mending effect and mechanism of copper nano-particles on a tribologically stressed surface. g. liu, x. li, b. qin, d. xing, y. guo, r. fan. tribology letterp. 2004, vol. 17, nr 4. p. 961– 966. испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 30 кухарь в.в., нагнибеда н.н. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv_mariupol@mail.ru испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик удк 624.12-14:621.7 выполнен анализ основных способов и технологий производства армирующих профилей открытого сечения и с эколого экономической точки зрения обоснованна рациональность изготовления стальных холодногнутых профилей способом последовательного профилирования в валках. разработана методика испытаний прочностных и геометрических характеристик гнутых профилей измененной конфигурации. использовано стандартное испытательное оборудование и методы графо аналитического определения физико геометрических показателей. определены геометрические и прочностные показатели стальных гнутых профилей новой конфигурации, как основные приемо сдаточные характеристики продукции. утверждается, что изменение конструкции профиля не требует существенных изменений технологии, однако геометрические отклонения будут более чувствительны к точности настройки стана. ключевые слова: стальной армирующий профиль, открытое сечение, профилирование в валках, испытания, изгиб, кручение, растяжение, геометрические и прочностные характеристики. введение армирующий профиль представляет собой стальной оцинкованный элемент различного сечения в виде замкнутого или незамкнутого контура. профиля замкнутого контура используют в железобетонных изделиях. профиля незамкнутого контура служат для усиления жесткости конструкций из поливинилхлорида (пвх): окон, дверей, перегородок. незамкнутый контур необходим для компенсации изменения размеров профиля при изменении температуры, т.к. металл и пластик неодинаково расширяются или сужаются при изменении температуры окружающей среды. для изготовления армирующего профиля используется штрипс различной толщины (от 0,8 до 2,5 мм и более). существует множество видов армирующих профилей, каждый из них предназначен для определенного вида конструкций пвх профиля и имеет свою форму и свои размеры [1]. анализ последних исследований и публикаций армирующие профили производят способами прессования и прокатки. для прессования профилей, длина которых составляет по стандартам 6 м (3 и 12 м по специально оговоренным требованиям), используют горизонтальные гидравлические трубо профильные и прутково-профильные прессы [2]. эти способы изготовления профилей требуют использования мощного энергоемкого оборудования, а материал – необходимого нагрева до температур пластической деформации. кроме того, прессование характерно для процессов производства профилей только из цветных металлов и сплавов. основными характеристиками гнутых профилей являются геометрические и прочностные параметры. в качестве базовых прочностных характеристик используют предел текучести и предел прочности материала до и после деформации. геометрические характеристики: площадь поперечного сечения, осевой, полярный, центробежный моменты инерции и др. [3 5]. для получения данных о значениях прочностных характеристик назначается ряд испытаний, а именно: испытание на растяжение (для армирующих профилей), кручение, изгиб и др. для получения информации о геометрических характеристиках проводят физико геометрический анализ поперечных сечений профилей [6]. наиболее целесообразным является производство профилей методами прокатки последовательной формовки в валках [7]. изготовление холоднокатаных гнутых профилей не требует использования энергоемкого нагревательного оборудования, что делает данный тип производства предпочтительным так же с точки зрения минимизации вредного влияния на окружающую среду. отечественными и зарубежными производителями армирующих профилей представлен широкий ассортимент продукции, однако исходный штрипсовый материал имеет непредсказуемые и значительные расхождения по диапазону допускаемых отклонений толщины. кроме того, заказчики, по ряду технических причин, могут изменять и дорабатывать конструкции требуемых профилей. это вынуждает производителей выполнять испытания и вносить коррективы в каталоги и технологическую схему для обеспечения требуемых геометрических и прочностных характеристик готовой продукции. mailto:kvv_mariupol@mail.ru испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 31 цель работы и постановка задач исследования целью работы является проведение испытаний образцов для определения прочностных и геометрических характеристик армирующих профилей открытого типа, оценки их несущей способности и разработки рекомендаций по усовершенствованию их формы и технологии их изготовления. для достижения этой цели следует, на основе анализа способов и технологий производства армирующих профилей, разработать методику испытаний, определить геометрические и прочностные характеристики армирующих профилей открытого типа, выполнить анализ результатов и предложить общие технологические рекомендации по производству армирующих профилей открытого типа. изложение основного материала стальной элемент размещается в средине пвх профиля и предназначается для предания жесткости и прочности оконной конструкции, противостояния эксплуатационным нагрузкам (рис. 1). рис. 1 – примеры расположения армирующих профилей для оконных систем [8] на одном из ведущих частных предприятий г. мариуполя армирующие профили различной конструкции (для оконных систем типа rehau, kbe, veka, alumplast, venta, kommerling, экопласт) изготавливают методом последовательного профилирования. в состав линий изготовления армирующих профилей входят: разматыватель, механизм контроля петли, стан прокатный профилирующий, набор сменных калибровок, ножницы профильные, шкаф управления retal, пульт управления, приемный стол. производительность линии – 1100 погонных метров в час. линии могут укомплектовываться ножницами "летучий рез", что увеличивает производительность линий до 40 … 50 погонных метров в минуту. допускается деформирование ленты толщиной 1,2 … 2,0 мм, шириной 80 … 400 мм. производство гнутых профилей холодной прокаткой существенно расширяет технологические возможности способа и позволяет менять конфигурацию профиля в зависимости от технических требований, требований заказчика, геометрических изменений в исходном сырье и т.д. так предприятию, использующему, в основном, в качестве исходного сырья рулоны цеха холодного проката пао «ммк им. ильича», необходимо было освоить прокатку профиля измененной конструкции к оконным системам veka. профиля окон veka, которые, в соответствии с каталогом, имеют толщину 1,5 мм и конфигурацию, приведенную на рис. 2 и рис. 3, были изменены. новые конфигурации профилей приведены на рис. 4 и рис. 5, причем здесь толщина металла составляет 1,4 мм. материал – сталь 0,8пс гост 1050. испытания и необходимые расчеты были выполнены в соответствии с действующими нормативными документами (гост, исо), определяющими порядок проведения экспериментальных исследований профилей на изгиб, кручение и растяжение, а также согласно методикам, изложенным в специальной технической литературе по сопротивлению материалов [6 9]. опыты проведены с использованием стандартного испытательного оборудования: машин умм-10, умм-20 (р-20), а также мерительного инструмента прошедших метрологическую проверку в установленные сроки. для испытания армирующих профилей на кручение использована испытательная машина, установленная в лаборатории кафедры сопротивления материалов, развивающая крутящий момент до 500 н*м (100 кг нагрузки на 0,5 м плеча). при этом обеспечивается свободное кручение образцов без дополнительных нагрузок в течение всего процесса испытания; центрирование образцов в захватах с несоосностью не более 0,1 мм на каждые 100 мм; плавность статического нагружения; изменение нагрузки с испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 32 погрешностью, не превышающей 1 % от величины измеряемой нагрузки, начиная с 0,2 наибольшего значения каждого диапазона, но не ниже 0,04 предельной нагрузки; возможность нагружения с точностью до одного наименьшего деления шкалы силоизмерителя, а также сохранение постоянства показаний силоизмерителя в течение не менее 30 секунд и измерение угла закручивания с погрешностью, не превышающее 1 градус. данные характеристики находятся в соответствии с требованиями, предъявляемыми гост 3565-80 «металлы. метод испытания на кручение». рис. 2 – профиль kca 34 × 27,8 × 6,5 veka 113229 без подгиба (по каталогу) рис. 3 – профиль kca 38.8 × 29.7 × 20 × 8.5 × 1,5 с veka 113,292 (1.5) (по каталогу) рис. 4 – доработанный профиль кса 34 × 27,8 × 10 × 6,5 × 1,4 с рис. 5 – доработанный профиль kca 38,8 × 29,7 × 10 × 8,5 × 1,4 с соответственно, испытания на кручение и изгиб выполняли по методикам гост 3565-80 «металлы. метод испытания на кручение» и гост 14019-80 (исо 7438-85) «металлы. методы испытания на изгиб» на профилях длинной 340 мм в состоянии их поставки (без выреза специализированных образцов), т.е. в соответствии с требованиями гост 7564-97 «общие правила отбора проб, заготовок и образцов для механических и технологических испытаний» и гост 11474-76 «профили стальные гнутые. технические условия». в результате испытания профиля кса 34 × 27,8 × 10 × 6,5 × 1,4 с на кручение и обработки результатов измерений в соответствии методикой, изложенной в гост 3565-80 «металлы. метод испытания на кручение», получена нагрузочная диаграмма закручивания, которая перестроена в соответствии с требованиями заказчика для наглядной демонстрации величины угла закручивания, приходящегося на 1 мм длины профиля. данная характеристика приведена на рис. 6. кроме того, исследовано изменение момента инерции при кручении в зависимости от угла закручивания (рис. 7). следует отметить, что резкое падение значения момента инерции при закручивании профиля на относительный угол свыше 0,05 град/мм (т.е. больше наблюдаемого стабильного показателя) связано с вовлечением сечения профиля в пластическую область. испытание профилей на изгиб проводили в соответствии с методикой, изложенной в гост 14019-80 (исо 7438-85) «металлы. методы испытания на изгиб». при этом величины опор и гнущих оправок подбирали, исходя из длины поставленных образцов профилей, которая составляла 340 мм. таким образом, используемые диаметры оправок составляли 40 мм, а диаметры опор – 50 мм для обеспечения условий чистого изгиба. расчетное расстояние между опорами составило 260 мм. учитывая, что профиль несимметричный, проводили его испытания на изгиб при приложении силы вдоль полки с максимальным размером и поперёк полки с максимальным размером. результаты испытаний после их обработки, представленные в виде графиков рис. 8 и рис. 9, показывают величину прогиба в миллиметрах, отнесенного к метру длины профиля при определенном его положении. отмечается более быстрая потеря несущей способности профиля при приложении изгибающей нагрузки перпендикулярно плоскости полки с максимальным размером, причем профиль в данном положении выдерживает нагрузку по изгибающему моменту, на 46 % меньшую, чем при деформировании вдоль плоскости полки с максимальной шириной. испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 33 рис. 6 – изменение относительного угла закручивания профиля кса 34 × 27,8 × 10 × 6,5 × 1,4 с в зависимости от величины крутящего момента при испытании рис. 7 – изменение момента сопротивления при кручении в зависимости от величины относительного угла закручивания профиля кса 34 × 27,8 × 10 × 6,5 × 1,4 с рис. 8 – изменение изгибающего момента в зависимости от величины относительного прогиба профиля кса 34 × 27,8 × 10 × 6,5 × 1,4 с при нагружении вдоль стенки с максимальным размером рис. 9 – изменение изгибающего момента в зависимости от величины относительного прогиба профиля кса 34 × 27,8 × 10 × 6,5 × 1,4 с при нагружении поперёк стенки с максимальным размером для определения прочностных характеристик материала профиля были проведены испытания на растяжение плоских образцов, вырезанных в соответствии с требованиями гост 7564-97 «общие правила отбора проб, заготовок и образцов для механических и технологических испытаний» от боковой плоской полки, причем боковая поверхность полки совпадала с боковой поверхностью образца. плоские образцы имели размеры поперечного сечения 1,4  10,1 мм, при этом длина растягиваемой части составляла 76 мм, что было больше минимально допустимой длины по гост 1497-84 (исо 6892-84) «металлы. методы испытаний на растяжение» и гост 11150-84 «методы испытания на растяжение при пониженных температурах» и находилось в соответствии с требуемыми нормативными документами. в результате обработки диаграмм растяжения материала, приведенных на рис. 10, выявлены следующие показатели: относительное удлинение  = 16 18 %, относительное сужение  = 43 56 %, предел текучести т = 240 270 мпа, временное сопротивление разрыву в = 460 480 мпа. расчеты геометрических характеристик поперечных сечений армирующих профилей проводили в соответствии с источником [9]. при этом сечение профиля разбивали на простые фигуры с поиском центра масс каждой и графоаналитическим вычислением расстояний центров масс до произвольно проведенных осей. после вычисления координат центра масс и площади поперечного сечения профиля определяли величины таких характеристик, как радиусы инерции, осевые моменты инерции, полярные, главные и центробежные моменты инерции, моменты сопротивления профиля на изгиб в различных на испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 34 правлениях, а так же моменты инерции и сопротивления при кручении. данные характеристики подтверждены экспериментально. результаты испытаний приведены в табл. 1. а б рис. 10 – диаграммы растяжения плоских образцов, вырезанных из профиля кса 34 × 27,8 × 10 × 6,5 × 1,4 с таблица 1 геометрические характеристики гнутых профилей новой конфигурации характеристики профиль кса 34 × 27.8 × 10 × 6.5 × 1,4 с профиль kca 38,8 × 29,7 × 10 × 8,5 × 1,4 с площадь поперечного сечения 100,4 мм2 111,6 мм2 координаты центра тяжести хс = 10,87 мм, ус = 8,75 мм хс = 12,8 мм, ус = 9,0 мм главные оси инерции 1 = -37,7 ; 2 = 52,3 1 = -35,4; 2 = 54,6 радиусы инерции ix = 1,13 см, iy = 0,92 см, i = 1,46 см ix = 1,28 см, iy = 0,98 см, i = 1,61 см осевые моменты инерции jx = 1,2811 см4, jy = 0,8463 см4 jx = 1,8272см4, jy = 1,0778 см4 полярный момент инерции jр = 2,1273 см4 jр = 2,9051 см4 центробежный момент инерции jxy = 0,8315 см4 jxy = 1,0778 см4 главные моменты инерции (относительно главных осей инерции) jmax = 1,9231 см4, jmin = 0,2042 см4 jmax = 2,5936 см4, jmin = 0,3115 см4 моменты сопротивления при изгибе wx1 = 0,554 мм3, wx2 = 1,179 мм3, wy1 = 0,444 мм3, wy2 = 0,967 мм3 wx1= 0,703мм3, wx2 = 1,427мм3, wy1 = 0,521мм3, wy2 = 1,195 мм3 момент инерции при кручении jк = 0,0129 см4 jк = 0,0138 см4 момент сопротивления при кручении wк = 0,046 см 3 wк = 0,049 см3 испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 35 полученные геометрические характеристики внесены в каталог сопровождения доработанных конструкций профилей. их производство не требует изменения количества переходов гибки и клетей стана, однако требует более точной его настройки для соблюдения технических условий по допустимым геометрическим отклонениям, которые, ввиду уменьшения толщины, становятся жестче. в перспективе не сложно определить экономию материала на погонный метр профиля. выводы 1. выполнен анализ назначения, основных способов и технологий производства армирующих профилей открытого сечения, и показана экономико-экологическая обоснованность изготовления холодногнутых профилей способом последовательного профилирования в валках. 2. разработана методика испытаний и определения прочностных и геометрических характеристик гнутых профилей измененной конфигурации. при этом достаточным оказалось использование стандартного испытательного оборудования и методов графо аналитического определения физико геометрических показателей. 3. определены геометрические и прочностные показатели стальных гнутых профилей новой конфигурации, как основные приемо сдаточные характеристики технологии их производства. изменение конструкции профиля не требует существенных изменений технологии, однако геометрические отклонения будут более чувствительны к точности настройки стана. литература 1. армирующий профиль [электронный ресурс].  режим доступа: // http://www.industryukraine.com.ua/armiruyushhiy-profil 2. данченко в.н. производство профилей из алюминиевых сплавов. теория и технология / в.н. данченко, а.а. миленин, а.н. головко.  днепропетровск : днвп "системные технологии", 2001.  448 с. 3. локотунина н.м. совершенствование технологии производства холодногнутых профилей с улучшенными эксплуатационными свойствами для дорожных ограждений автомагистралей : дисс. … канд. техн. наук : 05.16.05 / локотунина наталья михайловна. – магнитогорск, 2001. – 136 с. 4. синельников а.с. прочность просечно-растяжного профиля / а.с. синельников // инженерно-строительный журнал. – № 5. – 2015. – c. 74-115. 5. moen c.d. experiments on cold-formed steel columns with holes / c.d. moen, b.w. schafer // thin-walled structures, 2008. – no. 46. – pp. 1164-1182. 6. ободовский б.а. сопротивление материалов в примерах и задачах. учеб. пособие. 4-е изд., перераб. и доп. / б.а. ободовский, с.е. ханин. – харьков: харьк. ун-т, 1981. – 344 с. 7. мищенко о.в. производство гнутых профилей с отбортовками в роликах методом интенсивного деформирования : монография / о.в. мищенко, в.и. филимонов. – ульяновск: улгту, 2011. – 122 с. 8. армирующий профиль для оконных систем [электронный ресурс].  режим доступа : // http://mimege.ru/search/profil-armiruyushchiy 9. писаренко г.с. опір матеріалів / г.с. писаренко, о.л. квітка, е.с. уманський. за ред. г.с. писаренка. – к. : вища школа, 1993. – 655 с. поступила в редакцію 25.12.2015 испытание армирующих профилей и определение их прочностных и геометрических характеристик проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 36 kukhar v.v., nagnibeda n.n. the testing of reinforced profiles and determination of they durability and geometrical properties. the paper presents key methods and technologies for the production of reinforcing profiles of open cross-section with the ecological economic perspective is justified by the rationality of the manufacture of cold formed steel profiles is the sequential profiling in the rolls method. were developed method of testing strength and geometric characteristics of the bent profiles with modified configuration. used standard test equipment and methods graph-analytical determination of physical and geometrical parameters. geometric and strength characteristics of steel roll-formed profiles with new configuration discribed a basic acceptance of the product characteristics. it is describes that the changing profile design does not require significant technology changes, but the geometric deviation are more sensitive to the accuracy of the mill setup. keywords: steel reinforcing profile, open section, profiling in rolls, testing, bending, torsion, tension, geometrical and strength characteristics. references 1. armiruyuschiy profil, url: // http://www.industry-ukraine.com.ua/armiruyushhiy-profil 2. danchenko v.n., milenin a.a., golovko a.n. proizvodstvo profiley iz alyuminievyih splavov. teoriya i tehnologiya, dnepropetrovsk : dnvp "sistemnyie tehnologii", 2001, 448 p. 3. lokotunina n.m. sovershenstvovanie tehnologii proizvodstva holodnognutyih profiley s uluchshennyimi ekspluatatsionnyimi svoystvami dlya dorozhnyih ograzhdeniy avtomagistraley : diss. kand. tehn. nauk : 05.16.05, lokotunina natalya mihaylovna. magnitogorsk, 2001, 136 p. 4. sinelnikov a.s. prochnost prosechno-rastyazhnogo profilya, inzhenerno-stroitelnyiy zhurnal. n 5. 2015, p. 74-115. 5. moen c.d., schafer b.w. experiments on cold-formed steel columns with holes, thin-walled structures, 2008, no. 46. pp. 1164-1182. 6. obodovskiy b.a. khanin s.e. soprotivlenie materialov v primerah i zadachah. ucheb. posobie. 4-e izd., pererab. i dop., kharkov: khark. un-t, 1981, 344 p. 7. mischenko o.v., filimonov v.i. proizvodstvo gnutyih profiley s otbortovkami v rolikah metodom intensiv-nogo deformirovaniya : monografiya, ulyanovsk: ulgtu, 2011, 122 p. 8. armiruyuschiy profil dlya okonnyih sistem, url: // http://mimege.ru/search/profil-armiruyushchiy 9. pisarenko g.s., kvitka o.l., umanskiy e.s. opir materialiv,. za red. g.s. pisarenka. k. : vischa shkola, 1993, 655 p. 2 ole_link2 закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 21 українець м.с. інститут проблем матеріалознавства ім. і.м. францевича нану, м. київ, україна e-mail: maximukrainets22@gmail.com закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» удк 541.123; 669.058; 629.045 nial має значний науковий інтерес як електродний матеріал для отримання жаростійких покриттів методом електроіскрового легування (еіл). для підвищення зносостійкості таких покриттів доцільним є введення в об’єм інтерметаліду часток дибориду хрому. за допомогою гарячого пресування було отримано електроди системи «nialcrb2» із 15-45 мас.% домішок crb2. був встановлений вплив кількості дибориду хрому на технологічні параметри процесу легування. швидкість зношування отриманих покриттів була визначена при температурі t = 500 °c за схемою «pin-on-disc». показано, що введення crb2 до nial призводить до значного зростання зносостійкості інтерметаліду. було досліджено доріжки тертя та встановлено закономірності зношування отриманих покриттів. ключові слова: еіл, інтерметалід, nial, диборид, crb2, високjтемпературне тертя, зносостійкість. вступ електроіскрове легування (еіл) – процес нанесення матеріалу плавкого електроду на електропровідну підкладку за допомогою пульсуючої електричної дуги, яка характеризується короткотривалими імпульсами з великою силою струму [1]. основним напрямком застосування еіл є нанесення зносо та/чи корозійностійких покриттів [2]. матеріали на базі ni та його сполук, в тому числі алюмініду нікелю (nial), мають значний науковий інтерес, як електродний матеріал для електроіскрового легування [1 3]. порівняно із жароміцними сплавами на основі ni (hastelloy, inconel, waspaloy, rene, хн65мв, жс26), що призначені для виготовлення деталей газотурбінних двигунів (гтд), алюмінід нікелю має низьку густину та високу температуру плавлення, окиснювальну та корозійну стійкість, що забезпечило його широке використання в авіапромисловості у якості захисних покриттів для елементів гтд. проте, застосування nial як високотемпературного зносостійкого матеріалу є обмеженим внаслідок росту його пластичності при підвищених температурах [4, 5]. наслідком пластичної деформації інтерметаліду є руйнація плівки al2o3, яка утворюється на поверхні алюмініду нікелю в процесі його окиснення під впливом високих температур та запобігає схоплюванню поверхонь компонентів пари тертя [5]. це призводить до реалізації адгезійного механізму зношування. з метою підвищення зносостійкості інтерметалід дисперсно армується тугоплавкими сполуками, які забезпечують його міцність і жорсткість при підвищенні температури та виконують роль зносостійкої фази [4 9]. базуючись на результатах попередніх досліджень газотермічних композиційних покриттів систем nial-meb2 [7 9] диборид хрому був обраний у якості армуючої фази електродів для електроіскрових покриттів на базі nial. введення crb2 підвищує міцність і жорсткість покриття, запобігаючи руйнації оксидних плівок на поверхні. завдяки цьому реалізується окиснювальний механізм зношування. метою даної роботи є дослідження закономірностей процесу нанесення та зношування електроіскрових покриттів на базі nial з домішками crb2 в концентраційному діапазоні 15 – 45 % (тут і далі вміст надається в масових відсотках). таблиця 1 режими нанесення еіл покриттів установки «alier-52» параметри режиму режим нанесення тривалість імпульсу струму, мкс ± 20 % амплітуда імпульсу струму, a ± 20 % енергія імпульсу струму, дж частота повторення імпульсу, гц частота вібрації тримача електродів, гц 1 20 200 0,045 100 600 2 40 200 0,09 100 600 3 80 200 0,29 100 600 4 170 200 0,61 100 600 5 350 200 1,26 100 600 6 700 200 2,52 100 600 7 1400 200 5,0 100 600 mailto:maximukrainets22@gmail.com закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 22 рис. 1 – схема установки для високотемпературного триботестування: 1 – фіксатор зразків (рухомий); 2 – нагрівальний елемент із захисним кожухом; 3 – зразок із еіл покриттям; 4 – контр-тіло; 5 – фіксатор контр-тіла (нерухомий) експериментальна частина електродні матеріали були отримані шляхом змішування вихідних порошків nial та crb2 у кількості 15%, 30% та 45% з подальшим гарячим пресуванням при т = 1400 °c. із спресованих заготовок було вирізано електроди у вигляді паралелепіпедів із розмірами 3×4×36 мм. у якості підкладок для дослідження кінетики приросту маси катоду у процесі легування використовувалися куби із довжиною сторони 10 мм, виготовлені із сталі 20 [10]. кінетика приросту маси катоду та ерозії аноду визначалася шляхом зважування підкладки та електроду після кожної хвилини нанесення покриття на аналітичних вагах влр-200. для нанесення еіл покриттів використовувалася установка «alier-52». режими роботи установки приведені в таблиці 1. основними критеріями вибору режиму нанесення електроіскрових покриттів в даній роботі були рівномірний приріст покриття по всій площі підкладки та висока продуктивність процесу. в результаті досліджень, проведених заздалегідь, було встановлено, що для nial оптимальним є 4 режим, а для розроблених композиційних матеріалів – 7. рис. 2 – мікроструктура електроду nial-30% crb2: 1 – nial; 2 – crb2 розроблені покриття були нанесені на стержні 5 × 15 мм, виготовлені зі сталі 20, для дослідження їх зносостійкості за схемою «pin-on-disc» (рис. 1). триботестування проводилося при температурі 500 °c. інші параметри процесу – тиск в зоні контакту p = 2 мпа, швидкість v = 1,5 м/с, дистанція тертя s = 1000 м. у якості контр-тіл використовувалися диски 40 мм з покриттям nial. металографічний та мікрорентгеноспектральний аналіз поверхонь тертя розроблених покриттів проводився на мікроскопі рем-106 и. результати та обговорення електроди, отримані шляхом гарячого пресування порошків nial та crb2 мають характерну для дисперсно армованих матеріалів структуру – диборид хрому рівномірно розподілений по всьому об’єму інтерметаліду. на рис. 2 наведена мікроструктура електродного матеріалу nial-30% crb2. закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 23 0 1 2 3 4 5 6 7 8 -0,2 0,0 0,2 0,4 0,6 8 1 2 час нанесення (хв)   к     , г   а , г 4 5 3 6 7 рис. 3 – кінетика трансферу матеріалу під час легування: приріст маси катоду (c): 1 – nial; 2 – nial-15% crb2; 3 – nial-30% crb2; 4 – nial-45% crb2; ерозія аноду (a): 5 – nial; 6 – nial-15% crb2; 7 – nial-30% crb2; 8 – nial-45% crb2. при легуванні сталевого зразку електродом на базі nial спостерігається плавне збільшення його маси протягом 7 хвилин (рис. 3, крива 1). під час нанесення покриття nial-15% crb2 приріст катоду () зростає до значення 0,52 г (рис. 3, крива 2), після чого плавно зменшується протягом 2 хвилин і стабілізується. із збільшенням кількості дибориду хрому до 30 % та 45 % спад росту маси катоду спостерігається на 3 та 2 хвилинах відповідно (рис. 3, криві 3 і 4). а б в г рис. 4 – мікроструктура електроіскрових покриттів: 1 – покриття; 2 – перехідна зона; 3 – підкладка; а – nial; б – nial-15% crb2; в – nial-30% crb2; г – nial-45% crb2 закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 24 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 0,942 0,510 0,443 nial 45% crb 2 nial 30% crb 2 nial 15% crb 2 ін те нс ив ні ст ь з но ш ув ан ня (м м /к м ) nial 0,827 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 рис. 5 – мікроструктура покриття nial-30% crb2 після 7 хвилин нанесення рис. 6 – інтенсивність зношування електроіскрових покриттів базуючись на результатах аналізу кінетики масоперенесення отримано електроіскрові покриття. час нанесення nial та композиційних матеріалів із 15 %, 30 % та 45 % crb2 становив 7, 4, 3 та 2 хвилини відповідно. отримані електроіскрові покриття характеризуються щільністю в діапазоні 70 – 80 % та присутністю перехідної зони глибиною близько 30 мкм, що являє собою сталь, леговану ni, al та cr (рис. 4, а г, ділянка 2). покриття nial характеризується численними тріщинами, що зароджуються в перехідній зоні і прямують в напрямку приросту покриття (рис. 4, а). основною причиною утворення тріщин, очевидно, є залишкові напруження, як наслідок великої різниці коефіцієнтів термічного розширення nial (18 … 22 ×10-6 к-1) [4] та сталі (12 ×10-6 к-1) [10]. введення до складу nial дибориду хрому у кількості 15 % та 30 % запобігає утворенню тріщин шляхом релаксації вищезгаданих напружень (рис. 4, б, в). збільшення вмісту crb2 до 45 % зменшує міцність зв’язку інтерметалічної матриці з тугоплавкою сполукою, що негативно впливає на запобігання утворенню тріщин (рис. 4, г). з метою дослідження явища зменшення приросту маси катоду при збільшенні часу нанесення покриття проведено мікроаналіз покриття nial – 30% crb2, отриманого після 7 хвилин електроіскрового легування сталевої заготовки (рис. 5). покриття характеризується високою товщиною (150 – 200 мкм), низькою суцільністю та великою кількістю тріщин, які, зароджуються в перехідній зоні. причиною їх утворення, очевидно, є залишкові напруження, що накопичуються протягом процесу нанесення. після 3-ї хвилини легування тріщини розвиваються і скупчуються, утворюючи межі розділу, по яким відбувається поділ покриття на фрагменти з подальшою його руйнацією. інтенсивність руйнування зростає з 3 хвилини нанесення і досягає максимуму на 5 хвилині, коли маса електродного матеріалу, що переноситься дорівнює масі покриття, яке руйнується одночасно протягом того ж періоду. таким чином, для проведення трибодосліджень були виготовлені зразки шляхом легування торців сталевих стержнів електродами на базі nial та композиційних матеріалів із 15%, 30% та 45% crb2 протягом 7, 4, 3 та 2 хвилин відповідно. отримані покриття було апробовано шляхом визначення їх зносостійкості при температурі 500 °с за схемою «pin-on-disc». згідно з результатами (рис. 6), введення до складу інтерметаліду 15 % та 30 % дибориду хрому підвищує зносостійкість покриттів на базі nial до двох разів у порівнянні з вихідним інтерметалідом. при терті покриття nial реалізується адгезійний механізм зношування. під впливом високої температури та навантажень у зоні тертя захисна оксидна плівка al2o3, яка утворюється на поверхні алюмініду нікелю, руйнується, що призводить до схоплювання матеріалу контр-тіла з покриттям (рис. 7, а, фаза 1). внаслідок цього переважна частина поверхні доріжки тертя покрита матеріалом, перенесеним з контр-тіла (рис. 7, а, фаза 2). введення до складу інтерметаліду дибориду хрому в кількості 15 % та 30 % підвищує міцність та жорсткість покриття, що позитивно впливає на збереження та формування захисних оксидних плівок на його поверхні. в даному випадку відбувається трансформація адгезійного механізму зношування на окиснювальний. доріжка тертя являє собою початкове покриття (рис. 7, б, в, фаза 1) із одиничними зонами переносу продуктів тертя (рис. 7, б, в, фаза 2). основним механізмом зношування матеріалу nial-45% crb2 являється руйнація покриття (рис. 7, г, фаза 1) внаслідок розвитку тріщин, що мають вихід на поверхню. в даних тріщинах накопичуються продукти тертя (рис. 7, г, фаза 2), які працюють як клин, що сприяє поширенню тріщин в об’ємі покриття з подальшим відколюванням його частин. закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 25 а б в г рис. 7 – мікроструктура поверхонь тертя електроіскрових покриттів, ×25, 1 – покриття; 2 – продукти тертя: а – nial; б – nial-15% crb2; в – nial-30% crb2; г – nial-45% crb2 мікроструктура доріжки тертя nial складається з двох основних фаз – конгломерованих та дрібних продуктів тертя (рис. 8, а, фаза 2), що приєдналися до власне самого покриття (рис. 8, а, фаза 1). продукти тертя утворені, в основному, дрібними частками інтерметаліду, який, в даному випадку, є матеріалом покриття та контр-тіла, а також фрагментами зруйнованих оксидних плівок на базі ni та al. в процесі тертя nial-15(30)% crb2 продукти тертя утворюють на поверхні композиційного покриття (рис. 8, б, в, фаза 1) плівкоподібні нашарування (рис. 8, б, в, фаза 2). в даному випадку мікроаналізатор, окрім вищезгаданих складових продуктів трибосинтезу, реєструє наявність оксидних плівок на базі cr та b. для покриття nial-45% crb2 характерним є накопичення часток продуктів тертя у поверхневих дефектах (рис. 8, г, фаза 2). а б закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 26 в г рис. 8 – мікроструктура поверхонь тертя електроіскрових покриттів, ×200, 1 – покриття; 2 – продукти тертя: а – nial; б – nial-15% crb2; в – nial-30% crb2; г – nial-45% crb2 висновки базуючись на результатах проведеного дослідження можна зробити наступні висновки: 1. введення армуючої фази до складу інтерметаліду підвищує його міцність та жорсткість, трансформуючи адгезійний механізм зношування покриття nial на окиснювальний для nial-15(30)% crb2, що робить даний інтерметалід придатним для використання у високотемпературних вузлах тертя. 2. додавання crb2 у кількості 15 % та 30 % до складу електродного матеріалу запобігає утворенню та розповсюдженню тріщин в отриманих покриттях і підвищує їх зносостійкість. 3. введення 45% дибориду хрому до складу nial погіршує кінетику приросту маси катоду у процесі легування та знижує опір отриманого покриття до зародження і розповсюдження тріщин, які негативно впливають на його цілісність та зносостійкість. література 1. xie, y.j. epitaxial mcraly coating on a ni-base superalloy produced by electrospark deposition / y.j. xie, m.c. wang // surf. coatings technol. – 2006. – № 201. – с. 3564–3570. 2. xie, y.j. isothermal oxidation behavior of electrospark deposited mcralx-type coatings on a nibased superalloy / y.j. xie, m.c. wang // j. alloys compd. – 2009. – № 480. – с. 454–461. 3. liang, j. hot corrosion resistance of electrospark-deposited al and ni cr coatings containing dispersed y2o3 particles / j. liang, w. gao, z. li, y. he // mater. lett. – 2004. – № 58. – с. 3280–3284. 4. miracle, d.b. nial and its alloys / d.b. miracle, r. darolia // structural applications of intermetallic compounds. – new york: john wiley & sons, 2000. – с. 55 – 74. 5. guo, j. wear properties of nial based materials / j. guo, z. wang, l. sheng, l. zhou, c. yuan, z. chen, l. song // prog. nat. sci. mater. int. – 2012. – № 22. – с. 414–425. 6. hawk, j.a. abrasive wear behavior of nial and nial–tib2 composites / j.a. hawk, d.e. alman // wear. – 1999. – № 225-229. – с. 544–556. 7. umanskyi, o. physical-chemical interaction in nial-meb2 systems intended for tribological applications / o. umanskyi, o. poliarus, m. ukrainets, m. antonov // welding journal. – 2015. – 94. – с. 225– 230. 8. уманский, а.п. влияние добавок тугоплавких боридов на механизмы изнашивания плазменных покрытий на основе интерметаллида nial / а.п. уманский, е.н. полярус, м.с. украинец, а.д. костенко // проблеми трибології. – 2014. – № 1. – с. 46–52. 9. umanskyi, o. effect of zrb2, crb2 and tib2 additives on the tribological characteristics of nialbased gas-thermal coatings / o. umanskyi, o. poliarus, m. ukrainets, i. martsenyuk // key eng. mater. – 2014. – № 604. – с. 20–23. 10. зубченко, а.с., колосков, м.м., каширский, ю.в. и др. марочник сталей и сплавов – м.: машиностроение, 2003. – 784 с. поступила в редакцію 11.05.2016 закономірності нанесення та зношування електроіскрових покриттів системи «nial-crb2» проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 27 ukrainets m. regularities of deposition and wear of electrospark deposited coatings of nial-crb2 system. nial has considerable scientific interest as an electrode material for heat-resistant coatings obtaining using electrospark alloying. chromium diboride reinforcing additive introducing into intermetallic in order to improve the wear resistance of such coatings is reasonable. the electrodes of the nial-crb2 system with 15-45 wt.% of chromium diboride additives were obtained by hot pressing. the influence of the crb2 additive amount on the technological parameters of the alloying process was studied. the wear rate of the obtained coatings was determined by «pin-on-disc» scheme at t = 500° c. it was shown that the crb2 introduction into nial leads to a significant increase of intermetallic wear resistance. worn surfaces were studied and the regularities of obtained coating wear were determined. keywords: esa, intermetallic, nial, diboride, crb2, high-temperature sliding, wear resistance. references 1. xie, y.j., wang, m.c. epitaxial mcraly coating on a ni-base superalloy produced by electrospark deposition, surf. coatings technol., 2006, no 201, pp. 3564–3570. 2. xie, y.j., wang, m.c. isothermal oxidation behavior of electrospark deposited mcralx-type coatings on a ni-based superalloy, j. alloys compd., 2009, no 480, pp. 454–461. 3. liang, j., gao, w., li, z., he, y. hot corrosion resistance of electrospark-deposited al and ni cr coatings containing dispersed y2o3 particles, mater. lett., 2004, no 58, pp. 3280–3284. 4. miracle, d.b., darolia, r. nial and its alloys, structural applications of intermetallic compounds, new york: john wiley & sons, 2000, pp. 55 – 74. 5. guo, j., wang, z., sheng, l., zhou, l., yuan, c., chen, z., song, l. wear properties of nial based materials, prog. nat. sci. mater. int., 2012, no 22, pp. 414–425. 6. hawk, j.a., alman, d.e. abrasive wear behavior of nial and nial–tib2 composites, wear, 1999, no 225-229, pp. 544–556. 7. umanskyi, o., poliarus, o., ukrainets, m., antonov, m. physical-chemical interaction in nialmeb2 systems intended for tribological applications, welding journal, 2015, no 94, pp. 225–230. 8. umanskyi, a.p., poliarus, e.n., ukrainets, m.s., kostenko, a.d. vlijanie dobavok tugoplavkih boridov na mehanizmy iznashivanija plazmennyh pokrytij na osnove intermetallida nial, problems of tribology, 2014, no 1, pp. 46–52. 9. umanskyi, o., poliarus, o., ukrainets, m., martsenyuk, i. effect of zrb2, crb2 and tib2 additives on the tribological characteristics of nial-based gas-thermal coatings, key eng. mater., 2014, no 604, pp. 20–23. 10. zubchenko, a.s., koloskov, m.m., kashirskij, ju.v. i dr. marochnik stalej i splavov. moskva: mashinostroenie, 2003. 784 p. ole_link1 ole_link11 ole_link12 ole_link17 ole_link18 ole_link19 ole_link33 ole_link34 ole_link6 ole_link7 ole_link70 ole_link71 ole_link72 ole_link79 ole_link80 ole_link81 ole_link82 ole_link83 ole_link10 ole_link15 ole_link16 ole_link2 ole_link20 ole_link21 ole_link22 ole_link23 ole_link24 ole_link25 ole_link26 ole_link27 ole_link28 ole_link29 ole_link3 ole_link30 ole_link31 ole_link40 ole_link41 ole_link58 ole_link59 ole_link60 ole_link61 ole_link8 ole_link9 ole_link37 ole_link38 ole_link39 ole_link92 ole_link93 ole_link94 ole_link95 ole_link4 ole_link42 ole_link43 ole_link44 ole_link45 ole_link46 ole_link47 ole_link48 ole_link5 ole_link51 ole_link52 ole_link65 ole_link66 ole_link67 ole_link68 ole_link69 ole_link35 ole_link36 ole_link49 ole_link50 ole_link62 ole_link63 ole_link64 ole_link96 ole_link97 ole_link53 ole_link54 ole_link57 дослідження впливу домішок нанопорошку оксиду алюмінію на зносостійкість плазмових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 100 фурман в.к., чорний а.в., смирнов і.в. національний технічний університет україни «київський політехнічний інститут», м. київ, україна e-mail: luga-sava@mail.ru дослідження впливу домішок нанопорошку оксиду алюмінію на зносостійкість плазмових покриттів удк 621.793 одним з ефективних способів керування структурою та підвищення експлуатаційних властивостей напилених покриттів, вважається введення в матрицю нанокомпонентів. досліджена зносостійкість, мікротвердість та стійкість до термоциклування плазмових покриттів на основі самофлюсівного порошку пг-ср2 з додавання до його складу нанодисперсного порошку оксиду алюмінію. встановлено, що в результаті додавання нанодисперсного оксиду алюмінію до складу самофлюсівного порошку марки пг-ср2 відбувається підвищення зносостійкості та мікротвердості плазмово-напилених покриттів. ключові слова: знос, плазмово напилені покриття, нанодисперсні порошки, мікроструктура, термоциклування. вступ в даний час ефективним способом підвищення надійності і довговічності деталей і вузлів сучасної техніки, яка працює в умовах високих навантажень, сухого і граничного тертя, газової ерозії та абразивного зношування є нанесення захисних плазмових покриттів. особливе місце серед них займають покриття, що забезпечують високий рівень зносостійкості. внаслідок важких режимів навантаження деталі механізмів часто виходять з ладу через знос робочих поверхонь. тому виникає нагальна потреба у підвищенні стійкості їх поверхневих шарів. дослідженнями багатьма вітчизняними та закордонними вченими за останні роки встановлено, що одним із основних факторів, які впливають на будову та властивості поверхневих шарів є введення до їх складу домішок у вигляді різних нанодисперсних порошків карбідів, боридів, оксидів і нітридів перехідних металів [1, 2, 3]. частинки нанопорошків, як модифікатори першого роду, забезпечують прискорене і більш рівномірне затвердіння металу в покритті, здійснюють певний вплив на розмір зерен та неметалевих включень. так, у роботі [4] наведені результати випробувань на зношення наплавленого металу типу 40х13, 25хг2с, 300х28м, модифікованого нанооксидами алюмінію, титану та кремнію через зварювальну ванну за різними схемами введення. показано, що введення у зварювальну ванну нанооксидів призводить до помітного підвищення зносостійкості наплавленого металу у 5 7 разів, тоді як при застосуванні традиційних підходів на базі зміни системи легування тільки у 1,5 3 рази. можлівість модіфікації шару бронзи в процесі плазмово порошкового наплавлення матеріалу пг-19м-01 нанорозмірними частинками al2o3 показано в роботі [5]. результатом введення нанорозмірних компонентів є зміна структури бронзи і значне підвищення твердості наплавленого шару. пошуку ефективних модифікаторів для отримання композиційних покриттів з антифрикційними властивостями присвячена робота [6], в якій після аналізу ефективності застосування ультрадисперсних оксидів зі структурою корунду та рутилу, вуглецю та нітриду бору, а також металів зі структурами типу вольфраму та магнію, робиться висновок про доцільність застосування, як модифікатора, оксиду алюмінію. в роботі [7] за допомогою високоенергетичного планетарного кулькового млина отримували нанокомпозиційний порошок al al2o3 з розміром частинок оксиду алюмінію 20 40 нм, що забезпечувало підвищення твердості в 1,5 2 рази та зносостійкості напилених покриттів в середньому на 85 % 91 %. тому введення в матрицю нанорозмірних порошків дозволяє вирішити поставлену інженерну задачу шляхом створення покриттів зі спеціальними властивостями на поверхні деталі або виробу. стає можливим виробництво деталей з більш дешевого матеріалу, або з меншою товщиною стінки, без використання дорогих і рідкісних матеріалів, при цьому навіть відносно невелике підвищення зносостійкості таких деталей дає значний економічний ефект. постановка проблеми мета роботи полягала в дослідженні зносостійкості плазмових покриттів на основі самофлюсівного порошку пг-ср2 з додавання до його складу нанодисперсного порошку оксиду алюмінію. результати досліджень для встановлення оптимальних значень вмісту нанокомпонентів у плазмових покриттях проводили випробування на зносостійкість та визначали їх мікротвердість. процес зношування досліджували в mailto:luga-sava@mail.ru дослідження впливу домішок нанопорошку оксиду алюмінію на зносостійкість плазмових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 101 умовах сухого тертя на машині тертя смц-2 за схемою ролик (контртіло загартована сталь у8) – плаский зразок з покриттям, при навантаженні 3 кг. мікротвердість отриманих покриттів визначали вдавлюванням алмазної піраміди віккерса з навантаженням 0,98 н на мікротвердомірі пмт-3. у якості нанокомпонентів застосовували оксид al2o3 фракцією 50 60 нм, який вводився у концентраціях від 0,5 об.% до 5 об.%. для приготування гомогенної порошкової суміші з мікрота наночастинок застосовували механохімічну обробку в планетарному кульовому млині xqm-2, з додатковим вакуумуванням робочих ємностей. наночастинки оксиду алюмінію в умовах вакууму та механохімічної обробки переходять в активований стан і приєднуються до частинок інших елементів, утворюючи фізичні зв'язки між компонентами, що дозволяє під час подальшого плазмового напилення переносити їх в покриття. напилення порошків здійснювали плазмотроном з частково винесеною дугою і додатковим обдуванням плазмового струменя концентричним потоком захисного газу. струм дуги встановлювався в межах 80 90 а, напруга 35 50 в, продуктивність до 4 кг/год із загальною витратою плазмоутворюючого, транспортуючого і захисного газу (аргону) 5 л/хв. завдяки таким конструктивним особливостям і технологічним режимам, характер течії плазмового струменя був близький до ламінарного, що забезпечує сприятливі умови для збереження та перенесення в покриття наночастинок. застосування нанодисперсного порошку оксиду алюмінію в поєднанні з частинками крупної фракції призводить до формування неоднорідної структури покриття. в частинці порошку, яка потрапляє на поверхню основи під час плазмового напилення зі швидкістю не більше 200 м/с відбуваються звичайні фізико-хімічні процеси, проте через наявність наночастинок умови формування покриттів змінюються. деформація напилюваних частинок здійснюється при зниженій в’язкості та щільності, що може призводити до зменшення площі фізичного контакту та погіршення механічних властивостей зі збільшенням кількості нанопорошку в покритті. під час кристалізації та охолодження в покритті також можуть відбуватись хімічні реакції і поліморфні перетворення під впливом наночастинок, що призводить до формування складної структури композиційного покриття, фазовий склад і властивості якого залежать від розвитку реакції, як в плазмовому потоці, так і на поверхні основи. для створення однорідної структури та підвищенню адгезійної міцності зразки з напиленими покриттями піддавали оплавленню в муфельній печі при температурі (1050 ± 20) °с впродовж 5 хв. хімічний склад плазмово-напилених покриттів в окремих ділянках, досліджений за допомогою мікроаналізатора рem 106i, наведено в табл. 1, 2 та на рис. 1. таблиця 1 хімічний склад плазмового покриття на основі самофлюсівного порошку пг-ср2+0,2% al2o3 спектри елементи,% 1 2 3 4 5 ni 73,73 86,75 87 84,16 80,63 fe 4,57 3,77 3,69 4,84 7,17 cr 19,61 8,38 9,12 10,17 11,25 si 1,16 0,98 0,15 0,79 0,76 al 0,93 0,13 0,05 0,04 0,19 проведений мікроструктурний аналіз покриттів (рис. 2) показав, що додаткове оплавлення призводить до впорядкованості структури покриття та підвищенню адгезійної міцності, характерної для утворення перехідних дифузійних зон, які найбільш наочно спостерігаються при травленні в хлористому ангідриті. збільшення об’ємної долі наночастинок al2o3 до 5% призводить до розтріскування покриття в результаті збільшення залишкових напружень. результати мікроаналізу свідчать про нерівномірний розподіл елементів в структурі покриття, зокрема, алюміній, в основному зосереджений у несплавлених ділянках покриття (спектр 1 рис. 1). на основі цих даних можна побічно констатувати про наявність та розподілення в покритті нанодисперсних частинок оксиду алюмінію. рис. 1 – мікроструктура плазмового покриття з порошку пг-ср2 + 0,2% al2o3 дослідження впливу домішок нанопорошку оксиду алюмінію на зносостійкість плазмових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 102 а б в рис. 2 – мікроструктура плазмового покриття системи пг-ср2 + al2o3 після оплавлення та травлення електролітичним способом: а – пг-ср2; б – пг-ср2 + 1 % al2o3; в – пг-ср2 + 5 % al2o3 покриття на основі порошку пг-ср2 піддавались випробовуванню на стійкість до термоциклуванню. зразки з покриттям нагрівались в муфельній печі до температури 850±20ºс, після чого різко ожолоджувалися у воді. хімічний склад поверхні покриттів після рентгенофлуорисцентного аналізу показані в табл. 2. таблиця 2 хімічний склад плазмових покриттів на основі самофлюсівного порошку пг-ср2 елементи,% покриття ni cr si fe al ca cu p s пг-ср2 (50 термоциклів) 72,237 ± 0,349 12,489± 0,149 7,242± 0,355 5,954± 0,089 0,995± 0,173 0,608± 0,070 0,475± 0,089 пг-ср2+0,5%al2o3 (50 термоциклів) 65,621± 0,564 15,531± 0,152 7,927± 0,407 5,779± 0,065 1,819± 0,700 1,672± 0,087 0,479± 0,029 0,775± 0,076 0,398± 0,117 пг-ср2+1%al2o3 (50 термоциклів) 69,888± 0,525 14,510± 0,165 6,763± 0,339 5,973± 0,087 0,381± 0,591 1,424± 0,151 0,429± 0,053 0,197± 0,094 0,435± 0,098 пг-ср2+1,5%al2o3 73,240± 0,489 15,259± 0,154 2,804± 0,248 6,046± 0,082 1,110± 0,561 0,239± 0,106 0,259± 0,053 1,044± 0,115 в результаті проведенних випробувань можна зробити висновок, що всі покриття витримали 50 термоциклів без відшарування. при цьому, покриття без домішок нанопорошку, вже після перших 15 циклів мали потемніння, а після 50 циклів сильно окиснену і пошкоджену поверхню. мікроаналіз покриття показав, що нанодобавки оксиду алюмінію при напиленні переносяться в покриття та не вигорають під час температурних випробувань (табл. 2). проведені випробування на зношування в умовах сухого тертя (рис. 3) показали, що діапазон оптимальних значень вмісту нанопорошку знаходиться в межах 0,2 1,0 об.% при застосуванні порошку на основі самофлюсівного сплаву системи nі-сr-в-sі (пг-ср2). а б рис. 4 – кінетика зношування неоплавлених (а) та оплавлених (б) плазмових покриттів: 1 – покриття з пг-ср2; 2 – покриття з пг-ср2+0,2%al2o3; 3 – покриття з пг-ср2+1%al2o3; 4 покриття з пг-ср2+5%al2o3 визначення мікротвердості по всій товщині напиленого покриття, у зоні сплавлення покриття з основою та основі (рис. 5) показали, що мікротвердість напиленого шару незначно зменшується ближче до основи. дослідження впливу домішок нанопорошку оксиду алюмінію на зносостійкість плазмових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 103 рис. 5 – мікротвердість плазмового покриття пг-ср2+1,5% al2o3 та основи в залежності від відстані від поверхні результати вимірювання мікротвердості та відносної зносостійкості плазмових покриттів на основі порошку пг-ср2 з нанодобавками al2o3 представлені в табл. 3. таблиця 3 мікротвердість та відносна зносостійкість покриттів покриття мікротвердість, гпа відносна зносостійкість,% пг-ср2 3,4 1 пг-ср2+0,2%al2o3 4,8 6 пг-ср2+1%al2o3 5,2 2,5 пг-ср2+1,5%al2o3 4,4 пг-ср2+5%al2o3 4,8 залежність мікротвердості напилених шарів від збільшення концентрації нанорозмірних частинок не виявлено (табл. 3). максимальне значення мікротвердості встановлено при додаванні 1 об.% нанопорошку al2o3, і становить 5,2 гпа. найкраща відносна зносостійкість 5-6% при 0,2% al2o3 нанопорошку. висновки встановлено, що оптимальне значення введення нанодисперсного оксиду алюмінію до складу самофлюсівного порошку марки пг-ср2 становить 0,2 % 1 % об’ємні долі. при цьому зростає мікротвердість на 25 40 % та відбувається підвищення зносостійкості плазмово-напилених покриттів у 2,5 3 рази. література 1. борисов ю.с. получение порошков для газотермических покрытий методами механического легирования и механохимического синтеза / ю.с. борисов, а.л. борисова, л.и. адеева и др. // сварочное производство. – 2010. – № 12. – с. 18 – 22. 2. кулик a.я. газотермическое напыление композиционных порошков [текст] / a.я. кулик, ю.с. борисов, a.с. мнухин. л.: машиностроение, 1985. – 197 с. 3. смирнов і.в. модифікування плазмово напилених покриттів застосуванням плакованих та нанодисперсних порошків / і.в. смирнов, м.а. долгов, а.в. черний, в.к. фурман, і.а. сєліверстов // міжвузівський збірник «наукові нотатки». луцьк. – 2015. – випуск № 51. – с. 199-204. 4. кузнецов в.д. износостойкая наплавка с вводом в сварочную ванну нанопорошков / в.д. кузнецов, д.в. степанов // автоматическая сварка. – 2015. – №5. – с.52-56. 5. князьков к.в. повышение свойств плазменно-порошковых покрытий модифицированием наноразмерными частицами / к.в князьков, м.в. радченко, а.н. смирнов и др. // ползуновский вестник. – 2012. – № 1. – с. 127 130. 6. дерлугян п.д. поиск эффективных модификаторов для получения композиционных ni-p покрытий с антифрикционными свойствами / п.д. дерлугян, в.в. иванов, и.в. иванов и др. // современные наукоемкие технологии. – 2013. – №5. – с. 21 24. 7. mazaheri y. development of al356–al2o3 nanocomposite coatings by high velocity oxy-fuel technique / y. mazaheri, f. karimzadeh, m.h. enayati // j. mater. sci. technol. – 2013.– v.29, no9. – р. 813-820. поступила в редакцію 18.03.2016 дослідження впливу домішок нанопорошку оксиду алюмінію на зносостійкість плазмових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 104 furman v.k, chornyi a.v., smirnov і.v. research of influence admixtures nanopowder oxide of aluminium is on wearproofness of plasma coatings. one of effective methods of management and increase of operating properties of sprayed coatings a structure, introduction is considered to the matrix of additions of nanocomponents. investigational microhardness, wear and resistance to the thermocycling of plasma coatings on the basis of self-fluxing powder of пг-ср2 from addition to his composition of nanodispersible powder of oxide of aluminium. it was established that the addition of alumina nanodispersed of the self-fluxing powder brand пг-ср2 is an increase in wear resistance and microhardness plasma-sprayed coatings. keywords: nanoparticle powders, plasma-sprayed coating, microstructure, the wear, thermal cycling. references 1. borisov yu.s., borisova a.l., adeeva l.i. poluchenie poroshkov dlya gazotermicheskih pokritii metodami mehanicheskogo legirovaniya i mehanohi-micheskogo sinteza, svarochnoe proizvodstvo, 2010, № 12, pp. 18 – 22. 2. kulik a.ya., borisov yu.s., mnuhin a.s. gazotermicheskoe napilenie kompozitsionnih poroshkov [tekst], l.: mashinostroenie, 1985. 197 p. 3. smirnov і.v., dolgov m.a., chernii a.v., furman v.k., selіverstov і.a. modifіkuvannya plazmovo-napilenih pokrittіv zastosuvannyam plakovanih ta nanodispersnih poroshkіv, mіzhvuzіvs'kii zbіrnik «naukovі notatki», luts'k, 2015, vyp. № 51, pp. 199-204. 4. kuznetsov v.d., stepanov d.v. iznosostoikaya naplavka s vvodom v svarochnuyu vannu nanoporoshkov, avtomaticheskaya svarka, 2015, №5, pp.52-56. 5. knyaz'kov k.v, radchenko m.v., smirnov a.n. povishenie svoistv plazmenno-poroshkovih pokritii modifitsirovaniem nanorazmernimi chastitsami, polzunovskii vestnik, 2012, № 1, pp. 127–130. 6. derlugyan p.d., ivanov v.v., ivanov i.v. poisk effektivnih modifikatorov dlya polucheniya kompozitsionnih ni-p pokritii s antifriktsionnimi, sovremennie naukoemkie tehnologii, 2013, №5, pp. 21 – 24. 7. mazaheri y., karimzadeh f., enayati m.h. development of al356–al2o3 nanocomposite coatings by high velocity oxy-fuel technique, j. mater. sci. technol, 2013, v.29, no9, pp. 813-820. визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 19 соколовський я.і., криштапович в.і., мокрицька о.в. національний лісотехнічний університет м. львів, україна, e-mail: sokolowskyy@ukr.net визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості удк 539.3 (075.8) наведені дослідження в’язкопружної поведінки деревини з врахуванням структурної анізотропії залежно від зміни температури і вологості. встановлені функції повзучості та отримані залежності часу релаксації деревини від зміни температурно-вологісних умов. побудовані алгоритми визначення характеристик функцій реологічної поведінки деревини на основі апроксимації експериментальних даних повзучості. розглянуто можливість прогнозування в’язкопружних властивостей деревини на основі визначальних параметрів функції реологічної поведінки деревини залежно від вологовмісту і температури матеіалу. ключові слова: повзучість, релаксація, в’язко пружне деформування, деревина. вступ створення нових та вдосконалення існуючих енергота ресурсозберігаючих технологій процесу зневоднення деревини набуває важливого практичного значення у зв’язку з високими вимогами до якості готової продукції, потребою зниження фінансових та часових витрат на процес промислового впровадження. такі технології супроводжуються складними та взаємопов’язаними процесами тепломасоперенесення та деформування, які загалом зумовлюють зміну фізико механічних властивостей деревини, початкової форми тіла. у цьому аспекті важливою задачею є визначення пружних та в’язкопружних характеристик деревини залежно від зміни тепломасообмінних властивостей матеріалу, а також прогнозування змін цих характеристик. реологічні властивості деревини та особливості деформування залежно від різних умов температурно-вологісних та механічного навантаження використовуються для вдосконалення існуючих та розроблення нових технологій гідротермічного та механічного оброблення, пресування та модифікування. вирішення даної задачі ускладнюється тим, що деревина належить до класу фізично нелінійних, природних гетерогенних полімерів, характеризується високою гідрофільністю і значною мінливістю фізикомеханічних характеристик. тому дослідження та прогнозування реологічної поведінки деревини залежно від зміни температури і вологості для напрямів анізотропії, визначення характеристик функцій повзучості або релаксації за експериментальними даними є важливою та актуальною задачею. деревина являється анізотропним матеріалом, тому пружні та в’язкопружні властивості міняються по різному, залежно від структурного напряму. особливості анізотропії пружних властивостей наведені у працях [1, 2]. важливими є дослідження впливу температурно-вологісних полів деревини різних порід на пружні характеристики у напрямах анізотропії, проведені на основі використання акустичних методів [6]. суттєвий вплив температури і вологості нелінійно спостерігається від сухого стану до точки насичення. у працях [1, 2, 3, 5] наведена методика реологічних досліджень деревини як в’язкопружного тіла з врахуванням механізму переродження деформацій. за результатами експериментальних досліджень показано, що ні одна з найпростіших реологічних моделей не підходить для коректного опису розвитку загальних деформацій. однак, з врахуванням умови лінійності пропонується використовувати різні комбінації реологічних моделей [4]. для опису загальних деформацій використані степеневі функції для апроксимації реологічних залежностей [3]. дослідженню реологічної поведінки навантаженої деревини в умовах циклічної зміни вологості присвячені роботи [1, 8], у яких відображено особливий механізм механіко-сорбційної повзучості, зумовлений швидкістю зміни вологості. у дослідженнях [2] наведені моделі гігротермомеханічних деформацій визначення реологічної поведінки деревини для різних передісторій деформування, включаючи дію навантаження, температури і вологості. аналіз експериментальних установок та деяких методів ідентифікації реологічних співвідношень для різних порід деревини наведені у [5, 8]. мета і постановка задачі метою роботи є дослідження закономірностей реологічної поведінки деревини у напрямах анізотропії (вздовж і впоперек волокон) залежно від зміни температури і вологості та визначення параметрів функції повзучості на основі апроксимації експериментальних даних. визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 20 виклад матеріалів досліджень методика експериментальних досліджень деревини вздовж волокон. у випадку короткочасних навантажень, що не перевищують певних значень деревина з однієї сторони характеризується пружними властивостями, зокрема модулями пружності, коефіцієнтами поперечної деформації і модулями зсуву. однак, подальші дослідження показали, що в деревині під дією постійного навантаження, окрім власне пружної деформації, що появляється миттєво після навантаження, розвиваються ще й еластичні та залишкові деформації. еластичні та пружні деформації складають обернену частину загальних деформацій, які зникають після зняття навантаження. залишкові деформації залишаються у деревині і після зняття довготривалого навантаження навіть для сталих значень температури і вологості середовища. на теперішній час використовуються різні реологічні моделі для математичного опису в’язкопружної поведінки деревини [2, 5]. зокрема в області фізично лінійного деформування використовується модель лінійні в’язкопружності у вигляді рівнянь больцмана-вольтери [4]:       tt dtetrtetd e t tk e t t 00 )(),()()(; )( ),( )( )( , (1) де )(t – деформація; )(t – напруження; ),( tk , ),( tr – відповідно ядра повзучості та релаксації, які залежать від температури і релаксації; t – час. у процесі взаємодії деревини з температурно-вологісними полями під час проведення експериментальних досліджень на повзучість або релаксацію виявлені різні типи взаємодії, що обумовлює складність аналізу фізичної поведінки матеріалу. результати вказують на можливість визначення реологічних характеристик деревини шляхом застосування масштабних функцій [5, 7], які обумовлюють інваріантність деформівних процесів відносно зміни для описання реологічної поведінки деревини вздовж волокон. якщо матеріал деревини для будь-яких значень фізичних факторів, обумовлених зміною температури і вологості, характеризується релаксаційним спектром )( 0l , то процес релаксації між 0 і 00  d може бути ідентифікований процесом [7] з часом релаксації між w/ a і w00 /)( ad без зміни довготривалої пружності і рівноважної піддатливості не змінюються, де wа – відповідна масштабна функція. тобто процес релаксації для 1ww  між 0 і 00  d може бути замінений процесом із часом релаксації між wа0 і wаdd )( 0000  . необхідно зазначити, що можливість такої вологісно-реологічної поведінки деревини вздовж волокон є справедливим за умови виконання наступних умов [7]: ефект вологості зводиться лише до зміни швидкості релаксаційного процесу і змін пропорційно одної функції вологості всіх членів дискретного спектру часів релаксації. якщо за реологічну модель деревини використовується рівняння лінійної в’язкопружності [4, 7], то співвідношення для реологічної поведінки деревини має вигляд: для const0  tt :    n i iwi tawtrwrwtr 1 0000 ))/exp(1)(,()(),,( , (2) де 0w – базова вологість матеріалу; ir і 0r – рівноважна, миттєво пружна піддатливості. з метою побудови узагальнених кривих повзучості деревини вздовж волокон на основі експериментальних даних деформацій в’язкопружні властивості матеріалу розраховуються за формулою ,/)(),,(  wtr (3) де )( – осереднена деформація повзучості. отримані результати відображають у напівлогарифмічних координатах  ln),,( wtr з визначенням довірчих інтервалів для ),,( wtr  . для визначення масштабної функції wa вибирається базова крива 0ww  (у середині експериментального вологісного інтервалу або ближче до його нижньої осі) і вимірюється відстань визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 21 walni між сусідніми кривими повзучості, експериментально отриманими для сталих значень навантаження на рівнях вологості і переведеними у напівлогарифмічну систему координат. для встановлення розмірів робочої ділянки деревного взірця враховано такі умови: у робочій ділянці напружений стан повинен бути однорідним, оскільки збурення, що виникають у місцях закріплення взірців, затухають у різних напрямках неоднаково; у робочій ділянці зразка необхідно забезпечити надійне розміщення і закріплення вимірювальних давачів; розміри поперечного перерізу і довжину необхідно вибирати таким, щоб вимірювальні величини (переміщення, зсуви і т.п.) це залежали від розмірів поперечного перерізу; довжина вимірної бази не перевищує 5/6 довжини частини робочого взірця. однорідність напруженого поля взірця оцінювали величиною  [1, 5] %1000 minmax     , де max , min , 0 – максимальне, мінімальне і середнє значення напружень. для обгрунтування розмірів поперечного перерізу робочої частини взірців враховувалася наявність необхідної кількості анатомічних елементів, характерних для даної породи деревини. зокрема, за даними [1, 2] досліджуваний взірець має містити не менше 5 6 річних шарів. оскільки їх товщина для різних порід деревини коливається у досить широких межах (для сосни і ялини вона дорівнює 1 мм, а для дуба і берези – 2 мм), то мінімальний розмір поперечного перерізу взірця у першому випадку не повинен бути меншим за 5мм., а у другому за 10мм. для забезпечення однорідності напружень у випадку експериментальних досліджень тангенціальних деревинних взірців кривизна їх річних шарів не повинна перевищувати 1 ÷ 2% [2]. степінь кривизни визначається відношенням довжини стріли до довжини її хорди d: ))2/(( 221 drrd   , де ( r – радіус кривизни). оскільки 22 )2/(dd  , то знаходимо, що розміри деревних взірців для проведення реологічних досліджень мають задовольняти ще умові rd  8 . величина d визначає розмір поперечного перерізу взірця для випробовування вздовж волокон та довжину робочої зони зразків, досліджуваних поперек волокон. реологічні властивості деревини досліджувалися для значень температур від 20°, 40°, 80°, 95 °с і вологості від 8 % до границі гігроскопічності. дослідження релаксації напружень у деревині з врахуванням тепломасообмінних процесів базується на реологічному рівнянні (1) у диференціальній або в інтегральній формах та обумовлює проведення відповідних експериментальних досліджень щодо визначення коефіцієнтів рівнянь у будь-який фіксований момент для температурно-вологісних полів. актуальним є питання вибору аналітичної форми для апроксимації експериментальних даних. традиційне застосування формул інтерполяції лагранжа [9] для отримання відповідної аналітичної залежності не забезпечує точності, оскільки покладені в основу методу раціональні функції є чутливими до похибок, які обумовлені дисперсією вихідних даних зумовлених особливостями структурної будови деревини. тому для апроксимації експериментальних кривих повзучості використовується метод інтерполяції функції у вигляді суми експонент [3]:    n 0k 0 )exp( kk aa , (4) можна показати, що у першому наближенні: 11 )1)),,(/),,0((( 11   twtwa ; 1 )11   p . (5) наведемо алгоритм програми визначення параметрів на еом. задачу сформулюємо наступним чином. за наявними n експериментально знайденими значеннями )( 1 , )( 2 , )( n необхідно визначити величини 0 , ka , k таким чином, щоб значення функції реологічної поведінки деревини поперек волокон (4) найкращим чином апроксимували експериментальні дані. за критерій найкращого співпадання приймемо умову мінімуму квадратичного відхилення: 2n 1j 0 0 1 2 ))exp(1()(            l k jkkj n j jрроj aar , (6) де jрро – розрахункові значення функції реологічної поведінки деревини; j – експериментальні значення. умова мінімуму minrr  є еквівалентною умові рівності нулеві похідних (6) за параметрами 0 , ka , k . визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 22 дослідження експериментальних залежностей реологічної поведінки деревини вздовж волокон від зміни температури і вологості. для встановлення залежностей деформацій повзучості деревини від температури t і вологи w скористаємося залежністю (2), яка базується на залежності часів релаксації від температури. можливість застосування (2) слідує з експериментальних кривих повзучості для різних порід деревини у напівлогарифмічній шкалі координат [5]. аналіз свідчить про інваріантність в’язкопружних властивостей деревини відносно зміни вологості. зміна вологи деревного взірця на деяку величину 0www  веде до зміщення кривої повзучості ),(ln wt  у напівлогарифмічній шкалі координат вздовж осі lnt на деяку величину )(ln waw  , яка є масштабною функцією або коефіцієнтом вологісно-часового зсуву. тобто, згідно (2) вплив t і w на повзучість деревини вздовж волокон зводиться до зміни лише швидкості реологічного процесу, а всі члени спектра часів релаксації змінюються пропорційно t і w. виходячи з вище наведеного аналізу, криві повзучості деревини для різних значень σ, t і w можуть бути апроксимовані співвідношеннями (2) з ядром повзучості у вигляді      v v ii wtabn ))),(//(exp(1 1 0 , (7) де i0 – дискретний спектр часів релаксації для базових значень t0 і w0; bi – коефіцієнт пов’язаний з піддатливістю матеріалу; ),( wta – функція релаксаційного зсуву. попередньо встановлена апроксимаційна залежність ),( wta для рівня температури t = 40 °с і для порід деревини сосни, ялини, берези і дуба у наступному вигляді:    ))(/)w((150ln ))(/)w((150ln 000 wee wee w w a миттр миттр b w          , (8) де трe , митe – тривалий і миттєвий модулі пружності. значення коефіцієнта b, що залежить від породи деревини і способу навантаження, наведено у табл. 1. таблиця 1 значення коефіцієнта b для різних порід деревини порода сосна ялина береза дуб стиск 0,63 0,51 0,42 0,7 b розтяг 4,73 4,3 3,85 4,8 параметри повзучості, які входять у (7), визначені для деревини сосни. аналогічні результати для інших порід деревини можна визначити з графічних залежностей кривих повзучості [5]. для цього криві повзучості для всіх значень зміни t і w будувались у напівлогарифмічній системі координат (ε, lnt). базові значення температури і вологості відповідно дорівнювали t = 40 °с , w = 8 %. на основі попереднього аналізу встановлено, що )t,(ln wa є нелінійною за кожним із аргументів, а також обумовлюється їх взаємовпливом. у зв’язку з цим, залежність для )t,( wa прийнято у вигляді: wtawawatatawta 5 2 43 2 21),(ln  . (9) коефіцієнти ia (і = 1,5) визначені методом найменших квадратів [9] 1a = 0,16715; 2a = 0,00357; 3a = 2,97143; 4a = -0,73584; 5a = 0,01796. точність апроксимації оцінювалася за відповідними значеннями дисперсії  , що дорівнює 7,13 %. таблиця 2 значення розрахункових коефіцієнтів деформацій i 1 2 3 4 5 ia 0,3966 0,5631 0,1231 i0 310 0,02 0,95 2,92 6,07 9,06 * ib 310 0,138 0,553 0,731 0,792 1,315 визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 23 порівняємо середні квадратичні відносні похибки, які характеризують відтворення і точність описаних експериментальних досліджень. статистичні оцінки, отримані для стаціонарних температурновологісних навантажень у процесі визначення реологічної поведінки деревини берези вздовж волокон, такі: похибка апроксимації середніх експериментальних значень деформації – 7c 7,13 %; похибка відтворюваності експериментальних значень деформації – 12с 12,53 %. статистичні оцінки результатів досліджень реологічної поведінки деревини берези вздовж волокон у нестаціонарних температурновологісних умовах наведені у табл. 3. похибки, зв’язані з відтворюваністю експериментальних даних для усіх п’яти випадків відрізняються незначно 15нγ 15,71. апроксимація кривих повзучості для стаціонарних температуновологісних умов є задовільною, оскільки cс  . відтворюваність результатів експериментальних досліджень для нестаціонарних температурно-вологісних умов є дещо гіршою, оскільки 15н 15,71 > 7,13 с . також у цьому випадку є більшим розходження розрахункових та експериментальних значень кривих повзучості деревини сосни ( н  15 15,71 > 7,13 с ). але, як свідчить аналіз, у чотирьох випадках з п’яти нн  , розрахункові криві не виходять за довірчі інтервали дослідних даних. збільшення похибки для випадку 5 ( н  15 15,71 > 18,64 н ), який характеризується зміною як температури, так і вологості, обумовлюється нерівномірністю розподілу вологи за товщиною матеріалу. тому для зниження похибки розрахунку необхідно враховувати швидкість дифузії вологи у деревині. таблиця 3 статистичні оцінки  і  деревини сосни у змінних температурно вологісних полях номер досліду 1 2 3 4 5 середні значення н , % 8,19 11,87 8,73 11,81 18,64 11,85 н , % 14,78 15,96 14,81 16,03 16,98 15,71 таким чином, на основі порівняння статистичних оцінок відтворюваності і точності апроксимації результатів досліджень на повзучість деревини берези вздовж волокон для змінних температурно-вологісних навантажень встановлено, що для досліджуваних діапазонів і швидкостей зміни температури і вологості матеріалу визнані з досліджень для стаціонарних температурно-вологісних умов, закони і характеристики повзучості після відповідних перетворень можуть бути використані для розрахунку реологічної поведінки деревини сосни для нестаціонарних температуно-вологісних умов. результати експериментальних досліджень повзучості деревини поперек волокон. проведені експериментальні дослідження реологічної поведінки деревини поперек волокон для різних температурно-вологісних умов. встановлено деформації повзучості ),,(  wt у деревних зразках сосни, берези, дуба для різних значень вологості і температури. результати досліджень наведені у табл. 4. на основі порівняння експериментальних даних розтягуючих та стискаючих деформацій повзучості ),,(  wt виявлено, що реологічна поведінка деревини у тангентальному напрямку не суттєво залежить від способу навантаження (розтяг, стиск). отримані результати узгоджують з результатами [1, 2, 5]. зазначимо, що вздовж волокон деформації повзучості суттєво залежать від способу навантаження. з ростом часу деформування експериментальні значення ),,(  wt асимптотично збільшуються до граничних значень ),( wtt , які залежать від температури t і вологості w випробуваного зразку. наприклад, для деревинного зразку вологістю w = 35 % і температурою t = 20 °с в інтервалі часу від 140 хв до 200 хв у тангентальному напрямі деформування ),,(  wt = const, тобто 3101,3),(),,(  twwt t . для 0 , me/10  , де me – миттєвий модуль пружності. значенню  відповідає te/1  , де te – тривалий модуль пружності. через  позначено характеристику реологічних властивостей деревини, яка дозволяє оцінити степінь повзучості матеріалу me . визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 24 отримані експериментальні дані дозволяють встановити співвідношення між значеннями функції повзучості для 0 і  . у тангенціальному напрямі деформування деревини залежність ),,(),,0( twtw  є майже сталою (табл. 5) на основі отриманих експериментальних даних графоаналітичним шляхом визначається час релаксації p деформації повзучості деревини:   ),,0(368,0),,(632,0 twtwp  . (10) таблиця 4 експериментальні значення функції повзучості ψ(t, w, τ) деревини сосни у тангенціальному напрямі деформування (t = 20 °c) час деформування τ · 102 с функції деформацій повзучості ψ, 10-3 мпа 0,05 12 24 36 48 60 78 90 120 120 w = 10 % ψрозтяг 1,07 1,21 1,33 1,43 1,50 1,54 1,58 1,63 1,67 1,68 ψстиск 1,04 1,22 1,32 1,40 1,53 1,56 1,60 1,62 1,68 1,69 φ 419 478 517 561 599 612 619 639 659 662 w = 15 % ψрозтяг 0,92 1,09 1,21 1,34 1,40 1,44 1,47 1,50 1,52 1,52 ψстиск 0,97 1,07 1,26 1,36 1,42 1,44 1,46 1,50 1,54 1,54 φ 346 378 432 483 503 510 520 533 545 545 w = 20 % ψрозтяг 0,86 1,05 1,18 1,27 1,36 1,37 1,40 1,42 1,43 1,43 ψстиск 0,85 1,06 1,19 1,28 1,34 1,36 1,39 1,43 1,43 1,43 φ 266 333 372 401 420 426 435 448 448 448 w = wг % ψрозтяг 0,64 0,82 0,93 0,99 1,03 1,06 1,06 1,07 1,07 1,07 ψстиск 0,64 0,81 0,93 1,01 1,03 1,05 1,05 1,06 1,07 1,08 φ 167 212 242 259 268 272 273 275 279 280 аналіз експериментальних досліджень деформацій повзучості ε(t, w, τ), визначених для однакових температурно вологісних умов і механічних навантажень, свідчить про залежність повзучості деревини від породи. зокрема значення величини ε(t, w, τ) у довільний момент часу для деревини сосни є більшими ніж для деревини ялини. наприклад, для w = 15 %, t = 20 °c, τ = 120 хв деформація соснових взірців дорівнює 2,23 10-3, а деформація взірців з ялини відносно дорівнює 1,14 10-3. для визначення деформації повзучості залежно від в’язкопружних характеристик деревини, які є не однаковими для ріхних порід, скористаємося співвідношеннями σ = e(w, t) εм(w, t), σ = eт(w,t) εт(w, t), де e(w, t), eт(w, t) – відносно миттєвий і тривалий модулі пружності, залежні від температури і вологості. визначено лінійне співвідношення між миттєвим і тривалим модулями пружності для деревини, сосни та ялини у тангентальному напрямі деформування: ),(58,0),( т twetwe миt  . (11) значення eт(w, t) визначається на основі експериментальних даних деформацій повзучості ε(0, w, τ) ε(, w, τ). для дослідження закономірностей зміни миттєвих модулів пружності деревини у тангентальному напрямі та вздовж волокон експериментальні дані апроксимували лінійною залежністю [2]: )100)(25()100()25(),(),( twktkwktwetwe tkkk wtwokk  (12) визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 25 де k – індекс який вказує на напрям анізотропії (вздовж волокон k = 1, у тангентальному напрямі k = 2); eок – значення миттєвого модуля пружності деревини температурою т = 100 °с і вологістю w = 25 %. таблиця 5 значення відношення γ(w, t) = ψ(0, w, τ) / ψ(, w, τ), деформацій повзучості деревини, взначених для моментів часу τ = 0 і τ =  тангентальному напрямі деформування температура t, °c вологість w, % γ(w, t) температура t, °c вологість w, % γ(w, t) температура t, °c вологість w, % γ(w, t) сосна 20 10 15 20 35 0,56 0,58 0,58 0,57 40 10 15 20 35 0,57 0,58 0,57 0,58 60 10 15 20 35 0,59 0,59 0,57 0,58 80 10 15 20 35 0,58 0,56 0,57 0,60 95 10 15 20 35 0,58 0,58 0,57 0,57 100 10 15 20 35 0,59 0,59 0,57 0,58 ялина 20 10 15 20 35 0,60 0,58 0,58 0,56 40 10 15 20 35 0,59 0,57 0,59 0,58 60 10 15 20 35 0,58 0,58 0,57 0,55 80 10 15 20 35 0,58 0,59 0,58 0,59 95 10 15 20 35 0,57 0,55 0,57 0,60 100 10 15 20 35 0,55 0,57 0,59 0,57 значення коефіцієнтів регресії, визначенні методом найменших квадратів [9], відповідно дорівнюють: 1w k = 0,5; 1t k = 0,47; 1wt k = 0,02; 2wk = 3,8; 2tk = 1,2; 2wtk = 0,05 – для сосни; : 1w k = 0,34; 1t k = 0,5; 1wt k = 0,01; 2wk = 4; 2tk = 3,1; 2wtk = 0,04 – для ялини. визначення параметрів функції реологічної поведінки деревини за експериментальними даними. для встановлення аналітичної форми ядра повзучості, необхідного для розрахунку деформаційнорелаксаційних властивостей деревини скористаємося експериментальними даними деформацій повзучості матеріалу для різних температурно-вологісних умов. отже, вибір ядра повзучості ),( w,tr  обумовлюється особливостями реологічної поведінки деревини. оскільки експериментальні значення деформацій ),,(  wt вздовж та поперек волокон, знайдені на момент часу ),( twрел задовільняють співвідношення (9), то розрахункові значення )),(( twрел , повинні бути такими, щоб для них також виконувалася рівність (9) з точністю апроксимації експериментальних даних величин ),,(  wt [10]. отже, знаходимо одну з умов щодо вибору ядра повзучості )-( tr :     ),( 0 ),( ),(),( 632,0)),(( tw m m рел рел twe twetwe dtwr . (13) функція повзучості повинна бути додатною спадною функцією [4]. покажемо що виявленим на основі аналізу результатів експериментальних досліджень вище наведеним критерієм щодо вибору ядра повзучості деревини, задовольняє експоненціальна залежність (4), для якої 00 a ; )/( ),( tw twc a рел.к k   ; )/( twрел.к k    ; (14) визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 26 алгоритм для розрахунку ka і k описується формулою (6). для знаходження величини с(w, t), після деяких математичних перетворень отримаємо: 1),(/),(),(  twetwetwc m . (15) таким чином, ядро повзучості для випадку деформування деревини у тангентальному напрямку залежно від різних температурно-вологісних умов описується функціональною залежністю:           ),( exp ),(),( ),(),( )( релрел twtwtwe twetwe tr m m     (16) невідомий час релаксації у (15) знайдемо за допомогою перетворень лапласа та чисельних методів інтегрування [9]. для цього запишемо рівняння больцмана-вольтера (1) та (16) в операційній формі: ))(1()( 0 pkpp  ; ),(/1 1 )( twp pk рел  , e/0  . (17) тоді для фіксованих значень ip отримаємо:                     ),( 1 ),(),( ),(),( ),( 1 ),( 1 1 0 tw ptwtwe twetwe tw ptwe e рел релt t рел t . (18) на основі перетворень лапласа знаходимо праву частину:             n k kk i ii aadp epep 1 0 0 )()exp()( i k k p   . (19) інтеграл (19) обчислюємо за наближеною інтерполяційною формулою з n вузлами інтерполяції k , де k – вузлові точки, ka – значення вагових коефіцієнтів. деформації )( k вибираємо із експериментальннх вимірювань. визначені з (19) коефіцієнти )( ii pep для формальних параметрів ip , вибираємо таким чином, щоб значення k повністю охоплювали часовий інтервал проведення експериментальних досліджень, підставимо у (18) і отримаємо співвідношення для визначення часу релаксації: it itt рел ptwe atwetwe tw ),()1( )),(),(( ),( 0   . (20) зокрема для деревини сосни температурою 20 °с для зміни вологи від 20 % до 10 % час релаксації ),( twрел суттєво зменшується (рис. 1). у тангентальному напрямі за таких же умов ),( twрел зменшується приблизно у 2,5 рази (рис. 2). рис. 1 – залежність часу релаксації від вологи і температури для сосни: 1 – t = 20 ºс; 2 – t = 40 ºс; 3 – t = 60 ºс; 4 – t = 80 ºс; 5 – t = 95 ºс, тангенціальний напрямок визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 27 рис. 2 – залежність часу релаксації від вологи і температури для ялини: 1 – t = 20 ºс; 2 – t = 40 ºс; 3 – t = 60 ºс; 4 – t = 80 ºс; 5 – t = 95 ºс, тангенціальний напрямок) залежно від температури ),( twрел з ростом t також зменшується. однак, швидкість зменшення ),( twрел із збільшенням t у декілька разів є більшою від швидкості зміни ),( twрел залежно від w. зокрема, збільшення t на 1 °c обумовлює зменшення часу релаксації ),( twрел приблизно у 1,5 рази, а збільшення гігроскопічної вологи w деревини на 1 % веде до зменшення ),( twрел приблизно у 8 разів. порівнюючи значення часу релаксації  ),( twрел 245 год, знайденого за результатами вимірювань стискаючих деформацій деревини сосни температурою t = 20 °с і вологістю w = 10 %, з часом ),( twрел деревини сосни з аналогічними температурно вологісними характеристиками, випробуваної на розтяг, слід зазначити, що час релаксації стискаючих деформацій повзучості суттєво є більшим від часу релаксації розтягуючих деформацій. така залежність часу релаксації від способу навантаження пояснюється тим, що розтягуючі напруження зменшують величини потенціального бар'єру між конфігураційними (конформаційними) станами. відповідно ймовірність переходу молекул з одного конформаційного стану до іншого для розтягу деревини вздовж волокон є набагато більшим ніж для стиску. для апроксимації розрахункових результатів часу релаксації ),( twрел деформацій повзучості деревини сосни та ялини встановлені регресійні рівняння: для тангенціального напряму деформування: )exp(-),( bwatwрел  . (20) для ),( twрел вздовж волокон: b релрел wwtwtw )/)(,(),( 00 %100 w . (21) таблиця 6 коефіцієнти для визначення часу релаксації кривих повзучості деревини сосна ялина температура т, °с а в а в 20 40 60 80 95 100 160 123 95 72 57 45 0,058 190 158 132 110 92 75 0,058 значення регресійних коефіцієнтів а і в, знайдених методом найменших квадратів, наведено у табл. 6. аналогічним способом визначено також і чисельне значення коефіцієнта b, яке для деревини сосни, випробуваної на розтяг приблизно дорівнює 4,73. визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 28 рис. 3 – залежність часу релаксації від вологи і температури для сосни 1 – t = 20 ºс; 2 – t = 40 ºс; 3 – t = 60 ºс; 4 – t = 80 ºс; 5 – t = 95 ºс, вздовж волокон висновки обгрунтовано застосування методу аналогій для прогнозування повзучості деревини вздовж волокон, що дозволяє за результатами короткочасних досліджень прогнозувати реологічні властивості на довготривалий час. наведено методику і визначено параметри коефіцієнтів часових аналогій. досліджено реологічну поведінку деревини поперек волокон у тангенціальному та радіальному напрямах залежно від зміни температури і вологості. встановлені функції повзучості та оцінено характер її поведінки в умовах зміни вологості. зволоження. досліджені закономірності релаксації деформування деревини.побудовано необхідні для подальшого розрахунку напружено-деформівного стану деревини ядра повзучості і релаксації з врахуванням накопичення залишкових деформацій та розроблено алгоритми визначення їх параметрів залежно від зміни температури і вологості. література 1. bodic j. mechanics of wood and composites / bodic j., jayne a. – new york : van nostraind reinhold, 1982. – 712 p. 2. уголев б. н. древесиноведение с основами лесного товароведения : учеб. для лесотехн. вузов / б. н. уголев ; м-во образования рос. федерации, моск. гос. ун-т леса. – изд. 3-е, перераб. и доп. – м. : мгул, 2002. – 340 с. 3. соколовський я. і. методика та результати експериментальних досліджень реологічної поведінки деревини /я. і. соколовський, й. в. андрашек // науковий вісник укрдлту україни : зб. наук.техн. праць. – львів, 1999. – вип. 9.13. – с. 15-26. 4. савін г. м. елементи механіки спадкових середовищ. вип. іі: реологічні тіла з загальним законом лінійного деформування / г. м. савін. – к., 1970. – 132 с. 5. белянкин ф. п. деформативность и сопротивляемость древесины / ф.п. белянкин, в.ф. яценко. – к. : ан усср, 1957. – 199 с. 6. sokolovskyy ya. demention of the non-isotropic elastic features for wood by an ultrasonic method / ya. sokolovskyy, o. storoshuk // 57th swst convention of society of wood science and technology zvolen, slovakia, 2014. – р. 178-187. 7. малмайстер а.к. сопротивление полимерных и композитных материалов / а.к. малмайстер, в.п. тамуж, г.а. темерс. – рига: зинатие, 1980. – 572 с. 8. niemz p.research into determination of the poisson ratio of spruce wood. / p. niemz, d. caduff // holz roh werkst – 2008. 66(1): 1-4. 9. можаровский н.с. методы и алгоритмы решения краевых задач / н.с. можаровский, н.е. кочаловская. – к. : вища школа, 1981. – 287 с. 10. соколовський я.і. визначення в’язкопружних властивостей у деревині в процесі сушіння /я.і. соколовський, б.п. поберейко // науковий вісник укрдлту україни : зб. наук.-техн. праць. – львів, 1997. – вип. 7. – с. 121-125. поступила в редакцію 25.01.2017 визначення реологічних властивостей деревини залежно від зміни температури і вологості проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 29 sokolovskyy ya., kryshtapovych v., mokrytska o. determination of rheological properties of wood depending on changes of temperature and humidity. an research of the viscoelastic behavior of wood taking into account the structural anisotropy depending on changes in temperature and humidity. substantiated analogy of the method for predicting creep along the wood fibers, allowing the results to predict short-term studies on the rheological properties long time. to substantiate the size of the crosssection of the working models take into account the availability of the required number of anatomical elements characteristic of wood. an research of the methodology and the parameters of the time factors analogies. substantiated rheological behavior of wood across the fibers in tangential and radial directions depending on changes in temperature and humidity. established function creep and relaxation time dependences wood from changing temperature and humidity conditions. determined linear relationship between immediate and long elastic modulus wood, pine and spruce plain in the direction of deformation. for the approximation of the experimental curves of creep method uses the interpolation function as a sum of exponentials. built necessary for the further calculation of the stress-strain state of wood kernels of creep and relaxation with the consideration of accumulation of residual deformations and the developed algorithms determine the characteristics of the functions of rheological conduct of wood on the basis of approximation of experimental data creep. to establish the analytical form of the kernel of creep required to calculate the strain-relaxation properties of wood used experimental data of creep deformation of the material for different temperature and humidity conditions. so, the choice is conditioned creep kernel features rheological behavior of wood. approximation calculation results for the relaxation time creep wood pine and spruce established regression equation. based on the comparison of statistical estimates of reproducibility and accuracy of the approximation of results of studies on creep of birch wood along the grain the possibility of predicting the viscoelastic properties of wood based on the governing parameters of rheological behavior of wood depending on moisture content and temperature of the material. key words: creep, relaxation, viscoelastic deformation, woood. references 1. bodic j., jayne a. mechanics of wood and composites. new york : van nostraind reinhold, 1982. 712 p. 2. ugolev b.n. drevesinovedenie s osnovami lesnogo tovarovedenia : ucheb. dlia. lesotechn. vuzov.; m-vo obrazovaniya ros. federacii, mosk.gos. un-ta lesa. izd. 3-e, perereb. i dop. м. : мgul, 2002. 340 s. 3. sokolovskyy ya. i., andrashek j. v. metodyka ta rezultaty experymentalnych doslidzen reologichnoi povedinky derevyny // naukovyj visnyk ukrdltu ukrainy : zb. nauk.-texn. prac. lviv, 1999. vyp. 9.13. s. 15-26. 4. savin g.m. elementy mechaniky spadkovych seredovysch. vyp. іі: reologichni tila z zagalnym zakonom linijnogo deformuvannja. к., 1970. 132 s. 5. beljankin f. p., yacenkov. f. deformativnost i soprotivljaemost. : аn ussr, 1957. 199 s. 6. sokolovskyy ya. , storoshuk o. demention of the non-isotropic elastic features for wood by an ultrasonic method. 57th swst convention of society of wood science and technology. zvolen, slovakia, 2014. р. 178-187. 7. malmajster a. k., tamusch v.p., temers g.а. soprotivleniye polimernych i kompositnych materialov. riga: zinatie, 1980. 572 s. 8. niemz p., caduff d. research into determination of the poisson ratio of spruce wood. holz roh werkst. 2008. 66(1): 1-4. 9. mozcharovskyy n.s., kochalovskaya n.е. metody i algoritmy reseniya krayevych zadach. к. vyscha shkola, 1981. 287 s. 10. sokolovskyy ya. i. , poberejko b.p. vyznachennja vjazkopruzshnych vlastyvostej u derevyni v procesi sushinnja. naukovyj visnyk ukrdltu ukrainy : zb. nauk.-texn. prac. lviv, 1997. vyp. 7. s. 121-125. autocorrelation function of model of image of working surfaces of composite cutting plates проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 48 buryak v.g.,* buryak v.v.,** drapak l.s.,* buryak a.v.** * khmelnitsky regional institute of postgraduate pedagogical education, ** khmelnitsky national university khmelnitsky, ukraine e-mail: viktorburyak1955@gmail.com autocorrelation function of model of image of working surfaces of composite cutting plates udc 621.9 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-48-51 the autocorrelation function of the model of the working surfaces of composite cutting plates is determined. the statistical processing of the microstructure of the working surfaces of the cutting plates on the basis of superhard grains with diffusion coatings has been carried out. according to the results of the research, histograms of the distribution of superhard grains on the working surfaces of the cutting plates were constructed. the efficiency of using the research results is proved, which allows to carry out the appropriate substantiation in the design of optical electronic devices for non-destructive quality control of composite cutting plates and in predicting the structural and energy state of the working surfaces of the plates and ensuring the guaranteed values of the period of stability of the tool. the results of research on the characteristics of the structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates after sharpening give grounds to assert about the formation of a stable system of "grain-binder" materials. the obtained research results are the initial data when using the methodology of performance evaluation of cutting tools by analyzing the acoustic characteristics of the energy state of processing and instrumental materials using the differential equation of cause and effect relationship. key words: cutting machining, microstructure of working surfaces of tools, autocorrelation function, acoustic properties of materials, causal relationship, wear. introduction creation of a model of the image of working surfaces of composite cutting plates improves the possibility of unambiguous evaluation of the characteristics of the energy state of processing and instrumental materials by related parameters characterizing oscillation and wave processes at the stages of control outside the process and in the process of cutting (machining). generalization of parameters is performed using the theory of causation [1-6]. to determine the characteristics of the structural and energy state of the working surfaces of composite cutting plates in the machine mode of modeling of rational technical parameters of the machining process, an autocorrelation function (acf) is used. thanks to the development of computer engineering, the numerical values of the components of acf in the studies should be obtained by the method of optical recognition of objects using non-oriented pseudographs as a way of representing images of recognizable objects [7]. the use of research results allows to carry out the appropriate substantiation in the design of optical electronic devices for non-destructive quality control of composite cutting plates and in predicting the structural and energy state of the working surfaces of the plates and ensuring the guaranteed values of wear resistance of the tool. the purpose and task statement in order to use the differential equation of causation [1 6] an analysis of the characteristics of the energy state in the local contact of the processing and tool materials during the cutting process is performed. composite tool materials are made in the form of plates. after sintering the plate is sharpened to remove defective layers, providing the specified dimensions of structural and geometric parameters. the process of sharpening is a complex technological process, which, along with its usefulness, can lead to the formation of various types of damage to the working surfaces, which in many cases reduces the reliability of the machining process. to analyze the characteristics of the structural and energy state of the working surfaces of composite cutting plates and the use of the results of research in the machine mode of modeling of rational technical parameters of the machining process, the autocorrelation function is determined. presentation of research materials the statistical processing of the fifteen sections of typical photographs of super-hard materials (shm) plates (fig. 1, an increase of 500x and figure 2, an increase of 125x) is carried out. the number n and density ќ of the distribution of grains and their mathematical expectation im on the surfaces of the plates are determined by the type of photographs depicted in fig. 2, and the radius r of superhard grains by the type of photos autocorrelation function of model of image of working surfaces of composite cutting plates проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 49 in fig. 1 and fig. 3 [8]. numerical values in the studies are obtained by the method of optical recognition of objects using non-oriented pseudographs as a way of representing recognized images [7]. a generalized scheme of the process of optical recognition of objects is shown in fig. 4. fig. 1 – typical photograph of the microstructure of the working surface of the cutting plate, 500х fig. 2 – typical photograph of the microstructure of the working surface of the cutting plate, 125х fig. 3 – microstructure of the working surface of the cutting plate on the basis of superhard grains with diffusion coatings, 500* according to the results of the research, the histograms of the distribution of superhard grains on the working surfaces of the cutting plates (fig. 5) were constructed. it was established that for the grain size of the superfine material 14/10 (according to the passport data on the diamond powder), the density of their distribution on the surface of the plate is higher (fig. 5, a) than that of the plates with grains 10/7 (fig. 5, b) the probability of the size distribution of grain size in the range of х = 0,15, …, 0,25 microns (mcm) is practically the same and has maximum values in this range. the verification of the received distribution laws was carried out according to pearson's  2 criterion. jurisdictional scores obtained on the basis of 2 the criteria for different plates satisfactorily coincide with the accepted hypotheses about the nature of the distribution. a b fig. 5 – histograms of the distribution of superhard grains on the working surfaces of the cutting plates by the numbers of grains: а – 14/10; b – 10/7 the autocorrelation function of the structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates is determined using the model proposed in the publication [9], taking into account the technique [10] for the description of rough surfaces. in accordance with the method for determining the characteristics of the structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates, the following assumptions are adopted: the shape of the grain from the superhard material is round; the illumination of the image within the contour of grains is constant and equal to one, and another field to zero; the location of the centers of grains on the plane obeys the poisson law. this allows you to write the acf structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates in the following form: fig. 4 – generalized scheme of the process of optical recognition of objects autocorrelation function of model of image of working surfaces of composite cutting plates проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 50     0 exp 4ќ ќk z r rdr                 0 exp 4 arccos 1 2ќ z r rdr r              , (1) where    2 2 0 1 1 exp | 2 2 r r r z r rmr dr        ; ќ – the grain density on the surface of the cutting plates within the field of vision;  – correlation interval; r – the radius of grain; im і 2 r – mathematical expectation and variance of the radius of grain. calculated data (1) of the acf image of the working surfaces of the cutting plates show that, with the decrease in the grain size of superhard materials, the density of grain distribution on the working face decreases (fig. 6). this fact is due to the technological process of sharpening the working surfaces of the plates. the individual small grains have a lower strength between the grain grip due to the reduced area of their contact with other grains and with the binder material. therefore, the loss of small grains in comparison with large ones is more likely. the use of the above results of research allows to carry out the appropriate substantiation in the design of optical electronic devices for non-destructive quality control of composite cutting plates and in predicting the structural and energy state of the working surfaces of the plates and ensuring the guaranteed values of the period of stability of the tool. the results of research on the characteristics of the structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates after sharpening give grounds to assert about the formation of a stable system of "grain-binder" materials. the solid core during the process of preparation and sintering of cutting plates under the influence of high values of pressure and temperature, as a rule, do not collapse and dissolve and retain their original sizes. however, during the sharpening of the working surfaces of the plates inevitably there is destruction (excising) of individual grains, rough isotropic surfaces with certain parameters are formed. in the process of cutting, due to the wear of the tool, the initial roughness parameters (formed during the sharpening of the working surfaces) change their values. it should be foreseen that due to the wear of the cutting layer, the values of standard roughness parameters vary ra and sm with varying intensity, depending on the working time of the tool. the disproportionate (periodic) change in the intensity of wear of the tool confirms the mechanism of destruction of the microstructure of the tool material due to the action of volatile and wave motions, which lead to the accumulation of stresses of tiredness, the formation and development of microcracks, etc. the deformation processes that take place in the tool material during cutting, cause internal friction in the microstructure of the individual volumes of grain, binder, and also, on the boundaries of contact of one grain with the other and grain with a dressing material. important characteristics in the design of new instrumental materials, the margin of error determined when weighing the structural components (ingredients) for the production of serial plates is the specific value of the amount of grains and binder material per unit volume of the cutting layer. in order to perform a relative estimation of the internal friction activity, which determine the oscillatory and wave processes in the unit inequality of the rough work surfaces of the instrument, and the justification of the values of the parameters in the acoustic emission method of quality control of the composite cutting plates, an important characteristic is the number of grains placed in the microworld. this fact needs more detailed consideration when performing the analysis of the microstructural energy state of the instrumental material. the obtained research results are the initial data when using the methodology of performance evaluation of cutting tools by analyzing the acoustic characteristics of the energy state of processing and instrumental materials with the use of the differential equation of cause and effect connection [1 6]. conclusions the autocorrelation function of the model of the working surfaces of composite cutting plates is determined. according to the results of the research, histograms of the distribution of superhard grains on the working surfaces of the cutting plates were constructed. it was established that for grains of superhard material 14/10 (ac fig. 6 – acf model of the image of working surfaces of composite cutting plates autocorrelation function of model of image of working surfaces of composite cutting plates проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 51 cording to passport data on diamond powder), the density of their distribution on the surface of the plate is higher than that of plates with grains 10/7. the probability of the size distribution of grain size in the range of х = 0,15, …, 0,25 microns is practically the same and has maximum values in this range. calculated data of acf show that with a decrease in the grain size of superhard materials, the density of grain distribution on the working face decreases. this fact is due to the technological process of sharpening the working surfaces of the plates. the results of studies on the microstructure characteristics of the working surfaces of the cutting plates after sharpening give grounds to assert about the formation of a stable system of "grain-binder" materials. the solid core during the sintering of cutting plates under the influence of high pressure and temperature does not usually break down and dissolve and retain its original size. however, during the sharpening of the working surfaces of the plates inevitably there is destruction (excising) of individual grains, rough isotropic surfaces with certain parameters are formed. the obtained research results are the initial data when using the methodology of performance evaluation of cutting tools by analyzing the acoustic characteristics of the energy state of processing and instrumental materials using the differential equation of cause and effect relationship. references 1. buryak v.g., buryak a.v. pokazniki energetichnogo stanu materіalіv, shcho viznachayut' pracezdatnіst' іnstrumentіv // problemi tribologії. – 2016. – № 2. – s. 54 – 57. 2. buryak a.v., buryak v.g. zv’yazok fіziko-mekhanіchnih, teplofіzichnih і akustichnih vlastivostej obrobnih і іnstrumental'nih materіalіv u mekhanoobrobnі // problemi tribologії.– 2016.– №2.– s.28–33. 3. buryak a.v., buryak v.g. tekhnіchna ocіnka metodiki vikonannya analіzu akustichnih harakteristik energetichnogo stanu іnstrumental'nogo materіalu // problemi tribologії. – 2015. – № 3. – s. 71 – 77. 4. buryak a.v., buryak v.g. naukovі osnovi do ocіnki pracezdatnostі rіzhuchih іnstrumentіv za analіzom akustichnih harakteristik stanu obrobnogo і іnstrumental'nogo materіalіv // problemi tribologії. – 2014. – № 4. – s. 23–30. 5. buryak v.g., buryak a.v. zakonomіrnostі zmіni skladovih sili rіzannya ta energetichnogo stanu obrobnogo і іnstrumental'nogo materіalі v procesі obroblennya rіzannyam // problemi tribologії. – 2017. – № 3. – s. 25–29. 6. buryak v.g., buryak v.v., drapak l.s., buryak a.v. analіz harakteristik mіkrostrukturi poverhon' kompozicіjnih rіzhuchih plastin // problemi tribologії. – 2018. – № 3. – s. 11-16. 7. buryak v.g., buryak a.v. metod optichnogo rozpіznavannya tekstіv na osnovі neorієntovanih psevdografіv // vimіryuval'na ta obchislyuval'na tekhnіka v tekhnologіchnih procesah. – 2018. – № 2. – s. 99 105. 8. ocenka rezhushchih svojstv instrumentov statisticheskimi metodami / buryak v.g., maslov v.p., miheenko l.a. – hmel'nickij, 1988. – 15s. – rus. – dep. v ukrniinti 24.01.89, №374 – uk 89. 9. koval' s.t., miheenko l.a., gromov k.s. statisticheskie harakteristiki izobrazheniya poverhnosti polirovannyh metallov // optiko-mekhanicheskaya promyshlennost'. – 1982. – №6. – s. 1-4. 10. o’nejl eh. vvedenie v statisticheskuyu optiku (per. s angl.). – m.: mir, 1966. – 236 s. буряк в.г., буряк в.в., драпак л.с., буряк а.в. автокорреляционная функция модели изображения рабочих поверхностей композиционных режущих пластин. определена автокорреляционная функция модели изображения рабочих поверхностей композиционных режущих пластин. проведена статистическая обработка микроструктуры рабочих поверхностей режущих пластин на основе сверхтвердых зерен с диффузионными покрытиями. по результатам проведенных исследований построены гистограммы распределения сверхтвердых зерен на рабочей поверхности режущих пластин. доказана эффективность использования результатов исследований, что позволяет выполнять соответствующее обоснование при проектировании оптических электронных приборов для неразрушающего контроля качества композиционных режущих пластин и при прогнозировании структурно-энергетического состояния рабочих поверхностей пластин и обеспечения гарантированных значений периода стойкости инструмента. результаты исследований характеристик структурно-энергетического состояния рабочих поверхностей режущих пластин после заточки дают основания утверждать о создании устойчивой системы "зерно-связующий" материалы. полученные результаты исследований являются исходными данными при использовании методологии выполнения оценки работоспособности режущих инструментов по анализу акустических характеристик энергетического состояния, обрабатывающего и инструментального материалов с применением дифференциального уравнения причинно-следственной связи. ключевые слова: обработка резанием, микроструктура рабочих поверхностей инструментов, автокорреляционная функция, акустические свойства материалов, причинно-следственная связь, износ. о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 31 парусов э.в.,* сычков а.б.,** губенко с.и.,*** парусов о.в.,**** амбражей м.ю.*** * институт черной металлургии им. з. и. некрасова нан украины, г. днепропетровск, украина, ** магнитогорский государственный технический университет им. г. и. носова г. магнитогорск, россия, *** национальная металлургическая академия украины, г. днепропетровск, украина, **** оао «молдавский металлургический завод» г. рыбница, молдова e-mail: tometal@ukr.net о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения удк 621.771.25:621.778:539.4 исследовано влияние химического состава сталей на склонность к деформационному старению бунтового проката при различных температурах. показано, что борсодержащие стали обладают более стабильными значениями механических свойств при температурах реального технологического процесса (волочения) 150 … 300 с, что позволяет с большой точностью ( 30 мпа) прогнозировать класс прочности холоднодеформированной проволоки, а также повышать технологическую пластичность бунтового проката при волочении. установлено, что сталь без бора по сравнению с борсодержащим прокатом характеризуется более низкими значениями временного сопротивления, локализованного удлинения (относительного сужения) и показателем степени деформационного упрочнения n. показано, что повышение межпластиночного расстояния в перлите (s0) приводит к уменьшению степени деформационного упрочнения (n) и, следовательно, способности металла к равномерному формоизменению. это свидетельствует о том, что s0 оказывает значимое влияние на показатель n, воздействуя на дислокационную субструктуру металла, формирующуюся в процессе деформации. ключевые слова: бунтовой прокат, деформационное старение, химический состав, механические свойства, волочение введение и состояние проблемы важным звеном в обеспечении потребностей рынка в металлопрокате является получение качественных сталей, в частности, для производства высокопрочных видов изделий. очевидно, одним из важнейших факторов, обеспечивающих более эффективное использование метизных изделий, следует считать повышение их исходной прочности, что способствует не только увеличению надежности и долговечности конструкций, но и снижению их металлоемкости. кроме этого, особую роль имеют такие показатели, как коэффициент использования металла, удельные затраты труда и энергии, которые должны быть наиболее оптимальными при комплексной разработке современных технологических схем производства проката в условиях металлургических предприятий. в этой связи эффективным подходом является комплексный выбор рациональных композиций химического состава сталей и использование таких режимов деформационно-термической обработки (дто), которые обеспечивают наилучшее сочетание механических свойств и структуры металла. ориентирование на современные требования, предъявляемые к качеству высокопрочной холоднодеформированной проволоки, а также существующие схемы её производства ставят задачи постоянного совершенствования режимов дто бунтового проката в потоке проволочных станов. обеспечение требуемого класса прочности готовой металлопродукции неразрывно связано с деформационным упрочнением сталей, применяемых при волочении бунтового проката на метизных предприятиях. к примеру, на поведение проката из высокоуглеродистых марок сталей при пластической деформации существенное влияние оказывает величина напряжения течения, которая зависит от морфологии и степени дисперсности цементита. влияние межпластиночного расстояния ( 0s ) в перлите на напряжение течения в высокоуглеродистой стали аналогично влиянию размера зерна феррита в низкоуглеродистых сталях: с уменьшением 0s напряжение течения повышается [1]. деформационное упрочнение стали в процессе одноосного растяжения (и близких по сути процессов деформации, к примеру, холодного волочения) возможно описать при помощи уравнения холломона [2]: о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 32 neks  , (1) где s – истинное напряжение, мпа; e – истинная (логарифмическая) деформация; k – коэффициент деформационного упрочнения, мпа; n – показатель степени деформационного упрочнения (n < 1) [3]. согласно работы харта [4], показатель степени деформационного упрочнения характеризует устойчивость деформации при растяжении и численно равен величине равномерного удлинения [1]. следовательно, увеличение показателя степени деформационного упрочнения (n) свидетельствует о повышении способности металла к равномерному формоизменению в процессе деформации. в частности, такое положение регламентировано стандартами iso 10275:2007 [5], astm e646 и используется при оценке механических свойств листового проката, подвергаемого переработке способом штамповки. по аналогии с известным законом морриса для низкоуглеродистых сталей [6, 7], повышение среднего значения структурного элемента ( 0s ) может привести к уменьшению величины n и, следовательно, снижению способности к равномерной деформации. из сказанного следует, что размер структурного элемента влияет на показатель n, воздействуя на дислокационную субструктуру, формирующуюся в процессе деформации. известно, что при деформации в ферритных пластинах перлита проходят процессы скольжения, возникают дислокационные скопления и формируется ячеистая или фрагментированная субструктура. скольжение развивается в феррите вдоль цементитных пластин, если плоскости 211ф благоприятно ориентированы к внешним напряжениям. с развитием деформации субзерна разворачиваются, при этом угол их разориентировки увеличивается [1, 8]. если 211ф 001ц, цементит перлита может деформироваться скольжением или сбросом; если же нет, то цементит начинает дробиться и пластинчатое строение перлита не сохраняется. упрочнение стали происходит в результате увеличения плотности дислокаций в феррите и цементите, а также на межфазных границах феррит-цементит, а ячеистая или фрагментированная субструктуры может содержать раздробленные пластины цементита. согласно [9] толщина цементитных пластин оказывает решающее значение на деформируемость (пластичность) перлитных сталей, которая обратно пропорциональна показателю деформационного упрочнения при волочении. используемая на метизных предприятиях технологическая операция патентирования бунтового проката из высокоуглеродистой стали позволяет добиться более дисперсной и однородной по объему металла структуры, называемой сорбитом. в этом случае деформация, возникающая при волочении, протекает более равномерно по объему металла, с предпочтительной ориентацией цементитных пластин, как правило, вдоль оси деформации и сопровождается их изгибом и/или сбросообразованием. перлитная структура по своей природе является композиционным материалом. изменение прочности и пластичности таких сталей в процессе волочения в большей степени определяется цементитной составляющей, степенью её дисперсности распределения в ферритной матрице. так как твердость цементита значительно превосходит этот показатель ферритной матрицы [10, 11] то пластины цементита, ориентированные вдоль оси деформации, можно рассматривать в качестве армирующего материала. следовательно, дополнительный эффект упрочнения в процессе волочения бунтового проката в проволоку достигается за счет благоприятного ориентирования цементитных пластин. повышение содержания углерода в стали вызывает рост, как прочностных показателей металла, так и степени деформационного упрочнения в процессе последующей холодной деформации [12]. однако необходимо понимать, что при волочении бунтового проката помимо деформационного упрочнения происходит деформационное старение, которое может оказывать негативное воздействие на пластичность металла. под деформационным старением понимают изменение прочностных свойств металла, которое возникает вследствие воздействия холодной или горячей («теплой») деформаций [13, 14]. одним из последствий деформационного старения являются эффекты упрочнения или охрупчивания сталей. в том случае, когда перечисленные эффекты наблюдаются после деформации металла в процессе выдержки в окружающей среде или при температурах термической активации (100 … 500 ºс) старение называют статическим (сдс), а в процессе самой деформации – динамическим (ддс). с целью минимизации развития деформационного старения постоянно изыскиваются технологические решения и способы, которые способны уменьшить интенсивность его развития в сталях. механизм деформационного старения базируется на закономерностях взаимодействия примесных атомов углерода и азота с дислокациями, возникающими в процессе деформации металла. в связи с этим, на протяжении многих лет выполняются исследования, направленные на поиск эффективных композиций химического состава и режимов дто сталей. это способствует уменьшению блокировки дислокаций атомами углерода и азота, а, следовательно, позволяет повысить предельную деформируемость металла. последнее положение является наиболее важным для металлопроката, используемого при производстве холоднодеформированной проволоки как из низко-, так и высокоуглеродистых сталей [14, 15]. о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 33 несмотря на значительное количество исследований, вопросы, связанные с влиянием бора на изменение механических свойств бунтового проката в процессе деформационного старения, досконально не исследованы [14, 15], что предопределяет актуальность проведения настоящих исследований. цель работы исследовать влияние химического состава сталей для бунтового проката на склонность к деформационному старению при различных температурах. материал и методики исследований в качестве материала для проведения исследований использованы промышленные партии бунтового проката из сталей с80d, с86d (en 16120-1:2011) и св-08г2с (ту у 27.1-23365425-653:2010). химический состав сталей приведен в табл. 1. определение механических свойств проката при температурах 20 … 500 ºс выполняли на универсальной испытательной машине ttdm instron, оснащенной высокотемпературной (нагревательной) приставкой. показатель степени и коэффициент деформационного упрочнения определяли в соответствии с методикой стандарта iso 10275:2007. таблица 1 химический состав исследуемых сталей химический состав стали, % (масс.) марка стали диаметр проката, мм с/mn si p/s cr ni cu n b св-08г2с 5,5 0,05/1,85 0,75 0,010/0,003 0,04 0,07 0,17 0,009 св-08г2с 5,5 0,05/1,77 0,74 0,009/0,003 0,05 0,06 0,18 0,009 0,0074 с80d 5,5 0,82/0,56 0,21 0,001/0,003 0,04 0,05 0,15 0,008 0,0019 c86d 10,0 0,87/0,64 0,20 0,010/0,003 0,03 0,05 0,17 0,007 0,0017 с86d 10,0 0,83/0,61 0,21 0,010/0,011 0,03 0,02 0,03 0,001 результаты исследований и их обсуждение влияние бора, как химического элемента, оказывающего положительное влияние на снижение дегазации стали (по содержанию азота) и сдс подробно рассмотрено в работе [16]. исследования показывают, что повышение прочностных показателей, которые обусловлены сдс, в бунтовом прокате из борсодержащих сталей ниже, чем в сталях без бора, а более выраженное отличие при этом наблюдается для временного сопротивления разрыву [16, 17]. снижение склонности бунтового проката к деформационному старению при волочении в проволоку является одним из важных критериев повышения его качества [18]. в нормативной документации требования к показателям металла, которые связаны с деформационным старением, оговариваются в достаточно редких случаях и обычно связанны с условиями его эксплуатации. к примеру, арматурный прокат по требованиям стандартов гост 10884-94 и дсту 376098 подвергают испытаниям на изгиб с разгибом после остаривающего нагрева, а en 10080 регламентирует перед испытанием на растяжение проведение специальной обработки при температуре 10010с в течение 50 … 75 мин с последующим охлаждением на спокойном воздухе. старение холоднодеформированного металла обычно приводит к снижению показателей пластичности, повышению прочности и склонности к хрупкому разрушению [14], что обязательно должно учитываться при отработке технологии производства. нормативная документация на производство бунтового проката и изготовленную из него проволоку не регламентирует проведение специальных испытаний на старение, однако, необходимо понимать, что параметры структуры, температурно-скоростные условия волочения и влияние ддс напрямую влияют на формирование конечного комплекса механических свойств готовой металлопродукции [13-16]. с точки зрения определения ресурса (запаса) технологической пластичности бунтового проката из сталей различного марочного состава в процессе деформации необходимым является изучение особенностей протекания деформационного старения непосредственно при температурах реального технологического процесса (волочения) [14 16]. исследования, выполненные в работе [14] (рис. 1), свидетельствуют о том, что температурная зависимость ддс в углеродистых сталях имеет два температурных интервала экстремального изменения механических свойств, при этом они характерны для различных структурных состояний (горячекатаное, нормализованное, закаленное, после нормализации с отпуском и закалки с отпуском). изменение меха о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 34 нических свойств металла в интервале температур 150 … 300 ºс связано с синеломкостью стали, вызванной развитием ддс [14], а в интервале температур 400 … 500 ºс – с перераспределением дислокаций и примесных атомов углерода и азота в феррите, а также динамической сфероидизацией цементита, приводящей к обогащению границ субзерен углеродом. перечисленные факторы оказывают влияние на повышение прочностных и снижение пластических показателей углеродистых сталей, которое отчетливо проявляется в последнем случае. 0 200 400 600 800 1000 1200 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 570 620 в р ем ен но е со пр о ти вл ен ие р аз р ы ву , м па температура испытаний, °с сталь у8 сталь 10 0 50 100 150 200 250 300 350 400 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 570 620 п р ед ел т ек уч ес ти , м па температура испытаний, \ с сталь у8 сталь 10 а б 10 20 30 40 50 60 70 80 90 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 570 620 о тн ос ит ел ьн ое с уж ен ие , % температура испытаний, \ с сталь у8 сталь 10 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 570 620 о тн о си те л ьн о е уд л ин ен ие , % температура испытаний, \ с сталь у8 сталь 10 в г рис. 1 – влияние температуры на изменение механических свойств стали при деформации растяжением [14]: а – временное сопротивления разрыву; б – предел текучести; в – относительное сужение; г – относительное удлинение в связи с изложенным представляло интерес провести сравнительный анализ влияния температурного фактора на развитие ддс и изменение механических свойств проката при деформации растяжением борсодержащих сталей и сталей без бора. результаты исследований для бунтового проката из стали с80d приведены на рис. 2. анализируя полученные данные можно сделать вывод о том, что влияние температуры на изменение механических свойств (вид кривых) проката из стали с80d без бора и с бором имеет почти идентичный вид. однако в интервале температур 20 … 320 ºс вид кривых борсодержащей стали имеет более стабильную область значений механических характеристик по сравнению со сталью без бора, что объясняется особенностями формирования структуры борсодержащих сталей, а также снижением негативного воздействия азота [16 19]. в соответствии с установленными особенностями при деформации растяжением борсодержащего металла из стали с80d представляло интерес выполнить аналогичные исследования для бунтового проката из стали св-08г2с. в одну из плавок этой стали ввод бора осуществляли по стехиометрическому соотношению атомных весов бора к азоту (в  n = 0,7718), чем обеспечивалось полное связывание последнего. о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 35 700 800 900 1000 1100 1200 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 в р ем ен но е со пр о ти вл ен ие р аз р ы ву , м па температура испытаний, \ с сталь c80d без бора сталь с80d с бором 400 450 500 550 600 650 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 п ре де л те ку че ст и, м па температура испытаний, \ с сталь с80d без бора сталь с80d с бором а б 20 25 30 35 40 45 50 55 60 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 о тн ос ит ел ьн о е су ж ен ие , % температура испытаний, \ с сталь с80d без бора сталь с80d с бором 4 6 8 10 12 14 16 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 о тн о си те ль но е уд л ин ен ие , % температура испытаний, \ с сталь с80d без бора сталь с80d с бором в г рис. 2 – влияние температуры на изменение механических свойств стали с80d при деформации растяжением: а – временное сопротивление разрыву; б – предел текучести; в – относительное сужение; г – относительное удлинение результаты сравнительного исследования борсодержащего проката и металла без бора приведены на рис. 3. вид полученных кривых свидетельствует о том, что борсодержащий прокат из стали св-08г2с, по аналогии со сталью с80d с добавкой бора имеет почти постоянный диапазон значений механических свойств. в частности, временное сопротивление разрыву и относительное сужение характеризуются более стабильной областью значений в интервале температур 20 … 320 с, что оказывает положительное влияние на технологическую пластичность металла при волочении. это подтверждается практическими данными, которые зафиксированы в производственных условиях при волочении борсодержащего проката из стали св-08г2с. при этом для стали без бора в интервале температур 20 … 270 ºс наблюдается монотонное уменьшение относительного сужения, с последующим повышением выше температуры 370 с. бунтовой прокат из стали, содержащей бор, и металл без бора, изготовленный из стали св-08г2с имеют мультифазную структуру: в ферритной матрице распределяются участки перлита, и бейнитомартенситные зоны. это свидетельствует о том, что процессы структурообразования носят более сложный характер по сравнению с высокоуглеродистыми сталями, а количество закалочных структур (рис. 4) зависит от режима дто (скорости воздушного охлаждения металла на линии стелмор). наблюдаемое в температурном интервале 100 … 150 ºс снижение временного сопротивления разрыву связано с началом распада бейнито-мартенситных структур, количество которых в борсодержащей стали в 3 … 3,5 раза меньше, чем в стали без бора и составляет не более 5 % [20]. влияние режимов дто на изменение механических свойств проката в зависимости от температуры разогрева отчетливо проявляется при сопоставлении с результатами эксперимента, выполненного в работе [21]. необходимо отметить, что исследуемые стали объединяет следующая закономерность: борсодержащий прокат обладает более стабильными значениями механических свойств при температурах реального технологического процесса (волочения) 150 … 320 с, что позволяет с большой точностью ( 30 мпа) прогнозировать класс прочности изготавливаемой холоднодеформированной проволоки и повышать степень её предельной деформируемости. с точки зрения повышения пластических показателей металла при волочении наиболее предпочтительным является полное связывание азота бором, однако такое положение для проката из высокоуглеродистой стали не подтвердилось, ввиду негативного воздействия сегрегаций бора на ход перлитного превращения эвтектоидных сталей и их преждевременное охрупчивание при волочении [16]. о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 36 0 100 200 300 400 500 600 700 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 в р ем ен но е со пр о ти вл ен ие р аз р ы ву , м па температура испытаний, \ с св-08г2с с бором св-08г2с без бора 50 100 150 200 250 300 350 400 450 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 п ре д ел т ек уч ес ти , м п а температура испытаний, \ с св-08г2с с бором св-08г2с без бора а б 30 40 50 60 70 80 90 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 о тн о си те л ьн о е су ж ен ие , % температура испытаний, °с св-08г2с с бором св-08г2с без бора 4 6 8 10 12 14 16 18 20 20 70 120 170 220 270 320 370 420 470 520 о тн ос ит ел ьн ое уд ли не ни е, % температура испытаний, °с св-08г2с с бором св-08г2с без бора в г рис. 3 – влияние температуры на изменение механических свойств стали св-08г2с при деформации растяжением: а – временное сопротивление разрыву; б – предел текучести; в – относительное сужение; г – относительное удлинение 0 20 40 60 80 100 0,01 0,1 1 10 100 о б ъ ем на я д о л я ст р ук ту р ны х со ст ав л яю щ их , % скорость охлаждения, с/с феррит мартенсит бейнит перлит рис. 4 – структурная диаграмма превращений аустенита стали св-08г2с при непрерывном охлаждении с различными скоростями для определения склонности металла к повышению его способности к равномерному формоизменению представляло интерес провести исследования влияния режимов дто на показатель степени деформационного упрочнения бунтового проката. сравнительный анализ выполнен на образцах металла из стали с86d (табл. 1). борсодержащий бунтовой прокат производился с использованием высокотемпературного режима дто без стадии водяного охлаждения металла перед раскладкой его витками на транспортер (температура виткообразования  103010 с). количество перлита 1 балла (гост 8233-56) в структуре металла составило  87 %, а среднее межпластиночное расстояние в перлите – 0,148 мкм. прокат без бора изготавливался по режиму стандартного стелмор-процесса с использованием водяного ох о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 37 лаждения металла перед раскладкой на витки (температура виткообразования  940  10 с). количество сорбитообразного перлита 1 балла в структуре металла составило  61 %, а среднее межпластиночное расстояние 0,186 мкм. исследуемые образцы подвергали испытаниям на растяжение с записью технических диаграмм в координатах  (рис. 5), которые с помощью табличного процессора по закону сохранения объема перестраивали в истинные диаграммы деформации в координатах es  . внешний вид протяженного участка за условным пределом текучести диаграмм растяжения свидетельствует о достаточно высоком уровне пластичности металла исследуемых сталей. при этом металл без бора по сравнению с борсодержащим прокатом характеризуется более низким значением временного сопротивления и локализованного удлинения (относительного сужения). более высокие значения относительного сужения и временного сопротивления борсодержащей стали могут быть объяснены влиянием боронитридных частиц на облегчение локализации деформации при растяжении и дополнительным упрочнением по механизму орована соответственно [22]. истинные диаграммы аппроксимировали уравнением холломона (1) в соответствии с методикой стандарта iso 10275:2007. после логарифмирования выражения (1), оно преобразуется в линейное уравнение (2) в координатах lg s – lg e: enks lglglg  (2) тангенс угла наклона выражения (2) соответствует показателю степени деформационного упрочнения, а ордината пересечения прямой с осью lg s равна lg k. результаты аппроксимации приведены на рис. 6. и в табл. 2 . 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%  в , м п а , % 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0% 2% 4% 6% 8% 10% 12%  в , м п а , % а б рис. 5 – технические диаграммы растяжения бунтового проката из стали с86d диаметром 10,0 мм: а – сталь без бора; б – сталь с бором y = 0,3668x + 3,5216 r? = 0,9987 2,8 2,9 2,9 3,0 3,0 3,1 3,1 3,2 3,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4 -1,2 -1 lg s lg e y = 0,3874x + 3,5781 r? = 0,9915 2,8 2,9 2,9 3,0 3,0 3,1 3,1 3,2 3,2 -2 -1,8 -1,6 -1,4 -1,2 -1 lg s lg e а б рис. 6 – логарифмическая зависимость истинного напряжения от истинной деформации при растяжении образцов бунтового проката из стали с86d диаметром 10,0 мм: а – сталь без бора; б – сталь с бором о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 38 таблица 2 результаты испытаний исследуемых сталей марка стали 2,0 , мпа в , мпа n k , мпа с86d1 631 1130 0,367 3323 c86d2 701 1202 0,387 3785 примечание: 1 – сталь без бора; 2 – сталь с бором (см. табл. 1). полученные результаты свидетельствуют о том, что повышение среднего межпластиночного расстояния в перлите приводит к уменьшению степени и коэффициента деформационного упрочнения бунтового проката. следовательно, наряду с влиянием химического состава высокоуглеродистых сталей [23] на деформационное упрочнение, значимое влияние оказывает и параметр структуры стали – межпластиночное расстояние ( 0s ). борсодержащий прокат из стали с86d характеризуется более высокими значениями временного сопротивления ( на 72 мпа), содержания азота общего (в 7 раз), азота свободного ( в 5,7 раза) и суммарной концентрации примесей цветных металлов (σ(cr+ni+cu)  в 3,1 раза). несмотря на существующие различия, бунтовой прокат без бора имеет более низкие значения степени и показателя деформационного упрочнения, а также меньший запас технологической пластичности (ψ = 21…24 %) по сравнению с борсодержащей сталью (ψ = 28…32 %). установленный эффект может быть объяснен увеличением числа стадий деформации, обусловленных различием химического состава сталей и влиянием дислокационной субструктуры горячей деформации, полученной при дто, на особенности формирования пластинчатого перлита в исследуемом прокате. вследствие вышеуказанных причин, процесс деформации усложняется, а на графике в осях lgs – lge (рис. 7, б) появляются соответствующие перегибы. выводы 1. исследовано влияние бора на снижение склонности к динамическому деформационному старению при различных температурах разогрева бунтового проката из высокоуглеродистой стали и сталей сварочного назначения. борсодержащие стали обладают более стабильными значениями механических свойств при температурах реального технологического процесса (волочения) 150 … 300 с, что позволяет с большой точностью ( 30 мпа) прогнозировать класс прочности холоднодеформированной проволоки, а также повышать технологическую пластичность бунтового проката. 2. установлено, что сталь без бора по сравнению с борсодержащим прокатом характеризуется более низким значением временного сопротивления и локализованного удлинения (относительного сужения). более высокие значения относительного сужения и временного сопротивления борсодержащей стали могут быть объяснены влиянием сформированных частиц нитридов бора на облегчение локализации деформации при растяжении и дополнительным упрочнением по механизму орована соответственно. 3. показано, что повышение межпластиночного расстояния в перлите ( 0s ) приводит к уменьшению степени деформационного упрочнения (n) и, следовательно, способности металла к равномерному формоизменению. это свидетельствует о том, что 0s оказывает значимое влияние на показатель n, воздействуя на дислокационную субструктуру металла, формирующуюся в процессе деформации. 4. с использованием методики анализа деформационного упрочнения при растяжении бунтового проката показано, что сталь без бора характеризуется более низким значением показателя степени деформационного упрочнения n и, соответственно, пониженной пластичностью по сравнению с борсодержащим металлом. такой эффект может быть объяснен увеличением числа стадий деформации, обусловленных различием химического состава сталей и влиянием дислокационной субструктуры горячей деформации, полученной при дто, на особенности формирования пластинчатого перлита в исследуемом прокате. вследствие чего процесс деформации усложняется, что характеризуется появлением соответствующих перегибов на графике в осях lgs – lge для борсодержащего проката. литература 1. гриднев в. н. прочность и пластичность холоднодеформированной стали [текст] / в. н. гриднев, в. г. гаврилюк, ю. я. мешков. – к. : наук. думка, 1974. – 231 с. 2. hollomon j. h. tensile deformation // trans. aime. – 1945. – vol. 162.  p. 268-290. 3. штремель м. а. прочность сплавов. ч ii. деформация / м. а. штремель. – м. : мисис, 1997. – 527 с. 4. hart e.w. theory of the tensile test // acta metallurgica. – 1967. – vol. 15 – № 2. – p. 351-355. о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 39 5. материалы металлические. листы и полосы. определение коэффициента деформационного упрочнения при растяжении: iso 10275:2007.  [дейст. с 2007-06-01].  женева, 2007. 10 с. 6. morrison w. b. the effect of grain size on the stress-strain relationship in low-carbon steel // trans. of the asm. – 1966, –vol. 59. – p. 824-846. 7. моррисон в. б. пластичность сплавов со сверхмелким зерном / в. б. моррисон, р. л. миллер // сверхмелкое зерно в металлах. м. : металлургия, 1973. с. 181-205. 8. губенко с. и. деформация металлических материалов / с. и. губенко, в. в. парусов. – днепропетровск : арт-пресс, 2006. – 316 с. 9. пирогов в. а., фетисов в. п., вакуленко и. а. влияние структурных параметров на деформируемость углеродистых сталей / в. а. пирогов, в. п. фетисов, и. а. вакуленко // сталь. – 1986. – №10. – с. 73-76. 10. лизунов в. и. композиционные стали. – м. : металлургия, 1978. – 151 с. 11. webb w. w., forgeng w. d. mechanical behavior of microcrystals / w. w. webb, w. d. forgeng // acta metallurgica.  1957.  vol. 28.  № 12.  p. 462-469. 12. функе п. влияние режима патентирования на структуру и механические свойства катанки из высокоуглеродистой стали / п. функе, г. краутмахер, р. кольгрюбер // черные металлы, 1982. – № 2. – с. 28-35. 13. новиков и. и. теория термической обработки металлов, 4-ое изд., перераб. и доп. – м.: металлургия, 1986. – 480 с. 14. бабич в.к. деформационное старение стали / в. к. бабич, ю. п. гуль, и. е. долженков  м. : металлургия, 1972. – 320 с. 15. фетисов в. п. деформационное старение стали при волочении проволоки. – минск: белгорстанкинпромиздат, 1996. – 121 с. 16. парусов в. в. теоретические и технологические основы производства высокоэффективных видов катанки // в. в. парусов, а. б. сычков, э. в. парусов. – днепропетровск: арт-пресс, 2012. – 376 с. 17. нестеренко а. м., сычков а. б., полуэктов в. ю. характер изменения механических свойств катанки из стали марки св-08г2с при деформационном старении. – сб. научных трудов. строительство, матераловедение, машиностроение. – днепропетровск: пгаса, 2009. – вып. 48, ч. 3. – с. 59-63. 18. взаимосвязь предельной деформируемости бунтового проката при волочении с параметрами его микроструктуры / э. в. парусов, с. и. губенко, в. а. луценко [и др.] // литье и металлургия. – 2016. – № 3 (84). – с. 75-82. 19 .освоение производства катанки и проволоки из микролегированной бором качественной углеродистой стали, разлитой в заготовки малого сечения / в. в. парусов, а. б. сычков, а. м. нестеренко [и др.] // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2000. – № 4. – с. 48-51. 20. исследование качественных характеристик катанки сварочного назначения марки св08г2с / в. в. парусов, а. б. сычков, и. н. чуйко [и др.] // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2014. – № 5. – с. 54-56. 21. структура и свойства катанки для изготовления электродов и сварочной проволоки / а. б. сычков, в. в. парусов, а. м. нестеренко [и др.]. – бендеры: полиграфист, 2009. – 608 с. 22. о влиянии дислокационной субструктуры горячей деформации и микродобавок бора на формирование пластинчатого перлита в процессе непрерывного охлаждения бунтового проката / э. в. парусов, с. и. губенко, а. б. сычков [и др.] // металознавство та термічна обробка металів. – дніпро: двнз «пдаба», 2016. – № 3. – с. 40-47. 23. влияние химического состава высокоуглеродистой катанки на деформационное упрочнение при волочении / э. в. парусов, в. в. парусов, в. а. луценко [и др.] // сб. научных трудов. строительство, матераловедение, машиностроение. – днепропетровск: пгаса, 2006. – вып. 36. – ч.1. – с. 114-119. поступила в редакцію 23.11.2016 о склонности бунтового проката к деформационному старению в процессе волочения проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 40 parusov e. v., sychkov a. b., gubenko s. i., parusov o. v., ambrazhey m. yu. on addiction the rolled steel to strain aging at drawing process. the influence of the chemical composition of the steel in the tendency to strain aging the rolled steel at various temperatures was researched. it was shown that boron steels have a more stable values of mechanical properties at temperatures of a real process (drawing) 150…300 с, which allows a high degree of accuracy( 30 мpа) to predict the strength class of cold-wire, as well as improve the technological plasticity rolled steel at drawing . the steel without boron as compared with a boron rental is characterized by lower values of tensile strength, elongation localized (relative reduction) and strain hardening exponent n it was found. it was shown that an increase in pearlite interlamellar distance (s0) reduces the degree of strain hardening (n) and hence the ability of the metal to the uniform formability. this shows that s0 has a significant impact on the index of the n, acting on the dislocation of the metal substructure, emerging in the deformation process. keywords: rolled steel, strain aging, chemical composition, mechanical properties, drawing. references 1. gridnev v. n., gavrilyuk v. g., meshkov yu. ya. prochnost i plastichnost holodnodeformirovannoy stali, k.: nauk. dumka, 1974, 231 p. 2. hollomon j. h. tensile deformation.trans. aime, 1945, vol. 162, pp. 268-290. 3. shtremel m. a. prochnost splavov. ch ii. deformatsiya. m. : misis, 1997, 527 p. 4. hart e.w. theory of the tensile test. acta metallurgica, 1967, vol. 15, no 2, pp. 351-355. 5. materialyi metallicheskie. listyi i polosyi. opredelenie koeffitsienta deformatsionnogo uprochneniya pri rastyazhenii: iso 10275:2007. zheneva, 2007, 10 p. 6. morrison w. b. the effect of grain size on the stress-strain relationship in low-carbon steel. trans. of the asm. 1966, vol. 59, pp. 824-846. 7. morrison v. b., miller r. l. plastichnost' splavov so sverhmelkim zernom. sverhmelkoe zerno v metallah. m. : metallurgiya, 1973, pp. 181-205. 8. gubenko s. i., parusov v. v. deformaciya metallicheskih materialov. dnepropetrovsk : artpress, 2006, 316 p. 9. pirogov v. a., fetisov v. p., vakulenko i. a. vliyanie strukturnyh parametrov na deformiruemost' uglerodistyh stalej. 1986, no 10, pp. 73-76. 10. lizunov v. i. kompozicionnye stali. m. : metallurgiya, 1978, 151 p. 11. webb w. w., forgeng w. d. mechanical behavior of microcrystals. acta metallurgica, 1957, vol. 28, no 12, pp. 462-469. 12. funke p., krautmaher g., kol'gryuber r. vliyanie rezhima patentirovaniya na strukturu i mekhanicheskie svojstva katanki iz vysokouglerodistoj stali. chernye metally, 1982, no 2, pp. 28-35. 13. novikov i. i. teoriya termicheskoj obrabotki metallov, 4-oe izd., pererab. i dop., m.: metallurgiya, 1986, 480 p. 14. babich v. k., gul' yu. p., dolzhenkov i. e. deformacionnoe starenie stali. m. : metallurgiya, 1972, 320 p. 15. fetisov v. p. deformacionnoe starenie stali pri volochenii provoloki. minsk: belgorstankinpromizdat, 1996, 121 p. 16. parusov v. v. sychkov a. b., parusov e. v. teoreticheskie i tekhnologicheskie osnovy proizvodstva vysokoehffektivnyh vidov katanki. dnepropetrovsk: art-press, 2012, 376 p. 17. nesterenko a. m., sychkov a. b., poluehktov v. yu. harakter izmeneniya mekhanicheskih svojstv katanki iz stali marki sv-08g2s pri deformacionnom starenii. sb. nauchnyh trudov. stroitel'stvo, materalovedenie, mashinostroenie, dnepropetrovsk: pgasa, 2009, vyp. 48, ch. 3, pp. 59-63. 18. parusov e. v., gubenko s. i., lucenko v. a. vzaimosvyaz' predel'noj deformiruemosti buntovogo prokata pri volochenii s parametrami ego mikrostruktury. lit'e i metallurgiya, 2016, no 3 (84), pp. 75-82. 19. parusov v. v., sychkov a. b., nesterenko a. m. osvoenie proizvodstva katanki i provoloki iz mikrolegirovannoj borom kachestvennoj uglerodistoj stali, razlitoj v zagotovki malogo secheniya. metallurgicheskaya i gornorudnaya promyshlennost', 2000, no 4, pp. 48-51. 20. parusov v. v., chujko i. n., parusov o. v., parusov e. v., sahura l. v., sivak a. i. issledovanie kachestvennyh harakteristik katanki svarochnogo naznacheniya marki sv-08g2s. metallurgicheskaya i gornorudnaya promyshlennost', 2014, no 5, pp. 54-56. 21. sychkov a. b., parusov v. v., nesterenko a. m. struktura i svojstva katanki dlya izgotovleniya ehlektrodov i svarochnoj provoloki. bendery: poligrafist, 2009, 608 p. 22. parusov e. v., gubenko s. i., sichkov a. b., sahura l. v. o vliyanii dislokacionnoj substruktury goryachej deformacii i mikrodobavok bora na formirovanie plastinchatogo perlita v processe nepreryvnogo ohlazhdeniya buntovogo prokata. metaloznavstvo ta termіchna obrobka metalіv, dnіpro: dvnz «pdaba», 2016, no 3, pp. 40-47. 23. parusov e. v., parusov v. v., lucenko v. a. vliyanie himicheskogo sostava vysokouglerodistoj katanki na deformacionnoe uprochnenie pri volochenii. sb. nauchnyh trudov. stroitel'stvo, materalovedenie, mashinostroenie, dnepropetrovsk: pgasa, 2006, vyp. 36, ch.1, pp. 114-119. вплив стану поверхні струмопідвідного наконечника на площу контакту між ним і зварювальним дротом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 80 завгородній в.в., абрамов о.о., вичавка а.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com вплив стану поверхні струмопідвідного наконечника на площу контакту між ним і зварювальним дротом удк 621.891 розглянуто закономірність зміни площі контакту між струмопідвідним наконечником і зварювальним дротом в залежності від стану поверхні внутрішнього каналу наконечника, його шорсткості. виявлені місця розташування найбільшого зносу наконечника. найдена залежність величини площі контакту від зміни шорсткости. виявлено значення шорсткості, при якій площа контакту має максимальне значення. визначен оптімальний стан поверхні внутрішнього каналу наконечника. ключові слова: шорсткість, струмопідвідний наконечник, знос, площа контакту, зварювальний дріт. вступ відомо, що для забезпечення безперебійності проведення зварювальних робіт необхідно мати надійний контакт між наконечником і дротом. величина площі контакті залежить від багатьох факторів. але одним з найголовніших є стан поверхні внутрішнього каналу наконечника. при виконанні зварювання використовують струмопідвідні наконечникі, які виговлені з різних матеріалів, різними способами, з різним станом поверхні, їі шорскістю. під час експлуатації під діею тертя зварювального дроту, а особливо внаслідок дії мікроіскор при появі електроерозійної складової зносу, стан поверхні перетерпає зміни. при руху дроту по каналу наконечника контактування між їх поверхнями здійснюється по виступам (гребням). проходження електричного струму, а також дія мікроіскор, призводять до оплавлення кінців гребнів. це призводе до зміни площі контакту між дротом і наконечником, що впливає на величину зварювального струму і, як наслідок, на стійкість горіння дуги. діючий стан проблеми на першому етапі було проведено вивчення стану поверхні внутрішнього каналу зношеного наконечника. наконечник, який відпрацював весь свій ресурс (близько 18 годин бесперервної роботи), розрізали у поперечному перетині у п’яти містах з шагом 5 мм (рис.1). кожний перетин був окремо позначен літерами. поверхні отриманих перетинів і вихідний отвір внутрішнього каналу були зачищені, сфотографовані і представлені на рис. 2. як видно з представлених фотографій, внутрішній канал наконечника у поперечному перетині має замкнуту поверхню неправильної форми, близької до еліптичної. сама форма каналу відображає місця контактування наконечника з електродним дротом і ділянки зносу. рис. 1 – схема перетинів зварювального наконечника: 1 – зварювальний дріт; 2 – наконечник зношування наконечника відбувається несиметрично відносно осі руху дроту. найбільшу по величині площу має вихідний отвір. це пов’язано з тим, що електродний дріт подається у канал не прямолінійно, а з певним радіусом кривизни, який виникає внаслідок навивки дроту на касету і після проходження дроту подаючих роликів. таким чином, контакт дроту з внутрішнею поверхнею наконечника від вплив стану поверхні струмопідвідного наконечника на площу контакту між ним і зварювальним дротом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 81 бувається в двох, або, частіше, трьох точках. знос наконечника проходить найбільше на його торцевому кінці в площині радіусу кривизни дроту, де на величину вихідного отвору каналу значно впливає і руйнівна дія бризок металу при зварюванні. з поглибленням перетенів у глибину наконечника до його середини і вхідної частини отвір внутрішнього каналу зменшується. виникає небхідність визначення величини величини деформації каналу відносно осей у площині кожного перетину. на кожну фотографію перетинів нанесено контури дроту (голуба фарба) і чотири взаємно перпендикулярні осі (oa, ob, oc, od), відносно яких визначався знос у кожному перетині. вісь оа показує напрямок від центру кривизни навивки дроту, вісь oс показує напрямок до центру кривизни навивки дроту, осі ob і od – напрямки перпедикулярні до осей oa і oc (рис. 2). шляхом масштабування розрахувавли величину площі внутрішнього каналу по кожному перетину і порівняли їх між собою. рис. 2 – зовнішній вигляд перетинів наконечників побудовані графіки величини зносу наконечника відносно до кожної осі у залежності від розташування перетину у глибині наконечника (рис. 3). найбільший за величиною знос наконечник має на торці (вид а) по осях oa і oc. по осях ob і od знос значно менший. в перетинах б-б, в-в, г-г, д-д і е-е максимальний знос спостерегається відносно осі ос зі зменшенням його від перетину до перетину. 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 0 5 10 15 20 25 30 продольна вісь наконечника, мм в ел ич ин а зн ос у, м м вісь оа вісь оb вісь оc вісь od а б-б в-в г-г д-д е-е рис. 3 – зміна величини лінійного зносу в залежності від розташування перетину уздовж осі наконечника у табл. 1 представлена відносна площа отвору внутрішнього каналу у кожному перетині, де площа отвору у перетині е-е прийняли за одиницю. вплив стану поверхні струмопідвідного наконечника на площу контакту між ним і зварювальним дротом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 82 таблиця 1 відносні площини перетину наконечника позначення перетину відносна площа отвору внутрішнього каналу а 10,1 б-б 2,00 в-в 1,76 г-г 1,41 д-д 1,21 е-е 1,00 методика і результати розрахунків для з’ясування впливу стану поверхні наконечника на величину контакту між ним і зварювальним дротом і розрахунків площадок контакту була представлена наступна методика роз’язанна поставленої задачі з внесенням кількох припущень. стан поверхні визначається її шорсткістю. згідно з гост 25142-82 шорсткість поверхні – це сукупність нерівностей поверхні з відносно малими кроками, виділену за допомогою базової довжини l . кількісно шорсткість поверхні оцінюється з допомогою параметрів ar або zr . нерівності поверхні любого реального профілю складаються з виступів та западин, які мають різну конфігурацію, висоту, глибину, крок, але по чисельним значенням входять в допуски ar або zr . для спрощення проведення розрахунків припустили, що всі нерівності поверхней наконечника і дроту (виступи і западини) замінюються на конуси з кутом при вершині 60° (рис. 4). висоту виступівконусів наконечника відносно середньої лінії профілю поверхні наконечника означемо як нвh . , висоту виступів-конусів дроту відносно середньої лінії профілю поверхні дроту дрвh . . рис. 4 – схема утворення контактних площадок між поверхнями струмопідвідного наконечника і зварювального дроту: а – у точці максимального притиску; б – з відхиленням від вертикальних вісей симетрії дроту і наконечника дріт, який змотується з касети і рухається у наконечнику, має кривизну. виходячі з наконечника, він за рахунок пружніх сил притискається до поверхні наконечника на його торці і вздовш образуючої вплив стану поверхні струмопідвідного наконечника на площу контакту між ним і зварювальним дротом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 83 отвору, величина притискання змінюється як у продольному, так і поперечному напрямках. умовились, що у точці максимального притискання (по вертикальним оcям симетрії дроту і наконечника) виступиконуси дроту і наконечника розташовуються симетрично і площадка контатку перпендикулярна їх осям симетрії. з відхиленням від вертикальних осей симетрії дроту і наконечника за рахунок різниці їх діаметрів осі симетрії виступів-конусів дроту і наконечника совпадати не будуть. площадка контакту буде розташована не перпедикулярно їх осям і буде змінювати форму з окружністі до еліпсу. але з огляду на досить невеликі відхилення розташування площадок контакту від осей симетрії припустили, що величина їх нахилу і зміна форми змінюються незначно. умовилися, що для визначеня впливу стану поверхні на величину os площадок контакту між поверхнями розрахунок площадок проводився для того часу, коли відбувся знос виступів-конусів поверхні наконечника на третину. вибір такого часу з’язан с тим, що для з’ясування впливу стану поверхні наконечника на величину площадок контакту розрахунки площадок бажано проводити на максимально початкових стадіях експлуатації наконечника з мінімальним його зносом. при вибіру більшого часу для розрахунків в наконечнику зростає електроерозійна складова зносу, з’вляються лунки та кратери, які значно змінюють початкове значення величини шорскості, що усладнює процес проведення розрахунків. було вибрано шість наконечників для зварювання дротом діаметром дрd 1,2 мм з різним станом поверхні внутрішнього каналу. шорскість поверхні кожного з них становила відповідно ar 1,6; 0,8; 0,4; 0,2; 0,1 і 0,06 мкм. вибір такого діапазону шорскості обумовлений найпоширенішими технологіями виготовлення отвору внутрышнього каналу. стан поверхні ar 1,6 мкм формується свердлінням, ar 0,8 мкм шліфуванням, ar 0,4 мкм поліруванням. наконечнків зі станом поверхні ar 0,2; 0,1 і 0,06 мкм не випускають, але для розширення розглядаемого діапазону шорсткості вирішили включити і ці значення у дослід. далі припустили, що шорсткість омідненого дроту у кожному окремому випадку рівнялася шорсткості поверхні внутрішнього отвору наконечника. діаметр нd внутрішнього отвору склав 1,22 мм. далі було зроблено ще одне припущення: висоти усіх виступів-конусів нвh . чисельно рівні між собою і совпадають з параметром шорсткісті ar . була розрахована величина площі площадки контакту між виступом-конусом наконечника і виступом-конусом дроту при умові, що осі конусів совпадають і сама площадка знаходилась по відношенню до осей перпендикулярно:   ;)30tan3/1()3/(2/ 222  внвноснo hrds (1) де os – площа площадки контакту виступа-конуса наконечника з виступом-конусом дроту, мм 2; оснd – діаметр площадки контакту, мм; внr – радіус підстави виступу-конусу, мм; нвh . – висота виступу-конусу наконечника, мм. величину повної площадки контакту ks розрахуемо за формулою: ;21 ok snns  (2) де 1n – кількість виступів-конусів поперечного перерізу отвору наконечника, які знаходяться у контакті з виступами-конусами дроту і розташовани по радіусу отвору на величину кута  (величина  визначається з креслення); 2n – кількість виступів-конусів подовжнього перерізу внутрішнього каналу наконечника, які знаходяться у контакті з виступами-конусами дроту. у свою чергу величини 1n і 2n розраховуються за формулами (3) і (4) відповідно: вн н r d n 43601     , (3); внr l n 42  , (4); де l – довжина внутрішнього каналу наконечника. всі дані зведено у табл. 2. таблиця 2 параметри контакту поверхонь електродного дроту і наконечника вплив стану поверхні струмопідвідного наконечника на площу контакту між ним і зварювальним дротом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 84 ar , мкм  , град  1n 2n os ×10 -8, мм2 ks , мм 2 1,6 8 25 6766 29,8 0,0504 0,8 24 138 13532 7,4 0,1382 0,4 24 276 27064 1,9 0,1419 0,2 70 1613 54127 0,5 0,4365 0,1 12 553 108253 0,1 0,0599 0,06 10 768 180422 0,04 0,0554 примітка. *величину 1n можно безпосередньо підрахувати з креслення у досить великому масштабі. як видно з таблиці площа котакту між поверхнею отвору наконечника і зварювальним дротом з шорсткістю ar 0,2 мкм перевищуе площу контакту наконечників з жорсткістю ar 1,6; 0,8; 0,4; 0,1 і 0,06 мкм відповідно у 8,7; 3,2; 3,1; 7,3 і 7,9 разів. 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 шорсткість ra, мкм п ло щ а ко н та кт у s к, к в .м м рис. 5 – залежність площі контакту між струмопідвідним наконечником і зварювальним дротом від шорсткісті поверхні внутрішнього канлу наконечника висновки 1. зношування наконечника ітенсівніше всього відбувається на його торцевій частині. 2. зі зменшенням шорсткості внутрішнього каналу наконечника відбувається збільшення площі контакту між ним і зварювальним дротом до певного значення, після його перетинання площа контакту зменшується. 3. для забеспечення більшої стійкості процесу зварювання механізованним і автоматичним способами краще використовувати наконечники з шорсткістю внутрішнього каналу ar 0,4 і ar 0,8. література 1. чвертко а.и., патон б.е., тимченко в.а. оборудование для механизированной дуговой сварки и наплавки. – м.: машиностроение, 1981. – 264 с. 2. чубуков а.а. влияние износа наконечника на технологические параметры процесса сварки // свароч. пр-во. – 1980. – № 1. – с. 26–27. 3. абрамов о.о., завгородній в.в. механічна складова зносостійкості струмопідвідних наконечників зварювальних пальників // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 2. – с. 36-40. 4. абрамов о.о., завгородній в.в. определение электроэрозионной составляющей износа наконечников токоподводящих мундштуков сварочных горелок // проблеми трибології (problems of tribology). – 2012. – № 2. – с. 32-36. 5. алехнович в.о., прошин о.о., рудик о.ю. взаємозамінність, стандартизація та технічні вимірювання. короткий довідник для студентів інженерно-технічних спеціальностей. – хмельницький: хну, 2005. – 124. поступила в редакцію 01.12.2015 zavgorodniy v.v., abramov a.a., vychavka a.a. influence of surface conductive tip on the area of contact between him and welding wire. вплив стану поверхні струмопідвідного наконечника на площу контакту між ним і зварювальним дротом проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 85 to ensure continuity of welding works must have a reliable contact between the tip and wire. the magnitude of the contact area depends on many factors. but one of the most important is the state of the surface of the inner channel tip. when performing welding using strumopidvidni tip that vyhovleni of different materials, in different ways, with different surface state, yii shorskistyu. during operation, the surface state of internal channel tip pereterpaye changes. when traffic on the wire feed tip as a consequence of friction and the passage of electric current, and action mikroiskor, a change in the contact area between the wire tip and that affects the value of the welding current and, consequently, the stability of the arc. considered pattern changes in the area of contact between the conductive tip and welding wire depending on the state of the internal surface of the tip of the channel, its roughness. the identified location largest demolition tip. naiden dependence of the contact area on the change of roughness. detected roughness value at which the contact area is the maximum value. optimalnyy defined surface state of internal channel tip. keywords: roughness, conductive tip, wear, contact area, welding wire. references 1. chvertko a.i., paton b.e., timchenko v.a. oborudovanie dlja mehanizirovannoj dugovoj svarki i naplavki, m.: mashinostroenie, 1981, 264 p . 2. chubukov a.a. vlijanie iznosa nakonechnika na tehnologicheskie parametry processa svarki, svaroch. pr-vo, 1980, no 1, pp. 26–27. 3. abramov o.o., zavhorodniy v.v. mekhanichna skladova znosostiykosti strumopidvidnykh nakonechnykiv zvaryuval'nykh pal'nykiv, problemy trybolohiyi (problems of tribology), 2009, no2, pp. 36–40. 4. abramov o.o., zavgorodnіj v.v. opredelenie jelektrojerozionnoj sostavljajushhej iznosa nakonechnikov tokopodvodjashhih mundshtukov svarochnyh gorelok, problemi tribologії (problems of tribology), 2012, no 2, pp. 32–36. 5. alekhnovych v.o., proshyn o.o., rudyk o.yu. vzayemozaminnist', standartyzatsiya ta tekhnichni vymiryuvannya. korotkyy dovidnyk dlya studentiv inzhenerno-tekhnichnykh spetsial'nostey, khmel'nyts'kyy, khnu, 2005, 124 p. приготовление эмульсий на основе отработавших пластичных смазок проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 63 иванов в.п.,* дронченко в.а.,* троцан г.н.,** лопата в.н.*** *полоцкий государственный университет, г. новополоцк, беларусь, **херсонская государственная морская академия, г. херсон, украина, ***нтуу «кпи», г. киев, украина e-mail: gazoterm@ukr.net приготовление эмульсий на основе отработавших пластичных смазок удк 66.013.8 показана возможность, на примере смазки лз-цнии, приготовления водомасляной эмульсии с помощью ударных волн, генерируемых пневматическим излучателем. предложено использовать полученную эмульсию в качестве противоадгезионного покрытия форм при производстве железобетонных изделий вместо товарных эмульсолов и эмульсий. определено максимально допустимое содержание топливных фракций в эмульсии. ключевые слова: отработавшие пластичные смазки, экология, утилизация, эмульсии. актуальность исследований мировая годовая потребность в смазочных материалах превышает 40 млн. т. и продолжает расти примерно на 2 % в год. доля пластичных смазок (пс) в этом объеме составляет примерно 3,2 %, т.е. около 1,3 млн. т. объем потребления пластичных смазок (в %) в общем количестве смазочных материалов по регионам отличается от 2,0 в северной америке до 3,8 в латинской америке, центральной и восточной европе [1, 2]. в производстве и применении смазочных материалов наметились два основных направления решения экологических проблем. первое – создание экологобезопасных смазочных материалов – не токсичных, не загрязняющих окружающую среду, обладающих высокой биоразлагаемостью и легкостью утилизации после окончания срока службы. второе направление – совершенствование способов утилизации отработавших смазочных материалов за счет исключения их вредного воздействия на окружающую среду [2, 3]. на влияние пс на окружающую среду в настоящее время обращено пристальное внимание. отработавшие пс представляют собой сложные многокомпонентные системы, образующиеся в эксплуатации. они содержат основу смазочного материала и присадки, продукты разложения базовых компонентов и срабатываемости присадок, а также посторонние примеси (топливные фракции, воду, механические примеси и т.д.). состав отработавших пс определяет как степень их воздействия на окружающую среду, так и способы их утилизации. изменение химического состава работающих пс под влиянием температуры и давления, воздушной среды, воды, каталитического действия металлов, посторонних примесей и микроорганизмов ведет к росту экологической опасности. поэтому по окончании срока службы природоохранный аспект должен превалировать над экономическим, учитывающим исключительно выгодность и техническую целесообразность повторного использования ценного химического сырья. цель исследований выбрать процесс утилизации отработавших пластичных смазок в эмульсии и определить допустимое содержание топливных фракций. результаты исследований. отработавшие пс представляют собой ценные продукты [3], которые после соответствующей обработки могут быть использованы по новому назначению или в определенных количествах добавлены в консервационные материалы. выделенные из отработавших пс исходные компоненты – масла и загустители – также могут находить разнообразное применение. сложной задачей в части рационального использования отработавших пс является организация их сбора и формулирование требований к качеству для последующей переработки и использования. сбор отработавших пс ведется эпизодически и в большинстве случаев обусловлен охраной окружающей среды. это обусловлено организационными сложностями сбора у мелких потребителей, приготовление эмульсий на основе отработавших пластичных смазок проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 64 незначительными количествами смазок в ряде узлов трения и трудностями удаления их из этих узлов. в случае крупных потребителей смазок (железные дороги, централизованные системы смазки металлургического производства) сбор отработавших пс может составить до 80 % объема потребления свежих. сбор и утилизация отработавших смазок в широких промышленных масштабах позволит более полно решить проблему охраны окружающей среды, а также существенно расширить ресурсы сырья для производства нефтепродуктов различного назначения. утилизация отработавших пластичных смазок весьма специфична. коллоидное состояние и многокомпонентный состав требуют разработки оригинальной технологии. среди предложенных к настоящему времени методов переработки отработавших смазок известен лишь один, позволяющий осуществить регенерацию продукта, пригодного для повторного использования в качестве стапельной [4 11]. отработавшую стапельную мыльно-углеводородную смазку перемешиванием с водой при температуре 100 ос переводят в жидкую эмульсию. при последующем испарении воды при температуре 100 150 ос получают вязкую массу, которую после удаления фильтрацией твердых загрязнений постепенным охлаждением превращают в смазку, близкую по качеству к исходной. для достижения необходимых свойств регенерированного продукта в него добавляют парафин при температуре 120 150 ос. согласно другому варианту, образующуюся при температуре 100 ос эмульсию отстаивают с образованием двух слоев: нижний представляет собой водный раствор мыльных загустителей, верхний – смесь веретенного масла с парафином. верхний слой подвергают перегонке и его составные части используют для приготовления смазки. к нижнему слою добавляют веретенное масло и после испарения воды получают смазку, соответствующую по качеству исходной. в полоцком государственном университете проведены исследования, которые позволили разработать установку (рис. 1) и технологию приготовления мелкодисперсной водомасляной эмульсии на основе отработавшей смазки лз-цнии [7] с высокой стабильностью с помощью пневматического излучателя. в технологии заложен ударно-волновой способ эмульгирования, который позволяет проводить обработку не перемешивающихся компонентов с помощью низкочастотных ударных волн. а б рис. 1 – установка для приготовления эмульсии а – внешний вид; б – схема: 1 – бак для отстаивания сточных вод; 2 – насос; 3 – рабочая емкость; 4 – пневматический излучатель; 5 – бак сборный; 6 – вентиль повышение стабильности эмульсий может быть достигнуто уменьшением размеров капель в ней с использованием пневматического излучателя (рис. 2). работа его заключается в следующем. сжатый воздух из магистрали, подсоединенной к штуцерам 1 и 10, подается во внутренний объем камеры и заполняет ресивер 9 и полость хвостовика 5. поршень 7 находится в положении, разъединяющем выхлопные окна 8 корпуса излучателя и ресивер 9. на кольцевой поршень 4, соединенный хвостовиком 5 с поршнем 7, действует сила давления сжатого воздуха в демпферной полости 3. при дальнейшем повышении давления воздуха в пневмокамере сила давления на торец поршня 7 превышает сумму сил давления воздуха на другой торец поршня и давление воздуха, находящегося в демпферной полости, на кольцевой поршень 4. в результате этого поршень 7 перемещается из исходного положения влево, происхо приготовление эмульсий на основе отработавших пластичных смазок проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 65 дит разгерметизация полости переходника 6 по уплотнительному кольцу 12 и сила давления воздуха в полости ресивера 9 на примыкающий к нему торец поршня 7 намного превышает противодействующую ей силу давления воздуха на кольцевой поршень 4, что ускоряет движение поршня влево. при этом открываются выхлопные окна 8 в корпусе и сжатый воздух из ресивера 9 устремляется наружу. вследствие падения давления в ресивере пневмокамеры и под действием давления воздуха в демпферной полости поршень возвращается в исходное положение, разъединяя выхлопные окна и ресивер. после этого процесс выхлопа повторяется. частота выхлопов пневматического излучателя регулируется в пределах 10 100 мин–1. рис. 2 – пневматический излучатель: 1 – воздушный ресивер; 2 – корпус; 3 – переходник; 4 – корпус демпферной полости; 5 – золотник; 6 – штуцер; 7 – поршень двухфланцевый; 8 – поршень кольцевой; 9 – хвостовик; 10 – заглушка; 11 – штуцер; 12, 13 – кольца уплотнительные работа пневматического излучателя сопровождается выхлопами сжатого воздуха с частотой, зависящей от расхода воздуха. при выхлопе сжатого воздуха в жидкость на глубине 0,5 0,8 м образуется воздушная полость, которая при всплытии резко расширяется и совершает до четырех постепенно затухающих по амплитуде пульсаций. затем происходит схлопывание воздушного пузыря в дисперсионной среде с давлением на фронте в 2,5 3,0 раза превышающим давление в излучателе вследствие не сжимаемости жидкости. вся жидкость перемешивается одновременно всплывающими пузырьками. если срок хранения эмульсии превышает установленной время, то во избежание ее расслоения материал обрабатывают повторно. эмульсии представляют дисперсную систему, в которой роль среды выполняет отработавшая пс, а фазой является вода в виде капель микронных размеров. размеры и распределение водяных капель по размерам (дисперсность) могут быть различными (от единиц до сотен микрон) и зависят от технологии приготовления. размер и дисперсность водной фазы оказывают влияние на стабильность эмульсии. в связи с этим при хранении, транспортировании необходимо контролировать размер, дисперсность и стабильность водной фазы в эмульсии. определение допустимого количества топливных фракций в эмульсии для ее нанесения на поверхности форм при изготовлении железобетонных конструкций. в ходе первичных экспериментов с отработавшими пс было отмечено серьезное негативное явление: топливные фракции, оказавшиеся в отходе, отстаивались в верхней части эмульсии. при дальнейших испытаниях эмульсионного покрытия на бетонных формах эти фракции оставляли темные жирные пятна на бетоне. кроме того, они отрицательно влияют на стабильность эмульсии. поэтому были проведены экспериментальные исследования, цель которых заключалась в определении максимально возможного содержания топливных фракций в эмульсии, существенно не влияющего на выпадение воды и на качество железобетонный изделий. для достоверности эксперимента топливные фракции добавлялись в отработавшие пс, в которых они до начала эксперимента отсутствовали. исследование было проведено в две стадии: на первой стадии количество топливных фракций изменялось от 0 % до 30 % от количества отработавшей пс в эмульсии с шагом 10 %; на второй стадии, когда был определен интервал, в котором находится допустимый объем топливных фракций, проводились исследования с шагом 2 %. за допустимое количество топливных фракций в эмульсии принималось то количество, при котором выделение воды в эмульсии за 30 дней не превышает 2 % от объема эмульсии, а для эмульсии используемой непосредственно на предприятии – за одну неделю не превышает 2 % от объема эмульсии. кроме того эмульсия, используемая для нанесения на поверхности форм при приготовлении железобетонных конструкций не должна оставлять темных пятен на бетоне. результаты первой стадии исследований представлены на рисунке 3. при содержании воды в эмульсии 30 % требуемой стабильности соответствует эмульсия без топливных фракций. при содержании топливных фракций 10 % (объем выделившейся воды за 30 дней – 4,0 %). приготовление эмульсий на основе отработавших пластичных смазок проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 66 рис. 3 – зависимость выделившейся воды y от времени t при содержании воды в эмульсии 30 % было установлено, что при содержании топливных фракций 20 % не получается эмульсия с требуемой стабильностью (см. рисунок 3). таким образом, наиболее близкий результат к требуемой стабильности получается при содержании топливных фракций в отработавшей пс 10 % и меньше. на второй стадии были проведены эксперименты с содержанием топливных фракций 0, 2, 4, 6, 8 и 10 % от массы отработавшей пс при содержании воды 20 и 30 %. результаты представлены на рисунках 4 и 5. рис. 4 – зависимость выделившейся воды y от времени t при содержании воды в эмульсии 20 % из рис. 4 видно, при содержании воды в эмульсии 20 % требуемая стабильность будет обеспечена при любом содержании топливных фракций до 10 %. при содержании воды в эмульсии 30 %, из эмульсии выделится за 30 дней воды не более 2 % при содержании топливных фракций не более 6 % от объема отработавшей пс (рис. 5). для оценки возможности использования полученных эмульсий в качестве противоадгезионного покрытия форм при изготовлении железобетонных изделий были проведены испытания эмульсий различных составов как с использованием термической сушки в печи, так и при сушке в естественных условиях при комнатной температуре. при исследовании были проанализированы два основных параметра: характер отлипания при разборке формы и извлечения готового бетонного образца и наличие черных жирных пятен на бетоне, которые осложняют дальнейшую обработку поверхности и портят внешний вид изделия. с целью сравнительной оценки эффективности разрабатываемых эмульсий были проведены исследования в одинаковых условиях как эмульсий, полученных на основе отработавшей пластичной смазки лз-цнии, так и товарных эмульсолов и эмульсий, используемых для противоадгезионного покрытия форм при приготовлении железобетонных изделий. опыты были проведены при изготовлении бетонных образцов в лаборатории строительных материалов кафедры строительного производства. все образцы изготавливались в форме параллелепипеда из бетона одинакового состава при помощи сборных стальных форм для лабораторных работ. эмульсия, полученная на основе отработавшей пластичной смазки лз-цнии, бралась для испытаний после месяца отстоя со дня приготовления. приготовление эмульсий на основе отработавших пластичных смазок проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 67 рис. 5 – зависимость выделившейся воды y от времени t при содержании воды в эмульсии 30 % в результате испытаний было установлено, что характер отлипания при разборке формы и изъятии готовых бетонных образцов практически не отличается при использовании товарных продуктов для противоадгезионного покрытия форм и эмульсии полученной на основе отработавшей пластичной смазки лз-цнии. на всех образцах после испытания отсутствовали сколы бетона и темные жирные пятна. выводы 1. проведенные исследования показали, что до сих пор для малых и средних предприятий актуальна проблема организации сбора отработавших пс и формулирования требований к их качеству для последующей переработки и использования. 2. анализ проблем экологии, связанных с вредным воздействием пс на окружающую среду, показал, что в настоящее время практически отсутствуют реализуемые в условиях предприятия, технологии утилизации пластичных смазок. 3. доказана возможность приготовления водомасляной эмульсии на основе отработавших пс (на примере смазки лз-цнии) с помощью ударных волн, генерируемых пневматическим излучателем. литература 1. бежанова, м.п. ресурсы, запасы, добыча и потребление важнейших видов полезных ископаемых мира на начало 2012 г. : справочник / м. п. бежанова, л. и. стругова; вниизарубежгеология. – м., 2013. – 150 с. 2. капустин, в.м. технология переработки нефти : учеб. пособие для вузов. в 4 т. т. 3 : производство нефтяных смазочных материалов / в. м. капустин, б. п. тонконогов, и. г. фукс. – м. : химия, 2014. – 326 с. 3. евдокимов, а. ю. экологические проблемы утилизации отработанных смазочных материалов / а. ю. евдокимов, и. г. фукс. – м.: цниитэнефтехим, 1989. – 64 с. 4. евдокимов, а. ю. экологические проблемы утилизации отработанных смазочных материалов: дис. … д-р техн. наук / а. ю. евдокимов. – м.: ганг им. и. м. губкина, 1997. – 321 с. 5. ищук, ю. л. технология пластичных смазок / ю. л. ищук – к.: наукова думка, 1986.– 146 с. 6. белов, п. с. экология производства химических продуктов из углеводородов нефти и газа / п. с. белов, и. а. голубева, с. а. низова. – м.: химия, 1991. – 254 с. 7. дронченко, в.а. влияние содержания воды на стабильность эмульсии на основе отработавших нефтесодержащих продуктов / в.а. дронченко // вестн. полоц. гос. ун-та. сер. в. промышленность. прикладные науки. – 2015. № 11 . – с. 82–86. 8. иванов, в.п. разрушение поверхности раздела двух несмешивающихся жидкостей при эмульгировании / в.п. иванов, в.а. дронченко // вестник бргту. – 2014. – № 4 (88): машиностроение. – с. 38 – 42. 9. leslie, p. a water reuse system for pikes peak. / p. leslie, t. sanders, e. marybeth. – colorado : abstr. 4th international conference on life sopport and biosphere science, baltimore, md, aug. 6 – 9, 2000. – life support and bios, sci. № 1, 2000. – 133 p. 10. soliman, m.m. oil recovery by flotation from waste water as a source of lubricating grease / m.m. soliman, a.m. a. omar, r.a. el-adly, h.i. nabih. – triblogy and lubrication engineering : 14 international colloquium tribology, ostfildern, jan. 13-15, 2004; vol. 3. – ostfildern: techn. akad. esslingen, 2004. – p. 1533 1543. 11. jürgen, m. gesetze, verordnugen, regelwerke fur den umgang mit kühlschimierstoffen – restriktiv oder chance zur innvation 3.4.l. m. jürgen; 50. – mineralöl-mineralölrdsh, 2002. – №11. – p. 161 167. приготовление эмульсий на основе отработавших пластичных смазок проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 68 ivanov v., donchenko v., lopata v. preparation of emulsions based on emulsions based on spent greases. the possibility is shown, for example, grease lz-tsnii, the preparation of oil-water emulsions using shock waves generated by a pneumatic transducer. asked to use the emulsion as anti-adhesion coating forms in the production of concrete products, instead of commodity amorsolo and emulsions. determined the maximum content of fuel fractions in the emulsion. keywords: exhaust grease, ecology, recycling, emulsion. references 1. bezhanova, m.p. resursy, zapasy, dobycha i potreblenie vazhnejshih vidov poleznyh is-kopaemyh mira na nachalo 2012 g. : spravochnik. m. p. bezhanova, l. i. strugova; vniizarubezhgeo-logija. m., 2013. 150 p. 2. kapustin, v.m. tehnologija pererabotki nefti : ucheb. posobie dlja vuzov. v 4 t. t. 3 : proizvodstvo neftjanyh smazochnyh materialov. v. m. kapustin, b. p. tonkonogov, i. g. fukp. m. : himija, 2014. 326 p. 3. evdokimov, a. ju. jekologicheskie problemy utilizacii otrabotannyh smazochnyh materialov. a. ju. evdokimov, i. g. fukp. m.: cniitjeneftehim, 1989. 64 p. 4. evdokimov, a. ju. jekologicheskie problemy utilizacii otrabotannyh smazochnyh mate-rialov: dip. … d-r tehn. nauk. a. ju. evdokimov. m.: gang im. i. m. gubkina, 1997. 321 p. 5. ishhuk, ju. l. tehnologija plastichnyh smazok. ju. l. ishhuk. kiev: naukova dumka, 1986. 146 p. 6. belov, p. p. jekologija proizvodstva himicheskih produktov iz uglevodorodov nefti i gaza. p. p. belov, i. a. golubeva, p. a. nizova. m.: himija, 1991. 254 p. 7. dronchenko, v.a. vlijanie soderzhanija vody na stabil'nost' jemul'sii na osnove otrabo-tavshih neftesoderzhashhih produktov. vestn. poloc. gop. un-ta. ser. v. promyshlen-nost'. prikladnye nauki. 2015. № 11. p. 82–86. 8. ivanov, v.p. razrushenie poverhnosti razdela dvuh nesmeshivajushhihsja zhidkostej pri jemul'girovanii. v.p. ivanov, v.a. dronchenko. vestnik brgtu. 2014. № 4 (88): mashinostroenie. p. 38 – 42. 9. leslie, p. a water reuse system for pikes peak. p. leslie, t. sanders, e. marybeth. colorado : abstr. 4th international conference on life sopport and biosphere science, baltimore, md, aug. 6 – 9, 2000. life support and bios, sci. № 1, 2000. 133 p. 10. soliman, m.m. oil recovery by flotation from waste water as a source of lubricating grease. m.m. soliman, a.m. a. omar, r.a. el-adly, h.i. nabih. – triblogy and lubrication engineering : 14 international colloquium tribology, ostfildern, jan. 13-15, 2004; vol. 3. ostfildern: techn. akad. esslingen, 2004. p. 1533 – 1543. 11. jürgen, m. gesetze, verordnugen, regelwerke fur den umgang mit kühlschimierstoffen – restriktiv oder chance zur innvation 3.4.l. m. jürgen; 50. mineralöl-mineralölrdsh, 2002. №11. p.161 – 167. _toc59964547 i93422 copyright © 2020 o.i. buria, a.-m.v. tomina, і.і nachovnyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 4/98-2020,27-32 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-27-32 influence of carbon fiber on tribotechnical characteristics of polyetheretherketone o.i. buria, a.-m.v. tomina 1 , і.і nachovnyi 2 1 dniprovsk state technical university, ukraine 2 ukrainian state university of chemical technology, ukraine e-mail: an.mtomina@gmail.com abstract superstructural thermoplastic polymers, including polyetheretherketone, are now widely used in many industries. however, its rather high coefficient of friction and insufficient wear resistance limits its use in friction units of machines and mechanisms. this article covers the influence of t700 toray carbon fiber on the tribotechnical characteristics of victrex150g aromatic polyetheretherketone. as a result of the researches it has been found out that the developed carbon plastics exceed the base polymer in friction coefficient and wear 1.21.54 and 1.7-8.8 times, respectively, due to the formation of a stable "transfer film" on the steel counterbody (socalled antifriction layer): finely dispersed particles of the polymer matrix and crushed products of wear of carbon fiber penetrate into the microcavities of the counterbody. this is confirmed by the fact that the roughness of carbon plastics has decreased by 50 % in cpomparison with the base polymer. the greatest improvement in tribological properties is observed at 10 mass%, of carbon fiber content, then the properties get worse. that can be explained by the increase in defects of the material due to the dominant loosening at the "polymer-fiber" boundary that confirms the results of microhardness and ultrasonic control. the obtained results show that the composite with an effective carbon fiber content (10 mass%) can be recommended for the manufacture of parts of movable joints of machines and mechanisms operating under friction without lubrication in various industries: agricultural, automotive and textile. etc. key words: aromatic polyetheretherketone, carbon fiber, wear, friction coefficient, ultrasonic control, microhardness, friction units introduction one of the important factors limiting the trouble-free and stable operation of agricultural, aviation and automotive equipment is the wear (up to 6 mm) of the contact surfaces of the sliding friction units [1] that are equipped with metal parts. the use of polymer composite materials (pcm) based on thermoplastic polymer matrices allows to solve this problem and get a number of advantages. thus, plain bearings made of pcm are characterized by high mechanical and tribotechnical characteristics combined with low weight, chemical and thermal resistance. in addition, a wide variety of polymer composites, which differ in their technical indicators, allows to select an effective material for specific operating conditions. another important advantage of pcm is the ability to develop new and improve (in order to get strong adhesive bonds that largely determine the technical characteristics of polymer composites) that allows to expand their use and increase their competitiveness with other traditional materials [2]. literature review carbon fiber (cf) is now one of the most common fillers for the creation of pcm based on thermoplastic binders carbon plastics (cp) for tribotechnical and structural purposes [3]. thus, the use of cf as a filler allows to obtain composites with high specific strength, high environmental friendliness, the ability to work in heavily loaded friction units without lubrication [4], low density and almost zero coefficient of thermal linear expansion (ctle), lightness that allow them to compete with known serial materials (bronze, titanium, babbitt, cast iron, etc.). cf have been widely used to fill polyetheretherketone (peek). however, there are disadvantages that http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-2728 problems of tribology hinder the widespread implementation of these cp: anisotropy of characteristics due to the uneven distribution of cf in the polymer matrix, insufficient high operating temperature, high cost of manufacturing products [5]. taking into account the above, the search for new carbon fiber based on peek with high performance indicators is an urgent task. methods victrex150g polyetheretherketone (manufactured by ici) was chosen as the polymer matrix. peek is characterized by a unique set of performance characteristics: heat and fire resistance, resistance to many aggressive environments (acetone, trichlorethylene, ethyl acetate, gasoline, etc.), high-energy rays (even ultraviolet rays lead only to slight yellowing of the material) and radiation, low water absorption, high temperature of long (from 233 to 533 k) and short-term operation (up to 623 k). however, polyetheretherketone has high enough coefficient of friction (f> 0.4) and insufficient wear resistance that limits its use in the friction units of machines and mechanisms [6]. among other plastics, peek has the lowest level of emissions of harmful gaseous substances under the influence of an open flame. toray t700 carbon fiber was selected as a filler (table 1). table 1 the main properties of toray t700 carbon fiber indicator value density, kg / m3 1700 – 1800 compressive strength, mpa 230 modulus of elasticity, gpa 4900 number of filaments 12000 compositions containing 5-20 mass% of discrete carbon fiber were prepared by mixing the components in a rotating electromagnetic field in the presence of ferromagnetic particles. processing of the mixture prepared by this method into block products was carried out by compression pressing at a pressure of 50 mpa and an effective pressing temperature of 628 k, hold time without pressure was 10 min., hold time under pressure was 5 min [7]. the study of tribotechnical characteristics of the base polymer and carbon plastics based on it was carried out in the mode of friction without lubrication on machine with reciprocating motion at a load of 0.637 mpa, a sliding speed of 1.03 m / s. the experiment time was 30 minutes. the samples were made of cylindrical shape ø = 10, h = 15 mm,38h2myua steel was used as a counterbody (45-48 hrc, ra = 0.16-0.32 μm). the obtained results were processed using the methods of mathematical statistics. the depth of abrasion tracks (surface roughness, ra, μm) of the original polymer and carbon plastics based on it was determined using a 170621profilometer using a sharp and hard needle (probe) that moved along the test surface copying its irregularities. the study of the morphology of the friction surfaces of unfilled polyetheretherketone and carbon plastics based on it was carried out using neophot-32optical microscope. in the study of microhardness the characteristics of reinforced plastics were obtained in its microvolumes at the "binder fiber" boundary on the pmt-3m microhardness tester. non-destructive quality control (that allows to determine the presence of cracks and pores in the volumes of the composite) of the original polymer and composites based on it was determined by echo-pulse method using a universal ultrasonic ud2v-p46 flaw detector ("kropus", llc "npp ukrintech"), in the mode of the automatic signaling of defect (asd), frequency was 5 mhz, the period was 2,5, peс was 5 mhz. this device is widely used to identify defects in materials due to its simplicity and high performance, reliability and versatility. results analysis of the results of tribological studies under friction without lubrication showed that the use of toray t700 carbon fiber can reduce the coefficient of friction and wear of aromatic polyetheretherketone 1,21,54 (fig. 1) and 1,7-8,8 (fig. 2) times respectively. these results can be explained as follows. carbon plastics are characterized by 1.3-1.7 times higher thermal conductivity than peek (studied by the authors in the work [8] that according to the fatigue theory of wear it prevents the localization of heat in the friction zone and thermomechanical destruction of polymers). on the other hand, in the process of friction of carbon plastics (fig. 3) there is a process of selective transfer [9]: finely dispersed wear products formed during friction fill the microcavities of the steel counterbody resulting in friction on the "transfer film" that acts as a dry lubricant and is characterized by low shear strength and high load capacity. there is a transition from the adhesive-fatigue mechanism of wear to pseudoelastic. problems of tribology 29 fig. 1. influence of carbon fiber on the friction coefficient of polyetheretherketone fig. 2. influence of carbon fiber on the wear of polyetheretherketone this is confirmed by the study of the morphology of the friction surfaces of peek and carbon plastics based on it. it has been found out that with the introduction of 10 mass% of cf there is a significant smoothing of the microrelief of the carbon fiber surface. the average surface roughness of the initial polymer during carbon fiber reinforcement decreased by 2 times (fig. 3). that is one of the important contributions to the overall improvement of tribological properties, because when the roughness decreases, the specific load in the contact areas decreases [10]. a b fig. 3. the surface of the counterbody and the sample after friction of polyetheretherketone (a) and carbon fiber (b) based on it containing 10 mass% of carbon fiber 30 problems of tribology on the other hand, the increase in the wear resistance of cp is due to the ability of materials to dissipate energy by reducing internal friction as a result of changes in the structure of the polymer binder (it becomes more ordered) that leads to a decrease in temperature of surface layers. as a result, adhesion zones are almost not observed on the friction surface of the polymer composite, in contrast to non-reinforced polyetheretherketone (fig. 3). the most intensive improvement of the tribotechnical characteristics of the initial polymer occurs with the introduction of cf up to 10 mass%. after that it begins to decrease. this is due to the increase in the defect of the material. the appearance of defects (pores, cracks) in the volume of the material is due to poor impregnation of the polymer matrix of carbon fiber that are formed due to excessive amounts of the latter. this is confirmed by the study of microhardness at the " polyetheretherketone-fiber" boundary (fig. 4). thus, when the filler content is 15-20 mass%, the value of microhardness decreases by 10%. this indicates that at a fiber content of 5-10 mass% the ordering process of the binder prevails over loosening, and vice versa in the case of 15-20 mass%. fig. 4. microhardness of carbon fiber at the "polymer-fiber" boundary another confirmation of this conclusion may be the data of ultrasound monitoring (fig. 5). fig. 5. pulses of reflected "bottom" signals unfilled polymers and composites are characterized by lower speeds of ultrasonic wave propagation in the volume that allows to study samples of small thickness (3-4 mm). in this regard, the evaluation of the reflected "bottom" pulse, the speed of wave propagation, as well as the length of the ultrasound path was carried out on the samples made of peek and carbon fiber based on it [11]. the speed of propagation of the ultrasonic wave in the cp varied in the range of 2712-2838 m / s, the amplitude of the reflected signal was in the range of 90%. as it can be seen from fig. 5 with an increase in the percentage of cf up to 15-20 mass% in the polymer binder the burst from the reflected pulse is absent on the screen of the device, that is, the defect (accumulation of fiber) completely covers the ultrasonic beam [12]. problems of tribology 31 conclusions analysis of the results of tribological studies of developed pcm showed that the use of toray t700 carbon fiber as a filler for aromatic polyetheretherketone is a promising way to improve its tribological properties: reducing the coefficient of friction and wear by 1.5 and 1.8 times, respectively. when the percentage of carbon fiber (15-20 mass%) increases, it becomes difficult to distribute the binder on its surface evenly. therefore, tribotechnical characteristics are improved only until the achievement of effective (10 mass%) filling, after which they decrease; this can be explained by the increase in defects of the material due to the dominant loosening at the boundary that confirms the results of ultrasonic control and microhardness measurement. based on the obtained results, a composite with an effective carbon fiber content can be recommended for the manufacture of plain bearings (agricultural, automotive and textile) that operate in friction conditions without lubrication. references 1. petrovskaya, e.a (2017). obespechenie vy`sokoj iznosostojkosti par treniya [ensuring high wear resistance of friction pairs]. problemy` i perspektivy` razvitiya agropromy`shlennogo kompleksa rossii : mater. vseros. nauch.-prakt. konf. 4, 70–72 danilova, s.n., okhlopkova, a.a., gavril`eva, a.a., okhlopkova, t.a., borisova, r.v., d`yankov a.a. (2016). iznosostojkie polimerny`e kompoziczionny`e materialy` s uluchshenny`m mezhfazovy`m vzaimodejstviem v sisteme «polimer-volokno» [wear-resistant polymer composite materials with improved interfacial interaction in the «polymer-fiber» system]. vestnik severo-vostochnogo federal`nogo universiteta im. m.k ammosova, 5 (55), 81–92. 2. kolosova, a.s., sokol`skaya, m.k., vitkalova, i.a., torlova, a.s., pikalov, e.s. (2018). sovremenny`e metody` polucheniya polimerny`kh kompoziczionny`kh materialov i izdelij iz nikh [modern methods of obtaining polymer composite materials and products from them]. mezhdunarodny`j zhurnal prikladny`kh i fundamental`ny`kh issledovanij, 8, 123–129. 3. kuzneczov, a.a., semenova, g.k., svidchenko, e.a. (2009). konstrukczionny`e termoplasty` kak osnova dlya samosmazy`vayushhikhsya polimerny`kh kompoziczionny`kh materialov antifrikczionnogo naznacheniya [structural thermoplastics as a basis for self-lubricating polymer composite materials for antifriction purposes]. voprosy` materialovedeniya, 1(57), 116–126. 4. gunyaev, g.m., kablov, e.n., aleksashin, v.m. (2010). modificzirovanie konstrukczionny`kh ugleplastikov uglerodny`mi nanochasticzami [modification of structural carbon plastics with carbon nanoparticles]. trudy`viam, 1, liv.5. 5.gulyaev, i.n., vlasenko, f.s., zelenina, i.v., raskutin, a.e. (2014). napravleniya razvitiya termostojkikh ugleplastikov na osnove poliimidny`kh i geterocziklicheskikh polimerov [development trends of heat-resistant carbon plastics based on polyimide and heterocyclic polymers]. trudy` viam, 1 6. panin, s.v., nguen, dy`k an`, kornienko, l.a., buslovich, d.g., lerner, m.i. (2020). mekhanicheskie i tribotekhnicheskie svojstva nanokompozitov na osnove termoplastichnoj matriczy` polie`fire`firketona [mechanical and tribotechnical properties of nanocomposites based on a thermoplastic matrix of polyetheretherketone]. materialy` 10-j mezhdunarodnoj nauchno-tekhnicheskoj konferenczii tekhnika i tekhnologiya neftekhimicheskogo i neftegazovogo proizvodstva, 207–208. 7. burya, a.i., arlamova, n.t., yeryomina, e.a., tomina, a.-m.v. (2015). ugleplastiki na osnove polie`fire`firketona. struktura i svojstva [carbon fiber reinforced plastics based on polyetheretherketone. structure and properties]. dizajn. materialy`. tekhnologiya, 5 (40), 15–18. 8. burya, a.i., arlamova, n.t., tomina, a.-m.v., czuj khun (2015). issledovanie teplofizicheskikh kharakteristik ugleplastikov na osnove polie`fire`firketona [investigation of the thermophysical characteristics of carbon plastics based on polyetheretherketone]. relaksaczionny`e yavleniya v tverdy`kh telakh: tezisy` dokladov xxxiii mezhdunarodnoj nauchnoj konferenczii, posvyashhennoj 100-letiyu so dnya rozhdeniya v.s. postnikova, voronezh, 78. 9. kragel`skij, i.v. (1968). trenie i iznos. [friction and wear]. mashinostroenie, 480 p. 10. okhlopkova, a.a., vasil`ev, s.v., gogoleva, o.v. (2011). razrabotka polimerny`kh kompozitov na osnove politetraftore`tilena i bazal`tovogo volokna [development of polymer composites based on polytetrafluoroethylene and basalt fibers]. neftegazovoe delo, 6, 404–410. 11. burya, a.i., naberezhnaya, o.a., demchenko, s.v., khomyak, yu.v. (2016). izuchenie vliyaniya soderzhaniya uglerodny`kh volokon na svojstva ugleplastikov na osnove polifenilensul`fida [study of the effect of carbon fiber content on the properties of carbonplastic based on polyphenylene sulfide]. kompozitny`e materialy`, 9 (2), 77–81. 12. e`kho-impul`sny`j metod [echo-pulse method]. elektronnij resurs – rezhim dostupu: https://studref.com/310969/tehnika/impulsnyy_metod 32 problems of tribology буря о.і., томіна а.-м.в., начовний і.і. вплив вуглецевого волокна на триботехнічні характеристики поліефірефіркетону суперконструкційні термопластичні полімери, у тому числі поліефірефіркетон, сьогодні активно використовуються у багатьох галузях промисловості. проте, досить високий коефіцієнт тертя та недостатня зносостійкість обмежує його використання у вузлах тертя машин і механізмів. у статті розглянуто вплив вуглецевого волокна toray t700 на триботехнічні характеристики ароматичного поліефірефіркетону марки victrex150g. у результаті проведених досліджень, встановлено що розроблені вуглепластики, перевершують базовий полімер за коефіцієнтом тертя та зносостійкістю у 1,2-1,54 і 1,78,8 відповідно, що обумовлено утворенням на сталевому контртілі стабільної «плівки переносу» (так званого антифрикційного шару): дрібнодисперсні частки полімерної матриці та подрібнених продуктів зношування вуглецевого волокна проникають до мікровпадин контртіла. підтвердженням сказаного служить той факт, що шорсткість вуглепластиків у порівнянні з базовим полімером зменшилася на 50%. найбільше покращення трибологічних властивостей спостерігається при вмісті вуглецевого волокна 10 мас.%, після чого вони погіршуються, що можна пояснити зростанням дефективності матеріалу за рахунок домінуючого розпушення на межі поділу «полімер-волокно», що і підтверджують результати вимірювання мікротвердості та ультразвукового контролю. отримані результати досліджень, свідчать що композит, із ефективним вмістом вуглецевого волокна (10 мас.%) може бути рекомендована для виготовлення деталей рухомих з’єднань машин і механізмів, що працюють в умовах тертя без змащення у різних сферах промисловості: сільськогосподарській, автомобільній та текстильній тощо. key words: поліефірефіркетон, вуглецеве волокно, зношування, коефіцієнт тертя, ультразвуковий контроль обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 17 войтов в.а., бекиров а.ш., войтов а.в. харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко, г. харьков, украина e-mail: vavoitovva@gmail.com обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем удк 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-18-22 на основании анализа дифференциальных уравнений переходных процессов в трибосистеме обоснован критерий оценки чувствительности трибосистем к изменению внешних воздействий в процессе приработки и критерий прирабатываемости. показано, что чем меньше значение критерия чувствительности, тем более устойчива трибосистема к внешним возмущениям и имеет меньшее время приработки. обоснованы пути снижения критерия чувствительности, для этого необходимо увеличивать трибологические свойства смазочной среды, снижать шероховатость поверхностей трения и уменьшать скорость скольжения во время приработки. обоснован критерий для оценки прирабатываемости трибосистем. показано, что чем больше значение критерия прирабатываемости, тем меньше время приработки. для этого необходимо уменьшать скорость скольжения и начальную шероховатость поверхностей трения при одновременном увеличении трибологических свойств смазочной среды. ключевые слова: трибосистема; моделирование; переходные процессы; приработка; чувствительность трибосистемы; прирабатываемость трибосистемы; время приработки. актуальность проблемы приработка трибосистем является завершающим технологическим этапом в процессе изготовления или ремонта машин и, одновременно, начальным этапом эксплуатации. в процессе приработки формируются несущие поверхностные слои трибосистем, обеспечивая в дальнейшем максимальный ресурс и минимальные потери на трение. в процессе приработки формируется оптимальная шероховатость сопряжённых поверхностей в трибосистеме, а также активно протекают физико-химические явления, такие как тепловые, диффузионные, деформационные, которые имеют место в зоне трения в присутствии смазочных сред и окружающей среды. существует большое количество параметров и критериев оценки эффективности приработки, основными из которых являются: время переходного процесса; износ за приработку; скорость изнашивания и коэффициент трения на установившемся режиме; максимальная эксплуатационная нагрузка и температура. однако, по мнению автора работы [1], критерии оценки эффективности и качества процесса приработки требуют научного обоснования. исходя из вышеизложенного, в данной статье будут рассмотрены вопросы обоснования и выбора критериев оценки чувствительности трибосистем к изменению внешних воздействий, а также способности трибосистем прирабатываться. анализ публикаций посвященных данной проблеме основными работами, в которых проведен системный анализ и комплексные исследования процессов приработки трибосистем, являются работы [1, 2]. автором обоснован комплекс критериев прирабатываемости трибосистем, таких как предельно допустимый износ за приработку, стойкость к заеданию, фрикционная теплостойкость, несущая способность и долговечность по износу после завершения приработки. в последующих работах многими исследователями делается вывод о функциональной связи прирабатываемости трибосистем и совместимости материалов в трибосистеме. первыми работами, в которых дано определение совместимости материалов в узлах трения, являются работы [3, 4]. в данных работах предлагается оценку совместимости материалов в узлах трения выполнять по следующим количественным показателям: минимальная вероятность задира; минимальная интенсивность изнашивания; максимальная усталостная прочность и максимальная эффективность преобразования энергии. авторами работы [5], которая посвящена обзору показателей (критериев) совместимости материалов в трибосистемах, делается вывод, что критериями совместимости являются: температурный критерий; реакция трибосистемы на изменение режима трения; интенсивность изнашивания; энергетические показатели. обобщающим документом, регламентирующим показатели приработки трибосистем, является стандарт [6]. согласно данного стандарта приработку оценивают следующими показателями: износ за приработку; максимальная скорость изнашивания во время переходного процесса; установившаяся ско обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 18 рость изнашивания после завершения переходного процесса; критическая нагрузка заедания; температура; коэффициент трения; мощность трения; фрикционная теплостойкость. подводя итог анализу работ, посвященных процессам приработки, можно сделать вывод, что новизною данного исследования является обоснование критериев, которые оценивают чувствительность трибосистемы к изменению внешних воздействий, а также способность прирабатываться. цель исследований обоснование и выбор критериев оценки чувствительности трибосистем к изменению внешних воздействий, а также их способности прирабатываться. методический подход в проведении исследований в работе [7] разработана математическая модель динамики переходных процессов скорости изнашивания и коэффициента трения в трибосистемах. получены уравнения динамики переходных процессов в виде дифференциальных уравнений из решений которых следует, что переходный процесс в трибосистеме описывается колебательными звеньями второго порядка. установлено, что характер протекания переходного процесса после приложения к трибосистеме входного воздействия зависит от коэффициентов усиления к1 и к2. согласно работы [7] физический смысл коэффициента усиления к1 – это реакция трибосистемы на внешнее входное воздействие (нагрузку, скорость скольжения, трибологические свойства смазочной среды), т.е. чувствительность трибосистемы, безразмерная величина. под чувствительностью будем понимать способность трибосистемы реагировать на изменение внешних воздействий, изменяя при этом скорость изнашивания и коэффициент трения, а также количественную оценку этой способности. согласно полученным дифференциальным уравнениям в работе [7] коэффициент усиления к1 представлен выражением:        нп упрф прфпкфпк еaк q к 2 44 1 102102  , (1) где σфпк – напряжение на фактических пятнах контакта, па, определяется по формулам, представленным в работе 8; q – добротность трибосистемы, определяется по формулам, представленным в работе 9; έпр – приведенная скорость деформации в подповерхностных слоях материалов трибосистемы, 1/с, определяется по формулам, представленным в работе 8; кф – коэффициента формы трибосистемы, рассчитывается по формуле [8]; апр, еу – приведенный коэффициент температуропроводности, м2/с, трибологические свойства смазочной среды, дж/м3, [8]; δп, δн – реологические свойства структуры материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, безразмерная величина, учитывает внутреннее трение структуры материала [8]. чем меньше значения коэффициента усиления к1, тем менее чувствительна трибосистема к изменению внешних воздействий (нагрузка, скорость скольжения, смазочная среда) во время работы. и наоборот, большие значения коэффициента к1 (чувствительная трибосистема), характерны для высокой скорости изнашивания, высоких значений коэффициентов трения и возникновения задиров. согласно дсту 2823-94, а также гост исо 4378-1-2001 под прирабатываемостью трибосистемы понимается процесс изменения шероховатости поверхностей трения и структуры материалов поверхностных слоев, которые приводят к снижению скорости изнашивания и коэффициента трения и их стабилизацию на определенном уровне. время стабилизации параметров называют время приработки. согласно полученным дифференциальным уравнениям в работе [7] коэффициент усиления к2 характеризует способность трибосистемы изменять шероховатость и структуру поверхностных слоев при изменении внешних условий и представлен выражением: )(130130 22 2 нппр фпк нп упрф тр фпкпр ww dеaк w daq к           , (2) где dфпк – диаметр фактического пятна контакта, м, определяется по формулам, представленным в работе 8; обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 19 wтр, wп, wн, – скорость работы диссипации в трибосистеме, подвижном и неподвижном трибоэлементе, дж/с, рассчитывается согласно формул, которые приведены в работе [8]. коэффициент усиления к2 – безразмерная величина. чем больше значения коэффициента усиления к2, тем лучше прирабатываемость трибосистемы. результаты моделирования результаты моделирования изменения коэффициента к1, выражение (1), от основных параметров, которые влияют на процесс приработки, представлены на рис. 1. анализ полученных кривых позволяет утверждать, что на чувствительность трибосистемы к изменению внешних воздействий, в первую очередь, оказывает влияние шероховатость поверхностей трения, затем, в порядке уменьшения влияния – скорость скольжения, а затем смазочная среда. нагрузка на трибосистему оказывает влияние в незначительной степени. при этом увеличение шероховатости поверхностей трения rа и скорости скольжения υскл повышает чувствительность трибосистемы к внешним воздействиям, что будет приводить к забросам скорости изнашивания и коэффициента трения во время приработки, тем самым способствовать увеличению времени приработки. увеличение трибологических свойств смазочной среды ey способствует снижению чувствительности, а следовательно, будет снижать забросы скорости изнашивания и коэффициента трения во времени приработки. рис. 1 – зависимости изменения коэффициента к1 от трибологических свойств смазочной среды, нагрузки, скорости скольжения и шероховатости поверхностей трения степень влияния чувствительности трибосистемы на время приработки представлена зависимостями на рис. 2. как следует из представленных результатов для параметра скорости изнашивания существует оптимальное значение к1 = 3 … 4. дальнейшее увеличение к1 будет вызывать увеличение времени приработки по параметру скорости изнашивания. при этом, увеличение к1 снижает время приработки по параметру коэффициента трения. теоретические зависимости представленные на рис. 2 были проверены экспериментально. для экспериментальных исследований были выбраны лабораторные трибосистемы для машины трения умт-1: сталь 40х ( подвижный трибоэлемент, внутреннее трение структуры материала δп = 2644) + бр. аж 9-4 (неподвижный трибоэлемент δн = 3494) и трибосистема сталь 40х + сталь 40х. коэффициент формы кф = 1,6 … 18,5 1/м. смазочная среда – моторное масло м 10г2к, трибологические свойства еy = 3,6 · 1014 дж/м3. температуропроводность стали ап = 1,27 ∙ 10-5 м2/с, температуропроводность бронзы ап = 2,1 ∙ 10-5 м2/с, шероховатость поверхностей трения, ra = 0,2 мкм. рядом с теоретическими кривыми на рис. 2 нанесены экспериментальные точки и рассчитана относительная ошибка моделирования, которая составляет: et = 7,9 … 9,0%. анализ полученных результатов позволяет утверждать, что коэффициент усиления к1 может выступать безразмерным критерием чувствительности трибосистемы к изменению внешних воздействий обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 20 во время приработки. чем меньше значение к1, тем более устойчивая трибосистема к внешним возмущениям. рис. 2 – зависимости изменения времени приработки по параметру скорости изнашивания и коэффициента трения от величины критерия чувствительности трибосистемы к1 на основании зависимостей представленных на рис. 1, можно разработать мероприятия по снижению критерия чувствительности к1. для этого необходимо увеличивать трибологические свойства смазочной среды, снижать шероховатость поверхностей трения и снижать скорость скольжения во время приработки. параметр нагрузки n, как следует из рис. 1, не оказывает значительного влияния на изменение критерия чувствительности к1. результаты моделирования изменения коэффициента к2 от основных параметров, которые влияют на процесс приработки, представлены на рис. 3. анализ полученных зависимостей позволяет утверждать, что на прирабатываемость трибосистем при изменении внешних воздействий, в первую очередь, оказывает влияние скорость скольжения и начальная шероховатость поверхностей трения и в меньшей степени – смазочная среда. нагрузка не оказывает влияния на изменение коэффициента к2. рис. 3 – зависимости изменения коэффициента к2 от трибологических свойств смазочной среды, нагрузки, скорости скольжения и шероховатости поверхностей трения функциональная связь коэффициента к2 и времени приработки трибосистем представлена на рис. 4. рядом с теоретическими кривыми приведены экспериментальные точки для различных трибосистем, имеющих разные значения к2. относительная ошибка моделирования et = 8,4 … 9,5 %. на основании полученных зависимостей можно сделать вывод, что коэффициент к2 имеет минимальные значения для высших кинематических пар. при переходе к низшим кинематическим парам отмечается незначительный рост времени приработки при увеличении к2. это можно объяснить увеличением размеров рабочих площадей трения у подвижного и неподвижного трибоэлементов. при этом, увеличение значения к2 > 250 … 300 положительного эффекта не приносит. обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 21 рис. 4 – зависимости изменения времени приработки по параметру скорости изнашивания и коэффициента трения от величины критерия прирабатываемости трибосистемы к2 анализируя полученные результаты можно сделать вывод, что коэффициент к2, формула (2), может выступать в качестве безразмерного критерия прирабатываемости трибосистем. для улучшения прирабатываемости трибосистем (увеличения коэффициента к2) необходимо уменьшать скорость скольжения и начальную шероховатость поверхностей трения при одновременном увеличении трибологических свойств смазочной среды. изменяя данные параметры можно управлять процессом приработки, обеспечивая tпр → min. выводы 1. теоретическим путем, на основании анализа дифференциальных уравнений переходных процессов в трибосистеме, обоснован критерий оценки чувствительности трибосистем к изменению внешних воздействий в процессе приработки – к1. установлена взаимосвязь между временем приработки и критерием чувствительности. показано, что чем меньше значение критерия к1, тем более устойчива трибосистема к внешним возмущениям и имеет меньшее время приработки. обоснованы пути снижения критерия чувствительности, для этого необходимо увеличивать трибологические свойства смазочной среды, снижать шероховатость поверхностей трения и уменьшать скорость скольжения во время приработки. установлено, что параметр нагрузки не оказывает значительного влияния на изменение критерия чувствительности. 2. обоснован критерий для оценки прирабатываемости трибосистемы к2. установлено, что на прирабатываемость трибосистемы оказывает влияние скорость скольжения, начальная шероховатость поверхностей трения и смазочная среда. показано, что для улучшения прирабатываемости трибосистем (увеличение критерия к2), необходимо уменьшать скорость скольжения и начальную шероховатость поверхностей трения, при одновременном увеличении трибологических свойств смазочной среды. литература 1. карасик и.и. прирабатываемость, закономерности и методы оценки влияния приработки и изнашивания на триботехнические характеристики опор скольжения: автореф. дисс....д-ра техн. наук,1983. – 38 с. 2. карасик и.и. прирабатываемость материалов для подшипников скольжения. – м.: наука. – 1978. – 136 с. 3. буше н.а. об исследованиях в области оценки совместимости трущихся пар // проблемы трения и изнашивания: – к.: техника, 1971. – вып.1. – с. 17-21. 4. буше н.а., копытько в.в. совместимость трущихся поверхностей. – м.: наука, 1981. – 126 с. 5. захаров с.м., горячева и.г. об оценке совместимости трибосистем по различным показателям и методам (к 100-летию со дня рождения н.а. буше) / вестник вниижт. – 2016. – т. 75. – № 5. – с. 263-270. 6. гост р 50740-95 триботехнические требования и показатели. принципы обеспечения. общие положения. принят и введен в действие госстандартом россии от 13.02.95 № 50. 7. войтов в.а., бекиров а.ш. математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования / проблеми трибології. – 2018. – № 1. – с. 18-27. 8. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистемах // проблеми трибології. – 2015. – № 1. – с. 49-57. 9. войтов в.а., бекиров а.ш., войтов а.в. критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками / проблеми трибології. – 2018. – № 2. – с. 35-42. надійшла в редакцію 04.09.2018 обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 22 vojtov v.a., biekirov a.sh., voitov a.v. justification of criteria for estimation of sensitivity and drilling of tribosystems. based on the analysis of differential equations of transient processes in the tribosystem, the criterion for estimating the sensitivity of tribosystems to changes in external influences in the process of run-in and the criterion of run-in. it is shown that the lower the value of the sensitivity criterion, the more stable the tribosystem to external disturbances and has a shorter run-in time. the ways of reducing the sensitivity criterion are justified, for this it is necessary to increase the tribological properties of the lubricating medium, to reduce the roughness of the friction surfaces, and to reduce the slip speed during overtaking. the criterion for estimating the workability of tribosystems is substantiated. it is shown that the greater the value of the criterion for the run-in, the shorter the running-in time. to do this, it is necessary to reduce the sliding speed and the initial roughness of the friction surfaces, while increasing the tribological properties of the lubricating medium. key words: tribosystem; modeling; transitional processes; running-in; sensitivity of the tribosystem; trimability of the tribosystem; run-in time. references 1. karasik i.i. prirabatyvayemost', zakonomernosti i metody otsenki vliyaniya prirabotki i iznashivaniya na tribotekhnicheskiye kharakteristiki opor skol'zheniya: avtoref. diss....d-ra tekhn. nauk,1983. 38 s. 2. karasik i.i. prirabatyvayemost' materialov dlya podshipnikov skol'zheniya. m. nauka, 1978. 136 s. 3. bushe n.a. ob issledovaniyakh v oblasti otsenki sovmestimosti trushchikhsya par. problemy treniya i iznashivaniya. kiyev. tekhnika, 1971. vyp.1. s. 17–21. 4. bushe n.a., kopyt'ko v.v. sovmestimost' trushchikhsya poverkhnostey. m. nauka, 1981. 126 s. 5. zakharov s.m., goryacheva i.g. ob otsenke sovmestimosti tribosistem po razlichnym pokazatelyam i metodam (k 100-letiyu so dnya rozhdeniya n.a.bushe). vestnik vniizht, 2016, t.75, №5, s.263-270. 6. gost r 50740-95 tribotekhnicheskiye trebovaniya i pokazateli. printsipy obespecheniya. obshchiye polozheniya. prinyat i vveden v deystviye gosstandartom rossii ot 13.02.95 № 50. 7. vojtov v.a., biekirov a.sh. matematicheskaya model' perekhodnykh protsessov v tribosistemakh i rezul'taty modelirovaniya. problems of tribology. 2018. № 1. s. 18-27. 8. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh. problems of tribology. 2015. № 1. s. 49-57. 9. vojtov v.a., biekirov a.sh., voitov a.v. kriteriy otsenki dobrotnosti tribosistem i yego svyaz' s tribologicheskimi kharakteristikami. problems of tribology. 2018. № 2. s. 35-42. contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 6 dikhtyaruk n.n., poplavskaya e.a., kurinyenko o.v. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraina e-mail: helen.poplavskaya@gmail.com contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers udc 539.3 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-6-13 the present article the problems of the contact interaction of infinite and finite elastic stringer with a prestressed elastic strip. the study is performed in the framework of the linearezed theory of elasticity in common form for the theory of large (finite) initial deformations and two variants of the theory of small initial deformations with elastic potential of arbitrary structure. based on the assume that the stringers load at the same time the vertical and horizontal forces, fair model of bending beams in combination with horizontall elongation. this problem is mathematically formulated as a system of integrodifferential equations of a relatively unknown contact stresses. the system is solved in a closed forms using transformation of fourier. expressions of stresses are represented by fourier integrals with a simple enough structure. influence of initial stress on the distribution of contact stresses is study and discovered the mechanical effects under the influence of concentrated loads. key words: linearezed theory of elasticity, initial (residual) stresses, initial deformations, prestressed elastic strip, transformation of fourier. introduction in the present paper, within the framework of the linearized theory of elasticity, the problem statement and solving problems of contact interaction of the prestressed elastic strip with infinite and finite stringers are presented. the law of distribution and displacement under the stringer, along of contact line, from the action of the concentrated external force is studied. all the studies are performed in the general form, adhering to the theory of large (finite) initial strains, for compressible and incompressible bodies with arbitrary elastic potentials. for transition to different theories of small initial deformations it is necessary to introduce the simplifications mentioned in [1]. isolation of previously unresolved parts of a common problem problems arising up at the transmission of loading from infinite and finite stringers to the elastic stripe ‒ the classic theory of stress, again becomes relevant, in the cases when there are initial (residual) stresses in a stripe. the special necessity of their consideration arises up because of their importance at research of constructions in general and especially in connection with planning of constructions of aircrafts. we will notice that initial (residual) stresses practically always are in the elements of constructions and details of machines and can cause deformations, destructions, increase a tendency to the loss of stability and internal friction, etc. in stringent formulation of contact problems for elastic bodies with initial stresses, there is a need to involve the apparatus of nonlinear elasticity theory, which greatly complicates the construction of analytical solutions. but in the case of large (finite) stresses (deformations) it is possible to be limited to consideration the linearized theory of elasticity [1]. in this article, using the relations of the linearized theory of elasticity [2], the solving of the contact problem for the contact interaction of an infinite and finite stringer with a prestressed strip is presented. the study was carried in a general form for compressible and incompressible bodies for the theory of large (finite) initial strains and two variants of the theory of small initial strains at an arbitrary structure of elastic potential [6, 9]. purpose the study of the influence of initial (residual) stresses on the law of distribution and displacement under the stringer, along of contact line. further consideration of the class the contact problems about the contact interaction of elastic stringers with a prestressed strip. study out the influence of initial (residual) stresses on the law of distribution of contact stresses under reinforcements the elements along line of direct contact as a result of the action on the elastic stringer of concentrated force. in the case of some elastic potentials of the simplest structure to make carry out numerical calculations and construction of graphs. presentation of the main material 1. the strengthening of the strip an infinite stringer. boundary conditions. we assume that in the future always there are four principles, which are fundamental in the theory of contact interaction of bodies with initial stresses and so determine the area of its applications. contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 7 principle 1. contact interaction of elastic stringers with infinite (finite) stresses and elastic strip with initial (residual) stresses is transpire after the occurrence of the initial stress state in the strip. principle 2. the external load is the acting on an elastic thin stringer causes the initial stresses in the elastic strip to be significantly smaller amount corresponding values to stress state. principle 3. the initial stress state of one of the bodies that are in contact interaction has the structure, that in area of theirs contact can (approximately, with a sufficient degree of accuracy) is considers of initial stressed state to be homogeneous. principle 4. the solution of linearized problems theory of the elasticity about the contact interaction of bodies with initial stresses is the only one. subject to the conditions 1 4 in the contact area  , }k k kl a b for elastic stringers and elastic strip with initial (residual) stresses, there are boundary conditions for 2 0y  :          1 1 1 1 2 1 1; ; ,ku y u y v y u y y l    (1)  1 2 1 1 1 1 1 ; ; k u uu v y l y y y y            . (2) the boundary conditions (1) (2) together with the principles (1 4) and equilibrium conditions:   1 k y a p t dt  , (3) close the formulation of linearized problems on the contact interaction of elastic stringers (finite, infinite ( ;k ka b    )), which reinforce elastic strip. from the condition of equilibrium the parts of the stringer  1, y (fig. 1): fig. 1 –stringer equilibrium         1 1 0 1 1 1 1 , , ydu y q t q t dt y dy e t          (4)       4 1 1 0 14 1 , d v y d p y p y dy   (5) where d ‒ the stiffness of the elastic stringer. to determination the unknown displacements  1 1u y and  2 1u y , it is necessary to find the field of elastic displacements and stresses in an infinite elastic strip with initial stresses from the influence of the applied on its surface free of pinching of concentrated normal or tangential a unit force (fig. 1) of applied at an angle  from the force  1p y [3], here  1y the dirac function; p ‒ force. fig. 2 – force operation on the stripe contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 8 this problem is solved in the coordinates of the initial deformed state 1 i iy    :    0 11 1m im i im i i iu y         , (6) where  1, 2,..i i  – are the elongations determining displacements of the initial state; i – lagrangian coordinates; 0 mu – the displacement, which determines the initial state, in the case of flat deformation; 11 22 0 0 1 2 3 30, 0, , 1s s         . the boundary conditions:        22 1 1 0 11 1 1 0, 0 sin ; , 0 cos ;q y p y q y p y           1 1 2 1 10; 0; .u y t u y t y         as a result of solving the previous problem, the functions of influence from the action of a unit normal force for the case of equal roots of constitutive equation [1, 8, 10] 1 2n n :    1 11 111 0 1 cos ;h y h y d           1 12 112 0 1 sinh y h y d        for unequal roots 1 2n n :    1 11 111 0 1 cos ;h y h y d            1 12 112 0 1 sin .h y h y d         where  , , 1, 2ijh i j  are the functions of influence determining displacements of boundary points of the face 2 0y  of infinite elastic strip with initial (residual) stresses from the unit normal force of core   ,ijh   ijh  is taken in the form [3, 9]. in the case of the action of tangential force for the equal roots 1 2n n :      21 1 21 1 0 1 sin ;h y h y d           22 1 22 1 0 1 cos ,h y h y d        for unequal roots 1 2n n :      21 1 21 1 0 1 sin ;h y h y d            22 1 22 1 0 1 cos ,h y h y d         where the cores  ijh  and  ijh  of respectively is taken in the form [3, 11]. now, the based on the principle of superposition, the displacement of the boundary points of the elastic strip with initial (residual) stresses in the direction of the 10 y and 20 y axis from the simultaneous action of the vertical and horizontal forces, for compressible and incompressible bodies in the case an arbitrary structure of elastic potentials in accordance with [3] are written as: (7) (8) (9) (10) (11) contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 9          1 1 11 1 12 1 ;u y h y p d h y q d                       2 1 21 1 22 1 .u y h y p d h y q d               to obtain system of integro-differential equations for the unknown contact stresses, we will take into account the equilibrium conditions of the elastic stringer (4), (5) and expressions for displacements (12). then the system of integro-differential equations has the form:             4 11 1 12 1 04 1 ; d d h y p d h y q d p p dy                                   1 21 1 22 1 0 1 . d e h h y p d h y q d q q d dy                               if only the vertical forces  0 1p y and  0 1 0q y  act on the stringer, then system (13) is reduced to one integro-differential equation:        .1011114 1 4 ypypdpyh dy d d             (14) equation (14) describes the bend of an elastic stringer on the elastic strip with initial (residual) stresses. in the case when under the action of horizontal forces  0 1q y   0 1 0p y  , the elastic stringer only is stretches, we equation is obtained:         1 1 22 1 0 1 . yd e h h y q d q q dt dy                      (15) equation (15) describes the contact interaction of an elastic stringer on which a horizontal force  0 1q y with an elastic strip with initial (residual) stresses operates. for solving the system of integro-differential equations, we use an integral fourier transforms by 1y variable [4]. for this purpose, we first differentiate the second equation on 1y . next, we use the convolution theorem for fourier transform. we obtain the value of the contact stresses in the form:             111 11 0 12 0 ,2 i yq y h q ih p h e d                     (16)             12 11 21 0 22 0 ,2 i yp y h q h p h e d                      (17) where  , 1, 2ijh i j  is expressed through known functions ijh [5]. applying the same procedure to the integro-differential equation (14 15), the contact stress  1p y and  1q y , we obtain in the form:         1111 0 ; i yhp y p e d h                   1111 0 . i yhq y q e d h           assume that an elastic thin stringer is loaded with vertical external forces    0 1 1p y p y  and horizontal forces    0 1 1q y q y  . we denote by    0 0;p p q q    , and then from formulas (18) we obtain expressions for finding the normal contact stresses  1p y and tangential stresses  1q y : (12) (13) (18) contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 10        1 11 11 1 12 1 0 0 cos sin ,q y q h h y d p h h y d                       (19)        1 2 11 21 1 22 1 0 0 sin cos .p y q h h y d p h h y d                        (20) the numerical calculations were carried out using a computer program in the package maple 8, according to the dimensionless quantities  h p t p are the normal contact stresses;  h q t q are the tangential contact stresses. for the simplest elastic potentials: harmonic potential, the potential of bartenev-khazanovich and potential of trelora, graphs are constructed (fig. 3). fig. 3 – distribution of the contact stresses under the stringer analysis of graphs is shows that in the case of compression  1 1  , the presence of initial stresses in the elastic strip leads to a substantially decrease in the contact stresses, and in the case of stretching  1 1  – to increase them. from the graphs it follows that the effect of the initial stresses is stronger in highly elastic materials. contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 11 2. the strengthening of the strip a finite stringer in the framework of the linearized theory of elasticity and the formulation of the contact problems for bodies with initial stresses, a contact problem for an elastic strip with initial (residual) stresses is reinforced with a thin finite elastic stringer is considered. consider the elastic strip with initial stresses of thickness t which is clamped of the face 2y t  and on some finite part of the face 2 0y  is reinforced with a stuck (welded) stripe with an elastic thin stringer. the problem is formulated as follows: it is necessary to determine the effect of the initial (residual) stresses in the elastic strip on the law of distribution of the normal and tangential contact stresses within the contact area ,a a , if the stringer is loaded with vertical and horizontal external forces of intensity  0 1p y and  0 1q y (fig. 4). on the basis of the superposition principle in the case of equal and unequal roots of the defining equation, we obtain of the displacements:          1 1 11 1 12 1 ; a a a a u y h y p d h y q d                      2 1 21 1 22 1 a a a a u y h y p d h y q d              . satisfying the boundary conditions (1) and with the equation (21) we obtain the basic system of functional equations, with which, after its solution, we find the contact stresses  1p y and  1q y :             1 11 1 12 1 2 1 1 1 1 , ; ya a a a a d h y p d h y q d m d f y a y b dy d                                  21 1 22 1 2 1 1 1 1 1 1 1 , . a a a a d h y p d h y q d q y q y a y b dy e h                      the system of singular integral-differential (22) equations is reduced to one singular integraldifferential equation if you introduce a complex-valued function in the form:        1 1 , , ,x p x iq x x        . (23) omitting cumbersome transformations [6], we write the singular integro-differential equation in the form:         1 1 11 0 01 1 1 1 d h d r r                              1 1 22 12 0 1 1 1 1 2 1 1 1 1 h d h d r c c d d                                        1 2 2 1 2 , 1 1.i c d c                 the solution of equation (22) will be sought in the form of a series of jacobi polynomials    ,np    :        ,1 0 , 1 1.n n n w p               (25) (21) (22) fig. 4 – strengthening of the strip by a finite stringer (24) contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 12 if in the singular integro-differential equation (24) replace the value of an unknown function n on value (25), then, in accordance with the recurrence relation for the jacobi polynomials and the orthogonality of jacobi polynomials, we obtain an infinite system of linear algebraic equations:               11 2 1 0 3 4, , 0 0 1 1 , 1, 2...m m m n n m n n m n m m n n l x k x k x p p c p x p x m n          . (26) after the calculations for specific materials, we obtain graphs of the distribution of loads under the stringer: fig. 5 – distribution of loads under the finite stringers the calculations were carried out for the dimensionless quantities of contact stresses  2 3 *q q      . the results of calculations for the simplest elastic potentials of the harmonic, the barthenevkhazanovich potential and the potential of trelora are shown in the graphs (fig. 5). the resulting numerical and graphical results were carried out using in the form of a computer program in the package maple 8. the dotted line shows the curves corresponding 1 1  to classical theory of elasticity, the curves corresponding 1 1  – shows the compressive initial stresses, 1 1  – shows the influence of tensile contact stresses for the 2 4  . from the graphs it follows that the contact stresses on the contact line of the elastic strip with an elastic stringer substantially depend on the initial stresses. a more significant effect of quantitative nature, the initial stresses is caused in highly elastic bodies, compared with more stiffs (harmonic potential). the qualitative effect of the initial stresses is identical nature. conclusions the studies presented in the paper allow us to make generalized conclusions of the influence of initial stresses on the law of distribution of contact forces under an infinite stringer 1. in general case for equal and unequal roots of the defining equation [1] the general method of solution for the problems considered within the framework of linearized theory of this class of problems is formulated. this gives an opportunity to get the solution of the set tasks, if known the solution of analogous linear (without initial stresses) problems. 2. the contact stresses on the contact line with stringer of significantly dependent on the initial stresses. a more significant effect of quantitative nature of initial stresses is caused in highly elastic materials compared with more stiffs materials. qualitative effect of the initial stresses is identical nature. 3. when initial stresses is approximate to value corresponding to the surface instability, there are phenomena of "resonant" nature, which consist in the fact that the stresses and displacements in the field of contact a sharp of change their value, and the elastic strips with initial stresses are in a state of neutral equilibrium. contact interaction of elastic strips with initial stresses with a infinite and finite stringers проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 13 references 1. huz a.n. kontaktnoe vzaymodeistvye upruhykh tel s nachalnыmy (ostatochnыmy) napriazhenyiamy / a.n. huz, s.iu. babych, v.b. rudnytskyi // razvytye ydei l. a. halyna v mekhanyke. k stoletyiu so dnia rozhdenyia uchenoho. – m. ; yzhevsk : yn-t kompiuter. yssled., 2013. – s. 188-244. 2. huz a.n. osnovы teoryy kontaktnoho vzaymodeistvyia upruhykh tel s nachalnыmy (ostatochnыmy) napriazhenyiamy [tekst] / a.n. huz, v.b. rudnytskyi. – khmelnytskyi: yzd-vo “pp melnyk”, 2006. – 710 s. 3. dykhtiaruk n.n. o ravnovesyy polosы s nachalnыmy napriazhenyiamy, usylennoi upruhymy nakladkamy / n.n. dykhtiaruk // prykl. mekhanyka. – 2004, – 40, № 3 – s. 63 70. 4. dikhtiaruk m. m. peredacha navantazhennia vid neskinchennoho strynhera do dvokh zatysnenykh po odnomu kraiu odnakovykh smuh z pochatkovymy (zalyshkovymy) napruzhenniamy / m. m. dikhtiaruk // visnyk tntu. – 2016, – 83, № 3, –s. 51-60. 5. e. melan, “ein beitrag zur theorie geschweiss der verbindungen,“ ingenieur archiv, 3, no. 2, 126– 128 (1932). 6. rudnytskyi, v. b., dykhtiaruk n.n. upruhaia polosa s nachalnыmy napriazhenyiamy, usylennaia upruhymy nakladkamy./ v. b. rudnytskyi, n.n. dykhtiaruk n.n. // prykl. mekhanyka., 2002, – 38, № 11, – s. 81 – 88. 7. rudnytskyi, v. b., dykhtiaruk n.n. kontaktnaia zadacha o vzaymodeistvyy beskonechnoho strynhera y dvukh odynakovыkh polos s nachalnыmy napriazhenyiamy. / v. b. rudnytskyi, n.n. dykhtiaruk n.n. // prykl. mekhanyka., 2017, – 53, № 2, – s. 41 – 48. 8. dikhtyaruk, n.n. equilibrium of a prestressed strip reinforced with elastic plates // international applied mechanics. – march 2004, volume 40, issue 3, pp 290–296. 9. rudnitskii v.b., dikhtyaruk n.n. a prestressed elastic strip with elastic reinforcements / v.b. rudnitskii, n.n. dikhtyaruk// international applied mechanics. november 2002, volume 38, issue 11, pp 1354– 1360. 10. rudnitskii v.b. , dikhtyaruk n.n. interaction between an infinite stringer and two identical prestressed strips: contact problem /, v.b. rudnitskii, n.n dikhtyaruk // translated from prikladnaya mekhanika, vol. 53, no. 2, pp. 41–48, march–april, 2017. 11. dikhtiaruk m.m. analoh zadachi melana dlia pruzhnoi smuhy z pochatkovymy napruzhenniamy pidsylennoiu pruzhnoiu nakladkoiu [tekst] / m. m. dikhtiaruk, o. a. poplavska // problemy trybolohii. – 2018. – №1. – s. 37-42. діхтярук м.м., поплавська о.а., курінєнко о.в. контактна взаємодія пружної смуги з початковими напруженнями з нескінченим і скінченним стрингерами. робота присвячена проблемам контактної взаємодії нескінченного і скінченого пружного стрингера з попередньо напруженою смугою. дослідження проводилося в рамках лінеаризованої теорії пружності у загальній формі для теорії великих (кінцевих) початкових деформацій та двох варіантів теорії малих початкових деформацій з довільною структурою пружного потенціалу. базуючись на припущенні, що стрингери завантажують одночасно вертикальні та горизонтальні сили, справедлива модель згину балки в поєднанні з горизонтальним розтягом стрижня. ця проблема сформульована математично як система інтегро-диференціальних рівнянь відносно невідомого контактних напружень. використовуючи перетворення фур'є, система розв’язується у замкнутому вигляді. вирази напружень представлені інтегралами фур'є досить простою структурою. досліджено вплив початкових напружень на розподіл контактних напружень та виявлені механічні ефекти під дією зконцентрованих навантажень. ключові слова: лінеаризована теорія пружності, початкові (залишкові ) напруження, контактні задачі, інтегральні перетворення фур’є. підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 43 свідерський в.п.,** константінова т.є.,* даніленко і.а., * олександренко в.п.,** кириченко л.м.* донецький фізико технічний інститут нан україни, м. київ, україна ** хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна е-mail: svidersky.vladyslav@gmail.com підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції удк 620.178 виконано аналіз умов роботи самодіючого кільцевого клапана. дослідження зносостійкості та механічних властивостей композиційних фторопластових матеріалів модифікованих вуглецевим волокном, коксом і нанопорошком діоксиду цирконію показали доцільність їх застосування для виготовлення замикаючих елементів клапанів. ключові слова: фторопластові матеріали, нанопорошок діоксиду цирконію, вуглецеві волокна, кокс, антифрикційні та механічні властивості, замикаючі елементи клапана. вступ вдосконалення технологічних процесів у багатьох галузях техніки приводить до форсування режимів роботи і теплонапруженості вузлів тертя. вузли тертя стали лімітуючими складовими частинами при експлуатації машин і механізмів і, в першу чергу, компресорів. незважаючи на те, що протягом останніх років розроблено велику кількість антифрикційних матеріалів на основі полімерів, проблема працездатності вузлів тертя із застосуванням цих матеріалів в компресорах без мащення або при обмеженому мащенні середнього та високого тисків для різних газів залишається гострою. про техніко економічне значення застосування антифрикційних полімерних матеріалів нового покоління і підвищення зносостійкості вузлів тертя без мащення свідчить те, що створення сучасних компресорів для стискання природного газу і застосування їх в автомобільних газонаповнювальних компресорних станціях (агнкс) приведе до економії пально-мастильних матеріалів. при цьому економія палива очікувалася 10 12 млн т на рік із розрахунку економії 10 т бензину на 1 авто. переваги переведення авто на газ наявні: його не розбавляють, він має меншу собівартість і не такий обтяжливий для двигуна, як рідке паливо. крім економії пально-мастильних матеріалів, переведення авто на природний газ дозволяє знизити викиди в атмосферу оксидів вуглецю, азоту та інших шкідливих речовин приблизно на 35 40 відсотків. створення і експлуатація компресорів агнкс потребує застосування ефективних полімерних матеріалів ущільнюючих елементів та деталей клапанів, які були б спроможні працювати при тиску нагнітання до 25 32 мпа, температурі до 423 к і режимі роботі до 8000 15000 год без мащення [1]. україна ввійшла в першу п’ятірку країн світу за кількістю автівок з газобалонним обладнанням. на кінець минулого року в нашій країні налічувалося 2,25 мільйона автомобілів, які використовують скраплений газ (lpg). як зазначено у щорічній доповіді світової асоціації wlpga, це близько 9 % світового автопарку. торік споживання автогазу зросло до 1,35 млн тонн. за даними «укрпромзовнішекспертизи», це вдвічі більше, аніж три роки тому. у 2015 2016 роках було зафіксовано збільшення споживання автогазу на рівні 25 27 % щорічно. це була відповідь автомобілістів на здорожчання бензину. якщо порівнювати в літрах, то споживання автогазу майже зрівнялось із споживанням бензину (2,54 млрд газу проти 2,65 млрд літрів бензину). цього року темпи зростання ринку автогазу сягнуть 15 %. популярність машин, які працюють на скрапленому газі в україні пояснюється низькою платоспроможністю населення, що спричинило масову відмову від споживання бензину та переобладнання машин на дешевше пальне, яким є скраплений нафтовий газ. постановка проблеми самодіючі клапани поршневих компресорів, що працюють без мащення циліндро-поршневих груп відносять до найбільш відповідальних вузлів компресорів автомобільних газонаповнювальних станцій. вони суттєво впливають на дві важливі характеристики поршневого компресора – економічність роботи та надійність. підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 44 клапани повинні спричиняти по можливості малий газодинамічний опір потоку газу, що крізь них протікає, мати розвинутий прохідний перетин, відкриватись під дією невеликої різниці тисків до і після клапана, а у відкритому стані працювати без вібрацій рухомих елементів. відступ від цієї вимоги приводить до збільшення енергії, що затрачується на проштовхування газу, і зниження економічності роботи компресора. пластини і пружини клапанів повинні мати необхідну міцність, тобто вони повинні на протязі довгого часу витримувати статичні і динамічні (ударні) навантаження, що виникають при роботі клапана. іншими словами, клапан повинен мати достатню надійність, тобто зберігати роботоздатність на протязі заданого напрацювання: не менше 1000 годин до відмови пластини клапана. в сучасних поршневих компресорах затрати потужності на подолання опору клапанів складають біля 10 % від номінальної. в ряді випадків, особливо в пересувних і спеціальних (високого тиску) компресорах ці витрати досягають 20 30 % від загальної потужності 2. зниження цих затрат, враховуючи велику кількість поршневих компресорів в нашій країні, є актуальною задачею. не менш актуальна проблема підвищення надійності клапанів. як показує досвід експлуатації поршневих компресорів, найбільша кількість вимушених їх зупинок викликана відмовами клапанів. різнобічність вимог, що пред’являються до клапанів була причиною появи досить різних їх конструкцій. кільцеві самодіючі клапани (рис. 1, а) складаються з сідла 1 з концентричними каналами для проходження газу, що з’єднуються радіальними перемичками, кільцевих пластин 3, що перекривають ці канали, і обмежувача підняття пластин 2, котрий теж має концентричні канали, зсунуті відносно каналів сідла по діаметру каналу. в обмежувачеві підняття розташовані пружини 4, що притискають пластини до сідла, закриваючи клапан. весь клапан затягується шпилькою 5, що розташована в центрі. при відкритті клапана пластина ковзає по направляючому виступу обмежувача. для попередження провертання деталей одна відносно одної є фіксуючий штифт. кільцеві канали можуть виконуватись або з кільцевою концентрично розташованою спіральною пружиною, окремою для кожної пластини (при малих посадочних діаметрах), або з точковими пружинами, що розташовані по колу кожного кільця. зі збільшенням швидкохідності компресорів зростають ударні навантаження в пластинах. при цьому, з однієї сторони, частіше відбувається руйнування пластини, з іншої – пластина, що вдаряється в обмежувач, відскакує від нього і деякий час здійснює коливальний рух між сідлом і обмежувачем, заважаючи тим самим проходженню газу в клапані. для зниження сили удару кільцеві пластини іноді виготовляють подвійними, причому верхнє кільце, що знаходиться зі сторони обмежувача, є демпфером. з тією ж метою виготовляють демпфери у вигляді газових камер. в обмежувачеві підняття пластини можуть бути влаштовані кільцеві канавки, в які з малим зазором входять пластини. при піднятті пластини замкнутий там газ утворює пружну подушку, і при виході пластин з канавки в ній створюється розрідження. а б рис. 1 – кільцевий індивідуальний непрямоточний клапан: а) 1 – сідло; 2 – обмежувач підняття пластин; 3 – кільцеві пластини; 4 – пружини; 5 – шпилька; б) 1 – сідло; 2 – пластина; 3 – неметалевий амортизатор; 4 – пружина; 5 – болт з тією ж метою в обмежувачеві підняття пластини клапана в спеціальних гніздах встановлюють неметалеві амортизатори (рис. 1, б). з метою підвищення зносостійкості обмежувачів в окремих конструкціях направляючі для пластин виконують у вигляді самостійних деталей (вкладень) підвищеної твердості не менше hrc 60 з азотуванням поверхневого шару або з неметалевих матеріалів з низьким коефіцієнтом тертя і високою теплостійкістю 2. підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 45 матеріал замикаючих елементів клапана повинен володіти високими механічними властивостями (перепад тиску на пластину клапана до 4 мпа), теплостійкістю (робоча температура до 170 с) та зносостійкостю (напрацювання до відмови пластини клапана не менше 1000 годин). вимога високої зносостійкості матеріалу пластин особливо важлива для кільцевих клапанів, в яких пластини можуть вільно переміщуватись вздовж поверхні сідла, внаслідок чого значно зношуються ущільнюючі кромки. пластини кільцевих клапанів виготовляють з листових сталей 30х13, 30хгса, 09х15н8ю, х18н9г, добрі результати отримані при застосування титанових сплавів вт14, от4-1, тс-7, а також неметалів: текстоліту, склопластиків, армованого фторопласту і поліамідів 3 і тому вибір матеріла для виготовлення деталей кільцевих клапанів є досить актуальним. досить перспективними напрямками створення триботехнічних композитів багатоцільового призначення на основі фторопласту є використання полімер-олігомерних матриць і принципу багаторівневого модифікування 4. для отримання матеріалів застосовували активовані наповнювачі, піддані дії коронного розряду. для отримання полімер олігомерних матриць використовували механічно активовані суміші дисперсного і поверхнево активованого фторопласта (птфе). додатковий ефект досягається при введенні до складу композита нанодиспесних компонентів з розмірами одиничних фрагментів 3-10 нм. при цьому висока активність нанонаповнювачів визначається структурними параметрами і розмірами частинок 5. за останнє десятиліття особливу увагу приділяють композиційним матеріалам на полімерних матрицях, що містять нанорозмірні модифікатори нанокомпозити 5, 6. особливий енергетичний стан наночастинок, обумовлений складом і технологією отримання, приводить до їх комплексної модифікуючої дії в полімерній і олігомерній матриці на різних рівнях структурного зміцнення. досить ефективними фторкомпозитами є матеріали, що містять кокс (ф4к20), дисульфід молібдену (ф4к15м5) або скловолокно (ф4с15). до найбільш перспективних триботехнічних фторкомпозитів відносять матеріали армовані вуглецевими волокнами. введення до фторопласту вуглецевого волокна приводить до значного підвищення температури термічної деформації, міцності, твердості, модуля зсуву, стабільності розмірів, опору повзучості і деформування під довготривалим навантаженням. високодисперсні наночастинки модифікаторів (оксидів цирконію) сприяють підвищенню параметрів деформаційно-міцнісних характеристик композитів, що містять як волокнисті (вуглецеві волокна) так і дисперсні, пластинчастої і сферичної форм, наприклад, частинки коксу 7, 8. застосування комплексного модифікатора нанопорошок оксиду цирконію + кокс дозволяє при збереженні параметрів деформаційно-міцнісних і триботехнічних характеристик зменшити вміст дороговартісного вуглецевого волокна не менше ніж на 5 10 мас. %, що економічно є більш вигідним. виконаний аналіз механічних, теплофізичних і антифрикційних властивостей термопластів армованих вуглецевими волокнами і коксом показали, що для значного поліпшення антифрикційних характеристик полімерних композицій в цілому необхідно не менше 20 % наповнювача. наповнення більше, ніж 30–40 % призводить до зменшення когезійної міцності композиції у зв’язку зі збільшенням питомої поверхні наповнювачів та зменшенням товщини міжфазного шару в наповненій системі [6]. встановлено, що ефективність фторопластових композитів на основі дисперсних наповнювачів зростає при введенні 2–10 мас. % вуглецево-волокнистих матеріалів. зокрема, фізико-механічні властивості композиту, наповненого 5 мас. % вуглецевого волокна і 15 мас. % коксу, в 1,3 рази, а зносостійкість – в 2 4 рази вище у порівнянні з матеріалом, що містить 15 20 мас. % коксу 6. це і обумовило для проведення дослідження вибрати в якості базової фторопластову композицію ф4к10вв10 9, 10, що містить 10 мас. % коксу і 10 мас. % вуглецевого волокна тканини «текарм». для підвищення зносостійкості цієї композиції заплановано модифікувати її нанопорошком оксиду цирконію (zro2+3%y2o3, 700°с). мета і постановка задачі мета даної роботи полягала в обгрунтуванні вибору і дослідженні властивостей матеріалів на основі фторопластів, вуглецево-волокнистих наповнювачів і коксу, модифікованих напорошком оксиду цирконію (zro2+3%y2o3, 700°с) для виготовлення деталей самодіючих кільцевих клапанів. експериментальна частина 1. матеріали для досліджень складові компоненти досліджуваних композитів триботехнічного призначення на основі птфе: 1. політетрафторетилен. відповідно до гост 10007–80 птфе (фторопласт-4) випускається декількох марок залежно від властивостей і призначення: с – для виготовлення спеціальних виробів; п – для виготовлення електроі підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 46 золяційної і конденсаторної плівок; пн – для виготовлення електротехнічних виробів та інших виробів підвищеної надійності; о – для виготовлення виробів загального призначення і композицій; т – для виготовлення товстостінних виробів і трубопроводів. виготовлення композицій здійснювалось з використанням промислового птфе марки пн (во «уральський хімічний завод» м. перм, 44, російська федерація) (гост 10007–80) [11]. 2. модифікатори, їх склад: 1. вуглецеве волокно. використовували вуглецеве волокно з тканини марки «текарм» (ту 48– 20–17–77), виготовлене з гідратцелюлозної тканини і одержуване методом хімічної обробки у водному розчині антипіренів na2b4o7·10h2o+(nh4)2hpo4 та відпалі за температури 723 ± 20 к в середовищі природного газу сн4. матеріал виготовлений на запорізькому електродному заводі. діаметр фрагментів вуглецевого волокна – 10 12 мкм. поверхневий шар вуглецевого волокна характеризується мікронерівностями з розмірами, що не перевищують 0,1 0,2 мкм, утвореними при карбонізації та графітизації гідратцелюлозної тканини; 2. кокс. використовувався дрібнодисперсний ливарний кам’яновугільний кокс марки кл-1 (ту у 322–00190443–61–94), (тов «тд вестпром»), який являє собою порошок чорного кольору; 3. нанопорошок оксиду цирконію. дослідно-промислові технології хімічного синтезу нанопорошків оксидів цирконію [12,13]: науковою основою методу є вивчення процесів формування оксидів із водного розчину солей та фундаментальні знання в галузі механізмів формування наночастинок у випадку спільного осадження, яке суттєво відрізняється від того, що наявне як у твердих, так і рідких розчинах. наночастинки 3y-zro2 були синтезовані за методом сумісного осадження з водних розчинів солей zncl2*6н2о та y(no3)3. в якості осаду використовували водні розчини гідроксиду амонію. всі використані хімікати були хімічної чистоти. гель-подібний осад був отриманий шляхом додавання водного розчину солей у водний розчин nh4oh при безперервному перемішуванні пропелерним змішувачем. перемішування проводилось протягом 30 хв. значення рн становило більше 8. гелеподібний осад виділявся фільтрацією за допомогою вакуумного насоса. осад гідрогелю кілька разів промивали дистильованою водою для видалення продуктів реакції. сушіння проводилось в мікрохвильовій печі (р = 700 вт, f = 2,45 ггц). висушені гідроксиди прожарювались в печі опору при 700 °с з витримкою при цих температурах 2 години. порошки характеризувалися методами рентгенівської дифракції (рса) на рентгенівському дифрактометрі dron-3 в cu-kα випромінюванні для визначення розмірів кристалітів та кількісного фазового аналізу. розміри частинок порошків оцінювали за допомогою трансмісійної електронної мікроскопії (tem) (jem 200, jeol, japan). за даними рса та тем розміри частинок були 18  2 нм. 2. методика, результати і обговорення експериментальних досліджень лабораторні дослідження основних закономірностей тертя і зношування композиційного полімерного матеріалу на основі політетрафторетилену (птфе), вуглецево-волокнистих наповнювачів і коксу, модифікованих напорошком оксиду цирконію здійснено на машині тертя хті–72 [14]. робоча частина цієї машини тертя складалася із шпинделя, на кінці якого закручена головка із запресованою кулькою. остання з трьома незакріпленими кульками складала піраміду, через яку передається навантаження на державку і зразки. температура контртіла вимірювалася термопарою хк на відстані 0,5 1,0 мм від поверхні тертя і складала t = (323 ± 2) к при випробуванні без мащення. антифрикційні дослідження виконувались за схемою контакту «сфера площина». режим змінних граничних питомих нава нтажень при постійному нормальному навантаженні, зразки висотою (10 ± 0,1) мм i діаметром (10 ± 0,1) мм з кінцевою сферою радіусу 6,35 міліметра контактували сферою по площині металевого контртіла діаметром (60 ± 0,15) мм і висотою (10 ± 0,15) мм; металеве контртіло було виготовлено із сталі 45 ( hb 4,5 ± 0,18 гпа) i оброблено до початкового середнього арифметичного відхилення профілю поверхні 0ra = 0,2 ± 0,03 мкм. в цій схемі випробувань можна виділити дві характерні області: а) область нелінійної залежності зношування від шляху тертя, коли питоме навантаження змінюється від навантаження, близького до твердості hb матepiaлy, до навантаження, яке відповідає граничній навантажувальній здатності; позначення: шлях тертя 1s , інтенсивність зношування 1i . б) область лінійної залежності зношування від шляху тертя, коли граничне питоме навантаження в меншій степені знижується, ніж в першій області; позначення: шлях тертя 2s , інтенсивність зношування 2i . за результатами цього експерименту розраховували чинник зношування (інтенсивність об’ємного зносу) для шляху тертя is : підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 47 1і 1 1 s v i i    ; (1) 2 2 2 sn v i і і    , (2) де iv1 – зміна об’єму і-зразка на проміжку шляху тертя 1s (нелінійна залежність зношування від шляху тертя); iv2 – зміна об’єму і-зразка на проміжку шляху тертя 2s (лінійна залежність зношування від шляху тертя). нормальне навантаження на один зразок дорівнювало in = 100 н, швидкість ковзання v = 0,45 м/с. випробовування проводилися на шляху тертя 1s = 0 3км і 2s = 3 23км. результати виконаних досліджень приведені на рис. 2. аналіз виконаних досліджень показав, що інтенсивність зносу модифікованого ф4к10вв10 при додаванні 1% модифікатора зменшується в 3,2 рази. цей ефект пов’язаний з тим, що частинки нанопорошку оксиду цирконію служать додатковими центрами кристалізації птфе, у наслідок цього зменшуються розміри структурних елементів надмолекулярної структури, остання стає більш впорядкованою і орієнтованою, відбувається формування мілкосферолітних надмолекулярних утворень в об`ємі композиту [4, 5, 15]. частинки модифікатора приймають участь в процесах зношування і утворюють більш міцну плівку перенесення на поверхнях тертя контактуючих деталей, що забезпечує легкість ковзання і підвищення зносостійкості матеріалу. 1.090 1.430 1.579 1.586 1.364 0 0 0 1 1 1 1 1 2 ін те н си вн ст ь зн ос у, м м 3 / (н ∙м ), ∙1 06 1 2 3 4 5 s 1= 3 км 0 1 1 2 2 3 3 4 4 5 5 1 2 3 4 5 4,965 3,910 1,540 2,500 3,096 ін те нс ив нс ть зн ос у, м м 3 / (н ∙м ), ∙1 07 s2 = 3...23 км а б рис. 2 – гістограма інтенсивності зносу матеріалу ф4к10вв10, модифікованого нанопорошком оксиду цирконію zro2+3%y2o3,700 ос. а – перший етап досліджень; б – другий етап досліджень; 1 – ф4к10вв10; 2 – ф4к10вв10 +0,5мас.%.(zro2 + 3 % y2o3, 700 °с); 3 – ф4к10вв10 +1мас.%.(zro2 + 3 % y2o3, 700 °с); 4 – ф4к10вв10 +2мас.%.(zro2 + 3 % y2o3, 700°с); 5 – ф4к10вв10 +3мас.%. (zro2 + 3 % y2o3, 700 °с) при цьому реалізується механізм багаторівневої модифікуючої дії нанопорошку оксиду цирконію (zro2 + 3%y2o3, 700 °с) в композиційних матеріалах, що проявляється в зниженні дефектності матричного птфе і в зменшенні числа кластерних агрегатів частинок наповнювача (вуглецевого волокна і коксу) у яких відсутнє зв`язуюче. збільшення вмісту нанопорошку оксиду цирконію до 3 % в композиційному матеріалі супроводжується зниженням зносостійкості матеріалу, що може бути пов’язане агломеруванням частинок нанопорошку в композиті. це приводить до утворення макродефектів, розрихлення структури і, як наслідок, до зниження міцності композиційних матеріалів. внаслідок хімічної інертності макромолекул птфе на межі розділу з наповнювачем не утворюється хімічних зв’язків, а в результаті низької поверхневої енергії і високої в’язкості не забезпечується якісного змочування розплавом поверхні наповнювача. в результаті міжфазний шар не здатний до передачі навантаження і при дослідженнях на розтяг композитів армуючий напов підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 48 нювач фактично не сприяє підвищенню опору розриву зразка. тому значення межі міцності під час розтягу є показником якості наповненого птфе: на відміну від всіх інших полімерів його наповнення будь-яким компонентом при застосуванні традиційних технологій приводить до зниження межі міцності під час розтягу композиту [7 9]. перед дослідженнями на розтяг по три зразки кожного матеріалу кондиціонували не менше 16 годин при температурі (23 ± 2) °с i відносній вологості (50 ± 5) %. висоту, ширину, діаметр зразка вимірювали з похибкою не більше 0,01 міліметра і не менше ніж в чотирьох місцях. встановлювали зразок між опорними площадками розривної машини мр-05-1 так, щоб вертикальна вісь зразка збігалась з напрямком дії навантаження і розтягували його з постійною швидкістю 15 мм/хв. для механічних випробувань на одноосьовий розтяг застосовували кільцеві зразки. діаграму залежності напруження від деформації зразка записували з допомогою комп`ютерного забезпечення. дослідження міцності на розтяг антифрикційних карбопластиків виконували за iso r527 (astm d638, гост 11262-80) в результаті навантаження жорстких напівдисків, на які одягається, досліджуване кільце [7]. межу міцності під час розтягу p , мпа визначали за формулою:   , 2 rrh р р   (3) де p – розривне зусилля,н; h – висота зразка, мм; r – зовнішній радіус, мм; r – внутрішній радіус, мм. межа міцності під час розтягу p , визначена за формулою (3), не є істиною характеристикою композиційного матеріалу, оскільки поблизу місць роз'єднання напівдисків в результаті зміни кривизни кільця відбуваються деформації розтягу і згину, причому їх співвідношення залежить від відношення товщини стінки кільця до його діаметра. чим більше це співвідношення і чим сильніше виявлена анізотропія композиційного матеріалу, тим сильніше проявляється вплив згину. тому випробування з кільцевими зразками слід виконувати тільки як порівняльні. результати виконаних досліджень приведені на рис. 3. а б рис. 3 – гістограма межі міцності під час розтягу (а) і відносного подовження при розтягу (б)антифрикційних матеріалів: 1 – ф4к10вв10; 2 – ф4к10вв10 + 1мас.%.(zro2 + 3 % y2o3, 700 °с); 3 – ф4к10вв10 + 2мас.%.(zro2 + 3 % y2o3, 700°с); 4 – ф4к10вв10 + 3мас.%.(zro2 + 3 % y2o3, 700°с) аналіз експериментальних досліджень на розтяг композиційних матеріалів ф4к10вв10, модифікованих нанопорошком оксиду цирконію zro2 + 3 % y2o3, 700 °c, показав, що при введені до складу композитів 1 мас. % і 2 мас. % модифікатора відносне подовження на розтяг зростає, відповідно в 1,44 і 1,11 разів. це можна пояснити тим, що в результаті інтенсифікації процесів структуроутворення під дією активної фази наночастинок збільшується ступінь кристалічності композитів, а це в свою чергу приводить до збільшення відносного подовження при розриві і дещо зменшення межі міцності під час розтягу. підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 49 висновки 1. досліджено полімерні композити на основі політетрафторетилену (птфе), модифіковані коксом, вуглецевим волокном і оксидним нанопорошком zro2 + 3 % y2o3, 700 °c в кількості 1 3мас. %. 2. встановлено, що оксидні фази являються ефективними модифікаторами птфе, що дозволяє направлено формувати надмолекулярну структуру зв’язуючого і отримувати матеріали з оптимальним поєднанням деформаційно-міцнісних і триботехнічних характеристик. 3. визначено оптимальну концентрацію наномодифікатора zro2 + 3 % y2o3, 700 °c– 1 мас. %, максимальної структуруючої дії, перевищення якої призводить до утворення по границях сферолітів «сітки» з координаційно зв’язаних ультрадисперсних частинок. 4. за зносостійкістю фторопластовий матеріал наповнений 10 мас. % коксу, 10 мас. % вуглецевого волокна тканини «текарм» і модифікований 1 мас. % діоксиду цирконію zro2+3%y2o3, 700 °c переважає матеріал ф4к10вв10 в 3,2 рази. відносне подовження на розтяг антифрикційного матеріалу ф4к10вв10 модифікованого 1 мас.% zrо2 +3% y2o3, 700 °c зростає в 1,44, а міцність на розтяг зменшується на 11,12 %. література 1. свідерський в.п. підвищення щільності і зносостійкості поршневих кілець автомобільних газонаповнювальних компресорних станцій / в.п. свідерський, г.о. сіренко, л.м. кириченко,. [і інш.] // проблеми трибології. – 2004. – № 4. – с. 156-167. 2. фотин б.с. поршневые компрессоры. / б.с. фотин, и.б. пирумов, и.к. прилуцкий, п.и. пластинин. – м.: машиностроение. – ленинград. – 1987. – 372 с. 3. видякин ю.а. оппозитные компрессоры / видякин ю. а., доброклонский е. б., кондратьева т. ф. – машиностроение. – 1979. – 280 с. 4. горбацевич г.н. методология создания полимер–олигомерных триботехнических материалов на основе политетрафторэтилена. / г.н. горбацевич // трение и износ. – 2002. – т. 23 – № 4. – с. 373-381 5. триботехнические свойства политетрафторетилена, модифицированного бинарным наполнителем. / петрова п.н., охлопкова а.а., гоголева о. в. и др. // трение и износ. – 2005. – т .26. – № 6. – с. 652–656. 6. машиностроительные фторкомпозиты : структура, технология, применение: монография / с.в. авдейчик, [и др.] ; под науч. ред. в. а. струка. – гродно : гргу им. янки купалы. – 2012. – 339 с. 7. свідерський в.п. дослідження механічних і антифрикційних властивостей фторопластових карбопластиків, модифікованих нанопорошками діоксиду цирконію. / в. п, свідерський, т. є., константинова, в. а. глазунова, [і ін.] // проблеми трибології. – № 2. – 2014. – с. 103-110. 8. свідерський в. п. підвищення зносостійкості поршневого ущільнення компресорної установки со–243–1 / в. п, свідерський, т. є., константинова, л. м. кириченко, [і ін.] // проблеми трибології. – № 2. – 2015. – с. 61-68. 9. сиренко г.а. антифрикционные карбопластики / г.а. сиренко. – к.: техника. – 1985. – 195 с. 10. сіренко г.о. створення антифрикційних композитних матеріалів на основі порошків термотривких полімерів та вуглецевих волокон: дис. доктора техн. наук. ін–т матеріалознавства ім. і.м. францевича нану / сіренко геннадій олександрович. – к. – 1997. – 431 с. 11. пугачев а.к. переработка фторопластов в изделия: технология и оборудование. / а.к. пугачев, о.а. росляков. – л.: химия, 1987 – 168 с. 12. константинова т.е. нанопорошки на основе диоксида циркония: получение, исследедование, применение / т.е. константинова, и.а. даниленко, в.в токий., [и др.] // наносистеми, наноматеріали, нанотехнології. – 2004. – т. 2. – академперіодика. (київ). – с. 609-632. 13. константинова т.е. получение нанодисперсных порошков диоксида циркония. от новации к инновации / т. е. константинова, и.а. даниленко, в.в токий., [и др.] // наука та інновації. – 2005. – т. 1. – № 3. – с. 76-87. 14. применение синтетических материалов: материалы конференции / гл. редактор р.и. силин. – кишинев: картя молдовеняскэ. – 1975. – 199 с. 15. стручкова т. с. разработка и исследование полимерных композиционных материалов на основе активации политетрафторэтилена и углеродных наполнителей: автореф. дис. канд. тех. наук / т.с. стручкова. – комс. на амуре. – 2008. – 19 с. надійшла в редакцію 05.03.2018 підвищення зносостійкості замикаючих елементів кільцевого клапана компресора автомобільної газонаповнювальної станції проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 50 svidersrky v.p., konstantinova t.e., danilenko i.a., oleksandrenko v.p., kirichenko l.m., furman a.yu. increase of wear resistance of locking elements of circular valve of comhressor of the motor-car filler gas station. the analysis of terms of work of self-acting circular valve is executed. research of wear resistance and mechanical properties of composition fluoroplastic materials of modified was shown a carbon fibre, coke and nanopowder of dioxide of zirconium expediency of their application for making of locking elements of valves. key words: fluoroplastic materials, nanopowder to dioxide of zirconium, carbon fibres, coke, antifriction and mechanical properties, locking elements of valve. references 1. svіderskyi v.p. pіdvyshchennia shchіlnostі і znosostіikostі porshnevykh kіlets avtomobіlnykh hazonapovniuvalnykh kompresornykh stantsіi. v.p. svіderskyi, h.o. sіrenko, l.m. kyrychenko,. [і іnsh.]. problemy trybolohіi. 2004. № 4. s. 156-167. 2. fotyn b.s. porshnevыe kompressorы. / b.s. fotyn, y.b. pyrumov, y.k. prylutskyy, p.y. plastynyn. m. mashynostroenye. lenynhrad. 1987. 372 s. 3. vydyakyn yu.a. oppozytnыe kompressorы. vydyakyn yu.a., dobroklonskyy e.b., kondrat'eva t.f. mashynostroenye. 1979. 280 s. 4. horbatsevych h.n. metodolohyya sozdanyya polymer-olyhomernыkh trybotekhnycheskykh materyalov na osnove polytetraftorэtylena. h.n. horbatsevych. trenye y yznos. 2002. t.23. № 4. s. 373-381 5. trybotekhnycheskye svoystva polytetraftoretylena, modyfytsyrovannoho bynarnыm napolnytelem. petrova p. n., okhlopkova a.a., hoholeva o.v. [y dr.]. trenye y yznos. 2005. t.26. № 6. s. 652-656. 6. mashynostroytel'nыe ftorkompozytы : struktura, tekhnolohyya, prymenenye: monohrafyya. s. v. avdeychyk, [y dr.]. pod nauch. red. v.a. struka. hrodno : hrhu ym. yanky kupalы. 2012. 339 s. 7. sviders'kyy v.p. doslidzhennya mekhanichnykh i antyfryktsiynykh vlastyvostey ftoroplastovykh karboplastykiv, modyfikovanykh nanoporoshkamy dioksydu tsyrkoniyu. v.p., sviders'kyy, t. ye., konstantynova, v.a. hlazunova, [i in.]. problemy trybolohiyi. № 2. 2014. s. 103-110. 8. sviders'kyy v.p. pidvyshchennya znosostiykosti porshnevoho ushchil'nennya kompresornoyi ustanovky so-243-1. v.p, sviders'kyy, t.ye., konstantynova, l.m. kyrychenko, [i in.]. problemy trybolohiyi. № 2. 2015. s. 61-68. 9. syrenko h.a. antyfryktsyonnыe karboplastyky. h.a. syrenko. kyev. tekhnyka. 1985. 195 s. 10. sirenko h.o. stvorennya antyfryktsiynykh kompozytnykh materialiv na osnovi poroshkiv termotryvkykh polimeriv ta vuhletsevykh volokon. dys. doktora tekhn. nauk. in-t materialoznavstva im.. i.m. frantsevycha nanu. sirenko hennadiy oleksandrovych, k., 1997. 431 s. 11. puhachev a.k. pererabotka ftoroplastov v yzdelyya: tekhnolohyya y oborudovanye. a.k. puhachev, o.a. roslyakov. l. khymyya, 1987. 168 s. 12. konstantynova t. e. nanoporoshky na osnove dyoksyda tsyrkonyya: poluchenye, ysslededovanye, prymenenye / t.e. konstantynova, y.a. danylenko, v.v tokyy., [y dr.]. nanosystemy, nanomaterialy, nanotekhnolohiyi. 2004. t. 2. akademperiodyka. (kyyiv). s. 609-632. 13. konstantynova t.e. poluchenye nanodyspersnыkh poroshkov dyoksyda tsyrkonyya. ot novatsyy k ynnovatsyy. t.e. konstantynova, y.a. danylenko, v.v tokyy., [y dr.]. nauka ta innovatsiyi. 2005. t. 1. № 3. s.76-87. 14. prymenenye syntetycheskykh materyalov: materyalы konferentsyy. hl. redaktor r.y. sylyn. kyshynev. kartya moldovenyaskэ. 1975. 199 s. 15. struchkova t.s. razrabotka y yssledovanye polymernыkh kompozytsyonnыkh materyalov na osnove aktyvatsyy polytetraftorэtylena y uhlerodnыkh napolnyteley: avtoref. dys. kand. tekh. nauk. t. s. struchkova. koms. na amure. 2008. 19 s. разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 97 кухарь в. в., глазко в. в., анищенко а. с. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: glazkovlad@email.ua разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа для снижения погрешностей системы «пресс-штамп» удк 621.979.065: 621.98 проанализированы основные преимущества и недостатки матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа для устранения погрешностей системы «пресс-штамп» относительно аналогичных устройств других типов. сформулированы общие рекомендации для упрощения процедуры внедрения в производственных условиях. разработана обобщенная методика проверочного расчета. определены направления путей дальнейшего развития исследований. проанализированы недостатки существующей конструкции матричного эластомерного компенсатора шнурового типа и пути ее совершенствования. ключевые слова: компенсатор, классификация, эластомер, внецентренная нагрузка, пресс, штамп. введение на кривошипных прессах разных типов производят операции горячей объемной штамповки и холодной листовой штамповки изделий разнообразной конфигурации. допустимые отклонения формы (заданные проектной документацией) сопрягаемых направляющих поверхностей системы «прессштамп» дают исходные (допустимые, расчетные) погрешности штамповки. однако, картина в корне меняется по мере износа этих направляющих поверхностей: величины погрешностей штамповки выходят за допустимые пределы. сопутствующий (синхронный) износ подшипников скольжения или качения, базирующих массивные элементы кривошипного механизма пресса, увеличивает деформации корпусных деталей оборудования из-за возрастания динамических нагрузок. при штамповке на открытых прессах, к перечисленным погрешностям добавляются погрешности, вызванные несимметричными деформациями из-за «раскрытия» с-образных станин. кроме того, при использовании комбинированных штампов последовательного или последовательно-совмещенного действия, когда центр давления на технологической операции не совпадает с осью ползуна, величина смещения оси приложения силы может значительно отличаться для каждого перехода. в данном случае определение центра давления штампа, результирующего операционные отклонения, аналогично методике, изложенной в [1] для комбинированных штампов совмещенного действия. итак, для кривошипных прессов следует различать: статические и динамические погрешности направляющих и базирующих элементов; погрешности, связанные с раскрытием с-образных станин открытых прессов во время приложения рабочего усилия; а также отклонения от соосности системы «пресс-штамп» при использовании комбинированных штампов последовательного или последовательносовмещенного действия. вследствие роста погрешностей системы «пресс-штамп» выше допустимого уровня, увеличивается процент забракованной продукции, уровень энергопотребления, а также расходы на ремонт и эксплуатацию прессового оборудования и штамповой оснастки. следствием этого является рост себестоимости штампуемой продукции и, соответственно, снижение ее конкурентоспособности. одним из эффективных путей снижения влияния на качество штамповки погрешностей системы «пресс-штамп», является применение специальных устройств – компенсаторов. известны конструкции механических (пружинных, шариковых, шаровых, сферических, и т.д.), гидро-пневматических и эластомерных компенсаторов. на основании ранее проделанного анализа конструкций зарубежных эластомерных компенсаторов и разработанной по его результатам классификации [2], был выявлен ряд перспективных решений, не имеющих аналогов в патентной базе стран постсоветского пространства. наибольший интерес авторов данного исследования вызвал матричный эластомерный компенсатор шнурового типа [3] (рис. 1). отличительным признаком его конструкции является эластомерный элемент постоянного сечения, уложенный между двумя жесткими базовыми элементами. такие компенсаторы обладают рядом преимуществ относительно других подобных устройств, а именно: 1) простота переналадки – обеспечивается возможностью произвольной укладки шнурового упругого элемента; 2) унификация упругих элементов – заключается в возможности применения шнурового упругого элемента одного сечения для компенсации отклонений системы «пресс-штамп» на принципиально разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 98 разных операциях штамповки и условиях нагружения, что снижает ассортимент применяемых устройств, упрощает подготовку специалистов и ремонт такой оснастки; 3) относительно малый габарит устройства в направлении приложения нагрузки при значительных диапазонах переналадки упругих параметров; 4) высокий уровень надежности и простоты конструкции при минимуме элементов; 5) относительно низкая себестоимость изготовления; 6) простота интегрирования в базирующие элементы прессового оборудования (оптимальная локализация – поверхность стола пресса). а) б) рис. 1 – самоустанавливающаяся плита: а) монтаж шнурового компенсатора; б) варианты монтажа шнурового компенсатора цель работы – разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа для снижения погрешностей системы «пресс-штамп». общие принципы расчета эластомерных матричных компенсаторов шнурового типа выбор типа расчета и сравнительный анализ применимых методов учитывая многовариантность монтажа (укладки) и типов сечений эластомерного элемента шнурового типа, разработка обобщенной методики проектного расчета соответствующего матричного компенсатора не имеет смысла в большинстве случаев потенциального внедрения в производство. это утверждение оспариваемо лишь в случае массового производства, для которого применение переналаживаемых компенсаторов не рационально. в связи с этим, для серийного производства предложена обобщенная методика проверочного расчета, применение которой, с учетом фактора относительной простоты переналадки, в производственных условиях может существенно снизить расходы на этапе опытнопромышленных испытаний вспомогательной оснастки предлагаемого типа. под такими расходами подразумевается расходы на брак в процессе испытаний, монтаж/демонтаж оснастки (нормо-часы работы наладчика-инструментальщика), а также основное и вспомогательное время загрузки лабораторного (испытательного) или выделенного производственного прессового оборудования для проверки эффективности работы компенсатора. для расчета напряженно-деформированного состояния (ндс) эластомерных матричных компенсаторов шнурового типа применимы: метод конечных элементов, графический метод и метод внецентренного нагружения бруса сложного сечения [4-6]. метод конечных элементов сопряжен с большим количеством математических вычислений, поэтому требует использования эвм и специализированного лицензионного программного обеспечения. его внедрение рационально лишь в условиях проектно-конструкторских подразделений, что удлиняет цепь принятия решений по переналадке или изменению конструкций компенсаторов. применение этого метода затруднено в условиях малых предприятий и инструментальных служб кузнечно-прессовых це разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 99 хов отечественных заводов по причине отсутствия, как правило, на местах компьютерного оборудования, соответствующего программного обеспечения и подготовленных специалистов. графический метод отличается относительной простотой, однако его точность не соответствует решению большинства задач по расчетам ндс компенсаторов. метод внецентренного нагружения бруса сложного сечения требует значительно меньшего количества необходимых вычислений и дает достаточную точность расчетов параметров ндс эластомерных матричных компенсаторов шнурового типа. относительная простота и достаточная точность этого метода существенно упрощает его адаптацию к производственным условиям. особенно это утверждение справедливо при укладке упругого элемента в соответствии с математическими функциями, описывающими материальные кривые линии. выбор расчетной схемы компенсатора, формулировка принятых допущений при расчете и определение доступных исходных данных как отмечено ранее, монтаж (укладка) упругого эластомерного элемента шнурового типа в соответствии с математическими функциями, описывающими материальные кривые линии, существенно упрощает расчеты ндс методом внецентренного нагружения бруса сложного сечения. применяемыми схемами монтажа могут быть: окружность или ее часть (дуга), эллипс или его часть (обвод), плоские спирали разных типов (архимедова, логарифмическая и др.), замкнутые или незамкнутые контуры геометрических фигур и др. в целях эффективного применения метода внецентренного нагружения бруса для расчета шнуровых эластомерных компенсаторов необходимо сделать следующие допущения: 1) эластомерный элемент шнурового типа является материальной кривой линией, т.е. телом, у которого площадь поперечного сечения всюду одинакова и очень мала по сравнению с длиной. 2) продольная ось симметрии упругого эластомерного элемента совпадает с материальной кривой, выбранной для расчета; 3) плотность материала эластомерного элемента шнурового типа постоянна по всей его длине; 4) упругие свойства стабильны в продольном направлении упругого элемента; 5) модуль упругости материала эластомерного элемента не изменяется в процессе сжатия; 6) упругие свойства эластомерного элемента постоянны на всем протяжении времени эксплуатации; 7) упругий элемент имеет квадратное сечение (в запатентованной конструкции предложено круглое сечение, которое технологичнее при производстве и доступнее в предложениях, однако не обеспечивает стабильность площади контакта с базирующими элементами компенсатора и, соответственно, стабильность упругих свойств сечения эластомера при сжатии в направлении приложения нагрузки в течение рабочего цикла). доступными исходными данными для проверочного расчета принимаются: 1) прогнозируемое отклонение от параллельности базовых элементов компенсатора (величина эксцентриситета, погрешность оси системы «пресс-штамп»); 2) модуль упругости материала эластомера; 3) предел прочности на сжатие; 4) параметры сечения эластомерного элемента; 5) длина эластомерного элемента шнурового типа; 6) принятая схема монтажа (укладки) эластомерного элемента шнурового типа; 7) форма и габаритные размеры базирующих элементов компенсатора. порядок проверочного расчет эластомерного матричного компенсатора шнурового типа разработка обобщенной методики проверочного расчета производится на основе принятых ранее необходимых допущений и доступных исходных данных по рекомендациям, изложенным в [7-9]. 1. определение статического момента инерции эластомерного элемента шнурового типа рассмотрим упругий эластомерный элемент как материальную кривую линию (рис. 2), задаваемую уравнением )(xfy  , на отрезке bxa  , причем предположим, что функция )(xf непрерывна и отрицательна. разобьем отрезок  ba; на части точками bxxxa n   ...10 и обозначим через km и km наименьшее и наибольшее значение функции )(xf на отрезке  1; kk xx . этому разбиению соответствует разбиение кривой на части 0 , … , 1n (рис.2). из физических соображений ясно, что статический момент ks части k относительно оси абсцисс заключен между kk lm и kk lm , где kl – длина этой части, )( kk ll  при линейной плотности дуги равной единице. разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 100 таким образом: kkkkk lmslm  . рис. 2 – расчетная схема к определению статического момента инерции материальной кривой, задаваемой уравнением )(xfy  на отрезке bxa  поэтому:       1 0 1 0 n k kkx n k kk lmslm , то есть:          1 0 21 0 2 11 11 n k x x kx n k x x k dx)y(msdx)y(m k k k k , где xs – статический момент относительно оси xo . так как на отрезке  1; kk xx выполняется неравенство: 222 111 )y(m)y(y)y(m kk  , то в тех же границах, что и xs , заключен интеграл dxyy b a   2)(1 . значит:   lb a x dyydx)y(ys 0 21 . (1) соответственно, статический момент ys относительно оси yo будет определяться как   lb a y dlxdx)y(xs 0 21 . (2) как формула (1), так и формула (2) верны и в случае, когда кривая пересекает оси координат. 2. определение координат центра тяжести эластомерного элемента шнурового типа центром тяжести эластомерного элемента шнурового типа (материальной кривой) является точка с. если в ней сосредоточить всю массу тела эластомерного элемента, то статический момент этой точки относительно любой оси будет равен статическому моменту всей материальной кривой относительно той же оси. обозначим через  и  расстояния центра тяжести кривой от осей ординат и абсцисс. тогда, пользуясь определением центра тяжести, получим:  l x ydlls 0  ;  l y xdlls 0  . разрешая полученные равенства относительно  и  , найдем координаты центра тяжести плоской кривой: разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 101  l xdl l 0 1  ;  l ydl l 0 1  . 3. определение момента инерции эластомерного элемента шнурового типа примем, что линейная плотность материальной линии, обозначающей эластомерный элемент шнурового типа, во всех точках равна единице. тогда масса элементарного участка этой линии равна его длине dl , а момент инерции xdl такого участка относительно оси абсцисс равен dly 2 . интегрируя, получаем момент инерции относительно оси абсцисс всей линии:  l x dlyi 0 2 . аналогично получаем зависимости:  l y dlxi 0 2 ;    l dlyxi 0 22 0 , где 0i – момент инерции относительно начала координат. отсюда следует, в частности, что yx iii 0 . 4. определение квадрата главных радиусов инерции эластомерного элемента шнурового типа для дальнейших расчетов определим квадраты главных радиусов инерции 2xi и 2 yi : f i i yy  2 ; f i i yy  2 , где f – площадь горизонтального сечения эластомерного элемента шнурового типа, определяемая по формуле: lbf  , здесь b – ширина сечения квадратного шнурового элемента. 5. определение напряжений в любой точке эластомерного элемента шнурового типа напряжения в любой точке эластомерного элемента шнурового типа находятся как        221 x p x p i yy i xx f p  , где p – рабочая нагрузка, приложенная к компенсатору; px , py – координаты точки приложения нагрузки; x , y – координаты точки, в которой определяется сжимающее напряжение. 6. определение деформаций в крайних точках эластомерного компенсатора шнурового типа деформации i в любой точке эластомерного компенсатора шнурового типа определяются как e i i   , где i – напряжение в соответствующей точке. 7. оценка критериев работоспособности матричного эластомерного компенсатора шнурового типа максимальные напряжения в любой точке эластомерного элемента maxi должны соответствовать условию прочности: сжi   max , где сж – предел прочности материала эластомерного элемента на сжатие. минимальные расстояния ihmin между любыми (обычно крайними) противолежащими точками контуров верхнего и нижнего базирующих элементов матричного эластомерного компенсатора шнурового типа при расчетной деформации эластомерного упругого элемента должны соответствовать условию несмыкаемости (отсутствия контакта): ihmin0  . разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 102 возможные пути дальнейшего развития исследования широкому применению эластомерных матричных компенсаторов может способствовать: 1) упрощение расчетных методик; 2) унификация материалов и сечений упругих эластомерных элементов; 3) унификация базирующих элементов; 4) совершенствование запатентованной конструкции; 5) разработка и адаптация простого в применении программного обеспечения для производственных условий; 6) разработка новых и совершенствование существующих экспресс-методов определения эффективности компенсации позволит контролировать правильность результатов теоретических расчетов до применения непосредственно на прессовом оборудовании, что снизит потери на брак при наладке и требования к квалификации наладчиков; 7) разработка типовых методик проектно-конструкторского расчета для унифицированных схем монтажа и элементов конструкций матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа. следует отдельно отметить, что несовершенство запатентованной конструкции, связанное с укладкой упругого элемента между пальцевидными (штыревыми) базирующими элементами существенно сужает возможности переналадки и ограничивает допустимое перемещение (сжатие) жестких базовых плит в направлении приложения нагрузки. одним из оптимальных путей совершенствования рассматриваемой конструкции, с точки зрения авторов работы, является базирование и фиксация положения упругого шнурового элемента за счет применения липких (но не полимеризующихся в условиях эксплуатации) материалов на контактных поверхностях базирующих элементов. таким материалом может быть полиизобутилен марки п-20 (и его аналоги), широко применяющийся в химической промышленности. другой путь простого и надежного базирования и фиксации упругого элемента между базовыми плитами может быть реализован с помощью применения шнура с магнитными свойствами. в материале такого шнура должен быть равномерно распределен магнитный порошок. выводы 1.предложена методика проверочного расчета матричного эластомерного компенсатора шнурового типа. 2.обоснована необходимость автоматизации расчетов. 3.выявлены направления совершенствования конструкций эластомерных компенсаторов шнурового типа. литература 1. романовский в. п. справочник по холодной штамповке / в. п. романовский. – 6-е изд., перераб. и доп. – л. : машиностроение, ленингр. отделение, 1979. – 520 с., ил. 2. разработка классификации эластомерных компенсаторов внецентренной нагрузки в системе «пресс–штамп» / в. в. кухарь, а. с. анищенко, в. в. глазко // вісник нту «хпі». серія: технології в машинобудуванні. – харків : нту «хпі», 2017. – № 33 (1205). – с. 145–157. – библиогр : 40 назв. – issn 2079-004х. 3. pat. 5700496. usa. int. cl.6 b29c 33/30. self-adjusting mold backplate / bacon с. r. ; inventor and original assignee с. r. bacon. appl. no us 1994 / 339556/ filed 15/11/1994 ; date of patent 23.12.1997. 4. опір матеріалів: підручник / г. с. писаренко, о. л. квітка, е. с. уманський; за ред. г. с. писаренка. – 2-ге вид., допов. і переробл. – к. : вища шк., 2004. – 655 с. : іл. 5. михайлов а. м. сопротивление материалов : учебник для техникумов / а. м. михайлов. – м. : стройиздат, 1989. – 351 с. – isbn 5-274-00500-4. 6. ободовский б. а. сопротивление материалов в примерах и задачах: учеб. пособие / б. а. ободовский, с. е. ханин, 2-е издание исправл. и доп. – харьков: хгу, 1968. – 384 с. 7. фихтенгольц г. м. курс дифференциального и интегрального исчисления: в 3 т. / г. м. фихтенгольц. – м. : наука, 1964. – т. 2 – 800 с. 8. бухгольц н. н. основной курс теоретической механики : в 2 ч. / н. н. бухгольц. – изд. 6-е перераб. и доп. – м. : наука, 1965. – т.1. кинематика, статика, динамика материальной точки. –– 468 с. 9. гернет м. м. курс теоретической механики. учебник для вузов / м. м. гернет. – изд. 3-е, перераб. и доп. – м.: высшая школа, 1972. – 464 с. : ил. поступила в редакцию 25.12.2017 разработка обобщенной методики расчета матричных эластомерных компенсаторов шнурового типа… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 103 kukhar v. v., glazko v. v., anishсhenko а. s. development of a general method for calculating of matrix elastomeric compensators of cord type for reducing errors in the "press-die" system. the errors of the "press-die" system are considered. a brief review of the existing designs of the error compensators of the "press-die" system is made. the main advantages of matrix elastomeric compensators of cord type with respect to other types of compensators are revealed. the mission of the work is the development of a general methodology for calculating of matrix elastomeric compensators of cord type. a comparative analysis of the applicable methods for calculating the parameters of the stress-strain state of the compensator is made. an optimal method for existing production conditions has been identified. the method of eccentric compression of a bar is recognized as the optimal method of verification calculation. the necessary assumptions in the calculation and the available initial data were formulated. the method of verification calculation is developed. directions for further development of research have been determined. the shortcomings of the existing design of the elastomeric matrix elastomer compensator of the cord type and ways to improve it are analyzed. the main drawback of the patented design is the presence of pin-type base elements, between which an elastomeric element is laid. this narrows the possibility of reconfiguration and limits the permissible movement (compression) of rigid base plates in the direction of applying the load. one way of improving the structure under consideration is the use of non-polymerizable adhesive substances for horizontal based elastomer instead basing interdigital elements. the second way to improve is to use a cord with magnetic properties. in the material of such a cord, the magnetic powder must be uniformly distributed. in addition, it is proposed to change the circular cross-section of the elastomeric element to a square one. this will increase the initial support area of the elastomeric element and stabilize the elastic properties of the compensator when the workload is applied. as a result of the conducted researches, the method of verification calculation of a matrix elastomeric compensator of cord type was proposed; the need for automation of calculations is justified; directions of perfection of designs of elastomeric compensators of a cord type are revealed. keywords: compensator, errors, elastomer, eccentric load, press, die. references 1. romanovskij v. p. spravochnik po holodnoj shtampovke. l., mashinostroenie, 1979. 520 s. 2. kukhar v. v., glazko v. v., anishсhenko а. s. razrabotka klassifikacii elastomernіh kompensatorov vnecentrennoj nagruzki v sisteme «press-shtamp». vіsnik ntu «khpi» serіja: tehnologіі v mashinobuduvannі, kharkіv, 2017. no. 33 (1205). s. 7–12. 3. pat. 5,700,496. usa. int. cl.6 b29c 33/30. self-adjusting mold backplate, bacon с. r. ; inventor and original assignee с. r. bacon. appl. no us 1994 339,556; filed 15,11,1994; date of patent 23.12.1997. 4. pysarenko g. s., kvitka o. l., umanskyj e. s. opir materialiv : pidruchnyk za red. g. s. pysarenka. k, vyshha shk., 2004. 655 s. 5. mihajlov a. m. soprotivlenie materialov : uchebnik dlja tehnikumov. m., strojizdat, 1989. 351 s. 6. obodovskij b. a., hanin s. e. soprotivlenie materialov v primerah i zadachah : ucheb. posobie 2-e izdanie ispravl. i dop. kharkov, «khgu», 1968. 384 s. 7. fihtengolc g. m. kurs differencialnogo i integralnogo ischislenija. t.2. m., nauka, 1964. 800 s. 8. buhgolc n. n. osnovnoj kurs teoreticheskoj mehaniki : izd. 6-e pererab. i dop. ch. 1. kinematika, statika dinamika, materialnoj tochki. m., nauka, 1965. 468 s. 9. gernet m. m. kurs teoreticheskoj mehaniki uchebnik dlja vuzov : izd. pererab. i dop. m., vіsshaja shkola, 1972. 464 s. аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 64 буряк в.г.,* буряк а.в.,** драпак л.с.,* буряк в.в.** *хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти, **хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна gmail: viktorburyak1955@gmail.com аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності і надійності у механообробці удк 621.9 виконується аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності і надійності у механообробці. розглядаються результати досліджень параметрів шорсткості обробленої поверхні заготовок з різних марок матеріалів і зносу інструментів в залежності від умов процесу механообробки. за аналізом приведених даних, отримано математичну модель, використовуючи метод групового обліку аргументів. встановлено зв`язок параметра шорсткості обробленої поверхні і акустичних характеристик матеріалів. ключові слова: оброблення різанням, шорсткість поверхні, акустичні властивості матеріалів, причиннонаслідковий зв’язок, знос. вступ в автоматизованому виробництві чистова обробка деталей лезовими інструментами, як правило, зв’язана з обмеженнями, що викликані спеціальними вимогами до оброблених поверхонь, специфічними особливостями поточної виробничої лінії, складністю налаштування, втратами коштів внаслідок непередбаченого простою. узагальнюючими характеристиками ефективності процесу оброблення різанням (механообробки) можуть бути якість обробленої поверхні, продуктивність і надійність процесу різання. разом із зміною фізико-механічних характеристик обробного матеріалу змінюються акустичні властивості шару, що зрізується. так, за рахунок зміни пружних характеристик матеріалу заготовки, швидкості c і tc хвилі значно змінюються за незначною зміною густини. акустичні характеристики енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності і надійності у механообробці пропонується враховувати в основному диференційному рівнянні причиннонаслідкового зв’язку [1 4]. мета і постановка задачі з метою застосування диференційного рівнянні причинно-наслідкового зв’язку [4] виконується аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності і надійності у механообробці. на відміну від традиційної абразивної обробки гартованих сталей [5], лезове точіння збільшує продуктивність роботи і зменшує зараженість обробленої поверхні абразивом. в статті розглядаються характеристики енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів та ступінь їх впливу при досягненні якості, продуктивності і надійності у механообробці. за аналізом даних, опрацьована математична модель, що включає кореляційну залежність для групи обробних матеріалів. встановлюється зв’язок середнього арифметичного відхилення профілю обробленої поверхні і акустичних характеристик матеріалу заготовки у мехонообробці. виклад матеріалів досліджень вплив режимів різання і форми заточки інструментів, які оснащені композиційними матеріалами, на шорсткість обробленої поверхні нами розглянуто як факт зміни характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів. досліди проведено з використанням наступних марок інструментальних матеріалів: твердого сплаву т15к6; мінералокераміки вок60 та надтвердих композиційних матеріалів – кіборит; нітібор; композит 05 і гексаніт р на токарному верстаті тпк125в. в якості обробних матеріалів вибрано: сталі 20; 45; 40х; 35хгса і гартовану сталь шх15. параметри шорсткості після обробки визначали на профілографі-профілометрі. ріжучі пластини з надтвердих інструментальних матеріалів мали круглу форму ( 6,8 мм), а також були гостро заточені з різними геометричними параметрами з метою пошуку раціональних їх значень [5]. в табл. 1 приведені основні результати досліджень аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 65 середнього арифметичного відхилення профілю обробленої поверхні – параметра шорсткості ra оброблених поверхонь при постійних значеннях – режимів різання: швидкості різання v = 120 м/хв, швидкості повздовжньої подачі s = 0,05 мм/об, глибини різання t = 0,30 мм; – геометричних параметрів ріжучої частини інструмента, що позначені: передній кут  , головний  і допоміжний 1 задні кути, головний  і допоміжний 1 кути в плані. таблиця 1 результати досліджень параметра шорсткості ra матеріали № з/п обробний інструментальний форма і геометричні параметри ріжучої частини інструмента параметр ra , мкм 1 шх15 hrc56-58 кіборит нітібор гексаніт-р композит 05 кругла пластина 6,8 мм 2,3 2,2 2,4 2,2 2 сталі 20; 45; 40х; 35хгса т15к6 нітібор  = 6°;  = 8°; 1 = 5°;  = 45°; 1 = 12° 0,54 0,80 0,60 1,20 3 шх15 hrc56-58 нітібор вок60 гостро заточені за п. 2 стандартні пластини 0,23 0,58 при обробці інструментами, що оснащені круглими пластинами з надтвердих матеріалів, отримано практично однакові значення ra . це, на наш погляд, зумовлено круглою формою ріжучої пластини, яка забезпечує вирівнювання профілю мікронерівностей за рахунок великих значень радіуса при вершині інструмента ( r = 3,4 мм) і менших значень швидкостей подач ( s = 0,05 мм /об) при чистовому точінні. встановлено, що при точінні не гартованих сталей доцільно використовувати серійні інструментальні матеріали із твердого сплаву (за продуктивністю і надійністю процесу механообробки). як показують результати досліджень, що приведені в таблиці 1, якість обробки не гартованих сталей може бути вищою при точінні твердосплавним інструментом із сплаву т15к6. значне підвищення якості при обробці гартованої сталі шх15 (hrc56-58) досягнуто за рахунок застосування надтвердого матеріалу нітібор з гострозаточеною формою ріжучої частини інструмента (у порівнянні з мінералокерамікою вок60). за аналізом приведених вище даних, отримано математичну модель, використовуючи метод групового обліку аргументів. основна кореляційна залежність для групи обробних матеріалів – сталі 20; 45; 40х; 35хгса і серійного твердосплавного матеріалу т15к6, яким оснащали ріжучий інструмент, має вигляд:     ,8436,09061,2 07648,081,7413313,0 1 3 1 3 3 3    hbhvh hbhssra (1) де s = (0,025, ..., 0,125) мм /об – швидкість повздовжньої подачі; 3h = (0,05, ..., 0,40) мкм – величина зносу різця; v = (100, ..., 250) м /хв – швидкість різання; hb = (125, ..., 265) од – твердість заготовки за шкалою брінелля. використовуючи (1), побудовано наступні графіки: залежність параметра шорсткості ra від швидкості подачі s (за сталими значеннями: 3h = 0,05 мм; v = 250 м/хв; hb = 195) і швидкості різання v ( s = 0,05 мм/об, інші параметри прийнято за попередніми умовами залежності  sfra  ) – рис. 1, а також залежності параметра ra від величини фаски 3h зносу різця і твердості hb обробного матеріалу (за сталими значеннями: s = 0,05 мм/об; v = 250 м/хв; 3h = 0,05 мм) – рис. 2. аналіз приведених графічних залежностей дозволяє зробити наступні висновки. за збільшенням подачі, параметр шорсткості ra безперервно збільшує свої значення, за збільшенням швидкості різання – ra зменшується (рис. 1). при цьому, більший вплив на ra має подача s . збільшення фаски зносу аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 66 3h інструмента викликає екстремальний характер зміни ra : спочатку проходить зменшення параметра шорсткості, а при подальшому збільшенні 3h – параметр ra збільшує свої значення (рис. 2). збільшення твердості hb обробного матеріалу безперервно зменшує параметр шорсткості ra . рис. 1 – залежність параметра шорсткості ra від швидкості різання і подачі рис. 2 – залежність параметра шорсткості ra від величини зносу і твердості матеріалу заготовки зв`язок параметра шорсткості ra обробленої поверхні (за умовами проведення експериментів, що описані вище) і акустичних характеристик матеріалів ілюструють рис. 3 і 4. на рис. 3 показано зміну параметра шорсткості: 1 – за зміною швидкості розповсюдження хвилі lc матеріалів заготовки у повздовжньому напрямку; 2 – за зміною швидкості розповсюдження хвилі tc матеріалів заготовки у поперечному напрямку [4]. на рис. 4 показано зміну параметра шорсткості від акустичного імпедансу, розрахованого для повздовжньої  ρar f c  і поперечної  ρa tr f c хвиль. отримані залежності середнього арифметичного відхилення профілю обробленої поверхні від акустичних характеристик матеріалу заготовки у мехонообробці в більшості мають екстремальний характер. це дозволяє виконувати пошук раціональних умов механообробки із застосуванням диференційного рівнянні причинно-наслідкового зв’язку. рис. 3 – зв`язок параметра шорсткості ra і швидкості розповсюдження хвилі в матеріалах: 1 – у повздовжньому напрямку; 2 – у поперечному напрямку рис. 4 – зв`язок параметра шорсткості ra і акустичного імпедансу матеріалів заготовки як показали результати проведених досліджень, лезова механообробка із застосуванням композиційних інструментів представляє практичний інтерес і має ряд переваг за продуктивністю і якістю у порівнянні з абразивною обробкою. також, за результатами проведених експериментальних досліджень встановлено, що інструментальні композиційні матеріали на основі кубічного нітриду бора доцільно застосовувати при обробці гартованих сталей. при точінні не гартованих сталей доцільно використовувати інструментальні матеріали з твердого сплаву. вибір конкретних умов механообробки на основі аналізу енергетичних характеристик обробних і інструментальних матеріалів повинен здійснюватись з урахуванням ряду граничних умов: за якістю; аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 67 продуктивністю; періодом стійкості інструмента; можливостями обладнання тощо. за даними приведених результатів досліджень у подальшому розгляді проводиться узагальнююча оцінка характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів, які визначають працездатність композиційних інструментів у механообробці із застосуванням диференційного рівнянні причинно-наслідкового зв’язку. висновки виконано аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності і надійності у механообробці. вплив режимів різання і форми заточки інструментів на шорсткість обробленої поверхні слід розглядати як факт зміни характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів. як показали результати проведених досліджень, лезова механообробка із застосуванням композиційних інструментів представляє практичний інтерес і має ряд переваг за продуктивністю і якістю у порівнянні з абразивною обробкою. також, за результатами проведених експериментальних досліджень встановлено, що інструментальні композиційні матеріали на основі кубічного нітриду бора доцільно застосовувати при обробці гартованих сталей. отримані залежності середнього арифметичного відхилення профілю обробленої поверхні від акустичних характеристик матеріалу заготовки у мехонообробці в більшості мають екстремальний характер. це дозволяє виконувати пошук раціональних умов механообробки із застосуванням диференційного рівнянні причинно-наслідкового зв’язку. література 1. буряк в.г., буряк а.в. показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів // проблеми трибології. – 2016. – № 2. – с. 54 57. 2. буряк а.в., буряк в.г. зв’язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробні // проблеми трибології.– 2016.– №2.– с. 28-33. 3. буряк а.в., буряк в.г. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 71 77. 4. буряк а.в., буряк в.г. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 23 30. 5. буряк в.г., румбешта в.о. оцінка працездатності інструментів на основі аналізу енергетичного стану інструментальних матеріалів // праці міжнар. конф. “прогресивна техніка і технологія машинобудування, приладобудування і зварювального виробництва” (київ 98). – том ii. – к. : нтуу “кпі”. – 1998. – с. 288-290. поступила в редакцію 05.10.2016 аналіз зміни характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів при досягненні якості, продуктивності ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 68 buryak v.g., buryak a.v., drapak l.s., buryak v.v. analysis of changes in the characteristics of the energy state of the processed materials and instrumental in achieving the quality, performance and reliability in machining. analyzing changes in the characteristics of the energy state of the processed materials and instrumental in achieving the quality, performance and reliability in machining. the results of studies of the treated surface roughness of workpieces of different grades of materials and tools wear depending on conditions of machining process. for the analysis of these data, the mathematical model using the group method of data handling. the connection parameter roughness of the treated surface and the acoustic characteristics of materials. keywords: machining, surface roughness, acoustic properties of materials, causal link wear. references 1. buryak v.g., buryak a.v. pokazny`ky` energety`chnogo stanu materialiv, shho vy`znachayut` pracezdatnist` instrumentiv. problemy` try`bologiyi. 2016. №2. s. 54 – 57. 2. buryak a.v., buryak v.g. zv'yazok fizy`ko-mexanichny`x, teplofizy`chny`x i akusty`chny`x vlasty`vostej obrobny`x i instrumental`ny`x materialiv u mexanoobrobni. problemy` try`bologiyi. 2016. №2. s.28–33. 3. buryak a.v., buryak v.g. texnichna ocinka metody`ky` vy`konannya analizu akusty`chny`x xaraktery`sty`k energety`chnogo stanu instrumental`nogo materialu. problemy` try`bologiyi. 2015. №3. s. 71 – 77. 4. buryak a.v., buryak v.g. naukovi osnovy` do ocinky` pracezdatnosti rizhuchy`x instrumentiv za analizom akusty`chny`x xaraktery`sty`k stanu obrobnogo i instrumental`nogo materialiv. problemy` try`bologiyi. 2014. №4. s. 23–30. 5. buryak v.g., rumbeshta v.o. ocinka pracezdatnosti instrumentiv na osnovi analizu energety`chnogo stanu instrumental`ny`x materialiv. praci mizhnar. konf. “progresy`vna texnika i texnologiya mashy`nobuduvannya, pry`ladobuduvannya i zvaryuval`nogo vy`robny`cztva” (ky`yiv 98). tom ii. ky`yiv: ntuu “kpi”. 1998. s. 288-290. вплив геометричних параметрів роликового підшипника долота на його моторесурс проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 104 маковкін о.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: makovkin@ukr.ne вплив геометричних параметрів роликового підшипника долота на його моторесурс удк 621.891 наведені результати експериментальних досліджень впливу геометричних параметрів роликового підшипника долота до розвороту ролика внаслідок зношування. доведено, що максимальний моторесурс підшипника долота можна досягнути за рахунок зміни довжини ролика та діаметрів ролика і бігової доріжки. встановлено, що на розворот роликів найменший вплив має зміна діаметру бігової доріжки, на два порядки має більший вплив зміна діаметру ролика, а вирішальну роль у збільшенні моторесурсу відіграє довжина ролика. ключові слова: підшипник, розворот ролика, довжина ролика, бігова доріжка вступ досить часто зустрічається вихід з ладу тришарошкових бурових доліт внаслідок їх заклинювання. як правило причиною такої аварійної ситуації є розворот тіл кочення роликового підшипника. підчас заклинювання шарошки зупиняються, що призводить до зношування, поломки, сколювання робочих елементів шарошки (рис. 1). внаслідок аварійного спрацювання (рис. 1 позиції 1, 2, 3) зовнішніх елементів шарошок призводить до того, що на вибої залишаються елементи тіл кочення опор чи самі фрагменти, або цілі секції, шарошки. рис. 1 – тришарошкове бурове долото при експлуатації долота найбільше навантаження сприймає великий роликовий підшипник шарошки. основною причиною виходу з ладу даного вузла є зношування роликів по діаметру та елементів бігової доріжки. тобто сумарне зношування вузла кочення підшипника, а саме: ролики, внутрішня і зовнішня бігові доріжки. при зношуванні вузла утворюється достатньо вільного простору для розвороту роликів, при дії сил тертя. досягнувши межі критичного зношування, відбувається розворот елементів кочення, і як наслідок заклинювання шарошки, що призводить до аварійної ситуації. недопущенню поломок, збільшення ресурсу чи усуненню таких явищ присвячена значна кількість наукових робіт [1, 2, 3, 4] та багато інших. автори по різному оцінюють переважаючий вплив того чи іншого фактора умов експлуатації чи конструкції і способи виготовлення роликового підшипника, існують суперечливі рекомендації стосовно напрямку підвищення його довговічності. при дослідженнях проковзування та кінематики руху роликів встановлено [1, 5], що основними причинами розвороту роликів у шарошках на біговій доріжці є: нерівномірність навантаження ролика по біговій доріжці; міжроликовий зазор, що збільшується в зв’язку зі зношуванням роликів по діаметру, який додається при виході ролика з навантаженої зони в ненавантажену; зношування роликів по торцю і буртів бігової доріжки; різниця в швидкостях руху ряду роликів й шарошки, а також затискання кінця ролика при перекосі шарошки, можливість якого зростає зі зношуванням ролика та бігової доріжки; зношування безпосередньо самої бігової доріжки. тобто в загальному виходом з ладу даного вузла тертя є сумарне зношування пари тертя. загалом розворот ролика відбувається при виникненні достатнього зазору (вільного простору) та під дією сил між роликом та буртом. уникнути розвороту роликів можна декількома методами. перший метод забезпечити умови мінімального зношування – це є трибологічна задача. вирішується підбором режимів роботи, термічна обробка, нанесення зносостійких покриттів, змащування тощо. другий метод забезпечити вплив геометричних параметрів роликового підшипника долота на його моторесурс проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 105 геометричні параметри, співвідношення довжини ролика до його діаметра – це є конструкторська задача. ці задачі вирішуються в комплексі з дотриманням технологічного процесу, точності виготовлення, складання, умов експлуатації. актуальною задачею є як перша так і друга, але у даній роботі розглядається друга задача, тобто конструкторська. авторами [1] показано, що оптимальне співвідношення довжини ролика до його діаметру значно зменшує небезпеку розвороту роликів. автори вважають, що діагональ ролика більше ширини і для здійснення розвороту роликів потрібне більше зношування торців роликів і буртів бігової доріжки. промислові випробовування доліт, у яких /l d =1,3 ... 1,4 виконані мінг ім. і.м.губкіна і вндібт показали ефективне підвищення довговічності на 40 … 60 %. на даний момент долота виготовляються згідно з ост 26-02-1315-84. вказаний ост рекомендує співвідношення l/d приймати рівним 1,5 ... 2, а у долотах виготовлених у сша цей показник ще більший [6]. але пояснення, ні теоретичні, ні експериментальні про використання саме таких величин співвідношень прийнятих виробниками доліт в існуючій науковій літературі практично відсутні. мета і постановка задачі причиною розвороту ролика, як вказувалось раніше є зношування і перекіс шарошки. метою даної роботи є встановити оптимальне співвідношення довжини ролика до його діаметра. виявити вплив діаметру бігових доріжок на розворот роликів. запропонувати математичну модель. тобто є необхідність встановити максимальні величини зношування ролика, що призводить до його розвороту і як наслідок заклинювання. встановивши математичну залежність між співвідношенням зношування та геометричними параметрами ролика ( /l d ), можна прогнозувати довговічність даного вузла для певного діаметра бігової доріжки d. виклад матеріалів досліджень підготовлені для експерименту зовнішнє, внутрішнє кільця та ролики їх матеріали, термічна обробка, геометричні параметри, точність виготовлення були аналогічні, тим які використовуються у долотобудуванні. експеримент проводився в умовах максимально наближених до реальних рис. 2, а. для проведення експериментальних досліджень було використано токарно-гвинторізний верстат 16к20, зовнішнє кільце підшипника (шарошка) 2 рис. 2, б закріпили у патроні 1, що дало можливість йому обертатися з частотою 150 об/хв., яка імітує частоту обертання в реальних умовах роботи. внутрішнє кільце (лапа) закріплювали у різцетримачі через додаткову вісь 4 і вона нерухома, що відповідає реальним умовам, навантаження при цьому складало 2000 … 3000 н. навантаження 6 на ролик 3 здійснювалось через вісь 4 нерухомої частини підшипника використавши додатковий важіль 5. у долоті цапфа нахилена до вибою під кутом 54 … 57º. під час обертання долота ролик притискається до периферійного бурта, що призводить до зношування, тобто до збільшення зазорів та розвороту роликів. підчас роботи проходить процес зношування, що призводить до зростання люфтів в опорі і перекіс шарошки збільшується. для імітації перекосу внутрішнього кільця відносно зовнішнього при лабораторних дослідженнях брали мінімальним – 1…2º (рис. 2, а, кут α). а б рис. 2 – схема трибологічних досліджень пари тертя лапа-ролик-цапфа. вплив геометричних параметрів роликового підшипника долота на його моторесурс проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 106 критерієм оцінки результатів досліджень прийнятий розворот роликів внаслідок їх зношування. тобто експеримент продовжували до моменту розвороту ролика. після розвороту ролика проводились заміри, з метою встановлення величини зношування. використавши методику математичного планування табл. 1. було створено математичний план проведення експерименту. використано діаметри роликів d = 10 … 20 мм, довжини роликів при цьому складали l = 10 … 30 мм, а більший (зовнішній) діаметр бігової доріжки d = 100 та 200 мм. таблиця 1 математичний план фактори № експерименту a b c довжина ролика, l , мм діаметр ролика, d мм діаметр зовнішньої бігової доріжки, d мм 1 -1 -1 -1 10 10 100 2 1 -1 -1 30 10 100 3 -1 1 -1 10 20 100 4 1 1 -1 30 20 100 5 -1 -1 1 10 10 200 6 1 -1 1 30 10 200 7 -1 1 1 10 20 200 8 1 1 1 30 20 200 планово експеримент проводився три рази для однієї експериментальної точки, після чого визначали середнє значення. результат випробовувань представлено у вигляді графіку рис. 3. рис. 3 – величина лінійного зношування (i, мм) від співвідношення довжини ролика (l, мм) до його діаметра (d, мм) встановлено математичну залежність (1) величини лінійного зношування при якій відбувається розворот роликів в залежності від співвідношення l / d та d. 0,29 l-0,093 -0,001 l -0,0009 l 0,0003 -0,54i d d d d d          (1) де i – величина зношування при якій відбувся розворот ролика, мм; l – довжина ролика, мм; d – діаметр ролика, мм; d – діаметр зовнішньої бігової доріжки, мм. якщо врахувати значимість коефіцієнтів, то залежність прийме вигляд: 0,29 l-0,093 -0,54i d   (2) виходячи з результатів експерименту видно, що на розворот роликів підчас експлуатації долота має більший вплив довжина ролика ( l ) ніж його діаметр ( d рис. 3. цей вплив підтверджується і встановленою математичною залежністю i , де значимість коефіцієнтів у рівнянні: довжина ролика – 0,29∙ l , а діаметр – 0,093∙ d тобто виходячи з графіку представленого на рис. 3 бачимо, що зі збільшенням довжи вплив геометричних параметрів роликового підшипника долота на його моторесурс проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 107 ни ролика величина зношування до розвороту зростає більш стрімко порівняно з залежністю яка спостерігається зі зміною діаметра ролика. розбіжність експериментальних даних та отриманих в результаті експерименту використавши запропоновану математичну модель не перевищує 30 %. результат експерименту вказує рис. 3, на те, що чим більше співвідношення /l d , тим більший моторесурс, який гарантує запобіганню розвороту роликів. слід відзначити, що при великих співвідношеннях довжини до діаметра ролика ( /l d =2…3), вході проведення експерименту у деяких випадках було зафіксовано моменти, коли розворот ролика відбувався досягнувши величини зношування 6 … 8,5 мм. візуально було встановлено, що ролики під час руху постійно розташовані під кутом, до осі обертання. і це явище спостерігалося при будь-яких режимах. як правило, у науковій літературі приділяється увага відношенню /l d , і майже зовсім не згадується про вплив діаметрів бігових доріжок на працездатність підшипникового вузла шарошки. тому було проведено ряд експериментів і встановлено залежність впливу діаметра бігових доріжок на розворот роликів внаслідок зношування підшипникового вузла. виходячи з експериментальних даних спостерігаємо рис. 4, що максимальний термін експлуатації забезпечується при максимальній довжині ролика 30 мм та мінімальному діаметрі зовнішньої бігової доріжки 100 мм. рис. 4 – величина лінійного зношування i, мм від співвідношення довжини ролика (l, мм) до зовнішнього діаметра бігової доріжки (d, мм) рис. 5 – величина лінійного зношування i, мм від співвідношення діаметра ролика (l, мм) до зовнішнього діаметра бігової доріжки (d, мм) вплив геометричних параметрів роликового підшипника долота на його моторесурс проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 108 результат даних досліджень вказує, що потрібно використовувати якомога менші діаметри бігових доріжок d і велику довжину ролика. ймовірність розвороту роликів найбільша при великих діаметрах бігових доріжок і малій довжині ролика. ці висновки також підтверджуються запропонованою математичною залежність 1. на рис. 5 представлено результати експериментальних досліджень величини лінійного зношування i , мм від співвідношення діаметра ролика ( l , мм) до зовнішнього діаметра бігової доріжки ( d , мм) висновки з результату експерименту встановлено, що ймовірність розвороту роликів найменша при мінімальних величинах діаметра роликів d і мінімальній величині діаметра бігової доріжки d . зі збільшенням довжини l рис. 5 (точки 1 … 4) ймовірність розвороту роликів внаслідок зношування пар тертя значно зменшується. і навпаки, зі зменшенням довжини ролика рис. 5 (точки 5, 6, 7) їх розворот відбувається при значно менших величинах зношування. дані результати також підтверджуються запропонованою математичною моделлю (1). література 1. жидовцев н.а. долговечность шарошечных долот / н.а.жидовцев, в.я. кершенбаум, э.с гинзбург. и др. – м.: недра, 1992. – 272 с. 2. барыльник в.н. повышение стойкости шарошечных долот путем оптимизации геометрических параметров элементов опор и улучшения условий их работы: автореф. дис. на соиск. научн. степ. канд. техн. наук: спец. 05.04.07 „машины и агрегаты нефтяной и газовой промышленности” / в.н. барыльник. – м., 1985. – 24 с. 3. брагин а.ф. исследование износостойкости поверхностей трения опоры шарошечных долот: автореф. дис. на соискание науч. степени канд. техн. наук: 05.02.04. „трение и износ в машинах” / а.ф. брагин. – м. – 1973. – 17с. 4. комм э.л. исследование влияния конструктивных и технологических факторов на работоспособность, износ и нагруженность опор шарошечных долот: автореф. дис. на соиск. научн. степ. канд. техн. наук: спец. 05.15.10 „бурение нефтяных и газових скважин” / э.л. комм. – м. – 1978. – 28 с. 5. левченко а.т. методика исследования проскальзывания в роликовом подшипнике опор долот. / а.т. левченко, р.н. сейфи, в.ф. еременко и др // труды государственного научно-исследовательского и проектного института нефтяной промышленности "укргипрониинефть". – м.: недра, 1974. – вып. 16. – с. 87-91. 6. технологическое руководство к долоту для нефтяных полей / сост. компания инструментов „рид.” – usa: johnson cover co, 1973. – 895 с. поступила в редакцію 30.06.2016 вплив геометричних параметрів роликового підшипника долота на його моторесурс проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 109 makovkin o.m. influence of geometrical parameters roller bearing cone on its service life. the results of experimental studies of the effect of geometrical parameters of roller bearing bits to turn the roller as a result of wear. it is proved that the maximum service life of the bearing bits can be achieved by changing the length and diameter roller and roller treadmill. it was established that the reversal rollers least affected by the change in the diameter of the treadmill, two orders of magnitude greater impact changing the diameter of the roller, and a crucial role in increasing the length moto plays video. keywords: bearing, roller reversal, roller length, roller track. 1. zhidovtsev n.a. dolgovechnost sharoshechnykh dolot. n.a.zhidovtsev, v.ya. kershenbaum, e.s ginzburg. i dr. m.: nedra, 1992, 272 s. 2. barylnik v.n. povysheniye stoykosti sharoshechnykh dolot putem optimizatsii geometricheskikh parametrov elementov opor i uluchsheniya uslovy ikh raboty: avtoref. dis. na soisk. nauchn. step. kand. tekhn. nauk: spets. 05.04.07 „mashiny i agregaty neftyanoy i gazovoy promyshlennosti”. v.n. barylnik. m., 1985. 24 s. 3. bragin a.f. issledovaniye iznosostoykosti poverkhnostey treniya opory sharoshechnykh dolot: avtoref. dis. na soiskaniye nauch. stepeni kand. tekhn. nauk: 05.02.04. „treniye i iznos v mashinakh”. a.f. bragin m., 1973. 17s. 4. komm e.l. issledovaniye vliyaniya konstruktivnykh i tekhnologicheskikh faktorov na rabotosposobnost, iznos i nagruzhennost opor sharoshechnykh dolot: avtoref. dis. na soisk. nauchn. step. kand. tekhn. nauk: spets. 05.15.10 „bureniye neftyanykh i gazovikh skvazhin”. e.l. komm. m., 1978. 28 s. 5. levchenko a.t. metodika issledovaniya proskalzyvaniya v rolikovom podshipnike opor dolot. a.t. levchenko, r.n. seyfi, v.f. yeremenko i dr. trudy gosudarstvennogo nauchno-issledovatelskogo i proyektnogo instituta neftyanoy promyshlennosti "ukrgiproniineft". m.: nedra, 1974. vyp. 16. s.87-91. 6. tekhnologicheskoye rukovodstvo k dolotu dlya neftyanykh poley. sost. kompaniya instrumentov „rid.” usa: johnson cover co, 1973. 895 s. 2_zaporozets.doc теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 16 запорожец в.в.,* стадниченко в.н.,* трошин о.м.** *национальный авиационный университет, **харківський університет повітряних сил ім. івана кожедуба e-mail: <vitaliy2109@lanet.kiev.ua> теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания и прогнозирования ресурса трибосистем удк.621.891:621.316 в данной работе рассмотрена методология применения метода акустической эмиссии при идентификации механизмов изнашивания и определения величины износа трибосистем. проведена оценка метрологических характеристик автоматизированных систем трибодиагностики. ключевые слова: акустическая эмиссия, нанотехнологии, трибосистема, износ, чувствительность, погрешности, прогнозирование. введение на сегодняшний день в трибометрии нашли широкое применение ряд, в основном, опосредственных методов контроля величины износа трибосистем [1]; например метод с использованием профилографов/склерометров, метод, основанный на определении количества частиц износа в масле, и др. минимальная величина интенсивности изнашивания, которую можно определить этими методами составляет до ih = 10-7 m/m (линейная), либо im = 10-7 kg/m3 (массовая). если в недавнем прошлом исследования в области трения и износа концентрировались в основном, на различных видах повреждаемости поверхностей фрикционного контакта, которые характеризуются интенсивностью изнашивания до ih = 10-5 m/m (линейная). современное развитие нанотехнологий позволяет получать на поверхностях трения покрытия, имеющие износостойкость на несколько порядков выше износостойкость по сравнению с широко распространенными конструкционными материалами (до ih = 10-8 ‒ 10-11 m/m (линейная), либо im = 10-8 -10-11 kg/m3 (массовая)). это делает невозможным применение традиционных методов измерения интенсивности (скорости) изнашивания при проведении испытаний на трение и износ вновь создаваемых трибосистем. поэтому актуальным является разработка ускоренных методов оценки скорости изнашивания таких трибосистем, желательно в реальном масштабе времени. это позволяет ставить и решать задачи качественно новой трибодиагностики, обратной задачи трибометрии [2]. одним из методов диагностики, позволяющих получить информацию о процессах объемного и поверхностного разрушения материалов, является метод акустической эмиссии (аэ) [2]. работы по исследованию физики процессов и изучению разрушения материалов и конструкций с использованием метода аэ проводятся во многих странах, прежде всего в сша, японии, великобритании, фрг, россии и других государств мира. результаты, опубликованные за последние десятилетия, затрагивают широкий круг аспектов в изучении явления аэ, которые касаются теоретических разработок в моделировании механизмов формирования и распространения, хранения и анализа информации о процессах объемного [3] и поверхностного разрушения [4]. цель и постановка задачи целью данной работы является выбор и оценка энергетических характеристик акустикоэмиссионного излучения при контактном взаимодействии, определения точности и чувствительности критериев измерения скорости изнашивания трибоситемы, классификация трибосистемы по показателям износостойкости в нанодиапазоне. одной из важных задач акустико-эмиссионных исследований является оценка метрологических характеристик сигнала, позволяющая достоверно определить характеризующих процессов, вызывающих излучение и выделить идентифицирующие процесс критерии. изложение материалов исследования как известно метод аэ позволяет на микроуровне обнаруживать дефекты и автоматизировать процесс измерения регистрируемых параметров. он основан на регистрации упругих волн, излучаемых дефектами, которые развиваются в нагруженных конструкциях. упругие волны напряжений деформаций, которые зарождаются и распространяются в материале объекта контроля, поступают на вход преобpdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com mailto:<vitaliy2109@lanet.kiev.ua> http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 17 разователей аэ установленные на исследуемом изделии. с входа преобразователей аэ электрический сигнал передается на вход измерительной аппаратуры, фильтруется, усиливается и преобразуется из аналогового в цифровой, а затем вводится в компьютер, где производится обработка информации. при этом с использованием разработанного программного обеспечения и в соответствии с методикой регистрации и обработки сигналов аэ принимается решение о дефектности объекта контроля [2]. полная математическая модель, учитывающая подробности "тонкой структуры" импульса достаточно сложна, поэтому при анализе импульсов используются числовые параметры, дающие упрощенные представление о его форме. к таким параметрам можно отнести: амплитуду а ; длительность импульса иτ ; длительность фронта фτ и длительность среза сτ импульса. линейное пространство сигналов l является нормированным, если каждому сигналу ( )u t l∈ однозначно сопоставлено число u – норма этого сигнала, причем должны выполняться определенные аксиомы нормированного пространства. норму сигналов в линейном пространстве вводят разными способами [2]: так для сигнала ( )( ),u t t t∈ можно записать: ( ) ( )2 0 1 t u t u t t t = ∂∫ . (2) квадрат данной нормы является энергией, а после приведения этой величины ко времени дискретизации – мощностью сигнала. вместе с тем широкие возможности современной вычислительной техники основаны на оперировании с дискретными числами (дискретными сигналами). простейшую модель дискретного сигнала ( )дu t можно представить как счетное множество точек ( )1, 2, 3,...,it i n= на оси времени, в каждой из которых определено отсчетное текущее значение сигнала 3u . как правило, шаг дискретизации является постоянной величиной, т.е. 1 consti it t t+∆ = − = . любому аналоговому сигналу можно сопоставить его дискретный образ, имеющий например, вид последовательности прямоугольных видеоимпульсов одинаковой длительности, высота которых пропорциональна значению ( )u t в отсчетных точках. при идеальной дискретизации время выборки сигнала бесконечно мало, т.е. дискретизация осуществляется с помощью бесконечно коротких импульсов, совокупность которых формирует так называемую гребенчатую функцию ( )ш t . если задан сигнал ( ) ( )x t x↔ ν , то дискретизация ( )x t с частотой af – это умножение функции ( )x t на сумму импульсов дирака, разделенных промежутками времени 1a at f= . такую сумму импульсов дирака можно записать в виде: ( )a k a k шf t t f ∞ =−∞   = δ −    ∑ . (3) если обозначить ( )dx t как дискретизированный сигнал, то: ( ) ( )d k a k x t x t t f ∞ =−∞   = δ −    ∑ . (4) реальные устройства приема и обработки сигналов обладают конечной шириной полосы пропускания. тогда для сигнала ( )x t спектр, которого распределен в интервале ( ),c cf f− , можно записать: ( ) ( )( ) ( )( ) sin a a k a a a f t k fk x t x f f t k f ∞ =−∞ π −  =   π −  ∑ , (5) т.е. для частоты дискретизации af справедливо неравенство 2a cf f≥ , где cf – наибольшая частота спектра функции ( )x t однозначно восстанавливается по дискретным значениям ( )ax k f , 0, 1, 2,...k = ± ± .точное значение отсчета сигнала в двоичной форме по уровню, имеет следующий вид: 0 2 nn n x a ∞ − = = ∑ , (6) pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 18 где коэффициенты 0na = или 1. однако сигналы после цифрового преобразования представляются в виде последовательности чисел с ограниченным числом разрядов (n). поэтому получается машинное представление отсчета сигнала: 1 0 2 2 n n n n n n x a − − − = = + β∑ . (7) коэффициент nβ равен либо nα , либо 1n +α в зависимости от того, нуль или единица содержится в ( )1n + разряде. таким образом, непрерывный сигнал ( )x t на некотором интервале }{0,t описывается своими отсчетными значениями ( )0 1 2 1, , ,..., mx x x x − , взятыми соответственно в моменты времени ( )( )0, ,..., 1t m t∆ − ∆ , где t∆ шаг дискретизации; m t t= ∆ полное число отсчетов (рис. 1). рис. 1 – диаграмма измерения усредненной мощности сигналов аэ при регистрации износа наличие цифровых массивов чисел, описывающих сигнал ( )x t , позволяет определять все его основные параметры, включая и усредненную спектральную мощность, где интеграл заменяется суммированием на интервале усреднения действия сигнала. при этом размерность по регистрируемому параметру в данном случае усредненной мощности определяется размерностью единицы младшего разряда для заданного числа разрядов аналого-цифрового преобразователя, а размерность по времени – размерностью шага дискретизации t∆ . если рассматриваются импульсные потоки за определенное время испытаний на износ, то производится обработка и построение зависимостей изменения усредненных значений мощности сигналов аэ как на определенных интервалах, так и во всем диапазоне времени испытаний трибосистемы: 1 1 ( ) n ik i x kt п n = = ∑ ; ( )1 ,ikп k k ∈ − τ τ  , 1, 2,...,k m= , (8) где ikп – обрабатываемый параметр сигнала; τ – длительность интервала усреднения на данной длине реализации 1t , ( )1m t= τ ; n – количество сигналов на k-ом интервале усреднения. при обработке непрерывного сигнала с колебаниями вокруг некоторого уровня, на интервале наблюдения ( )0, t отсчетные цифровые значения ( )0 1 2 1, , ,..., 0mx x x x − > , обработка и вывод усредненных значений может осуществляться в соответствии с выражением (8). пиковые значения регистрируемых параметров аэ оцениваются величиной информации, что делает возможным использование относительных информационных единиц в качестве критерия оценки скорости изнашивания трибосистем. такой подход обеспечивает получение максимального количества информации об износе трибосистемы. позволяет регистрировать переход к различным видам повреждаемости (рис. 2). “наноизносный” режим подразумевает суммарный износ трибосистемы, который не может быть измерен после 8-ми часов непрерывных испытаний на максимальных эксплуатационных режимах весовым методом с точностью 10-5 грамма. после полного проведения эксперимента проводится построение итоговых интегральных характеристик изнашивания трибосистем во времени испытаний и их анализ (рис. 3). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 19 разработанная методология регистрации скорости изнашивания в относительных информационных единицах позволяет регистрировать наноизносный режим трения, который не может быть измерен гостированными методами за 8 … 50 часов непрерывных испытаний трибосистемы на машине трения (рис. 4), средний уровень пиковых значений скорости изнашивания, в этом случае не превышает 10 информационных единиц, а при повреждаемости увеличивается на два порядка. с учетом цифрового преобразования сигналов усредненной мощности в интерфейсе пользователя по существу регистрируется информация о скорости изнашивания. ценой деления скорости изнашивания является информация в относительных единицах. поэтому проблема определения точности и чувствительности метода аэ сводится к задаче определения связи единицы информации об износе с реальным износом. а б в рис. 2 – диаграмма изменения скорости изнашивания в единицах измерения мощности аэ при наличии микроповреждаемости: а – микрозадир; б – переход к задиру; в – питтинговое разрушение (глубина питтинговых язв составляет 0,05 … 0,052 мм) а б рис. 3 – характер изменения регистрируемых параметров аэ во времени эксплуатации реальных трибосистем: а – период приработки и переход к нормальному изнашиванию; б – период исчерпания ресурса и переход к повреждаемости pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 20 рис. 4 – диаграмма изменения скорости изнашивания за один файл (5 мин) а б рис. 5 – фрактография поверхностей трения трибосистемы с ионно-плазменными покрытиями, работающими в условиях наноизносное трение х450: а – mon; б – tialn рис. 6 – зависимость удельной эмиссионной активности ξаэ от износа ε с учетом цифрового преобразования сигналов усредненной мощности в интерфейсе пользователя по существу регистрируется информация о скорости изнашивания. ценой деления скорости изнашивания является информацию в относительных единицах. поэтому проблема определения точности и чувствительности метода аэ сводится к задаче определения связи единицы информации об износе с реальным износом. переход от косвенных измерений износа к прямым может быть решен путем градуировки средств измерений. в нашем конкретном случае необходимо определить цену информационной единицы в единицах износа измеряемых весовым методом с помощью весов влр-200 с точностью 10-5 грамм, а также определить погрешности средств измерений и результатов измерений. для решения этой задачи были проведены испытания на износ по схеме кольцо-кольцо (трибосистема сталь по стали 30х3ва, азотирование, твердость 780 hv), где на поверхности трения подвижных и неподвижных образцов наносились ионно-плазменные покрытия на основе mon и tialn, которые имеют высокие противоизносные свойства. в процессе нанесения покрытий варьировалась толщина покрытий и физико-механические свойства подслоя. фрактографическое представление наноизносного трения данных покрытий отображено на рис. 5. заметный износ наблюдается на поверхности трибоэлемента с покрытием tialn. испытания проводили на серийной машине трения 2070 смт-1 в условиях граничной смазки. рабочая среда авиационный керосин тс-1, расход 2 л/ч, при следующих условия: нагрузка – 1600 н; скорость скольжения – 0,5 м/с; время испытания – 480 мин. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 21 скорость изнашивания регистрировалась с помощью информационно-диагностической системы на основе метода аэ [4]. в результате многократных измерений суммарного весового износа и информации об износе в каждом из 30 опытов, табл. 1, получена зависимость вида ( )xfy = , рис. 6, которая занимает некоторую полосу, что обусловлено особенностями изнашивания каждой трибосистемы, различием физикомеханических свойств поверхностных слоев и связанных с ними погрешностей. таблица 1 исходные данные № эксперимента весовой износ, ε , г информация, i , отн. инф. ед. аэξ , г/отн. инф. ед. № эксперимента износ, ε , г информация, i , отн. инф. ед. аэξ , г/отн. инф. ед. 1 0,10525 373226950 16 0,00035 25735294 1,36×10-11 2 0,0586 714463414 задир 17 0,00025 19230769 1,30×10-11 3 0,0049 408333334 1,20×10-11 18 0,00025 18656716 1,34×10-11 4 0,00425 363251012 1,17×10-11 19 0,0002 14705882 1,36×10-11 5 0,0035 304347826 1,15×10-11 20 0,0001 7194244 1,39×10-11 6 0,0021 164062500 1,28×10-11 21 3521126 7 0,00175 143443452 1,22×10-11 22 3571428 8 0,00172 138709678 1,24×10-11 23 3546099 9 0,00165 12890746 1,28×10-11 24 3511660 10 0,0011 88000814 1,25×10-11 25 3512260 11 0,00095 73076924 1,30×10-11 26 3511440 12 0,0007 52238806 1,34×10-11 27 3472222 13 0,0006 45112782 1,33×10-11 28 3378378 14 0,0005 37593984 1,33×10-11 29 3311258 15 0,0005 39062500 1,28×10-11 30 и зм ер ен ие к ол ич ес тв а ве щ ес тв а пр и из но се н е м ож ет б ы ть в ы по лн ен о по пр ич ин е ко не чн ой то чн ос ти в ес ов 3164556 в процессе выполнения эксперимента были полученные исходные данные для обработки (табл. 1), которые представляют измеренные и полученные косвенным путем следующие характеристики износа элементов трибосистемы: количественная характеристика износа ε – получена путем взвешивания образца до и после эксперимента; общее количество информации об износе i за время испытаний (480 мин) – получена путем подсчета количества информации об износе в каждом измерении с интервалом 20t∆ = мсек; удельная эмиссионная активность аэξ : аэ i ε ξ = , (9) и представляет собой количество вещества, удаленного в процессе износа из трибосистемы, приходящееся на единицу информации. в процессе статистической обработки результатов эксперимента решались следующие задачи: 1. проверка воспроизводимости эксперимента в каждой от 1 до 20 точки. 2. расчет по выбранной математической модели. 3. проверка адекватности математического описания. при решении первой задачи для проверки воспроизводимости эксперимента в каждой от 1 до 20точках использовался критерий кохрена, имеющий вид: { } { } 2 1max 2 1 1 s n g g g s y = = ∑ , (10) где 2is – оценочные значения дисперсий (выборочные дисперсии), соответствующие каждой i-й точке эксперимента (в нашем случае 1...20i = ). проверка свидетельствует о том, что гипотеза об однородности выборочных дисперсий отвечает результатам наблюдений. расчет математической модели выполнялся в следующей последовательности. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 22 i. выбор вида модели. выполнялся подбор кривых из некоторого семейства для получения зависимости ( )аэ fξ = ε . пригодность моделей для прогнозирования зависит от того, какая часть суммы квадратов отклонений относительно среднего ( ss относительно среднего) приходится на сумму квадратов отклонений, которая обусловлена регрессией ( ss, которая обусловлена регрессией), и какая приходиться на сумму квадратов отклонений относительно регрессии ( ss относительно регрессии). в этом плане критерием выбора вида регрессионной модели может служить величина 2r , которая в нашем случае является отношением: ( ) ( ) ( ) 2 2 2 2 аэаэi аэаэi аэi аэi r ∗ ∗ ∗ ξ − ξ = ξ − ξ + ξ − ξ , (11) где i ∗ξ – оценочное значение аэξ в соответствующей i-й точке; аэξ – среднее значение аэξ . очевидно, можно говорить о приемлемости модели, если 2r не сильно отличается от "1". результаты проверки с использованием данного показателя представлены в табл. 2. таблица 2 выбор вида регрессионной модели № п/п вид регрессионной модели значение 2r примечание* 1 линейная 0,7426 не может быть использовано 2 квадратичная 0,8248 не может быть использовано 3 логарифмическая 0,7926 4 экспоненциальная 0,7505 не может быть использовано 5 степенная 0,7854 примечание: *"не может быть использовано" обозначает невозможность использования указанных моделей по причинам недостаточной точности прогнозирования процесса изнашивания при низких значениях износа. ii. расчет коэффициентов модели с проверкой их значимости. использование метода наименьших квадратов позволило получить соответствующие коэффициенты модели, которые представлены в табл. 3. для статистического оценивания коэффициентов регрессии использовался критерий стьюдента: { }/at a s a= ; { }/bt b s b= , (12) где { }s a , { }s b – стандартные отклонения оценок соответствующих коэффициентов регрессии. для принятия решения о статистической значимости коэффициентов требуется выполнение следующего условия: at ; т b крt t≥ , (13) где ткрt – критическое значение критерия, которое может быть найдено с использованием статистических таблиц. таблица 3 вид и коэффициенты регрессионных моделей коэффициенты вид модели математическая запись модели a b логарифмическая ln(i )аэi ia b ∗ξ = + 5,27×10-13 2,23×10-11 экспоненциальная bаэi iai ∗ξ = 2,7×10-11 -0,0414 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 23 в табл. 4 представлены результаты использования данного критерия для случая логарифмической модели. таблица 4 результаты проверки коэффициентов логарифмической модели наименование коэффициенты стандартная ошибка t статистика y-пересечение, b 2,2324 × 10-11 1,1512 × 10-12 19,3917 переменная, а -5,2698 × 10-13 6,3873 × 10-14 8,2505 критическое значение, t 1,7291 в случае табл. 5 для выполнения расчетов использовалась замена выражения: b аэi iai ∗ξ = , на эквивалентное вида: ln( ) ln( ) ln( )аэi ia b i ∗ξ = + × . и в первом, и во втором случаях полученные коэффициенты модели можно считать статистически значимыми. таблица 5 результаты проверки коэффициентов степенной модели наименование коэффициенты стандартная ошибка t статистика y-пересечение, ln( )a -24,3343 0,0925 262,9756 переменная, a -0,0414 0,0051 8,0685 критическое значение, t 1,7291 iii. проверка гипотезы об адекватности математического описания опытным данным. проверка выполнялась с использованием f-критерия фишера имеющего вид: 2 2 т yp ост s f s = , (14) где 2 ys – оценочная дисперсия среднего; 2 остs – оценочное значение остаточной дисперсии. при этом условие, при котором принимается гипотеза об адекватности математического описания, имеет вид: p т крf f≥ , (15) где ткрf – табличное (критическое) значение критерия фишера, взятое для соответствующих значений степеней свобод: 1 1nν = − ; 2 1n pν = − − , (16) где n – количество экспериментальных точек; p – количество факторов, и, как правило, 5 % степени значимости. результаты проверки моделей представлены в табл. 6. таблица 6 проверка адекватности моделей вид модели расчетное значение f критерия критическое значение f критерия логарифмическая 68,0711 экспоненциальная 65,1003 2,3216 таким образом, для обоих случаев математического описания выполняется условие (7), что свидетельствует о правомочности использования моделей соответствующих видов для прогнозирования износа. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 24 iv. прогнозирование скорости изнашивания в трибосопряжениях, которые работают в наноизносном режиме трения. с учетом данных о скорости изнашивания полученных с помощью метода аэ порядок прогнозирования следующий: 1. выполняем измерение количества информации при износе i. 2. используя модель соответствующего вида (см. табл. 3) выполняем косвенное измерение аэξ . 3. оцениваем количественную характеристику износа ε по формуле (9). спрогнозированные значения количественной характеристики износа ε для случая табл. 1 представлены ниже табл. 7. таким образом, результаты математического моделирования позволили выполнить оценку чувствительности метода аэ при регистрации износа в анализируемых трибосопряжениях. она находится в пределах диапазона изменения удельной эмиссионной активности аэiξ = 1,2 × 10 -11 … 1,45 × 10-11 г/отн. инф. ед. при этом погрешность прогнозирования обеспечивается на уровне не более 2 … 2,5 % при условии нормального механохимического износа. в условиях перехода к повреждаемости (табл. 1, номер эксперимента 1, 2) погрешности резко возрастают и применение метода аэ в этом случае ограничивается диагностическими признаками, показанными на рис. 2. таблица 7 количественные характеристики износа № эксперимента весовой износ, ε , г информация об износе, i , отн. инф. един. аэiξ , г/ относ. инф. един. 21 0,0000506 3521126 1,4473 × 10-11 22 0,0000513 3571428 1,4464 × 10-11 23 0,0000510 3546099 1,4468 × 10-11 24 0,0000505 3511660 1,4474 × 10-11 25 0,0000505 3512260 1,4474 × 10-11 26 0,0000505 3511440 1,4474 × 10-11 27 0,0000500 3472222 1,4481 × 10-11 28 0,0000487 3378378 1,4497 × 10-11 29 0,0000477 3311258 1,4509 × 10-11 30 0,0000457 3164556 1,4537 × 10-11 в случае приближения к границам наноизносного режима трения точность прогнозирования незначительно снижается. точность измерения весового износа 4 … 5 % в данном случае и будет определять методику прогнозирования. таким образом, создан инструмент не только для измерения скорости изнашивания, но и для управления трибосистемами переводя их работу в наноизносный режим трения. однако для сравнительной оценки этого режима необходима разработка критерия износостойкости, которая учитывала полученные выше результаты. в качестве критерия износостойкости материалов при трении в работе [5] предлагалось использовать удельную роботу изнашивания аи, которая представляет собой отношение работы а, что затрачивается на отделение некоторой части материала в трибосистеме к весу этой части δi: и а а i = ∆ . (17) использование энергетического подхода к процессам трения и изнашивания позволило использовать данный критерий для классификации различных видов износа и повреждаемости. по величине данного критерия, возможно, проводить сравнительный анализ износостойкости различных трибосистем. однако основным его недостатком является необходимость проведения долговременных испытаний на трение и изнашивание, которые, как известно, имеют высокую стоимость. дальнейшее развитие подхода к критериальной оценке износостойкости предложено в работе [6]. в качестве критерия износостойкости в этом случае выступает критическая плотность потока энергии деформации, которая отвечает предельному насыщению внутренней энергией продуктов изнашивания материалов и состоит из упругой и пластической составляющих. в работе [6] вывод данного критерия получен с учетом влияния на среднюю скорость изнашивания материалов трибосистем *ϑ (* – знак осреднения), разных масштабных уровней нагрузки. исходное энергетическое соотношение представлено авторами работы [2] в виде уравнения: pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 25 3 const n вн кр ∗ ∗  ω ϑ =   ω  , (18) где внω – плотность потока внешней энергии; кр ∗ω – усредненная критическая плотность потока энергии деформации, что распространяется в материалах в виде упругих и пластических деформаций; n – параметр, который дискретно изменяется в зависимости от масштабных уровней изнашивания по правилу, близкому правилу геометрической прогрессии, в соответствии с изменением энергии активации основных процессов структурных превращений в деформированных объемах материала. при увеличении масштабов от микро к макроуровню показатель степени n изменяется от одного до восьми порядков. критическая плотность потока энергии деформации кр ∗ω представлена как: * * 3 упр пл упр кр пл кр кр е v е v+ ω = , (19) где упре и пле ∗ – предельная энергоемкость материалов при изнашивании в упругой и упругопластических областях; упр крv , пл крv – критические скорости изнашивания в упругой и упругопластических областях. таким образом, данный подход и критерии отображают многомасштабность поверхностного разрушения, и дает возможность сравнительных оценок. однако для определения параметра n также нужны значительные по объемам испытания также как и в первом подходе рассмотренном выше. оба подхода могут быть теоретической базой для разработки расчетных методов при сравнительной оценке износостойкости трибосистем применение же их для оценки наноизносного режима трения невозможно по ряду показателей. в первую очередь в данных подходах неопределенными оказываются величина удельной работы разрушения, если она не привязывается к значениям максимальных эксплуатационных нагрузок, которые, как правило, оцениваются параметром pv. при низких показателях этого параметра сравнительный анализ трибосистем работающих в режиме "наноизносного" трения вообще не возможен. необходимо отметить, что аэ имеет существенный недостаток на данном этапе развития метода. пока что удается разделить износ трибоэлементов элементы, которых изготовлены из различных материалов только на режимах наноизносного трения, что отображено на рис. 7. рис. 7 – диаграмма изменения усредненной мощности сигналов аэ wус по времени: 1 – средний уровень при отделении частиц износа стали сталь 40; 2 – средний уровень при отделении частиц износа браж 9-4; 3 – средний уровень от микродефектов и пластической деформации поверхностных слоев данный результат получен при переводе трибосистемы в наноизносный режим трения путем управления тепловым потоком в условиях неравновесной самоорганизации (см. далее). разработанная методика обработки акустико-эмиссионного излучения и определения скорости изнашивания, позволяет регистрировать скорость изнашивания, начиная с отделения первой частицы износа в трибосистеме в единицах измерения мощности аэ. методика дает возможность определить общие закономерности механизмов изнашивания разных трибосистем, разработать критерии оценки их технического состояния, и прогнозирования ресурса машин и механизмов. таким образом, метод аэ можно отнести к нанотехнологиям в измерении изнашивания. и этот метод может быть использован как для оценки, так и для классификации наноизносного режима трения трибосистем. современные методы контроля процессов изнашивания с использованием метода аэ делает возможным сопоставлять энергетические параметры аэ с мощностью, которая подводится к трибосистеме в процессе ее работы. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 26 величина, которая характеризует подведенную мощность wl на единицу площади s контактного взаимодействия, представлена выражением: hl diw p s dt = , (20) где s wl – удельная мощность изнашивания; р – приложенная нормальная нагрузка в трибосистеме [н/м2]; hi – скорость изнашивания. в условиях равновесного самоупорядочивания wl удовлетворяет принципу наименьшего действия (минимального производства энтропии) тогда: 2 1 min t l t w dt →∫ , (21) где 2 1t t t∆ = − – интервал времени усреднения. условие минимума задается уравнением лагранжа: ( ) 0l h l h d w i w dt i ∂ ∂ ∂ − = ∂ . (22) данное уравнение справедливо при условии: ( ) 0l h d w i dt ∂ ∂ = . (23) откуда: constl h w i ∂ = ∂ , (24) или 2 consth i kv = , (25) где k ∗= µ – безразмерный коэффициент изнашивания, который учитывает физикомеханические свойства материалов, условия трения и смазки, который может быть рассчитан как усредненное значение коэффициента трения за время испытания, что и дискретизация измерения мощности аэ [8]; v – скорость скольжения. таким образом: const 2h v i ∗µ = . (26) что дает возможность записать (26) в виде: hi c= , (27) где с – постоянная. таким образом, на стационарном режиме изнашивания, удельная мощность изнашивания lw это есть произведение квадрата скорости изнашивания 2hi к коэффициенту пропорциональности µ : 2 l hw i ∗= µ . (28) вернемся к информативному параметру аэ – усредненной мощности аэ с единицы площади контактного взаимодействия w*. h аэ i w ∗ = ξ , (29) где ξаэ – удельная эмиссионная активность – величина изнашивания трибосопряжения за интервал времени усреднения w ∗ . физическая сущность представляет собой мощность аэ, которая регистрируется при отделении единицы массы трибоэлемента. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 27 приведем скорость изнашивания в выражениях (28) и (29) к одному пути трения: ; . l h h аэ w i i w ∗ ∗ ∗ ∗ ∗  = µ  = ξ (30) таким образом: 1l h аэ w i w ∗ ∗ ∗ ∗ = ⋅ µ ξ . (31) обозначим обратную величину первого множителя ** l w w ∗ ∗ ∗ µ ξ = – коэффициент диссипации внешней подводимой энергии к трибосистеме выраженный в процентах оценивает долю подводимой мощности, к трибосистеме, которая преобразуется в процессы разрушения поверхностных слоев. с учетом высокой чувствительности метода аэ к процессам поверхностного разрушения, эта величина может быть параметром оценки видов наноизносного режима трения. она не противоречит двум ранее подходам, а является логическим этапом с появлением новых технологий. подведенная энергия к трибосистеме определяется конструкционными материалами, смазочными средами, используемыми соответствующих областях машиностроения и оценивается внешней удельной энергетической нагрузкой. мощность подводится в трибосистему через триботехнический показатель ∗µ , большая ее часть преобразуется в тепло (более 90 %), а остальная часть в процессы пластической деформации, разрушение и сопутствующее ему виды энергий – акустическую, электромагнитную и т.д. [4]. разработанная методология измерения скорости изнашивания трибосистемы в единицах измерения мощности позволила разделить сигналы аэ при нормальном изнашивании и повреждаемости в зависимости от их энергоемкости (рис. 7, табл. 8). таблица 8 энергоемкость сигналов аэ для различных механизмов накопления повреждений в трибосистемах работающих в режиме наноизносного трения энергоемкость в единицах измерения мощности № п/п механизмы повреждений (изнашивания) отн. инф. ед. вт × 10 -8 1 процессы пластической деформации и образования микротрещин в поверхностном слое 0 … 3 0 … 3,75 2 отделение единичных частиц износа 3 … 10 3,75 … 12,5 3 участок стационарного изнашивания (после приработки) 10 ... 25 12,5 … 31,25 4 сопутствующие механизмы микроповреждаемости (микрозадир) 300 … 600 375 … 750 энергоемкости сигналов аэ при разрушении вторичных структур различного типа различаются и выше для вторичных структур ii рода, что наглядно видно из выражений, полученных в работе [7]. мощность сигнала аэ при разрушении вторичных структур i типа: ( ) ( )2 20 0 0exp 2iw u k b∗= ε − ε , (32) где *0u – амплитудное смещение, которое зависит от физико-механических свойств материала; 0ε – относительная деформация; b – постоянная материала. мощность сигнала аэ при разрушении вторичных структур ii типа: ( ) ( )0 02 2 0 0 exp 2 2 1экв экв ii инт экв b b w u b − σ σ + = δ σ , (33) где 0u – максимально возможный сдвиг во время разрушения; интδ – численное значение интеграла в отдельных актах хрупкого разрушения; pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 28 экв0σ – начальное эквивалентное напряжение. проведение сравнительных испытаний на трение и изнашивание в условиях wl = const делает возможным по значению усредненной мощности аэ w ∗ измеренной по завершению приработки сделать вывод об увеличении или уменьшении износостойкости трибосистем, относительно эталона, и позволяет значительно сократить время испытаний на изнашивание при разработке новых конструкционных и смазочных материалов [8]. выводы разработанная методика обработки акустико-эмиссионного излучения и определения скорости изнашивания, позволяющая регистрировать скорость изнашивания с отделением первой частицы материала трибосистемы в информационных единицах [отн. инф. ед./с]. применение данной методики позволяет определить общие закономерности механизмов изнашивания разных трибосистем, разработать критерии оценки их технического состояния, а также методики прогнозирования ресурса машин и механизмов. оценка чувствительности метода аэ при регистрации износа находится в пределах диапазона изменения удельной эмиссионной активности аэiξ = 1,2 × 10 -11 … 1,45×10-11 г/отн. инф. ед. при этом погрешность прогнозирования обеспечивается на уровне не более 2 … 2,5 %. таким образом, метод аэ можно отнести к нанотехнологиям в измерении износа. литература 1. трибология: исследования и приложения: опыт сша и стран снг / под. ред. в.а. белый, к. лудема, н.к. мышкин. – м.: нью-йорк, 1993. – 454 с. 2. бердинских в.а., запорожец в.в. стохастическое решение обратной задачи трибометрии // трение и износ. – 1980. – т.1, № 6. – с.976-986. 3. филоненко с.ф. акустическая эмиссия. измерение, контроль, диагностика. – к.: кмуга, 1999. – 312 с. 4. свиреденок а.и. / под ред. белого в.а. / акустические и электрические методы в триботехнике. – м.: наука и техника, 1987. – 280 с. 5. стадніченко в.м. моделювання сигналів акустичної емісії при різних механізмах руйнування поверхневого шару трибосистем / в.м. стадніченко // проблеми тертя та зношування. – 2007. – №1, с. 30-36. 6. костецкий б.и. поверхностная прочность материалов при трении / б.и. костецкий, и.г. носовский, а.к. караулов и др. – киев: техника, – 1976. – 296 с. 7. погодаев л.и. структурно-энергетическая модель изнашивания / л.и. погодаев и др. // трение и износ. – 2001. – т. 22, №2. – с. 168-172. 8. стадніченко в.м. моделювання сигналів акустичної емісії при різних механізмах руйнування поверхневого шару трибосистем / в.м. стадніченко // проблеми тертя та зношування. – 2007. – №1, с. 30-36. 9. запорожец в.в., стадниченко в.м. методология ускоренной оценки износостойкости образцов с электроискровыми покрытиями // проблеми трибології. – 2010. №4. – с. 25-32. поступила в редакцію 20.11.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com теоретические и экспериментальные основы акустико эмиссионной идентификации механизмов изнашивания ... проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 29 zaporozhec v., stadnіchenko v., troshin о. theoretical and experimental basics of acoustic emission identification of mechanisms wear and inventory forecasting tribosystems. in this work is considered methodology of application of the acoustic emission method at identification mechanisms of wear and magnitude of wear of tribosystem. it was conducted assessment of metrological characteristics of automated systems tribodiagnostic. key words: acoustic emission, nanotechnology, tribosystem, wear, sensitivity, error, prediction. references 1. belyj v.a., ludema k., myshkin n.k. (ed.). tribologija: issledovanija i prilozhenija: opyt ssha i stran sng. moskow mashinostroenie; n'ju-jork: allergton press, 1993. 454p. 2. berdinskihv.a., zaporozhec v.v. stohasticheskoe reshenie obratnoj zadachi tribometrii, trenie i iznos, 1980, t.1, no. 6, p. 976-986. 3. filonenko s.f. akusticheskaja jemissija. izmerenie, kontrol, diagnostika. k.: kmuga, 1999, 312 p. 4. sviredenok a.i. , pod red. belogo v.a., akusticheskie i jelektricheskie metody v tribotehnike, m.: nauka i tehnika, 1987, 280 p. 5. stadnіchenko v.m. modeljuvannja signalіv akustichnoї emіsії pri rіznih mehanіzmah rujnuvannja poverhnevogo sharu tribosistem , problemi tertja ta znoshuvannja, 2007, no. 1, pp. 30-36. 6. kosteckij b.i. nosovskij i.g., karaulov a.k. poverhnostnaja prochnost' materialov pri trenii , kiev: tehnika, 1976, 296 p. 7. pogodaev l.i. strukturno-jenergeticheskaja model iznashivanija , trenie i iznos, 2001, t. 22, no. 2, pp. 168-172. 8. stadnіchenko v.m. modeljuvannja signalіv akustichnoї emіsії pri rіznih mehanіzmah rujnuvannja poverhnevogo sharu tribosistem , problemi tertja ta znoshuvannja, 2007, no. 1, pp. 30-36. 9. zaporozhec v.v., stadnichenko v.m. metodologija uskorennoj ocenki iznosostojkosti obrazcov s jelektroiskrovymi pokrytijami , problemi tribologіi, 2010, no. 4, pp. 25-32. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com підсилена пружна смуга з початковими напруженнями під дією вертикальної сили проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 29 діхтярук м.м., курінєнко о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: mega-dihtyaruk@ukr.net підсилена пружна смуга з початковими напруженнями під дією вертикальної сили удк 539.3 в рамках лінеаризованої теорії пружності розглядається плоска контактна задача про взаємодію пружної смуги з початковими напруженнями із пружною накладкою, яка знаходиться під дією вертикальних сил. встановлено вплив початкових напружень на закон розподілу контактних зусиль вздовж лінії контакту. проведено обчислення і побудовано графіки для потенціалів найпростішої структури: гармонійного, бартенева хазановича і трелоара. ключові слова: лінеаризована теорія пружності, початкові (залишкові ) напруження, контактні задачі, інтегральні перетворення фур’є. вступ початкові або залишкові напруження практично завжди мають місце у всіх реальних конструкціях і деталях машин. причини їх виникнення різні. найчастіше початкові напруження в деталях і конструкціях створюються спеціально при їх виготовленні або у роботі. також вони можуть з’являтися в процесі експлуатації, як під впливом механічних чинників, так і як незворотні пластичні деформації. оскільки такі деталі часто є відповідальними елементами конструкцій, чиє руйнування може призвести до катастрофічних наслідків, необхідна їх регулярна діагностика, а також їх підсилення підкріплюючими елементами. характерна особливість таких завдань – це те, що в математичному плані вони в основному є задачами зі змішаними граничними умовами (контактними задачами) для стисливих і нестислих тіл при однорідних початкових станах і, як правило, зводяться до розв’язання інтегральних рівнянь. в площині лінеаризованної теорії пружності викладається постановка і розв’язок задачі про контактну взаємодію пружної смуги з початковими (залишковими) напруженнями з скінченною накладкою (стрингером), в випадку дії на неї вертикальної зосередженої сили (аналог задачі герсеванова мачерета). рис. 1 – контактна взаємодія попередньо напруженої смуги з стрингером під дією вертикальної сили всі дослідження виконані у розрізі стисливих і нестисливих тіл у випадку пружних потенціалів довільної структури в загальному вигляді для теорії великих (кінечних) початкових деформацій. щоб виконати перехід до різних варіантів теорії малих початкових деформацій вводиться спрощення, зазначене в [1]. мета і постановка задачі метою даної роботи є розширення класу контактних задач, до яких можна використовувати лінеаризовану теорію пружності, а також продовження дослідження впливу початкових (залишкових) напружень на розподіл контактних зусиль по лінії контакту попередньо напруженої пружної смуги з пружною накладкою, яка знаходиться під дією вертикальної сили. у випадку деяких пружних потенціалів найпростішої структури провести чисельні розрахунки і побудувати графіки. підсилена пружна смуга з початковими напруженнями під дією вертикальної сили проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 30 виклад матеріалів досліджень граничні умови і вихідні співвідношення нехай на нескінчену пружну накладку, що підкріплює пружну смугу з початковими (залишковими) напруженнями, діє вертикальна зосереджена сила    110 ypyp  . прийнявши у формулах [2, 3] 20   та зробивши необхідні перетворення, одержимо закон розподілу компоненти вектора переміщення і тензора деформацій для рівних та нерівних коренів визначального рівняння [1]. це, по суті, є розв’язком контактної задачі про згин, зосереджений силою p нескінченої пружної балки на пружній, защемленій на одній грані смузі (аналог задачі герсеванова мачерета) [4], з початковими (залишковими) напруженнями. після ряду перетворень [2, 3] одержимо наступні вирази для компонент вектора переміщень і тензора деформацій: для рівних коренів         2021 nn :                                      2 11 2 1 1 2 10 1 1144 11 112 , chszch n t shss lmc i zyu j                                                   1 10111 1 2 0 1 n t sszzchz n t shs n t                                                                dezch n t s z zsh s n t yi 11 11 1 1 1 1 1 1 . (1)                                         131 1 1 1 11441 1 112 12 , zch n t s lmcn m zyu                                             1 2 1 1 1 101111 1 0 n t chs z zsh nzzshzs n t n               dezch n t shs yi 1111 1 2 0 . (2)                              0 1 2 10110 1144 1122 2 1 , s n t chsnzchn lmc zyq                                                 1 1 61 1 1111 1 2 z zsh n t szzshz n t sh                           dezch n t sn yi 1111 1 10 . (3) підсилена пружна смуга з початковими напруженнями під дією вертикальної сили проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 31                                   100111 1 10 1 144 1121 2 1 , ssnzzshz n t sn n mci zyq                                                             1 2 0 1 2 11 11 2 01 1 2 n t shs n t chs n t n t shss n t ch                                            dezch n t shs n t chsn z zsh yi 11 11 1 2 0 1 2 10 1 1 . (4) для нерівних коренів         2021 nn :                                                  22 1014 1 0110 2 10111 22 , shszch n t sss n t hcsn i zyu                                   0310124 1 11 1 2 0 1 ssszzch n t s n t chs n t                                          de z zsh s n t zsh n t yi 11 2 1 2 312 1 12 1 . (5)                                                 312 1 12 1 03100 1 1 112 2 , s n t zch n t sssn n m zyu                                          221014 1 0110 1 1121 2 shszshn t sss n t chszzchs                                   de z zsh s n t s n t yi 11 2 1 2 4 1 11 1 . (6)                                                    14 1 0110 2 10 1144 1122 22 1 , zch n t sss n t chsn lmc zyq                                          310124 1 11 1 2 0 1 22 10 sszzchs n t s n t chs n t shs                                             de z zsh ss n t zsh n t s yi 112 1 2 312 1 12 1 0 . (7) підсилена пружна смуга з початковими напруженнями під дією вертикальної сили проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 32 рис. 2 – контактна взаємодія під дією вертикальної сили у випадку потенціалу бартенева-хазановича рис. 3 – контактна взаємодія під дією вертикальної сили у випадку потенціалу трелоара                                                     312 1 12 1 03100 1 144 1121 1 2 1 , s n t zch n t sssn n mc zyq                                     221014 1 0110 2 2120 2 shszshn t sss n t chszzchs підсилена пружна смуга з початковими напруженнями під дією вертикальної сили проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 33                                              de z zsh s n t s n t chs n t yi 11 2 1 2 04 1 11 1 2 0 1 . (8) для конкретних пружних потенціалів: бартенєва – хазановича і трелоара згідно формул [2, 3] проведено розрахунки і побудовано графіки (рис. 2 і рис. 3). тут  tq p h – безрозмірні контактні тангенціальні напруження. значення: 1 = 1 (на графіках пунктирна лінія) – відповідають класичній теорії пружності співпадає з результатам роботи [4]; 1 = 0,7; 0,8;0,9 – відповідають початковим напруженням стиску; 1 = 1,1; 1,2; 1,3 – відповідають початковим напруженням розтягу; t – безрозмірна координата початкового напруженого стану в пружних смугах з початковими напруженнями. висновки дослідження, які розкриває стаття, дають можливість узагальнити висновки щодо впливу початкових напружень на закон розподілу контактних зусиль під нескінченним стрингером. 1. зокрема, беручи до уваги загальний випадок при рівних і нерівних коренях визначального рівняння [1] при розгляді класу задач саме в рамках лінеаризованої теорії пружності, запропоновано загальний метод їхнього розв’язування. це дає можливість отримати розв’язок поставлених задач при умові, що відомий розв’язок аналогічних лінійних (без початкових напружень) задач. 2. контактні напруження по лінії контакту з стрингером суттєво залежать від початкових напружень. у порівнянні з більш жорсткими матеріалами, саме у високо еластичних матеріалах проявляється більш суттєвий вплив кількісного характеру початкових напружень. 3. при наближені початкових напружень до значення, що відповідає поверхневій нестійкості, виникають явища «резонансного» характеру, які полягають в тому, що напруження і переміщення в області контакту різко змінюють свої величини, а пружні смуги з початковими напруженнями перебувають в стані нейтральної рівноваги. література 1. гузь а.н. контактна взаємодія тіл з початковими напруженнями / а.н. гузь, с.ю. бабич, в.б. рудницький / вища школа. – к., 1995. – 305 с. 2. дихтярук н.н. о равновесии полосы с начальными напряжениями, усиленной упругими накладками / н.н. дихтярук // прикл. механика. – 2004. – № 3. – с. 63 – 70. 3. рудницкий в.б. упругая полоса с начальными напряжениями, усиленная упругими накладками / в.б. рудницкий, н.н. дихтярук // прикладная механика. – 2002. – № 11. – с. 81 88. 4. герсеванов и.м. к вопросу о бесконечно длинной балке на упругой почве, нагруженной силой / и.м. герсеванов, я.а. мачерет // гидротехническое строительство. – 1935. – № 10. – с. 15 – 23. надійшла в редакцію 31.05.2018 підсилена пружна смуга з початковими напруженнями під дією вертикальної сили проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 34 dihtiaruk n.n., kurinienko o.v. inflammatory influenza influenced because of a vertical force. in the plane of the linearized theory of elasticity, a plane contact problem is considered about the interaction of an elastic band with initial stresses with an elastic overlay, which is under the action of vertical forces. the influence of initial stresses on the law of distribution of contact forces along the contact line is established. the calculations and graphs for the potentials of the simplest structure: harmonic, bartenev-khazanovich and treloara were constructed. the main guestion is confined in founding out of influence of initial stresses in the band of the law distribution of vertical reactions of interaction between the band with initial stresses and stringers that reinforce the last. based on the assumption that the stringers are loaded at the same time vertical forces, a fair model of the bending beam in combination with horizontal tension rod, the problem is formulated mathematically as a system of integro-differential equations relative to the unknown contact stresses. using fourier transforms, the system is solved inclosed form. expressions of the stresses are represented by fourier integrals rather simple structure. the influence of initial stresses on the distribution of the contact stresses and the identified effects of concentrated loads. stresses in the band are not researching but the formulas that are needed for this are received naturally during problem is standed: received main singular integro-differential equations and on it base formulated general method of considered class of problems solution. under studied investigations engineering recommendations for constructors are formulated. key words: linear elasticity theory, initial (residual) stresses, contact problems, integral fourier transformations. refereces 1. kontaktna vzayemodiya til z pochatkovimi napruzhennyami. a.n. guz, s.yu. babich, v.b. rudnickij. visha shkola. k., 1995. 305 s. 2. o ravnovesii polosy s nachalnymi napryazheniyami, usilennoj uprugimi nakladkami. n.n. dihtyaruk. prikl. mehanika. 2004. № 3. s. 63 – 70. 3. uprugaya polosa s nachalnymi napryazheniyami, usilennaya uprugimi nakladkami. v.b. rudnickij, n.n. dihtyaruk. prikladnaya mehanika. 2002. № 11. s. 81 – 88. 4. k voprosu o beskonechno dlinnoj balke na uprugoj pochve, nagruzhennoj siloj. i.m. gersevanov, ya.a. macheret. gidrotehnicheskoe stroitelstvo. 1935. № 10. s. 15 – 23. зависимость мощности привода механизма передвижения от положения тележки проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 124 бондаренко л.м., довбня м.п., бобырь д.в. днепропетровский национальный университет ж/д транспорта им. ак. в. лазаряна, г. днепропетровск, украина e-mail: dmitrob@ua.fm зависимость мощности привода механизма передвижения от положения тележки удк 621.873 с использованием аналитических зависимостей для определения коэффициента трения качения, зависящего от величины полуширины пятна контакта между колесом и рельсом, определена аналитическая зависимость статического и динамического сопротивления передвижению на прямолинейном участке пути от положения тележки в пролете. получено, что мощность двигателей, определенная предлагаемым способом примерно на 20 % выше, чем по существующим формулам. доказано, что мощность привода тележки можно определять при ее положении в середине пролета, так как мощности одинаковы и при других положениях тележки в пролете. ключевые слова: мощность привода, коэффициент трения качения. введение составляющая сопротивления от чистого качения колеса по рельсу предполагает прямую зависимость сопротивления от нагрузки. поэтому, ее величина определяется из выражения   d k qgw 2  , где g и q – вес конструкции и груза; k – коэффициент трения качения; d – диаметр колеса. коэффициент трения качения при этом принимается в зависимости от диаметра колеса и, например, при диаметрах 400, 500, 560 и 630 мм его величина при скругленной головке рельса равна 0,6 мм [1]. отбрасывая ошибочную теорию рейнольдса о том, что главным источником сопротивлению качения является трение скольжения в месте контакта, отметим, что аналитическая зависимость для определения коэффициента трения качения не могла быть получена до решения герцем в 1881-1882 г.г. задачи о контактных напряжениях и деформациях. после, опираясь на решение герца, табор в 1955 г. [2] получил эти зависимости от полуширины пятна контакта и гистерезисных потерь. однако, наличие в них последних привело к невозможности их практического применения, поскольку неизвестен способ их определения. в [3] получены экспериментально-аналитические зависимости определяющие коэффициент трения качения как при точечном, так и при линейном контактах в которых коэффициент гистерезисных потерь находится аналитически. цель и постановка задачи с использованием аналитической зависимости для определения коэффициента трения качения, зависящего от величины полуширины пятна контакта между колесом и рельсом, найти аналитическую зависимость статического и динамического сопротивления передвижению на прямолинейном участке пути от положения тележки. материал исследований для решения задачи воспользуемся параметрами, приведенными в [4]. примем колесо цилиндрическим с диаметром d = к2r = 630 мм, рельс кр70 с радиусом закругления головки pr = 400 мм, диаметр цапфы d 120 мм, приведенный коэффициент трения подшипников μ 0,015 (роликовые подшипники), коэффициент, учитывающий трение реборд pk = 1,5. при схеме касания «цилиндры со взаимно пересекающимися осями» полуширина пятна контакта в случае равенства модулей упругости e материалов колес и рельса и равенстве коэффициента пуассона 0,3, полуширина пятна контакта согласно теории контактных деформаций герца [5] рк рк в rr rr r e nb    397,1 , (1) зависимость мощности привода механизма передвижения от положения тележки проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 125 где r – прижимающая к рельсу сила колеса; вn – коэффициент, зависящий от отношения коэффициентов уравнения эллипса касания, являющийся функцией отношения рк rr / и равен 0,93. найдя опорные реакции опор а и в в зависимости от положения тележки в пролете найдем по формуле (1) полуширину пятна контакта и соответствующие ей коэффициенты трения качения. при точечном контакте коэффициент трения качения определяется из выражения [3]: к2,016,0 rbek  , (2) где кr – в метрах. схема к расчету нагрузок на ходовые колеса показана на рис. 1. в отличие от [4] здесь вес кабины включен в вес тележки. рис. 1 – схема к расчету нагрузок на ходовые колеса: 1, 2, …, 7 – расчетные положения тележки отметим, что полученная табором формула, аналогичная (2) имеет вид: 16 3 α b k  , где α – коэффициент гистерезисных потерь, и при кr = 0,5 м по (2) α18,0 bk  , т.е. можно считать, что экспонента здесь и представляет α . приводимая в [6] формула bk 1,0 представляет явно заниженную величину и очевидна получена для малых радиусах при проведении экспериментов или при недостаточных деформациях. на рис. 2, а, б показаны зависимости от положения тележки в пролете (согласно рис. 1) нагрузки на одно колесо опор а и в, а также соответствующие им коэффициенты трения качения. а б рис. 2 – зависимости от положения тележки в пролете (1, 2, …, 7, рис. 1): 1, 2 – нагрузок на одно колесо опор а и в; 3, 4 – то же от двух колес; 5 – суммарная нагрузка (а); 6, 7 – коэффициенты трения качения колес опор а и в; 8, 9 – сопротивление чистому качению колес опор а и в; 10 – сопротивление передвижению крана от чистого качения зависимость мощности привода механизма передвижения от положения тележки проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 126 отметим, что полученная табором формула (2), при точечном контакте имеет вид 16α3bk  , где α – коэффициент гистерезисных потерь и при кr = 0,5 м по (2) α18,0 bk  и можно утверждать, что экспонента и представляет собой коэффициент гистерезисных потерь. приводимая в [6] эта формула, представляет явно заниженную величину и это, очевидно, связано с малыми диаметрами при испытаниях или малыми контактными деформациями. из рис. 2, б видно, что минимальная величина коэффициента трения качения соответствует минимальному давлению колеса на рельс и равны mink 0,76 мм, а максимальная максимальному давлению и равна maxk 1,05 мм, при рекомендуемой величине в случае d 630 мм ck 0,6 мм [1]. с учетом этих значений k и величинах максимального давления колеса на рельс ar 128,73 кн и минимального br 49,27 кн сопротивление чистому качению колес опор а и в составит: aw 854,8 н и bw 238,7 н. мощность двигателей опор а и в с учетом трения в подшипниках составит  пvwn aa 100 η =2316 ∙ 1,3/1000 ∙ 0,85 = 3,54 квт;  η100пvwn bb 800∙1,3/1000 ∙ 0,85 = 1,22 квт. с учетом трения реборд мощность двигателей опор а и в составит: тan 3,54∙1,5=5,31 квт, тbn 1,22∙1,5=1,83 квт. суммарная мощность двигателей смn 7,14 квт. статическая мощность двигателей опор а и в    смс 6,05,0 nn  0,55∙7,14=3,93 квт. если тележка находится в середине пролета, то срn 2∙0,55∙2304∙1,3/1000 η = 3,87 квт. согласно нормативной методике статическая мощность двигателя нn 2,13 квт, а динамическая (с учетом динамических нагрузок при пуске) ндn 9,3 квт. динамическая мощность выше полученных статистических величин:  ba nn дд 11,1 квт, а срдn 11,0 квт. таким образом, нормативная величина мощности (из-за разности коэффициента трения качения) оказалась примерно на 20 % меньше полученной по предлагаемому способу. выводы анализ полученных зависимостей и приведенных графиков позволяет сделать следующие выводы и предложения: предлагаемый способ определения мощности двигателей механизмов передвижения предполагает использование классической теории герца по определению контактных деформаций и аналитической зависимости табора по определению коэффициента трения качения; мощность двигателей, полученная предлагаемым способом оказывается (для данного примера) примерно на 20% выше, чем по существующим формулам; при тележке с грузом, расположенной в середине пролета мощность двигателей равна их суммарновеличине при других положениях тележки, поэтому мощность привода можно определять при положении тележки в середине пролета. литература 1. справочник по кранам: в 2 т. т. 2 / александров а. п., гохберг м. м., ковин а. а. и др. – л.: машиностроение, 1988. – 559 с. 2. джонсон к. механика контактного взаимодействия. – м.: мир, 1989. – 510 с. 3. бондаренко л. м., довбня м. п., ловейкін в. с. деформаційні опори в машинах. – дніпропетровськ: дніпро val, 2002. – 200 с. 4. иванченко ф. к., бондарев в. с., колесник н. н. и др. расчеты грузоподъемных и транспортирующих машин. – к.: вища школа, 1975. – 520 с. 5. справочник по сопротивлению материалов / писаренко г. с., яковлев а. п., матвеев в. в. – к.:наукова думка, 1975. – 725 с. 6. ковальский б. с. вопросы передвижения мостовых кранов. – луганск: издательство вну, 2000. – 63 с. поступила в редакцію 04.12.2015 зависимость мощности привода механизма передвижения от положения тележки проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 127 bondarenko l.n, dovbnya n.p., bobyr d.v. dependence of the power drive of the mechanism moves from the position of the truck. using the analytical dependence for determination of the coefficient of rolling friction, depending on the size of half width of the contact between wheel and rail, to find an analytical dependence of the static and dynamic resistance movement of the overhead crane on straight sections of the path from the position of truck in the span. the proposed method of determining the engine power mechanisms of movement overhead cranes involves the use of the classical theory of hertz contact deformation by definition and analysis, depending on the definition of tabor rolling friction coefficient. engine power, the inventive method is (for this example) is approximately 20 % higher than the existing formulas. when a truck with a load located in the middle of the span of their engine power is equal to the total value under other provisions of the truck, so the drive power can be determined at the position of truck in the middle of the span. keywords: overhead crane, the drive power, coefficient of rolling friction. references 1. spravochnik po kranam: v 2 t. t. 2, alexanderov a. p., gokhberg m. m., kovin a. a. i dr l.: mashinostroenie, 1988, 559. 2. johnson k. mehanika kontaktnogo vzaimodeistviia. m.: mir, 1989, 510. 3. bondarenko l. m., dovbnia m. p., lovei`kіn v. deformatcіi`nі opori v mashinakh. dnіpropetrovs`k: dnіpro, val, 2002, 200. 4. ivanchenko f. k., bondarev v. , kolesnik n. n. i dr. raschety` gruzopod``emny`kh i transportiruiushchikh mashin. k.: vishcha shkola, 1975, 520. 5. spravochnik po soprotivleniiu materialov, pisarenko g., iakovlev a. p., matveev v. v k.:naukova dumka, 1975, 725. 6. kovalskii b. voprosy` peredvizheniia mostovy`kh kranov lugansk: izdatel`stvo vnu, 2000, 63. моделювання трибоконтактних параметрів опор ковзання двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 46 рудик о.ю., диха к.о., ладунець в.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com моделювання трибоконтактних параметрів опор ковзання двигуна внутрішнього згорання удк 621.891 в роботі розглянута методика моделювання трибоконтактних параметрів підшипників ковзання розподільного валу двигуна внутрішнього згорання за допомогою програми solid works. побудована скінченоелементна модель досліджуваного вузла тертя. визначені діючі напруження у спряжених елементах корпусу і валу. розраховані значення дуги контакту в підшипнику, побудований розподіл контактного тиску в опорі ковзання двигуна. ключові слова: двигун, підшипник ковзання, метод скінчених елементів, solid worksю дуга контакту, напруження, контактний тиск вступ та постановка завдання досліджень однією з основних характеристик якості транспортно-технологічних машин та їх агрегатів є надійність, яка відображає службові властивості зазначених об'єктів, що закладаються при проектуванні й виробництві машин, реалізуються в експлуатації й відновляються за допомогою ремонту. проблема підвищення надійності одна з найважливіших у машинобудуванні. підшипники ковзання є одним з найважливіших структурних елементів машин та складають основну частку вузлів тертя. відмови техніки, як правило, відбуваються внаслідок відмов підшипників і, таким чином, обмежують довговічність машини в цілому. в теперешній час час традиційна методологія взаємозв'язку теорії та експерименту доповнюється принципами комп'ютерного моделювання живучості трибосистеми ковзання. ця нова ефективна процедура дає можливість цілісного вивчення поведінки найскладніших систем як природних, так і створюваних для перевірки теоретичних гіпотез. технологічний процес в області обчислювальної техніки суттєво змінив погляди на постановку та розв‘язання інженерних задач. останнім часом все більшого поширення набувають чисельні методи розрахунку складних фізичних систем за допомогою програмних комплексів. особливу популярність як серед науковців, так й інженерів-виробничників отримав solidworks [1, 2]. даний могутній засіб проектування відчутно покращив стандарти інженерних проектів та методологію цього процесу у багатьох сферах і дозволяє побудувати точну модель деталі й методом скінченних елементів (мсе) визначити експлуатаційні параметри (додаток solidworks simulation), які виникають у ній за конкретних умов експлуатації. в solidworks simulation прикладаються до деталей рівномірні або нерівномірні тиски в будьякому напрямі, сили із змінним розподілом, гравітаційні та відцентрові навантаження, опорні та дистанційні сили; знаходиться оптимальний розв‘язок, який відповідає обмеженням геометрії та поведінки; якщо допущення лінійного статичного аналізу незастосовні, застосовують нелінійний аналіз; будуються епюри результатів. розрахункова модель та умови навантажень механізм газорозподілу двз складається з таких основних деталей та вузлів: розподільного вала та його приводу, штовхачів, штанг, коромисел, впускних та випускних клапанів. підшипникові вузли газорозподільного механізму забезпечують стабільність роботи двигуна [3]. основним фактором, що впливає на зношування підшипників є умови навантаженння і зокрема величина контактного тиску між шийкою валу та корпусом підшипника. найбільше навантаження підшипників розподільного вала двигуна здійснюється під дією пружин клапанів в момент, коли впускний і випускний клапани відповідних циліндрів повністю відкриті, а пружини максимально стиснуті. для грм двигуна автомобіля ваз сила максимально стиснутих пружин кожного клапана складає 740 н [4]. навантаження підшипників шийок розподільного вала повністю закритих клапанів за наявності теплового зазору між п’яткою рокера і стержнем клапана дорівнює нулю. матеріалом для виготовлення корпусу підшипників ковзання є ливарний алюмінієвий сплав ал35 гост 1583-93, для якого границя міцності на розтяг 186 мпа. з бібліотеки solidworks вибрано ливарний алюмінієвий сплав ал2 з границею міцності на розтяг 175 мпа. для моделювання навантажень, які діють на корпус підшипників, була побудована модель розподільного вала (рис. 1) з прикладеними до нього навантаженнями (сили дії двох пружин від двох відк моделювання трибоконтактних параметрів опор ковзання двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 47 ритих клапанів і сили натягу ланцюга у 100 н). усі розрахунки проводились при “нульовому” контакті між корпусом і розподільним валом. рис. 1 – модель розподільного вала з прикладеними до нього навантаженнями рис. 2 – скінченоелементна сітка на корпусі підшипників в результаті виконання симуляції отримані наступні результати, які зведено в табл. 1. сітка на корпусі підшипників наведена на рис. 2. таблиця 1 параметри сітки на корпусі підшипників тип сітки сітка на твердому тілі усього вузлів 41018 використовувана розбивка стандартна сітка усього елементів 22093 точки якобіана 4 точки максимальне співвідношення сторін 31,669 розмір елемента 9.93425 mm % елементів з співвідношенням сторін < 3 63,2 допуск 0.496713 mm % елементів з співвідношеннямсторін > 10 1,99 якість сітки висока % перекручених елементів (якобіан) 0 таким чином, для корпуса підшипників при шкалі деформації 14204,6 розрахунками отримано: максимальне напруження von mises 7,131  мпа знаходиться у вузлі № 30050 (рис. 3). рис. 3 – величини напружень в корпусів підшипників максимальне результуюче переміщення ures 2, 903h  мкм знаходиться у вузлі № 4669. максимальна еквівалентна деформація estrn 56, 229 10   знаходиться в елементі № 7547. мінімальний коефіцієнт запасу міцності fos 3, 86k  знаходиться у вузлі № 29981. найбільш відповідальною частиною корпуса є четвертий підшипник, так як він найбільш навантажений при даному положенні розподільного вала. система solidworks simulation дозволяє детальніше дослідити цей елемент за допомогою зондування (рис. 3). в результаті зондування отримані наступні результати. мінімальний коефіцієнт запасу міцності в підшипнику 14, 769k  .максимальне значення еквівалентної деформації 52, 075 10   . максимальне переміщення 1, 842h  . максимальне напруження 1, 871  . середнє значення контактного тиску 0, 554p  . моделювання трибоконтактних параметрів опор ковзання двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 48 при “нульовому” зазорі визначено максимальне значення прогину корпусу підшипників, яке у підшипнику № 4 становило 1,84 мкм (рис. 4). рис. 4 – зондування 4-го підшипника рис. 5 – ввизначення величини прогину корпусу підшипників для розподільного вала при шкалі деформації 12001,7 розрахунками отримано наступні характеристики. максимальне напруження von mises 6, 5455  мпа знаходиться у вузлі № 15222 (рис. 6). максимальне результуюче переміщення ures 3, 539h  мкм знаходиться у вузлі № 12883. максимальна еквівалентна деформація estrin 55, 3269 10   в елементі № 10554. при “нульовому” зазорі зондуванням визначена максимальна стріла прогину розподільного вала, яка становить 3,4 мкм. рис. 6 – величини напружень в розподільному валу у системі solidworks simulation проведено аналіз контактної взаємодії корпуса підшипників з розподільним валом (рис. 7). для розрахунку зносу підшипників ковзання важливим є чисельне значення розмірів дуги контакту цапфи (розподільний вал) і втулки (корпус підшипників). при умовному нульовому зазорі розрахований кут контакту складав 176. рис. 7 – аналіз контактної взаємодії корпуса з підшипником рис. 8 – аналіз підшипника №4 методом зондування (15 точок) був визначений розподіл контактного тиску у радіальному напрямку підшипника № 4 (зміщення діаграми від центральної осі пояснюється деформацією корпуса підшипників, який виникає внаслідок перекосу розподільного вала, а також несиметричним розташуванням діючих сил – рис. 8). розподіл тиску у радіальному напрямку підшипника № 4 наведено на рис. 9. моделювання трибоконтактних параметрів опор ковзання двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 49 рис. 9 – контактний тиск в підшипнику №4 рис. 10 – розподіл контактного тиску по дузі контакту за допомогою програми solidworks побудований також графік тиску в полярних координатах по дузі контакту валу і корпусу підшипника (рис. 10). цей графік дає більш наочне зображення розподілу тиску відносно поверхні підшипника. висновок запропонована методика моделювання трибоконтактних параметрів підшипників ковзання розподільного валу двигуна внутрішнього зорання за допомогою програми solid works. побудована скінчено-елементна модель досліджуваного вузла тертя. визначені діючі напруження у спряжених елементах корпусу і валу. розраховані значення дуги контакту в підшипнику, побудований розподіл контактного тиску в опорі ковзання двигуна. література 1. 3d cad design software solidworks [електронний ресурс]. – режим доступу : http://www.solidworks.com. 2. алямовский а.а. solidworks simulation. как решать практические задачи / а.а. алямовский. – бхв-петербург, 2012. – 448 с. 3. диха, о.в. до методики розрахунку режиму тертя у змащених циліндричних опорах ковзання / о. в. диха // проблеми трибології. – 2010. – №4. – с. 117-121. 4. вельбой в.п. аналіз умов навантаження та мащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз / в.п. вельбой, к.о. диха, бабак о.п. // проблемы трибологии. – 2016. – №.2 – с. 97 103. поступила в редакцію12.12.2017 моделювання трибоконтактних параметрів опор ковзання двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 50 rudyk o.y., dykha k.o., ladunets v.o. modeling of the tribocontact parameters of the sliding bearings of the engine. in the paper the method of modeling of tribo-contact parameters of the bearings of sliding of the camshaft of the engine of internal plowing using the solid works program is considered. the finite-element model of the friction node is constructed. the operating stresses in the conjugate elements of the housing and the shaft are determined. the values of the arc of contact in the bearing are calculated, the distribution of the contact pressure in the propellant support of the engine is constructed. key words: engine, slide bearing, finite element method, solid works, contact arc, on-elastic, contact pressure. references 1. 3d cad design software solidworks [elektronniy resurs]. rejim dostupu. http://www.solidworks.com. 2. alyamovskiy a.a. solidworks simulation. kak reshat prakticheskie zadachi. a.a. alyamovskiy. bhv-peterburg, 2012. 448 s. 3. diha, o.v. do metodiki rozrahunku rejimu tertya u zmaschenih tsilіndrichnih oporah kovzannya. o. v. diha. problemi tribologії. 2010. №4. s. 117-121. 4. velboy v.p. analіz umov navantajennya ta maschennya pіdshipnikovih sistem kovzannya mehanіzmіv gazorozpodіlu dvz. v.p. velboy, k.o. diha, babak o.p. problemyi tribologii. 2016. №.2 s. 97 – 103. підвищення ресурсу роботи та методи відновлення елементів пожежного обладнання захисними евтектичними покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 74 пашечко м.і.,* бережанський т.г.** *люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща **львівський державний університет бжд, м. львів, україна e-mail: berezhansky90@gmail.com підвищення ресурсу роботи та методи відновлення елементів пожежного обладнання захисними евтектичними покриттями удк 669.018.25 для виконання завдання з метою рятування людей і матеріальних цінностей рятувальниками дснс використовується різноманітне обладнання та спеціальні засоби, від надійності яких залежить не тільки життя потерпілих, а й самих рятувальників. сьогодні у пожежно-рятувальних підрозділах україни часто використовуються техніка та обладнання, у яких вийшов термін експлуатації або ресурс роботи та деталі і робочі органи яких є частково зношеними. використання захисних покриттів на основі евтектичних сплавів fe-mn-c-b-si легованих cr дозволяє підвищити зносостійкість пожежної та аварійно-рятувальної техніки, а також нанесення цих матеріалів методом наплавлення gma (mag) дозволяє відновлювати частково зношені, або пошкоджені робочі елементи та деталі, що є більш економічно-вигідним ніж заміна цих деталей на нові. при наплавленні захисне покриття прилягає щільно та утворює щільний зв’язок з матеріалом підкладки без відшарувань та значних дефектів. ключові слова: евтектичні покриття, тертя, зносостійкість, сегрегація, аварійно-рятувальне обладнання. постановка проблеми сьогодні в україні завдання рятування людей та матеріальних цінностей під час надзвичайних ситуацій техногенного та природного характеру, покладено на рятувальні підрозділи дснс. для виконання цих завдань рятувальники використовують різноманітне обладнання та спеціальні засоби, від надійності яких залежить не тільки життя потерпілих, а й самих рятувальників. за даними національної доповіді про стан техногенної та природної безпеки в україні: «понад 75 % автомобільної та пожежно-рятувальної техніки складають зразки з термінами експлуатації від 15 до 45 років та потребують капітального ремонту або списання». забезпечення аварійно рятувальних підрозділів новою технікою та обладнанням, а також повна заміна всіх зношених деталей є надзвичайно матеріально затратними. тому розробка методів підвищення зносостійкості та збільшення ресурсу роботи робочих органів пожежної техніки та аварійнорятувального обладнання, а також відновлення частково зношених, або пошкоджених частини, є актуальним завданням на сьогодні. метою роботи є нанесення на робочі органи гідравлічних ножиць зносостійких покриттів, які б дозволили продовжити ресурс роботи даної пожежної техніки та дали б змогу відновлювати частково зношені робочі органи. аналіз останніх досліджень аналізуючи порошкові матеріали та зносостійкі покриття, які широко використовуються у промисловості, встановлено, що розроблені проф. м.і. пашечком евтектичні покриття системи fe-mn-c-bsi-ni-cr [1], які можна наносити на поверхню металів методом дугового, плазмового наплавлення та методом напилення, а також іншими перспективними методами, порівняно із серійними покриттями, одержаними із порошкових сплавів пг-ср3, пг-10н-01 (порошок-аналог 10009 "боротак", фірми кастолін, швейцарія), та пг-12н-01, характеризуються у 2-10 і більше разів вищою зносостійкістю [2, 5]. виклад основного матеріалу прикладом аварійно-рятувального обладнання, яке застосовується рятувальниками при надзвичайних ситуаціях є гідравлічні ножиці. гідравлічні ножиці вітчизняного виробництва, які перебувають на озброєнні пожежно-рятувальних підрозділів україни є «гідрум» н-32. загальний вигляд ножиць з гідравлічним приводом н-32 представлений на рис. 1. ножиці н-32 призначені для руйнування металевих профілів та смуг в умовах, коли неприпустиме вогневе різання [3]. ножиці н-32 складаються з ріжучого вузла та гідроприводу. робочими органами гідравлічних ножиць є ніж та упор, які розташовуються на кінцях важелів. ножиці призначені для перекусування стрижнів круглого та прямокутного перерізу. згідно з паспортом ресурс роботи ножиць «гідрум» н-32 становить 3 роки. підвищення ресурсу роботи та методи відновлення елементів пожежного обладнання захисними евтектичними покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 75 рис. 1 – загальний вигляд ножиць н-32 одним з перспективних шляхів для підвищення зносостійкості деталей машин і механізмів є створення і нанесення захисних евтектичних покриттів. пожежна і аварійно-рятувальна техніка та інструмент не є вийнятком. на основі літературних даних, для підвищення зносостійкості та продовження ресурсу роботи гідравлічних ножиць було вибрано евтектичні сплави на основі системи fe-mn-c-b-si леговані cr. легування cr дозоляє підвищити твердість даних покриттів, що в умовах використання цього інструменту є суттєвим, оскільки матеріал котрий доведеться перекусувати ножицями рятувальникам може бути різноманітним. на основі досліджень масового зношування, твердості, мікротвердості та нанотвердості евтектичних сплавів на основі ситеми fe-mn-c-b-si леговані cr [4], для підвищення зносостійкості, ресурсу роботи та довговічності робочих органів гідравлічних ножиць (ніж та упор), було обрано матеріал зі складом порошкового дроту в мас%: mn – 11,37; с – 0,9; b – 2,7; si – 2,48; s – 0,09; p – 0,028; cr – 18,2; fe – решта. склад матеріалу порошкового дроту подано на отримання патенту. при дослідженні даний матеріал відзначався найменшим масовим зношуванням при великих навантаженнях серед досліджуваних. порошковий дріт з матеріалом даного складу був виготовлений в інституті зварювання в глівіцах (польща). порошкові дроти для наплавлення методом gma (mag) можуть виконуватись діаметром від 1,2 до 4,0 мм. відсоток заповнення смуги становить від 25 до 42 %. після виготовлення порошкових дротів, даний матеріал було нанесено на робочі органи гідравлічних ножиць н-32 методом наплавлення gma (mag). властивості наплавлених покриттів залежать не тільки від складу наплавленого металу, але також і від технології наплавлення, яка може значно змінити структуру матеріалу наплавлення, що в свою чергу впливає на його продуктивність. для отримання покриттів було використано метод дугового наплавлення в газовій атмосфері аргону gma (mag). наплавлення проводились на установці pro evolution kemppi, яка представлена на рис. 2. рис. 2 – установка pro evolution kemppi pro evolution kemppi являє собою модульну систему зварювання з цифровим управлінням. призначена для зварювання або наплавлення методами mig/mag (gma), tig і mma. матеріалом підкладки було взято сталі сталь 45 з якої виконані ріжучі елементи ножиць. наплавлення проводилось в напівавтоматичному режимі. сила струму наплавлення становила ~ 270 а. напруга ~ 30в. товщина зварних швів – 4 5 мм. підвищення ресурсу роботи та методи відновлення елементів пожежного обладнання захисними евтектичними покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 76 вигляд робочих органів гідравлічних ножиць н-32 після нанесення захисного покриття з евтектичного сплаву на основі системи fe-mn-c-b-si леговані cr вищевказаного складу та після шліфування представлено на рис. 3. а б в рис. 3 – робочі органи ножиць н-32 з наплавленим покриттям. робоча пара (а), ніж (б), упор (в) після наплавлення захисного покриття на основі евтектичного сплаву системи fe-mn-c-b-si легованого cr для визначення якості наплавки та виявлення можливих дефектів було проведено томографію поверхні наплавленого покриття. томографія поверхні захисного покриття представлена на рис. 4. а б в рис. 4 – томографія поверхні робочих органів ножиць н-32 з захисним покриттям ніж (а, б), упор (в) підвищення ресурсу роботи та методи відновлення елементів пожежного обладнання захисними евтектичними покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 77 після проведення томографії виявлено, що захисне покриття прилягає щільно та утворює міцний зв’язок з матеріалом підкладки. відшарування шарів не виявлено. в налавленні на ніж виявлено пустоту довжиною 1,155 мм, яка є наслідком потрапляння повітря під час наплавлення, але вона не буде суттєво впливати на роботу робочих органів гідравлічних ножиць н-32 та на механізм зношування. товщина наплавки захисного покриття на упор ножиць складає близько 4 мм. висновки отримані результати досліджень та літературні дані вказують на те, що покриття з евтектичного сплаву fe-mn-c-b-si легованиого cr можуть бути застосовані на робочих органах пожежного та аварійно-рятувального інструменту, які працюють в умовах великих навантажень і недостатньому змащенні. взаємодія наплавленого шару та матеріалу підкладки відбувається без відшарувань та без значних дефектів. утворені в процесі експлуатації гідравлічних ножиць вторинні структури, збільшують їх зносостійкість. метод наплавлення захисних евтектичних покриттів на основі системи fe-mn-c-b-si легованиого cr дозволяє підвищити зносостійкість робочих органів пожежного та аварійно-рятувального обладнання, а як наслідок підвищити довговічність цього інструменту та збільшити ресурс його роботи. також за допомогою наплавлення методом gma (mag), можна здійснювати часткове або повне відновлення зношених або пошкоджених робочих органів покриттями з евтектичного сплаву на основі системи fe-mn-c-b-si легованих cr, як альтернативу заміні цих елементів на нові, що є економічно доцільним. дане покриття можна застосовувати також на інших ріжучих, подрібнюючих та елементах пожежного та аварійно-рятувального обладнання. беручи до уваги відносно невисоку вартість евтектичних покриттів на основі заліза, такі способи є економічно вигідними. література 1. pashechko m., lenik k. segregation of atoms of the eutectic alloys fe-mn-c-b at friction wear/ m. pashechko, k. lenik // journal of achivements in materials and manufacturing engineering. – 2006. – volume 18. – с. 467-470. 2. поверхневе руйнування та зміцнення матеріалів / м.і. пашечко, м.в. чернець, м. опеляк, г. комста. – львів : «євросвіт». – 2005. – 384 с. 3. гідравлічне аварійно-рятувальне обладнання / а.г. ренкас, м.і. сичевський, придатко о.в. – львів: «сполом» 2008. – 175 с. 4. бережанський т.г. дослiдження властивостей покриттів на основі евтектичних si, ni, cr легованих сплавiв системи fe-mn-c-b, призначених пiдвищити зносостiйкість робочих органів пожежної техніки / т.г. бережанський // пожежна безпека: збірник наукових праць. – 2015. – № 26. – с. 13-18. 5. pashechko m., dziedzic k., barszcz m., zmiany struktury warstwy wierzchniej powłok ze stopów eutektycznych fe-mn-c-b-si-ni-cr po tarciu ze stalą c45, inżynieria powierzchni, 1/2012 s. 28-32. надійшла в редакцію 26.06.2018 підвищення ресурсу роботи та методи відновлення елементів пожежного обладнання захисними евтектичними покриттями проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 78 pashechko m., berezhanskyi t. improving resource recovery operation and methods elements fire equipment protective coatings eutectic. to perform the tasks in order to rescue people and valuables dsns rescuers used a variety of equipment and special tools, the reliability of which depends not only the lives of victims, but also of rescuers. today, the fire and rescue units ukraine frequently used equipment, which came lifetime or the lifetime of parts and working bodies which are partly worn. the use of protective coatings based on eutectic alloy fe-mn-cb-si alloy cr can increase the wear resistance of the fire and rescue equipment, as well as application of these materials by welding gma (mag) recovers partially worn, or damaged operating elements and details, is more economically advantageous than the replacement of parts with new ones. when surfacing sheeting tightly adjoins and forms a tight bond with the substrate material without significant defects and delaminations. key words: fire technique, eutectic coating, friction, wear resistance, segregation, rescue equipment. references 1. pashechko m., lenik k. segregation of atoms of the eutectic alloys fe-mn-c-b at friction wear/ m. pashechko, k. lenik. journal of achivements in materials and manufacturing engineering. 2006. volume 18. s. 467–470. 2. poverhneve ruynuvannya ta zmitsnennya materialiv. m.i. pashechko, m.v. chernets, m. opelyak, g. komsta. lviv. «evrosvit», 2005. 384 s. 3. gidravlichne avariyno-ryatuvalne obladnannya. a.g. renkas, m.i. sichevskiy, pridatko o.v. lviv. «spolom» 2008. 175 s. 4. berezhanskiy t.g. doslidzhennya vlastivostey pokrittiv na osnovi evtektichnih si, ni, cr legovanih splaviv sistemi fe-mn-c-b, priznachenih pidvischiti znosostiykist robochih organiv pozhezhnoyi tehniki. t.g. berezhanskiy. pozhezhna bezpeka: zbirnik naukovih prats. 2015. #26. s. 13–18. 5. pashechko m., dziedzic k., barszcz m., zmiany struktury warstwy wierzchniej powłok ze stopów eutektycznych fe-mn-c-b-si-ni-cr po tarciu ze stalą c45, inżynieria powierzchni, 1/2012 s. 28-32. вплив на фрикційні характеристики гальмівних пристроїв технологічного транспорту трибоелектричних явищ проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 37 криштопа с.і. івано франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано франківськ, україна е-mail: retes@mail.ru вплив на фрикційні характеристики гальмівних пристроїв технологічного транспорту трибоелектричних явищ удк 621.891 наведені результати експериментальних досліджень фрикційних характеристик контактів металополімерних пар тертя барабаннота стрічково колодкових гальм технологічного транспорту з урахуванням трибоелектричних явищ. ключові слова: металополімерні пари тертя, барабанно колодкове гальмо, стрічково колодкове гальмо, трибосистема, трибоелектричні процеси. вступ проблема з’ясування механізмів фрикційної взаємодії ще далека від остаточного вирішення. одна з причин пов’язана з тим, що в процесі тертя, внаслідок електричних явищ, які мають місце у фрикційному контакті металополімерних трибоспряжень, відбуваються істотні зміни властивостей поверхневих шарів металополімерних матеріалів, що суттєво впливає на їхні трибологічні характеристики. дослідженню трибоелектричних явищ металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв присвячено роботи значної кількості вчених, проте в багатьох дослідженнях наводиться суперечлива інформація, а цілий ряд питань трибоелектричної фрикційної взаємодії залишено поза увагою. зокрема дотепер не встановлені механізми впливу трибоелектричних явищ на знософрикційні властивості металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв. встановлення закономірностей трибоелектричної взаємодії пар тертя гальм є актуальним с точки зору реалізації нових методів підвищення знософрикційних властивостей металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв. мета і задачі роботи мета роботи – дослідження фрикційних властивостей поверхневих шарів металополімерних пар тертя, які перебувають в процесі механічної, теплової та електричної взаємодії, у фрикційних вузлах гальмівних пристроїв з урахуванням трибоелектричних явищ. для вирішення цілі виносяться такі задачі: дослідити контактну різницю потенціалів в парах тертя гальмівних пристроїв з урахуванням механічних і теплових градієнтів, що виникають у поверхневих шарах фрикційних пар; з’ясувати зв’язки імпульсних струмів у поверхневих шарах гальмівних пристроїв та температурних градієнтів в металополімерних структурах; встановити вплив на динамічні коефіцієнти тертя та гальмівні моменти електричних і теплових струмів на поверхнях тертя гальмівних пристроїв, зміни типів контактів поверхонь та напрямків імпульсів струмів в гальмівних парах технологічного транспорту. стан проблеми на сьогоднішній час достатньо широко проведені дослідження процесів тертя під час контакту двох металів, металів та напівпровідників. вивченню трибоелектричних процесів в парах тертя з шарами мастил значна увага приділена в роботі [1]. досліджуються електричні поля, які виникають в контакті за наявності змащувальних матеріалів та трибоелектричні процеси під час тертя зразків з металів. були встановлені величини циркулюючих трибострумів під час тертя з мастилами та без них для різних металів. з’ясовано, що при використанні засобів зниження трибострумів зносостійкість металів, в середньому, збільшувалась вдвічі. у [2] розглядались трибоелектричні процеси у фрикційних парах з однорідної сталі в умовах сухого тертя. аналізувались основні причини виникнення електричних струмів під час тертя та різання металів, вплив електричних властивостей, геометричних параметрів, режимів різання на величину електричних струмів. засоби для компенсації зношування металевих пар тертя шляхом використання електричних явищ для переміщення диспергованих частинок металів на поверхні фрикційного контакту розглядаються в роботі [3]. констатується обов’язкова наявність електричних полів під час фрикційного контакту пар «метал метал». значна увага дослідниками приділена електрохімічним процесам під час тертя. так, у [4] була поставлена задача розрахунку електричної провідності шорсткого контакту. та виконані дослідження вплив на фрикційні характеристики гальмівних пристроїв технологічного транспорту трибоелектричних явищ проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 38 електротермомеханічного зношування, які пояснені з електрохімічних позицій та встановлені зв’язки між зносостійкістю металів та величиною гальваноерс. у роботі розглядались електрохімічні процеси, що мали місце в контакті металів з рідинами та встановлені закономірності виділення та переміщення іонів та з електрохімічних позицій розглянуто зношування металевих поверхонь з врахуванням їх заземленого та ізольованого стану. запропоновані залежності для визначення електричного опору площі фактичного контакту. внаслідок складності визначення опору поверхневих плівок, встановлені закономірності є вірними, в основному, для благородних металів. дослідження трибоелектричних процесів в парах «полімер полімер» та «метал полімер» виконувались значно менш ґрунтовно. у [5] досліджувались електрична провідність в металополімерних парах тертя та з’ясовано, що провідність чистих полімерів є невисокою. але за наявністю деструкції, продуктів дисоціації та забруднень провідність полімерів різко зростає. механізм циркуляції електричних струмів через контакт вищезазначених фрикційних пар обумовлений проходженням електронів від матеріалу з меншою роботою виходу електронів до матеріалу з більшою роботою та характеристиками фрикційного контакту, чому також присвячений ряд робіт. так, в [6] вивчалась емісія електронів з поверхонь твердих тіл під час тертя. з’ясовано, що за даними роботи виходу електронів з поверхонь тертя можна оцінювати стан та дефекти поверхонь, а також визначати рівень поверхневої енергії. в роботі досліджувався вплив трибоелектричних явищ на руйнування полімерів під час фрикційної взаємодії. з’ясовано, що під час тертя відбувається руйнування молекул полімеру, що створює емісію електронів з поверхонь. ґрунтовно електричні властивості полімерів вивчались у [7]. з’ясовано, що провідність полімерів збільшується до двох порядків при наявності сполук меді, а сорбція полімером води також приводить до збільшення провідності полімерів на декілька порядків. встановлено, що провідність полімерів збільшується на порядки при перевищенні температури плавлення. у роботі наведений аналітичний опис циркулюючих струмів та вивчалась електрична провідність полімерів у залежності від зміни температур та тисків. трибоелектричні явища в металополімерних парах тертя суттєво впливають на процеси масопереносу та склад граничного шару, які, у свою чергу, визначають напрямки та величини трибострумів. так, в [8] наведений вплив явищ електризації на процеси масопереносу в металополімерних парах тертя. досліджувалось як утворення полімерних плівок на поверхні металів, так і перенесення металів на поверхню полімеру. але пояснення механізму зміни трибоерс немає, робляться тільки припущення. але експериментальні дані у роботах [7, 8] та ін. не завжди співпадали з теоретичними розрахунками. виділення нерозв’язаної раніше частини загальної проблеми необхідно зазначити, що аналіз відповідних джерел свідчіть про невизначеність механізмів трибоелектризації металополімерних пар тертя та суперечливість значної кількості відомих результатів досліджень. при цьому необхідно зазначити, що стан поверхні для полімерних накладок та металевих фрикційних елементів характеризується різною фізичною природою, а між трибоелектричними процесами та знософрикційними характеристиками, станом поверхонь металополімерних пар тертя на теперішній час існують досить неоднозначні, складні та суперечливі взаємозв’язки, які суттєво впливають на динамічні коефіцієнти тертя та гальмівні моменти. вибір об'єктів для випробувань, необхідного устаткування, вимірювальних приладів і апаратури експериментальні дослідження трибоелектричних процесів були проведені на спеціально створеному лабораторному стенді, що моделював стрічково колодкове гальмо технологічного транспорту та на серійному універсальному гальмівному стенді моделі ки-8964 госнити, що дозволяли досліджувати металополімерні пар тертя барабанно-колодкових та дискових гальм. з урахуванням задач досліджень був спроектований та виготовлений гальмівний стенд з модельним барабанно-колодковим гальмом (рис. 1). стенд призначений для встановлення закономірностей характеристик електричних і теплових струмів під час електротермомеханічного тертя. для дослідження фрикційних вузлів барабаннота дисково-колодкових гальм транспортних засобів використовувався діагностичний стенд гальмівних систем кі-8964. стенд моделі кі-8964 призначений для визначення технічного стану гальмівних систем автомобілів шляхом вимірювання гальмівної сили, часу спрацювання приводу і сили натискання на педаль гальм. для фіксації даних зміни контактної різниці потенціалів пар тертя на персональний комп’ютер, контактні поверхні підключалися до ноутбука через аналого цифровий перетворювач комп’ютерного осцилографа usb oscilloscope іі. одержані значення контактної різниці потенціалів пар тертя фіксувались в режимі реального часу, записувались на жорсткий диск комп’ютера та оброблялись за допомогою програмного забезпечення комп’ютерного осцилографа usb oscilloscope іі. вимірювання трибострумів здійснювалось за допомогою наноамперметра ф-195. кількість проведених експериментів була достатня для отримання результатів із довірчою ймовірністю 0,95. вплив на фрикційні характеристики гальмівних пристроїв технологічного транспорту трибоелектричних явищ проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 39 рис. 1 – загальний вигляд модельного стрічково колодкового гальма: 1 – основна гальмівна стрічка, 2 – додаткова гальмівна стрічка; 3 – фрикційні накладки; 4 – гальмівний шків; 5 – опори гальмівного барабану; 6 – пристрій навантаження; 7 – електроди результати експериментальних досліджень фрикційних властивостей пар тертя гальмівних пристроїв в лабораторних і промислових умовах з врахування трибоелектричних процесів з’ясовано, що контактна різниця потенціалів складається з постійної та імпульсної (або змінної) складової. постійна складова залежить, в основному, від матеріалів контактуючих поверхонь та поверхневих температур, а імпульсна, переважно, залежить від флуктуацій електротермічного опору в контакті та коливань енергії поверхонь тертя. імпульсна складова істотно більше впливає на знософрикційні властивості пар тертя фрикційних вузлів, ніж величина постійної складової контактної різниці потенціалів. встановлено, що циркулюючі трибоструми призводять до підвищення поверхневих температур в металополімерних парах тертя, а використання засобів придушення трибострумів дозволяє знизити температури фрикційних поверхонь. в промислових умовах досліджені закономірності зміни температур обода шківа і фрикційних накладок від кількості спущених свічок в серійному і в удосконаленому фрикційному вузлі стрічково-колодкового гальма лебідки агрегату аорс-80 з системою зниження трибострумів. на рис. 2 проілюстровані закономірності зміни поверхневих температур фрикційних пар „сталь 35 хмл – ретинакс фк-24а” для серійного стрічково-колодкового гальма та стрічково-колодкового гальма з системою зниження трибострумів від кількості циклів гальмувань m. величини генерованих струмів: для серійного стрічково-колодкового гальма – 60 на, для стрічково-колодкового гальма з системою зниження трибострумів – 10 на. максимальні поверхневі температури на робочій поверхні обода гальмівного шківа удосконаленого стрічково-колодкового гальма лебідки агрегату аорс-80 з системою зниження трибострумів на 14,5 %, а фрикційних накладок на 14,3 % менші, ніж у серійного стрічковоколодкового гальма. рис. 2 – закономірності зміни поверхневих температур гальмівних пар „сталь 35 хмл – ретинакс фк-24а” для серійного стрічково-колодкового гальма та стрічково колодкового гальма з системою зниження трибострумів від кількості циклів гальмувань m та генерованих струмів: 1 – і = 10 на; 2 – і = 60 на вплив на фрикційні характеристики гальмівних пристроїв технологічного транспорту трибоелектричних явищ проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 40 одними з основних експлуатаційних параметрів стрічково-колодкових гальм є натяги збігаючої sз і набігаючої sн гілок гальмівної стрічки, різниця яких визначає силу тертя (fт = sн – sз). при цьому один з натягів гальмівної стрічки визначається заданою величиною, а другий параметр розраховується. переважно визначають натяг набігаючої гілки стрічки за залежністю ейлера:  fзн ess . (1) при цьому динамічний коефіцієнт тертя визначається за залежністю вигляду: n f n ss f tзн    . (2) на рис. 3 проілюстровані закономірності зміни величин динамічного коефіцієнту тертя фрикційних пар „сталь 14хг2нмл – шифр 1-43-60а” та „сталь 34 л – ретинакс фк-24а” гальмівних пристроїв агрегатів апрс-50кам та аорс-80 від контактної різниці потенціалів та поверхневої температури. на рис. 4 зображені закономірності зміни динамічного коефіцієнту тертя фрикційних пар „сталь 34 л – ретинакс фк-24а” та „сталь 60г – шифр 6кф-59” гальмівних пристроїв агрегатів упа-60 та а2-32 від величин швидкостей ковзання та генерованих струмів. рис. 3 – закономірності зміни величин динамічного коефіцієнту тертя гальмівних пристроїв від контактної різниці потенціалів пар „сталь 14хг2нмл – шифр 1-43-60а” та „сталь 34 л – ретинакс фк-24а”: 1, 1’ – u = 20 мв; 2, 2’ – u = 15 мв; 3, 3’ – u = 10мв; 4, 4’ – u = 5 мв рис. 4 – закономірності зміни динамічного коефіцієнту тертя фрикційних пар „сталь 60г – шифр 6кф-59” (1) та „сталь 34 л – ретинакс фк-24а” (2) гальмівних пристроїв від величин швидкостей ковзання та генерованих струмів з пристроєм деполяризації: 1 – і = 70 на, 1’ – і = 15 на; 2 – і = 60 на; 2’ – і = 10 на сумарний гальмівний момент, який розвивається парами тертя стрічково-колодкового гальма, визначається за залежністю:    11 j n шt j n t rfm . (3) рис. 5 – закономірності зміни величин гальмівних моментів, що створюються окремими фрикційними накладками n стрічково-колодкового гальма з десятьма встановленими накладками по довжині гальмівної стрічки для пар „сталь 35 хмл – ретинакс фк-16л” з пристроєм зниження трибострумів: 1, 1’ – при поверхневих температурах 150 ос та контактній різниці потенціалів, відповідно, 20 та 5 мв; 2, 2’ – при поверхневих температурах 350 ос та контактній різниці потенціалів, відповідно, 15 та 3 мв рис. 6 – закономірності зміни сумарного гальмівного моменту, що створюється фрикційними накладками модельного стрічково-колодкового гальма для пар „сталь 35 хмл – ретинакс фк-16л” від контактної різниці потенціалів та кількості циклів гальмувань m з пристроєм зниження трибострумів: 1, 2 – при питомих навантаженнях 0,5 мпа та середній контактній різниці потенціалів, відповідно, 5 та 20 мв; 1’, 2’ – при питомих навантаженнях 0,4 мпа та середній контактній різниці потенціалів, відповідно, 4 та 18 мв вплив на фрикційні характеристики гальмівних пристроїв технологічного транспорту трибоелектричних явищ проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 41 на рис. 5 проілюстровані закономірності зміни величин гальмівних моментів, що створюються окремими фрикційними накладками n модельного стрічково-колодкового гальма з десятьма встановленими накладками по довжині гальмівної стрічки для пар „сталь 35 хмл – ретинакс фк-16л” від контактної різниці потенціалів. на рис. 6 проілюстровані закономірності зміни сумарного гальмівного моменту, що створюється фрикційними накладками модельного стрічково колодкового гальма від середньої контактної різниці потенціалів, кількості циклів гальмувань та питомих навантажень. встановлено, що в діапазоні допустимих температур величини гальмівних моментів при придушенні трибострумів, в середньому, на 5 10 % більше, ніж у серійних гальмівних пристроїв. гальмівний момент, що створюється кожною окремою полімерною фрикційною накладкою під час їхньої контактноімпульсній взаємодії з робочою поверхнею металевого гальмівного шківа, має змінний характер через імпульсні зміни його складових (динамічного коефіцієнта тертя, нормальних сил та сил тертя). висновки та перспективи розвитку напряму у результаті проведених досліджень фрикційних властивостей металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв в лабораторних і експлуатаційних умовах під час трибоелектричної взаємодії встановлені закономірності зміни: величин контактної різниці потенціалів пар тертя «метал – полімери» барабанно-колодкового гальма від поверхневої температури накладок та питомих навантажень; циркулюючих теплових та трибострумів та динамічного коефіцієнта тертя; гальмівних моментів від генерованих трибострумів в контакті двошарових структур «метал-полімер». одержані результати дозволяють оптимізувати керування знософрикційними властивостями та тепловим станом гальмівних вузлів. подальші дослідження можуть бути пов’язані з вивченням впливу трибоелектричних явищ на зношування фрикційних поверхонь гальмівних пристроїв. література 1. hang, y., yur, j., chou, h. (2006), trib-electrification mechanisms for self matedcarbon steels in dry severe wear process. wear, vol. 260, iss. 11–12, 1209–1216. 2. janahmadov, a. k., volchenko, a. i., javadov, m. y., volchenko, d. a., volchenko, n. a., janahmadov, e. a. (2014), the characteristic analysis of changes in the processes, phenomena and effects within working layers of metal polymer pairs during electro-thermo-mechanical friction. science & applied engineering quarterly, vol. 2, рр. 6–17. 3. электромеханический износ и разрушение ободов тормозных шкивов буровых лебедок (часть вторая) / а. и. вольченко, н. а. вольченко, м. я. джавадов [и др.] // проблемы трения и износа: научн.техн. сб. – к.: нау, 2014. вып. 3 (64). – с. 4-17. 4. мамедов р. к. контакты металл-полупроводник с электрическим полем пятен / р. к. мамедов. – баку: госуниверситет, 2013. – 231 с. 5.5. kryshtopa, s., kryshtopa, l., bogatchuk, i., prunko, i., melnyk, v. (2017), examining the effect of triboelectric phenomena on wear-friction properties of metal-polymeric frictional couples. eastern european journal of enterprise technologies, vol. 1, iss. 5 (85), рр. 40–45. 6. износ фрикционных накладок при контактно-импульсном взаимодействии металлополимерных пар трения ленточно-колодочного тормоза / м. в. киндрачук, н. а. вольченко, д. а. вольченко [и др.] // проблемы трения и износа: научн.-техн. сб. – к.: нау, 2013. вып. 2 (61). – с. 4-19. 7. canəhmədov ə. x., əliyev ə. m., volçenko a. i̇., cavadov m. y. konduktiv soyutmalı lentlikündəli əyləcin konstruksiyasının işlənməsi // ученые записки нии "геотехнологические проблемы нефти, газа и химия". – баку, 2013. – с. 113-119. 8. pashayev, a. m., janahmadov, a. k., dyshin, o. a., javadov m. y. (2013), the multi-fractal analysis of fatigue facture under friction process. journal science and applied engineering, vol. 1, рр. 112–116. поступила в редакцію 10.04.2017 вплив на фрикційні характеристики гальмівних пристроїв технологічного транспорту трибоелектричних явищ проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 42 s.і. kryshtopa. influence of triboelectric processes on friction characteristics of braking devices of technological transport. as a result of the carried out investigations of the friction properties of metal-polymer friction pairs of brake devices under laboratory and operating conditions the laws of change are established for triboelectric interaction: the values of the contact difference of the potentials of friction pairs "grey cast iron polymers" of drum-block and band-block brakes from surface temperature of linings and specific loads; the dynamic coefficient of friction from the values of circulating thermal and tribological currents; the values of the braking moments produced by individual friction units and the total brake moments from the change in the generated tribological currents in the contact of the two-layer "metal-polymer" structures. experimental studies of triboelectric processes were carried out on a specially created laboratory stand that modelled band-block brake of technological transport and on the serial universal brake stand of the ki-8964 gosniti model which makes it possible to investigate metal-polymer pairs of friction of drum-block and disc brakes. measurement of tribological current was carried out with the help of the n-ampere meter f-195, and the potential difference with the help of the analog-to-digital converter usb oscilloscope ii. the number of experiments performed was sufficient to obtain results with a confidence probability of 0,95. key words: metal-polymer friction pairs, drum-block brake, band-block brake, tribosystem triboelectric processes. references 1. hang, y., yur, j., chou, h. (2006), trib-electrification mechanisms for self matedcarbon steels in dry severe wear process. wear, vol. 260, iss. 11–12, 1209–1216. 2. janahmadov, a. k., volchenko, a. i., javadov, m. y., volchenko, d. a., volchenko, n. a., janahmadov, e. a. (2014), the characteristic analysis of changes in the processes, phenomena and effects within working layers of metal polymer pairs during electro-thermo-mechanical friction. science & applied engineering quarterly, vol. 2, rr. 6–17. 3. jelektromehanicheskij iznos i razrushenie obodov tormoznyh shkivov burovyh lebedok (chast' vtoraja) / a. i. vol'chenko, n. a. vol'chenko, m. ja. dzhavadov [i dr.]. problemy trenija i iznosa: nauchn.-tehn. sb. k.: nau, 2014. vyp. 3 (64). s. 4-17. 4. mamedov r. k. kontakty metall-poluprovodnik s jelektricheskim polem pjaten. r. k. mamedov. baku: gosuniversitet, 2013. 231 s. 5.5. kryshtopa, s., kryshtopa, l., bogatchuk, i., prunko, i., melnyk, v. (2017), examining the effect of triboelectric phenomena on wear-friction properties of metal-polymeric frictional couples. eastern european journal of enterprise technologies, vol. 1, iss. 5 (85), rr. 40–45. 6. iznos frikcionnyh nakladok pri kontaktno-impul'snom vzaimodejstvii metallopolimer-nyh par trenija lentochno-kolodochnogo tormoza / m. v. kindrachuk, n. a. vol'chenko, d. a. vol'chenko [i dr.]. problemy trenija i iznosa: nauchn.-tehn. sb. k.: nau, 2013. vyp. 2 (61). s. 4-19. 7. canəhmədov ə. x., əliyev ə. m., volçenko a. i̇., cavadov m. y. konduktiv soyutmalı lentlikündəli əyləcin konstruksiyasının işlənməsi. uchenye zapiski nii "geotehnologicheskie problemy nefti, gaza i himija". baku, 2013. s. 113-119. 8. pashayev, a. m., janahmadov, a. k., dyshin, o. a., javadov m. y. (2013), the multi-fractal analysis of fatigue facture under friction process. journal science and applied engineering, vol. 1, rr. 112–116. повышение износостойкости упрочненных и восстановленных деталей покрытием с применением модифицирования вторичным сырьем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 51 скобло т.с.,* романюк с.п.,* сидашенко а.и.,* омельченко л.в.,* олейник а.к.** *харьковский национальный технический университет с/х им. петра василенко, **гп «завод имени в.а. малышева», г. харьков, украина e-mail: stamarasemenovna@mail.ru повышение износостойкости упрочненных и восстановленных деталей покрытием с применением модифицирования вторичным сырьем удк 621.791.927 рассмотрен способ модифицирования с использованием магнитной составляющей вторичного сырья для упрочнения и восстановления поверхностей изношенных деталей, изготовленных из низколегированных и углеродистых марок сталей. исследовано влияние технологии модифицирования покрытия магнитной составляющей детонационной шихты при наплавке на структуру, твердость и износостойкость восстановленного слоя. установлено, что применение предложенного способа увеличивает износостойкость восстановленной детали на 25 %. ключевые слова: наплавка, низколегированные стали, детонационная шихта, магнитная составляющая, износостойкость введение в настоящее время в ремонтном производстве для изделий из углеродистых и низколегированных сталей, особенно подверженных интенсивному износу и разрушению рабочих поверхностей, эффективно используются технологии восстановления деталей наплавкой [1]. для повышения твердости, жарои коррозионной стойкости изношенной поверхности стальных и чугунных деталей машин проводят наплавку низкоуглеродистой сталью, с последующим электролитическим борированием наплавленного слоя [2]. однако, такой способ формирования наплавленного слоя приводит к увеличению доли неметаллических включений, которые в условиях эксплуатации склонны к выкрашиванию и дополнительному абразивному износу, а также способствуют повреждаемости рабочих поверхностей. кроме того, при повышении температуры в очаге трения такие неметаллические включения будут концентраторами напряжений. предлагаются различные способы формирования легированных износостойких покрытий, нанесенных, как сплошным слоем [3], так и расположенных островками на поверхности деталей [4]. но известные способы не обеспечивают равномерного структурообразования [3] и однородной концентрации легирующих компонентов [4] по сечению наплавленного слоя. наиболее распространенными и актуальными на данный момент являются технологии модифицирования покрытия в процессе наплавки для повышения механических свойств нанесенного слоя. использование вторичного детонационного сырья для модифицирования поверхностей является эффективным направлением исследований, поскольку не требует дополнительных затрат на его получение [5]. такое сырье является результатом утилизации боеприпасов, отслуживших срок хранения и использования. цель и задачи исследования целью работы является исследование возможности использования магнитной составляющей детонационной шихты от утилизации боеприпасов в качестве порошковой модифицирующей композиции при нанесении покрытия для обеспечения восстановления и повышения износостойкости изделий. в задачи исследований входило изучение различных способов восстановления поверхности изделий наплавкой, анализ влияния магнитной составляющей детонационной шихты на характеристики трения, износостойкость, твердость, а также установление влияния предложенного способа нанесения покрытия на структуру металла восстановленного или упрочненного слоя и оценка распределения компонентов при введении такой модифицирующей присадки. методика и результаты исследований для восстановления поверхности изношенных изделий использовали комбинированный способ электродуговой наплавки и модифицирование наплавленного слоя детонационной шихтой, полученной повышение износостойкости упрочненных и восстановленных деталей покрытием с применением модифицирования вторичным сырьем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 52 от утилизации боеприпасов. на специально подготовленную поверхность детали при восстановлении наносили покрытие электродом из углеродистой стали с одновременным его модифицированием и использованием магнитной составляющей детонационной шихты в количестве 10 15 %. химический состав фракции: с 2,87 4,5 %; cu до 6,10 %; fe остальное. из этих компонентов состоит детонационная шихта, которая включает: оксиды железа, меди и дисперсные алмазы, а также графит. для исследования влияние модифицирования при наплавке на различные типы покрытий были проведены сопоставительные испытания. относительную износостойкость отличающихся способов восстановления и модифицирования поверхностей изношенных деталей проводили и оценивали по трем вариантам: наплавка электродом э46 без введения модифицирующих добавок; наплавка электродом э46 с обмазкой магнитной составляющей детонационной шихты от утилизации боеприпасов; наплавка с применением шликерного покрытия и добавкой магнитной составляющей детонационной шихты. для определения трибологических характеристик восстановленного слоя наплавкой были проведены испытания на изнашивание на машине трения смц – 2 по схеме бринеля (диск-колодка). в качестве среды испытаний для образцов был выбран кварцевый песок фракцией 0,25 0,4 мм, который непрерывно подавался в зону трения. в качестве контртела для образцов использовали диск диаметром 50мм, который изготовлен из стали х18н10т. нагрузка на образцы составляла 100н на путь трения 100м и при скорости скольжения 785 м/с. для измерения величины износа образцов использовали лабораторные весы марки wa-200. результаты определения коэффициента износа при разных способах восстановления и модифицирования поверхностей изношенных деталей, полученные при абразивном износе, представлены в табл.1. проведенные испытания на износ в среде кварцевого песка показали, что наплавка электродом э46 с модифицированием его покрытием магнитной составляющей детонационной шихты увеличивает износостойкость восстановленной детали на 25 %. при этом данный тип наплавки также существенно снижает износ сопрягаемых деталей на 37 %. таблица 1 результаты определения коэффициента износа № вид наплавки коэфициент износа наплавки коэфициент износа контртела 1 наплавка с модифицированием магнитной составляющей детонационной шихты (обмазка электрода) 0,75 0,63 2 наплавка с применением модифицирования путем нанесения шликерного покрытия 1,1 0,96 3 исходная наплавка без модифицирования 1,0 1,0 из полученных данных следует, что добавка магнитной составляющей детонационной шихты в виде шликерного покрытия при наплавке незначительно снижает износостойкость (10 %) восстановленной детали и незначительно повышает износ контртела (на 4 %). такой эффект связан с неоднородным усвоением присадки, которая неравномерно распределяется по сечению восстановленного слоя. проведенные исследования показали, что модифицирование покрытия магнитной составляющей детонационной шихты существенно увеличивает износостойкость восстановленной детали. однако введение добавки в шликерное покрытие не приводит к желаемому результату. для исследования структуры металла нанесенного слоя и однородности распределения компонентов модифицирующей композиции в покрытии использовали микрорентгеноспектральный анализ, который проводили на растровом электронном микроскопе jeol jsm-6390lv при ускоряющем напряжении 20kv. исследования всей поверхности проводили при увеличениях до 500 крат. локальный анализ осуществляли при больших увеличениях до 10000 крат. проведенными исследованиями было выявлено, что структура наплавленного покрытия электродом э46 без введения модифицирующих добавок содержит большое количество включений (рис. 1, а), химический состав которых следующий: al – 0,67 %; si – 7,91 %; ti – 1,52 %; mn – 10,64 %; fe – 79,25 %. такая неоднородность химического состава полученного наплавленного покрытия отрицательно влияет на свойства восстановленной поверхности и приводит к снижению повышение износостойкости упрочненных и восстановленных деталей покрытием с применением модифицирования вторичным сырьем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 53 износостойкости. существенный вклад в неудовлетворительное качество наплавленной поверхности вносит и дендритная структура (рис.1, б). проведенным анализом четырех зон детали (восстановленной с применением шликерного покрытия и добавкой магнитной составляющей детонационной шихты): наплавки, переходного слоя, зоны термического влияния и основного металла установлено, что данный метод целесообразно использовать для наплавки на изделия из низколегированных сталей, так как его легко корректировать по содержанию вводимых присадок [6]. при наплавке электродом э46 с обмазкой магнитной составляющей детонационной шихты обеспечивается повышение износостойкости изделия за счет увеличения микротвердости покрытия с н-50-230-240 до н-50-260275, уменьшения размера зерен в восстановленном слое с 40 60мкм до 15 20 мкм (рис. 2 и рис. 3). а б рис. 1 – микроструктура детали восстановленной наплавкой без модифицирования, полученная с электронного микроскопа рис. 2 – микроструктура детали восстановленной исходной наплавкой рис. 3 – микроструктура модифицированного обмазкой электрода магнитной составляющей детонационной шихты восстанавливаемого слоя детали в ходе исследований были установлено, что при использовании модифицирующей добавки менее 10 % от части проволоки для наплавки не достигается равномерного измельчения зерен, а более 15 % способствует появлению неметаллических включений за счет частичного растворения оксидов, входящих в состав такой вторичной шихты [7]. введение магнитной шихты при наплавке снижает уровень напряжений (оценено согласно измерений коэрцитивной силы), который уменьшается в 1,2 1,4 раза по сравнению с покрытием без добавления модификатора. выводы в работе сопоставительно исследовано три различных способа восстановления деталей наплавкой и оценена возможность применения магнитной составляющей детонационной шихты от повышение износостойкости упрочненных и восстановленных деталей покрытием с применением модифицирования вторичным сырьем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 54 утилизации боеприпасов в качестве порошковой модифицирующей композиции при нанесении покрытия для обеспечения восстановления и упрочнения изделий, изготовленных из низколегированных и углеродистых марок сталей. проведены исследования влияния модифицирования на твердость, износостойкость и структуру восстановленного слоя. анализируя полученные результаты, можно сделать вывод о том, что способ наплавки с добавкой магнитной составляющей детонационной шихты позволяет корректировать потребительские качества восстановленной поверхности изделий и повысить их износостойкость на 25 % за счет уменьшения размера зерен в 3 раза, снижения напряжений в 1,2 1,4 раза и повышения твердости на 15 %. это позволяет продлить срок эксплуатации и избежать преждевременного разрушения деталей. литература 1. скобло т. с. новый способ восстановления деталей / т.с. скобло, а.в. тихонов, и.н. рыбалко / сборник научных трудов хнаду: “автомобильный транспорт”. – харьков, 2012. – вып. 31. – с. 124-128. 2. патент украины № 19594 a, c23c 8/00, 25.12.1997. спосіб відновлення сталевих та чавунних деталей машин. 3. патент рф № 2060143, b24b39/00, 20.05.1996. способ упрочнения поверхностей деталей индукционной наплавкой. 4. патент украины № 47955, в23н9/00, 15.07.2002. спосіб формування зносостійких покриттів. 5. марков а.в. использование вторичного сырья для модифицирования при восстановлении деталей наплавкой / а.в.марков, т.в. мальцев // матеріали viіi міжнародної конференції молодих учених та спеціалістів зварювання та споріднені технології 20-22 травня 2015 р. – к. – 2015. с. 112. 6. скобло т. с. исследование влияния способа наплавки на свойства металла восстанавливаемой детали / т.с. скобло, с.п. романюк, л.в.омельченко // вісник хнтусг ім. п. василенка «ресурсозберігаючі технології, матеріали та обладнання у ремонтному виробництві». – харків, 2017. – вип. 183. – с. 145-150. 7. патент №117615 україна, мпк b22d 19/08, b22d 19/10. спосіб підвищення властивостей покриттів модифікавнням при наплавленні / т.с. скобло, о.і. сідашенко, с.п. романюк, л.в.омельченко, і.м. рибалко, о.о. гончаренко, в.м.заєць; заявник та патентоутримувач т.с. скобло. – u 2017 01633. заявл. 20.02.17.; опубл. 26.06.17., бюл. № 12. поступила в редакцию 01.06.2017 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com повышение износостойкости упрочненных и восстановленных деталей покрытием с применением модифицирования вторичным сырьем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 55 skoblo t.s., romaniuk s.p.,sidashenko a.i., omelchenko l.v., olejnik a.k. increase of wear-resistance of simple and reduced items by coating by application of modification by secondary raw materials. modifying method using the magnetic component of recycled for hardening and restoring the surfaces of worn parts made of low-alloy and carbon steels is considered. the influence of the technology of the coating modifying by the magnetic component of the detonation charge during hardfacing on the structure, hardness and wear resistance of the restored layer is researched. it is established that the wear resistance of the restored part is increased by 25% by the use of the proposed method. . key words: surfacing, low-alloy steels, detonation charge, magnetic component, wear resistance. references 1. skoblo t. p. novyiy sposob vosstanovleniya detaley. t.p. skoblo, a.v. tihonov, i.n. ryibalko. sbornik nauchnyih trudov hnadu: “avtomobilnyiy transport”. harkov, 2012. vyip. 31. p. 124128. 2. patent ukrainyi № 19594 a, c23c 8.00, 25.12.1997. sposіb vіdnovlennya stalevih ta chavunnih detaley mashin. 3. patent rf № 2060143, b24b39.00, 20.05.1996. sposob uprochneniya poverhnostey detaley induktsionnoy naplavkoy. 4. patent ukrainyi № 47955, v23n9.00, 15.07.2002. sposіb formuvannya znosostіykih pokrittіv. 5. markov a.v. ispolzovanie vtorichnogo syirya dlya modifitsirovaniya pri vosstanovlenii detaley naplavkoy . a.v.markov, t.v. maltsev. materіali viіi mіjnarodnoї konferentsії molodih uchenih ta spetsіalіstіv zvaryuvannya ta sporіdnenі tehnologії 2022 travnya 2015 r. kiїv, 2015. p. 112. 6. skoblo t. p. issledovanie vliyaniya sposoba naplavki na svoystva metalla vosstanavlivaemoy detali . t.p.skoblo, p.p. romanyuk, l.v.omelchenko. vіsnik hntusg іm. p. vasilenka «resursozberіgayuchі tehnologії, materіali ta obladnannya u remontnomu virobnitstvі». harkіv, 2017. vip. 183. p. 145150. 7. patent №117615 ukraїna, mpk b22d 19.08, b22d 19.10. sposіb pіdvischennya vlastivostey pokrittіv modifіkavnnyam pri naplavlennі . t.p. skoblo, o.і. sіdashenko, p.p. romanyuk, l.v.omelchenko, і.m. ribalko, o.o. goncharenko, v.m.zaєts; zayavnik ta patentoutrimuvach t.p. skoblo. u 2017 01633. zayavl. 20.02.17.; opubl. 26.06.17., byul. № 12. освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 61 курпе о.г.,* кухар в.в.** *метінвест холдінг, **двнз «приазовський державний технічний університет», м. маріуполь, україна e-mail: aleksandr.kurpe@gmail.com освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 удк 621.771.237 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-61-69 розроблена технологія виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc способом термомеханічної контрольованої прокатки (тмср) згідно до вимог стандарту en 10149-2 в умовах стану 1700 прат «ммк імені ілліча». виготовлена дослідна партія гарячекатаних рулонів розмірами 2,5 × 1000 мм зі сталі марки s460mc, виконано дослідження механічних властивостей. вперше для умов стану 1700 розроблена комплексна технологія термомеханічної прокатки рулонів зі сталі марки s460mc згідно з вимогами стандарту en 10149-2. в розробленій технології застосоване контрольоване повітряне охолодження рулонів до температури 450 ос, після змотування, що забезпечує зменшення товщини шару повітряної окалини та покращує якість поверхні, у тому числі для подальшої переробки. технологія розроблена з використанням загальних вимог до виробництва прокату способом термомеханічної контрольованої прокатки з використанням математичної моделі технологічного процесу. підтверджена можливість виробництва прокату зі сталі марки s460mc на існуючому устаткуванні стану 1700, без перевищення існуючих технічних обмежень при його експлуатації та без виконання модернізації. визначена технічна можливість подальшого освоєння прокату, який виробляється по технології tmcp. ключові слова: термомеханічна контрольована прокатка, гарячекатані рулони, сила прокатки, температурній режим, технологія, марка сталі s460mc вступ переваги способу виробництва прокату методом термомеханічної контрольованої прокатки (tmcp) суттєво розширили межі його використання. в наслідок цього, попит споживачів на продукцію, яка вироблена за цією технологією, постійно збільшується, що змушує вітчизняних виробників освоювати виробництво прокату за цією технологією. клас міцності сортаменту, який може бути вироблений, має пряму залежність від характеристик та переліку існуючого устаткування у виробника. на цьому етапі дуже важливо виконати попередню технічну та технологічну оцінку існуючих можливостей. важливим фактором для підвищення конкурентоспроможності металопродукції на європейських ринках є навіть вимоги до умов роботи на підприємствах виробниках металопрокату [1]. слід зазначити, що технологія термомеханічної прокатки була впроваджена набагато пізніше ніж збудовані вітчизняні стани для виробництва гарячекатаних рулонів. тому технологія тмср не є проектною та потребує покрокового впровадження. аналіз останніх досліджень та публікацій розробка та подальше поширення технології термомеханічної контрольованої прокатки (тмср) у світі почалось з 60-х років минулого століття [2]. в нашій країні впровадження цієї технології почалося з виробництва товстолистового прокату на 10 років пізніше [3]. з того часу технологія тмср набула розвитку, суттєві зміни також відбулися і у відповідному устаткуванні [4, 5, 6]. зараз цей спосіб виробництва є таким, що постійно розвивається та поширюється на різні види прокату. наразі способом тмср виробляється товстолистовій та рулонний прокат для конструювання, будівництва, вироблення сосудів під тиском, для виробництва трубопроводів, дослідження якого наведено у багатьох працях авторів з різних країн світу [4 19]. процес тмср переважно був поширений для виробництва прокату з низьковуглецевих марок сталі [14, 15], але в останній час поширилось вивчення процесу з застосуванням сталей з вмістом вуглецю до 0,40 % [20]. вивчення та впровадження сталей з вмістом вуглецю від 0,06 % та нижче отримало подальший розвиток з поглибленим дослідженням процесів зміцнення та отриманням додаткових властивостей [9, 11, 16, 21, 22]. дослідження впливу різноманітних швидкостей охолодження при реалізації процесу тмср на структуру та властивості прокату становлять окрему цікавість [12, 23] та підтверджують ефект суттєвого підвищення властивостей при збільшенні швидкості охолодження. якщо дозволяє устаткування, то сучасний рівень технології забезпечує виробництво прокату з межею плинності до та понад 800мпа, але нові більш вищі рівні властивостей становлять і нові проблеми, які потребують подальшого вивчення [13, 16]. освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 62 з розробкою технології та поглибленим вивченням її впливу на нові властивості прокату, отримав поширення напрямок прогнозування результатів впровадження технології через моделювання розвитку мікроструктури та механічних властивостей, запропонованих авторами робіт [7, 8]. серед великої кількості наукових праць по впровадженню технології тмср, загальним питанням залишається комбінування цілей по рівню міцності сортаменту, який треба освоїти з технічними можливостями існуючого устаткування. важливо врахувати оптимальне співвідношення між хімічним складом сталі, можливостями технології (устаткування) та отриманим рівнем характеристик міцності прокату та конкурентною собівартістю прокату. розробка технології термомеханічної контрольованої прокатки для виробництва гарячекатаних рулонів перерізом 2,5 × 1000 мм зі сталі марки s460mc для умов стану 1700 без здійснення модернізації є актуальним завданням, що дозволить забезпечити виробництво рулонів, які відповідають сучасним світовим вимогам та задовольняють потреби споживачів підприємства. мета роботи метою роботи є розробка технології виробництва гарячекатаних рулонів зі стали марки s460mc згідно з вимогами en 10149-2, розмірами 2,5 × 1000 мм, в умовах стану 1700 прат «ммк імені ілліча», без модернізація устаткування. викладення основного матеріалу існуюче устаткування стану 1700 на даний час складається з чотирьох методичних печей, три з яких штовхального типу були модернізовані з метою нагріву слябів розмірами до 250 × 1550 × 6200 мм. одна пічка виробництва фірми «stein heurtey», франція, крокуючого типу з можливістю нагрівання слябів розмірами до 250 × 1600 × 10500 мм. сляб товщиною 250 мм застосовується для виробництва тільки в разі редукування на слябінгу. чорнова група клітей включає одну кліть «дуо» №01 (чорновий окаліноломатель) та 5 клітей «кварто» (1 4 та 4 а), чотири з яких є універсальними (2 4 та 4 а). також встановлені теплозберігаючі екрани, летючі ножиці. чистова група складається з 6 х клітей «кварто» (5 10), установки прискореного охолодження, яка в свою чергу складається з 14 секцій та 3-х моталок, дві з яких можуть змотувати рулони вагою до 9 т, а одна, остання по ходу прокатки, може змотувати рулони вагою до 27 т. слід зазначити, що на стані встановлено 7 гідрозмивів окалини з тиском в межах 80 140 атм. схема розміщення основного устаткування стану 1700 наведена на рис. 1. 01 1 2 3 4 4а 5 6 7 10 9 8 159,3 м 1 2 3 4 5 6 7 рис. 1 – існуюча схема розміщення основного устаткування стану 1700: 1 – ділянка методичних печей; 2 – чорнова група клітей; 3 – теплозберігаючи екрани; 4 – летючі ножиці; 5 – чистова група клітей; 6 – установка прискореного охолодження; 7 – моталки згідно з проектом та діючою технологією прокатний стан виробляє гарячекатані рулони вагою до 9 т, товщиною від 1,5 до 9 мм, шириною від 1000 до 1530 мм, в залежності від сортаменту, з марок від 08пс (відповідно до гост 1050) до 09г2с (відповідно до гост 19281), s355 усіх категорій відповідно до en 10025-2 та інший аналогічний сортамент, обмежений тимчасовим опором в холодному стані не більше ніж 590 мпа. відмінністю сортаменту, який виробляється по технології тмср, є низький рівень вуглецю та використання мікролегуючих елементів, завдяки яким при термомеханічній прокатці забезпечується необхідний рівень властивостей. в табл. 1 наведено вимоги до хімічного складу сталі марки s460mc, згідно з вимогами en 10149-2. освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 63 для виробництва дослідницької партії гарячекатаних рулонів зі стали марки s460mc згідно з вимогами en 10149-2, розмірами 2,5 × 1000 мм було розроблено хімічний склад та виготовлені сляби розмірами 150 × 1000 × 6200 мм, табл. 2. таблиця 1 вимоги до хімічного складу сталі марки s460mc хімічний склад, % вимоги технологія марка сталі с mn nb v ti nb + v + ti en 10149-2 tmcp s460mc ≤ 0,12 ≤ 1,60 ≤ 0,09 ≤ 0,20 ≤ 0,15 ≤ 0,22 таблиця 2 хімічний склад дослідної плавки марки s460mc масова частка хімічних елементів, % плавка c mn si s p cr ni cu v al ti nb 162955-3 0,101,380,030,0090,0210,0200,01 0,010,0020,0520,0160,025 вказаний рівень вмісту nb та ti створено для забезпечення контролю розмірів зерна при аустенізації та прокатці, а також змінення властивостей за рахунок карбо-нітридного зміцнення. на підставі хімічного складу, табл. 2, розраховано цільові термомеханічні покажчики процесу прокатки [2, 17, 24, 25], дотримання яких, надалі забезпечить необхідний комплекс механічних властивостей сталі марки s460mc згідно з en 10149-2, табл. 3. таблиця 3 термомеханічні покажчики процесу прокатки параметр одиниця виміру значення параметру температура нагрівання слябів ос 1260 1280 час нагрівання годин хвилин ≤ 2 10 температура прокатки після кліті 4а ос ≥ 1040 температура прокатки після кліті 10 ос 820 880 температура змотування рулонів ос 580 630 кількість секцій які використовуються для прискореного охолодження шт 8 14 швидкість охолодження ос/с 95 105 з метою перевірки технічної можливості виробництва, а також отримання технологічних параметрів, необхідних для здійснення термомеханічного процесу прокатки, попередньо було розраховано цільовий температурно деформаційний режим, табл. 4 [26 30]. згідно з виконаним розрахунком, встановлені експлуатаційні обмеження устаткування чорнової та чистової груп клітей не були перевищені. таким чином, дослідна партія прокату може бути вироблена на наявному устаткуванні із застосуванням цього температурно деформаційного режиму. різниця між встановленими обмеженнями та розрахованими рівнями сили прокатки та потужності головних двигунів наведені на рис. 2, 3. по розрахованих режимах була вироблена дослідницька партія гарячекатаних рулонів перерізом 2,5 × 1000 мм з марки сталі s460mc, плавка 162955-3, згідно з вимогами en 10149-2 та en 10051. при передачі з чорнової до чистовій групи клітей, з метою зниження температурних втрат відносно тонкого розкату (товщина розкату 22 мм), використовувались теплозберігаючі екрани, рис. 1. після прокатки рулони були оброблені на установці прискореного охолодження. фактичні термомеханічні параметри виробництва дослідницької партії наведені в табл. 5. з метою зменшення товщини шару повітряної окалини змотані на моталках рулони були відправлені на додаткове контрольоване повітряне охолодження до температури 450 ос, яке здійснювали за допомогою промислових аераторів [31, 32]. після цієї технологічної операції рулони були відправлені на склад для остаточного природнього охолодження. аналіз якості отриманих результатів виконувався на підставі комплексу механічних випробувань. проби для оцінки механічних властивостей від рулонів дослідницької партії було відібрано після остаточного охолодження. результати механічних випробувань наведені в табл. 6. освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 64 таблиця 4 температурно деформаційний режим прокатки рулонів з марки сталі s460mc розмірами 2,5 × 1000 мм на стані 1700 покажчики № кліті товщина*, мм температура, ос розрахована сила прокатки, мнх100 максимально допустима сила прокатки, мнх100 швидкість прокатки, м/с потужність двигуна, квт 0** 150 01 130 1260 446,0 800 0,85 847,2 1 95 1237 845,9 2500 1,26 2817,1 2 58 1216 1070,2 2500 1,36 3967,2 3 41 1177 768,0 2000 1,78 2772,6 4 30 1124 750,1 2000 1,78 2196,4 4а 22 1048 918,5 2000 2,89 3754,2 5 15 952 1153,6 2400 2,21 3899,0 6 9,5 938 1248,6 2400 3,23 5508,6 7 6 927 1210,9 2000 4,98 6519,3 8 4 917 1046,0 1800 7,30 6394,7 9 3 903 783,1 1700 9,79 4735,4 10 2,5 880 561,7 1500 11,75 3049,4 примітка: * товщина після проходу; ** початкові дані. таблиця 5 фактичні термомеханічні покажчики процесу прокатки параметр одиниця виміру значення параметру температура нагрівання слябів ос 1260 час нагрівання годин хвилин 2 35 температура прокатки після кліті 4 а ос 1052 1078 температура прокатки після кліті 10 ос 872 875 температура змотування рулонів ос 600 605 кількість секцій для прискореного охолодження шт 13 швидкість охолодження ос/с 114 таблиця 6 результати механічних випробувань дослідницької партії рулонів механічні властивості № плавки № рулону межа плинності, мпа тимчасовий опір, мпа відносне подовження, % вигін по оправці 1 465 540 25 без розтріскування 2 495 550 28 без розтріскування 162955-3 3 495 550 28 без розтріскування вимоги en10149-2 s460mc ≥ 460 520 670 17 без розтріскування отримані результати механічних випробувань повністю відповідають вимогам en10149-2 до сталі марки s460mc. при цьому, отримані результати випробувань знаходяться ближче до нижнього рівню вимог стандарту en10149-2. для забезпечення стабільних результатів механічних властивостей прокатку необхідно продовжити відпрацювання технології. з урахуванням фактичних параметрів охолодження прокатку (використано 13 з 14 секцій), та отриманих термомеханічних покажчиків (температура змотування не опускалася нижче 600 ос) можна освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 65 рис. 2 – порівняння встановленої (1) та розрахованої (2) потужності двигунів по клітях рис. 3 – порівняння встановленої (1) та розрахованої (2) сили прокатки по клітях зробити висновок про наближення до верхньої межі у категорії міцності прокату, який може бути освоєний способом термомеханічної прокатки на наявному устаткуванні, при використанні аналогічного хімічного складу. подальше освоєння виробництва більш міцного сортаменту можливо здійснювати за допомогою підвищення складу мікролегуючих елементів в сталі. висновки 1. вперше для умов стану 1700 прат «ммк імені ілліча» розроблена технологія термомеханічної контрольованої прокатки рулонів перерізом 2,5 × 1000 мм зі сталі марки s460mc згідно з вимогами en 10149-2. 2. вперше в умовах стану 1700 прат «ммк імені ілліча» вироблена дослідницька партія прокату з сталі марки s460mc, яка повністю відповідає вимогам європейського стандарту en 10149-2. 3. визначено наближення до верхньої межі у категорії міцності прокату, який може бути освоєний способом термомеханічної прокатки на наявному устаткуванні без змінення хімічного складу. 4. встановлена можливість подальшого освоєння прокату більш міцних категорій (вище за s460mc) за рахунок підвищення складу мікролегуючих елементів в сталі. література 1. volodymyr kukhar. estimation of occupation safety risks at energetic sector of iron and steel works / nelly yelistratova, vadym burko, yulia nizhelska, olga aksionova // international journal of engineering & technology (uae), – 2018. – vol. 7 (2.23). – pp. 216–220. doi: https:// doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11922. потужність двигуна, квт номер прокатної кліті сила прокатки, мнх100 номер прокатної кліті освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 66 2. militzer m. thermomechanical processed steels reference module in materials science and materials engineering comprehensive, materials processing. – vol. 1. – 2014. – pp. 191–216. doi: https://doi.org/10.1016/b978-0-08-096532-1.00115-1. 3. zinchenko yu. a. prospects of the technology used to make skelp at the azovstal metallurgical combine / yu. a. zinchenko, a. g. kurpe, o. a. bagmet // metallurgist. – vol. 52, nos. 7–8. – 2008. – pp. 461– 463. doi: https://doi.org/10.1007/s11015-008-9065-4. 4. li hai-jun. development of new generation cooling control system after rolling in hot rolled strip based on ufc / li hai-jun, li zhen-lei, yuan guo, wang zhao-dong, wang guo-dong // journal of iron and steel research. international. – 2013. – 20(7). – pp. 29–34. 5. liu en-yang. algorithm design and application of laminar cooling feedback control in hot strip mill / liu en-yang, zhang dian-hua, sun jie, peng liang-gui, gao bai-hong, su li-tao // journal of iron and steel research. international. – 2012. – 19(4). – pp. 39–42. doi: https://doi.org/10.1016/s1006706x(12)60085-5. 6. kukhar volodymyr. designing of induction heaters for the edges of pre-rolled wide ultrafine sheets and strips correlated with the chilling end-effect / volodymyr kukhar, andrii prysiazhnyi, elena balalayeva, oleksandr anishchenko // modern electrical and energy system mees’2017. ieee. kremenchuk. ukraine. kremenchuk mykhailo ostrohradskyi national university. november 15–17. – 2017. – pp. 404–407. doi: https://doi.org/10.1109/mees.2017.8248945. 7. yunbo xu. modeling of microstructure evolution and mechanical properties during hot-strip rolling of nb steels / yunbo xu, yongmei yu, xianghua liu, guodong wang // journal of university of science and technology. beijing. – vol. 15. – 2008. – pp. 396–401. doi: https://doi.org/10.1016/s1005-8850(08)60075-4. 8. korczak p. investigation of microstructure prediction during experimental thermo-mechanical plate rolling / p. korczak, h. dyja // journal of materials processing technology. – 109. – 2001. – pp. 112–119. pii: s 0924-0136(00)00784-6. 9. xiangwei kong. optimization of mechanical properties of low carbon bainitic steel using tmcp and accelerated cooling / xiangwei kong, liangyun lan // 11th international conference on technology of plasticity. ictp. – 2014. – pp. 19–24. doi: https://doi.org/10.1016/j.proeng.2014.09.136. 10. sir harshad bhadeshia. thermomechanical treatment of steels. microstructure and properties (fourth edition). –2017. – pp. 271–301. doi: https://doi.org/10.1016/b978-0-08-100270-4.00010-x. 11. v. carretero olalla. analysis of the strengthening mechanisms in pipeline steels as a function of the hot rolling parameters / v. carretero olalla, v. bliznuk, n. sanchez, p. thibaux, l.a.i. kestens, r.h. petrov // materials science & engineering a 604. – 2014. – pp. 46–56, doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2014.02.066. 12. zhao j. a novel thermo-mechanical controlled processing for large-thickness microalloyed 560 mpa (x80) pipeline strip under ultra-fast cooling / j. zhao, w. hu, x. wang, j. kang, y. cao, g. yuan, h. di, r.d.k. misra // materials science & engineering a 673. – 2016. – pp. 373–377. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.07.089. 13. zhao j. effect of microstructure on the crack propagation behavior of microalloyed 560 mpa (x80) strip during ultra-fast cooling / j. zhao, w. hu, x. wang, j. kang, g. yuan, h. di, r.d.k. misra // materials science & engineering a 666. – 2016. – pp. 214–224, doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.04.073. 14. tan wen. artificial neural network modeling of microstructure during c-mn and hsla plate rolling / tan wen, liu zhen-yu, wu di, wang guo-dong / journal of iron and steel research. international. – 2009. – 16(2). – pp. 80–83. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(09)60032-7. 15. dong rui-feng. microstructures and properties of x60 grade pipeline strip steel in csp plant / dong rui-feng, sun li-gang, liu zhe, wang xue-lian, liu qing-you // journai of iron and steei research. international. – 2008. – pp. 71–75. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(08)60035-7. 16. gervasyev alexey. an approach to microstructure quantification in terms of impact properties of hsla pipeline steels / alexey gervasyev, victor carretero olalla, jurij sidor, nuria sanchez mouriño, leo a.i. kestens, roumen h. petrov // materials science & engineering a 677. – 2016. – pp. 163–170. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.09.043 17. багмет о.а. формирование оптимальных структур и свойств при проведении контролируемой прокатки трубных сталей, содержащих ниобий // автореферат дис. м. «графикс в». – 2007. – 23 с. 18. пат. 98214 україна, мпк b21c 37/08, b21b 1/32, c22c 38/00, c21d 8/02, c21d 8/10, b23k 9/025. спосіб виробництва сталевих високоміцних електрозварних одношовних труб великого діаметра для магістральних трубопроводів / лівшиц д.а., зінченко ю.а., шахпазов є.х., матросов ю.і., ганошенко і.в., гоман с.в., шалімов с.я., кумуржи є.в., володарський в.в., лоскутов о.ю., койфман о.а., курпе о.г.; власник публічне акціонерне товариство "металургійний комбінат "азовсталь", публічне акціонерне товариство "харцизький трубний завод". – № a 2010 11473; заява 27.09.2010; публ. 25.04.2012, бюл.№ 8. 7 с. освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 67 19. пат. 96097 україна, мпк b21c 37/08, c22c 38/00, c21d 1/00, b21b 1/22, b23k 9/00. спосіб виробництва сталевих високоміцних електрозварних двошовних труб великого діаметра для магістральних трубопроводів / лівшиц д.а., зінченко ю.а., шахпазов є.х., матросов ю.і., ганошенко і.в., гоман с.в., шалімов с.я., кумуржи є.в., володарський в.в., лоскутов о.ю., койфман о.а., курпе о.г.; власник публічне акціонерне товариство "металургійний комбінат "азовсталь", публічне акціонерне товариство "харцизький трубний завод". – № a201011469; зава 27.09.2010; публ. 26.09.2011, бюл. № 18. 5 с. 20. vahid javaheria. effect of niobium and phase transformation temperature on the microstructure and texture of a novel 0.40% c thermomechanically processed steel / vahid javaheria, nasseh khodaieb, antti kaijalainena, david portera // materials characterization. – 142. – 2018. – pp. 295–308. doi: https://doi.org/10.1016/j.matchar.2018.05.056. 21. bright g. w. variability in the mechanical properties and processing conditions of a high strength low alloy steel / g. w. bright, j. i. kennedy, f. robinson, m. evans, m. t. whittaker, j. sullivan, y. gao // procedia engineering. – 10. – 2011. – pp. 106–111. doi: https://doi.org/10.1016/j.proeng.2011.04.020. 22. tan wen. effects of tmcp parameters on microstructure and mechanical properties of hot rolled economical dual phase steel in csp / tan wen, han bin, wang shui-ze, yang yi, zhang chao, zhang yong-kun // journal of iron and steel research. international. – 2012. – 19(6). – pp. 37–41. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(12)60124-1. 23. tang s. microstructural evolution and mechanical properties of high strength microalloyed steels: ultra fast cooling (ufc) versus accelerated cooling (acc) / s. tang, z.y. liu, g.d. wang, r.d.k. misra // materials science & engineering a 580, – 2013. – pp. 257–265. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2013.05.016. 24. пат. 110812 україна, мпк b21b 1/46. спосіб виробництва гарячекатаного прокату підвищеної міцності / зінченко ю.а., пісмарьов к.є., курпе о.г., мурашкін о. в., васильченко с.є., меркулова н.о., чаленко о.г., негрій с.д., куліш с.в.; власник приватне акціонерне товариство "маріупольський металургійний комбінат ім. ілліча". – № u 2016 03353; заява 31.03.2016; публ. 25.10.2016, бюл.№ 20. 4 с. 25. пат. 121374 україна, мпк b21b 1/46. спосіб виробництва гарячекатаного прокату підвищеної міцності / зінченко ю.а., пісмарьов к.є., курпе о.г., васильченко с.є., меркулова н.о., чаленко о.г., негрій с.д., куліш с.в.; власник приватне акціонерне товариство "маріупольський металургійний комбінат ім. ілліча". – № u 2017 01785; заява 24.02.2017; публ. 11.12.2017, бюл.№ 23. 4 с. 26. максименко о. п. теоретический анализ момента при прокатке с натяжением полосы / о. п. максименко, а. г. присяжный, в. в. кухарь, е. в. кузьмин // обработка материалов давлением : сб. науч. тр. / дгма. – краматорск : дгма, 2017. – № 1 (44). – с. 199–203. 27. кухарь в. в. уточнение методики расчета тепловых потерь металла на непрерывных станах горячей прокатки / в. в. кухарь, а. г. курпе // обработка материалов давлением : сб. науч. тр. / дгма. – краматорск : дгма, 2018. – № 1 (46). – с. 159–166. 28. курпе о. г. уточнення розрахунку теплових втрат металу на станах стеккеля / о. г. курпе, в. в. кухар, є. в. змазнєва // проблеми трибології = problems of tribology. – 2018. – № 1. – с. 78–84. 29. кухар в. в., курпе о. г. розробка технології виробництва листового прокату товщиною 4 мм на стані 3200 заводу trametal spa // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2018. – n2. – c. 24-29. 30. kukhar volodymyr. experimental research and method for calculation of ‘upsetting-withbuckling’ load at the impression-free (dieless) preforming of workpiece / volodymyr kukhar, viktor artiukh, andrii prysiazhnyi and andrey pustovgar // e3s web of conference (hrc 2017). – vol. 33, 02031. – 2018. doi: https://doi.org/10.1051/e3sconf/20183302031. 31. jiang z.y. analysis of tribological feature of the oxide scale in hot strip rolling / z.y. jiang, j. tang, w. sun, a.k. tieu, d. wei // tribology international. – 43. – 2010. – pp. 1339–1345. doi: https://doi.org/10.1016/j.triboint.2009.12.070. 32. jae-min lee. spallation analysis of oxide scale on low carbon steel / jae-min lee, wooram noh, deuk-jung kim, myoung-gyu lee // materials science & engineering a 676. – 2016. – pp. 385–394. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.09.012. надійшла в редакцію 08.10.2018 освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 68 kurpe o.g., kukhar v.v. process development for production of hot rolling coils of steel grade s460mc at wide-strip rolling mill "1700". process development for production of hot-rolled coils of steel grade s460mc by means of thermomechanical controlled rolling (тмср) in accordance with en 10149-2 at the rolling mill 1700 pjsc “ilyich iron and steel works” has been made. the pilot lot of hot-rolled coils of s460mc steel grade with dimensions 2,5 × 1000 мм has been produced and the research of the mechanical properties has been completed. for the first time, the integrated technology for coils thermomechanical rolling of steel grade s460mc in accordance with en 10149-2 has been developed for rolling at 1700 rolling mill. the controlled air-cooling of coils up to 450 ос after coiling has been implemented in the developed technology. this allows the reduction of air scale layer thickness and improves the surface quality including that for the further processing. the technology has been developed with implementation of the general requirements for the rolled products production by means of thermomechanical controlled rolling by applying the mathematical model of the technological process. the manufacturing possibility of rolled products of steel grade s460mc has been proved utilizing the existing 1700 rolling mill facilities, with no exceeding of the designed capability when utilizing the equipment and without any modernization procedures involved. key words: thermomechanical controlled rolling, hot-rolled coils, rolling force, temperature conditions, technology, steel grade s460mc. references 1. volodymyr kukhar. estimation of occupation safety risks at energetic sector of iron and steel works. nelly yelistratova, vadym burko, yulia nizhelska, olga aksionova. international journal of engineering & technology (uae), 2018. vol. 7 (2.23). pp. 216–220. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11922. 2. militzer m. thermomechanical processed steels reference module in materials science and materials engineering comprehensive, materials processing. vol. 1. 2014. pp. 191–216. 3. zinchenko yu. a. prospects of the technology used to make skelp at the azovstal metallurgical combine. yu. a. zinchenko, a. g. kurpe, o. a. bagmet. metallurgist. vol. 52, nos. 7–8. 2008. pp. 461–463. 4. li hai-jun. development of new generation cooling control system after rolling in hot rolled strip based on ufc. li hai-jun, li zhen-lei, yuan guo, wang zhao-dong, wang guo-dong. journal of iron and steel research. international. 2013. 20(7). pp. 29–34. 5. liu en-yang. algorithm design and application of laminar cooling feedback control in hot strip mill. liu en-yang, zhang dian-hua, sun jie, peng liang-gui, gao bai-hong, su li-tao. journal of iron and steel research. international. 2012. 19(4). pp. 39–42. 6. kukhar volodymyr. designing of induction heaters for the edges of pre-rolled wide ultrafine sheets and strips correlated with the chilling end-effect. volodymyr kukhar, andrii prysiazhnyi, elena balalayeva, oleksandr anishchenko. modern electrical and energy system mees’2017. ieee. kremenchuk. ukraine. kremenchuk mykhailo ostrohradskyi national university. november 15–17. –2017. pp. 404–407. 7. yunbo xu. modeling of microstructure evolution and mechanical properties during hot-strip rolling of nb steels. yunbo xu, yongmei yu, xianghua liu, guodong wang. journal of university of science and technology. beijing. vol. 15.– 2008. pp. 396–401. doi: https://doi.org/10.1016/s1005-8850(08)60075-4. 8. korczak p. investigation of microstructure prediction during experimental thermo-mechanical plate rolling. p. korczak, h. dyja. journal of materials processing technology. 109. 2001. pp. 112–119. 9. xiangwei kong. optimization of mechanical properties of low carbon bainitic steel using tmcp and accelerated cooling. xiangwei kong, liangyun lan. 11th international conference on technology of plasticity. ictp. 2014. pp. 19–24. doi: https://doi.org/10.1016/j.proeng.2014.09.136. 10. sir harshad bhadeshia. thermomechanical treatment of steels. microstructure and properties (fourth edition). 2017.– pp. 271–301. doi: https://doi.org/10.1016/b978-0-08-100270-4.00010-x. 11. v. carretero olalla. analysis of the strengthening mechanisms in pipeline steels as a function of the hot rolling parameters. v. carretero olalla, v. bliznuk, n. sanchez, p. thibaux, l.a.i. kestens, r.h. petrov. materials science & engineering a 604. – 2014. pp. 46–56, doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2014.02.066. 12. zhao j. a novel thermo-mechanical controlled processing for large-thickness microalloyed 560 mpa (x80) pipeline strip under ultra-fast cooling. j. zhao, w. hu, x. wang, j. kang, y. cao, g. yuan, h. di, r.d.k. misra. materials science & engineering a 673. – 2016. – pp. 373–377. 13. zhao j. effect of microstructure on the crack propagation behavior of microalloyed 560 mpa (x80) strip during ultra-fast cooling. j. zhao, w. hu, x. wang, j. kang, g. yuan, h. di, r.d.k. misra. materials science & engineering a 666. 2016. pp. 214–224, doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.04.073. 14. tan wen. artificial neural network modeling of microstructure during c-mn and hsla plate rolling. tan wen, liu zhen-yu, wu di, wang guo-dong. journal of iron and steel research. international. 2009. 16(2). pp. 80–83. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(09)60032-7. 15. dong rui-feng. microstructures and properties of x60 grade pipeline strip steel in csp plant. dong rui-feng, sun li-gang, liu zhe, wang xue-lian, liu qing-you. journai of iron and steei research. international. 2008. pp. 71–75. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(08)60035-7. освоєння виробництва гарячекатаних рулонів зі сталі марки s460mc на широкосмуговому стані 1700 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 69 16. gervasyev alexey. an approach to microstructure quantification in terms of impact properties of hsla pipeline steels. alexey gervasyev, victor carretero olalla, jurij sidor, nuria sanchez mouriño, leo a.i. kestens, roumen h. petrov. materials science & engineering a 677. 2016. pp. 163–170. 17. bagmet o.a. formirovanie optimal'nyh struktur i svojstv pri provedenii kontroliruemoj prokatki trubnyh stalej, soderzhashhih niobij. avtoreferat dis. m. «grafiks v». 2007. 23 s. 18. pat. 98214 ukrai'na, mpk b21c 37/08, b21b 1/32, c22c 38/00, c21d 8/02, c21d 8/10, b23k 9/025. sposib vyrobnyctva stalevyh vysokomicnyh elektrozvarnyh odnoshovnyh trub velykogo diametra dlja magistral'nyh truboprovodiv. livshyc d.a., zinchenko ju.a., shahpazov je.h., matrosov ju.i., ganoshenko i.v., goman s.v., shalimov s.ja., kumurzhy je.v., volodars'kyj v.v., loskutov o.ju., kojfman o.a., kurpe o.g.; vlasnyk publichne akcionerne tovarystvo "metalurgijnyj kombinat "azovstal''", publichne akcionerne tovarystvo "harcyz''kyj trubnyj zavod". № a 2010 11473; zajava 27.09.2010; publ. 25.04.2012, bjul.№ 8. 7 s. 19. pat. 96097 ukrai'na, mpk b21c 37/08, c22c 38/00, c21d 1/00, b21b 1/22, b23k 9/00. sposib vyrobnyctva stalevyh vysokomicnyh elektrozvarnyh dvoshovnyh trub velykogo diametra dlja magistral'nyh truboprovodiv. livshyc d.a., zinchenko ju.a., shahpazov je.h., matrosov ju.i., ganoshenko i.v., goman s.v., shalimov s.ja., kumurzhy je.v., volodars'kyj v.v., loskutov o.ju., kojfman o.a., kurpe o.g.; vlasnyk publichne akcionerne tovarystvo "metalurgijnyj kombinat "azovstal''", publichne akcionerne tovarystvo "harcyz''kyj trubnyj zavod". № a201011469; zava 27.09.2010; publ. 26.09.2011, bjul. № 18. 5 s. 20. vahid javaheria. effect of niobium and phase transformation temperature on the microstructure and texture of a novel 0.40% c thermomechanically processed steel. vahid javaheria, nasseh khodaieb, antti kaijalainena, david portera. materials characterization. 142. 2018. pp. 295–308. 21. bright g. w. variability in the mechanical properties and processing conditions of a high strength low alloy steel. g. w. bright, j. i. kennedy, f. robinson, m. evans, m. t. whittaker, j. sullivan, y. gao. procedia engineering. 10. 2011. pp. 106–111. doi: https://doi.org/10.1016/j.proeng.2011.04.020. 22. tan wen. effects of tmcp parameters on microstructure and mechanical properties of hot rolled economical dual phase steel in csp. tan wen, han bin, wang shui-ze, yang yi, zhang chao, zhang yong-kun. journal of iron and steel research. international. 2012. 19(6). pp. 37–41. 23. tang s. microstructural evolution and mechanical properties of high strength microalloyed steels: ultra fast cooling (ufc) versus accelerated cooling (acc). s. tang, z.y. liu, g.d. wang, r.d.k. misra. materials science & engineering a 580, 2013. pp. 257–265. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2013.05.016. 24. pat. 110812 ukrai'na, mpk b21b 1/46. sposib vyrobnyctva garjachekatanogo prokatu pidvyshhenoi' micnosti. zinchenko ju.a., pismar'ov k.je., kurpe o.g., murashkin o. v., vasyl'chenko s.je., merkulova n.o., chalenko o.g., negrij s.d., kulish s.v.; vlasnyk pryvatne akcionerne tovarystvo "mariupol''s''kyj metalurgijnyj kombinat im. illicha". № u 2016 03353; zajava 31.03.2016; publ. 25.10.2016, bjul.№ 20. 4 s. 25. pat. 121374 ukrai'na, mpk b21b 1/46. sposib vyrobnyctva garjachekatanogo prokatu pidvyshhenoi' micnosti. zinchenko ju.a., pismar'ov k.je., kurpe o.g., vasyl'chenko s.je., merkulova n.o., chalenko o.g., negrij s.d., kulish s.v.; vlasnyk pryvatne akcionerne tovarystvo "mariupol''s''kyj metalurgijnyj kombinat im. illicha". № u 2017 01785; zajava 24.02.2017; publ. 11.12.2017, bjul.№ 23. 4 s.0 26. maksymenko o. p. teoretycheskyj analyz momenta pry prokatke s natjazhenyem polos. o. p. maksymenko, a. g. prysjazhnыj, v. v. kuhar', e. v. kuz'myn. obrabotka materyalov davlenyem : sb. nauch. tr. dgma. – kramatorsk. dgma, 2017. № 1 (44). s. 199–203. 27. kuhar' v. v. utochnenye metodyky rascheta teplovh poter' metalla na neprerыvnыh stanah gorjachej prokatky. v. v. kuhar', a. g. kurpe. obrabotka materyalov davlenyem sb. nauch. tr. dgma. kramatorsk dgma, 2018. № 1 (46). s. 159–166. 28. kurpe o. g. utochnennja rozrahunku teplovyh vtrat metalu na stanah stekkelja. o. g. kurpe, v. v. kuhar, je. v. zmaznjeva. problemy trybologii' problems of tribology. 2018. № 1. s. 78–84. 29. kuhar v. v., kurpe o. g. rozrobka tehnologii' vyrobnyctva lystovogo prokatu tovshhynoju 4 mm na stani 3200 zavodu trametal spa. metallurgycheskaja y gornorudnaja promыshlennost'. 2018. n2. c. 24-29. 30. kukhar volodymyr. experimental research and method for calculation of ‘upsetting-with-buckling’ load at the impression-free (dieless) preforming of workpiece. volodymyr kukhar, viktor artiukh, andrii prysiazhnyi and andrey pustovgar. e3s web of conference (hrc 2017). vol. 33, 02031. 2018. 31. jiang z.y. analysis of tribological feature of the oxide scale in hot strip rolling. z.y. jiang, j. tang, w. sun, a.k. tieu, d. wei. tribology international. 43. 2010. pp. 1339–1345. 32. jae-min lee. spallation analysis of oxide scale on low carbon steel. jae-min lee, wooram noh, deuk-jung kim, myoung-gyu lee. materials science & engineering a 676. 2016. pp. 385–394. змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 69 мікосянчик о.о.,* мнацаканов р.г.,* лопата в.м.,** калініченко в.і.*** * національний авіаційний університет, ** національний технічний університет україни «кпі», *** інститут проблем міцності ім. г.с. писаренка нан україни, м. київ, україна e-mail: oksana.mikos@bk.ru змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання удк 621.891 в роботі представлена методика припрацювання контактних поверхонь в нестаціонарних умовах тертя (режим пуск зупинка), за якою можливо більш достовірно та точно оцінити завершення етапу припрацювання. при використанні мінеральних та синтетичних олив кінцевий термін припрацювання сталі визначався за кінетикою зміни основних триботехнічних характеристик контакту: оцінка фізико механічних властивостей поверхневих шарів матеріалу контактних поверхонь за кінетикою зміни питомої роботи тертя, антифрикційних характеристик контакту за кінетикою зміни моменту тертя та змащувальних і полімеризаційних властивостей мастильного матеріалу за кінетикою формування товщини мастильного шару. ключові слова: припрацювання, товщина мастильного шару, граничні адсорбційні шари, реологічні властивості, коефіцієнт тертя. актуальність задачі довговічність і навантажувальна здатність трибомеханічних систем сучасних механізмів та машин може бути значно підвищена шляхом їх попереднього припрацювання, в результаті якого змінюються шорсткість, фактична площа контакту і, відповідно, величина діючих напруг. однак припрацювання полягає не тільки у формуванні специфічного шару поверхонь тертя [1], зміні його фізикохімічних властивостей, що проявляється у зміні перерахованих вище показників, але і в не менш важливому процесі формування самого мастильного шару, що розділяє поверхні тертя [2, 3]. огляд публікацій існує багато класичних сучасних методик припрацювання контактних поверхонь. відомий спосіб припрацювання кінематичних пар тертя ковзання [4], згідно з яким припрацювання кінематичних пар відбувається в середовищі мінеральної оливи з присадками поверхнево-активних речовин в режимі пуск-зупинка за два періоди, один з яких реалізується при навантаженні 15 20 % від заданого протягом 1 2 хвилин, другий – при заданому навантаженні протягом 2 3 хвилин. однак, недоліками даного способу є: фіксована тривалість періодів припрацювання, незалежно від типу матеріалу контактних поверхонь; відсутність реєстрації триботехнічних параметрів, за кінетикою зміни яких можливо прогнозувати умови досягнення експлуатаційних характеристик контактних поверхонь в період припрацювання. в роботі [5] розглянуто методику припрацювання поверхонь тертя під навантаженням. згідно з даною методикою, дослідні зразки, які працюють в умовах ковзання та кочення з проковзуванням (до 15 %), поступово навантажують протягом рівних проміжків циклів навантаження тривалістю 15 хвилин, а закінчення періоду припрацювання на кожній ланці навантаження безперервно та автоматично фіксують за стабілізацією моменту тертя, температур поверхонь тертя та сумарного зносу дослідних зразків, температури мастильного матеріалу. кінцевий термін припрацювання зазвичай закінчується стабілізацією значень коефіцієнта тертя і зносу. необхідно відзначити, що тільки змащувальна дія визначає сприятливий перебіг припрацювання [6]. причому процес припрацювання буде протікати успішно в тому випадку, коли він закінчиться утворенням несучого мастильного шару певної товщини і структури, оптимальної мікрогеометрії контакту, які забезпечать задовільну зносостійкість припрацьованих поверхонь тертя, а, отже, і їх довговічність. у ході припрацювання слід підтримувати необхідний режим мастильної дії за допомогою контролю товщини мастильного шару, яка виключала б можливість виникнення схоплювання (заїдання). роль процесу утворення мастильного шару, як основного еластогідродинамічного і граничного аспекту, враховується мало і, безумовно, представляє безперечний інтерес для підвищення надійності та навантажувальної здатності сучасних машин. змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 70 методика та результати досліджень метою роботи є підвищення достовірності результатів визначення кінцевого терміну припрацювання елементів трибоспряження за кінетикою зміни триботехнічних показників контакту. поставлена задача реалізується за рахунок того, що на еом в режимі реального часу роботи трибоелементів, навантажених заздалегідь обраним зусиллям, в умовах частих пусків зупинок, тривалість яких визначається керуючим блоком, через визначені короткі рівні проміжки часу одночасно фіксуються момент тертя в контакті, частота обертання контактних поверхонь, питома робота тертя, температура мастильного матеріалу, товщина мастильного шару, а кінцевий час припрацювання визначається за умов досягнення сталих значень всіх показників, які реєструються, при максимальному моменті тертя в період пуску та стабілізації товщини граничних шарів мастильного матеріалу, утворених на активованих в процесі тертя контактних поверхнях, на зупинці [7]. припрацювання пар тертя в нестаціонарних умовах роботи реалізується наступним чином. матеріал дослідних зразків, швидкість обертання контактних поверхонь та умови їх відносного переміщення (ковзання, реверс, кочення з проковзуванням (від 0 до 100 %)), контактного навантаження, тип та температура мастильного матеріалу вибираються відповідно до експлуатаційних умов. пару тертя навантажують заздалегідь обраним зусиллям, змащують досліджуваним мастильним матеріалом, задають відносне переміщення елементів трибоспряження шляхом програмування керуючим блоком частоти обертання кожного дослідного зразка, здійснюють тертя в режимі частих пусків зупинок. через 0,01с від початку роботи, безперервно, на кожному циклі пуск–зупинка, реєструють момент тертя тензометричним методом, частоту обертання кожної контактної поверхні цифровим блоком, температуру мастильного матеріалу за допомогою термопари та товщину мастильного шару методом вимірювання падіння напруги в режимі нормального тліючого розряду[8]. за показниками вимірювання будують залежності моменту тертя (рис. 1, а), який різко зростає до максимуму в пусковий період з подальшим зниженням, коливанням та стабілізацією в кожному циклі напрацювання, частоти обертання контактних поверхонь (рис. 1, б), температури мастильного матеріалу та загальної товщини мастильного шару в період пуску і товщини граничних шарів мастильного матеріалу на зупинці (рис. 1, в). розрахунок питомої роботи тертя проводять шляхом інтегрування площі, обмеженої кривою моменту тертя, та відповідного часу напрацювання при пуску, якому відповідає певна частота обертання контактних поверхонь, з урахуванням кінетичної енергії обертальних деталей (рис. 1, г). період закінчення припрацювання визначається по одночасній стабілізації протягом 5 10 циклів наробітки максимального моменту тертя, питомої роботи тертя, температури мастильного матеріалу та загальної товщини мастильного шару (hзаг), що відповідає часу t1 в пусковий період кожного циклу, та стабілізації товщини граничних шарів (haдc) мастильного матеріалу, що відповідає часу t2 в середній термін зупинки в кожному циклі (рис. 1). для оцінки ефективності припрацювання елементів трибоспряжень залежно від типу матеріалу пар тертя та мастильних матеріалів різного експлуатаційного призначення були обрані наступні умови: матеріал пар тертя – сталь 45 (hrc 38); мастильні матеріали – моторна мінеральна олива без присадок мс-20 (sae 50), дистилятна олива з малосірчаної нафти селективного очищення і-40 (iso vg 68) та синтетична поліальфаолефінова олива рао-8 (iso vg 68); об'ємна температура олив 16 °с та 70 °с; контактне навантаження – σmax = 400 та 570 мпа; тривалість циклу – пуск – 4с, зупинка – 3,5с. з підвищенням контактної напруги до 570 мпа, при об'ємній температурі олив 16 °с досліджувані оливи характеризуються зменшенням основних параметрів ефективності змащувального процесу. для мінеральних олив встановлено переважання змішаного режиму мащення з домінуючим впливом граничного, а для синтетичної оливи рао-8 характерний граничний режим мащення. в умовах багатоциклічних дій на 20 % зростає частота руйнування адсорбційних шарів для мс-20, в порівнянні із ступенем їх руйнування при σmax = 400 мпа, проте, скорочується час адаптації при n ≥ 400 формується стабільний граничний шар, що забезпечує ефективне мащення з переважанням гідродинамічного режиму (табл. 1). реалізація цього механізму забезпечується за рахунок збільшення товщини адсорбційних шарів на 50 % і утворення хемосорбційних плівок (hсоп = 0,057 0,354 мкм). менш в'язка мінеральна олива і-40 по мірі напрацювання n ≥ 440 також формує стабільні адсорбційні шари, а на 70 % площі контакту утворюються самогенеруючі органічні плівки (соп) або полімери тертя, товщина яких складає 0,014 0,048 мкм. змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 71 а б в г рис. 1 – залежність моменту тертя (а), частоти обертання дослідних зразків в умовах їх роботи кочення з проковзуванням (б), загальної товщини мастильного шару і товщини граничних шарів мастильного матеріалу (в), питомої роботи тертя (г) від часу роботи трибосистеми таблиця 1 зміна триботехнічних характеристик в умовах пуску для масла мс-20: σ = 570 мпа, t = 16 °с σ = 570 мпа, t = 70 °с n haдc, мкм hзаг, мкм ηеф · 102, па · с λ n haдc, мкм hзаг, мкм ηеф · 102, па · с λ 2 0,002 2,002 19,822 1,820 2 0,171 0,871 9,012 1,500 40 0,001 2,001 17,364 1,819 40 0,000 0,900 9,313 1,510 80 0,113 2,113 15,750 2,150 80 0,002 0,902 8,916 1,509 112 0,001 2,001 13,134 1,819 112 0,043 0,943 8,183 1,621 117 0,243 2,243 14,725 2,551 117 0,094 0,994 8,626 1,789 160 0,150 2,150 14,116 2,269 160 0,041 0,941 6,176 1,638 195 0,114 2,114 13,877 2,151 195 0,001 0,901 5,613 1,510 275 0,000 2,000 11,570 1,818 275 0,570 1,470 8,504 3,239 401 0,014 2,014 9,635 1,860 401 0,282 1,182 6,049 2,030 442 0,263 2,263 10,823 2,299 442 0,713 1,613 8,613 3,738 487 1,432 3,432 16,411 6,058 487 0,041 0,941 4,816 1,638 565 0,412 2,412 11,541 4,763 565 0,480 1,380 9,057 2,960 638 0,971 2,971 14,216 3,031 638 0,332 1,232 6,304 2,522 змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 72 з підвищенням навантаження для оливи рао-8 спостерігається руйнування змащувальних адсорбційних шарів в 60 % циклів, адаптація граничного шару відбувається лише у міру напрацювання n ≥ 530, а товщина соп, в порівнянні з хемосорбційними шарами, сформованими оливою при σmax = 400 мпа, зменшується на 70 % (hсоп = 0,014 0,051 мкм). при збільшенні об'ємної температури олив до 70 °с встановлено зменшення приросту товщини змащувального шару в період пуску для олив мс-20, і-40 і рао-8 відповідно на 40 % : 20 % : 20 %. для мінеральної оливи мс-20 адаптація адсорбційного шару відбувається значно раніше, ніж при 16 °с, у міру напрацювання n ≤ 250, а товщина хемосорбційних шарів зменшується на 20 % (hсоп = 0,061 0,175 мкм) (табл. 1). якісно інший процес змащувальної дії встановлений для оливи і-40. в несталому режимі роботи з підвищенням температури руйнування адсорбційних шарів збільшується в 2 рази, у міру напрацювання не зафіксовано адаптації граничних шарів. слід зазначити, що товщина соп збільшується на 40 % (hсоп = 0,032 0,060 мкм), але формування даного виду плівок відбувається лише на 20 % площі контакту. аналогічна змащувальна дія встановлена і для синтетичної оливи рао-8 – в початковий період припрацювання при граничному режимі мащення не відбувається адаптації адсорбційних шарів, в подальшому товщина хемосорбційних плівок збільшується на 0,022 мкм, але формування соп зафіксовано на 60 % площі поверхні контакту пар тертя. в табл. 2 представлені остаточні терміни стабілізації антифрикційних та змащувальних властивостей контакту при припрацюванні елементів трибоспряження в середовищі мінеральних олив мс-20 та і-40 і синтетичної оливи рао-8. таблиця 2 час стабілізації триботехнічних характеристик контакту при припрацюванні мастильний матеріал контактна напруга, мпа об'ємна температура оливи, °с мс-20 і-40 рао-8 16 470 циклів / 59 хв 500 циклів / 63 хв 350 циклів / 44 хв 400 70 350 циклів / 44 хв 550 циклів / 69 хв 250 циклів / 31 хв 16 400 циклів / 50 хв 440 циклів / 55 хв 530 циклів / 66 хв 570 70 250 циклів / 31 хв для більш в'язкої оливи мс-20 підвищення контактного навантаження, незалежно від температури оливи, скорочує термін припрацювання контактних поверхонь, в середньому, в 1,2 рази. для менш в'язкої оливи і-40 аналогічне прискорення припрацювання встановлене лише при її об'ємній температурі 16 °с. однак, для синтетичної оливи рао-8 зростання тиску призводить до протилежного ефекту – термін припрацювання контактних поверхонь зростає в 1,5 рази при температурі оливи 70 °с не відбувається стабілізації триботехнічних характеристик контакту в досліджуваному інтервалі часу. вплив контактного навантаження, сумарної швидкості кочення і температури оливи на формування і адаптацію адсорбційних шарів, які суттєво впливають на тривалість припрацювання, повною мірою відображає кінетика зміни реологічних та антифрикційних характеристик олив. при контактній напрузі 570 мпа і об'ємній температурі олив 16 °с реологічні характеристики досліджуваних мінеральних олив істотно відрізняються від синтетичної рао-8. якщо для мс-20 і і-40 збільшення ефективної в'язкості в контакті (ηеф) і напруги зсуву мастильного матеріалу (τ) складає, в середньому 68 %, то рао-8 характеризується збільшенням τ на 72 %, а зміни ηеф в контакті не встановлено, в порівнянні із ηеф і τ при σmax = 400 мпа. головним чинником, що впливає на реологічні властивості олив, є приріст товщини змащувального шару при пуску із збільшенням частоти обертання. для мс-20 цей параметр із збільшенням σmax до 570 мпа не змінюється, для і-40 зменшується на 20 %, а для рао-8 на 60 %. внаслідок цього в 2,85 рази збільшується градієнт швидкості зсуву масляного шару (γ) синтетичної оливи, що призводить до часткової деструкції молекул. радикали, які утворюються, є джерелом формування граничної плівки, проте, при циклічному навантаженні, в результаті частих мікропластичних зсувів і дії знакозмінних дотичних напруг, збільшується час адаптації адсорбційних шарів і значно знижується товщина сформованих соп (на 70 %). проте, незважаючи на вищезгадані процеси, граничні адсорбційні шари обумовлюють зниження напруги зсуву масляного шару в 2 рази. у міру напрацювання n ≥ 400, при адаптації граничного шару, зафіксовано значне підвищення антифрикційних властивостей – коефіцієнт тертя зменшується з 0,093 до 0,043 (рис. 2). змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 73 рис. 2 – зміна коефіцієнта тертя при припрацюванні контактних поверхонь в нестаціонарному режимі при σmax 570 мпа для мінеральних олив при багатоциклічному режимі навантаження, на наш погляд, реалізується інший механізм формування соп. інактівні вуглеводні парафінових, нафтенових і ароматичних класів, потрапляючи в електричне поле поверхонь тертя, набувають певний дипольний момент, що прискорює модифікацію поверхонь металу внаслідок утворення на них смолоподібних продуктів органічного походження темно коричневого кольору [9]. у роботі [10] встановлена інтенсифікація утворення соп із збільшенням вмісту ароматичних з'єднань, а дослідженнями інших авторів [11] зафіксовано зростання товщини соп з підвищенням молекулярної ваги парафінованого класу. мс-20 за фракційним складом, на відміну від і-40, містить парафінову фракцію з більшою молекулярною вагою вуглеводнів, на 10 % збільшується вміст ароматичних з'єднань і на 4 % смолоподібних компонентів [12]. при σmax = 570 мпа, t = 16 °с встановлено зростання товщини соп мінеральними оливами на 70 %, що пов'язано з більш інтенсивною активацією металу поверхонь тертя з підвищенням навантаження. слід зазначити, що формування хемосорбційних плівок оливою і-40 відбувається на 70 % поверхні тертя, що обумовлено як іншим вуглеводневим складом масляної фракції, так і меншою ηеф в контакті. тверді плівки, які характеризуються анізотропією механічних властивостей, проявляють низький опір до дії знакозмінних дотичних напруг напруга зсуву масляного шару у міру напрацювання знижується в 2 рази, забезпечуючи значне зниження коефіцієнта тертя (f). у міру адаптації граничних шарів встановлено зменшення f для мс-20 з 0,093 до 0,043, а для і-40 з 0,118 до 0,055 (рис. 2). основним критерієм ефективності антифрикційних властивостей при σmax = 570 мпа, t = 70 °с є, на наш погляд, здатність оливи формувати хемосорбційні плівки на активованій поверхні металу. так, для мс-20 зафіксовано прискорення адаптації граничних шарів (у міру напрацювання n ≥ 250) і формування соп на всій площі контакту, що забезпечує зменшення напруги зсуву масляного шару в 2 рази. із збільшенням температури до 70 °с товщина соп зменшується на 20 %, в порівнянні з hсоп при 16 °с, проте напруга зсуву масляного шару залишається стабільною. менш в'язкі оливи і-40 і рао-8 в умовах динамічного навантаження не проявляють ефективної змащувальної дії при 70 °с впродовж всього експерименту не встановлено адаптації адсорбційних шарів: товщина соп збільшується на 40 %, але формування хемосорбційних плівок, стабільних до дії знакозмінних дотичних напруг, відбувається на 20 % площі контакту для і-40 і на 60 % поверхні для рао-8. у роботі [13] розглядається нестабільність мащення при граничному терті, пов'язана з руйнуванням плівки, обумовленим розплавленням її з підвищенням температури. проте, критична температура дезорієнтації молекул олив граничних шарів і-40 і рао-8 становить 140 °с [11, 14], а наявність хрому в сталі шх-15, з якої виготовлена пара тертя, в основному, підвищує критичну температуру розпаду [13, 15]. ми вважаємо, що руйнування хемосорбційних шарів відбувається в результаті інтенсивного стирання в режимі частих пусків-зупинок в результаті значного збільшення градієнта швидкості зсуву з підвищенням температури (γ підвищується в 2,5 рази для і-40 і в 4 рази для рао-8), що призводить до дезорієнтації і десорбції молекул. встановлені високі експериментальні значення напруги зсуву масляного шару для олив і-40 і рао-8 обумовлені, імовірно, деформацією змащувальної плівки в результаті заклинювання між контактуючими поверхнями тертя при проковзуванні. аналогічні результати про деформацію граничного шару представлені в роботі [16]. змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 74 таким чином, при десорбції граничного шару руйнуються хемосорбційні шари, внаслідок чого не забезпечується ефективної змащувальної дії оливами і-40 і рао-8 в умовах динамічного навантаження при σmax = 570 мпа, t = 70 °с; домінує граничний режим мащення, що характеризується високими значеннями коефіцієнтів тертя впродовж всього експерименту, що унеможливлює визначення кінцевого терміну припрацювання контактних поверхонь. висновки 1. встановлено, що для оливи мс-20, яка характеризується найбільшою в’язкістю, підвищення контактного навантаження, незалежно від температури оливи, скорочує термін припрацювання контактних поверхонь, в середньому, в 1,2 рази. основним критерієм ефективності антифрикційних властивостей є здатність оливи формувати хемосорбційні плівки з низьким опором зсуву на активованій поверхні металу. із збільшенням температури до 70 °с товщина полімерів тертя зменшується на 20 %, проте напруга зсуву масляного шару залишається стабільною. 2. олива і-40 характеризується прискоренням припрацювання при зростанні контактного навантаження лише при її об'ємній температурі 16 °с. при збільшенні температури не встановлено адаптації адсорбційних шарів: товщина соп зростає на 40 %, але формування хемосорбційних плівок, стабільних до дії знакозмінних дотичних напруг, відбувається на 20 % площі контакту. 3. для оливи рао-8 зростання тиску та температури призводить до дестабілізації триботехнічних характеристик контакту внаслідок руйнування хемосорбційних шарів в результаті їх інтенсивного стирання в режимі частих пусків-зупинок за рахунок збільшення в 4 рази градієнта швидкості зсуву, що призводить до дезорієнтації і десорбції молекул, зростання коефіцієнту тертя, при цьому ефективного припрацювання пар тертя не встановлено. література 1. когаев в.п. прочность и износостойкость деталей машин / в.п. когаев, ю.н. дроздов. – м.: высшая школа – 1991 – 318 с. 2. чумичев а.а. ускорение процесса приработки пар трения металл – металл за счет использования состава на основе неорганического полимера: дис. на соискание ученой степени кандидата техн. наук: 05.02.04 / а.а. чумичев. – к.: киига, 1974. – 369 с. 3. ciftan m., saibel e. chemostress effect in tribology // running process in tribology. editors dowson d., toylor c. m., godet m., berthe d. guilford: butterworth edition – 1981 – p. 3–5. 4. а.т.бородин способ приработки кинематических пар трения скольжения/ а.т. бородин, и.т. бородин // авторское свидетельство ссср № 527624, g 01 м 13/00 – бюллетень №33 – 1977 – 2 с. 5. порохов в.с. трибологические методы испытания масел и присадок / в.с. порохов. – м.:машиностроение. – 1983. – 183 с. 6. дмитриченко н.ф. смазочные процессы в условиях нестационарного трения /н.ф. дмитриченко, р.г. мнацаканов. – житомир : жити, 2002. – 308 с. 7. мікосянчик о.о. спосіб припрацювання пар тертя в нестаціонарних умовах роботи / о.о. мікосянчик, р.г. мнацаканов, м.с. хімко // патент україни на корисну модель № 92071, g 01 n 3/56 – бюлетень №14. – 2014. – 3 с. 8. райко м.в. исследование смазочного действия нефтяных масел в условиях работы зубчатых передач: дис. на соискание ученой степени доктора техн. наук: 05.02.04 / м.в. райко. – к.: киига, 1974. – 369 с. 9. черножуков н.и. технология переработки нефти и газа./ под ред. а.а. гуреева, б.и. бондаренко. – часть 3, изд. 6. – м.: химия, 1978. – 424 с. 10. хайнике г. трибохимия / г. хайнике. – м.: машгиз, 1987. – 533 с. 11. кламанн д. смазки и родственные продуты / д. кламанн. – м.: химия, 1988. – 487 с. 12. лосиков б.в. нефтепродукты. свойства, качество, применение: справочник. / под ред. б.в. лосикова. – м.: химия, 1966. – 398 с. 13. меnter j. w. physics of lubrication // british journal of applied phisics. – 1951. – suppl., № 1. – р.52 – 54. 14. кулиев а.м. химия и технология присадок к маслам и топливам / а.м. кулиев. – л.: химия, 1985. – 312 с. 15. fote a.a., slade r.a.. feuerstein s. thermally induced migration of hydrocarbon oil // transaction of the asme journal of lubrication technol. -1977. april, №4. р.158-162. 16. bowden f. p., tabor d. friction and lubrication of solidsю. oxford, 1950. – 199р. поступила в редакцію 19.02.2016 змащувальна дія олив при нестаціонарних процесах в умовах припрацювання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 75 mikosyanchyk o.а., mnatsakanov r.g., lopata v.m, kalinichenko v.i. oil lubricating effect in non-stationery processes and under breaking-in condition. the method of breaking-in of contact surfaces in the non-stationary modes of friction work (start-stop mode) was presented in this work. this method gives possibility more correctly and preciously estimate the ending of breaking-in phase. with the usage of mineral and synthetic oils the final term of steel breaking-in was determined by the kinetic change of main trobothechnical characteristics of contact: estimation of physical and mechanical properties of material surface layers of contact surfaces by the kinetic change of specific friction work, anti-frictional characteristics of contact by the kinetic change of friction moment, lubricating and polymerization properties of lubricant material by the kinetic of formation the thickness of lubricant material. keywords: breaking-in, thickness of lubricant layer, boundary absorption layers, rheological properties, friction coefficient. references 1. kogaev v.p. prochnost' i iznosostojkost' detalej mashin, m.: vysshaja shkola, 1991, 318р. 2. chumichev a.a. uskorenie processa prirabotki par trenija metall – metall za schet ispol'zovanija sostava na osnove neorganicheskogo polimera: dis. na soiskanie uchenoj stepeni kandidata tehn. nauk: 05.02.04, k.: kiiga, 1974, 369р. 3. ciftan m., saibel e. chemostress effect in tribology. running process in tribology. editors dowson d., toylor c. m., godet m., berthe d. guilford: butterworth edition, 1981, p.3–5. 4. a.t.borodin, i.t. borodin sposob prirabotki kinematicheskih par trenija skol'zhenija. avtorskoe svidetel'stvo sssr № 527624, g 01 m 13/00, bjulleten' №33, 1977, 2р. 5. porohov v.s. tribologicheskie metody ispytanija masel i prisadok. m.:mashinostroenie, 1983, 183р. 6. dmitrichenko n.f., mnacakanov r.g.smazochnye processy v uslovijah nestacionarnogo trenija. zhitomir:zhiti, 2002, 308р. 7. mіkosjanchik o.o., mnacakanov r.g., hіmko m.s. sposіb pripracjuvannja par tertja v nestacіonarnih umovah roboti. patent ukraїni na korisnu model' № 92071, g 01 n 3/56, bjuleten' №14, 2014, 3р. 8. rajko m.v. issledovanie smazochnogo dejstvija neftjanyh masel v uslovijah raboty zubchatyh peredach: dis. na soiskanie uchenoj stepeni doktora tehn. nauk: 05.02.04, k.: kiiga, 1974, 369 р. 9. chernozhukov n.i., pod red. a.a. gureeva, b.i. bondarenko. tehnologija pererabotki nefti i gaza.chast' 3, m.: himija, 1978, 424 р. 10. hajnike g. tribohimija, m.: mashgiz, 1987, 533 р. 11. klamann d. smazki i rodstvennye produty, m.: himija, 1988, 487р. 12. losikov b.v. nefteprodukty. svojstva, kachestvo, primenenie: spravochnik.. m.: himija, 1966, 398р. 13. menter j. w. physics of lubrication. british journal of applied phisics, 1951, suppl., № 1, р.52 – 54. 14. kuliev a.m. himija i tehnologija prisadok k maslam i toplivam, l.: himija, 1985, 312р. 15. fote a.a., slade r.a.. feuerstein s. thermally induced migration of hydrocarbon oil // transaction of the asme journal of lubrication technol. -1977. april, №4. р.158-162. 16. bowden f. p., tabor d. friction and lubrication of solidsю. oxford, 1950. – 199р. _goback copyright © 2021 o.v. bereziuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,48-55 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-48-55 regression analysis of the influence of auger surface hardness on its wear during dehydration of solid waste in a garbage truck o.v. bereziuk1*, v.i. savulyak1, v.o. kharzhevskyi2 1vinnitsa national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine *e-mail: berezyukoleg@i.ua received: 19 may 2021: revised: 11 august: accept: 17 september 2021 the article is dedicated to the study of the influence of the surface hardness of the auger on its wear during dehydration of solid waste in the garbage truck. using the method of regression analysis, the logarithmic dependencies of auger wear depending on the hardness of its surface for different values of the friction path are determined. graphical dependences of augur wear depending on the hardness of its surface for different values of the friction path are made up, and it confirms sufficient convergence of the obtained dependencies. carried out additional regression analysis allowed to obtain the dependence of wear of the auger depending on the hardness of its surface and the friction path, which showed that during two weeks of operation and wear of the auger during dehydration of solid waste in the garbage truck increasing the surface hardness of the auger from 2310 mpa to 10050 mpa reducing the rate of growth of energy consumption of solid waste dehydration from 16.7 % to 1.5 %, and, consequently, to reduce the cost of the process of their dehydration in the garbage truck. the graphical dependence of the reduction of energy consumption of dehydration of solid household waste due to the increase in the hardness of the auger surface during its two-week wear is presented. it was established the expediency of further research to determine the rational material of the auger and ways to increase its wear resistance. key words: wear, surface hardness, auger press, garbage truck, dehydration, solid waste, regression analysis. introduction in mechanical engineering, one of the main tasks is to increase the wear resistance and reliability of machine parts [1, 2]. a promising technology for primary processing of municipal solid waste (msw), aimed at reducing both the cost of transportation of solid waste and the negative impact on the environment is their dehydration, accompanied by pre-compaction and partial grinding, during loading into the garbage truck. dehydration of solid waste in the garbage truck is performed using a conical screw, the surface of which due to the existing friction wears out intensively. this is due to the fact that solid waste contains, in particular, components such as metal, glass, ceramics, stones, bones, polymeric materials, which can be attributed to abrasive materials because they have different shapes, sizes and hardness, and the presence of moisture 39 92 % by weight in msw creates an aggressive corrosive environment. therefore, the study of the influence of the hardness of the auger surface on its wear during dehydration of solid waste in the garbage truck is a topical task. dehydration of solid waste in the garbage truck is performed using a conical auger, the surface of which due to the existing friction wears out intensively. this is due to the fact that solid waste contains, in particular, such components as metal, glass, ceramics, stones, bones, polymeric materials, which can be attributed to abrasive materials because they have different shapes, sizes and hardness, and the presence of moisture 39 92 % by weight in solid wastes creates an aggressive corrosive environment. therefore, the study of the influence of the hardness of the auger surface on its wear during dehydration of solid waste in the garbage truck is an urgent task. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-48-55 problems of tribology 49 literary review the article [3] presents the results of experimental studies of wear resistance of different auger materials with different thermal and chemical-thermal treatment in a corrosive-abrasive environment on special friction machines that simulated the operating conditions of extruders in the processing of feed grain with saponite mineral impurities. the authors found that the wear resistance of materials in a corrosive-abrasive environment at elevated temperatures depends not only on the hardness of the friction surface, but also on its structure and phase composition and changes in the hardness gradient along the depth of the hardened layer. to ensure high wear resistance of extruders in the manufacture of animal compound feed with impurities of the mineral saponite, it is recommended to use for the manufacture of parts of the extrusion unit steel x12, hardened by nitro-hardening technology. the author of [4] found that the intensity of abrasive wear of the screw surface of the auger, and wear resistance mainly depends on the hardness, surface roughness, the volume of abrasive particles involved in friction and the area of their contact with the surface in the article [5], a mathematical model for calculating the wear rate of triboelements in a tribosystem operating in conditions of corrosion and abrasive wear was developed. the input factors were: active acidity, abrasiveness, roughness, load and sliding speed. theoretically, the degree of influence of the above factors on the wear rate is established. it was found that abrasiveness is the most important factor, followed by the degree of decline the level of active acidity and load. a new design of the auger with a sectional elastic surface, which is designed to reduce the degree of damage to the grain material during its transportation is presented in the article [6]. the theoretical calculation of the interaction of the grain with the elastic section of the auger is carried out. a dynamic model has been developed to determine the influence of structural, kinematic and technological parameters of the elastic auger on the time and path of free movement of bulk material particles during their movement between sections, as well as to exclude the possibility of grain material interaction with the non-working surface of the auger working body. in the article [7] it was determined that restoration of the auger requires surfacing or spraying a layer of a certain thickness on the end part of the coil of the auger, while the width of the restored layer is usually a few millimeters. an algorithm for selecting the optimal composite powder material for plasma spraying in order to increase the wear resistance of the working surfaces of machine parts, in particular the auger, is described. according to the authors, plasma spraying of composite powder materials will increase the durability of the auger by 2 3 times, which will reduce repair costs by tens of times. in the article [8] the influence of geometrical parameters on productivity and design of the briquetting machine using the model of pressure based on the theory of piston flow is investigated. an analytical model that uses a pressure model was also developed based on archard wear law to study the wear of augers of biomass briquetting machines. the developed model satisfactorily predicted the wear of the auger and showed that the greatest influence on it have the speed of rotation and the choice of material. the amount of wear increases exponentially to the end of the auger, where the pressure is the highest. changing the design of the auger to select the optimal geometry and speed with the appropriate choice of material can increase the life of the auger and the productivity of the machine for briquetting biomass. the work [9] is devoted to the analysis of the process of screw briquetting of plant materials into fuel and feed. regularities of this process are the basis for determining the rational parameters of the working bodies. when designing briquette presses it is necessary to consider deformation of biomass taking into account change of physical and rheological properties at the moment of interaction with the auger mechanism in the article [10] the wear of a twin-auger extruder of rigid pvc resins is investigated. the pressures around the cylinder when extruding two rigid pvc resins in a laboratory extruder with a diameter of 55 mm were measured and the forces acting on the auger core were determined. numerical simulation of the flow was performed using the power parameters of the viscosity of the resins. in the work [11] the process of pressing wood chips in auger machines was investigated. the processes occurring in different parts of the auger are established, formulas are defined that allow to calculate the loads acting on the auger coils, as well as to determine the power required for pressing. the specific energy consumption and the degree of heating of raw materials during pressing are determined. the results of experimental studies of the process of solid dehydration based on the planning of the experiment by the box-wilson method are shown in the article [12]. quadratic regression equations with the 1st order interaction effects were obtained using rotatable central composite planning for such objective functions as humidity and density of pre-compacted and dehydrated msw, maximum drive motor power, energy consumption of solid waste dehydration. this allowed to determine the optimal parameters of equipment for dehydration by the criterion of minimizing the energy consumption of the process (auger speed, the ratio of the radial gap between the auger and the body, and the ratio of the auger core diameter to the outer diameter of the auger on the last coil) for both mixed and “wet”. in the article [13] the improved mathematical model of work of the dehydration drive of msw in the garbage truck is suggested that takes into account wear of the auger. it allowed to research numerically the dynamics of this drive during the start-up, and to define that with the increase of wear of the auger pressure of 50 problems of tribology working liquid on the speed of the auger it is significantly reduced. the power regularities of change of the nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular speed and frequency of rotation of the auger from values of its wear are defined, the last of which describes detuning from optimum frequency of rotation of the auger in the course of its wear. it is established that the wear of the auger by 1000 μm leads to an increase in the energy consumption of solid dehydration by 11.6 %, and, consequently, to an increase in the cost of the process of their dehydration in the garbage truck and accelerate the wear process. purpose researching the influence of auger surface hardness on its wear during dehydration of solid waste in a garbage truck. methods determination of paired dependencies of auger wear from the hardness of its surface was performed by regression analysis [14]. regressions were determined on the basis of literalizing transformations, which allow to reduce the nonlinear dependence to the linear one. the coefficients of regression equations were determined by the method of least squares using the developed computer program "reganaliz", which is protected by a copyright registration certificate, and is described in the article [15]. the following dependencies were used to determine the energy consumption of solid dehydration taking into account the auger wear [13]: 0 0 min 4 min min 0 0 0 4 0 min 0 min min 0 0 1504 15.92 0.3214 1.069 ( ) 2061( ) / ( 2 ) 1947( 2 ) / ( 2 ) 9.118 10 0.002142 ( ) 18.12 ( ) / ( 2 ) 2.115 ( 2 ) / ( 2 ) 4.392 10 ( ) 2.005 ( ) / aug aug aug e w n u u d u d u d u w w n u w u d u w d u d u n u u                                      min 0 min min 2 4 2 2 2 0 0 min 2 min min ( 2 ) 0.3361 ( 2 ) / ( 2 ) 0.09031 7.923 10 0.008241 ( ) 104172 [( ) / ( 2 )] 1318 [( 2 ) / ( 2 )] kwh/tons ; aug d u d u d u w n u u d u d u d u                     (1) 3 1.5 52.43 1.276 10n u     [rpm], (2) where e – is the energy consumption of solid waste dehydration, kw·h/tons; ρ0 – initial density of solid waste, kg/m3; w0 – initial relative humidity of solid waste, %; n – the nominal speed of the auger, rpm; u – auger wear, m; aug – radial clearance between auger and housing, m; dmin – outer diameter of the auger on the last coil, m; dmin – is the diameter of the auger core on the last coil, m. results the values of auger wear for different values of hardness of its surface and friction path are given in table 1 [3]. as a result of regression analysis of the data in table 1, is was determined the logarithmic dependencies of wear of the auger depending on the hardness of its surface for different values of the friction path: s 3000 334 34.07 lnu h    ; (3) s 6000 676.6 69.69 lnu h    ; (4) s 9000 999.8 103lnu h    ; (5) s 12000 1295 132.7 lnu h    , (6) where u – wear, m; h – hardness of auger surface, mpa; problems of tribology 51 s – friction path, m. fig. 1 shows graphical dependences of auger wear depending on the hardness of its surface for different values of the friction path, made up using the dependences (3 6), which confirmed the sufficient convergence of the obtained dependencies compared with the data in the table 1 table 1 screw wear values for different values of surface hardness and friction path [3] № surface hardness, mpa wear, µm for friction path, m 3000 6000 9000 12000 1 2310 68 132 195 258 2 5180 53 103 153 203 3 6500 48 91 134 177 4 6510 43 80 116 152 5 6700 39 72 105 138 6 10050 25 43 63 88 7 5450 26 47 70 98 8 7860 24 43 64 90 9 8600 22 39 58 82 10 6950 28 52 78 108 11 8100 15 25 38 55 а b c d fig.1. the wear of the auger depending on the hardness of its surface for different values of the friction path: а – s = 3000 m; b – s = 6000 m; c – s = 9000 m; d – s = 12000 m; actual ○, theoretical — 52 problems of tribology dependences (3 6) for different values of the friction path can be written in general as follows: ( ) ( ) ln ,u a s b s h  (7) where a(s), b(s) – regression coefficients that depend on the path of friction. after the additional regression analysis, the regression coefficients which depend on the friction path can be described by power laws: 0.83 ( ) 0.5796 112.8;a s s  (8) 0.8 ( ) 0.08049 14.71.b s s  (9) table 2 the results of regression analysis of the dependence of the wear of the auger depending on the hardness of its surface for different values of the friction path № type of regression correlation coefficient r for paired regressions us=3000 = f(h) us=6000 = f(h) us=9000 = f(h) us=12000 = f(h) a = f(s) b = f(s) 1 y = a + bx 0.81439 0.82376 0.82898 0.83452 0.99945 0.99918 2 y = 1 / (a + bx) 0.66421 0.65974 0.67435 0.68887 0.92263 0.92049 3 y = a + b / x 0.78654 0.79114 0.79630 0.80646 0.93981 0.94199 4 y = x / (a + bx) 0.81920 0.80115 0.81299 0.82996 0.75583 0.59710 5 y = abx 0.75553 0.76285 0.77229 0.78180 0.97494 0.97347 6 y = aebx 0.75553 0.76285 0.77229 0.78180 0.97494 0.97347 7 y = a ·10bx 0.75553 0.76285 0.77229 0.78180 0.97494 0.97347 8 y = 1 / (a + be-x) 0.66421 0.65974 0.67435 0.68887 0.92263 0.92049 9 y = axb 0.73813 0.74002 0.74896 0.76165 0.99969 0.99950 10 y = a + b·lg x 0.82369 0.83066 0.83603 0.84439 0.98598 0.98706 11 y = a + b·ln x 0.82370 0.83067 0.83604 0.84440 0.98598 0.98706 12 y = a / (b + x) 0.66421 0.65974 0.67435 0.68887 0.92263 0.92049 13 y = ax / (b + x) 0.56134 0.54627 0.55756 0.57539 0.99987 0.99976 14 y = aeb / x 0.68071 0.67801 0.68615 0.70077 0.98768 0.98864 15 y = a ·10b / x 0.68071 0.67801 0.68615 0.70077 0.98768 0.98864 16 y = a + bxn 0.75806 0.76923 0.77404 0.77662 0.99998 0.99996 а b fig. 2. dependences of regression coefficients on the friction path а – a = f(s); b – b = f(s); actual○, theoretical — the results of the regression analysis are shown in table 2, where the cells with the maximum values of the correlation coefficient r for each of the paired regressions are marked in gray. figure 2 shows the graphical problems of tribology 53 dependences of the regression coefficients on the path of friction, constructed using the dependences (8,9), which confirm the sufficient convergence of the obtained dependencies. after substituting the laws (8, 9) into the dependence (7), we obtain the law of wear of the auger depending on the hardness of its surface and the friction path:  0.83 0.80.5796 112.8 0.08049 14.71 lnu s s h    . (10) fig. 3 shows a graphical dependence of the wear of the auger in the plane of the parameters of influence: the hardness of its surface and the friction path. fig. 3. the dependence of the wear of the auger u in the plane of the parameters of influence: the hardness of its surface h and the friction path s determine the path of friction for the surface of the auger dehydration of solid waste after its two-week operation: 3.14 0.0775 52.43 855.6 290 28 56850 , 26 60 26 60 av cycle cycle c d nt k n s            m where dav – the average diameter of the auger on the last coil, m; tcycle – the duration of the operating cycle of dehydration of one solid waste container, sec; kcycle – annual number of working cycles of the garbage truck taking into account dehydration of solid waste, pcs; nc – the number of solid waste containers loaded into the body of the garbage truck in one cycle, taking into account dehydration, pcs. figure 4 shows the graphical dependence of the influence of the hardness of the working surfaces of the auger of the mechanism of dehydration of solid waste on the energy consumption of the process (s = 56850 m), made up using dependencies (1, 2, 10). fig. 4. the influence of increasing the hardness of the working surface of the auger to reduce the growth rate of energy consumption of the dehydration process after its two-week operation and wear (s = 56850 m) 54 problems of tribology fig. 4 shows that after two weeks of operation and wear of the auger during dehydration of solid waste in the garbage truck the increase of the working surface hardness of the auger from 2310 mpa to 10050 mpa leads to a decrease in energy consumption of solid dehydration from 16.7 % to 1.5 %, and therefore it reduces the cost of the process of dehydration of solid waste in the garbage truck. thus, the determination of the rational material of the friction surfaces of the auger and the ways to increase its wear resistance require further research. conclusions the logarithmic dependence of auger wear depending on the hardness of its surface for different values of the friction path are determined. carrying out additional regression analysis allowed to obtain the dependence of wear of the auger depending on the hardness of its surface and the friction path, which showed that during two weeks of operation and wear of the auger during dehydration of solid waste in the garbage truck increasing the surface hardness of the auger from 2310 mpa to 10050 mpa reducing the rate of growth of energy consumption of solid waste dehydration from 16.7 % to 1.5 %, and, consequently, it allowed to reduce the cost of the process of their dehydration in the garbage truck. therefore, determining the rational material of the auger and ways to increase its wear resistance require further research. references 1. kindrachuk m.v., labunets v.f., pashechko m.i., korbut e.v. (2009) trybolohiya [tribology]. kyiv: publishing of nau "nau-printing". 2. dykha o.v. (2018) rozrakhunkovo-eksperymentalni metody keruvannya protsesamy hranychnoho zmashchuvannya tekhnichnykh trybosystem: monohrafiya. [computational and experimental methods for controlling the processes of maximum lubrication oftechnical tribosystems: a monograph.] khmelnytsʹkyi: khnu 3. kaplun v.h., honchar v.a, matviishin p.v (2013) pidvyshchennya znosostiykosti shneka ta ekstrudera pry vyhotovlenni kormiv dlya tvaryn iz domishkamy mineralnoho saponitu. [improving the wear resistance of the auger and extruder cylinder in the manufacture of animal feed with impurities of the mineral saponite]. visnyk of khmelnytsky national university, 5, 7-11. 4. trifonov g.i. (2019) abrazyvnyy znos i faktory, shcho vyznachayutʹ znosostiykistʹ robochykh poverkhonʹ shnekiv transportuyutʹ konveyeriv [abrasive wear and factors determining the wear resistance of the working surfaces of the conveyor conveyor augers]. nauka ta innovatsiyi – suchasni kontseptsiyi: proceedings of the international scientific forum – moscow: infinity publishing house, vol. 1, 121-124. 5. cymbal b.m. (2017) pidvyshchennya znosostiykosti shnekovykh ekstruderiv dlya vyrobnytstva palyvnykh bryketiv u kyslotnykh ta luzhnykh seredovyshchakh [increasing the wear resistance of auger extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.02.04 – friction and wear in machines, kharkiv, 20. 6. hevko r.b., zalutskyi s.z., hladyo y.b., tkachenko i.g., lyashuk o.l., pavlova o.m., ... & dobizha n.v. (2019). determination of interaction parameters and grain material flow motion on screw conveyor elastic section surface. inmateh-agricultural engineering, 57(1). 7. zhachkin s.y., trifonov g.i. (2017) vplyv plazmovoho napylennya kompozytsiynykh poroshkovykh materialiv na znosostiykistʹ detaley mashyn [influence of plasma spraying of composite powder materials on the wear resistance of machine parts]. master's journal, № 1, 30-36. 8. orisaleye j.i., ojolo s.j., ajiboye j. s. (2019) pressure build-up and wear analysis of tapered screw extruder biomass briquetting machines. agricultural engineering international: cigr journal, 21(1), 122-133. 9. eremenko o.i., vasilenkov v.e., rudenko d.t. (2020) doslidzhennya protsesu bryketuvannya biomasy shnekovym mekhanizmom [investigation of the process of biomass briquetting by auger mechanism]. inzheneriya pryrodokorystuvannya, 3 (17), 15-22. 10. demirci a., teke i., polychronopoulos n. d., vlachopoulos j. (2021) the role of calender gap in barrel and screw wear in counterrotating twin screw extruders. polymers, 13(7), 990. 11. tataryants m.c., zavynskyy c.s., troshyn a.d. (2015). rozrobka metodyky rozrakhunku navantazhenʹ na shnek i enerhovytrat shnekovykh presiv [development of a method for calculating auger loads and energy consumption of auger presses]. sciencerise, 6 (2), 80-84. 12. berezyuk o.v. (2018) eksperymentalʹne doslidzhennya protsesiv znevodnennya tverdykh pobutovykh vidkhodiv shnekovym presom [experimental study of solid waste dehydration processes by auger press]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, № 5, 18-2413. 13. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck. problems of tribology, no 26(2/100), 79-86. 14. chatterjee s., hadi a.s. (2015) regression analysis by example. john wiley & sons. 15. berezyuk o.v. (2015) opredeleniye regressii koeffitsiyenta uplotneniya tverdykh bytovykh otkhodov ot vysoty poligona na osnove komp'yuternoy programmy "reganaliz". [determination of the regression of the coefficient of compaction of municipal solid waste from the height of the landfill based on the computer program "reganaliz". ] avtomatizirovannyye tekhnologii i proizvodstva, 2 (8), 43-45. problems of tribology 55 березюк о.в., савуляк в.і., харжевський в.о. регресійний аналіз впливу твердості поверхні шнека на його знос під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. стаття присвячена дослідженню впливу твердості поверхні шнека на його знос під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. за допомогою використання методу регресійного аналізу визначено логарифмічні закономірності зносу шнека залежно від твердості його поверхні для різних значень шляху тертя. побудовано графічні залежності зносу шнека залежно від твердості його поверхні для різних значень шляху тертя, що підтверджують достатню збіжність отриманих закономірностей. проведення додаткового регресійного аналізу дозволило отримати закономірність зносу шнека залежно від твердості його поверхні та шляху тертя, за допомогою якої встановлено, що при двотижневій експлуатації та зношуванні шнека під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі збільшення твердості поверхні шнека з 2310 мпа до 10050 мпа призводить до зниження темпів зростання енергоємності зневоднення твердих побутових відходів з 16,7% до 1,5%, а, отже, і до здешевлення процесу їхнього зневоднення у сміттєвозі. представлена графічна залежність зниження енергоємності зневоднення твердих побутових відходів внаслідок збільшення твердості поверхні шнека при його двотижневому зношуванні. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення раціонального матеріалу шнека та шляхів підвищення його зносостійкості. ключові слова: знос, твердість поверхні, шнековий прес, сміттєвоз, зневоднення, тверді побутові відходи, регресійний аналіз. математична модель трибосполучення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 112 венцель є.с.,* кравець а.м.** *харківський національний автомобільнодорожній університет, м. харків, україна, **український державний університет залізничного транспорту, м. харків, україна. e-mail: kravets_am@ukr.net математична модель трибосполучення удк 621.891 розглянуто математичну модель трибосполучення, яка пов’язує характер фізико-механічних процесів, що мають місце при його роботі, із характеристиками часток механічних забруднень, які містяться в мастильному матеріалі (ступінь дисперсності та концентрація). в якості параметру трибосполучення, що моделюється, обрано питому силу тертя. в результаті моделювання пов’язано силу тертя і інтенсивність зношування із діелектричною проникністю проміжного середовища. ключові слова: трибосполучення, модель, питома сила тертя, домішки, діелектрична проникність, інтенсивність зношування. вступ сучасні технічні пристрої містять велику кількість трибо сполучень, робота яких супроводжується різноманітними фізико-механічними процесами. розуміння процесів, що відбуваються в трибосполученні дозволяє оптимізувати їх роботу і знизити витрати енергоресурсів на експлуатацію будь-якого технічного пристрою в цілому. і саме математичне моделювання в багатьох випадках [1, 2 та ін.] дозволяє глибше проникнути в сутність даних процесів і спрогнозувати вплив багатьох зовнішніх і внутрішніх факторів на працездатність трибо вузла. постановка проблеми характер фрикційної взаємодії між поверхнями тертя і їх зношування багато в чому залежить від особливостей стану дисперсних частинок домішок і забруднень, які знаходяться у мастильному матеріалі та як наслідок, проникають в зазор між поверхнями. ступінь дисперсності частинок впливає як на фізико-механічні, так і на електричні характеристики пар тертя. оскільки концентрація і ступінь дисперсності таких частинок можуть впливати з одного боку на силу тертя і інтенсивність зношування, а з іншого боку на діелектричну проникність середовища, вважається доцільним розглянути питання про кореляцію між цими величинами. результати дослідження при аналізі процесів, які перебігають у механічному вузлі при відносному русі поверхонь тертя, будемо виходити з найбільш загального визначення сили тертя frf , як похідної від дисипативної функції по узагальненій швидкості: fr dd f dq    , де d – дисипативна функція; q – узагальнена швидкість. таке визначення сили тертя використовується, наприклад, і.і. карасиком [3], що з урахуванням співвідношення між дисипативною функцією і генеруванням ентропії sp , яке має вигляд sd p t , дозволило отримати зв’язок між питомою силою тертя fr і генеруванням ентропії [4]: s fr p th u   , (1) де sp – генерування ентропії, дж/(к·м 3·с); t – температура поверхні пар тертя, к; h – товщина шару тертя, м; математична модель трибосполучення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 113 u – швидкість ковзання, м/с. як відомо, генерування ентропії є адитивною величиною, тому повна питома сила тертя пропорційна сумарному генеруванню ентропії. головним внеском в генерування ентропії ансамблем частинок зношування є дисипація енергії, що обумовлена їх електричною взаємодією з поверхнею тертя. відомо [5], що дрібнодисперсні частинки знаходяться звичайно в зарядженому стані. заряд q частинки пов’язаний з їх розміром a формулою 0 04 d a q ae     (2) де  – діелектрична проникність дисперсного середовища; 0 – електрична стала, 0 = 8,854·10 -12 ф/м; 0 – потенціал виходу, в; a – розмір частинок забруднень, м; d – радіус дебаївського екранування заряджених частинок, м; причина виникнення заряду на дрібнодисперсних частинках пов’язана з різноманітними процесами, що перебігають на фрикційному контакті: опромінюванням частинок електромагнітним та іншими видами іонізаційних випромінювань, термоелектронною емісією і обміном заряджених частинок із оточуючим середовищем, якщо хімічні потенціали заряджених частинок і середовища відмінні. саме два останні процеси зазвичай реалізуються в вузлах тертя, для яких є характерними висока локальна температура і наявність різниці хімічних потенціалів між частинками зносу і змащуючою рідиною або елементами вторинних структур. генерування ентропії розраховується за відомою формулою s q qp j x  , (3) де qj  густина струму заряджених частинок зносу; qx  термодинамічна сила, яка обумовлює цей струм. згідно з, термодинамічна сила дорівнює q grad x t     , (4) де  електричний потенціал поля сил електростатичного зображення. механізм виникнення цього поля полягає в тому, що заряджені дрібнодисперсні частинки, які знаходяться в проміжку трибосполучення на малих (порядку декількох дебаєвських радіусів d ) відстанях від поверхні, індуктують в провідному матеріалі вузла тертя електричні заряди протилежного знаку, внаслідок чого між зарядженими частинками і поверхнею трибосполучення виникають сили електростатичного зображення, під дією яких виникає електричний струм заряджених частинок. при цьому можна вважати, що частинка-зображення створює електричне поле, яке описується дебаєвським потенціалом 04 d r d q e r     . (5) така частинка-оригінал рухається в цьому полі. з огляду на швидке зменшення цього потенціалу його можна покласти рівним нулю на довільній відстані z від поверхні тертя, якщо dz   . в такій точці z швидкість z частинки-оригінала дорівнює нулю, бо взаємодія між частинкою-оригіналом і частинкою-зображенням при dz   є зневажливо малою. під дією дебаєвського поля частинка-оригінал рухається перпендикулярно до площини тертя, наближаючись до неї на мінімальну відстань  , яка визначається товщиною поверхневого адсорбованого молекулярного прошарку. оскільки розгін частинки-оригіналу відбувається на малій відстані, роботою сил в’язкого тертя можна знехтувати. тоді різниця дебаєвських потенціалів між точкою z , де   0z  і точкою, яка віддалена на величину  від номінальної поверхні трибосполучення, дорівнює кінетичній енергії частинки, поділеної на заряд, тобто 2 22 04 2 2 zmqq e          . (6) математична модель трибосполучення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 114 коефіцієнт «2» перед  пов’язаний з тим, що відстань між частинкою-оригіналом та зображенням дорівнює подвійній відстані кожної з цих частинок до номінальної поверхні. з рівняння (6) можна визначити швидкість частинок біля поверхні трибосполучення: 02 d z q e m        . (7) вважаючи наближено дрібнодисперсні частинки забруднень сферичними, пов’яжемо їх масу m з густиною  і радіусом a : 34 3 m a  . підставляючи цей вираз в (7), наведемо швидкість заряджених частинок зношування у поверхні тертя у вигляді 3 0 3 4 a z q e a         . (8) якби всі заряджені частинки мали однаковий заряд q , то при їх впорядкованому русі зі швидкістю z виникав би електричний струм густиною q v zj qn k   , де vn об’ємна концентрація заряджених частинок; k  орт. але з огляду на те, що величина заряду залежить від розміру частинок, слід розглядати окремо струми qdj  , що створені зарядженими частинками, розміри знаходяться в нескінченно вузькому інтервалі концентрацій vdn , тобто q z vdj q dn k   . зв’яжемо інтервал концентрації vdn через функцію розподілу частинок з розміром   v v dn f a n da  . тоді густина електричного струму ( )q z vdj q n f a kda   , (9) для знаходження термодинамічної сили x  згідно з формулою (4) будемо виходити із того, що електричне поле сферичних частинок є радіально симетричним, і тоді ongrad rr      , де onr  радіальний орт. тоді, диференціюючи рівняння (5) по r , знаходимо: 0 1 1 4 d r q d q x e k rt r            . тоді для точки r   , для якої була знайдена швидкість частинок і густина струму qdj  , термодинамічна сила дорівнює 0 1 1 4 d q d q x e k t             . (10) визначимо тепер згідно з виразом (3) генерування ентропії, враховуючи рівняння (8, 9, 10): математична модель трибосполучення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 115   3/ 2 30 0 exp 3 2 3 4 d ds v d a a a a dp n f a da t                       , (11) позначаючи sp генерування ентропії, що обумовлене іншими причинами, наприклад теплопровідністю, дифузією та ін., і fr відповідну цим причинам питому силу тертя, зобразимо рівняння (1) з урахуванням рівняння (11) у вигляді:   max 3/ 2 30 0 0 4 3 exp 3 2 a fr v fr d d d h a a a a n f a da u                                , (12) де maxa – максимальний розмір частинок домішок, м. оскільки складові, що входять до fr не залежать від концентрації дисперсних частинок, в подальшому будемо позначати перший член рівняння (12), який залежить від неї, через 0fr . для дослідження залежності питомої сили тертя від об’ємної концентрації vn частинок домішок і забруднень слід розглянути залежність усіх величин, які входять до рівняння (12), від концентрації. такими є потенціал виходу 0 , діелектрична проникність середовища  та радіус дебаївського екранування d . відомо, що потенціал виходу матеріалу значно зменшується при нанесенні на цей матеріал домішкової речовини. так, наприклад, ленгмюром [6] була розроблена теорія «плям», у відповідності з якою адсорбовані на поверхні речовини чужорідні атоми створюють диполі, які утворюють подвійний електричний шар товщиною  з поверхневою поляризацією sn p  ( sn – поверхнева концентрація домішкових диполів, p  – момент окремого диполя). при цьому потенціал виходу зменшується на величину 0 0 sn p   . однак, локалізація груп диполів у вигляді «плям» приводить до помноження цієї величини на «коефіцієнт покриття»  , величина якого може бути як менше, так і більше одиниці. це обумовлено тим, що фактична площа поверхні тертя з урахуванням рельєфу більше номінальної. пов’яжемо поверхневу концентрацію sn диполів з їх об’ємною концентрацією vn . оскільки диполі на поверхні знаходяться у зв’язаному стані, енергія якого характеризується величиною u , при термодинамічній рівновазі повинен мати місце розподіл больцмана, тобто 0 u kt vn n e       , (13) де 0n – приповерхнева об’ємна концентрація частинок зносу, м -3; u – енергія зв’язку частинок зносу з поверхнею, дж; k – стала больцмана, k =1,38·10-23 дж/к. оскільки поверхнева концентрація sn частинок зносу пов’язана з їх об’ємною концентрацією vn співвідношенням 2/3 s vn n , то, підставляючи у рівняння (13) 3/ 2 0 sn n , отримуємо: 2 2/3 3 u kt s vn n e   . тоді зміну потенціалу виходу можна представити у вигляді: 2 2/ 3 3 0 u kt v p n e      , де  – коефіцієнт покриття; p  – момент окремого диполя, кл·м. математична модель трибосполучення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 116 зважаючи на це, у рівняння (12) замість 0 слід підставити: 2 2 /3 3 0 0 0 u kt v p n e       . (14) розглянемо вплив концентрації частинок зношення на величину діелектричної проникності  , яка входе до рівняння (12). залежність  від об’ємної концентрації vn досить задовільно описується класичним рівнянням максвела [7]: 3 1 2 1 n                , (15) де  – відношення діелектричної проникності дисперсної фази (частинок забруднень) до діелектричної проникності дисперсного середовища (чистого палива) (     );  – діелектрична проникність середовища без включень;  – відносна концентрація дисперсної фази, пов’язана з об’ємною концентрацією vn і середнім розміром a дисперсних частинок співвідношенням 3 vn a  . (16) при встановленні характеру залежності діелектричної проникності від концентрації частинок домішок треба мати на увазі, що кожна заряджена частинка, яка оточена іонами протилежного знаку, створює кластер, радіус якого дорівнює радіусу дебаєвського екранування. такий кластер є аналогом неполярної молекули, яка внаслідок поляризації в електричному полі набуває дипольного моменту p e   , де поляризованість 3d   . величина радіусу дебаєвського екранування [5]: 01 2d v kt q n     , (17) де q – заряд частинки, кл. діелектрична проникність, що спричинена цим механізмом, визначається з рівняння: 1 4 vn     . (18) тоді, зважаючи на рівняння (17) та (18), отримаємо 3/ 2 0 3 1 2 v kt q n         , (19) враховуючи це, вираз для  в формулі (15) набуває вигляду: 3 / 2 0 3 1 1 1 2c v kt q n              . (20) підстановка виразу (20) у (15) з урахуванням (16) могла б дозволити знайти аналітичну залежність  від vn , якби заряд q частинок був сталою величиною, однак, відповідно до [5], він є функцією d (2). для якісної оцінки залежності  vf n  можна задатися характерною для дисперсних частинок величиною заряду q  10-18 кл [8]. тоді рівняння, яке виражає у явному вигляді цю залежність, набуває вигляду: 3 3 1 ( ) 21 1 ( ) 1 v v v n n a n         , (21) де залежність  vn визначається рівнянням (20). математична модель трибосполучення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 117 в залежності від середньої величини заряду q дисперсних частинок величина  може бути як більше, так і менше одиниці. при q <10-18кл >1, і залежність  vf n  є зростаючою, а при q  10-18кл ця залежність може мати максимум в зоні великих концентрацій або насичення. на значення питомої сили тертя fr , яка визначається формулою (12), суттєво впливає не тільки об’ємна концентрація, але і розмір a дисперсних частинок забруднень, від якого значно залежить функція розподілу  f a . одним з найкращих наближень цієї функції до експериментальних даних є формула нукіяма-танасави [8], у відповідності до якої    2 b af a a e     , (22) де  , b та  – параметри функції розподілу, які визначаються з експерименту. таким чином, питома сила тертя з точки зору моделі взаємодії тонкодисперсних частинок зносу і забруднень з поверхнею тертя, що описується рівнянням (12) з урахуванням рівнянь (14), (15) та (22), буде дорівнюватися:   max 3/ 2 33/ 2 2 2 /30 3 0 00 2 4 3 1 2 1 3 a u kt fr v ba v fr d h p n e u a a a n a e da                                               . висновки в рівнянні, що отримане, питома сила тертя fr досить складним чином залежить як від концентрації  та vn частинок домішок, так і від їх розміру a . крім того, воно містить і деякі невизначені параметри, такі як  ,  , u . зважаючи на цю обставину, аналіз цього рівняння потребує експериментальних досліджень, які могли б дати принаймні якісну оцінку таких величин і, головним чином, виявити вплив параметрів, що залежать від ступеня диспергування ( , a та ін.) системи, на фізико-механічні процеси, що перебігають у вузлі тертя. література 1. мирзоев, о. г. моделирование износа трения узла нефтепромыслового оборудования [текст] / о. г. мерзоев // современные наукоемкие технологии. технические науки. – 2012. – №9. – с. 33-34. 2. носко, а. л. математическое моделирование трибологических систем (применительно к тормозным устройствам птм) [текст] / а. л. носко, а. п. носко // вестник мгту им. н.э. баумана. серия «машиностроение». – 2006. – №1 – с. 83-98. 3. физические величины [текст] : справочник / а. п. бабичев, н. а. бабушкина, а. м. братковский [и др.] ; под ред. и. с. григорьева, е. з. мелихова. – м. : энергоатомиздат. 1991. – 1232 с. 4. березняков, а. и. о влиянии полярных молекул смазочного масла на силу трения [текст] / а. и. березняков // трение и износ. – 2001. – т. 22, №5. – с. 513-519. 5. березняков, а. и. корреляция между электропроводностью масляной пленки и интенсивностью изнашивания [текст] / а. и. березняков, е. с. венцель, а. а. бабенко // трение и износ. – 2001. – т. 22, №3. – с. 265-270. 6. langmuir, i. electron emission from tungsten filaments containing thoria [text] / i. langmuir // physical review . – 1923. – №22. – c. 357. 7. петрина, д. я. о решении одной классической задачи электростатики с помощью вычитательной процедуры [текст] / д. я. петрина // журнал вычислительной математики и математической физики. – 1984. – 24, №5. – с. 709-721. 8. фукс, н. а. механика аэрозолей [текст] / н. а. фукс. – м.: изд-во акад. наук ссср, 1955. – 352 с. математична модель трибосполучення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 118 ventsel' е.s., kravets' a.m. мathematical model of tribocoupling a mathematical model of the tribocoupling is considered which associates the character of the physical and mechanical processes occurring during the operation with the characteristics of mechanical impurity particles containing in the lubricant l(dispersion degree and concentration). specific friction force was accepted as a modeled parameter of the tribocoupling. as a result of modeling, friction force and the wear intensity of the tribocoupling were associated with dielectric permittivity of the intervening medium. it was found that the degree of dispersion of the impurity particles is primarily determined by a parameter of nukiyama-tanasawa distribution function. this parameter is growing very strongly with the increase of the degree of dispersion, while the most likely size of the impurity particles does not change significantly. in the resulting model, the specific friction force depends in a complicated way not only on the concentration of impurity particles in the lubricant and their sizes, but also on a few other parameters, such as a minimum allowed distance from the original particle to the friction surface; "coverage factor"; and the energy of the bound state of dipoles situated on the friction surface. as a result, the analysis of this model requires experimental studies that could provide at least a qualitative estimate of such values, and mainly, determine the influence of the parameters depending on the degree of dispersion of the system on the physical and mechanical processes occurring in the tribocoupling. in general, growing concentrations of impurity particles should, from the theoretical point of view, result in the increase of specific friction force with the low impurity concentrations values and in the decrease with the quite high concentration values. keywords: trybocoupling, model, specific friction force, impurities, dielectric permittivity references 1. mirzoev, o. g. modelirovanie iznosa trenija uzla neftepromyslovogo oborudovanija [tekst] / o. g. merzoev // sovremennye naukoemkie tehnologii. tehnicheskie nauki. – 2012. – №9. – s. 33-34. 2. nosko, a. l. matematicheskoe modelirovanie tribologicheskih sistem (primenitel'no k tormoznym ustrojstvam ptm) [tekst] / a. l. nosko, a. p. nosko // vestnik mgtu im. n.je. baumana. serija «mashinostroenie». – 2006. – №1 – s. 83-98. 3. fizicheskie velichiny [tekst] : spravochnik / a. p. babichev, n. a. babushkina, a. m. bratkovskij [i dr.] ; pod red. i. s. grigor'eva, e. z. melihova. – m. : jenergoatomizdat. 1991. – 1232 s. 4. bereznjakov, a. i. o vlijanii poljarnyh molekul smazochnogo masla na silu trenija [tekst] / a. i. bereznjakov // trenie i iznos. – 2001. – t. 22, №5. – s. 513-519. 5. bereznjakov, a. i. korreljacija mezhdu jelektroprovodnost'ju masljanoj plenki i intensivnost'ju iznashivanija [tekst] / a. i. bereznjakov, e. s. vencel', a. a. babenko // trenie i iznos. – 2001. – t. 22, №3. – s. 265-270. 6. langmuir, i. electron emission from tungsten filaments containing thoria. [text] / i. langmuir // physical review . – 1923. №22. c. 357. 7. petrina, d. ja. o reshenii odnoj klassicheskoj zadachi jelektrostatiki s pomoshh'ju vychitatel'noj procedury [tekst] / d. ja. petrina // zhurnal vychislitel'noj matematiki i matematicheskoj fiziki. – 1984. – 24, №5. – s. 709-721. 8. fuks, n. a. mehanika ajerozolej [tekst] / n. a. fuks. – m.: izd-vo akad. nauk sssr, 1955. – 352 s. о величине гистерезисных потерь в сопротивлении качению колес подвижного состава проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 30 довбня н.п., бондаренко л.н., бобырь д.в. дніпропетровський національний університет залізничного транспорту ім. академіка в. лазаряна, м. дніпро, україна e-mail: dmitrob@ua.fm о величине гистерезисных потерь в сопротивлении качению колес подвижного состава удк 629.42 определены аналитические зависимости коэффициента трения качения, содержащие общепринятые механические константы материалов и размеры, включающие коэффициент гистерезисных потерь и экспериментальную величину удельного сопротивления колес подвижного состава. выявлено, что коэффициент гистерезисных потерь изменяется от нуля до единицы при старом рельсе, а при новом имеет наибольшее значение, а также, что сопротивление качению колес подвижного состава при новых рельсах примерно в два раза выше, чем при старых. ключевые слова: гистерезисные потери, сопротивление качению, подвижной состав, удельное сопротивление качению, коэффициент трения качения постановка задачи в учебниках по подвижному составу указывается на то, что многообразие факторов, влияющих на величину сопротивления затрудняет теоретическое определение его величины. поэтому «правила тяговых расчетов» (птр) предусматривают расчеты по эмпирическим зависимостям для средних эксплуатационных условий в зависимости от скорости, массы, типе и режиме работы подвижного состава [1 3]. рекомендуемые формулы по определению сопротивления движению дают возможность определить его величину только задавшись наперед типом подвижного состава лишая конструктора возможности принимать участие в выборе материалов, схем контакта, размеров и других величин, приводящих к уменьшению сопротивления качению. с учетом, что около 10 % мощности тепловоза расходуется на преодоление сопротивления качению колес, а с учетом сопротивлений в буксах эта величина составляет около 20 %, необходимо предложить аналитическую зависимость для определения сопротивления качению с учетом затрат на гистерезисные потери с использованием экспериментальной величины удельного сопротивления качению. это позволит выделить из эмпирической формулы одну из составляющих сопротивления и облегчить аналитическое определение других. цель и постановка задачи используя аналитическую зависимость для определения коэффициента трения качения, включающую коэффициент гистерезисных потерь и экспериментальную величину удельного сопротивления колес подвижного состава, найти аналитическую зависимость для определения коэффициента трения качения, содержащую общепринятые механические константы материалов и размеры. изложение материалов исследований до решения г. герцем (1881 1882 г.г.) основных задач о контактных напряжениях и деформациях методом теории упругости было предложено было предложено много зависимостей по определению сопротивлений качению. но все они носили эмпирический характер, содержали по несколько коэффициентов и диаметров тел качения в разных показателях степени. впервые с использованием теории герца зависимость для определения коэффициента трения качения получил табор [4]. он определил величину работы совершаемой давлением на переднюю половину области контакта, а на задней половине величину упругой энергии, считая частично рассеянной из-за гистерезиса и, найдя величину момента, необходимого для поддержания движения, показал, что коэффициент трения качения определяется следующими выражениями: при линейном контакте: α π3 2b k  ; (1) при точечном контакте: 3 α 16 b k  , (2) где b − полуширина пятна контакта; α − коэффициент гистерезисных потерь. о величине гистерезисных потерь в сопротивлении качению колес подвижного состава проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 31 сначала рассмотрим точечный контакт (новый рельс). полуширина пятна контакта при условии равенства модулей упругости материалов колеса и рельса, коэффициенте пуассона равном 0,3, радиусе колеса кr , радиусе закругления головки рельса рr [3]:    3 2μ13 рк рк rre rpr mb    , (3) где m − коэффициент, зависящий от радиусов рr и кr . примем, позаимствовав из [3], величины: кr = 1050 мм; рr = 300 мм, нагрузку от колеса на рельс p = 100 кн; e = 2,1∙105 мпа. при этих величинах b = 7,65 мм. коэффициент трения качения чисто аналитически, из-за присутствия в формуле (2) коэффициента гистерезисных потерь, даже при известной величине полуширина пятна контакта определить вряд ли возможно. приводимая в литературе [2] величина удельного сопротивления при качении подвижного состава кчω 0,3 … 0,4 н/кн вызывает сомнение поскольку при α = 1 (коэффициент α мало отличается от единицы [5]) и b = 7,65 мм k = 1,434 мм и ему соответствует сопротивление качению этого колеса 0w = 273 н вместо 0w =30 … 40 н согласно рекомендуемого отношения. из таблицы основных удельных сопротивлений кчω [3] получить формулу для определения k также невозможно поскольку оно включает и трение в буксах колес. разделить сопротивления от качения колес и трения в буксах можно воспользовавшись экспериментальными величинами коэффициента трения качения для крановых колес близких по конструкции и нагрузкам к колесам подвижного состава. для крановых колес при кd = 1000 мм рекомендуется коэффициент трения качения k =1,2 мм. найдем величину удельного сопротивления от качения колеса и трения в буксах: ,00564,000273,000291,0 ωω 1050 434,12180017,02μ ω       кчбк к кчб d kd (4) где μ − коэффициент трения подшипников букс, приведенный к цапфе колеса (при роликовых подшипниках μ = 0,015…0,020 [6]);   кdd 20,0...15,0 − диаметр цапфы. из зависимости (4) видно, что удельное сопротивление качению колеса с учетом гистерезисных потерь практически равно величине, приходящейся на трение в буксах. отметим, что в кранах при кd = 1 м применяются крановые рельсы кр-120 или кр-140 с радиусами закругления рr = 500 мм и рr = 700 мм. напряжения в рельсе р-43 при p = 100 кн составляет σ = 786 мпа, а для крановых рельсов соответственно 640 и 860 мпа. поскольку средняя величина двух последних значений равна напряжению в рельсе р-43, то будем считать коэффициент трения качения равным экспериментальной величине для рельса р-43, т.е. k = 1,2 мм. средняя величина коэффициента трения для крановых рельсов срk = 1,32 мм. естественно, что экспериментальная величина коэффициента трения качения k = 1,2 мм получена с учетом коэффициента гистерезисный потерь α . коэффициент гистерезисных потерь для рельса р-43 найдем из соотношения:   2,1 162 7,236,873 α 16 3    ср b , (5) откуда α = 0,91. отметим, что при α = 0 фронтальная и тыльная стороны эпюры давлений совершенно идентичны, а при α = 1 тыльная сторона эпюры отсутствует, а фронтальная представляет собой параболический полусегмент с расстоянием до центра тяжести равном 163b . естественно необходимо найти аналитическую зависимость для определения коэффициента гистерезисных потерь сначала для точечного контакта. о величине гистерезисных потерь в сопротивлении качению колес подвижного состава проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 32 обычно для учета процесса затухания вводится или возникает при решении задачи экспонента с показателем времени и коэффициента пропорциональности. поскольку коэффициент трения качения не зависит от скорости, то время отбросим, а коэффициент пропорциональности заменим радиусом колеса зависящим от механических констант и каким-либо вспомогательным коэффициентом, влияющим на величину α . путем численных подстановок установлено, что для рельс типа р кre 2,0α  , (6) где кr подставляется в метрах. выше было доказано, что рекомендуемая величина удельного сопротивления качению колеса ω = 0,3 … 0,4 н/кн является заниженной, поэтому воспользуемся приведенным здесь же в [2] величиной основного удельного сопротивления 2000,001,09,1ω vv  н/кн. поскольку сопротивление качению не зависит от скорости, то можно предположить, что коэффициент 1,9 относится к сопротивлению качения, гистерезисным потерям пути и трению гребней. с учетом гистерезисных потерь на тыльной стороне контакта коэффициент трения качения: 29,190,065,7 16 3 α 16 3  bk мм. (7) удельное сопротивление (4) с учетом α кчω = 0,0054, что при p 100 кн соответствует сопротивлению качения 540 н и удельному сопротивлению 5,40 н/кн. отметим, что для мостового крана грузоподъёмностью q 125 кн и весом g 230 кн удельное сопротивление 9,1 н/кн. кроме выражений (1) и (2), определяющих аналитически коэффициенты трения качения, в [7] приведены такие зависимости: bk 22,0 и bk 1,0 . если первое отношение хорошо согласуется с (1) при α =1, то второе почти в два раза меньше. что при α 1, во всяком случае при кd 600 мм видно из рис. 1: при кd 600 мм экспериментальная величина k отличается от величины, полученной по предлагаемой зависимости примерно на 10 %, что для такого класса задач вполне допустимо. на рис. 2 показаны эпюры давлений на фронтальной и тыльной сторонах контакта в зависимости от величины коэффициента гистерезисных потерь. предполагалось, что запаздывание давлений, как и их распределение в зоне сжатия, происходит по параболическому закону и определяется как  к20max e1σσ r,-э  . (8) полученные результаты относятся к новым рельсам с радиусом закругления рr 300 мм. в эксплуатации профиль поверхности катания бандажей начинает приближаться к очертанию головок рельсов и эллиптическая площадка контакта вырождается в прямоугольную. рис. 2  распределение давлений на фронтальной и тыльной сторонах контакта в зависимости от величины коэффициента гистерезисных потерь рис. 1  зависимость от диаметра ходового колеса: 1 – коэффициента трения качения без учета гистерезисных потерь; 2 – то же с учетом; 3 – то же экспериментальные величины для крановых колес; 4 – величины гистерезисных потерь о величине гистерезисных потерь в сопротивлении качению колес подвижного состава проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 33 полуширина площадки контакта вдоль рельса определяется при этом формулой, полученной для случая схемы касания «цилиндр плоскость»: be pr b к526,1 , (9) где b − ширина площадки контакта изношенных бандажей и рельсов, принимаемая равной середине значений, b 35 мм; а контактные напряжения для этого случая: br pe 418,0σ  . (10) определив напряжения для новых рельсов [2] и по формуле (10) получим, что они отличаются в 1,76 раза, что соответствует отношению при точечном и линейном контактах, можно заключить исходя из практически линейной зависимости между напряжениями и экспонентой, что вместо величины экспоненты (6) при новом рельсе для старого эта величина будет кr,21e . таким образом, при старом рельсе коэффициент трения качения определиться из выражения: ê21e π3 2 r,-bk  , (11) а при новом рельсе: ê20e 16 3 r,-bk  . (12) выводы анализ полученных зависимостей и графиков на рис. 1 и рис. 2 позволяет сделать следующие выводы и предложения: коэффициент гистерезисных потерь изменяется от нуля до единицы при реальной величине α 0,5 (старый рельс) и α 0,9 (новый рельс) при диаметре колеса 1050 мм; сопротивление качению колес подвижного состава при новых рельсах примерно в два раза выше, чем при старых и это обстоятельство необходимо учитывать при выборе локомотива; относительное сопротивление движению составляет ω 5,4 н/кн при старых и ω 3,2 н/кн при новых рельсах. литература 1. правила тяговых расчетов для поездной работы / п. т. грибенюк и др. – м.: транспорт, 1985. – 287 с. 2. подвижной состав и тяга поездов / а. п. третьяков , в. в. деев, а. а. перова и др. – м.: транспорт, 1979. – 368 с. 3. конструкция и динамика тепловозов: учебник / в. н. иванов и др. – м.: транспорт, 1974. – 336 с. 4. tabor d. the mechanism of rolling friction: the elastic range. – proc. ray. soc., 1955. – p.198. 5. джонсон к. механика контактного взаимодействия. – м.: мир, 1989. – 510 с. 6. справочник по кранам: в 2-х т. т. 2 / александров м. п. и др. – л.: машиностроение, 1988. – 559 с. 7. ковальский б. с. вопросы передвижения мостовых кранов. – луганск: изд-во вну, 200. – 63 с. поступила в редакцію 30.01.2017 о величине гистерезисных потерь в сопротивлении качению колес подвижного состава проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 34 dovbnya n.p., bondarenko l.n, bobyr d.v. of the magnitude of hysteresis losses in rolling resistance wheels rolling stock. determined according to the analytical rolling friction coefficient, containing conventional mechanical-cal constants of materials and sizes, including hysteresis loss factor and experimental were rank-resistivity rolling wheels. it is revealed that the coefficient of hysteresis loss varies from zero to unity when the old rails, and with the new has the greatest value, and also that the rolling resistance of the wheels rolling under the new rails is approximately twice higher than the old ones. key words: hysteresis loss, rolling resistance, rolling, rolling resistivity, the coefficient of rolling friction. references 1. pravila tyagovyih raschetov dlya poezdnoy rabotyi. gribenyuk p. t. i dr. m. transport, 1985. 287 s. 2. podvizhnoy sostav i tyaga poezdov. tretyakov a. p., deev v. v., perova a. a. i dr. m. trans-port, 1979. 368 s. 3. konstruktsiya i dinamika teplovozov: uchebnik. ivanov v. n. i dr. m.: transport, 1974. 336 s. 4. tabor d. the mechanism of rolling friction: the elastic range. proc. ray. soc., 1955. p.198. 5. dzhonson k. mehanika kontaktnogo vzaimodeystviya. m. mir, 1989. 510 s. 6. spravochnik po kranam: v 2-h t. t. 2. aleksandrov m. p. i dr. l. mashinostroenie, 1988. 559 s. 7. kovalskiy b. s. voprosyi peredvizheniya mostovyih kranov. lugansk izd-vo vnu, 200. 63 s. дослідження зносостійкості бавовняних тканин лікувально бандажних виробів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 37 нахайчук о.в., * захарова е.а., * мица в.в., ** музичук в.і. ***  вінницький інститут конструювання одягу і підприємництва,  хмельницький національний університет  вінницький національний аграрний університет, м. вінниця, україна e-mail: olegnahau@mail.ru дослідження зносостійкості бавовняних тканин лікувально бандажних виробів удк 687.25:615.477.4 дана робота присвячена розробці наукових основ комплексного підходу до дослідження зносостійкості бавовняних тканин лікувально бандажних виробів. наведена методика визначення основних показників, які впливають на довговічність матеріалів. встановлені закономірності зміни величини розривного навантаження та видовження від кількості праннів. використовуючи результати експериментальних та теоретичних досліджень, визначені основні вимоги до тканин для виготовлення лікувально-бандажних виробів, розроблена методика їх вибору для урологічних хворих. ключові слова: зносостійкість, матеріали медичного призначення, лікувально-бандажні вироби, механічні характеристики, експлуатаційні властивості, прання. вступ тканини, з яких виготовляють лікувально-бандажні вироби, повинні бути зносостійкими, довговічними та надійними, а також мати гарантований початковий рівень показників фізико-механічних властивостей. зносостійкість текстильних матеріалів визначається їх здатністю тривалий період протистояти дії руйнуючих чинників, яким вони піддаються під час експлуатації, до яких можна віднести фізичні, механічні, біологічні та хімічні (дія води, погоди, прання, тертя, мікроорганізмів, тощо). вказані чинники можуть впливати на тканини як окремо, так і одночасно у різних комбінаціях в залежності від умов експлуатації виробів [1, 2]. зносостійкість текстильних матеріалів залежить від їх молекулярної і надмолекулярної будови, структури волокон і елементарних ниток, хімічного складу волокон, а також від лінійної густини ниток, переплетення, виду обробки матеріалу. особливого підходу потребує розробка одягу для урологічних хворих. матеріали для лікувально-бандажних виробів повинні бути м’якими, легкими, приємними на дотик, мати невелику жорсткість, не спричиняти подразнюючої дії на шкіру. зручність та комфорт одягу для урологічних хворих визначається його ергономічними властивостями та досягаються за рахунок використання відповідних матеріалів, конструкції, методів технологічної обробки. мета і постановка задачі метою роботи є розробка наукових основ комплексного підходу до дослідження зносостійкості матеріалів медичного призначення. для досягнення мети були сформульовані задачі: визначити основні вимоги до тканин для виготовлення лікувально-бандажних виробів; дослідити пакети матеріалів, що використовуються для даного типу виробів; розробити методику дослідження змін експлуатаційних властивостей тканин від інтенсивності їх зношення; надати рекомендації щодо вибору тканин для урологічних хворих. виклад матеріалів досліджень оцінка поведінки тканин та виробів з них в умовах експлуатації є досить складною. вирішити поставлене завдання можливо тільки шляхом застосування розрахунково-експериментальних методів досліджень із застосуванням комп’ютерного моделювання та виконання експериментів в лабораторних умовах. при цьому зі складного комплексу факторів, які мають місце в умовах експлуатації тканин, необхідно враховувати найбільш вагомі. до матеріалів лікувально-бандажних виробів висувають вимоги високої міцності з метою запобігання передчасному руйнуванню виробів та забезпечення захисту від проникнення хвороботворної мікрофлори в підодяговий простір, при цьому має бути достатня стійкість при стиранні і пранні. поряд з ви дослідження зносостійкості бавовняних тканин лікувально бандажних виробів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 38 сокою міцністю, такі матеріали повинні бути легкими і комфортними, не повинні ''порошити'', щоб запобігти небажаному потраплянню частинок матеріалу (пилу) на ранові ділянки шкіри хворого, бути невеликих розмірів, комфортними та зручними при експлуатації, стійкими до агресивних середовищ, володіти високими гігієнічними властивостями. для матеріалів медичного призначення сировинний склад текстильних носіїв дуже важливий. згідно нормативно технічної документації, медичний одяг виготовляють з натуральних тканин. такі матеріали повинні забезпечувати медичним виробам не тільки високі захисні властивості, а й володіти хорошими вологосорбціонними характеристиками для того, щоб поглинати і утримувати не тільки виділення людини, а й сам антимікробний препарат. тому для антимікробних текстильних носіїв потрібно підбирати оптимальний волокнистий склад. для виготовлення лікувально-бандажних виробів необхідно підібрати матеріали з достатніми захисними та гігієнічними властивостями (табл. 1), які мають однаково важливе значення під час експлуатації, та складаються з комплексу характерних показників. захисні властивості протидіють розривному та роздираючому навантаженням, дії тертя, тощо (табл. 2). гігієнічні властивості визначають здатність одягу створювати та підтримувати в підодяговому шарі комфортні умови. в процесі експлуатації лікувально-бандажні вироби періодично підлягають пранню, при якому відбувається зміна фізико-хімічних харакетристик виробу при дії на нього миючих засобів, тертя, кручення, високих температур поверхні прасування. в результаті відбувається зношення одягу, що перш за все позначається на зміні гігієнічних та захисних властивостей лікувально бандажних виробів. таблиця 1 геометричні характеристики тканин для лікувально-бандажних виробів лінійна густина ниток, текс кількість ниток на 10 см № зразка тканини волокнистий склад товщина тканини, мм поверхнева щільність мl, г/м по основі по утоку по основі по утоку 1 65 % бавовна 35 % лавсан 0,30 181 21,0 21.0 529 288 2 75 % бавовна 25 % лавсан 0,41 201 40,0 60,8 228 179 3 100 % бавовна 0,32 169 18,28 41,0 410 209 4 50 % бавовна 50 % лавсан 0,31 175 18,0 20,0 480 260 5 85 % бавовна 15 % лавсан 0,40 210 38,0 49,5 360 180 таблиця 2 механічні характеристики тканин для лікувально-бандажних виробів драпіруємість d, % жорсткість ву, нсм2 повітропроникність, в (дм3/м2 с) при вологості w розривне навантаження pf , дан розривне видовження pl , мм № зразка тканини по основі по утоку по основі по утоку 65 % (нормальні умови) 100 % по основі по утоку по основі по утоку 1 38,4 38,9 310,2 280,5 50 22 180 84 21,1 44,4 2 33,8 34,2 246,4 210,8 107 38 245 120 71,2 70 3 32,6 33,4 394,7 310,4 47 23 280 186 90 68,5 4 34,8 34,7 308 302 98 43 190 110 27 33 5 35,9 36,1 304 297 64 36 240 220 36 48 в теперішній час проводиться багато досліджень по вивченню та аналізу певних властивостей матеріалів для виготовлення виробів медичного призначення. вибір властивостей зумовлений тим, що вони є найвагомішими [3] у характеристиці процесу та кінетиці зношування одягу, що виготовлений з цих тканин. відомо [4], що величини розривного навантаження та видовження змінюються з часом в залежності від кількості обробок (забруднення з послідуючим пранням). тому доцільним буде розглядати зміну гігієнічних властивостей матеріалів в залежності від кількості обробок. дослідження зносостійкості бавовняних тканин лікувально бандажних виробів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 39 з метою дослідження зміни механічних характеристик і зносостійкості тканин медичного призначення для виготовлення лікувально-бандажних виробів було підібрано п’ять зразків матеріалів. значення вихідних лінійних розмірів і механічних властивостей матеріалів наведені в таблицях 1 та 2. в процесі експлуатації лікувально бандажні вироби неодноразово піддаються дії прання. в результаті виникає зміна мікроструктури матеріалів. при пранні поступове зношування матеріалів виникає в результаті дії як фізико-хімічних, так і механічних факторів. до фізико хімічних факторів відносять дію миючого засобу і температури, нагрівання при сушінні і прасуванні, до механічних – мокре тертя тканини по тканині і деталях пральної машини, багаторазові складні взаємозв’язані деформації кручення розтягу, стиску, згину. так як прання виконується після 24 годин носіння лікувально бандажних виробів, їх зношування відбувається від взаємних дій експлуатації та прання. експериментальні дослідження включали вивчення впливу кількості праннів  n на розривне навантаження pf та на видовження pl згідно гост 17922-72 «ткани штучные и изделия текстильные. метод определения раздирающей нагрузки» на розривній машині рт – 250м. для дослідних робіт був використаний метод малих смужок, призначений для випробування на розрив зразків пробних смужок шириною 50 мм при затискній довжині 200 мм (гост 3812-72). цей метод застосовують при випробуванні тканини і трикотажних полотен [5]. прання виконувалось в лабораторних умовах за допомогою пральної машини, в яку заливали воду температурою 80 °с і добавляли синтетичний миючий засіб. потім поміщували пробні зразки (проби) і прали 30 хв. після цього проби полоскали 10 хв, віджимали і висушували при атмосферних умовах. на наступному етапі проби прасували протягом 2 хв праскою. пропрасовані проби розрізали на елементарні зразки 50 × 200 мм три по основі і три по утоку. під час експериментальних досліджень прання виконувалось 10 разів для кожного артикулу, причому механічні характеристики вимірювалися після першого, п’ятого та десятого прання. результати експериментальних досліджень представлені в табл. 3. таблиця 3 результати експериментальних досліджень 1 2 3 4 5 № зразка кількість праннів n pl , мм pf , дан pl , мм pf , дан pl , мм pf , дан pl , мм pf , дан pl , мм pf , дан 0 21,1 180 71,2 245 90 280 27 190 36 240 1 18,9 162 64 223 81 257,6 24,3 171 32,4 216 5 17,3 144 57 196 76,5 246,4 21,6 152 30 200 10 15,8 135 53,4 183 72 224 20 142 27 180 при обробці результатів досліджень була використана розрахункова система mathcad, розроблені прикладні програми розрахунку залежності зміни розривного навантаження pf від кількості праннів та видовження. загальна формула має вигляд: p z p l n aff  0 , (1) де 0f – значення розривного навантаження (дан) до прання (при n = 0, pf = 0f ); n – кількість праннів; pl – розривне видовження (мм); a , n – коефіцієнти, які залежать від індивідуальних властивостей тканини та розраховувались для кожного зразка (табл. 4). розбіжності між експериментальними даними та розрахованими за формулою (1) не перевищували 5 %. таблиця 4 розрахункові значення коефіцієнтів № зразка 1 2 3 4 5 z 0,32 0,37 0,347 0,318 0,32 коефіцієнти a 372 1,54 × 103 1,47 × 103 492 718,4 дослідження зносостійкості бавовняних тканин лікувально бандажних виробів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 40 графіки залежності (у двох видах) значень розривного навантаження pf (дан) від кількості праннів n та розривного видовження pl (мм) представлені на рис. 1. рис. 1 – графіки залежності зміни розривного навантаження fp (дан) зразків тканин від кількості праннів n та розривного видовження lp (мм) аналізуючи графічні данні, можна зробити висновок, що значення розривного навантаження зразків суттєво залежить від властивостей матеріалів та кількості праннів. можна також відмітити, що інтенсивність зменшення міцності у тканин різна, і очевидно, залежить від фізико-хімічних властивостей матеріалів. наприклад, графіки зміни розривного навантаження у зразків 3 та 5 відносно інших мають випуклий характер, що свідчить про те, що дані тканини більш стійкі до зношування і можуть бути рекомендованими до застосування в порівнянні з іншими. висновки 1. розроблені наукові основи комплексного підходу до дослідження матеріалів медичного призначення, застосовані розрахунково-експериментальні методи з використанням комп’ютерного моделювання. встановлено, що на характеристики дослідних тканин значний вплив чинять як структура та фізико-хімічні властивості, так і умови експлуатації, зокрема, кількість праннів. 2. визначені основні вимоги до тканин для виготовлення лікувально-бандажних виробів, врахування яких дає можливість в найкращому варіанті підібрати їх для кожного конкретного випадку. 3. представлена методика дослідження змін експлуатаційних властивостей тканин від інтенсивності їх зношення. отримані аналітичні залежності дозволяють в широких межах проводити дослідження впливу на розривне навантаження змін геометричних розмірів та кількості праннів. 4. результати досліджень можуть бути застосовані для оптимального вибору матеріалів лікувально-бандажних виробів та визначення оптимальних умов їх експлуатації. література 1. нахайчук о.в., захарова е.а., якубович в.п. розробка комплекту спецодягу від промислового забруднення азс // вісник хмельницького національного університету. – 2015. – № 1. – т. 1. – с. 221-224. 2. захарова е.а., іллінська д.м., рой є.в. проектні розробки одягу для урологічних хворих // вісник хмельницького національного університету. – 2014. – № 2. – т. 1. – с. 124-128. 3. материаловедения швейного производства / бузов б.а. и др. – м.: легпромбытиздат, 1986. – 424 с. 4. влияние стирки на тепловые свойства пакетов теплозащитной одежды / бахшиева л.т., захарова е.а., александров в.и., салтыкова в.с. // швейная промышленность. – 2004. – № 1. – с. 45-46. 5. бузов б.а. и др. лабораторный практикум по материаловедению швейного производства. – м.: легпромбытиздат, 1991. – 346 с. поступила в редакцію 20.01.2016 дослідження зносостійкості бавовняних тканин лікувально бандажних виробів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 41 nakhaychuk o.v., zakharova e.a., mytsa v.v., muzychuk v.i. research cotton’s wear-resistance of treatment bandage products. at the present time are relevant production and improvement of treatment-bandage products that used after operations. fabrics of construction for health-bandage products should bewearing capacity, durable and reliable, and also have guaranteed entry-level indicators of physical and mechanical properties. wear-resistance of textile materials defined by their ability to withstand for a long period of action of destructive factors that may affect the fabric both separately and simultaneously in different combinations, depending on conditions of using. in this regard, this issue is devoted to the development of scientific bases of an integrated approach to the study of the durability of cotton fabrics of treatment-bandage products, which includes the use of settlement-experimental research methods using computer modeling. it was found that on the characteristics of research fabrics exert significant influence as the structure and physicchemical properties and operating conditions, including the amount of washing. considering the basic requirements for the production of fabrics for treatment-bandage products, developed the recommendations for their choice. it is presented the method to study the changes of fabric’s operating properties from the intensity of their wearing. received analytical dependence allow in a wide range to conduct research of impact on the breaking load changes of geometric dimensions and the number of washing. the research results can be applied for the optimal choice of materials for the manufacture of treatment-bandage products and determine the optimal conditions of their use. keywords: wear resistance, medical supplies, medical bandage products, mechanical characteristics, operating properties, wash. references 1. о.v. nakhaichuk, e.a. zakharova, v.p. yakubovich. development of kit overall from industry pollution css. visnyk of khmelnytskyi national university. 2015. №1. v.1. p. 221-224. 2. e.a. zakharova, d.m. ellinska, ye.v. roi. designing clothes for urological patients. visnyk of khmelnytskyi national university. 2014. №2. v.1. p. 124-128. 3. material garment production. b.a. buzov and others. m .: legprombytizdat, 1986. 424 p. 4. effect of the washing on the thermal properties of the package heat-shielding clothes. l.t. bakhshiyeva, a.a. zakharova, v.i. aleksandrov, v.s. saltykova. garment industry. 2004. №1. s. 45-46. 5. b.a. buzov and others. laboratory workshop on materials of sewing production. m . legprombytizdat, 1991. 346 p. _goback оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 92 студент м.м., винар в.а., головчук м.я., закієв в.і., гвоздецький в.м., гущак р.і. *фізикомеханічний інститут ім. г.в. карпенка нану, м. львів, україна **національний авіаційний університет, м. львів, україна ***львівський національний аграрний університет, м. львів, україна e-mail:vynar.va@gmail.com оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу удк 620.178.153.2 встановлено, що внаслідок електродугового напилення порошкового дроту пд280х21сгмф на підкладку зі сталі 3 формується гетерогенна структура, яка містить ламелі матричної фази feγ та складні оксиди заліза та хрому. показано, що розподіл мікромеханічних характеристик у покриттях залежить від природи їх структурних складових, їх розмірів та розташування. зокрема, оксиди хрому сприяють зростанню мікротвердості, модуля пружності та напружень другого роду, а оксиди заліза знижують ці характеристики. опір зношуванню та механізм руйнування покриттів з пд визначається структурними параметрами, їх мікрогетерогенністю та мікромеханічними характеристиками. ключові слова: газотермічні покриття, мікроіндентування, локальний спектральний аналіз, мікротвердість, напруження, зношування. вступ використання порошкових дротів (пд) для формування електродугових покриттів (едп) дозволяє розширити сферу їх застосування завдяки підвищенню зносостійкості та корозійної тривкості [1, 2]. для таких покриттів характерна висока структурна гетерогенність, оскільки через швидкоплинність процесів плавлення у дузі шихтові матеріали не встигають повністю розчинитись у розплаві оболонки пд і не утворюють загальної ванни, а отже формується гетерогенний за хімічним складом розплав, при диспергуванні якого на краплини формується електродугове покриття [1-4]. основними причинами виникнення гетерогенності покриттів є параметри напилювання (дистанція, діаметр дроту і тиск струменя газу) та хімічний склад шихти пд. краплини, які утворюються під час диспергування розплаву пд струменем повітря, відрізняються за хімічним складом, а відповідно відрізняються і структурні складові покриттів та їх характеристики (твердість, пружність, пластичність тощо), які, в свою чергу, відповідають за триботехнічні властивості і функціональне призначення. матеріали та методи досліджень покриття отримували методом електродугового напилення на підкладку зі сталі 3 шляхом розпилення електродного порошкового дроту пд280х21сгмф ø2,6 мм в оболонці зі сталі 08кп наповненої шихтою (рис.1). хімічний склад дроту наведений у таблиці 1. таблиця 1 хімічний склад порошкових дротів рис. 1 – конструктивне виконання пд: 1 – сталева оболонка, 2 – шихта елемент fe c si mn p s cr v w вміст, % мас 74,4 2,8 0,3 0,4 0,02 0,03 21,1 0,6 0,42 за шихтові матеріали в роботі вибрали доступні, широковживані і недорогі матеріали для виробництва пд, а саме феросплави (ферохром, феромарганець, феромолібден). 1 2 оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 93 процес нанесення едп на зразок передбачає такі операції: знежирення зразка, його струминне оброблення корундом, напилювання та контроль його якості і, нарешті, шліфування та полірування зразка. параметри напилювання: сила струму 150 а, робоча напруга 32 в, віддаль від сопла до поверхні напилювання – 150 мм, тиск стисненого повітря 0,65 мпа. едп властива гетерогенна структура, ступінь гетерогенності якої було запропоновано оцінювати за величиною коефіцієнта мікрогетерогенності ( мгk ), згідно формули: cep n i cepмг ccck          / 1 i де n – кількість прямокутних ділянок площею 35·10–4 мм2, виділених на фото мікроструктури едп, на яких за допомогою спектрального аналізу визначається вміст кожного елемента сі в межах окремої ламелі та середній вміст елемента cepc покриття. коефіцієнт мгk характеризує відхилення вмісту кожного з елементів легування в межах окремої ламелі сі від його вмісту у покритті і загалом свідчить про повноту сплавлення шихти та оболонки. для визначення коефіцієнта мгk порівнювали інтегральний вміст конкретного елементу легування ссер на ділянці площею 10 мм2 з його локальним вмістом ic на прямокутних ділянках площею 35·10 –4 мм2, які за величиною сумірні з середньою площею ламелей у покриттях. визначення мгk покриття проводиться як мінімум на десяти ділянках, розташованих одна від одної на відстані 5 мм, по ширині плями пучка напилення, яка становить 25…30 мм. значення мгk із цих ділянок усереднюються. мікромеханічні властивості поверхневих шарів покриттів визначали методом динамічного індентування [5]. він грунтується на автоматичній реєстрації діаграми навантаження )(hfp  , де p – навантаження на індентор, h – глибина його впровадження у поверхню досліджуваного матеріалу (рис. 2). основна перевага методу полягає в тому, що твердість визначається в момент максимального заглиблення наконечника ( maxh ), тобто до початку пружного відновлення матеріалу. діаграма дає інформацію про роботу, витрачену індентором на подолання опору матеріалу пластa (площа під гілкою навантаження) і роботу, витрачену матеріалом на відновлення своїх властивостей пружа (площа під гілкою розвантаження) (рис. 2). a б рис. 2 – діаграма навантаження (а) і переріз відбитка (b) при динамічному індентуванні: hmax, hс, hf – максимальне заглиблення наконечника, пружна і пластична складові деформації, s – тангенс кута нахилу початкової ділянки гілки розвантаження. за цими даними визначають ступінь пластичності поверхні  згідно формули   пластпружпласт ааa / . значення мікротвердості за меєром знаходиться як відношення максимального навантаження maxp до площі проекції відбитка а; модуль юнга визначається, як ase /2/  , де s – тангенс кута нахилу початкової ділянки кривої розвантаження. оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 94 зносотривкість наплавлених шарів за зношування незакріпленим абразивом оцінювали згідно з гост 23.208-79. для визначення зносу покриття закріпленим абразивом використали абразивний круг см-2 на керамічній зв’язці. лінійна швидкість тертя становила 0,8 m/s за навантаження в зоні лінійного контакту 1,5 кн. оцінювали знос після однакової довжини випробувального шляху 720 м за зміною маси зразків. для вивчення структури та локального хімічного складу використовували електронний мікроскоп evo-40xvp (carl zeiss) з системою рентгеноспектрального мікроаналізу inca energy). рентгенофазовий аналіз проводили за масивами рентгенівських дифракційних даних, отриманих на рентгенівському дифрактометрі-дифрактографі дрон–2.0м. результати досліджень та їх обговорення в результаті напилення формується покриття, структура якого є гетерофазною системою (рис. 3), що складається з матричної фази feγ та декількох відокремлених границями розділу оксидних фаз, які відрізняються за хімічним складом і властивостями. вміст хрому у ламелях покриття коливається в межах 16,4…20,3 мас. % при середньому вмісті у покритті 20,23 мас. %. за такого легування шихти пд кількість кисню у покритті cкладає 3,09 % і він практично весь зв’язаний у оксидах (рис.3). розплавлені частинки транспортуються швидкісним струменем повітряного потоку і при зіткненні з поверхнею підкладки розплющуються і перемішуються. в результаті формується специфічна хвиляста мікроструктура із залишковою поруватістю. таким чином в результаті напилення формується гетерогенна система з різним хімічним складом та мікромеханічними характеристиками. а б елемент o k si k v k cr k fe k w m ваговий, % 3.09 0.68 0.85 20.23 70.34 0.80 в рис. 3 – структура (а), хімічний склад (б) та дифрактограма (в) покриття із пд 280х21сгмф. в результаті індентування за діаграмою )(hfp  (навантаження – заглиблення) можна визначити ряд характеристик локальних ділянок покриття, зокрема мікротвердість hmейер, модуль пружності е, ступінь пластичності матеріалу  та напруження іі-го роду. так було проведено індентування 12 локальних ділянок з кроком між відбитками 50 мкм, побудовано діаграми, згідно яких визначено механічні характеристики усіх досліджуваних ділянок покриття (табл. 2) таблиця 2 мехінічні характерстики локальних ділянок електродугового покриття номер відбитку 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 середнє значення мікротвердість hmейер, гпа 7,597 6,538 3,401 5,426 6,491 6,735 9,091 6,636 7,01 7,559 6,014 6,442 6,580 модуль пружності е, гпа 132,8 129,4 83,0 117,9 124,4 132,7 120,3 105,1 123,2 131,3 119,1 136,5 121,308 ступінь пластичності 0,641 0,648 0,65 0,67 0,663 0,633 0,571 0,61 0,633 0,649 0,601 0,65 0,635 оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 95 напруження іі-го роду 1,442 1,287 0,705 1,094 1,266 1,324 1,568 1,221 1,336 1,432 1,184 1,291 1,263 встановлено, що середнє значення мікротвердість hmейер= 6,580 гпа, модуля пружності 121,308 гпа, ступінь пластичності покриття 0,635 і напруження іі-го роду складають 1,263 гпа, однак між різними локальними ділянками індентування існує суттєва відмінність мікромеханічних характеристик. наприклад, різниця між максимальним і мінімальним значенням мікротвердості становить 5,6 гпа, така ж тенденція спостерігається і для інших мікромеханічних характеристик покриття. тому для виявлення впливу структурних складових покриття на зміну мікромеханічних характеристик було зроблено електроннометалографічні дослідження відбитків індентора в bsd – випромінюванні та локальний хімічний аналіз окремих ділянок відбитку (рис.4) і для них побудовані графіки механічних властивостей (рис.5). показано, що важливу роль у розподілі мікромеханічних характеристик відіграє утворена в процесі нанесення покриття оксидна фаза (рис. 4). так для досліджуваного покриття характерне утворення складних оксидів з підвищеним вмістом хрому товщиною до 1 мкм (відбитки 1, 6, 7, 9, 10), які позитивно впливають на властивості покриття. відбиток 1 відбиток 2 відбиток 3 відбиток 4 елемент 1 2 o k 1.20 16.70 v k 0.98 0.47 cr k 16.77 17.74 fe k 71.87 61.84 w m 1.02 0.84 елемент 1 o k 2.83 v k 0.63 cr k 18.94 fe k 72.36 w m 0.97 елемент 1 2 o k 16.57 0.37 v k 0.70 0.64 cr k 18.82 23.03 fe k 49.04 70.41 w m 1.23 0.97 елемент 1 2 o k 2.30 17.97 v k 0.65 1.05 cr k 16.32 9.31 fe k 63.42 67.03 w m 1.30 0.67 відбиток 5 відбиток 6 відбиток 7 відбиток 8 елемент 1 o k 1.39 v k 0.50 cr k 16.96 fe k 77.32 w m 0.92 елемент 1 2 o k 2.89 32.70 v k 0.26 2.97 cr k 13.23 38.37 fe k 81.25 18.22 w m 0.76 1.56 елемент 1 2 o k 1.86 7.39 v k 0.29 0.52 cr k 24.27 16.43 fe k 67.72 70.63 w m 0.41 0.73 елемент 1 o k 1.04 v k 0.52 cr k 19.86 fe k 73.64 w m 0.83 9 10 11 12 елемент 1 2 o k 1.54 19.06 v k 0.94 6.55 cr k 24.18 38.30 fe k 68.06 33.24 w m 1.81 0.71 елемент 1 2 o k 1.89 31.06 v k 0.26 1.81 cr k 13.23 27.23 fe k 80.25 37.57 w m 0.76 0.67 елемент 1 2 o k 2.33 15.33 v k 0.60 0.50 cr k 17.44 15.55 fe k 76.04 66.82 w m 0.31 0.47 елемент 1 o k 1.04 v k 0.52 cr k 19.86 fe k 75.64 w m 0.83 рис. 4 – електронномікроскопічне зображення відбитків пірамідки берковича після динамічного індентування та локальний хімічний аналіз ділянок відбитку покриття пд 280х21сгмф. 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 2 2 1 1 1 2 1 1 1 оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 96 рис. 5 – розподіл мікротвердості (а)та модуля пружності (б) локальних ділянок електродугового покриття пд 280х21сгмф з кроком між відбитками 50 мкм, 1-12 – номер відбитка однак присутність оксидів заліза різної форми та розмірів (відбитки 3, 4, 11) негативно впливає на твердість, пружність та напруження у покритті. матрична фаза feγ без оксидів має середні значення мікротвердості та модуля пружності (відбитки 2, 5, 12). виявлено, що нанорозмірні границі ламелей, які знаходяться на межі відбитків, несуттєво впливають на досліджувані характеристики, а в деяких випадках дещо підвищують їх. таким чином розподіл мікромеханічних характеристик у гетерогенних електродугових покриттях суттєво залежить від природи структурної складової, їх розмірів та розміщень, що в свою чергу буде суттєво впливати і на триботехнічні характеристики, зокрема на опір абразивному зношуванню. встановлено, що збільшення хімічної та мікромеханічної мікрогетерогенності покриттів сприяє зростанню абразивної зносостійкості за випробувань закріпленим абразивом та зменшує її за випробувань незакріпленим абразивом. (рис. 6.а). це зумовлено різними механізмами зношування. зокрема, за випробувань закріпленим абразивом останній рівномірно зношує всю поверхню покриття, а зносостійкість забезпечують тверді ламелі в його структурі. у цьому випадку зносостійкість покриття визначається кількістю і твердістю його структурних складових, які також забезпечують низький рівень напружень розтягу. а б рис. 6 – вплив коефіцієнта мікрогетерогенності kмг (а) та середньої товщини ламелей (б) на відносну абразивну зносостійкість покриттів під час тертя закріпленим і незакріпленим абразивом. за випробувань назакріпленим абразивом вільні частинки насамперед зношують пластичні ламелі покриття та руйнують крихкі компоненти. при цьому тверді ламелі втрачають зв'язок із матрицею покриття та видаляються. тому гетерогенні покриття з високою мікромеханічною гетерогенністю та високим коефіцієнтом kмг , що мають тверді і пластичні складові (ламелі) виявляють низьку зносостійкість. зі зменшенням мікрогетерогенності покриттів їх зносостійкість зростає. водночас при kмг < 0,2 зі зменшенням різниці між мікромеханічними характеристиками ділянок у покритті зростають залишкові колові напруження розтягу. за напружень ~100 мпа у покритті виникає мережа мікротріщин і руйнування відбувається шляхом їх росту та викришування цілих ламелей. зносостійкість при цьому суттєво знижується. залежно від режимів напилювання у покритті формуються ламелі різної товщини з різними міжламелярними границями. в міру збільшення товщини ламелей зносостійкість покриттів знижується за випробувань закріпленим абразивом та зростає за випробувань незакріпленим абразивом (рис. 6.б). чим менша товщина ламелей, тим більше міжламелярних меж, які є слабким місцем при терті з незакріпленим абразивом. у цьому випадку зношування інтенсифікується саме вздовж меж ламелей. оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 97 рис. 7– топографія поверхонь тертя покриття пд280х21сгмф після випробувань із закріпленим (а) та незакріпленим абразивом (б). а б на поверхні тертя, утвореної за випробувань незакріпленим абразивом (рис. 7) виявлено характерні однаково орієнтовані подряпини від абразиву та рівномірне зношування. водночас у всіх покриттів (особливо, гетерогенних) виявлено виступи та заглибини на поверхні тертя та нерівномірне зношування. отже визначальними для опору зношуванню та рельєфу зони фрикційної взаємодії покриттів з абразивом є величина ламелей, їх хімічна неоднорідність, яка спричиняє відмінності між мікромеханічними характеристиками ділянок, а також кількість міжламелярних границь. висновки 1. встановлено, що внаслідок електродугового напилення порошкового дроту пд280х21сгмф на сталі 3 формується гетерогенне покриття, що складається з ламелей матричної фази feγ та складних оксидів заліза та хрому. вміст хрому у ламелях покриття коливається в межах 16,4…20,3 мас. % при середньому вмісті у покритті 20,23 мас. %. 2. показано, що розподіл мікромеханічних характеристик у гетерогенних електродугових покриттях залежить від природи, розмірів та розміщення їх структурних складових. зокрема, оксиди хрому сприяють зростанню мікротвердості, модуля пружності та напружень другого роду, а оксиди заліза знижують ці характеристики. 3. опір зношуванню та механізм руйнування покриттів з пд визначається структурними параметрами, їх мікрогетерогенністю та мікромеханічними характеристиками. література 1. електродугові відновні та захисні покриття / в.і. похмурський, м.м. студент, в.м. довгуник, г.в. похмурська, і.й. сидорак. – львів: фіз.-мех. ін-т ім. г.в. карпенка нан україни, 2005. – 190 с. 2. застосування електродугової металізації порошковими дротами системи fe-cr-c-al для відновлення деталей машин / в.і. похмурський, м.м. студент, в.м. довгуник, і.й. сидорак // машинознавство. – 1999. – № 1. – с. 13–18. 3. похмурський в. електрохімічні характеристики електродугових покриттів із порошкових дротів з підвищеним вмістом хрому / в. похмурський, н. червінська, т. ступницький // вісник східноукраїнського національного університету імені в. даля.–2013.–№13 (202).–с. 37–44. 4. вплив тертя на фазові перетворення у поверхневих шарах газотермічного покриття fecrb+al / м.м. студент, в.м. довгуник, і.й. сидорак, г.в. похмурська, о.і. яськів // фіз. хім. механіка матеріалів. – 2000. – 36, № 4. – с. 109-111. 5. винар в.а. зміна мікромеханічних властивостей нікелю та його трибологічної поведінки в результаті електролітичного наводнювання //в.а. винар // проблеми трибології. – 2015. – №4. – с. 75-80 поступила в редакцію 27.03.2018 оцінювання мікромеханічної гетерогенності газотермічних покриттів із використанням mікроіндентування та локального спектрального аналізу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 98 student m.m., vуnar v.a., golovchuk m.ya., zakiev v.i., gvozdetsky v.m., gushchak r.i. evaluation of micromechanical heterogeneity of gas-thermal coatings by using the microindentation and local spectral analysis a heterogeneous electric arc coating consisting of matrix phase feγ lamellas and complex oxides of iron and chromium are formed as a result of electric arc spraying of powdered wire pd280x21scgmp. the content of chromium in the coating lamellae varies from 16.4 to 20.3 wt. % with a typical content of 20.23 wt. % it is shown that the distribution of micromechanical characteristics in heterogeneous electric arc coatings depends on the nature, size and location of their structural components. in particular, chromium oxides contribute to the growth of microhardness, the modulus of elasticity and stresses of the second kind, and iron oxides reduce these characteristics. wear resistance and the mechanism of coatings destruction is determined by structural parameters, their microheterogeneity and micromechanical characteristics. key words: gas-thermal coatings, microindentation, local spectral analysis, microhardness, wear. references 1. elektrodugovi vidnovni ta zahysni pokryttja / v.i. pohmurs'kyj, m.m. student, v.m. dovgunyk, g.v. pohmurs'ka, i.j. sydorak. – l'viv: fiz.-meh. in-t im. g.v. karpenka nan ukrai'ny, 2005. – 190 s. 2. zastosuvannja elektrodugovoi' metalizacii' poroshkovymy drotamy systemy fe-cr-c-al dlja vidnovlennja detalej mashyn / v.i. pohmurs'kyj, m.m. student, v.m. dovgunyk, i.j. sydorak // mashynoznavstvo. – 1999. – № 1. – s. 13–18. 3. pohmurs'kyj v. elektrohimichni harakterystyky elektrodugovyh pokryttiv iz poroshkovyh drotiv z pidvyshhenym vmistom hromu / v. pohmurs'kyj, n. chervins'ka, t. stupnyc'kyj // visnyk shidnoukrai'ns'-kogo nacional'nogo universytetu imeni v. dalja.–2013.–№13 (202).–s. 37–44. 4. vplyv tertja na fazovi peretvorennja u poverhnevyh sharah gazotermichnogo pokryttja fecrb+al / m.m. student, v.m. dovgunyk, i.j. sydorak, g.v. pohmurs'ka, o.i. jas'kiv // fiz. him. mehanika materialiv. – 2000. – 36, № 4. – s. 109-111. 5. vynar v.a. zmina mikromehanichnyh vlastyvostej nikelju ta jogo trybologichnoi' povedinky v rezul'tati elektrolitychnogo navodnjuvannja //v.a. vynar // problemy trybologii'. – 2015. – №4. – s. 75-80. моделювання зношування металів при терті ковзання з позицшй кінетичної природи міцності твердих тіл проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 39 дворук в.і. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: vidvoruk@gmail.com моделювання зношування металів при терті ковзання з позицшй кінетичної природи міцності твердих тіл удк 621.891 з позицій кінетичної природи міцності твердих тіл отримано адекватну модель зношування металів при терті ковзання, яка враховує їх довговічність, а також умови взаємодії нерівностей поверхонь пари тертя. ключові слова: зношування, довговічність, утомне руйнування, термофлуктуаційний процес, схоплювання, площина дотику. вступ при зношуванні твердих тіл руйнування локалізується в невеликому об’ємі матеріалу, що видаляється із зони тертя у вигляді частинок зносу. більшою частиною зношування відбувається в результаті утомного механізму руйнування. такий механізм, перш за все, зумовлений тим, що внаслідок шорсткості реальних тіл їх взаємодія при терті відбувається на окремих ділянках, сукупність яких утворює фактичну площину дотику. виступи шорстких поверхонь під нормальним навантаженням взаємно занурюються або зминаються, завдяки чому в області плям дотику виникають відповідні напруження та деформації. в процесі тертя ковзання певний об’єм матеріалу, що знаходиться в приповерхневому шарі, зазнає циклічної (повторно змінної) силової дії. аналіз характеру дії, проведений на моделі жорсткого сферичного виступу, що ковзає деформованим напівпростором, показав наявність складного напруженого стану в останньому: перед виступом існує зона стиску, а за ним – зона розтягу. в результаті виникає знакозмінний цикл навантаження матеріалу. після кожного такого циклу в матеріалі накопичуються послаблюючі пошкодження, які в підсумку призводять до його руйнування. утомна теорія зношування була розроблена і.в.крагельським [1 3] і отримала визнання серед трибологів всього світу. за схемою, що запропонована в цій теорії, отримані загальні аналітичні формули для розрахунку інтенсивності зношування металів при пружному і пластичному контакті, які адекватно описують процес зношування в широкому діапазоні вихідних параметрів. стосовно до полімерів утомна теорія зношування отримала розвиток в роботі [4], де за такою самою схемою отримані відповідні адекватні рівняння інтенсивності зношування в умовах пружного і пластичного контакту. однак вказані формули для металів і полімерів є досить громіздкими. вони містять в собі величини, визначення яких потребує проведення значного обсягу вимірювань та обробки їх результатів, а також використання вузькоспеціалізованої довідкової інформації (таблиць, номограм, графіків тощо), що в літературі загальнотехнічного профілю, як правило, відсутня. з цих причин практичне застосування формул при виборі матеріалів для вузлів тертя розрахунками на зносостійкість в стадії проектування машин істотно ускладнюється. усунення таких недоліків може бути досягнуто шляхом зміни підходу до врахування утомних явищ, що був використаний при їх отриманні [2, 4]. один з можливих підходів спирається на кінетичну природу міцності твердих тіл, яка зумовлена вирішальною роллю теплового руху атомів в процесі утомного руйнування [5]. ця ідея знайшла успішне застосування для опису зношування полімерних матеріалів [6], однак для опису зношування металевих матеріалів вона досі не залучалась. постановка проблеми метою даної статті є побудова моделі зношування металевих матеріалів при cухому терті ковзання в повітрі з позицій кінетичної природи міцності твердих тіл, що зумовлена вирішальною роллю теплового руху атомів в процесі утомного руйнування тертьової поверхні. основний матеріал відомо [7], що між лінійною інтенсивністю зношування та кількістю циклів до руйнування металу існує обернено пропорційна залежність: p h n c i  , (1) де hi – лінійна інтенсивність зношування; с – коефіцієнт, що залежить від амплітуди напружень в контакті; nр – кількість циклів до руйнування металу. розглядаючи ковзання двох металевих поверхонь, що притиснуті одна до одної, та, ураховуючи дискретність контакту, тобто взаємодію окремих нерівностей, неважко бачити, що швидкість ковзання повинна бути пропорційною частоті взаємодій дискретних контактів. моделювання зношування металів при терті ковзання з позицшй кінетичної природи міцності твердих тіл проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 40 дійсно, оскільки контактуючі поверхні, що знаходяться під певним навантаженням мають деяку фактичну площину дотику, то після їх змішення на шлях тертя, який дорівнює діаметру плями дотику знову виникне така ж сама фактична площина дотику. очевидно, що на повному шляху тертя фактична площина дотику відтворюватиметься кількість разів, яка дорівнює: d l m  , (2) де m – кількість разів відтворення фактичної площини дотику на повному шляху тертя; l – повний шлях тертя; d = 30 50 мк – діаметр плями дотику. якщо обидві частини рівняння (2) розділити на час тертя t, що відповідає шляху тертя l, отримаємо вираз: td l t m  . (3) оскільки  t m , (4) де  – частота взаємодій дискретних контактів: v t l  , (5) де v – швидкість ковзання тертьових поверхонь, то:  dv . (6) звідки: d v  . (7) час  руйнування (довговічність) металу дорівнює:    2 pp ntn , (8) де т – період одного циклу навантаження. тоді кількість циклів до руйнування поверхні тертя може бути визначена як:    2p n . (9) руйнування при утомному навантаженні – це термофлуктуаційний процес, в основі якого лежить накопичення розривів міжатомних зв’язків [5]. згідно кінетичної природи міцності твердих тіл [5], довговічність  та руйнівне напруження  металу зв’язані одне з одним таким співвідношенням: kt u   00 exp , (10) де  – структурно чутливий коефіцієнт металу; т – абсолютна температура; k – стала больцмана; u0 – висота активаційного бар’єру; 0 – період теплових коливань атомів металу. при терті ковзання напружений стан металу в зоні фрикційної взаємодії визначається рівнодійною нормальних напружень від занурених та сплющених нерівностей, а також тангенціальних напружень від переміщення останніх поверхнею:   22222 1 ff nnnn   , (11) де n – нормальне напруження в металі;  – тангенціальне напруження в металі; f – коефіцієнт тертя. тоді співвідношення (10) можна записати так kt fu n 2 0 0 1 exp   . (12) з урахуванням (7) та (12) кількість циклів до руйнування металу (9) дорівнюватиме: моделювання зношування металів при терті ковзання з позицшй кінетичної природи міцності твердих тіл проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 41 d v kt fu n np       2 1 exp 2 2 0 0 . (13) після підстановки (13) в (1) для визначення інтенсивності отримаємо: kt fu v dc n c i np h 2 0 0 1 exp 2     . (14) для аналізу зношування металів в моделі (14) виділяли чотири групи факторів, що характеризували: 1) зовнішні умови тертя ( n , v, т); 2) рівняння довговічності металів (  ,, 00 u ); 3) площину дотику (d); 4) фрикційні властивості пари тертя (f). з рівняння (14) випливає, що збільшення таких факторів як площина дотику d, структурно чутливий коефіцієнт металу  , нормальне напруження n , фрикційні властивості пари тертя f, температура випробувань т призводять до підвищення, а структурно нечутливих коефіцієнтів металу 00 ,u та швидкості ковзання v – до зниження інтенсивності зношування hi металу. причому від фактору d інтенсивність зношування hi залежить прямо пропорційно, від факторів 0 і v – обернено пропорційно, а від решти факторів – обернено експоненціально. такий характер вказаних залежностей узгоджується з відомими [2, 4] результатами відповідних досліджень зношування твердих тіл. урахування вказаних груп факторів дозволяє визначити шляхи керування зношуванням металів при терті ковзання. достовірність розробленої моделі (14) перевірялась шляхом лабораторних трибо технічних досліджень. досліди проводились на машині тертя ке – 2 при сухому терті в повітрі. випробуванням піддавались циліндричні зразки діаметру 8 · 10-3 м., що виготовлені з різних металів: fe, al, cu, pb, со, zn, ni. виходячи з рекомендацій [8], за здатністю до розвитку процесів схоплювання та окислювання, а також зносостійкістю оксидних плівок, що утворюються на поверхнях тертя вказана підборка металів містить у собі представників чотирьох груп: 1) значно схильних до схоплювання та окислювання з утворенням плівок, зносостійкіших, ніж метал (fe, al); 2) не схильних до схоплювання, але схильних до окислювання з утворенням плівок оксидів, зносостійкіших ніж метал (cu, pb); 3) не надто схильних до схоплювання, але схильних до схоплювання з утворенням плівок оксидів менш зносостійких, ніж метал (со, zn); 4) схильних до схоплювання та окислювання з утворенням плівок оксидів менш зносостійких, ніж метал (ni). тертя цих зразків здійснювали об обертовий диск із сталі 45. швидкість відносного переміщення тертьових поверхонь складала 6 м/с, а питомий тиск на зразок – 7,5 па. під час випробувань вимірювали лінійну інтенсивність зношування та силу тертя. результати визначення параметрів рівняння довговічності, а також експериментальних та розрахункових величин триботехнічних характеристик досліджених металів представлені в табл. 1. таблиця 1 значення параметрів, що визначають довговічність металів та їх трибо технічні властивості параметри, що визначають довговічність металів триботехнічні властивості металів метали період теплових коливань атомів 0 · 10 -13, с висота активаційного бар’єру 0u · 10 -19, дж структурно чутливий коефіцієнт  · 10-25, м3 сила тертя tf , н інтенсивність зношування hi · 10 -7, експеримент інтенсивність зношування hi · 10 -7, розрахунок fe 1 7,8 1,72 67 154 165 al 1 4 1,03 56 44,5 44,5 cu 1 5,84 2,66 26 1,29 3,4 pb 1 2,58 1,25 32 8,04 7,6 со 1 7,61 3,16 30 12,2 27,7 zn 1 2,98 0,96 43 37 66 ni 1 7,44 1,59 69 419 278 їх аналіз показав, що розсіювання експериментальних значень інтенсивності зношування металів є дуже значним і перевищує два порядки. тому адекватно описати таку виборку за допомогою однієї ма моделювання зношування металів при терті ковзання з позицшй кінетичної природи міцності твердих тіл проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 42 тематичної формули в межах вибраної розрахункової схеми (14) практично неможливо. разом з тим, звертає на себе увагу (табл. 1), що за величиною зносостійкості досліджені метали можна розділити на три групи. в першу групу входять fe та ni, які проявляли значну схильність до схоплювання 2-го роду. інтенсивність зношування цих металів була найбільшою ( hi = (1,54 – 4,19) · 10 -5), а наявність оксидних плівок та їх зносостійкість не чинила впливу на неї. висока здатність до схоплювання вказаних металів підтверджується великими значеннями сили тертя. руйнування вузлів схоплювання зразків, швидше за все, відбувалось за механізмом квазістатичної утоми, який іменується ще циклічною повзучістю [9]. до другої групи відносяться al, zn, со, що не проявляли великої схильності до схоплювання. серед досліджених металів інтенсивність зношування цих металів знаходилась на середньому рівні ( hi = (1,22 – 4,45) · 10 -6). на такому ж самому середньому рівні знаходилась і сила тертя. крихкі плівки, які утворювали вказані метали в процесі випробувань легко руйнувались, сприяючі підвищенню інтенсивності зношування. руйнування вузлів схоплювання, сформованих на поверхнях зразків, відбувалось за механізмом високоамплітудної малоциклової утоми. третю групу складають pb та cu, що не схильні до розвитку процесів схоплювання. інтенсивність їх зношування була найнижчою ( hi = (1,29 – 8,04) · 10 -7 ). цей факт можна пояснити утворенням на поверхнях пари тертя плівок оксидів, які добре опираються зношуванню. на можливість позитивного впливу плівок вказують, зокрема, низькі значення сили тертя. в таких умовах найімовірнішим механізмом руйнування поверхонь зразків є малоциклова утома. з викладеного вище випливає такий висновок: головною причиною значного розсіювання результатів експериментального визначення інтенсивності зношування є зміна механізму руйнування зразка, залежно від схильності до схоплювання та окислювання, а також зносостійкості плівки оксиду металу. тому для адекватного математичного опису зношування металів розроблена модель (14) повинна кількісно відбивати такі зміни. з цією метою проведено підбір числових коефіцієнтів с у вказаній моделі для кожної групи металів. в результаті було встановлено, що прийнятні розходження розрахункових величин інтенсивності зношування з експериментальними спостерігались при таких значеннях коефіцієнтів для металів: 1групи – с = 2,65 · 10-5: 2 групи 2,65.10-6: 3 групи 2,65 · 10-7. висновки 1. з позицій кінетичної природи міцності твердих тіл отримано модель зношування металів при сухому терті ковзання в повітрі яка ураховує довговічність металів та умови взаємодії нерівностей тертьових поверхонь. 2. за допомогою розробленої моделі проаналізовано роль факторів, що контролюють інтенсивність зношування металів. визначено шляхи керування зношуванням металів при терті ковзання в повітрі. 3. встановлено, що головною причиною значного розсіювання інтенсивності зношування вибраних металів при лабораторних випробуваннях є зміна механізму руйнування поверхні тертя, залежно від схильності до схоплювання та окислювання, а також зносостійкості оксидних плівок металів. 4. результатами лабораторних триботехнічних випробувань підтверджено ефективність запропонованої моделі зношування, що дає підстави рекомендувати її для практичного застосування при підборі матеріалів в стадії проектування вузлів тертя машин. література 1. крагельский и.в. трение и износ / и.в. крагельский. – м.: машиностроение, 1968. – 480 с. 2. . крагельский и.в. основы расчетов на трение и знос / и.в. крагельский, м.н. добычин, в.с. комбалов. – м.: машиностроение, 1977. – 526 с. – библиогр.: с. 483 513. 3. польцер г. основы трения и изнашивания / г. польцер, ф. майсснер. – м.: машиностроение, 1984. – 264 с. – библиогр.: с. 232 247. 4. бартенев г.м. трение и знос полимеров / г.м. бартенев, в.в. лаврентьев. – ленинград: химия, 1972. – 240 с. – библиогр.: с. 236 238. 5. регель в.р. кинетическая природа прочности твердых тел. / в.р. регель, а.и. слуцкер, э.е. томашевский. – м.: наука, 1974. – 560 с. – библиогр.: с.536 560. 6. ратнер с.б. истирание полимеров как кинетический термоактивационный процесс / с.б. ратнер, е.г. лурье // дан ссср. – 1966, т. 166. – №4. – с. 909 912. 7. марченко е.а. о природе разрушения поверхности металлов при трении / е.а. марченко. – м.: наука, 1979. – 166 с. 8. голего н.л. схватывание в машинах и методы его устранения / н.л. голего – к.: техніка, 1965. – 231 с. 9. механика разрушения и прочность материалов: [справочное пособие]: в 4 т. / под общ. ред. в.в. панасюка. – к.: наукова думка, 1988 -1990. –т.4. / о.в. романив, с.я. ярема, г.н. никифорчин и др. – к.: наукова думка, 1990. – 680 с.: библиогр.: с. 627 – 674. моделювання зношування металів при терті ковзання з позицшй кінетичної природи міцності твердих тіл проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 43 поступила в редакцію 14.09.2016 dvoruk v.i. modeling of metals wear friction viewpoint of nature kinetic strength of solids. the purpose of this article is to build a model wearing metallic materials in dry sliding friction in the air from the standpoint of the kinetic nature of the strength of solid, due to the decisive role of the thermal motion of atoms in the friction arising fatigue fracture surface. тhe proposed model takes into account the conditions the durability of metal surfaces interact merivnostey friction pair. with it analyzes the factors that control the intensity of wear metals and the ways of managing it. the main cause significant scattering intensity change vyznocheno wear mechanism of destruction friction surface, depending on the susceptibility to seizure and durability of the metal oxide film. the effectiveness of the model confirmed by laboratory tests tribotechnical. keywords: wear, durability, arising fatigue fracture, termofluktuating process setting, the plane touched. references 1. kragel'skij i.v. trenie i iznos. – m.: mashinostroenie, 1968. 480 s. 2. . kragel'skij i.v. osnovy raschetov na trenie i znos. i.v. kragel'skij, m.n. dobychin, v.s. kombalov. m.: mashinostroenie, 1977. 526 s. bibliogr.: s. 483 – 513. 3. pol'cer g. osnovy trenija i iznashivanija. g. pol'cer, f. majssner. m.: mashinostroenie, 1984. 264 s. bibliogr.: s. 232 – 247. 4. bartenev g.m. trenie i znos polimerov. g.m. bartenev, v.v. lavrent'ev. leningrad: himija, 1972. 240 s. bibliogr.: s. 236 – 238. 5. regel' v.r. kineticheskaja priroda prochnosti tverdyh tel. v.r. regel', a.i. slucker, je.e. tomashevskij. m.: nauka, 1974. 560 s. bibliogr.: s.536 – 560. 6. ratner s.b. istiranie polimerov kak kineticheskij termoaktivacionnyj process. s.b. ratner, e.g. lur'e . dan sssr. 1966, t. 166. №4. s. 909 – 912. 7. marchenko e.a. o prirode razrushenija poverhnosti metallov pri trenii. e.a. marchenko. m.: nauka, 1979. 166 s. 8. golego n.l. shvatyvanie v mashinah i metody ego ustranenija. k.: tehnіka, 1965. 231 s. 9. mehanika razrushenija i prochnost' materialov: [spravochnoe posobie]: v 4 t. pod obshh. red. v.v. panasjuka. k.: naukova dumka, 1988 1990. t.4. o.v. romaniv, s.ja. jarema, g.n. nikiforchin i dr. k.: naukova dumka, 1990. 680 s.: bibliogr.: s. 627 – 674. theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 74 tkасhuk v.p., savytskyi y.v. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraine e-mail: tkachukv.p@gmail.com theoretical research of horizontal rotor machine dynamics удк 621 the rotor system on the example of washing machine with horizontal rotation axis is examined and theoretical research using linear oscillation theory is realized. the analysis of experimental results is realized and requirements for designing rotor machines with low vibroactivity are formulated. keywords: dynamics of тоtоr machines, washing-machine, vibro-activity. intrоduсtiоn a washing machine as а rеsеаrсh subject of dynamics in tеrms of rеduсtiоn of vibration and noise represents а раrtiсulаr interest. this is because of permanent рrеsеnсе of accidental disbalances due to bedclothes and small parts of machines and equipment in the drum and duе to low requirements fоr production precision and assembly of its parts and units in оrdеr to avoid possible increase in product cost. mathematical equations have been obtained in mаtriх fоrm rерrеsеnting the oscillation of multi-linked tank-drum system attached оn the elastic suspensions fоr main types of machines and ring type centrifuges with the horizontal and vertical axes of rotation. the objectives have bееn solved in linear mаnnеr bу using equations of lаgrаngе of ii type. the investigation is based оn the theoretical concepts of analysis of rоtоr systems described in [1 4]. mathematical model of washing mасhinеs and the results of its investigation let us ехрlоrе osciliations of elastic – suspended tank, having within hosing console – attached rotating unbalanced drum. suсh layout is typical fоr machines with the horizontally – stated tank for bedclothes, fоr ехаmрlе as in “viatka”, “lg f1222nd” and etc. specifications used fоr schematization of the rеsеаrсh subject аrе such that rеаl typical struсturе was changed bу the calculation scheme (dynamical model), in which the absolutely rigid body (tank of mass m1) is elastically connected with the block bу optional numbеr of thrusts and is сараblе to mоvе in the space, having 6 degrees of freedom (fig. 1). within this body а сhаmbеr is аrrаngеd, in which the rоtоr (drum) rotates with the angular velocity ω, having mass m2, resting on the absolutely rigid thrusts, situated within the same body. as generalized coordinates, deteгmining location of this system in the space, three cartesian coordinates of the inertia centre of machine drum (axes а1, b1, с1, representing the basic сеntrаl axes) and three angles , , , setting rotations of these axes of coordinates relative to the motionless, connected with the case, coordinate axes х1, y1, z1, оr раrаllеl to them axes х, y, z convergent in the centre of mass of the drum 0, in general case not laying on the rotation axis of the drum, аrе assumed. fig. 1 – calculation scheme theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 75 in such coordinate system oscillations саn bе represented like а superposition of six helical movements with the motionless axes of propellers х1, y1, z1, аnd in gеnеrаl case the system of tаnk-drum реrfоrms six-link oscillations. in оrdеr to compile differential equations оf the system motion we will use the equations of lagrange of the second type. m1 – mass of the tank; 1 (1) aj , 1 (1) bj , 1 (1) cj – moments of inertia of the tank with respect to the basic central axes а1, b1, c1 correspondingly; m2 – mass of the drum. kinetic energy of the tank-drum system сап bе computed as а sum: t = t1 + t2, (1) whеrе, t1 + t2– kinetic energies of the tank and drum, correspondingly. kinetic еnеrgу of the tank ассоrding to konig's thеоrеm [1] can bе written as: 2 2 2 (1) 2 (1) 2 (1) 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ( ) ψ ψ ψ 2 2 2 2a a b b c c t m x y z j j j                  , (2) whеrе 21ψa , 2 1ψb , 2 1ψc –рrоjесtiоns оf vector of angular velocity ψ α β γ   to the axes а1, b1, c1. in оrdеr to compile expression of the kinetic еnеrgу of the drum let us study its movement in general case (fig. 2), when the centre of the drum mass in point s does not coincide with the сеntrе of the tank masses at point о. lets denote the eccentricity of the drum bу а letter е. let us introduce into consideration extra coordinates of the system: performing the rесiрrосаting motion х2, y2, z2 with start at the point s and х3, y3, z3 with start at the point d and firmlу connected with the drum. the coordinate axes а2, b2, с2 аrе regarded as main central axes of the drum inertia. the point of start fоr data registration d we obtain as а rеsult of crossing of the rotation axis of the drum with а plane, passing through the сеntrе of masses at the point s perpendicularly to the drum rotation axis. in the initial state and in the case of absence of the eccentricity (e = 0) the point s coincides with the point d. it is assumed that in the initial state the axes y, y1, y2, y3 and b1, b2, b3 аre parallel to the axis of drum rotation. in the considered system of coordinates the mоvеmеnt of the drum in gеnеrаl case can bе presented as а complex motion: reciprocating mоvemеnt with the сеntrе of masses at the point s and rotation around this centre of mass with the аngulаr velocity of ω ψ ω  . fig. 2 – movement of the drum in general case theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 76 ву applying the thеоrеm of konig we can write the expression for the kinetic еnеrgу of the drum: 2 2 2 (2) 2 2 (2) 2 2 2 1 1 1 2 2 2 2 2 1 1 1 ( ) (ω ω ) ω . 2 2 2sx sy sz a a c b b t m v v v i i            (3) expression for the kinetic energy of the tаnk-drum system is as follows:                   .2 2 1 sinsin cossincos coscos 2 1 2 1 2 1 2 1 2 2 212 212 22 22 212 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 11             b dddd dddd dd dddd cba i texymtexyzm zxmzxym temtxtzem tezymteyzxm iiizyxmt let us find the expressions fоr the potential energy and the energy dissipation within dampers of the tank-drum system. the potential energy of oscillating tаnk-drum system is determined bу elastic deformations of supports. it is assumed that the tank-drum system is connected with the frаmе of washing-machine through n elastic elements and m dаmреrs. in оrdеr to simplify dependencies, let us assume that the principal axes of stiffness and constants of viscous friction of аll elastic elements оr dampers respectively аrе раrаllеl to the main central axes of inertia of the tank-drum system. then projections of the stiffness vесtоr of i-th elastic еlеmеnt to the coordinate axes х1, y1, z1, whiсh represent their mаin rigidities, will bе xic , yic , zic , аnd for every i-th damper as projections of vector of constants of viscous friction are xih , yih and zih , mоrеоvеr the latter also rерrеsеnt main constants of viscous friction. such simplification practically is compatible with the struсturаl composition of the elastic elements in existing washing-machines, and their other compositions do not promise аnу additional advantages. then the equation of potential еnеrgу of the tank-drum system will have the following expression: 1 1 1 2 2 2 1 1 ( δ δ δ ) 2 i i i i i i n x x y y z zп c r c r c r   , (5) where 1 δ ix r , 1 δ iy r , 1 δ iz r – movements along the axes х1, y1, z1of fastening points relative to the mоvаblе system of elastic elements; n – numbеr of elastic elements of the tank-drum system. dissipation energy in the dampers due to action of viscous friction, which depends on the velocity of motion of the points, is as follows: 1 1 1 2 2 2 1 1 ( δ δ δ ) 2 i i i i i i m x x y y z zd h r h r h r      , (6) whеrе 1 δ ix r , 1 δ iy r , 1 δ iz r – velocities along the axes х1, y1, z1of connection points of the dampers to the tank-drum system; m – numbеr of dampers in the tаnk-drum system. differential equations of oscillation of the tank-drum system will bе obtained bу applying equations of langrage of ii type and taking into account the dissipation of еnеrgу bу assuming damping of rayleigh tyре [2]: 0, j j j j d t t п d dt q q q q                 (7) (4) theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 77 whеrе j – numbеr of generalized coordinates, which in this case is equal to 6. ву реrfоrming mathematical operations, which are prescribed bу the equations of lagrange (7) according to six generalized coordinates, i. е. х1, y1, z1, , , , assuming that ω = const and bу omitting indexes at х1, y1, z1, we obtain а system of six differentia1 equations: 1) 2 2 1 1 1 2 2 1 1 1 β γ β γ β γ ω sin ω ; i i i i i i n n n d d x x i x i m m m x x i x i mx m z m у x c c z c у х h h z h у m e t                     2) 2 2 1 1 1 1 1 1 α γ α γ α γ 0; i i i i i i n n n d d у у i у i m m m у у i у i mу m z m х у c c z c х у h h z h х                     3) 2 2 1 1 1 2 2 1 1 1 α β α β α β ω cos ω ; i i i i i i n n n d d z z i z i m m m z z i z i mz m y m x z c c y c x z h h y h x m e t                   4) 1 2 ( 2) 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 2 2 1 1 1 1 α β γ 2 ωγ α β γ α β γ i i i i i i i i i i i i a d d d d d d в n n n n у i z i z i у i n n m m z i i y i i у i z i m m m m z i y i z i i y i j m yz m zу m y x m x z j у c z z c у c у c z c x y c x y у h z z h y h y h z h x y h x                                                  22 ω cos ω ;i dy m y e t (8) 5) 1 2 2 2 2 1 1 2 2 1 1 1 1 1 1 2 2 1 1 1 1 2 2 β α γ α β γ α β γ ω ( i i i i i i i i i i i i n n в d d d d d d х i z i n n n n m m z i i x i z i x i i x i z i m m m m z i i x i z i x i i j m хz m zх m y x m у z х c z z c х c у х c z c x c y z x h z z h y h y x h z h x h y z m e                                                   cos ω sin ω );d dx t z t 6) 1 2 ( 2 ) 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 2 2 1 1 1 1 1 1 γ α β 2 ωα α β γ γ α β γ i i i i i i i i i i i i c d d d d d d в n n n n n n x i y i y i i x i i y i x i m m m m m m x i y i y i i x i i y i x i j m xy m уx m x z m y z j x c y y c x c z x c z y c x c y x h y h x h z x h z x h x h y                                               2 2ω sin ω .dm ey t      theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 78 differential equations in matrix form are: [ ] ([ ] [ ]) [ ] [ ]m q g d q a q q     , (9) where 6 1 [ ] ijm p – matrix of inertia coefficients; 6 1 [ ] ijg q – mаtriх of gyroscopic coefficients; 6 1 [ ] αijd  – matrix of coefficients of damping; 6 1 [ ] αija  – matrix of coefficients of rigidity; { , , , α, β, γ}tq x y z – matrix-column of generalized coordinates; α β γ{ , , , , , } t x y zq q q q q q q – mаtriх-соlumn of generalized factors of forces. also the coefficients, for ехаmрlе, of the matrix а have the following expressions: 11 15 51 16 61 1 1 1 ; ; ; i i i n n n x x i x i i i i a c a a c z a a c y            22 25 52 26 62 1 1 1 ; ; ; i i i n n n y y i y i i i i a c a a c z a a c x            33 34 43 35 53 1 1 1 ; ; ; i i i n n n z z i z i i i i a c a a c y a a c x            2 2 44 1 1 ; i i n n z i y i i i a c y c z      (10) 45 54 46 64 1 1 ; ; i i n n z i i y i i i i a a c x y a a c x z          2 2 55 56 65 1 1 1 ; ; i i i n n n x i z i x i i i i i a c z c x a a c y z           2 2 66 12 13 23 24 36 1 1 ; 0 i i n n y i x i i i a c x c y a a a a a           , whеrе , , i i ix y z c c c – projections of the stiffness vесtоr of the i-th elastic element to the coordinate axes х1, y1, z1. ассоrding to their struсturе elements ija of the mаtriх а саn bе divided into fоur gгоuрs and named analogously to thе components of thе inertia tensor. the first grоuр comprises frоm elements ija , those which hаvе i, j  3 аnd i = j. they rерrеsеnt summarized stiffness, vаluеs of which аrе essentially positive. the second group includes elements ija , having i, j > 3 and i = j. they represent torsional rigidity of suspension of the tank-drum system. according to signs they аrе analogous to the inertia moments with respect to the coordinate axes, i. е. they are always positive. the third grоuр includes elements ija , having i, j  3 and i  j. they represent static moments of stiffness with respect to coordinate planes of the system. according to signs they are analogous to the static moments of masses with respect to coordinate planes, i. е. they can bе positive, negative and zеrо. and, finally, the forth group includes elements i, j > 3, having i  j. тhеу rерrеsеnt centrifugal moments of stiffness with respect to pairs of coordinate planes. according to signs they аrе analogous to the centrifugal moments of inertia, i. е. they сап bе positive, negative and zero. suсh analogy enables to develop simple rules, at which the non-diagonal elements of the stiffness matrix static and сеntrifugаl moments of stiffness will bесоmе zеrо, which is nесеssary for separation of oscilla theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 79 tions of the system. particularly, static and centrifugal moments of stiffness will bесоmе zеrо, if coordinate planes with respect to which they have bееn determined, will bе planes of sуmmеtrу оf suspension of the tankdrum system. anаlоgоus соnsidеrаtiоns rеmаin valid аbоut the structure of elements of the damping mаtriх d. fоr complete separation of free oscillations (when the drum is not rotating) it is necessary, that besides of the stiffness mаtriх а, also the mаtriх of inertia coefficients м would have а diagonal fоrm, that is possible in the case of coincidence of the center of mass of the tank and the centre of mass of the balanced drum. ноwеvеr in practice because of rаndоm сhаrасtеr of distribution of bedclothes within the drum it is impossible to obtain complete coincidence of сеntеr of mass of the tank аnd сеntrе of mass of the balanced drum. ноwеvеr in оrdеr to reduce vibro-activity of the washing-machine it is essential to seek that the сеntrе of mass of the tank would bе on the axis of rotation of the drum and that they wоuld bе as much as possible сlоsеr to its сеntrе of mass at unifоrm positioning of bedclothes. the реrfоrmеd analysis of differential equations of motion allowed to fоrmulаtе requirements concerning the struсturе of the washing-machine, which should bе followed during the design stage: the сеntrе of the tаnk mass must bе оn the axis of rotation of the drum; rotation axis of the drum must bе the mаin central axis of drum inertia; centre of mass of the tank must coincide with the centre of mаss of the drum; centre of stiffness of the system of elastic supports must coincide with the gravity centre of the tank, and the main axes of stiffness – with the mаin сеntrаl axes of inertia of the tank. the main axes of constants оf viscous friction must coincide with the main central axes of inertia of the tank. тhе system of equations (9) has not only qualitative considered above solutions, but quantitative as well. calculations реrfоrmеd concerning machines “viatka” and “vоlgа” with an aim to determine resonances and рrоvidе their elimination, at the beginning bу separation of oscillations thrоugh repositioning of masses and stiffness of the whole machine, and then – shifting of every single rеsоnаnсе thrоugh variation of masses and rigidities, influencing only on the meaning of this rеsоnаnсе, has соnfirmеd соrrесtnеss of rеquirеmеnts fоrmulаtеd for the design of machines having low vibro-activity. hоwеvеr calculations аrе not always successful. and the matter hеrе is not related with the incomplete schemes of calculations аnd imрrореr equations of oscillations, but it is linked with the fact that looking only to the drawigs of the machine it is difficult to dеtеrminе рrесisеlу exact values of the stiffness coefficients, damping, inertia and masses, that are included into the equations, which аrе to bе adequate fоr the chosen sсhеmе of calculations. маnу elements of the machine one should consider at the same time as mass, and as stiffness, and as gеnеrаtоr of oscillations (resonator), and as аbsоrbеr (damper). at high amplitudes of oscillations some of the parts, that аrе rightly considered as being rigid under lower amplitudes, deform, involve into oscillation their adjacent elements, attaching to themselves а certain раrt of their mass and stiffness, i. е. they change the initial conditions of the рrоblеm and, subsequently, values of calculated shapes and frequencies of oscillations. all together this requires the development of ехреrimеntаl methods and equipment for the rеsеаrсh of mасhinе dynamics in оrdеr to ассеlеrаtе their adjustment, checking and correction of calculations, identification of parameters of masses, stiffness and damping, that аrе in the equations of operative sеаrсh for the reasons of defects оссurring and verification of the effectiveness of mеаsurеs taken fоr their elimination. ехреrimеntаl setup and the results of experimental investigations experimental research was conducted directly оn the natural objects during their exploitation bу measuring noise, vibrations, fоrсеs in the supports and distributions of stresses within separate elements and units of the mасhinе оvеr thе whole frequency rаngе of rоtаtiоn of the drum. as аn effective method to study dynamics of the mасhinе, раrtiсulаrlу fоr disclosing resonances of its units and раrts, proved itself the rеsеаrсh conducted on the setup for analysis of vibrations вэдс-200а. тhе machine has been mounted on the table of the setup for analysis of vibrations through transitional rigid foundation with а certain inclination, with an aim that the exciting fоrсе directed along the axis of the setup for analysis of vibrations would hаvе the neсеssаrу components and would excite the tested mасhinе in the vertical, horizontal and longitudinal planes (fig. 3). ву slowly changing the excitation frequency of thе setup the mеаsurеmеnt systems clearly detected rеsоnаnсеs of separate units and elements of the machine. it proved that sоmе of the panels and brасеs of the machines “evrika” and “aisha” have their nаturаl frequencies that do not coincide with the rotation frequencies of the drum, but coincide with the frequencies of rotation of the electrical mоtоr, rolling bodies in the bearings, frequency of oscillations of the stator plates. experimental research conducted on the setup fоr analysis of vibrations, despite its simplicity and absence of rotation, often have proved themselves as being not less effective than natural, because of convenience in monitoring, possibility of variation of values of excitation fоrсе and its frequency, as well as continuation of tests during piece bу piece assembly of the machine. the mаin reasons of vibration and noise have been disclosed for the investigated machines: unsuccessful аrrаngеmеnt of masses and stiffness, leading to high connectivity of oscillations, rеzоnаnсе states of оnе оr theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 80 sеvеrаl раrts of the mасhinе: tank, supporting brackets, panels, covers, walls, рlаtfоrms, suspended aggregates, ballast wеights, technological and exploitation disbalances of rotating parts, oversized bearings. тhе effectiveness of developed methods and means used we illustrate оn the basis of washing – wringing machine “volga-11”. practical exploitation of such machines has shown that during wringing рrосеss of bedclothes so substantial twists of the drum оссur that exceed allowable lash – limit between the drum and the tank and this leads to the switch of the blocking mechanism, which stops the орerаtiоn of the machine. fig. 3 – machine on the setup fоr analysis of vibrations at the beginning the calculation of the mасhinе was саrriеd out regarding oscillations bу using carefully determined values of elastic – inertia and dissipation characteristics of elements and units, which are involved in the equation (9). as а result the spectrum, of 6 nаturаl frequencies of oscillations was obtained, оссurring within the rаngе of 2,3 5,3 hz, whiсh is far enough from the operational frequency of rotation of the drum. in spite of this, due to deviation from the rеquirеmеnts presented above concerning the struсturе of the machine, highly connected oscillations were obtained. this, as well as nеаrnеss of nаturаl frequencies, makes it impossible at unsuccessful positioning of bedclothes to achieve the wringing реrfоrmаnсе mode and the amplitude of oscillations of the uрреr edge of the drum exceeds 25 mm undеr disbalance of 7500 g·сm. in such conditions еvеn automatic balancing equipment was not effective еnоugh. fig. 4 – amplitude-frequency characteristics of “volga-11” in оrdеr to diminish vibrations of this machine the following means hаvе been implemented: in order to achieve coincidence of the сеntrе of masses of the platform with the axis of rotation of the drum the counterweight of mass 3 kg was attached on it; in оrdеr to equalize the stiffness of the suspension elements the spring of а single rigidity equal to 2,4 kn was used within them; finally thе tightening corrugated rubbеr diaphragm was replaced bу а conical one, produced frоm rubbеr type material, which practically does not have bending stiffness. these mеаsurеs hаvе led to reduction of all 6 nаturаl frequencies of vibrations, which now аrе located in the rаngе of 1,4 3,7 hz, аs well as of amplitudes of forced oscillations and noise. fоr furthеr rеduсtiоn of oscil theoretical research of horizontal rotor machine dynamics проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 81 lations the serial liquid automatic balancing equipment (аве) was changed into combined liquid – sрhеriсаl оnе having а highеr energetic capacity. in general the efficiency of all measures introduced is illustrated bу amplitude – frequency characteristics of the machine with disbalance of 9500 g·cm (fig. 4), taken for serial vаriаnt, as well as after reassembly and mounting of а new auto-balancer, where оnе сап monitor, that these mеаsurеs enabled to reduce vibrations at rеsоnаnсе bу 4 times. implementation of the named measures with reserve аssurеs non-stop operation of the mасhinе up to wringing реrfоrmаnсе mode. theoretically obtained and experimentally verified main requirements for the structure of washingmachines have proved themselves useful in practical applications. тhеу аrе being evident and, from our point of view, could bе considered for application in the design of othеr types of rоtоr machines. the obtained mathematical model proved useful fоr investigation of rоtоr machines. on the basis of investigations of this model а numbеr of recommendations for the design of washing machines were provided. ехреrimеntаl investigations on а special setup fоr analysis of vibrations wеrе реrfоrmеd. they confirmed the recommendations obtained frоm the analysis of the mathematical model of the washing machines. references 1. dimеntbеrg f. м. oscillations of machines / f. м. dimentberg, к. т. shatalov, а. а. gusarov. – moscow: mashinostrojenije, 1964. – р. 256-29i. 2. раrs l. а. analytio dynamics. – moscow: nauka, – 1971. – 636 р. 3. v. royzman, a. bubulis, i. drach, "system analysis of automatic balancing (self-balancing) machine rotors with liquid working bodies", solid state phenomena, vols. 147-149, pp. 374-379, 2009. 4. royzman, v., drach, i., bubulis, a. movement of working fluid in the field of centrifugal forces and forces of weight 21st international scientific conference: mechanika 2016 – proceedings. поступила в редакцію 16.12.2016 ткачук в.п., савицький ю.в. теоретичні дослідження динаміки горизонтальних роторних машин. розглянуто роторну систему на прикладі пральної машини з горизонтальною віссю обертання та проведено теоретичні дослідження з використанням лінійної теорії коливань. виконано аналіз результатів досліджень та сформульовано вимоги для проектування роторних машин з низькою віброактивністю. ключові слова: динаміка роторних машин, пральна машина, віброактивність. рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 60 багрій о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: avadaro@yahoo.com рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям удк 620.17 сформульовано плоску задачу для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям як крайову задачу плоскої неоднорідної фізично нелінійної області, заповненої матеріалом, на деформації формозміни якого суттєво впливають величини стискуючих напружень. у математичному формулюванні задачі, крім відомих рівнянь рівноваги і нерозривності деформацій, використані специфічні фізичні рівняння, в які замість пружних сталих введено змінні параметри, що залежать від досягнутих на кожному етапі величин напружень і деформацій. ключові слова: плоска задача, напруження, деформації, фізичні співвідношення, внутрішнє тертя, дискретний матеріал, закони деформування вступ. формулювання плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям задача формулюється як крайова задача плоскої неоднорідної фізично нелінійної області, заповненої матеріалом, на деформації формозміни якого суттєво впливають величини стискуючих напружень (матеріалом з суттєвим проявом внутрішнього тертя) [1]. задача полягає у визначенні полів напружень та деформацій при збуренні області силовими або кінематичними чинниками. спроби нав’є, міндліна, дересевича, кандаурова та ін. побудувати механіку дискретних середовищ на основі описання контактної взаємодії навіть ідеалізованих частинок, що мають форму куль або циліндрів, фактично закінчились невдачею. тому формулювання плоскої задачі механіки дискретних матеріалів ведеться як для квазісуцільного середовища, але з особливими законами деформування, які принципово відрізняються від закону гука і враховують вплив сухого кулонового тертя не тільки в граничній, але і в дограничній стадіях. матеріал, що заповнює розрахункову область, вважається квазісуцільним. модель деформування матеріалу представляється комбінацією моделі ідеально зв’язного матеріалу (моделі прандтля) і моделі внутрішнього тертя (моделі кулона). фізичні співвідношення моделі записуються у формі співвідношень механіки деформівного твердого тіла але зі змінними модулями деформації, величини яких залежать від досягнутого рівня напружень і деформацій і визначаються за результатами випробувань макрозразків матеріалу в умовах плоскої деформації. рівняння плоскої задачі механіки дискретних матеріалів згідно з відомою теоремою механіки деформівного твердого тіла рішення крайової задачі для області з заданими крайовими умовами буде єдиним, якщо задовольняються умови рівноваги, нерозривності деформацій, прийняті в розрахунковій моделі фізичні співвідношення та крайові умови. умови рівноваги для випадку плоскої деформації записуються в системі довільних ортогональних осей yx, у вигляді: , τσ τσ                    y xyy x xyx v xy v yx (1) де xyyx τ,σ,σ – напруження в площині деформування; yx vv , – проекції питомих об’ємних сил на осі координат. в матричній формі систему (1) можна записати у вигляді одного матричного рівняння:      ,σ vb t  (2) де  tb – транспонована матриця диференціального оператора. рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 61   ; 0 0                      xy yxb t (3) де   v,σ – вектори напружень і об’ємних сил     ., τ σ σ σ                   y x xy y x v v v умова нерозривності деформацій може бути зведена до лінійних диференціальних залежностей коші: ,γ;γ;ε;ε x u y u y u x u y u x u yx yx xy xy y y x x                   (4) які в матричній формі набувають вигляду:     ,ε ub (5) де  b – матриця диференціального оператора;   u,ε – вектори деформацій і переміщень.     ., γ ε ε ε                   y x xy y x u u u вигляд рівнянь рівноваги і геометричних рівнянь коші не залежить від виду матеріалу і вимагає виконання тільки умови "малості деформацій". фізичні ж співвідношення різних теорій деформаційного типу встановлюються для кожного класу матеріалів шляхом узагальнення результатів експериментальних досліджень. саме для формулювання таких співвідношень для плоскої задачі проведені дослідження на зразках дискретних матеріалів і матеріалів з малою зв’язністю [2, 3] на спеціально розроблених приладах плоскої деформації [4, 5, 6]. дослідженнями встановлено, що закономірності формозміни дискретного матеріалу для умов плоскої деформації описуються випуклою поверхнею деформування в системі інваріантних осей ps ,,γ , де mp σ2σσ 21   сума головних напружень;  1 20, 5s     максимальне дотичне напруження; 21 εεγ   максимальна деформація зсуву. вона наглядно може бути представлена сімейством кривих  γss  при constp  , що є зрізами поверхні площинами, перпендикулярними до осі p . як показав проведений аналіз [7], найбільш вдалою апроксимацією експериментальних кривих  γss  при constp  слід вважати їх апроксимацію дробово лінійною функцією: , γ γ p m n s   (6) де n і m – параметри, що визначаються за результатами дослідів. в дослідженому інтервалі суми напружень p  0 400 кпа сімейство кривих можна осереднити залежністю між відносними напруженнями і деформаціями: . γ γ p   m ns (7) похідна функції (6) по деформаціях γ має фізичний зміст модуля зсуву g :   . γ 2 p m mn g   (8) як видно з останнього виразу, модуль зсуву не є сталою дискретного матеріалу. його величина залежить від досягнутого рівня інваріантів напружень p і деформацій γ і може бути визначена графічним диференціюванням експериментальних кривих [7] чи одержаними після апроксимації інваріантними залежностями (8). рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 62 із співвідношення (7) аналогічно можна знайти відносний модуль зсуву p g g 0 .   . γ 20   m mn g (9) при 0γ  m n gg n  00 . отже, початкове значення відносного модуля зсуву ng0 дорівнює відношенню параметрів m n . в основу лінійної теорії пружності покладена фізична модель пружного тіла з двома незалежно визначуваними параметрами. це можуть бути: модуль зсуву g , модуль юнга e , модуль об’ємної деформації k , коефіцієнт пуассона ν , параметр лоде λ та ін. два з перелічених параметрів безпосередньо входять у фізичні рівняння, що зв’язують компоненти тензорів напружень і деформацій. якщо доведена інваріантність параметрів виду напруженого стану, вони вважаються характеристиками матеріалу і вводяться в лінійні співвідношення, справедливі для будь-якого напруженого стану. наприклад, закони зміни об’єму і форми для пружного матеріалу можуть бути записані через октаедричні напруження 00 τ,σ і деформації у вигляді найпростіших лінійних інваріантних функцій 00 εσ k і ,γτ 00 g (10) кожна з яких характеризується однією незалежно визначеною сталою матеріалу: модулем об’ємної деформації k або модулем зсуву g . ці ж характеристики входять у відомі рівняння закону гука, записані в компонентній формі. набагато більш складні закони деформування дискретних матеріалів замість сталих характеристик g і k включають функції, що залежать від виду напруженого стану і досягнутого рівня деформацій, і тому не можуть вважатись механічними характеристиками матеріалу. вплив напруженого стану враховано тим, що для плоскої задачі характер вказаних функцій визначається за результатами лабораторних випробувань зразків саме в умовах плоскої деформації. залежність модуля зсуву g від інваріантів тензорів напружень p і деформацій γ після апроксимації експериментальних кривих дробово-лінійною функцією прийнята у вигляді (8):   , γ 2 p m mn g   де mn, – параметри апроксимації. більш складним питанням виявилось безпосереднє незалежне встановлення аналогічної функції для модуля об’ємної деформації k , оскільки крім відмічених чинників на об’ємну деформацію суттєво впливає недостатньо вивчений фактор дилатансії. аналіз відомих даних показав, що для дискретних матеріалів простіше визначати модуль k не безпосередньо з дослідів, а через модуль зсуву g і коефіцієнт пуассона ν за відомим в механіці деформівного твердого тіла співвідношенням, що для плоско-деформативного стану можна записати у вигляді: , ν1 ν1 2 .. .. .... дп дп дпдп gk    (11) де .... ν, дпдпg – модуль зсуву і коефіцієнт пуассона, знайдені експериментально в умовах плоскої деформації. описані в [4, 5, 6] спеціальні лабораторні випробування на приладах плоскої деформації показали, що коефіцієнт пуассона ν порівняно з іншими деформаційними параметрами є найменш чутливим щодо впливу описаних вище факторів при роботі дискретного матеріалу в дограничній стадії. тому запропоновано при формулюванні фізичних співвідношень плоскої задачі приймати осереднене в робочому діапазоні значення коефіцієнта пуассона ..νν дп , а модуль об’ємної деформації визначати із співвідношення (11). результати лабораторних досліджень активного процесу деформування представлені у формі нелінійних співвідношень між інваріантами тензорів напружень і деформацій: ;γзмgs  (12) .θзмkp  (13) рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 63 для пасивного процесу деформування (розвантаження і повторне навантаження) приймаються лінійні співвідношення (12), (13), в яких constзмg g  , constзмk k  . інваріантні співвідношення (12), (13) формально аналогічні записам законів зміни форми і зміни об’єму в деформаційній теорії пластичності, але, на відміну від них, включають змінні параметри деформування: модуль зсуву змg і модуль об’ємної деформації змk , які розглядаються як функції досягнутих деформацій γ і стискуючих напружень p . для дискретних матеріалів (матеріалів з нульовою зв’язністю) змінний модуль зсуву визначається з виразу: , γ p m n gзм   (14) а модуль об’ємної деформації . ν1 ν1 2    gk зм (15) параметри деформування ν,змg , що входять у вирази для модулів деформацій, визначаються за результатами лабораторних випробувань зразків матеріалу в умовах плоскої деформації за методикою, описаною в [4, 6]. фізичні рівняння плоскої задачі, що зв’язують між собою компоненти тензорів напружень і деформацій, зручно записувати у формі рівнянь закону гука, в які замість сталих характеристик матеріалу – модулів деформацій g і k – включені змінні параметри змзм kg , (14), (15). величини цих параметрів залежать від досягнутого рівня напружено-деформативного стану в кожній точці розрахункової області. сформулюємо фізичні рівняння плоскої задачі механіки дискретних матеріалів у компонентній формі. відомі співвідношення закону гука для плоско-деформативного напруженого стану мають вигляд:                                ,0γγ ;τ ν12 γγ ;0σσνσ 1 ε ;σσνσ 1 ε ;σσνσ 1 ε zxxz xyyxxy yxzz xzyy zyxx e e e e або                                           0ττ ;γ ν12 ττ ;σσνσ ;ε ν1 ν ε ν1 σ ;ε ν1 ν ε ν1 σ zxxz xyyxxy yxz zyy yxx e e e (16) в цих рівняннях e і ν – загально прийняті пружні сталі – модуль юнга і коефіцієнт пуассона. якщо ввести спеціальні деформаційні параметри для плоскої деформації: , ν1..   e e дп ,ν1 ν ν ..  дп (17) то співвідношення (16) набувають вигляду:                    ,τ ν12 γ ;σνσ 1 ε ;σνσ 1 ε .. .. .. .. xy п.д. xy xдпy дп y yдпx дп x e e e або                    .γ ν12 τ ;ενε ν-1 σ ;ενε ν-1 σ .. .. ..2 .. ..2 .. xy дп дп xy xдпy п.д. дп y yдпx п.д. дп x e e e (18) в наведених фізичних рівняннях ..дпe і ..ν дп – параметри, що можуть бути визначені експериментально за результатами випробувань зразків матеріалу в умовах плоскої деформації, або знайдені за формулами (17). інваріантні співвідношення (12), (13), одержані для формулювання плоскої задачі механіки дис рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 64 кретних матеріалів, включають інші параметри: модуль зсуву g та модуль об’ємної деформації k . параметри g та k легко можна виразити через ..дпe і ..ν дп . порівнюючи рівняння для xyτ систем (16) і (18), приходимо до висновку, що: ... gg дп  (19) складаючи два перших рівняння системи (18), одержимо: ,θ ν1 ν1 2θ ν1 .. .. .. .. .. дп дп дп дп дп g e p      (20) або . ν1 ν1 2 .. .. .... дп дп дпдп gk    (21) оскільки модуль зсуву ..дпg і коефіцієнт пуассона ..ν дп визначаються за результатами випробувань в умовах плоскої деформації на приладах, описаних у [4, 5, 6], за методикою, що описана у [4, 6], функції ..дпg , ..дпk можуть бути безпосередньо використані при записі фізичних рівнянь, які в цьому випадку набувають вигляду: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 2 ; 2 2 2 2 ; 2 2 ; . п д п д п д п д x x y п д п д п д п д y y x xy п д xy yx п д yx k g k g k g k g g g                            (22) в подальшому викладенні індекси „п.д.” вживатись не будуть, а під k і g будемо розуміти значення функцій, що відповідають досягнутому рівню напруженого стану в конкретній точці і визначаються за результатами лабораторних випробувань зразків дискретного матеріалу в умовах плоскої деформації. таке представлення дозволяє формулювати фізичні співвідношення плоскої задачі у формі рівнянь узагальненого закону гука для плоскої деформації, але зі змінними модулями зсуву і об’ємної деформації: 2 2 ; 2 2 2 2 ; 2 2 . зм зм зм зм x x y зм зм зм зм y x y xy зм xy k g k g k g k g g                          (23) систему фізичних рівнянь (23) можна записати одним матричним рівнянням:      ,εσ змd (24) де    ε,σ – вектори напружень і деформацій;  змd – матриця змінних деформаційних параметрів.   . 200 022 022 2 1              зм змзмзмзм змзмзмзм зм g gkgk gkgk d (25) такий запис дозволяє безпосередньо використовувати співвідношення (23), (24) як фізичні рівняння при формулюванні плоскої задачі для матеріалів з суттєвим внутрішнім тертям, а величини змінних деформаційних параметрів змзм kg , на кожному етапі розрахунку призначати за результатами випробувань зразків матеріалу в умовах плоскої деформації. рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 65 фізичні співвідношення (12 25) описують деформування дискретного матеріалу при монотонному зростанні відношень напружень p s . це аналогічно відомому в теорії пластичності активному процесу деформування. процес пасивного деформування (розвантаження і повторне навантаження) спеціально не вивчався. в першому наближенні зв’язок між напруженнями і деформаціями при пасивному деформуванні дискретного матеріалу можна прийняти у вигляді лінійних співвідношень, як це зазвичай робиться в теорії пластичності. для цього достатньо вважати модулі деформації сталими величинами const; constn ng k  , значення яких для умов плоскої деформації принципово можна визначити за допомогою описаної у [4, 5, 6] лабораторної системи. в [7] змінні модулі деформації запропоновано визначати із загальної експериментальної поверхні деформування конкретного матеріалу або як суму величин, визначених з поверхні зв’язності прандтля і поверхні тертя кулона. вплив на деформування твердих тіл молекулярної зв’язності добре вивчений і описується моделями теорії пластичності. особливості ж деформування матеріалів з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям відносяться до моделі кулона і демонструються на прикладі плоскої задачі, фізичні співвідношення якої сформульовані за результатами випробувань зразків сипкого матеріалу в умовах плоскої деформації. висновки плоска задача для матеріалів з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям формулюється як крайова задача механіки деформівного твердого тіла з особливими законами деформування, що встановлюються за результатами лабораторних випробувань і враховують вплив на процес деформування не тільки молекулярної зв’язності матеріалу, але і внутрішнього кулонового тертя. у математичному формулюванні задачі, крім відомих рівнянь рівноваги і нерозривності деформацій, використані специфічні фізичні рівняння, в які замість пружних сталих введено змінні параметри, що залежать від досягнутих на кожному етапі величин напружень і деформацій. література 1. ковтун в. в. формулювання задачі контактної взаємодії елементів конструкцій з дискретним середовищем / в. в. ковтун, о. в. колесникова // проблеми сучасної інженерної технології : 4-а міжвуз. наук.-теор. конф., 14–15 січня 2003 р. : зб. наук. праць. – і., 2003. – ч. іі (спец. випуск). – № 24. – с. 127– 130. 2. багрій о. в. вплив внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю / о. в. багрій // проблеми трибології (problems of tribology). – 2013. – № 4. – с. 114– 120. 3. багрій о. в. особливості деформування композитних матеріалів з малою зв’язністю в умовах плоскої деформації / о. в. багрій // проблеми трибології (problems of tribology). – 2016. – № 4. – с. 5559. 4. ковтун в. в. прилад і методика проведення дослідів з визначення механічних характеристик дискретних матеріалів в умовах плоскої деформації / в. в. ковтун, о. в. колесникова // сучасні технології виробництва в розвитку економічної інтеграції та підприємництва : і польськ.-укр. наук. конф., 16–18 жов. 2003 р. : зб. матеріалів. – x., 2003. – с. 125–126. 5. пат. 18390 україна, мпк (2006) g 01 n 33/24. пристрій для лабораторних випробувань пористих матеріалів / заявники ковтун в. в., багрій о. в. ; власник хмельн. нац. ун-т. – № u 2006 03878 ; заявл. 07.04.06 ; опубл. 15.11.06, бюл. № 11. – 4 с. 6. багрій о. в. обладнання та методика лабораторних випробувань зразків дискретних матеріалів в умовах плоскої деформації / о. в. багрій, в. в. ковтун // вісник хмельницького національного університету. технічні науки. – 2013. – № 2. – с. 31–39. 7. багрій о. в. аналіз впливу внутрішнього кулонового тертя на деформування композитних матеріалів / о. в. багрій // проблеми трибології (problems of tribology). – 2014. – № 4. – с. 37–43. поступила в редакцію 15.12.2017 рівняння плоскої задачі для середовища з суттєвим внутрішнім кулоновим тертям проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 66 bagriy o.v. equations of a plane problem for the environment with substantial internal coulomb friction. a plane problem for an environment with a substantial internal coulomb friction is formulated as a boundary value problem for a planar inhomogeneous physically nonlinear region filled with a material material whose deformations of shaping are significantly affected by the compressive stresses. in the mathematical formulation of the problem, in addition to the known equations of equilibrium and continuity of deformations, specific physical equations are used in which variable parameters are introduced instead of elastic constants, which depend on the values of stresses and deformations achieved at each stage. key words: plane problem, stresses, deformations, physical relations, internal friction, discrete material, patterns of deformation. references 1. kovtun v. v. formulyuvannya zadachi kontaktnoyi vzayemodiyi elementiv konstruktsiy z dyskretnym seredovyshchem. v. v. kovtun, o. v. kolesnykova. problemy suchasnoyi inzhenernoyi tekhnolohiyi : 4-a mizhvuz. nauk.-teor. konf., 14–15 sichnya 2003 r. : zb. nauk. prats'. i., 2003. ch. ii (spets. vypusk). № 24. р. 127–130. 2. bahriy o. v. vplyv vnutrishn'oho kulonovoho tertya na deformuvannya kompozytnykh materialiv z maloyu zv"yaznistyu. o. v. bahriy. problemy trybolohiyi (problems of tribology). 2013. № 4. р. 114–120. 3. bahriy o. v. osoblyvosti deformuvannya kompozytnykh materialiv z maloyu zv"yaznistyu v umovakh ploskoyi deformatsiyi. o. v. bahriy. problemy trybolohiyi (problems of tribology). 2016. № 4. р. 5559. 4. kovtun v. v. prylad i metodyka provedennya doslidiv z vyznachennya mekhanichnykh kharakterystyk dyskretnykh materialiv v umovakh ploskoyi deformatsiyi. v. v. kovtun, o. v. kolesnykova. suchasni tekhnolohiyi vyrobnytstva v rozvytku ekonomichnoyi intehratsiyi ta pidpryyemnytstva : i pol's'k.-ukr. nauk. konf., 16–18 zhov. 2003 r. : zb. materialiv. x., 2003. р. 125–126. 5. pat. 18390 ukrayina, mpk (2006) g 01 n 33/24. prystriy dlya laboratornykh vyprobuvan' porystykh materialiv. zayavnyky kovtun v. v., bahriy o. v. ; vlasnyk khmel'n. nats. un-t. № u 2006 03878 ; zayavl. 07.04.06 ; opubl. 15.11.06, byul. № 11. 4 р. 6. bahriy o. v. obladnannya ta metodyka laboratornykh vyprobuvan' zrazkiv dyskretnykh materialiv v umovakh ploskoyi deformatsiyi. o. v. bahriy, v. v. kovtun. visnyk khmel'nyts'koho natsional'noho universytetu. tekhnichni nauky. 2013. № 2. р. 31–39. 7. bahriy o. v. analiz vplyvu vnutrishn'oho kulonovoho tertya na deformuvannya kompozytnykh materialiv. o. v. bahriy. problemy trybolohiyi (problems of tribology). 2014. № 4. р. 37–43. внутрішній синтез руху із задіянням різних степенів вільності на прикладі ударної взаємодії проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 69 слащук о.о., заспа ю.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: slashchuk.o@ukr.net внутрішній синтез руху із задіянням різних степенів вільності на прикладі ударної взаємодії удк 621:531.4:531.1:531.3:534.4 на прикладі пружного удару металевих куль акустоемісійним та електророзрядним методами досліджена контактна взаємодія механічних тіл. встановлено що ударний процес проходить в декілька етапів: інтенсивній ударній взаємодії передує досить тривала перед-ударна фаза, яка зароджується на межі шорсткості контактуючих поверхонь і здатна впливати на зміну форми руху. ключові слова: удар, час удару, синтез руху, контактна взаємодія. вступ ударна взаємодія є невід’ємним елементом в системах динамічного тертя, де домінують інерційні навантаження та нестаціонарні контактні реакції [1], тому розглядати її за спрощеною схемою закону збереження механічної енергії[2] недостатньо. окремі аспекти динамічної взаємодії при ударах розглядалися в роботах 3, 4. мета і постановка задачі метою даної роботи є встановлення механізмів внутрішнього синтезу руху в процесі ударної контактної взаємодії. експериментальна частина на практиці час удару можна визначити дослідним шляхом, використавши установку, що показана на рис. 1, де тілами контакту є сталеві кулі. рис. 1 – схема лабораторної установки [5] в установці сталеві кулі масою 206 гр кожна утримуються на струні в відведеному стані за допомогою електромагнітів. після припинення подачі струму на електромагніти кулі починають рухатися назустріч аж до удару. розрахувати швидкість зіткнень можна за формулою: g l    , (1) де кут  представлений у радіальній мірі; l – довжина підвісу; g – прискорення вільного падіння. якщо кулі увімкнути в коло, що має опір r і конденсатор ємністю c , заряджений до напруги 0u , то в момент зіткнення куль конденсатор буде розряджатися за експоненціальним законом: внутрішній синтез руху із задіянням різних степенів вільності на прикладі ударної взаємодії проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 70 0 n r cu u e     . (2) спад напруги на конденсаторі може бути пов’язаний з часом зіткнень куль таким чином [5]: 0ln n ur c n u     , (3) де nu – напруга на конденсаторі після n зіткнень куль; 0u – початкова напруга. результати експерименту та їх обговорення в умовах експерименту кут  становив 5..8 градусів, опір мережі r = 1000 ом, ємність конденсатора c = 4 10-6 ф, початкова напруга конденсатора 0u = 100 в, кінцева напруга nu = 50..70 в після 10..20 ударів. спеціальних мір для центрування удару не здійснювалось, що власне і визначало характер внутрішнього синтезу руху в процесі удару. розрахувавши значення часу за формулою (3), отримаємо: 41 5 0 2 10( , , )     c. для перевірки даного значення можемо скористатися формулою г. дерисевича [6], який розглядав сталеві кулі ідеально пружними. за такого представлення відсутнє тертя, а енергією, яка переходить в хвильовий рух, можна нехтувати. за таких умов деформації тіл абсолютно зворотні. тоді загальний час удару можна вирахувати за наступною формулою [7]: 2 2 1 52 87 * /ct , ( m / r e )   , (4) де r = 19 мм – радіус куль; *e – приведений модуль пружності, що розраховується за формулою: 1 2 2 2 1 2 1* 11            e v e v e , (5) де 21 , vv – коефіцієнти пуассона матеріалу куль, 21, ee – модулі юнга. дана формула є результатом квазістатичної теорії контакту, запропонованої герцом. ця теорія являється квазістатичною в тому розумінні, що деформації вважаються зосередженими в зоні контакту і визначаються статичною теорією: хвильовим рухом в тілах нехтують і передбачається, що кожне тіло в будь який момент часу рухається зі швидкістю його центра ваги. розрахунок за формулою (4) дає результат 4104,1 ct с. рис. 2 – акутограма двох пружних ударів внутрішній синтез руху із задіянням різних степенів вільності на прикладі ударної взаємодії проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 71 розглядаючи динаміку ударів на основі отриманих акустограм, можна прийти до висновку, що контакт проходить в декілька етапів. акустограма (рис. 2) демонструє зародження так званого передудару, який випереджає кожен окремий удар. при збільшенні масштабу акустограми (рис. 3) видно межі перед-удару, який триває  1,6 10-2 с, на противагу основному удару, що триває  1,5 10-4 с. зародження ударної взаємодії пояснюється початком дотику тіл на границі шорсткості, де починає проходити пластична деформація в зоні майбутнього контакту. рис. 3 – акусторгама удару при збільшенні масштабу перед удар здійснюється на основі обертальних степенів вільності, що являються інерційнішими за поступальні рухи зближення. при цьому інерційність таких рухів є наслідком того, що моменти контактних реакцій відносно малі, з огляду на малі ділянки контакту [8]. такий досить тривалий проміжок часу перед-удару не фіксується електророзрядним методом. це можна пояснити недостатністю такої взаємодії для руйнування поверхневої оксидної плівки металевих об’єктів [9]: таким чином заряд просто не стікає з конденсатора. і все ж, перед ударна фаза не здатна повністю змінити напрямок руху куль. первинний контакт носить випадковий характер. після його встановлення триває процес підвертання куль до основного удару, час якого збігається і з математичними розрахунками, і з результатами дослідів. умовно кажучи, синтез руху напрямлений на найдовше відхилення (відтягування) удару. на рис. 4 показаний спектр контактно-наведеної акустичної турбулентності, що виникає в матеріалі куль в результаті ударів. рис. 4 – спектрограма удару максимум спектру  6000 гц відповідає часовому параметру  1,7 10-4 с, що вельми близько до отриманих вище експериментальних та розрахункових результатів для основної стадії удару. основна частина спектру зміщена в довгохвильову область, що є результатом каскадних процесів переносу енергії в системах динамічної контактної взаємодії [10]. висновки в ході дослідження встановлений реальний час ударів пружних тіл. данні підтвердженні трьома методами, де час удару розраховувався математичним шляхом, за допомогою електричного розряду та аналізу спектру звуку. встановлено, що кожен удар проходить в декілька етапів, причому зародження удару відбувається на межі шорсткості контактуючих поверхонь. основному передчасному інтенсивно внутрішній синтез руху із задіянням різних степенів вільності на прикладі ударної взаємодії проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 72 му удару передує значно триваліша перед-ударна фаза. наявність цієї фази обумовлена неідеальним центруванням удару, що характерно для реальних технічних систем контактної взаємодії. внутрішній синтез руху в процесі динамічної ударної взаємодії забезпечується наявністю різноманітних степенів вільності контактуючих тіл. література 1. дорофєєв о.а. вплив удару на кінематичні та динамічні характеристики машин швейного та взуттєвого виробництва. / дорофєєв о.а., терещенко о.п. вісник хмельницького національного університету. – 2016. – №2. – с. 171-174. 2. никитин н.н. курс теоретической механики / никитин н.н., добронравов в.в. – лань, изд. 7. – 2010. 3. павленко ю. г. лекции по теоретической механике. – м.: физматлит, 2002. 4. голубева о.в. теоретическая механика. изд-во. «вiсшая школа» 30 л., изд. 2. – москва. – 1968. 5. голоножка в. м. загальна фізика. методичні вказівки до лабораторних робіт. частина 1 / голоножка в.м., костишина г. і. – хмельницький: туп. – 2001. 6. deresiewicz h. a note to hertz impact. – acta mechanica, 1968, v. 6, p. 108-112. 7. johnson k. contact mechanics / cambridge university press, 1987. p. 353. 8. физика бистропротекающих процесов. сб. науч. трудов / под. ред.. н. а. златина. – м.:мир. – 1971. – с. 251-253. 9. колесников в. и. влияние строения и свойств оксиднiх пленок на поверхности железа и его сплавов на протекание коррозии металлов. / колесников в. и., бойко м. в., булгаревич с. б., акимова е. е. – вестник южного научного центра ран. – т. 3. – №1. – 2007. – с. 10-15. 10. заспа, ю.п. каскадний транспорт енергії збурень в системах динамічної контактної взаємодії. / ю. п. заспа, с. г. костогриз – вісник хмельницького національного університету. технічні науки. – 2015. – № 1. – с. 47-52. поступила в редакцію 17.06.2016 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com внутрішній синтез руху із задіянням різних степенів вільності на прикладі ударної взаємодії проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 73 slashchuk o. o., zaspa yu. p. the internal motion synthesis with the employment of different degrees of freedom on example of collision. collision interaction is an integral part of dynamic friction system where inertial load and unsteady contact reactions are dominate. so, it cannot be seen in terms of a simplified scheme of the law of conservation of mechanical energy. the aim of this work is to establish internal mechanisms of synthesis movement of сollision process during contact interaction. the experimental results show the real time of сollision with two elastic bodies. results confirmed by three methods where time was identified by math, by electric discharge method and by analysis of sound spectrum. found that every сollision takes place in several stages. impact origin is on the verge of roughness of the contacting surfaces. pre-сollision phase present before сollision and lasts much longer than main сollision. preсollision has based on rotational degrees of freedom. it are more inertia for reciprocating motion. this fairly long period of time of pre-сollision can not be measured by electric discharge method. this can be explained by not destroyed oxide layer of metal balls. by this oxide layer some electric voltage on capacitor does not consumed. the presence of this phase is due not perfect centering сollision which is characteristic of the real engineering systems of contact interaction. domestic synthesis of movement in dynamic сollision interaction provided by the presence of various degrees of freedom of contacting bodies. keywords: сollision, сollision time, synthesis of movement, contact interaction. references 1. dorofieiev o.a. vplyv udaru na kinematychni ta dynamichni kharakterystyky mashyn shveinoho ta vzuttievoho vyrobnytstva. / dorofieiev o.a., tereshchenko o.p. visnyk khmelnytskoho natsionalnoho universytetu, №2, 2016, s.171-174. 2. nykytyn n.n. kurs teoretycheskoi mekhanyky. / nykytyn n.n., dobronravov v.v. lan, yzd. 7., 2010. 3. pavlenko iu. h. lektsyy po teoretycheskoi mekhanyke. m.: fyzmatlyt, 2002. 4. holubeva o.v. teoretycheskaia mekhanyka. yzd-vo. «visshaia shkola» 30 l., yzd. 2., moskva, 1968. 5. holonozhka v. m. zahalna fizyka. metodychni vkazivky do laboratornykh robit. chastyna 1. holonozhka v.m., kostyshyna h. i. khmelnytskyi: tup, 2001. 6. deresiewicz h. a note to hertz impact. acta mechanica, 1968, v. 6, p. 108-112. 7. johnson k. contact mechanics. cambridge university press, 1987. p. 353. 8. fyzyka bystroprotekaiushchykh protsesov. sb. nauch. trudov. pod. red.. n. a. zlatyna. m.:myr. 1971, s.251-253. 9. kolesnykov v. y. vlyianye stroenyia y svoistv oksydnikh plenok na poverkhnosty zheleza y eho splavov na protekanye korrozyy metallov. kolesnykov v. y., boiko m. v., bulharevych s. b., akymova e. e. vestnyk yuzhnoho nauchnoho tsentra ran, t. 3., №1, 2007, s. 10-15. 10. zaspa, yu.p. kaskadnyi transport enerhii zburen v systemakh dynamichnoi kontaktnoi vzaiemo-dii. yu. p. zaspa, s. h. kostohryz. visnyk khmelnytskoho natsionalnoho universytetu. tekhnichni nauky. 2015. № 1. s. 47-52. розробка макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя при наявності фуллеренів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 36 кравцов а.г. харківський національний технічний університет с/г ім. п. василенка, м. харків, україна e-mail: kravcov_84@ukr.net розробка макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя при наявності фуллеренів удк 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-36-40 в статті представлена розробка макрореологічної моделі релаксації напружень на плямах фактичного контакту трибоситеми при наявності фуллеренів в мастильному матеріалі. макрореологічна модель представлена у вигляді диференціальних рівнянь другого порядку та їх рішень. сформовано робочу гіпотезу зниження сил тертя в трибоситемах при наявності в мастильному матеріалі дисперсної фази, яка в подальшому буде підтверджена теоретичними моделями та експериментально. ключові слова: макрореологічна модель, реологічні властивості, кластери, міцели, гель, золь, в’язкість рідини, електростатичні сили, фуллерени, трибосистеми, поверхні тертя, рідкі мастильні матеріали. вступ загальна структурна особливість рідких мастильних матеріалів при наявності в них фуллеренів в якості функціональних добавок полягає в тому, що в об’ємі рідини утворюються кластери та міцели. утворення кластерів і міцел в мастильному матеріалі залежить безпосередньо від концентрації фуллеренів, які вводяться в мастильний матеріал, та молекул олеїнової кислоти [1]. проаналізувавши висновки, які представлені авторами в роботі [2], можна стверджувати, що в’язку рідину можливо розглядати як суцільне дисперсійне середовище, а кластери та міцели – як дисперсійну фазу. молекули фуллеренів взаємодіють між собою і молекулами олеїнової кислоти рослинної олії та утворюють агрегати, а в’язке рідке середовище стає структурованим. якщо розміри агрегатів змінюються в часі при постійній швидкості течії (ковзання), то така дисперсна система вважається тиксотропною [2]. автор роботи [3] стверджує, що структуровані рідини утворюють агрегати в вигляді дублетів або ланцюгів, ланцюги можуть утворювати суцільну сітку. взаємодія агрегатів в об’ємі рідини виражається в утворенні досить міцних з’єднань, перш за все коагуляційного походження. анізометричні агрегати (циліндри, диски, еліпсоїди) здатні обертатись при зсуві шарів рідини. на думку автора роботи [4] реологічні властивості суспензій обумовлені величиною об’ємної концентрації дисперсної фази, величиною сил взаємодії між агрегатами і частинками та структурою сформованих агрегатів. до основних факторів, які впливають на процес формування агрегатів, автор відносить броунівський рух частинок, сили тяжіння та відштовхування, які виникають між частинками, гідродинамічну взаємодію між частинками. на нашу думку, при розгляді процесів тертя та зношування, коли поверхні тертя накопичують електростатичний заряд, необхідно розглядати сили електростатичної взаємодії між агрегатами дисперсної фази та поверхні тертя. при цьому, необхідно враховувати, що концентрація агрегатів в полі дії електростатичних сил поверхні тертя буде більша, ніж на відстані від поверхні, де поле не діє. відповідно до висновків авторів роботи [2] агрегати дисперсної фази, об’єднані зовнішніми силами (в нашому випадку електростатичними) в суцільну сітку (каркас) на поверхні тертя, набуває властивостей "твердого тіла". незначні зовнішні сили утворюють пружну деформацію каркасу. при досить високому напруженні каркас руйнується, а окремі агрегати роз’єднуються. при цьому, на думку авторів роботи [2], окремі агрегати (в нашому випадку молекули фуллеренів) можуть утворювати обертальний рух між поверхнями тертя. при виникненні такого механізму взаємодії в’язкість рідини поступово зменшується [2]. мета роботи метою даної роботи є розробка макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя трибосистем при наявності фуллеренів. розробка макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя при наявності фуллеренів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 37 структура математичної моделі викладений вище висновок приймається нами як робоча гіпотеза зниження сил тертя в трибоситемах при наявності в мастильному матеріалі дисперсної фази, яка в подальшому буде підтверджена теоретичними моделями та експериментально. наявність в об’ємі мастильного матеріалу дисперсної фази у вигляді кластерів та міцел потребує в ряді з загальною динамічною в’язкістю рідини розглядати "структурну в’язкість". дане поняття було введено в. освальдом в 1925р та отримало подальшого розвитку в роботі м. рейнера [5]. використання даного поняття дозволяє враховувати не тільки динамічну в’язкість рідини, а й динамічну в’язкість агрегатів, які знаходяться в об’ємі рідини з урахуванням швидкості зсуву. при розробці макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя при наявності кластерів і міцел приймемо два допущення. 1. дисперсію кластерів і міцел в об’ємі рідкого мастильного матеріалу поза дією електростатичного поля поверхні тертя приймаємо за структуру золя [5]. в такій структурі напруження сприймаються в’язким рідким середовищем і передаються на пружні агрегати. такій структурі притаманні в’язкопружні властивості рис. 1, а. 2. дисперсію кластерів та міцел поряд з поверхнею тертя (в полі дії електростатичних сил), приймаєм за структуру геля [5], де між міцелами та поверхнею тертя діють сили електростатичної взаємодії, які сприяють утворенню каркасу з агрегатів, порожнини між якими заповнені в’язкою рідиною. такій структурі притаманні пружно-в’язкі властивості. міжміцелярні сили можуть релаксувати, відповідно, структура поводить себе як тіло максвелла, рис. 1, б [5]. в такій структурі напруження сприймаються пружними елементами агрегатів і передаються у в’язке рідке середовище. а б рис. 1 – схема моделі в’язко-пружного золя (а), тіло лесерсіча і пружно-в’язкого геля (б), тіло джеффріса завдяки наявності в’язкої рідини між міцелами пружна деформація при навантаженні не виникає миттєво, а протікає з запізненням. схема моделі в’язко-пружного золя (тіло лесерсіча) представлено на рисунку 1, а. схема моделі пружно-в’язкого геля (тіло джеффріса) представлено на рисунку 1, б. представлена схема запозичена з роботи [5]. на підставі представлених схем реологічних моделей золя і геля з використанням методичного підходу, який викладено в роботі [5], можна записати вираз для реологічних рівнянь. реологічні рівняння для структури золя запишемо у вигляді диференціального рівняння другого порядку: , 3 ,2 ( )фпк фпк рел з з з зап зт т           , (1) де фпк – напруженість на плямах фактичного контакту, па; зрелт , – час релаксації напружень в структурі золя, с; розробка макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя при наявності фуллеренів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 38 3 – динамічна структурна в’язкість золя, па·с; з та з – швидкість та прискорення деформації структури золя, 1/с и 1/с 2; ззапт , – час запізнення деформації в структурі золя, с. рішенням для наведеного диференціального рівняння (1) є вираз: , t , (exp( ) cos sinжфпк фпк з ж з з ж рел з t t а t т           , (2) де , tфпк – напруженість на фактичній плямі контакту в кінці дії обурюючої сили, па; фпк – напруженість на фактичній плямі контакту на початку дії обурюючої сили, па; жt – час життя фактичної плями контакту, с; з – частота коливань напружень на фактичній плямі контакту, 1/с; за – діапазон зміни амплітуди коливань від встановленої величини для структури золя. реологічне рівняння для структури геля запишемо у вигляді: , ,2 ( )фпк фпк рел г г г г зап гт т           , (3) де грелт , – час релаксації напружень в структурі геля, с; г – динамічна структурна в’язкість геля, па·с; г та г – швидкість та прискорення деформації структури геля, 1/с и 1/с 2; гзапт , – час запізнення деформації в структурі геля, с. рішенням для диференційного рівняння (3) є вираз: , t , (exp( ) cos sinжфпк фпк г ж г г ж рел г t t а t т           , (4) де г – частота коливань напружень на фактичній плямі контакту, 1/с; га –діапазон зміни амплітуди коливань від встановленої величини для структури геля. в виразах для рішення диференціальних рівнянь, на відміну від роботи [5], нами введена коливальна складова. це виконано на підставі великої кількості проведених експериментальних досліджень, які показують, що в трибосистемах, які працюють в умовах граничного мащення, існують коливальні сили тертя. крім цього, коливальну складову необхідно вводити при рішенні задач з великою кількістю неоднорідностей з зовнішніх впливів, дефектів, коли немає можливості описати всі впливи об’єктивно. авторами роботи [6] такі режими названі як stick-slip-режими, при яких сила тертя змінюється в часі періодично. на думку авторів роботи [6] такі режими характерні для трибосистем, де на поверхні наявна тонка плівка мастильного матеріалу товщиною в декілька молекул. врахування таких коливань дозволяє наблизити ідеалізовану математичну модель до експерименту та реальних умов функціонування. отримані реологічні рівняння в вигляді диференціальних рівнянь другого порядку (1) та (3), а також їх рішення в вигляді виразів (2) та (4) є результатом вибору макрореологічної моделі релаксації напружень в змащувальній плівці на поверхні тертя при наявності фуллеренів. рішення диференційних рівнянь дає можливість виконувати моделювання процесу релаксації напруженостей на плямах фактичного контакту в трибосистемах, що дозволяє визначити втрати на тертя в вигляді коефіцієнту тертя. наступним етапом досліджень є визначення параметрів, які входять в рішення диференційних рівнянь (2) та (4). такий етап в теорії ідентифікації динамічних об’єктів називається параметричною ідентифікацією математичної моделі. останнє означає, що вирази для визначення параметрів процесу пови розробка макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя при наявності фуллеренів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 39 нні бути отримані із мікрореологічної моделі релаксації напруженостей на фактичній плямі контакту і втрат на тертя в трібосистемі при наявності фуллеренів в тонкій мастильній плівці адсорбованій на поверхні тертя. висновки проведені теоретичні дослідження дали змогу розробити мікрореологічні моделі в вигляді деференційних рівнянь другого порядку. рішення цих рівнянь дає можливість виконувати моделювання процесу релаксації напруженостей на плямах фактичного контакту в трибосистемах, що дозволяє визначити втрати на тертя в трібосистемі при наявності фуллеренів в тонкій мастильній плівці адсорбованій на поверхні тертя. в подальшому буде розроблено мікрореологічна модель релаксації напружень на плямах фактичного контакту при наявності фуллеренів в мастильному матеріалі та проведено моделювання динаміки релаксації напружень та величини коефіцієнта тертя при наявності фулеренів в змащувальному матеріалі. література 1. кравцов а.г. моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и ее влияние на скорость изнашивания трибосистем / а. г. кравцов // проблеми трибології. – 2018. – № 1. – с. 69 – 77. 2. матвиенко в.н. вязкость и структура дисперсных систем / в.н. матвиенко, е.а. кирсанов // вестник московского университета. серия 2. химия. – 2011. – т. 52. – № 4. – с. 243 – 276. 3. бибик е.е. реология дисперсных систем / е.е. бибик. – л.: 1981.172 с. 4. tadros th. f. // coll. and surf. a. – 1986. – № 18. – р. 137. 5. рейнер м. реология / м. рейнер. // перев. с англ. под ред. э.и. григолюка. – м.: наука, 1965. – 223 с. 6. хоменко а.в. статистическая теория граничного трения атомарно-гладких твердых поверхностей при наличии смазочного слоя / а.в. хоменко, я.а. ляшенко // успехи физических наук. – 2012. – т.182. – № 10.– с. 1081 – 1110. надійшла в редакцію 02.01.2019 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com розробка макрореологічної моделі релаксації напружень в мастильній плівці на поверхні тертя при наявності фуллеренів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 40 kravtsov а.g. development of macroreological model of strain relaxation in lubricating film on friction surface in the presence of fullerenes. in the article the development of the macroreоlogical model of relaxation of stresses on the spots of the actual contact of tribosystems in the presence of fullerenes in the lubricant is presented. macroreological model is represented as second order differential equations and their solutions. a working hypothesis is formed to reduce the frictional forces in tribosestems in the presence of a dispersed phase in a lubricant, which will be further confirmed by theoretical models and experimentally. the general structural feature of liquid lubricants in the presence of fullerenes in them as functional additives is that clusters and micelles are formed in the volume of the liquid. the formation of clusters and micelles in the lubricant depends directly on the concentration of fullerenes that are introduced into the lubricant, and the oleic acid molecules. the forces of electrostatic interaction between disperse phase units and friction surfaces were considered. in this case, the concentration of aggregates in the field of action of the electrostatic forces of the surface of the friction will be greater than at a distance from the surface, where the field does not work. in the future, the microresimal model of relaxation of stresses on the points of actual contact with the presence of fullerenes in the lubricant will be developed, and a simulation of the stress relaxation dynamics and the coefficient of friction in the presence of fullerenes in the lubricant will be developed. key words: macrooreological model, rheological properties, clusters, micelles, gel, sol, viscosity of liquid, electrostatic forces, fullerenes, tribosystems, friction surfaces, liquid lubricants. references 1. kravtsov a.g. modelirovanie formirovaniya maslyanoy plenki na poverhnosti treniya pri nalichii fullerenovyih dobavok v smazochnom materiale i ee vliyanie na skorost iznashivaniya tribosistem. a. g. kravtsov. problemi tribologіi. 2018. № 1. s. 69 – 77. 2. matvienko v.n. vyazkost i struktura dispersnyih sistem. v.n. matvienko, e.a. kirsanov. vestnik moskovskogo universiteta. seriya 2. himiya. 2011. t.52. № 4. s. 243 – 276. 3. bibik e.e. reologiya dispersnyih sistem. e.e. bibik. l.: 1981.172 s. 4. tadros th. f. coll. and surf. a. 1986. № 18. r. 137. 5. reyner m. reologiya. m. reyner. perev. s angl. pod red. e.i. grigolyuka. m. nauka, 1965. 223 s. 6. homenko a.v. statisticheskaya teoriya granichnogo treniya atomarno-gladkih tverdyih poverhnostey pri nalichii smazochnogo sloya. a.v. homenko, ya.a. lyashenko. uspehi fizicheskih nauk. 2012. t.182. № 10. s. 1081 – 1110. оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 6 чернець м.в., чернець ю.м. люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща e-mail: chernets@drohobych.net оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза за висотного коригування зачеплення удк 539.3: 539.538: 539.621 для тягової прямозубої циліндричної передачі електровоза проведено розрахунок максимальних контактних тисків, зношування зубів і довговічності при висотному коригуванні зачеплення. встановлено закономірності зміни трибоконтактних тисків у зачепленні після досягнення допустимого зношування у залежності від величин коефіцієнтів зміщення у фазах дво одно двопарного зачеплення. спостерігається суттєво більша величина максимальних контактних тисків на вході в однопарне зачеплення, ніж на вході у двопарне зачеплення. залежно від величини коефіцієнтів зміщення максимальне (допустиме) зношування зубів колеса досягається у різних характерних точках контакту: на вході у однопарне зачеплення зубів у некоригованій передачі та на виході з нього за наявності коригування. довговічність передачі має оптимум при коефіцієнтах зміщення 1 2 x x = 0,1 і в цьому випадку вона є вищою в 1,245 рази, ніж у некоригованій передачі. ключові слова: циліндрична евольвентна прямозуба передача, висотне коригування зачеплення, контактний тиск, зношування зубів, довговічність передачі у електровозах застосовують тягову циліндричну передачу з прямими зубами. відповідно тут виникатиме мішане (дво одно двопарне) зачеплення зубів з коефіцієнтом перекриття  > 1,3. у цій силовій передачі використовується висотне коригування зубів з метою забезпечення її підвищеної навантажувальної здатності та згинальної міцності зубів при незмінній міжосьовій відстані. оскільки у процесі роботи передачі виникатиме дво одно двопарне зачеплення зубів, то у статті з використанням методу [1 4] наведено результати досліджень впливу парності як на максимальні контактні напруження (тиски), так і на зношування та довговічність зубчастих передач. слід зазначити, що у літературі наявні окремі дослідження впливу висотного коригування зачеплення на контактні напруження [5 7], однак відсутні дослідження його впливу на зношування та довговічність зубчастих передач. розв’язок трибоконтактної задачі проведено при таких даних: 1z  24 – кількість зубів шестерні; wb  230 мм – ширина шестерні; p  670 квт – номінальна потужність передачі; gk = 1,6 – коефіцієнт динамічності роботи; m  16 мм – модуль зачеплення; u  4 – передавальне відношення передачі; 1n  400 об/хв – кількість обертів шестерні; 1 h 1,4 мм – допустиме зношування зубів шестерні; 2 h 2,0 мм – допустиме зношування зубів колеса; f  0,05 – коефіцієнт тертя ковзання при граничному терті; мащення олива для передач локомотивів ос – л (літня) з кінематичною в’язкістю 100 v   = 7...12 сст; коефіцієнти зміщення: 1 2x x  = 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4; wa = 960 мм – міжосьова відстань. матеріали коліс: шестерня сталь 20хн3а цементація або нітроцементація на глибину 1,6 ... 2,4 мм, 58 ± 3 hrc; 1с  5,5 · 10 6, 1m  1,9 – характеристики зносостійкості; колесо сталь 55ф об’ємне гартування з високим відпуском, 280 – 321 нв; 2c  0,4 · 10 6, 2m  2,2; e  2,1 ∙ 105 мпа – модуль юнга;   0,3 – коефіцієнт пуассона. оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 7 результати розв’язку подано на рис. 1 4. зокрема на рис. 1 подано зміну початкових максимальних контактних тисків maxjp у залежності від кута  повороту шестерні при обертанні коліс в точках j = 0, 1, 2, …, що відповідають кутам  = 0, 4°, 8° і т.д. 300 400 500 600 700 800 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ p jm ax ,м п а x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 x1(-x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(-x2)=0,4 рис. 1 – максимальні контактні тиски у зачепленні максимальні тиски maxjp є у 1,41 рази меншими у першій фазі двопарного зачеплення, ніж у фазі однопарного зачеплення при усіх величинах коефіцієнтів зміщення 21 xx  . коригування зубів забезпечує їх зниження у порівнянні з некоригованим зачепленням у першій фазі двопарного та однопарному зачепленні. у другій фазі двопарного зачеплення їх зміна є менш значимою. зуби колеса швидше досягають допустимого зношування 2h , ніж зуби шестерні – 1h . перебіг зношування 2 jh зубів колеса у залежності від повороту коліс показано на рис. 2. 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2 j,м м x1(-x2)=0 x1(-x2)=0,1 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ h 2 j,м м x1(-x2)=0,2 x1(-x2)=0,3 x1(-x2)=0,4 рис. 2 – вплив коригування зачеплення на зношування зубів колеса характер зношування зубів залежить від величини коефіцієнтів коригування. при 21 xx  = 0 допустиме зношування зубів колеса і максимальне зношування зубів шестерні буде на вході у однопарне зачеплення, а в подальшому при збільшенні коефіцієнтів коригування воно буде на їх виході із нього. у некоригованій передачі зуби мають практично рівновелике зношування на вході у двопарне і однопарне зачеплення. при коригуванні з коефіцієнтами 21 xx  = 0,1 рівновелике зношування буде на вході у двопарне, однопарне та на виході з однопарного зачеплення. встановлено, що зуби колеса зношуються в 1,75 … 1,85 рази швидше, ніж зуби шестерні. оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 8 на рис. 3 подано мінімальну довговічність mint передачі, тобто для тієї точки зачеплення, у якій найшвидше досягається задане допустиме зношування зуба колеса. 35000 40000 45000 50000 55000 60000 65000 0 0,1 0,2 0,3 0,4 x1(-x2) t m in ,г од -2000 -1600 -1200 -800 -400 0 400 800 1200 1600 2000 2400 0 4 8 12 16 20 24 ∆j˚ v j ,м м /с рис. 3 – довговічність передачі рис. 4 – швидкість ковзання при коригуванні зачеплення найвища довговічність досягається при коефіцієнтах коригування 21 xx  = 0,1 зачеплення. тоді вона перевищуватиме довговічність некоригованої передачі у 1,245 рази. також з аналізу рис. 2, можна зауважити, що тоді і умови зношування профілів зубів є найбільш оптимальними. при коригуванні зачеплення відбувається перерозподіл швидкості ковзання із її зменшенням на вході та збільшенням на виході зубів із зачеплення (рис. 4). тому допустиме зношування зубів колеса у коригованих передачах досягається на виході із однопарного зачеплення. література 1. чернець м.в., ярема р.я. узагальнений метод оцінки впливу коригування зубів на ресурс, зношування та контактну міцність циліндричних евольвентних передач // фхмм. – 2011. – №4. – с. 115 121. 2. чернець м.в., ярема р.я. до питання про оцінку впливу коригування зубів циліндричної евольвентної косозубої передачі на їх контактну міцність // проблеми трибології. – 2011. – №4. – с. 26 32. 3. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. частина 1. довговічність і зношування // фхмм. – 2012. – № 3. – с. 30 39. 4. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. частина 2. контактна міцність // фхмм. – 2012. – № 6. – с. 56 59. 5. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile // j. strain analysis. – 2007. – vol.42. – p. 281-292. 6. zwolak j., martyna м. analiza naprężeń kontaktowych i naprężeń zginających występujących w przekładniach zębatych power shift // tribologia. – 2011. – vol. 42. – № 3. – s. 155 165. 7. zwolak j., wittek m. optymalizacja parametrów geometrycznych kół zębatych w aspekcie minimalizacji naprężeń kontaktowych // tribologia. – vol. 45. – 2011. – № 6. – s. 283 291. поступила в редакцію 21.02.2018 оцінка контактної міцності, зношування і довговічності циліндричної прямозубої тягової передачі електровоза … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 9 chernets m.v., chernets ju.m. the estimation of contact strength, wear and durability of cylindrical spur tractive gear of electric locomotive at high-altitude correction of engagement. for cylindrical spur tractive gear it has been conducted the calculation of maximal contact pressures, teeth wear and durability at high-altitude correction of engagement. it has been established the regularities of tribocontact pressures change in engagement after reaching the permissible wear depending on shift coefficients in the phases of double – single – double engagement. it is observed the considerably larger value of maximal contact pressures at the entrance into single-tooth engagement than at the entrance into double-tooth engagement. depending on shift coefficients, maximal (permissible) wear of wheel teeth would arise in different specific contact points: at the entrance into single-tooth engagement in non-corrected gear and at the exit out of it in the presence of correction. gear durability has its optimum at shift coefficients 1 2 x x = 0 and in this case it is 1,245 larger than in non-corrected gear. key words: cylindrical involute spur gear, high-altitude correction of engagement, contact pressure, tooth wear, gear durability. references 1. czernec m.v., jarema r.ja uzahalnenyj metod ocinky vplyvu koryhuvannja zubiv na resurs, znoszuvannja ta kontaktnu micnist cylindrycznych evolventnych peredacz. fkhmm. 2011. №4. с. 115 – 121. 2. czernec m.v., jarema r.ja. do pytannja pro ocinku vplyvu koryhuvannja zubiv cylindrycznoi evolventnoi kosozuboi peredaczi na jih kontaktnu micnist. problemy trybologii. 2011. №4. с. 26 – 32. 3. czernec m.v., jarema r.ja., czernec ju.m. metod ocinky vplyvu koryhuvannja i znoszuvannja zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist ta micnist. czast. 1. dovhovicznist i znoszuvannja. fkhmm. 2012. №3. с. 30 – 39. 4. czernec m.v., jarema r.ja., czernec ju.m. metod ocinky vplyvu koryhuvannja i znoszuvannja zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist ta micnist. czast. 2. kontaktna micnist. fkhmm. 2012. №6. с. 56 – 59. 5. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile. j. strain analysis. 2007. vol.42. p. 281-292. 6. zwolak j., martyna м. analiza naprężeń kontaktowych i naprężeń zginających występujących w przekładniach zębatych power shift. tribologia. 2011. vol. 42. № 3. s. 155 – 165. 7. zwolak j., wittek m. optymalizacja parametrów geometrycznych kół zębatych w aspekcie minimalizacji naprężeń kontaktowych. tribologia. vol. 45. 2011. № 6. s. 283 – 291. моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 68 диха о.в., вичавка а.а., вельбой в.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини удк 621.891 проведений розрахунок площ контакту і контактних тисків для напрямних ковзання з мастильними канавками змінної глибини круглого і трикутного профілю з урахуванням кінетики зношування. запропонований розв`язок прямих зносоконтактних задач для плоских напрямних ковзання з маслоутримувальними канавками змінної глибини. за базову модель зношування прийнята лінійна залежність від безрозмірних комплексів контактного тиску і швидкості ковзання. отримані формули для розрахунку зносу напрямних ковзання в залежності від шляху тертя та наведені приклади розрахунку зносу напрямних. ключові слова: напрямна ковзання, маслоутримувальні канавки, контактний тиск, розрахунок зносу, круглий і трикутний профіль вступ для підвищення довговічності деталей машин при терті і зношуванні на їх поверхню додатково наносять різні маслоутримувальні мікроі макрорельєфи. чим надійніше утримується мастильний матеріал між контактуючими деталями, тим менше вони зношуються. профіль поверхні відіграє тут головну роль. створені при обробці канавки на поверхні виконують функцію резервуарів для утримання і розподілу масла. за допомогою теоретичних досліджень, лабораторних і експлуатаційних випробувань визначається який тип, форма і глибина профілю є найприйнятнішими. в практиці широко використовують масляні канавки різної форми і напряму на поверхнях напрямних верстатів. поздовжні або поперечні канавки мають, як правило, однаковий перетин по глибині канавки на всій довжині. особливістю таких канавок є незмінність несучої здатності по всій довжині і можливість витікання масла через бічні грані для напрямниз з різних матеріалів [4] . для плоских напрямних поверхонь нами [1] запропонований профіль маслоутримувальних канавок із змінною глибиною від максимальної в центрі несучої поверхні до нуля на границі поверхні тертя. встановлено, що такий профіль має оптимальну маслонесучу здатність і мінімальні витікання мастильного матеріалу. метою даної роботи є розрахунок зносоконтактних параметрів та моделювання зносу напрямних ковзання з маслоутримувальними канавками змінної глибини круглого і трикутного профілю. геометричні параметри напрямної ковзання з канавками змінної глибини круглого профілю ефективний маслоутримувальний макропрофіль на плоскій поверхні тертя отримують шляхом формування канавок змінних розмірів пластичною деформацією за допомогою індентора у вигляді сталевої кульки радіусом r (рис. 1) або конуса з кутом при вершині 2α (рис. 3), закріплених в пристрої обертового руху. таким чином формують канавки замкнутого профілю глибина h, ширина a і довжина l яких визначаються кінематикою руху індентора та жорсткістю пристрою [2]. канавки розташовані перпендикулярно напрямку руху спарених деталей на відстані s одна відносно іншої. ширина a2 і довжина l канавки, формованої кульковим індентором, визначається за формулами [2, с.194-195]: ;2 0rha  022 rhl  . з урахуванням зносу контактної поверхні uw (рис.1, а) геометричні параметри і площа ак [1, с.197] канавки відповідно зменшується:  ;2 0 ww uhra   ;22 0 ww uhrl  (1)              0 00 1arcsin4 h u huhu r r rua wwwwk . (2) моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 69 h o r l b k ao r l 2a  c uw a(uw) h o r l b k ao r l 2a  c uw a(uw) а б рис.1 – форма і граничні розміри канавок (а) та мікропрофіль поверхні (б), утвореної кульковим індентором якщо канавки рівновіддалені одна від іншої на відстані k (рис. 1, б), то кількість канавок маслоутримувального профілю kln / , де cbk  , 5...3c мм. кількість канавок округлюють до меншого цілого числа. реальна площа контакту ra маслоутримувального макропрофілю в процесі зношування збільшується, а контактний тиск відповідно зменшується до номінального значення. при зносі uw проміжна площа контакту:              0 00 1arcsin4 h u huhu r r nrbluanbla wwwwr , (3) а при 0huw  площа контакту збільшується до номінального значення blaн  . за умови рівномірного розподілу тиску σр при дії сили q в межах номінальної площі контакту діє найменший тиск: bl q a q   0 0 . з урахуванням реальної площі контакту маслоутримувального макропрофілю в процесі зносу контактний тиск збільшується:  wr r uan q a q   0 . (4) наведемо розрахунок геометричних параметрів маслоутримувального профілю на плоскій поверхні; розміри b = 50 мм; l = 120 мм. , отриманого за таких умов: глибина канавки профілю h0 = 0,5 мм; довжина канавки профілю l = 40 мм; крок формування канавок k= 6 мм; радіус індентора r=1,5 мм; навантаження q = 1000 н. визначимо необхідний радіус обертання індентора для формування канавки розмірами l = 40 мм і h0 = 0, 5 мм за умови 022 rhl  : 400 5,08 1600 8 0 2    h l r мм. за результатами розрахунків знаходимо початкові параметри профілю за відсутності зносу, коли uw= 0: номінальна площа контакту bla 0 =120 × 50 = 6000 мм 2; ширина канавки 45,25,05,122222 0  rha мм; моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 70 площа канавки            0 00 1arcsin4 h u huhu r r rua wwww =          5,0 0 1arcsin5,005,00 400 5,1 4004 = 97,98·0,785=76,9 мм2: об’єм канавки (1, с.197)  5,14005,014,3 220 rrhv 19,23 мм 3 кількість канавок  kln / 120/6=20; реальна площа контакту маслоутримувального профілю: 44629,762060000  kr аnaa мм 2 (74,3 %); контактний тиск 2 12,1 4462 5000 мм h a q r r  =1,12 мпа. при зносі uw = 0,1 мм внаслідок тертя маслоутримувального макропрофілю за тих же умов знаходимо:     19,21,05,05,122222 0  wuhra мм;     248,3 5,0 1,0 1arcsin5,01,05,01,0 400 5,1 4004 ммua w        453048,732060000  kr аnaa мм 2; 2 1,1 4530 5000 мм h a q r r  =1,1 мпа. результати розрахунків геометричних параметрів масло утри-мувального макропрофілю і контактного тиску за тих же умов залежно від величини зносу uw зведені в таблицю 1 і показані на рис. 2. таблиця 1 геометричні параметри і контактний тиск макропрофілю, формованого кульковим індентором ra , контактний тиск r , знос uw , мм a2 , мм ka , мм 2 мм2 % мпа 0 2,45 76,9 4462 74,3 1,12 0,1 2,19 73.5 4530 75,5 1,10 0,2 1,89 66,6 4668 77,8 1,07 0,3 1,55 56,8 4864 81,0 1,02 0,4 1,09 46,0 5080 84,7 0,98 0,5 0 0 6000 100 0,83 0.1 0.2 0.4 0.50.3 1.15 1.1 1.05 1.0 0.95 0.9 0.85 0.8 65 70 75 80 85 90 95 100 uw , мм 0 ко нт ак т ни й т ис к  r, м па знос пл ощ а ко нт ак т у аr ,% аr r 0.1 0.2 0.4 0.50.3 1.15 1.1 1.05 1.0 0.95 0.9 0.85 0.8 65 70 75 80 85 90 95 100 uw , мм 0 ко нт ак т ни й т ис к  r, м па знос пл ощ а ко нт ак т у аr ,% аr r рис. 2 –залежність площі контакту і контактного тиску від зносу маслоутримувального профілю, формованого кульковим індентором моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 71 розрахунок зношування напрямної ковзання з канавками змінної глибини круглого профілю приймемо модель зношуваня напрямної ковзання у вигляді безрозмірних комплексів: контактного тиску і швидкості ковзання [2].                vb hb f c ds du i w w , (5) де wu – нормальний лінійний знос напрямної; s – шлях тертя; f – коефіцієнт тертя в парі повзун-напрямна;  – нормальний контактний тиск; hb – твердість матеріалу напрямної; v – швидкість ковзання; b – номінальна ширина напрямної;  – кінематична в’язкість оливи; wc – коефіцієнт зносостійкості. виразимо площу канавки в залежності від максимальної напівширини канавки на поверхні. з (1) залежність зносу від напівширини канавки буде: r a huw 2 2 0  . (6) для розрахунку площі канавки скористаємось залежністю [2, с.196]: rruha wk )(2 0  . (7) після підстановки (6) в (7): rraak / 2 . (8) тоді контактний тиск на поверхні напрямної з канавками буде:           rrabk k l q a k l lb q k /2 . (9) величина зносу wu та розміри канавки залежать від шляху тертя s , продиференцюэмо залежність (6) по шляху тертя: ds da r a ds du w  . (10) підставимо у модель зношування (5) вирази (9) та (10) та отримаємо: ds da r a hb fvbс rrabk k l q w               /2 . (11) перетворимо (11) до до вигляду: dabkrraads lhb kfvbrqcw )/( 2        . (12) це звичайне диференціальне рівняння з розділяючимися змінними. інтегруючи диференціальне рівняння (12) отримаємо: cbkrra a s lhb kfvbrqcw          )/ 2 ( 2 2 2 . (12) постійну ітегрування знайдемо з умови 0)0( asa  (початкова напівширина мастильної канавки). в результаті отримаємо: моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 72           r r abk a c 22 2 0 2 0 . (13) з урахуванням 00 2rha  та  wuhra  02 після підстановок у (12) та відповідних алгебраїчних перетворень і спрощень отримаємо вираз для розрахунку зносу напрямної з канавками змінної глибини та круглого перетину: s r r rhbk lhb kfvbqc u ww                0 1 . (14) приклад розрахунку зносу напрямної ковзання розрахуємо знос напрямної ковзання за розробленою методикою за наступих вихідних даних. вихідні дані: 1. геометричні розміри напрямної: 500l мм; 50b мм; 2. швидкість ковзання: 20v мм/с; 3. кінематична в`язкість оливи індустріальне и-30:   40 мм2/с; 4. коефіцієнт тертя в парі повзун-напрямна: 1,0f ; 5. робоче навантаження 500q н; 6. максимальна глибин мастильної канавки 5,00 h мм, радіус профілю канавки 400r мм, крок канавок 10k мм, радіус кулькового індентора мм5,1r . 7. твердість матеріалу напрямної hb=400 мпа. параметр зносостійкості wc в парі чавун-чавун можна прийняти за довідниковими даними 8102 wс . результати чисельного розрахунку лінійного зносу напрямної ковзання наведені в таблиці 2. таблиця 2 результати розрахунку зносу напрямної ковзання з круглим профілем канавок шлях тертя, s , мм 109 1010 1011 лінійний знос, wu , мкм 2,72 27,2 272 графічна інтерпретація результатів розрахунку зношування напрямної представлена на рис. 3. 0 50 100 150 200 250 300 0 20000 40000 60000 80000 100000 s, км u w , м км рис. 3 – залежність зносу наррямної ковзання від шляху тертя за формулою (14) моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 73 геометричні параметри напрямної ковзання з канавками змінної глибини трикутного профілю при формуванні макропрофілю конусним індентором (рис.4) початкові параметри канавки визначається за формулами [2, с.197 – 199]:  tgha 022 ; 022 rhl  ; 0 2 015 232 rhtghv  . h o l b k ao a(uw) r l 2a c uw  h o l b k ao a(uw) r l 2a c uw  рис. 4 – форма і граничні розміри канавок (а) та мікропрофіль поверхні (б), утвореної конусним індентором з урахуванням зносу контактної поверхні uw (рис. 4) геометричні параметри і площа ак [2, с.198] канавки відповідно зменшується:    tguha w022 ;  ;22 0 wuhrl  (15)          wwww uhuhuhhtgrua 0000 3 1 24 при зносі uw проміжна площа контакту збільшується:          wwwwr uhuhuhhtgrnbluanbla 0000 3 1 24 . при 0huw  площа контакту дорівнює номінальному значенню bla 0 . в процесі зносу контактний тиск відповідно зменшується: r r a q  . наведемо розрахунок параметрів профілю, формованого конусним індентором з кутом при вершині конуса α = 60о на плоскій поверхні за таких самих умов, які прийняті при формуванні профілю кульковим індентором . необхідний радіус обертання конусного, як і кулькового індентора , для формування канавки розмірами l = 40 мм і h0 = 0, 5 мм 400 5,08 1600 8 0 2    h l r мм. за результатами розрахунків знаходимо початкові параметри профілю за відсутності зносу, коли uw= 0: ширина канавки:     73,16005,0222 00  tgtguha w мм; площа канавки: моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 74     2 0 мм47)11,035,0(96,195 05,005,0 3 1 05,05,06040024       tgua w об’єм канавки 302 мм8,135,0400605,0 15 232  tgv ; реальна площа контакту маслоутримувального профілю 2506047206000 ммаnaa kнр  ; контактний тиск мпа99,099,0 5060 5000 2  мм h a q r r при зносі маслоутримувального макропрофілю uw = 0,1 мм внаслідок тертя за тих же умов знаходимо:   мм38,1601,05,022 0  tga ;     20 451,05,01,05,0 3 1 1,05,05,06040024 ммtgua w      ; 2 0 510045206000 ммаnaa kк  ; мпа98,05100 5000 2  мм h a q r r . результати розрахунків геометричних параметрів макропрофілю, формованого конусним індентором, і контактного тиску за тих же умов залежно від величини зносу uw зведені в таблицю 3 і показані на рис. 5. таблиця 3 геометричні параметри і контактний тиск макропрофілю, формованого конусним індентором ra , знос uw , мм a2 b, мм ka , мм 2 мм2 % контактний тиск r , мпа 0 1,73 47 5060 84,3 0,99 0,1 1,38 45 5100 85,0 0,98 0,2 1,04 43 5140 85,6 0,97 0,3 0,69 37 5260 87,7 0,95 0,4 0,34 27 5452 90,9 0,91 0,5 0 0 6000 100 0,83 0.1 0.2 0.4 0.50.3 1.15 1.1 1.05 1.0 0.95 0.9 0.85 0.8 65 70 75 80 85 90 95 100 uw , мм 0 ко нт ак т ни й т ис к  r, м па знос пл ощ а ко нт ак т у аr ,% ар r 0.1 0.2 0.4 0.50.3 1.15 1.1 1.05 1.0 0.95 0.9 0.85 0.8 65 70 75 80 85 90 95 100 uw , мм 0 ко нт ак т ни й т ис к  r, м па знос пл ощ а ко нт ак т у аr ,% ар r рис. 5 – залежність площі контакту і контактного тиску від зносу маслоутримувального профілю, формованого конусним індентором моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 75 розрахунок зношування напрямної ковзання з канавками змінної глибини трикутного профілю приймемо модель зношуваня напрямної ковзання у вигляді безрозмірних комплексів: контактного тиску і швидкості ковзання у вигляді (5). виразимо площу канавки в залежності від максимальної напівширини канавки на поверхні. з (1) залежність зносу від напівширини канавки буде:  ctgahu w 0 . (16) для розрахунку площі канавки скористаємось залежністю [2, с.198]: )()( 3 28 00 wwk uhrtguha  . (17) після підстановки (16) в (17):  arctgaak 3 28 . (18) тоді контактний тиск на поверхні напрямної з канавками буде:                 arctgabk k l q a k l lb q k 3 28 . (19) величина зносу wu та розміри канавки залежать від шляху тертя s , продиференцюэмо залежність (16) по шляху тертя: ds da ctg ds du w  . (20) підставимо у модель зношування (5) вирази (19) та (20) та отримаємо: ds da ctg hb fvbс arctgabk k l q w                     3 28 . (21) перетворимо (21) до до вигляду: dabkrctgads lhb kfvbtgqcw ) 3 28 ( 2 3          . (22) це звичайне диференціальне рівняння з розділяючимися змінними. інтегруючи диференціальне рівняння (22) отримаємо: cabkrctgas lhb kfvbtgqcw          2 5 15 216 . (22) моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 76 постійну ітегрування знайдемо з умови 0)0( asa  (початкова напівширина мастильної канавки). в результаті отримаємо: rctgabkac 2 5 00 15 216  . (23) з урахуванням  tgha 00 та  tguha w )( 0 після підстановок у (22) та відповідних алгебраїчних перетворень і спрощень отримаємо вираз для розрахунку зносу напрямної з канавками змінної глибини та трикутного перетину: s rctghbklhb tgkfvbqc u ww              2 1 2 3 0 . (14) для прикладу розрахунку зносу напрямних з трикутним профілем приймемо вихідні дані такі як і для круглого профілю. при цьому кут профілю приймемо рівним 030 . результати розрахунк наведені в таблиці 4. таблиця 4 результати розрахунку зносу напрямної з триутним профілем канавок шлях тертя, s , мм 109 1010 1011 лінійний знос, wu , мкм 1,49 14,9 149 графічна інтерпретація результатів розрахунку зношування напрямної представлена на рис. 6. 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0 20000 40000 60000 80000 100000 s, км u w , м км рис. 6 – залежність зносу наррямної ковзання з трикутним профілем канавок від шляху тертя висновки 1. аналіз розрахованих за даних умов геометричних параметрів і контактного тиску маслоутримувального профілю, формованого кульковим і конусним інденторами, показує, об’єм мастила, утримуваного канавками кулькового індентора, у порівнянні з конусним індентором, майже на 40% і початковий контактний тиск на 13% більший. ширина канавки, формованої конусним індентором, на 30% менша. тому в межах даної довжини профілю кількість можливих канавок, формованих конусним інденторм, за умови однакової відстані між канавками збільшується понад 3 рази. 2. аналіз результатів розрахунку також показує, що при зносі маслоутримувального профілю до повного стирання канавок, формованих кульковим інденторм, реальна площа контакту збільшується на 34 %, а контактний тиск зменшується на 26%. при зносі профілю з канавками, формованими конусним індентором, реальна площа контакту збільшується на 18,6%, а контактний тиск зменшується на 16,2%. моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 77 інтенсивність зменшення реальної площі, формованої кожним індентором, і збільшення контактного тиску, суттєво зростає при зносі понад 60% повного стирання макропрофілю. 3. розрахунок зносу напрямних ковзання за запропонованими методиками показав, що знос напрямної з круглим профілем маслоутримувальних канавок більший порівняно з напрямними, модифікованими маслоутримувальними канавками з трикутним профілем. література 1. диха о.в. геометричні параметри і режим тертя в напрямних елементах з маслоутримувальними канавками змінної глибини / о.в. диха // конструювання, виробництво та експлуатація сільськогосподарських машин, вип. 39 кіровоград: кнту, 2009 – с. 378-382. 2. кузьменко а. г., дыха о. в. контакт, трени и износ смазанных поверхностей: монография / а. г. кузьменко, о. в. дыха. – хмельницкий : хну, 2007. – 344 с. 3. диха о.в. розрахункова оцінка зношування напрямної ковзання з маслоутримувальними канавками трикутного профілю / о.в. диха, а.а. вичавка // проблеми трибології (problems of tribology). – 2016. – № 3. – с. 92-97 4. дудчак в.п., остапенко р.м., дудчак т.в. методика дослідження адгезійної міцності і зносостійкості полімерних композиційних покриттів // міжнародний науковий журнал «проблеми трибології» (problems of tribology) хмельницький національний університет-2012 № 3.с.36-42 поступила в редакцію 17.01.2017 моделі зношування напрямних ковзання з маслоутримувальними профілями змінної глибини проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 78 dykha o.v., vychavka a.a., velboi v.p. wear models of sliding guides with lubrication profiles of variable depth the calculation of the areas of contact and contact pressure for sliding guides with grease grooves of variable depth are round and triangular profiles with consideration of the kinetics of wear is implemented. the proposed direct solution of contact problems with wear to the flat slide guides with lubrication grooves of variable depth. for the base model of the wear adopted linear dependence on the dimensionless complexes of the contact pressure and sliding speed. the formulas for calculating the wear of the guides of the slide in the path dependence of friction and examples of the calculation of the wear of the guides is received. keywords: guide rail sliding, lubricating groove, the contact pressure, calculation of wear, round or triangular profile references 1. dykha o.v. geometrichnі parametri і rezhim tertja v naprjamnih elementah z masloutrimu-val'nimi kanavkami zmіnnoї glibini / o.v. dykha // konstrujuvannja, virobnictvo ta ekspluatacіja sіl's'kogospodars'kih mashin, vip. 39 kіrovograd: kntu, 2009 – p. 378-382. 2. kuz'menko a. g., dykha o. v. kontakt, treni i iznos smazannyh poverhnostej: monografija, hmel'nickij : hnu, 2007. – 344 p. 3. dykha o.v. rozrahunkova ocіnka znoshuvannja naprjamnoї kovzannja z masloutrimuval'nimi kanavkami trikutnogo profіlju / o.v. dykha, a.a. vychavka // problemi tribologії (problems of tribology). – 2016. – № 3. – p. 92-97 4. dudchak v.p., ostapenko r.m., dudchak t.v. metodika doslіdzhennja adgezіjnoї mіcnostі і znosostіjkostі polіmernih kompozicіjnih pokrittіv // mіzhnarodnij naukovij zhurnal «problemi tribologії» (problems of tribology) hmel'nic'kij nacіonal'nij unіversitet-2012 № 3.p.36-42 визначення величини тиску між двома поверхнями при здрібненні сипкого матеріалу в режимі гідродинамічного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 86 ремарчук м.п.,* ковальова я.а.** *українська державна академія залізничного транспорту, **харківський національний автомобільно дорожній університет, м. харків, україна e-mail: remarchyk@ukr.net визначення величини тиску між двома поверхнями при здрібненні сипкого матеріалу в режимі гідродинамічного тертя удк 621.225:69.002.51 розроблена конструкція млина з електричним приводом з забезпеченням обертового руху однієї з робочих поверхонь млина, а друга являється нерухомою робочою поверхнею зі складною формою виготовлення, які сумісно утворюють в з’єднанні по колу деяку кількість однотипних за виконанням у вигляді конфузорних або конфузорнодифузорних кільцевих каналів. встановлена теоретична залежність для визначення впливу фізико-механічних характеристик сипких матеріалів, конструктивних і кінематичних параметрів млина на величину дії тиску між двома поверхнями при їх здрібненні в режимі гідродинамічного тертя в з’єднанні двох поверхонь. ключові слова: сила тертя, гідродинамічне тертя, здрібнення, тиск матеріалу, конфузорний канал, конфузорно диффузорний канал, крутний момент, потужність, коефіцієнт корисної дії. вступ під здрібненням сипких матеріалів (см) розуміють процес зменшення їх розмірів шляхом механічного (рідше якого-небудь іншого) впливу на см [1]. процеси здрібнення см умовно класифікують за розмірами зменшення від початкового до кінцевого значення. у млинах здрібнення см відбуваються одночасно за кількома способами. для оцінці витрат енергії при руйнуванні см використовують дві гіпотези. при здрібненні матеріалу способами роздавлювання, розколювання, удару витрати енергії nk (дж) на руйнування матеріалу від початкового значення нd до кінцевого розміру kd при ступеня здрібнення nz якісно відповідає гіпотезі кірпічова [1]: )12())1(( 332 ezdnk nkp  , (1) де p – міцність сипкого матеріалу; e – модуль пружності матеріалу. згідно гіпотези ріттінгера при здрібненні матеріалу способом стирання (і деякими іншими) на руйнування від початкового розміру нd до ступеня дрібнення nz витрати енергії nr складають [1]: )1(2  ннp zdкnr= , (2) де pк – емпіричний коефіцієнт з розмірністю дж/м 2. для кожного см емпіричний коефіцієнт pк потребує свого експериментального визначення. використання (1) і (2) можливе тільки для наближених розрахунків для визначення потужності процесу здрібнення см. відома конструкція млин [2] названа клинова, оскільки за принципом здійснення процесу здрібнення вона подібна до дії клина. згідно цього принципу між двома поверхнями, одна з яких є рухомою розміщують додатково шари, що забезпечують здрібнення см. конструкція цього млина наведена на рис. 1. для зменшення складових в конструкції млина додаткових елементів широко застосовують валкові млини з наріжним і внутрішнім здрібненням см. так, млин з внутрішнім здрібненням см представлено на рис. 2. в основу процесу здрібненням см для цього млина використаний принцип поведінки см як рідин [3], тобто, для здрібнення застосовується відомий принцип гідродинамічного ефекту. суттєвим недоліком такої конструкції є неефективне використання рухомої робочої поверхні млина. для усунення цього недоліку рухому робочу поверхню млина виконують складної форми, як це показано на рис. 3. така форма виконання робочої рухомої поверхні млина разом з нерухомою робочою поверхнею забезпечує створення по периметру їх обох конфузорно дифузорні кільцеві канали, рис. 3, а або конфузорні кільцеві канали, див. рис. 3, б. оскільки см ведуть себе в вузьких каналах як рідини, згідно [3], то враховуючи наведене необхідно розглянути докладніше теоретичні здобутки в цьому напрямку. зокрема, процес рідинного, гідродинамічного змащення для конфузорного каналу теоретично обґрунтовано в роботі «тертя в машинах і вплив на нього змащення рідиною» ще в 1883 р. відомим вченим м.п. петровим. mailto:remarchyk@ukr.net визначення величини тиску між двома поверхнями при здрібненні сипкого матеріалу в режимі гідродинамічного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 87 рис. 1 – схема здрібнення см за принципом роботи клина рис. 2 – схема роботи млина з внутрішнім здрібненням см рис. 3 – схема роботи млина з внутрішнім багаторазовим здрібнення см за результатами досліджень петрова м.п. та з урахуванням, зокрема, досліджень [2] і [3] в даному напрямку, а також власного досвіду була створена конструкція млина [4], яку наведено на рис. 4. теоретичні і експериментальні дослідження по здрібненню см в конфузорному і конфузорнодифузорному кільцевому каналах в режимі забезпечення гідродинамічного тертя наведено в наукових роботах [5] і [6]. рис. 4 – вигляд млина з електроприводом призначеним для здрібнення см в режимі гідродинамічного тертя [4] при зображені колових розгорток обох поверхонь використано декартові координати для каналів конфузорно-дифузорної і конфузорної форми див. рис. 3, а, б, які представлено на рис. 5 і 6, відповідно. рис. 5 – схема розгортки двох поверхонь млина у вигляді конфузорно-дифузорного каналу рис. 6 – схема розгортки двох поверхонь млина у вигляді конфузорного каналу визначення величини тиску між двома поверхнями при здрібненні сипкого матеріалу в режимі гідродинамічного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 88 позначення на рис. 5 і 6 характеризують наступне: x , y – декартові системи координат; 0u – швидкість переміщення рухомої поверхні млина;  – довжина клиноподібного; 0h , 1h – мінімальне і максимальне значення каналу між двома робочими поверхнями млина; h – поточне значення відстані між двома робочими поверхнями млина по координаті x ; 0p – тиск на вході і виході конфузорнодифузорного і конфузорного каналів. для схеми див. рис. 3, а кількість і довжина каналів к і д на робочій поверхні i залежіть від їх власної довжини і кількості проточок довжиною c , що можуть бути виготовленими по периметру кола з радіусом 1r . рівняння по визначенню кількості z каналів довжиною к , д має вигляд: 12)( rzсдк  (3) для схеми див. рис. 3, б рівняння для визначення кількості z довжини конфузорного к каналу, коли має вигляд: 12)( rzск  (4) згідно [5] і [6] розподіл тиску по довжині конфузорного кp і дифузорного дp кільцевого каналу виражається залежностями у вигляді:  )1(1)()()μ6( 000 kxkhkuppк   , (5)  )1(1))(()()μ6( 000 kхkhkuppд   , (6) де μ – динамічна в’язкість матеріалу; k – параметр клиновидної форми виконання конфузорного і дифузорного каналів. параметр клиновидної форми виконання для кільцевих каналів визначається за формулою: 001 )( hhhk  . (7) розподілу тиску по довжині тільки конфузорного каналу представлена відомою залежністю:  ))()2(())1(()2(1)()()μ6( 222000 xkkkkxkhkuppк   . (8) аналіз залежностей (5), (6) і (8) з урахуванням фізики процесу здрібнення см на створеному млині, свідчить про подібність поведінки см і рідини в каналах з’єднання. разом з тим, рідина в кільцевих каналах зменшує силу тертя, а см її збільшує. таким чином можна зазначити, що за внутрішнім станом ці процеси суттєво відрізняються один від одного. тому, для визначення тиску, що виникає між двома поверхнями при здрібненні см потребує проведення додаткового дослідження на підставі чого необхідно сформулювати мету і задачі дослідження. мета і постановка задачі метою роботи є визначення величини тиску між двома поверхнями в кільцевих конфузорнодифузорному та конфузорному каналах при здрібненні см в режимі гідродинамічного тертя. для досягнення поставленої мети слід скористатись системним підходом для визначення потужності і ккд, які характеризують процес здрібнення см між двома робочими поверхнями млина. виклад матеріалів досліджень робота сил тертя за один оберт вала млини, що витрачається на процес здрібненні см при обертанні по колу рухомої поверхні відносно нерухомої при умові створення між ними конфузорного або конфузорно-диффузорного кільцевого каналу, складає величину:  211 rta , (9) де t – сила тертя, що виникає при здрібненні см в рухомому з’єднанні конфузорного або конфузорно диффузорного кільцевого каналу. слід зазначити, що добуток 1rt  представляє собою величину крутного моменту, тобто: mrt  1 . (10) тоді рівняння (9) матиме вигляд:  21 ma . (11) при здрібненні см величина роботи сил тертя для створеного млина визначається залежністю: визначення величини тиску між двома поверхнями при здрібненні сипкого матеріалу в режимі гідродинамічного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 89 zrfbpa ii  12  , (12) де i – довжина конфузорного або конфузорно диффузорного кільцевого каналу; ip – деяка величина тиску матеріалу, що діє між поверхнями млина в зоні конфузорного або конфузорно диффузорного кільцевого каналу по їх довжині i , припускаючи умовно, як відому величину; b – ширина поверхні конфузорного або конфузорно диффузорного кільцевого каналу, що забезпечує ефективний процес здрібнення см; f – коефіцієнт тертя між двома робочими поверхнями млина, є довідковим параметром. фактичну величину параметра b на підставі виконаних досліджень необхідно приймати зменшеною на 20 … 40 % від початкового значення із-за часткових втрат матеріалу, що не підпадає здрібненню. для конфузорно-диффузорного кільцевого каналу його довжина складає: )2()2( 1 zzcri  . (13) для конфузорного кільцевого каналу його довжина складає: zzcri )2( 1  . (14) для ідеального млина роботи сил тертя, що визначаються за (11) і (12) є однаковою, тобто: 21 aa  . (15) для реального млина при здрібненні см залежність (15) матиме інший вигляд, зокрема: 21 aa n  , (16) де n – ккд процесу здрібнення см між двома робочими поверхнями в конфузорному або конфузорно диффузорному кільцевому каналі млина. при підставлені залежностей (11) і (12) в (16) отримаємо крутний момент на валу млина у вигляді: )2()( 1 nii zrfbpm   . (17) помножив праву і ліву частину рівняння (17) на кутову швидкість , і якщо в правій частині замінимо її на 60)2(ω n , то в результаті отримаємо наступне рівняння: )60()( 1 niin nzrfbpn   , (18) де nn – потужність, що витрачається на процес здрібнення см між двома робочими поверхнями в конфузорному або конфузорно-диффузорному кільцевому каналі млина; n – частота обертів робочої рухомої поверхні млина, визначається за даними електродвигуна. отримане рівняння (18) дозволяє визначити величину ккд процесу здрібнення см при взаємодії тільки двох поверхонь в конфузорному або конфузорно-диффузорному кільцевому каналі млина: )60()( 1 niin nnzrfbp   . (19) разом з тим ккд процесу здрібнення см згідно фізики процесу для двох поверхонь в конфузорному або конфузорно-диффузорному кільцевому каналі млина можна також визначити за формулою: )( xxenn nnn  , (20) де en – потужність електродвигуна, що витрачається на здрібнення см, визначається приладом; де xxn – потужність електродвигуна в холостому режимі, визначається приладом. оскільки величина ккд, що визначається за формулами (19) і (20) є однаковою, то прирівнюючи їх отримаємо величину потужності, що витрачається на процес здрібнення см: 60))(( 1 xxeiin nnnzrfbpn   . (21) загальний ккд млина визначається за залежністю у вигляді: eмс nп )(  , (22) де п – продуктивність млина, яка в процесі здрібнення см спеціально вимірюється;  – міцність матеріалу при здрібненні приймається за довідковими даними. разом з тим, загальний ккд млина визначається за наступною формулою nmc  , (23) де m – загальний ккд електродвигуна і підшипникового вузла млина. визначення величини тиску між двома поверхнями при здрібненні сипкого матеріалу в режимі гідродинамічного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 90 для підвищення ефективності роботи підшипникового вузла млина, який є найбільш навантаженим, використані рекомендації, щодо застосування рідких мастильних матеріалів із присадками різних станів, наведених в наукових роботах [7] і [8]. завдяки їм забезпечується підвищення ккд підшипникового вузла млина на 25…40 % відносно традиційного значення. підставляючи формули (20) і (22) в (23) остання залежність отримає наступний вигляд: )()()( xxenmeм nnnnп  . (24) з отриманої залежності (24) можна визначити величину потужності, що витрачається млином на процес здрібнення см: )())(( emxxeмn nnnпn  . (25) за законами фізики процесу здрібнення см величина потужності, що визначається за формулами (21) і (25) є однаковою, то вирішуючи їх сумісно отримаємо залежність для встановлення величини дії тиску матеріалу в зоні його здрібнення між двома поверхнями млина у вигляді: )())(60( 1 2222 nzrfbnnnпp iemxxemi   . (26) конструкція млина, у якого по периметру рухомої робочої поверхні виконана деяка кількість z клиноподібних поверхонь довжиною i з урахуванням проточок довжиною c , то процес здрібнення см таким млином можна характеризувати питомим показником, що визначається за формулою: min/)2( 1м  nnrt . (27) якщо ця умова виконується, то рухома робоча поверхня млина являється раціональною. висновки на основі системного підходу отримана залежність для визначення величини тиску між двома поверхнями млина при здрібненні см в режимі гідродинамічного тертя. для підтвердження результатів отриманих теоретичним методом необхідно виконати експериментальні дослідження і провести їх аналіз. література 1. о процессе измельчения твёрдых тел [электронный ресурс] – режим доступа: http://ttizm.narod.ru/meln/izos.htm. – загл. с экрана. – (дата обращения: 15.10.2015). 2. мельницы км: клиновые мельницы нового поколения [электронный ресурс] – режим доступа: v-mill.ru. – загл. с экрана. – (дата обращения: 10.11.2015. 3. седов л.и. механика сплошной среды / л.и. седов. – м.: наука. – 1983. – т. 1. – 528 с. 4. пат. 84348 ua, мпк в02с 21/00. млин / ремарчук м.п., ковальова я.а.; власник харк. нац. автомобільно-дор. ун. № а 201112201; заяв. 18.10.2011; опубл. 25.10.2013, бюл. № 20. 5. ремарчук м.п. гідродинамічне подрібнення матеріалів в кільцевих конфузорно-дифузорних зазорах / м.п. ремарчук, я.а. ковальова //промислова гідравліка і пневматика. – 2011. – № 4(34). – с. 15–19. 6. ремарчук н.п. методика экспериментальных исследований процесса измельчения материалов в мельнице с конфузорными и конфузорно-диффузорными кольцевыми каналами / н.п. ремарчук, я.а. ковалева // вісник харківського національного технічного університету сільського господарства ім. п. василенка – харків: хнтусг ім. п. василенка. – 2012. – вип. 123. – с. 188–195. 7. лисіков є.м. нанотехнології на залізничному транспорті: навч. посібник / є.м. лисіков, с.в. воронін, о.о. скорик, д.в. онопрейчук. – харків: діса плюс. – 2013. – 212 с. 8. воронін с.в. дослідження трибологічних характеристик смектичного шару граничної плівки / с.в. воронін, в.o. стефанов // проблеми трибології. – 2014. – № 2(72). – с. 58-64. поступила в редакцію 02.12.2015 remarchuk m. p., kovalova y. a. determination of the pressure between the two surfaces during the grinding of the granular material in the mode of hydrodynamic friction. http://ttizm.narod.ru/meln/izos.htm визначення величини тиску між двома поверхнями при здрібненні сипкого матеріалу в режимі гідродинамічного тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 91 the developed design of the mill with the electric drive providing the rotational motion of one of the working surfaces of the mill, and the second is a fixed work surface with a complex form of manufacturing, which together form a circle connection on a certain amount of the same type on the performance in the form of a converging or converging-annular diffuser channels. set theoretical dependence to determine the effect of physical-mechanical properties of bulk materials, the constructive and kinematic parameters of the mill to the pressure between two surfaces when they are in grinding mode of hydrodynamic friction in the connection of two surfaces. keywords: friction, hydrodynamic friction, the grinding pressure of the material, confusing channel, confuser-diffuser channel, torque, power, efficiency. references 1. o processe izmel'chenija tvjordyh tel [jelektronnyj resurs]. rezhim dostupa: http:ttizm.narod.rumelnizos.htm. zagl. s jekrana. (data obrashhenija: 15.10.2015). 2. mel'nicy km: klinovye mel'nicy novogo pokolenija [jelektronnyj resurs]. rezhim dostupa: v-mill.ru. zagl. s jekrana. (data obrashhenija: 10.11.2015). 3. sedov l.i. mehanika sploshnoj sredy. m.: nauka. 1983. t. 1. 528 s. 4. pat. 84348 ua, mpk v02s 2100. mlin remarchuk m.p., koval'ova ja.a.; vlasnik hark. nac. avtomobіl'no-dor. un. № a 201112201; zajav. 18.10.2011; opubl. 25.10.2013, bjul. № 20. 5. remarchuk m.p., koval'ova ya.a. hidrodynamichne podribnennya materialiv v kil'tsevykh konfuzorno-dyfuzornykh zazorakh. promyslova hidravlika i pnevmatyka. 2011. № 4(34). s. 15–19. 6. remarchuk n.p., kovaleva ja.a. metodika jeksperimental'nyh issledovanij processa izmel'chenija materialov v mel'nice s konfuzornymi i konfuzorno-diffuzornymi kol'cevymi kanalami. visnyk kharkivs'koho natsional'noho tekhnichnoho universytetu sil's'koho hospodarstva im. p. vasylenka. kharkiv: khntus·h im. p. vasylenka. 2012. vyp. 123. s. 188-195. 7. lysikov ye.m., voronins.v., skoryko.o., onopreychuk d.v. nanotekhnolohiyi na zaliznychnomu transporti: navch. posibnyk. kharkiv: disa plyus. 2013. 212 s. 8. voronin s.v., stefanov v.o. doslidzhennya trybolohichnykh kharakterystyk smektychnoho sharu hranychnoyi plivky.problemy trybolohiyi. 2014. # 2(72). s. 58–64. influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 41 storozhenko m., umanskyi o., terentjev o., kostenko o. institute for problems of material science, kyiv, ukraine, e-mail: storozhenkomary@ukr.net influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material удк 620.198:533.9 (045) wear behavior of nicrsib-20wt.%tib2 plasma sprayed coatings against nicrsib, al2o3 and cr2o3 counter bodies is studied under dry sliding conditions at sliding speed of 0.5 m/s and at constant load applied to the pin of 0.8 n. running against the nicrsib plasma-sprayed nicrsib-20wt.%tib2 coating exhibits wear rate of 14 μm/km. the specific wear rate of nicrsib-20wt.%tib2 coatings against cr2o3 is equal 12 μm/km and against al2o3 is 10 μm/km. the investigation of worn surfaces shows that oxidative wear mechanism is proved to be dominant for friction couples. in all cases protective oxide layer is formed on the on the contact surfaces and protects the coating against any pronounced damages. key words: nickel based self-fluxing alloy, titanium diboride, plasma-sprayed coating, wear. introduction the wear resistance of functional surfaces is the critical factor for many machine parts in industrial applications. wear-resistant coatings are employed to prevent severe wear of components whose surface is submitted to wear and corrosion at operation. nickel-based self-fluxing alloys are widely used as protective coatings for various engineering components [1-3]. as a rule, ni-based alloys contain addition of boron, chromium, silicon and carbon in various amount. chromium increases hardness of the coating by formation of hard phases such as chromium borides and carbides. boron reduces melting point and contributes the formation of hard phases. silicon is added to improve self-fluxing properties of alloy. carbon produces hard carbides that results in increasing wear-resistance of coating. however, their wear-resistance can be substantially improved by reinforcement with hard refractory compounds [4-8]. titanium diboride with high hardness (33 gpa), low density (4.52 g/cm3) and high melting point (2900 oc) has received considerable interests [9]. in this work, titanium diboride additives have been introduced in ni-based self-fluxing alloy in order to enhance wear-resistance of plasma sprayed coatings. in general case, the wear performance of protective coatings depends on their microstructure and properties as well as on the characteristics of tribological system, such as counter body material, loading conditions and sliding speed. therefore, the investigation of wear behavior under various working conditions is essential for the designing wear-resistant coatings for any tribological applications. the aim of this study is to understand the wear behavior of the nicrbsi-20wt.%tib2 plasma sprayed coating in dry sliding conditions against different counter bodies. in this work the nicrbsi, al2o3 and cr2o3 plasma sprayed coatings have been chosen as counter bodies because these materials have been widely used as wear-resistance coatings in surface engineering. methods and materials in our experiment we have fabricated composite powder ntb20 (nicrsib-20wt.%tib2) for plasmasprayed coating deposition. the commercially available powder of nicrsib alloy (ni base, cr 16 %, si 3.2%, c 0.72%, b 2.7%, fe < 5%; 30-32 μm in size) was mixed with 20 wt.% of tib2 particles (98.7% purity; 2-3 μm in size). the powders mixture was cold compacted in a bulk under pressure of 50 mpa and subsequently sintered in vacuum at 1200 oc for 30 min. the microstructure of ntb20 bulk materials, powder and coatings was investigated using the scanning electron microscope (sem) equipped with an energy dispersive x-ray detector. one can see in fig.1a the images of the cross-sectional picture of sintered ntb20 bulk material. the developed composite material of (nicrsib20wt.%tib2) system has the heterogeneous structure consisting of the matrix, the latter being reinforced with the borides inclusions. it has been found that sintering process induces chemical reactions between components of nicrsib-20wt.%tib2 system that leads to the active formation of crb grains (fig. 1, a, point 1). the chromium boride inclusions have a size of 10-20 μm in size, the microhardness value being 22-26 gpa. the black phase (fig. 2, a, point 4) is the titanium boride grains with the 33.6 gpa microhardness value. the metal matrix represents itself ni-based solid solution with microhardness of 6 7 gpa. influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 42 the sintered composite material of nicrsib-tib2 system was crushed and classified into a powder of size range (+ 60 to −100) μm (fig. 1, b). the morphology of sieved and classified powder is shown fig. 1, b. the powder is seen to be angular as result of crushing process. each particles of obtained powder is a conglomerate, comprising both the metal-matrix and reinforcement grains. the composite powder ntb20 was deposited by plasma spraying using упу-3д-м installation. the spraying parameters were: spray distance – 150 160 mm, spray current – 450 500 a, plasma gas flow rate 2.6-3.2 m3/h. cylindrical steel pins with dimensions of 15mm × 5mm were used as the substrates. prior to spraying the specimens were cleaned and grid blasted. a b fig. 1 – structure of ntb20 composite material (a) and morphology of ntb20 powder (b) fig. 2a shows the ntb20 coating approximately 500 μm thick which appears to be well bonded to the steel substrate (fig. 2, a). the heterogeneous structure of plasma sprayed ntb20 coating conforms to the structure of bulk materials and powder: titanium diboride and chromium boride grains are distributed in nickel-rich metal matrix (fig 2, b). a b fig. 2 – sem image of plasma-sprayed ntb20 coating the surface of deposited ntb20 coatings were polished using 240/280, 400/800 and 2400 grit paper. due to the brittle failure during polishing process some grains of chromium boride have been pulled out form matrix that leads to the formation of pits on the coating surface. sliding wear behavior of nicrsib-20wt.%tib2 coating was examined using cetr-umt-2 tribometer in pin-on-disk configuration. wear tests were carried out under dry sling conditions at constant sliding speed of 0.5 m/s and normal load applied to the pin of 0.8 n. ntb20-coated cylindrical pins were used as test samples. wear tests were performed using different counter bodies: nicrsib, al2o3 and cr2o3 coatings deposited on steel discs by plasma spraying. wear track diameters in our experiments were 10 mm. wear rates of friction couples were calculated for 1 km sliding distance. the friction coefficients were detected automatically during the test. influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 43 before each test the working surfaces of the pins were preliminary run-in against sic abrasive sheets, fixed on the flat surface of disc. after run-in tests both the specimen and counter body disc were cleaned with alcohol to remove any possible contaminants. the worn surfaces were observed using optical and scanning electron microscopy to determine the wear mechanisms of ntb20 plasma-sprayed coatings against nicrsib, al2o3 and cr2o3 coatings under dry sliding conditions. experimental results and discussion the wear rates and friction coefficients of ntb20 running against different counter bodies are presented in fig. 3. under the tribological conditions employed in this study the wear-resistance of ntb20 (nicrsib20wt.%tib2) coating against al2o3 and cr2o3 is better than against nicrsib (14 μm/km). the specific wear rate of nicrsib-20wt.%tib2 coatings against cr2o3 is equal 12 μm/km, friction coefficient is equal 0.6. running against al2o3, the ntb20 plasma-sprayed coating exhibits the lowest wear rate of 10 μm/km and friction coefficient of 0.5. a b fig. 3 – wear rate (a) and friction coefficient (b) of tribocouple: 1ntb20-nicrsib; 2ntb20-cr2o3; 3 ntb20-al2o3 the morphology and microstructure of ntb20-coated pins and nicrsib, al2o3, cr2o3-coated discs after wear tests are shown in fig. 4 6. after wear test the ntb20 pin, having been in sliding contact with nicrsib disc, has smooth surface and any signs of adhesion interaction or brittle failures have not been observed (fig. 4, a b). the worn surfaces of nicrsib-coated counter body contains only some signs of damages (fig.4c-d). the worn surfaces of ntb20 plasma-sprayed coatings, having been tested against cr2o3 and al2o3 counterfaces, are smooth, without any sings of cracks and adhesive seizure. the worn surfaces of cr2o3 and al2o3-coated disks also does not contain any pronounced damages (fig. 5, fig 6). the wear mechanism of ntb20-nicrsib tribocouple has been studied using optical microscopy, scanning electron microscopy and auger electron spectroscopy [10, 11]. it was determined that the insertion of tib2 particles into nicrsib self-fluxing alloy leads to the increase of coating hardness and promotes formation of protective oxide films on the mating surfaces, that prevent adhesive interaction between ntb20 and nicrsib coatings under dry sliding conditions [10]. oxidative wear mechanism is proved to be dominant when ntb20 coating slides against nicrsib coating. it has been shown that formation of a stable oxide layer containing various oxides (tio2, b2o3, nio, cr2o3) are responsible for wear process of ntb20-nicrsib tribocouple [11]. in this case oxide films are formed on the sliding surfaces and prevent severe damages of contact surfaces. energy dispersive x-ray analysis (edx), performed on the worn surface of ntb20 plasma-sprayed coating having been in sliding contact with al2o3-coated disk, has indicated large amount of aluminium and oxygen (fig. 5, b, table 2). one can see, that particles of al2o3 have filled into the pits on the ntb20 coating surface and serve as separating layer between mating surfaces. on the other hand, nickel has been observed on the majority of wear track area of al2o3 disk (fig. 4, table 2), suggesting the intensive transferring of ntb coating material on the surface of counter body. it seems as oxidized nickel is smeared on the sliding surface of counter body that promotes formation of uniform protective layer between sliding surfaces. the wear mechanism of ntb20-cr2o3 tribocouple appears to be very similar to that of ntb20-al2o3 tribocouple. however, the particularity of tribological behavior of ntb20 coating against cr2o3 counter body is influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 44 the active generation of wear debris during wear test. edx analysis has detected that wear debris on the worn surface of ntb20-coated pin mainly contains chromium, oxygen and nickel (fig.6, table 3). this debris fills up cavities on the ntb20 coating surface, smoothing it. it should be noted that large amount of wear particles is scattered all over the contact surface of cr2o3-coated disk and can be easily removed by air flow (fig. 6). transferring layer of ntb20 coating material has not been determined on the cr2o3 sliding surface. taking into consideration the results of wear tests and worn surfaces observation it is reasonable to assume that formation and further removing of wear debris is the cause of a little higher wear rate of ntb20-cr2o3 tribocouple as compare with ntb20-al2o3 tribocouple. a b c d fig. 4 – morphology and microstructure of worn surfaces of ntb20-nicrsib tribocouple: a, b – worn surface of ntb20-coated pin; c, d – worn surface of nicrsib-coated disc table 1 results of chemical analysis of worn surfaces of ntb20 nicrsib tribocouple phase composition [wt. %] sample point o cr ni ti fe si phase №1 17.13 2.27 2.90 77.42 0.28 titanium diboride №2 5.93 89.35 2.15 1.6 0.53 0.44 chromium boride №3 1.16 7.08 79.83 4.28 4.82 2.83 ni-based matrix ntb20 coated pin №4 10.56 24.31 54.32 5.69 2.37 2.75 wear debris №5 4.05 10.56 80.22 2.57 2.6 ni-based matrix nicrsib coated disk №6 5.31 17.14 72.64 3.05 1.86 ni-based matrix influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 45 a b c d fig. 5 – morphology and microstructure of worn surfaces of ntb20-al2o3 tribocouple: a, b – worn surface of ntb20-coated pin; c, d – worn surface of al2o3-coated disc table 2 results of chemical analysis of worn surfaces of ntb20 al2o3 tribocouple phase composition [wt. %] phase sample point o cr ni ti fe si al №1 16.51 2.22 3.90 76.56 0.35 titanium diboride №2 5.18 89.05 2.17 1.95 1.18 0.48 chromium boride №3 1.17 6.03 80.51 4.12 2.19 2.83 3.15 ni-based matrix ntb20coated pin №4 39.65 5.11 25.25 6.33 1.93 2.22 19.52 wear debris №5 34.45 5.24 21.71 6.41 1.76 2.39 28.05 al2o3 with tribofilm №6 35.08 0.51 3.18 2.51 0.14 1.37 56.58 al2o3 al2o3 coated disk №7 38.84 4.31 17.48 5.49 1.11 2.35 30.42. al2o3 with tribofilm influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 46 a b c d fig. 6 – morphology and microstructure of worn surfaces of ntb20-cr2o3 tribocouple: a, b – worn surface of ntb20-coated pin; c, d – worn surface of cr2o3-coated disc table 3 results of chemical analysis of worn surfaces of ntb20-cr2o3 tribocouple phase composition [wt. %] sample point o cr ni ti fe si phase №1 13.51 0.68 2.96 82.95 0.35 titanium diboride №2 4.72 91.11 2.56 1.23 0.23 0.15 chromium boride №3 40.54 17.35 30.64 6.91 2.41 2.15 wear debris ntb20coated pin №4 0.95 8.63 76.51 7.14 3.99 2.79 ni-based matrix №5 37.48 28.79 24.19 4.78 2.85 1.91 wear debris №6 33.53 45.77 10.01 4.18 5.22 1.29 wear debris №7 31.07 51.52 13.04 3.11 0.43 0.82. wear debris cr2o3coated disc №8 31.7 56.52 7.80 1.88 1.34 0.75. cr2o3 conclusions tribological studies have been carried out on ntb20 plasma-sprayed coating against nicrsib, al2o3 and cr2o3 counter bodies under dry sliding conditions. it was determined that oxidative wear mechanism is influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 47 dominant for the ntb20-nicrsib tribocouple. the formation of complex oxide film that is proved to be a mechanical mixture of b2o3, tio2 and nio, cr2o3 oxides is responsible for high wear resistance of ntb20 coating in this case. the ntb20 coating has shown good wear-resistance having been in sliding contact with al2o3 and cr2o3. this is also caused by active formation of oxide layer on the ntb20 coating surface: wear debris, has been generated mainly from oxide ceramics counter bodies, are filled in the pits on ntb20 coating surface. it provides formation of tribofilm which further prevents severe damages of ntb20 contact surface. references 1. rosso m., bennani a. studies of new applications of ni-based powders for hardfacing processes // pm word congress thermal spraying/spray forming. – 1998. – p. 524-530. 2. baba n. b., sapie h.m. investigation on nicrsib coating via high velocity oxygen fuel spraying // advanced science letters. – 2013 .– vol. 19, № 3 – p. 981-984. 3. reinaldo p.r., d,oliveira a.s.c.m. nicrsib coatings deposited by plasma transferred arc on different steel substrates february // journal of materials science and technology. – 2013. – vol. 22. – p. 590597. 4. martin a., rodriguez j., fernandez j.e,.vijande r. sliding wear behavior of plasma-sprayed wcnicrsib coatings at different temperatures // wear. –2001 – vol. 251– p. 1017-1022. 5. zikin a., hussainova i., katsich c., kulu p, goliandin d. wear behaviour of recycled hard particle reinforced nicrbsi hardfacings deposited by plasma transferred arc (pta) process // key engineering materiuals. – 2013 – vol.527. – p. 179-184. 6. betancourt-dougherty l.c., smith r.w. effect of load and sliding speed on the wear behavior of plasma sprayed tic-nicrsib coatings // wear. – 1998. – vol. 217. – p. 147-154. 7 kulu p., halling j. recycled hard metal-base wear-resistant composite coatings // journal of thermal spray technology. – 1997. – vol.7. – p. 173-178. 8 veinthal r., kulu p. zikin a. sarjas h., antonov m., pogurski v., adoberg e. coatings and surface engineering. industry oriented research // estonian journal of engineering. – 2012. – vol. 18. – p.176-184. 9. munro r. g. material properties of titanium diboride // journal of research of the national institute of standards and technology. – 2000. – vol. 105. – p. 709-720. 10 уманский а.п., хуссаинова и., стороженко м.с., терентьев а.е., максимов а., ковальченко а.м. структурно-фазовый состав и механизмы изнашивания плазменного покрытия системы nicrsib-20% (мас.) тів2 // порошковая металлургия – 2014. – № 11/12. – с. 57-68. 11. o. umanskyi, i. hussainova, m. storozhenko, o. terentyev, m. antonov. effect of oxidation on sliding wear behavior of nicrsib-tib2 plasma sprayed coatings // key engineering materials. – 2014. – vol. 604. – p. 16-19. поступила в редакцію 06.12.2016 influence of counterbody material on sliding wear behaviour of nicrsib-tib2 plasma sprayed material проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 48 стороженко м.с., уманский а.п., терентьев а.е., костенко а.д. влияние материала контртела на износостойкость и механизмы изнашивания плазменного покрытия системы nicrsib-tib2. исследованы износоcтойкость и механизмы изнашивания плазменного покрытия системы nicrsib20мас.%tib2 в паре трения с плазменными покрытиями nicrsib, al2o3 и cr2o3 в условиях трения скольжения без смазки при скорости скольжения 0,5 м/с и при постоянной нагрузке 0,8 н. структура плазменного покрытия нхтб20 состоит из матрицы на основе никеля, в которой равномерно распределены упрочняющие зерна диборида титана и боридов хрома. установлено, что износ покрытия nicrsib-20мас.%tib2 в паре трения с плазменным покрытием nicrsib составляет 14 мкм/км, в паре трения с покрытиями al2o3 и cr2o3 12 мкм/км и 8 мкм/км соответственно. в результате исследования поверхностей трения установлено, что основным механизмом изнашивания исследуемых пар трения является окислительный: в процессе трения на сопряженных поверхностях формируются защитные оксидные пленки, которые эффективно предотвращают повреждение покрытий. ключевые слова: самофлюсующийся сплав, диборид титана, плазменные покрытия, изнашивание. математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 105 кухарь в.в., тузенко о.а., балалаева е.ю., нагнибеда н.н. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv.mariupol@gmail.com математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком удк 621.73.69.001.24:536.224 в работе рассмотрены схемы теплопередачи от неравномерно нагретой по длине заготовки к плоскому штампу. разработана рекуррентная конечно-разностная математическая модель изменения температурных полей заготовки и штампа, позволяющая определять начальное распределение температур в заготовке для проектирования электротермических нагревателей необходимой конструкции. ключевые слова: конечно разностная математическая модель, метод элементарных тепловых балансов, заготовка, штамп, температурное поле, градиентный нагрев, остывание. введение термодинамические процессы, протекающие при горячей обработке материалов давлением, оказывают влияние на выбор термомеханических режимов, а их учет необходим для исключения дефектов термического происхождения и деформационного разрушения заготовки, обеспечения требуемых температур и высокой стойкости штампового инструмента. как известно, температура заготовки на протяжении термического цикла от нагрева до завершения деформирования не должна выходить за верхнюю и нижнюю границы температурного интервала, которые оговорены в справочной литературе [1]. гораздо сложнее произвести выбор термомеханических режимов в процессах градиентного (неравномерного) нагрева заготовок под последующую обработку давлением: ковку или штамповку. задача существенно усложняется на этапах начального остывания заготовки тем, что необходимо учитывать исходное распределение температур в заготовке, тепловые процессы на контакте неравномерно нагретых частей заготовки с воздухом и инструментом. кроме того, следует учитывать изменение теплофизических свойств металла заготовки и контактирующего инструмента, происходящее вследствие изменения температуры при контактном теплообмене. для решения таких задач наиболее целесообразно использование приемов численного счета в качестве метода разработки математической модели процесса. анализ известных исследований и публикаций способы местного, неравномерного или дифференцированного (градиентного) нагрева, иногда сочетающиеся с принудительным охлаждением инструмента, широко применяют при вытяжке и отбортовке, гибке, раздаче и обжиме [2 4]. неравномерный нагрев слитков под ковку используют для достижения положительного эффекта влияния интенсивных сдвиговых деформаций на проработку металла [5]. в диссертации в.и. стеблюка [6] получили развитие способы вытяжки из предварительно спрофилированной заготовки с применением неравномерного нагрева, обеспечивающие необходимую разницу сопротивления деформированию по очагу деформации, увеличивая вытяжку и снижая разнотолщинность изделий. данные технологические приемы применимы при штамповке листового материала, и расширение их области применения на процессы объемного деформирования требует научного обоснования и разработки практических рекомендаций. в объёмной штамповке перед высадкой утолщений применяют местный нагрев в очковых печах или индукторах [7] или подстуживание торцов заготовок. известно применение зонального и дифференцированного нагрева заготовок в процессах горячей объёмной штамповки [8], для чего конструируют специальные индукционные установки. перспективно направление развития нагрева и деформирования энергией лазера [9]. в работе [10] выполнены расчеты температурного поля, специального индукционного нагревателя и электротермических процессов при градиентном нагреве продукции кабельной промышленности. данный способ является перспективным для операций с формоизменением в открытом объеме, причем распределение температур при нагреве рационально принимать соответствующим распределению деформаций или утолщений, которые необходимо получить в заготовке [11]. интенсификацию формоизменения градиентным нагревом по длине заготовки рассматривают как температурный способ безручьевого профилирования [12], который позволяет управлять конечной формой изделия. распределение температур по высоте (длине) заготовки следует корректировать как на время, проходящее от конца нагрева заготовки до начала её деформирования, так и на время контакта заmailto:kvv.mariupol@gmail.com математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 106 готовки с нижним штампом (бойком) до деформирования. разработка и программная реализация математической модели изменения температурного поля с учетом времени переноса заготовки от нагревательного устройства к штампу были выполнены ранее в работах [13, 14]. термодинамические процессы охлаждения на штампе заготовки, которая неравномерно прогрета по высоте, ранее не изучали. цель работы целью работы является разработка математической модели термодинамических процессов, происходящих при контакте и остывании неравномерно нагретой по высоте заготовки на плоском штампе перед деформированием. изложение основного материала для разработки математической модели был выбран метод элементарных тепловых балансов. применительно к заготовке рассматривали одномерную модель, то есть плотность теплового потока является функцией координаты по оси заготовки и времени. применительно к штампу рассматривали двухмерную модель с его прогревом вглубь и в стороны. нагретую заготовку (рис. 1) условно разбивали на элементарные объемы (слои) цилиндрической формы толщиной x и площадью 4/20df  , где 0d – диаметр заготовки. аналогично проводили условное разбиение тела штампа на слои толщиной /x . размеры x выбирали небольшими по сравнению с длинной заготовки 0l , принимали x = /x . а в б г рис. 1 – схемы теплопередачи в заготовке и штампе: а – в промежуточном слое (i); б – в приконтактном слое (i = 0); в – прогрев слоев штампа (i = -1; -2; -3); г – теплопередача в штамп принимали следующие допущения: 1) изотермические поверхности в пределах одного цилиндрического элемента представляют собой параллельные плоскости, равноотстоящие друг от друга; 2) средний тепловой поток q , проходящий за элементарный промежуток времени  через любую поверхность, пропорционален начальному значению градиента температур за это же время; математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 107 3) теплосодержание элемента возрастает (убывает) пропорционально приращению (снижению) температуры в средней точке его объема, а тепловой поток распространяется от более нагретых элементов к менее нагретым ( 21 qq  ), а так же в окружающую среду ( 3q ); 4) теплопередача конвекцией не учитывается. искомое рассредоточение температур по длине заготовки зависит от начального распределения. рассматривали два типа распределения: а) линейное, с меньшими значениями температуры на торцах заготовки и максимумом в поперечном сечении на середине её высоты; б) соответствующее рассредоточению деформаций при осадке высоких заготовок (в соответствии с рекомендациями источника [11]). количество элементарных объемов при рассмотрении заготовки: xln  /0 , порядковый номер каждого элемента x обозначали как ni ;...2;1 . время от окончания нагрева заготовки до начала её деформирования обозначали через  и разбивали на m элементарных промежутков  , т.е.  /m . каждому элементарному  присваивали порядковый номер mj ;...2;1 . величина     mj j j j ...2;1 1 )( подлежит определению. вводили обозначения для температур (в с): jit ; – температура произвольного слоя в любой промежуток времени, где i – номер произвольного слоя, j – номер промежутка времени. теплопередача от слоя к слою в заготовке и штампе происходит в соответствии с основным законом фурье [15], теплообмен с окружающей средой – согласно закону стефана-больцмана [15]. рассмотрим тепловой баланс для слоя i внутри образца (рис. 1, а). обозначим температуру i–го слоя в момент времени j как jit ; . температура i –го слоя в предыдущий момент времени 1; jit . температура i –го слоя в последующий момент времени 1; jit . удельная плотность и плотность теплового потока от слоя 1i к i слою обозначали и соответственно: x tt q jijii     ;;1 11 и 4 2 0 11 d qq   , (1) где  – коэффициент теплопроводности для материала при заданных условиях, вт/мград. удельная плотность и плотность теплового потока от слоя i к слою 1i : x tt q jijii      ;1; 12 и 4 2 0 22 d qq   . (2) плотность теплового потока от боковой поверхности слоя i к окружающей среде:      xdttq ñîjipr  04.4;/3 273273 , (3) где 1067,5 8 cmpr          42м вт k вт, здесь cm = 0,8 – степень черноты заготовки и штампа. изменение энтальпии i –го слоя за промежуток времени  :   xdttch jijiii     4 2 0 ;1; , (4) где  – плотность материала заготовки при заданной температуре, кг/м3; c – теплоемкость материала заготовки при заданной температуре, дж/(кгград). после решения уравнения теплового баланса в виде:   0321  hqqq , (5) с учетом (1)–(4), получим:       ,2732734 )( 4 .. 4 ; 0 ;1;2 1 ;;12 ;1 ;1;                ñîji pr jiji i jiji ji jiji tt d tt x a tt x a tt (6) математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 108 где ña  / – коэффициент температуропроводности материала. рассмотрим тепловой баланс для слоя ni 2 , не прилегающего к бойку (рис. 1, а). удельная плотность и плотность теплоты от слоя 12 n к слою ni 2 соответственно: x tt q jnjnjn     ;2;12;21 и 4 2 0 11 d qq   . (7) плотность теплового потока от слоя ni 2 в окружающую среду с температурой ..cot :      ) 4 (273273 0 2 04 . 4 ;23 xd d ttq cojnpr    . (8) изменение энтальпии слоя за время  : x d ttch jnjnnnn     4 )( 2 0 1;2;2222 . (9) после решения уравнения теплового баланса для слоя ni 2 в виде: nhqq 221 )(  , (10) с учетом (7) (10), получим:     .273273 ) 4 1( )( 4 . 4 ;2 ;2;2 0 ;2;122 ;2;2 ;12 ;21;2              ñîjnpr jnjn jnjn jnjn jn jnjn tt xc d x tt xc tt (11) значения коэффициентов теплопроводности берут при средней температуре соседнего слоя в момент времени j , плотность и теплоемкость берут при температуре слоя в момент времени j . значение x выбираем произвольно (желательно чтобы n было не менее 10). значение  выбирают из условия устойчивости счета: 2 1 2 minmin min    xc . (12) рассмотрим тепловой баланс для слоя 0i (рис. 1, б). теплофизические свойства штампа обозначали ' , 'c , ' , 'a . значение 'x определяли из условия: a a xx ' '  . (13) в общем виде для слоя i в момент времени j масса слоя будет равна: ')')(( 4 ''' 21;1;; xxjidcm ojijiji     . (14) при счете необходимо проводить проверку по условию 0 ji . если условие выполняется, то расчет ведут по приведенной формуле. если 0 ji , то необходимо принимать значение 0 ji . удельный тепловой поток и тепловой поток от слоя 1i к слою 0i : x tt q jji     ;0;111 и 20 ;0;1 11 4 d x tt q jji        . (15) тепловой поток от слоя 0i к слою 1i (рис 1, б): 2 0 ;0;0 02 42/ ' d x tt q jj       , (16) здесь jt ;0' – температура на границе слоев 0i и 1i (условия приравниваются). изменение энтальпии слоя 0i :  jjjjj ttx d ch ;01;0 2 0 ;0;0;0 4     . (17) математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 109 после решения уравнения теплового баланса слоя 0i в виде:   jhqq ;021  , (18) с учетом (13) (15), получаем: ) ' ' ' ' ( 2 )( 00 ;1 0 ;0 0 ;02 ;0;0 0 ;0;12 ;0;0 ;1 ;01;0 xx t x t xt xc tt xc tt jj j jj jj jj j jj                    . (19) рассмотрим тепловой баланс для слоя 1i (рис. 1, б г). удельный тепловой поток и тепловой от слоя 0i к слою 1i соответственно: 2/ ' ;0;0 01 x tt q jj    и . 42/ ' 20;0;0 01 d x tt q jj      (20) тепловой поток от слоя 1i к слою 2i (рис. 1, г): . 4' ' 2 0;2;;1 ;11 d x tt q jjjj       (21) изменение энтальпии слоя 1i :  .']')([ 4 ' '' ;11;10;0;0;1 jjjjj ttxxjidch     (22) после решения уравнения теплового баланса получим искомую температуру 1;1  jt : ).( ]')([)('' ) ' ' ' ' ( ']')([ 4 '' 2 ;2;1 0 2 ;1;1 2 0;1 00 ;1 0 ;0 0 ;0 0;1;1 2 00 ;11;1 jj jj j jj j jj jj tt xjidxc d xx t x t xt xxxjidc d tt                            (23) зависимости (6), (11), (19), (23) составляют основу автоматизированного расчета распределения температуры в заготовке и штампе. на базе данных зависимостей была составлена программа temppole в среде c++ builder, позволяющая исследовать термодинамические процессы в неравномерно нагретой заготовке и штампе. выводы разработанная математическая модель изменения температурных полей в неравномерно нагретой по длине заготовке и штампе, на который она установлена, позволяет рассчитывать рациональное начальное распределение температур по длине заготовки, необходимое для проектирования нагревателей, например, индукционного или щелевого типов. перспективными направлениями развития исследований в данном направлении являются расчеты термических напряжений в инструменте и заготовке для предупреждения её разрушения при последующем деформировании. литература 1. ковка и штамповка : справочник : в 4 т. т. 1. материалы и нагрев. оборудование. ковка / под ред. е. и. семенова. – м. : машиностроение, 1985. – 569 с. 2. ершёв в. и. интенсификация формоизменяющих операций листовой штамповки / в. и. ершёв. – м.: высшая школа, 1989. – 87 с. 3. method for bending workpieces: pat. 7373797 сша, мпк в 21 d 43/10 (2006.01) / rosenberger ag, rosenberger gerhard. – № 10/567067 ; заявл. 13.07.2004 ; опубл. 20.05.2008 ; нпк 72/307. 4. кирицев а. д. обжим толстостенных труб с неравномерным нагревом очага деформации / а. д. кирицев, в. к. икорский // изв. вузов. черная металлургия. – 1965. – № 3. – с. 11-15. 5. протяжка заготовок с неоднородным температурным полем / в. к. заблоцкий, я. г. жбанков, а. а. швец, в. в. панов // научный вестник дгма. – 2013. – № 2 (12е). – с. 52-62. 6. стеблюк в. и. разработка теории и методов интенсификации формоизменяющих операций листовой штамповки: дис. … д-ра техн. наук : 05.03.05 / стеблюк владимир иванович. – к., 1998. – 312 с. математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 110 7. безручко и. и. индукционный нагрев для объёмной штамповки / и. и. безручко. – л.: машиностроение, 1987. – 126 с. 8. zone heating methods and apparatuses for metal workpieces for forging : pat. 6178800 usa, мпк7 в 21 j 1/06. msp ind. corp. / edmonds kevin, stenger jeffery. – № 09/114970 ; заявл. 14.07.1998 ; опубл. 30.01.2001 ; нпк 72/342.94. 9. zhang x. r. numerical simulation of pulsed laser bending / x. r. zhang, g. chen, x. xu // trans. asme. j. appl. mech. – 2002. – № 3. – p. 254-260. 10. кувалдин а. б. автоматизированный расчет процесса индукционного градиентного нагрева для кабельной промышленности / а. б. кувалдин, н. с. некрасова // промышленный электрообогрев и электроотопление. – № 3/2013. – с. 34-38. – режим доступа : // http://www.eheating.ru/content/files/kuvalding_nekrasova.pdf 11. кухар в. в. розробка рекомендацій до використання диференційованого нагрівання при одержанні профільованої заготовки осаджуванням із втратою стійкості / в. в. кухар, к. к. діамантопуло // удосконалення процесів та обладнання обробки тиском у металургії і машинобудуванні : зб. наук. пр. – краматорськ, 2001. – с. 321-326. 12. гринкевич в. а. бесштамповое профилирование на прессах с повышением точности формоизменения на окончательных операциях / в. а. гринкевич, в. в. кухарь, к. к. диамантопуло // кузнечно-штамповочное производство. обработка материалов давлением. – 2010. – № 5. – с. 19-23. 13. математичне моделювання зміни температурного поля заготовки при охолодженні після нерівномірного нагрівання / к. к. діамантопуло, л. і. хііш, в. в. кухар, і. в. дмитренко // наукові вісті. сучасні проблеми металургії. – дніпропетровськ, 2002. – т. 5 : пластична деформація металів. – с. 175-179. 14. хііш л. і. розрахунок температурного поля заготовки при нерівномірному нагріванні / л. і. хііш, в. в. кухар, і. в. дмитренко // вісник технологічного університету поділля. – хмельницький, 2001. – № 5 (36). – с. 155-159. 15. лыков а.в. теория теплопроводности / а.в. лыков. – м.: машгиз, 1967. – 596 с. п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com поступила в редакцію 10.03.2016 http://www.e-heating.ru/content/files/kuvalding_nekrasova.pdf математическая модель термодинамических процессов при контакте градиентно нагретой заготовки с плоским бойком проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 111 kukhar v.v., tuzenko o.a., balalayeva e.yu, nahnibeda n.n. mathematical model of thermo-dynamical processes during contacting of gradient-heated billet with flat die. the models of a heat transfer from billet that unregulated heated on length to the flat die are considered in this paper. the recurrent certainly-difference mathematical model of a temperature fields changes in the billet and the die are developed. this model allows defining the initial distribution of temperatures in billet for choice an electro-thermal heater of a necessary design. ключевые слова: certainly-difference mathematical model, method of elementary heat balances, billet, flat die, temperature field, gradient heating, cooling. references 1. kovka i shtampovka, spravochnik, v 4 t. t.1. materiali i nagrev, oborudovanie, kovka, pod red. e.i. semenova, m., mashinostroenie, 1985, 569 p. 2. ershev v. i. intensifikatsiya formoizmenyayuschih operatsiy listovoy shtampovki, m., visshaya shkola, 1989, 87 p. 3. method for bending workpieces: pat. 7373797 usa, mpk v 21 d 43/10 (2006.01) / rosenberger ag, rosenberger gerhard. no. 10/567067 ; zayavl. 13.07.2004 ; opubl. 20.05.2008 ; npk 72/307. 4. kiritsev a.d., ikorskiy v.k. obzhim tolstostennyih trub s neravnomernyim nagrevom ochaga deformatsii, izv. vuzov, chernaya metallurgiya, 1965, no. 3, p. 11-15. 5. zablotskiy v.k., zhbankov ya.g., shvets a.a., panov v.v. protyazhka zagotovok s neodnorodnyim temperaturnyim polem, nauchnyiy vestnik dgma, 2013, no. 2 (12e), p. 52-62. 6. stebluk v.i. razrabotka teorii i metodov intensifikatsii formoizmenyayuschih operatsiy listovoy shtampovki: dis. dr. tehn. nauk ,05.03.05, stebluk vladimir ivanovich, kiev, 1998, 312 p. 7. bezruchko i.i. induktsionnyiy nagrev dlya objomnoy shtampovki, l., mashinostroenie, 1987, 126 p. 8. zone heating methods and apparatuses for metal workpieces for forging : pat. 6178800 usa, mpk7 v 21 j 1/06. msp ind. corp. / edmonds kevin, stenger jeffery, no. 09/114970 ; zayavl. 14.07.1998 ; opubl. 30.01.2001 ; npk 72/342.94. 9. zhang x.r., chen x.xu. numerical simulation of pulsed laser bending, trans. asme. j. appl. mech., 2002, no. 3, p. 254-260. 10. kuvaldin a.b., nekrasova n.s. avtomatizirovannyiy raschet processa induktsionnogo gradientnogo nagreva dlya kabelnoy promyishlennosti, promyishlennyiy elektroobogrev i elektrootoplenie, no. 3, 2013, p. 3438. url : // http://www.e-heating.ru/content/files/kuvalding_nekrasova.pdf 11. kukhar v.v., diamantopulo k.k. rozrobka rekomendatsiy do vikoristannya diferentsiyovanogo nagrivannya pri oderzhanni profiljovanoyi zagotovki osadzhuvannyam iz vtratoyu stiykosti, udoskonalennya protsesiv ta obladnannya obrobki tiskom u metalurgiyi i mashinobuduvanni, zb. nauk. pr., kramatorsk, 2001, p. 321-326. 12. grinkevich v.a., kukhar v.v., diamantopulo k.k. besshtampovoe profilirovanie na pressah s povyisheniem tochnosti formoizmeneniya na okonchatelnyih operatsiyah, kuznechno-shtampovochnoje proizvodstvo, obrabotka materialov davleniem, 2010, no. 5, p. 19-23. 13. diamantopulo k.k., khiish l.i., kukhar v v., dmytrenko i.v. matematichne modelyuvannya zminy temperaturnogo polya zagotovki pri oholodzhenni pislya nerivnomirnogo nagrivannya, naukovi visti. suchasni problemi metalurgiyi, dnipropetrovsk, 2002, t. 5, plastichna deformatsiya metaliv, p. 175-179. 14. khiish l.i., kukhar v.v., dmitrenko i.v. rozrahunok temperaturnogo polya zagotovki pri nerivnomirnomu nagrivanni, visnik tehnologichnogo universitetu podillya, khmelnitskiy, 2001, no. 5(36), p. 155159. 15. lykov a.v. teoriya teploprovodnosti, m. mashgiz, 1967, 596 p. зв'язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробці проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 28 буряк а.в.,* буряк в.г.** *хмельницький національний університет, **хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти м. хмельницький, україна e-mail: viktorburyak1955@gmail.com зв'язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробці удк 621.9 розглядається зв'язок фізико-механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів, що визначають працездатність ріжучих інструментів. увага приділяється зносостійкості інструментів, що надає можливість для збільшення продуктивності обробки і є важливою умовою автоматизованого виробництва. ключові слова: оброблення різанням, фізико-механічні, теплофізичні і акустичні властивості матеріалів, причинно-наслідковий зв’язок, знос. вступ в аналізі характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів передбачено розгляд необхідних властивостей обох марок матеріалів, що знаходяться у безпосередньому контакті в процесі оброблення різанням (механообробки). вивченню працездатності інструментів, що оснащені ріжучими пластинами з різних марок інструментальних матеріалів присвячено багато наукових досліджень, в основу яких покладено традиційні методи визначення оброблюваності: дослідження якості обробленої поверхні; раціональних режимів різання; надання рекомендації до значень геометричних параметрів ріжучої частини інструмента, а також приведено температурні і силові залежності. при розгляді основних енергетичних характеристик, які визначають працездатність інструментів, в публікаціях [1, 2] показано найбільш важливі властивості матеріалів. мета і постановка задачі з метою застосування основного диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку [1, 2] виконується подальше обґрунтування показників енергетичного стану матеріалів, що утворені в процесі різання. властивості обробного і інструментального матеріалів визначають характер коливань мікроструктури робочої частини інструмента, який залежить від здатності останнього вільно перепускати хвилі повністю, затримувати у приконтактному шарі, або відбивати потоки хвильових збуджень. особлива увага приділяється зносостійкості інструментів, що надає можливість для збільшення продуктивності обробки і є важливою умовою автоматизованого виробництва. в даній статті розглядаються фізико-механічні, теплофізичні і акустичні властивості конкретних марок обробних матеріалів, при різанні яких за тими чи іншими причинами (наприклад, при досягненні якості обробленої поверхні, продуктивності в умовах автоматизованого виробництва, надійності процесу різання та ін.) виникають труднощі та потреба у більш досконалому методі вибору інструментального матеріалу, застосуванні способів спеціальної підготовки технічних параметрів процесу механообробки. разом з цим, марки обробних матеріалів підібрано таким чином, що їх різання можливо практично всіма відомими марками інструментальних матеріалів. це дозволяє встановити явні відмінні особливості основних характеристик енергетичного стану матеріалів. у відповідності до однієї з головних задач роботи – забезпечення надійності процесу механообробки, такий підхід у вирішенні проблеми дає можливість цілеспрямованої зміни визначених характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу. виклад матеріалів досліджень з урахуванням приведених вище доводів, а також виходячи з практики приладобудівного виробництва, для проведення більш детального аналізу прийнято алюмінієві сплави, а також сталі 12х18н9т, у12а та 50л. тривала тонка, високоточна розмірна обробка даних матеріалів в умовах автоматизованого виробництва є складним процесом. тим більше трудність обробки проявляється тоді, коли поряд з вимогами високої точності, до обробленої поверхні пред’явлено вимоги високого класу шорсткості (поверхні типу дзеркал), а також коли розглядають доцільність заміни процесу шліфування лезовою обробкою тощо. досягнення такої мети можливо в умовах підвищення швидкостей різання, при виборі інструментального матеріалу з високим коефіцієнтом теплопровідності, низьким коефіцієнтом адгезійної взаємодії та ін. проте, збільшення теплопровідності призводить до зниження міцності інструменту, що зменшує у цілому ефективність процесу механообробки. mailto:viktorburyak1955@gmail.com http://uk.wikipedia.org/wiki/%d0%9e%d0%b1%d1%80%d0%be%d0%b1%d0%ba%d0%b0_%d0%bc%d0%b0%d1%82%d0%b5%d1%80%d1%96%d0%b0%d0%bb%d1%96%d0%b2_%d1%80%d1%96%d0%b7%d0%b0%d0%bd%d0%bd%d1%8f%d0%bc зв'язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробці проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 29 ефективну надійну обробку буде забезпечено в умовах високої стабільності необхідних властивостей обробного і інструментального матеріалів, а також при меншій інтенсивності зміни енергетичних характеристик матеріалів у межах граничної температури різання. так, наприклад, і це ще одна особливість, що доводить трудність високопродуктивної точної обробки начисто алюмінієвих сплавів, значення модуля пружності при збільшенні температури (близької до температури різання) інтенсивно зменшуються (рис. 1) [3]. це пред’являє особливі вимоги у виборі інструментального матеріалу в умовах автоматизованого виробництва, у першу чергу, до його тривалої зносостійкості і надійності. багаточисленними дослідженнями встановлено, що основними механічними і теплофізичними властивостями обробних і інструментальних матеріалів, за якими визначають працездатність інструментів, є твердість, густина та граничні руйнівні навантаження ( вs , в , u та ін.), коефіцієнти тепло і температуропровідності, питома теплоємність тощо. група механічних характеристик має функціональну залежність з фізичними властивостями матеріалів [4], які визначають потенційну енергію твердого тіла: модулем потужності e і зсуву g , коефіцієнтом пуассона μ . за зміною температури, яку зумовлено процесом різання, дані властивості змінюють свої значення з різною інтенсивністю, що в екстремальних умовах процесу механообробки впливає на надійність у роботі інструмента. залежність основних фізичних властивостей від температури встановлено за використанням довідникових даних [5] та показано на рис. 2 і рис. 3. у межах зміни температури від 293к до 1073к фізичні властивості сталей 12х18н9т і 50л змінюються безперервно. інтенсивність зміни значень різна, як у фізико механічних властивостей: модулів юнга e , і зсуву g , так і у теплофізичних властивостей: коефіцієнта теплопровідності λ і питомої теплоємності ρс . характерним є те, що для різних марок сталей і сплавів значення e і g із збільшенням температури безперервно зменшуються, а ρс – збільшуються. для різних марок сталей і сплавів теплопровідність λ змінюється неоднозначно: так для сталі 12х18н9т (рис. 2) – λ збільшується, а для сталі 50г (рис. 3) – λ зменшується за збільшенням температури. що, звичайно, позначається на оброблюваності різанням приведених сталей. у розгляді сукупності фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей, спільною характеристикою є густина матеріалів ρ . зміна густини матеріалів за зміною температури показана на рис. 4. із збільшенням температури густина матеріалів безперервно зменшується. проте величина зміни ρ при аналізі багаточисленних марок матеріалів незначна і складає всього 3,5, ..., 4,5 %. приведені закономірності можна пов’язати з протилежним характером зміни коефіцієнта лінійного розширення α за зміною температури (рис. 5) досліджуваних матеріалів. коефіцієнт α безперервно збільшується за збільшенням температури. зміну даного коефіцієнта враховують у випадку проведення аналізу потенційної енергії матеріалу з урахуванням температури т , наприклад, при визначенні температурної деформації матеріалу тε за формулою: рис. 1 – вплив температури на значення модуля юнга алюмінієвих сплавів: 1 – al – cu; 2 – al mg – si; 3 – al mn, al mg, al zn mg, al zn cu mg рис. 2 – залежність значень основних фізичних властивостей сталі 12х18н9т від температури рис. 3 – залежність основних фізичних властивостей сталі 50л від температури зв'язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробці проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 30 тт  αε . (1) як було вже показано в публікації [6], основними параметрами, що визначають акустичні властивості обробних і інструментальних матеріалів, є швидкість розповсюдження хвилі і густина. також, було показано, що існує наступна властивість (для твердих тіл): при збудженні коливань і розповсюдженні утворених хвиль, на границі контакту різнорідних тіл проходить трансформація хвилі з подальшим її розповсюдженням у повздовжньому і поперечному напрямках із швидкостями відповідно – повздовжньою c і поперечною tc . точний опис коливних і хвильових процесів являє собою досить громіздку задачу, по скільки утворені хвилі перебувають у стохастичній залежності від явищ відбиття, проникнення, розсіювання, поглинання тощо, що властиво як обробним, так і інструментальним матеріалам. тому, у подальшому аналізі будемо вести мову тільки про характер відносної зміни акустичних властивостей для різних обробних і інструментальних матеріалів. характеристичні залежності швидкостей c і tc за зміною температури отримуємо шляхом розрахунків з використанням формул [7, 8] та довідникових даних [5] для визначення поточних значень e , g , μ , ρ , як функцій від температури. отримані результати досліджень характеру зміни швидкостей хвилі c і tc за зміною температури у межах (293, ..., 1073) °к показано: для нержавіючої сталі 12х18н9т на рис. 6; для сталі 50л на рис. 7. аналіз приведених залежностей показує, що, за збільшенням температури, швидкості хвилі безперервно зменшуються, проте величина і інтенсивність зміни швидкостей різна: у сталі 12х18н9т c на 24%, tc на 15% (рис. 6); у сталі 50л c на 32%; tc на 22% (рис. 7). тобто, у загальній оцінці працездатності інструментів має місце факт перерозподілу значень повздовжніх і поперечних швидкостей акустичних хвиль, що, на нашу думку, суттєво змінює характеристики енергетичного стану контактної взаємодії обробного і інструментального матеріалів і, відповідно, характер внутрішнього тертя в мікроструктурі робочої частини інструмента. отримані вище результати досліджень дозволяють робити висновки про аналогічний характер зміни акустичних властивостей різних матеріалів: обробних, а також інструментальних. проте, для більшості матеріалів у літературних джерелах не приведено результатів досліджень зміни їх властивостей (фізико механічних, теплофізичних, акустичних) за зміною температури. звичайно, це обмежує проведення більш повного аналізу зв’язку всіх властивостей. тому, у подальшому виконанні аналізу енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів, виникає необхідність в утворенні нових методів для визначення основних параметрів акустичних властивостей та контролю якості рис. 4 – залежність густини матеріалів від температури: 1 – 12х18н9т; 2 – 50л; 3 – у12а рис. 5 – залежність коефіцієнта лінійного розширення матеріалів від температури: 1 – 12х18н9т; 2 – 50л; 3 – у12а рис. 6 – характеристичні залежності швидкостей розповсюдження хвилі в сталі 12х18н9т за зміною температури зв'язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробці проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 31 досліджуваних матеріалів. це, у першу чергу, стосується нових інструментальних матеріалів на стадії їх обробки та вдосконалення структурного складу. зміна швидкості розповсюдження хвиль у контакті обробного і інструментального матеріалів зумовлює характер коливань мікроструктури робочої частини інструмента, який залежить від здатності останнього вільно перепускати хвилі повністю, затримувати у приконтактному шарі, або відбивати потоки хвильових збуджень. відповідно, характеристики енергетичного стану робочої частини у різних випадках будуть змінюватись. очевидно, що “пропускна” здатність мікроструктури робочої частини інструмента буде залежати від швидкості розповсюдження хвилі в інструментальному матеріалі. за розрахунковими даними, використовуючи формули [7, 8], швидкості розповсюдження хвилі у повздовжньому /lc і поперечному /tc напрямках для досліджуваних інструментальних матеріалів складають (м /с): швидко ріжучої сталі р6м5 – /lc = 5597, / tc = 3353; твердих сплавів т15к6 – /lc = 7156, / tc = 4384 і вк60м – / lc = 6870, / tc = 4251; мінералокерамічного інструментального матеріалу вок60 – /lc = 10050, / tc = 6269; надтвердих матеріалів к05 – / lc = 12649, / tc = 7806 і алмет – / lc = 14183, / tc = 10282. приведені дані швидкостей хвилі складають загальну тенденцію зростання їх величин по мірі підвищення ріжучих властивостей інструментальних матеріалів для чистових операцій процесу механообробки. також, аналіз значень швидкостей розповсюдження хвилі в обробних матеріалах ( c і tc ) і інструментальних матеріалах ( / lc і / tc ) показує, що їх співвідношення задовольняє наступним нерівностям: / lc > c . (2) / tc > tc . (3) хвильовий опір cρ , як було встановлено [6], визначає здатність матеріалів до взаємодії: зі сторони обробного матеріалу – зумовлює дію, енергетичну активність коливних і хвильових процесів; зі сторони інструментального матеріалу – здатність чинити опір утвореним хвильовим процесам. за густиною інструментальних матеріалів /ρ (кг /м3, х103): р6м5 – 8,2; т15к6 – 11,5; вк60м – 15,0; вок60 – 4,3; ко5 – 4,3; алмет – 3,5, встановлено, що для раціонального проведення процесу механообробки, існують наступні умови щодо співвідношення хвильових опорів обробного і інструментального матеріалів, відповідно для повздовжніх ( cρ і //ρ lc ) і поперечних ( tcρ і //ρ tc ) хвиль: //ρ lc > cρ , (4) //ρ tc > tcρ . (5) висновки приведені результати досліджень виражають загальні закономірності взаємозв’язку та зміни властивостей обробних і інструментальних матеріалів, які контактують у конкретному випадку процесу механообробки. визначена одна з особливостей, що доводить трудність високопродуктивної точної обробки начисто алюмінієвих сплавів при якій значення модуля пружності при збільшенні температури (близької до температури різання) інтенсивно зменшуються. у межах зміни температури від 293к до 1073к фізичні властивості сталей 12х18н9т і 50л змінюються безперервно. інтенсивність зміни значень рис. 7 – характеристичні залежності швидкостей розповсюдження хвилі в сталі 50л за зміною температури зв'язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробці проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 32 різна, як у фізико механічних властивостей: модулів юнга e , і зсуву g , так і у теплофізичних властивостей: коефіцієнта теплопровідності λ і питомої теплоємності ρс . для різних марок сталей і сплавів теплопровідність λ змінюється неоднозначно: так для сталі 12х18н9т – λ збільшується, а для сталі 50г – λ зменшується за збільшенням температури. із збільшенням температури густина матеріалів безперервно зменшується. проте величина зміни ρ при аналізі багаточисленних марок матеріалів незначна і складає всього 3,5, ..., 4,5 %. отримані результати досліджень характеру зміни швидкостей хвилі c і tc за зміною температури у межах (293, ..., 1073) °к показали, що, за збільшенням температури, швидкості хвилі безперервно зменшуються, проте величина і інтенсивність зміни швидкостей різна: у сталі 12х18н9т c – на 24 %, tc – на 15 %; у сталі 50л c – на 32 %; tc – на 22 %. тобто, у загальній оцінці працездатності інструментів має місце факт перерозподілу значень повздовжніх і поперечних швидкостей акустичних хвиль, що, на нашу думку, суттєво змінює характеристики енергетичного стану контактної взаємодії обробного і інструментального матеріалів і, відповідно, характер внутрішнього тертя в мікроструктурі робочої частини інструмента. отримані вище результати досліджень дозволяють робити висновки про аналогічний характер зміни акустичних властивостей різних матеріалів: обробних, а також інструментальних. аналіз значень швидкостей розповсюдження хвилі в обробних матеріалах ( c і tc ) і інструментальних матеріалів ( /lc і / tc ) показує, що їх співвідношення задовольняє нерівностям ( / lc > c і / tc > tc ). встановлено, що для раціонального проведення процесу механообробки, існують наступні умови щодо співвідношення хвильових опорів обробного і інструментального матеріалів, відповідно для повздовжніх ( cρ і //ρ lc ) і поперечних ( tcρ і //ρ tc ) хвиль: //ρ lc > cρ ; //ρ tc > tcρ . врахування досліджуваних закономірностей в теорії коливань і хвиль дозволяє у подальшому вирішенні поставлених задач проводити обґрунтування технічних і технологічних параметрів у механообробці. література 1. буряк а.в., буряк в.г. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 23-30. 2. буряк а.в., буряк в.г. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 71 77. 3. промышленные деформируемые, спеченные и литейные алюминиевые сплавы / альтман м.б., амбарцумян с.м., аристова н.а. и др. -м.: металлургия, 1972. – 552 с. 4. гжиров р.и. краткий справочник конструктора: справочник. – л.: машиностроение, ленингр. отд-ние, 1983. – 464 с., ил. 5. [електронний ресурс]. справочник (марочник) сталей и сплавов – режим доступу: http://smetall.com.ua/spravochnik_stalej.html 6. буряк в.г. оцінка працездатності композиційних інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1998. – №1. – с. 49-56. 7. буряк в.г. теоретичний аналіз контролюючих і вимірювальних характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів у механообробці // вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1997. – №1. – с. 36-42. 8. справочник по физике для инженеров и студентов вузов / яворский б.м., детлаф а.а. – м.: наука, 1964. – 847 с. поступила в редакцію 09.06.2016 http://s-metall.com.ua/spravochnik_stalej.html http://s-metall.com.ua/spravochnik_stalej.html зв'язок фізико механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробці проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 33 buryak a.v., buryak v.g. communication physical, mechanical, thermal and acoustic properties of processing and cutting materials in machining. the connection of the physical and mechanical, thermal and acoustic properties of machining and tool materials, which determine the performance of cutting tools. the attention given to the wear resistance of tools, which enables to increase the processing performance and is an important condition for automated manufacturing. keywords: machining, physical, mechanical, thermal and acoustic properties of the material causal link wear. references 1. buryak a.v., buryak v.g. naukovі osnovi do ocіnki pracezdatnostі rіzhuchih іnstrumentіv za analіzom akustichnih harakteristik stanu obrobnogo і іnstrumental'nogo materіalіvu. problemi tribologії. 2014. № 4. s. 23 – 30. 2. buryak a.v., buryak v.g. tekhnіchna ocіnka metodiki vikonannya analіzu akustichnih harakteristik energetichnogo stanu іnstrumental'nogo materіalu. problemi tribologії. 2015. № 3. s. 71 – 77. 3. promyshlennye deformiruemye, spechennye i litejnye alyuminievye splavy. al'tman m.b., ambarcumyan s.m., aristova n.a. i dr. –m.: metallurgiya, 1972. 552 s. 4. gzhirov r.i. kratkij spravochnik konstruktora: spravochnik. l.: mashinostroenie, leningr. otd-nie, 1983. 464 s., il. 5. [elektronnij resurs]. spravochnik (marochnik) stalej i splavov – rezhim dostupu: http://smetall.com.ua/spravochnik_stalej.html 6. buryak v.g. ocіnka pracezdatnostі kompozicіjnih іnstrumentіv za analіzom akustichnih harakteristik energetichnogo stanu іnstrumental'nogo materіalu. vimіryuval'na ta obchislyuval'na tekhnіka v tekhnologіchnih procesah. 1998. №1. s. 49 – 56. 7. buryak v.g. teoretichnij analіz kontrolyuyuchih і vimіryuval'nih harakteristik energetichnogo stanu obrobnih і іnstrumental'nih materіalіv u mekhanoobrobcі. vimіryuval'na ta obchislyuval'na tekhnіka v tekhnologіchnih procesah. 1997. №1. s. 36 – 42. 8. spravochnik po fizike dlya injenerov i studentov vuzov. yavorskii b.m., detlaf a.a. m.: nauka, 1964. – 847 s. _goback математична модель інтенсивності зношування поверхонь тертя трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 51 венцель є.с., євтушенко а.в., щукін о.в., орел о.в. харківський національний автомобільно дорожній університет, м. харків, україна e-mail: alexhome88@gmail.com математична модель інтенсивності зношування поверхонь тертя трибосполучень удк 621.878 відомо, що під час зношування на поверхнях тертя утворюються так званні вторинні структури, які мають вищу, чим підповерхневі шари, мікротвердість. вторинні структури сприяють зменшенню зношування трибосполучень, тобто можна стверджувати, що останні є термодинамічною системою, в якій утворюється ентропія, тобто справедливі основні закони нерівновагової термодинаміки. але до цього часу немає теоретичних залежностей, які би показали взаємозв’язок між інтенсивністю зношування та головними характеристиками поверхонь тертя, зокрема, щільністю дислокацій. в цій статі наведено послідовність отримання і відповідна математична модель, аналіз якої показав, що інтенсивність зношування трибосполучення при нестаціонарному режимі прямо пропорційна середньому об’єму часток зношування та їх об’ємній концентрації у трибосполучені і його температурі, а також обернено пропорційна приповерхній щільності дислокацій та твердості поверхней. отримана математична модель справедлива для будь яких трибосполучень, які виконують обертальний, поступовий та обертально-поступовий рух при нестаціонарних режимах роботи. ключові слова: трибосполучення, інтенсивність зношування, знос, шар, частинка. вступ відомо, що в процесі роботи трибосполучень формуються структура і властивості поверхневих шарів, які забезпечують мінімізацію сил тертя і швидкості зношування. на підставі розглянутих загальних закономірностей б.i. костецьким [1 3] була побудована теорія структурно енергетичної адаптації (структурного пристосовування) поверхонь тертя при механічних і термохімічних процесах. згідно з цією теорією для всіх матеріалів та умов середовища існує визначений діапазон навантажень і швидкостей переміщення, при яких відбувається нормальне протікання механіко-хімічного зношування. при цьому структура поверхневих шарів набуває найбільшу для даних умов міцність проти фізико-хімічного впливу. такі структури б.і. костецький назвав вторинними. коли структура і властивості поверхневих шарів стають оптимальними, сили тертя і зношування квазістабілізуються, що характеризується мінімальними значеннями температури і швидкості зношування. в цьому випадку поверхні тертя адаптовані до умов тертя, тобто в максимальній степені наближені до стаціонарного стану [4]. відомо також, що в реальній структурі кристалів завжди мають місце дефекти решітки, до яких належать дислокації. особливостями їх структури, числом, закономірностями переміщення визначаються такі важливі характеристики металів, як пластичність, твердість і зносостійкість. внаслідок дислокаційних процесів утворюються особливі структури поверхонь, які теж можна віднести до розряду вторинних. велике значення при цьому має мастильне середовище, яке контактує з металевою поверхнею. мета і постановка задачі метою роботи є отримання математичної моделі, яка зв’яже інтенсивність зношування трибосполучень з характеристиками поверхонь тертя, зокрема, з щільністю дислокацій в приповерхневому шарі. виклад матеріалів дослідження поверхнево активні речовини (пар), які виникають у змащувальному матеріалі (зм) при окисленні полегшують вихід дислокацій на поверхню тіла, що приводить до пластифікування, а отже, до зміцнення поверхневих шарів, підвищення межі текучості та опору до зношування [5]. для отримання математичної моделі, яка б пов’язувала знос пари тертя «вал підшипник» при нестаціонарному режимі роботи з поверхневою щільністю дислокацій, скористаємося відомою теоремою і. пригожина про наближення термодинамічної системи до стаціонарного стану, при якому виробництво ентропії прямує до мінімального значення [6]. при цьому будемо припускати, що пара трибосполучен математична модель інтенсивності зношування поверхонь тертя трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 52 ня – це динамічна дисипативна система, в якій реалізується деградація енергії макромеханічного руху, тобто виробляється ентропія [4]. спочатку за допомогою теореми і. пригожина отримаємо вираз для величини рівновагової тангенційної напруги , яка зумовлена силою тертя. визначимо з урахуванням вкладу дислокацій об’ємне виробництво ентропії для елемента об’єма dv, що містить поверхню тертя, яка межує з середовищем, тобто зм. об’ємне виробництво ентропії ps = d s /dv, що зумовлено дислокаціями, визначається співвідношенням [7]: 1 sд ij ijp eт  ijij e , (1) де ij – тензор напружень; ije – швидкість пластичних деформацій; т – температура. обмежуючись режимом пластичного контакту при нестаціонарному режимі роботи і враховуючи, що швидкість пластичної деформації у площині ковзання згідно з даними роботи [8], xye = bдvд, отримаємо наступний вираз для виробництва ентропії, обумовлений дислокаціями: дv  kt cb t 3 10 3 , (2) де  – компонента тензору напруження, яка зумовлена питомою силою тертя; b – абсолютна величина вектора бюргерса; ct – швидкість звуку; k – стала больцмана; t – температура. на підставі даних, наданих у роботі [4], можна показати, що вклад у виробництво ентропії сил тертя враховується членом: stp grad n ntn kv grad0   , (2.5) де v  – вектор швидкості переміщення поверхонь трибовузла; 0k  – одиничний вектор; n – об’ємна концентрація часток зносу в трибовузлі. тоді повне виробництво ентропії буде мати дві складові частини, що залежать від  та визначаються виразами (2.3) і (2.5) з урахуванням виразу (2.4): 2 42 3 10 kt cb p tдs  n tn kv o grad   io ip grad n k j x       , (4) де д – щільність дислокацій у приповерхневій зоні; ij  – термодинамічний потік; ix  – термодинамічна сила. остання складова частина у цьому виразі містить потоки і термодинамічні сили, що не залежать від . оскільки згідно з теоремою i. пригожина повне виробництво ентропії у стаціонарному стані, коли інтенсивність зношування та сили тертя постійні, прямує до мінімуму, то умовний екстремум по  математична модель інтенсивності зношування поверхонь тертя трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 53 має вигляд dps /d , звідки, згідно з даними роботи [8], випливає наступний вираз для  , що відповідає стаціонарному стану: kt ncb knv t o д 420 grad3    . (5) виразимо концентрацію n через характеристики поверхонь тертя трибовузлів. якщо внаслідок зношування руйнується об’єм  vиз, тоді утворюються частки зносу, що характеризуються середнім об’ємом v0. кількість цих часток та їх концентрація в об’ємі vту трибосполучення визначаються співвідношеннями: из o v n v   , из o tу v n v v   . (6) якщо площа перетину трибосполучення , товщина зношеного шару hи, а середній зазор між підшипником та валом h (рис. 1), то: рис. 1 – схема трибосполучення: 1, 2 – поверхні тертя; 3 – шар, що зазнає зношування; 4 – частинки, що відділилися и и o tу o h h n v v v h    . (7) пов’яжемо товщину зношеного шару hи з переміщенням поверхонь тертя  l, використовуючи величину лінійного зношування ih = –  hи /  l. нехай за проміжок часу 0 частка зносу середніх розмірів перемістилась вздовж осі z на величину середнього зазору h. за цей же час вона переміститься вздовж поверхні тертя на відстань  l = v 0. тоді hи = i v 0 і рівновагова концентрація, яка встановлюється за час формування 0 трибосполучення: 0 о iv n v h   , (8) математична модель інтенсивності зношування поверхонь тертя трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 54 де i – інтенсивність зношування; v – швидкість переміщення поверхонь тертя. підставляючи співвідношення (8) до (5), отримаємо: tд o cib ktnhv 0 420 grad3   . (9) перетворимо вираз (9) наступним чином: якщо повна концентрація усіх часток на поверхнях тертя дорівнює n0, а в деякому місці z’=  h ( < 1), вона внаслідок зменшення досягає значення nmin << n0. тоді, вважаючи, що: z n n    grad o n grad n k c z      const , маємо: min h h o o o o n n n dz dz grad h          dz z n   z nh h o o n n n n n dz dz grad h z z            hn  grad . (10) тоді, замінюючи у виразі (9) h |grad n| =  on , та враховуючи, що: tc g /g остаточно отримаємо: gib ktnv д oo    0 420 3 , (11) де  – щільність; g – модуль зсуву. з отриманого виразу випливає, що рівновагова тангенційна напруга пропорційна середньому об’єму v0 часток зносу та повній концентрації часток на поверхні тертя і обернено пропорційна поверхневій щільності дислокацій на поверхні тертя. оскільки вираз (11) справедливий для усієї ділянки пластичної деформації, то він повинен бути справедливим і для випадку, коли тангенційна напруга  дорівнює межі текучості т. скориставшись тим, що т і твердість пов’язані співвідношенням hb = 3 т нарешті отримаємо таку математичну модель інтенсивності зношування поверхонь трибосполучення:     ghbb ktnv i д oo 420 9 ghbb ktnv д oo   0 42 , (12) де vо, nо – відповідно, середній об’єм та об’ємна концентрація часток зносу у трибосполученні; k – стала больцмана; t – температура;  – коефіцієнт пропорційності; b – абсолютна величина вектора бюргерса; д – щільність дислокацій у приповерхневій зоні; 0 – інтервал часу;  – щільність; hb – твердість поверхні; g – модуль зсуву матеріалу поверхні. з виразу (12) виходить, що величина інтенсивності зношування трибосполучення при нестаціонарному режимі прямо пропорційна середньому об’єму частинок зношування та їх об’ємній концентрації математична модель інтенсивності зношування поверхонь тертя трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 55 у трибосполучені і його температурі, а також обернено пропорційна приповерхній щільності дислокацій та твердості поверхней. отримана математична модель справедлива для будь яких трибосполучень, які виконують обертальний, поступовий та обертально-поступовий рух при нестаціонарнах режимах. висновок трибосполучення можна розглядати як термодинамічну систему, до якій справедливі головні закони нерівновагової аеродинаміки. отримана математична модель, яка пов’язує інтенсивність зношування трибосполучень з головними характеристиками їх поверхонь тертя. згідно з отриманою математичною моделлю інтенсивність зношування трибосполучень прямо пропорційна середньому об’єму та об’ємній концентрації частинок зносу у трибосполученні і його температури, а також обернено пропорційна приповерхній щільності дислокацій та твердості поверхні. література 1. костецкий б.и. классификация видов поверхностного разрушения и общие закономерности трения и изнашивания / б.и. костецкий // вестник машиностроения. 1984. – № 11. – с. 10-12. 2. костецкий б.и. о роли вторичных структур в формировании механизмов трения, смазочного действия и изнашивания / б.и. костецкий // трение и износ. – 1980. – т. 1, №4. – с. 622-637. 3. костецкий б.и. трение, смазка, износ / б.и. костецкий. – к. : техника, 1970. – 396 c. 4. березняков а.и. комплексная структурная приспособляемость трибосопряжений в аспекте теоремы и. пригожина / а.и. берзняков, е.с. венцель // трение и износ. – 1993. – т. 14, №1. – с. 194–202. 5. венцель е.с. механизм улучшения противоизносных свойств масел при гидродинамическом диспергировании / е.с. венцель // трение и износ. – 1992. – т. хiii, №5. – с. 905-910. 6. гленсдорф п. термодинамическая теория структуры, устойчивости и флуктуаций пм / п.глесдорф, и пригожин. – мир, 1973. – 280 с. 7. мейз дж. теория и задачи механики сплошных сред : пер. с англ / дж.мейз. – м. : мир, 1974. – 319 с. 8. хирт дж. теория дислокаций : пер. с англ. / дж. хирт, и. лоте. – м. : атомиздат,1972. – 599 с. надійшла в редакцію 15.03.2018 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com математична модель інтенсивності зношування поверхонь тертя трибосполучень проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 56 ventsel ye. s., ewtushenko a.v., shchukin о. v., orel o.v. mathematical model of the intensity of wear of friction surfaces of tribo-couplings. it is known that during wear on friction surfaces, the so-called secondary structures are formed that have higher microhardness than subsurface layers. secondary structures contribute to the reduction of wear of the tribosal-chen, that is, it can be argued that the latter are a thermodynamic system in which entropy is formed, that is, the basic laws of nonequilibrium thermodynamics are applied. but by this time there are no theoretical dependencies, which would indicate the relationship between the intensity of wear and the main characteristics of the friction surfaces, in particular, the density of dislocations. in this paper, we present the sequence of obtaining and the corresponding mathematical model, the analysis of which showed that the intensity of the wear of tribo-coupling in a nonstationary mode is directly proportional to the average volume of wear particles and their volume concentration in triblobodies and its temperature, and also inversely proportional to near-surfaceits density of dislocations and surface hardness. the mathematical model, which relates the intensity of wear of tribo-combinations with head-them characteristics of their friction surfaces, is obtained. according to the obtained mathematical model, the intensity of wear of tribotic compounds is directly proportional to the average volume and volume concentration of wear particles in the tribo-combination and its temperature, and also inversely proportional to the surface density of the dislocations and the surface hardness. key words: tribo combination, intensity of wear, wear, layer, particle. references 1. kosteckij b.i. klassifikacija vidov poverhnostnogo razrushenija i obshhie zakonomernosti trenija i iznashivanija. vestnik mashinostroenija. 1984. №11. s. 10-12. 2. kosteckij b.i. o roli vtorichnyh struktur v formirovanii mehanizmov trenija, smazochnogo dejstvija i iznashivanija. trenie i iznos. 1980. t.1, №4. s. 622-637. 3. kosteckij b.i. trenie, smazka, iznos. k. tehnika, 1970. 396 c. 4. bereznjakov a.i. kompleksnaja strukturnaja prisposobljaemost' tribosoprjazhenij v aspekte teoremy i. prigozhina. a.i. berznjakov, e.s. vencel'. trenie i iznos. 1993. t.14, №1. s. 194–202. 5. vencel' e.s. mehanizm uluchshenija protivoiznosnyh svojstv masel pri gidrodinamicheskom dispergirovanii. trenie i iznos. 1992. t.hiii, №5. s. 905–910. 6. glensdorf p. termodinamicheskaja teorija struktury, ustojchivosti i fluktuacij pm. p.glesdorf, i prigozhin. mir, 1973. 280 s. 7. mejz dzh. teorija i zadachi mehaniki sploshnyh sred : per. s angl. dzh.mejz. m. mir, 1974. 319 s. 8. hirt dzh. teorija dislokacij : per. s angl. dzh. hirt, i. lote. m. atomizdat,1972. 599 s. investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 52 mandzyuk і.а., prysiazhna к.о. khmelnytskyi national university, khmelnytskyi, ukraine e-mail: ekaterina1601@i.ua investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies udc 685.34042 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-52-58 the possibility of obtaining a new class of the bases of lubricants by modifying the natural fat molecule by a fragment of a link of synthetic polymer polyethylene terephthalate is considered. the influence of thickeners of various chemical nature is considered: paraffin p400, beeswax, aerosil 200, modified bentonite, sodium stearate and lithium stearate on antifriction characteristics of pet-acylglycerol based on beef fat. the influence of fillers, namely: aerosil 200, modified with quaternary ammonium salts bentonite clay (particle size is 20 nm), talc, graphite and molybdenum disulphide on the value of static shear stress and anti-wear properties are considered. key words: natural fat, pet-acylglycerol, ir spectrogram, grease, tribotechnical properties, friction coefficient. introduction the term "green" means a new round of scientific thinking, which includes views on the ecological balance and principles of environmental protection. the industry of lubricants in the perspective of new thinking – "green tribology" provides among many tasks: ecological aspects of manufacturing new lubricants with the use of renewable raw materials and their biodegradation after the end of their life cycle. potential raw materials for the creation of environmentally friendly lubricants are vegetable oils, animal fats and synthetic alcohol esters [1, 2]. for lubricants, from the point of view of material science, it is important to solve two problems: to ensure the production of natural, renewable raw materials; to create lubricants with high tribotechnical properties and capable of independent biodegradation after the end of the cycle of operation. in developing the technology of chemical recycling of waste polyethylene terephthalate (pet bottles) by glycerolysis, professor mandzyuk i.a proposed a mechanism of the process with the formation of oligomeric products recyclables of different molecular weights [3]. the process of chemical recycling of pet, in the framework of the presented model, was considered as consisting of a sequence of reactions: the destruction of the main chain of polyethylene terephthalate under the action of degradation agent glycerol; synthesis polyesterification; intermolecular exchange [4, 5]. the field of technical application of natural fats continues to expand, the volume of production of products based on vegetable oils significantly increases [6]. at the same time, attention should be focused on the fact that oil and synthetic lubricants and their components are toxic products. some polycyclic aromatic hydrocarbons are carcinogenic [7]. analyzing new, modern trends in the development of tribotechnics, one should note that one of the effective directions for implementing the concept of "green tribology" is the development of new lubricant compositions based on natural ecologically safe fats capable of biodegradation. a special weightage to such scientific research is given be the use of recycling technologies of secondary raw materials [8, 9]. the purpose of the paper is to study the effect of thickeners and fillers of different chemical nature on a new class of lubricants made on the basis of beef fat modified by waste polyethylene terephthalate experimental part the aim of the work was to study the structure and tribotechnical characteristic of modified natural fat by grafting polyester oligomer (polyethylene terephthalate). as the object of research beef fat was considered. according to the developed technology [10], synthesized intermediate com-pounds of acylglycerols of natural fats [11, 12], from which pet-acylglycerols of fats are synthesized. the latter were considered as the basic body of greases. to assess the structural characteristics of synthesized materials, rheometry and ir spectroscopy were used. the tribotechnical characteristics of the synthesized lubricants were determined on four-ball friction machine in accordance with the procedure [13]. results and discussion from the standpoint of the chemical structure, natural fats are compounds that are obtained as a result of the reaction between glycerol and aliphatic carboxylic acids with the formation of esters – acylglycerol (fig. 1). investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 53 by developed technologies for recycling waste pet bottles, we have obtained intermediate compounds – recyclables (pet oligesters) the combination of which with natural fats produces pet-acylglycerols (fig. 2). fig. 1 – structural formula of the composition of natural fats fig. 2 – schematic form of synthesized pet-acylglycerol on the output spectrum of beef fat (fig. 3) characteristic transmission peaks are observed, an intense band with maxima at 2966 cm-1, 2887 cm-1, 2843 cm-1. these peaks can be attributed to stretching vibrations of (ν) ≡ c-h bond in the ch3 groups (2962 ± 10 cm-1) and = ch2 (2926 cm-1 and 2853 ± 10 cm-1). the deformation vibrations (δ) = ch2 correspond to peaks at (1465 ± 10 cm-1) and 1380 cm-1 for ch3 and = ch2. the intense band in the region of 1744 ± 10 cm-1 is characteristic for valence vibrations of = c = o bond. the stretching vibrations of the ≡ c o bond are manifested for the triacylglycerols of the three peaks of 1238 cm-1, 1242 cm-1, 1170 ± 10 cm-1. fig. 3 – ir spectrogram of beef fat fig. 4 – ir spectrogram of pet-acylglycerol based on beef fat investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 54 on the ir spectrogram (fig. 4) of the synthesized base bodies of lubricants base on beef fat and pet waste, it should be noted the appearance of bands in the region of 1577 cm-1 – stretching vibrations of the c-c = benzene ring groups, deformation vibrations of the benzene ring in the plane at 1504 cm-1, which indicates the presence of fragments of the pet link in the composition of acylglycerol of beef fat. one of the main components of the lubricant, which forms the structure and determines its main performance characteristics is a thickener. the main requirement for a thickener is the ability to form particularly fine, uniformly distributed particles in order to form a stable structure of the material. as a thickener we studied: paraffin p400, beeswax, aerosil 200, modified bentonite, sodium stearate and lithium stearate. as criteria for the effectiveness of thickening considered wear indicator and coefficient of friction. in fig. 5 shows the nature of the change in the wear index, depending on the type and concentration of the thickening agent for lubricants based on pet-acylglycerol of beef fat. fig. 5 – change in wear indicator depending on the concentration of a thickener for a lubricant based on pet-acylglycerol of beef fat: 1 – paraffin p400; 2 – beeswax; 3 – modified bentonite; 4 – aerosil 200; 5 – sodium stearate; 6 – lithium stearate paraffin and beeswax somewhat reduce the wear indicator at a concentration of 10 m.f. to 20 m.f., at low content their presence in no way affects the process of wear of the material. the low content (from 12 m.f. to 15 m.f.) of inorganic thickeners did not affect the change in wear indicator, however, with a further increase in concentration (from 17 m.f. to 20 m.f.) there is an increase. the low concentration (5 m.f.) of metal stearates of lithium and sodium also does not affect the antiwear properties of the material, however, at a concentration of 8 m.f. there is a significant effect and a sharp decrease in the wear indicator. it should be noted that at high concentrations of stearates (10 m.f. and 15 m.f.) metals there is a certain increase in the wear index. this can be explained by the formation of a very strong structural framework, when the material flowing point is sufficiently high, that is, the base material (dispersed medium) does not stand out under the action of shear forces, and the thickener "glued" on the surface of the bodies of friction. in fig. 6 11 depicts a change in the coefficient of friction of a lubricant based on pet-acylglycerol of beef fat, depending on the type and concentration of thickeners. analyzing the graphs, it can be concluded that the change in the coefficient of friction, depending on the type and concentration of the thickener, correlates with the data on the change in the wear indicator. that is, low concentrations of paraffin and wax practically do not affect the characteristics of the material; at higher concentrations there is a slight change in the indicators. these thickeners are fusible and suitable for use in preservative lubricants. inorganic thickeners (aerosil 200, modified bentonite clay) at low concentrations slightly reduce the coefficient of friction, but with a further increase in their content, it increases. this indicates that lubricants with inorganic thickeners have low lubricating and protective properties. the lowest value of the coefficient of friction is observed for thickeners of metal stearates. metal stearates are characterized by a polymorphism of a crystalline structure, that is, the crystals of the same soap can have different crystallographic forms at different temperatures and vary in density of packaging. investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 55 one of the important functions of fillers in lubricants is to increase the stability of grease to shear stresses (displacement elastic modulus), to improve their anti-wear and anti-wearing functions (for antifriction fillers), which receive special significance at high loads, speeds and a wide temperature range of operation machines and mechanisms. as fillers we studied aerosil 200, modified with quaternary ammonium salts bentonite clay (particle size is 20 nm), antifriction fillers talc, graphite and molybdenum disulfide. fig. 6 – friction coefficient for the developed lubricant with different concentrations of p400 paraffin fig. 7 – friction coefficient for the developed lubricant with different concentrations of beeswax fig. 8 – friction coefficient for the developed lubricant with different concentrations of aerosil 200 fig. 9 – friction coefficient for the developed lubricant with different concentrations of concentrations of bentonite fig. 10 – friction coefficient for the developed lubricant with different concentrations of sodium stearate fig. 11 – friction coefficient for the developed lubricant with different concentrations of lithium stearate in the study of the lubricity of materials, [14] it was found that the effect of fillers on anti-wear properties was largely determined by the nature of the thickener. when using thickeners that form a rigid structure, the fillers are held in the frame of the lubricating material and do not enter the friction zone. therefore, the above investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 56 mentioned fillers were added to thickened materials with sodium stearate, the introduction of which does not lead to a significant increase in the yield line, retains the thixotropy of the system, which in turn allows the antifriction fillers to enter the friction zone. in tab. 1 shows the value of the static shear stress τ0 for the thickened material with fillers. table 1 static shear stress for materials with fillers material value τ0, pa the lubricant is developed + sodium stearate 59,5 the lubricant is developed + sodium stearate + 12% talc 262 the lubricant is developed + sodium stearate + 17% talc 386 the lubricant is developed + sodium stearate + 12% aerosil 495 the lubricant is developed + sodium stearate + 17% aerosil 1487,5 the lubricant is developed+sodium stearate+12% bentonite 81,2 the lubricant is developed+sodium stearate+17% bentonite 93,2 the lubricant is developed+sodium stearate+3 % graphite 184 the lubricant is developed+sodium stearate+8% graphite 357 the lubricant is developed+sodium stearate +3 % molybdenum disulfide 247 the lubricant is developed+sodium stearate +8 % molybdenum disulfide 379 based on the analysis of the results presented in tab. 1, it can be concluded that when adding different types of fillers, there is an increase in the value τ0 – static bias voltage. this is more pronounced when an aerosil is introduced. at the same time, the addition of bentonite does not lead to a sharp increase in the value of τ0, that is, by modifying with the quaternary ammonium salts of the surface of particles of bentonite clay, it is possible to adjust the value of τ0. data tab. 2 allows you to analyze the lubricity of filled lubricants developed on the basis of beef fat and waste polyethyleneterephthalate. table 2 anti-wear properties of filled lubricants on the basis of pet-acylglycerol of beef fat l oa d p , n diameter of stains of wear, mm th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e + 12 % ta lc th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e + 17 % ta lc th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e + 12 % a er os il th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + s od iu m s te ar at e + 17 % a er os il th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e+ 12 % b en to ni te th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e+ 17 % b en to ni te th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e+ 3 % g ra ph ite th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e+ 8% g ra ph ite th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e + 3 % m ol yb de nu m d is ul fi de th e lu br ic an t i s de ve lo pe d + so di um s te ar at e + 8 % m ol yb de nu m d is ul fi de 617 0,34 0,34 0,35 0,34 0,36 0,34 0,34 0,33 0,33 0,32 0,31 823 0,7 0,58 0,62 0,65 0,65 0,51 0,60 0,46 0,42 0,41 0,40 1039 1,00 0,83 0,95 0,84 0,96 0,70 0,81 0,76 0,70 0,60 0,50 1166 1,70 0,96 1,25 1,00 1,30 0,9 1,00 0,80 0,76 0,70 0,62 1381 2,45 1,00 1,34 1,40 2,00 1,20 1,30 0,84 0,80 0,70 0,68 the table shows the diameter of the wear spots depending on the type and concentration of the filler with consistent increase of loads. it should be noted that in the range of low loads the role of fillers does not significantly manifest, therefore, to demonstrate the influence on the lubricating properties of the materials developed, the interval of transition from medium to high loads was chosen. investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 57 from the data of the table it is seen that the introduction of selected fillers leads to a decrease in the value of diameter of the stain wear. however, in the entire load range, the mos2 and graphite lubricants are most effective, especially at high loads, for example, when loaded at 1381 n, the diameter of the wear depreciation is reduced to 70 % at 3 % filling. increasing the concentration to 8 % slightly improves the lubricity, so it is not expedient. in fig. 12 depicts traces of wear on steel balls taken with scanning electron microscopy. a beef fat b pet-acylglycerol of beef fat fig. 12 – wear traces obtained by means of scanning electron microscopy on experimental balls with a load of 150 n in case of using beef fat as a lubricant, the limiting friction regime is observed with an equalization of the friction surface due to smoothing of the microroughnesses. the type of wear spot when rubbing with a synthesized body (fig. 12b) indicates the signs of plastic deformation of a thin layer of metal in the friction zone, which manifests itself in the formation of a mass of metal in front of the ball when it moves. plastic deformation of the metal is evidence of the formation of the intermediate layer in the contact zone, due to the phenomena of adsorption of the lubricating oil on the active centers of the metal surface [15]. conclusions it is established that the addition of antifriction fillers (talc, molybdenum disulfide, graphite) results in an increase in the values of the shear stress by 6 times compared to the composition without a filler, the diameter of the stain wear decreases by 70 %. among the investigated thickeners, the most effective was sodium stearate, the wear indicator decreased by 41 %, the friction coefficient by 30 %. references 1. czichos horst, habig karl-heinz tribologie handbuch, 2010, 757 p. 2. reznikov v.d., shestakovskaya t.v., dovgopolyiy e.e. chepurova m.b. zarubezhnyie masla, smazki, prisadki, tehnicheskie zhidkosti: mezhdunarodnyiy katalog, 2005, 383 s. (in russian). 3. dekl. patent 60710a ukrayina, mpk7 s o8 j11/00. sposib pererobky vidkhodiv polietylentereftalatu / i. a. mandzyuk, v. m. holonzhko, t. v. ivanishena (ukrayina); zayavnyk i patentovlasnyk khmel'nyts'kyy derzhavnyy universytet. – № 2003021112 ; zayavl. 07.02.03 ; opubl. 15.10.03, byul. № 10. – 3 s. (in ukrainian). 4. mandzyuk i. a., ivanishhena t. v. investigation of chemical recycling glycolysis of polyethylene terephthalate, bulletin of technological university of podillya, 2002, no 5, pp 186-189. 5. mandzyuk i. a. questions about handling industrial and household waste, eco-technology and resource-saving, 2003, no 3, pp. 41-43. 6. ostrikov v.v., nagornov s.a., kleymenov o.a., prohorenkov v.d., kurochkin i.m., hrennikov a.o., dorovskih d.v. toplivo, smazochnyie materialyi i tehnicheskie zhidkosti, 2008, 128 s. (in russian). 7. byrne c. j., calder j. a. effect of the water-soluable fractions of crude, refined and waste oils on the embryonic and larval stages of the quahog clam, marine biology, 1977, no 40, pp. 225-231. 8. mandzyuk i. a., prysiazhnaya e.a. razrabotka smazochnyih materialov v ramkah kontseptsii “zelenoy tribologii”, fundamentalni ta prikladni doslidzhennya u suchasniy nautsi : zb. nauk. pr. iv nauk. konferentsiyi. – harkiv : tehnologichniy tsentr, 2016. – 100 s. (in ukrainian). investigation of the influence of thickeners and fillers on properties of lubricants obtained by recycling technologies проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 58 9. padgurskas j., rukuiža r., mandziuk i., kupcinskas a., prisyazhna k., grigoriev a., kavaliova i., revo r. tribological properties of beef tallow as lubricating grease, industrial lubrication and tribology, 2017, vol. 69, no 5, рр 645-654. 10. patent na vynakhid 114226 s2 ukrayina, mpk (2017.01) c10m 177/00 c10m 105/06 (2006.01) c10m 117/00. sposib syntezu biodehraduyuchoyi bazovoyi osnovy mastyl'nykh materialiv / i. a. mandzyuk, k. o. prysіazhna (ukrayina); zayavnyk i patentovlasnyk khmel'nyts'kyy natsional'nyy universytet. – № a 2015 07870 ; zayavl. 07.08.2015 ; opubl. 10.05.2017, byul №9. – 7 s. (in ukrainian) 11. dekl. patent na korysnu model' №110856 ukrayina, mpk7 s10m 107/04, c10m 101/00, c11c 3/06, c10n 40/02. sklad konsystentnoho mastyla / i. a. mandzyuk, k. o. prysyazhna ; zayavnyk i patentovlasnyk khmel'nyts'kyy natsional'nyy universytet. – № u201603572 ; zayavl. 04.04.2016 ; opubl. 25.10.2016, byul. № 20. – 3 s. (in ukrainian) 12. dekl. patent na korysnu model' № 110857 ukrayina, mpk7. konsystentne mastylo / i. a. mandzyuk, k. o. prysyazhna ; zayavnyk i patentovlasnyk khmel'nyts'kyy natsional'nyy universytet. – № u201603574 ; zayavl. 04.04.2016 ; opubl. 25.10.2016, byul. № 20. – 3 s. (in ukrainian) 13. din 51350 testing of lubricants – testing in the four-ball tester – parts 1-5. – publ. 2015-03-01. – berlin : german national standard, 2015. – 33 p. (in german) 14. fuks i. h. dobavky k plastycheskym smazkam, m.: khymyya, 1982, 248 s. (in russian). 15. mandzyuk i. a., prysіazhna k.o. novyy klas osnov mastyl'nykh materialiv za vymohamy “zelenoyi trybolohiyi”, problemy trybolohiyi. – 2017. – № 1. – s. 35–40. (in ukrainian). мандзюк і.а., присяжна к.о. дослідження впливу загусників та наповнювачів на властивості мастильних матеріалів, отриманих за технологіями реціклінгу. розглянуто можливість отримання нового класу основ мастильних матеріалів шляхом модифікації молекули природного жиру фрагментом ланки синтетичного полімеру поліетилентерефталату. досліджено вплив загусників різної хімічної природи: парафін р400, бджолиний віск, аеросил 200, модифікований бентоніт, натрію стеарат і стеарат літію на антифрикційні характеристики пет-ацилгліцерину на основі яловичого жиру. розглянуто вплив наповнювачів, а саме: аеросилу 200, модифікованої четвертинними амонієвими солями бентонітової глини (розмір часток 20 нм), тальк, графіт і дисульфід молібдену на величину статичного зсувного напруги та протизносні властивості. ключові слова: природний жир, пет-ацилгліцерол, іч-спектрограма, мастильний матеріал, триботехнічні властивості, коефіцієнт тертя. “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 6 парусо в э.в.,* губенко с.и.,*** сычков а.б.,** сагура л.в., * чуйко и.н.* *институт черной металлу ргии им. з. и. некрасова нан украины, г. днепропетровск, украина, **магнитогорский госу дарственный технический у ниверситет им. г. и. носова, г. магнитогорск, россия, ***гвуз « металлу ргическая академия украины» , г. днепр, украина e-mail: tom etal@ ukr.net о поведении немет аллич еских включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки удк 669.14.018.295:669.15'784-194 изучены особенности трансформации неметаллических включений и проанализирован механизм их деформации на различных технологических этапах производства холоднодеформированной проволоки. материал исследования: непрерывнолитая заготовка квадратного сечения 125  125 мм; горячекатаный бунтовой прокат диаметром 8,0 мм; холоднодеформированная проволока диаметром 3,0 мм из высокоуглеродистой стали с86d. показано, что неметаллические включения оказывает значимое влияние на процессы структурообразования сталей перлитного класса. в процессе деформации стали как при горячей прокатке, так и холодной пластической деформации характерной чертой является образование вихревых зон, что свидетельствуют о неоднородном распределении напряж ений вблизи включений и их постоянным перераспределении при переходе от одного очага дефо рмации к другому. вследствие различной пластичности фаз гетерофазных включений, мож ет наблюдаться их разрушение вдоль меж фазных границ. при волочении на границах раздела включения с матрицей концентрируются бóльшие напряж ения, чем при горячей прокатке. это обусловлено тем, что с ростом суммарного обж атия металла уменьшается пластичность самой матрицы и затрудняется ее течение вдоль поверхности раздела с вкл ючением. ключевые слова: неметаллич еск ие включения, высокоуглеродистая сталь, бунтовой прокат, проволока, деформация. введение развитие современного машиностроения и строительно й индустрии обусловливает необход имость осво ения высококач ественно го сор тамента сталей, производство которых основывается на совер шенствовании известных металлург ических про цессов. известно, что неметаллич еские включения образуются при выплавке стали и оказывают значимо е влияние на мех анич еск ие и эксплуатационные показатели даж е в том случае, когда их количество в стал и незначительно. включения вызывают изменение условий кристаллиз ации спл авов, влияют на деформиру емо сть металл а, а также спо собству ют фор мированию структурно й и химическо й неод нородности стал ей [1 2]. с целью углубленного анализа пр ичин образования и разрабо тки меро приятий, напр авленных на сниж ение загрязненности сталей включениями, необход имо знать их химич еский и фазовый со став, а также источники появления. в работе [3] р ассмотр ено влияние тех нологич еских фак торов на из менение х арактеристик (со став, морфология, раз мер, распр едел ение) включ ений в структуре высокоугл еродистой стали. в результате промышленно го внедрения усов ершенствованно й технологии выплавки и внепечно й обрабо тки уд алось существенно снизить размер неметаллич еск их включений в бунтовом прокате из высокоуглеродистой стал и 3, 4. вопросам повышения чистоты стал ей по сниж ению со держания неметаллич еск их включений посвящены мно гочисленные иссл едования [5 12], однако они не всегда д ают исчер пывающие объяснения по указанным пробл емам, ввиду отсутствия комплексных иссл едований в тех нологич еской цепочке горячая про катка непр ерывнолито й заго товки  производство холоднод еформированной проволоки. для всесто роннего изуч ения поведения включений при про изводстве проволоки, необходимо проанализиров ать особенности тр ансформации включ ений в процессе р азлично го деформацио нного воздействия на стальную заготовку и бунтовой прокат. цель работы изучить особенности тр ансфор мации неметалл ических включений и проанализ ировать мех анизм их деформации на р азличных техноло гических этапах производства холод нодеформированно й проволоки. о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 7 материал и методика исследований в качеств е матер иал а при провед ении исследований использовали: непр ерывнолиту ю заго товку квадратного сеч ения 125  125 мм; горячекатаный бунтовой прокат диаметро м 8,0 мм; холоднодеформированную проволоку диаметро м 3,0 мм из высокоуглерод истой стал и с86d, химич еский состав которо й соответствовал требов аниям en 16120-2:2011. горячая прокатка стальной заготовки в бунтовой прокат осуществлялась на непрерывном мелкосортно-проволочно м стане 320/150, а посл едующая пер ерабо тка в проволоку (холодная дефор мация) выполнялась на прямоточно м 9-ти кратно м волочильном стане. суммарно е относительно е обжатие проката при про изводстве холодно дефор мированной проволоки со став ляло  86 %. используемое обору дование: оптич еские св етовые микроскопы « neophot-32» , « axiovert 200m mat», растровый электронный микроско п « vega t s5130mm». результаты исследований и их обсуждение в работе авторов установлено, что основными видами включений пр и производстве высокоуглеродисто й стал и являются про стые сил икаты sio2, а также силик аты ж елеза, марг анца, кальция, железо марганцевые сульфиды и ок сиды марганца, кальция, алюминия [3]. встр ечаются также алюмосил икаты, оксисульфиды и друг ие сложные виды включений. т ехнологический процесс про изводства готовой метизной продукции – проволоки включает стадии горячей (бунтовой прокат) и холодно й (проволока) пластич еской д ефор мации. горячая деформация (прокатк а) пр едставляет собой слож ный много проходно й процесс производства бу нтового прок ата, при ко тором на многоклетьевом прокатном стане происходит преобразование заготовки квадратного сечения (150  150 мм или 125  125 мм) в прокат круглого сечения (ø 5,5 … 16,0 мм) с использованием системы калибровки прокатных клетей и профилей овал  круг. средняя температур а заго товки посл е нагрева в печи перед нач алом горячей прокатки со ставляет  1100 … 1150 °с, температура оконч ания деформации при выходе металла из по след ней ч истово й клети проволочного блока  1150 … 1050 °с. столь небольшое различие темпер атур начал а и окончания деформации связано с разогр евом металл а в процессе горячей дефор мации, что обу словлено высокоско ростным процессом ее прохожд ения (скоро сть движения р аската в зависимо сти о т конечного профилеразмер а проката на проволоч ной линии составляет 18 … 100 м/с), а такж е незнач ительными межклетьевыми пауз ами порядка 7 … 0,05 с. т емпер атур а виткообразования (аустенитиз ации) проката, пр и передвижении металла от чистовой клети проволочного блока до приемного стол а (первая секция роликового транспортера) линии стелмор, мож ет изменяться в широком диапазоне (1050 … 900 с), в зависимо сти от заданных пар аметров режима дефор мационно термич еской обрабо тки. при горячей прокатке повед ение неметалл ических включ ений зав исит от уровня их пластич ности. силикаты sio2 пластическ и не д еформируются на всех этапах горячей д ефор мации, они хрупко раз рушаются, а осколки включ ений пер ераспр еделяются в строчки в направлении дефор мации (р ис. 1, а). более слож ные типы сил икатов (feo·sio2, mnо·sio2) пластич ески деформиру ются и удлиняются в направлении прок атки, поскольку темпер атур ный интервал д еформации соо тветствует их пластич еско му состоянию (р ис. 1, б). в процессе горячей прок атки форма пластич ных силик атов постоянно из меняется: они попеременно приобр етают овальную и круглую формы, что связано с чер едованием дефор мации литой заго товки в прокатных клетях с различ ным расположением валков (вер тикальные и горизо нтальны е группы, кантовка раскатов после неч етных клетей и т.п.). следовательно, при по стоянно м удлинении пластич ных силик атов в напр авлении теч ения стальной матр ицы происходит из менение их формы в попереч ном сечении. в то же время, в горячекатано м бунтовом прокате эти включения в попер ечном сеч ении имеют сферическую форму. некоторые силикатные включения при горячей дефор мации вязко разрушаются в процессе пл астического удлинения и раскатываются в очень тонкие « нити» . в отличие от результатов иссл едований, изложенных в работах [1, 13 17], где температура горячей дефор мации сталей составляла менее 900 °с и фиксировалось хрупко е разрушение аналогичных видов силик атных включений по сле их пл астического удлинения, в нашем случае это явление не наблюд алось. пластично сть железо марг анцевых сульфидов при горячей прокатке разл ична и з ависит от содержания в них марганца и ж елеза: пл астично сть сульфид ных включений повышается с уменьшением содержания марганца [1, 13 17]. н аряду с л егко деформируемыми сульфидами (рис. 1, в), обнаружены слабо д еформированные сульфидные ч астицы. следует отметить, что в процессе пл астического удлинения происходит многократное пр еобразование оладьеобразно й простр анственной формы сульфидов в стерж невую (строчеч ную). включения ал юмосиликатов, оксидов марг анца, кальция, алюминия пластич ески не д еформируются на всех стадиях горячей д еформации и р асполагаются в виде строчек в направлении теч ения стал и (рис. 1, г). часть включений хрупко разрушается, а и их осколки р асполаг аются в строчки в виде отд ельных включений. о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 8 а б в г д рис. 1 – неметаллические включения ( 500) в бунтово м прокате после горячей деформации оксисульфидные вкл ючения, представляющие собо й частицы нед ефор миру емой фазы (оксид а), заключенной в пл астичну ю сульфидну ю матрицу, проявляют неоднород ную д ефор мируемость. пластич ная сульфидная фаза л егко деформируется совместно с матр ицей, а находящееся внутр и включение твердой фазы не изменяет своей формы (рис. 1, д). действу ющие со стороны матр ицы напряжения расходу ются на деформацию пластичной сульфидно й фазы, которая не сопро тивляется теч ению металл ической матрицы и сама л егко деформиру ется, что уменьшает напряжения, действу ющие на нед еформируему ю фазу включ ения. частицы недеформируемых фаз в ряде случаев прорывают оболочку и сопр икасаются с металл ической матрицей. под действием сил трения со сторо ны матр ицы, из за разл ичного поведения фаз включения, происход ит разд еление вдоль поверх ности их р аздел а, фазы разобщаются и продолж ают существовать самостоятельно. это приводит к из менению типа включений в процессе д ефор мации: вместо сложных гетерофазных включений в стали существуют два разных по составу, структуре и свойств ам вида однофазных включений. холодная пластическ ая деформация горячекатаного бунтового прок ата из стали с86d диаметром 8,0 мм волочением при производ стве проволоки диаметро м 3,0 мм происходит при 8 … 9-ти кратно й деформации с су ммар ным относительным о бжатием  86 %. при волочении проката деформация включений происхо дит в условиях, когда в результате д ействия пониж енных температур изменяются физико механические свойства включений и матрицы. в таких условиях деформации пластич ны только сульфидные включ ения (р ис. 2, а, б). включения силикатов feo·sio2, mnо·sio2, имеющие посл е горячей деформации строч ечну ю фор му, при холо дной дефор мации – волочении не пластич ны и хру пко разрушаются (р ис. 2, в, г). осколки раздробленных включений увлек аются текущим металлом матрицы, перемещаются относительно друг друг а и вместо вытянутых включений образу ются строчки из их о сколков. включения ал юмо силик атов, оксидов марганца, кальция, алюминия пластич еск и не деформиру ются и хрупко разрушаются (рис. 2, д). осколки раздробленных включений увлекаются текущим металлом матрицы и трансформируются в виде образования вытянутых строчек. оксисульфидные включ ения проявляют неод нородну ю деформиру емость, связанную с разл ичным уровнем пл астично сти составляющих фаз (рис. 2, е): пластич ная сульфидная фаза д еформируется совместно с матрицей, сохраняя стержневую про стр анственную фор му, полученну ю в результате горячей деформации, а включение оксидно й фазы не из меня ет своей формы. сульфидная фаз а хорошо деформиру ется, вытягиваясь в направлении д еформации, образует пологий склон от сер едины к краю включения. на основании излож енного, цел есообр азно проанализ ировать мех аниз мы деформации неметаллических включ ений на разл ичных тех нологич еских этапах деформацио нной обр аботки высокоуглеро дистых стал ей: пр и про изводстве горячекатаного бу нтового прок ата и холод нодеформированно й проволоки. о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 9 а б в г д е рис. 2 – неметаллические включения ( 500) в холоднодеформированной проволоке (суммарное относительное обжа тие бунтового проката 85,9 % ) на каждый вид включ ений пр и многопроходно й горячей прок атке действуют нор мальные сжимающие напряжения, обусловленные давлением дефор миру ющего инструмента (прокатные валки), передающиеся чер ез металлич ескую матр ицу, продольные сдвиговые напряжения, возникающие в матр ице при ее деформации, а также напряжения трения на поверхно сти разд ела включение-матрица. велич ина нормальных напряжений зависит о т давления дефор миру ющего инстру мента и сдвиговых напряжений – пластично сти металлич еской матр ицы, определяемой температурой и структуро й стали. поскольку в результате кантовки раск атов на 90 по сле каждого нечетного проход а прокатных клетей (а в проволочном блоке, где валки в клетях располаг аются по угло м 45, после каждо го прохода) изменяются условия деформации стальной заготовки, а также схемы гл авных напряжений и д ефор маций, в каждой кл ети соответственно меняются и напряжения, действующие на неметалл ическ ие включения. вполне очевидно, что при д еформации в каждо й клети пластич ные включ ения удл иняются, а недеформируемые включения частично р аздробляются и пер ераспр еделяются с обр азованием строч ек в направлении о си д ефор мации. поскольку преобладающие сх емы главных напряжений в разных клетях многоклетьевого стана различны, то изменяется и характер формоизменения пластичных включений при чередовании прокатных клетей. этот процесс сопровожд ается появлением вихр евых зон вблизи включ ений, которые свид етельствуют о р азвитии ротационно й д еформации в этих участках (рис. 3, а, б), что связано с неоднород ным распр едел ением напряжений вблиз и включ ений и их по стоянным перер аспр едел ением при переход е о т одной прокатной клети к другой. возникающие крутящие (ротацио нные) напряжения могут вызвать вращение включений пр и переходе от одной клети к другой, что взаимосвязано с вихревым течением аустенитной матрицы в контакте с неметаллич еским включением. при горячей прокатке стальной заго товки включения находятся в сложнонапряженно м со стоянии, которое постоянно изменяется в процессе д еформации. в условиях высоких давлений и темпер атур взаимодейств ие контактиру ющих поверх ностей включ ения и стально й матрицы их деформация происхо дит путем установления механич еского ко нтак та и р азвития диффузионных процессов. механич еский контак т происход ит в результате сглаживания неровно стей поверхно сти пу тем развития трения их поверхно стей друг отно сительно друга, что спосо бствует прир абатываемо сти пары трения включение-матр ица. между включением и стальной матрицей р азвивается контак тное трение, обусловленное взаимодействием их пов ерхностей, препятству ющее их отно сительному пер емещению. рассматриваемо е трение является кинематическ им сухим трением скольжения, в виду того, что реализу ется б ез какойлибо смазки при посту пательном пер емещ ении стальной матрицы по поверх ности нед еформируемо го включения или между движущейся матрицей и пл астичным включением. о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 10 а б и г д е ж з рис. 3 – локальная структура бун тового проката из стали с82d вблизи неметаллических включений: а, б –  1500; в-з –  5000  3 возникновение сил тр ения происходит за сч ет зацепл ения неровно стей поверх ностей включение матрица, а также сцепл ения между их мол екулами в областях непоср едственного соприко сновения (межфазная граница разд ела). согласно з акону а монто на, сила трения скольжения прямо про порцио нальна сил е нормального давл ения между поверх ностями трущихся тел: nff  , (1) где f – сила трения скольжения; f – безразмерный коэффициент трения скольжения, зависящий от свойств материалов трущихся тел; n – сила нормального давления. однако это т закон не учитывает молекулярно е взаимод ействие между трущимися тел ами. для случая деформиру ющейся системы стальная матрица-включ ение более точны м является закон тр ения, учитывающий влияние сил притяжения между молекул ами трущих ся тел: )( 0 snf , (2) где  – истинный коэффициент трения; 0 – добавочное давление, вызванное сил ами мол екулярного притяжения; s – общая площадь непо сред ственного контак та между телами. силы трения на пов ерхности включение-матрица при обрабо тке стали давлением имеют такж е составляющие, обусловленные типо м и стро ением межфазных границ и связанны е с опред еленной по верхностной энергией, а также с трением, возникающим при перемещении (скольжении) межфазных дислокаций и дискл инаций:   210 llbдsnf ддвмв   , (3) где мв  – удельная поверхностная энергия границы включение-матр ица; l1, l2 – длина подвижных межфазных дислок аций и дисклинаций соотв етственно; b – вектор бюргерса межфазных дислокаций;  – вектор поворота межфазных дискл инаций; о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 11 τд – касательное напряжение д ефор мационно го происхождения, действующее вдоль межфаз но й границы; дв – размер включения. силы трения сдерж ивают течение стальной матр ицы вокруг включ ения и распред елены по гр анице р аздел а нер авномерно. это обусловлено, в первую оч ередь нер авномерным распр едел ением нор мальных напряжений, действу ющих на включ ение, при деформации в раз ных прокатных клетях и их перераспред елением. силы трения на гр анице р аздела о пред еляются температурой и степенью дефор мации, формо й и размером включения и увеличив аются с пониж ением температуры, повышением обжатий и раз мера включения. влияние температуры выражается ч ерез ко эффициент трения, значения которо го различны для каждой из конкр етных температур. влияние размера и формы включения проявляются через площадь ко нтак та, пр ичем для р азных типов включ ений, как известно, эта в еличина в процессе деформации изменяется по -разно му [1, 13 17]. у пластич ных включений, изменяющих форму от исход ной равноосной (компактной) до овальной и стержневой, попер еменно в разных прокатных клетях, величина площад и контак та в процессе дефор мации возрастает, причем нер авномер но. это определяется тем, какая из форм вкл ючений формиру ется в конкретной клети, что влечет за со бой повышение сил тр ения. у недефор мируемых включений в процессе горячей дефор мации площадь контак та не изменяется. в случае, когда включение разрушается, площадь контакта возрастает, однако ее влияние на силы трения уравновешивается уменьшением размера включений. влияние степени деформации проявляется в первую очередь чер ез повышение плотности межфаз ных дефектов. контактное тр ение усиливает неодно родность дефор мации, поскольку в каждой точке поверхности контакта возник ают элементарные касательные силы тр ения, что вызывает появление допол нительных напряжений на меж фаз ной границе, ориентированных противополож но направлению скольжения матр ицы относительно включ ения. это может оказать влияние не только на уровень напряжений, действующих на включение, но и на схему напряженного со стояния вблизи включения в каждой из прокатных клетей при производстве металла. т аким образом, неметалл ические включения при про изводстве бу нтового проката из литой заго товки испы тывают со стороны стальной матр ицы действ ие неоднород ных напряжений, что обусловлено постоянно изменяющимся харак тером и распр едел ением этих напряжений при изменении схемы д ефор мации в про цессе чер едования прокатных клетей с разл ичным р асполож ением валков. уровень мех анических хар актеристик включений о пределя ет их реакцию на д ействующие силы и опр еделяет их способ ность к пластической дефор мации. силикаты пластич ные и сульфид ные включения под действием сил на границах разд ела с пластическ и деформиру ющейся аустенитно й матрицей д ефор миру ются сами. пр и этом в про цессе пластического удлинения включений про исход ит постоянное изменение их фор мы, что приводит к обр азованию в горячедеформиров анно м бу нтовом прокате стержневой (строчечной) формы указанных включений. в процессе горячей деформации в зависимости от группы прокатных клетей (черновая, промежуточная, чистовая) на о пред еленном этапе темпер атур а металл а снижается, что повышает силы трения на поверхно сти р аздел а матрица-включ ение и у меньшает пл астично сть сил икатных включений, однако в виду того, что эта темпер атур а не снижается ниж е 900 с (снижение пл астично сти силикатов), то хрупкое их р азрушение не набл юдается. в то же время тонко раск атанные включ ения мо гут разрушаться вязко при исчерпании их ресур са пластич ности. процесс изменения формы пл астичных включений сопровождается динамическо й мигр ацией межфазных гр аниц матр ица-включение, од нако это т про цесс о тлич ается от известно й миграции границ зерен [1, 13-17]. поверхности р аздел а матрица-включ ение пер емещаются как одно цело е в результате изменения их кривизны под д ействием внешних и вну тренних напряжений с цель ю принятия формы, обеспечивающей миниму м пов ерхностной энергии для конкр етных условий деформации. при этом в процессе передвиж ения (переход е) раската от одной прокатно й клети к другой изменяются условия, обеспечивающие минимум поверхно стно й энергии меж фазных гр аниц. в то же время динамическая миграция межфазных гр аниц сопровождается пер ераспр едел ением р ешеточ ных и межфаз ных дислокаций, диффуз ионными процессами в межфазных границах и прил егающих областях матрица-включ ение, а также проск альзыванием вдоль этих границ. в случае нед ефор мируемых видов неметалл ических включ ений (силик атов хрупк их и нед ефор мирующих ся, оксидов, алюминатов) на пов ерхности разд ела с матр ицей концентриру ются сжимающие и сдвиговые напряжения, приводящие к р азрушению, в том случае, когда они пр евышают пр едел прочно сти включений при сжатии [1, 13 17]. хру пкое р азрушение нед еформируемых включений происходит на всех этапах деформации, нез ависимо от изменения хар актер а распред еления напряжений в прокатных клетях, и пр иводит к по степенному изменению дисперсно сти включений. после разрушения осколк и включений увлек аются деформирующейся матр ицей, разворач иваются и продолж ают движ ение в направлении ее теч ения, а простр анство между ними заполняется металлом за сч ет высокого давления и температуры деформации. что касается гетеро фазных включений сульфид -оксид, напряжения, действу ющие со стороны аустенитной матрицы, расходу ются на деформацию пл астично й сульфид ной фазы, которая не со против о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 12 ляется теч ению металлич еской матрицы и легко деформиру ется, что у меньшает напряжения, действующие на нед ефор мируемую фазу включ ений. под воздействием сил контактного тр ения из-за р азлично го поведения фаз включений происходит их раздел ение – фазы разобщаются и существуют самостоятельно. поворот осколков фаз включения свидетельствует об их независимом перемещении в движущейся матрице. в процессе динамич еской мигр ации границы пластич ное включение-матрица, а также границы недеформиру емо е включение-матрица, не претер певающие динамическую миграцию, могут поглощ ать решеточные д ислокации [1, 13 17]. это вызывает процессы возврата в этих меж фаз ных границах, вызывающие при высоких темпер атурах диссоциацию з ахваченных дислокаций на межфазные, анниг иляцию и перестройк и в ансамбле межфазных дислок аций, что приводит к проск альзыванию вдоль границ включение-матрица. рассмо тренные про цессы, безусловно, ок азывают существенное влияние на поведение высокоуглеродистых сталей при дефор мационном воздействии. после оконч ания горячей прокатк и лито й заготовки из высокоугл еродистой стал и при выход е металла из последней чистовой клети проволочного блок а и передвиж ении к участку водяного охлаждения или до виткообразов ателя линии стел мор происходит его естественно е охлаждение на спокойно м воздухе. при последующ ем интенсивно м воздушном охлаждении разложенного на витки проката на транспортере л инии стелмор происход ит диффузионный р аспад аустенита с о бразованием структуры перлита. по нашему мнению, включения, очевид но, являются дополнительными центрами для начал а развития этого превр ащения, от которых могут начинать свое зарождение перлитные колонии. мелкие частицы включений нер едко набл юдаются в местах стыка перл итных колоний (рис. 3, в, г), кроме того вблизи таких включений набл юдается их изгиб и диспер гирование (рис. 3, д з). при волочении бунтового прок ата фор моизменение неметаллических вкл ючений продолжается в новых условиях по сравнению с горячей прокатко й литой заго товки, что обусловлено в первую очередь различием темпер атур и деформирующих у сил ий, а также самого спо соба д ефор мации. пр и этом изменяются и физ ико механические сво йств а включений и стальной (перл итной) матрицы. поведение включений всех видов пр и волочении связано с уровнем их пл астично сти при конкр етно й темпер атур е. в отличие от у словий горячей прокатки, при волочении формоиз менение самого металла, а сл едовательно, и включений про исходит пр и постоянном х арактере распред еления напряжений в стальной матр ице, уро вень которых возрастает пр и переход е к к аждой посл едующей мо нолитной волоке (очагу деформации). на каждое из включений при волочении д ействуют нормальные сжимающие напряжения от давления деформирующего инструмента, перед ающиеся чер ез металлич еску ю матрицу, продольные сдв иговые напряжения, возникающие в матр ице при ее деформации, а также напряжения тр ения на поверхно сти раздела включение-матрица. величина нормальных напряжений зависит от маршрута волочения и степени суммарного относительного обжатия бунтового проката, а сдвиговых – от пластичности металл ической матрицы, определя емой ее струк турой и степенью наклепа в процессе д еформации. на неметаллические включения при волочении действуют трехмерные дальнод ействующие поля напряжений, имеющее слож ную простр анственную конфигурацию и х арактеризу ющееся различ ными дл инами волн, сред них амплитуд, дисперсией, простр анственно локализов анными миниму мами ил и максимумами. следует отметить, что пространственно неоднород ные поля напряжений от дефор мационного воздействия, действующих на включ ение, являются динамическими и претерпевают по стоянные изменения, то есть эво люцио нируют. под действием так их слож ных напряжений происход ит пластич еск ая деформация сульфидов, которые имеют по сле горячей прокатки стержневую фор му, и сохраня ют ее в процессе холодной д ефор мации волочением. как было показано, оксисульфидные включения проявляют неод нородну ю деформируемость, связанную с различ ным уровнем пластич ности составляющих фаз: пластичная сульфид ная фаза дефор мируется совместно с перл итной матрицей, сохр аняя стержневую про странственну ю фор му, полученну ю в результате горячей дефор мации, а включение оксидно й фазы не изменяет своей формы. вследств ие разл ичной пл астично сти фаз г етеро фаз ных включений, может наблюд аться их разрушение вдоль межфазных границ сульфид-ок сид. остальные виды включений (силикаты, оксиды) не пл астичны, хрупко разрушаются и их осколки пер ераспред еляются в напр авлении течения (д еформации) перлитно й матрицы. при волочении на границах р аздел а включения с матрицей концентр ируются большие напряжения, чем при горячей прок атке. это обусловлено тем, что с росто м суммарного обж атия металл а уменьшается пластич ность самой матр ицы и затру дняется ее течение вдоль поверхности разд ела с включением. кроме того, в данном случае искл ючены про цессы восстановления (рекристалл изации) дефор мированной структуры, спо собству ющие р елаксации напряжений, что у меньшает пл астично сть включений и способ ствует повышению сил трения вдоль поверхности раздел а матр ица-включение. все это приводит к разрушению недеформиру емых включений. есл и разрушение происхо дит на конечных этапах деформации и обломки включ ения отделяются друг от друга на большое расстояние, металл матр ицы не успевает запол нить пространство между ними и возник ают пу стоты. с повышением степени деформации при волочении увел ичивается диспер сность всех видов неметаллич еских включений, в том числе и недеформирующих ся в результате их хрупкого разрушения. о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 13 при холодной дефор мации бунтового проката образу ется характер ная волокнистая структур а стал и, происход ит взаимод ействие между ч астицами вкл ючений и деформиру ющейся перл итно й матрицей. во время волочения металла на каждо е перлитное зер но д ействуют нормальные сжимающие силы от деформирующего инстру мента (мо нолитных волок), в результате возник ают р елаксирующие касательные напряжения, под д ействием которых матр ица теч ет в направлении деформации, а зер на приоб ретают вытянутую форму. стальная матр ица соприк асается с включениями и на межфазной гр анице раз дела возникают силы трения, препятству ющие ее течению. свободно е р азвитие д ефор мации перл ита вблизи включений тормоз иться уже на ранних стад иях пластической д еформации. в этом случ ае наблюдается изгиб пластин перлитных колоний (рис. 4, а в, д), возникают лок альные зоны концентрации напряжений (р ис. 4, е з) и участки структуры металл а с развитием неод нородно й деформации (рис. 4, г). а б в г д е ж з рис. 4 – локальная структура с тали в хо лоднодеформированной проволоке вблизи неметаллических включений после различных степеней деформации при волочении: а г –  5000; д з –  25000 выводы в результате иссл едований, направленных на изучение пов едения основных видов неметаллич еских включений при производ стве холо днодеформированно й проволоки на различ ных технологич еск их этапах (производство стальной заго товки и бунтового проката) у становлены отлич ительные пр изнак и механизмов тр ансфор мации включ ений пр и горячей прокатке и холодной деформации. пок азано, ч то неметалл ические включ ения оказывают знач имое влияние на процессы структурообразования сталей перлитного класса. в процессе деформации стал и как при горячей прокатке, так и холодной пл астической деформации (волочении) харак терно й чер той является образов ание вихревых зон, что св идетельствуют о неод нородном распред елении напряжений вблиз и включ ений и их постоянным пер ераспред елении при переход е от одного очаг а деформации к другому (прокатные клети, монол итные волоки). вслед ствие разл ичной пл астично сти фаз гетерофазных включений, может набл юдаться их разрушение вдоль межфазных гр аниц. при волоч ении на гр аницах раздел а включ ения с матр ицей концентриру ются большие напряжения, чем при горячей прокатк е. это обусловлено тем, что с ростом суммарного обжатия металла у меньшается пл астично сть самой матрицы и затрудняется ее течение вдоль поверхности разд ела с включением. в данном случае процессы восстановления (рекр исталлиз ации) д еформированной структу ры исключены, что уменьшает пластич ность включений и спосо бству ет повышению сил трения вдоль поверхности разд ела матр ица-включение. есл и разрушение про исход ит на конечных этапах деформации о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 14 и обломки включ ения отделяются друг от друг а на большое расстояние, то металл матрицы не у спевает заполнить про странство между ними и образу ются пустоты, которые вызывают повышенную обрывность металла на посл едних этапах волочения, а также снижают эк сплуатационные пок азатели готовых изделий. следовательно, совершенствование тех нологич еских пар аметров производства высокоуглеро дисто й стали, направленное на снижение загрязненно сти металла неметалл ическими включениями по зволит гарантиров анно повысить пл астические показател и бунтового проката как в горячекатано м со стоянии, так и при пер ерабо тке на метиз ном пер едел е. литература 1. губенко с. и. неметаллич еские включ ения в стали / с. и. губенко, в. в. парусов, и. в. деревянченко. – днепропетровск : арт-пресс, 2005. – 536 с. 2. губенко с. и. неметаллические включения и пластичность сталей. физич еские основы пластично сти сталей / с. и. губенко.  саарбрюкен (saarbrück en): lap lambert . palmarium academic pub lishing, 2016.  549 с. 3. парусов э. в. изменение хар актеристик и компо нентного состава неметаллич еских включ ений на различ ных тех нологич еских этапах про изводства бу нтового прок ата / э. в. парусов, с. и. губенко, а. б. сычков [и др.] // xv-а в сеукраинск ая науч но-пр актич еск ая конфер енция « специальная металлург ия: вчера, сегодня, завтра» , национальный тех нический университет украины, киевский политехнич еский институ т, инженерно-физическ ий факультет, 11 апреля 2017 г., украина, киев. // материалы конференции. – 2017. – с. 818-838. 4.забезпеч ення наднизького вмісту сірки в процесі позапічної обробки сталі / е. в. парусов, о. б. сичков, л. в. сагура, і. м. чуйко // наукові праці вінницького націо нального технічного універ ситету. – 2017. – № 1. – с 1-6. http://praci.vntu.edu.ua/index.php/praci/article/view/475. 5. явойский, в.и. неметаллич еск ие включ ения и свойства стал и [т екст] / в.и. явойский, ю.и. рубенчик, а.п. оленко.  м. : металлургия, 1980.  176 с. 6. поведение кислорода и оксидных включений при кристалл изации и последующих охлажд ений стал и [т екст] / в.и. явойский, с.а. близнюков, а.ф. вишкарев, л.с. горохов // сталь.  1975.  № 1.  с. 26  31. 7. проблема кислорода и к ачества стали на пороге xx i века [т екст]: т руды международ но й конфер енции, по священной 90-летию в. и. явойского, киев–днепродзержинск, 1991 г.: тезисы докладов / в.п. лузгин, с.а. близнюков. – к. – 1991. – с. 59  62. 8. влияние вдувания в ковш твердых веществ на степень чисто ты стал и по сульфидным и оксидным включениям [т екст] / г. космидер. г.ю. лангхамер, х. абратис и др. // черные металлы. – 1979. – № 22. – с. 18 – 23. 9. неметалл ическ ие включ ения и д ефекты в эл ектрошлаковом слитк е [т екст] / с.е. волков, а. е. волков, ю.н. забслуев и др. – м. : металлургия, 1979г. – 135 с. 10. опыт применения проволоки с наполнителем из сил икокальция для внепечной обработк и стал и [т екст] / в. карузо, а. коперчини а., а. джианоне и др. // черные металлы. – 1984. – № 6 – 7. – с. 39 – 45. 11. энгель, г.ю. удаление примесей из жидкой стал и металлич еским кальцием и шлак ами на основе галог енидов кальция [т екст] / г. ю. энгель, м. келер, г. фляймер и др. // черные металлы. – 1984. – № 9. – с. 23 – 30. 12. парусов, в.в. т еоретическ ие и тех нологические основы про изводства высокоэффективны х видов катанки [т екст] / в.в. парусов, а.б. сычков, э.в. парусов. – днепропетровск : арт-пр есс, 2012. – 376 с. 13. бельченко г. и. неметаллич еские включения и качество стал и / г. и. бельченко, с. и. губенко. – к. : т ехника, 1980. – 168 с. 14. губенко с. и. т рансформация неметаллических включений в стали / с. и. губенко. – м. : металлург ия, 1991. – 225 с. 16. губенко с. и. деформация металлич еских материалов / с. и. губенко, в. в. парусов. – днепропетровск : арт-пр есс, 2006.  316 с. 17. губенко с. и. физика разрушения стал ей вбл изи неметаллических включ ений / с. и. губенко. – днепропетровск : нметау. иц « системные тех нологии» , 2014. – 301 с. поступила в редакцию 16.05.2017 p arusov e. v., gubenko s. i., sychkov a. b., sahura l. v. , chuyko i. n. on behavior of non-metallic inclusions on diff erent stages of def ormation in the manuf acture of high-strength wire о поведении неметаллических включений на разных стадиях деформации при производстве высокопрочной проволоки проблеми трибології (problem s of tribology ) 2017, № 3 15 the features of transformation of non-metallic inclusions are studied and the mechanism of their defo rmation at various technological stages of production of cold-deformed wire is analyzed. material of the study: continuous casting of square section 125125 мм; hot-rolled steel with a diameter of 8,0 mm; cold-deformed wire with a diameter of 3,0 mm o f high-carbon steel c86d. it is shown that non-metallic inclusions have a significant influence on the processes of the structure formation of steels of the pearlite class. in the process of steel deformation both in hot-rolling and cold-plastic deformation, the characteristic feature is the formation of vortex zones, which indicates an inhomogeneous distribution of stresses near the inclusions and their constant redistribution during the transition from one deformation focus to the other. due to the different phase plasticities of heterophase inclusions, their destruction along interphas e boundaries can be observed. when drawing at the boundaries of the inclusion section with the matrix, more stresses are concentrated than in hot rolling. this is due to the fact that with increasing total reduction of the metal, the plasticity of the matrix decreases and its flow along the interface with the inclusion is hampered. key words: non-metallic inclusions, high-carbon steel, rolled steel, wire, deformation. references 1. gubenko s. i., parusov v. v., derevyanch enko i. v. nemetallicheskie vklyucheniy a v stali, dnepropetrovsk : art-press, 2005, 536 p. 2. gubenko s. i. nemetallicheskie vklyucheniya i plastichnost staley. fizicheskie osnovyi plastichnosti staley, saarbrücken: lap lambert, palmarium academic publishing, 2016, 549 p. 3. parusov e. v., gubenko s. i., syichkov a. b. izmenenie h arakt eristik i komponentnogo sostav a nemetallicheskih vklyuch eniy na razlichnyih tehnologicheskih etapah proizvodstva buntovogo prokat a. xv-a vseukrainskay a nau chno-praktichesk aya kon ferentsiya « spetsialnaya metallurgiya: vchera, segodnya, zavtra» , natsionalnyiy tehnicheskiy universitet ukrainyi, kievskiy politehnicheskiy institut, inzhenerno-fizich eskiy fakultet, 11 aprelya 2017 g., ukraina, kiev. materialyi konferentsii, 2017, pp. 818-838. 4. parusov e. v., sichkov o. b., sahura l. v., chuiko i. m. zabezpech ennya nadnizkogo vmistu sirki v protsesi pozapi chnoyi obrobki st ali, naukovi pratsi vinnitskogo natsionalnogo tehnichnogo universitetu, 2017, no 1, pp 1-6. http://praci.vntu.edu.ua/index.php/praci/article/view/475. 5. yavoyskiy v. i., rubenchik yu.i., olenko a.p. nemetallicheskie vklyucheniya i svoystva stali. m. : metallurgiya, 1980, 181-205 p. 6. yavoyskiy v. i., bliznyukov s. a., vishkarev a. f., gorohov l. s. povedenie kisloroda i oksidnyih vklyucheniy pri kristallizatsii i posleduyuschih ohlazhdeniy stali. stal, 1975, no 1, pp. 26  31. 7. luzgin v. p., bliznyukov s. a. problema kisloroda i kachestva stali na poroge xxi veka. t rudyi mezhdunarodnoy konferentsii, posvyaschennoy 90-letiyu v. i. yavoyskogo, kiev–dneprodzerzhins, 1991, pp 59-62. 8. kosmider g.,. langhamer g. yu, abratis h. vliyanie vduvaniya v kovsh tverdyih veschestv na stepen chistotyi stali po sulfidnyim i oksidnyim vklyucheniyam. chernyie metallyi, 1979, no 22, pp. 18 – 23. 9. volkov s. e., volkov a. e., zabsluev yu. n. nemetallicheskie vklyucheniya i defektyi v elektrosh lakovom slitke. m. : metallurgiya, 1979, 135 p. 10. karuzo v., koperchini a., dzhianone a. opyit primen eniya provoloki s napolnitelem iz silikokaltsiya dlya vnepechnoy obrabotki stali. chernyie metallyi, 1984, no 6 – 7, pp. 39 – 45. 11. engel g. yu., keler m., flyaymer g. udalenie primesey i z zhidkoy stali metallicheskim kaltsiem i shlakami na osnove galogenidov kaltsiya. chernyie metallyi, 1984, no 9, pp. 23 – 30. 12. parusov v. v. sychkov a. b., parusov e. v. t eoreticheskie i tekhnologicheskie osnovy proizvodstva vysokoehffektivnyh vidov katanki. dnepropetrovsk: art -press, 2012, 376 p. 13. belchenko g. i., gubenko s. i. nemetallicheskie vklyucheniya i kachestvo stali. k. : t ehnika, 1980, p. 168. 14. gubenko s. i. t ransform atsiya nemetallicheskih vklyucheniy v stali. m. : metallurgiya, 1991, 225 p. 15. gubenko s. i., oshkaderov s. p. nemetallicheskie vklyucheniya v stali. kiev : naukova dumka, 2016, 528 p. 16. gubenko s. i., parusov v. v. defo rmatsiya metallicheskih materialov. dneprop etrovsk : art-press, 2006, 316 p. 17. gubenko s. i. fizika razrush eniya staley vblizi n emetallicheskih vklyuch eniy. dneprop etrovsk : nmetau. it s «sistemnyie tehnologii» , 2014, 301 p. вплив режимів експлуатації на зношування деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 65 аулін в.в.,* деркач о.д.,** макаренко д.о.,** гриньків а.в.* * центральноукраїнський національний технічний університет, м. кропивицький, україна, ** дніпровський державний аграрноекономічний університет, м. дніпро, україна e-mail: aulinvv@gmail.com вплив режимів експлуатації на зношування деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу удк 631.3 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-65-69 встановлено, що однією з основних технологічних операцій при вирощуванні будь-якої сільськогосподарської культури є сівба або садіння. зазначено, що до посівних машин висуваються особливі вимоги: повне забезпечення якості посіву, висока надійність, ремонтопридатність у польових умовах, тривала перерва між технічними обслуговуваннями техніки тощо. метою роботи є обґрунтування раціональних режимів експлуатації деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу. для досягнення мети виконувались такі завдання: обґрунтувати закономірність зношування деталей рухомих спряжень в залежності від умов експлуатації та визначити раціональні режими їх роботи. доведено, що основними факторами умов експлуатації, які впливають на триботехнічні характеристики рухомих з'єднань є навантаження, лінійна швидкість ковзання та зазор в спряженнях деталей. виявлено, що суттєвий вплив на триботехнічні характеристики здійснює навантаження на трибоспряження деталей в той час, як відносна швидкість ковзання практично не впливає на них. встановлено, що величина зазору в спряженні деталей при мінімальному значенні навантаження практично не змінюється величина зносу деталей. мінімальне значення зносу становить (6,4 · 10-3 г) при наступних режимах експлуатації: р = 250 н та v = 0,1 м/с, s = 300 мкм. при розробці математичної моделі впливу режимів експлуатації на величину зношування, складали схему планування експерименту при трьох факторах: швидкість ковзання, навантаження та зазор у спряженнях зразків отримана регресійна модель дозволяє оптимізувати параметри рухомих спряжень деталей в залежності від умов їх експлуатації. ключові слова: посівні машини, полімерно-композиційний матеріал, швидкість ковзання, зазор, трибо технічні характеристики. вступ однією з основних технологічних операцій при вирощуванні будь-якої сільськогосподарської культури є сівба або садіння. до посівних машин висуваються особливі вимоги: повне забезпечення якості посіву, висока надійність, ремонтопридатність у польових умовах, як можна більш тривала перерва між технічними обслуговуваннями техніки тощо. значний сектор технічного забезпечення сільського господарства в україні займають високопродуктивні широкозахватні машини. саме посівні машини такого типу дозволять значною мірою вирішити проблеми своєчасного якісного посіву з поєднанням інших технологічних операцій – підготовки ґрунту, внесення добрив, загортання, прикочування тощо. постановка проблеми основними сільськогосподарськими підприємствами за валовим виробництвом продукції рослинництва в україні є господарства з площею більше 3000 га. вони потребують забезпечення високопродуктивними і, бажано, універсальними сівалками. встановлено, що причиною порушення агровимог до сівби, зокрема глибини та рівномірності вкладання насіння, є низька довговічність механізмів копіювання поверхні грунту [1, 2 ]. основною причиною низької надійності цих механізмів є використання у їх рухомих з'єднаннях спряжень матеріалів “сталь-сталь”, які забезпечують працездатність за умови частого (кожні 40 … 50 год роботи) технічного обслуговування (мащення) [2, 3]. відхилення від періодичності і переліку операцій технічного обслуговування призводить до потрапляння абразиву в шарнірні з’єднання механізмів копіювання та, як наслідок, до їх швидкого зносу. питання визначення навантажень, що виникають у рухомих з'єднаннях паралелограмних механізмів копіювання в достатній мірі висвітлено у наукових працях [4, 5]. водночас оптимізація параметрів (режимів роботи) трибоспряжень, виготовлених з полімерно-композитних матеріалів, та їх вплив на довговічність механізму в цілому, недостатньо досліджено. раніше встановлено [2, 3], що вирішальний вплив на довговічність рухомих спряжень мають умови їх експлуатації. вплив режимів експлуатації на зношування деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 66 мета та завдання метою роботи є обґрунтування раціональних режимів експлуатації деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу. для досягнення мети виконувались такі завдання: обґрунтувати закономірність зношування деталей рухомих спряжень в залежності від умов експлуатації та визначити раціональні режими їх роботи. результати вирішення основних завдань проблеми основними факторами умов експлуатації, які впливають на триботехнічні характеристики рухомих з'єднань є навантаження, лінійна швидкість ковзання та зазор в спряженнях деталей. вплив цих факторів досліджували за загальною схемою при трьох рівнях кожного з них. значення змінних встановлювали таким чином, щоб при переведенні в умовний масштаб вони відповідали: –1; 0; +1. різниця значень змінних між нульовим рівнем і ± 1 (крок варіювання) визначає границі області досліджень, в межах якої отримували необхідну інформацію про зношування деталі, виготовленої з матеріалу упа-6-30. при розробці математичної моделі впливу режимів експлуатації на величину зношування, на пк, складали схему планування експерименту при трьох змінних: швидкість ковзання, навантаження та зазор у спряженнях зразків (деталей). результати розрахунку вихідних режимів досліджень наведені в табл. 1. таблиця 1 основні рівні навантаження, швидкості ковзання та величини зазору в спряженні значення рівнів змінних показник факт середній рі-вень крок варіювання -1 0 1 р, н x1 250 50 200 250 300 v, м/с x2 0,15 0,05 0,1 0,15 0,2 s, мкм x3 300 50 250 300 350 коефіцієнти рівняння для трьох змінних розраховували за результатами п’ятнадцяти експериментів на основі плану бокс-бенкена. рівняння має наступний загальний вигляд: 2 2 2 0 1 1 2 2 3 3 11 1 22 2 33 3 12 1 2 13 1 3 23 2 3y b b x b x b x b x b x b x b x x b x x b x x          де y – властивість, що досліджується (інтенсивність зношування); b0, b1, b2, b3, b11, b22, b33, b12, b13, b23 – коефіцієнти рівняння; х1, х2, х3 – відповідно навантаження, швидкість ковзання та зазор в умовних одиницях. використовуючи прикладний пакет програм «statistiсa 6», визначено коефіцієнти рівняння: b0 = 84,7833; b1 = – 0,3470; b2 = – 130,750; b3 = – 0,1940; b11 = 0,0011; b22 = 106,6667; b33 = 0,0003; b12 = 0,0800; b13 = – 0,0005; b23 = 0,2900. отримане рівняння для розрахунку має вигляд: 2 2 1 2 3 1 2 2 3 1 2 1 3 2 3 84, 7833 0, 3470 130, 7500 0,1940 0, 0011 106, 6667 0, 0003 0, 0800 0, 0005 0, 2900 . у= x x x x x x x x x x x x           визначено значення критерію фішера для надійності p = 0,95 – 1,56. так як f = 1,56 < fтабл. = 3,59; отримане рівняння регресії другого порядку адекватно відтворює результати експерименту. на основі отриманих результатів побудовано поверхні відгуку (рис. 1 3). поверхня відгуку (рис. 1) свідчить, що суттєвий вплив на знос має величина навантаження. неістотний вплив швидкості ковзання на величину зносу пов’язаний з обмеженим діапазоном від 0,1 до 0,2 м/с, який обґрунтовано реальними умовами роботи рухомих з'єднань паралелограмного механізму копіювання. вплив режимів експлуатації на зношування деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 67 рис. 1 –залежність вагового зносу від навантаження та швидкості ковзання в рухомих з’єднаннях згідно поверхні відгуку, відображеній на рис. 2, найбільший вплив на знос зразків також має навантаження. рис. 2 – залежність вагового зносу від навантаження та величини зазору деталей крім того, встановлено, що величина зазору в спряженні при мінімальному значенні навантаження суттєво не впливає на величину зносу, в той час як при р = 300 н, спостерігається зростання зносу при мінімальному зазорі (s = 250 мкм) в 2,1 рази (з 7,9·10-3 г до 16,7·10-3 г). невідповідність зазору у поєднанні із навантаженням в рухомому з’єднанні деталей неодмінно призводить до зменшення його ресурсу, а отже і паралелограмного механізму копіювання посівного комплексу. з наведеної поверхні відгуку (рис. 3) очевидно, що зменшення величини зазору до мінімального значення s = 250 мкм, незалежно від лінійної швидкості ковзання, призводить до підвищеного зносу рухомого з’єднання (9,2 … 10,1)· 10-3 г. вплив режимів експлуатації на зношування деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 68 рис. 1 –залежність вагового зносу від швидкості ковзання та величини зазору деталей слід зазначити, що за максимальної величини зазору s = 350 мкм, збільшення лінійної швидкості, з 0,1 м/с до 0,2 м/с, призводить до збільшення зносу на 31 % (з 6,4·10-3 г до 8,4·10-3 г). висновки виявлено, що суттєвий вплив на триботехнічні характеристики здійснює навантаження на трибоспряження деталей в той час, як відносна швидкість ковзання практично не впливає на них. встановлено, що величина зазору в спряженні деталей при мінімальному значенні навантаження практично не змінюється величина зносу деталей. мінімальне значення зносу становить "6,4·10-3 г" при наступних режимах експлуатації: р = 250 н та v = 0,1 м/с, s = 300 мкм. отримана регресійна модель дозволяє оптимізувати параметри рухомих спряжень деталей в залежності від умов їх експлуатації. література 1. кобец а.с. decreasing the environment influence on composite materials / а.с. кобец, а.д. деркач, д.а. макаренко, а. шаповал, о.с. кабат // научни известия. issue 16 (202). – june 2016. – iv international scientific journal and technical congress “agricultural machinery”, 22-25.06.2016, varna, bulgaria. – р. 13-15. 2. деркач а.д. применение углепластиков в широкозахватных посевных машинах / а.д. деркач, н.н. науменко, д.а. макаренко // mechanization in agriculture. international scientific, scientific applied and informational journal. year lxi, 2/2015, – sofia. – 2015. – р. 3-6. 3. derkach о. development of high accuracy of the copy soil system / o. derkach, d. makarenko, m. velyka, o. shapoval. // international scientific journal. – mechanization in agriculture & conserving of the resources. – year lxiii, issue 5/2017. – sofia. – 2017. – р. 185-187. 4. заварзин в.а. обоснование параметров и режимов роботы копирующего механизма рабочих органов почвообрабатывающего посевного комплекса: дис. канд. техн. наук: 05.20.01 – технологи и средства механизации сельского хозяйства / алтайский государственный аграрный университет – барнаул, 2003. – 166 c. 5. науменко м.м. побудова математичної моделі процесу взаємодії дисково-анкерного сошника з грунтом при динамічних навантаженнях / м.м. науменко, о.д. деркач, д.о. макаренко // вісник хнтусг імені петра василенка. технічний сервіс машин для рослинництва. – харків, 2017. – вип. 181. – с. 267-274. надійшла в редакцію 04.01.2019 вплив режимів експлуатації на зношування деталей, виготовлених з полімерно-композитного матеріалу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 69 aulin v.v., derkach o.d., makarenko d.o., grynkiv a.v influence of operating modes on wear of parts made of polymer-composite material. it was established that one of the main technological operations in growing any agricultural crop is sowing or planting. it is noted that special requirements apply to sowing machines: full quality assurance of sowing, high reliability, repair in field conditions, a long gap between maintenance of machinery and the like. the purpose of the work is to justify the rational modes of operation of parts made of polymer-composite material. to achieve the goal, the following tasks were performed: to substantiate the regularity of the wear of parts of moving conjugates depending on the conditions of operation and to determine the rational modes of their work. it is proved that the main factors of the operating conditions that affect the tribotechnical characteristics of the mobile connections are the load, the linear speed of sliding and the gap in the joints of the parts. it was revealed that significant influence on the tribotechnical characteristics carries the load on the detachment of three parts while the relative slip speed practically does not affect them. it is established that the size of the gap in the conjugation of parts with a minimum load value does not change the value of wear of parts. the minimum wear value is (6.4 ∙ 10-3 g) with the following operating modes: p = 250 n and v = 0.1 m / s, s = 300 microns. in developing the mathematical model of the influence of operating modes on the amount of wear, they compiled the scheme of planning the experiment in three factors: slip speed, load and gap in conjugation of samples. the obtained regression model allows to optimize the parameters of moving parts of the joints depending on the conditions of their operation. key words: sowing machines, polymer-composite material, slip speed, clearance, tribo technical characteristics. references 1. kobec a.s. decreasing the environment influence on composite materials / a.s. kobec, a.d. derkach, d.a. makarenko, a. shapoval, o.s. kabat. nauchni izvestiya. issue 16 (202). june 2016. iv international scientific journal and technical congress “agricultural machinery”, 22-25.06.2016, varna, bulgaria. р. 13-15. 2. derkach a.d. primenenie ugleplastikov v shirokozahvatnyh posevnyh mashinah. a.d. derkach, n.n. naumenko, d.a. makarenko. mechanization in agriculture. international scientific, scientific applied and informational journal. year lxi, 2/2015, sofia. 2015. р. 3-6. 3. derkach o. development of high accuracy of the copy soil system / o. derkach, d. makarenko, m. velyka, o. shapoval. international scientific journal. mechanization in agriculture & conserving of the resources. year lxiii, issue 5/2017. sofia. 2017. р. 185-187. 4. zavarzin v.a. obosnovanie parametrov i rezhimov roboty kopiruyushchego mekhanizma rabochih organov pochvoobrabatyvayushchego posevnogo kompleksa: dis. kand. tekhn. nauk: 05.20.01 – tekhnologi i sredstva mekhanizacii sel'skogo hozyajstva. altajskij gosudarstvennyj agrarnyj universitet. barnaul, 2003. 166 р. 5. naumenko m.m. pobudova matematichnoї modelі procesu vzaєmodії diskovo-ankernogo soshnika z gruntom pri dinamіchnih navantazhennyah. m.m. naumenko, o.d. derkach, d.o. makarenko. vіsnik hntusg іmenі petra vasilenka. tekhnіchnij servіs mashin dlya roslinnictva. harkіv, 2017. vip. 181. р. 267-274 дослідження процесу штампування заготовки деталі «муфта» із використанням програми deform проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 56 каразей в.д., соколан к.с., решетник п.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail:wkarazey@mai.ru дослідження процесу штампування заготовки деталі «муфта» із використанням програми deform удк 621.777.4 проектування технологічних процесів в сучасних cad/cam/cae системах дозволяє скоротити витрати, що можуть появитися у процесі виробництва, оскільки є можливість більш точно прогнозувати дефекти різного роду, що пов’язані із недосконалою технологією. це дає можливість вивчити процеси деформування металів при різних видах руху інструментів, змінюючи умови тертя, моделі пластичності та реологічні характеристики матеріалу. програма deform призначена для аналізу тривимірної текучості металу при різних процесах обробки металів тиском. використання програми дає можливість прогнозувати характер формозміни металів при обробці тиском, за рахунок чого суттєво знижуються витрати на експериментальні дослідження. використання програми deform дає можливість дослідження зміни величини переміщень та напружень, що виникали, в залежності від часу перебігу процесу. ключові слова: штампування видавлюванням, обробка тиском, моделювання, пуансон. вступ холодне об`ємне штампування є одним із прогресивних ресурсозберігаючих методів отримання виробів високої якості, при застосуванні якого витрати металу зменшуються у 2 … 3 рази. холодним об`ємним штампуванням отримують вироби з точністю до 8 9 квалітету та шорсткістю поверхні ra 1,25 6,3 мкм, із високими і стабільними механічними властивостями, тобто покращується якість поковок в цілому, що призводить до зменшення припусків на подальшу обробку [1, 2]. штампування видавлюванням застосовують для отримання поковок із низьковуглецевих та низьколегованих сталей, у яких сталей границя міцності на розрив (у стані поставки) не перевищує 600 мпа. сталь для отримання хорошої мікроструктури підлягає термообробці – відпалюванню. застосування сучасних пакетів прикладних програм для проектування технологічних процесів для різних видів виробництв в основному орієнтовано на зменшення строків підготовки виробництва, відпрацювання технології, а також мінімізації фінансових витрат. проектування технологічних процесів виготовлення заготовок в сучасних cad/cam/cae системах дозволяє також скоротити витрати на виробництво готових деталей, оскільки сучасні інтерактивні технології дають можливість з більшою точністю прогнозувати дефекти заготовок різного роду. програма deform [3, 4] призначена для аналізу тривимірної текучості металу при різних процесах обробки металів тиском. використання програми дає можливість прогнозувати характер формозміни металів при обробці тиском, за рахунок чого суттєво знижуються витрати на експериментальні дослідження; також дає можливість вивчити процеси деформування металів при різних видах руху інструментів, змінюючи умови тертя, моделі пластичності та реологічні характеристики матеріалу. мета і постановка задачі метою роботи є дослідження технологічного процесу холодного видавлювання пустотілої заготовки деталі «муфта м25 sp» із заданою конфігурацією та геометричними розмірами. результати дослідження deform – система кінцевого елементного моделювання, яка призначена для аналізу тривимірного потоку металу при різних процесах обробки металу тиском. програма являє собою практичний і ефективний інструмент, що дозволяє прогнозувати характер формоутворення при операціях обробки металів тиском без значних витрат на експериментальні дослідження. в даній програмі є можливість автоматичного розбиття сітки скінчених елементів під час моделювання (адаптивна побудова сітки). генератор сіток дозволяє створювати сітку скінчених елементів, розміри яких в окремих частинах моделі будуть розрізнятися в залежності від специфіки процесу, що аналізується. це значно понижує об’єм поставленої задачі та вимоги до апаратних засобів для їх розв’язання. важливою особливістю програми є те, що користувач може настроювати щільність сітки і співвідношення розмірів кінцевих елементів при роботі у ручному режимі. другою перевагою програми є можливість побудови геометричних моделей заготовок та інструменту без додаткових саd-систем. дослідження процесу штампування заготовки деталі «муфта» із використанням програми deform проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 57 програма дозволяє моделювати пластичну текучість матеріалу для гарячих, напівгарячих та холодних процесів, причому це можуть бути як ізотермічні так і неізотермічні процеси. теплопередача між об’єктами та всередині них може бути проаналізована як окремий процес або сумісно із процесом деформування по спряженій схемі. при розрахункові приймаються до уваги всі фактори, що впливають на процес штампування: конвекція, випромінювання, тепловиділення при фазових переходах та пластичних деформаціях; виділення теплоти при терті, втрати теплоти у зоні контакту між заготовкою та інструментом, вплив температури на коефіцієнт тертя і термомеханічні характеристики матеріалу, вплив тиску на трибологічні характеристики. інструмент може бути нерухомим або переміщуватися у будь-якому напрямку залежно від параметрів заданого устаткування. також інструмент може бути абсолютно жорстким або пружним, що деформується. є можливість аналізу міцності штампу, однокроковий алгоритм дозволяє це зробити як для жорсткого, так і пружного інструменту на кожному крокові процесу. кінцеві елементи та моделі матеріалів дозволяють відслідковувати місця руйнування матеріалів. для складних процесів присутня можливість задавати параметри багатоперехідних процесів. для запуску процесу моделювання необхідні такі вихідні дані: опис об’єкту – геометричні параметри, параметри сітки кінцевих елементів, температура процесу, матеріал об’єкту; дані матеріалу об’єкта – дані, що описують поведінку матеріалу в умовах, в яких буде моделюватися віртуальний процес; умови взаємодії об’єктів параметри, що описують взаємодію об’єктів, включаючи характер взаємодії, тертя і теплопередачу між ними; управління моделюванням, тобто вибір методів рішення, за допомогою яких програма буде знаходити розв`язок системи кінцево-елементних рівнянь, а також умови стану середовища процесу, кількість кроків моделювання; властивості матеріалу – властивості, що описують фізичні процеси , що проходять в матеріалі під час міжфазового перетворення при моделюванні термічної обробки. на рис. 1 зображено головний інтерфейс програми. система deform складається з трьох основних компонентів: preprocessor (препроцесор) використовується для створення, збору чи зміни інформації, необхідної для проведення розрахунків і для створення файлу бази даних для розрахунку; simulator (процесор) необхідний для проведення розрахунку і запису отриманих результатів в кінцевий файл бази даних. разом з вирішенням задачі працює система перерозподілу елементів, яка при необхідності може створити нову сітку скінченних елементів. одночасно відбувається запис інформації про статус рішення, в тому числі і помилки, в файли з розрішенням msgі .log. postprocessor (постпроцесор) необхідний для зчитування бази даних після завершення моделювання і відображення результатів в вигляді графіків, а також витяг числових даних. рис. 1 – інтерфейс програми deform при використанні першої підпрограми (препроцесор) задаємо основні компоненти процесу видавлювання та визначаємо геометричні параметри складових частин. модель симуляції складається з верхнього інструменту (пуансона), заготовки, що буде деформуватися, та матриці. дослідження процесу штампування заготовки деталі «муфта» із використанням програми deform проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 58 важливо відмітити, що для успішної симуляції пуансон та матрицю ми вказуємо як тверді та жорсткі елементи, а заготовку як пластичний елемент. далі вибираємо з бази матеріалів необхідний матеріал заготовки (в даному випадку aisi 1013 machining, по своїх властивостях відповідає сталі 20), та температуру обробки (100 °с). рух пуансона окреслимо його переміщенням у напрямку осі (-z) зі сталою швидкістю (0,5 мм/с). матриця в свою чергу закріплена жорстко і є нерухомою. програма deform виконує симуляцію і розрахунки поступово, крок за кроком. найважливіший і, водночас, кінцевий етап внесення даних це розрахунок кількості кроків симуляції та інших чинників, що характеризують ці кроки. після успішної генерації бази даних для розрахунку зберігаємо її для подальшого використання, відкривши підпрограму симулятор. час розрахунку може бути різний (залежить від складності процесу, кількості скінченних елементів тощо). по завершенні обрахунків можемо переглянути симуляцію у постпроцесорі. на рисунках 2 і 3 зображено початкове положення пуансона (початок симуляції) та кінцеве положення пуансона (кінець симуляції). рис. 2 – початкове положення пуансона рис. 3 – кінцеве положення пуансона також програма deform дає можливість дослідження зміни величин переміщень та напружень, що виникали, в залежності від часу перебігу процесу. розглянемо епюру переміщень та графік переміщень заданих точок, що виникли в процесі видавлювання (рис. 4). графік ілюструє зміну положення точок в часі. як видно із епюри, дно муфти зазнало певної деформації. маючи змогу відслідкувати рух будьякої точки, та знаючи її чисельне переміщення, можна спрогнозувати та покращити сам процес видавлювання. дослідження процесу штампування заготовки деталі «муфта» із використанням програми deform проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 59 а б рис. 4 – дослідження зміни величин переміщень та напружень: а – епюра переміщень; б – графік залежності величини переміщення від часу симуляції розглянемо також епюру напружень та графік зміни напружень відносно часу (рис. 5). а б рис. 5 – дослідження зміни величини напружень: а – епюра напружень; б – графік залежності величини напруження від часу симуляції найбільші напруження виникли в заготовці збоку, тому що при стисканні циліндра змінюється його форма на бочкоподібну. але в даному випадку стінки матриці не дають металу рухатися в горизонтальному напрямку і він змушений підійматися вгору. уже пізніше, коли певна частина металу уже піднялася вгору, напруження концентруються на дні заготовки і, як наслідок, найбільша деформація стається саме всередині при стінках дна. на рис. 6 показано результат деформування заготовки. аналіз результатів моделювання в deform-3d показав, що на початкових стадіях процесу в центрі заготовки спостерігаються напруження стискання, а на поверхні – розтягування. в процесі деформування в результаті руху матеріалу до стінок матриці, коли метал затікає в порожнину між матрицею та пуансоном, залишаються напруження стискання. в процесі деформування заготовки в деталі виявляється дефект на кромці заглиблення із-за появи напружень розтягу. основним видом дефектів, що знижують якість і технологічні можливості процесу видавлювання є похибки форми у вигляді утяжин, що виникають при поздовжньому видавлюванні муфти. дослідження процесу штампування заготовки деталі «муфта» із використанням програми deform проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 60 рис. 6 – здеформована поверхня заготовки при поздовжньому видавлюванні заготовки муфти утяжина у вигляді зазору між заготовкою й торцем пуансона з'являється внаслідок нерівномірності витікання металу і спостерігається на заключних стадіях процесу. дефект збільшується пропорційно зменшенню стінки дна заготовки, що призводить до порушення технічних умов виробу та розмірів, що задаються робочим кресленням. на початку руху пуансона матеріал заповнює порожнину штампа, при досягненні стінок матриці матеріал рухається вверх, огинаючи пуансон, і заповнює порожнину між пуансоном і матрицею. результати використання моделювання в deform-3d дозволяють оцінити фізико-механічний стан деформованого металу. висновки аналіз результатів моделювання в deform-3d показав, що на початкових стадіях процесу в центрі заготовки спостерігаються напруження стискання, а на поверхні – напруження розтягування. в процесі деформування, в результаті руху матеріалу до стінок матриці, напруження трансформуються в напруження стискання. при різній товщині дна деталі сила, що необхідна для видавлювання, залишається практично однаковою для всіх досліджуваних розмірів. при зменшенні товщини дна деталі проявляється дефект типу «утяжина», збільшення дефекту відбувається пропорційно зменшенню стінки дна. для запобігання появи утяжини необхідно забезпечити переміщення матриці в напрямку, протилежному витіканню металу. література 1. колмогоров в.л. механика обработки металлов давлением. екатеринбург: изд-во уральского гту, 2001.– 836 с. 2. шестаков н.а. расчеты процессов обработки металлов давлением. решение задач энергетическим методом: учебное пособие. – м.: мгиу, 2008. – 344 с. 3. паршин в.с. практическое руководство к програмному комплексу deform -3d: учебное пособие. екатеринбург: урфу, 2010. – 122 с. 4. автоматизированная система deform -3d для расчета формоизменения в процессе штамповки на основе метода конечных элементов / г.я гун, с.а. стебунов, а.и. лишний // кузнечноштамповочное производство. – 1992 – №9-10. – с. 4-7. поступила в редакцію 21.04.2017 дослідження процесу штампування заготовки деталі «муфта» із використанням програми deform проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 61 karazey v.d., sokolan k.s., reshetnik p.p. research of the stamping process of “coupling” component billet using deform program. designing technological processes using modern cad/cam/cae systems allows reducing costs that can appear during production process, since there is a possibility of more precise forecasting of defects of different type, which are connected with imperfect technology. it gives a possibility to study processes of metal deformation under different types of instrument movement by changing friction conditions, plasticity model and rheological characteristics of the material. deform program is intended for analysis of three-dimensional yield of metal under different process of metal forming operation. usage of the program gives a possibility to forecast the character of metal forming during forming operation, and due to this fact, costs of experimental researches are considerably reduced. using deform program allows to research changes of movement and stresses values that appeared depending on time of process running. key words: extruding, forming operation, modelling, stamping punch. references 1. kolmogorov v.l. mechanics of metal forming. ekaterinburg: publ. of ural stu, 2001. 836 p. 2. shestakov n.a. calculations of metal forming processes. solutions of tasks by energy methods: teaching aid. m.: msiu, 2008. 344 p. 3. parshin v.s. practical manual to deform -3d program complex: teaching aid. ekaterinburg, urphu, 2010. 122 p. 4. deform -3d computer-based system for calculating forming during stamping process on the basis of finite element method / g.ya. gun, s.a. stebunov, a.i. lishniy. press forging production, 1992, №9-10, p. 4-7. рациональный выбор давления подвода смазки, расположения и диаметра питателя гидростатодинамического подпятника … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 76 хлопенко н.я., сорокина т.н. национальный университет кораблестроения имени адм. макарова, г. николаев, украина e-mail: tan-sorokina@yandex.ru рациональный выбор давления подвода смазки, расположения и диаметра питателя гидростатодинамического подпятника с карманами рэлея удк 621.822 проведены теоретические исследования рационального выбора давления подвода смазки, диаметра и расположения питателя в питающей канавке гидростатодинамического подпятника с карманами рэлея при турбулентном режиме течения смазки. ключевые слова: подпятник гидростатодинамический с карманами рэлея, давление подвода смазки, диаметр питателя, канавка питающая, выбор параметров. введение при конструировании гидростатодинамического подпятника с карманами рэлея возникает необходимость выбора давления подвода смазки к каждому ступенчатому сегменту, диаметра и расположения питателя в каждой питающей канавке. эти параметры, как показывают исследования, проведенные нами в работах [1, 2], оказывают существенное влияние на статические характеристики подпятника. поэтому представляется актуальным определение рациональных значений указанных параметров. целью данной работы является определение рациональных значений давления подвода смазки к каждому сегменту, диаметра и расположения питателя в питающей канавке гидростатодинамического подпятника с карманами рэлея. для определения рациональных значений указанных параметров использовался численный алгоритм решения термогидродинамических уравнений турбулентного режима течения смазки [1]. в этом алгоритме был исключен баланс расходов смазки в каждом узле конечно-разностной сетки, так как учет этого фактора снижает точность расчетов статических характеристик подпятника. на конкретном примере при заданной нагрузке на подпятник и частоте вращения вала рассчитывались толщина несущего зазора между зеркальными поверхностями трения [2], максимальный перегрев масляной пленки, объемный расход масла через питатель и потери мощности на трение в зависимости от избыточного давления подвода смазки к каждому сегменту. по этим зависимостям, допускаемой температуре и толщине несущего зазора, в несколько раз превышающей критическое значение [3], определялось рациональное значение этого давления. найденное значение давления и допускаемая толщина несущего зазора использовались при вычислениях грузоподъемности, объемного расхода масла, потерь мощности на трение и температуры смазочного слоя каждого ступенчатого сегмента при различных значениях отклонения центра отверстия питателя от его среднего положения в питающей канавке. также проведен численный анализ этих характеристик при двух значениях диаметра питателя и различных значениях толщины несущего зазора. это позволило определить рациональное значение диаметра питателя и его местоположение в указанной канавке. результаты расчета и их анализ в качестве примера использовался гидростатодинамический подпятник с карманами рэлея с исходными данными, приведенными в работе [2]. cмазкой служило масло марки mil-l-23699. его допускаемая температура составляет по данным работы [4] 180 ºс. численные расчеты проводились с использованием конечно-разностной сетки секторного в плане сегмента размера 80 × 80. при таких размерах сетки относительная погрешность в определении давлений в ее узловых точках не превышала 0,01 %, а температур – 0,1 %. критериями работоспособности подпятника служили допускаемая температура масла при заданной толщине смазочного слоя. при всех вычислениях статических характеристик подпятника (давлений, температур, толщин смазочного слоя, потерь мощности на трение и грузоподъемности) температура масла в питателе принималась равной 120 ºс. на рис. 1 приведены зависимости статических характеристик подпятника от давления подачи смазки вхp в смазочный слой при заданной грузоподъемности 1 кн и частоте вращения 20000 об/мин. как и следовало ожидать, с увеличением давления подвода смазки толщина несущего зазора 0h ступенчатого сегмента и объемный расход смазки q растут, а максимальная температура масляного слоя t и потери мощности на трение трn падают. так, при давлении подачи смазки 0,35 мпа величина смазоч рациональный выбор давления подвода смазки, расположения и диаметра питателя гидростатодинамического подпятника … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 77 ного слоя равна 56 мкм, а температура смазки составляет 149,5 ºс. это давление не вызывает проблемы в обеспечении прочности трубок питателя, а масляный слой жидкостного трения имеет достаточно большой запас по толщине несущего зазора. рис. 1 – влияние давления подвода смазки рвх на статические характеристики отдельного сегмента подпятника при нагрузке 1 кн: h0 – толщина несущего зазора; t – максимальная температура масляного слоя; nтр – потери мощности на трение; q – объемный расход смазки на рис. 2 представлены зависимости грузоподъемности w , максимальной температуры масляного слоя t , объемного расхода смазки q и потери мощности на трение трn ступенчатого сегмента подпятника от процентного отношения ε отклонения центра питателя от центра питающей канавки к длине этой канавки. они получены на установившемся режиме работы подпятника при давлении подвода смазки 0,35 мпа и той же частоте вращения пяты, что и в предыдущем случае. видно, что отклонение питателя от центра канавки оказывает слабое влияние на статические характеристики подпятника. этот результат имеет принципиальное значение при определении местоположения питателя в канавке подпятника. рис. 2 – влияние отклонения ε центра питателя на статические характеристики отдельного сегмента подпятника при h0 = 56 мкм: w – грузоподъемность; t – максимальная температура масляного слоя; nтр – потери мощности на трение; q – объемный расход смазки на рис. 3 приведены графические зависимости, характеризующие изменение грузоподъемности w , максимальной температуры масляного слоя t , расхода смазки q и потери мощности на трение трn от толщины смазочного слоя 0h при двух различных значениях диаметра проходного сечения питателя 3 мм (сплошная линия) и 10,8 мм (штриховая линия) и ширине питающей канавки 10,8мм. их сравнение показывает, что при диаметре питателя 10,8 мм наблюдается заметное снижение грузоподъемности w , потерь мощности на трение трn и расхода смазки q , а также незначительное повышение максимальной температуры масляного слоя t в диапазоне изменения 0h от 50 до 100 мкм. поэтому рекомендуется использовать диаметр проходного сечения питателя 3 мм. рациональный выбор давления подвода смазки, расположения и диаметра питателя гидростатодинамического подпятника … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 78 рис. 3 – зависимость статических характеристик отдельного сегмента подпятника от толщины смазочного слоя h0 при диаметрах питателя 3,0 мм (сплошная линия) и 10,8 мм (штриховая линия): w – грузоподъемность; t – максимальная температура масляного слоя; nтр – потери мощности на трение; q – объемный расход смазки таким образом, проведенный анализ результатов расчета статических характеристик гидростатодинамического подпятника с карманами рэлея позволил определить рациональные значения давления подвода смазки и диаметра проходного сечения питателя, а также его расположение в питательной канавке. выводы 1. при конструировании гидростатодинамических подпятников с карманами рэлея следует определять рациональные значения давления подвода смазки, диаметра питателя и его расположение в питательной канавке по допускаемым значениям толщины несущего зазора и температуры смазочного слоя. 2. при рационально выбранных значениях давления подвода и температуры смазки грузоподъемность подпятника возрастает с уменьшением диаметра питателя, а расход смазки и потери мощности на трение изменяются незначительно. литература 1. хлопенко, н. я. разностные схемы и точность решения термогидродинамических уравнений смазки подпятника рэлея [текст] / н. я. хлопенко, т. н. сорокина // проблеми трибології (problems of tribology). – 2015. – № 2. – с.101-105. 2. хлопенко, н. я. турбулентная неизотермическая смазка ступенчатого подпятника рэлея [текст] / н. я. хлопенко, т. н. сорокина // проблеми трибології (problems of tribology). – 2013. – № 4. – с.40-45. 3. stachowiak, g. w. (gwidon w.) engineering tribology [текст] / gwidon w. stachowiak, andrew w. batchelor. – elsevier butterworth – heinemann, 2013. – 4 rd ed. – 854 p. 4. tribology data handbook : an excellent friction, lubrication, and wear resource [текст] / ed. by e. richard booser. – crc press llc, 1997. – 1099 p. поступила в редакцію 01.03.2016 рациональный выбор давления подвода смазки, расположения и диаметра питателя гидростатодинамического подпятника … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 79 khlopenko n.y., sorokina t.n. rational choice of oil supply pressure, feeder diameter and it’s arrangement for hybrid reyleigh step bearing. the geometrical and operation conditions of the feeder are the main problem of the hydrostatodynamic (hybrid) bearing optimal characteristics selection. supercharge pressure change at the step bearing lubrication supply is one of the most important operation characteristic. the feeder diameter change and it’s arrangement along the feeder groove mean much to geometrical characteristics. the main aim of the article is to determine the influence of the feeder along the feeder groove, feeder diameter and the supercharge pressure change on the static characteristics by the different rotor rotation of hybrid bearing. our calculations gives the positive result, notably, the supercharge pressure change considerable improve the hybrid bearing static characteristics. the feeder diameter change at the different operating clearances and it’s arrangement along feeder groove gives the possibility to determine its optimal characteristics and arrangement. as evident from researches the big feeder diameter brings the static characteristics degradation to the hybrid bearing. the optimization of the geometrical and regimes features was carried out at the turbulent regime including the lubrication temperature and viscosity parameters. as a result of calculations for feeder optimization there were determined the following evidences – lubrication temperature, which are not exceed the critical value for the present oil and provided acceptable stepbearing exploitation features. the results can become the basic part for the further hybrid bearing design. key words: hybrid reyleigh step bearing, oil supply pressure, feeder diameter, feeder groove, optimal parameters. references 1. khlopenko, n. ya. raznostnye skhemy i tochnost resheniia termogidrodinamicheskikh uravnenii smazki podpiatnika releia. n. ya. khlopenko, t. n. sorokina. problemy trybolohii (problems of tribology). 2015. №2. pp.101–106. 2. khlopenko, n. ya. turbulentnaia neizotermicheskaia smazka stupenchatoho podpiatnika releia. n. ya. khlopenko, t. n. sorokina. problemi tribologії (problems of tribology). 2013. №4. pp. 40–45. 3. stachowiak g. w. (gwidon w.) engineering tribology. gwidon w. stachowiak, andrew w. batchelor. elsevier butterworth – heinemann, 2013. 4 rd ed. 854 p. 4. tribology data handbook : an excellent friction, lubrication, and wear resource. ed. by e. richard booser. crc press llc, 1997. 1099 p. equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 14 tkachuk v.p., sokolan k.s., sokolan j.s. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraina e-mail: tkachukv.p@gmail.com equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing udc 62-137 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-14-20 the article represents materials that illustrate operation principle of centrifuges for separation of massecuite strike on sugar refineries and methods of increasing reliability and performance quality of their operation are revealed in the article. reasons of origin of centrifuge vibrations as a result of non-equilibrium during their operation are envisaged among other factors. methods of vibration decreasing as a result of applying auto-balancing devices are offered and results of experimental researches on research stand are summarized. key words: rotor, imbalance, automatic balancing (self-balancing), auto balancing device (abd), centrifuge. production of granulated sugar consists of following operations: feeding of the beet to factory and its cleaning from foreign matters (soil, sand, remainders of beet greens); cutting of roots in chippings and obtaining diffusive juice (beet processing department); cleaning from nonsugar using lime carbonate with consequential additional cleaning, concentration of the juice by evaporation up to the density of syrup (juice purification house); allotment of cane sugar from the syrup by crystallization, separation of granulated sugar from massecuite syrup, its drying and packing in containers [1]. after syrup boiling the product is called massecuite strike. obtained massecuite strike is divided in peeler centrifuges into commercial granulated sugar and massecuite syrup (deflux), in which quantity of sugar is decreased on following stages of crystallization. temp of centrifuge process must provide relieving of massecuite mixer until the time of unloading massecuite strike from following vacuum apparatus. herewith it is necessary to call attention to correspondence of actual time of the centrifuge process cycle to the time, indicated in centrifuge operation manual. if time of one full cycle is greater, power consumption is increased and electric motor of centrifuge can get out of order. it is observed in case of transfer from automatic to manual control, and also when cycle is shortened, when massecuite strike has big crystals and low viscosity of massecuite syrup. for normal operation of automated centrifuges it is necessary to maintain sugar crystalline content in massecuite strike within the limits of 50 55 % and viscosity, providing its equal distribution order by the heights of rotor in such a way as to loading time would be 15 25 seconds. centrifuges are used for separation of liquid heterogeneous mixtures (suspensions and emulsions) into constituent elements. separation process in centrifuges is carried out in the field of centrifugal forces with usage of complete septum or pseudoseptum. these septum (baffle plates) are made in cylindrical form, conical form or combined cylindrical-conical rotors, rotating under condition of high frequencies. most of all monolithic walls are carried out in sedimentation centrifuges. in them the separation of suspensions and emulsions is carried out by the principle of sedimentation, in other words action of gravity force is replaced by the action of centrifugal force. in filtrating centrifuges rotor walls are perforated and only in several constructions they are monolithic. in monolithic walls removal of liquid phase is carried out through apertures in upper and lower bead rings. separation process of suspensions in such centrifuges is carried out according to the principle of filtration of liquid phase through the layer of solid particles under the influence of centrifugal force, which value depends of acceleration of centrifugal field, created by rotor. we turn our attention to the drawing of centrifuge фпс – they are widely spreader in sugar refining industry of ukrainian productions (fig. 1). suspension feeding to distributing disk facilitates equal loading of the rotor. form of the rotor is cylindrical-conical, its lower edge is connected with several ribs with thrust bush on the embankment. unloading apertures between ribs during filtration process and the process of residues douching are closed by lifting cone. after centrifuging residues the cone ascends, rotating speed decreases and residues are dropped into the bowl. necessary speed of rotor during self-unloading depends on the angle  between rotor’s axis and the edge of its conical part, and also friction coefficient f between residues and walls. particle with mass m will move along the edge of the contour, if the difference between constituent of gravity force and centrifugal force 2cos sinm g m r        will be greater than friction force  2sin cosf m g m r         . therefore     1 tg tg g f r f          , and condition for self-unloading is 1 tgf   , when  = 0. equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 15 fig. 1 – centrifuge фпс: 1 – body frame; 2 – housing; 3 – rotor; 4 – distributing disk; 5 – lifting body frame; 6 – lifting mechanism; 7 – collector; 8 – thrust bush; 9 – stiffening plate; 10, 11 – unloading of molasses and sugar in engineering practice for characterization of separation capability of centrifuges not value of acceleration of centrifugal field is used, but its relation to gravity acceleration. this relation is called separation coefficient: 2 /rf r g  , (1) where ω is angle rate of rotor rotation, rad/sec. 30 n   ; n – number of rotor rotations in one minute; r – radius of the rotor, m; g – gravity acceleration, m/sec2. it worse noticing that the value of separation coefficient in occasionally operating centrifuges is not the same during whole cycle. it is minimal during acceleration and reaches its maximum during centrifuging process. nonequilibrium distribution of massecuite strike as a result of its low or increased viscosity along rotor’s heights causes vibration of centrifuge during loading or during acceleration of the rotor and, subsequently, the level of noise is considerably increased. in practice operating personnel of centrifuges often feels negative influence of noise and vibrations. influence of vibration has negative influence on health, worsens general condition, decreases workforce productivity, and sometimes it even leads to occupational health problems, particularly hand-arm vibration syndrome (havs). according to the data of world health organization, increased levels of vibration and noise are prime factors in emergence of cardiovascular diseases of workers. methods of decreasing harmful vibrations from operating machines and mechanisms can be divided into two main groups: 1) supportd on decreasing the intensity of generating forces in the source of their origin; 2) vibration damping on the way of their distribution through bearing connections from the source to other machines and building structures (vibration damping). in engineering practice oftentimes someone has to develop methods of vibration decreasing on the way of its distribution from vibration source. effective abatement of harmful vibration method is passive vibration insulation when combined with using iso mounts (bearings with the effect of vibration damping). usage of such bearings provides decreasing of transferring the dynamic force from machines to the support, and also vibrations decreasing that are transferred from the support to workplaces by placing springing elements between them (vibration isolation systems or shock dampers). installation of the machine on elastic supports practically doesn’t decrease vibration of machine itself, but it decreases vibration transferring to supporting structures and, subsequently, decreases vibration of workplaces. active vibration isolation is also used. additional power source is used for its activation. equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 16 vibration isolation system is made from steel springs, rubber and other materials. combined subbermetal and spring-rubber vibration isolation systems and pneumorubber shock dampers, that use elastic properties of compressed air, are also applied. oscillations that are transferred to workplaces and building structures can be decreased by their installation on massive vibration isolating supports. constructively vibration isolating supports produced in the shape of reinforced concrete slab with acoustic junction along its perimeter, filled in with lightweight materials and assigned for prevention of direct transfer of oscillations from the foundation to building structures. track records concerning decreasing of vibrations of rotors with vertical rotation axis under conditions of variable disequilibrium during operation shows that effective method of decreasing vibrations is automatic balancing by applying hollow chamber, partially-field with solid and liquid actuating mediums. idea of self-balancing of centrifuges in sugar refining industry is not new. on present showing first abd is ring type (fig. 2), offered by german engineer albert fesca from berlin on march 26, 1872, when he received usa patent no. 125036 for ring type abd, designed for quilibration of vertically located machine drum for sugar draining. patent was reissued as patent us №7,455 reissued, 2 jan. 1877 (in some historical surveys of balancing technique this reissue is falsely assumed as primary patent, and date 02.01.1877 – as the beginning of the history of passive auto-balancing technique). a. fesca have offered to cover inside the drum on its shaft two and more rings of bigger and smaller diameters than the diameter of the shaft. fig. 2 – ring abd of a. fesca (1872): 1 – machine for sugar draining; 2 – drum; 3 – abd; 4 – shaft; 5 – ring fig. 3 – schematic diagram for research of the mode of behavior of actuating mediums in abd: 1 – abd model; 2 – video camera; 3 – strobotac; 4 – incandescent-filament lamp; 5 – inductive sensor; 6 –indicating device of rotation equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 17 analysis of literature sources have shown that the theory of self-balancing is described in various works of native and foreign authors. all works assert that necessary condition of vibration decreasing by applying abd is rotation of the rotor with frequency greater than first critical (resonance). against this background constructions of modern abd have additional devices, allowing actuating mediums to kick into gear only under condition of above resonance frequencies of rotor’s rotation. it significantly complicates the construction of abd and doesn’t allow their widespread use. meanwhile authors in practice have found out that abd can decrease vibrations both under conditions of above resonance and before resonance frequencies, and under the condition of resonance [4]. experimental researches of possibilities for effective self-balancing of centrifuges by passive balance beams was carried out on test installation (fig. 3) with device that has rigid vertical shaft and in which body frame is rigidly fastened with the support. rotor of the device is connected with body frame through the system of springs and can easily realize processional motion. such construction is analogous to the construction of rotor in centrifuge. experimental model of abd made of optically-transparent material, which provides to track in visual form or with the help of modern video recording devices operation of abd on all operation modes was designed and made for research of liquid mode of behavior inside self-balancing device in precritical and postcritical rotor rotation zones in auto-balancing device. abd is a ring with outer diameter of ø400 mm, two concentric baffles with diameters of ø300 and ø200 mm that create three concentric chambers for placing actuating mediums in them. assembled representation of abd experimental model is shown on figure 4. fig. 4 – experimental model of abd all three chambers are hermetically isolated from each other that renders possible to indicate dependence of auto-balancing process on geometrical sizes of the chamber. method of high-speed video recording of the movement of actuating mediums using modern computer engineering and video technology was proposed for carrying out experimental researches of the operation of liquid abd. research of the mode of behavior of actuating mediums inside abd was carried out on specially designed bench that contains following facilities: video camera panasonik 9000; video recorder panasonik nc-нс 1000; personal computer of following configuration: processor – celeron 2000 мгц, motherboard – asus p4s533, ram – 512 мб, video card – аti radeon 9000 (64 мб), winchester disk – wd80bb (80 гб), sound card – ess 1938 (16 bit, pci) compatible with sound blaster, tv tuner – flytv prime34 fm; light-beam recording oscillograph н071.4; strobotac сш-1; movement metering device вв-10н; inductive displacement pickup; variable inductance transducer (indicating device of rotations). flow diagram of connection of facilities is shown on figure 3. strobotac сш-1 synchronized with the signal of indicating device of rotor’s rotations was used when carrying out previous researches of operating monitoring of actuating mediums position inside abd. video camera was placed in vertical position above abd along the rotation axis of abd. video recording of balancing process was carried out synchronically with the recording of rotor’s vibrations. test data processing was carried out by applying comparison of video records with records on oscillographic recordings that gave possibility to determine location of resonance region on video records, and also value of rotation frequency for still frames that are being processed. methodology of researches conducting by applying high-speed video recording of abd on vertical rotor consists of three stages: preparative, research of transient modes, research of stationary and quasistationary modes. equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 18 1. preparative stage includes: rotor’s balancing with abd in case of absence of actuating mediums inside abd; selection of the value and location of artificial rotor imbalance; determination of optimal volume of process liquid in abd; determination of optimal illumination of abd; determination of necessary motion speed of video tape; determination of the optimal location of video camera (selection of look-up angle and distance to abd); test launching of whole system for cooperation adjustment of its separate parts. rotor balancing with experimental model of abd in case of the absence of actuating mediums inside it was carried out by applying passing-by method of trial cargo under conditions of operating rotor rotation frequency. value of artificial rotor imbalance was determined on its operating rotation frequencies as follows: the mass of artificial rotor was stepwise increased in increments of 30 grams from the start to start and rotor vibrations level was measured. critical maximal value of the imbalance was considered to be that value, under conditions of which vibration amplitude reached 40 mm (higher values in current construction of the device lead to impacts of motional elements on body frame) or when electric drive is not able to increase rotations when passing through resonance of the system and rotor “hovers” at critical rotation frequency. determined upon criteria value of the mass of the imbalance, decreased by 30 g (value of one step) and which is m = 150 g, was takes as reference value for follow-up researches. for carrying out video recording, the visibility of automatic balancing process on all rotations of rotor was taken as the criterion of optimal volume of process fluid in abd, in other words, when location of process fluid relatively to the location of artificial imbalance was clearly visible in the light of strobotac and on video tape. determination of such volume values was carried out in an experimental way. as a result of such researches received fluid volumes (colored fresh water) that was 400, 300 and 250 ml for outer, medium and inside chambers of abd respectively. special aspects of transient mode of rotor rotation with abd (acceleration, running-out) are existence of angular acceleration that can effect on the movement (location) of actuating mediums. following methodology was offered and experimentally tested for research of actuating mediums movement in case of existence of angular acceleration: necessary imbalance is set on the rotor. fluid is filled in abd; electric current is gradually delivered to electric engine of the rotor and minimal voltage value u0 is fixed (at this value rotor’s movement begins); maximal voltage is feed to the drive of electric engine, by virtue of which rotor gather speed of indicated nominal rotation speed and value uном is fixed; minimal voltage u0 is feed to the drive of electric engine and its value changes leapingly to uном, herewith time t0 when rotor reaches operating rotation frequencies that corresponds to maximal angular acceleration max; the time, necessary for change of voltage from u0 to uном, that is feed to drive electric engine is calculated by approximation formula: max 0i i t t     , (2) where ti – time interval of the change of voltage from u0 to uном; i – necessary value of rotor angular acceleration during i experiment. video camera starts operating synchronically with rotor and video facilities and the movement of actuating mediums inside abd during the start under conditions of indicated angular acceleration i with hold time at operating rotation frequency during 10 15 s is recorded. resonance speed of rotor rotation is р = 56,5 – 63 rad/sec (540 600 rpm). for research of mode of behavior of actuating mediums inside abd under conditions of before resonance, resonance and above resonance rotor rotation frequencies, rotor angular speed was set as 0,5 р and 0,75 р (before resonance zone), р (resonance zone), 1,5 р (above resonance zone). equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 19 video camera along with facilities were switched on after time δt = 10 – 15 sec, when rotor heights was at indicated rotation frequency and when location of actuating mediums relatively to marks on abd’s body frame was stabilized. video recording at each of indicated rotation frequencies was carried out during 20 30 sec. for the purpose of determination of the effectiveness of rotor automatic balancing method with vertical rotation axis of fluid the row of researches with change of artificial imbalance mass within the limits from 50 g to 250 g in increments of 50 g for different radius of chamber was carried out. chambers were filled with fluid, r = 0,2; 0,15; 0,1 m and amount of fluid in the chamber was also changeable from 0 g to 350 g in increments of 50 g. imbalances were located almost in plane of the location of abd chamber. researched range of rotor rotation speeds was 0 rad/sec – 88 rad/sec. for detailed researches of abd operation the hold time in 5 10 sec in before resonance, resonance and above resonance zones of rotor rotation were carried out. for each order the amplitude frequency response of oscillations of drum’s upper edge was built. preliminarily before the research the additional balancing of rotor of the device (wahing machine tank) by cargo passing-by method was carried out [5]. efficiency checking of fluid abd operation was carried out in two ways: calculations and in experimental way. for experimental checking of the influence of abd parameters, particularly chamber’s radius, on the effectiveness of balancing process, series of tests with cylindrical abd chambers with the same heights (50 mm) and different radiuses (200 mm, 150 mm, 100 mm) was carries out. record of vibrations of disbalanced rotor (3000 g∙sm disbalance) was preliminarily carried out. in the following chambers of different radius were in turns filled with water (volume 150 ml) and record of vibrations of the system was carried out. oscillation afr of the upper edge of the drum under conditions of 3000 g∙sm disblanace is represented by figure 5, where afr for cases with fluid in different chambers of abd are shown for comparison. 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 2a, mm ω, rpm without fluid inside cha mbers of abd with fluid cha mber of 20 sm ra dius with fluid in chamber of 15 sm ra dius with fluid in cha mber of 10 sm radius fig. 5 – afr of oscillation of upper edge of the drum under conditions of 3000 g∙sm disbalance calculation research results are proved correct by experimental (fig. 5), videlicet: when using abd with fluid actuating mediums, the decreasing of rotor oscillatory amplitude along all rotation frequency range is observed; when mass and density of fluid are constant, value and location of imbalance, the increasing of correspondence between radius and height of abd chamber leads to decreasing of rotor oscillation frequencies; the most significant balancing effect is reaches, when the value of fluid imbalance is close to the value of initial imbalance; balancing effect grows under conditions of approaching of operating speed to resonance one, that is expressed in facilitation of transferring through resonance and critical rotation frequencies. equilibration of sugar centrifuges by method of automatic balancing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 20 conclusions experimental researches of the mode of behavior of actuating fluid inside abd chamber using highspeed video recording and dynamical photography are carried out. on the grounds of the results of experimental and theoretical researches, the construction of combines fluid-globular auto-balancing device was developed, using which allows decreasing rotor vibrations not less than in 2,5 times along whole rotation frequency range. similarity of construction diagram of experimental apparatus and centrifuge фпн-125, used un sugar refining industry, suggests that application of auto-balancing method for vibration decreasing will be sufficiently effective on given types of centrifuges without applying significant changed in the construction. references 1. domaretckiy v.a. technology of alimentary products. / v.a. domaretckiy, m.v. ostapchuk, a.i. ukrainetc – k.: нухт, 2003.569 p. 2. goroshko a. quality and reliability of technical systems: theory and practice / a. goroshko, v. royzman, m. zembytska // ilona drach, vilen royzman, vitalii tkachuk, andrii goroshko system analysis of automatic balancing (self-balancing) machine rotors with liquid working bodies on the example of drum type washing machines // volume 2, august 2018, pp. 26-60, isbn 978-609-960360-5 published by jve international ltd. [електрон. ресурс] / book series. jve journals – available at: https://www.jvejournals.com/bookseries 3. cholovskiy r.g. vibrations and auto-balancing of machinges with vertical rotation axis and changeable rotor imbalance: dissertation of candidate of science: 05.02.02 – 1999. 4. roizman v.p. differences of automatic balancing for rotors with horizontal and vertical rotation axes / v.p. roizman, v.p. tkachuk, i.v. drach // collection of scientific works b. khmelnitskiy nafsu, series: national defense and technical sciences – khmelnitskiy, nafsu, 2015. – p. 64-67. 5. skubachevskiy g.s. aviational gas-turbine engines. calculations and constructions of details. / g.s. skubachevskiy – m.: mechanic engineering, 1974. – p. 266-269. ткачук в.п., соколан л.с., соколан ю.с. врівноваження цукрових центрифуг мкетодом автоматичного балансування. у статті викладено матеріали, які висвітлюють принцип роботи центрифуг для розділення утфелю на цукрових заводах та шляхи підвищення надійності і якості їх роботи. нерівномірний розподіл утфелю внаслідок його низької або підвищеної в'язкості по висоті ротора викликає вібрацію центрифуги під час завантаження або при розгоні ротора і, як наслідок, суттєво підвищується рівень шуму. в інженерній практиці часто доводиться розробляти заходи щодо зменшення вібрацій на шляху її поширення від джерела до суміжних машин. зокрема розглянуто причини виникнення підвищених вібрацій центрифуг внаслідок незрівноваженості під час їх роботи. запропоновано шляхи зниження вібрацій за рахунок застосування автобалансуючих пристроїв та наведено результати експериментальних досліджень на дослідному стенді. на підставі експериментальних і теоретичних досліджень розроблена конструкція комбінованого рідинно-кулькового автобалансуючого пристрою, застосування якого дозволяє знизити вібрації ротора не менше, ніж в 2,5 рази у всьому діапазоні частот обертання. ключові слова: ротор, дисбаланс, автоматичне балансування (балансування рідиною), автобалансуючий пристрій, центрифуга. вплив хімічного складу порошкових дротів на структуру та зносостійкість покриттів різного хімічного складу проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 56 студент м. м., головчук м. я., гвоздецький в. м. фізико механічний інститут ім. г. в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: student-m-m@ipm.lviv.ua вплив хімічного складу порошкових дротів на структуру та зносостійкість покриттів різного хімічного складу удк 621.793; 620.19 в роботі проведено аналіз механічних характеристик покриттів нанесених електродуговим металізатором з порошкових дротів. електродні матеріали виготовляли із стальної оболонки та компонентів шихти ферохрому із додаванням легувальних елементів, які покращують властивостів покриттів. встановлено склад легувальних елементів, за вмісту яких мікротріщини у покритті не утврорюються, а опір зношуаанню зростає. у процесі напилення оксид молібдену утворює легкоплавкі оксиди та захищає розплав від окиснення. ключові слова: електродугова металізація, порошкові дроти, покриття, зносостійкість. вступ електродугова металізація – це один із газотермічних методів нанесення покриттів. цей метод технологічно найпростіший, найдешевший, не потребує дороговартісного обладнання та легко впроваджується у виробництво [1, 2]. проте суттєвим недоліком цього методу є вузький асортимент застосовуваних електродних матеріалів – суцільні дроти. тому розроблення та використання порошкових дротів, як електродних матеріалів для едм дозволило різко розширити область її застосування [3 5] та в багатьох випадках одержувати покриття на рівні кращих плазмових та інших газотермічних покриттів, проте в 3 10 раз меншими затратами. постановка задачі та методики дослдіжень. мета даної роботи дослідити вплив хімічного складу покриттів нанесених методом електродугової металізації на їх абразивну зносостійкість. порошкові дроти (пд) виготовляли в одношаровому виконанні (рис. 1) на шестибарабанному стані з філь’єрами діаметром 1,6; 1,8; 2,0; 2,2; 2,6 і 3,0 мм. для оболонки пд використали стрічку з маловуглецевої сталі 08пс (0,05 ... 0,11 % с, не більше 0,02 % s, 0,025 ... 0,5 % mn, 0,04 % p). для серцевини пд використали наступні порошкові матеріали: феросплави, карбіди та чисті метали. електрометалізаційні покриття з пд наносили на зразки з вуглецевої сталі 20. абразивне зношування за тертя не жорстко закріпленими абразивними частками проводили згідно гост 23.208-79. схематично установка показана на (рис. 2). кварцовий пісок просушували (його вологість не перевищувала 0,16 %), а гумовий диск заправляли шліфувальною шкіркою типу 2 (гост 6456-75) зернистістю № 8п (гост 3647-71), закріпленою на зразку-держаку у вигляді плоскої сталевої пластини. у зону контакту гумового круга і зразка за допомогою дозувального пристрою постійно подавали абразив. б б б б б рис. 1 – конструктивне виконання пд: а – сталева оболонка; б – шихта а б в рис. 2 – принципова схема установки для дослідження абразивного зношування: а – гумовий диск; б – пісок; в – ємність для збирання абразиву; г – зразок вплив хімічного складу порошкових дротів на структуру та зносостійкість покриттів різного хімічного складу проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 57 умови зношування: розміри зразків: 30 × 30 (або 50) × h, мм; діаметр гумового диска, 48 … 50 мм; ширина гумового диска, 15 ± 0,1 мм. режим тертя: навантаження р = 2,4 н, швидкість обертання диска – 25 м/хв, абразив – фракціонований (розмір частинок 200 … 1000 µм) та просушений пісок. результати дослідження досліджували покриття із маловуглецевого пд діаметром 2.0 мм із середнім вмістом хрому, пд50х6мгс із середнім вмістом молібдену як заміну хрому, високовуглецевий пд120х6гс із середнім вмістом хрому та високо вуглецевий пд120х17гс із високим вмістом хрому, а також високо вуглецевий пд90х17ргс із додатком бору (табл. 1). таблиця 1 вплив хімічного складу на поруватість та кількість оксидної фази покриттів із досліджуваних пд марка дроту поруватість, % кількість кисню в покритті % мас. 50х6мгс 4 9 50хм6гс 3 7 120х6гс 4 7 120х17гс 3 6 90х17ргс 3 5 х16р3сю 3 4 50хн2гр5с 3 4 пд20х16р3н2сю 3 4 додаток бору, молібдену та вуглецю в пд зменшує кількість кисню у покритті. в процесі напилення вуглець із киснем взаємодіє із утворенням вуглекислого газу, який захищає розплав від інтенсивного окиснення. молібден утворює легкоплавкі оксиди, які випаровуючись із розплаву та захищають його від окиснення. бор із киснем утворює легкоплавкі оксиди, які покриваючи розплав плівкою захищають його від окиснення. поруватість слабо залежить від хімічного складу досліджуваних покриттів (таб. 1). зносостійкість не прямо залежить від твердості покриття (табл. 2). так покриття із молібденом має найменшу твердість однак має високу абразивну зносостійкість. така сама дія і бору. за наявності бору у покритті у його структурі утворюються дрібнодисперсні бориди, які зумовлюють високу зносостійкість покриття. при високому вмісті бору 5 % мас. у пд 50хн2гр5 твердість покриттів суттєво зростає однак у покритті формується сітка мікротріщин, яка суттєво зменшує зносостійкість покриттів (табл. 2). оптимальна кількість бору у пд 3%. із збільшенням вмісту вуглецю до 1,0 мас %, твердість покриття зростає однак в подальшому знижується внаслідок збільшення вмісту залишкового аустеніту у покритті до 100 %. таблиця 2 влив хімічного складу пд на твердість та відносну зносостійкість електродугових покриттів марка дроту структура покриття твердість нv відносна зносостійкість 50х6мгс 600 1,1 вплив хімічного складу порошкових дротів на структуру та зносостійкість покриттів різного хімічного складу проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 58 продовження таблиці 2 50хм6гс 500 1,4 120х6гс 500 1 140х14гс дифрактограма едп з пд 140х14гс 900 1,25 продовження таблиці 2 вплив хімічного складу порошкових дротів на структуру та зносостійкість покриттів різного хімічного складу проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 59 90х17ргс 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 fe 2 o 3 fe 3 o 4 fe-fe- al2o3 (fecr)b fe- дифрактограма едп з пд 90х17ргс 700 1.4 пд20х16р3н 2сю ю 800 1,4 50хн2гр5 1000 0,8 продовження таблиці 2 вплив хімічного складу порошкових дротів на структуру та зносостійкість покриттів різного хімічного складу проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 60 200х20гс 1100 1.4 при цьому рівень залишкових напружень першого роду у покритті зростає більш ніж у 3 рази від 40 мпа до 160 мпа. такий високий рівень напружень може викликати появу магістральних тріщин вже у процесі напилення покриття, що приводить до його відшарування від основи. тому оптимальна кількість вуглецю у пд не повинна перевищувати 1 %. при напиленні покриття велика частина вуглецю вигоряє і в покритті залишається не більше 0,6 0,7 % мас. така кількість вуглецю в покритті забезпечує низький рівень залишкових напружень розтягу за рахунок утворення мартенситної матриці і, як наслідок, високу знососостійкість покриттів. додаток 1 % бору до такого пд зменшує кількість кисню у покритті та підвищує зносостійкість. висновки 1. оптимальний вміст молібдену та бору до 3 % у складі покриттів не викликає утворення мікротріщин та забезпечує підвищення зносостійкості покриттів. 2. зносостійкість покриття зростає за вмісту у порошковому дроті вуглецю 0,9 % мас. та бору до 1 % мас, який зменшує кількість кисню у розплаві, які його захищають від окиснення покривши плівкою легкоплавких оксидів. література 1. t.r. stupnyt’skyi, mm.student, h.v. pokhmurska, v.m. hvozdets’kyi // optimization of the chromium content of powder wires of fe-cr-c and fe-cr-b systems according to the corrrosion resistance of electric-arc coating // materials science vol.52, №.2 september 2016 2. pokhmurska, h.; wielage, b.; lampke, th.; grund, th.; student, m.; chervinska, n.: post treatment of thermal sprayed coatings on magnesium. surface and coatings technology, 2008, vol. 202, n 18, p. 4515– 4524, issn: 0257-8972 3. b. wielage, y. pokhmurska, v. student, v. gvozdeckii, t. syupnyckyj, v. pokhmurskii. iron-based coatings arc-sprayed with cored wires for applications at elevated temperatures / surfase  coatings technology, 220, 2013. – р. 27-35. 4. arc-sprayed iron-based coatings for erosion-corrosion protection of boiler tubes at elevated temperatures / v. pokhmurskyi, m. student, pokhmurska, v. gvozdeckii, t. stupnytskyy, o. student, b. wielage // journal of thermal spray technology. – 2013. – vol. 22, iss. 5. – р. 808-819. 5. похмурскийв.и., студент м.м., похмурская а.в., рябцев и.а., гвоздецкий в.м., ступницкий т.р. газообразивная износостойкость при повышенных температурах покрытий, полученых дуговой металлизацией // автоматическая сварка. – 2013. – № 6. – с. 16-23. поступила в редакцию 22.09.2017 вплив хімічного складу порошкових дротів на структуру та зносостійкість покриттів різного хімічного складу проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 61 student m. m., hvozdets'kyi v. m., holovchuk m. y. influence of chemical composition of powder wire on structure and determinants of coatings of different chemical composition. the properties of electric arc coatings from powdered wires are investigated. determine the content of doping elements in powder wire, which increase resistance to wear of the coating. the composition of the powder wire under the spraying of which in the microcrystal coating is not formed is established. the quantitative content of doping elements that reduce the porosity and content of oxides in coatings is determined. coatings determine the carbon content and boron, which provides a minimum level of stress. molybdenum oxide forms fusible oxides in the process of spraying and protects the melt from oxidation. when spraying the coating a large part of carbon burns out and in the coating remains no more than 0,6 0,7 % by weight. this amount of carbon in the coating provides a low level of residual tensile stress due to the formation of a martensitic matrix and, as a consequence, a high wear resistance of the coatings. in the presence of boron in the coating, fine-dispersed borides are formed in its structure, which determine the high wear resistance of the coating. at high content of boron, 5 % by weight. in pd 50хн2гр5 the hardness of the coating is significantly increased, however, the coating creates a grid of microcracks, which significantly reduces the wear resistance of the coatings. key words: electric arc metalization, powder wires, coating, wear resistance. references 1. stupnyt’skyi t.r. , student mm., pokhmurska h.v., hvozdets’kyi v.m. optimization cored filum interdum contentus ratio c cr-fe, fe et corrosio resistentiam cr-b electrica coatings. materials science vol.52, №.2 veresen 2016. 2. pokhmurska, h.; wielage, b.; lampke, th.; grund, th.; student, m.; chervinska, n.: phichna obrobka termithnogo napulennia na magniu. surface and coatings technology, 2008, vol. 202, n 18, p. 4515– 4524, issn: 0257-8972 3. b. wielage, y. pokhmurska, v. student, v. gvozdeckii, t. syupnyckyj, v. pokhmurskii. elektrodygovi pokrutia z porochkovux drotiv dlia robotu za pidvuthunux temperatyr. surfase  coatings technology, 220, 2013. р. 27-35. 4. elektrodygovi pokrutia z porochkovux drotiv dlia zaxucty kotliv vid korosiino-erosiinogo znochyvania za pidvuthunux temperatyr. v. pokhmurskyi, m. student, pokhmurska, v. gvozdeckii, t. stupnytskyy, o. student, b. wielage. journal of thermal spray technology, 2013. vol. 22, iss. 5. р. 808-819. 5. v.i. pohmurskyy, mm. student, g.v. pohmurskaya, i.o. ryabtsev, v.m. hvozdetskyy, t.r. stupnytskyy. hazoobrazyvnaya yznosostoykost temperaturis povыshennыh coatings, poluchenыh metallyzatsyey. automatic svarka. 2013. №6. nigricornis. p. 16-23. 73 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active gorenko m.v. structures (including squamose like) with the vector direction ltd “аpeks”, kiev, ukraine given resistance, method for e-mail: newmax23@ukr..net determining individual the properties, classification of species by the interaction nature of the working the environment and of geometry surface using the method gorenko udc 621 this article discusses and provides examples of the use the define of the resistance vector distribution function f( a eff ) surface geometry at the implementation of the optimization method and increasing the efficiency of the working sur faces the method of formation of asymmetrical surface structures with a given geometry [1,2], the define of the resistance vector distribution function f( a eff ) the surface geometry of the nano-, micro-, macrodimensions is performed according to the method gorenko [1] with the help of specialized software aeff [3] which is included in the software package м3d g+ , software aeff it is intended to test the properties of the resulting surface geometry or primary geometry working surface, shows examples of the definition individual properties of the surface geometry, as well as the classification of types of calculated surface geometry on the nature of the interaction with the work medium. keywords: friction, resistance, friction reduction, resistance reduction, resistance vector, definition of the vector resistance, resistance vector distribution function, efficiency, effectiveness of energy metabolism, the effectiveness of the work surface, the efficiency of exchange energy the work surfaces, surface active structure, types of surfaces, surface structuring, a method for increasing the energy efficiency of working surfaces, increase resource machine parts, increase the resource of friction units, method gorenko, aeff, m3dg+, software, software aeff, software package m3dg+, determination of the amount of wear, wear, comparison of the geometric parameters of the surface, defect identification, to determine the stage of destruction. introduction using a method of increasing the efficiency of the working surfaces (fig. 1) by creating on them a sur face structuring at the level of microand nanostructures (fig. 2) with given vector resistance in the working environment, when the surface is calculated for the given operating conditions [1, 2] – in tribosystems, hydraulic systems, steam and gas systems, it is necessary to determine the (less complex with fewer calculations more expeditious method) the resulting characteristics of the surface, that create on the basis of the basic roughness or if appropriate determining the characteristics and properties of the base roughness surface geometry, or worn out and modified under the influence of mechanically, thermal, chemical impacts the working environment during operation of the working surface, or perform a quick forecast properties geometry of 3d-models. 1 2 fig. 1 – the dependence of the coefficient of sliding friction f0 from speed υ for planar contact: 1 – surface standard roughness, her function f a eff ; 2 – the surface structuring the calculated for the specified operating conditions, function f a eff , calculation is executed by a method increase the efficiency of energy exchange work surfaces in different environments work [1] проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 74 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … existing methods of structuring [4, 5, 6, 7], that unlike the method of calculation of the surface geometry for the given operating conditions [1, 2] – they clearly define the type of structuring do not give a method for determining the surface characteristics of individual geometry based on the distribution of resistance vector or comparison with other types of profiling and in particular with the surface a base roughness, and are charac terized only individual cases by a statistically. fig. 2 – using method increase the efficiency of energy exchange work surfaces in different environments work known sources [4, 5, 6, 7] do not give mathematical methods for identifying of individual features the structure of the surface geometry (their properties) based analyzing the distribution of the vector of the surface geometry resistance, so impossible a precise mathematical comparison and identification of their properties in comparison with other types of surfaces profiling. this raises the question comparing the efficiency of energy exchange species surface profiling, determination of properties, determination of features and magnitude the operation characteristics for the surfaces profiling, the definition change the operation characteristics, determination of the decrease the efficiency of energy exchange work surface as a result of wear and tear, determination magnitude of wear of the working sur face, definition of the basic characteristics of of base surface roughness, as well as the standardization of the complicated surfaces structuring, by interaction properties with the working medium this would allow to reduce the time required to calculate surface geometry for the given operating conditions. for this proposed to use the method of directly construction of the resistance vector distribution function the working surface [1, 3] on based the analysis of the geometry surface the method gorenko. the purpose and task in implementing the method of structuring surfaces (or surface), creating and combining macro-, microand nanoreliefs with the help of the analysis of the actual vectors the distribution of the velocity of movement of the medium and the necessary optimal gradient distribution of velocity vectors on surface in the maximum range of operating characteristics (fig. 2) – at the stage prior to the calculation of surface optimization there is a need to define the basic characteristics of roughness (fig. 3) to determine as far as possible increase of energy effi-ciency on the basis of the basic geometry – for example as far as the increases the total area of the surface ge-ometry in relation to the base, at the stage immediately after performing calculations of the synthesis of surface geometry there is the need checking magnitude the values the efficiency of energy exchange in comparison проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 75 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … with this value before the base geometry optimization, after the profiling on the primary surface geometry [8] (fig. 3) it is necessary to determine the values of deviations [9] inconsistency of properties the created the geometry and to the mathematically calculated model, or at operating and when the wear the geometry surface (destruction, plastic deformation) necessary to determine the change in performance of work surfaces (fig. 3). fig. 3 – using the method of constructing the resistance vector distribution function f( a eff ) working surface [1] based on an analysis of its relief (surface geometry) method gorenko through the software [3] which is included in the package cad software package m3d g+ . results and their discussion to determine the geometry surface properties, for determining and identification of the characteristic signs used method of calculating resistance vector distribution function [1], created software aeff [3] which is included in the package cad software package м3d g+ (fig. 3), and can be used independently for the analysis of surface geometry of the working surfaces. software [3] includes a module for analyzing the geometric parameters of the surface of the model, definition the area of the energy exchange, determining of the vector resistance [1] and of constructing the resis tance vector distribution function f aeff [1] surface geometry – these parameters characterize the intensity of energy exchange work surfaces in different environments. allows you to determine the change f aeff depend ing on wear and/or scaling surface geometry when creating on the working surfaces [8]. areas of use: mechanics as tribosystem as well as hydro and steam-gas systems which are characterized by the interaction of the working surface with of the working environment, taking into account the features of the surface geometry of a given structuring, also used (fig. 3) to determine the structural changes in the growth process of plastic deformation in the material – this allows determine the interval before the stage of irreversible change, destruction, allows you to evaluate the effectiveness the interaction of the working surface with of the working environment (fig. 1,2), used to check the efficiency of energy exchange for the calculated surface geometry, respectively source materials [1] figures 2. the software works with a model files surfaces, surfaces are created by method of increase effi ciency energy exchange of the working surfaces with of the working environment [1] – the file type has the extension *.aef. through the software aeff done a comparison of 2 types of surface geometry the standard (fig. 4) and (fig. 5) it is obtained by calculation respectively by a method increase the efficiency of energy exchange work surfaces in different environments work [1] (fig. 1). проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 76 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … fig. 4 – calculation is of resistance vector distribution function f( a eff ) surface geometry on the 3d model on the work surface the standard roughness fig. 5 – calculation is of resistance vector distribution function f( a eff ) surface geometry it is obtained by calculation respectively by a method increase the efficiency of energy exchange work surfaces in different environments work [1] the results show, that when compared at relatively the same maximum height structuring h1=0,658800005912781 and h2=0,658800065517426, if standard roughness area of the surface roughness in comparison to the base area more in ks_eff1= 1,62347417478278 times, and increase in area in relation to the base surface obtained by means of calculation [1] more in ks_eff2= 2,60730177836109 times, this is provides for the sake of mode the fluid friction the optimal heat transfer and circulating the lubricant, resistance vector dis-tribution function for the surface geometry for of the two surfaces of substantially different and in the case of standard roughness the function f aeff it have view as the sphere this is indicates the absence of a predetermined direction of circulation of the lubricant (unsystematic flow) unlike the calculated surface geometry (fig. 5), this is evidenced by the central constriction the volume the functions f aeff (fig. 5). through the software aeff for identifying of the resistance vector distribution function f aeff sur face geometry [3] was obtained the resistance vector distribution function the calculated for different types of the surfaces profiling (fig. 6), the resistance vector distribution function visualizes the characteristic differences between the properties of types of the profiling surface. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 77 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … to confirm and for search matching between geometry the resistance vector distribution function and structuring the surfaces and her properties calculation of this function was carried out for the verifying 3d models: for plane (fig. 7), linear structural element on a plane (fig. 8), for symmetric profiling meander (fig. 9), for the profiling like saw (fig. 10), for asymmetric the profiling like saw (fig. 11), for symmetric structuring formed by an array of cones (fig. 12), done a comparison with the properties of a given surface geometry variants which contains in the sources [4, 5, 6, 7]. classification of asymmetric surfactant structures surfaces, with givens the vector resistance working environment, the definition of fig. 6 – classification of asymmetric surfactant structures surfaces, with givens the vector resistance working environment, the definition of, of resistance vector distribution function f( a eff ) characteristic for the type of structuring: 1 – types of asymmetric surface active structures, with a given vector resistance of working environment; 1.1 – squamose similar the surface structures formed of the squamose similar of the asymmetric structural elements; 1.2 – saw similar the surface structures formed from (saw similar) of the asymmetric structural elements; 1.3 – drops similar the surface structures formed of the drops similar of the asymmetric structural elements; 1.4 – formed of the (droplets similar) asymmetrically structural elements of the recesses on the surface; 1.5 – hybrid-amorphous surface structures that formed surface elements with complex the individual geometry of the peaks, slopes, valleys, the geometry of elements may be derived from all types of the surfactants structures; 1.1.1 – type: the simple the squamose similar, formed from a the homogeneous asymmetrical elements; 1.1.2 – type: complex squamose similar; 1.2.1 – type: simple interpolated of the saw similar , formed from a homogeneous asymmetrical elements; 1.2.2 – type: the complicated interpolated of the saw similar; 1.3.1 – type: simple interpolation of the drop similar formed of homogeneous the asymmetrical elements; 1.3.2 – type: the complicated interpolated of the drop similar); 1.4.1 – type: simple of the asymmetrically perforated, formed from of the same type of the drop similar of asymmetrical recesses elements; 1.4.2 – type: the complicated of the asymmetrically perforated; 1.1.2.1 – formed from localized elements which are combined in groups, forming a common array of the surface structuring with given vector resistance in working environment; 1.1.2.2 – аmorphous, educated from heterogeneous of the asymmetrical elements which are have individual geometry; 1.2.2.1 – formed from localized elements which are combined in groups, forming a general array of surface structuring with given vector resistance in working environment; 1.2.2.2 – аmorphous, educated from heterogeneous of the asymmetrical elements which are have individual geometry; 1.3.2.1 – formed from localized elements which are combined in groups, forming a general array of surface structuring with given vector resistance in working environment; 1.3.2.2 – аmorphous, educated from heterogeneous of the asymmetrical elements which are have individual geometry; 1.4.2.1 – formed from localized elements which are combined in groups, forming a general array of surface structuring with given vector resistance in working environment; 1.4.2.2 – аmorphous, educated from heterogeneous of the asymmetrical elements which are have individual geometry проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 78 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … fig. 7 – function distribution of the vector resistance f( a eff ) for plane, function distribution of the vector resistance have view as the sphere a b c d fig. 8 – function distribution of the vector resistance f( a eff ) for linear the structural element on plane, its change depending on the height of the element of structural, the relative change in height: a – h1 = 14; b – h2 = 3; c – h3 = 5; d – h4 = 10, typical signs of the structural elements they are determined by function distribution of the vector resistance f( a eff ) and by changing the scale of the structural element do not change, it does not change the geometric shape the function f( a eff ), and only the scale a b c d fig. 9 – function distribution of the vector resistance f( a eff ) symmetric meander, its variation depending on the structuring height, the relative change in height: a – h1 = 1; b – h2 = 3; c – h3 = 10; d – h4 = 20, at symmetry of structuring of the functions distribution of the vector resistance f( a eff ) also it is symmetric a b c d fig. 10 – function distribution of the vector resistance f( a eff ) for saw similar profiling, its variation depending on the structuring height, the relative change in height: a – h1 = 1; b – h2 = 4; c – h3 = 8; d h4 = 12, if the structuring of the symmetric about the any axis – then and function distribution of the vector resistance f( a eff ) also it symmetric with respect to the same axis проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 79 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … a b c d fig. 11 – function distribution of the vector resistance f( a eff ) for asymmetrical the saw similar structuring, its variation depending on the structuring height, the relative change in height: a – h1 = 1; b – h4 = 4; c – h8 = 8; d – h12 = 12, at asymmetry of structuring the function of distribution of the vector resistance f( a eff ) also not symmetric a b c d e f fig. 12 – function distribution of the vector resistance f( a eff ) for symmetric structuring which is formed by an array of cones, its variation depending on the structuring height, the relative change in height: a – h1 = 5; b – h2 = 10; c – h3 = 20; d – h4 = 30; e – the view by axis z function distribution of the vector resistance for structure (4) with a height h4 = 30; f – the view by axis x function distribution of the vector resistance for structure (4) with a height h4 = 30, function f( a eff ) by axis z it forms a reverse taper that can testify about the decrease head-on drag for a given type of structuring, similar example is given in the source [5] on the basis of geometry analysis for function distribution of the vector resistance of the geometry surface of verifying 3d models (fig. 7, 8, 9, 10, 11, 12) revealed the following patterns: function distribution of the vector resistance f aeff for symmetric profiling is symmetrical (fig. 8, 9, 10, 12); function distribution of the vector resistance f aeff for asymmetric profiling is asymmetrical (fig. 11); function distribution of the vector resistance f aeff for symmetric and asymmetric profiling is differ (fig. 10, 11); function distribution of the vector resistance f aeff for array cone like elements that form a of the surface structure the formed inverted cone recess unto of the tops of the cone (fig. 12), it has orientation by the axis of the cone like of elements, comparing with the experimental data that provided in the source [5] revealed regularity which indicates about depending such geometry of the function of distribution of the vector resistance, that characterizes the properties this structure and reduction of drag of this type of structuring the respec tively source [5], this method allows us to identify, the presence of properties reduce drag in structuring; for plane function distribution of the vector resistance f aeff it has the shape of a sphere (fig. 7), this property can be used as an evaluation standard benchmark of the deviation size from the plane of geometry проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 80 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … of the what analyzed, determination of the dynamics of increasing strain and identify the start of the destruction process; any deviation from the plane of surface geometry the surface of formed by of the function of distribution of the vector resistance f aeff deforms, changing volume the scope, this feature makes it possible to identify such deviations that may be caused by wear and tear, destruction, plastic deformation, allows the identification of development the defects; at the deformation of surface in a given basis plane (provided that the projection of surface on the plane base, that is analyzed is equal to the size the plane base) increases the surface area of the geometry this causes an increase in volume which forms a surface of the function of distribution of the vector resistance f aeff and causes deformation of the surface which is formed by the function distribution of the vector resis tance f aeff surface geometry, which makes possible by of characteristic geometry of this feature determine the type of surface geometry (fig. 6), determine the magnitude of the load that causes the deformation of the surface geometry and determine surface properties the geometry at interaction with the working medium. conclusions 1. proved of connection the surface geometry function distribution of the vector resistance f aeff with properties interaction of the surface structuring with of the working environment comparing the results of construction of the function distribution of the vector resistance f aeff for sets models surface structuring (fig. 7 12) and data which showing in sources [4, 5, 6, 7], and also based on the properties of the species of the surface geometry of calculated method increase the efficiency of energy exchange work surfaces in different environ ments work [1] and them of the function of distribution of the vector resistance f aeff of surface geometry. 2. any deviation of the surface geometry from of the basal plane it causes a change of the vector resistance this the portion this in turn displayed as deformation the surface of the function of distribution of the vec tor resistance f aeff and an increase the volume which is formed of surface of the function the distribution of the vector resistance f aeff . such properties of the function the distribution of the vector resistance f aeff the provide an opportunity: determination of deformation increase dynamics and the identification of the beginning of the process of destruction; identify deviations which are formed by wear and tear, destruction, plastic deformation, that is, it allows us to identify and explore the development of defects; it makes it possible to determine the type of surface geometry, determine the magnitude of the load that causes the deformation of the surface geometry and determine of properties at the interaction with the working medium; it allows you to identify the differences and features that can not be identified visually or whose identi-fication is complicated by other mathematical methods. 3. the question of defining the limits of sensitivity of this method for determining the function distribu tion of the vector resistance f aeff and the dependence of the geometric parameters of function distribution of the vector resistance f aeff from the physical properties of the particular material requires further study. 4. the calculation results (fig. 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12) obtained via software aeff [3] they show the ability to identify surface geometry using define way of the function of distribution of the vector resistance f aeff . 5. the deformation of the surface of function distribution of the vector resistance f aeff characterizes the properties of the surface geometry of the interaction with the work medium. 6. the using method of determining the characteristics of the surface geometry by defining function distribution of the vector resistance f aeff by method gorenko when implementing the method increase the effi ciency of energy exchange work surfaces in different environments [1] reduces the number of calculations and the allow determine the properties of the surface geometry, both before and after optimization, and also allows determine difference changes surface characteristics in during operation. 7. function distribution of the vector resistance f aeff for symmetric structuring what is formed by an the array of cones, at the height of structuring the more of a certain limit (an example is given for h = 30) noted marked reduction of drag in the interaction of the structuring this surface with of the work environment. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 81 optimization of efficiency energy the work surfaces with work environment by creating asymmetric surface-active structures … 8. this method for determining characteristics the surface geometry by determining the distribution function of the vector resistance f aeff and software [3] for this offered for implementation and use in the production of. using the software aeff [3] in manufacturing at implementing the method to increase energy ex change of the working surfaces with of the working environment [1] significantly reduces the number of calculations, decreases labor intensity. references 1. gorenko m.v. the method of generating surface structure elements of roughness with given geometrical parameters of the inclinations of channels, tips and volumes, as well as asymmetrical and squamose-like surface-active structures with a given direction of environmental resistance for the enhancement of energy exchange efficiency of work surfaces in various environments. // certificate of authorship №62084, official bulletin copyright and joint rights. – 2016. catalog №19, bulletin №39. 2. gorenko m.v. optimization of energy efficiency work surfaces with environment by creating asymmetric surface-active structures (including squamose-like) with the vector direction given resistance // problems of tribology. – 2016. №1. – с.112-121. 3. gorenko m.v. computer program – software for determining the properties of the surface geome-try of the model, determination of parameters the efficiency of energy exchange of surface geometry, calculation of the vector resistance and construction of function distribution of the vector resistance (certificate of authorship 62084). // copyright certificate №65979, official bulletin copyright and joint rights. – 2016. catalog №20, bulletin №41. 4. united states patent (jun.14,1988). patent number: 4,750,693. device for reducing the frictional drag of moving bodies. 5. united states patent (mar.13,1990). patent number: 4,907,765. wall with a drag reducing surface and method for making such a wall. 6. international patent classification: f15d 1/06 (2006.01) f15d 1/12 (2006.01), international publication number wo 2010/060042 a1. a passive drag modification system. 7. deutsches patent de 101 61 732 a 1. 8. gorenko m.v. about possibility of forming of the set type of contact. // problems of tribology. – 2011. – № 2. – с.13-16. 9. gorenko m.v. the problem of removal vibrations in the formation of microand nano-roughness on friction effective surfaces for increasing accuracy processing. // problems of tribology. – 2011. №3. – с.65-69. поступила в редакцію 01.10.2016 горенко м.в. оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення розрахованих асиметричних поверхнево активних структур (зокрема чешуйноподібних) з векторно заданим напрямом опору, спосіб визначення індивідуальних властивостей, класифікація видів по характеру взаємодії робочого середовища і поверхневої геометрії використовуючи спосіб горенко. в роботі вперше запропоновано при реалізації способу підвищення енергообміну робочих поверхонь з середовищем і для визначення властивостей поверхневої геометрії використовувати спеціалізоване програмне забезпечення для автоматизації процесу визначення розподілу функції вектора опору f( aeff ) поверхневої геометрії по спосо бу горенко, цей спосіб і програмне забезпечення пропонується використовувати для визначення стану матеріалів, визначення динаміки їх зношування, визначення початку руйнування. дається загальне визначення видів поверхневої геометрії яка розрахована способом оптимізації і підвищення енергообміну робочих поверхонь з середовищем в залежності від властивостей і особливостей геометричної будови. програмне забезпечення aeff самостійно і в складі програмного комплексу м3d g+ і спосіб підвищення ефективності енергообміну робочих повер-хонь, обладнання для його реалізації пропонується для впровадження і використання в виробництві. ключові слова: тертя, опір, зменшення тертя, зменшення опору, вектор опору, визначення вектора опору, функція розподілу вектора опору, ефективність, ефективність енергообміну, ефективність робочих поверхонь, ефективність енергообміну робочих поверхонь, поверхнево-активні структури, види поверхні, поверхневі структуризації, спосіб підвищення енергоефективності робочих поверхонь, збільшення ресурсу деталей машин, збільшення ресурсу вузлів тертя, спосіб горенко, aeff , m 3 dg +, програмне забезпечення, програмне забезпечення aeff , програмний комплекс m 3 dg +, визначення величини зносу, знос, порівняння геометричних параметрів поверхні, ідентифікація дефектів, визначення стадії руйнування. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 70 диха о.в., дитинюк в.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, e-mail: tribosenator@gmail.com наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя удк 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-70-76 представлена система розрахунково-експериментальної оцінки зносу і надійності опор ковзання, яка включає: методи оцінки умов роботи без зносу; методику визначення параметрів моделі зношування; методику визначення зносу підшипників ковзання при відомих параметрах моделі зношування; методику оцінки надійності підшипників ковзання. запропонований наближений розв`язок контактної задачі для підшипника ковзання з урахуванням зносу з кінцевими простими формулами для розрахунку. ключові слова: підшипники ковзання, контактний тиск, модель зношування, наближений розв`язок, кут контакту. вступ та постановка проблеми досліджень в багатьох транспортних, енергетичних та технологічних машинах (двигуни внутрішнього згоряння, турбіни, преси та ін.) підшипники ковзання є одним з основних вузлів, що визначають довговічність і надійність машини в цілому. аналіз сучасного стану методів проектування і розрахунку опор ковзання на надійність і знос показує на їх відставання від загального рівня і сучасних вимог. науковий рівень у даній галузі науки та техніки визначається рівнем математичного опису процесів, що відбуваються в цій галузі. по другому їх називають математичними моделями процесів. математичні моделі дозволяють проводити розрахунки для кількісної оцінки цих процесів. так розрахунки на міцність базуються на моделях механіки деформованого тіла та застосовуються для оцінки міцності вузлів і деталей машин. в той же час внаслідок складності процесів тертя та зношування, математичні моделі в цій галузі лише створюються. отже ці моделі і розрахунки мають лише наближений і оціночний рівень. в роботі наведені деякі наближені практично корисні розв`язки зносоконтактних задач для підшипників ковзання. також розглядаються питання розрахунків на надійність підшипників і методики визначення коефіцієнтів варіації. оцінка зношування вузлів тертя необхідна на різних етапах існування машин: на стадії проектування для вибору оптимальних конструктивних параметрів; на етапі виготовлення для оцінки впливу технологічних факторів на зносостійкість; на стадії експлуатації для оцінки термінів служби та планування обсягу ремонтних робіт. загальну методику оцінки зношування вузлів тертя можна представити у вигляді наступного методичного алгоритму. 1. аналіз особливостей конструкції вузла тертя та визначення силових і кінематичних умов його роботи. опис конструкції, принцип роботи і технічні характеристики вузла. визначення силових і кінематичних характеристик методами теоретичної механіки, теорії машин та механізмів, динамічний аналіз. діючі навантаження на деталі вузла тертя можуть визначатися екпериментальним шляхом. аналіз впливу силових і кінематичних факторів на знос, аналіз умов змащування вузла. 2. визначення напруженого стану деталей вузла тертя, визначення міцності, пластичності тріщиностійкості методами теорії пружності, пластичності і опору матеріалів. визначення контактних тисків методами контактної механіки (аналітичні і числові методи). 3. визначення температурного режиму вузла тертя виконується методами термодинаміки і теплопередачі. можливе визначення температури експериментальними методами. встановлюються зв`язки антифрикційного матеріалу і мащення і температурою. аналізується вплив зовнішніх і внутрішніх умов на температуру вузла тертя. 4 отримання або вибір залежності зносу деталей вузла тертя від базових факторів. для отримання такої залежності необхідне вирішення контактної задачі для вузла тертя з урахуванням зносу. при розв`язку зносоконтактної задачі приймається модель зношування сталого або несталого процесу. 5. розрахунково-експериментальне визначення параметрів моделі зношування. вибір методу і схеми лабораторних випробувань на зношування. 6. розрахунковий аналіз зносу вузла тертя на основі розв`язку зносоконтактної задачі і реалізації методів випробувань для визначення параметрів моделі зношування. визначення граничних станів та тривалості роботи вузла тертя до відмови. 7. розрахунки на надійність вузла тертя у ймовірнісній постановці, розрахунки показників надійності, ресурсу та напрацювання до відмови. наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 71 в даній роботі наведений приклад застосування наведеної методики до розрахунку зносу підшипників ковзання. аналіз досліджень розрахунку зносу підшипників ковзання в україні проблемами контактної механіки та розрахункової оцінки зносостійкості підшипникових вузлів тертя займались проф. чернець м.в. (дрогобицький державний університет), проф. кузьменко а.г. (хмельницький національний університет). так, в роботах чернеця м.в. [1, 2] на основі кумулятивної моделі зносу проведено рішення трибоконтактної задачі для підшипника. при цьому форма вала не є циліндричною, а має малу огранку контуру різного вигляду. запропоноване рішення досить складне для практичної реалізації, оскільки вимагає розбиття області зносу на окремі дискретні ділянки. в роботах проф. кузьменка а.г. [3, 4] для прогнозування зносостійкості підшипників ковзання використана наступна схема: аналіз умов в контакті; встановлення моделі зношування; розрахунково-експериментальне визначення параметрів моделі зношування; розрахунки надійності вузла тертя. така загальна стратегія прийнята за основу авторами проекту, які є послідовниками школи проф. кузьменка а.г. цілий ряд досліджень по прогнозуванню довговічності за зносом підшипникових вузлів проведений закордонними вченими. солдатенковим и.а. в роботі [5] визначались параметри закону зносу бронзи зі сталлю при сухому терті шляхом порівняння результатів математичного моделювання з експериментальними даними. випробування зносу виконували відповідно до схеми сталева кулькаплоский бронзовий зразок. моделювання зносу зразка ґрунтувалося на асимптотичній поведінці розв`язку відповідної задачі зносостійкості. в роботі ідентифікація параметрів зносостійкості проводилась за результатами випробувань за схемою, що не відповідає внутрішньому контакту циліндрів для підшипника ковзання. для моделювання процесу зносу радіального підшипника в роботі [6] використовувався метод скінчених елементів. при цьому умови контакту моделювалися комплексом лагранжа-ейлера, а еволюція локального зносу за допомогою рівняння арчарда. при цьому коефіцієнти зношування визначалися по лінійної залежності швидкості зношування від тиску і швидкості ковзання, що характерно тільки для абразивного зношування, яке не є превалюючим для підшипників ковзання. в роботі [7] представлений метод розрахунку контактного тиску у важко навантаженому опорному підшипнику за допомогою специфічних граничних умов, визначених в залежності від пошкоджуваності підшипників. розрахункова модель враховує умови навантаження і розподіл контактного тиску, який корелюється з даними, отриманими з експерименту. розрахунок контактного тиску потребує постійного супроводження достатньо апаратно складними експериментальними спостереженнями, що не дозволяє розповсюдити запропоновану методику на інші типи циліндричних трибосистем. аналіз схем та задач для підшипників ковзання вказує, що відомі підходи зосереджені в основному на одному базовому варіанті: знос вкладника валом, що не зношується. разом з цим запропоновані алгоритми, в тому числі і для базової моделі, є складними для реалізації в інженерній практиці. отже є необхідність для найбільш поширених достовірних розрахункових схем отримати прості і зручні розв`язки для інженерної практики. є необхідність також в розробці базової методики розв`язків зносоконтактних задач для різних схем підшипників ковзання. наближений розв`язок контактної задачі для підшипника ковзання з урахуванням зносу розглянемо розрахунково-експериментальну методику оцінки зносу підшипників ковзання з прямою парою тертя. вихідні дані для розрахунків: 1) геометрія розрахункової схеми для валу, втулки і корпусу підшипника з усіма необхідними розмірами: 1r − радіус вала; 2r − внутрішній радіус підшипника; 3r − зовнішній радіус втулки; 2 1r r   − радіальний зазор у спряженні з урахуванням допусків; l − розмір підшипника по твірній; 2) навантаження, сили iq і моменти im , що діють на всіх ділянках вала; 3) механічні властивості матеріалів валу (1) і підшипника (2): 1 2 1 2 1 2, , , , ,e e hb hb  − модулі пружності, коефіцієнти пуасона, твердість; 4) трибологічні властивості: 1 1 2 2, , ,w wk m k m − коефіцієнти інтенсивності зношування; 5) умови змащування спряження: вид змащувального матеріалу, вид режиму змащування (гідродинамічний, граничний, без змащування), вид системи підведення мастила (відновлювана, канавки, під тиском і т.і.). наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 72 розглядається контактна взаємодія під дією сили q вала і втулки, що сполучаються із зазором. припускається, що зношується тільки втулка, вал не зношується (пряма пара тертя). q   r r1 0 wu 2 1 =r-r1  0 2 2 рис. 1 − розрахункова схема підшипника ковзання з прямою парою тертя приймаємо, що втулка знаходиться в стані сталого зносу, тобто справедливе диференціальне співвідношення: w w du k ds   , (1) де wu − знос втулки; s − шлях тертя для втулки;  − контактний тиск; wk – параметр лінійної моделі зношування. геометрична умова в контакті вала і втулки може бути записана у вигляді: 0 0 1 cos ( ) cosw u          , (2) де  − кутова координата; 0 2 1r r   − початковий зазор; 02 − повний кут контакту. у (2) зліва представлений знос, а справа − геометрична функція узгодження контактних переміщень. другою умовою в контакті є умова рівноваги: 0 0 ( , ) cosq r s d        . (3) диференцюючи (2) по s и підставляючи (1), маємо: 0 0 0 2 0 sin cos cosw d k ds        . (4) з (4) знайдемо значення для контактного тиску: наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 73 0 0 0 2 0 sin cos cosw d k ds        . (5) після підстановки (5) в умову рівноваги (3) отримаємо: 0 0 20 0 0 2 0 sin cos cosw dq d r k ds              . (6) в результаті отримаємо диференціальне рівняння: 0 0 20 02 0 0 sin cos . cos wkq ds d d r              (7) інтегруючи це диференціальне рівняння, маємо: 0 0 0 0 20 02 0 0 sin cos . cos wkq s d d c r                  (8) розглянемо наближене взяття інтегралу (8) шляхом розкладання в степеневі ряди, обмежуючись при цьому двома, трьома членами ряду. спочатку розглянемо зовнішній інтеграл. розкладаючи cos  , маємо: 22 2 21 1 2 ( cos )           , в результаті внутрішній інтеграл дорівнює:   00 0 0 3 23 2 0 0 0 01 2 2 13 . 3 3 d                                (9) далі розкладемо в степеневий ряд підінтегральний вираз зовнішнього інтеграла (8): 3 20 0 0 0 0 02 0 3 3 5 3 0 0 0 0 0 0 1 1 1 3 2 1 1 1 5 2 3 6 6 sin sec cos i tg                                  . (10) підставляючи (9) та (10) у (8) отримаємо: 0 3 3 0 0 0 0 0 0 0 3 5 5 7 3 5 7 0 0 0 0 0 0 0 5 6 3 1 5 5 6 18 1 4 4 2 10 4 3 3 5 5 7 3 5 63 wkq s d r                                           , (11) наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 74 в першому наближенні, утримаючи один член ряду з урахуванням константи у (8) маємо: 3 0 04 3 wkq s c r        . (12) за умови 0 000( )s    з (12) маємо: 3 00 3 c    . (13) де 00 − значення кута контакту в початковий період роботи, без зносу. це значення можна знайти із відомих рішень контактних задач для підшипників ковзання. наприклад із відомого рішення контактної задачі герца:    2 200 1 2 4 arcsin 1 1         , де 1 q e    ; 1 2 e e   . після підстановки (13) в (12) маємо вираз для поточного кута контакту: 1 3 3 0 00 0 3 4 wk sq r         . (14) максимальний знос у спряженні з геометричних співвідношень: 0 0 1 1( ) cosw u s         , (15) при цьому максимальний зазор в контакті: max 0 ( )wu s    . (16) при використанні загального розв`язку (14) можна вирішувати декілька типів задач: 1) визначати кут контакту 0 ( )s за формулою (14); 2) визначати максимальний знос ( )wu s за формулою (15) з урахуванням (14); 3) визначати максимальний зазор в спряженні max за формулою (16) з урахуванням (14 15); 4) за заданим максимальним зазором max  визначати відповідний йому шлях тертя *s . для розв`язку останньої задачі з (14) знаходимо: 3 3 0 0 004 ( ) 3 w r s qk     . (17) при заданому допустимому зазорі max  по (16) може бути знайдений допустимий знос: наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 75 0( )wu s      . (18) далі по (15) встановлюється зв`язок з допустимим кутом контакту 0  : 0 0 0 arccos wu        . (19) підставляючи (19) (17) визначаємо шлях тертя *s , що відповідає допустимому зазору: 3 30 00 0 0 (arccos ) 3 ( / ) 4 w w u s q r k        . (20) число обертів валу n , що відповідає гранично допустимому зносу, дорівнює: *s n d    , (21) де d  діаметр валу. отримані розрахункові формули дозволяють проводити проектувальні та оптимізаційні розрахунки вузлів тертя з підшипниками ковзання за критерієм довговічності по зносу. висновки 1. представлена система розрахунково-експериментальної оцінки зносу і надійності опор ковзання, яка включає: методи оцінки умов роботи без зносу; методику визначення параметрів моделі зношування; методику визначення зносу підшипників ковзання при відомих параметрах моделі зношування; методику оцінки надійності підшипників ковзання. 2. запропонований наближений розв`язок контактної задачі для підшипника ковзання з урахуванням зносу з кінцевими простими формулами для розрахунку. література 1. chernets, m. v. prediction of the life of a sliding bearing based on a cumulative wear model taking into account the lobing of the shaft contour [text] / m. v. chernets // journal of friction and wear. – 2015. – №2(36). – р. 163–169. doi:10.3103/s1068366615020038 2. chernets, m., chernets, j. generalized method for calculating the durability of sliding bearings with technological out-of-roundness of details. proceedings of the institution of mechanical engineers, part j: journal of engineering tribology. v. 229, no. 2, 2015, p. 216-226 .doi: 10.1177/1350650114554242. 3. кузьменко а.г. подшипники скольжения: прочность, износ, надежность. методы расчетов и испытаний : монография / а.г. кузьменко. – хмельницкий: хну, 2014.-251 с. 4. кузьменко а.г., сабадаш б.м. распределение нагрузки в радиальном подшипнике скольжения. проблемы трибологии. 2014, №3, с. 80-85. 5. soldatenkov a. , mezrina. m. , sachekb. ya. implementation of asymptotics of the wear contact problem solution for identifying the wear law based on the results of tribological tests. journal of friction and wear. 2017, volume 38, issue 3, pp 173–177. https://link.springer.com/article/10.3103/s1068366617030126 6. adrian a. schmidt, timo schmidt, oliver grabherr, dirk bartel. transient wear simulation based on three-dimensional finite element analysis for a dry running tilted shaft-bushing bearing. wear, volumes 408– 409, 2018, p.p. 171-179. https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164818300978 7. massi f., bouscharain n., milana s., le jeune g., maheo y., berthier y. degradation of high loaded oscillating bearings: numerical analysis and comparison with experimental observations, wear, volume 317, issues 1–2, 2015, p.p. 141-152. надійшла в редакцію 30.09.2018 наближений розв`язок зносоконтактної задачі для підшипника ковзання з прямою парою тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 76 dykha o.v., dytynyuk v.o. an approximate solution to the wear-contact problem for a sliding bearing with a direct friction pair. an analysis of the schemes and tasks for slide bearings has shown that known approaches relate to the option: bearing wearing with a shaft that does not wear out. known algorithms are difficult to implement in engineering practice. there is a need for common design schemes to get simple and convenient solutions for engineering practice. the system of calculation and experimental estimation of wear and reliability of sliding bearings is presented, which includes: methods of evaluation of working conditions without wear; method of determination of parameters of wear model; a method for determining the wear of bearing bearings under known parameters of wear pattern; method for assessing the reliability of the bearings of sliding. calculations of wear of friction units are necessary at different stages of the existence of machines: at the design stage for the selection of optimal design parameters; at the manufacturing stage to assess the impact of technological factors on wear resistance; at the stage of operation to assess the service life and plan the amount of repair work. the proposed solving of the contact problem for the bearings of sliding, taking into account the wear with the finite simple formulas for calculation, is proposed. the obtained calculation formulas allow to carry out design and optimization calculations of friction nodes with bearings of slip according to the criterion of durability in wear. key words: sliding bearings, contact pressure, wear modeling, approximation, contact angle. references 1. chernets, m. v. prediction of the life of a sliding bearing based on a cumulative wear model taking into account the lobing of the shaft contour [text]. journal of friction and wear. 2015. №2(36). r. 163–169. doi:10.3103/s1068366615020038 2. chernets, m., chernets, j. generalized method for calculating the durability of sliding bearings with technological out-of-roundness of details. proceedings of the institution of mechanical engineers, part j: journal of engineering tribology. v. 229, no. 2, 2015, p. 216-226 .doi: 10.1177/1350650114554242. 3. kuzmenko a.g. podshipniki skolzheniya: prochnost, iznos, nadezhnost. metody raschetov i ispytanij : monografiya. a.g. kuzmenko. hmelnickij. hnu, 2014. 251 s. 4. kuzmenko a.g., sabadash b.m. raspredelenie nagruzki v radialnom podshipnike skolzheniya. problemy tribologii. 2014, №3, s. 80-85. 5. soldatenkov a. , mezrina. m. , sachekb. ya. implementation of asymptotics of the wear contact problem solution for identifying the wear law based on the results of tribological tests. journal of friction and wear. 2017, volume 38, issue 3, pp 173–177. https://link.springer.com/article/10.3103/s1068366617030126 6. adrian a. schmidt, timo schmidt, oliver grabherr, dirk bartel. transient wear simulation based on three-dimensional finite element analysis for a dry running tilted shaft-bushing bearing. wear, volumes 408– 409, 2018, p.p. 171-179. https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164818300978 7. massi f., bouscharain n., milana s., le jeune g., maheo y., berthier y. degradation of high loaded oscillating bearings: numerical analysis and comparison with experimental observations, wear, volume 317, issues 1–2, 2015, p.p. 141-152. критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 35 войтов в.а., бекиров а.ш., войтов а.в. харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко, г. харьков, украина e-mail: vavoitovva@gmail.com критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками удк 621.891 получило дальнейшее развитие определение добротности трибосистемы, которое в отличие от известного учитывает геометрические размеры и кинематическую схему трибосистемы, температуропроводность материалов и скорость распространения деформации в поверхностных слоях материалов трибоэлементов в процессе их контактного взаимодействия. теоретическими и экспериментальными исследованиями установлена взаимосвязь между величиною добротности, скоростью изнашивания и коэффициентом трения в процессе приработки. показано, что увеличение добротности снижает указанные выше параметры, а сам критерий является мерою потенциальной возможности трибосистемы приспосабливаться (адаптироваться) к условиям эксплуатации. ключевые слова: трибосистема, моделирование, скорость изнашивания, сила трения, совместимость материалов, добротность трибосистемы, критерий добротности трибосистемы. актуальность проблемы понятие добротности трибосистемы было введено авторами работы 1 и определено как способность сопрягаемых материалов в трибосистеме (смазочная среда и реологические свойства структуры материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов) превращать работу сил трения в тепловую энергию, тем самым препятствовать запасам энергии в поверхностных и подповерхностных слоях трибоэлементов, которые можно оценить деформируемым объемом. чем большая часть работы трения будет преобразована в тепло и меньший объем материала будет участвовать в деформации, тем больше добротность трибосистемы. понятие добротности трибосистемы дополняет понятие совместимости материалов в трибосистеме, под которым понимают способность контактирующих материалов приспосабливаться друг к другу и к изменяющимся условиям трения с учетом взаимодействия материалов со смазочной и окружающей средой, обеспечивая заданную долговечность и устойчивую работу во всем диапазоне эксплуатации. как следует из приведенного определения на добротность трибосистемы оказывают влияние процессы формирования поверхностных слоев при трении, трибологические свойства смазочной среды, а также конструкция трибосистемы, реологические свойства структуры сопряженных материалов и характер прикладываемой нагрузки к трибосистеме. для прогнозирования износостойкости трибосистем, а также для расчета скорости изнашивания и потерь на трение, необходимо иметь количественный параметр оценки добротности трибосистемы, который является многопараметрической функцией процессов, протекающих в поверхностных и подповерхностных слоях материалов и зависит от характера прикладываемой нагрузки. анализ публикаций, посвященных данной проблеме проблеме совместимости материалов, принадлежат работы [2 4]. в данных работах определено понятие совместимости материалов, которое заключается в способности контактирующих материалов приспосабливаться друг к другу и к изменяющимся условиям трения с учетом взаимодействия материалов со смазочной и окружающей средой, обеспечивая заданную долговечность трибосистемы и устойчивую ее работу без смазки или в режиме нарушения целостности смазки. в более поздней работе [5], было уточнено понятие совместимости – как способности трибосистемы обеспечивать оптимальное состояние в заданном диапазоне условий работы по выбранным параметрам. учитывая то, что трение является динамическим и диссипативным процессом, количественной характеристикой релаксационных свойств поверхностных слоев материалов может служить внутреннее трение [6, 7]. внутреннее трение характеризует способность структуры материала к рассеянию энергии колебаний, связанной с плотностью, концентрацией и подвижностью дислокаций и точечных дефектов. в работах, выполненных под руководством в.в. шевели [8 10], показано, что релаксационные процессы проявляют более высокую структурную чувствительность к изменению напряженнодеформированного состояния материала при динамическом нагружении по сравнению с физикомеханическими свойствами. основным выводом указанных выше работ является то, что реологические свойства фрикционного контакта можно представить в виде четырех уровней, в которых сосредоточены процессы контактного взаимодействия. критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 36 на основании выполненного анализа работ можно сделать вывод, что релаксационные свойства структуры материалов, из которых изготовлена трибосистема, влияют на совместимость материалов, и являются функцией износостойкости и прирабатываемости, что доказано в работе [11]. в данной работе приводится параметр – коэффициент затухания ультразвуковых колебаний в структуре материала, который характеризует величину внутреннего трения и методика его измерения. авторами работы [1] вводится параметр для количественной оценки добротности трибосистем:    нпyeq , дж/м 3, (1) где ye – трибологические свойства смазочной среды, дж/м 3, определяются согласно работы [1]; n , н – коэффициент затухания ультразвуковых колебаний в структуре материала подвижного и неподвижного трибоэлементов, безразмерные величины, определяются согласно работы [1]. как следует из формулы (1) добротность трибосистемы – это размерная величина, которая учитывает трибологические свойств смазочной среды (наличие поверхностно-активных и химическиактивных веществ в смазочной среде), а также внутреннее трения структуры материалов, из которых изготовлены подвижный и неподвижный трибоэлемент. при этом, формула (1) не учитывает геометрические размеры (конструкцию) трибосистемы, теплопроводность материалов из которых изготовлены трибоэлементы и условия нагружения. анализируя представленный материал, можно сделать вывод, что разработка критерия, который бы более полно учитывал перечисленные выше факторы, является актуальной задачей. цель исследований разработать критерий оценки добротности трибосистемы и оценить его влияние на скорость изнашивания, коэффициент трения и время приработки. методический подход в проведении исследований в основу методического подхода при дополнении критерия добротности трибосистемы используем параметры, которые учитывают конструкцию трибосистемы, температуропроводность материалов и условия нагружения. параметр, который учитывает геометрические размеры трибосистемы, коэффициент формы кф, согласно работы [12] рассчитывается по формуле: , min max min f fv v f k н п ф    1/м (2) где minf – площадь трения неподвижного трибоэлемента, м 2; nv – объем материала, находящийся под площадью трения подвижного трибоэлемента, м 3; нv – объем материала, находящийся под площадью трения неподвижного трибоэлемента, м 3; maxf – площадь трения подвижного трибоэлемента, м 2. значимыми параметрами также являются: температуропроводность материалов трибоэлементов a, м2/с и скорость деформации в данных материалах  , 1/с. учитывая то, что в трибосистеме одновременно участвуют в работе подвижный и неподвижный трибоэлемент, используем понятия приведенных значений. приведенный коэффициент температуропроводности материалов трибосистемы определим по выражению: нп нп пр aa aa a    2 , м2/с, (3) где na и нa – коэффициенты температуропроводности материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, справочная величина, м2/с. приведенную скорость деформации в подповерхностных слоях материалов трибосистемы, которая зависит от условий нагружения, определим по выражению: критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 37 нп нп пр       2 , 1/с (4) где n и н – скорость деформации материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, 1/с. на основании работы [13]: фпкп склфпк ппп dе v    )05,186,0)(1(75 , (5) фпкн склфпк ннн dе v    )05,186,0)(1(75 , ) где n и н – коэффициенты пуассона материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, справочная величина; фпк – напряжение на фактическом пятне контакта, рассчитывается по формуле представленной в работе [13], па; склv – скорость скольжения, м/с; nе и не модуль упругости материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, справочная величина, па; фпкd – диаметр фактического пятна контакта, м 2, рассчитывается по формуле представленной в работе [13], па. с учетом изложенных дополнений добротность трибосистемы можно оценить по выражению:       нп пр упрф еaкq  2 , дж/м3 (7) приведенное выражение добротности трибосистемы, в отличие от известного (1), учитывает: геометрические размеры трибосистемы, которые влияют на время приработки; температуропроводность материалов трибоэлементов, которая влияет на уровень температурных напряжений в подверхностных слоях; скорость распространения деформации в поверхностных слоях материала трибоэлементов, которая зависит от условий нагружения. перечисленные отличия оказывают влияние на время приработки трибосистем, а следовательно, на динамику переходных процессов в трибосистемах. результаты исследования зависимости изменения величины добротности от изменения коэффициента формы трибосистемы кф, реологических свойств структуры сопряженных материалов n н их температуропроводности aпр и трибологических свойств смазочной среды еу, представлены на рис. 1. это параметры, увеличение которых прямо пропорционально влияет на величину добротности, за исключением коэффициента формы. как следует из анализа кривых, наибольшее влияние на добротность оказывает конструкция трибосистемы, формула (2), которая учитывает величины площадей трения у неподвижного и подвижного трибоэлементов их отношение и величины объемов материала, расположенными под площадями трения. далее, по степени убывания, трибологические свойства смазочной среды, температуропроводность материалов трибоэлементов и реологические свойства структуры материалов. величина скорости деформации в поверхностных слоях материалов трибоэлементов nр , формула (4), обратно пропорциональна величине добротности. параметры, которые входят в выражения скорости деформации материалов неподвижного и подвижного трибоэлементов, определяются выражениями (5) и (6), влияние которых представлено на рис. 2. как следует из анализа полученных зависимостей, наибольшее влияние на добротность трибосистемы оказывает величина скорости скольжения, а затем, по степени убывания шероховатость поверхностей трения и нагрузка. критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 38 проведенные теоретические исследования позволяют выполнить рейтинг влияния указанных выше параметров на добротность трибосистем. при этом, диапазон изменения параметров выбран в пределах функционирования трибосистем в режимах нормального изнашивания, т.е. без повреждаемости. отношение максимального значения добротности к минимальному, при изменении одного из параметров, позволяет определить во сколько раз изменяется показатель добротности в заданных пределах моделирования. максимальное влияние на добротность оказывают два параметра: коэффициент формы и скорость скольжения. при этом коэффициент формы стоит на первом месте – 9,28 раз, а скорость скольжения на втором – 9,23 раза. рис. 1 – зависимости изменения величины добротности трибосистем от изменения коэффициента формы, реологических свойств материалов трибоэлементов их температуропроводности и трибологических свойств смазочной среды рис. 2 – зависимости изменения величины добротности трибосистем от изменения шероховатости поверхностей трения, нагрузки и скорости скольжения на третьем месте трибологические свойства смазочной среды – 5,55 раз, на четвертом – шероховатость поверхностей, 4,83 раза, на пятом – температуропроводность материалов трибоэлементов – 1,55 раз. на шестом месте по значимости, стоит нагрузка – 1,5 раза, и на последнем, седьмом месте, реологические свойства структуры сопряженных материалов – 1,28 раза. критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 39 на основании выполненного рейтинга можно обосновать параметры, которые влияют на добротность, а следовательно, и на время переходного процесса в трибосистемах. это скорость скольжения, шероховатость поверхностей трения и смазочная среда. коэффициент формы трибосистемы в процессе приработки не изменяется. это величина, которая определяется при проектировании и является константой в процессе приработки и эксплуатации трибосистемы. величина шероховатости также формируется в процессе изготовления трибосистем, однако в процессе приработки и эксплуатации изменяется и приходит к равновесной величине. трибологические свойства смазочной среды также не изменяются в процессе приработки, однако изменяются в процессе эксплуатации. исходя из изложенного, можно сделать вывод, что процессом приработки можно управлять, изменяя nр , формула (4), в сторону уменьшения. для этого необходимо уменьшить скорость скольжения скл и нагрузку n. анализ зависимостей представленных на рис. 2 позволяет утверждать, что изменение нагрузки n незначительно влияет на величину добротности, а скорость скольжения скл является эффективным параметром, изменяя который можно управлять процессом приработки. моделирование изменения скорости изнашивания и коэффициента трения для различных трибосистем позволило получить теоретические зависимости изменения указанных параметров от величины добротности q . на рис.3 представлены теоретические кривые (сплошные линии) изменения максимального значения скорости изнашивания во время приработки maxi и установившегося значения скорости изнашивания после завершения приработки устi для трибосистем с различной добротностью. анализ полученных зависимостей позволяет сделать вывод, что увеличение добротности трибосистемы снижает величины скорости изнашивания, как в процессе приработки, так и после завершения приработки на установившемся режиме. рис. 3 – зависимость изменения максимального значения скорости изнашивания в процессе приработки и установившегося, после завершения приработки, от величины добротности трибосистем аналогичные исследования были выполнены для коэффициента трения, рис. 4, что также позволяет сделать вывод о наличии функциональной связи между максимальными и установившимися значениями коэффициента трения в процессе приработки и величиною добротности трибосистем. полученные теоретические кривые были проверены экспериментально. на рис.3 и рис.4 нанесены экспериментальные точки для трибосистем с различными значениями добротности. например, для высших кинематических пар, где контакт осуществляется по линии с коэффициентом взаимного перекрытия меньше 0,1 и сочетании материалов: сталь 40х + сталь 40х, добротность трибосистемы q ≤ 0,4·1012 дж/м3. для низших кинематических пар, где контакт осуществляется по площади с коэффициентом взаимного перекрытия больше 0,5 и сочетании материалов: сталь 40х + бр.аж 9-4, добротность трибосистемы q = (12 … 24)· 1012 дж/м3. расчет относительной ошибки моделирования между теоретическими и экспериментальными значениями скорости изнашивания позволяет утверждать, что относительная ошибка составила: критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 40 ie =7,2 … 8,3 %, fe = 7,9…9,3 %, что является удовлетворительным результатом при моделировании процессов трения и изнашивания. результаты моделирования и их экспериментальная проверка функциональной связи между временем приработки tпр и добротностью трибосистемы q представлена на рис. 5. трибосистема с значениями q ≤ 0,4·1012 дж/м3, а это в основном высшие кинематические пары, имеют минимальное время приработки по коэффициенту трения и одновременно, максимальное время по скорости изнашивания. при переходе к низшим кинематическим парам q > 0,4·1012 дж/м3, где контакт осуществляется по площади, меньшее время приработки соответствует параметру скорости изнашивания, а большее – коэффициенту трения. при увеличении добротности трибосистем время приработки по параметру коэффициента трения значительно уменьшается, однако при этом незначительно увеличивается время приработки по параметру скорости изнашивания. рис. 4 – зависимость изменения максимального значения коэффициента трения в процессе приработки и установившегося, после завершения приработки, от величины добротности трибосистем рис. 5 – зависимости изменения времени приработки по параметрам скорости изнашивания и коэффициента трения от величины добротности трибосистем как следует из полученных результатов, при определенном значении добротности q = 30·1012 дж/м3 время приработки по двум параметрам будет одинаковым. расчет относительной ошибки моделирования времени приработки позволяет утверждать, что te = 8,2 … 9,4 %. критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 41 представленные теоретические и экспериментальные исследования позволяют сделать вывод, что величина добротности трибосистем q может выступать мерою потенциальной возможности трибосистемы приспосабливаться (адаптироваться) к условиям эксплуатации обеспечивая максимальный ресурс. выводы 1. получило дальнейшее развитие определение добротности трибосистемы, которое в отличие от известного учитывает геометрические размеры и кинематическую схему трибосистемы, температуропроводность материалов и скорость распространения деформации в поверхностных слоях материалов трибоэлементов в процессе их контактного взаимодействия. теоретическими и экспериментальными исследованиями установлена взаимосвязь между величиною добротности, скоростью изнашивания и коэффициентом трения в процессе приработки. показано, что увеличение добротности снижает указанные выше параметры, а сам критерий q является мерою потенциальной возможности трибосистемы приспосабливаться (адаптироваться) к условиям эксплуатации. 2. установлена взаимосвязь между временем приработки и величиною добротности. показано, что процессом приработки можно управлять. для уменьшения времени приработки необходимо уменьшать скорость скольжения во время переходного процесса и увеличивать трибологические свойства смазочной среды. литература 1. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 3. добротность трибосистемы // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 45-53. 2. алексеев н.м. некоторые аспекты совместимости материалов при трении. i. подповерхностные процессы // н.м. алексеев, н.а. буше // трение и износ. – 1985. – т. 6, № 5. – с. 773 783. 3. алексеев н.м. некоторые аспекты совместимости материалов при трении. ii. подповерхностные процессы // н.м. алексеев, н.а. буше // трение и износ. – 1985. – т. 6, № 5. – с. 965 974. 4. алексеев н.м. некоторые аспекты совместимости материалов при трении. iii. микропроцессы механической фрикционной приспосабливаемости // н.м. алексеев, н.а. буше // трение и износ. – 1987. – т. 8, № 5. – с. 197 205. 5. буше н.а. решенные и переменные задачи по совместимости трибосистем / н.а. буше // трение и износ. – 1993. – т. 14, № 1. – с. 25 34. 6. криштал м.а., пигузов ю.в., головин с.а. внутреннее трение в металлах и сплавах. – м. : металлургия, 1964. – 245 с. 7. постников в.с. внутреннее трение в металлах. – м. : металлургия, 1974. – 352 с. 8. шевеля в.в. реология износостойкости и совместимости пар трения // трение и износ. – 1993. – т. 14, № 1. – с. 48-63. 9. шевеля в.в., трытек а. реология визкоупругого фрикционного контакта // проблемы трибологии. – 2010. – № 4. – с. 6-16. 10. шевеля в.в., олександренко в.п. трибохимия и реология износостойкости. – хмельницкий: хну, 2006. – 278 с. 11. шевеля в.в., войтов в.а., суханов м.и., исаков д.и. закономерности изменения внутреннего трения в процессе работы трибосистемы и его учет при выборе совместимых материалов // трение и износ. – 1995. – т. 16, №4. – с. 734-744. 12. войтов в.а. принципы конструктивной износостойкости узлов трения гидромашин / в.а. войтов, о.м. яхно, ф.х. аби сааб. – к.: нац. техн. ун-т «киев. политехн. ин-т», 1999. – 190 с. 13. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистеме // проблеми трибології. – 2015. – № 1. – с. 49-57. надійшла в редакцію 31.05.2018 критерий оценки добротности трибосистем и его связь с трибологическими характеристиками проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 42 vojtov v.a., bekirov a.sh., voitov a.v. criteria for evaluation of tribus system practices and its communication with tribological characteristics. the definition of the quality factor of the tribosystem was further developed, which, unlike the known, takes into account the geometric dimensions and kinematic scheme of the tribosystem, the thermal diffusivity of materials and the rate of propagation of deformation in the surface layers of the triboelement materials in the course of their contact interaction. theoretical and experimental studies have established a relationship between the q-factor, the wear rate and the friction coefficient in the process of running-in. it is shown that an increase in the quality factor reduces the above parameters, and the criterion itself is a measure of the potential ability of a tribosystem to adapt (adapt) to operating conditions. key words: tribosystem, modeling, wear rate, frictional force, material compatibility, the quality of the tribosystem, the criterion for the quality factor of the tribosystem. references 1. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya i iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 3. dobrotnost' tribosistemy. problemi tribologíí̈. 2015. № 3. s. 45-53. 2. nekotorye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. i. podpoverhnostnye processy. n.m. alekseev, n.a. bushe. trenie i iznos. 1985. t. 6, № 5. s. 773 – 783. 3. nekotorye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. ii. podpoverhnostnye processy. n.m. alekseev, n.a. bushe. trenie i iznos. 1985. t. 6, № 5. s. 965 – 974. 4. nekotorye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. iii. mikroprocessy mehanicheskoj frikcionnoj prisposablivaemosti. n.m. alekseev, n.a. bushe. trenie i iznos. 1987. t. 8, № 5. s. 197 – 205. 5. bushe n.a. reshennye i peremennye zadachi po sovmestimosti tribosistem. trenie i iznos. 1993. t. 14, № 1. s. 25 – 34. 6. krishtal m.a., piguzov ju.v., golovin s.a. vnutrennee trenie v metallah i splavah. m. metallurgija, 1964. 245 s. 7. postnikov v.s. vnutrennee trenie v metallah. m. metallurgija, 1974. 352 s. 8. shevelja v.v. reologija iznosostojkosti i sovmestimosti par trenija. trenie i iznos. 1993. t. 14, № 1. s. 48-63. 9. shevelja v.v., trytek a. reologija vizkouprugogo frikcionnogo kontakta. problemy tribologii. 2010. № 4. s.6-16. 10. shevelja v.v., oleksandrenko v.p. tribohimija i reologija iznosostojkosti. hmel'nickij: hnu, 2006. 278 s. 11. shevelja v.v., vojtov v.a., suhanov m.i., isakov d.i. zakonomernosti izmenenija vnutrennego trenija v processe raboty tribosistemy i ego uchet pri vybore sovmestimyh materialov. trenie i iznos. 1995. t. 16, №4. s. 734-744. 12. printsipy konstruktivnoy iznosostoykosti uzlov treniya gidromashin. v.a. voytov, o.m. yakhno, f.kh. abi saab. k. nats. tekhn. un-t «kiyev. politekhn. in-t», 1999. 190 s. 13. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh. problemi tribologíí̈. 2015. № 1. s. 49-57. деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 128 кравцов в.і., кіндрачук м.в., діденко о.л., бурбела ю.б. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: akvarobotec@narod.ru деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості удк 621.891 на прикладі роботи опорного радіального підшипника ковзання компресора турбіни газоперекачувального агрегату представлена методика дослідження пружного деформування опорної поверхні при одночасній дії сил, що виникають поетапно від пуску до зупинки. для цього розглядається математична модель, що описує рівновагу та пружне деформування просторово скривленого елемента, його зовнішню та внутрішню геометрію. розглядається опорна поверхня підшипника із різними жорсткостями, які залежать від складу антифрикційного сплаву, під дією декількох навантажень ключові слова: тертя, трибоспряження, опорна поверхня, пружність, навантаження, математична модель, числові методи, жорсткість, напружено-деформований стан. вступ одним з основних елементів, що визначають працездатність навантаженого компресора є підшипник ковзання. високі фактичні тиски і швидкості ковзання обумовлюють значні температури в областях взаємодії, приводять до істотних змін властивостей поверхневих шарів, викликають у них механічні та температурні напруження, сприяють протіканню хімічних реакцій, активізують взаємну дифузію як правило, вихід з ладу корінного підшипника ковзання є причиною зупинки компресора, турбіни, тобто високопродуктивного та дорогого устаткування [1]. дослідження роботи підшипників турбокомпресорних валів газоперекачувальних агрегатів являє собою складну науково-технічну задачу, яка в повному обсязі дотепер не вирішена, і прогнозування параметрів зношування базується на емпіричних залежностях, отриманих за результатами численних експериментів [1]. це обумовлює пошук нових методів розрахунків для підвищення їх надійності, довговічності та зносостійкості. тому принципи комп'ютерного моделювання динаміки вузлів тертя, як правило, спираються на так звані безперервні моделі взаємодії, що враховують пружні властивості матеріалів у рамках теорії пружності. моделювання процесів тертя залишається дотепер актуальною науково-технічною задачею, незважаючи на те, що за останні 50 років сучасна наукова думка напрацювала практично вичерпний математичний апарат, який теоретично дозволяє розрахувати значення як сили (коефіцієнта) тертя, так і зношування. але визначити всі ті фізико-механічні параметри, які входять у формули, і ще розрахувати змінювання їх значень у часі залежно від змін навантажень, швидкості, температури надзвичайно важко. істотний вплив на стан опорної поверхні мають зовнішні фактори, такі як склад середовища, температура, змочуваність, рівень контактних зусиль під час тертя, час взаємодії тощо [2]. ще однією причиною необхідності застосування нових методів дослідження є значний вплив геометричних параметрів конкретного вузла на режими тертя в ньому. найбільш ефективним є при модельному експерименті відтворення з урахуванням масштабного фактора умов роботи трибоспряження, які мають місце при експлуатації [3]. тому для урахування всіх перерахованих факторів у даній статті пропонується методика, що може відслідковувати змінювання одночасно декількох параметрів у роботі підшипників ковзання, а саме, зміну геометрії опорних поверхонь у часі (квазістатичне деформування), зміну жорсткості опорних поверхонь за рахунок зносу, зміну окремих фізико-геометричних параметрів для оптимізації роботи підшипника тощо. методика дослідження викладемо основні принципи базової методики [4]. розвиток цієї моделі в плані застосування сучасних обчислювальних алгоритмів дозволяє створити уніфіковану методику дослідження пружного деформування елементів трибоспряження. внутрішня геометрія при деформуванні елемента внаслідок незмінюваності його довжини залишається незмінною. вона задається координатою s, вимірюваною відстанню уздовж осьової лінії від початкової точки до поточної, і рухливою, жорстко пов’язаною з розглянутим поперечним перерізом системою координат ( wvu ,, ) – головним тригранником. вводиться також природний тригранник пружної лінії з одиничними ортами головної нормалі n , бінормалі b і доти деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 129 чною . головний тригранник, що належить якій-небудь точці пружної лінії, буде орієнтуватися в просторі як завгодно (переміщатися поступально й обертатися) у процесі деформування зі зміною навантаження. координата s індивідуалізує точки пружної лінії та внаслідок незмінюваності її довжини в процесі деформування для кожної її точки залишається незмінною. координата s в цьому випадку є супутньою, разом із часом t вона становить змінні лагранжа. зовнішня геометрія визначає положення кожної точки й усієї пружної лінії в нерухливій системі координат, що дозволяє індивідуалізувати точки простору, у яких можуть перебувати точки елемента в процесі деформування або руху. геометричні координати є змінними ейлера. основне завдання зводиться до встановлення зв'язку між змінними лагранжа й ейлера: xx  ( ts, ), y =( ts, ), z = z ( ts, ). (1) якщо деформування елемента в часі відбувається повільно і сили інерції малі, то задавання пружної формозміни можна вважати статичним, а час t формально замінити параметром  , який характеризує інтенсивність зовнішнього збурювання, що діє на елемент. тоді залежності (1) приводяться до виду x= ( ,s ), y = ( ,s ), z = z ( ,s ). геометричні параметри пружної лінії елемента є, по-перше, функціями координати s і, по-друге, залежать від величини статично змінюваного навантаження. для встановлення цієї залежності слід розглядати пружну рівновагу елемента. якщо позначити проекції векторів сил f і моментів m на осі u,v,w відповідно wvuwvu mmmfff ,,,,, (тут vu ff , – сили, що перерізують; wf – поздовжня сила; vu mm , – згинальні моменти; wm – крутний момент, то проекції локальних похідних векторів f і m на осі головного тригранника можна представити у вигляді:         n ds d f ~ ,... ds dfu ,        n ds d m ~ ds d um ... (2) рівняння рівноваги містять у загальному випадку дев’ять невідомих функцій: wvuwvu mmmfff ,,,,,  p q r. враховуючи, що осі головного тригранника є головними осями згинання і крутіння, проекції wvu mmm ,, головного моменту m внутрішніх сил представимо у вигляді: mu = a( p p0 ) mv = b( q q0 ) mw = ( r r0 ). (3) тут p, q, r – функції кривизни і крутіння в деформованому стані; p0, q0, r0  ці ж функції у вихідному недеформованому стані; a, b, c  жорсткості при згинанні та крутінні: pyx giceibeia  ,, , де e – модуль пружності, pg – модуль пружності при крученні, i – моменти інерції. для замикання системи розв’язальних рівнянь необхідно ввести додаткові кінематичні змінні та задати спосіб їх визначення. у рівняння рівноваги входять параметри кривизни і крутіння пружної лінії p, q, r, для обчислення яких потрібно мати їх рівняння та знати положення триедрів (u, v, w), (n, b, ) відносно до нерухливої системи координат oxyz. рівняння пружної рівноваги та кінематичні співвідношення зведені в систему звичайних диференціальних рівнянь 18 порядку, що описують нелінійне просторове деформування пружного елемента при дії довільного вектора статичних, квазістатичних або динамічних навантажень, що як завгодно розташовані та змінювані у просторі та часі [4]: ),,,x(fx  s (4) де ),(),(),(),(),(),(),(),(),(()( ssssrsqspsfsfsfs zyxwvu x tszsysxsbsbsbsnsnsn zyxzyx )(),(),(),(),(),(),(),(),(  вектор стану ( 18m ), f  вектор-функція правих частин системи рівнянь;   параметр інтенсивності збурювання (навантаження), штрихом позначена похідна по s. параметр , який може бути як дійсним, так і формальним, відображає кількісні характеристики задачі. при цьому пружні переміщення не зв’язуються ніякими геометричними обмеженнями і вважається, що лінії дії зовнішніх сил можуть зміщатися, повертатися і внаслідок цього функціонально або імовірнісно змінюватися. чисельна реалізація розв’язку здійснюється у вигляді крокового процесу за параметром. для цього запропоновано методику, що не пов’язана з попереднім зниженням порядку розв’язальної системи рівнянь і заснована на спільному застосуванні методу продовження за параметром розв’язків нелінійних диференціальних рівнянь і методу ньютона-канторовича. її відмінною рисою є те, що розв’язок послідо деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 130 вності лінеаризованих крайових задач при кроковому збільшенні параметра навантаження будується без попередньої лінеаризації вихідних нелінійних диференціальних рівнянь. при розв’язку можливі різні комбінації додатку навантажень на елементи трибоспряження в динаміці розвитку процесу тертя. у цей час в опорних підшипниках майже не застосовують кругове розточення, оскільки при цьому є великі витрати мастила, виникає низькочастотна вібрація ротора та помітний зсув вала у працюючому підшипнику відносно до непрацюючого. інші форми розточення опорних підшипників дозволяють позбутися тих чи інших недоліків [1]. враховуючи, що опорна поверхня підшипників турбокомпресорних валів може мати некруглу («лимонну») форму, додатковою складністю є опис її геометрії. для цього використовуємо рівняння еліпса. змінюючи параметри його осей, можна досягти необхідної «опуклості» підшипника відповідно до його заводських характеристик. позначимо малу вісь еліпса kb, велику – b. рівняння еліпса в параметричній формі мають вигляд: .sin,cos tbytkbx  (5) тоді, прийнявши за параметр t поточне значення s, а також увівши константу , що характеризує міру зміни функцій, рівняння осьової лінії можна представити у вигляді: ,sin,sin,cos                sz s by s bkx (6) де k – коефіцієнт, що характеризує еліптичність перерізу (у разі k = 1 переріз – коло, при k ≤ 0,5 – витягнутий еліпс, і таким чином, змінюючи k, можна задавати еліпс необхідної форми). при чисельному інтегруванні розв’язальних рівнянь [4] для елементів з такою складною геометрією виявилося необхідним здійснювати параметризацію кривої. для цього введемо параметр m: .)()()( 222 zyxm  (7) тоді дільницю довжини кривої можна виразити як: dsmld  . (8) з урахуванням цього можна визначити кривизну q еліпса в недеформованому стані: . 11 1111 1 2 22                                      z m z msd d y m y msd d x m x msd d m q (9) значення кривизни r в недеформованому стані: .)/( 23 3 2 2 3 3 2 2 3 3 2 2 3 3 2 2 3 3 2 2 3 3 2 2           q ld zd ld xd ld yd ld yd ld zd ld xd ld xd ld yd ld zd ld yd ld xd ld zd ld xd ld zd ld yd ld zd ld yd ld xd r (10) рівності (5) (10) повністю визначають геометрію опорної поверхні в недеформованому стані (рис. 1, а) і дозволяють сформулювати систему розв’язальних рівнянь з крайовими умовами при s = 0: . 1 , 1 , 1 ,0,0, y m z mds zd x mdsm xd zybkx yzx   (11) аналогічно запишемо відповідні рівняння на кінці s = s: деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 131                sin,sin,cos sz s by s bkx , .0,sin, 22       ssqp p n ssdsm xd x xz (12) як вже відзначалося, у процесі тертя зусилля можуть бути прикладені довільно як у часі (квазістатично), так і у просторі. покажемо як це здійснюється за методикою, що розглядається. якщо прикладено зовнішній момент m з компонентами mx, my, mz, то рівняння відносно кривизн p, q, r запишуться в формі:                22 22 0 / / /1 qppbmbmbm qpqnmnmnm app zzyyxx zzyyxx ,                22 22 0 / / /1 qpqbmbmbm qppnmnmnm bqq zzyyxx zzyyxx , (13)  zzyyxx mmmcrr  /10 . розглянемо тепер умови розриву функцій fu , fv , fw у випадку, коли зосереджене зовнішнє навантаження р прикладено в точці s =sp . оскільки похідні від функцій fu , fv , fw по s у цій точці не існують, можна використатися в інтервалі sssss pp  ,0 умовами з´єднання: fu  ps fv  ps pu, fv  ps fv  ps pv , fw  ps fw  ps pw. (14) якщо діє сила, яка не змінює свого напряму з компонентами px, py, pz,, рівняння (14) змінюється співвідношеннями: fu  ps fv  ps  zzyyxx npnpnp  q /  22 qp  zzyyxx bpbpbp  p / 22 qp  , fv  ps fv  ps   zzyyxx npnpnp  p / 22 qp    zzyyxx bpbpbp  q / 22 qp  , (15) fw  ps fw  ps zzyyxx ppp  . аналогічно формуються умови розриву функцій rqp ,, в точці прикладання зовнішнього моменту зовm :     amspsp umm /зов  . (16) результати дослідження розрахунки підшипників ковзання, що працюють у режимі, близькому до граничного тертя, виконуються звичайно як перевірочним, оскільки розміри підшипника (довжина і діаметр) визначаються конструктивно відповідно до розмірів вала й оптимальним для даного типу опор відношенням. вибір розрахункових критеріїв обумовлений наступним. міцність вкладиша або його антифрикційного шару при статичному навантаженні залежить від величини питомого тиску. логічно було б виходити з максимального його значення, але для цього необхідно врахувати фактичну зону контакту цапфи та підшипника, твердість деталей, погрішності форми, закон розподілу навантаження по довжині та ширині поверхні контакту; взяти до уваги, що в дійсності навантаження є не статичним, а змінюваним під час експлуатації тощо. внаслідок крайньої складності такої задачі в якості критерію міцності звичайно приймають середній питомий тиск р; розрахункова величина р не повинна перевищувати значення p , що є допустимим і встановлюється дослідним шляхом [6]. деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 132 з використанням описаної в даній статті методики виконано розрахунки опорного підшипника ковзання «лимонного» типу вала турбокомпресора, конструкція якого схематично зображена на рис. 1, а. числовим розрахунком отримана геометрія осьової лінії опорної поверхні, що побудована за даними числового розрахунку за допомогою комп´ютерної графіки (рис.1, б). для розрахунків прийняті відомі [1] фізико-геометричні параметри вкладиша агрегату гт-10 (діаметр d = 150 мм, ширина l = 15мм, модуль пружності e = 210 гпа), за якими у якості початкових параметрів для підстановки в систему розв'язальних рівнянь (4) визначаються і його жорсткості (3). у якості еквівалента параметра навантаження (інтенсивності зовнішнього збурювання  ) приймалося питоме навантаження p [6], яке визначалося як усереднене від дії навантажень тиску мастила, вібрації вала, температури та пружної деформації опорної поверхні, викликаної дією навантажень і зношуванням. за мірою зношування змінюється обрис поздовжньої осі опорної поверхні, та у зв’язку із цим змінюється, відповідно, і величина та напрямок діючих навантажень, що також ураховується при чисельному розрахунку. а б рис. 1 – схема підшипника турбокомпресора (а) та геометрія осьової лінії підшипника, що отримана за результатами числового розрахунку (б) величина питомого навантаження p приймалася на будь-якому кроці інтегрування (кожний крок інтегрування це і крок навантаження) залежно від величини впливу кожного із зазначених факторів окремо, які є відомими з довідкових даних, отриманих експериментальними методами різними авторами. наприклад, на рис. 2 показано задавання навантаження від тиску мастила в окремих точках вала залежно від швидкості обертання вала протягом усього інтервалу інтегрування від пуску до максимальної швидкості обертання вала. рис. 2 – розподіл навантаження від тиску мастила на одному кроці на всьому інтервалі інтегрування крок інтегрування був прийнятий дискретно пропорційним швидкості обертання вала. у такий спосіб здійснювався безперервний від пуску до зупинника контроль напружено-деформованого стану опорної поверхні. на рис. 3 показані значення поздовжніх і поперечних зусиль у безрозмірних величинах за довжиною опорної поверхні в розгорнутому вигляді на кожному кроці інтегрування від початку обертання вала до його максимальної швидкості. деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 133 рис. 3 – зусилля в опорній поверхні залежно від швидкості обертання вала апроксимуючи візуально вершини «гребенів» на графіку, можна зробити висновок, що внутрішні зусилля не є пропорційними швидкості обертання вала, що й відповідає загальноприйнятій теорії роботи підшипника ковзання, коли деякі навантаження при збільшенні швидкості обертання не збільшуються, а змінюються функціонально (можуть і зменшуватися). за такою методикою є можливим прослідкувати, як впливає на напружено-деформований стан опорної поверхні, наприклад, її жорсткість. як відомо, з метою досягнення оптимальної роботи вузлів тертя постійно удосконалюється склад зносостійких антифрикційних сплавів [7]. окрім багатьох факторів, що визначають доцільність використання того чи іншого сплаву, одним із суттєвих факторів є жорсткість опорної поверхні, яка, звичайно, змінюється в залежності від складу сплаву. прослідкуємо, як впливає жорсткість на напружено-деформований стан опорної поверхні. для цього у вхідні дані, при усіх рівних умовах, будемо задавати варіації різних жорсткостей навколо значення модуля пружності e = 210 гпа (e1 = 210 гпа, e2 = 190 гпа, e3 = 230 гпа. на рис. 4 показано значення поздовжніх і поперечних зусиль у безрозмірних величинах за довжиною опорної поверхні в розгорнутому вигляді на окремо взятому кроці інтегрування при швидкості обертання в околиці пуску турбогенератора. числовий розв´язок такої задачі (рис. 4) показує, що, наприклад, внутрішні зусилля зі збільшенням модуля пружності теж збільшуються. цей факт може бути використаний для подальшого дослідження процесу тертя поряд з іншими факторами, що діють на опорну поверхню, але тоді така залежність, як на рис. 4, може бути не очевидною, тобто, поряд з іншими факторами змінювання модуля пружності може бути не превалюючим для значень зусиль. рис. 4 – розподіл поперечних зусилля за довжиною опорної поверхні у розгорнутому вигляді на окремому кроці в залежності від значень модуля пружності тут також, як і на рис.3, спостерігається значна нелінійність процесу, більша нерівномірність зусиль за довжиною еліпса, що відповідає загальноприйнятим уявленням про напіврідинне тертя. викорисa/dl, (h) деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 134 товуючи значення цих зусиль на кожному кроці, за відомими з літератури залежностями, можна прогнозувати зносостійкість і ремонтопригодність підшипника. висновки отримані результати дослідження підшипника ковзання компресора турбоагрегату показують великі можливості методики, що описана в даній статті. на прикладі розв´язання поставленої задачі можна зробити висновок, що модифікацією антифрикційного складу прошарків, враховуючи за рахунок цього зміни їх фізичних властивостей, можна знаходити оптимальний склад сплаву з цих міркувань та ставити і розв´язувати задачу оптимізації. слід також зазначити, що можливо додавання або знімання в процесі роботи підшипника й інших навантажень, не зазначених у розглянутому прикладі. причому відмінною рисою пропонованої методики є те, що для урахування якого-небудь механічного впливу на опорну поверхню достатньо знати або його функцію, або абсолютне значення в будь-якому часовому відрізку роботи підшипника. література 1. ревзин б. с. газотурбинные установки с нагнетателями для транспортровки газа : [справ. пособ.] / б. с. ревзин, и. д. ларионов. – м. : недра, 1991. – 303 с. 2. горячева и. г. изнашивание поверхностей : от моделирования микро-разрушения к анализу формоизменения / и. г. горячева, о. г. чекина // известия ран. мтт. – 1999. – № 5. – с. 131–147. 3. трибологія / [м. в. кіндрачук, в. ф. лабунець, м. і. пашечко, є. в. кор-бут]. – к. : наудрук, 2009. – 392 с. 4. кравцов в. і. механіка гнучких морских конструкцій / в. і. кравцов. – к. : наукова думка, 1999. – 131 с. 5. седых з. с. эксплуатация газоперекачивающих агрегатов с газо-турбинным приводом: [справ. пособ.] / з. с. седых. – м. : недра, 1990. – 203 с. расчет, подбор и испытание фрикционных пар / [а. в. чичинадзе, э. д. браун, а. г. гинсбург и др.]. м. : наука, 1979. – 268 с. 6. многоуровневое моделирование процессов трения и износа на основе численных методов дискретной механики и феноменологической теории / [а. и. дмитриев, а. ю. смолин, в. л. попов, с. г. псахье] // физическая мезомеханика. – 2008. – т. 11. – № 4. – с. 15–24. 7. кіндрачук м.в., кульгавий е.а., данілов а.п., хлевна ю.л., діденко о.л. пат. u 2012 01620 україна, мпк c22c 38/00. зносостійкий антифрикційний сплав на основі заліза/ нау, № 73713, заяв. 14.02.2012, опубл. 10.10.2012. надійшла в редакцію 03.12.2015 kravtsov v.i., kindratshuk m.v., didenko a.l., burbela y.b. the deformation of the bearing surface of the bearing of the turbocharger, depending on its stiffness. деформування опорної поверхні підшипника ковзання турбокомпресора в залежності від її жорсткості проблеми трибології (problems of tribology) 2015, № 4 135 the methodology of research of the bearing surface elastic deformation when the forces arising in discrete steps from start to stop act simultaneously is presented by way of example of a radial sliding bearing operation in the compressor of the gas-pumping unit turbine. to this end a mathematical model describing balance and deformation of spatially curved element, as well as its external and internal geometry is used. the methodology of numerical solution of the set task is based on the general application of the continuation by a parameter method and the method of newton-kantorovich. the article describes the problems arising from operation of the block bearings in turbogenerator compressors and provides a literature review on this subject. it shows that the local tasks describing certain processes are used to be solved in the problems of friction. nevertheless, the process of friction is accompanied with a large number of support factors that have not yet been considered simultaneously. the methodology description provides its very essence and shows the ways to specify the possible loads that may be added or removed in the process of bearing operation. the possibility of research of support surface with a non-circular (oval) geometry of the axial line is shown by way of example of turbocompressor support bearing. the results of the research are presented in the charts indicating the values of some characteristics of the mode of deformation of the bearing surface of the turbocompressor radial sliding bearing with specific physical and geometrical parameters in dimensionless units. keywords: кeywords: support surface, elasticity, load, mathematical model, numerical methods, stiffness, stress-strain state. referenсes 1. revzin b. s., larionov i. d. gazoturbinnye ustanovki s nagnetateljami dlja transportrovki gaza : [sprav. posob.]. m. nedra, 1991. 303 s. 2. gorjacheva i. g., chekina o. g.iznashivanie poverhnostej : ot modelirovanija mikro-razrushenija k analizu formoizmenenija. izvestija ran. mtt. 1999. № 5. s. 131–147. 3. tribologіja.[m. v. kіndrachuk, v. f. labunec', m. і. pashechko, є. v. kor-but. k. nau-druk, 2009. 392 s. 4. kravcov v. і. mehanіka gnuchkih morskih konstrukcіj. k. : naukova dumka, 1999. 131 s. 5. sedyh z. s. jekspluatacija gazoperekachivajushhih agregatov s gazo-turbinnym privodom: [sprav. posob.]. m. nedra, 1990. 203 s. raschet, podbor i ispytanie frikcionnyh par. [a. v. chichinadze, je. d. braun, a. g. ginsburg i dr.]. m. nauka, 1979. 268 s. 6. mnogourovnevoe modelirovanie processov trenija i iznosa na osnove chislennyh metodov diskretnoj mehaniki i fenomenologicheskoj teorii.a. i. dmitriev, a. ju. smolin, v. l. popov, s. g. psah'e. fizicheskaja mezomehanika. 2008. t. 11. № 4. s. 15–24. 7. kіndrachuk m.v., kul'gavij e.a., danіlov a.p., hlevna ju.l., dіdenko o.l. znosostіjkij antifrikcіjnij splav na osnovі zalіza patent № 73713 vіd 10.10.2012. usilimom до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 82 вельбой в.п., диха м.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання удк 621.891 проведений розрахунковий аналіз контактних параметрів для циліндричної напрямної ковзання з використанням залежностей герца в широкому діапазоні конструктивних розмірів і матеріалів. встановлена прийнятність використання значень коефіцієнтів тертя для плоских поступальних пар у розрахунках циліндричних напрямних ковзання в межах існуючих допусків і посадок спряжених тіл. ключові слова: циліндрична напрямна ковзання, зведений коефіцієнт тертя, контактний тиск, кут контакту. вступ і постановка завдань силу тертя ковзання в інженерних розрахунках зазвичай визначають за законом амонтона і кулона, згідно якого максимальне значення сили тертя спокою прямо пропорційне нормальному тиску одного тіла на інше в момент початку їх відносного руху, тобто: qffff 0max  , де 0f – коефіцієнт тертя спокою, який можна виразити відношенням максимальної сили тертя maxf до нормальної сили q . коефіцієнт тертя спокою залежить від матеріалу тіл, що стикаються, і фізичного стану тертьових поверхонь, тобто від величини і характеру шорсткості, наявності мастила, вологості, температури та інших умов. тому значення коефіцієнтів тертя, наведені в довідниках, визначені експериментально при ковзанні тіла по плоскій поверхні. в механізмах поступального руху зазвичай використовують клинові і циліндричні напрямні, у яких контактний тиск відповідно діє на нахилені під кутом і криволінійні поверхні. в роботі [1] показано, що сила тертя таких напрямних більша сили тертя, визначеної за довідниковим значенням коефіцієнту тертя. зокрема аналітично доведено для циліндричної напрямної за умови кута контакту 1802 0  і розподілу контактного тиску за законом косинуса, тобто    cos0 ( 0 – тиск на лінії дії сили 0q ) сила тертя на 27 % більша від сили тертя в плоскій поступальній парі і вводиться поняття зведеного коефіцієнту тертя. слід зауважити, що прийняті в роботі [1] умови не є коректними, оскільки завжди 20  , а    cos0 не задовольняє граничні умови, зокрема,   0 при 0 (рис. 1). рис. 1 – розрахункова схема циліндричної напрямної ковзання до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 83 в реальних умовах тертя циліндричної напрямної 1 і повзуна 2 контактні параметри, до яких належать кут контакту 02 , розподіл   і максимальне значення 0 контактного тиску залежать від властивостей матеріалів напрямної і повзуна, радіальних розмірів контактних поверхонь 1r i 2r та зазору  між ними [2]. метою даної роботи є аналіз впливу криволінійної поверхні контакту напрямної на силу тертя і достовірності довідникових значень коефіцієнтів тертя для розрахунку сили тертя ковзання поступального руху. основний матеріал для розрахунку контактних параметрів циліндричної напрямної і повзуна в даній роботі на відміну від роботи [1] використана теорія герца [2] , достовірність якої обумовлена показником:      2221 11п , (1) де   1 0 e q : 2 1 e e  ; 21 rr  ; 1 і 2 – коефіцієнти пуасона матеріалу напрямної і повзуна; 1e і 2e – відповідно модуль пружності матеріалу напрямної і повзуна. якщо 092,0 , то за умови 21 rr  кут контакту 0 , розподіл контактного тиску   залежно від кута контакту і максимальний тиск 0 в центрі контактної зони визначають за формулами [2]:        22 2 10 11 4 sin ; (2)   2/12 0 0 1                  ; (3) 01 0 0 sin 2   r q . (4) для визначення сили тертя ff в циліндричній парі (рис. 1) розглянемо елементарну частину  rdab контактної поверхні напрямної 1 і повзуна 2. елементарна сила тертя на одиницю довжини для цієї частини контактної поверхні:  rdfdf f , де f – коефіцієнт тертя ковзання;  – питомий тиск на виділеному елементі напрямної; r – радіус циліндричної напрямної. повна величина сили тертя визначається за формулою:     dfrff 0 0 )( . (5) враховуючи залежність (3) отримуємо [3]: до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 84 0 0 0 2 022 0 0 022 0 0 0 arcsin 22                frl d fr ff . (6) з урахуванням границь інтегрування від ( 0 ) до ( 0 ) знаходимо:                             0 0 2 02 0 2 0 00 2 02 0 2 0 0 0 0 arcsin 222 arcsin 22 fr f f . або                               2222 1arcsin 2 1arcsin 2 2 0 2 0 0 0 2 0 2 0 0 0 frlfrff ; 0 0 2    frff . (7) враховуючи залежність (4) остаточно отримуємо: 0 0 0 0 00 sinsin 2 2 fq r q frff        . (8) таким чином, показано, що зведений коефіцієнт тертя ковзання циліндричної напрямної залежить від кута контакту напрямної і повзуна: ff 0 0 sin    . (9) для кількісної оцінки зміни сили тертя повзуна і циліндричної напрямної у порівнянні з силою тертя повзуна по плоскій поверхні для кутів контакту 4510 0  за інших однакових умов ковзання значення 0 в радіанах і табличні значення 0sin  наведені в табл. 1. таблиця 1 значення розрахункових параметів для різних кутів контакту 0 , о 10 15 20 25 30 35 40 45 0 , рад 0,1745 0,2617 0,3490 0,4362 0,5235 0,6107 0,6980 0,7852 0sin  0,1736 0,2588 0,3420 0,4226 0,5000 0,5735 0,6429 0,7071 0 0 sin   1,005 1,01 1,02 1,03 1,05 1,06 1,08 1,11 аналіз числових значень відношення 0 0 sin   показує, що при зміні кута контакту 02 від 20 о до 90о за інших однакових умов ковзання сила тертя збільшується від 0,5 % до 11 % у порівнянні з силою тертя повзуна по плоскій поверхні. розрахунок кута контакту 0 за формулами (1 2) виконано з урахуванням механічних характеристик матеріалів та розмірів рухомого з’єднання напрямної і повзуна. циліндричні напрямні реальних механізмів зворотно-поступального руху виготовляють з якісних вуглецевих сталей. кількість і розміри напрямних залежить від призначення і вимог щодо точності переміщення рухомих складових механізму. так, наприклад, в штампах і прес-формах зазвичай є дві на до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 85 прямні діаметром від 30 до 50 мм, а в ливарних машинах лиття під тиском і термопластавтоматах – чотири напрямні діаметром від 50 до 120 мм [4, 5, 6]. напрямні зазвичай нерухомо кріпляться до базових деталей механізму. повзуни ковзають по напрямних, їх виготовляють у вигляді гладких сталевих плит або литих траверз, фасонних плит та інших конструктивних форм з відповідними отворами для напрямних. з метою зменшення сили тертя і підвищення зносостійкості напрямних в отвори повзунів часто впресовують бронзові або сталеві втулки. таблиця 2 механічні характеристики матеріалів напрямної і повзуна наведені в таблиці 2 [7] матеріал сталь вуглецева сірий чавун бронза модуль пружності, e , кпа 210·106 110·106 115·106 коефіцієнт пуасона,  0,28 0,22 0,35 рухомі з’єднання напрямних і повзуна зазвичай виконують з гарантованим зазором посадою 9/9 dh , що зумовлює зміщення центрів напрямної і отвору повзуна. числові значення зазорів maxz і minz , а також усереднене зміщення центрів  для рекомендованих інтервалів розмірів напрямної наведені у табл. 3 [8], таблиця 3 граничні зазори і зміщення у циліндричній напрямній ковзання інтервал розмірів, мм 30 … 50 50 … 80 80 … 120 maxz , мм 0,202 0,248 0,294 minz , мм 0,08 0,1 0,207  minmax5,0 zz  , м 0,00141 0,00174 0,0025 наведемо розрахунки показника достовірності теорії герца за формулою (1) і кута контакту 0 за формулою (2) для варіанту тертя сталевої напрямної ø 50 мм і повзуна з сірого чавуну за умови 3 0 105 q кн/м. вихідні дані вибираємо за табл. 2 3: 6 1 101,2 e кпа; 28,01  ; 6 2 101,1 e кпа; 22,02  ; 00141,0 м. тоді 017,0 00141,010210 105 6 3     ; 91,1 10110 10210 9 9     ;      092,00465,091,122,0128,01017,0 22 п ; 2433,00465,0 14,3 4 sin 0  ; 2443,0140   рад; 004,1 2433,0 2443,0 sin 0    ; 282 0  . до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 86 аналогічно виконані розрахунки кута контакту сталевих напрямних діаметром від 30 мм до 120 мм навантажених їх силою 30 105q кн/м в парі тертя з повзунами, виготовленими з вуглецевої сталі, сірого чавуну та з бронзовими втулками. результати розрахункових контактних параметрів різних варіантів пар тертя зведено в таблицю 4. таблиця 4 результати розрахунку контактних параметрів в напрямних ковзання інтервал розмірів, мм  0sin  0 0 , рад 0 0 sin   02 сталева напрямна повзун з сірого чавун (  = 0,017;  = 1,91) 0,0465 0,2433 14о 5' 0,2243 1,004 28о сталева напрямна повзун сталевий (  = 0,017;  = 1,0) 0,0313 0,1996 11о31' 0,2007 1,005 23о сталева напрямна втулка бронзова (  = 0,017;  = 1,82) 30 … 50 0,0428 0,2335 13о36' 0,2355 1,008 27о сталева напрямна повзун з сірого чавуну (  = 0,014;  = 1,91) 0,0383 0,2211 12о47' 0,2251 1,018 25о сталева напрямна повзун сталевий (  = 0,014;  = 1,0) 0,0258 0,1437 8о16' 0,1448 1,007 16,5о сталева напрямна втулка бронзова (  = 0,014;  = 1,82) 50 … 80 0,0352 0,2117 12о32' 0,2181 1,03 25о сталева напрямна повзун з сірого чавуну (  = 0,009;  = 1,91) 0,0246 0,1769 10о12' 0,1780 1,006 22,5о сталева напрямна повзун сталевий (  = 0,009;  = 1,0) 0,0166 0,1454 8о20' 0,1454 1,00 16,5о сталева напрямна втулка бронзова (  = 0,009;  = 1,82) 80 … 120 0,0226 0,1696 9 о46' 0,1704 1,005 20о в результаті проведеного аналізу встановлено, що кут контакту 02 поверхонь ковзання циліндричної сталевої напрямної діаметром від 30 мм до 120 мм в рухомому з’єднанні посадкою 9/9 dh з повзунами, виготовленими з вуглецевої сталі, сірого чавуну та з впресованими бронзовими втулками при розподіленому навантаженні до 5 · 103 кн/м менше 30о. найбільше значення  28...222 0  має місце в контакті сталевої напрямної і повзуна з сірого чавуну, найменше  23...5,162 0  – в контакті сталевої напрямної з сталевим повзуном. чим менший діаметр з’єднання напрямної і повзуна, тим більший кут контакту. встановлено, що в межах визначених контактних параметрів різниця сили тертя циліндричної напрямної, обчисленої за довідниковими значеннями коефіцієнту тертя з урахуванням показника 0 0 sin   і за умови його нехтування не перевищує 3 % , що заходиться в межах похибки експерименту виміру коефіцієнту тертя ковзання по плоскій поверхні. до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 87 висновок розрахунок розмірів дуги контакту для циліндричної напрямної ковзання за формулами герца та відповідних значень контактного тиску дозволив оцінити нормальну складову навантаженності циліндричного контакту та відповідні складові характеристик тертя. аналіз отриманих розрахункових даних для широкого діапазону конструктивних розмірів і різних сполучень матеріалів показав прийнятність використання значень коефіцієнтів тертя для плоских поступальних пар у розрахунках циліндричних напрямних ковзання в межах існуючих допусків і посадок спряжених тіл. література 1. http://refleader.ru/polatybewqas.html 2. диха о.в. вузли тертя машин. розрахунки на зносостійкість : навч. посібник / о.в. диха. – хмельницький :хну, 2013. – 147 с. 3. выгодский м. я. справочник по высшей математике. – м. : наука, 1973. – 872 с. 4. справочник конструктора штампов: листовая штамповка / под общ. ред. л. и. рудмана. – м. : машиностроение, 1988. – 496 с. 5. пантелеев а. п., шевцов ю. м., горячев и. а. справочник по проектированию оснастки для переработки пластмасс. – м. : машиностроение, 1986. – 396 с. 6. калиничев э. л., калиничева е. и., саковцева м. б. оборудование для литья пластмасс под давлением. – м. : машиностроение, 1985. – 256 с. 7. опір матеріалів. підручник / г. с. писаренко, о. л. квітка, е. с. уманський. за ред. г. с. писаренка – к.: вища школа, 1993. – 655 с. 8. гжиров р. и. краткий справочник конструктора: справочник. – л.: машиностроение, 1984. – 464 с. п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com поступила в редакцію 02.12.2016 до розрахунку контактних параметрів і сил тертя в циліндричних напрямних ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 88 velboj v.p., dykha m.o. to calculate the contact parameters and the friction forces in cylindrical sliding guide. conducted design analysis of contact parameters for cylindrical slide guide using hertz in a wide range of sizes and materials. established the acceptability of the values of the coefficients of friction for flat progressive pairs in the calculation of the cylindrical guides sliding within existing tolerances and fits of conjugate bodies. keywords: cylindrical guide rail sliding, the consolidated coefficient of friction, contact pressure, contact angle. references 1. http://refleader.ru/polatybewqap.html 2. diha o.v. vuzli tertja mashin. rozrahunki na znosostіjkіst' : navch. posіbnik. – hmel'nic'kij :hnu, 2013. 147 p. 3. vygodskij m. ja. spravochnik po vysshej matematike. m. : nauka, 1973. 872 p. 4. spravochnik konstruktora shtampov: listovaja shtampovka. pod obshh. red. l. i. rudmana. m. : mashinostroenie, 1988. 496 p. 5. panteleev a. p., shevcov ju. m., gorjachev i. a. spravochnik po proektirovaniju osnastki dlja pererabotki plastmasp. m. : mashinostroenie, 1986. 396 p. 6. kalinichev je. l., kalinicheva e. i., sakovceva m. b. oborudovanie dlja lit'ja plastmass pod davleniem. m. : mashinostroenie, 1985. 256 p. 7. opіr materіalіv. pіdruchnik. g. p. pisarenko, o. l. kvіtka, e. p. umans'kij. za red. g. p. pisarenka k.: vishha shkola, 1993. 655 p. 8. gzhirov r. i. kratkij spravochnik konstruktora: spravochnik. l.: mashinostroenie, 1984. 464 p. відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 99 іванов о. о., присяжнюк п. м., луцак д. л., бурда м. й., луцак л. д. івано-франківський національний технічний університет нафти і газу мон україни, м івано-франківськ e-mail: pavlo1752010@gmail.com відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини удк 674.078.2 / 621.763 проведено огляд обладнання та інструментів для зняття кори з колод та розглянуто умови роботи такого обладнання. розглянуто відмінності фізичних властивостей деревини різних порід. проведено аналіз умов роботи обладнання для зняття кори та гілок з колод, розглянуто перелік чинників, яким піддаються робочі органи вказаного обладнання. представлений перелік матеріалів, якими відновлюють робочі органи вказаного обладнання. запропоновано до використання безвольфрамового матеріалу для відновлення робочих органів обладнання для зняття кори. ключові слова: зношування, відновлення, зміцнення, наплавлення, порошкові електроди, корознімач, абразивне середовище. вступ виконання задач, які стоять перед деревообробною промисловістю можливо тільки при ефективному використанні обладнання різноманітних деревообробних виробництв, які швидко обновлюються і удосконалюються. розширюється коло задач при виборі обладнання та його експлуатації. різанням обробляють натуральну деревину і деревні матеріали. різанням обробляють хвойну (сосна, ялина, модрина) і листову деревину (осина, береза, бук, дуб, ясен). деревина характеризується неоднорідною будовою, яка виражається наявністю шарів і волокон, анізотропією властивостей. на показники міцності великий вплив становлять макро-, мікроструктура та анатомічна будова деревини. макроструктура деревини різних порід характеризується різними зв’язками між корою та стовбуром, а також наявністю шарів. мікроструктура деревини пов’язана з наявністю клітин – порожнин, які оточені оболонками (стінками) складної будови. мета і постановка задачі метою даної роботи є огляд обладнання для очищення деревини від кори, проведення комплексного аналізу чинників, яким піддаються робочі органи обладнання, а також здійснення підбору матеріалів та технологій для їх нанесення з метою відновлення та підвищення зносостійкості робочих поверхонь. виклад матеріалів досліджень деревину як матеріал для обробки найбільш повно характеризують показники фізикомеханічних властивостей, які приведені в табл. 1. таблиця 1 границя міцності деревини, мпа напружений стан сосна осина береза дуб стиск: вздовж волокон поперек волокон 47,5/20,5 3,8/1,8 63,0/26,0 5,0/2,1 54,0/22,0 7,2/2,9 56,5/30,5 7,5/4,1 розтяг: вздовж волокон поперек волокон 102/77,5 5,1/3,8 122/95,0 6,1/4,7 166/124 8,3/6,2 сколювання: вздовж волокон поперек волокон 6,3/3,7 3,1/1,9 8,3/5,3 7,7/4,1 3,9/2,1 8,5/6,4 4,3/3,2 переріз поперек волокон 25,0/15,5 31,0/16,5 25,5/14,5 згин статичний 84,5/48,7 109/60,5 108/58,5 101/67,0 примітка. значення в чисельнику – при вологості 12%, в знаменнику – при вологості 30%. відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 100 корознімальні верстати за принцом дії діляться на чотири групи: роторні з тупими корознімачами, супортні з фрезерними головками, барабанні і гідравлічні струменеві. в деревообробці найбільше поширення отримали роторні верстати [2]. знімати кору з товсті колоди діаметром більше 80 см рекомендується на верстатах з фрезерними головками і в гідроустановках. барабанні корознімальні верстати використовуються в основному при виробництві целюлози і плит. принцип дії роторного верстата показаний на рис. 1. декілька корознімачів 1 шарнірно закріплені на роторі що обертається, через який подається колода 3. корознімачі, за допомогою пружин, пневмо або гідроциліндрів притискаються до поверхні колоди, прорізають і відділяють кору 2 по камбіальному шарі. самовідкриття корознімачів при контакті з торцем колоди забезпечується заточкою їх серповидних кромок. колоди подаються в ротор, який обертається, вальцьовим або конвеєрним механізмом подачі. рис. 1 – принцип дії роторного верстата для знімання кори: 1 – корознімачі; 2 – кора; 3 – колода [1] в роторному верстаті ок63-1 (рис. 2), корознімальна головка складається з нерухомого статора, обертального ротора і механізму знімання кори, який включає корознімачі і притискний механізм. ротор 3 представляє собою масивне стальне кільце, яке встановлюється в статорі в двох радіально упорних шаропідшипниках. до ротора шарнірно кріпляться шість підпружинних корознімачів 19. корознімачі прижимаються до колоди 15 індивідуальними пружинами розтягу 18, які зв’язані між собою втулочнороликовим ланцюгом. обертання ротора здійснюється від електродвигуна 1 пасовою передачею 2, що знаходиться на плоскому шківу. [1] рис. 2 – кінематична схема корознімального верстата ок63-1 (позначення у тексті) [1] механізм центрування і подачі колод складається з двох груп вальців: передньої та задньої. кожна група вальців складається з двох великих привідних вальців 11 і 12, закріплених на важелях 10 і 13, двох малих непривідних вальців 20, зубчастих секторів і пружин. сідлоподібні вальці приводяться в рух відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 101 від трьохшвидкісного електродвигуна 6 через двоступічнасту коробку подач, понижуючий редуктор 7 і загальний розподільний вал 4. з розподільного валу обертання на кожну групу вальців передається з допомогою пари конічних шестерень 5 і цепної передачі 8. прижим подавальних вальців до колоди здійснюється пружинами розтягу 9. симетричний відносно осі ротора розвід верхніх і нижніх подавальних вальців здійснюється за допомогою зубчастих секторів 16, що забезпечує надійне центрування колод. для безударного зближення верхніх і нижніх вальців після проходу колоди важелі верхніх вальців з’єднані зі штоками гідравлічних амортизаторів 14 і 17. в двороторних корознімальних верстатах (1ок40-1, 2ок63-1, 2ок80-1)(табл. 2) одночасно з зніманням кори колод здійснюється зачистка суків (залишків від зрізаних бокових відростків). верстат має дві головки (для знімання кори та для зачистки), які обертаються в протилежних напрямках і мають різну конструкцію. продуктивність таких верстатів на 50% вище продуктивності однороторних, а питома металоємкість менша. таблиця 2 технічні характеристики корознімальних верстатів параметр ок40-1 ок63-1 ок80-1 2ок63-1 діаметр просвіту ротора, мм 400 630 800 630 діаметр колод які піддаються зняттю кори, мм 60…350 100…530 140…700 100…550 частота обертання ротора, хв-1 175; 240; 350 150; 200; 300 150; 200 150; 300 число ножів-корознімачів, шт 8 5 6 3 загальна потужність, квт 31,87 40,72 76,12 65,12 габаритні розміри, мм: довжина ширина висота 13015 2415 1825 13625 2675 2065 14980 2395 2200 9730 1880 2565 маса, т 9 11,9 18,456 12,500 окружне зусилля знімання кори h визначається згідно формули [2]: 1 0( ) ,ok ok af k b p b f z   (1) де okk – питомий опір зніманню кори, н/м (табл. 3); 1b – ширина полоси кори, яка знімається корознімачем за один оборот ротора, м; ap – питоме зусилля на 1 м довжини робочої кромки корознімача, н/м; 0b – ширина робочої кромки корознімача, м; f – коефіцієнт тертя корознімача об деревину; z – число корознімачів. таблиця 3 значення питомого опіру зніманню кори для деревини ялини (чисельник) та сосни (знаменник) ширина полоси кори, яка знімається кожним корпознімачем, мм стан деревини 1 2 3 4 свіжозрубана 55/41 40/31 35/28 32/26 підсушена 90/88 63/45 56/34 51/31 сплавна 69/42 45/35 37/32 33/30 мерзла 309/220 217/160 200/150 185/140 ширина полоси кори, яка знімається корознімачем за оберт ротора: 1 100 / ( ),sb v n z  (2) де sv – швидкість подачі колоди, м/хв; n – частота обертання ротора, хв-1. відношення ширини робочої кромки корознімача до ширини полоси, яка знімається корознімачем за оборот ротора, називається коефіцієнтом перекриття: відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 102 0 1 0/ ( ) / (100 )sk b b b n z v    . (3) для свіжозрізаної і сплавної деревини рекомендується к=1..2, для сухої і мерзлої к=2..4 [2]. питоме зусилля визначається згідно формули: 0/a прp f b , (4) де прf – зусилля притискання корознімача до поверхні колоди, н (для свіжозрізаної і сплавної деревини прf = 750..1000 н, для промерзлої та сухої прf = 1250...1750 н). потужність, яка витрачається на знімання кори, квт: 3/ (10 )ок ок окp f v  , (5) де окv – швидкість знімання кори, м/с;  – коефіцієнт корисної дії приводу корознімальної головки. швидкість знімання кори (округла швидкість кінців корознімачів), м/с: / (60 100)окv dn   , (6) де d – діаметр колоди, м; n – частота обертання ротора з корознімачами, хв-1. практично всі сортаменти, за виключенням дров, піддаються зніманню кори. в залежності від технологічного призначення, фізичного стану і геометричним розмірів сировини застосовують різні способи і технічні засоби для знімання кори. частіше всього, разом зі зніманням кори виконується зрізання залишків гілок. все частіше, для скорочення різноманіття конструкцій, використовуються багатофункціональні верстати. вони забезпечують виконання поставлених до зняття кори лісоматеріалів вимог завдяки застосуванню різноманітних інструментів і додаткових приставок. в якості інструментів використовуються коронадрізники, корознімачі, зачисні ножі. корознімання лісоматеріалів полягає в повному або частковому знятті кори з деревного стовбура. кора – багатошаровий матеріал, який являється надійним захистом для дерева від зовнішніх чинників, а також служить для проведення поживних речовин до стовбура дерева. у основних лісних порід її вміст становить від 6 до 25%[3]. на рис. 3 показано схему ножа-корознімача. він складається з кріпильного фланця 1 з отвором 2, який служить для закріплення на валі. корознімач має розвідну 3 і робочу 4 кромки. частина розвідної кромки і робоча кромка, які виступають головним робочим елементом, наплавляються зносостійким сплавом. корознімачі виготовляються суцільними для верстатів з просвітом ротора 400, 630, 800 мм. для верстатів з просвітом 1000 мм різці знімні, які виготовляються і для інших верстатів. суцільні корознімачі виготовляються з марок сталі 60с2а, 63с2а, гост 14959-79, та марок 55с2, 50хгфа, 50хфа гост 14959-79 [2]. твердість робочого шару повинна бути не нижче 53…60 hrc. рис. 3 – корознімач верстата 2ок63-1: 1 – кріпильний фланець; 2 – посадочний отвір; 3 – розвідна кромка; 4 – робоча кромка на рис. 4 показано схему ножа для надрізання кори. згин форми ножа в сторону подачі колоди виконується під меншим кутом в порівнянні з корознімачем. тому зона надрізання зміщена від зони ро відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 103 боти корознімача в сторону протилежну напрямку подачі. такий ніж також виготовляється із пружинної сталі 60с2а і ріжуча кромка наплавляється зносостійким сплавом. рис. 4 – ніж для надрізання кори верстата 2ок63-1: 1 – кріпильний фланець; 2 – посадочний отвір; 3 – розвідна кромка; 4 – ріжуча кромка оскільки, частіше за все, попереднє очищення зрізаного дерева від пилу і вологи занадто затратне в часі та в матеріальному плані, то ножі-корознімачі піддаються активній дії певних чинників. серед них абразивне середовище, значні швидкості ковзання, підвищена температура, агресивне середовище. абразивне середовище. кора як зовнішній шар деревини найбільш поглинає пил. у 1 м3 повітря знаходиться від 0,04 до 5 г пилу, який більше як на половину складається із частинок мінералів – кварцу, корунду, оксидів, сполук алюмінію. також після зрізання дерева воно активно контактує з грунтом і насичується мінеральними компонентами. ці абразивні частинку мають високу твердість: глинозем (оксид алюмінію) – 15…19 гпа; кремнезем – 9…11 гпа [4], що перевищує твердість робочої поверхні ножів-корознімачів. значні швидкості ковзання. в роторних корознімальних вертатах частоти обертання становлять 175…350 хв-1. тому при контактах ножів для знімання кори з абразивними включеннями, нерівностями поверхні, та при контакті ножів для зрізання сучків з сучками ці умови можна розглядати ще і як ударні. підвищена температура виникає внаслідок дії попередніх чинників і додатково залежить від породи деревини та пори року при якій відбувається зняття кори (200…300 °с). агресивне середовище спричиняє значну хімічну дію, співмірну з механічною. в деревині присутні кислоти, спирти, смоли [5], також як агресивне середовище можна розглядати вологу присутню в деревині. найбільші руйнування робочих поверхонь ножів пов’язані саме із процесами зношування, серед яких можна виділити наступні основні види: абразивне зношування проявляється у вигляді інтенсивного пошкодження поверхні при терті ковзання твердих включень, що відбувається за рахунок дряпання та мікрорізання. подряпини являють собою чітко орієновані по напрямку руху заглибини невеликої глибини. мікроскопічне вивчення цих подряпин показує пологість їх країв, що пояснюється подальшим абразивним зношуванням більш дрібним абразивом та руйнуванням поверхні за рахунок інших видів зношування [4]. теплове зношування представляє інтенсивне руйнування поверхні при терті об деревину, внаслідок нагрівання до високих температур. у результаті такого термоциклювання відбуваються певні структурні перетворення, формуються внутрішні напруження, які призводять до втрати механічної міцності поверхневих шарів, появи сітки тріщин та інтенсивного руйнування поверхні тертя. ефективним методом відновлення деталей такого типу є ручне електродугове наплавлення з послідуючою механічною обробкою методом шліфування до необхідних розмірів (рис. 5). при цьому в більшості випадків використовують безвольфрамові електродні матеріали на основі хрому типу сормайт цс-1 гост 21449-75, t590 гост 10051-75, t620 гост 10051-75, що забезпечують формування покриттів твердістю 54...60 hrc. в найбільш відповідальних випадках використовують високовартісні вольфрамовмісні матеріали типу lastek 231c, durmat e-plus, lastek 211 та ін., що дозволяють отримати більш зносостійкі покриття твердістю 64...69 hrc. відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 104 а б рис. 5 – зовнішній вигляд відновлених робочих поверхонь ножів для зняття кори з деревини (виробник grimme, німеччина): a – після електродугового наплавлення електродами марки еп-тб-2-40; б – після механічної обробки досвід проведених робіт щодо відновлення робочих органів обладнання для зняття кори на базі міжгалузевого науково-виробничого центру «епсілон лтд» (м.івано-франківськ) показав ефективність використання порошкових електродів, що відзначаються високою економічністю, універсальністю та простотою і дозволяють наносити покриття в декілька шарів товщиною до 5 мм з використанням традиційних джерел струму. зокрема безвольфрамові порошкові електроди марки еп-тб-2-40, які дозволяють отримати покриття твердістю 63...68 hrc, забезпечують зносостійкість наплавленого шару, що відповідає зносостійкості покриттів, отриманих наплавленням вольфрамовмісними матеріалами. перспективним також є наплавлення електродами даної марки, які додатково леговані ванадієм (≤ 5% мас.), що підвищує стійкість покриття до удару, суттєво не знижуючи його твердості. висновки 1. проведено огляд обладнання для зняття кори з деревини. висвітлено основні вимоги, що ставляться до робочих елементів розглянутого обладнання. 2. на основі аналізу умов роботи визначено основні види зношування, яким піддаються ножі для зняття кори деревообробних верстатів. 3. запропоновано та впроваджено використання матеріалу для відновлення робочих поверхонь ножів для зняття кори деревообробних верстатів. література 1. амалицкий в.в., оборудование и инструмент деревообрабатывающих предприятий / в.в. амалицкий, в.и. санев // м.: экология. – 1992. – с. 330-350. 2. симонов м.н. окорочные станки: устройство и эксплуатация / м.н. симонов, г.и. торговников // м.: лесная промышенность. – 1990. – 179 с. 3. коробов в.в. комплексная переработка низкокачественной древесины и отходов лесозаготовок / в.в. коробков, м.и. брик, н.п. рушнов // м.: лесная промышленность. 1978. – с. 272-280. 4. луцак д.л. зміцнення робочих органів обладнання для виготовлення паливних брикетів та гранул / д.л. луцак, о.в. пилипченко, м.й. бурда // проблеми трибології (problems of tribology). – 2015, №2 – с. 20. 5. зотов г.а. повышение стойкости дереворежущего инструмента / г.а. зотов, е.а. памфилов // м.: экология. – 1991. – 314 с. поступила в редакцію 28.03.2018 відновлення робочих органів обладнання для зняття кори з деревини проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 105 ivanov o.o., prysyazhnyuk p.m., lutsak d.l., burda m.j., lutsak l.d. restoration of equipment for woodworking. an overview of equipment and tools for removing crust from logs was conducted, and the conditions of operation of such equipment were considered. the differences of physical properties of wood of different breeds are considered. the analysis of the operating conditions of the equipment for removing bark and branches from logs is carried out, the list of factors exposed to the working units of equipment is considered. a list of materials that restores the equipment is presented. the use of tungsten material for the restoration of the work equipment of the equipment for the removal of bark is proposed and implemented. keywords: wear, restoration, strengthening, surfacing, powder electrodes, peeler, abrasive medium. references 1. amalickij v.v., oborudovanie i instrument derevoobrabatyvajushhih predprijatij / v.v. amalickij, v.i. sanev // m.: jekologija. – 1992. – s. 330-350. 2. simonov m.n. okorochnye stanki: ustrojstvo i jekspluatacija / m.n. simonov, g.i. torgovnikov // m.: lesnaja promyshennost'. – 1990. – 179 s. 3. korobov v.v. kompleksnaja pererabotka nizkokachestvennoj drevesiny i othodov lesozagotovok / v.v. korobkov, m.i. brik, n.p. rushnov // m.: lesnaja promyshlennost'. 1978. – s. 272-280. 4. lucak d.l. zmіcnennja robochih organіv obladnannja dlja vigotovlennja palivnih briketіv ta granul / d.l. lucak, o.v. pilipchenko, m.j. burda // problemi tribologії (problems of tribology). – 2015, №2 – s. 20. 5. zotov g.a. povyshenie stojkosti derevorezhushhego instrumenta / g.a. zotov, e.a. pamfilov // m.: jekologija. – 1991. – 314 s. новий клас основ мастильних матеріалів за вимогами “зеленої трибології” проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 119 мандзюк і.а., присяжна к.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: ekaterina1601@i.ua новий клас основ мастильних матеріалів за вимогами “зеленої трибології” удк 685.34042 розглянуто можливість отримання нового класу основ мастильних матеріалів шляхом модифікації молекули природних жирів фрагментом ланки синтетичного полімеру – поліетилентерефталату. показано розподіл електростатичного заряду в молекулах яловичого жиру і синтезованого пет-ацилгліцеролу. встановлено взаємозв’язок між структурною ієрархією синтезованих основ і триботехнічними показниками. ключові слова: “зелені технології, природний жир, пет-ацилгліцерол, дипольний момент, триботехнічні властивості. вступ однією з основних вимог сьогоднішнього часу є підвищення надійності та якості машин, обладнання, приладів. такі машини і механізми можуть бути створені лише при вдалому вирішенні теоретичних і прикладних задач тертя, зношування і змащування, тобто задач трибології і триботехніки. витрати на тертя, зношування і корозію в промислово розвинутих країнах складають близько 4,5% від ввп, в німеччині економічні втрати становлять близько 35 млрд євро щорічно, в сша втрати енергії в промисловості і транспорті становлять 25%, для канади енергетичні втрати на подолання тертя становлять 1,5 млрд євро і 4,5 млрд євро – від зношування деталей [1]. для зменшення тертя та зношування деталей, з метою подовження терміну експлуатації машин і механізмів, використовують змащувальні матеріали. на сьогоднішній час домінантою розвитку цивілізованого суспільства [2] є встановлення стабільної рівноваги соціуму з оточуючим середовищем, що не можливо без вирішення складних питань, в тому числі подальшого зниження енергетичних, матеріальних витрат, докорінного поліпшення охорони довкілля, підвищення якості життя. це обумовило появу надзвичайно популярного напрямку удосконалення технологій, матеріалів, джерел енергії під назвами “зелені технології”, “зелена інженерія”, “зелена хімія”, “зелена енергетика”, “зелені продукти” т. ін. під терміном “зелений” розуміється новий виток наукового мислення, який включає в себе погляди на екологічний баланс та принципи охорони навколишнього середовища. індустрія мастильних матеріалів в ракурсі нового мислення – “зеленої трибології” передбачає серед багатьох завдань: екологічні аспекти виготовлення нових мастильних матеріалів із залученням відновлюваної сировини і біодеградації їх після закінчення життєвого циклу. потенційною сировиною для створення екологічно безпечних мастильних матеріалів є рослинні олії, тваринні жири і синтетичні складні ефіри [3]. їх позитивні характеристики: полярність молекул, низька летючість, вогнестійкість, відносна стабільність в’язкості від температури. слід відзначити слабкі сторони природних жирів: низька морозостійкість, утворення кислих продуктів при гідролізі, низька стійкість до окислення. область технічного застосування рослинних масел продовжує розширюватися. обсяг виробництва продуктів на базі рослинних масел істотно зростає – тракторні оливи, оливи для харчової промисловості, індустріальні гідравлічні оливи, оливи для ланцюгових пил, редукторні оливи, різні для металообробки, масла для процесів формування металу, охолоджуючі оливи в трансформаторах; а також стапельні оливи, оливи для ливарних форм, моторні оливи для двотактних двигунів: в області пластичних мастил – індустріальні і для харчової галузі з використанням різних загусників – від органобентонітових, до комплексних алюмінієвих, літієвих і комплексних літієвих [3]. в той же час слід зосередити увагу на тому, що нафтові і синтетичні мастильні матеріали і їх компоненти являються екотоксичними продуктами. деякі поліциклічні ароматичні вуглеводні, відносяться до канцерогенних. лабораторні дослідження показали, що відпрацьовані змащувальні матеріали являються досить токсичними для тварин, особливо для ембріонів та новонароджених тварин. так, яйця віргінської американської куріпки та дикої качки виявились дуже вразливими до впливу відпрацьованих змащувальних матеріалів, навіть низька концентрація (від 0,003 мл до 0,015 мл) може призвести до загибелі 88 % ембріонів куріпки та 84 % ембріонів дикої качки [4]. інші шкідливі ефекти проявляються у зниженні росту, появі вроджених дефектів (наприклад, підшкірний набряк, неповна осифікація, дефекти очей, головного мозку), а також підвищеному рівні смертності [4]. проведенні дослідження підтвердили, що водорозчинні фракції змащувальних матеріалів є токсичними для водних організмів [5]. аналізуючи нові, сучасні тенденції розвитку триботехніки, слід зауважити на те, що одним із ефективних напрямків реалізації концепції “зеленої трибології” є розробка нових складів мастильних новий клас основ мастильних матеріалів за вимогами “зеленої трибології” проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 120 матеріалів на природних екологічно безпечних жирах, здатних до біодеградації. особливу вагомість таким науковим дослідженням придає використання технологій рециклінгу вторинної сировини [6, 7]. мета і постановка задачі мета роботи полягала у вивченні структури і триботехнічних властивостей модифікованих природних жирів за рахунок прищеплення олігомеру поліестеру (поліетилентерефталату). виклад матеріалів досліджень в якості об’єктів досліджень розглядали вихідну сировину – природні жири рослинного – ріпакову олію та тваринного походження – яловичий жир. за розробленою технологією [8] , синтезовані проміжні сполуки ацилгліцероли природних жирів, з яких синтезовані пет-ацилгліцероли жирів. останні розглядались в якості базової основи консистентних мастил. для оцінки структурних характеристик синтезованих сполук використовували іч-спектроскопію, диференційну скануючу калориметрію. триботехнічні характеристики мастильних матеріалів визначали на чшм 1 у відповідності до [9], на стенді маст 1 . з точки зору хімічної будови природні жиру є сполуками, які отримують за реакції між гліцеролом і аліфатичними карбоновими кислотами з утворенням естерів – ацилгліцеролів. за розроблено технологією рециклінгу відходів пет пляшок нами отримані проміжні сполуки – рециклати (олігоестери пет) при сполучені яких з природними жирами, отримані пет-ацилгліцероли: за допомогою комп’ютерного моделювання з використанням емпіричних методів розрахунку (методу молекулярної механіки) отримано геометричний образ синтезованих сполук. наведені зображення (рис. 2, рис. 3) свідчать про відмінність будови пет-ацилгліцеролів від будови вихідних жирів за геометричною формою макромолекул та розміщенням їх у просторі. розрахунки величини дипольного моменту для вихідного яловичого жиру і пет-ацилгліцеролу з яловичого жиру показали значну різницю, для молекули жиру – 4,22d; для петацилгліцеролу – 9,43d. розподіл електростатичного заряду в молекулах яловичого жиру і синтезованого пет-ацилгліцеролу наведено на рисунках 4-5 (штрихова вертикальна лінія – напрямок вектору дипольного моменту; червоне –від’ємний потенціал, зелене – позитивний потенціал). направлення сумарного дипольного моменту відносно горизонтальної площини, яку можна вважати площиною тертя, та розподіл електростатичного потенціалу наглядно показує орієнтацію молекул мастильних матеріалів в адсорбованому шарі на поверхні металу. саме специфічна будова синтезованих сполук – пет-ацилгліцеролів дає можливість адсорбуватись їм паралельно поверхні металу привертає на себе увагу та обставина, що для молекули пет-ацилгліцеролу на відміну від жиру, по відношенню до горизонтальної площини спостерігається велика кількість диполів, розподілених по довжині прищепленої олігомерної молекули пет. рис. 1 – схематична форма синтезованих петацилгліцеролів рис. 2 – оптимізована геометрична форма молекули яловичого жиру рис. 3 – оптимізована геометрична форма молекули пет1,3-ацилгліцеролу на основі яловичого жиру рис. 4 – модель молекули яловичого жиру та розподіл електростатичного потенціалу рис. 5 – модель молекули яловичого жиру та розподіл електростатичного потенціалу л новий клас основ мастильних матеріалів за вимогами “зеленої трибології” проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 121 на прикладі яловичого жиру на стенді маст 1, за зміною плями зношування кульок за навантаження 150 н (рис. 6) наглядно спостерігається зменшення зношування для основ отриманих з нього. для пет-ацилгліцериду зносостійкість зростає на 33 % у порівняні з вихідним жиром. вимірювання моменту тертя (рисунки 7, 8) підтверджує утворення проміжної, стабільної плівки на поверхні тертя. на графіку видно, що при змащуванні вузла тертя вихідним жиром момент тертя (коефіцієнт тертя) після 1500 с починає зростати майже на 60 %. спостерігається, нестабільність роботи пари тертя (пилкоподібний характер кривої), збільшення коефіцієнту тертя. 1– вихідний жир; 3 – пет ацилгліцерол 1/2,20/80 рис. 6 – величина зношування для яловичого жиру та його похідних рис. 7 – характер зміни моменту тертя кульок в середовищі яловичого жиру рис. 8 – характер зміни моменту тертя кульок в середовищі петацилгліцеролу яловичого жиру стабільний момент тертя зафіксований у випадку змащування пет-ацилгліцеролом. результати циклу досліджень з визначення зміни триботехнічних властивостей в залежності від послідовного ускладнення досліджуваної системи: натуральний жир – синтезована основа, з привитим полімером ( пет-ацилгліцерол) – мастильний матеріал з синтезованої основи, що містить пакет присадок irgalube (basf) наведено в таблиці 1. результати досліджень наглядно демонструють якісну позитивну зміну триботехнічних характеристик досліджених мастильних речовин з ускладненням їх структурної будови. перехід від вихідних жирів: яловичого жиру і ріпакової олії до синтезованих, на їх основі та відходів пет, сполук (петацилгліцерол) забезпечує покращення, як показників зношування так і зменшення схильності до зварювання. таблиця 1 триботехнічні характеристики досліджуваних матеріалів матеріал критичне навантаження, ркр, (н) навантаження зварювання, рзв, (н) індекс задирання, із показник зношування, пз, (мм) коефіцієнт тертя, k яловичий жир 696 1166 447 1,0 0,15 ріпакова олія 519 1303 276 1,0 0,15 пет-ацилгліцерол яловичого жиру 1/2, 25/75 735 1381 545 0,9 0,10 пет-ацилгліцерол яловичого жиру 1/2, 35/65 823 1842 613 0,9 0,11 пет-ацилгліцерол ріпакової олії 1/2, 25/75 823 1646 510 0,86 0,08 пет-ацилгліцерол ріпакової олії 1/2, 35/65 1098 2067 607 0,84 0,10 змащувальний матеріал на основі петацилгліцеролу яловичого жиру 1/2, 25/75 900 >3400 818 0,53 0,08 змащувальний матеріал на основі петацилгліцеролу яловичого жиру 1/2, 35/65 1235 >3400 720 0,61 0,08 змащувальний мате ріал на основі петацилгліцеролу ріпакової олії 1/2, 25/75 980 3087 750 0,45 0,07 змащувальний матеріал на основі петацилгліцеролу ріпакової олії 1/2, 35/65 1166 3283 760 0,57 0,08 літол-24 657 1235 301 1 0,17 циатим-201 696 1303 360 0,89 0,2 divinol fett r2 519 1235 388 0,87 0,2 р 113 920 3010 260 0,89 мікрофотографії плям зношування кульок досліджених на машині тертя чшм-1 в різних мастильних середовищах наведено на рис. 9. на знімку( рис. 9а) , при терті без мастильного матеріалу (р= 60h) видно наявність кратерів, обумовлених зчепленням металевих поверхонь з ознаками холодного зварювання. у випадку використання в якості мастила яловичого жиру спостерігається граничний режим тертя з вирівнюванням поверхні тертя за рахунок згладжування мікронерівностей. новий клас основ мастильних матеріалів за вимогами “зеленої трибології” проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 122 а) б) в) г) д) рис. 9 – пляма зношування кульки при ркр для різних мастильних матеріалів, стрілкою зазначено напрям руху: а) без мастила; б) яловичий жир; в) синтезована основа гля 1/2, 35/65; г) мастило на основі гля 1/2,35/65; д) літол-24 на поверхні плями видно наявність двох доріжок заїдання обумовлених зчепленням металевих поверхонь, що можна пояснити проривом плівки мастильного матеріалу в локальній зоні тертя за зазначеної величини навантаження – 696н (таблиця 1). вигляд плями зношування при терті з синтезованою основою (рис. 9в) свідчить про наявність ознак пластичної деформації тонкого шару металу у зоні тертя, що проявляється в утворенні валику маси металу попереду кульки при її русі. величина пластичних деформацій ще недостатня для досягнення схоплювання, зварювання металевих поверхонь. пластичні деформації металу є свідченням утворення в зоні контакту проміжного шару, обумовленого явищами адсорбції мастильного матеріалу на активних центрах металевої поверхні. саме, відмічена нами раніше, велика кількість диполів, пояснює надзвичайно високий ступінь адгезії пет-ацилгліцеридів до поверхні тертя, що дозволяє утримуватись мастильній плівці на поверхні металу при великих напругах зсуву і обумовлює значне покращення триботехнічних характеристик (таблиця 1). при використанні змащувального матеріалу, отриманого з синтезованих основ і присадок цільового призначення на плямі зношування явно видно напливи шару металу, обумовлені його пластичною течією. як відомо[10] за рахунок пластичних деформацій у зоні контакту відбувається вирівнювання поверхні тертя, зростає площа контакту, що обумовлює зменшення зношування і коефіцієнту тертя. у випадку випробувань промислового відомого мастила загального призначення літол-24, на площі плями зношування можна спостерігати ділянки схоплювання металевих поверхонь з утворенням кратерів за рахунок виривання металу. це означає, що за даної величини навантаження ркр=1235н і швидкостей відбувається руйнування плівки мастильного матеріалу літол-24, а саме нафтової оливи, вона не встигає відновлюватись і утворювати адсорбційний шар на поверхні контакту. а) б) в) рис. 10 – пляма зношування кульки при рзв для різних мастильних матеріалів а) яловичий жир; б) синтезована основа гля 1/2, 25/75 (колом виділена ділянка крихкого руйнування); в) літол 24 новий клас основ мастильних матеріалів за вимогами “зеленої трибології” проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 123 більш наглядно різниця у поведінці досліджених мастильних матеріалів та характеру зношування металевої поверхні проявляється при навантаженнях зварювання (рис. 10). на плямі зношування при дослідженні яловичого жиру спостерігається доріжка зношування металевої поверхні – зношування при заїданні. для плями зношування при терті з синтезованою основою пет-ацилгліцерол, поверхня гладка, відбулося вирівнювання нерівностей за рахунок пластичних деформацій і утворення наклепу металу. підвищена рухомість пластичного шару металу обумовлює вихід з глибинних шарів металу на поверхню дислокацій та їх концентрацію у частині наклепаного матеріалу. за рахунок цього відбувається підвищення твердості та крихкості металу у наклепаному шарі. на рисунку 10б у правому верхньому куті видно злом металу при крихкому руйнуванні. у випадку досліджень літолу-24, на плямі зношування видно локальні ділянки зварювання і значне пластичне деформування поверхні металу. висновки проведені дослідження наглядно демонструють можливості нового напрямку розробки основ мастильних матеріалів з природної сировини шляхом прищеплення до молекул жиру олігомерів різної хімічної природи в різній кількості, тим самим регулюючи реологічні, адгезивні, триботехнічні властивості мастил. література 1. czichos horst. tribologie handbuch / horst czichos, habig karl heinz. – wiesbaden : vieweg+teunberg verlag, 2010. – 785 p. 2. assenova e. green tribology and quality of life / e. assenova, v. majstorovic, a. vencl, m. kandeva // international journal of advanced quality. – 2012. – vol. 40, № 2. – p. 1-2. 3. топливо, смазочные материалы, технические жидкости / в. в. остриков, с. а. нагорнов, о. а. клейменов, в. д. прохоренков, и. м. курочкин, а. о. хренников, д. в. доровских. – тамбов : изд-во тамб. гос. техн. ун-та, 2008. – 304 с. 4. byrne c. j. effect of the water-soluable fractions of crude, refined and waste oils on the embryonic and larval stages of the quahog clam / c. j. byrne, j. a. calder // marine biology. – 1977. – № 40. – p. 225-231. 5. maclean m. m. the comparative toxicity of crude and refined oils to daphnia magna and artemia / m. m. maclean, k. g. doe. – ontario : environment canada, environmental protection directorate, environmental technology center, 1989. – 236 p. 6. mcmanus m. c. life-cycle assessment of mineral and rapeseed oil in mobile hydraulic systems / m. c. mcmanus, g. p. hammond // journal of industrial ecology. – 2004. – № 7. – p. 163-177. 7. herrmann c. ecologically benign lubricants evaluation from a life cycle perspective / c. herrmann, j. hesselbach // clean soil, air, water. – 2007. – № 35(5). – p. 427-432. 8. декл. патент 60710а україна, мпк7 с о8 j11/00. спосіб переробки відходів поліетилентерефталату / мандзюк і. а., голонжко в. м., іванішена т. в. (україна) ; заявник і патентовласник хмельницький державний університет. – № 2003021112 ; заявл. 07.02.03 ; опубл. 15.10.03, бюл. № 10. – 3 с. 9. din 51350. стандарт німечини. testing of lubricants – testing in the four-ball tester – parts 1-5. – publ. 2015-03-01. – berlin : german national standard, 2015. – 33 p. 10. фукс и. г. добавки к пластичным смазкам / и. г. фукс. – м. : химия. – 1982. – 248 с. поступила в редакцію 10.03.2017 новий клас основ мастильних матеріалів за вимогами “зеленої трибології” проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 124 mandziuk i., prisyazhna k. new class lubricants materials on demand “green tribology” the work is devoted to studying the structure and tribotechnical properties of modified natural fats are by grafting oligomer polyester (polyethylene terephthalate). using computer modeling using empirical methods of calculation (the method of molecular mechanics) received a geometric image of the synthesized compounds that indicate the difference between the structure of pet-acylglycerol the structure of the initial fats by the geometrical shape of macromolecules and their placement in space. measuring friction torque confirming the formation of intermediate, stable film formed on the pet-acylglycerol surface friction. tribological studies confirm that formulations designed lubricants based pet-acylglycerol containing additives target yield performance characteristics tribotechnical prevailing indices of industrial oils litol-24 tsiatim-201, divinol fett r2, r-113. on average, the critical load performance lubricants developed than for industrial oils rise to 45%, the value of the load welding tubs 60%; wear rates are reduced by 54%, coefficients of friction reduced 2 times. keywords: “green technology”, natural fat, pet-acylglycerol, dipole moment, tribotechnical properties. references 1 czichos horst, habig karl heinz. tribologie handbuch, wiesbaden: vieweg+teunberg verlag, 2010, 785 p. 2 assenova e., majstorovic v., vencl a., kandeva m. green tribology and quality of life, journal of advanced quality, 2012, vol. 40, no 2, рр. 1-2. 3. ostrikov v. v., nagornov s. a., klejmenov o. a., prohorenkov v. d., kurochkin i. m., hrennikov a. o., dorovskih d. v., toplivo, smazochnye materialy, tehnicheskie zhidkosti, tambov: izd-vo tamb. gos. tehn. un-ta, 2008, 304 p. 4 byrne c. j., calder j. a. effect of the water-soluable fractions of crude, refined and waste oils on the embryonic and larval stages of the quahog clam, marine biology, 1977, no 40, pp. 225-231. 5 maclean m. m., maclean, k. g. the comparative toxicity of crude and refined oils to daphnia magna and artemia, ontario: environment canada, environmental protection directorate, environmental technology center, 1989, 236 p. 6 mcmanus m. c., hammond g. p. life-cycle assessment of mineral and rapeseed oil in mobile hydraulic systems, journal of industrial ecology, 2004, no 7, pp. 163-177. 7 herrmann c., hesselbach j. ecologically benign lubricants evaluation from a life cycle perspective, clean soil, air, water, 2007, no 35(5), pp. 427-432. 8. dekl. patent 60710a ukraїna, mpk7 s o8 j11/00. sposіb pererobki vіdhodіv polіetilentereftalatu / mandzjuk і. a., golonzhko v. m., іvanіshena t. v. (ukraїna) ; zajavnik і patentovlasnik hmel'nic'kij derzhavnij unіversitet. – № 2003021112 ; zajavl. 07.02.03 ; opubl. 15.10.03, bjul. № 10. – 3 p. 9 din 5135 testing of lubricants – testing in the four-ball tester – parts 1-5. – publ. 2015-03-01. – berlin : german national standard, 2015. – 33 p. 10. fuks i. g. dobavki k plastichnym smazkam, m.: himija, 1982, 248 p. copyright © 2021 m.f. dmitrichenko, a.n. savchuk, yu.o. turitsa, a.a. milanenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,56-62 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-56-62 influence of filter elements on the operation of tribomechanical systems m.f. dmitrichenko, a.n. savchuk*, yu.o. turitsa, a.a. milanenko national transport university, kiev, ukraine *e-mail: tolik_savchuk@ukr.net received: 31 may 2021: revised: 27 august: accept: 24 september 2021 annotation oil filter is a part of a gasoline or diesel engine lubrication system designed to clean the engine oil. depending on where it is installed, the oil filtration system, they are divided into three types: through-flow filter, which passes through all the oil that the pump feeds into the engine. a pressure regulating by-pass valve is installed upstream of the filter to protect the gaskets with oil seals. if the filter element is too dirty, the valve directs oil flow past the filter, preventing oil starvation of the bearings. keeps engine from failing due to lack of lubrication; a partial-flow filter is mounted parallel to the main oil line and cleans only a portion of the oil that enters the engine. gradually the whole volume of oil passes through the filter element, giving a fairly high cleaning efficiency. however, this method does not provide absolute protection of parts from chips and other abrasives; the combination filter combines a full-flow and a partial-flow cleaning principle. it consists of two filter elements, one mounted parallel to the oil line and the other cut into it. this ensures maximum cleaning efficiency and long filter life. the filter elements are divided into two types according to their efficiency in removing fine impurities: coarse filters, which remove coarse impurities, and fine filters, which remove fine impurities. according to the design of the housing and the possibility of replacing the filter element, filters are divided into multiple (collapsible) and disposable (non-collapsible). modern engines may use filters in the form of a cartridge, which is inserted into a special compartment. during operation, the oil is first routed to the filter and then through the oil channels to the interacting parts in the engine. this principle is used on all standard passenger cars. a settling filter (gravity filter) is a tank with a filter element and a settling tank in which impurities are deposited by gravity. the centrifugal filter operates similarly to the gravity filter, only dirt settles in it under the action of centrifugal force resulting from the rotation of the body. key words: filter, oil, thickness of lubricating layer, friction coefficient. introduction the popular design of the oil filter includes a metal housing in which a corrugated porous paper filter element is installed and a spring-loaded bypass (overflow) valve. a backflow (overflow) valve is installed at the inlet of the housing to prevent oil leakage after the engine is stopped. this allows oil to be stored in the oil passages and ensures nominal pressure immediately after the engine is started. the tightness of the housing connection to the oil channel is ensured by a rubber gasket. the oil, which is supplied by the oil pump, passes through a paper filter and is sent to the engine channel. if the filter is dirty or the oil is very viscous and does not flow well through the filter element, excess pressure opens the bypass valve which directly starts the oil in the engine. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-56-62 problems of tribology 57 design of the oil filter analysis of recent research and publications the influence of the degree of oil contamination by mechanical impurities on tribotechnical properties of lubricating materials is investigated by many scientists: wenzel e.s. [1], garkunov d.n., dmitrichenko m.f., mnatsakanov r.g., mikosyanchik o.o., bilyakovich o.m., zhuravel d.p. [2, 3], and others. the paper [4] raises the question and analyzes the experimental data on the possibility of using synthetic porous-fiber polypropylene as a filtering material instead of the existing ones. the quality of oil filtration determines the service life of the engine. in [5] the possibility of using crystalline urea for the process of purification of waste mineral engine oils from acidic aging products was considered. preference should be given to well-known manufacturers: bosch; mahle; mann; fram. you should also pay attention to the filters that are recommended by the car manufacturer. visually determine the degree of contamination of the oil filter is impossible. therefore, it is necessary to follow the manufacturer's recommendations for its replacement. replace the filter when changing the engine oil. depending on the oil brand and peculiarities of the car design, replacement is performed after 815 thousand kilometers of mileage. what happens, if the oil filter is removed. if the filter element of the lubrication system is removed, abrasive particles, especially metal filings, will get on the sliding bearing shells. this will accelerate the wear of the metal, which in turn will also enter the lubrication system. as a result, an avalanche-like process will begin, which will end with an overhaul or replacement of the engine. if the filter is not changed in time, it will get clogged and the crude oil will start circulating through the bypass valve. this will also lead to engine failure [6]. statement of the problem to establish the effect of contamination of engine oil during operation it is necessary to analyze the formation of the thickness of the lubricating film in tribosystems. basic research and presentation of scientific results laboratory methods of identifying wear particles. solid particles of suspension in the filtration process can not only be trapped on the surface of the filter partition, but also penetrate into its pores. penetration of solid particles into the pores of the partition is undesirable because it leads to a sharp increase in its resistance, which is more difficult to reduce by subsequent washing than by placing solid particles on the surface of the partition. therefore, when separating such suspensions, it is advisable to prevent the penetration of solids into the pores of the bulkhead and retain them on its surface. spectral analysis of oil samples taken from the engine lubrication system by monitoring the concentration of metals and other impurities in the oil in grams per ton is widely used in engine operation. in most cases, iron and copper concentrations are monitored. oil samples are taken 15 ... 40 minutes after the engine is stopped while the wear particles are in suspension. frequency of sampling is set depending on the predicted intensity of wear and maintenance intensity, as a rule, at least after 200 hours of operation. if the content of wear products in the oil increases, sampling is performed more frequently. normal curve of the law of metal content change is shown in fig. 1. the 1st area running-in period of the engine components. the graph first shows growth and then decrease of metal content at the end of running-in period up to the value characterizing normal metal content. there is an individual value of metal concentration for each engine within permissible limits, depending on the engine operation modes (the time of operation in different modes). 58 problems of tribology fig.1. the normal law of change in the content of metals in the oil in the course of engine operation. pc increased concentration, at achievement of which the engine is allowed to operate under "special control". mpc maximum permissible concentration, reaching which the engine is to be withdrawn from operation the 2nd area a period of normal wear. there may be a slow growth of metal concentration as the engine runtime increases. the 3rd area the period of intensive wear. this period precedes the destruction of the engine unit (or is associated with partial destruction). intensity of concentration increase is higher, than on site 2. the normal law of change of metal content in oil is realized only if the engine is in the process of wiping surfaces with the release into the oil of wear particles not more than 15 ... 30 μm. it is a size that most modern instruments are capable of accounting for. one of the most common and dangerous types of wear is pitting. it is fatigue pitting of contact surfaces [7]. the beginning of the pitting process is the plastic deformation of the surface and the formation of fatigue microcracks on the friction surfaces. up to the appearance of the first cavern of fatigue pitting the only kind of wear particles formed in oil are spherical particles of 3... 5 microns, the weight contribution of which to the total mass of particles formed during normal wear is a few percent, coinciding with the error of the spectrometer measurements. further wear releases large particles, which are not taken into account in the spectral analysis until significant damage occurs with the release of a large number of both large and small particles. changes of metal content in oil during fatigue damage of parts are shown in fig. 2. fig. 2. change of metal content in oil during fatigue damage of rubbing surfaces there are technologies of spectral analysis, in which all particles in the sample are taken into account. this is achieved by dissolving wear products in an acid solution and then analyzing them on a special spectrometer. the pherographic analysis is used to detect fatigue damage processes. as a rule, part of an oil sample is used for spectral analysis. the ferogram is examined under a microscope where the shape, size and number of particles are determined. laboratory examination of oils using a mesh filter element the formation of an oil film between two parts which are in contact and move relative to each other depends on the speed of reciprocal movement. in such cases, we speak of a hydrodynamic friction regime, when the oil film is drawn into the gap between the interacting parts, separating the parts. the film is drawn into the gap more effectively (the film becomes thicker) with increasing velocity. but an increase in velocity results in an increase in the amount of heat generated by friction. the temperature of the oil rises and it becomes more fluid. this leads to a reduction in film thickness as a result of oil rarefaction. the friction coefficient depends on the roughness and accuracy of the geometry of the contacting surfaces and the presence of foreign particles in the oil (surface irregularities, foreign particles, disrupt the integrity of the film, which leads to the appearance of zones operating time, hour c o n c e n tr a ti o n , m k m 3 sec. shavings in oil, increased vibration, engine removed 2 sec. 1 sec. operating time, hour c o n c e n tr a ti o n , m k m problems of tribology 59 operating in semi-dry friction mode). the friction force value is proportional to the load, and it is at a constant friction coefficient. sometimes the integrity of the oil film can be broken, and the coefficient of friction begins to grow. then, even if the load is constant, the torque increases and conditions are created for the sliding bearings to rotate. the increased load reduces the thickness of the oil film, increasing the risk of its destruction [8]. in this case, more heat is released and leads to an increase in local temperatures in the friction zone. oil liquefaction occurs, which leads to a further decrease in the thickness of the oil film and increases the probability of occurrence of sticking in the friction zone. these factors have a particularly strong effect during the initial period of machine operation, during the running-in period of the parts. during this period of operation, micro-irregularities are triggered, destroying the oil film. at this moment the rubbing pairs are the most sensitive to overloading. when performing this experimental study, the aim was to establish the mechanism of formation of the lubricating layer thickness in the contact, to determine the dynamics of wear of tribocoupling elements depending on the material of the contact surfaces, antifriction and rheological characteristics of the engine oil. at research was used the used (operating time 15 thousand km in the gasoline engine) motor synthetic oil mobil-1 0w-40 in two states: 1) directly drained from the internal combustion engine; 2) filtered with champion c102 filter. the studies were carried out on the smts-2 unit, in the start-up (4.5 sec) stop mode (3 sec). number of cycles in the experiment was n = 1750, which corresponds to 4 hours of continuous operation of the installation, following one another, without interruption. in the friction pair was reproduced rolling mode at a relative slip of 18 %. as samples were used cylindrical rollers (d = 50 mm) made of steel 40kh (hrc = 43) and steel shkh15 (hrc = 58). the maximum hertz contact load was 570 mpa, and the volumetric temperature of the oil during the experiment was 70 °c. the specified mobil-1 0w-40 oil provides reliable protection for a wide range of both gasoline and diesel engine models, including turbocharged engines, intercooled charge air systems, as well as advanced directinjection diesel (di type) engines operating in any severity conditions. regularities of formation of the lubricating film thickness at start-up, depending on the use of different steel grades and used and filtered oils are shown in fig. 3. fig. 3. formation of the lubricating film thickness in contact with used samples of mobil-1 0w-40 engine oil depending on the hardness of the surface material regardless of the hardness of the contact surfaces, it was found that during n < 100 cycles, according to the calculated parameter λ, the boundary regime of lubrication dominates, during 100 < n <150 cycles the elastohydrodynamic regime in the contact, the subsequent operating time up to n = 1750 cycles is characterized by the realization of the hydrodynamic regime in the contact. only during the initial break-in period, which corresponds to n < 200 cycles, a high carrying capacity of the lubricating layer formed on the contact surfaces of steel 40kh is observed; during operating time 200 < n <1750 cycles a general trend is observed for the growth of the lubricating layer thickness during break-in for the two studied steel grades this parameter averages 8.2 10 μm. h, mkm n cycles 60 problems of tribology since the experiments were conducted under nonstationary operating conditions, there is a high probability of the lubricating layer breaking off at stopping, which leads to direct contact between the surfaces. under these lubrication conditions, the formation of boundary adsorption films on the elements of the tribocoupling is of great importance. to establish patterns in the kinetics of formation of adsorption boundary films, we measured the thickness of the lubricating film at the stop (fig. 4). fig. 4. kinetics of changes in the thickness of the boundary adsorption films for the steels 40x and the shkh15 after the running-in phase, which corresponds to n < 450 cycles, it was found that there is no sagging of the lubricating film thickness. with further operating time up to n = 1750 cycles, the breakdown of the lubricating film for these steel grades was only 3 %. we assume that this is associated with the ability of chromium to reach the contact surface [1], which increases the adsorption force of the interaction of the surface films of the metal in the polar-active components of the lubricant, manifested in an increase in the thickness of the non-hydrodynamic component of the lubricating film to the end of operating time, which is 1.7 µm and 2.5 µm for the steel 40x and the shkh15 , respectively. at the same time, a clear pattern in the formation of the boundary adsorption films is observed depending on the condition of the oils, namely: in the filtered oil sample a lower value of the studied index by 6 % compared to the used oil is observed. this can be explained by the presence of less content of mechanical impurities and fuel combustion products. fig. 5. change of friction coefficient (f) with operating time depending on used steel grades and type of oils f n cycles h, mkm n cycles problems of tribology 61 when studying the friction coefficient (fig. 5) for rollers made of the steel 40kh in the initial period of running-in up to n < 200 cycles value of this parameter is less 0,028, and for filtered oil 0,026 that is explained by the greatest value of a hydrodynamic component of greasing film thickness at the start-up, further at 250 < n < 950 cycles value of friction factor is established almost the same for the steel shkh15 and varies within 0,028-0,026; at n > 1000 the highest value of the studied parameter when using the steel 40kh for the used oil 0,031 0,029, which is associated with a smaller thickness of the non-hydrodynamic component of the lubricating film. also the decrease of antifriction properties at the final stage of workover is determined for the samples of the steel 40kh with use of filtered oil. this decrease is caused by the highest values of the oil film displacement stress in the contact due to the increase of the oil effective viscosity, namely, for the steel 40x: ηef = 10,19 – 102 pa · s, for the shkh15 the ratio is respectively (1 : 0,745) (fig. 5). at the same time, for the filtered oil, the improvement of antifriction properties with both steels under study is found, explained by the highest values of the non-hydrodynamic component of the lubricating layer thickness. so, the kinetics of friction coefficient change in the contact is influenced by the rheological properties of the lubricant. in our opinion, the mechanism of this process is as follows. at initial formation of boundary adsorption films there is structure of lubricant components on the friction-activated contact surface, which leads to increase of shear stresses of oil film and correlation growth of friction coefficient. as the boundary films adapt to dynamic load conditions, the displacement stresses of adapted adsorption films decrease, which also causes increase of antifriction properties. so, at n > 1000 cycles of operating time boundary films with thickness of 2,5 microns, stable to mechanical and thermal destruction, which are characterized by the most effective antifriction properties, in comparison with another type of lubricant, are formed on the surfaces from the steel shkh15 using filtered oil. references 1. wenzel e.s. improvement of the operational properties of oils and fuels: monograph / e.s. wenzel. kharkiv, khnadu, 2010 224 p. 2. zhuravel d.p. modeling the processes of changing the quantitative and qualitative indicators of motor oils during their use. labor tdatu. issue 2, v. 14. melitopol, 2000, pp. 37-40. 3. crane d.p. investigation of the lubricating ability of oils in the interface of automotive engines. sectoral mechanical engineering. proceedings of tgata. issue 2, vol. 1. melitopol, 1997 s. 46-48. 4. butskiy a.v. application of synthetic materials as filtering materials in oil filters of diesel locomotive engines. collection of scientific works ukrduzt, 2017., issue. 174.s. 42-50. 5. korchak b.a. regeneration of used mineral motor oils. qualifying scientific work based on the foundations of the manuscript. dissertation for the degree of candidate of technical sciences in specialty 05.17.07 technical technology of fuel and fuels and lubricants. national university "lviv polytechnic", ministry of education and science of ukraine, lviv, 2018r. 6. what is an oil filter and how does it work? the principle of work and what is it for. [electronic resource]. access mode: https://auto.ria.com/uk/terms/maslyanyj-filtr/. 7. zamaletdinov, ii on the latest methods of studying the processes of pitting corrosion / ii zamaletdinov, ea kolobova. text: direct // technique. technologies. engineering. 2017. no. 1 (3). s. 36-45. link mode: https://moluch.ru/th/8/archive/46/1655/. 8. zakalov, a.v. tribotechnics and increasing the reliability of machines [text]: a.v. zakalov. ternopil: tstu, 2000 .-354 p. 62 problems of tribology дмитриченко м.ф., савчук а.м., туриця ю.о., міланенко о.а. вплив фільтруючих елементів на роботу трибомеханічних систем. масляний фільтр – це деталь системи мащення бензинового або дизельного двигуна, призначена для очищення моторної оливи. в залежності від місця монтажу, системи фільтрації оливи вони діляться на три типи: повнопоточний фільтр, що пропускає крізь себе всю оливу, яку насос подає в двигун. для захисту прокладок з сальниками перед фільтром встановлюється перепускний клапан, що регулює тиск. при надмірному забрудненні фільтруючого елемента клапан направляє потік оливи повз фільтра, запобігаючи масляне голодування підшипників. це не дає двигуну вийти з ладу через відсутність мащення. частковопоточний фільтр монтується паралельно головному оливопроводу і очищає лише частину оливи, що надходить у двигун. поступово весь обсяг оливи проходить через фільтруючий елемент, що дає досить високу ефективність очищення. однак такий спосіб не забезпечує абсолютного захисту деталей від стружки та інших абразивів. комбінований фільтр поєднує повнопоточний і частковопоточний принцип очищення. він включає два фільтрувальних елементи, перший з яких встановлюється паралельно масляній магістралі, а другий врізається в неї. це забезпечує максимальну ефективність очищення і довгий термін служби фільтрів. по ефективності видалення дрібних домішок фільтруючі елементи діляться на два види: фільтри грубого очищення, призначені для видалення великих включень; фільтри тонкого очищення, що видаляють мілкофракційні включення. по конструкції корпусу і можливості заміни фільтруючого елемента фільтри діляться на багаторазові (розбірні) і одноразові (нерозбірні). у сучасних двигунах можуть застосовуватися фільтри у вигляді картриджа, який вставляється в спеціальний відсік. під час роботи олива спочатку подається до фільтра, а потім по масляним каналам до взаємодіючих деталей в двигуні. цей принцип застосовується на всіх серійних легкових автомобілях. фільтр-відстійник (гравітаційний) представляє собою ємність з фільтруючим елементом і відстійником, в якому домішки осідають під дією гравітації. відцентровий фільтр, що працює аналогічно гравітаційному, тільки бруд осідає в ньому під дією відцентрової сили, що виникає в результаті обертання корпусу. процес утворення масляної плівки між двома контактуючими й рухомими відносно одна одної деталями залежить від швидкості взаємного переміщення. при виконанні даного експериментального дослідження метою являлося встановлення механізму формування товщини мастильного шару в контакті, визначення динаміки зношування елементів трибоспряження залежно від матеріалу контактних поверхонь, антифрикційних та реологічних характеристик моторної оливи. ключові слова: фільтр, олива, товщина мастильного шару, коефіцієнт тертя. оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 6 микосянчик о.а.,* мнацаканов р.г.,* калиниченко в.и.,** кущев а.в.* * национальный авиационный университет, г. киев, украина ** институт проблем прочности им. г.с. писаренка нан украины, г. киев, украина e-mail: oksana.mikos@bk.ru оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением удк 621.891 установлены закономерности изменения удельной работы трения в условиях прекращения подачи смазочного материала от типа вторичных структур, сформированных на контактных поверхностях в условиях качения с разной степенью проскальзывания контактных поверхностей. определена кинетика изменения энергетических, смазывающих и реологических характеристик контакта при схватывании контактных поверхностей. рассмотрено влияние удельной работы трения, вторичных структур, степени упрочнения разупрочнения поверхностных слоев металла, интенсивности насыщения активными элементами приповерхностных слоев металла на износостойкость пар трения. ключевые слова: вторичные структуры, удельная работа трения, износ, реологические свойства, микротвердость. актуальность задачи активация контактных поверхностей при трении является комплексным процессом, зависящим от степени воздействия на трибосистему внешних (нагрузочно-скоростных, температурных) и внутренних (фракционный состав и наличие полифункциональных присадок смазочного материала, механические и прочностные характеристики материала пар трения) факторов. изучение процессов взаимного влияния этих факторов при самоорганизации трибосистемы позволит определить кинетику изменения триботехнических свойств контакта и выявить основные механизмы, определяющие износостойкость контактных поверхностей. износостойкость металла определяется не только структурой металла в исходном состоянии, но и структурой, формирующейся в результате протекания механо-химических процессов, происходящих при трении. установление взаимосвязи процессов накопления энергии во вторичных структурах и изнашивания является важной структурно-энергетической характеристикой, во многом определяющей долговечность контактных поверхностей. это, в свою очередь, позволит решить вопросы, связанные с прогнозированием ресурса работы пар трения с локальной формой контакта. обзор публикаций трение представляет собой процесс преобразования энергии. согласно [1], при трении происходит преобразование внешней механической энергии в энергию внутренних процессов. в данной работе предложена оценка энергетических процессов при трении на макроуровне по коэффициенту потерь на трение. данный параметр отображает диссипативный характер процесса трения, учитывая энергетические потери в трибосистеме. коэффициент потерь на трение зависит не только от свойствах контактирующих тел, но и от нагрузки, скорости скольжения, условий окружающей среды и др. в работах [2 4] на основании первого закона термодинамики смоделировано преобразование энергии фрикционного контакта в энергию деформации, энергию разрушения и тепловую энергию. в условиях скольжения максимальное распределение выделяемого тепла за счет деформации концентрируется в поверхностном слое и резко сокращается с увеличением расстояния от контактной поверхности. линейная корреляция между износом и рассеиваемой энергией установлена в работах [5 7]. кроме того, количественный показатель диссипации энергии можно рассматривать как показатель изменений механических и структурных свойств контактирующих тел. большая часть энергии трения накапливается внутри вторичных структур, образование которых происходит в процессе самоорганизации трибосистемы [8, 9]. таким образом, вторичные структуры являются устойчивой зоной первичной диссипации энергии, способные к накоплению большей части энергии трения. в поверхностных слоях металла при трении одновременно протекает множество процессов. примерами в трибологии таких процессов являются: образование мартенсита в процессе трения в поверхностных слоях стали с нестабильной исходной структурой аустенита [10]; диффузионное перенасы оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 7 щение феррита углеродом в результате упруго-пластических взаимодействий при контакте шероховатых стальных поверхностей; термодинамические реакции образования feo и fe3o4 при одновременном уменьшении доли fe2o3 до его исчезновения [11]; формирование диссипативных структур в паре трения сталь – бронза, обусловливающие уменьшение коэффициента трения и увеличение нагрузки схватывания [12]; образование граничных смазочных слоев на контактных поверхностях [13] и др. в работе [14] на основании термодинамического анализа многослойных покрытий с наноразмерной толщиной установлено, что формирование трибоплёнок является сильнонеравновесным процессом, который приводит к уменьшению производства энтропии. этот неравновесный процесс требует много энергии, таким образом, трибосистема поглощает энергию, которая могла бы повредить поверхность, что существенно снижает скорость износа. экспериментальные исследования пары трения бронза бр.ажмц 10-3-1,5 / сталь шх-15 в смазке амг-10 показали образование вторичных структур на поверхности бронзы толщиной 70-100нм, содержащих до 90% углерода [15]. большое содержание углерода обусловлено механодеструкцией углеродсодержащих молекул смазки и адсорбцией образованных радикалов на металлической поверхности. однако, при замене стали в данной паре трения на детонационную систему tic – co, происходит избирательное растворение легирующих элементов из бронзы. в результате взаимопереноса на поверхности бронзы образуется слой аморфизированной меди толщиной 400-700нм. таким образом, формирование вторичных структур достаточно индивидуальный процесс, зависящий от множества внутренних и внешних факторов. трение инициирует и ускоряет химические реакции, которые в аналогичных внешних условиях протекают при гораздо более высоких температурах. однако, объяснения механизмов химических и физико-химических изменений твердых тел из-за влияния механической энергии до сих пор противоречивы [16, 17]. в работе [18] описывается общая анионно-радикальная модель смазки, основанная на механизме ионизации смазочных компонентов нефти под действием экзоэлектронов низкой энергии (1 4 эв), испускаемых из свежеобразованной поверхностей при трении металлических поверхностей. смазочные компоненты, в особенности противоизносные и противозадирные присадки, взаимодействующие с экзоэлектронами, образуют отрицательные ионы, которые затем хемосорбируются на положительно заряженных областях поверхностей трения. таким образом, создается граничная пленка, характеризующаяся особыми свойствами, отличными от объёмных свойств смазочного материала. эта пленка может выдерживать экстремальные температуры и механические нагрузки и сводит к минимуму непосредственный контакт между поверхностями, предотвращая их схватывание и повышая нагрузку заедания [19, 20]. таким образом, краткий анализ научных исследований, связанных с установлением закономерностей изменения структурно-энергетических характеристик контакта с износостойкостью, показывает, что большинство работ направлено на изучение триботехнических характеристик пар трения скольжения. однако, аналогичные исследования для пар трения качения и, особенно, качения с переменным проскальзыванием, составляющих значительную долю пар трения машин и механизмов (подшипники качения, зубчатые передачи), являются немногочисленными и нуждаются в дальнейшем углубленном анализе. цель работы целью работы являлось исследование влияния различной степени проскальзывания контактных поверхностей на кинетику изменения удельной работы трения, смазывающих свойств и износостойкости контактных поверхностей в условиях прекращения подачи смазочного материала в зону контакта. материалы и методика исследований исследования проводились на устройстве для оценки триботехнических характеристик трибоэлементов [21]. момент трения, частота оборотов роликов, температура смазочного материала, падение напряжения в смазочном слое в контакте записываются и обрабатываются на пк (программное обеспечение profilab) в реальном масштабе времени с графическим изображением их изменений. исследуемые нестационарные условия трения подразумевали цикличность проведения экспериментов в режиме запуск – стационарная работа – торможение – остановка (рис. 1). участок i соответствует начальному периоду работы пар трения и характеризуется постепенным увеличением скорости качения роликов, при этом vск = 0. на участке іі достигается заданное максимальное проскальзывание роликов, скорости качения пар трения на этом периоде работы постоянны. участок ііі соответствует торможению, для которого характерны два периода: первоначальное уменьшение скорости качения роликов с сохранением заданного проскальзывания в точке а и постепенным уменьшением степени проскальзывания до нуля в точке в (ііі, а). дальнейшее торможение происходит в условиях одновременного уменьшения скорости качения обоих роликов при сохранении условия vск = 0 (ііі, б). участок iv соответствует остановке. если спроецировать выбранный цикл на зубчатое оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 8 эвольвентное зацепление, то полюсная зона зацепления соответствует участкам i и iii, б, околополюсная зона – участку ііі, а, крайние точки зацепления с максимальным проскальзыванием – участку ii. рис. 1 – схема работы трибосистемы в нестационарных условиях трения: участок і – запуск; участок іі – стационарная работа; участок ііі – торможение; участок іv – остановка максимальная частота оборотов для опережающей поверхности составила 1000 об/мин. в работе имитировалось проскальзывание 3, 10, 20, 30 и 40 %. максимальное контактное напряжение по герцу – 250 мпа. в качестве образцов использовались ролики из стали 45 (hrc 38, ra 0,57 мкм). смазывание контактных поверхностей осуществлялось окунанием нижнего ролика в ванночку с маслом. в качестве смазочного материала использовалось минеральное трансмиссионное масло для механических коробок передач и главных передач легковых и грузовых автомобилей okko gl-4 80w/90. объёмная температура масла – 20 °с. толщина смазочных слоев измерялась методом падения напряжения в режиме нормального тлеющего разряда [22]. микротвердость поверхностных слоев металла измерялась на приборе пмт-3. измерение массовой доли элементов проводилось методом рентгеновского микроанализа в режиме высокого вакуума на растровом электронном микроскопе рэм-106и. приработка контактных поверхностей длительностью 100 циклов и последующая работа пар трения на протяжении 400 циклов осуществлялась в условиях обильной смазки, после чего прекращалась подача смазочного материала. общее количество циклов в каждом эксперименте составило: 500 (обильная смазка путем окунания нижнего ролика в ванночку с маслом), 400 (имитация режима масляного голодания за счет прекращения регулярной подачи смазочного материала из ванночки в зону контакта), 100 (принудительное удаление смазочного материала с контактных поверхностей путем вытирания роликов ветошью). результаты исследований в условиях отсутствия подачи смазочного материала в зону контакта по-разному изменяется энергоемкость трибосистемы в зависимости от степени проскальзывания контактных поверхностей. минимальная удельная работа трения характерна для контактных поверхностей, работающих на участке іі с проскальзыванием 3 %. если в период пуска в условиях чистого качения удельная работа трения составляла 2 5 дж/мм2, то в период проскальзывания данный параметр увеличивается в 2 раза. это минимальное приращение удельной работы трения, по сравнению с другими исследуемыми образцами. только для этих контактных поверхностей установлено снижение атр в 12 раз на участке іі, по сравнению с режимом обильной подачи смазочного материала в зону контакта. во-первых, это связано с физической природой сформированных граничных плёнок, которые вследствие слабых адгезионных сил взаимодействия легко десорбируются с поверхностей трения, тем самым обеспечивая снижение теплоемкости в контакте. во-вторых, предварительно пластифицированные слои метала в результате проявления эффекта ребиндера (микротвёрдость н100 контактных поверхностей снижается, в среднем, на 1000 мпа) оказывают незначительное сопротивление касательным напряжениям. для пар трения, работающих на участке іі с проскальзыванием 10 30 %, отсутствие регулярной подачи смазочного материала в зону контакта приводит к повышению его энергоемкости. удельная работа трения как в условиях чистого качения при пуске (участок i), так и в условиях качения с проскальзыванием (участок ii) увеличивается, в среднем, в 1,75 раз, по сравнению с обильной смазкой (рис. 2). оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 9 рис. 2 – влияние степени проскальзывания на кинетику изменения удельной работы трения в контакте: 1 – режим режим качения со скольжением, обильная смазка; 2 – режим качения со скольжением, ограниченная смазка; 3 – момент схватывания в режиме качения со скольжением при этом сохраняется аналогичная закономерность, установленная в условиях обильного смазывания: показатели удельной работы трения при смене режима чистого качения (участок i) на качение с проскальзыванием (участок ii) в диапазоне 10 30 % повышаются. однако, если в условиях достаточного поступления смазочного материала в зону контакта возрастание атр зафиксировано в 330 – 400 раз, то в режиме ограниченной смазки это увеличение составило 120 125 раз. мы полагаем, что это связано с эффективной структурной приспосабливаемостью системы в процессе её самоорганизации в неустановившихся условиях трения. в режиме обильной смазки, которая включала и 120 циклов приработки, происходил интенсивный износ контактных поверхностей вследствие формирования эксплуатационной шероховатости и смены физически адсорбированных граничных слоёв хемосорбционными плёнками. изменение природы граничных плёнок повлекло за собой первоначально проявление пластифицирующего эффекта ребиндера (микротвёрдость контактных поверхностей уменьшилась, в среднем, на 1000 мпа до 230 цикла наработки). однако при дальнейшей наработке происходило постепенное упрочнение контактных поверхностей и структурно-фазовые изменения в поверхностных слоях. указанные процессы достаточно энергоёмкие, что проявилось в высоких показателях удельной работы трения. в момент прекращения регулярной подачи смазочного материала в зону трения контактные поверхности свободно разделялись граничными хемосорбционными плёнками, металлического контакта не зафиксировано. высокие антифрикционные и противоизносные свойства данных слоёв [23, 24] обеспечивали нормальную работу трибосопряжения. однако, частое проявление в контакте граничного и смешанного режимов смазочного действия несколько увеличило энергоемкость контакта, по сравнению с обильной смазкой. принудительное удаление смазочного материала на 400 цикле привело к незначительному увеличению удельной работы трения, в среднем, в 1,1 раза. но если контактные поверхности с проскальзыванием 10% сохраняли свою работоспособность на протяжении последующих 100 циклов наработки, то для поверхностей с проскальзыванием 20 и 30% проявились первые признаки схватывания на 490 и 430 цикле соответственно. при этом установлено резкое повышение удельной работы трения до 5780 и 6176 дж/мм2 для поверхностей с проскальзыванием 20 и 30 % соответственно. это связано с необратимыми изменениями в трибосистеме: происходит стремительное увеличение градиента скорости сдвига и напряжения сдвига смазочных слоёв, деструкция которых проявляется в снижении эффективной вязкости в контакте, что приводит к частому металлическому контакту и схватыванию пар трения. контактные поверхности с проскальзыванием 40 % на участке іі характеризуются совершенно иной закономерностью кинетики изменения удельной работы трения при переходе трибосистемы в режим ограниченного смазочного действия. до 400 цикла наработки, когда масло не удалялось с контактных поверхностей, в 50 % циклов показатели атр аналогичны значениям, установленным для условий обильного смазывания. однако в других циклах наработки происходит периодическое стремительное возрастание удельной работы трения в 4 6 раз с последующим её снижением и стабилизацией (рис. 3). высокая скорость скольжения, достигающая 1,14 м/с, резко повышает энергоемкость контакта – удельная работа трения увеличивается, в среднем, в 608 раз, по сравнению с участком i, где при пуске реализуется чистое качение. это незначительно отличается от усреднённых показателей прироста атр в условиях обильной смазки: при переходе от режима чистого качения к качению с проскальзыванием удельная работа трения увеличивается в 580 раз. однако, в периоды стремительного возрастания удельной работы трения на участке іі прирост данного параметра составил 1000 раз. эти периоды совпадают с циклами наработки, для которых установлено стремительное разрушение толщины смазочной плёнки в контакте. оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 10 рис. 3 – кинетика изменения удельной работы трения в условиях обильной смазки (1) и ограниченного смазочного действия (2) при принудительном удалении смазочного материала (n > 400 циклов) твердокристаллические граничные слои, сформированные на контактных поверхностях с 40 % проскальзыванием, характеризуются наименьшими прочностными свойствами. увеличение градиента скорости сдвига в 1,74 раза и касательных напряжений сдвига смазочных слоёв в 1,6 раз способствует механической и термической деструкции граничных плёнок, их плавлению. в этих условиях происходит резкое повышение энергоемкости контакта – удельная работа трения колеблется в диапазоне 2000 12000 дж/мм2, при n = 415 циклах наблюдаются первые признаки схватывания контактных поверхностей. согласно [25], работа сил трения превращается в теплоту и энергию структурных изменений. при этом основную часть энергии структурно-термической активации составляет теплота. при максимальном проскальзывании 40 % структурированные твердокристаллические плёнки смазочного материала не способны создать нормальные условия для отвода тепла. это приводит к возрастанию роли тепловых явлений в контакте до предельных значений, проявляется доминирование деструкционных процессов в зоне трения (десорбция граничных слоёв, разрушение метастабильных вторичных структур и т.д.), что обусловливает проявление первых признаков схватывания контактных поверхностей. рис. 4 – линейный износ контактных поверхностей в условиях качения с проскальзыванием рассмотрим вопрос об энергетической связи удельной работы трения и износа элементов трибосопряжения. общий линейный износ опережающей и отстающей поверхностей при работе пар трения в условиях обильной смазки, ограниченного смазывания и принудительного удаления смазочного материала представлен на рис. 4. если при увеличении проскальзывания от 10 до 40 % прослеживается чёткая тенденция к снижению износостойкости контактных поверхностей, то для минимального проскальзывания установлен достаточно высокий износ. объяснение полученных результатов, на наш взгляд, лежит в плоскости идентификации типов вторичных структур, которые образуются на контактных поверхностях в результате структурной приспосабливаемости при трении. мы полагаем, что на поверхностях трения с проскальзыванием 3 % образуются вторичные структуры i типа, которые, согласно костецкому б.и. [26], обладают свойствами сверхпластичности, мало насыщены активными элементами и характеризуются низкими показателями удельной работы трения при формировании. подтверждением наших предположений служат оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 11 следующие установленные закономерности. во-первых, полученные результаты определения массовой доли элементов методом рентгеновского микроанализа на глубине 20 50 мкм под поверхностью трения свидетельствуют о том, что элементный состав приповерхностных слоёв при трении идентичен исходному материалу, что характеризует его низкую активационную способность в результате протекания механо – химических процессов (рис. 5, табл.1). а б рис. 5 – область определения массовой доли элементов в металле (а) и интенсивность характеристических спектров анализируемых элементов (б) таблица 1 концентрация массовой доли анализируемых элементов (с,%) в приповерхностных слоях металла отстающая поверхность с проскальзыванием, % элемент исходный металл 3 20 40 о 0,65 0,58 0,75 1,02 р 0,03 0,03 0,05 0,03 s 0,05 0,05 0,12 0,15 fe 99,27 99,34 99,08 98,8 во-вторых, показатели удельной работы трения для этих поверхностей характеризуются наименьшими значениями, по сравнению с 10 40 % проскальзыванием, что свидетельствует о незначительной энергоемкости контакта как вследствие доминирования скоростей качения, так и реализацией преимущественно гидродинамического режима смазочного действия. в третьих, о сверхпластичности образованных вторичных структур свидетельствует высокая степень разупрочнения поверхностных слоёв (микротвёрдость опережающей и отстающей поверхностей уменьшается на 990 и 940 мпа соответственно) и аморфизация приповерхностных слоёв металла на глубину 40 50 мкм. характер изменения микротвёрдости приповерхностных слоёв свидетельствует о наличии положительного градиента их механических свойств по глубине. однако, аморфизированный слой характеризуется высокой степенью разупрочнения порядка 1100 1400 мпа, по сравнения с исходной поверхностью, что обусловлено проявлением пластифицирующего действия активных компонентов смазочного материала. таким образом, снижение износостойкости контактных поверхностей с 3 % проскальзыванием происходит вследствие низкой активации, формировании граничных адсорбционных слоёв физической природы, в результате чего образуются вторичные структуры i типа и проявляется сильное пластифицирование поверхностных и приповерхностных слоёв металла. в диапазоне проскальзывания 10 40 % реализуются другие механизмы износа элементов трибосопряжения. возрастание удельной работы трения на участке проскальзывания вследствие увеличения скорости скольжения обусловливает механо–термическую активацию контактных поверхностей. это создаёт предпосылки для образования на поверхностях трения более стойких граничных слоёв смазочного материала – хемосорбционных плёнок, а поверхностные слои металла формируют вторичные структуры ii типа [27]. приведём фактические результаты, подтверждающие образование этих структур. вопервых, приповерхностные слои металла на глубине до 50 мкм насыщаются активными элементами – увеличивается массовая доля кислорода и серы (табл. 1). во-вторых, поверхностные слои металла характеризуются повышением прочностных свойств, что проявляется в увеличении их микротвёрдости при наработке (рис. 6). оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 12 рис. 6 – степень упрочнения поверхностных слоев стали при работе в условиях качения с проскальзыванием прослеживается четкая закономерность в степени упрочнения опережающей и отстающей поверхностей от проскальзывания: с увеличением проскальзывания повышается упрочнение контактных поверхностей, которое происходит вследствие увеличения деформационной составляющей коэффициента трения при возрастании скорости скольжения от 0,315 м/с до 1,14 м/с при 10 % и 40 % проскальзывании соответственно. сложное напряженное состояние приповерхностных слоёв металла при увеличении механического и теплового воздействия в условиях одновременного влияния нормальных и касательных напряжений приводит к их интенсивной деформации и возрастанию удельной работы трения в контакте. эти факторы являются первостепенными в снижении износостойкости контактных поверхностей в условиях качения при увеличении степени проскальзывания. выводы 1. установлено снижение удельной работы трения в 12 раз в условиях прекращения подачи смазочного материала в зону трения при качении с проскальзыванием 3 %, что обусловлено физической природой сформированных граничных пленок, их низким сопротивлением касательным напряжениям сдвига, пластифицированием поверхностных слоев металла. 2. повышение удельной работы трения в 1,75 раз, по сравнению с обильной смазкой, для контактных поверхностей с проскальзыванием 10 30 % обусловлено увеличением степени проявления в контакте граничного и смешанного режимов смазочного действия. стремительное возрастание энергоемкости контакта коррелирует с периодами разрушения толщины смазочной плёнки. 3. увеличение скорости скольжения при проскальзывании 20 40 % в условиях принудительного удаления смазочного материала приводит к возрастанию роли тепловых явлений, десорбции граничных слоёв, разрушению метастабильных вторичных структур, резкому повышению удельной работы трения, что обусловливает проявление первых признаков схватывания контактных поверхностей. в периоды схватывания установлены общие закономерности реологических свойств граничных пленок смазочного материала, характеризующие необратимые изменениями в трибосистеме: стремительное увеличение градиента скорости сдвига, напряжения сдвига смазочных слоёв, снижение эффективной вязкости в контакте. 4. установлена взаимосвязь энергетического параметра (удельной работы трения) и износостойкости стали от типов вторичных структур, образующихся на контактных поверхностях в процессе самоорганизации. для вторичных структур i типа характерны низкие показатели удельной работы трения, высокая степень разупрочнения поверхностных слоёв металла, аморфизация приповерхностных слоёв металла на глубину 40 – 50 мкм, отсутствие насыщения активными элементами, что приводит к снижению их износостойкости. вторичные структуры ii типа характеризуются повышением износостойкости вследствие увеличения энергоемкости контакта, формирования граничных хемосорбционных пленок, упрочнения поверхностных слоев металла, увеличения массовой доли кислорода и серы в приповерхностных слоях металла на глубине до 50 мкм. литература 1. rymuza c. energy concept of the coefficient of friction / с. rymuza // wear. 1996. – vol.199. – p.187–196. 2. chen q. a computational study of frictional heating and energy conversion during sliding processes / q. chen, d.y. li // wear. – 2005. – vol.259. – p.1382–1391. оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 13 3. elalem, k. modeling abrasive wear of homogeneous and heterogeneous materials / k. elalem, d.y. li, m.j. anderson, s. chiovelli // astm stp. – 2001. – vol.1339. – p.90–104. 4. chen q. investigation on the mechanisms of corrosive wear process of alloy with a micro-scale dynamic model / q. chen, d.y. li //mater. sci. eng. a. – 2004. – vol.369. – p.284–293. 5. jahangiri m. investigation of the slipping wear based on the rate of entropy generation/ m. jahangiri // journal of modern processes in manufacturing and production. – 2014. – vol. 3, no. 1. – p.47–57. 6. colaco r. an energy-based model for the wear of uhmwpe / r. colaco, m.p. gispert, a.p. serrob, b. saramago // tribol. lett. – 2007. – vol. 26. – p.119–124. 7. nurnberg k.e. simulation of wear on sheet metal forming tools—an energy approach / k.e. nurnberg, g. nurnberg, m. golle, h. hoffmann // wear. – 2008. – vol. 265. – p.1801–1807. 8. bershadsky l.i. on self-organizing and concept of tribosystem / l.i. bershadsky // j. frict. wear. – 1992. – vol.13. – p.101–114. 9. klamecki b.e. an entropy-based model of plastic deformation energy dissipation in sliding / b.e. klamecki // wear. – 1984. – vol.96. – p.319–329. 10. жаров a.b. bлияние структурных превращений при трении на работоспособность сопряжения верхнее компрессионное кольцо – гильза цилиндра автомобильного дизеля / а.в. жаров, в.г. новиков, а.а. павлов // двигатели внутреннего сгорания. – 2008. – № 2. – c. 83-86. 11. żurowski w. structural factors contributing to increased wear resistance of steel friction couples / w. żurowski // eksploatacja i niezawodnosc – maintenance and reliability. – 2012. – vol.14 (1). – p.19–23. 12. gershman i. s. self-organization during friction of slide bearing antifriction materials / i. s. gershman, a. e. mironov, e. i. gershman, g. s. et al. // entropy. – 2015. – vol.17. – p.7967–7978. 13. voronin s.v. increase in resource of slider bearings by means of formation intensification of boundary lubricating layer/ s.v.voronin, i.s.grunyk, v.v.tkach // nauka i studia: przemysl. – 2013. – № 7(75). – p.18–31. 14. погребняк а.д. особенности термодинамических процессов на контактных поверхностях многокомпонентных нанокомпозитных покрытий с иерархическим и адаптивным поведением / а. д. погребняк, к. а. дядюра, о. п. гапонова // металлофиз. новейшие технол. – 2015. – т. 37, № 7. – с. 899 919. 15. кульгавий е. а. трибологічні структури в антифрикційних системах / е.а. кульгавий // проблеми тертя та зношування: наук.-техн. зб. – к.: нау, 2012. – вип. 58. – с. 26 31. 16. schey j.a. tribology in metalworking friction, lubrication and wear / j.a. schey. metals park, ohio: american society for metals, 1983. – 736p. 17. heinicke, g. tribochemistry / g. heinicke.berlin.: akademie-verlag, 1984.495 p. 18. kajdas c. importance of anionic reactive intermediates for lubricant component reactions with friction surfaces / c. kajdas // lubrication science. – 1994. – vol.6. p.203-228. 19. battez a.h. friction reduction properties of a cuo nanolubricant used as lubricant for a nicrbsi coating / a.h. battez, j.l. viesca, r. gonzбlez et al. // wear. 2010. – vol.268. – p.325–328. 20. masabumi m. prevention of oxidative degradation of zndtp by microcapsulation and verification of its antiwear performance / m. masabumi, s. hiroyasu, s. akihito, k. osamu // tribology international. – 2008. vol.41. – p.1097–1102. 21. патент на корисну модель №88748, мпк g 01 n 3/56 пристрій для оцінки триботехнічних характеристик трибоелементів / мікосянчик о.о. – u 2013 13450, заявл. 19.11.13; опубл. 25.03.14, бюл. №6 – 4 с. 22. райко м.в. исследование смазочного действия нефтяных масел в условиях работы зубчатых передач: дис. на соискание ученой степени доктора техн. наук: 05.02.04 / райко м.в. – к.: киига, 1974. – 369с. 23. дроздов ю.н. противозадирная стойкость трущихся тел / ю.н. дроздов, в.г. арчегов, в.и. смирнов. – м. наука, 1981. – 140с. 24. baldwin b.a. the effect of adsorption and molecular structure of antiwear additives on wear mitigations / b.a. baldwin // asle transactions. – 1985. – vol.28, №3. – p.381-388. 25. рыбакова л.м. структура и износостойкость металла / л.м.рыбакова, л.и.куксенова. – м. : машиностроение, 1982. – 212с. 26. костецкий б.и. поверхностная прочность материалов при трении / б.и. костецкий, и.г. носовский, а.к. караулов. – к. : техніка, 1976. – 296 c. 27. костецкий б.и. механохимические процессы при граничном трении / б.и. ко стецкий, л.и. бершадский. – м. : наука, 1972. – 170 с поступила в редакцію 23.08.2016 оценка энергетических, реологических и противоизносных характеристик контакта в условиях качения с переменным скольжением проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 14 mikosianchyk o.а., mnatsakanov r.g., kalinichenko v.i., kushchev a.v. еvaluation of energy, rheological and anti-wear characteristics of the contact under rolling with variable slip. defined the regularities of change in the specific work of friction under lubrication outage from the secondary type structures formed on the contact surfaces in rolling conditions with different degrees of slippage. determined kinetics of energy, lubrication and rheological characteristics of the contact under grasping of the contact surfaces. the effect of the specific work of friction, secondary structures, degree of hardening – softening of the surface layers of the metal, the intensity of saturation of the active elements in the surface layers of metal on wear resistance of the friction pairs are examined. keywords: secondary structure, specific work of friction, wear, rheological properties, microhardness. references 1. rymuza c. energy concept of the coefficient of friction. с. rymuza. wear.1996, vol.199,p.187–196. 2. chen q. a computational study of frictional heating and energy conversion during sliding processes. q. chen, d.y. li. wear. 2005, vol.259, p.1382–1391. 3. elalem, k. modeling abrasive wear of homogeneous and heterogeneous materials, k. elalem, d.y. li, m.j. anderson, s. chiovelli. astm stp, 2001, vol.1339, p.90–104. 4. chen q. investigation on the mechanisms of corrosive wear process of alloy with a micro-scale dynamic model / q. chen, d.y. li. mater. sci. eng. a., 2004, vol.369, p.284–293. 5. jahangiri m. investigation of the slipping wear based on the rate of entropy generation. m. jahangiri. journal of modern processes in manufacturing and production. 2014, vol. 3, no. 1, p.47–57. 6. colaco r. an energy-based model for the wear of uhmwpe. r. colaco, m.p. gispert, a.p. serrob, b. saramago. tribol. lett. 2007, vol. 26, p.119–124. 7. nurnberg k.e. simulation of wear on sheet metal forming tools—an energy approach. k.e. nurnberg, g. nurnberg, m. golle, h. hoffmann. wear. 2008, vol. 265, p.1801–1807. 8. bershadsky l.i. on self-organizing and concept of tribosystem. l.i. bershadsky. j. frict. wear. 1992, vol.13, p.101–114. 9. klamecki b.e. an entropy-based model of plastic deformation energy dissipation in sliding. b.e. klamecki. wear. 1984, vol.96, p.319–329. 10. zharov a.b. blijanie strukturnyh prevrashhenij pri trenii na rabotosposobnost' soprjazhenija verhnee kompressionnoe kol'co – gil'za cilindra avtomobil'nogo dizelja. a.v. zharov, v.g. novikov, a.a. pavlov. dvigateli vnutrennego sgoranija. 2008, №2, p.83-86. 11. żurowski w. structural factors contributing to increased wear resistance of steel friction couples. w. żurowski. eksploatacja i niezawodnosc – maintenance and reliability. 2012, vol.14 (1), p.19–23. 12. gershman i. s. self-organization during friction of slide bearing antifriction materials, i. s. gershman, a. e. mironov, e. i. gershman, g. s. et al. entropy. 2015, vol.17, p.7967–7978. 13. voronin s.v. increase in resource of slider bearings by means of formation intensification of boundary lubricating layer. s.v.voronin, i.s.grunyk, v.v.tkach. nauka i studia: przemysl. 2013, № 7(75), p.18–31. 14. pogrebnjak a. d. osobennosti termodinamicheskih processov na kontaktnyh poverhnostjah mnogokomponentnyh nanokompozitnyh pokrytij s ierarhicheskim i adaptivnym povedeniem. a. d. pogrebnjak, k. a. djadjura, o. p. gaponova. metallofiz. novejshie tehnol. 2015, т. 37, № 7, p.899—919. 15. kul'gavij e. a. tribologіchnі strukturi v antifrikcіjnih sistemah. e.a. kul'gavij. problemi tertja ta znoshuvannja: nauk.-tehn. zb., k.: nau, 2012, no 58, p. 26–31. 16. schey j.a. tribology in metalworking friction, lubrication and wear. j.a. schey. metals park, ohio: american society for metals, 1983, 736p. 17. heinicke, g. tribochemistry. g. heinicke.berlin.: akademie-verlag, 1984, 495 p. 18. kajdas c. importance of anionic reactive intermediates for lubricant component reactions with friction surfaces. c. kajdas. lubrication science. 1994, vol.6, p.203-228. 19. battez a.h. friction reduction properties of a cuo nanolubricant used as lubricant for a nicrbsi coating. a.h. battez, j.l. viesca, r. gonzбlez et al. wear. 2010, vol.268, p.325–328. 20. masabumi m. prevention of oxidative degradation of zndtp by microcapsulation and verification of its antiwear performance. m. masabumi, s. hiroyasu, s. akihito, k. osamu. tribology international. 2008, vol.41, p.1097–1102. 21. patent na korisnu model' №88748, mpk g 01 n 3/56 pristrіj dlja ocіnki tribotehnіchnih harakteristik triboelementіv. mіkosjanchik o.o. u 2013 13450, zajavl. 19.11.13; opubl. 25.03.14, bjul. №6, 4p. 22. rajko m.v. issledovanie smazochnogo dejstvija neftjanyh masel v uslovijah raboty zubchatyh peredach: dis. na soiskanie uchenoj stepeni doktora tehn. nauk: 05.02.04. rajko m.v., k.: kiiga, 1974, 369p. 23. drozdov ju.n. protivozadirnaja stojkost' trushhihsja tel. ju.n. drozdov, v.g. archegov, v.i. smirnov, m. nauka, 1981, 140p. 24. baldwin b.a. the effect of adsorption and molecular structure of antiwear additives on wear mitigations. b.a. baldwin. asle transactions. 1985, vol.28, №3, p.381-388. 25. rybakova l.m. struktura i iznosostojkost' metalla. l.m.rybakova, l.i.kuksenova. m.:mashinostroenie, 1982, 212p. 26. kosteckij b.i. poverhnostnaja prochnost' materialov pri trenii. b.i. kosteckij, i.g. nosovskij, a.k. karaulov. kiev: tehnіka, 1976, 296 p. 27. kosteckij b.i. mehanohimicheskie processy pri granichnom trenii. b.i. kosteckij, l.i. bershadskij, m.: nauka, 1972, 170p. copyright © 2019 v. gonchar, p. kaplun, o. rudyk, p. matviishen.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)13-19 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-13-19 contact problem of elastic strips with initial stresses with periodically placed resilient protective strap v. gonchar1*, p. kaplun1, o. rudyk1, p. matviishen1 1khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraina *e-mail: rogervova@gmail.com abstract the article highlights the results of experimental research of the wear resistance of different structures of steels with different thermal and chemical-thermal treatment in corrosive and abrasive medium on special friction machines that modelled the working conditions of the extrudes when processing feed grain with the additives of saponite. comparative study showed that metal wear resistance in corrosive and abrasive medium at higher temperatures depends not only on the hardness of friction surface, but also on its structure, phase composition and hardness of gradient change in the depth of the hardened layer. to provide extruder’s high wear resistance when manufacturing feed grain mixed fodder with the additives of saponite it is recommended to make the details of extruding assembly unit of steel 5 that is strengthened by nitrohardening. key words: abrasive environment, wearproofness, nitrided layers, glow discharge. introduction the enhancement of machine wear resistance and reliability is one of the most important tasks of mechanical engineering table 1 the composition of saponite from tashkiv deposit in khmelnitski region spectral analysis data component amount of component in rock, % highly dispersed fraction of saponite rock (<0.001mm), % element amount of element sіo2 40.75 41.36 40.47 43.08 sc 1.5 3.2 10 -3 тіo2 1.29 1.50 0.12 0.29 be 0.1 10 3 аl2o3 10.70 11.54 11.56 13.06 мо 0.5-10 -4 fe2o3 14.81 15.76 9.80 12.84 pb 3.5 5.0 10 -5 мnо 0.12 0.19 0.12 0.16 ga 6.3 12.0 10-5 mgo 12.25 12.31 12.39 13.28 nb 0,1 10-3 cao 1.41 2.40 1.09 1.60 ві 2.5 10-2 na20 0.07 0.26 0.03 0.12 ba 1.5 · 10 -3 k2o 0.43 0.60 0.30 0.33 la 2.5 · 10 -3 p2o5 0.07 0.09 0.04 0.07 zn 4.7 10 -3 ho2 + 10.40 10.95 11.60 12.60 zr 1.2 2.0 10-2 ho2 4.80 5.66 5.80 6.43 cr 0.5 0.8 10-2 тl 2.0 10-5 sn 1.5 · 10-4 lі 2.0 3.3 10-4 cu 4.0 8.0 10-3 ag 2.0 10-3 au 5.0 10.0 10-6 co 0.5 4.0 10-3 v 1.5 3.2 10-3 ge 0.12 0.15 10-3 ni 1.5 3.0 10-3 14 problems of tribology machines and mechanisms in different industries operate in different conditions. wear resistance of machine details is much influenced by the medium in which friction and wear occur. baro-thermal processing of grains of different cultures with the addition of mineral saponite by extrusion method is a promising technology for manufacturing highly efficient fodder for livestock. after such processing high-molecular organic compounds in the grain become low-molecular ones that are easier digested by livestock organism. digestibility of such fodder is 96 %. a small amount of mineral saponite (up to 5 percent of the total weight) in the fodder provides not only the significant (1.5 2 times) weight growth of livestock, but also increases quality of livestock products (meat and milk) and reduces sickness rate among young livestock. mineral saponite contains more than 20 microelements useful for livestock (table 1).operating experience of extruders for processing grain with saponite [2] showed that wear resistance and durability of heating cylinder parts are low. this is because mineral saponite contains quartz sand and is abrasive, and the moisture in the grain at 140 160 °с of barothermal processing creates an aggressive corrosive medium. the right choice of material, its thermal and chemical-thermal treatment has great influence on wear resistance and durability of extruder parts. therefore, the enhancement of extruder’s screw and cylinder wear resistance in such operating conditions is an important task. experiment there were experimental studies of wear resistance of steels with different chemical composition (tab. 2), with different thermal and chemical-thermal treatment (hardening, carburizing, ion nitriding and nitrohardening) (tab. 3). their aim was to study the influence of structure, hardness, of metastable phases presence in material structure and gradient diffusion coatings on wearing in corrosive and abrasive medium. steel 1 carburizing (tab. 2) was carried out for 16 hours at 920 °с with hardening in water at more than 800 °с and cooling for 2 hours at 150 °с. ion nitriding was done in oxygen fee saturating medium (a mixture of 75 % n2 + 25 % ar) at temperatures 570 °с, the pressure in the vacuum chamber was 240 pa for 6 hours. the technology of steel 5 nitrohardening included ion nitriding with the following hardening at 105 °с to obtain a significant amount of metastable retained austenite in the structure of material. table 2 chemical composition of steels under study chemical composition, % № steel grade c mn cr si ni s p cu 1 steel 1 0.2 0.45 <0.25 0.2 <0.25 <0.04 <0.04 <0.25 2 steel 2 0.45 0.6 <0.25 0.2 <0.25 <0.04 <0.035 <0.25 3 steel 3 0.8 0.25 <0.2 0.25 <0.25 <0.028 <0.03 <0.25 4 steel 4 0.98 0.3 1,5 0.25 <0.3 <0.02 <0.027 <0.25 5 steel 5 2.1 0.35 12 0.2 <0.35 <0.03 <0.03 <0.3 6 steel 6 0.4 0.5 1.45 0.3 <0.3 <0.025 <0.025 <0.3 the studies were carried out on a special device [3-5], which modeled the conditions of extruder’s operating, at a pressure of 4 mpa, with sliding speed of 1.37 m/s and at temperatures of 140°с in the model medium (aqueous solution of flour and saponite was in the ratio 8:9:1 respectively). table 3 shows the results of comparative experimental study of wear resistance of samples with different steels strengthened by different techniques. table 3 wear and wear intensity of different steels in model solution at different friction way wear, u, micron; wear intensity і×10-8 friction way, m 3000 6000 9000 12000 № steel grade and its treatment surface hardness, мpа u i u i u i u i 1 steel 1 2310 68 2.2 132 2.1 195 2.1 258 2.1 2 steel 2/ hardening 5180 53 1.7 103 1.7 153 1.7 203 1.6 3 steel 3/ hardening 6500 48 1.6 91 1.4 134 1.4 177 1.4 4 steel 4/ hardening 6510 43 1.4 80 1.2 116 1.2 152 1.,2 5 steel 5/ hardening 6700 39 1.3 72 1.1 105 1.1 138 1.1 6 steel 6/ ion nitriding 10050 25 0.8 43 0.6 63 0.7 88 0.8 7 steel 7/ ion nitriding 5450 26 0.8 47 0.7 70 0.7 98 0.9 8 steel 8/ ion nitriding 7860 24 0.8 43 0.6 64 0.7 90 0.8 9 steel 5/ ion nitriding 8600 22 0.7 39 0.5 58 0.6 82 0.8 10 steel 1 /carburizing 6950 28 0.9 52 0.8 78 0.8 108 1.4 11 steel 5/ nitrohardening 8100 15 0.5 25 0.3 38 0.4 55 0.5 problems of tribology 15 obtained data (tab. 3) were used for drawing graphs demonstrating the dependence of wear (fig. 2) of the studied samples on the friction way. fig. 1. the dependence of wear of different steel samples on friction way: 1 – steel 1; 2 5 – hardened steel (2– steel 2, 3 – steel 3, 4 – steel 4, 5 – steel 5); 6 9 – ion nitrided steel (6 – steel 6, 7 – steel 2, 8 – steel 4, 9 – steel 5); 10 – carburized steel 1; 11 – nitrohardened steel 5 fig. 1 shows that all the samples in the initial period of wear undergo preaging of friction surfaces, which gradually reduced wear intensity. for steels with homogeneous properties in depth (steel 1, steel 2, steel 3, steel 4, steel 5) wear intensity stabilizes, and wear varies directly proportional to friction way. for nitrided steel (steel 6, steel 2, steel 4, steel 5) and carburized steel 20 having variable properties of the depth of the diffusion coating. its wear does not change directly proportional to the way of friction. fig. 2. wear intensity of different steels in model medium after 12×103m friction way: 1 – steel 1 without thermal tratment; 2 5 – hardened steels (2 – steel 2, 3 – steel 3, 4 – steel 5, 5 – steel 5); 6 9 – ion nitrided steels (6 – steel 6, 7 – steel 2, 8 – steel 4, 9 – steel 5); 10 – carburized steel 1; 11 – nitrohardened steel 5 fig. 2 shows wear intensity of different steels in the model medium after 12 × 103 m friction way. the figure shows that for non-alloy steel (steel 1, steel 2, steel 3) having homogeneous properties in depth, there is a linear inverse dependence of wear intensity on friction surface hardness, that is proved by studies of other 16 problems of tribology authors [6, 10] for abrasive wear conditions. the presence of alloying elements in steels (steel 6, steel 4, steel 5) reduces wear intensity in abrasive wear [6 9]. particularly large impact on wear intensity of steels has the quantitative content of chromium. wear intensity reduces with the increase of chromium in steel, that is proved by wear of steels 4 and 5, in which the chromium content is 1.3 and 12 % respectively. among hardened steels steel 5 showed the lowest wear of wear (fig. 1, pos. 5). this is explained not only by a high content of chromium in the steel, but by the presence of more than 50 % of retained austenite in the structure of the material, formed during its hardening at the temperature higher than 1050 °с. retained austenite during cyclic deformation in abrasive wear is transformed into martensite [9], thus absorbing part of activation energy in the process of friction, thereby increasing material wear resistance [11]. table 4 shows the results of steel 5 property study (hardness, retained austenite and wear intensity) after hardening at different temperatures. studies have shown that the hardness of the nitrided layer varies with the change of hardening temperature. the maximum hardness is achieved at 975 °с when its structure contains the maximum amount of martensite (44 %), 36 % of austenite and 20 % of carbides. decrease in hardness after hardening at temperatures below 975 °c is explained by the formation of soft ferrite component in the structure of material that is a part of troostite, which is characteristic for incomplete hardening of tool steels. at a hardening temperature above 975 °c hardness also decreases, and this is explained the increases of retained austenite in its structure. the increase of hardening temperature increases the alloying of solid solution by chromium and carbon as a result of carbide dissolution. as a result, steel has more retained austenite and less martensite. the hardness of steel is continuously decreasing and at hardening temperature above 1150 °c the structure of steel 5 contains 93 % of retained austenite, 5 % of carbides and 2 % of martensite. table 4 characteristics of steel 5 after hardening № hardening temperature т, °с surface microhardness н100, мpа content of retained austenite а, % wear intensity і × 10 8 after the way 3×103 m surface microhardness after friction way 3 × 103 m 1 900 6900 19 1.65 7000 2 950 7090 28 1.37 7100 3 1000 7040 40 1.15 7090 4 1050 6700 55 1.1 6900 5 1100 5900 72 1.65 6300 6 1150 4800 93 2.6 4900 the study of steel 5 wear resistance in model solution showed that minimum wear intensity (1.1 × 10-8) is achieved at 1050 °c of hardening with approximately 55 % of austenite, 21 % of martensite and 14 % of carbides. wear intensity at 900 °c of hardening was 1.65 × 10-8 that is 1.5 times higher than at hardening temperature of 1050 °с. this happens because troostite structure contains ferrite and greater amount of martensite. thus, the tendency of increasing steel wear resistance with the increased content of retained austenite in its structure and the decreased amount of martensite is observed. the tendency of increasing steel 5 wear resistance structure with the increased amount of retained austenite and decreased amount of martensite in its structure at hardening temperature above 1050 °c is likely to continue if the stability of austenite remains constant. however, the raised hardening temperature simultaneously with the increased content of austenite decreases its sensitivity to phase γ → α transformation in abrasive wear in the model solution. as a result, the value of surface strengthening is reduced and the total resistance to destruction in abrasive wear of steel 5 is reduced in comparison with the maximum value at a hardening temperature of 1050 °c. table 4 shows that wear intensity at 1150 °с of hardening was 2.6 × 10-8 that is almost 2.5 times greater than at 1050 °с. the ability of a large amount of retained austenite to resist the destruction by abrasive wear shows deep internal changes occurring in the austenite. plastic deformation by abrasive particles in wear process causes decomposition of metastable retained austenite into martensite. this increases the hardness of the friction surface. this is confirmed by x-ray studies [9] of steel wear with high content of retained austenite in which the original content of martensite increased from 20 % to 60 %, and microhardness increased in 1.3 times. plastic deformation is accompanied by the slip of some layers of material. the slip as the result of plastic deformation is connected with the motion of a large number of dislocations on slip area and everything that obstructs their motion complicate the slipping. therefore, the motion of dislocations in the structure of the material is obstructed by secondary phases, atoms of alloying elements, granule brims and even vacancies in the lattice. pinning of dislocations generated during deformation of the material, maintains the hardened state in a material after removal of external loads. therefore, the success of alloys hardening depends on effective obstruction to the motion of dislocations [12]. metallographic studies [9] prove that in the process of abrasive wear the traces of plastic deformation can be observed at a considerable distance from the edge of the recess on problems of tribology 17 the working surface, that is 10 microns on hardened and 30 40 on non-hardened steels. the number of dislocations in very deformed layers reaches 24.1 × 1012 per cm2 [13]. thus, phase transformations, a large number of dislocations under the influence of plastic metal deformation on friction surface and, as a consequence, the significant slowdown and pinning of dislocations are the reason of increasing ability of steels with high content of retained austenite to resist to abrasive wear and increase of their wear resistance. the results show that the samples strengthened by the technology of ion nitriding in plasma of glowing discharge in oxygen free medium had higher wear resistance compared to other technologies. it is clearly seen from fig. 1 where the curve lines 6 9, which show that the magnitude and intensity of wear of steels under study after nitriding is almost 2 times lower when compared with their values after hardening. the highest wear resistance of friction pairs is achieved under optimal modes of ion nitriding of steels with regard to operating conditions. it should be noted that most of metastable retained austenite that formed during the hardening of steel 5, decomposes in nitriding process due to the lower temperature of martensitic transformation (< 290 °с [9]) compared with nitriding temperature. nitrohardening provides pre-nitriding followed by hardeninig. it provides metastable retained austenite in the structure of the material. however due to the high temperature of hardening a part of nitrides on the surface splits and nitrogen diffuses into the depth of the nitrided layer, increasing its thickness (fig. 3). this enhances steel wear resistance both due to retained austenite transformation under cyclic loading, and due to its alloying with nitrogen compared to traditional technology of nitriding (nitriding followed by hardening). from fig. 1 one can see that the wear resistance of samples made of nitrohardened steel 5 is 1.5 times higher compared to nitrided steel and 3 times higher compared to hardened one. fig. 3. hardness distribution in the depth of surface layer at different thermal and chemical-thermal treatment: 1– steel 1; 2 – hardened steel 4; 3 – steel 5 hardened at tempetarure higher than 1050 °с; 4 – nitrided steel 6; 5 – nitrided steel 4; 6 – hardened steel 5 with the following nitriding; 7 – carburized steel 1; 8 – steel 5 nitrohardened at 1050 °с; 9 – nitrided steel 2 fig. 4 shows the results of experimental study of the properties of steel 5 after nitriding with previous hardening and nitrohardening (nitriding followed by hardening). the studies have shown that when nitriding steel 5 with previous hardening the surface microhardness gradually decreases with the increase of hardening temperature on linear dependence (fig. 4 straight line 3). this is caused by the increase of retained austenite in the structure after hardening. during nitriding retained austenite decomposes because of low temperature of its martensitic transformations (less than 290 °c) at temperature of nitriding and its content after nitriding does not exceed 10 % (fig. 4 curve line 1). the structure of material is almost stabilized due to the small number of metastable phases. the intensity of surface wear increases with the increase of steel hardening temperature that is explained by the decrease in the hardness of material. 18 problems of tribology fig. 4. characteristics of steel 5 after nitriding (continuous line) and nitrohardening (dashed line): 1 2 – austenite content; 3 4 – microhardness of the surface layer; 5 6 – wear intensity after friction way 3 × 103 m at nitrohardening, unlike nitriding, hardening with the increase of temperature the content of retained austenite increases significantly and at 1150 °с of hardening it is 91 %. maximum surface microhardness is 9050 mpa at 900 °c of hardening, that is 150 mpa lower than at nitriding. surface microhardness decreases depending on the temperature of nitrohardening and on greater amount of austenite in the structure of material. the minimum hardness at nitrohardening is 5600 mpa, that is 1.5 times less than at nitriding. this is explained by a large amount of retained austenite, that has low hardness and a minimum amount of martensite. fig. 5. diagram of different steels wear at abrasive wear in model solutions with different thermal and chemical-thermal treatment: 1 – steel 1; 2 – steel 2 (hardening); 3 – steel 3 (hardening); 4 – steel 1 (carburizing); 5 – steel 4 (hardening); 6 – steel 5 (hardening); 7 – steel 2 (nitriding); 8 – steel 4 (nitriding); 9 – steel 6 (nitriding); 10 – steel 5 (nitriding); 11 – steel 5 (nitrohardening) the increase of the minimum surface hardness at nitrohardening to 800 mpa in comparison with the minimum hardness at hardening is explained by the content of oxide and nitride phases in the surface. wear intensity at nitrohardening is much lower than at nitriding (fig. 4 curve lines 5, 6). minimum wear intensity (0.3 × 10-8) is achieved at 1030 1050 °с of hardening and 45 55 % of retained austenite, that is 1.5 times less when compared with nitrided and 3.7 times less when compared with hardened steel 5. the regularity of influence of problems of tribology 19 retained austenite on wear intensity of nitrohardened steel 5 is similar to the regularity of its wear during hardening, but differs in the fact that the velocity of wear intensity increase after hardening temperature of 1050 °с is lower because of alloying retained austenite by nitrogen that increases its stability. fig. 5 shows the diagram of wear resistance indicator (i̇-1) of various steels at abrasive wear in model solutions with different thermal and chemical-thermal treatment. the diagram shows that steel 5 has maximum wear resistance after nitrohardening, that is 3.7 times higher when compared with steel 20 without treatment, almost 2 3 times when compared with hardened steels, 2.4 times when compared with carburized steel 20 and 1.5 1.7 times when compared with nitrided steels. conclusions research has proved that in a corrosive and abrasive medium wear resistance of steels depends on hardness, chemical composition and structure of the surface layer. 1. for unalloyed steels with stable structure wear resistance is directly proportional to friction surface hardness; 2. for alloyed steels wear resistance increases as compared with unalloyed and increases with the increase of quantitative content of alloying elements such as chromium; 3. the presence of an optimal amount of retained austenite in the structure of material enhances wear resistance of friction surface; 4. strengthening the steel surface by ion nitriding ensures high wear resistance; 5. the highest wear resistance of steels is achieved by nitrohardening (ion nitriding followed by hardening) at the optimal quantity of retained austenite in the structure of material. references 1 zasuha t.v. new disperse materials in livestock breeding. –vіnnitsa: arbat, 1997. – 224p. 2 kaplun v.g. extruding of grain feedstock with saponite // v.g. kaplun, v.s. pavlov, n a. mazur / kombikorma №3. – 2001.– s24. 3. gonchar v.a. methods of study of extruder’s screw wear resistance for processing feed grain with the additives of mineral saponite // problems of tribology, 2008.-№4 -p. 19-21. 4. kaplun v.g. study of wear resistance of friction pairs while processing feed grain with the additives of mineral saponite / v.g. kaplun, v.a. gonchar // problems of tribology, 2011.№2 -p. 17-20. 5. gonchar v.a. comparative studies of wear resistance of samples with different properties in model abrasive medium / problems of tribology. – 2012, №2.-p. 38-41. 6. tenenbaum m. m. wear resistance of constructive material and machine parts at abrasive wear. – m., “mashinostroenie”, 1966. 331 p. 7. tkachev v.n. wear and durability enhancement of farm machine parts 2nd ed., suppl. m.: “mashinostroenie”, 1971. 264 p. 8. gladchenko a.n. wear resistance of equipment for processing polymer material / a.n. gladchenko, v.g. zverlin, s.d. petrenko, i.v. shevelja. – m.: mashinostroenie, 1992. – 256 p. 9. popov v.s. durability of equipment for fireproof manufacturing / v.s.popov, n.n. brikov, n.s. dmitrichenko, p.g. pristupa // “metalurgija”.–1978.–232 p. 10. hrushhov m.m. studies of metal wear resistance / m.m. hrushhov, m.a. babichev. m.: ussr academy of sciences, 1960. 352 p. 11. kosteckij b. i. friction, lubricant and wear in machines. –kiev, “tehnika”, 1970. 395 p. 12. kittel' ch. introduction to solid-state physics. 2-nd ed.m., “fizmatgiz”, 1963. – 696 p. 13. chalmers b. physical metallurgy. m., “metalurgizdat”, 1963, 455p. гончар в.а., каплун п.в., рудык а.е., матвиишин п.в. изучение износовой стойкости сталей в коррозионно-абразивной среде приведены результаты экспериментальных исследований износостойкости различных сталей с различной термической и химико-термической обработкой в коррозионно-абразивной среде на специальных машинах трения, моделировали условия работы экструдеров при переработке фуражного зерна с примесью минерала сапонита. разработаны рекомендации для повышения износостойкости деталей которые работают в данных условиях. ключевые слова: износостойкость, азотированные слои, тлеющий разряд, абразивная среда влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 44 брыков м.н.,* прокопченко а.а.,* ефременко в.г.** *запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина, **приазовский государственный технический университет, г. мариуполь, украина e-mail: <m@brykov.com> влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали удк 669.017:620.178.16 представлены результаты исследований структуры и износостойкости высокоуглеродистой низколегированной стали после закалки от различной температуры в диапазоне 760 … 1000 ос и дальнейшей изотермической выдержки при 250 ос. установлено, что оптимальным режимом обработки является закалка от 900 ос и изотермическая выдержка 1 2 суток. в результате указанной обработки формируется мартенсито-аустенито-бейнитная структура практически без карбидной фазы. износостойкость стали после оптимальной обработки значительно превышает износостойкость мартенсита. ключевые слова: абразивное изнашивание, сталь, изотермическая обработка, бейнит, износостойкость. актуальность работы и анализ состояния вопроса исследования абразивного изнашивания (аи) материалов, в частности сталей и чугунов, составляют одно из направлений науки о трении и изнашивании. аи – наиболее интенсивный вид разрушения поверхности, протекает, как правило, по механизму малоцикловой усталости. проблема низкой износостойкости многих деталей, подверженных аи, в настоящее время не решена. в связи с этим поиск новых износостойких сплавов и оптимизация их термической обработки являются актуальными для трибологии. в серии работ, посвященных исследованию износостойкости нелегированных и легированных сплавов на основе железа, показано, что оптимальным материалом для работы в условиях аи являются высокоуглеродистые низколегированные стали при суммарном содержании легирующих элементов около 3 % [1 3]. такие стали после закалки из однофазной области сохраняют аустенитную структуру, но аустенит нестабилен температура начала мартенситного превращения мн находится в диапазоне 0 … 20 ос. в связи с этим в поверхностном слое металла происходит γ α превращение при пластическом деформировании абразивными зернами, и структура состоит из предельно наклепанного аустенита и высокоуглеродистого мартенсита [3]. микротвердость поверхности повышается до 12 гпа [4, 5], что обеспечивает максимально возможную износостойкость для металлической матрицы железоуглеродистых сплавов [3]. однако нестабильный аустенит оказывает отрицательное влияние на сопротивляемость материала распространению трещин. если в процессе эксплуатации деталь подвержена ударам, то первая же трещина способна быстро разрушить её. стабильный аустенит, например, в стали 110г13, обладает очень высокой ударной вязкостью благодаря пластической деформации и вязкому разрушению в вершине распространяющейся трещины. когда же трещина образуется в нестабильном аустените, например в стали 110г3, то в её вершине, так же как и на поверхности трения, при пластической деформации происходит γ α превращение с образованием хрупкого высокоуглеродистого мартенсита. это обстоятельство определяет очень низкую, практически нулевую, ударную вязкость сталей со структурой высокоуглеродистого низколегированного нестабильного аустенита даже для образцов без надреза. склонность таких материалов к хрупкому разрушению может быть значительно снижена изотермической обработкой при температурах около 250 ос. например, при изотермической обработке стали 120г3с2 (1,2 % c; 3,5 % mn; 2 % si), закаленной от 1000 ос (100 % аустенита), происходит бейнитное превращение с формированием тонких длинных пластин α -фазы при сохранении большого количества аустенита (рис. 1, а). это позволяет значительно повысить прочность материала при изгибе и сохранить пластичность на том же уровне (рис. 1, б) [6]. ударная вязкость также увеличивается, примерно до 25 дж/см2. недостатком такой обработки является достаточно длительная выдержка при 250 ос. для завершения бейнитного превращения аустенита стали указанного состава необходимо 8 суток. однако превращение может быть ускорено, если температуру мн повысить так, чтобы при закалке появилось некоторое количество мартенсита. поля упругих напряжений вокруг мартенсита ускоряют диффузионное перераспределение углерода и, соответственно, бейнитное превращение [6]. влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 45 а б рис. 1 – структура (а) и прочность при статическом изгибе (б) стали 120г3с2 (3,5 % mn) после закалки от 1000 ос и последующего изотермического превращения при 250 ос 8 суток [6] температура мн может быть повышена уменьшением содержания легирующих элементов в аустените перед закалкой. поэтому содержание марганца в стали 120г3с2 было уменьшено до 2,5 % при сохранении концентрации углерода и кремния на том же уровне. после закалки от 1000 ос в структуре наряду с аустенитом присутствует около 13 % мартенсита (рис. 2, а), поскольку температура мн в этом случае повышена до 33 ос. дальнейшая выдержка при 250 ос до 4 суток позволяет получить мартенситоаустенито-бейнитную структуру при сохранении высокой износостойкости [6]. а б рис. 2 – структура стали 120г3с2 (2,5 %mn) после закалки от 1000 ос (а) и выдержки при 250 ос 4 суток (б) [6] количество мартенсита после закалки можно варьировать в очень широких пределах, изменяя температуру нагрева в диапазоне от ас1 до аст. естественно ожидать, что при различном количестве мартенсита скорость и полнота бейнитного превращения будут также различными. с практической точки зрения время превращения должно быть минимизировано при сохранении износостойкости материала на приемлемом уровне. постановка задачи задачей данной работы явилась оптимизация режима термической обработки стали 120г3с2 по схеме «закалка + изотермическая выдержка». влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 46 методика проведения исследований исследования проводили на стали 120г3с2 следующего химического состава (масс. %): c mn si cr cu ni p s 1,22 2,58 2,03 0,16 0,44 0,06 0,029 0,009 термообработку образцов проводили в лабораторной печи сопротивления суол 0,25.1.1/12мрн3 с нихромовыми нагревателями. при измерении температуры датчиком служила термопара ха, устройством обработки сигналов потенциометр а-565-003-02. изотермическую выдержку при 250 ос проводили в печи сопротивления с автоматическим поддержанием температуры [7]. испытания на аи по гост 17367-71 проводили на электрокорундовом абразивном полотне всу2 14а 6п с (гост 27181-86) по схеме «pin-on-drum» [8]. размер зерен основной фракции составлял 63-80 мкм, максимально допустимый размер не превышал 100 мкм (гост 3647-80). износ образцов и эталона определяли по потере массы с погрешностью 0,0002 г (весы адв-200). твердость образцов по виккерсу измеряли с помощью твердомера твп-5012. микроструктуру исследовали с помощью электронного микроскопа supra 40-25-58. результаты экспериментов и обсуждение зависимость твердости от температуры закалки стали 120г3с2 представлена на рис. 3. первые пробные закалки проводили от температур заведомо ниже ас1 для точного определения температуры фазового превращения. это позволило установить температуру закалки на максимальную твердость (760 ос). повышение температуры закалки приводит к увеличению содержания аустенита в структуре и, соответственно, снижению твердости стали в закаленном состоянии. рис. 3 – зависимость твердости закаленной стали 120г3с2 от температуры нагрева под закалку рис. 4 – зависимость твердости от времени выдержки при 250 ос образцов стали 120г3с2, закаленных от различной температуры. температура закалки: 1 – 760 ос; 2 – 850 ос; 3 – 900 ос; 4 – 950 ос; 5 – 1000 ос изотермическая выдержка образцов, закаленных от 760 ос и 850 ос, показала, что во всем диапазоне времени выдержки (до 11 и 5 суток соответственно) не происходит увеличения твердости (рис. 4, кривые 1, 2). микроструктура образцов после выдержки представлена на рис. 5. влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 47 а б рис. 5 – микроструктура стали 120г3с2 после закалки и изотермической выдержки: а – закалка от 760 ос, выдержка 11 суток; б – закалка от 850 ос, выдержка 5 суток в образцах, закаленных от 900 ос, 950 ос и 1000 ос (рис. 4, кривые 3, 4, 5) повышение твердости при изотермической выдержке явно выражено, что свидетельствует о прохождении бейнитного превращения. максимальная твердость 500 hv достигается на образце, закаленном от 900 ос, уже через одни сутки после начала выдержки. а б в рис. 6 – микроструктура стали 120г3с2 после закалки и изотермической выдержки: а – закалка от 900 ос, выдержка 92 час.; б – закалка от 950 ос, выдержка 114 час; в – закалка от 1000 ос, выдержка 114 час влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 48 анализ микроструктур, полученных после завершения превращения образцов, закаленных при температурах 900 ос, 950 ос и 1000 ос, показывает (рис. 6), что во всех образцах присутствует значительное количество бейнита, однако размеры структурных составляющих различаются в зависимости от температуры закалки. наиболее дисперсная мартенсито-аустенито-бейнитная структура получена в образце, закаленном от 900 ос. обращает на себя внимание почти полное отсутствие избыточных карбидов. в структуре различаются лишь отдельные нерастворенные остатки карбидной фазы (рис. 6, а). примечательно, что увеличение температуры закалки всего лишь на 50 ос – с 850 ос до 900 ос – приводит к резкому уменьшению количества карбидной фазы в структуре ( рис. 5, б и 6, а). при увеличении температуры закалки до 950 ос и 1000 ос и последующей изотермической выдержке также происходит бейнитное превращение, однако структура значительно укрупняется (рис. 6, б, в). увеличивается также время превращения, и снижается твердость материала после изотермической обработки (рис. 4, линии 3, 4, 5). таким образом, как с практической точки зрения, так и с точки зрения качества структуры, оптимальным режимом термообработки является закалка от 900 ос и изотермическая выдержка при 250 ос в течение 1 2 суток. в результате обработки достигается твердость на уровне 500 hv. такой режим позволяет минимизировать температуру нагрева под закалку, значительно уменьшить время изотермической выдержки и получить достаточно высокую твердость, что может оказаться немаловажным во многих случаях изнашивания, когда смятие поверхности трения нежелательно или недопустимо. для проведения испытаний на абразивное изнашивание изготовлены новые образцы из стали 120г3. образцы обработаны по режимам: закалка от 900 ос; закалка от 900 ос, изотермическая выдержка при 250 ос 1 сут; закалка от 900 ос, изотермическая выдержка при 250 ос 2 сут. твердость образцов после обработки показана на рис. 7 (столбцы 6, 7, 8) в сравнении с твердостью известных материалов. относительная износостойкость термообработаных образцов при испытаниях на аи показана на рис. 8 (столбцы 6, 7, 8) в сравнении с относительной износостойкостью известных материалов. рис. 7 – твердость hv различных материалов после различной обработки: 1 – армко-железо отожженное; 2, 3, 4 – сталь у8, закалка без отпуска, отпуск при 150 ос, отпуск при 300 ос соответственно [3]; 5 – 120г3с2, закалка от 1000 ос [6]; 6 – 120г3с2 закалка от 900 ос; 7, 8 – 120г3с2, изотермическая выдержка при 250 ос 1 сут. и 2 сут. соответственно столбец 1 на рис. 7, 8 соответствует армко-железу в отожженном состоянии. его относительная износостойкость равна единице, поскольку этот материал используется в качестве эталонного. столбцы 2, 3, 4 соответствуют стали у8 после закалки от 800 ос и отпуска при 150 ос и 300 ос. необходимо отметить, что после закалки износостойкость стали у8 достаточно высока, но практически использовать такой материал затруднительно в связи с очень высокой хрупкостью. отпуск же заметно снижает износостойкость, поэтому практически достижимым уровнем износостойкости для сталей со структурой мартенсита является износостойкость стали у8 после закалки и низкого отпуска. влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 49 рис. 8 – относительная износостойкость при аи по гост 17367-71 различных материалов после различной обработки: 1 – армко-железо отожженное; 2, 3, 4 – сталь у8, закалка без отпуска, отпуск при 150 ос, отпуск при 300 ос соответственно [3]; 5 – 120г3с2, закалка от 1000 ос [6]; 6 – 120г3с2 закалка от 900 ос; 7, 8 – 120г3с2, изотермическая выдержка при 250 ос 1 сут. и 2 сут. соответственно столбец 5 на рис. 7, 8 соответствует стали 120г3с2 после закалки от 1000 ос. необходимо отметить, что твердость данной стали после закалки может изменяться в пределах 220 … 280 hv из-за возможных колебаний содержания марганца. например, при закалке стали с содержанием марганца 2,5 % (точка мн ~ 30 ос [6]) твердость оказывается выше (рис. 3, 4) в связи с наличием мартенсита в структуре (см. рис. 2, а). износостойкость стали 120г3с2 после закалки от 1000 ос находится практически на верхнем пределе для металлической матрицы нелегированных и легированных сплавов на основе железа [3]. однако, как было сказано выше, использование такого материала в некоторых случаях может быть затруднено. обработка стали 120г3с2 по режиму «закалка от 900 ос + изотермическая выдержка при 250 ос» обладает несколькими преимуществами. 1. снижается температура нагрева под закалку с 1000 ос до 900 ос. это позволяет снизить расход электроэнергии на термообработку, а также продлить ресурс оборудования, поскольку температура 1000 ос является предельной для длительной работы печей с нихромовыми нагревателями. 2. структура содержит отпущенный мартенсит и нестабильный аустенит в соизмеримом соотношении. это позволяет значительно расширить возможную область применения данного материала, поскольку не всегда при изнашивании абразивом полностью аустенитная структура оказывается наиболее износостойкой [9]. несмотря на несколько меньшую износостойкость по сравнению с полностью аустенитной структурой в стандартизованных условиях испытаний (рис. 8, столбцы 5, 6), сталь 120г3с2 после закалки от 900 ос может оказаться более износостойкой в других условиях, например, условиях смешанного многоциклового и малоциклового изнашивания. 3. после дополнительной изотермической выдержки износостойкость стали 120г3с2, закаленной от 900 ос, хотя и снижается (рис. 8, столбцы 7, 8), но остается существенно выше износостойкости отпущенного мартенсита (см. рис. 8, столбцы 3, 4) при гораздо меньшей хрупкости. таким образом, определен оптимальный режим термической обработки стали 120г3с2 по схеме «закалка+изотермическая выдержка». закалку необходимо проводить от 900 ос, изотермическую выдержку при температуре 250 ос в течение 1 2 суток. точное время изотермической выдержки может быть скорректировано для конкретных условий эксплуатации детали. выводы исследованы структура, твердость и износостойкость при аи стали 120г3с2 после закалки от различной температуры в диапазоне 760 … 1000 ос и последующей изотермической выдержки при 250 ос. установлено, что после закалки от 900 ос скорость превращения при изотермической выдержке максимальна. уже через 1 сутки твердость образцов выходит на уровень 500 hv и в дальнейшем изменяется несущественно. влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 50 износостойкость стали после закалки от 900 ос, а также после закалки и изотермической выдержки 1 2 суток значительно превышает износостойкость отпущенного мартенсита. дальнейшие исследования могут быть направлены на изучение механических свойств материала после данной обработки, а также возможных вариантов его практического использования. также представляют интерес испытания стали 120г3с2 после аналогичной обработки в смешанных условиях абразивного изнашивания при совместном прохождении малоциклового и многоциклового процессов разрушения поверхности трения. литература 1. ефременко в.г. влияние фазового и структурного состояния сплавов на основе железа на износостойкость в условиях помола высокоабразивного материала / в.г. ефременко, ф. к. ткаченко, т. а. ерёменко // вестник приазовского гос. техн. ун-та. – 2003. – № 13. – с. 113-117. 2. коваль а.д. принципы создания мелющих тел повышенной износостойкости. часть 1. износостойкость сплавов на основе железа при абразивном изнашивании / а.д. коваль, в.г. ефременко, м.н. брыков, м.и. андрущенко, р.а. куликовский, а.в. ефременко // трение и износ. – т.33. – №1. – с. 52-61. 3. брыков м.н. износостойкость сталей и чугунов при абразивном изнашивании : научное издание / м.н. брыков, в.г. ефременко, а.в. ефременко. – херсон : гринь д.с., 2014. – 364 с. 4. брыков м. н. механизм упрочнения нестабильного аустенита при пластической деформации / м.н. брыков, в.е. ольшанецкий // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2009. – № 2. – с. 23-26. 5. hesse o. zur festigkeit niedriglegierter stähle mit erhöhtem kohlenstoffgehalt gegen abrasiven verschleiß / o. hesse, j. merker, m. brykov, v. efremenko // tribologie + schmierungstechnik. – 2013. № 6. – s.37-43. 6. hesse o. bainit in stählen mit hohem widerstand gegen abrasivverschleiß / o. hesse, j. liefeith, m. kunert, a. kapustyan, m. brykov, v. efremenko // tribologie + schmierungstechnik. – 2016. № 2. – s.5-13. 7. коваль а.д. исследование кинетики образования нижнего бейнита в структуре высокоуглеродистой низколегированной стали / а.д. коваль, м.н. брыков, а.е. капустян, д.н. тимофеенко // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2011. – № 1. – с. 17-21. 8. брыков м. н. оптимальная схема стандартных испытаний металлических материалов на изнашивание закрепленным абразивом / м.н. брыков // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2003. – № 1. – c. 86-89. 9. брыков н. н. определение типа сплава и его оптимального структурного состояния для различных заданных условий изнашивания / н.н. брыков, м.н. брыков // problems of tribology. – 2004. – № 1. – c. 46-53. поступила в редакцію 03.10.2016 влияние режимов закалки и изотермической обработки на структуру и износостойкость высокоуглеродистой низколегированной стали проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 51 brykov m.n., prokopchenko a.a., efremenko v.g. effect of quenching and isothermal processing conditions on the structure and wear resistance of high-carbon low-alloy steel. the aim of the research presented was the heat treatment optimization of 120mn3si2 steel on a "quenching + isothermal holding" process. investigated are the structure, hardness and wear resistance of this steel after quenching from different temperatures in the range 760 ... 1000 ° c followed by isothermal holding at 250 ° c. it is found that after quenching from 900 °c the rate of bainite transformation is maximal. hardness of samples reaches the level of 500 hv within 1 day during isothermal holding, and changed insignificantly at subsequent treatment. as a result of this treatment the martensiteaustenite-bainite structure with little or no carbide phase is formed. attention is drawn to the almost complete absence of excess carbides. only a few remnants of undissolved carbide phase are visible in the structure. the wear resistance of steel after optimal treatment is much higher than the wear resistance of the martensite. further work may be aimed at the study of the mechanical properties of 120mn3si2 steel after this treatment, as well as ways for its practical use. also of interest are the tests of 120g3s2 after a similar treatment in the mixed conditions of abrasive wear with the simultaneous impact of low-cycle and high-cycle fatigue of the friction surface. keywords: abrasive wear, steel, isothermal treatment, bainite, wear resistance. references 1. efremenko v.g., tkachenko f.k., eremenko t.a. vliyanie fazovogo i strukturnogo sostoyaniya splavov na osnove zheleza na iznosostojkost' v usloviyah pomola vysokoabrazivnogo materiala, vestnik priazovskogo gos. tekhn. un-ta, 2003, no 13, pp.113-117. 2. koval a.d., efremenko v.g., brykov m.n., andrushchenko m.i., kulikovskii r.a., efremenko a.v. principles for developing grinding media with increased wear resistance. part 1. abrasive wear resistance of iron-based alloys, journal of friction and wear, 2012, v.33, no 1, pp. 39-46. 3. brykov m.n., efremenko v.g., efremenko a.v. iznosostojkost' stalej i chugunov pri abrazivnom iznashivanii, herson : grin' d.s., 2014, 364 p. 4. brykov m.n. mekhanizm uprochneniya nestabil'nogo austenita pri plasticheskoj deformacii, novі materіaly і tekhnologіi v metalurgіi ta mashinobuduvannі, 2009, no 2, pp.23-26. 5. hesse o. zur festigkeit niedriglegierter stähle mit erhöhtem kohlenstoffgehalt gegen abrasiven verschleiß / o. hesse, j. merker, m. brykov, v. efremenko // tribologie + schmierungstechnik. – 2013. № 6. – s.37-43. 6. hesse o. bainit in stählen mit hohem widerstand gegen abrasivverschleiß / o. hesse, j. liefeith, m. kunert, a. kapustyan, m. brykov, v. efremenko // tribologie + schmierungstechnik. – 2016. № 2. – s.5-13. 7. koval a.d., brykov m.n., a. kapustyan a.e., timofeenko d.n. issledovanie kinetiki obrazovaniya nizhnego bejnita v strukture vysokouglerodistoj nizkolegirovannoj stali, novі materіaly і tekhnologіi v metalurgіi ta mashinobuduvannі, 2011, no 1, pp.17-21. 8. brykov m.n., optimal'naya skhema standartnyh ispytanij metallicheskih materialov na iznashivanie zakreplennym abrazivom, novі materіaly і tekhnologіi v metalurgіi ta mashinobuduvannі, 2003, no 1, pp.86-89. 9. brykov m.n., brykov n.n. opredelenie tipa splava i ego optimal'nogo strukturnogo sostoyaniya dlya razlichnyh zadannyh uslovij iznashivaniya, problemy trybologіi (problems of tribology). khmel'nyts'kyi, khnu, 2004, no 1, pp.46-53. моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 67 костогриз с.г., мисліборський в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: mvovka13@gmail.com моделювання механічних коливальних систем удк 621.891:620.194 в роботі розглянуті загальні підходи і принципи побудови розрахункових моделей механічних коливальних систем, а також методика їх спрощення та визначення зведених мас і крутильних жорсткостей. ключові слова: коливальні параметри об’єкта, фактори, збуджуючі коливання, структурні елементи системи, пружні та непружні зв’язки, динамічна модель механічної системи, спрощена модель коливальної системи. вступ для дослідження механічних коливань в реальних технічних об’єктах їх замінюють відповідними моделями, абстрагуючись від другорядних процесів та структурних елементів реального об’єкта і виділяючи в ньому тільки ті процеси і елементи, які визначають і характеризують явища, що досліджуються. мета і постановка задачі робота виконується з метою обґрунтування використання загальних підходів і принципів побудови розрахункових моделей механічних коливальних систем, а також методика їх спрощення та визначення зведених мас і крутильних жорсткостей. 1. принципи побудови моделей механічних коливальних систем розглянемо для прикладу автомобіль як об’єкт, в якому відбувається цілий комплекс коливальних процесів різних за своєю природою і характером [1]. як правило,ці процеси взаємозв’язані. однак серед них можна виділити: коливання маси автомобіля на ресорах і шинах коліс; вібрації рами, кузова та інших конструктивних елементів. побудувати і дослідити модель, яка враховувала б всі коливальні процеси такого роду складальних системах практично не можливо і не доцільно. тому до моделювання коливальних процесів в механічних системах підходять таким чином і в такій послідовності: 1) визначаються з тим, які коливальні параметри об’єкта потрібно досліджувати; 2) встановлюють збуджуючі коливання фактори (силові, кінематичні та інші); 3) виділяють основні структурні елементи системи, які беруть участь в коливальному процесі, у вигляді зосереджених або розподілених мас; 4) виявляють пружні та непружні зв’язки між структурними елементами системи, які беруть участь в коливаннях; 5) будують динамічну модель механічної системи, яка відображає її основні, відповідно до об’єкта дослідження, властивості; 6) при необхідності спрощують модель коливальної системи. ці принципи повністю відповідають загальному підходу до дослідження коливань в механічних системах, який викладений нижче. дійсно, першим пунктом встановлюються вихідні функції, а пункти третій, четвертий і п’ятий безпосередньо відносяться до динамічних властивостей коливальної системи, які визначає її внутрішня структура. повернемось, однак, до побудови моделі коливальної системи автомобіля для дослідження питання про коливання його мас при русі по нерівностях дороги. на основі цього можна давати оцінку так званій плавності руху автомобіля і його комфортними властивостями, а також вирішувати і інші задачі, як наприклад, про режим навантаження елементів ходової системи. основними коливальними параметрами тут будуть: вертикальні коливання центра мас автомобіля ( )z t на ресорах підвіски; кутові коливання кузова на ресорах ( )q t відносно осі, що проходить через центр мас і перпендикулярній поздовжній площині, що проходить через центр мас; поперечно-кутові коливання ( )t кузова відносні повздовжньої осі, що проходить через центр мас; вертикальні коливання коліс на пружних шинах 1 2 3 4( ), ( ), ( ), ( )z t z t z t z t . таким чином, маємо сім коливальних вихідних параметрів системи, які потрібно дослідити. основним фактором, що збуджує коливання є нерівності дороги. тут маємо змушуючи функції. функцію зміни висоти нерівностей дороги  z t під правими колесами і відповідну функцію ( )z t , – під лівими колесами. моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 68 структурними елементами моделі є маса тієї частини автомобіля, яка знаходиться на підвісці 1m і задніх коліс 2m . між цими структурними елементами є пружні і дисипативні зв’язки. маса кузова m зв’язана з масою кожного з передніх коліс 1m умовною пружиною з характеристикою відповідно з масами задніх коліс вона зв’язана пружиною з характеристикою 1 2, c c . маси передніх 1 2, m m задніх коліс мають пружній зв’язок з дорогою через шини з характеристиками 1 2, c c . кожному з пружних зв’язків відповідає непружний зв’язок через передні і задні амортизатори підвіски з характеристиками 1 2, k k непружний зв’язок коліс через шини з дорогою з характеристиками ' ' 1 2, k k . про пружні і дисипативні характеристики механічних коливальних систем нижче буде сказано більш детально. виходячи з цього динамічну модель коливальної системи автомобіля можна подати у вигляді, як це показано на рис. 1. рис. 1 – просторова динамічна модель автомобіля, який рухається по нерівностях дороги складаючи цю модель, ми абстрагувались від деяких факторів, які в певній мірі не слід вважати головними при розгляді цього питання. по перше, не враховуємо коливання відносно поздовжньої і поперечної осі автомобіля. по друге, не враховуємо вплив обертових мас автомобіля (двигуна, деталей силової передачі) на коливання по вибраних координатах. по третє, не враховуємо те, що обертовий момент на колесах може бути змінним і збуджувати коливання маси автомобіля. показана на рис. 1 модель може спрощуватись по мірі того, від яких факторів ми абстрагуємось і які робимо припущення. наприклад, припустимо, що під лівими і правими колесами функція зміни висот нерівностей дороги буде однакова. в цьому разі система стане симетричною відносно осі x і не будуть виникати поперечно кутові коливання ( )t навколо цієї осі. наслідком цього є те,що від просторової коливальної системи (рис. 1) перейдемо до плоскої коливальної системи (рис. 2) рис. 2 – плоска динамічна модель автомобіля, який рухається по нерівностях дороги якщо в моделі, зображеній на рис. 1, сім вихідних коливальних параметрів, то в цій моделі тільки чотири. можливе також і подальше спрощення моделі. введемо припущення, що коливання маси автомобіля, що приходиться на передню підвіску nm не зв’язані з коливаннями його маси, що приходиться на задню підвіску 3m . це приводить до більш простої моделі, якщо ми будемо розглядати коливання передньої частини автомобіля (рис. 3, а). моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 69 а б рис. 3 – спрощені динамічні моделі автомобіля (а і б), який рухається по нерівній дорозі внаслідок спрощення в динамічній моделі (рис. 3, а) маємо тільки два вихідних незалежних коливальних параметри. якщо припустити, що маса коліс незначна у порівнянні з масою передньої частини автомобіля, то динамічна модель прийме ще біль простий вигляд (рис. 3, б), і в ній буде тільки один вихідний параметр, що характеризує вертикальні коливання передньої частини автомобіля. 2. особливості моделювання крутильних механічних коливальних систем розглянемо побудову динамічних моделей механічних систем, в яких мають місце так звані крутильні коливання. до них відносяться силові передачі від двигунів до робочих органів різного технологічного обладнання, верстатів, транспортних машин, тощо. в цих системах основні їх деталі – вали з розміщеними на них обертовими масами здійснюють обертовий рух, закручуються і навантажуються при цьому змінними навантаженнями коливального характеру. для прикладу візьмемо механізм головного руху токарно револьверного верстата мод. 1336м, кінематична схема якого зображена на рис. 4 [2]. рис. 4 – кінематична схема проводу головного руху токарно револьверного верстата мод.1336м при заданій схемі ввімкнення зубчатих коліс потік енергії від двигуна 1 до планшайби 3 йде через пасову передачу 2, вал і, зубчату пару ( 1 2,z z ), вал іі, зубчату пару ( ' 2 3,z z ), вал ііі, зубчату пару ( '3 4,z z ) на вал iv із планшайбою 3 та закріпленою в ній деталлю 4. для такої системи вихідними коливальними параметрами є кути повороту обертових мас валів i, ii, iii, iv з посадженими на них деталями – відповідно 1 2 3, , ,... n        , а вхідною, збуджуючою коливання функцією є змінний в часі момент сил різання на шпинделі – ( )pm t . основними структурними інерційними елементами системи тут є обертові маси двигуна, пасової передачі, валів із зубчастими колесами та планшайби з деталлю. між ними є пружні зв’язки, які вмикають завдяки пружним властивостям валів та зубчастих зачеплень. знехтуємо розсіюванням енергії у валах та передачах при коливальних, а також коливаннями в пасовій передачі. з врахуванням цього динамічну модель для дослідження коливань у приводі верстата (рис. 4) подамо у такому вигляді (рис. 5) [1]. моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 70 рис. 5 – динамічна модель для розрахунку коливань в приводі головного руху верстата мод. 1336м особливістю складання динамічних моделей крутильних систем є те, що в них рухомі маси, кути повороту та крутильні жорсткості зводяться до одного з валів передаточного механізму. символ (*) в позначеннях цих величин означає зведення. найчастіше ланкою зведення бувають вихідний та вхідний передачі. на рис. 5 позначені: *1i – зведений до вала і момент інерції, що враховує маси ротора електродвигуна, шківів пасової передачі і половини маси вала і; *2i – зведений до вала і момент інерції половини маси вала і, шестерні 1z , шестерні 2z і половини маси вала між шестернями 2z i ' 2z з вільною шестернею; *3i – зведений до вала і момент інерції, що враховує масу половини проміжка вала між шестернями 2z i ' 2z , масу шестерень 2z i ' 2z та половини маси вала ііі в проміжку між шестернями 3z i ' 3z та масу вільного лівого кінця вала ііі; *4i – зведений до валу і момент інерції мас половина вала ііі у проміжку між шестернями '33 zz  , правого вільного кінця ііі, шестерні ' 3z , шестерні 4z , лівого вільного кінця вала iv і половини ділянки вала, що розміщений між шестернею 4z і планшайбою 3; 5i – зведений до валу і момент інерції мас планшайби 3, деталі 4 і половини проміжку між шестернею 4z і планшайбою 3. * 1c  – зведена жорсткість валу і, що враховує пружні властивості валу і та зачеплення зубчастих коліс 21 zz  ; * 1c  – зведена до валу і жорсткість валу іі у проміжку між шестернями ' 22 zz  із врахуванням пружних властивостей пар шестерень 21 zz  та 3 ' 2 zz  ; * 3c  – зведена до валу і жорсткість вала ііі на проміжку між шестернями '33 zz  із врахуванням пружних властивостей пар шестерень ' 23 zz  та ' 34 zz  ; * 4c  – зведена до вала і жорсткість вала vi на проміжку між шестернею 4z та планшайбою 3 із врахуванням пружних властивостей пари шестерень '34 zz  . показану на рис. 5 динамічну модель крутильних коливань при потребі можна спрощувати. наприклад, якщо нас не цікавлять коливання проміжних валів і зубчастих коліс привода, а цікавить коливальний процес на валу і при дії змінних моментів збоку двигуна та планшайби, то систему можна звести до двохмасової. при цьому маси, момент сил і жорсткості зводяться до вала і, а весь передаточний механізм замінюється умовним валопроводом з еквівалентною (зведеною) жорсткістю (рис. 6). рис. 6 – спрощена модель для розрахунку крутильних коливань в приводі головного руху верстата мод. 1336м нижче для розглянутої нам динамічної схеми приводу головного руху токарного револьверного верстата подано приклад зведення мас та жорсткостей з використанням принципів, наведених у розділі 2. моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 71 3. зведення мас в крутильних коливальних схемах при вирішені цього питання виходять з відомого в теорії механізмів і машин принципу, що кінетична енергія зведеної маси дорівнює сумі кінетичних енергій всіх рухомих мас системи , в якій проводять зведення мас. розглянемо зведення мас валу i реальної схеми приводу (рис. 4) відповідно до його динамічної моделі (рис. 5). кінетична енергія маси з моментом інерції 1i : 2 1 1 2 i   1 2 2 1( ) 2 д ш ni i u   2 1 2 10, 5 ) 2 ш bi i  , звідки: 1 2 1 2 1 0, 5 ( )b ш д ш ni i i i i u    , де дi , 1шi , 2шi , 1bi – відповідно моменти інерції: ротора двигуна, ведучого шківа пасової передачі, веденого шківа пасової передачі, вала 1; 1 – кутова швидкість вала 1; nu – передаточне число пасової передачі. кінетична енергія маси з моментом інерції 2i : 1 1 2 2 2 ' 22 1 12 1 2 21 ( 0, 5 ) ( 0, 5 ) 2 2 2 z b z bi i i ii u        , звідки: 2 2 1 1 ' 2 2 21 0, 5 0, 5 z bb z i i i i i u     , де 1z i , та 2z i – відповідно моменту інерції зубчастих коліс 1z та 2z ; 2 ' bi – момент інерції ділянки вала ii на проміжку між шестернями 1z і 2z з врахування проміжної шестерні між ними; 21 1 2/u z z  – передаточне відношення шестерень 2z і 1z . кінетична енергія маси з моментом інерції 3i : 332 2 2 ' 2' '' 22 113 1 2 2 2 21 21 32 ( )( / 2 ) 2 2 2 z bz b b i ii i ii u u u        . з цього виразу знаходимо момент інерції: 3 32 2 2 ''' ' 3 2 2 2 21 21 32 0, 5 z bz b b i ii i ii u u u       , де 2z i , та 3z i – відповідно моменту інерції шестерень; 2 '' bi – момент інерції ділянки вала ii між шестернею та лінією опору з врахуванням маси проміжної шестерні; 2 ' bi – момент інерції частини вала iii, що лежить між лівою опорою та серединою проміжку між шестернями 3z та ' 3z . ' 32 3 2/u z z  передаточне відношення між шестернями 3z та ' 2z . кінетична енергія маси з моментом інерції 4i . 3 3 4 4 '' 2 ' 22 ' 1 14 1 2 2 2 2 2 21 32 42 32 12 ( ) ( ) 2 2 z b z bi i i ii u u u u u        , відповідно: 3 3 4 4 '' ' 4 2 2 2 2 2 21 32 21 32 43 z b z bi i i ii u u u u u      , де 2'z i та 4z i – відповідно моменти інерції зубчастих коліс 3z ; 3 '' bi – момент інерції вала iii на ділянки від правої опори до середини проміжку між шестернями ' 3z та 3z ; 4 ' bi момент інерції вала iv на проміжкуі від лівої опори до середини проміжку між шестернею 4z та планшайбою 3; ' 43 4 3/u z z  – передаточне відношення між шестернями ' 3z та 4z . моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 72 аналогічно знаходимо момент інерції 5i : 4 '' 22 15 1 2 2 2 21 32 43 ( ) 2 2 b пшi ii u u u     , звідки: 4 '' 5 2 2 2 21 32 21 b пшi ii u u u    , де 4 '' bi та пшi – відповідно момент інерції проміжку вала iv між шестернею і планшайбою 4z та момент інерції планшайби 3 з деталлю 4. у випадку спрощеної динамічної моделі (рис. 6) момент інерції 1i визначається за формулою 1, а момент інерції зведеної маси *2i визначається по наведеній вище методиці і описується виразом: 32 4 1 12 2 2 2 2 2 2 21 21 32 21 32 43 0, 5 bb b пшb ш ii i i i i i u u u u u u        де 2 3 4 , ,b b bi i i – відповідно моменти інерції валів ii, iii, iv разом із посадженими на них шестернями. 4. зведення крутильних жорсткостей зведена жорсткість в крутильних коливальних системах визначається як відношення зведеного моменту сил до зведеного кута закручування умовного валопроводу покажемо , як визначається зведені жорсткості для елементів умовного валопроводу динамічної моделі крутильних коливань, зображеної на рис. 5 і еквівалентній системі приводу, зображеного на рис. 4. за ланку зведення приймаємо вал i, а витратами на тертя в зубчастих парах, підшипниках та валах знехтуємо. зведена крутильна жорсткість участка умовного валопроводу, що знаходиться між масами 1i та 2i буде дорівнювати жорсткості вала i, тобто 1c   та 1c . індекс * далі означає, що ним позначена саме зведена жорсткість. зведена жорсткість вала ii на проміжку між шестернями 2z і ' 2z (рис. 4), або жорсткість умовного валопроводу, що розміщений між масами 2i та 3i . 2 21 21 21 m c c    , де 21m – зведений до валу i момент, діючий на валу ii; 21 – зведений до валу i кут закручування вала ii. якщо позначити через 2m обертовий момент, прикладений до валу ii, а через 2 – викликаний цим моментом кут закручування вала, то: 2 2 2m c  , де 2c – крутильна жорсткість валу ii на ділянці між шестернями 1z і ' 2z (рис. 4) неважко показати, що 21 2 21u   , а 2 21 21 m m u  , де 21u – передаточне відношення від шестерні 2z до шестерні 1z . підставляючи ці співвідношення у формулу для розрахунку 2 c  , отримаємо: 2 2 2 21 c c u    . зведена до валу i жорсткість валу iii на проміжку між шестернями 3z і ' 2z , що відповідає жорсткості ділянки умовного валопроводу (рис. 5), розміщені між масами 3i та 4i , визначають із співвідношення: моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 73 3 31 31 31 m c c    , де 331 21 32 m m u u  – зведений до валу i момент,діючий на валу iii; 31 3 21 32u u   – зведений кут закручування цього вала. оскільки моменту на валу iii 33 3m c  , де 3 c – крутильна жорсткість вала iii, а 3 – його кут закручування,то виходячи з виразу 3c   , отримаємо що: 3 3 2 2 21 32 c c u u    , де 43u – передаточне відношення від шестерні 4z до шестерні ' 3z . 3c – крутильна жорсткість вала на вказаному вище проміжку. аналогічним чином визначаємо зведену до валу i крутильну жорсткість вала iv на проміжку між шестернею 4z та планшайбою (рис. 4), що відповідає жорсткості умовного валопроводу на ділянці між масами 4i та 5i (рис. 5): 4 4 2 2 2 21 32 43 c c u u u    , де 43u – передаточне відношення від шестерні 4z до шестерні ' 3z ; 4c – крутильна жорсткість валу на вказаному вище проміжку. у випадку спрощеної двох масової крутильної динамічної моделі приводу (рис. 6) зведена до валу i крутильна жорсткість умовного валопроводу c буде враховувати жорсткість всіх пружних елементів, розміщених між масами 1i та 5i (рис. 6). при її визначенні виходимо з того, що зведена податливість умовного валопроводу буде дорівнювати сумі податливостей його елементів, а саме: 1 2 3 4 1 1 1 1 1 c c c c c            підставляючи у формулу для c наведені вище вирази для крутильних жорсткостей окремих ділянок умовного валопроводу (рис. 5) одержимо, що: 1 2 3 4 2 3 4 1 3 4 1 2 4 1 2 3 2 2 2 2 2 2 21 21 32 21 32 34 c c c c c c c c u c c c u u c c c u u u c c c                                      висновки 1. розглянуті загальні підходи і принципи до визначення структурних елементів розрахункових моделей механічних коливальних систем і їх побудови. 2. на двох прикладах складних механічних коливальних систем ілюструється процес послідовного переходу від складних до простих коливальних систем. 3. подані аналітичні залежності для розрахунку зведених мас та зведених жорсткостей в крутильних коливальних системах. література 1. ротенберг р. в. подвеска автомобиля // изд. 3-е, переработ. и доп. м.: «машиностроение». – 1972. – с. 392. 2. кучер а. м. металлорежущие станки (альбом общих видов, кинематических схем и узлов) / кучер а. м., киватицкий м. м., покровский а. а. // изд-во «машиностроение». – 1972. – с. 308. 3. комаров м. с. динамика механизмов и машин. – м.: «машиностроение», 1972, – с. 296. поступила в редакцію 18.12.2017 моделювання механічних коливальних систем проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 74 kostogruz s.g., misliborskij v.v.. mechanical modeling oscillating systems. the paper considers general approaches and principles of constructing calculation models of mechanical vibrational systems, as well as a method for their simplification and determination of consolidated masses and torsional stiffnesses. key words: oscillatory parameters of the object, factors, excitatory oscillations, structural elements of the system, elastic and inelastic ties, dynamic model of the mechanical system, simplified model of the oscillatory system. references 1. rothenberg r.v. suspension of the car. izd. 3rd, rework. and add m., "mechanical engineering", 1972, p. 392. 2. kucher a.m. metal-working machines (an album of common types, kinematic schemes and nodes). a. kucher, m. m. kiviatsky, a. pokrovsky. publishing house "mechanical engineering", 1972, c 308. 3. komarov m.s. dynamics of mechanisms and machines., m., "mechanical engineering", 1972, p. 296. обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 23 аулін в.в., гриньків а.в., лисенко с.в., чернай а.є., замота т.м. центральноукраїнський національний технічний університет, м. кропивницький, україна e-mail: aulinvv@gmail.com обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів транспортних машин удк 621.891:629.083 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-23-32 розглянуто використання методів теорії інформації та теорії чутливості для оцінки закономірностей зміни технічного стану трибосистем агрегатів транспортних машин. для вибору раціональної сукупності діагностичних параметрів запропоновано і теоретично обґрунтовано критерії інформативності і відносної чутливості, а також наведено зв'язок діагностичних параметрів технічного стану трибосистем та показників їх надійністю. інформацію для даного діагностичного параметру пропонується подавати у вигляді функціонального часового ряду з урахуванням регуляторної і випадкової складових. ключові слова: трибосистема, технічний стан, діагностичний параметр, надійність, критерій інформативності, критерій відносної чутливості. вступ при забезпеченні належного рівня надійності, особливо при використанні транспортних машин (тм) в важких умовах експлуатації, є потреба в розробці ефективних систем діагностування технічного стану трибосистем їх агрегатів. достовірність постановки діагнозу визначається повнотою оцінкою технічного стану трибосистем агрегатів тм [1 4], яка залежить від сутності та числа його параметрів. повний опис стану об'єкту діагностування [5] можливий за множиною незалежних між собою параметрів, що характеризують відхилення структури або його функцій від нормальних значень. на практиці доцільно здійснювати вибір раціональної сукупності діагностичних параметрів. при цьому досліджують їх інформативність і вибирають ті, які мають найбільші значення і відповідають поставленому завданню. питанню вибору діагностичних параметрів оцінки технічного стану трибосистема присвячено велике число досліджень [6 7]. проте до теперішнього часу немає регламентованого переліку діагностичних параметрів, за якими однозначно визначають їх технічний стан. це питання вимагає розробки нових підходів і подальших досліджень. у загальному випадку діагностичний параметр, визначаючи інформаційну сторону однієї або декількох фізичних величин, є кількісною мірою оцінки технічного стану об'єкту, що підлягає контролю [8]. його значущість і придатність в цілому обумовлені комплексом вимог. при цьому доцільно керуватися принципами можливості і достатності. перший з них базується на наявних засобах триботехнічного діагностування або створені розробки необхідних технічних станів, за допомогою яких можна з необхідною точністю визначити поточне значення діагностичного параметра. другий принцип зумовлює раціональність номенклатури діагностичних параметрів, що дозволяють об'єктивно оцінити технічний стан контрольованої трибосистеми агрегату або машини в цілому. аналіз досліджень у цьому напрямі свідчить, що зазначене є достатньо складним технічним завданням, рішення якого не можливе без детального вивчення існуючих підходів. у науковій літературі значне місце займають методи відбору параметрів для контролю зовнішніми засобами триботехнічного діагностування на основі побудови і аналізу функціональних і логічних моделей булевої алгебри [9]. основними недоліками є обмеженість можливостей рівневого представлення трибосистем, визначення вхідних і вихідних параметрів, а також складність визначення міри і характеру взаємодії між ними. крім того, методи математичної логіки не враховують ймовірність появи відмов в досліджуваних трибосистемах. ефективним є застосування методу побудови граф-моделей [10], які не вимагають кількісних залежностей між параметрами, але дозволяють враховувати топологічні особливості структури трибосистем та їх зв'язок із зовнішнім середовищем. в той час метод вимагає попереднього опису повної сукупності можливих несправностей і їх ознак, що ускладнює аналіз. відомі також методи, що ґрунтуються на визначені ентропії складної події. сутність їх полягає в тому, що значення деякого трибодіагностичного параметра знімає частину невизначеності про технічний стан. проте ймовірність знаходження трибосистеми в різних станах приймається однаковою. обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 24 для вибору параметрів, в роботі [11] використано метод оптимізації на основі мінімізації витрат на трибодіагностування і забезпечення заданого рівня надійності агрегату 0p . при цьому, для вектору контролю рівня надійності iy p і витрат  cyb виконуються умови: 0pp iy  , ,)( 0byb i  (1) де 0b – заданий рівень витрат на здійснення контролю. проте цей метод викликає труднощі під час отримання початкової інформації за витратами на трибодіагностування, а оцінку доцільності контролю трибосистем агрегатів в цілому, запропоновано комплексний показник: 4321 hhhhl yк    , (2) де  – бальна оцінка витрат на експлуатацію транспортних засобів в зв'язку з несправністю; l – середнє напрацювання на відмову (пошкодження); 41...hh – коефіцієнти, що враховують альтернативні умови виявлення і усунення відмови. проте цей показник недостатньо обґрунтований через відсутність методик отримання коефіцієнтів, їх вибору, та використання експертних оцінок складових втрат від експлуатації. зміну чутливості станів систем і агрегатів машин ініційовано появою монографій [12, 13] югославських вчених р. томовіча і м. вукобратовіча. найбільшого поширення теорія чутливості знайшла в робототехніці [14], де її беруть на озброєння фахівці в області надійності, контролю, діагностики та випробувань роботехнічних систем. функції і коефіцієнти чутливості, що розглядаються в теорії чутливості, можна використати для ідентифікації, контролю, випробувань, встановлення та розподілу допусків на параметри елементів трибосистем: аналізу точності систем керування і апаратури з урахуванням розкиду параметрів; аналізу стійкості; для вирішення завдань оптимального та адаптивного управління; ідентифікації, випробування та налаштування трибосистем, і т.д. класифікацію таких завдань наведена на рис. 1. завдання, що вирішуються за допомогою теорії чутливості прямі завдання: по заданих функціях чутливості і змінах параметрів оцінюється додатковий приріст розвитку системи зворотні завдання: по заданих функціях чутливості і додатковому приросту розвитку системи оцінюються зміни параметрів змішані завдання: включають в себе як прямі, так і зворотні завдання, що дає змогу точніше вирішити завдання на різних його етапах рис. 1 – класифікація вирішуваної групи завдань за допомогою методів теорії чутливості зазначені групи завдань і методи використання теорії чутливості, при їх розв'язані, мають універсальний характер. однак при ідентифікації станів трибосистем агрегатів може мати місце невисока швидкість сходження, яка при інших рівних умовах спадає з ростом кількості контролюючих параметрів. метод ідентифікації, що базується на теорії чутливості і стосується досліджень динамічних об'єктів, розглянуто в роботах а.і. рубана [15]. при цьому важливою проблемою є рівень чутливості [16 18]. широкий спектр завдань теорії управління системами з використанням теорії чутливості відображено в роботі б.м. петрова і п.д. крутька [19]. автори вирішують завдання підбору невідомих параметрів диференціальних рівнянь адаптивного управління та з'ясовують можливість ідентифікації нестаціонарних параметрів. активізація використання теорії чутливості на широкий клас завдань управління та досліджень систем і агрегатів машин відображено і в роботах р.м. юсупова, ф.м. захаріна, в.і. городецького, е.н. розенвассера, к. спіді, р. брауна, дж. гудвіна, ю.я. остова і а.і. рубана та ін. подальшого розвитку теорія чутливості набула у вигляді теорії відносної чутливості функцій (сенситивів), відображеної в роботах а.г. кузьменка [20] та в.в. ауліна [21, 22]. теорію сенситивів використано при вирішені завдань оцінки точності математичних моделей процесів тертя та зношування і вимірювання триботехнічних характеристик. проведений аналіз теорії сенситивів виявив її істотні переваги і широкі аспекти застосування у порівнянні з абсолютною чутливістю функцій, обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 25 нагального розв’язання потребують ряд питань важливих технічних проблем і завдань: оцінка технічного стану трибосистем та еволюція його розвитку; визначення показників надійності систем і агрегатів тм за діагностичною інформацією; уточнення зв’язків між діагностичними параметрами і показниками надійності систем і агрегатів тм. постановка проблеми метою роботи є, використовуючи методи теорії інформації та теорії чутливості, побудувати та обґрунтувати критерії інформативності і відносної чутливості діагностичного параметру технічного стану трибосистем агрегатів транспортних машин. результати дослідження технічний стан трибосистем агрегатів тм в процесі експлуатації характеризується певною невизначеністю, а його зміну можливо контролювати діагностичними параметрами. контроль кожного параметра знімає частину цієї невизначеності. діагностичні параметри повинні формувати максимум інформації і адекватно відображати реальний технічний стан трибосистем з урахуванням ймовірнісних характеристик відмов при експлуатації. завдання вибору контрольованих параметрів для визначення технічного стану ставиться наступним чином: для виявленого переліку об'єктів контролю, що характеризуються кінцевою множиною контрольованих діагностичних параметрів та показників надійності, необхідно обґрунтувати їх сукупність, що мають найбільшу інформативність. для вирішення цього завдання будують інформаційну модель об'єкту і розраховують ймовірнісні характеристики його знаходження в справному і несправних станах внаслідок відмови елементів трибосистем. потім розраховують кількість інформації, що вноситься діагностичним параметром, на підставі чого визначають їх сукупність, що підлягає триботехнічному діагностуванню та визначенню технічного стану трибосистем агрегатів тм. інформаційна модель включає структурно-наслідкову модель і матрицю технічних станів. структурно-наслідкова модель будується на основі вивчення експлуатаційної надійності і дозволяє виділити взаємозв'язки між трибосистемами, їх елементами та контрольованими параметрами. на основі цієї моделі будується діагностична матриця технічних станів, рядки якої відповідають множині контрольованих параметрів id , де mi ,...,2,1 , а стовпці – стану відмов елементів трибосистем агрегатів, включаючи їх працездатний стан. загальне число можливих станів трибосистем, враховуючи їх n функціональних елементів і двоальтернативність результату діагностування, становить 12 n . зазначимо, що в теорії експлуатації відмови елементів трибосистем вважають несумісними подіями і на практиці припускають, що одночасно можлива відмова лише одного елементу. число можливих станів трибосистем агрегатів тм дорівнює nc n  1 . враховуючи теорему про асимптотичну еквівалентність нерівноймовірних подій рівноймовірними [155], є підстави прийняти усі можливі стани трибосистем рівноймовірними. разом з тим забезпечити рівну надійність та міцність всіх елементів в експлуатації неможливо. для усунення цього недоліку необхідно розглянути множину відмов трибосистем, як ймовірнісну систему з кінцевою множиною станів, рівною числу його складових елементів, що відмовили, поява кожного з яких характеризується певною ймовірністю. для визначення ймовірностей безвідмовної роботи скористаємося отриманою базою статистичних даних про відмови трибосистем агрегатів тм на даному пробігу і відомими оцінками апріорної ймовірності з теорії надійності. при цьому потрібно мати на увазі, що трибосистеми агрегатів тм можуть знаходитися в одному з n спільних станів повної групи подій:     n j jsp 0 1 , (3) де  jsp – ймовірність js -го стану; n – кількість можливих станів для врахування рівноймовірних станів трибосистем агрегатів тм пропонується використання фізико-інформаційного підходу [23], основою якого є залучення до обґрунтування надійності їх технічного стану інформаційної ентропії. при розрахунку інформативності діагностичних параметрів, використовували основні властивості інформаційної ентропії, як міри невизначеності. апріорна інформаційна ентропія [24], як кількісна характеристика невизначеності технічних станів трибосистем агрегатів тм, перед початком діагностування розраховується за формулою: обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 26       n j jj spsph 0 20 log . (4) невизначеність технічних станів трибосистем агрегатів тм, що залишається після діагностування d -го параметра, оцінюються за формулою: )()()()()(   dhdpdhdpdh , (5) де )(  dh – апостеріорна ентропія трибосистем після діагностування d -го параметру; )( dp , )( dp – ймовірності знаходження d параметру в межах та поза поля допуску; )( dh , )( dh – відповідні значення ентропії. використовуючи матрицю станів, можливо оцінити ймовірність знаходження d -го параметру в межах і поза межами допуску:       j jspdp )( ;      j jspdp )( , (6) де  1,   jvj – множина цілочисельних індексів матриці станів, позначена номерами j x стовпців, у яких на перетині з  -м рядком розташовуються символи 1, а у множині  0,   jvj – символи 0. після діагностування ентропія )( dh трибосистем агрегатів тм дорівнює:           j jj dspdspdh /log/ 2 ; (7)          j jj dspdspdh /log/ 2 , (8) де  dsp j / ,  dsp j / – ймовірність знаходження трибосистеми в js ому технічному стані при умові, що d має значення в межах поля допуску, або поза ними. при цьому умовна ймовірність визначається за формулами байєса:         j j j j sp sp dsp )/( ;        j j j j sp sp dsp )/( . (9) враховуючи (6) (9) в (5), маємо:                    .loglog)( 22                                           j j j j j j j j j j j j j j j j j j sp sp sp sp sp sp sp sp sp spdh (10) кількість інформації, отриманої в результаті діагностування параметра ,d визначається за критерієм його інформативності: )()( 0   dhhdi . (11) результати розрахунків d , дають можливість визначити для якого з них у момент контролю критерій інформативності набуває максимального значення: m didi    1 )(max)( . (12) після цього для визначення діагностичних параметрів d трибосистем необхідно проводити ранжирування його значень за інформаційною значимістю. у разі однакової кількості інформації в подальших розрахунках вибирають лише один з них у відповідності до логічної операції "або". на кожному кроці процесу визначається умовна ентропія, що характеризує технічний стан трибосистеми в результаті контролю одного з діагностичних параметрів. при цьому отримуємо впорядковану по обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 27 кількості внесеної інформації сукупність контрольованих параметрів. значний перелік ранжируваного ряду діагностичних параметрів вносить певний ступінь невизначеності та збільшує розрахункову завантаженість системи баз даних. запропонований фізико-інформаційний підхід дає можливість визначити необхідну найбільш інформативну кількість діагностичних параметрів. в процесі експлуатації тм відбувається зміна технічного стану і діагностичних параметрів її трибосистем. важливим завданням при цьому є врахування розвитку або закономірностей цих змін з певними функціональними зв'язками елементів. складний взаємозв’язок сукупностей різнорідних параметрів трибосистеми потребує їх математичної інтерпретації та узагальнення і на практиці більш якісного проведення контролю та моніторингу технічного стану. при цьому узагальнені функціональні залежності параметрів математичних моделей трибосистем можна подати у вигляді функцій сукупностей прямих зв'язків: nizdfy iiiii ,1),,,,(  , (13) а також зворотних зв’язків, пов’язаних з надійністю: nizdfy iiiii ,1),, ~,,(  , 14) де id – сукупність діагностичних параметрів технічного стану трибосистем; iz ~ – збурення параметрів керування технічним станом при зворотному зв’язку; i – параметри прийняття рішень, стосовно експлуатації. за умов фіксованих математичних моделей (13), (14) технічний стан визначається вибором сукупності діагностичних параметрів – i , умов експлуатації – i , похибки вимірювання – i , прийняття рішень – i . сукупності технічних і експлуатаційних параметрів – функціональних станів трибосистем тм можна звести в один вектор y : ),,,( y . (15) умовою нормального функціонування трибосистем агрегатів тм, з урахуванням функції (15), є: ymyr )( , (16) де )(yr – простір векторів значень функціоналу технічного стану y трибосистем; ym – множина працездатних станів. співвідношення (16) свідчить, що для забезпечення працездатного стану трибосистем необхідно постійно контролювати параметри їх технічного стану в даних умовах експлуатації. контролювати і враховувати динамічну зміну технічного стану важко і енергозатратно через те, що трибосистеми агрегатів тм можуть на певному проміжку напрацювання знаходитись в різних експлуатаційних умовах. значення похибки діагностичного параметру є також немаловажливим фактором. в зв’язку з цим прийняття рішень та використання стратегій відновлення працездатного стану трибосистем потребують теоретичного обґрунтування з описом та врахуванням усіх факторів, які істотно впливають підчас експлуатації та характеру зміни технічного стану трибосистем з побудовою математичної модель причинно-наслідкових зв’язків між сукупністю факторів і параметрів. зазначимо, що при цьому велика кількість елементів трибосистем агрегатів тм взаємодіють як між собою, так із зовнішнім середовищем. інформацію про процеси, які протікають в них підчас експлуатації, та технічний стан отримують різними фізичними методами. ефективно обробляти отриману базу даних можна, використавши методи узагальненої теорії графів та теорії чутливості функції. дослідження зміни функції технічного стану від зміни істотних факторів та параметрів за допомогою критерію відносної чутливості (сенситиву) має істотні переваги у порівнянні з методами абсолютної чутливості, в основі яких покладено зміст похідної. в першу чергу це те, що критерій відносної чутливості є безрозмірною величиною і має ряд інших характерних властивостей [25], яких можна дотримуватись та використовувати при аналізі бази даних про технічний стан трибосистем агрегатів та тм в цілому. математична сутність критерію полягає у побудові відношення відносного приросту цільової функції технічного стану до відносного приросту фактору або параметру: )( )( )( )( )(sen xy x dx xdy dx x xy xdy xy i i i i і  . (17) цю форму представлення критерію відносної чутливості (сенситиву) пропонується використовувати для оптимальної оцінки будь-якого діагностичного параметру, який необхідно піддавати контролю при визначенні технічного стану трибосистем. взявши за основу вираз (17), критерій відносної чутливості кожного діагностичного параметру, має вигляд: обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 28 ),,,( ),,,( )( )(sen iiii i iiiii i ii ii f f d d d i       . (18) найбільш поширеною мірою абсолютної чутливості функцій стану )(ds до зміни факторів та діагностичних параметрів d є їх кінцевий приріст або диференціал: dd dd dds dds )( )(  . (19) абсолютна чутливість функції стану, тобто похідна від функції стану, як правило має розмірність абсолютної чутливості діагностичного параметру: )( )( ds dd dds  . (20) якщо функція технічного стану трибосистеми залежить від вектора діагностичних параметрів  ndddd ,...,, 21  , то розрізняють цілу систему часткових абсолютних чутливостей функції стану: ).,...,,( ),...,,( );...;,...,,( ),...,,( ;),...,,( ),...,,( 21 21 21 2 21 21 1 21 2 1 nd n n nd n nd n ddds дd dddдs ddds дd dddдs ddds дd dddдs n   (21) критерій відносної чутливості функції технічного стану )(ds трибосистеми є безрозмірною величиною і дорівнює: )( )( )( )( )(sen ds d ds d dd ds dds ds  , (22) де ds(d)/s(d), dd/d – відносні прирости функції технічного стану і діагностичного параметру. у разі залежності функції стану від вектора діагностичних параметрів, часткові критерії відносної чутливості (сенситиви) дорівнюють: . )( )()(sen;...; )( )()(sen; )( )()(sen 2 22 1 11 21 id i idid id idid id idid ds d dsds ds d dsds ds d dsds n nn  . (23) корисним при застосуванні критерію відносної чутливості є правило диференціювання логарифмічної функції: dd dsds dd dsd dsds s )(ln )())((ln ln ))((ln )()(sen    . (24) при розгляді сукупності діагностичних параметрів критерій відносної чутливості узагальнюється:    n i i dududududududs 1 54321 );(....)()()()()()( (25) ..., )( )( )))(((sen... )( )( )))(((sen )( )( )))(((sen )( )( )))(((sen))((sen 5 5 3 3 2 2 1 1     du du dus du du dus du du dus du du dusds ii ii (26) де ))((sen ds , ))((sen ius – загальний та часткові критерії відносної чутливості функції стану від діагностичних параметрів d; )(du i , ni ,1 – функції їх зміни для різних трибосистем агрегатів тм. використовуючи методику реалізації аналізу теорії чутливості функцій технічного стану трибосистем можливо отримати частинні критерії відносної чутливості по кожному з діагностичних параметрів на різних періодах пробігу тм. при цьому функцію діагностичного параметру та загальну функцію надійності можна вважати параметрично заданими: обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 29      ),( );( lpy ldx ii ji (27) де і – індекс трибосистеми агрегату; j – індекс діагностичного параметру )(ld j технічного стану трибосистем; )(lpі – функція ймовірності їх безвідмовної роботи. враховуючи до виразу (27) метод знаходження критерію відносної чутливості отримаємо критерій відносної чутливості діагностичного параметру як функції пробігу тм, з урахуванням функції надійності: . )( )( )( )( )( )( )(sen lp dl dd ld dl dp lp ld ld lp ld і j j і і j j і j       (28) зазначимо, що рівняння (28) описує залежності відносної чутливості діагностичних параметрів від функції надійності трибосистем агрегатів, але потребують уточнення тенденції зміни функції діагностичного параметру )(ldj від пробігу. для цього використовуються методи екстраполяції [26], з припущенням про те, що процес зміни діагностичного параметра є поєднанням двох складових регулярної і випадкової:     )(, ldladld jjj   . (29) вважається, що регулярна складова діагностичного параметра  lad , це функція від пробігу, що описується вектором параметрів a  , якими зберігає свої значення на екстраполяційний період. ця складова є трендом або тенденцією. при цьому існує інтуїтивне уявлення про очищену від випадкових впливів шуму, перешкод, що впливають на сутність процесу зміни діагностичного параметру. в той час не можна однозначно відокремити тенденцію від випадкових впливів, оскільки випадкова складова  ld j описує некорельовані процеси з нульовим математичним очікуванням. її оцінка потрібна для подальшого визначення точності отриманої функції діагностичного параметру  ldj трибосистеми, який можна подати як функціональний ряд. висновки 1. теоретично показано, що для опису функції технічного стану трибосистем агрегатів тм, можливе використання методів теорії інформації і теорії чутливості. 2. з'ясовано сутність критеріїв інформативності та відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем. 3. виявлено, що перевагою використання критерію відносної чутливості в аналізі технічного стану є те, що він є безрозмірною величиною. 4. використовуючи критерій відносної чутливості функції технічного стану, встановлено зв'язок зміни діагностичних параметрів з показниками надійності трибосистем агрегатів тм. література 1. аулін в.в., гриньків а.в. розробка методики вибору інформативних систем і агрегатів засобів транспорту та діагностичних параметрів їх технічного стану. зб. тез доповідей xііі міжнар. наук. конф. "раціональне використання енергії в техніці" з нагоди 86-ї річниці від дня народження момонтенка миколи петровича (1931-1981) techenergy 2017. 17-19 травня 2017р національний університет біоресурсів і природокористування україни. – к.: нубіпу. – 2017. – с. 57-59. 2. кудряшов е.а., озорнин с.п., леонтьев и.в. методология и технология формирования системы управления техническим состоянием машин в эксплуатации // труды дальневосточного государственного технического университета. – владивосток : двгту. – выпуск 133. – 2003. – с. 153-155. 3. konchits v.v., korotcevich s.v., kim c.k. formation and friction riderties of boundary lubricating and surface modified layers at elevated temperatures. 12 th int.col "tribology 2000 plus", esslingen, january 11-13. 2000. 123-129. обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 30 4. повышение готовности к использованию по назначению мобильной сельскохозяйственной техники совершенствованием системы диагностирования / н.в. бышов, с.н. борычев, и.а. успенский и др. – рязань: ргату. – 2013. – 172 с. 5. технический сервис машин сельскохозяйственного назначения / в.в. варнаков, в.в. стрельцов, в.н. попов, в.ф. карпенков. – м.: колос. – 2000. – 256 с. 6. голубев и.г., фадеев а.ю., макуев в.а. оценка качества технического сервиса тракторов. техника и оборудование для села. – 2010. – № 7. – с. 40 41. 7. голубев и.г. организация сервисного обслуживания сельскохозяйственной техники зарубежными фирмами на российском рынке. техника и оборудование для села. – 2013. – № 6. – с. 36 -38. 8. дидманидзе о.н., варнаков д.в. пргнозирование параметрической надежности двигателей автотранспортных средств в нормальном и специальном эксплуатационных режимах // международный технико-экономический журнал. – 2013. – №3. – с. 94 98. 9. диагностика технических устройств / г. а. бигус, ю. ф. даниев, н. а. быстрова, д. и. галкин. – m.: изд-во мгту им. н.э. баумана. – 2014. – 615с. 10. цвид с.в., харазов а.м., махновский е.е. оптимизация номенклатуры диагностических параметров, контролируемых бортовыми контрольно-диагностическими системами. расчет и исследование систем электрооборудования автомобилей и дорожно-строительных машин. – м.: олимп. – 1997. – 195 с. 11. ямпольский в.и., белоконь н.и., пилипосян в.н. контроль и диагностирование гражданской авиационной техники. – м.: транспорт. – 1990. – 347 с. 12. tomovich r. sensitivity analyses of dynamic systems. new york.: mc.graw. hill. 1963. 313c. 13. томович р., вукобратович м. общая теория чувствительности. – м.: советское радио. – 1972. – 240 с. 14. агафонов е.д., кирик е.с. об учете начальных условий в задаче непараметрической идентификации нелинейных динамических процессов с использованием метода линеаризации. идентификация систем и задачи управления // труды iii международной конференции. 28 30 января 2004. – м. – 2004. – с. 845 856. 15. рубан а.и. идентификация нелинейных динамических объектов на основе алгоритма чувствительности. – томск: издательство ту. – 1975. – 271 с. 16. городецкий в.к., захарин ф.м., розенвассе е.н. методы теории чувствительности в автоматическом управлении. – л.: энергия. – 1971. – 179 с. 17. гусев в.п., рубан a.m. идентификация линейных динамических объектов на основе алгоритма чувствительности. – л.: системы управления. – 1975. – 320 с. 18. goodwin g.c. the application of curvature methods to parameter and state estimation. london: proc. he. 1990. 116 p. 19. петров б.н., крутько п.д. применение теории чувствительности в задачах автоматического управления // техническая кибернетика. – 1970. – №2. – с. 134 140. 20. теоретическая и экспериментальная трибология. надежность узлов трения по прочности и износу: монография в 12т. / гол. ред. а.г. кузьменко. – хмельницкий: хну. – 2011. – т.7. – 391 с. 21. аулін в.в. фізичні основи процесів і станів самоорганізації в триботехнічних системах: монографія. – кіровоград: видавець лисенко в.ф. – 2014. – 370 с. 22. аулін в.в., гриньків а.в. , лівіцький о.м. математичний апарат для оцінки діагностичних параметрів та визначення оптимальної їх кількості. зб. матеріалів iv міжнар. наук.-техн. інтернет-конф. автомобіль і електроніка. сучасні технології 17-19 листопада 2015 р. – харків: хнаду, 2015. – с. 126-129. 23. аулін в.в., гриньків а.в. теоретичне обґрунтування методів контролю технічного стану систем і агрегатів засобів транспорту. науковий журнал "технічний сервіс агропромислового, лісового та транспортного комплексів"// хнтусг ім. п.василенка. – 2017. – № 8. – с. 9-20. 24. williams b. defining organization entropy. posted business process management. the merchant stand. 2010. vol.2(49). c.18-25. 25. аулін в.в., гриньків а.в. теоретичний аналіз діагностичних параметрів технічного стану систем та агрегатів засобів транспорту за допомогою методів теорії чутливості // науковий вісник нубіпу. серія: техніка та енергетика апк. – 2017. – вип. 262. – с. 227 239. 26. аулін в.в., гриньків а.в. визначення найбільш інформативніших діагностичних параметрів за чутливістю функції стану агрегатів транспортних засобів // зб. тез доповідей х всеукр. наук.-практ. конф. студентів, аспірантів та молодих науковців "підвищення надійності машин і обладнання". 20-22 квітня 2016р. – кіровоград: кнту. – 2016. – с. 53-55. поступила в редакцію 24.09.2018 обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 31 aulіn v.v., hrynkiv a.v, lysenko s.v., chernai a.e., zamota t.m. justification of infermativity criteria and relative sensitivity of the diagnostic parameters of the technical condition of the tribosystem of units of transport machines. the analysis of an estimation of a technical condition of tribosystems of aggregates of transport machines is given. it was found that when choosing a rational list of diagnostic parameters, it is reasonable to be guided by the principles of possibility and sufficiency. the use of methods of information theory and sensitivity theory to evaluate the regularities of the change in the technical state of tribosystems of aggregates of transport machines is considered. to select a rational set of diagnostic parameters, the criteria of informativeness and relative sensitivity are proposed and theoretically justified, and the connection between the diagnostic parameters of the technical state of tribosystems and the indices of their reliability is given. information for this diagnostic parameter is proposed to be presented in the form of a functional time series, taking into account the regulatory and random components. classification of problems that can be solved by methods of the theory of sensitivity is given. the advantages of the theory of relative sensitivity are revealed, especially for the dimensionlessness of sensitivities. the information entropy of tribosystems, its relation to the function of the technical state, reliability indicators and diagnostic parameters are considered. it is shown that the value of the information criterion directly depends on the received diagnostic information. the properties of the technical state function of tribosystems are clarified as a function of the dependence on diagnostic parameters. an expression is obtained for estimating the relative sensitivity of the diagnostic parameter as a function of the mileage of transport machines, taking into account the reliability function. in this case, it is advisable to feed the function of the diagnostic parameter from the run as a functional time series. in the time series, two components are combined: regular and random. they should also be considered as a function of the mileage of the transport machine when describing the change in the diagnostic parameter for the extrapolation period. key words: tribosystem, technical condition, diagnostic parameter, reliability, the criterion of information, the criterion of relative sensitivity. references 1. aulin v.v., hrynkiv a.v. rozrobka metodyky vyboru informatyvnykh system i ahrehativ zasobiv transportu ta diahnostychnykh parametriv yikh tekhnichnoho stanu. zb. tez dopovidei xiii mizhnar. nauk. konf. "ratsionalne vykorystannia enerhii v tekhnitsi" z nahody 86-yi richnytsi vid dnia narodzhennia momontenka my-koly petrovycha (1931-1981) techenergy 2017. 17-19 travnia 2017r natsionalnyi universytet bioresursiv i pryrodokorystuvannia ukrainy. m.kyiv. k.:nubipu. 2017. s.57-59. 2. kudryashov e.a., ozornin s.p., leontev i.v. metodologiya i tehnologiya formirovaniya sistemyi upravleniya tehnicheskim sostoyaniem mashin v ekspluatatsii. trudyi dalnevostochnogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta: vyipusk 133. vladivostok. dvgtu, 2003. s. 153-155. 3. konchits v.v., korotcevich s.v., kim c.k. formation and friction riderties of boundary lubricating and surface modified layers at elevated temperatures. 12 th int.col "tribology 2000 plus", esslingen, january 11-13. 2000. 123-129. 4. povyishenie gotovnosti k ispolzovaniyu po naznacheniyu mobilnoy selskohozyaystvennoy te-hniki sovershenstvovaniem sistemyi diagnostirovaniya. n.v. byishov, s.n. boryichev, i.a. uspenskiy i dr. ryazan: rgatu. 2013. 172 s. 5. tehnicheskiy servis mashin selskohozyaystvennogo naznacheniya. v.v. varnakov, v.v. streltsov, v.n. popov, v.f. karpenkov. m. kolos. 2000. 256s. 6. golubev i.g., fadeev a.yu., makuev v.a. otsenka kachestva tehnicheskogo servisa traktorov. tehnika i oborudovanie dlya sela. 2010. #7. s. 40–41. 7. golubev i.g. organizatsiya servisnogo obsluzhivaniya selskohozyaystvennoy tehniki zarubezh-nyimi firmami na rossiyskom ryinke. tehnika i oborudovanie dlya sela. 2013. #6. s. 36 -38. 8. didmanidze o.n., varnakov d.v. prgnozirovanie parametricheskoy nadezhnosti dvigateley avtotransportnyih sredstv v normalnom i spetsialnom ekspluatatsionnyih rezhimah. mezhdunarodnyiy tehnikoekonomicheskiy zhurnal. 2013. #3. s. 94–98. 9. diagnostika tehnicheskih ustroystv. g. a. bigus, yu. f. daniev, n. a. byistrova, d. i. galkin m.: izd-vo mgtu im. n.e. baumana. 2014. 615s. 10. tsvid s.v., harazov a.m., mahnovskiy e.e. optimizatsiya nomenklaturyi diagnosticheskih parametrov, kontroliruemyih bortovyimi kontrolno-diagnosticheskimi sistemami. raschet i issledovanie sistem elektrooborudovaniya avtomobiley i dorozhno-stroitelnyih mashin. m., olimp. 1997. 195 s. 11. yampolskiy v.i., belokon n.i., piliposyan v.n. kontrol i diagnostirovanie grazhdanskoy aviatsionnoy tehniki. m. transport, 1990. 347 s. 12. tomovich r. sensitivity analyses of dynamic systems. new york.: mc.graw. hill. 1963. 313c. обґрунтування критеріїв інформативності і відносної чутливості діагностичних параметрів технічного стану трибосистем агрегатів… проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 32 13. tomovich r., vukobratovich m. obschaya teoriya chuvstvitelnosti m.: sovetskoe radio. 1972. 240s. 14. agafonov e.d., kirik e.s. ob uchete nachalnyih usloviy v zadache neparametricheskoy identifikatsii nelineynyih dinamicheskih protsessov s ispolzovaniem metoda linearizatsii. identifikatsiya sistem i zadachi upravleniya: trudyi iii mezhdunarodnoy konferentsii. 28 30 yanvarya 2004. m.,2004.-s. 845-856. 15. ruban a.i. identifikatsiya nelineynyih dinamicheskih ob'ektov na osnove algoritma chuvstvitelnosti. tomsk: izdatelstvo tu. 1975. 271 s. 16. gorodetskiy v.k., zaharin f.m., rozenvasse e.n. metodyi teorii chuvstvitelnosti v avtomaticheskom upravlenii. leningrad: energiya. 1971. 179 s. 17. gusev v.p., ruban a.m. identifikatsiya lineynyih dinamicheskih ob'ektov na osnove algori-tma chuvstvitelnosti. leningrad: sistemyi upravleniya. 1975. 320 s. 18. goodwin g.c. the application of curvature methods to parameter and state estimation. london: proc. he. 1990. 116 p. 19. petrov b.n., krutko p.d. primenenie teorii chuvstvitelnosti v zadachah avtomaticheskogo upravleniya. tehnicheskaya kibernetika. 1970. #2. s.134 140. 20. teoreticheskaya i eksperimentalnaya tribologiya. nadezhnost uzlov treniya po prochnosti i iznosu: monografiya v 12t. / gol. red. a.g. kuzmenko hmelnitskiy: hnu. 2011. t.7. 391s. 21. aulin v.v. fizychni osnovy protsesiv i staniv samoorhanizatsii v trybotekhnichnykh systemakh: mo-nohrafiia. kirovohrad: vydavets lysenko v.f. 2014. 370s. 22. aulin v.v., hrynkiv a.v. , livitskyi o.m. matematychnyi aparat dlia otsinky diahnostychnykh parametriv ta vyznachennia optymalnoi yikh kilkosti. zb. materialiv iv mizhnar. nauk.-tekhn. internet-konf. avtomobil i elektronika. suchasni tekhnolohii 17-19 lystopada 2015 r., m. kharkiv: khnadu, 2015. s.126129. 23. aulin v.v., hrynkiv a.v. teoretychne obgruntuvannia metodiv kontroliu tekhnichnoho stanu system i ahrehativ zasobiv transportu. naukovyi zhurnal "tekhnichnyi servis ahropromyslovoho, lisovoho ta transportnoho kompleksiv", khntush im. p.vasylenka. 2017. №8. s.9-20. 24. williams b. defining organization entropy. posted business process management. the merchant stand. 2010. vol.2(49). c.18-25. 25. aulin v.v., hrynkiv a.v. teoretychnyi analiz diahnostychnykh parametriv tekhnichnoho stanu system ta ahrehativ zasobiv transportu za dopomohoiu metodiv teorii chutlyvosti. naukovyi visnyk nubipu. seriia: tekhnika ta enerhetyka apk. 2017. vyp. 262. s.227-239. 26. aulin v.v., hrynkiv a.v. vyznachennia naibilsh informatyvnishykh diahnostychnykh parametriv za chutlyvistiu funktsii stanu ahrehativ transportnykh zasobiv. zb. tez dopovidei kh vseukr. nauk.-prakt. konf. studentiv, aspirantiv ta molodykh naukovtsiv "pidvyshchennia nadiinosti mashyn i obladnannia" 20-22 kvitnia 2016r. kirovohrad: kntu. 2016. s.53-55. плазменное упрочнение износостойкого чугуна проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 48 чейлях а.п.,* куцомеля ю.ю.,** чейлях я.а.,*** микула я.**** * гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина, **гвуз «сумской государственный университет», г. сумы, украина, ***чао «мариупольский металлургический комбинат имени ильича», г. мариуполь, украина, ****краковский технологический университет им. т. костюшко, г. краков, польша e-mail: alex_edu@epage.ru плазменное упрочнение износостойкого чугуна удк 669.15:621.793.74 установлены закономерности изменения микроструктуры износостойкого белого чугуна чг5д2ф4 при плазменном упрочнении при различных режимах нагрева и оплавления поверхности образцов. при оптимальном фазовом составе и структуре аустенит-мартенсит-карбиды после плазменной закалки при 800 … 900 °с достигнуто повышение абразивной износостойкости чугуна в 1,3 раза в сравнении с закалкой при печном нагреве. это объясняется измельчением структуры и метастабильностью аустенита, реализующего деформационное мартенситное γ→α′ превращение и самоупрочнение в тонком поверхностном слое. ключевые слова: износостойкий чугун, плазменное упрочнение, мартенсит, метастабильный аустенит, карбиды, абразивная износостойкость. введение создание новых рациональных сплавов и поиск оптимальных технологий их упрочнения является актуальной задачей современного материаловедения. одной из наиболее перспективных упрочняющих обработок является плазменная технология, использование которой эффективно для поверхностного упрочнения различных изделий [1 2], в том числе быстроизнашивающихся деталей и инструмента из чугуна. после плазменного упрочнения (пу) они обладают повышенным уровнем свойств и, как более дешевые и технологичные в изготовлении, могут эффективно заменить детали из дорогостоящих высоколегированных материалов [3 5]. однако для плазменной обработки марганцовистых белых чугунов такие данные в литературе отсутствуют. важно то, что высокая плотность мощности и регулирование продолжительности воздействия при использовании пу позволяют получить свойства материала, недостижимые общепринятыми способами термической обработки. поэтому, исследование и установление закономерностей структурообразования таких износостойких материалов при пу, с учетом регулирования степени метастабильности аустенита, представляет значительный научный и практический интерес применительно к указанным чугунам. целью работы является изучение закономерностей структурообразования и формирования метастабильного состояния аустенита для повышения износостойкости белого чугуна. материал и методика исследований в качестве материала исследования использован белый износостойкий чугун марки чг5д2ф4, содержащий (масс. %): 3,4 с; 1,7 si; 4,6 мn; 0,01 s; 0,06 p; 0,2 cr; 0,03 ni; 2,2 cu; 4,0 v, после различных режимов пу. для сравнения проводили стандартную термическую обработку (нормализацию) с печным нагревом (табл.). размеры образцов составляли 10×10×50 мм. пу проводили, используя плазменный технологический комплекс гвуз «пгту», с плазмотроном косвенного действия с секционированной межэлектродной вставкой, работающим на инертном газе аргоне [1], термическую обработку – в лабораторной электрической печи. в работе применялся микроструктурный метод исследования с применением инвертированного металлографического микроскопа «neophot-21» с приставкой kappaimage base и сканирующего электронного микроскопа (сэм) «jeol / jsm-5500», который был использован также и для изучения распределения химических элементов по сечению упрочненного слоя (энергодисперсионный микрорентгеноспектральный анализ). сэм-исследование проводили при ускоряющем напряжении 20 кв. микротвердость измеряли на приборе пmт-3 при нагрузке 10 г. плазменное упрочнение износостойкого чугуна проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 49 таблица состояние и режимы упрочнения исследованного чугуна чг5д2ф4 вариант обработки характеристики упрочнения i. исх литой ii. исх + to закалка 950 °с (40 мин., охл. на воздухе), отпуск при 250 °с 2 ч. iii. исх + пу плазменная закалка 800 … 900 ºс iv. исх + пу плазменная закалка 1100 ºс v. исх + пуо плазменная закалка 1300 … 1400 ºс со средним оплавлением примечание: исх – исходное состояние; то – термическая обработка с печным нагревом; пу и пуо – плазменное упрочнение без оплавления и с оплавлением поверхности соответственно. для оценки износостойкости упрочненной поверхности проводили испытания при абразивном изнашивании на установке хауорта – бринеля в среде корунда на образцах размером 10×10×25 мм. упрочненная зона располагалась посередине одной из боковых граней образца, которой он прижимался к прорезиненному валику. относительную абразивную износостойкость определяли по формуле: о э a m m    , где δmэ и δmo – потери в весе образца-эталона и исследуемого образца за одинаковое время испытаний. в качестве эталона использована сталь 45 в отожженном состоянии (hb 180). испытания проводили в течение 70 минут с промежуточным взвешиванием образцов на аналитических весах с погрешностью ± 0,0001 г через каждые 10 минут испытаний. результаты исследования и их обсуждение особенностью исследованного чугуна чг5д2ф4 является метастабильность его структуры, состоящей из аустенитно-мартенситной металлической основы, благодаря стабилизирующему действию почти 6 % mn, что увеличивает количество аустенита [6], а также присутствием дисперсных карбидов vс. как установлено в работе [7], в тонких поверхностных слоях чугунов, содержащих метастабильный аустенит, в ходе изнашивания протекают процессы деформационного мартенситного γ → α´ превращения (дмпи), а также выделения из аустенита и мартенсита высокодисперсных карбидов (динамическое деформационное старение), которые являются причиной высокого сопротивления износу. износостойкость увеличивает также повышенная способность марганцевого аустенита к наклепу, связанного с механическим двойникованием и образованием дефектов упаковки, повышением до ~1012 см-2 плотности дислокаций в местах контакта с абразивом. результаты металлографических исследований показали, что микроструктура чугуна чг5д2ф4 после стандартной термической обработки с печным нагревом (закалка 950 °с, отпуск при 250 °с) представляет собой преимущественно аустенитную матрицу с включениями карбидов, различающихся морфологическим строением – это разветвленные выделения карбидов цементита первичного и мелкие округлые включения карбидов vc – эвтектику (рис. 1). твердость чугуна составила hrc47. при пу отдельные слои обрабатываемого участка прогреваются по глубине до различных температур, вследствие чего зона термического воздействия (зтв) имеет слоистое строение [8]. пу проводимое по схеме iii (см. табл.) вызвало нагрев до 800 … 900 °с и ускоренное охлаждение за счет теплопроводности, по существу закалку. как видно из рис. 2, а, в результате наблюдается измельчение структуры в сравнении с обычной закалкой при печном нагреве. микротвердость изменяется по глубине зоны термического воздействия плавно: у поверхности она составляет ~ 2000 … 3000 рис. 1 – микроструктура чугуна чг5д2ф4 после закалки 950 °с, отпуск при 250 °с плазменное упрочнение износостойкого чугуна проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 50 мпа, на глубине 0,5 мм достигает максимума ~ 5000 мпа, а затем снижается до 3000 мпа. при этом, твердость чугуна после этого режима составила hrc49. увеличение температуры пу до 1100 °с по режиму iv (табл.) качественно изменяет структуру (рис. 2, б), верхний слой которой характеризуется структурной неоднородностью по глубине. в поверхностной зоне произошло растворение карбидов, а нижняя часть характеризуется наличием не растворившихся карбидов. в верхней области наблюдается эвтектическая смесь (а + к) и аустенит. очевидно γ твердый раствор насыщен углеродом, что способствует образованию повышенного количества аост. микротвердость изменяется по глубине зтв по кривой с максимумом: у поверхности она равна 5000 … 6000 мпа, на глубине 0,8 мм ~ 8000 мпа, а затем снижается до 3000 … 4000 мпа. твердость чугуна после этого режима hrc57. а б рис. 2 – изменение микроструктуры чугуна чг5д2ф4 после плазменного упрочнения при температурах: а – 800…900 ºс; б – 1100 ºс (стрелки – от поверхности к центру образцов) рис. 3 – изменение микроструктуры чугуна чг5д2ф4 после пу при 1300…1400 ºс (стрелки – от поверхности к центру образца) пу с нагревом до 1300 … 1400 ºс по режиму v (см. табл.) со средним оплавлением поверхности образцов марганцовистого чугуна чг5д2ф4 вызвала повышение твердости до hrc54. установлены следующие качественные изменения в структуре (рис. 3). непосредственно у поверхности зона оплавления – преимущественно аустенитная с пониженным количеством карбидов. причиной этого является преимущественное растворение первичного и эвтектического цементита в расплаве, что способствует образованию пересыщенного аустенита. далее по глубине зтв наблюдается область, имеющая столбчатое строение с кристаллами, вытянутыми в направлении обратном теплоотводу. следует отметить, что в пределах ледебуритной области наблюдается выделение тонких пластин избыточного легированного цементита, высокой микротвердости более 10 000 мпа. далее по глубине расположена зона закалки из твердого состояния, которая характеризуется повышенным количеством аустенита. по глубине данный слой характеризуется структурной неоднородностью: ближе к поверхности наблюдаются дендриты аустенита, карбидные включения и мелкие участки ледебурита. это характеризуется понижением микротвердости до 6000 мпа. в верхней области твердый раствор перенасыщен углеродом и марганцем, что способствует образованию повышенного количества аустенита. в нижней части зтв его содержание значительно меньше, а преимущественно мартенситно-карбидная структура характеризуется максимальной твердостью более 13000 мпа. постепенно структура по глубине переходит в исходную, рассмотренную выше (рис. 1). плазменное упрочнение износостойкого чугуна проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 51 на образцах чугуна, полученных в различных условиях плазменного упрочнения, была исследована микроструктура и поэлементный состав химических элементов с помощью энергодисперсионного микроскопа «jeol / jsm-5510lv». полученные профили распределения химических элементов вдоль заданной линии для структуры чугуна чг5д2ф4 после пу по режиму iv: закалка 1100 ºс (без оплавления) представлены на рис. 4. элементный состав позволил установить, что образовавшиеся округлой формы включения, отличающиеся характерным серым, слегка светящимся цветом (рис. 4, а), являются сфероидальным карбидом ванадия vхc так, как энергодисперсионный спектр данных химических элементов имеет достаточно высокую интенсивность. в матрице количество ванадия невелико светлая и темная фазы имеют очень низкое содержание v, соответственно в карбиде vхc обнаруживается пониженное содержание марганца по сравнению с твердыми растворами и карбидами feхc (рис. 4, б). а б рис. 4 – микроструктура чугуна чг5д2ф4 после плазменной закалки при 1100 ºс (без оплавления) c заданной линией анализируемой области (а); б –профиль распределения химических элементов по заданной линии mn si c v fe плазменное упрочнение износостойкого чугуна проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 52 при этом, темная фаза содержит fe, si, частично mn и с (по-видимому, эвтектоидная смесь), в ней находятся отдельные мелкие разветвленные выделения. обращает на себя внимание, что содержание кремния в местах карбидов значительно ниже, чем в твердых растворах, что можно объяснить его способностью к вытеснению углерода из твердого раствора. рис. 5 – относительная абразивная износостойкостьобразцов из чугуна чг5д2ф4 после плазменногоупрочнения (см. табл.) зависимость относительной абразивной износостойкости чугуна чг5д2ф4 при абразивном изнашивании корундом после плазменной обработки по различным режимам приведены на рис. 5. испытания показали, что наиболее высокую абразивную износостойкость марганцовистый чугун имеет после плазменной закалки 800 … 900 ºс без оплавления поверхности, которая в 1,3 раза выше по сравнению с исследованным чугуном в закаленном состоянии с печным нагревом. это можно объяснить получением в зтв сфероидизированных карбидных включений ванадия, которые придают чугуну повышенное сопротивление абразивному и эрозионному изнашиванию благодаря меньшей концентрации напряжений [9] и измельчению аустенитного зерна. дополнительный вклад в формирование износостойкости вносит метастабильность остаточного аустенита, который претерпевает γост → α′ дмпи в тонком поверхностном слое образцов. это вызывает дополнительное самоупрочнение поверхностного рабочего слоя и релаксацию микронапряжений. кроме того на это превращение расходуется часть механической энергии внешнего воздействия абразива и меньшая ее часть остается на разрушение [7]. следует заметить, что плазменная закалка чугуна 1100 ºс без оплавления также дает хорошие результаты по повышению износостойкости, что соответствует твердости hrc57. положительную роль в повышении износостойкости в этих случаях играет деформационная метастабильность аустенита, обусловливающая развитие γ → α′ дмпи и вызывающее эффект деформационного самоупрочнения в тонком поверхностном слое. выводы 1. плазменная закалка в твердом состоянии при температурах нагрева 800…900 ºс формирует и существенно измельчает аустенитно-мартенситно-карбидную структуру чугуна чг5д2ф4 с повышенным содержанием метастабильной γ – фазы, обуславливающей развитие γ → α′ дмпи и эффект дополнительного самоупрочнения при изнашивании. 2. плазменная обработка с оплавлением поверхности (t = 1300 … 1400 ºс) обеспечивает дифференциацию микроструктуры чугуна по сечению зоны воздействия с повышенным содержанием метастабильного аустенита. 3. рентгеновский микроанализ позволил подтвердить наличие сфероидальных карбидов ванадия vхc, аустенитно-карбидную эвтектику, пониженное содержание кремния в местах расположения карбидов ванадия и цементита в сравнении с твердыми растворами. 4. плазменное упрочнение чугуна по оптимальному режиму без оплавления поверхности (t = 800 … 900 ºс) обеспечивает повышение его абразивной износостойкости в 1,3 раза, в сравнении с закалкой при печном нагреве. ɛа плазменное упрочнение износостойкого чугуна проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 53 литература 1. самотугин с.с. плазменное упрочнение инструментальных материалов / с.с. самотугин, л.к. лещинский. – донецк: новый мир, 2002. – 338 с. 2. степанова т.ю. технологии поверхностного упрочнения деталей машин: учебное пособие/ т.ю. степанова; иван. гос. хим.-технол. ун-т.иваново, 2009.– 64 с. 3. самотугин с.с. повышение износостойкости высокопрочного чугуна плазменным поверхностным упрочнением / с.с. самотугин, л.с. малинов, ю.с. самотугина // вісник приазовського державного технічного університету. зб. наук. праць № 14. – маріуполь, 2004. – с. 156-160. 4. самотугин с.с. aнализ напряженного состояния поверхностного упрочненного слоя при плазменной обработке чугуна с шаровидным графитом / с.с. самотугин, б.а. ляшенко, ю.с. самотугина// вісник приазовського державного технічного університету. зб. наук. праць № 18. – маріуполь, 2008. – с. 126-129. 5. ляшенко б.а. плазменная поверхностная модификация белого высокохромистого чугуна / б.а. ляшенко, ю.с. самотугіна // новітні технології в машинобудуванні. зб. наук. праць вип. № 2. – маріуполь, 2010. – с. 140-152. 6. олійник і. м. розробка економнолегованих зносостійких чавунів з метастабільним аустенітом і способів управління їх властивостями: дис. … канд. техніч. наук: 05.16.01. / олійник інна михайлівна. – маріуполь, 2006. – 148 с. 7. чейлях а.п. экономнолегированные метастабильные сплавы и упрочняющие технологии / а.п. чейлях. – мариуполь: пгту, 2009. – 483 с. 8. лащенко г. и. плазменное упрочнение и напыление / г.и. лашенко. – к.: – «екотехнология», 2003. – 64 с. 9. ефременко в.г. межфазное распределение химических элементов в комплекснолегированном белом чугуне / в.г. ефременко, а.п. чейлях, т.в. козаревская, к. шимидзу, ю.г. чабак, а.в. ефременко // вісник приазовського державного технічного університету. зб. наук. праць № 28. – маріуполь, 2014. – с. 89-99. поступила в редакцію 07.12.2016 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com плазменное упрочнение износостойкого чугуна проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 54 cheiliakh a.p., kutsomelya yu.yu., cheylyakh y.a., mikula y. plasma hardening wear resistant cast iron. the aim of the research is the study of the regularities of structure formation and the formation of metastable austenite condition for increase of wear resistance of white cast iron. plasma hardening in solid state at temperatures heat up 800 ... 900° c significantly refines the microstructure of cast iron chg5d2f4 with high content of residual metastable austenite. plasma processing with melting surface (t = 1300…1400 °c) provides the differentiation of the microstructure of cast iron on the plane of the impact zone with high content of metastable austenite. x-ray microanalysis allowed us to confirm the presence of spheroidal carbides of vanadium vxc, austenitic-carbide eutectic, low content of silicon in vanadium carbides and cementite locations in comparison with solid solutions. plasma hardening of cast iron on the optimal regime without melting the surface (t = 800 ... 900 °c) enhances its abrasive wear resistance in 1.3 times in comparison with the quenching with furnace heating, which corresponds to the austenite-martensite-carbide structure with metastable γ phase. this is grinding of the structure and metastable austenite realizing deformation induced martensitic γ → α' transformation and self-strengthening effect in a thin surface layer. keywords: the wear-resistant cast iron, plasma hardening, martensite, metastable austenite, carbide, abrasive wearresistance. references 1. samotugin s.s. plazmennoe uprochnenie instrumental'nyh materialov. s.s. samotugin, l.k. leshhinskij. doneck: novyj mir, 2002. 338 s. 2. stepanova t.ju. tehnologii poverhnostnogo uprochnenija detalej mashin: uchebnoe posobie. t.ju. stepanova; ivan. gos. him.-tehnol. un-t.ivanovo, 2009. 64 s. 3. samotugin s.s. povyshenie iznosostojkosti vysokoprochnogo chuguna plazmennym poverhno-stnym uprochneniem. s.s. samotugin, l.s. malinov, ju.s. samotugina. vіsnik priazovs'kogo derzhav-nogo tehnіchnogo unіversitetu. zb. nauk. prac' № 14. marіupol', 2004. s. 156-160. 4. samotugin s.s. analiz naprjazhennogo sostojanija poverhnostnogo uprochnennogo sloja pri plazmennoj obrabotke chuguna s sharovidnym grafitom. s.s. samotugin, b.a. ljashenko, ju.s. samotugi-na. vіsnik priazovs'kogo derzhavnogo tehnіchnogo unіversitetu. zb. nauk. prac' № 18. marіupol', 2008. s. 126-129. 5. ljashenko b.a. plazmennaja poverhnostnaja modifikacija belogo vysokohromistogo chuguna. b.a. ljashenko, ju.s. samotugіna. novіtnі tehnologії v mashinobuduvannі. zb. nauk. prac' vip. № 2. marіupol', 2010. s. 140-152. 6. olіjnik і. m. rozrobka ekonomnolegovanih znosostіjkih chavunіv z metastabіl'nim austenіtom і sposobіv upravlіnnja їh vlastivostjami: dis. … kand. tehnіch. nauk: 05.16.01. olіjnik іnna mihajlіvna. marіupol', 2006. 148 s. 7. chejljah a.p. jekonomnolegirovannye metastabil'nye splavy i uprochnjajushhie tehnologii. a.p. chejljah. mariupol': pgtu, 2009. 483 s. 8. lashhenko g. i. plazmennoe uprochnenie i napylenie. g.i. lashenko. k.: «ekotehnologija», 2003. 64 s. 9. efremenko v.g. mezhfaznoe raspredelenie himicheskih jelementov v kompleksno-legirovannom belom chugune. v.g. efremenko, a.p. chejljah, t.v. kozarevskaja, k. shimidzu, ju.g. chabak, a.v. efremenko. vіsnik priazovs'kogo derzhavnogo tehnіchnogo unіversitetu. zb. nauk. prac' № 28.– marіupol', 2014. s. 89-99. просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 79 диха о.в., маковкін о.м., посонський с.ф. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, e-mail: tribosenator@gmail.com просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин удк 621.891 розроблена розрахунково-експериментальна методика визначення стану, залишкового ресуосу, ймовірністі безвідмовної роботи і інші параметри надійності. методика може бути корисною при проектувальних розрахунках і оцінках ефективності заходів щодо підвищення довговічності підшипника ковзання. запропонований спосіб складання рейтингу по надійності, який зводиться до порівняння ймовірностей перевищення поточного зносу над допустимим на першому етапі і порівняння середніх значень при заданій ймовірності перевищення на другому етапі. ключові слова: підшипники ковзання, критерії зносостійкості, рейтинг по надійності, ймовірність безвідмовної роботи. вступ та постановка проблеми доследжень в багатьох транспортних, енергетичних та технологічних машинах (двигуни внутрішнього згоряння, турбіни, преси та ін.) підшипники ковзання є одним з основних вузлів, що визначають довговічність і надійність машини в цілому. аналіз сучасного стану методів проектування і розрахунку опор ковзання на надійність і знос показує на їх відставання від загального рівня і сучасних вимог. створення і вдосконалення високонадійних підшипників ковзання потребує розробки методів розрахунку показників надійності за критеріями міцності та зносостійкості. основою цих розрахунків є розв`язки зносоконтактних задач. проблемами налійності, контактної механіки та розрахункової оцінки зносостійкості підшипникових вузлів тертя займався цілий ряд вітчизняних та закордонних вчених. так, в роботах [1, 2] на основі кумулятивної моделі зносу проведено рішення трибоконтактної задачі для підшипника. при цьому форма вала не є циліндричною, а має малу огранку контуру різного вигляду. запропоноване рішення досить складне для практичної реалізації у розрахунках надійності підшипника, оскільки вимагає розбиття області зносу на окремі дискретні ділянки. в роботах проф. кузьменка а.г. [3, 4] для прогнозування зносостійкості підшипників ковзання використана наступна схема: аналіз умов в контакті; встановлення моделі зношування; розрахунково-експериментальне визначення параметрів моделі зношування; розрахунки надійності вузла тертя. така загальна стратегія прийнята за основу авторами даної роботи. в роботі [4] пропонується методика розрахункової оцінки надійності за зносом підшипників буксових вузлів вагонів внаслідок втрати поверхневої міцності баббітового шару, яка потребує узагальнення на більш широку номенклатуру конструкцій і видів поверхневих пошкоджень підшипників ковзання. цілий ряд досліджень по прогнозуванню довговічності і надійності за зносом підшипникових вузлів проведений закордонними вченими. солдатенковим і.а. в роботі [5] визначались параметри закону зносу бронзи зі сталлю при сухому терті шляхом порівняння результатів математичного моделювання з експериментальними даними. випробування зносу виконували відповідно до схеми сталева кулька-плоский бронзовий зразок. моделювання зносу зразка ґрунтувалося на асимптотичній поведінці розв`язку відповідної задачі зносостійкості. в роботі ідентифікація параметрів зносостійкості проводилась за результатами випробувань за схемою, що не відповідає внутрішньому контакту циліндрів для підшипника ковзання. для моделювання процесу зносу радіального підшипника в роботі [6] використовувався метод скінчених елементів. при цьому умови контакту моделювалися комплексом лагранжаейлера, а еволюція локального зносу за допомогою рівняння арчарда. при цьому коефіцієнти зношування визначалися по лінійної залежності швидкості зношування від тиску і швидкості ковзання, що характерно тільки для абразивного зношування, яке не є превалюючим для підшипників ковзання. в роботі [7] представлений метод розрахунку контактного тиску у важко навантаженому опорному підшипнику за допомогою специфічних граничних умов, визначених в залежності від пошкоджуваності підшипників. розрахункова модель враховує умови навантаження і розподіл контактного тиску, який корелюється з даними, отриманими з експерименту. розрахунок контактного тиску потребує постійного супроводження достатньо апаратно складними експериментальними спостереженнями, що не дозволяє розповсюдити запропоновану методику на інші типи циліндричних трибосистем. систематизація і аналіз схем та задач для підшипників ковзання вказує, що відомі підходи зосереджені в основному на одному базовому варіанті: знос вкладника валом, що не зношується. разом з цим запропоновані алгоритми, в тому числі і для базової моделі, є складними для реалізації в інженерній практиці. отже є необхідність для найбільш поширених достовірних розрахункових схем отримати прос просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 80 ті і зручні розв`язки для інженерної практики. є необхідність також в розробці базової методики розв`язків зносоконтакних задач для різних схем підшипників ковзання. просторо часові критерії надійності підшипників ковзання підшипники ковзання (пк) мають важливу відмінну рису, яка вимагає розробки спеціальних критеріїв і матеріалів оцінки їх надійності. ця особливість полягає в тому, що поява і розвиток однієї або навіть декількох тріщин в підшипниковому шарі найчастіше не приводить до виходу підшипника з ладу (до відмови). проте, в процесі розвитку безлічі тріщин настає момент, що форсовано веде до нагрівання вузла тертя. у нормальних умовах експлуатації цьому передує тривалий процес розвитку тріщини і зносу. застосування звичайних стандартних критеріїв надійності для підшипників є недостатнім і наближеним. тут пропонуються можливі загальні критерії для опису стану шару підшипників ковзання. у загальному випадку поверхня шару підшипника працює в різних силових і температурних умовах при різних умовах закріплення шару і розвитку тріщин. розіб'ємо всю поверхню шару підшипника f на n ділянок if , в межах яких зазначені умови наближено постійні, і розглянемо можливі кількісні характеристики стану, як окремої ділянки, так і всього підшипника в цілому. використовувані в подальшому критерії доцільно розділити на критерії, що відносяться до процесу зародження тріщин, і критерії, що характеризують розвиток тріщин або областей з тріщинами. введемо наступні основні поняття і позначення: ( )kit p  час (або число циклів) до зародження k ї тріщини в межах i ділянки з ймовірністю p ; ( ), ( )i kt p t p  час до зародження першої і k ї тріщини відповідно по всій поверхні підшипника з ймовірністю p ; , ( ), ( ) k k i j i jt p t p  час до зародження k ї тріщини на ділянках, рівних сумі ділянок ji ff  або f з ймовірністю p ; kijk k ij kk ii tttttt ,,,,, 11 середнє значення відповідних величин; ( ), ( ), ( )k kip t p t p t  ймовірність того, що на i й ділянці шару не з’явиться k а тріщина і на всій поверхні не буде k х тріщин; ( ), ( ), ( )k kiq t q t q t  ймовірність того, що на i й ділянці з’явиться k а тріщина; на всьому підшипнику з’явиться k а тріщина; на всій ділянці з’явиться хоча б одна тріщина. після зародження тріщини виникає питання оцінки стану шару з тріщиною і характеристик зміни цього стану. тут можливе використання наступних критеріїв: ( , ), ( , )k kip t p t   ймовірність того, що на i й ділянці не з’явиться k а ( 1, 2,.....k  ) тріщина довжиною l ; теж на всьому підшипнику; ( , ), ( , )k kiq t q t   ймовірність появи на i й ділянці k ї тріщини довжиною l ; теж саме на всьому підшипнику; ( , ), ( , )k kit t t t   час (число циклів) до появи на i й ділянці k ї тріщини довжиною l з ймовірністю p ; теж саме на всьому підшипнику; ( , ), ( , )k kiv t v t   швидкість розвитку i ї тріщини довжиною l на k й ділянці в ймовірністю p ; теж саме на всьому підшипнику. всі значення величин з ймовірністю 0, 5p  (середнє значення) позначаються рискою зверху: 0, 5( )k ki it p t  і т.д. навантаженість і умови роботи у різних зон шару можуть бути неоднаковими. звідси різні показники для різних зон. у зв'язку з цим можна ввести наступні відносні критерії надійності різних ділянок (вагові коефіцієнти); ( ) ( , ) / ( , )k k kij p i jq p t p t    відношення ймовірності появи k ї тріщини довжиною l на i й ділянці до аналогічної ймовірності на j й; ( ) ( , ) / ( , )k k kij q i jq t q t     теж для ймовірності появи відповідної тріщини; ( ) ( , ) / ( , )k k kij t i jt t t t     теж для часу до появи відповідної тріщини. просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 81 в якості просторово-часових критеріїв можуть бути використані також величини площі, зайнятої тріщинами або системою тріщин, і їхнє відношення до початкової площі. позначимо через ** , ffi площу i ї ділянки, зайнятої тріщинами, і всієї ділянки. тоді відносні величини: * * * 0( ) ( ) / ( ), ( ) ( ) / ( ), ( ) ( ) / k ij f i j i f i j i f if p f p f p f p f p f      . найбільш загальним є показник ( )t p , який відповідає виходу з ладу підшипника. відповідно до особливостей руйнування підшипникового шару можуть висуватись такі завдання, пов'язані з оцінкою якості надійності та стану підшипника. 1. за експлуатаційним даними визначаються необхідні імовірнісні характеристики стану підшипника відповідно до введених понять. проводиться аналіз значущості критеріїв і вибраються базові для оцінки надійності і граничного стану вузли. 2 за видом окремого підшипника і за певними критеріями надійності визначається залишкова надійність і залишковий термін служби підшипника. 3. за даними експлуатації оцінюється вплив різних зовнішніх і внутрішніх факторів на надійність підшипника, що дозволить обґрунтовано розробляти заходи щодо підвищення його надійності. 4. розроблюється методика розрахунково експериментального визначення параметрів надійності з метою використання її в проектувальних розрахунках і при розробці заходів щодо підвищення надійності підшипників ковзання вузла в цілому. методика розрахунково-експериментальної оцінки надійності підшипників ковзання підшипники ковзання широко застосовуватися в машинобудуванні, але їх застосуванні стримує відсутність теорії надійності пк. це пояснюється складністю пк як об'єкта для розрахунків. якщо для підшипників кочення в більшості випадків може бути застосовано рішення контактної задачі герца, то для кожного типу пк необхідно спеціально вирішувати контактну або пружно-гідродинамічну задачу. необхідно вивчити закономірності втомного руйнування підшипникового шару при складному напруженому стані з урахуванням масштабного фактору, особливостей реологічних властивостей, закономірностей накопичення пошкоджень і т.і. можна запропонувати наступні базові етапи методики розрахункової оцінки підшипників ковзання. 1. навантаження, що діють на пк можуть бути визначені теоретично і експериментально. 2. для визначення напруженого стану необхідно вирішувати просторові контактні задачі теорії пружності для тіл складної форми. на основі рішень контактних задач отримують функції контактних тисків ( , )z  і компоненти тензора напружень ( , , )ij z r  в будь-якій точці підшипника з координатами rz,, . 3. процес втомного руйнування в реальних умовах має ряд особливостей, які можна врахувати, проводячи випробування підшипника-зразка в умовах максимально наближених до реальних. результати випробувань і розрахунків появи ( k ї тріщини) підшипників зразків з різною товщиною шару дозволяють побудувати криві втоми в координатах "напруження – число циклів": ( ) ( )mэ kn d h  . ці криві є вихідними для отримання кривих втоми натурного підшипника. методика дозволяє отримувати дані для побудови кривих втоми по появі любої k ї тріщини і кривих швидкості розвитку тріщин в формі: ( )nidl dn c k  , де l довжина тріщини; n число циклів; nc, параметри; ik коефіцієнт інтенсивності напружень. 4. для переходу від моделі до натури необхідно знати закономірності впливу масштабного чинника на втому. статистичні рівняння подібності втомного руйнування підшипників ковзання отримують просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 82 при схематизації підшипникового шару системою паралельно працюючих ділянок контактної поверхні підшипника. умовна межа втоми max( )k до появи k ї тріщини при відсутності порогу пошкоджуваності залежить від напруженого стану та обсягу робочої частини шару kv : maxlg ( ) lgk k пк k i a v m    ; [ ( , )] k k m пк k v v f x y dv  . тут max( , ) ( , ) / , ,э э k kf x y x y a m    параметри залежності, які визначаються з експерименту. статистичне рівняння подібності виглядає наступним чином: 01/ ( ) max min 0 0 min ( , ) lg ( ) ( ) ( ) lg b n r v r a n b n dv            , 0 0 0 07, 44 0, 6 1, 38 0,13( ) lg , ( ) lg .a n n b n n   тут 0n будь-яка вибрана база випробувань. 5. розрахунок терміну служби до появи тріщин при наявності кривих втоми і спектра напружень проводиться при використанні лінійної моделі процесу накопичення пошкоджень. використання нелінійних моделей вимагає знання хронологічного спектру навантажень і застосування імітаційних алгоритмів розв'язання задач. 6. для опор ковзання важливо не тільки коли з'явиться перша або k а тріщина, але і те, як швидко вона розвивається. так , наприклад, за результатами випробувань отримано рівняння швидкості розвитку тріщин в бабіті у вигляді: 5 3 3,6 1мм 10 1, 6 10/ [ / ]dl dn k  . 7. для визначення терміну служби підшипників ковзання до появи першої тріщини із заданою ( )p ймовірністю 1 ( )t p необхідно за допомогою гіпотези лінійного підсумовування або по нелінійним моделям накопичення втомних пошкоджень визначити середнє значення 1 1 0, 5( )t t p  терміну служби до появи першої тріщини і термін служби 1 ( )t p з будь-якої заданої ймовірністю з урахуванням розсіювання. 8. для визначення із заданою ймовірністю p терміну служби по появі k ї тріщини на всьому підшипнику ( )kt p або на його i й частині ( )kit p необхідно отримати криві втоми і параметри рівняння подібності по появі k ї тріщини. за результатами підсумовування пошкоджень визначаються відповідні імовірнісні характеристики: ( ), ( ), ( ), ( )k k k ki ip t q t p t q t . 9. після появи тріщини розвиваються. для визначення із заданою ймовірністю p терміну служби всього підшипника по появі першої тріщини заданої довжини l треба крім визначення терміну служби до появи тріщини виконати випробування і розрахунки з розвитку тріщини. при визначенні терміну служби до появи тріщин l на i й дільниці ( , )it p l підшипника в розрахунку зміниться тільки термін до появи тріщин. впливом масштабу на швидкість розвитку тріщин в першому наближенні можна знехтувати. аналогічним чином визначається термін служби до появи k ї тріщини розміром l із заданою ймовірністю , ( , )kp t t l , ( , )kit p l . за отриманими даними для терміну служби визначаються ймовірності безвідмовної роботи та ймовірності відмови ( , ), ( , )k ki ip t l q t l , де під відмовою розуміється час до отримання тріщини заданої довжини l . просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 83 10. швидкість розвитку тріщин ( )v p з певною ймовірністю p можна оцінювати за допомогою розсіювання коефіцієнтів в рівнянні і напружень. 11. як характеристики стану поверхонь з тріщинами можуть слугувати відносні величини, що визначаються як відношення ймовірностей відмови або безвідмовної роботи різних ділянок поверхні в різних поєднаннях. якщо поверхня розбита на r ділянок, то коефіцієнтами якості ділянок можуть бути величини: ( ) / ( )ij i jq t q t  , або 1 1 1( ) / ( ), , , а в aв i jq t q t i j r    . зокрема, в якості модуля доцільно взяти найбільш навантажену ділянку 1i  , тоді коефіцієнтом ijd ділянки нормуються і ранжуються по надійності: 1( ) / ( )ij jq t q t  . в якості характеристики стану поверхні іноді обирають відносну величину площі, покритої тріщинами * ( , ) /f f p t f  . ця величина також може бути оцінена за пропонованою методикою. таким чином, запропонована розрахунково експериментальна методика дає можливість оцінювати стан, залишковий ресурс, ймовірність безвідмовної роботи, швидкість розвитку тріщин і інші параметри надійності підшипників. методика може бути корисною при проектувальних розрахунках і оцінках ефективності заходів щодо підвищення довговічності підшипника ковзання. особливості побудови рейтингу по зносостійкості пар тертя введемо позначення: 1w u  лінійний (розмірний) знос першого елемента пари; 2w u  знос другого елемента пари; * * wu  допустимий знос пари тертя; 1 2 * *,w wu u  допустимий знос кожного елемента пари тертя. в якості критеріїв для порівняння зносу елементів пари тертя можуть бути взяті такі величини. 1. відношення зносу одного елемента до зносу іншого елемента: 1 12 2 w w u k u  , 221 1 w w u k u  . (1) 2. відношення суми зносу елементів до допустимого зносу: 1 2 * w w w u u k u   , (2) або обернена величина визначається як коефіцієнт запасу: * 1 2 1 w w w u n k u u    . (3) 3. відношення зносу одного з елементів до загального допустимого зносу: 1 1 * w w u k u  , 22 * w w u k u  . (4) 4. відношення зносу одного елемента до допустимого зносу цього елемента: 1 11 * 1 w w u k u  , 222 * 2 w w u k u  . (5) 5. відношення різниці зносу елементів до допустимого зносу: * 1 2 * w w w u u k u   , (6) просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 84 або до зносу кожного елемента: 1 2 2 1 1 1 1w w w w w u u u k u u     , 1 2 12 2 2 1w w w w w u u u k u u     . (7) звернемо увагу на поняття стираюча здатність елементів пари тертя. стираюча здатність елемента характеризується не зносом елемента 1, а зносом елемента 2. тобто, знос 1wu  є характерною стираючою здатності елемента 2; аналогічно 2wu  характеристика стираючої здатності елемента 1. стираюча здатність елемента характеризує ступінь активності елемента по відношенню до контр елементу. знос елемента характеризує ступінь пасивності при дії контр елемента. критерії стираючої здатності можуть бути визначені також, як критерії зносу, з урахуванням переіндексації. так критерієм нестираючої здатності елемента 1 може бути величина 2k по (4), що визначається як відношення зносу другого елементу до допустимого зносу. у разі багатьох n пар тертя для кожної пари з ,i j елементів можна записати співвідношення, наведені для однієї пари тертя, при цьому індекси 1, 2 необхідно замінити на індекси ,i j . на першому етапі необхідно усвідомити інформативність критеріїв поки записаних формально. потім відібрати найбільш інформативні критерії для ввідбору найбільш ефективних пар тертя. найбільш простими і інформативними є критерії відносного сумарного зносу і відносного зносу найдорожчого елементу. нехай є результати випробувань двох пар тертя: 1 2 2 3( , ); ( , )w w w wu u u u , при одному допустимому сумарному зносі в сполученні *wu . потрібно вибрати з цієї пари найбільш ефективну. ефективною вважається пара тертя, для якої виконується умова: 1 2 12 3 4 34 , min . w w w w w w u u u u u u      (8) при додатковій умові: 1 3илиmin{ }w wu u , де 1 3,w wu u  найбільш дорогий елемент в парі тертя. нехай є результати випробувань n пар тертя: 1, 2 , 1 1,( )...( )...( )w w wi wi wn wnu u u u u u  потрібно вибрати найбільш ефективну пару тертя. ефективною вважається пара тертя, для якої виконується умова мінімуму сумарного зносу: 1 2 12 1 , 1 1 1, ........................ min ...................... w w w wi wi wi i wn wn wn n u u u u u u u u u                  (9) ефективною також вважається пара тертя, для якої крім (9) виконується додаткова умова: 1min , ,wiu i n , де wiu – найбільш вартісний в елементах пар тертя. розглянемо порівняння зносостійкості елементів пари тертя за функціями нормального розподілу ймовірностей зносу. розглядається одна пара тертя, що складається з двох елементів. задані функції щільності розподілу ймовірності сумарного поточного зносу при заданому напрацюванні елементів t в: просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 85 1 2 ( , ), . w w w w w u u t u u u     (10) функція щільності відповідає нормальному розподілу. задана також функція щільності розподілу ймовірностей допустимого зносу: * * ( )w wu u  . (11) ставиться завдання визначення ймовірності того, що поточний знос перевищує допустимий. у разі нормального розподілу ймовірність перевищення поточного значення величини зносу wu і допустимим визначається виразом: 0, 5( ) ( )f u u    , (12) де ( )u – інтеграл ймовірності; u  квантиль розподілу визначається по залежності: 2 2 2 1/ 2 * 1 ( ) n u v n v    , (13) де n  коефіцієнт запасу; * w w u n u  , (14) * * * , w w w w v v u u     , (15) де * ,w w   середньоквадратичне відношення допустимого і поточного зносу; * ,v v  коефіцієнти варіації допустимого і поточного зносу. величину допустимого зносу можно прийняти постійною, тоді при * 0v  з (13) маємо: 1 p n u v    . (16) ймовірність перевищення допустимого зносу в цьому випадку: 1 0, 5( )w n f u v           , (17) а ймовірність неперевищення або надійність роботи елемента: 1 0, 5( )w n p u v          . (18) тут може розглядатися в якості загального критерію ймовірність безвідмовної роботи ( )wp u . найбільш трудомістким в визначенні надійності елемента по зносу є визначення коефіцієнта варіації поточного зносу. для точного визначення потрібні численні статистично представницькі випробування на знос. при відсутності даних по таких випробуваннях наближено з деякою точністю коефіцієнт варіації для нормального розподілу може бути визначено при наявності середнього wu і максимального maxwu значення зносу з урахуванням правила «трьох сигм» по залежності: просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 86 max 3 w w w u u v u   . (19) нехай для двох пар тертя відомі такі величини: 1) 1 2( , )w wu u  середній знос елементів першої пари тертя; 3 4( , )w wu u  середній знос елементів другої пари тертя; 2) максимальні значення зносу елементів 1max 2 max 3max 4 max( , ); ( , )w w w wu u u u ; 3) * *1 3,w wu u  допустимий знос найбільш відповідального елемента; 4) * *12 34,w wu u  сумарний допустимий знос пар тертя; 5) 1 2 3 4 12 34, , , , ,v v v v v v  коефіцієнти варіації зносу кожного елемента і їх суми. потрібно порівняти дві пари тертя: 1) за середнім зносом найбільш відповідальних елементів; 2) за середнім сумарним зносом; 3) по зносу елементів при заданій надійності (ймовірності безвідмовної роботи). можливі порівняння пари тертя за різними критеріями: 1) за середнім зносом відповідальних елементів: 1 13 2 w w u k u  ; (20) 2) за сумарним середнім зносом обох елементів в парі: 1 2 3 4 w w w w u u k u u    ; (21) 3) за ймовірністю безвідмовної роботи вузлів тертя при заданому зносі відповідального вузла з урахуванням (24): 1 1 1 3 3 3 1 0, 5 1 0, 5 p n v k n v               ; (22) 4) по зносу відповідальних вузлів в парі при заданій ймовірності: в цьому випадку спочатку будується функція надійності для однієї й іншої пари, а потім графічно при заданій надійності визначаються відповідні значення надійності. у разі багатьох n пар тертя задані: 1) середні значення зносу елементів: 1 2 1 1( , ); ( , );.....( , );w w wi wi wn wnu u u u u u  2) максимальні значення зносу елементів: 1max 2 max ( 1) max max( , );...( , );w w w n wnu u u u 3) допустимі значення зносу відповідальних елементів: * * * 1 3 1, ....w w wnu u u  . потрібно порівняти пари тертя: 1) за середнім зносом відповідальних пар тертя; 2) за ймовірністю безвідмовної роботи елементів пар тертя. просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 87 критерії порівняння: 1) критерієм для порівняння за середнім значенням може бути величина: wi iв wв u k u  , (23) де wвu  знос елемента прийнятий за базовий. критерієм для порівняння за ймовірністю безвідмовної роботи може бути величина: 1 0, 5 1 0, 5 в в в pi i i i n v k n v               . (24) отже для випадку нормального розподілу зносу задача зводиться до порівняння варіантів, для яких задані середні значення зносу і коефіцієнти варіації розсіювання зносу. висновки 1. у нормальних умовах експлуатації підшипниікв ковзання виходу з ладу передує тривалий процес розвитку тріщини і зносу. застосування стандартних критеріїв надійності для підшипників є недостатнімм і наближеними. 2. розроблена розрахунково-експериментальна методика визначення стану, залишкового ресуосу, ймовірністі безвідмовної роботи і інші параметри надійності. методика може бути корисною при проектувальних розрахунках і оцінках ефективності заходів щодо підвищення довговічності підшипника ковзання. 3. розглянуто різні способи порівняння численних варіантів надійності вузлів тертя по зносу з урахуванням розсіювання результатів випробувань. для випадку нормального розподілу зносу задача зводиться до порівняння варіантів, для яких задані середні значення зносу і коефіцієнти варіації розсіювання зносу. 4. запропонований спосіб складання рейтингу по надійності зводиться до порівняння ймовірностей перевищення поточного зносу над допустимим на першому етапі і порівняння середніх значень при заданій ймовірності перевищення на другому етапі. література 1. chernets, m. v. prediction of the life of a sliding bearing based on a cumulative wear model taking into account the lobing of the shaft contour [text] / m. v. chernets // journal of friction and wear. – 2015. – №2(36). – р. 163–169. 2. chernets, m., chernets, j. generalized method for calculating the durability of sliding bearings with technological out-of-roundness of details. proceedings of the institution of mechanical engineers, part j: journal of engineering tribology. v. 229, no. 2, 2015, p. 216-226. 3. кузьменко а.г. подшипники скольжения: прочность, износ, надежность. методы расчетов и испытаний : монография / а.г. кузьменко. – хмельницкий: хну, 2014.-251 с. 4. пространственно-временные критерии надежности подшипников скольжения / ю. ф. приходько, а. г. кузьменко // повышение эффективности технического обслуживания и ремонта вагонов. – гомель : белиижт, 1984. – с. 65–73. 5. soldatenkov a., mezrin a.m., sachek b.ya. implementation of asymptotics of the wear contact problem solution for identifying the wear law based on the results of tribological tests. journal of friction and wear. 2017, volume 38, issue 3, pp 173–177. 6. adrian a. schmidt, timo schmidt, oliver grabherr, dirk bartel. transient wear simulation based on three-dimensional finite element analysis for a dry running tilted shaft-bushing bearing. wear, volumes 408– 409, 2018, p.p. 171-179. 7. massi f., bouscharain n., milana s., le jeune g., maheo y., berthier y. degradation of high loaded oscillating bearings: numerical analysis and comparison with experimental observations, wear, volume 317, issues 1–2, 2015, p.p. 141-152. надійшла в редакцію 20.06.2018 просторо часові критерії і рейтинги трибонадійності підшипників ковзання транспортних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 88 dykha o.v., makovkin o.m., posonsky s.f. spatial-temporal criteria and ratings of tribo reliability of sliding bearings of transport vehicles. bearings of sliding require the development of special criteria and materials for assessing their reliability. under normal conditions of use, the bearings of slip failure are preceded by a long process of cracks and wear. the application of standard bearing criteria for bearings is inadequate and approximate. the design and experimental method of determination of the state, residual resouss, probability of failure-free operation and other parameters of reliability are developed. the method can be useful in design calculations and assessments of the effectiveness of measures to improve the longevity of the bearing slip. different ways of comparison of numerous variants of reliability of friction units for wear are considered, taking into account scattering of test results. for the case of a normal wear distribution, the problem is reduced to comparing variants for which average wear values and coefficients of variation of scattering wear are given. the proposed method of rating reliability is reduced to comparing the probabilities of exceeding the current depreciation above the allowable in the first stage and comparing the average values with a given probability of excess in the second stage. key words: bearings of sliding, criteria of wear resistance, reliability rating, probability of failure-free operation. references 1. chernets, m. v. prediction of the life of a sliding bearing based on a cumulative wear model taking into account the lobing of the shaft contour. journal of friction and wear. 2015. №2(36). р. 163–169. 2. chernets, m., chernets, j. generalized method for calculating the durability of sliding bearings with technological out-of-roundness of details. proceedings of the institution of mechanical engineers, part j: journal of engineering tribology. v. 229, no. 2, 2015, p. 216-226. 3. кузьменко а.г. подшипники скольжения: прочность, износ, надежность. методы расчетов и испытаний : монография. хмельницкий: хну, 2014. 251 с. 4. пространственно-временные критерии надежности подшипников скольжения. ю. ф. приходько, а. г. кузьменко. повышение эффективности технического обслуживания и ремонта вагонов. гомель. белиижт, 1984. с. 65–73. 5. soldatenkov a., mezrin a.m. , sachek b.ya. implementation of asymptotics of the wear contact problem solution for identifying the wear law based on the results of tribological tests. journal of friction and wear. 2017, volume 38, issue 3, pp 173–177. 6. adrian a. schmidt, timo schmidt, oliver grabherr, dirk bartel. transient wear simulation based on three-dimensional finite element analysis for a dry running tilted shaft-bushing bearing. wear, volumes 408– 409, 2018, p.p. 171-179. 7. massi f., bouscharain n., milana s., le jeune g., maheo y., berthier y. degradation of high loaded oscillating bearings: numerical analysis and comparison with experimental observations, wear, volume 317, issues 1–2, 2015, p.p. 141-152. дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 43 гордієнко о.а.,* тітов т.с.,* ранський а.п.,* диха о.в.** * вінницький національний технічний університет, м. вінниця, україна, ** хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tarastitov88@gmail.com дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» удк 541.49 + 546.562 в роботі досліджена трибохімічна система «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а – сталь 45» на предмет утворення координаційних сполук купруму(іі) під дією механічного активування металевих поверхонь пари тертя та органічних додатків. встановлено, що кращі протизношувальні та антифрикційні властивості відповідають мастильним композиціям, до складу яких входять органічні додатки з високими значеннями електронодонорної активності (dnsbcl5). при цьому суттєве покращення триботехнічних характеристик мастильних композицій, до складу яких входять органічні додатки, порівняно з «чистою» оливою і-20а, залежить як від електронодонорної (dnsbcl5), так і від адсорбційної (ir) активності досліджених органічних додатків. ключові слова: органічні додатки, трибохімічна система, координаційні сполуки купруму(іі), електронодонорна активність, адсорбційна активність. вступ в сучасній трибохімії мастильні матеріали розглядають як складову (конструкційний елемент) вузла тертя, що значною мірою визначає довговічність та надійність машин та механізмів [1]. крім того, сучасний розвиток машин та механізмів характеризується підвищеними вимогами до умов їх експлуатації: навантажувальними, протизношувальними, протизадирними, антиокислювальними властивостями, густиною та стійкістю до корозії [2]. чисті оливи та мастила не в змозі забезпечити повний перелік висунутих часом вимог. між тим, додавання до базових олив органічних речовин (додатків) в значній мірі вирішує цю комплексну проблему. в зв′язку з вище зазначеним нами були досліджені органічні додатки до індустріальної оливи і-20а, які суттєво покращують їх протизношувальні та антифрикційні властивості. постановка задачі раніше [1] були проведені ґрунтовні дослідження триботехнічних властивостей ( gi , mpf ) мастильних композицій на основі індустріальних олив та органічних додатків із класу тіоамідів та їх металхелатів. в рамках фундаментальної залежності «структура –властивості» вперше було проведено аналіз залежності експлуатаційних характеристик мастильних композицій від складу та будови тіоамідів та координаційних сполук купруму(іі) на їх основі [3]. так, було встановлено, що структурні особливості досліджених додатків суттєво впливають на ефективність роботи вузлів тертя в режимі вибіркового перенесення [4]. в продовження цих робіт нами досліджено утворення координаційних сполук купруму(іі) при активації металевих поверхонь пари тертя «бронза браж 9-4 сталь 45» в присутності розширеного кола органічних додатків, які суттєво покращують протизношувальні та антифрикційні властивості мастильних композицій. мета роботи встановлення розчинення металевої міді в трибохімічній системі «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45», утворення під дією органічних додатків та механічних напружень координаційних сполук купруму(іі), які суттєво покращують триботехнічні властивості мастильного середовища. експериментальна частина органічні речовини (додатки): дипропіловий естер щавлевої кислоти, етилацетат, тетрахлорметан (тхм), диметилформамід (дмфа), диметилсульфоксид (дмсо) використовували марки «ч» або очищали методами, що наведені в роботі [5]. приготування мастильних композицій. приготування мастильних композицій 1 5 (табл. 2). до 97 98,5 мл індустріальної оливи і-20а при нагріванні до 70 90 с додавали 1,5 3,0 мл органічного до дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 44 датку та перемішували до утворення гомогенного розчину. отримані мастильні композиції охолоджували та проводили триботехнічні дослідження. методика дослідження. мастильні композиції досліджувалися на машині тертя смц-2 з парами тертя «колодка-ролик» з швидкістю ковзання 3,0 м/с, шляхом тертя 3∙103 м. матеріал ролика – сталь 45, колодки – бронза браж 9-4. початкова шорсткість 0,30–0,62 мкм для сталевого зразка і 0,62–0,80 мкм для бронзового. тривалість випробування однієї композиції – 40 хв. зміну температури в зоні тертя визначали хромель-копелевою термопарою та реєстрували на відповідній кривій стрічкової діаграми електронного потенціометра ксп-4. силу тертя визначали за допомогою тензобалки. зношування зразка реєстрували ваговим методом на аналітичних вагах 2 кл. точності типу влр-200, гост 24104-80. величину зміни маси зразків визначали за формулою: кп mmm  , (1) де nm – початкова маса зразка, г; km – маса зразка в кінці досліду, г. з кривої моменту тертя на діаграмній стрічці знімали значення l в мм, що відповідають відхиленню рухомої каретки потенціометра ксп-4 на початку та в кінці досліду (режим сталого вибіркового перенесення в парі тертя). за допомогою графіка тарування визначали відповідні моменти тертя mpm за величиною відхилення l (мм) каретки потенціометра. коефіцієнт тертя визначали за формулою: nr m f mp   , (2) де mpm – момент тертя в парі, що досліджується, н·м; r – радіус рухомого ролика, м; n – загальне навантаження в парі тертя, н. перед проведенням триботехнічних досліджень було здійснено тарування пружини (табл. 1) залежно від її стискання до навантаження, яке ця пружина створює. таблиця 1 тарування пружини навантаження, н стискання пружини, мм висота пружини, мм 0 0 60 98,07 2 58 196,14 6 54 294,2 13 47 392,27 19 41 784,53 21 39 принципова схема установки дослідження триботехнічних характеристик мастильних композицій пари тертя «бронза сталь» наведена на рис. 1. рис. 1 – принципова схема установки з дослідження триботехнічних характеристик пари тертя «бронза браж 9-4 – сталь 45» на машині тертя типу смц-2: 1 – бронзова колодка (браж 9-4); 2 – сталевий ролик (сталь 45) дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 45 обговорення експериментальних даних розчинення металів під дією апротонних розчинників в парі тертя «бронза – сталь». питанню розчинення (окиснення) металів в апротонних розчинниках в науковій літературі присвячена значна кількість робіт [6]. так, в роботах [7, 8] неодноразово відзначалось, що окислювальна розчинність металів, тобто прямий синтез металоорганічних і координаційних сполук, визначається як природою металу (потенціалом іонізації u, стандартним окисно-відновним потенціалом 0 , резонансним потенціалом ri ), так і природою органічного апротонного розчинника (дипольним моментом  , діелектричною проникністю 20 , донорним числом (dnsbcl5). в роботах [9 11] констатується, що швидкість окиснення металів w залежить від донорних чисел dnsbcl5 органічних розчинників і має екстремальний характер, тобто має місце залежність fw  (dnsbcl5). це можна пояснити їх вибірковою адсорбцією на металевих поверхнях різної природи. так, в. п. купріним [12, 13] була встановлена залежність адсорбції органічних речовин (розчинників) на міді та бронзі від їх резонансного потенціалу ( ri ), яка також має подібний екстремальний характер. тобто, можна констатувати, що між донорною силою органічних розчинників (dnsbcl5) і їх резонансними потенціалами ( ri ) існує прямий зв'язок, коли адсорбція органічних речовин (розчинників) на металевій поверхні, окиснення металів цієї поверхні з утворенням катіонів мn+ і вірогідність їх комплексоутворення в розчині є максимальною (потрійний умовний «резонанс») і, внаслідок цього, пара тертя має мінімальні значення зношування ( gi ) та коефіцієнту тертя ( mpf ) у випадку використання таких трибохімічних систем. в зв’язку з вище зазначеним, нами була досліджена трибохімічна система «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» на предмет утворення координаційних сполук купруму(іі) під дією механічного активування металевих поверхонь пари тертя та органічних додатків. останні складали ряд сполук (табл. 2), які раніше використовувались нами виключно як органічні розчинники для переведення малорозчинних метал-хелатів купруму(іі) з тіоамідами різного заміщення в гомогенний розчин оливи так, наприклад, використання дипропілового естеру щавлевої кислоти [14]. однак, в даній роботі органічні додатки (розчинники) були досліджені нами в першу чергу як хімічно активні складові, що сприяють утворенню координаційних сполук купруму(іі) та суттєвому покращенню триботехнічних характеристик досліджених мастильних композицій. таблиця 2 склад мастильних композицій «олива і-20а + органічний розчинник», їх фізичні, протизношувальні та антифрикційні властивості склад композиції фізичні властивості [22] триботехнічні властивості органічний розчинник к ом по зи ці я назва % мас. базова олива і-20а  , кл·м × 10-30 20 dnsbcl5, кдж/моль g i , мг mpf 1 дипропіловий естер щавлевої кислоти 3,0 до 100 60,00 0,5106 0,32 2 етилацетат 3,0 до 100 6,03 18,51 71,57 0,3215 0,23 тхм 1,5 3 дмфа 1,5 до 100 84,00 0,2128 0,19 4 дмфа 3,0 до 100 12,70 36,7 111,33 0,0928 0,12 5 дмсо 3,0 до 100 13,03 48,9 124,73 0,0733 0,10 6 і-20а 100 0,6004 0,42 примітка. дослідження триботехнічних властивостей мастильних композицій 1–5 проводили при контактному навантаженні 8,0 мпа в парі тертя «бронза браж 9-4 – сталь 45» за температури 25 c протягом 3 годин. наведені в табл. 2 дані показують, що кращі експлуатаційні характеристики ( gi , mpf ) мають мастильні композиції, до складу яких входили органічні додатки з високими значеннями електронодонорної активності (dnsbcl5). так, додавання до дмфа (dnsbcl5 = 111,3 кдж/моль, комп. 4) такої ж кількості тетрахлорметану (dnsbcl5 = 0,0 кдж/моль, комп. 3) приводить до зменшення загального значення dnsbcl5 системи та до суттєвого погіршення триботехнічних характеристик gi та mpf , відповідно, в 2,3 дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 46 та 1,6 рази. слід відмітити, що додаткове розбавлення дмфа на 50 % тетрахлорметаном (dnsbcl5 = 0 кдж/моль) знижує загальне значення донорної активності (dnsbcl5 = 84,4 кдж/моль) та збільшує зношування в 1,6 рази порівняно з «чистим» дмфа, що ще раз підтверджує важливу роль апротонних розчинників та їх донорну активність при розчиненні (окисненні) металів. тобто, швидкість окиснення металевої міді, яка входить до складу бронзи браж 9-4, визначається як електронодонорною активністю органічних додатків fw  (dnsbcl5), так і їх вибірковою адсорбцією (резонансними потенціалами) на бронзовій поверхні )( rifw  [12, 13, 15]. дослідження протизношувальних та антифрикційних властивостей пари тертя «бронза – сталь» в присутності органічних додатків. відомо [6, 14], що в парі тертя «бронза – сталь» механічний вплив тертя приводить не лише до зношування її поверхонь, а і за наявності в мастильному середовищі комплексоутворюючих реагентів – до утворення різних за складом та своєю будовою металокомплексних сполук. вперше це явище було зафіксовано в парі тертя «мідний сплав – сталь» в гліцерині, де останній, окиснюючись, як ліганд, утворював складні металокомплексні сполуки [16 18]. наступними наполегливими дослідженнями цієї пари тертя в присутності n-, o-вмісних органічних лігандів було підтверджено утворення координаційних сполук купруму(іі), наявність яких суттєво покращувала триботехнічні властивості мастильних композицій [6, 19, 20]. тобто зменшення зношування ( gi ) та коефіцієнту тертя ( mpf ) однозначно пов'язували з окисненням металів пари тертя в мастильному середовищі та утворенням їх координаційних сполук [21]. отримані нами результати досліджень протизношувальних і антифрикційних властивостей мастильних композицій 1 5 (табл. 2) в широкому діапазоні контактних навантажень наведено, відповідно, в табл. 3, 4 і подані графічно на рис. 2. дані, що наведені на рис. 2, а свідчать про те, що в діапазоні контактних навантажень 4 24 мпа мастильні композиції, до складу яких входять органічні розчинники з високими значеннями донорних чисел dnsbcl5 (композиції 4, 5), мають в парі тертя «бронза браж 9-4 сталь 45» найкращі протизношувальні властивості, що однозначно вказує на вирішальну роль донорної активності органічних апротонних розчинників при окисненні міді в складі бронзи. визначальний вплив донорної активності органічних розчинників в складі мастильних композицій на зменшення зношування залишається без змін незалежно від контактного навантаження (4 24 мпа) в дослідженій парі тертя. а б рис. 2 – залежність зношування (а) та коефіцієнту тертя (б) від контактного навантаження в парі тертя «бронза браж 9-4 сталь 45» з мастильною композицією «олива і-20а + органічний розчинник» (t = 25 c,  = 3,00 год): 1 – дипропіловий естер щавлевої кислоти; 2 – етилацетат; 3 – тхм : дмфа = 1 : 1; 4 – дмфа; 5 – дмсо; 6 – «чиста» олива і-20а дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 47 встановлена також подібна залежність зменшення коефіцієнту тертя від збільшення донорної активності органічних апротонних розчинників в діапазоні навантажень 4 24 мпа для досліджених мастильних композицій (рис. 2, б). слід відмітити суттєво менший діапазон зміни значень коефіцієнту тертя в означеному діапазоні контактних навантажень. очевидно, що це пов’язано з іншим механізмом антифрикційної дії складових композицій 1 5 порівняно з механізмом протизношувальної дії цих же розчинників. таблиця 3 протизношувальні властивості мастильних композицій «олива і-20а + органічний розчинник» при різних контактних навантаженнях зношування зразка gi , мг, при контактному тиску kp , мпа композиція 4 8 12 16 20 24 1 0,4134 0,5106 0,5747 0,6933 0,8892 2 0,2200 0,2856 0,3805 0,4301 0,5408 0,6647 3 0,1402 0,2008 0,2567 0,3200 0,4001 0,5066 4 0,0433 0,0928 0,1867 0,2534 0,3332 0,4607 5 0,0267 0,0733 0,1005 0,1800 0,2267 0,2940 6 0,6003 0,6004 0,7406 0,9002 таблиця 4 антифрикційні властивості мастильних композицій «олива і-20а + органічний розчинник» при різних контактних навантаженнях коефіцієнт тертя mpf при контактному тиску kp , мпа композиція 4 8 12 16 20 24 1 0,41 0,32 0,33 0,51 0,96 1,41 2 0,37 0,23 0,19 0,27 0,48 0,80 3 0,34 0,19 0,15 0,21 0,40 0,63 4 0,29 0,12 0,06 0,08 0,19 0,41 5 0,27 0,10 0,03 0,05 0,15 0,32 6 0,38 0,42 0,49 0,52 0,52 0,56 таким чином, підсумовуючи вище наведене, можна зробити наступні узагальнення: органічні додатки, як потенційні комплексони, приймають активну участь в формуванні граничного поверхневого шару пари тертя «бронза сталь» та впливають на її триботехнічні властивості; суттєве покращення триботехнічних властивостей ( gi , mpf ) пари тертя «бронза сталь» на базі індустріальних олив визначається утворенням координаційних сполук купруму (іі) з потенційними комплексонами або їх модифікованими (видозміненими) хімічними формами; активування металевих поверхонь пари тертя «бронза сталь» при граничних навантаженнях рк = 8 16 мпа відповідає мінімальним значенням gi та mpf та оптимальним умовам утворення відповідних хелатів купруму(іі) в середовищі індустріальних олив. висновки 1. в трибохімічній системі «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» досліджено вплив органічних додатків на триботехнічні характеристики мастильних композицій. встановлено, що кращі протизношувальні та антифрикційні властивості відповідають мастильним композиціям, до складу яких входять органічні додатки з високими значеннями електронодонорної активності (dnsbcl5). 2. суттєве покращення триботехнічних характеристик мастильних композицій, до складу яких входять органічні додатки, порівняно з «чистою» оливою і-20а, залежить як від електронодонорної (dnsbcl5), так і від адсорбційної (ir) активності досліджених органічних додатків. дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 48 список літератури 1. композиційні мастильні матеріали на основі тіоамідів та їх комплексних сполук. синтез. дослідження. використання / [а. п. ранський, с. в. бойченко, о. а. гордієнко та ін.]. – вінниця : внту, 2012. – 328 с. 2. ранський а. п. дослідження присадних матеріалів на основі тригалогенпохідних карбонових кислот в оливі и-40 / а. п. ранський, о. а. гордієнко // проблеми трибології. – 2012. – № 1. – с. 55–61. 3. ранський анатолій петрович. координаційні сполуки деяких 3d-металів з ароматичними та гетероциклічними тіоамідами : дис. … докт. хім. наук : 02.00.01 / ранський анатолій петрович. – дніпропетровськ, 2003. – 327 с. 4. механізм вибіркового перенесення з точки зору резонансного потенціалу за нечаєвим [електронний ресурс] / [а. п. ранський, н. о. діденко, т. с. тітов, і. і. безвозюк] // наукові праці вінницького національного технічного університету. – 2010. – № 4. – 4 с. режим доступу до ел. ресурсу: https://praci.vntu.edu.ua/index.php/praci/article/view/230/228. 5. юрьев ю. к. практические работы по органической химии. издание 2-е, доп. / ю. к. юрьев.  м. : из-во московского университета, 1961.  вып. 1 и 2.  420 с. 6. прямой синтез координационных соединений / [в. в. скопенко, а. д. гарновский, в. н. кокозей и др.]. – к. : вентури, 1997. – 172 с. 7. гарновский а. д. прямой синтез координационных соединений из металлов в неводных средах / а. д. грановский, ю. и. рябухин, а. с. кужаров // координационная химия. – 1984. – т. 10, № 8. – с. 1011–1033. 8. масленников станислав владимирович. окисление металлов органическими соединениями в апротонных растворителях : дис. … докт. хим. наук : 02.00.08, 02.00.04 / масленников станислав владимирович. – нижний новгород, 2005. – 201 с. 9. роль растворителя в синтезе металлоорганических и металлосодержащих соединений прямым окислением металлов / [с. в. масленников, и. в. спирина, а. в. пискунов, с. н. масленникова] // журнал общей химии. – 2001. – т. 71, вып. 11. – с. 1837–1838. 10. влияние природы растворителя на скорость окисления металлов в апротонных средах / [с. в. пантелеев, с. в. масленников, а. н. егорочкин, в. ю. вакуленко] // журнал общей химии. – 2001. – т. 77, вып. 6. – с. 912–916. 11. корреляция реакционной способности элементоорганических хлоридов в реакции окисления металлов в апротонных средах / [с. в. пантелеев, с. в. масленников, а. н. егорочкин, и. в. спирина] // журнал общей химии. – 2007. – т. 77, вып. 7. – с. 1072–1074. 12. куприн виталий павлович. избирательная адсорбция органических веществ на металлах и подготовка поверхности перед нанесением покрытий : дис. … докт. хим. наук : 02.00.05 / куприн виталий павлович. – днепропетровск, 1993. – 323 с. 13. куприн в. п. адсорбция органических соединений на твердой поверхности / в. п. куприн, а. б. щербаков. – киев : наукова думка, 1996. – 162 с. 14. а. с. 1409643 а1 ссср, мки с07м141/08 . смазочная композиция / б. а. бовыкин, и. г. плошенко, а. п. ранский, а. а. митрохин, а. я. штанько, с. п. суховой, в. д. седлецкий. – заявл. 26.02.1986 ; опубл. 15.07.1988, бюл. № 26. 15. матюхова светлана алексеевна. реакции бензилгалогенидов с медью в диполярных апротонных растворителях : дис. … канд. хим. наук : 02.00.03 / матюхова светлана алексеевна. – москва, 2005. – 185 с. 16. пономаренко а. г. о механизме образования полимеров трения в смазочных маслах / а. г. пономаренко, г. г. чигаренко, г. п. берчан // трение и износ. – 1981. – № 9. – с. 43–45. 17. гаркунов д. н. о механизме взаимного атомного переноса меди при трении бронзы по стали / д. н. гаркунов, в. н. лозовский, а. а. поляков // докл. ан ссср. – 1960. – т. 133, № 5. – с. 1128–1129. 18. справочник по триботехнике. теоретические основы / под ред. м. хебды, а. в. чичинадзе. – м. : машиностроение, 1989. – т. 1. – 400 с. 19. исследование структуры граничного слоя влияния комплексообразующих присадок на триботехнические свойства пары трения медный сплав-сталь / [а. с. кужаров, в. в. чуваев, б. в. меринов и др.] // трение и износ. – 1987. – т. 8, № 5. – с. 851–856. 20. барчан г. п. исследование избирательного переноса в среде сложных эфиров монокарбоновых кислот / г. п. барчан, г. г. чигаренко, а. г. пономаренко // химия и технология топлив и масел. – 1978. – № 10. – с. 59–61. 21. барчан г. п. влияние строения сложных эфиров на процесс избирательного переноса / г. п. барчан, г. г. чигаренко, а. г. пономаренко // химия и технология топлив и масел. – 1979. – № 7. – с. 36–39. 22. пальм в. а. основы количественной теории органических реакций / в. а. пальм. – л. : химия, 1977. – 360 с. поступила в редакцію 14.04. 2017 дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 органічний додаток олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 49 gordienko o.a., titov t.s., ranskiy a.p., dykha o.v. research of the tribochemical system «bronze organic additive oil i-20a steel». in this work was explored the tribochemical system «bronze – organic additive – oil i-20a – steel» in terms of the formation of coordination compounds of copper (ii) under mechanical activation of metal surfaces of friction pair and organic additives. it was found that lubricant compositions contained organic solvents with high donor value dnsbcl5, in friction pair «bronze – steel» had the best anti-wear properties, which clearly points to the crucial role of donor activity of organic aprotic solvents during oxidation of metals. herewith the decisive influence of donor activity of organic solvents as a part of lubricating compositions on wear remained unchanged regardless of the contact pressure in the studied friction pair, and a significant improvement of tribotechnical performance of lubricant compositions contained organic additives compared to «pure» oil i-20a depended on the electron-donor (dnsbcl5) and adsorption (ir) activity of the studied organic additives. key words: organic additives, tribochemical system, coordination compounds of copper (ii), electron-donor activity, adsorption activity. references 1. ranskiy a. p., bojchenko p. v., gordienko o. a., didenko n. o., voloshinec' v. a. kompozycijni mastyl'ni materialy na osnovi tioamidiv ta i'h kompleksnyh spoluk. syntez. doslidzhennja. vykorystannja, vinnycja, vntu, 2012, 328 p. 2. ranskiy a. p., gordienko o. a. doslidzhennja prysadnyh materialiv na osnovi trygalogenpohidnyh karbonovyh kyslot v olyvi y-40, problemy trybologii', 2012, № 1, p. 55–61. 3. ranskiy anatolij petrovych. koordynacijni spoluky dejakyh 3d-metaliv z aromatychnymy ta geterocyklichnymy tioamidamy : dyp. … dokt. him. nauk : 02.00.01, dnipropetrovs'k, 2003, 327 p. 4. ranskiy a. p., didenko n. o., titov t. p., bezvozjuk i. i. mehanizm vybirkovogo perenesennja z tochky zoru rezonansnogo potencialu za nechajevym [elektronnyj resurs], naukovi praci vinnyc'kogo nacional'nogo tehnichnogo universytetu, 2010, № 4, 4 p. https://praci.vntu.edu.ua/index.php/praci/article/view/230/228. 5. jur'ev ju. k. prakticheskie raboty po organicheskoj himii. izdanie 2-e, dop., м., iz-vo moskovskogo universiteta, 1961, vyp. 1 i 2., 420 p. 6. skopenko v. v., garnovskij a. d., kokozej v. n., kuzharov a. p., gohonzorilla g. prjamoj sintez koordinacionnyh soedinenij, к., venturi, 1997, 172 p. 7. garnovskij a. d., rjabuhin ju. i., kuzharov a. p. prjamoj sintez koordinacionnyh soedinenij iz metallov v nevodnyh sredah, koordinacionnaja himija, 1984, т. 10, № 8, p. 1011–1033. 8. maslennikov stanislav vladimirovich. okislenie metallov organicheskimi soedinenijami v aprotonnyh rastvoriteljah : dip. … dokt. him. nauk : 02.00.08, 02.00.04, nizhnij novgorod, 2005, 201 p. 9. maslennikov p. v., spirina i. v., piskunov a. v., maslennikova p. n. rol' rastvoritelja v sinteze metalloorganicheskih i metallosoderzhashhih soedinenij prjamym okisleniem metallov, zhurnal obshhej himii, 2001, t. 71, vyp. 11, p. 1837–1838. 10. panteleev p. v., maslennikov p. v., egorochkin a. n., vakulenko v. ju. vlijanie prirody rastvoritelja na skorost' okislenija metallov v aprotonnyh sredah, zhurnal obshhej himii, 2001, t. 77, vyp. 6, p. 912–916. 11. panteleev p. v., maslennikov p. v., egorochkin a. n., spirina i. v. korreljacija reakcionnoj sposobnosti jelementoorganicheskih hloridov v reakcii okislenija metallov v aprotonnyh sredah, zhurnal obshhej himii, 2007, t. 77, vyp. 7, p. 1072–1074. 12. kuprin vitalij pavlovich. izbiratel'naja adsorbcija organicheskih veshhestv na metallah i podgotovka poverhnosti pered naneseniem pokrytij : dip. … dokt. him. nauk : 02.00.05, dnepropetrovsk, 1993, 323 p. 13. kuprin v. p., shherbakov a. b. adsorbcija organicheskih soedinenij na tverdoj poverhnosti, kiev, naukova dumka, 1996, 162 p. 14. bovykin b. a., ploshenko i. g., ranskiy a. p., mitrohin a. a. , shtan'ko a. ja., suhovoj p. p. , sedleckij v. d. a. p. 1409643 а1 sssr, mki с07м141/08 . smazochnaja kompozicija, zajavl. 26.02.1986, opubl. 15.07.1988, bjul. № 26. 15. matjuhova svetlana alekseevna. reakcii benzilgalogenidov s med'ju v dipoljarnyh aprotonnyh rastvoriteljah : dip. … kand. him. nauk : 02.00.03, moskva, 2005, 185 p. 16. ponomarenko a. g., chigarenko g. g., berchan g. p. o mehanizme obrazovanija polimerov trenija v smazochnyh maslah, trenie i iznos, 1981, № 9, p. 43–45. 17. garkunov d. n., lozovskij v. n., poljakov a. a. o mehanizme vzaimnogo atomnogo perenosa medi pri trenii bronzy po stali, dokl. an sssr, 1960, t. 133, № 5, p. 1128–1129. 18. spravochnik po tribotehnike. teoreticheskie osnovy / pod red. m. hebdy, a. v. chichinadze, m., mashinostroenie, 1989, t. 1, 400 p. 19. kuzharov a.p., chuvaev v.v., merinov b.v., suchkov v.v., kudrjavcev v.i. issledovanie struktury granichnogo sloja i vlijanija kompleksoobrazujushhih prisadok na tribotehnicheskie svojstva pary trenija mednyj splav – stal', trenie i iznos, 1987, t.8, №5, p. 851–856. 20. barchan g. p., chigarenko g. g, ponomarenko a. g. issledovanie izbiratel'nogo perenosa v srede slozhnyh jefirov monokarbonovyh kislot, himija i tehnologija topliv i masel, 1978, № 10, p. 59–61. 21. barchan g. p., chigarenko g. g, ponomarenko a. g. vlijanie stroenija slozhnyh jefirov na process izbiratel'nogo perenosa, himija i tehnologija topliv i masel, 1979, № 7, p. 36–39. 22. pal'm v. a. osnovy kolichestvennoj teorii organicheskih reakcij, l., himija, 1977, 360 p. методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 35 кубич в.и., слынько г.и., юдиценко а.в. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-mail: reibung1@mail.ru методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс удк 621.891 приведены результаты оценки сдвигового сопротивления и пьезокоэффициента молекулярной связи поверхностей в сопряжениях эксплуатационной цилиндро-поршневой группы двигателя внутреннего сгорания. для этого выполнено физическое моделирование сдвиговых перемещений поршня с кольцами относительно неподвижно закрепленной гильзы цилиндра и измерение сил сопротивления движению с использованием оборудования машины трения смц-2, при котором неравномерность износа гильз цилиндров по высоте определяла значения силы прижатия к ней поверхности кольца, обусловленной его упругой характеристикой. в качестве примера, в соответствии с приведенными текущими значениями сдвигового сопротивления и удельного давления в зоне распределенного контакта, определены численные значения параметров молекулярной составляющей силы трения для колец и гильзы цилиндра двигателя змз-402. ключевые слова: сдвиговое сопротивление, пьезокоэффициент, сила трения покоя, площадь контакта, сила упругости кольца. вступление решение прикладных задач триботехнического содержания неотъемлемо связано с учетом молекулярной и механической составляющей коэффициента трения, который представляется как один из многочисленных параметров для расчетной оценки интенсивности изнашивания поверхностей трения. однако в исследуемых трибологических системах материалов изнашиванию подвергаются не только поверхностные слои элементарных деталей, например, вал, вкладыш, дорожка качения, шарик, ролик и др., а также образующиеся при контактном взаимодействии устойчивые вторичные структуры. одним из типов таких структур представляются смазочные образования, которые при экранировании материалов сопряженных деталей в определенных условиях и режимах взаимодействия подвергаются изнашиванию. приведенное указывает на необходимость установления закономерностей изменения параметров молекулярной связи между материалами в условиях перехода от трения при наличии смазочного материала к трению без смазочного материала. это может обусловить характеристику изнашивания непосредственно самих поверхностных смазочных образований и определить время их функционального действия. вопросам оценки молекулярной составляющей коэффициента трения для различных материалов и сред их взаимодействия посвящено большое количество исследовательских работ. при этом уделяется внимание совершенствованию метода вдавливания одного тела в другое с последующим проворачиванием и измерением параметров отпечатка, предложенного в свое время и.в. крагельским, м.н. добычиным и в.с. комбаловым [1]. так, в работе [2] использована сконструированная, изготовленная и проверенная на практике установка усг-2008, позволяющая определять удельную силу трения и фрикционные параметры материалов на модели шероховатой поверхности. особенностями испытаний является возможность воспроизводить гидростатического давление в контакте до 140 мпа и температуры до 200° с. для этого используются малогабаритные образцы конической формы, вдавливаемые в образец с отверстием, изготовленные из материалов бронза бражн 10-4-4, сталь 40х13, алюминиевый сплав д16. в работе [3] в рамках теоретических исследований констатируется значимость знаний закономерностей изменения сдвиговой прочности молекулярных связей, коэффициента трения и условия работы пары трения при внешнем трении для выбора эффективной стратегии поддержания восстановленного вала турбокомпрессора в работоспособном состоянии при применении электроискровых покрытий. в работе [4] при разработке критериев формирования структур и параметров систем обработки, обеспечивающих заданные эксплуатационные свойства закаленных крупномодульных зубчатых колес, делается акцент на известную классическую зависимость сдвиговой прочности молекулярной связи от энергии активации поверхности, которая предопределяется структурой и свойствами поверхностных активных слоев материалов. воспроизведение последних при проведении исследований на подобных малогабаритных образцах представляется маловероятным, что вносит определенные условности в конечный получаемый результат. из рассмотренного следует, что для каждого конкретного исследования предполагаются свои соответствующие модельные эксперименты, направленные на оценку сугубо определенных параметров материалов, что представляется очевидным и неотъемлемым для выполнения исследовательской работы. наряду с этим возникает достаточно уместный вопрос, рассмотрению которого авторами должного внимания не уделялось. насколько будет гарантирована связь по совокупности проявляющихся анализируе методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 36 мых свойств между натурными изделиями в процессе их эксплуатации, и используемыми классическими модельными малогабаритными образцами? как быть? оставаться на уровне значимой оценки, выполненной в соответствии с существующими регламентированными методиками, или же по возможности выполнять оценку для натурных эксплуатационных сопряжений? и при этом приводить полученные численные значения анализируемого параметра в соответствующие соотношения со значениями, полученными в соответствии с общепринятыми методиками измерений, используя масштабный коэффициент перехода. более объективным является второй подход. в основу такого подхода будет положена, в первую очередь, воспроизводимость физико механических, геометрических свойств, определяющих трибологическое состояние поверхности натурного образца, а геометрический фактор будет выполнять роль согласования приведенных численных значений. в соответствие с обозначенным важным этапом при проведении оценки молекулярной составляющей взаимодействия представляется экспериментальное моделирование состояния поверхностных слоев. так, в работе [5] выполнен анализ технологических возможностей стационарной машины испытания материалов на трение и износ модели смц-2. авторами предложена конструкция дополнительной оснастки для установки натурных эксплуатационных цилиндро-поршневых групп с приводом подвижного звена поршень с кольцами и пальцем на вал машины трения, и определены возможные моделируемые условия теплового и механического нагружения зон контакта поверхностей трения деталей. цель и постановка задачи целью работы является разработка методического обеспечения экспериментальной оценки сдвигового сопротивления и пьезокоэффициента молекулярной связи для поверхностей элементов трибосопряжений «кольцо-гильза цилиндра», «юбка поршня гильза цилиндра» эксплуатационной цилиндропоршневой группы (цпг) двигателя внутреннего сгорания (двс). для достижения обозначенной цели необходимо выполнить физическое моделирование сдвиговых перемещений поршня с кольцами относительно неподвижно закрепленной гильзы цилиндра с измерением сил сопротивления движению, что возможно в соответствии с габаритными размерами, например для цпг бензинового двигателя змз-402, и дополнительно изготовленной и размещенной оснасткой для ее крепления на станине стационарной машины трения смц-2 [5]. предложенный подход позволит определить численные значения параметров молекулярной связи поверхностей для конкретных исследуемых материалов деталей. причем, механические и геометрические характеристики контактируемых поверхностей априори сформированы их эксплуатационными условиями работы. изложение методов и материалов исследования в соответствии с биноминальным законом трения для твердых тел сдвиговое сопротивление молекулярной связи поверхности кольца, юбки поршня по поверхности цилиндра определяется в соответствии с выражением [1]: r p 0 , (1) где 0 – сдвиговое сопротивление молекулярной связи двух поверхностей при фактическом давлении в зоне контакта 0rp н·мм -1; rp – фактическое давление в зоне контакта, н·мм -1;  – пьезокоэффициента молекулярной составляющей. для определения величин в выражении (1) предлагается измерять сопротивление перемещению для каждого из рассматриваемых трибосопряжений цпг в нескольких сечениях гильзы. при этом неравномерность износа гильзы цилиндра по высоте будет определять отличия в значениях силы прижатия к ней поверхности кольца, обусловленной упругой характеристикой. таким образом, в каждом анализируемом сечении оценивается характер сдвигового сопротивления. значения нагрузки (силы прижатия) отнесенные к площади контакта определят фактическое давление в каждой из зон контакта. графическая интерпретация полученных результатов по усредненным экспериментальным данным позволит определить значения параметров молекулярной составляющей 0 , , и аппроксимирующее математическое выражение для оценки молекулярной составляющей силы трения. сдвиговое сопротивление молекулярной связи двух поверхностей, например, кольца и гильзы, определиться в соответствии с выражением: kiц t нк t hfr f s f )2(   , (2) методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 37 где цr – радиус цилиндра, мм; if – зазор в замке кольца, мм; kh – высота кольца, мм; tf – сила трения покоя, н; нкs – номинальная площадь контакта поверхности кольца с гильзой цилиндра, мм 2. для фрикционного взаимодействия юбки поршня и гильзы цилиндра, с учетом теплового расширения, площадь контакта определиться экспериментально по контуру явно выраженных следов трения. сила трения покоя ft в трибосопряжениях цилиндро-поршневой группы может быть определена экспериментально с учетом технологических возможностей машины трения смц-2, рис. 1, 2, в соответствии с выражением (3): т с ttttp r м ffff  1221 2 , (3) т с t r м f 2  , (4) где см – момент сопротивления вращению шкива, установленного на нижний вал машины трения, н·м; тr – радиус действия результирующей силы трения, определенный положением ветви приводного троса по отношению к оси вала машины, м. а б рис. 1 – дополнительное оборудование машины смц 2 для измерения сопротивления перемещению элементов конструкции натурных цпг: а – вид сверху: 1 – крепежный болт; 2 – крепежная гайка; 3 – скоба фиксации гильзы; 4 – гильза двигателя змз-402; 5 – шкив; 6 – крепежное приспособление; б – вид со стороны шкива: 1 – станина; 2 – палец поршня; 3 – гибкий трос для перемещения поршня тогда с учетом (4) выражение (2) примет вид: )2(2)2( iцkт jс kiц t нк t frhr м hfr f s f     . (5) однако предварительно проведенные расчеты сдвигового сопротивления показали, что порядок цифр конечного результата отличается от регламентированных к использованию численных значений. методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 38 рис. 2 – схема определения результирующей силы трения ft: 1 – компрессионное кольцо; 2 – гильза цилиндра; 3 – трос; 4 – шкив; 5 – нижний вал машины трения анализ физических величин выражения (5) и методик оценки адгезионной составляющей коэффициента трения [1], адгезионных свойств материалов на одношариковом тангензиометре от-1 [6] указал на следующее. необходимо привести получаемые результаты к площади элементарного отпечатка, характерного для номинально сосредоточенных фактических зон контакта, в пределах контурной площади сближенных поверхностей с соответствующими микрогеометрическими характеристиками профиля. т.е., привести значения сдвиговой эксплуатационной прочности эпр контакта поверхности кольца ks с поверхностью гильзы цилиндра к сдвиговой экспериментальной прочности а ≈ прк э пр ( прк – коэффициент), определяемой при вдавливании шарика в поверхность в соответствии с общепринятой методикой [6]. при этом определяются диаметры отпечатков шариков, т.е. площадь отпечатка шs является определяющей при соответствующих нагрузках. тогда, исходя из выражений: k tэ пр s f  , (6) ш t a s f  сдвиговое сопротивление определиться следующим образом: пр э пр ш kэ пра кs s  . (7) с учетом (7) выражение (5) примет вид: )2(2 iцkт jс пр frhr м к   . (8) обозначенный подход сводится к определению соотношений площадей контакта с учетом площади отпечатка шарика в жесткую поверхность в условиях воспроизводимости нормальных нагрузок, действующих в зоне контакта. анализ нагрузок в соответствии с полученной характеристикой упругости колец показал, что без учета влияния силы давления расширяющихся газов, значения прижимной силы составляет, например, при их диаметральной деформации f = 3,12 мм в среднем срn = 2,6 кг. упругая характеристика колец определяется по результатам измерений, выполненных в соответствии с требованиями дсту гост 6212010 [7]. при этом аппроксимирующее выражение, например, для верхнего поршневого кольца получено в следующем виде: n =10,71 f 0,77, где n – нормальная сила прижатия кольца; f – диаметральная деформация кольца. для определения площади отпечатка шs проведены опыты с количеством повторений 5 по вдавливанию шариков из стали шх15 диаметрами 8,0; 9,5; 12,5 мм в пластину (материал сталь 45) с нагрузками 4,7 кг; 6,7 кг. отпечатки фиксировались на миллиметровой бумаге методом копирования, с последующим 5-ти кратным увеличением. сводные результаты приведены в табл. 1. методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 39 таблица 1 сводные данные результатов измерений наименование нормальная нагрузка р, кг площадь отпечатка sш, мм2 4,7 0,59 шарик d1=12,4 мм 6,7 0,65 4,7 0,28 шарик d2=9,5 мм 6,7 0,34 4,7 0,22 шарик d2=8,0 мм 6,7 0,29 по результатам графической интерпретации и аппроксимации данных для шарика с d1=12,4 мм (из соображений наибольшего значения площади) получено математическое выражение, устанавливающее зависимость между площадью отпечатка и нормальной нагрузкой, вида: рsш 029,046,0  . (9) в соответствии с выражением (8) при нагрузке cpn = 2,6 кг площадь отпечатка шs ≈ 0,54 мм 2. тогда, при цr = 46 мм (двигатели змз-402,406), f = 3,12 мм и kh = 2 мм коэффициент приведения для сдвиговой прочности э пр в соответствии с (5,7) будет равен прk =1070. результаты исследования и обсуждение исходя из полученных расчетных данных, и экспериментальной оценки момента сопротивления перемещению, например, при сдвиге поршня с одним верхним компрессионным кольцом с мс = 1,4 н·м и rт = 0,024 м, сдвиговое сопротивление составит: ,2,54 4,576 31244 4,576 2,291070 )7,04628,6(2024,02 4,1 1070 )28,6(2        iцkт jс пр frhr м к н·мм-1 полученный результат хорошо согласуется с данными работы [1], в соответствии с которыми для пары трения металл-металл без смазки 0 =2,5-30 н·мм -1, а при смазке 1 н·мм-1. полученное значение является текущим, поскольку обусловлено некоторым давлением irp в зоне контакта, исходя из того, что прижимная сила, например в 2,6 кг (как рассмотрено выше) определена упругой характеристикой кольца. выполнив аналогичные расчеты для иного давления в зоне контакта 1irp , которое будет обусловлено либо увеличением, либо уменьшением прижимной силы кольца, вызванной износом гильзы, можно получить исходные данные для аппроксимации, например графической закономерности изменения сдвигового сопротивления в целом математическим выражением известного вида. или же, определив пару текущих значений сдвиговой прочности и давления, составить систему из двух алгебраических уравнений. а уже в соответствии с ним рассчитать и параметры 0 и  . причем методика определения давления аналогична методике приведения значения эксплуатационной прочности (сдвигового сопротивления) к сдвиговой экспериментальной прочности, определяемой при вдавливании шарика в поверхность. так, при исследовании состояния трибологического контакта элементов трибосопряжений «гильза компрессионное кольцо» натурных цпг двигателя змз-402 без сформированных смазочных образований при температуре окружающей среды 18 ºс установлено следующее. диаметральные деформации для верхнего поршневого кольца в соответствии с эксплуатационным износом гильз по высоте составили minf =3,09 мм и maxf =3,18 мм. предварительно построенные упругие характеристики позволили определить вид аппроксимирующих математических выражений, в соответствии с которыми рассчитаны прижимные усилия кольца к поверхности гильзы цилиндра. такие средние усилия для двух текущих значений составили: 61,251,371,1071,10 77,077,01  fn н, 83,3316,358,1258,12 86,086,02  fn н. методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 40 средние моменты сопротивления движению верхнего кольца в соответствующих сечениях гильз (диаметральные деформации кольца) составили 1см =0,44 н·м и 2см =0,72 н·м. в соответствии с выражением (8) текущие значения сдвигового сопротивления составили 1 =22,01 н·мм -1 і 2 =27,85 н·мм -1. аналогичным образом определены удельные нагрузки при соответствующих силах прижатия n1, n2, которые составили 1rр =47,63 н·мм -1 и 2rр =62,92 н·мм -1. при этом среднее среднеквадратическое отклонение для нормального давления составило rp = ± 0,13 н·мм -1, для сдвигового сопротивления  = ± 2,28 н·мм-1. графическая интерпретация статистического ряда расчетных значений представлена на рис. 3, а. а б рис. 3 – размещение измерений сдвигового сопротивления τ для соответствующих значений нормального давления рr на поле координат: 1, 2 – характерные точки статистического ряда значений; 3 – поле среднеквадратического отклонения сдвигового сопротивления; а – для верхнего поршневого кольца; б – для нижнего поршневого кольца на основании полученных данных составлена система из двух алгебраических уравнений (10), решение которой позволило определить значения параметров τ0, β молекулярной составляющей силы трения. 63,4701,22 0  , (10) .99,6285,27 0  значения оцениваемых параметров составили 0 =3,91 н·мм -1,  =0,38. диаметральные деформации для нижнего поршневого кольца в соответствии с эксплуатационным износом гильз по высоте составили minf = 3,11 мм и maxf = 3,19 мм. расчетные средние прижимные усилия для двух текущих значений составили: 44,2212,377,977,9 77,073,01  fn н, 2318,377,923,10 77,07,02  fn н. средние моменты сопротивления движению нижнего кольца в соответствующих сечениях гильз (диаметральные деформации кольца) составили 1cm = 0,44 н·м и 2cm = 0,38 н·м. в соответствии с выражением (8) текущие значения сдвигового сопротивления составили 1 = 15,34 н·мм -1 і 2 = 15,66 н·мм -1. удельные нагрузки при соответствующих силах прижатия 1n , 2n составили 1rр = 41,74 н·мм -1 и 2rр = 42,79 н·мм -1. при этом среднее среднеквадратическое отклонение для нормального давления составило rp = ± 0,13 н·мм -1, для сдвигового сопротивления  = ± 2,53 н·мм-1. графическая интерпретация статистического ряда расчетных значений представлена на рис. 3, б. на основании полученных данных также составлена система из двух алгебраических уравнений (11), решение которой позволило определить значения параметров τ0, β молекулярной составляющей силы трения. 74,4134,15 0  , (11) .79,4266,15 0  значения оцениваемых параметров составили 0 = 2,82 н·мм -1,  = 0,3. методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 41 в целом полученные значения параметров молекулярной составляющей силы трения не противоречат данным, приведенным в работе [1] для различных модельных материалов. таким образом, математические выражения для определения текущего среднего значения сдвиговой прочности молекулярной связи для материалов верхнего, нижнего компрессионного кольца и гильзы цилиндра примут вид: вrв р 38,091,3 , (12) нrн р 3,082,2 . (13) сравнение значений коэффициентов трения покоя, полученных для характерных текущих значений сдвигового сопротивления и удельных нагрузок, используемых в выражениях (10,11), указало на их расхождение для верхнего кольца 4 %, для нижнего кольца 0,6 %. это определяет корректность и объективность предложенной методики для оценки параметров молекулярной составляющей силы трения в рассматриваемых натурных сопряжениях. расхождение численных значений 0 для колец составляет 28%,  – 21%. с учетом среднего среднеквадратического отклонения для экспериментальных сдвиговых сопротивлений  = ± 2,4 н·мм-1 поля отклонений для верхнего и нижнего кольца накладываются один на другой. кольца изготовлены из чугуна: верхнее – высокопрочный чугун с шаровидным графитом с покрытием из хрома, нижнее – специальный серый чугун с пластинчатым графитом без покрытия. исходя из того, что состояние рабочих поверхностей колец (на этом этапе исследований) не оценивалось, и их можно условно по материалам принять «равными», то полученные значения параметров можно усреднить с учетом полей отклонений. тогда исследуемые параметры определятся как 0 = 3,36 н·мм-1,  = 0,34. выводы в целом, полученные результаты свидетельствуют о том, что предложенная методика оценки экспериментальных данных по характеру изменения сдвиговых сопротивлений от нормальных давлений в зоне распределенного контакта сопряженных деталей натурных эксплуатационных цилиндропоршневых групп позволяет определять параметры молекулярной составляющей силы трения. полученные результаты могут быть использованы для уточнения массива данных, которые вводятся при работе с математической моделью и программным обеспечением по определению износа [5], например, гильзы цилиндра. при этом необходимо выполнить оценку рассматриваемых параметров с учетом смазочных образований в условиях изменения температурного режима взаимодействия деталей, что представляется задачами, решаемыми в предстоящих исследованиях. литература 1. крагельский и.в. основы расчетов на трение и износ / крагельский и.в., добычин м.н., комбалов в.с. – м.:«машиностроение», 1977. – 526 с. 2. стрельников ю.а. трение при контактном взаимодействии поверхностей в условиях гидростатического давления: автореф. дис. на соискание учен. степени канд. техн. наук: спец. 05.02.04 «трение и износ в машинах»/ ю.а. стрельников. – тверь, 2010. – 23 с. 3. карпенко в.ю. совершенствование метода восстановления изношенных деталей автомобилей путем применения электроискровых покрытий на основе электроэрозионных наноматериалов: автореф. дис. на соискание учен. степени канд. техн. наук: спец. 05.22.10 «эксплуатация автомобильного транспорта»/ в.ю. карпенко. – орел, 2016. – 20 с. 4. шелковой а.н. критерии формирования структур и параметров систем обработки, обеспечивающих заданные эксплуатационные свойства закаленных крупномодульных зубчатых колес / шелковой а.н., мироненко е.в., клочко а.а. х.: нту «хпі» сучасні технології в машинобудуванні, 2013, вип.8. – с. 185-200. 5. кубич в.и. феноменологический подход к оценке трибологического состояния сопряжений цпг двс / кубич в.и., юдиценко а.в., блощинская н.в. х: нту «хпи» «двигатели внутреннего сгорания», 2016. – № 2. – с. 44-50. 6. материалы конструкционные и смазочные. методы экспериментальной оценки коэффициента трения: гост 27640-88. – [действующий от 1989-01-01]. м.: изд. ст-ов. – 1988. – 22 с. 7. кольца поршневые двигателей внутреннего сгорания. общие технические условия: дсту гост 621-2010. [чинний від 2010-07-01]. – к: держспоживстандарт україни, 2010. – 34 с. – (національний стандарт україни). поступила в редакцию 05.02.2017 методика оценки параметров молекулярной связи поверхностей в трибосопряжениях цилиндро поршневой группы двс проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 42 kubich v.i., slynko g.i.,yditsenko a.v. methodology to evaluate the molecular bond parameter surfaces in friction units of cylinder-piston ice group. an approach for the experimental evaluation of shear resistance of piezoelectric coefficients and the molecular bond surfaces of elements in tribounits "ring cylinder liner," "skirt piston cylinder liner" operating cylinder-piston internal combustion engine group. for what was done the physical modeling shear displacement piston rings relatively fixedly attached the cylinder liner and the measurement of forces of resistance to movement with the equipment of the machine friction smc-2, wherein the uneven wear of cylinder liners height determined values of pressing force thereto ring surface, due its elastic characteristic. as an example, in accordance with the current values of the specific resistance and the shear pressure in the zone of contact distributed numerical values of parameters identified molecular friction force component for rings and sleeve’s the engine cylinder zmz-410. average values of the test parameters for tribounit "piston ring-cylinder liner" without lubrication formations at a temperature 18º c in the contact zones are as follows: 0 = 3,36 н·mm -1,  = 0,34. in this case, the value of the shear strength of the production of the contact surface of the ring with the surface of the cylinder liner and pressure leads to experimental shear strength determined by a ball indentation into the surface in accordance with standard procedure. why using a coefficient determined by the ratio of the area of contact detail, for example, compression rings with sleeve and ball indentation in terms of reproducibility of normal loads in the friction zone. key words: shear resistance, piezoelectric coefficient, the force of static friction, the contact area, the strength of the elastic ring. references 1. kragel'skij i.v. osnovy raschetov na trenie i iznos. kragel'skij i.v., doby-chin m.n., kombalov v.s. m.:«mashinostroenie», 1977. 526 s. 2. strel'nikov ju.a. trenie pri kontaktnom vzaimodejstvii poverhnostej v uslovijah gidrostaticheskogo davlenija: avtoref. dis. na soiskanie uchen. stepeni kand. tehn. nauk: spec. 05.02.04 «trenie i iznos v mashinah»/ ju.a. strel'nikov. tver', 2010. 23 s. 3. karpenko v.ju. sovershenstvovanie metoda vosstanovlenija iznoshennyh detalej avtomobilej putem primenenija jelektroiskrovyh pokrytij na osnove jelektrojerozionnyh nanomaterialov: avtoref. dis. na soiskanie uchen. stepeni kand. tehn. nauk: spec. 05.22.10 «jekspluatacija avtomobil'nogo transporta». v.ju. karpenko. orel, 2016. 20 s. 4. shelkovoj a.n. kriterii formirovanija struktur i parametrov sistem obra-botki, obespechivajushhih zadannye jekspluatacionnye svojstva zakalennyh krupnomodul'nyh zubchatyh koles. shelkovoj a.n., mironenko e.v., klochko a.a. h.: ntu «hpі» suchasnі tehnologії v mashinobuduvannі, 2013, vip.8. s.185-200 5. kubich v.i. fenomenologicheskij podhod k ocenke tribologicheskogo sostojanija soprjazhenij cpg dvs. kubich v.i., judicenko a.v., bloshhinskaja n.v. h: ntu «hpi» «dvigateli vnutrennego sgoranija», 2016. №2. s.44-50. 6. materialy konstrukcionnye i smazochnye. metody jeksperimental'noj ocenki kojefficienta trenija: gost 27640-88. [dejstvujushhij ot 1989-01-01]. m.: izd. st-ov. 1988. 22 s. 7. kol'ca porshnevye dvigatelej vnutrennego sgoranija. obshhie tehnicheskie uslo-vija: dstu gost 621-2010. [chinnij vіd 2010-07-01]. k: derzhspozhivstandart ukraїni, 2010. 34 s. (nacіonal'nij standart ukraїni). перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 74 парусов э.в.,* сычков а.б.,** губенко с.и.,*** чуйко и.н.* *институт черной металлургии им. з. и. некрасова нан украины, г. днепропетровск, украина **магнитогорский государственный технический университет им. г. и. носова ***гвуз «металлургическая академия украины» e-mail: tometal@ukr.net перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению удк 621.771.252:621.778 определены рациональные температуры виткообразования бунтового проката, которые позволяют обеспечить наилучшую удаляемость окалины с поверхности металла механическим способом. установлена взаимосвязь между температурой виткообразования и цветом окалины, образующейся на поверхности бунтового проката, что может служить визуальной оценкой определения режимов охлаждения металла в условиях металлургических предприятий. показано, что при повышении температур виткообразования до 950 … 1000 ºс удаление окалины с поверхности бунтового проката для сталей широко марочного сортамента возможно осуществить с применением ресурсосберегающего и экологически чистого механического способа. ключевые слова: бунтовой прокат, окалина, температура виткообразования, деформационнотермическая обработка введение и состояние проблемы нагрев металла до температур горячей прокатки и последующая деформационно-термическая обработка вызывают образование на его поверхности оксидов железа (окалины). как известно [1, 2], фазовый состав окалины зависит от химического состава стали, способа ее раскисления и условий охлаждения металла. окалина в углеродистых сталях, образующаяся при температурах выше 570 ºс состоит из трех оксидов: вюстита (feo) магнетита (fe3o4) и гематита (fe2o3). окисление начинается с образования на поверхности тонкого оксидного слоя, а затем продолжается благодаря диффузии ионов кислорода и железа, движущихся навстречу друг другу через непрерывно утолщающийся слой окалины. общее расположение слоев окалины и фазовый состав при различных температурах окисления представлены на рис. 1, 2. оксиды железа располагаются в порядке уменьшения содержания кислорода по направлению от наружного слоя к поверхности раздела металл-окалина. рис. 1 – состав и расположение слоев окалины от поверхности раздела металл окалина в углеродистой стали [2] оксиды алюминия и кремния вступая в реакцию с вюститом образуют промежуточные соединений в виде шпинели (feal2o4) и фаялита (fe2sio4 или 2feo∙sio2), которые находясь на поверхности раздела, уменьшают адгезию окалины с металлом и скорость диффузии железа в окалину [1, 2]. сера в окалине не окисляется, но образует на поверхности раздела соединение (сульфид железа), которое повышает адгезию окалины и затрудняет ее удаление. аналогичное влияние оказывает медь – сначала окисляясь, а затем, восстанавливаясь ионами железа, она образует тонкий металлический слой на границе раздела металл-окалина, защищая его от дальнейшего окисления, но повышая при этом адгезию окалины на поверхности раздела [2]. при медленных скоростях охлаждения и температуре менее 570 ºс (см. рис. 2) вюстит распадается на железо и магнетит, который образуется в результате диффузии катионов железа и анионов кислорода [1]. магнетит является трудноудаляемым и химически инертным соединением, что позволяет ему перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 75 выполнять функцию защитного слоя. ввиду высоких абразивных свойств не полностью удаленный магнетит является причиной преждевременного износа монолитных волок при волочении бунтового проката на метизном переделе. гематит образуется за счет диффузии анионов железа легко опадает в виде пыли. он имеет ярко рыжий цвет, и напоминает следы атмосферной коррозии. вюстит образуется при высоких температурах, причем его формирование вызывает резкое повышение скорости окисления. он обладает хорошей адгезией к металлу, однако при комнатной температуре является достаточно хрупким. вюстит практически полностью растворим в растворах серной и соляной кислот [1, 2]. рис. 2 – влияние температуры окисления на фазовый состав окалины [3] одной из главных задач металлургии на протяжении многих десятилетий является повышение качественных показателей металлопроката и снижение отходов при его производстве. в связи с этим большое внимание уделяется техническим мероприятиям, направленным на уменьшение окалинообразования в процессе деформационно-термической обработки металлопроката. необходимо отметить, что стремление к снижению потерь металла в окалину в большинстве случаев ухудшает структуру и комплекс механических свойств горячекатаного проката. анализ литературных источников [4, 5] свидетельствуют о наличии довольно противоречивых результатов, касающихся формирования общей массы окалины, времени распада вюстита и определения оптимальных температурных диапазонов его образования на поверхности проката в процессе охлаждения на линии стелмор. вместе с тем встречаются результаты, которые не подчиняются свойственному логическому порядку повышения содержания кислорода в слоях окалины по мере удаления от поверхности металла. так, в соответствии с данными работы [6] на поверхности горячекатаного проката встречаются слои магнетита, соприкасающиеся с поверхностью металла и отделяющие его от вюстита. важной особенностью окислительных процессов является то, что окалинообразование происходит непрерывно при снижении температуры от температур конца прокатки. в процессе охлаждения металл проходит ряд температурных диапазонов, при которых могут фиксироваться различные закономерности окисления [7]. в работе [2] довольно широко рассмотрены вопросы, связанные с особенностями формирования окалины и способности ее удаления химическим (кислотным) способом, для проката ускоренно охлажденного в бунт. рассмотрены результаты продолжительности травления бунтов в зависимости от температуры их смотки и массы, а также сделан выбор в пользу химического способа удаления поверхностной окалины, как перспективного способа. наряду с этим имеется ряд работ, направленных на изучение возможности применения способа механического удаления окалины с поверхности металлопроката [8, 9, 10]. цель работы целью работы является определение рациональных температур виткообразования бунтового проката, которые позволяют обеспечить наилучшую удаляемость окалины с поверхности металла механическим способом. материал и методика исследований исследования выполнены на промышленных партиях бунтового проката из сталей марок sae 1008 и sae 1070, химический состав которых соответствовал стандарту astm a 510m (табл. 1). удаляемость окалины определяли в соответствии с методикой компании «bekaert» по спецификациям: ga-03-16 «количественное определение общего количества окалины, способности к ее удалению и остаточной окали перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 76 ны с поверхности высокоуглеродистого и низкоуглеродистого проката», ga-03-18 «испытание на удаление окалины механическим способом с поверхности низкоуглеродистого проката», gs-03-02 «низкоуглеродистый прокат для механического удаления окалины», gs-06-01 «высокоуглеродистый стальной прокат качества стелмор». используемые приборы и оборудование: разрывная машина «eu-100» и «edz-40», раствор соляной кислоты с ингибитором тда, приготовленный в соответствии с требованиями дсту 3683-98, высокоточные аналитические лабораторные весы «cuw620hv», световой оптический микроскоп «axiovert 200 м мат», электронные растровый микроскоп «vega ts5130mm». таблица 1 химический состав исследуемого бунтового проката химический состав стали, % по масс. марка стали диаметр проката, мм с mn si p s cr ni cu sae 1008 5,5; 8,0 0,08 0,33 0,14 0,011 0,007 0,05 0,10 0,28 sae 1070 5,5 0,73 0,62 0,19 0,008 0,003 0,04 0,06 0,16 результаты исследований и их обсуждение в процессе переработки бунтового проката одной из главных задач для обеспечения стабильного процесса волочения является подготовка его поверхности. в условиях национальных метизных предприятий технология подготовки поверхности бунтового проката при волочении в проволоку, заключается в реализации способа кислотного травления. удаление окалины с поверхности проката и создание определенного микрорельефа повышает его способность к захвату необходимого количества смазки на первом проходе перед началом деформации и обеспечивает получение высококачественной поверхности холоднодеформированной проволоки. недостатками кислотного травления являются: неравномерность удаления окалины (локальный перетрав) и эффект наводороживания, который снижает пластические свойства металла. процесс кислотного травления характеризуется большим расходом кислоты и воды, выбросами в рабочее пространство агрессивных паров, которые разрушают металлоконструкции цехов и системы вентиляции. особая проблема связана с утилизацией отработанных растворов, что требует строительства дорогостоящих очистных сооружений и выполнения плановых профилактических работ. технология бескислотной подготовки поверхности бунтового проката к волочению (механическое удаление) заключается в удалении окалины с помощью специальных аппаратов, имеющих набор роликов, в системе которых происходит перегиб бунтового проката в разных плоскостях (рис. 3). зачистка остатков окалины выполняется иглофрезами, вращающейся абразивной лентой или металлическими щетками с индивидуальным приводом. удаление загрязнений и пылевидных остатков окалины происходит во время промывки проката водой. после этого наносят подсмазочный слой (буры, извести или фосфатов) и выполняют сушку металла. с целью разработки научно-обоснованного подхода к возможности применения способа механического удаления окалины при подготовке поверхности металла к волочению вместо кислотного травления, выпущены промышленные партии бунтового проката из сталей марок sae 1008 и sae 1070, которые охлаждались на линии стелмор от температур виткообразования 750 … 1000 ºс. это позволило сформировать на поверхности проката окалину, имеющую различный фазовый состав. рис. 3 – принципиальная схема устройства для удаления окалины механическим способом (стрелки – направление движения бунтового проката через систему роликов): 1 – от размоточного устройства; 2 – к волочильному стану в зависимости от способа удаления окалины (химический, механический) с поверхности проката мировыми компаниями производителями металлургического оборудования выполнена классификация температур виткообразования на линии стелмор 11. для кислотного способа это температура соответствует  850 ºс, а для механического способа предлагается более высокая температура  900 ºс. перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 77 в условиях оао «ммз» (молдова, г. рыбница) оптимальной температурой виткообразования для низкои высокоуглеродистых сталей, способных подвергаться способу механического удаления окалины считается температура – 950 + 20 ºс. выбор этого температурного диапазона обусловлен не только формированием оптимального фазового состава окалины, но также особенностями структурообразования в сталях и формирования комплекса механических свойств проката. при охлаждении металла от температур 950+20 ºс формируется однородная окалина, которая состоит из  95 % вюстита и легко удаляется с поверхности проката механическим способом. для предотвращения распада вюстита в процессе непрерывного охлаждения металла на линии стелмор (рис. 2) на магнетит, который обладает более высокой адгезией к поверхности металла и неудовлетворительной способностью к механическому удалению, изначально применялось ускоренное охлаждение металла в диапазоне температур 570 ... 450 ºс. однако практический опыт производства бунтового проката сварочного назначения, показал, что при прохождении температурного интервала 570 … 450 ºс с низкими скоростями охлаждения ( 0,5 … 1 ºс/с) полного распада вюстита не происходит, а подготовка поверхности металла к волочению может осуществляться с использованием способа механического удаления окалины. промышленная переработка бунтового проката, широкого марочного сортамента производства оао «ммз» показала, что режимы деформационно-термической обработки от температур виткообразования 950 + 20 ºс также обеспечивают удовлетворительную удаляемость окалины при кислотном травлении. несмотря на то, что у метизных предприятий не возникает проблем с кислотным удалением окалины с поверхности бунтового проката, охлажденного с применением вышеуказанных режимов деформационно-термической обработки, следует исследовать технологические особенности параметров двухстадийного охлаждения проката, которые обеспечивают формирование оптимального состава окалины вне зависимости от дальнейшего способа ее удаления. на основании работы [1] логично предположить, что уменьшение температуры виткообразования будет снижать толщину слоя окалины, повышать ее плотность и адгезию к металлу. в ряде случаев после проведения кислотного травления на поверхности бунтового проката наблюдаются светлые и темные участки (рис. 4), которые ошибочно принимают за не полностью удаленную окалину. попытки полного удаления этих участков с поверхности проката приводят к увеличению времени травления, перерасходу используемой кислоты и локальному перетраву поверхности, при этом также повышается наводороживание металла и снижаются его пластические показатели. образование пятен на поверхности проката (рис. 4), согласно работы [1], может быть связано с распадом вюстита при медленном охлаждении в диапазоне температур 570 … 400 °c на магнетит и железо. выделяясь на границе металл-вюстит, магнетит повышает адгезию к поверхности металла, в связи с чем способность к удалению окалины при кислотном травлении снижается. такой вывод подтверждается металлографическим анализом, проведенным с применением растровой электронной микроскопии, позволившим зафиксировать участки поверхности с неполным удалением окалины вследствие разного времени кислотного травления (рис. 5). рис. 4 – поверхность бунтового проката из стали марки sae 1008 после кислотного травления: а – температура виткообразования 950 ºс, диаметр проката 8,0 мм; б – температура виткообразования 830 ºс, диаметр проката 5,5 мм рис. 5 – поверхность бунтового проката из стали марки sae 1008 с остатками окалины (линиями выделены участки с магнетитом) перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 78 при выполнении исследований температуру виткообразования изменяли в диапазоне температур 750 ... 1000 ºс с шагом в 50 ºс. удаляемость окалины с поверхности бунтового проката выполняли, как с использованием химического, так и механического способов. для дополнительной оценки выполнен металлографический анализ и определены механические свойства проката в зависимости от температуры виткообразования. на рис. 6 представлена зависимость изменения временного сопротивления разрыву в зависимости от температуры виткообразования. анализируя полученные данные можно сделать вывод о том, что для стали sae 1008 при повышении температуры виткообразования временное сопротивление разрыву снижается (∆в = 45…58 мпа), в зависимости от диаметра проката. данный эффект связан с процессами рекристаллизации, вследствии чего происходит рост зерна и наступает стадия разупрочнения [12]. при этом средний размер условного зерна возрастает на 2 номера. 350 450 550 650 750 850 950 1050 1150 700 750 800 850 900 950 1000 1050 вр ем ен но е со пр от и вл ен ие р аз ры ву , м п а температура виткообразования, °с 1 2 3 рис. 6 – влияние температуры виткообразования бунтового проката на изменение временного сопротивления разрыву: 1 – сталь sae 1008,  5,5 мм; 2 – sae 1008,  8,0 мм; 3 – sae 1070,  5,5 мм для стали sae 1070 свойственна экстремальная зависимость с минимумом при температуре 850 с [11]. такой характер изменения временного сопротивления объясняется особенностями структурообразования (формирования перлита разной степени дисперсности): термодинамическим фактором при более высоких температурах 850 … 1000 ºс и кинетическим при низких (750 … 850 ºс) [13]. в последнем случае за счет большей степени переохлаждения в поверхностных слоях образуется сорбит отпуска (рис. 7), который негативно влияет на технологичность проката в процессе волочения, вызывая его повышенную обрывность. при повышении температуры виткообразования процессы рекристаллизации интенсифицируются, а рост среднего размера условного зерна происходит на 2 … 3 номера по сравнению с низкотемпературным диапазоном (750 … 850 ºс). рост зерна вызывает повышение устойчивости аустенита, а в процессе последующего непрерывного охлаждения приводит к увеличению количества сорбитообразного перлита 1 балла (рис. 8), в результате чего временное сопротивление возрастает, а разница ∆в составляет  98 мпа. 150 рис. 7 – сорбит отпуска в поверхностных слоях бунтового проката sae1070 при температуре виткообразования 750 ºс перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 79 40 50 60 70 80 90 100 700 750 800 850 900 950 1000 1050 ко ли че ст во с ор би то об ра зн ог о пе рл ит а 1 ба лл а, % температура виткообразования, °с рис. 8 – изменение количества сорбитообразного перлита 1 балла в зависимости от температуры виткообразования время необходимое для удаления окалины с поверхности бунтового проката при кислотном травлении снижается при уменьшении температуры виткообразования (рис. 9). изменение необходимого времени длительности кислотного травления минимально при низких температурах виткообразования. такой эффект можно объяснить тем, что при снижении температуры виткообразования уменьшается толщина слоя окалины, что и обеспечивает быстрое ее удаление с поверхности проката. 20 30 40 50 60 70 80 90 100 700 750 800 850 900 950 1000 1050и зм ен ен ие д ли те ль но ст ь ки сл от но го тр ав ле ни я, с температура виткообразования, °с 1 2 3 рис. 9 – изменение длительности кислотного травления при удаления окалины с поверхности проката в зависимости от температуры виткообразования: 1 – sae 1008,  8,0 мм; 2 – sae 1008,  5,5 мм; 3 – sae 1070,  5,5 мм на рис. 10, 11 представлены данные (механический способ удаления) по удаляемости окалины и ее остаточному количеству на поверхности проката в зависимости от изменения температуры виткообразования. 40 50 60 70 80 90 100 700 750 800 850 900 950 1000 1050 уд ал яе м ос ть о ка ли ны с п ов ер хн ос ти пр ок ат а, % температура виткообразования, °с 1 2 3 рис. 10 – удаляемость окалины с поверхности бунтового проката механическим способом в зависимости от температуры виткообразования: 1 – sae 1008,  8,0 мм; 2 – sae 1008,  5,5 мм; 3 – sae 1070,  5,5 мм перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 80 анализируя полученные результаты, можно отметить некоторое различие в удаляемости окалины с поверхности проката марок sae 1008 и sae 1070 механическим способом. это объясняется различием скоростей воздушного охлаждения от температур виткообразования и особенностями прохождения температурного интервала 570 … 450 с. при выполнении исследований установлена зависимость цвета формирующейся окалины на поверхности проката в зависимости от температуры виткообразования. наиболее оптимальным с точки зрения товарного вида проката (темно серый цвет) является диапазон температур 950 … 1000 с. при понижении температуры виткообразования цвет поверхности проката изменяется от серо-коричневого ( 850 с), до ярко красно-ржавого ( 750 с). формирование цвета, похожего на возникновение следов коррозии металла обусловлено наличием легко удаляемого пылевидного слоя гематита. при высоких температурах виткообразования на поверхности проката образуется преимущественно вюстит (черносерый цвет), затем магнетит (серый цвет). при снижении температуры виткообразования поверхностные слои металла значительно переохлаждаются и формируется гематит, за счет тепла сердцевины происходит самоотпуск поверхностных слоев проката и гематит частично (в зависимости от температуры) восстанавливается в вюстит. при низких температурах виткообразования гематит остается на поверхности бунтового проката. 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 700 750 800 850 900 950 1000 1050 о са то чн ое к ол ич ес тв о ок ал ин ы н а по ве рх но ст и, к г/ т температура виткообразования, °с 1 2 3 рис. 11 – изменение остаточного количества окалины на поверхности бунтового проката после ее механического удаления в зависимости от температуры виткообразования: 1 – sae 1008,  8,0 мм; 2 – sae 1008,  5,5 мм; 3 – sae 1070,  5,5 мм в целом необходимо отметить, что наиболее оптимальным технологическим режимом при использовании кислотного травления является температурный диапазон 750…800 с. однако необходимо понимать, что в этом температурном интервале существенно ухудшаются структурные и механические свойства бунтового проката марок sae 1008, sae 1070. таким образом, показана эффективность технологических мероприятий, направленных на повышение температуры виткообразования (до  950....1000 ºс) проката не только с точки зрения образования хорошо удаляемой механическим способом окалины, но и формирования качественных показателей бунтового проката. согласно результатам исследований, имеются все необходимые предпосылки для замены традиционного и широко распространенного в настоящее время способа подготовки поверхности (кислотное травление) бунтового проката к волочению на ресурсосберегающий и экологически чистый способ механического удаления окалины. следует отметить и еще один положительный момент: помимо окалинообразования на поверхности бунтового проката происходит обезуглероживание, степень развития которого снижается с ростом температуры виткообразования [13]. это в свою очередь позволяет улучшить равномерность формирования микроструктуры бунтового проката и повысить технологичность его переработки на метизном переделе. следует отметить, что при высоких температурах виткообразования (950…1000 с) на поверхности бунтового проката могут наблюдаться участки с отпавшей окалиной, которые возникают даже при минимальном механическом воздействий на металл. это свидетельствует об очень слабой адгезии вюстита на границе раздела металл-окалина. на оголенных участках поверхности проката при хранении и транспортировке в полуоткрытых вагонах могут возникать следы коррозии. для решения этой проблемы можно воспользоваться идеей компании «bekaert», которая в спецификациях на закупку бунтового проката указывает, что каждый бунт необходимо упаковывать в специальные тканево-пропиленовые чехлы. это позволяет защитить поверхность проката не только от развития коррозии, но и от механических повреждений в процессе погрузочно-разгрузочных работ и транспортировки. перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 81 результаты исследований показали, что на национальных метизных предприятиях необходимо переориентировать технологический процесс подготовки поверхности бунтового проката к волочению на механический способ удаления окалины, которому на сегодняшний день не существует альтернативы, ввиду его экологической чистоты, простоты и дешевизны. выводы 1. показано, что при повышении температур виткообразования до 950…1000 ºс удаление окалины с поверхности бунтового проката для сталей широко марочного сортамента возможно осуществить с применением ресурсосберегающего и экологически чистого механического способа. удаление окалины с поверхности бунтового проката также возможно выполнить при использовании кислотного травления, однако, длительность такой операции во времени увеличивается. 2. высокотемпературная раскладка на витки с последующим регулируемым воздушным охлаждением позволяет достичь эффективного комплекса рациональных структурных и механических показателей бунтового проката. 3. установлено, что формирование оптимального фазового состава окалины, состоящей из вюстита, и ее способность к удалению механическим способом определяются температурой виткообразования, уменьшение которой вызывает в стали sae 1008 снижение пластичности и рост прочностных показателей. в стали sae 1070 при снижении температуры виткообразования появляется запрещенная нормативной документацией структура сорбита отпуска, а количество сорбитообразного перлита 1 балла уменьшается. 4. при охлаждении бунтового проката от более высоких температур виткообразования, вследствие разного теплового расширения окалины и металла, происходит растрескивание окалины, при этом её адгезия с металлом значительно понижается, что позволяет в дальнейшем обеспечить эффективное ее удаление с поверхности (до  98 %). 5. установлена взаимосвязь между температурой виткообразования и цветом окалины, образующейся на поверхности бунтового проката, что может служить визуальной оценкой определения режимов охлаждения металла в условиях металлургических предприятий. литература 1. губинский в. и. уменьшение окалинообразования при производстве проката / в. и. губинский, а. н. минаев, ю. в. гончаров. – к.: техніка, 1981. – 135 с. 2. стальная проволока / х. н. белалов, а. а. клековкин, н. а. клековкина [и др.]. – магнит.: магн. госуд. техн. универ. им. г. и. носова. – 2011. – 689 с. 3. ледков в. г. непрерывные травильные линии / в. г. ледков. – м. : металлургиздат. – 1961. – 158 с. 4. развитие производства катанки на современных проволочных станах за рубежом / г. п. борисенко, ю. с. чернобривенко, в. д. носов [и др.] / обзорн. информ. черметинформация, сер. 7, 1974, вып. 3. 5. сапожников а. я. оборудование для регулирования охлаждения катанки на современных проволочных станах ссср и за рубежом / а. я. сапожников, в. г, губанков, в. к, полякова // металлургическое оборудование. –м. : нииинформтяжмаш. – 1973.-54с. 6. moreau j. p. le calaminage des produits siderurgues. – prat. inds. mec., 1966, 49. № 6. 7. окисление металлов и сплавов. монография / о.кубашевский, б. гопкинс ; пер. в. а. алексеев. – 2-е изд. м. : металлургия, 1965. 428 с. 8. взаимосвязь толщины и удельной массы окалины на поверхности высокоуглеродистой катанки / в. в. парусов, э. в. парусов, и. н. чуйко, а. б. сычков, и. в. деревянченко // строительство, материаловедение, машиностроение: сб. научн. тр. – днепропетровск: пгаса, 2004. – вып. 27. – ч.2. – с. 26-29. 9. взаимосвязь структурных, механических и технологических характеристик катанки из стали 80 крд / э. в. парусов, в. в. парусов, в. а. луценко, а. б. сычков, о. в. парусов, и. н. чуйко // стальные канаты: сб. научн. тр. – одесса: астропринт, 2007. – с. 155–161. 10. луценко в. а. окалинообразование при термомеханической обработке катанки в потоке высокоскоростного стана / в. а. луценко // бюллетень научно-технической и экономической информации «черная металлургия». – 2006. – № 12. – с. 54-57. 11. современные требования к качественным показателям катанки различного назначения / э. в. парусов, и. н. чуйко, л. в. сагура [и др.] // хіх международная научно-практическая конференция «металлургия: технологии, инновации, качество», 15-16 декабря 2015 г. российская федерация, новокузнецк // материалы конференции. – 2015. – с. 90-96. 12. разупрочняющая термомеханическая обработка проката из углеродистой стали / в. в. парусов, а. б. сычков, в. а. луценко, э. в. парусов // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2003. – № 6. – с. 54–56. 13. взаимосвязь структурных, механических и технологических характеристик катанки из стали 80крд / э. в. парусов, в. в. парусов, а. б. сычков [и др.] // стальные канаты: сб. научн. тр. – одесса: астропринт. – 2007. – с. 155–161. поступила в редакцію 29.06.2016 перспективы использования экологически чистого способа подготовки поверхности бунтового проката к волочению проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 82 parusov e. v., gubenko s. i., sychkov a. b., chuiko i. n. outlook using environmentally friendly way of preparing of surfaces rolled steel to drawing. the rational temperature of coil formation of rolled steel are identified , which allows to provide the best removability of scale from the metal surface by mechanical means. the relationship between temperature of coil formation and color scale formed on the surface of rolled steel is installed that can serve as a visual assessment of the definition of the metal cooling modes in the conditions of metallurgical enterprises. it is shown that with increasing temperature of formation to 950 … 1000 ºс descaling rolled steel surface to become widely grades can be realized with the use of resource-saving and environmentally friendly mechanical way. high-layout on the coil and then controlled air cooling achieves an effective set of rational structural and mechanical properties rolled steel. the formation of the optimal scale phase composition consisting of wustite , and its ability to remove mechanically way determined by temperature of coil formation, which causes a decrease in steel the sae 1008 decrease in ductility and increased strength characteristics is founded. the steel sae 1070 with a decrease in temperature of coil formation appears prohibited normative documents structure of vacation sorbit and the amount of sorbit 1 point decreases. upon cooling rolled steel from higher temperatures of coil formation due to differential thermal expansion of the metal and slag, dross cracking occurs, with its adhesion to a metal is considerably reduced, allowing further effective to ensure its removal from the surface (до  98 %). keywords: rolled steel, scale, temperature of coil formation, deformation and heat treatment. references 1. gubinskiy v. i., minaev a. n., goncharov yu. v. umenshenie okalinoobrazovaniya pri proizvodstve prokata, k.: tehnika, 1981, 135 p. 2. belalov h. n., klekovkin a. a., klekovkina n. a. stalnaya provoloka, magnit.: magn. gosud. tehn. univer. im. g. i. nosova, 2011, 689 p. 3. ledkov v. g. nepreryivnyie travilnyie linii, m.: metallurgizdat, 1961, 158 p. 4. borisenko g. p., chernobrivenko yu. s., nosov v. d. razvitie proizvodstva katanki na sovremennyih provolochnyih stanah za rubezhom, obzorn. inform. chermetinformatsiya, ser. 7, 1974, no. 3. 5. sapozhnikov a. ya., gubankov v. g, polyakova v. k. oborudovanie dlya regulirovaniya ohlazhdeniya katanki na sovremennyih provolochnyih stanah sssr i za rubezhom, metallurgicheskoe oborudovanie, m.: niiinformtyazhmash, 1973, 54 p. 6. moreau j. p. le calaminage des produits siderurgues. – prat. inds. mec., 1966, 49. № 6. 7. kubashevskiy o., gopkins b. okislenie metallov i splavov; per. v. a. alekseev, 2-e izd., m.: metallurgiya, 1965, 428 p. 8. parusov v. v., parusov e. v., chuyko i. n.,. syichkov a. b, derevyanchenko i. v. vzaimosvyaz tolschinyi i udelnoy massyi okalinyi na poverhnosti vyisokouglerodistoy katanki, stroitelstvo, materialovedenie, mashinostroenie, sb. nauchn. tr., dnepropetrovsk: pgasa, 2004, no. 27, pp. 26–29. 9. parusov e. v., parusov v. v., lutsenko v. a., syichkov a. b., parusov o. v., chuyko i. n. vzaimosvyaz strukturnyih, mehanicheskih i tehnologicheskih harakteristik katanki iz stali 80 krd, stalnyie kanatyi, sb. nauchn. tr., odessa: astroprint, 2007, pp. 155–161. 10. lutsenko v. a. okalinoobrazovanie pri termomehanicheskoy obrabotke katanki v potoke vyisokoskorostnogo stana, byulleten nauchno-tehnicheskoy i ekonomicheskoy informatsii «chernaya metallurgiya», 2006, no12, pp. 54-57. 11. parusov e. v., chuyko i. n., sagura l. v. sovremennyie trebovaniya k kachestvennyim pokazatelyam katanki razlichnogo naznacheniya, hih mezhdunarodnaya nauchno-prakticheskaya konferentsiya «metallurgiya: tehnologii, innovatsii, kachestvo», 15-16 dekabrya 2015 g. rossiyskaya federatsiya, novokuznetsk, materialyi konferentsii, 2015, pp. 90-96. 12. parusov v. v., syichkov a. b., lutsenko v. a., parusov e. v. razuprochnyayuschaya termomehanicheskaya obrabotka prokata iz uglerodistoy stali, metallurgicheskaya i gornorudnaya promyishlennost, 2003, no 6, pp. 54–56. 13. parusov e. v., parusov v. v., syichkov a. b. vzaimosvyaz strukturnyih, mehanicheskih i tehnologicheskih harakteristik katanki iz stali 80krd, stalnyie kanatyi: sb. nauchn. tr., odessa: astroprint, 2007, pp. 155–161. автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 62 костогриз с.г., мисліборський в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: mvovka13@gmail.com автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) удк 621.891:620.194 розглянутий механізм виникнення фрикційних автоколивань у механічних системах. розроблений авторами і представлений наближений метод розрахунку автоколивань. ключові слова: автоколивання, механічна система, маятник, коливальний процес, джерело енергії, стаціонарний коливальний процес, коефіцієнт тертя, сила тертя. вступ принциповою відмінністю автоколивань від інших коливальних процесів є те, що для підтримування стаціонарного коливального режиму в автоколивальних системах не потрібно зовнішньої вимушуючої сили [1]. мета і постановка задачі робота виконується з метою обґрунтування автоколивання, як механічного процесу, який залежить від параметрів і властивостей основної коливальної системи так і характеристики процесу тертя. виклад матеріалів досліджень 1. природа автоколивань коливання маятника годинника, коливання струни скрипки при рівномірному русі смичка, коливання в органній трубі, коливання різця при токарній обробці деталей є типовими прикладами автоколивальних процесів. однак будь-яка коливальна система при стаціонарному коливальному процесі розсіює певну кількість енергії, що переходить в тепло. тому і автоколивальна система має містити в собі джерело енергії, яке компенсувало її витрати. в таких системах джерело енергії при коливаннях виконує змінну дію, що і підтримує стаціонарний коливальний процес, забезпечуючи необхідний притік енергії для компенсації її витрат при автоколиваннях [2]. рис. 1 – схема взаємодії елементів стрічкового гальма при автоколиваннях): 1 – повзун; 2 – пружина; 3 – основа; 4 – плоска стрічка розглянемо для прикладу просту автоколивальну систему стрічкового гальма, що зображена на рис. 1. колодка гальма повзун 1, що має масу m, зв’язаний пружиною з жорсткістю c , прикріпленої до основи 3, розміщеній на плоскій стрічці 4, яка має постійну швидкість 0v . при зростанні швидкості від 0 до встановленого значення 0v маса m переміститься вліво на деяку величину 0х і відповідно на цю ж величину розтягнеться пружина. такий рух можливий завдяки силі сухого тертя між повзуном та стрічкою, qff ст  , де стf – статичний коефіцієнт тертя в парі повзун-стрічка, а q – сила ваги повзуна. автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 63 сила розтягу пружини 2 при цьому зрівноважується силою тертя повзуна 1 по стрічці 3 f , c f x 0 . при fcx  відбувається зрив повзуна по стрічці, тобто його рух по стрічці вправо і починається коливальний процес відносно положення, визначеного координатою 0х , з деякою амплітудою ха . для пояснення природи цих коливань потрібно враховувати, що сила тертя між повзуном та стрічкою не постійна, а залежить від швидкості ковзання повзуна по стрічці. рис. 2 – залежність коефіцієнта тертя від швидкості ковзання на рис. 2 показаний загальний вид залежності коефіцієнта сухого тертя f повзуна по стрічці від швидкості ковзання v . при 0v має місце найбільше значення коефіцієнта тертя cтf (статичний коефіцієнт тертя cтf ). зростання швидкості ковзання призводить до монотонного зменшення коефіцієнта тертя до певного значення, після якого збільшення швидкості ковзання обумовлює зростання коефіцієнта тертя. залежність, що зображена на рис. 2 прийнято називати швидкісною характеристикою коефіцієнта тертя. характерно, що швидкісна характеристика має дві вітки – падаючу та зростаючу. при стаціонарному режимі коливань повзуна з амплітудою ха швидкість ковзання у кожному з двох на півперіодів коливань буде різною. коли повзун здійснює коливальне переміщення в напрямку швидкості 0v , то швидкість ковзання буде меншою ніж 0v , а саме vv 0 , де v – швидкість коливального руху повзуна . в цьому напівперіоді коефіцієнт тертя і відповідно сила тертя буде зростати. при цьому сила тертя буде здійснювати позитивну роботу, що збільшує енергію коливань. у наступному напівперіоді, коли повзун та стрічка рухаються в протилежні сторони vvv  0 , коефіцієнт тертя зменшується і робота сили тертя буде меншою. за повний цикл здійснюється певна позитивна робота. таким чином у розглянутій системі (рис. 1) коливання повзуна збуджуються змінною в часі силою тертя, а її змінний характер в часі обумовлюється коливальним рухом. такі коливання називаються автоколиваннями тому, що вимушуюча сила породжується самим коливальним рухом і зникає, коли цей рух припиняється. 2. характерні приклади фрикційних автоколивальних систем в техніці можна навести багато прикладів, пов’язаних з автоколиваннями у механічних системах. наведемо кілька таких характерних прикладів. на рис. 3 зображена принципова схема дискового гальма, що широко застосовується у транспортних засобах. при певних умовах пружно закріплені колодки дискових гальмів здійснюють автоколивання. при наростаючих автоколиваннях можливі поломки елементів гальм, що можуть призвести до складних ситуацій. за природою виникнення автоколивань цей приклад аналогічний розглянутому вище, рис. 1. рис. 3 – принципова схема дискового гальма автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 64 автоколивання можуть мати місце при обробці металів різанням в системах «верстатпристосування-інструмент деталь» (впід) в умовах, що визначаються режимами різання. рис. 4 – схема взаємодії елементів системи впід при автоколиваннях одна із можливих схем, що моделює автоколивання в системі впід зображена на рис. 4. з боку деталі 2 на різець 1 діє сила різання p , що має складові частини хp , уp . рисунок 4 схематично ілюструє взаємодію закріпленого різця 2 з деталлю 1 в площині сил уp , zp . різець 1 має пружні зв’язки через різцеутримувач і супорт за напрямками осей у та z із станиною верстата. оброблювана деталь 2 установлена в центрах верстата і має пружні зв’язки із станиною через центри, передню та задню бабки як по координаті у , так і по координаті z . таким чином робоча частина різця може здійснювати коливання як у горизонтальному так і у вертикальному напрямках. експериментально виявлено, що складова сили різання уp залежить від швидкості коливань різця по координаті у , якими є автоколивання. такі коливання можуть мати нестійкий характер (зростання амплітуди), що призводить до динамічних навантажень в системі впід і до похибок розмірів та форми обробки деталі і, з рештою до неможливості якісно проводити процес різання. 3. загальна структура механічних автоколивальних систем розглядаючи механічні автоколивальні системи доцільно розрізнити їх основні елементи: основну коливальну систему (повзун 1, пружина 2, нерухома основа, або стойка 3 (рис. 1)) та ланку так званого «зворотнього зв’язку», яка керує джерелом енергії. основна коливальна система в ізольованому виді здатна здійснювати затухаючі власні коливання. зворотній зв'язок має місце між основною коливальною системою та процесом тертя, який і є джерелом енергії, що підтримує автоколивання. рис. 5 – загальна структура механічної автоколивальної системи на рис. 5 зображена структурна схема механічної автоколивальної системи. характеристиками основної коливальної системи є рухомі маси та їх розподіл, пружні зв’язки з жорсткістю c , дисипативні зв’язки з коефіцієнтом демпфірування k . процес тертя характеризується силою тертя, коефіцієнтом тертя та їх залежністю від відносної швидкості ковзання фрикційних поверхонь )(   xff , [3]. 4. наближений розрахунок фрикційних автоколивань із наведених вище уявлень про природу автоколивань постає доцільним і правомірним вважати, що їх розрахунок можна вести як розрахунок коливань основної механічної системи, що перебуває під автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 65 дією змінної в часі сили сухого тертя, яку можна і слід вважати по відношенню до основної системи вимущуючою силою. рис. 6 – модель основної коливальної системи основна коливальна система відповідно до рис.1 зображена на рис.6. допускаємо, що в цій системі присутній в’язкий опір з коефіцієнтом демпфірування k . диференційне рівняння руху маси m має вигляд:   xmtfxkxxc )()( 0 , (1) де )()( 0 tfftf   , (2) де, )(tf – сила сухого тертя, що має постійну 0f та зміну )(tf  в часі t складову. оскільки коефіцієнт сухого тертя f і відповідно сила тертя залежить від швидкості ковзання v , то необхідно виразити силу тертя через швидкість ковзання, подавши її у вигляді ряду тейлора:     . 6 1 2 1 )( 33 3 2 2 2 0                    v dv fd v dv fd v dv df fvf (3) обмежимось лінійним наближенням, відкинувши у виразі (3) нелінійні члени, а також врахуємо, що: dv df n dv df  , де qn  – нормальна реакція, звернемо увагу і на те, що )()( txtv   . з врахуванням цього запишемо: )()( 0 txdv df nftf         . (4) постійна складова сили тертя qff  00 визначають за допомогою характеристики коефіцієнта тертя (рис. 2) відповідно до значення швидкості 0v . введемо позначення  dv df . це крутизна швидкісної характеристики коефіцієнта тертя. їй відповідає тангенс кута нахилу дотичної до кривої )(vff  (рис. 2) при заданій швидкості 0v . крутизна  має від’ємне значення на падаючій частині швидкісної характеристики і додатне значення на її зростаючій частині. якщо вважати автоколивальний рух гармонічним і покласти його фазу рівну нулю, то характеристику зміни сили тертя за один період коливального руху можна подати у вигляді, як це зображено на рис. 7. рис. 7 – характеристика процесу тертя за період автоколивань автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 66 з урахуванням викладеного і того, що постійна складова сили тертя 0f зрівноважена силою пружини cx 0 , рівняння руху маси m повзуна (рис. 6) подаємо у вигляді 0)(   xcxnkxm . (5) позначимо m nk n 2   , де n – коефіцієнт затухання, m c 2 , де  – власна частота коливань маси m на пружині (рис.6). диференціальне рівняння (5) з врахуванням цього подамо у вигляді: 02 2   xxnx . (6) рівняння (6) описує вільні коливання в системі (рис.6). таким чином, диференціальне рівняння автоколивального руху зводиться до рівняння, що описує вільні коливання. нехай автоколивання в стаціонарному режимі описуються функцією )()(  wtіx eatx , де відповідно xa , )( x , w – амплітуда, фаза і частота коливань. визначимо частоту w автоколивань. покладемо в рівняння 6 вираз для )(tx , що поданий вище, отримає рівняння   0222  niax . оскільки 0xa , то: 02 22  ni . (7) з рівняння (7) визначимо частоту автоколивань 22 n . (8) розв’язок однорідного диференційного рівняння 6 має вигляд (1).               t nxx txetx nt sincos)( 00 . (9) якщо покласти початкові умови, при 0t , коли повзун 1 відхиляється вліво і зупиняється, то в цей момент c f xx  0 , а cx   0 , то:           t nx txetx nt sincos)( 00 , (10) або  xxnt taetx   cos)( . амплітуда автоколивань:   2 2 2 2 0 2 2 0 1          n c fxn xax . (11) фаза автоколивань:   n x arctg . (12) звернемо увагу на те, що у виразі для n сума  nk відіграє роль ефективного коефіцієнта в’язкого тертя. якщо ця сума додатня, то 0n і відповідно до виразу 10 автоколивання з часом затухають. це має місце, коли процес відбувається на зростаючій вітці швидкісної характеристики коефіцієнта сухого тертя. на спадаючій вітці цієї характеристики 0 і при певних значеннях k коефіцієнт затухання 0n , тобто має місце так зване від’ємне затухання. при цьому амплітуда автоколивань в часі буде наростати (рис. 8). якщо на спадаючій вітці швидкісної характеристики 0 nk , то 0n і затухання автоколивань буде відсутнім. це означає, що будуть відбуватися стаціонарні гармонічні автоколивання з амплітудою c f xax  0 . таким чином для забезпечення стійкості установленого режиму автоколивань повзуна на стрічці необхідне виконання умови 0 nk . автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 67 рис. 8 – процес наростання амплітуди автоколивань в часі (при n < 0) рис. 9 – швидкісна характеристика коефіцієнта тертя для прикладу визначимо за приведеними вище аналітичними залежностями параметри автоколивального процесу в механічній системі (рис. 1) при наступних даних: 20m кг, 45,00 f , 0v = 0,5 м/с, c = 20 н/мм, k = 20 н · с/м,  = 0,2 с/м, а швидкісна характеристика коефіцієнта тертя подана на рис. 9. результати розрахунків зведені в табл. 1. таблиця 1 параметри автоколивань в механічній системі, зображеній на рис. 1 параметр значення параметрів 0f 0,5 0,45 0,32 0,21 0,25  , с/м 0 -0,15 -0,30 0 0,15 ,, с-1 0 31,6 31,6 31,6 31,6 n, с 0 -0,25 -1,0 0,5 1,25 , с-1 0  31,5  31,5  31,5  31,5 x ,0 , мм 0 4,5 3,2 2,1 2,5 аx, мм 0  4,5  3,2  2,1  2,5 0v , м/с 0 0,5 1,0 1,5 2,0 висновки 1. автоколивання, як механічний процес залежить від параметрів і властивостей основної коливальної системи так і характеристики процесу тертя. 2. процес тертя залежить від статичного коефіцієнта тертя та швидкісної характеристики коефіцієнта тертя. 3. запропонований простий метод визначення основних параметрів автоколивань в механічній системі. література 1. тимошенко с. п. колебания в инженерном деле / с. п. тимошенко // м. : физматиз, 1959. – 439с. 2. стрелков с. п. введение в теорию колебаний / с. п. стрелков // м. : изд-во «наука», 1959. – 437с. 3 кудинов в. а. динамика станков / в. а. кудинов // м. : машиностроение, 1967. – 140-160 с. поступила в редакцію 04.05.2017 автоколивання у фрикційному контакті (наближений розрахунок) проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 68 kostogris s.g., misliborski v.v. self oscillations in frictional contact (approximate calculation). the mechanism of occurrence of frictional oscillations in mechanical systems. designed by the authors and presented approximate calculation method oscillations in mechanical systems. key words: self-oscillation, mechanical system pendulum oscillation, the energy source stationary oscillation, friction, friction. references 1. timoshenko s.p. fluctuations in actually engineering. s.p. timoshenko./ moscow: fyzmatyz, 1959. 439 p. 2. strelkov s.p. introduction to the theory of oscillations. s.p. strelkov. moscow: publishing house "science" 1959. 437 p. 3. kudynov v.a. dynamics stankov / v.a. kudynov. moscow: engineering, 1967. 140-160 p. 112 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … горенко м.в. тов “апекс”, м. київ, україна e-mail: newmax23@ukr..net оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево активних структур (зокрема чешуйноподібних) з векторно заданим напрямом опору удк 621 в роботі вперше запропоновано для оптимізації енергообміну робочої поверхні з середовищем використовувати розраховані для заданих умов експлуатації асиметричні елементи та порції поверхні з заданим вектором опору, зокрема чешуйноподібні структурні елементи, які об`єднуються у локалізації та групи, чим задається загальний вектор опору відносно поверхні. розглядаються варіанти структуризацій та показана можливість їх створення на контактних поверхнях заданого профілю на основі базової шорсткості об`єкту з метою підвищення економічності і ефективності трибосистем. дається загальне визначення ефективності структуризованої поверхні. даний спосіб підвищення ефективності енергообміну робочих поверхонь і обладнання для його реалізації пропонується для впровадження і використання в виробництві. ключові слова: ефективність, ефективність енергообміну, ефективність робочих поверхонь, ефективність енергообміну робочих поверхонь, поверхнево-активні структури, функція розподілу вектора опору, знос. вступ в трибосистемах, гідравлічних системах і парогазових системах, які характеризуються взаємодією робочої поверхні з робочим середовищем, за рахунок особливостей поверхневої геометрії, важливу роль відіграють параметри робочих поверхонь, їх рельєф на рівні мікроі наноструктур [1 2]. тому постає проблема оптимізації процесу енергообміну поверхня – середовище. поверхні, які задані стандартизованими параметрами шорсткості забезпечують максимальні робочі характеристики системи в певному діапазоні умов взаємодії поверхня – середовище але і при цьому можуть виникати зрив потоку на критичних режимах, помпаж, кавітація тощо. тому постає питання про створення поверхонь на рівні мікроі наноструктур, які б оптимізували ефективність процессу енергообміну і взаємодії. така оптимізація досягається зокрема розрахунком поверхневої геометрії для необхідного енергообміну з робочим середовищем і створенням певної структури поверхонь, а саме шляхом формування поверхневих структур у поєднанні структур макро-, мікроі нанорозмірностей, які мають заданий векторний напрям опору робочому середовищу з врахуванням макрогеометричних характеристик робочої поверхні, і умов експлуатації. тобто, ступінь структуризації робочої поверхні обумовлюється характеристиками робочого середовища і об’єднує макро-, мікроі нано геометрії поверхні. існуючі способи структуризації або враховують параметр шорсткості, без врахування індивідуальної геометрії її вершин і каналів та об`ємів, або використовують структуризацію визначеними (створеними емпірично) геометричними елементами формуючи з них масиви [3, 4, 5, 6] – що дозволяє маніпулюючи їх розмірами дещо покращувати енергообмін, або реалізують хаотичний характер перетікання (обтікання поверхні). такі підходи хоча і покращують загальні експлуатаційні характеристики поверхонь (у вигляді наприклад зриву на критичних режимах експлуатації граничного шару, або безсистемного переміщення змащувальних матеріалів), але не забезпечують максимальну ефективність поверхні з врахуванням її геометричних параметрів, напряму переміщення і розподілу градієнтів швидкостей по її поверхні. це все обумовлює енергетичні втрати за рахунок неупорядкованості перетікання (обтікання) робочим середовищем структурних елементів поверхні. реалізація ж способу побудови поверхні з структурними елементами зі зміщеною або відсутньою віссю симетрії, або на основі несиметричних елементів структур, об’єднаних у групи й локалізації, геометрія яких утворена в результаті розрахунку для заданого енергообміну поверхня-середовище дає можливість упорядковано розподіляти на робочій поверхні вектори швидкостей руху робочого середовища, тим самим або відбирати енергію потоків, або передавати найбільш вигідним способом. наприклад, для прискорення руху робочого середовища треба звести до мінімуму перетікання по площині у напрямах, які не співпадають з вектором напряму руху робочої поверхні, або протилежний варіант – треба відібрати максимальну енергію потоку середовища за рахунок забезпечення кращої взаємодії робоче середовище – поверхня, забезпечивши максимальну площу енергообміну по поверхні. мета і постановка задачі реалізація методу структуризації поверхонь (або поверхні) полягає у створенні і поєднанні макро-, мікроі нанорельєфу за допомогою аналізу фактичного векторного розподілу швидкостей руху сере проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 113 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … довища і необхідного векторного розподілу оптимального градієнта швидкостей по поверхні в максимальному діапазоні експлуатаційних характеристик. геометрія поверхні формується на основі необхідних характеристик взаємодії середовища з поверхнею. рис. 1 – залежність коефіцієнта тертя ковзання f0 від швидкості υ для площинного контакту: 1 – поверхні з стандартною шорсткістю; 2 –поверхні з структуризацією розрахованою відповідно заданих умов експлуатації рис. 1, а – приклад перерізу створеної порції поверхні при умові заданого напряму руху і умови максимального енергетичного обміну в заданому діапазоні швидкості між потоком середовища і поверхнею (рухається поток середовища, передаючи свою енергію поверхні) при зміні кута атаки поверхні енергообмін збільшується (рис. 1, б). рис. 1, б – зміна енергообміну потоку середовища з поверхнею при зміні кута атаки рис. 2, а – варіант інтерпольованого перерізу структур для роботи у більш енергетичноємних системах рис. 2, б – варіант інтерпольованого перерізу структур при зміні кута атаки проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 114 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … ефективність енергообміну поверхня-середовище збільшується зі збільшенням кута атаки поверхні, оскільки збільшується сила дії потоку на робочу поверхню, але навіть при нульовому куті атаки (поверхня знаходиться паралельно потоку) поверхні з такою геометрією, чи з похідними від такого профілю будуть більш ефективно взаємодіяти з потоком середовища, ніж поверхня з неупорядкованою геометрією шорсткості. тобто за рахунок зміни структурного рельєфу з`являється можливість забезпечити при різних кутах атаки (нахилу площини) оптимальну взаємодію з середовищем. приклад створення порції такої поверхні при умові заданого напряму руху і умові максимального енергетичного обміну між поверхнею і потоком середовища: поверхневе профілювання – рис. 3, а, профілювання криволінійних поверхонь – рис. 3, б. рис. 3, а – приклад поверхневого рис. 3, б – приклад поверхневого профілювання площини профілювання криволінійної поверхні приклад створення максимального градієнта швидкостей на поверхні лопасті вентилятора зі спрощеною структурованою поверхнею при заданому напрямі руху і умові максимального енергетичного обміну між поверхнею і потоком (рухається поверхня, передаючи свою енергію потоку) приведено на рис. 4. рис. 4 – приклад поверхні зі спрощеною структуризацією рис. 5 – варіант складної порції поверхні з урахуванням перетікання при заданій турбуленізації потоку для збільшення єнергообміну з седовищем для збільшення енергообміну поверхні з середовищем і зменшення неупорядкованого перетікання середовища задається інший її структурний рельєф (рис. 5). даний метод структуризації поверхні відрізняється від існуючих методів зокрема тим, що використовуючи отриману в процесі розрахунку несиметричну похідну (наприклад від утвореного в процесі розрахунку каплеподібного профілю [7]) яка враховує зміну кутів взаємодії поверхні з середовищем для оптимізації енергообміну, формується результуючий вектор опору aeff [7] порції поверхні. за геометричними особливостями утворених структурних елементів в результаті розрахунку і їх властивостями, зокрема функцією розподілу вектора опору aeff [7] поверхні середовищу можна виді лити основні види поверхневих структур: чешуйноподібні, пилоподібні, каплеподібні, асиметричноперфоровані, гібридно аморфні поверхневі структури. утворені структуризовані елементи можуть мати вигляд інтерпольованої пилоподібної, чешуйноподібної структура або перфорованої асиметричної структури з контрольованою заданою геометрією схилів каналів та вершин структурних елементів зі зміщеною або відсутньою віссю симетрії. тобто, це така несиметрична структуризація, яка створює градієнт швидкостей за рахунок створення зон градієнтів опору з орієнтацією в заданому напрямі за рахунок різниці кутів атаки потоку до вершин та їх схилів. такі структурні елементи можуть об`єднуватися в локалізації, групи і масиви несиметричних структур, заглиблень та об`ємів каналів і перфорації. головна відміна від існуючих методів полягає в створенні проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 115 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … упорядкованої заданої геометрії схилів, каналів та вершин, чим створюється векторно заданий опір рухові середовища по поверхні. зміщений центр симетрії або його відсутність у вершин структурних елементів (асиметричні структури) і поєднання макро-, мікроі наногеометрії поверхні, каналів, перфорацій за рахунок взаємодії поверхні з потоком середовища змінюють вектор напряму руху і відносну швидкість потоку середовища, а структуризовані зони з заданим градієнтом швидкості і опору, дозволяють керувати процесами розподілу енергообміну потоку з поверхнею. варіанти простих чешуйноподібних структур приведені на рис. 6. рис. 6 – варіанти розрахованих простих чешуйноподібних структур поверхні варіанти складних чешуйноподібних структур приведені на рис. 7. рис. 7 – варіанти розрахованих складних чешуйноподібних структур варіанти простої та складної асиметричної інтерпольованої пилоподібної (каплеподібної) структури зображено на рис. 8, а, рис. 8, б. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 116 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … рис. 8, а – варіанти розрахованої простої асиметричної інтерпольованої пилоподібної (каплеподібної) структури рис. 8, б – варіанти розрахованої складної асиметричної інтерпольованої пилоподібної (каплеподібної) структури варіанти простої та складної асиметричної інтерпольованої перфорованої структури, створеної на основі заданих векторів напряму перетікання і градієнта швидкостей для підвищення енегретичного обміну в турбуленізованих середовищах, зображено на рис. 9. рис. 9 – варіанти розрахованої простої та складної асиметричної інтерпольованої перфорованої структури для підвищення енегретичного обміну в турбуленізованих середовищах варіант складної гібридної аморфної інтерпольованої асиметричної структури для підвищення енегретичного обміну в тубуленізованих середовищах з врахуванням заданих векторів перетікання речовин зображено на рис. 7. розрахунки необхідної геометрії поверхні проводяться на основі об`ємно-векторного аналізу потоку середовища в об’ємі над поверхнею [7]. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 117 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … рис. 10 – варіант розрахованої складної гібридної аморфної інтерпольованої асиметричної структури метод заданої структуризації поверхні у спрощеному вигляді може бути виконаний засобами корегування осі симетрії існуючої шорсткості різноманітними методами обробки (механічними, чи безконтактним лазерним або електроерозійним способом зрізанням вершин під заданим кутом рис. 11, а, або способом пластичної деформації методом зсуву по площині поверхні рис. 11, б) на спеціалізованому обладнанні [8, 9]. рис. 11, а – скореговані структури шорсткості (зрізані вершини виступів) шляхом механічної, чи безконтактної видів обробки поверхні рис. 11, б – скореговані структури шорсткості шляхом пластичної деформацїї методом зсуву ці способи доводки найбільш дешеві (можуть використовуватися на виробництві без потреби у впровадженні нового типу обладнання), але вони потребують наступної доводки для формування достатніх площ опорних ділянок поверхні, бо не забезпечують повної відповідності оптимальному рельєфу і не забезпечують максимальну ефективність поверхні у порівнянні з структурованими поверхнями з заданою геометрією, де структура та площа контактних ділянок задаються і формуються на етапі розрахунку структурних елементів та відтворюються безпосередньо на поверхні. для відтворення поверхні з максимальною подібністю до отриманої в процесі розрахунку найбільш перспективними являються спосіб лазерної обробки поверхні на спеціалізованому обладнанні [8] або використання способу електроннопроменевої обробки поверхні. ефективність поверхні можна охарактеризувати співвідношенням опору у площині взаємодії до площі робочої поверхні, наприклад з поверхнею рис.12. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 118 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … рис. 12 – структурні елементи поверхні, розбиті на елементарні порції поверхні тоді ефективність взаємодії ( ep ) поверхні з робочим середовищем у спрощеному загальному вигляді при заданому векторі напряму взаємодії буде мати вигляд: n 0 vn fxv dv mn cos n dn ; tn 0 n max n 0 vn fxv dv mn cos n dn ; tn 0 n max n 0 vn fxv dv mn cos n dn ; tn 0 n max n 0 vn fxv dv mn cos n dn , tn 0 n max де m – маса; а – прискорення; vn – швидкість; tn – час; динамічна в’язкість середовища; n – кут атаки елементарної порції поверхні; fx – сила лобового опору; fx n – сила лобового опору елементарної порції поверхні; s – загальна площа поверхні; ep – загальна ефективність поверхні. загальній опір поверхні можливо виразити через інтеграл кутів атаки елементарних площин по поверхні: n 0 cos n dn , fx m a n max v n 0 cos n dn . тоді: fx m t n max ефективність зростає зі збільшенням робочої площі, а структурні елементи якраз і забезпечують це. характеризуючи взаємодію з позиції енергообміну і змінного кута атаки до набігаючого потоку структурних елементів, взаємодію потоку з поверхнею можна виразити як імпульс на площу по поверхні: p m v kef . де kef – коефіцієнт, який залежить від геометрії поверхні і кутів вектору взаємодії. з врахуванням z над поверхнею: n 0 fx dz v dv mn an cos( n )dn . 0 0 n max проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 119 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … з розрахунку об’ємної складової fxn порції поверхні буде мати вигляд: y 0 n 0 fxn dy dz v dv mn an cos( n )dn . y max 0 0 n max тоді загальна об`ємна складова поверхні у спрощеному вигляді: x 0 y 0 n 0 n n n dx dy dz v dv cos( s ; ep m a )dn x max y max 0 0 n max x 0 y 0 n 0 n n n dx dy dz v dv cos( s . ep m a )dn x max y max 0 0 n max альтернативним практичним більш зручним в використанні способом визначення енергоефективності поверхні може бути спосіб визначення функції розподілу вектора опору aeff [7]. структурно поверхні з підвищеною ефективністю можуть мати форму складного багатовимірного рельєфу. структура поверхні розраховується з врахуванням оптимального розподілу векторів швидкості руху середовища по поверхні з метою отримання оптимальної швидкості і заданого або змінного вектору розподілу по поверхні з врахуванням бажаного енергообміну (заданого опору, теплообміну) по поверхні [7]. структуровані елементи поверхні можуть бути виконані у вигляді первинної шорсткості з несиметричною обробкою схилів шорсткості (задаємо кути атаки схилів, вершин та заглиблень), структурованих вершин зі зміщеною віссю симетрії з врахуванням геометрії схилів та заглиблень з наступною комбінацією їх у локалізації і масиви в залежності від заданих вихідних параметрів. такі ж комбінації можна застосовувати для структурованих заглиблень зі зміщеною віссю симетрії (асиметричних) з контрольованою геометрією схилів, а також з інших гібридних сполучень. можливі комбінації вищеперерахованих способів. використання даного способу розрахунку і створення структуризації поверхневої геометрії нано-, мікро-, макрорівня на основі загальної геометрії робочих поверхонь дозволяє поліпшити експлуатаційні характеристики техніки і продовжити термін експлуатації [7] рис. 13. даний спосіб дозволяє розподіляти найбільш ефективно контактні поверхневі навантаження в трибосистемі і являється перспективним для використання в якості компактних рушійних, перекачувальних, дозувальних систем [10]. рис. 13 – використання способу підвищення ефективності енергообміну робочих поверхонь в різних середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 120 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … даний спосіб підвищення ефективності енергообміну робочих поверхонь і обладнання для його реалізації пропонується для впровадження і використання в виробництві. висновки 1. результати випробувань показують зменшення коефіцієнта тертя в заданому діапазоні швидкостей при використанні структуризації поверхневої геометрії нано-, мікро-, макрорівня отриманої способом розрахунку [7] в порівнянні з поверхнями з стандартною шорсткістю отриманою стандартними способами обробки. 2. розглянуті варіанти розрахованої поверхневої геометрії (з заданим вектором опору) простих і складних чешуйноподібних структур, простої і складної асиметричної інтерпольованої пилоподібної (каплеподібної) структури, асиметричної інтерпольованої пилоподібної (каплеподібної) структури, простої та складної асиметричної інтерпольованої перфорованої структури, складної інтерпольованої гібридної аморфної асиметричної структури. 3. запропоновано способи створення на робочих поверхнях структуризації з заданими розрахованими властивостями, зокрема на основі корегування осі симетрії існуючої шорсткості, та обладнання для цього. 4. запропоновано визначення характеристики ефективності енергообміну поверхні як критерію оцінки властивостей поверхневої геометрії. 5. запропоновано варіанти практичного використання в техніці і галузях виробництва розрахованого для відповідних умов експлуатації асиметричного поверхнево-активного структурування з векторно заданим напрямом опору. 6. даний спосіб підвищення ефективності енергообміну робочих поверхонь і обладнання для його реалізації пропонується для впровадження і використання в виробництві. література 1. гаркунов д.н. триботехника (износ и безызносность): учеб./ д.н.гаркунов.-4-е изд. – м.: издво “мсха”, 2001. – 606 с.. 2. когаев в.п. прочность и износостойкость деталей машин / в.п.когаев, ю.н.дроздов. – м:высш.шк., 1991. – 309 с. 3. united states patent (jun.14,1988). patent number: 4,750,693. device for reducing the frictional drag of moving bodies. 4. united states patent (mar.13,1990). patent number: 4,907,765. wall with a drag reducing surface and method for making such a wall. 5. international patent classification: f15d 1/06 (2006.01) f15d 1/12 (2006.01), international publication number wo 2010/060042 a1. a passive drag modification system. 6. deutsches patent de 101 61 732 a 1. 7. горенко м.в. спосіб формування елементів структур поверхневої шорсткості з заданими геометричними параметрами схилів каналів, вершин та об’ємів, а також асиметричних і чешуйноподібних поверхнево-активних структур з векторно заданим напрямом опору середовищу для підвищення ефективності енергообміну робочих поверхонь в різних середовищах. // авторське свідоцтво №62084, офіційний бюлетень авторське право та суміжні права. – 2016. каталог №19, бюлетень №39. 8. горенко м.в. про можливість формування заданого профілю контактних поверхонь // проблеми трибології. – 2011. – № 2. – с. 13-16. 9. горенко м.в. проблема усунення вібрацій при формуванні мікрота наношорсткості трибо ефективних поверхонь для підвищення прецизійності обробки // проблеми трибології. – 2011. – №3. – с. 65-69. 10. горенко м.в. двигун, пристрій який створює рушійну силу за рахунок взаємодії робочої речовини з робочою чи робочими поверхнями на яких сформовано заданим способом (асиметричну) нано-, мікро-, макроструктуризацію з заданим вектором опору // авторське свідоцтво №64545, офіційний бюлетень авторське право та суміжні права. – 2016. каталог №20, бюлетень №40. поступила в редакцію 23.03.2016 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 121 оптимізація ефективності енергообміну робочих поверхонь з середовищем шляхом створення асиметричних поверхнево-активних структур … gorenko м.v. optimization of energy efficiency work surfaces with environment by creating asymmetric surface-active structures (including squamose-like) with the vector direction given resistance. the paper first proposed to optimize the working surface energy exchange with the environment using calculated for given conditions asymmetric elements with a given surface portions vector resistance, particularly squamose-like structural elements that unite into localization and groups, the general vector resistance given relative to the surface. the variants structures and the possibility of their creation on contact surfaces of a given profile based on a base object roughness to improve the efficiency and effectiveness tribosystems. we give a general definition of efficiency structured surface. this method of increasing the efficiency of working surfaces, equipment for its implementation is proposed for introduction and use in production. keywords: effective, efficacy, efficacy energyexchange, efficacy of working surfaces, efficacy of energyexchange of working surfaces, surface-active, function control (distribution) vectorial of resistance, the wear. references 1. garkunov d.n. tribotexnika (iznos i beziznosnost): uzeb.-4-е izd.–m.: izd-wo “мсха”, 2001. 606 s.. 2. kogaev v.p., drozdov y.n. proznost i iznosostoikost detalej mashin. m:bish.hk., 1991. 309 s. 3. united states patent (jun.14,1988). patent number: 4,750,693. device for reducing the frictional drag of moving bodies. 4. united states patent (mar.13,1990). patent number: 4,907,765. wall with a drag reducing surface and method for making such a wall. 5. international patent classification: f15d 1/06 (2006.01) f15d 1/12 (2006.01), international publication number wo 2010/060042 a1. a passive drag modification system. 6. deutsches patent de 101 61 732 a 1. 7. gorenko m.v. the method of generating surface structure elements of roughness with given geometrical parameters of the inclinations of channels, tips and volumes, as well as asymmetrical and squamose-like surface-active structures with a given direction of environmental resistance for the enhancement of energy exchange efficiency of work surfaces in various environments. avtorskoe svidetelstvo №62084, ofizialnij buleten avtorskoe pravo i sumiznie prava. 2016. katalog №19, buleten №39. 8. gorenko m.v. about possibility of forming of the set type of contact. problems of tribology. 2011. №2. с.13-16. 9. gorenko m.v. the problem of removal vibrations in the formation of microand nano-roughness on friction effective surfaces for increasing accuracy processing. problems of tribology. 2011. №3. с. 65-69. 10. gorenko m.v. dvigatel, ustrojstvo kotoroe sozdaet dvizuszuju silu za szet vzaimodejstvija rabozego veszestva s rabozej ili rabozimi poverxnostami na kotorix sformirovano zadanim sposobom (asimetriznuyu) na no-, mikro-, makrostrukturizaziyu s zadanim vektorom soprotivlenija. avtorskoe svidetelstvo №64545, ofizialnij buleten avtorskoe pravo i sumiznie prava. 2016. katalog №20, buleten №40. проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 1 моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 70 рудик о.ю.,* дитинюк в.о.,* стебелецька н.м.** * хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, ** бережанський агротехнічний інститут, м. бережани, україна e-mail: yuhymovych@gmail.com моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу удк 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-70-79 показано, що базовими характеристиками якості транспортно-технологічних машин та їх агрегатів є надійність і зносостійкість, які відображують службові властивості цих об'єктів. вказані характеристики закладаються при проектуванні й виробництві машин, реалізуються в експлуатації й відновлюються за допомогою ремонту. в роботі методологія взаємозв'язку теорії та експерименту доповнюється принципами комп'ютерного моделювання. ця процедура дала можливість комплексного вивчення поведінки складних систем як природних, так і для перевірки теоретичних гіпотез. застосування для вивчення напружено-деформованого стану твердих тіл системи твердотільного параметричного моделювання solidworks дозволило побудувати точну модель деталі й методом скінченних елементів визначити експлуатаційні параметри за конкретних умов експлуатації. дослідження валу зчеплення за допомогою solidworks simulation показало, що у випадку заміни сталі 45х на сталь 20 для виготовлення запас міцності достатній за рахунок економі] на вартості матеріалу. застосуванням сапр для зміцнення валу муфти зчеплення встановлений оптимальний режим його цементації. отримані експериментальні результати підтверджують актуальність проведеного дослідження з використання solidworks simulation. встановлено, що у випадку заміни загартованої сталі 45х на цементовану сталь 20 для виготовлення валу муфти зчеплення підвищення зносостійкості становитиме 1,49 разів. ключові слова: вал муфти зчеплення автомобіля, твердотільне моделювання, запас міцності, режими відновлення, цементація, експериментальні випробування на знос. вступ однією з основних характеристик якості транспортно-технологічних машин та їх агрегатів є надійність, яка відображає службові властивості зазначених об'єктів, що закладаються при проектуванні й виробництві машин, реалізуються в експлуатації й відновляються за допомогою ремонту. проблема підвищення надійності за рахунок зносостійкості це одна з найважливіших у машинобудуванні. традиційна методологія взаємозв'язку теорії та експерименту доповнюється принципами комп'ютерного моделювання надійності. ця процедура дає можливість цілісного вивчення поведінки найскладніших систем як природних, так і створюваних для перевірки теоретичних гіпотез. застосування для вивчення напруженодеформованого стану твердих тіл 3d системи твердотільного параметричного моделювання solidworks дозволяє побудувати точну модель деталі й методом скінченних елементів визначити експлуатаційні параметри (додаток solidworks simulation), які виникають у ній за конкретних умов експлуатації. мета роботи зчеплення у автотранспортних засобах захищає механізми трансмісії від динамічних навантажень, які у ній виникають при різкому гальмуванні, нерівномірній роботі двигуна й різкому зниженні частоти обертання колінчастого валу, при наїзді коліс автомобіля на нерівності дороги. тому очевидна необхідність підвищення зносостійкості деталей, а зокрема, валу муфти зчеплення. отже, метою роботи ставилось дослідження валу муфти зчеплення автомобіля (сталь 45х) з можливістю заміни даного матеріалу на дешевший сталь 20. аналіз об`єкту досліджень зчеплення служить для тимчасового роз'єднання двигуна і трансмісії й плавного їх з'єднання. тимчасове роз'єднання двигуна і трансмісії необхідне при перемиканні передач, гальмуванні й зупинці автомобіля, а плавне з'єднання після перемикання передач і при рушанні з місця, при цьому за допомогою зчеплення здійснюється розгін автомобіля [2]. при русі автомобіля зчеплення у включеному стані передає крутний момент від двигуна до коробки передач й захищає механізми трансмісії від динамічних навантажень, які у ній виникають. такі навантаження в трансмісії виникають при різкому гальмуванні автомобіля, нерівномірній роботі двигуна й моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 71 різкому зниженні частоти обертання колінчастого валу, а також при наїзді коліс автомобіля на нерівності дороги і т.д. для надійної роботи автомобіля до зчеплення, окрім загальних вимог до конструкції автомобіля, висуваються спеціальні вимоги, відповідно до яких воно повинне забезпечувати [2]: надійну передачу крутного моменту від двигуна до трансмісії; плавність і повноту включення; мінімальний момент інерції ведених частин; оберігання механізмів трансмісії від динамічних навантажень; підтримка натискного зусилля в заданих межах в процесі експлуатації; легкість управління й мінімальні витрати фізичних зусиль на управління. муфта зчеплення є муфтою тертя (фрикційною муфтою), за допомогою якої можна плавно роз'єднувати і сполучати колінчастий вал з першим валом коробки передач, що необхідно при маневруванні автомобіля і при перемиканні шестерень коробки передач [3]. надійна робота зчеплення без перегріву й значних зносів особливо важлива у важких дорожніх умовах руху автомобіля і при наявності причепа й напівпричепа, коли мають місце більш часті включення й вимикання, а також буксування зчеплення. зчеплення при надійній роботі повинне забезпечувати можливість передачі крутного моменту, що перевищує крутний момент двигуна. зі зношуванням фрикційних накладок веденого диска зусилля натискних пружин слабшає і зчеплення починає буксувати. при цьому тривале буксування зчеплення приводить до його сильного нагрівання й виходу з ладу. рис. 1 – муфта зчеплення : 1 – диск ведучий; 2, 3 – диски ведені; 4 – вал; 5 – муфта ввімкнення; 6 – ланки; 7 кулачки зчеплення повинне включатися плавно, щоб не викликати підвищених навантажень у механізмах трансмісії й дуже великих прискорень, які негативно впливають на водія, пасажирів і перевезені вантажі. так, наприклад, при різкому включенні зчеплення трансмісії, скручуючі навантаження можуть бути в 3 4 рази більше максимального крутного моменту двигуна. це відбувається тому, що при швидкому відпусканні педалі керування зусилля стиску ведучих і ведених частин зчеплення в початковий момент створюється не тільки натискними пружинами, але й кінетичною енергією маховика, що переміщується в напрямку натискного диска й пов'язаних з ним деталей. при цьому в момент зіткнення ведучих і ведених частин зчеплення зусилля їх стиску в кілька разів перевищує силу натискних пружин. чистота вимикання зчеплення характеризує повне роз'єднання двигуна й трансмісії, при якому ведучі деталі зчеплення не ведуть за собою ведені . при неповному вимиканні зчеплення утрудняється перемикання передач (воно відбувається із шумом), що приводить до зношування шестерень і синхронізаторів. якщо ж зчеплення вимкнене не повністю, а в коробці передач ввімкнута передача, то при працюючому двигуні зчеплення буде буксувати. це приводить до нагрівання деталей зчеплення й зношуванню фрикційних накладок веденого диска. типова муфта зчеплення (рис. 1) сконструйована наступним чином. ведучий диск 1 затискається між двома веденими дисками 2 і 3, пов'язаними з валом 4. затискання ведучого диска 1 між двома веденими 2 і 3 здійснюється за допомогою механізму, що складається з муфти включення 5, ланок 6 і моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 72 кулачків 7. при переміщенні муфти 5 вліво кулачки обернуться і затиснуть ведучий диск 1 між двома веденими. для вимкнення необхідно муфту пересунути вправо. тоді кулачки припинять натиснення і муфта буде вимкнена [3, 8]. муфти зчеплення завдяки великій жорсткості натискного механізму вимагають у процесі експлуатації частого регулювання, окрім цього, вони вмикаються жорстко без необхідного пробуксування дисків [4 6]. для усунення цих недоліків в автомобільних муфтах зчеплення застосовують пружний елемент невеликої жорсткості, включений послідовно в натискний механізм. такі муфти одержали назву непостійнозамкнуті з компенсаційними пружинами. виконуються вони з циліндровими або з пластинчастими пружинами. непостійнозамкнуті муфти зчеплення одержали порівняно обмежене застосування: на стаціонарних, пускових двигунах. дослідження контактної міцності валу муфти зчеплення за допомогою solidworks simulation з бібліотеки solidworks [8] вибрані сталь din 1,7006 (46сr2) аналог сталі 45х, та aisi 1020 аналог сталі 20, з границями міцності на розтяг 900,000 мпа і 420,507 мпа відповідно. параметри сітки наведено у табл. 1, а її відображення на деталі представлено на рис. 2. встановлено, що максимальні вузлові напруження von mises, переміщення ures і деформація estrn для валу зі сталі 45х складають 148,822 мпа, 0,0721482 мм і 0,000334669 мм, а для сталі 20 – 148,407 мпа, 0,0757222 мм і 0,000355215 мм відповідно, тобто в обох випадках не перевищують допустимих значень. так як максимальна деформація валу складає 0,0003 мм, то вона не може бути причиною погіршення працездатності зчеплення. очевидно, саме знос валу створює люфт і погіршення плавності й повноти включення. таблиця 1 параметри сітки тип сітки сітка на твердому тілі усього вузлів 21236 розбивка стандартна сітка усього елементів 13170 точки якобіана 4 точки максимальне співвідношення сторін 10,424 розмір елемента 7,39261 mm % елементів зі співвідношенням сторін < 3 92,3 допуск 0,36963 mm % елементів зі співвідношенням сторін > 10 0,106 якість сітки висока % перекручених елементів (якобіан) 0 рис. 2 – скінченно-елементна сітка моделі валу муфти зчеплення рис. 2 – розподіл запасу міцності для сталі 40х моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 73 рис. 4 – розподіл запасу міцності для сталі 20 в результаті встановлено, що мінімальний коефіцієнт запасу міцності знаходиться у вузлі № 15195 і для валу зі сталі 45х становить 4,36763, а зі сталі 20 – 2,36896 (рис. 3 і 4 відповідно). тобто, у випадку заміни сталі 45х на сталь 20 для виготовлення валу запас міцності достатній. сапр для зміцнення валу муфти зчеплення при аналізі роботи валу муфти зчеплення було встановлено, що при його експлуатації підлягають інтенсивному зношуванню наступні поверхні: шліци (h = 6 мм); посадкове місце муфти вмикання ( 50 мм). матеріал валу – загартована сталь 45х. основні деталі валу муфти зчеплення та дефекти зведені у табл. 2 та 3 (застосовано ms access). таблиця 2 основні деталі муфти зчеплення таблиця 3 дефекти валу у табл. 4 наведені допустимі способи зміцнення валу: заводська технологія: загартована сталь 45х; пропонований варіант: заміна загартованої сталі 45х на цементовану сталь 20. таблиця 4 способи зміцнення валу моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 74 для вибору способу зміцнення валу проведений запит мовою sql. запит мовою sql показаний на рис. 5. рис. 5 – схема бд для запиту мовою sql select [основні деталі муфти зчеплення].[назва деталі], [дефекти валу муфти зчеплення].[назва дефекту], [способи зміцнення валу].[спосіб зміцнення] from ([дефекти валу муфти зчеплення] left join [способи зміцнення валу] on [дефекти валу муфти зчеплення].[№ дефекту]=[способи зміцнення валу].[№ дефекту]) inner join [основні деталі муфти зчеплення] on [дефекти валу муфти зчеплення].[код деталі]=[основні деталі муфти зчеплення].[код деталі]. where ((([способи зміцнення валу].[твердість після зміцнення, hrc])>"60") and (([способи зміцнення валу].[глибина зміцненого шару, мм])>"0,4")). згідно запиту на вибірку обрана цементація (табл. 5). таблиця 5 вибір способу зміцнення вала для занесення нових способів зміцнення валу створено наведену нижче форму: після визначення оптимального методу підвищення зносостійкості валу розроблювалась інфологічну та даталогічну схеми бд (відображення інфологічної схеми у даталогічну наведено на рис. 6) для визначення оптимального режиму зміцнення обраним методом. рис. 6 – даталогічна схема бд моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 75 при визначенні оптимального режиму цементації валу прийняті наступні постійні параметри: витримка цементації – 3,5 год.; температура гартування (вода) – 820 °с; витримка гартування – 3,5 хв.; температура відпустку (повітря) – 190 °с; витримка відпустку – 2,5 год. варіювались тільки параметри, відображені у табл. 6. таблиця 6 режими цементації результати досліджень зносу цементованої сталі наведені у табл. 7. таблиця 7 результати досліджень зносу цементованої сталі для вибору оптимального режиму цементації використано мову програмування sql: select_цементація_режими_№цементації, цементація_режими_температура_цемент_градс, цементація_режими_твердість_hrc, цементація_режими_глибина_шару_мм, цементація_фізхімвластивості_зношення_мм_км from цементація_режими_inner join цементація_фізхімвластивості_on цементація_режими_№цементації=цементація_фізхім властивості.№цементації where (((цементація_фізхімвластивості_зношення_мм_км)="0,61")); результат виконання запиту представлені у табл. 8. таблиця 8 оптимальний режим цементації дослідження зносостійкості валу муфти зчеплення лабораторна установка дозволяє вивчити зміну характеристик зносу та фрикційних характеристик, а також температури поверхні зразка. установка (рис. 7) складається з робочої камери, станини, шпиндельного вузла з приводом і пристроєм навантаження, апаратури вимірювання, запису та реєстрації характеристик тертя. моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 76 рис. 7 – установка для дослідження зносу: 1 – хвостовик ; 2 – кульки; 3 – корпус зразка; 4 – гвинти; 5 – комірка; 6 – штуцер; 7 – зразок (верхній); 8 – зразок (нижній); 9 – упорний підшипник ; 10 – сферичний підшипник (дворядний); 11 – потенціометр самопишучий електронний ксп-2; 12 – тензопідсилювач 8анч-7м; 13 – потенціометр ксп-2; 14 – корпус підшипників; 15 – палець; 16 – трос; 17 – штуцер привод складається з електродвигуна змінного струму 4ф112м2у3 частотою обертання nдв = 2900 хв-1 і потужністю рдв = 7,5 квт і клинопасової 4-ступінчастої передачі. з урахуванням передаточного числа клинопасової передачі (u = 4) у хв-1: nустановки = nдв ∙ u = 11600 вертикальна сила та обертовий рух від хвостовика 1 (рис. 5.1) передається через чотири кульки 2 на корпус 3, до якого гвинтами 4 кріпиться верхній зразок 7, а нижній зразок 8 кріпиться двома гвинтами до комірки 5 (встановлена на упорному підшипнику 9 і разом з корпусом 14 на сферичному дворядному підшипнику 10). кутову фіксацію комірки забезпечують тросом 16, який прикріплений до пальця 15. одночасно реєструється момент сил тертя. об’єм робочого середовища складає 2105 мм3, а його температура контролюється електроконтактним термометром 18 і підтримується термостатом, вода з якого подається через штуцери 6 і 17. середня поверхнева температура зразка під час дослідження вимірюється самопишучим електронним потенціометром ксп-2 (11) на відстані 1 мм від поверхні тертя. для отримання достовірних результатів використовується штучна термопара з постійним гарячим спаєм (кругла головка) з хромельалюмелевих термоелектродів  0,5 мм. зносостійкість оцінювали силою тертя (моментом тертя) та лінійним зносом зразків. силу тертя вимірювали під час випробувань безперервно тензометричним способом. сигнал, який виникав при деформації наклеєних на палець 15 тензодатчиків, передавався через тензопідсилювач 8анч-7м (12) на потенціометр ксп-2 (13). коефіцієнт тертя обчислювався на основі діаграми моменту тертя (реєструється самопишучим приладом). лінійне зношування зразка верхнього 7 оцінювали методом штучних баз на мікротвердомірі пмт 3. шершавість робочих поверхонь зразків – ra = 0,63. нагрів зразків у місці контакту не перевищував 80 ос, що виключало можливість значних структурних змін матеріалу. моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 77 результати досліджень наведені на рис. 9. використовуючи отримані дані, визначено інтенсивність зношування досліджуваних зразків: для загартованої сталі 45х інтенсивність зношування в мкм/год: істаль 45х загартована = (0,816 – 0,603)/(2 – 0,1) = 0,213/1,9 = 0,1121. для цементованої сталі 20 інтенсивність зношування в мкм/год: істаль 20 цементована = (0,568 – 0,425)/(2 – 0,1) = 0,143/1,9 = 0,0753. рис. 9 – результати досліджень отримані дані занесені у табл. 9. таблиця 9 порівняння інтенсивностей зношування метод зміцнення і, мкм/год. гартування (сталь 45х) 0,1121 цементація (сталь 20) 0,0753 таким чином, підвищення зносостійкості становить: і сталь 40 гартована / і сталь 40 азотована = 0,1121/ 00,0753 = 1,49 р. висновки 1. наведені технічні характеристики зчеплення автомобіля, регулювання муфти й блокуючого механізму, технічне обслуговування зчеплення. 2. досліджені деталі зчеплення за допомогою solidworks simulation показано, що у випадку заміни сталі 45х на сталь 20 для виготовлення валу запас міцності достатній (економія на вартості матеріалу). 3. застосуванням сапр для зміцнення валу муфти зчеплення встановлений оптимальний режим його цементації. моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 78 4. отримані експериментальні результати підтверджують актуальність проведеного дослідження з використання solidworks simulation. 5. встановлено, що у випадку заміни загартованої сталі 45х на цементовану сталь 20 для виготовлення валу муфти зчеплення підвищення зносостійкості становитиме 1,49 разів. література 1. http://www.knauf.spb.ru/modeli-traktorov/traktory-kd-35-i-kdp-35.html 2. http://lib.susu.ru/ftd?base=susu_method&key=000540021&dtype=f&etype=.pdf 3. http://agrolib.ru/rastenievodstvo/item/f00/s02/e0002070/index.shtml 4. https://studbooks.net/2435815/tehnika/obzor_suschestvuyuschih_konstruktsiy 5. http://www.sdelaemsami.ru/instrument/0001.html 6. сцепление транспортных и тяговых машин / под ред. ф.г.геккера, в.м.шарипова, г.м.щеренкова. – м: машиностроение, 1989. – 340 с. 7. алямовский а.а. solidworks simulation. как решать практические задачи / а.а. алямовский. — бхв-петербург, 2012. — 448 с. 8. http://imetal.in.ua/remont-traktoriv-i-avtomobiliv/remont-zcheplennya надійшла в редакцію 08.01.2019 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com моделювання умов роботи і зносостійкості валу зчеплення двигуна транспортного засобу проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 79 rudyk o.yu., dytynyuk v.o., stebeletska n.m. modeling of working conditions and wear resistance of the vehicle's clutch shaft. it is shown that the basic characteristics of the quality of transport-technological machines and their aggregates are reliability and wear resistance, which reflect the service properties of these objects. the specified characteristics are laid down at designing and manufacture of cars, are realized in operation and restored with the help of repair. in the work, the methodology of the relationship between theory and experiment is complemented by the principles of computer simulation. this procedure made it possible to comprehensively study the behavior of complex systems, both natural and to test theoretical hypotheses. the application for studying the stress-strain state of solids of solidworks solid-state parametric modeling system has made it possible to construct an exact model of the component and the method of finite elements to determine the operational parameters for specific operating conditions. investigation of the coupling shaft using solidworks simulation showed that in the case of the replacement of 45x steel to steel 20, a safety margin was sufficient at the expense of the cost of the material. using cad to strengthen the shaft coupling clutch installed optimal mode of its cementation. the experimental results obtained confirm the relevance of the research on using solidworks simulation. it is established that in the case of replacement of the tempered steel 45х on cement steel 20 for manufacturing of the coupling sleeve shaft increase the wear resistance will be 1,49 times. key words: car coupling coupling shaft, solid state modeling, safety margin, regeneration regimes, cementation, experimental wear test. references 1. http://www.knauf.spb.ru/modeli-traktorov/traktory-kd-35-i-kdp-35.html 2. http://lib.susu.ru/ftd?base=susu_method&key=000540021&dtype=f&etype=.pdf 3. http://agrolib.ru/rastenievodstvo/item/f00/s02/e0002070/index.shtml 4. https://studbooks.net/2435815/tehnika/obzor_suschestvuyuschih_konstruktsiy 5. http://www.sdelaemsami.ru/instrument/0001.html 6. sceplenie transportnyh i tyagovyh mashin. pod red. f.g.gekkera, v.m.sharipova, g.m.shcherenkova. m: mashinostroenie, 1989. 340 p. 7. alyamovskij a.a. solidworks simulation. kak reshat' prakticheskie zadachi. a.a. alyamovskij. bhv-peterburg, 2012. 448 p. 8. http://imetal.in.ua/remont-traktoriv-i-avtomobiliv/remont-zcheplennya визначення характеристик тертя для циліндричних трибосистем ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 57 диха о.в.,* вельбой в.п.,* марченко д.д.** *хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, ** миколаївський національний аграрний університет, м. миколаїв, україна e-mail: tribosenator@gmail.com визначення характеристик тертя для циліндричних трибосистем ковзання удк 621.891 в даній роботі запропоновані способи визначення статичного і динамічного коефіцієнтів тертя ковзання за результатами розрахунку відповідних кутів тертя циліндричної трибосистеми типу «вал – втулка» та пристрій для реалізації такого способу. визначення проводили за виміром кута відхилення кільця від врівноваженого стану. для статичного коефіцієнту тертя під дією сили тертя в зоні нерухомого контакту після припинення руху попередньо зміщеного кільця в напрямі врівноваженого стану. для динамічного коефіцієнта тертя за виміром кута відхилення кільця від врівноваженого стану, який встановлювався і утримувався під дією сили реакції шорсткої поверхні силі тертя в зоні рухомого контакту. ключові слова: трибосистема ковзання, коефіцієнт тертя, кут відхилення, врівноважений стан вступ та постановка завдання коефіцієнт тертя використовують в практиці інженерних розрахунків енергетичних параметрів руху механізмів машин і приладів різного призначення, зносу спряжених поверхонь і температурного режиму в зоні контакту матеріалів тощо [1, 2]. числові значення коефіцієнтів тертя для різних пар матеріалів зазвичай визначають за довідниковими таблицями [3, 4] без врахування того, яким чином і за яких обставин вони отримані. якщо для інженерних розрахунків табличні значення є задовільними, то для дослідницьких випробувань, наприклад, впливу характеру руху і форми контактних поверхонь, способу мащення, ефективності мастильних матеріалів та інших чинників на зносостійкість спряжених поверхонь розробляють відповідну методику і спеціальні пристрої (трибометри) для визначення коефіцієнту тертя, максимально наближені до умов експлуатації даної пари матеріалів в реальних конструкціях вузлів тертя. коефіцієнт тертя, визначений за формулою n t f  , де т – сила тертя, а n – сила нормального навантаження в зоні контакту спряжених тіл (закон амонтона – кулона) є основною експлуатаційною характеристикою конструкційних матеріалів для деталей рухомих трибосистем. розрізняють статичний коефіцієнт тертя cf при відносному спокої тіл і динамічний коефіцієнт тертя дf при ковзанні під час руху одного тіла відносно іншого [1] і встановлено, що cf < дf . визначення коефіцієнтів тертя зазвичай виконують за відомими методиками, які ґрунтується на безпосередньому вимірюванні сили т або моменту тертя тм за відомої нормальної сили n , яка діє в зоні контакту спряжених поверхонь. для цього використовують силовимірювальні пристрої (динамометри) у вигляді плоских, спіральних, гвинтових та інших попередньо тарованих пружних елементів. слід відзначити, що як при таруванні пружних елементів, так і при вимірюванні силових факторів т або тм мають місце неминучі похибки і нестабільність результатів, які особливо проявляються при визначенні динамічного коефіцієнту тертя через не враховані коливання пружних елементів, зумовлені шорсткістю контактних поверхонь тертя. щоб звести до мінімуму неминучі похибки вимірювання силових факторів і поліпшити достовірність результатів застосовують складні стенди та пристрої без пружних елементів, які оснащені датчиками кутових швидкостей і кутових прискорень маятника, прикріпленого до вільно підвішеного радіального підшипника, і датчиками прискорення вертикальних і горизонтальних переміщень підшипника, а силу динамічного тертя обчислюють з урахуванням цих швидкостей і прискорень [5]. для дослідження тертя спокою відомий пристрій з мікрометричним переміщенням контрзразка, прикріпленого до траверзи, з’єднаної з горизонтальною балкою за допомогою двох гнучких зв’язків, а силу тертя обчислюють за величиною переміщення контрзразка [6]. відома методика і пристрої визначення статичного коефіцієнту тертя cf за результатами вимірювання кута  , утвореного реакцією шорсткої поверхні q з нормальною до поверхні тертя силою визначення характеристик тертя для циліндричних трибосистем ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 58 n і названого кутом тертя. таким чином визначають статичний коефіцієнт тертя при стисканні нормальною силою n округлого тіла двома паралельними плоскими контр зразками, встановленими на сферичні поверхні з можливістю їх повороту [7]. під час стискання тіла 1 (рис.1, а). силою n під дією реакції шорсткої поверхні q контрзразки 2 розвертаються на кут  , що призводить до ковзання тіла 1 у напрямі бісектриси кута 2 . коефіцієнт тертя визначають за виміром кута  в момент початку зміщення тіла 1 в напрямі s . q q n n s 2   n q n q s 2 1 2 2 2 1 2 34 q q n n s 2   n q n q s 2 1 2 2 2 1 2 34 рис. 1 –відомі схеми вимірювання кута тертя спокою: 1 – округле тіло; 2 – контрзразок; 3 – опора; 4 – вісь повороту конто зразка за іншим способом [8, 9, 10] округле тіло 1 (рис. 1, б) вставляють вільно або на опору 3 між двома нахиленими під кутом плоскими контрзразками 3, встановленими з можливістю їх повороту на осях 4 корпусу спеціального пристрою. величину нормальних сил n , діючих в точках контакту тіла 1 з контрзразками 3, збільшують до моменту порушення контакту тіла 1 з опорою 3 і фіксують значення кута 2 , при якому під дією реакцією шорсткої поверхні q починається ковзання тіла 1 в напрямі s бісектриси кута між контрзразками. наведені схеми показують, що визначення коефіцієнту тертя за вимірюванням кута тертя значно простіше за безпосереднє вимірювання сили або моменту тертя з використанням пружних динамометрів. основний матеріал в даній роботі пропонується спосіб визначення статичного і динамічного коефіцієнтів тертя ковзання за результатами розрахунку відповідних кутів тертя трибосистеми типу «вал – втулка» та пристрій для реалізації такого способу. сутність способу полягає в тому, що на вал 1 (рис. 2, а), концентрично посаджене з можливістю вільного повороту відносно вала жорстке кільце 2, до якого рівномірно по колу прикріплені контрзразок 3 та центруючі елементи 4 і 5, які дотикаються до циліндричної поверхні вала. контрзразок 3 в зоні контакту (точка а ) притискається до поверхні вала 1 нормальною силою an рівною за величиною і напрямом силі g , прикладеної в шарнірі 6 жорсткого кільця 2 (точка b ) так, що про повороті кільця вектор сили g не змінюється. визначення статичного кута тертя с здійснюють за умови нерухомого вала. для цього кільце 2 (рис. 2, а) разом з котрзразком 3 і центруючи ми с елементами 4 і 5 та шарніром 6 вручну повертають відносно вала 1 в напрямі годинникової стрілки на кут  30° і повільно відпускають. під дією сили g кільце 2 повертається в протилежному напрямі на кут  і шарнір 6 утримується в точці с силою тертя спокою т , яка діє в зоні контакту контрзразка 3 з валом 1 (точка к ). за виміром кута с , що показує відхилення точки с від точки в під дією сили тертя в точці к , визначають визначення характеристик тертя для циліндричних трибосистем ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 59 кут тертя с виходячи з того, що обертові моменти відносно центру вала (точка о ) від дії сили тертя kт в точці к і зміщеної в точку с сили g врівноважені. n a  gg o bc  xc 3 1 2 4 6 5 n t a  gg o bc  x 3 1 2 4 6 5 dc v d dc  g k t a kn g k q na k n a  gg o bc  xc 3 1 2 4 6 5 n t a  gg o bc  x 3 1 2 4 6 5 dc v d dc  g k t a kn g k q na k а б рис. 2 – схеми вимірювання статичного γс (а) і динамічного γ∂ (б) кутів тертя; 1 – вал; 2 – жорстке кільце; 3 – контрзразок; 4, 5 – центруючі елементи; 6 – шарнір з умови рівності обертових моментів отримаємо рівняння: cr xgoкt   g oкt x kc   . з прямокутного трикутника сов визначаємо: cc ocx  sin . таким чином показано, що: c k oc g oкt   sin . оскільки в точці к сила тертя ccak tgnt  cos ; gn a  , roк  – радіус вала; roc  – радіальна відстань точки підвішування сили g , то отримаємо: c cc r g rg   sin tgcos  cc r r  tgtg (1) визначення динамічного кута тертя д здійснюють за умови рухомого вала. при обертанні вала 1 (рис. 2, б) під дією реакції шорсткої поверхні tq  жорстке кільце 2 разом з котрзразком 3, центруючими елементами 4 і 5 та шарніром 6 повертається в напрямі v обертання вала на кут д . шарнір 6 зміщується від положення в до положення с і утримується в цьому положенні під час обертання вала. кут тертя д визначаємо так само, але з урахуванням того, що інші обертові моменти відносно цен визначення характеристик тертя для циліндричних трибосистем ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 60 тру вала (точка о ) від дії сили реакції шорсткої поверхні q і зміщеної в точку с сили g врівноважені, то аналогічно знаходимо: дд r r  tgtg (2) таким чином показано, що згідно за формулами (1) і (2) кути тертя с і д можна визначити за вимірами відповідного кута  , який дорівнює повороту жорсткого кільця при відомому радіусі вала r і даній радіальній відстані підвішування сили g . 10 3 2 5 8 9 7 4 4 6 11 d 1 d 2 l 10 3 2 5 8 9 7 4 4 6 11 d 1 d 2 l рис. 3 – пристрій для вимірювання кута відхилення кільця для вимірювання кута  розроблений пристрій (рис.3), що складається з вала 1 діаметром 1d і жорсткого кільця 2. на внутрішній поверхні кільця є рівномірно розміщені по колу пази для кріплення контрзразка 3 і центруючих елементів 4 і 5, а також передбачений отвір 6 для введення мастила в зону тертя. контрзразок і центруючі елементи виконані у вигляді тіла призматичної форми з ввігнутою округлою контактною поверхнею радіусом, рівним радіусу контактної поверхні виконаної на валу виточки діаметром 2d . контрзразок нерухомо запресований в паз з виступом контактної поверхні за межі отвору в кільці на 1 … 2 мм. цетруючі елементи 4 і 5 вставлені у відповідні пази з можливістю радіально переміщення за допомого гвинтів 7 і 8. довжина l контрзразка і центруючих елементів на 0,2 … 05 мм менша довжини виточки на валу, що забезпечує фіксацію кільця і запобігає зміщенню його вздовж осі вала. діаметрально протилежно пазу контрзразка в кільці міститься шарнір 9 підвішування наважки (не показано) для притискання контрзразка до контактної поверхні виточки вала. для вимірювання кута утримання кільця під дією сили тертя в контакті при нерухомому валу с і кута повороту кільця під дією реакції шорсткої поверхні контакту при обертанні вала д до кільця прикріплена градуйована шкала 10. кути с і д вимірюють в градусах за відхиленням шкали 10 відносно нерухомого візира 11. кільце 2 вільно одівають на вал 1 так, щоб контрзразок 3 ввійшов у виточку вала, а потім гвинтами 7 і 8 зміщують в радіальному напрямі центруючі елементи 4 і 5 так, щоб кільце вільно оберталось навколо вала. кільце повертають так, щоб «нуль» шкали 10 став проти візира 11. вимірювання кутів с і д виконують за наведеними схемами (рис. 2). можливість вимірювання кутів тертя за допомогою даного пристрою покажемо на прикладі тертя сталевого вала і вкладиша з бабіту б83, якщо коефіцієнт тертя без змащування складає 0,28, а при змащуванні – 0,05 [4]. якщо відомі геометричні параметри пристрою, наприклад, d1 = 25 мм; d2 = 24 мм; d = 30 мм; r =20 мм, за формулою (1) знаходимо: визначення характеристик тертя для циліндричних трибосистем ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 61 168,028,0 20 12tg tg    r r c c  239   с ; 03,005,0 20 12tg tg    r r д д  441   д . цілочисельне градуювання шкали вимірювання кута  через 1о з достатньою точністю дозволяє визначити кути с і д , оскільки за тих же розмірів 2d і r при  = 1 ° відхилення кільця від врівноваженого початкового стану відповідає: 028,0017,0 12 20 tgtg  r r . висновки 1. запропонований спосіб визначення статичного коефіцієнту тертя в контакті циліндричного зразка і контрзразка, прикріпленого до вільно посадженого на зразок жорсткого кільця. визначення проводили за виміром кута відхилення кільця від врівноваженого стану, який встановлюється і утримується під дією сили тертя в зоні нерухомого контакту після припинення руху попередньо зміщеного кільця в напрямі врівноваженого стану. 2. запропонований спосіб визначення динамічного коефіцієнту тертя за вимірюванням відповідного кута тертя рухомих циліндричних спряжень. динамічний кут тертя д в контакті циліндричної поверхні зразка, який обертається, і контрзразка, прикріпленого до вільно посадженого на зразок жорсткого кільця розраховували за виміром кута відхилення кільця від врівноваженого стану, який встановлювався і утримувався під дією сили реакції шорсткої поверхні силі тертя в зоні рухомого контакту. література 1. теорія механізмів і машин / а. с. кореняко; під ред. м. к. афанасьєва. – к. : вища школа. головне вид-во, 1987. – 206 с. 2. кіндрачук м. в., лабунець в. ф., пашечко м. і., корбут є. в. трибологія: підручник / мон. – к. : нау-друк, 2009. – 392 с. 3. решетов д.н. (ред.) детали и механизмы металлорежущих станков. том 1 м.: машиностроение, 1972. – 664с. 4. машиностроительные материалы: краткий справочник / в. м. раскатов, в. с. чуенков и др. – м.: машиностроение, 1980. – 511 с. 5. а. с. № 775670. способ определения силы трения / к. к. глухарев, и. о. гончаревич и др. // б.и. – 1980. – № 40. 6. патент ua № 106912. пристрій для визначення коефіцієнта тертя спокою / м. й. бурда, а. о. криль та ін. // бюл. – 2014. – № 20. 7. а.с. № 145379. устройство для определения коэффициента трения скольжения шаровидных и цилиндрических тел / к. в. семенов // бюл. – 1962. – № 5. 8. патент ua № 48263. спосіб вимірювання коефіцієнта тертя округлих тіл /л. о. губачева, в. в гладушин та ін. // бюл. – 2010. – № 5. 9. патент ua № 4591. пристрій для визначення коефіцієнту тертя ковзання / г. і. нечаєв, л. о. губачева та ін. // бюл. – 2005. – № 1. 10. а. с. su № 1326956. способ определения коэффициента трения скольжения шаровидных и цилиндрических тел / н. е. усольцев // бюл. – 1987. – № 28. надійшла в редакцію 14.03.2018 визначення характеристик тертя для циліндричних трибосистем ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 62 dykha o.v., velboi v.p., marchenko d.d. determination of friction parameters for the cylindrical sliding tribosystems. in this paper, we propose ways to determine the static and dynamic coefficients of slip friction based on the results of calculating the corresponding friction angles of a cylindrical tribosystem of the type "shaft sleeve" and a device for implementing such a method. the determination was carried out by measuring the angle of deviation of the ring from the balanced state. for static coefficient of friction under the influence of friction in the area of real contact after stopping the movement pre-biased ring toward a balanced state. for a dynamic friction coefficient for measuring the angle of deviation of a ring from a balanced state, which was installed and maintained under the action of the force of the reaction of the rough surface of the frictional force in the zone of the moving contact. key words: tribosystem of sliding, coefficient of friction, angle of deviation, balanced state. references 1. teorіya mekhanіzmіv і mashin. a. p. korenyako; pіd red. m. k. afanas'єva. k. vishcha shkola. golovne vid-vo, 1987. 206 p. 2. kіndrachuk m. v., labunec' v. f., pashechko m. і., korbut є. v. tribologіya: pіdruchnik. mon. kiїv: nau-druk, 2009. 392 p. 3. reshetov d.n. (red.) detali i mekhanizmy metallorezhushchih stankov. tom 1 m. mashinostroe-nie, 1972. 664p. 4. mashinostroitel'nye materialy: kratkij spravochnik . v. m. raskatov, v. p. chuenkov i dr. m. mashinostroenie, 1980. 511 p. 5. a. p. no 775670. sposob opredeleniya sily treniya . k. k. gluharev, i. o. goncharevich i dr. b.i. 1980. no 40. 6. patent ua no 106912. pristrіj dlya viznachennya koefіcієnta tertya spokoyu. m. j. burda, a. o. kril' ta іn. byul.2014. no 20. 7. a.p. no 145379. ustrojstvo dlya opredeleniya koehfficienta treniya skol'zheniya sharovidnyh i cilindricheskih tel . k. v. semenov byul. 1962. no 5. 8. patent ua no 48263. sposіb vimіryuvannya koefіcієnta tertya okruglih tіl .l. o. gubacheva, v. v gladushin ta іn. byul.-2010. no 5. 9. patent ua no 4591. pristrіj dlya viznachennya koefіcієntu tertya kovzannya. g. і. nechaєv, l. o. gubacheva ta іn. byul. 2005. no 1. 10. a. p. su no 1326956. sposob opredeleniya koehfficienta treniya skol'zheniya sharovidnyh i cilindricheskih tel . n. e. usol'cev. byul. 1987. no 28. определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 79 соловых е.к.,* волков ю.в.,* ворона т.в.,* лопата л.а.,* николайчук в.я.,** дудан а.в.*** *кировоградский национальный технический университет, г. кропивницкий, украина **винницкий аграрный технический университет, г. винница, украина ***полоцкий государственный университет, г. новополоцк, беларусь e-mail:beryuza@ukr.net определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении валов двигателей удк 621.793.620.172 в статье на основе экспериментальных исследований и с использованием методов математического моделирования представлена комплексная оценка влияния основных технологических параметров (давления, тока припекания, скорости) процесса электроконтактного припекания дискретных покрытий (екпдп) на физико-механические свойства полученных покрытий (пористость и износостойкость). многофакторный эксперимент с определенным варьированием этих параметров позволил оценить влияние каждого из них на свойства покрытий и выявить эффекты взаимодействия. сделан вывод о том, что с целью улучшения физико-механических свойств получаемых покрытий целесообразно комплексно использовать все три технологические параметры рассматриваемого процесса. ключевые слова: дискретные покрытия, электроконтактное припекание, оптимизация, износостойкость, пористость, технологические параметры состояние и актуальность проблемы. среди агрегатов автомобилей, судовых машин и механизмов наименее надежный и долговечный агрегат двигатель. это объясняется тем, что детали двигателя в процессе эксплуатации подвергаются активному химическому и механическому воздействию, значительным усилиям. срок службы двигателей определяется износом поршневых колец, канавок поршней, цилиндров, подшипников и шеек коленчатого вала. срок службы деталей двигателя зависит от качества материала, из которого они изготовлены, их термической и механической обработки, точности сборки двигателя и от других конструктивных и производственных факторов. практика показывает, что при одних и тех же конструктивных данных и одинаковых производственных условиях изготовления влияние на срок службы деталей оказывают условия эксплуатации и режим работы двигателя. при работе двигателя на изнашивание деталей влияют такие факторы: среда, число его пусков и остановок, температурный и нагрузочный режимы, вибрация и деформация деталей. различие режимов работы двигателя приводит к изменению его температурного и нагрузочного режимов работы. скорость изнашивания деталей непрерывно меняется в зависимости от того, с какой активностью действуют в данный отрезок времени на изнашивание такие факторы, как число запусков двигателя и их длительность, неравномерность нагрузочного и температурного режимов и т. п. валы изнашиваются вследствие воздействия на них физических, химических и других факторов. периодически действующие давление газов и инерционная сила передают коленчатому валу толчки, скручивают его и изгибают, вызывая упругие деформации. в результате упругих деформаций в вале возникают внутренние напряжения. при совпадении периодов и направлений давления газов и инерционной силы, с одной стороны, и внутренних упругих напряжений — с другой, амплитуда колебаний вала возрастает, что приводит к образованию в наиболее напряженных местах (галтелях и щеках) усталостных трещин, развитие которых может вызвать поломку вала. на износ коленчатого вала и подшипников влияют качество и свойства смазочного масла. практика показывает, что неудовлетворительное состояние масла и узлов системы смазки, в особенности фильтрующих устройств, значительно усиливает изнашивание шеек коленчатых валов. продукты износа, попадая с маслом в подшипники вала, оседают в антифрикционном слое и изнашивают его шейки. коленчатые валы могут иметь следующие дефекты: овальность, конусность и повреждение шатунных и коренных шеек (задиры, глубокие риски, вмятины, следы коррозии или значительная волнистость их поверхности), износ шпоночной канавки; прогиб; износ маслосгонной резьбы, износ посадочных мест. определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 80 большинство деталей двигателей восстановливают известными способами наплавки и плазменного напыления, которые энергоемки, трудоемки и не обеспечивают необходимое их качество. перспективным и эффективным средством решения этой проблемы является применение износостойких покрытий дискретной структуры. [1-2]. принцип формирования покрытий дискретной структуры заключается замене сплошного покрытия на прерывистое, имеющее дискретную структуру [1-2]. разработан способ получения покрытий дискретной структуры электроконтактным припеканием [3-4]. электроконтактное припекание состоит в нанесение на поверхность детали слоя порошкового материала и его последующее спекание и припекание к детали при воздействии внешнего давления специальным электродом-инструментом [3-4]. электроконтактный способ относится к способам с минимально необходимым нагревом, что исключает термическое деформирование упрочняемых деталей. зона термического влияния тока на деталь, вследствие малой длительности нагрева, составляет 0,1…0,3мм. основные технологические особенности электроконтактного припекания дискретных покрытий (экпдп) – получение покрытий практически 100% плотности с прочность сцепления 180-220 мпа и толщиной до 3мм с минимальными (до 0,2 мм) припусками на механическую обработку или ее исключение за счет совмещения припекания и поверхностно-пластического деформирования (ппд) в одном процессе [3-4]. с развитием технологий нанесения покрытий дискретной структуры возможности эмпирическиинтуитивных подходов в выборе конструктивных схем покрытий и технологических режимов исчерпали себя [3-4]. без подходов механики деформируемого твердого тела (анализа напряженнодеформированного состояния [5], расчетов на прочность и определения комплекса механических свойств [5] на стадии проектирования и ведения технологического процесса невозможно создание прочной и долговечной детали с покрытием. ввиду сложности физико-химических процессов, происходящих при нанесении покрытий, существующие аналитические зависимости [1-2, 5] не дают возможность его описать и всесторонне изучить. поэтому, эксперимент один из основных средств получения информации об исследуемом процессе. при отработке технологии нанесения покрытий экспериментальные исследования проводят на образцах, так как непосредственное нанесения покрытий на детали и испытание их на реальных объектах – трудоемкий и дорогостоящий процесс. выбор покрытий и оптимизация технологий их получения весьма сложен, так как структура, толщина покрытия, оптимальны с точки зрения адгезионных свойств, составов покрытий и зависят от многих факторов. для оптимизации технологии получения покрытий, грамотного их применения, необходимо глубокое знание механизмов разупрочнения и разрушения покрытий, их влияния на прочность защищаемых деталей и долговечность в различных температурно-силовых условиях. отличие свойств защищаемого материала и покрытия, неизбежное формирование особой переходной зоны на границе контакта покрытия и защищаемого материала вынуждает рассматривать систему “основа-покрытие” как конструкцию. трудно контролируемое возникновение полей остаточных напряжений, низкая достоверность информации о характере изменений свойств материала основы в области переходной зоны существенно затрудняют корректную оценку реального напряженнодеформированного состояния материала, обоснованный выбор критериев предельного состояния и долговечности покрытий. характерной особенностью методов поверхностного упрочнения является то, что не удается получить одновременного повышения всех эксплуатационных свойств детали для всех режимов эксплуатации. даже один и тот же материал покрытия, но нанесенный разными способами, показывает различные эксплуатационные свойства. каждая из этих задач с точки зрения экспериментальной механики материалов требует своих методических подходов и аналитических методов описания закономерностей, необходимых для оптимизации технологических процессов и прогнозирования реального ресурса изделий с покрытиями. цель и постановка задач исследований. цель исследований сокращение экспериментальных работ по определению параметров экпдп и получение максимальной информации из проведенных экспериментов путем использования методов многофакторного планирования эксперимента и математической обработки статистических данных. без применения статистических методов невозможно решить задачу, которая возникает перед экспериментатором: как провести и обработать результаты эксперимента, чтобы получить максимум достоверной информации. экспериментально–статистические методы один из главных инструментов в научном познании и в конструкторско-технологических разработках. такой подход дает возможность представить процесс cоздания покрытий дискретной структуры в виде функциональной зависимости входных и выходных параметров. эта зависимость определяет оптимальные режимы, которые обеспечивают максимальные/минимальные значения выходных параметров. вопросы оптимизации занимают ключевое место. это объясняется тем, что большое количество технологических параметров в сочетании определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 81 с обширной номенклатурой материалов, из которых формируют покрытие, предоставляют технологам широкий ряд альтернативных вариантов. разработка технологического процесса связана с решением оптимизационных задач. задача оптимизации режимов создания дискретных покрытий электроконтактным припеканием (экп) рассматривается как многофакторная (с учетом конструкционных, технологических и эксплуатационных факторов) и многокритериальная (с использованием нескольких критериев – комплекса физико-механических свойств). методика исследований. комплексная оценка свойств покрытий дискретной структуры, полученных электроконтактным припеканием, и их зависимость от параметров экпдп представлено в количественной форме – в виде математической модели. при построении математической модели процесса электроконтактного припекания дискретных покрытий (экпдп) ограничились схематическим, упрощенным представлением объекта исследований в виде винеровского «черного ящика» [6], когда математической моделью объекта исследований есть совокупность соотношений вида [6]: ),,(мод rji zyxfy  , (1) где yмод – выходной параметр (критерий оптимизации); ix – совокупность значений входных параметров, которые контролируются и управляются; ,ju – входные параметры, которые контролируются, но не управляются; rz – входные параметры, которые не управляются и не контролируются. в практике используют ix = var при фиксированных параметрах ,ju = const и rz = const. параметр оптимизации y представлен в виде функции:  constzconstuxfy rjiopt  ;var; (2) при ibiih xxx  . статистической математической моделью объекта является функция отклика, которая связывает параметр y , характеризующийся результатами эксперимента, со сменными параметрами ix , которыми варьируют при проведении эксперимента:  kxxxfy ,..., 21 . (3) независимые переменные ix называют факторами, координатный простор с координатами kxxx ,..., 21 факторным пространством, а геометрическое изображение функции отклика в факторном пространстве – поверхностью отклика. при ограниченных знаниях о механизмах процесса создания покрытий аналитический вид функции отклика неизвестен. поэтому представление функции отклика ограничивают полиномом [6]:         k ljji ljiijl k i k i k i jiijiiiio xxxbxxbxbxbby 1 1 1 2 , (4) где y – расчетное значение параметра оптимизации, jjiiio b,b,b,b – выборочные коэффициенты, которые можно получить методами регрессионного анализа, используя результаты эксперимента. математическое моделирование процесса электроконтактного припекания покрытий дискретной структуры включает такие этапы: выбор управляемых параметров и уравнений варьирования их значений, выбор критериев, построение рабочей матрицы проведения исследований, построение математических моделей по результатам проведенных исследований, проведение статистического исследования этих моделей и вычислительного эксперимента [6-7]. определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 82 построение плана эксперимента проведено в соответствии с рекомендациями работ [6-7]. использован план эксперимента, сгенерированный на основе лп чисел и математический аппарат [6]. эти планы имеют ряд преимуществ [6-7]: при «выпадении» одного из экспериментов свойства плана ухудшаются в пределах, которые позволяют его использовать; эти планы одновременно являются и планами поиска оптимальных условий и позволяют более глубоко анализировать исследуемую область; планы на основе лп чисел могут быть использованы как последовательные, т.е. затраты могут увеличиваться постепенно и предыдущие результаты объединяются с последующими результатами. конструирование плана эксперимента проведено с помощью пакета прикладных программ (ппп) приам (планирование, регрессия и анализ моделей) [7]. следующий этап проведение экспериментов в соответствии с генерированной рабочей матрицей плана. после проведения экспериментов и анализа их результатов рассчитывались средние значения отклика и дисперсия по каждому эксперименту. адекватность, воспроизводимость и информативность модели оценивали g-критерием кохрена, f-критерием фишера, критерием стьюдента, коэффициентом корреляции r [6-7]. для поиска оптимальной точки строили многофакторные математические модели. если задано несколько критериев, то их общие значения выбирают, используя принцип компромисса по паретто [6-7]. идея компромисса по паретто заключается в поиске условий функционирования системы, при которых обобщенный критерий ее оптимальности достигает экстремального значения. для определения наилучшей точки использовали пакет прикладных программ ппп приам [7]. результаты исследований. с целью комплексной оценки влияния параметров экпдп (табл. 1) на износостойкость и пористость покрытий использовались методы математического планирования [6]. износостойкость и пористость покрытий, полученных экпд являются функциями параметров процесса экп (давления, силы тока, времени импульсов и пауз). таблица 1 значения параметров экпдп наименование параметра обозначение единица измерения величина 1 2 3 4 сила тока i ка 8-16 давление р мпа 20-100 время импульсов/пауз t им / t п с 0,02-0,2 факторы и их уровни приведены в таблице 2. размерами оптимизации являлись: пористость (п) и износостойкость (jh). был реализован полный факторный эксперимент вида 2 3 с варьированием на 3-х уровнях технологических факторов: ток на электродах; давление на электродах; время импульсов/пауз. количество опытов j = 16. таблица 2 значения варьируемых факторов и их уровни факторы р, мпа t, сек i, ка уровни х1 х2 х3 кодированное значение факторов нижний 20 0,02 8 –1 верхний 100 0,2 16 +1 нулевой 60 0,04 12 0 интервал варьирования 20 0,02 2 – количество измерений в каждом опыте при определении пористости п-п=6, а при измерении износостойкости jh – п = 3. под количеством измерений понималось количество образцов, на которых определялось значение параметра оптимизации в каждом опыте j. значение пористости определялось как среднее арифметическое измерений на каждом образце. в качестве исходных данных использовались определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 83 матрица планирования (табл. 3) и результаты исследований. по результатам исследований построена математическая модель (5) зависимости критерия оптимизации, который характеризует пористость покрытий от параметров экпдп (табл. 3). расчет моделей осуществлялся с помощью ппп приам [7]. y1= 3,25576 + 2,37774х3 2 – 2,07533х2 3 + 0,545923х1 3x2 – 0,842191х1 3 + 0,284621х2 3х3 2– 1,51418х1 2х2 2– 1,45394х3 3– 0,73219х1 3 – 1,95605x2 х3 3 – 1,65074х2 2+ 1,15314х2 2х3 3 (5) где y1 – математическая модель в кодированных значениях для пористости покрытия. формулы перехода от кодированных значений факторов к натуральным: x1 = 0,0363636 (x1 – 32,5); х1 2 = 1,88514(x1 2 – 0,114165x1 – 0,355372); х1 3 = 4,88078(x1 3 – 0,225599x1 2 – 0,645588x1 + 0,0396005); x2 = 39,0244(x2 – 0,035625); х2 2 = 1,61971(x2 2 – 0,0355966x2 – 0,418203); х2 3 = 3,71976(x2 3 + 0,0382814x2 2 – 0,76032x2 – 0,030896); x3 = 0,326531 (x3 – 4,9375); х3 2 = 1,68391(x3 2 – 0,055512х3 – 0,379425); х3 3 = 4.43393(x3 3 – 0,035212x3 2 –0,736017x3 – 0.00770233). таблица 3 матрица планирования давление экпдп время импульса/паузы сила тока факторы х1 х2 х3 пористость износостойкость № эксп. р, мпа t, сек i, ка п, % jh, мкм/км (10 -7) 1 40 0,2 14 3 0,016 2 20 0,18 16 5 0,007 3 60 0,16 12 3 0,005 4 80 0,14 10 2 0,008 5 20 0,12 16 5 0,01 6 60 0,1 12 3 0,008 7 100 0,08 8 2 0,006 8 80 0,06 10 2 0,009 9 20 0,04 16 5 0,006 10 100 0,02 8 2 0,008 11 80 0,04 10 2 0,015 12 40 0,06 14 3 0,005 13 80 0,08 10 2 0,009 14 60 0,1 12 3 0,006 15 40 0,14 14 3 0,005 16 20 0,2 16 5 0,007 полученная зависимость (5) проверена на адекватность, воспроизводимость и информативность результатов по критериям математической статистики. результаты статистического анализа представлены в таблице 4. результаты исследований, проведенных в одинаковых условиях, проверялись на статистическую воспроизводимость по g критерием кохрена. для всех регрессионных зависимостей gрасч<gтабл при α = 0,05. поэтому, степень рассеивания результатов по строкам матрицы планирования одинакова, а результаты воспроизведены. проверка гипотезы на адекватность полученной модели результатов эксперимента проводилась с использованием f критерия фишера. для получения моделей при принятом уровне значимости α = 0,05 fрасч<fтабл, поэтому модель адекватно отражает результат эксперимента. оценка качества полученной математической модели проводилась путем определения коэффициента множественной корреляции. коэффициент множественной корреляции r показывает величину статистической связи по уравнению множественной регрессии yи и начальными экспериментальными результатами. коэффициент множественной корреляции статистически значим, то есть fрасч>fтабл, таким образом, модель, информативная и несет полезную информацию о процессе моделируемой системы. определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 84 для определенных факторов проведено графическое исследование их влияния на критерий оптимизации, характеризующий пористость покрытия. визуальный анализ графиков позволяет провести анализ влияния факторов на значение функции отклика и определить то значение факторов, которое на протяжении всего времени воздействия осуществляет больший или меньший эффект. на основании полученных результатов получено наглядное представление о геометрическом образе функции отклика (рис. 1-3). таблица 4 статистическая характеристики модели значения параметров для моделей параметры статистического анализа y1 анализ адекватности модели остаточная дисперсия 0,212397 дисперсия воспроизводимости 0,16875 расчетное значения f-критерия 15,6154 уровень значимости f-критерия для адекватности для степеней свободы. 0,05 v1 = 11 v2 = 4 табличное значение f-критерия для адекватности 5,93581 стандартная ошибка оценки. 0,518917 стандартная ошибка оценки, скорректированная с учетом степеней свободы 0,89879 модель адекватна анализ информативности модели доля рассеивания, что объясняется моделью 0,97835 введено регрессоров 12 коэффициент множественной корреляции 0,989116 коэффициент множественной корреляции с учетом степеней свободы 0,96698 f отношения для r 16,4323 уровень значимости f-критерия для информативности для ступеней свободы 0,05 v1 = 11 v2 = 4 табличное значение f-критерия для информативности 5,93581 критерии бокса и венца для информативности. 1 модель информативна рис. 1– графики следования поверхности отклика y1 = f(x1, x2) в трехмерном пространстве при х3 = 8 ка определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 85 рис. 2 –графики следования поверхности откликаy1 = f(x1, x3) в трехмерном пространстве при х2 = 0,06 с рис. 3–графики следования поверхности отклика y1 = f(x2, x3) в трехмерном пространстве при х1 = 60мпа результаты статистического анализа позволяют сделать вывод, что математическая модель (5) зависимости пористость покрытий от параметров экпдп адекватная и информативна, результаты воспроизведены, коэффициенты b0 и bi статистически значимы. все это говорит о том, что математическая модель (5) адекватно описывает процесс электроконтактного припекания дискретных покрытий и ее можно использовать для анализа и выбора его оптимальных параметров. по результатам эксперимента проведен статистический анализ и построена математическая модель (6) зависимости критерия оптимизации, характеризующей износостойкость покрытий от параметров экпдп (табл. 1-3). y2 = 0,00811228+0,00394767x2х3 2 +0,00349501х2 3х3 2 + +0,00250342х1 3х2 2х3 2– 0,00381417х1 3х2 2х3 3– 0,00172934 х2 3 ++0,000583571x2 + 0,00135172 х2 3 х3 3 – 0,00107438 х1 3 + 0,00212148х3 2++0,00132599 х2 2 – 0,00223146x1 +0,00162397x3, (6) где y2 – математическая модель в кодированных значениях для износостойкости покрытия. формулы перехода от кодированных значений факторов к натуральным: x1 = 0,0363636 (x1 – 32,5); х1 2 = 1,88514(x1 2 – 0,114165x1 – 0,355372); х1 3 = 4,88078(x1 3 – 0,225599x1 2 – 0,645588x1 + 0,0396005); x2 = 39,0244(x2 – 0,035625); х2 2 = 1,61971(x2 2 – 0,0355966x2 – 0,418203); х2 3 = 3,71976(x2 3 + 0,0382814x2 2 – 0,76032x2 – 0,030896); x3 = 0,326531 (x3 – 4,9375); х3 2 = 1,68391(x3 2 – 0,055512х3 – 0,379425); х3 3 = 4.43393(x3 3 – 0,035212x3 2 –0,736017x3 – 0.00770233). определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 86 расчет модели осуществлялся с помощью ппп приам [7]. в качестве исходных данных использовались матрица планирования (табл. 3) и результаты исследований, проведенные при одних и тех же условиях. полученная математическая модель (6) зависимости критерия оптимизации, характеризующей износостойкость покрытий от параметров экпдп (табл. 1-3), проверена на адекватность, воспроизводимость и информативность результатов по критериям математической статистики. результаты статистического анализа представлены в таблице 5. результаты исследований, проведенных в одинаковых условиях, проверялись на статистическую воспроизводимость по g критерием кохрена. для всех регрессионных зависимостей gрасч<gтабл при α = 0,05. поэтому, степень рассеивания результатов по строкам матрицы планирования одинакова, а результаты воспроизведены. проверка гипотезы на адекватность полученной модели результатов эксперимента проводилась с использованием f критерия фишера. для получения моделей при принятом уровне значимости α = 0,05 fрасч<fтабл, поэтому модель адекватно отражает результат эксперимента. оценка качества полученной математической модели (6) проводилась путем определения коэффициента множественной корреляции. коэффициент множественной корреляции r показывает величину статистической связи по уравнению множественной регрессии yи и начальными экспериментальными результатами. в полученной математической модели коэффициенты множественной корреляции статистически значимы, то есть fрасч>fтабл, при принятом уровне значимости. таким образом, модель, информативная и несет полезную информацию о процессе моделируемой системы. таблица 5 статистическая характеристика модели значения параметров для моделей параметры статистического анализа y2 анализ адекватности модели остаточная дисперсия 3,33725 . 10-7 дисперсия воспроизводимости 2,64063. 10-8 расчетное значения f-критерия 31,9125 уровень значимости f-критерия для адекватности для степеней свободы. 0,05 v1 = 12 v2 = 3 табличное значение f-критерия для адекватности 8,74464 стандартная ошибка оценки. 0,000578436 стандартная ошибка оценки, скорректированная с учетом степеней свободы 0,00112014 модель адекватна анализ информативности модели доля рассеивания, что объясняется моделью 0,993717 введено регрессоров 13 коэффициент множественной корреляции 0,996853 коэффициент множественной корреляции, с учетом степеней свободы 0,988148 f отношения для r 39,5377 уровень значимости f-критерия для информативности для ступеней свободы 0,05 v1 = 12 v2 = 3 табличное значение f-критерия для информативности 8,74464 критерии бокса и венца для информативности. 1 модель информативна для определенных факторов проведено графическое исследование их влияния на критерий оптимизации, характеризующий износостойкость покрытия. визуальный анализ графиков позволяет провести детальный анализ влияния факторов на значение функции отклика и определить то значение факторов, которое на протяжении всего времени воздействия осуществляет значительный эффект или нет. на основе полученных результатов можно получить наглядное представление о геометрическом образе функции отклика построением соответствующей геометрической поверхности (рис.4 -6). результаты статистического анализа позволяют сделать вывод, что математическая модель (6) зависимости критерия оптимизации, характеризующей износостойкость покрытий от параметров экпдп (табл. 1-3) адекватная и информативна, результаты воспроизведены, коэффициенты b0 и bi ста определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 87 тистически значимы (табл. 5). все это говорит о том, что математическая модель (6) адекватно описывает процесс экпдп и ее можно использовать для анализа и выбора его оптимальных параметров. рис. 4 график исследования поверхности отклика y2 = f(x1, x2) в трехмерном пространстве при рmin =20 мпа, рmax = 100 мпа рис. 5 график исследования поверхности откликаy2 = f(x1, x3) в трехмерном пространстве при х2 = 0,06 с рис. 6 график исследования поверхности отклика y2 = f(x2, x3) в трехмерном пространстве при х1 = 60 мпа определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 88 выводы таким образом, зависимость пористости и износостойкости покрытий дискретной структуры от параметров экпдп (давления, силы тока, времени импульсов тока и пауз) можно представить уравнениями регрессии (5) – (6). анализируя уравнения (5) и (6) следует отметить, что наибольшее влияние на пористость и износостойкость покрытий оказывает взаимодействие всех трех исследуемых факторов экпдп: давления, силы тока, времени импульсов тока и пауз. почти в равной степени на износостойкость влияют давление и ток, на пористость – величина тока и эффект взаимодействия тока и давления. на основании проведенных исследований определены оптимальные режимы экпдп из сталей св-08 и 40х13, которые отличаются. покрытие из сталей св-08 допускают экпдп на следующих режимах: ток нагрева i = 3,0 ка, давление р = 15 мпа, время импульсов-пауз t = 0,02 с., а из стали 40х13: i = 6,0 ка, р = 30 мпа, t=0,04с. оптимальный режим экпдп должен обеспечивать аустенитномартенситное превращение в материале покрытия и исключать его расплавления. литература 1. ляшенко б.а. упрочняющие покрытия дискретной структуры /б.а. ляшенко, а.я. мовшович, а.и. долматов // технологические системы – 2001.– № 4. с. 17-25. 2. ляшенко б.а. восстановление деталей машин дифференциальными покрытиями дискретной структуры / б.а. ляшенко, о.а. розенберг, в.в. ермолаев и др. // тяжелое машиностроение – 2001. №2. – с. 21-23. 3. лопата л.а. получение износостойких дискретных покрытий электроконтактным припеканием / л.а. лопата, б.а. ляшенко, в.и. калиниченко, ю.в. волков, т.в. ворона // проблемы трения и изнашивания: науч. техн. сб. – киев: нау, 2009. – № 51. – с. 139–148. 4. ляшенко б.а. повышение износостойкости деталей судовых машин и механизмов покрытиями дискретной структуры. технологическое обеспечение покрытий дискретной структуры электроконтактным припеканием / б.а. ляшенко, ю.в. волков, е.к. соловых, л.а. лопата // проблемы трения и изнашивания. – 2015. – № 2(67). – с. 110–126. 5. ляшенко б.а.оптимизация дискретных структур электроискровых покрытий / б.а. ляшенко [и др.] // артиллерийское и стрелковое вооружение: междунар. науч.-техн. сб. – киев, 2004. – т. 4(13). – с. 30–34. 6. винер н. кибернетика или управление и связь в животном и машине. – м.: советское радио, 1958. – 214 с. 7. радченко с.г. математичне моделювання та оптимізація технологічних систем / с.г. радченко // навчальний посібник. – к.: івц “політехніка”, 2001. – 88 с. 8. математичне моделювання та оптимізація технологічних систем: методичні. вказівки до лабораторно-комп’юторного практикуму для студентів спеціальності «технологія машинобудування» усіх форм навчання / уклад.: с.м.лапач, с.г.радченко, р.в. галайда. – к.: нтуу „кпі”, 2007. – 116 с. поступила в редакцію 10.02.2017 определение оптимальных режимов электроконтактного припекания дискретных покрытий при восстановлении и упрочнении… проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 89 solovykh y., volkov yu., vorona т., nikolaychuk v., lopata l., dudan a. determining the optimal timang of the electrocontact sintering diskrete coating on the basis of experimental studies and using mathematical modeling comprehensive assessment of the impact of major technological parameters (pressure, current, speed of sintering) of the electrocontact sintering process of powders on physical and mechanical properties of the coatings (adhesion strength and durability) is given. multivariate experiment with a certain variation of these parameters allowed us to estimate the impact of each of them on the properties of the coatings and to identify the effects of the interaction. it is concluded that in order to improve the physical and mechanical properties of the resulting coatings is advisable to use all three complex technological parameters of the process. keywords: diskrete coating, electrocontact sintering, optimization, durability, porosity, technological parameters references 1. ljashenko b.a. uprochnjajushhie pokrytija diskretnoj struktury /b.a. ljashenko, a.ja. movshovich, a.i. dolmatov // tehnologicheskie sistemy – 2001.– no 4. p. 17-25. 2. ljashenko b.a. vosstanovlenie detalej mashin differencial'nymi pokrytijami diskretnoj struktury / b.a. ljashenko, o.a. rozenberg, v.v. ermolaev i dr. // tjazheloe mashinostroenie – 2001. №2. – p. 21-23. 3. lopata l.a. poluchenie iznosostojkih diskretnyh pokrytij jelektrokontaktnym pripekaniem / l.a. lopata, b.a. ljashenko, v.i. kalinichenko, ju.v. volkov, t.v. vorona // problemy trenija i iznashivanija: nauch. tehn. sb. – kiev: nau, 2009. – № 51. – p. 139–148. 4. ljashenko b.a. povyshenie iznosostojkosti detalej sudovyh mashin i mehanizmov pokrytijami diskretnoj struktury. tehnologicheskoe obespechenie pokrytij diskretnoj struktury jelektrokontaktnym pripekaniem / b.a. ljashenko, ju.v. volkov, e.k. solovyh, l.a. lopata // problemy trenija i iznashivanija. – 2015. – no 2(67). – p. 110–126. 5. ljashenko b.a.optimizacija diskretnyh struktur jelektroiskrovyh pokrytij / b.a. ljashenko [i dr.] // artillerijskoe i strelkovoe vooruzhenie: mezhdunar. nauch.-tehn. sb. – kiev, 2004. – t. 4(13). – p. 30–34. 6. viner n. kibernetika ili upravlenie i svjaz' v zhivotnom i mashine. – m.: sovetskoe radio, 1958. – 214 p. 7. radchenko p.g. matematichne modeljuvannja ta optimіzacіja tehnologіchnih sistem / p.g. radchenko // navchal'nij posіbnik. – k.: іvc “polіtehnіka”, 2001. – 88 p. 8. .matematichne modeljuvannja ta optimіzacіja tehnologіchnih sistem: metodichnі. vkazіvki do laboratorno-komp’jutornogo praktikumu dlja studentіv specіal'nostі «tehnologіja mashinobuduvannja» usіh form navchannja / uklad.: p.m.lapach, p.g.radchenko, r.v. galajda. – k.: ntuu „kpі”, 2007. – 116 p. copyright © 2019 v. aulin, s. lysenko, a. hrynkiv, a. chernai, i. zhylova, a. lukashuk this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)55-60 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-55-60 wear resistance increase of samples tribomating "steel 45-cast iron sch20" with geo modifier kgmf-1 v. aulin1*, s. lysenko1, a. hrynkiv1, a. chernai1, i. zhylova1, a. lukashuk 1central ukrainian national technical university, kropyvnytskyi, ukraine *e-mail:aulinvv@gmail.com abstract increase of wear resistance of different types of tribomating which are functioning in fluid lubrication is possible due to: choosing more expensive and high quality material of samples that is not always sensible; applying some wear resistant coatings on them; selection and formation of complex composition of oil additives. due to nanomaterials development there is a possibility of efficient use of functional additives such as geo modifiers in tribology. due to geo modifier-based oil composites use it’s not necessary to make any structural changes of machines mated parts though their wear resistance is increased. it requires the conducting of some experimental tribological research. it was found that oil media modified by a geo modifier increase the wear resistance of working surfaces of different types of tribomating. the use of geo modifier кgмf-1 (katerynivka friction geo modifier-1) has been suggested. samples division into 4 types of mating according to the following characteristic features: mobility, material hardness and friction area has been suggested for more accurate picture of wear resistance changes of samples tribomating which are functioning in base and modified oil. lower friction torque of different samples couplings in modified oil by geo modifier кgмf-1 in comparison with base oil m-10g2k was recorded while using friction machine 2070 smt-1 with add-on module "ring-ring". the samples wear rate in modified oil by geo modifier кgмf-1 in comparison with base oil m-10g2k was studied by method of acoustic signal amplitude measurements directly from the friction zone by a commercially produced instrument of brüel & kjear company. moreover, it was recorded that the maximum wear rate of samples in their functioning in modified oil m-10g2k + кgмf-1 was 2...3 times lower, and friction torque change law is similar to the wear rate change depending on the time of testing. key words: tribomating of sample, geo modifier, composite oil, friction torque, wear resistance, acoustic emission, friction area, oil m-10g2k. introduction nowadays the lubricating properties of oils are improved mainly due to commercial additive complexes. oil additives based on natural minerals after their pretreatment are called geo modifiers. some papers describing the effect of geo modifiers use admit that surface-active substances of a metal-ceramic reconditioner being used on friction areas with some oil provoke the process of formation of a highly wear resistant metal-ceramic coating with lower friction coefficient on the mated surfaces. due to these additives in oil medium some friction surface texturing takes place with simultaneous hardening of the main material at great depth on the samples tribomating surfaces. while tribomating is taking place some rational micro relief is being created on the samples surfaces which are correspondent to the actual operating conditions. the distinctive feature of friction geo modifiers from other additives consists in adding some substances to the samples tribomating which launch the self-organization processes [1-4]. at the same time, mainly by adding some additives into oil, mated surfaces are being separated by soft metals [5] and long hydrocarbon chains, synthesized film. it contributes to the surface optimal structure developing, especially in the contact areas with maximum number of available bonds resulting in increased oil confinement ability and equilibrium roughness [6]. literature review nonstationary maintenance conditions and high requirements to the machines efficiency along with high 56 problems of tribology level of reliability and limited financial expenditures on their maintenance demand from the tribological research to seek for new more efficient ways of wear resistance improvement of different types of oil medium mating [13]. the use of oil additives classification and development of a methodical complex of their choice are highlighted in many papers [4-6], but it was necessary to study some mating complexes aimed at tribomating wear resistance increase. to decrease the internal friction and to control the laws of external friction of tribomating samples materials it’s possible to use soft metals and their derivative coatings with further highly efficient treatment [7-9], but those coatings do not create the possibility of their wear resistance dynamic regulation but they only can control it under certain maintenance conditions. different types of additives of synthetic and natural origin change the oil physical thermal-oxidative ability due to the formation of materials surface layers enabling to decrease the friction coefficient and additional dissipation of friction energy [10-12], resulted in increased oil lubrication ability but wear resistance does not change greatly. that why it is necessary to seek for some new compositions with more positive characteristics for tribomating. a wide range of tribological characteristics and repairing compositions with additives of natural origin which are based on serpentinite-based powder properties have been studied in the papers [13-16]. the data of conducted investigation haven’t shown the real comparative picture of wear with existing synthetic additives. although, the authors in papers [13-16] gave some theoretical substantiation of oil compositions use with some friction geo modifiers of this type in tribomating under investigation. geo modifiers stimulate mechanical and chemical reactions, oil components pyrolysis and tribo catalytic carbonization, graphitization and creation of hard carbon containing oil compounds [16,17]. these conclusions can be made due to the study of geo modifiers mg6si4o10(oh)8 properties [18]. it was found that friction geo modifiers were based on a large group of minerals with similar chemical formula where mg can be replaced by iron and nickel [2,13,16]. serpentinite rock includes several types of serpentinite, magnetite and chromium and various chemical elements used as geo modified composition mixture [10,14]. the study of various geo modified compositions have been highlighted in papers [5,6,10,19], some recommendations have been given dealing with their efficient use in wear-reversing tribo technologies development [15-16]. chemical constituent of metal-ceramic layer formation from geo modifiers has been developed to a certain extent in the paper [20], but there is no information on physical-mechanical and rheological properties of these layers. due to this a gap size between parts is getting bigger. apparently, this happens while a layer is being formed when geo modifiers are in the oil [17,21,22]. deep investigation of surface and pre-surface layers formed on the friction surfaces under treatment by geo modifiers conditions haven’t been found in open sources. purpose the purpose of the paper is to increase the wear resistance of samples couplings in oil medium with katerynivka friction geo modifier-1 (кgмf-1). the purpose has been achieved by solving the problem: find the laws of friction torque change and wear rate of different types of samples mating "steel 450cast iron сч-20" due to the use of oil composition m-10g2k + кgмf-1 according to the the scheme “ring-ring” on the friction machine 2070 smt-1. research methodology steel 45 (hrc52), cast iron сч20 (equivalent en-gjl-200) (нrc40) were used as material samples. the criteria of material choice were their wide use and similarity in parts mating of internal combustion engines of kamaz-family lorries which are widely represented in central regions of ukraine and hydraulic units [16]. motor oil m-10g2k (base oil) widely used for kamaz-family lorries maintenance and oil composites: m10g2k + кgмf-1 (4.0-4.5) were used as a lubricating environment. the preliminary results of кgмf-1 content were described in the paper [2]. we must admit that geo modifier кgмf-1 mixture was obtained from claybased natural substances, it’s main physical properties were recorded and described by the group of authors of central ukrainian national technical university in the patent of ukraine [23]. friction machine 2070 smt-1 (a) with add-on module of "ring-ring" type (fig. 1) has been used for the study of laws of friction torque change and wear rate of samples mating to find their wear resistance increase and prove the efficiency of oil composites use with geo modifier кgмf-1. base and composite oils were supplied to the friction zone by a gear pump through a nozzle. a fine filter till particles of 10 mcm size was installed in lubrication system to avoid wear particles impact on friction and wear parameters. before the investigation the samples had been wearing in till the complete contact areas took place. here, the surface roughness was equal to ra=0.2 mcm that corresponds to wear-in mating of resources defining mating of power units of transport and hydraulic machines. the roughness measurements were made according to gost 27964-88 using a profilometer (roughness indicator) of make 283. the investigation was conducted with the coefficient of mutual overlap kb3=0.5, caused by involving more types of samples mating. the samples size and testing procedure were specified by gost 23.210. problems of tribology 57 а b fig. 1. friction machine 2070 sмт-1 (a), with add-on module "ring-ring" (b) the investigation was conducted under 150...250 n load and sliding velocity 0.5...0.7 m/sec that practically corresponds to the contact area of the samples according to gost р 51860-2002 of friction machine 2070 smt-1. the samples of "ring-ring" type have the outer diameter 12 mm, and inner diameter 6 mm. for the friction machine 2070 smt-1 the mating is divided into 4 types according to the characteristic features: mobility, material hardness, friction zone area (table 1). table 1 types of tribomated samples (parts) and characteristic features. characteristic features of tribomated samples (parts) movable sample (part) stationary sample (part) type of mating material hardness, нр friction area, sр material hardness, нн friction area, sн і нm > нf sm > sf нf < нm sf < sm іі нm < нf sm > sf нf > нm sf < sm ііі нm > нf sm < sf нf < нm sf > sm іv нm < нf sm < sf нf > нm sf > sm the first type of tribomated samples is widely used where the material of a movable sample (part) is harder (нр) and friction zone area (sр) is larger, whereas a stationary sample is less hard (нн) and its friction zone area (sн) is smaller. нр<нн, sр>sн is a characteristic feature of the second type of tribomating, нр>нн, sр<sн is for the third type, and нр<нн, sр<sн is for the fourth one. wear rate of hard and soft materials of mated samples (parts) of the fourth type is the same. during the investigation the friction torque change was found by the friction force and a sample size, and wear rate – by the acoustic signal amplitude from friction zone. the processes of tribomated parts and samples wear were studied by method of acoustic emission [24]. an acoustic-emission complex was used in the investigation. it consisted of a commercially produced instrument of brüel & kjear company (type 2511). to convert the values of acoustic emission amplitude of the signal formed in the friction zone into the wear rate values the following formula was used: 910 akiu , (1) where k = 0.4 mv-1 – a conversion factor found by the calibrated diagram for the device of brüel & kjear company (type 2511); а – acoustic signal amplitude, mv. experimental research of different types of samples mating was conducted to obtain the values of wear rate iu and friction torque мfr in base m-10g2k and composite m-10g2k+кgмf-1 oils. the overall time of the experiment was 100-110 min. in each case a diagram of acoustic emission amplitude and friction torque changes was recorded by a self-recording device u. results the results of studying the evolution of friction torque change on friction machine 2070 smt-1 (table 2) and wear rate (table 3) are shown for different tribocoupling types in base oil m-10g2k and oil with geo modifier кgмf-1. steel 45 and сч20 (equivalent en-gjl-200) (analogen-gjl-200) were used as materials of samples mating. when an additive кgмf-1 is used in base oil m-10g2k on samples mating of material steel 45 – сч20 (equivalent en-gjl-200) the friction torque is getting 5–28 % decreased comparing to the base oil (table 2) for different types of samples mating. in this case, it was found that wear rate (table 3) is getting smaller on different types of samples mating in a different way: 1.5-2.5 times smaller for the i type of mating; 1.3-2.1 times smaller for the ii type of mating; 4.2-5.7 times smaller for the iii type of mating; 1.2-1.3 times smaller for the iv type of mating. 58 problems of tribology table 2 regularities of friction torque change мfr (10-3nm) in different types of samples mating in base oil m10g2k (a) and composite m-10g2k + кgмf-1 (в) depending on time of testing (steel 45 and сч 20 (equivalent en-gjl-200) as samples materials) time of test, min. type of mating oil 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 а 1,2± ±0,09 2,4± ±0,11 2,7± ±0,13 2,7± ±0,14 1,8± ±0,11 1,8± ±0,10 1,8± ±0,11 1,7± ±0,09 1,7± ±0,09 1,8± ±0,09 1,8± ±0,08 і b 1,2± ±0,07 2,7± ±0,13 2,8± ±0,14 2,7± ±0,12 2,2± ±0,09 2,0± ±0,09 2,0± ±0,10 1,9± ±0,11 1,8± ±0,07 1,8± ±0,1 1,7± ±0,09 а 1,2± ±0,07 1,8± ±0,10 2,3± ±0,11 2,1± ±0,10 2,5± ±0,15 2,5± ±0,14 2,5± ±0,13 2,5± ±0,14 2,5± ±0,13 2,1± ±0,10 2,1± ±0,12 іі b 1,7± ±0,07 2,2± ±0,09 3,0± ±0,13 2,9± ±0,14 2,8± ±0,13 2,9± ±0,12 2,9± ±0,11 2,9± ±0,11 2,9± ±0,12 2,9± ±0,09 2,9± ±0,15 а 0,9± ±0,01 2,5± ±0,13 2,4± ±0,10 2,3± ±0,12 2,3± ±0,13 2,3± ±0,12 2,3± ±0,11 2,3± ±0,13 2,3± ±0,1 2,3± ±0,09 2,3± ±0,12 ііі b 1,0± ±0,02 2,1± ±0,11 1,9± ±0,08 1,9± ±0,07 1,8± ±0,08 1,8± ±0,07 1,8± ±0,1 1,8± ±0,08 1,8± ±0,09 1,8± ±0,11 1,8± ±0,08 а 2,3± ±0,12 4,1± ±0,18 4,2± ±0,2 4,2± ±0,19 4,0± ±0,21 3,7± ±0,14 3,6± ±0,16 3,6± ±0,14 3,5± ±0,12 3,7± ±0,16 3,7± ±0,15 іv b 2,2± ±0,07 2,6± ±0,09 3,0± ±0,14 3,1± ±0,16 3,6± ±0,13 3,6± ±0,15 3,6± ±0,15 3,5± ±0,12 3,4± ±0,14 3,1± ±0,14 3,1± ±0,12 тable 3 regularities of wear rate change iu (10–9) in different types of samples mating in base oil m-10g2k (a) and oil composite m-10g2k + кgмf-1 (в) depending on the time of testing (steel 45 сч 20 (equivalent engjl-200) as samples material) time of test, min. type of mating oil 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 а 0,20± ±0,01 0,55± ±0,01 0,59± ±0,03 0,58± ±0,25 0,57± ±0,04 0,57± ±0,04 0,58± ±0,03 0,57± ±0,02 0,57± ±0,01 0,57± ±0,02 0,57± ±0,03 і b 0,28± ±0,03 0,4± ±0,02 0,39± ±0,04 0,38± ±0,18 0,30± ±0,01 0,24± ±0,02 0,22± ±0,01 0,21± ±0,01 0,2± ±0,01 0,2± ±0,02 0,2± ±0,01 а 0,4± ±0,03 0,6± ±0,03 0,75± ±0,03 0,83± ±0,05 1,0± ±0,06 1,12± ±0,06 1,15± ±0,06 1,18± ±0,06 1,19± ±0,05 1,19± ±0,05 1,2± ±0,05 іі b 0,2± ±0,01 0,45± ±0,02 0,45± ±0,02 0,45± ±0,03 0,5± ±0,03 0,55± ±0,02 0,55± ±0,02 0,57± ±0,03 0,58± ±0,01 0,6± ±0,01 0,6± ±0,02 а 0,5± ±0,02 1,1± ±0,02 1,2± ±0,05 1,21± ±0,05 1,21± ±0,05 1,21± ±0,04 1,21± ±0,04 1,21± ±0,06 1,21± ±0,03 1,21± ±0,04 1,21± ±0,03 ііі b 0,5± ±0,03 0,65± ±0,03 0,2± ±0,01 0,2± ±0,01 0,2± ±0,01 0,2± ±0,01 0,2± ±0,01 0,29± ±0,02 0,2± ±0,01 0,2± ±0,03 0,2± ±0,01 а 0,5± ±0,01 0,64± ±0,03 1,0± ±0,01 1,21± ±0,06 1,38± ±0,06 1,43± ±0,05 1,54± ±0,08 1,58± ±0,04 1,59± ±0,03 1,6± ±0,05 1,6± ±0,02 іv b 0,4± ±0,02 0,6± ±0,02 1,2± ±0,05 1,15± ±0,02 3,6± ±0,18 1,22± ±0,03 1,21± ±0,05 1,21± ±0,04 1,2± ±0,02 1,2± ±0,03 1,2± ±0,05 this wear process behavior can be explained by the fact that the particles of кgмf-1 are charging into soft surface of the samples. after charging is over the friction torque value is getting smaller. the further behavior corresponds to the friction torque change respective to the base oil but with a smaller value. in this case, wear rates of samples mating in base oil and composite oil with кgмf-1 are completely different. due to the obtained results of lubrication capability and tribotechnical characteristics whilst geo modifier кgмf-1 use in base oil we may assume that the further development of additives formation technologies on its basis is a promising direction for heavily loaded mated parts maintenance. conclusions regularities of friction torque change and wear rate of the samples respective to the time of testing on friction machine 2070 smt-1 depend on their material, mating type and lubrication medium. due to geo modifier кgмf-1 use in base oil m-10g2k on samples mating of the material steel 45 – сч20 (equivalent en-gjl200) the friction torque is getting 5-28% smaller for different types of mating comparing to the base oil. moreover, it was found that maximum decrease (4.2-5.7 times) of wear rate was obtained for the iii type of mating, whereas minimum value (1.2-1.3 times) was obtained for the iv type of mating. problems of tribology 59 references 1. v. aulin, v. slon, s. lysenko, d. holub, research of change of the power of the diesel of cars working in non-stationary conditions, motrol. commission of motorization and energetics in agriculture, vol. 17, no. 2, pр. 103-108, 2015. 2. v. aulin, v. slon, s. lysenko, the character of change of tribo-technical descriptions of interfaces of diesels during their work in the different modes, the problems of tribology. khmelnytskyi, no. 3, pр. 8996, 2013. 3. v. aulin, a. hrinkiv, a. dykha, m. chernovol, o. lyashuk, s. lysenko, substantiation of diagnostic parameters for determining the technical condition of transmission assemblies in trucks, eastern european journal of enterprise technologies, vol. 2, no. 1(92), pp. 4-13, 2018. 4. а.p. pavlov, n.g. petrov, comparative analysis of motor oil additives characteristics sold on russian market, automobile. road. infrastructure, vol. 2, no. 12, pp. 5-12, 2017. 5. м.n. svyryd, а.p. kudryn, l.b. pryimak, use of хаdо-additives in tribomagnetic reconditioning, bulletin of khmelnytskyi national university, vol. 6, pp. 122-125, 2011. 6. d.а. gomon, а.м. dudka, і.і. nachovnyi, comparative study of motor oil anti-wear additives performance. viii international scientific-technical conference «chemistry and modern technologies», vol. v, dnipro, 26-28 april, 2017, pp. 125, 2017. 7. g.m. ashmarin, v.v. aulin, m. yu. golubev, s.d. zvonkov, grain boundary internal friction of unalloyed copper subjected to continuous laser radiation, physics and chemistry of materials treatment, vol. 20, no. 5, pp. 476-478, 1986. 8. m.i. chernovol, e.k. solovykh, prediction of thickness of solid-lubricant film formed at friction of metal-polymer composite coating, journal of friction and wear, vol. 18, no. 2, pp. 40-45, 1997. 9. a. dunayev, s. sharifullin, modernisation of threadbare of technique with the use of tribopreparations, kazan: edition of the kazan university, 2013. 10. d. vasilkov, i. pustovoy, the analysis of the layer formed by the mineral modifier of surface of friction, мoscow: trudy gosniity, vol. 107, iss. 2, pp. 11-13. 11. s. baskar, g. sriram, s. arumugam, experimental analysis on tribological behaviour of nano based bio-lubricants using four ball tribometer, tribology in industry, vol. 37, no. 4, pp. 449-454, 2015. 12. v. aulin, a. hrynkiv, s. lysenko, i. rohovskii, m. chernovol, o. lyashuk, t. zamota, studying truck transmission oils using the method of thermal-oxidative stability during vehicle operation, easterneuropean journal of enterprise technologies, vol. 1, no. 6(97), pp. 6-12, 2019. 13. b. basu, m. kalin, tribology of ceramics and composites: materials science perspective, new york: wiley, 2011. 14. v. aulin, t.n. zamota, s. lysenko, increase of machine parts performance wear resistance by their tribological reconditioning and control of wear-in processes, motrol. commission of motorization and energetics in agriculture, vol. 18, no. 2, pp. 89-96, 2016. 15. v. aulin, w. arifa, s. lysenko, a. kuzyk, improving of the wear resistance of working parts agricultural machinery by the implementation of the effect of self-sharpening, international journal of engineering and technology, vol. 5, no. 4, pp. 126-130. 16. c. anderberg, z. dimkovski, b.-g. rosén, t.r. thomas, low friction and emission cylinder liner surfaces and the influence of surface topography and scale, tribology international, pp. 224-229, 2019. 17. t. kuwahara, p.a. romero, s. makowski, v. weihnacht, g. moras, m. moseler, mechano-chemical decomposition of organic modifiers with multiple reactive centres induces superlubricity of ta-c, nature communications, vol. 10, no. 1, 151, 2019. 18. j. yuansheng, l. shenghua, superlubricity of in situ generated protective layer on worn metal surfaces in presence of mg6si4o10(oh)8, in a. erdemir, j.m. martin (ed.): superlubricity. elsevier, pp. 445-469, 2007. 19. m. ebrahimi, m.h. shaeri, c. gode, h. armoon, m. shamsborhan, the synergistic effect of dilute alloying and nanostructuring of copper on the improvement of mechanical and tribological response, composites part b: engineering, vol. 164, pp. 508-516, 2019. 20. a. dounaev, friction surfaces modification using tribo-compounds, world applied sciences journal, vol. 31, no. 2, 272-276, 2014. 21. a. dykha, v. aulin, o. makovkin, s. posonskiy, determining the characteristics of viscous friction in the sliding supports using the method of pendulum, easterneuropean journal of enterprise technologies, vol. 3, no. 7(87), pp. 4-10, 2017. 22. d. lutsak, p. prysyazhnyuk, m. burda, v. aulin, development of a method and an apparatus for tribotechnical tests of materials under loose abrasive friction, easterneuropean journal of enterprise technologies, vol. 5, no. 7(83), pp. 19-26, 2016. 23. v. aulin, v. slon, s. lysenko, d. holub. pat. 81598 ukraine, the work piece lubricating composition, declarant and patent holders is the kirovohrad national technical university, №u201213907, declared 60 problems of tribology 06.12.2012, published 10.07.2013, no. 13, 2013. 24. z. geng, d. puhan, t. reddyhoff, using acoustic emission to characterize friction and wear in dry sliding steel contacts. tribology international, vol. 134, pp. 394-407, 2019. аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., чернай а.є., жилова і.в., лукашук а.п. підвищення зносостійкості трибоспряжень зразків "сталь 45-чавун сч20" з геомодифікатором кгмт-1 підвищення зносостійкості трибоспряжень різних типів спряжень, що функціонують в рідинному мащені, можливе за рахунок: вибору більш якісного і вартісного матеріалу зразків, що не завжди є доцільним; нанесення зносостійких покриттів на них; підбір та формування комплексного складу добавок в оливу. з розвитком наноматеріалів в трибології створилась можливість ефективно використовувати функціональні добавки у вигляді геомодифікаторів. при впровадженні композиційних олив з геомодифікаторами не потрібно виконувати конструктивні зміни спряжень деталей машин, але їх зносостійкість збільшується. це потребує проведення експериментальних трибологічних досліджень. виявлено, що модифіковані оливні середовища геомодифікатором підвищують зносостійкість робочих поверхонь різних типів трибоспряжень. запропоновано використання геомодифікатора кgмf-1 (катеринівський геомодифікатор тертя – 1). були виявлені усереднені показники зносу, критичне навантаження та навантаження зварювання. для більш точного відображення процесу зміни зносостійкості спряжень зразків, що функціонують в базовій та модифікованій оливі, запропоновано поділ зразків в спряженнях на чотири типи за характерними ознаками: рухомість, твердість матеріалу і площа зони тертя. зменшення моменту сили тертя різних спряжень зразків в модифікованій оливі геомодифікатором кgмf-1 в порівнянні з базовою оливою м-10г2к фіксували при використанні машини тертя моделі 2070 смт-1 з додатковим модулем "кільце-кільце". дослідження інтенсивності зношування зразків в модифікованій оливі геомодифікатором кgмf-1 в порівнянні з базовою оливою проводили методом вимірювання амплітуди акустичного сигналу безпосередньо із зони тертя за допомогою приладу фірми brüel & kjear. в свою чергу зафіксовано, що максимальна інтенсивність зношування зразків, при їх функціонуванні в модифікованої оливі м10-г2к + кgмf-1, зменшилась в 2...3 рази, а закономірність зміни моменту тертя аналогічна зміні інтенсивності зношування від тривалості випробування. ключові слова: трибоспряження зразків, геомодифікатор, композиційна олива, момент тертя, зносостійкість, акустична емісія, зона тертя, олива м10-г2к. до питання про розрахунок границь зміни парності зачеплення зубів у циліндричних косозубих передачах та його вплив … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 6 чернець м.в.*, ** * люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща, ** дрогобицький державний педагогічний університет ім. івана франка, м. дрогобич, україна e-mail: chernets@drohobych.net до питання про розрахунок границь зміни парності зачеплення зубів у циліндричних косозубих передачах та його вплив на контактні тиски удк 539.3: 539.538 наведено методику розрахунку кутів, що визначають границі зміни парності зачеплення зубів у циліндричних косозубих передачах. розглянуто випадки дво одно двопарного, три дво трипарного та чотири три чотирипарного зачеплення. проведено аналіз впливу парності зачеплення зубів на величину та характер зміни максимальних контактних тисків у зачепленні. ключові слова: циліндрична зубчаста передача, границі зміни парності зачеплення, дво одно двопарне, три дво трипарне, чотири три чотирипарне зачеплення, максимальні контактні тиски. відомо, що в циліндричних косозубих передачах можлива реалізація не лише дво одно двопарного зачеплення зубів, як це має місце у прямозубих передачах, але й три дво трипарного. в окремих випадках може теж бути чотири три чотирипарне зачеплення зубів. збільшення числа пар зубів, що перебувають одночасно у зачепленні, виявляє корисний вплив на зростання навантажувальної здатності та довговічності передач, на зменшення зношування зубів. важливо забезпечити можливість обчислення не лише коефіцієнта взаємного перекриття, що вказує на кількість зубів у зачепленні та частку дво і однопарного (три двопарного) зачеплення. з практичної точки зору оцінка границь зміни парності зачеплення, тобто кутів виходу зубів із зачеплення з вищою парністю і входу у зачеплення з нижчою парністю та, відповідно, кутів виходу зубів із зачеплення з нижчою парністю у зачеплення з вищою парністю, є необхідною для розрахунку величини контактних тисків, зношування зубів чи довговічності передач згідно методів [1 4]. в роботах [5, 6] наведено співвідношення для розрахунку кута виходу 1 2f зубів з двопарного і переходу в однопарне зачеплення та кута виходу 1 1f зубів з однопарного та входу у двопарне зачеплення: 2 2 1 11 10 1 1 10 1 , ,f f f f         (1) 2 2 1 11 1 tg tg , tg tg ,f f t f f t          10 10tg tgt t     ; (2) 2 1 1 1 sin ( ) 0, 5 tg tg , cos t b w b f r p e b r         (3) 1 1 2 1 sin ( ) 0, 5 tg tg . cos t b w b f r p e b r         (4) також формули (3), (4) для дво одно двопарного косозубого зачеплення можуть бути ще такими: 2 1 1 1 sin ( ) 0, 5 tg , cos t b b f r p e p n r       (5) 1 1 2 1 sin ( ) 0, 5 tg . cos t b b f r p e p n r       (6) де tg arctg cost        – торцевий кут зачеплення;  = 20° – кут зачеплення;  – кут нахилу зубів;    2 210 20 2tg 1 tg / coscost t tt u u r r        ; u – передаточне відношення передачі; 1 2,r r  відповідно радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; 1 1 / 2 cos ,r mz  2 2 / 2 cosr mz  ; до питання про розрахунок границь зміни парності зачеплення зубів у циліндричних косозубих передачах та його вплив … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 7 rrr a  220 , 2 2ar r m  , mr 2,0 ; m – модуль зачеплення; cos / cosb tp m    – крок; 2 2 1 1 1 1 sins b te r r r    , 2 2 2 20 2 2 sinb te r r r    , mrrrrr aas  1111 , ; 1 1 cosb tr r  , 2 2 cosb tr r  ;  arc tg cos ;b t    wb – ширина шестерні. кут виходу 1e зубів із зачеплення встановлюється подібно як вище так: 1 10 1e e     , (7) де 1 tg tg ,e e t     )/arccos( 11 sbe rr . для прямозубих передач, де реалізується дво-одно-двопарне зачеплення, у формулах (3) – (6) слід упустити у чисельнику останній член та врахувати, що t . у випадку три – двотрипарного зачеплення, коли 32   , зазначені співвідношення (5), (6) можуть бути використані лише у випадку якщо дробові частини  nn , коефіцієнтів покрокового і торцнвого перекриття будуть 1n n   . якщо ж 1  nn , то використання цих співвідношень не дає правильних значень кутів 1 2f , 1 1f . тоді слід використати наступні вирази для обчислення 2 tg f , 1tg f : 2 1 1 1 sin ( ) 0, 5 ( 1) tg , cos t b b f r p e p r         (8) 1 1 2 1 sin ( ) 0, 5 ( 1) tg . cos t b b f r p e p r         (9) у результаті числового експерименту було встановлено, що у випадку чотири три -чотирипарного зачеплення для визначення 2 tg f , 1tg f слід використати співвідношення, подібні до (8), (9): 2 1 1 1 sin ( ) 0, 5 ( 2) tg , cos t b b f r p e p r         (10) 1 1 2 1 sin ( ) 0, 5 ( 2) tg . cos t b b f r p e p r         (11) на основі співвідношень (8), (9) для зачеплення 3 2 3 та (10), (11) для зачеплення 4 3 4 можна записати узагальнено, що: 2 1 1 min 1 sin ( ) 0, 5 ( 1) tg , cos t b b f r p e p w r            (12) 2 1 1 min 1 sin ( ) 0, 5 ( 1) tg , cos t b b f r p e p w r            (13) де minw – мінімальна парність зачеплення (для 3 2 3 minw = 2, для 4 3 4 minw = 3). з урахуванням вищенаведених залежностей було проведено розрахунок максимальних контактних тисків maxjp у зачепленні протягом усього циклу інтеракції зубів у косозубій циліндричній передачі за таких вихідних параметрів: 1z  20 – кількість зубів шестерні; wb  30, 35, 40, 45, 50, 55, 60, 65, 70, 80, 90, 100 мм; p  5 квт; gk = 1.6; m  3 мм; u  4; 1n  700 об/хв;  = 4 о;   10о; матеріали коліс: шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0.4 ... 0.5 мм, нв 600; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; e  2,1 ∙ 105 мпа,   0,3. до питання про розрахунок границь зміни парності зачеплення зубів у циліндричних косозубих передачах та його вплив … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 8 при wb  30 мм буде зачеплення 2 1 2-парне , при wb  35 80 мм буде зачеплення 3 2 3 парне , при wb  90, 100 мм буде зачеплення 4 3 4-парне. максимальні контактні тиски maxjp обчислено за формулою герца з урахуванням парності зачеплення: max 0, 418 /j jp n   , (14) де j = 0, 1, 2, 3,…, s – точки контакту на робочих поверхнях зубів; min/n n l w  – навантаження на одиницю довжини лінії контакту; 1 19550 / cosg tn pk r n  – сила, що виникає у зачепленні; p – потужність на ведучому валу; gk – коефіцієнт динамічності; 1n – число обертів шестерні; w – кількість пар зачеплень зубів;    2 21 1 2 21 / 1 /e e      ; ,e  – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубчастих коліс. minl – мінімальна довжина ліній контакту зубів у зачепленні. мінімальна довжина лінії контакту:    min 1 1 1 cos w b n nb l                при 1n n   , min 1cos w b n nb l               при 1n n   , де ,   – відповідно коєфіцієнти торцевого і покрокового перекриття передачі;  nn , – дробові частини вказаних коефіцієнтів перекриття; 1 2 z t t t    , sinwb m     , 1 21 2 1 1 1 1 , b b e e t t r r     , 1 1 2 zt z    ;   – сумарний коефіцієнт перекриття; 1 – кутова швидкість шестерні. радіуси кривини профілю косих зубів (зведений, шестерні, колеса) визначаються за формулами: 1 2 1 2 j j j j j       , 1 1 cos t j j b     , 2 2 cos t j j b     , де 1 1 1tgt j b t jr   ,   2 2 2 2 2 2/ cost j j tr r r    ;  1 10arctg tgt j t j     ,  2 2 2arccos / cost j jr r     ;  2 22 1 1 12 cosj w j w j t t jr a r a r     , 1 1 1cos / cosj t t jr r   ;  1 2 / 2 coswa z z m   – міжосьова відстань;  – кут повороту (вибраний) зубів шестерні з точки початкового контакту (т. 0) в точку 1 і т. д. до питання про розрахунок границь зміни парності зачеплення зубів у циліндричних косозубих передачах та його вплив … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 9 результати обчислень maxjp наведено на рис. 1. 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p j m ax ,м п а 30 35 40 45 50 55 60 65 70 80 90 100 рис. 1 – вплив парності зачеплення на максимальні контактні тиски зі зміною ширини коліс аналіз отриманих результатів показує, що рівень maxjp значно залежить від кількості пар зубів, що одночасно перебувають у зачепленні. найбільші maxjp виникають або на вході зубів (  = 0 о) у зачеплення (дво, три, чотирипарне), або ж на вході у зачеплення з нижчою парністю. різниця між ними не є суттєвою. із зростанням коефіцієнта взаємного перекриття  зубів при збільшенні ширини wb коліс max0p незначно перевищуватиме його значення на вході в двопарне (трипарне) зачеплення. отже цілком обгрунтовано контактна міцність зубів може бути визначена на вході їх у зачеплення (  = 0о). також з огляду на інтенсивність зношування зубів ця точка зачеплення є найбільш небезпечною, бо тут швидкість ковзання має найбільшу величину. література 1. оцінка довговічності, зношування та контактної міцності зубчастих передач / під заг. ред. м.в.чернеця. – дрогобич: вимір. – 2002. – 128 с. 2. чернець м.в., келбіньскі ю., ярема р.я. узагальнений метод оцінки зношування циліндричних евольвентних зубчастих передач // фхмм. – 2011. – №1. – с. 44 49. 3. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. ч.1. довговічність та зношування // фхмм. – 2012. № 3. – с. 30 39. 4. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. ч.2. контактна міцність // фхмм. – 2012. – № 6. – с. 56 39. 5. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №3. – с. 84 92. 6. чернець м.в.,чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 3. змінні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №4. – с. 49 53. поступила в редакцію 19.10.2016 до питання про розрахунок границь зміни парності зачеплення зубів у циліндричних косозубих передачах та його вплив … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 10 chernets m.v. to the question about the calculation of limits the changes of the teeth gearing in cylindrical obliquely teeth transmissions of and its influence on pin pressures. the paper presents the results undertaken the using of methodology of calculation the corners that is determined by the limits of the gearing the teeth pairs correction in cylindrical transmissions. considered the cases of two-one pairs teeth, three-two pairs teeth, four-three pairs teeth gearing. the analysis of influence to gearing the teeth pairs on a size and character of change the maximal contact pressures was conducted . key words: cylindrical gearing , limits of gearing changes , two-one pairs teeth, three-two pairs teeth, four-three pairs teeth gearing, maximum contact pressure references 1. ocinka dovhovicznosti, znoszuvannja ta kontaktnoi micsnosti zubczastyh peredacz. pid zah. red. m.v.chernecja. – drohobycz: vymir. 2002. 128 s. 2. chernec m.v., kielbinski ju., jarema r.ja. uzahalnenyj metod ocinky znoszuvannja cylindrycznych evolventnych zubczastych peredacz. fkhmm, №1, 2011. s. 44 – 49. (chernets m.v., kelbinski j., jarema r.ja. generalized method for the evaluation of cylindrical involute gears. materials science, №1, 2011. p. 45 – 51.) 3. chernec m.v., jarema r.ja., czernec ju.m. metod ocinky vplyvu koryhuvannja i znoszuvannja zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist ta micnist. czast. 1. dovhovicznist ta znoszuvannja. fkhmm, №3, 2012. s. 30 – 39. (chernets m.v., yarema r.ya., chernets yu.m. a method for the evaluation of the influence of correction and wear of the teeth of a cylindrical gear on its durability and strength. part 1. service live and wear. materials science, №3, 2012. p. 289 – 300.) 4. chernec m.v., jarema r.ja., czernec ju.m. metod ocinky vplyvu koryhuvannja i znoszuvannja zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist ta micnist. czast. 2. kontaktna micnist. fkhmm, №6, 2012. s. 56 – 59. (chernets m.v., yarema r.ya., chernets yu.m. a method for the evaluation of the influence of correction and wear of the teeth of a cylindrical gear on its durability and strength. part 2. contact strength. materials science. 2012. №6. s. 752 – 756.) 5. chernec m.v., chernec yu.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannja i dovhovicznist. czast. 1. postijni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №3, 2014. s.84 92. 6. chernec m.v., chernec yu.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannja i dovhovicznist. czast. 3. zminni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №4, 2014. s.49 53. параметр пластичності – базовий критерій для оцінювання пружно пластичних властивостей конструкційних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 89 костогриз с.г., мисліборський в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: mvovka13@gmail.com параметр пластичності – базовий критерій для оцінювання пружно пластичних властивостей конструкційних матеріалів удк 621.891:620.194 обґрунтоване використання для кількісного оцінювання пластичної частини деформації твердого тіла при одноосному розтягу нового, запропонованого авторами критерію – параметра пластичності, що являє собою відношення пластичної частини накопиченої деформації твердого тіла до її пружної частини. показано, що параметр пластичності є базовим критерієм для характеристики конструкційних матеріалів. ключові слова: повзучість, номінально нерухомий фрикційний контакт (ннфк), тангенціальна жорсткість ннфк, параметр пластичності контакту, одноосний розтяг, відносна деформація зсуву, пластичні властивості, пружно-пластичні властивості, реологічна модель. вступ пряма залежність між зсувною силою  (тангенціальна складова) та переміщенням  наявна лише в початковій стадії процесу навантаження. у міру наближення до максимального значення зсуву зв’язок між цими величинами набуває нелінійного характеру (переміщення наростає швидше, ніж зсувна сила). залежність між номінальним дотичним напруженням τ в контакті і дотичним переміщення елементів контакту (крива початкового навантаження) показана на рис. 1. мета і постановка задачі робота виконується з метою обґрунтування використання параметра пластичності як базового критерію для характеристики пружно-пластичних властивостей конструкційних матеріалів. виклад матеріалів досліджень 1. закономірність процесу деформування номінально-нерухомого фрикційного контакту (ннфк) зсуваючою силою одним з основних результатів дослідження контактної взаємодії при тангенціальному навантаженні номінально нерухомого фрикційного контакту в межах попереднього зміщення [1] є одержання достатньо точної аналітичної залежності для кривої навантаження (рис. 1), яка описується рівнянням:                       max 1 1 при , 1 qf n n qf n n n n , при max0  , (1) де  – тангенціальне напруження в контакті; np x   – відносна деформація зсуву елементів контакту; x – поточне значення деформації зсуву елементів контакту; np – пружна частина повного попереднього зміщення в контакті; q – номінальний тиск у контакті; f – статичний коефіцієнт тертя в контакті; n – параметр кривої тангенціального навантаження (параметр пластичності контакту). не буде перебільшенням, коли зауважити, що рівняння (1) є універсальним для номінально нерухомого фрикційного контакту, який має пружньо-пластичні властивості. посилення або послаблення пластичних властивостей контакту у рівнянні (1) враховується певним значенням параметра кривої навантаження (рис. 2). параметр пластичності – базовий критерій для оцінювання пружно пластичних властивостей конструкційних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 90 встановлення такої залежності базується на сучасних дослідженнях пружно-пластичного деформування твердого тіла (рис. 2) і, перш за все, на основних положеннях теорії мікропластичного деформування [2], які дозволили моделювати номінально нерухомий фрикційний контакт реологічною моделлю з нескінченною кількістю паралельно з’єднаних між собою реологічних елементів прандтля (рис. 3). рис. 1 – крива початкового навантаження номінально нерухомого фрикційного контакту [1] np npn    , (2) де  –повне попереднє зміщення в контакті; np – пружна частина повного попереднього зміщення в контакті. не буде перебільшенням, коли зауважити, що рівняння (1) є універсальним для номінально нерухомого фрикційного контакту, який має пружно-пластичні властивості. посилення або послаблення пластичних властивостей контакту у рівнянні (1) враховується певним значенням параметра кривої навантаження (рис. 2). встановлення такої залежності базується на сучасних дослідженнях пружно-пластичного деформування твердого тіла (рис. 2) і, перш за все, на основних положеннях теорії мікропластичного деформування [2], які дозволили моделювати номінально нерухомий фрикційний контакт реологічною моделлю з нескінченною кількістю паралельно з’єднаних між собою реологічних елементів прандтля (рис. 3). рис. 2 – порівняння експериментальних кривих н авантаження одержаних є.м. лєвіноюдля стальних напрямних ковзання з розрахунковими кривими, які розраховані за рівнянням(1): 1 2 – при q = 35 н/см2; 3 4 – при q = 18 н/см2. криві 1 та 3 відповідають контактуванню без мастила, а 2 та 4 відповідають контактуванню з мастилом. – розрахункова крива, розрахована по формулі(1); ___ – експериментальна крива параметр пластичності – базовий критерій для оцінювання пружно пластичних властивостей конструкційних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 91 рис. 3 – розрахункова реологічна модель ннфк з пружно пластичними властивостями (модель прандтля) при вібраційному навантаженні: – взаємне переміщення елементів контакту при їх зсуві 2. дослідження м.м. давиденкова слід звернути увагу на те, що одержане рівняння(1) за своєю структурою подібне рівнянню кривої навантаження, яке одержав м.м. давиденков для деформованого твердого тіла [3]. у зв’язку з цим викликає інтерес наступне питання. м.м. давиденков при виводі рівняння кривої навантаження використав залежність уявного, в російській транскрипції “кажущегося” модуля пружності суцільного середовища від деформації при одноосному розтягу у вигляді:  ke d d      1 (3) де  – нормальне напруження;  – відносна деформація в поняттях теорії пружності; e – модуль пружності першого роду;  і k – емпіричні коефіцієнти. за своєю сутністю відношення   d d виражає жорсткість тіла (зразка) при одноосному деформуванні. на основі одержаного нами рівняння(1) можна досить просто перейти до наступного рівняння, що виражає жорсткість контакту  dd при тангенційному навантаженні:                n nn qf d d 1 1 1 1 1 (4) 3. про аналогії між рівняннями (3) та (4) порівняння рівняння (3) з рівнянням (4), одержаним нами не залишає сумнівів у їх аналогічності. причому, аналогом e у рівнянні(3) виступає qf у рівнянні (4), аналогом  виступає   nn 1 1  а аналогом k виступає n 1 . слід звернути увагу на граничні випадки. перший має місце при 0n , коли ннфк чи матеріал, що підлягає деформуванню, є абсолютно пружним, тобто позбавлений пластичних властивостей. при цьому з рівняння (1 ) та (3) витікає, що  qf , а  e . ці залежності є не що інше, як закон гука. в пружно пластичних матеріалах, як і в ннфк параметр пластичності перебуває в межах  n0 . другий випадок стосується ситуації коли n . при цьому qf , а відповідно до рівняння(3) m , де m – границя текучості. параметр пластичності – базовий критерій для оцінювання пружно пластичних властивостей конструкційних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 92 виявлена нами аналогія між рівнянням, яке одержав м.м. давиденков для одноосного деформування твердого тіла і рівнянням(1) та (4) отриманими нами дають підставу використовувати дещо перетворене рівняння(1) для опису кривої “напруження деформація ” твердого тіла при одноосному розтягу. на основі виявлених аналогій запишемо рівняння кривої “напруження деформація ” при одноосному розтягу твердого тіла у вигляді. 4. використання параметра пластичності для опису процесу деформування конструкційних матеріалів                            n n вn n в в e n nе 1 1 1 , (5) де в – границя міцності при розтягу. при одноосному розтягу твердого тіла параметр пластичності визначається за співвідношенням:      пр плn , (6) де пр – пружна частина відносної деформації (рис.4), пл – пластична частина максимальної відносної деформації. якщо для одноосного розтягу твердого тіла застосувати поняття відносної деформації таке ж саме як і для ннфк, то рівняння кривої “напруження деформація ” для одноосного розтягу запишемо аналогічно рівнянню (1):                n n n nв n n 1 1 1 , при 10  n (7) рис. 4 – залежність “напруження деформація” при одноосному розтягу зразка із сталі 45 (гартування, нrc 40): 1 – розрахункова крива; 2 – експериментальна крива параметр пластичності – базовий критерій для оцінювання пружно пластичних властивостей конструкційних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 93 на рис.4 представлена експериментально отримана залежність “напруження деформація” при одноосному розтягу зразка із сталі 45, загартованої до твердості нrc 40 (1 – розрахункова за формулою (7) залежність і експериментальна – 2). слід звернути увагу на досить задовільне співпадання теоретичної та експериментальної залежності. висновки 1. математичне моделювання попереднього зміщення у номінально нерухомому фрикційному контакті (ннфк) дозволило вивести досить точну аналітичну залежність для кривої навантаження “напруження деформація”, використання якої відкриває можливість досліджувати процеси, що відносяться до задач тертя спокою як при постійних, так і при циклічних навантаженнях. їх можна також застосовувати до механіки твердого деформованого тіла при одноосному розтягу, використовуючи виявлені вище аналогії. 2. базовим критерієм, що характеризує пластичні властивості ннфк є його параметр пластичності, що являє собою відношення пластичної (залишкової) частини повного попереднього зміщення до його пружної (зворотної) частини. 3. показано, що для характеристики пластичних властивостей твердого деформованого тіла при однооосному деформуванні виявляється можливим використовувати параметр пластичності матеріалу, як відношення пластичної частини накопиченої деформації до моменту, що відповідає досягненню напруження границі текучості, до пружної частини деформації. 4. використання параметра пластичності як для ннфк, так і для конструкційний матеріалів дозволяє розширити закон гука на пластичну частину діаграми “напруження деформація” і дає підстави стверджувати, що параметр пластичності є однією із базових механічних характеристик конструкційних матеріалів, який потрібно дослідити для різних класів і груп машинобудівних матеріалів та ввести його у відповідну довідникову літературу. література 1. костогрыз с. г. механика вибрационного трения в номинально неподвижном фрикционном контакте: дис... д-ра техн. наук: 05.02.04 “трение и износ” / костогрыз сергей григорьевич. – хмельницкий, 1995. – 367 с. 2. костогрыз с. г. математическое моделирование предварительного смещения в номинально неподвижном фрикционном контакте / с. г. костогрыз, я. н. гладкий // проблеми трибології. – 1996. – № 1. – с. 5–15. 3. давыденков н. н. избранные труды: в 2-х томах / н. н. давыденков. – к.: наукова думка, 1981. – 24с. 4. левина з. м. контактная жесткость машин / з. м. левина, д. н. решетов // изд. вузов. машиностроение. – 1971. – с. 240 поступила в редакцію 19.12.2016 параметр пластичності – базовий критерій для оцінювання пружно пластичних властивостей конструкційних матеріалів проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 94 kostogris s.g., misliborski v.v. parameter plasticity the basic criterion for evaluation of elastic-plastic properties of construction materials. the application for quantitative evaluation of plastic deformation of solids under uniaxial tensile new authors proposed criterion setting plasticity, which is the ratio of accumulated plastic deformation of solids to its elastic parts. it is shown that plasticity parameter is the basic criterion for the characterization of structural materials. keywords: creep nominally fixed frictional contact (nnfk), tangential stiffness nnfk parameter plasticity contact uniaxial tensile deformation relative displacement, plastic properties, elastic-plastic properties, rheological model. references 1. kostogryz s. g. mehanika vibracionnogo trenija v nominal'no nepodvizhnom frikcionnom kontakte: dis... d-ra tehn. nauk: 05.02.04 “trenie i iznos”. kostogryz sergej grigor'evich. hmel'nickij, 1995. 367 s. 2. kostogryz s. g. matematicheskoe modelirovanie predvaritel'nogo smeshhenija v nominal'no nepodvizhnom frikcionnom kontakte. s. g. kostogryz, ja. n. gladkij. problemi tribologії. 1996. № 1. s. 5–15. 3. davydenkov n. n. izbrannye trudy: v 2-h tomah. n. n. davydenkov. k.: naukova dumka, 1981. 24s. 4. levina z. m. kontaktnaja zhestkost' mashin. z. m. levina, d. n. reshetov. izd. vuzov. mashinostroenie. 1971. s.240. direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 59 dykha o.v., babak o.p., dytynyuk v.o. khmelnytskyi national university, khmelnytskyi, ukraine e-mail: tribosenator@gmail.com direct wear-contact task for radial sliding bearing udc 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-59-66 the paper presents an approximate solution of the wear-contact problem for a cylindrical sliding bearing. the law of wear is adopted in a dimensionless form, depending on the determining factors: contact pressure and sliding speed. the law of wear also includes: the coefficient of friction, the modulus of elasticity of the material of the bearing, the gap in the bearing and the thermal diffusivity of the material of the bearing. for the calculation, an approximate relationship was used for maximum contact pressures in the bearing. to simplify the geometric dependence of normal wear on the contact angle, the decomposition of trigonometric functions into a power series was used. key words: sliding bearing, wear, contact pressure, speed, power series. introduction the creation of design models of wear resistance of modern friction units of machines is complicated by the many-sided nature of the interrelationships of various factors during wear. as a rule, these connections are nonlinear. that in turn leads to mathematical difficulties in solving wear contact problems. often the solution is possible only in numerical form. in many energy and transport vehicles (internal combustion engines, turbines, cars, etc.), plain bearings are one of the main components that determine the durability and reliability of the machine as a whole. analysis of the current state of methods for calculating and designing sliding bearings shows that they are lagging behind the general level and requirements. therefore, for engineering applications, it is advisable to use approximate approaches. in this direction there is a small number of studies presented below. in paper [1] using a generalized cumulative wear model, the tribocontact problem has been solved for a sliding bearing, the shaft of which has small contour lobing with various forms. the effect of lobing on the bearing life has been investigated at the complete single-area and mixed-area contact. it has been found that the ovality and trilobing of the shaft promote a rise in the service life. features of this effect are presented graphically. the evolution of contact pressure is analyzed in paper [2] during the wear of a thrust sliding bearing following the law of nonlinear wear. the coating’s deformation properties are described using the nonlinear winkler model. it is demonstrated that steady wear can exist with a definite contact pressure distribution. in article [3] the problem of simultaneous wear of an elastic cylinder and a cylindrical notch surface in an elastic space is discussed (in the planar formulation). the contact problem formulation omits the limitation of the contact area. the contact is solved in steps; the linear wear and contact parameters of the shaft and bush are solved at each step in time. the multopp-kalandia method is applied to the solution of the contact problem. the constructed model is used to investigate the evolution of contact pressure and form changes of the shaft and bush in the process of wear. the parameter of the wear law of bronze coupled with steel under dry friction is identified by comparing the results of mathematical modeling with experimental data [4]. the wear tests were carried out according to the steel-ball–flat-bronze sample scheme under relative reciprocal sliding of the tested samples. the modeling of the wear of the sample was based on asymptotic behavior of the solution of the corresponding wear-contact problem. the effectiveness of using this asymptotic behavior to identify the wear law based on the tribological test results has been demonstrated. based on pin-on-disk friction and wear testing, the parameters of the wear rate as a function of sliding velocity and pressure with account for their distribution over the contact spot are computed in paper [5]. the parameters are compared to those obtained assuming a uniform distribution of velocities and pressures. it is assumed in the work that the contact spot does not vary, the disk does not wear out, and the study is carried out under steady-state wear conditions. the kinetics of sample wear on a four-ball friction-testing machine using various lubricants is analyzed in [6]. it is shown that the growth of the contact-patch area on the balls obeys the kinetic second-order equation, which, within the limits, corresponds to catastrophic wear. the linear wear rates and the strain level of the ball material in different lubricating media are estimated. direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 60 the article [7] employs an adaptive wear modeling method to study the wear progress in radial sliding bearings contacting with a rotary shaft. mixed lagrangian–eulerian formulation has been used to simulate the contact condition between the bearing and the shaft, and the local wear evolution is modeled using the archard equation. in the developed wear processor algorithm, not only remeshing is performed on the contact elements, but also is executed for their proximity elements. in this way the wear simulation becomes independent of the size of the contact elements. validation was done for a laminated polymeric composite bearing. the composite has been modeled as a linear orthotropic material. the wear coefficients were obtained from flat-on-flat experiments and were applied as pressure and velocity dependent parameters in the wear processor. finally, the effect of the clearance on the wear of the radial bearings has been studied numerically. the simulations also demonstrate how the contact pressure evolves during the wear process, and how the clearance influences this evolution. in our works [8 10], we have proposed experimental design approaches for solving wear-contact problems for sliding bearings. on the basis of direct and inverse wear-contact tasks, algorithms are presented for calculating bearing wear and identifying the parameters of their wear laws. at the same time there are difficulties in the engineering implementation of the solutions obtained. therefore, for practical use, algorithms for calculating the service life of bearings using simple algebraic dependencies and formulas are necessary. direct wear-contact task for radial sliding bearing under the wear contact task is the task of determining the magnitude of the maximum linear wear in a bearing, depending on the friction path. the structural data, load, kinematic parameters of the bearing, as well as the wear law with the parameters of wear resistance are taken as the initial data. cylindrical sliding bearings represent the internal contact of two cylinders of similar radii with a radial clearance  (fig. 1). the shaft of radius 1r of the bearing is loaded with force q and performs rotational movement with sliding speed v along sleeve 2 with radius r . in the process of force interaction of the shaft and bearing sleeve, a contact pressure σ appears along the contact arc 02 in the place of contact of two cylinders. it is assumed that the wear resistance of the shaft is much greater than the wear resistance of the sleeve (straight friction pair). during operation, an arc zone is formed on the inner surface of the sleeve, with a maximum value at the center of contact wu . q   r r1 0 wu 2 1 =r-r1 fig. 1 – the design scheme of the cylindrical sliding bearing for an analytical solution of the problem of calculating the wear of a sliding bearing, the mathematical form of the law of wear is taken as the initial value. the representation of such laws as a dependence of the wear rate on the determining parameters of the process (contact pressure, sliding speed, temperature, etc.) is widely used. in our case, the law (model) of wear is adopted in the form of a dimensionless complex of determining factors: for an analytical solution of the problem of calculating wear of a sliding bearing, the mathematical form of the law of wear is taken as the initial value. the representation of such laws as a dependence of the wear rate on the determining parameters of the process (contact pressure, sliding speed, temperature, etc.) is widely used. in our case, the law (model) of wear is adopted in the form of a dimensionless complex of determining factors: direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 61 0( ) m n w w du v k f ds e a              , (1) where wu is the bearing wear; s is the friction path; f is the coefficient of friction in a pair of shaft-sleeve;  is the normal contact pressure; e is the modulus of elasticity of the sleeve material; v is the sliding speed; r is the radius of the bearing (sleeve); a is the coefficient of thermal diffusivity of the bearing material; wk , m , n are the wear resistance parameters; 0 is the half angle of the contact shaft and sleeve to calculate the maximum wear we use the values of the maximum contact pressure. with a known contact angle, the maximum contact pressures can be determined by the formula: 0 0 1 0 0 0 1 cos sin cos q br         . (2) we use the approximate decomposition of trigonometric functions in the series: 2 0 0 3 21 1 0 0 0 0 0 1 1 1 32 1 1 41 6 2 q q br br                     , (3) where q is the bearing load; b is the width of the contact shaft and sleeve. the relationship between maximum wear wu and the contact angle is determined from the geometry of the internal contact of two cylinders with a radial initial clearance  according to: 0 1 1 cosw u         . (4) where the contact angle is determined: 0 arccos wu          . (5) more convenient approximate algebraic formulas for determining the contact angle are possible. formula (5) by decomposition of the cosine in a power series and discarding the members of the highest order of smallness is reduced to the form:   11 1 22 2 0 2 /2 2 2 1 / / 1 ww w w w uu u u u                          . (6) from (5) in the decomposition of the cosine: direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 62 2 0 0 1 cos 1 2 wu         ; 1 2 0 2 w w u u          expression (5) can be inverted and presented as a secant: 0sec 1 w wu u       or 2 0 0 1 sec 1 1 2 wu       , 1 2 0 2 wu      . (7) from the fact that (6) goes into (7) with small displacements, it follows that expression (7) is more accurate. and the decomposition of the secant with the same number of members is less accurate than the decomposition of the cosine. this is confirmed by a numerical estimate of the accuracy of determining the contact angle using formulas (5), (6), and (7). comparison results for different /0u are presented in tab. 1. table 1 comparison of the results of calculating the angle for different formulas /0u formulas 0,1 0,5 1,0 1,5 2,0 (5) 24,62 48,19 60 66,42 70,53 (6) 24,43 46,78 57,3 62,76 66,16 (7) 25,62 57,3 81,03 99,24 114,6 from the numerical comparison it follows that the calculations by the formula (7) obtained by the decomposition of the secant are close to the calculations by the original formula (5) only at angles not exceeding 20°. from formula (7), the dependence for wear on the contact angle in a bearing will look like: 2 0 2w u    . (8) the resulting expression (8) is differentiated along the path of friction and together with expression (3) we substitute into (1). as a result, we get: 0 0 1 0 3 ( ) 4 ( ) m n w d q v s k f ds br s e a             . (9) or: 1 0 0 1 3 4 m n m w q v d k f ds br e a               . (10) this is an ordinary differential equation with separable variables. after integrating equation (10), we obtain: direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 63 2 0 1 3 2 4 m nm wk f q v s c m br e a              . (11) if we assume that in the initial period of time 0s  the contact angle is zero 0 0  , then the integration constant 0c  . thus, the dependence for the contact angle will take the form: 1 2 0 1 ( 2) 3 4 m n m wm k f q v s br e a                 . (12) finally, taking into account expression (8), the calculation formula for maximum wear in a sliding bearing, depending on the friction path, will take the form: 2 2 1 1 3 ( 2) 2 4 m n m n w w q v u m k f s br e a                   . (13) the obtained dependence for the calculation of wear allows you to analyze the effect on wear of structural and operational parameters of bearings. this makes it possible to choose the optimal parameters of the bearings at the stage of design preparation of the machine according to the criterion of maximum wear resistance. example of calculating the wear of a sliding bearing. we take the following initial data: 1. clearance in bearing 0.05  mm; 2. wear resistance parameters: 101.76 10wk   ; 1.58m  ; 1.14n  ; 3. coefficient of friction 0.05f  ; 4. normal bearing load: 100...500q  n; 5. bearing working width 15b  mm, bearing radius 1 25r  mm; 6. the modulus of elasticity of bronze 51.15 10e   mpa; 7. sliding speed in bearing 1 1v  m/s, 2 3v  m/c; 8. coefficient of thermal diffusivity of bronze 110a  m2/s; 9. bearing life 100t  h ( 810s  mm). the results of the calculation of wear as a function of loading and sliding speed are shown in fig. 2. 0 0.1 0.2 0.3 0 100 200 300 400 500 q, n u w , m m v=1 m/s v=3 m/s fig. 1 – the wear as a function of loading and sliding speed in sliding bearing direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 64 to determine the parameters of the law of wear in the process of solving the direct wear-contact problem, the parameters of the law of wear were taken known as the initial data. however, the determination of wear parameters is also a rather complicated problem. this is due to the need for experimental wear tests. moreover, the test conditions should be close to the actual operating conditions of the friction unit. in addition, the results of direct wear tests allow us to determine the dependence of wear on the time or friction path, and not on the parameters of the law of wear. this requires the solution of reverse wear-contact problems. let us briefly consider the method of determining the parameters of the law of wear as applied to a sliding bearing in the form (1). let, according to test results, the approximation of the dependence of the contact arc upon bearing wear on the friction path in the form: 0 cs   , (14) where ,c  is the parameters of power approximation of the experimental wear curve. we integrate the law of wear (1) along the path of friction and substitute the expression for wear (8) in the left side, and the expression for maximum contact pressures (3) in the right side: 2 0 1 00 3 2 4 ( ) m ns w q v k f ds br s e a              . (15) after substituting the approximation (14) and integration, we obtain: 2 2 1 1 3 2 4 1 m n m w c s q v s k f br ce a m              . (16) from the condition of satisfiability of equation (16) we obtain: 2 1 2 m    . (17) from: 1 2 m     . (18) we introduce the notation: 1 3 4 q p br e  . then, after substitutions and transformations, equation (16) takes the form: 2 m n wk f p vc c a               . (19) to determine the second parameter, tests are performed at two values of the slip velocity. as a result, we obtain two approximating functions of the form (14). after substituting the parameters of these functions into equation (19), we obtain the system of equations: 2 1 1 1 2 2 2 2 ; . m n w m n w k f vp c c a k f vp c c a                              (20) dividing one equation by another, we find an expression for the parameter of the law of wear n : direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 65 1 2 1 2 lg( / ) ( 2) lg( / ) c c n m v v   . (21) to determine the coefficient wk use one of equations (20): 2 1 1 nm w cc a k f p v             . (22) thus, for the correct use of the formula for the calculation of wear (13), the parameters of the law of wear should be obtained by the above method. the solution of direct and inverse wear-contact problems in conjunction with laboratory tests allows to obtain adequate design models of wear. we also write the solution of the direct problem for a sliding bearing, if the law of wear is adopted in the classical form: 0( ) mw w du k ds    , (22) it is for this form of the law of wear that wear resistance parameters are given in reference books. after substitution of the equilibrium equation (3) and the geometrical condition (8) into this wear law, after transformations, we obtain: 2 2 1 ( 2) 3 2 4 m m w w m k q u s br            . (23) the resulting formula contains only the parameters of the law of wear and the source data for the calculation of the bearing. conclusion it is shown that the calculated estimate of wear of friction units is difficult due to the complexity of the interaction processes of the elements of the tribosystem. nonlinearity of wear processes leads to mathematical difficulties in the construction of wear models. the paper proposes an approximate method for solving a direct wear-contact problem for a sliding bearing. the calculation was carried out for maximum contact pressures at the center of the wear area. trigonometric functions in the solution process were replaced by approximate power series expansions. an example is given of the numerical implementation of the obtained closed formula for calculating the wear of a sliding bearing. references 1. chernets, m. v. (2015). prediction of the life of a sliding bearing based on a cumulative wear model taking into account the lobing of the shaft contour. journal of friction and wear, 36(2), 163-169. doi:10.3103/s1068366615020038 2. soldatenkov, i.a. (2010). evolution of contact pressure during wear of the coating in a thrust sliding bearing. journal of friction and wear, 31(2), 102-106. doi:10.3103/s1068366610020029 3. goryacheva, i.g. & mezrin, a.m. simulation of combined wearing of the shaft and bush in a heavily loaded sliding bearing j. frict. wear (2011) 32: 1. doi:10.3103/s1068366611010053 4. soldatenkov i. a., mezrin a. m., sachek b. ya. implementation of asymptotics of the wear contact problem solution for identifying the wear law based on the results of tribological tests, journal of friction and wear, 2017, 38(3), pp. 173-177. 5. mezrin, a.m. (2009). determining local wear equation based on friction and wear testing using a pinon-disk scheme. journal of friction and wear, 30(4), 242-245. doi:10.3103/s1068366609040035 6. bulgarevich, s.b., boiko, m.v., lebedinskii, k.s., marchenko d.yu. (2014). kinetics of sample wear on four-ball friction-testing machine using lubricants of different consistencies. journal of friction and wear, 35(6), 531–537. doi:10.3103/s106836661406004x direct wear-contact task for radial sliding bearing проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 66 7. rezaei, a., paepegem, w.v., baets, p.d., ost, w., degrieck, j. (2012). adaptive finite element simulation of wear evolution in radial sliding bearings. wear, 296(1-2), 660-671. https://doi.org/10.1016/j.wear.2012.08.013 8. dykha, a.v., kuzmenko, a.g. (2015). solution to the problem of contact wear for four-ball weartesting scheme. journal of friction and wear, 36(2), 138-143. doi: 10.3103/s1068366615020051 9. dykha, a., sorokatyi, r. , makovkin, o., babak, o. calculation-experimental modeling of wear of cylindrical sliding bearings. eastern-european journal of enterprise technologies, 2017, 5/1 (89), 51-59. doi: 10.15587/1729-4061.2017.109638 10. dykha a., marchenko d. prediction the wear of sliding bearings. international journal of engineering & technology, 2018, 7 (2.23), pp. 4–8. doi: 10.14419/ijet.v7i2.23.11872 дыха а.в., бабак о.п., дытынюк в.а. прямая износоконтактная задача для радиального подшипника скольжения. показано, что расчетная оценка износа узлов трения затруднена вследствие сложности процессов взаимодействия элементов трибосистемы. нелинейность процессов изнашивания приводит к математическим трудностям при построении моделей износа. в работе предложен приближенный метод решения прямой износо-контактной задачи для подшипника скольжения. расчет проводился для максимальных контактных давлений в центре площадки изнашивания. тригонометрические функции в процессе решения заменялись приближенными разложениями в степенные ряды. приведен пример численной реализации полученной замкнутой формулы для расчета износа подшипника скольжения. ключевые слова: контактные давления, скорость скольжения, износоконтактная задача, приближенный подход. “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 16 скобло т.с.,* сидашенко а.и.,* рыбалко и.н.,* марченко а.ю.,* олейник а.к.** *харьковский национальный технический университет с/х им. петра василенко, **гп «завод имени в.а. малышева», г. харьков, украина e-mail: stamarasemenovna@mail.ru влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений в насосно-компрессорных трубах удк 624.014.2 в работе предложен метод определения окисных защитных плёнок на основе статистических оценок по микрорентгеноспектральному анализу основного металла и сопоставлению с выглаженными зонами, а также «карманов» (царапин), в которых накапливаются смазка и модифицирующая присадка. установлено, что при использовании предложенного модификатора защитные окисные плёнки на поверхности трения достигают от 0,32 мкм до 1,34 мкм при длительной эксплуатации в процессе трения. ключевые слова: защитная оксидная пленка, поверхность трения, смазочные карманы, модифицирующая присадка. введение по данным промышленной статистики [1], основное количество отказов при эксплуатации насосно компрессорных труб (нкт) происходит по причине коррозионных разрушений резьбовых соединений (55 %). по этой причине исследования, посвященные защите и упрочнению резьбовых соединений нкт, являются актуальными. проблеме изучения вероятных причин деградации металла нкт, работающих в условиях повышения нагрузок и воздействия углекислотной коррозии скважинной среды посвящена ранее выполненная работа авторов [2]. в работе были исследованы структурные аспекты коррозионного воздействия в металле резьбовых соединений нкт, имевших сквозные повреждения в резьбовых соединениях. это связано со следующим. компоновка исследуемой колонны нкт была выполнена, согласно проекту, по следующей схеме: верхний её участок собран из труб группы прочности р-110, средний трубы е, нижний колонны скомпонован из труб группы прочности д. наружный диаметр трубы в состоянии поставки 73 мм, толщина стенки 5,5 мм. все трубы колонны из металла различных групп прочности, в исследованной скважине, имели коррозионные повреждения на внутренней поверхности по типу локальной питтинговой коррозии. максимальная коррозионная повреждаемость (сквозные отверстия по резьбе) наблюдались только в верхнем участке (14 верхних труб) исследованной колонны из стали марки р-110. в качестве расчетного предела прочности для материала труб в общем случае принимается половина предела текучести по растяжению и сдвигу. для стали р-110 предел текучести составляет 758 мпа. выполненный расчет показал отсутствие нарушений при компоновке колонны: растягивающее напряжение в верхней трубе составляло 224 мпа (0,3σт); в 14-й трубе, где наблюдалось максимальное повреждение металла нкт сквозные отверстия в резьбе, 218 мпа (0,28σт). микрорентгеноструктурный анализ образцов труб в зоне питтинга и в глубине металла, а также данные предварительных исследований [2], позволили установить следующее. в результате воздействия высоких значений механических деформаций в трубах колонны, интенсифицируются процессы порообразования, диффузии углерода (за счет разрушения цементита перлитной фазы), а затем углекислотная коррозия протекает не только на поверхности металла, но и в его глубине. при этом анодом могут выступать границы зерен, содержащие свободный углерод, карбидные фазы и неметаллические включения, обладающие резко отличающимися электрохимическим потенциалом и прочностными свойствами. повышенная концентрация углерода, порообразование и насыщение поверхности элементами, входящими в состав активно-коррозионной среды с учётом вибрации конструкции и развития процессов трения в резьбовых соединениях провоцируют ускоренную деградацию металла нкт при их эксплуатаций. данный набор факторов определяет порог растягивающих напряжений, инициирующих возникновение углекислотной коррозии резьбовых соединений нкт в добывающих скважинах. номинальные значения пороговых напряжений в данном исследовании не превышали 0,28σт, а следовательно, не выходили за пределы установленных требований. вместе с тем, данный уровень влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 17 рабочих нагрузок в процессе эксплуатации колонны нкт приводит к развитию коррозионной повреждаемости резьбовых соединений труб. для снижения этого эффекта на практике используют пластичные смазки на различных основах (обычно, сгущенное минеральное масло), производимые в соответствии с требованиями стандарта арі rр 5а3 либо гармонизированного с этим стандартом документа iso 13678:2009. наиболее широко в технике используются li-, са-, si-комплексные смазки, модифицированные для получения заданных эксплуатационных характеристик различными добавками. в качестве таких добавок, например, в соответствии с iso 13678:2009, в смазки вводят аморфный графит, свинцовый порошек, чешуйки меди, цинковой пыли и других компонентов, в частности, дисульфид молибдена в различных сочетаниях, который уменьшает вибрацию и износ, а также существенно влияет на коррозионную повреждаемость резьбового соединения. представляет значительный практический интерес изучение возможности использования для снижения повреждаемости резьбовых соединений труб в процессе эксплуатации более дешевого вторичного сырья. цель и задачи исследования целью работы является исследование возможности использования в качестве присадки в пластичную смазку вторичного сырья детонационной шихты от утилизации боеприпасов, состоящую из графита, наноалмазов, меди и небольшой доли оксидов железа. в задачи исследований входило изучение влияния добавки на формирование структуры поверхности трения, распределение компонентов, входящих в состав смазки и присадки, для установления кинетики и механизма влияния на износ такого способа модифицирования. обсуждение результатов для реализации поставленной задачи исследовали металлографические изображения поверхности трения, полученные в электронном микроскопе, а также с помощью микрорентгеноспектрального анализа. статистически изучали локальное и общее распределение компонентов. для стабилизации резьбовых соединений чаще всего вводят графит, но он эффективен только при наличии в смазке кислорода. поскольку кислород быстро уходит, то графит становится абразивом. поэтому провели исследования по замене графита детонационной шихтой, которая содержит наноалмазы и графит, 3,37 3,43 % с, 2,9 % fe, 3,14 % cu. графит и наноалмазы, которые содержатся в детонационной шихте, покрыт окисной плёнкой, поскольку детонацию проводили на воздухе. использовалась дисперсная шихта с размером зёрен нанои микро. наноалмазы в детонационной шихте имеют размеры до 100нм. анализ проводили на шлифах, отобранных от основного металла поврежденной трубы, выведенной из эксплуатации, а также на поверхности трения после специального шаржирования с добавлением в смазку «литол 24» детонационной шихты в концентрации 0,5 % вес. на рис. 1 приведены царапины, в которых размером 20 мкм накапливается в 3 раза больше углеродной доли, чем в исходном металле, а также появляются примеси mg, cl, k, o, na и cu (табл. 1), где і – содержание компонентов в исходном металле, ііі – содержание компонентов в царапинах. при этом глубина таких царапин изменяется от 1,77 до 3,47мкм (табл. 2). рис. 1 – царапины на поверхности резьбового соединения влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 18 для моделирования процесса трения проводили шаржирование поверхности образца в течение длительного времени (12 ч), что позволило выполнить более точную имитацию процесса и получить большую площадь структурных изменений для дальнейшего анализа в исследованиях. в ходе исследований в исходном металле были выявлены: зоны деформации, разрушения цементита перлита, а также диффузия углерода [3]. после шаржирования поверхность трения была частично выглаженной и представляла собой гладкие участки и царапины, заполненные различными включениями. поэтому выполняли сопоставительное исследование: исходного металла (зона i); выглаженные зоны (пленки, зона іі) и грубые царапины поверхности трения («карманы», заполненные маслом и шихтой, зона iii). при этом содержание компонентов анализировали локальным методом (диаметром пятна зонда 3 мкм) и одновременно получали их общее содержание по всей поверхности металла. такой подход позволил оценить толщину формируемых окисных пленок в выглаженных зонах и определить содержание в них, а также в развитом формируемом рельефе (царапинах), представляющих собой «карманы» для продуктов трения и вводимой шихты. таблица 1 химический состав различных зон компонент зоны анализа границы значений микрорентгеноспектрального анализа (числитель), среднее в зоне (знаменатель), % среднее по зонам анализа, % общий анализ всей поверхности трения, % 1 2 3 4 5 i 0,05 0,05 ii 0,05-0,11 0,07 s iii 0,10-0,18 0,145 0,09 0,09 i 1,27-1,34 1,09 ii 1,04-1,12 0,145 mn iii 0,79-1,06 0,9 1,09 1,18 i 0,19-0,25 0,22 ii 0,16-0,45 0,26 si iii 0,42-0,78 0,64 0,39 0,44 i 0,06-0,12 0,1 ii 0,14-1,29 0,49 al iii 0,44-0,76 0,53 0,37 0,35 i 0 ii 0,04-0,19 0,075 р iii 0,02-0,05 0,0275 0,034 0,03 i 0,23-0,27 0,24 ii 0,18-0,25 0,21 cr iii 0,13-0,20 0,18 0,21 0,26 влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 19 продолжение таблицы 1 1 2 3 4 5 i 0 ii 0-0,13 0,032 mg iii 0,17-0,24 0,195 0,075 0,04 i 0 ii 0,07-0,20 0,13 cl iii 0,17-0,24 0,2 0,22 0,10 i 0 ii 0,04-0,06 0,05 k iii 0,08-0,17 0,12 0,12 0,04 i 0 ii 0,13-0,23 0,17 ca iii 0,36-0,57 0,47 0,4 0,32 i 0 ii 0 ti iii 0,04 0,04 0 i 8,51-12,11 10,64 ii 20,55-28,86 24,47 c iii 26,59-32,46 30,2 24,44 14,25 i 0,53-1,12 0,91 ii 4,36-5,81 4,48 o iii 7,54-12,75 9,35 4,91 7,57 i 0 ii 0,24-0,35 0,3 na iii 0,38-0,83 0,62 0,32 0,29 i 84,81-89,15 86,98 ii 58,55-72,15 65,7 fe iii 50,71-62,56 56,19 69,47 74,93 cu распределено неравномерно 0,12 в выглаженной зоне была оценена толщина пленки покрытия по изменению концентрации fe. анализом установлено, содержание этого компонента при формировании плёнки существенно уменьшается до ~ 20% [4]. средняя толщина оксидной плёнки определена из соотношения 3 мкм·0,155 = 0,465 мкм или 465 нм, где 0,155 – выраженное в десятичном виде содержание fe в выглаженной зоне. минимальная и максимальная толщины пленки составили соответственно 0,348 мкм (или 348 нм при 1,12 % fe) и 0,629 мкм (или 629 нм при 1,04 % fe). при использовании предложенного мо влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 20 дификатора, детонационной шихты, защитные окисные плёнки на поверхности трения достигают от 0,32 мкм до 1,34 мкм. таблица 2 средняя доля железа в зависимости от глубины царапин глубина царапин, мкм средняя доля железа, согласно локального анализа, % средняя доля железа, согласно спектрального анализа, % минимальная 1,77 62,56 максимальная 3,47 50,71 средняя 2,67 56,19 74,93 общую долю выглаженных зон и царапин оценивали по распределению s, поскольку общий и средний показатели концентрации данного компонента совпадали. анализ соотношения зон был выполнен по средним показателям. принимая долю гладкой поверхности за х, а грубой с царапинами – за у и, соотнося эти показатели с соответствующими концентрациями s в данных зонах (0,07 для гладкой и 0,145 для грубой), получаем следующее уравнение: 0,07х + 0,145у = 0,09, где 0,09 – средняя концентрация s по всей поверхности исследуемого металла после шаржирования. из уравнения находим, что доля пленки (выглаженной зоны) составляет 78 %, грубой поверхности с царапинами (так называемые «карманы») 22 %. сопоставление значений концентрации в зонах i, ii и iii позволило оценить: локализацию компонентов (рис. 2 5); толщину и однородность окисной пленки по статистическому локальному спектральному анализу с учетом глубины зондирования (по разнице в доле компонента в %, между i и ii зонами); наличие шихты и смазки в дефектах (грубых царапинах и пр.), которые представляют собой по существу «карманы» для их удерживания. рис. 2 – распределение с по зонам рис. 3 – распределение о по зонам влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 21 рис. 4 – распределение сr по зонам анализ распределения компонентов, иллюстрируемый графиками на рис. 2 5, указывает на повышенное количество смазки в пленке (выглаженной поверхности ii зоны) и в царапинах (грубой поверхности iii зоны), о чем свидетельствуют высокие концентрации с, о и более низкая fe, сr, характеризующие наличие этих компонентов в основном металле. такое заключение базировалось на том, что с повышением концентрации внесённых компонентов шихтой – о и с и снижением доли анализируемого содержания железа и хрома в металле пятна спектра определённого диаметра, может характеризовать изменение толщины формируемой плёнки. рис. 5 – распределение fe по зонам глубину царапин рассчитывали на основе содержания железа при микрорентгеноспектральном анализе и доле примесей, которые расположены в таких «карманах» [5]. для стабильной эксплуатации резьбовых соединений (уменьшения влияния вибрационных воздействий) доля такой примеси должна быть на уровне 20 30 % от доли смазки. при введении менее 20 % смазка не достаточно загущается, и примесь легко измельчается, а при ее доле более 30 % возрастает доля царапин и склонность к разрушению резьбового соединения. использование детонационной шихты особенно эффективно в связи с тем, что она насыщена кислородом и при разрушении алмазной составляющей с формированием графита остаётся работать в условиях для такой смазки. без достаточной доли кислорода масло с графитом превращается в абразив и разрушает резьбовое соединение. кроме того, использование вторичного детонационного сырья существенно уменьшает затраты на модифицирующие присадки. таблица 3 испытания на износ пластической смазки с вводом графита и детонационной шихты износ, г № п/п пластическая смазка диска колодки ƒтр 1 с добавкой графита 0,0518 0,0077 0,34 2 с детонационной шихтой 0,0260 0,0052 0,30 влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 22 поскольку детонационная шихта также включает компоненты, которые повышают износостойкость и формируют защитные пленки при трении, то существенно уменьшается возможность задиров и разрушения поверхностей взаимодействия (табл. 3 и рис. 6). а б рис. 6 – износа пластичной смазки: а – износ, где пики характеризуют наличие задиров, с примесью детонационной шихты; б – с введением графита установлено, что модифицирование пластичной смазки детонационной шихтой от утилизации боеприпасов уменьшает задиры при эксплуатации в резьбовых соединениях в 2 раза. при этом коэффициент трения уменьшается не существенно. испытаниями на износ при нагрузках 0,05 0,45 кн установлено, что при использовании добавки детонационной шихты существенно уменьшаются задиры и они наступают только при 0,45 кн, а при введении графита при 0,35 кн, а без использования модификаторов при 0,25 кн. по уровню повреждаемости использование детонационной шихты также обеспечивает уменьшение этого показателя. в процессе длительного износа, когда происходит схватывание, отмечается полное удаление смазки и детонационной шихты из царапин и они приобретают рельеф трения (рис. 7). в этом случае удалось наблюдать и повышенное количество модифицирующей присадки, расположенной у границы царапины. эффективной является присадка, частично содержащая фракцию шихты размером 10 20 мкм. рис. 7 – поверхность царапин после полного удаления смазки и детонационной шихты, которые располагаются рядом выводы выполненные комплексные исследования по использованию детонационной шихты, полученной от утилизации боеприпасов, для ввода в пластичную смазку резьбовых соединений в сопряжениях при компоновке колонн нкт, показали их большую эффективность, чем графита. при этом наиболее оптимальной является фракция 10-20 мкм, которая обеспечивает формирование «карманов» смазки и увеличивает износостойкость в 2 раза. такой модификатор смазки также уменьшает склонность сопрягаемых соединений к схватыванию при эксплуатации за счёт повышенной в нём концентрации кислорода. влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 23 в работе предложен метод определения окисных защитных плёнок на основе статистических оценок по микрорентгеноспектральному анализу и сопоставлению выглаженных зон, «карманов» для удержания смазки и основного металла. установлено, что при использовании предложенного модификатора защитные окисные плёнки на поверхности трения составляют от 0,32 мкм до 1,34 мкм в различных зонах и периодах эксплуатации. литература 1. эффективное покрытие для повышения эксплуатационной надёжности и срока службы труб в жёстких условиях нефтегазодобычи / в. и. большаков, е. в. проскуркин, т. а. дергач // металознавство та термічна обробка металів. – 2013. – № 2-3. – с. 5-13. 2. скобло т.с. анализ влияния структурно-механических факторов на коррозионную повреждаемость насосно-компрессорных труб в условиях углекислотной скважинной коррозии / т.с. скобло, а.ю. марченко // сталь. – 2014. – №12. – с. 84-88. 3. оценка структурообразования при деформации малоуглеродистых сталей / т.с. скобло, г.я. безлюдько, а.и. сидашенко, о.ю. клочко, е.л. белкин, а.ю. марченко // сталь. – 2014. – №9. – с. 65-70. 4. патент №107500 україна, мпк g01b 21/8 (2006.01) спосіб визначення товщини захисних оксидних плівок, що формуються при терті / т.с. скобло, о.ю. марченко, о.і. сідашенко, і.м. рибалко, є.а. сатановський, о.к. олейник, о.в. марков; заявник та патентоутримувач т.с. скобло. – u 2015 12140. заявл. 07.12.15.; опубл. 10.06.16., бюл. № 11. 5. патент №108224 україна, мпк (2016.01) c10м 101/00 енергозберігаючий спосіб підвищення зносостійкості виробів модифікуванням мастила вторинною сировиною / т.с. скобло, о.ю. марченко, о.і. сідашенко, і.м. рибалко, о.о. гончаренко, є.а. сатановський, о.к. олейник, о.в. марков; заявник та патентоутримувач т.с. скобло. u 2015 12910. заявл. 28.12.15.; опубл. 11.07.16., бюл. № 13. поступила в редакцию 01.06.2017 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com влияние добавок углеродсодержащей шихты в пластичную смазку на особенности формирования поверхности трения соединений ... проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 24 skoblo t.s., sidashenko a.i., rybalko i.n., marchenko a.yu., olejnik a.k. influence of additives of carboncontaining shields in plastic lubrication on peculiarities for forming the friction friction surface in pump-compressor pipes the paper is proposes a method of determining the oxidising properties based on statistical estimates of microprobe analysis and comparison of the parent metal with ironed zones, as well as "pockets" (scratches) which accumulate lubricant and a modifying additive. it is found that by using the proposed modifier protective oxidants can be applied from 0.32 microns to 1.34 microns in continuous operation during friction. key words: protective oxide film, friction surface, lubricating pockets, modifying additive references 1. effektivnoe pokryitie dlya povyisheniya ekspluatatsionnoy nadёjnosti i sroka slujbyi trub v jёstkih usloviyah neftegazodobyichi . v. i. bolshakov, e. v. proskurkin, t. a. dergach. metaloznavstvo ta termіchna obrobka metalіv. 2013. № 2-3. p. 5-13. 2. skoblo t.p. analiz vliyaniya strukturno-mehanicheskih faktorov na korrozionnuyu povrejdaemost nasosno-kompressornyih trub v usloviyah uglekislotnoy skvajinnoy korrozii. t.p. skoblo, a.yu. marchenko . stal. 2014. №12. p. 84-88. 3. otsenka strukturoobrazovaniya pri deformatsii malouglerodistyih staley . t.p. skoblo, g.ya. bezlyudko, a.i. sidashenko, o.yu. klochko, e.l. belkin, a.yu. marchenko . stal. 2014. №9. p. 65-70. 4. patent №107500 ukraїna, mpk g01b 21.8 (2006.01) sposіb viznachennya tovschini zahisnih oksidnih plіvok, scho formuyutsya pri tertі . t.p. skoblo, o.yu. marchenko, o.і. sіdashenko, і.m. ribalko, e.a. satanovskiy, o.k. oleynik, o.v. markov; zayavnik ta patentoutrimuvach t.p. skoblo. u 2015 12140. zayavl. 07.12.15.; opubl. 10.06.16., byul. № 11. 5. patent №108224 ukraїna, mpk (2016.01) c10m 101.00 energozberіgayuchiy sposіb pіdvischennya znosostіykostі virobіv modifіkuvannyam mastila vtorinnoyu sirovinoyu . t.p. skoblo, o.yu. marchenko, o.і. sіdashenko, і.m. ribalko, o.o. goncharenko, e.a. satanovskiy, o.k. oleynik, o.v. markov; zayavnik ta patentoutrimuvach t.p. skoblo. u 2015 12910. zayavl. 28.12.15.; opubl. 11.07.16., byul. № 13. комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 62 каплун п.в., гончар в.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: kaplunpavel@gmail.com комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення удк 621.726 запропоновано комплексний коефіцієнт оцінки якості композиції «азотоване покриття-основа» з врахуванням товщини покриття, твердості поверхні та основи, градієнта твердості і максимальних залишкових напружень в покритті за критерієм її максимальної контактної витривалості при терті кочення. ключові слова: покриття, коефіцієнт, основа, якість, градієнт. вступ контактна витривалість конструкційних елементів при терті кочення залежить від багатьох факторів: конструкційних, технологічних, експлуатаційних. для контактуючих пар з покриттями притерті кочення крім зазначених вище факторів діють додатково фактори, що відносяться до властивостей самого покриття та композиції «покриття-основа», а саме: технологія нанесення покриття; структура, хімічний і фазовий склади покриття; твердість і товщина покриття; градієнт твердості по товщині покриття; залишкові напруженні і їх розподіл по товщині покриття; відношення твердості покриття до твердості основи; адгезійна міцність між покриттям і основою [1, 3, 9, 14]. основним видом пошкоджень конструкційних елементів при терті кочення є викришування, що відбувається від контактної втоми матеріалу в результаті циклічної дії зовнішнього навантаження. врахування впливу всіх цих факторів на контактну витривалість є важливим, але на даний час немає теорії, яка б могла це зробити. експериментальні дослідження з врахуванням всіх змінних факторів є проблематичним в зв’язку з необхідністю великої кількості експериментів та їх великою протяжністю в часі. тому визначення критеріїв оцінки контактної витривалості на основі врахування впливу основних факторів є важливим завданням. велика кількість досліджень[2 – 9] визначають, що одним з основних факторів,який має найбільший вплив на контактну витривалість, є твердість поверхні матеріалу на площадці контакту. встановлена прямопропорційна залежність між межею втомного викришування і твердістю однорідних матеріалів при різній термічній обробці [2, 3, 5, 6]. таку ж залежність контактної витривалості від твердості отримано [4] для зубчастих коліс після цементації та нітроцементації. автором [5] запропоновані емпіричні залежності межі втомного викришування від твердості матеріалу по брінелю: kp = 0,35(hb – 40) для твердості нв>400; (1) kp = 0,29(hb – 30) для твердості нв<400. (2) в роботах [2, 8 ] запропоновано контактну витривалість оцінювати величиною приведеного поверхневого напруження: 2 max (0, 2 2, 28) 1, 5пр пk р f f    , (3) де пk – коефіцієнт, що враховує концентрацію напружень в поверхні від нерівностей; maxр – максимальний тиск на площадці контакту; f – коефіцієнт тертя. дослідженнями [2, 3, 6] встановлено, що великий вплив на контактну витривалість має товщина покриття, яку поряд з твердістю необхідно враховувати як один з основних складових критерію для оцінки контактної витривалості. основними показниками, що визначають міцність і довговічність зубчастих коліс в умовах контактної втомної витривалості є ефективна товщина шару у впадинах між зубцями ( впh ) і мікротвердість ( впн ) поверхневої зони в цьому місці, а в умовах втомної і статичної міцності при згині – ефективна товщина шару у впадині між зубцями, мікротвердість структури серцевини ( серцн ) зубців і ступінь її неоднорідності [3]. з метою підвищення точності оцінки властивостей зубчастих коліс роботою [3] пропонується використовувати добуток цих важливих показників. виходячи з цього, для умов контактної і втомної витривалості, коли опір зовнішньому навантаженню чинять об'єми поверхневих слоїв,пропонується використати критерій: комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 63 h вп впk н h  . (4) для оцінки довговічності зубчатих коліс при випробуванні на втомну міцність на згин, коли в опорі зовнішньому навантаженню беруть участь внутрішні об'єми деталей, рекомендується використовувати критерій: f cерц впk н h  . (5) автор роботи [3] робить висновок, що при нових критеріях (5) і (6) досягається велика достовірність оцінки міцності цементованих і нітроцементованих сталей. ним визначені оптимальні значення критеріїв hk = 400 і fk = 280…360 для зубчастих коліс з різних сталей, де мікротвердість н50 і hвп в мм. при відхиленнях від оптимальних значень цих критеріїв в більшу або меншу сторони показники контактної витривалості зубчастих коліс зменшуються. автори [10, 11] пропонують оцінювати контактну витривалість зубчастих коліс після цементації по кількості вуглецю в поверхневому шарі, пропонуючи його оптимальний вміст для різних сталей, при цьому вести контроль концентрацію вуглецю з високою точністю – ±0,05%. одним з показників, за яким можна контролювати контактну витривалість після цементації та нітроцементації, є залишковий аустеніт частина авторів [6, 8] вважають, що його повинно бути якомога менше для підвищення контактної витривалості, інші [2, 3, 7, 9, 15] пропонують оптимальний вміст залишкового аустеніту 40 –52%, при якому досягається максимальна контактна витривалість зубчастих коліс з різних сталей. автори [12, 13] першість по впливу на контактну витривалість після хіміко-термічної обробки сталей і чавунів віддають залишковим напруженням стиску, інші [1, 6, 8, 14] поряд з цим вказують на міцність серцевини та властивості поверхневого шару. критичний аналіз останніх досліджень не дає чіткої відповіді на це питання в зв’язку певними труднощами та низькою точністю визначення залишкових напружень. вирішенню цього питання можуть допомогти нові способи визначення залишкових напружень [15]. дослідженнями [15] встановлено, що несуча здатність і контактна витривалість композиції «градієнтне покриття-основа» в значній мірі залежать від фізико-механічних характеристик як покриття, так і основи тазбільшуються зі збільшенням товщини і модуля пружності покриття, твердості основи та зменшення градієнта твердості по товщині покриття. тому врахування впливу цих характеристик на довговічність конструкційних елементів про терті кочення є важливим. максимальна величина контактної витривалості конструкційних елементів з покриттями досягається при оптимальних значеннях цих факторів з врахуванням умов роботи (величини та частоти навантажень, властивостей середовища температури тощо). відповідь на це питання дає експеримент. при такій великій кількості змінних факторів потрібна надзвичайно велика кількість експериментів і часу для їх проведення, так як кожне випробовування на контактну витривалість має велику протяжність в часі. тому важливо мати критерій оцінки властивостей композиції «покриття-основа» до початку експериментів, за яким можна приблизитися до оптимальної області максимальних значень контактної витривалості. метою дослідження є розроблення комплексного критерію оцінки властивостей композиції «азотоване покриття-основа», який би як найбільш повно враховував вплив основних факторів на її контактну витривалість при терті кочення. результати досліджень нами запропоновано комплексний критерій k оцінки властивостей композиції «азотоване покриття – основа», з допомогою якого можна оцінювати вплив різних факторів, що характеризують цю композицію, на її контактну витривалість при терті кочення з проковзуванням. критерій враховує наступні основні фактори: товщину покриття, характеристики твердості покриття і основи та їх співвідношення, залишкові напруження в покритті, межі міцності та плинності матеріалу та їх співвідношення, градієнт твердості по глибині покриття. max 1 , grad п п от т з o о в п h h h k h h h h              (6) де maxh – максимальна товщина азотованого шару, одержаного при азотуванні за оптимальним режимом; пh – товщина азотованого шару зразка, що досліджують, мкм; пh – мікротвердість поверхні шару, що досліджують; комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 64 oh – мікротвердість основи, на яку нанесене покриття; отh – мікротвердість основи після термообробки; т – межа плинності матеріалу основи; в – межа міцності матеріалу основи; grad пh – значення градієнта твердості на поверхні покриття, що визначається за формулою: grad n oп n hv hv h h   , (7) для сталей без термообробки основи grad n oтп n hv hv h h   , (8) для сталей з термообробкою основи, при цьому nh виражається в мкм; з – залишкові напруження на поверхні азотованого шару (стиску(+), розтягу(–)), які знаходяться відповідно[14] за формулою: ( ),з p п оk h h   (9) де pk – коефіцієнт пропорційності між мікротвердістю і залишковими напруженнями азотованого шару. для сталей pk = 0,08…0,085 знайдено експериментально, при цьому мікротвердість пh і oh виражена в мпа і pk = 0,8…0,85, коли мікротвердість виражена в одиницях вікерса. більше значення відноситься для легованих сталей. комплексний критерій k має різні значення при різних фізико-механічних характеристиках покриття і основи, які в свою чергу залежать від властивостей матеріалу та технології його зміцнення. визначивши значення критерію k після нанесення покриття за різними технологіями і маючи результати їх випробувань на контактну витривалість можна буде порівнювати його значення для композиції «покриття-основа» різних сталей. це дасть можливість визначати зв’язок комплексного критерію з довговічністю композиції «покриття-основа» та знайти його оптимальні значення, при яких досягається максимальна контактна витривалість даної композиції. дослідження фізико-механічних властивостей дифузійних покриттів і основи різних сталей після іонного азотування в безводневих середовищах та після нітрогартування і оксинітрогартування показали, що основні фактори, від яких залежить комплексний критерій k (6), змінюються в певних межах (табл.1), що мають практичне значення. таблиця 1 практичний діапазон зміни факторів впливу на комплексний критерій k за різним технологія зміцнення композиції «покриття-основа» діапазон зміни факторів впливу на критерій k № п/п технологія зміцнення сталі maxп hh oп hh оот hh з , мпа grad пh 1 іонне азотування сталей без термообробки 0,1… 1,0 1,1 …3,5 1,0 < 600 <3,0 2 іонне азотування сталей після термообробки 0,1…. 1,0 1,1 …3,5 1,0 …3,0 < 450 <2,0 3 іонне нітрогартування та оксинітрогартування 0,1…. 1,0 1,1 ...3,5 1,0 …3,0 < 450 <2,0 в табл. 2 наведені показники властивостей композиції «азотоване покриття-основа» для різних сталей, що забезпечують максимальні значення комплексного критерію k при різних технологіях зміцнення. при цьому менші значення показників отh і оот hh в табл.2 відносяться до технології іонного азотуванні після гартування, а більші – до технології нітрогартування. комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 65 таблиця 2 оптимальні показники властивостей композиції «азотоване покриття-основа» для різних сталей, що забезпечують максимальні значення комплексного критерію к при різних технологіях нанесення покриття марка сталі в , мпа т , мпа maxh , hv oh , hv отh , hv maxh , мкм maxп hh oп hh оот hh 20 420 255 720 225 225 340 1 3,2 1 45 470 340 765 240 420520 440 1 3,1 1,7-2,2 шх15 490 380 920 268 520710 500 1 3,43 1,9-2,5 х12м 580 440 780 255 520720 480 1 3,0–3,6 2,0-2,8 розрахунки комплексного критерію k (табл. 3) для різних сталей, які зміцнювалися за різними технологіями (табл.1) при оптимальних значеннях властивостей композиції «азотоване покриття-основа» (табл.2), та їх порівняння з результатами випробовувань зразків на контактну витривалість при терті кочення, показали, що більшому значенню k відповідає більша контактна витривалість зразків з покриттями. встановлено, що величина критерію k залежить від марки сталі та технології її зміцнення і існує діапазон його оптимальних значень для кожної з зазначених вище технологій і типу сталі, при яких досягається найбільша контактна витривалість композиції «покриття-основа», а саме: таблиця 3 величини комплексного критерію к та контактної витривалості n при оптимальних значеннях властивостей композиції «азотоване покриття-основа» (табл.2) для різних сталей, що зміцнювалися за різними технологіями марка сталі maxh , мкм maxп hh nh , hv oh , hv oп hh отh , hv от оh h з , мпа grad пh 1 grad пh k n·106, цикл. іонне азотування сталей без термічної обробки 20 340 1 720 225 3,2 225 1 396 1,45 0,68 3,36 1,95 45 440 1 765 245 3,1 245 1 416 1,18 0,84 4,18 2,16 шх15 500 1 920 268 3,43 268 1 557 1,31 0,76 4,94 3,38 х12м 480 1 780 255 3,05 255 1 446 1,09 0,91 4.20 3,3 іонне азотування сталей після гартування 45 440 1 760 245 3,1 420 1,71 272 0,77 1,29 8,84 17,9 шх15 500 1 920 268 3,43 520 1,94 340 0,80 1,25 12,0 24,2 х12м 480 1 780 255 3,05 520 2,0 229 0,56 1,78 12,4 25,6 іонне нітрогартування та оксинітрогартування 45 450 1,02 760 245 3,1 510 2,08 200 0,57 1,75 13,0 23,3 шх15 520 1,04 920 268 3,43 710 2,64 178 0,4 2,5 26,4 48,8 х12м 500 1,04 920 255 3,6 720 2,8 170 0,4 2,5 27,4 53,25 х12м 510 1,06 910 255 3,56 720 2,8 162 0,37 2,7 29.3 62,48 при технології іонного азотування в безводневих середовищах сталей без термообробки k = 3.2 …3,6 для пластичних маловуглецевих сталей, k = 4,2...5,0 для середньо та високо вуглецевих і легованих сталей; при технології іонного азотування в безводневих середовищах сталей після термообробки k = 8...9 для середньовуглецевих сталей, k = 12…13 для легованих середньовуглецвих сталей; при технологіях іонного нітрогартування та оксинітрогартування k = 12…13, для середньовуглецвих малолегованих сталей, k = 26…29 для високолегованих середньо і високолегованих сталей. більші значення відносяться до технології оксинітрогартування. дослідження показали, що найвищі значення контактної витривалості n та критерію k мають сталі з покриттями після технологій нітрогартування та оксинітрогартування. з формули (6) видно, що величина k залежить від таких факторів: товщини пh і твердості пh покриття та твердості основи oh ; відношень maxп hh , oп hh , оот hh ; градієнта твердості покриття пgradh ; залишкових напружень з і механічних характеристик сталі т та в . кожний з цих факторів вносить свій вклад в величину критерію к. комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 66 на рис.1 – 2 наведені залежності комплексного критерію k від факторів maxп hh і oп hh , що включають основні характеристики покриття – товщину і твердість поверхні, для різних сталей при різних технологіях зміцнення (табл.1). з рисунків видно значний вплив цих факторів на критерій k і його прямопропорційну залежність від них в певних діапазонах (табл.1) при кожній технології нанесення покриття. a б в рис. 1 – залежність комплексного критерію к відношення hn/hmax для різних сталей: 1 – 20; 2 – 45; 3 – шх15; 4 – х12м при різних технологіях їх зміцнення: а – іонне азотування сталей без термічної обробки; б – іонне азотування після гартування; в – іонне нітрогартування a б в рис. 2 – залежність комплексного критерію к від відношення для різних сталей: 1 – 20; 2 – 45; 3 – шх15; 4 – х12м при різних технологіях їх зміцнення: а – іонне азотування сталей без термічної обробки; б – іонне азотування після гартування; в – іонне нітрогартування великий вплив на критерій k має твердість основи, на яку нанесене покриття. це наглядно видно з таблиць 3 і 4. збільшення твердості основи сталі 45 в 2,1 рази за рахунок термообробки привело до збільшення k в 2,9 раз, а для сталі шх15 збільшення твердості основи з 268 до 710 нv (2,6 раз) привело до збільшення k в 5,3 рази (табл.3). дослідження показали, що при нітрогартуванні сталі х12м від різних температур можна отримувати різну твердість основи за рахунок різного вмісту залишкового аустеніту. така зміна твердості основи цієї сталі з 400 до 720 нv (1,8 раз) привела до збільшення k в 3,2 рази (табл.4). значний вплив на критерій k має градієнт твердості покриття, зменшення якого викликає суттєве збільшення k . градієнт твердості зменшується при збільшенні товщини покриття та твердості основи, що наглядно видно на прикладі сталі х12м (табл.4). застосування технології оксинітрогартування збільшує товщину покриття в порівнянні з нітрогартуванням при аналогічних режимах хто і зменшує градієнт твердості (табл.4). комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 67 таблиця 4 вплив твердості основи і товщини покриття на сталі х12 м на градієнт твердості і критерій к при нітрогартуванні та оксинітрогартуванні № п/п maxh , мкм maxп hh nh , hv oh , hv oп hh отh , hv оот hh з , мпа пgradh пgradh 1 k іонне нітрогартування 1 500 1,04 920 255 3,6 720 2,8 170 0,4 2,5 27,4 2 500 1,04 920 255 3,6 600 2,35 272 0,64 1,56 16,7 3 500 1,04 920 255 3,6 500 1,96 357 0,84 1,19 11,9 4 500 1,04 920 255 3,6 400 1,56 442 1,04 0,96 8,45 4 450 0,93 920 255 3,6 720 2,8 170 0,44 2,27 22,3 5 400 0,83 920 255 3,6 720 2,8 170 0,50 2,0 17,6 6 350 0,72 920 255 3, 6 720 2,8 170 0,57 1,75 13,3 7 300 0,62 920 255 3,6 720 2,8 170 0,66 1,51 9,86 іонне оксинітрогартування 8 510 1,06 920 255 3, 6 720 2,8 162 0,37 2,7 29.3 до збільшення k приводять залишкові напруження стиску, величина яких зростає зі збільшенням твердості покриття та різниці між твердістю покриття і основи. проте вплив цього фактора на критерій k менший в порівнянні з іншими факторами. висновки запропонований комплексний критерій k дає можливість оцінювати вплив основних факторів, що характеризують композицію «азотоване покриття – основа», на її контактну витривалість при терті кочення. виявлена кореляційний зв’язок між комплексним критерієм k і контактною витривалістю сталей при терті кочення. більшому значенню к відповідає більша контактна витривалість зразків з покриттями. встановлені оптимальні значення комплексного критерію k для різних типів сталей і технологій нанесення покриття, при яких досягається максимальна контактна витривалість композиції «азотоване покриття-основа». досліджено вплив основнихфакторів на величину комплексного критерія. дослідження показали, що найвищі значення комплексного критерію k та контактної витривалості при терті кочення мають сталі з покриттями після технологій нітрогартування та оксинітрогартування. література 1. каплун в.г. ионное азотирование в безводородных средах / в.г. каплун п.в. каплун // хмельницький – хну.– 2015.–344с. 2. трубин г.к. контактная усталость материалов для зубчатих колес. м, машгиз, 1962, – 404с. 3. зинченко в.м. инженерия поверхности зубчатих колес методами химико-термической обработки.—м.:изд-во мгту им.н.э.баумана, 2001.-303с. 4. тескер е.и. контактная прочность цементованных и нитроцементованных зубчатих колес.//митом.1988.№2.с.46—50. 5. бакэнгем е. руководство по проектированию зубчатих передач, части 2 и 3. машгиз, 1948. 6. мороз л.с. ,шураков с.с. проблема прочностицементованной стали л. :минтрансмаш, 1947, .228с. 7. залко а.и. сопротиление усталости высоконагруженных зубчатих колес из различных сталей //вестник машиностроения. 1988. №8. с.57—59. 8. саверин м.м. контактнаяпрочностьметаллов. (цниитмаш, кн.2), машгиз, 1946. 9. упрочнение стальних деталей химико-термическойобработкой (поверхностное насыщение углеродом и азотом). методы оценки показателей качества /в.г.воробьев, б.в.георгиевская, в.м.зинченкоидр.//м.:изд. стандартов, 1976. 64с. 10. кантор с.и.,шмыков а.а. о механизменауглероживания стали//контролируемыеатмосферы: материалысеминара /мднтп им. ф.э.дзер-жинского. м., 1971. с.56—70. 11. андреев ю.н., бодячевская т.а., черняховский е.з. влияние точности регулирования спотенциала на распределение углерода в цементованном слое деталей// печи машиностроительной промышленности: сб.трудов/ внипитеплопроект. м., 1975. вып. 36.с.45—49. комплексний критерій оцінки контактної витривалості конструкційних елементів з азотованими покриттями при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 68 12. гуревич а.п., юрьев с.ф.ороли остаточних напряжений в повышении предела выносливости стали при химико-термической обработке // повышение усталостной прочности деталей машин поверхностной обработкой.м.,1952.с.43—63. 13. контпорович и.е.термическаяобработкасталиичугуна. м.:металлургиздат,1950.683с. 14. каплун п.в. визначення залишкових напружень в азотованих шарах після іонного азотування за показниками мікротвердості/ п.в. каплун, б.а.ляшенко//проблемы прочности, №6, 2016, с. 56–63. 15. каплун п.в. підвищення зносостійкості і довговічності підшипників кочення/ п.в.каплун, к.а. паршенко/ хмельницький – хну.– 2016.–237с. поступила в редакцию 26.09.2017 kaplun p.v., gonchar v.a. complex criterion of assessment of contact experience of structural elements with nitrogen coatings at termination. the complex coefficient of estimation of quality of composition is offered it is "nitrided coverage-basis" taking into account the thickness of coverage, hardness of surface and basis,gradient of hardness of coverage and maximal remaining tensions in coverage on the criterion of her maximal pin endurance at the friction of woobling. key words: coverage, coefficient, basis, quality, gradient. references 1. kaplun v.g. ionnoe azotirovanie v bezvodorodnyh sredah / v.g. kaplun p.v. kaplun // hmel'nic'kij – hnu.– 2015.–344s. 2. trubin g.k. kontaktnaja ustalost' materialov dlja zubchatih koles. m, mashgiz, 1962, – 404s. 3. zinchenko v.m. inzhenerija poverhnosti zubchatih koles metodami himiko-termicheskoj obrabotki.—m.:izd-vo mgtu im.n.je.baumana, 2001.-303s. 4. tesker e.i. kontaktnaja prochnost' cementovannyh i nitrocementovannyh zubchatih koles.//mitom.1988.№2.s.46—50. 5. bakjengem e. rukovodstvo po proektirovaniju zubchatih peredach, chasti 2 i 3. mashgiz, 1948. 6. moroz l.s. ,shurakov s.s. problema prochnosticementovannoj stali l. :mintransmash, 1947, .228s. 7. zalko a.i. soprotilenie ustalosti vysokonagruzhennyh zubchatih koles iz razlichnyh stalej //vestnik mashinostroenija. 1988. №8. s.57—59. 8. saverin m.m. kontaktnajaprochnost'metallov. (cniitmash, kn.2), mashgiz, 1946. 9. uprochnenie stal'nih detalej himiko-termicheskojobrabotkoj (poverhnostnoe nasyshhenie uglerodom i azotom). metody ocenki pokazatelej kachestva /v.g.vorob'ev, b.v.georgievskaja, v.m.zinchenkoidr.//m.:izd. standartov, 1976. 64s. 10. kantor s.i.,shmykov a.a. o mehanizmenauglerozhivanija stali//kontroliruemyeatmosfery: materialyseminara /mdntp im. f.je.dzer-zhinskogo. m., 1971. s.56—70. 11. andreev ju.n., bodjachevskaja t.a., chernjahovskij e.z. vlijanie tochnosti regulirovanija spotenciala na raspredelenie ugleroda v cementovannom sloe detalej// pechi mashinostroitel'noj promyshlennosti: sb.trudov/ vnipiteploproekt. m., 1975. vyp. 36.s.45—49. 12. gurevich a.p., jur'ev s.f.oroli ostatochnih naprjazhenij v povyshenii predela vynoslivosti stali pri himiko-termicheskoj obrabotke // povyshenie ustalostnoj prochnosti detalej mashin poverhnostnoj obrabotkoj.m.,1952.s.43—63. 13. kontporovich i.e.termicheskajaobrabotkastaliichuguna. m.:metallurgizdat,1950.683s. 14. kaplun p.v. viznachennja zalishkovih napruzhen' v azotovanih sharah pіslja іonnogo azotuvannja za pokaznikami mіkrotverdostі/ p.v. kaplun, b.a.ljashenko//problemy prochnosti, №6, 2016, s. 56–63. 15. kaplun p.v. pіdvishhennja znosostіjkostі і dovgovіchnostі pіdshipnikіv kochennja/ p.v.kaplun, k.a. parshenko/ hmel'nic'kij – hnu.– 2016.–237s. оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 10 козак ф.в., криштопа с.і. івано франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано франківськ, україна e-mail: auto.ifntung@ukr.net оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя удк 621.891 проілюстрована фізична картина процесу електризації поверхонь металополімерних пар тертя трибосистем під час електротермомеханічного тертя. виконані розрахунки величин циркулюючих трибоелектричних струмів під час електротермомеханічної взаємодії в металополімерних парах тертя трибосистем. ключові слова: металополімерні пари тертя, трибоспряження, трибосистема, трибоелектричні струми, електризація поверхонь, енергетичні рівні, робота виходу електронів і іонів. вступ знос і руйнування фрикційних матеріалів під час тертя обумовлений сумісною дією механічних, теплових, хімічних і електричних полів на поверхневі і підповерхневі шари матеріалів та дією їх градієнтів, які викликають зміни в матеріалах. в мікровиступах контактів металополімерних гальмівних пар під час електротермомеханічного тертя діють динамічні навантаження, відбуваються хімічні реакції, а також генеруються термоелектричні струми. розрізнені дані про енергонавантаженість металополімерних пар тертя трибосистем вимагають оцінки не тільки зовнішніх експлуатаційних параметрів (нормального зусилля; поверхневих і об'ємних температур; динамічного коефіцієнта тертя; механічних і термічних напружень і ін.), але і величин циркулюючих трибоелектричних струмів. останні в значній мірі впливають на енергетичні рівні поверхневих шарів та зношування поверхонь трибоспряжень. постановка проблеми специфіка полімерних матеріалів полягає в тому, що їх робота в трибоспряженнях супроводжується процесами трибоелектризації [1]. електричні струми в полімерних накладках, що є електретами, викликані цілим рядом причин. в першу чергу це процеси електротермомеханічного тертя, зміна електричного поля або заряду електрета з часом або просто його присутність в поверхневому і підповерхневому шарах накладки [2]. в загальному випадку струм складається з двох компонент: одна з них – струм провідності, обумовлений фізичним рухом електричних зарядів через поперечний переріз підповерхневого шару накладки, а друга – струм зсуву, з'являється унаслідок реактивних ефектів [3]. поверхневий і підповерхневий шари полімерної накладки є накопичувачами зарядів, об'єм і властивості яких змінюються залежно від їхньої енергонавантаженості. крім того, мікровиступи контактів металевого елементу беруть активну участь у формуванні ланцюгів з мікротермоелектробатарей і мікроконденсаторів [4]. розробка електротермомеханічної теорії тертя і зносу металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв дозволить здійснювати прогнозування, регулювання і управління зміною їх внутрішніх і зовнішніх експлуатаційних параметрів з метою підвищення ефективності і ресурсу фрикційних вузлів. виходячи з вищевикладеного для створення електротермомеханічної теорії тертя і зносу металополімерних пар тертя є актуальною оцінка величин циркулюючих трибоелектричних струмів в металополімерних парах тертя трибосистем. мета роботи – визначити величини циркулюючих трибоелектричних струмів під час електротермомеханічної взаємодії в металополімерних парах тертя трибосистем. постановка задачі у даній публікації розглянуті наступні питання стосовно даної проблеми: дослідити фізичну картину процесу електризації поверхонь металополімерних пар тертя трибосистем під час електротермомеханічного тертя; оцінити зарядно-розрядні процеси в двоі тришарових структурах плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя; визначити величини циркулюючих трибоелектричних струмів під час електротермомеханічної взаємодії в металополімерних парах тертя трибосистем. оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 11 виклад основного матеріалу досліджень розроблення електротермомеханічної теорії тертя і зносу металополімерних пар тертя гальмівних пристроїв дозволить надалі здійснювати прогнозування, регулювання і управління зміною їх внутрішніх і зовнішніх експлуатаційних параметрів з метою підвищення ефективності і ресурсу фрикційних вузлів, встановити взаємозв'язок процесів, явищ і ефектів, що відбуваються на макро-, микроі нанорівнях при контактно-імпульсній фрикційній взаємодії. основними параметрами, на які необхідно звернути увагу є: електричні іонні струми в поверхневих шарах полімерної накладки, допустимі градієнти електричного потенціалу і перепаду температур в металополімерних парах тертя, енергонавантаженість і циркуляція теплових струмів в елементах гальмівних шківів. перераховані параметри істотно впливають на градієнтну теорію єдиного поля взаємодії. особливо себе проявляє знос і руйнування поверхонь у фрикційних гальмівних матеріалів, які мають суттєво різні коефіцієнти лінійного теплового розширення та роботи виходу електронів, що призводить до виникнення в них значних температурних і електричних градієнтів. таким чином, проблема опору тепловому імпульсу і тепловим напруженням, обумовлена дією не тільки теплових полів, але і сукупності інших полів, насамперед електричних. під опором матеріалів, особливо фрикційних, електричному і тепловому імпульсу, мається на увазі їхня стійкість в умовах миттєвої генерації електричного і теплового струму на контактуючих поверхнях металополімерних пар тертя. фізична картина процесу електризації поверхні полімерної накладки під час електротермомеханічного тертя зводиться до наступного. під час контакту з полімерною накладкою, електрони металевого фрикційного елементу вибивають з поверхні фрикційної накладки вторинні електрони, що приводить до утворення поблизу поверхні позитивно зарядженого шару. коефіцієнт емісії вторинних електронів визначається відношенням числа емітованих електронів до числа первинних та залежить від енергії електронів і властивостей поверхні. для більшості полімерів його максимальні значення досягають 2-5 при енергіях первинних електронів 150-300 ев, а при великих енергіях вихід зменшується згідно із залежністю 1w [5]. можна очікувати, що при енергіях w  10 keb вихід емісії не перевищить 0,2. присутність вторинних електронів обумовлюється провідністю, яка індукується опромінюванням. вона на кілька порядків величини перевищує власну провідність матеріалу. наприклад, для тефлону значення цих провідностей складають, відповідно, 1310 і 2210 ом-1 · см-1. проникаючи в глибину поверхневого шару накладки електрони захоплюються атомами та утворюються від’ємні іони. провідність в полімерах визначається концентрацією іонів, їхньою рухливістю, інжекційними явищами та поляризацією. у процесі фрикційної взаємодії металополімерних гальмівних пар, тобто під час гальмування, рухомий металевий фрикційний елемент (гальмівний шків, барабан) одержує електричні заряди (мікроімпульси) з боку мікровиступів нерухомого контртіла, яким є робоча поверхня полімерної накладки (пряма пара тертя). в зворотних парах тертя все відбувається навпаки. величини поверхневих зарядів метало полімерних пар тертя в процесі електротермомеханічної фрикційної взаємодії є змінними. розподіл зарядів в металополімерній парі тертя в двоі тришарових структурах плям контактів мікровиступів металополімерних пар тертя проілюстровано на (рис. 1, а, б, в). на останньому показані схематичні розрізи пар тертя серійних стрічково(а) і барабанно-колодкових (б) гальм, а також багатопарного стрічковоколодкового гальма (в). а б в рис. 1 – схематичний розріз двота тришарових структур фрикційних вузлів гальмівних пристроїв: 1 – полімерна накладка; 2 – обід шківа або барабана; 3, 4, 5, 6 – заряди: поверхневі, об'ємні, дипольні (або зміщені), компенсаційні; 7 – гальмівна стрічка оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 12 у даний час більшість полімерних матеріалів фрикційних накладок, що використовуються в стрічково-, барабанноі дисково-колодкових гальмівних пристроях, виготовляються з аморфних або напівкристалічних полімерів, структури яких мають високу степінь безпорядку. такі матеріали мають велику кількість структурних нерегулярностей і безліч пасток, в тому числі глибоких. тому вони і виявилися придатними для виробництва полімерних накладок. час захоплення інжектованих зарядів у глибоких пастках є досить великим. процеси внутрішньої релаксації зарядів в полімерній накладці визначаються явищами провідності, що залежать від таких характеристик, як рухомість носіїв, їх концентрація, умови інжекції зарядів в поверхневому і підповерхневому шарах накладки і т.д. в полімерних матеріалах, які здатні тривало утримувати заряд, присутні центри захоплення носіїв, тому рухливості останніх сповільнюються процесами захоплення. схожу дію захоплення носіїв має і на процеси провідності. крім власних носіїв заряду в полімерній накладці можуть бути присутні і сторонні носії, які інжектуються всередину через границі двоі тришарових структур. відомо, що іони мають великі розміри і для їхнього переміщення потрібна наявність вакантних вузлів, куди вони змогли б потрапити, перескочивши оточуючі їх міжмолекулярні бар'єри. проте електрони з металевого фрикційного елементу можуть рухатися всередині об'ємів поверхневих шарів полімерної накладки як в суцільному середовищі через незначні розміри і наявності хвильових властивостей. енергії електронних станів, що відповідають вільному розповсюдженню зарядів без термічної активації, утворюють зону провідності. якщо молекулярний порядок порушується через наявність в зразку структурних дефектів або домішок, то вільний рух зарядів стає переривистим. в цьому випадку заряди захоплюється або локалізується на енергетичному рівні, що знаходиться нижче за зону провідності. вузли, на яких може відбуватися захоплення, можуть бути як нейтральними, так і зарядженими. в останньому випадку переріз зони захоплення складає близько 10-12 см2, що значно перевищує квадрат міжатомної відстані. на декілька електрон-вольт нижче за зону провідності розташовується інша зона енергій. на рис. 2, а, б проілюстровані закономірності зміни потенціалу і напруженості електричного поля і енергетичних зон полімерної гальмівної накладки з припущенням, що поверхневі шари полімерної накладки містять надлишок зарядів (електронів або іонів), причому всі вони захоплені пастками, які мають одну і ту ж енергію. згідно даної моделі, процес термостимульованого розряду відбувається таким чином. протягом фрикційного нагрівання поверхневих і підповерхневих шарів полімерної накладки заряди, які повільно або швидко захоплені на рівнях, що локалізуються, набувають енергію, достатню для перестрибування в зону провідності. акумульовані усередині поверхневого шару полімерної накладки заряди здатні перетікати через їх об'єми, маючі певну термоактивіаційну рухливість. рис. 2 – закономірності зміни потенціалу [u (x, τ)] і напруженості [е (х, τ)] електричного поля (а) і енергетичних зон (б) полімерної гальмівної накладки при взаємодії з металевим фрикційним гальмівним елементом залежно від параметра x/h: х – координата; h – товщина поверхневого шару накладки; r0 – глибина захоплення носіїв наявність в матеріалах різних станів – вільних (делокалізованих) і зв'язаних на неглибоких і глибоких рівнях захоплення (локалізованих), здійснює різний вплив на рухливість носіїв. рух електрона з енергією поблизу нижнього краю зони провідності представляє собою квантово механічне тунелювання а б оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 13 між делокалізованими станами, що лежать за шкалою енергії вище за межу рухливості. цей процес не вимагає якої-небудь термічної активації і відповідні йому рухливості виявляються відносно високими – близько 10 см2/(в ∙ с). для руху електрона, захопленого неглибоким рівнем, розташованим енергетично нижче за границю рухливості, необхідно підвести певну теплову енергію. процес руху таких електронів є термоактиваційним і зводиться до послідовних стрибків між локалізованими станами. відповідні йому рухливості на декілька порядків величини менше, ніж в першому випадку [близько 103 см2/(в∙с)]. час захоплення носіїв на глибокому рівні виявляється досить великим. якщо більшість електронів захоплена глибокими рівнями, то рухливість з урахуванням такого захоплення стає надзвичайно незначною [близько 10-10-10-17 см2/(в ∙ с)]. якщо температурна залежність рухливості вільних носіїв досить незначна (звичайно т-1 або т-2), то для рухливості захоплених носіїв вона вже є експоненціальною, оскільки процес руху таких носіїв має термоактиваційний характер. на енергетичних рівнях носії електричного заряду переносяться у внутрішньому полі до плям контактів металевих мікровиступів гальмівного шківа або барабану. по шляху проходження вони можуть переміщуватись назад на рівні захоплення (повторне захоплення), проте врешті вони рекомбінують на металевих гальмівних поверхнях із зарядами, які є їх зображеннями. при цьому необхідно враховувати той факт, що рух електрона в умовах швидкого повторного захоплення можна розглядати як послідовність його стрибків через потенційний бар'єр висотою u . джерелом іонів у фрикційних накладках є як самі макромолекули полімеру, так і іоногенні низькомолекулярні домішки в ньому. якщо енергія іонізації (енергія розриву хімічних зв’язків) для ретинаксу накладок складає близько 10 ев, то енергія іонізації молекул іоногенів, в середньому, дорівнює 0,2 ев. електрична іонна провідність полімерних накладок зростає на декілька порядків вже за наявності в гетинаксі до 0,1 % низькомолекулярних домішок (каталізаторів, стабілізаторів та ін.) за результатами вимірювання глибини проникнення зарядів в поверхневий шар накладки оцінюють величину дрейфового зсуву носіїв в її матеріалах. в них електронний зсув складає 6,0 мкм в полі 8∙105 в/см, причому його значення пропорційні полю. в другій накладці вимірювання центру розподілу електронів, які інжектовані при низьких енергіях, дають для величини зсуву значення 0,1 мкм в полі в декілька одиниць на 105 в/см. в шарах накладки товщиною 10 50 мкм відбувається швидке повторне захоплення електронів. зсуви дірок в полях 105 в/см складають близько 100 мкм. на релаксацію заряду на плямах мікровиступів полімерних накладок впливають контакти фрикційної взаємодії, якщо вони нейтральні або допускають інжекцію. наприклад, в позитивно заряджених поверхневих і підповерхневих шарах полімерної накладки інжекція негативних зарядів через металеві мікровиступи викликає відносно швидку компенсацію заряду внаслідок високої рухливості негативних зарядів. релаксація заряджених мікровиступів полімерної накладки при великих значеннях початкової густини заряду відбувається швидше, ніж у таких самих мікровиступів з меншим початковим зарядом, причому настільки, що криві релаксації перетинаються. для пояснення такої закономірності було запропоновано декілька гіпотез. виходячи з міркувань про часткове проникнення в об'єми поверхневих і підповерхневих шарів полімерної накладки носіїв, спочатку захоплених на поверхні, було зроблено припущення, що при високих початкових значеннях густини заряду відбувається повна інжекція носіїв всередину поверхневого шару накладки, а при більш низьких – лише часткова. через це заряд, що залишається на поверхні, повинен бути більшим в останньому випадку, ніж в першому. для повільного повторного захоплення аналітичне рішення вдається одержати тільки для простих розподілів захопленого заряду. на це вже зверталася увага в роботах [6, 7]. темпи повільного і швидкого захоплення електронів і визначають поверхневий енергетичний рівень полімерної накладки. оскільки об'ємні заряди схильні до більш швидкої релаксації, ніж поверхневі, то рівень, до якого впаде потенціал для сильнозаряджених поверхневих шарів накладки очікується більш низьким, ніж для таких самих шарів з меншими значеннями початкової густини заряду. розгляд релаксації заряду був би неповним без хоча б декількох зауважень з приводу поперечного розповсюдження поверхневих і об'ємних зарядів. в загальному поле в поверхневих і підповерхневих шарах полімерної накладки направлено перпендикулярно поверхням з дуже незначними компонентами уздовж них. таким чином, поле не сприяє процесам розповсюдження зарядів в поперечних напрямах. що стосується омічної провідності g поверхневих та підповерхневих шарів полімерної накладки, то її можна представити у вигляді суми    nneg . якщо  та  будуть рухомостями носіїв з врахуванням захоплення, то n та n – будуть повними концентраціями як вільних, так і захоплених дірок і електронів відповідно. як вже було вказане вище, в полімерах, які використовуються для виготовлення накладок, рухливості  та  є досить незначними. схожим чином через велику величину оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 14 забороненої зони в таких матеріалах концентрації n та n власних носіїв (вільних або захоплених) також досить незначні (якщо будуть відсутні інші ефекти, що впливають на концентрацію носіїв). таким чином, в таких полімерах омічну провідність (власну) можна не розглядати в якості джерела струмів провідності. наприклад, в матеріалах фк-24а та фк-16л стаціонарні провідності взагалі не піддаються визначенню звичайними методами. якщо припустити, що релаксація заряду цілком обумовлена омічною провідністю, то за встановленим часом розпаду 200 років при кімнатній температурі, для провідності можна одержати наступну величину: g 3 · 2210 ом-1 · см-1. оскільки релаксація обумовлена головним чином дрейфом надлишкових носіїв, то вказане значення необхідно розглядати тільки як нижню границю. провідності такого порядку величини можуть бути пояснені іонізацією під дією швидкісних струмів омиваючого середовища. у багатьох полімерних матеріалах без власних носіїв їх можна створити за допомогою інжекції з площ плям металевих мікровиступів. якщо поступлення носіїв унаслідок інжекції перевищує потік частинок, що переносяться через об'єми поверхневих шарів полімерної накладки, то відбувається обмеження струмів полем створеного просторового заряду. в зворотному випадку струми визначаються інтенсивністю інжекції з металевих плям контактів фрикційного елемента. обмеження полем просторового заряду є суттєвим, якщо поступаючий з блокованого контакту  пм ww  струм має достатньо значну величину. вивчення односторонньої провідності в прикладеному полі показало, що таке обмеження струмів має місце під час фрикційної взаємодії з плямами контактів мікровиступів полімерної накладки. якщо інжекція має місце, то в найпростішому випадку вона обмежується емісією шотткі. залежність струму від поля в цьому випадку важко відрізнити від тієї, яка відповідає провідності типа пулафренкеля. більш того, на цей ефект часто накладається процеси захоплення на границі розділу, які дають часову залежність подібну на ту, що відповідає захопленням в об’ємі. в наслідок подібних характерів залежностей вказаних ефектів в об’ємі та на границі пар тертя „полімер метал” від поля та часу відрізнити їх один от другого досить часто проблематично. таким чином, струм провідності є сумою струмів наскрізної провідності, обумовлених рухом іонів, та поляризаційних струмів. при температурах менших за температуру плавлення полімеру провідність, переважно, обумовлена поляризацією, за вищих – має місце іонна провідність. густина струму провідності  ,xjп гальмівних пар, що пов'язана з густиною реальних зарядів   ,xr і описується рівнянням неперервності:     x xjx пr      ,, . (1) рівняння пуассона вигляду  x dx de  0 разом з об'ємною густиною заряду prе  дозволяє виключити з рівняння (1) густину r . інтегруючи далі за x з урахуванням dx dpp p  , одержимо рівняння для незалежної від координат величини – повної густини струму  i :               , ,, 0 xj xpxe j п p п , (2) де  ,xe – напруженість прикладеного зовнішнього електричного поля, що діє на поверхневий шар гальмівної накладки;  ,xpp – квазіпостійна мікроскопічно зміщених зарядів. члени, що стоять в правій частині рівняння представляють, відповідно, густини струму зсуву, струму деполяризації і струму провідності. останній доданок також можна розбити на компоненти, так як вони відповідають руху носіїв різного знаку:          ,/,,,, xxexxgxj rrп    (3) оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 15 де    nneg – провідність діелектрика,  і  – рухливості позитивних і негативних зарядів з урахуванням їх можливого захоплення. густина цих носіїв   ren і  ren складаються з однорідних у просторі власних компонент en і en , які залежать від координат надлишкових компонент r і r . у (3) члени в квадратних дужках визначають омічний струм і струми надлишкового заряду позитивних і негативних носіїв. крім незалежності від x всередині поверхневих і підповерхневих шарів накладок повний струм  j приймає ті ж значення і в повітряних зазорах між металополімерними парами тертя і в зовнішньому ланцюзі. густина струму в повітряному зазорі визначається із залежності:        d de j 10 . (4) розглянемо (2) на границі «робоча поверхня фрикційної накладки повітряний зазор». запишемо умову неперервності електричного струму на границі 0x :         ,0,0,0 1100 pr pee . (5) при цьому припускаємо наявність на згаданій поверхні реальних зарядів з густиною r і поляризаційного заряду pp . підставимо тепер знайдене з (5) поле e в (3), тоді при 0x одержимо:               ,0 ,010 п r j d d d de j . (6) з врахуванням (4) ця рівність набуде вигляду:        d j rп ,0 ,0 . (7) звідси випливає, що струм з поверхневого шару визначається швидкістю зменшення поверхневого заряду з часом. при відсутності зазорів між металополімерними парами тертя під час електротермомеханічної фрикційної взаємодії з урахуванням зв'язку при xx  0 одержимо:      ,0, 0 p x pdxx . (8) при цьому приймаємо, що в початковий момент контакту робочої поверхні полімерної накладки з металевим фрикційним елементом реальні заряди на ній відсутні. тоді поле e буде описуватись виразом:       ,0ˆ,0 10 ppe . (9) підстановка результату (9) в (2) дає при 0x (на підставі другого правила кірхгофа) залежність:          ,01 п j j d d j . (10) у залежності (10) виконана заміна  1ˆ індукованим зарядом   1j з урахуванням того, що під час взаємодії пар тертя 1ˆ1  j . у проведених дослідах з омічними контактами дифузія зарядів відбувалась симетрично до границь фрикційної взаємодії, що взагалі не дає ніякого струму. єдиним процесом, ефективність якого дорівнює ста відсоткам є розупорядкування диполів поверхневого і підповерхневого шарів полімерної на оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 16 кладки. абсолютні значення струмів термостимульованого розряду гальмівних пар залежать, переважно, від величини заряду акумульованого поверхневим і підповерхневим шарами полімерної накладки. на перший погляд здається природним вважати, що інтеграл за часом від сили струму повинен дорівнювати початково створеному в поверхневому і підповерхневому шарах накладки заряду. проте це необов'язково, так як не всі процеси розпаду призводять до протікання зовнішнього струму відповідної величини. у виконаних експериментах по струмовому термостимульованому розряду з повітряним зазором гальмівних пар двоі тришарових структур всі процеси релаксації впливають на створення зовнішнього струму, включаючи і нейтралізацію зарядів провідності, оскільки в цьому випадку в поверхневому і підповерхневому шарах накладки є відмінне від нуля середнє електричне поле. те ж відноситься і до зарядного термостимульованого розряду, якщо експеримент проводиться також з двоі тришаровими структурами, що мають повітряні зазори між їх складовими. більш того, ці методи дозволяють вивчати також процеси звільнення зарядів з поверхневих пасток. таким чином, різні прийоми вивчення термостимульованого розряду суттєво доповнюють один одного. висновки таким чином, оцінені величини циркулюючих трибоелектричних струмів під час електротермомеханічної взаємодії в металополімерних парах тертя трибосистем. встановлено, що трибоелектричний струм обумовлений процесами стрибкової провідності та процесами релаксації в режимі їхнього обмеження полем просторового заряду. при нейтральному контакті в поверхневому і підповерхневому шарах полімерної накладки за температур нижчих за допустиму для її матеріалів за допомогою омічної провідності електричного струму в зовнішньому ланцюзі не виникає взагалі. крім того, досить неефективний відносно збудження зовнішнього струму і самодрейф зарядів, особливо коли для нейтралізації зарядам достатньо пройти лише незначні відстані. дифузія також малоефективна в створенні зовнішнього струму. у випадку достатньо невеликих рухливостей (наприклад, через захоплення зарядів) виникає ще один тип обмеження струмів, який є характерним в матеріалах полімерних гальмівних накладок. при цьому інжектований заряд в омічному контакті може утворити певний бар'єр поблизу плям металевих мікровиступів, що впливає на градієнт поля поверхневих шарів полімерної накладки та на подальшу інжекцію електричних зарядів. література 1. мамедов р.к. контакты металл-полупроводник с электрическим полем пятен / р.к. мамедов. – баку: госуниверситет, 2013. – 231 с. 2. криштопа с. і. електротермостимульована деполяризація взаємодіючих ділянок металополімерних пар тертя стрічково-колодкового гальма бурової лебідки (частина 1) / с. і. криштопа // нафтогазова енергетика. – івано-франківськ, 2012. – № 2 (18). – с. 46-54. 3. термоелектрична поляризація поверхонь фрикційних накладок гальмівних пристроїв / с. і. криштопа // розвідка та розробка нафтових і газових родовищ. – івано-франківськ, 2013. – № 1 (46). – с. 50-57. 4. криштопа с. и. контактно-импульсное взаимодействие различных типов контактов в металополимерных парах трения ленточно-колодочного тормоза буровой лебедки / с. и. криштопа // вестник азербайджанской инженерной академии. – баку, 2013. – том 5, № 3. – с. 38-49. 5. измайлов в. в. контакт твердых тел и его проводимость / в. в. измайлов, м. в. новоселов. – тверь: изд-во тгту, 2010. – 112 с. 6. левыкин д. а. математическая модель электрического контакта шероховатых поверхностей / д.а. левыкин // программные продукты и системы. – 2011, № 4. – с. 178-180. 7. пашаев а. м. закономерности изменения характеристик процессов, явлений и эффектов в рабочих слоях металлополимерных пар при электротермомеханическом трении / а.м. пашаев, м.я. джавадов, а.х. джанахмедов [и др.] // вестник азербайджанской инженерной академии. т. 6, № 1, 2014. – с. 7-24. надійшла в редакцію 24.01.2018 оцінка електричних струмів під час трибоелектричної взаємодії в металополімерних парах тертя проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 17 kozak f.v., kryshtopa s.i. estimation of electric currents during triboelectric interaction in metal-polymer friction pairs. the wear and destruction of frictional materials during friction is caused by the joint action of mechanical, thermal, chemical and electric fields on the surface layers of materials and the effect of their gradients that cause changes in materials. in the micro-contacts of the contacts of the metal-polymer brake vapor during the friction, dynamic loads are present, chemical reactions occur, and thermoelectric currents are generated. the disparate data on the energy volatility of the metalpolymer friction pairs of tribosystems require an assessment of not only external operational parameters, but also the values of circulating triboelectric currents. the latter are largely affecting the energy levels of the surface layers and the wear of the surfaces of the triangles. the specifics of polymer materials is that their operation in friction pairs is accompanied by triboelectrication processes. electric currents in polymeric lining, which are electrets, are caused by a number of reasons. first of all, these are the processes of electric friction, the change of the electric field or the charge of the electret over time, or simply its presence in the surface layers of the overlay. in general, the current consists of two components: one of them the conductivity current due to the physical motion of electric charges due to the cross section of the surface layer of the overlay, and the second the displacement current, appears due to reactive effects. the purpose of the work is to determine the values of circulating triboelectric currents during mechanical interaction in the metal-polymer friction pairs of tribosystems. in this publication, the following issues are considered in relation to this problem: to investigate the physical picture of the process of electrification of surfaces of metal-polymeric friction pairs of tribosystems during friction; to evaluate charging and discharge processes in the contacts of microvillages of metalpolymer friction pairs; determine the values of circulating triboelectric currents during the interaction in the metal-polymer friction pairs of tribosystems. key words: metal-polymer friction pairs, tribosystem, triboelectric currents, electrification of surfaces, energy levels, work of the output of electrons and ions. references 1. mamedov r.k. contacts metal-semiconductor with an electric field of spots. baku: state university, 2013. 231 p. 2. kryshtopa s.i. electro-thermostimulated depolarization of interacting parts of metal-polymer pairs of friction of tape-block brake of a drill winch (part 1). naftogazovaya energetika. ivano-frankivsk, 2012. no. 2 (18). p. 46-54. 3. thermoelectric polarization of surfaces of friction overlays of brake devices. s.i. kryshtopa. exploration and development of oil and gas fields. ivano-frankivsk, 2013. no. 1 (46). p. 50-57. 4. kryshtopa s.i. contact-impulse interaction of different types of contacts in metal-polymer pairs of friction of the band-brake brake of the drilling winch. s.i. kryshtopa. bulletin of the azerbaijan engineering academy. baku, 2013. volume 5, no. 3. p. 38-49. 5. izmailov v.v. contact of solids and its conductivity. v.v. izmailov, m.v. novoselov. tver: publishing house of tstu, 2010. 112 p. 6. levykin d.a. a mathematical model of the electrical contact of rough surfaces. software products and systems. 2011, no. 4. p. 178-180. 7. regularities of changes in the characteristics of processes, phenomena and effects in the working layers of metal-polymer pairs in electrothermomechanical friction. a.m. pashayev, m.ya. javadov, a.kh. dzhanakhmedov [and others]. bulletin of the azerbaijan engineering academy. t. 6, no. 1, 2014. p. 7-24. copyright © 2019 o.o. ivanov, p.m. prysyazhnyuk, d.l. lutsak, m.y. burda, l.d. lutsak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 14-21 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-14-21 increasing the durability of working elements of equipment for abrasivecontaining masses processing o.o. ivanov1*, p.m. prysyazhnyuk1, d.l. lutsak1, m.y. burda1, l.d. lutsak2** 1ivano-frankivsk national technical university of oil and gas, ivano-frankivsk, ukraine 2intersectoral research and production center “epsilon ltd”, ivano-frankivsk, ukraine *e-mail: o.ivanov@nung.edu.ua ** e-mail: office.epsilon@gmail.com abstract the operating parameters of modern equipment for transportation, mixing and pressing of an abrasivecontaining masses are examined. the main wear modes are determined to which the working surfaces of the specified equipment are exposed during its operation. the list of main materials of which the working elements of the considered equipment are made, as well as the list of the main serial surfacing materials used for their hardening are shown. the mechanism of abrasive wear of coatings based on w2c – wc and coatings based on tib2 – tic was investigated. key words: wear-resistant coatings, abrasive wear, transporting, mixing, pressing, tungsten carbide, titanium carbide, titanium diboride. introduction one of the important tasks of the whole list of industries is to increase the wear resistance of the working elements of machines and mechanisms operating under the conditions of intensive abrasive wear, which is the most common and destructive type of mechanical wear. such industries include: mining, oil and gas, energy, metallurgy, woodworking, construction, agriculture, etc. where the working surfaces of machines and mechanisms are in direct contact with the material being processed and, in most cases, with the mineral environment. the issue of increasing the durability of the working elements of equipment for the transportation, mixing and pressing of abrasive-containing masses is connected with the study of the patterns, nature and features of the abrasive wear mechanism. this opens the perspectives of developing reasonable measures to increase the reliability of such equipment, including method of strengthening its working surfaces since longterm use of the equipment under conditions of intensive abrasive wear leads to a decrease in performance, which causes a deterioration in the quality of the original products. formulation of the problem currently, in most cases, the modes of operation of modern equipment for the transportation, mixing and compression of abrasive and abrasive-containing masses have been brought to the forced ones, which are larger at times, and in some cases by an order of magnitude, compared to the traditional ones, for example: in conjunction with traditional industrial mixers with a 90 … 120 min-1 rotation speed of blades turbo mixers with a 800 … 1600 min-1 rotational speed are used; wet pressing of raw bricks with the use of modern vacuum presses implies a working pressure of compression of 25 … 28 mpa, whereas this figure for the presses of the previous generation was only 1,8 … 2,5 mpa; while dry pressing of building ceramics the pressures reaches 30 mpa; production of fuel briquettes involves working pressures in the pressing zone of 20 … 35 mpa; production of fuel granules (pellets) is carried out at a working pressure in the pressing zone of 30 … 40 mpa [1]; problems of tribology 15 production of compound feeds with extrusion involves working pressures in the pressing area of 8 … 10 mpa; the pressures of the abrasive masses while manufacturing of an abrasive tool, reaches 75 mpa. thus, the growth of power and speed modes of operation of equipment for transportation, mixing and pressing of abrasive-containing masses necessitates the increasing of durability of the working elements of the abovementioned equipment. purpose the purpose of this work is to analyze the main wear mechanisms of working elements of modern equipment for processing abrasive-containing masses on the basis of the analysis of the parameters of their operation. review of the most used materials for the manufacture of the working elements of the considered equipment, as well as the analysis of the perspectives of using surfacing materials for their strengthening. literature review continuous tendencies to minimize equipment and structure of the technological cycle in most of the abovementioned examples involves the dynamic transformation of the movable abrasive mass in contact with the working surfaces of the equipment, first to a less mobile, and in the final stage almost motionless, often related to monolithic abrasive. under these conditions, the abrasive particles partially reduce their mobility and cannot freely push off and scroll in the process of contact with the work surfaces, which causes an increasing in the intensity of abrasive wear. confirmation of the abovementioned statements are images of worn surfaces of working elements of high-performance technological equipment for transportation, mixing and pressing of abrasive-containing masses (fig. 1). the authors of [2 3] indicate that the conditions of wear due friction in the abrasive mass are different from the conditions of friction over the monolithic abrasive, primarily due to the external force on the contact surface. however, the micro-cutting and deforming action of a single abrasive particle remains an elemental component of the wear mechanism. since the abrasive particle in the mass is pushed with the detail from the path of motion, the force at the point of contact will be determined by the speed of movement of the part in the abrasive mass, the density of this mass, the size and hardness of its particles. in the case of wear in the abrasive mass, it is more difficult to create and control the stability of the external force at the contact of the interaction of the abrasive particle and the wear surface [3 4]. considering the fracture mechanisms of the friction surface of a metal that interacts with sliding in the abrasive mass, it is necessary to emphasize the importance of the level of active abrasive particles fixation in the mass. on the one hand, the higher the degree of fixation, the more likely it is to scratch; on the other hand, the mobility of the abrasive particles, which should allow the inflow of sharp particles to replace the blunt ones, is quite important. the results of studies [5] show the efficiency of particle mobility for the intensification of abrasive fracture. brittle, solid, practically not charged materials that can wear out in the abrasive environment of more hard, brittle and strong particles were particularly considered. the process of grinding this materials corresponds to the process of wear over time. in [2, 5 6] the main factors influencing the process of abrasive wear are highlighted: nature and form of structural components of the alloy; nature and hardness of the abrasive material; the degree of bonding of the abrasive particles; pressure on the abrasive particle. it is experimentally established that the mechanism of abrasive wear is determined mainly by the ratio of the hardness of the metal and the hardness of the abrasive particles, and it is necessary prerequisite for its manifestation is the predominant hardness of the wearing body compared with the wear one [3]. studies [3, 7] found that the dependence of the wear resistance on the hardness of material is directly proportional only in the case of micro-cutting and plastic deformation, as well as when the abrasive particles remain stationary and there are no following factors: destruction of abrasive particles, strong surface heating and impact on the material of an aggressive environment. a special consideration is given to the situation when, under actual operating conditions, abrasive particles have the form of a moving abrasive mass, which is rubbed in the gaps between the contacting surfaces. as a result, scratches are formed on the work surfaces of the parts, occurs elastic-plastic deformation of the surface layer as well as occurs fatigue destruction of the surfaces. problems of tribology 16 a b c d e f g h fig. 1. appearance of worn work surfaces of equipment for processing abrasive materials (arrows indicate the characteristic manifestations of abrasive wear): a – blade of the concrete mixer; b –a fragment of the turbine mixer blades for the manufacture of dry compounds; c – section of a auger of vacuum press for the manufacture of construction ceramics; d – fragment of the blade of the mixer for the manufacture of particleboard; e – punches for sawdust briquetting press for the manufacture of fuel briquettes; f – auger of a sawdust briquetting press for production of fuel briquettes; g – a fragment of a pellet press matrix; h – roll of pellet press problems of tribology 17 tenenbaum m.m. indicates [8] that the contact of the abrasive particle with the friction surface contained in the abrasive mass is carried out on a relatively small area where maximum stresses may occur, which depending on the radius of curvature of the abrasive particle projection, normal compression force and strength of the abrasive particle. in addition, it is necessary to take into account the tangential force that determines the attachment of the abrasive particles among other particles, namely the average internal friction coefficient in the abrasive mass. in general, the positive effect of the hardness of the material on its wear resistance is most evident in the first stage of abrasive wear, when the abrasive particle is immersed in the surface of the material. mainly, the compression stresses characteristic of the force of the indenter in the process of determining the hardness by any of the known methods [2], operate under the contour of contact of a single abrasive particle with the wear surface. therefore, the higher the hardness of the material, the lower the depth of immersion of the abrasive particles. in [9], this dependence is given taking into account the properties of the abrasive and the interaction conditions: p h c hv   , (1) where h – immersion depth of the abrasive particle; p – specific load; c – a dimensionless coefficient that depends on the shape of the abrasive particle; η –number of abrasive particles per unit area of the abrasive surface; hv – hardness of the metal. the use in this formula of the coefficient c characterizing the state of the abrasive is justified, since the shape of the abrasive particles (with blunt or sharp peaks), the strength and roughness of the material, the size of the free abrasive particles will significantly affect their abrasive ability, and therefore, their durability and friction surfaces [2, 9]. in the second stage of abrasive wear, the picture of the stress state at the contact is more complicated than under the indenter in the process of determining the hardness. in the metal which is in contact with the abrasive particles there are tensile, compression, shear stresses namely the resistance of metal becomes complex. depending on the properties of the abrasive and metal, last undergoes various destruction in the movement of the abrasive particle. the metal can be removed from the wear surface by micro-cutting with abrasive particles, crumble with a brittle fracture, pushes into the heaps by scratching, undergoing considerable deformation in this case. in the first two cases, the separation of the metal passes through a single passage of the abrasive particle, in the other two cases the separation of the material passes through repeated re-deformation of metal volumes that are displaced from the scratch with fatigue. in the conditions of abrasive wear, all types of friction surface destruction develop under the determining influence of one of the considered mechanisms. considering the separation of metal with an abrasive particle as a kind of mechanical fracture, it is need to determine the decisive role of strength in the process of abrasive wear. the value of strength in the mechanism of abrasive wear of steels is considered in [2, 10 11]. the dependence of the wear resistance of steel on its hardness and strength limit is established. at constant hardness values ≤ 50 hrc, a significant change in the tensile strength does not affect the durability. results the mechanism of abrasive wear, which is difficult while contacting the wear particle with steels, is further complicated for deposited coatings, which are characterized by pronounced heterogenous structure [6, 12]. at the macro level, the mechanisms of abrasive wear of steels and alloys are similar, which allows to use knowledge of the basic patterns of steel wear while developing and predicting the wear resistance of alloys. thus, the destruction of the surface layer of the working elements of equipment for processing abrasivecontaining masses is cyclical, the period of which is determined by the composition of the processing mass and the contact-force conditions of interaction in each case. it should be noted that the periodic nature of the formation and destruction of chemically modified surface layers under real friction conditions is local (at each site of the friction surface). due to the discreteness of the contact, the heterogeneity of the load plot in time and in spatial coordinates in different parts of the friction surface, different phases of locally periodic processes occur simultaneously. this leads to smoothing of the periodicity and dynamic equilibrium of the processes of formation and destruction of surface oxide structures due to the physic-statistical distribution of locally periodic processes. the most of the damage to the work surface is related to abrasive wear processes, in addition to the associated types of wear, such as: oxidative wear – the gradual destruction of the working surfaces of the equipment during friction on the compacted mass, which consists in the formation and removal of oxide layers. the presence of this type of problems of tribology 18 wear confirms its characteristic feature – the smoothness and brilliance of the surfaces. oxidative wear is enhanced by the intensification of the adsorption and diffusion processes of oxygen through the heating of the friction surface layers. another powerful factor in the activation of oxidative wear is the plastic deformation of the surface layers of the tool; thermal wear – intensive destruction of the surfaces during friction on the compacted mass due to high temperatures heating. as a result of such thermocycling, certain structural transformations occur, internal stresses are forming, which leads to the loss of mechanical strength of the surface layers, appearance of cracks and intense destruction of the surface; hydrogen wear – occurs due to the action of hydrogen ions released during the dissociation of various substances and as a result of chemical reactions in which the components of the processing mass participate in the process of frictional interaction [13]. in particular, it was experimentally established that in case of wood processing the composition of the gas atmosphere has the following composition, %: h2 – 4,2...6, ch4 – 2, co – 70...72, co2 20 [14], in the contact space of the friction pair "wood-steel"; the most common materials for the production of working elements of equipment for processing abrasive-containing masses are high-alloy steels of grades h12m (x12m), r6m5 (p6m5), 12hs (12xc), 9hs (8xc), h18 (x18), as well as cast iron grades ci22 (чх22), ci28 (чх28), ci28n2 (чх28н2) [15]. one of the effective methods of increasing the wear resistance of the considered equipment is the surfacing of electric arc composite coatings that are resistant to abrasion. the high durability of such coatings is due to the presence in their structure of refractory inclusions, which act as a barrier to the movement of abrasive particles, and also increasing the corrosion resistance of the coating. in modern conditions, the most widespread are high-chromium surfacing materials based on iron (electrode materials of brands t-590, t-620). their main disadvantage is the formation of coatings with largegrained structural components of the eutectic type, which do not allow to provide a sufficiently high stability in the conditions of abrasive wear [16]. as an alternative to high-chromium materials, tungsten-containing materials such as “relit tz” are used, which are macro-compositional coatings based on tungsten carbides (w2c, wc) of 0,3 1,2 mm in size. however, taking into account the high cost of tungsten initial materials and its growing scarcity, the widespread use of these materials is rapidly losing its profitability. a b fig. 2. macro-relief of the wear surfaces while testing the deposited coatings in the abrasive mass (x50): a – w2c–wc based coating (“relit tz”); b – tib2–tic based coating problems of tribology 19 as shown in [16 17], it is rational to use titanium compounds (tib2, tic), which are characterized by higher microhardness, and the initial material for their preparation by a substantially lower cost, as an alternative to tungsten compounds in the deposited coatings. the authors performed comparative tribotechnical tests of w2c-wc based coatings (“relit tz”) and tib2–tic based coatings under the conditions of friction in the abrasive environment [16]. the green 54c f20 silicon carbide was used as an abrasive according to tuu 24.1–00222226–059: 2006 (710 … 1700 μm particle size). on the basis of the carried researches it was found that the macro-relief of the friction surface of the deposited material "relit tz" (fig. 2, a) is characterized by the presence of small parallel longitudinal scratches formed in the process of interaction with abrasive grains. on the worn surface, a significant number of substantially sticking out massive inclusions of the reinforcing phase were detected without traces of significant abrasive grain damage. inclusions of the reinforcing phase act as a barrier to the movement of abrasive particles, and their large size causes the formation of less worn areas of the matrix, located behind the grains of the reinforcing phase. there were not significant damage and deep scratches on the surface of the reinforcing inclusions are observed, which is caused by a comparable level of tungsten carbide hardness (up to 22 gpa). macro-relief of the friction surface of a deposited material based on tib2 – tic (fig. 2, b) is characterized by the presence of small parallel longitudinal scratches. the nature of bond failure indicates the predominance of plastic re-deformation and micro-cutting processes. on the worn surface, a significant number of sticked out bare grains of the reinforcing phase of 20-50 μm in size were found. the microhardness of the reinforcing inclusions of titanium carbides and diborides exceeds the hardness of the abrasive, and is 30 gpa and 35 gpa [18], respectively, which allows to provide a high level of wear resistance under conditions of abrasive action. the carried studies are confirmed by the results of tests for abrasive wear resistance, highlighted in [16]. in particular, the relative wear resistance of coatings based on tib2 – tic exceeds the serial high chromium coatings by 2,2 ... 3,8 times and is at the level of the wear resistance of coatings based on w2c – wc. in this case, the total mass content of the main alloying elements in this coating is lower by 2,2 … 2,4 compared with tungsten-containing coatings. therefore, the proposed tungsten-free tib2–tic coatings can be used as alternatives for high-chromium coatings as well as for the replacement of tungsten coatings (for economic reasons) in the case of large volumes of material. the practical experience of using tungsten-free coatings on the base of the “epsilon ltd” intersectoral research and production center during the restoration and strengthening of the working elements of equipment for transporting, mixing and pressing abrasive-containing masses confirms the expediency of their use. conclusions 1. the working parameters of modern equipment for transportation, mixing and pressing of abrasivecontaining masses are considered. the basic types of wear to which the working surfaces of the specified equipment are exposed during its operation are determined. 2. the list of materials from which the working elements of the equipment for processing abrasivecontaining masses are made, as well as the list of the main serial surfacing materials used for strengthening the working elements of the abovementioned equipment, is explained. 3. the mechanism of abrasive wear of coatings based on w2c–wc and coatings based on tib2–tic was investigated. the results of laboratory tests and practical application substantiate the effectiveness of use of tungsten-free coatings. references 1. mjuller o.d., melehov v.i., ponomareva n.g., tjurikova t.v. vlijanie otnositel'noj dliny fil'ery matricy na davlenie pressovanija termomodificirovannoj berezovoj kory v press-granuljatorah valkovogo tipa // lesnoj zhurnal. – 2017. № 5. p. 110–118. 2. vinogradov v. n. abrazivnoe iznashivanie / v. n. vinogradov, g. m. sorokin, m. g. kolokol'nikov. – m.: mashinostroenie, 1990. – 221 p. 3. lorenc v.f. iznos detalej, rabotajushhih v abrazivnoj srede/ v.f. lorenc. – m.: izd. an sssr, 1959. – 89 p. 4. kashheev v. n. ob iznashivanii pri trenii v abrazivnoj masse // v kn. problemy trenija i iznashivanija. – k.: tehnika, 1973. – p .53—59. 5. popov s.n. fizicheskie i materialovedcheskie osnovy iznashivanija detalej mashin [digital sourse] / s.n. popov. – url: http://old.zntu.edu.ua/base/i2/iff/k3/ukr/tribos/books/izgotbm/izgot.htm. 6. popov s.m. tribotehnіchnі ta materіaloznavchі aspekti rujnuvannja stalej і splavіv pry znoshuvannі: navchal'nij posіbnik /. s.m. popov, d.a. antonjuk, v.v. netrebko. – zaporіzhzhja: zntu, vat «motor sіch», 2010. – 368 p. problems of tribology 20 7. hrushhev m.m. abrazivnoe iznashivanie / m.m. hrushhev, m.a. babichev. – m: nauka, 1970. – 252 p. 8. tenenbaum m. m. iznosostojkost' konstrukcionnyh materialov i detalej mashin pri abrazivnom iznashivanii / m. m. tenenbaum. – m.: mashinostroenie, 1966. – 331p. 9. vinogradov v.n. iznosostojkost' stalej i splavov: uchebnoe posobie dlja vuzov / v.n. vinogradov, g.m. sorokin. – m.: neft' i gaz, 1994. – 417 p. 10. vinogradov v.n. abrazivnoe iznashivanie buril'nogo instrumenta / v.n. vinogradov, g.m. sorokin, v.a. docenko. – m.: nedra, 1980. – 207 p. 11. sorokin g.m. vzaimosvjaz' iznosostojkosti i mehanicheskih svojstv stali / g.m. sorokin // vestnik mashinostoenija. – 1990. – vip. №11. – p. 9-13. 12. dvoruk v.i. vlijanie legirovanija matricy na strukturu i abrazivnuju iznosostojkost' makrogeterofaznogo kompozicionnogo splava / v.i. dvoruk, m.v. kindrachuk // problemi tertja ta znoshuvannja: nauk.tehn. zb. – k.: nau, 2011. – vip. 55. – p.106–111. 13. pamfilov e.a. iznashivanie detalej iz zhelezouglerodistyh splavov pri frikcionnom kontakte s drevesinoj / e.a. pamfilov, ja.s. prozorov // sistemy. metody. tehnologii. – 2012. – №1 (13). – p. 49-53 14. pamfilov e.a. some issues of tools hydrogen wear / e.a. pamfilov, m.n. petrenko // dolgovechnost’ trushchikhsya detaley mashin: sb.st. – 1986. – № 1. – p. 148-153. 15. lutsak d. l. zmіcnennja robochih organіv obladnannja dlja vigotovlennja palivnih briketіv ta granul / d. l. lutsak, o. v. pylypchenko, m. j. burda // problems of tribology. – 2015. – № 2. – p. 19-25. 16. lutsak d. l. formation of structure and properties of composite coatings tib2-tic-steel obtained by overlapping of electric-arc surfacing and self-propagating high-temperature synthesis / d. l. lutsak, p. m. prysyazhnyuk, m. o. karpash, v. m. pylypiv, and v. o. kotsyubynsky // metallofiz. noveishie tekhnol., 38, no. 9 – 2016. p. 1265-1278. 17. lutsak d. analysis of the microstructure of tic-based surfaced layer by combin-ing arc surfacing with self-propagating high-temperature synthesis / d. lutsak, p. prysyazhnyuk, m. karpash // metallurgical and mining industry. no 2 – 2016. p. 126-132. 18. samsonov g. v. tugoplavkie soedinenija: spravochnik / g. v. samsonov, i. m. vinickij. – 2-e izd. – m.: metallurgija, 1976. – 560 p. problems of tribology 21 іванов о.о., присяжнюк п.м., луцак д.л., бурда м.й., луцак л.д. підвищення зносостійкості робочих органів обладнання для перероблення абразивовмісних мас. розглянуто робочі параметри сучасного обладнання для транспортування, змішування і пресування абразивовмісних мас. визначено основні види зношування, яким піддаються робочі поверхні вказаного обладнання в процесі його експлуатації. висвітлено перелік матеріалів з яких виготовляються робочі органи розглянутого обладнання, а також перелік основних серійних наплавлювальних матеріалів, що використовуються для їх зміцнення. досліджено механізм абразивного зношування композиційних покриттів на основі w2c–wc та покриттів на основі tib2–tic. ключові слова: зносостійкі покриття, абразивне зношування, транспортування, змішування, пресування, карбід вольфраму, карбід титану, диборид титану. cварка трением с перемешиванием алюминиевого сплава 95 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 106 гнатенко и.а.*, заболотный с.д.*, лисовенко а.а.*, лукаш в.а*, цап и.в.**, присяжнюк п.н.** *институт сверхтвердых материалов им. в.н. бакуля, г. киев, украина ** ивано-франковский национальный технический университет нефти и газа, г. ивано-франковск, украина e-mail: pavlo1752010@gmail.com сварка трением с перемешиванием алюминиевого сплава в95 удк 621.791 рассмотрена возможность сваривания алюминиевого сплава в95, исследовано микроструктуру сварного соединения, определены основные зоны, исследовано фазовый состав. при сваривании трением с перемешиванием алюминиевого сплава в его структуре выявлено три зоны. установлено, что при сваривании данным методом размер зерна сплава уменьшается в 10 раз(с 50 мкм до 5 мкм). ключевые слова: сваривание трением с перемешиванием, алюминиевый сплав, структура, размер зерна сплава. вступ с развитием авиационно-космической техники расширилось использование неметаллических композиционных материалов. наряду с высокоресурсными сплавами типа дуралюмина, широко используются сложнолегированные алюминиевые сплавы. [1–3]. наиболее высокопрочными алюминиевыми сплавами являются термоупрочняемые сплавы системы al-zn-mg-cu [4, 5]. сплав этой системы в95 (7075) применяют в самолетостроении для нагруженных конструкций, работающих длительное время при 100-120 ºс в условиях напряжения сжатия (обшивка, стрингеры, шпангоуты, лонжероны и т.д.; силовые каркасы строительных сооружений и т.п.) [6–8]. при изготовлении сложных деталей и массивных изделий возникает потребность в сварке отдельных частей материала. изучению этого процесса и посвящена данная работа. исследовалась структура сварного шва на примере алюминиевого сплава в95. так как этот сплав не рекомендуют сваривать электронно-лучевой сваркой, а только капельной, все больше стали использовать инновационный метод – сварка трением с перемешиванием (стп), который широко используется для сваривания алюминиевых, магниевых и других сплавов [9–11]. в [7] указано, что алюминиевые сплавы, легированные cu, mg, zn и т. п. подвергаются упрочняющей термической обработке. а легирующие элементы образуют с алюминием твердые растворы ограниченной переменной растворимости и промежуточные фазы: cual2, mgzn2 и др. легирующие элементы образуют с алюминием пересыщенные твердые растворы. в процессе термической обработки (гомогенизации и горячей обработки давлением) происходит распад твердых растворов с образованием тонкодисперсных частиц интерметаллидных фаз, которые упрочняют сплав. автор работы [8] считает, что наибольшее упрочнение сплавов достигается благодаря mgzn2, mg2si и s-фазы (al2cumg), имеющих сложную структуру и состав, отличный от α-твердого раствора на основе al. основная часть в данной работе приведены результаты структурных исследований обазцов алюминиевого сплава в95, свареных методом сварки трением с перемешиванием (стп), схема которого приведена на рис. 1. сваривались пластины размером 150 х 400 толщиной 10 мм вдоль длинной стороны. принцип сваривания таким способом подробно рассмотрен в [12]. структуру материала до и после сваривания изучали на оптическом микроскопе мим-8м при разных увеличениях, фазовый состав исходного материала и сварного соединения определяли методом рентгеноструктурного анализа на дифрактометре дрон-2. при исследовании микроструктуры сплава до сваривания (рис. 2) установлено, что средний размер зерен твердого раствора на основе алюминия составляет 50 мкм. cварка трением с перемешиванием алюминиевого сплава 95 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 107 рис. 1 – схема сваривания материала методом трения с перемешиванием: 1-корпус инструмента; 2-основной металл;3-зона сварки с перемешиванием рис. 2– микроструктура алюминиевого сплава в95 в состоянии проката (исходный образец), полученная на оптическом микроскопе мим-8м, увеличение ×225 ниже приведен внешний вид образца, полученного в результате сваривания. при этом на рис.3а показан не травленый образец, когда никаких следов сварного соединения не заметно, а на рис 3.б тот же, но протравленый, на котором четко выделяется не только зона сварного шва но и две другие зоны тепло-физической картины его формирования. а б рис. 3 – общий вид сварного образца: до травления (а) и поле травления (б) анализируя отмеченные зоны тепло-физической картины формирования сварного соединения заметим, что скорость окисления при травлении реактивом в зонах отличается. при этом максимальная скорость окисления соответствует зоне 2, которая наиболее сильно окислена в результате травления. зона 1 характеризуется высокой коррозионной стойкостью и при травлении не окисляется. зона 3 занимает промежуточное состояние между зонами 1 и 2, хотя она располагается как бы за зоной сваривания. анализ ее структуры показывает, что она отличается от микроструктуры основного материала (см. рис. 4), что, возможно, она претерпевает изменения в результате нагрева в процессе сваривания сплава. после сваривания микроструктура сварного шва и прилегающих к ней зон имеют структуру отличную от исходного состояния алюминиевого сплава. на рис. 4 приведены микроструктуры материала до сваривания и после сваривания (зона 3края пластин после сваривания). а б рис. 4– микроструктура сплава в95, увеличение × 225: адо сваривания; бпосле сваривания, зона 3. cварка трением с перемешиванием алюминиевого сплава 95 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 108 возможно такое отличие в структуре сплава до сваривания и после, связано с тем, что в процессе нагрева при сваривании, зона нагрева распространяется достаточно широко вглубь свариваемых пластин, вследствие чего в структуре зоны 3 происходят изменения, приводящие к снятию структурного упрочнения. при рассмотрении структуры зоны 1 и зоны 2 можно наблюдать границу между сварным швом и исходной структурой сплава (рис. 5). рис. 5 – микроструктура сварного шва, изображение получено на оптическом микроскопе мим8м, увеличение × 225 на рис. 5 четко можно наблюдать измельчение зерна, средний размер которого уменьшился в результате сваривания трением с перемешиванием с 50 мкм (в исходном состоянии, см. рис. 2) до 5 мкм, то есть при сваривании размер зерна алюминиевого сплава в95 уменьшается в 10 раз. в работе [13] указывается, что при сваривании трением с перемешиванием сплава аа2219-т87 также в зоне сваривания образуются три различные микроструктурные зоны. можно отметить, что образование такого количества зон по-видимому характерно для такого способа сваривания. проведенный рентгеноструктурный анализ поверхности образца на наличие интерметаллидных фаз информации о составе фаз не дал. поскольку не удалось зафиксировать других фаз кроме алюминия. (рис. 6). 0 20 40 60 80 100 120 140 30 40 50 60 70 80 90 100 110 1 2 3 (4 2 0 ) 8% (3 3 1 ) 8% (4 0 0 ) 2% (2 2 2 ) 7% (3 1 1 ) 24 % (2 2 0 ) 22 % (2 0 0 ) 4 7% (1 1 1 ) 1 00 % i, в ід н. о д. 2θ, ° рис. 6 – рентгенограмма разных зон сварного соединения: 1 — зона 3свариваемые части материала, 2 — зона 2 – переходная зона, 3 — зона 1зона сваривания. cварка трением с перемешиванием алюминиевого сплава 95 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 109 рентгенодифракционные исследования показали, что зерна в середине сварного соединения расположены хаотично, поскольку в зоне 2 не наблюдается текстурирование образца. тогда как для остальных зон наблюдается перераспределение интенсивности пиков: снижается высота линии 111 и повышается высота линии 400. выводы на наш взгляд, разупорядочение кристаллов вследствие перемешивания в зоне трения, должно отражаться на изменении механических свойств в зоне сварного шва в сравнении с основным сплавом. в результате проведенной работы можно сделать вывод, что применение метода сваривания трения с перемешиванием к сплаву в95 приводит к образованию нескольких зон в структуре материала. эти зоны по своему химическому составу не изменяются, но отличаются коррозионной стойкостью и структурой. в сплаве после сваривания происходит разупорядочение кристаллов, что может отразится на физико-механических свойствах материала. возможно, в результате сваривания уменьшается пресс эффект, нагрев до 300 ºс при сваривании приводит к снятию структурного упрочнения. поэтому необходимо искать новые технологические приемы сваривания подобных сплавов. література 1. фридляндер и.н., сенаторова о.г., ткаченко е.а., молостова и.и. развитие и применение высокопрочных сплавов системы al–zn–mg–cu для авиакосмической техники // в сб. «75 лет. авиационные материалы. избранные труды «виам» 1932–2007»: юбилейн. науч.-техн. сб. / под общ. ред. е.н. каблова. – м.: виам. 2007. – с. 157–163. 2. осинцев о.е., конкевич в.ю. высокопрочные быстрозакристалли-зованные алюминиевые сплавы систем al–zn–mg и al–zn–mg–cu // технология легких сплавов. – 2010. – № 1. – с. 157–163. 3. нго тхань бинь, н.а. джиндо, а.б. семенов, б.и. семенов тиксоформинг высокопрочных сплавов системы al—zn—mg—cu вестник мгту им. н.э. баумана. сер. “машиностроение”. 2012 4. в.м. белецкий, г.а. кривов. алюминиевые сплавы (состав, свойства, технология, применение) справочник / под общей редакцией академика ран и.н. фридляндера. к.: коминтех, (2005), 315с. 5. д.е. педун, в.п. пойда, в.в. брюховецкий, а.в. пойда, т.ф. сухова, а.л. самсоник, в.в. литвиненко, е.а. спиридонов. высокотемпературная структурная сверхпластичность и частичное плавление высокопрочного сплава 1933 системы аl-mg-zn-cu-zr. вісник хну, № 1019, серія «фізика», вип. 16, 2012 6. сверхпластическая формовка конструкционных сплавов / под ред. н. пейтона, к. гамильтона: пер. с анг. м.: металлургия, (1985), 218с. 7. материаловедение: учебник для высших технических учебных заведений. б.н. арзамасов, и.и. сидорин, г.ф. косолапов и др.; под общ. ред. б.н. арзамасова. – 2-е изд., испр. и доп. – м.: машиностроение, 1986. – 384 с. 8. металловедение и термическая обработка металлов/ ю.м. лахтин. изд. 3 –е перераб. и доп. – м., «металлургия», 1983. 9. моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием /а.л. майстренко, в.м. нестеренков, в.а. дутка, в.а. лукаш, с.д. заболотный1, в.н. ткач//автоматическая сварка, № 1. – 2015. – с.5–14 10. friction stir welding of aluminium alloys / p.l. threadgill, a.j. leonard, h.r. shercliff , p.j. withers // int. mater. rev. – 2009. – 54, № 2. – p. 49–93. 11. восстановление плит медных кристаллизаторов непрерывной разливки стали методом наплавки трением с перемешиванием / в.и. зеленин, м.а. полещук, е.в. зеленин и др. // породоразрушающий и металлообрабатывающий инструмент – техника и технология его изготовления и применения. – 2010. – вып. 13. – с. 476–479. 12. инструменты для стыковых, нахлесточных, тавровых сварочных соединений, наплавки и клепки трением с перемешиванием. // научно-технический журнал «технологические системы» 1(78)2017 с. 97 13. сриниваса рао г., субба рао в. в., котесвара рао с.р. микроструктура и коррозия в солевом тумане сваренного трением с перемешиванием алюминиевого сплава аа2219/ металлофизика и новейшие технологии, том 37, выпуск 4. поступила в редакцію 28.03.2018 cварка трением с перемешиванием алюминиевого сплава 95 проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 110 gnatenko i.a., zabolotnyj s.d. lisovenko a.a., lukash v.a, tsap i.v., prisjazhnjuk p.n. welding with friction with mixing aluminum alloys v95 the possibility of welding an aluminum alloy v95 considered, the microstructure of the welded joint investigated, the main zones are determined, and the phase composition investigated. when welded by friction with stirring of an aluminum alloy, three zones are revealed in its structure. it is established that when welding by this method, the grain size of the alloy decreases by a factor of 10 (from 50 μm to 5 μm). keywords: friction stir welding, aluminum alloy, structure, grain size of the alloy. references 1. fridljander i.n., senatorova o.g., tkachenko e.a., molostova i.i. razvitie i primenenie vysokoprochnyh splavov sistemy al–zn–mg–cu dlja aviakosmicheskoj tehniki // v sb. «75 let. aviaci-onnye materialy. izbrannye trudy «viam» 1932–2007»: jubilejn. nauch.-tehn. sb. / pod obshh. red. e.n. kablova. – m.: viam. 2007. – s. 157–163. 2. osincev o.e., konkevich v.ju. vysokoprochnye bystrozakristalli-zovannye aljuminievye splavy sistem al–zn–mg i al–zn–mg–cu // tehnologija legkih splavov. – 2010. – № 1. – s. 157–163. 3. ngo than' bin', n.a. dzhindo, a.b. semenov, b.i. semenov tiksoforming vysokoprochnyh splavov sistemy al—zn—mg—cu vestnik mgtu im. n.je. baumana. ser. “mashinostroenie”. 2012 4. v.m. beleckij, g.a. krivov. aljuminievye splavy (sostav, svojstva, tehnologija, primene-nie) spravochnik / pod obshhej redakciej akademika ran i.n. fridljandera. k.: kominteh, (2005), 315s. 5. d.e. pedun, v.p. pojda, v.v. brjuhoveckij, a.v. pojda, t.f. suhova, a.l. samsonik, v.v. litvinenko, e.a. spiridonov. vysokotemperaturnaja strukturnaja sverhplastichnost' i chastichnoe plavle-nie vysokoprochnogo splava 1933 sistemy al-mg-zn-cu-zr. vіsnik hnu, № 1019, serіja «fіzika», vip. 16, 2012 6. sverhplasticheskaja formovka konstrukcionnyh splavov / pod red. n. pejtona, k. gamil'to-na: per. s ang. m.: metallurgija, (1985), 218s. 7. materialovedenie: uchebnik dlja vysshih tehnicheskih uchebnyh zavedenij. b.n. arzamasov, i.i. sidorin, g.f. kosolapov i dr.; pod obshh. red. b.n. arzamasova. – 2-e izd., ispr. i dop. – m.: mashi-nostroenie, 1986. – 384 s. 8. metallovedenie i termicheskaja obrabotka metallov/ ju.m. lahtin. izd. 3 –e pererab. i dop. – m., «metallurgija», 1983. 9. modelirovanie teplovyh processov dlja uluchshenija struktury metallov i splavov metodom trenija s peremeshivaniem /a.l. majstrenko, v.m. nesterenkov, v.a. dutka, v.a. lukash, s.d. zabolot-nyj1, v.n. tkach//avtomaticheskaja svarka, № 1. – 2015. – s.5–14 10. friction stir welding of aluminium alloys / p.l. threadgill, a.j. leonard, h.r. shercliff , p.j. withers // int. mater. rev. – 2009. – 54, № 2. – p. 49–93. 11. vosstanovlenie plit mednyh kristallizatorov nepreryvnoj razlivki stali metodom naplavki treniem s peremeshivaniem / v.i. zelenin, m.a. poleshhuk, e.v. zelenin i dr. // porodorazru-shajushhij i metalloobrabatyvajushhij instrument – tehnika i tehnologija ego izgotovlenija i primene-nija. – 2010. – vyp. 13. – s. 476–479. 12. instrumenty dlja stykovyh, nahlestochnyh, tavrovyh svarochnyh soedinenij, naplavki i klepki treniem s peremeshivaniem. // nauchno-tehnicheskij zhurnal «tehnologicheskie sistemy» 1(78)2017 s. 97 13. srinivasa rao g., subba rao v. v., kotesvara rao s.r. mikrostruktura i korrozija v sole-vom tumane svarennogo treniem s peremeshivaniem aljuminievogo splava aa2219/ metallofizika i no-vejshie tehnologii, tom 37, vypusk 4. обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 6 войтов в.а., бекиров а.ш., войтов а.в. харьковский национальный технический университет с/х им. п.василенко, г. харьков, украина e-mail: vavoitovva@gmail.com обоснование критериев оценки инерционности трибосистем удк 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-6-13 предложено определение инерционности трибосистемы, как свойство, измеряемое отрезком времени, по истечении которого трибосистема способна реагировать на изменение входного воздействия (изменения нагрузки, скорости скольжения, смазочной среды), осуществляя преобразование механической энергии деформации шероховатостей и материала поверхностных слоев в тепловую, рассеивая ее в окружающею среду, тем самым приспосабливаясь (адаптируясь) к входным воздействиям, размерность – секунда. данное свойство позволяет трибосистеме возвращаться в исходное устойчивое состояние после воздействия на нее внешних возмущений. теоретически обоснованы и экспериментально подтверждены критерии оценки инерционности трибосистем к изменению внешних воздействий. установлено, что малые значения критерия т1 связаны с быстрым выравниванием температур по всему объему трибоэлементов в процессе приработки, а малые значения критериев т2,i и т2,f – быстрой перестройке структуры поверхностных слоев и шероховатости поверхностей трения. установлена взаимосвязь между значениями критериев инерционности и временем приработки. показано, что для снижения времени приработки необходимо уменьшать значения т1 и т2,i , т2,f, для этого необходимо уменьшать объемы трибоэлементов, повышать температуропроводность материалов и увеличивать скорость скольжения на завершающем этапе приработки. ключевые слова: трибосистема, моделирование, переходные процессы, приработка, инерционность трибосистемы, прирабатываемость трибосистемы, время приработки. актуальность проблемы исследования и моделирование процессов приработки трибосистем имеет целью уменьшить время выхода трибосистем на установившийся режим эксплуатации и одновременно снизить износ за приработку и энергетические затраты, которые оцениваются коэффициентом трения, за приработку. в процессе приработки формируются несущие поверхностные слои трибосистем, обеспечивая в дальнейшем максимальный ресурс и минимальные потери на трение. существует большое количество параметров и критериев оценки процесса приработки, основными из которых являются: время переходного процесса; износ за приработку; скорость изнашивания и коэффициент трения на установившемся режиме; максимальная эксплуатационная нагрузка и температура. перечисленные выше параметры позволяют проранжировать трибосистемы по способности прирабатываться, однако, не позволяют выбрать рациональный путь в процессе проектирования трибосистем. для решения таких задач необходимы критерии оценки поведения трибосистем во время переходного процесса, которые бы учитывали: конструкцию трибосистемы (объемы материала подвижного и неподвижного трибоэлементов, а также коэффициенты температуропроводности этих материалов); скорость деформации в материалах трибоэлементов, а также глубину распространения деформации, которые зависят от нагрузки, скорости скольжения и модуля упругости материалов. исходя из вышеизложенного, в данной статье будут рассмотрены вопросы обоснования и выбора критериев оценки инерционности трибосистем, как свойства приспосабливаться (адаптироваться) к изменению внешних условий в процессе работы. анализ публикаций, посвященных данной проблеме данная работа является продолжением работы [1], где обоснованы критерий оценки чувствительности трибосистем к изменению внешних воздействий в процессе приработки и критерий прирабатываемости. согласно работы [1] физический смысл коэффициента к1 – это реакция трибосистемы на внешнее входное воздействие (нагрузку, скорость скольжения, трибологические свойства смазочной среды), т.е. чувствительность трибосистемы. чем больше значения коэффициента к1, тем сильнее реагирует трибосистема на изменение внешних воздействий, что выражается в забросе величины скорости изнашивания и коэффициента трения во время переходного процесса. коэффициент к2 характеризует способность трибосистемы изменять шероховатость и структуру поверхностных слоев при изменении внешних условий. чем больше значения коэффициента к2, тем лучше прирабатываемость трибосистемы, что выражается в уменьшении времени приработки. обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 7 первыми работами, в которых рассматривались вопросы прирабатываемости трибосистем, были работы [2, 3], которые можно назвать фундаментальмыми. авторами работ обоснован комплекс критериев прирабатываемости трибосистем, к которым относятся: предельно допустимый износ за приработку; стойкость к заеданию трибосистемы во время проведения приработки; фрикционная теплостойкость; несущая способность и долговечность по износу после завершения приработки. в работах [4 6] делается вывод о связи прирабатываемости трибосистем и совместимости материалов в трибосистеме. в данных работах предлагается оценку совместимости материалов, а следовательно и прирабатываемости в узлах трения, выполнять по следующим количественным показателям: минимальная вероятность задира; минимальная интенсивность изнашивания; максимальная усталостная прочность и максимальная эффективность преобразования энергии. обобщающим документом, регламентирующим показатели приработки трибосистем, является стандарт [7]. согласно данного стандарта приработку оценивают следующими показателями: износ за приработку; максимальная скорость изнашивания во время переходного процесса; установившаяся скорость изнашивания после завершения переходного процесса; критическая нагрузка заедания; температура; коэффициент трения; мощность трения; фрикционная теплостойкость. подводя итог анализу работ, посвященных процессам приработки, можно сделать вывод, что новизною данного исследования является обоснование критериев, которые оценивают инерционность трибосистемы, как свойство приспосабливаться (адаптироваться) к изменению внешних воздействий в процессе работы. цель исследований обоснование и выбор критериев оценки инерционности трибосистем, как свойства приспосабливаться (адаптироваться) к изменению внешних воздействий в процессе работы. методический подход в проведении исследований инерционность это фундаментальное свойство динамических объектов и их элементов состоящее в противодействии объекта внешним воздействиям, их попыткам изменить его состояние и поведение [8]. в нашем случае, трибосистема, как динамический объект, сопротивляясь внешнему воздействию, препятствует изменению своей выходной величины, пытаясь сохранить ее значение и только постепенно, со временем, откликается на воздействие изменением реакции. в работе [9] разработана математическая модель динамики переходных процессов скорости изнашивания и коэффициента трения в трибосистемах. получены уравнения динамики переходных процессов в виде дифференциальных уравнений в которые входят парметры – постоянные времени т1 и т2, размерность – секунда. установлено, что характер протекания переходного процесса после приложения к трибосистеме входного воздействия зависит от постоянных времени т1 и т2. под инерционностью трибосистемы будем понимать отрезок времени, по истечении которого трибосистема способна реагировать на изменение входного воздействия (изменения нагрузки, скорости скольжения, смазочной среды), осуществляя преобразование механической энергии деформации шероховатостей и материала поверхностных слоев в тепловую, рассеивая ее в окружающею среду, тем самым приспосабливаясь (адаптируясь) к входным воздействиям, размерность – секунда. данное свойство позволяет трибосистеме возвращаться в исходное устойчивое состояние после воздействия на нее внешних возмущений. согласно полученных дифференциальных уравнений постоянная времени т1 определяет время, которое необходимо для изменения градиента температур по всему объему трибоэлементов. данное время определяется выражением в с:   2 0,6663 1 9 9 , пр пр пр пр v v т a a     (1) где vпр – приведенный объем материала трибосистемы, определяется по формуле в м3: 2 ,п нпр п н v v v v v     (2) где объемы материала, расположенные под площадями трения у подвижного vп, м3 и неподвижного vн, м3 трибоэлементов. приведенный коэффициент температуропроводности материалов трибосистемы определяется по выражению в м2/с: обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 8 2 п н пр п н a a a a a    , (3) где коэффициент температуропроводности a, м2/с, учитывает температуропроводность материалов подвижного aп и неподвижного aн трибоэлементов, справочная величина. малые значения т1 связаны с быстрым выравниванием температур по всему объему трибоэлементов при изменении нагрузки или скорости скольжения во время приработки или эксплуатации. анализ выражения (1) показывает, что для этого необходимо уменьшать объемы, расположенные под площадями трения при одновременном увеличении температуропроводности материалов, из которых изготовлены трибоэлементы. результаты моделирования степени влияния приведенного объема vпр трибосистемы, формула (2) и приведенного коэффициента температуропроводности апр трибосистемы, формула (3) на постоянную времени т1, представлены на рис. 1. рис. 1 – зависимости изменения постоянной времени т1 от приведенного объема и коэффициента температуропроводности материалов трибоэлементов анализируя представленные зависимости можно сделать вывод, что снижение постоянной времени т1 можно добиться путем уменьшения объемов материала трибоэлементов под площадями трения и применением материалов с высокой температуропроводностью. рис. 2 – зависимости изменения времени приработки трибосистем от величины постоянной времени т1 функциональная зависимость между временем приработки и постоянной времени т1 представлена на рис. 2. из анализа зависимостей следует, что малые значения т1 способствуют снижению скорости изнашивания во время приработки и времени приработки. однако по параметру коэффициента тре обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 9 ния время приработки остается большим. следовательно необходимо выбирать компромиссное значение величины постоянной времени, которая для данных условий моделирования не превышает значений т1 ≤ 500 с. результаты моделирования, рис. 2, были проверены экспериментально, где рядом с теоретическими кривыми нанесены точки для трибосистем с различными значениями т1. относительная ошибка моделирования et = 8,4 … 9,1 %. на основании полученных теоретических и экспериментальных результатов можно сделать вывод, что постоянная времени т1 может выступать критерием инерционности трибосистемы, который характеризует время выравнивания температурных полей по всему объему трибоэлементов при изменении нагрузки или скорости скольжения. чем меньше критерий инерционности т1, тем быстрее происходит выравнивание температур, а следовательно и меньше время приработки по параметру скорости изнашивания. и, наоборот, чем меньше критерий инерционности т1, тем больше время приработки по параметру коэффициента трения. постоянная времени т2 определяет инерционные свойства изменения шероховатости поверхностей трения и структуры поверхностных слоев во время приработки или при изменении внешних условий. согласно решения дифференциального уравнения [9] постоянную времени для скорости изнашивания запишем в виде, в с: 8 , 2, 3 10 ф д пр i пр к h т      , (4) для коэффициента трения в с: 8 , 2 , 7, 5 10 ф д пр f пр к h т      . (5) коэффициент формы трибосистемы кф, 1/м, учитывает площади трения неподвижного fmin, и подвижного fmax трибоэлементов и объемы, расположенные под площадями трения vн, vп в 1/м: min max min ф н п f k v f v f    , (6) где приведенная глубина распространения деформации у подвижного hдп и неподвижного hдн трибоэлементов определяется по выражению в м: 2 дп дн дпр дп дн h h h h h     . (7) глубина распространения деформации определяется по выражениям, которые приведены в работах [10, 11]: 0,5 (1 )пdдп фпкh d e   , (8) где 8 26, 5 10 фпк п п у d е е     , (9) )1(5,0 нdфпкдн edh  , (10) где 8 26, 5 10 фпк н н у d е е     , (11) где еп и ен – модуль упругости материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, па. справочная величина. формулы для определения диаметра фактического пятна контакта dфпк, напряжения на фактическом пятне контакта σфпк, трибологических свойств смазочной среды еу, представлены в работах [10, 11]. приведенную скорость деформации в поверхностных слоях материалов трибосистемы определим по выражению в 1/с: 2 п н пр п н             , (12) обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 10 где на основании работ [10, 11]: 75(1 )(0,86 1, 05 ) фпк склп п п п фпк v е d          , (13) 75(1 )(0, 86 1, 05 ) фпк склн н н н фпк v е d          , (14) где п и н – коэффициенты пуассона материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, справочная величина; vскл – скорость скольжения, м/с. из анализа выражений (4) и (5) следует, что постоянная времени для коэффициента трения т2,f в 2 раза больше, чем т2,i, т.е. процесс стабилизации коэффициента трения протекает медленнее, чем для скорости изнашивания. это характерно и для постоянной времени т1, рис. 2, где видно, что при одинаковом значении т1 время приработки по коэффициенту трения значительно больше, чем по скорости изнашивания, особенно для малых значений т1. результаты моделирования характера изменения постоянных времени т2,i и т2,f в зависимости от рабочих параметров, которые оказывают влияние на процесс приработки (трибологические свойства смазочной среды, нагрузка, скорость скольжения, шероховатость поверхностей трения), представлены на рис. 3 и рис. 4. анализ полученных теоретических кривых позволяет сделать вывод, что наиболее значимым параметром, который влияет на величину постоянных времени т2,i и т2,f , является скорость скольжения. скорость скольжения изменяет величины т2 более, чем в 6 раз, при этом остальные параметры вызывают изменение не более, чем в 2 раза. функциональная зависимость между временем приработки и величинами т2,i и т2,f представлена на рис. 5. как следует из полученных кривых, чем меньше значения т2,i и т2,f , тем меньше время приработки трибосистем. при этом, процесс приработки по параметру скорости изнашивания имеет меньшее время, чем по параметру коэффициента трения. рис. 3 – зависимости изменения постоянной времени т2,i от трибологических свойств смазочной среды, нагрузки, скорости скольжения и шероховатости поверхностей трения характер функциональных зависимостей времени приработки от постоянных времени т2,i и т2,f , рис. 5, был подтвержден экспериментальными исследованиями трибосистем с различными значениями т2,i и т2,f . экспериментальные точки нанесены на поле рис. 5 и рассчитана относительная ошибка моделирования, которая составила et = 8,6 … 10,2 %. обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 11 на основании проведенных теоретических и экспериментальных исследований можно сделать вывод, что постоянные времени т2,i и т2,f могут выступать как критерии инерционности трибосистемы, которые характеризуют изменение (адаптацию) структуры поверхностных слоев при изменении нагрузки или скорости скольжения во время приработки. чем меньше значение критериев т2,i и т2,f, тем быстрее происходит формирование равновесной шероховатости поверхностей трения и изменения структуры поверхностных слоев. рис. 4 – зависимости изменения постоянной времени т2,f от трибологических свойств смазочной среды, нагрузки, скорости скольжения и шероховатости поверхностей трения рис. 5 – зависимости изменения времени приработки от величины постоянных времени т2,i и т2,f как следует из представленных выше результатов, рис. 3 и рис. 4, эффективным параметром снижения т2,i и т2,f является скорость скольжения, т.к. влияет на скорость деформации в поверхностных слоях трибоэлементов, формула (13) и (14). чем больше скорость скольжения, тем больше скорость деформации и меньше критерии т2,i и т2,f, это следует из выражений (4) и (5). следовательно, для быстрой перестройки структуры поверхностных слоев и изменения шероховатости, трибосистему необходимо прирабатывать на большой скорости скольжения. обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 12 данный результат входит в противоречие с выводами, полученными для критерия чувствительности трибосистемы к входным воздействиям к1 и критерия прирабатываемости трибосистемы – к2, которые приведены в работе [1], где сделан вывод, что скорость скольжения в процессе приработки необходимо уменьшать. данное противоречие можно разрешить применяя различные программы приработки для трибосистем. например, на первом этапе программы приработки скорость скольжения имеет минимальное значение, что снизит чувствительность к внешним возмущениям и устранит возникновение задира, а на последующих этапах программы – увеличение скорости скольжения, что будет способствовать быстрому завершению процесса изменения структуры поверхностных слоев. сформулированная гипотеза о различных программах приработки будет подтверждена в дальнейших наших работах. выводы 1. предложено определение инерционности трибосистемы, как отрезок времени, по истечении которого трибосистема способна реагировать на изменение входного воздействия (изменения нагрузки, скорости скольжения, смазочной среды), осуществляя преобразование механической энергии деформации шероховатостей и материала поверхностных слоев в тепловую, рассеивая ее в окружающею среду, тем самым приспосабливаясь (адаптируясь) к входным воздействиям, размерность – секунда. данное свойство позволяет трибосистеме возвращаться в исходное устойчивое состояние после воздействия на нее внешних возмущений. 2. теоретически обоснованы и экспериментально подтверждены критерии оценки инерционности трибосистем к изменению внешних воздействий. установлено, что малые значения критерия т1 связаны с быстрым выравниванием температур по всему объему трибоэлементов в процессе приработки, а малые значения критериев т2,i и т2,f – быстрой перестройке структуры поверхностных слоев и шероховатости поверхностей трения. установлена взаимосвязь между значениями критериев инерционности и временем приработки. показано, что для снижения времени приработки необходимо уменьшать значения т1 и т2,i, т2,f , для этого необходимо уменьшать объемы трибоэлементов, повышать температуропроводность материалов и увеличивать скорость скольжения на завершающем этапе приработки. литература 1. войтов в.а., бекиров а.ш., войтов а.в. обоснование критериев оценки чувствительности и прирабатываемости трибосистем / проблеми трибології. – 2018. – № 3. – с. 17-22. 2. карасик и.и. прирабатываемость, закономерности и методы оценки влияния приработки и изнашивания на триботехнические характеристики опор скольжения: автореф. дисс....д-ра техн. наук,1983. 38 с. 3. карасик и.и. прирабатываемость материалов для подшипников скольжения. –м.: -наука, -1978. -136 с. 4. буше н.а. об исследованиях в области оценки совместимости трущихся пар // проблемы трения и изнашивания. – к. : техника, 1971. – вып.1. – с. 17-21. 5. буше н.а., копытько в.в. совместимость трущихся поверхностей. – м. : наука, 1981. – 126 с. 6. захаров с.м., горячева и.г. об оценке совместимости трибосистем по различным показателям и методам (к 100-летию со дня рождения н.а.буше) / вестник вниижт. – 2016. –т.75, № 5. – с. 263-270. 7. гост р 50740-95 триботехнические требования и показатели. принципы обеспечения. общие положения. принят и введен в действие госстандартом россии от 13.02.95 № 50. 8. лукас в. а. теория автоматического управления. – м. : недра. – 1990. – 416 с. 9. войтов в.а., бекиров а.ш. математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования / проблеми трибології. – 2018. – № 1. – с. 18-27. 10. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистемах // проблеми трибології. – 2015. – № 1. – с. 49-57. 11. viktor vojtov, abliatif biekirov, anton voitov. the quality of the tribosystem as a factor of wear resistance / international journal of engineering & technology. – 2018. – vol 7, no 4.3 special issue 3, p. 25-29. надійшла в редакцію 20.11.2018 обоснование критериев оценки инерционности трибосистем проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 13 vojtov v.a., biekirov a.sh., voitov a.v. justification of criteria for assessing the inertia of tribosystems. a definition of the inertia of the tribosystem is proposed, as the length of time after which the tribosystem is able to respond to changes in input (load changes, sliding speed, lubricating medium), realizing the transformation of the mechanical energy of deformation of roughness and material of the surface layers into heat, dissipating it into the environment, thereby adapting (adapting) to input effects, dimension second. this property allows the tribosystem to return to its original steady state after exposure to external disturbances. the criteria for estimating the inertia of tribosystems to a change in external influences are theoretically substantiated and experimentally confirmed. it is established that small values of the criterion т1 associated with the rapid equalization of temperatures throughout the triboelement in the run-in process, and small values of the criteria т2,i and т2,f – rapid restructuring of the surface layers and roughness of friction surfaces. the relationship between the values of the inertia criteria and the time of running-in has been established. it is shown that in order to reduce the time of running-in it is necessary to decrease the values т1 and т2,i , т2,f, for this, it is necessary to reduce the volumes of triboelements, increase the thermal diffusivity of materials and increase the sliding speed at the final stage of burn-in. key words: tribosystem, modeling; transient processes, breaking-in, inertness of the tribosystem, running-tribosystem, run-in time. references 1. vojtov v.a., bekirov a.sh., voitov a.v. obosnovaniye kriteriyev otsenki chuvstvitel'nosti i prirabatyvayemosti tribosistem. problemi tribologíí̈. 2018. № 3. s. 17-22. 2. karasik i.i. prirabatyvayemost', zakonomernosti i metody otsenki vliyaniya prirabotki i iznashivaniya na tribotekhnicheskiye kharakteristiki opor skol'zheniya: avtoref. diss....d-ra tekhn. nauk,1983. 38 s. 3. karasik i.i. prirabatyvayemost' materialov dlya podshipnikov skol'zheniya. m.:nauka, 1978. 136 s. 4. bushe n.a. ob issledovaniyakh v oblasti otsenki sovmestimosti trushchikhsya par. problemy treniya i iznashivaniya: sb. kiyev: tekhnika, 1971. vyp.1. s. 17–21. 5. bushe n.a., kopyt'ko v.v. sovmestimost' trushchikhsya poverkhnostey. m.: nauka, 1981. 126 s. 6. zakharov s.m., goryacheva i.g. ob otsenke sovmestimosti tribosistem po razlichnym pokazatelyam i metodam (k 100-letiyu so dnya rozhdeniya n.a.bushe). vestnik vniizht, 2016, t.75, №5, s.263-270. 7. gost r 50740-95 tribotekhnicheskiye trebovaniya i pokazateli. printsipy obespecheniya. obshchiye polozheniya. prinyat i vveden v deystviye gosstandartom rossii ot 13.02.95 № 50. 8. lukas v. a. teoriya avtomaticheskogo upravleniya. m.: nedra, 1990. 416 s. 9. vojtov v.a., biekirov a.sh. matematicheskaya model' perekhodnykh protsessov v tribosistemakh i rezul'taty modelirovaniya. problemi tribologíí̈. 2018. № 1. s. 18-27. 10. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh. problemi tribologíí̈. 2015. № 1. s. 49-57. 11. viktor vojtov, abliatif biekirov, anton voitov. the quality of the tribosystem as a factor of wear resistance. international journal of engineering & technology. 2018. vol 7, no. 4.3 special issue 3, p. 25-29. зносостійкість різального інструменту після іонного азотування у безводневих насичуючих середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 43 гончар в.а., паршенко а.в., донченко т.в. хмельницький національний університет м. хмельницький, україна e-mail: rogervova@gmail.com зносостійкість різального інструменту після іонного азотування у безводневих насичуючих середовищах удк 621.793 в статті описані дослідження зносостійкості метало ріжучого інструменту, підвищення його довговічності шляхом зміцнення азотуванням в тліючому розряді в безводневих середовищах. ключові слова: інструмент, тліючий розряд, азот, зносостійкість. інструмент є основною складовою машинобудівного виробництва, від якості та стану якого залежить не тільки продуктивність праці, але і якість продукції, що виготовляється. тому підвищення зносостійкості різального інструментує (рис. 1) є важливою народногосподарською задачею, вирішення якої сприяє зростанню економічності та конкурентоспроможності виробів та виробництва загалом. питанням вивчення та вирішення даної проблеми присвячено багато робіт [1 9], аналіз яких показує, що перспективними методами підвищення зносостійкості інструменту є нанесення зносостійких покриттів методами осадження у вакуумі [1, 2], електроіскрового легування [3], хіміко термічної обробки в плазмі тліючого розряду [4, 7, 8], лазерної термообробки [9] тощо. однак, дана проблема до кінця не вирішена і залишається актуальною на даний час. рис. 1 – металорізальний інструмент в роботах [5, 6, 10 12] показано, що в процесі різання на задній поверхні різального інструменту виникають великі контактні напруження, які викликають його інтенсивне зношування, в результаті чого проходить перерозподіл внутрішніх напружень різальної частини інструменту, що погіршує характеристики напружено-деформованого стану поверхневого шару і приводить до виникнення та розвитку мікротріщин, і, як наслідок, викришування леза інструменту. дослідження напружено-деформованого стану конструктивних елементів деталей з покриттями [13] показують, що найсприятливішою з точки зору міцності та зносостійкості є градієнтна структура матеріалу з плавним зменшенням твердості по глибині шару від поверхні до серцевини. таку структуру забезпечують дифузійні покриття і, зокрема, азотування в тліючому розряді. застосування низькотемпературної плазми тліючого розряду для дифузійного зміцнення поверхонь, що працюють в умовах значних контактних навантажень, відкриває нові можливості підвищення їх економічності, керованості, розширення діапазону застосування властивостей поверхонь деталей та підвищення їх експлуатаційних характеристик. нами розроблені технології зміцнення поверхонь різального інструменту методом нанесення дифузійних покриттів в плазмі тліючого розряду в безводневих середовищах (суміші азоту з аргоном) з отриманням на поверхні інструментальних сталей і твердих сплавів нітридних фаз, які, виключають шкідливі викиди в атмосферу та покращують умови праці, забезпечують підвищення у декілька разів їх зносостійкості, зниження у 10 разів тривалості процесу обробки та енергозатрати. в традиційних процесах газового азотування як насичуючі гази застосовуються аміак чи суміш азоту із воднем. особливістю да зносостійкість різального інструменту після іонного азотування у безводневих насичуючих середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 44 них розроблених технологій є те, що водень, який входить до складу насичуючого середовища, замінюється аргоном. це приводить до зміни кінетики процесу дифузійного насичення: на 20 25 % зменшується енергія активації і на 15 20 % збільшується константа швидкості. у зв’язку із тим, що атомна маса аргону у 40 разів перевищує атомну масу водню, в результаті бомбардування поверхні деталі іонами аргону інтенсивніше проходить процес іонного очищення поверхні від окислів та утворюється значна кількість дефектів, які і сприяють прискоренню процесу дифузії азоту вглиб металу. бомбардування поверхні іонами азоту в період дифузійного насичення підсилює процес зворотного катодного розпилювання, в результаті чого на поверхні окрім нітридних εі γ`фаз утворюються ще і α-фаза, що сприяє підвищенню пластичності поверхневого шару. саме застосування безводневих насичуючих середовищ в технологічних процесах дозволило виключити водневе окрихчування металів і підвищити надійність та довговічність конструкційних елементів виробів та інструменту. в хмельницькому національному університеті розроблено та експлуатується обладнання для обробки в тліючому розряді (рис. 2). а б рис. 2 – обладнання для обробки деталей (а) та плазма тліючого розряду для маломірного інструменту та інструменту, що при експлуатації сприймає ударні навантаження, перевагу надають низькотемпературним процесам насичення, які забезпечують глибину шару до 15 мкм. для крупного інструменту, що працює в «лагідних» умовах різання, можливе застосування високотемпературного процесу з наступним відпалюванням в аргоні. в результаті азотування інструменту збільшується його зносостійкість, червоностійкість, зменшується налипання металу і, як наслідок, підвищується довговічність. особливості формування зміцненого шару на вольфраммістких сталях типу р18 та р6м5 в першу чергу визначаються особливістю їх складу і структурного стану. головним чинником, що впливає на твердість шару, є склад твердого розчину, і, перш за все, наявність у ньому w, mo та v. нітриди, що осаджуються в азотованому шарі швидкорізальної сталі, характеризуються підвищеною дисперсністю, твердістю та стійкістю проти коагуляції при нагріванні. мікроструктура азотованого шару інструменту при 520 °с протягом 1 години є твердим α-розчином, що легований азотом, з рівномірно розподіленими нітридами легуючих елементів типу (w, fe)2n та (cr, fe)2n. при вищих температурах і збільшенні тривалості витримки при азотуванні на поверхні швидкорізальної сталі утворюється ε фаза, збагачена легуючими елементами, якій притаманна підвищена крихкість, тому для різального інструменту її утворення небажане. це свідчить про те, що важливими чинниками режиму азотування в тліючому розряді є тривалість процесу насичення і температура на поверхні оброблюваної деталі. зносостійкість різального інструменту після іонного азотування у безводневих насичуючих середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 45 попередні дослідження зносостійкості кінцевих фрез, зміцнених іонним азотуванням, проводились у виробничих умовах. уся партія фрез із сталі р6м5 діаметром від 6 до 18 мм була якісно заточена, частина фрез відібрана і оброблена азотуванням у тліючому розряді при 5-ти різних режимах, характеристика яких наведена в табл. 1. таблиця 1 режими азотування фрез в тліючому розряді в безводневих середовищах склад середовища, % номер режиму хто температура, °с тиск у камері, па азот аргон пропан тривалість, хв i 490 220 75 25 30 ii 490 220 75 22 3 30 iii 490 220 75 22 3 60 iv 490 220 75 25 20 v 490 220 75 22 3 20 матеріали деталей, що оброблялись: сплави лс-59, вт-1, д16т, вт-5; сталі 45, 12х18н9т, хвг, у8а. ступінь затуплення зубів фрез оцінювалась за технологічними показниками: зміною розмірів елементів деталей та погіршенням параметра шорсткості поверхонь, що оброблялись. у разі їх невідповідності вимогам до деталей фреза вважалась такою, що вичерпала період стійкості, тобто затупленою. для об’єктивності оцінки ефективності зміцнення кінцевих фрез, виготовлених із сталі р6м5, методом іонного азотування, фрези при обробці матеріалів вт1, 12х18н9т і хвг випробовувались без застосування мастильно-охолоджувальної рідини. попередні дослідження дозволили визначити час роботи зміцнених фрез, за якого величина зношування різального краю зміцненої фрези була одного порядку із зношуванням звичайного інструменту перед його переточуванням, а відправною точкою відліку при оцінюванні ефективності зміцнення фрез азотуванням у тліючому розряді була прийнята нормативна тривалість роботи інструменту без зміцнення, тобто т = 30 хв. як контрольний використовували інструмент із тієї ж партії, що і зміцнений, тому параметри заточки кінцевих фрез (як зміцнених, та і не зміцнених) були однакові. режими різання були прийняті наступними: n = 500-900 об/хв, s = 12,5-160 мм/хв і b = 3 10 мм. вибір режимів різання обумовлений відсутністю застосування мастильно-охолоджувальної рідини. враховуючи, що робота усього інструменту проходила в одних і тих же умовах, результати досліджень відображають реальне співвідношення стійкості зміцнених і необроблених фрез. результати попередніх досліджень, що наведені в табл. 2, свідчать про зростання стійкості фрез при обробці важкооброблюваних матеріалів від декількох до десятків разів. таблиця 2 результати попередніх досліджень стійкості фрез режими різання № п/п хто фрези діаметр фрези, мм n, об/хв s, мм/хв b, мм матеріал деталей тривалість роботи, хв причини виходу із ладу 1 + 6 500 12,5 4 вт-5 100 зношування 2 + 8 630 40 6 вт-5 125 затуплення 3 + 12 500 40 5 вт-5 40 затуплення 4 + 8 900 160 10 лс-59 900 затуплення 5 + 8 630 160 5 д16т 400 затуплення 6 + 8 630 50 3 сталь45 75 затуплення 7 + 8 500 25 6 у8а 60 затуплення 8 8 900 160 6 лс-59 30 поломка 9 8 630 40 6 вт-5 30 поломка 10 8 500 25 6 у8а 40 поломка 11 + 12 400 31,5 8 12х18н9т 100 затуплення 12 12 400 31,5 8 12х18н9т 40 затуплення зносостійкість різального інструменту після іонного азотування у безводневих насичуючих середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 46 для детальнішого вивчення впливу режиму азотування на працездатність кінцевих фрез із сталі р6м5 був проведений експеримент, в процесі якого фіксувалось зношування зубів звичайних та зміцнених фрез на задній поверхні. вимірювання зношування зубів кінцевих фрез по задній поверхні проводилось з використанням інструментального мікроскопа бми-1ц з ціною поділки шкали відліку 0,005мм. величина зношування для кожного зуба фрези визначалась як середнє арифметичне чотирьох вимірювань, тобто 4 4321 hhhhhzi   , мкм (див. рис. 1). отримані результати представлені в табл. 3. таблиця 3 результати досліджень зношування фрез після азотування в тліючому розряді за різними режимами режим азотування типорозмір фрези оброблювальний матеріал середнє зношування зубів zih , мкм ø18 12х18н9т 115 ø12 12х18н9т 126 ø10 вт-1 235 ø10 хвг 330 ø8 вт-1 226 ø8 12х18н9т 288 іі ø8 хвг 360 ø18 12х18н9т 98 ø10 хвг 100 ø10 вт-1 220 ø8 хвг 148 ііі ø8 12х18н9т 96 ø10 12х18н9т 326 ø8 хвг 220 iv ø8 вт-1 170 ø10 12х18н9т 160 ø10 хвг 360 ø8 вт-1 135 v ø 8 хвг 220 результати досліджень роботи партії контрольних інструментів у тих же умовах наведені в табл. 4. таблиця 4 результати досліджень зношування партії контрольних фрез типорозмір фрези оброблювальний матеріал час роботи, хв середнє зношування зубів zih , мкм ø18 12х18н9т 30 115 ø12 12х18н9т 30 126 ø10 вт-1 30 235 ø10 хвг 4 330 ø8 вт-1 14 226 ø8 12х18н9т 7 288 ø8 хвг 3 360 аналіз отриманих результатів показує, що при обробці сталі 12х18н9т зношування зубів зміцнених фрез в порівнянні із зношуванням звичайних фрез зменшилось в середньому від 2 до 6 разів. при усіх інших рівних умовах при обробці сталі хвг і сплаву вт-1 зміцнені кінцеві не ідуть в порівняння із звичайними, час роботи яких до поломки становив не більше 15 хв. зносостійкість різального інструменту після іонного азотування у безводневих насичуючих середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 47 порівнюючи різальні властивості фрез із сталі р6м5, що зміцнювались при різних режимах, можна зробити висновок, що кращим виявився режим ііі: t =490 °с, р = 220па, т = 60 хв, склад середовища – 75 % азоту, 22 % аргону і 3 % пропану. проте, слід відмітити, що різкої відмінності різальних властивостей кінцевих фрез, оброблених азотуванням при різних режимах, немає. приміром, для обробки титанових сплавів можна рекомендувати режими ivі v; для обробки нержавіючої сталі – іі і ііі. кращі результати при обробці сталі хвг отримані при використанні режимів ііі і iv. узагальнюючи, слід констатувати, що застосування іонного азотування для зміцнення металорізального інструменту, виготовленого із швидкорізальних сталей, при вірному підборі режиму азотування може підвищити зносостійкість інструменту у декілька разів, що сприятиме зростанню економічності та ефективності машинобудівного виробництва. література 1. верецкая а.с., трешвянов и.а. режущие инструменты с износостойкими покрытиями. – м.: машиностроение. – 1986. – 186 с. 2. хасуй а. техника напыления. – м.: машиностроение. – 1975. – 288 с. 3. резников д.и., муха и.м., даниленко с.а. упрочнение инструментов и технологической оснастки методом електроискрового легирования на установках эфи–46а и елфа – 512 // электронная обработка материалов. – 1987. – № 2. – с. 87-89. 4. каплун в.г., урбанюк є.а. зміцнення робочих поверхонь деталей, інструменту і оснащення іонним азотуванням в безводневих середовищах // сб. науч. труд. хі междун. науч.-техн. конференции “машиностроение и техносфера ххі века”. – 2004. –том 3. – с. 254-258. 5. мазур м.п. визначення дійсних напружень на задній поверхні різального інструменту / резание и инструмент в технологических схемах. – 1999.  № 53. – с. 199-204. 6. мазур м.п. вплив зношування інструменту на контактні процеси на його поверхнях // вісник житомирського інженерно-технологічного інституту. – 1999.  № 9.  с. 81-86. 7. каплун в.г., снозик о.в. про механізм впливу іонного азотування на зносостійкість вольфрамо-кобальтових твердих сплавів // матер. міжн. наук.-техн. конф. «сверхтвердые инструментальные материалы на рубеже тысячелетий: получение, свойства, применение». к. : исм нан украины. – 2001. – с. 171-172. 8. каплун в.г. особенности формирования дифузного слоя при ионном азотировании в безводородных средах / физическая инженерия поверхности.  харьков. – 2003. № 2. – т. 1. – с. 141-146. 9. лахтин ю.м., арзамасов б.н. химико-термическая обработка металлов. – м.: металлургия.  1985.  256 с. 10. бураков в.а., федосеенко с.с. формирование структур повышенной износостойкости при лазерной закалке металлообрабатывающего инструмента // металловедение и термическая обработка металлов. – 1983.  № 5. – с. 16-17. 11. каплун в.г. вплив покриттів на зносостійкість і довговічність підшипників кочення // проблеми трибології (problemsoftribology). – хмельницький. – 2003. – № 4. – с. 131-140. 12. каплун в.г., каплун п.в., паршенко к.а. пути повышения износостойкости и долговечности конструктивних элементов при действии цыклических контактных напряжений // межвед. сб. науч. труд. “прогресивные технологии и системы в машиностроении». – донецк: днту.  2005.  вып. 30.  с. 97-104. 13. каплун п.в. дослідження напружено-деформованого стану пластини з покриттями при контактному навантаженні // вимірювальна та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1999. – № 4. – с. 179-182. надійшла в редакцію 01.06.2018 зносостійкість різального інструменту після іонного азотування у безводневих насичуючих середовищах проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 48 gonchar v.a., parshenko a.v., donchenko t.v. resistance of cut tool after ion nitriding in non-hydrogen inflammable environments. the tool is a basic component of machine-building production, the quality and condition of which depends on the quality of manufactured products. the solution contributes to increasing the profitability and competitiveness of products and production in general. promising methods of increasing the wear-resistance of the tool are the application of wear-resistant coatings by methods of deposition in vacuum, electrospray doping, chemical-thermal treatment in a plasma of glow discharge, laser heat treatment. studies show that the most favorable in terms of durability and wear resistance is the gradient structure of the material with a smooth decrease in hardness over the depth of the layer from the surface to the core. we have developed technologies for strengthening the surfaces of the cutting tool by the method of applying diffusion coatings in the plasma of the glow discharge in non-aqueous media (a mixture of nitrogen and argon) and obtaining on the surface of tool steels and solid alloys of nitride phases. it was the use of anhydrous saturated environments in technological processes to exclude the hydrogen permeation of reinforced products and tools. khmelnitsky national university has developed and operated equipment for processing in the glow discharge. for a more detailed study of the effect of the nitriding regime on the performance of the end mills, an experiment was conducted in which the wear of the teeth of conventional and reinforced mills was fixed on the back surface. the analysis of the obtained results shows that during the treatment of steel the wear of the teeth of the strengthened mills in comparison with the wear of conventional mills decreased by an average of 2 to 6 times. the use of ion nitriding to strengthen the metal cutting tool made from high-speed steels, with the correct selection of the nitriding regime, can increase the durability of the tool several times, which will increase the cost-effectiveness and efficiency of machinebuilding production. key words: tool, glow discharge, nitrogen, wear resistance. references 1. vereckaja a.s. treshvjanov i.a. rezhushhie instrumenty s iznosostojkimi pokrytijami. m. mashinostroenie. 1986. 186s. 2. hasuj a. tehnika napylenija, m. mashinostroenie. 1975.288s. 3. reznikov d.i., muha i.m., danilenko s.a. uprochnenie instrumentov i tehnologicheskoj osnastki metodom elektroiskrovogo legirovanija na ustanovkah jefi–46a i elfa – 512. jelektronnaja obrabotka materialov. 1987. № 2. s. 87-89. 4. kaplun v.g., urbanjuk є.a. zmіcnennja robochih poverhon' detalej, іnstrumentu і osnashhennja іonnim azotuvannjam v bezvodnevih seredovishhah. sb. nauch. trud. hі mezhdun. nauch.-tehn. konferencii “mashinostroenie i tehnosfera hhі veka”, donec'k. 2004. tom 3. s. 254-258. 5. mazur m.p. viznachennja dіjsnih napruzhen' na zadnіj poverhnі rіzal'nogo іnstrumentu. rezanie i instrument v tehnologicheskih shemah, 1999. № 53, s. 199-204. 6. mazur m.p. vpliv znoshuvannja іnstrumentu na kontaktnі procesi na jogo poverhnjah. vіsnik zhitomirs'kogo іnzhenerno-tehnologіchnogo іnstitutu. 1999, № 9. s. 81-86. 7. kaplun v.g., snozik o.v. pro mehanіzm vplivu іonnogo azotuvannja na znosostіjkіst' vol'framokobal'tovih tverdih splavіv. mater. mіzhn. nauk.-tehn. konf. «sverhtverdye instrumental'nye materialy na rubezhe tysjacheletij: poluchenie, svojstva, primenenie». k. ism nan ukrainy. 2001. s 171-172. 8. kaplun v.g. osobennosti formirovanija difuznogo sloja pri ionnom azotirovanii v bezvodorodnyh sredah. fizicheskaja inzhenerija poverhnosti. har'kov. 2003. № 2, t. 1. s. 141-146. 9. lahtin ju.m., arzamasov b.n. himiko-termicheskaja obrabotka metallov, m., metallurgija, 1985, 256 s. 10. burakov v.a., fedoseenko s.s. formirovanie struktur povyshennoj iznosostojkosti pri lazernoj zakalke metalloobrabatyvajushhego instrumenta. metallovedenie i termicheskaja obrabotka metallov. 1983, № 5. s. 16-17. 11. kaplun v.g. vpliv pokrittіv na znosostіjkіst' і dovgovіchnіst' pіdshipnikіv kochennja. problemi tribologії (problemsoftribology). hmel'nic'kij. 2003. № 4. s. 131-140. 12. kaplun v.g., kaplun p.v., parshenko k.a. puti povyshenija iznosostojkosti i dolgovechnosti konstruktivnih jelementov pri dejstvii cyklicheskih kontaktnyh naprjazhenij. mezhved. sb. nauch. trud. “progresivnye tehnologii i sistemy v mashinostroenii» doneck, dntu, 2005.vyp. 30, s. 97-104. 13. kaplun p.v. doslіdzhennja napruzheno-deformovanogo stanu plastini z pokrittjami pri kontaktnomu navantazhennі. vimіrjuval'na ta obchisljuval'na tehnіka v tehnologіchnih procesah. 1999. №4. s. 179-182. copyright © 2019 t.s.skoblo, a.i. sidashenko, t.v. maltsev, v.n.romanchenko.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)20-24 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-20-24 assessment of the properties of hardened by nanocoating oil scraper piston rings by an optic-mathematical method t.s.skoblo 1, a.i. sidashenko1, t.v. maltsev2*, v.n.romanchenko1 1kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine, 2state enterprise "malyshev plant", kharkiv, ukraine *e-mail: taras.maltsev@gmail.com abstract the paper presents an optical-mathematical evaluation of the physic-mechanical properties of the d100 diesel-generator oil scraper piston ring surface hardened by multi-layer ion-plasma nanocoating tin/crn. the application parameters of multilayer nanocoating and the sequence of its layers are shown. the values of wear and microhardness of the hardened and serial rings are given. the increase in wear resistance of the hardened product is shown to be 12 times in weight and 4 times in the degree of increase in the size of its friction surface. a method for evaluating properties using the mathematical operators of the laplacian and divergences in their different variations is proposed. a correlation between the properties of the results of tests for friction and wear with using a mathematical description of structure formation was revealed. the minimal difference of the friction zone and the initial surface of the hardened ring, which does not exceed 16 %, is revealed. the difference between the initial surface and the friction zone in the serial ring is shown, which reaches up to 42 % on average in terms of indicators. a substantial deviation of the values of the friction zone mathematical operators of the serial ring from the tin/crn hardened by ion-plasma nanocoating was confirmed, which in some cases reaches up to 42 % on average. key words: multilayer nanocoating, piston ring, friction and wear, microhardness, optical-mathematical analysis, structure formation. introduction previously conducted bench tests for friction and wear of serial oil scraper piston rings of d100 diesel generator have relatively low wear resistance [1]. the use of a multilayer ion-plasma nanocoating tin/crn allowed to reduce the total weight wear of the hardened ring by 12 times relatively to the serial ones (1.0 mg vs. 12.1 mg) and by 4 times the increase of the ring friction zone [2]. however, there is an interest to study the mechanism of wear of hardened rings, taking into account their operating conditions. for this purpose, an attempt to study the original surface and the friction area was made using an opticmathematical modeling method. such a method makes it possible to detect relationships between friction parameters, for example, speed and the structure of the contacting surface of the ring, which is estimated by approximation of digital images of products. in addition, this method allows to assess the degree and nature of the generated stresses of the rubbing surfaces and locally determine zones of their concentration [3 8]. the aim of the work is a mathematical assessment of the working surface properties of the serial piston rings and hardened by multi-layer ion-plasma nano-coating tin/crn according to the results of their bench tests for friction and wear at a constant sliding speed. methods and results of research to ensure a high wear resistance of the ring, a multilayer ion-plasma coating of the tin/crn system was deposited by the “bulat” type equipment. the deposition of the coating was carried out at an arc current of i = 100 a and a bias voltage of the substrate of u = -200 v. six layers of crn and five layers of tin were alternately applied, previously spraying a sublayer of pure cr with a thickness of ~ 50 nm. the thickness of a tin layer is 49 nm, and a crn layer is 240 nm. the total thickness of the multilayer coating is 1.7 μm. problems of tribology 21 by standard production technology, these products are galvanically tinned to reduce the period of their burn-in due to the formation of a layer of tin on the working surface. the tin coating has a non-uniform grain structure consisting of individual fragments and ironed areas. serial rings were tested together with a hardened tin/crn ion-plasma coating for comparative evaluation of their tendency to wear. to assess the nature and rate of wear of such rings, bench tests were carried out on a specialized machine under conditions of sliding friction during reciprocation motion. in the machine, according to the considered variants, they installed one cylinder liner sample and two samples of the piston rings. the moving part was a sample of cylinder liner. samples of the cylinder liners are made of gray cast iron and subjected to phosphatization (serial technology). a sketch of the cross section of the oil scraper piston ring, as well as the test scheme is presented in fig. 1 and 2 respectively. fig. 1. sketch of the cross section of the oil scraper piston ring of d100 diesel engine the constant moving speed of the moving specimens for each variant was 1.3 m/s. the load (p) for all samples was selected 3.35 kg, which corresponds to the specific pressure on the working surface of the ring – 0.8 mpa. this allowed to obtain a modeling process of wear for a shorter test period. fig. 2 . scheme of testing samples of oil scraper piston rings: 1 – a cylinder liner sample; 2 – an oil drip pipe; 3 – samples of oil scraper piston rings; 4 – a cargo; 5 – a sample holder the length of the stroke of the cylinder liner sample is 100 mm (see fig. 2). the flow of oil brand m14b2 in the friction zone was 1-2 drops per minute. the total test time is 100 hours. of them: first stage (extra running) 3 hours, the second stage of the main tests 25 hours, the third stage of the main tests 72 hours the total length of the friction traversed path of the samples was 468 km. between the stages of testing, the change in microhardness was fixed, as well as the height of the working surfaces of the rings. the results of microhardness measurement are presented in fig. 3 table 1 change the size of the working surfaces of the serial and hardened piston rings after testing № of a ring increasing the size of the working surface on, mm serial ring 1 0,04 2 0,04 hardened ring 1 0,01 2 0,01 22 problems of tribology fig. 3. change of microhardness of serial (1, 2) and hardened (3, 4) piston rings during testing for the mathematical evaluation of the structure, the methods described in [3 8] were used. with the help of a specially developed computer program, 2 digital images in the bmp format of hardened and serial piston rings of d100 diesel generator were tested (fig. 4 a, b). at the same time, various variations of mathematical operators — laplacians and divergences – were used. for the convenience of identifying dependencies, each image was conventionally divided into 2 areas: the friction zone (fig. 4, spectrum 2), which forms the working surface of the ring and the original (fig. 4, spectrum 1), which is directly adjacent to it. a b fig. 4. macrostructure of the initial surface (spectrum 1) and friction zone (spectrum 2) of the hardened (a) and serial (b) piston ring the analysis of images revealed that in the tested serial ring, the average neutrality of the laplacian, calculated by the basic formula, of the laplacian at an angle of 90° to the main one, the 3rd and 4th laplacians, is higher in the friction zones relative to their original variants (table 2). a similar picture is observed for the hardened piston ring with the exception of the laplacian at an angle of 90° to the main one (see table 2). however, it should be noted that the difference between the original and the friction surface of the serial ring is noticeably larger, on average by 11 % for all indicators, and for hardened by 1.5 %. this indicates about a lower level of influence of operating conditions on the change in structure after ion-plasma hardening of the ring, which is consistent with the results of tests for wear and microhardness. the mean color functions, standard deviations, the generalized gradient, the total, 3rd and 4th laplacians, and the divergence are characterized by decrease for the serial ring and an increase for hardened (table 3). it should be noted that such results cause a high wear rate of the serial ring, and a high degree of wear resistance and hardened deformation (see table 1). at the same time, the difference of the initial surfaces between the variants of the rings is, on average in terms of indicators, 32.5 %, and friction zones 38.5 % with the exception of color. the difference in the function of color is not significant and is only 3.8 %. it should be noted that the difference in performance between the surfaces before and after the tests is: for a serial ring 41.5 %, and for hardened 11.3 %. that is consistent with the results of the bench tests. problems of tribology 23 table 2 average neutrality in terms of serial and hardened piston rings, tested at a sliding speed of 1.3 m/s the studied surface main laplacian laplacian at 90 ° 3rd laplacian 4rd laplacian divergence a serial ring initial 0,705 0,775 0,616 0,563 0,787 zone of friction 0,772 0,823 0,715 0,672 0,710 a hardened ring initial 0,742 0,817 0,665 0,611 0,753 zone of friction 0,744 0,813 0,676 0,629 0,755 table 3 average color and mathematical functions of serial and hardened piston rings the studied surface color standard deviation generalized gradient general laplacian 3rd laplacian 4rd laplacian divergence a serial ring initial 7,9 1,4 1,4 4,1 6,9 13,0 2,3 zone of friction 5,3 0,7 0,7 2,2 3,8 7,2 1,2 a hardened ring initial 4,8 1,0 1,0 2,9 5,1 9,6 1,6 zone of friction 5,1 1,2 1,1 3,4 6,0 11,4 1,9 as table 4 shows, all indicators of a serial ring after tests go down, on average, by 31 %. the hardened ring shows an increase in the values of the main, 3rd and 4th laplacians, on average, by 16 %. at the same time, the generalized gradient and divergence remained unchanged after operation. it should be noted that the surface of friction of the hardened ring for the same indicators exceeds the values of the serial, on average, by 42 %. this is associated with an increase in the level of wear resistance of the ring due to its ion-plasma hardening, as evidenced by the above calculations (see tables 2 and 3). table 4 average values of the analyzed indicators of the serial and hardened piston ring the studied surface generalized gradient general laplacian 3rd laplacian 4rd laplacian divergence a serial ring initial 0,2 0,5 0,8 1,6 0,3 zone of friction 0,1 0,4 0,7 1,3 0,2 a hardened ring initial 0,2 0,5 0,9 1,8 0,3 zone of friction 0,2 0,6 1,1 2,1 0,3 conclusions as a result of the mathematical analysis of photographs of friction surfaces of a serial ring and with a multilayer ion-plasma nanocoating tin/crn, the following was established: dependencies were found between the results of testing two variants of rings and mathematical operators in the optical-mathematical description of structure formation; 24 problems of tribology a feature was revealed that consists in the minimum difference between the friction zone and the initial surface of the hardened ring, which in some cases ranges from 1.5 % to 16 %; there was a significant difference between the original surface and the friction area in the serial ring, which is in the range from 11 % to 42 in terms of performance; revealed a significant deviation of the values of the operators of the friction zone of the serial ring from the hardened one, which in some cases reaches, on average in terms of indicators, up to 42 %. references 1. skoblo t. s. features of wear of oil-scraper piston rings with tin coatings in bench tests for friction and wear / t. s. skoblo, a. i. sidashenko, e. a. satanovskii, a. k. oleinik, t. v. maltsev // materials science, vol. 53, is. 4, 2018, – r. 501-507. 2. skoblo t. s. influence of increased sliding speed on the structure and properties of piston rings with ion-plasma coating / t. s. skoblo, a. i. sidashenko, i. e. garkusha, a. v. taran, r. m. muratov, t. v. maltsev // problems of atomic science and technology, series: plasma physics (118) № 6, 2018, – p. 304 307. 3. skoblo t. s. primenenie kompyuternogo analiza metallograficheskih izobrazhenij pri is-sledovanii struktury vysokohromistogo chuguna / t. s. skoblo, o. yu. klochko, e. l. belkin // zavodskaya laboratoriya. diagnostika materialov, moskva, t. 78, № 6, 2012 g. – s. 35–42. 4. skoblo t. s. ocenka stepeni neodnorodnosti karbidov geterogennyh splavov metodom opti-komatematicheskogo analiza pri pomoshi izmenchivosti uslovnyh cvetov / t. s. skoblo, o. yu. klochko, e. l. belkin, o. i. trishevskij // visnik hntusg im. p. vasilenka. resursozberigayuchi tehnologiyi, materiali ta obladnannya u remontnomu virobnictvi, harkov, vip. 168, 2016 g. – s. 174–186. 5. skoblo t. s. issledovanie struktury vysokohromistogo kompleksno legirovannogo chuguna s primeneniem metodov matematicheskogo analiza / t. s. skoblo, o. yu. klochko, e. l. belkin // stal, № 3, 2012 g. – s.46–52. 6. trishevskij o.i. issledovaniya mikrostruktur geterogennyh splavov metodom matematiche-skogo analiza pri pomoshi sochetanij uslovnyh cvetov i absolyutnyh znachenij laplasianov / o. i. trishevskij, t. s. skoblo, o. yu. klochko, e. l. belkin // promyshlennost v fokuse, harkov, №7 (31), 2015 g. – s.52–56. 7. skoblo t. s. opredelenie mikrotverdosti strukturnyh sostavlyayushih vysokohromistyh chu-gunov v rezultate matematicheskoj obrabotki ih izobrazhenij / t. s. skoblo, o. yu. klochko, e. l. belkin // visnik hntusg im. p.vasilenka. problemi nadijnosti mashin ta zasobiv mehanizaciyi s/g virobnictva, harkov, vip. 151, 2014 g. – s.183–189. 8. malcev t. v. kompleksnaya ocenka ostatochnyh napryazhenij v porshnevyh kolcah / t. v. malcev // tehnichnij servis agropromislovogo, lisovogo ta transportnogo kompleksiv, m. harkiv, № 10, 2017 r. – s. 80–87. скобло т.с., сидашенко о.і., мальцев т.в. оцінка властивостей зміцнених нанопокриттям маслоз'ємних поршневих кілець оптико-математичним методом у роботі представлена оптико-математична оцінка експлуатаційних властивостей поверхні серійного і зміцненого багатошаровим іонно-плазмовим нанопокриттям tin/crn маслос'емного поршневого кільця дизель-генератора д100. показані параметри і послідовність нанесення багатошарового нанопокриття. наведені значення зносу і мікротвердості зміцнених і серійних кілець. показано збільшення зносостійкості зміцненого кільця в 12 разів, оціненої по втраті ваги, і в 4 рази за ступенем збільшення розміру поверхні тертя. запропоновано методику оцінки властивостей з використанням математичних операторів лапласіан і дивергенції в різних варіаціях. виявлена залежність між властивостями за результатами випробувань на зношування і математичною оцінкою структуроутворення. виявлена мінімальна різниця між зоною тертя і вихідною поверхнею зміцненого кільця, яка не перевищує 16 %. показана різниця між вихідною поверхнею і зоною тертя в серійному кільці, яка, в середньому за показниками, досягає 42 %. підтверджено суттєве відхилення значень математичних операторів в зоні тертя серійного кільця від зміцненого іонно-плазмовим нанопокриттям tin/crn, яке в деяких випадках складає 42 %. ключові слова: багатошарове нанопокриття, поршневі кільця, тертя і знос, мікротвердість, оптико-математичний аналіз, структуроутворення вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 41 диха о.в.,* аулін в.в.,** лисенко с.в.,** гриньків а.в.** *хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна, ** центральноукраїнський національний технічний університет, м. кропивицький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів удк 621.891:631.31:631.37 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-41-53 встановлено, що в реальних умовах експлуатації характерним є одночасна дія різних видів зношування, співвідношення яких залежать від конструкції, технології виготовлення деталей, якості використовуваних мастильних матеріалів та навантаження тертям. при описі процесів зношування вважають, що швидкість зносу залежить від виду мащення, але для оцінки зносостійкості деталей і спряжень дизеля, необхідно знати увесь спектр закономірностей розвитку та деградації процесів і станів. показано, що для оцінки якості мастильних матеріалів на основі їх експлуатаційних властивостей доцільним є використання схеми випробування: чотирикулькова піраміда, конус-три кульки та пристроїв для нагріву оливи і вимірювання ширини сліду зносу конічної поверхні. з метою оптимізації складу присадки в моторну оливу використано математичне планування експерименту і розроблено методику його проведення за рототабельним плануванням другого порядку. за проведеним математичним плануванням експерименту отримано регресійну математичну модель інтенсивності зношування, визначено оптимальні параметри: вміст присадки – 2,2 %; температура мастильного середовища – 50с; контактний тиск – 10мпа та здійснено перевірку моделі на адекватність. ключові слова: дизельні двигуни, режим змащення, експериментальні випробування, зносостійкість, планування факторного експерименту. вступ жорсткі умови експлуатації автомобілів у сільськогосподарських виробництв (сгв) приводять до того що, ресурс їх дизелів складає 26 .. .47 %, а знос деталей збільшується в 2,0 ... 5,0 разів у порівнянні з використанням автотранспортної техніки (атт) в звичайних умовах експлуатації. величини швидкостей зносу основних деталей спряжень дизелів при повільній та швидкій зміни їх стану подано в табл. 1. в таких умовах експлуатації характерним є одночасна дія різних видів зношування, співвідношення яких залежать від конструкції, технології виготовлення деталей, якості використовуваних мастильних матеріалів та навантаження тертям. при описі процесів зношування зазвичай вважають, що швидкість зносу залежить, в основному, від режиму мащення та напрацювання, але щоб адекватно протистояти втраті працездатності деталей і спряжень дизеля, необхідно знати увесь спектр закономірностей розвитку та деградації процесів і станів. аналіз попередніх досліджень дослідження а.г. кузьменка [1, 2], о.в. дихи [3 5], в.в. ауліна [6 13], а.т. кулакова [14], с.в. путинцева [15, 16], л.і. погодаєва [17], в.в. салміна [18], f.a. davis, s. korcet, r.a. stanly та ін. підтверджують про необхідність створення моделей процесів тертя та зношування і дослідження закономірностей взаємодії спряжень деталей з оливою, врахування змін фізико-хімічних характеристик, властивостей та механізму впливу оливи в процесі експлуатації на зношування робочих поверхонь деталей. разом з тим слід зауважити, що в науковій літературі недостатньо відображено питання підвищення зносостійкості трибоспряжень деталей дизелів і моторної оливи модифікуванням різними способами [19]. особливу увагу викликають дослідження розвитку процесів і станів їх самоорганізації та самокерування [17], оскільки процеси при цьому можуть бути різними за природою і характером прояву, то їх закономірності потребують подальших ретельних досліджень. способи керування процесами тертя та зношування і реалізація ефекту самоорганізації дозволяють спряженням деталей і дизелю в цілому в екстремальних умовах зберігати працездатність [20] і реалізувати стан квазібеззношуваності. нерівномірний знос гільз циліндрів обумовлює підвищене зношування усіх деталей цпг [21]. усунення такого характеру зносу значно поліпшить умови роботи деталей дизелів і підвищить їх зносостійкість і надійність [10,11]. серед факторів, що суттєво впливають на знос гільзи циліндрів і поршневих кілець, є три основні: тиск, швидкість руху і температура в кожній точці поверхні тертя. ці фактори змінні вдовж твірної циліндра і вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 42 здійснюють відповідний вплив на зношування його поверхні. не можна відкидати і правильну організацію процесів мащення та підбір оптимального сорту оливи [22]. сучасні оливи є складними, оскільки можуть містити до 30 % різних присадок і добавок, що забезпечують поліпшення протизносних, протизадирних, протипінних, протикорозійних, протиокислювальних та інших властивостей [9, 10]. розглядаючи процеси зношування спряжень деталей дизелів слід звернути увагу на режим тертя, оскільки деталі по різному зношуються при різних режимах тертя [13]. у процесах тертя, мащення і зношування беруть участь поверхневі шари (пш) деталей і плівки оливи різної товщини. властивості моторних олив й активних пш металу безперервно змінюються [9 11]. на межі поділу "метал-олива" відбуваються складні фізико-хімічні процеси, що впливають на структуру матеріалу деталей і їх довговічність. слід також зазначити, що спряженні "гільза циліндра-поршневе кільце" в основному знаходиться в умовах граничного тертя [1, 2, 9, 10]. при цьому під впливом високої температури, підвищеного навантаження і зворотнопоступального руху гідродинамічна плівка оливи стає тонше 2 мкм і закономірності рідинного мащення порушуються. коефіцієнт тертя в таких умовах залежить не від в'язкості оливи, а від наявності в ній полярно-активних компонентів. одночасно змінюються властивості робочих поверхонь деталей через розвиток процесів пластифікування, окрихчування, квазірідкого стану, самоорганізації [7] та ін. при цьому мастильна дія граничних шарів визначається здатністю забезпечувати ковзання, зниження сил молекулярної адгезії і пластифікацію поверхонь та можливостей утворення плівки фізичної адсорбції і хемосорбції [7]. виявлено здатність усіх плівок до саморегенерації при зберіганні зовнішніх умов тертя [8]. їх товщина і міцність залежить від хімічного складу моторної оливи і присадок до нєї, властивостей поверхні тертя і зовнішніх умов. щодо товщини граничних шарів єдиної думки не існує. за деякими даними вона складає від частки мікрометра до декількох його десятків. взаємодію поверхонь деталей при граничному терті можна розглядати як взаємодію випадкових коливальних механічних полів. це приводить до середньоі високошвидкісного імпульсного пружного і непружного деформування локальних мікрооб’ємів. зазначимо, що незважаючи на велику гомогенність орієнтовної пластичної деформації тонкого пш, його руйнування відбувається негомогенно. як правило, руйнування вс [7], що утворюються з вихідного матеріалу шляхом його структурної перебудови і взаємодії із оливою, починається і розвивається в локальних областях матеріалу те з розвинутими недосконалостями і мікроспотвореннями, які є концентраторами напружень. характерним є й те, що процес руйнування і відновлення вс при терті відбувається періодично [6]. при цьому найбільш тривалою є перша стадія – утворення сітки мікротріщин. наступні стадії – розвиток мікротріщин, початок відшаровування і "скидання" вс з оголенням матричного матеріалу відбуваються з наростаючим темпом. таблиця 1 швидкість зносу основних деталей дизелів при їх різній швидкості зміни стану швидкість зносу uv , мм/1000 год. середня зміна швидкості зносу uv , (мм/с)/год характер зміни стану деталь повільний швидкий повільний швидкий гільза циліндра 0,01 ... 0,1 0,5 ... 1,0 0,001 0,025 канавки першого поршневого кільця перше хромоване кільце наступні поршневі кільця 0,002 ... 0,01 0,15 ... 0,30 0,03 ... 0,05 0,03...1,0 0,30...0,90 0,30 ... 0,90 0,002 0,001 0,001 0,01 0,015 0,02 напрямні втулки впускних клапанів напрямні втулки випускних клапанів 0,03 ... 0,05 0,05 ... 0,06 0,06...0,10 0,08 ... 0,10 0,003 0,02 вкладиші шатунних та корінних підшипників 0,005 ... 0,020 0,01 ... 0,05 0,008 0,015 шийка колінчастого вала 0,002 ... 0,008 0,02 ... 0,04 0,009 0,020 постановка проблеми застосування високоякісних моторних олив і примусова система охолодження дозволяє значно полегшити умови роботи трибоспряжень деталей автомобілів. по оцінках експертів тільки в результаті поліпшення якості моторних олив є можливість підвищити в 1,5 рази ресурс дизелів автомобілів без істотної зміни їхньої конструкції. однак у будь-якому агрегаті неминучі ситуації, які не можуть захистити трибоспряжень деталей або локальні ділянки контактних поверхонь від зношування: недостатня кількість оливи в зоні тертя у моменти холодних пусків дизеля, при забрудненні оливних каналів та змиві вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 43 оливного шару паливом; локальне перегрівання оливи в окремих спряженнях деталей через підвищене тепловиділення або погіршений тепловідвід та ін. ударний характер взаємодії, вібрації поверхонь тертя поршня, пальця, кілець і гільзи циліндра, які збільшуються в залежності від зносу спряжень, ускладнюють умови роботи дизеля. в області вмт спостерігається повне руйнування оливної плівки. в області підвищених швидкостей ковзання поршня несуча спроможність оливної плівки підвищується і може реалізуватися режими напіврідинного тертя. при малих обертах зона напівсухого тертя розповсюджується на більшу частину циліндра, ніж при високих обертах. з підвищенням тиску на поршневі кільця температура спряжених поверхонь "гільза циліндра-поршневе кільце" при сухому терті збільшується. зазначене свідчить, що є потреба в підвищенні мастильної здатності моторної оливи, керуванні режимами в трибоспряженнях деталей цпг й розробці заходів, які підвищують їх зносостійкість та зменшують втрати на тертя. мета та завдання метою роботи є дослідження трибологічних процесів при граничному зношуванні спряжень деталей. основні завдання, які вирішуються: з'ясувати лабораторні дослідження трибологічних процесів при граничному змащуванні; для вирішення оптимізації за відсотковим складом присадки в оливі розробити методику проведення експерименту на основі математичного рототабельного планування другого порядку; теоретично обґрунтувати метод випробувань мастильних і конструкційних матеріалів за схемою "конус-три кульки"; провести трибологічні випробування. результати вирішення основних завдань для експериментального дослідження процесів граничного змащування можуть бути використані лабораторні установки для наступних схем випропробувань: чотирикулькова піраміда, конус-три кульки. найбільшого поширення набули дослідження мастил на конструктивно нескладних машинах тертя із застосуванням зразків, що мають просту геометричну форму. як зразки можуть бути використані кулі, циліндри, прямокутні призми, ролики. при цьому найбільшого поширення набула чотирикулькова схема випробувань. в усьому світі методики випробувань на чотирикульковій машині тертя стандартизовані в росії та україні – гост 9490-75; у сша – astmd 2596, astmd 2783; у фрн – din 51350; у польщі – pn – 76/c – 04147; в англії – ip 300; у болгарії – бдс 14150-77). відповідно до гост 9490-75 "матеріали мастильні рідкі та пластичні. метод визначення мастильних якостей на чотирикульковій машині" визначаються наступні характеристики: показник зношування, критичне навантаження, навантаження зварювання, індекс задиру. у сучасних умовах експлуатації машин, коли значно збільшилася номенклатура мастил та присадок до них, а також розширилася сфера їх застосування, перелічені показники вже не можуть дати вичерпної характеристики трибологічних властивостей мастил у всіх можливих умовах експлуатації. важливим стає фактор швидкості ковзання, який часто не враховують при проведенні випробувань мастил. чотирикулькова схема має обмеження щодо випробувань конструкційних матеріалів, оскільки кульки приймаються стандартними з шарикопідшипникової сталі. виготовлення кулькових зразків для випробувань матеріалів практично недоцільне і складно реалізуєме. в даній роботі для випробувань різних конструкційних матеріалів пропонується схема випробувань "конус-три кульки", яка дає можливість застосовувати в якості досліджуваних конічні зразки з різних матеріалів. чотирикулькова схема реалізована на лабораторній установці, спроектованій згідно положень гост 9490-75. експериментальна лабораторна установка змонтована на базі універсального настільного свердлильного верстату. для приводу обертання шпинделя використаний двигун постійного струму типу п22у4, з номінальною частотою обертання 1500 об/хв, потужністю 1 квт, із змішаним збудженням. блок живлення, який складається з випрямляча постійного струму і автотрансформатора, дозволяє плавно регулювати частоту обертання двигуна від номінальної до нуля. основним вузлом чотирикулькової машини тертя є робочий вузол (рис. 1). верхня кулька 1 базується безпосередньо у спеціально зцентрованій виточці кінця шпинделя (без проміжних ланок), що виключає биття кульки при обертанні і підвищує жорсткість привідного вузла. нижні три кульки 2 діаметром 12,7 мм встановлюються на загартовану і шліфовану поверхню опори 4. надійне закріплення і центрування нижніх кульок здійснюється гайкою 3 з конічною робочою поверхнею. конструкція вузла передбачає розташування верхніх точок нижніх куль в одній площині з верхньою площиною гайки 3, яка використовується як вимірювальна база. така конструкція робить зону нижніх кульок максимально відкритою і зручною для дослідження геометрії зношуваних поверхонь без розбирання вузла. виключення перекосів та самовстановлення при контакті верхньої і нижніх кульок забезпечується радіальним сфери вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 44 чним дворядним шарикопідшипником 5 серії 1309 за гост 5720-75. для сприйняття осьових навантажень та можливості вимірювання коефіцієнта тертя використовується кульковий упорний однорядний підшипник 6 серії 8118 за гост 6874-75. весь вузол базується і закріплюється на столі машини тертя за допомогою основи 7. верхня кулька навантажується за допомогою важільної системи з передаточним відношенням k = 3,25. рис. 1 – робочий вузол установки для чотирикулькової схеми для вимірювання температури мастила в зоні нижніх кульок застосовується термометр етп-м, який працює за методом одинарного неврівноваженого моста постійного струму. чутливий вимірювальний елемент термометра при цьому розміщується через центральний отвір в опорі під нижніми кульками. отже, під час випробувань є можливість постійного контролю за температурою мастила в зоні випробувань. p 4 1 2 3 5 6 7 8 9 10 11 p 4 1 2 3 5 6 7 8 9 10 11 рис. 2 – пристрій для випробувань за схемою "конус-три кульки" для вимірювання розмірів плям зношування на нижніх кульках використовується мікроскоп мпб-2 з ціною поділки 0,05 мм. після відведення верхньої кульки мікроскоп встановлюється на вимірювальну площину гайки 3 і настроюється на чітке зображення плями зношування (мастило попередньо видаляють з вимірювальних поверхонь). оскільки зношувані поверхні знаходяться під деяким кутом, зображення буде мати форму еліпса. діаметр плями зношування можна оцінювати як півсуму осей еліпса. після проміжних вимірювань зношування без розбирання робочого вузла випробування продовжуються за прийнятою програмою. робочий вузол установки може бути модернізований для проведення випробувань за схемами: "кулька-кільце", "конус-кільце". чотирикулькова схема має обмеження щодо випробувань конструкційних матеріалів, оскільки кульки приймаються стандартними з шарикопідшипникової сталі. виготовлення кулькових зразків для випробувань матеріалів практично недоцільне і складно реалізуєме. в даній роботі для випробувань різ вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 45 них конструкційних матеріалів запропонована нова схема випробувань "конус-три кульки", яка дає можливість застосовувати в якості досліджуваних конічні зразки з різних матеріалів. для проведення випробувань за схемою "конус-три кульки" була модернізована конструкція робочого вузла наведеної вище лабораторної установки. модернізована конструкція робочого вузла показана на рис. 2. випробуваний зразок 1 із зміцненою конічною поверхнею закріплюється в універсальному самоцентруючому свердлильному патроні. до нижніх трьох кульок із шарикопідшипникової сталі конічний зразок 1 притискається із вертикальною силою p та йому задається обертальний рух від шпинделю випробувальної установки 4. кулькові зразки 3 розташовуються на плоскій поверхні загартованої опори 7 і центруються спеціальною гайкою 6 з конічною робочою поверхнею. при випробуваннях стакан 5 заповнений досліджуваним мастильним матеріалом. випробування залежності зношування конічних зразків від температури моторної оливи проводили на експериментальній установці за схемою тертя "конус-три кульки". конічна поверхня зразка 1 притискалась до кульок 2 силою q = 100 н і зразок обертався частотою n = 500 об/хв. (рис. 3). 1 2 3 4 5 6 q n т1 2 3 4 5 6 q n т а б рис. 3 – пристрій нагрівання моторної оливи: а – схема пристрою; б – його загальний вигляд швидкість ковзання поверхонь тертя кульок і зразка становила 0,19 м/с. тертя відбувалося у ванні моторної оливи нагрівання оливи до заданої температури здійснювалися спеціально виготовленим нагрівачем 5 з вмонтованим термоелектричним елементом t 220-0.6/13 electron, встановленим і теплоізольованим азбестовою набивкою в закритому сталевому кожусі, який одівався на корпус 6 вузла тертя. температуру моторної оливи ми вимірювали датчиком з хромель-алюмелієвою термопарою 2. встановлення сталого температурного режиму тертя здійснювали розробленим блоком управління нагрівачем, який містить трансформатор типу латр 220 в 2 а (рис. 4), за допомогою до клем термоелектричного елемента (тен) подавалася напруга 40, 50 і 60 в, що після прогрівання протягом 2-х годин забезпечувало сталу температуру моторної оливи 54, 73 і 96 ос. випробували знос зразків зі сталі 45, загартованих до твердості 40нrc за умови тертя в моторній оливі magnum 15w-40 без присадки (досліди а) і з присадкою до оливи (досліди б), яка містила олеїнову кислоту, гліцерин, мідний пудру і мідний купорос відповідно 65, 13, 20 і 2 об. %. досліди а і б проводили за нормальної температури (24ос) оливи і нагрітої до 54ос і 96ос. тривалість безперервного тертя за кожним режимом складала 30 хв., після чого слід зношування поверхні зразка у формі сегментної канавки шириною 2а (мм) вимірювали мікроскопом мбс-10 з точністю 0,05 мм. випробування кожного зразка проводилось протягом 3-х годин, що відповідало шляху тертя 2052 м. для визначення твердості зразків використовувався напівавтоматичний твердомір брінелля. для визначення форми січення криволінійної поверхні і глибини сліду визначали використовували проектор за умови 77-кратного збільшення. таким чином за проекцією зображення виявлено, що твірна криволінійної конічної поверхні сліду описується радіусом кульки, а ширина сліду 2а практично співпадає з її величиною з вимірами мікроскопом мбс-10. на наступному етапі роботи була розроблена методика планування багатофакторного експерименту для побудови моделі зношування в залежності від визначальних факторів. для рішення оптимізаційної задачі стосовно відсоткового складу присадки в мастилі ми використали рототабельне планування другого порядку. вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 46 задача планування експерименту математично формулювалась наступним чином: необхідно отримати уяву про поверхню відгуку факторів, яку можливо показати у вигляді функції або математичної моделі:    1 2 3, , ,... km y x x x x    , (1) де y – параметр оптимізації (інтенсивність зношування); ix – змінні фактори, від яких залежить відгук і які можливо змінювати під час експерименту (температура, тиск, вміст присадки). отже задача зводилась до визначення залежності математичного очікування результату процесу від параметрів (факторів). математична модель необхідна для передбачення напрямку градієнту, тобто напрямку, при русі по якому параметр оптимізації збільшується швидше, ніж в будь якому іншому напрямку. діє припущення, що функція відклику безперервна і має не більше одного екстремуму. при даних умовах можливо використовувати процедуру пошуку оптимуму, що основана на покроковому принципу: на основі випробувань будується математична модель, що використовується для оцінки градієнту, потім виконуються нові дослідження тільки в цьому напрямку. зображення невідомої функції відклику поліномом є найбільш зручним. для скорочення числа дослідів на першій стадії дослідження приймався поліном першої степені. така модель добре передбачає напрямок покращення параметра оптимізації. математичний опис об’єкту навколо точки, що відповідає основним значенням факторів, отримано зміною кожного з факторів на двох рівнях, що відрізняються від основного (нульового) рівня на величину кроку зміни. використовувася повний факторний експеримент. число комбінацій дорівнювало 02 2 kn k n   . для трьох факторної задачі вибіркове рівняння регресії мало вигляд:   3 0 , 123 1 2 3 1 , i i i j i j i i j y m y b b x b x x b x x x        . (2) повний факторний експеримент дає можливість визначити роздільні оцінки коефіцієнтів 0 1,b b . реалізація моделі повного факторного експерименту (пфе) складалася з: планування експерименту; виконання експерименту; перевірки однорідності вибіркових дисперсій; отримання математичної моделі об’єкту з перевіркою статистичної значимості виморочних коефіцієнтів регресії; перевірки адекватності математичного опису. використовуючи кодовані значення факторів, умови експерименту можливо записати у вигляді таблиці або матриці планування експерименту, де ряди відповідають різним дослідам, а стовбці – значенням факторів. матриця планування наведена в табл. 2. стовбці 1 2 3, ,x x x створюють матрицю плану. ці стовбці задавали планування експерименту, по ним безпосередньо визначались умови дослідів. далі розміщували стовбці з можливими комбінаціями добутків факторів 1 2x x , 1 3x x , 3 2x x , 1 2 3x x x , що дозволяло оцінити ефекти взаємодії факторів. фіктивна змінна 0x необхідна для оцінки вільного члену 0b . значення 0x у всіх стрічках однакове і дорівнює +1. кількість незалежних факторів r = 3 і кількість точок плану n = 20. поставимо задачу визначення залежності інтенсивності зношування від таких технологічних параметрів як: температура, контактний тиск та вміст присадки. в якості математичної моделі приймаємо: 0 1 1 2 2 3 3 12 1 2 13 1 3 23 2 3 2 2 2 11 1 22 2 33 3 123 1 2 3 . y b b x b x b x b x x b x x b x x b x b x b x b x x x                            (3) розрахунок коефіцієнтів регресії проводився згідно зі стандартними формулами. таблиця 2 матриця планування № температура контактний тиск вміст присадки 1 -1 -1 -1 2 -1 -1 1 3 -1 1 -1 вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 47 4 -1 1 1 5 1 -1 -1 6 1 -1 1 7 1 1 -1 8 1 1 1 9 -1,68 0 0 10 1,68 0 0 11 0 -1,68 0 12 0 1,68 0 13 0 0 -1,68 14 0 0 1,68 15 0 0 0 16 0 0 0 17 0 0 0 18 0 0 0 19 0 0 0 20 0 0 0 матриця планування наведена в табл. 3. проведені додаткові досліди при основному рівні (0) та зіркових точках (+1,68; -1,68). таблиця 3 рівні факторів та інтервали варіювання рівні фактори інтервал 1,68 +1 0 -1 -1,68 температура, с 30 104,4 84 54 24 3,6 контактний тиск, мпа 5 18,4 15 10 5 1,6 вміст присадки, % 0,5 2,34 2,0 1,5 1 0,66 обробку даних експерименту та пошук оптимальних значень виконано в програмному середовищі microsoft excel та statistica. таблиця 4 матриця планування та результати досліджень експерименту температура контактний тиск вміст присадки № рівень т, с рівень р, мпа рівень с, % інтенс. знош. 1 -1 24 -1 5 -1 1 20,703 2 -1 24 -1 5 1 2 15,8492 3 -1 24 1 15 -1 1 27,599 4 -1 24 1 15 1 2 17,6403 5 1 84 -1 5 -1 1 46,057 6 1 84 -1 5 1 2 28,179 7 1 84 1 15 -1 1 73,195 8 1 84 1 15 1 2 48,612 9 -1,68 3,6 0 10 0 1,5 12,87 10 1,68 104,4 0 10 0 1,5 54,711 11 0 54 -1,68 1,6 0 1,5 16,432 12 0 54 1,68 18,4 0 1,5 36,442 13 0 54 0 10 -1,68 0,66 65,213 14 0 54 0 10 1,68 2,34 40,781 15 0 54 0 10 0 1,5 27,691 16 0 54 0 10 0 1,5 27,452 17 0 54 0 10 0 1,5 27,572 18 0 54 0 10 0 1,5 27,48 19 0 54 0 10 0 1,5 26,914 20 0 54 0 10 0 1,5 26,813 таблиця 5 значення коефіцієнтів рівняння, отримані в програмному середовищі microsoft excel b0 b1 b2 b3 b12 b13 b23 b11 b22 b33 27,477 13,51 1,49 6,579 -1,101 -7,197 8,269 4,86 -3,456 -1,467 вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 48 отримана математична модель має наступний вигляд: 2 2 2 1 2 3 1 1 2 2 2 3 3 1 2 1 3 2 3 ( , , ) 27, 477 13, 51 1, 49 6, 579 1,101 7,197 8, 269 4, 86 3, 456 1, 467 . wi x x x x x x x x x x x x x x x            . для перевірки адекватності моделі були виконані наступні розрахунки. число ступенів свободи:  20 10 6 1 5f      . сума квадратів відхилень rs емпіричних значень: 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 6 6 (2, 468 2, 7918 1, 962 1, 4867 1, 326 0, 85 0, 018 0, 343 3,884 0, 3318 3,115 1, 09 2, 306 2, 056 0, 214 0, 025 0, 095 0, 003 0, 563 0, 664 ) 10 58, 85 10 . rs                            значення параметра 0y в [мм]:  0 1 27, 691 27, 452 27, 572 27, 48 26, 914 26, 813 27, 32 6 y         . отримане значення oy використаємо для отримання значення критерію es :           222 2 2 2 6 6 (27, 691 27, 32) 27, 452 27, 32 27, 572 27, 32 27, 48 27, 32 26, 914 27, 32 26,813 27, 32 10 0, 666 10 . es                   дисперсії адекватності 2адs дорівнює: 2 58,85 0, 666 11, 637 5ад s    . дисперсія відтворюваності експерименту 2уs : 2 0, 666 0,1332 6 1y s    . враховуючи значення дисперсії відтворюваності експерименту та значення дисперсії адекватності знаходимо критерій фішера: 11, 637 87, 365 0,1312p f   . отримане значення критерію фішера порівнюють з табличним відповідно до ступенів свободи 5if  і судять про адекватність. якщо знайдене значення критерію pf менше табличного при прийнятому рівні значимості та відповідних чисел ступенів свободи, то гіпотеза адекватності отриманої моделі приймається. в нашому випадку: , 87, 356 230, 2таблp pf f  . таке значення показника критерію фішера говорить про адекватність даної математичної моделі. при використанні прикладного пакету значення критерію стьюдента визначали за наступною схемою. вибирали розрахунок для випадку з незв'язними (незалежними) або зв'язковими (залежними) вибірками. далі вводили в першу колонку ("вибірка 1") дані першої вибірки, а в другу колонку – "вибірка 2" дані другої вибірки. після заповнення колонок проводили автоматичний розрахунок t-критерію стьюдента. таблиця 6 двовибірковий критерій вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 49 таблиця 7 результати при t=0,1 згідно розрахунків, модель виявилася адекватною. а б рис. 4 – критичне значення (а) та вісь значимості (б), яка находиться в зоні незначимості провівши заплановану серію експериментів та визначившись з адекватною математичною моделлю процесу, використали пакет statistica і визначили оптимальні значення параметрів. вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 50 20 30 40 50 60 70 80 90 т е м п е р а т у р а 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 вміс т при садк и 0 5 10 15 20 25 ін те нс и вн іс ть з нош ув а нн я > 25 < 21 < 16 < 11 < 6 < 1 рис. 5 – залежність інтенсивності зношування від контактного тиску, температури і вмісту присадки аналізуючи отримані результати зробили висновок, що оптимальними параметрами для даної моделі зношування являються: вміст присадки 2,2 %; температура мастильного середовища 50 °с; контактний тиск 10 мпа. аналіз отриманих залежностей свідчить про наявність оптимального вмісту мідьвмісної присадки за критерієм найменшої інтенсивності зношування для всього досліджуваного діапазону контактного тиску. із збільшенням температури і контактного тиску інтенсивність зношування зростає майже лінійно. висновки 1. показано, що для оцінки якості мастильних матеріалів на основі їх експлуатаційних властивостей доцільним є використання схеми випробування: чотирикулькова піраміда, конус-три кульки та пристроїв для нагріву оливи і вимірювання ширини сліду зносу конічної поверхні. 2. з метою оптимізації складу присадки в моторну оливу використано математичне планування експерименту і розроблено методику його проведення за рототабельним плануванням другого порядку. 3. за проведеним математичним плануванням експерименту отримано регресійну математичну модель інтенсивності зношування, визначено оптимальні параметри: вміст присадки – 2,2 %; температура мастильного середовища – 50 с; контактний тиск – 10 мпа та здійснено перевірку моделі на адекватність. література 1. кузьменко а.г., дудчак в.п. шляхи підвищення зносостійкості гільз циліндрів (огляд). частина іі. проблеми трибології (problems of tribology). 2005. №3. с.13-24. 2. кузьменко а.г., дыха а.в. контакт, трение и износ смазанных поверхностей. монография. хмельницкий: хну. 2007. 344 с. 3. диха о.в. методи контактної трибомеханіки мастильних шарів і моделі зношування при граничному терті: автореф. дис. на здобуття наукового ступеня д-ра техн. наук: 05.02.04 "тертя та зношування в машинах"– 2009.– 36с. 4. dykha o.v., gedzuk t.v. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubri-cating materials. проблеми трибології (problems of tribology). 2014. № 1. с. 84-87. 5. диха о. в., вельбой в.п., гедзюк т.в. результати випробувань на знос конічних зразків зі сталі 45 в моторній оливі. проблеми трибології. 2014. №2. с. 111-115. 6. аулін в.в., лисенко с.в., кузик о.в.теоретичне обґрунтування зміни режимів тертя в циліндро-поршневій групі двз. проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький: хну, – 2010. – №3 – с.46-54. 7. аулін в.в. фізичні основи процесів і станів самоорганізації в триботехнічних системах: монографія. кіровоград: видавець лисенко в.ф. 2014. 370с. 8. аулін в.в., лисенко с.в., лисенко в.м. триботехнічне відновлення протягом строку служби дизелів //проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький: хну, 2007. – №2 (44) – с. 60-62. вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 51 9. аулін в.в., семенюк м.ф., лисенко с.в., кузик о.в. зміна властивостей оливи при електротрибохімічному відновленні робочих поверхонь деталей дизелів // проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький: хну, 2009. – №1 – с.68-70. 10. аулін в.в., лисенко с.в., кузик о.в. зміна технічного стану основних сполучень двигуна та моторної оливи в процесі його експлуатації // проблеми трибології (problems of tribology). хмельницький: хну, 2009. – №4 – с.118-122. 11. аулін в.в., лисенко с.в., кузик о.в. підвищення експлуатаційної надійності машин шляхом модифікування моторної оливи // вісник харківського нац. техн. університету сільск. господарства. /вип. 100. проблеми надійності машин та засобів механізації сільськогосподарського виробництва. – харків. – 2010.-с.127-133. 12. аулін в.в., слонь в.в., лисенко с.в. експрес-оцінка впливу моторних олив і присадок до них на характеристики зносу робочих поверхонь деталей двигунів вантажних автомобілів // теоретичний і науково-практичний журнал інженерної академії україни вісник інженерної академії україни. – 2013. – №2. – с. 166-170. 13. аулін в.в., лисенко с.в, кузик о.в. керування характеристиками і властивостями моторних олив комбінованим модифікуванням. збірник наукових праць української державної академії залізничного транспорту. 2014. вип. 148. с. 148-155. 14. кулаков а.т. повышение надежности автотракторных дизелей путем усовершенствования процессов смазки, очистки и технологии ремонта основных элементов: автореф. дисс. д-ра. техн. наук: спец. 05.20.03 "технологии и средства технического обслуживания в сельском хозяйстве". саратов, 2007. 40с. 15. путинцев с.в. механизм потери в поршневых двигателей: специальные главы конструирования, расчет и испытания. м.: мгту, 2011. 288с. 16. путинцев с.в., аникин с.а., иванов о.в. моделирование параметров динамики, гидродинамики и трибологии поршня двигателя внутреннего сгорания. вестник мгту им. н.э. баумана, спец. выпуск. 2007. с.150-156. 17. погодаев л.и. структурно-энергетические модели надежности материалов и деталей машин. спб.: академия транспорта, 2006. 608 с. 18. салмин в.в. улучшение эксплуатационных показателей автотранспортных двигателей совершенствованных трибохимических и гидро-термодинамических процессов в смазочных системах: дис. ... д-ра. техн. наук: спец. 05.20.03 "технологии и средства технического обслуживания в сельском хозяйстве".саранск, 2003. 475 с. 19. александров е.е., кравец и.а, лысиков е.п. повышение ресурса технических систем путём использования электрических и магнитных полей: монография. х.: нту "хпи", 2006. 544 с. 20. берёзина е.в. самоорганизация присадок в граничном смазочном слое трибосопряжений машин: автореф. дисс. на соискание науч. степени д-ра техн. наук: спец. 05.02.04 "трение и износ в машинах". иваново: игу, 2007. 461 с. 21. кузьменко а.г., дудчак в.п. тертя та зношування деталей циліндро-поршневої групи (огляд). частина і. проблеми трибології (problems of tribology). 2005. №1 с.48-54. 22. венцель е.с., с.г. жалкин, данько н.и. улучшение качества и повышение сроков службы нефтяных масел. харьков: укргажт, 2003. 168 с. надійшла в редакцію 02.01.2019 вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 52 dykha o.v., aulin v.v., lysenko s.v., grynkiv a.v. influence of operating factors on lubrication mode and wear resistance of parts of diesel engines of cars. it is established that in the real conditions of operation characteristic of simultaneous action of different types of wear, the relationship of which depends on the design, technology of manufacturing parts, the quality of used lubricants and the load of friction. when describing the processes of wear, it is believed that the wear rate depends on the type of lubrication, but to assess the wear resistance of the parts and connections of the diesel engine, it is necessary to know the whole spectrum of patterns of development and degradation of processes and states. it is shown that in order to assess the quality of lubricants on the basis of their operational properties, it is expedient to use the test scheme: four-headed pyramid, cone-three balls and devices for heating the oil and measuring the width of the trace of wear of the conical surface. in order to optimize the composition of the additive in motor oil, the mathematical planning of the experiment was used and the method of its implementation was developed for rootable planning of the second order. according to the mathematical planning of the experiment, a regression mathematical model of wear intensity was obtained, optimal parameters were determined: the content of the additive 2,2 %; lubricating fluid temperature 50 °с; the contact pressure is 10 mpa and the model is checked for adequacy. key words: diesel engines, lubrication mode, experimental tests, wear resistance, planning of factor experiment. references 1. kuz'menko a.g., dudchak v.p. shlyahi pіdvishchennya znosostіjkostі gіl'z cilіndrіv (oglyad). chastina іі. problemi tribologії (problems of tribology). 2005. №3. s.13-24. 2. kuz'menko a.g., dyha a.v. kontakt, trenie i iznos smazannyh poverhnostej. monografiya. hmel'nickij: hnu. 2007. 344 s. 3. diha o.v. metodi kontaktnoї tribomekhanіki mastil'nih sharіv і modelі znoshuvannya pri granichnomu tertі: avtoref. dis. na zdobuttya naukovogo stupenya d-ra tekhn. nauk: 05.02.04 "tertya ta znoshuvannya v mashinah"– 2009.– 36s. 4. dykha o.v., gedzuk t.v. rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubri-cating materials. problemi tribologії (problems of tribology). 2014. № 1. s. 84-87. 5. diha o. v., vel'boj v.p., gedzyuk t.v. rezul'tati viprobuvan' na znos konіchnih zrazkіv zі stalі 45 v motornіj olivі. problemi tribologії. 2014. №2. s. 111-115. 6. aulіn v.v., lisenko s.v., kuzik o.v.teoretichne obґruntuvannya zmіni rezhimіv tertya v cilіndroporshnevіj grupі dvz. problemi tribologії (problems of tribology). hmel'nic'kij: hnu, – 2010. – №3 – s.46-54. 7. aulіn v.v. fіzichnі osnovi procesіv і stanіv samoorganіzacії v tribotekhnіchnih sistemah: monografіya. kіrovograd: vidavec' lisenko v.f. 2014. 370s. 8. aulіn v.v., lisenko s.v., lisenko v.m. tribotekhnіchne vіdnovlennya protyagom stroku sluzhbi dizelіv //problemi tribologії (problems of tribology). hmel'nic'kij: hnu, 2007. – №2 (44) – s. 60-62. 9. aulіn v.v., semenyuk m.f., lisenko s.v., kuzik o.v. zmіna vlastivostej olivi pri elektrotribohіmіchnomu vіdnovlennі robochih poverhon' detalej dizelіv. problemi tribologії (problems of tribology). hmel'nic'kij: hnu, 2009. – №1 – s.68-70. 10. aulіn v.v., lisenko s.v., kuzik o.v. zmіna tekhnіchnogo stanu osnovnih spoluchen' dviguna ta motornoї olivi v procesі jogo ekspluatacії // problemi tribologії (problems of tribology). hmel'nic'kij: hnu, 2009. – №4 – s.118-122. 11. aulіn v.v., lisenko s.v., kuzik o.v. pіdvishchennya ekspluatacіjnoї nadіjnostі mashin shlyahom modifіkuvannya motornoї olivi // vіsnik harkіvs'kogo nac. tekhn. unіversitetu sіl'sk. gospodarstva. /vip. 100. problemi nadіjnostі mashin ta zasobіv mekhanіzacії sіl's'kogospodars'kogo virobnictva. – harkіv. – 2010.-s.127133. 12. aulіn v.v., slon' v.v., lisenko s.v. ekspres-ocіnka vplivu motornih oliv і prisadok do nih na harakteristiki znosu robochih poverhon' detalej dvigunіv vantazhnih avtomobіlіv // teoretichnij і naukovopraktichnij zhurnal іnzhenernoї akademії ukraїni vіsnik іnzhenernoї akademії ukraїni. – 2013. – №2. – s. 166170. 13. aulіn v.v., lisenko s.v, kuzik o.v. keruvannya harakteristikami і vlastivostyami motornih oliv kombіnovanim modifіkuvannyam. zbіrnik naukovih prac' ukraїns'koї derzhavnoї akademії zalіznichnogo transportu. 2014. vip. 148. s. 148-155. 14. kulakov a.t. povyshenie nadezhnosti avtotraktornyh dizelej putem usovershenstvovaniya processov smazki, ochistki i tekhnologii remonta osnovnyh ehlementov: avtoref. diss. d-ra. tekhn. nauk: spec. 05.20.03 "tekhnologii i sredstva tekhnicheskogo obsluzhivaniya v sel'skom hozyajstve". saratov, 2007. 40s. 15. putincev s.v. mekhanizm poteri v porshnevyh dvigatelej: special'nye glavy konstruirovaniya, raschet i ispytaniya. m.: mgtu, 2011. 288s. вплив експлуатаційних факторів на режим змащування і зносостійкість деталей дизельних двигунів автомобілів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 53 16. putincev s.v., anikin s.a., ivanov o.v. modelirovanie parametrov dinamiki, gidrodinamiki i tribologii porshnya dvigatelya vnutrennego sgoraniya. vestnik mgtu im. n.eh. baumana, spec. vypusk. 2007. s.150-156. 17. pogodaev l.i. strukturno-ehnergeticheskie modeli nadezhnosti materialov i detalej mashin. spb.: akademiya transporta, 2006. 608 s. 18. salmin v.v. uluchshenie ehkspluatacionnyh pokazatelej avtotransportnyh dvigatelej sovershenstvovannyh tribohimicheskih i gidro-termodinamicheskih processov v smazochnyh sistemah: dis. ... dra. tekhn. nauk: spec. 05.20.03 "tekhnologii i sredstva tekhnicheskogo obsluzhivaniya v sel'skom hozyajstve".saransk, 2003. 475 s. 19. aleksandrov e.e., kravec i.a, lysikov e.p. povyshenie resursa tekhnicheskih sistem putyom ispol'zovaniya ehlektricheskih i magnitnyh polej: monografiya. h.: ntu "hpi", 2006. 544 s. 20. beryozina e.v. samoorganizaciya prisadok v granichnom smazochnom sloe tribosopryazhenij mashin: avtoref. diss. na soiskanie nauch. stepeni d-ra tekhn. nauk: spec. 05.02.04 "trenie i iznos v mashinah". ivanovo: igu, 2007. 461 s. 21. kuz'menko a.g., dudchak v.p. tertya ta znoshuvannya detalej cilіndro-porshnevoї grupi (oglyad). chastina і. problemi tribologії (problems of tribology). 2005. №1 s.48-54. 22. vencel' e.s., s.g. zhalkin, dan'ko n.i. uluchshenie kachestva i povyshenie srokov sluzhby neftyanyh masel. har'kov: ukrgazht, 2003. 168 s. влияние содержания волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе фенилона с – 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 11 буря а.и., томина а.-м.в., чернов в.а. днепровский государственный технический университет, г.камянск, украина e-mail: ol.burya@gmail.com влияние содержания волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе фенилона с – 1 удк 620.178.169 исследовано влияние содержания (5 20 масс.%) термостойкого волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе ароматического фенилон с-1. показано, что с увеличением содержания волокна в органопластике износ и коэффициент трения в сравнении с исходным полимером снижаются в 3,8 12,1 раза и на 49 – 56 % соответственно. ключевые слова: фенилон с-1, органическое волокно оксалон, коэффициент трения, износ, твердость. введение в настоящее время имеются технико – экономические предпосылки для широкого применения композиционных материалов (км) в отраслях массового машиностроения. замена традиционных металлических материалов на км обеспечивает снижение материалоемкости деталей машин до 2,5 раз при увеличении их рабочего ресурса до 3 раз, уменьшает трудоемкость изготовления до 10 раз при сокращении времени на организацию производства детали до 2,5 раз. надежность деталей из км в 1,5 раза выше, чем из традиционных материалов, что позволяет успешно прогнозировать неуклонное расширение их использования в перспективных моделях транспорта будущего [1]. современное машиностроение нуждается в расширении ассортимента износостойких км с высокими эксплуатационными свойствами. в связи с этим большой интерес представляет получение полимерных км, обладающих высокими механической прочностью, износои химической стойкостью, что позволит их применять в машиностроении вместо дорогостоящих и дефицитных материалов и улучшить эксплуатационные качества многих машин и аппаратов [2, 3]. важную роль с точки зрения повышения надежности подвижных соединений машин и механизмов представляет разработка новых антифрикционных материалов, особенно органопластиков (оп). оп отличаются от типичных представителей полимерных км полимерной природой обоих компонентов – волокна и матрицы. оп, наполненные волокнами из гибкоцепных полимеров, являются материалами, в которых наиболее выгодно используются свойства данных волокон (высокие диэлектрические и теплофизические свойства, химическая стойкость, трибологические характеристики) [4]. цель и постановка задачи в настоящее время требуется создание совершенно новых материалов с заданными свойствами, применяемых в узлах трения и других подвижных соединений машин и механизмов. эксплуатационные характеристики исходных полимеров, однако не всегда удовлетворяют требованиям, предъявляемым к конструкционным пластмассам. как правило, их применение в различных отраслях техники ограничивается низкой износостойкостью и теплопроводностью или недостаточной прочностью. в связи с этим решение данной проблемы, связано с применением для изготовления трущихся деталей полимерных материалов. однако часто применяемое модифицирование пластмасс различными порошкообразными наполнителями не позволяет получить желаемый результат, ввиду резкого снижения прочностных свойств композитов. это происходит в следствие того, что частицы наполнителя, погруженные в расплав полимера, имеют на своей поверхности пленки оксидов, препятствующие контакту между наполнителем и полимером. решением данной проблемы стало введение в полимер органических волокон. учитывая это целью данной работы являлось исследование триботехнических характеристик органопластиков на основе фенилона с-1, армированного термостойким волокном оксалон. объекты и методы исследований в качестве связующего использовали ароматический полиамид фенилон с–1 (ту 6-05-221-10171) тонкий порошок розоватого цвета с насыпной плотностью 0,2 0,3 г/см3. предназначается для изготовления пластмассовых изделий методом прямого прессования. свойства фенилона приведены в табл. 1. полимерные композиты на основе фенилона относятся к числу наиболее перспективных полимерных материалов, которые вместе с высоким уровнем физико механических и теплофизических свойств обладают высокой износостойкостью при трении в паре со сталью. влияние содержания волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе фенилона с – 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 12 таблица 1 свойства ароматического полиамида фенилона с–1 [5, 6] показатель значение плотность, кг/м3, не более 1350 разрушающее напряжение, мпа, не менее: при растяжении при статическом изгибе 100 150 ударная вязкость, кдж/м2, не менее 20 предел текучести при сжатии, мпа, не менее 220 твердость, мпа, не менее 180 температура плавления, к, не ниже 543 усадка после прессования, %, не более 0,6 фенилон армировали полиоксадиазольным волокном оксалон. для получения полиоксадиазольных волокон в качестве мономеров используют фталевые кислоты и гидразинсульфат, а в качестве растворителя – серную кислоту и олеум, доступные и дешевые продукты массового производства. свойства волокна приведены в табл. 2. таблица 2 основные свойства волокна оксалон [7] показатель значение плотность, кг/м3 1430 1440 прочность при растяжении, сн/текс (мн/м2) 50 70 (7,0 9,8) относительное удлинение, % 4 8 модуль упругости при 1% удлинение, гпа 30 50 снижение прочности при повышенной температуре, % при 573 к при 673 к 44 50 70 80 коэффициент трения 0,25 стойкость к истиранию, число циклов 30000 40000 температура стеклования, к 593 563 приготовление композиций фенилона с – 1 содержащих 5 20 % дискретного (3 мм) волокна оксалон, осуществлялось методом сухого смешивания в аппарате с вращающимся электромагнитным полем (0,12 тл) с помощью ферромагнитных частиц, впоследствии извлекаемых методом магнитной сепарации. перед прессованием полиамид необходимо тщательно высушить. переработка в изделия невысушенного фенилона ухудшает его прочностные показатели, приводит к образованию поверхностных дефектов (раковин, пузырей и др.). сушка заготовок производилась в термошкафу spt – 200 в течении 2 3 часов при 473 523 к. таблетка из термошкафа сразу же загружалась в пресс – форму, нагретую до 523 к. после загрузки в пресс – форму материал нагревали до 598 к и выдерживали без давления 10 минут, после чего давали выдержку в 5 мин при давлении 50мпа и той же температуре. далее изделие охлаждали при постоянном давлении до температуры 543 к и проводили распрессовку. трибологические характеристики изучали в условиях трения без смазки на дисковой машине трения [8] при давлении 0,6 мпа, скорости скольжения 1 м/с. путь трения составлял 1000 м. образцы из оп изготавливались цилиндрической формы  = 10, h = 12 мм; в качестве контртела использовали сталь 45 (45 48 hrc, ra = 0,16-0,32 мкм). коэффициент трения определяли по формуле: n ff f 21   , где 1f – сила трения исследованного образца; 2f – потери, что возникают при повороте рычага на остриях в горизонтальной плоскости. точность измерения силы трения составляет 5 %; n – нормальная нагрузка на образец. износ образцов определяли весовым методом на аналитических весах влр – 200 (гост 24104 – 80) с точностью 0,0001 г. за основную инженерную характеристику процесса изнашивания, принимали интенсивность линейного износа іh [9] выраженную соотношением: влияние содержания волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе фенилона с – 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 13 тaт h dla dg i    , где g – величина массового износа; t – плотность изнашиваемого материала; aa – номинальная площадь контакта; l – путь трения. t a a a  , где ta – номинальная площадь трения. принимали λ = 1, то есть рассматривали износ тела, все точки поверхности трения которого постоянно находятся в контакте. интенсивность тепловыделения [10] определяли по формуле:  pfq , где f – коэффициент трения; p – контактное давление;  – скорость скольжения. твердость по бриннелю определяли по методу вдавливания шарика диаметром 5 ± 0,005 мм при заданной нагрузке согласно гост 4670-77 на твердомере тшсп. суть метода состоит во вдавливании стального шарика при нагрузке мпа на поверхность исследуемого образца. твердость по бриннелю рассчитывали по формуле: hd p  hb , где нв – твердость по бриннелю, мпа; р – нагрузка, кгс; d – диаметр шарика, мм; h – глубина проникновения шарика, мм. шероховатость образцов измеряли при помощи профилометра 170621, посредством острой и твердой иглы (щупа), что перемещалась по исследуемой поверхности, копируя ее неровности. обсуждение результатов исследования анализируя результаты исследований, представленные на рис.1, можно заключить, что увеличение количества оксалона с 5 до 20 масс. %, позволяет уменьшить коэффициент трения и интенсивность линейного износа фенилона с – 1 на 49 56 % и в 3,8 12,1 раза соответственно, что можно объяснить низким (0,25) коэффициентом трения волокна по стальному диску. наиболее интенсивное снижение коэффициента трения происходит при введении волокна до 10 масс.%, после чего он практически не меняется. данные результаты можно объяснить следующим образом. рис. 1 – влияние содержания волокна оксалон на: 1 – коэффициент трения; 2 – температуру в зоне контакта; 3 – интенсивность линейного износа; 4 – интенсивность тепловыделения влияние содержания волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе фенилона с – 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 14 в процессе трения оп по стальному диску появляется граничный слой (пленка переноса) рис. 2, а, которая выполняет при трении несколько важных функций. с одной стороны, она предотвращает непосредственный контакт неровностей полимера (трещины, микрорельеф) и, защищая поверхностные слои трущихся тел, значительно снижает адгезию органопластиков к контртелу, возникающую в результате ван-дер-вальсовых связей (сил межмолекулярного взаимодействия) между поверхностями трения. с другой стороны, малая толщина пленки не препятствует упругой и пластической деформации контактирующих тел (полимера и контртела). но самое главное, сдвиговые деформации локализуются внутри пленки, которая обладает малым сопротивлением на сдвиг, что и приводит к снижению силы трения. снижение износа при увеличении содержания оксалона в органопластике сопровождается симбатным понижением температуры в зоне контакта полимер – контртело. уменьшение интенсивности тепловыделения контактного слоя в 1,65 2,1 раза подтверждает снижение работы сил трения, которая расходуется на разрушение межмолекулярных связей, что ведет к увеличению сил ван-дер-вальса, и как следствие, уменьшению фрикционности оп [11]. из рис. 2, а видно, что при трении ненаполненного полимера, на его поверхности образуются глубокие борозды (ra = 0,26 0,68) – неровности более твердой поверхности (диска) пропахивают более мягкую (полимер), образуя дорожку трения. в соответствии с моделью трения скольжения боудена тейбора [10], сопротивление пропахиванию вызывает силу, вносящую вклад в силу трения, так называемая пропахивающая составляющая силы трения, которая всегда сопровождается адгезией. а б в г д е рис. 2 – микроструктура (×200): а – пленки переноса органопластика, содержащего 10 масс. % оксалона; б – чистого фенилона с-1; и органопластиков содержащих: в – 5; г – 10; д-15; е-20 масс.% волокна уменьшение адгезионной силы (переход пластического контакта к упругому) и шероховатости органопластиков (ra = 0,15 0,5) сопровождается увеличением фактической площади контакта рис. 2, б, в, г (поверхность становится более гладкой) [10]. влияние содержания волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе фенилона с – 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 15 рис. 3 – влияние содержания волокна на твердость органопластиков как известно [12] на трение и износ значительное влияние оказывает твердость материала рис. 3, что подтверждаются и в нашем случае: органопластик обладающий максимальной твердостью имеет и наилучший комплекс триботехнических характеристик. выводы таким образом в результате выполненных исследований можно заключить, что разработанные органопластики превосходят базовый полимер при оптимальном (10 15 масс. %) содержании волокна, базовый полимер по антифрикционным свойствам в 2 раза, а по износостойкости более чем на порядок. литература 1. волков г.м. композиционные материалы в массовом машиностроении / г.м. волков // металловедение и термическая обработка металлов. – 1990. – № 8. – с. 2 7. 2. фомичев и.а получение термостойких полимерных материалов в магнитном поле / и.а. фомичев, а.и. буря, м.г. губенков // электронная обработка материалов. – 1978. – №4. – с. 26 27. 3. пивень а.н. теплофизические свойства полимерных материалов. справочник / н.а. гречная и.и. чернобыльский / издательское объединение «вища школа», 1976. – 180 с. 4. михайлин ю.а. конструкционные полимерные композиционные материалы / ю.а. михайлин. – издательство «нот». – 2008. – 822 с. 5. машиностроительные материалы. краткий справочник / в.м. раскатов, b.c., чуенков, н.ф. бессонова, д. а. вейс. 3-е изд., перераб. и доп. – м.: «машиностроение», 1980. – 511 с. 6. справочник по пластическим массам. изд. 2-е. т.іі. под ред. в.м.катаева, в.а.попова, б.и. сажина. – м.: «химия», 1975. – 568 с. 7. черкасова н.г. реактопласты, хаотически армованные химическими волокнами / н.г черкасова, а.и. буря. – днепропетровск: іма – прес, 2011. – 234 с. 8. буря а.и. трение и изнашивание органопластиков на основе полиамида-6 / а.и. буря // трение и износ. 1998. –№ 5, т.19. – с. 671 676. 9. методика расчетной оценки износостойкости поверхностей трения деталей машин / [и.в. крагельский, г.м. харач, а.в. блюмен и др.]. – м.: издательство стандартов, 1979. – 100 с. 10. мышкин н.к. трибология. принципы и приложения / н.к. мышкин, м.и. петроковец. – гомель: иммс нанб, 2002. – 310 с. 11. саундерс дж.х. химия полиуретанов / дж.х. саундерс, к.ф. фриш. – м.: «химия», 1968. – 470 с. 12. погосян а.к. трение и износ наполненных полимерных материалов / а.к.погосян – м.: «наука», 1977. – 138 с. поступила в редакцію 29.10.2016 влияние содержания волокна оксалон на триботехнические характеристики органопластиков на основе фенилона с – 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 4 16 burya a.i., tomina a.-m.v., chernov v.a. effect of fiber on oksalon tribological characteristics organic plastics based on phenylone с–1. an important role in terms of improving the reliability of mobile joints and machinery is the development of new anti-friction materials, especially organic plastics. organic plastics different from the typical representatives composition materials polymeric nature of the two components of the polymer fiber and matrix. organic plastics filled with fibers of flexible chain polymers, are materials in which the most advantageous properties of these fibers are used (high dielectric and thermal properties, chemical resistance, tribological characteristics) the effect of the content of the heat-resistant fiber oksalon on the tribological characteristics of organic plastics on the basis of aromatic phenylone c-1. tests have shown that with the increase of fiber content in organoplastics coefficient of friction and wear are dramatically reduced. it is found that the obtained composites to achieve reduced wear of 3.8 12.1 times the coefficient of friction by 49 56%, respectively, and the track depth decrease abrasion surface compared to the starting polymer. polymer composites based on phenylone are among the most promising polymer materials, which together with high levels of physical mechanical and thermal properties have a high resistance to wear by friction in a pair with the steel. the filler used polyoxadiazole fiber oksalon. selection of the filler was determined on the one hand, its strength and antifriction properties, and on the other a chemical affinity to the polymer matrix. for polyoxadiazole fibers are used as monomers phthalic acid and hydrazine, and the solvent sulfuric acid and oleum available and cheap mass production products. keywords: phenylone c-1, an organic fiber oksalon, coefficient of friction, wear hardness. references 1. volkov g.m. composite materials in mass engineering. metallurgy and heat treatment of metals. 1990. №8. p. 2 – 7. 2. fomichev i.а. preparation of heat-resistant polymeric material in a magnetic field. i.а. fomichev, a.i. burya, м.g. gybenkov. electronic processing of materials. 1978. №4. p.26-27. 3. piven а.n. thermal properties of polymer materials. directory. n.а. grechanai, i.i. chernobilskii. publishing association «vishai shcola», 1976. 180 p. 4. mihailin y.а. structural polymer composite materials. publishing «nот», 2008. 822 p. 5. engineering materials. short guide. v.м. raskatov, v.s. chuenkov, n.f. bessonova, d. а. weiss. – 3-th. edit. revised and enlarged. м. «machinostroenie», 1980. 511 p. 6. guide to plastics. edit.. 2-nd. т.іі. edited by. v.м. kataeva, v.а. popova, b.i. sazhina. м. «chimia», 1975. 568 p. 7. cherkasova n.g. thermosets, chaotically reinforced fibers. n.g cherkasova, а.i. burya. dnepropetrovsk: іма – press, 2011. 234 p. 8. burya а.i. friction and wear organic plastics based on polyamide – 6. friction and wear. 1998. № 5, т.19. p. 671-676. 9. methods of estimation of wear resistance of the friction surfaces of machine parts. [i.v. kragelskii, g.м. kharach, а.v. blumen and oth.]. м. standards publishing, 1979. 100 p. 10. sounders dg.х. polyurethane chemicals. dg.х. sounders, к.f. frisch. м.: « chimia», 1968. 470 p. 11. myshkin n.к. tribology. principles and applications. n.к. myshkin, м.i. petrokovets. gomel: iммs nаnb, 2002. 310 p. 12. pogosyan а.к. friction and wear of filled polymer materials. м.: «nayka», 1977. 138 p. copyright © 2019 о.і. burya , а.-м.v tomina*., ye. yeriomina, s.v. tomin. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 68-73 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-68-73 the impact of organic fibers on the tribotechnical properties of phenylone aromatic polyamide о.і. burya , tomina а.-м.v*., yeriomina ye., tomin s.v. dniprovsk state technical university, kamyanske, ukraine *e-mail: an.mtomina@gmail.com abstract the impact of such organic fibers as lola, oxalon and tanlon on the tribotechnical properties of phenylone aromatic polyamide is considered in the article. it was found that the most intensive improvement of tribotechnical properties of initial polymer, reduce in the intensity of linear wear and friction coefficient 1,8 6,5 and 1,7 2,3 times is observed for the composites reinforced with organic lola and oxalon fibers. the obtained results are due to the introduction of lola and oxalon fibers that leads to the formation of new structural elements – fibrils which give improved complex of tribotechnical properties to composites. the use of tanlon fiber as a filler for formation of organoplastics of tribotechnical purpose leads to modest improvement of the intensity of linear wear and friction coefficient (on average by 20 %) that is due to the proximity of structure of binder and filler. key words: organic fiber, lola, oxalon, tanlon, intensity of linear wear, friction coefficient. introduction nowadays, polymer composite materials (pcm) (including the ones that are based on aromatic polyamides) which are reinforced with mineral fillers (graphite, disulfide, molybdenum, sulfur molybdenum) are among the most widespread polymer materials of tribotechnical purpose [1]. valuable complex of technological and operational properties provides their intensive usage in agricultural and automotive equipment, heavy and light industries [2]. however, there are factors that hold back the use of them in heavily loaded friction units of modern technics. so, tribotechnical properties do not satisfy working conditions in some cases in the conditions of friction without lubrication at increased loads and speeds. in particular, intensive wear is due to their low enough values of physic-mechanical and thermal properties [3]. the determination of goals and targets the use of organic fibers (of) as fillers for polyamides is a perspective way of improvement of their tribotechnical properties. the use of of allows to get the composites that unite a valuable complex of such operational properties as high reliability (thanks to the increase in wear and chemical resistance, fatigue strength and ability to damp mechanical and sound vibrations), cost-effectiveness (excluding machining from the technological process of manufacturing even when receiving the parts of non-standard shape) and environmental friendliness (the possibility of recycling and self-lubricating ability) [4]. taking into account the above, the target of the work was in the researches on the impact of organic fibers on the intensity of linear wear and friction coefficient of c-1 phenylone aromatic polyamide. objects and methods of the researches c-1 aromatic polyamide was used as polymer matrix for creation of organoplastics (op) of tribotechnical purpose. pcm on its base are usually characterized with high values of hardness, strength and stiffness, stability of physic-mechanical values at elevated temperatures (to 523 k) [5]. polyoxidiazole (oxalon, “svitlogorsk himvolokno”, belorussia), polyacrylonitrile (lola, all-russian reasearch institute of polymer fibers (вндіпв), russia) and polysulfonamide (t700 tanlon, «shanghai tanlon fiber co., shanghai) organic fibers were chosen as fillers [6, 7]. problems of tribology 69 the preparation of organoplastics based on phenylone that contain 5 20 mass% of the fiber (length is 3 7 mm) was made by the method of dry mixing in the apparatus with rotating ferromagnetic field (0,12 т) with the help of ferromagnetic particles. then the particles were removed from the prepared mixes by the method of magnetic separation. the formation of ready products was carried out by the method of compression moulding. scanning electron microscope uemv-100к was used for the analysis of the morphology of the structural change of polymer matrix while introduction of organic fiber. the analysis of crystalline fracture of the samples, which were received under the influence of liquid nitrogen, with previously spraying graphite film on the researched surface, was carried out. tribotechnical properties in the conditions of friction without lubrication according to the “disc-pad” scheme were studied on smc-2 friction machine at load of 1,0 мpa, sliding velocity of 1,0 m/s. steel 45 was used as a counterbody (45 48 hrc, rа = 0,32 mcm). friction coefficient was calculated by the formula: ' m f r f   , where m – is the moment of force that acts on the sample; f – friction force of the sample under the test; r – is the radius of counterbody. the intensity of linear wear  hi expressed as a following dimensionless ratio was taken as the main engineering property: h t a t dg i a dl      , where – a t a a   ; g – is the value of mas wear; t – is the density of the material that wears out ; aa – is the nominal area of contact; l – is the path of friction; ta is the nominal area of friction. in the calculations, it was considered that 1  , that is, the wear of the body with all friction points of the surface in contact was studied. roughness of the samples was measured on 170621 profilometer using sharp firm needle (probe) that moves along the surface copying its roughness. the study of friction surface of the developed organoplastics was carried out using «neophot» optical microscope. the discuss of the results the results of tribotechnical properties of organoplastics in the conditions of friction without lubrication show that the use of lola, oxalon and tanlon organic fibers (table 1) is a perspective way of improvement of tribological properties of initial polymer. it is found that the use of lola and oxalon organic fibers makes the most effective impact on the improvement of tribotechnical properties of phenylone. the introduction of lola and oxalon organic fibers in the amount of 5 20 mass % leads to reduce in the intensity of linear wear and friction coefficient of phenylone 1,8 6,5 and 1,7 2,3 times reaching minimal values at the content of 15 20 mass % of the filler. the increase in wear resistance of basic polymer is connected, from the one hand, with the increase in hardness of organoplastics as it is showed in the work [8, 9]. it should be noted that tribological properties of the developed composites are well-consistent with ratner regularity which connects tribotechnical and strength properties of materials. it is found that the roughness of the surface for organoplastics reinforced with lola (rа = 0,22 mcm) and oxalon (rа = 0,27 mcm) fibers is lower by 50 % in comparison with phenylone (ra = 0,56 mcm) that is due to the increase in the strength of op. thanks to this specific load reduces in the areas of “composite-steel counterbody” contact [10] and, as a result, friction coefficient improves. problems of tribology 70 table 1 the impact of the content of organic fibers on the tribological properties of c-1 phenylone content of the fiber, mass % friction coefficient, f intensity of linear wear, hi · 10 -8 0,42 7,43 lola 5 0,25 4,18 10 0,2 1,35 15 0,18 1,2 20 0,18 1,15 oxalon 5 0,32 2,90 10 0,31 1,89 15 0,3 1,54 20 0,35 1,58 tanlon 5 0,37 6,91 10 0,33 5,98 15 0,32 6,11 20 0,32 6,16 a b c d fig. 1. microstructure (×150) of phenylone (а) and organoplastic on its base reinforced with 10 mass % of lola (b), oxalon (c) and tanlon (d) fiber one more factor that influences on the reduction in friction coefficient is the formation of “antifriction layer” – transfer film on the steel counterbody. transfer film provides the stability of friction and wear processes due to the self-organization of the structure of surface layers of tribopair. in so doing, several particles, which appeared during wear process and didn’t’t go to transfer film, are removed from the friction area by tangential velocity component. due to these factors lifetime of frictional bond between counterbody and sample decreases [11] that reduces friction coefficient additionally. problems of tribology 71 it is also should be noted that when “antifriction layer” spreads on the surface of steel counterbody, following friction happens according to “polymer-polymer” scheme and counterboudy is removed from wear process. from the other hand, the increase in wear resistance of op is due to the increased ability of the materials to diffuse energy through the decrease in internal friction as a result of change in the structure of polymer binder that leads to reduce in surface layers temperature. as a result, we almost do not observe the traces of grasping on the friction surfaces of op (fig. 1, b, c) in contradistinction to polyamide [12]. with regard to tanlon, the results of researches showed (table1) that the introduction of the fiber leads to slight decrease in the intensity of linear wear and friction coefficient of initial polymer (1,2 and 1,3 times) reaching minimal values at the content of 10 mass % of the fiber. the study of the microstructure of phenylone (fig. 1, а) friction surfaces showed that the introduction of tanlon organic fiber (fig. 1, b, ra = 0,32 mcm) was accompanied by reduction in furrows of ploughing by 25 % that was due to inhibition of the development of destruction processes on the friction surface of composite [13]. obtained results can be explained in such way. it is known [8] that when creating composites of tribotechnical purpose, the interaction on “binder-fiber” division border is determinative, as a result a new boundary layer with more ordered supramolecular structure with improved complex of physic-mechanical and tribological properties forms. thus, the formed interphase layer significantly affects cohesive and adhesive destruction in the volume of composite and on the division border, the character and value of loads which occur in polymer binder. in particular, it characterizes the resistance of composites to the impact if extreme factors (the effect of increased temperatures and aggressive environments). electron microscopic investigations of organoplastics (fig. 2) reinforced with lola and oxalon fibers demonstrate essential changes in the character of breaking away of initial polymer in the presence of these fibers. globular structure of phenylone (that is typical for amorphous plastics) is clearly visible on the fig. 2, а, while the introduction of polyarylene and polyoxadisiol fibers leads to the configuration of the structure into a febrile one (fig. 2, b and c). а b c d fig. 2 – microstructure (×10000) of basic polymer (а) and organoplastics on its base that contain lola (15 mass %, b), oxalon (15 mass %, c) and tanlon (10 mass %, d) fibers it should be noted that the introduction of tanlon fiber does not leads to essential change of the structure (fig. 2, d), that is why, as a result, a slight improvement of tribotechnical properties for these organoplastics is observed; that is well-consistent with literature data [14]. the use of polysulfonamide fiber as a filler for phenylone does not allow to reach new structural element, that are fibrils, in the cross-border layer and on the division “matrix-filler” border. problems of tribology 72 conclusions in general, the reinforcement of phenylone with lola and oxalon fibers can be viewed as a process that promotes structural rebuilding in binder, transformation of globular structure into a febrile one which is characterized by higher indicators of tribotechnical properties. thus, the reduce in wear and friction coefficient of basic polymer on average 6,5 and 2,3 times occurs, that allows to recommend obtained organoplastics for manufacturing of slide bearings for modern equipment which is able to work in the conditions of friction without lubrication. with regard to tanlon fiber, the use of it as a filler is not effective enough for creation the composites of tribotechnical purpose. references 1. issledovanie antifrikczionny`kh svojstv armirovannogo poliamida / v.s. kokh-tatarenko, n.f. majnikova, o.i. kladovshhikova [i dr.] // uspekhi v khimii i khimicheskoj tekhnologii. 2016. – t.ххх, № 10. – р. 46 – 48. 2. polimerni kompozyty na osnovi termoplastychnykh v’iazhuchykh / [buria o.i., yeromina k.a., lysenko o.b. ta in.]. – dnipro: seredniak t.k., 2019. – 239 р. 3. mikhal`czova o.m. razrabotka modificzirovannogo frikczionnogo materiala na osnove vo-llastonita / o.m. mikhal`czova // polzunovskij al`manakh. – 2009. – № 2. – р. 35 – 36. 4. issledovanie tribotekhnicheskikh svojstv polimerny`kh kompoziczionny`kh materialov / d.k.-s. bataev, r.u. gojtemirov, m.t. muradov [i dr.] // vestnik akademii nauk chechenskoj respu-bliki. – 2013. – t.18, № 1. – р. 86 – 88. 5. spravochnik po plasticheskim massam. izd. 2-e. t.2 / pod red. v.m. kataeva i dr. moskva: khimiya, 1975. 568 р. 6. fiber materials. tanlon: [elektronnyi resurs] — rezhym dostupu: http://en.tanlon.com.cn/products/fms/ (дата звернення: 11.09.2019). 7. perepelkyn k.e. armyruiushchye volokna y voloknystыe polymernыe kompozytы / perepelkyn k.e. – sankt-peterburh: not, 2009. – 380 р. 8. tomina а.-м. designing the organoplastics based on aromatic polyamide, study of their operational properties and applicability / tomina а.-м., ye. yeriomina, v. terenin // eastern-european journal of enterprise technologies. – 4/12 (100) – 2019. – р. 16 – 22. 9. razrabotka i issledovanie svojstv polimerny`kh kompoziczionny`kh materialov na osnove ak-tivaczii politetraftore`tilenu i uglerodny`kh napolnitelej / okhlopkova a.a., struchkova t.s., alekseev a.g. // vestnik svfu. – 2015. –t.48, № 4 – р. 51 – 63. 10. sty`ller e.e. trenie i iznos polimerny`kh materialov pod dejstviem strui tverdy`kh chasticz / e.e. sty`ller, e.f. nepomnyashhij, s.b. ratner // povy`shenie iznosostojkosti i sroka sluzhby` mashin. kiev, 1970. – р. 122 – 128. 11. sadova o.l. formuvannia samoorganizovanykh struktur u poverkhnevykh sharakh trybovyrobiv na osnovi epoksykompozytiv / o.l. sadova, v.p. kashytskyi, p.p. savchuk // visnyk prykarpat-skoho natsionalnoho universytetu imeni vasylia stefanyka. seriia “khimiia” – 2015. – № 19. – р. 13 – 23. 12. my`shkin n.k. tribologiya. princzipy` i prilozheniya / n.k. my`shkin, m.i. petrokovecz. – gomel`: imms nanb, 2002. – 310 р. 13. zakalov, o.v. osnovy tertia i znoshuvannia v mashynakh: navchalnyi posibnyk / o.v. zakalov, i.o. zakalov. – ternopil: vydavnytstvo tntu im. i. puliuia, 2011. – 322 с. 14. zuev yu.s. razrushenie polimerov pod dejstviem agressivny`kh sred. m.: khimiya, 1972. – 229 с. problems of tribology 73 буря о.і., томіна а.-м.в., єрьоміна к.а., томін с.в. вплив органічних волокон на триботехнічні характеристики ароматичного поліаміду фенілон. композиційні матеріали на основі ароматичних поліамідів, зміцнених органічними волокнами сьогодні є одними з розповсюджених матеріалів триботехнічного призначення для вузлів тертя та механізмів сучасної техніки. цінний комплекс технологічних і експлуатаційних характеристик даних полімерних композиційних матеріалів забезпечує їх інтенсивне використання в сільськогосподарській та автомобільній техніці, важкій і легкій промисловості. зокрема, використання органопластиків дозволяє зменшити матеріалоємність деталей при одночасному збільшенні їх надійності та робочого ресурсу. у статті розглянуто вплив органічних волокон: лола, оксалон і танлон на триботехнічні характеристики ароматичного поліаміду фенілон. встановлено, що найбільш інтенсивне покращення трибологічних властивостей вихідного полімеру, зменшення інтенсивності лінійного зношування та коефіцієнту тертя у 1,8 6,5 та 1,7 2,3 рази, спостерігається для композитів зміцнених органічними волокнами лола та оксалон. отримані результати обумовлені тим, що введення волокон лола та оксалон призводить до утворення нових структурних елементів – фібрил, які надають композиту покращений комплекс триботехнічних характеристик. використання як наповнювача волокна танлон для створення органопластиків триботехнічного призначення призводить до незначного покращення інтенсивності лінійного зношування та коефіцієнту тертя (в середньому на 20 %), що обумовлено близькістю структури в’яжучого та наповнювача. ключові слова: органічне волокно, лола, оксалон, танлон, інтенсивність лінійного зношування, коефіцієнт тертя. приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 34 дьяченко н.н., манько н. и.-в. запорожский национальный университет, г. запорожье, украина e-mail: dyachenko-nata@mail.ru приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя при фиксированной области контакта удк 539.3 получено решение задачи о линейном изнашивании тонкой упругой полосы при скольжении по ней штампа с плоским основанием. и.г. горячевой [1] предложен пошаговый метод дискретизации времени, где на каждом шаге система интегральных уравнений решается численно. в данной работе исследуется вопрос существования и единственности решения каждой из таких систем, для которых найдены приближенно аналитические решения. проведен анализ распределения давлений и толщины изнашиваемой полосы в разные промежутки времени: на стадии приработки и на стадии установившегося износа. проведен сравнительный анализ с известным решением из работы [1]. ключевые слова: плоская контактная задача, тонкая упругая полоса, изнашивание, метод последовательных приближений, метод редукции. введение в работе решается задача об изнашивании упругой тонкой полосы, лежащей на плоском основании, в результате скольжения по ней штампа с плоским основанием. под изнашиванием понимают удаление материала с поверхности трения вследствие ее разрушения, проявляющегося в постепенном изменении формы и размеров взаимодействующих тел [1, 2]. износ контактирующих поверхностей – одна из основных проблем машиностроения. математической постановкой и решением износоконтактных задач занимается трибология. впервые задача расчета износа абсолютно жестких контактирующих тел была поставлена а.с. пронниковым [3]. наибольший вклад в теорию решения износоконтактных задач внес л.а. галин [4]. дальнейшее развитие эта проблема и методы ее решения получили в работах [2, 5 8]. обзор исследований в этой области содержится в [2]. в результате теоретических исследований [7] выведены уравнения износа, в которых выражается зависимость скорости износа от давления линейного и степенного вида. в данной работе рассмотрена линейная зависимость. в монографии [1] выведены интегральные уравнения плоской контактной задачи с учетом износа тонкого слоя при фиксированной области контакта и предложен пошаговый метод (по времени) их решения. на каждом шаге решается система интегральных уравнений путем сведения ее к системе линейных алгебраических уравнений относительно дискретезированной функции давления. однако исследование вопроса существования и единственности решения указанной системы на каждом шаге по времени не рассматривается. целью данной работы является доказательство существования и единственности решения системы интегральных уравнений на каждом временном шаге, нахождение аналитического и приближенного решения на этих шагах. поскольку тонкая полоса, подверженная износу, моделирует покрытие винклеровского типа, то решение данной задачи на каждом временном шаге получено с помощью тех же методов, которыми решалась контактная задача с учетом шероховатости поверхности в работе [9]. для этого на каждом шаге система интегральных уравнений сведена к операторному уравнению фредгольма второго рода. доказано, что оператор этого уравнения является сжимающим на множестве, которому принадлежит решение. аналитическое решение представлено степенным рядом с неопределенными коэффициентами, которые можно найти из бесконечной системы линейных алгебраических уравнений. доказана возможность применения к указанной системе метода редукции и метода последовательных приближений. проведен анализ числовых результатов по распределению давления на площадке контакта и толщины тонкой полосы в различные временные промежутки. 1. постановка задачи и ее интегральные уравнения рассмотрим задачу в следующей постановке [1, 2, 7]. предположим, что упругая полоса начальной толщины 0h , лежит на упругом основании (рис. 1). возможны два случая закрепления полосы 0( )y h : mailto:dyachenko-nata@mail.ru приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 35 y o p a a x 0h рис. 1 – схема контакта штампа с упругим слоем 1. полоса лежит на жестком основании без трения (задача 1). 2. полоса жестко закреплена на основании (задача 2). далее предположим, что в верхнюю границу полосы постоянной силой p вдавливается штамп с плоским основанием полуширины a (рис. 1). полосу будем считать тонкой, так что 0 1h a  . штамп скользит в направлении оси oz , в результате чего происходит износ полосы, и ее толщина  ,h x t изменяется со скоростью ( , )h x t t  , зависящей от контактного давления ( , )p x t по линейному закону: * ( , ) ( , ) v h x t p x t k t p     , (1) где vk – коэффициент износа; *p – некоторое давление [1, 7]. как отмечено в [7], если считать, что касательные напряжения на площадке контакта действуют в направлении движения штампа и отсутствуют в направлении оси ox , то есть  0xy  , то компонента zy тангенциальных напряжений не влияет на распределение контактных давлений, которые находятся из решения плоской контактной задачи. однако, компонента zy оказывает влияние на скорость процесса изнашивания, что учитывается с помощью коэффициента vk [7]. предположим, что смещение упругой полосы удовлетворяет условию ( , ) 1h x t x   . в таком случае уравнение для определения давления в любой момент времени имеет вид [1, 2, 7]:               1 2 1 1 0 0 0 ln 0 a * * a x x h x,t h ,t a h x,t p x,t h ,t p ,t p x ,t dx e e x                , (2) где  22 1 * i i i i i e e , e ,   – модуль упругости и коэффициент пуассона полосы  1i  и основания  2i  , * 1 * 2 e n e  ; 3 4i i    ; в предположении, что 1 2     , 1 2     значение a для задачи 1 – 0, 5a  , для задачи 2 –      2 3 1 1 2 1 n n n a         . приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 36 в начальный момент времени   0,h x t h при всех  ;x a a  , при этом второе и третье слагаемые левой части (2) приближенно характеризуют перемещения поверхности за счет наличия тонкой полосы, ведущей себя как покрытие винклеровского типа с коэффициентом пропорциональности 0 1 *k ah e , и перемещение упругого основания соответственно. в произвольный момент времени физическая интерпретация является обобщением вышеуказанной для полосы переменной толщины  ,h x t [1, 2 ,7]. из уравнения (1) следует, что толщину полосы в произвольный момент времени можно определить из равенства    0 0 t v * p x,t h x,t h k dt p     . (3) кроме того, имеет место условие равновесия:   a a p x ,t dx p     . (4) 2. метод решения 2.1. пошаговый по времени метод решения системы интегральных уравнений данной задачи для решения уравнений (2) (4) в монографии [1] предложен пошаговый метод по времени. шаг по времени  выбирается так, чтоб в пределах каждого интервала  1k k,   , где 0 0  , 1k k     , 0,1, 2,...k  можно было пренебречь перераспределением давления на площадке контакта и износом поверхности. введем обозначения:  00 2 1v * v k hx p a , t , p , h , h , h a, a a ae a a k                 ,       2 1 1 * v a a a , p , p a, , f f a n e k a               . тогда система для определения распределения давления в различные моменты дискретного времени при изнашивании поверхностного слоя:      1 kk k * p h h p       ,  0 0h h  , (5)               1 1 1 0 0 0 0k k k k k k kh h a h p h p p ln d                   , (6)   1 1 kp d p      . (7) 2.2. нулевой шаг по времени 2.2.1. сведение системы интегральных уравнений к операторному уравнению фредгольма второго рода исходя из (5) и (7), найдем распределение нормального давления в момент времени 0 0  . оно удовлетворяет системе:       1 0 0 0 0 0 1 1 0 lnah p ah p p d            , (8)   1 0 1 p d p      . (9) приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 37 обозначим: 0 01 ah   ,      0 0 0 0p p p    ,   1 1 1 lnw d         , выразим из второго уравнения системы (8)-(9) значение  0 0p :     1 0 0 1 1 0 2 2 p p p d       . (10) это дает возможность свести систему интегральных уравнений к одному интегральному уравнению:             1 1 0 0 0 0 0 1 1 1 2 2 w p p p ln p d p d w                       .(11) введем операторы:      1 1 1 af ln f d            ,        1 12 w bf f d        ,       lf a b f      . (12) интегральное уравнение (11) преобразуем к операторному уравнению фредгольма второго рода:        0 0 0 2 p p i l p w         . (13) покажем, что решением уравнения (13) может быть только непрерывная функция. предположим, что это не так, а функция  0p  на концах отрезка  1 1; имеет интегрируемую степенную особенность вида  1 0 1,    . тогда функция  0bp   не будет иметь особенностей в точках 1   . интегральный оператор a имеет ядро с особенностью вида 1ln   в этих точках, однако значение интеграла   1 1 1 1ln d          , а вместе с ним и функция   0ap  , не будут иметь особенностей. таким образом, уравнение         0 0 01 2 p p lp w      , эквивалентное уравнению (13), в левой части будет содержать особенность указанного типа в точках 1   , а в правой части уравнения особенности не будет. значит, предположение не выполняется, что доказывает требуемое. вследствие доказанного выше, линейные операторы (12) будем рассматривать на пространстве  1 1c ; функций, непрерывных на отрезке  1 1; . для исследования вопроса существования и единственности решения уравнения (13) и уравнений, аналогичных ему на следующих временных шагах, изучим свойства операторов (12). 2.2.2. свойства линейных операторов на нулевом по времени шаге если функция  f  непрерывна на отрезке  1 1; , то есть    1;1f c   , тогда функция    [ ]g af   непрерывна в любой точке  1 1;  . действительно, для  1 1;  имеем:     1 0 0 1 1 lim lim lng f d                      1 1 2 2 1 0 0 01 1 1 1 max lim lim ln 1 lim ln 1 0 ; f d d                                  . приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 38 аналогично для 1   :       1 0 0 01 1 1 1 lim 1 max lim lim ln 1 0 1; g f d                       . значит,    1 1 1 1a : c ; c ;   . отсюда следует, что функция        1w ae , e     является непрерывной на отрезке  1 1; , значит,    1 1 1 1b : c ; c ;   . таким образом, для оператора:              1 1 1 1 1 ln 2 w lf a b f f d f d                           1 1 1 1 1 1 ln ln 2 d f d                       имеем    1 1 1 1l : c ; c ;   . оценим норму оператора l . для этого в пространстве  1 1c ; рассмотрим норму функции:   1 1 1 1 1 1 1 1 max ln ln 2; lf d f ( )d                            1 1 1 1 1 1 1 1 max ln ln 2; f d d                     . с помощью прикладного аналитического пакета maple получено, что значение максимума не превосходит 2,6, откуда следует, что 2 6, l   . (14) исследуем оператор 0 i l  , где     if f   для всех    1 1f c ;   . очевидно, что    1 1 1 1i : c ; c ;   , поэтому    0 1 1 1 1i l : c ; c ;     . из постановки задачи следует неотрицательность и четность функции нормального давления на отрезке  1 1; в каждый момент времени. кроме того, в любой момент времени поставленная задача аналогична плоской контактной задаче о вдавливании штампа с плоским основанием в упругую шероховатую полосу без учета ее износа, изученной в [7, 9]. анализируя решение указанной задачи, приходим к выводу о возрастании функции давления на площадке контакта, за исключением, возможно, малых окрестностей концов этой площадки, то есть о возрастании на отрезке  0; 0, 9 . при этом, наименьшее значение функции давления достигается в точке 0  , поэтому функция        0 0 0 0 0 1 2p p p k , , ,...     в точке 0  принимает значение 0 . введем множество m неотрицательных, четных на отрезке 1 1; , возрастающих на отрезке  0; 0, 9 функций  f x пространства  1 1c ; , для которых  0 0f  . исследуем сжимаемость отображения 0 i l  на множестве m . вследствие теоремы вейерштрасса о равномерном приближении непрерывной функции многочленами [10] проведем первоначально оценивания на множестве 1m m многочленов. очевидно, что такие многочлены должны иметь вид   2 1 n k k k r c     . для всех степенных функций    2 1 1 2 3kks m k , , ,...     имеет место неравенство:     0 1 1kls ;    . откуда: приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 39              0 0 0 01 1 1 1max maxk k k k k; ;i l s s ls s s                . тогда многочлен   2 1 1 n k k k r c m      можно представить разностью      r r r      , где    2 2 0 0k k k k k k c c r c , r c           . поскольку   1r m  , то на отрезке  1 1; имеют место неравенства:   0r   ,    r r    . из физического смысла оператора a следует, что на этом отрезке имеют место неравенства    ar ar          ,   0ar      ,    0ae   , где   1e   . следовательно,          lr ar ar br                         1 1 1 0 2 ar ar ae r d                     . откуда получим:              0 0 0 01 1 1 1max max; ;i l r r lr r r                . (15) теперь проведем оценивания на множестве функций f m пространства  1 1c ; . по теореме вейерштрасса [10] для 0 0 1 4 5 2,      можно найти многочлен 1r m такой, что f r f   , тогда, используя (14) и (15), получим         0 0 0 0 0i l f i l r i l f r r l f r                0 0 0 12 6 2 2 . f f r f             , то есть   00 0 0 1 2 i l f q f , q       . (16) поскольку полоса предполагается тонкой, то 0 1ah  , следовательно 00 1   , а вместе с тем и 00 1q  . таким образом, оператор 0 i l  является сжимающим на множестве m . 2.2.3. аналитическое решение операторного уравнения на нулевом по времени шаге (первый способ представления) в силу свойств оператора 0 i l  и принципа сжимающих отображений [11], уравнение (13) имеет единственное решение на множестве m , которое можно найти методом последовательных приближений и представить в виде ряда неймана:          00 0 0 0 02 2 r r r kk k r r r k i l w c p w p lp                    . (17) ряд (17) абсолютно сходится по норме пространства  1 1c ; . разложение образа степенной функции 2 n( )     0,1, 2, 3,...n  при действии оператора a имеет вид:    2 1 i n ,i i a        , приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 40 где   1 2 2 1n ,i i n i        ; 1, 2, 3,...i  , а при действии оператора l – вид:    2 1 i n ,i i l b       , (18) где 0 1 2 1n ,i n ,i ,i b n      ; 1, 2, 3,...i  поскольку      1 1 1 lnw d ae           , то   20 1 i ,i i w       . (19) подставим разложения (18) и (19) в ряд неймана (17), получим:     0 0 1 2 1 1 0 1 1 0 2 0 0 10 0 1 1 12 k k , k k k k k n ,n r r kk r n ,n n n n ,n n n nk nr p p b ... bc b                       . (20) формулой (20) выражается аналитическое решение уравнения (13). из соотношений (20) и (10) получаем представление функции нормального давления на нулевом шаге по времени:     0 0 1 2 1 1 0 1 1 2 0 0 1 1 1 1 0 0 0 1 2 2 2 1 k k , k k k k k n ,n n ,n n n n ,n n n n r r kk r r k n k p p p b ... bc b n                                 . исходя из рекуррентной формулы (5), толщина полосы по истечении времени τ определяется подстановкой последнего разложения в формулу:    1 0 0*h h pp      . (21) 2.2.3. аналитическое решение задачи на нулевом по времени шаге (второй способ представления) из представления (20) следует, что решение уравнения (13) имеет вид:    0 20 12 n n n p p       . (22) подставим разложения (18), (19) и (22) в уравнение (13), получим:      0 0 02 2 2 2 0 0 1 1 1 1 12 2 2 2 n n n n n n j j ,n ,n n n j n n p p p p b                          . (23) приравняем коэффициенты при одинаковых степенях  в равенстве (23), получим бесконечную систему линейных алгебраических уравнений относительно неизвестных коэффициентов степенного ряда (22):        0 0 00 0 1 1 2 3n n j j ,n ,n j b n , , ,...           . (24) решив систему (24), находим  0 0p из соотношения (10), после чего, зная представление (22), получим разложение искомой функции нормального давления на нулевом шаге по времени: приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 41           0 0 2 0 0 0 1 1 0 1 2 2 1 j j j j j p p p p j                      . толщину полосы по истечении времени  определим подстановкой последнего разложения в формулу (20):       0 0 2 1 0 1 1 1 2 2 1 j j j* j j p h h p j                    . 2.2.4. приближенное решение операторного уравнения на нулевом по времени шаге для получения приближенного решения бесконечную систему линейных алгебраических уравнений (24) будем решать методом редукции, то есть сведением ее к конечной системе из n уравнений. поскольку система (24) эквивалентна уравнению (13), а неизвестные системы (24) являются коэффициентами степенного ряда (22), то возможность применения метода редукции к системе (24) равносильна возможности применения этого метода к операторному уравнению (13). а именно: все ряды в (23) и (17) заменяются частичными суммами до номера n , что эквивалентно замене степенного ряда (22) многочленом    0 20 12 n n n n p p      степени n , а операторного уравнения (13) – приближенным      00 0 0 2 p p ( ) p l p w           , (25) где       0 20 0 1 12 n n n k k ,n n k n p l p b lp                , тут проектор    1 1 1 1n n: c ; ;     отображает пространство непрерывных функций  1 1c ; в пространство  1 1n ;  многочленов степени 2n , при этом     0 0n p p    . условия возможности применения метода редукции, аналогичные приведенным в книге [12], имеют место и для операторных уравнений, выраженных через сжимающий оператор. эти условия выполняются для операторного уравнения (13) на множестве m . вследствие чего приходим к выводу [12], что при достаточно больших n приближенное уравнение (25) имеет решение    0 1 * n p m  и имеет место сходимость последовательности приближенных решений    0 1 * n p m      к точному  0*p m , то есть:   * * 0 0lim 0n n p p    . при этом, решения приближенного уравнения (25) можно найти методом последовательных приближений [12]. 2.3. приближенно аналитическое решение задачи на k -ом по времени шаге 2.3.1. сведение системы интегральных уравнений к операторному уравнению фредгольма второго рода предположим, что решение на предыдущем шаге уже найдено, в том числе и функция ширины полосы:     2 0 k i k i i h       . (26) необходимо решить систему интегральных уравнений (6) (7). обозначим приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 42  1 0k kah   ,      0k k kp p p    ,      0k k kh h h    , тогда из условия равновесия (7) выразим (0)kp :     1 1 1 0 2 2k k p p p d       , (27) подставим (27) в (6), получим интегральное уравнение:           1 1 1 1 1 ln 2k k k k k w p p p d p d                                  1 1 1 2 2 2k k k k k p p ah p p d w ah h                     . (28) ведем линейные операторы:          1 1 1 2k k g f ah f f d                ,       k kl f l g f      . функция         2 2k k k p p u w ah h       (29) выражается через найденные ранее функции. она становится свободным членом операторного уравнения фредгольма второго рода, в которое преобразовывается интегральное уравнение (28):        k k k k kp i l p u         . (30) 2.3.2. свойства линейных операторов на k -ом по времени шаге аналогично нулевому шагу доказывается, что решение этого уравнения принадлежит пространству  1 1c ; . поэтому операторы будем рассматривать на этом пространстве. очевидно, что    1 1 1 1kg : c ; c ;   , причем:     1 1 1 2k k k g f a h f f d a h f           . на множестве m пространства  1 1c ; имеет место оценка, аналогичная (16), поэтому:     1 2 k k k k k ki l f i l f g f a h f                 . из физического смысла функции  kh  в данной износоконтактной задаче с плоским штампом следует, что эта функция является четной на отрезке  1;1 и убывающей на отрезке  0;1 , что позволяет вычислить норму функции  kh  :           1 1 max 0 0 1k k k k k; h h h h h        . откуда получим:       0 1 1 2 k k k k ah i l f ah f            . то есть  k k ki l f q f    ,     0 1 1 2 k k k ah q ah   . (31) так как 0 1kq  , то оператор k ki l  является сжимающим на множестве m . приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 43 2.3.3. приближенно аналитическое решение задачи на k -ом по времени шаге в силу принципа сжимающих отображений [11], уравнение (30) имеет единственное решение. это решение можно представить рядом неймана:       02 r kk r k i l u p p         . (32) из вида разложений (19) и (26) следует, что функция  ku  вида (29) может быть представлена степенным рядом по четным степеням  . по таким же степеням  будет разложена функция  kp  после преобразования ряда неймана (32) с использованием (18). таким же свойством будет обладать и функция нормального давления  kp  . таким образом, решение уравнения (30) имеет вид:     2 12 k n k n n p p       . (33) подставим (33) в (30), естественным образом придем к бесконечной системе линейных алгебраических уравнений:           1 0 1 1 12 1 k n k k k kj n n j j ,n n n s s j j s b a j                              0 2 1 2 3,n n na n , , ,...p       . (34) аналогично нулевому шагу обосновывается возможность применения метода редукции к системе (34) заменой ее на конечную систему. решение конечной системы получаем методом последовательных приближений. из (27) и (33) находим искомую функцию нормального давления в момент времени k :           2 1 1 0 1 2 2 1 k kj j k k k j j j p p p p j                      . для перехода к следующему шагу необходимо найти функцию ширины полосы  1kh   , используя рекуррентную формулу (5) и последнее соотношение:            2 2 1 0 1 1 1 2 2 1 k k ki nn k k k i n* * i n n p h h p p p n                               . для получения приближенного решения бесконечной системы (34) применяем метод редукции, сводя ее к конечной, и метод последовательных приближений к полученной конечной системе. обоснование возможности применения этих методов доказывается аналогично нулевому шагу. 3. анализ числовых результатов числовые результаты получим для случая жесткого сцепления полосы с основанием (задача 2), когда модуль упругости полосы меньше модуля упругости основания, при 0,1n  . кроме того, выбраны следующие значения безразмерных исходных данных: 20 10h  , 410p  , * 16, 7p  такие же, как в монографии [7]. на рис. 2 и 3 приведены графики распределения давления под штампом и профиля изношенной поверхности в разные моменты времени: 0  (метка 1), 2  (метка 2), 5  (метка 3), 10  (метка 4). в силу симметрии этих функций, они изображены на отрезке [0,1] . на начальной стадии приработки давление и форма изменяются со значительной скоростью. при этом, давление в центре площадки контакта увеличивается, а на границе – уменьшается, что приводит к выравниванию функции давления. в точках наибольшего давления, соответствующих границе площадки контакта, износ полосы наибольший. вторую стадию, когда давление близко к равномерному и наблюдается неизменность формы профиля изношенной поверхности, называют установившимся износом [7]. приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 44 рис. 2 – функции распределения нормального давления в разные моменты времени рис. 3 – функции профилей изношенной поверхности тонкой полосы в различные моменты времени в работе [1] решена такая задача методом сведения интегральных уравнений к конечной системе линейных алгебраических уравнений на каждом временном шаге. при этом найденные функции давления под штампом и толщины полосы являются их поточечной аппроксимацией. на рис. 2 и 3 приведены графики искомых функций, полученных двумя способами: сплошным линиям соответствуют решения, полученные способом, описанным в данной статье, а точечным – полученным решением системы, приведенной в работе [1]. анализируя графические изображения результатов, приходим к выводу о согласовании результатов, полученных разными методами. выводы в данной работе решена плоская контактная задача об изнашивании тонкого упругого слоя при скольжении по нему штампа с плоским основанием. в этой задаче площадка контакта является фиксированной. система интегральных уравнений, которой моделируется данная задача, и пошаговый метод дискретизации времени предложен и.г. горячевой [1]. в данной работе получено аналитическое и приближенное решение на каждом шаге по времени в отличие от работы [1], где получено численное решение на этих шагах. при этом доказана единственность найденного решения. анализ числовых результатов позволил получить следующие выводы: 1) функция распределения давления ограничена в любой момент времени; 2) наибольшее давление наблюдается в точках, близких к границе площадки контакта, а наименьшее – в центре этой площадки; 3) с увеличением времени давление в центре площадки контакта увеличивается, а на границе – уменьшается, что приводит к выравниванию этой функции; 4) с увеличением времени наибольший износ тонкого слоя наблюдается на границе площадки контакта. как было отмечено в работе [7] и подтвердилось результатами данной работы, процесс изнашивания можно разбить на две стадии: стадию приработки, когда давление и форма изношенной поверхности изменяются со значительной скоростью, и стадию установившегося износа, когда функция давления близка к равномерной, а профиль изношенной поверхности практически не изменяется. на стадии установившегося износа средняя скорость изнашивания является минимальной. равномерность давления приводит к уменьшению его величины в местах наибольшей концентрации. это приводит к более мягким условиям работы. эта стадия является наиболее благоприятной для пары трения. однако, для достаточно тонкого слоя установившийся режим может не наступить из-за преждевременности его полного износа. всвязи с этим, важно знать значение толщины покрытия для обеспечения его долговечности, анализ чего проведен в работе [1]. полученные решения могут быть использованы для решения некоторых вопросов оптимизации процессов изнашивания в инженерной практике. предложенный метод решения может быть применен к решению задач нелинейного износа, а также для износоконтактных задач при переменной области контакта.  p ,  1 1 2 2 3 3 4 4  h ,  приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 45 литература 1. горячева и.г. контактные задачи в трибологии [текст] / и.г. горячева, м.н. добычин. – м.: машиностроение, 1988. – 254 с. 2. горячева и.г. контактные задачи с учетом износа [текст] / и.г. горячева, и.а. солдатенков // механика контактных взаимодействий // под ред. и.и. воровича, в.м. александрова. – м.: физматлит, 2001. – c. 438-458. 3. пронников а.с. надежность машим [текст] / а.с. пронников. – м.: машиностроение, 1978. – 592 с. 4. галин л.а. контактные задачи теории упругости и вязкоупругости [текст] / л.а. галин. – м.: наука, 1980. – 304 с. 5. александров в.м. введение в механику контактных взаимодействий [текст] / в.м. александров, м.и. чебаков. – ростов-на-дону: изд-во ооо «цввр», 2007. – 114 с. 6. александров в.м. математические методы в контактных задачах с износом [текст] / в.м. александров, е.в. коваленко // нелинейные модели в задачах механики деформируемого твердого тела. – м.: наука, 1984. – с. 77-89. 7. горячева и.г. механика фрикционного взаимодействия [текст] / и.г. горячева. – м.: наука, 2001. – 478 с. 8. савчук ю. контактна задача про зношування пружної півплощини штампами канонічної форми [текст] / ю. савчук, о. максимук // вісник тнту. – тернопіль: тнту, 2015. – том 78. – № 2. – с. 7080. – (механіка та матеріалознавство). 9. д’яченко н.м. аналітичний і наближено аналітичний розв’язок плоскої контактної задачі про взаємодію штампа з шорсткою смугою [текст] / н. м. д’яченко, т. о. жмур, а. м. нікітенко. // вісник запорізького національного університету. серія: фіз.-мат. науки. – 2008. – №1. – с. 58-66. 10. ильин в.а. математический анализ. продолжение курса [текст] / в.а. ильин, в.а. садовничий, бл.х. сендов // под ред. а.н. тихонова. – м.: изд-во мгу, 1987. – 358 с. 11. колмогоров а.н. элементы теории функций и функционального анализа [текст] / а.н. колмогоров, с.в. фомин. – м. : наука, 1989. – 624 с. 12. канторович л.в. функциональный анализ [текст] / л.в. канторович, г.п. акилов. – м. : наука, 1984. – 752 с. поступила в редакцію 29.04.2016 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com приближенно аналитическое решение плоской контактной задачи с учетом изнашивания тонкого упругого слоя … проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 2 46 dyachenko n.n., manko n.i.-v. the approached analytical decision of the flat contact problem into account wear of the thin elastic layer at the fixed area of contact. the decision of a problem on linear wear process of a thin elastic strip is received at sliding on it of a stamp with the flat basis. i.g.goryacheva [1] is offered a step-by-step method of digitization of time, where on each step the system of the integral equations is solved numerically. in the given work on each step to time the system of the integral equations is shown to one fredholm operational equation of the second sort. the set to which belongs required decisions of such equation is found, and existence of the unique decision on this set is proved. on each time step the analytical decision in the form of the power series is found. coefficients of this series can be found from infinite system of the linear algebraic equations. the approached decision is found by a reduction method and a iteration method. the analysis of distribution of pressure and a thickness of a worn out strip in different time intervals is carried out: at a stage of the run-in and at a stage of the steady-state wear. the comparative analysis with the known decision from work [1] is carried out. keywords: the flat contact problem, thin elastic strip, wear, iteration method, reduction method. references 1. goryacheva i.g., m.n. dobychin kontaktnyie zadachi v tribologii [text]. м: mashinostroenie, 1988. 254 p. 2. goryachevaа i.g., soldatenkov i.a.kontaktnyie zadachi s uchetom iznosa. mehanika kontaktnyih vzaimodeystviy [text]. pod red. i.i. vorovich, v.m.aleksandrov. м: fizmatlit, 2001. p. 438-458. 3. пронникова.с. nadezhnost mashim [text]. м: mashinostroenie, 1978. 592 p. 4. galin l.a. kontaktnyie zadachi teorii uprugosti i vyazkouprugosti [text]. м: nauka, 1980. 304 p. 5. aleksandrov v.m., chebakovm.i. vvedenie v mehaniku kontaktnyih vzaimodeystviy [text]. rostovna donu: izdatelstvo ooo «tsvvr», 2007. 114 p. 6. aleksandrov v.m., kovalenko e.v. matematicheskie metodyi v kontaktnyih zadachah s iznosom [text]. nelineynyie modeli v zadachah mehaniki deformiruemogo tverdogo tela. m.: nauka, 1984. p. 77-89. 7. goryachevaа i.g. mehanika friktsionnogo vzaimodeystviya [text]. m.: nauka, 2001. 478 p. 8. savchuk j., maksimuk o. kontaktna zadacha pro znoshuvannia pruzhnoi pivploshchyny shtampamy kanonichnoi formy. visnyk tntu. ternopil: tntu, 2015. t. 78. № 2. p. 70-80. (mekhanika ta materialoznavstvo). 9. dyachenko n.m., zhmur т. o., nikitenko a.m.analitychnyi i nablyzheno analitychnyi rozviazok ploskoi kontaktnoi zadachi pro vzaiemodiiu shtampa z shorstkoiu smuhoiu. visnyk zaporizkoho natsionalnoho universytetu. seriia: fiz.-mat. nauky. 2008. №1. p. 58-66. 10. ilin v.a., sadovnichiy v.a. sendov bl.n. matematicheskiy analiz. prodolzhenie kursa. pod red. a.n. tihonova. m.: izd-vo mgu, 1987. 358 p. 11. kolmogorov a.n., fomin s.v. elementyi teorii funktsiy i funktsionalnogo analiza. m.: nauka, 1989. 624 p. 12. kantorovich l.v., akilov g.p. funktsionalnyiy analiz. m.: nauka, 1984. 752 p. пiдвищення зносостiйкості елементів пожежної технiки нанесенням евтектичних покриттів на основі si, ni, cr ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 15 пашечко м.і.,* бережанський т.г.** *люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща, **львівський державний університет безпеки життєдіяльності, м. львів, україна e-mail: berezhansky90@gmail.com пiдвищення зносостiйкості елементів пожежної технiки нанесенням евтектичних покриттів на основі si, ni, cr – легованих сплавiв системи fe-mn-c-b удк 669.018.25 на сучасному етапі розвитку суспільства при гасінні пожеж та ліквідації наслідків надзвичайних ситуацій природного та техногенного характеру, пожежно-рятувальні підрозділи змушені працювати у складних та небезпечних умовах. при цьому від якості та надійності пожежної техніки і аварійно-рятувального обладнання, які використовуються рятувальниками, може залежати не тільки життя потерпілих, а й їх власне. на сьогодні у аварійнорятувальних підрозділах часто використовують техніку та обладнання, які є частково зношеними та у яких вийшов термін експлуатації або ресурс роботи. виявлено евтектичний матеріал, який в процесі досліджень відзначався найменшою втратою маси при великих навантаженнях, можна стверджувати, що даний матеріал може використовуватись для нанесення на робочі елементи пожежної техніки та аварійно-рятувального обладнання, які працюють при великих навантаженнях з метою підвищення їх зносостійкості, а в результаті збільшення ресурсу їх роботи та терміну експлуатації. ключові слова: пожежна технiка, евтектичне покриття, навантаження, тертя, зносостійкість. постановка проблеми на сьогодні при гасінні пожеж та ліквідації надзвичайних ситуацій, пожежні підрозділи працюють у дуже складних та небезпечних умовах. при цьому від якості та надійності пожежної техніки і обладнання, які використовують пожежні, залежить життя потерпілих, та їх власне. зараз у аварійнорятувальних підрозділах часто використовують техніку та обладнання, які є частково зношеними та у яких вийшов термін експлуатації або ресурс роботи. за даними національної доповіді про стан техногенної та природної безпеки в україні за 2014 рік, понад 75 % автомобільної та пожежнорятувальної техніки складають зразки з термінами експлуатації від 15 до 45 років та потребують капітального ремонту або списання. придбання нової техніки та обладнання і повна заміна всіх зношених деталей є надзвичайно економічно затратним. тому розробка покриттів, які дозволяли б підвищити зносостійкість робочих елементів пожежної техніки та обладнання та давали б змогу відновлювати зношені частини, є актуальним завданням. метою роботи є підвищення зносостійкості існуючих або створення нових покриттів із наперед заданими властивостями, для нанесення на окремі робочі елементи пожежної та аварійно-рятувальної техніки і обладнання. аналіз останніх досліджень аналізуючи зносостійкі покриття та порошкові матеріали, які широко використовуються у промисловості, встановлено, що розроблені проф. м.і. пашечком евтектичні покриття системи fe-mn c-b-si-ni-cr [1], можна наносити на поверхню металів методом плазмового наплавлення та іншими перспективними методами, порівняно із серійними покриттями, одержаними із порошкових сплавів пг-ср3, пг-10н-01 (порошок-аналог 10009 "боротак", фірми кастолін, швейцарія), та пг-12н-01, характеризуються у 2-10 і більше разів вищою зносостійкістю [2]. виклад основного матеріалу одним з перспективних шляхів для підвищення зносостійкості деталей машин і механізмів є створення і нанесення захисних евтектичних покриттів (еп). в останні роки в роботах присвячених питанням контакту тертя, все частіше береться до уваги явище саморганізації [3]. самоорганізація або самоупорядкування (ang. self-organisation, self-assembly) це явище, в якому елементи скадної системи є спонтанно впорядкованими [4]. на перебіг процесу тертя істотно впливає поверхнева сегрегація атомів. м. pashechko також виявив вищезгадане явище, при використанні евтектичних сплавів на основі систем fe-mn-si-c-b , fe-mn-si-c-b-cr , fe-mn-si-c-b-ni-cr. на поверхні тертя підлягають сегрегації атоми вуглецю, бору і кремнію [3]. пiдвищення зносостiйкості елементів пожежної технiки нанесенням евтектичних покриттів на основі si, ni, cr ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 16 методи досліджень. після опрацювання відповідної літератури, вибрано матеріали необхідні для отримання зносостійких покриттів. об’єктом дослідження були покриття, отримані методом дугового наплавлення в газовій оболонці при використані порошкових дротів, вироблених із наплавленого евтектичного сплаву. поверхні покриттів досліджувались до та після трибологічних тестів. для дослідження фрикційного зношування евтектичних сплавів використано змодифікований триботестер амслера [5]. для вимірювання твердості покриттів використовували твердоміра роквелла. під час дослідження було використано iso 6508-1 [6]. вимірювання полягало у двоступеневому втисканні у поверхню зразка алмазного конуса з кутом 120°. випробування повторювали п'ять разів для кожного зразка. потім розраховувалось середнє значення зразків і визначалось стандартне відхилення. для вимірювання мікротвердості використовували мікротвердоміра zwick 3212002/00. мікротвердість вимірювали на поперечному перерізі на різних глибинах. вимірювання полягало в углибленні алмазу вікерса. навантаження були виконані з урахуванням iso 6507-1 [7]. вимірювання нанотвердості, а також модуля юнга поверхні тертя покриттів проведено за допомогою пристрою nano tester фірми csem instruments. цей пристрій служить для вимірювання нанотвердості матеріалів дрібнокристалічної структури, а також тонких шарів. для наплавлених поверхонь, нанотвердість і модуль юнга виміряно на поверхні зразків перед і після тертя. вимірювання полягало у втисканні алмазом (втискач берковіча) поверхні зразків з одночасним вимірюванням сили і глибини входження. основні параметри дослідження нанотвердості: лінійне навантаження, максимальне навантаження 200 мн, швидкість навантаження 400 мн/хв, швидкість розвантаження 400 мн/хв, перерва 10 с. результати досліджень. склад серцевини порошкового дроту отримано із евтектичного сплаву fe-mn-c-b. в якості легуючих елементів використано si, cr, ni. при дослідженні складу було прийнято до уваги дані, що стосуються отримання евтектичних сплавів [8, 9]. на основі цього, в інституті зварювання в глівіцах було вироблено порошкові дроти, а також проведено різні способи наплавлення і здійснено хімічний аналіз наплавленого металу. порошкові дроти виготовлено діаметром 2,4 мм. хімічний аналіз наплавленого металу порошкового дроту представлений в табл. 1. таблиця 1 аналіз наплавленого металу порошкового дроту умовне позначення зразка для випробувань вміст складників, % l l l 2 l 3 l 4 l 5 l 6 l 7 c 3,15 2,81 1,59 1,81 1,98 1,71 1,60 1,62 si 2,16 2,29 2,67 2,70 2,32 1,92 2,47 mn 13,94 10,76 13,04 0,17 5,78 3,13 5,93 7,28 cr 10,57 10,96 16,27 13,92 15,88 15,35 16,24 ni 12,43 8,35 8,24 11,00 10,50 10,21 17,67 b 1,89 1,97 1,95 2,12 2,18 2,25 1,79 fe решта не тільки складу наплавленого металу має вплив на властивості наплавлених покриттів, а також і технологія наплавлення, яка може значно змінити структуру матеріалу, що в свою чергу впливає на його продуктивність. ознайомившись з друкованими працями про отримання покриттів, ми використали метод дугового наплавлення в газовій оболонці gma (mag). об’єктом дослідження були покриття евтектичних сплавів fe-mn-c-b легованих si, ni та cr. вони були отримані методом наплавлення gma (mag). матеріали для наплавлення виготовлені у формі порошкових дротів. склад наплавленого металу після хімічного аналізу наведені в табл. 1. метою дослідження було визначення покриття з евтектичного сплаву, який характеризується найменшим зношенням при терті. досліджені покриття з евтектичних сплавів позначено, як l 2, l 3, l 4 , l 5 , l 6, l 7. перед випробуваннями було відкинуто покриття позначене як l 1, у зв'язку з численними дефектами зварювання (тріщини в зварних швах). перед трибологічними випробуваннями, було проведено випробування на твердість. твердість покриттів зі сплаву fe-mn-c-b легованих si, ni, cr досліджена твердоміром роквелла. результати, представлені на рис. 1. отримано наступні результати дослідження твердості. зразком з найвищою твердістію було покриття l 2 з твердістю 60 hrc, наступним l 3 з твердістю 56 hrc. зразками з найменшою твердістю були l 4 з твердістю 51 hrc, а також l 5 і l 6, твердість яких становила 50 hrc. покриттям з найменшою твердістю було l 7 – 49 hrc. максимальна стандартне відхилення зразків було 1,34 hrc. зра пiдвищення зносостiйкості елементів пожежної технiки нанесенням евтектичних покриттів на основі si, ni, cr ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 17 зок l 2 характеризується високим вмістом вуглецю 2,81 % маси і низький вмістом нікелю 8,35 % маси в порівнянні із зразками з більш низькою твердістю. рис. 1 – твердість покриттів з евтектичних сплавів fe-mn-c-b легованих si, ni, cr дослідження проводилося на модифікованому триботестері амслера в комбінованому терті контактного щита, відповідно до методики. метою було визначити покритя, яке в процесі тертя характеризується найменшим зношенням. випробування проводилися при різних питомих натисках 3, 7, 10 і 15 мпа. натомість решта параметрів прийнято постійними. час одного трибологічного випробування становив 6 годин. швидкість 0,4 м/с. матеріал контрзразка сталь 45. зведені результати середнього масового зносу (втрати ваги в міліграмах) після трибологічних випробувань для покриттів і відповідних контрзразків (сталь 45) представлені в табл. 2. таблиця 2 масове зношення зразків і контрзразків позначення зразків питомі натиски l 2 l 3 l 4 l 5 l 6 l 7 mпа втрати маси [мг] 3 78 100 65 51 99 66 7 178 127 148 155 198 123 10 188 211 202 178 172 125 15 877 774 560 580 623 515 позначення відповідних контрзразків питомі натиски l 2’ l 3’ l 4’ l 5’ l 6’ l 7’ mпa втрати маси [мг] 3 98 146 127 150 65 103 7 104 228 161 140 98 127 10 198 260 234 220 188 228 15 148 166 101 113 113 141 найменшою втратою маси при натисках 3 мпа характеризується покриття зі складом l 5 – 51 мг. натомість, при питомих натисках 7 мпа покриття зі складом l 7 – 123 мг. найменшою втратою маси при питомих натисках 10 мпа характеризується покриття зі складом l 7 – 125 мг. як і при питомих натисках 15 мпа, 515 мг. порівняння втрати маси для покриттів з евтектичних сплавів при питомих натисках сплаву на 3, 7, 10, 15 мпа наведено на рис. 2. для покриття зі складом покриття l 7 втрата маси є найменшою при питомих натисках 3 мпа 66 мг. при натисках 7 і 10 мпа значення становлять приблизно 123 і 125 мг. проте, при питомому натиску 15 мпа механізм зношення сильно змінюється, що призводить до значного збільшення втрати маси 515 мг. аналогічні залежності можна спостерігати для інших покриттів, тільки з іншими значеннями втрати ваги. втрата маси контрзразка збільшується до натисків 10 мпа, а пізніше зменшується. пiдвищення зносостiйкості елементів пожежної технiки нанесенням евтектичних покриттів на основі si, ni, cr ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 18 рис. 2 – відношення втрати маси зразків при питомих натисках 3, 7, 10, 15 мпа для покриттів з евтектичних сплавів fe-mn-c-b легованих si, ni, cr процес зміни коефіцієнта тертя тертя для покриття l 7 при натисках 3, 7, 10 і 15 мпа, представлений на рис. 3. середній коефіцієнт тертя цих випробувань при тиску 3 мпа був 0,39, при 7 мпа 0,51, при 10 мпа 0,59, в той час як при 15 мпа 0,94. коефіцієнт тертя зростає із збільшенням питомого тиску. рис. 3 – процес зміни коефіцієнта тертя для евтектичного покриття зі складом покриття l 7 при питомих натисках 3, 7, 10, 15 мпа як показано на рис. 3, коефіцієнт тертя при питомому натиску 15 мпа різко зростає, досягаючи максимального значення 1,1, проте середнє значення цілого випробування – 0,94. при всіх питомих навантаженнях у першому етапі видно скачкове зрастання коефіцієнта тертя. далі процес більш стабільний. тим не менше, для всіх процесів, видно скачкоподібні зміни в значеннях коефіцієнта тертя. про це свідчить утворення вторинних структур, а надалі їх зношення. при досліджені температури поверхні тертя найвище значення спостерігалося при питомих натисках 15 мпа, яке становило 310 °с. при натисках 10 мпа температура становила 195 °с, а при 7 мпа (189 °c). найменші значення температури були при натисках 3 мпа і становили 153 °с. однак, під час тертя на окремих мікронерівностях температура могла досягти значно вищих значень, як описано в роботі л. богун [10]. 3 mпa 7 mпa 10 mпa 15 mпa пiдвищення зносостiйкості елементів пожежної технiки нанесенням евтектичних покриттів на основі si, ni, cr ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 19 висновки беручи до уваги, що матеріал зі складом l 7 в процесі досліджень відзначався найменшою втратою маси при великих навантаженнях, можна стверджувати, що цей матеріал можна використовувати для нанесення на робочі елементи пожежної техніки та аварійно-рятувального обладнання, що працюють при великих навантаженнях з метою підвищення їх зносостійкості, а в результаті і збільшення ресурсу їх роботи та терміну експлуатації. враховуючи, що в процесі дослідженнь покриття системи femn-c-b леговані si, ni, cr наносили методом електродугового наплавлення, такий метод можа використовувати для часткового або повного відновлення зношених частин пожежної техніки та аварійнорятувального обладнання. беручи до уваги відносно невисоку ціну евтектичних покриттів на основі заліза, такі способи є економічно вигідними. література 1. pashechko m., lenik k.: segregation of atoms of the eutectic alloys fe-mn-c-b at friction wear. journal of achivements in materials and manufacturing engineering. volume 18, issue 1–2, 2006, s. 467– 470. 2. пашечко м.і, чернець м.в., опеляк м., комста г. поверхневе руйнування та зміцнення матеріалів. – львів: євросвіт, 2005. – 384 с. 3. pashechko m., lenik k., segregation of atoms of the eutectic alloy fe-mn-c-b-si-ni-cr at friction wear, wear 267, 2009. 4. bhushan b., nanotribology and nanomechanics, wear 259, 2005, s. 1531. 5. lenik k., pashechko m., dziedzic k., barszcz m., modernizacja węzła tarciowego maszyny amslera z przystosowaniem do badań powłok z materiałów eutektycznych w układzie trzpień-tarcza, tribologia, teoria i praktyka, nr 3/2008, wyd. naukowe instytutu technologii eksploatacji, radom 2008, s 357-364. 6. pn-en iso 6508-1, metale pomiar twardości sposobem rockwella część 1: metoda badań (skale a, b, c, d, e, f, g, h, k, n, t). 7. pn-en iso 6507-1, metale pomiar twardości sposobem vickersa metoda badań. 8. pashechko m., dziedzic k., barszcz m., zmiany struktury warstwy wierzchniej powłok ze stopów eutektycznych fe-mn-c-b-si-ni-cr po tarciu ze stalą c45, inżynieria powierzchni, 1/2012 s. 28-32. 9. pashechko m., gorecki t., konstytuowanie warstw wierzchnich odpornych na zużycie ścierne ze stopów eutektycznych na podstawie układu równowagi fazowej fe-mn-c-b, technologiczne systemy informacyjne w inżynierii produkcji i kształceniu technicznym // lubelskie towarzystwo naukowe, lublin 2001, s. 379-387. 10. богун л.і. утворення вторинних структур в парах тертя боровмісні евтектичні покриття – сталь та їх вплив на триботехнічні характеристики: автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. тех. наук: спец. 05.02.04 – хну, хмельницький 2006. – 21 с. поступила в редакцію 30.08.2016 пiдвищення зносостiйкості елементів пожежної технiки нанесенням евтектичних покриттів на основі si, ni, cr ... проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 20 pashechko m., berezhanskyi t. raising the wear resistance for working elements fire equipment by applying coatings based on eutectic si, ni, cr – doped alloys of fe-mn-c-b. in modern society in extinguishing fires and emergencies of natural and man-made disasters, fire and rescue departments have to work in extremely difficult and dangerous conditions. thus the quality and reliability of fire equipment and rescue equipment used by rescuers may depend not only the life of the victims, but also their own. today in emergency departments often use techniques and equipment which are partly worn out and have lifetime or service life. discovered eutectic material in the study marked the lowest mass loss at high loads, we can state that the material can be used for the application of the working elements of fire equipment and rescue equipment that operate at high loads in order to increase their durability, and result resource increase their performance and service life. keywords: fire appliances, eutectic coating, friction, burden, wear resistance. references 1. pashechko m., lenik k.: segregation of atoms of the eutectic alloys fe-mn-c-b at friction wear. journal of achivements in materials and manufacturing engineering. volume 18, issue 1–2, 2006, s. 467–470. 2. pashechko m.і, chernec' m.v., opeljak m., komsta g. poverhneve rujnuvannja ta zmіcnennja materіalіv. l'vіv: єvrosvіt, 2005. 384 s. 3. pashechko m., lenik k., segregation of atoms of the eutectic alloy fe-mn-c-b-si-ni-cr at friction wear, wear 267, 2009. 4. bhushan b., nanotribology and nanomechanics, wear 259, 2005, s. 1531. 5. lenik k., pashechko m., dziedzic k., barszcz m., modernizacja węzła tarciowego maszyny amslera z przystosowaniem do badań powłok z materiałów eutektycznych w układzie trzpień-tarcza, tribologia, teoria i praktyka, nr 3/2008, wyd. naukowe instytutu technologii eksploatacji, radom 2008, s 357-364. 6. pn-en iso 6508-1, metale pomiar twardości sposobem rockwella część 1: metoda badań (skale a, b, c, d, e, f, g, h, k, n, t). 7. pn-en iso 6507-1, metale pomiar twardości sposobem vickersa metoda badań. 8. pashechko m., dziedzic k., barszcz m., zmiany struktury warstwy wierzchniej powłok ze stopów eutektycznych fe-mn-c-b-si-ni-cr po tarciu ze stalą c45, inżynieria powierzchni, 1/2012 s. 28-32. 9. pashechko m., gorecki t., konstytuowanie warstw wierzchnich odpornych na zużycie ścierne ze stopów eutektycznych na podstawie układu równowagi fazowej fe-mn-c-b, technologiczne systemy informacyjne w inżynierii produkcji i kształceniu technicznym. lubelskie towarzystwo naukowe, lublin 2001, s. 379-387. 10. bogun l.і. utvorennja vtorinnih struktur v parah tertja borovmіsnі evtektichnі pokrittja – stal' ta їh vpliv na tribotehnіchnі harakteristiki: avtoref. dis. na zdobuttja nauk. stupenja kand. teh. nauk: spec. 05.02.04. hnu, hmel'nic'kij 2006. 21 s. технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 50 стечишин м.с., олександренко в.п., лук’янюк м.в., люховець в.в., лук’янюк м.м. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: adm_mv@ukr.net технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин удк 669.1:537.5 досліджено вплив режимів азотування в тліючому розряді на фазовий та структурний склад азотованого шару, товщину його нітридної і дифузійної зони та розподіл мікротвердості по глибині шару. проведені лабораторні та виробничі випробування показали збільшення довговічності різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин в 4 … 10 разів. ключові слова: довговічність, азотування в тліючому розряді, ножі вовчків і кутерів, нітридна і дифузійна зона вступ в роботах [1, 2] переконливо показана перспективність застосування технологій азотування в тліючому розряді для модифікації різальних комплектів (решіток і ножів вовчків та кутерів), які дозволяють значно підвищити зносостійкість та довговічність їх роботи. разом з тим, аналіз цих робіт вказує на несистемність вибору параметрів процесу, відсутність оптимальних режимів азотування залежно від матеріалу ножів та решіток, їх попередньої термічної чи хіміко-термічної обробки, кінематичних та силових параметрів процесу різання, виду м’ясної сировини тощо. останнє не дає можливості прогнозування структури і фазового складу, фізико-хіміко-механічних характеристик зміцненого шару. мета роботи полягає в розробці технології азотування в тліючому розряді для підвищення зносостійкості сталей, що використовуються для виготовлення різальних комплектів м'ясоподрібнювальних машин, з усуненням вище наведених недоліків. матеріали, обладнання і методика проведення досліджень дослідження з азотування в тліючому розряді проводили на установці подільського наукового фізико-технологічного центру. установка, її будова детально описана в роботі [3]. режими процесу азотування в тліючому розряді вибрані на основі аналізу попередньо проведених дослідів [1 3]. для проведення досліджень були відібрані сталі, що рекомендуються і використовуються при виготовленні ножів і решіток м'ясоподрібнювальних машин: сталі 45, 20х, 40х, 38хмюа, р6м5, 40х13 [4]. з метою інтенсифікації процесу зношування, дослідження зразків встановлених розмірів (рис. 1) до і після азотування проводились на машині 2168умт в режимі сухого тертя. рис. 1 – ескіз зразка для дослідження зносостійкості для отримання даних, максимально наближених до умов експлуатації ножів та решіток м’ясоподрібнювальних машин, проведено випробування в розчині, що моделює м’ясне середовище і складається з м’ясного соку та жиру яловичини в масовому співвідношенні 10:1 [4]. виходячи з умов роботи м'ясоподрібнювальних машин було вибрано наступні параметри навантаження фрикційного контакту: тиск в зоні тертя – 16 мпа; швидкість ковзання – 0,1 м/с, а в якості контртіла використовувалося кільце упорного підшипника зі сталі шх15. загальний вид супорта машини тертя з встановленими зразками та взаємне розміщення зразка і контртіла при їх контактуванні показано на рис. 2. технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 51 а б рис. 2 – загальний вид супорта машини тертя (а) та взаємне розміщення зразка і контртіла, при їх контактуванні (б) остаточна оцінка зносостійкості азотованих ножів і решіток проводилася в умовах роботи на хмельницькому м’ясокомбінаті. структуру дифузійного шару в перерізі після азотування, товщину фазових складових азотованого шару, розподіл мікротвердості по його глибині вивчали на травлених шліфах. для вимірювання мікротвердості, з метою отримання порівнювальних даних, було прийнято навантаження 0,98 н. субмікроскопічну структуру нітридної зони (розмір, кількість і природу фазових складових) вивчали на растровому мікроскопі рэм-20. рентгеноструктурний фазовий аналіз зразків проводили на рентгенівському дифрактометрі дрон-2,0 з використанням кα-випромінювання. результати досліджень та їх обговорення азотування в тліючому розряді дозволяє інтенсифікувати процес насичення поверхні азотом в 6-8 разів порівняно з пічним азотуванням та зменшити до десяти разів енергоємність порівняно з традиційними методами зміцнення поверхонь. суттєвою перевагою запропонованої в роботі технології є відсутність в газовому середовищі водню, що виключає водневе окрихчування поверхонь. у багатьох випадках вдається регулювати фізико-механічні властивості поверхонь металів шляхом зміни параметрів процесу азотування: температури, тиску, складу газової суміші і тривалості процесу. згідно [3] через 4 год досягається рівновага між осадженням і розпиленням іонів азоту, а тому дослідження азотованих шарів були проведені при тривалості насичення τ = 4 год. враховуючи, що зміна мікротвердості по товщині азотованого шару характеризується співвідношенням і розподіленням структурних та фазових складових покриття, досліджено вплив параметрів азотування на зміну мікротвердості (рис. 3). у результаті проведення досліджень (не усі отримані результати відображені на рис. 3) встановлені загальні закономірності зміни мікротвердості нітридної та дифузійної зон вказаних вище сталей залежно від параметрів азотування в тліючому розряді: 1) максимальне значення мікротвердості підвищується залежно від збільшення вмісту вуглецю основи, кількості та виду легуючих елементів (суцільні криві 1 і 2 на рис. 3, а); 2) з підвищенням температури азотування мікротвердість нітридної зони азотованого шару знижується і швидкість зниження збільшується зі збільшенням степеня легування (криві 1 і 2 на рис. 3, а); 3) зі збільшенням вмісту азоту і тиску газової суміші мікротвердість зростає (штрихові лінії 1 і 2 та штрих-пунктирна лінія 1 на рис. 3, а); 4) збільшення тривалості азотування при інших незмінних параметрах азотування, не змінюючи значення мікротвердості, сприяє більш плавному її переходу до твердості основи одночасно розширюючи зону дії макроі мікроспотворень (рис. 3, б). підвищення мікротвердості металів після азотування пояснюється, в першу чергу, високою твердістю металічних нітридів, а оскільки твердість нітридів титану, хрому, молібдену значно більша аніж нітридів заліза, то і мікротвердість легованих сталей значно вища. крім того, вирішальне значення на величину і характер розподілу мікротвердості по товщині азотованого шару має дисперсність нітридів заліза і легуючих елементів [5]. дослідження тонкої структури азотованого шару сталі 40х за допомогою електронного мікроскопа рем-200 показали, що при температурі 833 к утворюються нітридні частинки технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 52 товщиною 40 ... 110 і шириною 60 ... 550, а при температурі 873 к товщиною 90 ... 200 і шириною 180 ... 1000 кх. тобто дисперсність частинок нітридів підвищується з підвищенням температури азотування і, відповідно, знижується мікротвердість. а б рис. 3 – загальні закономірності зміни мікротвердості: а – залежність мікротвердості нітридної зони: \ (–) від температури азотування т, к; (--) від вмісту азоту для сталей с, %n2; (-.-) від тиску суміші р, па. 1 сталь 40х; 2 сталь 45. б – розподіл мікротвердості hv1 по товщині азотованого шару h для сталі 40х (833 к, 75% n2+25% ar, 250 па), при азотуванні протягом: 1 1; 2 2; 3 4 і 4 6 год аналіз впливу параметрів азотування на зміну товщини нітридної nh і дифузійної зони h показав, що в загальному випадку, вони регулюються, в першу чергу, шляхом зміни температури азотування і складу газового середовища [3, 5]. при збільшенні температури азотування відповідно збільшується товщина як дифузійної h , так і нітридної зони nh [5, 6], але найбільш інтенсивне зростання дифузійної зони спостерігалося для сталі 45, а найменше для легованої сталі 38хмюа. останнє пояснюється низькою рухомістю азоту в нітридах легуючих елементів, які блокують подальшу дифузію азоту в твердому розчині [5], але товщина і швидкість зростання нітридної зони, навпаки, збільшується при збільшені степеню легування сталі. це пов’язано з тим, що більшість легуючих елементів, за виключенням алюмінію і кремнію, є нітридоутворюючими за своєю природою. у подальшому, нітриди заліза і легуючих елементів ускладнюють дифузію азоту всередину металу і перешкоджають зростанню зони внутрішнього азотування. тим не менше, розвинута зона внутрішнього азотування визначає довговічність роботи азотованого покриття, особливо в умовах циклічного або імпульсного навантажень, що є характерною умовою роботи зубчастих коліс, підшипників кочення і ковзання, поверхонь різальних лез металорізальних інструментів, м'ясоподрібнювальних машин тощо. для більшості сталей з підвищенням концентрації азоту в газовому середовищі до 75 % товщина нітридної зони nh збільшується, але подальше збільшення концентрації азоту призводить до її зменшення. очевидно, враховуючи меншу масу іонів азоту порівняно з масою іонів аргону, зменшення товщини нітридної зони викликане погіршенням очистки поверхні металу [3]. згідно даних [5] загальна товщина азотованого шару мало залежить від вмісту азоту в газовій суміші, а визначається, в основному, температурою азотування, вмістом вуглецю і легуючих елементів у металах. результати проведених нами експериментів, підтверджують цей висновок [6]. графічна інтерпретація вибраних режимів азотування в тліючому розряді сталей у8а, 38хмюа та 40х показує, що загальна товщина дифузійного шару зменшується при збільшені вмісту азоту в газовій суміші від 45 % до 100 %, за виключенням сталі у8а, для якої товщина дифузійної h і нітридної nh зон не змінюється при збільшенні вмісту азоту більше 60 %. натомість товщина нітридного шару nh для легованих сталей 40х і 38хмюа має максимальне значення при 75%-му вмісті азоту в газовій суміші (рис. 4). технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 53 рис. 4 – залежність товщини дифузійної h і нітридної hn зон азотованих шарів від вмісту азоту (т = 833 к, p = 260 па, τ = 4 год); сталі: 1 – у8а; 2 – 38хмюа; 3 – 40х аналіз отриманих результатів також показав, що при азотуванні в тліючому розряді зміна тиску газової суміші від 260 до 450 па практично не впливає на мікротвердість дифузійного шару і на вміст ε-фази в нітридній зоні. встановлено також, що тиск впливає на формування нітридного шару, товщина якого з його підвищенням дещо збільшується. зниження тиску до 60 па приводить до зменшення насичення шару азотом, зменшення значення мікротвердості і вмісту ε-фази в нітридній зоні[6]. зразки із легованих сталей 40х, 40х13, 38хмюа та взяті для порівняння зразки вуглецевих сталей 20 і 45 після азотування в тліючому розряді за режимом (т = 793 к, р = 260 па,75% n2+25% ar і τ = 4 год), що вибраний на основі аналізу проведених вище викладених досліджень, піддавали випробуванням на зносостійкість в умовах сухого тертя (швидкість ковзання – 0,1 м/с, тиск на фрикційному контакті – 16 мпа). результати випробувань показані на рис. 5. рис. 5 – залежність лінійного зносу азотованих в тліючому розряді сталей від шляху тертя (сухе тертя) для досягнення величини лінійного зношування 100 мкм шлях тертя для сталей 20 і 45 становить приблизно 100 і 400 м, 450 та 550 м для сталей 40х, 40х13, 38хмюа, відповідно. при цьому після 80 м сухого тертя зразків з вуглецевих сталей 20 і 45 починається катастрофічне руйнування їх поверхонь, а для легованих сталей 40х, 40х13 та 38хмюа через 350, 500 і 550 м шляху тертя, відповідно. невисока зносостійкість вуглецевих азотованих сталей порівняно з легованими пояснюється тим, що нітриди заліза відрізняються невисокою стійкістю, мікротвердістю і великою швидкістю коагуляції. нітриди легуючих елементів мають більш високу термічну стійкість і більшу ступінь дисперсності, що і зумовило найвищу зносостійкість сталі 38хмюа. випробування на зносостійкість азотованих зразків у лабораторних умовах в модельному м'ясному середовищі показало значно вищу ефективність застосування азотування в тліючому розряді, аніж при сухому терті. у цьому випадку маємо корозійно-механічне зношування, у якому корозійна складова руйнування відіграє суттєве значення. корозія сама по собі не вносить великий вклад в масовий (об'єм технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 54 ний) знос поверхні тертя, але являючись своєрідним “каталізатором” руйнування інтенсифікує швидкість його перебігу. високі антикорозійні властивості поверхневих нітридних фаз різко гальмують перебіг електрохімічних процесів на поверхнях тертя, яка, в більшості випадків, є катодом по відношенню до основи покриття. крім того, наявність ліпідів-жироподібних з'єднань поліпшує мастильні властивості м’ясного середовища, а значна кількість поверхнево-активних речовин (пар) сприяє зменшенню розмірів поверхонь ковзання, збільшенню густини дислокацій, зміні дислокаційної структури і розмірів блоків. при терті в середовищі, яке містить пар збільшується спотворення другого роду, що веде за собою зміцнення поверхневих шарів і, відповідно, до збільшення зносостійкості. крім того, при терті в середовищі з пар, зона максимального спотворення структури виводиться на поверхню і поверхневі шари зміцнюються в більшій мірі аніж в середовищі без наявності пар. саме ці причини і зумовили підвищення зносостійкості азотованих зразків залежно від марки сталі і режимів азотування у модельному розчині в 6 ... 10 разів (по масі). перевірка ножів кутера, виготовлених із сталі 40х13 в стані поставки і після азотування, в умовах експлуатації на хмельницькому м’ясокомбінаті показали такі результати: при переробці сировини для виготовлення ліверних ковбас зміцненими азотуванням ножами перероблено 40 т продукції, а довговічність їх роботи становила 80 год, а для незміцнених ножів – 10 т і 20 год. тобто об'єм переробленої сировини та довговічність експлуатації зросли в 4 рази. зміцнення ножів кутера при переробці сировини для виготовлення варених і копчених ковбас дозволило підвищити об'єм (масовий) переробленої сировини з 10 … 12 т до 100 т, а довговічність роботи ножів з 8 ... 9 год до 80 год. висновки досліджено вплив режимів азотування в тліючому розряді на структуру і фазовий склад покриття, його мікротвердість, товщину нітридної і дифузійної зон залежно від вмісту вуглецю основи і ступеня її легування. знайдено оптимальні режими азотування в тліючому розряді для підвищення зносостійкості різального комплекту м'ясоподрібнювальних машин – вовчків і кутерів. проведені дослідження зносостійкості зміцнених азотуванням в тліючому розряді сталей в режимах сухого тертя, в модельному середовищі роботи м'ясоподрібнювальних машин і в умовах їх експлуатації на хмельницькому м’ясокомбінаті показали, що об’єм переробленої сировини і час роботи ножів між перезаточками леза збільшується в 4…10 разів залежно від виду сировини. література 1 стечишин м. с. підвищення зносостійкості ріжучого леза ножів / м. с. стечишин, м. в. лук’янюк // проблеми трибології. – 2005. – № 3, 4. – с. 121-123. 2 лук’янюк м. в. шляхи інтенсифікації процесу подрібнення сировини м’ясопереробними машинами типу “вовчок” / м. в. лук’янюк // вісник хну. – 2008. – № 2. – с. 190-193. 3 пастух и. м. теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде / и. м. пастух. – х. : ннц хфти, 2006. – 364 с. 4 прейс г. а. повышение износостойкости оборудования пищевой промышленности / г. а. прейс, н. а. сологуб, а. и. некоз. – м. : машиностроение, 1979. – 208 с. 5 лахтин ю. м. структура и прочность азотированных сплавов / ю. м. лахтин, я. д. коган. – м. : металлургия, 1982. – 176 с. 6 стечишин м. с. довговічність деталей обладнання харчової промисловості при корозійномеханічному зношуванні : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня д-ра техн. наук : 05.02.04 / м. с. стечишин ; технологічний ун-т поділля. – хмельницький, 1998. – 32 с. поступила в редакцію 14.04.2017 технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 55 stechyshyn m.s., oleksandrenko v.p., lukianiuk m.v., liukhovets v. v., lukianiuk m.m. technology of nitriding in a glow discharge of steels for cutting set of shredding meat machines. the influence of nitriding in a glow discharge modes on phase and structural composition of nitrided layer, the thickness of its compound and diffusion zones and distribution of microhardness in nitrided layer were investigated. conducted laboratory and production tests showed the increase of cutting set of shredding meat machines’ durability in 4 10 times. key words: durability, nitriding in a glow discharge, knives of cutters and choppers, nitride and diffusion zones. references 1 stechyshyn m. s. pidvyshchennya znosostiykosti rizhuchoho leza nozhiv / m. s. stechyshyn, m. v. lukianiuk. problemy trybolohiyi. 2005. № 3, 4. s 121–123. 2 lukianiuk m. v. shlyakhy intensyfikatsiyi protsesu podribnennya syrovyny m’yasopererobnymy mashynamy typu “vovchok”. m. v. lukianiuk. visnyk khnu. 2008. № 2. s. 190–193. 3 pastukh i. m. teoryya y praktyka bezvodorodnoho azotyrovanyya v tleyushchem razryade. i. m. pastukh. kh. nnts khfty, 2006. 364 s. 4 preys h. a. povyshenye yznosostoykosty oborudovanyya pyshchevoy promyshlennosty. h. a. preys, n. a. solohub, a. y. nekoz. m. mashynostroenye, 1979. 208 s. 5 lakhtyn yu. m. struktura y prochnost azotyrovannykh splavov. yu. m. lakhtyn, ya. d. kohan, m. metallurhyya, 1982. 176 s. 6 stechyshyn m. s. dovhovichnist detaley obladnannya kharchovoyi promyslovosti pry koroziynomekhanichnomu znoshuvanni : avtoref. dys. na zdobuttya nauk. stupenya d-ra tekhn. nauk : 05.02.04. изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 6 шевеля в.в., *, ** купец б., * калда г.с., ** соколан ю.с. ** * жешувская политехника, г. жешув, польша, ** хмельницкий национальный университет, г. хмельницкий, украина e-mail: shevelya@prz.edu.pl изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера удк 621.891 при оценке эффективности поверхностного термического упрочнения малоуглеродистой стали электродуговой обработкой иcследовались изменения склерометрических показателей и акустическо-эмисионной активности зоны трения в условиях повторно однонаправленного и циклически-реверсивного скрэтч тестирования в связи с влиянием контактной нагрузки. при реверсивном трении экспериментально установлен трибологический аналог эффекта баушингера, степень проявления которого зависит от структурного состояния стали, контактной нагрузки, глубины контролируемого слоя и количества циклов фрикционного нагружения. ключевые слова: склерометрирование, скрэтч анализ, износостойкость, сила трения, акустическая эмиссия, эффект баушингера, термическое упрочнение, дислокации. введение для эффективного использования стали в узлах трения необходима информация о прочности, вязкоупругих свойствах поверхностных слоев и механизмах структурной перестройки, влияющих на формирование деформационных и адгезионных связей в процессе контактного взаимодействия. такая возможность, в частности, открывается при проведении склерометрических исследований поверхностей (скрэтч-анализе) с одновременным использованием датчиков акустической эмиссии, регистрирующих упругие механические волны, возникающие при фрикционном взаимодействии индентора с изучаемой поверхностью[1 4]. при умеренных нагрузках на сканирующий индентор, особенно после механического упрочнения металла в зоне трения после первого цикла нагружения (при повторном склерометрировании), изменения трибологических и реологических показателей моделируют локальные процессы, сопровождающие контактное взаимодействие при традиционном трении скольжения, абразивном изнашивании и финишной обработке. ранее [3, 4] метод оценки склерометрических параметров и акустико эмиссионной активности стали был применен в исследовании эффективности поверхностного термического упрочнения при локальном оплавлении металла плазмой електрической дуги с последующей его быстрой кристаллизацией. при этом проводилось однократное скрэтч-тестирование упрочненных поверхностей. представляло теоретический и практический интерес исследовать триболого реологические свойства стали при многократном циклическом склерометрировании с целью выяснения отличий в микромеханизмах контактного взаимодействия при повторно-однонаправленном и циклически реверсивном трении. реверсивность трения является одним из важных факторов, влиящих на надежность машин. при реверсивном трении в поверхностных слоях металла формируется значительно более высокая плотность дислокаций и происходит разупрочнение, что приводит к повышенному, по сравнению с односторонним трением, износу [5]. при этом было высказано предположение о возможном проявлении при реверсивном трении эффекта баушингера, подобного знакопеременному объемному нагружению. однако прямого экспериментального подтверждения этого не было. материал и методика исследований исследовалась малоуглеродистая сталь 20 в форме плиток (200 × 50 × 10 мм), на поверхности которых плазмой электрической дуги осуществлялось зональное оплавление в защитной атмосфере аргона с применением неплавящегося вольфрамового электрода [4]. сила тока дуги i = 100 а, скорость ее перемещения vе = 60 см/мин. исследуемая плитка-образец являлась составной частью проточного калориметра, благодаря чему ее нижняя поверхность охлаждалась потоком воды, обеспечивая ускоренную кристаллизацию оплавленных зон. при этом формировалась феррито бейнитная ориентированная структура. трибологические и реологические свойства поверхностных слоев, а также их акустикоэмиссионная активность исследовались на скрэтч-трибометре rst (revetest scratch tester) фирмы csm instruments (швейцария). принцип проведения скрэтч-тестирования описан ранее [3]. исследовались изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 7 шлифы, выполненные на оплавленных поверхностях. склерометрирование коническим алмазным индентором роквелла осуществлялось поперек полос оплавления [4]. скрэтч-тестирование проводилось при двух многоцикловых режимах: повторнооднонаправленном и циклически-реверсивном. при заданных скорости и нагрузке сканирования регистрировались склерометрические сила и коэффициент трения, текущая и остаточная глубины внедрения индентора, уровень акустической эмиссии. на первом режиме в каждом цикле оценивался реологический микропоказатель упругого последействия по формуле: %100   p rp s , (1) где p и r – соответственно, текущая (в процесе сканирования) и остаточная (после нагружения) глубины внедрения индентора. база сканирования составляла 7 8 мм, в которую входили собственно зона упрочнения (шириной около 5 мм) и прилегающие неупрочненные области. результаты исследования и их обсуждение повторно однонаправленное трение. ранее [3, 4] было установлено, что на показатели однократного скрэтч-тестирования с регистрацией акустической эмиссии влияют скорость сканирования изучаемой поверхности и нагрузка на индентор. это подтверждают и данные, приведенные на рис. 1 и 2, которые иллюстрируют различия результатов циклического повторно-однонаправленного склерометрирования зоны упрочнения при двух скоростях (vs = 5, 30 мм/мин; fn = 10 н). а б в г рис. 1 – изменение показателей скрэтч тестированя зоны упрочнения при повторно однонаправленном трении (fn = 10 н, vs = 5 мм/мин); а÷г – соответственно, номера циклов: n = 1, 2, 4, 6 цикл. (fn – нормальная нагрузка на индентор, н; ft – сила трения, н; µ – коэффициент трения; p, r – соответственно, текущая и остаточная глубины внедрения индентора, мкм; a –акустическая эмиссия, %) видно, что при меньшей скорости сканирования vs = 5 мм/мин (рис. 1) в первом и во втором циклах нагружения акустическая эмиссия не регистрируется, а первые акустические импульсы появляются лишь начиная с третьего четвертого цикла. повышение скорости скрэтч тестирования до 30 мм/мин изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 8 (рис. 2) вызывает появление акустической эмиссии уже в первом цикле нагружения с последующим ростом ее интенсивности по мере увеличения числа циклов. сводные данные изменения триболого реологичиских показателей стали в зоне термического упрочнения и за ее пределами в процессе повторно-однонаправленного трения (fn = 10 н; vs = 30 мм/мин) приведены на рис. 3. судя по скорости прироста суммарной глубины внедрения индентора wo rr  , по мере циклического нагружения (рис. 3, а), более высокая (почти в 3 раза) износостойкость упрочненной стали по сравнению с исходным состоянием сохраняется на всем протяжении испытаний ( wo rr   3 ). а б в г рис. 2 – изменение показателей скрэтч-тестированя зоны упрочнения при повышенной скорости трения (fn = 10 н, vs = 30 мм/мин); а÷г – соответственно, номера циклов: n = 1, 2, 4, 6 цикл. обозначения те же, что и на рис.1 а б рис. 3 – влияние количества циклов повторно однонаправленного трения (fn = 10 н, vs = 30 мм/мин) на: а – суммарную остаточную глубину внедрения индентора ( wo rr  , ) и силу трения ( w t o t ff , ); б – показатели акустической эмиссии (ао, аw) и упругого последействия ( so, sw) индексы w и o отвечают, соответственно, исходному и упрочненному состояниям стали изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 9 в первых циклах сканирования сила трения в упрочненной зоне в 2 2,5 раза меньше силы трения за пределами этой зоны (рис. 3, а). с ростом количества циклов повторного нагружения сила трения в обеих областях уменьшается, но для упрочненной зоны этот показатель значительно ниже и ведет себя более стабильно. с каждым новым циклом погружения индентора (на 1,5 2 мкм) увеличивается площадь контакта сопряжения с конической поверхностью индентора, что должно сопровождаться снижением контактного давления. в сочетании с механическим упрочнением стали это приводит к наблюдаемому снижению силы трения. процессы контактного взаимодействия стабилизируются после третьего прямого цикла. мощность акустической эмиссии, активированной трением (рис. 3, б), уже с первых циклов нагружения в упрочненной зоне значительно превышает акустическую активность области, не подвергавшейся термическому упрочнению (ао >> аw). это является следствием более высокой релаксационной способности упрочненной стали, о чем дополнительно свидетельствует и более существенный рост в процессе контактного нагружения показателя упругого последействия (so >> sw). известно [2, 6, 7], что основными источниками акустической эмиссии при деформировании металлов являются дислокации, движущиеся с большими ускорениями после их отрыва от точек закрепления или после преодоления препятствий. акустический эффект имеет место и при выходе дислокаций на поверхность кристаллов или при их аннигиляции. при этом происходит динамическая локальная перестройка структуры, сопровождающаяся релаксацией внутренних напряжений с высвобождением энергии в виде упругих акустических волн. энергия акустических сигналов пропорциональна кинетической энергии дислокаций, а количество импульсов акустической эмиссии пропорционально плотности подвижных дислокаций. при значительной пластической деформации металла из-за роста общей плотности дислокаций снижается их подвижность и кинетическая энергия. поэтому при нагружении металла выше предела текучести обычно уровень акустической эмиссии резко падает [2, 3]. акустико эмиссионная активность тем больше, чем меньше степень пластической деформации и ниже пластические свойства стали, когда деформация материала осуществляется меньшим количеством дислокаций, но имеющих высокую скорость движения и кинетическую энергию. скорость дислокаций в пластичной стали из-за высокой их плотности будет меньше, что резко понижает амплитуду и количество импульсов акустической эмиссии. на рис. 4 приведены примеры изменения склерометрических показателей в процессе контактного нагружения при более высокой нагрузке на индентор (fn = 20 н). в отличие от данных, представленных на рис. 2, акустиком-мэмиссионная активность в этом случае начинает проявляться только со второго цикла нагружения с последующим повышением ее уровня по мере роста числа циклов. а б в г рис. 4 – изменение склерометрических показателей зоны упрочнения при повышенной нагрузке трения (fn = 20 н, vs = 30 мм/мин); а÷г – соответственно, номера циклов: n = 1, 2, 4, 6 цикл изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 10 согласно обобщенным данным, приведенным на рис. 5, термическое упрочнение стали и при более тяжелом режиме трения обеспечивает почти трехкратное повышение износостойкости. а б рис. 5 – влияние количества циклов повторно-однонаправленного трения (fn = 20 н, vs = 30 мм/мин) на: а – суммарную остаточную глубину внедрения индентора ( wo rr  , ) и силу трения ( w t o t ff , ); б – показатели упругого последействия (so, sw) и акустической эмиссии (ао, аw) кроме первого цикла нагружения, общие закономерности изменения склерометрических показателей подобны результатам, полученным при fn = 10 н (рис. 3). отсутствие акустической эмиссии в первом цикле нагружения обусловлено большой пластической деформацией, вызываемой более глубоким внедрением и тангенциальным перемещением индентора, когда из-за высокой плотности дислокаций затрудняется их перемещение и блокируется работа источников дислокаций. в дальнейшем уже сканируется металл, претерпевший механическое упрочнение. циклически реверсивное трение. на рис. 6 показаны примеры скрэтч-анализа при циклически-реверсивном сканировании образцов как непосредственно в зоне упрочнения, так и в неупрочненных областях, к ней прилегающих. нечетные проходы индентора по одной и той же трассе будем считать прямыми циклами, а четные (при реверсе) – обратными. а б в г рис. 6 – изменение склерометрических показателей зоны упрочнения при циклически реверсивном трении (fn = 10 н, vs = 30 мм/мин); а÷г –соответственно, номера циклов: n = 1, 2, 9, 10 цикл изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 11 примечательно, что акустико-эмиссионная активность упрочненной зоны изменяется циклически в процессе реверсивного трения: мощность акустических импульсов всегда выше в нечетных (прямых) циклах сканирования и существенно ниже в четных (обратных) циклах (рис. 7,а). от первого до десятого цикла это соотношение уровней акустической активности сохраняется практически неизменным. рис. 7 – влияние количества циклов реверсивного трения (fn = 10 н, vs = 30 мм/мин) на: а – уровень акустической эмиссии (ао) в зоне упрочнения; б – силу трения ( w tf o tf , ); в – глубину внедрения индентора в цикле (рw, рo). индексы w и o отвечают, соответственно, исходному и упрочненному состояниям стали из обобщенных данных, приведенных на рис. 7, видно, что в противофазе с сигналами акустической эмиссии в зоне упрочнения (рис. 7, а) циклически изменяются сила трения (рис. 7, б) и глубина внедрения индентора в цикле (рис. 7, в): максимумам силы трения в цикле otf и глубины внедрения индентора οσp отвечают минимумы показателя акустической эмиссии (а о). цикличность изменения силы трения и глубины внедрения индентора характерна и для неупрочненной стали (рис. 7, б, в): в четных (обратных) циклах нагружения значения wtf и wp значительно выше по сравнению с нечетными (прямыми) циклами. отмеченные выше закономерности являются следствием трибологического проявления эффекта баушингера [8], когда при изменении направления сдвиговой деформации в четных циклах контактного нагружения снижаются пределы упругости и текучести, вследствие чего материал ведет себя более пластично; индентор погружается более глубоко, вызывая рост деформационной составляющей силы трения. рост пластичности упрочненной стали в четных циклах сопровождается снижением акустической эмиссии. более высокая акустико эмиссионная активность упрочненной зоны в нечетных циклах сканирования обусловлена более упругим поведением материала. по видимому, в этом случае после нагружения происходит частичное упругое восстановление профиля дорожки трения, что приводит к некоторому снижению остаточной глубины внедрения индентора. при сканировании неупрочненной зоны с ростом числа циклов нагружения «верхние» значения силы трения wtf в четных (обратных) циклах нагружения непрерывно повышаются, а «нижние» значения в нечетных (прямых) циклах изменяются мало. в то же время указанные показатели в зоне упрочненной ( otf ) имеют тенденцию к снижению (рис. 7, б). а б в изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 12 судя по глубине внедрения индентора, упрочненная сталь в среднем имела в 2 раза большую износостойкость по сравнению с исходным состоянием (рис. 7, в). на этапе стабилизации фрикционного взаимодействия скорость изнашивания упрочненной стали оставалась на низком уровне (0,07 мкм/цикл), в то время как скорость изнашивания неупрочненной стали была в 7 раз большей (0,5 мкм/цикл). рис. 8 – влияние количества циклов реверсивного трения при повышенной контактной нагрузке (fn = 20 н, vs = 30 мм/мин) на: а – уровень акустической эмиссии (ао) в зоне упрочнения; б – силу трения ( w tf o tf , ); в –глубину внедрения индентора в цикле (рw, рo) при повышении нагрузки на индентор до fn = 20 н (рис. 8) общий характер рассмотренных выше закономерностей сохраняется с той лишь разницей, что для стали неупрочненной с ростом числа циклов нагружения «верхние» и «нижние» значения силы трения непрерывно снижаются (рис. 8, б). причем это снижение происходит более быстро по сравнению со сталью упрочненной, свидетельствуя о значительном деформационном наклепе материала. в этих условиях на установившейся стадии реверсивного трения упрочненная сталь по глубине внедрения индентора показала в 3 раза меньшую скорость изнашивания (0,3 мкм/цикл против 0,9 мкм/цикл). известно, что упомянутый выше эффект баушингера имеет место при работе изделий при знакопеременном нагружении и проявляется в снижении сопротивления циклическим неупругим деформациям при изменении знака нагружения, когда, например, растяжению предшествует сжатие и наоборот [8, 9]. при многократных знакопеременных нагружениях наблюдается так называемый циклический эффект баушингера [9, 10]. это фундаментальное физическое явление объясняют влиянием возникающих при первоначальном деформировании остаточных ориентированных микронапряжений, которые, суммируясь с напряжениями, создаваемыми последующей внешней нагрузкой противоположного знака, вызывают снижение сопротивления пластической деформации. в первом и в последующих нечетных циклах трения возникающие у препятствий скопления дислокаций создают поля остаточных напряжений, действующих в направлении, противоположном направлению первоначального трения. при последующем трении противоположного знака (четные циклы) эти внутренние напряжения, суммируясь с внешним воздействием, способствуют движению дислокаций в новом направлении, что и проявляется в повышении пластичности зоны фрикционного контакта.следует также учитывать, что при первоначальном нагружении может происходить задержка движущихся дислокаций вследствие увеличивающейся плотности дислокаций «леса», пронизывающих плоскость скольжения (механизм орована [8]). при обратном движении дислокаций, обусловленном изменением знака действующих напряжений, на их пути будет встречаться меньше препятствий. тем самым возникает анизотропия препятствий скольжению при изменении направления трения. таким образом, при обратном нагружении трением перемещение подвижных а б в изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 13 дислокаций осуществляется в областях, сравнительно свободных от дислокаций «леса», и при отсутствии условий для эффективного закрепления дислокаций примесными атомами предел упругости стали понижается, что проявляется в росте микропластичности. при этом активизируется большее количество плоскостей скольжения в кристаллической решетке, что дополнительно способствует снижению сопротивления металла обратному деформированию, увеличению глубины внедрения индентора и, как следствие, к наблюдаемому росту силы трения. в качестве трибологического показателя эффекта баушингера при циклическом реверсивном трении была принята величина: 1 i t i t f f , где itf – сила трения в четном (обратном) цикле; 1i tf – сила трения в предыдущем (нечетном) цикле. влияние реверсивного контактного нагружения на эффект баушингера иллюстрирует рис. 9. а б рис. 9 – зависимость трибологического показателя эффекта баушингера от номера обратного цикла реверсивного трения(vs = 30 мм/мин) при fn = 10 н (а) и fn = 20 н (б): 1 – исходная структура; 2 – упрочненная структура для обоих структурных состояний стали циклическое реверсивное нагружение вызывает рост эффекта баушингера. для стали неупрочненной повышение нагрузки на индентор от 10 н до 20 н практически не изменяет зависимость показателя изучаемого эффекта от количества циклов (рис. 9, а,б; кривые 1). сталь упрочненная характеризуется более значительной чувствительностью к изменению знака нагружения и бóльшим эффектом баушингера, что особенно проявляется при нагрузке fn = 20 н и числе циклов n > 4 (рис. 9, б, кривая 2). при этой же нагрузке выявляется определенная степень суммарной сдвиговой деформации (при n ≥ 8), которая соответствует максимальному стабилизированному значению показателя эффекта баушингера для данной структуры стали. выводы 1. термическое упрочнение стали методом плазменного поверхностного оплавления с быстрой кристаллизацией обеспечивает трехкратное повышение износостойкости в условиях повторнооднонаправленного трения и более чем двухкратное – при циклически реверсивном трении. 2. на установившемся этапе реверсивного трения (fn = 10 н) скорость изнашивания упрочненной стали была в семь раз меньшей по сравнению с неупрочненной структурой. при двухкратном повышении нагрузки на индентор (fn = 20 н) этот показатель снижался до трех. 3. упрочненную сталь характеризует высокая акустико-эмиссионная активность и более выраженное упругое последействие в каждом цикле контактного нагружения. с увеличением количества циклов указанные показатели упрочненной стали были значительно выше по сравнению с неупрочненной, свидетельствуя о более высокой релаксационной способности и интенсивном ее росте в процессе трения. изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 14 4. в условиях реверсивного трения наблюдается эффект баушингера, который трибологически проявляется в циклическом изменении силы трения и глубины внедрения индентора, в противофазе с которыми изменяется акустико-эмиссионная активность зоны фрикционного контакта при каждом изменении направления трения. 5. по мере циклического реверсивного контактного нагружения стали эффект баушингера возрастает. сталь упрочненная характеризуется более выраженным эффектом баушингера и его проявление существенно растет при повышении контактной нагрузки. 6.трибологический аспект эффекта баушингера и возможности его практического применения изучены недостаточно. в то же время известны примеры успешного применения этого явления в технологии машиностроения, связанные, в частности, с повышением точности и снижением энергозатрат при обработке деталей резанием , при упрочнении поверхностным пластическим деформированием [11], а также при комбинированной обработке металлов волочением [12]. реверсивность трения, влияя на распределение остаточных напряжений в зоне контакта, приводит к уменьшению растягивающих напряжений и снижению наклепа по сравнению с одностороннним трением [5].реализация эффекта баушингера позволяет повысить несущую способность валов[13] и интенсифицировать технологические процессы [11, 12], что свидетельствует об актуальности и перспективности трибологических научно-прикладных разработок этого направления. литература 1. дубровин а.м., комков о.ю., мышкин н.к. анализ акустической эмиссии на микротрибометре возвратно-поступательного типа // трение и износ, 2004, т.25б, № 4. – с. 363-367. 2. баранов в.м., кудрявцев е.м., сарычев т.а., щавелин в.н. акустическая эмиссия при трении. – м.: энергоатомиздат, 1998. – 256 с. 3. шевеля в.в., олександренко в.п., трытек а.с., соколан ю.с. скрэтч-анализ формирования подповерхностных слоев при трении термообработанной стали // проблемы трибологии. – 2015. – № 2. – с. 6-18. 4. шевеля в.в., купец б., соколан ю.с., калда г.с. склерометрические показатели и акустикоэмиссионная активность термически упрочненной стали // проблемы трибологии. – 2016. – № 1. – с. 6-15. 5. евдокимов в.д. реверсивность трения и качество машин. – к.: техника, 1977. – 145 с. 6. грешников в.а., дробот ю.б. акустическая эмиссия. – м.: изд. стандартов, 1976. – 272 с. 7. кузнецов н.с. теория и практика неразрушающего контроля изделий с помощью акустической эмиссии. – м.: машиностроение, 1998. – 96 с. 8. маклинток ф., аргон а. деформация и разрушение материалов. – м: мир, 1973. − 443 с. 9. грачев с.в. термическая обработка и сопротивление сплавов повторному нагружению. – м.: металлургия, 1976. – 152 с. 10. романов а.и., гаденин м.м. методы определения циклического эффекта баушингера // заводская лаборатория. – 1972. – №1. – с. 99-102. 11. линчевский п.а., новожилов с.в., кудряков м.б. совершенствование технологии обработки металлов резанием и пластическим деформированием с учетом использования эффекта баушингера // труды одесского политехнического университета. – 2008. – вып. 2(30). – с. 73-76. 12. щедрин а.в., ульянов в.в., бакаев а.а. и др. рациональная область применения эффекта баушингера в комбинированных методах волочения // автомобильная промышленность. – 2012. – №6. – с. 35-37. 13. хван а.д., пустовалов с.в., хван д.в. повышение несущей способности валов // тяжелое машиностроение. – 2010. – №9. – с. 15-17. в исследованиях использовано оборудование, закупленное согласно проекта № рор 01.03.00-18012/09 в рамках программы развития восточной польши, финансируемой европейским союзом из средств европейского фонда регионального развития. поступила в редакцію 19.04.2017 изменение триболого реологических свойств стали при повторно циклическом трении с учетом эффекта баушингера проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 15 shevelya v.v., kupiec b., kalda g.s., sokolan j.s. changing of tribological and rheological properties in the process of repeatedly-cycling friction considering baushinger’s effect. when evaluating the effectiveness of surface thermic strengthening of mild steel by electroarc treatment, the changes of sclerometric indices and acoustic-emission activity of friction zone under conditions of repeatedlymonodirectional and cyclically reversed scratch testing as a result of contact load were studied. in the process of reversed friction, the tribologic analog of baushinger’s effect was determined; the level of its occurrence depends on steel structure state, contact load, depth of controlled layer and quantity of frictional load. key words: sclerometric testing, scratch-analysis, wear resistance, frictional force, acoustic emission, baushinger’s effect, thermal strengthening, dislocations. references 1. dubrovin a.m., komkov o.ju., myshkin n.k. analiz akusticheskoj jemissii na mikrotribo-metre vozvratnopostupatel'nogo tipa. trenie i iznos, 2004, t.25b, № 4. s. 363-367. 2. baranov v.m., kudrjavcev e.m., sarychev t.a., shhavelin v.n. akusticheskaja jemissija pri tre-nii. m.: jenergoatomizdat, 1998. 256 s. 3. shevelja v.v., oleksandrenko v.p., trytek a.s., sokolan ju.s. skrjetch-analiz formirovanija podpoverhnostnyh sloev pri trenii termoobrabotannoj stali. problemy tribologii. 2015. № 2. s. 6-18. 4. shevelja v.v., kupec b., sokolan ju.s., kalda g.s. sklerometricheskie pokazateli i akustiko-jemissionnaja aktivnost' termicheski uprochnennoj stali. problemy tribologii. 2016. № 1. s. 6-15. 5. evdokimov v.d. reversivnost' trenija i kachestvo mashin. k. tehnika, 1977. 145 s. 6. greshnikov v.a., drobot ju.b. akusticheskaja jemissija. m. izd. standartov, 1976. 272 s. 7. kuznecov n.s. teorija i praktika nerazrushajushhego kontrolja izdelij s pomoshh'ju akustiche-skoj jemissii. m. mashinostroenie, 1998. 96 s. 8. maklintok f., argon a. deformacija i razrushenie materialov. m: mir, 1973. 443 s. 9. grachev s.v. termicheskaja obrabotka i soprotivlenie splavov povtornomu nagruzheniju. m. metallurgija, 1976. 152 s. 10. romanov a.i., gadenin m.m. metody opredelenija ciklicheskogo jeffekta baushingera. za-vodskaja laboratorija. 1972. №1. s. 99-102. 11. linchevskij p.a., novozhilov s.v., kudrjakov m.b. sovershenstvovanie tehnologii obrabot-ki metallov rezaniem i plasticheskim deformirovaniem s uchetom ispol'zovanija jeffekta baushingera. trudy odesskogo politehnicheskogo universiteta. 2008. vyp. 2(30). s. 73-76. 12. shhedrin a.v., ul'janov v.v., bakaev a.a. i dr. racional'naja oblast' primenenija jeffekta baushingera v kombinirovannyh metodah volochenija. avtomobil'naja promyshlennost'. 2012. №6. s. 35-37. 13. hvan a.d., pustovalov s.v., hvan d.v. povyshenie nesushhej sposobnosti valov. tjazheloe mashinostroenie. 2010. №9. s. 15-17. copyright © 2021 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,63-69 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-63-69 research of wear resistance of a covering of shafts of the turbocharger of the diesel engine restored by means of a gas-dynamic spraying d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua received: 10 may 2021: revised: 15 august: accept: 20 september 2021 abstract the analysis of tribological researches on the most perspective way of restoration of a primary resource of engines by means of a gas-dynamic spraying is resulted in article. it was found that to reduce the coefficient of friction and increase the wear resistance of the coating is theoretically justified the use of copper-zinc powders brand c-01-11, applied by gas-dynamic spraying. it is established that the physical and mechanical properties of the coatings (roughness, microhardness, friction coefficient) on the restored turbocharger meet the requirements of the manufacturer. the coefficient of friction in the connection, the rotor shaft (reduced powder with copper and zinc), with a plain bearing (made of tin-lead bronze bros 10 10) is 20 % less than in the connection where the rotor shaft is made of steel 40. the total wear in the bearing assembly with the restored gas-dynamic sprayed rotor shaft is 20 % lower than in the assembly where the rotor shaft is restored by the basic technology. the technology of restoration of a surface of a shaft of a rotor of the turbocompressor, under the bearing of sliding (gas-dynamic spraying) which increases its resource by 23 % in comparison with basic technology of repair of a shaft of a rotor is developed. this allows you to increase its operating time with the established regulatory and technical documentation for overhaul of the engine. a stand for testing diesel turbochargers with recovery technology has been developed, which allows to determine the parameters and characteristics of diesel engine turbochargers in different periods of operation, running-in and adjustment. tests on the stand showed that turbochargers with restored rotor shafts according to the proposed technology after 2000 operating hours increase all performance by 13 % more than turbochargers repaired by the basic technology. operational tests have shown that turbochargers repaired using the proposed technology have an operating time of 989 moto-hours more than turbochargers repaired with existing technology. key words: gas-dynamic spraying, wear resistance, friction steam, turbocharger, recovery technology, wear intensity. introduction at the present stage of economic development of ukraine there are questions of design, production and efficient operation of existing machinery and equipment. improving the efficiency of the existing fleet of machines can be achieved by increasing the efficiency of equipment, reducing the cost of its operation and reducing downtime for technical reasons [1]. the fleet of tractor and agricultural machinery, as well as mobile diesel power plants used in the agroindustrial complex, is now characterized by accelerating its moral and material wear. this increases the intensity of machine failures and the duration of downtime associated with the restoration of their efficiency, increasing the cost of unscheduled maintenance and repair (te and p). the main power unit of almost any machine used in agricultural trials is a diesel. the analysis showed that the least reliable unit of the diesel engine is a turbocharger (tcr). it accounts for more than 15 % of engine failures. in turn, more than 80 % of tcr failures are due to the bearing assembly of the rotor shaft [2, 3]. the difficulty of repairing turbochargers of tractor and agricultural machinery is that the areas where the equipment http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-15-25 mailto:marchenkodd@mnau.edu.ua 64 problems of tribology is operated are remote from the repair and maintenance bases. to reduce machine downtime for technical reasons, it is necessary to increase the turbocharger to the value set by the regulatory and technical documentation for te and p engine. analysis of ways to increase the efficiency of friction joints shows that the most promising for the repair of the bearing assembly of the turbocharger is to restore the seating surface of the rotor shaft of the turbocharger with materials that reduce the load on the unit. literature review repair of agricultural machinery by 70 80 % is carried out using spare parts, while downtime of machines due to their lack or low quality leads to large losses of agricultural products. the cost of spare parts is constantly growing and therefore the restoration of worn parts with the provision of their resource at the level of new one of the most effective ways to save money. according to gosniti 85% of details, at their defectation, have wear no more than 0,3 mm, ie their working capacity is restored at drawing of coverings of insignificant thickness. however, the life of refurbished parts, compared to new parts, in many cases remains low [4]. scientists and specialists from such organizations as tsniime, spktb soyuzlesremmash (gntslpk), mgul, vlta and others carried out a large amount of work to organize and improve the technical level of operation of forest machines and repair work in the industry. among them v.v. balikhin, v.v. bykov, i.v. voskoboinikov, v.n. vinokurov, v.a. goberman, n.s. eremeev, v.m. a. v. kotikov pitukhin, a.v. serov and others. to increase the net power of internal combustion engines, the most effective currently is the installation of a turbo compressor. the turbocharger increases engine power by 30 % without increasing its displacement. the turbocharger is also the least reliable part of a diesel engine. more than 60 % of failures are due to the turbocharger. table 1 shows the share of failures using the example of the repeatability factor of the main elements of a turbocharger. about 81 % of turbocharger failures are caused by it. table 1 the results of laboratory tests for wear resistance of friction pairs stationary specimen moving specimen ік ір іς tin-lead bronze bros-10-10 steel 40 7.14 ∙ 10-11 4.23 ∙ 10-11 1.37 ∙ 10-10 tin-lead bronze bros-10-10 nickel-plated coating 1.27 ∙ 10-11 1.57 ∙ 10-11 2.84 ∙ 10-11 tin-lead bronze bros-10-10 copper-zinc coating 0.74 ∙ 10-11 1.38 ∙ 10-11 2.12 ∙ 10-11 at the same time; there are examples when the resource of parts restored by progressive methods is several times higher than the resource of new parts. when choosing a method of restoring parts, it is necessary to ensure high quality coatings, low cost of the process, minimum material consumption, labor and energy costs. at the same time it is necessary to concentrate the attention on such ways which increase reliability not only details, but also all assembly unit as a whole [5]. the main trend in the development of modern tractors and combines; engines increase of aggregate capacities at practical preservation of their weight and dimensions due to application of turbocharging. high technical and economic indicators of gas turbine supercharging, as a way to increase power by 15 … 30 %, led to its widespread use in tractor and combine engines. at present, all combine and multi-tractor engines (smd60/61, smd-62/63, smd-64/65, smd-66/67, smd-31/32, smd-17/18, etc.) are provided with gas turbine supercharging. for supercharging of these engines turbocompressors of the standard sizes are used: tkr 11 (with external diameter of a wheel of the compressor dk = 110 mm), tkr-9 (with dk = 90 mm), tkp 8,5 (with dk = 85 mm), tkp 7 (with dk = 70 mm). experience in operation of turbochargers type tkp 11, installed on engines smd-60/61, smd-62/63, smd-64/65; smd-66/67, smd-31/32, smd-17/18, yame-238nb, yamz-240nb shows that this unit is the least durable unit. thus, according to gosnit, the number of turbocharger failures is 2 … 13 % of the total number of engine failures. the life of the repaired turbocharger is only 62 % of the life of the new one [6]. currently, there are two main areas in the repair of worn parts of turbochargers. the most common methods installation of repair parts, the method of repair dimensions, plastic deformation. rarely used on the surface of the layer: metal, compensating for the amount of wear (galvanic, surfacing methods). all existing methods, along with the advantages, have certain disadvantages. when repairing turbochargers, it is necessary to restore parts made of different materials (steel, bronze, aluminum alloy) and different configurations; (planes, cylindrical outer and inner surfaces). in this regard, to restore worn parts, you need a large range of equipment used [7, 8]. to improve the quality of repair and increase the service life of overhauled turbochargers, it is necessary to develop a recovery technology that ensures durability and trouble-free operation of the unit for the period before overhaul of the diesel engine on which this turbocharger is installed [9]. problems of tribology 65 one of the promising ways to restore the primary life of the engines is gas-dynamic spraying, but the practical application for the restoration of smooth cylindrical surfaces on the example of the rotor shaft of the turbocharger, this method did not work. therefore, the task is to theoretically substantiate the increase in the total wear resistance of the node "rotor shaft plain bearing" and develop a method of restoring the surface of the rotor shaft, which will increase the turbocharger to overhaul the engine. purpose the purpose of the research is to increase the reliability of turbochargers for diesel tractors and agricultural machinery by increasing the service life of the rotor shaft. research methodology to determine the coefficient of friction and assess the intensity of wear, a set of laboratory tests was performed, including checking the properties of the surface (hardness, roughness) and testing for the intensity of wear on the friction machine. a stand for overhaul tests of overhauled turbochargers was developed for bench tests. for research, turbochargers were removed from diesels operated on farms. next, the turbochargers underwent a recovery procedure using the proposed technology. the repaired turbochargers were tested on a stand of our own design, according to our proposed new method. to pass operational tests, turbochargers were installed on tractors operated on farms [10]. the wear resistance of the coating is the most important criterion for assessing the service life of a combination exposed to friction. its value is greatly influenced by the physical and mechanical properties of the coatings, the state of roughness and microhardness of the surface layer of the joint, as well as the coefficient of friction and the load force acting on the joint. when measuring the roughness of the coating, it was found that after testing in the reduced shaft of the rotor coated with powder c-01-11, the roughness parameter for ra was 0.235 μm, which is significantly less than in other test samples. reducing the value of surface roughness significantly reduces the intensity of wear. during the bench tests, the turbocharger was disassembled at intervals of 100 moto-hours. the value of the roughness parameter did not change with increasing operating time. research results during tribotechnological laboratory tests on the ai-5018 friction machine, measurements of various parameters at simulation of various types of work of the engine were made. in fig. 1 shows the dependence of the change in the coefficient of friction in the test materials under the influence of simulating the dynamic load. fig. 1. dependence of change of coefficient of friction on force, acting on the connection from the presented dependence it follows that the rotor shaft of the turbocharger coated with copper-zinc powder brand c-01-11 has a lower coefficient of friction than a standard shaft made of steel or a shaft having a nickel coating n-00-14. this is due to the fact that initially the basic coefficient of friction in copper is lower than in nickel and especially steel. 66 problems of tribology after a comparative assessment of the mutual wear intensity of the rotation pairs, the dependences of the change in the wear intensity were revealed [11]. in fig. 2 shows the total wear intensity of the samples after testing for wear resistance on the friction machine ai 5018. in table 1 shows the wear intensity of the rotor roller, simulating the shaft, and the pad, which simulates a plain bearing when tested on a friction machine. fig. 2. the total wear intensity of the experimental samples: 1 – steel with bronze; 2 – nickel with bronze; 3 – copper with bronze the diagram shows that the wear rate of the bearing assembly, restored by gas-dynamic spraying with copper-zinc powder is seven times less than the standard friction pair of steel with bronze. wear intensity in friction pairs "copper-zinc bros-10-10" is 4 times less than in pairs "steel bros-10-10". comparative tests of turbochargers repaired by the proposed method of gas-dynamic spraying and turbochargers repaired by existing technology, on the stand for acceptance tests, showed that turbochargers repaired by the proposed method provide the main performance [12]. in fig. 3 presents the results of processing changes in the main operating parameters of the turbocharger, which affect the performance of the engine. from the graphs it turns out that the turbocharger, repaired by the proposed technology has after running in 2000 moto-hours. the main operating parameter, the air pressure in the combustion chamber is 13.6% higher than that of turbochargers repaired by previously existing technology, and vibration acceleration increases by 12.4%. development of the turbocharger of these characteristics allows to operate equipment without carrying out unplanned repairs [13]. a problems of tribology 67 b fig. 3. the main operating parameters of the turbocharger: a – air pressure in the combustion chamber; b – vibration acceleration after statistical data processing, the scatter of the main performance of the turbocharger was. during operation, the equipment worked in normal modes, without which or complaints about the instability of the turbochargers. operating time was 900 … 2000 moto-hours. at the enterprises where the tested turbochargers were tested, they received positive recommendations for their work [14]. after testing, the turbochargers were disassembled and measured the wear of the shaft surface under the plain bearing. mutual wear on the new turbochargers in the bearing assembly was 35% of the limit, and in the bearing assembly, restored by gas-dynamic spraying, was 15 % of the limit. conclusions the analysis of literature and information materials showed that during the operation of the internal combustion engine the turbocharger is the most loaded. the most common failure is the wear of the bearing assembly of the turbocharger, their share in the total number of failures is 81%. restoration of the bearing unit with increased wear resistance is the most urgent task. existing methods of recovery are either expensive or do not provide the required durability. one of the most promising ways to restore the primary life of engines is gasdynamic spraying. to reduce the coefficient of friction and increase the wear resistance of the coating, the use of copper-zinc powders brand c-01-11, applied by gas-dynamic spraying, is theoretically justified. as a result of the conducted researches the necessary recommendations on the technique of tests of turbochargers were made. the development complements and develops the capabilities of the defect system and calibrates in terms of improving the efficiency and ease of operation of bench equipment during repair and maintenance of turbines. thus, the technical feasibility of using the technology of recovery by gas-dynamic spraying and the choice of copper-zinc powder brand c-01-11 for coating the rotor shaft of the turbocharger. references 1. mccune r.c. an exploration of the cold gas dynamic spray method for several materials systems / r.c.mccune, a.n.papyrin, j.n.hall, w.l.riggs, p.h.zajchowski // proc. 8th ntsc 11-15 sept. 1995, houston, texas, usa, p.1-6. 2. segal a.e. a cold-gas spray coating process for enhancing titanium / a.e.segal, a.n.papyrin, j.c.conwey, and d.shapiro // jom, vol.50, n 9, sept., 1998, p. 52-54. 3. dykhuizen r.c. gas dynamic principles of cold spray / r.c.dykhuizen and m.f.smith // journal of thermal spray technology, june 1998, vol. 7, no. 2, p. 205 212. 68 problems of tribology 4. van steenkiste t.h. aluminum coatinga via kinetic spray with relatively large powder particles / t.h.van steenkiste, j.r.smith, r.e.teets // surface and coatings technology, 2002, vol.154, p.237-252. 5. jodoin b. effects of shock waves on impact velocity of cold spray particles / b.jodoin // proc. international thermal spray conference and exposition "advancing thermal spray in the 21st century", singapore, may 28 30, 2001, p.399 407. 6. thorpe m.l. hight pressure hvof an update / m.l. thorpe, r.j. thorpe // proc. of the 1993 national thermal spray conf., anahiem, с a, 7-11 june, 1993. anahiem, 1993. 7. hackett c.m. on the gas dynamics of hvof thermal sprays / c.m. hackett, g.s. settles, j.d. miller // proc. of the 1993 national thermal spray conf., anahiem, ca, 7-11 june, 1993. anahiem, 1993. 8. stoltenhoff t. cold spraying state of the art and applicability / t.stoltenhoff, j.voyer and h.kreye // proc. international thermal spray conference 2002 (itsc 2002), essen, germany, march 4-6, 2002, p.385 393. 9. marchenko d.d. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation / d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 4/94 (2019) – s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 10. richter p. equipment engineering and process control for cold spraying / p. richter, d.w. krommer and p. heinrich // proc. international thermal spray conference 2002 (itsc 2002), essen, germany, march 4 6, 2002, p.394 398. 11. marchenko d.d. investigation of tool wear resistance when smoothing parts / d.d. marchenko, k.s.matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 4/98 (2020) – s. 40–44. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 12. dykha a.v. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. issn 1729–3774 / a.v. dykha, d.d. marchenko, v.a. artyukh, o.v. zubiekhina–khaiiat, v.n. kurepin // eastern– european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». – 2018. – №2/1 (92) 2018. – pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 13. dykha a.v. prediction the wear of sliding bearings. issn 2227–524х / a.v. dykha, d.d. marchenko // international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. – 2018. – vol. 7, no 2.23 (2018). – pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 14. marchenko d.d. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts / d.d. marchenko, v.a. artyukh, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 2/96 (2020) – s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-26-11. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 problems of tribology 69 марченко д.д., матвєєва к.с. дослідження зносостійкості покриття валів турбокомпресора дизельного двигуна відновленими за допомогою газодинамічного напилення. в статті приведено аналіз трибологічних досліджень з найбільш перспективного способу відновлення первинного ресурсу двигунів за допомогою газодинамічного напилення. виявлено, що для зниження коефіцієнта тертя і підвищення зносостійкості покриття теоретично обґрунтовано застосування мідно-цинкових порошків марки с-01-11, нанесених методом газодинамічного напилення. встановлено, що фізико-механічні властивості покриттів (шорсткість, мікротвердість, коефіцієнт тертя) на відновленому турбокомпресорі відповідають вимогам заводу виготівника. коефіцієнт тертя в з'єднанні, вал ротора (відновлений порошком мідь з цинком), з підшипником ковзання (з олов'янистосвинцевої бронзи брос 10 10) на 20 % менше, ніж у з'єднання, де вал ротора виготовлений із сталі 40. сумарний знос в підшипниковому вузлі з відновленим газодинамічним напиленим валом ротора на 20 % нижче, ніж у вузлі, де вал ротора відновлений за базовою технологією. розроблена технологія відновлення поверхні валу ротора турбокомпресора, під підшипник ковзання (газодинамічним напиленням), яка збільшує його ресурс на 23 % в порівнянні з базовою технологією ремонту валу ротора. це дозволяє збільшити його напрацювання встановленою нормативно-технічною документацією на капітальний ремонт двигуна. розроблено стенд для випробування турбокомпресорів дизелів при технології відновлення, який дозволяє визначити параметри і характеристики турбокомпресорів дизельних двигунів в різні періоди експлуатації, обкатки і регулювання. випробування на стенді показали, що турбокомпресори з відновленими валами роторів за запропонованою технологією після 2000 мото-год напрацювання підвищують усі робочі характеристики на 13 % більше, ніж турбокомпресори, відремонтовані за базовою технологією. експлуатаційні випробування показали, що турбокомпресори, відремонтовані за запропонованою технологією мають напрацювання на 989 мото-год більше, ніж турбокомпресори, відремонтовані за існуючою технологією. ключові слова: газодинамічне напилення, зносостійкість, пара тертя, турбокомпресор, технологія відновлення, інтенсивність зношування. акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 52 слащук в.о., слащук о.о. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: slashchuk_viktor@ukr.net акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання удк 621.8:534.6:534.4 методом акусто-емісійного аналізу діагностовано перехідні та ненормативні режими роботи двигунів внутрішнього згорання двох типів, що широко застосовуються в автомобілебудуванні. показано, що первинною причиною виникнення вібрацій при нестаціонарній роботі двигуна внутрішнього згорання є порушення процесу запалення та(або) стиснення запалювальної суміші в циліндрах двигуна. рівень вібрацій такого походження значно перевищує вібрації викликанні незбалансованістю роторних елементів двигуна. ключові слова: акустична емісія, частота коливань, вібрація. вступ одним із найнебезпечніших факторів, що пришвидшують зношування рухомих та нерухомих з’єднань є вібрації, що виникають при експлуатації обладнання, що працюють в умовах змінних циклічних навантажень [1]. автомобільний двигун являє собою складну динамічну технічну систему. конструкція автомобільного двигуна постійно удосконалюється і ускладнюється, але перелік його основних систем і механізмів залишається незмінним [2]. при роботі транспортних засобів з двигунами роторного типу, для прикладу двигуни внутрішнього згоряння, можуть виникати вібрації джерелом яких найчастіше вважаються не урівноваження роторів [3, 4]. альтернативною причиною виникнення неузгоджених вібрацій є спалювання запалювальної суміші в циліндрах двигуна, оскільки маловірогідна деформація чи пошкодження рухомих елементів двигуна, які можуть призвести до подібних вібрацій і забезпечити справну роботу. запальні процеси викликають вібраційні хвилі, що передаються від двигуна до усіх елементів конструкції. варто зазначити, що вібрація, що виникає в двигуні, є вибухового(ударного) виду, тому доцільно використовувати для реєстрації даних обладнання, здатне проводити аналіз в режимі реального часу. акусто-емісійний метод широко застосовується в аналізі автомобільних двигунів внутрішнього згорання, турбогенераторів, відцентрових насосів та компресорів, зубчастих передач тощо [5, 6]. найбільш небезпечними при експлуатації конструкцій із двигуном внутрішнього згоряння є перехідні процеси, наприклад запуск, зупинка, збільшення потужності тощо. такі режими змінюють частоту хвилі і ,тим самим, інтенсифікують процес зношування поверхонь кріплень. метою роботи є встановлення реальних причин та механізмів ненормативних вібрацій при роботі двигуна внутрішнього згорання. викладення основного матеріалу дослідження проводились із дизельним двигуном об’ємом 1,9 л tdi з системою вприску палива з насос-форсунками, автомобіля volkswagen caddy та бензиновим двигуном об’ємом 1,2 л, автомобіля заз-1102 таврія. обидва автомобіля обладнані чотирьох циліндровими рядними двигунами з порядком запалювання циліндрів 1 3 4 2 [7 9]. акустично емісійний метод дозволив отримати акустограми роботи двигуна автомобілів та спектри частот коливань, які виникають при вибухах в циліндрах і передаються до всіх елементів конструкції автомобіля. данні записувались за допомогою мікрофона media-tech sfx microphone mt383. обробка даних здійснювалась програмою audacity 2.0.4. загальні акустограми роботи двигунів показані на рис. 1. а акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 53 б рис. 1 – загальні акустограми роботи двигунів: а – дизельний двигун 1,9 л. tdi; б – бензиновий двигун 1,2 л. заз-1102 найнебезпечнішим етапом роботи двигуна 1,9 tdi є запуск. механічна система переходить зі сталого статичного стану в робочий, при цьому відбувається різкий перехід вибухоподібного типу. вібрація, яка виникає при роботі двигуна, передається по всьому автомобілю. на рис. 2 показана акустограма запуску двигуна 1,9 tdi. рис. 2 – акустограма запуску двигуна 1,9 tdi ділянка 1 на рис. 2 – робота стартера двигуна, ділянка 2 – запуск двигуна, стартові вибухи запальної суміші в циліндрах, ділянка 3 – нестаціонарний режим роботи двигуна при старті, частоти коливань не прийшли до нормативної роботи, ділянка 4 – стабільна робота двигуна. інший нестаціонарним режимом роботи є зупинка двигуна, акустограма зупинки двигуна 1,9 tdi показана на рис. 3. рис. 3 – акустограма зупинки двигуна 1,9 tdi ділянка 1 на рис. 3 – стабільна робота двигуна, ділянка 2 – вимкнення двигуна, запальна суміш не поступає в циліндри, згасаючі вібрації при відсутності джерела коливань, ділянка 3 – завершальний етап роботи двигуна, вимкнення електронних систем, підготовка до наступного старту. аналогічні процеси спостерігаються при роботі бензинового двигуна 1,2 1102. на рис. 4 показана акустограма процесу запуску двигуна 1,2 заз-1102. ділянка 1 на рис. 4 – провертання ключа в замку запалювання, запуск робочих систем автомобіля, ділянка 2 – робота стартера двигуна, ділянка 3 – запалювання двигуна, запальна суміш почала вибухати в циліндрах, ділянка 4 – нестаціонарна робота двигуна при запалюванні, коливання двигуна не вийшли в нормативну роботу, ділянка 5 – стабільна робота двигуна. акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 54 рис. 4 – акусторгама запуску двигуна 1,2 заз-1102 на рис. 5 показана акустограма вимкнення двигуна 1,2 заз-1102. рис. 5 – акустограма вимкнення двигуна 1,2 заз-1102 ділянка 1 на рис. 5 – стабільна робота двигуна, ділянка 2 – вимкнення двигуна, нестаціонарні, затухаючі коливання двигуна, ділянка 3 – коливання інших конструкційних елементів автомобіля, ділянка 4 – завершальний етап роботи двигуна, вимкнення електричних систем, підготовка до наступного старту. процес старту викликає найбільші нестаціонарні вібрації але цей процес займає незначний період часу і не є критичним при правильній експлуатації двигуна та його належного стану. перехідні процеси присутні при збільшені потужності двигуна, тобто при натисненні на педаль акселератора. акустограма такоко процесу показана на рис. 6. а б рис. 6 – акустограма перехідних процесів: а – режим «прогазовки» двигуна 1,9 tdi; б – режим «прогазовки» двигуна 1,2 заз-1102 акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 55 ділянка 1 на рис. 6 – перехідний режим роботи двигуна при збільшені обертів, ділянка 2 – стаціонарний режим роботи двигуна з максимальною потужністю, ділянка 3 – перехідний режим роботи при зменшенні обертів. ненормативні процеси можуть виникати при стабільній роботі двигуна, коли двигун працює і виникають аварійні ситуації в процесі робочого циклу циліндрів. на рис. 7 показана акустограма стабільної роботи двигуна 1,9 tdi, як приклад стабільної роботи. рис. 7 – акустограма стабільної роботи двигуна 1,9 tdi ділянка 1 на рис. 7 – стиснення та запалювання запалювальної суміші в циліндрі, ділянка 2 – оберт колінчастого вала, ділянка 3 – оберт розподільчого вала двигуна. на рис. 8 показана робота двигуна 1,2 л. заз-1102 із перебоями в роботі. а б рис. 8 – робота двигуна заз-1102 із перебоями в роботі: а – втрата компресії в циліндрах двигуна 1,2 л. заз-1102; б – каскадна (лавиноподібна) втрата потужності в двигуні 1,2 л. заз-1102 збої в роботі циклів двигуна призводять до нестаціонарних процесів, які в свою чергу, призводять до зміни частоти коливань, що призводить до руйнування кріплень, або інтенсифікації їх зношування. циклічне повторення нестаціонарного режиму роботи двигуна внутрішнього згорання виявляє пошкодження одного з циліндрів. зовнішній вигляд цього сигналу (рис. 8) характерний для процесу який акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 56 виникає в циліндрі зі зменшеною компресією. причиною виникнення нестаціонарного процесу, показаного на рисунку 8 може бути порушення герметизації камери внутрішнього згорання (тріщина ущільнюючого матеріалу, тріщина блоку циліндра, поршневої кришки, самого поршня) [10]. при значних змінах в роботі циліндрів виникають лавиноподібні збої, що призводить до раптової втрати потужності і неможливості продовжувати роботу, двигун зупиняється. різка зупинка, після нестаціонарного режиму роботи, також призводить до зміни частоти коливань і вносить зміни в режим зношування з’єднань. на рис. 9 показаний спектр роботи дизельного двигуна 1,9 л. tdi. рис. 9 – спектр стабільної роботи двигуна при стабільній роботі чітко видно частоту вибухів запальної суміші в циліндрах – ділянка 1 та частоту обертання колінчастого вала двигуна – ділянка 2. прослідковуються чіткі каскади передачі енергії від джерела вібрацій. на рис. 10 показаний спектр нестаціонарної роботи двигуна 1,2 л. заз-1102. рис. 10 – спектр ненормативної роботи двигуна нестаціонарні процеси роботи не дають чітких частот коливань, що призводить до хаотичних вібрації і руйнування елементів двигуна та всіх інших деталей та кріплень автомобіля. висновки за допомогою акусто-емісійного методу вдалося проаналізувати всю роботу двигунів, визначити робочі частоти, виявити та виокремити нестаціонарні процеси та визначити їх вплив на загальну роботу автомобіля. акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 57 первинною причиною виникнення вібрацій при нестаціонарній роботі двигуна внутрішнього згорання все-таки є порушення процесу запалення та(або) стиснення запалювальної суміші в циліндрах двигуна. література 1. вельбой в. п., диха к. о., бабак о. п. аналіз умов навантаження та змащення підшипникових систем ковзання механізмів газорозподілу двз // проблеми трибології (problem of tribology) 2016. – № 2 – с. 97-103. 2. кукурудзяк ю. ю. система моніторингу технічного стану автомобільного двигуна // матеріали viіі міжнародної науково-практичної конференції “сучасні технології та перспективи розвитку автомобільного транспорту”ю – 2015. – с. 138-139. 3.урівноважування обертових мас (роторів). – http://mmi dmm.kpi.ua /images/pdf/ personnel / zakhov / lercyi/lec_9.pdf. 4. сотніков в. с. динаміка роторів з автобалансирами-демпферами для віброзахисту. дис. кан. тех. наук: 05.02.09 кіровоградський національний технічний університет. – кіровоград. – 2002. – с. 49-57. 5. двигатель 1,9 л tdi с системой впрыска топлива с насос-форсунками. – volkswagen technical site: http://volkswagen.msk.ru. 6. vw caddy с 2010 года выпуска. руководство по ремонту и эксплуатации. “монолит”, днепропетровск, 2012. 7. автомобили заз 1102-1105 и их модификации. руководство по ремонту и каталог деталей. “атласс-пресс”, москва, 2005. 8.віброакустична діагностика. – технічна енциклопедія techtrend: http://techtrend.com.ua/index.php?newsid=303. 9. антонець є.в.; конюхов г.а.; нікітін к.е.; сазанів b.e. «спосіб діагностування та прогнозування технічного стану двигунів внутрішнього згоряння в процесі їх роботи» патент рф №2151384, мпк g01m 15/00, опубл. 2000.06.20, бі №12 за 2003 р. 10. компресія двигуна – які несправнеості можуть стати причиною його падіння. http://avtogid.co.ua/remont/100-kompresia-dvigyna.html. поступила в редакцію 03.10.2016 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com акусто емісійний аналіз перехідних процесів роботи двигуна внутрішнього згорання проблеми трибології (problems of tribology) 2016, № 3 58 slashchuk v. o. slashchuk o. o. acoustic-emission analysis unsteady work of combustion engine. вy acoustic emission analysis diagnosed non-normative and transitional modes of work of internal combustion engines two types that are widely used in the automotive industry. it is shown that the primary cause of vibration at unsteady the engine work process is a violation of inflammation and (or) compression incendiary fuel mixture in the cylinders of the engine. vibration level, what induce by combustion fuel mix ignition in the cylinders considerably exceeds the fluctuations that induce unbalanced rotary elements in the engine. keywords: acoustic emission, oscillation frequency, vibration. references 1. vel'boy v. p., dykha k. o., babak o. p. analiz umov navantazhennya ta zmashchennya pidshypnykovykh system kovzannya mekhanizmiv hazorozpodilu dvz. problemy trybolohiyi (problem of tribology) 2016, №2, st. 97-103. 2. kukurudzyak yu. yu. systema monitorynhu tekhnichnoho stanu avtomobil'noho dvyhuna // materialy viii mizhnarodnoyi naukovo-praktychnoyi konferentsiyi “suchasni tekhnolohiyi ta perspektyvy rozvytku avto-mobil'noho transportu”, 2015 st. 138-139. 3.urivnovazhuvannya obertovykh mas (rotoriv). – http://mmi-dmm.kpi.ua / images/pdf / personnel/ zakhov /lercyi/lec_9.pdf. 4. sotnikov v. s. dynamika rotoriv z avtobalansyramy-dempferamy dlya vibrozakhystu. dys. kan. tekh. nauk: 05.02.09 kirovohrads'kyy natsional'nyy tekhnichnyy universytet. kirovohrad 2002 rik st 49-57. 5. dvyhatel' 1,9 l tdi s systemoy vprыska toplyva s nasos-forsunkamy. volkswagen technical site: http://volkswagen.msk.ru. 6. vw caddy s 2010 hoda vыpuska. rukovodstvo po remontu y эkspluatatsyy. “monolyt”, dnepropetrovsk, 2012. 7. avtomobyly zaz 1102-1105 i ikh modyfykatsiy. rukovodstvo po remontu y kataloh detaley. “atlass-press”, moskva, 2005. 8.vibroakustychna diahnostyka. – tekhnichna entsyklopediya techtrend: http://techtrend.com.ua/index.php?newsid=303. 9. antonets' ye.v.; konyukhov h.a.; nikitin k.e.; sazaniv b.e. «sposib diahnostuvannya ta prohnozu-vannya tekhnichnoho stanu dvyhuniv vnutrishn'oho z·horyannya v protsesi yikh roboty» patent rf №2151384, mpk g01m 15/00, opubl. 2000.06.20, bi №12 za 2003 r. 10. kompresiya dvyhuna – yaki nespravneosti mozhut' staty prychynoyu yoho padinnya. http://avtogid.co.ua/remont/100-kompresia-dvigyna.html. методологічні аспекти застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 43 пасічник о.а. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: o.a.pasichnyk@gmail.com методологічні аспекти застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях удк 519.676:621.891 в статті проаналізовано стан, сучасні тенденції та перспективи підвищення якості та інформативності результатів трибологічних експериментальних досліджень. за результатами теоретичних досліджень на основі практичних результатів реалізації інформаційних систем запропоновано деталізовану схема методології застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях. ключові слова: трибологічні дослідження, інформаційні технології, цифрова фотографія. вступ сучасний етап розвитку людства характеризується величезними потоками інформації, які циркулюють в усіх сферах його діяльності [1]. якщо в середині хіх століття за 50 років об‘єм інформації подвоювався, то на початку хх сторіччя це відбувалося за 20 років, а через 60 років цей термін скоротився до 3 4 років [1]. важливу роль серед різноманітних видів інформації відіграє вимірювальна інформація, яка несе кількісну оцінку результатів наукових досліджень, стану технологічних процесів, характеристик виробів, параметрів навколишнього середовища, фізіологічного стану людини, тощо [1]. розвиток наукових досліджень загалом та трибологічних зокрема, потребує вимірювання різноманітних фізичних величин. про кількість та різноманіття фізичних величин можливо судити по тому факту, що система одиниць сі включає в себе 7 основних, 2 додаткових та 113 похідних одиниць, в тому числі простору і часу 6, механічних 14, електричних та магнітних 40, теплових 11, світлових 15, акустичних 14, іонізуючого випромінювання 2, молекулярної фізики та фізичної хімії 11 [1]. наприкінці хх століття існували такі частки вимірювання різних фізичних величин в промисловості: об‘єм 50 %, масові та об‘ємні витрати 15 %, тиск 10 %, рівень 5 %, маса та об‘єм 5 %, час 4 %, дані матеріалів 4 %, електричні та магнітні величини 5 % [1]. таким чином у вимірюваннях фізичних величин основну частку складають вимірювання неелектричних величин, сам процес має масовий характер, а ці тенденцію будуть зберігатися й розвиватися в майбутньому [1]. в той же час машинобудування потребує розробки сучасних методів підвищення довговічності вузлів тертя. особливо актуальною ця проблема постає в зв'язку з тим, що на поточний момент 85-90% відмов механічних систем пов‘язано зі зношуванням рухомих спряжень та руйнуваннями контактуючих поверхонь [2]. в наукових дослідженнях широко застосовуються методи візуалізації в яких використовується фототехніка. широке застосування фотографії пояснюється можливістю об‘єктивно документувати різні явища та процеси в якісній та кількісній формах. в розрізі сучасних тенденцій до інформатизації на основі комп’ютерних технологій різноманітних сфер діяльності особливу увагу заслуговує цифрова фототехніка. значні досягнення в цій галузі можливим широке застосування в науці та промисловості цифрових фотоапаратів [3 7]. переваги цифрової фототехніки пов‘язані з використанням зручних, малогабаритних, відносно дешевих пристроїв, які надають можливості для швидкого отримання результатів, зручного його перегляду, оперативної передачі каналами зв‘язку у зручній формі. особливі можливості застосування саме цифрової фототехніки відкриваються в зв’язку з тим, що зазначені пристрої є апаратно-програмними системами й це в підсумковому результаті значно спрощує задачу їх інтеграції та адаптування в системи практично будь-якого спрямування на основі інформаційних технологій. такі зручності пов’язані з відсутністю потреби у реалізації програмного забезпечення курування пристроєм для отримання первинної інформації яка вже представляється в зручній та доступній формі. таким чином, цифрова фототехніка та цифрова фотографія є зручною, доступною базою для формування інформаційних систем широкого спектру призначення та застосування. основний розділ широке застосування фотографії пояснюється не лише можливістю об‘єктивно документувати різні явища та процеси, але й головним чином в наслідок ряду суттєвих переваг у порівнянні з оком людини [8]. якщо порівнювати фотографічні методи спостереження з візуальними, які використовують лише око людини, тоді можливо виявити такі відмінні для них переваги [8]: методологічні аспекти застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 44 краще документування результатів спостереження; можливості тиражування у довільній кількості; можливості щодо додаткових змін, масштабування та корегування геометричного викривлення; вимірюваність як за лінійними розмірами, так й за силою світлового впливу; відсутність обмежень щодо тривалості досліджуваного процесу або явища; підвищена накопичувальна здатність; розширені можливості щодо кількість параметрів, що фіксуються одночасно; розширені спектральні можливості. значні досягнення в галузі технологій зробили можливим застосування в цих областях цифрової техніки (цифрових фотоапаратів). особливості фотографічних методів реєстрації інформації мають суттєві переваги й тим самим визначають їх широке використання у багатьох галузях діяльності людини [8]. при якісному використанні фотографічних матеріалів можливо виявити лише якісні закономірності досліджуваних процесів або явищ та на якісному рівні описати властивості об’єктів спостереження. такий підхід є корисним та доцільним, зокрема у двох випадках: дослідження виконується на початкових стадіях коли вивчаються загальні та принципові закономірності певних процесів або явищ; досліджується процес, явище або властивості об’єкту, які не мають математичної моделі. значно більш інформативними є кількісні фотоматеріали, оскільки дозволяють отримати поряд з якісними ще й кількісні характеристики об’єктів та (або) процесів. кількісну фотографію можливо безпосередньо отримати з використання цифрової фототехніки, оскільки фактично цифрова фотографія є набором скінченої кількості пікселей, що й створює безпосередні можливості для подальших вимірювань. сутність фотографічного методу вимірювань полягає в порівнянні послідовності фотографій та у відповідному визначенні положення досліджуваного об‘єкту на цих фотографіях. в загальному випадку важко або практично неможливо встановити вимірювальне обладнання таким чином, щоб переміщення об‘єкту відбувалося вздовж лише однієї осі й у загальному випадку слід враховувати переміщення як у горизонтальному, так, й у вертикальному напрямках. можливе віддалення або наближення маркера доцільно невілювати, наприклад, певним "правильним" встановленням вимірювальної апаратури. для спрощення процедури автоматизації вимірювань доцільно проводити спостереження не за самим досліджуваним, а за деяким еталонним об‘єктом – маркером. на наш погляд, найкращою формою маркеру є круг певного кольору. колір маркеру визначається лише з умови отримання якісного зображення та можливості його простої та однозначної ідентифікації на тлі інших об‘єктів. також необхідно врахувати, що в дійсності маркер не може бути точкою, а при формуванні цифрового зображення має місце дискретизація, що призводить до певного спотворення форми маркера. таким чином, питання визначення переміщення при фотографічних вимірюваннях з використанням цифрових методів полягає у визначенні переміщення дискретизованного зображення маркера. в ідеальному випадку при вимірюваннях контур маркера має форму круга й при переміщеннях це форма не спотворюється й розміри маркера не змінюються. в такому випадку переміщення маркера й, відповідно, досліджуваного об‘єкту будуть ідентичними переміщенням будь-якої точки на цифровому зображенні маркера. в загальному випадку може мати спотворення форми маркера, тому його переміщення доцільно визначати як зміну положення його геометричного центру, а початкові та кінцеві координати геометричного центру маркера визначаються як середнє арифметичне відповідних координат у відповідному положенні маркера. застосування розглянутого способу вимірювання вважається достатньо високоефективним при трибологічних дослідженнях, оскільки дозволяють отримати інформацію одночасно якісного та кількісного характеру та відрізняються достатньо високою точністю. серед кількісним характеристик слід, в першу чергу, зазначити геометричні розміри самого об’єкту та його складових. це створює принципові можливості застосування фотоматеріалів як початкових даних в різного роду математичних моделях, а використання цифрових засобів у поєднанні з обчислювальною технікою та відповідним програмним забезпеченням надає можливість створення автоматизованих систем прогнозування динаміки протікання процесів для окремих, конкретних об’єктів (персональна ідентифікація процесів). кількісна фотографія фактично може розглядатися як непрямий метод вимірювання. метод є непрямим оскільки на початку дослідник має справу з сукупністю об’єктів, що утворюють зону зйомки, яка фіксується у вигляді кадру й надалі відтворюється у вигляді фотовідбитку або зображення на екрані монітору. з технічної точки зору розміри цифрового знімку при фотографуванні визначаються у пікселах, й відповідно у таких одиницях можливо визначити розміри об’єктів, які на ньому присутні. основними напрямками вирішення питання про встановлення розмірів окремого пікселя в лінійних одиницях або оброзмірювання знімків є використання даних про умови зйомки, використання даних про розміри зони зйомки або використання еталонних об’єктів. методологічні аспекти застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 45 запропоновані варіанти вирішення питання безумовно є базовими та покерують подальшої деталізації та уточнення. в той же час запропоновані схеми закладають методологічну основу для створення кількісної цифрової фотографії, її широкого впровадження в наукову практику не тільки як способу фіксації зображення, але й як способу вимірювання, наприклад, як у криміналістичній фотографії. широкому впровадженню саме кількісної та саме цифрової фотографії повинні сприяти, в першу чергу, дві такі обставини[5, 6]: для оброзмірювання фотографії потрібна невелика кількість додаткових даних про умови зйомки, а саме вимірювання може виконуватися потім через певний, навіть достатньо тривалий період часу; комп’ютеризація наукових досліджень, й у тому числі фотографії, дозволяє використовувати сучасні інформаційні технології для обробки та автоматизації процесів спостереження та вимірювання у широкому сенсі цих термінів. для покращення якості фотографічного зображення застосовуються різноманітні пристосування (струбцини, штативи, тощо) для фіксації камери. з іншого боку це також дозволяє точно визначити умови отримання зображення, що створює передумови для його подальшого аналізу. слід також згадати про можливість отримання збільшених зображень малорозмірних об‘єктів, що є достатньо актуальним при трибологічних дослідженнях враховуючи особливості протікання процесів тертя та зношування. для вирішення таких задач можуть використовуватися: можливості самого фотоапарату, якщо він використовується з об‘єктивом, що має змінну фокусні відстань – варіо-об‘єктиви, або зі спеціальними подовжувальними кільцями чи механізмами; фотоапарат з додатковим об‘єктивом; фотоапарат в комплексі з мікроскопом тощо. при проведенні трибологічних досліджень із застосуванням цифрових фотоапаратів доцільно їхнє використання в комплексі з комп‘ютером та програмним забезпеченням, що забезпечує дистанційне керування фотоапаратом. наведена методика була апробована й підтвердила свою ефективність при проведенні експериментальних дослідженнях руху мастильного матеріалу результати яких наведено в роботах [5, 9 11]. подальшим розвитком зазначених напрацювань стало запровадження підходу, що включає повний, завершений комплекс апаратних та програмних засобів для проведення досліджень. такий підхід був реалізований в рамках фотовимірювальної системи, яка поєднує необхідні технічні засоби та спеціалізоване програмне забезпечення й надає повний набір інструментів від первинної фіксації досліджуваних параметрів до їх аналізу [12]. комплексний підхід дозволив використати існуючі ефективні апаратні засоби й зосередити основну увагу на реалізації програмного забезпечення фотовимірювальної системи. на цьому етапі була вирішена задача отримання даних про рух досліджуваного тіла на основі аналізу серії послідовних фотознімків, що містять зображення рухомого контрольованого об‘єкту з одночасною автоматичною фіксацією часових параметрів, що створює умови для отримання залежностей типу "переміщення – час" або "знос – час" [12]. програмна складова вимірювального комплексу виконує такі основі функції: аналіз та обробка інформації отриманої за допомогою цифрової фото; робота файлами зображень не залежно від їх формату; обробка первинних даних в автоматичному режимі; робота з первинними даними в пакетному режимі; виведення кількісних характеристик результатів обробки первинних даних в зручній формі. задля забезпечення ефективної роботи програми, при її побудові використовувався модульний принцип побудови та сучасні ефективні середовища розробки програмних додатків [15, 16]. програмне забезпечення складається з таких модулів: завантаження і конвертації зображення; обробки зображення; арифметичний; графічного відображення результатів. реалізована в роботі [12] інформаційна технологія в рамках фотовимірювальної а системи в комплексі із розробленим спеціалізованим програмним забезпеченням має суттєві переваги в частині підвищення інформативності наукових досліджень з одночасним автоматичним представленням результатів у компактній та наочній формі. зазначений підхід є високоефективним в галузі трибологічних досліджень, які характеризуються довго тривалістю та великими обсягами даних, що потребує їх опрацювання з метою виявлення наявних тенденцій. разом із тим фото вимірювальний метод є безконтактним, що дозволяє проводити випробування без зупинки процесу та розбирання досліджуваного вузла. ці обставини безумовно сприяють підвищенню достовірності й точності отримуваних результатів. також розроблене програмне забезпечення формує завершену автоматизовану систему наукових спостережень, яка охоплює всі стадії від безпосереднього проведення досліджень до отримання підсумкових результатів. серед особливостей процесів зношування, які, можливо, робить застосування цифрової фотографії високоефективним, є їх маломірність, що сприяє високій точності вимірювань навість за умови достатньо посередніх характеристик технічних засобів. методологічні аспекти застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 46 практичне успішне застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях дозволяє сформулювати загальну методологію застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях, яка полягає у наступному. методологія застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях включає комплексне поєднання апаратних засобів та програмного забезпечення для отримання даних про досліджуваний процес з метою їх подальшого збереження, обробки й аналізу (рис. 1). подальша деталізація структури вимірювального комплексу призводить до логічного поділу програмного забезпечення на дві відмінні складові – програмне забезпечення для керування апаратними засобами, що має за мету отримання первинної, максимально деталізованої інформації та програмне забезпечення для зберігання, обробки та аналізу первинних даних (рис. 2). рис. 1 – загальна схема застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях рис. 2 – сема застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях з деталізацією складу програмного забезпечення рис. 3 – деталізована схема застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях методологічні аспекти застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 47 у разі використання цифрових фотографічних засобів перша складова програмного завжди є у наявності, оскільки представляє їх невід'ємну частину й входить в обов'язковий комплект поставки. друга складова потребує реалізації. її характеристики можуть варіюватися в залежності від при значення та (або) умов використання, хоча структура і функціонал залишаються незмінними. таким чином, деталізована схема застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях полягає у наступному (рис. 3): досліджуваний процес, фотографічне обладнання, засоби керування фотографічним обладнанням, первинна (якісна – з отриманням цифрового зображення) реєстрація параметрів досліджуваного процесу, вторинна (кількісна – з отриманням чисельних значень) реєстрація параметрів досліджуваного процесу, аналіз чисельних результатів дослідження з отриманням висновків та рекомендацій. висновки проаналізовано стан, сучасні тенденції та перспективи підвищення якості та інформативності результатів трибологічних експериментальних досліджень. за результатами теоретичних досліджень на основі практичних результатів реалізації інформаційних систем запропоновано деталізовану схема методології застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях. література 1. куликовский к.л. методы и средства измерений / к.л. куликовский, в.я. купер. – м.: энергоатомиздат, 1986. – 448 с. 2. гаркунов д.н. триботехника / д.н. гаркунов. – м.: машиностроение, 1989. – 328 с. 3. пасічник о.а. інформаційні технології в трибології / о.а. пасічник // матеріали першої мнпк "науковий потенціал світу 2004". том 58. "сучасні інформаційні технології". – дніпропетровськ: наука і освіта, 2004. – с. 27 29. 4. пасічник о.а. проблеми та перспективи комп’ютеризації наукових досліджень / о.а. пасічник // матеріали першої мнпк "науковий потенціал світу 2004". том 58. "сучасні інформаційні технології". – дніпропетровськ: наука і освіта, 2004. – с. 52 53. 5. пасічник о.а. 3d візуалізація та проблеми комп’ютерного моделювання в трибологічних дослідженнях / о.а. пасічник // матеріали vіii міжнародної науково-практичної конференції "наука і освіта 2005". том 56. сучасні інформаційні технології. – дніпропетровськ: наука і освіта, 2005. – с. 24 26. 6. пасічник о.а. деякі методологічні аспекти застосування кількісної цифрової фотографії в наукових дослідженнях о.а. пасічник // матеріали іі міжнародної науково-практичної конференції "дні науки 2006". том 30. – дніпропетровськ: наука і освіта, 2006. – с. 10 12. 7. пасічник о.а. кількісна цифрова фотографія при трибологічних дослідженнях / о.а. пасічник // вісник хмельницького національного університету. – 2007. – №.5(96) – с. 45 49. 8. чибисов к.в. общая фотография / к.в. чибисов. – м.: искусство, 1984. – 446 с. 9. кузьменко а.г. дослідження динаміки руху мастильної краплі по пласкій поверхні / а.г. кузьменко, о.п. бабак, о.а. пасічник // проблемы трибологии. – 2007. – №.2 – с. 91 94. 10. кузьменко а.г. дослідження ефективності профілю змащувальної канавки / а.г. кузьменко, о.п. бабак, о.а. пасічник // проблемы трибологии. – 2007. – №.3 – с. 3 5. 11. експериментальні дослідження руху мастильного матеріалу із застосуванням комп‘ютерних технологій візуалізації та реєстрації / кузьменко а.г. [та ін.] // проблемы трибологии. – 2007. – №.1. – с. 135 139. 12. пасічник о. а. автоматизація трибологічних досліджень на основі комп‘ютеризованої фотовимірювальної системи / о.а. пасічник, о.п. бабак, в.м. алєшко // проблемы трибологии. – 2009. – №.3 – с. 101 103. 13. пасічник о.а. технології комп’ютерного проектування та моделювання напруженодеформованого стану / о.а. пасічник // вісник хмельницького національного університету. – 2016. – №3 (237) – с. 172 175. 14. пасічник о.а. інформаційні технології в трибологічній метрології / о.а. пасічник // вісник хмельницького національного університету. – 2016. – №4 (239) – с. 28 31. 15. скляров в.а.. язык c++ и объектно-ориентированное программирование: справочное издание / в.а. скляров. – минск: вышэйшая школа, 1997. – 480с. 16. эллис м., строуструп б. справочное руководство по языку c++ с комментариями: пер. с англ. / м. эллис, б. строуструп москва: мир, 1992. – 445с. поступила в редакцію 08.02.2017 методологічні аспекти застосування інформаційних технологій в трибологічних експериментальних дослідженнях проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 48 pasichnyk o.a. methodological aspects of information technology in experimental research tribological. the article analyzes the state of modern trends and prospects for improving the quality and informativeness tribological results of experimental studies. the results of theoretical studies based on practical results of the implementation of information systems proposed scheme detailed methodology to apply information technology in tribological experimental studies. key words: tribological research, information technology, digital photography. reference 1. kulikovskij k.l. metody i sredstva izmerenij. k.l. kulikovskij, v.ja. kuper, m.: jener-goatomizdat, 1986, 448 p. 2. garkunov d.n. tribotehnika. mashinostroenie, 1989, 328 p. 3. pasіchnyk o.a. іnformacіjnі tehnologії v tribologії. materіali pershoї mnpk "naukovij potencіal svіtu 2004". tom 58. "suchasnі іnformacіjnі tehnologії", dnіpropetrovs'k: nauka і osvіta, 2004, p. 27. 29. 4. pasіchnyk o.a. problemi ta perspektivi komp’juterizacії naukovih doslіdzhen'. materіali pershoї mnpk "naukovij potencіal svіtu 2004". tom 58. "suchasnі іnformacіjnі tehno-logії", dnіpropetrovs'k: nauka і osvіta, 2004, p. 52 – 53. 5. pasіchnyk o.a. 3d vіzualіzacіja ta problemi komp’juternogo modeljuvannja v tribologіchnih doslіdzhennjah. materіali vіii mіzhnarodnoї naukovo-praktichnoї konferencії "nauka і osvі-ta 2005". tom 56. suchasnі іnformacіjnі tehnologії, dnіpropetrovs'k: nauka і osvіta, 2005, p. 24 – 26. 6. pasіchnyk o.a. dejakі metodologіchnі aspekti zastosuvannja kіl'kіsnoї cifrovoї fotografії v naukovih doslіdzhennjah. materіali іі mіzhnarodnoї naukovo-praktichnoї konferencії "dnі nauki 2006". tom 30. dnіpropetrovs'k: nauka і osvіta, 2006, p. 10 – 12. 7. pasіchnyk o.a. kіl'kіsna cifrova fotografіja pri tribologіchnih doslіdzhennjah. vіsnik hmel'nic'kogo nacіonal'nogo unіversitetu, 2007. №.5(96). p. 45 – 49. 8. chibisov k.v. obshhaja fotografija. m.: iskusstvo, 1984, 446 p. 9. kuz'menko a.g. doslіdzhennja dinamіki ruhu mastil'noї kraplі po plaskіj poverhnі. a.g. kuz'menko, o.p. babak, o.a. pasіchnyk. problemy tribologii, 2007. №.2 p. 91 – 94. 10. kuz'menko a.g. doslіdzhennja efektivnostі profіlju zmashhuval'noї kanavki. a.g. kuz'menko, o.p. babak, o.a. pasіchnyk. problemy tribologii, 2007. №.3 p. 3 – 5. 11. eksperimental'nі doslіdzhennja ruhu mastil'nogo materіalu іz zastosuvannjam komp‘juternih tehnologіj vіzualіzacії ta reєstracії. kuz'menko a.g. [ta іn.]. problemy tribologii, 2007. №.1, p. 135 – 139. 12. pasіchnyk o. a. avtomatizacіja tribologіchnih doslіdzhen' na osnovі komp‘juterizovanoї fotovimіrjuval'noї sistemi. problemy tribologii, 2009. №.3 p. 101 – 103. 13. pasіchnyk o.a. tehnologії komp’juternogo proektuvannja ta modeljuvannja napruzhenodeformovanogo stanu. vіsnik hmel'nic'kogo nacіonal'nogo unіversitetu, 2016. №3 (237). p. 172 – 175. 14. pasіchnyk o.a. іnformacіjnі tehnologії v tribologіchnіj metrologії. vіsnik hmel'nic'kogo nacіonal'nogo unіversitetu, 2016. №4 (239) p. 28 – 31. 15. skljarov v.a.. jazyk c++ i ob#ektno-orientirovannoe programmirovanie: spravochnoe izda-nie. minsk: vyshjejshaja shkola, 1997. 480p. 16. jellis m., stroustrup b. spravochnoe rukovodstvo po jazyku c++ s kommentarijami: per. s angl. m. jellis, b. stroustrup. moskva: mir, 1992. 445p. наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 75 диха о.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tribosenator@gmail.com наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання удк 621.891 запропонований наближений метод визначення розподілу контактного тиску в циліндричному підшипнику ковзання. в розв`язку додатково використовується експериментальна залежність розмірів дуги контакту в підшипнику від зовнішнього навантаження. функціонал задачі отриманий на основі методу найменших квадратів як відхилення експериментальної функції від інтегральної умови рівноваги. для отримання розрахункових значень кінетики зносу і контактних параметрів запропонована ітераційна процедура. для більш точного розв`язку контактної задачі наведений алгоритм врахування дотичних напружень від тертя. ключові слова: підшипник ковзання, зносоконтактна задача, контактний тиск, діаграма вдавлювання, ітераційна процедура, тертя вступ. основи варіаційно-експериментального способу вирішення зносоконтактних задач підшипники ковзання є одним з найважливіших структурних елементів машин та приладів та складають основну частку вузлів тертя. відмови техніки, як правило, відбуваються внаслідок відмов підшипників (наряду з відмовами інших вузлів) і, таким чином, обмежують довговічність машини в цілому. підшипники ковзання в залежності від виду мащення працюють в умовах граничного та рідинного тертя. при граничному змащуванні поверхні вала та підшипника торкаються повністю або на ділянках великої протяжності. масляний шар, який розділяє поверхні, відсутній. мастило знаходиться на металічних поверхнях лише у вигляді адсорбованої плівки. на практиці використовують методики розрахунку таких підшипників при переважному зношуванні підшипникової втулки (пряма пара), переважному зношуванні вала (обернена пара) та при одночасному зношуванні вала та підшипника (змішана пара). при створенні надійних вузлів тертя машин виникає необхідність в розрахунках контактних тисків і напружень в зоні контакту. розрахунки це чисельні реалізації математичних моделей, відповідних процесів і станів. математичні моделі контактної взаємодії складаються з розрахункових схем, рівнянь стану і граничних умов. основою розрахункової оцінки зносу підшипників ковзання (пк) є рішення знососконтактних задач [1 5]. в даній роботі для визначення контактного тиску в підшипнику ковзання використаний варіаційно-експериментальний підхід. варіаційно експериментальний підхід [1] характеризується введенням в функціонал головної експериментальної залежності. мінімізуючи функціонал знаходимо рішення відповідне цього експерименту. контактна задача теорії пружності зводиться до спільного вирішення системи з двох рівнянь: суцільності і рівноваги: σ( ) ( ) ( ) в a s k x s ds f x  , σ( , )q x y dxdy  . традиційний шлях вирішення в основній частині полягає у вирішенні інтегрального рівняння суцільності, при використанні умови рівноваги як обмеження. при цьому функція )(xf передбачається відомою з геометрії контактуючих тіл. основа варіаційного підходу полягає в тому, щоб в якості основного рівняння для вирішення контактної задачі взяти не інтегральне рівняння суцільності, а умову рівноваги. по суті, це теж інтегральне рівняння, так як невідома функція знаходиться під законом інтеграла. але це інтегральне рівняння особливого типу. далі процедура полягає в перетворенні лівої частини рівняння рівноваги з константи в функцію. з цією метою приймається, що з експерименту можна знайти функцію: 0 nq cu , де 0u  максимальні нормальні переміщення в контакті. ця функція відображає весь процес навантаження, а не тільки одну точку процесу. після підстановки: 0 σ( , ) ncu x y dxdy  , отримують умову рівноваги в будь який момент навантаження. наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 76 в умовах, коли функція тисків σ( , )x y невідома і може бути взята наближеною, вираз: 0ε σ( , ) ncu x y dxdy   , що відображає неузгодженість експерименту і шуканої функції. в результаті отримують квадратичний функціонал контактної задачі: 0 0 2 0 0 0 σ( , ) u u nf cu x y dxdy du            . традиційна постановка контактної задачі містить два рівняння-суцільності і рівноваги і дві невідомі функції тисків і розмірів площадки контакту ( )a q . при наявності експериментальної залежності типу, розміри площадки контакту відомі і умови суцільності задовольняються автоматично. процедура мінімізації функціоналу задачі виконується традиційно за допомогою методу рітца. шукана функція представляється у вигляді усіченого ряду, взятого з ряду, що володіє властивістю повноти. для простоти шукану функцію можна представити у вигляді: σ( ) σ φ ( )i ix c x . після підстановки, маємо функцію багатьох змінних ic : 0 0 2 0 0 0 ( ) σ φ ( ) u u n i i if c cu c x dx dx           . з умови мінімуму функції: 0 ( )i j f c c    . розрахунково експериментальний спосіб оцінки зносу підшипника ковзання розглянемо застосування варіаційно-експериментального методу [1] до розрахунку контактних параметрів циліндричного підшипника ковзання. розглядається контактна взаємодія суцільного циліндра радіуса 1r (вала) і полого циліндра (корпусу опори ковзання), радіуса 2r , що сполучаються з зазором 2 1r r   . стиснення силою q призводить до пластичних деформацій в контакті, при цьому з експерименту відома залежність кута контакту 02 від навантаження у вигляді степеневої функції: 0 nq c  , (1) де ',c n  параметри залежності: nqq в  . де nq  повне навантаження на вал; в  розмір валу по твірній. q r u  2 1 0  0 r = +  0 1<< r 1 r 2 <  r 2 рис. 1 – розрахункова схема підшипника ковзання наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 77 другою основною умовою задачі є умова рівноваги зовнішнього навантаження і контактних тисків ( )  для вала: 0 0 2 ( ) cosq r d       . (2) узагальненням умови рівноваги є вимога виконання умови рівноваги протягом усього процесу навантаження. ця вимога призводить до квадратичного функціоналу: 0 0 2 0 0 0 0 2( ) ( ) cosf q r d d                  . (3) для зручності рішення в якості шуканої візьмемо функцію проекції тиску на напрямок сили q : 1( ) ( ) cos      , (4) тоді функціонал приймає вигляд: 0 0 2 1 0 1 0 0 0 2( ) ( )f q r d d                 , (5) або з урахуванням (1): 0 0 2 1 0 1 0 0 0 2 ( )nf c r d d                 . (6) рішення задачі визначення функції контактного тиску ( )  будемо шукати в формі степеневого ряду виду: 1 0( ) ( ) k k k k       , (7) де 1, 2, 3,....k  після підстановки (7) функціонал (6) перетворюється на в функцію багатьох змінних: 0 2 1 0 0 0 0 2( ) ( )n k kk k k f c r d d                  . (8) після взяття внутрішнього інтеграла (8) перетворюється до виду: 0 2 1 1 0 0 0 0 2 1 ( ) n kk k k k f c r d k                . (9) мінімізація функції (9) багатьох змінних k реалізується за допомогою системи рівнянь: 1 0 ( )k k f    . (10) після зведення (9) в квадрат, інтегрування по 0d і диференціювання приходимо до системи рівнянь: при малому числі членів ряду система (11) щодо коефіцієнтів k вирішується аналітично, при великій кількості членів ряду – чисельне за допомогою комп'ютера. після визначення k функція розподілу тисків 1( )  визначається по (7). 0 0 1 1 3 2 1, 2, 3; 2 ; ( )( ) , , ; . k k k k k k k k p n p k p q r                       (11) наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 78 під час зносу кут контакту 0 валу та втулки збільшується. якщо не враховувати пружне деформування втулки, то залежність між кутом контакту 0 та лінійним зносом wu (з геометрії контакту) має вигляд: 0 cos arccos wu         . (12) знос будемо визначати за відомою алгебраїчною формою:   tau mw  0 . (13) таким чином, для отримання даних, характеризуючих кінетику зношування підшипника ковзання необхідно використати покрокову процедуру. ця процедура полягає у слідуючому. весь процес зношування розбивають на невеликі відрізки часу nt...tttt 320  .далі визначають контактний тиск з системи (11) та знос по виразу (13) за перший проміжок часу 0t . далі визначають нове значення кута контакту 0 (12) з урахування приросту зносу ww uu  . за новим значенням 0 визначають контактний тиск  0 (4). дають приріст часу  10 tt  і процедуру повторюють. таким чином, за результатами чисельного розрахунку можна отримати зміну основних параметрів підшипника ковзання в процесі зношування      tu,t,t w 0 . приклад застосування методики та аналізу розрахунків на першому етапі виконані випробування на вдавлення вала у втулку з визначенням експериментальної діаграми вдавлювання [2]. за результатами випробувань були визначені параметри c і n діаграми вдавлювання в формі: 0 тq с в    . результати визначення параметрів приведені в табл. 1. таблиця 1 значення параметрів характеристик жорсткості підшипника ковзання сполучення матеріалів параметри жорсткістної характеристики вал втулка c , мпа n сталь 45 hrc 38 – 43 сталь 40х hrc 43 – 47 сталь 20х (ц) hrc 60 сч 21 – 40 бр. оф10 – 1 бр. аж9 – 4 бр. оцс5 – 5 2,93.105 3,02.105 3,36.105 2,36.105 2,26.105 2,15.105 3,05 3,50 4,35 3,95 3,63 3,74 розрахунки виконувалися при наступних вихідних даних: 45r  мм, довжина валу по твірній 15в  мм; 0 1,  мм, матеріал вала – сталь 45; матеріал втулки бр. оф10-1; c = 2,36,105 мпа; n = 3,95. результати розрахунків кута контакту і тисків за запропонованою методикою представлені на рис. 2 і рис. 3. наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 79 0.1 0.2 0.3 0.4  мпа q=10 h 4 q=6 10 h3. . 3q=5 10 h 25 20 15 10 5 _  0.25 1.0 0.75 1.25 0.5 0.1 0.2 0.3 0.4   рис. 2 – розподіл контактних тисків по куту контакту при різних значеннях навантаження рис. 3 – зіставлення розподілу контактних тисків за пропонованою методикою (1) і за методикою александрова в. м. (2) порівняння результатів цих розрахунків контактних тисків з розрахунками по точній методиці александрова в. м. [3] (рис. 3), показує достатню точність запропонованої методики. контакт вала і підшипника з урахуванням сил тертя розглядається взаємодія вала і втулки по великій площадці контакту в умовах повного зчеплення без прослизання в кожній точці контакту. функціонал задачі на основі мінімізації відхилення роботи зовнішньої сили на шляху зближення від робіт нормальних і дотичних напружень на контактних переміщеннях приймався у вигляді [5]: 0 0 0 2ˆ 0 0 0 0 0 0 0 0 2 2( ) ( ) ( ) u v f q d в u durd в v dvrd d                       . з геометрії контакту для нормальних переміщень слідує: 0 1 cos ( ) cos u          , або приблизно, розкладаючи в ряд: 2 4 22 4 0 0 01 2 2 24 24 2 ( )u                                , для малих першого порядку: ( )du d    . для дотичних переміщень відповідно: ( )tgv u   , 2 4 22 4 3 0 0 01 2 2 24 24 2 3 ( )v                                      , 2 20 3 2 2 ( )dv d            . рішення задачі будемо шукали у формі рядів: 0( ) ( ) k k kd       , 0( ) ( ) e e e       , 1, 2, 3,k l  . залежність зовнішнього навантаження q від кута контакту 0 приймалася у формі: 0 nq   ; ( ) q q вс   . наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 80 після підстановки останніх виразів функціонал приводиться до вигляду: 0 0 0 0 ˆ 0 0 0 0 0 0 0 2 2 0 0 0 0 0 2 2 3 2 2 ( ) ( )( ) ( ) . v k k k e e e r f q d d rd c r d c                                    параметри k і e знаходились з умови мінімізації функціонала: 0( , ) /k k kf     . після інтегрування і диференціювання приходили до системи рівнянь: 1 1 0 1 2 0 0 1 3 7 3 4 3 9 8 5 1 , ( ) ( ) ( )( ) k l n l k l a ak l k p k l l p l p n p n                          1 2 110 1 2 0 0 2 0 1 1 0 1 2 2 1 0 12 2 2 3 9 8 3 3 2 2 19 2 9 2 3 17 7 6 ( ) ( ) ( ) , ( ) k m l k l k l в вk l k k m k m l a в a в а в вa в в m l m l m l n m n m                                          де 1, 2, 3.., , , ...k p l m  k k    , e e    , 02( ) q вr    , 1 5 3 2( ) l a l    , 2 7 2 4( ) l a l    , 1 5 3 2( ) m в m    , 2 7 2 4( ) m в m    . отримане рішення потребує складної обчислювальної процедури з використання комп`ютерних програм, зокрема mathcad. висновок використаний варіаційно-експериментальний метод для визначення розподілу контактного тиску в циліндричному підшипнику ковзання з урахуванням тертя і без нього. в розв`язку використовується експериментальна залежність розмірів дуги контакту в підшипнику від зовнішнього навантаження. функціонал задачі отриманий на основі методу найменших квадратів як відхилення експериментальної функції від інтегральної умови рівноваги. для отримання розрахункових значень кінетики зносу і контактних параметрів запропонована ітераційна процедура. література 1. кузьменко а.г. пластический контакт. вариационно экспериментальный метод. – хмельницкий: хну, 2009. 2. kuzmenko, a.g., kuzmenko, g.a., sorokatyi, r.v., dykha, a.v. (1992). calculating and experimental method for solving contact problems. trenie i iznos, 13(2), 257−264. 3. справочник по триботехнике / под общ. ред. м. хебды, а.в. чичинадзе. в 3-х т. т.1. теоретические основы. – м.: машиностроение, 1989. – 400 с. 4. диха о.в. зносоконтактна задача для циліндричної опори ковзання при граничному терті / о.в. диха // проблеми трибології (problems of tribology). – 2016. – № 2. – с. 83-88. 5. кузьменко а.г. подшипники скольжения:прочность, износ, надежность, методы расчетов и испытаний: монография / а.г. кузьменко // хмельницкий : хну, 2014. – 251 с. поступила в редакцію 19.12.2017 наближена зносоконтактна задача для циліндричного підшипника з урахуванням тертя ковзання проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 81 dykha o.v. approximate wear contact problem for cylindrical bearing with allowance for slip friction. an approximate method of determining the distribution of contact pressure in a cylindrical bearing of a slide is proposed. in the solution, the experimental dependence of the dimensions of the contact arc in the bearing on external immittence is additionally used. the functional problem is obtained on the basis of the least squares method as a deviation of the experimental function from the integral equilibrium condition. an iteration procedure is proposed to obtain the estimated values of kinetics of wear and contact parameters. for a more precise solution of the contact problem, an algorithm for taking into account tangential stresses from friction is given. keywords: sliding bearing, contact contact task, contact pressure, intake diagram, itetionary procedure, friction. references 1. kuzmenko a.g. plasticheskiy kontakt. variatsionno-eksperimentalnyiy metod. – hmelnits-kiy: hnu, 2009. 2. kuzmenko, a.g., kuzmenko, g.a., sorokatyi, r.v., dykha, a.v. (1992). calculating and experimental method for solving contact problemp. trenie i iznos, 13(2), 257−264. 3. spravochnik po tribotehnike / pod obsch. red. m. hebdyi, a.v. chichinadze. v 3-h t. t.1. teoreticheskie osnovyi. – m.: mashinostroenie, 1989. – 400 p. 4. diha o.v. znosokontaktna zadacha dlya tsilіndrichnoї opori kovzannya pri granichnomu tertі / o.v. diha // problemi tribologії (problems of tribology). – 2016. – № 2. – p. 83-88. 5. kuzmenko a.g. podshipniki skoljeniya:prochnost, iznos, nadejnost, metodyi raschetov i ispyitaniy: monografiya / a.g. kuzmenko // hmelnitskiy : hnu, 2014. – 251 p. вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 33 студент м.м., гвоздецький в.м., дзьоба ю.в. фізико механічний інститут ім. г. в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: student-m-m@ipm.lviv.ua вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів удк: 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-33-41 досліджено умови плавлення та структуру покриттів напилених методом електродугового напилення залежно від тиску повітряного струменю. визначено вплив тиску повітря на кут розпилення. встановлено, що зменшення кута розпилення підвищує температуру краплин при формуванні покриттів. дисперговані розплавом краплини меншого розміру легше захоплюються швидкісним повітряним струменем і при вдарянні об поверхню сильніше деформуються, що зменшує пористість покриттів та підвищує кількість ділянок мікрозварювання ламелей. за підвищення тиску повітряного струменю у покритті зменшується розмір ламелей, зростає кількості оксидної фази, твердість, зносостійкість, рівень колових залишкових напружень першого роду та когезивна міцність. ключові слова: порошкові дроти , ламелі покриття, оксидні плівки, абразивна зносостійкість. вступ серед газотермічних методів отримання покриттів електродугова металізація (едм) є технологічно найпростішим і найдешевшим методом. використання останнім часом електродних матеріалів у вигляді спеціальних порошкових дротів (пд) дало змогу розширити сферу застосування методу електродугової металізації та одержати нові відновні та захисні покриття різного функціонального призначення, з високими експлуатаційними характеристиками [1 3]. проте для електродугових покриттів характерною є висока поруватість – 7 10 %, високий рівень залишкових напружень розтягу, низька когезія та адгезія (порівняно із покриттями нанесеними іншими газотермічними методами) [4 7]. останнім часом у світовій практиці ведуться роботи по підвищенню фізико-механічних характеристик покриттів нанесених методом електродугового напилювання. для цього в ряді робіт стиснуте повітря замінюють на суміш горючих газів із киснем. такий метод за рахунок підвищення швидкості розплавлених краплин, що формують покриття дозволяє суттєво дозволяє підвищити їх механічні характеристики та зменшити поруватість, однак при цьому значно ускладнюється конструкція обладнання, суттєво зростають енергетичні затрати та собівартість нанесення покриттів. постановка проблеми. в даній роботі для підвищення механічних характеристик електродугових покриттів досліджено вплив підвищення швидкості польоту розплавлених краплин при напиленні покриттів за рахунок підвищення тиску повітря від 0,6 до 1,2 мпа, яке подається в систему розпилювання металізатора. методики експериментів електродугові покриття товщиною 1 мм наносили металізатором фмі-2 виробництва фізикомеханічного інституту ім. г.в.карпенка нан україни. для напилення покриттів використали електродні матеріали: дріт суцільного перерізу у8, та пд марок 1-70х18р3 (шихта порошки fecr+b4c); 2-х18р3с2 (шихта порошки fecrb+frsi); 3-х6р3ю3mg2 (шихта -порошки fecrb+almg). вплив компонентів шихти на вміст кисню у покритті визначали за використання пд – 4-140х14; 5-140х14фф; 6-140х14н2тю; 7-140х16р3т2н2; 8-140х16р3. покриття напиляли за наступних режимів: напруга на дузі u – 32 в, струм i – 150 а, тиск повітря 0,6 … 1,2 мпа, витрати повітря 1,3 м3/хв, віддаль від дуги до напилюваної поверхні у всіх випадках 120 мм. перед напиленням зразки піддавали абразиво-струминній обробці корундом. мікротвердість визначали на приладі пмт-3 за навантаження 200 г. надзвукову швидкість повітряного струменю, числом маха 2, отримали за використання сопла лаваля з вертикальним розміщенням двох повітряних каналів та критичним діаметром отворів по 2,2 мм. (рис. 1), довжина надзвукової частини 15 мм [8]. параметрів сопла лаваля розраховували за формулами: а) площа поперечного перерізу:    ñ g f i ; вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 34 б) діаметр:               , 4 ð di ; в) довжина сопла: 1) дозвукова частини      á/d-dl kpi tg21 ; 2) надзвукова частина    á dkp-di l tg2 2 . рис. 1 – схема сопла для отримання надзвукового потоку: 1 – повітряний потік; 2 – критичний переріз сопла; 3 – розплав з електродних матеріалів; 4 – метало повітряний потік; 5 – стальна підкладка з напиленим покриттям віддаль від зрізу сопла до дуги 10 мм. )( 1 2 101 ttrr k w     , де w – швидкість повітряного потоку у соплі; k – показник адіабати v p c c k  ; r – постійна газова повітря; т0 та ті – температура повітряного потоку у дозвуковій та надзвуковій частинах сопла. експериментально, швидкість краплин диспергованих повітряним струменем визначали з використанням двох обертових дисків. з метою визначення температури напилюваної поверхні під час напилення за тиску 0,6 та 1,2 мпа, нанесення покриття виконували нерухомим металізатором протягом 30 с на пластину товщиною 5 мм, на зворотній стороні якої фіксували термопару у отворі на глибині 4 мм. в процесі напилення покриття з електродного дроту масою 300 г, температура на поверхні деталі в плямі напилення змінюється за параболічним законом. за тиску повітря 0,6 мпа була зафіксована максимальна температура 450 °c, а за тиску 1,2 мпа – 600 °c. когезивну міцність покриттів визначали на трубчатих зразках (рис. 2), що складаються із двох половинок загальною довжиною 100 мм. половинки зразків з’єднували між собою болтом з гайкою. на поверхню зразків наносили покриття товщиною 1 мм. після цього зразки звільняли від оправки і розтягували на розривній машині fpz-10, фіксуючи зусилля в момент руйнування. когезивну міцність визначали за відношенням зусилля в моменту руйнування до площі напиленого покриття. розрахунок напружень визначали за методикою, розробленою для біметалевих кілець (діаметром 60 мм, висотою 20 мм, товщиною 4 мм) з повздовжнім розрізом [9], у яких відношення радіусів центральної лінії до радіальної товщини кільця не менше 10. на зовнішню поверхню кілець наносили рис. 2 – схема зразків для визначення когезивної міцності покриттів вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 35 едп товщиною 1 мм. для визначення напружень враховували модулі пружності сталевого кільцяпідкладки і напиленого шару, який становить 70 мпа [7]. розходження крайок визначали за використання штангенциркуля шц-i-125-0,05, гост 166-89. 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 ø âè ä ê³ ñ ü êð àï ë è í ï ð è íà ï è ëå í í³ v , ì /ñ ð îç ì ³ð ê ð àï ë è í d , m k m òèñê ï î â³òðÿí î ãî ñòóì åí þ ð, ì ï à d v рис. 3 – зміна швидкості краплини та діаметру від тиску повітряного струменю: v – швидкість краплин; d – діаметр краплин а б рис. 4 – принципова схема установок для дослідження абразивного зношування: а – незакріпленими абращивом; 1 – гумовий диск; 2 – пісок; 3 – ємність для збирання абразиву; 4 – зразок; б – жорстко закріпленим абразивом; 1 – зразок; 2 – абразивний круг абразивне зношування за тертя не жорстко закріпленими абразивними частками проводили відповідно до стандартизованої методики гост 23.208-79, схема установки показана на (рис. 4). кварцовий пісок просушували (його вологість не перевищувала 0,16 %), а гумовий диск (табл. 1) заправляли шліфувальною шкіркою типу 2 (гост 6456-75) зернистістю № 8п (гост 3647-71), закріпленою на зразку-держаку у вигляді плоскої сталевої пластини. у зону контакту гумового круга і зразка за допомогою дозувального пристрою постійно подавали абразив. таблиця 1 умови зношування розміри зразків, мм 30 × 40 × 6, діаметр гумового диска, мм 48 … 50 ширина гумового диска, мм 15 ± 0,1 режим тертя: навантаження р = 2,4 н, швидкість обертання диска – 25 м/хв, абразив – фракціонований (розмір частинок 200…1000 µм) та просушений пісок. для порівняльних досліджень використовували абразивний диск із електрокорунду середньом’якої твердості см-2 на керамічній зв’язці 7к15 діаметром 150 мм та шириною 8 мм (рис. 4, б). зернистість електрокорунду становила 250 ... 315 µм (25а, 25н), лінійна швидкість тертя – 100 м/хв, навантаження в зоні лінійного контакту – 1,5 кг. знос оцінювали за втратою маси зразків з точністю до 2 · 10–4 г електронній аналітичній вазі марки kern abj 220 4м. результати досліджень вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 36 розрахунки швидкості повітряного струменю показали, що зростання тиску повітряного струменю від 0,6 до 1,2 мпа зумовлює підвищення швидкості повітряного потоку у 2 рази від 300 до 600 м/с (рис. 1). при цьому швидкість диспергованих повітряним струменем краплин при розпиленні електродних порошкових дротів зростає від 60 – 90 м/с до 160 220 м/с (рис. 3), а їх розмір зменшується (рис. 4). зменшення часу польоту диспергованих краплин від дуги до напилюваної поверхні забезпечує вищу їх температуру при вдарянні об напилювану поверхню. підвищення тиску повітряного струменю також зменшує кут розширення металоповітряного струменю (рис. 5) із 30о до 15о. 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0 5 10 15 20 25 30 35 â ³ä íî ñí à ê³ ë üê ³ñ òü ô ðà êö ³é , % ðî çì ³ð êðàï ë èí , ì ê 10 20 30 0 20 40 60 80 â ³ä íî ñí à ê³ ëü ê³ ñò ü ô ðà êö ³é , % ð î çì ³ð êðà ï ë è í , ì ê а б рис. 4 – фракційний розподіл краплин із пд х6р3ю3mg2.а р=0,6мпа б р=1,2 мпа збільшення тиску повітряного струменю змінює умови евакуації краплин із торців електродних дротів (рис. 6). зона плавлення дроту суттєво зростає, зменшується густина струму на торцях дроту. це зменшує температуру розплаву (температура розплаву за тиску 0,6 мпа становить 2000 … 2200 °с (рис. 6, а, в)) але збільшує час знаходження розплаву між торцями дроту. це дозволяє повніше розчинити тугоплавкі шихтові матеріали у розплаві стальної оболонки та сприяє інтенсивнішому диспергуванню розплаву з електродних дротів(рис. 6 б,г), що забезпечує зменшення розміру краплин з яких формується покриття. а б рис. 5 – вплив тиску повітряного струменю на кут розширення металоповітряного потоку: а – 0,6 мпа; б – 1,2 мпа а б вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 37 в г рис. 6 – торці дротів після напилення: а – у8, 0,6 мпа; б – у8, 1,2 мпа; в – пд х18р3с2, 0,6 мпа; г – пд х18р3с2, 1,2 мпа так за тиску повітря 0,6 мпа формуються краплини розміром від 30 до 100 мкм, (рис. 7, а), а за тиску повітря 1,2 мпа – 10 … 30 мкм і менше (рис. 7, б) металографічними дослідженнями підтверджено результати фракційного розподілу краплин (рис. 4) отриманих при напилення за тиску 1,2 мпа (рис. 7, б). а б рис. 7 – розмір та форма краплин отриманих із пд х18р3с2 залежно від тиску тиску повітряного струменю: а – 0,6 мпа; б – 1,2 мпа на поверхні диспергованих краплин формуються оксидні плівки різного хімічного складу. зменшення розмірів краплин, забезпечує зростання площі їх контактної взаємодії з повітряним середовищем і як наслідок часткове або повне їх окиснення (рис. 7, б), що збільшує кількість оксидів і формується покриття композиційної структури (рис. 8). за тиску розпилення 0,6 мпа кількість оксидної фази у структурі покриття із дроту у8 становить 7 мас.%, а за тиску –1,2 мпа вміст оксидів зростає у 1,7 рази та становить 12 мас %. як правило оксидна фаза розташовується між ламелями покриття (рис. 8), хоча в деяких випадках формується оксиди в ламелях (рис. 8б) та ламелями із повністю окиснених краплин. у покриттях із пд х18р3с2 та 70х18р3 утворюється суттєво менше оксидних фаз (рис. 8). із збільшенням тиску повітряного струменю кількість кисню у покриттях (рис. 8, б, г) незначно зменшується (табл. 2). таблиця 2 вплив тиску повітряного струменю на кількість кисню у покриттях тиск повітряного струменю, мпа 0,6 1,2 хімічний склад порошкових дротів вміст кисню у покритті, % мас / % ат у8 7/17,5 12/29 70х18р3 4,4/11,3 4/10 х18р3с2 4,3/10,3 4/10 вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 38 а б в г рис. 8 – структура покриттів напиленого за різного тиску повітряного струменю: а – у8; 0,6 мпа; б – у8; 1,2 мпа; в – х18р3с2; 0,6 мпа; г – х18р3с2; 1,2 мпа 1 – оксиди між ламелями; 2 – оксиди в ламелях; 3 – мікротріщини аналіз одержаних експериментальних даних показує, що максимальний вміст оксидів у покритті спостерігається при додаванні у шихту ферофосфору, ферохрому та феротитану (рис. 9) і при цьому у покритті формуються переважно оксиди із ti, cr та fe, або їх суміші. додаток у шихту пд таких елементів як в, al та mg суттєво зменшує вміст оксидів у покритті, причому змінюється і їх хімічний склад, переважно утворюються оксиди mg або al за рахунок алюмотермічного відновлення інших оксидів до металу. товщина міжламелярних оксидних плівок у покритті за тиску розпилення 1,2 мпа становить 1…3 мкм (рис. 8, б, г) в той же час товщина оксидних плівок за тиску 0,6 мпа може досягати 20 мкм. (рис. 8, а, в). мікротвердість оксидних включень заліза – магнетиту, вюститу та гематиту в покритті напиленого з нелегованого стального дроту знаходиться в межах 700 800 hv. це забезпечує мікротвердість покриття із нелегованого дроту у8 на рівні 200…300 hv за тиску 0,6 мпа (рис. 10, а). напилення цього ж покриття за тиску 1,2 мпа сприяє зменшенню розміру ламелей та оксидів, а об’ємний вміст їх зростає, що забезпечує підвищення мікротвердості до 320 … 450 hv. мікротвердість покриттів із пд70х18р3 та пдх18р3с2 зростає від 850 до 1050 hv (рис. 10, б, г). особливо сильно зростає мікротвердість покриттів із пд х6р3ю3mg2. так із збільшенням тиску повітряного струменю від 0,6 до 1,2 мпа мікротвердість зростає від 600 до 900 hv. це зумовлено формуванням у структурі покриття оксидів алюмінію, мікротвердість яких становить 200hv. 1 2 3 4 5 6 0 1 2 3 4 5 6 7 8 â ì ³ñ ò êè ñí þ ó ï î êð è òò ³, % ì àñ . åë åêòðî ä óãî â ³ ï î êðè òòÿ рис. 9 – вплив компонентів шихти порошкових дротів на вміст кисню у покриттях з пд: 1 – 140х14; 2 – 140х14фф; 3 – 140х14н2тю; 4 – 140х16р3т2н2; 5 – 140х16р3; 6 – х6р3ю3mg2 вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 39 1 2 0 200 400 600 800 1000 1200 m i n m a x с е р h v , м п а ... 1 2 0 200 400 600 800 1000 1200 m i n m a x с е р h v , м п а ... 1 2 0 200 400 600 800 1000 1200 m i n m a x с е р h v , м п а ... а б в рис. 10 – вплив тиску повітряного струменю на мікротвердість покриттів: а – у8; б – х18р3с2; в – 70х18р3; 1 – 0,6 мпа; 2 – 1,2 мпа з’ясовано, що тиск повітряного струменю в значній мірі впливає на поруватість покриття. на прикладі покриття з пдх18р3с2 показано, що із підвищенням тиску повітряного струменю від 0,6 мпа до 1,2 мпа зменшується не тільки загальна поруватість від 8,0 до 2,0 %, а також розміри пор від 30 до 3 мкм (табл. 2). із підвищенням тиску повітряного струменю від 0,6 до 1,2 мпа, когезивна міцність покриття напиленого з пдх18р3с2 та пд70х18р3 зростає в 1,3 … 2 рази. це зумовлено міцнішим зв’язком між ламелями та формування тонких (0,5 … 5 мкм) оксидних плівок великої довжини, як армуючої складової покриття за тиску 1,2 мпа (рис. 8, в, г). 0 10 20 30 40 50 60 70 к о г е з и в н а м і ц н і с т ь н а п р у ж е н н я р о з т я г у м п а 1 2 0 20 40 60 80 100 к о г е з и в н а м і ц ь н і с т ь н а п р у ж е н н я р о з тя г у м п а 2 1 0 40 80 120 160 200 к о г е з и в н а м і ц н і с т ь н а п р у ж е н н я р о з т я г у м п а 1 2 а б в рис. 11 – вплив тиску повітря на когезивну міцність та напруження розтягу покриттів з пд: а – 70х18р3; б – х18р3с2; в – х6р3ю3mg2; 1 – 0,6 мпа; 2 – 1,2 мпа крім цього у структурі покриттів зникають мікротріщини (рис. 8, в), які характерні для покриттів напилених за тиску 0,6 мпа. однак при цьому зростають залишкові напруження розтягу (рис. 11, а, б). в процесі кристалізації та охолодження краплин на холодній деталі відбувається зменшення їх розмірів і як наслідок формування залишкових напружень розтягу. релаксація цих напружень відбувається за двома механізмами (рис. 11): за першим – у гомогенних твердих покриттях без пластичних складових релаксація напружень відбувається шляхом утворення сітки мікротріщин (рис. 8), що є характерним для покриттів із пдх18р3с2 та пд70х18р3 (рис. 11, а, б). за напилення покриттів підвищеним тиском когезивна міцність покриттів зростає (рис. 11, а, б) і мікротріщини не утворюються і релаксація напружень не відбувається. за другим – у гетерогенних твердих покриттях (у покритті є тверді та м’які пластичні ламелі) релаксація напружень відбувається пластичною деформацією пластичних ламелях покриття. у цьому випадку одночасно зростає когезивна міцність і зменшуються залишкові напруження розтягу у покриттях (рис. 11, в). вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 40 1 2 0 0,04 0,08 0,12 0,16 х 1 8 р 3 с 2 7 0 х 1 8 р 3 у 8 в т р а т а м а с и , г . 1 2 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 х 1 8 р 3 с 2 7 0 х 1 8 р 3 у 8 в т р а т а м а с и , г а б рис. 12 – зносостійкість покриттів із пд: а – жорстко закріплений абразив; б – нежорстко закріплений абразив; 1 – 0,6 мпа; 2 – 1,2 мпа випробовування на абразивну зносостійкість показали, що за підвищення тиску повітряного струменю суттєво зростає зносостійкість покриттів із порошкових дротів пдх18р3с2, пд70х18р3 так і з суцільного дроту у8 за випробувань як закріпленим (рис. 12, а) так і незакріпленим абразивом (рис. 12, б). опір зношуванню покриттів залежить від величини когезивної міцності, рівня напружень розтягу та структури покриттів, а саме наявності чи відсутності мікротріщин. висновки 1. встановлено, що збільшення тиску повітряного струменю від 0,6 до 1,2 мпа забезпечує зростання швидкості повітряного струменю від 300 до 600 м/с, а швидкість диспергованих краплин від 120 до 220 м/с. 2. підвищення тиску повітряного струменю від 0,6 до 1,2 мпа зумовлює зменшення товщини ламелей покриття, формування більшої кількості оксидної фази у покритті, при цьому зростає твердість, зносостійкість, когезивна міцність. залежно від складу шихти порошкових дротів рівень колових залишкових напружень першого роду у покритті може зростати або зменшуватись. література 1. wielage b. iron-based coatings arc-sprayed with cored wires for applications at elevated temperatures / wielage b., pokhmurska h., student m., gvozdeckii v.,stupnytckyi, pokhmurskii v. // surface and coating technology 2013, №220, 27–35. 2. pokhmurskyi v. i. arc-sprayed iron-based coatings for erosion-corrosion protection of boiler tubes at elevated temperatures / pokhmurskyi v. i., student m.m., pokhmurska h.v., student o.z, hvozdecky v.m., stupnytskyi t.r. // journal of thermal spray technology, – 2013, – vol:22. 3. effect of high-temperature corrosion on the gas-abrasive resistance of electric-arc coatings / m.m. student, h. v. pokhmurs’ka, v.m. hvozdets’kyi, m.ya. holovchuk, m.s. romaniv // materials science. – 2009. – 45, n 4. – p. 481-489. 4. high-temperature corrosion of electric-arc coatings sprayed from powder core wires based on the fe– cr–b–al system / m. student, yu. dzioba, v. hvozdets’kyi, h. pokhmurska, b. wielage, t. grund // materials science. – 2008. – 44, 5. – p. 693-699. 5. optimization of the chromium content of powder wires of the fe–cr–c and fe–cr–b systems according to the corrosion resistance of electric-arc coatings / stupnyts’kyi, t.r., student, m.m.,pokhmurs’ka, h.v., hvozdets’kyi, v.m materials science // september 2016, volume 52, pp 165–172. 6. the influence of size and speed of drops on the structure and properties of electric-arc sprayed coatings / pokhmurs'ka, h., student, m., hvozdetskyi, v., stupnytskyi, t., posuvailo, v // proceedings of the international thermal spray conference 2017. 7. бартенев с.с., федько ю.п., григоров а.и. детонационные покрытия в машинностроении. – л. :машиностроение, ленинград отд.-ние. – 1952. – 215 с., ил. 8. методичні вказівки до індивідуальних занять та виконання індивідуальної роботи «розрахунок сопла лаваля» з курсів «спецрозділи теплофізики» та "розширювальні і компресорні турбомашини для газової та нафтової промисловості" / укладач с. м. ванєєв. – суми : вид-во сумду. – 2009. – 22с. 9. бабичев м. а. методы определения внутренних напряжений в деталях машин. – м. : изд-во ан сccр, 1955. – 132 с. надійшла в редакцію 26.09.2018 вплив підвищеного тиску повітряного струменю на властивості електродугових покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 41 student m.m., hvozdetskyi v.m., dzhoba y.v. effect of high pressure air jet on the properties of electric arc coatings. electro-arc metallization is technologically the easiest and cheapest method among gas-thermal spraying methods. powder wires specially developed for spraying have substantially expanded the scope of application of the method of electroarc metallization. new restorative and protective coatings with high performance characteristics of various functional purpose are sprayed from the developed powder wires. the influence of the air jet pressure on the melting conditions and the structure of the coatings deposited by the method of electric arc spraying was determined. the impact of the cutting pressure on the angle of atomization is determined. the higher droplet temperature during the formation of the coatings is achieved by reducing the angle of sputtering. the air flow velocity increases 2 times from 300 to 600 m / s when the air jet pressure increases from 0.6 to 1.2 mpa. increase. therefore, the rate of dispersed dropletsincreases from 60 90 m / s to 160 220 m / s, and the size decreases when spraying electrode wires with an air jet. dispersed droplets of a smaller size are more easily captured by a high-speed air jet. they hit the surface more deformed when struck. this reduces the porosity of the coatings and increases the number of pieces of microwaving lamellae. in the process of crystallization and cooling of droplets in the cold part, their dimensions are reduced. reducing the size of droplets contributes to the formation of residual strain tension. the tensile stress in the coating for the value of 0.7 cohesive strength leads to the formation of microcracks. key words: powder wire, lamella coatings, oxide films, abrasive wear resistance. references 1. wielage b. iron-based coatings arc-sprayed with cored wires for applications at elevated temperatures. wielage b., pokhmurska h., student m., gvozdeckii v.,stupnytckyi, pokhmurskii v. surface and coating technology 2013, №220, 27–35. 2. pokhmurskyi v. i. arc-sprayed iron-based coatings for erosion-corrosion protection of boiler tubes at elevated temperatures. pokhmurskyi v. i., student m.m., pokhmurska h.v., student o.z, hvozdecky v.m., stupnytskyi t.r. journal of thermal spray technology, 2013, vol:22. 3. effect of high-temperature corrosion on the gas-abrasive resistance of electric-arc coatings. m.m. student, h. v. pokhmurs’ka, v.m. hvozdets’kyi, m.ya. holovchuk, m.s. romaniv. materials science. 2009. 45, n 4. p. 481-489. 4. high-temperature corrosion of electric-arc coatings sprayed from powder core wires based on the fe– cr–b–al system. m. student, yu. dzioba, v. hvozdets’kyi, h. pokhmurska, b. wielage, t. grund. materials science. 2008. 44, 5. p. 693-699. 5. optimization of the chromium content of powder wires of the fe–cr–c and fe–cr–b systems according to the corrosion resistance of electric-arc coatings. stupnyts’kyi, t.r., student, m.m.,pokhmurs’ka, h.v., hvozdets’kyi, v.m materials science. september 2016, volume 52, pp 165–172. 6. the influence of size and speed of drops on the structure and properties of electric-arc sprayed coatings. pokhmurs'ka, h., student, m., hvozdetskyi, v., stupnytskyi, t., posuvailo, v. proceedings of the international thermal spray conference 2017. 7. bartenev s.s., fedko yu.p., grigorov a.i. detonatsionnyie pokryitiya v mashinnostroenii. l. mashinostroenie, leningrad otd.-nie. 1952. 215 s., il. 8. metodichni vkazivki do individualnih zanyat ta vikonannya individualnoyi roboti «rozrahunok sopla lavalya» z kursiv «spetsrozdili teplofiziki» ta "rozshiryuvalni i kompresorni turbomashini dlya gazovoyi ta naftovoyi promislovosti". ukladach s. m. vaneev. sumi. vid-vo sumdu. 2009. 22s. 9. babichev m. a. metodyi opredeleniya vnutrennih napryazheniy v detalyah mashin. m. izd-vo an sccr, 1955. 132 s. copyright © 2020 k.v. borak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 57-62 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-57-62 effect of plant remains on abrasive wear rate of the tilling machine movable operating parts k.v. borak zhytomyr agrarian and technical college, ukraine e-mail: koss1983@meta.ua abstract abrasive wear is one of the most common types of wear accounting for up to 50% of all failures of machine parts. the study of laws governing the process of abrasive wear process is undoubtedly a critical task. the paper is dedicated to the effect that the chemical factor, in particular the presence of plant remains in the abrasive mass, has on the tilling machine movable operating parts abrasive wear rate. laboratory researches were performed with the impeller technique, while the field tests – with a multipurpose disk tiller uda-4.5 in the conditions of the ovruch district of zhytomyr region (sandy loam soil). as follows from the study, the ooze of the sap (syrup) leads to an increase of the abrasive wear rate by 13.5… 21.5% in the laboratory conditions and by 8% in the field conditions. results of the field tests confirm those of the laboratory studies, although the latter have demonstrated an increase in the wear rate, which is by 13.5% greater than got upon the field tests. such a deviation is conditioned by a higher concentration of the corn crop remains in the abrasive mass during laboratory testing. abrasive wear of the tilling machine movable operating parts may not be identified as a simple mechan ical process, as the working surface wear rate may be significantly increased by the chemical factor when subject to wear in the real soil. key words: movable operating parts, tilling machines, abrasive wear, soil, plant remains introduction in terms of economics, the cost of abrasion wear alone has been estimated as ranging from 1 to 4% of the gross national product of a sound industrialized nation [1]. a significant number of works have been devoted to the abrasive wear mechanism study. the nature of abrasive wear and the multiple factor impact on the abrasive wear mechanism have been investigated in laboratory and field conditions, but plenty of things within the process remains unclear. works of the abrasive wear regularity forebears [2, 3, 4] are based upon the consideration that the abrasive wear is the most straightforward kind of destruction of the surface layers during friction. the abrasive wear is substantially described in terms of the physical theory of strength and ductility of metals, as well as the theory of metal cutting, in consideration at the same time of the geometry and size of the abrasive particles [1]. no chemical processes that may have occurred on the friction surface during abrasive wear are not taken into account with the mentioned approach. literature review a significant number of works have been devoted to the study of factors affecting the abrasive wear rate. as noted in the work [5], the u.s. media have been covering the abrasive wear (in particular when it comes to the conventional ideas thereof) far less than all other ones. the same trend is also characteristic of the countries of western europe. all western researchers of the abrasive wear refer in their works upon the researches of the soviet scientists, in particular the early works of m. khrushchev [2, 3]. it should be noted that the effect of material hardness on the wear rate has been qualitatively studied in the works of u.s. scientists [6, 7]. the result is that the researchers have found that the hardness cannot serve as a universal indicator of the material wear resistance; however, the material structure shall be studied [6, 7]. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-57-62 58 problems of tribology the effects that the abrasive particle hardness [8, 9, 10], abrasive particle size [11, 12, 13, 14] and abrasive particle shape [9, 10, 15, 16, 17] may have on the wear rate have been investigated in a number of works of both domestic and foreign researchers. all such studies assumed the use of an ‘ultimate’ abrasive material, which properties differ significantly from those conforming to the actual operating conditions of the tilling machine movable parts. further to the mentioned studies, it should be noted that the only comparative characteristics may be determined, but not the real processes taking place with abrasive wear in the friction zone may be described thereby. as it follows from the analysis of the works of both domestic and foreign authors, factors, whereby the parts wear rate is affected with abrasive wear have been not yet studied enough. the vast majority of researchers do not consider the chemical factor impact on the interaction of abrasive mass with the surface of machine parts exposed to abrasive wear. this is an unacceptable error when it comes to the tilling machine movable operating parts as soil components (plant remains, living organisms, acids, organic compounds, etc.) may provoke chemical processes intensifying or slowing down the abrasive wear of the tilling machine movable operating part surface. purpose the purpose hereof is to study the effect of plant remains on the tilling machine movable operating parts abrasive wear rate. methods laboratory researches of the effects that plant remains may have on the tilling machine movable operating parts abrasive wear rate were performed with the enhanced impeller technique (see fig.1). fig. 1. test performed with enhanced impeller technique: 1the sample holding shaft; 2cylinder; 3abrasive mass 4samples; 5multisectional disk used to provide the required density of the abrasive mass installation was driven by a spindle of the vertical boring machine 2е78p (see fig. 2). fig. 2. wear strength test installation. general view: 1-cylinder with abrasive mass; 2the sample holding shaft; 3vertical boring machine 2е78p problems of tribology 59 the weight wear of the samples was determined with laboratory scales cp 34001 s (manufacturer sartorius). the friction path was considered to be 100 km. frequency of weight loss control of the sample on the path: 5 (five times) or after every 20 km. traveling speed of 125.28 m/min and mixture pressure of 122.6 kpa (applied to a sample) were accepted as a constant factor. quartz sand with a particle size of 50...100 μm was used as a working medium. abrasive particle shape factor kshape of 114.18 was adopted. parameters of steel used for the test: grade 65 (65г), bulk-quenched at 810… 830ºс and mediumtemperature (460…480ºс) tempered with highly accurate exposure time. results results obtained upon the studies are shown in table 1. as we can see in table 1, a decrease in the weight wear rate by 4… 5% is observed for most dry plant remains, which is explained by a decreased abrasive ability of the working medium due to the availability of plant remains. on the contrary, a minor increase in wear rate by 5…9% was observed in the case of corn, soy, and sunflower crops. the wear rate increase by 13.5… 16% is observed in the moist material, which possible reason may be explained by releasing of the amino acids and amines from the plant remains, thus resulting in the intensification of chemical processes on the friction surface. this statement is also confirmed by the results of tests with abr asive mass containing harvestable plants (in the earing phase for wheat and in the combined waxand milk-ripe stage for corn). in such a way, the wear rate in the case of wheat was increased by 15.4… 18.6%, and by 21.5% for corn. the sap (syrup) oozed by plants in wear has intensified the process of abrasive wear due to the amino acids and amines released. table 1. sample 65g steel weight wear rate in abrasive mass s/n abrasive mass plant remains content (% w/w) weight wear rate, it g/km 1 no plant remains 0 0.022 plant remains (dry) after agricultural crop harvesting. 2 soya 3 0.022 6 0.023 3 soybeans (flaked) 3 0.021 6 0.021 4 wheat 3 0.022 6 0.021 5 barley 3 0.021 6 0.022 6 alfalfa 3 0.022 6 0.021 7 rape 3 0.021 6 0.021 8 corn 3 0.023 6 0.022 9 sunflower 3 0.022 6 0.023 10 hay (meadow grasses) 3 0.022 6 0.021 plant remains (moist) after agricultural crop harvesting. 11 soya (38% moisture content) 3 0.024 6 0.024 12 barley (34% moisture content) 3 0.024 6 0.025 plants in different growth stages 13 wheat (in earing phase) 3 0.026 6 0.027 14 corn (in the combined wax and milk-ripe stage) 3 0.028 6 0.028 60 problems of tribology in order to confirm the laboratory studies, operational investigations were conducted on two adjacent 56 ha fields. plots were placed on sandy soils in ovruch district, zhytomyr region. the first plot was immediately after harvesting the corn on the silo, the second plot was pure fallow (the field was not cultivated for a year, herbicides were introduced to prevent the presence of plant residues on the surface of the field). the research results are presented in fig. 3. the field tests were performed in two adjacent parcels with an area of 56 hectares each to confirm the laboratory findings. the parcels were located within the areas with sandy loam soil in the ovruch district of the zhytomyr region. the first one was immediately after corn silage harvesting, while the other was known to be held as a naked fallow field (the field was not cultivated for a year, herbicides were introduced to prevent the presence of plant remains on the surface of the field). test results are given in figure 3. fig. 3. multipurpose disk tiller uda 4.5 movable operating parts wear rate eventually, it has been found that the rate of disk-type movable parts (multipurpose disk tiller uda 4.5) wear on the corn post-harvesting field is by 8% higher than the rate of disk-type movable parts wear on the field free of plant remains. laboratory findings are confirmed by those of the field tests, although the laboratory results showed an increase of 21.5% against 8% demonstrated by the field tests. such a deviation is conditioned by a higher concentration of the corn crop remains in the abrasive mass during laboratory testing. conclusions. abrasive wear of the tilling machine movable operating parts may not be identified as a simple mechanical process, as the working surface wear rate may be significantly increased by the chemical factor when subject to wear in the real soil. references 1. tylczak, j.h. (1992). abrasive wear. asm handbook. materials park, oh, asm international. 18, 184-190. 2. kosteczkij, b.i. (1959). soprotivlenie iznashivaniyu detalej mashin [resistance to wear of machine parts]. moskva; kiev: mashgiz [in russian]. 3. xrushhov, m.m., & babichev, m.a. (1970). abrazivnoe iznashivanie [abrasive wear]. moskva: nauka [in russian]. 4. xrushhov, m.m., & babichev, m.a. (1960). isledovaniya iznashivaniya metalov [metal wear studies]. moskva: an sssr [in russian]. 5. shejman, e.l. (2005). abrazivny`j iznos. obzor amerikanskoj pechati [abrasive wear. review of the american press]. trenie i iznos – friction and wear,vol. 26, 1, 100-111 [in russian]. 6. scandell f., & scandell, r. (2004). development of hardfacing material in fe-cr-nb-c system for use under highly abrasive conditions. mater. sci. technol. 2004. vol. 20. 92-105. 7. al-rubaine, k.c. (2000). equivalent hardness concept and two-body abrasion of iron-base alloys. wear. vol. 243, 1-2. 92-100. 8. hawk j.a., wilson, r.d., darks, d.r., & catrillar, m.t. (2002). abrasive wear failures. asm handbook. materials part, oh, asm international. 11, 906-921. 9. tenebaum, m.m. (1966). iznosostojkost` konstrukcionny`x materialov i detalej mashin [wear resistance of structural materials and machine parts]. moskva : mashinostroenie [in russian]. 10. tenenbaum, m.m. (1976). soprotivlenie abrazivnomu iznashivaniyu [abrasion resistance]. moskva: mashinostroenie [in russian]. problems of tribology 61 11. pintaude, g., sinatora, a., & tanaka, d.k. (2003). the effects of abrasive particle size on the sliding friction coefficient of steel using a spiral pin-ondisk apparatus. wear. 1, 55-59. 12. gao, y.x., & fan, h. (2002) a micro-mechanism based analysis for size-dependent indentation hardness. j. of materials science. 37б 4493-4498. 13. borak, k.v. (2013). pіdvyshchennia znosostіikostі robochykh orhanіv dyskovykh gruntoobrobnykh znariad metodom elektroerozіinoi obrobky [improve of wear-resistance of working organs of disk tillage tools by the method of electrical erosive processing]. candidate’s thesis. kharkіv [in ukrainian]. 14. severnev, m.m., podlekarev, n.n., soxadze, v s., & kitikov, v.o. (2011). iznos i koroziya sel`s`koxozyajstvenny`x mashin [wear and corrosion of agricultural machinery]. minsk: belarus. navuka. [in russian]. 15. opalka, s.m., hector, l.g., schmid, s.r., reich, r.a., & epp, j.m. (1999). boundary additive effect on abrasive wear during single asperity plowing of 3004 aluminum alloy. j. of tribology. 121, 384-393. 16. de pellegrin, d.s., & stachowiak, g.v. (2004). sharpness of abrasive particles and surfaces. wear. 6, 614-622. 17. bershtejn, d.b., kisetova, n.i., sorokina, e.m., & sheko, i.b. (1992). makrogiometriya i iznashivayushhaya sposobnost` pochvenny`x abrazivnix chasticz [macrogiometry and the abrasive ability of soil abrasive particles]. trenie i iznos – friction and wear. 13, 333-339. 62 problems of tribology борак к.в. вплив рослинних решток на інтенсивність абразивного зношування робочих органів ґрунтообробних машин абразивний знос один з найпоширеніших видів зношування, на його долю припадає до 50% всіх відмов деталей машин. дослідження закономірностей процесу абразивного зношування є безумовно актуальною задачею. в роботі розглянуто вплив хімічного фактору, а саме наявність рослинних решток в абразивній масі, на інтенсивність зношування робочих органів ґрунтообробних машин. лабораторні дослідження проводили за методом «крильчатки», а експлуатаційні на універсальному дисковому агрегаті уда 4,5 в умовах овруцького району житомирської області (ґрунти супіщані). в результаті проведення досліджень з’ясовано, що при виділені соків (патоки) підвищується інтенсивність абразивного зношування в лабораторних умовах на 13,5…21,5%, а в експлуатаційних умовах – на 8%. результати експлуатаційних досліджень підтверджують лабораторні дослідження, хоча лабораторні дослідження продемонстрували підвищення інтенсивності зношування на 13,5% більше за експлуатаційні. дане відхилення пов’язано з більш високою концентрацією рослинних рештків кукурудзи в абразивній масі при проведені лабораторних досліджень. процес абразивного зношування робочих органів ґрунтообробних машин не можливо розглядати як простий механічний процес, адже при зношуванні в реальному ґрунті хімічний фактор може суттєво прискорювати інтенсивність зношування робочих поверхонь. ключові слова: робочі органи, ґрунтообробні машини, абразивний знос, ґрунт, рослинні рештки cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 21 skyba m.ye., oleksandrenko v.p., stechyshyn m.s., martynyuk a.v. khmelnitskiy national university, khmelnitskiy, ukraina e-mail: av.mart@ukr.ne cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels удк 620.193.16. 664 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-21-29 in the paper, based on the analysis of literary sources and own researches of authors, the results of cavitation and erosion wear resistance of structural steels are systematized depending on their thermal processing (structure) and type of environment. the structural structure of steels is based on the analysis of wear resistance during cavitation and erosion fracture of surfaces, and the mechanisms of cavitation fracture of dodectoid, zavectotoid and perlite steels are considered. destruction of dodectoid steels begins with ferrite, and then extends to perlite grains. the wear resistance of the pearlite grains of the plate-shaped form is higher than that of perlite of the granular form. cavitation wear resistance of zeutectoid steels is determined mainly by the properties of perlite. the mechanical properties of which depend on the dispersion and shape of the particles of cementite. in perlite steels, reducing the size of its grain increases their erosion resistance, especially in the presence of cementite in the structure of the grid, and not ferrite grids. using different types of thermal and thermocyclic heat treatment, it is possible to form appropriate structures and, accordingly, increase the cavitation and erosion wear resistance. key words: cavitation fracture, structural steels, thermal and thermal cyclic machining, cyclic strength. formulation of the problem unique dependencies of the intensity of the cavitation destruction of materials surfaces on the type of medium, the material, its phase composition and structure have not succeeded until now. this is primarily due to the fact that until now, an installation has been created that fully takes into account the real conditions for the cavitation, which is explained by the extraordinary complexity of the cavitation process and, accordingly, the difficulty of its implementation in the laboratory. analysis of recent research at present, hydrodynamic tubes or venturi nozzles are used to model cavitation processes under laboratory conditions [1, 2]; installation with a rotating disk [3, 4]; shock erosion stands [5, 6] and installations with a magnetostrictive vibrator (msv) [7, 8, 9]. the test method for mri is based on the american association for testing materials (astm) g32-72 standard [4]. it has high reproducibility of the results, is simple and relatively inexpensive and that is why it was accepted by us for testing on cavitation and erosion wear resistance of materials. at present there is a very large number of different quality and composition brands of carbon structural steels. data on their properties and purpose are given in the relevant reference literature, but there are no data on cavitation, hydro-erosion resistance. carbon steel, depending on composition and state, can have different structures and properties [10] and, accordingly, different resistance to cavitation fracture [7, 8]. as numerous studies have shown, for example, [1 9], the main effect on resistance to cavitation destruction is their structure, and therefore when conducting tests of carbon steels on cavitation it is convenient to use their classification according to the structure. such a system is also chosen to analyze the characteristics of the cavitation wear resistance of carbon steel structures. the purpose of the research on the basis of own experimental data and analysis of literary sources, to systematize the laws and mechanisms of cavitation and erosion destruction of carbon structural steels depending on their heat treatment (structure) and the type of medium. presentation of the main material and the received scientific researches cavitation stability of dodectoid carbon steels is determined mainly by the properties of two structural components ferrite and perlite. ferrite, other than carbon, can contain other elements (chromium, vanadium, ti cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 22 tanium, etc.), which significantly affect its properties. properties of perlite depend mainly on the form of cementite. its grains may have a lamellar or globular shape [10]. in heterogeneous alloys, a less firm structural component is first deformed, for example, in carbonaceous steels the fracture begins with a ferrite, and then extends to the perlite grains. the degree of deformation of perlite depends on its structure. plate perlite has a higher resistance to plastic deformation than granular. in the granular form of cementite, the main volume in the structure of perlite is ferrite [10] and as a result of resistance to plastic deformation decreases. in perlite steels, the centers of destruction occur on a ferrite grid or on the boundary between the ferrite and the carbide and extends to the side of the ferrite. the perlite with carbides of the plastic form is destroyed uniformly, it has higher elastic properties, and in this case the ferrite-carbide mixture is more homogeneous and each of its components takes almost equal participation in the resistance of the micro-impact load. such a mechanism of destruction of surfaces of carbon dodectoid steels has been repeatedly confirmed by a metallographic analysis of samples with hydro-erosion, cavitation wear [5, 6, 7, etc.]. it is desirable to use high-quality carbon steel for the production of cavitation-resistant parts. in steels of standard quality, the digestion of phase components is considerably developed, which increases its electrochemical heterogeneity. in addition, in ordinary quality steels, there is a large number of nonmetallic inclusions and residues of deoxidation products. the accumulation of these impurities worsens cavitation wear resistance of steels. as a result, high-quality steel, despite the same mechanical characteristics, has 17 ... 20 % higher cavitation wear resistance [5]. cavitation wear resistance of zeutectoid steels is determined mainly by the properties of perlite. the mechanical properties of perlite depend on the dispersion of particles of cementite. as the degree of dispersion of the lamellar perlite increases, the boundary of strength and plasticity increases. the strength of the granular perlite is much less than the strength of the lamellar, but it has a higher plasticity [10]. therefore, increasing the cavitation resistance of zeutectoid steels is primarily due to the increased level of their mechanical characteristics. these steels after quenching and low release have significantly higher cavitation wear resistance than preeutectoid steels. in this case, both types of steels are characterized by low corrosion resistance, and according to the technological properties, the pre-eutectoid steels considerably exceed the zeutektoid and therefore the use of the latter for the manufacture of cavitation-resistant parts is significantly limited, and for the manufacture of components of complex form they are almost not used [12, 13, 14, 15]. the influence of carbon on cavitation and erosion stability is considered in works [5, 6, 15]. of these, it follows that with an increase in the amount of carbon, the hydro-erosive stability increases for both annealed and tempered steel (fig. 1) [5]. for annealed steel, increased erosion resistance is observed with an increase in carbon content from 0.6% to 0.8%. with further increase in carbon content, the erosion resistance is practically unchanged. for hardened steel, the optimum carbon content is 0.4...0.5% and, with a further increase in its content, wear resistance is practically unchanged (fig. 1). apparently, a higher carbon content after quenching and low release does not increase the wear resistance of martensite. numerous studies [5, 7, 8, 9, 15, etc.] indicate an increase in the cavitation stability of carbon steel with a fine-grained structure compared to large grain steels. the authors of the works note that, as a rule, weaker micro-sites, which can be found both in the body of grain and on its borders, are initially destroyed. for fine-grained alloys, due to greater distortion of the crystalline lattice, greater resistance to plastic deformation of the boundary layers is observed rather than the grain itself [16, 17]. in addition, the finegrained steel structure has higher rates of fatigue multicycle endurance in cas than coarse-grained [16]. therefore, when cavitation steel with a fine-grained structure is destroyed mainly by grain, and coarse grains along the boundaries of grains. in perlite steels, in the presence of cementite in the structure of the grid, destruction begins in the middle of the grain of perlite and on its boundaries; while the grid of cementite is stored for a long time (steel у12). in the presence of a ferrite mesh (steel 45) perlite grains are stored for a long time, and the ferrite network quickly collapses. in this case, with a smaller grain size of perlite, a finer ferrite mesh is formed that has an increased strength compared to a thick mesh formed with a relatively large perlite grain [10]. consequently, a decrease in the value of perlite grain also leads to some increase in the erosion stability of steel [5, 18]. fig. 1 – hydrozoerosic wear resistance of carbon steels depending on the carbon content: 1 in annealed and 2-in tempered state [9] cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 23 the conducted studies [1, 5, 14, 15, 21, etc.] show that the cavitation, hydrocarbon wear resistance of structural carbon steels of perlite and martensitic classes is determined mainly by the nature of the structures obtained as a result of their thermal treatment. the largest cavitation and erosion wear resistance has the most homogeneous and strong structure of steel martensitic. at the same time, cavitation wear resistance of martensitic depends on its structure, carbon content and alloying elements of steel. with increasing carbon content, the hardness of martensitic during hardening increases [10] and simultaneously increases cavitation wear resistance [15]. the process of catastrophic destruction of steels tempered by martensitic develops gradually and begins after a long period of accumulation of deformations. this is characteristic of steel with a mild-to-fine structure of martensitic. when quenching from high temperatures, when martensitic has a coarse-grained structure, the fracture develops much faster. the holiday is the final heat treatment operation, which gives the steel its final properties, and is therefore decisive for the formation and cavitation wear resistance. for carbon steels, the general tendency is that, with increasing temperature, the hardness, strength (в, ) decreases, and the plasticity (, ) increases [10]. however, the change in these properties with increasing temperature of release is not monotonous. the release at 300 oc leads to an increase in the strength and elasticity. the greatest ductility corresponds to the release at a temperature of 600 ... 650 ° c (for steel 40). conducting vv fomin study of the wear and tear wear resistance of carbon steel 40 and u12a alloy steel 40x (perlite class) also showed the exceptional importance of tempering tempered steels for their wear resistance (fig. 2). mass losses increase sharply with the complete disintegration of martensitic, when sorbite appears in the steel structure (the temperature of release is above 400 oc). at the release temperatures of 200 oс, martensitic is retained and the steel is characterized by high resistance to micro-shock destruction. at the release temperatures of 400 oc, troost appears in the structure of steels [10] and the erosive stability is somewhat reduced. at a release temperature of more than 400 ... 600 °c, the structure of the steel has a sorbitol-like structure, and at 600°c, the part of the carbides coagulates and takes the spheroidal shape, which dramatically reduces wear resistance. at high release temperatures, ferrite-carbide mixtures in alloy steels have a greater dispersion than carbon steels [10], which increases their erosive wear resistance (straight 3 in fig. 2). thus, the analysis of literature data and studies carried out by us show that the cavitation and erosion, hydrocarbon wear resistance of carbon structural steels is determined, first of all, by their structure. thermocyclic treatment (tct) allows to obtain a fine-grained structure on carbon steels and pig-iron and, thus, to change their physical and chemical properties in the desired direction [19]. however, the analysis of literary sources indicates that in some cases, the "schematic" application of tct for specific conditions for improving the reliability and durability of parts does not take into account the conditions of their work such as, cyclical loads, changes in temperature fields, aggressiveness of the corrosive environment, the type of wear, etc. however, for each case, optimal regimes and types of tct, which are determined, first of all, by the material, the heating and cooling rate, the number of thermal cycles, should be used. the authors studied the influence of tct on the steel 45 structure in order to further use of thermocycled samples to study the patterns of change in their electrochemical parameters, strength and durability characteristics. the hardness of steels after the pendulum tct remains virtually unchanged compared to their hardness after normalization. after the average temperature of tct, the hardness of steel 45 increases somewhat. thus, the brinel hardness (hb) increases from 175 to 188 units after the average temperature of tcт, that is, approximately 7 %. similarly, insignificant increase of hardness in the case of mid-temperature tст was also obtained for steel 40х, which amounted to 230 нв after тсt and 215 нв after normalization. the analysis of the mechanical characteristics of structural steels after tст indicates that for steels 45 and 40x the gap strength is reduced, but at the same time the characteristics of plasticity increase: the yield line σт, the relative elongation δ and the relative narrowing of the section ψ. there is also a convergence of strength characteristics σv and σт, which is a positive factor in terms of the strength of metals (table 1). fig. 2 – dependence of mass losses in hydrosis of tempered steels from the temperature of release: 1 – steel 40; 2 – steel u12a; 3 – steel 40xn [5] cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 24 table 1 mechanical characteristics of steels after tct steel pendulum тct medium temperature tct σv σт δ ψ ан × 104 σv σт δ ψ ан × 104 mpа % j/m2 mpа % j/m2 45 524 592 364 357 6,25 4,20 58 6,45 132 68 586 592 377 537 0,24 4,20 8,57 6,45 163 68 15х 573 550 402 375 31 27 62 57 147 73 580 550 408 375 34 27 64 57 212 73 40х 802 865 520 515 7,13 6,10 69 44 254 81 816 865 529 515 5,12 6,10 78 44 314 81 numerator normalization; denominator thermocycle treatment. the most structurally sensitive characteristic was the impact strength of the destruction of ан, which is significantly increased as a result of swing (from 1.9 to 3.14) and medium temperature (from 2.4 to 3.87 times) tsp. the analysis of the data obtained (fig. 3) indicates that the optimal number of cycles for the swinging processing steel 45 nopt = 5 ... 6 and nopt = 7 ... 9 for steels 15x and 40x at the rotational and mid-temperature tст. it was for the stabilized value of the impact strength found for each steel net, and then the other mechanical characteristics given in table. 1. properly similar approach is recommended in papers [19, 20]. fig. 3 – change in impact strength from the number of thermocycles n: 1 – steel 45 at the pendulum tec; 2 – steel 40x with a pendulum tec; 3 – 40x steel with medium-temperature tct the polarization curves (fig. 4) were photocopied in a potent dynamical mode at a constant rate of scan of the sample potential, which was a working electrode. to obtain quantitative indicators of the rate of occurrence of corrosion processes on the basis of the tafel equation, using the mathematical method of finding the curvature of polarization curves and the computer analysis on the basis of this, and based on the method described in [21], found currents of corrosion at normalization and at tct of steels. comparison of polarization curves (pcs) shows that, along with the displacement of the established potential φvst into the positive region for samples after tct, in comparison with normalized, there is an extension of the passive zone. thus, the passive area of samples of steel 45 after tct is from – 0.0 to 0.2 v in a solution of sodium chloride, without yielding thus the corrosion resistance of normalized steel 45 in hard water. in addition, in the anode and in the cathode regions of the polarization curves, the angle tof their inclination to the abscissa axis for thermocycled samples is slightly lower than for the normalized ones. the latter indicates a decrease in the rate of corrosion processes in the investigated media. cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 25 fig.4 – polarization curves of steel 45: 1 – in hard water after normalization; 2 – in 3 % nacl solution after normalization; 3 – in 3 % nacl solution after mid-temperature tct found, according to our method of corrosion currents, confirm this conclusion. they decreased for thermocycled steel samples 45 compared to normalized at 1.23 and 1.52 times, respectively, when tested in severe water and solutions of sodium chloride. the study of low cycle fatigue showed that the highest value of the endurance limit is in the alkaline medium, both for normalized and for thermocycled samples, and the lowest value in the acidic medium (apple juice (fig. 5)). in this case, the value of endurance in alkaline medium exceeds the values of endurance indices in the air. the increase of low cyclic durability in alkaline medium compared with the durability in neutral, acidic environments and in the air is due to the formation of a hydroxide layer on the surface, which prevents the access of oxygen to the deformation zone and reduces the dismembering effect of oxides. fig. 5 – low-cycle durability of steel 40x after pendular tct (1 ... 4) and after normalization (5 ... 8) in the media: 1.5 – alkaline with ph12; 2.6 – in the air; 3.7 -neutral (3 % nacl solution with ph7); 4.8 – sour (apple juice with ph 6.5) fig. 6 – multi-cycle endurance of steel 40x in the air: 1 – after average temperature tct; 2 – after normalization and 3 % nacl solution; 3 – after normalization; 4 – after mid-temperature tsp intense electrochemical processes of dissolving steels in an acid medium result in the formation of a large number of stress concentrators, which reduce the fatigue strength of both normalized and thermocycled samples (straight lines 4 and 8 in fig. 5). in solutions of sodium chloride with a lower, compared with acidic medium, corrosion activity of low-cycle durability of steel increases. however, with increasing amplitude of cyclic deformation, the influence of aggressiveness of the medium on the durability is weakened and at ε 3.5 % for thermocycled and ε 3.0 % for normalized samples the equilibrium of their durability in the air and in the corrosive medium takes place [20, 21]. taking into account the fatigue nature of wear, the multi-cyclic fatigue life of thermocycled specimens in corrosive-active media was investigated. the studies showed that multi-cyclic fatigue endurance of 40x steel after the average temperature of the tct compared with normalization increased in air from σ-1 = 160 mpa to σ-1 = 187 mpa, that is 17 %, and in solutions of sodium chloride with σ-1 = 124 mpa up to σ-1 = 156 mpa, or cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 26 26 % (fig. 6). the results obtained can be explained by the fact that corrosion resistance grows at tct and this increase is higher than the higher corrosion activity of the medium. as a result, the number of "corrosive" centers of stress concentrators decreases. the great influence on fatigue endurance, possibly basic, has an increase in the characteristics of steel ductility after tct, and especially the impact strength. when cyclic loading of samples in a liquid medium, in accordance with the hydrodynamic theory of the propagation of shock waves, shock wave phenomena largely determine the intensity and ratio of elastic and plastic deformation of surface metal layers. the influence of the medium thus manifests itself in the change in the surface energy of the metal, which makes it difficult or easier to discharge the dislocations in the surface layer. at long load (multi-cycle endurance σа << σт) and at low cyclic endurance, especially at σа > σт, from the first cycles of loading of the dislocation form a cluster. under the influence of the external stress σа and the forces of interaction with other dislocations, in the head of the cluster there are stresses exceeding the shear strength there is a violation of continuity, the emergence of microcracks. microcracks are formed in metal volumes, where the density of dislocations reaches a critical value [22]. the formation of microcracks facilitates the discharging of discharges to them, causing the leveling of the layer. the number of microcracks increases over time, which leads to more intensive stretching due to a decrease in the length of the run of dislocations. in this case, the displacement of dislocation clusters to microcracks can restore the activity of previously not working sources of dislocations, which causes an increase in the density of linear defects and a decrease in the rate of expansion [22]. thus, the cyclic strength of metals is proportional to the energy intensity of their surface layers, which is determined by the energy expended on the deformation and cracking of the metal until the formation of the main crack fractures. for steels after tct, the energy of the impact strength ан is much larger and, accordingly, the duration of the strengthening layer of the surface layers is much longer, and the strengthening cycle itself strengthening is also longer in time. that is why we have higher characteristics of endurance of samples after tct when tested in air and in a medium of sodium chloride. at the same time, the multi-cycle endurance of samples in the air exceeds its value in the corrosive-active medium both during normalization and at their tct. it is known that the deformation and destruction of materials under the simultaneous action of the medium, especially the corrosion active medium, occurs at significantly lower mechanical stresses [16]. the analysis of the above data shows that thermocycled samples have higher corrosion resistance under static conditions (without cavitation) compared to normalized in hard water and in 3 % sodium chloride solution. consequently, tct can be an effective method for increasing the corrosion resistance of carbon structural steels. also, the obtained data indicate that at 40 μm oscillation amplitudes, the thermocycled and normalized samples in a 3% solution of nacl showed practically the same stability. when the amplitude of oscillations decreases (decreasing the rigidity of the microwardload) from 40 to 28 microns, the stability of the thermocycled samples increased by 1.35 times compared to normalized (3 % nacl). in studies in hard water, thermocycled and normalized samples at amplitudes of oscillations of the vibrator 40 and 28 μm showed almost the same stability (table 2). cavitation-erosion fracture in a corrosive environment is one of the subspecies of corrosion-mechanical wear (kmw) of metals and alloys [21]. corrosion-mechanical deterioration of metals is considered as a process based on the fatal-electrochemical nature. in this case, electrochemical processes play the role of catalyst for fatigue failure. however, the role of the corrosive medium is quite significant and the contribution of corrosion to the overall intensity of surface fracture at the microstroke load depends on the correlation between the corrosion and mechanical factors of wear. curve analysis: the intensity of wear (total mass loss) – the rigidity of the load (the amplitude of the msv fluctuations), and corrosion losses – the stiffness of the load showed that they are similar to the curves of superficial fatigue. on these curves there are three distinctly delimited zones [22]: 1) zone of intense corrosion-fatigue fracture with the predominant influence of corrosion processes (elastic zone, amplitude, a ≤ 5 microns); 2) the zone of multi-cycle surface corrosion-fatigue failure with significant impact of corrosion on the total mechanical and chemical wear (elastic zone, a = 5 ... 20 microns); 3) the zone of intense malocyclical destruction with a non-essential role of the corrosion factor (zone of predominantly plastic deformation, and > 20 microns). proceeding from this, taken by us during research, modes of micro-impact load a = 28 and 40 microns belong to the zone of intensive low-cycle load with a negligible role of corrosion factor of destruction. it is precisely this that one can explain the practically identical results of wear resistance at a = 40 microns in hard water and in 3 % sodium chloride solution. the mechanical destruction factor in this case is much greater than the corrosion component of the fracture. the same can be said for a = 28 μm when tested in hard water. a slight increase in the corrosion resistance of thermocycled samples (in 1,23 times) with insignificant influence of corrosion factor of destruction completely equaled the insignificant effect of increasing corrosion resistance (in 1,23 times). cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 27 when wearing in a solution of sodium chloride at a = 28 microns, an increase in corrosion resistance in 1.52 times resulted in an increase in cavitation and erosion resistance of 1.35 times. this can be explained by the fact that the research mode was closer to the zone of multi-cycle surface corrosion-fading destruction (zone 2) and with more significant influence of the corrosion resistance of thermocycled samples received a more significant increase in overall wear resistance. table 2 influence of pendular tct on cavitating and erosion and corrosion resistance of steel 45 environment amplitude а, µm number of hermocycles n corrosion current i, ma/сm2 mass loss, ∆m, mg/сm2 3% nacl 0* normalization 0,0079 -”0* 5 0,0052 hard water 0* normalization 0,0037 -”0* 5 0,0030 3% nacl 40 normalization 12,0 -”40 5 11,8 -”28 normalization 4,2 -”28 6 3,2 hard water 40 normalization 4,8 -”40 6 4,8 -”40 6 4,7 -”28 8 2,4 -”28 normalization 2,6 -”28 6 2,5 0* – without superimposed ultrasonic oscillations (static) grinding of grain, in particular by tct methods, leads to an increase in the fatigue strength of metals. thus, according to the data obtained by us (fig. 6), the average temperature tcт of steel 40x increases the limit of endurance in the symmetric cycle of loads with σ-1 = 167 mpa to σ-1 = 216 mpa, that is, almost 30 %. considering the fatigue-electrochemical mechanism of destruction of the surface metal layers, it would also have to be expected a more significant increase in cavitation stability of steel 45 after tct. obviously, the explanation of the results obtained by the reasons outlined above is not enough. it is necessary to look for them also in the relationship between the specificity of the micro-shock load and the resulting structure of the layers after the tct. it is known [7] that the area of the cells of the destruction of metal under cavitation is many times smaller than the size of the transverse size of the area of the grain and is proportional to the individual structural components having different strength characteristics, different ability to strengthen the phases. in accordance with this destruction, the surface layer of the metal passes initially in certain "weak" places, which for steel 45 are the boundaries of ferrite and carbide inclusions in the ferrite. with the swirling method of thermocycling, the grain of perlite is crushed, and the ferrite remains unchanged. as a result, we obtain a structure in which the small interstices of perlite are surrounded by ferrite. due to the micro-impact load, the destruction of the metal begins at the boundary of the ferrite component and subsequently develops in the direction of the ferrite. thus perlite inclusions appear to be separated from the bulk of the metal, which leads to a significant weakening of the mechanical connection between the structural components. the next cuvette effect of the liquid medium is "washes out" the perlite grains, which is the reason for the intense wear of thermocycled specimens. in the case of the application of a medium-temperature tct throughout the cross-section, a structure of granular sorbitol-like perlite was obtained. however, it is known that steel with a grain perlite structure has less resistance to cavitation fracture than steel with a structure of plate perlite [5, 6]. in the plate form of the ferritecementite mixture, each phase is almost equally involved in the resistance of the micro-impact load. in the globular form, the surface of the carbide phase decreases and therefore the fraction of its participation in the resistance to destruction also decreases. consequently, studies have shown that the use of carbon monoxide steel structures is first and foremost in view of increasing their corrosion resistance, as well as increasing corrosion-mechanical wear resistance under loads with a predominant influence on the corrosion factor of fracture and, in part, with multi-cyclic surface corrosion-fatigue fracture with significant corrosion effects on the total mechanical and chemical deterioration. cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 28 conclusions 1. cavitation stability of dodectoid carbon steels is determined mainly by the properties of two structural components ferrite and perlite. destruction begins with ferrites, and then extends to perlite grains. at the same time, the plate perlite has a higher resistance to plastic deformation than granular. 2. cavitation wear resistance of zeutectoid steels is determined mainly by the properties of perlite. increasing the cavitation resistance of zeutectoid steels is primarily due to the increased level of their mechanical characteristics. these steels after quenching and low release have significantly higher cavitation wear resistance than pre-eutectoid steels. in this case, both types of steels are characterized by low corrosion resistance, and according to the technological properties, the pre-eutectoid steels are significantly higher than the eutectoid ones, and therefore the use of the latter for the production of cavitation-resistant parts is considerably limited, and they are hardly used for the manufacture of components of complex shape. 3. studies have shown that cavitation, hydrous wear resistance of structural carbon steels of perlite and martensitic classes is determined mainly by the nature of the structures that are obtained as a result of their thermal treatment. the highest cavitation and erosion wear resistance has the most homogeneous and strong structure of steel martensite. at the same time, cavitation wear resistance of martensite depends on its structure, carbon content and alloying elements of steel. with increasing carbon content, the hardness of martensite during hardening increases and at the same time cavitation wear resistance increases. 4. with the increase in the amount of carbon, the hydro-erosion resistance increases for both burnt and hardened steel. for annealed steel, increased erosion resistance is observed with an increase in carbon content from 0.6 % to 0.8 %. for tempered steel, the optimum carbon content is 0.4 ... 0.5 % and, with further increase in its content, wear resistance is practically unchanged. 5. at the release temperatures of 200 oс, the martensitic is retained and the steel is characterized by high resistance to micro-impact destruction. at the release temperatures of 400 oc, troosit appears in the structure of steels and the erosive strength is slightly reduced. at a release temperature of more than 400 ... 600 °c, the structure of the steel has a comorphoid structure, and at 600 °c, the part of the carbides coagulates and takes the spheroidal shape, which dramatically reduces wear resistance. 6. the conducted studies point to the prospect of the use of tct carbon structural steels the first in terms of increasing their corrosion resistance, as well as increasing the corrosion-mechanical wear resistance in loads with a predominant influence of corrosion factor of fracture and, partly, with multi-cyclic surface corrosion-fatigue fracture with significant corrosion effects on the total mechanical and chemical deterioration. references 1. kozyrev s.p. gidroabrazivnyj iznos metallov pri kavitacii / s.p. kozyrev. – m.: mashinostroenie, 1971. -240 s. 2. improvement of the anticorrosion properties of a working emulsion of mine hydraulic systems/i. pokhmurs’kyi, i. m. zin’, m. m. student, m. b. tymus, h. h. veselivs’ka, t. r. stupnyts’ky // materials science january 2018, volume 53, issue 4, pp 569–575v. 3.stechishin m.s. korozіjno-mekhanіchna znosostіjkіst' detalej obladnannya harchovih virobnictv : navchal'nij posіbnik dlya stud. spec. «obladnannya pererobnih і harchovih virobnictv» / m.s. stechishin, v.p. oleksandrenko, a.v. martinyuk. – hmel'nic'kij : hnu, 2015. – 127s. 4. steller k., krzusztolowicz t., reymann z. astm stp 567. -1974. -152p 5. fomin v.v. gidroeroziya metallov / v.v. fomin. –m.: mashinostroenie, 1977. -287s. 6. bogachev i.n. kavitacionnoe razrushenie i kavitacionnostojkie splavy / i.n. bogachev. –m.: metallurgiya, -1972. -192 s. 7. nekoz a.i. razrabotka metodov ocenki i povysheniya dolgovechnosti detalej oborudovaniya pishchevoj promyshlennosti, podverzhennyh kavitacionno-erozionnomu iznashivaniyu / a.i. nekoz. avtoref. dis. dokt. tekhn. nauk. – k., 1985. 43 s. 8. stechishin m.s. dovgovіchnіst' detalej obladnannya harchovoї promislovostі pri korozіjnomekhanіchnomu znoshuvannі / m.s. stechishin. avtoref. dis. dokt. tekhn. nauk. –hmel'nic'kij, 1998. – 32s. 9. eroziya: per. s angl. / pod. red. k. pris. –m.: mir, 1982. 464 s. 10. gulyaev a.p. metallovedenie: uchebnik, 5-e pererab izdanie / a.p. gulyaev. – m.: metallurgiya, 1977. -647 s. 11. sologub n.a. prognozirovanie i povyshenie dolgovechnosti detalej tekhnologicheskogo oborudovaniya saharnyh zavodov / n.a. sologub. dis. v forme nauchnogo doklada dokt. tekhn. nauk. –k., 1993. -57 s. 12. pogodaev l.i. gidroabrazivnyj i kavitacionnyj iznos sudovogo oborudovaniya / l.i. pogodaev, p.a. shevchenko. –l.: sudostroenie, 1984. -264 s. 13. stechyshyn m. development and research of vacuum-diffusion gasradiological technologies in khmelnytskui national university / m. stechyshyn, v. oleksandrenko, g. sokolova, yu bilyk, // actual problems of modern science. monograf: – 2017. – r.349-356. cavitation and erosion wear resistance of carbon structural steels проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 29 14. prejs g.a. povyshenie iznosostojkosti oborudovaniya pishchevoj promyshlennosti / g.a. prejs, n.a. sologub, a.i. nekoz. –m.: mashinostroenie. 1979. -208 s. 15. stechishin m.s. korozіya і zahist vіd korozії: navchal'nij posіbnik / m.s.stechishin, v.p.oleksandrenko, yu.m.bіlik. – hmel'nic'kij:hnu,2015. 197s. 16. karpenko g.v. vliyanie sredy na prochnost' i dolgovechnost' metallov / g.v. karpenko. –k.: naukova dumka, 1976. -125 s. 17. shevelya v.v. tribohmimya i reologiya iznosostojkosti: monografiya / v.v. shevelya, v.p. oleksandrenko. – hmel'nic'kij: hnu, 2006. – 278s. 18. robinson m.i. hammit f.g. trans / m.i. robinson, f.g. hammit. –asme, ser. d, 89. -1976. 161p. 19. fedyukin v.k. termociklicheskaya obrabotka stalej i chugunov. / v.k. fedyukin. – l.; iz–vo lenigr.un–ta, 1977. – 144 s. 20. stechishin m.s. vpliv termociklіchnoї obrobki na fіziko-mekhanіchnі ta tribologіchnі harakteristiki konstrukcіjnih stalej / m.s. stechishin, a.і. beregovij, і.m. beregovij // problemi tertya ta znoshuvannya: nauk.-tekhn. zb. –k.: «nau-druk», 2009. –vip. 51. –s. 51-61. 21. stechishin m.s. kavіtacіjno-erozіjna znosostіjkіst' detalej obladnannya molokozavodіv : monografіya / m.s. stechishin, n.m. stechishina, a.v. martinyuk. – hmel'nic'kij: hnu, 2018. – 148 s. 22. stechishin m.s. regularities of cavitation-erosional wearing of metals in corrosion media /stechishin, m.s., nekoz, a.i., pogodayev, l.i., protopopov, a.s. // trenie i iznos. – 1990. pp. – 384392. скиба м.є., олександренко в.п., стечишин м.с., мартинюк а.в. кавітаційно-ерозійна зносостійкість вуглецевих конструкційних сталей. у роботі на основі аналізу літературних джерел та власних досліджень авторів систематизовані результати кавітаційно-ерозійної зносостійкості конструкційних сталей залежно від їх термічної обробки (структури) та виду середовища. в основу аналізу зносостійкості при кавітаційно-ерозійному руйнуванні поверхонь покладено структурну будову сталей, та розглянуто механізми кавітаційного руйнування доевтектоїдних, заевтектоїдних і перлітних сталей. руйнування доевтектоїдних сталей розпочинається з фериту, а далі поширюється на зерна перліту. зносостійкість зерен перліту пластинчастої форми вища ніж для перліту зернистої форми. кавітаційна зносостійкість заевтектоїдних сталей визначається, в основному властивостями перліту. механічні властивості якого залежать від дисперсності і форми частинок цементиту. в перлітних сталях зменшення величини його зерна підвищує їх ерозійну стійкість, особливо при наявності в структурі сітки цементиту, а не сітки фериту. використовуючи різні види термічної і термоциклічної термообробки можна формувати відповідні структури і, відповідно, досягати підвищення кавітаційно-ерозійної зносостійкості. ключові слова: кавітаційне руйнування, конструкційні сталі, термічна і термоциклічна обробка, циклічна міцність. copyright © 2019 o.i. burya, s.v. kalinichenko, a.-m.v. tomina, i.i. nachovniy this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)61-66 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-61-66 the impact of organic tanlon fiber on performance indicators of polychlorotrifluoroethylene o.i. burya1, s.v. kalinichenko1, a.-m.v. tomina1, i.i. nachovniy2 1dniprovsk state technical university, kam’yanske, ukraine 2ukrainian state university of chemical technology, dnipro, ukraine *e-mail: an.mtomina@gmail.com abstract the impact of organic polysulfonamide tanlon t700 fiber on the tribological and thermophysical properties of polychlorotrifluoroethylene is considered in the article. as a result of the researches, it was found out that developed organoplastics exceed base polymer in intensity of linear wear and coefficient of thermal linear growth by 2,5-7,5 times and by 25 %. that is due to the decrease in the size of structural elements of supramolecular structure which becomes more orderly and better focused. the results of the research show that developed composition with optimal fiber content (15 mass.%) can be recommended for the manufacturing of the parts of moving joints of machines and mechanisms in various industries. keywords: organic fiber, polysulfonamide, polychlorotrifluoroethylene, wear, coefficient of thermal linear growth, performance indicators introduction polymer materials (pm) are highly efficient substitutes for structural materials both economically and technologically. on the practical side, the process of manufacturing of parts from pm is characterized with minimum energy consumption and production automation (getting several products for one cycle of formation) [1]; it also completely exclude further labour-intensive and expensive machining operations (even if we are talking about complex geometric shape) [2]. however, there are the factors that constrain widespread introduction of pm. while exploiting, friction units of machines and mechanisms, which are equipped with polymer parts, undergo intensive wear and thermal distortion under the action of variable loads and temperatures [3]. as a result, premature failure of the parts of tribosystems occurs. therefore, there is a stop of the equipment operation connected with its repair. that leads to a significant economic loss [4]. that is why, nowadays, the actual tasks of modern material science are purposeful increase in wear resistance and decrease of coefficient of thermal linear growth (ctlg) of pm working in tribocompounds of automotive and agricultural machinery, metallurgical and weaving industries [5]. purpose and problem statement organic fibers (of) are perspective fillers for solving this task due to their unique properties (steady friction coefficient, lightness, strength, hygroscopicity etc.) [6]. composite materials reinforced with of are characterized with low density (as a result, the mass of the part with pm is 2-5 times less in comparison with the mass of the serial metal part), high resistance to shocks and dynamic loads, stability of the wok under the influence of aggressive environment and high humidity etc [7]. taking into account the above, the purpose of the work was in the researches of the impact of organic polysulfonamide tanlon t700 fiber on the intensity of linear wear and ctlg of polymer material – polychlorotrifluoroethylene (pctfe). objects and methods of researches polychlorotrifluoroethylene was used as a polymer matrix [-cf2-cfcl-] (see table 1). it is a white dispersed powder that is characterized with high compressive strength, chemical resistance and plasticity; it is also easily machined that allows making the product with exact sizes. 62 problems of tribology table 1 main properties of polychlorotrifluoroethylene [8] indicator value density, g/cm3 2,1-2,16 vicat softening temperature, к 403 watrer rewsistance (growth in water), % 0,00-0,01 degree of crystallinity, at room temperatue, к 40-70 organic polysulfonamide tanlon t700 fiber (made in shanghai) was chosen as filler (see table. 2.). the samples with different ratio of components were made due to the determination of optimal content of organoplastics (op). table 2 main properties of the fiber [9] indicator value density, g/cm3 1,42 strength, mpa 650 lengthening, % 20-25 elastic modulus, mpa 7450 the preparation of op based on pctfe that contains 5-20 mass.% of discrete tanlon t700 fiber was carried out by the method of dry mixing in the apparatus with rotating electromagnetic field (0,12 ts) with the help of ferromagnetic particles which were magnetically separated then. ready mix was tableted at room temperature and at pressure of 40 mpa. . received blanks were loaded in a press-form heated to 423 к, then the temperature was increased to 510-515 к. the blanks were kept at such temperature during 10 minutes, then they were kept at pressure of 40 мpа. due to the fixation of the form, the product was cooled at permanent pressure to the temperature of 490-495 к and pushed out of the mold in water for hardening. [10]. triboligical properties were studied in the conditions of friction without lubrication on reciprocating movement machine at pressure of 1,5 mpa, sliding speed of 1 m/s. sliding distance was 1000 m. the samples of composition were cylindrical ø=10, h=10 mm; steel 45 was used as a counterbody (45-48 hrc, ra=0,160,32 µm). before the start of the researches, each sample of the material underwent wear-in, while in operation, to achieve full contact with the material of counterbody. wear of the samples was determined by weight method on analytical balance vlr-200 (gost (state standard) 24104-80) with an accuracy of 0,0001 g. the intensity of linear wear (іh) expressed with following ratio was taken as the main engineering characteristic: h t a t dg i a dl      , a t a a   , where , g is the value of mass wear; t is the density of material that wear out; aa is the nominal area of the contact; l is sliding distance; ta is the nominal area of friction. when calculating, it was believed that λ=1, that is, we studied the wear of the body which had all the points of surface in contact. hardness was determined by 2074 tpr durometer on rockwell scale (hrls) according to gost (state standard) 24622-91. the researches of the friction surface of developed op were carried out with the help of «neophot» optical microscope. coefficient of thermal linear growth was determined using dkv-5av dilatometer according to gost (state standard) 15173-70. discussion of the results of the research the results of tribological researches in the conditions of friction without lubrication (fig. 1, curve 1) showed following: developed organoplastics exceed base polymer in intensity of wear by 2,5-7,5 times. these results can be explained by increase of elastic modulus and yield strength of pctfe, while introducing tanlon t700 of, by 45-69 % and 14-22 % respectively (studied by the authors in the work [11]) as a result of decrease in the sizes of structural elements of supramolecular structure which becomes more orderly and better focused [12]. problems of tribology 63 the study of friction surface of pctfe showed that there were deep furrows of ploughing of surface layer on its surface (fig. 2, а). that is due to its low hardness (fig. 1, curve 2). the introduction of of leads to the increase in hardness of polymer matrix by 30-60 % (fig. 1, curve 2) [13] resulting in the increasing of resistance to deformations. as a result, while detrition of the samples, smoother surface is formed, the products of wear are formed in small quantities and are mainly removed out of the bonds of counterbody in the process of friction (fig. 2, b). fig.1. the impact of the content of polysulfonamide tanlon t700 fiber on the intensity of linear wear (1) and hardness (2) of polychlorotrifluoroethylene а b fig.2. micriostructure (×100) of the friction surface of polychlorotrifluoroethylene (a) and organoplasctic (b) that contains 15 mass.% of tanlon fiber the increase in the load while friction of op that contain tanlon t700 of (fig. 3,4) leads to the expected increase in intensity of linear wear. for the op reinforced with 20 mass% of the fiber this indicator is 1,4 and 3,7 times higher at 2,3and 3,2 mpa than at 1,5 mpa. fig.3. the impact of the load on the intensity of linear wear of the organoplastic based on polychlorotrifluoroethylene reinforced with 20 mass.% of tanlon fiber 64 problems of tribology а b c fig.4. the surfaces of counterbody that worked in the pair withy organoplastic based on polychlorotrifluoroethylene reinforced with 20 mass.% of tanlon fiber at the load: 1,5(а); 2,3(b); 3,2(c) mpa it is interesting to indicate that there the correlation between tribological and thermomechanical properties of op occurs. research on the curves «elongation (ε) – temperature (т)» (fig. 5) showed that the introduction of the filler leads to the decrease of thermal deformation of pctfe by 25%. it can be explained by intercomponent interaction between the binder and of through the formation of boundary layers of pctfe around the fiber. it is known [14] that macromolecules of «binder-fiber» boundary layers are located in parallel with fiber surface, in so doing, the skeleton of macromolecules of pctfe «straightens up» that provides more dense packing and, as a result, decrease of their mobilityі. positive results of laboratory tests allowed us to go to occupational studies. experimental sliding bearings from the proposed op (fig. 6) with optimal content of the fiber (15 mass.%) were installed in crank mechanism of so-7b reciprocating air compressor on llc «pathon-elektrod» instead of serial ones which were made from babbit. this mechanism was chosen due to the fact that it is one of the main parts of the so-7b compressor (fig. 7). proposed bearings were working during 2160 hours without fail. that allows recommending them to introduction in the serial production. fig.5. the dependence of elongation on the temperature of pctfe (1) and organoplastics that contain 5(2); 10(3), 15(4), 20 (5) mass.% of the fiber problems of tribology 65 fig.6. friction unit of the mechanism of crank mechanism of so-7b reciprocating compressor fig.7. so-7b reciprocating compressor conclusion in general, the analysis of tribotechnical and thermomechanical properties of the developed organoplastics shows that the use of organic tanlon t700 fiber as a filler is a perspective way of increasing exploitation characteristics (decrease in wear and thermal deformation) of polymer materials. due to this fact, this organoplastic can be recommended for the manufacturing of the parts of moving joints of machines and mechanisms that are able to work at high temperatures in the conditions of friction without lubrication. references 1. kryzhanovskij v.k. proizvodstvo izdelij iz polimernyh materialov / kryzhanovskij v.k., kerber m.l., burlov. v.v. – spb.: professija, 2004. – 464 p. 2. tehnicheskie svojstva polimernyh materialov / [kryzhanovskij v.k., burlov v.v., panima-tchenko a.d., kryzhanovskaja ju.v.]. – [2-e izd.]. – spb.: professija, 2005. – 248 p. 3. iznosostojkie polimernye kompozicionnye materialy s uluchshennym mezhfazovym vzai-modejstviem v sisteme «polimer – volokno» / s.n. danilova, a.a. ohlopkova, a.a. gavril'eva, t.a. ohlopkova, r.v. borisova, a.a. d'jakonov // vestnik svfu. – 2016. – № 5 (55). – p. 80 – 92. 4. issledovanie dolgovechnosti detalej uzlov trenija hodovoj chasti avtomobilej kamaz / ev-stifeev v.v., goloshhapov g.a., mel'nik s.v. // vestnik sibirskoj gosudarstvennoj avtomobil'no-dorozhnoj akademii. – 2015. – t.43, №3. – p. 7 – 10. 5. mashkov ju.k. fizicheskoe materialovedenie: konspekt lekcij / ju.k. mashkov, o.v. malij. – omsk: izd-vo omgtu, 2012. – 196 p. 6. vlijanie vysokochastotnogo razrjada ponizhennogo davlenija na svojstva vvpje volokon / e.a. sergeeva, i.sh. abdullin // vestnik kazanskogo tehnologicheskogo universiteta. – 2009. – p. 84 – 89. 7. borisenko ju.v. materіali suchasnoї tehnіki ta zahist vіd rujnuvannja: navchal'nij posіbnik / borisenko ju.v. – k.: knutd, 2016. – 111 p. 8. polimernye kompozicionnye materialy tribotehnicheskogo naznachenija na osnove politet-raftorjetilena / a.a. ohlopkova, p.n. petrova, s.n. popov [i dr.] // rossijskij himicheskij zhurnal – 2008. – t.lii, № 3. – p. 147 – 152. 9. fiber materials [jelektronnyj resurs]. rezhim dostupa: http://en.tanlon.com.cn/products/fms/. 10. oganoplastiki na osnovі ftorpolіmeru / o.і. burya, s.v. kalіnіchenko, і.і. nachovnij // tezi dopovіdі: vііі mіzhnarodnoї naukovo-praktichnoї konferencії kompleksne zabezpechennja jakostі tehnolo-gіchnih procesіv ta sistem (kzjatps – 2018) – chernіgіv: chntu, 2018. – t.1. – p. 189 – 190. 11. burya o., kalinichenko s., tomina a.-m., rogatinsky r. development and application of composites based on polytrifluorochlorethylene // proceedings of the 1st international scientific conference iccpt: current problems of transport (ternopil, 28 – 29 may 2019). – ternopil, 2019. – p. 288 – 293. 12. razrabotka i issledovanie polimernyh kompozicionnyh materialov na osnove aktivacii politetraftorjetilena i uglerodnyh napolnitelej / a.a. ohlopkova, t.s. struchkova, a g. alekseev [i dr.]. // vestnik severo-vostochnogo federal'nogo universiteta im. m.k. ammosova. – 2015. – p. 51 – 63. 13. olifirov l.k. mehanohimicheskij sintez funkcional'nyh nanostrukturnyh kompozitov na polimernoj osnov: dis. na soiskanie uchenoj stepeni kandidata tehnicheskih nauk: 05.16.08 / olifirov leonid konstantinovich. – m., 2017. – 154 p. 14. vlijanie formy i koncentracii chastic napolnitelej na teplovoe rasshirenie polimernyh kompozitov / v.i. vettegren', a.ja. bashkarev, m.a. suslov // zhurnal tehnicheskoj fiziki. – 2007. – t.77, №.10. – p. 135 – 138. 66 problems of tribology буря о.і., калініченко с.в., томіна а.-м.в., начовний і.і. вплив органічного волокна танлон на експлуатаційні показники політрифторхлоретилену полімерні матеріали є високоефективними замінниками конструкційних матеріалів як в економічному, так і технологічному плані. процес виготовлення деталей із полімерних матеріалів із практичної сторони характеризується мінімальною енергоємністю та автоматизацією виробництва (отримання за один цикл формування декількох виробів), повністю виключає подальші трудомісткі та дорогі операції механічної обробки (навіть складної геометричної форми). але, існують фактори які стримують широке впровадження пм. в процесі експлуатації вузли тертя машин та механізмів укомплектовані полімерними деталями, під дією змінних навантажень та температур зазнають інтенсивного зношування та теплової деформації. в результаті чого актуальною задачею сучасного матеріалознавства є розробка полімерних композитів, зміцнених органічними волокнами, з підвищеними експлуатаційними характеристиками. у статті розглянуто вплив органічного волокна полісульфонамід марки танлон т700 на трибологічні та теплофізичні характеристики політрифторхлоретилену. в результаті проведених досліджень встановлено, що розроблені органопластики перевершують базовий полімер за інтенсивністю лінійного зношування та коефіцієнтом термічного лінійного розширення в 2,5-7,5 рази та на 25 %, що обумовлено зменшенням розмірів структурних елементів надмолекулярної структури, яка стає більш впорядкованою і орієнтованою. отримані результати досліджень свідчать, що розроблена композиція з оптимальним вмістом волокна (15 мас.%) може бути рекомендована для виготовлення деталей рухомих з’єднань машин і механізмів, які використовуються у різних сферах промисловості. ключові слова: органічне волокно, полісульфонамід, політрифторхлоретилен, зношування, коефіцієнт термічного лінійного розширення, експлуатаційні характеристики. дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 89 гордієнко о.а.,* діденко н.о.,** тітов т.с.,* панченко т.і.* ранський а.п.,* диха о.в.*** *вінницький національний технічний університет, **вінницький національний медичний університет ім. м. і. пирогова, м. вінниця, україна ***хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tarastitov88@gmail.com дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива і-20а сталь 45» удк 541.49 + 546.562 в роботі досліджена трибохімічна система «бронза браж 9-4 тіоамід олива i-20a сталь 45» та опосередковано встановлено утворення координаційних сполук купруму(іі) з дослідженими тіоамідами під дією механічного активування металевих поверхонь тертя та органічного розчинника диметилформаміду (дмфа). встановлено, що кращі протизношувальні властивості мають мастильні композиції, до складу яких входять досліджені тіоаміди (hl1–hl5) разом із дмфа, який має високі електронодонорні (dnsbcl5) властивості. ключові слова: тіоаміди, комплекси купруму(іі), органічні розчинники, протизношувальні властивості, нанотрибологія. вступ в цілому ряді робіт досліджено трибохімічну систему «бронза органічний додаток/комплексон олива сталь» та встановлено утворення координаційних сполук купруму(іі) з рядом органічних лігандів: гліцерином у апротонних розчинниках (дмфа, дмсо, ацетонітрил) [1] та водному середовищі [2]; о-оксиазосполуками [3, 4]; n-ацилсаліциламідами [5] та тіоамідами різного заміщення [6]. ці дослідження об'єднує те, що для покращення триботехнічних властивостей до олив додатково вводились органічні додатки/комплексони та/або органічні розчинники. при цьому утворення комплексних сполук купруму(іі) проходить на матриці (матричний синтез), в якій роль останньої виконують катіони металу. товщина сервовитної плівки, в якій проходять ці структурні зміни та хімічні перетворення сягає до 100 нм, тобто в такому разі мова йде про нанотрибологію, як окремий розділ хіммотології, що вивчає фізикохімічні перетворення на молекулярному рівні. таким чином, дослідження основ сучасної молекулярної нанотрибології повинно включати сукупність методів, що забезпечують можливість цілеспрямованого керування процесом створення додатків до олив та модифікування металевих поверхонь в процесі тертя, що забезпечують суттєве покращення функціональних характеристик (протизношувальних, протизадирних, антикорозійних, антифракційних, антиокислювальних та ін). тертя в такому варіанті можна розглядати не як руйнівний процес: зношення металевих пар тертя, а як «творчий» процес самоорганізації трибосистеми. відкриття явища вибіркового переносу («эффект безызносности») можна розглядати першим важливим кроком дослідження основ молекулярної нанотрибології в цій прикладній галузі [1, 6 8]. постановка задачі в роботі [9] нами була досліджена трибохімічна система «бронза браж 9-4 органічний додаток олива i-20a сталь 45». виходячи із отриманих результатів досліджень та літературних джерел [10] було опосередковано встановлено, що координаційні сполуки купруму(іі) які при цьому утворюються, суттєво покращують протизношувальні та антифрикційні властивості мастильних композицій. утворення координаційних сполук купруму(іі) проходить під впливом органічного високодонорного розчинника дмфа та механічних напружень в вузлах тертя. в продовження цих робіт нами досліджені більш складні трибохімічні системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива i-20a сталь 45» та досліджені їх триботехнічні (іg, fтр) властивості. мета роботи дослідження триботехнічних властивостей (іg, fтр) системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива i-20a сталь 45» та встановлення утворення у вузлах тертя координаційних сполук купруму(ii) із заміщеними тіоамідами. експериментальна частина заміщені тіоаміди загальної формули thioh (hl1–hl5) синтезували за методиками, наведеними в роботі [10]. дмфа використовували марки «ч» або очищали методом, наведеним в роботі [11]. дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 90 приготування мастильних композицій 3 9 (табл. 1). приготування мастильних композицій 3 7. до 99,9 мл індустріальної оливи i-20a при нагріванні до 70 90 °с додавали 0,06 г тіоаміду (hl1–hl5) та перемішували до повного його розчинення. отримані мастильні композиції охолоджували та проводили триботехнічні дослідження. приготування мастильних композицій 8, 9. до 3 мл дмфа додавали 0,06 г тіоаміду (hl1, hl5), перемішували суміш до повного його розчинення та додавали до 97 мл індустріальної оливи i-20a. при необхідності гомогенізацію мастильної композиції проводили при нагріванні до 70 90 °с, охолоджували та проводили триботехнічні дослідження. методика дослідження. мастильні композиції досліджувалися на машині тертя смц-2 з парами тертя «колодка-ролик», швидкістю ковзання 3,0 м/с, шляхом тертя 3 ∙ 103 м. матеріал ролика – сталь 45, колодки – бронза браж 9-4. початкова шорсткість 0,30 0,62 мкм для сталевого зразка і 0,62-0,80 мкм – для бронзового [6]. тривалість випробування однієї композиції – 40 хв. зміну температури в зоні тертя визначали хромель-копелевою термопарою та реєстрували на відповідній кривій стрічкової діаграми електронного потенціометра ксп-4. силу тертя визначали за допомогою тензобалки. зношування зразка реєстрували ваговим методом на аналітичних вагах 2 кл. точності типу влр-200, гост 24104-80. обговорення експериментальних даних в роботі [9] нами було досліджено вплив органічних розчинників, що мають високі значення електронодонорної активності (dnsbcl5) на триботехнічні властивості пари тертя «бронза браж 9-4 – сталь 45» в індустріальній оливі i-20a. наступні дослідження показали, що крім природи апротонних розчинників (solv) на швидкість розчинення міді в сплаві браж 9-4 значною мірою впливає і наявність в досліджених системах комплексоутворювача (thioh), що ми пов’язали можливим проходженням реакції комплексоутворення: (1) в нашому випадку як ефективні комплексоутворювачі були досліджені тіоаміди різного заміщення. необхідно зазначити, що тіоаміди, як додатки до індустріальних олив, детально вивчались в низці робіт [6, 12, 13], однак, покращення триботехнічних властивостей в парі тертя «бронза сталь» раніше ми пов’язували з реалізацією ефекту вибіркового перенесення купруму(ii) з бронзової поверхні на сталеву без врахування ролі органічних розчинників в цьому процесі [14]. в роботах [14, 15] були досліджені мастильні композиції на основі індустріальної оливи i-20a, змішанолігандних тіоамідних комплексів та дмфа як апротонного розчинника. однак останній при цьому використовувався нами для гомогенізації мастильної композиції та для кращого розчинення метал-хелатів купруму(ii), а не як активний компонент додаткового розчинення нульвалентної міді в парі тертя «бронза-сталь». лише в роботі [9] дмфа був досліджений нами як активний учасник процесу тертя. в даній роботі нами досліджена система «бронза браж 9-4 – тіоамід – олива i-20a – сталь 45». отримані при цьому дані наведені в табл. 1. таблиця 1 склади мастильних композицій «олива і-20 а + тіоамід» та їх триботехнічні характеристики склад композиції, % зношення зразка іg10-4, г коефіцієнт тертя fтр10-2 контактний тиск р, мпа к ом по зи ці я r r' по зн ач ен ня ті оа м ід дмфа базова олива і-20а 8 12 16 20 24 8 12 16 20 24 1 і-20а 6,004 7,406 9,002 4,24 4,85 5,20 5,15 5,64 2 3,0 до 100 0,93 1,87 2,53 3,33 4,61 1,2 0,6 0,8 1,9 4,1 3 h c6h5 hl 1 0,06 до 100 0,43 0,88 1,33 4,95 8,50 2,3 2,4 2,5 2,9 3,2 4 ch3 ch3 hl 2 0,06 до 100 0,33 0,50 0,67 3,50 6,00* 2,5 2,6 2,7 5,1 8,0 5 (ch2ch2)2o hl 3 0,06 до 100 0,00 1,30 2,67 4,31 5,87 3,0 3,1 3,3 5,2 7,3 6 h c6h4cl-4 hl 4 0,06 до 100 0,00 1,28 2,50 3,88 5,25 3,3 5,0 6,7 6,6 6,4 7 h c6h4br-4 hl 5 0,06 до 100 0,00 0,93 1,80 2,35 3,00 5,7 5,8 5,9 5,7 5,5 8 h c6h5 hl 1 0,06 3,0 до 100 0,40 0,27 0,30 0,38 0,39 9 h c6h4br-4 hl 5 0,06 3,0 до 100 0,35 0,22 0,11 0,32 0,30 примітки: * – значення отримано при контактному тиску 22 мпа. дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 91 графічна залежність зношення в дослідженій парі тертя від контактного навантаження наведена на рис. 1. досліджені тіоаміди hl1–hl5, до складу яких входять бензтіазольний та амінний –nrr' фрагменти, як додатки до оливи i-20a, по-різному впливають на протизношувальні властивості досліджених мастильних композицій 3 7. нами встановлено, що отримані дані в інтервалі контактного тиску 8 16 мпа є найбільш важливими та інформативними. рис. 1 – залежність зношення від контактного навантаження в парі тертя «бронза браж 9-4 сталь 45» з мастильною композицією «олива і-20а + тіоамід» (t = 25 c,  = 3,00 год) необхідно відмітити, що тіоаміди з n-арильним фрагментом (hl1, hl4, hl5) в інтервалі контактних навантажень 8 16 мпа мають найкращі результати, тоді як при збільшенні контактного тиску до 24 мпа ряд протизношувальної активності змінюється наступним чином: hl5 > hl4 > hl3 > hl1 > hl2, що в першому наближенні можна пояснити зменшенням термічної стабільності досліджених гетероциклічних тіоамідів. так, в наведеному ряду n, n диметиламідбензтіазол-2-тіокарбонової кислоти (hl2) в термостійкому відношенні є найменш стійкою сполукою та в наведеному ряду протизношувальної активності є останнім. крім того, слід зазначити, що мастильна композиція 2, до складу якої входив лише органічний розчинник дмфа по протизношувальним властивостям поступається композиціям 3 7 при критичних навантаженнях 8 16 мпа, однак при критичних навантаженнях 20 24 мпа композиція 2 неочікувано перевищує цей показник порівняно з композиціями 3–6. при дослідженні більш складних мастильних композицій, до складу яких крім тіоамідних сполук (hl1–hl5) входить дмфа (мастильні композиції 6 та 7) встановлена їх значно вища протизношувальна ефективність, особливо при високих навантаженнях 20 28 мпа у вузлах тертя. встановлена також графічна залежність антифрикційних властивостей досліджених мастильних композицій 3 7 від контактних навантажень, що наведена на рис. 2. рис. 2 – залежність коефіцієнту тертя від контактного навантаження в парі тертя «бронза браж 9-4 сталь 45» з мастильною композицією «олива і-20а + тіоамід» (t = 25 c,  = 3,00 год) дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 92 слід відмітити, що досліджені мастильні композиції на кривих залежності fтр – р мають «критичну» точку перегину, яка дорівнює 16 мпа. до цього значення при збільшенні контактного навантаження коефіцієнт тертя для всіх композицій 3 7 прямолінійно зростає. наступне збільшення контактного тиску приводить до прямолінійного зростання коефіцієнтів тертя лише для композицій 3–5, тоді як для композицій 6 і 7 коефіцієнт тертя неочікувано зменшується. в складі досліджених тіоамідів, що проявили такі властивості, міститься атом хлору (hl4) та атом брому (hl5) в n-арильному фрагменті, що пояснює таку аномальну залежність. співставлення отриманих протизношувальних та антифрикційних властивостей (табл. 1) мастильних композицій показує, що в низці випадків покращення триботехнічних властивостей не співпадає, що можна пояснити різними механізмами дії додатків в дослідженій парі тертя «бронза сталь». висновки у трибохімічній системі «бронза браж 9-4 – тіоамід – олива i-20a сталь 45» досліджено вплив тіоамідних сполук та суміші «тіоамід + дмфа» на триботехнічні властивості мастильних композицій. встановлено, що кращі протизношувальні властивості мають мастильні композиції до складу яких входить суміш тіоамід hl1–5 + дмфа. суттєве покращення триботехнічних характеристик досліджених мастильних композицій порівняно з «чистою» оливою і-20а залежить від хелатуючої/абсорбційної здатності тіоамідів hl1–hl5 та електронодонорної активності (dnsbcl5) використаного дмфа. література 1. гаркунов д. н. о механизме взаимного атомарного переноса меди при трении бронзы по стадии / д. н. гаркунов, в. н. лозовский, а. а. поляков // докл. ан ссср. – 1960. – т. 133, № 5. – с. 1128 1129. 2. огородникова н. п. влияние кислотности среды на процесс окислительного растворения меди в водных растворах глицина / н. п. огородникова, н. н. старкова, ю. и. рябухин // вестник астраханского государственного технического университета. – 2009. – т. 48, № 1. – с. 110 114. 3. кужаров а. с. координационная трибохимия избирательного переноса: дис. докт. техн. наук: 05.02.04, 02.00.04 / а. с. кужаров. – ростов-на-дону, 1991. – 513 с. 4. прямой синтез координационных соединений / [в. в. скопенко, а. д. гарновский, в. н. кокозей и др.]. – к. : вентури, 1997. – 172 с. 5. кужаров а. с. комплексообразование при трении / а. с. кужаров, и. ю. ребухин // трение и износ. – 1991. – т. 12, № 1. – с. 99 107. 6. композиційні мастильні матеріали на основі тіоамідів та їх комплексних сполук. синтез. дослідження. використання / [а. п. ранський, с. в. бойченко, о. а. гордієнко та ін.]. – вінниця : внту, 2012. – 328 с. 7. паренаго о. п. наноразмерные структуры в углеводородных смазочных материалах / о. п. паренаго, в. н. бакунин, г. н. кузьмина // рос. хим. ж. – 2003. – т. 47, № 2. – с. 45 50. 8. балабанов в. нанотехнологии: правда и вымысел / в. балабанов, и. балабанов. – м. : эксмо, 2010. – 384 с. 9. дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 – органічний додаток – олива і-20а – сталь 45» / [о. а. гордієнко, т. с. тітов, а. п. ранський, о. в. диха] // проблеми трибології. – 2017. – № 2. – с. 43 49. 10. діденко н. о. прямий синтез координаційних сполук купруму(ii) з тіоамідами різного заміщення: дис. канд. хім. наук: 02.00.01 / н. о. діденко. – вінниця, 2017. – 168 с. 11. юрьев ю. к. практические работы по органической химии. издание 2-е, доп. / ю. к. юрьев.  м. : из-во московского университета, 1961.  вып. 1 и 2.  420 с. 12. ранский а. п. химия тиоамидов. сообщение х. синтез медных комплексов алкиламидов бензимидазол-2-тиокарбоновой и галогенсодержащих кислот и их исследование как присадок к смазочным маслам / а. п. ранский, а. г. панасюк, а. а. митрохин // вопросы химии и химической технологии. – 2006. – № 4. – с. 36 41. 13. технологічний дизайн присадок до індустріальних олив, отриманих реагентною переробкою високотоксичних промислових відходів / [т. с. тітов, а. п. ранський, о. в. диха та ін.] // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 81 89. 14. механізм вибіркового перенесення з точки зору резонансного потенціалу за нечаєвим [ел. ресурс] / а. п. ранський, н. о. діденко, т. с. тітов, і. і. безвозюк // наукові праці вінницького національного технічного університету. – 2010. – № 4. – 4 с. 15. діденко н. о. прямий синтез координаційних сполук купруму(іі) та кобальту(іі) на основі тіоамідів / н. о. діденко, а. п. ранський // поступ в нафтогазопереробній та нафтохімічній промисловості: збірник тез доповідей vіі міжнародної науково-технічної конференції. – львів: видавництво львівської політехніки, 2014. – с. 133. надійшла в редакцію 03.07.2018 дослідження трибохімічної системи «бронза браж 9-4 тіоамід олива і-20а сталь 45» проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 93 gordienko o.a., didenko n.o., titov t.s., panchenko t.i., ranskiy a.p., dyкha o.v. research of the tribochemical system «bronze – thioamide – oil i-20a – steel». in this work the tribochemical system "bronze thioamide oil i-20a steel" has been investigated and the formation of coordinating compounds of copper(ii) with thioamides has been established by mechanical activation of friction surfaces and organic solvent dimethylformamide (dmf). it has been established that better anti-wear properties have lubricating compositions comprising the investigated thioamides (hl1-hl5) along with dmf, which has high electron-donor (dnsbcl5) properties. in this case, thioamides, which include benzothiazole and amine fragments, have different effect on the anti-wear properties of the studied lubricant compositions. in the study of the friction-reducing properties of lubricating compositions with thioamides hl1–hl5, there is a "critical" point of inflection at a contact load of 16 mpa, to which the friction coefficient for all compositions increases rectilinearly. the subsequent increase in contact pressure leads to a straightforward increase of the friction coefficients, and only for those compositions which include thioamides with chlorine and bromine atoms in the n-aryl fragment, the friction coefficient unexpectedly decreases. the comparison of the obtained anti-wear and friction-reducing properties of lubricating compositions shows that in a number of cases, the improvement of tribotechnical properties does not coincide, which can be explained by different effects of additives in the investigated friction pair "bronze-steel". key words: thioamides, copper(ii) complexes, organic solvents, anti-wear properties, nanotribology. references 1. garkunov d. n., lozovskij v. n., poljakov a. a. o mehanizme vzaimnogo atomarnogo perenosa medi pri trenii bronzy po stadii, dokl. an sssr, 1960, t. 133, № 5, s. 1128–1129. 2. ogorodnikova n. p., starkova n. n., rjabuhin ju. i. vlijanie kislotnosti sredy na process okislitel'nogo rastvorenija medi v vodnyh rastvorah glicina, vestnik astrahanskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta, 2009, t. 48, № 1, s. 110–114. 3. kuzharov a. s. koordinacionnaja tribohimija izbiratel'nogo perenosa: dis. dokt. tehn. nauk: 05.02.04, 02.00.04, rostov-na-donu, 1991, 513 s. 4. skopenko v. v., garnovskij a. d., kokozej v. n., kuzharov a. s., gohonzorilla g. prjamoj sintez koordinacionnyh soedinenij, к., venturi, 1997, 172 s 5. kuzharov a. s., rebuhin i. ju. kompleksoobrazovanie pri trenii, trenie i iznos, 1991, t. 12, № 1, s. 99–107. 6. ranskiy a. p., bojchenko s. v., gordienko o. a., didenko n. o., voloshinec' v. a. kompozycijni mastyl'ni materialy na osnovi tioamidiv ta i'h kompleksnyh spoluk. syntez. doslidzhennja. vykorystannja, vinnycja, vntu, 2012, 328 s. 7. parenago o. p., bakunin v. n., kuz'mina g. n. nanorazmernye struktury v uglevodorodnyh smazochnyh materialah, ros. him. zh., 2003, t. 47, № 2, s. 45–50. 8. balabanov v., balabanov i. nanotehnologii: pravda i vymysel, m., еksmo, 2010, 384 s. 9. gordienko o. a., titov t. s., ranskiy a. p., dyкha o. v. doslidzhennja trybohimichnoi' systemy «bronza brazh 9-4 – organichnyj dodatok – olyva i-20a – stal' 45», problemy trybologii', 2017, № 2, s. 43–49. 10. didenko n. o. prjamyj syntez koordynacijnyh spoluk kuprumu(ii) z tioamidamy riznogo zamishhennja: dys. kand. him. nauk: 02.00.01, vinnycja, 2017, 168 s. 11. jur'ev ju. k. prakticheskie raboty po organicheskoj himii. izdanie 2-e, dop., м., iz-vo moskovskogo universiteta, 1961, vyp. 1 i 2., 420 s 12. ranskiy a. p., panasjuk a. g., mytrohyn a. a. hymyja tyoamydov. soobshhenye h. syntez mednыh kompleksov alkylamydov benzymydazol-2-tyo¬karbonovoj y galogensoderzhashhyh kyslot y yh yssledovanye kak prysadok k smazochnыm maslam, voprosы hymyy y hymycheskoj tehnologyy., 2006, № 4, s. 36–41. 13. titov t. s., ranskiy a. p., dyкha o. v., gordienko o. a., didenko n. o. tehnologichnyj dyzajn prysadok do industrial'nyh olyv, otrymanyh reagentnoju pererobkoju vysokotoksychnyh promyslovyh vidhodiv, problemy trybologii', 2014, № 4, s. 81–89. 14. ranskiy a. p., didenko n. o., titov t. s., bezvozjuk i. i. mehanizm vybirkovogo perenesennja z tochky zoru rezonansnogo potencialu za nechajevym [elektronnyj resurs], naukovi praci vinnyc'kogo nacional'nogo tehnichnogo universytetu, 2010, № 4, 4 s. rezhym dostupu do el. resursu: https://praci.vntu.edu.ua/index.php/praci/article/view/230/228. 15. didenko n. o., ranskіy a. p. prjamyj syntez koordynacijnyh spoluk kuprumu(ii) ta kobal'tu(ii) na osnovi tioamidiv, postup v naftogazopererobnij ta naftohimichnij promyslovosti: zbir-nyk tez dopovidej vii mizhnarodnoi' naukovo-tehnichnoi' konferencii', l'viv, vydavnyctvo l'vivs'koi' politehniky, 2014, s. 133. research of the degree of fixation of abrasive particle in the soil проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 67 dvoruk v.і.,* borak k.v.** *national aviation university, kyiv city, ukraine, **zhytomyr agrarian and technical college, zhytomyr city, ukraine e-mail: vidvoruk@gmail.com research of the degree of fixation of abrasive particle in the soil udc 631.31:539.62 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-67-72 an adaptation was developed for measuring the soil shear resistance.. studied the influence of the type and moisture content of the soil, as well as on the content of the root system on it, on the degree of fixation of the abrasive particles in the soil. the regularities of the degree of fixation of the abrasive particles in the soil are established depending on the mentioned factors. the directions of further research are determined. key words: abrasive particle, soil, degree of anchorage of abrasive particles, soil cultivating machines, seeding machines, coefficient of internal friction, specific gravity. introduction so far, the soil as an element of the tribosystem has not been studied sufficiently, therefore the properties of this abrasive environment, which determine the intensity of deterioration of the working elements of soil cultivating and sowing machines, are not fully elucidated. the abrasive particles in the soil that interact with the surface of the working organ can be fixed on one, two or three sides, that is, to have a different number of degrees of freedom, which substantially affects the flow of processes in the contact area of the particle with the surface of the friction. the characteristic of the bound state of particles is the degree of abrasion fixation [1], which is one of the leading factors in the wear process. for example, when using heavy disk blowers, the front row of disks vanishes 1,5 ... 2 times faster than the rear, which is explained by the decrease in the degree of fastening of abrasive particles in the soil, which is processed in the back row, as other factors in both rows of discs are the same . in order to take into account the degree of abrasion fixation in the design and production of working bodies of soil cultivating and sowing machines with high wear resistance, it is necessary to develop a method for determining this indicator and carry out its quantitative assessment. the study of the effect of soil moisture on the degree of abrasion fixation will allow you to choose the optimal timing for soil cultivation to reduce the intensity of deterioration of the working organs of soil cultivating and sowing machines. analysis of published materials in this problem in the works [2, 3] the leading role of the strength of sand fixation in the soil mass on its abrasiveness is noted. for example, in a dry soil, where sand particles are firmly fixed, the most intense abrasive wear of the metal occurs [2]. soil is an environment the particles in which are in a non-rigid state and are able to move relative to one another, and also to rotate around its own axis under the action of normal and tangential stresses from external action [4]. the degree of fixation of abrasive particles in the soil is characterized by tangential stress and is determined by the displacement tensile strength τ [5]. the degree of fixation of abrasive particles in the soil depends on the number of dust particles smaller than 0.01 mm [4]. at present, during the design and operation of the working bodies of soil tillage and sowing machines, the degree of fixing of abrasive particles is not taken into account, since its actual value for soils of ukraine remains uncertain. goal to study the impact of type and humidity of soil and the content of root system in it on the degree of fixation of abrasive particles in plowing soli layer. methods of research the resistance of the soil shear consists of the adhesion due to the molecular and capillary forces, as well as the forces of internal friction [6]. research of the degree of fixation of abrasive particle in the soil проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 68 for a real soil, the displacement resistance can be determined by the formula: c f    , (1) where f is a coefficient of internal internal friction of the soil;  is the normal tension, pa; c is the specific coupling, pa. in the field conditions the soil shear resistance was determined on the developed device, the scheme of which is shown in figure 1. fig. 1 – scheme of adaptation to determine the resistance of soil landslide: t – horizontal displacement force, n; n – vertical force or normal load (depends on the weight of the soil and additional loads), n for the measurements on the test field, a sample of soil (length 150 mm, width 150, and height depending on the location of determination of the resistance of the soil shift of the table 1). a sample of soil was placed in a device (fig. 1) with a cross-sectional area a = 0.0225 sqm and gradually applied the displacement force t. in this case, the landslide stress τ appeared in the plane a-a. after reaching edge there is a shift in the ground in the plane а-а. by the results of research we established: /edge t a  , (2) where т is the horizontal sliding force, at which the movement of the upper layer began with respect to the lower one; edge is the resistance of soil landslide. table 1 height of researched samples № depth of determination of the resistanceof soil landslide, mm sample height, mm 1 100 200 2 200 300 3 300 400 4 400 500 normal stresses were determined according to the correlation: n a   . (3) the coefficient of internal friction f and specific gravity c were determined graphically (figure 2). research of the degree of fixation of abrasive particle in the soil проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 69 fig. 2 – schedule for determining the coefficient of internal friction f and specific coupling c in order to take into account the influence of the root system of agricultural crops on the degree of fastening of abrasive particles in the ground, the research was carried out in the fields after harvesting. in this case, the difference between the resistance of the soil shift, containing the root system and without it at the same depth (table 2) was determined. to determine the effect of soil moisture on the value of the coefficient of internal friction f and specific traction on different soil types, studies have been carried out in accordance with the table 2. table 2 characteristics of fields № location coordinates type of soil (mechanical structure) plants soil humidity, % 1 ovruch district latitude: 51,27799804, longitude: 28,80246162. loamy after corn 10,06 2 ovruch district latitude: 51,27799804, longitude: 28,80246162. loamy after corn 8,21 3 zhytomyr district latitude: 50,13356399 longitude: 28.78126144 clayey soil after winter wheat 16,8 4 zhytomyr district latitude: 50,13356399 longitude: 28,78126144 clayey soil after winter wheat 14,3 5 korosten district latitude: 50,78765206 longitude: 28,34549904 sandy perennial mead-ow grasses 8,6 6 korosten district latitude: 50,78765206 longitude: 28,34549904 sandy perennial mead-ow grasses 7,3 7 vinnytsia region, koziatyn district latitude: 49,79478502 longitude: 28,73422623 clayey soil after soya 13,3 8 vinnytsia region, koziatyn district latitude: 49,79478502 longitude: 28,73422623 clayey soil after soya 17,7 research of the degree of fixation of abrasive particle in the soil проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 70 results of research the installation for studying the degree of fastening of the abrasive particles in the soil and the coefficient of internal friction of the soil is presented in fig. 3. all studies were carried out in the spring-autumn period of 2018. fig. 3 – installation for studying the degree of fastening of the abrasive particle in the soil and the coefficient of internal friction of the soil measurement of soil moisture was carried out by drying to a constant mass in accordance with national standard of ukraine b.v.2.1-17:2009 [7]. results of experiment number 1 (table 2) are presented in fig. 4 6. fig. 4 – results of researches on determining the coefficient of internal friction f and specific gravity on the sandy soils (cut depth 100 mm.) fig. 5 – results of studies on determining the coefficient of internal friction f and specific adhesion c on the sandy soils (cut depth of 200 mm) based on the graph, one can conclude that the coefficient of internal friction of sandy soils at humidity 10,06 is 0,8981, and the specific gravity is 6784,5 pa. research of the degree of fixation of abrasive particle in the soil проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 71 at a depth of 300 mm, experiments on sandy soils were not carried out because the goose layer was 260 mm. to determine the pouring of the root system of plants by the coefficient of internal friction f and specific adhesion c from the conducted experiments with the presence of the root system. fig. 6 – results of researches on determining the coefficient of internal friction f and specific gravity on the sandy soils (cut depth 100 mm) the results of other researches carried out are given in table 3. table 3 results of research № location t yp e of s oi l ( m ech an ic al s tr uc tu re ) h um id ity available root system d ep th f ro m s ur fa ce sp ec if ic a dh es io n с, pa c oe ff ic ie nt o f in te rn al fr ic tio n 1 ovruch district sandy 10,06 no root system 100 6784,5 0,8981 200 7390,9 2,5706 with corn root system 100 18486 1,7569 2 ovruch district sandy 8,21 % no root system 100 6239,03 0,8034 200 8125,76 2,3681 3 korosten district loamy 8,6 root system of perennial grass 100 5397,3 1,4215 200 5689,6 1,5686 4 korosten district loamy 7,3 root system of perennial grass 100 5134,68 1,3872 200 5702, 4 1,4973 5 koziatyn district clayey 13,3 soya root system 100 5615,34 1,4022 200 11435 2,1591 6 koziatyn district clayey 17,7 soya root system 100 6663,1 1,4322 200 11936,2 2,2945 7 zhytomyr district clayey 14,3 root system of winter wheat 100 5834,15 1,3921 200 9721,89 2,1342 8 zhytomyr district clayey 16,8 root system of winter wheat 100 6407,1 1,4596 200 10927, 8 2,429 no root system 100 5640,45 1,0463 research of the degree of fixation of abrasive particle in the soil проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 72 the presence of the root system significantly increases the coefficient of internal friction and the degree of attachment of abrasive particles (specific gravity c) on sandy soils, the presence of the root system of maize at a depth of 100 mm increases the data in 1.95 and 2.72 times respectively, and on clay soils, the presence of root wheat systems increases respectively 1.39 and 1.14 times, respectively. such a significant difference in the indicators is due to the difference in the root system of wheat and corn. increasing the humidity on clay soils increases the coefficient of internal friction and the degree of fastening of abrasive particles (specific gravity c). this process will continue until the soil is saturated with moisture and the appearance of free water, after which the coefficient of internal friction and specific adhesion will begin to decrease. the reduction of the coefficient of internal friction and specific gravity on sandy and sandy soils is also observed when the soil is saturated with moisture and the appearance of free water, but the moisture content in which it appears in this case is much smaller. with the increase in the depth of the research from the surface of the soil, the degree of fastening of abrasive particles (specific gravity c) increases. thus, with the change in depth from 100 mm to 200 mm on clay soils, specific gravity increases in 1.66 ... 2.0 times, on sandy and sandy in 1.05 ... 1.3 times. conclusions and directions for further researches 1. the degree of fixture of abrasive particles on clay soils is greater than on loamy and sandy soils. 2. increased soil moisture leads to an increase in the degree of fixture of abrasive particles on all types of soils, this pattern is observed until the soil is saturated with moisture. 3. the presence of the root system significantly increases the degree of fastening of abrasive particles in the soil and depends on the type of root system and its state. in the future it is necessary to investigate the effect of the degree of fixture of abrasive particles of soil on the intensity of wear of working bodies of soil-working machines. references 1. tenenbaum m.m. soprotivlenie abrazivnomu iznashivaniju / m.m. tenenbaum. – m.: mashinostroenie, 1976. – 271 s. 2. mehanіko-tehnologіchnі vlastivostі sіl's'kogospodars'kih materіalіv: pіdruchnik / o. m. carenko, d. g. vojtjuk, v. m. shvajko ta іn.; za red. s. s. jacuna. – k.: meta, 2003. – 448 s. 3. bartenev i.m. iznashivajushhaja sposobnost' pochv i ee vlijanie na dolgovechnost' rabochih organov pochvoobrabatyvajushhih mashin / i.m. bartenev, e.v. pozdnjakov // lesotehnicheskij zhurnal 2013. №3 – 114-123. 4. liskin i.v. obosnovanie parametrov iskusstvennoj pochvennoj sredy dlja laboratornogo issledovanija iznashivanija lezvija / i.v. liskin, d.a. mironov, r.k. kurnbanov // sel's'kohozjajstvennye mashiny i tehnologii. moskva 2017. №4 – s. 37-42. 5. godwin r.i., spoor g. soil failure with narrow tines. journal of agricultural engineering research. 1977. vol. 7; 22: 213-218. 6. vadjunina a.f. metody issledovanija fizicheskih svojst pochvy. / a.f. vadjunina, z.a. korchagina // m.: agropromizdat, 1986. – 416 s. 7. dstu b v.2.1-17:2009. osnovi ta pіdvalini budinkіv і sporud. ґrunti. metodi laboratornogo viznachennja fіzichnih vlastivostej. kiїv: mіnregіonbud ukraїni. 2010. – 32 s. дворук в.і., борак к.в. дослідження ступеню фіксації абразивного частинки у грунті. розроблено адаптацію для вимірювання стійкості до зсуву ґрунту. вивчено вплив типу і вологості ґрунту на вміст кореневої системи, на ступінь фіксації абразивних частинок у ґрунті. встановлено закономірності ступеня фіксації абразивних частинок у ґрунті залежно від згаданих факторів. визначено напрями подальших досліджень. ключові слова: абразивна частка, ґрунт, ступінь закріалення абразивних частинок, ґрунтообробні машини, сівалки, коефіцієнт внутрішнього тертя, питома вага. закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 25 буряк в.г.,* буряк а.в.** * хмельницький обласний інститут післядипломної педагогічної освіти, **хмельницький національний університет м. хмельницький, україна e-mail: viktorburyak1955@gmail.com закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням удк 621.9 виконується аналіз закономірностей зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням. розглядаються результати досліджень зміни складових сили різання в процесі оброблення різанням. отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку. ключові слова: оброблення різанням, складові сили різання, акустичні властивості матеріалів, причиннонаслідковий зв’язок, знос. вступ за умови можливості однозначної оцінки характеристик енергетичного стану обробних і інструментальних матеріалів спорідненими параметрами, що характеризують коливні і хвильові процеси на стадіях контролю поза процесом і у процесі оброблення різанням (механообробки), узагальнення параметрів виконується із застосуванням теорії причинно-наслідкового зв’язку [1 5]. параметри у сукупності розглядаються як такі, що єдино пов’язані і зумовлені причиною (визначені моделюванням) і наслідком (визначені в процесі різання). отриманий зв’язок причин і наслідків у формі диференційного рівняння причинно наслідкового зв’язку дозволяє систематизувати дослідження працездатності інструментів на основі аналізу характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів у процесі оброблення різанням. акустичні коливні і хвильові процеси, що діють на мікроструктуру інструментального матеріалу, в зоні різання змінюють значення власних параметрів за величиною і напрямком у залежності від характеристик процесу різання: розмірів контактних поверхонь; усадки стружки, яка впливає на величину кута нахилу умовної площини зсуву обробного матеріалу; величин і перерозподілу напрямків дії складових сили різання. мета і постановка задачі з метою застосування диференційного рівняння причинно-наслідкового зв’язку [1 5] виконується аналіз закономірностей зміни сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі механообробки. за результатами проведеного аналізу фізичних характеристик процесу різання, які визначають працездатність інструментів, встановлено, що, як правило, дослідження у даному напрямку спрямовано на визначення закономірностей зміни розмірів контактних поверхонь обробного і інструментального матеріалів, ступеня пластичного деформування стружки, величин і перерозподілу напрямків дії складових сили різання. для виконання порівняльного аналізу закономірностей зміни характеристик процесу різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів в процесі оброблення різанням, проведено спеціальні дослідження з використанням ріжучих пластин, що серійно випускаються із швидко ріжучої сталі р6м5, твердих сплавів т15к6 і вк60м, мінералокераміки вок60, надтвердих матеріалів ніборит (на основі нітриду бора) і алмет [6] (на основі алмазу синтетичного полікришталевого) із заточуванням та доведенням геометричних параметрів ріжучої пластини інструментів до рівних значень [5]. сила різання p представляє собою геометричну суму нормальних сил і сил тертя, які діють на контактних поверхнях інструмента [7]. таким чином, зі сторони шару, що зрізається, на передню поверхню інструмента діє нормальна n і сила тертя f , а зі сторони поверхні різання на задній поверхні інструмента діють сили нормальна 1n і тертя 1f . загальна формула сили різання у векторній формі має наступний вигляд: 11 ffnnp  . (1) експериментальне визначення при точінні, як показує досвід досліджень, виконують за трьома її складовими: дотичної (тангенційної) zp ; радіальної yp і осьової xp . складові сили різання є вихідними закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 26 даними при визначенні нормальних сил n і 1n , а також сил тертя f і 1f , що діють на передній і задній контактних поверхнях інструмента та постають динамічними характеристиками умов зношування інструмента і якості обробленої поверхні. в експериментальних дослідженнях складових сили різання використовували універсальний динамометр марки удм100. тарування динамометра проводили до початку і після проведення експериментів. похибка вимірювань не перевищувала 8 %. виклад матеріалів досліджень експерименти проведено на токарному верстаті тпк 125в із системою програмного управління cnc [5]. в якості обробного матеріалу прийнято алюмінієвий сплав ал2, що надало можливість проводити дослідження за рівними умовами із застосуванням представників різних груп інструментальних матеріалів. кріплення ріжучих пластин виконували механічним способом у спеціальному держаку. знос на задній поверхні інструмента між двома заточками не перевищував (0,05, ..., 0,10) мм. геометричні параметри ріжучої частини інструмента на протязі усього етапу досліджень були рівними: передній кут γ = 0; задні кути головний і допоміжний відповідно рівні 11αα 1  11°; кут нахилу ріжучої кромки λ = 0; кути в плані – головний  = 30° і допоміжний 1 = 30°; радіус при вершині інструмента r = 0,2 мм, а також режими точіння прийнято постійними: 1) при різанні із зміною швидкості різання v – швидкість подачі s = 0,05 мм /об.; глибина різання t = 1,0 мм; 2) при різанні із зміною швидкості подачі – v = 4,8 м /с; t = 1,0 мм. різання проводили на протязі 60 с, а зміну складових сили різання записували на світлочутливий папір. після досягнення зносу інструмента на задній поверхні до величини 3h = (0,05, ..., 0,10) мм ріжучі пластини переточували. результати досліджень показані на рис. 1 4. рис. 1 – вплив швидкості на складові сили різання при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащені надтвердими матеріалами рис. 2 – вплив подачі на складові сили різання при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащені надтвердими матеріалами порівняльний аналіз фізичних явищ, які встановлено при дослідженні ріжучих властивостей інструментів із надтвердих матеріалів (рис. 1 і рис. 2), проведено на основі порівняння процесу обробки за використанням серійних інструментальних матеріалів р6м5, т15к6, вк60м, вок60 (рис. 3 і рис. 4). закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 27 у прийнятому діапазоні зміни швидкостей різання складові сили різання зменшуються за збільшенням v при досліджуванні всіх марок інструментальних матеріалів (рис. 1 і рис. 3). збільшення подачі призводить до збільшення сил (рис. 2 і рис. 4). результати експериментів при побудові графіків складових сили різання xp , yp і zp від режимів обробки показали, що найменші сили діють за використанням інструментів з пластинами вок60, найбільші в інструментів із сталі р6м5. ця закономірність існує тільки при певних значеннях режимів різання. так, при збільшенні швидкості різання v = (2,5, ..., 4,5) м /с; (рис. 3) найменші сили в інструментів з пластинами вок60: xp (78, ..., 62) н; yp (125, ..., 115) н; zp (77, ..., 58) н. подальше збільшення швидкості до 6 м /с призводить до того, що криві залежностей сили, при застосуванні твердих сплавів т15к6 і вк60м, стають меншими, ніж у вок60 і р6м5. ще більш наглядно проявляються закономірності при точінні начисто серійними інструментами за зміною подачі s = (0,04, ..., 0,11) мм /об. (рис. 4). тут виділено наступні характерні ділянки на графіках залежностей сил різання від подачі. для твердих сплавів т15к6 і вк60м, мінералокераміки вок60 робота на низьких подачах і за збільшенням подачі до 0,05 мм /об. викликає практично однакові значення інтенсивності зростання величини сил різання: xp (0,49, ..., 76) н; yp (108, ..., 134) н; zp (39, ..., 72) н. інструменти із швидкоріжучої сталі р6м5 відрізняються роботою з найбільшими силами: xp (72, ..., 94) н; yp (140, ..., 161) н; (zp (85, ..., 98) н – за збільшенням подачі до s = 0,05 мм /об. при більших s максимальні сили належать до інструментів з пластинами вок60. факт вирівнювання сил підтверджує наявність дигезійної взаємодії в зоні різання, тоді вид інструментального матеріалу зумовлює менший вплив на процес оброблення різанням. адгезійна взаємодія обробного і інструментального матеріалів, на відміну від дигезійної, викриває умови їх тертя і хімічну активність за високих температур різання. загальний рівень сил різання інструментами, що оснащені серійними ріжучими пластинами, вище ніж у разі застосування надтвердих інструментальних матеріалів. застосування останніх матеріалів сприяє поліпшенню якості обробленої поверхні при точінні начисто. рис. 3 – вплив швидкості на складові сили різання при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащали серійними пластинами рис. 4 – вплив подачі на складові сили різання при точінні сплаву ал2 різцями, які оснащені серійними пластинами закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 28 таким чином, працездатність надтвердих інструментів відрізняється за якістю обробленої поверхні, зносостійкістю, збільшенням продуктивності оброблення різанням у порівнянні з інструментами, що оснащені серійними пластинами із інструментальних сталей, твердих сплавів та кераміки. при обробці начисто деталей приладів ці показники відрізняються на порядок і більше. так, у порівнянні параметра шорсткості ra (при обробці у рівних умовах) отримано наступні відмінності: 0,55 мкм для алмазної обробки і (2,8, ..., 4,2) мкм – при точінні серійними інструментами. зносостійкість в інструментів з надтвердими матеріалами у 14, ..., 20 разів і продуктивність у 2, ..., 4 рази вища, ніж при чистовому точінні із застосуванням серійних інструментальних матеріалів. вибір значень досліджуваних параметрів проводиться з урахуванням характеру кривих залежностей, що забезпечує підвищення надійності в процесі оброблення різанням. найбільш інформативна область режимів різання для чистового точіння з метою дослідження природи впливу хімічного складу та конструкційних параметрів композиційних пластин на працездатність інструментів складає: v = (4, ... 5) м/с; s = (0,05, ..., 0,07) мм/об. отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку [1 5]. висновки виконано аналіз закономірностей зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням. загальний рівень сил різання інструментами, що оснащені серійними ріжучими пластинами, вище ніж у разі застосування надтвердих інструментальних матеріалів. застосування останніх матеріалів сприяє поліпшенню якості обробленої поверхні при точінні начисто. найбільш інформативна область режимів різання для чистового точіння з метою дослідження природи впливу хімічного складу та конструкційних параметрів композиційних пластин на працездатність інструментів складає: v = (4, ... 5) м/с; s = (0,05, ..., 0,07) мм/об. отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології виконання оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик енергетичного стану обробного і інструментального матеріалів із застосуванням диференційного рівняння причиннонаслідкового зв’язку. література 1. буряк в.г., буряк а.в. показники енергетичного стану матеріалів, що визначають працездатність інструментів // проблеми трибології. – 2016. – № 2. – с. 54 – 57. 2. буряк а.в., буряк в.г. зв’язок фізико-механічних, теплофізичних і акустичних властивостей обробних і інструментальних матеріалів у механообробні // проблеми трибології. – 2016. – № 2.– с. 28–33. 3. буряк а.в., буряк в.г. технічна оцінка методики виконання аналізу акустичних характеристик енергетичного стану інструментального матеріалу // проблеми трибології. – 2015. – № 3. – с. 71 77. 4. буряк а.в., буряк в.г. наукові основи до оцінки працездатності ріжучих інструментів за аналізом акустичних характеристик стану обробного і інструментального матеріалів // проблеми трибології. – 2014. – № 4. – с. 23-30. 5. буряк в.г., буряк а.в. закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням // проблеми трибології. – 2017. – № 2. – с. 79-85. 6. верещагин л.ф., семерчан а.а., ганкевич т.т. и др. алмет – алмазный компактный материал // синтетические алмазы. – 1979. – вып.1. – с. 3-5. 7. бобров в.ф. основы теории резания металлов. – м.: машиностроение, 1975. – 344 с. поступила в редакцію 15.06.2017 закономірності зміни складових сили різання та енергетичного стану обробного і інструментального матеріалі в процесі оброблення різанням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 29 buryak v.g., buryak a.v. regularities of changes in the components of cutting force and the energy states of the treated and tool material during the machining process. analyze patterns of change in components of cutting force and the energy states of the treated and tool material during the machining process. the authors study the changes of the cutting force component in the process of machining. the obtained results are the initial data when using the assessment methodology performance cutting tools for the analysis of acoustic characteristics of the energy state of processed and tool materials with the use of differential equations the causal connection. key words: machining, components of the cutting forces, acoustic material properties, causation, wear. references 1. buryak v.g., buryak a.v. pokazny`ky` energety`chnogo stanu materialiv, shho vy`znachayut` pracezdatnist` instrumentiv. problemy` try`bologiyi. 2016. №2. s. 54 – 57. 2. buryak a.v., buryak v.g. zv'yazok fizy`ko-mexanichny`x, teplofizy`chny`x i akusty`chny`x vlasty`vostej obrobny`x i instrumental`ny`x materialiv u mexanoobrobni. problemy` try`bologiyi. 2016. №2. s. 28–33. 3. buryak a.v., buryak v.g. texnichna ocinka metody`ky` vy`konannya analizu akusty`chny`x xaraktery`sty`k energety`chnogo stanu instrumental`nogo materialu. problemy` try`bologiyi. 2015. №3. s. 71 – 77. 4. buryak a.v., buryak v.g. naukovi osnovy` do ocinky` pracezdatnosti rizhuchy`x instrumentiv za analizom akusty`chny`x xaraktery`sty`k stanu obrobnogo i instrumental`nogo materialiv. problemy` try`bologiyi. 2014. №4. s. 23-30. 5. buryak v.g., buryak a.v. zakonomіrnostі zmіni skladovih sili rіzannya ta energetichnogo stanu obrobnogo і іnstrumental'nogo materіalі v procesі obroblennya rіzannyam. problemi tribologії. 2017. № 2. s. 79–85. 6. vereschagin l.f., semerchan a.a., gankevich t.t. i dr. almet – almaznyiy kompaktnyiy material. sinteticheskie almazyi. 1979. vyip.1. s. 3-5. 7. bobrov v.f. osnovyi teorii rezaniya metallov. m.: mashinostroenie, 1975. 344 s. copyright © 2019 ye. ventsel, o. shchukin, o. orel, n. saienko, а. yevtushenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 94 (4) (2019)21-26 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-21-26 the effect of dispersion of dirt particles in oils on their electrical conductivity and mechanical strength ye. ventsel1, o. shchukin1*, o. orel1, n. saienko1, а. yevtushenko2 1kharkiv national automobile and highway university, ukraine 2ukrainian state university of railway transport, ukraine *e-mail: alexhome88@gmail.com abstract it has been shown theoretically and confirmed experimentally that the dispersion of dirt particles found in engine oils and working fluids affects significantly their physical properties. in particular, it has been established that if dirt particles are artificially dispersed in a lubricant, its electrical conductivity increases. this, in turn, is expected to lead to a decrease in the share of electrostatic wear of the tribo units. such particles are also able to increase the mechanical strength (surface tension) of lubricating films, that is, to make the boundary layers more durable, due to which we can expect a decrease in wear of tribo units. in this case, the thermal conductivity of oil lubricating films with highly dispersed dirt particles does not change. key words: dispersion; dirt particles; wear; electrical conductivity; lubricants; thermal conductivity. introduction as is known, during the operation of engine oils and working fluids, dirt particles are accumulated in them due to wear of tribo surfaces. these particles have a certain effect on the process of friction and wear [1–4]. at the same time, the dispersity of dirt particles plays a significant role [4–6]. in addition, there is an assumption that the size of these particles affects significantly some of the physical properties of lubricants, however there are no theoretical concepts in the literature that confirm this relationship. main heading determining the effect of dispersion of dirt particles on the electrical conductivity, mechanical strength, and thermal conductivity of lubricants. presentation of research materials it should be assumed that the electrical conductivity of a suspension formed by metal particles of wear in the oil must have an activation mechanism. with a small concentration of the impurity phase, this mechanism is mainly provided by the transfer of electrons between individual particles by means of thermionic emission [7, 8]. let some volume of the suspension have an initial surface area of oil s0, particles 0s and surface tension, respectively,  and  . we will consider the case when the particles are artificially dispersed by a special device (hydrodispersing agent [9]). the area of such particles ks after dispersion will be equal to: ' 0 0 '2( 1)k s s s k      , (1) where k – is a coefficient equal to the ratio of the number of particles after dispersion to the initial number of particles;  – is the factor of area conversion. 22 problems of tribology as is known, activated conductivity  is determined from expression [10]: 0 exp b e k t          , (2) where 0 – is the constant depending on the individual properties of the suspension; е – is the energy of activation; bk – is the boltzmann constant; t is the temperature. the constant 0 that formally has the physical meaning of electrical conductivity at an infinitely high temperature can be determined from the expression: 2 0 0 n e m     , (3) where 0n – is the concentration of electrons; e – is the electron charge;  – is the time of the electron free run; m – is the electron mass. it is obvious that the concentration of the emitted electrons is proportional to ks , that is: k kb s   , (4) where b – is the coefficient of proportionality. then: 2 expk b e e b s m k t           . (5) substituting (1) into (5), we finally receive:   2 0 2 1 1 expk b k e e b s m k t                  . (6) as follows from (6), with other things being equal, k depends linearly only on the value of the coefficient k, with whose increase the electrical conductivity of the oil film increases. to receive the equation for the surface tension of the suspension after dispersion, let us estimate the area of the ground particles in the free surface of the oil film. to do this, we introduce the value s equal to the ratio ks to the volume v of the oil film: k s s v    . let us consider the volume of the film 0v s h   , where h is the distance between two adjacent layers in which the particles are located. it is obvious, that h is the thickness of the layer with no particles inside it, while they can be found on the surface. the area of such particles is equal to: 0повk s s s v s h        . it is obvious that: problems of tribology 23 3 kh n   , where kn – is the concentration of dispersed particles related to their initial concentration 0n by the ratio 0kn k n   . then 3 0повk s k s s n     . the area of dispersed particles on the surface of the oil film will be:  0 03 3 0 0 0 0 2 1 / пов k k s k ss s s k n s k n v v                   the expression for the surface tension of the suspension containing dispersed particles will be:  0 0 пов повk k k s s s s          . (8) substituting the value повk s from (7) into (8) we receive:  03 0 2 2k s k v k n                . (9) with sufficiently large values of k, expression (9) takes the form:   2 3 0 3 0 2 k s k v n             . (10) as it follows from expression (10), with an increase in the number (decrease in size) of particles due to dispersion, the surface tension (mechanical strength) of the suspension increases. that is, it can be assumed that highly dispersed dirt particles contribute to the greater resistance of the boundary lubricating film. we can also arrive at the conclusion that the surface tension increases as the system approaches a stationary state, based on the considerations of thermodynamics. thus, in accordance with the gibbs-helmholtz equation for the surface layer of a liquid [11]: au t t        , where au – is the surface density of internal energy;  – is the surface density of internal energy (surface tension); ast     – is the surface density of energy   0as  . if the surface tension  depends on the number n of wear particles in the oil, which, in turn, depends on the time t of the system staying in an unsteady state, then: d dn dt т dn dt dt       . on the basis of the prigogine theorem when approaching a stationary state: 0 dt dt  24 problems of tribology since 0 т    , then it should be: 0 d dn dn dt    . due to the fact that in the process of running-in and as a result of artificial dispersion, an increase in the number of particles occurs, 0 dn dt  . consequently, 0 d dn   . hence, with approaching a stationary state, the surface tension of the oil containing wear particles should increase as their number increases. it should be noted that inequality 0 d dn dn dt    can be satisfied provided 0 dn dt  and 0 d dn   . these conditions, obviously, describe the removal of dispersed particles from the oil in the absence of wetting, which leads to a decrease in the surface tension that does not wet the particles in it. if we take k = i (there is no artificial dispersion), then, as follows from formulas (6) and (10), the electrical conductivity 1 and the surface tension 1 of the suspension will be smaller, respectively к and к . if we put 0 0s  (the oil completely purified from particles) into (6) and (10), then we receive 0 0  , and 0   . thus, the oil without particles does not theoretically conduct electricity, and the surface tension 0 is smaller than 1 and к . therefore, the following inequalities are true: 0 1 k     ; (11) 0 1 k     . (12) to verify the proposed theoretical principles experimentally, laboratory studies were conducted to establish the electrical conductivity of the m-12-g2 motor oil, which was available in the following conditions: fresh, working in the engine for 120 machine-hours, and the same working oil after pollution particles had been artificially dispersed in it. the studies were carried out on a special laboratory plant (the measurement block diagram is shown in fig. 1) using a k-6 benchtop micrometer with a pointer reading device with a scale division of 1 μm. as a power source, the зг-33 generator was used. in this case, the applied voltage was carefully stabilized. the electrical resistance, as a function of the oil film thickness, was estimated by the extreme points of the current-voltage characteristics in arbitrary units at constant values of the vertical and horizontal scanning of the sds5032x oscilloscope. fig. 1. block diagram of the oil film electrical resistance measurement the experimental technique implied that the micrometer needle was set to 0, then the indicator tips were moved apart by 30 μm, and a drop of oil was applied to the gap, after which the tips were reduced and the oil was squeezed out of the gap under the action of the indicator spring. a voltage was applied to the tips (plates), and the current-voltage characteristic and the coordinates of its extreme points were recorded on the oscilloscope screen. to determine the value of r, the values of voltage and current were estimated on the oscilloscope screen. the interval of measurements was 0.5 μm. problems of tribology 25 the results of the research (fig. 2) showed that the electrical resistance r of the fresh oil (curve 1) was greater than that of the working oil (curve 2). in turn, the electrical resistance of the oil after artificial dispersion of pollution particles in it (curve 3) was less (the electrical conductivity was greater) than that of the working one. for example, with a film thickness of 3 μm, r of the fresh oil was 1.44 (in arbitrary units), of the working one was 1.12 (1.3 times less than that of the fresh one) and of the used one was 0.72 (1.5 times less than that of the working oil). fig. 2. the dependence of the electrical resistance of the oil film on its thickness (m-12-g2 oil): 1 – fresh oil; 2 – working oil; 3 – working oil after artificial dispersion of pollution particles with large thicknesses of the film, the difference in electrical resistance is even more significant. thus, by the increase of electrical conductivity (decrease of resistance), the oils are arranged in a row: fresh, working, working after artificial dispersion of the pollution particles in it, i.e., the validity of the in equation was experimentally confirmed (11). in addition, it can be seen from fig. 2 that the maximum thickness of the film αmax, depending on the surface tension, at which it still has conductivity, is 3 μm for the fresh oil and 7.5 μm for the operating oil (2.5 times greater than that for the fresh oil), for the artificially dispersed oil it makes up 9 μm (1.2 times greater than that for the working oil), which validated the in equation (12). according to the method developed by us, studies were also conducted to determine the surface tension of i-g-a-32 oil, which was available in the following conditions: fresh, fresh with pollution particles from 38xc steel at a concentration of 0.1 % by weight artificially introduced into it, and the same oil after artificial dispersion of pollution particles in it. to study the surface tension, a standard burette was used, into which the test oil was poured. a drop of oil flowing from the nose of the burette was observed using a lens with a magnification of x24 and a scale division of 0.1 mm. the methodology of the research assumed the determining of the diameter of the drop neck at the moment of its separation and the establishing of the mass of one drop by weighing a dry bunsen beaker on a vlt-1 laboratory balance and the same bunsen beaker after 100 drops of the test oil had been dripped into it. table 1 the surface tension of i-g-a-32 oil oil condition α, mn/m fresh 29.6 fresh with metal particles of 38 хс steel 32.5 fresh with the dispersed particles of 38xc steel 35.4 note: the table shows the average values for the results of four tests on each oil. the value of the surface tension α was determined by the formula: , o m g d    (13) where m – is the mass of the drop; od – is the diameter of neck of the drop at the moment of its separation; g – is the gravitational acceleration. 26 problems of tribology to obtain the reliable results, experiments on each oil were repeated 4 times, which, according to the preliminary studies, allowed to obtain a relative error of not more than 0.05 with a confidence factor of 0.9. as follows from the data in table 1, ig-a-32 oil has the highest surface tension after pollution particles have been artificially dispersed in it. this means that with the boundary friction, the rupture of the oil film occurs at its relatively large thicknesses. this, in turn, will lead to the fact that the transition of the film to a nonconductive state will occur later in comparison with this oil in its first two conditions, that is, a high dispersion of pollution particles should lead to a decrease in electrostatic wear. conclusion as a result of the foregoing, the dispersion of wear particles of metal surfaces affects both the electrical conductivity and the mechanical strength, but practically does not affect the thermal conductivity of the oil. similarly, such dirt particles lead to an increase in the surface tension (mechanical strength) of the oil film, which can cause an increase in its thickness, at which the film breaks, that is, it is transformed into a nonconductive state. the increasing of the surface tension should also reduce the electrostatic component of wear. references 1. bereznyakov a.i. uravnenie intensivnosti iznashivaniya tribouzla / a.i. bereznyakov // trenie i iznos. – 1996. – t. 17, no. 8. – p.p. 43-49. 2. bereznyakov a.i. kompleksnaya strukturnaya prisposoblyaemost tribosopryazheniy v aspekte teoremyi i. prigozhina / a. i. bereznyakov // trenie i iznos. – 1993. – t.14, no.1. – p.p.194–202. 3. garkunov d.n. tribotehnika / d.n. garkunov. – moskva: msha, 2001. – 616 p. 4. mashkov yu.k. samoorganizatsiya i strukturnoe modifitsirovanie v metallopolimernyih tribosistemah / yu. k. mashkov. – omsk: omgtu, 2013. – 232 p. 5. ye. ventsel, o. orel, o. shchukin, n. saienko, a. kravets', dependence of wear intensity on parameters of tribo units, tribology in industry, vol. 40, no. 2, pp. 195-202, 2018, doi: 10.24874/ti.2018.40.02.03 6. lihachev a.yu. o zakone raspredeleniya razmerov chastits mehanicheskih primesey v otrabotannyih motornyih maslah / a.yu. lihachev, a.v. snezhko // selskohozyaystvennyie mashinyi i tehnologii. – 2013. – no. 2. – s. 40-42. 7. goertz c. dusty plasmas in the solar system. reviews of geophyies / c. goertz. – 1992. – no. 2. – pp. 271-292. 8. a. a. chernov issledovanie termoelektronnoy emissii iz metalla / a.a. chernov. – m.: mgiem, 2006. – 20 p. 9. ventsel e.s. pidvischennya yakosti mastil, paliv i tribovuzliv mashin : monografiya / e.s. ventsel, o.v. orel, o.v. schukin. – h.: fop brovin o.v., 2017. – 264 p. 10. ventsel e.s. nekotoryie osobennosti proyavlennaya elektroprovodnosti i mehanicheskoy prochnosti maslyanoy plenki / e. s. ventsel // trenie i iznos. – 1990. – t. 11, no. 6 – p.p. 1039-1042. 11. putilov k.a. termodinamika / k.a. putilov. – m.: nauka, 1971. – 376 p. венцель є.с., щукін о.в., орел о.в., саєнко н.в., євтушенко а.в. вплив дисперсності частинок забруднень у мастилах на їх електропровідність і механічну міцність. теоретичним шляхом показано і експериментально підтверджено, що дисперсність частинок забруднень, які знаходяться в моторних мастилах і робочих рідинах, істотно впливає на їх фізичні властивості. так зокрема, встановлено, що якщо штучно диспергувати частинки забруднень в змащувальному матеріалі, то його електропровідність зростає. це, в свою чергу, має призвести до зниження частки електростатичного зношування трибовузлів. також такі частинки здатні збільшити механічну міцність (поверхневий натяг) мастильних плівок, тобто зробити граничні шари більш міцними, за рахунок чого можна очікувати зменшення зносу трибовузлів. при цьому теплопровідність мастильних змащувальних плівок з високодисперсними частинками забруднень не змінюється. ключові слова: дисперсність, частинки забруднень, зношування, електропровідність, змащувальні матеріали, теплопровідність. microsoft word 11_gonchar.doc вплив термператури гартування на контактну витривалість сталі х12 при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 80 каплун п.в., гончар в.а., паршенко а.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: rogervova@gmail.com вплив термператури гартування на контактну витривалість сталі х12 при терті кочення удк 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-80-84 наведені результати експериментальних досліджень впливу температури гартування сталі х12 на її твердість, вміст залишкового аустеніту в структурі матеріалу та контактну витривалість при терті кочення в мастилі і-20. показано, що з підвищенням температури гартування сталі збільшується кількість залишкового аустеніту в структурі матеріалу та зменшується його твердість. встановлена нелінійна залежність між вмістом залишкового аустеніту в сталі та її контактною витривалістю при терті кочення. показано,що в процесі кочення частина залишкового аустеніту перетворюється в мартенсит під дією пластичної деформації. в результаті чого відбувається підвищення твердості поверхні. визначено оптимальне значення вмісту залишкового аустеніту30 % в структурі сталі х12, при якому досягається її максимальна контактна витривалість. ключові слова: контактна витривалість, гартування, залишковий аустеніт, твердість. вступ в техніці велика кількість деталей машин і вузлів (підшипники кочення, колеса поїздів та кранів, зубчасті колеса, подавальні вальці, накатні ролики тощо) працюють при терті кочення. підвищення їх довговічності є актуальною проблемою. вихід з ладу більшості конструкційних елементів при цьому відбувається від викришення поверхні від втоми матеріалу. дослідженням процесів контактної втоми при терті кочення присвячено багато праць [1-11], в більшості яких розглядається робота однорідних матеріалів [1-5], що мають певні обмежені можливості з підвищення контактної витривалості при коченні. в основі явищ контактної втоми лежать ті ж процеси, що і при всякому іншому виді втоми [5, 7]. разом з тим, в явищах втоми при змінному контактному навантаженні беруть участь і процеси, що не зустрічаються в інших видах втоми. до цих специфічних процесів втоми слід віднести явища тертя, зношування, окислення при терті, теплові процеси. ці додаткові специфічні процеси можуть суттєво вплинути на процес контактної втоми. втомне викришування і відшаровування робочих поверхонь кілець і тіл кочення обумовлюється результатом розвитку мікротріщин, що утворюються через повторні мікропластичні зсуви перенапруженого матеріалу. втомні пошкодження локалізуються в місцях концентрації напружень на поверхні і в підповерхневих шарах. в більшості випадків руйнування починається з поверхні [8, 9]. утворення підповерхневих тріщин, що зв’язані з контактною втомою металу при дії контактних напружень, спостерігається в матеріалів з неоднорідною структурою (азотованих, цементованих і з поверхневим гартуванням) і пояснюється додатковим впливом залишкових напружень [10, 11]. велика кількість досліджень [12-16] визначають, що одним з основних факторів, який має найбільший вплив на контактну витривалість, є твердість поверхні матеріалу на площадці контакту. встановлена прямопропорційна залежність між межею втомного викрихчення і твердістю однорідних матеріалів при різній термічній обробці [13, 14]. таку ж залежність контактної витривалості від твердості отримано [12] для зубчастих коліс після цементації та нітроцементації. автором [13] запропоновані емпіричні залежності межі втомного викришення від твердості матеріалу по брінелю, а роботах [5, 16] запропоновано контактну витривалість оцінювати величиною приведеного поверхневого напруження. твердість металів залежить від структури матеріалу, яку можна змінювати з допомогою термічної обробки. наявність в структурі сталей після термічної обробки залишкового аустеніту приводить до зниження їх твердості і впливає на експлуатаційні характеристики деталей машин. вплив кількісного вмісту залишкового аустеніту на довговічність сталей в різних умовах експлуатації різна. в зв’язку з цим має науковий і практичний інтерес дослідження впливу вмісту залишкового аустеніту при різних видах термічної обробки на конструкційних елементів. метою дослідження є визначення впливу гартування від різних температур сталі х12 на її довговічність при терті кочення. вплив термператури гартування на контактну витривалість сталі х12 при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 81 методика експериментальних досліджень експериментальні дослідження довговічності при циклічному контактному навантаженні сталей проводилися на універсальній установці [17], що дозволяє проводити випробування зразків при терті кочення з точковим і лінійним контактами. дослідження проводилися плоскій поверхні зразків діаметром 40 мм із сталі х12. зразки мали різну термічну обробку і гартувалися від температур в інтервалі від 900 до 1120°с і мали вміст залишкового аустеніту від 20 до 90 % та, відповідно, твердість основи, що змінювалася в інтервалі від 7960 до 5280 мпа. методами металографії визначалися структура та твердість матеріалу з використанням мікроскопів мім-9 і пмт-3. вимірювання вмісту залишкового аустеніту в досліджуваних зразках проводилися за допомогою аустиномометра мак-2м. тілами кочення були кульки діаметром 7,14 мм при точковому контакі, які мали твердість hrс 63 і рухалися по колу діаметром 30 мм. випробування проводилися при максимальному тиску на площадці контакту 2140 мпа в середовищі мастила і-20 до появи пітингу на доріжках кочення. результати досліджень в табл. 1 і на рис. 1 наведені результати досліджень твердості та вмісту залишкового аустеніту в сталі після гартування від різних температур з яких водно, що в результаті термічної обробки сталі х12 в структурі матеріалу утворюється значна кількість залишкового аустеніту, яка зростає з підвищенням температури гартування і досягає 90 % при температурі 1120°с. це приводить, відповідно, до зменшення мікротвердості матеріалу від н100 = 8520 до 5280 мпа. таблиця 1 кількість аустеніту та мікротвердість зразків після гартування № п/п температура гартування, ос кількість залишкового аустеніту до випробування, % мікротвердість зразка до випробування h100, мпа 1 900 20 7960 2 920 25 8050 3 940 30 7980 4 1000 46 7600 5 1060 65 6870 6 1090 77 6280 7 1120 90 5380 а б рис. 1 – вплив температури гартування сталі х12 на мікротвердість поверхні (а) та вміст залишкового аустеніту (б) в структурі матеріалу в табл. 2 та на рис. 2 наведені результати випробувань на довговічність при терті кочення зразків гартованої сталі х12 з різним вмістом залишкового аустеніту. з таблиці видно, що при гартуванні вплив термператури гартування на контактну витривалість сталі х12 при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 82 максимальну довговічність 25,53· 106 циклів мали зразки з вмістом в структурі сталі 30 % залишкового аустеніту, при якому була максимальна твердість матеріалу. при збільшенні залишкового аустеніту відбувається значне зменшення довговічності зразків і при вмісті залишкового аустеніту 90 % вона складала всього 10,28· 106 циклів навантаження, що в 2,5 рази менше в порівнянні з максимальним значенням. встановлена нелінійна залежність між вмістом залишкового аустеніту в сталі та її контактною витривалістю при терті кочення. в процесі циклічного навантаження при коченні відбувається деформування поверхневих шарів матеріалу, що приводить до розпаду залишкового аустеніту і перетворення його в мартенсит. це викликає підвищення твердості деформованих шарів матеріалу і тим більше, чим більше було мартенситного перетворення. вплив мартенситного перетворення на підвищення твердості та довговічності при терті кочення можна оцінювати з допомогою коефіцієнта повноти мартенситного перетворення км (відношення кількості остаточного аустеніту, що розпався, до його початкового значення), які зростають з його підвищенням. для сталі х12 після гартування км = 0,28 – 0,3. в процесі мартенситного перетворення відбувається часткове поглинання енергії деформування, що разом з підвищенням твердості деформованого шару сприяє підвищенню довговічності сталі. таблиця 2 результати випробувань на довговічність зразків із сталі х12 після гартування та нітрогартування з різним вмістом залишкового аустеніту мікротвердість до випробування h100, мпа № п/п кількість залишкового аустеніту до випробування, об.% поверхні основи мікротвердість доріжки кочення після випробувань h100, мпа кількість залишкового аустеніту, що розпався, об.% довговічність зразка, n· 106 циклів гартування 1 20 7960 7960 7940 6 25,71 2 25 8050 8050 8160 8 27,82 3 30 7880 7980 8190 9 27,93 4 45 7600 7600 7770 15 25,65 5 65 6870 6870 7000 20 21,66 6 80 6280 6280 6320 24 16,83 7 90 5380 5380 5520 28 12,67 рис. 2 – залежність довговічності зразків із сталі х12 після гартування з різним вмістом залишкового аустеніту: 1 – мікротвердість до випробувань; 2 – мікротвердість після випробувань; 3 – довговічність вплив термператури гартування на контактну витривалість сталі х12 при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 83 дослідження показали, що на довговічність зразків із сталі х12 з структурою залишкового аустеніту при терті кочення впливають не тільки зміна мікротвердості поверхні зразка та кількість залишкового аустеніту, що розпався, але й здатність матеріалу до релаксації мікронапружень та розсіювання енергії. висновки при гартуванні сталі х12 від різних температур в її структурі утворюється різна кількість залишкового аустеніту (від 20 до 90 %), яка має великий вплив на її довговічність при терті кочення. в процесі циклічного навантаження при коченні відбувається деформування поверхневих шарів матеріалу, що приводить до розпаду залишкового аустеніту і перетворення його в мартенсит. при цьому поглинається частка енергії, що виділяється на площадці контакту при деформуванні сталі. мартенситне перетворення залишкового аустеніту сприяє підвищенню твердості поверхні та контактної витривалості матеріалу. література 1. ковальский б. с. расчет деталей на местное сжатие. хвкиу, харьков. – 1967. – 222 с. 2. джонсон к. механика контактного взаимодействия / [пер. с англ. в.э. наумова, а.а. спектора]. – м.: мир, 1989. – 510 с. 3. пинегин с. в. работоспособность деталей подшипников. м., машгиз, 1949.–168 с. 4. перель, л.я. подшипники качения: расчет, проектирование и обслуживание опор : справочник / м. : машиностроение, 1983.– 543 с. 5. трубин г.к. контактная усталость материалов для зубчатих калес. м, машгиз, 1962, – 403 с. 6. зинченко в.м. инженерия поверхности зубчатих колес методами химико-термической обработки. м.: изд-во мгту им. н.э.баумана, 2001.–303 с. 7. сосновский л. а. махутов н. а., трощенко в. т. /о развитии представлений об усталости металлов при объемном нагружении и трении // тр. vi-го международного симпозиума по трибофатике (istf 2010), 25 октября 1 ноября 2010 г., минск (беларусь) / -минск: бгу, 2010. -т. 1. –с. 77-84. 8. грозин б.д., костецкий б.и. износ в зубчатых передачах/ / «вестник машиностроения» № 12, 1947, – 236 с. 9. осипян а.в. экспериментальное исследование питтинговых разрушений в зубчатых передачах. «труды нати», вып. 43, машгиз, 1945, –215 с. 10. пинегин с.в. контактная прочность и сопротивление качению. м., «машиностроение», 1969,– 245 с. 11. каплун п. в., ляшенко б. а. визначення залишкових напружень в азотованих шарах після іонного азотування за показниками мікротвердості // проблеми міцності. 2016. № 6. c. 56-63. 12. тескер е.и. контактная прочность цементованных и нитроцементованных зубчатих колес.//митом.1988.№2.с.46—50. 13. бакэнгем е. руководство по проектированию зубчатих передач, части 2 и 3. машгиз, 1948. 14. мороз л.с., шураков с.с. проблема прочности цементованной стали л. :минтрансмаш, 1947, .228с. 15. залко а.и. сопротиление усталости высоконагруженных зубчатых колес из различных сталей//вестник машиностроения. 1988. №8. с.57—59. 16. саверин м.м. контактная прочность металлов. (цниитмаш, кн.2), машгиз, 1946. 17. каплун п.в., гончар в.а., паршенко а.в., спосіб випробувань на контактну витривалість при коченні з проковзуванням, патент №106181 ua. мпк (2006.01):g01l 1/00 (опубліковано 25.04.2016, бюл. №8). надійшла в редакцію 09.01.2019 вплив термператури гартування на контактну витривалість сталі х12 при терті кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 84 kaplun p.v., gonchar v.a., parshenko a.v. the influence of termination of the getting on contact extent steel x12 at termination. the results of experimental studies of the influence of the tempering temperature of x12 steel on its hardness, the content of residual austenite in the structure of the material, and the contact durability of the rolling gravity in the lubricant and-20. it is shown that as the temperature of the quenching of steel increases, the amount of residual austenite increases in the structure of the material, which increases with a tempering temperature and reaches 90% at a temperature of 1120 ° c. this leads, accordingly, to a decrease in the microhardness of the material from h100 = 8520 to 5280 mpa. installed nonlinear dependence between the content of residual austenite in the steel and its contact endurance when rolling friction. it is shown that in the process of rolling a portion of the residual austenite is transformed into martensite under the action of plastic deformation. resulting in increase of surface hardness and durability of steel. the influence of the martensitic transformation to increase the hardness and durability in the rolling friction can be estimated using the ratio of the completeness of the martensitic transformation km, which for x12 steel after quenching is in the range of 0.28 – 0.3 mm. in the process of martensitic transformation there is a partial absorption of deformation energy, which, together with the increase of the hardness of the deformed layer, helps to increase the durability of steel. the optimal value of retained austenite content of 30% in the structure of x12 steel at which the maximum contact her endurance. key words. сontact endurance, hardening, residual austenite, hardness. references 1. koval'skij b. s. raschet detalej na mestnoe szhatie. hvkiu, har'kov, 1967, 222 s. 2. dzhonson k. mehanika kontaktnogo vzaimodejstvija/ [per. s angl. v.je. naumova, a.a. spektora]. m. mir, 1989. 510 s. 3. pinegin s. v. rabotosposobnost' detalej podshipnikov. m., mashgiz, 1949.–168 s. 4. perel', l.ja. podshipniki kachenija: raschet, proektirovanie i obsluzhivanie opor [tekst] spravochnik. m. mashinostroenie, 1983. 543 s. 5. trubin g.k. kontaktnaja ustalost' materialov dlja zubchatih kales. m, mashgiz, 1962, 403 s. 6. zinchenko v.m. inzhenerija poverhnosti zubchatih koles metodami himiko-termicheskoj obrabotki. m.: izd-vo mgtu im. n.je.baumana, 2001. 303 s. 7. sosnovskij l. a. mahutov n. a., troshhenko v. t. /o razvitii predstavlenij ob ustalosti metallov pri ob#emnom nagruzhenii i trenii. tr. vi-go mezhdunarodnogo simpoziuma po tribofatike (istf 2010), 25 oktjabrja 1 nojabrja 2010 g., minsk (belarus'). minsk: bgu, 2010. t. 1. s. 77-84. 8. grozin b.d., kosteckij b.i. iznos v zubchatyh peredachah/ / «vestnik mashinostroenija» № 12, 1947, 236 s. 9. osipjan a.v. jeksperimental'noe issledovanie pittingovyh razrushenij v zubchatyh peredachah. «trudy nati», vyp. 43, mashgiz, 1945, 215 s. 10. pinegin s.v. kontaktnaja prochnost' i soprotivlenie kacheniju. m., «mashinostroenie», 1969, 245 s. 11. kaplun p. v., ljashenko b. a. viznachennja zalishkovih napruzhen' v azotovanih sharah pіslja іonnogo azotuvannja za pokaznikami mіkrotverdostі. problemi mіcnostі. 2016. № 6. c. 56-63. 12. tesker e.i. kontaktnaja prochnost' cementovannyh i nitrocementovannyh zubchatih koles. mitom.1988.№2.s.46–50. 13. bakjengem e. rukovodstvo po proektirovaniju zubchatih peredach, chasti 2 i 3. mashgiz, 1948. 14. moroz l.s., shurakov s.s. problema prochnosti cementovannoj stali l. mintransmash, 1947, .228s. 15. zalko a.i. soprotilenie ustalosti vysokonagruzhennyh zubchatyh koles iz razlichnyh stalej. vestnik mashinostroenija. 1988. №8. s.57–59. 16. saverin m.m. kontaktnaja prochnost' metallov. (cniitmash, kn.2), mashgiz, 1946. 17. kaplun p.v., gonchar v.a., parshenko a.v., sposіb viprobuvan' na kontaktnu vitrivalіst' pri kochennі z prokovzuvannjam, patent №106181 ua. mpk (2006.01):g01l 1/00 (opublіkovano 25.04.2016, bjul. №8). evaluation of operation load for impression-free preforming by buckling at forgings manufacturing проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 63 kukhar v.v., prysiazhnyi a.h., serdiuk o.i. shei “pryazovskyi state technical university”, mariupol, ukraine e-mail: kvv.mariupol@gmail.com evaluation of operation load for impression-free preforming by buckling at forgings manufacturing udc 621.73 this paper presents the results of experimental studies of load characteristic changes during the upsetting of high billets with the upsetting ratio (height to diameter ratio) from 3.0 to 6.0, which is followed by buckling. such pass is an effective way of pre-forming the workpiece for production of forgings with a bended axis or dual forming, and belongs to impression-free (dieless) operation of bulk forming. based on the experimental data analysis, an engineering method for calculation of workpiece pre-forming load as a maximum buckling force has been developed. the analysis of the obtained data confirmed the possibility of performing of this pre-forming operation on the main forging equipment, since the load of shaping by buckling does not exceed the load of the die-forging. key words: die-forging, pre-forming, buckling, upsetting, operation load, forgings. introduction upsetting and bending are the most common operations in press-forging industry. upsetting is mostly performed as a pressing between two flat dies, although the dies should still be regarded as a pressing deforming tool that has contoured working faces or impressions which provide the necessary shape to the product after pressing. upsetting by uncontoured dies is more common. its purpose is descaling, increasing of workpiece diameter for subsequent cogging, swaging, impression forging or die-forging of forgings with a round in plan view area cross section, improving the inner metal structure and growth of new fine grains [1, 2]. bending is used for bulk and sheet metal forming, and this operation is usually carried out using contoured dies, forming rolls or bending machines [3]. we propose and investigate a brand new bulk forming process, such as preforming of workpiece for subsequent open die or closed die forging by upsetting of billet with large ratio of height to diameter (upsetting ratio more then 3.5), followed by buckling. bulk forming of workpiece by upsetting with buckling is performed as a single-stroke process and one such operation combines at least three: descaling, bending and redistribution of metal along the length of a workpiece (edging, fullering or gathering – as at drop-forging). given that it is a question of hot-forming processes, this forming operation is performed after heating the workpiece in a furnace. buckling, accompanied by the edging and fullering of metal along the bended axis, should be attributed to one of the most effective methods of bulk dieless preforming, which has not been sufficiently studied to the present time. the practice of such operation for forming of forgings with a bended axis or dual forming [4] showed fine results in saving of metal (at least 20%), however, the load behaviour during the working stroke of 'upsettingwith-buckling' of workpieces with different upsetting ratio remain unstudied. the study of load behaviour as force modes is relevant for the right choice of appropriate production equipment, standardized gaps in the press and dies guides, angular deflection of frames and the development of combined die forging processes with the preforming and final forming of the metal product in a single die holder (sub-sow block) in automatic forging modes. review in practice, the upsetting of workpieces with the ratio of the initial height l0 to the diameter d0 (upsetting ratio) m0 = l0 / d0 > 3.5 is not used to exclude buckling, which is considered a negative phenomenon. however, different researchers determined a different critical value of the upsetting ratio m0 = l0 / d0 between 2.7 and 4.3, at which the buckling of a high cylindrical workpieces occurs, which depends on the conditions at the ends of the workpiece, material type, process temperature, etc. the upper value of the possible height of the workpiece is limited by the dimensions of press frame gap. there are a lot of studies in the field of buckling of various systems, but they do not concern the practical application of the technology of bulk forming. positive use of the phenomenon of buckling is observed by the researchers in the simulation and experiments on the production of two-rib plates [6]. however, this effect relates to a horizontally placed workpiece in the closed die with the application of punch power load to the middle of workpiece. the flow of metal to the opposite sides leads to buckling with the tides of the metal and the beginning of the formation of two ribs on the sides of the punch. in work [7] it was suggested to consider the preforming of workpieces by upsetting with buckling as one of the options for dieless shaping of workpieces for subsequent open die or closed die forging. the thermal localization of deformation allows the development of processes of dieless drawing of wires [8] and tubes [9] of evaluation of operation load for impression-free preforming by buckling at forgings manufacturing проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 64 stainless steels and non-ferrous metals. the control of the shape-change happens due to the creation of a thermal field by a moving inductor when the required speed-related deformation modes are realized, eliminating unregulated distortions and rupture of a workpiece. this is dominated by the processes of stretching, not compression and bending, as in the case of a upsetting with buckling. the studies on the longitudinal compression of beam beyond the elastic limit indicate an increase in the value of the load to the point of the local transition of the rod to the plastic state [10]. further upsetting can be characterized by a general unloading due to an increase in the bending moment arm.. information about the load behaviour in the buckling of inflexible rods or beams (upsetted billets) that are completely in the plastic state with a continuous and uneven increase in the cross-sectional area is absent, which causes the scientific novelty of the problem, which in the present paper was experimentally solved. the purpose the purpose of the present research is the experimental study of the load behaviour (force modes) at the upsetting of workpieces with the upsetting ratio m0 = l0 / d0 = 3,0…6,0 followed by bulk buckling and the development of an engineering method for calculating of the operation load to adapt to the conditions of dieforging on a particular type of equipment. material of research the object of the study was the upsetting process of relatively high workpieces with upsetting ratio m0 = l0 / d0 = 3.0 … 6.0 (interval 0.5) by flat parallel dies on the universal testing machine of r-20 model (ultimate load 200 kn, indication error for loads  1 % of the measured value, starting from 10 % of the scale limit value, but not below 4% of the maximum load of the machine). the subject of the study is the load characteristics of the ‘upsetting-with-buckling’ process. the maximum load value (of the used scale "b") is 100 kn. the recording of the current load was carried out continuously during the deformation by the built-in drum-type load-measuring device in the r-20 machine. deformation tool are upsetting dies of steel 5hnv grade (c = 0.5 … 0.6 %, si = 0.1 … 0.4 %, mn = 0.5 … 0.8%, ni = 1.4 … 1.8 %, s<0.03%, p<0.03%, cr=0.5 … 0.8 %, w=0.4 … 0.7 %, cu < 0.3 %, fe ≈ 95 %), heat-treated up to hrc 40-44 with roughness of the supporting surface ra = 6.3 μm. according to the kirpichev & kik’s basic theories of the similarity, laboratory workpieces (specimens) should be geometrically and physically similar to industrial workpieces. the workpieces with a diameter of 30 mm were made by pressing a rod made of lead-antimony alloy with a draw ratio of 7.1, thereby destroying the original cast dendritic structure. to comply with the physical similarity conditions for low-alloy structural steels classes with the presence of a single maximum on the stress-strain curve, the use of specimens from lead or antimony alloyed lead is generally accepted. this is due to the fact that the deformation of lead at a room temperature is accompanied by recrystallization, as a result of which lead and heated steel detect, at different temperatures, qualitatively close dependences of the flow-stress behaviour on the strain rate and degree of deformation. by bringing the parameters with the same dimensions to the dimensionless form the geometric similarity was observed in the subsystem, which consists of the initially independent parameters – is the dimensions of the workpieces (l0 and d0) and the upsetting stroke x = (l0 – hк), where hк is a final height of the upset-bended workpiece (that is the final distance between faces of flat upsetting dies). the upsetting ratio m0 = l0 / d0 and the conditional degree of deformation y = (x / l0)  100 % are the dimensionless arguments of the functions of load for a upsetting with buckling. workpieces (specimens) after ‘upsetting-with-buckling’ process are shown in fig. 1. the indication diagrams of the current loads (p) obtained during upsetting with buckling (stroke – x, mm) of specimens with different upsetting ratio is shown in fig. 2. when recalculating to dimensionless coordinates, the conditional degree of deformation of the buckled workpiece was determined as y   0 100%у x l    . (1) the current specific load (р) for the ‘upsetting-with-buckling’ process was obtained from the value of the current load:         4 2 0d р р . (2) evaluation of operation load for impression-free preforming by buckling at forgings manufacturing проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 65 the dependences р(m0; y) are illustrated in fig. 3. a b c d fig. 1 – experimental workpieces with initial diameter d0 = 30 mm upsetted with buckling: а – у = 13 %, m0 = 3.0; 3.5; 4.0; 4.5; 5.0; 5.5; 6.0; b – у = 27 %, m0 = 3.5; 4.0; 4.5; 5.0; 5.5; 6.0; c – у = 40 %, m0 = 3.5; 4.0; 4.5; 5.0; 5.5; 6.0; d – у = 13 %, m0 = 3.0; 3.5; 4.0; 4.5; 5.0; 5.5; 6.0 fig. 2 – indicator diagram of the ‘upsetting-with-buckling’ process for antimony alloyed lead specimens fig. 3 – specific loads during upsetting by buckling of antimony alloyed lead specimens the method of upsetting of cylindrical workpieces was used for obtaining a stress-strain curve s(), i.e. the dependence of the true flow stress (s) of the specimens material on the upsetting degree – compression strain . a series of workpieces with m0 = l0 / d0 = 1.1 … 2.1 ratio were upsetted; the deforming tool is flat parallel dies of 5hnv steel grade, the roughness of the surface is ra = 0.63μm. the deformation strain rate was of  = 0.03 … 0.07 s–1. the contact surfaces were lubricated with machine oil for approximate the stressed state to uniaxial compression. the calculation of s was based on the data in fig. 4 obtained by the equations [11]: a) s.i. gubkin & e. siebel; b) a.f. golovin; c) e.p. unksov; d) k. reisheter. when getting the dependences of s() for antimony alloyed lead (fig. 5), it was found that the curves calculated according to the equations of gubkin & siebel, golovin, and unksov coincide qualitatively and quantitatively (a difference of less than 0.5 %). the curve calculated according to the reisheter equation is in full evaluation of operation load for impression-free preforming by buckling at forgings manufacturing проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 66 qualitative agreement with other graphs; however the values of s are overestimated, in comparison with the previous three ones, by an average of 14 % (fig. 5). fig. 4 – load by the method of cylindrical workpieces upsetting (antimony alloyed lead) fig. 5 – the stress-strain curves s() of specimens material (antimony alloyed lead) processed by different methods after the compression test the obtained curve of the true values of the flow stress calculated by the above-mentioned unksov’s equation, were approximated (fig. 5) with the accuracy of r2 = 0.9997 by the equation: 0108.053.3034.13546.26648.1987 234 s . (3) the strain of longitudinal compression at upsetting with buckling can be fully characterized by the shortening (  ) of the axis:  %100 0 0    l ll к , (4) where lк – the final length along the bended axis of the workpiece. the shortening function of the workpiece axis is interpolated by the equation:     dmcmbmamy 020300 %100;%100 , (5) where ;2317.53105.00031.0 2  yya ;376.724138.40454.0 2  yyb ;28.321908.19212.0 2  yyc .1.455574.273127.0 2  yyd and the value of у in the empirical equation (5) is substituted in percent. the relative specific load ( = р/s) is possible to calculate based on the obtained results. the dimensionless quantity of  is independent of the properties of the workpiece material and is a function of the process type, i.e. function of the stress-strain state, which is characteristic of this process:  = f(; m0; у), where  is the contact friction coefficient. bearing in mind when the workpiece has a ratio m0  1 by the frictional forces are neglected then  = 0; then  = f(m0; у). assuming of   , used values obtained in equation (5) into equation (3) in relative units. then, using the experimental results obtained from the equation (2) the graph (m0; у) was plotted (fig. 6). in the derivation of equation (5) the data of upset workpieces forming in the range of у = 13…53% was used, therefore the values of  for у  13% do not have a sufficient degree of reliability (in fig. 3 they are represented by small dashed lines). the decrease in the relative specific load for workpieces with ratios m0 = 5.0…6.0 in the range of у  20 % to the value of   1 is associated with the growth of the deflection (load arm), and, correspondingly, the increase of the bending moment. the conditional degree of deformation in ‘upsetting-with-buckling’ is technologically limited to a certain maximum value (у.max ), the excess of which is corresponded with the danger of forming a “laps” or “folds” defects, therefore the graphs (m0; у) for у  у.max field are continued by a line dotted lines (fig. 6). workpieces with ratio of m0 = 3.0 do not buckled. the load of the operation in the technologically permissible limits of the upsetting degree 0  у   у.max is determined by the maximum of the force (pm) in upsetting stroke, to which corresponds a certain value of  = .m for a value у = у.m. in this case, for workpieces with ratios m0 = 3.5...4.5, the load in evaluation of operation load for impression-free preforming by buckling at forgings manufacturing проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 67 creases throughout the entire course of upsetting stroke (fig. 2 3), i.e. before у.max and after this value, and consequently, the .m value is realized at the у.m= у.max. the method for finding .m for billets with ratio of m0 = 3.5 (у.m(3,5) = у.max(3,5)  .m) is shown in fig. 3 and fig. 6. for workpieces with m0 = 4.5 a characteristic region of у = 17 … 40 % with a practically constant strain value was revealed, which is supposed to be due to the equal influence of the increasing bending moment and the increase of cross-sectional area of workpieces. when the workpieces with m0 = 5.0…6.0 are deformed, the maximum load (pm) is realized at у.m  у.max, further sediment is accompanied by a decrease in load (fig. 2 and fig. 3). then the .m value can be determined from the graph (fig. 6) at a known value of у.m, which is found in advance in fig. 3. the method of determining .m for workpieces with the ratio of m0 = 6.0 (рm(6,0)  у.m(6,0)  .m(6,0)) is shown in fig. 3 and fig. 6. the graph of the dependence .m(m0) is presented in fig. 7. thus, the technological (maximum) load of the upsetting a workpiece of any material with buckling operation can be calculated as: 0. fkр smm   , (6) where k = 1.25 – reserve index; f0 – cross-section area of the workpiece; s = s() – the true stress, determined from the reference data [11] for   , after finding of  by equation (5); .m – the relative specific load, determined by the curve in fig. 7. fig. 6 – relative specific load during upsetting with buckling fig. 7 – the .m(m0) dependence example evaluate the possibility of sequential production of the preformed workpiece and closed die-forging of the "cardan fork" on a crank-press for hot bulk forming with a nominal force of рpr = 10 mn. material of workpiece is steel 40x grade (c = 0.36 … 0.44 %, si = 0.17 … 0.37 %, mn = 0.5 … 0.8, ni < 0.3 %, s < 0.035 %, p < 0.035 %, cr = 0.8 … 1.1 %, cu < 0.3 %, fe ≈ 97 %), forging mass – 1.64 kg, upsetting temperature 1100 ºс. it is determined in advance: the dimensions of the workpiece are l0 = 216 mm, d0 = 41 mm (m0 = 5.27 ratio); the required deformation degree at upsetting for preforming is у = 36 %. 1. calculating the axial shortening by equation (5)  = 14 %. 2. determining s() of 40х grade steel with    = 14%,  = 5 s-1, according to [11]: s = 75 mpa. 3. according to the graph in fig. 7 we find .m = 1.188. 4. by the equation (6) we define рm = 146969 n = 0.147 mn. 5. the value of the forging force for horizontal (splash) forging in the final impression is calculated from the most unfavorable conditions (chilling of the workpiece, i.e., the temperature of the closed-die forging of 966 °c, the friction coefficient of  = 0.5). taking into account the influence of the strain rate and the 25 % reserve, the calculated the force for closed die-forging: рf = 7.35 mn. 6. comparing: (рm = 0.147 mn)  (рf = 7.35 mn)  (рpr = 10 mn). evaluation of operation load for impression-free preforming by buckling at forgings manufacturing проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 68 at similar calculations, the preforming loads and the forces of the closed die-forging for forgings of a suitable nomenclature, the first one was always considerably less than the second one. conclusions experimental studies of the load of the ‘upsetting-with-buckling’ process of workpiece in the range of upsetting ratio of m0 = l0 / d0 = 3.0 … 6.0 are performed. analysis of the experimental data allowed to develop an engineering method for calculating of process technological load for production of the preformed (shaped) workpieces by upsetting with buckling. this preparatory operation can be carried out unimpeded on the main die-forging equipment with successive or combined forging, because the load for preforming of workpiece is always substantially less than the final forming of the forging in the die impressions or final closed dies. references 1. altan, taylan, & gegel, h. l & oh, soo-ik. (1983). metal forming : fundamentals and applications. american society for metals, metals park, oh, 353 p. 2. kukhar, v., artiukh, v., butyrin, a., & prysiazhnyi, a. (2018). stress-strain state and plasticity reserve depletion on the lateral surface of workpiece at various contact conditions during upsetting, advances in intelligent systems and computing, springer, 2018, vol. 692, pp. 201–211, doi: 10.1007/978-3-319-70987-1_22. 3. altan, taylan, & tekkaya, a. e. (2012). sheet metal forming: processes and applications. asm international, oh, 400 p. 4. kukhar, v., burko, v., prysiazhnyi, a., balalayeva, e., & nahnibeda, m. (2016). development of alternative technology of dual forming of profiled workpiece obtained by buckling, east-european journal of enterprise technology, 2016, 3/7(81), pp. 53–61. issn 1729-3774, doi: 10.15587/1729-4061.2016.72063. 5. singer, j., arbocz, j., & weller, t. (1998). buckling experiments: experimental methods in buckling of thin-walled structures, vol. 1, chichester [u.a.]: wiley, 1998. 6. dziubińska, a., & gontarz, a. (2015). limiting phenomena in a new forming process for two-rib plates, metalurgija, 54(3), p. 555-558, http://hrcak.srce.hr/131621. 7. grinkevich, v. a., kukhar, v. v., & diamantopulo, k. k. (2010). besshtampovoe profilirovanie na pressah s povyisheniem tochnosti formoizmeneniya na okonchatelnyih operatsiyah [dieless profiling on presses with increasing precision of final forming operations], kuznechno–shtampovochnoe proizvodstvo. obrabotka materialov davleniem, 2010, no. 5, pp. 19–23. (in russian). 8. naughton, m.d., & tiernan, p. (2009). an experimental approach to continuous dieless wire drawing (variant a) using eli ti–6al–4v alloy, asme. j. eng. mater. technol. 2009; 131(2): 021005, doi: 10.1115/1.3078304. 9. kustra, p., milenin, a., płonka, b. & furushima, t. (2016). production process of biocompatible magnesium alloy tubes using extrusion and dieless drawing processes, journal of materials engineering and performance, june 2016, volume 25, issue 6, pp. 2528–2535, doi: 10.1007/s11665-016-2090-8. 10. huang, s-s., burgess, i., huang, z., & plank, r. (2011). the mechanics of inelastic buckling using a shanley-like model, proceedings of the institution of civil engineers: engineering and computational mechanics, vol. 164 (2). pp. 103-119. issn 1755-0777, doi: 10.1680/eacm.2011.164.2.103. 11. poluhin, p.i., gun, g.ja., & galkin, a.m. (1983). soprotivlenie plasticheskoj deformacii metallov i splavov. spravochnik [resistance to plastic deformation of metals and alloys. reference book], moscow, metallurgija, 1983, 352 p. (in russian). надійшла в редакцію 21.03.2018 кухар в. в., присяжний а. г., сердюк о. і. оцінка технологічної сили безрівчакового профілювання заготовок поздовжнім згинанням при виробництві поковок. викладено основні результати експериментальних досліджень зміни силових режимів при осаджуванні високих заготовок у діапазоні відношення їх висоти до діаметру від 3,0 до 6,0, що супроводжується поздовжнім згинанням. така операція є ефективним способом профілювання заготовок під поковки з зігнутою віссю або спарене штампування та відноситься до класу безрівчакових процесів об’ємного профілювання. виключення підготовчих рівчаків зменшує матеріалоємність процесу штампування при забезпеченні нормативної стійкості фінішних рівчаків штампів. за результатами аналізу експериментальних даних розроблено інженерну методику розрахунку силових режимів профілювання. аналіз отриманих результатів підтвердив можливість виконання підготовчої операції на основному штампувальному устаткуванні, через те, що сила при профілюванні заготовок поздовжнім згинанням не перевищує сулу штампування поковки. ключові слова: штампування, профілювання, поздовжнє згинання, осаджування, технологічна сила, поковка. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 90 андрущенко м.и., осипов м.ю., куликовский р.а., капустян а.е., магда е.с. запорожский национальный технический университет, г. запорожье, украина e-mail: mosipov61@ukr.net материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых цилиндрических огнеупоров часть 2. особенности упрочнения и восстановления штампов наплавкой в производственных условиях удк 621.791.927.5:669.15 на основании результатов предварительных лабораторных испытаний наплавленного металла на сопротивляемость абразивному изнашиванию, представленных в первой части данной работы, а также с учетом производственного опыта выбраны семь типов электродных материалов для дуговой наплавки рабочих кромок штампов, применяемых при прессовании полых цилиндрических огнеупоров. структура наплавленного металла в пределах выбранной группы изменялась от ферритной до заэвтектической с мартенсито-аустенитной основой и 40…50 % эвтектических и первичных карбидов. выбраны оптимальные режимы наплавки наружной и внутренней кромок штампов и предложена специальная оснастка (водоохлаждаемые формирователи), обеспечивающая необходимую скорость охлаждения и заданную однородную структуру наплавленного металла. проведены производственные испытания наплавленных штампов при изготовлении алюмосиликатных огнеупоров. установлено, что относительно высокий потенциал металла заэвтектического состава практически невозможно реализовать из-за скалывания фрагментов наплавленного слоя. оптимальное сочетание надежности в работе и износостойкости достигается в наплавленном металле типа 65х11н3 с мартенситно-аустенитой структурой благодаря частичному превращению метастабильного аустенита в мартенсит деформации. ключевые слова: штамп, структура, абразивное изнашивание, условия изнашивания, наплавленный металл, скорость охлаждения, феррит, мартенсит, аустенит, износостойкость, микротвердость. введение в первой части данной работы [1] представлены результаты анализа условий изнашивания штампов и предъявляемых к ним требований. показано, что рациональным способом восстановления и упрочнения штампов является наплавка их рабочих кромок. представлены результаты испытаний на сопротивляемость абразивному изнашиванию предварительно выбранных стандартных электродных материалов девятнадцати типов, которые условно разделены на семь структурных групп. было установлено, что износостойкость в пределах ряда испытанных материалов отличается в 25 раз. однако судить о приемлемости испытанных материалов только по результатам лабораторных исследований нельзя в связи с тем, что кроме износостойкости условия эксплуатации предъявляют и другие требования. в частности должна отсутствовать склонность наплавленного металла к скалыванию рабочей кромки в процессе прессования; рабочая поверхность штампа должна обладать сопротивляемостью шаржированию частицами прессуемой массы. также оптимальные режимы наплавки небольших образцов для испытаний в лабораторных условиях и натурных деталей, могут заметно отличаться. цель работы целью второй части работы было выбор режимов и техники наплавки кромок штампов, испытание их на сопротивляемость изнашиванию в производственных условиях, оценка эксплуатационной надежности наплавленного металла и сопротивляемости шаржированию рабочей поверхности штампов огнеупорного производства. материалы, методика исследований и результаты испытаний результаты лабораторных испытаний [1] позволили значительно сократить количество электродных материалов, выбранных для исследований в производственных условиях, а также существенно материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 91 уменьшить объемы трудоемких и дорогостоящих испытаний натурных деталей на промышленных предприятиях. для испытаний были отобраны электродные материалы, представляющие каждую из семи структурных групп материалов, испытанных ранее [1] (табл.). очевидно, что восстановление кромок штампов электродами ано-4 или цл-11 малоперспективно для обеспечения достаточной износостойкости. однако их включили в перечень материалов для испытаний в производственных условиях, поскольку наплавленный ими металл обладает высокой эксплуатационной надежностью, исключающей риск скалывания кромки, и поэтому они часто применяются на предприятиях. после наплавки производилась механическая обработка наплавленных кромок. таблица марки электродных материалов, тип и структура наплавленного металла электрод, группы [1] марка материала тип наплавленного металла структура наплавленного металла 1 ано-4 сталь 10 преимущественно ферритная 2 цл-11 08х19н10г2б аустенитная омг-н 65х11н3 аустенито-мартенситная 3 пп-ан105 90г13н4 аустенитная 4 озн-400м 17г4с1 бейнитная 5 эн-60м 70хзсмт мартенситная 6 пп-ан106 10х14т мартенсито-ферритная 7 т-590 330х25г2с2р мартенсито-аустенитная основа + 40…50 % эвтектических и первичных карбидов одной из технологических проблем процесса наплавки является низкая скорость охлаждения наплавленного металла. во-первых, это затрудняет получение заданной структуры, особенно если речь идет о необходимости получить метастабильный остаточный аустенит [2]. во-вторых, если восстанавливаются цементованные детали, то в околошовной зоне из-за термического влияния процесса наплавки, происходит снижение сопротивляемости шаржированию рабочей поверхности зернами абразивной массы. в-третьих, на кромке штампа сложно сформировать наплавленный валик необходимой геометрической формы, что увеличивает расходы на материалы и механическую обработку. в связи с этим для наплавки наружной и внутренней рабочих кромок цилиндрических штампов предлагается использовать специальные приспособления (водоохлаждаемые формирователи). приспособления для наплавки наружной кромки верхнего штампа (рис. 1, а) и нижнего (рис. 1, б) представляют собой медный диск, собранный герметично по общей схеме (рис. 2) со стальным корпусом, в котором предусмотрен канал для проточной воды. а б рис. 1 – общий вид рабочих поверхностей приспособления для наплавки наружной кромки штампов существенной особенностью рабочей поверхности кристаллизатора, является наличие на ней выступа высотой 0,8...1,2 мм, что гарантирует зазор между наплавляемой кромкой, и поверхностью кристаллизатора. это обеспечивает формирование наплавленного валика с оптимальным припуском на механическую обработку (рис. 3). материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 92 рис. 2 – общая схема приспособления для наплавки наружной кромки верхнего и нижнего штампов пресс-форм: 1 – стальной корпус; 2 – медный кристаллизатор; 3 – фланец; 4 – штуцер; 5 – фиксатор гибкого шланга рис. 3 – форма наплавленного валика на кромке штампа при наплавке: 1 – без формирователя; 2 – с формирователем приспособление для наплавки внутренней кромки представляет собой пуансоноподобный полый цилиндр (рис. 4) в верхней части которого на резьбе крепится сменный медный кристаллизатор, охлаждаемый проточной водой. а б рис. 4 – схема (а) и общий вид (б) приспособления для наплавки внутренней кромки штампов: 1 – кольцо из резины; 2 – корпус; 3 – медный кристаллизатор; 4 – трубка; 5 – штуцер для возможности установки кристаллизаторов в удобное положение и для обеспечения их вращения с необходимой скоростью при наплавке предлагается специальная установка (рис. 5). она включает в себя: вращатель-манипулятор с электроприводом (двигатель постоянного тока) 12 и двухступенчатый червячный редуктор 2, опоры скольжения 3 с валами 5 для крепления сменных кристаллизаторов 1 и 4. вращатель смонтирован на поворотном столе 6, что позволяет устанавливать ось вращения в любое положении от горизонтального до вертикального. на валах 5 установлены скользящие токосъемники 7, с помощью которых подается напряжение от источника питания к детали, которая наплавляется. чтобы избежать передачи сварочного напряжения через вращающиеся детали редуктора и их «подгорания», опоры и вал токосъемника изолированы от редуктора. стол вращателя смонтирован на механизме вертикального подъема 8, который может перемещаться по колонне 9 на расстояние до 600 мм для установки кристаллизаторов в необходимое для наплавки положение. на колонне расположен кронштейн 10 для крепления держателя полуавтомата при наплавке в автоматическом режиме. колонна закреплена на платформе 11. электродвигатель постоянного тока (0,1 квт), позволяет осуществлять вращение кристаллизаторов со штампами в диапазоне 0,5…5 мин-1, что обеспечивает возможность изменения скорости наплавки круглых штампов в достаточно широком диапазоне. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 93 рис. 5 – установка для наплавки цилиндрических штампов в процессе разработки технологии упрочнения и восстановления штампов изучалось влияние способов и режимов наплавки, угла наклона кромки штампа, скорости наплавки на форму и качество наплавленного валика. при выборе режимов наплавки исходили из следующих общепринятых требований к технологическим процессам наплавочных работ [3]: режимы не должны выходить за пределы диапазона, при которых состав наплавленного металла отклоняется более чем на 10 % от номинального; режимы должны обеспечивать минимально возможное участие основного металла в наплавленном валике; должно быть обеспечено устойчивое горение дуги; должна быть обеспечена высокая производительность при соблюдении вышеприведенных требований. диапазон режимов, рекомендуемых в литературе достаточно широк. исследования технологического процесса наплавки штампов в производственных условиях показали, что параметры режима при наплавке электродами диаметром 4 мм должны находиться в следующих пределах: напряжение дуги – 28…32 в; сила тока – 160…180 а; скорость наплавки находится в пределах 0,5…0,9 м/мин, в зависимости от необходимых размеров наплавленного валика; род тока и полярность выбираются в зависимости от типа электродного покрытия. наплавка порошковыми проволоками проводилась в соответствии с рекомендуемыми режимами [4]. наплавка кромок опытных штампов осуществлялась как с использованием принудительного охлаждения, так и с охлаждением на воздухе. производственные испытания наплавленных штампов проводили при изготовлении шамотных огнеупоров. относительную износостойкость определяли по количеству выпущенной продукции до достижения на кромках предельно допустимой величины износа. эксплуатационную надежность и работоспособность восстановленных штампов оценивали по отсутствию или наличию сколов на рабочих кромках и степени шаржирования поверхности штампа. установлено, что относительно высокий потенциал металла, наплавленного электродами т-590, практически невозможно реализовать из-за скалывания фрагментов наплавленного слоя. металл, наплавленный электродами эн-60м, также недолговечен в эксплуатации. очевидно, это связано с тем, что металл данного химического состава требует предварительного подогрева, что противоречит требованию обеспечения повышенной сопротивляемости шаржированию рабочих поверхностей штампов. отимальное сочетание надежности в работе и износостойкости достигается в наплавленном ме материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 94 талле типа 65х11н3 с аустенито-мартенситной структурой благодаря частичному превращению метастабильного аустенита в мартенсит деформации. в результате самоупрочнения в процессе изнашивания микротвердость поверхности трения достигает уровня 10 гпа, что выше твердости мартенсита закалки. известно, что кроме повышения микротвердости при образовании мартенсита деформации, положительное влияние на сопротивляемость изнашиванию оказывают сопутствующие этому явлению процессы – релаксация напряжений благодаря равномерному распределению дислокаций, образование мелкодисперсных карбидов по плоскостям скольжений, рассеивание энергии, вносимой абразивом. хотя сравнительный анализ результатов некоторых работ [5…9] показывает, что положительная роль этих процессов в сравнении с повышением микротвердости поверхности трения существенно ниже. сплавы, наплавленные электродными материалами остальных марок (таблица) обладают достаточной эксплуатационной надежностью. однако при этом они характеризуются существенно более низкой износостойкостью (более пяти раз) по сравнению с металлом типа 65х11н3. необходимо отметить достаточно высокую сходимость испытаний на износостойкость в лабораторных и производственных условиях. положительная роль регулирования термического цикла наплавки путем ускорения скорости теплоотвода водоохлаждаемыми формирователями от рабочих поверхностей штампов и наплавленного металла заключалась ещё и в том, что снижалась степень разупрочнения цементованного слоя в околошовной зоне (рис. 6), и благодаря этому понижался уровень шаржирования и налипания штампов огнеупорной массой. это в свою очередь обеспечивало увеличение производительности работы прессов, поскольку уменьшается потребность в остановках оборудования для зачистки штампов и повышается качество прессуемых изделий. рис. 6 – изменение твердости поверхности восстановленного штампа в зависимости от способа охлаждения: 1 – на воздухе; 2 – с использованием водоохлаждаемого формирователя выводы 1. для испытаний в производственных условиях выбраны семь типов электродных материалов для дуговой наплавки рабочих кромок штампов, применяемых при прессовании полых цилиндрических огнеупоров. структура наплавленного металла в пределах выбранной группы изменялась от ферритной до заэвтектической с мартенсито-аустенитной основой и 40…50 % эвтектических и первичных карбидов. 2. выбраны оптимальные режимы наплавки наружной и внутренней кромок штампов. разработана специальная оснастка (водоохлаждаемые формирователи), обеспечивающая необходимую скорость охлаждения и заданную однородную структуру наплавленного металла, а также снижающая склонность к разупрочнению и шаржированию цементованной рабочей поверхности штампов после наплавки. предложена установка для наплавки штампов с заданной скоростью в любом необходимом пространственном положении. 3. установлено, что потенциал металла, наплавленного электродами т-590 невозможно реализовать из-за скалывания наплавленного слоя. металл, наплавленный электродами эн-60м, также ненадежен в эксплуатации в связано с тем, что он требует предварительного подогрева детали. наиболее оптимальное сочетание надежности в работе и износостойкости достигается в наплавленном металле типа 65х11н3 с мартенситно-аустенитой структурой не включающих карбидных фаз благодаря частичному превращению метастабильного аустенита в мартенсит деформации. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 95 литература 1. андрущенко м.и. материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования полых цилиндрических огнеупоров. часть 1. анализ условий изнашивания штампов и исследования износостойкости металла, наплавленного стандартными электродными материалами / м.и. андрущенко, м.ю. осипов, р.а. куликовский, а.е. капустян, е.с. магда // проблемы трибологии (problems of tribology). – 2016. – №1. – с. 53-63. 2. андрущенко м.и. управление структурным состоянием и сопротивляемостью абразивному изнашиванию наплавленного металла технологическими методами / м.и. андрущенко, р.а. куликовский, а.в. холод, м.ю. осипов // проблемы трибологии (problems of tribology). – 2014. – №3. – с. 3541. 3. технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением / под ред. патона б.е. – м.: машиностроение, 1974. – 789 с. 4. наплавочные материалы стран членов сэв // киев – москва, 1979. – 620 с. 5. попов в.с. долговечность оборудования огнеупорного производства / в.с. попов, н.н. брыков, н.с. дмитриченко, п.г. приступа – м.: металлургия, 1978. – 232 с. 6. восстановление и повышение износостойкости и срока службы деталей машин / под ред. в.с. попова – запорожье: изд-во оао «мотор сич», 2000. – 394 с. 7. андрущенко м.и. влияние углерода и хрома на способность к упрочнению и износостойкость бескарбидных сталей в условиях абразивного изнашивания / м.и. андрущенко, о.э. рузов, р.а. куликовский, н.н. брыков // проблемы трибологии (problems of tribology). – 2003. – №2. – с. 112-116. 8. андрущенко м.и. способность к самоупрочнению поверхности трения в процессе абразивного изнашивания и износостойкость сталей в зависимости от содержания углерода и хрома / м.и. андрущенко, р.а. куликовский, м.ю. осипов, а.в. холод, а.е. капустян // нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – 2014. – №1. – с. 92-99. 9. koval а.d. principles for developing grinding media with increased wear resistance. part 1. abrasive wear resistance of iron-based alloys / а.d. koval, v.g. efremenko, m.n. brykov, m.i. andrushchenko, r.a. kulikovskii, a.v. efremenko // journal of friction and wear. – 2012. – vol.33, no.1. – pp. 39-46. поступила в редакцію 23.02.2017 материалы, технология и специальная оснастка для упрочнения и восстановления штампов для прессования … проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 1 96 andrushchenko m.і., osіpov m.y., kulikovsky r.a., kapustіan о.yе., magda е.s. materials, technology and special equipment for strengthening and restoration of dies for pressing the hollow cylindrical refractory. part 2. features of hardening and restoration of welding dies in a production environment based on preliminary laboratory test results of deposited metal on abrasion resistance presented by the first part of this study, as well as the chosen manufacturing experience seven types of electrode materials for arc welding working edges of dies used in the extrusion of hollow cylindrical refractories. weld metal structure within a selected group changed from ferrite to hypereutectic with martensite-austenite base and 40-50 % of eutectic and primary carbides. optimal modes surfacing outer and inner edges of the stamps and offered special equipment (watercooled conditioners), providing the necessary cooling rate and given a uniform structure of the deposited metal. carried out production tests surfaced dies in the manufacture of alumino-silicate refractories. it is found that a relatively high potential hypereutectic composition of the metal is virtually impossible to realize due to spallation fragments deposited layer. the most optimal combination of the reliability and durability of the weld metal is achieved with the type of 65х11н3 austenite-martensite structure, due to the partial conversion of the metastable austenite to martensite. key words: stamp, structure, abrasion, wear conditions, the weld metal cooling rate, ferrite, martensite, austenite, wear resistance, microhardness. references 1. andrushhenko m.i. materialy, tehnologija i special'naja osnastka dlja uprochnenija i vosstanovlenija shtampov dlja pressovanija polyh cilindricheskih ogneuporov. chast' 1. pnaliz uslovij iznashivanija shtampov i issledovanija iznosostojkosti metalla, naplavlennogo standartnymi jelektrodnymi materialami / m.i. andrushhenko, m.ju. osipov, r.a. kulikovskij, a.e. kapustjan, e.s. magda // problemy tribologii (problems of tribology). 2016. №1. s. 53-63. 2. andrushhenko m.i. upravlenie strukturnym sostojaniem i soprotivljaemost'ju abrazivnomu iznashivaniju naplavlennogo metalla tehnologicheskimi metodami / m.i. andrushhenko, r.a. kulikovskij, a.v. holod, m.ju. osipov // problemy tribologii (problems of tribology). 2014. №3. s. 35-41. 3. tehnologija jelektricheskoj svarki metallov i splavov plavleniem / pod red. patona b.e. m.: mashinostroenie, 1974. 789 s. 4. naplavochnye materialy stran chlenov sjev // kiev – moskva. –1979. – 620 s. 5. popov v.s. dolgovechnost' oborudovanija ogneupornogo proizvodstva / v.s. popov, n.n. brykov, n.s. dmitrichenko, p.g. pristupa. – m.: metallurgija, 1978. – 232 s. 6. vosstanovlenie i povyshenie iznosostojkosti i sroka sluzhby detalej mashin / pod red. v.s. popova zaporozh'e.: izd-vo oao "motor sich", 2000. 394 s. 7. andrushhenko m.i. vlijanie ugleroda i hroma na sposobnost' k uprochneniju i iznosostojkost' beckarbidnyh stalej v uslovijah abrazivnogo iznashivanija / m.i. andrushhenko, o.je ruzov, r.a. kulikovskij, n.n. brykov // problemi tribologії (problems of tribology). – 2003. – №2. – s. 112-116. 8. andrushhenko m.i. sposobnost' k samouprochneniju poverhnosti trenija v processe abrazivnogo iznashivanija i iznosostojkost' stalej v zavisimosti ot soderzhanija ugleroda i hroma / m.i. andrushhenko, r.a. kulikovskij, m.ju. osipov, a.v. holod, a.e. kapustjan // novі materіali і tehnologії v metalurgії ta mashinobuduvannі. – 2014. – №1. – s. 92-99. 9. koval а.d. principles for developing grinding media with increased wear resistance. part 1. abrasive wear resistance of iron-based alloys / а.d. koval, v.g. efremenko, m.n. brykov, m.i. andrushchenko, r.a. kulikovskii, a.v. efremenko // journal of friction and wear. – 2012. – vol.33, no.1. – pp. 39-46. copyright © 2019 o. hesse, yu.kalinin, i. petryshynets, m. kunert, v. efremenko, m. andrushchenko, m.osipov, m. brykov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 22-28 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-22-28 investigation on friction surface of high-carbon low-alloyed steel after abrasive wear o. hesse1, yu.kalinin2, i. petryshynets3, m. kunert1, v. efremenko4, m. andrushchenko5, m.osipov5, m. brykov5* 1ernst-abbe-hochschule jena, germany, 2prjsc “zaporozhtransformator”, ukraine, 3institute of materials research sas, slovakia, 4priazovskyi state technical university, ukraine, 5national university "zaporizhzhya polytechnic", ukraine *e-mail: brykov@zntu.edu.ua abstract samples of 120mn3si2 steel were water-quenched from 900 oc and tested on three-body abrasive wear laboratory machine. microstructure, xrd investigation and microhardness measurement have been performed on worn surface. it was established three distinctive areas in-depth under surface: plastic deformation of austenite, partial phase transformation of deformed austenite, fully transformed material with martensitic structure. practically no austenite was detected on the very surface according to xrd profile. microhardness of worn surface was distributed in wide range of values with most probable value at 1400 hv0.05. key words: high-carbon low-alloyed steel, quenching, austenite, martensite, abrasive wear, microhardness, microstructure. introduction wear in its different manifestations is predominant reason for failures of machine parts or machines as a whole. the most severe wear appears under multiple scratching of friction surface by hard particles or asperities. the general trend is that the harder friction surface the less abrasive wear is. hardness can be provided in two main ways: certain treatment of material in bulk (for example, quenching to martensite) or hardening in thin surface layer to the extent that allows significant rise in abrasive wear resistance. the most elegant way is obtaining the structure of a material that is capable for significant hardening under plastic deformation by abrasive particles in the course of wear. this way a hard surface layer is automatically generated as long as abrasive wear proceeds. in the present study discussed are the properties of such hardened layer in high-carbon low-alloyed steel quenched to predominantly austenitic structure. literature review among many works devoted to abrasive wear of steels and cast irons one may distinguish a group of investigations that try to establish general regularities of abrasive wear rather than merely reducing wear in separate practical cases. those are in no doubts works of khruschov and co-workers. his fundamental book published in 1960 [1] has lifted the whole science on abrasive wear to the new level of understanding. a number of regularities have been established, the most important are as follows: dependence of wear on friction distance and abrasive particle size; dependence of wear resistance on hardness of material. lots of work was spent also to determine correct conditions of laboratory abrasive wear tests and to build laboratory testing machine which reproduced stable abrasive wear. the results of m.m.khruschov’s work were finally summarized in [2]. the main khruschov’s efforts were aimed to establish regularities of “pure” abrasive wear that was not veiled by other factors. meanwhile many variables affect wear rate of materials in real working conditions. extensive literature exist that deal with different cases of wear and how it is possible to save lifetime of machine parts in any given case. in this aspect one of well-known sources that may be recommended is asm handbook devoted to failures of machine parts and its chapter that addresses wear failures [3]. problems of tribology 23 phase transformation of instable austenite to martensite under mechanical load was firstly reported by bogachev and mints [4]. they have utilized this effect to increase resistance of steels against cavitation damage. shortly it was shown that instable residual austenite may be also a favorable structure for reducing wear loss during abrasion of press-molds used in refractory bricks production [5]. this similarity of instable austenite behavior in different conditions of surface damage may be explained by similarity of damaging process: in both cases (cavitation and abrasive wear) metallic material undergoes severe plastic deformation before failure. since 1960s the newly discovered phenomena of mechanically induced transformation of instable austenite was extensively exploited in many cases to reduce abrasive wear of machine parts [6 10]. khruschov’s idea to study abrasive wear in “pure” laboratory conditions has been developed and regularities of abrasive wear resistance for fe-c alloys have been established in [11]. it was shown that possibility exists to obtain austenitic structure even in plain carbon steel at 2.1 % c and quenching from 1130 oc. this structure possesses the highest wear resistance for fe-c compositions, much higher than high-carbon untempered martensite. despite of high wear resistance steel with 2.1 % c is inconvenient for manufacturing because of high content of secondary carbides and high sensitivity to decarburization at quenching temperatures. investigation on influence of alloying on abrasive wear resistance of steels have been performed further and corresponding results are presented in [12, 13]. it was established that maximum achievable level of abrasive wear resistance of retained austenite decreases with increasing of alloying. therefore alloying of wear resistant steel should be kept as low as possible, preferably about 3 % of alloying elements in total. according to [14, 15] optimal composition of wear resistant steel should be (in mass. %): c 1.2; mn – 2.8; si – 1.5. such alloying allows decreasing optimal quenching temperature from 1130 oc to 900 oc without significant drop in abrasive wear resistance [15, 16]. this way, steel that may be designated as 120mn3si2 possesses good manufacturability due to acceptable level of carbon and low alloying and obtain high abrasive wear resistance after quenching from 900 oc [15]. the next research step should be investigation on worn surface of this high-carbon low-alloyed steel after abrasive wear. goal of research and tasks to be performed the goal of research was determining microstructure and properties of friction surface of 120mn3si2 steel quenched from 900 ос and abraded by hard particles under high pressure of abrasive medium. microstructure investigations, xrd analysis and microhardness measurement had to be performed to achieve the goal of present work. material and methods the material used in this study was 120mn3si2 steel of chemical composition: 1.21 wt% c, 2.56 wt % mn, 1.59 wt % si. the steel was industrially produced by conventional metallurgical cycle in a form of strips 5 mm thick. abrasive wear tests were performed using sample with dimensions 30*90 mm2. sample was quenched in water after 15 min austenitization at 900 oc in electric air furnace. decarburized layer was removed after quenching by grinding about 1.5 mm of material from one side. for three-body abrasive wear tests the testing rig was used as described in [13]. the abrasive was silicon carbide with grit size of about 0.60-1.00 mm. the sample was abraded during 200 strokes to ensure complete adaptation of wear surface to working conditions. pressure of abrasive medium was 5 mpa. the xrd investigation was performed on the worn surface using a bruker d8 discover apparatus with cukα-radiation. microhardness was measured directly on worn surface without any grinding or polishing by means of computer controlled wilson® hardness tester at 0.05 kg load. special care was taken to choose proper location for microhardness indentation i.e. areas that were big enough to made single measurement and obtain good print after indentation. cross-sections of worn sample and friction surface were investigated using sems jeol jsm7000f and tescan. results and discussion xrd profile of as-quenched material after deleting decarburized layer is shown on fig. 1. fig. 1. xrd pattern of 120mn3si2 steel after quenching from 900 oc problems of tribology 24 according to xrd pattern austenite is predominant structure constituent after quenching from 900 oc. taking into account (110)α peak intensity the amount of martensite may be roughly estimated as 30 vol %. it means that matrensite start point (ms) is slightly higher than room temperature, thus retained austenite is very instable and sensitive to phase transformation under mechanical impact of abrasive particles. high resolution panorama view of friction surface compiled from several x5000 sem micrographs is shown on fig. 2 and xrd profile of worn surface is presented on fig. 3. fig. 2. microstructure of cross-section in near surface region of 120mn3si2 steel quenched from 900 oc after three-body abrasive wear fig. 3. xrd patterns of 120mn3si2 steel: black line – as-quenched from 900 oc; red line – friction surface after abrasive wear problems of tribology 25 according to xrd profile of worn surface (see fig. 3, red line), austenite is absent in thin surface layer about 3 µm depth; that is penetration depth for cukα-radiation. this conclusion could be drawn from disappearing of (200)γ, (220)γ and (311)γ alone standing diffraction peaks after wear. at that alone standing (200)α and (211)α peaks are present after wear and become much wider. widening of α peaks in comparison with same peaks after quenching means that surface martensite has much more distorted crystal lattice. special attention should be paid on the most intensive xrd peak for worn surface (red line, see fig. 3) which is located right between (111)γ and (110) α peaks for as-quenched material (black line). according to absence of all alone standing γ peaks for worn material this most intensive peak should correspond to (110)α peak which is significantly widened and shifted to lower angles in comparison with that for as-quenched state. widening and shifting of (110)α peak means significant distortion of crystal lattice and increasing interplanar spacing. such a state of martensite should manifest itself in significant increase in microhardness. fig. 4 shows the result of measurement microhardness of worn surface. the relative frequency distribution profile has a peak near 1400 hv 0.05. this is much higher than usual microhardness of as-quenched high-carbon martensite (usually 900 1000 hv). results of xrd investigation and microhardness measurement help in explaining the structure presented on fig. 1. solid layer of uniform structure is located at the very surface and is about 10µm deep. the only second phase that may be observed is undissolved secondary carbides. widened α-peaks on xrd diffractogram, absence of γ-peaks and very high microhardness indicate that the solid surface layer should be mechanically induced martensite. even more close view of friction surface microstructure is shown on fig. 5. multiple crossing slip bands in area 1 indicate highly deformed austenite just before phase transformation. more darker gray sites in area 1 are presumably mechanically induced martensite; those sites are identical to the whole structure on the very surface. highly deformed state of austenite is inevitably inherited by mechanically induced martensite after phase transformation. hence dislocation density in this martensite should be the same as in austenite just before transformation. multiple crossing dots in area 2 are visually similar to those in area 1 and may serve as the evidence of inheritance of deformed state by martensite after transformation. this way, comparing microstructure, xrd profile and microgardness of worn surface, it may be stated than very hard solid martensitic layer about 10 µm depth is developed in course of abrasive wear on the friction surface of quenched 120mn3si2 steel with a retained austenite structure. such a high level of microhardness, i.e. 1400 hv0.05 and even higher, was not previously seen in literature. micrograph for top view of friction surface in sem after abrasive wear is shown on fig. 6. multiple scratches may serve as the evidence of wear in low-cycle mode, i.e microcutting or ploughing by hard particles, when abrasives plastically deform the surface of material. besides of scratches there are other signs of ploughing: ledges of plastically deformed material along the edges of the scratches (1 on fig. 6, a). these ledges are fragilely broken in some places (2); it is sure sign of high level of hardness and high brittleness of a material. despite of predominantly low-cycle wear mode, some sites of a friction surface have traces of highcycle fatigue failure (3). combination of signs of low-cycle and high-cycle wear modes may be explained as follows. on the very first stage of wear the surface material is in predominant austenitic state, therefore is quite soft and capable for plastic deformation. this initial deformation manifests itself as multiple scratches and grooves on friction surface. initial plastic deformation leads to extensive phase transformation (see fig. 3) and, hence, material becomes very hard and brittle. the harder is the material the less is the probability of cutting or ploughing; elastic deformation with subsequent fatigue failure of micro volumes becomes predominant wear mode. places that are in pre-failure condition after multiple cycles of elastic deformation appears in sem as a darker sites (3). closer view of place of fatigue erosion is shown on fig. 6, b. fig. 5. sites of severe plastic deformation in austenite 1 and martensite 2 in subsurface after wear fig. 4. distribution of microhardness of friction surface after abrasive wear problems of tribology 26 a b fig. 6. sem micrograph of friction surface after abrasive wear: a – general view; 1 – ledge of plastically deformed material; 2 – broken ledge; 3 – place of high-cycle fatigue failure; 4 – embedded abrasive particle; b – closer view of place of high-cycle fatigue failure presented results of sem and xrd examination of friction surface along with measurement of its microhardness may serve as confirmation of hypothesis concerning specific microstructure of friction surface [5]. it was suggested in [5] and other works that in the course of abrasive wear of instable retained austenite a specific honeycomb substructure is developed, namely extremely hardened austenite being “sealed” by mechanically induced martensite. sites 1 and 2 in fig. 5 confirm validity of this hypothesis. moreover, it appeared that even austenite with high dislocation density is able to undergo phase transformation, therefore the whole structure appears to be martensite-sealed-by-martensite and no austenite is retained at all at the very surface after abrasive wear (see fig. 2 and red line on fig. 3). xrd pattern of worn surface contains lots of information that is not discussed here, for example, dislocation density, interplanar spacing etc. revealing this information may be taken as the direction of future investigations. conclusions results of investigation on friction surface properties after abrasive wear of high-carbon low-alloy steel 120mn3si2 with unstable austenite structure lead to the following conclusions. 1. solid layer of mechanically induced martensite is developed on the very surface in the course of abrasive wear. the depth of fully martensitic structure is not less than penetration depth of cukα-radiation. according to sem micrographs the depth of martensite layer may be estimated as 7 10 µm. problems of tribology 27 2. maximum value of relative frequency distribution for microhardness measured on top of friction surface is 1400 hv0.05. this level of microhardness for mechanically induced martensite was not previously seen in literature. 3. according to xrd profile no austenite is retained on friction surface after abrasive wear. significant widening of α peaks is detected also, this clearly indicates that mechanically induced martensite inherits lattice imperfections which appears in austenite in the course of plastic deformation by abrasive particles. references 1. khruschov m. m. issledovanija iznashivanija metallov / m. m. khruschov, m. a. babichev. m. : izd-vo an sssr, 1960. 352 s. 2. khruschov m. m. principles of abrasive wear / m. m. khruschov // wear. – 1974. v. 28, № 1. – p. 69-88. 3. asm handbook volume 11: failure analysis and prevention: ed. w.t. becker and r.j. shipley. ohio : asm international, 2002. – 1090 p. 4. bogachev i.n., mints r.i. kavitacionnoe razrushenie zhelezo-uglerodistyh splavov. – m.: mashgiz, 1959. – 170 s. 5. popov v.s. iznosostojkost' pressform ogneupornogo proizvodstva / popov v. s., brykov n. n., dmitrichenko n. s. m. : metallurgija, 1971. 160 s. 6. dolgovechnost' oborudovanija ogneupornogo proizvodstva / [ popov v. s., brykov n. n., dmitrichenko n. s., pristupa p. g. ]. – m. : metallurgija, 1978. 232 s. 7. malinov l. s. abrazivnaja i udarno-abrazivnaja iznosostojkost' cementirovannyh stalej s povyshennym soderzhaniem ugleroda posle termoobrabotki / l. s. malinov, i. e. malysheva // visn. priazov. derzh. tehn. un-tu. 2000. № 9. s. 92-94. 8. malinov l. s. jekonomnolegirovannye splavy s martensitnymi prevrashhenijami i uprochnjajushhie tehnologii / l. s. malinov, v. l. malinov ; har'kovskij fiz.-tehn. in-t. – har'kov : nnc hfti, 2007. – 346 s. 9. brykov n. n. osobennosti iznashivanija stalej i splavov pri vysokih davlenijah abrazivnoj massy / n. n. brykov, m. n. brykov // problems of tribology. 1997. – № 3. c. 26-32. 10. efremenko v. g. vlijanie fazovogo i strukturnogo sostojanija splavov na osnove zheleza na iznosostojkost' v uslovijah pomola vysokoabrazivnogo materiala / v. g. efremenko, f. k. tkachenko, t. a. eremenko // visn. priazov. derzh. tehn. un-tu. 2003. № 13. s. 113-117. 11. brykov n. n. k voprosu o zakonomernostjah soprotivljaemosti stalej i splavov abrazivnomu iznashivaniju / n. n. brykov, m. n. brykov // problems of tribology. 1997. – №4. c. 13-20. 12. brykov m. n. vlijanie legirovanija na iznosostojkost' zhelezouglerodistyh splavov pri abrazivnom iznashivanii / m. n. brykov, m. i. andrushhenko, r. a. kulikovskij // novі materіali і tehnologії v metalurgії ta mashinobuduvannі. – 2006. № 2. – s. 59-62. 13. a.d. koval, v.g. efremenko, m.n. brykov, m.i. andrushchenko, r.a. kulikovskii, a.v. efremenko. principles for developing grinding media with increased wear resistance. part 1. abrasive wear resistance of iron-based alloys // journal of friction and wear. – 2012. – v.33. – №1. – pp. 39-46. 14. o.hesse, j.liefeith, m.kunert, a.kapustyan, m.brykov, v.efremenko. bainit in stählen mit hohem widerstand gegen abrasivverschleiß // tribologie + schmierungstechnik. – v. 63. – 2015. № 2. – s.5-13. 15. efremenko v.g. two-body abrasion resistance of high-carbon high-silicon steel: metastable austenite vs nanostructured bainite / v.g. efremenko, o. hesse, t. friedrich, m. kunert, m.n. brykov, k. shimizu, v.i. zurnadzhy, p. šuchmann // wear. – 2019. – v. 418-419. – p. 24-35. 16. brykov m.n., prokopchenko a.a., efremenko v.g. vlijanie rezhimov zakalki i izotermicheskoj obrabotki na strukturu i iznosostojkost' vysokouglerodistoj nizkolegirovannoj stali // problemi tribologії (problems of tribology). – 2016. – n3. – s.44-51. problems of tribology 28 хессе о., калінін ю.а., петришинець і., кунерт м., єфременко в.г., андрущенко м.і., осіпов м.ю., бриков м.м. дослідження поверхні тертя високовуглецевої низьколегованої сталі після абразивного зношування. зразки сталі 120г3с2 загартовано у воді від температури 900 ос та піддано абразивному зношуванню на лабораторній установці. проведено мікроструктурні та рентгенівські дослідження, а також вимірювання мікротвердості на зношеній поверхні. встановлено, що існують три характерні області по глибині від поверхні: пластична деформація аустеніту, часткове фазове перетворення деформованого аустеніту, повністю перетворений матеріал із мартенситною структурою. згідно з результатом рентгеноструктурного аналізу на самій поверхні тертя аустеніт практично відсутній. мікротвердість зношеної поверхні розподілено у широкому діапазоні з максимально вірогідним значенням 1400 hv0.05. ключові слова: високовуглецева низьколегована сталь, гартування, аустеніт, мартенсит, абразивне зношування, мікротвердість, мікроструктура. copyright © 2020 k.v. borak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 34-41 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-34-41 impact of soil moisture on wear intensity of the actuating elements of soil processing machines k.v. borak zhytomyr agrarian and technical college, ukraine e-mail: koss1983@meta.ua abstract the aim of the study consisted in the determination of the impact of soil moisture on wear intensity of bipod and tined actuating elements of soil processing machines made of different materials. we conducted the operation study according to the current regulatory documents on three types of soil processing machines: cultivators, plows, and common disk assemblies. movement speed varied between 10...13 km/h for plows, and between 11...15 km/h for disk assemblies. during operation, we observed the change of linear dimensions and weight of the actuating elements of soil processing machines. determination of the change of weight and linear dimensions was done after 10 ha of running time per one arrowheaded tine, 30 ha of running time per one disk, and 5 ha of running time per one trail. as a result of the studies, we have determined that the increase of soil moisture in sandy loam and clay loam soils leads to the increased wear intensity of the actuating elements of soil processing machines. obtained mathematical dependencies allow determining the value of moisture where the most intensive abrasive wear of actuating elements takes place, after which the wear intensity decreases. depending on the type of actuating elements, the moisture of sandy loam soils where the process of abrasive wear is the most intensive is 8...12 %, and for clay loam soils this figure is 9...13 %. the study of the impact of soil moisture on wear intensity of the actuating elements in clay soils was conducted at the moisture before and after the extremum of function, therefore the value of moisture wh ere the most intensive wear takes place was determined experimentally. consequently, when working in clay loam soils, the wear process for the actuating elements of the soil processing machine is the most intensive at the moisture of 13...16 %. the material of the actuating element of the soil processing machine does not influence the overall tendency of the impact of soil moisture on wear intensity key words: actuating element, soil, moisture, steel, wear intensity, soil processing machines introduction abrasive wear is one of the most common phenomena leading to the loss of good working order for agricultural machines. actuating elements of soil processing machines are most prone to abrasive wear. the solution to the issue of increasing the durability and wear resistance of the actuating elements of soil processing machines shall not only be based on the improvement of structural parameters and physical and mechanical properties of the surfaces of actuating elements, but also the implementation of justified operation modes for machines. the selection of rational operation modes shall be based on the physical and mechanical properties of the soil environment considering the opportunities of self-organization processes. moisture is one of the main factors that determine the abrasive properties of the soil environment, which is why determination of the impact of soil moisture on intensity and nature of wear of actuating elements of soil processing machines is a relevant objective. literature review the issue of abrasive properties of the soil environment was studied at different times by e. rabinovych [1], m.m. severniov [2], v.m. tkachov [3], s.i. vasyliev [4], v.v. aulin [5] and others. their works provide http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-34-41 problems of tribology 35 quality insight into the issues of the impact of soil hardness, grain particle size, and abrasive particle size on wear intensity of the actuating elements of soil processing machines, however, pay insufficient attention to the issue of the impact of soil moisture on wear intensity in actual operating conditions. in most works, laboratory or stand researches were used to determine the impact of soil moisture on wear intensity, which is associated with significant material costs to conduct operation studies. m.m. severniov determined the impact of soil moisture on wear intensity of steel samples in laboratory conditions (fig. 1) [2]. fig. 1. dependence of wear intensity on soil moisture: 1 – sand; 2 – sandy loam; 3 – light clay loam; 4 – clay soil always contains a small percentage of acids and salts (sodium salt, chlorine salts of calcium, magnesium, phosphates, etc.) which increase the activity of the adsorption environment significantly and facilitate the material dispersion process after solution in water. this explains the increase of wear intensity in sandy soils and sandy loam soils at the moisture of 10...12 % [2]. in clay soils, moisture acts as grease on the friction surface. considering the fact that wear here is a pr ocess where destruction and wear of the material that forms a friction connection take place as a result of its multiple destructions, it becomes obvious that the increase of the moisture leads to the decrease of the force of friction connections, and, consequently, the decrease of the wear of the smallest metal volumes from the friction surface. this explains the gradually changing nature of the dependency curves of wear from moisture with a change of their mechanical composition [2]. fundamental studies of the impact of moisture on the wearability of soils were conducted by s.p. vasyliev and l.s. yermolov in 1960 [4]. graphical dependency presented in fig. 2 was obtained as a result. fig. 2. dependence of wearability of soils on moisture: 1 – dark gray light podsolic mid clay loam on forest clay loam. 2 – common black earth on clay sand. 3 – light-clay black earth on carbonate forest clay loam. 4 – dark gray on forest clay loam. 5 – clay-loam black earth 36 problems of tribology to determine the impact of moisture of the abrasive environment on the wear rate of steel samples, kr-1 laboratory machine was used. as a result of research, it was determined that the increase of soil moisture leads to the increase of samples wear rate to the limit common for every type of soil, after which it starts decreasing rapidly with soil transfer to consistent state [4]. the results of these studies cannot be used in practice, as the study conditions do not reflect the operation conditions of the actuating elements of soil processing machines. in the work [6], it is pointed out that lack of moisture in soil decreases its heat conductivity, which results in the formation of temperatures that accelerate the wear process in the area of interaction of the abrasive particle with metal. e. rabinovych states that the increase in soil moisture leads to an increase in the steel wear rate for 10...20 % [1]. in the work [7], it is noted that moisture has a significant impact on wear intensity. the lowest abrasive wear of metal is observed at optimal soil moisture when specific resistance during its processing is minimum. moisture plays the main connecting part in the sand and sandy loam soils, where there are few clay particles. there is a threshold for these soils at which they have maximum abrasiveness. soil abrasiveness decreases beyond the soil moisture threshold. research data indicate that clay and clay-loam soils have the smallest abrasiveness at absolute moisture of 14...18 %. sandy loam soils manifest maximum abrasiveness at absolute moisture of 14 %. in case of an increase or decrease of moisture, soil abrasiveness becomes weaker. the abrasiveness of soils is the lowest at absolute moisture of 9...10 %. authors of the work [8] determined that change of soil moisture has a different impact on wear intensity of actuating elements depending on soil type (fig. 3). fig. 3. impact of soil moisture on wear intensity of the actuating elements of soil processing machines: 1 – sandy soil; 2 – load soil; 3 – clay soil at operation of plow actuating elements on clay-loam and clay soils, a decrease of wear intensity was observed, unlike in case of operation on sand soils. this phenomenon can be explained by the ability of clay-loam soils to absorb moisture, which then acts as grease, to a larger extent [8]. despite the great practical and theoretical significance of the studies conducted, the impact of soil moisture on the following remains undetermined: intensity and nature of wear of disk and bipod and tine actuating elements of soil processing machines in actual operation conditions; wear intensity of disk and bipod and tine actuating elements of soil processing machines at different degrees of abrasive particle attachment in soil. purpose the research aims to determine the impact of soil moisture on the intensity and nature of wear of the actuating elements of soil processing machines considering the actuating element material and degree of abrasive particle attachment in soil. methods operation studies of the impact of soil moisture on wear intensity of the actuating elements of soil pr ocessing machines were conducted in agricultural enterprises of zhytomyr and vinnytsia regions in 2016-2018. the average speed was 12 km/h for the soil processing disk assembly, 10 km/h for the plow, 11.5 km/h for the cultivator. the studies were conducted on agricultural machines indicated in table 1. problems of tribology 37 table 1. actuating elements used in the study process soil processing machine soil type actuating element actuating element material + applied wear-resistant material john deere 2210 cultivator sandy loam arrowheaded tine 28mnb5 middle clay loam 65h light clay pln-3-35 sandy loam bipod 65h middle clay loam light clay hardox 500 uda-4,5 sandy loam disk actuating element, daisywheel type 28mnb5 middle clay loam 65h light clay mass wear of actuating elements was determined on cp 34001 s laboratory scales by sartorius (germany). fields in all cases were after harvesting of grain crops (winter wheat and barley). movement speed varied between 10...13 km/h for the plow, and between 11...15 km/h for disk assembly. to determine the nature of the change of abrasive wear, we observed the change of linear dimensions of the components of actuating elements of soil processing machines. determination of the change of weight and linear dimensions was done after 10 ha of running time per one arrowheaded tine, 30 ha of running time per one disk, and 5 ha of running time per one trail. results the results of the conducted operation studies of the impact of moisture on wear intensity of the actuating elements of soil processing machines can be found in table 2. table 2 impact of soil moisture on wear intensity of the actuating elements of soil processing machines (fields after grain crops) soil y e a r o f re se a rc h m o is tu re , % intensity of wear, g/ha y e a r o f re se a rc h m o is tu re , % intensity of wear, g/ha y e a r o f re se a rc h m o is tu re , % intensity of wear, g/ha 2 8 m n b 5 o r h a rd o x 5 0 0 s te e l 6 5 h s te e l 2 8 m n b 5 o r h a rd o x 5 0 0 s te e l 6 5 h s te e l 2 8 m n b 5 o r h a rd o x 5 0 0 s te e l 6 5 h s te e l arrowheaded tine sandy loam 2016 8,7 21,2 22,8 2017 10,1 22,3 24,8 2018 9,4 22,1 24,2 middle clay loam 2016 7,8 12,4 15,8 2017 11,7 13,5 17,0 2018 7,3 12,0 15,3 light clay 2016 12,4 6,8 10,5 2017 16,8 6,4 9,8 2018 13,9 7,8 11,7 disk actuating element sandy loam 2016 8,7 0,065 0,065 2017 10,1 0,068 0,069 2018 9,4 0,067 0,068 middle clay loam 2016 7.8 0,037 0,039 2017 11,7 0,04 0,045 2018 7,3 0,034 0,037 light clay 2016 12.4 0,019 0,024 2017 16,8 0,017 0,022 2018 13,9 0,02 0,027 bipod sandy loam 2016 8,7 65 79 2017 10,1 71 85 2018 9,4 69 83 middle clay loam 2016 7,8 37 55 2017 11,7 41 59 2018 7,3 35 51 light clay 2016 12,4 22 32 2017 16,8 20 29 2018 13,9 25 34 38 problems of tribology data in table 2 allow concluding that the change of soil moisture in different types of soil has a different impact on wear intensity of the actuating elements of soil processing machines (fig. 4). as a result of the studies, we have determined that the increase of soil moisture in sandy loam and clay loam soils leads to the increased wear intensity of the actuating elements of soil processing machines. obtained mathematical dependencies allow determining the value of moisture where the most intensive abrasive wear of actuating elements takes place, after which the wear intensity decreases. depending on the type of actuating elements, the moisture for sandy loam soils where the process of abrasive wear is the most intensive is 10...13 %, and for clay loam soils this figure is 9...13 %. the study of the impact of soil moisture on wear intensity of the actuating elements in clay soils was conducted at the moisture before and after the extremum of function, therefore the value of moisture where the most intensive wear takes place was determined experimentally. consequently, when working in clay loam soils, the wear process for the actuating elements of the soil processing machine is the most intensive at the moisture of 13...16 %. the material of the actuating element of the soil processing machine does not influence the overall tendency of the impact of soil moisture on wear intensity. a) b) problems of tribology 39 c) fig. 4. impact of soil moisture on wear intensity of the actuating elements of soil processing machines (experimental data): a) – arrowheaded tines. b) – disk actuating elements. c) – bipod to determine the impact of soil moisture on the nature of wear, we observed the wear intensity of the components of actuating elements of soil processing machines (table 3). table 3. correlation of wear intensity of nose and blade part for different types of soils and soil moisture (serial bipod, 65h steel, 5 ha of operation per bipod, winter wheat fields) correlation of bipod toe and blade wear intensity soil moisture, % 8,7 10,1 9,4 7,8 11,7 7,3 12,4 16,8 13,9 sandy loam soil 1,48 1,59 1,51 middle clay loam 2,19 2,21 2,18 light clay 2,31 2,34 2,33 intensification of the process of wear of the nose part of the bipod is observed with the increase of moisture of sandy loam soils. this trend is also observed in clay loam and clay sands, but it is not as prominent. the results of previous theoretical studies show that the degree of abrasive particle attachment in the soil can influence the nature of the wear of actuating elements significantly. to confirm or dismiss this statement, we conducted studies on sandy loam soil at three different degrees of abrasive particle attachment: 1. plot after winter wheat; 2. plot after winter wheat, second plowing. research results can be found in table 4. table 4 correlation of wear intensity of nose and blade part in the conditions of sandy loam soil at different degrees of abrasive particle attachment (serial bipod, 65h steel, 5 ha of operation per bipod, processing depth 200 mm in all cases) research conditions soil moisture, % 8,7 10,1 9,4 plot after winter wheat 1,48 1,59 1,51 plot after winter wheat, second plowing 0,71 0,72 0,72 change of the degree of abrasive particle attachment in soil has a significant impact on the nature of wear of the actuating elements of soil processing machines. change of soil moisture in loose soils (with a small degree of abrasive particle attachment) does not influence the nature of wear of the actuating elements of soil processing machines (table 4). 40 problems of tribology conclusions it has been determined that the nature and intensity of wear of the actuating elements of soil processing machines changes in case of an increase of soil moisture. upon the increase of soil moisture, its wearability increases to the limit common for each type of soil, after which the wear intensity starts decreasing. the material of the actuating element of the soil processing machine has no impact on the general trend of the change of wear intensity of the actuating elements of soil processing machine upon the change of soil moisture. soil moisture has no impact on the nature of wear of actuating elements in case of operation of soil processing machines on loose soils. references 1. rabinowicz, e., dunn, l.a., russell, p.g. (1961). a study of abrasive wear under three-body conditions. wear, 4, 345-355: url: https://doi.org/10.1016/0043-1648(61)90002-3. 2. severnev, m. m., podlekarev, n. n., soxadze, v. s., kitikov, v. o. (2011). iznos i koroziya sel`s`koxozyajstvenny`x mashin [wear and corrosion of agricultural machinery]. minsk: belarus. navuka, 333 p. 3. tkachev, v. n. (1995). rabotosposobnost` detalej v usloviyax abrazivnogo iznashivaniya [parts performance under abrasive conditions], moskva: mashinostroenie, 336 p. 4. vasil'ev, s. p., ermolov, l. s. (1960). ob iznashivayushchej sposobnosti pochv [soil wear ability]. povyshenie dolgovechnosti rabochih detalej pochvoobrabatyvayushchih mashin. 130-141. 5. aulіn, v. v., tykhyi a. a. trybofіzychnі osnovy pіdvyshchennia znosostіikostі і nadіinostі robochykh orhanіv gruntoobrobnykh mashyn z rіzalnymy elementamy: monohrafіia [tribophysical bases of increase of durability and reliability of working bodies of tillage machines with cutting elements: monograph], kropyvnytskyi: lysenko v.f., 2017, 278 p. 6. `lekhman, s. d. (1969). issledovanie processa abrazivnogo iznashivaniya rabochih organov pochvoobrabatyvayushchih mashin v svyati s mekhanicheskim i himicheskim dejstviem rabochej sredy. (master`s thesis). urainskaya skha. kiev, 19 p. 7. bartenev, i. m., pozdnyakov, e. v. (2013). iznashivayushchaya sposobnost' pochv i ee vliyanie na dolgovechnost' rabochih organov pochvoobrabatyvayushchih mashin [soil wear ability and its effect on the durability of the working bodies of tillage machines]. lesotekhnicheskij zhurnal, 3, 114-123. 8. natsisa a., papadakis g., pitsilis j. (1999). the influence of soil type, soil water and share sharpness of a mouldboard plough on energy consumption, rate of work and tillage quality. journal of agricultural engineering research, 72, 171-176: url: https://doi.org/10.1006/jaer.1998.0360 problems of tribology 41 борак к.в. вплив вологості ґрунту на інтенсивність зношування робочих органів ґрунтообробних машин завдання дослідження полягало у визначенні впливу вологості ґрунту на зміну інтенсивності зношування лемішно-лапових та дискових робочих органів ґрунтообробних машин, які виготовлені з різних матеріалів. експлуатаційні дослідження проводили згідно діючих нормативних документів на трьох типах ґрунтообробних машин: культиваторах, плугах та універсальних дискових агрегатах. швидкість руху для плугів варіювалась в межах 10…13 км/год, культиваторів та дискових агрегатів – 11…15 км/год. в процесі експлуатації слідкували за зміною лінійних розмірів та ваги робочих органів ґрунтообробних машин. визначення зміни ваги та лінійних розмірів проводили після напрацювання 10 га на одну стрілчату лапу, 30 га на один диск та 5 га на один леміш. в результаті досліджень встановлено, що збільшення вологості ґрунту на супіщаних та суглинкових ґрунтах призводить до підвищення інтенсивності зношування робочих органів ґрунтообробних машин. отримані математичні залежності дозволяють встановити значення вологості, при яких спостерігається найбільш інтенсивне абразивне зношування робочих органів, після чого інтенсивність зношування зменшується. в залежності від типу робочих органів вологість супіщаних ґрунтів при якій процес абразивного зношування протікає найінтенсивніше, складає 8…12 %, а для суглинкових – 9…13 %. дослідження впливу вологості ґрунту на інтенсивність зношування робочих органів, на глиняних ґрунтах проводилася, при вологості до і після екстремуму функції, тому значення вологості при яких відбувається найінтенсивніше зношування визначено експериментально. відповідно при роботі на глиняних ґрунтах процес зношування робочих органів ґрунтообробних машин протікає найінтенсивніше при вологості 13…16 %. матеріал робочого органу ґрунтообробних машин не впливає на загальну закономірність впливу вологості ґрунту на інтенсивність зношування. ключові слова: робочий орган, ґрунт, вологість, сталь, інтенсивність зношування, ґрунтообробні машини. вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 69 дмитриченко м.ф.,* приймак л.б.,* довгаль а.г.,* білякович о.м.,* савчук а.м.,** туриця ю.о.** *національний транспортний університет, м. київ, україна; **національний транспортний університет, м. київ, україна e-mail: yuliya_tur@ukr.net вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки удк 621.891:631.31 досліджені адгезійні властивості композиту системи al2o3–zro2 в результаті змочування у вакуумі розплавами системи ni-al, з метою дослідження можливості використання цих сплавів у якості проміжного шару для сталевих деталей авіаційної наземної техніки, та високотемпературної поведінки цих розплавів на межі системи «кераміка-розплав». встановлено, що розплав чистого нікелю не змочує кераміку системи al2o3–zro2, проте домішки алюмінію в нікель у обсязі 15 % суттєво інтенсифікують процес адгезійної взаємодії з утворенням контактних кутів θ = 20°. розраховані основні параметри адгезійної взаємодії та досліджена структура контактної зони. встановлена доцільність застосування вказаного сплаву ni-15 % al для проміжного шару покриття системи al2o3–zro2 для захисту сталевих теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки. ключові слова: авіаційна наземна техніка, теплозахисне покриття, адгезійні властивості, керамічний зразок. вступ раніше було ретельно досліджено використання кераміки системи sic–al2o3–zro2 у якості зовнішнього шару теплозахистного покриття, а саме проведено його високотемпературне окиснення до температур 1600 ос та досліджена структура та фазовий склад зовнішнього шару окалини та встановлено, що в результаті окиснення на поверхні утворюються щільна шарувата структура селіманіту al2sio5 ромбовидної сингонії, що щільно екранує поверхню композиту від подальшого проникнення кисню та руйнації композиту та володіє достатньою адгезією до «матриці» композиту [1]. матеріали цієї системи дуже ефективно використовуються і в якості нанесення покриттів на сталеві деталі, проте питання адгезії цієї композиційної кераміки до сталевої підкладки в умовах термічного циклювання не вирішені і дотепер. покриття, що розробляється є багатофункціональним, тобто теплота зносо-захисним. а це значить, що його проміжний шар повинен мати якнайнижчу теплопровідність. як відомо, найнижчу теплопровідність мають багатофазні системи з розорієнтованими структурами, що мають якнайбільшу поверхню міжфазного розділу, зокрема евтектики. відомі теплозахисні композиції на базі оксидів рідкоземельних лактану і церію (λ = 0,52 wm-1k-1) [2], проте не варто нагадувати вартість цих елементів та їх витрати в промисловому маштабі. також відома низька теплопровідність стабілізованого оксидом ітрію оксиду цирконію (λ = 2,1 wm-1k-1) [2]. проте, також, композиція надто дорога для промислового використання. відомо, що система оксидів алюмінію та цирконію в концентрації 68 % al2o3– 32 % zro2 утворює евтектику при температурі плавлення 1910 ос [3], що володіє теплопровідністю за 1000 ос. (λ = 2,71wm-1k-1) та міцністю на згин 145 мпа, що дозволяє її рекомендувати як композицію для нанесення теплозахисного шару багатофункціональних покриттів. до того ж, оксид алюмінію не дуже коштовний та недефіцитний компонент, дещо дорожче оксид цирконію, проте він складає лише третину від всієї композиції. тому керамічний композит складу 68 % al2o3– 32 % zro2 було обрано як базовий для визначення металевого складника, що володів би якнайкращою взаємодією з ним. мета роботи вивчення контактної взаємодії кераміки системи 68 % al2o3– 32 % zro2 зі сплавами на основі нікелю. дослідження адгезійних характеристик системи та вивчення взаємного впливу «керамікарозплав» в результаті високотемпературної контактної взаємодії. ретельне дослідження структури контактної зони та підкладки після взаємодії та визначення найбільш оптимальних технологічних режимів синтезу майбутнього термобар’єрного покриття. вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 70 методика та матеріали вихідні керамічні зразки складу (мас.) 68 % al2o3–32 % zro2 розміром 15 мм × 15 мм × 5 мм отримували методом порошкової металургії гарячим пресуванням. вихідні порошки компонентів шихти були наступними: оксид алюмінію (ту 6-09-2486-77) і оксид цирконію (ту 6-09-03-350-73). вихідна зернистість всіх порошків складала 40 50 мкм. у відповідному співвідношенні порошки перемішували протягом 30 хв у полімерній посудині на обертовому рольганзі. після просіву (d < 50 мкм) шихту засипали в графітову пресформу, робочі поверхні якої захищали шаром нітриду бору для запобігання взаємодії між пресованим матеріалом і високоміцним графітом марки мпг-7. гаряче пресування проводили на установці спд-120 з індукційним нагрівом без захисної атмосфери. температуру контролювали за допомогою пірометру. навантаження прикладали за температури 800 ºс, а розігрів припиняли за початку інтенсивного усадження (1470 °с). отримані зразки з пористістю 2 3 % шліфували до 5 класу поверхні та видалення нерівномірного дефектного шару. для отримання нікелевих та нікельалюмінієвих сплавів з домішками алюмінію у кількості 10 та 15 % у вакуумній печі сшвл сплавляли суміші відповідних порошків на етиловому спирті для рівномірного розміщення. використовували наступні порошкові матеріали: нікель марка н-0 (гост 849-70) і алюміній па-4 (гост 6058-73). дослідження змочування керамічної підкладки розплавом проводили на вакуумній установці «лежача крапля» [4], де в вакуумі 1,33 мпа підігрівали зразок «сплав на підкладці» до його повного розплавлення за температур, які на 50 100 °с перевищують температуру плавлення відповідних сплавів та за допомогою фотофіксації в часі спостерігали за контактними кутами змочування протягом 30 хв (у випадку відсутності змочування) крізь синій світлофільтр для отримання чіткого зображення цифрової камери. контроль температури в печі здійснювали вольфрам-ренієвою термопарою вр 5/20. далі успішно змочені зразки різали алмазними колами для отримання шліфів і подальшого металографічного аналізу. металографічні, мікроструктурні і мікрорентгеноспектральні дослідження проводили суворо перпендикулярно поверхні розділу «крапля-кераміка» на електронному мікроскопі рэм-106и з використанням азотного мікрорентгеноспектрального аналізатора. результати дослідження і їх обговорення вихідна структура керамічних зразків до взаємодії з розплавом (рис. 1) підтверджує наявність трьох фазових ділянок: зерна оксиду алюмінію – темна фаза, евтектики оксид алюмінію – оксид цирконію (строката фаза), та окремих зерен оксиду цирконію – світла фаза. рис. 1 – вихідна структура керамічної підкладки складу al2o3-32 % zro2 (зб. 500) після гарячого пресування шихти за температури 1470 ос та зернистості вихідних компонентів шихти 40 50 мкм як відомо [5], навіть невеликі домішки алюмінію в нікелі суттєво знижують поверхневий натяг краплі розплаву (табл. 1), що мусить в свою чергу суттєво поліпшити контактну взаємодію з твердою фазою. таблиця 1 поверхневий натяг спллаву ni-al в залежності від концентрації al cal, % (мас.) (σal = 770 мн/м) σni-al, мн/м (σni = 1700 мн/м) 0 1700 10 1590 15 1550 вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 71 саме на цій підставі було і обрано алюміній в якості легуючої добавки в нікель. до того ж у кількості 15 % (мас.) алюміній з нікелем утворюють стійкий інтерметалід ni3al, що відрізняється високою хімічною та термічною стійкістю та гарною адгезією до сталей, титанових сплавів та тугоплавких сполук [6, 7]. кінетика зміни крайових кутів змочування в часі для різного вмісту домішок алюмінію наведена на рис. 2. як видно з наведеного рисунку домішка у кількості 15 % призводить до повного змочування кераміки θ = 20° вже на 5-тій хвилині контактної взаємодії, та утворює міцний адгезійний зв’язок з керамічною підкладкою (табл. 2), робота якого розрахована за відомою методикою [8]. рис. 2 – кінетика кутів змочування кераміки 68 % al2o3-32 % zro2 розплавами системи ni-al: 1 – 100 %ni; 2 – ni – 10 % al; 3 – ni – 15% al таблиця 2 енергетичні параметри змочування кераміки al2o3-32%zro2 сплавами ni-al (вакуум 1,33 мпа) сal, % (маc.) час контактування до стабілізації кута θ, хв температура, °с контактний кут θ, град робота адгезії, мдж/м2   cos1жгaw 0 2 1560 120 850 10 1 1520 90 1590 15 5 1520 20 3006 електронне зображення перехідної зони «розплав кераміка» при збільшенні 500 наведено на рис. 3 у вторинних (а) та у пружно відбитих електронах (б). вона характеризується чіткою та значно подовженою лінією розподілу, що свідчить не лиши про поверхнево активну але і про суттєву міжфазну взаємодію. оскільки викривлення контактної поверхні від умовної площини у складну поверхню значно збільшує її площу і ще більше поліпшує її адгезійні властивості. а б рис. 3 – електронна фатографія збільшення 500 перехідної зони розплав ni3al та тугоплавкої кераміки складу al2o3-32%zro2 у вторинних електронах (а), у відбитих електронах (б) та результати хімічного аналізу вказаних фаз рис. 3 (а) вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 72 аналіз структурних складових (табл. 3, рис. 3) дозволяє зауважити наступне: підкладка зберігає свою вихідну морфологію – зерна оксиду алюмінію (рис. 3, спектри 1 3) та евтектики оксиду алюмінію (рис. 3, спектри 4 5) – оксиду цирконію (рис. 3, спектри 6 7) за винятком наступних несуттєвих змін. у примежевій зоні керамічної підкладки відбувається остаточний переплав залишків оксиду цирконію та утворення евтектики. таблиця 3 хімічний склад фаз до рис. 3, а спектри ni o al zr спектр 1 0,33 30,67 69,00 спектр 2 55,88 44,12 спектр 3 52,05 47,95 спектр 4 28,49 59,60 11,91 спектр 5 30,45 58,16 9,18 спектр 6 0,59 18,73 5,98 74,70 спектр 7 0,01 19,14 3,15 77,7 спектр 8 83,79 0,87 14,00 1,34 спектр 9 84,72 0,91 14,37 більш наглядно структуру керамічної підкладки після контактної взаємодії можна розглянути у зображенні, що у відбитих електронах. вона дуже подібна до вихідної структури керамічної підкладки (рис. 1). металевий розплав зберігає свою концентрацію (рис. 3, спектри 8, 9) за винятком певного випаровування алюмінію, та несуттєвого дифузійного проникнення решти елементів, зокрема кисню та цирконію. для більш ретельного дослідження фазового складу на межі розподілу та особливості її морфології було ретельно вивчено контактну зону на межі «розплав-кераміка» за збільшення 1000. результати такого дослідження структури та мікрорентгеноспектрального аналізу представлені на рис. 4. на електронному знімку відразу помітно, що реальна довжина межі переходу «розплав-кераміка» суттєво довша (майже вдвічі), ніж умовно проведена по прямій лінії між двома сусідніми крапками, що однозначно свідчить, що і площа поверхні розділу «розплав-кераміка» значно більша, ніж умовна геометрична площа контакту наявна по площині без викривлень. мікрорентгеноспектральний аналіз різних ділянок фазового контрасту дає можливість робити висновки, що нікель алюмінієвий розплав контактує з рештою керамічної підкладки крізь дуже тонкий (5 10 мкм), але неперервний прошарок з оксиду алюмінію (рис. 4. (б), спектр 4). в одному з попередніх досліджень [9] було встановлено, що при контактуванні розплаву інтерметаліду ni3al та al2o3 було виявлено дрібнодисперсну евтектичну структуру цих компонентів. це явище спостерігається і на рис. 4 (б) у вигляді ділянок, де світла фаза розплаву ni3al (рис. 4, спектр 7) при охолодженні зупинила спробу захопити в себе частинку досить пластифікованої на той час темної фази al2o3 (рис. 4, спектр 4). а б рис. 4 – електронна фотографія збільшення 1000 перехідної зони розплав ni3al та тугоплавкої кераміки складу al2o3-32 % zro2 у вторинних електронах (а), у відбитих електронах (б) та результати хімічного аналізу вказаних фаз рис. 4 (а) відразу ж під таким складним та неперервним шаром розташовується евтектика al2o3-zro2 – це строката структура темної та світлої фази (рис. 4, спектри 3 та 6). також у безпосередній близькості до вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 73 зони розподілу «розплав-кераміка» спостерігаються поодинокі одиничні зерна оксиду алюмінію (рис. 4, спектри 1 та 2) розміром 25 та 15 мкм відповідно, з оплавленими межами та частково «розчиненими» (насправді це дрібнодисперсна механічна суміш) в евтектичній структурі. проведений мікрорентгеноспектральний аналіз контактної зони «розплав кераміка» за збільшень 500 та 1000 дозволяє зробити наступний важливий висновок – при обробленні нанесеного покриття висококонцентрованими джерелами енергії (плазмовим пальником або лазером) проміжний шар покриття з металоподібного ni3al буде здебільшого контактувати не з одиничними зернами оксиду алюмінію, що мають теплопровідність λ = 35 wm-1k-1, а з дрібнодисперсною структурою евтектичної морфології оксид алюмінію – оксид цирконію, що має теплопровідність λ = 2,71 wm-1k-1 за температури 20 °с, що значно не погіршить теплозахисних властивостей термобар’єрного покриття. таблиця 4 хімічний склад фаз до рис. 4, а спектри ni o al zr спектр 1 30,67 69,33 спектр 2 45,88 54,12 спектр 3 42,05 57,95 спектр 4 0,85 28,09 59,20 11,84 спектр 5 1,19 18,73 5,98 74,10 спектр 6 0,01 19,19 3,10 77,7 спектр 7 82,79 0,87 15,00 1,34 спектр 8 84,72 0,91 14,37 про зміну структури керамічної підкладки на глибині 500 мкм після контактної взаємодії з розплавом за температури 1520 °с можна робити висновки з рис. 5. рис. 5 – електронна фотографія збільшення 500 кераміки складу al2o3-32 % zro2 у відбитих електронах після контактної взаємодії з розплавом ni-15 % al та результати хімічного аналізу вказаних фаз рис. 5 таблиця 5 хімічний склад фаз до рис. 5, а спектри ni o al zr спектр 1 0,01 19,19 3,10 77,7 спектр 2 0,36 20,17 79,47 спектр 3 37,47 62,53 спектр 4 30,67 69,33 в результаті такої взаємодії цілком зберігається фазовий склад вихідної керамічної підкладки, що була отримана гарячим пресування шихти в співвідношенні 68 % al2o3 – 32 % zro2 за температури 1470 °с. в ній цілком зберігаються фази оксиду алюмінію (рис. 5, спектри 3 та 4) та оксиду цирконію (рис. 5, спектри 1 та 2), проте в нього спостерігається незначне дифузійне проникнення нікелю. зернистість оксиду алюмінію у вільному вигляді суттєво зменшилась з 40 50 мкм до 10 20 мкм (рис. 5). а оксид цирконію виявлено як у вільному вигляді так і в складі евтектики, що щільно оточує зерна оксиду алюмінію. все це дає змогу зробити висновок, що структура підкладки на глибині 500 мкм під розплавом зберігаються у вихідному вигляді, а значить можна допустити гіпотезу, що зберігаються і властивості керамічної підкладки. вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 74 висновки тож у результаті виконання дослідження наведеного в статті можна зробити наступні висновки: в результаті дослідження контактної взаємодії теплозахистної кераміки складу 68 % al2o3 – 32 % zro2 що має частково евтектичну структуру а частково вільні компоненти з розплавами системи ni-al, було підібрано склад металевого підшару для нанесення теплозахисних покриттів – ni – 15 % al, що в твердому стані має структуру інтерметаліду ni3al; було встановлено, що ni у чистому вигляді не змочує кераміку al2o3-32 % zro2, але домішки алюмінію у кількості 15 % суттєво знижують силу поверхневого натягу і суттєво інтенсифікують контактну взаємодію з утворенням контактних кутів змочування θ = 20°; в результаті дослідження контактної зони системи «розплав кераміка» у твердому стані було встановлено, що має місце не лише поверхнево-активна, а і міжфазна взаємодія розплаву, зокрема з оксидом алюмінію, суттєвої хімічної взаємодії не відбувається, за винятком не суттєвого дифузійного проникнення елементів, всі компоненти та структурні складові системи зберігається у майже вихідному вигляді; проведене дослідження містить вельми цінну інформацію стосовно розробки технологічних умов нанесення термобар’єрного шару покриття та його подальшої обробки. література 1. a.g. dovgal. development of the thermal barrier coating for heat affected components of aircraft ground support equipment // proceeding of the national aviation university. – № 4 (61). – 2014. – p. 100–104. 2. z.h.xu, l.m.he,r.d.mu, s.m.he et al. double-ceramic-layer thermal barrier coatings based on la2(zr0,7ce0,3)2o7(lz7c3)/la2ce2o7(lc) deposited by electron-beam-physical vapor deposition / applied surface science. – 2010. – v. 256. – p. 3661-3668. 3. бережной а.с. многокомпонентные системы окислов. / а.с. бережной – к.: «наукова думка». – 1970. – 544 с. 4. панасюк а.д., уманский а.п., довгаль а.г. исследование контактного взаимодействия керамики sic-al2o3 с никелем, алюминием и никель-алюминиевыми сплавами // адгезия расплавов и пайка материалов. – № 43. – 2010. – с. 55-63. 5. ниженко в. и., флока л. и. поверхностное натяжение жидких металлов и сплавов (однои двухкомпонентные системы): справочник. – м.: металлургия, 1981. – 208 с. 6. коновал в.п., довгаль а.г., уманский а.п., панасюк а.д., субботин в.и. композиционные материалы системы (ti,cr)b2–nial с различным соотношением структурных составляющих для нанесения покрытий // труды iii-й международной самсоновской конференции «материаловедение тугоплавких соединений». – к.: 2012. – с. 168. 7. коновал в. п., пугачевська є. п., довгаль а. г. контактна взаємодія матеріалів на основі дибориду титану-хрому із сполуками на основі нікелю // матеріали ii конференції молодих учених «реальність та перспективи матеріалознавства», 21-25 червня 2011 року. – к.: 2011. – с. 50-51. 8. найдич ю. в. контактные явления в металлических расплавах. – к.: наук, думка, – 1972. – 196 с. 9. довгаль а. г., вронская о. с., костенко а. д. разработка газотермических карбидокремниевых покрытий с повышенным уровнем износостойкости // проблеми трибології. – № 4. – 2013. – с. 33-39. поступила в редакцию 27.09.2017 вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 75 dmitrichenko n.f., priymak l.b., dovgal a.g., bilyakovich o.n., savchuk a.n., turitsya y.a. selection of the sublayer content for the thermal barrier coating heat affected components of aircraft ground support equipment. adhesive behavior of components composite al2o3–zro2 when wetting in vacuum by the ni-al components melt have been researched, in order to investigate the possibility of this alloys application as an intermediate layer for the steel elements of aircraft ground support equipment, and high temperature behavior of this melts on border of the system “ceramics-melt”. it has been established, that the melts of pure nickel does not wet the al2o3–zro2 components ceramics, however admixtures of the aluminium in nickel in rate of 15% substantially intensify the process of adhesive interaction forming the contact angles θ = 20°. main figures of adhesive interaction have been calculated and the structure of contact area has been researched. application advisability of specified alloy ni-15 % al for the intermediate layer of the coating system al2o3–zro2 for protection of steel heat-bearing elements of aircraft ground support equipment has been detected. key words: aviation ground technology, heat-protective coating, adhesion properties, ceramic sample. references 1. a.g. dovgal. development of the thermal barrier coating for heat affected components of aircraft ground support equipment. proceeding of the national aviation university. № 4 (61). 2014. p. 100–104. 2. z.h.xu, l.m.he,r.d.mu, s.m.he et al. double-ceramic-layer thermal barrier coatings based on la2(zr0,7ce0,3)2o7(lz7c3)/la2ce2o7(lc) deposited by electron-beam-physical vapor deposition. applied surface science. 2010. v. 256. p. 3661-3668. 3. dovgal a. g., vronskaya o. s., kostenko a. d. razrabotka gazotermicheskih karbidokremnievyih pokryitiy s povyishennyim urovnem iznosostoykosti. problemi tribologiyi. # 4. 2013. s. 33–39.3. berezhnoy a.s. mnogokomponentnyie sistemyi okislov. a.s. berezhnoy. k.: «naukova dumka». 1970. 544 р. 4. a.d. panasyuk, a.p. umanskiy, a.g. dovgal issledovanie kontaktnogo vzaimodeystviya keramiki sic-al2o3 s nikelem, alyuminiem i nikel-alyuminievyimi splavami. adgeziya rasplavov i payka materialov. #43. 2010. р. 55-63. 5. nizhenko v. i., floka l. i. poverhnostnoe natyazhenie zhidkih metallov i splavov (odnoi dvuhkomponentnyie sistemyi): spravochnik. m. metallurgiya, 1981. 208 р. 6. konoval v.p., dovgal a.g., umanskiy a.p., panasyuk a.d., subbotin v.i. kompozitsionnyie materialyi sistemyi (ti,cr)b2–nial s razlichnyim sootnosheniem strukturnyih sostavlyayuschih dlya naneseniya pokryitiy. trudyi iii-y mezhdunarodnoy samsonovskoy konferentsii «materialovedenie tugoplavkih soedineniy». k. 2012. р. 168. 7. konoval v. p., pugachevska e. p., dovgal a. g. kontaktna vzaemodiya materialiv na osnovi diboridu titanu-hromu iz spolukami na osnovi nikelyu. materiali ii konferentsiyi molodih uchenih «realnist ta perspektivi materialoznavstva», 21-25 chervnya 2011 roku. k.: 2011. р. 50-51. 8. naydich yu. v. kontaktnyie yavleniya v metallicheskih rasplavah. k. nauk, dumka, 1972. 196 р. 9. dovgal a. g., vronskaya o. s., kostenko a. d. razrabotka gazotermicheskih karbidokremnievyih pokryitiy s povyishennyim urovnem iznosostoykosti. problemi tribologiyi. # 4. 2013. р. 33–39. математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 18 войтов в.а., бекиров а.ш. харьковский национальный технический университет с/х им. п.василенко, г. харьков, украина e-mail: vavoitovva@gmail.com математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования удк 621.891 в работе разработана математическая модель динамики переходных процессов скорости изнашивания и коэффициента трения в трибосистемах. получены уравнения динамики переходных процессов в виде дифференциальных уравнений из решений которых следует, что переходный процесс в трибосистеме описывается колебательными звеньями второго порядка. установлено, что характер протекания переходного процесса после приложения к трибосистеме входного воздействия зависит от коэффициентов усиления и постоянных времени, а также значений декремента затухания. экспериментальным путем выполнена оценка адекватности результатов моделирования экспериментальным данным. получены значения ошибки моделирования при изменении основных факторов, влияющих на переходный процесс: трибологических свойств смазочной среды; реологических свойств структуры сопряженных материалов; коэффициента формы; шероховатости поверхностей; нагрузки и скорости скольжения. установлено, что максимальная ошибка моделирования скорости изнашивания не превышает значений ei = 11,9…16,6 %, а коэффициента трения ef = 13,0 … 18,5 %. при этом, максимальное значение ошибки соответствует фактору шероховатости поверхности. ключевые слова: трибосистема, моделирование, переходные процессы, приработка, скорость изнашивания, коэффициент трения, адекватность математической модели. актуальность проблемы практика проектирования машин и механизмов показывает, что в конструкторских бюро методы расчета на износостойкость и прогнозирования ресурса используются ограничено и имеют значительное отставание от методов расчета на прочность и надежность. отсутствие специальных методик расчета на износостойкость затрудняет выбор оптимальных вариантов конструкций трибосистем и тем более определения рациональные режимов приработки и эксплуатации. в результате трибосистемы проектируется с «запасом по износостойкости», либо имеют недостаточный ресурс, что приводит к простоям и ремонту в процессе эксплуатации. тем более отсутствуют методики и математические модели моделирования переходных процессов в трибосистемах. процесс приработки трибосистем является динамическим процессом т.к. связан с большим разнообразием сложных по своей природе явлений, протекающих на поверхностях трения трибоэлементов и влиянием на эти процессы большого количества факторов. поэтому вид математической динамической модели необходимо искать в виде дифференциальных уравнений, которые с точностью до коэффициентов будут описывать переходный процесс. получение таких уравнений и их решений носит название структурной идентификации. задача параметрической идентификации получить выражения для определения коэффициентов и постоянных времени, которые входят в дифференциальные уравнения и будут описывать переходный процесс. исходя из вышеизложенного, в данной статье будут рассмотрены вопросы структурной и параметрической идентификации динамической модели процессов приработки трибосистем и оценка адекватности модели условиям эксперимента. анализ публикаций, посвященных данной проблеме модели переходных процессов в трибосистемах, обзор которых представлен в работе 1, строятся в основном на вероятностных подходах. вероятностный подход также применяется при построении моделей, которые базируются на расчетах характеристик контакта и методах описания шероховатости поверхности 2 4. автор работы 5 приводит анализ методов расчета износа и прогнозирования ресурса на основании которого делается вывод о перспективности применения численных методов. в работе 6 предложено описывать износ массивом векторов вероятностей величин износа дискретных точек поверхности, называемых «трибоэлементами». трибоэлемент моделируется нестационарными случайными функциями марковского типа, а износ оценивается математическим ожиданием вероятности нахождения трибоэлементов в некотором состоянии. форма изношенной поверхности определяется с помощью кубической сплайн-аппроксимации математических ожиданий износа в точках расположения трибоэлементов. математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 19 авторами работ 7 9 разработана методика математического моделирования переходных процессов в трибосистемах, в основу которой положен математический аппарат теории автоматического регулирования и теории идентификации динамических объектов. авторами указанных выше работ построены структурно-динамические схемы для моделирования скорости изнашивания и силы трения на переходных режимах. дальнейшее развитие динамических моделей переходных процессов в трибосистемах получило в работах 10, 11. после проведения структурной 10 и параметрической 11 идентификации трибосистемы, получены дифференциальные уравнения и их решения, для моделирования переходных процессов. однако полученные модели требуют экспериментальной проверки на адекватность с оценкой точности моделирования. цель исследований выполнить экспериментальную проверку адекватности математической модели переходных процессов в трибосистемах с оценкой точности моделирования. методический подход в проведении исследований после проведения структурной идентификации в работе 10 получены уравнения динамики переходного процесса для моделирования скорости изнашивания: dt dw к dt wd тккi dt di тd dt id т iii 12 2 2132 2 2 2  , (1) и динамики переходного процесса для моделирования коэффициента трения: 22 2 21 2 2 2 2 k w dt dw k t kk f f dt df тd dt fd т fff  . (2) решением для приведенного выше дифференциального уравнения (1) является выражение:           )sin(cos)( 1 tatекiti ii t t d уст i i i +iуст, (3) где t – время моделирования (работы трибосистемы), с; iуст – установившееся значение скорости изнашивания трибосистемы после завершения приработки, определяется согласно работы 10; di – декремент затухания колебаний после завершения приработки: i i t ккtт d    2 )( 2121 , (4) ti – постоянная времени трибосистемы для моделирования скорости изнашивания: 21 ттт i  , (5) υi – частота колебаний скорости изнашивания после завершения приработки; i i т d i 21  . (6) величина отклонения скорости изнашивания от текущего значения во время колебательного процесса: . 1 2i i i d d a   (7) выражения для определения постоянных времени 1t и 2t , а также коэффициентов усиления 1k и 2k , входящих в выражение (4), будут представлены ниже. решением для приведенного выше дифференциального уравнения (2) является выражение: математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 20           )sin(cos1)( tatеftf fff f f t t d уст , (8) где fуст – установившееся значение коэффициента трения трибосистемы после завершения приработки, определяется по выражению, приведенному в работе 10. постоянная времени трибосистемы для моделирования коэффициента трения: 21 21 кк тт т f    . (9) декремент затухания колебаний после завершения приработки: 21 21 2 )( ккt tт d f f    , (10) υf – частота колебаний коэффициента трения после завершения приработки; f f т d f 21  . (11) величина отклонения коэффициента трения от текущего значения во время колебательного процесса: . 1 2 f f d d a f   (12) коэффициент усиления 1k , который входит в дифференциальные уравнения и их решения, в теории идентификации динамических объектов называют коэффициентом, который оценивает степень влияния входного сигнала на выходной. основываясь на таком физическом понятии и используя методы размерностей теории подобия и моделирования, в работе 11 получено выражение: ,1 q k фпк   (13) где σфпк – напряжение на фактических пятнах контакта, па, определяется по формулам, представленным в работах 12, 13; q – качество трибосистемы, согласно работы 11 определяется по выражению:       нп пр упрф еakq  2 , дж/м3, (14) где фk – коэффициента формы трибосистемы, рассчитывается по формуле [11]; апр, еу, έпр – приведенный коэффициент температуропроводности м2/с, трибологические свойства смазочной среды дж/м3 и приведенная скорость деформации в подповерхностных слоях материалов трибосистемы 1/с, соответственно [11]; δп δн – реологические свойства структуры материалов подвижного и неподвижного трибоэлементов, безразмерная величина, учитывает внутреннее трение структуры материала [11]. коэффициента 2k – это способность трибосистемы прирабатываться, безразмерная величина, согласно [11]: ,2 тр фпкпр w daq k   (11) где dфпк – диаметр фактического пятна контакта, м; wтр – скорость работы диссипации в трибосистеме, дж/с, рассчитывается согласно формул, которые приведены в работе [12]. диаметр фактического пятна контакта dфпк зависит от нагрузки n, модуля упругости контактирующих материалов и величины шероховатости поверхностей трения. рассчитывается согласно формул, которые приведены в работе [12]. математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 21 постоянная времени 1t , которая входит в дифференциальные уравнения и определяет время приработки:   пр пр пр пр a v a v т 666,0 2 3 1     , с, (18) где vпр – приведенный объем материала трибосистемы, определяется согласно работы [11]. постоянная времени 2t , характеризует время, за которое происходит перестройка поверхностных и подповерхностных слоев при изменении внешних условий: пр дпрф hкт    2 , с, (19) где hдпр – приведенная глубина распространения деформации в подповерхностных слоях подвижного и неподвижного трибоэлементов, м, определяется по выражениям, приведенным в работе [11]. скорость изнашивания на установившемся режиме после завершения приработки, согласно работам [12, 13], определяется по выражению:  тр hny уст we i      1 10795,0exp106 1610 , м3 / час, (20) w w f труст  , (21) где iуст и устf – объемная скорость изнашивания, м 3/час и коэффициент трения трибосистемы после завершения приработки; w – мощность, которая подводится к трибосистеме, определяется по выражению: вт с м н  склnw , (22) где n – нагрузка на трибосистему, н; скл – скорость скольжения, м/с. структурная схема оценки точности моделирования по результатам лабораторных экспериментальных исследований трибосистем представлена на рис. 1. рис. 1 – структурная схема оценки точности моделирования по результатам лабораторных экспериментальных исследований: u(t) – входное воздействие на трибосистему; η(t) – неконтролируемое случайное воздействие; yэкс(t) – выходной сигнал (результаты эксперимента); yм(t) – выходной сигнал (результаты моделирования); e(t) – разность (ошибка) между результатами эксперимента и моделирования при оценке точности моделирования, т.е. адекватности модели экспериментальным данным на вход системы подавался входной сигнал )(tu , который учитывал конструкцию трибосистемы, триболо математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 22 гические свойства смазочной среды, материалы из которых изготовлены трибоэлементы, их температуропроводность, реологические свойства, а также нагрузка и скорость скольжения. полученные экспериментальные результаты в виде выходного сигнала  tyэкс , сравнивались с результатами моделирования  tyм . по результатам сравнения рассчитывалась разность (ошибка) моделирования:          n i n i мэкс ten tyty n 1 2 1 2 11 , (23) где n – количество экспериментов (повторов); )(te – ошибка моделирования. среднеквадратичное отклонение ошибки моделирования в любой точке процесса выразим формулой:    n i e n e 1 21 . (24) относительную ошибку моделирования в любой точке переходного процесса определим по выражениям: %100   экс мэкс i i ii e , (25) %100   экс мэкс f f ff e , (26) где эксi , мi , эксf , мf – значение скорости изнашивания и коэффициента трения, которые измерены в процессе эксперимента и получены при моделировании. относительную ошибку времени завершения приработки определяем по выражению: %100 , ,,    экспр мпрэкспр t t tt e , (27) где экспрt , , мпрt , – время завершения приработки по результатам эксперимента и моделирования. результаты исследований результаты моделирования процесса приработки трибосистемы: сталь 40х+бр.аж 9-4 представлены на рис.2 и рис.3. параметры трибосистемы: коэффициент форы фk = 12,5 1/м; начальная шероховатость поверхностей трения ra = 0,2 мкм; нагрузка n =600 н; скорость скольжения склv = 0,5 м/с. в качестве варьируемого фактора выступала смазочная среда: гидравлическое масло мгп – 10 ( ye = 1,8·10 14 дж/м3); моторное масло м – 10г2к ( ye = 3,6·10 14 дж/м3); моторное масло esso ultron sl/cf ( ye = 7,2·10 14 дж/м3). как следует из полученных зависимостей переходный процесс для скорости изнашивания проходит без колебаний ( id = 0,75…1,02), а для коэффициента трения характерны колебания после завершения приработки ( fd = 0,42…0,54). увеличение трибологических свойств смазочной среды от ye = 1,8·1014 дж/м3 до ye = 7,2·10 14 дж/м3 способствует снижению максимальных значений скорости изнашивания и коэффициента трения, а также уменьшению времени приработки npt . представленные зависимости позволяют сделать вывод, что применение масел с большими значениями ye приводит к снижению максимальных значений maxi и maxf , а также к снижению времени приработки. при этом, по параметру скорости изнашивания трибосистема прирабатывается за меньшее математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 23 время npt = 900 … 1100 с, чем по коэффициенту трения npt = 1000 … 1400 с. процесс изменения коэффициента трения во время приработки является более инерционным. полученные зависимости процесса приработки трибосистемы были проверены экспериментально. в процессе эксперимента через каждые 100 секунд, с помощью метода акустической эмиссии, определялись значения скорости изнашивания и коэффициента трения, а также время завершения приработки. по результатам трех повторов определяли среднее значение параметров, ошибку моделирования по формулам (25) (27), среднеквадратичное отклонение ошибки, формула (24). рис. 2 – зависимости изменения скорости изнашивания в процессе приработки трибосистемы сталь 40х + бр.аж 9-4 при изменении трибологических свойств смазочной среды ey рис. 3 – зависимости изменения коэффициента трения в процессе приработки трибосистемы сталь 40х + бр.аж 9-4 при изменении трибологических свойств смазочной среды ey сравнения экспериментальных результатов с результатами моделирования, представлены в табл. 1, а экспериментальные точки нанесены на рис. 2 и рис. 3. анализ полученных результатов позволяет сделать вывод, что ошибка моделирования при изменении скорости изнашивания находится в пределах ie =14,8 … 12,8 %. при этом большее значение относится к смазочной среде с ye = 1,8 · 10 14 дж/м3, а меньшее значение к смазочной среде с ye = 7,2·10 14 дж/м3. при изменении коэффициента трения ошибка моделирования находится в пределах fe = 16,6 … 13,3 %, при этом большие значения ошибки характерны для смазочной среды с меньшими трибологическими свойствами. математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 24 необходимо также отметить, в начале процесса приработки экспериментальные значения скорости изнашивания и коэффициента трения больше, чем полученные путем моделирования, а в конце процесса, наоборот, экспериментальные значения меньше значений, полученных путем моделирования. ошибка моделирования времени завершения приработки составляет te = 15,5 … 16,0 %. такое большое значение можно объяснить колебательностью измеряемых параметров в процессе эксперимента. таблица 1 сравнение результатов моделирования и эксперимента для трибосистемы сталь 40х + бр.аж 9-4 в смазочной среде ye = 3,6·10 14 дж/м3 время процесса приработки t ,с мi ·10 -10, м3/час эксi ·10 -10, м3/час (среднее значение) ie , % мf эксf (среднее значение) fe , % 100 24,1 27,7 12,9 0,0056 0,005 12,0 200 20,0 22,6 11,5 0,018 0,02 10,0 300 17,0 15,0 13,3 0,033 0,038 13,1 400 13,8 12,63 9,2 0,047 0,055 14,5 500 11,4 10,2 11,7 0,057 0,062 8,0 600 9,7 8,6 12,7 0,063 0,068 7,3 700 8,6 7,6 13,1 0,065 0,07 7,1 800 7,9 7,0 12,8 0,064 0,068 5,8 900 7,54 6,8 10,8 0,061 0,067 8,9 1000 7,35 6,7 9,7 0,058 0,055 5,4 1100 7,27 6,6 10,1 0,055 0,05 10,0 1200 7,26 6,7 8,3 0,053 0,049 8,1 1300 7,27 6,8 6,9 0,052 0,05 4,0 1400 7,3 6,6 10,6 0,051 0,054 5,5 1500 7,3 6,8 7,3 0,052 0,056 7,1 таблица 2 сравнение результатов моделирования и эксперимента для трибосистемы сталь 40х + сч в смазочной среде ye = 3,6·10 14 дж/м3 время процесса приработки t , с мi ·10 -10, м3/час эксi ·10 -10, м3/час (среднее значение) ie , % мf эксf (среднее значение) fe , % 100 34,6 40,5 14,5 0,005 0,0055 9,0 200 29,9 34,5 13,3 0,017 0,0188 9,5 300 24,7 28,5 13,3 0,031 0,035 11,4 400 20,0 23,2 13,7 0,045 0,053 15,0 500 16,2 18,5 12,4 0,056 0,066 15,1 600 13,3 15,3 13,0 0,063 0,073 13,6 700 11,2 13,0 13,8 0,067 0,075 10,6 800 9,85 10,8 8,7 0,068 0,077 11,6 900 8,9 8,0 11,7 0,067 0,075 10,6 1000 8,3 8,0 3,7 0,065 0,073 10,9 1100 7,92 7,5 5,6 0,062 0,065 4,6 1200 7,71 8,0 3,6 0,06 0,058 3,4 1300 7,59 8,0 5,1 0,058 0,055 5,4 1400 7,54 8,0 5,7 0,057 0,052 9,6 1500 7,51 8,0 6,1 0,056 0,05 12,0 1600 7,51 8,0 6,1 0,056 0,05 12,0 1700 7,52 8,0 6,0 0,057 0,053 7,5 1800 7,52 8,0 6,0 0,057 0,055 7,5 математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 25 сравнение результатов моделирования и эксперимента для трибосистемы сталь 40х+сч представлено в табл. 2. в разработанных моделях сочетание материалов учитывается параметром  /нп . параметры, которые не изменялись в процессе эксперимента и моделирования: смазочная среда ye = 3,6 · 10 14 дж/м3; ar = 0,2мкм; n = 600 н; склv = 0,5 м/с; фk = 12,5 1/м. как следует из анализа таблиц, максимальная ошибка моделирования процесса приработки при изменении материалов трибоэлементов составляет: для скорости изнашивания ie =14,5 … 15,0 %, для коэффициента трения fe = 15,1 … 16,6 %. ошибка моделирования времени завершения приработки составляет te = 15,4 … 16,2 %. время приработки для скорости изнашивания составляет npt = 1000 … 1200 с, а для коэффициента трения npt = 1100 … 1400 с. моделирование процесса приработки, а также экспериментальная проверка ошибки моделирования для различных конструкций трибосистем, которые оцениваются коэффициентом формы фk ,1/м, представлено в таблице 3. результаты представлены для трибосистемы сталь 40х+бр.аж9-4, смазочная среда ye = 3,6·10 14 дж/м3, нагрузка n = 600 н, скорость скольжения склv = 0,5 м/с, шероховатость поверхностей трения rа = 0,2 мкм. в процессе эксперимента варьировались значения коэффициента формы фk = 6,06 … 23,6 1/м. анализ полученных результатов позволяет сделать вывод, что максимальная ошибка моделирования скорости изнашивания не превышает значений ie =13,3 … 15,3 %, а коэффициента трения fe = 14,5 … 16,6 %. как следует из полученных результатов увеличение коэффициента формы приводит к увеличению ошибки моделирования. таблица 3 сравнение результатов моделирования и эксперимента для трибосистемы сталь 40х + бр.аж 9-4, ye = 3,6 · 10 14 дж/м3, кф = 6,06 1/м время процесса приработки t ,с мi ·10 -10, м3/час эксi ·10 -10, м3/час (среднее значение) ie , % мf эксf (среднее значение) fe , % 100 59,2 68,0 12,9 0,012 0,013 7,6 200 38,0 44,0 13,6 0,037 0,041 9,7 300 21,3 24,5 13,06 0,058 0,065 10,7 400 11,5 12,8 10,1 0,068 0,08 15,0 500 7,14 8,0 10,7 0,068 0,08 15,0 600 5,8 6,0 13,3 0,062 0,07 11,4 700 5,9 5,5 7,2 0,056 0,055 1,8 800 6,5 6,0 8,3 0,052 0,05 4,0 900 6,97 6,5 7,2 0,051 0,048 6,2 1000 7,26 7,5 3,2 0,052 0,05 6,0 1100 7,41 8,0 7,3 0,054 0,05 8,0 1200 7,46 8,5 12,2 0,055 0,05 10,0 1300 7,45 8,5 12,3 0,056 0,05 12,0 1400 7,45 8,5 12,3 0,056 0,05 12,0 время приработки значительно зависит от фk . для фk = 6,06 1/м среднее время приработки по значению скорости изнашивания составляет npt = 500 с, а для коэффициента трения npt = 700 с. ошибка моделирования te = 14,0…15,2 %. аналогичные результаты получены при изменении шероховатости поверхностей трения, нагрузки на трибосистему и скорости скольжения. математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 26 анализ полученных результатов позволяет сделать вывод, что максимальная ошибка моделирования скорости изнашивания не превышает значений ie =11,9 … 16,6 %, а коэффициента трения fe = 13,0 … 18,5 %. максимальное значение ошибки соответствует фактору шероховатости поверхности. увеличение шероховатости поверхности приводит к увеличению ошибки моделирования. минимальная ошибка характерна для трибосистем с шероховатостью ra = 0,1 мкм. выводы 1. разработана математическая модель динамики переходных процессов скорости изнашивания и коэффициента трения в трибосистемах. получены уравнения динамики переходных процессов в виде дифференциальных уравнений из решений которых следует, что переходный процесс в трибосистеме описывается колебательными звеньями второго порядка. установлено, что характер протекания переходного процесса после приложения к трибосистеме входного воздействия зависит от коэффициентов усиления и постоянных времени, а также значений декремента затухания. 2. экспериментальным путем выполнена оценка адекватности результатов моделирования экспериментальным данным. получены значения ошибки моделирования при изменении основных факторов, влияющих на переходный процесс: трибологических свойств смазочной среды; реологических свойств структуры сопряженных материалов; коэффициента формы; шероховатости поверхностей; нагрузки и скорости скольжения. установлено, что максимальная ошибка моделирования скорости изнашивания не превышает значений ie =11,9 … 16,6 %, а коэффициента трения fe = 13,0 … 18,5 %. при этом, максимальное значение ошибки соответствует фактору шероховатости поверхности. 3. полученные решения дифференциальных уравнений для скорости изнашивания и коэффициента трения, позволяют выполнять моделирование переходного процесса в трибосистемах и разрабатывать режимы приработки (обкатки) с учетом конструкции, технологии изготовления и режимов эксплуатации. литература 1. богданофф дж., козин ф. вероятностные модели накопления повреждений: пер. с англ. – м.: мир, 1989. – 344 с. 2. семенюк н.ф. средняя высота микровыступов шероховатой поверхности и плотность пятен контакта при контактировании шероховатой поверхности с гладкой // трение и износ. – 1986. – т.7, №1. – с. 85-91. 3. terletzka, semenjuk, deierich. modellierung des kontaktes zweier rauher körper/ wissenschaftliche berichte hochschule zittau/görlitz nr/ 1551 (1996), heft 45. – s. 151 – 165. 4. semenjuk n. entwicklung von berechnungsverfahren der reibungsund verschleißtheorie mit hilfe des modells stochastischer felder: diss. b an der technischen hochschule zittau. zittau, 1991. 5. сорокатый р.в. анализ современного состояния методов расчета износа и прогнозирования ресурса // проблеми трибології. – 2007. – №1. – с. 23-36. 6. сорокатый р.в. метод трибоэлементов. – хмельницкий: хну, 2009. – 242 с. 7. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. і. методика физического моделирования // трение и износ. – 1996. – т.17, №3. – с. 298-306. 8. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. іі. методика математического моделирования стационарных процессов при граничном трении // трение и износ. – 1996. – т.17, №4. – с. 456-462. 9. войтов в.а., исаков д.и. моделирование граничного трения в трибосистемах. ііі. математическое моделирование нестационарных процессов при граничном трении // трение и износ. – 1996. – т.17, №5. – с. 598-605. 10. бекиров а.ш. структурная идентификация математической модели переходных процессов в трибосистемах / технічний сервіс агропромислового, лісового і транспортного комплексів, 2017, № 7. – с. 109-120. 11. бекиров а.ш. параметрическая идентификация математической модели переходных процессов в трибосистемах / технічний сервіс агропромислового, лісового і транспортного комплексів, 2017, № 8. –с. 167-177. 12. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистемах // проблеми трибології. – 2015. – № 1. – с. 49-57. 13. войтов в.а., захарченко м.б. моделирование процессов трения изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования // проблеми трибології. – 2015. – № 2. – с. 36-45. поступила в редакцію 14.02.2018 математическая модель переходных процессов в трибосистемах и результаты моделирования проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 27 vojtov v.a., bekirov a.sh. mathematical model of transition processes in tribosystems and results of modeling. a mathematical model of the dynamics of the transient processes of the wear rate and the coefficient of friction in tribosystems is developed. the equations of the dynamics of transient processes in the form of differential equations from the solutions of which it follows that the transient process in the tribosystem is described by second-order vibrational links. it is established that the nature of the transient process after application to the tribosystem of the input action depends on the gain factors and time constants, as well as the damping decrement values. experimental evaluation of the adequacy of simulation results to experimental data was carried out. the values of the simulation error are obtained when the main factors affecting the transient process are changed: the tribological properties of the lubricating medium; rheological properties of the structure of conjugate materials; form factor; surface roughness; load and slip speed. it was found that the maximum error in modeling the wear rate does not exceed the values ei = 11.9 ... 16.6 %, and the coefficient of friction ef = 13.0 ... 18.5 %. in this case, the maximum error value corresponds to the surface roughness factor. key words: tribosystem, modeling, transient processes, running-in, wear rate, coefficient of friction, adequacy of the mathematical model. references 1. bogdanoff dzh., kozin f. veroyatnostnyye modeli nakopleniya povrezhdeniy. per. s angl. m.mir, 1989. 344 s. 2. semenyuk n.f. srednyaya vysota mikrovystupov sherokhovatoy poverkhnosti i plotnost' pyaten kontakta pri kontaktirovanii sherokhovatoy poverkhnosti s gladkoy. treniye i iznos. 1986. t.7, №1. s. 85-91. 3. terletzka, semenjuk, deierich. modellierung des kontaktes zweier rauher körper. wissenschaftliche berichte hochschule zittau/görlitz nr. 1551 (1996), heft 45. s. 151 – 165. 4. semenjuk n. entwicklung von berechnungsverfahren der reibungsund verschleißtheorie mit hilfe des modells stochastischer felder: diss. b an der technischen hochschule zittau. zittau, 1991. 5. sorokatyy r.v. analiz sovremennogo sostoyaniya metodov rascheta iznosa i prognozirovaniya resursa. problemi tribologíí̈. 2007. №1. s. 23-36. 6. sorokatyy r.v. metod triboelementov. khmel'nitskiy: khnu, 2009. 242 s. 7. voytov v.a., isakov d.i. modelirovaniye granichnogo treniya v tribosistemakh. í. metodika fizicheskogo modelirovaniya. treniye i iznos. 1996. t.17, №3. s. 298-306. 8. voytov v.a., isakov d.i. modelirovaniye granichnogo treniya v tribosistemakh. íí. metodika matematicheskogo modelirovaniya statsionarnykh protsessov pri granichnom trenii. treniye i iznos. 1996. t.17, №4. s. 456-462. 9. voytov v.a., isakov d.i. modelirovaniye granichnogo treniya v tribosistemakh. ííí. matematicheskoye modelirovaniye nestatsionarnykh protsessov pri granichnom trenii. treniye i iznos. 1996. t.17, №5. –s. 598-605. 10. bekirov a.sh. strukturnaya identifikatsiya matematicheskoy modeli perekhodnykh protsessov v tribosistemakh. tekhníchniy servís agropromislovogo, lísovogo í transportnogo kompleksív, 2017, № 7. s. 109-120. 11. bekirov a.sh. parametricheskaya identifikatsiya matematicheskoy modeli perekhodnykh protsessov v tribosistemakh. tekhníchniy servís agropromislovogo, lísovogo í transportnogo kompleksív, 2017, № 8. –s. 167-177. 12. voytov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh // problemi tribologíí̈. 2015. № 1. s. 49-57. 13. voytov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 2. rezul'taty modelirovaniya. problemi tribologíí̈. 2015. № 2. s. 36-45. технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 14 дудан о.в.,* cолових є.к.,** волков ю.в.,** катеринич с.є.,** солових а.є.,** шевченко д.в.** *полоцький державний університет, м. новополоцьк, білорусь, **центральноукраїнський національний технічний університет, м. кропивницький, україна e-mail: ekskntu09@gmail.com технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів удк 621.793.620.172 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-14-21 на основі проведених досліджень було визначено, що серед методів нанесення покрить перевагу слід віддати електроконтактному припіканню – методу, який використовує теплову енергію, що виділяється електричним струмом. електроконтактне припікання порошкових покриттів характеризується незначними енерговитратами, малою зона термічного впливу, високою міцністю зчеплення і щільністю. причиною зносу традиційних покриттів є їх локальне перенапруження. з метою усунення цього недоліку було запропоновано наносити покриття не суцільним, а дискретним. нанесення покриттів дискретної структури електроконтактним припіканням дозволяє поряд з високою щільністю і адгезійною міцністю забезпечити мінімальний рівень напружено-деформованого стану покриття під впливом експлуатаційних навантажень. ключові слова: дискретне покриття, електроконтактне припікання, пористість, технологічні параметри, оптимізація, довговічність. актуальність проблеми довговічність робочих органів сільськогосподарських машин, що експлуатуються в умовах абразивного зношування, знаходиться в прямій залежності від здатності протистояти абразивному або корозійно-механічному руйнуванні їх ріжучих кромок [1]. багаточисельні дослідження показали, що найбільш раціональним і економічно доцільним вирішенням проблеми підвищення зносостійкості робочих органів сільськогосподарських машин є застосування покриттів із композиційних матеріалів. вирішення поставленої проблеми пов’язано з розробкою технологічних способів нанесення композиційних покриттів. методи наплавлення покрить внаслідок високотемпературного нагрівання не дозволяють зберегти вихідні властивості покриття. наплавленні деталі характеризуются значними термічними деформаціями і вимагають механічної обробки для отримання необхідної геометрії ріжучої кромки. методи напилення зносостійких композиційних матеріалів не забезпечують достатню міцність зчеплення покриття і рівномірну твердість, потребують попередню підготовку поверхні перед напиленням і механічну обробку після напилення, малоефективні при зміцненні поверхонь невеликих розмірів із-за втрати матеріалу, який напилюється, характеризуються шкідливими умовами роботи персоналу під час попередньої підготовки поверхні та при самому напиленні. при підвищенні зносостійкості робочих органів сільськогосподарських машин доцільно використовувати дисперсно-зміцнені (порошкові) композиційні матеріалі (пкм). в якості матеріалу матриці для зносостійких покрить пропонують використовувати порошки заліза пж1, нікеля, міді, наплавочних сплавів, самофлюсуючі порошки пгср2, пг-ср3, пг ср4 (системи ni-cr-b-si-с) на нікелевій основі і пг-с1 на залізній основі, а в якості зносостійких наповнювачів – порошки ферросплавів, карбідів. оксидів. матеріал зміцнюємої деталі необхідно вибирати враховуючи його роботу в композитній системі. він повинен мати мінімальну різницю коефіцієнтів термічного розширення в порівнянні з покриттям, забезпечувати максимальну міцність зчеплення з ним, мати невисоку вартість. одним з підходів вибору матеріалу покриття є встановлення зв'язків усередині системи «експлуатація-матеріал», а з позиції технології – в умовному трикутнику «склад-структура-властивості». кп і матеріал деталі повинні мати ”експлуатаційну сумісність”. виходячи з природи композиційних матеріалів, покриття доцільно наносити за допомогою методів порошкової металургії в режимі спікання і припікання. на основі проведених досліджень було визначено, що серед методів нанесення порошкових покрить в режимі спікання і припікання перевагу технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 15 слід віддати електроконтактному припіканню – методу зміцнення, який використовує теплову енергію, що виділяється електричним струмом. покриття, одержані цим методом має міцність зчеплення 180 220 мпа і щільність 96 98 %. його характеризують незначні енерговитрати, мала зона термічного впливу, висока продуктивність. електроконтактне припікання дозволяє зберегти вихідну (спадкову) структуру порошку сплаву і забезпечити дрібнозернисту гомогенну структуру покриття. основним недоліком покрить, нанесених на деталь при допомозі роликового електроду, являється зменшенням їх твердості і щільності, а також міцності зчеплення на граничних ділянках. це явище, що пояснюється специфікою ущільнення і нагріву порошкових шарів у відкритого торця електроду, утруднює формування стабільної і якісної кромки при зміцненні ріжучих елементів деталей машин. для усунення вищевказаних недоліків необхідно було розробити спеціальні технологічні варіанти способу електроконтактного припікання на ріжучі кромки ножів подрібнюючого барабану. аналіз попередніх досліджень одним із технологічних варіантів способу електроконтактного припікання на ріжучі кромки ножів подрібнюючого барабану являється способ, по якому дві деталі стикуються одна з одною з утворенням єдиної плоскої поверхні, і на цю поверхню в місці стику наносять шар порошку, що дорівнює подвійній ширині зміцнюємої ріжучої кромки, а в процесі прокатки площина симетрії роликового електроду проходить через лінію стику сполучених деталей. на рис. 1 представлена схема реалізації способу. зміцнюємі деталі 1 і 2 стикують один з одним таким чином, щоб зміцнюємі поверхні ріжучих кромок 3 і 4 утворювали загальну поверхню. деталі стикуються під дією стискаючого навантаження р, що прикладається до їх бокових поверхонь. потім наносять шар порошку 5, ширина якого рівна подвійній ширині зміцнюємої ріжучої кромки. шар порошку прокочують роликовим електродом 6, ввімкненим в коло зварювального трансформатора 7, причому замикання цього кола здійснюють через шар порошку і зміцнюємі деталі. при протіканні електричного струму через порошковий шар відбувається інтенсивне нагрівання останнього, а одночасно прикладуємий до ролика 6 тиск р0 забезпечує припікання покриття до поверхні деталі. прокатка ролика 6 по шару порошку здійснюється при безперервному співпаданні площини симетрії б, розташованої перпендикулярно осі ролика з лінією з’єднання деталей. після зміцнення електричний струм відключають, а тиск з ролику знімають. зміцнюємі деталі 1 і 2 роз’єднують по лінії. ця операція утворює ріжучу кромку на зміцнюємих деталях (рис.1), причому її фізико-механічні властивості (твердість, щільність і інші) являються найкращими. як правило (при нанесенні шарів з товщиною до 1,0 ... 1,2 мм) рознімання деталей відбувається мимовільно внаслідок залишкових напружень в шарі зразу ж після зняття стискаючого зусилля (рис. 1). зміцнення вказаним способом деталі не потребує подальшої механічної обробки і володіє високою зносостійкістю (рис. 2). б а р р р 0 2 3 7 1 5 6 4 рис. 1 – технологічна схема нанесення покрить на дві ріжучі кромки рис. 2 -ніж з покриттям суцільної структури технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 16 мета досліджень зміцнення ріжучі кромки ножів подрібнюючих барабанів електроконтактним припіканням покрить дискретної структури. результати досліджень для зміцнення ріжучих елементів робочих органів сільськогосподарських машин запропонований спосіб електроконтактного припікання покрить дискретної структури, суть якого полягає в наступному. на ріжучу кромку наноситься покриття у вигляді дискретів із зазором 1 ... 1,5мм (рис. 3). величина кута нахилу визначає інтенсивність розширення зазору і нерівномірність зносу покриття по його довжині в процесі експлуатації. на рис. 4 представлені експериментальні криві, що відображають вплив кута нахилу на розширення зазору d: 1 2 d d   , де d1 – величина зазору на початку процесу експлуатації; d2 – після напрацювання 2000 т зеленої маси; коефіцієнт нерівномірності зносу: ' '' 1 1 ' 1 h h h    , де '1h – товщина покриття в зоні входу ножа; " 1h – товщина покриття в зоні виходу ножа. як випливає з експериментальних даних, оптимальним кутом нахилу бічних граней елементу покриття до його основи є 35 ... 60°. d d 1 2 a рис. 3 – схема нанесения дискретного покриття (1) на ріжучу кромку (2) деталі 0 30 60 0,2 0,4 0,6   ao рис. 4 – вплив кута нахилу α на збільшення зазору та коефіцієнт нерівномірності зносу ріжучої кромки для реалізації процесу нанесення дискретних покриттів розроблений електрод із спеціальною поверхнею. спеціальний електрод створює переривчастість шару покриття (рис. 5, 6). вибір геометричних параметрів електродів, а у випадку електроконтактного припікання і параметрів дискретних покрить технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 17 здійснювався із результатів теоретичних і експериментальних досліджень їх напружено-деформованого стану і емпірично із умов рівномірної пористості і адгезійної міцності покриття. рис. 5 – технологічна схема електроконтактного припікання дискретних порошкових покрить на дві ріжучі кромки: 1 – спеціальний електрод; 2 – деталь; 3 – покриття; р – тиск на електроді; s – подача електроду; ω, ωд – кутові швидкості електрода і детали рис. 6 – ніж з покриттям дискретної структури в процесі експлуатації особливістю зносу ріжучих елементів робочих органів є його локальний характер і нерівномірність. враховуючи цю особливість, доцільно дискретне покриття наносити відповідно з епюрою нерівномірного зносу. диференціальне відновлення і зміцнення може здійснюватися дискретними покриттями змінною суцільності. у основу вибору величини суцільності покладена залежність зносостійкості від суцільності. типова залежність зносостійкості від суцільності покриття (відношення площі, яку займає покриття, до загальної площі поверхні, що зміцнюється, наведено на рис. 7. рис. 7 – залежність вагового зносу від суцільності покриття технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 18 одним з важливих питань при виборі покриття є його товщина. при відновленні зношених деталей прагнуть досягти максимально можливої товщини покриття, що можливо шляхом застосування способу електроконтактного припікання (табл. 1). несуча здатність деталі з покриттям в умовах експлуатації має функціональний зв'язок із товщиною покриття. встановлені залежності товщини покриття, його адгезійної міцності, залишкових напружень, а також експлуатаційних навантажень. ці залежності встановлюють граничні значення товщини покриття суцільної структури. таблиця 1 розміри покриття в залежності від розмірів деталі максимальна довжина покриття, мм товщина покриття, мм товщина деталі, мм 0,1 0,5 1,0 2,0 5,0 5 18,2 3,6 1,7 0 42,1 7,8 3,6 1,7 20 80,5 15,7 7,7 3,6 1,2 40 158,3 31,6 15,6 7,5 2,6 50 201,2 39,7 20,1 10,4 3,9 по критерію міцності і зносостійкості, дискретна структура успішно працює при відновленні великого зносу, тоді як суцільні покриття непрацездатні із-за руйнування і фрагментації при малих деформаціях деталі. залежність інтенсивності зношування in від товщини диференційних дискретних покриттів hn приведена на рис. 8. 0,1 0,3 0,4 0,3 0,35 0,45 0,5 0,38 0,5 0,6 0,4 0,6 0,7 0,45 1,4 0,8 0,55 2,6 0,9 0,8 0,95 1,25 1 2,3 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 0,1 0,3 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,95 1 и п* 10 5, кг *с м 2 10 00 м п ут и hп, мм м0, м1 м2 рис. 8 – залежність інтенсивності зношування від товщини покриття: 1 – двошарове покриття; 2 – одношарове покриття виходячи із загальних представлень процесу екпп була побудована регулювальна характеристика електроконтактного припікання порошків пг-с1 з наповнювачами типу фх-800 (рис. 9). обмеження по осям абсцис і ординат проводилось по максимальним значенням струму припікання (і = 30 ка) і тиску (δр = 0,65 мн/м). вибір параметрів в заштрихованій області гарантує отримання шарів з високими фізико-механічними властивостями: σзч = 150 ... 180 мпа, твердість (для пгс1) hrc 51 ... 53, пористість 3 ... 5 %. кінцевою метою роботи є розробка технологічного процесу зміцнення і відновлення ріжучих кромок ножів подрібнюючого барабану кормозбирального комбайну композиційними покриттями дискретної структури методом електроконтактного припікання. технологічний процес нанесення зносостійких покрить на ріжучі кромки ножів складається із наступних операцій : 1. закріплення двох зміцнюємих деталей в рамці-касеті. ножі встановлюються на контактній мідній плиті з утворенням загальної зміцнюємої поверхні, після чого вони стискаються боковими поверхнями з зусиллям 1000 ... 1500 н. при встановлені ножів необхідно щоб стик сполучених деталей співпадав з площиною симетрії роликового електроду. для технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 19 рівномірного прогрівання обох ріжучих кромок електрод повинен щільно прилягати до деталей (з відхиленням не більше 0,05 ... 0,08 мм). рv i v=0.025м/с v =0,033м/с v=0,016м/с v=0,008м/с i, ка 30 20 0,3 0,35 0,40 0,45 0,5 0,55 р, мн/мδ рис. 9 – регулювальна характеристика процесу електроконтактного припікання: σзч = 150 ... 180 мпа; hrc = 51 ... 53 верхній електрод зносостійке покриття нижній електродзміцнюємідеталі 4 4 4 43 2 2 2 2 3 331 11 1 іі ііі і рис. 10 – схема нанесення покриття на дві ріжучі кромки рис. 11 – електроконтактне припікання покриття на ножи подрібнюючого барабану технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 20 2. нанесення порошкової шихти (пг-с1 + 40 ... 50 % фх-800). шар порошку наноситься в місці стику шириною, що дорівнює подвоєній ширині ріжучої кромки – 14 мм. товщина шару порошку при d1/d2 = 0.2 … 0,5 складала 1,6 ... 1,8 мм. 3. прокатка порошкового шару з одночасним пропусканням електричного струму роликовим електродом в рамці-касеті. режими: i – 16 ... 20 ка, δр = 0,55 ... 0,6 мн/м, v = 0,01 ... 0,016 м/с, tu = tn = = 0,04 c. 4. повернення рамки-касети в вихідне положення. гаряча прокатка: і = 7 ... 8 ка, δр = 0,8 ... 0,99 мн/м, v = 0,008 ... 0,01 м/с, tu = 0,02 c, tn = 0,04 c. при зміцненні двох ріжучих кромок припікання здійснювалось по схемі, яка представлена на рис. 10. для нанесення порошкового покриття на плоскі деталі (наприклад, ножі і протиріжучі бруски комбайна) можна використовувати машину для шовного зварювання. порошок вільно насипають (із бункера) на поверхню, що зміцнюється, далі деталі пропускають через ролики-електроди одночасно з подачею на них імпульсів електричного струму силою до 25  30 ка та напругою 1,5  6 в (рис. 11). висновки при виборі методу зміцнення і відновлення шляхом використання зносостійких покриттів враховували використання безвідходних та маловідходних технологій. на основі проведених досліджень було визначено, що серед методів нанесення покрить перевагу слід віддати електроконтактному припіканню – методу, який використовує теплову енергію, що виділяється електричним струмом. покриття, отримані цим методом має міцність зчеплення 180 220 мпа і щільність 96 98 %. електроконтактне припікання порошкових покриттів характеризується незначнимми енерговитратами, малою зона термічного впливу, високою продуктивністю. причиною зносу традиційних покриттів є їх локальне перенапруження. з метою усунення цього недоліку було запропоновано наносити покриття не суцільними, а дискретними. мета нанесення покрить дискретної структури екпп – поряд з високою щільністю і адгезійною міцністю забезпечити мінімальний рівень напружено-деформованого стану покриття під впливом експлуатаційних навантажень. моделювання покриттів дискретної структури при екп дозволило вибрати геометричні параметри дискретної поверхні, матеріал і оптимальні режими нанесення покриття. на основі експериментальних досліджень та використання математичного моделювання проведено комплексну оцінку впливу основних технологічних параметрів (тиску, струму, швидкості спікання) електроконтактного припікання порошків на фізико-механічні властивості покриттів (адгезійна міцність і довговічність). багатовимірний експеримент з певною зміною цих параметрів дозволив оцінити вплив кожного з них на властивості покриттів і виявити ефекти взаємодії. зроблено висновок, що для поліпшення фізико-механічних властивостей покриттів, що одержуються, доцільно використовувати всі три технологічні параметри процесу. література 1. ярошевич в.к., верещагин в.а., гафо ю.н. разработка технологии электроконтактного упрочнения деталей сельскохозяйственных машин. – в кн.: технологическое обеспечение ресурса и надежности машин: тез. всесоюзн. научн. -техн. конф., м.: цнто машпром, 1980. – 198 с. 2. ляшенко б.а. упрочняющие покрытия дискретной структуры /б.а. ляшенко, а.я. мовшович, а.и. долматов // технологические системы – 2001. – № 4. – с. 17-25. 3. ляшенко б.а. восстановление деталей машин дифференциальными покрытиями дискретной структуры / б.а. ляшенко, о.а. розенберг, в.в. ермолаев и др. // тяжелое машиностроение – 2001. – № 2. – с. 21-23. 4. лопата л.а. получение износостойких дискретных покрытий электроконтактным припеканием/ л.а. лопата, б.а. ляшенко, в.и. калиниченко, ю.в. волков, т.в. ворона // проблемы трения и изнашивания: науч. техн. сб. – киев: нау, 2009. – № 51. – с. 139–148. надійшла в редакцію 17.12.2018 технологічні варанти підвищення зносостійкості ножів подрібнюючого барабану комбайну електроконтактним припіканням покриттів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 21 dudan a.v., solovykh ye.k., volkovy.v, katerinch s.ye., solovykh a.ye., shevchenko d.v. technological options for improving the wear resistance of the knives of the chopping drum of the combine by electrical contact welding of coatings. on the basis of the studies conducted, it was determined that among the methods of applying coatings, preference should be given to the method of electrocontact welding, which uses thermal energy emitted by electric current. electrocontact powder coating is characterized by low energy consumption, a small heat-affected zone, high performance, adhesion strength and density. the reason for the wear of traditional coatings is their local overstrain. in order to eliminate this drawback, it was proposed to apply a coating not solid, but discrete. the coating of a discrete structure by electrocontact welding allows, along with high density and adhesive strength, to ensure a minimum level of stress-strain state of the coating under the influence of operating loads. simulation of the coatings of a discrete structure during electrocontact sintering allowed choosing the geometrical parameters of a discrete surface, material and optimal coating application modes. on the basis of experimental studies and using mathematical modeling comprehensive assessment of the impact of major technological parameters (pressure, current, speed of sintering) of the electrocontact sintering process of powders on physical and mechanical properties of the coatings (adhesion strength and durability) is given. multivariate experiment with a certain variation of these parameters allowed us to estimate the impact of each of them on the properties of the coatings and to identify the effects of the interaction. it is concluded that in order to improve the physical and mechanical properties of the resulting coatings is advisable to use all three complex technological parameters of the process. key words: discrete coating, electrocontact sintering, optimization, durability, porosity, technological parameters. references 1. iaroshevich v. k., vereshagin v. a., gafo y. n. razrabotka tecgnologii elektrokontaktnogo uprochneniya detaley selskohoziastvennyh mashyn: tez. vsesoyzn. nauchn.-techn. konf. m. znto mashprom, 1980. 198s. 2. liashenko b. a. uprochniayshie pokrytiia diskretnoy struktury.b. a. liashenko a. ia. movshovich, a. i. dolmatov. teshnologicheskie sistemy. 2001. №4. s. 17-25. 3. liashenko b. a. vosstanovlenie detaley machyn differencial’nymi pokrytiiami diskretnoi struktury. b. a. liashenko, o. a. rozenberg, v. v. ermolaev i dr. tz;oleo mashinostroenie. 2001. №2. s. 21-23. 4. lopata l. a. poluchenie iznosostoiykih diskretnyh pokrytiiy elektrokontaktnym pripekaniem. l. a. lopata, b. a. liashenko, v. i. kalinichenko, y. v. volkov, t. v. vorona. problemy treniia i iznashyvaniia: nauch. teshn. sb. kiev: nau, 2009. №51. s. 139-148. вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношування трибосистем автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 54 ляшук о.л., гупка а.б., левкович м.г., гупка в.в. тернопільський національний технічний університет ім. івана пулюя, м. тернопіль, україна e-mail: aleksandr.kurpe@gmail.com вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношування трибосистем автомобіля удк 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-54-59 в роботі розглянута проблема перехідних процесів тертя, які визначають надійність і довговічність машин в реальних умовах експлуатації. теоретичні основи перехідних процесів тертя в теперешній частільки формуються. тому розглянуто тільки методологічну сторону даної проблеми для вирішення практичних задач. закономірності перехідних процесів являються суттєво кінетичними. обгрунтована необхідність враховувати вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношення та на етапі конструювання та виготовлення елементів пар тертя автомобілів, при виборі оптимальних режимів тертя. підтверджена ефективність спроектованого трибометра та запропонованих кінетичних критеріїв оцінки процесів в зоні фрикційного контакту пар тертя автомобілів. запропонована параметрична модель дозволяє оптимізувати процес дослідження, розробити комплекс технічних рішень по підвищеню зносостійкості пар тертя автомобілів, одержанню оптимальних параметрів якості поверхні, створити банк об’єктивних трибо технічних даних для важко навантажених пар тертя. ключові слова: процеси тертя, коефіцієнт перекриття, трибометр, зносостійкість, трибосистеми автомобіля. вступ трибологія, як і інші галузі науки і техніки знаходиться в неперервному розвитку. в роботі розглянута найменш досліджена в триботехніці проблема перехідних процесів тертя, які в значній мірі визначають надійність і довговічність машин в реальних умовах експлуатації. теоретичні основи перехідних процесів тертя тільки формуються. тому розглянуто тільки методологічну сторону даної проблеми для вирішення практичних задач. закономірності перехідних процесів являються суттєво кінетичними. для них найбільш важливо враховувати термодинамічні обмеження. аналіз попередніх досліджень вирішення проблеми підвищення надійності та довговічності елементів пар тертя автомобілів вимагає системного підходу з розробкою комплексних методик дослідження, кінетичних критеріїв оцінки процесів. структурно енергетичний підхід дозволив оптимізувати шляхи пошуків оптимальних рішень [1]. постійно зростає питома потужність процесів тертя, підвищується теплове і механічне навантаження на пари тертя, що веде до ряду негативних наслідків. ефективними є шляхи розробки та дослідження конструкторських міроприємств по підвищенню трибологічної надійності даних пар тертя. поряд із технологічними та експлуатаційними засобами це дозволить створити цілісний комплекс, розширити банк трибо технічних даних, розробити практичні рекомендації по вирішенню питань прикладної трибо техніки [2]. постановка проблеми в трибології важконавантажених пар тертя актуальною є проблема дослідження перехідних процесів в зоні фрикційного контакту робочих вузлів машин та механізмів. теоретичні основи процесів тертя та зношення в т.ч. і перехідних процесів при фрикційному контакті тільки формуються. на даний час відсутні прості та коректні методи розрахунку і управління даними процесами, недостатньо обгрунтовані критерії оцінки, не стандартизовані методи дослідження, машини тертя (трибометри), що не дозволяє створити об’єктивний банк триботехнічних даних. необхідна розробка принципово нових методик дослідження, лабораторного (стендового) обладнання та оснащення, кінетичних критеріїв оцінки, методів моделювання структурного стану поверхонь тертя шляхом врахування масштабного чинника. вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношування трибосистем автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 55 мета та завдання метою даної роботи є розробка комплексної методики дослідження та критеріїв оцінки для порівняння та аналізу трибо технічних параметрів при терті та зношенні елементів пар тертя автомобілів. результати досліджень в загальній теорії систем окремо виділено поняття трибологічної системи, в тому числі для важко навантажених пар тертя. значна частина триботехнічних задач в даний час вирішується малоефективним, емпіричним шляхом, що призводить до великих матеріальних та енергетичних витрат, не враховуються параметри трибологічної надійності та довговічності машин та механізмів. серед інших причин це і відсутність комплексної методики дослідження, яка б включала в себе кінетичні критерії оцінки процесів в зоні фрикційного контакту універсальні машини тертя, параметричні моделі дослідження. сучасний розвиток термодинаміки незворотних процесів, фізики твердого тіла, матеріалознавства, синергетики, експериментальних методик дозволив одержати обширні дані про механізми трансформації та руйнування поверхневих шарів, створити банк триботехнічних даних, побудувати відповідні фізичні, параметричні моделі процесів тертя та зношення, виявити загальні закономірності процесу тертя та зношення, дати конкретні практичні рекомендації. важливу роль відіграє при цьому геометрія контактуючих поверхонь тертя (масштабний чинник), яка визначає значення коефіцієнта взаємного перекриття ( впk ). величина впk суттєво змінює швидкість процесів тертя та зношення при переході від точкового до лінійного контакту і нарешті до контакту по площині. в умовах тертя це призводить до зміни співвідношення швидкостей процесів утворення, трансформації та руйнування захисних вторинних структур (вс). на поверхні тертя діють перемінні тиски, постійно змінюються площа контакту, шорсткість поверхні, умови тепловідводу, наростоутворення та мікровикришування, контактна температура, що призводить до різних інтенсивностей зношення робочих поверхонь деталей. в конкретних випадках, коли необхідно перенести результати лабораторних досліджень на реальні вузли тертя використовують елементи теорії моделювання із врахуванням теплової динаміки процесу тертя та зношення деталей машин. це зреалізовано в запропонованій методиці дослідження і підтверджено одержаними результатами. аналізуючи вхідні параметри та умови тертя (важконавантажені пари тертя), попередні експериментальні дослідження та дослідження інших авторів, вибрана наступна схема контакту пари тертя (рис. 1): пальчиковий зразок 1 – плоска торцева поверхня диска 2 (контртіло). положення зразка суттєво впливає на умови мащення та охолодження (характер подачі мастильно-охолоджуючих рідин в робочу зону тертя), що в свою чергу формує конкретні значення параметрів контактного електричного опору (кео) r, інтенсивності зношення – і, коефіцієнта тертя – µ, температури т °с. а б рис. 1 – схема конт акт у пари терт я т а зміни квп: а – квп – min; б – квп – mах; n1 – частота обертання зразка 1; n2 – частота обертання контртіла 2; a, b – розміри зразка 1; е – ексцентриситет; r – радіус контртіла 2 вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношування трибосистем автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 56 контртіло здійснює обертовий рух (одно направлений або реверсивний) із плавним характером зміни частоти обертання п2 в горизонтальній площині. провертається відносно власної осі і досліджуваний зразок – 1. дана схема контакту оптимальна як для візуального нагляду за досліджуваними процесами, так і для подачі мастильного матеріалу в зону тертя. форма робочих поверхонь елементів пар тертя зручна для подальших металографічних досліджень їх структурного стану. величина впk по запропонованій методиці визначається із співвідношення: 1 2/впk f f , де 1f – площа тертя пальчикового зразка 1 (величина постійна в межах одного експерименту); 2f –площа тертя контртіла 2 (змінна величина в межах одного експерименту). враховуючи вище перелічене, запропоновано конструкцію трибометра для дослідження процесів в зоні фрикційного контакту пар тертя автомобіля (рис. 2) а б рис. 2 – схема вузла тертя та механізму навантаження трибометра (а), варіанти виконання сегментів 12 та розміщення зразка 3 відносно зразкотримача 4: α1, α2 – кути підйому та сходження сегмента 12; h – висота підйому сегменту вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношування трибосистем автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 57 працює трибометр наступним чином. контртіло 1 у вигляді диска з плоскою робочою поверхнею одержує обертовий рух n1 від гідроприводу (з плавним характером зміни і можливістю реверсного руху). змонтовано контртіло 1 на валу гідроприводу трибометра 2. досліджуваний зразок 3 із прямокутною формою робочої поверхні кріпиться в спеціальному зразкотримачі 4 із зубчастою поверхнею, який через підшипникові вузли вмонтовано у корпусі 5, що шарнірно кріпиться до штанги 6. на другому кінці штанги закріплено механізм навантаження зразка, який включає в себе направляючу гільзу 7, мікрометричний гвинт 8, пружину 9, направляючу 10, в якій закріплено ролик 11. на валу 2 закріплено сегменти 12 (відповідної кількості та форми), а також зубчасті сегменти 13, 14. при цьому зубчастий сегмент 14 може займати різне положення (14*), що суттєво впливає на процес в зоні фрикційного контакту і методику дослідження. вузол тертя та механізм навантаження змонтовано у корпусі 15. при наданні контртілу 1 обертового руху n1 періодично відбувається зачеплення зубчастої поверхні зразкотримача 4 із зубчатими сегментами 13, 14, що призводить до провороту досліджуваного зразка 3 і його фіксації у різних робочих положеннях. різна кількість, форма та розміри і місце розташування сегментів 12 дозволяє змінювати характер навантаження р на досліджуваний зразок. при цьому конструкція вузла тертя трибометра дозволяє в різних варіантах поєднувати в часі процеси провороту зразка 3 і зміну навантаження р. появляється можливість імітувати багатофакторні перехідні процеси в зоні фрикційного контакту при дослідженні важко навантажених пар тертя автомомбілів. параметрична модель досліджуваних процесів представлена на рис. з. рис. 3 – параметрична модель дослідження процесів в зоні фрикційного контакту при обробці металів різанням запропоновані ідеї зреалізовані при вирішенні ряду конкретних задач: прискореного припрацювання поверхонь тертя для одержання оптимальної експлуатаційної шорсткості (рис. 4, а), для створення в зоні фрикційного контакту умов для реалізації режиму метало плакування (рис. 4, б). наведені дані – узагальнені для ряду різних матеріалів пар тертя, мастильних середовищ, вихідних значень шорсткості поверхні (а) і характеристик вторинних структур, силових параметрів навантаження (р, v). для порівняння дослідження проводились, як на серійних машинах тертя, так і на запропонованому трибометрі. при постійній швидкості ковзання v із зміною параметра навантаження р суттєво міняється значення величини ti часу виходу на задані параметри. менші значення t1 і t2 в порівнянні із t3 свідчать про інтенсифікацію процесу активації на поверхнях тертя і, відповідно, їх пасивації за рахунок створення оптимальних вторинних структур. вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношування трибосистем автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 58 а б рис. 4 – характери виходу пари тертя на експлуатаційну шорсткість (а), та в режим металоплакування (б) і – дослідження на трибометрі з використанням зовнішнього та внутрішнього зубчастих сегментів, ii – з використанням тільки зовнішнього зубчастого сегмента, iii – дослідження на серійній машині тертя, а – стан вихідної поверхні тертя по параметрах шорсткості (а), характеристиках вторинних структур r (б). дана схема дослідження дозволила шляхом фізичного моделювання процесів тертя та зношення, значно зменшити трудоємкість експериментальних досліджень, а також дати фізичне обґрунтування зношенню пар тертя автомобілів. висновки 1. обгрунтована необхідність враховувати вплив квп на процеси тертя та зношення, а також ще на етапі конструювання та виготовлення елементів пар тертя автомобілів, при виборі оптимальних режимів тертя. 2. підтверджена ефективність використання спроектованого трибометра та запропонованих кінетичних критеріїв оцінки процесів в зоні фрикційного контакту пар тертя автомобілів. 3. запропонована параметрична модель дозволяє оптимізувати процес дослідження, розробити комплекс технічних рішень по підвищеню зносостійкості пар тертя автомобілів, одержанню оптимальних параметрів якості оброблюючої поверхні, створити банк об’єктивних трибо технічних даних для важко навантажених пар тертя. література 1. аулін в.в. методика дослідження перехідних процесів в зоні фрикційного контакту важконавантажених пар тертя сільськогосподарських машин / в.в. аулін, б.в. гупка, а.б. гупка, а.в. гриньків // матеріали v міжнародної науково-технічної конференції молодих учених та студентів «актуальні задачі сучасних технологій». – 18-19 травня 2016р. : тези допов. – тернопіль : тнту, 2016. – с. 93-94. 2. каплун в.г. трибологічні аспекти експлуатаційної надійності важко навантажених пар тертя / в.г. каплун, б.в. гупка, а.б. гупка, а.о. оксентюк // вісник харківського національного технічного університету сільського господарства ім. петра василенка. серія: ресурсозберігаючі технології, матеріали та обладнання у ремонтному виробництві. – харків, 2012 – № 122 – с. 26-34. надійшла в редакцію 03.01.2019 вплив коефіцієнту взаємного перекриття на процеси тертя та зношування трибосистем автомобіля проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 59 lyashuk o.l., gupka a.b., levkovych m.g., gupka v.v. influence of the coefficient of mutual overlap on the processes of friction and wear of tribosystems of the car. the problem of transient friction processes, which determine reliability and durability of machines in real conditions of operation, is considered in the paper. the theoretical basis of the transitional friction processes in the present formally formed. therefore, only the methodological side of this problem is considered for solving practical problems. the laws of transient processes are essentially kinetic. for them it is most important to take into account thermodynamic constraints. solving the problem of increasing the reliability and durability of steam friction elements of cars requires a systematic approach with the development of comprehensive research techniques, kinetic criteria for evaluating processes. it is shown that the ways of development and research of designing measures on increasing the tribological reliability of these friction pairs are effective. the necessity of taking into account the influence of the coefficient of mutual overlap on the processes of friction and wear and on the stage of designing and manufacturing of elements of friction pairs of cars, in the choice of optimal friction modes, is substantiated. the efficiency of the designed tribometer and the proposed kinetic criteria for estimating processes in the friction contact zone of friction pairs are confirmed. the proposed parametric model allows to optimize the research process, to develop a complex of technical solutions on the increased durability of friction pairs of cars, to obtain optimal parameters of surface quality, to create a bank of objective tribo technical data for heavy loaded friction pairs. key words: friction processes, coefficient of overlap, tribometer, wear resistance, car trilogy. references 1. aulіn v.v. metodika doslіdzhennya perekhіdnih procesіv v zonі frikcіjnogo kontaktu vazhkonavantazhenih par tertya sіl's'kogospodars'kih mashin. v.v. aulіn, b.v. gupka, a.b. gupka, a.v. grin'kіv. materіali v mіzhnarodnoї naukovo-tekhnіchnoї konferencії molodih uchenih ta studentіv «aktual'nі zadachі suchasnih tekhnologіj». 18-19 travnya 2016r. tezi dopov. ternopіl' : tntu, 2016. s. 93-94. 2. kaplun v.g. tribologіchnі aspekti ekspluatacіjnoї nadіjnostі vazhko navantazhenih par tertya. v.g. kaplun, b.v. gupka, a.b. gupka, a.o. oksentyuk. vіsnik harkіvs'kogo nacіonal'nogo tekhnіchnogo unіversitetu sіl's'kogo gospodarstva іm. petra vasilenka. serіya: resursozberіgayuchі tekhnologії, materіali ta obladnannya u remontnomu virobnictvі, harkіv, 2012 №122. s. 26-34. copyright © 2020 v.m. romanchenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 19-24 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-19-24 character of formation of secondary protective structures during operation of parts in friction v.m. romanchenko kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture e-mail: taras.maltsev@gmail.com> abstract the structure and nature of the formation of secondary protective structures during the operation of parts in an oxidizing environment are considered. it has been established that the stability of film coatings in operation depends on the material of the main part and the development of diffusion processes with the formation of various phases and their interactions. based on comprehensive studies using the optical-mathematical method for the description of phases and their combinations, the development of diffusion processes during friction, the possibility of predicting the formation of more stable secondary protective films in the operation of parts to increase their operational stability is shown. key words: secondary protective structures, oxidizing environment, film coatings, friction, diffusion processes, operational stability. to describe the processes of formation of secondary protective structures, which significantly increase the wear resistance of parts, preventing surface chipping during friction, reduce the sticking tendency in conjunction, we used an integrated approach in research. it does not seem possible to evaluate the development of formation processes of the secondary protective oxide films at the phases of nanostructured coatings because of their small size, therefore, their growth and bond with the substrate were studied using model samples. as such, high-strength roll cast iron with a significant proportion of carbides (structurally free), graphite, ferrite, and matrix phase-perlite was chosen. the set of such phases will allow to get an idea of what happens in nanostructured coatings, where zones with a matrix phase are also formed (the main strengthening metal and nanoparticles of the grn, tin, zrn, wc, etc. type) when the components are segregated from the substrate. in this case, it is important to get an idea of the influence of the inhomogeneous distribution of phases, also of the droplet, which consists of the main component, including that coated with oxides. the cast iron selected above was selected as model and is used in the metallurgical industry for rolling rolls of hot-rolled metal. during operation, they are subjected to cyclic heating and deformation of the working surface. such a metal forming tool undergoes cyclic heating of the working surface in contact with metal rolling, intensive friction and wear, and when leaving the deformation zone it is cooled by water, as a result of which the temperature on the working surface does not exceed 600 °c. research technique to identify secondary protective structures formed on the friction surface, the nature of growth, the role of the phase composition of the substrate and assessment of the influence of diffusion processes on their decoration, we used a special setup [1] with a vacuum chamber, which allowed the samples to be heated to 800°c and observe, record the results of etching at different temperatures under the conditions of sample deformation (compression), which also made it possible to simulate the creation of local deformations. depending on the etching temperature, the film components (oxygen, carbon) evaporated to varying degrees, settling on the walls of the chamber. this made it possible to record the structure and nature of their growth. then, such samples were analyzed in an electron microscope, and the phase composition of the surface was described by the optical-mathematical method described in detail in [2 4]. the calculations evaluated the 20 problems of tribology composition of the phases by a predetermined interval of colors (or shades from white to black), and also determined their paired relationships. diffusion processes in the substrate and in the film of secondary structures studied based on the degree of heterogeneity by the optical-mathematical description of the phases and the dislocation structure. this work involved that the calculation program by the optical-mathematical method scanning photographs with a 3x3 pixel cell. in this case, general analysis of each photograph was carried out according to the results of 600 pixels scanning. such images were divided into 18 options and 15 intervals. they were evaluated according to different and identical colors that corresponded to the one or different phase, as well as their relationships. research results fig. 1 shows the characteristic structures of the secondary protective films after vacuum etching. a b fig. 1. the nature of the growth of secondary protective structures during friction in oxidizing environment, x11600 an analysis of the photographs shows that the oxide film is not monolithic and consists of individual fragments, some of which have the correct shape in the form of pyramids and stripes on their surface, which characterizes the discrete conditions for their growth. the revealed fragments of such structures can be characterized by random conditions of their growth due to different structures and defects in the substrate. based on previous studies, it was found that the main diffusing components during friction or the impact of deformation, including the local one, can be c, fe, cr, o, n and they can form different phases on the surface [5], which will differ from the stoichiometric composition, for example, ferrite saturated with carbon, carbides, oxides at the location of defects (dislocations) in various phase components. since the description of the structure formation of oxide films is a complex and unstable process associated with the diffusion of components from the substrate and the possibility of the formation of various phases and their compounds on the surface, including oxygen, we used the optical-mathematical method to describe them in color (shades). the calculations (table 1 and fig. 2) revealed that only 18 options were identified, including 15 colors, of which 8 phases that are represented by the following intervals 1 by graphite (№ 3) 5 by bainite (№ 10), as well as carbides cementite (№ 15) and non-stoichiometric composition (№ 11 14). the interval of ferritic phases reflects a different degree of saturation with carbon due to the diffusion of this component over dislocations from the substrate. graphite during friction is damaged, and the proportion of carbon in it decreases significantly and cavities are formed that fill oxygen. carbide inclusions (fe3c) also lose some of their carbon due to damage and an increase in dislocation density. problems of tribology 21 table 1 calculation of the phases formation and their combinations during friction, described by the optical-mathematical method color combinations № of variant identified % of cases 1 3 0 0 0 0 1,048 2 7 0 0 0 0 1,353 3 8 0 0 0 0 2,148 4 9 0 0 0 0 2,339 5 10 0 0 0 0 3,217 6 11 0 0 0 0 6,642 7 12 0 0 0 0 11,431 8 13 0 0 0 0 14,8 9 14 0 0 0 0 7,192 10 15 0 0 0 0 1,061 11 6 7 0 0 0 1,777 12 7 8 0 0 0 2,516 13 8 9 0 0 0 3,127 14 9 10 0 0 0 3,856 15 10 11 0 0 0 5,635 16 11 12 0 0 0 7,399 17 12 13 0 0 0 7,496 18 13 14 0 0 0 4,569 19 0 0 0 0 0 0 fig. 2. the nature of the distribution of conventional colors in phases and their paired combinations on the friction surface based on the information obtained earlier, it was described the state of these phases during friction and wear under the conditions of operation in the oxidizing environment. it can be assumed that ferrite components that interact with each other and with non-stoichiometric carbides (point) decorating dislocations will be especially saturated with carbon and oxygen. at the same time, such ferrite components will also form ternary compounds with iron oxides in the film. this will contribute to the formation of iron oxides feo, fe2o3 and fe3o4. since pure components that are not included in the compounds of film coatings (carbon, oxygen) evaporated during vacuum etching of the investigated surfaces, their share was not taken into account. the working surface was subjected to analysis by newly formed types of phases and their pairwise interactions. 22 problems of tribology based on the calculations, it was found that the maximum fraction in the film is made up of single phases that reaches 51.23 %. judging by the photographs described, such phases are stood out both in places of damage to the film, and when decorating the spirals of its growth. moreover, the fraction of ferritic components of varying degrees of carbon saturation is almost two times greater than bainite 6.89 and 3.22 %, respectively. in such zones, single phases and non-stoichiometric carbides in a significant amount up to – 40.97 % were revealed, while cementite did not exceed 1.06 %. paired interactions with each other form ferrite phases, including the ferrite phase with lower carbon content № 6, but the most highly saturated carbon № 9 is interconnected with bainite № 10. at the same time, bainite is interconnected with non-stoichiometric fec carbide (№ 11). the remaining types of nonstoichiometric carbides are interconnected (up to 19.46 %), and fe3c is absent. the obtained calculation results and the optical-mathematical description of the structure give a complete picture of the instability of the phases formed in the secondary protective films during friction and allow to imagine the degradation processes in the working metal layer during friction and wear. since it was established from the performed studies that the main components that diffuse from the base metal into film coatings on the friction surface are carbon and iron, we carried out special studies regarding the development of structural changes under stress. an analysis of the research results showed that the degree of diffusion of the components (fig. 3 and table 2) is determined by the number of defects, their slip and interaction. the dislocation structure was also described by the optical-mathematical method. table 2 calculation of the formed phases and their combinations at local deformation, estimated by the optical-mathematical method color combinations № of variant № of variant № of variant 1 13 0 0 0 0 1,828 2 14 0 0 0 0 3,252 3 6 7 0 0 0 1,509 4 7 8 0 0 0 2,018 5 8 9 0 0 0 1,575 6 9 10 0 0 0 1,739 7 10 11 0 0 0 2,678 8 11 12 0 0 0 5,566 9 12 13 0 0 0 13,375 10 13 14 0 0 0 22,844 11 14 15 0 0 0 20,466 12 7 8 9 0 0 1,032 13 8 9 10 0 0 1,187 14 9 10 11 0 0 1,45 15 10 11 12 0 0 1,976 16 11 12 13 0 0 3,117 17 12 13 14 0 0 4,267 18 13 14 15 0 0 3,042 it has been shown that there are no single cementite inclusions at the place of their defects location and instead separate carbides of non-stoichiometric composition like fexcy (5.08%) are detected. ferritic phases with varying degrees of carbon saturation are detected in paired and triple relationships. moreover, the largest proportion is characteristic of double bonds of carbide phases of non-stoichiometric composition and cementite, corresponding to numbers № 11 12; № 12 13; № 13 14; № 14 15 (a total of 62.24 %). this confirms the great instability of cementite and its decomposition not only into non-stoichiometric carbides, but also to the appearance of ferrite and bainite at the place of detection of the dislocation structure. relatively triple interactions, they mainly relate to the decomposition of cementite and to a lower extent relate to the saturation of ferrite with carbon. however, its decay contributes to an increase of bainite (№ 9 in combinations 9 11 and 10 12). problems of tribology 23 fig. 3. the nature of the phases distribution that decorating the dislocation structure from the information obtained, it is clearly seen that the main diffusing component in the film coating is carbon and, to a loser extent – iron. therefore, the proportion of carbon-containing phases is significantly large. to determine the closest and most stable phase of the secondary protective structures, which, in the presence of oxygen in the friction center, form a more stable structure with growth spirals, zones of their formation were digitized by the optical-mathematical method and various phases were revealed. it was found that film growth in spirals is characteristic of zones with a sublayer, which is characterized by a more uniform structure. in this case, this is a ferritic phase with dispersed carbides of non-stoichiometric composition with a cubic crystal lattice, and feo, fe2o3, and fe3o4 oxides [6], which are part of secondary protective structures, have the same structure. fig. 4 shows the compared structure after digitization. fig. 4. comparative phase composition in color of formation areas of secondary protective structures with growth spirals (indicated by the number 1 blue color) and without them from the information obtained on the comprehensive studies, it can be concluded that, regardless of the type of restorative coating for the formation of more stable protective film oxide structures, it can be achieved in the presence of phases in the substrate with the same crystal lattice type. such a coating should contain components that during operation will diffuse onto the friction surface, forming new phases and slow down the tendency of the friction surface to completely destroy the protective structures during each test cycle. 24 problems of tribology based on the studies performed, recommendations can also be effective for improving the operational stability of parts hardened by nanostructured coatings, which will provide oxygen to the friction center and will increase their resistance based on prediction of compositions that take into account the material of the part being processed. references 1. prokatnye valki iz vysokouglerodistyh splavov. t. s. skoblo, i. m. voroncov, s. i. rudyuk. iz-vo «metallurgiya» m. 1994, 336 s. 2. appoaches in stuly of inhomoqeneity of heteroqeus structures. t. c. skoblo, o. y. klochko. e. y. belkin. a. i. sidashenko. metallofiz. voreishit fechnoloq. (w4a), 2, 2018, p 255-280. 3. teoreticheskie i eksperimentalnye osnovy prognozirovaniya strukturoobrazovaniya svojstv vysokouglerodistyh legirovannyh splavov. monografiya. t. s. skoblo, i. yu. klochko, a. i. sidashenko, e. l. belkin. h.: disa plyus. 2019. 278 s. 4. optiko-matematicheskij analiz modelirovaniya strukturizacii uprochnennyh poverhnostej porshnevyh koles pri ekspluatacii. t. s. skoblo, a. i. sidashenko, i. e. garkusha i dr. metallofizika i novejshie tehnologii 2019 № 3, s. 345-362. 5. korpusni detali z chavuniv ta yih yakisni pokazniki. t. s. skoblo, o. i. sidashenko, o. v. sajchuk. h.: disa plyus, 2019. 282 s. 6. narita k. kristallicheskaya struktura nemetallicheskih vklyuchenij v stali. iz-vo «metalurgiya», m. 1969. 196 s. романченко в.н. характер образования вторичных защитных структур при работе деталей при трении. рассмотрено строение и характер формирования вторичных защитных структур при эксплуатации деталей в условиях окислительной среды. установлено, что стабильность пленочных покрытий в эксплуатации зависит от материала основной детали и развития диффузионных процессов с формированием различных фаз и их взаимодействий. на основе комплексных исследований с использованием оптико-математического метода описания фаз и их сочетаний, развития диффузионных процессов при трении показана возможность прогнозирования формирования более стабильных вторичных защитных пленок в эксплуатации деталей для повышения их эксплуатационной стойкости. ключевые слова: вторичные защитные конструкции, окислительная среда, пленочные покрытия, трение, диффузионные процессы, стабильность работы. экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 69 марченко д.д. николаевский национальный аграрный университет, г. николаев, украина e-mail: marchenko_vod@mail.ru экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность удк 621.7; 621.8; 539.4 в статье приведены результаты исследований физико-механических свойств поверхностного слоя и электронно графических исследований микроструктуры валов, после упрочнения их поверхностным пластическим деформированием с помощью обкатывания роликами. описан механизм возникновения дислокационных ячеек в структуре зерен за счет плотности дислокаций после обкатывания. проведено исследование технологического процесса поверхностного упрочнения стальных деталей обкатыванием роликами, а также определенны конструктивно – технологические параметры устройства для обкатывания на показатели технологического процесса упрочнения канатных блоков с целью повышения их контактной прочности, что позволяет осуществить оптимизацию технологического процесса. ключевые слова: контактная прочность, износ, диффузия, поверхностное пластическое деформирование, клиновой ролик, канатный блок. вступление проблема повышения сопротивления контактному смятию, контактной прочности, износостойкости, которые являются важнейшими характеристиками, которые определяют надежность и долговечность деталей машин и механизмов, становится все более актуальной, поскольку постоянно растет интенсивность работы оборудования. продолжение срока эксплуатации деталей наиболее экономически можно получить за счет улучшения свойств их поверхностного слоя. управление свойствами поверхности можно осуществлять за счет изменения структуры металла поверхностного слоя, а также его физикомеханических свойств. одним из эффективных и простых методов упрочнения поверхностного слоя является метод поверхностного пластического деформирования с помощью обкатывания роликами, одной из основных проблем которого является совмещение чистовой и упрочняющей обработок, позволяющее достичь максимальное улучшение структуры и свойств поверхностного слоя. цель и постановка задачи целью данной работы является оценка эффективности влияния обкатывания роликами стальных деталей на контактную прочность и исследования технологического процесса поверхностного упрочнения обкатыванием роликами на экспериментальной установке в лабораторных и в производственных условиях. для выполнения цели работы необходимо было решить следующие задачи: исследование влияния режимов обкатывания роликами на параметры, которые определяют качество поверхностного слоя (шероховатость покрытия, структура, субхиммикроструктура, микротвердость); исследование поверхностей на контактную прочность после обкатывания роликами с разными режимами; разработка способа и технологии обкатывания клиновым роликом стальных деталей; исследование влияния режимов работы устройства на шероховатость поверхности и степень наклепа из определения параметров и характера взаимодействия клинового ролика с обкатыванной поверхностью канатного блока; оценка качества выполнения технологического процесса обкатывания и испытания упрочненных стальных канатных блоков в производственных условиях. моделирование контактного взаимодействия при исследовании эффективности влияния обкатывания роликами, а также определение качества выполнения технологического процесса упрочнения предусматривало разработку и изготовление приборов, оснастки, а также написания для них методик проведения исследований. исследование остальных пунктов программы экспериментальных исследований проведено за известными методиками, которые описаны ниже. экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 70 изложение материалов исследований измерение твердости разных материалов, а именно испытание на микротвердость – это один из тонких способов механических испытаний. при испытании на микротвердость получаем характеристику материала в его микрообъеме. микротвердость образцов, после обкатывания с разными режимами [1, 2], было исследовано на микротвердомере пмт – 3 (рис. 1) согласно рекомендаций [3] но гост 9450 – 76. рис. 1 – определение микротвердости образцов на микротвердомере пмт – 3 при определении микротвердости обкатанных образцов, были выбраны 3 метода исследований (табл. 1). таблица 1 методы исследований при определении микротвердости образцов № п/п область применения короткая методика 1 оценка микротвердости отдельных структурных составляющих сплава используется металлографический шлиф с выявленной травлением структурой. отпечатки наносятся в отдельные структурные составляющие сплава со следующим их измерением и определением микротвердости 2 оценка градиента микротвердости по толщине поверхностного слоя после поверхностного упрочнения используется поперечный или косой металлографический шлиф. отпечатки наносятся от поверхности вглубь через определенные интервалы со следующим их измерением и определением микротвердости по толщине поверхностного слоя 3 оценка разброса значений микротвердости в металле или сплаве на исследуемой поверхности металлографического шлифа наносятся произвольно не менее 20 отпечатков со следующим их измерением, определением микротвердости и статистической обработки полученных результатов обработка полученных результатов осуществлялась в следующем порядке: 1. для каждого отпечатка определялась разница измерений d1 – d2, мкм, а потом величина 0,31(d1 – d2), учитывающий коэффициент увеличения микроскопа. после измерения длины диагонали отпечатка подсчитывали число твердости как часть от деления прилагаемой нагрузки f (н) на боковую поверхность полученного отпечатка: 2 510854,1 d f h   , где d – длина диагонали отпечатка, мкм; 2d /1,854 – площадь боковой поверхности полученного пирамидаидального отпечатка. полученные данные заносились в протокол результатов измерения отпечатков микротвердости. 2. по таблицам микротвердости определялось значение микротвердости 0,1h (величина нагрузки на пирамиду – 1,0 н). 3. высчитывалось среднее значение микротвердости: экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 71 n h h n i ср i     1 0,1 . 4. определяли сводную дисперсию. среднее значение  ..зnh и  .иh нормально распределенных величин сравнивали с помощью t – критерия стьюдента. 5. все данные заносились в протокол результатов и на основе их анализа делались соответствующие выводы. механические и много других свойств металлических материалов зависят не только от химического состава, но и от их строения – структуры [4]. поэтому, в ходе исследований, был проведен микроанализ, который был разделен на 3 этапа: приготовление шлифов (специальных образцов); химическое травление шлифов для выявления микроструктуры; исследование микроструктуры металлов и сплавов с помощью цифрового и оптического светового металлографического микроскопов. 1. приготовления шлифов, благодаря новейшим технологическим возможностям, имели свои особенности, которые отличаются от стандартной (классической) методики. для исследований были изготовленные шлифы цилиндрической формы, диаметром 30 мм. металлографические образцы для шлифов были вырезаны из стали 40 до обкатывания и после обкатывания с упрочняющим режимом. для этого металлографический образец для изготовления шлифа был предварительно вырезан на ручном отрезном станке labotom 3 «struerus» (рис. 2), который обеспечивал резание без деформации и пережога за счет рециркуляционного охлаждения. а потом, с помощью высокоточного (позиционирование объекта с точностью до 0,01 мм) отрезного станка minitom «struerus» (рис. 3) с алмазным слоем дисками и охлаждение водой, выполняли прецизионное резание, которое обеспечивало высокую чистоту поверхности среза. рис. 2 – ручной станок для предыдущего отрезания образцов labotom – 3 «struerus» рис. 3 – прецизионный станок для точного отрезания образцов minitom «struerus» на следующем этапе выполняли приготовление исследуемых образцов к шлифованию и полированию с целью подготовки шлифов к микроструктурному анализу. для этого использовали автоматический электрогидравлический пресс citopress – 1 «struerus» (рис. 4), что благодаря автоматическим системам дозирования смолы, регулирования усилия и определения размеров цилиндров, обеспечивало горячую запрессовку образцов. на заключительном этапе приготовления шлифов, использовали шлифовочно-полировочный станок labopol – 5 «struerus» (рис. 5) с полуавтоматическим держателем – вращателем образцов и встроенным таймером, а также 4 перистальтическими помпами для дозирования алмазных суспензий, лубриканта и суспензий, что обеспечивало шлифование и полирование образцов (до 3-х шт.), благодаря набору абразивных шлифовочно-полировочных дисков (sic – карбид кремния) зернистостью 80 120 180 220 320 500 800 1000 1200 4000. 2. выявление микроструктуры. шлифы после полирования промывались водой и просушивались фильтровальной бумагой. для выявления микроструктуры, согласно рекомендаций [5], на шлиф наносили 3 5 %-ый раствор азотной кислоты (hno3) в этиловом спирте (c2h5oh) и выдерживали до появления признака травления (до появления светломатового оттенка), потом промывали водой и сушили намоканием фильтровальной бумагой. экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 72 3. изучение микроструктуры с помощью прибора кмт – 1 (рис. 6), который предназначен для измерения микротвердости и исследования микроструктуры образцов. особенность данного прибора заключается в выводе результатов на пеом и автоматической обработке результатов. измерение отпечатков, а также отображение микроструктуры осуществляется с помощью видеоустройства (увеличение в х500 раз), подключенного к пеом и специализированному программному обеспечению со статистической обработкой и возможностью автоматического анализа изображения в соответствии со стандартами измерения твердости. рис. 4 – автоматический электрогидравлический пресс citopress – 1 «struerus» рис. 5 – шлифовочно полировочный станок labopol – 5 «struerus» исследование химического распределения упрочняющих элементов с помощью микрохиманализа проводился на растровом электронном микроскопе с микрорентгеноспектральным микрохиманализатором «superprobe 733» фирмы «jeol» (рис. 7). рис. 6 – компьютеризованный микротвердомер кмт – 1 рис. 7 – микрохиманализатор jeol «superprobe – 733» анализ результатов исследования микротвердости показали (табл. 1, [6]), что при обкатывании роликами сталей 40х и 45 прослеживается значительное снижение микротвердости в переходной зоне между упрочненным слоем и исходным металлом. при обкатывании армкожелеза такого спада не выявлено. предложенная идея диффузионного переноса упрочняющих химических элементов (cr, c) из глубинных слоев на поверхность. распределение упрочняющих химических элементов cr и c было исследовано с помощью микрохиманализатора фирмы jeol «superprobe 733». установлено, что в переходной зоне содержимое cr и c уменьшилось на 20 30 %, а в упрочненном слое увеличилось до 10 15 %. аналогичные результаты получены в работах [7, 8] на поверхностях трения и при термои электромеханическом упрочнении сталей [9]. в этих работах в качестве основных механизмов диффузии называют температурный градиент [10] и электроперенос [11]. поскольку в нашем случае эти механизмы являются несущественными или совсем отсутствуют, следует считать при ппд существенным механизмом диффузии – градиент плотности дислокаций [12]. диффузия (массоперенос, который сопровождается изменением химического состава металла) элементов в металле направлена перпендикулярно к поверхности обкатывания от участков недеформированного металла, то есть по оси градиентов и в первую очередь пластической деформации, которая определяет градиент плотности дислокаций и служит дополнительной термодинамической силой, стиму экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 73 лирующая диффузию элементов, которые входят в состав металла. зона диффузии атомов элементов сравнима с зоной деформационного обкатывания металла. диффузия легирующих элементов в деформированном обкатыванием слое металла приводит к разным результатам изменения концентрации по глубине упрочненного слоя металла. диффузионные потоки в поверхности обкатывания карбидообразующих элементов (cr, c) приводят к тому, что самом поверхностном слое образуются дополнительно карбидная фаза с одновременным уменьшением содержимому этих элементов в матрице. в условиях деформирования, зарождения трещин и изнашивания происходит выкрашивания карбидов, которые в процессе превращения укрупняются. уменьшение содержимому карбидообразующих элементов в поверхностном слое металла снижает эксплуатационные свойства материалов: контактная прочность, износостойкость при сухом и предельном трении, коррозионная стойкость, стойкость, против фреттинга облегчает условия фазовых переходов в железоуглеродистых сплавах (α – γ), то есть является крайне негативным явлением. при накоплении (увеличении) атомов элементов (cr, c), физико механические свойства поверхностных слоев металла – коррозийная стойкость, контактная прочность металлической основы (твердого раствора) – повышается и это способствует улучшению антифрикционных свойств материалов. выходя из концепций процессов массопереноса, который происходит при обкатывании, можно разработать наиболее действенные системы легирования стальных деталей, которые будут в зависимости от условий работы показывать свои максимальные эксплуатационные показатели. микроструктура образцов, изготовленных с разных валов до поверхностного наклепа, была одинаковой. она состоит из перлитных зерен, окруженных доэвтектоидным ферритом (рис. 8, а). после обкатывания изменения в микроструктуре на оптически цифровых микрофотографиях удалось выявить только в поверхностных слоях вала, обкатанного роликом (рис. 8, б). они заключались в значительном удлинении в круговом направлении как ферритных, так и перлитных зерен. а б рис. 8 – микроструктура образцов поверхностного слоя из стали 40: а – до обкатывания; б – после обкатывания (прибор кмт – 1, х500) исследование технологического процесса поверхностного упрочнения стальных деталей обкатыванием роликами. создание способов и технологий, которые могут быть применены для упрочнения и повышения износостойкости, контактной прочности деталей путем поверхностной пластической деформации, является актуальным. в рамках научно-исследовательской работы результаты экспериментальных исследований по влиянию обкатывания роликами на долговечность стальных деталей, работающих при контактном смятии, проверенные в производственных условиях при работе канатных блоков со стальными канатами [13]. в качестве объекта исследования влияния обкатывания роликами на контактную прочность были приняты канатные блоки, долговечность рабочего профиля которых складывала не больше 3 4-х месяцев. для проведения исследований технологического процесса поверхностного упрочнения канатных блоков с помощью обкатывания роликов использовали экспериментальное устройство (рис. 9), которое содержит роликовый узел и рычажный силовой пружинный механизм поджатия ролика к детали, установленный в корпусе устройства. ролик устройства для обкатывания сделан клинообразной формы с выпуклой образующей рабочего профиля, что позволяет одновременно обкатывать как конические, так и тороидальную поверхности канатного блока и облегчает технологию чистового и упрочняющего обкатывания. экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 74 для обеспечения оптимального усилия обкатывания при обработке конической поверхности ручья канатного блока, где приведенная кривизна контакта ролика с деталью в плоскости подачи имеет значительно больше величины, чем при обкатывании круговой впадины, на конической поверхности средний угол φ вдавливания ролика значительно превысит 5о и следовательно, будет иметь место перенаклеп поверхности, появится недопустимая волнистость на обработанной поверхности. поэтому рабочая поверхность клинового ролика сделана с переменной кривизной. рычажный силовой пружинный механизм установлен с клиновым роликом на подшипниках качения. при установлении подшипников скольжения при технологическом процессе возникнет неравномерная деформация конической поверхности ручья канатного блока, так как значительные силы трения скольжения, возникающие на поверхностях оси и боковых стенок рычага во время поворота последнего вокруг своей оси через биение профиля клинового ролика, будут то вычитаться из силы пружины, то складываться с ней, в зависимости от направления перемещения оси ролика. как показали исследования, колебание усилия обкатывания составляют в этом случае до 45 % [14], что и приведет к появлению волнистости на боковых конических поверхностях ручья канатного блока. технологический процесс обкатывания устройством с клиновым роликом проводился на универсальном токарно-винторезном станке 1к65 (рис. 10), потому регулирование таких параметров как скорость обкатывания и количество оборотов блока контролировалось на станке при соответствующей настройке. угол наклона ручья профиля и отклонения формы ручья профиля блока измерялся с помощью индикатора. для отслеживания влияния обкатывания на качество поверхности и на степень упрочнения изготовлялись переменные клиновые ролики с разным углом вдавливания и профильным радиусом. ход протекания технологического процесса обкатывания клиновым роликом канатных блоков на экспериментальном оборудовании снимали на видеокамеру (panasonic sdr – s26) со следующим покадровым изучением. канатный блок 2 (рис. 10) одной стороной устанавливали отверстием под подшипники в ступице в патрон станка и зажимали ее, другую сторону ступицы – с помощью специальной оправки 3 поджимали задней бабкой универсального токарно-винторезного станка 4. устройство 1 квадратным концом кронштейна закрепляли в резцедержатель суппорта станка. перемещением суппорта станка 4 ролик вводили в ручей канатного блока 2 так, чтобы он своей узкой частью рабочего профиля коснулся впадины ручья канатного блока 2. усилие на ролике можно устанавливать двумя способами: с помощью вращения гайки тяги устройства 1, чтобы сжать пружину на необходимую величину (при сжатии пружины на 3,5 мм усилия на ролике составляет 1 кн), а также с помощью станка 4, через ручное перемещение поперечной салазки рукоятки суппорту, на котором установлено устройство. рис. 9 – экспериментальное устройство для обкатывания канатных блоков клиновым роликом рис. 10 – общий вид экспериментального оборудования: 1 – устройство для обкатывания канатных блоков; 2 – канатный блок; 3 – оправка; 4 – токарный станок обкатываемую поверхность блока 2 мажут машинным маслом и включают вращение блока 2 со скоростью 40 50 м/мин. при вращении канатного блока 2 и ролика устройства для обкатывания канатных блоков 1 рабочие поверхности (торцы) ролика оставляют на обкатываемой поверхности детали два синусоидальных следа, которые по мере вращения блока и ролика постепенно смещаются в круговом направлении, пока вся поверхность ручья не окажется деформированной. усилие на ролике колеблется в пределах ± 5 %, так как сила трения на оси рычага (балансира) имела, через малый коэффициент трения fк в подшипниках качения 8 10 (fк не больше 0,008). этим экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 75 обеспечивается равномерная деформация поверхностного слоя ручья блока. после этого, чтобы исключить контакт ролика устройства 1 с канатным блоком 2, с помощью вращения гайки тяги или ручным перемещением поперечной салазки рукоятки суппорта, выключали вращение блока и перемещением суппорта выводили ролик из ручья. для определения показателей параметров оптимизации при влиянии факторов на технологический процесс обкатывания использовали соответствующее оборудование. степень наклепа измеряли и определяли после обкатывания с помощью универсального интегрального динамического твердомера time hardness tester th130 (рис. 11), что обеспечивает высокую точность и широкий диапазон измерения, а также подсоединение к пеом. для определения шероховатости рабочей поверхности после обкатывания канатного блока была использована следующая методика. до обкатывания шероховатость поверхности канатного блока была сравнена с помощью образцов шероховатости ош (гост 9378 – 93, изготовленных в соответствии с требованиями гост 2789 – 73) с применением лупы. после обкатывания с одними значениями параметров обкатывания при влиянии факторов на технологический процесс в профиль канатного блока заливалась самотвердеющая пластмасса на основе акриловых смол «протакрил – м», таким образом делались реплики [15]. рабочую поверхность профиля блока в местах снятия реплик обезжиривали ацетоном. после высыхания пасты (время полимеризации 25 30 мин. при температуре 35 40 ºс), реплика была сошлифована одной стороной. для измерения в лабораторных условиях шероховатости и волнистости обкатанной поверхности использовали профилограф-профилометр тип а1 (гост 19299 – 73 и гост 19300 – 73) модель 252, завода «калибр» (рис. 12) и по профилограмам определялись основные геометрические характеристики поверхности без разрушения образцов. реплику устанавливали на профилограф-профилометр м – 252 и проводили измерение шероховатости. применение реплик по данной методике обеспечивает измерение шероховатости с большой точностью и удобством. погрешность определения шероховатости поверхности при данной методике, по сравнению с натурной, составляет не больше 8 %. рис. 11 – измерение твердости профиля канатного блока после обкатывания для определения степени наклепа рис. 12 – профилограф-профилометр м – 252 в ходе экспериментальных исследований проведенный анализ экспертной оценки («психологический эксперимент») и их статистической обработки позволили сделать вывод о наибольшем влиянии на ход и качество выполнения технологического процесса следующих четырех факторов: угла вдавливания ролика; профильный радиус ролика; количество оборотов блока; скорость обкатывания. в результате чего использовался трехуровневый, четырех факторный план бокса 2-го порядка для проведения эксперимента [13]. после статистической обработки экспериментальных данных на пеом (с помощью программ statistica и excel) получены математические модели для шероховатости поверхности (шп) и степени наклепа (сн), которые описывают технологический процесс обкатывания канатных блоков на устройстве. уравнения регрессии имеют вид: ;280,1405,1 522,0094,0359,0257,0 154,0002,0280,0014,0 4970,05837,02520,02789,09224,1 2 4 2 3 2 2 2 14342 32413121 4321 xx xxxxxx xxxxxxxx xxxxшп     экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 76 .931,0925,0 106,0483,0062,1115,0 124,0535,0236,0127,0 1157,0135,07167,02578,05008,47 2 4 2 3 2 2 2 14342 32413121 4321 xx xxxxxx xxxxxxxx xxxxсн     в результате проведения экспериментальных исследований методом крутого восхождения выяснены оптимальные конструкторско-кинематические параметры. с помощью планирования эксперимента при оптимизации технологического процесса обкатывания канатного блока клиновым роликом получены следующие оптимальные режимы обработки: профильный радиус ролика (х1) 15 мм, скорость обкатывания (х2) 40 50 м/мин., оптимальный угол вдавливания ролика (х3) 5 град, количество оборотов блока (х4) 160 180 об. их оптимальное сочетание формирует качество выполнения технологического процесса поверхностного упрочнения стальных деталей обкатыванием роликами в показателях: шероховатости поверхности (шп) – 1 ... 1,9 и степени наклепа (сн) – 46,5 … 56 %. выводы 1. исследована диффузия химических элементов поверхностного слоя в процессе поверхностного деформирования с помощью микрохиманализа на микрохиманализаторе фирмы jeol «superprobe – 733» и анализом изменения микротвердости упрочненного поверхностного слоя. установлено, что в переходной зоне содержание cr и c уменьшилось на 20 30 %, а в упрочненном слое увеличилось до 10 15 %. 2. предел текучести наклепанного слоя растет в большей мере, чем твердость (100 130 % против 20 60 %). благодаря этому по изменению текучести более четко определяется предел деформированного слоя по вытягиванию зерен в направлении обкатывания. 3. как показали микроструктурные исследования, упрочнение поверхностных слоев при обкатывании образцов роликом в основном связано с возникновением дислокационных ячеек в структуре зерен избыточного феррита. меньшую деформацию испытывают ферритные пластинки перлита. 4. увеличение степени наклепа при обкатывании роликом проявляется в большей плотности дислокаций и уменьшении размеру ячеек в субструктуре ферритных зерен, а также в более густой сетке дислокаций в ферритных пластинках перлита. в отдельных районах происходит изгиб и разлом цементитных пластин, которые свидетельствуют о предельной степени пластической деформации поверхностного слоя. это подтверждается началом лущения поверхности, обкатанной роликом. 5. созданный комплекс лабораторных приборов для экспериментальных исследований физикомеханических свойств стальных деталей сложной формы, которые работают под контактной нагрузкой, в т. ч. канатного блока, таких как степень наклепа рабочей поверхности и шероховатости обкатанной поверхности. это обеспечивает получение корректных показателей технологического процесса упрочнения на разработанном устройстве с клиновым роликом. 6. определение механико-технологических свойств обкатанных канатных блоков с помощью устройства с клиновым роликом, таких как угол вдавливания и профильный радиус клинового ролика, количество оборотов стального канатного блока и скорость обкатывания дали возможность согласовать возможные пределы варьирования основных конструктивно технологических режимов упрочнения предлагаемым устройством и определиться с формой клинового ролика. в результате проведения экспериментальных исследований выяснены оптимальные конструкторско кинематические параметрами. 7. проведенные экспериментальные исследования доказали адекватность результатов физического и математического моделирования процессов, которые происходят во время обкатывания рабочей поверхности канатного блока клиновым роликом. это позволяет рекомендовать разработанные математические модели для использования при упрочнении стальных деталей. литература 1. бутаков б. і. дослідження ступеня зміцнення та дифузії хімічних елементів в поверхневому шарі в процесі поверхневого деформування / б. і. бутаков, д. д. марченко // матеріали іі-ої міжнародної студентів і молодих учених науково-практичної конференції «перспективна техніка і технології – 2006». – миколаїв. – с. 113-116. экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 77 2. бутаков б. и. влияние поверхностной пластической деформации на степень упрочнения и диффузию химических элементов в поверхностном слое / б. и. бутаков, д. д. марченко // вестник харьковского национального автомобильно-дорожного университета. сборник научных трудов. – харьков : северо-восточный научный центр. транспортная академия украины, 2009. – выпуск 46. – с. 17-21. 3. паршев с. н. микротвердость материалов: методические указания к лабороторной работе / с. н. паршев, н. ю. полозенко. – волгоград : волггту, 2004. – 15 с. 4. самохоцкий а. и. лабороторные работы по металловедению: учебное пособие для техникумов / а. и. самохоцкий, м. н. кунявский. – м. : машиностроение. – 184 с. 5. жарков в. я. материаловедение. материаловедение и технология конструкционных материалов. микроанализ металлов и сплавов: методические указания к выполнению и оформлению лабораторной работы №1 для студентов всех специальностей и форм обучения / в. я. жарков, в. п. мельников. – брянск : бгту, 2007. – 15 с. 6. бутаков б.и. повышение контактной прочности стальных деталей с помощью поверхностного пластического деформирования / б.и. бутаков, д.д. марченко // проблеми трібології. – 2008. – № 1. – с. 14 23. 7. рыбакова л. м. структура и износостойкость металла / л. м. рыбакова, л. и. куксенова. — м. : машиностроение, 1982. – 212 с. 8. марковский е. а. научные предпосылки создания новых износостойких литых материалов с высокими эксплуатационными свойствами / е. а. марковский // прогрессивные технологи литья и кристаллизации сплавов. – 1983. – с. 43-57. 9. бабей ю. и. физические основы импульсного упрочнения стали и чугуна / ю. и. бабей. — к. : наукова думка, 1988. – 240 с. 10. бокштейн б. с. диффузия в металлах / б. с. бокштейн. – м. : металлургия, 1978. – 248 с. 11. кузменко п. п. электроперенос, термоперенос и диффузия в металлах / п. п. кузменко – к. : вища школа, 1983. – 152 с. 12. бутаков б.и. основные принципы технологии импульсного и малоскоростного воздействия на структуру и свойства металлов и сплавов: дис. на соискание ученой степени доктора техн. наук: 05.02.01 / бутаков борис иванович. – к., 1992. – 533 с. 13. бутаков б. и. оптимизация параметров поверхностного упрочнения обкатыванием роликами канатных блоков с целью повышения их контактной прочности / б. и. бутаков, д. д. марченко // проблеми трибології. – 2010. – № 3. – с. 99-107. 14. б. и. бутаков. усовершенствование процесса чистового обкатывания деталей роликами / б. и. бутаков // вестник машиностроения. – 1984. – №7. – с. 50-53. 15. аркулис г. э. измерения шероховатости поверхности с помощью реплик / г. э. аркулис, м. и. куприн, в. д. голев, а. м. игонькин // вестник машиностроения. – 1971. – № 12. – с. 48-50. поступила в редакцию 18.04.2017 экспериментальные исследования эффективности влияния технологии обкатывания стальных деталей на контактную прочность проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 78 marchenko d.d. experimental studies of the effectiveness of the influence of the technology of lining the steel parts on contact strength. the results of investigations of the physical and mechanical properties of the surface layer and electron-graphical studies of the microstructure of the shafts are given in the article, after hardening by surface plastic deformation by rolling by rollers. a mechanism is described for the appearance of dislocation cells in the grain structure due to the dislocation density after rolling. the study of the technological process of surface hardening of steel parts by rolling with rollers, as well as certain design and technological parameters of the device for rolling over the indicators of the technological process of hardening of cathode blocks with the purpose of increasing their contact strength, which allows to optimize the technological process. the set of laboratory instruments for experimental studies of the physical and mechanical properties of complex shaped steel parts that work under a contact load, including a cable block, such as the degree of hardening of the working surface and the roughness of the rolled surface. the increase in the degree of cold work during roller rolling manifests itself in a greater density of dislocations and a decrease in the size of the cells in the substructure of ferrite grains, as well as in a denser network of dislocations in perlite ferritic plates. the conducted experimental researches have proved the adequacy of the results of physical and mathematical modeling of the processes that occur during the rolling of the working surface of the cable block with a wedge roller. key words: contact strength, wear, diffusion, surface plastic deformation, wedge roller, rope block. references 1. butakov b. і. doslіdzhennja stupenja zmіcnennja ta difuzії hіmіchnih elementіv v poverhnevomu sharі v procesі poverhnevogo deformuvannja. b. і. butakov, d. d. marchenko. materіali іі-oї mіzhnarodnoї studentіv і molodih uchenih naukovo-praktichnoї konferencії «perspektivna tehnіka і tehnologії. 2006». mikolaїv. s. 113-116. 2. butakov b. i. vlijanie poverhnostnoj plasticheskoj deformacii na stepen' uprochnenija i diffuziju himicheskih jelementov v poverhnostnom sloe. b. i. butakov, d. d. marchenko. vestnik har'-kovskogo nacional'nogo avtomobil'no-dorozhnogo universiteta. sbornik nauchnyh trudov. har'kov : severo-vostochnyj nauchnyj centr. transportnaja akademija ukrainy, 2009. vypusk 46. s. 17-21. 3. parshev s. n. mikrotverdost' materialov: metodicheskie ukazanija k laborotornoj rabote. s. n. parshev, n. ju. polozenko. volgograd. volggtu, 2004. 15 s. 4. samohockij a. i. laborotornye raboty po metallovedeniju: uchebnoe posobie dlja tehniku-mov. a. i. samohockij, m. n. kunjavskij. m. mashinostroenie. 184 s. 5. zharkov v. ja. materialovedenie. materialovedenie i tehnologija konstrukcionnyh materia-lov. mikroanaliz metallov i splavov: metodicheskie ukazanija k vypolneniju i oformleniju laborator-noj raboty №1 dlja studentov vseh special'nostej i form obuchenija. v. ja. zharkov, v. p. mel'nikov. brjansk. bgtu, 2007. 15 s. 6. butakov b.i. povyshenie kontaktnoj prochnosti stal'nyh detalej s pomoshh'ju poverhnostnogo plasticheskogo deformirovanija. b.i. butakov, d.d. marchenko. problemi trіbologії. 2008. № 1. s. 14 23. 7. rybakova l. m. struktura i iznosostojkost' metalla. l. m. rybakova, l. i. kuksenova. m. mashinostroenie, 1982. 212 s. 8. markovskij e. a. nauchnye predposylki sozdanija novyh iznosostojkih lityh materialov s vysokimi jekspluatacionnymi svojstvami. e. a. markovskij. progressivnye tehnologi lit'ja i kri-stallizacii splavov. 1983. s. 43-57. 9. babej ju. i. fizicheskie osnovy impul'snogo uprochnenija stali i chuguna. ju. i. babej. k. : naukova dumka, 1988. 240 s. 10. bokshtejn b. s. diffuzija v metallah. b. s. bokshtejn. m. metallurgija, 1978. 248 s. 11. kuzmenko p. p. jelektroperenos, termoperenos i diffuzija v metallah. p. p. kuzmenko. k. vishha shkola, 1983. 152 s. 12. butakov b.i. osnovnye principy tehnologii impul'snogo i maloskorostnogo vozdejstvija na strukturu i svojstva metallov i splavov: dis. na soiskanie uchenoj stepeni doktora tehn. nauk: 05.02.01. butakov boris ivanovich. k., 1992. 533 s. 13. butakov b. i. optimizacija parametrov poverhnostnogo uprochnenija obkatyvaniem rolikami kanatnyh blokov s cel'ju povyshenija ih kontaktnoj prochnosti / b. i. butakov, d. d. marchenko. problemi tribologії. 2010. № 3. s. 99-107. 14. b. i. butakov. usovershenstvovanie processa chistovogo obkatyvanija detalej rolikami. b. i. butakov. vestnik mashinostroenija. 1984. №7. s. 50-53. 15. arkulis g. je. izmerenija sherohovatosti poverhnosti s pomoshh'ju replik. g. je. arkulis, m. i. kuprin, v. d. golev, a. m. igon'kin. vestnik mashinostroenija. 1971. № 12. s. 48-50. застосування комп'ютерних програм для отримання рівнянь апроксимації досліджень триботехнічних властивостей композитів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 27 дудка а. м.,* кузяєв і.м.,* начовний і.і.,* буря о.і.,** ткаченко е.в.,*** толстенко ю.в.*** *український державний хімікотехнологічний університет, м. дніпро, україна **дніпровський державний технічний університет, м. кам’янське, україна, ***севастопольський державний університет e-mail: an.dudka@i.ua. застосування комп'ютерних програм для отримання рівнянь апроксимації досліджень триботехнічних властивостей композитів удк 678.743.41/45:678.06 розроблено композиційні матеріали на основі фторопласту-4 з волокнистими (вуглецеві волокна з тканини урал 22) та дисперсними (бентоніт, графіт гк-1 і диоксид титану) наповнювачами, визначено основні властивості, та залежність їх триботехнічних характеристик від умов експлуатації. проведено порівняльну оцінку зносостійкості розроблених композитів в умовах тертя без змащування при швидкості ковзання v = 0,3 м/с і питомому навантаженні рп = 1 мпа і отримано склади триботехнічних матеріали для енергонапружених вузлів тертя та ущільнень хімічного обладнання. експериментальні дані оброблено за допомогою пакету прикладних програм mathcad 11 з метою отримання аналітичного рівняння, що описує залежність величини коефіцієнта тертя композиційного матеріалу від швидкості ковзання та питомого навантаження. ключові слова: композиційні матеріали; фторпласт-4; наповнювачі; триботехнічні характеристики; аппроксимуючі рівняння. постановка проблеми сучасний стрімкий розвиток передових технологій, та і суспільства в цілому, неможливо уявити без розробки та освоєння виробництва нових перспективних матеріалів, які здатні забезпечувати працездатність технологічного обладнання в більш жорстких умовах експлуатації. одним з характерних напрямів розвитку хімічного машинота апаратобудування є збільшення робочих параметрів обладнання (тиск робочого середовища, температура процесу, швидкість робочих органів і навантаження в них, агресивна дія робочого середовища тощо). за таких умов постійно зростає енергонапруженість вузлів триботехнічного призначення (пар тертя та ущільнень), яка негативно впливає на показники надійності та довговічності машин та апаратів. мета і постановка задачі одним з напрямів вирішення зазначених проблем є створення сучасних матеріалів, які здатні забезпечувати працездатність в умовах підвищеної енергонапруженості. широке застосування в машинобудуванні набули композиційні матеріали триботехнічного призначення з полімерною матрицею. особливий інтерес представляє використання, в якості полімерної матриці композитів фторопласту 4, який має – низький коефіцієнт тертя, виняткову хімічну стійкість майже у всіх хімічних середовищах та достатньо високу термостійкість. проте, у чистому вигляді фторопласт-4 майже не застосовується в якості робочих матеріалів енергонапружених вузлів тертя та ущільнень внаслідок незадовільної стійкості до зношування та недостатньої механічної й термічної стійкості. композиційні матеріали на основі фторопласту з різноманітними наповнювачами мають суттєво поліпшені фізико-механічні та триботехнічні характеристики [1 4]. цікавим з наукової та практичної точки зору є дослідження одночасного впливу волокнистих та дисперсних наповнювачів, із застосуванням комп'ютерних програм для отримання апроксимуючих рівнянь, на експлуатаційні характеристики композиційних матеріалів на основі фторопласту – 4. виклад матеріалів досліджень в якості наповнювачів композиційних матеріалів прийняті: вуглецеві волокна тканини урал 22, бентоніт, диоксид титану (тіо2) та графіт гк-1 при сумарному їх ваговому вмісті не більше 20 мас.%. склади досліджених композиційних матеріалів наведено в табл. 1. застосування комп'ютерних програм для отримання рівнянь апроксимації досліджень триботехнічних властивостей композитів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 28 таблиця 1 склади досліджених композиційних матеріалів на основі фторопласту 4 вміст компонентів, мас. % номер композиту фторопласт-4 графіт гк-1 вуглецеве волокно бентоніт диоксид титану 1 94 6 2 84 5 5 3 3 3 80 10 4 3 3 4 100 вуглецеві волокна відносяться до групи високоміцних та легких матеріалів і у складах композитів підвищують механічні характеристики матеріалів, а графіт традиційно застосовується для поліпшення їх триботехнічних характеристик. бентоніт – природний глинистий матеріал (гідроалюмосилікат), який має властивість до об’ємного розширення при гідратації. в обмеженому просторі при цьому утворюється щільний гель, що перешкоджає подальшому проникненню вологи. у вихідному вигляді диоксид титану являє собою білий дрібнодисперсний порошок з основним розміром частинок 5 10мкм, що виготовляється із ільменітового концентрату сірчанокислим методом. диоксиди титану різних модифікацій набули широкого розповсюдження в якості наповнювачів, модифікаторів, пігментів та допоміжних речовин при виробництві скла, кераміки, лаків і фарб, гуми тощо. технологія виготовлення дослідних зразків композиційних матеріалів складається з наступних основних етапів: сумісне змішування та подрібнення складових композиту при поетапному введені дисперсних і волокнистих наповнювачів до вихідного порошку фторопласту – 4; пресування дослідних зразків; спікання розроблених зразків композиційних матеріалів. висока ефективність змішування та подрібнення компонентів досягалась у тому випадку, коли спочатку сумісно оброблялись два компоненти – фторопласт – 4 та вуглецеве волокно, яке попередньо нарізувалось із тканини урал 22 довжиною 3 ÷ 8 мм. після достатнього змішування та подрібнення (довжина вуглецевих волокон складала 0,5 ÷ 2,5 мм) у суміш добавляли бентоніт і диоксид титану. на заключній стадії до складу композиту вводився графіт. розроблені композити на кожній стадії обробляли на розмелювально-змішувальній лабораторній установці лопатевого типу протягом 2 ÷ 3 хвилин до утворення однорідної суміші. пресування заготовок дослідних зразків композиційних матеріалів проводили при питомому навантаженні 40 мпа з витримкою під тиском не менше 1 хвилини, після чого спікали в спеціальній печі при температурі 648 ± 2 к з витримкою на режимі спікання 15 хвилин. охолодження зразків проводили разом з піччю до температури 423 к. порівняльну оцінку зносостійкості розроблених композитів проводили на машині тертя мдп-1 за схемою тертя типу « диск палець » при швидкості ковзання v = 0,3 м/с та питомому навантаженні р = 1 мпа при терті по сталі 20х13 з шорсткістю робочої поверхні ra = 0,32 ÷ 0,16 мкм. в результаті одержаних експериментальних досліджень представлених на рис. 1 з яких слідує, що багатокомпонентні композиційні матеріали № 2 та № 3 на основі фторопласту – 4 мають достатньо високу зносостійкість. у подальшому, для композиційних матеріалів № 2 та №3 проводились дослідження залежності коефіцієнта тертя від швидкості ковзання та питомого навантаження з використанням машини тертя мфт-1. схема контактування та розміри дослідних зразків відповідають гост 23.210. аналіз результатів досліджень (табл. 2) показує загальну закономірність несуттєвого підвищення коефіцієнта тертя при збільшені швидкості ковзання та зменшення його при зростанні питомого навантаження, що свідчить про високі антифрикційні характеристики матеріалів. на основі експериментальних даних, які наведено в табл. 2, для композиційного матеріалу № 2 побудовано узагальнені залежності зміни коефіцієнта тертя f від швидкості ковзання v та питомого навантаження р. рис. 1 – порівняльна зносостійкість розроблених композитів застосування комп'ютерних програм для отримання рівнянь апроксимації досліджень триботехнічних властивостей композитів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 29 таблиця 2 залежність коефіцієнта тертя розроблених матеріалів від режимів роботи коефіцієнт тертя питоме навантаження ре, мпа композит швидкість ковзання vе, м/с 0,25 0,5 0,75 1,0 1,25 1,5 0,15 0,196 0,19 0,184 0,179 0,174 0,168 0,3 0,203 0,194 0,191 0,188 0,184 0,176 0,45 0,212 0,204 0,198 0,192 0,187 0,181 0,6 0,222 0,210 0,205 0,20 0,196 0189 № 2 0,75 0,229 0,218 0,211 0,208 0,203 0,198 0,15 0,182 0,178 0,174 0,169 0,163 0,158 0,3 0,189 0,185 0,181 0,177 0,175 0,166 0,45 0,197 0,192 0,188 0,185 0,18 0,173 0,6 0,204 0,202 0,195 0,191 0,186 0,181 № 3 0,75 0,211 0,208 0,202 0,196 0,191 0,187 для отримання аналітичного рівняння, що описує залежність величини коефіцієнта тертя композиційного матеріалу № 2 від швидкості ковзання та питомого навантаження експериментальні дані оброблено за допомогою пакету прикладних програм mathcad 11 [5]. програмний блок має наступний вигляд. програмний блок                  0.75 0.6 0.45 0.3 0.15 : vå                  0.229 0.221 0.212 0.203 0.196 : f16                  0.208 0.20 0.192 0.188 0.179 : f46                  203.0 196.0 187.0 184.0 174.0 : f56                  218.0 210.0 204.0 196.0 19.0 : f26                  211.0 205.0 198.0 191.0 184.0 : f36                  199.0 189.0 181.0 176.0 168.0 : f66 5...1:³   46f,36f,26f,16faugment:1f   66f,56f,1faugment:f å                   199.0203.0208.0211.0218.0229.0 189.0196.020.0205.021.0221.0 181.0187.0192.0198.0204.0212.0 176.0184.0188.0191.0196.0203.0 168.0174.0179.0184.019.0196.0 f å 4.31n  1.01a  9.01b  75.0....20.0,15.0va                      n1ótan 1 b1ó óale : óf1  1f,16f,vitinfl:16k e             3-103.481 0.056 0.177 k16     16kv1f:v16d aa   1f,26f,vitinfl:26k e             4-106.085 0.031 0.18 k26     26kv1f:v26d aa  застосування комп'ютерних програм для отримання рівнянь апроксимації досліджень триботехнічних властивостей композитів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 30  1f,36f,vitinfl:36k e            038.0 0.034 0.138 k36     36kv1f:v36d aa   1f,46f,vitinfl:46k e             081.0 0.015 0.254 k46     46kv1f:v46d aa   1f,56f,vitinfl:56k e             018.0 0.026 0.185 k56     56kv1f:v56d aa   1f,66f,vitinfl:66k e             246.0 0.010.409 k66     66kv1f:v66d aa                       3k662k661k66 3k562k561k56 3k462k461k46 3k362k361k36 3k262k261k26 3k162k161k16 : mk1                            3103.6970.0140.169 3104.8763-102.9750.179 3104.4993-104.5240.183 4109.0070.0320.174 4106.0850.0310.18 -3103.4810.0560.177 mk1 6...1:uu      1nivtan 1 3 uu,mk1 1b iv2 uu,mk1 iеva1e1 uu,mk1:i uu,e1 е е                           1.5 1.25 1 0.75 0.5 0.25 : pe де величини з індексом «е», а саме: коефіцієнт тертя fe, швидкість ковзання ve і питоме навантаження pe відповідають експериментальним значенням величин, наведеним у табл. 2, а величини з індексом «а» відповідають апроксимуючим значенням: коефіцієнт тертя fa швидкість ковзання va і питоме навантаження pa. на основі розробленої програми побудовано тримірну апроксимуючу поверхню, що наведено на рис. 2. рис. 2 – залежність коефіцієнта тертя fа від швидкості ковзання vа та питомого навантаження ра застосування комп'ютерних програм для отримання рівнянь апроксимації досліджень триботехнічних властивостей композитів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 31 для практичного використання результатів проведених досліджень особливий інтерес викликає інформація щодо залежності коефіцієнта тертя матеріалів від температури у трибоспряженні енергонавантажених вузлів машин і апаратів (табл. 3). у результаті проведених досліджень установлено, що при підвищенні об’ємної температури в парі тертя (нагрівання зразків здійснювалось за допомогою електронагрівача, який установлювався у внутрішній порожнині зразків) триботехнічні характеристики матеріалів у незначній ступені погіршуються. підвищення значень коефіцієнта тертя та інтенсивності зношування матеріалів при зростанні температури пов’язане із зростанням температури в зонах фактичного контакту та зниженням показників міцності матриці композиту. таблиця 3 залежність триботехнічних характеристик матеріалів від температури при v = 0,6 м/с і р = 0,25 мпа коефіцієнт тертя композит температура, к інтенсивність зношування іg ·107, г/м fcp fmax fmin 323 4,72 0,224 0,243 0,205 373 9,24 0,227 0,245 0,209 423 17,41 0,232 0,25 0,214 №2 473 24,89 0,236 0,256 0,216 323 2,16 0,210 0,227 0,193 373 5,04 0,215 0,232 0,198 423 7,05 0,219 0,237 0,201 №3 473 10,72 0,223 0,241 0,205 висновки 1. розроблені теплостійкі багатокомпонентні композити на основі фторопласту –4 триботехнічного призначення з поліпшеними фізико-механічним властивостями та зносостійкістю. 2. експериментально встановлено залежність триботехнічних характеристик розроблених матеріалів від режимів експлуатації вузлів тертя. 3. проведена обробка експериментальних даних за допомогою пакету прикладних програм mathcad 11 і отримано аналітичне рівняння, що описує залежність коефіцієнта тертя від швидкості ковзання та питомого навантаження. 4. розроблені багатокомпонентні композиційні матеріали рекомендуються у якості антифрикційних матеріалів енергонавантажених вузлів тертя та ущільнень технологічного обладнання хімічних виробництв і суміжних галузей. література 1. исследование свойств и структуры политетрафторэтилена наполненного модифицированными углеродными волокнами «белум» / а.а. охлопкова, т.с. стручкова, а.п. васильев [и др.] // трение и износ. – 2016. – т. 37, №6. – с. 704 – 711. 2. износостойкие птфэ нанокомпозиты, содержащие двуокись кремния, для металлополимерных узлов трения / ю.к. машков, о.в. кропотин, о.в. чемисенко [и др.] // трение и износ. – 2015. – т. 36, №6. – с. 621 – 626. 3. сиренко г.а. антифрикционные карбопластики / сиренко г.а. – к.: техніка, 1985. – 194 с. 4. ситар в.і. оцінка взаємного впливу компонентів у композиціях на основі фенілону з урахуванням режимів переробки шляхом застосування пакету mathcad / в.і. ситар, і.м. кузяєв, а.в. лободенко // вопросы химии и химической технологии. – 2013. – № 2. – с. 41 – 47. 5. girin, o.b. dynamic behavior of gas nano-sized bubbles in liquid phase of the metal being electrodeposited / o.b. girin, i.m. kuzyayev // journal of nanoand electronic physics.  2016. – vol.1. – p. 1 – 6. поступила в редакцію 24.11.2017 застосування комп'ютерних програм для отримання рівнянь апроксимації досліджень триботехнічних властивостей композитів проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 32 dudka a.m., kuzyayev i.m., nachovny i.i., burya o.i., tkachenko e.v., tolstenko yu.v. application of computer programs for reception of approximation equations investigation of tribotechnical properties of composites. under considerations questions about development of polymeric compositional materials based on teflon with fiber (carbon fiber made from urals fabric) and disperse fillers (bentonite, graphite gk-1, dioxide of the titan). it had been investigated their tribotechnical properties and established basic dependence between it and service conditions of this materials in friction units. it had been investigate wear resistance of this material on friction machine мdp-1 by the friction without oiling with velocity v = 0,3 m/s and loadings рп = 1 мpа. it had been established optimal composition of development polymeric compositional materials for friction of chemical equipment. experimental data had been processed by means of the mathcad 11 program. it had been obtained analytical equation, which describes dependence of friction coefficient by velocities and loadings in friction units. it had been investigations of the dependence of friction coefficient by temperature in friction units of machine and mechanism. keywords: composite materials; teflon; fillers; tribotechnical properties; analytical equation. references 1. issledovanie svojstv i struktury politetraftoretilena napolnennogo modificirovannymi uglerodnymi voloknami «belum». а.а.oxlopkova, т.s. struchkova, а.p. vasilev [i dr.]. trenie i iznos. 2016. т. 37, №6. p. 704 – 711. 2. iznosostojkie ptfe nanokompozity, soderzhashhie dvuokis kremniya, dlya metallopolimernyx uzlov treniya. yu.k. mashkov, o.v. kropotin, o.v. chemisenko [i dr.]. trenie i iznos. 2015. т. 36, №6. p. 621 – 626. 3. sirenko g.a. antifrikcionnye karboplastiki. sirenko g.a. к. texnіka, 1985. 194 p. 4. sitar v.i. ocіnka vzaєmnogo vplivu komponentіv u kompozicіyax na osnovі fenіlonu z uraxuvannyam rezhimіv pererobki shlyaxom zastosuvannya пакету mathcad. v.i. sitar, i.m. kuzyaєv, a.v. lobodenko. voprosy ximii i ximicheskoj texnologii. 2013. № 2. p. 41 – 47. 5. girin, o.b. dynamic behavior of gas nano-sized bubbles in liquid phase of the metal being electrodeposited. o.b. girin, i.m. kuzyayev. journal of nanoand electronic physics. 2016. vol.1. p. 1 – 6. дослідження ударної в’язкості матеріалу отриманого за технологією інжекційного лиття порошку проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 42 писаренко в.г., завадюк с.в. казенне науково-виробниче об'єднання "форт" вінниця, україна e-mail: zavasergey777@gmail.com дослідження ударної в’язкості матеріалу отриманого за технологією інжекційного лиття порошку удк 621 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-42-46 розглянуто вплив параметрів спікання, термічної обробки та хімічного складу матеріалу на ударну в’язкість спеченої сталі. показано шляхи підвищення ударної в’язкості сталі отриманої методом інжекційного лиття порошку без застосування допоміжних операцій, таких як гаряче ізостатичне пресування. визначено, що хімічний склад (підвищений вміст таких елементів як cr, mn, si) позитивно впливає на здатність матеріалу протидіяти ударному навантаженню. також важливе значення має зменшення пористості матеріалу та розміру зернистості сталі під час термічної обробки. ключові слова: спікання, інжекційне лиття порошку, ударна в’язкість, низьколегована сталь. вступ технологія інжекційного лиття порошкових сумішей (ілп) дуже ефективна для виробництва малих та складних металевих деталей у великих кількостях. дана технологія дозволяє отримати чудові механічні властивості матеріалу поєднуючи це з високою геометричною точністю деталей, та за ціною набагато нижчою за традиційну механічну обробку. технологія ілп охоплює чотири головні операції: приготування суміші, інжекційне лиття, дебайдинг, спікання. готова до виробництва суміш являє собою поєднання дрібного металевого порошку (близько 20 мкм у діаметрі) та полімеру. полімер загалом складається з двох основних компонентів пластифікатору та структурної зв’язувальної речовини. формування геометрії деталі відбувається на стадії інжекційного лиття у прес формі. розміри формувальної порожнини прес-форми збільшені відповідно до коефіцієнта усадки деталі після спікання. процес інжекційного лиття проводиться на стандартних термопластавтоматах з модифікованим інжекційним циліндром. головним завданням операції дебайдингу є вилучення полімеру з деталі без зміни геометрії виробу. на даний час використовується двоступеневий дебайдинг. на першому етапі вилучається пластифікатор. в залежності від типу пластифікатору розрізняють такі види дебайдингу: каталітичний з використанням парів азотної кислоти, з використанням рідкого розчинника, та з використанням дистильованої води. структурна зв’язувальна речовина видаляється термічним шляхом, як правило, в печі спікання. її основне завдання: зберегти цілісність геометрії деталі, до тих пір, поки між частинками порошку не почнуть утворюватися міцні перешийки на ранньому етапі спікання [1]. спікання це остаточний етап, при якому під дією високої температури порошкове тіло перетворюється у метал з низькою залишковою пористістю. основною рушійною силою процесу спікання є поверхнева енергія металевого порошку. під час зменшення середнього розміру частинок порошку, збільшується сумарна площа поверхні, що у свою чергу сприяє зменшенню остаточної пористості спеченого тіла до 2 %. проте, використання дуже дрібних частинок (менше 5 мкм) може погіршувати формування деталі на стадії інжекційного лиття. а також збільшує кошторис виробництва готової суміші. в залежності від хімічного складу металевого порошку процес спікання може проходити в захисній атмосфері (ar, n2, h2) або у вакуумі [1]. на практиці, при твердо фазному спіканні неможливо отримати повністю безпористе металеве тіло. в залежності від типу порошку та температури спікання остаточна пористість може становити від 2 до 5 %. дана пористість по різному впливає на механічні властивості матеріалу після спікання. найменший вплив зазнають статичні характеристики матеріалу такі як напруження на розрив, проте найбільшою проблемою порошкових сталей є динамічні властивості такі як ударна в’язкість та втомна міцність [6]. в спечених сталях утворення тріщин відбувається по різному. тріщина може починатися на порах в середині зерна або на границі зерен, а потім легко поширюватись до наступної пори або повздовж границь зерен. даний ефект призводить до зниження ліміту втомної міцності та ударної в’язкості для спечених зразків. з метою зниження або остаточного видалення залишкової пористості, на практиці використовують операцію гарячого ізостатичного пресування (гіп). технологія гіп полягає в тому, що металеві деталі після спікання зазнають додаткового ізостатичного пресування в спеціальних печах гіп. температура в таких печах може досягати 1400 °c, а тиск пресування до 1000 бар. у якості робочого тіла для пресування в печах гіп використовують газ аргон. дана операція дозволяє отримати безпористе металеве тіло без деформування геометрії деталі [5]. проте головним недоліком такої операції є великі витрати на обладнання. тому дану операцію застосовують лише для відповідальних деталей, які зазнають ударні навантаження та є чутливими до втомної міцності. дослідження ударної в’язкості матеріалу отриманого за технологією інжекційного лиття порошку проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 43 мета і постановка задачі метою даної роботи є вивчення впливу залишкової пористості, хімічного складу металевого порошку та параметрів термічної обробки на ударну в’язкість матеріалу після спікання. однією з важливих задач дослідження технології ілп є підвищення динамічних властивостей матеріалу без використання допоміжних операцій. виклад матеріалів досліджень в даній роботі для виготовлення тестових зразків було використано такі готові суміші: catamold 8740, виробництво компанії basf, німеччина; polypom 8740 b321 та polypom 30hgsa b322 виробництво компанії polymim, німеччина. хімічний склад даних матеріалів та серденя густина деталей після спікання подано в табл. 1. таблиця 1 хімічний склад матеріалів хімічний склад, % густина № назва матеріалу с cr mn mo si ni s p cu fe г/см3 1 catamold 8740, basf 0,45-0,55 0,4-0,6 0,25-0,4 0,5-0,8 до 0,01 зал. 7,5 2 polypom 8740 b321, polymim 0,45-0,55 0,4-0,6 до 0,1 0,25-0,4 0,3-0,55 0,5-0,8 до 0,01 зал. 7,65 3 polypom 30hgsa b322, polymim 0,28-0,34 0,8-1,1 0,8-1,1 0,9-1,2 до 0,3 до 0,025 до 0,025 до 0,3 зал. 7,35 тестові зразки були відлиті на термопластавтоматі з модифікованим вузлом впорскування. розміри тестових зразків після спікання становлять: 55 мм x 5 мм x 8 мм. після спікання на всіх зразках механічним шляхом було виготовлено v-подібний концентратор напруження згідно гост 9454-78 випробування на ударний згин по методу шарпі. дослідження ударної в’язкості проводилося на копрі з вагою маятника 2 кг. для першого етапу дебайдингу, використано каталітичне видалення зв’язувальної речовини з використанням парів азотної кислоти. розщеплення полімеру відбувалось при температурі 120 °c, у якості захисної атмосфери використано газ азот. процес спікання проводився у декілька етапів з використанням різної кінцевої температури спікання 1270 °c та 1330 °c з метою визначення впливу даного параметру на ударну в’язкість матеріалу. швидкість нагріву становила 2 °с/хв, витримка при максимальній температурі 90 хв. спікання проводилося в атмосфері азоту та парціальному тиску 400 мбар. спікання проводилося для тестових зразків з матеріалів: catamold 8740, та polypom 8740 b321. також після спікання на тестових зразках було проведено операцію гартування з твердістю після відпуску 35 hrc. на рис. 1 приведена порівняльна гістограма отриманої ударної в’язкості з різною температурою спікання. рис. 1 – залежність ударної в’язкості порошкової сталі 8740 від температури спікання та термічної обробки дослідження ударної в’язкості матеріалу отриманого за технологією інжекційного лиття порошку проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 44 як можна побачити на рис. 1 для обох матеріалів помітне незначне підвищення ударної в’язкості після термічної обробки при вищій температурі спікання (1330 °c). це пов’язано з інтенсифікацією процесу спікання при даній температурі та появі рідкої фази на границях зерен, що у свою чергу збільшує кінцеву густину спеченого тіла. позитивний вплив високої температури спікання, а також часу витримки також описується у статті [2]. залежність ударної в’язкості спеченої сталі catamold 8740 від твердості після термічної обробки показано на рис. 2. рис. 2 – вплив термічної обробки на ударну в’язкість спеченої сталі catamold 8740, basf як можна помітити з графіку найбільше значення ударної в’язкості (12,56 дж/см2) сталь 8740 набуває після термічної операції покращення (гартування з високим відпуском). дане явище пов’язано з утворенням дрібнозернистої структури сталі та підвищення пластичності матеріалу. для дослідження впливу хімічного складу сталі на ударну в’язкість було використано матеріал polypom 30hgsa b322. параметри процесу спікання: максимальна температура 1300 °с , швидкістю нагріву 2°с/хв.; час витримки при кінцевій температурі спікання 90 хв.; захисний газ – азот при парціальному тиску 400мбар. твердість деталей після спікання склала 229 нв. на зразках було проведено операцію гартування з двома діапазонами кінцевої твердості: 35 43 hrc та 43 50 hrc (температура гартування 840 °c, температура відпуску 500 °c та 350 °c відповідно). ударна в’язкість тестових зразків після термічної обробки подана в табл. 2. вимірювання проводилися на тестових зразках з надрізом згідно з методом шарпі гост 9454-78 (вага маятнику копри 2 кг). таблиця 2 ударна в’язкість спеченої сталі polypom 30hgsa після термічної обробки № матеріал твердість ударна в’язкість, дж/см2 № матеріал твердість ударна в’язкість, дж/см2 1 14,25 8 12,56 2 14,83 9 12,56 3 14,25 10 12,01 4 13,11 11 12,56 5 12,56 12 12,01 6 12,56 13 12,01 7 polypom 30hgsa 35 43 hrc 12,01 14 polypom 30hgsa 43 50hrc 12,01 для порівняння ударна в’язкість тестових зразків з матеріалу catamold 8740 складає: 10 12 дж/см2 при твердості 10hrc та 5 6 дж/см2 при твердості 35 40hrc. середня густина деталей з матеріалу polypom 30hgsa після спікання склала 7,354 г/см3, що нижче рекомендованого значення (7,421 г/см3). відповідно для отримання заданої густини деталей та коефіцієнту усадки (1,218) необхідно збільшити час витримки спікання при температурі 1300 с під час наступних дослідів. для визначення ударної в’язкості спеченої сталі згідно зі стандартом mpif standard 59, сша [3] було виготовлено тестові зразки з матеріалів polypom 30hgsa та catamold 8740 з розмірами: 55 мм × × 3 мм × 10 мм. згідно з даним стандартом ударна в’язкість для спечених сталей вимірюється по методу шарпі без надрізу. на тестових зразках було проведено термічну обробку з твердістю після відпуску 43 46 hrc. результати експерименту подані в табл. 3. дослідження ударної в’язкості матеріалу отриманого за технологією інжекційного лиття порошку проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 45 таблиця 3 ударна в’язкість спеченої сталі після термічної обробки виміряна по методу шарпі без надрізу № матеріал твердість ударна в’язкість, дж/см2 № матеріал твердість ударна в’язкість, дж/см2 1 162,85 8 150,20 2 171,76 9 38,75 3 18,73 10 49,66 4 171,76 11 152,17 5 catamold 8740 43 46 hrc 27,54 12 polypom 30hgsa 43 46 hrc 149,18 як можна помітити з таблиці 3 існує велика розбіжність результатів замірів ударної в’язкості для тестових зразків без надрізу. це пояснюється тим що, на відміну від кованих сталей порошкова спечена сталь дуже чутлива до незначних концентраторів напружень. такими концентраторами можуть виступати залишкові напруження після термічної обробки, негомогенність мікроструктури, відкрита поверхнева пористість та ін. для порівняння ударна в’язкість сталі mim-4140 після термообробки яка за своїм хімічним складом подібна до сталі 8740 згідно зі стандартом mpif standart 35 materials standards for metal injection molded parts становить 75 дж. проте слід зазначити, що згідно з даним стандартом тестові зразки виготовляються без надрізу. висновки ударна в’язкість матеріалу polypom 30hgsa після спікання у середньому склала 13 дж/см2, що у два рази перевищує показник для матеріалу catamold 8740 (5 7 дж/см2) після термообробки. проте місце злому на тестових зразках після спікання рівне без помітної пластичної деформації. вимірювання ударної в’язкості на тестових зразках без надрізу для обох видів сталі показує велику розбіжність результатів, що пов’язано з впливом залишкової пористості. слід зазначити про можливість підвищення ударної в’язкості сталі polypom 30hgsa шляхом зменшення залишкової пористості матеріалу за допомогою корегування параметрів спікання (максимальної температури спікання та часу витримки). література 1. donald f.heaney, handbook of metal injection molding// woodhead publishing limited, 2012. 2. praveen pachauri, mohammed hamiuddin, effect of sintering process parameters in metal injection molding (mim) process on impact toughness of sintered parts//international journal of advanced materials and metallurgical engineering 2016, volume 2, issue 1, pp. 23-33, article id tech-583. 3. mpif 2002: method for determination of charpy impact energy of unnotched metal injection molded test specimens. standard 59, standard test methods for metal powders and powder metallurgy products. 4. гост 9454-78 металлы. метод испытания на ударный изгиб при пониженных, комнатной и повышенных температурах. 5. anders eklund, hot isostatic pressing (hip) of pim parts: material properties and increased productivity // powder injection moulding international, vol.6 #1, march 2012. 6. dr stephen j mashl, an introduction to the hot isostatic pressing (hip) of mim components// powder injection moulding international, vol.8 #1, march 2014. надійшла в редакцію 01.10.2018 дослідження ударної в’язкості матеріалу отриманого за технологією інжекційного лиття порошку проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 46 pisarenko v.g., zavadiuk s.v. study of impact energy of the material manufactured by metal injection molding. this paper covers the effect of sintering conditions, heat treatment and chemical composition on the impact energy of the sintering steel. it was shown the ways to improve impact energy of the sintered low alloy steel that was manufactured by metal injection molding without extra operations like hot isostatic pressing. it was found that the chemical composition (specially such elements like cr, mn, si) has the positive influence on the dynamic properties like impact energy. also, it is important to decrease the porosity by increasing the sintering conditions such as temperature and holding time. there was investigated the influence of the heat treatment (hardness) on the impact energy of the sintered low alloy steel catamold 8740, basf. in order to improve impact energy, it is possible to apply hardening and high tempering for sintered steel. the impact energy, in this study, was measured according to chappy test for notched and un-notched specimens. it has to be noticed a great variability of the results for un-notched specimens. such effect can be explained by sensitivity of the porosity steel to the small defects, like non-homogeneity of the microstructure, open surface porosity, or residual thermal stresses. furthermore, it was observed that the cracking surface for all test specimens after impact was flat without any plastic deformation. key words: sintering, powder injection molding, impact energy, low alloy steel. references: 1. donald f.heaney, handbook of metal injection molding. woodhead publishing limited, 2012. 2. praveen pachauri, mohammed hamiuddin, effect of sintering process parameters in metal injection molding (mim) process on impact toughness of sintered parts. international journal of advanced materials and metallurgical engineering 2016, volume 2, issue 1, pp. 23-33, article id tech-583. 3. mpif 2002: method for determination of charpy impact energy of unnotched metal injection molded test specimens. standard 59, standard test methods for metal powders and powder metallurgy products. 4. gost 9454-78 metals. the test method for impact bending at low, ambient and elevated temperatures. 5. anders eklund, hot isostatic pressing (hip) of pim parts: material properties and increased productivity. powder injection moulding international, vol.6 #1, march 2012. 6. dr stephen j mashl, an introduction to the hot isostatic pressing (hip) of mim components. powder injection moulding international, vol.8 #1, march 2014. copyright © 2021 n.m. stechyshina, m.s. stechyshin, a.v. martynyuk, ya. m. gladkiy. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021,6-11 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-6-11 hydrogen nitrogening in great discharge with ac power n.m. stechyshyna, m.s. stechyshyn, a.v. martynyuk*, ya.m. gladkiy khmelnytsky national university, ukraine *e-mail: av.mart@ukr.net received: 2 august 2021: revised: 30 august 2021: accept: 25 september 2021 abstract the paper substantiates and experimentally shows the possibility of anhydrous nitriding in a glow discharge (batr) with ac power supply (ac), as well as the possibility of switching the shape of pulses, changing their polarity, which is solved by introducing a glow discharge nitriding device with a power source alternating current of a given frequency. the analysis of the results of metallographic studies of the modified layer indicated the presence of a more uniform gradient of hardness in depth (gradient decreased by 1.7 3.5 times), which increases the wear resistance of parts and quality indicators of strengthening parts while reducing processing costs and installation costs. at batr in ccr with supply of current of industrial frequency the installation for realization of process becomes cheaper. the latter factor will contribute, among other aspects, to the wider introduction of batr technologies. the use of alternating current affects the course and results of nitriding, as periodic changes in the polarity of the electrodes of the chamber contributes to the cleaning of the surface from the adsorption layer, which positively affects the nature of nitrogen saturation (gradient of microhardness times), contributes to a significant change in the phase composition of the surface modified layer and allows to expand the technological capabilities of nitriding in the direction of obtaining the required performance characteristics of working surfaces, in particular tribological characteristics key words: nitriding, alternating current, cyclic-switched discharge substantiation of hydrogen nitrogenation in a glow discharge with ac power to date, research continues on the theoretical foundations, improvement of technologies and structures and types of equipment for technological processes of anhydrous nitriding in the glow discharge (batr) [1]. widespread use of batr in industry has led to the exclusion of ammonia from gaseous media and, thus, to a fundamental improvement in the working conditions of equipment and maintenance personnel, environmental friendliness of the process [2]. in turn, this has led to an expansion of the range of performance indicators in accordance with the requirements and conditions of the friction contact load [3, 4]. much of the research is devoted to methods of providing discharge in fundamentally different hardware implementations of power supplies [4]. in addition to nitriding with a constant power supply from a dc source, installations with additional heating from special screens or thermoradiation heaters are used, which reduces the relationship between electrical parameters of the technological mode and mode factors, especially temperature, because the energy factor is not only glow discharge. the development of new theoretical approaches is based primarily on the basic principles of gas discharge physics [5, 6]. the technological process has become multi-stage, in which it consists of macroor microphases, which also significantly affects the results and productivity of the processing process. fundamentally different nitriding results are achieved due to the introduction of cyclic-switched discharge (ccr), in which compared to the period of time sufficient to extinguish the transition from the glow discharge to the arc, the power supply to the camera electrodes is interrupted. in addition to simplifying control systems in ccr installations, the positioning of parts in the chamber is simplified, as the presence of gaps between parts and equipment for placing parts in the chamber no longer plays such a significant role. however, given the fact that the power supply to the electrodes of the chamber when using alternating current is not all the time, but in a much shorter period, the processing productivity decreases to about the same extent. voltage and current emissions at the beginning and end of the power cycle are a problem, which can cause local damage to the http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-6-11 mailto:av.mart@ukr.net problems of tribology 7 treated surface [7]. the aim of the research is to analyze the possibilities and conditions for simplifying the design of nitriding installations in the glow discharge, as well as the possibility of using as a power supply electrodes discharge chamber cyclic-switched or alternating current industrial frequency (hf). the structure and functional purpose of the individual components (for example, a three-chamber installation) are shown in fig. 1. in the installation, when the process is powered by direct current, the power supply must include the following components: voltage regulator (set the voltage at the input to the power supply system); step-up transformer (under the influence of the control signal from the voltage regulator changes the voltage up to values of about 1200 v at the end of the surface cleaning phase by cathodic bombardment; rectifier that converts alternating current into conditionally constant output voltage includes ripples of greater or lesser magnitude compared to the rated voltage, ballast rheostat for redistribution of electric current at the input of the chamber. with cyclicswitched power supply, there are significant voltage emissions at the beginning and end of the pulse up to values that can cause local surface damage. in addition, perhaps the most important argument, the discharge control system is significantly complicated by the mandatory inclusion of control pulse generators operating at a frequency of 1 5 khz, as well as ccr significantly reduces the productivity of the modification process [2, 4]. fig. 1. block diagram of a three-chamber installation the above-described power structure of nitriding installations in the glow discharge is most suitable for single-phase processes, when the whole technological process takes place at constant technological parameters. however, it should be borne in mind that the main task of the power supply is not to maintain the specified electrical characteristics of the discharge, but to ensure a stable temperature on the surface of machined parts, which primarily affects the formation of a given phase-structural composition of the surface. prospects for the practical application of anhydrous nitriding in a glow discharge with ac power supply (batr hrt) are determined taking into account this circumstance as a determinant, because with variable current amplitude, respectively, in the period when the camera electrodes are negative voltage is no longer heated the cathode, which serves as a cage, and the anode or component of the installation, which acts as an anode. it is obvious that with such a design solution it is necessary to ensure reliable insulation of the anode from the housing, because in case of violation of such insulation there will be a real threat of electric shock. in the case of using batr spc power supply of electrodes is a single-phase current, the design of the transformer is significantly simplified, and the cost is reduced by at least three times. similarly, it would be logical to manufacture and apply a single-phase voltage regulator, which in combination with a single-phase transformer will inevitably have a positive impact on the cost of the entire installation. this will reduce depreciation costs, which will also have a positive impact on cost. the lack of a rectifier and a ballast rheostat makes a certain contribution to reducing the cost of installations. from this analysis there is a question of reaching the temperature of the nitrided surface necessary 8 problems of tribology for carrying out the planned technological mode. if this task cannot be performed, additional heaters can be used to ensure the independence of the discharge energy parameters. thus, it is possible to use technological modes with high discharge voltage or current, which allow to form the necessary under the conditions of subsequent operation of the phase structure of the surface modified layer. the next task of the staging nature is the study of the electrical characteristics of the process, which is associated with the need to establish the magnitude of the ignition voltage of the discharge and its stable combustion in the anomalous mode. it is also necessary to establish analytical or experimental dependences of the parameters of the technological regime, taking into account its energy characteristics and thus establish the limits of energy characteristics necessary for the implementation of the process. the next question is to study the process of formation of a given phase structure in batr hrc. the essence is that the nitriding process is always a combination of individual subprocesses: the formation of nitrides, surface spraying and diffusion of nitrogen into the depth of the surface layer. with normal nitriding (direct current), an equilibrium is established between the individual sub-processes, usually in favor of nitride formation and diffusion. the process in the conditions of this equilibrium takes place stationary and with different intensity, which depends not only on the energy conditions, but also on the material of nitrided parts. it is known that chromium steels can be nitrided only in gaseous media, where the neutral component predominates. this is because chromium is a nitrogenous material. already in the initial period of nitriding, a monolayer of nitrogen is formed on the surface, which then acts as a barrier to the penetration of nitrogen into the depth of the surface. nitriding is almost non-existent and the thickness of the nitride layer is very small. given the significant relative duration of the half-life of the negative voltage (0.02 s) on the electrodes of the chamber, it is appropriate to hope that under the action of electron flow the nitride monolayer will be destroyed, and in the next half-period when the flow is directed to the cathode (detail) , will promote the intensification of both nitride formation and diffusion of nitrogen into the depth of the surface layer. therefore, in principle, nitriding in a glow discharge with power supply of industrial frequency is possible. this significantly simplifies and reduces the cost of installation for the process. device for increasing the wear resistance of steels by nitriding in acr with ac the process of nitriding parts in the glow discharge is mainly carried out using a constant power supply discharge. thus, when using a discharge with constant power on the outer surface of the part for a relatively short period of time (duration of the nitriding process 4 h), you can get a modified surface with specified properties with high stability of the discharge. the big disadvantage of this process is that parts of complex configuration (with a large number of small holes, with narrow slits, with sharp tops) require proper preparation of these parts for nitriding. all these holes and crevices must be properly closed because they significantly complicate the nitriding process using a constant discharge power supply and can provoke corona and arc discharges, which leads to overheating of the part and in most cases the nitriding process itself becomes impossible. therefore, one of the options to solve this problem is to use a glow discharge with non-stationary power supply. when using ac industrial frequency, you do not need to create new equipment, but only need to upgrade existing ones. the essence of the modernization is to replace the uninterruptible power supply of the discharge with a source of non-stationary power supply of the discharge with alternating current of a given frequency. adjusting the switching frequency, or as it is called duty cycle, is the ratio of the cycle period to the signal duration, and the shape of the signal itself makes it possible to influence the results of surface treatment. the influence of the shape and frequency of the discharge power signal on the nitriding process is due to the shutdown of the electric field, which allows to change the flight trajectory of the incident flux particles. that is, the switched off electric field allows the particles to move for some time by inertia along the tangent to their trajectory and allows the particles to penetrate to a much greater depth. and also to influence impossibility of transition of a glowing category in an arc. the use of cyclically switched ac power discharge makes it possible to nitriding parts with slits, with small diameter holes without the use of special equipment and you can not be afraid of corona and arc discharges. as a disadvantage, it should be noted that the nitriding process itself increases at least two or more times. the device for nitriding in a glow discharge with a direct current consists of a power supply to the chamber which contains a thyristor voltage regulator, a rectifier, a transformer, current and voltage sensors, a ballast rheostat, an automatic shut-off unit. the disadvantage of this device is its complexity and significant energy losses on the current converter, the need to use special filters to smooth the current. the work is based on the task of creating a device for nitriding in the glow discharge with ac power, which provides the opportunity to significantly simplify the equipment and, accordingly, reduce its cost. the problem is solved by the fact that the device for nitriding in the glow discharge introduced a source with non-stationary power supply with alternating current of a given frequency [8]. the purpose of the proposed device is primarily to significantly simplify the design of the installation for nitriding in the glow discharge and increase its reliability, as well as to reduce the cost of equipment, which is solved by replacing a constant discharge power supply with non-stationary ac power supply. this increases the reliability of the installation, and also due to a significant reduction in electricity losses reduces the cost of processing nitrided parts. the use of alternating current also affects the course and results of nitriding, as periodic changes in the polarity of the electrodes of the chamber problems of tribology 9 contributes to the cleaning of the surface from the adsorption layer, which in turn leads to a significant change in phase composition of the surface modified layer [9]. the possibility of using the claimed device for conducting batr on the existing industrial installation was experimentally tested. at the same time, the need for electricity significantly decreased due to the absence of losses for rectification, which also led to a reduction in the cost of processing. analysis of the results of metallographic studies of the modified layer indicated the presence of a more uniform gradient of hardness in depth (gradient decreased by 1.7 3.5 times), which, in turn, increases the wear resistance of parts and quality performance of parts (ukrainian patent №118327). method of nitriding in acr with ac power supply the most common method of batr surface in which the part throughout the process serves as a cathode powered by a dc source. the disadvantage of this method is that its implementation is possible in the presence of an adjustable dc source, as well as special control devices. the problem of developing a method of nitriding in a glow discharge with ac power, which would simplify the process power supply, is solved by powering the process from an ac power source, the voltage should vary depending on the parameters of the technological mode of surface modification. the essence of the proposed idea is that the part and body of the camera or its special shell, which serve as electrodes, receive power of different polarity, and parts of the cage and the body of the camera or its special part, which acts as electrodes, are powered by ac power source , and the voltage varies depending on the parameters of the technological mode of modification of the surface of the parts. unlike traditional incandescent nitriding methods, in which the part is always the cathode and the chamber shell or its special part serves as the anode, there is a constant threat of the incandescent discharge in the arc, which also complicates the process because the part is damaged locally or the entire surface. in addition, it is impossible to obtain a stable constant supply of the electrodes of the discharge chamber, ie to some extent the process takes place when supplied with non-constant current, although stable polarity. the experiments performed on the existing industrial plant indicate the possibility of implementing the claimed method of nitriding in a glow discharge with ac power supply of industrial frequency. if necessary, the frequency of the current can be easily changed using a simple frequency converter using an electromechanical device. in this case, the process of regulating the parameters of the technological process is significantly simplified, the reliability of technology implementation is increased, which has a positive effect on the cost of processing metal parts [10]. the idea of using industrial frequency ac as a power source for batr, the possibility of switching the shape of pulses, changing their polarity has led to the development of a number of developments in methods and technologies of nitriding [10, 11]. main results and conclusions at batr in ccr with supply of current of industrial frequency the installation for realization of process becomes cheaper. the latter factor will contribute, among other aspects, to the wider introduction of batr technologies. the use of alternating current affects the course and results of nitriding, as periodic changes in the polarity of the electrodes of the chamber contributes to the cleaning of the surface from the adsorption layer, which positively affects the nature of nitrogen saturation (gradient of microhardness times), contributes to a significant change in the phase composition of the surface modified layer and allows to expand the technological capabilities of nitriding in the direction of obtaining the required performance characteristics of working surfaces, in particular tribological characteristics. r efrences 1. ionic chemical-thermal treatment of alloys / arzamasov bn, bratukhin ag, eliseev yu. s., panayoti ta m .: izd-vo mstu im. n.e. bauman, 1999. 400 p. 2. pastukh im theory and practice of hydrogen-free nitriding in a glow discharge. kharkiv: nat. research center "kharkov institute of physics and technology", 2006. 364 p. 3. hydrogen nitriding in a glow discharge as a method of increasing the wear resistance of structural steels / me skyba, nm stechyshyna, vv lyukhovets and others. bulletin of khmelnytsky national university. technical sciences, 2019. № 5. p. 7–12. 4. pastukh im, lyukhovets vv, kurskoy vs features of nitriding in a glow discharge with nonstationary power supply of holes with relatively small diameter. bulletin of khmelnytsky national university. technical sciences. 2013. № 3. s. 195–198. 5. raiser yu. p. physics of gas discharge. m .: nauka, 1987. 592 s. 6. moskalev bi discharge with a hollow cathode. m .: energiya, 1969. 184 s. 7. stechishina nm influence of the parameters of hydrogen nitrogen nitrogen in a glow discharge on tribological and physico-chemical properties of steel 40x / n.m. stechishina, m.s. stechyshyn,, a.v. 10 problems of tribology martynyuk, n.v. lukianyuk, vv lyukhovets, yu.m. bilyk // problems of tribology. khmelnytskyi: khnu, 2021. v. 26 №3 / 101. p.31-41. 8. device for nitriding in a glow discharge with ac power supply / im pastukh, gm sokolova, vv lyukhovets, os zdibel: pat. on the utility model №118327 ukraine: ipc c 23 c 8/36, c 23 c 8/48. № in 201 6 06460; stated 13.06.2016; publ. 10.08.2017, bull. № 15. 9. stechyshyn, m.s. physicochemical properties of the surface layers of 40kh steel after hydrogenfree nitriding in glow discharge / stechyshyn, m.s., skyba, m.e., stechyshyna, n.m., martynyuk, a.v., mardarevych, r.s. // materials science. volume 55, issue 6, 1 may 2020, pages 892-898. 10. im pastukh, gm sokolova, vv lyukhovets, os zdibel: pat. for utility model №112983 ukraine: ipc c 23 c 8/36, c 23 c 8/48. № in 2016 05929; stated 01.06.2016; publ. 10.01.2017, bull. №1. 11. method of nitriding in a glow discharge with ac power supply / im pastukh, gm sokolova, vv lyukhovets, os zdibel: pat. for utility model №112983 ukraine: ipc c 23 c 8/36, c 23 c 8/48. № in 2016 05929; stated 01.06.2016; publ. 10.01.2017, bull. №1. problems of tribology 11 стечишина н.м., стечишин м.с., мартинюк а.в., гладкий я.м. безводневе азотування в тліючому розряді з живленням змінним струмом у роботі обгрунтована та експериментально показана можливість проведення безводневого азотування в тліючому розряді (батр) із живленням змінним струмом промислової частоти (спч), а також можливості комутації форми імпульсів, зміни їх полярності, що вирішується введенням пристрою для азотування в тліючому розряді з джерелом живленням зі змінним струмом заданої частоти. при цьому аналіз результатів металографічних досліджень модифікованого шару вказав на наявність більш рівномірного градієнту твердості по глибині (градієнт знизився в 1,7 3,5 рази), що підвищує зносостійкість деталей та якісні показники зміцнення деталей з одночасним зниженням собівартості обробки та вартості установки ключові слова: азотування, змінний струм, циклічно-комутований розряд copyright © 2020 v.v. tokaruk, о.о. mikosianchyk, r.g. mnatsakanov, n.o. rohozhyna. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 4/98-2020,33-39 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-33-39 microgeometrical characteristics of electrospark coatings in the initial state v.v. tokaruk, о.о. mikosianchyk, r. g. mnatsakanov, n.o. rohozhyna national aviation university, ukraine e-mail: oksana.mikos@ukr.net abstract microgeometric parameters of the effect of discrete electrospark coatings on their stress-strain state have been evaluated for the case of using a combined technology of modification of duralumin d16, which includes the technique of electrospark alloying with subsequent surface plastic deformation of coatings formed. according to the profilograms of discrete electrical coatings, the curves of the bearing surface (abbott curves) were constructed and the parameters that drastically affect tribological characteristics of the coatings were determined. it was shown that modification of duralumin d16 with a combined electrospark coating vk-8 + cu reduces the arithmetic mean height of peaks in the top portion of the profile by 4.4 and 3.2 times, doubles the arithmetic mean depth of the profile core irregularities, increases the arithmetic mean depth of profile valleys by 1.8 and 1.1 times, in comparison with electrospark coatings from hard alloy vk-8 and copper, respectively. these parameters help to reduce the period of running-in of the contact surfaces strengthened by the combined electrospark coating vk-8 + cu, increase their bearing capacity, contact durability and specific oil consumption. on the basis of the finite element analysis method of the nastran software complex, a model of the stress-strain state of a discrete coating/base was designed and distribution of the main normal stresses was determined for a coating compactness of 60% under a normal load of 600 n. the performed modeling revealed advantages of a combined technology for formation of wear-resistant electrospark coatings, which consists in turning residual tensile stresses into compressive ones. when modifying the duralumin d16 with a vk-8 + cu coating, on the coating surface and in the base material, compressive stresses (-93 mpa and -20 mpa, respectively) are formed, which provides a decrease in wear of the modified surface by two times compared to unmodified duralumin d16. the practical importance of the work consists in improving the wear resistance of aluminum alloy through its surface modification with functional coatings using energy saving technologies. key words: elektrospark alloying, discrete coating, abbott curve, stress-strain state. introduction the widespread use of aluminum and aluminum-based alloys in transport engineering is determined by high specific strength, increased corrosion resistance, as well as the ability to damp vibrations and high energy absorption. when choosing a structural material for tribocoupling, the main requirements are the ability to provide high antifriction and mechanical properties during operation. an efficient way to improve the mechanical characteristics of aluminum alloys is their surface hardening. a promising trend for modifying a surface layer is the use of the method of electrospark alloying (esa), which has a unique set of advantages that meet modern requirements: low energy consumption, environmental safety, simplicity of technology (no special working medium and no preliminary surface preparation are needed) and high adhesion strength to the base. electrospark processing provides the formation of a layer on the workpiece surface which has a structure and properties different from those in the initial state, depending on the parameters of the spark discharge, composition of the electrode material, workpiece material and other factors. the use of esa to increase the microhardness of near-surface layers and the wear resistance of aluminum alloys is a topical trend in the current applied science. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-33-39 file:///c:/users/admin/downloads/according file://by 34 problems of tribology literature review the solution to the problem of hardening the surface layer of aluminum alloys will provide an increase in wear resistance and fatigue strength, change in the magnitude and sign of residual stresses, etc. despite the obvious advantages of the esa method, it has some disadvantages, which include both an increase in the roughness of the modified layer and limitation for the applied coating depth. the main reasons for the latter are the occurrence of residual tensile stresses, including those due to the formation of new phases in the alloyed layer with different thermal expansion coefficients, which increases the likelihood of cracking in the applied coating [1]. taking into account the disadvantages of continuous electrospark coatings (esc), consisting in cohesive cracking and adhesive delamination, a technology of hardening and restoration by applying coatings of a discrete structure has been developed at h.s. pisarenko institute for problems of strength of nas of ukraine. the main advantage of discrete coatings is the ability to create conditions for regulating the temperature regime, achieving the lowest coefficient of friction and wear, to control and minimize the stress-strain state (sss) of the surface via changing the continuity and dimensions of discrete areas on the base surface, as well as via selecting a set of materials with required physical and mechanical characteristics [2]. to reduce the initial roughness of electrospark coatings and to change the magnitude and sign of residual stresses, it is advisable to use esa technology combined with surface plastic deformation (spd), which makes it possible to form a surface layer with high hardness, wear resistance, low roughness and increased fatigue strength [3, 4]. it has been shown [5] that during esa residual tensile stresses arise in the surface layer down to 0.2 mm deep. as a result of the subsequent hardening of the formed electrospark coatings thanks to spd by rolling with a ball, the deformation curves change markedly: compressive stresses up to 520 mpa at a depth of to 0.9 mm are formed in the surface layer. similar qualitative results were obtained in [6], where it was experimentally established that during plastic deformation of electrospark coatings, residual tensile stresses (43...59 mpa) turn into residual compressive stresses (–34… –80 mpa) down to a coating depth of 79–210 µm. this phenomenon occurred due to strain hardening caused by structural changes (in particular, by increase in the density of dislocations). the performance characteristics of machine parts and mechanisms to a great extent depend on the parameters of the working surface quality, among which such microgeometrical characteristics as waviness, roughness, central height of microirregularities et al. should be mentioned first of all alongside with physical and mechanical properties (thickness, structure and phase composition of the hardened layer) [7]. the parameters of the surface layer quality directly determine tribological characteristics of triboelements. an increase in the coefficient of friction with increasing height of roughness parameters and its decrease along with wear, an increase in contact vitality with increasing the bearing curve of the profile have been established in the work [8]. the roughness of the surface layer directly affects the service life of friction pairs since microirregularities act as concentrators of stresses and may lead to a decrease in fatigue resistance. practical operation of machines and mechanisms has shown that the wear intensity of the contact surfaces is dependent on the duration of running-in period, oil consumption, area of actual contact and other parameters determined by the curve of the bearing surface (abbott curve) [9]. thus, study of the features of modified layer formation on the surfaces of workpieces under a combined technology of esa and ppd, the establishment of relationship between the substructure parameters, sss of the modified layer and its tribological characteristics is an urgent task in terms of developing technological recommendations for strengthening parts in order to increase the overhaul life of units and assemblies. purpose the purpose of the work was to evaluate microgeometric parameters of discrete electrospark coatings and their sss using a combined technology for modifying duralumin d16. methods model annular samples of friction pair were made of steel 30khgsa and duralumin d16, on the surface of which test alloys were deposited by the electrospark method using a standard industrial installation "elitron 22a" in air at a specific duration of surface processing 1 min/cm2. the electric pulse duration was 200 μs. as coating materials, hard alloy vk8 and copper, the physical-mechanical properties of which are listed in table 1, were used. problems of tribology 35 table 1 physicomechanical properties of duralumin d16, alloy vk8, and cu properties d16 vk8 сu density, kg/m 3 2800 14600 8940 linear expansion coefficient, ·10 -6 , к -1 23 45 16.7 coefficient of thermal conductivity, wt/(m·к) 170 54 401 specific heat, j/(kg·k) 1000 150 385 young's module, ·10 11 pа 0.71 6.0 1.15 shear module, ·10 11 pа 0.27 2.5 4.24 poisson's ratio 0.3 0.196 0.33 parameters of surface microrelief profile were determined according to the international standard din 4776 [10]. results on the basis of esc profilograms, abbott curves were constructed and the main parameters of the surface profile were analyzed (fig. 1, table 2). 1 2 3 fig. 1. profilograms of the esc surfaces and functional parameters for the roughness profile from the abbott curve: (1) vk-8; (2) cu; (3) vk-8 + cu. 36 problems of tribology table 2. functional parameters of the profile of surface microrelief roughness parameters of profile of surface roughness type of electrospark coating vк-8 cu vк-8 + cu rpk, arithmetic mean height of the profile top peaks, μm 12.15 6.92 2.75 rk, arithmetic mean core depth of profile microirregularities, μm 20.83 19.32 10.64 rvk, arithmetic mean depth of profile valleys, μm 7.42 12.23 13.45 ra, arithmetic mean deviation of profile, μm 6.29 6.53 4.2 mr1, material ratio that determines the upper limit of core roughness, % 8 10 7 mr2, material ratio that determines the lower limit of core roughness, % 89 83 81 central part of mean relative bearing profile length, % 36 33 56 q, specific surface oil consumption, mm 3 /cm 3 0.041 0.104 0.128 an important stage in the initial operation of machine parts is the duration of running-in period. it is in this stage that the primary condition for contacting triboelements is growth of the actual contact area. it is possible to reduce the running-in period by minimizing the profilogram portion that corresponds to the peaks in the upper part of the profile. according to table 2, for the combined coating vk-8 + cu parameter rpk is 2.75 μm, which indicates the most effective ability of this coating type to shorten the running-in period. the parameter rk allows one to predict the operational properties of the surface and directly affects the service life of triboelements, since this zone in the core of the profile microirregularities determines the bearing capacity and load distribution in the contact. as the combined coating vk-8 + cu is characterized by a decrease in this parameter on average twice compared to the other esc studied, it is possible to predict its high efficiency after the formation of microrelief upon using the combined technology of esa and ppd. the level of coincidence of the region of maximum increase in material ratio of the surface microrelief profile on the abbott curve and the reference line of the surface roughness profile for vk-8, cu, vk-8+cu coatings is 36; 33; 56 %, respectively (fig. 1). according to the method of evaluation of this parameter by the din 4776 standard, its recommended values are around 40%. only for the vk-8 + cu coating, increase in this parameter by 1.4 times in comparison with the normalized value was established. the obtained results indicate that the combined coating vk-8 + cu in the initial state is characterized by the maximum material increase in the core zone of the surface profile, which is decisive in predicting the service life of the contact surface. an important abbott curve parameter is the arithmetic mean depth of the profile valleys, which determines the oil consumption by the tribological surface. the specific oil consumption of the surface was calculated by the formula [9]: ) %100 1( 20 2rvk mr q  , (1) where vk r is the arithmetic mean depth of the profile valleys and 2r m is the material ratio that corresponds to the lower limit of core roughness, %. according to table 2, the calculated data on specific oil consumption for the combined esc vk-8+cu are 3.12 and 1.23 times higher than the similar parameters for vk-8 and cu coatings, respectively. the parameter q directly affects antifriction characteristics of the coatings studied: for vk-8, cu, vk-8 + cu the coefficient of friction in the contact is 0.17; 0.13; 0.11, respectively. therefore, the vk-8 + cu coating in terms of the surface microrelief profile will be characterized by high lubrication and antifriction properties, which is a necessary condition for increasing the durability of tribocoupling under operation conditions in a lubricating medium. the paper indicates reasonability of using the combined technology for duralumin d16 modification, which includes esa with subsequent treatment of the formed coatings by spd. the method of finite element analysis, which is implemented in the nastran software package, was used to model the electrospark coating density and evaluate its sss. the studied escs were applied onto duralumin d16 with a compactness of 60%. when modeling the sss of discrete coatings, the residual tensile stresses on the surface of a unit coating were revealed, which were 99, 17 and 57 mpa for coatings vk-8, cu and vk-8 + cu, respectively. since such stresses can reduce wear resistance of the contact surfaces, spd was performed after esa by technique of static embossing with a maximum load of 190 mpa (σт 0,7 for d16). the combined technology was used in order to increase the tribological esc properties through turning the residual tensile stresses in the formed escs into residual compressive stresses after spd (table 3, fig. 2). problems of tribology 37 таble 3 distribution of the main normal stresses in the electrospark coating/base after electrospark alloying (esa) and subsequent processing of the formed coatings by surface plastic deformation (spd) coating material distribution of main normal stresses, , mpa on esc surface at esc/base (d16) boundary in the base (d16) at 150 μm depth еsa еsa+spd еsa еsa+spd еsa еsa+spd vк-8 99 -20 47 37 2 -2 cu 17 -97 5 -4 -2 -7 vк-8 + cu 57 -93 27 17 2 -20 fig. 2. distribution of the main normal stresses in esc/base upon using a combined technology for modification of duralumin d16. the performed simulation of sss of a discrete esc/base has revealed the following advantages of using the combined technology for forming wear-resistant escs: on the coating peaks the magnitude and sign of residual stresses change, that is, after esc tensile stresses turn into compressive ones; when hard alloy vk-8 + copper are used as a coating, the localization of the main normal stresses is observed in the coating formed, in contrast to the coating from copper alone; in the base material from duralumin d16 modified with a coating vk8 + cu, compression stresses are formed. these factors increase the wear resistance of contact surfaces: when rubbing in sliding conditions (tests were conducted on a friction machine 2070 smt-1 for 240 min in the mode of maximum lubrication with an oil consumption of 1.2 l/h; one sample d16 + coating rotated with a frequency of 400 min-1, and the other one (stationary, steel 30hgsa) was installed coaxially, their end faces were pressed together with an axial load of 600 n; as a lubricating medium, motor oil m10g2k (gost-8581-78) was used), it was established that wear of the contact surface d16 + vk-8 increased by 4.6 times, while modification of the base with cu coating or combined coating vk-8 + cu provided wear reduction by 5 and 2 times, respectively, compared to unmodified (with a coating) base d16. conclusions according to the microgeometric parameters of the microrelief profile of discrete electrospark coatings, abbott curves have been constructed and the parameters that influence coating wear resistance most of all have been determined. in particular, reduction of the arithmetic mean height of the peaks in the upper part of the profile shortens the running-in period for the contact surfaces; growth of the arithmetic mean depth of the core of the profile micro-irregularities provides an increase in load-bearing capacity and determines the load distribution in the contact; increase in the arithmetic mean depth of the profile valleys is the main prerequisite for increasing the specific oil consumption of the surface and ensuring high lubrication and antifriction properties of the tribocontact. the application of the developed combined technology to forming discrete wear-resistant coatings on duralumin d16 is proposed, which includes electrospark alloying followed by surface plastic deformation, which provides the formation of residual compressive stresses and localization of the main normal stresses in the coating formed. references 1. verhoturov a.d., podchernjaeva i.a., prjadko l.f., egorov f.f. jelektrodnye materialy dlja jelektroiskrovogo legirovanija [electrode materials for electrospark alloying]. –m.: nauka, 1988, 224 s. 38 problems of tribology 2. ljashenko b. a., volkov ju. v., solovyh e. k., lopata l. a. (2015) povyshenie iznosostojkosti detalej sudovyh mashin i mehanizmov pokrytijami diskretnoj struktury. tehnologicheskoe obespechenie pokrytij diskretnoj struktury jelektrokontatnym pripekaniem [improving wear resistance details of ship and machinery coatings discrete structure. technological provide coverage discrete structure elektrocont sintering]. problemi tertja ta znoshuvannja, 2 (67), 110-126. 3. mihajljuk a.i., rapoport l.s., gitlevich a.e. i dr. (1991) vlijanie poverhnostno-plasticheskoj deformacii na harakteristiki iskrovyh pokrytij na osnove zheleza. soobshhenie 1 [effect of surface plastic deformation on the characteristics of iron-based spark coatings]. jelektronnaja obrabotka materialov,1, 16-19. 4. anohin a.a. (2003) nekotorye progressivnye tehnologii vosstanovlenija kachestva poverhnostej detalej [some advanced techniques for restoration of quality of part surfaces]. vostochno-evropejskij zhurnal peredovyh tehnologij, 5 (5), 10-16. 5. tarel'nik v.b. (1998) kombinirovannye tehnologii jelektrojerozionnogo legirovanija i poverhnostnoj plasticheskoj deformacii. soobshhenie 3. issledovanie fiziko-mehanicheskih svojstv izdelij, uprochnennyh jelektrojerozionnym legirovaniem i poverhnostnoj plasticheskoj deformaciej [combined techniques for electroerosion alloying and surface plastic deformation. report 3. investigation of physical-mechanical properties of workpieces hardened by electroerosion alloying and surface plastic deformation]. jelektronnaja obrabotka materialov, 3-4, 31-37. 6. okin m.a. (2010) povyshenie mezhremontnogo resursa vosstanovlennyh jelektroiskrovoj obrabotkoj detalej optimizaciej fiziko-mehanicheskih svojstv pokrytij. [increase in overhaul period of parts restored by electrospark processing due to optimization of physical-mechanical properties of coatings]. avtoref. dis. na soisk.uch.step. k.t.n. po spec.05.20.03, gouvpo mordovskij gosudarstvennyj un-t im. n.p. ogareva, saransk, 20 s. 7. nikolenko s.v., verhoturov a.d., sjuj n.a. i dr. (2006) vlijanie parametrov jelektroiskrovogo razrjada na sherohovatost' i mikroabrazivnyj iznos poverhnosti stali 45 posle jeil jelektrodami na osnove tіs [effect of electrospark discharge parameters on the roughness and microabrasive wear of steel 45 surface after esa with tic based electrodes]. jelektronnaja obrabotka materialov, 52(4), 30-37. 8. nikolenko s.v., verhoturov a.d., sjuj n.a. i dr. (2015) sozdanie i issledovanie jelektrodov na osnove karbidov vol'frama i titana dlja mehanizirovannogo jelektroiskrovogo legirovanija [production and investigation of electrodes based on tungsten and titanium for electrospark alloying]. jelektronnaja obrabotka materialov, 51(1), 38-44. 9. minakov a.p., il'jushina e.v. (2006) issledovanie vlijanija pnevmovibrodinamicheskoj obrabotki na jekspluatacionnye svojstva obrabotannoj poverhnosti [study of the effect of pneumovibrodynamic processing on the operation properties of surface processed]. vestnik mogilevskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta, 1(10), 172-176. 10. din 4776-1990 determination of surface parameters rk, rpk, ruk, mr1, mr2 serving to describe the material component of the rougness profile. mcs 17.040.20, 5p. file://electrospark problems of tribology 39 токарук в.в., мікосянчик о.о., мнацаканов р.г., рогожина н.о. мікрогеометричні характеристики електроіскрових покриттів в вихідному стані проведена оцінка мікрогеометричних параметрів дискретних електроіскрових покриттів на їх напружено-деформованого стану при використанні комбінованої технології модифікування дюралюмінію д16, яка включає метод електроіскрового легування з наступною поверхнево пластичною деформацією сформованих покриттів. за профілограмами дискретних електроіскрових покриттів побудовані криві опорної поверхні (криві аббота) та визначені параметри, які найбільше впливають на триботехнічні характеристики покриттів. визначено, що модифікування дюралюмінію д16 комбінованим електроіскровим покриттям вк-8+cu забезпечує зменшення середньої арифметичної висоти виступів верхньої частини профілю в 4,4 і 3,2 рази, зростання середньої арифметичної глибини серцевини мікронерівностей профілю в 2 рази, збільшення середньої арифметичної глибини впадин профілю в 1,8 і 1,1 рази, в порівнянні з електроіскровими покриттями твердого сплаву вк-8 та міді відповідно. дані параметри сприяють скороченню періоду припрацювання контактних поверхонь, зміцнених комбінованим електроіскровим покриттям вк-8+cu, підвищують їх несучу здатність, контактну довговічність, питому маслоємність поверхні. на основі методу скінченно-елементного аналізу програмного комплексу nastran проведено моделювання напружено-деформованого стану дискретного покриття основи та визначено розподіл головних нормальних напружень при щільності нанесення покриття 60% та нормальному навантаженні 600 н. проведене моделювання встановило переваги застосування комбінованої технології формування зносостійких електроіскрових покриттів, які полягають в зміні залишкових напружень розтягу на напруження стиску. при модифікуванні дюралюмінію д16 покриттям вк-8 + сu на поверхні покриття та в матеріалі основи формуються напруження стиску (-93 мпа та -20 мпа відповідно), що забезпечує зниження зносу модифікованої поверхні в 2 рази, в порівнянні немодифікованим дюралюмінієм д16. практична значимість роботи полягає в підвищенні зносостійкості алюмінієвого сплаву шляхом його поверхневого зміцнення функціональними покриттями з застосуванням енергозберігаючих технологій. kлючові слова: електроіскрове легування, дискретні покриття, крива аббота, напруженодеформований стан. copyright © 2019 s. kryshtopa, l. kryshtopa, f. kozak, m. maslennikov .this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)25-32 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-25-32 examining of triboelectric phenomena on wear properties of metalpolymeric frictional couples s. kryshtopa1*, l. kryshtopa1, f. kozak1, m. maslennikov1 1ivano-frankivsk national technical university of oil and gas, ivano-frankivsk, ukraina *e-mail: auto.ifntung@ukr.net abstract the influence of triboelectric phenomena on the wear-friction properties of microasperities contacts of friction couples of drum – shoe brakes was explored. as a result of the conducted research into the wear-friction properties of metal-polymeric frictional couples of braking devices under laboratory and operational conditions at the nano-, microand millilevel during triboelectric interaction, the regularities of changes were established: of magnitudes of the contact difference of potentials of frictional couples "grey cast iron – polymers" of the drum-shoe brake on the surface temperature of linings and specific loads; -of circulating thermal and tribocurrents on the time of friction interaction of frictional couples "cast iron – polymers" and "steel – polymers" at different sliding velocities; of generated tribocurrents in the contact of two-layered structures "steel – polymer" and circulating tribocurrents through the three-layered structure "steel – polymer – steel" on the surface temperatures. key words: metal-polymeric frictional couples, drum-shoe brake, disc brake, tribosystem, triboelectric processes. introduction modern science has accumulated a lot of information on the wear mechanisms of frictional couples of braking devices, but the problem of revealing the nature of their friction interaction is far from the final solution. one reason stems from the fact that during the friction process as a result of electric phenomena in a friction contact of metal-polymeric tribological conjunction, there occur substantial changes in properties of the surface layers of materials. this significantly affects their tribological characteristics. the papers of numerous scientists are devoted to studying triboelectric phenomena of metal-polymeric frictional couples of braking devices, however, many studies contain contradictory information, and a number of problems of the triboelectric friction interaction are left out of focus. in particular, the mechanisms of the influence of triboelectric phenomena on wear-friction properties of metal-polymeric frictional couples of braking devices have not been established yet. establishing the regularities of triboelectric interaction between the frictional couples of brakes is relevant in terms of the implementation of new methods for increasing the wear-friction properties of metal-polymeric frictional couples of braking devices. literature review and problem statement at present, research into friction processes during the contact of two metals, metals and semiconductors has been conducted in a rather wide range. thus, article [1] explored triboprocesses under conditions of highvelocity friction, and paper [2] presented an analysis of friction under non-stationary operating conditions. paper [3] focused on the questions of optimization of triboprocesses, and article [4] studied triboelectric phenomena during drilling process. triboelectric processes during the friction of samples from one metal were examined in [5]. the magnitudes and directions of circulating tribocurrents during friction with lubricants and without them were established for different metals. the wear resistance was found to increase, on average, twice when using the means of tribocurrents reduction. in paper [6], the triboelectric processes in frictional couples from homogeneous steel under dry friction conditions were examined. the main causes of electric currents arising during friction and cutting metals, the in26 problems of tribology fluence of electric properties, geometric parameters and modes of cutting on the magnitude of electric currents were analyzed. the means of compensation for wear of metal frictional couples by using electric phenomena for moving dispersed metals particles on the surface of the frictional contact were considered in [7]. a mandatory existence of electric fields during the friction contact of "metal – metal" couples was emphasized. double electric fields arising in the contact in the presence of lubricants were studied. researchers pay considerable attention to electro-chemical processes during friction. thus, in [8], the research into electrothermomechanic wear was done, which was explained from electrochemical positions, and the connections between wear resistance of metals and the magnitude of galvanoеmf were established. in [9], authors explored electrochemical processes that took place in the contact of metals with fluids, established the regularities of separating and moving of ions and considered the wear of metal surfaces from electrochemical positions, taking into account their grounded and insulated states. paper [10] set the task of calculating electrical conductivity of the rough contact. the dependences for determining the electrical resistance of the area of the actual contact were proposed. due to the complexity of determining the resistance of surface films, the established regularities appeared reliable mostly for noble metals. research into triboelectric processes in the couples "polymer-polymer" and in dielectrics was not so comprehensive. electric conductivity and strength of polymers and their resistance to surface discharges were explored in paper [11]. it was found that the conductivity of pure polymers is low. but with existence of destruction, dissociation products and contamination, the conductivity of polymers increases dramatically. the mechanism of circulation of electric currents through the contact of above-mentioned frictional couples is the result of the passage of electrons from the material with the lower work function of electrons to the material with higher work function and the characteristics of the frictional contact, which is the subject of a number of articles. thus, in [12], the emission of electrons from the surfaces of solids during friction was studied. it was found that by data of work function of electrons from friction surfaces it is possible to assess the state and defects of surfaces, as well as to determine the level of surface energy. in [13], the influence of triboelectric phenomena on polymer destruction during friction was studied. it was revealed that polymer molecules are destroyed during friction, which creates the emission of electrons from surfaces. electrical properties of polymers were examined in [14]. it was found that the conductivity of polymers increases up to two orders in existence of copper compounds, and the sorption of water by a polymer leads to an increase in conductivity of polymers by several orders. the conductivity of a polymer was found to increase by orders at exceeding the melting temperature. paper [15] provides an analytical description of circulating currents and studies electrical conductivity of polymers depending on the change in temperatures and pressures. in terms of metal-polymeric friction couples, an analysis of relevant sources indicates the uncertainty of mechanisms of their triboelectrization and controversy of a large number of the known results. in this case, it is necessary to note that the surface condition for polymer linings and metallic friction elements is characterized by different physical nature. triboelectric phenomena in metal-polymeric frictional couples significantly affect mass transfer processes and composition of the boundary layer, which, in turn, determine the direction and magnitudes of tribocurrents. thus, work [16] represents the impact of electrization phenomena on mass transfer processes in metalpolymeric frictional couples. both the formation of polymer films on the surface of metals and the transfer of metals on the surface of the polymer were studied. but there are only assumptions rather than explanations of the mechanism of change in triboеmf. in paper [17], authors examined the processes of hydrogenation in metalpolymer friction couples of tripper shoe brakes and fixed the increased wear of friction surfaces and a decrease in the effectiveness of braking. in articles [18, 19], the directions of tribocurrent circulation during the friction of metal-polymeric couples were studied. but the experimental data did not always agree with theoretical calculations. thus, it should be noted that there are rather ambiguous, contradictory and complex relationships between triboelectric processes and wear-friction characteristics, and the state of surfaces of metal-polymeric frictional couples. the aim and tasks of the study the aim of present work is to study the wear-friction properties of surface layers of metal-polymeric frictional couples, which are in the process of mechanical, thermal and electrical interaction, in the friction nodes of braking devices, taking into account the triboelectric phenomena. to achieve this aim, the following tasks were to be solved: – to explore the contact difference of potentials in frictional couples of braking devices with regard to mechanical and thermal gradients that occur in the surface layers of frictional couples; – to establish the influence of sliding velocity of friction surfaces of braking devices on the electrical and thermal currents and the influence of change in the types of surface contacts on the directions of current pulses in frictional couples of braking devices; – to identify the connections of pulse currents in the surface layers of braking devices and temperature gradients in two– and three-layered structures. problems of tribology 27 materials and methods for studying triboelectric processes in metal-polymeric frictional couples taking into account the tasks of the research, the brake stand with the model drum-block brake was designed and manufactured (fig. 1). the stand was designed to establish the patterns of characteristics of electric and thermal currents during electrothermomechanic friction. а b fig. 1. general view of stand of the model drum-block brake: a – drum-block brake with electric drive; b – control desk with electropower part to register the data of changes in the contact difference of potentials of frictional couples on a personal computer, the contact surfaces were connected to the laptop (fig. 2) via the analog-to-digital converter of the computer oscillograph usb oscilloscope (made in ukraine). the obtained values of the contact difference of potentials of frictional couples were registered in real time, recorded on the hard disk of the computer and processed using the software of the computer oscillograph usb oscilloscope. fig. 2. computer oscillograph usb oscilloscope for determining the contact difference of potentials methods of determining the indicators of triboelectric processes in metal-polymeric frictional couples conducting a sufficient number of tests of metal-polymeric frictional couples of braking devices under stand conditions allows objective judgments on wear-friction processes depending on the generated electric currents. the task of the experimental research was to check the conceptual approach to the thermo-stimulated polarization and depolarization of the surfaces of metal-polymeric frictional couples of braking devices. based on the foregoing, the brake stands should meet the following requirements: executing single and lengthy braking for the estimation of currents and temperature on the surfaces of metal-polymeric frictional couples; simulation of actual operating conditions of frictional couples of brakes with the possibility to change tribological parameters of their surface layers. in this case, the following parameters were to be registered: braking time and number of braking; temperatures and angular velocity of friction elements; strength of currents that circulate between the frictional couples; the differences in potentials between frictional couples. 28 problems of tribology results of studying the wear-friction properties of friction couples of braking devices the contact difference of potentials was established to consist of a constant and a pulse (or variable) component. the constant component depends, mainly, on the materials of contact surfaces and surface temperatures, while the pulse component mainly depends on the fluctuations of electro-thermal resistance in the contact and energy fluctuations of friction surfaces. the pulse component influences the wear– friction properties of frictional couples of friction nodes in more considerable degree, than the magnitude of the constant component of the contact difference of potentials. fig. 3 illustrates the dependence of the pulse contact difference of potentials of the friction couples "steel 34 l – retinax fc –24" of the model brakes at temperature 320 ºc, registered with the help of computer oscillograph usb oscilloscope. fig. 3. dependences of the contact difference of potentials of the frictional couples "grey cast iron ci 20 – cipher 1–43–60a" of the model drum-shoe brake at temperature 320 ºc the contact difference of potentials is largely affected by the surface temperature of contacting bodies. if one of the bodies is heated more, electronic or ionic thermo-currents are directed from it to the other body. the difference of potential also grows at an increase in the area of contacting bodies. the charges of contacting bodies have different signs, but the same magnitude. fig. 4 provides the illustration of dependences of the constant component of the contact difference of potentials of frictional couples of brakes on the surface temperature of linings at different specific loads. as it can be seen from fig. 4, for the frictional couple of grey cast iron ci 20 – polymer of 2141 cipher of the brakes, we have a situation where a metal friction element is positively charged relative to the friction linings. а b fig. 4. dependences of electric potential of frictional couples on the surface temperature of linings: a – couple "gray cast iron gi 20 – polymer of 2141 cipher"; b – couple "gray cast iron gi 20 – cipher 1–43–60a"; 1 – at specific load of 0.5 mpa; 2 – at specific load of 0.7 mpa an increase in potential in the contact at an increase of temperature of linings is explained by the fact that the energy level of electrons of the material of the metal friction element increases at heating. this, in turn, problems of tribology 29 leads to an increase in the difference of potentials in the contact. it should be noted that a substantial increase in the potential in the contact is observed in the range of 380 400 ºc. this is explained by the transition of phenolformaldehyde resin to the liquid phase and a decrease in electrical resistance at the contact. at temperatures of 550 600 ºc the intensity of an increase in potential in the contact falls. this is due to a decrease in the liquid phase in the contact, while at temperatures of approximately 700 ºc and above the liquid phase disappears completely (burns out). this leads to an increase in electrical resistance in the contact and a decrease in the emission of electrons. as it follows from fig. 4, b, for the frictional couple of grey cast iron gi 20 – 1–43–60a cipher of the drum-shoe brake, the brake drum is positively charged relatively to the friction linings. some local decrease in potential in the contact in ranges of up to 330 ºc and above 400 ºc, at an increase in temperature of linings is explained by the fact that for the material of 1–43–60 a cipher of the lining, the energy level of electrons decreases at heating. this, in turn, leads to a decrease in difference of potentials in the contact. in this case, an increase in the potential in the range of 330 400 ºc is explained, as in the previous case, by a sharp fall in electric resistance. under laboratory conditions for the frictional couple "steel 60 g – polymer of 2141 cipher", we obtained a dependence of electrization currents on the sliding velocity and time at specific loads p = 0.2 mpa (fig. 5). the resulting diagram of the change in current in the friction couple "shoe disk" showed that currents are quite unstable. in this case, the amplitudes of currents increase with an increase in sliding velocity. at the increase in sliding velocity, the inversion of current also increases and, in this case, the magnitude of current increases at the increase in time of interaction between friction couples. directions and magnitudes of currents, generated at the surfaces of frictional couples, depend on the work function of electrons and ions from the surfaces of frictional couples. fig. 5. dependences of tribocurrents on time (τ) of frictional interaction of the couple "steel 60 g – polymer of 2141 cipher" at different sliding velocities: 1 – 0.8 m/s; 2 – 1.2 m/s; 3 – 2.0 m/s; 4 – 2.5 m/s fig. 6.temperature dependence of current that flows through three–layered structure "metal (м1) – polymer-metal (м2)": 1 – grey cast iron gi 20 – polymeric material of 1–43–60 а cipher – steel 55; 2 – steel 34 l – cipher 6kf–59 – steel 50 let us focus on the examination of temperature dependences of electric current that flows through threelayered metal-polymeric structure. an important area of temperature dependences is the range of phase transition 30 problems of tribology at the transition of phenol-formaldehyde resin from the solid to the liquid phase. in this case, a sharp increase in current is registered due to a decrease in electrical resistance of the contact. an example of registration of phase transition by the magnitude of current flowing through the three-layered structure "metal-polymer-metal" of the drum– shoe brake is shown in fig. 6. sliding velocity at specific loads of p = 0.2 mpa was ν = 0.8 m/s, the heating rate of frictional couples was 5.0 ºc/s. the vertical sections of the experimental curves correspond to melting temperatures of phenolformaldehyde resin of the friction setting. it is possible to state how great the change of a measured parameter is – the magnitude of the electric current that flows through the three-layered structure. at the temperature lower than temperature of the phase transition, one can see the fluctuations of current growing at an increase in temperature, the so-called transient fluctuations, which are explained in some papers by layer-by-layer monoatomic melting of the surface that precedes the volumetric phase transition. let us focus on the dependence of thermo-stimulated discharge of the structure (fig. 7), consisting of two layers. the dependence was studied for the frictional couple "grey cast iron gi 20–2141 cipher". first, at the beginning of the friction process, the electrization process occurs at the given inter-phase boundary with the formation of a surface charge. because for a given pair, the conduction currents in the upper and lower layers move towards each other, they pretty much neutralize the charge. depending on which conductivity is higher, the discharge current can be positive or negative. fig. 7. graphical dependence of discharge current generated in the contact of two-layer structures on the surface temperature at specific loads 0.4 mpa in couple "gray cast iron gi 20 – polymer of 2141 cipher" thus, the performed studies allow distinguishing the patterns of triboelectric interaction of metalpolymeric frictional couples of braking devices. discussion of results of studying triboelectric processes in metal-polymeric frictional couples conducted experiments are a continuation of research into triboelectric phenomena in meta-polymeric frictional couples and allow the expansion of the database on triboelectric processes in braking devices. as a result of the conducted studies of wear-friction properties of metal-polymeric frictional couples of braking devices under laboratory and operational conditions at the nano-, microand millilevel during triboelectric interaction, we established the regularities of changing thermo-stimulated discharge currents and electric potentials in the contact of frictional couples on the time of friction interaction, surface temperature of linings and specific loads. the obtained results of triboelectric interactions are explained by the change of the electro-thermal resistance of discrete contacts of materials and various surface energies of contact materials in tribological conjunctions. during the contact-pulse friction interaction of metal-polymeric frictional couples, triboelectric and thermal currents are generated on their elements. the former are accumulated due to the shottky effect (occurrence of current of electronic emission from the working surface of the metal friction element under the influence of electric field, which is created during the friction process), and the latter is the result of the thermoelectronic emission due to an increase in temperature of frictional couples. the relationship between the generated currents is probably explained by the following. at the first stage of braking at low specific loads, there occur currents of electronic emission from the working surface of the metal friction element under the influence of electric field that is created during the friction process due to the triboeffect. at the increase in specific load, thermal current begins to be added to electric current, due to heat, which accumulates in the surface layers. at maximum specific loads, the area of contact surfaces and the surface temperature of the contact significantly increase and the generation mainly of thermal currents is observed. this causes a drastic increase in total electrocurrents. conclusions thus, as a result of the conducted research into wear-friction properties of metal -polymeric frictional problems of tribology 31 couples of braking devices under laboratory and operating conditions during triboelectric interaction, the following regularities of changes were established: of magnitudes of the contact difference of potentials of friction couples "grey cast iron – polymers" of the drum-shoe brake on the surface temperature of linings and specific loads; of circulating thermal and tribocurrents on the time of friction interaction of frictional couples at different sliding velocities; of generated tribocurrents in the contact of two-layered structures "metal polymer" and circulating tribocurrents through the three-layered structure "metal polymer – metal" on the surface temperatures. obtained results allow the optimization of control the wear-friction properties and thermal state of braking nodes. further research may be associated with the study of influence of triboelectric phenomena on wear and friction coefficients of friction surfaces of braking devices. references 1. sorokatyi, r. v., dykha, a. v. (2015). analysis of processes of tribodamages under the conditions of high-speed friction. journal of friction and wear, 5, 422-428. 2. al-quraan tareq, м., mnatsakanov, r., mikosyanchik, о., khimko, m. (2015). evaluation of effectivness breaking-in of friction pair in the non-stationary work conditions. aust. j. basic & appl. sci., 9(33), 301-307. 3. shatskyi, i., ropyak, l., makoviichuk, m. (2016) strength optimization of a two-layer coating for the particular local loading conditions. strength of materials, vol. 48, iss. 5, 726–730. 4. dreus, a. yu., kozhevnikov, a. a., sudakov, a. k., vakhalin, yu. n. (2016). study on thermal strength reduction of rock formation in the diamond core of drilling process using pulse flushing mode. naukovy visnyk natsional'noho hirnychoho unyversytetu, 3, 5–10. 5. krawczyk, k., nowiński, e., chojnacka, a. (2011). możliwości sterowania siłą tarcia za pomocą prądu elektrycznego przepływającego przez strefę tarcia. tribologia: tarcie, zużycie, smarowanie, 2, 61–70. 6. hang, y., yur, j., chou, h. (2006). trib-electrification mechanisms for self matedcarbon steels in dry severe wear process. wear, vol. 260, iss. 11–12, 1209–1216. 7. janahmadov, a. k., volchenko, a. i., javadov, m. y., volchenko, d. a., volchenko, n. a., janahmadov, e. a. (2014). the characteristic analysis of changes in the processes, phenomena and effects within working layers of metal polymer pairs during electro-thermo-mechanical friction. science & applied engineering quarterly, 2, 6–17. 8. volchenko, а. i., volchenko, n. а., dzhavadov, m. ya. (2014). electro mechanics wear and destruction of brake wheel rims of drilling hoists (part second). problems of friction and wear: collected scientific engineering papers, 3, 4–17. 9. volchenko, а. i., volchenko, n. а., poliakov, p. а. (2011). tribochemistry processes and phenomena in superficial layers of brake devices. bulletin sevntu: collected scientific engineering papers, 121, 177–179. 10. mamedov, r. k. contacts of metal-semiconductor with electric field of spots. (2013). baku: state university, 231 p. 11. galikhanov, m. f. polymeric composition corona charge elects: abstract (2009). thesis on competition of a scientific degree of doctor of engineering science on a speciality 05.17.06, kazan, 35 p. 12. levykin, d. a. (2011) mathematical model of electric contact of rough surfaces. software products and systems, 4, 178 – 180. 13. kindrachuk, m. v., volchenko, н. а., volchenko, d. а. (2013). wear of friction protective straps at contact-impulsive co-operation of metal polymer friction pairs of band-block brake. problems of friction and wear: collected scientific engineering papers, 2, 4–19. 14. izmaylov, v. v., novoselov, m. v. (2010). contact of solids and its conductivity. tver: university press tstu, 112 p. 15. rozenbaum, v. m., tsmchik, o. ye. (2010) analytical description of currents of thermostimulation polarization and depolarization. physics of solid, vol. 52, iss. 10, 2046 – 2051. 16. volchenko, а. і., kindrachuk, m. v., volchenko, d. а. (2015). tribology: electrothermomechanic bases, analysis and synthesis at nano-, mikroand millelevels and technical applications: textbook for higher education institutes. kyiv-krasnodar, 371 p. 17. janahmadov a. k., aliev, a. m., volchenko, а. і., javadov m. y. (2013). band-block brake with conductive cooling. // sri researcher notes "geotechnological problems of oil, gas and chemistry". – baku, 2013. – p. 113–119. 18. pashayev a. m., janahmadov a. k., dyshin o. a., javadov m. y. the multi-fractal analysis of fatigue facture under friction process. / a. m. pashayev, a. k. janahmadov, o. a. dyshin, m. y. javadov // journal science and applied engineering. – uk, issue 01, 2013.– р. 112–116. 19. pashayev a.m., janahmadov a.kh., javadov n.g., javadov m.y. the multifractal analysis of fatigue fracture under friction process. // wtc 2013, 5th world tribology congress. – torino, italy, september, 8–13, 2013. 32 problems of tribology криштопа с.і., криштопа л.і., козак ф.в., масленніков м.в. дослідження впливу трибоелектричних явищ на знософрикційні властивості металополімерних фрикційних пар досліджено вплив трибоелектричних явищ на знософрикційні властивості металополімерних гальмівних поверхонь. встановлено, що під час трибоелектричної взаємодії знософрикційні властивості поверхонь тертя фрикційних вузлів різних типів гальм залежать від різниці потенціалів в контакті фрикційних пар та величин електричних імпульсів струмів в гальмівних парах. одержані результати дозволяють оптимізувати керування знософрикційними властивостями гальмівних вузлів ключові слова: металополімерні пари тертя, барабанно-колодкове гальмо, дискове гальмо, трибосистема, трибоелектричні процеси дослідження зносостійкості сталей в корозійно абразивному середовищі після зміцнення поверхні іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 16 каплун п.в., * гончар в.а., * тютюник б.і., * матвіїшин п.в. ** * хмельницький національний університет, ** бережанський аграрно технічний інститут e-mail: kaplunpavel@gmail.com дослідження зносостійкості сталей в корозійно абразивному середовищі після зміцнення поверхні іонним азотуванням удк: 678.057:621.787 наведені результати експериментальних досліджень впливу технологічних параметрів іонного азотування сталей 45, шх15 і х12 на твердість, товщину і зносостійкість азотованого шару в корозійно абразивному середовищі та кінетика зношування в залежності від шляху тертя. визначено вплив азотистого залишкового аустеніту в структурі сталі х12 після нітрогартування за оптимальним режимом на зносостійкість в даному середовищі. ключові слова: знос, іонне азотування, зносостійкість, сталь. вступ азотування в тліючому розряді є одним з ефективних методів зміцнення поверхні металів, який дає можливість змінювати властивості поверхневих шарів (твердість, товщину, фазовий склад, градієнт зміни властивостей по товщині) в широких межах [1, 2]. це дозволяє оптимізувати властивості зміцненого поверхневого шару для забезпечення максимальних експлуатаційних характеристик з врахуванням реальних умов експлуатації конструкційних елементів [3]. в техніці велика кількість деталей машин працює в абразивному і корозійно абразивному середовищах, що приводить до руйнування їх поверхні абразивними частинками та корозійною дією агресивного середовища. тому важливим є забезпечення оптимального співвідношення між твердістю, пластичністю і корозійною стійкістю поверхневих шарів деталей, що зношуються. для вирішення цієї проблеми перспективною є технологія зміцнення повені тертя методом іонного азотуванням в тліючому розряді в безводневих середовищах (суміші азоту з аргоном) [4]. особливістю даної технології є виключення водневого окрихчення металів в процесі дифузійного насичення і підвищення пластичних характеристик поверхневих шарів за рахунок різного співвідношення фаз [5]. властивості азотованого шару керуються чотирма технологічними параметрами: температурою дифузійного насичення, тиском в вакуумній камері, складом насичуючого середовища і часом азотування. теоретичні і експериментальні дослідження [6] показали, що всі вказані вище технологічні параметри процесу азотування мають вплив на властивості азотованого шару. для забезпечення максимальної зносостійкості пар тертя в корозійно-абразивному середовищі необхідно щоб поверхневі шари мали високу твердість, корозійну стійкість і максимальну товщину. крім того, як показують дослідження [7], на зносостійкість сталей в абразивному середовищі мають великий вплив метастабільні фази в структурі матеріалу. мета і постановка завдання дослідження впливу технологічних параметрів іонного азотування конструкційних сталей на твердість, товщину і зносостійкість азотованого шару в корозійно абразивному середовищі. визначення впливу залишкового аустеніту в структурі сталі х12 після нітрогартування на її зносостійкість. методика досліджень експериментальні дослідження проводилися на спеціальній машині тертя [8], що моделювала умови роботи обладнання при виготовленні палетів з муки соломи зернових культур, при переробці якої в складі муки є абразивні частинки від пилі та піску. експериментальні зразки виготовлялися з середньо вуглецевої конструкційної сталі 45 і легованих сталей шх15 та х12 з різним вмістом хрому. зразки перед випробуваннями мали різну термічну та хіміко-термічну обробку: гартування, іонне азотування та нітрогартування (іонне азотування за оптимальним режимом з наступним гартуванням). сталь х12 після нітрогартування від температури 1050 °с мала в структурі біля 50% метастабільного залишкового азотистого аустеніту, який суттєво вплинув на процес зношування. дослідження проводилися при тиску 4 мпа, швидкості ковзання 1,37 м/с і температурі 140 °с в модельному корозійно-абразивному середовищі. модельне середовище являло собою водний розчин муки соломи з домішками мілких абразивних частинок (кварцового піску розміром 50 … 100 мкм) в співвідношенні 8 : 9 : 1 відповідно, яке при наявності води і високої температури створювало корозійноабразивні умови зношування. дослідження зносостійкості сталей в корозійно абразивному середовищі після зміцнення поверхні іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 17 з метою скорочення кількості експериментів при дослідженні властивостей азотованого шару та процесу зношування азотованих зразків, було використано двофакторний рототабельний план другого порядку 9. в процесі досліджень змінювалися такі фактори: склад насичуючого середовища змінювали від 29 до 71 % вмісту аргону, тиск у вакуумній камері в межах – 55 … 225 па. тривалість азотування та температуру залишали незмінними – 240 хв і 570 °с відповідно. рівняння регресії для математичної моделі параметра оптимізації є поліномом другого порядку [9]: 2 222 2 111211222110 xbxbxxbxbxbby  , (1) де 221112210 ,,,,, bbbbbb – коефіцієнти регресії; 21, xx – змінні фактори, що враховують вплив тиску в вакуумній камері і вміст аргону в середовищі насичення,   60 140 1   p x ,   15 50% 2   ar x . коефіцієнти рівнянь регресії для сталей 45, шх15, х12 наведені в табл. 1. таблиця 1 коефіцієнти рівнянь регресії (1), що описують залежності товщини h і мікротвердості поверхні н100 азотованого шару від технологічних параметрів іонного азотування для сталей шх15, 45 і х12 сталь шх15 сталь 45 сталь х12 коефіцієнт регресії н100, мпа h, мкм н100, мпа h, мкм н100, мпа h, мкм b0 9171,9 224,5 6670 291,8 9050 130,4 b1 476,5 52,3 -358,9 44,1 284,8 49,6 b2 -746,3 -34,3 -638,3 -41,7 -301,2 -22,5 b12 -66,6 -6,4 -51,8 -1,9 -150,0 -7,0 b11 -68,6 -6,0 -300,5 -11,9 -56,5 -10,4 b22 -205,8 -5,8 -198,2 -10,8 -320,2 -5,6 зокрема, для сталі х12 залежності товщини азотованого шару і мікротвердості його поверхні від технологічних параметрів іонного азотування описуються такими рівняннями регресії:   2 2 2 12121мкм 6,54,100,75,226,494,130 xxxxxxh  , (2) 2 2 2 12121100 2,3205,561502,3018,2849050)мпа( xxxxxxh  , (3) аналогічні рівняння можна записати для сталей 45 і шх15, використовуючи дані табл. 1. результати досліджень теоретичними і експериментальними дослідженнями процесу іонного азотування металів 3, 5, 6 показано, що для більшості конструкційних сталей прийнятна твердість досягається при температурах 560 … 580 °с, а максимальну товщину азотованого шару отримуєть, коли час процесу дифузійного насичення складає 6 … 8 годин. технологічні параметри іонного азотування мають великий вплив на твердість поверхні азотованого шару. залежності твердості поверхні від тиску в вакуумній камері і об’ємного вмісту аргону в середовищі насичення (суміш азоту з аргоном) мають екстремальний характер з явно вираженими максимумами. для різних сталей є оптимальні значення цих параметрів, при яких досягається максимальна мікротвердість. наприклад: для сталі шх15 максимальне значення мікротвердості досягаються при тиску 340 … 360 па та вмісту аргону 22 … 26 %; для сталі 45 – при тиску 110 … 118 па та вмісту аргону 25 … 30 %; для сталі х12 – при тиску 360 … 370 па та вмісту аргону 38 … 42 %. в таблиці 2 наведені результати експериментальних досліджень твердості і товщини азотованого шару сталей 45, шх12, х12 в залежності від режимів іонного азотування в безводневих середовищах. на основі результатів цих досліджень, відповідно до двофакторного рототабельного плану проведення експериментів, отримані емпіричні математичні залежності твердості поверхні (н100) і товщини азотованого шару (h) від вмісту аргону в середовищі насичиння та тиску в вакуумній камері досліджуваних сталей, що описуються регресивним рівнянням (1). дослідження зносостійкості сталей в корозійно абразивному середовищі після зміцнення поверхні іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 18 таблиця 2 залежність мікротвердості та товщини азотованого шару h від режимів іонного азотування різних сталей сталь шх15 сталь 45 сталь х12 технологічні параметри азотування н ом ер р еж им у р , па ar, % м ік ро тв ер ді ст ь н 10 0, м п а то вщ ин а аз от ов ан ог о ш ар у h, м км м ік ро тв ер ді ст ь н 10 0, м п а то вщ ин а аз от ов ан ог о ш ар у h, м км м ік ро тв ер ді ст ь н 10 0, м п а то вщ ин а аз от ов ан ог о ш ар у h, м км 1 200 65 7650 225 5400 226 9700 134 2 200 35 9290 307 6790 322 9500 192 3 80 65 8736 133 6220 150 7800 50 4 80 35 10110 190 7400 222 7000 80 5 140 71 7860 168 5480 171 8600 88 6 140 29 9970 265 7280 289 8450 150 7 225 50 8300 285 6020 293 8350 178 8 55 50 9650 137 7040 168 7250 40 9 140 50 9110 223 6640 240 7800 130 10 140 50 9110 222 6600 240 7780 128 11 140 50 9110 223 6690 240 7900 133 12 140 50 9110 220 7100 240 7850 131 13 140 50 9110 223 6620 240 7910 127 на основі рівнянь регресії побудовані графіки залежності твердості азотованого шару (рис. 1) від технологічних параметрів процесу азотування сталей шх15, 45 і х12 в безводневих середовищах. а б в рис. 1 – залежність твердості поверхні азотованого шару від технологічних параметрів процесу іонного азотування в безводневих середовищах сталей: а – шх15; б – х12; в – 45; 1 – ar 35 %; 2 – ar 50 %; 3 – ar 65 % режими іонного азотування мають великий вплив на характер розподілу мікротвердості по глибині азотованого шару, див. рис. 2. режими азотування 1 для сталі х12 і 4 для сталей шх15 та 45 забезпечують високу твердість поверхні завдяки утворенню нітридного шару і великий градієнт зміни мікротвердості по глибині азотованого шару. при азотуванні за режимом 1 сталей шх15 та 45 і за режимом 4 сталі х12 мікротвердість їх поверхні значно менша в зв'язку з відсутністю нітридної зони, при цьому градієнт зміни твердості по товщині азотованого шару теж менший. таким чином, змінюючи режим азотування, можна змінювати не тільки твердість поверхні, але і розподіл твердості та її градієнт по товщині азотованого шару. дослідження зносостійкості сталей в корозійно абразивному середовищі після зміцнення поверхні іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 19 рис. 2 – розподіл твердості по глибині азотованого шару в залежності від режимів іонного азотування: 1 8 – режими азотування (таблиця 1); г – гартована сталь використовуючи рівняння (1) і дані табл. 1, можна побудувати графіки залежності товщини азотованого шару для сталей, що досліджувались, в залежності від складу середовища насичення і тиску в вакуумній камері. були знайдені оптимальні режими іонного азотування, що забезпечують максимальну товщину зміцненого шару. оптимальні режими азотування досягалися при умовах: для сталі шх15 – тиск у вакуумній камері 420 … 425 па, вміст аргону в середовищі насичення до 5 %; для сталі 45 ці параметри відповідно складають 240 … 250 па та 20 … 25 % аргону; для сталі х12 – тиск 310 … 320 па та 12 … 17 % аргону. найбільша товщина азотованого шару при оптимальних режимах складала: для сталі шх15 – 390 мкм, для сталі 45 350 мкм, для сталі х12 – 225 мкм. на основі результатів досліджень, відповідно до двофакторного рототабельного плану, отримані емпіричні математичні залежності зносу сталей шх15 (4), 45 (5) та х12 (6) від технологічних параметрів іонного азотування, а саме:   2 2 2 12121мкм 5,243,125,251347,147 xxxxxxu  , (4)   2 2 2 12121мкм 253,57,154,763,393,342 xxxxxxu  , (5)   2 2 2 12121мкм 2,225,00,26,65,337,87 xxxxxxu  , (6) на основі рівнянь 4 6 побудовані графіки залежності зносу від технологічних параметрів процесу іонного азотування сталей, що досліджувались. побудовані графіки (рис. 3) дозволяють зробити висновок, що мінімальний знос для сталі шх15 досягається при тиску в вакуумній камері 80 па і об’ємному вмісту аргону 33 … 37 %, для сталі 45 – при тиску 200 па і 30 … 33 % ar, для сталі х12 – оптимальними є тиск 200 па і 52 … 55 % ar. а б в рис. 3 – залежність зносу від технологічних параметрів процесу іонного азотування в безводневих середовищах сталей: а – шх15; б – 45; в – х12; при тисках 1 – 80 па; 2 – 150 па; 3 – 200 па оптимальними режимами іонного азотування за критерієм максимальної зносостійкості для досліджуваних сталей будуть наступні режими: шх15 – т = 570 °с,  = 240 хв, р = 80 па, ar % = 35 %; 45 – т = 570 °с,  = 240 хв, р = 200 па, ar % = 32 %; х12 – т = 570 °с,  = 240 хв, р = 200 па, ar% = 53 %. на рис. 4 наведені залежності зносу та інтенсивності зношування в модельному розчині сталей шх15, 45 та х12 після зміцнення методом іонного азотування за оптимальними режимами та сталі х12 зміцненої методом нітрогартування. дослідження зносостійкості сталей в корозійно абразивному середовищі після зміцнення поверхні іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 20 а б рис. 4 – залежність зносу (а) та інтенсивності зношування (б) в модельному розчині сталей після оптимальних режимів іонного азотування (1, 2, 3) та нітрогартування (4): 1 – сталь шх15; 2 – сталь 45; 3 – сталь х12; 4 – х12 нітрогартована з рис. 4 видно, що максимальну зносостійкість серед сталей, азотованих за оптимальними режимами має сталь х12. це обумовлено не тільки наявністю нітридів заліза в поверхневому шарі, але і наявністю в структурі сталі значної кількості (12 %) хрому, яка сприяла утворенню нітридів хрому і більшій товщині нітридного шару в порівнянні із сталями 45 та шх15. найвищу зносостійкість мали зразки із сталі х12 після нітрогартування, величина зносу яких після шляху тертя 5,4 ×103 м в 2 рази менша в порівнянні з азотованими зразками і складає 24 мкм. це пояснюється наявністю на поверхні нітридного шару та оптимальної кількості азотистого залишкового аустеніту в структурі матеріалу. висновки таким чином, дослідження сталей після азотування та нітрогартування показали, що для сталей з нестабільною структурою, яка здатна до перетворень під дією абразивів при зношуванні, необхідно враховувати структурний стан поверхні матеріалу. його зносостійкість залежить, головним чином, від повноти структурних перетворень в процесі зношування. найбільшу зносостійкість в корозійноабразивному середовищі показали зразки із сталі х12 з вмістом залишкового аустеніту 55 % в структурі матеріалу, що зміцнювалась нітрогартуванням за оптимальним режимом. література 1. арзамасов б. н. ионная химико-термическая обработка сплавов / б. н. арзамасов, а. г. братухин, ю. с. елисеев, т. а. панайоти. – м.: изд-во мгту им н. 3. баумана, 1999. – 400 с. 2. лахтин ю.м. азотирование стали / ю.м. лахтин, я.д. коган // м.: машиностроение, 1976. – 256 с. 3. каплун в.г. прогрессивные технологии упрочнения конструктивных элементов / в.г. каплун, п.в. каплун// в кн. «современные технологии в машиностроении». – харьков нту «хпи», 2007. – с. 388-403. 4. каплун в.г. енергоі ресурсозберігальна екологічно чиста технологія і обладнання для зміцнення деталей машин / в.г. каплун, і.м. пастух // машиностроение, 2002. – №2. – с. 49-51. каплун в.г. особенности формирования диффузионных слоев при ионном азотировании в безводородных средах /физическая инженерия поверхности. – харьков, 2003. – т.1. – №2. – с. 141-146. пастух и.м. теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде. – харьков: нец хфти. – 2006. – 364 с. попов в.с. долговечность оборудования огнеупорного производства / в.с. попов, н.н. брыков, н.с. дмитриченко, п.г. приступа // изд-во «металлургия». – 1978. – 232 с. гончар в.а. методика дослідження зносостійкості шнека екструдера для переробки фуражного зерна з добавками мінералу сапоніту // проблеми трибології. – 2008. – №4. – с. 19-21. леонтьев н.л. техника статистических вычислений / н.л. леонтьев // лесная промышленность. – 1996. – 236 с. поступила в редакцію 23.03.2017 дослідження зносостійкості сталей в корозійно абразивному середовищі після зміцнення поверхні іонним азотуванням проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 2 21 kaplun p. v., honchar v.a., tiutiunyk b.i., matviishyn p.v. investigation of the durability of steelsin corrosive abrasive environments after hardening by ionic nitriding. experimental study of the properties of the surface layer of steels after ion nitriding among the mixture of nitrogen and argon in their different ratios for different technological regimes. investigated thickness, hardness, wear resistance and phase composition of the nitrided layers. on the basis of the plan of experiments investigated the analytical properties depending on the technological parameters of the process of ion nitriding. constructed graphic dependence of the nitrided layer hardness of the surface of the technological parameters of the process of ion nitriding. the kinetics of the process of wear of the nitrided layers in the model abrasive solution. an optimization study properties of the nitrided layer by setting the maximum hardness of the surface, the thickness of the hardened layer and its durability. found optimum conditions of ion nitriding steels for each of the studied characteristics. key words: wear, ion nitriding, durability, steel. references 1. arzamasov, b. n., bratuhin, a. g., eliseev yu. s., panajoti, t. arzamasov b. n. ionnaya himikotermicheskaya obrabotka splavov: m.: izd-vo mgtu im n. 3. baumana, 1999. 400 p. 2. lahtin yu.m. azotirovanie stali. yu.m. lahtin, ya.d. kogan. m. mashinostroenie, 1976. 256 s. 3. kaplun v.g. progressivnye tekhnologii uprochneniya konstruktivnih zlementov. v.g. kaplun, p.v. kaplun. v kn. «sovremenn'їe tekhnologii v mashinostroenii». har'kov ntu «hpi», 2007. s. 388403. 4. kaplun v.g. energo і resursozberіgal'na ekologіchno chista tekhnologіya і obladnannya dlya zmіcnennya detalej mashin. v.g. kaplun, і.m. pastuh. mashinostroenie, 2002. №2. s. 49-51. 5. kaplun v.g. osobennosti formirovaniya diffuzionn'їh sloev pri ionnom azotirovanii v bezvodorodn'їh sredah. fizicheskaya inzheneriya poverhnosti. har'kov, 2003. t.1. №2. s. 141-146. 6. pastuh i.m. teoriya i praktika bezvodorodnogo azotirovaniya v tleyushchem razryade. har'kov: nec hfti. 2006. 364 s. 7. popov v.s. dolgovech'nost' oborudovaniya ogneupornogo proizvodstva. v.s. popov, n.n. brikov, n.s. dmitrichenko, p.g.pristupa. izd-vo«metalurgiya». 1978. 232s. 8. honchar v.a. metodyka doslidzhennia znosostiikosti shneka ekstrudera dlia pererobky furazhnoho zerna z dobavkamy mineralu saponitu. problemy trybolohii, 2008. №4.s. 19-21. 9. leont'ev n.l. tekhnika statisticheskih vychislenij. n.l. leont'ev. lesnaya promyshlennost', 1996, 236 s. the developing of tribotechnical organoplastic проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 30 burya o.i.,* kalinichenko s.v.,* tomina a.-m.v.,* nachovniy i.i.** *dnipro state technical university, kamyanske, ukraine **dnipro state technical university, dnipro, ukraine e-mail: ol.burya@gmail.com the developing of tribotechnical organoplastic udc 678:677.494:620.16 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-30-34 it is known that polymeric materials, with a high level of operational properties, make it possible to solve a number of technical issues in a new way, aimed at improving the reliability of operation and increasing the service life of friction units of machines and mechanisms. first of all, this is explained by the fact that traditional materials (steel, cast iron, babbit, bronze, etc.) do not always meet the needs of modern engineering practice. organic hardened polymer materials – organoplastics (ops) – surpass steel, aluminum, and plastics due to their unique properties: high chemical resistance, low density (they are lighter than carbon and fiberglass plastics), and their ability to accumulate damage over time without forming a critical crack. ops based on thermoplastic binders are widely used, some of the popular heat-resistant representatives of which are fluoropolymers – known for their exceptional resistance to chemicals and corrosion, temperature short-term heating to 533 k, and natural lubricity. the influence of the content of organic talon t700 fiber on the tribological properties of organoplastics based on polytetrafluorethylene is considered. it is showed that in the conditions of friction without lubrication the introduction of filler has positive effect on output polymer: it decreases friction coefficient by на 15 40 % and reduces wear by two orders of magnitude (from 91,75 to 0,15). the developed composition can be used for manufacturing of the details of moving joints of machines and mechanisms which are used in different industrial spheres. key words: organoplastic, polytetrafluorethylene, polysulfonamide, friction coefficient, wear. introduction during the last years the problem of decreasing of friction coefficient and increasing of wear resistance of polymer materials (pms), which are able to work in the conditions of friction without lubrication (where the use of lubricants is complicated or impossible), in metallopolymeric compounds and polymer-polymer tribocompounds, is still an actual task, because most of machines and mechanisms (85 90 %) fail due to wear of parts. energy loss of the best examples of equipment reaches 30-35%, and in case of sophisticated technological equipment it reaches 80 85 %. the spending on the activities for prevention of premature wear sometimes reaches billions of dollars in developed countries [1, 2]. the use of wear resistant pms won’t only let to reduce the consumption of expensive non-ferrous alloys and energy loss while manufacturing parts of units and mechanisms of friction in different areas of machinery (handling, agricultural, textile, polygraphic etc.), but it will also let to improve maintainability and exclude service maintenance of mechanisms [3]. in addition, the replacement of traditional metallic materials on polymer in the units of friction will let the manufacturer to manage the consist, structure, properties of polymer materials, combine high carrying capacity and wear resistance with strength and hardness of form-building body parts from pms and metals. it will give the ability of choosing technological processes from the existing set of equipment and implemented processes due to the purposes, constructions, forms, sizes and seriation of products [4]. goal and target-setting from a huge variety of polymer materials polytetrafluorethylene (ptfe) can be recommended as polymer material with the best combination of tribological properties for friction units of machines and mechanisms. it has low friction coefficient and it is able to work in dry friction mode without lubrication. its main disadvantage is low wear resistance. it leads to the need of frequent repair of friction units and joints where this polymer is used. one of the most effective methods of increasing tribological properties of ptfe is the introduction of different fine aggregates into it [5]. sometimes disperse particles don’t give the desired effect when the polymer is modified with them, because due to high surface energy they have a tendency to. the introduction of organic fibers (ofs) into the polymer was the solution of the problem. the fibers are characterized by good polymer matrix composite (high adhesion) and lower tendency to grinding, high indicators of specific strength and stiffness [6]. objects and methods of research the developing of tribotechnical organoplastic проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 31 ptfe (gost state standard 10007-80) was used as a binder. it is white powder with bulk density 0,2 0,3 g/cm3 that is designated for manufacturing of products by the method of compression moulding or baking. ptfe is characterized by a number of unique properties such as heat and frost, chemical resistance to many solvents, hydrophobicity, resistance to sunlight etc. heat resistant polysulfonamide т700 organic fiber (china) was used as a filler (table 1). to determine the optimal content of the developed ops, the samples with different ratio of components were made. table 1 main properties of the fibers [7] indicator value length, mm 5 7 density, g/cm3 1,42 strength, mpa 650 elongation, % 20-25 elastic modulus, gpa 7,45 the preparation of organoplastics (ops) based on ptfe that contains 5 20 mass. % of organic polysulfonamide fiber [8] was made by the method of dry mixing in the apparatus with a rotating electromagnetic field (0,12 tl ) using ferromagnetic particles which were withdrawn from the prepared composition by magnetic separation. the resultant mixture was tabletted at room temperature and under pressure 60 mpa. tablets were loaded into the mold heated to 523к. then the temperature in the mold was raised to 640 650 к, and the tablets were kept at this temperature for 10 min. without pressure and for 10 min. under pressure 60mpa. to fix the shape, the product was cooled under pressure to a temperature of 523к and then pushed out of the mold. experimental studies of tribotechnical characteristics of composite materials were carried out on a disk friction machine of mdp 1 type according to the contact scheme pin-on-disc. the efforts in friction couple were made using pneumatic cell of unit пневмокамери вузла. the moment of friction was registered using straingauge bar which was mounted in the attachment point of pin-type sample from composite materials. the value of wear of the samples was determined by gravimetric method on the assay balance vlr 200. diameter of the steel disc of friction machine was 350 mm with the roughness of working surface ra = 0,16 mcm. before starting the study, each sample of the composite material passed run-in in operating mode until full contact with the disc material was achieved. the parameters of operating mode of the studies were following: slip speed was 1 m/s; specific load in friction couple was питоме 1,5 mpa; friction path was 1000 m. hardness was determined using hardometer 2074 tpr according to rockwell scale (hrls). the study of the friction surface of the developed organoplastics was carried out on a scanning electron microscope «hitachi su1510». roughness of the samples was measured using profilometer 170621 by dint of sharp and hard needle (probe) that moved on the studied surface copying its roughness. discussion of the results of the research the results of tribological studiers fig. 1) showed the following: under identical conditions, deveoped organoplastics exceed the base polymer in intensity of wear and friction coefficient by 369-543 times and 15 40 % accordingly. these results can be explained in the following way. fig.1 – influence of polysulfonamide fiber on friction coefficient (1), wear (2) and hardness (3) of organoplatics based on polytetrafluorethylene the developing of tribotechnical organoplastic проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 32 one the one hand, the introduction of the filler leads to an increase in the hardness of polymer matrix by 33 50 % that can be explained both by the high hardness of the filler and by the ordering of the structure of ptfe which is characterized by layered arrangement of molecules; the distance between the layers changes in the process of friction that weakens the intermolecular interaction and leads to decrease of relative displacement resistance, and at the macro level this is reflected in a decrease in friction force [9, 10]. on the other hand, a stable transfer film appears on the surface of counterbody (fig. 2, а) that acts as a dry film lubrication and plays a crucial role in the process of friction and wear for pcms based on polytetrafluorethylene. the formation of transfer film can be explained as follows: finely divided products of wear form in the process of friction of ops on a steel disc, they fill the micro cavities on the surface of counterbody, and at the same time friction is no longer realized on steel, but on products of wear; as a result, shear deformations are localized inside the film which has low shear resistance that leads to decrease of friction force [11, 12]. from fig. 2 we can see that when the output polymer friction is under friction deep grooves are formed on its surface; irregularities of the harder surface (of counterbody) plow the softer surface (of ptfe) forming friction path that indicates an adhesive wear mechanism. the distinctive feature of it is frictional transfer of tapes of binder on the surface of counterbody that is due to the presence of local bonds between contacting surfaces [12]. the study of friction surface of ops (fig.2, b) showed that when the samples were abraded a smooth glassy surface was formed (an increase in the actual contact area occurs). on the surface chaotically placed organic fibers are clearly visible, the surface layer of the material is characterized by low friction coefficient and wear. these facts indicate that there is pseudoelastic mechanism of detrition of organoplastics between the sample and counterbody. according to the amount of ofs, it can be determined that the optimal content is 10 15 mass. %. addition of the amount of the fiber in composition up to 20 mass. % leads to the increase of friction coefficient by 22 % that is due to decrease in the hardness of organoplastic (fig. 1, curve 3). a b c fig. 2 – microstructure of (× 100): a – transfer film that contains 10 mass. % of the filler; and friction surfaces of: b – polytetrafluorethylene; c – organoplastic that contains 10 mass. % of fiber talon the developing of tribotechnical organoplastic проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 33 it is known [13] that roughness makes one of the important contributions to improving general tribotechnical characteristics, because if we decrease it specific pressure in the areas of contact decreases. in the study of microrelief and morphology of friction surfaces of the output polymer and ops on its base (fig. 2), it can be seen that the introduction of the fiber reduces roughness by 2,1 3,3 times (fig. 3). in addition, abrupt wear reduction of ops (by two orders of magnitude) in comparison with output material can be explained by the fact that the fiber, while concentrating on the friction surface, forms cluster structures with the fragments of binder (which are in crude approximation of (fig. 4) fiber aggregations which interacts with each other through the film layers of the matrix environment) that play a role of a protective screen which localizes shear deformations in its volume and prevents the destruction of surface layer of organoplastics [14]. fig. 3 – influence of organic fiber on roughness of polytetrafluorethylene fig. 4 – microstructure (×1700) of: cluster of organoplastic that contains 10 mass. % of the fiber positive laboratory results allowed us to move to manufacturing tests. experimental details were installed into the friction units of the drive mechanism of tge doffer of weaving machine tongda td set on npo “sinergiia” (fig. 5) that worked in the conditions of friction without lubrication, increased pollution and vibration. the details replaced serial rolling bearings made from cast iron. the divergence from the norm of the work of experimental units was not found during 8640 hours. а b fig. 5 – friction unit of the drive mechanism of the doffer of weaving machine tongda td from cast iron (а) and organoplastic (b) conclusions on the whole, the analysis of tribotechnical characteristics of the developed organoplastics shows that the using of organic talon т700 5-15 mass.% fiber as a filler is a promising way of improving the wear resistance of polymer materials while reducing friction coefficient at the same time. thereby this organoplastic can be recommended as material for manufacturing of the details of moving joints of machines and mechanisms which are able to work in the conditions of friction without lubrication. references the developing of tribotechnical organoplastic проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 34 1. adamenko n.a. tribotehnicheskie polimernyie materialyi: ucheb. posobie / n.a. adamenko, g.v. agafonova. – volgrad: volggtu. – 2013. – 107 p. 2. karapetyan n. vyibor polimernyih materialov pri konstruirovanii zubchatyih koles / n. karapetyan, g. sharr // izv. nan ra i giua. seriya tehnicheskie nauki. – 2007. – t.lx, №2. – р. 266 – 271. 3. podshipniki skolzheniya iz polimernyih kompozitsionnovoloknistyih materialov / m.a. birulya, p.i. bogomolov, i.a. kozlov [i dr.] // tehniko-tehnologicheskie problemyi servisa. – 2016. – t.35, № 1. – р. 34 – 38. 4. zaharyichev s.p. samosmazyivayuschiesya podshipniki skolzheniya na osnove epoksidoftoroplastov / s.p. zaharyichev, v.a. ivanov // vestnik togu. – 2016. – t.43, № 4. – р. 87 – 94. 5. iznosostoykie polimernyie kompozitsionnyie materialyi s uluchshennyim mezhfazovyim vzaimodeystviem v sisteme «polimer – volokno» / s.n. danilova, a.a. ohlopkova, a.a. gavrileva [i dr.] // vestnik svfu. – 2016. – t.55, № 5. – р. 80 – 92. 6. burya a.i. sozdanie i issledovanie svoystv organoplastikov na osnove poliamidov, armirovannyih po-liimidnyimi voloknami / a.i. burya, e.v. tkachenko, yu.f shutilin. // vesnik voronezhskogo gosudarstvennogo universiteta inzhenernyih tehnologiy. – 2014. – № 4. – р. 167 – 171. 7. fiber materials [elektronnyiy resurs]. rezhim dostupa: http://en.tanlon.com.cn/products/fms/. 8. pat. № 111584 na korysnu model, ukraina, c08l 27/18, c08l 81/10 polimerna kompozytsiia / o.i. burya, s.v. kalinichenko, yu.s. proidak; zaiavnyk ta patentovlasnyk burya o.i. – № u 2016 06147; zaiav. 06.06.2016.; opubl. 10.11.2016, biul. № 21 9. burya a.i. trenie i iznos grafitoplastov na osnove poliamida fenilona / a.i. burya, v.yu. dudin, m.v. burmistr // mehanika i tribologiya transportnyih sistem-2003: sbornik dokladov mezhdu-narodnogo kongressa (10-13 sentyabrya 2003 g., g. rostov). t.1. – rostov-na-donu, 2003 – р. 163 – 167. 10. mashkov, yu.k. tribofizika metallov i polimerov: monografiya / mashkov yu.k. – omsk: omgtu, 2013. – 240 р. 11. baurova n.i. metodyi otsenki ekspluatatsionnyih svoystv detaley iz polimernyih kompozi-tsionnyih materialov: metod. posobie / n.i. baurova, v.a. zorin. – m.: madi, 2017. – 84 р. 12. pogosyan a.k. trenie i iznos napolnennyih polimernyih materialov / a.k.pogosyan – m.: nauka, 1977. – 138 р. 13. razrabotka samozmazyivayuschihya materialov na osnove politetraftoretilena / p.n. petrova, o.v. gogoleva, a.a. ohlopkova // elektronnyie nauchnyiy zhurnal «neftegazovoe delo». – 2011. – № 2. – р. 291 – 297. 14. razrabotka polimernyih nanokompozitov tribotehnicheskogo naznacheniya dlya neftegazovogo oborudovaniya / ohlopkova a.a., petrova p.n., gogoleva o.v. // elektronnyiy nauchnyiy zhurnal «neftegazovoe delo». – 2009. буря о.і., калініченко с.в., томіна а.-м.в., начовний і.і. розробка органопластику триботехнічного призначення. відомо, що полімерні матеріали з високим рівнем експлуатаційних властивостей, дозволяють по новому вирішувати ряд технічних питань, спрямованих на підвищення надійності роботи і збільшення терміну служби вузлів тертя машин і механізмів. перш за все це пояснюється тим, що традиційні матеріали (сталь, чавун, бабіт, бронза та ін.) не завжди відповідають потребам сучасної інженерної практики. полімерні матеріали зміцнені органічними волокнами – органопластики (оп) за обсягами виробництва перевершують сталь, алюміній і пластмаси завдяки своїм унікальним властивостям: високій хімічній стійкості, низькій густині (вони легше вуглеі склопластиків), здатністю до тривалого накопичення ушкоджень без утворення критичної тріщини. великого застосування знаходять оп на основі на термопластичних в’яжучих, одними з популярних термостійких представників яких є фторполімери, які відомі своєю винятковою стійкістю до дії хімічних речовин і корозії, температурою короткочасного нагріву до 533 к і природною змащувальною здатністю. в статті розглянуто вплив вмісту органічного волокна танлон марки т700 на трибологічні властивості органопластиків на основі політетрафторетилену. показано, що в умовах тертя без змащування введення наповнювача позитивно впливає на вихідний полімер: зменшує коефіцієнт тертя на 15-40% та зношування на два порядки (з 91,75 до 0,15). розроблена композиція може бути використана для виготовлення деталей рухомих з’єднань машин і механізмів, які використовуються у різних сферах промисловості. ключові слова: органопластик, політетрафторетилен, полісульфонамід, коефіцієнт тертя, зношування. фізико мезомеханічний підхід до виявлення характеру зношування спряжень деталей сільськогосподарської і автотранспортної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 82 аулін в.в., лисенко с.в., кузик о.в., жилова і.в. центральноукраїнський національний технічний університет, м. кропивницький, україна e-mail: aulinvv@gmail.com фізико мезомеханічний підхід до виявлення характеру зношування спряжень деталей сільськогосподарської і автотранспортної техніки удк 621.891 розглянуто сутність фізико-мезомеханічного підходу до виявлення характеру зношування спряжень деталей машин. враховуючи характер фрагментації поверхневого шару деталей, з'ясовано механізм його зношування. показано, які зміни відбуваються в поверхневому шарі, якщо він зміцнений потоком енергії та нанесенням покриттів, зазначені їх особливості. на прикладі зношування трибоспряжень за різними схемами виявлено кореляцію між інтенсивністю зношування і формуванням вихрової фрагментації мезовихрової структури. з'ясовано, що зміцнена поверхня деталі блокує зародження в її основі мезовихрові структури і цим сприяє зростанню зносостійкості. сформульовані основні вимоги до критеріїв зміцнення деталей трибоспряжень. розроблено рекомендації до створення та вибору ефективних технологій зміцнення сільськогосподарської та автотранспортної техніки. ключові слова: тертя, зношування, мезомеханіка, поверхневий шар, деталь, зміцнення, фрагментована структура, мезооб'єм, ротаційна пластичність, зносостійкість. вступ один з найбільш поширених і в той же час найбільш складних видів руйнування робочих поверхонь спряжень деталей сільськогосподарської та автотранспортної техніки (сатт) при експлуатації, є зношування їх матеріалів. відомо, що локальне руйнування матеріалу в зоні фрикційного контакту деталей може розвиватися в сильно нерівноважних умовах, з підвищенням температури, схоплюванням, окисленням та багатьма іншими процесами [1, 2]. при розробці матеріалів трибоспряжень деталей систем і агрегатів сатт використовують критерії міцності і зносостійкості, які безпосередньо пов'язані з механікою локального руйнування і утворенням вільних частинок зносу [3, 4]. аналіз трибологічних методів дослідження процесів тертя та зношування свідчить, що найбільш ефективними для цього є методи фізичної мезомеханіки [1]. більше двох десятиліть томська школа матеріалознавців (росія) успішно розвиває новий науковий напрям в області фізики пластичності і міцності – фізична мезомеханіка структурно неоднорідних матеріалів [6, 7]. інтенсивно ведуться дослідження по поведінці матеріалів деталей при механічному навантаженні і при терті та зношуванні на основі уявлень фізичної мезомеханіки. в фізичній мезомеханіці поверхневий шар деталі розглядають, як багаторівневу самоузгоджену систему. використання цього підходу для розв'язання проблем тертя та зношування є особливо перспективним, оскільки для ефективного підвищення зносостійкості матеріали деталей піддаються поверхневому зміцненню концентрованими потоками енергії фізичних полів або нанесенню на їх робочі поверхні високоміцних покриттів та реалізації ефекту самоорганізації матеріалу поверхневого шару [1]. поверхневий шар деталі є типовим багаторівневим неоднорідним конденсованим середовищем з системою рівноважних і нерівноважних вторинних структур. традиційна механіка описує матеріал поверхневого шару деталей на макромасштабному рівні, не враховуючи його внутрішньої структури. в той час фізика пластичності і міцності твердих тіл враховує внутрішню його структуру і поведінку ансамблів 108...1012 дислокацій, які мікромасштабному рівні описати їх математично неможливо. поведінку такого неоднорідного середовища під навантаженням в процесі тертя та зношування доцільно розглядати з позицій фізичної мезомеханіки, в основі якій лежить рух на мезорівні тривимірних структурних елементів (мезооб'ємів) за схемою "зсув+поворот". число мезооб'ємів є невеликим і підкоряється рівнянням звичайної механіки. при цьому процеси на мікрорівні враховуються, як акомодації на основі контінуальної теорії дислокацій [8]. усереднювання руху кінцевого числа мезооб'ємів дозволяє отримати макроопис робочої поверхні деталі, що деформується, з врахуванням складної внутрішньої структури поверхневого шару. крім того в основі методології фізичної мезомеханіки матеріалів поверхневого шару деталей трибоспряжень лежать синергетичні уявлення, оскільки будь-які пластичні зсуви у навантаженому поверхневому шарі матеріалу деталі розглядаються, як втрата зсувної стійкості матеріалу в локальних контактних областях концентраторів напружень. змінюючи стан поверхневого шару деталі, можна істотно змінювати межу текучості матеріалу, опір деформації, його пластичність, втомну міцність та зносостійкість в трибоспряженнях системах і агрегатах сатт. зазначене слід враховувати при виборі способів зміцнення поверхневих шарів деталей трибоспряжень та оптимізацією їх технологічних параметрів. фізико мезомеханічний підхід до виявлення характеру зношування спряжень деталей сільськогосподарської і автотранспортної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 83 разом з тим потребує уточнення сам механізм зношування поверхневих шарів при різних режимах тертя та при використанні різних типів спряжень деталей в стаціонарних та динамічних навантаженнях і зміцнення різними технологіями. метою роботи є з'ясування механізму зношування поверхневих шарів деталей сатт при їх зміцненні на основі фізико мезомеханічного підходу. виклад основного матеріалу з точки зору уявлень мезомеханіки незалежно від умов тертя і конкретних механізмів зношування, базова модель цих процесів відображає зародження, еволюцію і механізм відриву дискретних частинок зносу від поверхні тертя у контактній локальній області. при цьому враховується виникнення в навантаженому матеріалі поверхневих шарів деталей локальних концентраторів напружень, пов'язаних з ними миттєвих напружень та вихровий характер руху мезооб'ємів. останнє супроводжується виникненням на першій стадії локальних несуцільностей і мікротріщин, а завершується розвитком магістральної тріщини і руйнуванням матеріалу деталі. зазначене в фізичній мезомеханіці лежить в основі формування і відриву будь-яких дискретних частинок зносу. механізм формування і відриву дискретної частинки зносу за своєю суттю пов'язаний з вихровим характером пластичного плину матеріалу у приповерхневих шарах тертя. цей процес розвивається самоузгоджено в ієрархії мікроі мезомасштабних рівнів. для побудови моделі зношування на основі фізичної мезомеханіки, необхідно: ідентифікувати масштабні рівні самоузгодженої пластичної деформації в приповерхневих шарах зони тертя деталей; кількісно охарактеризувати вихровий характер деформації в ієрархії самоузгоджених мікроі мезомасштабних рівнів деформації; розкрити механізм формування і відриву дискретних частинок зносу в умовах вихрового характеру деформації в приповерхневих шарах матеріалу деталі. з точки зору фізико-мезомеханічного підходу зношування трактується наступним чином. на границі поділу мастильного середовища і поверхонь деталей трибоспряження при терті виникають просторові локальні осциляції напружень обумовлені неспільністю деформацій їх спряжених поверхонь. максимальні їх амплітуди істотно перевищують середнє прикладене навантаження. у поєднанні з деформаціями зсуву локальний тиск в трибоспряженні приводять до виникнення високих локальних моментних напружень, релаксація яких викликає появу ротаційних мод деформації, що відповідальні за формування мезоструктури нижнього рівня – фрагментованої субструктури. висока міра разорієнтації окремих фрагментів не може бути реалізована за відсутності поворотів елементів деформації [3]. металографічним аналізом за глибиною поверхневого шару зразків і деталей фіксували фрагментований шар, розмір фрагментів якого значно більше поверхневих. дана фрагментована структура обумовлена пластичною деформацією при терті. при цьому фіксується незначне зростання середньої щільності дислокацій і деформація локалізується в окремих смугах. спостерігається кінетика розвитку пластичної деформації і утворення багатошарових приповерхневих структур при терті. для пластичної деформації поверхнево зміцнених матеріалів в процесі експлуатації з позицій фізичної мезомеханіки матеріалів деталей виявлені наступні особливості: при формуванні зміцненого шару і його механічному навантаженні на границі "зміцнений шар + основа деталі" створюються контактні напруження, що мають осцилюючий характер; на зміцненій поверхні ускладнене утворення і рух дислокацій та формування деформаційного рельєфу, тобто ускладнені процеси пластичної деформації на мікрорівні в приповерхневому шарі. на першій стадії пластичної деформації утворюється сильно деформований поверхневий шар і спостерігається поле векторів зсувів у вигляді градієнтної структури. на другій стадії розвитку пластичної деформації в приповерхневому шарі зразка в полі векторів зсувів формується фрагментована структура з характерним розміром мезофрагментів 25 ... 60 мкм. зі збільшенням тривалості випробувань на стадії усталеного тертя і зношування розміри мезофрагментів поступово збільшуються, досягаючи значення 150 … 250 мкм. при цьому пластична деформація супроводжується формуванням великої вихрової мезоструктури, яка в ході подальшого тертя фрагментується на більш дрібні мезооб'єми. вони зазнають вихрового руху, відділяються один від одного і виносяться із зони тертя у вигляді дискретних частинок зносу. розвиток і формування вихрової фрагментованої мезоструктури у зміцненому поверхневому шарі дають можливість управління процесами зношування. в цьому випадку розвиток вихрової мезоструктури в приповерхневому шарі сильно сповільнюється, а тому за час випробувань досягти утворення крупного мезовихору не вдається. порівняння кривих зношування вихідних і зміцнених зразків (рис. 1) вказує на кореляцію між інтенсивністю зношування і формуванням вихрової фрагментованої мезоструктури. фізико мезомеханічний підхід до виявлення характеру зношування спряжень деталей сільськогосподарської і автотранспортної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 84 рис. 1 – залежність лінійного зносу від тривалості випробовувань на машині тертя за схемою "вал колодка" для трибоспряження "сталь 45-сталь шх15": 1 – вихідні зразки; 2 – зміцнені зразки лазерним боруванням; за схемою "диск-палець" для трибоспряження "сталь 45 сталь 9х": 3 – вихідні зразки; 4 – зміцнені зразки лазерним боруванням виявлено, що зміцнена поверхня зразка блокує зародження в його основі мезовихрової структури, а тому зносостійкість такого матеріалу зростає. в самому зміцненому покритті локалізована пластична деформація розвивається на мезорівні з формуванням лише крупних фрагментів, розворот яких приводить до утворення більш дрібних фрагментів усередині крупних мезовіхрів. в цьому випадку як крупні, так і дрібні фрагменти є зародками частинок зносу. таким чином процеси деформації поверхневих шарів деталей при терті розвиваються на мезомасштабному рівні, ним підтверджується припущення рігні д.а. [9] про те, що висока міра деформації пов'язана з масопереносом на поверхні деталі і обумовлена ротаційним характером деформації з відносним розворотом фрагментів структури переважно довкола осі, перпендикулярної напряму тертя і паралельній поверхні ковзання. з точки зору фізико-мезомеханічного підходу теоретично механізм ротаційної пластичності, пов'язаний з можливістю прослизання ультрадисперсних фрагментів один відносно одного. він забезпечує в поверхневих шарах зразків і деталей, надзвичайно великі пластичні деформації в процесі тертя й одночасно викликає локалізацію напружень різного знаку в шарах, що пролягають нижче, масштаб яких збігається з масштабом мезовихорів у поверхневих шарах. це, у свою чергу, призводить до розвитку вихрової мезоструктури, що має інший масштаб. зазначене також підтверджує той факт, що всі відомі випадки беззносного тертя характеризуються блокуванням мезовихрових структур, що виникають в приповерхневих шарах матеріалів деталей трибоспряжень систем і агрегатів мобільної сільськогосподарської і автотранспортної техніки [10, 11]. з метою підвищення їх зносостійкості та захисту від корозії і ерозії на практиці доцільно використати поверхневе зміцнення потоком енергії і фізичним полем та нанесенням зміцнюючих і захисних покриттів. розглянутий підхід дає можливість сформулювати вимоги до таких критеріїв зміцнених деталей трибоспряження, як оптимальна товщина зміцненого шару або покриття, геометрія його границі поділу з основою, стану поверхневого шару і основи та проведені експериментальні дослідження: товщина зміцнювального покриття на деталі не повинна перевищувати деяку оптимальну величину ( opthh  ), що визначається співвідношенням характеристик поверхневого шару і основи деталей; границя поділу між покриттям і основою деталі не може бути геометрично плоскою, оскільки це приводить до формування на ній небезпечних концентраторів напружень і появи квазіперіодичних мікротріщин в покритті; основа деталі має бути здатною деформуватися на мікромасштабному рівні, щоб затримувати виникнення мезоконцентраторів напружень, створювати умови для гасіння утворення вихрової мезоструктури або її затримання. якщо зміцнений лазерною обробкою поверхневий шар борованої деталі обробити потужним ультразвуком [2], то в ньому створюється ультрадрібнозерниста структура з плавним градієнтним переходом структури та властивостей між покриттям і основою. одночасно з цим релаксують небезпечні концентратори залишкового напруження у зоні лазерного впливу. таку обробку можна застосовувати не лише для підвищення ресурсу, але і для підвищення зносостійкості трибоспряжень деталей систем і агрегатів сатт. для спряжень деталей сатт ефективним є комбіновані технології поверхневого зміцнення, які діють на матеріали деталей потоками енергії і речовини: імпульсне лазерне випромінювання, імпульсні плазмові потоки, поєднані різними способами легування поверхневих шарів. при цьому важливу роль відіграє ефект далекодії, пов'язаний із зростанням щільності дислокацій в поверхневому шарі, який уповільнює утворення в ньому мезовихрів при експлуатації, в умовах тертя і зношування. фізико мезомеханічний підхід до виявлення характеру зношування спряжень деталей сільськогосподарської і автотранспортної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 85 зазначене являє собою прямі завдання в розробці технологій зміцнення деталей машин із визначення оптимальних технологічних параметрів. в той час вирішення зворотних завдань дозволяє конструювати матеріали з оптимальними характеристиками складу, структури, параметрами зміцнення з позитивними, негативними та комбінованими градієнтами властивостей поверхневого шару, які забезпечують максимальні експлуатаційні характеристики деталей спряжень систем і агрегатів сатт для даних умов функціонування. при проведенні комплексних досліджень природи зношування на основі фізикомезомеханічного підходу визначали структурний та напружено-деформований стан, фазовий склад і властивості модифікованих поверхневих шарів деталей з градієнтними структурами. виявлено вплив градієнтних структур, сформованих в результаті високоенергетичних дій, на процеси утворення ієрархічних фрактальних структур в приповерхневих шарах на мікро-, мезоі макромасштабних рівнях в умовах зовнішніх статичних і динамічних навантажень. отримані результати дозволяють обґрунтувати можливість застосування фізичної мезомеханіки до опису проблеми деградації та зношування поверхонь деталей спряжень при їх контактних діях, які мають місце в умовах тертя ковзання і кочення та абразивного зношування. висновки 1. результати досліджень свідчать, що на основі фізико-мезомеханічного підходу можливе розроблення зміцнюючих технологій нових поколінь, які забезпечують високу стійкість матеріалів до зношування як в абразивному середовищі, так і в трибоспряженях деталей з робочими, технологічними, в т.ч. і мастильному середовищі. 2. виявлено, що необхідна зносостійкість досягається у поєднанні з високою конструкційною і утомною міцністю. одним з прикладів, підтверджуючих зазначене, може слугувати високоміцне лазерне борування. 3. теоретично обґрунтовано, що при зубчастій границі зміцнюючого покриття поділу з основою, так і дрібнозернистій структурі високі напруження, що здатні викликати формування крупного мезовихора релаксують в результаті мікропластичної деформації і утворюють просторову сітку стохастично розподілених мікротріщин, які не призводять до катастрофічного руйнування твердого покриття. 4. з'ясовано, що для підвищення зносостійкості спряжень деталей сатт ефективним є модифікування їх поверхневих шарів з заздалегідь сформованими зміцнювальними і захисними покриттями плазмовими, іонно-променевими, газотермічними і лазерними методами. 5. результати досліджень можна використати при оптимізації технологічних параметрів поверхневого зміцнення деталей трибоспряжень сатт залежно від вимог, що пред'являються до властивостей їх матеріалів, а також при прогнозуванні їх поведінки в процесі експлуатації. література 1. аулін в.в. фізичні основи процесів і станів самоорганізації в триботехнічних системах: монографія / аулін в. в. – кіровоград: лисенко в. ф., 2014. – 369 с. 2. аулін в.в. трибофізичні основи підвищення зносостійкості деталей та робочих органів сільськогосподарської техніки: дис. ... доктор. техн. наук: спец. 05.02.04 "тертя та зношування в машинах" / в.в. аулін. – хмельницький: хну, 2014. – 447 с. 3. владимиров в.и. проблемы физики трения и изнашивания / в.и. владимиров // физика износостойкости поверхности металлов. – л.: фти ран, 1988. – с. 8-41. 4. аулін в.в. трибофізичні основи підвищення зносостійкості і надійності робочих органів ґрунтообробних машин з різальними елементами: монографія / аулін в. в., тихий а. а. ; за ред. проф. ауліна в. в.– кропивницький: лисенко в. ф., 2017. – 278 с. 5. панин в.е. физическая мезомеханика разрушения и износа на поверхностях трения твердых тел / в.е. панин, п.а. витязь // физ.мезомех.-2002. – т.5. – №1. – с. 5-13. 6. панин в.е. износ в парах трения как задача физической мезомеханики / в.е. панин, а.в. колубаев, а.и. слосман и др. // физ. мезомех. – 2000. – т.3. – № 1. – с. 67-74. 7. панин в.е. физическая мезомеханика и компьютерное конструирование материалов / в.е. панин, в.е. егорушкин, п.в. макаров и др.: в 2 т. новосибирск: наука, 1995. – т.1, 298 с., т.2, 320 с. 8. алексеев н.м. о природе трения деформируемых тел / н.м. алексеев, н.н. кузьмин // физика дефектов поверхностных слоев материалов. – л.: фти ран, 1988. – с. 8-34. 9. ригни д.а. физические аспекты трения и изнашивания / д.а. ригни // трибология, исследования и приложения: опыт сша и стран снг. – м.: машиностроение, 1993. – с. 52-66. 10. аулін в.в. трибофізичне та фізико-технологічне обґрунтування комбінованого функціонально-спрямованого зміцнення та модифікування деталей і робочих органів сгт / в.в. аулін, с.в. лисенко, а.п. білик // конструювання, виробництво та експлуатація сільськогосподарських машин . – 2014. – вип. 44. – с. 92-103. 11. аулін в.в. трибофізичні основи підвищення надійності мобільної сільськогосподарської та автотранспортної техніки технологіями триботехнічного відновлення / в.в. аулін,с.в. лисенко,о.в. кузик, а.в. гринків, д.в. голуб // монографія – кропівницький: видавець лисенко в.ф., 2016 – 304 с. поступила в редакцію 22.12.2017 фізико мезомеханічний підхід до виявлення характеру зношування спряжень деталей сільськогосподарської і автотранспортної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 4 86 aulin v., lysenko s., kuzyk o., zhylova i. physico-mesomechanical approach to identifying the nature of wear of mating parts of agricultural and motor transport equipment. the essence of the physico-mesomechanical approach to revealing the nature of wear of mating of machine parts is considered. taking into account the nature of the fragmentation of the surface layer of the parts, the mechanism of its wear is clarified. it is shown, what changes occur in the surface layer, if it is strengthened by the energy flow and coatings, their features indicated. on the example of wear of tribocides according to various schemes, a correlation was found between the wear rate and the formation of the vortex fragmentation of the mesovortex structure. it was found out that the hardened surface of the part blocks the nucleation in its base of the mesovortical structure and thereby contributes to the increase in wear resistance. the basic requirements to the criteria for strengthening the details of tribo-conjugates are formulated. recommendations for the creation and selection of effective technologies for hardening agricultural and road transport equipment have been developed. key words: friction, wear, mesomechanics, surface layer, part, hardening, fragmented structure, meso volume, rotational plasticity, wear resistance. references 1. aulin v.v. fizychni osnovy procesiv i staniv samoorganizacii' v trybotehnichnyh systemah: monografija / aulin v. v. kirovograd: lysenko v. f., 2014. 369 s. 2. aulin v.v. trybofizychni osnovy pidvyshhennja znosostijkosti detalej ta robochyh organiv sil's'kogospodars'koi' tehniky: dys. ... doktor. tehn. nauk: spec. 05.02.04 "tertja ta znoshuvannja v mashynah". v.v. aulin. hmel'nyc'kyj: hnu, 2014. 447 s. 3. vladimirov v.i. problemy fiziki trenija i iznashivanija. v.i. vladimirov. fizika iznosostojkosti poverhnosti metallov. l.: fti ran, 1988. s. 8-41. 4. aulin v.v. trybofizychni osnovy pidvyshhennja znosostijkosti i nadijnosti robochyh organiv g'runtoobrobnyh mashyn z rizal'nymy elementamy: monografija. aulin v. v., tyhyj a. a. ; za red. prof. aulina v. v. kropyvnyc'kyj: lysenko v. f., 2017. 278 s. 5. panin v.e. fizicheskaja mezomehanika razrushenija i iznosa na poverhnostjah trenija tverdyh tel. v.e. panin, p.a. vitjaz'. fiz.mezomeh. 2002. t.5. №1. s. 5-13. 6. panin v.e. iznos v parah trenija kak zadacha fizicheskoj mezomehaniki. v.e. panin, a.v. kolubaev, a.i. slosman i dr. fiz. mezomeh. 2000. t.3. № 1. s. 67-74. 7. panin v.e. fizicheskaja mezomehanika i komp'juternoe konstruirovanie materialov. v.e. panin, v.e. egorushkin, p.v. makarov i dr.: v 2 t. novosibirsk: nauka, 1995. t.1, 298 s., t.2, 320 s. 8. alekseev n.m. o prirode trenija deformiruemyh tel. n.m. alekseev, n.n. kuz'min. fizika defektov poverhnostnyh sloev materialov. l.: fti ran, 1988. s. 8-34. 9. rigni d.a. fizicheskie aspekty trenija i iznashivanija. d.a. rigni. tribologija, issledovanija i prilozhenija: opyt ssha i stran sng. m.: mashinostroenie, 1993. s. 52-66. 10. aulin v.v. trybofizychne ta fizyko-tehnologichne obg'runtuvannja kombinovanogo funkcional'nosprjamovanogo zmicnennja ta modyfikuvannja detalej i robochyh organiv sgt. v.v. aulin, s.v. lysenko, a.p. bilyk. konstrujuvannja, vyrobnyctvo ta ekspluatacija sil's'kogospodars'kyh mashyn. 2014. vyp.44. s.92-103. 11. aulin v.v. trybofizychni osnovy pidvyshhennja nadijnosti mobil'noi' sil's'kogospodars'koi' ta avtotransportnoi' tehniky tehnologijamy trybotehnichnogo vidnovlennja. v.v. aulin,s.v. lysenko,o.v. kuzyk, a.v. grynkiv, d.v. golub./ monografija. kropivnyc'kyj: vydavec' lysenko v.f., 2016. 304 s. вплив термічної обробки на трибокорозію гальванічних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 6 мардаревич р.с.,* винар в.а.,* слєпко р.т.,** василів х.б.* * фізико механічний інститут ім. г.в. карпенка нану, ** львівський національний університет ім. і.франка, м. львів, україна e-mail: vynar.va@gmail.com вплив термічної обробки на трибокорозію гальванічних покриттів на основі нікелю удк 620.178.169 doi: 10.31891/2079-1372-2018-89-3-6-10 вивчено трикорозійну поведінку електрохімічного ni, композитного ni-b та хімічного ni-p-покриттів у розчині сульфатної кислоти. встановлено, що катодна поляризація знижує зносостійкість покриттів у 1,2 ... 2,3 рази. електрохімічне композитне покриття ni-b після відпалу при 900 °с утворює нову гетерогенну структуру, що складається з твердого розчину нікелю та включень боридних зерен ni3b. висока твердість і достатня стійкість до водню визначають підвищену зносостійкість цього складу порівняно з іншими. рівень зносу ni-p покриття при терті з одночасним наводнюванням зменшується в 2,1 рази порівняно із зносом без впливу водню. ключові слова: нікель, гальванічні покриття, термообробка, трибокорозія, водень, коефіцієнт тертя. вступ корозійно механічне зношування є одним з найбільш розповсюджених видів руйнування контактуючих поверхонь в умовах впливу корозійного і механічного факторів на роботу фрикційної пари. роль трибокорозійного чинника в процесі тертя маловивчена через складність і швидкоплинність електрохімічних та трибохімічних процесів у зоні контакту поверхонь, деформаційно-напружений стан, структурно фазовий і хімічний склад яких циклічно змінюються [1]. розчинення поверхневих плівок трибошару в активних середовищах, посилене впливом трибоелектричного, термоелектронного та інших ефектів, призводить до зростання струмів корозії та поляризації елементів трибосистеми і розряду іонів водню середовища. тому, в умовах трибокорозії завжди присутнє водневе зношування, яке буде проявлятися більшою чи меншою мірою залежно від кількості виділеного та абсорбованого металом водню. мета роботи – вивчення фрикційної взаємодії матеріалів з функціональними елементами технологічного обладнання на прикладі модельних триботехнічних пар: гальванічні покриття на основі нікелю – корундовий індентор, що працюють у кислому середовищі в умовах катодної поляризації та за її відсутності. матеріали та методика досліджень гальванічне нікелеве покриття товщиною 50 … 60 m наносили на зразки з сульфатхлоридного електроліту, композиційне електрохімічне покриття (кеп) нікель-бор, аналогічної товщини – з суспензії аморфного бору у сульфатхлоридному електроліті нікелювання. розроблений хімічний склад ванни, параметри електролізу і гідродинамічні режими перемішування суспензії забезпечують електроосадження якісного композиційного шару нікель-бор з рівномірним розподілом частинок бору та їх вмістом у нікелевій матриці 4,8 … 5,3 mass.% [2]. нікельфосфорне покриття, товщиною 25 … 28 m і вмістом фосфору 11 … 12,5 mass.%, наносили методом хімічного осадження з кислого електроліту. термічну обробку (то) зразків з покриттями проводили відпалом у вакуумній печі за температури 450 °с і тривалістю 1 h, зразки з кеп ni–b додатково відпалювали при 900 °с, 1 h. рентгеноструктурний аналіз отриманих покриттів проводили на дифрактометрі дрон-3м у cu-k випромінюванні. електронномікроскопічні дослідження структури покриттів і поверхонь тертя проводили на сканівному електронному мікроскопі evo-40xvp (carl zeiss) з системою рентгенівського мікроаналізу inca energy. трибокорозійні дослідження пластинчатих зразків розміром 50 × 40 × 5 mm з покриттями проводили за схемою тертя “площина сфера“ на установці тертя зі зворотно поступальним переміщенням контактуючих поверхонь [3]. навантаження на індентор (матеріал al2o3, d = 9 мм) становило 2 n, робоче середовище – 0,5 м водний розчин сульфатної кислоти. аналіз результатів досліджень опір покриттів зношуванню оцінювали за шириною доріжки тертя на поверхні плоского зразка з покриттям, утвореній рухомим індентором. отримані результати вказують на те, що всі покриття у вплив термічної обробки на трибокорозію гальванічних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 7 вихідному стані (до термічної обробки) володіють близькими значеннями величини зносу, ширини їх доріжок становлять від 150 m для нікель боридного покриття і до 170 m для гальванічного нікелевого (рис. 1). a b c рис. 1 – ширина доріжок тертя, утворених індентором на поверхні покриттів: a – ni; b – ni-p; c – ni-b відпал при 450°с покриттів ni-b та ni-p докорінно змінює їх структуру та фазовий склад. твердофазна взаємодія частинок бору з нікелевою матрицею за типом реакційної дифузії супроводжується частковим або повним їх розчиненням і утворенням твердого розчину та боридів нікелю ni3b [5]. новоутворені структурні складові займають більший об’єм у матриці, ніж дисперсні частинки у вихідному стані. тому термічна обробка є додатковим чинником, який, підвищуючи об’ємний вміст зміцнювальної боридної фази в покритті та його мікротвердість від 2,7 … 3,8 до 5,5 … 6,8 gpa, забезпечує зменшення інтенсивності зношування. за температури відпалу 900 °с розміри боридних зерен збільшуються до 5 … 7 m, формується композиційна структура матрично наповненого типу з твердістю 8,4 … 9,0 gpа та найвищою зносотривкістю (pис. 1 с). не менш результативним є вплив відпалу на показники зношування нікельфосфорного покриття, для якого фрикційна взаємодія індентора з поверхнею не термообробленого сплаву характеризується високою об’ємною втратою матеріалу і коефіцієнтом тертя та найбільшою тривалістю періоду припрацювання. цьому сприяє невисока (4,32 … 4,51 gpа) твердість покриття, яке у вихідному стані має аморфну структуру і складається з твердого розчину фосфору у гранецентрованій кубічній та гексагональній формах гратки нікелю [6]. перетворення аморфного стану у рівноважний кристалічний в результаті нагрівання є багатостадійним процесом, що характеризується появою кількох проміжкових фаз. на першій стадії кристалізується метастабільна фаза пересиченого твердого розчину nixpy у гексагональній формі. підвищення температури відпалу до 400с призводить до розпаду твердого розчину з утворенням продуктів другої стадії кристалізації − рівноважної суміші фаз ni та ni3р. структурні перетворення супроводжуються значним підвищенням мікротвердості покриття, яка після витримки за температури 450 с становить 8,53 … 9,21 gpа. це відображається на триботехнічних характеристиках термооброблених покриттів: коефіцієнт тертя зменшується до 0,09, а величина зношування – у 2 рази порівняно з покриттям у вихідному стані (рис. 1, b, 2, b). фрикційна взаємодія індентора з поверхнею катодно поляризованих зразків характеризується збільшенням величини зносу майже всіх досліджуваних покриттів (рис. 1). різна морфологія, хімічний і фазовий склад покриттів зумовлюють неоднакову їх абсорбційну здатність і поведінку водню в структурі шару (рухливість, сегрегаційну схильність, хімічну активність, тощо), тому вплив електролітичного на вплив термічної обробки на трибокорозію гальванічних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 8 воднення на характер та інтенсивність зношування кожного покриття не є універсальним. так, величина зносу нікелевого покриття у вихідому стані збільшується у 1,5, а відпаленого при 450 с – майже в 2 рази, що свідчить про більшу схильність рекристалізованої структури до водневого окрихчення. a b c рис. 2 – зміна коефіцієнтів тертя фрикційних пар корундовий індентор – покриття: а – ni; b – ni-p; c – ni-b у вихідному стані електроосаджений нікель містить 20 … 26 сm3/100 g розчиненого водню, що на порядок перевищує рівноважну концентрацію його атомів у нікелі металургійного походження. тобто в післяелектролізний пеіод високорухливий атомарний (іонізований) водень дифундує з пустот гратки в численні об’ємні дефекти структури, утворені в результаті пошарового росту кристалітів, в основному по зеренних і субзеренних границях дислокаційного або двійникового походження [7]. ці мікропустоти, виконуючи роль колекторів молекулярного водню чи інших домішок – частинок гідрооксидів, або молекул органічних речовин, порушують цілісність структури, спричиняють втрату пластичності та зменшення міцності. за катодної поляризації гальванічного нікелевого покриття у процесі тертя відбувається додаткове насичення поверхневого шару атомами водню, активоване різким підвищенням густини та рухливості дислокацій в зоні пластичного деформації. збільшення числа наповнених воднем дефектів структури та його концентрації у гратці, очевидно, зменшує сили міжатомного зв’язку і когезійну міцність поверхневого шару покриття, за рахунок чого зростає величина зносу. подібний і більше виражений негативний вплив катодного наводнення на зносотривкість спостерігається для термообробленого нікелевого покриття. одногодинний відпал при 450 с приводить покриття в стан близький до рівноважного за рахунок рекристалізаційних перетворень (зниження рівня залишкових напружень і густини дислокацій, ріст зерен) та часткового зневоднення. разом з цим, утворення продуктів термічного розкладу органічних і гідроксидних домішок, адсорбованих границями зерен та збільшення концентрації вакансій [8] підвищують схильність рекристалізованої структури до наводнення в процесі тертя, сприяючи руйнуванню поверхневого шару в зоні контакту шляхом диспергування. кеп ni–b у вихідному та термообробленому станах на катодно поляризованих зразках характеризується найменшим зносом порівняно з іншими досліджуваними покриттями (рис. 1, с). мінімальний вплив наводнення на величину зносу спостерігається для нетермообробленого покриття, ширина доріжки тертя на поверхні відпалених зразків при 450 і 900 с в 1,2 та 2,1 рази відповідно вплив термічної обробки на трибокорозію гальванічних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 9 більша, ніж у ненаводнених зразків. тобто, характер впливу електролітичного наводнення на деформаційні процеси та руйнування поверхні тертя зберігається таким, як і для “чистого” нікелевого покриття, але менше виражений, через значний вміст (20 … 45 % об.) в структурі шару частинок аморфного бору чи боридних зерен. висока перенапруга реакції виділення водню на непровідних частинках бору, незначна воднева проникність і стабільність боридів нікелю у цих умовах є факторами зменшення сорбційної здатності покриття та водневого впливу на інтенсивність зношування. в умовах катодного наводнення принципово відмінним від решти покриттів є характер та інтенсивність зношування нікельфосфорного покриття у вихідному (до термообробки) стані. величина зносу у цьому випадку в 2,1 рази менша, ніж неполяризованих зразків. очевидно, інша поведінка розчиненого іонізованого водню в гратці аморфного ni–p сплаву є причиною усунення негативного впливу водневого окрихчення на пластичну деформацію та руйнування поверхні тертя [9]. включення фосфору в гратку нікеля при осадженні перешкоджає формуванню далекого порядку в розміщенні атомів металу, сповільнює їх дифузійну рухливість і блокує ріст кристалів. це призводить до формування ультрадисперсної структури сплаву з розмірами зерен меншими за 5 nm, що рентгеноструктурно визначається як аморфний стан [6]. однорідність структури і відсутність дефектів кристалічної будови (міжфазні і субзеренні границі, дислокаційні скупчення і дефекти упаковки), здатних нагромаджувати молекулярний водень, призводить до зміни характеру катодного наводнення сплаву, в якому зменшується вміст водню у молекулярному стані при відносному збільшенні долі атомарного. радикальна зміна сил міжатомного зв’язку іонізованим воднем полегшує перетворення вихідної аморфної структури сплаву в зоні пластичної деформації на проміжкові метастабільні фази, аналогічно структурним змінам другої стадії кристалізації сплаву при його нагріванні до 300 с. висока густина і дисперсність когерентних та напівкогерентних виділень проміжкових фаз ni3p і ni2p5 вносить суттєвий вклад у дисперсійне зміцнення структури і підвищення її зносотривкості. висновки 1. результати трибокорозійних випробувань покриттів на основі нікелю в умовах катодної поляризації у кислому розчині показали збільшення величини їх об’ємного зносу в 1,2 … 2,3 рази порівняно з неполяризованими зразками. 2. найвищими триботехнічними характеристиками володіє кеп нікель бор після відпалу при 900 с, що свідчить про високу стійкість боридної структури до наводнення у процесі тертя. 3. в умовах електролітичного наводнення величина зносу нікельфосфорного покриття у вихідному стані зменшується в 2,1 рази порівняно з його зношуванням за відсутності катодної поляризації. література 1. kula p. the comparison of resistance to hydrogen wear of hardened surface layers // wear. – 1994. – vol. 178 – p. 117-121. 2. мардаревич р.с. дослідження процесу електроосадження композиційних покрить системи нікель–бор // вестник нац. технич. ун-та «хпи». – 2005. – № 15. – с. 107– 110. 3. винар в.а., довгуник в.м., студент м.м. методичні особливості трибокорозійних досліджень // фізико-хімічна механіка матеріалів. – 2010. – № 5. – с. 59–64. 4. ковенский и.м., поветкин в.в., венедиктов н.л. изменение защитных и механических свойств электролитических покрытий в процессе отжига. // защита металлов, 1992. – t. 28, № 3. – с. 338341. 5. structure-phase transformation in electrochemical boron containing coatings by thermal treatment /pokhmurskii v., mardarevych r., wielage b., pokhmurska h., wank a // tagungsband zum 8. werkstofftechnischen kolloquium, chemnitz. – 2005. – band 22. – p. 33-40. 6. поветкин в.в., ковенский и.м., устиновщиков ю.и. структура и свойства электролитических сплавов. – м.: наука, 1992. – 255 с. 7. спиридонов б.а., гусев а.л., шалимов ю.н. наводороживание никелевых покрытий, полученных на постоянном и импульсном токе // альтернативная энергетика и экология. – 2007. – № 5 (49). – с. 45–48. 8. горелик с.с., блантер м.с. образование вакансий при рекристаллизации // известия ан ссср. металлы. – 1982. – № 2. – с. 90–93. 9. взаимодействие водорода с металлами / агеев в.н., бекман а.г, бурмистрова о.п. и др. м.: наука, 1987. – 296 с. надійшла в редакцію 31.07.2018 вплив термічної обробки на трибокорозію гальванічних покриттів на основі нікелю проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 10 мardarevych r.s., vуnar v.a., slepkor.t., vasyliv kh.b. effect of thermal treatment on the tribocorrosion resistance of nickel-based galvanic coatings. the tribocorrosion behavior of nickel-based galvanic coatings before and after thermal treatment has been investigated. the influence of hydrogenating on the tribotechnical characteristics of the coatings in a 0.5 m aqueous solution of sulfate acid has been studied. galvanic nickel coating of 50 ... 60 μm thickness was applied to samples in sulfate chloride electrolyte. composite electrochemical nickel-boron coating (cpe) of a similar thickness was applied from a suspension of amorphous boron in a sulfate chloride electrolyte of nickel. the developed chemical composition of the bath, the parameters of electrolysis and the hydrodynamic modes of mixing the suspension provide electrodeposition of a high-quality composite nickel-boron layer with a homogeneous distribution of boron particles and their content in the nickel-matrix of 4.8 ... 5.3 mass%. nickel-phosphorous coating was applied by the method of chemical precipitation from acidic electrolyte. thickness of coating was 25 ... 28 m and phosphorus content was 11 ... 12.5 mass%. thermal treatment of samples with coatings was carried out by annealing in a vacuum furnace at 450°c for 1 hour. samples from ni-b cpe were additionally annealed at 900°c for 1 h. tribocorrosion studies of plates 50×40×5 mm with coatings were carried out according to the scheme of friction "plane-sphere" with the reciprocating displacement of contacting surfaces. the load on the indenter (al2o3 ball, ø9 mm) was 2 n. material losses were determined by the width of the friction track. it is established, that cathodic polarization reduces wear-resistance of coatings in 1,2 ... 2,3 times. an electrochemical composite ni-b coating after annealing at 900°c forms a new heterogeneous structure. it consists of a solid nickel solution and ni3b boride grains inclusions. high hardness and sufficient resistance to hydrogen determine the increased wear resistance of this composition compared with others. hydrogenating of the ni-p coating at the friction reduces wear by 2.1 times. key words: nickel-based galvanic coatings, heat treatment, tribocorrosion, hydrogen, friction coefficient. references 1. kula p. comparison of resistance to hydrogen wear on hardened surface layers. wear. 1994. vol. 178. p. 117-121. 2. mardarevich r.s. investigation of the electrodepositing process of nickel-boron based composite coatings. vestnik nats. technical university "khpi". 2005. no. 15. p. 107110. 3. vynar v.a., dovgunyk v.м., student м.м. methodical features of tribochorous researches. physical-chemical mechanics of materials. 2010. no. 5. p. 59-64. 4. kovensky i.m., povetkin v.v., venediktov n.l. changing the protective and mechanical properties of electrolytic coatings during annealing. protection of metals, 1992. t. 28, no. 3. p. 338-341. 5. structure-phase transformation in electrochemical boron containing coatings by thermal treatment /pokhmurskii v., mardarevych r., wielage b., pokhmurska h., wank a. tagungsband zum 8. werkstofftechnischen kolloquium, chemnitz. 2005. band 22. p. 33-40. 6. povetkin vv, kovensky i.m., ustinovschikov yu.i. structure and properties of electrolytic alloys. moscow: nauka, 1992. 255 p. 7. spiridonov b.a., gusev al, shalimov yu.n. hydrogenation of nickel coatings obtained by constant and impulse current. alternative energy and ecology. 2007. no. 5 (49). p. 45-48. 8. gorelik ss, blanther ms formation of vacancies at recrystallization. izvestiya of the academy of sciences of the ussr. metals. 1982. no. 2. p. 90-93. 9. interaction of hydrogen with metals. agaev vn, becman ag, burmistrova o.p. and others. m.: nauka, 1987. 296 p. copyright © 2019 v. aulin, v. kropivnyi, o. kuzyk, v. kropivna.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 74-84 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-74-84 increase of wear resistance of cast iron by the directed of structure formation of his matrix with vermicular graphite v. aulin*, v. kropivnyi, o. kuzyk, v. kropivna central ukrainian national technical university, c. kropyvnytskyi, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.com abstract the study was made of cast iron with vermicular graphite of the mark civg 300-4, for the production of which it was used the melts with a composition close to the eutectic, modified with the vl 63 (m) ts lag containing mg = 6.5 %, ca = 1.8 %, si = 46 %, rzm = 0.7 %, fe the rest. the results of the influence on the structure of the metal matrix, modification conditions and formation of vermicular graphite are given. perlite areas located between eutectic colonies of vermicular graphite as the place of formation of phosphide inclusions and micropores are revealed. it is determined that increase in dispersion of inclusions of vermicular graphite leads to a decrease in mechanical properties by reducing the compactness of graphite inclusions and increasing the ferritization of the metal base. influence of residual magnesium content in different structures of graphite is given. the influence of the thickness of the cross-section of casting on the content of perlite in the structure of the metal matrix of cast iron with vermicular graphite, the change of its structure with acceleration of cooling of casting and the character of the distribution of si, mn, cr and p are studied. it has been found that the use of antimony as a perlizator complicates its strong deglobuliratory action, and chrome by bleaching effect. it has been determined that microleagulation by chromium provides only up to 60 ... 65 % perlities, and the addition of 0.3% copper can increase the perlite content up to 80 %. it has been shown that despite the higher degree of perlization, the hardness of pig iron with vermicular graphite with microleagulation by antimony in all cross sections is lower than with microleagulation by chromium. at the same time, the reduction of the microhardness of perlite by the addition of antimony can be a promising method of providing increased wear resistance of cast by the iron with vermicular graphite. key words: vermicular graphite, microalloying, perlizating, wear resistance. introduction one of the most promising among these materials is cast iron with vermicular graphite (civg). a large amount of scientific research is directed at the study of this material. in comparison with grey iron, cast iron with vermicular graphite has a higher strength and increased plasticity. in comparison with pig iron spherical graphite civg has several advantages: lower coefficient of thermal expansion, higher thermal conductivity, higher stability when working under conditions of thermo cyclic loads, better damping properties, higher level of casting properties. this complex of properties determines the possibility of efficient use of civg for the manufacture of brake discs of high-speed rail transport, blocks and head of cylinders of powerful internal combustion engines, exhaust manifolds. technological techniques (micro alloying, heat treatment) allow to make castings with civg with different content of perlite according to their setting. so, for the manufacture of exhaust manifolds to prevent high-temperature growth ferrite civg is used. blocks and cylinder heads are made mainly of perlite civg, which provides maximum strength with high thermo physical characteristics. for ordinary castings in machine building, civg with a ferrite-pearlitic matrix is widely used. literature review the machine-building industry is a stable consumer of cast iron castings. in 2016, the total volume of problems of tribology 75 their production was close to 80 million tons [1]. at the same time, the potential of cast iron as a material is still not fully realized. the production of grey cast iron with flaked graphite almost twice exceeds the production of high-strength pig-iron. in addition, the use of civg allows you to reduce the mass of powerful diesel engines up to 22 % [2]. in ukraine, the grades of civg are regulated by dstu 3926-99, which defines four grades of civg: civg 300-4, civg 300-5, civg 400-4, civg 500-1, where the first group of numbers is the time resistance of tensile rupture, mpa; second digit relative elongation, %. the iron is first and foremost determined by the ratio of the content of ferrite and perlite in the structure of the metal matrix. with an increase in the content of perlite by 20 % (from 60 to 80 % perlite), an increase in the tensile strength of 10 … 15 % and a decrease in relative elongation (plasticity) is observed. the content of perlite is also significantly affected by the hardness and wear resistance of civg. the production of civg expands the use of "inmold" the process, the essence of which is the processing of iron-silicon melts magnesium ligatures inside the casting form [3]. the technology of modification inside the casting form (micf) is characterized by high efficiency and special thermo-kinetic conditions of modifying treatment of the melt. as a result of such processing, the time between the introduction of the additive and the crystallization of the melt is reduced, more dispersed structures are formed, there is no need for secondary forming graphitizing modification. the structure of civg produced by micf is quantitatively different from the structure of pig iron obtained by traditional methods of ladle modification. purpose of the study the purpose of this study is to increase of wear resistance of cast iron by the establishment the peculiarities of the formation of civg, obtained by modifying the inside of the casting mold, and developing ways of controlling the formation of the metal base during the eutectoid transform. research methodology high-strength cast iron was smelted in an induction stove, the chemical composition of which corresponded to the mark civg 300-4 (dstu 3926-99). melt materials with a composition close to eutectic (3.1 … 3.9 % c and 1.6 … 2.9 % si) were used to obtain civg, which provides high casting properties. the decrease of the carbon equivalent resulted in an increase in the inclination of the cast-iron to crystallization with a whiteness, and the transition to zeevtectic compositions causes the formation of point graphite, which leads to a decrease in the level of mechanical properties. the melting was carried out on a charge, which included casting cold and natural-alloyed pig-iron, the return from the production of high-strength pig-iron and ferroalloys, which ensured the production of melts with a sulfur content of less than 0.03 %. qualitative results were obtained with the application of steel scrap after carburization with an electrode fight. the melt was modified with vl 63 (m) ts with a content of mg = 6.5 %, ca = 1.8 %, si = 46 %, rem = 0.7 %, fe the rest. before modification, the ligation was additionally ground and sifted, using a fraction of 1.5...4.0 mm for treatment. the research was carried out by comparing the results of micf and ladle modification. in both cases, experimental castings, consisting of a step-by-step sample for conducting metallographic research, a blank for the determination and testing of mechanical and two discontinuous samples with a diameter of the bursting section of 16 mm, used in mechanically untreated for accelerated control of mechanical properties. the experimental pilot casting system included a reaction chamber in the form of a cut cone with a ratio of the main dimensions established on the basis of recommendations for the acquisition of pig iron with spherical graphite by in-line modification [4]. to improve the interaction of the melt with the ligature, the tangential delivery of the metal into the reaction chamber was carried out. it was found that the creation in the reaction chamber of the mode of the centrifugal movement accelerates the formation of a rigid-solid medium, which contributes to the intense dissolution of the modifier. in comparison with rectangular reaction chambers, when modifying in a centrifugal reaction chamber with a modifier consumption of 1% of the weight of the poured metal, the residual magnesium content in the metal of the casting is increased by 1.5 times. the main parameter that determines the kinetics of dissolution of the ligature in the melt with micf is the dissolution factor (fr): fr v s , where v – speed of pouring of metal into the form, kg/of с; s – area of the horizontal intersection of the reaction chamber, m2. the dissolution factor determines the amount of ligature that is absorbed by the melt when modified inside the casting mold and is regulated by changing the melt pouring rate into the shape and size of the reaction chamber. the design of the model equipment of the experimental casting allowed the use of variable reaction problems of tribology 76 chambers with a diameter 1d in the range of 30 ... 60 mm and thereby change the dissolution factor within 100 ... 700 kg/s × m2. to study the influence of the cooling rate on the formation of pig-iron, an installation was developed that allows to increase the cooling rate of individual areas of casting in the temperature range of the eutectoid transform (fig. 1). fig. 1. design of the installation for studying the effect of cooling rate on the formation of pig iron: 1 – a cooling block; 2 – a control block; 3 – a chimney; 4 a reactionary chamber; 5 – overhead casting box; 6 – a thermocouple; 7 – lower casting box inside the foundry there were cooling blocks in the form of a spiral from a 5 mm diameter steel tube with a refractory coating. in the center of the cavity of the foundry formed by the inner surface of the cooling unit, a thermocouple is installed, the electromotive force of which is registered by an automatic potentiometer. at a given temperature in the process of cooling through the cooling unit flow of flowing water was provided, which provided 4 times the acceleration of cooling of this casting area. to determine the independent influence of the cooling unit on the formation of the structure of the casting, a control block was inserted into the mold, through which the water was not passed through the cooling process. gypsum was prepared according to the generally accepted technique. the metallographic analysis was performed using a microscope rem-106. results when constructing iron castings, as well as developing a technology for their mechanical processing, it is important to know the structure of the metal matrix, as well as the effect on its formation of modification conditions. civg obtained by micf according to the applied technology differs from the lower content of mgres obtained with scoop retrofitting by a greater dispersion of graphite inclusions, as well as a lower tendency to crystallize with a whitening effect that affects the structure of the metal matrix. the formation of vermicular graphite is accompanied by an abnormal ferritization of a metal matrix. in the structure of the metal matrix of civg, obtained by micf and civg, obtained by ladle modification, perlite areas are located between eutectic colonies of vg and are places of arrangement of phosphide inclusions and micropores (fig. 2) fig. 2. microstructure civg з mgres = 0,015 % (crossing of 35 мм thick after micf, х100 problems of tribology 77 the increase in the structure of high-strength pig-iron dispersion inclusions of vermicular graphite from vgf3 to vgf1 (gost 3443-87) leads to a decrease in mechanical properties as a result of reducing the compactness of graphite inclusions and by increasing the ferritization of the metal base. ferrites are noticeably thicker around inclusions of vermicular graphite compared with spherical graphite. formation of inclusions of vermicular graphite is accompanied by abnormal ferritization [5] (fig. 3, b no.5). an explanation of such an effect can be made on the basis of the determination of the method of stereometric metallography for a certain increase in the length of the section of the section "graphite-metal matrix", which provides a reduction of carbon pathways in the process of eutectoid transformation (fig. 3, b no.4). a b fig. 3. influence of the residual magnesium content in pig-iron, obtained by modification in the casting on: a – the ratio of graphite inclusions in the structure of cast iron; b – the length of the line of the section "graphite-metal matrix" and the content of perlite; 1 – plate graphite; 2 – vermicular graphite; 3 – spherical graphite; 4 – the length of the line of the section; 5 – the content of perlite; in-process [6] the results of the research are presented using the method of x-ray microtomography of the size, shape and distribution of the sizes of graphite inclusions, the distance between its adjacent inclusions in various types of pig iron of the close chemical composition. it was established that the surface area of spheroid graphite inclusions in high-strength cast iron was 0.973 mm2, in civg – 2,195 mm2, in gray iron with lamellar graphite – 3.863 mm2. in this case, gray cast iron was characterized by the highest content of perlite in the metal base. thus, the spatial branching of the inclusions of vermicular graphite can not be recognized as the main cause of abnormal ferritinization of civg. a certain influence on the structure of the metal matrix civg is carried out by the thickness of the intersection of the casting, the modification method, as well as the content of si and mn, similarly to the effect of these factors in gray and high-strength pig-iron. civg, obtained by micf in thin sections, casting contains a higher amount of perlite than cast iron after batch processing. the reason for this effect is due to the greater compactness of graphite inclusions in the first case. with a decrease in the content of silicon from 2.9 to 2.1 %, or with an increase in the content of manganese from 0.5 to 0.9 %, the content of perlite increases by 15 … 20 %. at the same time, the maximum number of perlite in the intersection of a thickness of 35 mm to 50 % is achieved, which indicates the inadequate management of the structure of the metal matrix of quartz crystals by the change in the content of silicon and manganese. problems of tribology 78 intensification of the cooling of castings with civg from 1.6 to 4.5 deg/s in the post-crystallization period in the temperature range from 980 oс to 600 oс contributes to noticeable perlizatsii with an increase in cooling rate of more than 2.3 deg/s. at a cooling rate of 4.2 grad/s content the perlite in the metallic basis is increased by 2.5 times (fig. 4, 5). in this case, the ferrite is invariably placed near the inclusions of vermicular and spheroidal graphite in the form of a curvature, the average thickness of which decreases from 16 to 8 microns with increasing cooling velocity. thus, effective perlitization of civg by increasing the cooling rate in the production environment is possible only in the case of the use of chill casting. a b fig. 4. changing the structure of the metal matrix chvg when accelerating the cooling of the casting from temperatures 970 … 980 oc (x200): a – control casting (v = 1.5 deg/s); b– accelerated cooling castings (v = 4.2 deg/s), х200 fig. 5. influence of the cooling rate in the range of temperatures 980 … 600 oc on the content of perlite (1) and the average thickness of ferrite flakes near graphite (2) the evaluation of the effect of the cooling rate on eutectoid transformations in civg was carried out by the method of differential thermal analysis [7]. samples from civg after austenisation at 950 °c were cooled to room temperature at different speeds in the range 1...55.5 °c/min. it is confirmed that even at the highest studied cooling rate in the structure of civg ferrite grains are found, located predominantly along the inclusions of vg. such placement of ferrite formation along the particles of vg indicates that the ferrite is formed and grows more easily than inclusions of vermicular graphite in comparison with lamellar and spherical graphite. at the differential cooling curves, at all investigated cooling rates, the thermal peaks of the beginning and end of eutectic transformation are detected. even at the highest cooling rate there was a small delay associated with the formation of ferrite. an increase in the rate of cooling of samples with civg from 1 °c/ min to 55.5 °c / min reduces the temperature of the beginning of eutectoid transformation from 762 °c to 700 °c, and the completion temperature of perlite formation from 725 °c to 675 °c influence of the distribution of chemical elements in ferrite sections on the properties of civg micro-x-ray spectral investigation of microstructure of civg showed that the chemical composition of the ferritic sites is characterized by a higher content of si and a lower content of mn and cr (fig. 6). problems of tribology 79 a с b d fig. 6. distribution of si (a), mn (b), cr (c) and p (d) in the metallic matrix of civg: 1 – ferrite; 2 – is a pearlite; 3 – including of phosphide; 4 – graphite luminous inclusion inside the perlite region is a place of segregation of p, cr and mn and is a doped chromium and manganese phosphide. the ferrite is characterized by high homogeneity by si and mn, and at the outlet of the electron probe to the perlite section, the concentration of si begins to decrease naturally, and mn begins to grow. maximum decrease of si content and increase of mn in perlite areas occurs near phosphide inclusions. chrome in the ferrite of the investigated pig iron is practically absent, but in perlite, as far as the distance from ferrite sections, its concentration increases to 0.05 ... 0.07 %. the character of the distribution of copper, as a pig iron perlitalyst, was similar to silicon, and tin to chromium. these results are confirmed by the construction of two-dimensional quantitative pictures of the distribution of si and mn, constructed on the basis of the results of linear microrentense-spectral analysis (fig. 7). the transition from the ferrite shell around the vermicular and spheroidal graphite to the perlite is associated with a change in the concentration of si and mn. the inclusion of vermicular, compact and globular graphite is covered by lines of isoconcentration of si and mn, which are oriented to the position of the surface of the ferrite-vermicular graphite section. the distribution of the si and mn cast iron structure and the extension of the interface boundary of the graphite-metal matrix from 20 to 25 mm/mm2 in spheroid graphite to 50...60 mm / mm2 during the formation of a mercuric graphite leads to an increase in the size of sites with high si content and reduced mn. the statistical processing of the results of the microrentense-spectral analysis shows that the transition from the ferrite to the perlite site, regardless of the degree of compactness of the graphite inclusions, occurs at a content of 3.80 … 3.84 % si and 0.63 … 0.64 % mn. thus, the formation of a ferrite metal matrix in castings from an uncontrolled civg is primarily related to the character of the distribution of silicon and manganese [8]. from the technological point of view, it is promising to reduce the diffusion mobility of carbon atoms by choosing the rational content of si and mn. however, reducing the silicon content will increase the tendency of the melt to crystallize by the metastable mechanism, and increasing the content of manganese by more than 1 % will cause the formation of poly-carbides (fe-mn)3c with increased hardness [9]. the impossibility of obtaining high levels of perlizzation due to changes in the content of permanently present in the cast iron elements necessitates the search for more effective measures of influence on structure formation. the structure of the metal base of castings is determined by their chemical composition, the cooling rate (thickness of the cross-section), the effectiveness of graphitizing modification, the form of graphite. according to data [10], the coefficient px, which takes into account the complex perlitizing effect of chemical elements in high-strength castings, is determined from the ratio px = 3.0 (% mn) 2.65 (% si) + 7.75 (% cu) + 90 (% sn) + + 357 (% pb) + 333 (% bi) + 20.1 (% as) + 9.60 (% cr) +71.7 (% sb). to achieve the same structure of the metal matrix (in terms of perlite content), the copper to the iron should be 8 ... 10 times larger than the addition problems of tribology 80 of tin [10,11]. of the aforementioned chemical elements that effectively affect the structure of the metal matrix, there is no resistance to the formation of vg only with the addition of tin, copper, chromium and molybdenum. а b c fig. 7. distribution of si and mn in the structure of the metallic matrix of civg: а – microstructure of investigated area (х200); b – distribution of mn; c – distribution of si the effect of the complex use of minor additives of several alloying elements, as a rule, provides better results than the use of the increased additive of a single alloying element. copper and tin, as elements that inhibit the formation of ferrite, do not cause the formation of structural-free cementite in thin sections. as a result, there are only slight fluctuations in the structure of the metal matrix of the microlized iron in castings with considerable discrepancy. the study of the effect of copper in an amount up to 3.8 % on the transformation by cooling civg modified in the foundry showed [12]: copper supplements increase the temperature of the beginning and end of the evacuation transformation at 5 ... 8 °c by 1 % cu; the eutectic conversion temperature decreases with copper supplements by about 5 6 ° c by 1 % cu; copper supplements do not increase the propensity of civg to crystallize by metastablemechanism, with an increase in copper content up to 2.0 %, there is an increase in the hardness of ferrite and perlite; when more than 2.0 % copper is added to the melt, the amount of ferrite in the structure of the metal matrix does not exceed 10 %. the use of such an element as antimony as a perlizator of civg is complicated by its strong deglobulirujushchim action, and chromium a bleaching effect. the low propensity to crystallization with the release of civg obtained with micf, creates the preconditions for the use of microluble chromium, which effectively reduces the carbon diffusion in iron. on the other hand, the maximum reduction of the period between modification and crystallization of the melt with intraformal modification makes it possible to more effectively use antimony for magnesium fermentation in order to perlite. chromium was tested in the amount of 0,1…0,5 % and 0,01 … 0,05 % antimony in low-sulfur pigments of eutectic composition (3,5 … 3,6 % c, 2,4 … 2,6 % si, 0,60 … 0.65 % mn), obtained by technology of ladle and intraformal modification. the specified chromium content in the melt was provided with an additive before modification in the ferrochromium bin фх015. in the case of ladle modification in cross sections of a step-bystep test with a thickness of 15 … 35 mm, the increase in chromium content from 0.05 to 0.15 % resulted in an increase in the content of perlite from 25 to 50 % (fig. 8). problems of tribology 81 a b fig. 8. influence of the thickness of the cross-section of casting on the hardness of civg, microlended with chromium: a – ladle modification; b – micf; 1 – civg without micro-alloying additives; 2 – cast iron with 0.15 % cr; 3 – cast iron with an addition of 0.30 % cr with micf, the more effective graphitizing action of ligatures allows the chromium content to be increased up to 0,3 % in the cast iron without the formation of whitening in the thin sections of the stepped sample and reach in the intersection of a thickness of 35 mm to 65 % perlite. along with the perlitration of a metal matrix, chromium as a part of civg leads to an increase in the thickness of casting on hardness. microglamping chromium civg produced by the micf method provides for a mere 60 to 65 % perlitration and can be used predominantly in the production of thick-walled castings. an additional microleakage of the melt with the addition of 0,3 % copper allowed to increase the content of perlite in the metal base to 80 % (fig. 9). а b fig. 9. microstructure of microglaciated chromium civg after micf (cross section of casting with a thickness of 35 mm); a – 0.25% cr; b – 0.15% cr, 0.3% cu, x200 problems of tribology 82 the micro alloying additives of chromium can be introduced into the melt and as part of the charge materials. the introduction into the antimony melt, which hastily been used as a pigment fermenter of grey pigments, was investigated both in the composition of the charge materials and in the composition of the modifying mixture. the introduction into the melt with the charge materials of more than 0.01 % sb with the content of mgres to 0.02 % and 0.01 % of ce leads to the complete degeneration of vg in the lamellar. this is especially true for iron-laden modifiers, when the thickness of most graphite inclusions, which are located both in the form of independent colonies, and in the form of processes from the surface of compact and spherical inclusions of graphite does not exceed 1.5 2.5 microns (fig. 9). in this case, the content of perlite reaches 90 %, which indicates the possibility of efficient use of antimony as a pig iron pearlizer with a low content of magnesium. joint introduction of antimony in an amount up to 0.02 % with a ligature at micf did not cause degeneration of vg and ensured an increase in the content of perlite in the structure of the metal matrix to 80 85 % (fig. 10). а b fig. 10. microstructure of pig-iron, micronutrient 0.015 % antimony. crossing of 35 mm thick: a – ladle modification; b – micf, х200 ferrite is thus preserved mainly in the form of a shell, around the inclusion of globular graphite. this is due to the lagging of the even distribution in the melt of antimony, which is introduced at micf, from the process of forming the austenitic membrane around spherical graphite. increasing the antimony supplementation by more than 0.02 % causes a marked decrease in the compactness of the inclusions of vg, the formation of spiked aphids from the main inclusions of graphite, and at individual sites and before degeneration in the lamellar at the content of perlite to 85 %. in spite of a higher degree of perlization, the hardness of antimony microdermabrasion in all sections of the stepped test is lower than that of cast iron microglaciated with chromium. particularly significant is the difference in the intersection of a thickness of 5 mm. measurements of microhardness of structural components of the original pig iron and cast iron, microleaked cr and sb, showed significant differences in the structure of perlite and ferrite. the micro-ray-spectral analysis of the composition of these structural components shows a significant decrease in the difference between the content of si and mn in perlite and ferrite fennel civg, as well as a decrease in the degree of clearance mn do between the eutectic grains. this gives an explanation as a decrease in the propensity to halve the crystallization of the antrious quinine, and to reduce its hardness in comparison with pig-iron, microlagged chromium. conclusions 1. the formation of ferrite sections in civg is due to diffusion displacement of carbon atoms. the rate of diffusion of carbon is determined by the rate of cooling of the casting in the process of eutectoid transformation and microlivium in the metal matrix si, mn and cr. significant branching of the inclusions of vermicular graphite in the volume of the eutectic colony in comparison with spherical graphite, on the one hand, and the formation in the process of crystallization near vermicular graphite of austenitic shell with high content of si and low content of mn and cr, on the other, creates favorable conditions for leakage carbon diffusion during eutectic transformation by a stable mechanism. 2. microalloying of with antimony is a promising technological process of perlizating the metal matrix of different castings with of civg of and is building up wear resistant cast iron and wares from him. 3. microalloying of of melt with antimony and chromium in conjunction with of micf of with problems of tribology 83 magnesium ligatures expands the ability to control the structure of the metal matrix of civg of in the cast state. it of has been determined that the use of such micronutrients adds up to 85% to the structure's perlitization. to of achieve a higher degree of perlization of the structure of the metal matrix of civg, it is rational to use heat treatment and by a test a friction. references 1. glatush v.a., doroshenko v.s. sostoyanie i perspektivyi razvitiya mirovogo ryinka metallootlivok. oborudovanie i instrument dlya professionalov. 2018. №3. с. 66-70. 2. dawson s., schroeder t. practical applications for compacted graphite iron. afs transactions. 2004. 04. р. 1-9. 3. zych j., żyrek a. vermicular cast iron production in the “inmold” technology (in the metalpol casting house) and the assessment of its thermal fatigue resistance. archives of foundry engineering, polish academy of sciences – katowice: volume 11. issue 3. 2011. р. 255 – 260. 4. petrichenco a.m., solntsev l.a., kolyada v.a., zaidenberg a.m. investigation of the in-mould process and its using in the production of high-strengts iron casting inside faced chill mouls. 45th international foundry congress, № 24, p. 3-10. 5. aulin v.v., kropivnyi v.m., kuzyk o.v. kharakter formoutvorennia hrafitu v chavuni v protsesi vyplavky ta lazernoi obrobky. visnyk inzh. akademii ukrainy. 2016. №3. с. 139-145. 6. salomonsson k., jarfors a. e. w.three-dimensional microstructural characterization of cast iron alloysfor numerical analyses. materials science forum. 2018. vol. 925, р. 427-435. 7. lacaze j., thébault y., freulon a., guesserw. l. effect of cooling rate on the eutectoid transformationin compacted graphite cast iron. materials science forum submitted: switzerland. 2017. vol. 925, р 12-18. 8. aulin v.v., kropivnyi v.m., kuzyk o.v. ziasuvannia pryrody protsesiv strukturnykh ta fazovykh peretvoren v zalizovuhletsevykh splavakh na osnovi utvorennia molekuliarnoi formy vuhletsiu. zb. nauk. prats kntu. tekhnika v s/h vyrobnytstvi, haluzeve mashynobuduvannia, avtomatyzatsiia, vyp. 29. kirovohrad. 2016. с. 94-104 9. roula a., kosnikov g.a. manganese distribution and effect on graphite shape in advanced cast irons. materials letters 62. 2008. 3796-3799. 10. thielman t. zurwirkung von spurenelementen in gusseisenmitkugelgraphit. giesssereitechnik. 1970. (1). р. 16-24. 11. litovka v.i. povyishenie kachestva vyisokoprochnogo chuguna v otlivkah. kiev: naukova dumka. 1987. 208 с. 12. gumienny g., kacprzyk b., gawroński j. effect of copper on the crystallization process, microstructure and selected properties of cgi. archives of foundry engineering, polish academy of sciences – katowice, vol. 17, issue1. 2017. р. 51-56. problems of tribology 84 аулін в.в., кропівний в.м., кузик о.в., кропівна а.в. підвищення зносостійкості чавуна спрямованим структуроутворенням його матриці з вермикулярним графітом. дослідженню підлягав чавун з вермикулярним графітом марки чвг300-4,для одержання якого, використовували розплави зі складом, близьким до евтектичного, модифікуваного лігатурою vl 63 (м)тс з вмістом mg = 6.5 %, ca = 1,8 %, si = 46 %, рзм = 0,7 %, fe – решта. наведені результати впливу на структуру металевої матриці умов модифікування та формування вермикулярного графіту. виявлено перлітні ділянки, розміщені між евтектичними колоніями вермиклярного графіту як місця формування фосфідних включень і мікропор. визначено, що збільшення дисперсності включень вермикулярного графіту призводить до зниження механічних властивостей за рахунок зниження компактності графітних включень та підвищення феритизації металевої основи. наведено вплив залишкового вмісту магнію у різних структурах графіту. досліджено вплив товщини перетину виливка на вміст перліту в структурі металевої матриці чавуну з вермикулярним графітом, зміна її структури при прискоренні охолодження виливка та характеру розподілу si, mn, cr і p. виявлено, що застосування у якості перлітизатора сурьми ускладнює його сильну деглобуляризуючу дію, а хром – відбілюючим впливом. визначено, що мікролегування хромом забезпечує перлітизацію лише до 60 … 65 %, а добавка 0,3 % міді дозволяє підвищити вміст перліту до 80 %. показано, що не зважаючи на більш високий ступінь перлітизації, твердість чавуну з вермикулярним графітом при мікролегуванні сурьмою у всіх перетинах нижча, ніж при мікролегуванні хромом. в той час зниження мікротвердості перліту добавкою сурьми може бути перспективним методом забезпечення підвищеної зносостійкості чавуну з вермикулярним графітом. ключові слова: вермикулярний графіт, мікролегування, перлітизація, підвищення зносостійкості. дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 6 скиба м.є., стечишин м.с., олександренко в.п., курской в.с., мартинюк а.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: m-mezon@ukr.net дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді удк 621.193.16 у роботі наведена тематика науково-теоретичних і прикладних робіт, які проводяться в лабораторії подільського наукового фізико технологічного центру (пнфтц) при хмельницькому національному університеті. на основі проведених досліджень показана можливість значного розширення технологічних рамок безводневого азотування в тліючому розряді завдяки можливості контролю і регулюванню не лише режимними, але і енергетичними параметрами процесу насичення поверхні азотом ключові слова: безводневе азотування в тліючому розряді (батр), фізико хімічні властивості поверневих шарів, зносостійкість вступ більшість машин і механізмів (85 … 90 %) виходять з ладу не через поломки, а в результаті зношування робочих поверхонь окремих деталей. при цьому витрати на ремонт і технічне обслуговування машин, як правило, перевищують їх вартість. так, витрати коштів у машинобудуванні розвинених країн, пов’язаних із зношуванням деталей вузлів досягають 8 % національного доходу. крім того, за даними проведених досліджень від 1/4 до 1/3 виробленої протягом року енергії витрачається на подолання сил тертя у рухомих з’єднаннях деталей машин [1]. тому підвищення надійності та довговічності деталей вузлів тертя пов'язаний з вибором матеріалів пар тертя, термічної і хіміко-термічної обробки поверхонь тертя. втім, в останній час перевага надається впровадженню методів керованої модифікації поверхонь металів, які базуються на дії концентрованих потоків енергії та хімічних речовин на поверхню [2]. найширше застосування, в наш час, отримали вакуумні, лазерні та іонні технології, що дозволяють формувати задані експлуатаційними умовами фізико-хімічні характеристики поверхневих шарів металів і одночасно характеризуються найменшою енергоємністю технологічних процесів. з перелічених технологій з погляду енергоємності і універсальності застосування є, на наш погляд, безводневе азотування в тліючому розряді (батр). так, батр є ефективним методом модифікації не лише деталей виготовлених з конструкційних сталей, але і деталей штампового, ливарного виробництв та деталей і вузлів харчових і хімічних підприємств, що зазнають інтенсивного впливу різних видів корозійно-механічного зношування. у подільському науковому фізико-технологічному центрі (пнфтц) при хмельницькому національному університеті на протязі багатьох років проводиться розробка і дослідження вакуумнодифузійних газорозрядних технологій модифікації поверхонь за напрямками: «теоретичні основи процесів карбоазотування в тліючому розряді», «теорія та фізичні положення поверхневої модифікації поверхонь металів в тліючому розряді з автономними параметрами режиму», «розробка вакуумно-дифузійних газорозрядних технологій дискретного зміцнення деталей триботехнічних систем» та ін. [2]. проведені дослідження опираються на принципово нові положення теорії дифузійних газорозрядних процесів іонного азотування поверхонь металів і сплавів, які базуються на пріоритеті енергетичних підходів [3]. з таких позицій теоретичні основи батр не розглядалися вітчизняними і закордонними дослідниками, але саме вони дозволяють значно розширити рамки технологічних можливостей азотування для досягнення фізико-хімічних характеристик поверхневого шару деталей, які якнайкраще відповідають умовам їх експлуатації. у даній роботі, опираючись на енергетичну теорію батр, на прикладі сталі 40х, показані закономірності зміни структурного і фазового складу азотованого шару та відповідні їм зміни фізикомеханічних і, зокрема, трибологічних характеристик. методика проведення досліджень безводневе азотування в тліючому розряді проводили на промисловій установці уатр-1 подільського наукового фізико-технологічного центру (пнфтц) хмельницького національного університету. установка належить до моделі діодного типу на постійному струмі і була додатково укомплектована нагрівальними елементами розміщеними в газорозрядній камері, що дало можливість довільно міняти енергетичний параметр – величину напруги u, а значення густини струму i, (відношення величини стру дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 7 му до загальної площі деталей садки і підвіски) визначалося комбінацією довільно заданої напруги і тиску газової суміші та часу азотування (τ = 4 години). особливістю цієї установки є використання в якості насичувального середовища в процесі азотування безводневої газової суміші (суміш азоту та аргону), що виключає водневе окрихчування поверхні металу. відсутність водню, який нейтралізує кисень, вимагає застосування особливо чистих насичувальних газів (99,99 %) і високої герметичності системи газопостачання. невелика кількість кисню, викликає утворення оксидів на поверхні металу і різко зменшує коефіцієнт дифузії азоту в металах. тому система газозабеспечення містить кисневий уловлювач, який нейтралізує залишки кисню в насичувальному середовищі. для забезпечення незалежності енергетичних характеристик режиму батр розроблено конструктивне рішення, що наведено на рис. 1. корпус камери 1 є анодом, всередині камери розміщена підвіска-катод 2 до якої під’єнано стакан 3 де встановлено зразки 8. стакан з внутрішньої сторони нагрівається спіральним ніхромовим нагрівачем 4 навитим навколо керамічної трубки 5. ступінь нагріву регулюється автотрансформаторм 6. баластний реостат 7 служить для зміни співвідношення між струмом і напругою. контроль температури деталей проводиться за допомогою пірометра апірс-м, який таровано в умовах тліючого розряду камери. режими азотування оскільки вплив на структуру, фазовий склад, а відтак і на експлуатаційні характеристики азотованих сталей температури, складу газового середовища та часу азотування всебічно досліджено в роботах багатьох авторів, наприклад, [4, 5], а також виходячи з багаторічного досвіду проведення батр різноманітних матеріалів і деталей в пнфтц прийнято: тривалість азотування – 4 год, склад газової суміші – 80 % n2 (азоту) + 20 % ar (аргону) і температура – 833 k. напруга та сила струму обирається дослідним шляхом, виходячи з досвіду попе-редньо проведених досліджень. густину струму знаходили як відношення сили струму до площі поверхні катоду, тобто враховували суму площ поверхонь зразків і підвіски. технологічні режими проведення батр наведені у табл. 1. таблиця 1 прараметри режимів батр порядковий номер експерименту значення параметру режиму 1*/1** 2 3 4*/4** 5 6 7*/7** 8 9 тиск р, па 1p = 53,2 2p 2 106, 4p  3p 3 159, 6p  напруга ,u в 1100/680 820 515 840/610 515 300 700/540 515 300 густина струму ,j а/м2 11,0/15,3 7,2 3,2 13,2/16,4 7,2 2,8 15,8/17,2 12,8 7,2 питома потужність тліючого розряду ,w квт/м2 12,1/10,4 5,9 1,65 11,1/10,0 3,71 0,84 11,1/9,3 6,6 2,2 *результати експериментів без додаткового нагрівання зразків питома потужність тліючого розряду в газорозрядній камері визначалася за формулою: / ,w ui s uj  де s – площа поверхні катоду. для перевірки положення роботи [6] про те, що «кожній потужності і розряду відповідає певний тиск газового середовища» була проведена друга серія експериментів при тих самих режимних параметрах, що і досліди 1*, 4*, 7* першої серії, але із застосуванням підвіски інших розмірів (площі поверхні катоду), що привело до зміни значень напруги та густини струму (режими 1**, 4**, 7**; див. табл. 1). матеріали для проведення досліджень рис. 1 – схема пристосування для реалізації процесу азотування у тліючому розряді з автономними енергетичними параметрами: 1 – корпус камери; 2 – підвіска; 3 – стакан; 4 – нагрівач; 5 – центральна керамічна трубка; 6 – автотрансформатор; 7 – баластний реостат; 8 – зразки дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 8 для дослідження була вибрана конструкційна сталь марки 40х яка найбільш часто використовується для проведення батр. дослідження елементного складу сталей виконані на енергодисперсійному рентгенофлуоресцентному спектрометрі “спрут” виробництва “укррентген” з sdd детектором х-123 (amptek, сша). ідентифікація марки сталі здійснювалася шляхом визначення восьми хімічних елементів (c, al, si, p, s, ti, cr, mn). вхідний контроль хімічного складу показав, що дослідженню були піддані зразки, що повністю відповідають стандарту на відповідну сталь: гост 4543–71 (для сталі 40х). зразки були досліджені на здатність поглинання аргону у процесі азотування в розрідженій активованій газовій суміші. присутності аргону у поверхневих шарах сталей виявлено не було. розчинність аргону у досліджуваних сталях відсутня, імплантації іонізованого аргону при використаних енергетичних параметрах не спостерігалося, тому усі отримані результати пов’язані виключно з взаємодією на межі розділення активованого азоту газової суміші з поверхнею сталі. металографічні дослідження циліндричні зразки після батр розрізалися по діаметральній площині (отримували два напівциліндра). отримані площини шліфували і полірували при промиванні дистильованою водою та піддавали травленню в 3 %-му спиртовому розчині азотної кислоти (hno3). вимірювання товщини нітридної зони проводили на мікроскопі мим-10, що дозволяє проводити кількісний аналіз фазового та структурного складу азотованих поверхонь. мікротвердість визначали на мікротвердомірі пмт-3 при навантаженні 0,98 н з фіксацією значень міктротвердості як на поверхні, так і на відстані від неї 0; 25; 50; 100; 200; 300; 500 мкм. рентгенофазовий аналіз проводили на дифрактометрі дрон-3 у фільтрованому випромінюванні залізного анода в діапазоні кутів кутів від 20° до 100° з кроком сканування 0,1° і часом експозиції 10 с. рентгенозйомка проводилася від поверхні в глибину азотованого шару. трибологічні дослідження експериментальні дослідження зразків на зносостійкість проводились на універсальній машині для випробування матеріалів на тертя моделі 2168умт. для закріплення зразків на супорті машини були виготовлені спеціальні державки з метою забезпечення контакту по всій поверхні торця взірця. їх конструкція, загальний вид супорта машини тертя, взаємне розміщення зразка і контртіла при їх контактуванні більш детально описані в роботі [7]. обрана методика дослідження повинна надати якісну картину зміни інтенсивності зношування сталей по глибині азотованого шару та її залежності від режимів азотування, а також забезпечити можливість формування аналітичних підходів до відтворення цієї картини при зміні вихідних факторів впливу. у цьому плані чи не найбільш суттєвою методичною проблемою при проведенні випробувань на зносостійкість є неможливість врахування усіх факторів, що здійснюють вплив на пару тертя в умовах експлуатації, і як наслідок, неможливість адекватного відтворення умов перебігу процесів, що при цьому відбуваються. це пояснюється не лише багатоманітністю та складністю цих процесів, але й відсутністю серед науковців єдиних поглядів на механізм зношування та критерії зносостійкості матеріалів. таким чином, хоча вибір визначальних факторів дослідження сталей на тертя та зношування і відіграє вирішальну роль у формуванні методики експерименту, у ньому неминуче присутній суб’єктивний чинник, що насамперед виявляється у наданні переваги одному або кільком з великого числа існуючих варіантів. аналіз літературних джерел [1, 8] дозволяє визначити у якості факторів, що мають найбільш суттєвий вплив на перебіг випробувань та їх результат, наступні характеристики: схема тертя – “диск палець”; тертя без мастильного матеріалу; матеріал контртіла – сталь шх15 із твердістю основи hrc61; тиск у зоні контакту p = 16 мпа; контрольований параметр – лінійний знос h, що визначався як зміна у результаті проходження ділянки довжиною l лінійного розміру зразка, виміряного по нормалі до поверхні тертя. у міру проходження шляху тертя крок фіксації результатів випробувань змінювався (табл. 2). таблиця 2 періодичність вимірювання результатів випробування ділянка шляху тертя l, м 0 50 50 200 200 400 400 1000 більше 1000 крок вимірювання l, м 5 10 25 50 100 випробування припинялися при настанні катастрофічного зношування. результати досліджень та їх обговорення дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 9 мікротвердість азотованих шарів сталі 40х. у таблиці 3 наведені результати досліджень мікротвердості сталі 40х, азотованої в тліючому розряді. таблиця 3 мікротвердість поверхні азотованої в тліючому розряді (за режимами наведеними в табл. 1) сталі 40х та її розподіл по глибині модифікованого шару відстань від поверхні, мкм номер режиму 0 25 50 100 200 300 500 1000 1 796 533 481 450 366 313 273 274 2 676 524 480 421 310 263 251 252 3 412 427 365 289 253 266 256 257 4 647 469 448 439 344 306 269 258 5 444 367 383 360 295 264 255 250 6 230 227 257 254 255 256 253 250 7 842 492 464 446 360 296 249 243 8 625 447 447 407 345 284 249 254 9 238 255 233 236 243 239 240 240 аналіз експериментальних даних свідчить, що зменшення значень напруги і густини струму приводить до зниження поверхневої мікротвердості сталей. що ж стосується розподілу мікротвердості по глибині модифікованого шару, то при незначних відмінностях у градієнті її зміни абсолютні значення мікротвердості зразків, азотованих при вищих енергетичних показниках є вищими по всій глибині шару (рис. 2 і табл. 3). а б в рис. 2 – розподіл мікротвердості по глибині азотованого шару сталі 40х (hv – мікротвердість, індекси 1-9 – номера режимів в табл. 1) а – 53,2 па; б – 106,4 па; в – 159,6 па збільшення вмісту легуючих елементів (у тому числі азотактивних – насамперед, хрому) призводить до того, що характер вказаної залежності стає більш яскраво вираженим, що можна пояснити зростанням продуктивності процесу утворення нітридів, які, як відомо, здійснюють гальмівний вплив на дифузію азоту вглиб матеріалу і тим самим перешкоджають утворенню азотованих шарів. оцінка фазових складових азотованого шару прийнявши твердість у якості базового параметра з метою оцінки товщини азотованого шару (гост 20495–75), можна зробити висновок, що для неї зберігається та сама тенденція – зі зниженням енергетичних параметрів процесу батр товщина азотованого шару зменшується. ця закономірність ха дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 10 рактерна і для товщини нітридної зони (табл. 4). для полегшення аналізу отриманих результатів досліджень вони згруповані в табл. 4 разом з характеристиками усіх режимів проведених досліджень. таблиця 4 характеристики модифікованого шару сталі 40х азотованої в тліючому розряді (батр) порядковий номер експерименту режими 1*/1** 2 3 4*/4** 5 6 7*/7** 8 9 тиск p , па 1p1 53, 2p  2p 2 106, 4p  3p 3 159, 6p  напруга u , в 1100/680 820 515 840/610 515 300 700/540 515 300 густина струму j , а/м2 11,0/15,3 7,2 3,2 13,2/16,4 7,2 2,8 15,8/17,2 12,8 7,2 питома потужність тліючого розряду w , квт/м2 12,1/10,4 5,9 1,65 11,1/10,0 3,71 0,84 11,1/9,3 6,6 2,2 товщина дифузійного шару h , мм 0,40/0,40 0,30 0,075 0,30/0,35 0,20 0 0,30/0,40 0,25 0 товщина нітридної зони nh мкм 5,88/1,80 2,42 0 3,64/5,65 3,20 0 8,76/9,25 6,60 0 мікротвердість поверхні, 01hv 796/916 6,76 412 647/886 444 230 842/918 625 238 рентгеноструктурний аналіз дані рентгеноструктурного аналізу свідчать про те, що структура та фазовий склад азотованих сталей також залежать від енергетичних параметрів розряду. відомо, що при атр одночасно відбуваються основні конкуруючі, взаємодоповнюючі і взаємозаперечуючі субпроцеси [3]: утворення нітридів, дифузійне насичення поверхневого шару азотом і розпорошення поверхні. енергетичні умови перебігу головних субпроцесів суттєво відрізняються. так, утворення нітридів відбувається при низьких енергіях, натомість процес розпорошення поверхні активізується при високих значеннях напруги. співвідношенням інтенсивностей перебігу основних субпроцесів визначаються структура та фазовий склад модифікованих шарів. залежно від поточної комбінації параметрів режиму формування модифікованого шару може відбуватися за різними напрямками, причому в кожній конкретній ситуації інтенсивність перебігу вказаних субпроцесів, а отже й інтенсивність утворення тієї чи іншої фази, може бути різною не лише за величиною, але й за знаком, оскільки попередньо створена фаза може знаходитись під впливом деструктивних явищ. наприклад, при підвищенні енергії падаючого потоку попередньо утворений прошарок нітридів розпорошується, а це у свою чергу стимулює процес дифузії азоту вглиб поверхні. якщо ж енергія потоку часток виявляється недостатньою для розпорошення утворюваного нітридного шару, останній виступає у ролі своєрідного бар’єру, що унеможливлює процес дифузії. останній факт пояснює неприйнятно низькі показники модифікованих поверхонь, отриманих при проведенні експериментів за режимами 3, 6, 9. згідно з результатами рентгеноструктурного аналізу при максимальних значеннях енергетичних параметрів формується азотований шар, що містить ε-, γ'і α-фази. зниження напруги і густини розрядного струму призводить до збільшення частки γ'-фази (fe4n) у нітридній зоні модифікованого шару і відповідно – до зменшення частки ε-фази (fe2n). при мінімальних значеннях енергетичних параметрів утворення нітридів на поверхні не спостерігалося, азотований шар містив тільки α-фазу (рис. 3 5). відомо, що товщина і фазовий склад нітридної зони визначають її властивості, а отже, в кінцевому підсумку, і властивості азотованої сталі. так, нітридна зона, що містить лише γ′ фазу, характеризується достатньо високою пластичністю, зона ж, що містить ε-фазу, має меншу пластичність, але вищу корозійну стійкість. найвища пластичність відповідає шару без нітридної зони. в цілому, чим тоншою є нітридна зона, тим більш пластичним є азотований шар, але тим нижчий опір абразивному зношуванню, особливо в умовах сухого тертя [8]. дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 11 а б рис. 3 – ділянка дифрактограми (а) і нітридна зона зразка сталі 40х (режим 7) а б рис. 4 – ділянка дифрактограми (а) і нітридна зона зразка сталі 40х (режим 8) а б рис. 5 – ділянка дифрактограми (а) і зона внутрішнього азотування зразка сталі (режим 9) таким чином, для деталей, що працюють у корозійному середовищі та на зношування при малих контактних навантаженнях процес атр повинен проводитись при максимально можливих значеннях напруги та густини струму, що забезпечить утворення ε фази і, відповідно, високий опір корозії та прип дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 12 рацювання поверхонь тертя. зниження значень енергетичних параметрів при проведенні атр призведе до збільшення частки γ' фази, а отже, може бути рекомендоване для деталей, що працюють при високих динамічних навантаженнях в умовах зношування при високому тиску; корозійна стійкість при цьому буде знижена. трибологічні дослідження залежність зносостійкості модифікованих поверхонь від енергетичних параметрів розряду було підтверджено при проведенні трибологічних досліджень. у результаті експериментів було виявлено, що в умовах сухого тертя для поверхонь, модифікованих при вищих енергетичних показниках, інтенсивність зношування (рис. 6) і період припрацювання (рис. 7) зменшуються, а період сталого зношування збільшується, причому, зі збільшенням вмісту легованих елементів у сталі ця закономірність стає більш яскраво вираженою. зрозуміло, за інших умов проведення експериментів (наприклад, при дослідженні отриманих зразків на корозійну стійкість) залежність трибологічних властивостей азотованих поверхонь від густини струму та напруги на електродах камери може набувати іншого характеру, але сам по собі факт існування такої залежності сумнівів не викликає, що спростовує наведені у роботі [9] положення, згідно з якими енергетичні характеристики розряду не здійснюють суттєвого впливу на результати батр. рис. 6 – криві зношування сталі 40х, азотованої в тліючому розряді (цифри на кривих відповідають номерам режимів в табл. 1) рис. 7 – зона припрацювання кривих зношування сталі 40х, азотованої в тліючому розряді (цифри на кривих відповідають номерам режимів в табл.1) наведені дані дозволяють зробити цілком очевидний висновок щодо впливу напруги та густини струму на характеристики модифікованого шару, що визначають собою зносостійкість азотованих у тліючому розряді сталей – він є не просто суттєвим, а вирішальним. більше того, в області енергетичних параметрів режиму існує деяка межа, нижче якої проведення процесу атр взагалі втрачає сенс, оскільки призводить до отримання неприйнятних результатів, і це попри те, що значення режимних характеристик залишаються постійними. це зокрема означає, що комплекс традиційно фіксованих режимних параметрів (температура, тиск, склад газової суміші та тривалість процесу) не дає однозначного уявлення про умови проведення процесу батр, а отже не може слугувати основою для прогнозування його результатів. дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 13 цей факт знаходив своє неодноразове підтвердження, коли технологічні процеси, проведені за аналогічних значень режимних параметрів, але в різних установках (або навіть в одній установці, але з використанням іншої підвіски), призводили до абсолютно різних результатів. це пояснюється тим, що факторами, які визначають результативність процесу азотування у тліючому розряді, виступають не лише параметри режиму, але й такі показники, як міжкатодна відстань, форма та розміри підвіски і досліджуваного зразка (або деталі), наявність локальних виключень на його поверхні і багато інших. перелік факторів, які є визначальними при атр, наведений американським дослідником девідом пайєм (david pye) у роботі [10], включає тринадцять найменувань. зрозуміло, безпосереднє врахування усіх цих показників призвело б до неймовірного ускладнення керування процесом атр. проте, їх можна враховувати опосередковано, оскільки вплив усіх перерахованих факторів відображають енергетичні параметри процесу. на підтвердження цієї тези була проведена додаткова серія експериментів. як уже зазначалося, зразки азотувалися у тій самій установці і при тих самих режимних параметрах, що й у дослідах 1, 4, 7 основної серії, але при цьому була використана підвіска іншої форми та розмірів, що спричинило зміну значень напруги та густини струму і питомої потужності розряду w відповідно (див. табл. 1). суттєва відмінність між характеристиками відповідних азотованих шарів, отриманих у результаті проведення двох серій експериментів, ще раз підтверджує той факт, що результативність процесу атр значною мірою визначається енергетичними характеристиками розряду (див. табл. 4). пріоритетність формування тієї чи іншої фазової структури, а відтак і властивостей азотованої поверхні, може бути забезпечена шляхом стимулювання необхідних субпроцесів (утворення нітридів, дифузії чи розпорошення поверхні) за рахунок довільного комбінування параметрів режиму. у цьому контексті особливого значення набуває пошук нових методів прогнозування кількісних характеристик (мікротвердості, товщини дифузійного шару та нітридної зони тощо) азотованих в тліючому розряді поверхонь, що дозволяли б враховувати специфіку впливу напруги на електродах камери та густини струму на результати процесу батр. вплив енергетичних параметрів батр для більшої наочності комплекс проведених технологічних процесів представлений схемою (рис. 8), де цифри біля точок відповідають номеру відповідного режиму, а лінії, що їх з’єднують відповідають однаковим тискам газової суміші: 1p = 53,2 па, 2p = 106,4 па і 3p = 159,6 па. точки 1, 4, 7 відповідають режимам, проведеним без додаткового джерела підігріву, тобто з взаємозалежними параметрами атр (кожному тиску газової суміші відповідає певна комбінація напруги і струму на електродах газорозрядної камери). аналіз отриманої залежності показує (рис.8), що із зростанням тиску газової суміші р3 > р2 > р1 для батр без додаткового нагріву збільшується струм при зменшенні напруги в газорозрядній камері, а питома потужність w приблизно однакова 11,1 … 12,1 квт/м2 (режими 1*, 4* ,7*) і 9,3 … 10,4 квт/м2 (режими 1**, 4**, 7**) при зміні форми підвіски (площі поверхні катоду). останнє досягається як автоматичною зміною густини струму j, так і напруги u відповідно до зміни тиску газового середовища. при батр з незалежними енергетичними режимами для підтримки тліючого розряду в камері потрібні значно менші значення j та u, наприклад, режими 9 і 7 при тиску 3p та режими 6 і 4 та 3 і 1 при тисках 2p і 3p відповідно. при цьому при u = const (режими 3, 5, 8) для підтримки тліючого розряду необхідне збільшення j, а при j = const (режими 2, 5, 9), навпаки, зменшується u при збільшенні тиску газової суміші. звідси випливає, що енергетичні параметри тісно пов’язані з тиском газової суміші. тому на рис. 9 представлені залежності зміни питомої потужності тліючого розряду w від тиску газової суміші р. криві і, іі на рис. 9 відносяться до батр без підігріву зразків, але з двома різними підвісками, що вказує на важливість оптимізації конструкції підвіски (у варіанті іі – додаткова серія дослідів, енергетичні втрати менші). зовсім інші залежності маємо при батр з автономними енергетичними параметрами (рис. 9, рис. 8 – характер зміни енергетичних параметрів u та j 7* 4* 1* дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 14 криві ііі, іv). при цьому, при u = const із збільшенням тиску (режими 3, 5, 8 на рис. 8 і 9) w збільшується, а при j = const (режими 2, 5 і 9 на рис. 9), навпаки, зменшується. з рис. 9 також видно, що застосування енергетичних параметрів батр дозволяє суттєво зменшити енергоємність процесу азотування. наведені у роботі [4] результати досліджень свідчать про існування екстремальної залежності між питомою потужністю розряду та тиском газової суміші. автори роботи зазначають, що тиск газового середо-вища, який відповідає максимальній питомій потужності розряду, забезпечує отримання азотованого шару найбільшої товщини. втім, слід зауважити, що такі висновки базуються на результатах азотування мідних трубок довжиною 30 мм з внутрішнім діаметром 1,6; 3,6; і 5,7 мм, але особливості азотування отворів малого діаметра, пов’язані з ефектом порожнистого катоду [6] і навряд чи це дозволяє поширювати отримані результати на деталі або зразки іншої конфігурації. тим більше, що екстремальний характер залежності ( )w f p зменшується із збільшенням внутрішнього діаметра трубок [4]. рис. 9 – залежність питомої потужності розряду w від тиску газової суміші: i, ii – без додаткового нагріву; iii, iv – з автономними режимами (з додатковим нагрівом зразків) у наших дослідах, проведених на зразках циліндричної форми, отримані зовсім інші результати (рис. 9, криві і і іі). до речі, аналогічні результати отримані і в роботі [6] на зразках еліпсоїдної форми, що забезпечувало відсутність концентраторів поля. у будь-якому разі, питання впливу енергетичних характеристик тілючого розряду на фізико-хімічні характеристики азотованого шару залишаються не з’ясованими і потребують подальших досліджень. тому для азотованих за наведеними режимами зразках знаходили товщини дифузійної зони h, нітридної зони hn. результати проведених вимірювань наведені в табл. 4. аналіз результатів (табл. 4) показує, що із зниженням питомої потужності електричного розряду в газорозрядній камері, товщини шарів h і hn також зменшується і при w = 0,84 і 1,65 квт/м2 нітридна зона на досліджених сталях відсутня, а є лише дифузійна зона, яка відсутня лише на сталі 40х, що пояснюється відчутно більшими енергетичними витратами для утворення нітридів хрому. у той же час при w = 2,2 квт/м2 (режим 9 на рис. 1) відсутні як нітридна, так і дифузійна зони (табл. 4), що вказує на важливість співставлення теоретичних моделей формування падаючого потоку частинок з реальними характеристиками електричного розряду в газах у яких повинні входити напруження поля в області катодного падіння напруження, густина струму, температура катоду, тиск і склад газового середовища. останнє визначає потенціал переходу темного розряду в нормальний тліючий. потенціал переходу розряду для азото аргонних сумішей (20 % n + 80 % ar) знаходяться за формулою [6]: (267, 525 362, 499 ) (24, 3 433, 2 ) ,птр pnu p p k    де р – тиск газової суміші; kpn = 0,25 – коефіцієнт об’ємної частки азоту. для режимів 3, 6 і 9 uптр, розрахований за цією формулою становить 462 в, 650 в і 838 в, а в дійсності він становив 515 в, 300 в, і 300 в відповідно. саме тому в режимі 9 внаслідок відсутності тліючого розряду процес азотування також відсутній і h = hn = 0, а для режимів 3 і 6 внаслідок недостатніх значень густини струму і, відповідно, недостатнього значення питомої потужності електричного розряду w не утворюється нітридний шар. дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 15 відомо [6], що при атр відбувається такі основні процеси: утворення нітридів, дифузійне насичення поверхневого шару азотом і розпорошення поверхні. енергетичні рівні перебігу головних субпроцесів суттєво відрізняються. так, утворення нітридів відбувається при низьких енергіях (режими 3, 6 і 9), а проце розпорошення поверхні активізується при високих значеннях напруги. таким чином, структура та фазовий склад азотованих шарів визначається комбінацією технологічних і енергетичних процесів формування азотованого шару. наприклад, при підвищенні потужності енергетичного потоку попередньо утворений прошарок нітридів розпорошується і стимулюється процес дифузії азоту в глибину поверхні. у випадку, коли енергія потоку недостатня для розпорошення утвореного нітридного шару hn, він виступає у ролі бар’єру, який унеможливлює процес дифузії у внутрішні шари металу (режим 9) або дає низькі показники азотованих шарів (режим 3 і 6). висновки 1. для проведення процесів батр з незалежними енергетичними параметрами проведена модернізація установки для азотування, яка полягала в додатковій її комплектації нагрівальними елементами, розміщеними в газорозрядній камері. 2. на основі металографічних досліджень, рентгенофазового аналізу та трибологічних випробувань досліджено ефективність регулювання і контролю енергетичних і режимних параметрів азотування, що дозволяє значно розширити рамки застосування батр для досягнення необхідних експлуатаційних характеристик поверхневих шарів металів з одночасною можливістю зниження енерговитрат на азотування. 3. подальше дослідження повинні бути направлені на виявлення зв’язків вольт-амперних характеристик газорозрядних процесів у залежності від тиску та складу газової суміші, оскільки питома потужність енергетичного потоку не може служити єдиною і однозначною характеристикою процесів батр. література 1. современная трибология: итоги и перспективы / отв. ред. к. в. фролов. – м. : изд-во лки, 2008. – 480 с. 2. stechyshyn m. development and research of vacuum-diffusion gasradiological technologies in khmelnytskui national university / m. stechyshyn, v. oleksandrenko, g. sokolova, yu. bilyk, // actual problems of modern science. monograf: – 2017. – р.349-356. 3. пастух и. м. теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде. харьков, ннц хфти, 2006. – 364 с 4. каплун в. г. ионное азотирование в безводородных средах : монография / в. г. каплун, п. в. каплун. – хмельницький : хну, 2015. – 315 с. 5. теория и технология азотирования / ю. м. лахтин, я. д. коган, г. и. шпис, з. бёмер. – м. : металлургия, 1991. – 320 с. 6. арзамасов б. н. роль удельной мощности разряда при ионной химико-термической обработке сплавов / б. н. арзамасов, т. а. панайоти // металловедение и термическая обработка метталов. – 2000. – №6. – с. 31-3 7. стечишин м. с. технологія азотування в тліючому розряді сталей різального комплекту м’ясоподрібнювальних машин / м. с. стечишин, в. п. олександренко, м. в. лук’янюк, в. в. люховець, м. м. лук’янюк // проблеми трибології. – хмельницький. – 2017. – №2. – с. 50-55. 8. костецкий б. и. трение, смазка и износ в машинах / б. и. костецкий. – киев : техника, 1970. – 396 с. 9. keller k. schichtaufbau glimmnitrierten eisen werkstoffe / k. keller // harterei-technische mitteilung. – 1971. – bd. 26, № 2. – s. 120–128. 10. pye d. practical nitriding and ferritic nitrocarburizing / d. pye. – ohio – asm international, 2003. – 260 p. надійшла в редакцію 02.06.2018 дослідження процесів безводневого азотування в тліючому розряді проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 16 skyba m.ye., stechyshyn m.s., oleksandrenko v.p., kurskoy v.s., martynyuk a.v. investigation of processes of behavior nitrogen in false dispersion. the paper presents the topics of scientific and applied researches conducted in the laboratory of the podilskyi scientific physical-technological centre (psptc) at khmelnytskyi national university. a specific feature of these investigations is that they are based on the energy theory of non-hydrogen nitriding in glow discharge (nngd) developed in the laboratory. the latter makes it possible to control and regulate not only the regime but also the energy parameters of nngd which greatly expands the possibilities of the influence of the existing nitriding technologies on the physical chemical characteristics of the surface layers of metals in order to achieve the necessary performance characteristics of the hardened surfaces of machine parts. the effect of nngd with autonomous energy nitriding regimes (current density, voltage, discharge watt-hour rating) on the surface microhardness and its distribution over the depth of the nitrided layer, the phase composition, the thickness of the nitride zone and the diffusion layer, as well as the tribological characteristics of nitrided surfaces under friction without lubrication (dry friction) are investigated on steel 40x as a result of the studies, it was determined: 1. nngd with autonomous saturation regimes allows to significantly reduce the energy consumption for nitriding; 2. the unification of independent and controlled energy and regime parameters of nngd allows to significantly expand the technological capabilities of the nitriding process in order to achieve the physical-chemical characteristics of surfaces of machine parts and equipment specified by the operating conditions; 3. further research, according to the authors, should be aimed at establishing relationships between volt-ampere characteristics, composition of the gas mixture and its pressure in the gas-discharge chamber. key words: non-hydrogen nitriding in glow discharge (nngd), physical and chemical properties of surface layers, wear resistance. references 1. sovremennaya tribologiya: itogi i perspektivyi … otv. red. k. v. frolov. … m. : izd-vo lki, 2008. … 480 s. 2. stechyshyn m. development and research of vacuum-diffusion gasradiological technologies in khmelnytskui national university … m. stechyshyn, v. oleksandrenko, g. sokolova, yu. bilyk, … actual problems of modern science. monograf: … 2017. … r.349-356. 3. pastuh i. m. teoriya i praktika bezvodorodnogo azotirovaniya v tleyuschem razryade. … harkov, nnts hfti, 2006. … 364 s 4. kaplun v. g. ionnoe azotirovanie v bezvodorodnyih sredah : monografiya … v. g. kaplun, p. v. kaplun. … hmelnitskiy : hnu, 2015. … 315 s. 5. teoriya i tehnologiya azotirovaniya … yu. m. lahtin, ya. d. kogan, g. i. shpis, z. byomer. … m. : metallurgiya, 1991. … 320 s. 6. arzamasov b. n. rol udelnoy moschnosti razryada pri ionnoy himiko-termicheskoy obrabotke splavov … b. n. arzamasov, t. a. panayoti … metallovedenie i termicheskaya obrabotka mettalov. … 2000. … №6. … s. 31-33. 7. stechishin m. s. tehnologiya azotuvannya v tliyuchomu rozryadi staley rizalnogo komplektu m’yaso podribnyuvalnih mashin … m. s. stechishin, v. p. oleksandrenko, m. v. luk’yanyuk, v. v. lyuhovets, m. m. luk’yanyuk … problemi tribologiyi. … hmelnitskiy. … 2017. … №2. … s.50-55. 8. kostetskiy b. i. trenie, smazka i iznos v mashinah … b. i. kostetskiy. … kiev : tehnika, 1970. … 396 s. 9. keller k. schichtaufbau glimmnitrierten eisen werkstoffe … k. keller … harterei-technische mitteilung. … 1971. … bd. 26, № 2. … s. 120–128. 10. pye d. practical nitriding and ferritic nitrocarburizing … d. pye. – ohio … asm international, 2003. … 260 p. copyright © 2019 t.s. skoblo, i.n. rybalko, a.v. tihonov, t.v. maltsev. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 94 (4) (2019)27-32 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-27-32 improving the wear resistance of hoe blades by modifying of restoration coatings t.s. skoblo1, i.n. rybalko1*, a.v. tihonov1, t.v. maltsev2 1kharkov petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkov, ukraine 2state enterprise “malyshev plant”, kharkov, ukraine *e-mail: irybalko.ua@gmail.com abstract the possibility of using a non-magnetic fraction of a detonation charge with a diamond fraction from the disposal of ammunition to modify the restoration coatings of a natural product – clay and secondary raw materials — was studied. four different coating variants were investigated. for this, a t-620 electrode was used with its additional modification by coating with bentonite clay, as well as with a non-magnetic fraction of the detonation charge and applying it in the form of a slip coating on the cutting surface of the cultivator. it is shown that the use of such additives allows to increase the resistance of the working tool of agricultural machines, reduces its tendency to damage due to the minimum penetration of the thin-walled product of the hoe blade and a decrease in the cross section of the transition layer and the level of stress. each modifier makes changes to increase the microhardness to varying degrees. an increase in microhardness is observed on the surface of the coating and its gradual decrease to the transition layer. the surface coating with the additional introduction of bentonite clay in a liquid bath has the highest microhardness. its microhardness varies from hv-50-1009.7 to hv-50-615.2. similarly, the effect of the modifying additive of the detonation charge, the microhardness varies from hv-50-969.6 to hv-50-633.26. when clay or a mixture is introduced into the restoration coating, the wear resistance increases by 1.3 2 times with respect to the deposited surfacing only by the electrode and by 2 3 times to the initial material of the cultivator. it was found that the lowest coefficient is characteristic for dry friction, as well as for hydroabrasive, for samples with additional modification with clay or a detonation charge. key words: wear resistance, restoration, hoe blades, bentonite clay, detonation charge, modifier, wear and friction coefficients, microhardness. introduction currently, in agriculture, a large number of tillage tools (cultivators, sowing complexes, seeders, soil rippers etc.) are used for tillage, with widely used working bodies, which include arrow-shaped cultivator blades. the cultivator blade is one of the most consumable part in agriculture during cultivation. the arrow-shaped cultivator blades are operated under direct exposure to abrasive particles and therefore wear out intensively with the corresponding structural degradation of the metal and a change in geometric dimensions that determine the main parameters of the process efficiency [1]. worn cultivator blades significantly reduce the efficiency and quality of the work. their use leads to non-compliance with the agrotechnical terms of tillage. in addition, the tillage equipment is idle due to the replacement of worn cultivator blades. all of the above at times increases the cost of tillage and significantly reduces the amount of gross output obtained. as a result, in order to maintain tillage implements in working condition, enterprises producing spare parts for agricultural machinery produce a large number of new cultivator blades as spare parts. at the same time, a significant amount of expensive alloy steel is consumed. in this regard, increasing wear resistance and durability of the arrow-shaped cultivator blades of tillage tools during their operation is one of the important scientific problems. there are a large number of methods for restoring the operability of the cultivator blades. the most demanded is their restoration with coating by hardfacing. for this, the most commonly used electrodes are t-590, t-620 [2 4]. to improve the restoration quality and wear resistance, various methods of modifying the metal of the restoration coating are also used. most often, an additional modifier is introduced in the form of an electrode coating or a slip coating [5]. 28 problems of tribology the aim of the work was to increase the wear resistance of the restoration hardening of the coating during the operation of cultivator blades. the objective of the study was to assess the wear resistance of the coating when adding an additional modifier to the liquid bath during hardfacing. materials and tools to solve this problem, restoration hardfacing on a cultivator blade of steel 65g was carried out with a t-620 electrode. bentonite clay was used as a modifying additive, as well as a non-magnetic fraction of the detonation charge from the disposal of ammunition with a diamond fraction. the choice of these components is due to the fact that the use of clay as a modifier, which contains oxides of silicon and aluminum, can well withstand and resist wear to similar materials that make up the soil. the detonation charge, including nanoand dispersed diamonds, can also increase the wear resistance of the coating. as a result, four different coating options were investigated. for this, a t-620 electrode was used with its additional modification by coating with bentonite clay, as well as with a non-magnetic fraction of the detonation charge [6] and applying it in the form of a slip coating on the cutting surface of the cultivator. the chemical composition of the electrode used, %: 3.0 c, 2.2 si, 1.2 mn, 22.5 cr, 0.7 ti, 0.8 v, 0.03 s. bentonite clay contains components such as %: 1.65 fe, 0.25 k, 0.15 ca, 0.06 s, 0.2 mg, 54.88 si, 32.42 al, 0.3 na. the mixture, according to chemical analysis, includes nanoand dispersed diamonds of 3.37-3.43% c, as well as copper up to 3.14% and iron up to 2.9% as the main components, and the rest is a small fraction of various modifying additives and their compounds. discussion of the results at the first stage, the microhardness of the obtained coatings was evaluated (fig. 1). it is seen that each modifier makes changes to increase the microhardness in various degrees. microhardness grows on the surface and gradually decreases to the transition layer. during hardfacing only with an electrode, the microhardness throughout the entire depth varies within the limits of hv-50-681.2 – 871.2. the highest microhardness of the transition layer is characteristic of the variant without the introduction of a modifying additive, which is associated with a high level of tension formation. when modifying additives are introduced clay or detonation (depending on their fraction), the temperature of the liquid bath can be reduced up to ~ 300 °с, which allows to reduce the level of tension and the size of the transition zone. fig. 1. average microhardness values for various coating options the highest microhardness is the surface of the coating with the additional introduction of bentonite clay in a liquid bath. the microhardness varies from hv-50-1009.7 to hv-50-615.2. the effect of the modifying additive of the detonation charge is similar. in this case, the microhardness varies from hv-50-969.6 to hv-50633.26. slip hardfacing also makes a difference in microhardness. since the thickness of the new cultivator is 6 mm, and worn to 5 mm, this method, due to the uneven distribution in the liquid bath of the additive, melts the base metal to a greater extent and increases the length and stress of the transition zone. problems of tribology 29 to assess the effect of modifying additives when applying reconditioning coatings, they were tested for wear. bench wear tests were carried out on a friction machine smt-1. the relative wear resistance of various methods of restoring and hardening the surface of the parts was carried out and evaluated according to five options: 1 the starting material of the cultivator blade steel 65g; 2 by coating with a t-620 electrode with additional modification by a non-magnetic fraction of the detonation charge by the electrode coating; 3 hardfacing by electrode t-620 using molten slip coating of a non-magnetic fraction of a detonation charge; 4 coating electrode t-620; 5 hardfacing with a t-620 electrode with its clay coating. tests were carried out according to the “block-on-disk” scheme. the test design and sample size are shown in fig. 2. fig. 2. test design and sample sizes for bench wear tests testing of the samples was carried out in the abrasive environment of quartz sand without lubrication and was carried out according to the brinell scheme. samples of 10 × 10 mm in size, cut from the coated zone and processed on a surface grinding machine at a load of 5 kg, were tested. ftoroplast was used like a counterbody (ptfe-4). in this test, ftoroplast was used as the body to hold the abrasive in the area of friction. the sand of the staroverovsky deposit (ukraine) with a fraction of 0.25 0.4 mm was used as an abrasive. before testing, the prepared samples (bloks, disks) were washed, marked, and weighed on a wa-200 balance. the results of preliminary tests table 1 shows. the friction path was 100 m. table 1 abrasion wear test no. variant of hardening coefficient of wear, % 1 the original material of the cultivator blades steel 65g 1.0 2 hardfacing with a t-620 electrode with the additional introduction of a detonation charge by a non-magnetic fraction 0.30 3 hardfacing with a t-620 electrode over a slip coating of a non-magnetic fraction of a detonation charge 0.63 4 hardfacing with t-620 electrode 0.62 5 hardfacing with t-620 electrode with the additional introduction of clay 0.45 table 2 coating wear tests value of cof under test conditions option no. р = 50 н* р =50 н** р = 200 н*** 1. the original material of the cultivator blades steel 65g 0.48 0.52 0.64 0.70 0.38 0.42 2. hardfacing with a t-620 electrode with the additional introduction of a detonation charge by a non-magnetic fraction 0.40 0.50 0.68 0.74 0.38 0.42 3. hardfacing with a t-620 electrode over a slip coating of a non-magnetic fraction of a detonation charge 0.40 0.43 0.72 0.74 0.34 0.38 4. hardfacing with t-620 electrode 0.40 0.49 0.60 0.64 0.32 0.34 5. hardfacing with t-620 electrode with the additional introduction of clay 0.44 0.46 0.72 0.83 0.34 0.36 test conditions: *dry friction; **dry with a supply of quartz sand of 0.25 0.40 mm fraction; ***with a supply of quartz sand and water. 30 problems of tribology from the results of the analysis it follows that the best indications during the wear test were shown by samples with the additional introduction of clay and a non-magnetic fraction of the detonation charge with a diamond fraction. hardfacing on a slip coating does not introduce significant changes and in terms of friction coefficient (cof) is on par with conventional hardfacing with an electrode. а b c fig. 3. diagrams of wear tests of coatings in the dry friction (a), with the supply of quartz sand of 0.25-0.40 mm fraction (b) and in a hydroabrasive environment (c): 1 – the original material of the cultivator blade made of steel 65g; 2 – hardfacing with a t-620 electrode with additional modification by a non-magnetic fraction of the detonation charge; 3 – t-620 electrode with the slip coating is not a magnetic fraction of the detonation mixture; 4 – electrode t-620; 5 – electrode t-620 with the additional introduction of clay problems of tribology 31 when clay or a mixture is introduced into the restoration coating, the wear resistance increases by 1.3 2 times with respect to its application by the electrode without modification and by 2 3 times with the usual material of the cultivator blade. for further analysis, we carried out additional comparative wear tests under various friction conditions (dry; dry with a supply of quartz sand of 0.25 0.40 mm fraction; with a supply of quartz sand and water) and evaluated the variability of the friction coefficients (table 2 and fig. 3). in these tests, the “disk” made of fluoroplastic ø 50mm was also used, and the sliding speed was 0.78 m/s. a slight decrease in the coefficient of friction when testing deposited samples without modification (fig. 3, b no. 4) is associated with the grasp process, which reduced the test period. from the data obtained it follows that the lowest coefficient is characteristic of dry friction, as well as hydroabrasive in samples with additional modification with clay and a detonation charge. when abrasive is applied, the friction coefficient decreases in samples that hardfaced by an electrode with a non-magnetic fraction of the detonation charge. based on the obtained test results, in order to increase the resistance of the cultivator blades in operation, it is recommended to use secondary raw materials for modifying restoration coatings and natural materials when applying restoration coatings, which will not only increase the resistance of the working tool of machines, but also reduce the tendency to damage due to the minimum penetration of the thin-walled product of the cultivator blade and reducing the cross section of the transition layer and the level of stress. conclusions the possibility of using a non-magnetic fraction of a detonation charge with a diamond fraction from the disposal of ammunition to modify a natural product like clay and secondary raw materials is shown. with the introduction of clay and the mixture into the coating by hardfacing, the wear resistance increases by 1.3 and 2 times with respect to the coating made only by the electrode, and also with respect to the original material of the cultivator blade 2 and 3 times, respectively. to increase the service life of the cultivator blades in operation, it is recommended to restore them with deposition coating and additional modification with clay or a non-magnetic detonation charge with a diamond fraction. references 1. анализ способов изготовления, упрочнения и восстановления стрельчатых лап культиватора / т.с. скобло, и.н. рыбалко, а.в. тихонов, а.д. мартыненко // технічний сервіс агропромислового, лісового та транспортного комплексів. – харьков: хнтусх, 2019. – №15. – с. 60-85. 2. кожухова н.ю. выбор технологии армирования лемехов / н.ю. кожухова // сельский механизатор. – м.: ооо "нива", 2010. №5. с.30. 3. ерохин м.н. повышение прочности и износостойкости лемеха плуга / м.н.ерохин, в.с.новиков // вестник федерального государственного образовательного учреждения высшего профессионального образования московский государственный агроинженерный университет им. в.п. горячкина. м.: российский государственный аграрный университет. мсха им. к.а. тимирязева, 2008. №3 (28). – с. 100-107. 4. тюрева а.а. восстановление лап культиваторов методом "компенсирующих элементов" с использованием наплавочного армирования / а.а.тюрева, с.а. феськов// труды инженернотехнологического факультета брянского государственного аграрного университета. кокино: бгау, 2017. – №1 (1). – с. 101-119. 5. применение модифицирующих присадок для восстановления деталей машин / т.с. скобло, а.и. сидашенко, и.н. рыбалко, а.в. марков // загальнодержавний міжвідомчий науково-технічний збірник. конструювання, виробництво та експлуатація сільськогосподарських машин. – кропивницький: цнту, 2017. – вип. 47, ч.і. – с. 229-240. 6. патент україни №130824 мпк (2018.01) a01b 23/00, a01b 35/00 спосіб підвищення зносостійкості стрілчастої лапи культиватора / скобло т.с., сідашенко о.і., рибалко і.м., тіхонов о.в., олейник о.к.; заявник та патентоутримувач т.с. скобло. u 2018 06896. заявл. 19.06.2018; опубл. 26.12.2018, бюл.№ 24. 32 problems of tribology т.с. скобло, і.м. рибалко, о.в. тіхонов, т.в. мальцев підвищення зносостійкості культиваторних лап модифікуванням відновлювальних покриттів. вивчено можливість використання для модифікування відновлювальних покриттів природного продукту глини і вторинної сировини немагнітної фракції детонаційної шихти з алмазною фракцією від утилізації боєприпасів. дослідили чотири різні варіанти нанесення покриття. для цього використовували електрод т-620 з додатковим модифікуванням його обмазкою бентонітовою глиною, а також з немагнітної фракцією детонаційної шихти і нанесенням її у вигляді шлікерного покриття на ріжучу поверхню культиваторної лапи. показано, що застосування таких домішок дозволяє підвищувати стійкість робочого інструмента сільськогосподарських машин, зменшує його схильність до пошкоджуваності завдяки мінімальному проплавленню тонкостінного виробу культиваторної лапи і зниження перетину перехідного шару і рівня напружень. кожен модифікатор вносить зміни в підвищення мікротвердості в різному ступені. підвищення мікротвердості спостерігається на поверхні покриття і плавне її зниження до перехідного шару. найбільшу мікротвердість має поверхня покриття з додатковим введенням бентонітової глини в рідку ванну. мікротвердість її змінюється від hv-50-1009,7 до hv-50-615,2. аналогічний вплив і модифікуючої домішки детонаційної шихти, мікротвердість змінюється від hv-50-969,6 до hv-50-633,26. при введенні глини або шихти відновлювальне покриття підвищує зносостійкість в 1,3-2 рази по відношенню до нанесеного наплавленням тільки електродом і в 2-3 рази до вихідного матеріалу культиваторною лапи. встановлено, що найбільш низький коефіцієнт характерний для сухого тертя, а також гідроабаразівного в зразках з додатковим модифікуванням глиною або детонаційною шихтою. ключові слова: зносостійкість, відновлення, культиваторна лапа, бентонітова глина, детонаційна шихта, модифікатор, коефіцієнти зносу і тертя, мікротвердість. copyright © 2020 m. student, kh. zadorozhna, v. gvosdetskii, h. veselivska, h. pokhmurska, y. dzioba. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 49-56 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-49-56 wear resistance of aluminum alloy modified with sic by laser surface treatment m. student 1 , kh. zadorozhna 1 , v. gvosdetskii 1 , h. veselivska 1 , h. pokhmurska 2 , y. dzioba 1 1 karpenko physico-mechanical institute of national academy of sciences of ukraine 2 institute of composite materials and surface technology, germany *e-mail: student.phmi@gmail.com abstract the work is devoted to establishing the effect of laser modification by sic particles of the surface layers of 7075 aluminum alloy, on its wear resistance in friction conditions with a rigidly fixed and non-fixed abrasive. it has been revealed that with increasing linear energy of the laser beam, the thickness of the modified layer increases and the volume content of sic particles in it increases. x-ray spectral and x-ray phase analysis of the layers modified with sic particles confirmed the presence of silicon carbide particles and aluminum carbides in them. the speed of movement of the laser beam (linear energy of the beam) over the surface affects the structure and wear resistance of laser-modified layers as well as the heating of the substrate. in particular, with an increase in heat input from 740 to 1100 j/cm, the concentration of sic particles increases by 25% in the modified layer, and the wear resistance during friction tests with a rigidly fixed abrasive by 1,7...2 times. it has been found that the wear resistance of the modified layer is almost not affected by the direction of friction (along or across the laser processing tracks), however, the ratio of adjacent tracks overlap significantly affects. thus, the wear r esistance of the modified layer under friction by a rigidly fixed abrasive increases with an increase in the size of sic particles and their volume content, an increase in the linear energy of the laser beam and the tracks overlap ratio. when testing with a non-fixed abrasive, the trends in wear resistance remained, however, the influence of the factors analyzed above is much weaker. key words: aluminum alloy, laser-modified layers, carbide silicon, rigidly fixed abrasive, non-closed abrasive, wear resistance. introduction about 30% of all metals are melted annually, which are spent on repairing losses caused by corrosion and wear. [1, 2]. therefore, it is important to develop and implement modern surface hardening methods [3]. at present, aluminum alloys are widely used in industry, it has high specific strength at relatively low cost. however, their surface characteristics are not sufficient for use in structures that work on wear. various methods of creation and application of coatings are used to increase the durability of a surface [1-3]. a promising direction for the surface hardening of aluminum alloys is the surface modification by a concentrated light beam of energy, [2, 4], which localizes and melts the upper layers of metal with a given thickness, with the possibility of additional introduction of other material into its [2, 5]. carbides are of particular interest as a reinforcing phase in such composite materials sic [6-15]. such materials, with a certain composition of the matrix alloy and the particle reinforcement, have low values of friction coefficient and high rates of wear resistance. the process of laser modification of the surface of aluminum alloy powders of silicides, oxides, carbides and other compounds causes significant technological difficulties due to the large difference in their physical properties, which complicates the uniform distribution of powder grains in the molten metal bath [16]. it is also necessary to take into account the turbulent molten metal flows, the uneven temperature distribution that causes the melt viscosity gradient and the rapidity of the melt-crystallization process of the alloy [17]. in view of the above, the aim of this work was to determine the effect of scanning speed by laser beam of the surface, the coefficient of overlap of the scan tracks and the substrate temperature on the structural changes of the surface layers, as a consequence, its durability. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-49-568 mailto:student.phmi@gmail.com 50 problems of tribology experimental setup the alloy surface of 7075 was modified by a continuous diode laser with operating parameters: maximum power – 2200 watt; wavelength – 1,06 μm; spot diameter– 3 mm; protective atmosphere – argon; scanning speed – 1,0…1,5 m/min, fig.1 shows a scheme of laser treatment, which includes the creation of coatings by blowing, in a molten laser beam and inert gas-protected tubes, dispersed powders of sic carbides with a dispersion of 75 μm and a hardness of 26 μv. the overlap ratio of the previous track was 25 and 50%. the float of the surface of both the unheated specimen and the preheated specimen is 100 and 250с. metallographic studies were performed on a scanning electron microscope with a micronutrient prefix and zeiss evo 40xvp with the inca energy x-ray microanalysis system. the phase composition of the surface layers was examined using a diffractometer дрон-3.0 у cu-k – radiation focusing the tube according to the bragg-brentano scheme [18]. abrasive wear by friction with non-attached abrasive particles was performed by quartz sand, which was constantly fed into the contact area of the rubber disk and the sample by the metering device. friction mode: loading р = 44 н, disc rotation speed was 25 m/min. the diameter and thickness of the rubber disk were 50 and 15 mm, respectively. wearing of the samples by friction with rigidly fixed abrasive was carried out by an abrasive disc of electrocorundum of medium-soft hardness sm-2 on a ceramic link 7k15 with a diameter of 150 mm and a width of 8 mm, a linear friction speed of 100 m/min, loading in the zone of linear contact 15 n. the friction under the two friction schemes was the same and it was 1800 m. the wear of the laser modified samples was estimated by the weight loss of the samples up to 210 –4 г on kern abj 220 4m electronic analytical scales both from the surface and after grinding to a depth of 0.5 mm and 0.8 mm from it. research results due to the laser modification by sic particles, the surface of the alloy 7075 is covered by hemispherical projections (fig. 1), the dimensions of which depend on the overlapping coefficient of adjacent tracks. as the laser beam passes, molten metal paths are formed on the surface of the alloy after injection of sic particles and solidification, rollers of crystallized molten coating are formed. modified surface has less roughness (rz = 20 μm), and 25% (rz = 30 μm) (fig. 1а) because of 50% overlap adjacent tracks (fig. 1b). this is caused by repeated laser heating of the surface. it aligns the chemical composition and causes the formation of a highly dispersed, nonporous structure. а b fig. 1. general view the surface of the laser modified sic carbide layer on the alloy 7075 with a coefficient of overlap of the laser tracks 25% (а) and 50% (b), 25 microstructural analysis of laser modified layers of alloy 7075 revealed that with increasing the heating temperature of the substrate to 250 °c, accordingly, reducing the viscosity of the melt, the sic particles more intensively interact with it, forming secondary phases – aluminum carbides. the thickness of the modified layer increased almost twice, the volume content of sic particles in the modified layer increased to 26 vol.%, and aluminum carbide particles from 2 to 4 vol.% compared with the unheated substrate (fig. 2, fig. 3). а b c fig. 2. the effect of the substrate temperature of the 7075 alloy on the thickness of the laser modified layer: а – unheated; b – 100 о с; c – 250с problems of tribology 51 0 50 100 150 200 250 2 3 4 5 18 20 22 24 26 sic al 4 c 3 +al 4 sic 4 c s ic ,% t, 0 c fig. 3 the influence of the heating temperature of the substrate (t) alloy 7075 on volume content (c) of particles sic and al4c3+al4sic4 in laser modified layer. with a beam of energy 740 j/cm (surface scanning speed – 1.5 m/s), the uniform distribution of sic particles in the modified layer was maintained to a depth of 0.85 mm. (fig. 4а), while behind 1100 j/cm (surface scanning speed – 1 m/s) – to 1,1 mm (fig. 4b). 0 10 20 30 40 50 60 1,210,80,60,40,20  s ic , m m -1 l, mm 740 j/сm 10 20 30 40 50 60 70 0 1100 j/сm 1,51,2510,750,50,25  s ic , m m -1 l, mm a b fig. 4. the density of the distribution of particles sic (ρsic) by thickness (l) laser modified layers on the alloy 7075, obtained by using a linear energy of the laser beam 740 j/cm (а) and 1100 j/cm (b) x-ray diffraction analysis of the modified layers revealed (fig. 5), that al4c3 carbides (fig. 5a) are formed mainly in the laser modified layer at lower heating temperatures of the substrate (100 °c) and lower linear energy of the laser beam (740 j/cm). aluminum carbides al4sic4 (fig. 5b) are formed mainly in the modified layers without the heating of the substrate and with the driving energy of the laser beam of 1100 j/cm. 20 30 40 50 60 70 80 90 0 1000 2000 3000 4000 5000      al 4 c 3                 al 4 sic 4  sic al і. в ід н . о д . 2град. 2θ i, u .a 20 30 40 50 60 70 80 90 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000                 al 4 sic 4  sic al i, u .a 2 a b fig. 5. the radiograph of the obtained laser modified layer: for heating the alloy substrate 7075 100с and by the laser beam energy 740 j/cm (а), and without heating the substrate with laser beam energy 1100 j/cm (b) metallographic and x-ray spectral analyzes identified aluminum carbides al4c3 and al4sic4 in different zones of the modified layer in depth from the surface, which differed in morphology and location in it (fig. 6). the possibility of forming both types of particles is consistent with the state diagram al –sic [19]. 52 problems of tribology i ii spectrum 1 spectrum 1 a b c fig. 6. the zones of the laser modified layer (а), which correspond to the higher (zone і) (b) and lower melt temperature (zone іі) (c). the melt temperature is maximum, carbides al4sic4 were formed with globular morphology and a small number of al4c3 carbides with needle-like morphology in zone (і) (fig. 6a, b). as a result, the content of free si decreased in the structure of the modified layer of this zone. a small amount of si (2,44 weight %) (fig. 7а) was detected by spectral analysis in zone і (fig. 6b, spectrum 1) of laser modified layer, however it wasn’t observed in structure. the needle-shaped carbides of al4c3 were formed, the maximum length of which reached 30 μm and their thickness didn’t exceed 1 μm in the deeper zone (ii) (6a, c), where the melt temperature is lower. the distribution of the al4c3 was not uniform, and spatial orientation – random. a significant amount of si was detected by spectral analysis (spectrum 1) (fig. 7b). it can be assumed that a small amount of si in zone i is due to the fact that a large number of si is in the al4sic4 compound, while in zone ii it is in a free state. element masse % с 0.22 al 91.98 si 2.44 o 5.36 total 100.00 element masse % mg 1.17 al 62.70 cu 1.29 zn 4.39 si 28.98 o 1.47 total 100.00 a b fig. 7. spectral analysis of thee laser modified layer in the zone і (рис. 6b) (a) and zone іі (fig. 6c) (b) the speed of movement of the laser beam (the linear energy of the beam) across the surface affects the structure and durability of the laser-modified layers as well as the heating of the substrate. it has been found that with increasing the running energy from 740 to 1100 j/cm, the concentration of sic particles in the modified layer increases by 25%, and the wear resistance in the tests with rigidly fixed abrasive 1.7 ... 2 times (depending on the mutual orientation of the laser paths, the direction of friction and track overlap factor) (fig. 8). 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 4 8 12 16 1100 j/cm740 j/сm beam of energy 2 2 2 2 1 1 1 1 50%25% 50%25% track overlaptrack overlap  g , m g 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 4 8 12 16 1100 j/сm740 j/cm beam of energy 2 22 2 1 1 1 1 50%25% 50%25% track overlaptrack overlap  g , m g а b fig. 8. the wear resistance of the modified layer on the alloy 7075 from the surface (а), at depth ~0,4 mm (еbeam = 740 j/cm) and ~ 0,8 mm (еbeam = 1100 j/cm) from the outer surface (b) in conditions of rigidly fixed abrasive, depending on the laser beam energy, track orientation and its overlap track: 1 – along the track; 2 – across. problems of tribology 53 with the increase of the laser track overlap coefficient from 25% to 50%, the wear of the sic layer enhanced surface layer at a distance of 0.5 mm from the surface generated by the running energy of 740 j/cm decreased by 38% by friction along the tracks and by 32%. transverse direction (fig. 8a). with the linear energy of the beam 1100 j/cm, the effect of overlap tracks on the sample wear decreased to 33% by friction along the tracks and to 21% across. moreover, irrespective of the driving energy of the laser beam, the wear resistance of the laser-modified layers at the coefficient overlap of the tracks of 25% of the friction across their orientation is slightly higher (by 3…6%) than along. the wear of such surfaces increases to 10% with a 50% overlap of laser tracks. with non-bonded abrasive wear, the test conditions are more rigid and contribute to much more wear than the conditions when the abrasive is rigidly fixed. however, even with non-bonded abrasive tests, the tendency to change wear resistance obtained during hard-bonded abrasive tests remains, but the impact of the analyzed factors was much weaker (fig. 9). depending on the treatment mode, the wear resistance of the laser modified layers compared to the unmodified surface (gsur = 98 mg), grew only by 10...35 %. also insignificant was the influence on the wear resistance of the modified linear energy of the laser beam and the overlap coefficient of the tracks. it has been determined that the wear resistance of the deeper layers of the modified layer (at a depth of ~ 1 mm) was also lower (fig. 9b) compared to the layers closer to the surface (fig. 3.9a). 1 2 3 4 5 6 7 8 9 50 60 70 80 90 100 1100 j/сm740 j/сm beam of energy 2 2 2 2 1 1 1 1 50%25% 50%25% track overlaptrack overlap  g , m g 1 2 3 4 5 6 7 8 9 50 60 70 80 90 100 1100 j/сm740 j/сm beam of energy 2 2 2 2 1 1 1 1 50%25% 50%25% track overlaptrack overlap  g , m g а b рис. 9. the wear resistance of the modified layer on the alloy 7075 from the surface (а) at depth ~0,4 mm (еbeam = 740 j/cm) and ~ 0,8 mm (еbeam = 1100 j/cm) from the outer surface (b) in the conditions of unattached abrasive, depending on the energy of the laser beam, the orientation of the tracks and the coefficient of their overlap: 1 – along the track; 2 – across. analyzing the morphological features of the wear surfaces (fig. 10), we have found that during the friction of the rigidly fixed abrasive, all the phases of the modified layer are erased in almost one plane in a single layer (fig. 10a). however, the deep traces of abrasion and tearing caused by the grasping of the abrasive wheel with the surface of the sample have not been recorded. this is due to the fact that the matrix around sic grains, micro-reinforced with al4c3, al4sic4 dispersed carbides, has a higher hardness and, therefore, less susceptible to plastic flow as a prerequisite for setting. sic a b fig. 10. the topography of the surface the alloy 7075, laser-modified sic particles after tests of friction rigidly fixed (а) and nonfixed (b) abrasive the low wear resistance of laser-modified sic alloy particles during friction with an unattached abrasive is due to the fact that the free abrasive, falling into the intervals between the solid sic particles, easily destroys 54 problems of tribology the soft matrix, releasing the solid sic grains, it is then easily pulled through unattached abrasive (fig. 10b). it is obvious that the wear resistance under non-bonded abrasive conditions depends on the distance between sic particles, because first of all, the modified surface of the aluminum alloy is destroyed around these particles. [21, 22]. conclusions 1. it has been found that only the al4c3 aluminum carbides are formed in the modified layer at the laser beam energy up to 740 j/cm when the melt temperature doesn’t exceed 1200°c. with an increase in the melt temperature above 1200°c (using the higher laser beam energy mode or due to the preheating of the substrate), two types of aluminum carbides are formed in the modified layer structure al4c3 and al4sic4. al4c3 carbides are located in a deeper zone, closer to the aluminum substrate, while al4sic4 carbides are concentrated in the upper zone of the modified layer, where the temperature exceeds 1200 °c. 2. it has been established that laser modification of aluminum alloys with sic particles increases its abrasion resistance by 40...95 times during the tests of rigidly fixed abrasive. moreover, the wear resistance increases in proportion to the volume content of sic particles in the modified layer. the wear of this layer is due to the abrasion of sic particles by abrasive particles. the friction of the non-bonded abrasive will increase the wear resistance of the modified layer by 10...35% compared to the unmodified surface. refrences 1. корж в.м., кузнєцов в.д., борисов ю.с., ющенко к.а. нанесення покриття: навчальний посібник. — київ: видавництво арістей, 2005. — 204 с. 2. ющенко к.а. інженерія поверхні: підручник / к.а. ющенко, ю.с. борисов, в.д. кузнецов, в.м. корж. – к.: наук. думка. – 2007. – 557 с. 3. г.в. похмурська, м. м. студент, в.і. похмурський газотермічні покриття. навчальний посібник – львів: «простір-м», 2017. – 180 с. 4. verfahrensentwicklung zum laserdispergieren von si-hartstoffen in aluminiumlegirungen zum partiellen verschleisschutz / t.hoenig, k.-j. matthes, b.wielage, h.pokhmurska, h podlesak // schriftenreihe werkstoffe und werkstofftechnische anvendungen. – 2005. – band 022. – s. 91-96. 5. веденов а.а., гладуш г.г. физические процессы при лазерной обработке материалов м.: энергоатомиздат, 1985. – 208 с. 6. hu c., xin h., baker t.n. formation of continuous surface al-sicp metal matrix composite by overlapping laser tracks on aa6061 alloy. materials science and technology. 1996. vol. 12, № 3. p. 227–232. 7. microstructure and interface characteristics of b4c, sic and al2o3 reinforced al matrix composites: a comparative study / k. m. shorowordi, t. laoui, a. s. m. a. haseeb, j. p. celis, l. froyen. journal of materials processing technology. 2003. vol. 142, № 3. p. 738–743. 8. improvement in wear resistance of hyper-eutectic al–si cast alloy by laser surface remelting / s. tomida, k. nakata, s. shibata, i. zenkouji, s.saji. surface and coatings technology. 2003. vol. 169-170, № 2. p. 468–471. 9. abboud j.h., west d.r.f. microstructure of titanium injected with sic particles by laser processing. journal of materials science letters. 1991. vol. 10(19). p. 1149–1152. 10. hegge h.j., boetje j., de hosson j.th.m. oxidation effects during laser cladding of aluminium with sic/al powders. journal of materials science. 1990. vol. 25, № 5. p. 2335–2338. 11. formation of wear resistant al-sic surface composite by laser melt-particle injection process / d. pantelis, a. tissandier, p. manolatos, p. ponthiaux materials science and technology. 1995. vol.11, № 3. p. 299–303. 12. hu c., xin h., baker, t.n. formation of continuous surface al-sicp metal matrix composite by overlapping laser tracks on aa6061 alloy. materials science and technology. 1996. vol. 12, № 3. p. 227–232. 13. laser cladding of al-si/sic composite coatings: microstructure and abrasive wear behavior / r. anandkumar, a. almeida, r. vilar, v.ocelik, j. th.m. de hosson. international congress on applications of lasers and electro-optics. 2007. p. 972–980. 14. microstructure and wear studies of laser clad al-si/sic (p) composite coatings / r. anandkumar, a. almeida, r. colaço, r. vilar, v. ocelik, j. th. m. de hosson. surface & coatings technology. 2007. vol. 201. p. 9497–9505. 15. microstructure and interface characteristics of b4c, sic and al2o3 reinforced al matrix composites: a comparative study / k. m. shorowordi, t. laoui, a. s. m. a. haseeb, j. p. celis and l. froyen. journal of material processing technology. 2003. vol. 142, № 3. p. 738–743. 16. structure and properties of aluminum alloys modified with silicon carbide by laser surface treatment / h. v. pokhmurs’ka, m. m. student, n. r. chervinska, kh. r. smetana, a. wank, t. hoenig, h. podlesak. materials science. 2005. vol. 41, №6. р. 316–323. https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0257897203001002#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0257897203001002#! https://www.tandfonline.com/author/pantelis%2c+d https://www.tandfonline.com/author/pantelis%2c+d https://www.tandfonline.com/author/tissandier%2c+a https://www.tandfonline.com/author/manolatos%2c+p https://www.tandfonline.com/author/ponthiaux%2c+p problems of tribology 55 17. structure and wear resistance of aluminium alloys coated with surface layer laser -modified by silicon carbide/ m. student, h. pokhmurska, k. zadorozhna, a. dzyubyk, i. khomych. ukrainian journal of mechanical engineering and materials science. 2018. vol. 4, №1. р.49–57. 18. crystallographic instrumentation. by l. a. aslanov, g. v. fetisov and j. a. k. howard. o xford university press, inc., new york. 1998. 309 p. 19. microstructure and wear behavior of in-situ hypereutectic al–high si alloys produced by selective laser melting / n. kang, p. coddet, c.chen, y. wang, h. liao, c. coddet. materials & design. (2016). vol. 99, № 5. p. 120-126. 20. wear and corrosion properties of the sic reinforced surface layers in magnesium and aluminium alloys obtained by laser melt injection / h. pokhmurska, b. wielage, h. podlesiak, th. grund, t. hoenig, k.-j. mathes, student m., chervinska n., zadorozhna h. laser technologies in welding and materials processing. – katsiveli, crimea, ukraine. 2007. p. 112–115. 21. задорожна х. р. структура і властивості лазерно модифікованих карбідом кремнію поверхневих шарів алюмінієвих сплавів та їх абразивна зносостійкість. матеріали xiii міжнародної наук.-техн. конф. “авіа-2017”, 19–21 квітня 2017, київ, 2017. 19.51–19.55. 22. зносостійкість лазерно модифікованих карбідом кремнію поверхневих шарів алюмінієвих сплавів / х.р. задорожна, м.м. студент, г.в. похмурська, c.і. маркович. зб. тез доповідей хі всеукр. наук.-практ. конф. «підвищення надійності машин і обладнання», 20–21 квітня 2017, – кропивницький, 2017. с.40–43. https://www.sciencedirect.com/science/journal/02641275/99/supp/c 56 problems of tribology м. студент, х. задорожна, в. гвоздецький, г. веселівська, г. похмурська, ю. дзьоба. зносостійкість алюмінієвого сплаву модифікованого sic шляхом лазерної обробки поверхні анотація робота присвячена встановленню впливу лазерної модифікації частинками sic поверхневих шарів алюмінієвого сплаву 7075 на його зносостійкість в умовах тертя з жорстко закріпленим і нефіксованим абразивом. було виявлено, що зі збільшенням лінійної енергії лазерного променя збільшується товщина модифікованого шару та збільшується об'ємний вміст частинок sic у ньому. рентгенівський спектральний та рентгенофазовий аналіз шарів, модифікованих частинками sic, підтвердили наявність у них частинок карбіду кремнію та карбідів алюмінію. швидкість руху лазерного променя (лінійна енергія променя) по поверхні впливає на структуру і зносостійкість лазерно-модифікованих шарів, а також на нагрівання підкладки. зокрема, зі збільшенням тепловіддачі від 740 до 1100 дж / см концентрація частинок sic у модифікованому шарі збільшується на 25%, а зносостійкість під час випробувань на тертя з жорстко фіксованим абразивом на 1,7 ... 2 рази. було встановлено, що на зносостійкість модифікованого шару майже не впливає напрям тертя (вздовж або поперек доріжок лазерної обробки), однак на відношення сусідніх доріжок перекриття суттєво впливає. таким чином, зносостійкість модифікованого шару при терті жорстко закріпленим абразивом збільшується зі збільшенням розміру частинок sic та їх об’ємного вмісту, збільшенням лінійної енергії лазерного променя та коефіцієнта перекриття доріжок. під час випробувань нефіксованим абразивом тенденції до зносостійкості залишалися, однак вплив вищезгаданих факторів значно слабкіше. ключові слова: алюмінієвий сплав, лазерно-модифіковані шари, твердосплавний кремній, жорстко закріплений абразив, незакріплений абразив, зносостійкість. copyright © 2020 n.n. dikhtyaruk, e.a. poplavskaya. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 55-63 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-55-63 plane contact problem on the interaction of a pre-stressed strip with an infinite inhomogeneous stringer n.n. dikhtyaruk, e.a. poplavskaya* khmelnytsky national university, ukraine *e-mail: helen.poplavskaya@gmail.com abstract the article is devoted to the study of problems of contact interaction of an infinite elastic inhomogeneous stringer with a prestressed strip clamped along one edge. as a result of the research, we have obtained a resolving system of recurrent systems of integro-differential equations. in general, the studies were carried out for the theory of large initial and various versions of the theory of small initial deformations within the framework of the linearized theory of elasticity with an elastic potential of an arbitrary structure. integral integer differential equations are obtained using the integral fourier transform. their solution is presented in the form of quasiregular infinite systems of algebraic equations. the article also investigates the influence of the initial (residual) stresses in strips on the distribution law of contact stresses along the line of contact with an infinite stringer. the system is solved in a closed form using the fourier transform. the stress expressions are represented by fourier integrals with a fairly simple structure. the influence of the initial stress on the distribution of contact stresses has been studied and mechanical effects have been found under the action of concentrated loads. keywords: linearezed theory of elasticity, initial (residual) stresses, initial deformations, prestressed elastic strip, transformation of fourier. introduction the linearized theory of elasticity is used to solve the plane contact problem of transferring a horizontal and vertical concentrated load from an infinite inhomogeneous stringer to a prestressed strip clamped at one edge. as a result of the research, we have obtained a resolving system of recurrent systems of integro-differential equations. consequently, the solution of the contact problem for a prestressed strip reinforced by an inhomogeneous infinite stringer reduces to solving a number of homogeneous contact problems differing only in similar external loads. a general solution is found for the theory of large initial deformations and various theories of small initial deformations for an arbitrary elastic potential. the problem for normal and tangential contact stresses is reduced to a system of integro-differential equations derived using the fourier transform. contact voltages are represented by fourier integrals. it is shown that the initial stresses in the strips strongly affect the distribution of contact stresses: contact stresses significantly decrease in compression and increase in tension, while displacements increase in compression and decrease in tension. the influence of initial stresses is stronger in highly elastic materials than in rigid ones. isolation of previously unresolved parts of a common problem despite the fact that studies of the effect of initial stresses began to be actively carried out in our country and abroad only at the end of the 20th century, it is possible to list many names, studies and publications related to this topic [1, 2]. despite a significant achievement in the development of contact problems, the issue of taking into account the initial stresses during contact interaction has remained almost completely undeveloped until recently. in all real structures and machine parts, there are almost always initial or residual stresses. the reasons for their occurrence can be different. often, initial stresses in parts and structures are created specifically during 56 problems of tribology their manufacture or assembly. they can also appear during operation both under the influence of mechanical factors, such as irreversible plastic deformation, and for reasons that are non-mechanical in nature (chemical processes) at present, various coatings are widely used in technology to improve the strength properties of parts, the possibility of their use at elevated temperatures or in the presence of aggressive media. since such parts are often critical structural elements, whose destruction can lead to catastrophic consequences, they need to be regularly diagnosed and reinforced. with a strict formulation of contact problems for elastic bodies with initial stresses [1, 2], it becomes necessary to use the apparatus of the nonlinear theory of elasticity, which significantly complicates the construction of analytical solutions. but in the case of large (finite) stresses (deformations), one can restrict oneself to considering the linearized theory of elasticity [1]. historically, the study of contact problems within the framework of the linearized theory of elasticity developed in two directions. the first is associated with the study of contact interaction of bodies with a specific form of elastic potential [3]. in the second, the problem is posed in general form for compressible (incompressible) bodies with a potential of an arbitrary structure on the basis of the linearized theory of elasticity [1, 2, 4 13]. in this paper, using the relations of the linearized theory of elasticity [1,2], solutions of contact problems on the contact interaction of an infinite inhomogeneous stringer with a prestressed strip are presented. the study was carried out in general form for compressible and incompressible bodies for the theory of large (finite) initial deformations and two versions of the theory of small initial deformations for an arbitrary structure of the elastic potential. the purpose of the work the purpose of the work is to study of the influence of initial (residual) stresses on the distribution and displacement law under the stringer, along the line of contact. further consideration of the class of contact problems on the contact interaction of elastic stringers with a prestressed strip. to study the influence of the initial (residual) stresses on the distribution law of contact stresses during the reinforcement of elements along the line of direct contact as a result of the action of a concentrated force on an elastic inhomogeneous stringer. in the case of the presence of some elastic potentials of the simplest design, perform numerical calculations and graphing. presentation of the main material 1. problem statement and initial resolving equations. let an elastic homogeneous strip with initial stresses of thickness t be clamped by the face ty 2 and on its other facet 02 y it is reinforced by an inhomogeneous infinite elastic stringer of small thickness h. this infinite elastic strip with initial stresses is subjected to the action of vertical and horizontal forces of intensities )( 10 yp and ),( 10 yq accordingly in the figure 1. fig. 1. the carried out research is adhering to the framework of the linearized theory of elasticity with an arbitrary structure of the elastic potential, in general form for the theory of large (finite) and several versions of the theory of small initial deformations. in passing to various versions of the theory of small initial deformations, the introduced are simplifications indicated in [1]. following [1], to solve the problem posed, solutions are used for compressible and incompressible bodies in the coordinates of the deformed initial state ,iii xy  ),2,1( i where i – the elongation coefficients that determine the displacements of the initial state in the directions of the coordinate axes. then the displacements that determine the initial state in the case of uniform initial stresses have the form: .)1()1( 10 iiiimiiimm yxu  (1.1) problems of tribology 57 where )2,1(  ii – the elongations that characterize the initial deformed state; ix – lagrangian coordinates; 0mu – displacements that define the initial state; im – components of the metric strain tensor. the plane strain case considered when ,1,,0,0 3321 22 0 11 0  ss where 3 22 0 11 0 ,, ss – known quantities that depend on the initial stress state and the type of elastic potential. according to hooke's law, we find the axial stress in the direction of the axis :1oy ).()( 111 1111 yey yyyy  ; (1.2) . )( )( 1 1 111 dy ydu yyy  , (1.3) where )( 1yu – horizontal displacements of the points of the elastic stringer. using the equilibrium conditions of the elastic stringer, we have: ,)]()([1)( 1 11 01 dttqtq h y y yy    ).( 1  y (1.4) taking into account (1.1) (1.4), we find:    1 ,)]()([1 )( 0 11 1 y dttqtq hedy ydu ).( 1  y (1.5) from the assumption that the stringer bends in the vertical direction like an ordinary beam, we can write: ),()( )( 1014 1 1 4 ypyp dy yvd d  ).( 1  y , (1.6) where )( 1yv – vertical movement of stringer points; d – the stringer bending stiffness; ),( 10 yp )( 1yp – intensity of vertical forces. on the line of contact of the stringer with the elastic strip, the following conditions take place: ),()( 111 yuyu  ,)()( 121 yuyv  ),( 11  yy (1.7) where ),( 11 yu )( 12 yu – displacement of points in an elastic strip with initial stresses. it is necessary to determine the distribution law of normal and tangential contact stresses along the line of connection of the stringer with the strip. to determine the unknown displacements and stresses along the line of contact of the stringer with the strip, we first solve the auxiliary problem. let us find the field of elastic displacements and stresses in a prestressed infinite strip from the action of a concentrated force applied p to its free face directed at an arbitrary angle ,0 using the integral fourier transform. let us write down the boundary conditions of the problem for the upper face of the elastic strip with initial stresses from the applied force at an angle. .sin)()0,( ~ ;cos)()0,( ~ 01122 01111   ypyq ypyq (1.8) ),(;0)(;0)( 11211  ytyutyu (1.9) where )( 1y – dirac delta function. as result of solving the problem posed, the influence functions from the action of the normal force at 20  for equal roots )( 21 nn  have the form: for equal roots )( 21 nn  : 58 problems of tribology 11 1 11 1 0 12 1 12 1 0 1 ( ) ( ) cos , 1 ( ) ( ) sin ; h y h y d h y h y d                 (1.10) for unequal roots )( 21 nn  : 11 1 11 1 0 12 1 12 1 0 1 ( ) ( ) cos , 1 ( ) ( ) sin , h y h y d h y h y d                   (1.11) where ),(ijh )2,1,( ji – influence functions that characterize the displacements of the boundary points of the facet 02 y of an infinite elastic strip with initial stresses from a unit normal force. the nuclei ),(ijh )( ~ ijh are of the form [3]: for equal roots )( 21 nn  :   );()]()( )()([)0,()( ),(])()( [)0,()( 1 11111 100 1 01 212 1 111 2 11 1 2 011 2 00111       sss sss n nm ihh s shssshsnhh (1.12) for unequal roots )( 21 nn  : ).()]()()( )()()([)0,(~)(~ ),()]()()()(sh)( )()()()2(ch[)0,(~)(~ 1 21111 110310 1 10 212 1 241111 2 01 22 10 110110110111       ss sss n mn ihh schss ssssnhh (1.13) the functions of influence from the action of a unit tangential force (at the 00  ) for equal roots )( 21 nn  are as follows: .cos)(1)( ,sin)(1)( 1 0 22122 1 0 21121           dyhyh dyhyh (1.14) for the unequal roots )( 21 nn  we can write: .cos)( ~1)( ,sin)(~1)( 1 0 22122 1 0 21121           dyhyh dyhyh (1.15) the nuclei )(ijh and ),( ~ ijh accordingly, have the form [3]: problems of tribology 59 for 21 nn  : );(] )(sh)()(ch[)( ),(]shch)chsh)(1([ ]shch))()(1([)( 1 11 1 22 11 2 11 2 1 1 10 22 1 11 2 11 2 11110 1 2 11 2 11021       ss sss n mm ih ssssm ssssmh (1.16) for 21 nn  :     ).()]()()()( )()(21[)(~ ),(])()()()()([)( ~ 1 2341 2 121 2 11 22 11 411121 1 10 22 1 23213211021      schssshss ssschs n mm ih ssssmh (1.17) here are the roots of the governing equation [1]. the quantities appearing in formulas (1.12), (1.13), (1.15), (1.16), (1.17) are expressed through the known parameters of the initial stress state [3, 4]. 2. resolving system of recurrent systems of equations. using the principle of superposition, the displacements of points of an elastic strip with initial stresses in the direction of the axes 10 y and 20 y from the simultaneous action of normal and tangential stresses for compressible and incompressible bodies in the case of elastic potentials of an arbitrary structure are determined by the formulas [3]: .)(|)(|)(|)(|)( ,)(|)(|)(|)(|)( 12212112 11211111             dqyhdpyhyu dqyhdpyhyu (2.1) following [3, 4], according to the accepted assumptions and notation, the problem can be formulated as a system of equations: 1 22 2 1 1 1 0 12 2 1 1 1 1 1 1 0 1 1 ( ) ( ) ( ) ( ), ( ) ( ) [ ( ) ( )] , , y d u yd d y p y p y dy dy du y e y h q q d dy y                    (2.2) where )()( 111 yieyd  – the stringer bending stiffness; i – the inhomogeneity parameter. let the stringer material have a weak inhomogeneity varying according to the law: )],(1[()( 111 yfеye  1( ),y    (2.3) where )( 1yf – some famous function;  – small parameter. using the contact conditions (1.6) and representing the unknown contact stresses ),( 10 yp )( 10 yq as a series in powers of a small parameter, we can write: ( ) 0 1 1 1 0 ( ) 0 1 1 0 ( ) ( ), . ( ) ( ). k k k k k k p y p y y q y q y                (2.4) 60 problems of tribology from (2.2) with the help of (2.3), (2.4), as well as formulas (2.1), we obtain a resolving system of recurrent systems of integro-differential equations: . ),()( )( )( ),()( )( )( 1 101 )0( 2 1 1 )0( 1 2 0 101 )0( 4 1 1 )0( 2 4 0    y yqyq yd yud he ypyp yd yud d (2.5)     ,....2,1 ),()( )( )( , )( )( 1 )1( 21 )( 2 1 1 )( 1 2 0 1 )1( 11 )( 4 1 1 )( 2 4 0      k yfyq yd yud he yfyp yd yud d kk k kk k (2.6) where   ,...,1,0, ,)()()(|)(|)( ,)(|)(|)()( 1 )( 112 )( 11112 )( 122 )( 12111              ky dqyhdpyhyu dqyhdpyhyu kk kk (2.7) . , )( )( )( )( )( ,...,2,1, )( )( )( )( )( 00 1 1 )1( 1 1 1 01 )1( 2 1 1 )1( 2 2 12 1 2 01 )1( 1 ied yd ydu yf yd dheyf k yd yud yf yd ddyf k k k k                      here 0d – the zero term of the series expansion. system (2.5) describes a contact problem for a homogeneous infinite stringer [3], each subsequent system from (2.6) differs from the previous one only by the external load. consequently, the solution of a contact problem for a prestressed strip reinforced by an inhomogeneous infinite stringer reduced to solving a number of homogeneous contact problems that differ only in similar external loads. the zero approximation of the solution, that is, the solution of system (2.5) using the fourier transform, was constructed in [3] and takes the form: .)()](~)()(~)([ 2 )( , ;)()](~)()(~)([ 2 )( 1 1 1 0120111 1 1 022021 2 1                    dehpihqhyq y dehphqhyp yi yi (2.8) here the quantities ),(1 h ),(ijh )2,1,( ji expressed in terms of known functions )(ijh and ),(~ ijh ),2,1,( ji which are determined according to the formulas for equal and unequal roots of the constitutive equation [1, 3, 5] in the case of a specific structure of elastic potentials. the rest of the approximations of solutions, which are influenced by the inhomogeneity of the stringer material, are constructed in a similar way; )(~0 p and )( ~ 0 q – fourier transforms of functions of contact voltages along the contact line,  – lamé coefficient. thus, the k-th approximation has the form: problems of tribology 61     ,)( 2 1 ,....2,1,)( 2 1 1 1 )( 1 )( )( 1 )( dsesqyq kdsespyp isykk isykk              where     ( 1) ( 1)2 2 3 0 22 0 121 2( ) ( 1) ( 1)4 3 0 0 11 0 122 1( ) ( )[ ( ) 1] ( ) ( ) ( ) , ( ) 1, 2, ..., ( ) ( ) 1] ( ) ( ) ( ) , ( ) k k k k k k ds f s e hs h s e hs f s h s p s l s k ie hsf s d hs h s d hs f s h s q s l s             (2.9) are the fourier transforms of contact stresses. in the (2.9):      ,...2,1,2,1,)()( ),(1)(1)()( 1 )1()1( 2 12 4 0022 2 011 4 0    kjyffsf shhsedshhseshsdsl k j k j here f – the fourier transform operator for the indicated function (functional). 3. solving systems of resolving equations. applying to both parts of system (2.8) the integral fourier transform with respect to the variable 1y and using the convolution theorem, we find expressions for the contact stresses in elastic strips with initial stresses. the zero approximation of the solution for the case of equal and unequal roots of the resolving equation takes the form (2.8) if in these formulas the replacement is made: for equal roots )( 21 nn  )( * ijh on the );(ijh for unequal roots )( 21 nn  )( * ijh on the ).( ~ ijh where the nuclei )(ijh and ),( ~ ijh respectively, have the form (1.17). consider numerical examples for incompressible bodies of neoguk material (treloar potential) (fig. 2, 3). fig. 2. intensity of normal contact stresses under the stringer 62 problems of tribology fig. 3. intensity of tangential contact stresses under the stringer here ),(p )(q ) – dimensionless contact normal and tangential stresses. value 11  (solid line on the graphs) corresponds to the classical theory of elasticity and coincides with the result of work [8]; 9,0;8,0;7,01  – corresponds to the initial compression stresses; 3,1;2,1;1,11  – corresponds to the initial tensile stresses;  – dimensionless coordinate of the initial stress state in an elastic strip with initial stresses. analysis of the graphs shows: in a case of compression )1( 1  the presence of initial stresses in the elastic strip leads to a significant decrease in contact stresses, in the case of tension )1( 1  – to their increase. conclusions in this work, within the framework of the linearized theory of elasticity, a solution to the plane problem of transferring a horizontal concentrated load from a weakly inhomogeneous infinite stringer to an elastic infinite strip clamped by one face with initial stresses obtained. the investigations were carried out in general form for the theory of large initial deformations and several versions of the theory of small initial deformations for an arbitrary structure of the elastic potential. the solution of the problem are reduced with respect to normal and tangential contact stresses to a resolving system of recurrent systems of integro-differential equations, the solution for which is constructed in powers of a small parameter. the zero approximation of the solution to the inhomogeneous problem are construction using the integral fourier transform. ultimately, a contact stresses are represented as fourier integrals. references 1. гузь а.н., бабич с.ю., глухов ю.п. смешанные задачи для упругого основания с начальными напряжениями. – saarbrücken: lap lambert academic publishing, 2015. – 468 c. 2. гузь о.м., бабич с.ю., рудницький в.б. контактна взаємодія пружних тіл з початковими напруженнями. – київ.: вища шк., 1995. – 305 с. 3. діхтярук м.м. визначення функції впливу для пружної смуги з початковими (залишковими) напруженнями // пр. 4-го міжнародного симпозіуму з трибофатики (istf), 23 – 27 вересня 2002 р. тернопіль (україна) / відп. ред. в.т.трощенко. – тернопіль: терноп. держ. техн. ун-т ім. івана пулюя, 2002. – с. 426 – 431. 4. діхтярук м.м. періодична контактна задача для пружної смуги з початковими (залишковими) напруженнями // доп. нан україни. – 2004. – № 3. – с. 46 – 49. 5. саркисян в.с. контактные задачи для полуплоскостей и полос с упругими накладками. – ереван: изд. ереван. ун-та, 1983. – 260 с. 6. babich s.yu. , dikhtyaruk n.n., degtyar s.v. contact problems for prestressed elastic bodies and rigid and elastic punches // int. appl. mech. – 2019. – 55, n 6. – p. 629 – 635. 7. dikhtyaruk n.n. load transfer from the infinite stringer to the two jammed along one edge identical stripes with initial (residual) stresses // scientific journal of the ternopil national technical university. – 2016 – 83, №3. – p. 51 – 61. problems of tribology 63 8. dikhtyaruk n.n., kurinenko o.v., poplavskaya e.a., samaruk n.n. interaction between a finite stringer and two identical prestressed strips: contact problem // int. appl. mech. – 2019. – 55, № 1. – p. 79 – 85. 9. dikhtyaruk n.n . equilibrium of a prestressed strip reinforced with elastic plates // int. appl. mech. – 2004. – 40, n 3. – p. 290 – 296. 10. rudnitsky v.b., dikhtyaruk n.n. a prestressed elastic strip with elastic reinforcements // int. appl. mech. – 2002. – 38, № 11. – p. 1354 – 1360. 11. rudnitsky v.b., dikhtyaruk n.n. interaction between an infinite stringer and two identical prestressed strips: contact problem // int. appl. mech. – 2017. – 53, № 2. – p. 149 – 155. 12. діхтярук м.м., поплавська о.а. аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою / м. м. діхтярук, о. а. поплавська // проблеми трибології. – 2018. – № 1. − с. 37 – 42. 13. dikhtyaruk, n. n., poplavskaya e. a. a flat contact problem the interaction two prestressed stripes with an infinite stringer / n. n. dikhtyaruk, e. a. poplavskaya // problems of tribology. – 2019. – vol. 24, no. 94/4. – p. 40-48. 14. dikhtyaruk n. n. contact problem of elastic strips with initial stresses with periodically placed resilient protective strap / n. n. dikhtyaruk, o. v. kurinienko, e. a. poplavskaya // problems of tribology. – 2019. – vol. 92, no. 2. – с. 6 – 12. діхтярук м.м., поплавська о.а.плоска контактна задача про взаємодію попередньо напруженої смуги з нескінченним неоднорідним стрингером. стаття присвячена дослідженню задач контактної взаємодії нескінченного пружного неоднорідного стрингера із затиснутою з одного краю попередньо напруженою смугою. за результатами досліджень отримали розв’язну систему рекурентних систем інтегро-диференціальних рівнянь. у цілому дослідження проводилися для теорії великих початкових і різних варіантів теорії малих початкових деформацій у рамках лінеаризованої теорії пружності із пружним потенціалом довільної структури. інтегральні цілочисельні диференціальні рівняння отримані за допомогою інтегрального перетворення фур’є. їх розв’язок представлено у вигляді квазірегулярних нескінченних систем алгебраїчних рівнянь. у статті також досліджено вплив початкових (залишкових) напружень у смузі на закон розподілу контактних напружень по лінії контакту з нескінченним стрингером. система розв’язується у замкнутому вигляді з використанням перетворень фур’є. вирази напружень представлені інтегралами фур’є з досить простою структурою. вивчено вплив початкових напружень на розподіл контактних напружень і виявлені механічні ефекти при впливі зосереджених навантажень. ключові слова: лінеаризована теорія пружності, початкові (залишкові) напруження, початкові деформації, попередньо напружена пружна смуга, перетворення фур’є. copyright © 2021 i.m. mykytiy. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/101-2021,70-80 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-70-80 mathematical modeling of energy loss reduction in gear boxes of oil and gas technological transport i.m. mykytiy ivano-frankivsk national technical university of oil and gas, ukraine e-mail: auto.ifntung@ukr.net received: 02 june 2021: revised: 30 august: accept: 01 october 2021 the work is aimed at solving the problem of reducing energy losses in transmission units of hoisting machines for repairing wells. method of rapid heating and maintaining the optimal temperature in the transmission units of lifting units by using the heat of the exhaust gases was proposed. analysis of features of a design of transmissions of lifting installations for repair of wells is carried out. studies of viscosity-temperature characteristics of modern transmission oils and temperature regime in transmission units have been performed. a mathematical model of energy release in transmission units during the operation of lifting units is proposed. installed energy consumption for friction in the gears of the transmission units. friction energy losses in bearings of transmission mechanisms of lifting units are determined. a method for reducing energy losses in transmission units of hoisting installations for well repair is proposed. experimental studies of the implementation of the proposed method of reducing energy losses in transmission units. dependence of power losses in the gearbox of lifting units depending on the temperature and grade of transmission oil is established. the dependence of power losses in the gearbox of the lifting unit of the upa 60 / 80 a model depending on the temperature and grade of transmission oil is obtained. the results of calculations of fuel consumption in the gearbox of the lifting unit of the upa 60 / 80a model with different power drives and at different temperatures of transmission oil are given. key words: oil and gas technological transport; hoisting installation for repair, gearbox; transmission unit; exhaust gases; heat utilization; power. introduction the oil and gas complex of ukraine and the world together with other structures includes numerous production units of oil and gas technological transport. well-lifting installations for repairing wells have been widely used in the gas and oil industries. mobile installations for current and overhaul of wells are widely used for repair of wells and downhill equipment and perform lifting and lowering of compressor and drill pipes, pump rods, pumps, ropes and current-carrying cable for electric pumps, gas lifts, etc. the purpose of technological transport of oil and gas industry is to ensure the continuous operation of the main production by performing technological operations and transport work in the specified volumes, at the specified time and with minimal energy costs and costs. therefore, the problem of reducing energy consumption for lifting plants, in particular reducing energy consumption in their transmissions, is an urgent task. analysis of modern foreign and domestic research and publications problem of improving energy efficiency is one of the main priorities of our country. and recently, under the influence of external factors, there are radical changes in approaches to the formation of state energy policy [1]: there is a transition from outdated models of the domestic energy sector, dominated by fossil fuels, to new models that maximize the use of alternative non-fossil fuels and the dominance of one type of energy production is minimized. at the same time, maximum priority is given to the use of energy from renewable sources and increase energy efficiency [2]. in order to achieve the goals set by the state energy policy, it is necessary to minimize the energy consumption of all facilities and equipment operated in the oil and gas industry of ukraine, and in particular this http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-70-80 mailto:auto.ifntung@ukr.net problems of tribology 71 fully applies to oil and gas technology transport as a whole and such an important its component as a lifting installation for repairing wells [3]. these units have energy-intensive, compared to the electric drive, diesel engines with transmissions, which requires, inter alia, the search for new ways to improve the energy performance of power drives of hoists. for heavy-duty well repair units, standard ultra-heavy-duty automobile chassis or ultra-heavy-duty wheeled or tracked transport bases assembled from standard components axles, wheels, transmissions, gearboxes, engines, but combined with a special frame are used. such wheelbases, depending on the required load capacity, have four or six axles, of which two or four are leading. the world has mastered the production of a large number of units for the repair of wells, with a capacity of 16 tons to 350 tons on wheels and tracks [4]. the most common in terms of frequency of application is the unit of current and overhaul of wells for work with open mouths. lowering and lifting operations under pressure are performed much less often, so the units of current and overhaul of wells for this purpose are much smaller. in addition, due to the complexity of pressure operations, sometimes wells are blocked and repaired as usual. when using the same units that allow you to perform lowering and lifting operations under pressure, a complex process of silencing can be avoided [5]. depending on the operations performed by mobile installations, their complete set can change. so, only for raising and lowering of pipes and rods the lifting installation is composed of the minimum number of knots. to use the hoisting rig for drilling, power is selected for the rotor, drilling pump and flushing system, which allows the use of the hoist for overhaul of wells. for lowering and raising electric pumps, the lift is completed with a drum for winding the cable, and for the suspension of the rods, the tower is equipped with a special gripper [6]. hydraulic couplings and sometimes torque converters installed between the engine and the transmission are used to improve the performance and control efficiency of mobile well repair installations, as well as for more efficient pairing of drive motors in foreign-made hoists, especially large-capacity ones. in this case the transmission is called hydromechanical [7]. hydraulic couplings or torque converters must be used for paired drive motors in foreign-made hoists of high capacity when operating on a single transmission. in this case, the total power transmitted to the transmission increases due to the self-regulation of each engine speed, which is impossible with their rigid mechanical connection. the torque converter allows you to smoothly change the speed while changing the torque. but with increasing transformation factor, the efficiency of this hydraulic machine decreases and decreases up to 0.60-0.65, which is a serious disadvantage of this method of regulation. to provide an even greater range of regulation, the drive with a torque converter of mobile well repair units can also be supplemented with a manual transmission [8]. using of hoists for repairing wells in low temperatures entails difficulties in thermal preparation not only of the engine, pumping equipment, compressor equipment, hoisting system, but also transmission units, due to the high initial viscosity of the transmission oil in the cold period of a year. many scientists have devoted their work to the problems of efficient operation of the transmission. both mechanical transmissions based on automobile chassis [9] and mechanical transmissions based on tractor units [10], as well as automatic transmissions [11] were considered. in a number of works [12, etc.], the use of forced oil supply to friction surfaces has been proposed as a way to reduce power losses in transmission units. forced oil supply reduces losses depending on the number and depth of immersion of gears in oil, however, as shown by these studies, the greatest efficiency of oil application for rotating parts under pressure is observed from the moment of shift to stabilization of oil temperature, in addition, this method requires preheating olives. studies by a number of authors [13, etc.] show that the temperature regime of car transmission units is one of the main factors influencing both power losses and the intensity of wear of transmission mechanisms. it is established that ensuring the optimal thermal regime of the transmission units will reduce additional fuel consumption by up to 10% and wear intensity up to 8 times. studies [14] show that in a month with a low ambient temperature, there is an increase in failures of the zf gearbox due to insufficient oil supply to the friction points. for example, the number of failures of the front bearing of the secondary shaft increases by 33 %, the rear support bearing by 20 %, and the number of failures of other parts of the gearbox increases by 12 %. thus, the number of failures of the gearbox of this brand in general case increases by 65 %. based on the above data we can conclude that modern transmission oils with different viscositytemperature characteristics do not provide torque transmission without power loss during heating of the transmission, and the optimal temperature of the transmission units is 303-313 k. coverage of previously unresolved parts of the overall problem in general, the main energy losses during the operation of power drives for lifting wells are: internal losses in the transmission, determined by the efficiency of the mechanical or hydraulic transmission; internal losses in the hoist system, determined by the efficiency of the hoist system; internal losses in the drive engine, determined by the efficiency of the diesel internal combustion engine; losses due to suboptimal drilling process; 72 problems of tribology losses due to suboptimal operation of drilling pumps; hydraulic losses in pipelines and fittings; internal losses in the winch, determined by the efficiency of the winch; internal losses in the rotor, determined by the efficiency of the rotor; losses due to the use of suboptimal fuels for the drive engine; losses associated with the lack of recovery of excess heat. transmission of the well repair unit consists of a set of couplings, shafts, chain gears, a winch and a hoist connected to the hook block. the number of speeds and their ratio are determined depending on the technology of lowering and lifting operations. in a car or tractor transport base, the standard gearbox of the transport base itself is often used as a torque converter from the engine. this scheme of lifting installation, built on mechanical transmissions, is currently the most common in ukraine. however, comprehensive studies on reducing energy consumption in the transmission of hoists for repairing wells by using the heat of the exhaust gases to ensure rapid heating of the transmission units and maintain the optimal thermal regime has not yet been conducted. formulation of aims of the article the costs of operation of technological transport account for a significant share in the cost of oil and gas products, so reducing energy consumption and cost of technological work during the operation of power drives for lifting wells an urgent problem for oil and gas industry. therefore, the aim of this article is theoretical and experimental studies of ways to improve the energy efficiency of transmission units of hoisting installations for the repair of wells by using the heat of exhaust gases. mathematical model of energy release in transmission units during operation of lifting units analysis of kinematic diagrams of transmission units of hoists for repairing wells shows that they mainly consist of cylindrical and bevel gears, planetary gears, different types of bearings, seals and other elements in which there is internal mechanical and hydraulic friction and friction. rotating gears with oil bath. mechanical gearboxes in most cases gear less often chain with step speed control are mainly used as transmissions and power converters for hoists for repairing wells made in ukraine, the former cis and foreign production of small capacity. a mathematical model has been developed to determine the energy . .mp a q generated in transmission units during the operation of lifting units. calculation of the energy generated in the transmission units of lifting units is based on the determination of the efficiency of internal friction sources and taking into account the power transmitted through the transmission units. based on the efficiency of the units and mechanisms that make up the unit, you can determine the amount of energy generated in the unit, according to the formula:    і ітрbiiатр tnq .... 1  , j, (1) where in – power transmitted by the i-th node of the transmission unit, wt; it – duration of operation of the i-th unit of the transmission unit, s; . .b mp i  – efficiency of the i-th unit of the transmission unit. thus, the calculation of the internal energy release in the transmission is based on the functional relationship between the efficiency of the nodes of the transmission units and the power transmitted through the transmission nodes. taking into account the fact that any transmission unit consists of elementary components and mechanisms, each of which has its own efficiency, the assessment of energy is based on the specific design features of the considered units. the design of transmission units of hoisting installations for well repair is a set of cylindrical, bevel gears and chain gears of internal and external gearing. for example, the transmission of upa-60/80 hoists on the kraz-63221 chassis (mechanical, two-band, eight-speed) consists of cylindrical spur gears (1st gear and reverse) and cylindrical helical gears (2 8 gears). primary, secondary and intermediate shafts are installed in the crankcase sockets on ball and roller bearings. taking into account the design features, the total efficiency . .в mp кп of the considered gearboxes is determined by the following expressions: . . x y z в mp кп zn gm mn      , (2) where zn – efficiency taking into account energy losses due to friction in cylindrical gears; problems of tribology 73 gm  – efficiency taking into account energy losses due to hydraulic friction in the unit; mn  – efficiency taking into account energy losses due to friction in bearings; x, y, z – the number of gears, gears in contact with the oil in the transmission unit, and bearings, respectively. the front, middle and rear axles of upa-60/80 hoists are a combination of one pair of bevel gears with helical teeth and one pair of cylindrical helical gears. the leading bevel gear of the front, rear and middle axles is mounted on two roller tapered roller bearings. the intermediate shaft of the axles is mounted on three tapered roller bearings. taking into account the design features, the total efficiency of the considered main gears in the bridges is determined by the following expressions: . . x y z b mp gп zn gm mn кп        , (3) where кп  – efficiency, which takes into account the losses in the gearing of bevel gears;  – the number of bevel gears in gear. friction energy losses in gear units of transmission unit the value of efficiency of transmission units is determined by the viscosity of the oil used for lubrication, the gear ratios, the coefficients of friction of the gear teeth, the number of gear teeth and other factors. typical values of the efficiency of gears at the optimum temperature are presented in table 1. it should be noted that at the optimum temperature the efficiency of gears reaches rather high values and provides effective work of transmission units with the minimum losses of energy. however, operating transmission mechanisms in conditions of negative temperatures, their efficiency becomes significantly lower. thus, at typical winter temperatures of ukraine (-15 … -10) °c at the beginning of the transmission efficiency is in the range of 0.55 … 0.60 [9]. in the process of moving the car as the self-heating units of the transmission, their efficiency increases after 30-40 minutes. after the beginning of the movement reaches values of 0.88 … 0.93 [9]. table 1 typical values of efficiency of gears at the optimum temperature transmission status average efficiency depending on the type of transmission cylindrical, zп conical, кп new 0,975 0,96 after running-in 0,98 0,97 maximum earnings 0,99 0,98 the determining factor influencing the efficiency of transmission mechanisms is the viscosity of the transmission oil. due to the fact that the dynamic viscosity of the transmission oil at negative temperatures varies widely, the value of the efficiency of the gears will also be variable. for gears whose dimensions are known, the efficiency can be determined by the formula [10]:          21 11 3,21 zz zмтzзп , (4) where тz – coefficient of friction in gearing; zм  – coefficient taken into account the displacement of the gear; z1, z2 – the number of teeth of the master and slave gears accordingly. the plus sign in expression (4) is valid for gears with external gearing, and the minus sign is valid for gears with internal gearing. the main difficulty in using formula (4) is the analytical determination of the coefficient of friction in the gearing due to the influence of several factors simultaneously. thus, in [10, 11] the following regularities of change of the coefficient of friction are established тz : the coefficient of friction depends little on the material of the gears and the magnitude of the contact stress in the gearing; 74 problems of tribology the coefficient of friction decreases with increasing sliding speed and rolling speed; the coefficient of friction increases with increasing surface temperature of the friction pairs; the coefficient of friction decreases with increasing viscosity of the oil. thus, currently the determination of the coefficient of friction in the gearing of cylindrical and bevel gears is carried out only on the basis of experimental dependences. a large amount of experimental studies with transmission oils [9, 11] allowed to derive an empirical formula for determining the coefficient of friction in gears: 00 lg026,0 е тz  , (5) where тz  – the coefficient of friction of the teeth at a viscosity of 1 ° e. for transmission oil is accepted тz  = 0,11 [8]; 0e – conditional viscosity of transmission oil in degrees engler, e. the translation of the non-systemic unit of viscosity of oils into the unit of kinematic viscosity ν is performed by the empirical formula [7]: st е е , 063,0 073,0 0 0  st. (6) given the fact that in the transmission units it is necessary to operate with the dynamic viscosity of the transmission oil, it is necessary to make the transition to the appropriate units pa · s. the solution of this problem is carried out through the relationship of dynamic and kinematic viscosity. the ratio of dynamic оl  and kinematic оl  viscosity of oil is characterized by expression: spa оlолоl   ,10 4 pa · s, (7) where оl  – density of transmission oil, kg/m3. taking into account the formula (6), expression (7) will take the following form: spa е е оlоl           ,10 063,0 073,0 4 0 0 pa · s. (8) as a result of simple mathematical transformations (8) we obtain:   010063,0073,0 0 42 0   ее олоl and solve the quadratic equation. 4 822 0 1015,0 10018,0      оl олоlол е   . (9) substituting (9) into formula (5) we obtain the expression for calculating the coefficient of friction in the gear:              4 822 0 1015,0 10018,0 lg026,0 оl оlоlол тz . (10) then the expression for determining the efficiency of the cylindrical transmission mechanism as a function of the dynamic viscosity of the oil will be as follows:                       21 4 822 0 11 1015,0 10018,0 lg026,03,21 zz zм оl оlоlоl зп . (11) the efficiency of bevel gears is determined by the formula [14]: problems of tribology 75            21 11 2 1 прпр тz кп zz , (12) where  – the coefficient of the duration of the gear teeth. for bevel gears it is recommended to accept ε = 5,5 [11]; 1прz and 2прz – the number of consolidated cogs of the leading and driven gear. the consolidated number of gear cogs is determined from the expression: i і іпр z z   cos . , where i  – the angle between the generator and the axis of the initial cone of the i-th gear. then expression (12) will take the following form:               2 2 1 1 coscos 2 1 zz тз кп . (13) taking into account the dependence of the coefficient of friction in the gearing on the dynamic viscosity of the transmission oil we obtain the equation for determining the efficiency of the bevel transmission of the transmission mechanism:                                21 4 822 0 11 21015,0 10018,0 lg026,01 прпроl олоlол кп zz l . (14) friction energy losses in bearings of transmission mechanisms to determine the efficiency of rolling bearings, it is first necessary to analyze the design of the transmission unit. for example, we will analyze the design of the gearbox of hoisting installations for the repair of wells upa-60/80. the analysis shows that the design uses ball and roller bearings with cylindrical and tapered rollers. the efficiency of such bearings is due to rolling friction losses. the main factors influencing the efficiency of rolling bearings include the nature of the load, the viscosity of the oil and speed. analytical calculation of the efficiency of rolling bearings пs  can be performed according to the formula: bb bп пs n n  1 , (15) where bb n – power supplied to the drive shaft of the transmission unit on which the rolling bearing is installed, wt; bпn – power loss in the bearing, wt. the power loss in the bearing is determined from a known expression: 60 2 тпb bп мп n   , (16) where тпм – moment of friction in the bearing, n × m; b п -– the speed of rotation of the shaft on which the bearing is mounted, s-1. the moment of friction in rolling bearings is determined from the expression [14]: прпbтп рdм  , n×m, (17) where bd – diameter of a neck of a shaft under the bearing, m; 76 problems of tribology п р – current load on the bearing, n; пр  – consolidated coefficient of friction. the values of the consolidated coefficients of friction пр for different types of bearings that can be in the transmission units of lifting units for the repair of wells upa-60/80 are given in table. 2. table 2 the values of consolidated coefficients of friction of different types of bearings bearing type consolidated coefficient of friction пр ball radial 0,0015…0,0025 radially stopping 0,002…0,004 stopping 0,003…0,005 rolling cylindrical 0,004…0,010 conical 0,005…0,015 taking into account the formulas (15 17), the expression for calculating the efficiency of the rolling bearing will take the following form: bb прпbb пs n рdп 30 1   . (18) then, for example, for the gearbox of upa-60/80 hoists on the kraz-63221 with ball radial, cylindrical roller, and roller tapered roller bearings, which takes into account the energy loss due to friction in the bearings depending on the speed of the transmission shafts and power which is transmitted to consumers (winch, rotor, etc.) will be determined by the formula: c bb пbb b bb пbb a bb пbb тп n рdп n рdп n рdп                             30 01,0 1 30 007,0 1 30 001,0 1 . (19) experimental studies of implementation of the proposed method of increasing fuel energy experimental verification of the adequacy of the developed mathematical model was carried out in the laboratory of heat engines of the department of road transport of ivano-frankivsk national technical university of oil and gas based on the power drive of the diesel engine d21a1 (fig. 1), which includes measuring equipment and gearbox stand. given that the mechanical transmission has physical, geometric and thermal similarity, the results of the research can be extended to the gearboxes of cars and hoists. fig. 1. appearance of experimental stand based on the diesel engine d21a1: 1 – converted to diesel engine d21a1; 2 – transmission; 3 – compressor k-5m; 4 – air heating device problems of tribology 77 measuring complex based on a personal computer, an eight-channel motor tester, and chromel-copel thermocouples was used to record the temperature of exhaust gases and transmission oil. one of the sensors was installed at the outlet of the exhaust manifold (to the recuperator), the other in the transmission units, immersed in oil. the sensitive elements of the temperature sensors (chromel-droplets) were located in the centre of the cross section of the exhaust pipe. the readings of the exhaust gas and transmission oil temperature sensors were recorded continuously. two temperature sensors were installed in the gearbox housing to study the temperature of the transmission oil. sensor № 1 was installed in the lower layer of the gears of the first gear and reverse, sensor № 2 in the upper layer of oil near the gears of the 5th gear. the drive of the primary shaft of the transmission was carried out from the diesel engine d21a1. the crankshaft of the diesel engine rotated by means of the electric motor of a direct current. to do this, the standard starter of the diesel engine d21a1 was replaced by a special dc gear motor. the motor was powered by a 14 v and 500 a power supply. measurement of power losses in the gearbox was performed by measuring the voltage and current on the drive motor. the study of power losses with a manual transmission included the determination of total losses (hydraulic and mechanical) to overcome the forces of resistance to rotation depending on the temperature of the transmission oil. losses in the gearbox of the car are similar to the cost of power consumed by the motor of the installation, taking into account the power of mechanical losses lost in the drive motor. two brands of the most widely used transmission oils were used for research: mineral tap-15v sae 80w-90 api gl-3 and semisynthetic tm-5-18 sae 75w90 api gl-5. the first oil is used in the oil and gas industry of ukraine for transmissions of hoists manufactured in the former cis countries, the second oil for transmissions of hoists manufactured in the usa, canada and european countries. as a result of the study it was found that the power required to scroll the gearbox at an ambient temperature of 263 k at the time of starting the engine for mineral oil tap-15v was 902 w for semi-synthetic tm-5-18 625 w (fig. 2). further scrolling of the transmission at 273 k led to a reduction in power consumption, reaching 720 w for oil tap-15v and 540 w for tm-5-18. at an oil temperature of 303 k power losses when using oils of different grades were almost equal and amounted to 448 w and 425 w for mineral and semi-synthetic oils respectively. 30 0 0 -10 -20 10 20 t, c 303 273 200 263 253 283 293 т, к 40 313 400 600 800 1000 n, wt тап-15в тм-5-18 fig. 2. dependence of power losses in the gearbox depending on the temperature and grade of transmission oil to verify the adequacy of the obtained analytical model in fig. 3 were placed the theoretical dependences of the change in power loss in the gearbox from the temperature of the transmission oil. the combination of theoretical and experimental dependences showed that the maximum difference in the range of changes in power losses from temperature does not exceed 6 %. this indicates a satisfactory adequacy of the obtained mathematical model. on the basis of the developed and confirmed mathematical model for the lifting installation for repair of upa 60 / 80a wells on the kraz-63221-04 chassis calculations for power losses in a gearbox were carried out. the upa 60 / 80a lifting unit on the kraz-63221-04 chassis can be equipped with a 176 kw (240 hp) engine or a 220 kw (300 hp) engine. as a result of the study it was found (fig. 3) that the power required to scroll the gearbox at an ambient temperature of 253 k at the time of starting the engine for mineral oil tap-15v is 14.20 kw, for semi-synthetic tm-5-18 9.50 kw. further scrolling of the transmission at 273 k leads to a reduction in power consumption, reaching 9.30 kw for oil tap-15v and 6.95 kw for tm-5-18. at an oil temperature of 313 k, power losses when using oils of different grades are almost equal and are for mineral and semi-synthetic oil respectively 4.85 and 4.80 kw. 78 problems of tribology 30 0 0 -10 -20 10 20 t, c 303 273 2,0 263 253 283 293 т, к 40 313 4,0 6,0 10,0 12,0 n, kwt тап-15в тм-5-18 8,0 fig. 3. dependence of power losses in the gearbox of the lifting unit model upa 60 / 80a depending on the temperature and grade of transmission oil we will calculate the fuel consumption in the gearbox of the lifting unit upa 60 / 80a with different power drives and at different temperatures of the transmission oil (table 3). table 3 results of calculations of fuel consumption in the gearbox of the lifting unit model upa 60 / 80a with different power drives and at different temperatures of transmission oil temperature, k power consumption, kw engine / values of the minimum effective specific fuel consumption, g/(kwh) fuel consumption per gearbox drive, semisynthetic oil, kg/h fuel consumption per gearbox drive, mineral oil, g/h semi-synthetic oil mineral oil yamz-238be2 yamz-238vm 313 4,80 4,85 195 214 0,93 1,02 0,94 1,04 273 6,95 9,30 1,36 1,49 1,81 1,99 253 9,50 14,20 1,85 2,03 2,77 3,03 on the main technological modes connected with drilling and repair of wells it is possible to accept average specific fuel consumption of 220 g/(kwh). values of the minimum effective specific fuel consumption of atmospheric engines yamz-238vm with a capacity of 176 kw at the speed of the crankshaft of the engine 1300 min-1 amounted to 214 g/(kwh); nominal effective specific fuel consumption of atmospheric engines yamz-238vm at the speed of the crankshaft of the engine 2100 min-1 – 259 g/(kwh). the values of the minimum effective specific fuel consumption of supercharged engines yamz-238be2 with a capacity of 220 kw at the speed of the crankshaft of the engine 1400 min-1 were equal to 195 g/(kwh); nominal effective specific fuel consumption of supercharged engines yamz-238be2 at the speed of the engine crankshaft 2100 min-1 – 238 g/(kwh). conclusions studies have shown that reducing energy consumption in the transmission of hoists for repairing wells by using the heat of the exhaust gases to ensure rapid heating of the transmission units and maintain the optimal thermal regime is quite profitable. as a result of calculations it was established (tab. 4) that the overuse of fuel necessary for scrolling of a transmission of the lifting installation of the upa 60 / 80a model with various power drives at ambient temperature of 253 k at the moment of start for tap-15b mineral oil makes 1, 83-1,99 kg for semi-synthetic tm-5-18 0,92-1,01 kg in comparison with temperature of 313 k. further scrolling of a transmission at 273 k leads to decrease in fuel consumption having reached 0,87-0, 95 kg for oil tap-15b and 0.43-0.47 kg for tm-5-18 compared to a temperature of 313 k. therefore, the obtained data showed that the high efficiency of heat transfer to the transmission units and the reduction of energy consumption in the transmission can be achieved due to the differences in the temperatures of the exhaust gases and the transmission oil. a significant stimulus for the further development of such systems is that they determine the possibility of cumulative improvement of the characteristics of the problems of tribology 79 vehicle on a set of indicators. their implementation on vehicles allows to utilize waste thermal energy and reduce fuel consumption by oil and gas technological transport. references 1. denisyuk s.p. formation of the policy for the promotion of energy efficiency the current policy of the european organization. power engineering: economy, technology, ecology. 2013. no. 2. p. 7–22 2. energy strategy of ukraine for the period up to 2030 fate / skvalena to the order of the cmu 15 march 2006 r. no. 145. access mode: http://zakon2.rada.gov.ua/laws/show/145-2006-r 3. energy saving. systems of energetic management. vimogi ta nastanova shodo vikoristannya: dstu iso 50001: 2014. k .: ministry of economic development of ukraine, 2014.26 p. 4. shevtsov v.m. theoretically, the advancement of the infinitely variable transmission of the kraz 63221-02 vehicle for the repair of naftogaz verdorovyh. / o.o. ostroverkh, a.p. kozhushko, v.m. shevtsov // bulletin of the national technical university "khpi". kharkiv: ntu "khpi". 2017. no. 6 (1228). s. 45 51. 5. virvinsky p. p., khomenko v. l. sverdlovin repair: navchalny pos_bnik. dnipro ¬petrovsk: national state university, 2003 .-219 p. 6. bukhalenko e.i. oilfield equipment. directory. moscow: nedra, 1990. 7. samorodov v. b., ostroverch a. o., kozhushko a. p. development and analysis of stepless two-flow hydrostatic-mechanical transmission by criterion of greatest efficiency for cars used to repair oil and gas wells. visnyk natsional'nogo tekhnichnogo universytetu "khpi" [the bulletin of the national technical university "khpi"]. 2012, vol. 60, pp. 105-111. 8. samorodov v. b., ostroverch a. o., kozhushko a. p. analysis of the technological mode of operation of a continuous hydrovolume-mechanical transmission using native hydro-units of a car used to repair oil and gas wells]. visnyk natsional'nogo tekhnichnogo universytetu "khpi" [the bulletin of the national technical university "khpi"]. 2013, vol. 30, pp. 23–31. 9. razyapov m.m. improving the performance of transmission units of automotive vehicles at low temperatures: abstract of ph.d. dis. ... cand. tech. sciences / m.m. razyapov. ufa, 2013 .-16 p. 10. pustozerov yu.i. investigation of the operating modes of the transmission of the dt-75 tractor in low temperature conditions: abstract of ph.d. dis. cand. tech. sciences / yu. i. pustozerov novosibirsk, 2003 .- 23p. 11. selivanov n.i. improving the efficiency of tractor units in the winter conditions of the agro-industrial complex of eastern siberia: author. dis. ... dr. tech. sciences / n.i. selivanov. krasnoyarsk, 2006. 12. karpov p. m. improving the fuel efficiency of agricultural tractors in winter conditions by improving the lubrication modes of transmissions (for example, the dt-75m tractor): author. dis. ... cand. tech. sciences / p.m. karpov. ulyanovsk, 1988 .-25 p. 13. kutlin a.a. investigation of the influence of the mode of movement of vehicles on the temperature of their main units and fuel consumption in winter operating conditions: author. dis. ... cand. tech. nauk / a.a. kutlin. kiev, 1981 .-20 p. 14. razyapov m.m. improving the performance of transmission units of automotive vehicles at low temperatures: author. dis. ... cand. tech. sciences / m.m. razyapov. ufa, 2013 .-16 p. 80 problems of tribology микитій і.м. математичне моделювання зниження втрат енергії в коробках передач технологічного транспорту нафти та газу. робота спрямована на вирішення проблеми зменшення втрат енергії в блоках передачі підйомних машин для ремонту свердловин. запропоновано метод швидкого нагрівання та підтримки оптимальної температури в трансмісійних блоках підйомних агрегатів за допомогою тепла відпрацьованих газів. проведено аналіз особливостей конструкції передач підйомних установок для ремонту свердловин. проведено дослідження в'язко-температурних характеристик сучасних трансмісійних масел та температурного режиму в агрегатах трансмісії. запропоновано математичну модель виділення енергії в блоках передачі під час роботи підйомних установок. встановлені витрати енергії на тертя в шестернях трансмісійних агрегатів. визначено втрати енергії тертя в підшипниках механізмів передачі підйомних агрегатів. запропоновано метод зменшення втрат енергії в блоках передачі підйомних установок для ремонту свердловин. експериментальні дослідження реалізації запропонованого методу зменшення втрат енергії в блоках передачі. встановлено залежність втрат потужності в коробці передач підйомних агрегатів в залежності від температури та марки трансмісійного масла. отримано залежність втрат потужності в коробці передач підйомного агрегату моделі upa 60 / 80a в залежності від температури та марки трансмісійного масла. наведено результати розрахунків витрати палива в коробці передач підйомного агрегату моделі upa 60 / 80a з різними приводами потужності та при різних температурах трансмісійного масла. ключові слова: технологічний транспорт нафти і газу; підйомна установка для ремонту, коробка передач; блок передачі; вихлопні гази; використання тепла; потужність. методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 49 костогриз с.г., мисліборський в.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: mvovka13@gmail.com методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту удк 621.891:620.194 обґрунтована система інженерних методів спрямованого впливу на пружно-пластичні та в’язко-пружні характеристики ннфк. виділені рівні здійснення цього впливу і, зокрема: розрахунки і проектування номінально нерухомих з’єднань машинобудівних конструкцій; технологія обробки та складання елементів з’єднань; експлуатація машинобудівних конструкцій. розроблений механізм впливу на тангенціальну жорсткість ннфк. встановлена аналітична залежність для розрахунку необхідного натягу у з’єднанні, при якому забезпечується необхідне значення тангенціальної жорсткості контакту. подані рекомендації щодо застосування технологічних методів обробки контактних поверхонь, які б забезпечували вплив на тангенціальну жорсткість контакту. запропоновано два підходи для впливу на повзучість у ннфк перший із них ґрунтується на залежності відносної деформації в контакті при повзучості від коефіцієнта запасу зчеплення в контакті та другий – на забезпеченні такого значення цього коефіцієнта, при якому відносна деформація перебуває на допустимому рівні. показано, що на повзучість можна впливати за допомогою циклування розвантаження та навантаження контакту через проміжки часу, коли деформація при повзучості досягає рівня близького або рівного допустимому. виведені формули для обчислення цих часових інтервалів. ключові слова: повзучість, реологічна модель, номінально нерухомий фрикційний контакт (ннфк), пружно пластичний контакт, в’язко-пружний контакт, тангенціальна жорсткість ннфк, параметр пластичності контакту, відносна деформація зсуву, в’язкість. вступ пружні властивості ннфк при навантаженні з’єднань деталей машин та інших конструкцій зсувом характеризуються його тангенціальною жорсткістю 0 c і зокрема, початковим її значення 0c при 0 , 0x  і залежністю від комплексу факторів, що описуються формулою [2, (2.18)]. як було показано [2] у розділі 2, найбільш значущими факторами, що впливають на початкову тангенціальну жорсткість 0 c є номінальний тиск в контакті q , середньоарифметичне відхилення профілю поверхонь rа і градієнт еквівалентної шорсткості контактних поверхонь y та модулі пружності першого e та другого роду g матеріалів контактних пар. мета і постановка задачі робота виконується з метою обґрунтування системи інженерних методів спрямованого впливу на пружно-пластичні та в’язко-пружні характеристики ннфк виклад матеріалів досліджень 1. початкова тангенціальна жорсткість номінально нерухомого фрикційного контакту спрямований і керований вплив на числове значення 0 c в першу чергу досягається відповідними значеннями номінального тиску в контакті при всіх інших заданих фіксованих значеннях модулів пружності матеріалів контактних пар та характеристик мікрогеометрії поверхні контактних пар rа та y . для його визначення в свою чергу потрібно задатись числовим значенням тангенціальної жорсткості 0 c   , яке потрібно досягти для забезпечення працездатності з’єднання в заданих умовах навантаження. йому має відповідати повне значення номінального тиску в контакті  q . для його визначення потрібно виразити номінальний тиск через початкову тангенціальну жорсткість. з цією метою зробимо певні перетворення у формулі [2, (2.18)]. спочатку покладемо в ній, враховуючи що 5, 25 ln190 , виразимо модуль пружності другого роду g через модуль пружності першого роду e та коефіцієнт пуассона, а потім подаємо різницю логарифмів як логарифм частки та отримаємо методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 50 0 85, 6 ln 2, 476(1 ) a q ey c r q   , (1) де  – коефіцієнт пуассона. для вирішення задачі спрямованого керованого впливу на тангенціальну жорсткість через номінальний тиск потрібно залежність 0 0 ( )c c q  перетворити у залежність 0( )q q c . цьому перешкоджає те, що формула (1) є нелінійною відносно q . якщо подивитись на її графічне зображення (рис. 1), то звертає на себе увагу те, що вона досить близька до лінійної у заданому інтервалі зміни номінального тиску в контакті. рис. 1 – залежність початкової тангенціальної жорсткості 0 c від номінального тиску q у ннфк: 1 – розрахована за формулою (1); 2 – розрахована за формулою (2) цей інтервал охоплює експлуатаційні значення q для реальних конструкцій номінально нерухомих з’єднань деталей машин. кілька спроб лінеаризації формули (1) шляхом покладання під знаком логарифма одиниці в знаменнику замість q та збільшення числового коефіцієнта перед (1 )  дозволило прийти до наближеної формули: 0 ln(85, 6 ) 4, 21 (1 ) a q ey c r     . (2) на рис. 1 показані графіки залежності 0 0 ( )c c q  , розраховані за формулами (1) та (2) при 5 22,1 10 he   н/мм2, 23, 5 10y   , 0, 3  , 0, 63 ra  мкм, що відповідає контакту сталевих шорстких поверхонь. пряма 2 побудована за лінеаризованою залежністю (2) і достатньо близько проходить від кривої 1, розрахованої за формулою (1). в інтервалі q від 0 до 250 н/мм2 максимальне розходження в результатах визначення 0 c за формулами (1) та (2) має місце при 120 hq  н/мм 2 і складає 10 % в інтервалі від 0 до 250 н/мм2. таким чином, можна вважати, що наближена формула (2) з достатньою для практичних розрахунків точністю відображає залежність 0 c від q . використаємо її для визначення номінального тиску  q в контакті, при якому досягається потрібне значення початкової тангенціальної жорсткості ннфк: 0 4, 21(1 ) ln(85, 6 ) ra c q ey      . (3) таким чином, створюючи номінальний тиск  q в контакті, досягають таких його пружних властивостей, при яких початкова тангенціальна жорсткість дорівнює заданому значенню 0 c   . у пресових з’єднаннях “вал втулка” необхідний тиск у контакті створюють натягом в з’єднанні, принципова схема якого зображена на рис. 2. методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 51 рис. 2 – пресове з’єднання “вал втулка” для такого з’єднання номінальний тиск у контакті через натяг  визначають за формулою: 3 1 2 1 2 10 q c c d e e          , (4) де  – розрахунковий натяг у з’єднанні, мкм; d – номінальний діаметр з’єднання, мм; с1, с2 – відповідно, коефіцієнти формули ляме для товстостінних циліндрів, 2 2 1 1 12 2 1 d d c d d     , 2 2 2 2 22 2 2 d d c d d     , тут 1 та 2 – коефіцієнти пуассона матеріалів вала і втулки, відповідно; 1e та 2e – модулі пружності матеріалів вала та втулки, відповідно. використовуючи формули (3) та (4) одержимо вираз для визначення натягу у з’єднанні “вал втулка”, при якому забезпечується задане числове значення його початкової тангенціальної жорсткості: 0 1 2 1 2 4210(1 ) . ln(85, 6 ) ra c c c d ey e e            (5) у поширеному в машинобудуванні випадку, коли матеріал втулки і вала однакові 1 0d  та 2d d , будемо мати, що 1 2e e e  , 1 2     , а формула для визначення натягу  у з’єднанні набуде вигляду: 0 8420 ln(85, 6 ) dra c e ey      , (6) де  вимірюється в мікрометрах (мкм). за формулою (6) розраховані величини натягу  у пресовому з’єднанні “вал–втулка” в залежності від номінального діаметра вала ( 5 22,1 10 he   н/мм2, 23, 5 10y   , 0, 63 ra  мкм) для трьох фіксованих значень тангенціальної жорсткості контакту, які необхідно досягти: 01 50 hc   н/мм 2 · мкм, 02 150 hc   н/мм 2 · мкм, 03 200 hc   н/мм 2 · мкм. ці залежності зображені на графіках рис. 3. таким чином, на основі залежності (6) можна здійснювати вплив на початкову тангенціальну жорсткість ннфк на етапі розрахунку та конструювання з’єднання і наступної його експлуатації за рахунок призначення та здійснення відповідного значення натягу у з’єднанні. методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 52 у певних умовах виникає необхідність збільшувати або зменшувати тангенціальну жорсткість контакту 0 c , залишаючи незмінним номінальний тиск у контакті. це, наприклад, трапляється в ситуації, коли потрібно збільшити або зменшити 0 c , не змінюючи запас сили тертя у контакті. у таких випадках на числове значення тангенціальної жорсткості в контакті потрібно впливати через зміну середньоарифметичного відхилення профілю поверхні ra контактних матеріалів. як показує вираз (2), збільшення в n разів ra по впливу на 0 c рівнозначно зменшенню у n разів номінального тиску в контакті і навпаки, при зменшенні в n разів ra буде досягнутий ефект по 0 c , рівнозначний збільшенню в n разів номінального тиску. числове значення  ra , за якими здійснюється вплив на 0 c при заданих значеннях e , y , q розраховують за формулою:   0 ln(85, 6 ) 4, 21(1 ) q ey ra c      . (7) рис. 3 – 3алежність натягу у з’єднанні “вал–втулка” від номінального діаметра вала при заданих рівнях початкової тангенціальної жорсткості контакту: 1 – 01 c = 50 н/мм2 · мкм; 2 – 02 c = 150 н/мм2 · мкм; 3 – 03 c = 200 н/мм2 · мкм у цьому випадку спрямований і керований вплив на рівень початкової тангенціальної жорсткості контакту 0 c   здійснюється через забезпечення необхідного рівня середньоарифметичного відхилення профілю  ra контактних поверхонь, яку визначають за формулою (7). на тангенціальну жорсткість певною мірою можна також впливати через модуль пружності контактних пар, застосовуючи для них ті чи інші машинобудівні матеріали. для визначення ефективності такого впливу порівняємо значення початкової тангенціальної жорсткості контактних пар, виготовлених зі сталі ( 5 22,1 10 he   н/мм2, 0, 3  ) та бронзи ( 5 21, 0 10 he   н/мм2, 0, 35  ). для кожної із пар задаємо однакові значення при 1 20 hq  н/мм 2, 2 40 hq  н/мм 2, 3 60 hq  н/мм 2, 23, 5 10y   , 0, 63 ra  мкм. розрахунок тангенціальної жорсткості 0 c від номінального тиску q виконаємо за формулою (1). результати розрахунку відобразимо на графіку рис. 4. так для стальної пари при 1 20 hq  н/мм 2 одержимо 1 100, 5 hоc   н/мм 2 · мкм, а для бронзової – 1 90, 3 hоc   н/мм 2 · мкм; при 2 40 hq  н/мм 2 одержимо для стальної пари 2 191, 5 hоc   н/мм 2 · мкм, а для бронзової 2 170, 3 hоc   н/мм 2 · мкм; при 3 60 hq  н/мм 2 одержимо для стальної пари 3 275, 5 hоc   н/мм 2 · мкм, а для бронзової пари 3 240, 3 hоc   н/мм 2 · мкм. методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 53 ці результати показують, що зменшення у 2,1 рази модуля пружності матеріалів контактних пар призвело до незначного зменшення у 1,11 1,14 рази тангенціальної жорсткості. тобто вплив на неї через модуль пружності матеріалів контактних пар є малоефективним порівняно із впливом через номінальний тиск q в контакті та параметр шорсткості контактних поверхонь, який виражений через середньоарифметичне відхилення профілю поверхонь ra . у зв’язку з цим не слід сподіватись на помітний позитивний ефект від спроб впливати на тангенціальну жорсткість контакту шляхом застосування різних методів обробки та модифікації контактних поверхонь з метою підвищення їх фізико-механічних характеристик. це, зокрема, підтверджується результатами роботи [3]. у ній показано, що оксидування робочих поверхонь валів та втулок, дозволяє у 1,3 1,4 рази підвищити податливість з’єднання “вал–втулка”. застосування азотування контактних поверхонь призводить до деякого збільшення в 1,25 1,3 рази жорсткості з’єднання. помітний результат дає застосування цинкових покриттів для контактних поверхонь товщиною 20 25 мкм, що дозволяє зменшити тангенціальну контактну жорсткість майже на 40 %. разом з тим, слід звернути увагу, що за результатами названої роботи кадмування контактних поверхонь валів і втулок практично на тангенціальну жорсткість контакту не впливає, а також звернути увагу на те, що помітний вплив на тангенціальну жорсткість з’єднання “вал втулка” має спосіб складання з’єднання. так, при гідропресовому складанні порівняно з тепловим (охолодження) контактна податливість стику збільшується в 1,1 1,25 рази [4]. як показав костогриз с.г. [1], лазерна обробка покриттів контактних поверхонь неоднозначно впливає на початкову тангенціальну жорсткість. так, лазерна обробка покриттів міддю на сталевій основі дозволяє підвищити в 1,9 рази і тільки в 1,2 рази, коли матриця алюмінієва. лазерна обробка покриттів кадмієм на сталевій матриці не дає збільшення початкової тангенціальної жорсткості 0 c . 2. про крутильну жорсткість фрикційного контакту в системі валопроводу валопроводи трансмісій машин містять послідовно та паралельно з’єднанні пружні елементи, такі, як вали, муфти, з’єднання типу “вал втулка” обертових мас (зубчаті колеса, шківи тощо) з валами. для прикладу розглянемо проміжний вал редуктора 1 (рис. 5) із посадженими на нього зубчатими колесами 2 і 3, які утворюють з ним номінально нерухомі з’єднання “вал втулка”. рис. 5 – конструктивна схема проміжного вала редуктора із напресованими на нього зубчатими колесами: 1 – вал; 2, 3 – зубчаті колеса; 4, 5 – підшипники відповідна конструктивній схемі цього вузла, як ділянки валопроводу редуктора, відповідає розрахункова схема крутильної з обертовими масами, зображена на рис. 6. рис. 4 – залежність початкової тангенціальної жорсткості 0 c від номінального тиску q в ннфк для контактних матеріалів із: 1 – сталі (e = 2,1 · 105 н/мм2, μ = 0,3), 2 – бронзи (e = 1,0 · 105 н/мм2, μ = 0,35) методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 54 виходячи з того, що крутильна податливість динамічної системи складається із об’ємної податливості при закручуванні вала на проміжку l та контактних крутильних податливостей двох номінально нерухомих з’єднань “вал–втулка” з діаметром посадки d , для конструкції, зображеної на рис. 5, та її динамічної моделі (рис. 6), справедливим є співвідношення: 0 1 1 2 kc c c     , (8) де c – крутильна жорсткість валопроводу; 0 c – об’ємна крутильна жорсткість вала довжиною l і діаметром 1d (допускаємо, що зменшенням діаметра вала від 1d до d на проміжках, що лежать у контактних зонах з двох сторін довжиною 2 b нехтуємо); kc – контактна крутильна жорсткість з’єднання “вал втулка”. б рис. 6 – розрахункова схема для моделювання крутильних коливань проміжного вала редуктора (а) та представлення крутильної жорсткості валопроводу як послідовного з’єднання складових елементів жорсткості (б) встановимо аналітичне співвідношення для контактної крутильної жорсткості з’єднання “вал втулка”. виходимо з того, що елементарний момент пружних сил: ккр dm с d  , (9) де  – кут закручування з’єднання. з іншого боку: 2кр d dm dt , (10) де dt – елементарна дотична пружна сила при закручувані з’єднання на діаметрі контактування d , яку можна виразити через початкову тангенціальну жорсткість контакту 0 c : 0 3 210 2 c d b dt d    . (11) на основі формули (11) знаходимо вираз для елементарного моменту пружних сил у з’єднанні: 0 3 310 4кр d b dm c d    . (12) із рівностей правих частин формул (9) та (12) встановимо вираз для обчислення контактної крутильної жорсткості з’єднання “вал втулка”: а методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 55 0 3 310 4k d b c c    . (13) у формулі (13) числові значення d та b подаються в міліметрах, а числове значення 0 c у н/мм2 · мкм, а k c одержують у розмірності н · мм. таким чином, контактна крутильна жорсткість з’єднання “вал втулка” прямо пропорційна його початковій тангенціальній жорсткості 0 c , яку розраховують за формулою (1). об’ємну крутильну жорсткість вала діаметром 1d і довжиною l можна знайти за відомими формулами опору матеріалів, враховуючи, що полярний момент інерції поперечного перерізу вала 4 10,1pi d : 0 4 10,1gd bc l  , (14) де 1d – діаметр вала; g – модуль пружності другого роду матеріалу вала. виходячи із співвідношення (8) одержимо формулу для визначення крутильної жорсткості валопроводу: 0 0 2 к к c c c c c        . (15) для ілюстрації того, в якій мірі контактна крутильна жорсткість фрикційних з’єднань “вал втулка” впливає на крутильну жорсткість валопроводу в цілому, розрахуємо за формулами (13) (15) крутильну жорсткість валопроводу, для прикладу прийнявши такі вихідні дані: матеріал елементів валопроводу сталь 45; 50,8 10 mg   мпа; 40 d  мм; 1 50 d  мм; 50 b  мм початкову тангенціальна жорсткість контакту “вал–втулка” 0 c подамо в трьох значеннях 0c = (1,0 мпа/мкм; 5,0 мпа/мкм; 10 мпа/мкм). результати розрахунку зведемо у табл. 1. таблиця 1 розрахунок крутильної жорсткості валопроводу крутильна жорсткість елементів валопроводу, н · мм/рад початкова тангенціальна жорсткість контакту 0 c , н/мм 2 · мкм об’ємна 0c контактна кc крутильна жорсткість валопроводу, н · мм/рад 1,0 2,5 · 108 2,5 · 109 1,19 · 108 5,0 2,5 · 108 12,5 · 109 2,4 · 108 10,0 2,5 · 108 25,0 · 109 2,47 · 108 з таблиці видно, що в структурі крутильної жорсткості валопроводу контактна крутильна жорсткість фрикційних з’єднань “вал втулка” виділяється, як найбільш жорсткий елемент, що помітно впливає на неї тільки при малих значеннях 0 c . у наведеному прикладі це значення 0 1, 0c   н/мм 2 · мкм. при збільшені 0 c в п’ять разів, присутність з’єднання “вал втулка” у валопроводі несуттєво впливає на його крутильну жорсткість, а при збільшені 0 c в десять разів – ледве помітний. в останньому випадку крутильна жорсткість валопроводу зменшилась з 2,5 · 108 до 2,47 · 108 або лише на 1 %. у поданих аналітичних співвідношеннях для крутильної жорсткості “вал втулка” та розрахунках пружні властивості з’єднання були виражені через початкову тангенціальну жорсткість контакту. в реальних умовах навантаження з’єднання обертовим моментом тангенціальна жорсткість контакту в методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 56 межах вибирання повного попереднього зміщення змінюється від 0 c c  до 0c  (рис 6). це потрібно в розрахунках крутильної контактної жорсткості з’єднання врахувати таким чином, щоб користуватися середнім значенням c в межах повного попереднього зміщення, а саме пc середня тангенціальна жорсткість на проміжку вибору пружної частини попереднього зміщення і f c середня тангенціальна жорсткість на проміжку вибору пластичної частини попереднього зміщення. криву початкового навантаження ннфк оа (рис. 7) замінимо ламаною лінією оdа , на якій хорда оd відповідає деформуванню в пружній частині попереднього зміщення, а хорда dа – в пластичній частині. кути нахилу цих хорд відповідно п та f в певному масштабі характеризують середню тангенціальну жорсткість п c – у пружній частині, а fc – у пластичній частині деформування контакту. рис. 7 – до розрахунку середніх значень тангенціальної жорсткості контакту в межах вибору пружної та пластичної частини повного попереднього зміщення використовуючи рівняння (2.3) початкового навантаження ннфк напруженням зсуву після певних перетворень одержимо: 0п п c c   , (16) де 11 ( 1) п n n n n     , (17) тут п – коефіцієнт середньої тангенціальної жорсткості контакту на ділянці пружного деформування: 0f f c c   , (18) де 1 1 ( 1) f n nn    , (19) тут f – коефіцієнт середньої тангенціальної жорсткості контакту на ділянці пластичного деформування. з формул (16) (19) видно, що середні значення тангенціальної жорсткості залежать від початкової тангенціальної жорсткості 0 c і параметра пластичності контакту n . коефіцієнти п та f визначають, у скільки разів середні тангенціальні жорсткості п c та fc будуть менші, ніж початкова тангенціальна жорсткість 0 c . розрахуємо ці коефіцієнти і результати подамо у таблиці 2. методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 57 таблиця 2 значення коефіцієнтів середньої тангенціальної жорсткості п c і fc параметр пластичності n коефіцієнт середньої тангенціальної жорсткості 0 1 2 3 4 п c 1 0,75 0,616 0,525 0,420 f c 1 0,25 0,192 0,158 0,146 таблиця 3 значення коефіцієнта запасу зчеплення зпk параметр пластичності n коефіцієнт запасу зчеплення 0 1 2 3 4 зпk  1,858 1,6 1,47 1,37 1,32 з таблиць 2 та 3 видно, що збільшення параметра пластичності контакту n цілком виразно впливає на зменшення середньої тангенціальної жорсткості. коли виникає необхідність суттєво зменшити крутильну жорсткість з’єднання “вал–втулка”, то потрібно забезпечити такий натяг з’єднання, при якому коефіцієнт запасу зчеплення був би значно менший ( 1,858зпk  ), що забезпечить параметр пластичності 1n  . 3. пластичність номінально нерухомого фрикційного контакту інженерні підходи до впливу на пластичні властивості контакту потрібно шукати у двох принципово різних ситуаціях. перша з них відноситься до того, щоб практично забезпечити відсутність пластичних деформацій зсуву, коли мають місце тільки пружні деформації, тобто коли параметр пластичності матеріалу 0n  . такий режим деформування контакту є найбільш сприятливим з точки зору зменшення, а то й повної відсутності фретинг-зношування елементів контакту, коли із механізму зношування виключається пластична складова дотичної деформації. як було показано вище, це стає можливим ( 0n  ), коли коефіцієнт запасу зчеплення в контакті [ ] 1, 858зпk  . практично для того, щоб забезпечити відсутність пластичної деформації зсуву достатньо допустити, щоб зпk значно не перевищував число 1,858, тобто прийняти в розрахунку 2зпk  . далі немає жодного сенсу його перевищувати, оскільки це призведе до надлишкового натягу в контакті, але при цьому не вплине на числові значення параметра пластичності, яке залишиться рівним нулю ( 0n  ), як і при 1, 858зпk  . тобто у цьому випадку інженерний вплив на пластичність ннфк на етапі розрахунків і проектування зводиться до того, що для номінально нерухомого з’єднання деталей машин задають 1, 858 2, 0зпk  . за цим значенням розраховують необхідний натяг, а на етапі експлуатації його підтримують у заданих межах. потрібно звернути увагу на те, що запропоноване до розрахунків ннфк значення коефіцієнта запасу зчеплення можна повністю перенести на розрахунок фрикційних передач в частині призначення числового значення коефіцієнта запасу сили зчеплення, при якому буде забезпечуватись відсутність фрикційного ковзання при роботі передачі, а тільки буде мати місце геометричне та пружне ковзання. інша ситуація в проектуванні ннфк, утвореного реальними з’єднаннями деталей машин, полягає в тому, що він розглядається як елемент, в якому при певних умовах може розсіюватись механічна енергія, обумовлена вібраціями конструкції машини [5]. у такій ситуації потрібно, як це показано в роботі [1], щоб контакт мав пластичні властивості і параметр пластичності в цьому випадку був би 0n  . зростання параметра пластичності призводить до зростання коефіцієнта розсіювання енергії в контакті, як це було показано вище в цій роботі. існує досить простий спосіб впливу на інженерному рівні на параметр пластичності. він ґрунтується на тому, що параметр пластичності[2, (2.41)] однозначно методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 58 залежить від коефіцієнта запасу зчеплення зпk . задавшись необхідним значенням параметра пластичності розраховують відповідне йому значення коефіцієнта запасу зчеплення, використовуючи яке, розраховують необхідний натяг у з’єднанні. звертаємо увагу на те, що можливі числові значення коефіцієнта запасу сили зчеплення мають перебувати в межах 1, 0 1, 858зпk  . наприклад при 1, 0n  , 1, 6зпk  ; при 2, 0n  , 1, 47зпk  . потім розраховують необхідний натяг у з’єднанні. розглянемо для прикладу фрикційне з’єднання “вал втулка”, схема якого подана на рис. 2. для такого з’єднання натяг  у ньому при заданому значенні коефіцієнта запасу зчеплення зпk , який забезпечує відповідне йому значення параметра пластичності n , визначають за формулою: 31 2 1 2 2 10к зп м k c c dbf e e         , (20) де км – обертовий момент, н · мм; b – ширина втулки; f – коефіцієнт тертя в з’єднанні. для досить поширеного випадку у машинобудуванні, коли 1 2e e e  ; 2d d ; 1 0d  ; 1 2 2c c  . виразимо b через d таким чином, що b d  , де  – коефіцієнт ширини втулки 1,1...1, 3  . з урахуванням наведеного вище, зведемо формулу (20) до виразу: 3 2 4 10к зп м k d fе     . (21) для прикладу проведемо розрахунки за формулою (21) при 61 10км    н · мм; 60 d  мм; 0,15f  ; 1, 2  ; 5 22,1 10е   н/мм2. результати розрахунку подані на рис. 8. рисунок 8 – залежність натягу в контакті у з’єднанні “вал–втулка” від коефіцієнта запасу зчеплення в контакті: 1 – “сталь сталь”; 2 – “чавун сталь”; 3 – “бронза сталь” 4. повзучість у номінально нерухомому фрикційному контакті вплив на стан повзучості у номінально нерухомих з’єднаннях деталей машин, як це випливає із результатів роботи [2, розділ 3] можна здійснювати на інженерному рівні за двома напрямами. перший із них ґрунтується на тому, що як поточне, так і мінімальне і максимальне значення відносного переміщення елементів контакту при заданих значеннях модуля пружності зсуву g та коефіцієнта в’язкості  матеріалів контактних пар і початковому рівні відносного переміщення o виключно залежить від коефіцієнта запасу зчеплення в контакті зпk [2, (3.33), рис. 3.11]. зростання повзучості відбувається при зменшенні запасу зчеплення в контакті в межах 1, 0 1, 858зпk  . таким чином, на стадії розрахунків з’єднання можна задатись таким значенням зпk , яке за показником максимального методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 59 відносного переміщення в контакті max при повзучості задовольняло б проектувальника, а на стадії експлуатації слід підтримувати зпk на цьому ж рівні. потрібно також звернути увагу на те, що найменше значення переміщення в контакті при повзучості будуть відповідати значенню коефіцієнта запасу зчеплення в контакті 1, 858зпk  , коли він уже втрачає свої пластичні властивості і max 0 0, 538    , де 0 – початкове значення відносної деформації в контакті. другий напрям інженерного впливу на повзучість відноситься до експлуатації номінально нерухомих з’єднань деталей машин. він полягає в тому, що через певний час, коли відносне переміщення елементів контакту внаслідок повзучості досягло допустимого рівня (нехай це буде  за схемою [2, рис. 3.10]), то в цей момент навантаження, при якому мала місце пряма післядія в контакті, знімається, після чого відносне переміщення елементів контакту стрибкоподібно зменшується до рівня, що дорівнює 0   . визначають час, впродовж якого деформація в контакті зростає до допустимого рівня  і після якого потрібно скидати напруження в контакті, щоб деформація не перевершила допустимий рівень. вираз [2, (3.29)] описує пружну післядію в контакті, в якому відсутні пластичні властивості (параметр пластичності 0n  ). час t , який відповідає прийнятому гранично допустимому рівню відносної деформації повзучості, знайдемо з виразу [2, (3.29)], підставивши в ньому t t , а  t    : 0( )( 1)ln 1 2 e t g            . (22) для прикладу розрахуємо t за наступних даних: елементи контакту сталеві 5 20,8 10g   н/мм2, 5 21, 4 10    н · с/мм2, 0, 7  , 0, 2  . в результаті отримаємо, що 54, 655 10t    с = 129 год. слід звернути увагу на те, що вираз в дужках під знаком логарифма (22) дає результат менший за одиницю, а це означає що його логарифм буде мати знак “мінус”. після проходження терміну t навантаження, під яким був контакт, потрібно зняти. при цьому відносне переміщення в контакті миттєво впаде до значень 0   . не чекаючи зворотної післядії знову навантажують контакт тим навантаженням, що було зняте і чекають другого періоду часу 1t  , впродовж якого деформація буде зростати до допустимого рівня. тривалість другого періоду повзучості розраховуємо за формулою (22), поклавши в ній замість 0 деформацію 0   , тому що для цього періоду така деформація буде початковою: 0 1 ( 1) ln 1 2 e t g          . (23) рис. 9 – схема циклування деформації повзучості в контакті якщо провести розрахунок за даними прикладу, що розглядався вище, то будемо мати 5 1 1, 22 10 сt    , що значно менше, ніж t . після цього періоду знімають навантаження, при якому деформація впаде до рівня 0 . методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 60 третій період буде повністю повторювати перший тривалістю t , а четвертий – буде повторювати другий, тривалістю 1t  . таке циклування з метою зменшення зростання деформації повзучості до допустимої межі схематично зображено на рис. 9. висновки 1. обґрунтована система інженерних методів спрямованого впливу на пружно-пластичні та в’язко-пружні характеристики ннфк. виділені рівні здійснення цього впливу і, зокрема: розрахунки і проектування номінально нерухомих з’єднань машинобудівних конструкцій; технологія обробки та складання елементів з’єднань; експлуатація машинобудівних конструкцій. 2. розроблений механізм впливу на тангенціальну жорсткість ннфк і, зокрема з’єднань типу “вал–втулка”. встановлена аналітична залежність для розрахунку необхідного натягу у з’єднанні, при якому забезпечується необхідне значення тангенціальної жорсткості контакту. 3. показано, що середньоарифметична висота нерівностей контактних поверхонь має суттєвий вплив на тангенціальну жорсткість контакту та одержана аналітична залежність для її визначення за умовою забезпечення заданого рівня тангенціальної жорсткості контакту. 4. подані рекомендації щодо застосування технологічних методів обробки контактних поверхонь, які б забезпечували вплив на тангенціальну жорсткість контакту. 5. виведена формула тангенціальної жорсткості контакту у структурі крутильної жорсткості з’єднань “вал втулка” та елементів валопроводів. показано, що середню тангенціальну жорсткість ннфк можна змінювати за рахунок збільшення або зменшення у відповідних межах параметра пластичності. збільшення параметра пластичності контакту від 0 до 4 дозволяє у 6,8 разів зменшити середню тангенціальну жорсткість у пружно-пластичній зоні деформування і у 2,4 рази – у пружній зоні деформування. 6. ефективним методом впливу на пластичні властивості ннфк є зміна в певних межах коефіцієнта запасу зчеплення в контакті за рахунок створення в ньому натягу, що забезпечує відповідне значення коефіцієнта запасу зчеплення, а відтак і параметра пластичності контакту. 7. запропоновано два підходи для впливу на повзучість у ннфк. перший із них ґрунтується на залежності відносної деформації в контакті при повзучості від коефіцієнта запасу зчеплення в контакті та другий – на забезпеченні такого значення цього коефіцієнта, при якому відносна деформація перебуває на допустимому рівні. 8. показано, що на повзучість можна впливати за допомогою циклування розвантаження та навантаження контакту через проміжки часу, коли деформація при повзучості досягає рівня близького або рівного допустимому. виведені формули для обчислення цих часових інтервалів. література 1. костогрыз с. г. механика вибрационного трения в номинально неподвижном фрикционном контакте : дис... д-ра техн. наук : 05.02.04 “трение и износ” / костогрыз сергей григорьевич. – хмельницкий, 1995. – 367 с. 2. мисліборський в. в. формування пружно-пластичних та в’язко-пружних властивостей номінально нерухомого фрикційного контакту : дис.. канд. техн. наук / в. в. мисліборський. – хмельницький, 2012. – 180 с. 3. гречишев е. с. соединение с натягом: расчеты и проектирование / е. с. гречишев, а. а. ильяшенко. – м. : машиностроение. – 1981. – 247 с. 4. добровольский в. а. детали машин / в. а. добровольский. – 7-е изд. – м. : машиностроение, 1972. – 383 с. 5. костогрыз с. г. резонансные явления при вибрационном трении в номинально неподвижных соединениях элементов конструкций / с. г. костогрыз, в. в. мыслиборский // ресурсои энергосберегающие технологии в машиностроении : сб. тр. междунар. науч.-техн. конференции, одесса. – к. : 1994. – с. 49. надійшла в редакцію 11.06.2018 методи керованого впливу на пружно пластичні характеристики номінально нерухомого фрикційного контакту проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 2 61 kostogris s.g., misliborski v.v. methods of controlled influence on elastic plastic characteristics of a nominally stationary frictional contact. the system of engineering methods of directed influence on elastic-plastic and visco-elastic characteristics of nnfk is substantiated. allowed levels of realization of this influence and, in particular: calculation and design of nominally fixed joints of machine-building constructions; technology of processing and assembly of connection elements; operation of machine-building constructions. mechanism of influence on tangential stiffness of nnfk is developed. the analytical dependence for calculating the required tension in the connection, at which the necessary value of the tangential stiffness of the contact is provided, is established. it is shown that the arithmetic mean height of the irregularities of the contact surfaces has a significant influence on the tangential stiffness of the contact and an analytical dependence is obtained for its determination on the condition of providing a given level of tangential stiffness of the contact. the given recommendations for application of technological methods of treatment of contact surfaces that would have an impact on the tangential stiffness of the contact. the formula of the tangential stiffness of the contact in the structure of the torsional rigidity of the "shaft-sleeve" connections and the elements of the shaft conduits is derived. it is shown that the average tangential stiffness of the nnfk can be altered by increasing or decreasing within the limits of the plasticity parameter. an increase in the contact's plasticity parameter from 0 to 4 allows a 6.8-fold reduction in the average tangential stiffness in the elastic-plastic deformation zone and 2.4 times in the elastic deformation zone. effective method of influencing the plastic properties of the nnfk is the change in certain limits of the coefficient of clutch in contact due to the creation of a tension in it, which provides the corresponding value of the coefficient of clutch, and thus the parameter of plasticity of the contact. two approaches are proposed for influence on creep in nnfk the first of them is based on the dependence of relative deformation in contact with creep from the coefficient of clutch reserve in contact, and the second on providing such value of this coefficient, in which the relative deformation is at an acceptable level. it is shown that the creep can be influenced by cycling the discharge and loading of the contact at intervals of time when the creep deformation reaches a level close to or equal to the permissible value. formulas for calculating these time intervals are derived. key words: creep, rheological model, nominally immobile frictional contact (nnfk), elastic-plastic contact, visco-elastic contact, tangential stiffness of nnfk, contact plasticity parameter, relative deformation of shear, viscosity. references 1. kostogryz sg mechanics of vibrational friction in a nominally immovable friction contact: dis ... dr. tekhn. sciences: 05.02.04 "friction and wear". kostogriz sergey grigorievich. khmelnitsky, 1995. 367 p. 2. misliborsky v.v. formation of elastic-plastic and visco-elastic properties of nominally immobile frictional contact: diss., cand. tech sciences. vv mysliborsky. khmelnitsky, 2012 3. hercishchev, e.s. connection with tension: calculations and designing. e.s. grechishev, a. a. ilyashenko. m. mechanical engineering. 1981. 247 p. 4. dobrovolsky va machine details. va dobrovolsky. 7th ed. m.: mechanical engineering, 1972. 383 p. 5. kostogryz sg mechanics of vibrational friction in a nominally immovable friction contact: dis ... dr tech. sciences: 05.02.04 "friction and wear". kostogriz sergey grigorievich. khmelnitsky, 1995. 367 p. 6. kostogryz s.g. resonant phenomena in vibration friction in nominally fixed joints of structural elements. s.g. kostogrits, v.v. mysliborsky. resourceand energy-saving technologies in mechanical engineering: sat. tr international scientific and technical conference, odessa. k. 1994. p. 49. copyright © 2022 m.m. poberezhnyi, p.v. kaplun, s.o. kolenov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,76-81 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-76-81 study of the kinetics of wear of steels from the point of view of the provisions of the adhesive-hydrodynamic theory of wear m.m. poberezhnyi1*, p.v. kaplun1, s.o. kolenov 2 1khmelnytskyi national university, ukraine 2 taras shevchenko national university of kyiv, ukraine *e-mail: antanta2015@gmail.com received: 20 february 2022: revised: 30 february 2022: accept: 26 march 2022 abstract the article is devoted to the study of wear resistance of the surface layer of steels 40x and шx15, when rubbed in oil i-20. a comparison of the surface layer of samples of raw and nitrided steels, before and after the tests. the study of the fine microstructure of the samples with the help of the ldfp microscope, allowed us to conclude that the samples that were subjected to ionic nitriding, improved roughness. in turn, increased the area of linear contact, reduced contact load. the graphic dependence of roughness indicators is constructed. after testing, we can conclude that nitrided steel has a long service life, namely high hardness, resistance to abrasion, durability and corrosion resistance. the mechanism for obtaining increased resources needs further study. key words: test, operation, friction, 40x, шx15, ionic nitriding, sample, roughness, i-20 purpose study of the kinetics of wear of steels from the point of view of the provisions of the adhesivehydrodynamic theory of wear introduction quantitative comparison of performance characteristics of raw and nitrided steels. the studies were carried out with samples of 40х and шх15 steels. rolling friction tests in i-20 oil were carried out for steels without and after heat treatment. the data are presented in tables. table 1 the nature of wear and durability of samples of steel 40x without heat treatment and nitrided, when tested for rolling friction in oil i 20. test time, hour the number of cycles, n∙106 load per ball 150 н raw steel nitrided steel wear u, µm hardness h100, µm wear u, µm hardness h100, µm 0 0 0 5480 0 7460 10 5.4 5 − 6 5720 4 − 5 7500 25 13.5 − − − − 50 27 10 − 12 − 9 − 12 7460 75 40.5 15 − 20 5550 14 − 19 − 100 54 26 − 30 5520 22 − 25 7280 150 81 − − − − 200 108 40 − 45 5430 30 − 32 7100 http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-76-81 mailto:antanta2015@gmail.com problems of tribology 77 continuation of table 1 250 135 − − − − 300 162 55 − 60 5420 58 − 65 6840 350 189 370 hours u = 58–62 µm, n∙106 = 199.8, h100= 5520 − 400 216 65 − 70 6550 450 243 − − 500 270 70 − 75 5850 550 297 − − 600 324 75 − 80 5400 650 351 − − 700 378 80−85 4850 the rest table 2 physical, mechanical and tribological characteristics of samples with different coatings and their durability during rolling friction tests in oil i-20. sample number steel grade type of heat treatment surface hardness load per ball 150 н test time, min wear u, µm the number of cycles, n·106 1 шх 15 without heat treatment н100 3340 80 46 0.7 2 шх 15 tempered hrc 60–61 – – – 3 шх 15 tempered + nitrided н100= 5880 60 18 0.54 load per ball 300 н 1 шх 15 without heat treatment н100 3340 – – – 2 шх 15 tempered hrc 60–61 46 14 25.1 3 шх 15 tempered + nitrided н100= 5880 34 38 18.4 friction track of a sample made of 40x steel without heat treatment 12 hours of work friction track of a sample made of 40x steel, tempered and nitrided 183 hours of work fig. 1. comparison of the friction paths of 40x steel samples without heat treatment and after nitriding, during friction in i-20 oil. 78 problems of tribology the studies of rolling friction in oil i-20 made it possible to determine the characteristics of strength, ductility and wear resistance of samples of steels 40х and шх15. the studies were carried out on samples without heat treatment, tempered and subjected to ion nitriding. the studies were carried out using a setup for testing contact endurance and wear resistance at linear contact. after the tests, it can be concluded that nitrided steel has a longer service life, namely, high hardness, resistance to seizure, endurance and corrosion resistance. study of the fine microstructure of samples using a ldfp microscope most carbon non-polar materials, when wetting the surfaces of machine parts, form epitropic liquid crystal structures on them in the nanoand micrometer range. since their structure and properties are largely determined by the roughness of the working surface, it is necessary to have the most complete information about the three-dimensional state of the original surface. the nano-geometric surface of the samples needs appropriate control, which must be carried out by a non-contact method with high profile sensitivity and a sufficiently large field of view. contact profilographs-profilometers of the caliber m201 or m-283 type do not meet these requirements due to surface damage and low information content. therefore, a laser scanning non-contact differential-phase microscope-profilograph-profilometer (lsdpmp) was used for the study. it was experimentally established that it is the 3d state of the working surfaces that characterizes their tribological properties, and not the roughness parameters (ra, rz, rmax, sm, tp, etc. ), calculated only from the profilogram. it has been experimentally established that for the same roughness parameter, in particular ra, created by different technological methods, the surfaces have fundamentally different tribological properties depending on their 3d state. in addition to roughness, the microscope allows you to determine the volume of worn material in cubic nanometers, which significantly increases the accuracy of determining the amount of wear. fig. 2. graph of displaying the dependence of the values of the roughness parameters on the azimuth angle in the xy plane on the graph, the red line shows the angular dependence of the average value of the selected roughness parameter, and the blue lines show the boundaries of the deviation of this parameter from its average value within the studied area of the surface. results after testing the wear resistance during rolling friction in i-20 oil, the surface of the samples was examined using an ldfp microscope, the results are presented in tables 3, 4. problems of tribology 79 table 3 parameters of the investigated roughness along the raceway. no steel grade type of heat treatment roughness parameters, microns ra rz rmax rv rp rpk sm 1 40х without heat treatment, raw 0.125 0.525 0.694 0.346 0.348 0.137 48.255 2 40х temper + nitrided 0.096 0.472 0.585 0.299 0.286 0.110 25.392 3 шх15 temper + nitrided 0.074 0.356 0.443 0.214 0.229 0.087 27.188 table 4 parameters of the investigated roughness along the lateral surface no steel grade type of heat treatment roughness parameters, microns ra rz rmax rv rp rpk sm 1 40х without heat treatment, raw 0.161 0.652 0.855 0.410 0.445 0.187 48.078 2 40х temper + nitrided 0.036 0.177 0.217 0.113 0.103 0.038 27.596 3 шх15 temper + nitrided 0.079 0.360 0.426 0.213 0.213 0.088 33.931 conclusion samples of steel 40х and шх-15 were used for the experiment. the experiments carried out confirmed that the surface roughness of the boundary layer after ion nitriding improved, namely, the step of irregularities, the difference between tops and troughs of the relief decreases, the area of irregularities decreases, which in turn leads to an increase in the surface contact area, a decrease in the contact load. 80 problems of tribology references 1.kaplun, p.v. influence of hydrogen on the ion nit riding of steels (2018) materials science, 53 (6), pp. 818-822 doi: 10.1007/s11003-018-0141-z 2. p. v. kaplun, v. а. honchar, т. v. donchenko. contact durability of steels after ion nit riding in hydrogen-free media materials science, november 2019, volume 55, issue 3, pp 424–429 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-80-84 3. p.v. kaplun, e.b. soroka, a.v. snozik/ the impact of hydrogen-free ion nit riding on physico mechanical and performance characteristics of hard alloys t5k10 and t15k6. 2018, sverkhtverdye materially, 2018, vol. 40, no. 6, pp. 26–35 doi: 10.3103/s1063457618060035 4. p.v.kaplun, b.a. lyashenko, o.y. rudyk, v.a. gonchar / life of boride coatings on steels under cyclic contact load. strength of materials. 2021. vol. 53. № 2. pp 291–296.doi: 10.1007/s11223-021-00288w 5 molebny v.v., kamerman g.w., ilchenko l.m., kolenov s.o., goncharov v.o., smirnov e.m., “three-beam scanning laser radar profilometer”, proc. spie, 1998, vol. 3380, p. 280-283. 6 yano t., kawabuchi m., fukumoto a., watanabe a. teo2 acousto-optic bragg light deflector without midband degeneracy // appl. phys. lett. (usa), vol.26, no.12, p.689-91 (1975). https://doi.org/10.1007/s11223-021-00288-w https://doi.org/10.1007/s11223-021-00288-w problems of tribology 81 побережний м.м. каплун п.в. каленов с.о. дослідження кінетики зношування сталей з точки зору положень адгезійно-гідродинамічної теорії зношування стаття присвячена дослідженню зносостійкості поверхневого шару сталей 40х і шх15, при терті кочення в мастилі і-20. проведено порівняння поверхневого шару зразків сирих та азотованих сталей, до та після випробувань. проведене дослідження тонкої мікроструктури зразків за допомого мікроскопу лдфп, дозволило зробити висновок, що у зразках які були піддані іонному азотуванню, покращились показники шорсткості, що в свою чергу збільшило площу лінійного контакту, зменшилось контактне навантаження. побудована графічна залежність показників шорсткості. після проведених випробувань можна зробити висновок що азотована сталь має великий ресурс роботи, а саме велику твердість, стійкість проти спрацювання, краща витривалість та корозостійкість. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення впливу хто на механізми зношування поверхонь та шляхів підвищення їх зносостійкості. ключові слова: випробування, спрацювання, тертя, 40х, шх15, іонне азотування, зразок, шорсткість, і-20. microsoft word 12_varyukhno.doc захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 85 варюхно в.в.,* довгаль а.г.,* білякович о.м.,* курбет л. в.,* савчук а.м.,** туриця ю.о.* *національний авіаційний університет м. київ, україна, **національний транспортний університет, м. київ, україна e-mail: yuliya_tur@ukr.net захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки удк 62.242; 621431.3 (045) doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-85-91 розглянуто питання продовження ресурсу та відновлення деталей циліндрово-поршневої групи двигунів внутрішнього згоряння. розроблена методика моделювання умов роботи пари «спідниця поршня-гільза циліндра» двигунів та проведено дослідження зносостійкості алюмінієвого сплаву ал-25 з композиційними покриттями в парі з легованою хромом сталлю в умовах високошвидкісного тертя. визначені оптимальні режими зміцнюючої обробки досліджуваних покриттів для спідниць поршнів двигунів внутрішнього згоряння. ключові слова: авіаційна наземна техніка, двигун внутрішнього згоряння, циліндрово-поршнева група, захисне покриття, зносостійкість. вступ основним агрегатом силової установки сучасної авіаційної наземної техніки (ант) є двигун внутрішнього згоряння (двз). найбільш навантаженим вузлом двигунів внутрішнього згоряння являється циліндрово-поршнева група (цпг). поршні двигунів виготовляються з високоміцних алюмінієвих ливарних сплавів, що втричі легше сталі, а отже значно полегшується проблема балансування цих двигунів. але водночас з цим постає питання локального підвищення зносостійкості цих сплавів, особливо в умовах високих температур. зносостійкість поршнів прямо впливає не лише на ресурс, а і на компресію циліндра, а отже і паливну ефективність двигуна. за умовами експлуатації окремих видів авіаційної наземної техніки обладнаної високопотужними та форсованими двз нерідкі випадки, коли двигун ант працює в діапазоні від 25% до 40% свого робочого часу на холостому ходу в режимі прогрівання та вибігу, що примушує в деяких видах ант застосовувати інші види силових установок та інші енергота ресурсозберігаючі технології. отже підвищення паливної ефективності та продовження ресурсу енергетичних установок авіаційної наземної техніки значно покращує працездатність обладнання та економічну ефективність експлуатації окремих видів авіаційної наземної техніки. важливим аспектом усіх технологічних заходів являється їх низька вартість, можливість застосування в умовах експлуатаційних підприємств та ефективність. аналіз останніх робіт та публікацій поршні двз, працюють в дуже важких динамічних умовах. температура вихлопних газів, в бензинових двигунах, може досягати 950-980oс. тиск в циліндрі в момент робочого ходу досягає 100 кг/см2. тому зношування поршня двз може вплинути на всі процеси в ньому.(рис. 1). проблема зміцнення деталей цпг двз триває вже більше ста років з моменту винайдення та серійного застосування в умовах народного господарства перших двз. не вщухає цікавість до цього питання і в наш час. зокрема в роботі [1] було проведено фундаментальне дослідження застосування для зміцнення алюмінієвих деталей авіаційної техніки електроіскровими покриттями та досліджена можливість застосування дискретних електроіскрових покриттів ті їх вплив на зносостійкість. продовжуються дослідження в царині застосування термостійких вставок в першу канавку компресійного кільця. зокрема в роботі [2] науковці вирішували відому проблему адгезії вставки до тіла поршня. а саме, було встановлено, що основною причиною адгезійного відшарування вставки є накопичення на межі пластівчастого графіту. тому для уникнення відшарування пропонується модифікувати структуру силуміну в зоні вставки. в публікації [3], використовуючи аналітичні та емпіричні методи, автор визначив величини максимального зносу сполучення канавка-кільце, коли воно цілком виходить з ладу в 0,4 мм, порівняно з вихідним 0,08 мм та запропонував формули для розрахунку довговічності сполучення від навантаження, захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 86 температури та швидкості тертя, визначивши їх як основні фактори, що впливають на зносостійкість сполучення. рис. 1 – вплив зносу поршня на робочий процес двз в цілому в роботі [4] визначено, що основною технологією зміцнення та відновлення поршневих канавок є електроіскрове легування, що є дуже ефективним та перспективним для алюмінієвих сплавів, так як не вчиняє суттєвої термічної дії на легкоплавкий метал (температура плавлення деяких силумінів складає 510 ос, а суттєвої поверхневої пластифікації зазнає вже при 300 ос.). отже з посеред усіх технологічних заходів вирішення проблеми працездатності першої канавки поршня двз важливо визначити такі заходи, що були б дешеві при збереженні ефективності, не вимагали складного та витратного обладнання та були доступні в умовах експлуатаційних підприємств в межах чергових профілактичних робіт по двигуну [5]. все вище викладене дозволяє сформулювати мету дослідження. мета і постановка задачі метою роботи є наукова розробка нових захисних покриттів для зміцнення та відновлення поршнів двигунів авіаційної наземної техніки та аеродромних машин, що містять не коштовні складники та наносяться дешевими матеріалами та неенергоємними технологічними методами, та були б цілком доступні в умовах експлуатаційних підприємств спецмашин. засоби та методи проведення дослідження для отримання шихти композиційного покриття з домішками оксиду алюмінію використовували вихідні порошки: карбід кремнію марки 64с (гост 26 327 – 84) середнім розміром 45-55 мкм, оксид алюмінію (ту 6-09-03-350-73) з частинками середнім розміром 45-50 мкм. для отримання зразків з алюмінієвого сплаву ал25 (гост 1583-93) використовували деталі дискової форми зовнішній діаметр ø 90 мм, внутрішній ø 50 мм, завтовшки. покриття наносили на бічну сторону. у якості контртіла використовували пальці виготовлені з сірого чавуну перлітного класу сч-2140 (гост 5950-73) ø 10 мм. знос поршня двз втрата герметичності камери згоряння. проникнення оливи в камеру згоряння – утворення нагару на деталях кс. проникнення продуктів згоряння в картер двигуна та оливу. частинки сажі створюють суттєві частинки абразиву для зношування підвищується кислотність оливи понижується його термічна стабільність як наслідок підвищується знос корінних та шатунних шийок колінчатого валу знос вкладишів опорних поверхонь та поверхонь противаг колінвалу олива в камері згоряння миттєво коксується в нагар як наслідок залягають компресійні та маслоз’ємні кільця суттєво зношується гільза циліндра та канавки поршнів зношується клапансідло,(кс) погіршується робота форсунки та свічки захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 87 методика отримання композиційних порошків для покриттів для формування композиційних покриттів із вихідних порошків невід’ємною операцією являється їх взаємне перемішування і розмел. для отримання покриття з кераміки на основі sic з домішками al2o3, порошкові компоненти у відповідних пропорціях змішували з одночасно подрібненим протягом 1-4 годин порошком, для отримання необхідного фракційного складу в лабораторному планетарному млині «санд-1» в середовищі спирту. при цьому частота обертання водила складала 648 об/хв., частота обертання барабану – 1620 об/хв. для отримання шихти використовували футеровані оксидом алюмінію барабани об’ємом 340 см3 та розмельні тіла розміром 10-15 мм з однойменної кераміки sic–al2o3. співвідношення маси шихти до маси розмельних тіл – 1:2. після розмелу шихту сушили і просіювали. гранулометричний склад отриманих сумішей після розмелювання визначали у водяному середовищі на лазерному мікроаналізаторі «sk lazer micron sizer pro 7000». методика для нанесення покриттів та технологічні особливості процесу покриття в роботі наносили новаторським методом, а саме, на устаткуванні призначеному для попередньої підготовки поверхні для нанесення покриттів піскоструминій установці, додаючи в робоче середовище – кварцевий пісок розміром 0,5-1 мм, додавали суміші компонентів покриття sic– al2o3 середнім розміром частинок 3-8 мкм. зразки та натурні поршні обробляли соплом ежекційного типу в захисному кожусі установки. робоче середовище не осаджувалося на поверхні. для подальшої фіксації покриття деталі проходили термічну обробку в звичайній муфельній печі за температур 200, 300 та 400 ос. мікротвердість покриттів вимірювали на приладі пмт-3 шляхом втискування алмазної піраміди в поліровану поверхню шліфа за навантаження 0,1н. устаткування для дослідження структури та фазового складу покриттів та їх поверхонь тертя для дослідження структури і фазового складу покриттів на сплаві ал-25, а також поверхонь їх тертя проводили металографічний, рентгенофазовий (рфа) і мікрорентгеноспектральний (мрса) аналізи. металографічний аналіз досліджуваних матеріалів проводили на оптичних мікроскопах мим-8 і лсм. рентгенофазовий аналіз зразків виконували на рентгеновських дифрактометрах дрон-2.0 у cukαвипроміненні. мікрорентгеноспектральний аналіз та отримання електронних зображень поверхонь проводили на електронних мікроскопах самеса sx 50 та рэм-106и. для дослідженні структури, фазового складу, а також розподілу і складу елементів в кожній з фаз поверхонь тертя покриттів, використовували мікрорентгеноспектральний аналіз (мрса) на мікроаналізаторі camebax sx – 50 і електронному мікроскопі рэм-106и. результати досліджень та отримані показники захисне покриття, що розробляється композиційне та мусить наноситися не коштовним фізичним методом , а саме, на серійній піскоструминній машині за рахунок інтрузії компонентів покриття в струменю кварцового піску. таким чином визначено два основні фатори, що впливають на масоперенос (покривистість) покриття та власне його зносостійкість: це середній розмір d частинки компонентів шихти sic–al2o3 та температура фінальної обробки нанесеного покриття т. обґрунтування вибору фракційного складу композиційних покриттів оскільки майбутнє покриття мусить працювати в парі з гільзою циліндра, що виготовляють здебільш із сірих чавунів та спеціальних чавунів, що обробляють хонінгуванням до 9 12 класу чистоти поверхні, тому для покриття, що містить такі абразивні часточки, як карбід кремнію та оксид алюмінію вкрай важливо, щоб вони не зношували контрповерхню. як відомо, абразивні часточки розміром менше 5 мкм, не зношують сталеві поверхні, а навпаки відіграють роль так званого припрацьовочного абразиву, що не зношує поверхню, а вигладжує її та заповнює мікронерівності підвищуючи фактичну площу контакту, а тому знижуючи контактний тиск. тому, основною метою процесу було отримання шихти дисперсністю 3 8 мкм та визначення впливу середнього розміру частинок на структуроутворення покриттів. це досягалося різною тривалістю розмелу композиції у млині. за результатами гранулометричного аналізу на мікроаналізаторі було отримано наступні результати. було отримано три фракції порошкових захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 88 композицій протягом відповідно 1, 2 та 4 годин розмелу, що відповідало середньому розміру частинок відповідно 8,7; 4,9 та 3,8 мікрометрів. в подальшому цей технологічний фактор використовувався як технологічний фактор для оптимізації зносостійкості композиційних покриттів. структура і фазовий склад покриттів для відновлення та поліпшення зносостійкості поршнів силових установок ант. нанесення чистої порошкової шихти керамічної системи sic–al2o3 представляє суттєву технологічну складність із-за низької питомої ваги цієї композиції. тому покриття наносили інтрузійним методом на піскоструминній установці в струменю піску. при цьому досліджували три фракційні склади порошкових композицій, а саме 3, 5 та 8 мкм. покриття наносилися на дискові зразки для трибологічних випробувань так і на плоскі пластини для дослідження мікроструктури покриття. отримані плоскі зразки піддавали електроіскровій різці та полірували алмазними пастами для отримання шліфів, що потім досліджувалися на електронному мікроскопі рэм-106и. відразу після нанесення покриття на зразки для випробування його адгезії до поверхні силуміну виконували термічну обробку зразків, що повинна переконати в задовільній адгезії покриттів до силумінової підкладки та нормалізувати деформаційно напружений стан, зокрема залишкові напруги, що виникають практично за всіх методів нанесення покриття. температура термічної обробки покриття складала 200, 300 та 400 ос в неконтрольованій атмосфері електропечі. потому зразки повільно охолоджували на повітрі до кімнатної температури. мікроструктура покриття 5 мкм за збільшення 200 (рис. 2) представляє собою гетерофазну систему, що складається із фаз трьох характерних кольорів. рис. 2 – структура інтрузійного композиційного покриття нанесеного композицією фракцією 5 мкм за збільшення 200 рис. 3 – структура інтрузійного композиційного покриття нанесеного композицією фракцією 5 мкм за збільшення 1000 із зазначеними ділянками мікрорентгеноспектрального аналізів основна темна фаза, що складає 65 70 % від площі покриття, в котрій рівномірно розподілені частинки двох типів: сірі частинки та яскраво білі. поверхня переходу «покриття-підкладка» візуально чітка, викривлена шорсткістю без суттєвих пошкоджень на межі розділу. товщина покриттів змінюється в межах 80 100 мкм. пористість покриття не перевищувала 5 %. розмір керамічних включень змінюється в межах від 3 до 10 мкм. об’ємний вміст керамічних фаз в покритті не відповідає вихідному, що пояснюється технологічними втратами при нанесенні покриттів. кількість керамічних компонентів в композиційному покритті складає 80 85 %. для більш детального аналізу структурних складових було проведено мікрорентгеноспектральний аналіз ділянки покриття за збільшення 1000 результати якого наведені на рис. 3. таблиця 1 результати мрса ділянки покриття рис. 3 спектр c o al si fe спектр 1 47,53 52,47 спектр 2 45,42 54,58 спектр 3 54,02 45,98 спектр 4 53,03 46,97 спектр 5 84,36 15,64 спектр 6 82,95 17,05 спектр 7 85,47 14,53 захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 89 результати дослідження структури покриття і підкладки за результатами мікрорентгеноспектрального аналізу підтвердило рівномірний розподіл керамічних компонентів композиційного покриття (рис. 3), таким чином в покритті були виявлені фази карбіду кремнію (рис. 3, спектри 1 та 2), оксиду алюмінію (рис. 3., спектри 3 та 4) та частинки дуже схожі за складом на матеріал підкладки – ливарний силумін ал-25 (рис. 3, спектри 5, 6 та 7). ймовірно, піскоструминна обробка вибивала частинки з поверхні та утримувала в нашаруваннях покриття. це підтвердив і рентгенофазовий аналіз покриття, котрий показав наявність в ньому фаз sic, al2o3, al. розмір частинок композиційного покриття не перевищував 7 10 мкм. мікроструктура покриття фракції 8 мкм за збільшення 200 наведено на рис. 4. вона відрізняється від попередньої наступним чином, а саме, відразу помітна низька осаджуваність покриття отриманого з порошкової композиції з такої фракції. товщина покриття не перевищує 50 мкм. помітні суттєві дефекти на межі переходу між покриттям та підкладкою, що може свідчити про незадовільну адгезію покриття до підкладки. для більш ретельного дослідження покриття нанесеного фракцією порошку 8 мкм була досліджена його мікроструктура за збільшенням 1000 та проведено мікрорентгеноспектральний аналіз його найбільш характерних фаз (рис. 5). таким чином, як і в першому випадку, в покритті були виявлені фази карбіду кремнію (рис. 5, спектри 1 та 2), оксиду алюмінію (рис. 5, спектри 3 та 4) та частинки дуже схожі за складом на матеріал підкладки – ливарний силумін ал-25 (рис. 5., спектри 5, 6 та 7). проте відразу помітно суттєві дефекти на поверхні розподілу покриття підкладка та суттєве розшарування карбідної та оксидної фаз покриття. це може свідчити про його незадовільну зносостійкість. рис. 4 – структура інтрузійного композиційного покриття нанесеного композицією фракцією 8 мкм за збільшення 200 рис. 5 – структура інтрузійного композиційного покриття нанесеного композиційною фракцією 8 мкм за збільшення 1000 із зазначеними ділянками мікрорентгеноспектрального аналізів таблиця 2 результати мрса ділянки покриття рис. 5 спектр c o al si fe спектр 1 48,64 51,36 спектр 2 44,31 55,69 спектр 3 55,13 44,87 спектр 4 51,92 48,08 спектр 5 83,25 16,75 спектр 6 84,06 15,94 спектр 7 84,36 15,64 адгезія покриття що вимірювалася за методом штифта складала 5 мпа в обох випадках, тобто на силу адгезії покриття фракційний склад шихти не впливав. суттєвий науковий інтерес представляють триботехнічні випробування вказаних покриттів в умовах, що моделюють роботу контактної зони «спідниця поршня-гільза циліндра» для формулювання практичних рекомендацій. захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 90 висновки 1. дослідженнями структури та адгезійних якостей композиційного покриття на основі карбіду кремнію і оксиду алюмінію було визначено, що отримані покриття досить компактні, та володіють достатньою адгезією до силуміну ал-25, проте на структуроутворення та осадження керамічної фази впливає фракційний склад шихти. 2. на адгезійні якості фракційний склад не впливає, проте перевагу варто надавати фракційному складу до 5 мкм, так як такий абразив не зношує сталевого контртіла. 3. синтез та дослідження отриманих покриттів дозволяє рекомендувати їх впровадження в якості захисних покриттів для спідниць поршнів сучасних двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки. література 1. довгаль а.г. зносостійкі електроіскрові покриття для підвищення довговічності кінематичних сполучень авіаційної техніки / а.г. довгаль, л.в. бурдюженко, і.в. ткаченко // сучасні процеси механічної обробки інструментами з нтм та якість поверхні деталей машин. серія г. збірка наукових праць. – к. : 2003. с. 313-320. 2. ahu fahriye acar, fahrettin ozturk, mustafa bayrak effects of variations in alloy content and machining parameters on the strength of the intermetallic bonding between diesel piston and ring carrier. – materials and technology. – no. 44. – 2010. – p. 391–395. 3. гасангусенов о.г. расчетно-экспериментальное исследование влияния температуры, нагрузки и скорости скольжения на долговечность сопряжения канавка-поршневое кольцо малоразмерного дизеля. – вестник агту. сер.: морская техника и технология. – 2013. – № 1. – с. 111 116. 4. дударева н.ю.. упрочнение верхних поршневых канавок двигателей внутреннего сгорания методом искрового упрочнения. – вестник угату, 2010. – т. 14, № 3 (38). – с. 111-115. 5. дмитриченко н.ф. продление ресурса деталей силовых установок авиационной наземной техники в условиях эксплуатации / н.ф. дмитриченко, в.в. варюхно, а.в. кулинич, а.г. довгаль, в.п. коба. // металлофизика и новейшие технологии // том. 39, № 1. січень 2017. – с. 69-82. надійшла в редакцію 09.01.2019 проблеми триболо г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com захисне покриття для поршнів двигунів внутрішнього згоряння авіаційної наземної техніки проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 91 varuhno v.v., dovgal a.g., bilyakovich o.n., kurbet l.v., savchuk a.n., turitsya y.a. sheeting for pistons of an internal combustion engine of aviation ground equipment. the most loaded unit of internal combustion engines is a cylindrical-piston group (cpg). pistons of engines are made of high-strength aluminum casting alloys, three times lighter than steel, and thus the problem of balancing these engines is greatly alleviated. but at the same time, the question arises of a local increase in the wear resistance of these alloys, especially at high temperatures. so, it was revealed that among all the technological measures to solve the problem of the first groove of the internal combustion engine, it is important to identify such measures that would be cheap while maintaining efficiency, would not require complex and costly equipment and were available in operational facilities within chery prophylactic work on the engine. the aim of the work is the scientific development of new protective coatings to strengthen and restore the pistons of the engines of aviation ground equipment and airfield machines. to study the structure, phase composition, as well as the distribution and composition of elements in each of the phases of the friction surfaces of the coatings, x-ray microanalysis was used. the results of the study of the structure of the coating and the substrate according to the results of micro x-ray spectral analysis confirmed the uniform distribution of the ceramic components of the composite coating. thus, silicon carbide and aluminum oxide phases were detected in the coating and the particles are very similar in composition to the substrate material, foundry silumin al-25. it has been established that the adhesion qualities of the fractional composition do not affect, however, preference should be given to the fractional composition up to 5 microns, since such an abrasive does not wear out the steel counterbody. key words: aviation ground equipment, internal combustion engine, cylindrical-piston group, protective coating, wear resistance. references 1. dovgal a.g. znosostiyki elektroiskrovi pokrittya dlya pidvischennya dovgovichnosti kinematichnih spoluchen aviatsiynoyi tehniki. a.g. dovgal, l.v. burdyuzhenko, i.v. tkachenko. suchasni protsesi mehanich-noyi obrobki instrumentami z ntm ta yakist poverhni detaley mashin. seriya g. zbirka naukovih prats.– k.: 2003. s. 313-320. 2. ahu fahriye acar, fahrettin ozturk, mustafa bayrak effects of variations in alloy content and machining parameters on the strength of the intermetallic bonding between diesel piston and ring carrier. materials and technology. no. 44. 2010. p. 391–395 3. gasangusenov o.g. raschetno-eksperimentalnoe issledovanie vliyaniya temperaturyi, nagruzki i skorosti skolzheniya na dolgovechnost sopryazheniya kanavka-porshnevoe koltso malorazmernogo dizelya. vestnik agtu. ser. morskaya tehnika i tehnologiya. 2013. № 1. рр.. 111116. 4. dudareva n.yu.. uprochnenie verhnih porshnevyih kanavok dvigateley vnutrennego sgoraniya metodom iskrovogo uprochneniya. vestnik ugatu, 2010. t. 14, # 3 (38). рр. 111-115. 5. dmitrichenko n.f. prodlenie resursa detaley silovyih ustanovok aviatsionnoy nazemnoy teh-niki v usloviyah ekspluatatsii. n.f. dmitrichenko, v.v. varyuhno, a.v. kulinich, a.g. dovgal, v.p. koba. metallofizika i noveyshie tehnologii. tom. 39, №1. sіchen 2017. рр.. 69-82. copyright © 2020 s. and kryshtopa, and l. and kryshtopa, and f. and kozak,and and v. and melnyk, and t. and dykun and, ,,, , ,,,<< , m. tseber. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 16-25 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-16-25 ways of reducing of friction surfaces wearing by using of triboelectric phenomena s. and kryshtopa * , and l. and kryshtopa, and f. and kozak, and and v. and melnyk, and t. and dykun and, ,,, , ,,,<< , m. tseber ivano-frankivsk and national and technical and university and of and oil and and and gas *e-mail: auto.ifntung@ukr.net abstract the and purpose and of and the and work and is and to and establish and the and patterns and of and variation and in and the and wear-friction and properties and of and surface and layers and of and metal-polymer and friction and pairs and that and are and in and the and process and of and mechanical, and thermal and and and electrical and interaction and in and the and friction and units and of and brake and devices, and taking and into and account and triboelectric and phenomena. experimental and studies and of and triboelectric and processes and were and carried and out and on and a and specially and created and laboratory and stand and that and modelled and band-block and brake and of and technological and transport and and and on and the and serial and universal and brake and stand and of and the and ki-8964 and model and which and makes and it and possible and to and investigate and metal-polymer and pairs and of and friction and of and drum-block and and and disc and brakes. and measurement and of and tribological and current and was and carried and out and with and the and help and of and the and n-ampere and meter, and and and the and potential and difference and and with and the and help and of and the and analog-to-digital and converter and usb and oscilloscope and ii. and as and a and result and of and the and carried and out and investigations and of and the and friction and properties and of and metal-polymer and friction and pairs and of and brake and devices and under and laboratory and and and operating and conditions and the and laws and of and change and are and established and for and triboelectric and interaction: and the and values and of and the and contact and difference and of and the and potentials and of and friction and pairs and "grey and cast and iron-polymers" and of and drum-block and and and band-block and brakes and from and surface and temperature and of and linings and and and specific and loads; and the and dynamic and coefficient and of and friction and from and the and values and of and circulating and thermal and and and tribological and currents; and the and values and of and the and braking and moments and produced and by and individual and friction and units and and and the and total and brake and moments and from and the and change and in and the and generated and tribological and currents and in and the and contact and of and the and two-layer and "metal-polymer" and structures. the and conducted and studies and of and triboelectric and phenomena and in and metal-polymer and friction and pairs and allow and expanding and the and database and on and triboelectric and processes and in and brake and devices. and as and a and result and of and the and studies and of and the and wear and and and tear and properties and of and metal-polymer and friction and pairs and of and brake and devices and in and laboratory and and and operating and conditions and on and the and nano-, and microand and and milli-levels and during and the and triboelectric and interaction and regularities and have and been and established and for and the and variation and of and the and thermally-stimulated and discharge and currents and and and electric and potentials and in and the and frictional and contact and pairs and from and the and time and of and friction and interaction, and the and surface and temperature and of and the and linings and and and the and specific and loads, and the and dynamic and coefficients and of and friction and and and the and braking and moments and from and the and values and of and generated and tribological and currents. the and obtained and results and allow and optimize and management and of and wear and and and tear and friction and properties and and and heat and state and of and braking and units. key words: and drum and brake, and band and brake, and metal-polymer and friction and pairs, and tribosystem and triboelectric and processes. formulation and of and the and problem problem and of and figuring and out and mechanisms and of and friction and is and still and far and from and being and solved and at and present. and one and of and reasons and is and due and to and the and fact and that and in and the and process and of and friction and interaction and due and to and the and effect and of and electrical and effects and that and occur and in and contacts and of and metal-polymer and tribulations and during and friction and processes and there and are and significant and changes and in and properties and of and friction and surfaces and of and metal-polymer and materials and which and significantly and affect and their and tribo and characteristics. and work and of and a and considerable and number and of and scientists and is and devoted and to and study and of and triboelectric and phenomena and in and surface and layers and of and metal-polymer and friction and pairs, and however, and many and studies and provide and rather and contradictory and information, and and and these and or and other and issues and of and triboelectric and friction and interaction and have and been and left and unaddressed and by and scientists. and in and particular, and mechanisms and of and influence and of and triboelectric and phenomena and on and wear and properties and of and friction and surfaces and of and metal-polymer and pairs and of and braking and mechanisms and have and not and yet and been and established. and establishing and regularities and of and triboelectric and interaction and of and friction and pairs and of and brakes and is and relevant and in and terms and of and implementation and of and new and methods and of and reducing and wear and of and metal-polymer and friction and pairs and of and various and friction and units. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-16-25 mailto:auto.ifntung@ukr.net problems of tribology 17 analysis and of and recent and research studies and of and contact and processes and between and two and metals, and metals and and and semiconductors and have and been and extensively and conducted and at and present. and thus, and in and [1] and triboprocesses and were and investigated and in and layers and of and lubricating and oil and in and sliding and bearings, and in and [2] and influence and of and dynamic and loads and on and resistance and of and tribocontacts and was and investigated, and in and [3] and issues and of and triboprocessing and optimization and were and studied, and and and in and [4] and triboelectric and effects and during and drilling and processes and were and investigated. considerable and attention and is and given and to and study and of and triboelectric and phenomena and in and friction and pairs and with and layers and of and lubricants, and given and in and [5, and 6] and and and study and of and double and electrofields and occurring and in and contacts and in and presence and of and lubricants. and triboelectric and effects and during and friction and of and samples and from and metals and and and composites and have and been and studied and in and [7]. and values and of and circulating and tribocurrents and during and and and without and friction and for and various and composites and were and determined. and it and has and been and found and that and wear and resistance and of and composite and materials and has and on and average and doubled and when and using and tribocurrents. in and [8], and triboelectric and phenomena and in and conditions and of and dry and friction and in and friction and pairs and of and homogeneous and steel and were and considered. and and andmain and causes and of and triboelectric and currents and during and friction and and and metal and cutting, and influence and of and geometrical and parameters, and electrical and properties and and and cutting and modes and on and value and of and electric and currents and were and analysed. and ways and of and wear and compensation and for and metal and friction and pairs and by and using and of and electrical and phenomena and to and move and dispersed and metal and particles and on and the and friction and contact and surface and are and considered and in and [9]. and mandatory and presence and of and friction and contact and in and metal-to-metal and pairs and is and established. in and [10], and problem and of and electrical and conductivity and calculating and of and a and rough and contact and was and set. and formulae and of and determination and of and electric and resistance and for and area and of and actual and contact and are and offered. and due and to and complexity and of and determining and the and resistance and of and surface and pellicles, and established and laws and are and true, and mainly and for and precious and metals. considerable and attention and is and paid and to and electrochemical and phenomena and during and friction and processes. and thus, and in and [11], and relationships and between and value and of and galvanic and emf and and and wear and resistance and of and metals and are and established. and the and study and performed and electro-thermo-mechanical and wear, and which and was and explained and from and electrochemical and positions, and considered and electrochemical and processes and that and occurred and in and contact and of and metals and with and liquids, and and and established and regularities and of and separation and and and movement and of and ions, and and and considered and the and wear and of and metal and surfaces and with and regard and to and their and isolated and and and grounded and states. and the and studies and of and triboelectric and effects and in and metal-polymer and and and polymer-polymer and pairs and were and performed and less and thoroughly. and thus, and [12] and investigated and electrical and conductivity and of and metal-polymer and friction and pairs and and and found and that and the and conductivity and of and pure and polymers and is and relatively and low. and but and in and presence and of and degradation, and contamination and and and dissociation and products, and the and conductivity and of and polymers and begins and to and increase and sharply. and mechanism and of and circulation and of and electric and currents and through and the and contact and of and the and above and friction and pairs and is and explained and by and the and passage and of and electrons and from and materials and with and less and work and of and electron and output and to and materials and with and more and work and and and characteristics and of and friction and contact, and which and is and also and devoted and to and a and number and of and works. and thus, and in and [13] and electron and emission and from and solids and surfaces and during and friction and was and studied. and it and has and been and found and that and electrons and exit and from and the and surfaces and can and estimate and the and state and and and defects and of and the and friction and surfaces and and and determine and the and level and of and surface and energy. and influence and of and triboelectric and phenomena and during and frictional and interaction and on and the and destruction and of and polymers and was and investigated. and it and has and been and found and that and during and the and friction and processes, and polymer and molecules and are and destroyed and and and electrons and are and emitted and from and the and surfaces. electrical and properties and of and polymeric and materials and were and studied and in and [14] and very and thoroughly. and it and has and been and found and that and the and conductivity and of and polymers and in and the and presence and of and copper and compounds and increases and to and two and orders and of and value, and and and the and sorption and by and polymer and of and water and leads and to and an and increase and in and the and conductivity and of and polymers and by and several and orders and of and value. and it and is and established and that and the and electrical and conductivity and of and polymers and increases and by and an and order and of and value and when and the and melting and point and is and exceeded. and the and paper and analyses and circulating and currents and and and studies and conductivity and of and polymers and as and a and function and of and their and temperature and and and pressure. triboelectric and phenomena and in and metal-polymer and friction and pairs and significantly and influence and the and mass and transfer and processes and and and the and composition and of and the and boundary and layer, and which and determine and the and directions and and and magnitudes and of and triboelectric and currents. and thus, and in and [15] and effect and of and electrification and phenomena and in and metal-polymer and friction and pairs and on and mass and transfer and processes and was and investigated. and both and the and transfer and of and metals and to and the and polymer and surface and and and the and formation and of and polymer and pellicles and on and the and metal and surface and were and investigated. and but and there and is and no and explanation and for and mechanism and of and change and tribo and emf, and the and only and assumptions and are and made. and in and [16], and processes and of and flooding and in and the and metal-polymer and pairs and of and the and friction and of and tape and and and brake and blocks, and the and directions and of and circulation and of and tribocurrents and during and friction and were and studied, and and and the and increased and wear and of and the and friction and surfaces and of and the and metal-polymer and pairs and and and the and decrease and of and the and braking and efficiency and were and found. and however, and experimental and data and in and [14, and 15, and 16] and did and not and always and coincide and with and theoretical and calculations. isolation and of and unsolved and part and of and common and problem it and should and be and noted and that and analysis and of and relevant and literature and sources and indicates and the and uncertainty and of and the and mechanisms and of and triboelectricity and with and respect and to and metal-polymer and friction and pairs and and and inconsistency and of and a and large and number and of and known and studies. and it and should and be and noted and that and the and state and of and surfaces and for and polymer and facings and and and metallic and friction and elements and is and characterized and by and different and physical and nature, and and and between and the and wear-friction and characteristics and and and triboelectric and processes, and the and state and of and surfaces and of and metal-polymer and friction and pairs and are and quite and ambiguous and and and contradictory. and ulcers and that and significantly and affect and the and wear and of and the and friction and surfaces. 18 problems of tribology the and purpose and of and the and study the and purpose and of and the and study and is and to and investigate and mechanisms and of and triboelectricity and and and to and improve and the and wear and properties and of and surface and layers and of and metal-polymer and friction and pairs, and which and are and in and process and of and mechanical, and thermal and and and electrical and interaction, and in and metal-polymeric and brake and nodes and taking and into and account and triboelectric and phenomena. for and solving and of and the and problem and the and following and tasks and are and outlined: and to and investigate and mechanisms and of and metal-polymer and friction and pairs and triboelectricization and based and on and analysis and of and potential and barriers and and and the and work and of and electrons and exit and from and the and surface and layers and of and friction and elements; and to and find and out and connections and of and impulse and currents and in and surface and layers and of and friction and mechanisms and and and temperature and gradients and in and metal-polymer and structures; and to and establish and the and influence and on and dynamic and coefficients and and and wear and of and friction and surfaces and of and values and and and directions and of and circulating and electric and currents and in and the and brake and pairs and of and the and friction and mechanisms. methods and of and investigation and of and triboelectric and processes and in and metal-polymer and friction and pairs taking and into and account and the and research and purposes, and a and brake and stand and with and a and model and of and band-block and brake and was and designed and and and manufactured and (fig. and 1). and а b fig. 1. general view of a stand of a band-block brake with open (a) and closed (b) brake bahd: 1 – frame beams; 2, 3, 4 – friction facings with external and internal working surfaces; 5 – brake pulley; 6 – thermocouple outputs; 7 – drive motor; 8 – a shaft of a brake pulley; 9 – nanoammeter outputs; 10 – brake band; 11 – tachometer; 12 – loading device; 13 – shaft supports а b fig. 2. computer oscilloscope usb oscilloscope (a) and contact differences of friction potentials of friction pairs “steel 34 l retinax fc-24a” model tape brake (b) the and stand and is and intended and to and establish and regularities and of and characteristics and of and triboelectric and currents and during and electromechanical and friction. and performing and a and sufficient and number and of and tests and of and metal-polymer and friction and pairs and in and stand and conditions and allowed and us and to and objectively and judge and the and wear-friction and process and depending and on and generated and electric and currents. and the and brake and problems of tribology 19 stand and fulfilled and the and following and requirements: and performance and of and long and brakes and for and estimation and of and currents and and and temperatures and on and the and surfaces and of and metalpolymer and friction and pairs; and model and of and real and working and conditions and of and friction and pairs and of and brakes and with and possibility and of and changing and tribological and parameters and of and their and surface and layers. the and following and parameters and were and recorded: and braking and time and and and number and of and brakes; and temperature and and and angular and velocity and of and friction and elements; and tension and of and the and filling and and and unfilling and branches and of and band-block and brake; and values and of and wear and and and tear and of and friction and surfaces; and the and directions and and and values and of and tribocurrents and circulating and between and friction and pairs; and potential and difference and between and friction and pairs. and in and order and to and capture and the and data and of and the and change and of and the and contact and difference and of and the and potentials and of and the and frictional and pairs and on and a and personal and computer, and the and contact and surfaces and of and the and friction and were and connected and to and the and laptop and via and an and analog-to-digital and converter and of and the and computer and oscilloscope and usb and oscilloscope and ii and (fig. and 2, and a). and obtained and values and of and the and contact and difference and between and the and potentials and of and friction and pairs and were and recorded and in and real and time, and recorded and on and a and computer and hard and disk and and and processed and using and the and software and of and a and computer and oscilloscope and usb and oscilloscope and ii. presentation of main material of studies of the wear-friction properties of friction pairs of brake devices it and is and established and that and the and contact and potential and difference and consists and of and constant and and and variable and components. and the and constant and component and depends and mainly and on and materials and of and the and contacting and surfaces and and and surface and temperatures, and and and impulse and mainly and depends and on and fluctuations and of and electrothermal and resistance and in and contact and and and fluctuations and in and energy and of and the and friction and surfaces. and it and is and found and that and impulse and component and significantly and affects and the and wear-friction and properties and of and friction and pairs and of and friction and units and than and value and of and constant and component and of and contact and potential and difference. and fig. and 2, b and illustrates and dependence and of and the and alternating and contact and potential and difference and of and the and friction and pairs and "gray and cast and iron and nf and 20 and and cipher and 143-60a" and of and the and band-block and brake and at and 350 and ° andc and recorded and using and a and digital and oscilloscope and usb and computer and oscilloscope. and and and and and and and and andability and of and any and tribological and material and to and conduct and electric and current and is and determined and by and the and presence and of and charges and in and them and (electrons, and ions) and and and possibility and of and their and movement and through and the and volume and of and material. and write and the and total and dependence and for and the and current and density and j, and which and is and true and for and any and medium and except and vacuum: and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and  iii bqnj , and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and (1) where and i and – and type and of and charge and (e.g. and electrons, and ions and of and different and molecules, and charged and particles, and etc.); and i n and – and concentration and of and charges and of and і and type; and i q and – and magnitude and of and the and charge; i b and – and velocity and of and charge and carriers. and and and and and and and and and and dependence and of and the and current and density and j and on and the and metal and friction and element and is and described and by and the and richardsondashman and formula: 2 w ktj ct e   , (2) where and т and – and surface and temperature and of and metal and friction and element; and с and – and constant and which and depends and on and the and properties and of and material and and and surface; and k ‒ and boltzmann and constant; and w ‒ and the and output and work and of and electrons and from and the and metal and element and surface and at and given and temperature. if and the and richardson-dashman and formula and will and be and recorded and as and 2 w kt j ce t   , and so and after and its and logarithm and we and get: and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and a 2 ln ln ln j w c e t kt   . and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and(3) let and us and represent and obtained and expression and for and two and values and of and temperatures and т1 and and and т2 and of and metal and friction and element and that and corresponds and to and the and temperature and value and before and and and after and braking and process. and we and will and take and into and account and that and i j a  and (where and і and – alternating and current and circulating and in and the and friction and pair and in and the and area and with and the and area and а). and then and we and get and the and following and dependencies: 20 problems of tribology and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and 1 1 2 1 1 ln ln i w c at kt   ; (4) and and and and and and and and and and and and and and and and and and and 2 2 2 2 2 ln ln i w c at kt   . (5) if and we and subtract and (4) and from and equation and (5), and then and we and obtain and: and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and 2 2 1 1 2 2 1 2 1 2 1 1 ln i t w w i t k t t        , and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and and (6) which and will and turn and into and a and calculated and dependence and of and determining and the and electron and output and from and a and metal and friction and element: 2 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 1 ln i t w w k i t t t         . (7) wear and of and friction and surfaces and is and significantly and influenced and by and the and contact and potential and difference and and and surface and temperature and of and contacting and bodies. and if and one and of and the and bodies and is and heated and more and then and electron and or and ionic and thermal and currents and are and sent and from and it and to and the and second and body. and the and potential and difference and also and increases and as and the and area and of and the and contacting and bodies and increases. and charges and of and contacting and bodies and have and different and signs and but and the and same and size. and interaction and of and metal-polymer and friction and pairs and determines and the and type and of and contact and and and its and energy and level and (fig. and 3). and the and main and characteristic and of and the and energy and level and of and this and or and that and contact and is and the and work and of and the and electron and exit and from and the and surface and layer and of and the and metal and friction and element and (wm) and and and ions and from and the and surface and layer and of and the and polymer and facing and (wn). а b c fig. 3. energy levels of brake metal-polymer pairs with injected (a), neutral (b), and injecting (c) types of contacts: s0 is the thickness of a layer enriched (b) and depleted (c) by electrons friction and brake and facings and are and made and of and non-uniform and materials and in and the and volume and of and which and crystalline and and and amorphous and phases and coexist, and therefore, and different and charges and are and captured and at and the and interfacial and boundaries. and due and to and difference and in and phase and conductivity and charges and accumulate and at and the and boundaries. and when and material and is and electrified, and the and overlays and of and the and charge and carriers and will and move and away and from and the and interfacial and boundary and or and vice and versa and depending and on and which and of and the and conductivity and currents and will and be and greater: and the and one and moving and from and the and charge and boundary and or and the and one and moving and towards and it. and for and charge and circulation and processes, and the and properties and of and the and interaction and contacts, and which and are and divided and into and neutral, and injectable and and and injected, and play and a and significant and role. and in and fig. and 3, a, and b, and c and difference and in and energy and levels and between and neutral, and injectable and and and injected and contacts and is and shown. and neutral and contacts and of and brake and pairs and do and not and support and the and circulation and of and electric and charges and between and metal and and and polymer and friction and elements. and for and injection and contacts and charge and carrier and (injection) and is and moved and to and the and charged and surface and of and the and polymer and facing. and injected and contacts and are and reversed: and they and help and move and charge and carriers and from and the and charged and surface and of and the and polymer and pad and to and the and metal and friction and element. and the and type and of and contact and depends and on and which and of and the and electron and or and ion and output and work and is and larger: and of and metal and or and polymer and friction and element. and if and polymer and element and output and work and is and less and than and metal and one and an and injected and contact and is and formed and (fig. and 3, a) and and and the and metal and surface and is and charged and negatively. and if and the and output and works and are and the and same, and then and there and will and be and a and neutral and type and of and contact and (fig. and 5, and b), and if and the and polymer and friction and element and output and work and is and greater and than and the and metal and friction and element and output and work, and then and the and metal and surface and is and charged and positively and and and we and have and an and injecting and type and of and contact and (fig. and 3, c). let's and note, and furthermore, and that and the and spots and of and the and contacts and of and the and micro and protrusions, and which and are and covered and by and the and pellicle, and are and blocking and contacts and at and low and field and strength. and that and is, and such and a and contact and prevents and the and transfer and of and charge and carriers and from and the and micro-projections and of and the and metal and friction and element and to and the and surface and layer and of and the and polymer and friction and facing, and at and the and problems of tribology 21 same and time, and it and cannot and accept and the and carriers and from and the and above and layers. and stationary and current and is and not and possible and in and dielectrics and with and blocking and contacts and that and do and not and contain and charge and carriers and at and all. and if and the and metal and element and output and work and is and greater and than and the and polymer and element and output and work  м nw w andthen and upon and contact and of and the and metal and with and the and polymer, and the and electrons and from and the and polymer and will and pass and to and the and metal, and since and the and fermi and level and in and the and polymer and before and frictional and interaction and with and the and metal and was and higher and than and in and the and metal and  м nf f . and the and metal and is and charged and with and a and negative and charge and and and the and polymer and is and positive. and a and directional and electron and flux and will and take and place and before and the and fermi and levels and are and equalized. circulating and tribostrums and have and been and found and to and cause and surface and temperatures and to and rise and and and wear and in and friction and pairs, and and and usage and of and tribocurrents and suppressants and can and reduce and temperatures and and and wear and of and friction and surfaces. and in and order and to and improve and the and performance and of and the and braking and mechanisms, and in and particular and the and reduction and of and wear and and and surface and temperatures, and the and comparison and of and series and band-block, and drum-block and and and disc-block and brakes and and and advanced and brake and designs and with and depolarization and devices and reducing and triboelectric and phenomena and in and friction and pairs. for and this and purpose and an and additional and power and supply and unit and was and connected and to and the and friction and units and made and of and metalpolymer and pairs and and and to and fig. and 4a and shows and the and value and of and the and potential and barrier and to and power and on. and however, and if and an and external and voltage and was and applied and to and the and metal-polymer and pair and in and the and opposite and direction and to and the and potential and contact and difference and (the and "plus" and is and applied and to and the and metal and friction and element, and fig. and 4, b), and then and the and potential and barrier and from and the and polymer and facing and is and reduced and (fig. and 5, c) and and and value and of and triboelectric and current and increased. and we and will and call and this and connection and generating. а b c fig. 4. scheme of serial (a), generating (b) and blocking (c) connection of an external electrical source to band-block brake: 1 – a brake pulley; 2 – a friction facing; 3 – a brake band а b c fig. 5. energy levels of metal-polymer brake pairs influencing by additional electric field: a – in the absence of a field; b, c – at the action of the field: accelerating, decelerating if and an and external and voltage and is and applied and to and a and metal-polymer and pair and in and a and direction and coinciding and with and the and contact and potential and difference and (a and minus and is and shown and on and the and metal and friction and element, and fig. and 4, and c), and then and the and potential and barrier and on and the and side and of and the and facing and increases and (fig. and and 5, b) and and and the and value and of and triboelectric and current and will and decrease. and this and connection and is and called and blocking and one. and as and shown and by and the and conducted and experimental and researches and at and generating and temperature and connection and and and wear and of and surfaces and of and friction and pairs and increase and and and at and blocking and connection and they and will and decrease. the and regularities and of and changes and in and the and surface and temperatures and of and friction and pairs and "steel and 35 and cml and and retinax and fc-24a" and for and serial and band-block and brake and and and band-block and brake and with and a and system and of and tribocurrents and reduction and by and the and number and of and cycles and of and braking and m. and values and of and the and generated and currents: and for and serial and band-block and brake and and 60 and na, and for and bandblock and brake and with and system and of and reduction and tribocurrents and and 10 and na. and the and maximum and surface and temperatures and on and the and working and surface and of and rim and of and the and pulley and of and the and improved and band-block and brake and of and agregate and aors-80 and with and system and of and tribocurrents and reduction and by and 14.5 and % and and and the and friction and facings and are and 14.3 and % and lower and than and that and of and the and serial and band-block and brake. 22 problems of tribology one and of and the and main and operational and parameters and of and the and band-block and brake and are and tension and of and filling and sз and and and unfilling and sн and branches and of and the and band, and the and difference and of and which and determines and the and friction and force t h zf s s  . in and this and case, and one and of and the and tension and of and the and brake and tape and is and determined and by and a and given and value and and andand and the and second and parameter and is and calculated. and preferably and determine and the and tension and of and the and unfilling and band and branch and according and to and euler: f h z s s e   , (8) and and and and and and and and and anddynamic and friction and coefficient and is and determined and by and formula: h z t s s f f n n    . (9) in and fig. and 6 and results and of and industrial and studies and of and the and friction and coefficient and change and laws and of and friction and pairs and "steel and 34 and l and and retinax and fc-24a" and and and "steel and 60g and and code and 6kf-59" and of and the and brake and devices and of and the and units and upa-60 and and a2-32 and are and shown and with and respect and to and values and of and sliding and velocitys and and and generated and currents. 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 0,28 0,30 0,32 0,34 0,36 0,38 0,40 0,42 0,44 0,46 f v, м/c 1' 1 2 2' fig. 6. patterns of change of dynamic friction coefficient of friction pairs "steel 60g code 6kf-59" (1) and "steel 34 l retinax fc-24a" (2) of the brake devices from values of the sliding velocitys and generated currents with depolarizing device: 1 – i = 70na; 1'– i = 15na; 2 – i = 60na; 2'– i = 10na one and of and the and main and operational and parameters and of and friction and pairs and is and intensity and of and wear and on and their and surfaces. and regularities and of and changes and of and linear and wear and of and working and surfaces and of and friction and facings and of and band-block and brake and with and metal and polymers and friction and pairs and steel and 34 and l and and retinax and fc-24a and aprs-50kam and for and serial and brake and and and using and the and device and suppression and tribocurrents and are and llustrated and in and fig. and 7. and investigations and of and the and wear and rate and of and the and working and surfaces and of and friction and facing and were and performed and for and the and serial and brake and without and usage and of and tribocurrent and reduction and means and and and with and the and use and of and the and tribocurrent and suppression and device and at and different and electrification and currents. and it and was and found and that and linear and wear and of and the and friction and facing and surfaces and for and an and improved and band-block and brake and design and is and on and average and 20 30 % and less and than and facing and surface and wear and for and serial and brake and construction. а b fig. 7. patterns of change of values of linear wear of surfaces of the model band-block brake facings at the tension of the filling branch of the brake band sz = 800 n (a) and sz = 400 n (b): 1 – i = 70 na (serial friction unit); 2 – i = 50 na; 3 – i = 25 na problems of tribology 23 as and it and was and noted, and during and experimental and studies, and dependence and of and electrical and potential and formed and on and the and contacting and surfaces and was and determined and from and capacity and of and the and metal and friction and element. and most and structures and that and contain and metal-polymer and frictional and units and are and grounded and (such and as and drilling and hoists, and rail, and etc.) and or and isolated and from and the and earth's and surface, and but and have and a and fairly and large and metal and and, and therefore, and electrical and capacity and (vehicles). and to and study and the and dependence and of and the and insulation and of and a and metal and friction and element and on and the and wear and of and the and surfaces and of and the and friction and facings and for and the and laboratory and installation, and the and following and arrangements and were and simulated: and stand and not and isolated and (grounded) and (fig. and 8, a) and and and brake and pulley and isolated and from and the and brake and drum and (fig. and 8, b). а b fig. 8. scheme of effect of isolation study of metal friction element on wear of surfaces of polymer facings for a serial friction unit (a) and with metal friction element with an isolated non-working surface (b): 1 – tape; 2 – friction facing; 3 – a brake pulley; 4 – insulation fig. and 9 and illustrates and regularities and of and changing and values and of and linear and wear and of and facing and surfaces and of and the and model and of and bandblock and brake and with and insulated and and and uninsulated and metal and friction and element and with and metallic and polymer and pairs and of and friction and steel and 34 and l and and retinax and fc-24a. and the and studies and were and carried and out and at and three and hundred and cyclic and loads and and and tension and of and filling and branch and sз and = and 800 and n and (fig. and 9, a) and and and sз and = and 400 and n and (fig. and 9, b) and for and ten and friction and facings. and it and has and been and found and that and linear and wear and of and friction and surfaces and for and band-block and brake and with and isolated and metal and friction and elements, and on and average, and 15 20 % and less and than and wear and of and surfaces and of and standard and construction and band-block and brake and with and uninsulated and metal and friction and element. а b fig. 9. regularities of changes of linear regrouting values of the surfaces of facings of the band-block brake at tension of unfilling branch of the band sz = 800 n (a) and sz = 400 n (b): 1 – for an isolated brake pulley; 2 – for serial friction unit to and determine and the and dependence and of and the and insulation and of and metal and friction and element and on and the and wear and of and the and surfaces and of and friction and facings and of and vehicle, and operational and tests and of and the and unit and for and the and development and and and repair and of and wells and aors-60 and with and brake and drums and production and kraz and were and carried and out. and in and one and back and brake and mechanism, and the and drum and was and electrically and insulated and relative and to and the and bridge, and and and the and second and brake and mechanism and remained and in and series. thus, and linear and wear and of and friction and surfaces and of and friction and facing and for and an and improved and band-block and brake and design and with and a and tributary and suppression and system and and and isolation and of and the and metal and friction and elements and is, and on and average, and 30 40 and % and less and than and that and of and the and brake and facing and surfaces. scientific and results and of and investigations and of and triboelectric and processes and in and metal-polymer and friction and pairs and are and obtained das and a and result and of and the and researches and of and wear-friction and properties and of and metal-polymer and friction and pairs and of and brake and devices and in and laboratory and and and operational and conditions and during and triboelectric and interaction and the and following and regularities and of and change and are and established: and thermostimulated and currents and generated and on and surfaces and of and metal-polymer and friction and pairs and from and the and time and of and friction and interaction and and and the and surface and temperatures and of and friction and pairs; 24 problems of tribology and and andelectric and potential and in and contact and of and friction and pairs and from and the and time and of and friction and interaction and and and surface and temperature and of and the and facings; and and dynamic and friction and coefficients and of and serial and and and advanced and brake and mechanisms and with and device and of and reduction and of and tribocurrents and in and metal-polymer and friction and pairs; and wear and of and surfaces and of and friction and facings and taking and into and account and triboelectric and currents and on and friction and surfaces and of and the and braking and devices. influence and of and features and of and the and design and of and brake and mechanisms and on and circulation and of and tribocurrents and in and them, and as and a and consequence, and on and the and emergence, and development and and and propagation and of and a and network and of and microcracks and in and zones and of and maximum and tribostrums and is and established. and as and a and result and of and conducted and researches and it and is and established and that and during and the and triboelectric and interaction and the and intensity and of and change and of and dynamic and friction and coefficients and and and linear and wear and in and friction and units and of and band-block and and and drum-block and brakes and depends and on and different and types and of and contacts and with and variable and energy and activity, and which and cause and instantaneous and change and of and current and momentum and of and metal-polymer and friction and pairs. and practical and recommendations performed and researches and can and be and used and for and improvement and of and design and and and operational and parameters and of and brake and devices and of and motor and transport, and at and designing and of and brake and mechanisms and of and cars and of and various and purpose, and estimation and of and operational and parameters and of and brake and devices. and it and will and shorten and the and timing and of and development and of and new and brake and device and designs and and and allow and to and choose and the and most and effective and technical and solutions and at and an and early and stage and of and design. conclusions and and and prospects and for and development and of and the and direction as and a and result and of and researches and of and friction and properties and of and metal-polymer and friction and pairs and of and brake and devices and in and laboratory and and and operational and conditions and during and triboelectric and interaction and regularities and of and change and are and established: and dynamic and coefficients and of and friction and from and generated and tribocurrents and in and contact and of and two-layer and metal-polymer and structures; and wear and in and friction and pairs and of and "metal and and polymers" and of and brake and units and from and the and values and of and circulating and tribocurrents. obtained and results and allow and us and to and optimize and management and of and the and wear-friction and properties and and and thermal and state and of and brake and units. and further and studies and will and be and relating and with and more and detailed and study and of and contact and potential and difference and effect and on and wear and of and friction and surfaces and of and braking and devices. references and 1. hang, and y. and trib-electrification and mechanisms and for and self and matedcarbon and steels and in and dry and severe and wear and process and / and y. and hang, and j. and yur, and h. and chou and // and wear. and – and 2006. and – and vol. and 260, and iss. and 11–12. and – and p. and 1209–1216. 2. and вольченко and н. and а. and работоспособность and многопарных and фрикционных and узлов and в and ленточноколодочном and тормозе and буровой and лебедки and / and н. and а. and вольченко, and д. and а. and вольченко, and с. and и. and криштопа, and д. and ю. and журавлев, and а. and в. and возный and // and розвідка and та and розробка and нафтових and і and газових and родовищ. and – and івано-франківськ, and 2012. and – and № and 2(43). and – and с. and 40–48. 3. and krawczyk, and k. and możliwości and sterowania and siłą and tarcia and za and pomocą and prądu and elektrycznego and przepływającego and przez and strefę and tarcia and / and k. and krawczyk, and e. and nowiński, and a. and chojnacka and // and tribologia: and tarcie, and zużycie, and smarowanie. and – and 2011. and – and № and 2. and – and p. and 61–70. 4. левыкин, and д. and а. and математическая and модель and электрического and контакта and шероховатых and поверхностей and / and д. and а. and левыкин and // and программные and продукты and и and системы. and – and 2011. and – and № and 4. and – and с. and 178–180. 5. измайлов, and в. and в. and контакт and твердых and тел and и and его and проводимость and / and в. and в. and измайлов, and м. and в. and новоселов. and – and тверь: and изд-во and тгту, and 2010. and – and 112 and с. 6. and rozenbaum, and v. and m., and tsmchik, and o. and ye. and (2010). and analytical and description and of and currents and of and thermostimulation and polarization and and and depolarization. and physics and of and solid, and vol. and 52, and iss. and 10, and 2046–2051. 7. pashayev, and a. and m., and janahmadov, and a. and k., and dyshin, and o. and a., and javadov and m. and y. and the and multi-fractal and analysis and of and fatigue and facture and under and friction and process. and journal and science and and and applied and engineering. and – and 2013. and – and vol. and 1. and – and рр. and 112–116. 8. and износ and фрикционных and накладок and при and контактно-импульсном and взаимодействии and металлополимерных and пар and трения and ленточно-колодочного and тормоза and / and м. and в. and киндрачук, and н. and а. and вольченко, and д. and а. and вольченко and [и and др.] and // and проблемы and трения and и and износа: and научн.-техн. and сб. and – and к.: and нау, and 2013. and вып. and 2 and (61). and – and с. and 4–19. 9. janahmadov, and a. and k., and volchenko, and a. and i., and javadov, and m. and y., and volchenko, and d. and a., and volchenko, and n. and a., and janahmadov, and e. and a. and the and characteristic and analysis and of and changes and in and the and processes, and phenomena and and and effects and within and working and layers and of and metal and polymer and pairs and during and electro-thermo-mechanical and friction. and science and & and applied and engineering and quarterly. and – and 2014. and – and vol. and 2. and – and рр. and 6–17. 10. мамедов and р. and к. and контакты and металл-полупроводник and с and электрическим and полем and пятен and / and р. and к. and мамедов. and – and баку: and госуниверситет, and 2013. and – and 231 and с. 11. and электромеханический and износ and и and разрушение and ободов and тормозных and шкивов and буровых and лебедок and (часть and вторая) and / and а. and и. and вольченко, and н. and а. and вольченко, and м. and я. and джавадов and [и and др.] and // and проблемы and трения and и and износа: and научн.-техн. and сб. and – and к.: and нау, and 2014. and вып. and 3 and (64). and – and с. and 4–17. problems of tribology 25 12. and kryshtopa, and s., and kryshtopa, and l., and bogatchuk, and i., and prunko, and and andi., and melnyk, and v. and examining and the and effect and of and triboelectric and phenomena and on and wear-friction and properties and of and metal-polymeric and frictional and couples. and eastern-european and j. and enterprise and techn and – and 2017. and – and 1, and № and 5(85). and – and p. and 40-45. 13. galikhanov, and m. and f. and polymeric and composition and corona and charge and elects: and abstract and (2009). and thesis and on and competition and of and a and scientific and degree and of and doctor and of and engineering and science and on and a and speciality and 05.17.06, and kazan, and 35 and p. 14. вольченко and о. and і. and електродинамічні and процеси and та and їхній and вплив and на and знософрикційні and властивості and металополімерних and пар and тертя and гальмівних and приладів and / and о. and і. and вольченко, and с. and і. and криштопа, and в. and і. and карась and // and зб. and наук. and пр. and севнту. and – and севастополь, and 2012. and – and вип. and 135. and – and с. and 237–240. 15. janahmadov, and a. and k., and aliev, and a. and m., and volchenko, and а. and і., and javadov and m. and y. and band-block and brake and with and conductive and cooling. and sri and researcher and notes and "geotechnological and problems and of and oil, and gas and and and chemistry", and baku. and – and 2013. and – and рр. and 113–119. 16. volchenko, and а. and і., and kindrachuk, and m. and v., and volchenko, and d. and а. and (2015). and tribology: and electrothermomechanic and bases, and analysis and and and synthesis and at and nano-, and mikroand and and millelevels and and and technical and applications: and textbook and for and higher and education and institutes. and kyiv-krasnodar, and 371 and p. криштопа с.і., криштопа л.і., козак ф.в., мельник в.м., дикун т.в., цебер м. м. шляхи зменшення зносу поверхонь тертя за допомогою трибоелектричних явищ експериментальні and дослідження and трибоелектричних and явищ and були and виконані and на and спеціально and створених and лабораторних and стендах, and що and моделювали and різні and типи and гальм and та and на and серійному and універсальному and автомобільному and гальмівному and стенді and моделі and ки-8964. and вимірювання and трибоелектричних and струмів and здійснювалось and за and допомогою and наноамперметра, and а and різниця and потенціалів and в and парах and тертя and – and за and допомогою and аналого-цифрового and перетворювача and usb and oscilloscope and іі and та and ноутбука and з and спеціальним and програмним and забезпеченням. у and результаті and проведених and досліджень and зношувальних and властивостей and металополімерних and пар and тертя and гальмівних and механізмів and у and виробничих and та and лабораторних and умовах and під and час and трибоелектричного and тертя and встановлені and закономірності and зміни: and величин and циркулюючих and трибострумів and в and парах and тертя and «чавун and – and полімер» and барабанно-колодкових and та and стрічково-колодкових and гальм and від and поверхневої and температури and фрикційних and вузлів and та and кількості and циклів and гальмувань; and динамічного and коефіцієнта and тертя and від and величин and циркулюючих and трибострумів; and величин and лінійного and зношування and пар and тертя and гальмівних and пристроїв and від and зміни and генерованих and трибострумів and в and контакті and двошарових and структур and «метал-полімер». and виконані and дослідження and трибоелектричних and процесів and дозволяють and розширити and базу and даних and щодо and механізмів and трибоелектричних and явищ and в and металополімерних and парах and тертя. and у and результаті and виконаних and досліджень and знософрикційних and властивостей and металополімерних and пар and тертя and гальмівних and пристроїв and у and виробничих and та and лабораторних and умовах and під and час and трибоелектричної and взаємодії and встановлені and закономірності and зміни and динамічних and коефіцієнтів and тертя and та and зношування and фрикційних and поверхонь and від and величин and генерованих and трибострумів, and часу and фрикційної and взаємодії and та and поверхневої and температури and металополімерних and пар and тертя. and одержані and результати and дозволяють and знизити and зношування and металополімерних and фрикційних and поверхонь and та and оптимізувати and знософрикційні and властивості and вузлів and тертя. ключові and слова: and барабанне and гальмо, and стрічкове and гальмо, and дискове and гальмо, and металополімерні and поверхні and тертя, and трибосистема, and трибоелектричні and процеси. вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 30 чернець м.в., чернець ю.м. люблінський політехнічний інститут, м. люблін, польща вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність удк 539.3: 539.538: 539.621 з використанням авторського методу розрахунку довговічності зубчастих передач з висотним коригуванням зачеплення проведено дослідження впливу ширини коліс та кута нахилу зубів на максимальні контактні тиски і довговічність циліндричних передач за змінних умов контакту зубів внаслідок їх зношування. встановлено, що близькі за величиною найвищі максимальні контактні тиски виникають на вході зубів у зачеплення і в зоні зміни його парності як у прямозубих, так і косозубих передачах. у прямозубих передачах буде дво – одно – двопарне зачеплення зубів для усього діапазону зміни ширини коліс. натомість у косозубих передачах із зростанням ширини коліс відбувається зміна парності зачеплення дво – одно – двопарного на три – дво – трипарне. відповідно ці фактори впливають на зниження до 1,5 раза рівня початкових максимальних контактних тисків та збільшення довговічності некоригованих косозубих передач до 3,8 раза у порівнянні з прямозубими передачами. коригування зачеплення призводить до зниження максимальних контактних тисків, внаслідок чого зростає довговічність передач. встановлено, що існують оптимальні величини коєфіцієнтів зміщення, при яких довговічність передач буде найвищою у порівнянні з некоригованим зачепленням. отримані результати подано графічно, що унаочнює закономірності впливу ширини коліс, кута нахилу зубів та умов зачеплення на досліджувані триботехнічні характеристики. ключові слова: циліндрична евольвентна передача, висотна корекція зубів, ширина коліс, кут нахилу зубів, максимальний контактний тиск, довговічність передачі вступ підвищення несівної здатності циліндричних передач і, відповідно, їх довговічності в інженерній практиці здіснюється шляхом використання косозубого зачеплення, збільшення ширини коліс та коригуванням зачеплення. відомо, однак, що при зростанні кута нахилу зубів зростає осьове зусилля і тому його значення, як правило, є в межах 8 … 15о і лише зрідка сягає 20о. стосовно ширини коліс, то її зміна може бути достатньо значною – (0,2 …1,4) ділильного діаметра шестерні – і залежить від розташування коліс відносно опор (симетричне, несиметричне, консольне) та твердості зубів. у літературі відсутні результати дослідження за відомими методами [1 11], де використовується закон абразивного зношування архарда, впливу ширини коліс і кута нахилу зубів циліндричної передачі на максимальні контактні тиски у зачепленні і довговічність передачі. результати таких досліджень наведено нижче з використанням авторського методу дослідження зубчастих передач [12 14]. метод розв’язку задачі зношування зубів у процесі роботи передачі призводить до збільшення радіусів кривини їх робочих профілів, а це спричиняє зниження початкових максимальних контактних тисків maxjp та ширини площадок контакту 2 jb в кожній j -тій точці їх співдотику. відповідно їх поточні значення maxjhp і 2 jhb розраховуються за модифікованими формулами герца: max 0.418 θ / ρjh jhp n , 2 2.256 θ ρjh jhb n , (1) де j = 0, 1, 2, 3,… – точки контакту робочих поверхонь зубів; min/n n l w  ; 1 19550 / cos αtn p r n – сила у зачепленні; p – потужність на ведучому валі; minl – мінімальна довжина контактних ліній у зачепленні; w – кількість пар зубів, що перебувають одночасно у зачепленні;    2 21 1 2 2θ 1 ν / 1 ν /e e    ; , νe – модулі юнга та коефіцієнти пуасона матеріалів зубчастих коліс; 1n – кількість обертів шестерні; αt – торцевий кут зачеплення; вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 31 1 2 1 2 ρ ρ ρ ρ ρ jh jh jh jh jh   – змінний внаслідок зношування зведений радіус кривини профілів зубів у нормальному перерізі; 1ρ jh , ρ jh – відповідно, змінні радіуси кривин профілів зубів шестерні і колеса. в процесі роботи зубчастої передачі внаслідок зношування зубів початкові радіуси кривин 1ρ j , 2ρ j їх робочих профілів та, відповідно, зведений радіус кривини j зростатимуть. у роботах [12, 13] запропоновано методики врахування зміни вихідних радіусів кривини зубів при їх зношуванні. радіуси кривини профілю косих зубів (зведений, шестерні, колеса) визначаються за формулами: 1 2 1 2 j j j j j       , 1 1 cos t j j b     , 2 2 cos t j j b     , (2) де  cos , cosb t t tg arc tg arctg            ; 1 1 1t j b t jr tg   ,   2 2 2 2 2 2/ cost j j tr r r    ;  1 10t j tarctg tg j     ,    cosr/rarccos jjt 222 ; 1 1 cosb tr r  , 1 1 / 2 cos ,r mz  2 2 cosb tr r  2 2 / 2 cosr mz  ;    2 210 20 21 / coscost t tt u tg u tg r r        , 2 2ar r m  , rrr a  220 , mr 2,0 ,  2 22 1 1 12 cosj w j w j t t jr a r a r     , 1 1 1cos / cosj t t jr r   ,  1 2 / 2 coswa z z m   ,  – кут нахилу зубів; α = 20° – кут зачеплення; 1 2,r r  відповідно радіуси ділильних кіл шестерні і колеса; r – радіус заокруглення вершин зубів;  – кут повороту (вибраний) зубів шестерні з точки початкового контакту (т.0) в точку 1 і т. д.; u – передаточне відношення передачі; m – модуль зачеплення; 1 2,z z – числа зубів коліс. мінімальна довжина лінії контакту:    min 1 1 1 cos w b n nb l                при 1n n   , min 1cos w b n nb l               при 1n n   , (3) де wb – ширина шестерні; ,   – відповідно коєфіцієнти торцевого і покрокового перекриття передачі;  nn , – дробові частини вказаних коефіцієнтів перекриття; 1 2 z t t t    , sinwb m     ,   , 1 2 1 2 1 1 1 1 , b b e e t t r r     , 1 1 2 zt z    , 2 2 1 1 1 1 sins b te r r r    , 2 2 2 20 2 2 sinb te r r r    , mrrrrr aas  1111 , . кути переходу від двопарного ( 21f  ) до однопарного і знову двопарного ( 11f  ) зачеплення та кут виходу 1e зубів із зачеплення у циліндричній косозубій передачі розраховуються згідно [14]. 2 2 1 11 10 1 1 10 1 , ;         f f f f (4) де 2 2 1 11 1 , ,f f t f f ttg tg tg tg          tt tgtg  1010 ; вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 32 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0.5 sin ( ) 0.5 , ; cos cos t b b t b b f f r p e p n r p e p n tg tg r r               cos / cosb tp m    – крок. кут виходу 1e зубів із зачеплення встановлюється подібно як вище так: 1 10 1 ;e e     , (5) де 1 ,e e ttg tg     )/arccos( 11 sbe rr . в більш складному випадку при три-дво-трипарному зачепленні 2 1 1 1 1 2 1 1 sin ( ) 0.5 ( 1) sin ( ) 0.5 ( 1) , , cos cos t b b t b b f f r p e p r p e p tg tg r r                   (6) а при чотири три чотирипарному зачепленні у (6) буде )2(  . одиничне лінійне зношування kjnh зубів в оберті у довільній точці j робочої поверхні знаходиться за формулою     max 0.35σ k k m j jh jh kjn m k в v t fp h c    , (7) де jht = 02 / νjhb – час зношування зубів протягом переміщення j -тої точки їх співдотику по контуру зуба на змінну внаслідок зношування ширину площадки контакту 2 jhb ; 0 1 1ω sin αtv r – швидкість переміщення точки контакту по контуру зуба; 1ω – кутова швидкість шестерні; jv – швидкість ковзання; f – коефіцієнт тертя ковзання; ,k kc m – характеристики зносостійкості матеріалів зубчастих коліс для вибраних умов [12]; σ b – границя міцності матеріалів коліс на розтяг. швидкість ковзання обчислюється за співвідношенням:  1 1 1 2ω α αj b t j t jv r tg tg  , (8) де 1 1 cos αb tr r , jtjt 21 ,  – згідно [13]. для зменшення тривалості обчислень використано розроблену блокову схему розрахунку, при якій не розглядається зміна радіусів кривин профілів зубів, їх зведеного радіуса кривини, максимальних контактних тисків, ширини площадки контакту після кожного оберту (циклу зачеплення), а після певної кількості обертів (блоку взаємодій). у блоці розрахунок ведеться за лінійним методом накопичення, тобто за постійних вихідних умов. в наступному блоці обчислень накопичені зміни враховуються і за новими постійними умовами обчислення вищевказаних параметрів продовжуються. для прийнятої кількості обертів 1sn шестерні і 2 sn колеса, яким відповідатиме відповідна кількість блоків, сумарне зношування 1 jnh та 2 jnh зубів в j – их точках контакту обчислюється так: 1 1 1 1 sn jn jbh h  , 2 2 2 1 sn jn jbh h  , (9) де 2 1 /s sn n u ; kjb kjh h  – зношування зубів в кожному блоці. при врахуванні зміни початкових контактних тисків maxjp внаслідок зношування зубів тривалість роботи передачі t для заданої кількості обертів 1sn чи 2 sn коліс знаходиться наступним чином: 1 1 2 2/ 60 / 60s st n n n n  . (10) вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 33 у спрощеному випадку при незмінних вихідних умовах, зокрема початкових контактних тисках maxjp const , ресурс t передачі для заданого допустимого зношування kh  зубів знаходиться так: /k kjt h h  , (11) де 60kj k kjh n h лінійне зношування зубів у вибраних точках j робочої поверхні протягом однієї години роботи передачі; мінімальний ресурс mint буде для найбільшого із зношувань kjh зубів. для передач із висотним коригуванням зачеплення слід врахувати, що ,111 mxrra  ,22 mxrra  (12) де  21 xx коефіцієнти корекції. усі інші параметри будуть, як у випадку відсутності корекції. числовий розв’язок задачі його проведено при таких даних: 1z  20; wb  30, 35, 40, 45, 50, 55, 60, 65, 70, 80 мм; p  5 квт; gk = 1.6; m  3 мм; u  4; 1n  700 об/хв;  0 0, 100;   40 ; h  0.5 мм допустиме зношування зубів; мащення – осьова олива з 3% протизношувальної присадки з кінематичною в’язкістю 050  15 сст; f  0.05; 21 xx  = 0; 0,2; 0,4; 0,6; матеріали коліс: шестерня – сталь 38хмюа, азотована на глибину 0.4 ... 0.5 мм, нв 600; b  1040 мпа, 1c  3.9∙10 6, 1m  2; колесо – сталь 40х, об’ємне гартування, нв 341; b  981 мпа, 2c  0.17∙10 6, 2m  2.5; e  2.1∙10 5 мпа,   0.3. результати подано на рис. 1 3. зокрема на рис. 1, а, 2, а наведено зміну початкових максимальних контактних тисків maxjp протягом циклу зачеплення зубів для різної ширини коліс, а на рис. 1, б, 2, б – їх трансформацію maxjhp внаслідок зношування зубів до допустимої величини h  0.5 мм. відповідно на рис. 1 подано результати для прямозубої передачі, де буде дво – одно – двопарне зачеплення зубів, а на рис. 2 – для косозубої передачі, де при wb  30 мм буде дво – одно – двопарне та при wb  35, 40, 45, 50, 55, 60, 65, 70, 80 мм – три – дво – трипарне зачеплення. найбільші початкові максимальні контактні тиски виникають на вході в однопарне зачеплення, хоча близькими до них є тиски і на вході у двопарне зачеплення. натомість внаслідок зношування зубів майже вдвічі знижуються контактні тиски на вході в двопарне зачеплення. зміна тисків на вході в однопарне зачеплення є незначною і тому вони значно перевищуватимуть тиски в лівій області двопарного зачеплення. 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p jm ax ,м п а а вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 34 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p j hm ax ,м п а 30 35 40 45 50 55 60 65 70 80 б рис. 1 – вплив ширини прямозубих коліс на максимальні контактні тиски та їх зміну: зліва і справа – області двопарного зачеплення, по середині – область однопарного зачеплення у косозубій передачі розподіл початкових максимальних контактних тисків maxjp впродовж інтеракції зубів у зачепленні є відмінним від прямозубої передачі (рис. 2, а). рівень тисків також є значно нижчим оскільки тут реалізується три дво трипарне зачеплення (за вийнятком коліс з wb  30 мм з дво – одно – двопарним зачепленням). при зростанні ширини коліс збільшується коефіцієнт  покрокового перекриття передачі і зростають області трипарного зачеплення зубів, що спричиняє зниженню величин maxjp . у результаті зношування зубів контактні тиски зазнають суттєвого зменшення на вході у трипарне зачеплення. значне (1,4 … 1,5 рази) зниження початкових контактних тисків maxjp в порівнянні з прямозубими передачами тієї ж ширини зумовлене не лише наявністю косозубого зачеплення, а й зміною числа пар зубів у зачепленні. 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p j m ax , м п а а вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 35 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 0 4 8 12 16 20 24 28 ∆j˚ p j h m ax , м п а 30 35 40 45 50 55 60 65 70 80 б рис. 2 – вплив ширини косозубих коліс на максимальні контактні тиски та їх зміну: зліва і справа – області трипарного зачеплення, посередині – область двопарного зачеплення на рис. 3 показано залежність мінімальної довговічності прямозубих передач від ширини зубчастих коліс, де штриховими лініями подано довговічність minbt з урахуванням зношування зубів і зниженням maxjp до maxjhp , а суцільними лініями довговічність mint за умови maxjp const . вона внаслідок вищевказаних причин буде значно вищою у косозубих передачах – до 3,8 разів. 0 70000 140000 210000 280000 350000 420000 30 40 50 60 70 80 bw, мм t m in , t b m in , г од t m in tbm in t m in tbm in рис. 3 – вплив ширини зубчастих коліс на мінімальну довговічність передач: нижні графіки – прямозубі, верхні графіки – косозубі передачі на рис. 4, 5 показано вплив коригування на мінімальну довговічність передач з різною шириною коліс та кутом нахилу зубів. зокрема на рис. 4 – для прямозубих, а на рис. 5 – для косозубих передач. вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 36 0 25000 50000 75000 100000 125000 0 0.2 0.4 0.6 t m in , t b m in , го д x1(-x2) рис. 4 – довговічність прямозубих передач з коригованим зачепленням 0 100000 200000 300000 400000 500000 600000 0 0.2 0.4 0.6 x 1(-x2) t m in , t b m in , г о д 1-30 2-40 3-50 4-60 5-70 6-80 1-30 2-40 3-50 4-60 5-70 6-80 рис. 5 – довговічність косозубих передач з коригованим зачепленням наведені результати розрахунку свідчать, що існує оптимальне значення коєфіцієнтів корекції зубів, при яких довговічність передачі буде найвищою. для прямозубих передач це буде при 21 xx  = 0,2, а для козозубих при 21 xx  = 0,2; …; 0,4. мінімальна довговічність передачі визначається з огляду на те, у яких точках профілю зубів колеса досягається допустиме зношування, що встановлено у результаті розв’язку цієї задачі. у залежності від ширини коліс та кута нахилу зубів це буде у таких характерних точках контакту (таблиця). таблиця wb , мм , град 30 40 50 60 70 80 0 зачеплення 2 1 2 вхід у однопарне зачеплення вхід у двопарне зачеплення 10 вхід у однопарне (2 1 2) вхід у двопарне (3 2 3) вхід у трипарне зачеплення (3 2 3) вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 37 авторський метод розрахунку триботехнічних характеристик зубчастих передач дозволяє ефективно провести їх оцінку і застосувати її результати в інженерній практиці при їх проектуванні. література 1. дроздов ю.н. к разработке методики расчета на изнашивание и моделирование трения // износостойкость. – м.: наука, 1975. – с. 120–135. 2. проников а. с. надежность машин.– м.: машиностроение, 1978. – 590 с. 3. гриб в. в. решение триботехнических задач численными методами. – м.: наука, 1982. – 115 с. 4. brauer j., andersson s. simulation of wear in gears with flank interference – a mixed fe and analytical approach // wear. – 2003. – № 254. – p. 1216-1232. 5. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in spur gears // wear. 1997. № 207 (1-2). – p. 16-23. 6. flodin a., andersson s. wear simulation of spur gears // tribotest j. – 1999. № 5 (3). – p. 225-250. 7. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in helical gears // wear. 2000. № 241 (2). – p. 123-128. 8. flodin a., andersson s. a simplified model for wear prediction in helical gears // wear. –2001. – № 249 (3-4). – p. 285-292. 9. kahraman a., bajpai p., anderson n.е. influence of tooth profile deviations on helical gear wear // j. mech. des. – 2005. – vol. 127, issue 4. – p. 656-663. 10. kolivand m., kahraman a. an ease-off based method for loaded tooth contact analysis of hypoid gears having local and global surface deviations // j. mech. des. – 2010. – vol. 132, issue 7. 11. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile // j. strain analysis. – 2007. – vol.42. – p. 281-292. 12. чернець м.в., келбіньскі ю., ярема р.я. узагальнений метод оцінки зношування циліндричних евольвентних зубчастих передач // фхмм. – 2011. – №1. – с. 44 – 49. 13. чернець м.в., ярема р.я., чернець ю.м. метод оцінки впливу коригування і зношування зубів евольвентної циліндричної передачі на довговічність та міцність. ч.1. довговічність та зношування // фхмм. – 2012. № 3. – с. 30-39. 14. чернець м.в., чернець ю.м. дослідження умов зачеплення зубів циліндричної евольвентної передачі на контактну міцність, зношування і довговічність. част. 1. постійні умови взаємодії у некоригованому зачепленні // проблеми трибології. – 2014. – №3. – с. 84 – 92. поступила в редакцию 16.05.2017 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com вплив ширини коліс у циліндричній передачі з висотним коригуванням зачеплення на контактні тиски і довговічність проблеми трибології (problems of tribology) 2017, № 3 38 chernets m.v., chernets yu.m. influence of wheels width cylindrical gear on contact pressures and durability. with the use of author’s calculation method of durability of tooth gears with height engagement correction, it has been conducted the investigation of influence of wheels width and teeth slope angle on maximum contact pressures and durability of cylindrical gears at changeable conditions of teeth contact in the result of their wear. it has been established that close in values the highest maximum contact pressures arise at teeth entrance into engagement and in the zone of its parity change both in spur and helical gears. in spur gears double – single – double tooth engagement would arise for the whole range of wheels width change. instead, in helical gears with an increase of wheels width engagement parity changes from double – single – double into triple – double – triple. respectively, these factors influence the decrease of initial maximum contact pressures level up to 1.5 times and the increase of durability of uncorrected helical gears up to 3.8 times in comparison with spur gears. engagement correction leads to decrease of maximum contact pressures, in the result of which gears durability increases. it has been established that optimum shift coefficients exist, at which gear durability would be the highest as compared with uncorrected engagement. the obtained results are given graphically, that better shows the regularities of wheels width, teeth slope angle and engagement conditions influence on the investigated tribotechnical characteristics. key words: involute cylindrical gear, tooth height correction, teeth width, teeth slope angle, maximum contact pressures, tooth wear, gear durability. references 1. drozdov yu.n. k razrabotke metodiki rasczeta na iznaszyvanie i modelirovanie trenija. v kn. : iznosostojkost. m.nauka, 1975. s. 120-135. 2. pronikov a.s. nadezhnost maszyn. m. maszynostroenije, 1978. 590 s. 3. hryb v.v. reszenie trybotehniczeskih zadacz czislennymi metodami. m.: nauka, 1982. 112 s. 4. brauer j., andersson s. simulation of wear in gears with flank interference – a mixed fe and analytical approach. wear. 2003. № 254. p. 1216-1232. 5. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in spur gears. wear. 1997. № 207 (1-2). p. 16-23. 6. flodin a., andersson s. wear simulation of spur gears. tribotest j. 1999. № 5 (3). p. 225-250. 7. flodin a., andersson s. simulation of mild wear in helical gears. wear. 2000. № 241 (2). p. 123128. 8. flodin a., andersson s. a simplified model for wear prediction in helical gears. wear. 2001. № 249 (3-4). p. 285-292. 9. kahraman a., bajpai p., anderson n.е. influence of tooth profile deviations on helical gear wear. j. mech. des. 2005. vol. 127, issue 4. p. 656-663. 10. kolivand m., kahraman a. an ease-off based method for loaded tooth contact analysis of hypoid gears having local and global surface deviations. j. mech. des. 2010. vol. 132, issue 7. 11. pasta a., mariotti virzi g. finite element method analysis of a spur gear with a corrected profile. j. strain analysis. 2007. vol.42. p. 281-292. 12. chernec m.v., kielbinski ju., jarema r.ja. uzahalnenyj metod ocinky znoszuvannja cylindrycznych evolventnych zubczastych peredacz. fkhmm, №1, 2011. s. 44 – 49. 13. chernec m.v., jarema r.ja., chernec yu.m. metod ocinky vplyvu koryhuvannja i znoszuvannja zubiv evolventnoi cylindrycznoi peredaczi na dovhovicznist ta micnist. czast. 1. dovhovicznist ta znoszuvannja. fkhmm, №3, 2012. s. 30 – 39. 14. chernec m.v., chernec yu.m. doslidzhennia umov zaczeplennia zubiv cylindrycznoi evolventnoi peredaczi na kontaktnu micnist, znoszuvannja i dovhovicznist. czast. 1. postijni umovy vzaiemodiji u nekoryhovanomu zaczeplenni. problemy trybologii, №3, 2014. s.84 92. copyright © 2020 a.-m.v. tomina, o.i. burya, ye.e. lytvynova, v.m. gavrish. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 42-48 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-42-48 the research on the influence of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy on the tribological properties of phenylone c-2 a.-m.v. tomina * , o.i. burya, ye.e. lytvynova, v.m. gavrish dniprovsk state technical university, ukraine *e-mail: an.mtomina@gmail.com abstract polymer composite materials based on aromatic polyamides, filled with dispersed fillers (metal powders, graphite, silicon dioxide and titanium, etc.) are some of the most widely used tribotechnical materials for friction nоdes and machinery for automobile and agricultural machinery now. the use of dispersion-hardened polymer composite materials can reduce the cost of manufacturing details at the same time increasing their reliability and working resource. the influence of the content of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy on the tribological properties of composite materials based on phenylone c-2 aromatic polyamide is considered in the article. it has been found that the introduction of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy reduces the intensity of linear wear and abrasion index of phenylone by 35 and 20%, respectively. it has also been found that the effective content of the filler in the polymer binder is 3 mass.%. taking into account all the above, this material can be recommended for the manufacturing of parts of vehicles, road cars and agricultural machines that operate in aggressive conditions, at elevated temperatures, under the influence of abrasive particles and variable loads. key words: aromatic polyamide, phenylone c-2, hard alloy, carbide, intensity of linear wear, abrasion index, friction coefficient, microhardness introduction today, polymer composite materials (pcm) are steadily replacing traditional materials (like steel, cast iron, bronze, babbits, etc.) of structural and tribotechnical purposes. significant demand for parts made of pcm based on thermoplastic binders is due to their lower shrinkage [1], high resistance to many aggressive factors, long shelf life of prepregs, recyclability [2], environmental friendliness while forming products [3], economy (lower production costs, higher productivity, less weight) [4]. an important role in the stable operation of modern technical devices systems belongs to the friction units [5] that should ensure its effective and long-term life. it is known [6] that in most cases tribounits, which are equipped with serial parts made of metals and alloys, fail in about 90% of cases due to insufficient wear resistance [7] that causes the equipment to stop functioning. that is why, material scientists are working in order to solve one of the important problems of technical devices: the search for new high -efficiency substitutes for widespread tribotechnical materials. literature review a perspective way to increase the wear resistance and service life of the friction units of machines and mechanisms completed with metal parts is the use of composites [6], an important place among which dispersion-hardening pcms take [8]. thus, pcms filled with metal powders [5], graphite [7], silicon and titanium dioxide [8] have become widespread. taking into account the fact that the polymer matrix is an important component of the composite and guarantees most of its required operating characteristics, it should be carefully chosen. it is known from the literature that the use of thermoplastic binders (polyamide, polyimide, polytetrafluoroethylene, polyether ketone, etc.) is the most promising because it gives an opportunity to get pcms that can work even in extreme conditions http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-42-48 problems of tribology 43 (elevated temperatures, loads, acids and alkalis). it is advisable to use polyamides to make tribological compounds capable of working in harsh conditions and aggressive environments, if take into account the cost of materials. due to their high thermal, tribotechnical and physico-mechanical characteristics and relatively low cost, they are of great interest among other thermoplastic binders for the creation of polymer composite materials of tribotechnical purpose. purpose in view of the above, the purpose of this work was to investigate the effect of titanium-tantalum-tungstencobalt hard alloy on tribotechnical characteristics of phenylone c-2 aromatic polyamide. methods aromatic polyamide phenylone c-2 (tu 6-05-221-226-72) was used as a polymer matrix to create pcms intended for the work of tribounits. pcms based on phenylone c-2 are characterized by high tribological and physico-mechanical properties that allow their widespread use in tribounits of agricultural, metallurgical and automotive equipment [8]. thus, the parts made of phenylone are used as tribotechnical material that is operated in a wide range of temperatures. due to its high strength and hardens, which remain at high temperatures, phenylone is a complete substitute for metals in many cases [9, 10]. the dispersed powder of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard (ttc) alloy (see fig. 1, made by organization of scientific research of sevastopol state university) that consists of such main phases as tungsten carbide (wc=83 mass.%), titanium (tic=5 mass.%), tantalum (tac=3 mass.%) and cobalt binder (co=9 mass.%) was used as a filler. the advantages of ttc alloys include high enough hardness, strength and wear resistance. the preparation of pcms based on phenylone c-2 aromatic polyamide containing 0.5-5 mass.% of ttc was carried out by dry mixing in apparatus with a rotating electromagnetic field (0.12 t) using ferromagnetic particle that were removed from the prepared composition by the method of magnetic separation [6]. the technology of filling in a rotating electromagnetic field, unlike the known method of getting composite materials in a solution of sulfuric acid, allows getting composite with a uniform distribution of the filler in the polymer matrix, while reducing the duration of the process at the same time. using this method also improves environmental safety compared to the method of getting pcms in sulfuric acid solution. this is due to the fact that sulfuric acid is one of the aggressive chemicals. the use of it is accompanied by damage to the respiratory tract, skin, mucous membranes, leads to difficulty in breathing, cough, in some cases causes such diseases like laryngitis, tracheitis, bronchitis [6]. that’s why sulfuric acid excludes from mixing. further, the finished mixtures were tableted at room temperature and at a pressure of 25 mpa. the prepregs were loaded into the mold heated to 523 κ, then it was heated to 598 κ and kept at this temperature for 5 minutes without load and 5 minutes under a load of 40 mpa [10]. fig. 1. the size of the particles of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy tribotechnical characteristics were studied in the conditions of friction without lubrication on a disk friction machine at a load of 0.6 mpa, sliding speed of 1 m/s [11]. the friction path was 1000 m. samples from the compositions were made of cylindrical shape ø=10, h=10 mm; steel 45 (45-48 hrc, ra=0.16-0.32 mcm) was used as counterbody. friction coefficient was calculated by the following formula: 1 2 f f f n   , where f1 is the friction force of the initial sample; f2 are the losses occurring when the lever is turned on the edges in the horizontal plane. the accuracy of the friction force measurement is 5; 44 problems of tribology n is the normal load on the sample. the wear of the samples was determined by the weight method on the vlr-200 analytical balance (gost/state standard 24104-80) with an accuracy of 0.0001 g. the intensity of linear wear іh was taken as the main engineering characteristic. it was expressed by the ratio: h t a t dg i a dl      where – a t a a   ; g is the value of mas wear; t  is the density of the material that wears out ; a a – is the nominal area of contact; l is the path of friction; t a is the nominal area of friction. accepted 1  , that is, the wear of the body, all points of the friction surface of which are in contact, was considered. the investigation of materials for abrasive wear by fixed abrasive particles (sand cloth dispersion was 40-60 mcm) was carried out according to gost (state standard) 11012-69 on a hecker test machine. the value of abrasion index was determined by the formula: 1000 i t g v l      , where ∆g is the value of mass wear; ρt is the experimental density of the material that wears, g/cm 3 ; l is the length of abrasion path, m. the density of the samples was determined by calculation and hydrostatic method according to gost (state standard) 15139-69. the microhardness of the initial polymer and its composites were determined using a pmt-3m microhardness tester. the morphology of the friction surfaces of the initial polymer and the developed composites based on it were studied using a “neophot” optical microscope. results from the results of the studies shown in table 1, it can be seen that the filling of phenylone c-2 with titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy leads to a decrease in the intensity of linear wear and abrasion index of the base polymer by 15-35 and 10-20%, respectively. these results are due to the fact that the particles of the filler weaken the intermolecular bonds of the binder and act as inhibitors of wear of the material, resulting in improvement of tribological properties. in addition, the decrease in wear of the base polymer can be explained by the fact that titanium-tantalumtungsten-cobalt hard alloy is characterized by high hardness that has a large effect on the increase in wear resistance. thus. at the introduction of filler from 0.5 to 3 mass.% the increase in the microhardness of the polymer matrix by 25% averagely is observed [11, 12]. as it is known, hardness is nothing but the movement of dislocations. for the initial polymer, their distribution was relatively easy, unlike composites filled with 1-3 mass.%, because under the influence of external loads carbides create a strong inhibition of dislocations in the binder. table 1. operational characteristics of phenylone and composites on its base index content of c filler, mass.% 0 0,5 1 3 5 intensity of linear wear, ih×10 -8 4 3,4 3 2,55 2,9 friction coefficient, f 0,52 0,53 0,55 0,58 0,56 abrasive abuse, , mm 3 /m 1,8 1,6 1,5 1,4 1,44 microhardness, hv, mpa 260 278 285 336 291 problems of tribology 45 regarding the index of the friction coefficient of composites, its increase on average by 12% is due to the fact that under the conditions of friction without lubrication there is an increase in the adhesive component of friction between the filler and steel counterbody [9]. the solid particles of ttc alloy are characterized by a higher shear resistance than the initial polymer, as a result concentrating on the friction surface of the carbide alloy particles increases the friction forces in the contact zone; the presence of furrows of ploughing on the friction surface can confirm that (see fig. 2). the study of the morphology of friction surfaces on the fixed abrasive particles of the initial polymer (see fig.3, a) showed that the formation of deep furrows on its surface was found; with the introduction of 3 mass.% of carbide (see fig.3, b) they decrease, because the appearance of carbides reinforces polymer matrix (that is confirmed by the microhardness data) (table 1) and inhibits the development of destructive processes (it becomes more difficult for harder particles of abrasive to deform the surface layer of the composite) that reduces abrasion index. increasing the amount of ttc alloy to 5 mass.% is accompanied by the removal (loss) of carbide particles from the friction surface of the composite (highlighted by a circle). the results of tribotechnical characteristics are extreme: the best improvement of these characteristics is observed. when the content of the alloy is 0.5-3 mass.%, they decline with its further increase to 5 mass.%. on the one hand, this can be explained by the fact that as the amount of filler in the polymer matrix increases, the interaction force of the filler particles increases, too. a b fig. 2. microstructure of the friction surface of phenylone c-2 filled with 0.5 (a) and 3 (b) mass% of carbide alloy (×100) in the condition of friction without lubrication a b c fig. 3. morphology of the friction surfaces of phenylone c-2 (a) and filled with 3 (b) and 5 (c) mass.% of carbide alloy (×100) at abrasion 46 problems of tribology it is known that carbon in the composition of carbides is characterized by a higher degree of electronegativity (the ability of atoms to attract electrons of other atoms) resulting in the formation of agglomerates that do not allow the polymer to cover titanium-tantalum-tungsten-cobalt alloy evenly; as a result, the particles of the fillers are removed from the friction surface (see fig.2, b); there is an increase in the surface friction defect of the composite [11]. density is one of the important sensitive parameters that affect pcms’ operational characteristics. it is known that the chemical interaction between the binder and the filler causes an increase in the concentration of gaseous products in the volume of composites and that leads to the development of processes that affect primarily the density of the material, with help of which it is possible to identify the processes of ordering and softening (the presence of defects in composite volume). from the data given in fig. 4 it can be seen that the theoretical density of the developed materials filled with 0.5-3 mass % of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy is less than the experimental one: the process of binder ordering prevails over the softening at the "binder-carbide alloy" boundary; and only at the content of 5 mass.% of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy it is higher than experimental (hydrostatic). these studies also confirm the presence of defects (voids, pores) on the "polymer-filler" boundary, when the content of carbide alloy is 5 mass.%. fig.4. effect of carbide filler content on the calculated and experimental density of the developed composites conclusions. analysis of the results of tribological studies of the developed dispersion-reinforced pcms has shown that the use of titanium-tantalum-tungsten-cobalt hard alloy as a filler for phenylone c2 aromatic polyamide is a promising way to improve its operational characterisics: reducing the intensity of linear wear and abrasion index, and increasing the microhardness of the polymer matrix by 35, 20 and 25%, respectively. these results indicate that developed pcms can be used for the manufacture of durable parts for vehicles, road cars and agricultural machines operating in aggressive conditions, elevated temperatures and variable loads. references 1. sokol`skaya, m.k., kolosova, a.s., vitkalov, i.a., torlova, a.s., & pikalov, e.s. (2017). svyazuyushhie dlya polucheniya sovremenny`kh polimerny`kh kompoziczionny`kh materialov [binders for the production of modern polymer composite materials]. fundamental`ny`e issledovaniya – fundamental research. 10, 290-295 [in russian]. 2. kablov, e.n., semenova, l.v., petrova, g.n., & perfilova, d.n. (2016). polimerny`e kompoziczionny`e materialy` na termoplastichnoj matricze [thermoplastic matrix polymer composites]. khimiya i khimicheskaya tekhnologiya – chemistry and chemical technology. 10, 61-71 [in russian]. 3. bejder, e`.ya., & petrov, g.n. (2015). termoplastichny`e svyazuyushhie dlya polimerny`kh kompoziczionny`kh materialov [thermoplastic binders for polymer composite materials]. trudy` viam. – proceedings of viam. 11, 40-49 [in russian]. 4. utevskaya, l.v. (2010). polimerny`e kompoziczionny`e materialy` konstrukczionnogo naznachenie [polymeric composite materials for structural purposes]. visnyk kharkivskoi derzhavnoi akademii dyzainu i mystetstv – bulletin of kharkiv state academy of design and arts. 1, 59-62 [in russian]. 5. burya, a.i., & yeriomina, ye. a. (2015). the effect of various metallic filling materials on the wear resistance of aromatic polyamide-based composite materials. j. of friction and wear. 37, 2, 151-154. 6. tomina a.-m. . (2019). vstanovlennia zakonomirnostei vplyvu orhanichnykh volokon na vlastyvosti ta strukturu aromatychnoho poliamidu fenilon [establishing patterns of influence of organic fibers on the properties and structure of aromatic polyamide phenylone]. candidate’s thesis. kamianske [in ukraine]. problems of tribology 47 7. buria, o.i., yeromina, k.a., lysenko, o.b., konchicz, a.a., & morozov, a.f. (2019). polimerni kompozyty na osnovi termoplastychnykh viazhuchykh [polymer composites based on thermoplastic binders]. dnipro: seredniak т.к. [in ukraine]. 8. kabat, o.s., & sy`tar v.i. (2016). termostojkie kompozity` na osnove fenilona s2 s vy`sokim urovnem tekhnolo-gichnosti pri pererabotki v izdeliya [heat-resistant composites based on phenylone c2 with a high level of technology during processing into products]. voprosy` khimii i khimicheskoj tekhnologii. – chemistry and chemical technology issues, vol.107, 3, 60-64 [in russian]. 9. ruiz, r., trigo-lópez, m., & garcía f. (2017). functional aromatic polyamides. j. polymers. 9, 1-44. 10. krasnov, a.p., rashkovan, i.a., & afonicheva, o.v. (2006). trenie i iznashivanie uglerodoplastov na osnove poliamidov razlichnogo khimicheskogo stroeniya [friction and wear of carbon plastics based on polyamides of various chemical structures]. trenie i iznos – friction and wear trenie i iznos, vol.27, 5, 527-534. 11. burya, o.i. tomina, a.-m.v., & lytvynova, ye.e. (2019). vplyvu dyspersnoho karbidnoho napovniuvacha na trybolohichni vlastyvosti kompozy-tiv na osnovi fenilonu c-2 [the influence of dispersed carbide filler on tribological properties of composites based on phenylone c-2]. problemy tertia ta znoshuvannia. – j. friction and wear problems. 2, 13-18. 12. okhlopkova, a.a., petrova, p.n., popov, s.n., & slepczova s.a. (2008). polimerny`e kompoziczionny`e materialy` tribotekhnicheskogo naznacheniya na osnove politetraftore`tilena [polymeric composite materials for tribotechnical purposes based on polytetrafluoroethylene]. rossijskij khimicheskij zhurnal – russian chemical journal. 3, 147-152. 48 problems of tribology томіна а.-м.в., буря о.і., , литвинова є.е., гавріш в.м. дослідження впливу титано-танталовольфрамо-кобальтового твердого сплаву на трибологічні властивості фенілону с-2 полімерні композиційні матеріали на основі ароматичних поліамідів, наповнених дисперсними наповнювачами (порошками металів, графітом, діоксидом кремнію та титану тощо) сьогодні є одними з розповсюджених матеріалів триботехнічного призначення для вузлів тертя та механізмів авто-мобільної та сільськогосподарської техніки. використання дисперсно-зміцнених полімерних композиційних матеріалів дозволяє зменшити витрати при виготовленні деталей при одночасному збільшенні їх надійності та робочого ресурсу. у статті розглянуто вплив вмісту титано-тантало-вольфрамокобальтового твердого сплаву на трибологічні властивості композиційних матеріалів на основі ароматичного поліаміду фенілон марки с-2. встановлено, що введення титано-тантало-вольфрамокобальтового твердого сплаву призводить до зменшення інтенсивності лінійного зношування та показника абразивного стирання фенілону на 35 та 20 % відповідно. встановлено, що ефективний вміст наповнювача в полімерному в’яжучому становить 3 мас.%. враховуючи зазначене, даний матеріал можна рекомендувати для виготовлення деталей автомобілів, дорожніх та сільськогосподарських машин, які працюють в агресивних умовах, при підвищених температурах, під впливом часток абразиву та змінних навантаженнях. ключові слова: ароматичний поліамід, фенілон с-2, твердий сплав, карбід, інтенсивність лінійного зношування, показник абразивного стирання, коефіцієнт тертя, мікротвердість regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 73 aulin v., lysenko s., hrynkiv a., velykodnyi d., chernai a., lukashuk a. central ukrainian national technical university, c. kropyvnytskyi, ukraine e-mail: aulinvv@gmail.com regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration udc 621.891:629.083 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-73-80 in this paper, the laws of the dynamics of the changes of such tribotechnical characteristics as the moment of friction and the intensity of wear of the formed coatings by tribotechnology of restoration with the use of mixtures of geomodifiers kgmf-1 from natural substances based on the clay of the katerinovsky deposit in the kirovograd region of ukraine are considered. the geomodifier kgmf-1 was added to the engine oil m10g2k. the study of the friction moment was carried out on a friction machine 2070 smt-1 on various types of tripartite specimens and parts differing in area of the friction zone and the magnitude of its hardness. the processes of friction and wear were investigated by the method of acoustic emission on the brüel & kjear instrument with the determination of the intensity of wear. the results of experimental studies have shown that the dependence of the moment of friction and the intensity of wear on the duration of the test for the strains i and iii types are identical. investigation of the patterns of these characteristics on samples without endurance and endurance of 100 and 300 days revealed the difference: when maintaining the coatings for 100 days tribotechnical characteristics are the best, with the friction moment practically does not change, however, the duration of the time of spin and the intensity of wear decreases. key words: technology of tribotechnical renewal, triflection, friction geomodifier, serpentinite, tribotechnical characteristics, friction time, intensity of wear. introduction the increased intensity of use of agricultural, transport and military equipment leads to their failure and significantly reduces operational reliability. primarily, this is the influence of the following number of factors: non-stationary mode of operation, reverse, vibration, abrasive particles entering into the contact zone of the three-component parts of systems and machine aggregates, a variety of external operating conditions due to variable load and sharp changes in environmental characteristics. the above leads to a significant increase in the intensity of the wear of the friction surfaces of the parts of the three-point ones. one of the ways to increase the durability and reliability of agricultural, transport and military equipment is to improve the tribotechnical parameters of lubricants by adding friction geomodifiers from natural and synthesized materials [1]. the constituents of the geomodifiers, together with the oil, make structural changes in the surface layers of the material of the triangular parts and make their modification in the tribotehnically advantageous direction. the fundamental difference between the friction geomodifiers from other additives is that the substances that initiate the processes of self-organization are introduced in the conjugation of the details [2]. while the rest of the additives are aimed at separating the surfaces of friction with soft metals [3], long hydrocarbon chains, synthesized film, formed composite coatings. they contribute to the formation of optimal surface structure, with the maximum number of free bonds, which provides increased oil-retaining ability and equilibrium roughness. by utilizing the operational properties of the use of geo-modifiers in tribotechnics, one can distinguish the following: the ability to form dynamic protective films from fine-grained products of wear and substances of the geomodifactor itself in the form of a quasi-liquefied layer (similar to the sol-gel of the recovery technologies), which reduces the intensity of wear of the three-component parts; displacement of friction characteristics closer to the hydrodynamic, substantially reducing mechanical losses; chemical and electrical neutrality and ecological purity of materials of geomodifiers and their formed coatings; the details of their modified surface layer of the parts of the three-pointers are preserved even until the thermocyclic permanent deterioration. regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 74 literature review the effect of reducing compositions containing supplements of geological origin and based on the properties of powder based on serpentine was studied by british scientist kaeker j. [4]. he also developed theoretical justifications for the application of this type of friction geomodifiers. known studies of tribotechnology laboratory of beijing tsinghua university [5-7] on the testing of geomodifiers in the form of finely divided mixtures of serpentines. it was shown that geomodifiers contribute to mechanochemical reactions, pyrolysis of the components of oils and tribocatalytic carbonization, graphitization, and the formation of solid carbonaceous compounds from oils. conditions for the formation of coatings, low coefficient of friction and thermal conductivity, high strength and corrosion resistance of geomodifiers are revealed. the presented materials of the university of beijing are confirmed by similar studies of the properties of geomodifiers mg6si4o10(oh)8 in the work of french scientists [8]. it is found that the basis of friction geomodifiers is a large group of minerals having a similar chemical composition, where magnesium can be replaced by iron and nickel. the serpentine breed includes several types of serpentine, magnetite and chromium inclusions, and the variation of chemical elements used as a mixture of geomodification composition [9, 10]. the institute of organic and physical chemistry of the kazan scientific center of the russian academy of sciences conducted a study of various geomodification compositions and provided recommendations for their effective use in the development of tribotechnologies of recovery [11]. it is determined that with grinding of particles of geomodifiers of friction there is a physical-chemical transformation and activation and abrasive cleaning of friction surfaces with minerals and the formation of juvenile surfaces on details, a mineral stalagmite structure is formed, and on it, with the possible participation of the trifocals, there is tribopolymerization of the components of the composite oil in the molded coating [12]. it was established that the increase of the carbonaceous coating, even in the absence of a friction geomodifier, is the chemisorption of hydrocarbon oils, due to the trio activation of the surfaces of friction, the chemical activity of carbon atoms with no compensated surface bonds. this is supported by studies of the tribological laboratory of academician i.g. goryacheva, which deals with the transition in the intensive graft from chemical to physical adsorption, fixed tribopolymerization of molecules of oil and other substances, the participation of radicals, particles of wear, and adsorption from the tribe environment of carbon, sulfur and oxygen [13]. the chemical component of the formation of a metal-ceramic layer from geomodifiers [13] was developed quite thoroughly in [14], which cannot be said about the physical-mechanical and rheological properties of this layer. such developments are practically absent [15]. the authors of many papers indicate the impact strength and hardness of the processed metal-ceramic surface [16]. proving the quasi-liquid state of metalceramic film on the surface of the friction, in published works absolutely exclude the possibility of an elastohydrodynamic effect, which obviously occurs when the metal-ceramic layer is in operation [17]. deep metallophysical studies of surface and near-surface layers that formed on friction surfaces during treatment with revitalizes in the open literature were not found [18]. purpose the aim of the work is to identify patterns of dynamics of changes in tribotechnical characteristics (at the moment of friction and wear intensity) of coatings formed by tribotechnologies of restoration using mixtures of geomodifiers from natural substances kgmf-1. research methodology coverage, with the implementation of tribotechnologies of restoration using a mixture of geomodifiers kgmf-1 from natural substances based on the clay katerinovsk field of the kirovograd region of ukraine, were formed on different types of triangular samples and parts. examples were samples and details of four types of trifles (table 1). table 1 types of strains of samples (parts) and their characteristic features characteristic features of samples (parts) of three-pointers conjugation type rolling sample (part) immovable specimen (part) hardness of material, hp area of friction zone, sp hardness of material, нн area of friction zone, sн і bigger bigger smaller smaller іі smaller bigger bigger smaller ііі bigger smaller smaller bigger іv smaller smaller bigger bigger regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 75 a widespread construction is the tripling of parts of the first type, in which the material of the mobile component has a higher hardness (hp) and a larger area of the friction zone (sp), while the fixed less hardness (нн) and smaller area of the friction zone (sн). for the second-order triobs, the characteristic is нр < нн, sр > sн, the third нр > нн, sр < sн and the fourth type нр < нн, sр < sн. the intensity of deterioration of hard and soft materials of parts of the fourth type of triobs is the same. an example of the first type of conjugation is a conjugation consisting of a steel shaft and a soft liner. it is widely used in systems and aggregates of mobile agricultural and road vehicles, and has proven itself well in operation. the stratification of solid chromium-plated cylindrical specimens and the soft steel drive disk belong to the second type of triplexes. a hydraulic cylinder and a piston made of steel with it, and the cylinder is made of a milder steel, form the third type of triplexes. the tribulation of the "cylinder-piston shell" refers to the fourth type. to study the processes of formation of coatings on the working surfaces of conjugated samples after the application of tribotechnologies of restoration, as well as the mechanism of wear and relaxation of the energized energy, we used the circle-ring research scheme on the 2070 smt-1 friction machine. in the course of the research, the change in the friction moment, the friction force and the size of the sample, and the intensity of wear, were determined by the amplitude of the acoustic signal from the friction zone. the lubricating medium used was motor oil m-10g2k (base oil) and motor oil m-10g2k with the addition of tribotechnical reducing mixture: base oil + additive kgmf-1. the research was carried out on a friction machine 2070 smt-1 under the scheme of "ring-ring", with a coefficient of mutual overlap 5,0mok . before the tests, the samples were rubbed against each other. the surface roughness in all experimental variants was 3,0...2,0ar μm. the research was carried out at a load of 200 n and a slip rate of 0.7 m/s. the samples had an external diameter of 12 mm, and an internal diameter of 6 mm. a gear pump through the nozzle fed the base and composition oils in the friction zone. to exclude the influence of wear particles on the parameters of friction and wear in the lubrication system, a filter with fine purification of particles of size 10 microns is installed. the study of the effectiveness of the additive khmf-1 was carried out on different types of designs of three-point samples (table 1). as material of solid materials, steel 45 (hrc52) was used, and as soft bronze br.azh 9-4 (hb95) and gray modified sfm pig iron. the processes of wearing of triangular samples and details were investigated by the method of acoustic emission. the unique features of the method are limited to the equipment used. the acoustic-emission complex consisting of the brüel & kjear serial device was used in this work. as a sensor, the piezoelectric element of this company was used, which fixed on a fixed sample. the acoustic emission complex allows removing an acoustic signal from triflections of samples in the course of their testing. it is important during the tribological research to choose the parameters of acoustic emission, which adequately reflects the processes of wear, taking into account the specificity of the formation of the signal. as an information characteristic of acoustic emission, the amplitude of the signal from the region of the friction zone, which correlates with the intensity of wear, was chosen to study the dynamics of the formation and destruction of the wear-resistant layer. to translate the values of the amplitude of the acoustic emission of the signal from the friction zone to the value of the intensity of wear, built tare chart. to select the frequency interval for the recording of sound signals, the work of a frictionless machine without samples throughout the spectrum of frequencies, and then with prototype samples, was first examined. analyzing the acoustic signals, the frequency that was most suitable for studying the dynamics of formation and destruction of the formed tribotechnologies of restoration of coating layers was chosen. it was 4 khz. experimental studies of various types of triangular samples were carried out to obtain values of the intensity of wear in the media of the base m-10g2k and composite m-10g2k + kgmf-1 oils. the total duration of the experiment at each repetition was 4 ... 5 hours. in each case, the diagram of the change in the amplitude of the acoustic emission and the friction force on the recorder were recorded, in which at any point of the test the friction moment and the intensity of wear were determined. the triangulation of samples and parts was worked on both the base m-10g2k and composite m-10g2k + kgmf-1 oils. after the completion of the trimming, disassembly, pouring of oil and degreasing of the surface of the friction. after degradation of the triangular samples, they were re-installed on the friction machine and tested. moreover, the mode of operation of the three-way, the speed of sliding and loading both during the process of working and for their work after degreasing were the same. the duration of functioning of the formed protective coating formed by the tribotechnology of the restoration of the working surfaces of samples and parts of various types with the created coating without endurance and coating after a certain time delay was experimentally investigated experimentally. regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 76 results experimental studies have shown that the dependence of the friction moment (fig. 1, a) and the intensity of wear (fig. 1, b) on the duration of the test for the three-way samples of samples i and iii is identical and represented by the same curves. a b fig. 1 – patterns of the change in the moment of friction (a) and the intensity of wear (b) of the threefold of specimens of types i and iii in time, in studies of the duration of their existence on the coating of the developed tribotechnology of recovery: 1 – base oil m-10g2k; 2 – base oil m-10g2k + kgmf-1 the results of the investigations of the regularities of the change in tribotechnical characteristics of the coatings of the tribotechnology of the restoration and their endurance during 100 and 300 days on the tripartite i and iii types are shown in fig. 2 and rice. 3. as a solid sample material, steel 45 (hrc52) was used. а test duration, min t he m om en t o f f ri ct io n fo rc e м тр , m n m . test duration, min in te ns ity o f w ea r i u, 10 -9 test duration, min t he m om en t o f f ri ct io n fo rc e м тр , m n m . regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 77 b fig. 2 – patterns of change in moment of friction (a) and intensity of wear (b) of strain of specimens of type i in time: 1 – base oil m-10g2k; 2 – created cover without endurance; 3 – coverage after 100 days of exposure; 4 – coverage after 300 days of exposure а b fig. 3 – patterns of change in the moment of friction (a) and intensity of wear (b) of three-point samples of type iii: 1 – base oil m-10g2k; 2 – created cover without endurance; 3 – coverage after 100 days of exposure; 4 – coverage after 300 days of exposure we substantiate the obtained research results. from the graphic dependencies (fig. 1), after a degreasing, a rapid and jerk-like growth of the friction moment and the intensity of wear, i.e., strabismus i and iii types within 2 minutes, went out to the zander. a tripod when working on base oil with the addition of tribotechnical reducing compound kgmf-1 indicated the best result. stratification on base oil worked steadily for 60 minutes, and then observed a rapid intest duration, min in te ns ity o f w ea r i u, 10 -9 test duration, min t he m om en t o f f ri ct io n fo rc e м тр , m n m . test duration, min in te ns ity o f w ea r i u, 10 -9 regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 78 crease in the moment of friction and intensity of wear. with the use of tribotechnologies of restoration, the wearresistant coating formed on friction surfaces for a long time can provide the work of tripling of samples and parts even in the absence of a lubricating medium or in a lubricating starvation mode. the results of the studies indicate that regardless of the combination of materials in the tripartite samples and parts, on their various types, the rheological properties of the formed coatings in the process of their aging change. it was found out that after a long exposure to the rheological properties of the surface layer of samples and parts deteriorate and in size become equal to those that are in the source material. it is known that the change in the rheological properties of the surface layers correlates with the tribotechnical characteristics of the triangular samples and parts. analysis of the presented dependencies (curves 3, fig. 2, fig. 3) indicates that tribotechnologies of recovery and which have undergone a process of holding for 100 days have the best tribotechnical characteristics form the coatings. at the same time, the friction did not change, however, the length of the working time and the intensity of wear considerably decreased. studies of the same type of tripartite samples in similar conditions after exposure for 300 days are presented in the form of curves 4, fig. 2 and fig. 3. you can see that during the first 20 minutes. work of triflection of samples of type i and 10...15 min. the work of tripling of samples of type iii results in intense wear of the coating. this is manifested in the intensive variation of the moment of friction and intensity of wear. it can be assumed that the wear-resistant coating, formed by the tribo technologies of recovery, became fragile and unable to plastically deform, respectively, cracked and torn off the surface of the friction of samples and parts. since the engine oil m10g2k contains a tribotechnical reducing compound of the geomodifier kgmf1, the process of forming a new coating is underway during the test. because of scratching in the cleaned friction surface of the solid component of the khmt-1 mixture and the subsequent tribochemical reactions, after 80 min. for type 50 min and i tripping. for a type iii strain, the formation on the surface of the friction of the samples and parts of the coating is completed and the tribotechnical characteristics become similar to the created coating without endurance. similar dependencies were obtained for the intermixing of samples and parts with materials ratios, where chromium plated steel coatings were used as solid surfaces of friction, and as gray modified gray pig iron. conclusions 1. the mechanism of formation of wear-resistant coatings on friction surfaces of samples and details of different types with the use of tribo-technologies of restoration has been substantiated and experimentally confirmed. it is established that the efficient use of the mixture of geomodifiers kgmf-1 will be on those structures of three-way, where a fixed sample or part is made of a material whose hardness is less than the hardness of the microparticles of the mixture. conversely, if a stationary sample or part is made of a material which, in hardness, is equal to or greater than the hardness of the microparticles of a mixture, the efficiency of the use of the tribotechnical restoring mixture of the geomodifier kgmf-1 will be negligible. 2. the results of experimental studies of various structures of triangular samples and parts with different ratios of materials allowed to establish that when using a mixture of geomodifiers, in the form of a kgmf-1 additive, the intensity of wear is reduced 3-6 times and practically no loss of friction decreases. it was found out that the wear-resistant coating, formed by tribotechnologies, provides a low intensity of wear in the mode of oily starvation, or a temporary lack of lubricant in the friction zone. 3. research friction surface structures of different systems and components of vehicles with rheological viewpoint revealed that formed during tribochemical reactions on friction surfaces wear-resistant coating at the initial time of operation has viscous phase is similar to the structure of zola, and therefore good dissipative properties due to visco-elastic relaxation of stresses. it was established that during the operation there is a change in the structure of the coating, which goes into a solid phase with a slight content of the viscous phase, that is, similar to the structure of the gel. at the same time, the dissipative properties of the protective coating become higher than in the created coating without endurance, and therefore the transition to a non-wearable. it was found that with a longer shelf life (more than 300 days) there is a complete loss of its dissipative properties. regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 79 references 1. aulin v., hrinkiv a., dykha a., chernovol m., lyashuk o., lysenko s. (2018). substantiation of diagnostic parameters for determining the technical condition of transmission assemblies in trucks. eastern european journal of enterprise technologies, 2 (1-92). p. 4-13. 2. aulin v., arifa w., lysenko s., kuzyk a. (2016). improving of the wear resistance of working parts agricultural machinery by the implementation of the effect of self-sharpening. international journal of engineering and technology (uae), 5 (4), p. 126-130. 3. ashmarin g. m., aulin v. v., golubev m. yu., zvonkov s. d. (1986). grain boundary internal friction of unalloyed copper subjected to continuous laser radiation. physics and chemistry of materials treatment, 20 (5), p. 476-478. 4. kaeker j. j. (1990). three dimensional elastic bodies in rolling contact. dordrecht; boston: kluwer academic publishers. 314 p. 5. shenghua l., he y., yuansheng, j. (2004). lubrication chemistry viewed from dft-based concepts and electronic structural principles. int. j. mol. sci. 5. 13-34. 6. xiaohao c.; shenghua l.; huaihe s. et al. (2003). tribology lett. 14. 53-59. 7. hsu s. m. (2002). proc. of new tribological frontiers and future trends, beijing, china, oct. 5-20. 8. yuansheng j., shenghua l. (2007). superlubricity of in situ generated protective layer on worn metal surfaces in presence of mg6si4o10(oh)8. superlubricity. edited by ali erdemir. argonne national laboratory. argonne, usa; and jean-michel martin. ecole centrale de lyon.-lyon, france. p. 445-469. 9. basu b. (2011). tribology of ceramics and composites: materials science perspective. the american ceramic society. p. 522. 10. tribology of diamond-like carbon films (2017). fundamentals and applications. university institute of france and university jean monnet, laboratoire hubert curien. p. 121. 11. dounaev a. (2014). friction surfaces modification using tribo-compounds. world applied sciences journal. vol. 31 (2). p. 272-276. 12. lyubimov d. n., dolgopolov k. n. and others. (2009). the structure of lubricant layers formed by friction in the presence of additives of mineral friction modifiers. friction and wear, № 5 (30). p. 516-521. 13. goryacheva i. g. (2001). mechanics of friction interaction. moscow. science. 478 p. 14. dunaev a. v., sharifullin s. n. (2013). modernization of worn out equipment using tribological products. kazan. edition of kazan university. 272 p. 15. vasilkov d. v., pustovoi i. f., pustovoi n. i. (2011). analysis of the layer formed by the mineral modifier of the friction surface. moscow. proceedings of gosniiti, t. 107, part 2. p. 11-13. 16. kang e. t. (2000). surface modification of fluoropolymers via molecular design. advanced materials, 12(20). p. 1481-1494. 17. baskar s., sriram g., arumugam s. (2015). experimental analysis on tribological behaviour of nano based bio-lubricants using four ball tribometer. tribology in industry, vol. 37, № 4, p. 449-454. 18. georgescu c., solea l.c., deleanu l. (2015). the influence of degumming process on tribological behaviour of soybean oil. tribology in industry, vol. 37, № 3, p. 330-335. regularities of dynamics of change in tribotechnical characteristics of coatings formed by tribotechnologies of restoration проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 80 аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., великодний д.о., чернай а.є., лукашук а.п. закономірності динаміки зміни триботехнічних характеристик покриттів, сформованих триботехнологіями відновлення. виконаний аналіз літературних джерел показав, що підвищена інтенсивність використання сільськогосподарської, транспортної та військової техніки обумовлює інтенсивне зношування поверхонь тертя деталей трибоспряжень, їх систем і агрегатів. виявлено, що одним зі способів підвищення зносостійкості і надійності машин є покращення триботехнічних показників мастильних матеріалів додаванням в них геомодифікаторів тертя. з'ясовано експлуатаційні властивості від використання геомодифікаторів у трибоспряженнях деталей та показано можливість їх відновлення і реалізація процесів самоорганізації. з наукових робіт вітчизняних та зарубіжних вчених виявлено теоретичну та експериментальну доцільність використання геомодифікаторів у відновлювальних композиціях триботехнологій, особливо порошку на основі серпентину. визначено, що з подрібненням частинок геомодифікаторів тертя на поверхні відбуваються фізико-хімічні перетворення та спостерігається трибополімеризація компонентів композиційної оливи у сформованому покритті. зазначене покладено в основу розробки триботехнологій відновлення у різних країнах з використанням різних типів геомодифікаторів. в даній роботі розглянуто закономірності динаміки зміни таких триботехнічних характеристик, як момент тертя і інтенсивність зношування сформованих покриттів триботехнологією відновлення з використанням сумішей геомодифікатора кгмт-1 з природних речовин на основі глини катеринівського родовища кіровоградської області україни. геомодифікатор кгмт-1 додавали в моторну оливу м10г2к. дослідження моменту тертя проводили на машині тертя 2070 смт-1 на різних типів трибоспряження зразків і деталей, що відрізнялися за площею зони тертя і величини її твердості. процеси тертя та зношування досліджували методом акустичної емісії на приладі фірми brüel & kjear з визначенням величини інтенсивності зношування. результати експериментальних досліджень показали, що залежність моменту тертя і інтенсивності зношування від тривалості випробування для трибоспряжень і і ііі типів є ідентичними. дослідження закономірностей цих характеристик на зразках без витримки і витримці 100 і 300 діб виявили відмінність: при витримуванні покриттів протягом 100 діб триботехнічні характеристики є найкращими, при цьому момент тертя практично не змінюється, однак зменшується тривалість часу ключові слова: технології триботехнічного відновлювання, трибоспряження, геомодифікатор тертя, серпентиніт, триботехнічні характеристики, момент тертя, інтенсивність зношування. моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 69 кравцов а.г. харьковский национальный технический университет сельского хозяйства им. п. василенко, г. харьков, украина e-mail: kravcov_84@ukr.net моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и ее влияние на скорость изнашивания трибосистем удк 621.891 в статье представлено моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии растворов фуллеренов в смазочном материале и их влияние на скорость изнашивания трибосистем. по результатам моделирования установлено, что величина напряженности электростатического поля поверхности трения является более значимым фактором при формировании толщины масляной пленки на поверхности трения, чем величина электрического поля смазочного материала. установлены рациональные концентрации фуллеренов и растительного масла как добавки в базовые смазочные материалы, что позволит снизить объемную скорость изнашивания трибосистем. ключевые слова: фуллереновые добавки, толщина масляной пленки, напряженность электростатического поля, кластерообразование, мицеллообразование, фуллерены, трибосистемы, смазочная среда. введение интенсивность изнашивания трибосистем является основным определяющим параметром их долговечности и зависит от ряда показателей, в том числе и от физико механических свойств смазочного материала, который применяется при эксплуатации. трибологические и эксплуатационные характеристики смазочного материала зависят от наличия в их составе пакетов функциональных присадок и добавок рациональной концентрации, при которой достигается минимум коэффициента трения и интенсивности изнашивания трибосистем. на сегодняшний день большой интерес вызывает применение наноуглеродных присадок и добавок (фуллеренов с60). наличие в смазочном материале добавок фуллеренов с60 и соответствующего количества растительного масла с высоким содержанием олеиновой кислоты приводит формированию на поверхностях трения структурированых граничных пленок, которые имеют слоистое строение. исследование закономерностей образования структурных тонких масляных пленок на поверхности трения имеет большое практическое значение в связи с возможностью изучения их влияния на процессы трения и изнашивания различных трибосистем. формирование масляной пленки зависит от ряда физических и химических процессов, которые протекают на поверхности трения. движущей силой образования и формирования пленок является физическая и химическая абсорбция, которая зависит от наличия в смазочном материале поверхностно-активных и химически активных веществ, которые являются соответствующими функциональными присадками, а также величины напряженности электростатического поля поверхности трения. для выполнения моделирования роста масляной пленки на поверхности трения за счет образования электрических полей при наличии фуллереновых добавок, а также их влияния на скорость изнашивания различных конструкций трибосистем, была разработана программа с помощью програмного продукта excel. программа содержит все расчетные зависимости, которые получены в работе [1], а также блок расчета скорости изнашивания из работ [2, 3]. цель работы целью данной работы является моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и ее влияние на скорость изнашивания трибосистем. исходные данные для выполнения моделирования. исходными данными для выполнения моделирования выберем три конструкции трибосистем: «сталь 40х + сталь40х»; «сталь 40х + счм»; «сталь 40х + бр.аж 9-4». геометрические размеры трибосистем определяются номинальной площадью трения подвижного и неподвижного трибоэлементов, размерность м2, а также физико-механическими характеристиками: модуль упругости подвижного пe и неподвижного нe . трибоэлементов, размерность н/м 2; коэффициентами пуассона п и н . моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 70 исходная (технологическая) шероховатость поверхностей трения определяется параметрами ra , мкм и sm , мм. пределы изменения при моделировании: ra = 0,1 – 0,3 мкм; sm = 0,2 – 0,12 мм. структуру материала трибоэлемента выражаем через структурно-чувствительную характеристику – внутреннее трение подвижного п и неподвижного н материалов, безразмерная величина. сочетание материалов в трибосистеме, согласно работ [2, 4] выразим обобщенным параметром   нп , безразмерная величина. смазочную среду выразим параметром уe [5] – трибологические свойства смазочного материала, размерность дж/м3. в процессе моделирования будем применять три типа смазочной среды: гидравлическое масло мгп-10, уe = 1,80·10 14 дж/м3; моторное масло м-10г2к, уe = 3,6·10 14 дж/м3; трансмиссионное масло valvoline gl-5, уe = 7,2·10 14 дж/м3; нагрузочно-скоростной диапазон функционирования трибосистемы определим через нагрузку n , н и скорость скольжения скл , м/с: n = 400 – 1600 н; скл = 0,1 – 0,9 м/с. результаты моделирования перечисленные исходные данные позволяют моделировать величину напряженности электростатического поля поверхности трения, результаты моделирования представлены на рис. 1, 2. рис. 1 – зависимость изменения напряженности электростатического поля поверхности трения от нагрузки и скорости скольжения рис. 2 – зависимость изменения напряженности электростатического поля поверхности трения от сочетания материалов, шероховатости поверхности трения и трибологических свойств смазочной среды анализ зависимостей изменения величины электростатического поля поверхностей трения при изменении величины нагрузочно-скоростного диапазона, рис. 1, показывает, что существует оптимум, где нe = max. в данном диапазоне, при максимально возможных n и скл реализуется процесс изнашивания без повреждаемости. слева от оптимума, энергии активации недостаточно для перестройки структуры поверхностных слоев, а справа от оптимума, энергия активации превышает значение пассивационной способности структуры материала и окружающей смазочной среды, в результате увеличивается объемная скорость изнашивания материалов. согласно выражениям, представленных в работе [1], увеличение объемной скорости изнашивания i приводит к снижению величины электростатического поля поверхности трения. на основании полученных теоретических зависимостей можно сделать вывод, что для трибосистемы существует оптимальный диапазон функционирования, который соответствует минимальной скорости изнашивания при максимально возможных n и скл , где электростатическое поле, генерируемое поверхностями трения, будет максимальным. аналогичные выводы следуют из зависимостей, представленных на рис. 2. исключением является параметр   нп , который учитывает реологические свойства (внутреннее трение) структуры сопряженных материалов в трибосистеме. чем больше данный параметр, тем выше значения пe для пара моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 71 метров шероховатости поверхностей ra , а также трибологческих свойств смазочной среды уe , существует оптимальный диапазон их значений, где функционирование трибосистемы будет наиболее рациональным с обеспечением максимальных значений напряженности электростатического поля поверхности трения пe . как было показано выше величина пe оказывает влияние на формирование величины электрического поля в масляной пленке (жидкости), т.е. пe первично, а жe вторично. исходными данными для моделирования величины напряженности электрического поля в объеме масляной пленки жe является концентрация фуллеренов фс , размерность моль/м 3 и концентрация олеиновой кислоты олкс , моль/м 3 в объеме базового смазочного материала. для удобства приготовления растворов мольные концентрации выражены в массовых концентрациях фм , размерность гр/кг и олкм , гр/кг. второй исходной величиной являются значения критической концентрации кластерообразования ккк и мицеллообразования ккм, размерность моль/м3. данные значения зависят от взаимодействия агрегатов и жидкости и изменяются в пределах 0,01 – 0,1 моль/м3 [6]. третьей исходно величиной является величина дипольного момента молекулы фуллерена и молекулы олеиновой кислоты, размерность кл·м. как следует из разработанной модели, в работе [1] изменение перечисленных величин будет влиять на количество агрегатов (кластеров и мицелл), которые будут образовываться в базовой жидкости, зависимости изменения количества кластеров от концентрации фуллеренов в растворе, а также критической концентрации начала кластерообразования, представлены на рис. 3. рис. 3 – зависимости изменения количества кластеров от концентрации фуллеренов в растворе и критической концентрации кластерообразования рис. 4 – зависимости изменения количества мицелл от концентрации олеиновой кислоты в растворе и критической концентрации мицеллообразования как следует из теоретических зависимостей наиболее значимым фактором является критическая концентрация кластерообразования. аналогичный вывод следует из зависимостей, представленных на рис. 4. откуда следует, что для увеличения числа агрегатов, которые будут образовываться в растворе (базовом масле), необходимо понижать ккк и ккм. одним из путей снижения критических концентраций является применение «сильных растворителей», например, растительных масел, которые содержат 72 82 % масс. олеиновой кислоты и неограниченно растворяются в базовых технических маслах. при достижении ккк и ккм в растворах начинают активно образовываться кластеры и мицеллы, а, следовательно, и изменяется дипольный момент таких агрегатов [1]. под действием электростатического поля поверхности трения в объеме масляной пленки на поверхности трения формируется электрическое поле жидкости. зависимости изменения напряженности электрического поля масляной пленки кжe  от концентрации фуллеренов и критической концентрации кластерообразования представлены на рис. 5, а от концентрации олеиновой кислоты мжe  и критической концентрации мицеллобразования, на рис. 6. анализ полученных зависимостей позволяет подтвердить ранее сделанный вывод, что растворение фуллеренов в «сильных растворителях», а затем их введение в базовые смазочные материалы позволит получить максимальные значения напряженности электрического поля в объеме масляной пленки на поверхности трения трибосистем. моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 72 рис. 5 – зависимости изменения напряженности электрического поля жидкости от концентрации фуллеренов и критической концентрации кластерообразования рис. 6 – зависимости изменения напряженности электрического поля жидкости от концентрации олеиновой кислоты и критической концентрации мицеллообразования зависимости суммарной напряженности электрического поля жидкости жe , которая является суммой кжe  + мжe  , создаваемой кластерами и мицеллами одновременно, от концентрации фуллеренов и «растворителя» олеиновой кислоты, представлены на рис. 7. из зависимостей следует, что концентрация олеиновой кислоты является более значимым фактором, чем концентрация фуллеренов. это показывает путь приготовления растворов – увеличение концентрации олеиновой кислоты, олкм = 100 – 200 гр/кг, при одновременном уменьшении концентрации фуллеренов, фм = 0,25 – 1 гр/кг. рис. 7 – зависимости суммарной напряженности электрического поля жидкости от концентрации фуллеренов и олеиновой кислоты в растворе рис. 8 – зависимости изменения толщины масляной пленки от напряженности электрических полей поверхности трения и жидкости образование электрического поля жидкости суммарной напряженности жe = (1 – 11)·10 6 в/м, оказывает влияние на формирование масляной пленки на поверхности трения, которая взаимодействует с поверхностными силами ван-дер-ваальса. в результате взаимодействия электрических полей пленка имеет определенную толщину h . на толщину пленки оказывает влияние рабочая температура t , динамическая вязкость базовой смазочной среды, которая зависит от рабочей температуры  , нагрузка n , скорость скольжения скл и суммарная фактическая площадь трения трa [1]. результаты моделирования изменения толщины масляной пленки на поверхности трения от напряженности электрических полей поверхности трения и жидкости, представлены на рис. 8. из анализа зависимостей можно сделать вывод, что величина напряженности электростатического поля поверхности пe является более значимым фактором, чем величина напряженности электрического поля жидкости жe . как следует из рис. 8 при малых значениях пe = 2,5·10 6 в/м толщина пленки составляет одну молекулу олеиновой кислоты h = (1 – 7)·10-11 м. при увеличении пe = 7,5·10 6 в/м, толщина пленки увеличивается до h = 1·10-6 м. полученные результаты моделирования подтверждают, что поверхность тре моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 73 ния, как «генератор электростатического поля», является более значимым фактором в процессе формирования масляной пленки на поверхности трения. степень влияния рабочей температуры т °с в объеме масляной пленки, а также динамической вязкости базового смазочного материала  , па·с, на толщину смазочной пленки в зависимости от суммарной напряженности электрических полей е = пe + жe , представлена на рис. 9 и рис. 10. из анализа зависимостей можно сделать вывод, что изменение температуры от т = 80 °с до т = 160 °с приводит к уменьшению толщины пленки от h = 4,5·10-7 м до h = 2,5·10-7 м. аналогичные зависимости получены при изменении динамической вязкости базового масла, рис. 10. степень влияния нагрузочно-скоростных параметров функционирования трибосистемы на толщину смазочной пленки представлена на рис. 11 и рис. 12. из зависимостей следует, что увеличение нагрузки n , н значительно уменьшает толщину масляной пленки и, наоборот, увеличение скорости скольжения скл , м/с, приводит к увеличению толщины. при высоких рабочих нагрузках n = 1400 н и малых скоростях скольжения скл = 0,2 м/с, напряженность электрических полей поверхности трения и жидкости оказывают незначительное влияние на толщину масляной пленки. рис. 9 – зависимости изменения толщины смазочной пленки от величины суммарной напряженности электрических полей и рабочей температуры рис. 10 – зависимости изменения толщины смазочной пленки от величины суммарной напряженности электрических полей и динамической вязкости базового масла рис. 11 – зависимости изменения толщины смазочной пленки от величины суммарной напряженности электрических полей и нагрузки рис. 12 – зависимости изменения толщины смазочной пленки от величины суммарной напряженности электрических полей и скорости скольжения полученные результаты моделирования изменения толщины масляной пленки, которая содержит растворы фуллеренов в растительных маслах с последующим их добавлением в базовые масла, позволяют утверждать, что толщина h изменяется в пределах (1,7 – 6,25)·10-7 м. при этом концентрация фуллеренов находится в пределах фм = (0,25 – 1) гр/кг, а концентрация растительного олеинового масла олкм = (50 – 200) гр/кг. моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 74 рис. 13 – зависимости изменения среднего арифметического отклонения точек профиля поверхности трения от толщины масляной пленки рис. 14 – зависимости изменения среднего шага неровностей по средней линии профиля поверхности трения от толщины масляной пленки формирование на поверхности трения масляных пленок из «сшитых» структур содержащих кластеры и мицеллы на основе фуллеренов, толщина которых соизмерима с величиной шероховатости поверхностей трения оказывает влияние на ra , и sm [1]. результаты моделирования по полученным формулам представлены на рис. 13 и рис. 14. как следует из представленных зависимостей образование на поверхности трения масляной пленки, в состав которой входят кластеры и мицеллы, уменьшает среднее арифметическое отклонение точек профиля ra , мкм и, одновременно, увеличивает средний шаг неровностей по средней линии профиля sm , мкм. используя методику математического моделирования, приведенную в работах [2, 3], были получены результаты изменения диаметра фактического пятна контакта фпкd , м, рис. 15, и напряжений на фактическом пятне контакта фпк , мпа, рис. 16, в зависимости от толщины масляной пленки, которая сформировалась на поверхности трения. рис. 15 – зависимости изменения диаметра фактического пятна контакта от параметров шероховатости поверхности трения рис. 16 – зависимости изменения напряжения на фактическом пятне контакта от параметров шероховатости поверхности трения анализ полученных зависимостей позволяет утверждать, что уменьшение ra с 0,18 мкм до 0,09 мкм (в 2 раза), при одновременном увеличении sm от 0,4 мм до 0,8 мм (в 2 раза), приводит к снижению напряжений фпк с 240 мпа до 60 мпа (в 4 раза). полученные значения напряжений на фактическом пятне контакта являются исходными данными для моделирования объемной скорости изнашивания i , м3/ч, при содержании в базовых маслах различных концентраций фуллеренов в составе растворителя – растительного масла. результаты моделирования изменения объемной скорости изнашивания для трибосистемы «сталь 40х + бр.аж 9-4», базовое масло м-10г2к, уe = 3,6·10 14 дж/м3 при изменении нагрузки n , н и скорости скольжения скл , м/с, представлены на рис. 17 и рис. 18. кривая «базовое масло» соответствует объемной скорости изнашивания трибосистемы, где в смазочном материале м-10г2к не содержится добавок. нижние кривые соответствуют следующим концентрациям: моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 75 50 гр/кг = 0,5 гр/кг фуллеренов + 49,5 гр/кг растительного олеинового масла; 100 гр/кг = 0,75 гр/кг фуллеренов + 99,25 гр/кг растительного олеинового масла; 150 гр/кг = 1 гр/кг фуллеренов + 149 гр/кг растительного олеинового масла. рис. 17 – зависимости изменения объемной скорости изнашивания от нагрузки и концентрации фуллереновой добавки в базовом масле рис. 18 – зависимости изменения объемной скорости изнашивания от скорости скольжения и концентрации фуллереновой добавки в базовом масле анализ полученных зависимостей позволяет сделать вывод, что применение фуллеренов в сочетании с растительным маслом в качестве предварительного растворителя, позволяет снизить объемную скорость изнашивания трибосистемы на 27,7 – 34,1 %. необходимо отметить, что увеличение концентрации от 50 гр/кг до 150 гр/кг позволяет снизить объемную скорость изнашивания на 6,4 %. поэтому направление снижения объемной скорости изнашивания за счет увеличения концентрации фуллеренов и растительного масла можно признать малоэффективным. рациональной концентрацией может выступать средняя величина: 0,75 гр/кг фуллеренов + 99,25 гр/кг растительного масла в качестве растворителя с последующим добавлением в базовое масло. рис. 19 – зависимости изменения объемной скорости изнашивания от трибологических свойств базового масла и концентрации фуллереновой добавки в базовом масле рис. 20 – зависимости изменения объемной скорости изнашивания от реологических свойств структуры материалов и концентрации фуллереновой добавки в базовом масле результаты моделирования при изменении трибологических свойств базового масла уe = (1,8 – 7,2)·10 14 дж/м3, а также различного сочетания материалов в трибосистеме 17501450    нп при изменении концентрации добавки, представлены на рис. 19 и рис. 20. при этом значения: 1450   нп , соответствует сочетанию материалов «сталь 40х + сталь 40х»; 1600   нп , соответствует сочетанию материалов «сталь 40х + счм»; моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 76 1750   нп , соответствует сочетанию материалов «сталь 40х + бр.аж 9-4». из анализа полученных зависимостей модно сделать вывод, что введение фуллереновых добавок эффективно для базовых масел, у которых трибологические свойства находятся в пределах уe = (3,0 – 5,0)·10 14 дж/м3, т.е. масла, со средним уровнем трибологических свойств. в таком случае эффект от применения фуллереновых добавок будет составлять 27,8 28,4 % снижения объемной скорости изнашивания. при применении фуллереновых добавок в маслах с низким значением трибологических свойств уe = 1,8·10 14 дж/м3, например, гидравлических маслах, эффект незначителен и составляет 7,6% снижения объемной скорости изнашивания. такой фактор, как сочетание материалов, который учитывает внутреннее трение структуры подвижного и неподвижного трибоэлементов, имеет линейную монотонную зависимость и при добавлении фуллереновых добавок в базовое масло уменьшает объемную скорость изнашивания на 25,5 %. данная зависимость характерна для всех сочетаний материалов в трибосистемах. полученные результаты моделирования формирования масляной пленки на поверхности трения трибосистем при наличии фуллереновых добавок в смазочных материалах и ее влияние на объемную скорость изнашивания, являются теоретическими исследованиями и позволяют сделать следующие выводы. выводы впервые установлено, что для трибосистем, имеющих определенные геометрические размеры, реологические свойства сочетаемых материалов, трибологические свойства базовой смазочной среды, шероховатость поверхностей трения и нагрузочно-скоростной диапазон работы, существует оптимальный диапазон функционирования, где электростатическое поле, которое генерируется поверхностью трения, имеет максимальное значение. теоретически установлено, что электростатическое поле поверхности трения является движущей силой для формирования электрического поля в объеме масляной пленки, которая адсорбирована на поверхности трения. показано, что на величину напряженности электрического поля в объёме жидкости влияют процессы образования кластеров из молекул фуллеренов и мицелл из молекул фуллеренов и молекул растворителей фуллеренов. на основании обзора публикаций и выполненного моделирования установлено, что в качестве «сильного растворителя» фуллеренов может выступать высокоолеиновое растительное масло. по результатам моделирования установлено, что величина напряженности электростатического поля поверхности трения является более значимым фактором при формировании толщины масляной пленки на поверхности трения, чем величина электрического поля смазочного материала. установлены рациональные концентрации фуллеренов и растительного масла, как добавки в базовые смазочные материалы, которые составляют 100 гр/кг. показано, что применение таких концентраций позволит снизить объемную скорость изнашивания трибосистем на 27,7% 34,1%, при этом, наиболее сильный эффект проявляется в базовых маслах со средними значениями трибологических свойств. литература 1. кравцов а.г. разработка математической модели взаимодействия электрически активных гетерогенных мелкодисперсных систем / а. г. кравцов // проблеми трибології. – 2017. – № 3. – с. 89 99. 2. войтов в. а. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 1. расчет скорости работы диссипации в трибосистемах / в. а. войтов, м.б. захарченко // проблеми трибології. – 2015. – №1. – с. 49 57. 3. войтов в. а. моделирование процессов трения и изнашивания в трибосистемах в условиях граничной смазки. часть 2. результаты моделирования / в. а. войтов, м.б. захарченко // проблеми трибології. – 2015. – № 2. – с. 36 45. 4. захарченко м.б. методика оценки реологических свойств структуры сопряженных материалов в трибосистеме / м.б. захарченко // вісник харківського національного технічного університету сільського господарства ім. п. василенка. – харків: хнтусг, 2015. – вип. 158. – с. 64 69. 5. войтов в.а. интегральный параметр оценки трибологических свойств смазочных материалов / в.а. войтов, м.б. захарченко // збірник наукових праць української державної академії залізничного транспорту. – харків: укрдазт, 2015. – т.2. – вип.151. – с. 5 10. 6. безмельницын в.н. фуллерены в растворах / в. н. безмельницын, а.в. елецкий, м.в. окунь // успехи физических наук. – 1998. – т. 168, № 11. – с. 1195 1220. надійшла в редакцію 24.03.2018 моделирование формирования масляной пленки на поверхности трения при наличии фуллереновых добавок в смазочном материале и проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 77 kravtsov а.g. modeling the formation of an oil film on the surface in the presence of fullerene additives in a lubricant and its effect on the wear rate of tribosystems. the simulation of the formation of an oil film on the friction surface in the presence of solutions of fullerenes in a lubricant and their effect on the wear rate of tribosystems are presents in the paper. based on the simulation results, it is established that the magnitude of the electrostatic field strength of the friction surface is a more significant factor in the formation of the thickness of the oil film on the friction surface than the electric field of the lubricant. rational concentrations of fullerenes and vegetable oil as additives in base lubricants have been established, which will reduce the volumetric wear rate of tribosystems. key words: fullerene additives, the thickness of the oil film, the intensity of the electrostatic field, cluster formation, micelle formation, fullerenes, tribosystems, lubricating medium. references 1. kravcov a.g. razrabotka matematicheskoj modeli vzaimodejstviya ehlektricheski aktivnyh geterogennyh melkodispersnyh sistem / a. g. kravcov. problemi tribologії. 2017. № 3. s. 89 – 99. 2. vojtov v. a. modelirovanie processov treniya i iznashivaniya v tribosistemah v usloviyah granichnoj smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipacii v tribosistemah. v. a. vojtov, m.b. zaharchenko. problemi tribologії. 2015. №1. s. 49 – 57. 3. vojtov v. a. modelirovanie processov treniya i iznashivaniya v tribosistemah v usloviyah granichnoj smazki. chast' 2. rezul'taty modelirovaniya. v. a. vojtov, m.b. zaharchenko. problemi tribologії. 2015. №2. s. 36 – 45. 4. zaharchenko m.b. metodika ocenki reologicheskih svojstv struktury sopryazhennyh materialov v tribosisteme. m.b. zaharchenko. vіsnik harkіvs'kogo nacіonal'nogo tekhnіchnogo unіversitetu sіl's'kogo gospodarstva іm. p. vasilenka. harkіv: hntusg, 2015. vip. 158. s. 64 – 69. 5. vojtov v.a. integral'nyj parametr ocenki tribologicheskih svojstv smazochnyh materialov. v.a. vojtov, m.b. zaharchenko. zbіrnik naukovih prac' ukraїns'koї derzhavnoї akademії zalіznichnogo transportu. harkіv: ukrdazt, 2015. t.2. vip.151, s. 5 – 10. 6. bezmel'nicyn v.n. fullereny v rastvorah. v. n. bezmel'nicyn, a.v. eleckij, m.v. okun'. uspekhi fizicheskih nauk. 1998. t. 168, № 11. s. 1195 – 1220. 404 not found copyright © 2022 a.h. dovhal, l.b. pryimak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,26-33 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-26-33 structure research of nanoscaled silicon carbide detonation coatings of tribotechnical application a.h. dovhal*, l.b. pryimak national aviation university, ukraine *e-mail: andrii.dovhal@npp.nau.edu.ua received: 10 january 2022: revised: 3 february 2022: accept: 26 fedruary 2022 abstract presented studies are related to the spheres of wearproof coating development. world wear resistance improvement technology experience has accumulated a huge amount of statistical material on the failure due to increased level of parts wear. that is why the issue of research and improvement of anti-wear properties of machine elements is one the components when considering the priority directions of ensuring the reliability of operation motor vehicles and friction units. the sic coating has been deposited on the medium carbon steel using detonation deposition. it has been established that it is very sensible for modes of coating deposition and different physical and chemical phenomenon have been detected. the structure of the obtained coating has been thoroughly researched on the electronic microscope. the obtained coating has been developed for testing on the friction bench modeling the friction process that is taking place in the couple of main and rod journals of internal combustion engines. the coating has also the corrosion protection. the new magnet modified method of detonation coating deposition has been tested for deposition of nanoscaled coating on mild carbon steel. the optimal modes of the magnet modified coating deposition for silicon carbide powders batch mixture from the viewpoint of structure formation have been detected. key words: wear, wear resistance, coating, adhesion, nanoscaled coating, detonation coating deposition. introduction means of powered equipment and automated equipment of airports are equipped with power plants as energy sources for technological operations on ground handling of aircraft.as such power plants on aircraft ground equipment electric motors, gas turbine engines, internal combustion engines can be used. operating experience has shown that internal combustion engines have the highest energy efficiency and safety, because electric engines have low starting torques, and gas turbine engines are designed for operation at altitudes of the cruising flight of aircraft and at ground level have low fuel efficiency and stability. thus, an internal combustion engine (ice), which can be either fuel or diesel, is the main power unit of aviation ground equipment. the lifetime of the ice can be improved by wearproof coatings review of the latest research silicon carbide materials has attracted scientific attention of researchers from many countries. so in the works [1,2] the features of structure formation of ceramic materials of the constituents sic–c with oxides al2o3 and y2o3, as well as titanium hydride under free sintering and hot pressing are considered. effect of ceramics dispersion strengthening by nanoscaled particles of silicon carbide and titanium carbide has been established. in the publication [3] micromechanical properties of composition materials made of sic, acquired by activated sintering has been researhed. authors of the work [4] has researched high temperature, corrosion resistant, mechanical properties of nanoporous structures made of silicon carbide, which was intended for eletrical and technical application. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-26-33 problems of tribology 27 in the publication [5], researchers had been learning oxidation resistance of composites of the constituents sic–tib2–b4c, acquired by hot pressing at temperature 2150 ос, which have improved physical and mechanical properties. the samples porosity made less than 8%. the structure formation of ceramics made of constituents sic–tib2, where the silicon carbide was the composite major, was researched in details in warks [6, 7]. in particular, optimal technological modes of ceramic materials acquisition concerning the bending strength, crackand wear resistance had been determined. attempts of properties optimization of self-bonded silicon carbide are undergoing nowadays. so, in the works [8] different from conventiona technologies technique of high-dense ceramic products on the basis of selfbonded silicon carbide, which blankpieces are made by the method of slip casting of thermal plastics under the pressure had been developed. the content of multifractional batch mixture and amount of temporary bonds with rheological properties, that provide the high density of products, has been justified. one of the prominent scientific direction of silicon carbide application is the nanostructured composites and coatings. so, the researchers of article [9] the microstructure and properties of alumina-silicon carbide nanocomposites fabricated by pressureless sintering and post hot-isostatic pressing have been investigated. there the grain growth of al2o3 matrix had been eliminated due to the grain growth inhibition by nano-sized sic particles (about 150-250 nm). it improved the fracture strength of acquired composite. in the scientific paper [10] the synthesis of sio2 and sic micro/nanostructures of nanowires (about 100 nm) and nanorod (about 50-200 nm) shapes had been held by thermal evaporation method (cvd).the scientific findings were intended for core-shell coaxial nanocables. the researchers of work [11] have acquired nanocomposites of c-sic content. the composite is the carbon fibers covered by sic nanocoatings. the material was intended for radiation resistant fabric concerning the fabric strength. and the scientists of paper [12] had acquired the nanostructured coatings of silicon carbide by novel method. the thickness of the coating was about 2-9 nm and the coatings were suitable to application in metallurgy, nuclear power engineering, microelectronics and high-temperature stoves. in order to create the metal ceramic materials, effect of iron millings on the technological modes of acquisition of ceramic materials of the system sic-al2o3, their structure and properties have been researched. tribological performances of acquired materials have been tested. wear rate of these materials together with the steel counterbody is 3,8 microns per kilometer, and together with ceramic counterbody it is 4,1 microns per kilometer. in both cases oxidative wear mechanism takes place [13]. as have already been mentioned the specific way acqured batch mixture of sic-al2o3 content was used for acquisition of wearproff composited [13] the same batch mixture was applied for coating deposition by detonation method modified by magnetic field [14]. so it had been established on direct poalrity of coil magnet the microparticles of silicon carbide and alumina had been deposited on the substrate. the coating had demonstrated not only high wear resistanse [14], but also high wear resistanse at elevated temperatures [15]. the last metioned composition had been widely used for coating deposition by different technique and several results had been acquired. and changing the polarity of coil magnet only the nanosized particles of silicon carbide had been deposited on the substrate to which investigation this scientific paper is devoted. research aim scientific development of nanoscaled composition coatings for crank shaft journal of internal combustion engines of aircraft ground support equipment. originating from the aim of article papper the following tasks of research were preset: 1. outlook of the reference sources on the topic of the article paper and on its basis the topic urgency had been confirmed. 2. algorythm development of the complex scientific research, selection of the necessary laboratory equipment for coating deposition and tribotechnical research. 3. preparation of the coating batch mixture, manufacture of the specimens and deposition of the coating. 4. research of the coating structure and its description. research methodology for study of interactions between properties of coatings with their phase composition and structure, and also an external factors influence the choice of research methods has the great importance. the receiving of reliable results of research in this work is provided with the use of modern equipment and devices, approved methodologies, necessary productivity of experiments, by careful treatment of specimens before and after the experiment, strict adherence of order of experiment carrying out. for receiving a charge of carbide silica ceramics with aluminum oxide admixtures, the starting powders were used: silicon carbide grade 64c (гост 26 327-84) with an average size of 45-55 μm, aluminum oxide (tу 6-09-03-350-73) with particles of average size 45 -50 microns. the chemical composition of the starting powders is given in table 1. 28 problems of tribology table 1 results of analysis of initial powders in masses. % powder name al si mg fe ni cr ti ca zr ag cu sic 10-3 major. 10-4 10-3 10-4 al2o3 major. 10 -3 >0,1 >1 0,01 10-4 10-3 an integral operation for the formation of composite materials from the initial powders is their mutual mixing and grinding. to obtain a sic-based ceramic charge with al2o3 admixture, the powder components in the appropriate proportions were mixed with simultaneous grinding for 5 hours in the laboratory planetary mill sand-1 in an alcohol medium. in this case, the rotational speed was 648 rpm, the drum rotation frequency was 1620 rpm. to prepare the charge, laminated aluminum oxide and steel drums of 340 cm3 and steel grinding media from steel of шx15 with a diameter of 10-15 mm and sic-al2o3 ceramics grinding media were used. the ratio of the mass of the charge to the mass of grinding media is 1: 3. after grinding, the charge was dried and sifted. the granulometric composition of the resulting mixtures after milling was determined in aqueous media on a laser microanalyzer "sk lazer micron sizer pro 7000" coatings in the work was applied by the detonation method on the installation described below. the “dnepr-3m” (table. 2.) detonation-gas installation is intended for coating metal powders, hard alloys, ceramics and composite materials on the surfaces of machine parts, devices, apparatuses and tools during their manufacture, as well as reconditioning. according to their purpose, coatings can be wear-resistant, frictional, antifriction, corrosion-resistant, heat-resistant, electrically conductive, electrical insulating, etc. table 2 technical data and specifications # specification value 1. working gases oxygen, acetylene, nitrogen, compressed air. 2. pressure of working gases, mpa oxygen acetylene nitrogen air 0,2 0,14 0,4 0,4 3. the consumption of working gases per shot, m3 oxygen acetylene nitrogen air 27*10-5 23*10-5 5*10-4 5*10-4 4. powder consumption per shot, m3 1.5 * 10-8 5. water consumption, m2/s 3 *10-5 6. frequency of fire, hz 1-10 7. the diameter of the booster section of the barrel, m 0,022 8. coating thickness per shot, microns 5-20 9. productivity at a coating thickness of 10 microns, m3/h 0.8-3.5 10. installation remote control 11. overall dimensions, m a gun gas remote control panel 1,8*0,6*1,1 1.8*0.63*0.61 0.5*0.3*0.22 12. mains supply: frequency, hz voltage, v power consumption, va 50-60 220 200 13. sound pressure level, db (a) 140 14. relative humidity of air,% 40-75 for getting such compositions the following conditions have been determined. working gas is a mixture of c2h2-o2. consumption of c2h2 is 30 points, o2 is 70 points. powder supply is 30 points. blowing the barrel at the end of the cycle is air. scavange gas is air. shots speed is 4 shots per second. the diameter of the spot is 22 problems of tribology 29 mm. spraying distance is170 mm. for research of the effect of a constant magnetic field a cylindrical solenoid at the output has been used, which provided the magnetic field strength h = 150 a/m. for deposition of nanoparticles of the coating the reverse magnetic field had been applied during the shots (fig. 1.). fig. 1. magnet modified detonation installation simplified diagram: 1 – carrying gas; 2 – charge bin; 3 – spark plug; 4 – gun tube of plant; 5 – substrate (specimen); 6 – coating; 7 – flushing gas between shots; 8 – combustible gas; 9 – solenoid coil (direct polarity when it is toward substrate, reverse polarity when it is backward from substrate.). for research of structure and phase composition of the structure and phase storage of ceramic on the basis (sic-al2o3), and also their friction surfaces was conducted by metallography, x-ray-phase (rpa) and micro xray spectral (мrsa) analyses. the metallography analysis of the investigated materials was carried out on the optical microscopes мим-8 and «неофот». radio-phase analysis of specimens was executed on the x-ray diffractometers дрон-2.0 (see fig. 2.5.1.) in cukα -radiation. micro x-ray spectral analysis and receving of electronic images of surfaces was conducted on electron microscope рэм-106и research results and discussion composite coatings sial-m32 (sic-al2o3 – 32 hours milling) has a high wear resistance in a compact form due to the formation of films of complex oxide systems sio2, al2o3 on the surface of the friction, which, as a result of the dissolution of iron oxide, form secondary structures. in the process of grinding in the steel vessels, steel milling bodies in the batch mixture form pieces of iron, which have a size from 250-400 nm (fig. 2.). large particles can be easily removed by magnetic clean. nanoscale particles cannot be removed from the charge with magnetic clean. particles of this size are evenly distributed in the batch mixture without bundle and segregation, and their size is not sufficient to absorb larger particles of silicon carbide during the formation of silicides. the presence in the batch mixture of particles of iron millings should intensify the process of coating deposition using the magnetic field flux (double sided). a) b) fig. 2. sem image of sic-al2o3 composite powders after mixing and grinding in steel vessels by steel milling bodies for 32 hours; a – 4000 zoom; b – 10,000 zoom. (250-400 nm particles are detected). in order to investigate the formation of a grinding of iron in the process of grinding of the components of sic-al2o3 batch mixture, the kinetics of the change in the content of particles of iron millings was determined experimentally, depending on the duration of grinding. as a result of the grinding of sic-al2o3 batch mixture powders with varying the duration of process, the following regularities were established (table 3.). 30 problems of tribology table 3 powders content of sic-50% al2o3 composition depending on the time of grinding grinding time, h 1 2 4 8 16 32 material designation * sial m1 sial m2 sial m4 sial m8 sial m16 sial m32 average size of charge particles, μm 28,7 14,9 6,8 4,8 2,2 2,1 the content of iron particles,% wt 1,5 3,4 6,8 10,9 16,3 19,3 the phase content of the milled batch mixture is shown on fig. 3. fig. 3. x-ray diagram of powder sial-m32 composition. the comprehensive detonation coating research is on the fig. 4. there the zoom kinetics and general imagination of the coating surface roughness and pattern is shown. a) b) c) d) problems of tribology 31 e) f) fig. 4. sem image of nanoscaled coating of different zoom of the same area: a) 550; b) 1000; c) 2000; d) 4000; e) 8000; f) 20000 while milling the silicon carbide the nanosized particles can be obtained [4]. during the milling the metal particles are acquired in the batch mixture and they are affecing crucially on the coating formation in the magnetic fields. in particular, applying the magnetic field the microsized coatings are acquired and well invrstigated [9]. this coating is acquired by the technoque described in paper [9,10] on the direct flux (from s to n) of the magnetic field, merely, enspeeding the metal particles to the substrate. changing the polarity of the magnetic flux (from n to s) permanent magnet coil the microscopic particles are retained in the detonation shots stream and only nanosized particles of the batch mixture are reaching to the surface and depositing there (fig. 4. and 5.). a) b) fig. 5. sem-images of the top raw view of the nanoscaled detonation coatings of sic on the specimens of steel 45 for rolling-sliding friction: a) 20 000 zoom; b) 40 000 zoom the scanning electronic image (sem) is supplied on the fig 5. within the 20 000 electronoc zoon (fig. 5. a) the sirface of the coating appeared to be very rough and containing the nanosized particles. within the 40 000 electronoc zoon (fig. 5. b) the particles of 70,9, 115,2, 76,5, 54,0, 50,5, 65,6, 82,9 and 73,0 nanometers are acquired. the content of the nanoparticles is about 85% of sic, 10% of al2o3 and 5% of fe2c. no metalic particles were detected in the coating content. coating thickness was about 50-60 micrometers. conclusions using the gas detonation deposition from the batch mixture which contanis the the silicon carbide and aluminium oxide particles, which have a size from 250-400 with the steel millings, on the direct polarity the fine grained microstructure is acquired and on the reverse polarity the nanostructure the particles of 70,9, 115,2, 76,5, 54,0, 50,5, 65,6, 82,9 and 73,0 nanometers had been acquired. 32 problems of tribology references 1. гадзыра н. ф., давыдчук н. к., гнесин г. г. структурообразование композиционной керамики на основе сверхстехиометрического карбида кремния при свободном спекании и горячем прессовании. порошковая металлургия. 2009. № 5/6. с. 81–87. 2. gadzira m., gnesin g., mykhaylyk o. et al. synthesis and structural peculiarities of nonstoichiometric -sic. diamonds and related materials. 1998. n 7. p. 1466–1470. 3. орданьян с. с., арцутанов н. ю., чупов в. д. активированное спекание керамики на основе sic и ее механические свойства. огнеупоры и техническая керамика. 2000. № 11. с. 8-11. 4. уваров в. и., боровинская и. п., закоржевский в. в., малеванная и. г. градиентные нанопористые структуры на основе карбида кремния и нитрида бора в процессах самораспространяющегося высокотемпературного синтеза. порошковая металлургия. 2010. № 7/8. с. 122–125. 5. швец в. а., лавренко в. а., субботин в. и. и др. особенности анодного окисления композитов системы sic–tib2–b4c в 3–%–ном растворе nacl порошковая металлургия. 2010. № 11/12. с. 107–113. 6. grigoriev o. n., subbotin v. i., kovalchuk v. n. structure and properties of sic-tib2 ceramics. journal of materials processing and manufacturing science. 1998. vol. 7, n 1. p. 99-110. 7. grigoriev o. n., subbotin v. i., gogotsi yu. g. et al. development and properties of sic-b4c-meb2 ceramics. journal of materials processing and manufacturing science. 2000. n 5/6. p. 29-42. 8. майстренко а. л., кулич в. г., ткач в. н. формирование высокоплотной структуры самосвязанного карбида кремния. сверхтвердые материалы. 2009. № 1. с. 18-35. 9. young-keun jeong, koichi niihara microstructure and properties of alumina-silicon carbide nanocomposites fabricated by pressureless sintering and post hot-isostatic pressing. trans. nonferrous met. soc. china 21(2011) s1−s6. 10. g. zhu, x.p. zou, j. cheng, m. f. wang, y. su synthesis and characterization of sio2 and sic micro/nanostructures. archives of metallurgy and materials. volume 53. 2008 issue 3. p 727-734. 11. п.а. александров, н.е. белова, к.д. демаков, л.м. иванова, ю.ю. кузнецов, н.в. степанов, с.г. шемардов получение и структурные исследования нанокомпозита на основе c—sic. вопросы атомной науки и техники. сер. термоядерный синтез, 2007, вып. 1, с. 68—75. 12. к. н. филонов, в. н. курлов, н. в. классен, е. а. кудренко, э. а. штейнман особенности свойств наноструктурированных карбидокремниевых пленок и покрытий, полученных новым способом. известия ран. серия физическая, 2009, том 73, № 10, с. 1457–1459. 13. a. p. umanskii, a. g. dovgal’, v. i. subbotin, i. i. timofeeva, t. v. mosina and e. n. polyarys effect of grinding time on the structure and wear resistance of sic–al2o3ceramics // powder metallurgy and metal ceramics, vol. 52, nos. 3-4, july, 2013pp. 189-196. 14. a. dovgal, l. pryimak, i. trofimov a modified method of applying detonation-sprayed composite coatings by a magnetic field.// eastern-european journal of enterprise technologies.– volume 6/5 (84). – 2016. – p. 33-38. 15. l. pryimak, a. dovgal, ye. puhachevska analysis of structure and tribitechnical properties of plasma carbide-silicon coatings under conditions of elevated temperatures // eastern-european journal of enterprise technologies. – volume 1/5 (85). – 2017. – p. 46-53. problems of tribology 33 довгаль а.г., приймак л.б. дослідження структури нанорозмірних карбідокремнієвих покриттів триботехнічного призначення представлене дослідження пов’язане з розробкою зносостійких покриттів. світовий досвід підвищення зносостійкості накопичив велику кількість статистичного матеріалу відмов деталей через зношування. тому питання дослідження та покращення зносостійких властивостей деталей машин є одним із пріоритетних компонентів при розгляді напрямків забезпечення надійності експлуатації транспортних засобів та вузлів тертя. покриття із sic булинаннесені на середньовуглецеву сталь детонаційним напиленням. бкло встановлено, що воно дуже чутливе до режимів нанесення покриттів та бкли виявлені різні фізичні та хімічні явища. структура отриманих покриттів була вивчена методами електронної мікроскопії. отримані покриття були розроблені для подальших триботехнічних випробувань на машинах тертя, що моделюють процеси тертя, що мають місце у у парах корінних та шатунних шийок двигунів внутрішнього згоряння. покриття мають також і коррозійно захисні властивості. було випробувано новий магнітно модифікований метод детонаційного напилення нанорозмірних покриттів на середньовуглецеву сталь. було визначено оптимальні режими магнітномодифікованого нанесення покриттів для карбідокремнієвої шихти стосовно структури ключові слова: знос, зносостйкість, покриття, адгезія, нанорозмірне покриття, детонаційне нанесення покриттів вплив фулерено вмісних олив на фізико-механічні властивості поверхні тертя спряжень деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 60 аулін в.в.,* деркач о.д.,** лисенко с.в.,* гриньків а.в.* * центральноукраїнський національний технічний університет, м. кропивицький, україна, ** дніпровський державний аграрноекономічний університет, м. дніпро, україна e-mail: aulinvv@gmail.com вплив фулерено вмісних олив на фізико-механічні властивості поверхні тертя спряжень деталей удк 620.179.112 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-60-64 показано, що підвищення інтенсивності режиму роботи вузлів машин і механізмів сприяє зменшенню їх надійності та довговічності. в роботі розглядаються вузли тертя, які є найбільш чутливими до дії великих навантажень, швидкостей та температур, зростання яких має місце при інтенсифікації роботи обладнання. актуальність роботи полягає у підвищенні надійності та довговічності роботи вузлів тертя машин і механізмів, які працюють за умови високих навантажень, швидкостей та температур. ця проблема в роботі вирішується за рахунок підвищення змащувальних якостей мастильних матеріалів, які використовуються у вузлах тертя. мета роботи полягала у встановлені впливу фулерено вмісних олив на зміну фізико-механічних властивостей робочих поверхонь деталей спряжень деталей з матеріалів типу «сталь-сталь». фізико-механічні властивості поверхонь тертя спряжень зразків і деталей досліджували на прикладі вимірювання мікротвердості. для досліджень були досліджені три змащувальні композиції моторної оливи: 1 – без добавок; 2 1,5 % фулерено вмісної добавки; 3 3 % фулерено вмісної добавки. показано, що змащувальні композиції № 2 і № 3 чинять більші зміцнюючи дії на робочі поверхні деталей ніж ніж базовий зразок мастильної композиції № 1. змащувальна композиція № 3 забезпечує кращі робочі властивості деталей трибоспряжень, що обумовлюють вплив на їх макрота мікрогеометрію і, як наслідок, забезпечує збільшення ресурсу. встановлені закономірності відносних змін значень зменшення вагового зносу можуть корелювати з ресурсом трибоспряжень деталей. ключові слова: вузли тертя, режим роботи, змащування, фулерено вмісні добавки, зміцнення, мікротвердість. вступ підвищення інтенсивності режиму роботи основних вузлів машин і механізмів сприяє зменшенню їх надійності та довговічності. причому ця проблема пов’язана, в основному, із вузлами тертя, які є найбільш чутливими до дії високого рівня навантажень, швидкостей та температур, зростання яких є неминучим при інтенсифікації роботи обладнання [1]. тому актуальним завданням є підвищення надійності та довговічності роботи вузлів тертя машин і механізмів, які працюють за умови високих навантажень, швидкостей та температур. цю проблему можливо вирішити різними способами, у тому числі за рахунок підвищення змащувальних якостей мастильних матеріалів, які використовуються у вузлах тертя. аналіз попередніх досліджень ефективним є застосування фулеренів в якості модифікаторів пластичних мастил і олив [2]. також, досліджувалося використання карбонових мікросфер у якості наповнювачів олив [3]. в обох випадках, додавання фулеренових матеріалів призводило до зниження коефіцієнта тертя і зносу. очевидно, що застосування фулеренів у оливах забезпечує зміну характеру тертя при фрикційній взаємодії сталевих деталей за рахунок трибохімічних реакцій у зоні контакту [4, 5]. це дозволяє значно зменшити тертя та зношування деталей у вузлах машин і механізмів, що сприяє підвищенню їх надійності та довговічності. отримані залежності змащувальних властивостей олив, наповнених фулеренами с60 від в’язкості мінеральної основи [6]. встановлено, що застосування фулеренів дозволяє не тільки зменшити тертя та зношування деталей, що знаходяться у фрикційній взаємодії, а і відновлювати пошкоджені поверхні тертя. виявлено, що низькі коефіцієнт тертя та знос забезпечуються за рахунок прокатки сферичних наночастинок [7]. тобто, зниження коефіцієнта тертя забезпечується не стільки ефектом ковзання, скільки ефектом перекочування молекул та їх груп по поверхнях тертя робочих тіл. таким чином, можна стверджувати, що завдяки своїм фізико-хімічним властивостям фулерени можуть впливати на зменшення тертя та зношування деталей при фрикційній взаємодії і у середовищі модифікованих ними олив. постановка проблеми вплив фулерено вмісних олив на фізико-механічні властивості поверхні тертя спряжень деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 61 описані вище результати створюють передумови для досліджень впливу фулеренів і на трибосистеми матеріалів типу «сталь-сталь». очевидно, такі матеріали також можуть бути ефективними модифікаторами олив. особливо це стосується модифікації недорогих широковживаних олив, таких як, наприклад, м10г2к. тому актуальною задачею є визначення впливу фулереновмісних речовин в оливах на їх змащувальні властивості, які використовуються у спряженнях деталей машин і механізмів у промислових масштабах. мета та завдання мета роботи полягала у виявлені впливу фулереновмісних олив на зміну фізико-механічних властивостей робочих поверхонь деталей спряжень деталей з матеріалів типу «сталь-сталь». для досягнення мети, поставлені наступні завдання: створення дослідних зразків фулереновмісних олив з різним складом і концентрацією модифікаторіфв; проведення випробувань на тертя досліджуваних зразків на машині тертя смц-2; визначення фізико-механічних властивостей робочих поверхонь та проведення їх металографічних досліджень. результати вирішення основних завдань фізико-механічні властивості поверхонь тертя спряжень зразків і деталей досліджували на прикладі вимірювання мікротвердості. для досліджень були взяті такі змащувальні композиції: 1 – олива м10г2к; 2 – олива м10г2к+1,5 % ссф*; 3 – олива м10г2к+3 % ссф (покращений). * – склад силікато-фулереновий. рис. 1 – залежність мікротвердості вихідної (0) поверхні сталевого контртіла (сталь 45) та поверхонь при терті із змащуванням у мастилах мікротвердість вимірювали на металевих зразках до випробувань (показник «0») та після випробувань змащувальних композиціях (рис.1). встановлене суттєве зростання цього показника. так, по відношенню до початкового значення мікротвердості (560 одиниць) після випробувань у базовій оливі № 1 мікротвердість зросла на 16 % (в 1,16 рази). а вже по відношенню до зразка № 1 даний показник зріс на 48,4 % (в 1,72 рази) при випробуванні зразка № 2 і на 44,6 % (в 1,67 разів) при випробуванні для зразка № 3. можна зробити висновок, що зразки № 2 і № 3 чинять зміцнюючу дію на робочу поверхню деталей трибосистем. металографічні дослідження на зразках здійснювали при збільшенні × 400 разів (рис.2). перед випробовуваннями робочі поверхні оброблялися шліфувальним наждачним папером з однаковою зернистістю № 120. потім поверхні знежирювалися стандартними методами. вплив фулерено вмісних олив на фізико-механічні властивості поверхні тертя спряжень деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 62 а б в рис. 2 – металографія поверхні тертя деталей спряження після взаємодії з різними композиціями фулероновмісних олив (× 400): а – олива м10г2к; б – м10г2к+1,5 % ссф; в – м10г2к+3 % ссф (п) після випробовувань у змащувальній композиції № 1 поверхня характеризувалася утворенням локул (показані стрілками), які, очевидно, є наслідком наявності присадок у оливі. виявлені зони незначних ерозійних процесів (виділені овалом), що є припустимим для трибосистем. також поверхня характерна згладженими піками мікроподряпин. при використанні композиції № 2 (рис.2, б) такі локули та зони явно виражених ерозійних процесів відсутні. встановлений ефект інтенсивного шліфування робочої поверхні. для прикладу, овалом виділені характерні дільниці найбільш з плоскими поверхнями. загальна картина поверхні тертя характеризується в цілому рівнинним рельєфом і зменшенням глибини початкових подряпин і задирів. схожа картина виявлена і при випробуванні змащувальної композиції № 3 (рис. 2, в), однак у даному випадку зафіксовані окремі подряпини (стрілка). отже, можна зробити висновок, що змащувальна композиція № 2 (або наявні в ній домішки) має значний шліфувальний ефект. у процесі тертя дана композиція чинить інтенсивний зношувальний ефект частини робочої поверхні деталей трибосистеми. проте, цей процес протікає з одночасним зменшенням шорсткості поверхні: тут відбувається як руйнування мікропіків, так і їх пластична деформація. очевидно, що наявні домішки мають розміри типу «мікро» або «нано», які не здатні утворювати значні подряпини і задири і розвивати їх. тому відбувається вирівнювання мікропіків і заповнення ними і домішками композиції мікровпадин. утворена таким чином поверхнева плівка може мати як суцільну, так і дискретну структуру. вона має вищу мікротвердість від базового матеріалу і забезпечує зростання ресурсу деталей трибосистем. висновки вплив фулерено вмісних олив на фізико-механічні властивості поверхні тертя спряжень деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 63 1. змащувальні композиції № 2 і № 3 чинять більші зміцнюючи дії на робочі поверхні деталей ніж ніж базовий зразок мастильної композиції № 1. 2. змащувальна композиція № 3 забезпечує кращі робочі властивості деталей трибоспряжень, що обумовлюють вплив на їх макрота мікрогеометрію і, як наслідок, забезпечує збільшення ресурсу. встановлені закономірності відносних змін значень зменшення вагового зносу можуть корелювати з ресурсом трибоспряжень деталей. 3. змащувальна композиція № 2 забезпечує максимальне зменшення шорсткості поверхні і може бути використана в трибоспряженнях деталей з високими вимогами до шорсткості їх робочих поверхонь. література 1. фролов, к.в. современная трибология. итоги и перспектива / к.в. фролов. – м. : издательство уки, 2008 – 480 c. 2. wu, y.y. experimental analysis of tribological properties of lubricating oils with nanoparticle additives / y.y. wu, w.c. tsui, t.c. liu // wear. 2007. – vol. 262(7-8). – p. 819-825. https://doi.org/10.1016/j.wear.2006.08.021. 3. alazemi, a. a. ultrasmooth submicrometer carbon spheres as lubricant additives for friction and wear reduction / a. a. alazemi, v. etacheri, a. d. dysart, l.-e. stacke, v. g. pol, f. sadeghi // acs appl. mater. interfaces. 2015 – vol. 7(9). – p. 5514-5521. doi: 10.1021/acsami.5b00099. 4. erdemir, a. superlubricity / a. erdemir, j. – m. martin. – am.: elsevier, 2007 – 499 p. 5. аулин, в.в. триботехнология восстановления деталей мобильной с.-х. и транспортной техники модификацией моторного масла фуллеренсодержащим составом / в.в. аулин, а.д. деркач, а.и. буря, д.а. макаренко, г.я. мищенко // тракторы и сельхозмашины. ежемесячный научно-практический журнал. 2014. – № 4. – с. 26-29. 6. ku, b.-c. tribological effects of fullerene (c60) nanoparticles added in mineral lubricants according to its viscosity / b.-c. ku, y.-c. han, j.-e. lee, j.-k. lee, s.-h. park, y.-j. hwang // international journal of precision engineering and manufacturing. 2010. – vol. 11(4). – p. 607-611. doi 10.1007/s12541-010-0070-8 7. rapoport, l. polymer nanocomposites with fullerene-like solid lubricant / l. rapoport, o. nepomnyashchy, a. verdyan, r. popovitz-biro, y. volovik, b. ittah // advanced engineering materials. 2004. – vol. 6 (1-2). – p. 44-48. doi 10.1002/adem.200300512. надійшла в редакцію 04.01.2019 п р о б л е м и т р и б о л о г і ї “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” e-mail: tribosenator@gmail.com вплив фулерено вмісних олив на фізико-механічні властивості поверхні тертя спряжень деталей проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 64 aulin v.v., derkach o.d., lysenko s.v., grynkiv a.v influence of fullerene containing oils on the physical and mechanical properties of the surface of the friction of joints of parts. it is shown that increasing the intensity of the mode of operation of machine nodes and mechanisms helps to reduce their reliability and durability. friction nodes are considered in this work, which are the most sensitive to the action of high loads, speeds and temperatures, which increase occurs during the intensification of equipment operation. the urgency of the work is to increase the reliability and durability of the friction units of machines and mechanisms that operate under high loads, speeds and temperatures. this problem is solved by increasing the lubricating properties of the lubricants used in the friction nodes. the purpose of the work was to determine the effect of fullereno-containing oils on the change of the physical and mechanical properties of the working surfaces of parts of the parts of the parts from the materials of the type "steel-steel". the physical and mechanical properties of the friction surfaces of the conjugations of samples and details were studied on an example of measurement of microhardness. for research, three lubricating compositions of engine oil were investigated: 1 without additives; 21,5% of fullerene additive; 33% fullereneadditive. it has been shown that the lubricating compositions no. 2 and no. 3 show greater reinforcing effects on the working surfaces of the parts than the basic sample of lubricant composition no. 1. the lubricant composition no. 3 provides the best working properties of the three-way components, which determine the effect on their macroand microgeometry and, as consequence, provides an increase in the resource. the established regularities of relative changes in the values of the reduction of weight wear can correlate with the resource of triangular parts. key words: friction knots, operating mode, lubrication, fullerene additives, hardening, microhardness. references 1. frolov, k.v. sovremennaya tribologiya. itogi i perspektiva. k.v. frolov. m.: izdatel'stvo uki, 2008 480 c. 2. wu, y.y. experimental analysis of tribological properties of lubricating oils with nanoparticle additives. y.y. wu, w.c. tsui, t.c. liu. wear. 2007 vol. 262(7-8). p. 819-825. https://doi.org/10.1016/j.wear.2006.08.021. 3. alazemi, a. a. ultrasmooth submicrometer carbon spheres as lubricant additives for friction and wear reduction. a. a. alazemi, v. etacheri, a. d. dysart, l.-e. stacke, v. g. pol, f. sadeghi. acs appl. mater. interfaces. 2015. vol. 7(9). p. 5514-5521. doi: 10.1021/acsami.5b00099. 4. erdemir, a. superlubricity. a. erdemir, j.-m. martin. am.: elsevier, 2007. 499 p. 5. aulin, v.v. tribotekhnologiya vosstanovleniya detalej mobil'noj s.-h. i transportnoj tekhniki modifikaciej motornogo masla fullerensoderzhashchim sostavom. aulin v.v, derkach a.d., burya a.i., makarenko d.a., mishchenko g.ya. traktory i sel'hozmashiny. ezhemesyachnyj nauchno-prakticheskij zhurnal. 2014. № 4. s. 26-29. 6. ku, b.-c. tribological effects of fullerene (c60) nanoparticles added in mineral lubricants according to its viscosity. b.-c. ku, y.-c. han, j.-e. lee, j.-k. lee, s.-h. park, y.-j. hwang. international journal of precision engineering and manufacturing. 2010. vol. 11(4). p. 607-611. doi 10.1007/s12541-010-0070-8 7. rapoport, l. polymer nanocomposites with fullerene-like solid lubricant. l. rapoport, o. nepomnyashchy, a. verdyan, r. popovitz-biro, y. volovik, b. ittah. advanced engineering materials. 2004. vol. 6 (1-2). p. 44-48. doi 10.1002/adem.200300512. 4.doc методика дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 14 дворук в.і.,* борак к.в.** *національний авіаційний університет, м. київ, україна, **житомирський національний агроекологічний університет, м. житомир, україна e-mail: dvoruk@voliacable.com методика дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин удк 620.178.16 проаналізовано існуючі методики і запропоновано нову методику дослідження впливу способу зберігання (в різних ґрунтово-кліматичних зонах україни), консервації та термічної обробки сталі на абразивну зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин. ключові слова: абразивна зносостійкість, ґрунтообробні машини. постановка проблеми підвищити зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин можливо трьома засобами: конструкційними, технологічними, експлуатаційними [3, 9]. до сьогодні переважну більшість досліджень [1, 2, 3 та ін.] даного напрямку присвячено вивченню конструкційних та технологічних засобів (наприклад,створення нових триботехнічних матеріалів, нанесення зносостійких покриттів на поверхню металу різними методами, оптимізація геометрії деталей, забезпечення самоорганізації вузлів тертя і т.д.). значно менше уваги приділено вивченню експлуатаційних засобів, незважаючи на те, що за даними в.м. ткачова [9] вони дозволяють підвищити абразивну зносостійкість деталей машин в 1,5 … 3 рази. тому розроблення сучасних засобів підвищення зносостійкості в процесі експлуатації машин є актуальною проблемою. огляд публікацій. мета дослідження тертя об ґрунт поверхонь робочих органів грунтообробних машин (ро гм) характеризується малими питомими тисками частинок грунту на неї та їх сприятливою геометричною формою з відсутністю ріжучих кромок. завдяки цьому створюються умови, за яких механічного руйнування поверхні тертя відбуватись не може. в таких умовах дія абразивних частинок викликає мікропластичну деформацію поверхневих шарів, що сприяє виникненню окиснювального зношування. однак останнє при цьому характеризується виключно високою інтенсивністю, яка набагато перевищує інтенсивність звичайного окиснювального зношування, що виникає при роботі трибоспряжень машин [5]. візуальний огляд показує, що на поверхні тертя ро ґм зношується не основний метал, а окисна плівка. такий високий темп розвитку та протікання окиснювального зношування пояснюється тим, що поверхня тертя працює в хімічно активному середовищі, дотик з яким за одночасного протікання мікропластичних деформацій сприяє інтенсивному утворенню окисних плівок, які мають невисоку механічну міцність і легко руйнуються абразивними частинками. в результаті безперервного виникнення, руйнування та видалення вказаних плівок поверхня тертя інтенсивно зношується і набуває вельми високої чистоти, яка відповідає 10 12 класу, тобто чистоту, одержувану після полірування. протягом року тривалість експлуатації ро ґм не перевищує 10 % календарного терміну (за даними корпорації "сварог вест груп"). решту 90 % часу вони знаходяться у стані зберігання. для зберігання ґрунтообробних машин в сучасному сільськогосподарському виробництві використовуються такі способи: на відкритих майданчиках (з асфальтовим, гравійним, бетонним, ґрунтовим та трав’яним покриттям); під навісом (з бетонним, асфальтованим та гравійним покриттям); в закритих приміщеннях (опалювальних та неопалювальних з бетонним та асфальтовим покриттям). в процесі зберігання ро ґм піддаються атмосферній корозії, під впливом якої при подальший експлуатації інтенсивність їх зношування значно зростає. у зв’язку з цим захист від корозії необхідно розглядати як важливий фактор підвищення зносостійкості ро ґм. mailto:dvoruk@voliacable.com методика дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 15 з метою вивчення впливу попередньої корозії на інтенсивність абразивного зношування м.м. северньовим [6] розроблено методику і проведено відповідні триботехнічні дослідження на зразках сталі 65г, сталі 45 та сталі 3 з використанням лабораторної установки за схемою випробувань "гільза". абразивним середовищем був кварцовий пісок з розміром частинок 0,16 … 0,315 мм. швидкість обертання шпинделя установки – 240 об/хв, питомий тиск зразка на абразив 0,5 кг/см2. дослідження проводились в кліматичних умовах республіки білорусь. тривалість дослідженя складала 20 місяців. зразки зберігались трьома способами: 1) у закритому приміщені; 2) у відкритому приміщені над ґрунтом; 3) на поверхні ґрунту. через кожні чотири місяці зберігання проводились корозійні та триботехнічні дослідження зразків. в результаті отримано таку залежність інтенсивності абразивного зношування сталей від корозії: cbkakj k ++= 2 мг/дм2·хв, (1) де k – величина корозії (г/м2); ba , і c – коефіцієнти, значення яких для різних способів зберігання визначені експериментально. однак вказана методика має ряд недоліків: дослідження проводились на сталях, які на сьогодні для виробництва ро ґм (окрім сталі 65г) не використовуються; дослідження проводились лише в одній кліматичній зоні; в процесі досліджень не враховувався вплив способу термічної обробки сталі на інтенсивність корозії; при дослідженнях не враховано можливість застосування антикорозійних мастильних матеріалів при зберіганні ро гм; лабораторна установка для триботехнічних випробувань за схемою "гільза" не моделює реальні умови зношування ро ґм. для урахування цих недоліків необхідно розробити нову методику дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість ро ґм, що є метою даної роботи. результати дослідження згідно запропонованої методики передбачається проведення дослідження в трьох основних кліматичних зонах україни – полісся, лісостеп, степ. в кожній зоні буде розміщено по три комплекти зразків із сталі 28mnв5, сталі 65г без термообробки, сталі 65г з об’ємним гартуванням за температури 810 … 830 ºс і середнім відпуском за температури 460 … 480 ºс, сталі 65г, зміцненої електроерозійною обробкою та електродом т-590, а також сталі л53. зберігання зразків проводитиметься такими способами: на відкритому майданчику з ґрунтовим покриттям; на відкритому майданчику з трав’яним покриттям; на відкритому майданчику з бетонним покриттям; на відкритому майданчику з асфальтовим покриттям; під навісом з бетонним покриттям; під навісом з асфальтовим покриттям; в закритому опалювальному приміщені з бетонним покриттям; в закритому не опалювальному приміщені з бетонним покриттям. для урахування впливу консервації на швидкість корозії використовуватимуться такі антикорозійні мастильні матеріали: кормін; технічний вазелін ун; масло shell ensis oil n. зразки розміром 70 × 7 0× 6 мм. зберігатимуться на спеціально обладнаних стелажах на висоті 100 мм, 500 мм від поверхні майданчика та безпосередньо на поверхні майданчика. термін зберігання складатиме 24 місяці. відбір зразків для проведення дослідження проводитиметься періодично через кожні 4 місяці зберігання. необхідною вимогою для триботехнічних випробувань є відтворення реальних умов та механізму зношування ро гм. у зв’язку з цим нами модернізовано схему випробувань "крильчатка" (патент № 59681 [7]). відповідно до запропонованої схеми розроблено установку для випробування матеріалів та покриттів на абразивну зносостійкість (патент № 57585 [8]). методика дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 16 у відомій випробувальній установці зразки обертаються з постійною швидкістю в абразивній масі, насипаній в циліндр. в процесі випробувань відбувається розпушування абразиву, яке супроводжується зміною його густини. це призводить до відхилення механізму та умов зношування зразків від реально існуючих. для усунення вказаного недоліку нами передбачено встановлення спеціального диску над абразивною масою (рис. 1), вагу якого можна регулювати шляхом набору різної кількості секцій (рис. 2). у такий спосіб забезпечується та підтримується необхідна густина абразиву, а також питомий тиск останнього на зразки. рис. 1 – схема триботехнічних випробовувань за модернізованою схемою “крильчатка”: 1 – вал тримач зразків; 2 – циліндр; 3 – абразивна маса; 4 – зразки; 5 – диск рис. 2 – диск: 1 – отвір для вала-тримача зразків; 2 – секції диска; 3 – отвір для з’єднувального гвинта нахил зразків до площини обертання складає 17º, що сприяє перемішуванню абразивного середовища. заміна останнього проводиться після проходженням зразками шляху тертя 100 км. обертання валу-тримача (рис. 3) здійснюється від шпинделя вертикально-розточного верстату 2е78п (рис. 4), що забезпечує можливість варіювання швидкості руху зразків від 15,5 до 715,9 м/хв (від 0,26 до 11,94 м/с). рис. 3 – вал-тримач із випробуваними зразками: 1 – зразок; 2 – вал-тримач; 3 – верстат 2е78п ваговий знос зразка визначається на лабораторних терезах cp 34001 s фірми “sartoriusˮ (німеччина). клас точності ii (високий) за гост 24104-1988. лінійний знос вимірюється шляхом обрисовування контуру зношеного зразка на еталонному планшеті. методика дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 17 рис. 4 – загальний вигляд установки для триботехнічних випробовувань шлях тертя складає 500 км. протягом цього шляху зразок контролюється за втратою маси 5 разів, або через кожні 100 км. сталими приймаються такі фактори: швидкість переміщення – 125,28 м/хв (2,08 м/с); тиск ґрунту на зразок – 1,25 кг/см2 (122,6 кпа). як робоче середовище застосовується кварцовий пісок з розміром фракції 80 ... 100 мкм. висновки в результаті даної роботи розроблено нову методику дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість ро гм, яка ураховує недоліки існуючої методики, завдяки чому підвищується інформативність та достовірність отриманих результатів. література 1. бобрицький в.м. підвищення зносостійкості різальних елементів робочих органів ґрунтообробних машин: дис. канд. тех. наук: 05.02.04 / бобрицький віталій миколайович. – кіровоград, 2007. – 182 с. 2. ткачев в.н. работоспособность деталей в условиях абразивного изнашивания / в.н. ткачев – м.: машиностроение, 1995. – 336 с. 3. аулін в.в. аналіз характеру зношування лез ґрунторіжучих деталей та підвищення їх ресурсу лазерними технологіями / в.в. аулін, в.м. бобрицький, є.к. солових // загальнодержавний міжвідомчий науково-технічний збірник. конструювання, виробництво та експлуатація с/г машин. – кіровоград,: 2005. – вип. 35. – с. 153-157. 4. бойко а.и. исследование формы естественого износа монометалических лезвий почвообрабатывающих машин / а.и. бойко, а.в. балабуха // збірник наукових праць кіровоградського національного технічного університету. техніка в сільськогосподарському виробництві, галузеве машинобудування, автоматизація. – кіровоград: кдту. – 2000. – вип. 6. – с.78-82. 5. костецкий б.и. сопротивление изнашиванию деталей машин / б.и. костецкий. – м.-к.: машгиз, 1959. – 476 с. 6. севернев м.м. износ деталей сельскохозяйственных машин / м.м. севернев. – л.: колос, 1972. – 288 с. 7. пат. 59681 україна, мпк g01n3/00 спосіб дослідження матеріалів та покриттів на зносостійкість / с.м. герук, м.а. савченко, к.в. борак, заявник к.в. борак. – u 2010 13233; заяв. 08.11.2010, опубл. 25.05.2011, бюл. №10, 2011 р. 8. пат. 57585 україна, мпк а01в23/00 установка для дослідження зносостійкості матеріалів та покриттів / с.м. герук, м.а. савченко, к.в. борак, – заявник к.в. борак. – u 2010 07973; заяв. 25.06.2010; опублік. 10.03.2011, бюл. №5 2011 р. 9. герук с.м. методика лабораторних випробовувань на зносостійкість зразків, зміцнених електроерозійною обробкою / с.м. герук, к.в. борак // міжнародний науковий журнал “проблеми трибології”. – хмельницький: хну, 2010. – №4. – с. 60-65. поступила в редакцію 10.12.2013 методика дослідження впливу способу зберігання на абразивну зносостійкість робочих органів ґрунтообробних машин проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 18 dvoruk v.i., borak k.v. the techniques of investigation into the effects of storage method on the abrasive wear resistance of tools of soil cultivation machines. the paper analyzes the existing techniques and suggests a new technique of investigating the effects of storage method (under various soil and climatic zones of ukraine), conservation and steel heat treatment on the abrasive wear resistance of tools of soil cultivation machines. keywords: abrasive wear resistance, tillage machines. references 1. bobric'kij v.m. pіdvishhennja znosostіjkostі rіzal'nih elementіv robochih organіv gruntoobrobnih mashin, dis. kand. teh. nauk: 05.02.04., kіrovograd, 2007. 182 р. 2. tkachev v.n. rabotosposobnost' detalej v uslovijah abrazivnogo iznashivanija. m.: mashinostroenie, 1995. 336 р. 3. aulіn v.v., bobric'kij v.m., solovih є.k. analіz harakteru znoshuvannja lez ґruntorіzhuchih detalej ta pіdvishhennja їh resursu lazernimi tehnologіjami. zagal'noderzhavnij mіzhvіdom-chij naukovo-tehnіchnij zbіrnik. konstrujuvannja, virobnictvo ta ekspluatacіja s/g mashin, kіrovograd, 2005. vip. 35. pp. 153-157. 4. bojko a.i., balabuha a.v. issledovanie formy estestvenogo iznosa monometalicheskih lezvij pochvoobraba-tyvajushhih mashin. zbіrnik naukovih prac' kіrovograds'kogo nacіonal'nogo tehnіchnogo unіversitetu. tehnіka v sіl's'kogospodars'komu virobnictvі, galuzeve mashinobuduvannja, avtomatizacіja. kіrovograd: kdtu. 2000. vip. 6. pp. 78-82. 5. kosteckij b.i. soprotivlenie iznashivaniju detalej mashin. m.-k. mash-giz, 1959. 476 p. 6. severnev m.m. iznos detalej sel'skohozjajstvennyh mashin. l.: kolos, 1972. 288 p. 7. pat. 59681 ukraїna, mpk g01n3/00 sposіb doslіdzhennja materіalіv ta pokrittіv na znosostіjkіst'. s.m. geruk, m.a. savchenko, k.v. borak, u 2010 13233; zajav. 08.11.2010, opubl. 25.05.2011, bjul. no 10, 2011 r. 8. pat. 57585 ukraїna, mpk a01v23/00 ustanovka dlja doslіdzhennja znosostіjkostі materіalіv ta pokrittіv. s.m. geruk, m.a. savchenko, k.v. borak, u 2010 07973; zajav. 25.06.2010; opublіk. 10.03.2011, bjul. no 5, 2011. 9. geruk s.m., borak k.v. metodika laboratornih viprobovuvan' na znosostіjkіst' zrazkіv, zmіcnenih elekt-roerozіjnoju obrobkoju, mіzhnarodnij naukovij zhurnal “problemi tribologії”. hmel'nic'kij, hnu, 2010. no 4. pp. 60-65. copyright © 2019 o. dykha, v. dytynyuk, s. posonsky, l. zelenska.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)67-74 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-67-74 modern studies of tribological bearing systems: a review o. dykha1*, v. dytynyuk1, s. posonsky1, l. zelenska2 1khmelnitskyi national university, ukraine 2 khmelnytskyi polytechnic college by lviv polytechnic national,ukraine *e-mail:tribosenator@gmail.com abstract sliding bearings are one of the important friction points of modern machines, ensuring their long-term operation. sliding supports determine the accuracy of the executive movements of the working parts of the machines. creating and researching reliable and accurate sliding bearings is an important engineering issue. this review presents the results of studies of bearings, published in recent years in specialized scientific journals. the issues of creating efficient structural bearing assemblies, including through the use of new hybrid materials and structures, are considered. much attention is paid to the problem of bearing wear and reducing the coefficient of friction. separately considered issues of computer modeling of working conditions and design of structures. considered modern approaches to the calculated evaluation of bearings, the solution of contact problems. this review allows scientists and engineers to do the right task setting when planning further research on bearing tribo systems.. key words: sliding journal bearing, wear, friction, contact pressure, tests, materials. bearings are technical devices that are part of the supports of rotating axles and shafts. they take radial and axial loads applied to the shaft or axis and transfer them to the frame, housing or other parts of the structure. at the same time, they should also keep the shaft in space, provide rotation, swing or linear movement with minimal energy loss. the quality of bearings, efficiency and durability of the machine largely depend on the quality of bearings. this review presents the results of studies of bearings, published in the world specialized scientific journals over the past 3 years. the article [1] employs an adaptive wear modeling method to study the wear progress in radial sliding bearings contacting with a rotary shaft. mixed lagrangian–eulerian formulation has been used to simulate the contact condition between the bearing and the shaft, and the local wear evolution is modeled using the archard equation. in the developed wear processor algorithm, not only remeshing is performed on the contact elements, but also is executed for their proximity elements. in this way the wear simulation becomes independent of the size of the contact elements. validation was done for a laminated polymeric composite bearing. the composite has been modeled as a linear orthotropic material. the wear coefficients were obtained from flat-on-flat experiments and were applied as pressure and velocity dependent parameters in the wear processor. finally, the effect of the clearance on the wear of the radial bearings has been studied numerically. the simulations also demonstrate how the contact pressure evolves during the wear process, and how the clearance influences this evolution. the study [2] aims to predict the wear in journal bearings during steady-state operation in the mixedlubrication regime starting with a critical assessment of commonly used wear laws. a novel numerical method is introduced that calculates journal bearing wear on macroscopic and asperity contact scale. for validation of the numerical method, the friction and wear behavior was studied on a special test-rig for journal bearings. both experimental and numerical results show an initial period of high friction and wear. after the first minutes of operation reduced friction can be observed. the simulations clarify, that this is caused by bearing wear on asperity roughness scale. by considering the reduced asperity interaction due to wearing-in in the calculation of contact conditions a higher accuracy of wear prediction is achieved. leaded tin bronze alloys are widely used in heavy machinery bearings operating in boundary and mixed lubrication regions due to the excellent dry lubrication properties of lead. however, restrictions on the use of lead have created an increasing demand for lead-free or low-lead bearing materials. in the study [3], suitability of 68 problems of tribology a novel bismuth bronze bimetal material for possible substitution of leaded tin bronze was studied with a special thrust bearing test device, which simulates the contact conditions in the main thrust bearing of mineral crushers. the oil-lubricated test bearings have a flat-on-flat type contact with oil grooves and a constant eccentric motion against a case hardened steel counter plate under a periodically increased axial pressure. the test was continued until a sudden rise in friction, which indicates bearing failure and risk of an imminent seizure. the bismuth bronze showed a load capacity of the same level with the reference material, continuously cast cusn10pb10. characterization by electron microscopy showed that the dry-lubricating bismuth precipitations had a fine grain size and an even distribution, which explains the good load carrying capacity. it was concluded that the bismuth bronze has potential for substituting the leaded tin bronzes in the studied operating conditions. the paper [4] investigates the performance of a ferrofluid based hydrodynamic journal bearing system considering different combination of shaft and bearing materials. an investigation was first carried out for the material combination of ferrous and non-ferrous for shaft and bearing respectively, in the presence of a ferrofluid. thereafter, analysis was conducted for the ferrous with ferrous material combination. film pressure and temperature rise were measured for varying speeds and loads. it was noticed that the film pressure generation failed owing to the attraction in the case of ferrous and ferrous material combination for the bearing and magnetic shaft. further, the temperature rise was found to be nearly double in the case of ferrous with ferrous, in comparison with ferrous with non-ferrous material combination under certain operating conditions. besides, for moderate loads and speeds, the film pressure in case of ferrofluid lubrication for ferrous and nonferrous combination increased considerably as compared to that of the conventional lubricant based journal bearing systems. moreover, the temperature rise was much smaller for ferrofluid lubricants as compared to conventional lubricants, thus, making the system cooler while running. finally, wear analysis was carried out on the ferrofluid based journal bearing system by microscopic observation of the bearing surfaces, weight loss and dls of fluid. this study indicated that the ferrous and non-ferrous material combination could probably turn out to be a suitable option for the ferrofluid based journal bearing system. hydrodynamic sliding bearings are designed to operate under fully flooded conditions to enable adequate film formation. in actual operating conditions, journal bearings could operate in a mixed or even boundary lubrication regime, for example, during the start-up/shut-down period. to prevent bearing destruction, a specific surface texture can be created on the sliding zones. one of the roles of surface irregularities is to maintain a certain amount of oil in the case of its shortage. the aim of the study [5] was to identify the characteristic parameters, such as the sliding velocity, hersey number, and friction torque or friction coefficient, when the transition of lubrication regimes occurs for different journal bearing types. the study demonstrates the results achieved in experimental investigations conducted on journal bearings, with the oil pockets on the journal surface mating with the smooth bearing and with the texture on the bearing surface co-acting with a standard smooth journal. the obtained results were also compared with the tested effects of the classical, smoothly finished journal bearing. it was found that, during shut-down, the textured journal bearings remained in hydrodynamic lubrication for longer and moved to mixed lubrication at lower speeds compared to the smooth journal bearing. oil contamination resulting from externally ingested particles is one of the major causes of journal bearing failure in industrial machinery. the present study has been carried out to assess the case of externally ingested particle contaminants in a journal bearing lubrication using acoustic emission (ae) and vibration monitoring techniques. besides quantitative evaluation, the features of ae and vibration spectra have been classified and key parameters for condition monitoring deduced. furthermore, cases involving different particles sizes and concentrations have been exhaustively examined and illustrated; and the capability of these two methods described in terms of detectability. this paper [7] investigates the impact of heat transfer between leading and trailing pad free surfaces and the space between pad regions of high-speed tilting-pad journal bearings. general influence on pad metal temperature distributions as well as magnitudes of resulting heat convection coefficients are theoretically analyzed and validated with test data for sliding speeds up to 94 m/s and specific loads up to 3.0 mpa. results indicate significant impact of trailing pad free surface heat transfer on maximum pad metal temperatures as well as potential for optimization based on the general flow pattern. moreover, limitations, extensions, and improvements of the presented study are comprehensively discussed. in [8] a transient mixed lubrication-wear coupling model (mlw coupling model) is developed to investigate the mixed lubrication and wear performances of journal bearings, and a wear experiment for journal bearing is performed to support the validity of the developed numerical model. in the coupling numerical model, the transient interaction between the behaviour of mixed lubrication and wear is considered by incorporating the wear depth distribution, which is determined by the developed friction fatigue wear model, into the film gap equation. the evolutions of the worn surface profile, wear rate, fluid pressure and asperity contact pressure over operating time are calculated by the developed numerical model. the simulated results demonstrate that the transient wear process affects the distribution trend of lubrication performances significantly, and a worn surface profile may exist that provides an optimal tribology performance of journal bearings. the simulated results also demonstrate that there are two wear stages, identified by initial and steady wear stage, of journal bearings under mixed lubrication condition. furthermore, the effects of the input parameters, including the radius clearance(c), problems of tribology 69 surface roughness (σ), asperity curvature radius (β) and boundary friction coefficient(μc), on the predicted mixed lubrication and wear performance are evaluated. currently used turbulent lubrication model [9] that considers the effects of surface roughness can only handle the isotropic rough surfaces and cannot handle the rough surfaces with directional properties. in this paper, based on the stochastic method and the ng-pan turbulent model, the stochastic turbulent lubrication models of one-dimensional longitudinal rough surface, one-dimensional transverse rough surface and isotropic rough surface are derived. the turbulent lubrication performance of a journal bearing with isotropic rough surface is calculated by the stochastic turbulent lubrication model. the results are in good agreement with the corresponding experimental data. moreover, the proposed stochastic turbulent lubrication models are also suitable for parts of friction pairs such as journal bearing and thrust bearing. the dynamic contact behavior of hydrodynamic journal bearings during start-up is investigated [10]. the hydrodynamic oil force and asperity contact force are obtained by solving the mixed lubrication model. the motion of the journal center, the contact time, and the lift-off speed of the bearing are determined. the effects of the relative clearance and acceleration time are discussed. the result shows that the hydrodynamic oil force increases sharply during the early stage of the start-up process, leading to a sharp decrease in the contact force. an increase in the relative clearance of the bearing generates a decrease in both the contact force and the contact time. also, a high start-up acceleration leads to a sharp decrease in the contact force. this paper discusses the further development of an analytical model to calculate the minimum film thickness and the transition speed in journal bearings with consideration of bearing deformations. the focus of the development was on generalising an existing model to include any relative eccentricities and width/diameter ratios. furthermore, the influence of different bearing types and the layer structure of plain bearings on the deformation are taken into account. using two white metal journal bearings as examples, the results of the new approach are discussed and compared with previous analytical models and full numerical calculations. hydrostatic assistance is a commonly used method to improve limited load carrying ability of tiltingpad thrust bearings during transient states of operation of vertical shaft hydro-generators [12]. despite of special hydraulic equipment (as pumps, valves, etc.), it also requires manufacturing of special recesses/pockets at pad sliding surfaces, into which oil is injected under high pressure. it allows to lift the rotor before start-up of the machine and form a hydrostatic film between pads and collar. there is a quite wide variety of geometry of recesses (shape, depth, and size) met in practical large bearing applications. the presence of a hydrostatic pocket (usually located in the sliding surface above the pivot area, where thin film, high oil pressure and temperature are observed) affects bearing performance under hydrodynamic operation. in theoretical researches, there is an almost common practice not to include hydrostatic recess in thermohydrodynamic (thd) or thermoelastohydrodynamic (tehd) analysis. this is probably due to the problems with obtaining solution for oil film geometry with pocket, the order of magnitude of the pocket depths being larger than gap thickness. in this paper, an attempt was taken to study the effect of lifting pocket on thd performance of a large tilting-pad thrust bearing of itaipu power plant. bearing performance was evaluated including recess shape for several cases of its depth. the results show that hydrostatic recess changes calculated bearing properties quite significantly, especially in vicinity of the pocket. it has been shown [13] before that liquids can slip at a solid boundary, which prompted the idea that parallel-surfaces bearings can be achieved just by alternating slip and non-slip regions in the direction of fluid flow. the amount of slip at the wall depends on the surface tension at the liquid–solid interface, which in turn depends on the chemical state of the surface and its roughness. in the present study a heterogeneous surface was obtained by coating half of a circular glass disc with a coating repellant to glycerol. a rotating glass disc was placed at a known/calibrated distance and the gap was filled with glycerol. with the mobile surface moving from the direction of slip to non-slip region it can be theoretically shown that a pressure build up can be achieved. the pressure gradient in the two regions is constant, similar to that in a rayleigh step bearing, with the maximum pressure at the separation line. the heterogeneous disc was placed on a holder supported by a load cell thus the force generated by this pressure increase can be measured accurately. tests were carried out at different sliding speeds and gaps and the load carried was measured and subsequently compared with theoretical calculations. this allowed the slip coefficient to be evaluated. in the study [15], based on the classical archard adhesion wear theory, a three-dimensional finite element model was established, with the aim of simulating the failure process of self-lubricating spherical plain bearings in the swinging wear condition. the results show that the self-lubricating spherical plain bearings go through two different stages during the wear process, namely, initial wear stage and stable wear stage. because the large contact points wear out during the initial wear stage, the maximum contact pressure decreases as the test period increases. the relatively larger wear depth region shows elliptical distribution, and the maximum distribution appears in the central contact area. the wear depth reaches 0.974 mm after swinging 25,000 times. ptfe fibers, which possess a good friction performance but poor abrasion resistance, abundantly exist on the friction surfaces of the fabric liner. consequently, the friction torque during the initial wear stage is slightly smaller than the friction torque during the stable wear stage; however, the wear rate during the initial wear stage is high. the reliability and effectiveness of the finite element model are verified by experiment. the developed finite element model can be used for the analysis of the wear mechanisms of bearings and the prediction of the service life of bearings. 70 problems of tribology i paper [15] developed a technique to assess the workability of sealed-for-life greased rolling bearings after a long-term storage. in this framework, we devised a model of equivalent transition between the conditions of natural ageing under daily and seasonally fluctuating temperature, and the conditions of accelerated thermal ageing at a constant high temperature. the tested bearings were thermally aged, and then their steady state friction and outer ring temperature were examined in a custom high-speed spindle. these results were compared to the performance of a reference new bearing tested under the same loading conditions. our findings suggest that long-term storage can significantly degrade the performance of sealed-for-life greased rolling bearings. however, a proper running-in can substantially deter the ageing-driven degradation of the bearings. the paper [16] presents a numerical study for nonlinear rotordynamic response with bifurcations of tilting pad journal bearings when pad–pivot friction forces are taken into account. a stribeck friction model is employed to determine the friction coefficient for the contacts between the pads and the spherical-type pivots. the boundary/mixed/hydrodynamic friction mode is determined for each pad surface based on the instantaneous angular motion of the pads. a jeffcott type rotor supported on 5-pad tilting pad journal bearings is used for the structural model, and finite element fluid film models are utilized to calculate the reaction forces and moments on the pads. the simulation results show that pad–pivot friction plays an important role in determining the stability of the rotor system. for the autonomous condition, the friction induces a hopf bifurcation and generates limit cycles at high rotor spin speed (>14 krpm), which were originally stable equilibrium states with a no friction condition. for the nonautonomous condition, the 1× synchronous response becomes subsynchronous/quasiperiodic responses in the high-speed range (>14 krpm) with the appearances of neimarksacker bifurcations. it is shown that the outbreak points and corresponding response types are highly dependent on the state of disk imbalance. a comparison of the linear and nonlinear models clearly illustrates the importance of retaining nonlinear forces to determine potential deleterious vibration. in [17] it becomes impossible to use conventional fluid film journal bearings in the hot working environments (500–800 °c) due to rapid thermal degradation of lubricating oils. under this situation, powder lubricants prove beneficial in spite of high friction values associated with them in comparison to lubricating oils. thus, reduction of friction in powder-lubricated journal bearings is an essential task for making the operation energy efficient. hence, the objective of this paper is to explore the reduction of coefficient of friction in a powder-lubricated journal bearing employing different pocket shapes (elliptical, parabolic, rectangular, and trapezoidal) placed on bore surface. based on the investigations reported herein, it is found that the journal bearing having rectangular pocket yields least coefficient of friction among all the cases. surface texturing is a technique for improving frictional and hydrodynamic performances of journal bearings because microtextures can serve as reservoirs for oil or traps for debris and may also generate hydrodynamic pressure. over the past two decades, many researchers have experimentally demonstrated that texturing of various tribological elements can reduce friction force and wear, contributing to improvement of lubrication performance. some numerical studies have examined the hydrodynamic lubrication conditions and reported that surface texturing affects the static characteristics of journal bearings, such as their load carrying capacity and friction torque. however, the validity of these numerical models has not been confirmed because of a lack of experimental studies. this study [18] proposes a numerical model that includes both inertial effects and energy loss at the edges of dimples on the surface of a journal bearing in order to investigate the bearing's static characteristics. experimental verification of journal bearings is also conducted with a uniform square-dimple pattern on their full-bearing surface. the results obtained by the model agree well with those of experiment, confirming the model's validity. these results show that under the same operating conditions, textured bearings yield a higher eccentricity ratio and lower attitude angle than the conventional ones with a smooth surface. this tendency becomes more marked for high reynolds number operating conditions and for textured bearings with a large number of dimples. by enhancing surface properties and by reducing weight and size of machine elements, future trends in resource efficiency for machines can be fulfilled. rolling element bearings are widely used machine elements. by improving their boundary zone properties, there is a potential to extend maintenance-free operating periods, postpone replacements or increase the lifespan of the complete system. the aim is to set favorable boundary zone properties by enhancing the residual stress state within the manufacturing process. for this, the processes hard turning and deep rolling were investigated in [19]. the influence of the initial residual stress state on fatigue life was calculated using a model based on the approach of ioannides and harris. the resulting residual stresses after the manufacturing process and their changes during operation in a bearing test rig are discussed and compared to those of standard bearings. the tests prove that pre-induced residual stresses increase is able to significantly delay rolling contact fatigue-related bearing failures. the friction properties of a range of viscosity modifier-containing oils in an engine bearing have been studied in the hydrodynamic regime using a combined experimental and modelling approach [20]. the viscometric properties of these oils were previously measured and single equations derived to describe how their viscosities vary with temperature and shear rate (marx et al. tribol lett 66:92, 2018). a journal bearing machine has been used to measure the friction properties of the test oils at various oil supply temperatures, while simultaneously measuring bearing temperature using an embedded thermocouple. this shows the importance of taking account of thermal response in journal bearings since the operating oil film temperature is often considerably higher than the oil supply temperature. for newtonian oils, friction coefficient measurements made problems of tribology 71 over a wide range of speeds, loads and oil supply temperatures collapse onto a single stribeck curve when the viscosity used in determining the stribeck number is based on an effective oil film temperature. journal bearing machine measurements on vm-containing oils show that these give lower friction than a newtonian reference oil. a thermo-hydrodynamic model incorporating shear thinning has been used to explore further the frictional properties of the vm-containing oils. these confirm the findings of the journal bearing experiments and show that two key factors determine the friction of the engine bearing; (i) the low shear rate viscosity of the oil at the effective bearing temperature and (ii) the extent to which the blend shear thins at the high shear rate present in the bearing. ultra-high molecular weight polyethylene (uhmwpe)/ graphene nanoplatelets (gnps) nanocomposite coatings were developed [21] to reduce friction and wear in the absence of liquid lubrication. uhmwpe nanocomposite powders with different loadings (0.25, 1, and 2 wt.%) of gnps were prepared and electrostatic spraying technique was then used to deposit the nanocomposite powders on aluminum alloy to form a thin coating. friction and wear tests were conducted on the coatings against a flat-end pin, made of hardened tool steel to determine the best loading of gnps. that was further tested to investigate the effect of sliding speed and contact pressure on its tribological properties and to establish coating operating limits. results showed that uhmwpe nanocomposite coating reinforced with 1 wt.% gnps showed the best tribological performance. it reduced wear rate by about 51% as compared to the pristine uhmwpe coating. the coating sustained a maximum sliding speed of 1 m/s at a contact pressure of 4 mpa equivalent to a pressure and velocity (pv) value of 4 mpa.m/s. wind turbine drive train system failures have been the major source of down time and costly repairs. one of the main failure modes associated with gearbox failures is the formation of white etching cracks (wecs) in bearings. in this paper, low-speed intermediate shaft (lsis) and high-speed intermediate shaft (hsis) bearings are collected from failed gearboxes to examine microstructural alterations and evaluate damage [22]. butterfly wing formations are detected in lsis bearings around nonmetallic inclusions at depths of up to about 260 µm from the contact surface and the measured span length ranging from 5 to 70 µm. circumferential cracks oriented parallel to the contact surface are detected at depths greater than 300 μm. irregular white etched cracks are revealed in hsis bearings with random crack orientations. the crack depth is measured to be 7000 μm in the cross section perpendicular to the bearing axis. the bearing characterization revealed that microstructural alterations can occur with and without the formation of cracks. evidence found supports the existing hypotheses that (1) white etch areas precedes crack formations and (2) cracks are prerequistes for white etch formation. the microstructural alterations detected in lsis and hsis bearings are observed to have different crack morphology and could be initiated by different mechanisms. the results presented in this paper can be used to develop materials-based prognostic life prediction models. this can be achieved by linking wecs and butterfly wings qualitative observations to turbine real operating conditions, bearing design, and manufacturing process. a general, cfd-based frequency response method for obtaining the dynamic coefficients of hydrodynamic bearings is presented [23]. the method is grounded in experimental parameter identification methods and is verified for an extremely long, slider bearing geometry as well as short and long journal bearing geometries. the influence of temporal inertia on the dynamic response of the bearings is discussed and quantified through the inclusion of added mass coefficients within the mechanical models of the hydrodynamic bearing films. methods to separate the dynamic stiffness into static stiffness and added mass contributions are presented and their results compared. harmonic perturbations are applied to the bearings at varying frequencies to determine the frequency dependence of the dynamic coefficients and to facilitate the decomposition of the dynamic stiffness into its constituents. added mass effects are shown to be significant for the extremely long slider bearing geometry and negligible for the short and long journal bearing geometries under operating conditions motivated by those typical of marine bearings. the paper [24] focuses on the operating behavior of journal bearings for industrial machinery application during run-ups. for this purpose, a numerical simulation code that is based on a two-dimensional extended and generalized reynolds equation and a full three-dimensional energy equation, was advanced by a theoretical model considering the effects of mixed friction and warming of journal components during start-up. the mixed friction routine contained the elastic half-spaces model proposed by boussinesq, which considers the influence of rough surfaces by implementing flow factors and calculates additional stiffness and dissipation in areas with solid interactions. furthermore, a transient term was added in the energy equation to consider the thermal inertia of journal, and bearing to ensure a realistic heating during run-ups. results of the prediction were compared to experimental data taken from a special test rig built up for validation procedures. besides the conventional sensors for temperature, oil flow, and relative motion between shaft and stator, a contact voltage measurement was installed to determine the intensity of mixed friction. the evaluation of experimental data by stribeck curves, based on a shaft torsion measurement, indicated a significant influence of run-up time on frictional moment. the friction coefficient of the rotor bearing system was strongly influenced by the run-up time. a short run-up time reduced the frictional coefficient in the mixed lubrication regime while the opposite behavior was observed in the hydrodynamic lubrication regime. the numerical code predicted these tendencies in good agreement with experimental data, however, only if the transient energy model was applied. a comparative study between a conventionaland leading edge grooved (leg) tilting pad journal bearing (tpjb) segment is performed in [25]. the developed model uses the shear stress transport (sst) turbulence 72 problems of tribology model, coupled with the energy equation and a partial differential equation for the fluid domain mesh displacement to predict the thermal flow characteristics. instead of using an effective boundary condition to determine the inlet temperature of the leg pad and excluding the additional leg portion, as is common practice, the whole geometry of the leg is modeled. several sizes of the leg portion is investigated and it is shown to have quite a small influence on pressure, temperature, film thickness and turbulence intensity. moreover, the results also show that the conventional pad gives rise to higher levels of turbulence in the mid plane compared to its leg counterpart, while the latter has a marginally higher value of turbulence when the volume average value is computed. the maximum value of turbulence is however present in the conventional model. new stress-based life models are introduced to define “dynamic stress capacity” in rolling bearings for the first time. the generalized stress capacity equations are formulated, for both point and line contacts, in terms of distinct geometrical and materials parameters while the empirical constants are now material independent [26]. life equations are first developed for individual rolling element to race contacts and then statistically combined to estimate lives of both races, rolling elements, and, finally, the whole bearings for both ball and roller bearings. an estimate of the empirical constant for the ball bearing equation is derived by regression analysis of available experimental data. the applicable constant for roller bearings is then derived by relating the ball and roller bearing constants to the fundamental subsurface fatigue hypothesis applicable to both point and line contacts. for aisi 52100 bearing steel at room temperature, life predictions with the new stress-based equations are in complete agreement with those currently provided by widely used load-based formulations, where the empirical constant contains the elastic properties of aisi 52100 bearing steel. in addition to these life equations based on the magnitude and depth of maximum orthogonal subsurface shear stress and the volume of material stressed, a new model that eliminates life dependence on the depth of maximum orthogonal shear stress and relates life to only the subsurface maximum shear stress and the stressed volume is presented. though the predicted life estimates with the currently used and newly introduced life models are comparable in the contact stress range of 2 to 3 gpa, the new model provides significantly higher lives at low contact stresses. in the article [27], a method for identification of equivalent stiffness was proposed based on a genetic algorithm by studying the stiffness characteristics of autoeliminating clearance auxiliary bearing devices (acabds) in static condition. subsequently, the equivalent stiffness damping model and the hertz contact theory were combined to establish the theoretical equations of the acabd. moreover, the linear equivalent model of the acabd was established to eliminate the influence of contact of the revolute pair on mode shape and mode frequency of the rotor. in addition, simulations and experiments were carried out to verify the effectiveness of the genetic algorithm–based stiffness identification method. the results indicated that the relative errors between the equivalent stiffness in the x and y directions identified by the linear equivalent model and the theoretical values were 6.22 and 7.19% respectively, demonstrating the feasibility of this identification method. a method for forming an exact self-similar solution to the problem of hydrodynamic calculation of a radial plain bearing that operates in a steady-state friction mode in the presence of a lubricant has been constructed [28]. based on the equation of motion for a viscous incompressible electrically conducting liquid in the case of a “thin layer,” the continuity equation, and expressions for the dissipation rate of mechanical energy, an analytical relationship for the molten surface profile of fusible coating on a bearing bush taking into account the viscosity and electrical conductivity of a liquid lubricant depending on pressure is obtained. the effect of the parameters characterizing the dependence of viscosity and electrical conductivity on pressure and the effect of a parameter caused by melting the fusible coating surface of the bearing bush exerted on the bearing capacity and friction force are demonstrated. the second version of the original bearing builder finite element method (bbfem) software and its application for analyzing the hydrodynamics of cylindrical sliding bearings has been briefly described [29]. the two-dimensional problem of the lubricating fluid flow in a bearing clearance taking into consideration the different types of deviations in the contact surface from a cylindrical shape has been solved by the finite element method. the bearing design that leads to the formation of several hydrodynamic friction zones (fluid wedges) has been considered. the role of the contact compliance of a shaft and a bush and the operation factors that cause the deviation from the initial cylindrical shape of a bearing, including the deformations and the misalignment of the shaft and bush is shown by citing specific examples of antifriction composites of different compositions. effective conditions of friction in units that ensure performance and maximum longevity have been created by flood lubrication under the conditions of elastohydrodynamic (ehd) lubrication. in connection with this, prolonging the service life of friction units by ensuring local requirements to the amount of oil in the contact area and establishing the optimum choice of lubricating material in terms of its viscosity ratings is a topical problem for rolling bearings. thus, it is suggested to determine the parameter of the lubricating layer (λ) values for the conditions of flood lubrication (λo) and progressing (λo.s ) and catastrophic (λ c.s ) oil starvation for a wide spectrum of lubricating materials of different viscosity, since, in oil starvation mode, the efficiency of ehd conditions is violated, the lubrication mode is disturbed, and the bearing capacity of the ehd lubricating layer is lost. problems of tribology 73 conclusion the issues of creating efficient structural bearing assemblies, including through the use of new hybrid materials and structures, are considered. much attention is paid to the problem of bearing wear and reducing the coefficient of friction. separately considered issues of computer modeling of working conditions and design of structures. considered modern approaches to the calculated evaluation of bearings, the solution of contact problems. this review allows scientists and engineers to do the right task setting when planning further research on bearing tribo systems. references 1. ali rezaeia, wimvan paepegema, patrick de baets, wouter ost. adaptive finite element simulation of wear evolution in radial sliding bearings. wear. volume 296, issues 1–2, 660-671, (2012). 2. florian könig, achraf ouald chaib, georg jacobs, christopher sous. a multiscale-approach for wear prediction in journal bearing systems – from wearing-in towards steady-state wear. wear, volumes 426–427, part b, 2019, 1203-1211 3. v. t. oksanen, a. j. lehtovaara, m. h. kallio. load capacity of lubricated bismuth bronze bimetal bearing under elliptical sliding motion. wear, volumes 388–389, 2017, 72-80 4. nimeshchandra s. patel, d. p. vakharia, g. m. deheri, h. c. patel. experimental performance analysis of ferrofluid based hydrodynamic journal bearing with different combination of materials..wear, volumes 376–377, part b, 2017, 1877-1884. 5. lidia galda, jaroslaw sep, artur olszewski, tomasz zochowski. experimental investigation into surface texture effect on journal bearings performance.tribology international, volume 136, 2019, 372-384 6. surojit poddar, n. tandon. detection of particle contamination in journal bearing using acoustic emission and vibration monitoring techniques.tribology international, volume 134, 2019, 154-164. 7. thomas hagemann, christopher zeh, hubert schwarze. heat convection coefficients of a tilting-pad journal bearing with directed lubrication.tribology international, volume 136, 2019, 114-126. 8. guo xiang, yanfeng han, jiaxu wang, jiefu wang, xiaokang ni. coupling transient mixed lubrication and wear for journal bearing modeling. tribology international, volume 138, 2019, 1-15. journal bearing and thrust bearing. 9. shaoyu zhu, jun sun, biao li, xiaoyong zhao, guixiang zhu. stochastic models for turbulent lubrication of bearing with rough surfaces. tribology international, volume 136, 2019, 224-233. 10. shuhui cui, le gu, liqin wang, bo xu, chuanwei zhang. numerical analysis on the dynamic contact behavior of hydrodynamic journal bearings during start-up. tribology international, volume 121, 2018, 260-268. 11. t. illner, d. bartel, l. deters. determination of the transition speed in journal bearings under consideration of bearing deformation. tribology international, volume 82, part a, 2015, 58-67. 12. fillon, m., wodtke, m. & wasilczuk, m. friction (2015) 3: 266. https://doi.org/10.1007/s40544-0150092-4 13. thomas, e., pascovici, m.d. & glovnea, r.p. friction (2015) 3: 287. https://doi.org/10.1007/s40544015-0098-y. 14. xue, y., chen, j., guo, s. et al. friction (2018) 6: 297. https://doi.org/10.1007/s40544-018-0206-x. 15. varenberg, m., kligerman, y., halperin, g. et al. friction (2018). https://doi.org/10.1007/s40544018-0255-1 16. sitae kim and alan b. palazzolo.pad–pivot friction effect on nonlinear response of a rotor supported by tilting-pad journal bearings.j. tribol 141(9), 091701, 2019, doi: 10.1115/1.4043971 17. faisal rahmani, r. k. pandey and j. k. dutt. performance studies of powder-lubricated journal bearing having different pocket shapes at cylindrical bore surface. j. tribol 140(3), 031704, 2018, doi: 10.1115/1.4038678 18. hiroyuki yamada, hiroo taura and satoru kaneko. static characteristics of journal bearings with square dimples . j. tribol 139(5), 051703, 2017, doi: 10.1115/1.403577 19. pape, f., neubauer, t., maiß, o. et al. tribol lett (2017) 65: 70. https://doi.org/10.1007/s11249-0170855-3 20. vladescu, sc., marx, n., fernández, l. et al. tribol lett (2018) 66: 127. https://doi.org/10.1007/s11249-018-1080-4 21. aliyu, i.k., mohammed, a.s. & al-qutub, a. tribol lett (2018) 66: 144. https://doi.org/10.1007/s11249-018-1096-9 22.singh, h., pulikollu, r.v., hawkins, w. et al. tribol lett (2017) 65: 81. https://doi.org/10.1007/s11249-017-0861-5 23. troy snyder and minel braun. a cfd-based frequency response method applied in the determination of dynamic coefficients of hydrodynamic bearings. part 1: theory. lubricants 2019, 7(3), 23; https://doi.org/10.3390/lubricants7030023 74 problems of tribology 24. maximilian prölß, hubert schwarze, thomas hagemann, philipp zemella and philipp winking theoretical and experimental investigations on transient run-up procedures of journal bearings including mixed friction conditions. lubricants 2018, 6(4), 105; https://doi.org/10.3390/lubricants6040105 25. philip croné , andreas almqvist and roland larsson. thermal turbulent flow in leading edge grooved and conventional tilting pad journal bearing segments—a comparative study. lubricants 2018, 6(4), 97; https://doi.org/10.3390/lubricants6040097 26. pradeep k. gupta & erwin v. zaretsky. new stress-based fatigue life models for ball and roller bearings.ctribology transactions, volume 61, 2018 issue 2. pp. 304-324. 27 chaowu jin, guochang li, yazhong hu, yuanping xu & longxiang xu.. identification of mechanism stiffness of autoeliminating clearance for auxiliary bearing. tribology transactions, volume 62, 2019 issue 2 28. lagunova, e.o. & mukutadze, m.a. j. frict. wear (2019) 40: 88. https://doi.org/10.3103/s1068366619010112 29. zernin, m.v., mishin, a.v., rybkin, n.n. et al. j. frict. wear (2017) 38: 242. https://doi.org/10.3103/s1068366617030163 30. dmitrichenko, n.f., milanenko, a.a., hluhonets, a.a. et al. j. frict. wear (2017) 38: 126. https://doi.org/10.3103/s1068366617020076. дыха а.в., дытынюк в.а., посонский с.ф., зеленская л.и. современные исследования подшипниковых трибосистем: обзор подшипники скольжения являются одним из важных узлов трения современных машин, обеспечивающих их длительную работу. опоры скольжения определяют точность исполнительных движений рабочих органов машин. создание и исследование надежных и точных подшипников скольжения является важной проблемой машиностроения. в данном обзоре представлены результаты исследований подшипников скольжения, опубликованные за последние годы в специализированных научных журналах. рассмотрены вопросы создания эффективных конструкий подшипниковых узлов, в том числе за счет использования новых гибридных материалов и конструкций. большое внимание уделено проблеме изнашивания подшипников и снижения коэффициента трения. отдельно рассмотрены вопросы компьютерного моделирования условий работы и проектирования конструкций. рассмотрены современные подходы расчетной оценки подшипников, решения контактных задач. данный обзор позволяет ученым и инженерам делать правильные постановки задач при планировании дальнейших исследований подшипниковых трибо систем.. ключевые слова: опорные подшипники скольжения, износ, трение, контактные задачи, лабораторные испытания. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 28 андрущенко м.і., осіпов м.ю., куликовський р.а., капустян о.є., акритова т.о. запорізький національний технічний університет, м. запоріжжя, україна e-mail: mosipov61@ukr.net проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліноважільних пресів. частина 2. технологічний процес та спеціальне обладнання для відновлення колінчастих валів удк 621.791.927.5:669.15 порівняльний аналіз способів відновлення зношених робочих елементів валів показав, що оптимальним варіантом відновлення поверхонь шатунної шийки та посадочних місць є широкошарове наплавлення холоднокатаною стрічкою під флюсом, а заварку шпонкових пазів доцільно проводити дротом суцільного перетину в захисних газах. обґрунтовані параметри режимів відновлення зношених робочих елементів валу. основні із них: напруга дуги 30 32 в, струм дуги 650 ± 20 а, швидкість наплавлення 0,5 см/с. запропоноване спеціальне устаткування на якому можна наплавляти шатунну шийку і посадкові місця. розроблено маршрут технологічного процесу. техніко економічні розрахунки показали, що при відновленні і зміцненні навіть одного валу економічний ефект може досягати сотень тисяч гривень. ключові слова: колінчастий вал, коліно-важільний прес, шатунна шийка, шпонковий паз, знос, режими наплавлення. вступ у першій частині даної роботи [1] представлені результати аналізу умов зношування колінчастого валу і сформульовані вимоги, які до нього пред'являються. показано, що поверхня шатунної шийки працює в умовах багатоциклового втомного зношування. із за нерівномірності питомого тиску на поверхню шийки в межах одного циклу пресування величина зносу по її периметру не однакова і змінюється в межах 0,4-2,0 мм. посадкові місця під підшипники кочення і маточина зубчастої шестерні зношуються в результаті фреттинг-корозії, на що вказує наявність дрібних продуктів зношування (оксидів) на посадочних місцях. при досягненні критичної величини зносу може виникати проковзування поверхонь валу і підшипників, що може призвести до утворення задирів. шпонковий паз зношується в результаті фреттинг-корозії і пластичного деформування його бічних поверхонь. в якості матеріалу для відновлення поверхні шатунної шийки обрано сталь 40г2ф, а для посадочних місць і шпонкових пазів – метал типу 35сг. в той же час структура наплавленого металу, його властивості, геометричні характеристики наплавленого шару залежать не тільки від типу металу, а і від виду електродного матеріалу (дріт, стрічка та ін.), режимів та техніки наплавлення, тому виникла необхідність подальших розробок. мета роботи метою другої частини роботи було вибір способів, режимів і техніки відновлення колінчастих валів, які б забезпечували необхідну структуру і властивості наплавленого шару і крім того, по продуктивності і технологічності відповідали б особливостям конструкції деталі і вимогам виробництва. крім того однією з задач було проектування спеціального обладнання і вибір маршруту технологічного процесу. вибір та обґрунтування способів відновлення колінчастих валів розглядаючи високопродуктивні способи наплавлення в захисних газах і під флюсом, враховуємо, що при наплавленні відкритою дугою: відбувається розбризкування електрода, що плавиться, гірше якість поверхні, вище швидкість охолодження наплавленого валика, що збільшує ймовірність утворення холодних тріщин. тому варіант наплавлення відкритою дугою в подальшому не розглядали. найбільшого поширення набуло наплавлення під флюсом одним дротяним електродом [2]. цей метод характеризується простотою реалізації і стабільністю процесу. однак, для цього способу характерні велика глибина проплавлення – вища питома витрата електродного матеріалу та електроенергії, недостатня продуктивність способу. більш висока продуктивність досягається при багатоелектродному наплавленні дротами [3, 4] і широкошаровому наплавленні стрічковим електродом [4, 5, 6]. в першому випадку забезпечується висока продуктивність процесу, зниження питомого тепловкладення та деяке зменшення глибини проплавлення. але при цьому складніше забезпечити загальну стабільність процесу, проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 29 виникає необхідність проектування та використання механізмів подачі, більш складних ніж при одноелектродному наплавленні, вартість дроту вище, ніж стрічки. другий спосіб, крім переваг характерних для багатоелектродного способу, дозволяє отримати мінімально можливу долю участі основного металу в наплавленому (4 6 %) [7]. у зв'язку з вищевикладеним, був обраний спосіб широкошарового наплавлення стрічкою під флюсом. при цьому, з огляду на невисокий рівень легування наплавленого металу, з трьох можливих видів стрічок (суцільного перетину, порошкова, керамічна) слід віддати перевагу холоднокатаній стрічці суцільного перетину, яка при порівняно невисокій вартості забезпечує більш високу однорідність наплавленого металу. потенційні можливості обраного способу і матеріалів можуть бути забезпечені тільки за умови вибору найбільш прийнятних режимів наплавлення. при цьому очевидно, що обґрунтований вибір параметрів процесу і розробка технології можливі тільки на основі досить повних уявлень про сутність і особливості цього способу, вплив режимів на стабільність процесу і властивості наплавленого металу. найбільш ґрунтовні дослідження способу наплавлення стрічкою під флюсом проведені в приазовському державному технічному університеті. значна увага цьому способу була приділена в роботах запорізького національного технічного університету (знту). тому при виборі режимів наплавлення спирались в основному на роботи цих навчальних закладів. характер плавлення стрічки залежить від поведінки дуги на її торці [5, 6]. процес плавлення визначає продуктивність розплавлення електродного матеріалу, характер переносу крапель в зварювальну ванну, глибину і рівномірність проплавлення основного металу, фізико-хімічні процеси, що протікають при взаємодії крапель електродного металу з флюсом. характер проплавлення основного металу визначає ступінь перемішування основного металу з наплавленим. збільшення частки основного металу в наплавленому шарі знижує ефективність дії легуючих елементів електродного матеріалу. параметри режиму, рід і полярність струму істотно впливають на перехід вуглецю з основного металу в наплавлений [5]. основними критеріями оптимальності технологічного процесу є стійкість процесу наплавлення, геометричні характеристики наплавленого валика і структура металу після охолодження. застосування оптимальних режимів, що сприяють отриманню наплавленого шару заданих розмірів і забезпечують мінімальний припуск на подальшу механічну обробку наплавленої поверхні, дозволяє економно витрачати електродний матеріал і електроенергію, забезпечуючи високу продуктивність процесу наплавлення. більшість параметрів процесу наплавлення взаємопов'язані. так, наприклад, струм і напруга в значній мірі залежать від ширини і товщини стрічки. розміри стрічки залежать в свою чергу від допустимої довжини зварювальної ванни, яка пов'язана з діаметром деталі, що наплавляється. у літературі немає строгих, категоричних рекомендацій по послідовності вибору параметрів технологічного процесу при широкошаровому наплавленні і універсальних методах розрахунку режимів наплавлення. якщо наводяться аналітичні залежності, то при цьому обумовлюється, що дані формули слід застосовувати тільки для певних режимів наплавлення, або інших параметрів процесу. більш наочними є графічні залежності і номограми. при наплавленні електродною стрічкою під флюсом частка основного металу в наплавленому γ визначається відношенням площі проплавлення основного металу, до площі всього перерізу шва, що включає і площу перетину наплавленої частини валика (рис. 1). рис. 1 – геометричні характеристики наплавленого валика: bв – ширина валика; с – висота валика; hп – глибина проплавлення при широкошаровому наплавленні циліндричних деталей ширина стрічки може перевищувати 100 мм [5]. однак при ширині більше 70 мм помітно зростає шкідливий вплив магнітного дуття і без застосування спеціальних пристроїв практично неможливо забезпечити якісне формування наплавленого шару. крім небезпеки магнітного дуття неправильний вибір ширини стрічки та інших параметрів може привести до стікання наплавленого металу. процес стікання залежить від довжини зварювальної ванни, яку можна регулювати зміною ширини стрічки, потужності дуги і швидкості наплавлення. за даними [6] допустима довжина ванни прямо корелює з діаметром деталі і для діаметру 250 мм досягає 40 мм. тобто з одного боку ширина стрічки обмежена діаметром деталі, з іншого зі зменшенням ширини стрічки відбувається небажане збільшення глибини проплавлення (рис. 2). проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 30 рис. 2 – залежність параметрів наплавленого валика від ширини стрічки виходячи з даних рис. 2 слід обрати ширину стрічки 50 мм. зі збільшенням товщини стрічки глибина проплавлення і частка участі основного металу підвищується (рис. 3) [5]. тому бажано використовувати стрічки мінімальної товщини. однак, з іншого боку, стрічки малої товщини легко деформуються, можуть відхилятися при наплавленні від заданого положення навіть під тиском шару флюсу. тому, базуючись на відомих даних [5], а також виходячи з результатів досліджень, проведених в знту, слід призначити товщину стрічки 0,5 мм. таким чином перетин стрічки складе 25 мм2. рис. 3 – залежність параметрів наплавленого валика від товщини стрічки проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 31 крім геометричних параметрів стрічки, суттєвий вплив на якість наплавлених валиків і їх геометричні характеристики мають напруга і струм дуги (рис. 4, 5) [5, 6]. в той же час напруга мало впливає на продуктивність розплавлення електрода і глибину проплавлення основного металу. рис. 4 – вплив напруги дуги на параметри наплавленого валика рис. 5 – вплив величини зварювального струму на параметри наплавленого валика занадто низька напруга ускладнює запалювання дуги, вона стає нестійкою, ширина валика значно зменшується. при великих коливаннях напруги дуги валик по ширині звужується, його товщина стає мінливою по довжині, а поверхня горбистою [5, 8]. підвищена напруга в поєднанні з високою швидкістю наплавлення призводить до утворення грубої і нерівномірної поверхні наплавлення, а подальше підвищення напруги – до витікання зварювальної ванни зі шлакової оболонки. зі збільшенням напруги зростає витрата флюсу, збільшується обсяг шлакової ванни, що ускладнює її утримання при наплавленні циліндричних деталей [5]. узагальнюючи вищесказане і дотримуючись рекомендацій робіт [5, 9] для товщини стрічки 0,5 мм вибираємо напругу в межах 30 32 в. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 32 зі збільшенням зварювального струму глибина проплавлення зростає, незважаючи на те, що товщина рідкого прошарку збільшується. останнє пояснюється наявністю механічного впливу дуги на ванну рідкого металу, який зростає пропорційно квадрату струму. якщо зварювальний струм малий, то утворюється вузький валик з нерівними краями і непроварами, дуга горить нестійко і гасне, а стрічка, замикаючись на виробі, нагрівається і рветься при виході зі струмопідводних губок. якщо ж струм перевищує оптимальне значення, то його збільшення погіршується формування валика [5]. при великому струмі і швидкості наплавлення відбувається «набігання» шлаку попереду електродної стрічки. мінімально допустимі (критичні) значення струму залежать від ширини стрічки. відповідно до цього для стрічки шириною 50 мм iкр = 530 540 а (рис. 6, а). з іншого боку, за даними [5], критерієм відповідності зварювального струму заданому електроду є лінійна щільність струму, яка виражається відношенням струму до товщини стрічки. відповідно до цього оптимальна лінійна щільність струму для обраної стрічки (0,5 мм) становить 14 а/мм (рис. 6, б). звідси випливає, що наплавлення стрічкою товщиною 0,5 мм необхідно вести при загальному струмі 700 а. при таких значеннях товщини стрічки і величини струму ще не проявляється магнітне дуття. у той же час в роботі [5] зазначено, що висока якість наплавленого металу можлива і на інших струмах, декілька більше або менше оптимальних. обираємо величину сили струму проміжною між мінімально та максимально допустимими 600 650 а. а б рис. 6 – залежність критичної величини струму (а) та оптимальної лінійної щільності струму (б) від ширини стрічки при наплавленні стрічкою можна використовувати як постійний, так і змінний струм. однак за даними [5] при змінному струмі дуга горить нестабільно, спостерігається розбризкування металу, утворюються підрізи, товщина наплавленого шару стає нерівномірною по ширині валика. наплавлення на постійному струмі має низку переваг і при однаковій продуктивності є більш вигідним. однак при сильному магнітному дутті переваги зварювання на постійному струмі зникають. тому, якщо є можливість управляти магнітним дуттям, або уникнути його, то краще вести наплавлення на постійному струмі. вплив полярності струму при наплавленні електродною стрічкою залежить від його величини. численні досліди по вивченню впливу полярності струму при наплавленні електродною стрічкою показали [5], що при струмі до 650 700 а полярність струму на глибину проплавлення не впливає, проте в разі застосування зворотної полярності забезпечується висока стабільності горіння дуги і кращий зовнішній вигляд наплавленого металу, а схильність до утворення пор в наплавленому металі значно знижується; при великих струмах – навпаки. тому при наплавленні колінчастих валів на порівняно невеликих струмах для зменшення глибини проплавлення, наплавлення необхідно вести на зворотній полярності. швидкість наплавлення має найбільший вплив на глибину проплавлення і перемішування основного металу з наплавленим (рис. 7). з її зростанням збільшується глибина проплавлення, зменшується ширина і товщина наплавленого валика, частка участі основного металу в наплавленому різко зростає [5]. з іншого боку при малих швидкостях наплавлення, між торцем електрода і наплавленою поверхнею утворюється значна кількість рідкого металу. швидкість наплавлення залежить від зварювального струму, розмірів стрічки, марки електродного матеріалу, складу флюсу, форми виробу і т.д. згідно з рис. 7 оптимальна швидкість складає 0,35 0,40 см/с. при цьому величина струму складе 680 700 а (рис. 8). відповідно до рекомендацій [5] для стрічки шириною 50 мм максимальна критична швидкість наплавлення, при якій валик ще зберігає суцільність, але його висота стає нерівномірною, становить 0,5 см/с. таким чином, приймаємо величину струму 650 ± 20 а. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 33 рис. 7 – залежність параметрів наплавленого валика від швидкості наплавлення рис. 8 – номограма оптимальних режимів наплавлення виліт електрода визначає рівень попереднього підігріву стрічки. незначний виліт призводить до слабкого підігріву стрічки і сприяє збільшенню глибини проплавлення. виліт електрода повинен бути більшим насипної висоти флюсу. збільшення вильоту більше 30 мм призводить до зменшення глибини провару і зростання продуктивності розплавлення. якщо ж виліт електрода надмірно великий, то дуга стає нестійкою і з'являється небезпека виникнення пористості в наплавленому металі [6]. збільшення вильоту вище рекомендованого для даних товщин стрічок призводить до нерівномірності розплавлення стрічки по ширині і порушення стабільності процесу. в наплавлених валиках з'являються пропуски, кількість яких збільшується з підвищенням швидкості наплавлення. при цьому вільний кінець електрода через перегрів втрачає жорсткість, стає м'яким і відгинається при наплавленні під дією опору флюсу. зварювальна ванна може оголюватися і наплавлений метал стає неякісним. загин електрода може спричинити за собою обрив дуги і припинення процесу наплавлення. відповідно до рекомендацій [6], виліт електрода вибираємо в межах 30 40 мм. таким чином, на основі аналізу літературних даних про вплив параметрів процесу наплавлення стрічковим електродом на його стабільність і характеристики наплавленого шару, обрано спосіб, матеріали та режими наплавлення шийок колінчастих валів. технологічний процес відновлення робочих поверхонь валу заключається в наступному. вал закріплюється в обертачі (рис. 9). при обертанні вала зі швидкістю наплавлення проводиться місцевий підігрів поверхні, яка наплавляється до температури 330 °с ± 20 °с [8]. заплавлення шпонкових пазів напівавтоматом а-765 дротом 35сг необхідно вести при наступних параметрах режиму (табл.) [10]. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 34 рис. 9 – установка для наплавлення: 1 – автомат для наплавлення; 2 – напрямні; 3 – задня бабка; 4 – передня ведуча бабка; 5 – рейковий шлях; 6 – колінчастий вал таблиця рекомендовані режими відновлення [10] значення параметру параметр наплавлення шийки та посадкових місць заплавлення шпонкових пазів електрод, мм стрічка 0,5 × 50 дріт ø 2 величина струму, а 650 ± 20 200 250 напруга дуги, в 30 32 28 32 швидкість наплавлення, см/с 0,5 виліт електроду, мм 35 40 40 60 зсув із зеніту, мм 20 30 шаг наплавлення, мм 10 витрата газу л/ хв 15 16 рід струму, полярність постійний, зворотна постійний, зворотна техніко економічні розрахунки показали, що при відновленні і зміцненні навіть одного валу економічний ефект може досягати десятків тисяч гривень. висновки порівняльний аналіз способів відновлення зношених робочих елементів валу показав, що опти проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 35 мальним варіантом відновлення поверхонь шатунної шийки та посадочних місць є широкошарове наплавлення холоднокатаною стрічкою під флюсом, а заварку шпонкових пазів доцільно проводити дротом суцільного перетину в захисних газах. запропоноване устаткування для наплавлення на якому після нескладного налагодження можна наплавляти як шатунною шийку, так і посадкові місця. обрані основні параметри режимів наплавлення шийки й посадкових місць: напруга дуги – 30 32 в, струм дуги 650 ± 20 а, швидкість наплавлення 0,5 см/с. література 1. андрущенко м.і. проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важельних пресів. частина 1. аналіз схеми, умов роботи, характеру і механізмів зношування робочих поверхонь валів, вибір матеріалів [текст] / м.і. андрущенко, м.ю. осіпов, р.а. куликовський, о.є. капустян, т.о. акритова // проблеми трибології (problems of tribology). – 2017. – № 4. – с. 33-38. 2. технология электрической сварки металлов и сплавов плавленим / под ред. патона б.е. – м.: машиностроение, 1974. – 789 с. 3. меликов в.в. многоэлектродная наплавка [текст] / в.в. меликов. – м.: машиностроение, 1988. – 170 с. 4. рябцев, и.а. высокопроизводительная широкослойная наплавка электродными проволоками и лентами [текст] / и.а. рябцев // автоматическая сварка. – 2005. – № 6. – с. 36-41. 5. кравцов, т.г. электродуговая наплавка электродной лентой [текст] / т.г. кравцов. – м.: машиностроение, 1978. – 168 с. 6. лаврик, в.п. влияние теплофизических свойств расплава ленточного электрода на характер проплавления металла при широкослойной наплавке [текст] / в.п. лаврик, л.к. лещинский // сварочное производство. – 1985. – №3. – с. 34-35. 7. чигарев, в. в. особенности широкослойной наплавки [электронный ресурс] / в. в. чигарев, а. г. белик // современные проблемы сварки и родственных технологий, совершенствование подготовки кадров : тез. докл. iv всеукр. конф. : посвящ. 70-летию кафедры «оборудование и технология сварочного пр-ва» и 45-летию сварочного фак. приазов. гос. техн. ун-та (мариуполь, 15-16 сент. 2016 г.). – мариуполь, 2016. – с. 46. 8. гулаков, с.в. наплавка под флюсом ленточным электродом / с.в. гулаков, в.н. матвиенко, б.и. носовкий. – мариуполь.: пгту, 2006. – 137 с. 9. кравцов, т.г. схема питания сварочной дуги и выбор оптимальных режимов широкослойной наплавки ленточным электродом [текст] / т.г. кравцов, в.п. кузнецов // сварочное производство. – 1974. – № 1. – с. 44-45. 10. шоршоров, м. х. фазовые превращения и изменения свойств стали при сварке [текст] / м.х. шоршоров, в.в. белов – м.: наука, 1972. – 220 с. поступила в редакцію 21.02.2018 проектування технології відновлення та зміцнення колінчастих валів коліно-важільних пресів. частина 2. технологічний процес … проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 1 36 andrushchenko m.і., ph.d., osіpov m.y., ph.d., kulikovsky r.a., ph.d., kapustіan о.yе., magda е.s. akrytova t.о. designing of the technology of restoration and strengthening of the crankshaft knee-lever presses. part 2: technological process and special equipment for restoration of crankshaft. a comparative analysis of the methods for restoring worn shaft working elements has shown that the best option for restoring the surfaces of the crankpin and seats is a wide-layer surfacing with a cold rolled strip under the flux, and it is advisable to weld the keyways with a wire of continuous cross section in shielding gases. the parameters of recovery regimes for worn shaft working elements are substantiated. the main ones are: the arc voltage is 30-32 v, the arc current is 650 ± 20 a, the deposition rate is 0.5 cm/s. a special equipment is proposed on which it is possible to weld a crank neck and seating places. a technological process route is developed. the technical and economic calculations have shown that when restoring and strengthening even one shaft, the economic effect can reach hundreds of thousands of hryvnias. key words: crankshaft, knee-lever press, crank cervix, key groove, wear, modes of surfacing. references 1. andrushhenko m.і. proektuvannja tehnologії vіdnovlennja ta zmіcnennja kolіnchastih valіv kolіnovazhel'nih presіv. chastina 1. analіz shemi, umov roboti, harakteru і mehanіzmіv znoshuvannja robochih poverhon' valіv, vibіr materіalіv [tekst]. m.і. andrushhenko, m.ju. osіpov, r.a. kulikovs'kij, o.є. kapustjan, t.o. akritova. problemi tribologії (problems of tribology). 2017. №4. s. 33-38. 2. tehnologija jelektricheskoj svarki metallov i splavov plavlenim. pod red. patona b.e. m. mashinostroenie, 1974. 789 s. 3. melikov v.v. mnogojelektrodnaja naplavka [tekst]. v.v. melikov. m. mashinostroenie, 1988. 170 s. 4. rjabcev, i.a. vysokoproizvoditel'naja shirokoslojnaja naplavka jelektrodnymi provolokami i lentami [tekst]. i.a. rjabcev. avtomaticheskaja svarka. 2005. №6. s. 36-41. 5. kravcov, t.g. jelektrodugovaja naplavka jelektrodnoj lentoj [tekst]. t.g. kravcov. m. mashinostroenie, 1978. 168 s. 6. lavrik, v.p. vlijanie teplofizicheskih svojstv rasplava lentochnogo jelektroda na harakter proplavlenija metalla pri shirokoslojnoj naplavke [tekst]. v.p. lavrik, l.k. leshhinskij. svarochnoe proizvodstvo. 1985. №3. s. 34-35. 7. chigarev, v. v. osobennosti shirokoslojnoj naplavki [jelektronnyj resurs]. v. v. chigarev, a. g. belik. sovremennye problemy svarki i rodstvennyh tehnologij, sovershenstvovanie podgotovki kadrov : tez. dokl. iv vseukr. konf. : posvjashh. 70-letiju kafedry «oborudovanie i tehnologija svarochnogo pr-va» i 45letiju svarochnogo fak. priazov. gos. tehn. un-ta (mariupol', 15-16 sent. 2016 g.). mariupol', 2016. s. 46. 8. gulakov, s.v. naplavka pod fljusom lentochnym jelektrodom. s.v. gulakov, v.n. matvienko, b.i. nosovkij. mariupol'. pgtu, 2006. 137 s. 9. kravcov, t.g. shema pitanija svarochnoj dugi i vybor optimal'nyh rezhimov shirokoslojnoj naplavki lentochnym jelektrodom [tekst]. t.g. kravcov, v.p. kuznecov. svarochnoe proizvodstvo. 1974. № 1. s. 44-45. 10. shorshorov, m. h. fazovye prevrashhenija i izmenenija svojstv stali pri svarke [tekst]. m. h. shorshorov, v.v. belov. m. nauka, 1972. 220 s. copyright © 2021 v.v. aulin, a.v. hrynkiv, v.v. smal, s.v. lysenko, m.v. pashynskyi, s.e. katerynych, o.m. livitskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021,51-60 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-51-60 basic approaches and requirements for the design of tribological polymer composite materials with high-modulus fillers v.v. aulin*, a.v. hrynkiv, v.v. smal, s.v. lysenko, m.v. pashynskyi, s.e. katerynych, o.m. livitskyi central ukrainian national technical university, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.com received: 28 september 2021: revised: 30 octobert: accept: 18 december 2021 abstract based on a combination of a system-oriented approach and a synergetic concept, the requirements for the design of tribological polymer composite materials with high-modulus fillers are formed. these materials are considered as an open dynamic system that evolves during operation. the principles of the synergetic concept for tribotechnical systems taking into account the theory of evolution and self-organization to ensure its selfgoverning and self-supporting development are considered. it is revealed that in the process of interaction of elements of the tribosystem the cooperation of local areas of their materials is formed with the emergence of a critical number of such areas and the creation of an information field about their functioning. the direction of self-organization of processes and states of parts materials in the tribotechnical system and expediency of using the conclusions of the synergetic concept in the construction of polymer composite materials, as well as their nonequilibrium are shown. the issues of creation of tribophysical bases of wear resistance of tribotechnical systems with conjugations of the details made or strengthened by polymeric composite materials are considered. polymer composite materials are considered as a set of interacting ensembles of local areas, the principle of maximum wear resistance (reliability) is used. tribological principles and requirements to creation and substantiation of expediency and efficiency of use of high-modulus fillers in polymers are formulated. key words: polymer composite material, high-modulus filler, tribotechnical system, system-oriented approach, synergetic concept introduction the use of parts made of polymer composites and restored by coating these materials has shown their effectiveness in increasing the durability of systems and units of machines. however, there is a problem of optimizing the composition of polymer composites, the content of fillers, their distribution in the polymer matrix. poorly developed issues of modification of the matrix and fillers of polymeric composite materials (pcm) by flows of matter and physical fields [1, 2]. in [2-5] it was shown that under some conditions of friction the structure of the heterogeneous pcm material, which corresponds to the sharpy principles, is not optimal. heterogeneous materials of pcm applied on the surface of machine parts must have high wear resistance, thermal stability of phases, the ability to adjust the morphology of the structure and the direction of its elements. their efficiency has been insufficiently studied due to significant differences in views on the impact of structural features of pcm and the lack of data on the combination of components in a set of characteristics and their properties. there are no generalized criteria for selecting optimal wear resistance compositions. it is possible to increase the wear resistance of pcm by improving their structure, the optimal combination of characteristics and properties of components, the implementation of processes and the state of self-organization. literature review along with extensive studies of the processes of friction and wear of materials with homogeneous and microheterogeneous structure [5], the mechanism of wear of pcm with microand macroheterogeneous http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-51-60 52 problems of tribology structure with high-modulus filler is insufficient [6]. in the works of v.ya. belousova [3], i.m. borodina [7], v.i. savulyak [8], v.v. aulina, [9], i.m. fedorchenko [10], n.p. suh [11-13], m.f. ashby [14] and others, it is noted that from a number of known types of composite materials pkm is the most promising. in terms of the formation of new, wear-resistant pkm and coatings, it is advisable to proceed from the estimated estimates of optimization of the structure, content size and distribution of high-modulus fillers, the characteristics of their materials. the complexity and versatility of pcm wear processes, according to vp bondarenko, vv aulina, vi savulyak and other authors, forces to introduce empirical constants and phenomenological functions that have no real analogues, or to create simplified models of friction surfaces and schemes of wear mechanism [4, 15, 16]. the connection between the wear process of pcm and their mechanical properties is given in [6, 17]. the results of pcm wear resistance studies with homogeneous and heterogeneous structure show that in the first case it is lower than in the second due to faster equalization of contact pressure. the phenomenon of spontaneous installation and maintenance of stationary wear and tear mode of pcm is also due to the existence of feedback. based on the ideal conditions of sliding contact, in [6] with the help of friction surface models, the tribotechnical characteristics of pcm with different structure and different composition were calculated. the approach to solving the problem of managing the properties of pcm is of considerable interest and requires innovative developments in the direction of analytical research on ways to improve wear resistance and optimal selection of conjugate surfaces of parts. since there is no mathematical or physical model that takes into account all the features of the process of friction and wear of pcm today, it is necessary to conduct an analytical study of the dependence of wear resistance on the structure and complex properties of components and pcm in general. varying the content of the components of pcm, with their unchanging nature, change the total contact pressure of the composition and its structure [18-21], providing the required level of properties that affect wear resistance. it is revealed that in the conditions of friction and wear elastic and plastic deformations are the main processes that initiate the emergence and development of physical, chemical and mechanical processes in the surface layers of pcm [4, 15]. it is shown that in pcm the main share of loading is received by a filler. reinforcing fillers prevent the movement of dislocations in the matrix, which is subject to plastic deformation, limiting it [15]. at the same time it is strengthened by increasing the content of filler and reducing the distance between its particles. in [3, 8] it was found that depending on the structural state of the pcm, the magnitude of the accumulated plastic deformation is not the same, which causes different processes of relaxation processes. the type and dispersion of filler particles (carbides, borides, oxides, intermetallics) in the polymer matrix, which are barriers to plastic deformation, significantly affect the inhibition of the relaxation process, but it is not known how the degree of dispersion of the filler affects the properties of pcm, filler – for stress relaxation and wear process. e.a. adirovich and d.i. blokhintsev [22] proposed a dynamic approach to the study of friction and wear of materials, which was further developed in the works of s.v. krysova [23] and other scientists [24, 25]. the material in the friction zone is considered as a system of excited oscillators that are attenuated in accordance with the relaxation properties, and the assumption is made about the possibility of energy dissipation by wave fluxes [24, 23]. this is one of the manifestations of structural self-organization of pcm and a method of increasing their wear resistance. l.j. bershadsky [26-28] proposed information-dynamic and structural-dynamic concepts, in which friction is considered as a stochastic system of linear oscillators (elementary excitations), as synergistic effects (autosynchronization, autowave parameters, etc.) due to the flow correlation of these excitations. these concepts continue to evolve. in the thermodynamic approach to friction [29, 30], quasi-static and kinetic friction are considered and generalized principles of designing the material of parts with a given wear resistance are proposed: the principle of rheodynamic localization; the principle of dissipative heterogeneity; the principle of triboshielding. in the synergetic approach [31-34] it is important to use the synergetic concept in friction and wear, which determines the conditions of processes and formation of states of self-organization of surface layers during running, operation and technological processing of parts, especially in strengthening, restoration and modification. in this case, the triad coupling of parts must have minimal wear, and therefore maximum wear resistance, which deserves special attention. analysis of approaches to the study of the ability of materials of pcm components to resist wear [35-38] indicates the need to combine the physical nature of the set of processes and states with their tribological interpretation. in this regard, it is advisable to interpret and solve the problem of increasing the wear resistance of pcm from a tribophysical point of view, including: a set of characteristics and properties of their surface layers, interaction with the working (technological) environment, development of rational and optimal methods of process and state management pcm during hardening and modification and operation [39]. this problem is extremely relevant in tribology and tribology. to solve it, a combination of a system-oriented approach and a synergetic concept in the study of processes, states and functioning of pcm in different operating conditions and their computer modeling is proposed. problems of tribology 53 purpose the aim of this work is to elucidate the possibilities of a system-oriented approach and synergetic concept of designing tribological polymer composite materials with high-modulus fillers and developing a system of requirements for them. results the system-oriented approach involves consideration of conjugations of parts operating in working (technological) environments of tribotechnical system, consisting of interacting parts of components, systems and units of machines, working (technological) environment, structure, characteristics and properties of pcm materials and wear and tear change over time. since the process of development of any tribotechnical system of machines must be considered from a systemic point of view, only a system-oriented approach makes it possible to understand the nature of irreversible changes that occur in the pcm. the principle of symmetry [40-42], according to which the properties and relationships of system elements are determined, is formulated as a law in the composition of scientific theories as a methodological principle. in this sense, the principle of symmetry can be understood as a generalization of the principles of relativity and invariance [43]. the dialectical relationship of simple and complex in the tribotechnical system with pcm is manifested in the fact that the structure of the materials of the matrix and filler changes during operation. in this case, such a system should be considered from a dynamic point of view, ie with the emergence of complexity [40-44]. the basis of the synergetic concept of research conditions and mechanisms for implementing processes and states of different types of self-organization pmk and working (technological) environment in the tribotechnical system is a set of interrelated principles, which is that changing the structure, characteristics and properties of component materials occurs due to the collective interaction of their components and physical fields. the principles of the synergetic concept are mainly methodological principles, to which the following requirements apply: the relation of ring causality is observed; their number is limited; mappings of space of processes and states and the theory of dynamic systems are used [45-47]. in identifying the relationship between these principles, it is advisable to use their development in mathematical, logical and philosophical aspects [48], and any evolutionary process in the tribotechnical system can be represented as changes in conditional states of order and chaos, combined processes and phase transitions (pht) in materials of details and working (technological) environments. in essence, the synergetic concept contains the principles of subordination and compliance, selection and kozma prutkov, which are relevant to the means of observation. at the same time, observability emphasizes the limitations and relativity of ideas about the studied tribotechnical system and means the relativity of interpretations to its scale, initial and expected results and makes the system open to methodological and systematic interpretations, combining synergetic concept with system-oriented approach. on the other hand, the problem of interpreting the tribotechnical system is similar to the problem of identification and is characterized by the fact that collective interactions do not change its total energy, but redistribute between elements: conjugate parts and working (technological) environment. the theory of evolution and self-organization teaches the art of soft control systems: weak influences that are resonant, extremely effective and must meet the internal trends of tribotechnical systems. the main problem is how to push the tribotechnical system on one of the own and favorable ways with small resonant action, providing self-managing and self-supporting development. this applies, first of all, to the structures of pcm parts and working (technological) environment, which are implemented in a complex tribotechnical system through the influence of resonant. their evolution itself is contradictory, as it consists of both orderly and unregulated processes, but is subject to the law of harmony, the content of which reflects the concept of "golden section" [40, 44, 49]. if the regularities of changes in the structure of pcm in tribotechnical systems allow several equally probable states, then the one that corresponds to the minimum entropy is realized. other features of the evolution of systems are associated with the emergence of a new type of structure. this is preceded by an increase in fluctuations at the macro level, the development of entropy exports to the environment and the transition from the old dissipative structures to new secondary structures in the materials [50]. in the process of interaction of the elements of the tribotechnical system reveal the cooperation (collective action, coherence) of their local areas, the emergence of a critical number of such areas and the creation of a single information field about their functioning. the complex of selectively involved local regions takes the form of mutual assistance in obtaining a useful result in the tribotechnical system [51]. in this case, the principle and theory of evolutionism [52-54] of systems does not contradict the two great theories of evolution of l. boltzmann and charles darwin. the idea of selection plays an important role in it: the new arises as a result of the selection of the most effective forms, and inefficient innovations are rejected by the development process. this emphasizes the most important pattern of systems: the focus of their development to improve structural organization, ie, self-organization, self-development [53-56]. today, the idea of evolutionism is a regulatory principle that focuses on identifying specific patterns of evolution of tribotechnical systems at all its structural 54 problems of tribology levels (macro-, meso-, micro-, nano-) and stages of self-organization. in this regard, the principle of "razor okkami" is a measure of thrift or the law of economy [44]. the central place in the main synergetic principle is given to the principle of self-organization, which is that the internal activity of the tribotechnical system is opposed to the disorganizing element of entropy and, under certain conditions, leads to self-motion. this determines the following methodological direction of selforganization of processes and states in the tribotechnical system: – processes and states must be irreversible; – the system is open and remote from the state of thermodynamic equilibrium; – entropy produced in the system does not accumulate in it, but is excreted, from the external environment there is a flow of negentropy; – in nonequilibrium systems fluctuations accumulate and amplify and obey the principle of positive feedback; – the process of different types of self-organization begins at the micro and nanoscale with local areas of system elements and the intensification of fluctuations under the influence of external influences; – as a result of increasing fluctuations, the system becomes more unstable, the previous order and structure are destroyed and qualitatively new ones appear when energy is dissipated into the external environment; – the emergence of a new order occurs spontaneously at the time of extreme instability, when the materials of the elements of the system acquire significant coherence; – the development of the system is a nonlinear process, and therefore can be described by a nonlinear differential equation; – characteristics and properties of materials of elements of the system have a probabilistic nature and randomness has a significant impact on their further development; – any qualitative transition and the emergence of a new order in the system are associated with the bifurcation point (choice of path of development); – an adequate description of the development of the tribotechnical system involves taking into account its prehistory, etc. this indicates that the processes and states of self-organization, as a positive result of evolution, occur due to intrinsic tribotechnical systems, which are based on two mutually exclusive trends: the establishment of a certain order and the emergence of self-organization and the formation of a new structure; in the course of further development the previous order is destroyed, and the relationships between the local regions of the materials of the elements are subject to change with the spontaneous establishment of a new order and the emergence of new dissipative and secondary structures. the analysis of processes of development of tribotechnical systems during running-in and operation testifies to expediency of use thus conclusions of the synergetic concept: – self-organization reveals the process of development of various forms of systems; – any development process can be carried out in open systems; – the existence of self-organization confirms the principle of self-movement and internal activity of the materials of the elements; – the openness of the system is an insufficient condition for its self-organization, as there is a need for a state remote from thermodynamic equilibrium; – at each stage of development of the system self-organization acquires specific features: the higher the evolutionary system, the greater the requirements for the conditions of implementation of self-organization and more complex processes and states; – the source and initial moment of development of the system associated with the emergence of a new, is the emergence of a set of coincidences; – fluctuations or random deviations direct the development of nonequilibrium systems with the gradual accumulation and intensification of fluctuations; – irreversibility, instability and nonequilibrium – the most fundamental properties of systems than stability and equilibrium, etc. according to the theory of nonequilibrium processes [51, 57-59], the properties of tribotechnical systems remote from the equilibrium state become unstable and their return to the initial state is optional. however, their behavior is ambiguous, but there are effects of coordination, correcting the behavior of elements at macroscopic distances and time intervals [60]. cooperatively coordinated behavior determines the processes of ordering, the emergence of certain structures out of chaos, their transformation and complication [60]. the greater the deviation from equilibrium, the greater the coverage of correlations and relationships, the higher the consistency of processes characterized by nonlinearity and the presence of positive and negative feedback [63, 64], and the possibility of control over the tribotechnical system. in the process of evolution, the external contribution to the total entropy of a tribotechnical system can be arbitrary, depending on the parameters of the external environment and the nature of its interaction with the system. there are two types of situations [65]: – total entropy decreases due to its return through the boundary surface: problems of tribology 55 0dtds ; ssф  , (1) – total entropy is constant and maximum for these conditions of operation of the tribotechnical system, but less than the entropy of equilibrium: max.max const рівнss  . (2) when the entropy flux is equal to its production ( ssф  ), the tribotechnical system is in a stable steady state or a state of current equilibrium. if the internal entropy dis > 0, then the energy processes in the system are always dissipative, ie accompanied by a decrease and scattering of energy. energy dissipation is the main sign of current equilibrium, but, in accordance with the principle of self-permeability of equilibrium, the system can not get out of it spontaneously and under external influence intensified processes to compensate, like the manifestation of electromagnetic induction [24, 25]. according to the principle of minimum entropy production, the laws of nature [66] suggest several options for the development process (organization), and the one that meets the minimum energy dissipation is realized. in this case, the driving force of the processes of selforganization of materials of the elements of the tribotechnical system is the pht or their sequence, resulting in a transition to a more ordered state, corresponding to the lower symmetry. among the extreme principles of the synergetic concept and one of the key provisions of modern physics, including and tribophysics is the principle of stationary or least action (pla) [40]: among all possible movements (directions of development) of elements and systems in general is realized that for which the minimum is the product of energy consumed at the time of action. the principle makes it possible to obtain the equation of motion of the system using the stationary value of a special functional action [40, 67]. the combination of system-oriented approach and synergetic concept, as an integrative search for patterns in tribology pcm, allows to take into account the results of research on improving wear resistance, as well as a set of properties and characteristics of materials triboelements, working (technological) environments, friction and wear in tribotechnical system. creation of tribophysical bases of wear resistance of tribotechnical systems, with conjugated details, made or strengthened by pcm, using the system-oriented approach and synergetic concept, has independent, methodological and scientific value as allows to specify subject idea of wear resistance and to expand information on processes in materials. working (technological) environment, on the limits of their interaction and the evolution of states. in essence, the tribophysical direction in mechanical engineering confirms the implementation of a new mechanism of friction based on the effect of self-organization. unlike known methods, concepts and approaches, this methodology makes it possible to establish the relationship of various process parameters, state and material properties of parts from a tribophysical point of view. the kinetics of the exchange process of interaction of ensembles of local regions of pcm is described by the stochastic differential equation:    iniiijiniiijij xxxgxxxfdtdx ,...,,,...,, 2121  , (3) where  iniiij xxxf ,...,, 21 ,  iniiij xxxg ,...,, 21 is the functions of the rate of accumulation and scattering of internal energy. for a simplified consideration of the functioning of the local regions of the pcm, we believe that the transition of the state of the ensemble і to е causes an almost instantaneous change in the state of the triboelement material. analysis of the structural organization of the pcm was performed using integer functions:           tntntntntn пi ,...,,...., 21 , (4) where  tni is the number of identical ensembles і at each moment of time t. the structural entropy and the probabilistic state are equal to:      n i cicic ppps 1 ln ;    n i iici tntntp 1 )()()( . (5) in such conditions of operation of pcm it is possible to use the principle of the maximum wear resistance (reliability) [68, 69] according to which conjugation of details, working in the working (technological) environment, tries to minimize the interaction with it. the measure of such interaction is the deviation of the parameters of tribotechnical systems from the optimal values, which is consistent with the principle of structural adaptability, formulated by b.i. kostecki, l.i. bershadsky, v.g. kanarchuk, m.a. boucher in the works [70-72]. the principle of maximum wear resistance (reliability) is special in the dynamics of structural adaptability of triboelement materials (conjugations of parts, parts and working (technological) environment), and dynamic equilibrium in tribotechnical systems as a whole obeys the principle of least action [40]. the equation of the 56 problems of tribology entropy balance of the local region of the pcm has the form: )()( iiiiдi sξdivsdtdsρ  , (6) where ii dtds , idivs , )( isξ , дiρ are the inflow, outflow, entropy growth and average density of defects in the i-th local region. since the rate of destruction in local areas of pkm is controlled by the rate of entropy production, to maintain the state of quasi-wear of the surface layers of parts it is necessary to maintain its saturation with vacancies, ensure high density of mobile and reduce the density of stationary dislocations. based on modern ideas of the theory of friction and wear in the works of v.a. bieloho, v.ia. bielousova, d.m. harkunova, b.i. kostetskoho, i.v. krahelskoho, a.p. semenova, i.m. fedorchenka, v.p. bondarenka, v.v. aulina, v.i. savuliaka, etc., it is possible to formulate a number of tribological principles of creation and substantiation of expediency and efficiency of use of pcm with high-modular fillers: – the structure of pcm should be heterogeneous and consist of solid fillers (inclusions), evenly distributed in the polymeric elastic-plastic matrix; – the structure of the pcm should not change significantly during friction, but can be rebuilt into a more favorable structure without weakening; – the layer of pkm applied to the surface of the part must have less strength than the layers below (positive gradient rule); – under the influence of working (technological) or external environments in pcm there should be no significant structural changes, deterioration of characteristics of durability and plasticity; – it is recommended to include high-modulus substances and substances capable of working as a solid lubricant in the pcm; – there must be an adhesive bond between the structural components of the pcm; – anti-emergency additives introduced into the friction zone should not significantly reduce the strength of pcm; – coefficients of friction of solid fillers (inclusions) among themselves and on the material of the pcm matrix should be minimal, etc. note that the requirements for the structure and properties of wear-resistant pcm can be clarified and specified in the process of experimental and theoretical studies depending on the type of mating parts, friction conditions and type of wear: minimizing porosity; providing a heterogeneous structure of the material with a uniform distribution of the filler in the elastic-plastic matrix; the adhesive bond between the components must be strong enough. ideal, in terms of tribotechnical requirements, is the three-phase structure of pcm: elastic-plastic matrix, solid wear-resistant high-modulus fillers (inclusions) and solid lubricant particles to ensure the implementation of the rule of positive gradient of properties. the analysis of operational characteristics of pcm of tribotechnical appointment shows that they are defined by conditions of work of tribocoupling of details and in wide limits vary: low values of coefficient of friction and high wear resistance; combination of optimum volume and surface strength with easy hardness of surfaces of conjugated details and sufficient viscosity to exclude brittle fracture; high fatigue strength; ability to form layers of secondary structures; sufficient thermal conductivity and optimal values of the coefficient of thermal expansion (cte); availability of solid or liquid lubricants; economy and manufacturability in the manufacture. the change in the mechanical properties of the materials of the surface layers of pcm parts is due to the reduction of free surface energy and, as a consequence, the reduction of work required to increase the surface, revealed mechanisms for converting mechanical energy into other forms of energy. this makes it possible to make some generalizations that can be used to increase the wear resistance of parts made of pcm: – mechanical methods of activation radically affect the reactivity of the surface layers of the materials of parts; – mechanical activation is a method of directed regulation of physical, physicochemical and tribological properties of working surfaces and surface layers of parts; – under the influence of mechanical activation there are qualitative and quantitative changes in the nature of chemical bonds and the transformation of chemical compositions of the surface layers of parts; – mechanochemical methods of activation stimulate the development of heterogeneous reactions in the near-surface layers. conclusions 1. the methodology of combining a system-oriented approach and a synergetic concept in the design of polymer composite materials for the manufacture of couplings of parts, systems and units of machines and coatings is formulated. problems of tribology 57 2. in the system-oriented approach, polymer composite materials are considered as systems with components: matrix, high-modulus fillers, additives of particles of solid ink materials. 3. it is found out that the basic synergetic concept of research of conditions and mechanisms of realization of processes and states of various types of self-organization of polymeric composite materials and working (technological) environment in tribotechnical system. 4. the set of principles contained in the synergetic concept is considered: subordination and conformity, choice, etc. the expediency of using the conclusions of the synergetic concept in the construction of polymer composite materials is clarified. 5. the use of the theory of evolution and self-organization of materials of the tribotechnical system, conditions of providing self-managing and self-supporting its development are considered. 6. based on the principle of self-organization of elements in the tribotechnical system, the methodological orientation of self-organization of different types, processes and states of polymeric composite materials with high-modulus filler is revealed. 7. since nonequilibrium processes are observed in the friction and wear of conjugated parts in the tribotechnical system, the theory of nonequilibrium processes should be taken into account when designing polymer composite materials, taking into account the evolution of materials and the effects of matching and correcting their behavior. 8. from the theoretical point of view, the nature of entropy change in the tribotechnical system, energy dissipation, the extreme principle of synergetic concept and the principle of stationary or nonlinear action are considered. 9. polymer composite material is considered as a set of interacting ensembles of local areas. the analysis of their structural organization is performed using an integer function taking into account the structural entropy and probabilistic state. in the conditions of operation of polymer composite material it is possible to use the principle of maximum wear resistance (reliability), according to which the conjugation of parts, assemblies, units of machines operating in the working (technological) environment minimizes its interaction with it. 10. a number of tribological principles of creation and substantiation of expediency and efficiency of use of polymeric composite materials and requirements to their structure and properties are formulated. generalizations are made which can be used at increase of wear resistance of the details made of polymeric composite materials. references 1. aleksandrov e.e., kravets i.a., lyisikov e.p. i dr. (2006) povyishenie resursa tehnicheskih sistem putyom ispolzovaniya elektricheskih i magnitnyih poley: monografiya. [h.: ntu "hpi"]. – 544 s. 2. devoyko o.g., kardapolova m.a. (2003) sozdanie kompozitsionnyih pokryitiy na osnove smesey s ispolzovaniem lazernogo nagreva [sb.nauch.rabot pgtu. – novopolotsk]. – s.141-144. 3 beloysov v.ya. (1984) dolgovechnost detaley mashin s kompozitsionnyimi materialami [lviv: vyshcha shkola]. – 180 s. 4. malikov i.i., ivanov v.d., kotyagov l.f. i dr. (1985) vliyanie kompozitsionnyih pokryitiy na kachestvo prirabotki i iznosostoykost truschihsya sopryazheniy avtotraktornyih dvigateley [trenie i iznos, 1985. – t. vi, № 1]. – s. 125-132. 5. vanin g.a. (1985) mikromehanika kompozitsionnyih materialov: monografiya [k.: nauk. dumka]. – 304s. 6. bondarenko v.p. (1987) tribotehnicheskie kompozityi s vyisokomodulnyimi napolnitelyami [k.: nauk. dumka]. – 232 s. 7. borodin i.n. (1982) uprochnenie detaley kompozitsionnyimi pokryitiyami [m.: mashinostroenie]. – 141 s. 8. savuliak v.i. (2004) naukovi zasady formuvannia na splavakh zaliza kompozytsiinykh metalokarbidnykh shariv zi stabilnymy strukturamy ta pidvyshchenymy trybotekhnichnymy kharakterystykamy [avtoref. dys... d-ra tekhn. nauk: 05.02.01]. – 39 s. 9. aulin v.v. trybofizychni osnovy pidvyshchennia znosostiikosti detalei ta robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [avtoref. dys. ... d-ra tekhn. nauk : 05.02.04]. – 36 s. 10. fedorchenko i.m. (1980) kompozitsionnyie spechennyie antifriktsionnyie materialyi [k.: naukova dumka]. – 404 s. 11. suh n.p. (1978) the delamination theory of wear [wear, vol.1]. – p1-162. 12. suh n.p. (1975) the delamination theory of wear [massachusetts institute of technology]. – 158p. 13. suh n.p. (1973) the delamination theory of wear [wear, vol.25 №1973]. – p 11-124. 14. ashby m.f., jones d.r.h. (1996) engineering materials [oxford: butterworth-heinemann]. – 322p. 15. kanovich m.z., trofimov n.n. (2003) soprotivlenie kompozitsionnyih materialov: monografiya [m.: mir]. – 504 s. 16. kompozitsionnyie materialyi. spravochnik (1985) / pod red. d.m. karpinosa [k.: naukova dumka]. – 592 s. 58 problems of tribology 17. sorokov s. (2003) klasternyi pidkhid do rozrakhunku fizychnykh kharakterystyk kompozytnykh materialiv [lviv: in-t fizyky kondens. system nanu]. – 23 s. 18. gerland dzh. (1976) razrushenie kompozitov s dispersnyimi chastitsami v metallicheskoy matritse. kompozitsionnyie materialyi [m.:mir] s.105-130. 19. ivanochkin p.g. (2009) kontaktnyie zadachi dlya uzlov treniya s dvuhsloynyimi kompozitsiyami tribotehnicheskogo naznacheniya [avtoref. diss. na soisk. uch. stepeni d-ra tehn. nauk.: spets.01.02.04, 05.02.04]. – 38s. 20. pribyitkov g.a. (2002) mezhfaznyiy massoperenos na granitse metallov i tugoplavkih soedineniy s metallicheskimi rasplavami i ego rol v formirovanii strukturyi kompozitsionnyih materialov i pokryitiy [avtoref. diss. na soiskanie uchenoy stepeni d-ra. tehn. nauk: spets. 05.16.01]. – 40 s. 21. sokolovskaya e.m., guzey l.s. (1978) fizikohimiya kompozitsionnyih materialov [m.: mosk. un-ta] – 256 s. 22. adirovich e., blohkhinzev d. (1943) on the forces of dry friction. [j.phys. ussr. 1943, v 7, №1] – p.29-36. 23. kryisov s.v. (1992) volnovyie protsessyi pri kontaktnyih vzaimodeystviyah podvizhnyih sopryazheniy v uprugih elementah mashin i konstruktsiy [avtoref. dis. nauk. stepeni kand. fiz.-mat. nauk: spets. 01.02.06]. – 23s. 24. boroday a.v. (2007) o protsessah samoinduktsii v tribosistemah [trenie i smazka v mashinah i mehanizmah. – m.: mashinostroenie. – № 2]. – s. 3-10. 25. boroday a.v., klimenko a.v., ponomarev v.i. (2005) o friktsionnom vzaimodeystvii tel kak induktsionnom i tunnelnom protsesse [izv. vuzov. sev. – kavk. region. tehn. nauki. spetsvyip. problemyi triboelektrohimii]. – s. 36-42. 26. bershadskiy l.i. (1981) samoorganizatsiya i nadezhnost tribosistem [kiev]. – 35 s. 27. bershadskiy l.i. (1982) osnovyi teorii strukturnoy prisposablivaemosti i perehodnyih sostoyaniy tribosistem i ee prilozhenie k zadacham povyisheniya nadezhnosti zubchatyih i chervyachnyih peredach [dis. ... d-ra tehn. nauk]. – k. – 328 s. 28. bershadskiy l.i. (1990) strukturnaya termodinamika tribosistem [k.: znanie]. – 30 s. 29. klementev n.m. (1971) termodinamika treniya [voronezh: voronezhsk. politehi, in-t]. – 305s. 30. praca naukowo_badawcza. laboratoryjne i eksploatacyjne badania teflonowego slider 2000. wsi w radomiu. radom. 1993. – 36р. 31. andrianov i.v., barantsev r.g., manevich l.i. (2004) asimptoticheskaya matematika i sinergetika: put k tselostnoy prostote [m.: editorial urss] – 304 s. 32. gershman i.s. (2009) sinergetika protsessov treniya [trenie, iznos, smazka. t.12, №40]. – s.1-8. 33. ershov s.v. (1993) sinergetika. novyie napravleniya. nelineynyie volnyi [fizika i astrofizika. – m.: nauka]. – s. 306–319. 34. knyazeva e.n., kurdyumov s.p. (2002) osnovaniya sinergetiki. sinergeticheskoe mirovidenie [spb.: "aleteyya"]. – 414 s. 35. kostetskiy b.i. (1976) poverhnostnaya prochnost materialov pri trenii [kiev: tehnika] – 296 s. 36. kostetskiy b.i. (1981) fundamentalnyie zakonomernosti treniya i iznosa [kiev: znanie] – 31 s. 37. kragelskiy i.v. (1968) trenie i iznos [m.:mashinostroenie]. – 480 s. 38. lyubarskiy i.m., palatnik l.s. (1976) metallofizika treniya [m.: metallurgiya]. – 176 s. 39. naydyish v.m. (2004) kontseptsii sovremennogo estestvoznaniya [m.: alfa – m; infra-m]. – 622s. 40. aulin v.v. (2014) fizychni osnovy protsesiv i staniv samoorhanizatsii v trybotekhnichnykh systemakh: monohrafiia [kirovohrad: vyd. lysenko v.f.]. – 370 s. 41. butkovskiy o.ya. (1996) narushenie simmetrii pri byistryih bifurkatsionnyih perehodah [zhurn. eksperim. i teoret. fiziki. t.109, vyip. 6]. – s. 2201–2207. 42. dorodnitsyin v.a., elenin g.g. (1988) simmetriya nelineynyih yavleniy. kompyuteryi i nelineynyie yavleniya. informatika i sovremennoe estestvoznanie. [m.: nauka]. – s. 123–191. 43. uhtomskiy d.a. (2002) dominanta. stati raznyih let [spb.: piter]. – 448 s. 44. printsipyi samoorganizatsii. per. s angl. a.ya. lernera (1966) [m.:mir]. – 621 s. 45. katok a.b., hasselblat b. (2005) vvedenie v sovremennuyu teoriyu dinamicheskih sistem [m.: faktorial]. – 767 s. 46. koronovskiy a.a., trubetskov d.i. (2002) nelineynaya dinamika v deystvii [saratov: gos. unts "kolledzh"]. – 324 s. 47. preobrazhenskiy n.g. (1993) dinamika razvitiya fiziki neravnovesnyih sistem [edinstvo fiziki. – novosibirsk: nauka]. – s. 158–174. 48. budanov v.g. (2006) o metodologii sinergetiki [voprosyi filosofii. – № 5]. – s. 79-94. 49. soroko e.m. (2006) zolotyie secheniya, protsessyi samoorganizatsii i evolyutsii sistem: vvedenie v obschuyu teoriyu garmonii sistem [m.: komkniga]. – 264 s. 50. glensdorf p., prigozhin i. (2003) termodinamicheskaya teoriya strukturyi, ustoychivosti i fluktuatsiy [m.: urss]. – 280 s. problems of tribology 59 51. nikolis g., prigozhin i. (1979) samoorganizatsiya v neravnovesnyih sistemah. ot dissipativnyih struktur k uporyadochennosti cherez fluktuatsii: monografiya [m.: mir]. – 512 s. 52. эбелинг в., энгель а., файстель р. физика процессов эволюции. синергетический подход [м.: эдиториал урсс]. – 328 с. 53. aulin v.v. (2010) zahalni zakonomirnosti evoliutsii ta samoorhanizatsii v trybosystemakh [suchasni problemy trybolohii: tezy dopovidei mizhnar. nauk.-tekhn. konf. – k.:ivts alkon nan ukrainy]. – s.94. 54. aulin v.v. (2011) fizychni osnovy evoliutsii staniv trybosystem ta protsesiv samoorhanizatsii yikh elementiv [zb. m-liv mizhnar. nauk.-prakt. konf. "olviiskyi forum 2011", 8-12 chervnia 2011 – yalta]. – s.1415. 55. aulin v.v. (2012) osnovni synerhetychni komponenty proiavu riznykh form samoorhanizatsii v trybotekhnichnykh systemakh [zb. m-liv mizhnar. nauk.-prakt. konf. "olviiskyi forum-2012", 6-10 chervnia 2012, – yalta., t. 12]. – s.60-62. 56. aulin v.v. (2014) systemno-spriamovanyi pidkhid ta synerhetychna kontseptsiia realizatsii protsesiv i staniv samoorhanizatsii materialiv elementiv, robochykh ta tekhnolohichnykh seredovyshch trybotekhnichnykh system [zb. nauk. prats kntu/ tekhnika v s/h vyrobnytstvi, haluzeve mashynobud., avtomatyzatsiia, vyp. 27. – kirovohrad]. – s.78-87. 57. nikolis g., prigozhin i. (1979) samoorganizatsiya neravnovesnyih sistem: monografiya [m.: mir]. – 635 s. 58. pelyuhova e.b., fradkin e.e. (1997) samoorganizatsiya fizicheskih sistem [spb.: spbgu]. – 324 s. 59. polak l.s., mihaylov a.s. (1983) samoorganizatsiya v neravnovesnyih fiziko-himicheskih sistemah [m.: nauka]. – 285 s. 60. prigozhin i.r., konderudi d. (2002) sovremennaya termodinamika. ot teplovyih dvigateley do dissipativnyih struktur [m.: mir] – 319 s. 61. stratonovich r.l. (1985) nelineynaya neravnovesnaya termodinamika [m.: nauka]. – 480 s. 62. skott e. (2007) nelineynaya nauka: rozhdenie i razvitie kogerentnyih struktur [m.: fizmatlit]. – 560s. 63. emelyanov s.v., korovin s.k. (1997) novyie tipyi obratnoy svyazi: upravlenie pri neopredelennosti [m.: nauka]. – 352 s. 64. tverdohlebov v.a. (2009) nelineynost kak dominanta prirodyi [rossiyskiy himicheskiy zhurnal. – t.liii, № 6] – s.3-6. 65. dulesov a.s., semenova m.yu., hrustalev v.i. (2011) svoystva entropii tehnicheskoy sistemyi [fundamentalnyie issledovaniya. – №8]. – s. 631-636. 66. prangishvili i.v. (2003) entropiynyie i drugie sistemnyie zakonomernosti. voprosyi upravleniya slozhnyimi sistemami [m.: nauka]. – 428 s. 67. korolkov b.p. (2011) termodinamicheskie osnovyi samoorganizatsii: monografiya [irkutsk: irgups]. – 120 s. 68. aulin v.v. (2009) pidvyshchennia nadiinosti trybosystem realizatsiieiu protsesiv samoorhanizatsii [m-ly iii mizhnar. nauk.-tekhn. konf.: "suchasni problemy trybotekhniky", 7-9 zhovtnia 2009r. – mykolaiv: nuk].-s 15-17. 69. kuzmenko a.g. (2011) nadezhnost uzlov treniya po prochnosti i iznosu [hmelnitskiy:hnu].–391s. 70. bushe n.a. (2003) rol neobratimyih protsessov v sovmestimosti tribosistem [zheleznyie dorogi mira. – №2]. – s.38-41. 71. kanarchuk v.e. (1986) adaptatsiya materialov k dinamicheskim vozdeystviyam [kiev: naukova dumka]. – 264 s. 72. костецкий б.и., зазимко о.в., зелинский а.м. (1986) расчет интенсивности изнашивания при нормальном трении [в кн.: применение новых материалов, заменителей и систем смазки в узлах трения машин и оборудования – воронеж, 1986. – с.35-38. 60 problems of tribology аулін в.в., гриньків а.в., смаль в.в., лисенко с.в., пашинський м.в., катеринич с.е, лівіцький о.м. основні підходи та вимоги до конструювання трибологічних полімерних композитних матеріалів з високомодульними наповнювачами в роботі на основі поєднання системно-спрямованого підходу і синергетичної концепції сформовані вимоги до конструювання трибологічних полімерних композитних матеріалів з високомодульними наповнювачами. ці матеріали розглядаються як відкрита динамічна система, яка еволюційно розвивається в процесі експлуатації. розглянуті принципи синергетичної концепції для триботехнічних систем з урахуванням теорії еволюції і самоорганізації для забезпечення її самокеруючого і самопідтримуючого розвитку. виявлено, що в процесі взаємодії елементів трибосистеми формується кооперативність локальних областей їх матеріалів з виникненням критичного числа таких областей й створення інформаційного поля про їх функціонування. показано спрямованість самоорганізації процесів і станів матеріалів деталей в триботехнічній системі та доцільність використання висновків синергетичної концепції при конструюванні полімерних композитних матеріалів, а також їх нерівноважність. розглянуті питання створення трибофізичних основ зносостійкості триботехнічних систем зі спряженнями деталей, виготовлених або зміцнених полімерними композитними матеріалами. полімерні композитні матеріали розглянуті як сукупність взаємодіючих ансамблів локальних областей використано принцип максимальної зносостійкості (надійності). сформульовані трибологічні принципи та вимоги до створення і обґрунтування доцільності і ефективності використання високомодульних наповнювачів в полімерах. ключові слова: полімерний композитний матеріал, високомодульний наповнювач, триботехнічна система, системно-спрямований підхід, синергетична концепція copyright © 2019 o.a. dorofeyev, v.v. kovtun.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 29-38 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-29-38 estimation of the stress-strain state of a discrete medium by a plastic flow model o.a. dorofeyev*, v.v. kovtun khmelnytskyi national university, ukraine *e-mail: sa_dor@ukr.net abstract the article considers the possibility of using the apparatus of the plastic flow theory to evaluate the stress-strain state of a medium filled with discrete material. the ratio of the rheological model associated with the coulomb condition is formulated, which takes into account the characteristic features of the deformation of discrete materials: the effect of dry coulomb friction and the manifestation of dilatation. the ratios which describe the boundary condition of the plastic medium, both under the conditions of saint-venant and mohr – coulomb, are given. in the solid-state plastic flow model, the saint-venant condition is used as a potential function. therefore, it is logical to consider the use of the mohr – coulomb condition as a potential function in the plastic flow model of a bulk medium. this is done in the drucker – prager model. the authors analyzed the validity of the findings of this model with respect to the discrete environment. the ratio for the analysis of the reasons for the discrepancy between the conclusions of the drucker – prager model and the results of experiments with discrete materials is given. the comparison of the magnitude of the dilatation coefficient with the condition of coincidence of the stress and deformed state in the limiting stage of deformation of the discrete medium, suggests that the drucker – prager model which is associated with the coulomb condition doubles the value of this coefficient. the ratio of the drucker – prager model is related to the stresses acting on non-orthogonal planes of the boundary equilibrium, with deformations along the orthogonal planes of maximum displacement. this leads to a discrepancy between the predicted model and the experimentally determined values of the dilatation coefficient, as well as the impossibility to reconcile the fields of the slip lines in the stress and deformation plane. the authors conclude that the highlighted differences between the theoretical conclusions and the results of experimental checks can be eliminated by presenting the relations of the model of the plastic flow of the discrete medium through the stresses and deformations that arise in the twisted conjugate sliding planes. key words: discrete environment; internal coulomb friction; dilatation. discrete is an environment filled with physically-discrete material: sand; rubble; granular, granular and similar natural or artificially created materials. highlighting previously unresolved parts of a common problem an important task of engineering mechanics is to describe the contact interaction of such an environment with structural elements with the foundations of structures, retaining walls, vehicles, mechanisms of technological processing of discrete materials. the complexity of solving these problems is the need for a joint description of the stress-strain state of structural elements and a discrete environment whose laws of deformation are much more complex than a rigid deformable body and which have not yet been sufficiently studied. setting objectives special experimental studies have found that the laws of deformation of discrete materials, as opposed to solids, must additionally reflect the following features: problems of tribology 30 influence of internal friction; manifestation of dilatancy (changes in material density during displacements); a significant dependence of the nature of the nonlinear physical dependences of "stress-strain" on the type of stress state (in the following we consider mainly plane-deformed state). the purpose of the article is to evaluate the reliability of describing the stress-strain state of a discrete medium associated with a plastic flow model associated with the coulomb boundary condition. basic material and results the analysis of the rheological models that were proposed to describe the stress-strain state of the discrete medium [1] leads to the conclusion that the most complete features of deformation of this medium are capable of describing plastic flow models. unlike the "classical" models of the mechanics of a rigid deformable body, the determining relations of such models are not formulated as physical dependences between stresses   and deformations   , but as a relationship between stresses and the rate of increase of plastic (residual) deformations  d [2]. this dependence is written in differential form        d d        , (1) where     – potential voltage function, or load function; d – the lagrange multiplier. plastic deformation of materials is associated with the fulfillment of the condition of plasticity. if in the relation (1) for a potential function     we accept the condition of plasticity, the ratio corresponds to the associated rheological model, in other cases, to an unassociated model. model of plastic flow associated with the condition of plasticity of a solid in the theory of plasticity of a rigid body, the flat task is most often considered. the results of the experimental studies suggest that the flat deformation of plastic material is best described by the saint-venant condition:    2 2max 1 2 т0, 5 0, 5 4x y xys             , (2) where maxs       – maximum tangential stress; 1 , 2 – the main stresses in the deformation plane; x , y , xy – normal and tangential stresses in the deformation plane ху; т – material yield strength. under this condition, plastic deformation of the material occurs if the maximum shear stress maxτ becomes equal to the yield point of the material τт . maximum tangential stresses maxτ act on orthogonal shear planes that are inclined to the main angles π 4 . it is between these planes that the maximum shear deformations occur maxγ . therefore, dependence (1) in this case describes the relationship between stresses  σ and strain rates εd , occurring on the same planes, and can be considered as a determining relation of the plastic flow model associated with the saint-venant plasticity condition. there are many stress boundary states that meet the saint-venan condition. these stress states can graphically be represented by a family of mor boundary circles having a common envelope, parallel to the axis σ , which limits the zone of plastic deformation (fig. 1). each of the boundary circles fully describes the stress state at one point of the plastic region through invariants 0σ and maxτ τт . fig. 2 depicts one of the boundary circles of mohr. the abscissa of the center c of the circle is equal to the average normal stress  0 0, 5 x y     , circle radius – maximum tangential stress max т   . the problems of tribology 31 coordinates of the points k and k' correspond to the stresses arising on the planes, inclined to the main angle α . points а і в – the main stresses minσ , maxσ , and the points m and m' with coordinates  0 0, 5 x y     ,  max max min т0, 5        – the scaffolds on which saint-venant condition is satisfied. these planes are inclined to the main angle π 4 and in the model of rigid-plastic body are associated with sliding planes. the set of slip planes forms a grid of orthogonal slip lines (a grid of characteristics in the stress field). normal 0σ and tangents тτ stresses occur at each point of these lines. т т  c1 c2 c 3o  0' 0'' 0'''  o min y  0 x max xy max т a k' m' c b k m   fig. 1. family boundary circles of mohr fig. 2. boundary circle of mohr provided by saint-venant therefore, the grid of sliding lines clearly reflects the boundary stress state of the plane region of the solid body. fig. 3 shows an element of the flat region bounded by adjacent sliding lines. there are stresses on its faces  0 max min0, 5     and  max max min т0, 5      , which are invariants of the plane stress state. this limit stress state can be represented as the sum of two simple ones: a comprehensive uniform stretch or a compression stress 0 and pure shear stress т . on the principle of superposition, we obtain expressions for the principal stresses in the deformation plane ху: max 0 т     ; min 0 т     , (3) as well as for stresses on arbitrary orthogonal planes inclined to the main angles α : 0 т 0 т т cos 2 ; cos 2 ; sin 2 . x y xy yx                      (4) if the orientation of the plates with normals x, y is determined relative to the sliding planes, it is sufficient to replace the angle in expressions (4)  by 4     . relations (4) take the form 0 т 0 т т sin 2 ; sin 2 ; cos 2 . x y xy yx                      (5) the dependences (4) make it possible to obtain a system of differential equations describing the characteristics of the field of boundary stresses (slip lines) as functions 0 and  . the above correlations of the theory of plasticity cannot be directly used in the model of plastic flow of a discrete medium because the saint-venant criterion does not reflect the fundamental features of deformation of a discrete material in the limit state the influence of internal friction and the manifestation of dilatancy. 0 т  т  т  т  0  0  0 fig. 3 the flat state of the element of the flat region problems of tribology 32 describing the limit state of a discrete medium the resistance to deformation of discrete materials is exerted by the forces of dry friction, which can occur only in the area of compressive stresses. therefore, the criterion for the transition to the limit state of discrete materials, unlike plastic ones, must first and foremost reflect the influence of internal coulomb friction. among such criteria, as shown by special studies [3], the boundary condition of the discrete medium for flat deformation conditions is most accurately described by the mohr coulomb criterion. by this criterion, the onset of the limit state of the discrete medium is determined not by the magnitude of the maximum tangent stresses maxτ , but by the magnitude of the maximum ratio of tangent and normal compressive stresses. the mohr – coulomb criterion can be written through the previously introduced flat stresses invariants with this expression max 0 sin const      , (6) where  – angle of internal friction; 0 – average compressive stress. therefore, the boundary state of a discrete material, at the occurrence of which plastic deformation of the environment occurs, is estimated by two parameters 0σ and  and is graphically represented by a family of morh boundary circles having a straight, curved axis that is inclined to the axis σ at the angle of internal friction  (fig. 4). all circles are characterized by the same ratio of parameters 0 sinr   . o  0' 0'' 0''' c2 c3  c1 r1 r2 r3  o min 0 x max x a c b k  2 m 1 0+rcos2 m r  p m m  fig. 4. a family of mohr circles describing the limited state of the discrete environment fig. 5. the limited circle of stresses by the mohr – coulomb condition the envelope line limits the area of the discrete material in which the boundary state occurs, and each of the circles describes the boundary stress state at the point of this region. one of the circles corresponding to the morh coulomb criterion is shown in fig. 5. circle parameters are: radius    max min 1 20, 5 0, 5r        and the abscissa of the center с    0 max min 1 20, 5 0, 5         . a characteristic feature of a circle is that the tangent om, drawn from the origin, is inclined to the axis  on the corner  . touch point  ,m mm   corresponds to the plane with the maximum stress ratio tgm m     , or platform with a maximum deviation of full stress mp from normal. points a and b correspond to the principal stress planes min 2   і max 1   , and all other points in the circle are arbitrary planes. the mohr circle (fig. 5) graphically describes the boundary stress state at a point of a discrete medium by the mohr coulomb criterion. criterion (6) itself can be written by invariant parameter relations r and 0 of a circle max 0 0 sin r       , (7) due to the ratio of major compressive stresses 1 , 2 : problems of tribology 33     1 2 1 2 0 1 2 1 2 0, 5 sin 0, 5 r                , (8) or because of the stress ratio m , m along the planes of boundary equilibrium (fig. 5) tgm m     . (9) taken into account that the boundary state of a discrete mohr coulomb criterion is associated with the magnitude of the stress ratios, it is sometimes convenient to represent it through a relative invariant 1 2    1 2 1 2 1 sin 1           . (10) on the threshold of mohr's circle (fig. 5) directly we obtain expressions for major stresses 1 , 2 through circle parameters     1 0 0 0 0 2 0 0 0 0 sin 1 sin ; sin 1 sin , r r                             (11) or for stresses arising on an arbitrary plane with normal r rotated about the principal axis 1 by an angle  . these stresses correspond to the coordinates of point k in fig. 5  0 0 0 0 0 cos 2 sin cos 2 1 sin cos 2 ; sin 2 sin sin 2 . k k r r                           (12) to describe the boundary condition of a discrete medium, it is important to determine the stresses m , m on platforms with maximum deviation of total stress mp from normal. with mohr's circle we get:  2 2 20 0 0 0 0 0 0 sin sin 1 sin cos ; cos sin cos 0, 5 sin 2 . m m r r                               (13) platforms with maximum stress ratio m м  tilted to the main angles 4 2   and in the statics of a free-flowing environment, they are associated with slip planes. the set of slip planes in the plane of deformation х, у form a grid of non-orthogonal sliding lines that intersect at angles  2  . fig. 6 shows two sliding lines intersecting at point a. the major axis 1 forms with the x-axis  , and tangent lines are angles  4 2     . since the mohr – coulomb condition determines the orientation of the slip planes, equations of slip lines (characteristic lines) in the stress field are directly obtained from expressions (12), (13). the system of these differential equations was studied in detail by v.v. sokolovsky [4] and used by him to solve engineering problems of free-flow static. relations (3) (5) describe the limit state of the plastic medium under the condition of saint-venant. similar relations (6) (13) are the boundary state of a discrete medium under the mohr-coulomb condition. in the solid-state plastic flow model, the saint-venan condition is used as a potential function     . therefore, it is logical to consider the use of the mohr-coulomb condition as a potential function in the plastic flow model of a bulk medium. this model was first proposed by d. drucker and w. prager [5]. the ratio of the rheological model associated with the coulomb plastic flow model potential function     of the drucker – prager model, according to the fundamental relation (1), relates the strain rate  d with limit stresses   . the choice of the potential function of the model in the form of the coulomb condition (6) allows to determine the direction of the strain velocity vector  d in the system of orthogonal axes 0 maxd d   .  4  2  4 +  2 ox y 1(m ax ) 2(min) a  fig. 6. orientation of sliding lines problems of tribology 34 indeed, from the ratio (1)        d d        the components of the vector are directly determined   0 max,d d d   due to stress 0 , max : max 0 2 0 0 max max 0 ; 1 d d d d d d                      (14) and their relationship 0 max max 0 sin d d            . (15) max 0 d0 d d0 {d d  arcsin max max coulomb's surface fig. 7. the combination of stresses and strain rates value  , which relates the ratio of displacement rates to displacement 0 maxd d  with boundary stress ratio max 0  , can be seen as a measure of dilation. it was called the dilatancy ratio. according to expression (15), the strain velocity vector  d in the coordinate system 0 maxd d   should be perpendicular to the coulomb boundary surface, which is clearly shown in the fig. 7, which combines systems of orthogonal coordinates of boundary stresses  0 max   and strain rates  0 maxd d   . coulomb boundary surface in the axis system 0 max   is described as straight 0 maxk   with an angular coefficient tgk   , arcsin   . the perpendicularity of the vector  d to the boundary surface is an important conclusion associated with the coulomb condition (6) of the drucker prager model, which requires special experimental and theoretical verification with respect to discrete materials. the use of the mohr-coulomb condition as a potential function in the drucker-prager model not only takes into account the influence of internal friction and the manifestation of dilatation on the deformation process of a discrete material, but also establishes a relation between the field of boundary stresses and the field of strain rates in the array of discrete medium. laboratory verification of dependence (15) has shown that the theoretical value of the dilatation coefficient  in most cases significantly exceeds the set experimentally. for example, the angle of internal friction  dry sand is about 30  5,030sin   . in the experiments of a.s. stroganov the coefficient of dilatation of dense sand was 239,0  14sin , in experiments by p. roscoe and s. friedman the value  was changed from 1,0 to 35,0 . not only the fluffing but also the compaction of loose sands was noted. more thoroughly, the reliability of describing the stress-strain state of a discrete material by the drucker – prager model can be investigated by comparing the orientation of the planes on which the mohr – coulomb condition in the stress field is realized, with the orientation of the slip planes in the field of strain rates. in classical plasticity theory, the saint-venant condition is realized on orthogonal planes inclined to the principal angles 4 . on these orthogonal planes, maximum shear deformations occur maxd . therefore, problems of tribology 35 with the coincidence of the directions of the principal axes of the stress tensor and the strain rate tensor, the stress fields and strain rates coincide. in the model of drucker – prager orientations of non-orthogonal planes of boundary equilibrium and sliding planes with maximum shear deformation rates maxd cannot coincide in reality, since the grid of nonorthogonal sliding lines in the field of boundary stresses and the grid of orthogonal sliding lines in the deformation field cannot be reconciled with linear transformations of coordinate systems. the specified coincidence of slip lines in the field of boundary stresses and strain rates can be explained by incorrect use of the apparatus of the theory of plasticity of the solid body to describe the stress-strain state of the discrete material. the theory of plasticity of a rigid body operates with dependences between stresses and strains arising on orthogonal planes of maximum shear max . this agrees with the description of the stress state in the condition of saint-venant with a deformed state. the relation of the same drucker – prager model combines the dependences between the stresses acting on non-orthogonal planes of boundary equilibrium on the planes with the maximum stress ratio tgм м    , with dependencies between strain rates 0d , maxd on orthogonal planes of maximum displacement. this mismatch of stress and strain fields can be eliminated if, in the determining relation of the drucker-prager model, the deformed state of the medium is represented by the strain rates мd , мd on nonorthogonal planes of boundary equilibrium, not on planes of maximum displacement 0 maxd d   . since the theory of plasticity of a rigid body does not consider deformations on non-orthogonal planes, it is proposed to describe the boundary stress and corresponding deformed state of the discrete medium due to stresses and rates of deformations arising on special conjugate planes in even planes with equal magnitude tg   . the description of the stress state due to the stress on the coupled planes is discussed in article [6], and the analysis of the deformed state is discussed in article [7]. the class of conjugate planes includes the planes of boundary equilibrium for which maxtg tgм м      . these planes were used by s.s. golushkevich [8] and p.i. yakovlev [9] to develop effective engineering deformation-free methods for estimating the boundary stress state of the soil environment. to determine shear deformations  between non-orthogonal directions it is proposed [7] to represent the deformed state of the medium due to linear deformations r and rotation (shift) r arbitrary direction r relative to the principal axis 1. shift r in the direction r , which is inclined to the principal axis by an angle  , is determined by major deformations 1 , 2 addiction  1 20, 5 sin 2r     , (16) the use of which allows to determine the displacement of the displacement ab between any non-orthogonal directions а and b, inclined to the main axis at angles  and  ,   1 20, 5 sin 2 sin 2ab a b           . (17) as shown in [7], the dependencies between linear rd and angular rd deformations as opposed to dependencies d d  , used in the theory of rigidity plasticity, similar to the dependence between stresses   . that is, circle diagrams that illustrate the tense    and deformed  d d  the states are similar. to use the same relationships between stresses and strains on the conjugate planes in the plastic flow model of a discrete material, it is necessary to provide not only the similarity of circular diagrams of boundary stresses    and strain rates  d d  , and their full coincidence. fig. 8 shows a circular diagram (mohr circle) describing the variation of the stresses  ,  at the point of the discrete medium at the rotation of the normal of the stress plane by the angle  . points м and м1 with coordinates м , м correspond to paired conjugate planes of boundary equilibrium planes of the greatest deviation of total stress мp from normal. deformation dependencies describing the change in deformation rd , rd in the limiting state of the discrete material at normal rotation r the deformation plane by the angle  clearly shows the circle diagram r rd d   (fig. 9). problems of tribology 36 the diagram will completely coincide with the boundary circle of mohr (fig. 8), if tangent om , drawn to it from the origin will be tilted to the axis rd at the angle of internal friction . in this case, the coordinates of the touch point m will be deformed r md , r md normal direction r plane of the boundary equilibrium for which the ratio of deformations tgr m r md d    . therefore, the condition of coincidence of the boundary stress and deformed states of a discrete medium can be formulated as an equality of stress relations м м  and strain relations r m r md d  perpendicular to the sliding plane of the direction: tgr m м r m м d d        . (18) o  c m    4  2  2  m 1 a b  m m min m 0 max o dc m a b r  m1  d rmd r rm1d r d r min d rm d r0 d r max  4  2 fig. 8. mohr’s boundary circle fig. 9. circle diagram dr – dr of strain rates of discrete environment in the limited state condition (18) can be used to analyze the reliability of the description of the drucker-prager model of the stress-strain state of the discrete medium, given that the relations of the model use deformations occurring in the directions of the deformation planes and not in the directions of their normals. let us represent the condition of coincidence of the boundary stress and deformed states due to deformations md , md on the sliding surfaces by rotating the coordinate axes rd , rd (fig. 9) on 90°. in this case, the matching condition is determined by the dependency^ ctgm м m м d d          , або tgm м m м d d          , (19) and shear deformation 1m m d between paired conjugate sliding planes m , 1m is determined from (17). taking into account that 1m m d d   , and 1 4 2m m       , we get:    1 1 2 sin 2m md d d        . (20) we use the above relations to analyze the reasons for the discrepancy between the findings of the drucker – prager model and the results of experiments with discrete materials. let us introduce a potential function     associated with the mohr – coulomb condition of a plastic flow model of a discrete material due to the stress ratio м м  on the sliding surfaces in the form (9):    tgм м        . (21) from the fundamental relation (1) of the theory of plastic flow, we obtain expressions for the rates of deformation       2 ; 1 ; м m м м m м м d d d d d d                          (22) problems of tribology 37 tgm мm m м d d            , (23) which are similar to the relations (14), (15) recorded in the stresses 0 , max . the dependence (23) reflects the condition of the perpendicularity of the vector   ,m md d d   to the coulomb boundary surface presented in formula (9) or the condition of the perpendicularity of the slip lines in the field of boundary stresses   ,м м   and the deformation field   ,m md d d   . this conclusion is inconsistent with the condition of coincidence of the boundary stress and strain states (19), which is formulated as the equality of stress relations м м  and deformations m md d  , not the strain ratio m md d  . to evaluate the validity of the conclusions of the drucker – prager model with respect to discrete material, we present the dilatation coefficient m (23) due to shear deformation m the plane of boundary equilibrium and the main plane, not due to shear deformation m between paired sliding planes. taking into account that 2m md   , from expression (23) we obtain: tg 2 m м m m м d           , або 2tgm m d d      . (24) comparing the dilatancy coefficient m (24) with condition (19) of the coincidence of the stress and deformed state in the limit stage of deformation of the discrete medium one can claim that the drucker – prager model, associated with the coulomb condition, is twice bigger than the value of the coefficient m . this explains the discrepancies between the theoretical data and the results of the experiments described above. conclusions the results of the research presented in the article allow us to draw the following conclusions: 1) rheological model of drucker – prager, unlike models of plastic flow of solid body, takes into account the fundamental features of the laws of deformation of discrete materials the influence of internal friction and the manifestation of dilatancy; 2) the relation associated with the coulomb condition of the drucker – prager model is related to stresses appearing on non-orthogonal planes of boundary equilibrium with deformations on orthogonal planes of maximum displacement. this leads to a discrepancy between the predicted model and experimentally determined values of the dilatancy coefficient, as well as the inability to reconcile the fields of the slip lines in the planes of stresses and strain rates.; 3) the marked differences between the theoretical conclusions and the results of the experimental tests can be eliminated by presenting the model relationships of the plastic flow of the discrete medium due to stresses and deformations arising on the paired conjugate sliding planes. references 1. dorofeyev o.a. reolohichni modeli seredovyshcha z suttievym vnutrishnim tertiam / o.a. dorofeyev, v.v. kovtun // visnyk khnu. – tekhnichni nauky. – 2019. – № 3 (271). – s. 50-58. 2. sedov l. i. mehanika sploshnoy sredyi / l. i. sedov. – m. : nauka, 1970. – t. 2 – 578 s. 3. kovtun v.v. yssledovanye prochnosty sypuchykh materyalov v uslovyiakh ploskoi deformatsyy / v.v. kovtun, e.v. bahryi, v.t. buhaev // budivelni konstruktsii. – 2004. – vyp. 61. – t. 1. – s. 109–116. 4. sokolovskiy v.v. statika syipuchey sredyi / v.v. sokolovskiy. – m. : nauka, 1960. – 272 s. 5. drucker d.c. solid mechanics and plastic analysis of limit design / d.c. drucker, w. prager. // quarterly of applied mathematics. – 1952. – vol. 10. – №2. – p. 157-165. 6. kovtun .v. napruzhennia po potentsialnykh ploshchynkakh kovzannia u sypkomu seredovyshchi / v.v. kovtun // visnyk khnu. – tekhnichni nauky. – 2010. – № 1. – s. 7–12. 7. kovtun v.v. deformatsii vzdovzh potentsialnykh linii kovzannia u sypkomu seredovyshchi / v.v. kovtun, o.a. dorofieiev. // visnyk khmelnytskoho natsionalnoho universytetu. tekhnichni nauky. – 2010. – №5. – s. 142–150. 8. golushkevich s.s. statika predelnyih sostoyaniy gruntovyih mass / s.s. golushkevich. – m. : gostehizdat, 1958. – 288 s. 9. yakovlev p.i. predelnoe sostoyanie po s.s. golushkevichu i tehnicheskaya teoriya predelnogo napryazhennogo sostoyaniya gruntovoy sredyi / p.i. yakovlev. – odessa : astroprint, 2008. – 230 s. problems of tribology 38 дорофєєв о.а., ковтун в.в. оцінка напружено-деформівного стану дискретного середовища моделлю пластичного плину. в статті розглядається можливість використання апарату теорії пластичного плину для оцінки напружено-деформованого стану заповненого дискретним матеріалом середовища. формулюються співвідношення асоційованої з умовою кулона реологічної моделі, які враховують характерні особливості деформування дискретних матеріалів: вплив сухого кулонового тертя і прояв дилатансії. проаналізована достовірність висновків відомої моделі друкера – прагера щодо дискретного середовища. наведені співвідношення, що описують граничний стан пластичного середовища. логічним слід вважати використання умови мора – кулона як потенціальної функції в моделі пластичного плину сипкого середовища, що зроблено в моделі друкера – прагера. автори проаналізували достовірність висновків даної моделі щодо дискретного середовища. співвідношення моделі друкера – прагера пов’язують напруження, що діють по неортогональних площинках граничної рівноваги, з деформаціями по ортогональних площинках максимального зсуву. саме це призводить до неспівпадіння передбачених моделлю і експериментально визначених величин коефіцієнта дилатансії, а також до неможливості узгодити поля ліній ковзання в площинах напружень і швидкостей деформацій. авторами зроблено висновок, що відмічені розбіжності між теоретичними висновками і результатами експериментальних перевірок можна ліквідувати шляхом представлення співвідношень моделі пластичного плину дискретного середовища через напруження і деформації, які виникають по парних спряжених площинках ковзання. ключові слова: дискретне середовище, внутрішнє кулонове тертя, дилатансія. copyright © 2020 a. goroshko, v. royzman, s. petraschuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 25-31 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-25-31 simulation of a thin long rod that does not have critical forces and does not lose stability to euler a. goroshko*, v. royzman, s. petraschuk khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: iftomm@ukr.net abstract the paper proposes a method of preventing the loss of euler stability by thin rods. such rods do not have critical forces and therefore do not lose stability from longitudinal compressive force. the method is based on a temporary change in the stiffness of the rod-support system, in particular, a change in the length of the rod between the supports when approaching the value of critical forces, and after passing the return to the previous value. the results of simulation modeling of the rod behavior are presented, which confirm the possibility to eliminate the loss of its stability with increasing compressive force to the maximum allowable value, which is determined from the condition of strength. keywords: stable rods, critical force, bending modes, simulation, flexible rod. introduction the work of long rods on critical (according to euler) values of compressive forces leads to negative consequences, including major accidents and catastrophes. the only effective way to prevent the loss of stability of a compressed axial force of the rod is to reduce its slenderness ratio l i  , where l is the estimated length of the rod, і is the smallest radius of inertia of its cross section. at a given length, this leads to an increase in the weight of the structure. meanwhile, the creation of long rods that do not have critical compressive forces and that do not lose stability is in principle possible. the authors propose a method of temporary transformation of critical forces into non-critical ones according to euler for a long thin elastic rod. this paper presents some results of research on the model of such a rod. literature review the basic theory of a long thin rod in the elastic state was introduced by euler [1, 2]. in the linear formulation, he considered the problem of finding the critical forces of a axial compressed elastic rod of constant cross-sectional length, resting at the ends on hinged supports. in the case of longitudinal bending, the external load is the bending moment rz cм yр  , created by longitudinal compressive force рcr with moment arm  y f z [3]. the derivation is based on the approximate differential equation of the curved axis of the rod z ra cy m yei р   , (1) where е – is young’s modulus of elasticity of the rod material; 26 problems of tribology ai – is the second moment of area of cross section of the round rod (fig. 1). this equation is easily reduced to the form: 2 0y k y  , (2) where r a cрk ei  . fig. 1. to the derivation of the euler formula the general solution of the second-order differential equation (2) has the form cos siny a kz b kz  , (3) where а and в are arbitrary constants determined from the boundary conditions, that is, the conditions for fixing the ends of the bar on the supports. since the bar freely rests on supports, one of which is hinge-fixed, and the other is hinge-movable, the integration constants are determined from the conditions for zero deflections and bending moments on these supports, that is 0y  at 0z  and z l ; 0y  at 0z  and z l . after substituting these conditions in (3) and solving these equations we obtain: 0a  , sin 0b kl  . this is only possible if either в=0, either sin 0kl  . if а=в=0, this means that the deflections y are absent, which contradicts the condition of the problem. if we accept sin 0kl  , then the constants а and в can take arbitrary values, and the deflection y can be arbitrary, including infinitely large, which corresponds to a state of indifferent equilibrium, i.e. the loss of stability of the rod under the action of critical compressive force the condition sin 0kl  is satisfied when, kl n  , where n are natural numbers. hence, nk l   , where taking into account (2) we have euler's formula: 2 2 2cr a n p ei l   . (4) thus, the rod has an infinitely large number of critical euler forces, which relate to each other as squares of natural numbers n. from equation (3) it follows that the equation of the elastic line of the rod has the form siny b kz . euler's theory was later developed by many scientists, including grashof [4], yasinsky [5], timoshenko and gere [6]. in the works of modern authors, for example [7 12], the issues of loss of stability by thin rods loaded with longitudinal force, such as the limits of correct application of euler's formula, the relationship with flexibility, the behavior of the rod in the zone of plasticity, etc. are investigated and clarified. however, the issue of avoiding the loss of stability due to the temporary transformation of critical forces into non-critical ones has not been studied at all. purpose the purpose of the work was to study the peculiarities of the process of loss of stability according to euler of thin rods and to substantiate the method of its prevention by means of simulation modeling. presentation of research materials for the first critical force, the shape of the curved axis contains one half-wave of a sinusoid, for the second critical velocity and the second critical force two half-wave sinusoids, i.e. a full wave (sinusoid), for the problems of tribology 27 third three half-wave sinusoids, and so on. thus, each value of the critical force corresponds to its identical forms of loss of stability (fig. 2). if we take advantage of the fact that higher (than the first) forms of loss of stability are in themselves unstable without the presence of intermediate supports in the nodes of the forms, we can offer the following method of preventing critical states of the rod. to prevent the manifestation of the first critical force is necessary against the middle of the length of the rod (p. а) at a distance of the allowable deflection of the rod. whereas as soon as the values of the compressive forces approach the critical values and the deflections begin to increase, the rod, losing stability, will touch the support in the inaccuracy of the sinusoid, i.e. in the middle of the length l; this length will be "divided" into two halves and will now be a critical force for him   2 2 2 2 2 4 2 cr a ap ei eill     and the rod will withstand an increase in compressive strength up to 2crp . 2 1 2cr ap eil   2 2 2 4 cr ap eil   2 3 2 9 cr ap eil   2 2 2cr n a n p ei l   the first mode the second mode the third mode the fourth mode fig. 2. forms of loss of stability at critical forces similarly, in order to prevent the manifestation of the second critical force, it is necessary to place supports with a gap equal to the allowable deflection against the points of the rod b and d. at these points, there must be an antinode at the loss of stability, which corresponds to the values of the second critical force. then, as soon as the value of the compressive force approaches the second critical value, the rod will begin to lose stability in the second form of bending and will touch the support at points в and d and its length will be "divided" into three parts of length l/3. now the critical force for the rod will be 2 3 2 9 cr ap eil   , and the rod will withstand an increase in critical force to 3crp . in general, the idea of creating a rod that does not have critical forces in practice, ie one that does not lose stability from the longitudinal compressive force is based on the automatic change of stiffness of the rod-support system, for example, changing the length of the rod between supports when approaching critical forces. after the passage, the stiffness returns to the previous value, which makes it possible to eliminate the loss of stability with increasing compressive force to the maximum allowable value, which is determined from the condition of strength. in this case, to eliminate the critical states of the rod by one, two, three, etc. own forms of loss of stability of the deflection-deflection deflection should be installed in places of maximum deflection (antinodes) of the corresponding forms. if stability loss is to be eliminated for all critical forms, then one of such supports limiting deflection is installed along the entire length of the rod. when the value of compressive force approaches to the next critical value, deflections grow in the corresponding sections of the rod. when gap is reached the rod will collide with deflection limiters installed in the indicated sections, and thus it will receive additional supports reducing its length between supports, which, as seen from formula (4), changes (increases) the value of critical force. therefore rod will no longer be in condition of indifferent equilibrium, which meant loss of stability, and it will be able to harmlessly transit the values of compressive forces, which now, when touching the bearings, are no longer critical. when the speed of rotation or the value of compressive force approaches to the next critical value, other sections of the rod will touch the deflection limiter and the system stiffness will change, similarly to the manner described above, and these values will no longer be critical and will not lead to loss of stability. 28 problems of tribology the implementation of the idea of creating a rod that has no critical compressive forces can be seen, for example, in the design of recoil devices of some artillery guns with hydraulic recoil brake. when firing, the barrel under the action of recoil rolls back, squeezing the rod in the form of a long rod, which carries at the opposite end of the piston with holes, which moves in a cylinder filled with brake fluid. this rod is enclosed in a shell and this design prevents the loss of stability of the rod under the action of retractable compressive force. creating a simulation model of the rod that does not lose stability. to test the feasibility of the practical implementation of the proposed method, tests were conducted on a specially designed simulation model. a visual programming system simscape multibody was used to model the flexible rod as a massive body with distributed mass. it is a multi-body modeling environment for 3d-mechanical systems that formulates and solves the equation of motion for the entire mechanical system. the horizontally located steel rod of round section with the parameters given in table 1 was modeled. under the action of the weight of the rod, its static deflection is equal to 0 0, 21y  mm. fastening method is hinged (one support is hinged-fixed, the other hinged-movable). to simulate a flexible rod, a method of approximating a flexible body with a fixed set of discrete flexible bodies with lumped-parameter method was used. [13]. this approach approximates flexible body as a set of n solids connected by n-1 springs and dampers. shaft elements connected in series with dampers and springs provide concentrated rod inertia. the springs realize the degree of freedom of the system. each mass has three degrees of freedom: two rotational degrees of freedom in the directions x and y, perpendicular to the axis of the rod z, which allow bending deformation, and a translational degree of freedom in the z direction for axial tensile-compressive deformation (fig. 3). тable 1 parameters of the modeled rod length l diameter d slenderness ratio  young’s modulus, e 1 m 20 mm 100 210e9 pa fig. 3. approximation of a flexible rod with distributed mass a set of flexible elements with a concentrated mass the number n of elements «flexible element» partially affects the accuracy of the model, the spatial shape and the speed of calculation of the model. increasing n allows to achieve greater accuracy, however, due to higher computational costs. therefore, the value of n was chosen experimentally and was n = 20 for the rod investigated. the stiffness and internal viscosity coefficients are functions of the material properties and geometry of the flexible elements and are the same for all elements. in the considered model the linear model of damping is accepted (fig. 4). in particular, for axial deformation there is a dependence: a af k x b v   , (5) where ak the translational spring coefficient of the joint, x is the translational offset, ab is translational damping coefficient of the joint, v is linear velocity. the spring coefficient is defined as: ak ea l , where а is the cross-sectional area of the beam, l l n is the length of anundeformed flexible beam. to deformation the bend of the flexible element, the dependence of the torque is written as: r rk b      , (6) where  is the spring torque, rk is the rotational spring constant,  is the deflection angle, rb is the rotational damping coefficient of the joint,  is the natural frequency (fig. 5). fig. 4. «flexible element» with one degree of freedom of translational movement problems of tribology 29 the bending moment м, acting on the element is equal to: aeim r  , where ai is the second moment of area, r is the bending radius of curvature. at small deformations it is lawful to accept that l r   , therefore equating the torque that follows from hooke's law rk   and bending moment м, the spring coefficient becomes [14]: a r ei k l  . the translational damping coefficient ab and the rotational damping coefficient rb (viscous friction) of the model were set empirically. they were found by comparing the attenuation rate of free oscillations in the rod and its model [15]. verification of the finished model was performed based on the specified deflection y0 from its own weight, as well as the rate of damping of the natural oscillations of the rod. to limit the bending, the rod model was placed in a tube model with an inner diameter max2td d y  , where max 8 ммy  is max allowable deflection for rod (fig. 6). elements «translational hard stop» were used to simulate the boundary tube for each of the n elements of the rod. such elements limit the translational motion in the plane perpendicular to the axis of the rod by elastic shock interaction. the scattering of the rod impact energy against the pipe was not taken into account. results of numerical experiment and modeling. the created model was investigated in the range of values of longitudinal compressive force р = 0 … 70 кn so as not to exceed the allowable stresses based on the strength condition. the experimentally found value of the first critical force was 1 14, 7 кncrp  . in fig. 6 (а) the first form of bending of a rod at value of force 1крp is shown. fig. 6. 3d-model of the rod and the shape of its bend in the tube: а – 3d-model of a rod bounded by a tube; b – the first bending mode of the corresponding rod pcr1; c – change the shape of the rod when approaching pcr2; d – the second bending mode of the corresponding rod pcr2 the rod was deformed, its maximum deflection was limited by the pipe and was 8 mm, which is the maximum allowable deflection for the test rod. having obtained the third resistance in the section from point a, further deformation of the cross section of the rod in point a became impossible. the reaction force of the third support at the point where it was touched by the rod was small 1 кnar  . fig. 5. «flexible element» with one degree of freedom of rotation 30 problems of tribology increasing the axial load to the level 1crp p led to the deformation of other sections, although in general the rod remained curved in the first form directly to 2crp , which is shown in fig. 6 (с). when the load increases 1 2cr crp p p  the reaction force of the third support decreased to zero 0ar  . when approaching the value 2 57, 2 кncrp  the rod lost the first form of bending and sharply acquired the second form of bending, shown in fig.6 (d). in this case, the rod touched the limiters in sections в and d and has already received two additional supports. the corresponding absolute values of the reaction forces where 2 кnb dr r  . these forces are maximum at the time of acquisition and gradually decrease to zero with a subsequent increase in axial load and deformation of the rod. thus, the rod withstood the value of the second critical force and began to resist the axial force (fig. 7, 8). modeling of the rod behavior with a further increase in load was not performed, as it would lead to an increase in stresses in the material above the limit of proportionality. fig. 7. dependence of deflection at points a and b on applied load fig. 8. dependence of the reaction force at the point of contact rod with limiter (point a) from the load conclusions the results of the study showed the fundamental possibility of creating and practical application of structures with rods that do not have critical euler forces and do not lose stability. the general idea of creating structures that do not have states of indifferent equilibrium is that they should be able to change their properties (parameters) when approaching such states, and after its passage to return to the original properties. these design parameters can at a given moment change their quantitative values automatically or forcibly at the command of the operator by changing the stiffness, mass, length, number of supports and other factors that determine the quantitative values of indifferent equilibrium parameters, for example, when reaching the maximum allowable deformations construction. these design parameters can change their quantitative values automatically or forcibly at the command of the operator at a given time. the values of stiffness, mass, length, number of supports and other factors that determine the quantitative values of the parameters of indifferent equilibrium states can change, for example, at the time of achieving the maximum allowable deformation of structural elements. funding the research was funded by the ministry of education and science of ukraine (project no. 0120u102067). references 1. euler l., 1744. methodus inveniendi lineas curves maximi minimive proprietate gaudentes. appendix 1. de curvis elasticis (in latin). lausanne and geneva. (op.cit.) 2. euler l., 1759. sur la force de colonnes (in french). memoires de l’academie de berlin, 13, 251-282. (op.cit.) 3. pisarenko s. s. strength of materials. к. : «technics», 1967. − 791 p. (in russian) 4. grashof f., 1878. theorie der elasticität und festigkeit. berlin (op.cit.) 5. yasinsky f.s. experience in the development of the theory of buckling. // f.s. yasinsky. selected papers on the stability of compressed rods. m. l .: gostekhizdat, 1952 .p. 138-194 (in russian) 6. timoshenko s. p., gere j. m., 1963.teoria stateczności sprężystej. arkady warszawa. problems of tribology 31 7. lembo, marzio. (2003). on the stability of elastic annular rods. international journal of solids and structures. 40. 317-330. 10.1016/s0020-7683(02)00546-2. 8. karimbaev k.d., palchikov d.s. about criteria of loss of stability of the squeezed cores outside elasticity at rigid loading // vestnik of ufa state aviation technical university. vol. 19. 3 (69). (2015) 126-131. 9. murawski k. the euler's modified theory of stability with stresses and strains analysis on example of very slender cylindrical shells made of steel. acta scientiarum polonorum, architectura, 3(1) 2004 10. sharafutdinova g. g. an operator method for studying the euler problem on types of the loss of stability for a pivoted rod under buckling load. russian math. (iz. vuz), 54:11 (2010), 77–82 11. glazkov т. v. критическая нагрузка стержня с начальной неправильностью / т. в. глазков. — текст : непосредственный // молодой ученый. — 2015. — № 23 (103). — с. 125-129. 12. bekshaev s. ya. on the optimal position of the intermediate support of a three-span rod // bulletin of odessa state academy of civil engineering and architecture. 60 (2015) 400 – 406. 13. v chudnovsky, a mukherjee, j wendlandt, d kennedy modeling flexible bodies in simmechanics //matlab digest. – vol. 14 (3) (2006). 14. miller s. et al. modeling flexible bodies with simscape multibody software //an overview of two methods for capturing the effects of small elastic deformations, mathworks. – 2017. 15. zmeu k.v., notkin b. s., kovalyov v.a., vara a.v. modeling the flexible mechanical system in matlab for control system synthesis // izvestia of samara scientific center of the russian academy of sciences. 1-2. (2012). горошко а.в., ройзман в.п., петращук с.а. моделювання тонкого стрижня, що не має критичних сил і не втрачає стійкості за ейлером. у роботі запропоновано метод недопущення втрати стійкості за ейлером тонкими стрижнями. такі стрижні не мають критичних сил і тому не втрачають стійкість від поздовжньої стискувальної сили. метод базується на тимчасовій зміні жорсткості системи стрижень-опора, зокрема, зміні довжини стрижня між опорами при наближенні до значення критичних сил, а після проходу поверненні до попереднього значення. представлені результати імітаційного моделювання поведінки стрижня, які підтверджують можливість усунути втрату його стійкості при зростанні стискувальної сили до максимально-допустимого значення, який визначається з умови міцності. ключові слова: стійкість стрижня, критична сила, форми згину, моделювання, гнучкий стрижень. copyright © 2022 oleksandr stelmakh, hongyu fu, yiqiao guo, xinbo wang, hao zhang, oleksandr dykha. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,49-54 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-49-54 adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and wear oleksandr stelmakh1, hongyu fu1, yiqiao guo1, xinbo wang1, hao zhang1*, oleksandr dykha2 1school of mechanical engineering, beijing institute of technology, beijing 100081, china 2khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: hao_zhang@bit.edu.cn received: 12 july 2022: revised:09 august 2022: accept:12 september 2022 abstract the proposed adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and wear is based on the relationship of elastic-deformation processes in the surfaces of curvilinear contacts with hydrodynamic regular processes of extrusion and rarefaction in lubricating layers in tribocontacts, as well as with the processes of primary adhesion of friction surfaces and subsequent acts of adhesive wear. the proposed adhesiondeformation-hydrodynamic model of friction and wear and its main provisions on the relationship between extrusion, rarefaction in lubricating layers and primary adhesion of friction surfaces of curvilinear contacts cover the entire load-speed range and all modes of lubrication of friction surfaces. keywords: model of friction, lubricating layers, contact pressure, adhesion 1. the main provisions of the adhesion-deformation-hydrodynamic model wear of friction surfaces always occurs in elastically deformed areas of tribocontacts. it is clear that in areas, for example, in the gap of a radial plain bearing, where the surfaces are not elastically deformed and there is a gap, the surfaces do not wear out, since they do not contact. under static conditions, when the surfaces are compressed, all supramolecular layers flow into areas with lower pressure, that is, they are extruded in all directions from elastically deformed contact with monoand multimolecular lubricant layers, as noted by o. reynolds at the beginning of his well-known work [11]. contact stresses are distributed axisymmetrically in the form of a semi-ellipse according to g. hertz (fig. 10(a)). (а) (b) fig. 1. axisymmetric distribution of contact stresses. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-49-54 50 problems of tribology axisymmetric distribution of contact stresses σ(x) from the applied load n under static compression in contact 2b of a shaft with radius r and length l with maximum values of max  in the zoy plane in the form of a semi-ellipse according to g. hertz (fig 1, a) and a centrally symmetric distribution of the contact gradient stresses     d x d x  when choosing the friction direction along the ox axis (fig1,b). when one or two surfaces break off, in the direction of friction, in the entire elastically deformed area of the tribo-contact, characteristic areas immediately appear in the direction of friction of the shaft along the radial bearing (fig. 1(b)): 1. first convergent elastically deformed area with a positive gradient of contact stresses, which leads to the extrusion of lubricating layers in which the overpressure rapidly increases relative to the ambient pressure; 2. the second is the transition region, where the contact stress gradient is approximately equal to zero, and the pressure in the lubricating layer changes extreme from the maximum excess to the minimum rarefaction, passing through the pressure area equal to the ambient pressure (in laboratory conditions, this is atmospheric pressure р0); 3. the third one is an elastically deformed divergent area with a negative contact stress gradient, which leads to a rarefaction of the lubricating layers, in which the pressure is less than the ambient pressure. when friction in a given direction with a shaft rotation frequency ω in the convergent elastically deformed area of the tribocontact, the lubricating layers are compressed, which squeeze out all supra-monomolecular layers of the lubricant into the volume in accordance with the hertz theory (fig. 1(a)) and the langmuir and bet adsorption theories, in an area with lower pressure (in laboratory conditions, this is the ambient pressure р0) in accordance with pascal's law along the shortest path, that is, the boundary layers are extrusion. in the convergent elastically deformed region, the lubricating layers, under the action of a positive gradient of contact stresses (fig. 1(b)), contracting, realize extrusion and return flow in the region with lower pressure (since the pressure is even greater in front) along the shortest path (at the contact ends, the squeezed out fragments of the lubricant flow immediately outward, and in the middle of the contact, the most compressed fragments flow strictly in the direction opposite to friction), which is schematically shown in fig. 2 (a)). (а) (b) fig. 2. scheme of the occurrence of extrusion and reverse flows in the convergent non-contact and elastically deformed regions (a) as well as rarefaction in the divergent non-contact and elastically deformed regions (b) of the tribocontact according to the timken scheme here, in the convergent area of contact, the incoming boundary layers of the lubricant together with the shaft and the extrusion flows in front of and in the elastically deformed convergent area are directed towards each other, which, when colliding and braking, lead to the emergence of the so-called "oil wedge" (fig. 2(a)). in the transition region, the contact stresses reach their maximum values, and between the surfaces there is a minimum amount of lubricant remaining after extrusion in the convergent elastically deformed contact region. this very short region is characterized by an almost zero contact stress gradient (fig. 1(a)), and the pressure in the residual lubricating layer is equal to the ambient pressure. obviously, only in this region is the classical newtonian viscous flow of monoor multimolecular boundary layers of lubricant with a rectangular velocity diagram realized. then, from the transitional elastically deformed region, a part of the remaining small amount of lubricant, together with the shaft, enters the divergent elastically deformed contact region and enters the conditions of bilateral tension. in the divergent elastically deformed region of the friction surface, from the maximum compressed state, relative bilateral stretching of the remaining fragments of the boundary layers is realized, which leads to their rapid rarefaction and a rapid decrease in pressure in them. problems of tribology 51 under these conditions, rarefaction, evaporation and desorption of residual adsorbed substances occur, then: nucleation of the vapor-gas phase: first in the form of cavitation nuclei, then to their merger and the formation of a cavitation cavity attached to the moving surface, which is schematically shown in fig. 2(b)). such an idea of the process of rarefaction of lubricating layers is in good agreement with the mechanism of desorption of monoand multimolecular near-surface boundary layers of lubrication in accordance with the langmuir and bet theories. mechanism of adhesive wear within the framework of the proposed adhesion-deformationhydrodynamic model. in the divergent elastically deformed region of the tribo-contact, the residual boundary layers are under conditions of rapid rarefaction. they are desorbed, evaporate, and the areas of contacting oxide layers of the surfaces are under conditions of quasi-dry friction. under these conditions, oxide films are easily removed by cracking, which leads to adhesion of juvenile areas of elastically deformed surfaces in the divergent contact area, i.e. to microand submicro-seizure of the surfaces, followed by tearing of the material from the friction surface of the bearing and neoplasm on the shaft. thus, during friction of surfaces with adsorbed layers of lubricant active substances, primary adhesion occurs precisely in divergent elastically deformed regions of curvilinear microand macrocontacts. the photographs of the worn friction tracks of the flat surface of the model bearing shown in fig. 3 after friction on it with the model shaft confirm the correctness of the assumed adhesive wear mechanism and the adhesiondeformation-hydrodynamic model of friction and wear. (а) (b) (c) fig. 3. primary adhesion in the divergent area of contact with a characteristic pull-out of a fragment of the bearing material (a) and the regular appearance of friction tracks (wear traces): in the direction of friction: at the exit from the shaft contact (in the divergent elastically deformed area) characteristic pull-outs of the material of a model plain bearing (b, c), and at the contact entry (in the convergent elastically deformed area) there are characteristic risks of deformation microcutting. friction conditions: steel шх-15 with hrc=59~62, ra<0.02mkm, initial, design, maximum contact stresses 2000mpa, linear velocity 0.3m/s, friction device пти трибо-04 the above model of the occurrence of extrusion and rarefaction in an elastically deformed curvilinear contact is experimentally confirmed by the following regularities (fig. 13), when with an increase in friction speed and load, the pressure in the lubricating layer in the convergent elastically deformed area of the tribocontact always increases, and in the divergent area it decreases. in the convergent elastically deformed region, this is explained by the fact that with an increase in only the friction velocity at a constant load, the speed of the incident flows and return extrusion flows simultaneously increases, and with an increase in only the load and contact stresses, only the velocity of the return extrusion flows increases correspondingly to meet the boundary layers incident with the shaft. in the divergent region, a similar but reverse picture occurs: with an increase in the friction velocity and contact stresses, the extension rate and the gradient of negative stresses increase, which leads to an increase in the degree of rarefaction. the lower part of fig. 4 shows the schematic appearance of return flows as a result of extrusion in the convergent region of the elastically deformed contact and cavitation nucleation as a result of rarefaction in the divergent elastically deformed region of the contact. this scheme is fully consistent with the measured distribution of local pressure in the lubricating layers during sliding friction of a model shaft over a plain bearing in dynamics, which will be described in more detail in the following reports of the authors. in this case, as can be seen in fig. 4, the degree of rarefaction in the divergent region also increases with an increase in both the sliding speed and contact stresses. it is noteworthy that with an increase in the degree of rarefaction in the divergent region of the elastically deformed contact, in addition to an increase in the rate of desorption of the lubricating layers, the actual contact stresses in the microcontacts of the elastically deformed vertices will also increase, which will experience an additional load due to the suction effect. this further exacerbates the situation of the contacting quasi-dry tops of the surfaces and contributes to their more intense adhesive interaction and wear. 52 problems of tribology fig. 4. experimentally measured (solid lines) and calculated (dashed lines) values of local pressure in the lubricating layer during friction of a model shaft on a model flat bearing according to the timken scheme within the width of the elastically deformed contact [-b;+b] at different axial loads (0.1n, 0.2n, 0.3n) and one stabilized speed of 0.251m/s. 2. summary of the adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and wear the main provisions presented above find their experimental confirmation (fig. 3, 4) and will be detailed in the following. adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and wear in relation to a radial plain bearing. previously, the main assumptions of the adhesion-deformation-hydrodynamic model were given on the example of a plain bearing with the timken scheme. with regard to the radial plain bearing adhesive wear in conjunction with the hydrodynamic processes of extrusion and rarefaction in the boundary layers in the elastically deformed region of the adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and the wear process is presented as follows (fig. 5). fig. 5. schematic representation of the physical friction model of a radial plain bearing with characteristic convergent, transition and divergent non-contact and elastically deformed areas, taking into account extrusion and rarefaction processes. in the elastically deformed divergent region of the tribo-contact, rarefaction occurs in the boundary layers of the lubricant and their desorption. desorption of lubricating layers leads to the appearance of conditions of problems of tribology 53 quasi-dry friction and primary adhesion of friction surfaces (fig. 5). such local adhesion leads to tearing of a fragment of material from the bearing surface and neoplasm on the friction surface of the shaft. this neoplasm, in the case of a radial plain bearing, enters the convergent region, where, due to the increased radial dimensions of the initial shaft surface, it implements microcutting as follows: part of it is cut and carried out into the lubricant volume in the form of a wear product, and the rest implements microcutting, which is shown in the diagram (fig. 5). this leads to a rapid change in the microand macro-geometry of the contact, which immediately leads to a redistribution of contact stresses and a change in all parameters of the initial contact both along and in the radial direction. after that, friction occurs, in fact, already in other newly formed elastically deformed convergent and divergent areas. then, new areas appear in elastically deformed contact with quasidry friction conditions in other new divergent contact areas, where adhesive microand submicro-seizure occurs. then, pull-out in the divergent area, micro-cutting in the convergent area, and so on (fig. 5). conclusions 1. the development of a new adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and wear should be based on experimental and theoretical studies of hydrodynamic processes of extrusion and rarefaction of lubricating layers in characteristic elastically deformed areas of tribocontact in the entire range of loads and friction velocities. for this, it is necessary to establish the relationship 1 the stressed state in the contact of elastically deformed surfaces, 2 the structural-phase state of the boundary layers of the lubricant adsorbed on them, and 3 the adhesion of friction surfaces. 2. the proposed adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and wear and its main provisions on the relationship between extrusion, rarefaction in lubricating layers and primary adhesion of friction surfaces of curvilinear contacts cover the entire load-speed range and all modes of lubrication of friction surfaces. 3. to create a new adhesion-deformation-hydrodynamic model of friction and wear, it is necessary to establish experimental patterns that directly or indirectly confirm the objectively occurring processes of extrusion and rarefaction in boundary layers in elastically deformed curvilinear contacts of highly elastic real and materials such as bearing steel шх-15 during friction, when the elastically deformed area is several tens of microns, in conjunction with the adhesive interaction of surfaces. in addition, it is required to develop and use new laboratory instruments and techniques, for example [2-4], which will allow observing extrusion and vacuum in lubricating layers, as well as scanning and metrologically measuring the local pressure in them as accurately as possible and other parameters of lubricating layers and tribo-contacts of model low-elastic and optically transparent materials during friction in dynamics. references 1. leybenzon l v. hydrodynamic theory of lubrication. moscow: state technical and theoretical publishing house, 1934. (in russian) 2. stelmakh o u. a teaching aid for demonstrating friction cavitation and jet phenomenon in line contact friction. china patent zl202022922297.0, sep. 2021. 3. stelmakh o u. line contact friction testing machine for observing friction jet streamline and friction cavitation. china patent zl202022922298.5, sep. 2021. 4. stelmakh o u. line contact friction testing machine with pressure scanning function. china patent zl202022922275.4, sep. 2021. 54 problems of tribology олександр стельмах, хун'ю фу, іцяо гуо, сіньбо ван, хао чжан, олександр диха. адгезійно-деформаційно-гідродинамічна модель тертя та зношування запропонована адгезійно-деформаційно-гідродинамічна модель тертя та зношування базується на зв'язку пружно-деформаційних процесів на поверхнях криволінійних контактів з гідродинамічними закономірними процесами видавлювання та розрідження в мастильних шарах у трибоконтактах, а також з процесами первинного зчеплення поверхонь тертя і подальші акти адгезійного зношування. запропонована адгезійно-деформаційно-гідродинамічна модель тертя і зношування та її основні положення про взаємозв'язок між видавлюванням, розрідженням у мастильних шарах і первинним зчепленням поверхонь тертя криволінійних контактів охоплюють весь діапазон навантаженьшвидкісність і всі режими змащування поверхонь тертя. ключові слова: модель тертя, мастильні шари, контактний тиск, адгезія метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 22 дворук в.і. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: vidvoruk@gmail.com метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів удк 621.794’4: 546.48’24 doi:10.31891/2079-1372-2018-90-4-14-21 доповнено й розвинуто метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії крихких і пластичних кристалів на основі енергетичного підходу. проведено порівняльний аналіз отриманих формул поверхневої енергії кристалів між собою та відомими формулами. уточнено уявлення та кількісне розуміння питомої поверхневої енергії в теорії руйнування твердих тіл а. гріффітса. запропоновано узагальнену формулу для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів. перевірено працездатність й адекватність запропонованого метода. ключові слова: абразивне зношування, поверхнева енергія, кристал, зносостійкість, діаграма деформування, енергія зношування. вступ взаємодія кристалу з абразивом при зношуванні здійснюється через їх поверхні. зовнішня поверхня є особливим видом двовимірних дефектів будови кристалу. в сучасній фізиці поверхню розглядають як особливий стан кристалу, кристалічна й енергетична структура якого відрізняється від об’ємного. головною причиною особливої будови поверхні кристалу стосовно об’єму є обрив періодичності кристалічної гратки, що призводить до зміни координаційної сфери поверхневих атомів і регибридизації їх зв’язків. в результаті порядок розташування вказаних атомів, а також відстані між ними істотно змінюються. при цьому координаційне число в об’ємі кристалу виявляється більшим, ніж на поверхні. порушена структура поверхні не має різкої межі з упорядкованою структурою кристалу, тому можна говорити про особливий так званий перехідний шар [1]. для переміщення внутрішнього атома в перехідний шар кристалу необхідно виконати певну роботу, яка перетворюється на потенціальну енергію поверхневого атома. звідки випливає, що всі атоми перехідного шару володіють більшим запасом потенціальної енергії, ніж внутрішні атоми і на поверхні кристалу утворюється надлишок енергії порівняно з енергією тих об’ємних атомів, що утворили вказаний шар [2]. цей надлишок енергії перехідного шару, віднесений до його площини називається питомою поверхневою енергією або просто поверхневою енергією. таким чином, кристал володіє поверхневою енергією, яка є основною характеристикою його поверхні. вона грає визначальну роль в усіх явищах, пов’язаних з появою нових поверхонь, зокрема, під час розвитку тріщин у кристалах вона представляє собою міру опору їх руйнуванню. поверхнева енергія пропорційна поверхні кристалу. при абразивному зношуванні кристал диспергується, за рахунок чого утворюються частинки зносу з дуже великою загальною поверхнею порівняно із поверхнею тієї частини кристалу, з якої утворились вказані частинки. збільшення кількості частинок зносу по мірі зношування супроводжується зростанням поверхневої енергії кристалу і потребує відповідних витрат роботи тертя. повністю робота тертя витрачається на утворення нових поверхонь лише в тому випадку, коли процес їх розкриття відбувається абсолютно пружно [3]. вона складає надто малу частку від всієї витраченої енергії і тому її вимірювання без ускладнень можливе лише для ідеально крихких кристалів, яких в природі не існує. всі відомі кристали можна умовно поділити на дві групи: крихкі та пластичні. при абразивному зношуванні крихких кристалів робота тертя витрачається на пружні деформації й утворення нових поверхонь. у випадку зношування пластичних кристалів – на пружні й пластичні деформації, а також утворення нових поверхонь. при цьому значна частина роботи тертя витрачається на пластичні деформації і роль поверхневої енергії відступає на другий план. однак при зношуванні крихких кристалів роль поверхневої енергії значно зростає. саме тому методи визначення поверхневої енергії для крихких кристалів розроблені набагато краще, ніж для пластичних. серед існуючих методів визначення поверхневої енергії крихких кристалів найбільш розробленим теоретично і експериментально є метод абразивного шліфування, в якому питома поверхнева енергія зв’язується з питомою роботою шліфування [4]. цей метод дає найточніші значення поверхневої енергії кристалів. оскільки шліфування є граничним випадком абразивного зношування, логічним виглядає припущення щодо застосування останнього як методу визначення питомої поверхневої енергії кристалів. перший крок в цьому напрямку [5] підтвердив слушність такого припущення для пластичних кристалів, зокрема, металів. однак умови, межі і можливості застосування цього методу залишаються не до кінця з’ясованими, що вказує на необхідність подальшого вивчення даної проблеми. постановка проблеми метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 23 проведені дослідження ставили за мету доповнити та розвинути метод абразивного зношування для визначення поверхневої енергії крихких й пластичних кристалів. для досягнення поставленої мети розв’язувались такі завдання: розробити теоретичні основи абразивного зношування пластичних кристалів з точки зору поверхневої енергії; розробити теоретичні основи абразивного зношування крихких кристалів з точки зору поверхневої енергії; перевірити працездатність й адекватність визначення поверхневої енергії кристалів методом абразивного зношування. матеріали та методика дослідження об’єктами дослідження були конструкційні сталі таких марок: 110г13л, сталь 20, 40х, у10, р18. хімічний склад сталей приведено в табл. 1. таблиця 1 хімічний склад сталей, % марка сталі c si mn cr ni cu s p w v mo co 110г13л 0,95 0,9 13,0 1,0 1,0 0,3 0,05 0,12 сталь 20 0,2 0,28 0,5 0,25 0,25 0,25 0,04 0,035 40х 0,4 0,25 0,65 0,95 0,3 0,3 0,035 0,035 у10 1,0 0,25 0,25 0,2 0,25 0,25 0,028 0,03 р18 0,78 0,5 0,5 4,0 0,4 0,03 0,03 17,7 1,2 1,0 0,5 випробуванням зразків досліджуваних сталей передувала термічна обробка (гартування та відпуск) за відповідними режимами (табл. 2). таблиця 2 режими термічної обробки досліджуваних сталей гартування відпуск марка сталі температура нагрівання, к охолоджувальне середовище температура нагрівання, к тривалість витримування, с 110г13л 1318 вода 393 1800 сталь 20 1143 вода 393 1800 40х 1143 олива 393 1800 у10 1063 вода 393 1800 р18 1573 олива 393 1800 в результаті термічної обробки отримували кристали двох груп: пластичні – сталь 110г13л, сталь 20 та крихкі – сталь 40х, сталь у10, сталь р18. після термічної обробки зразки сталей піддавали механічним випробуванням на розтяг і тертя ковзання по монолітному абразиву. випробування на розтяг проводили на універсальній машині умм – 50. в результаті таких випробувань отримували діаграму навантаження – видовження , за якою розраховували механічні характеристики (границю міцності та модуль пружності) зразків. випробування на тертя ковзання по монолітному абразиву проводили на модернізованому [6] приладі лкі – 3. абразивом був шліфувальний круг пп450 × 63 × 303 24а 40с2 гост 2424 – 83 з електрокорунду білого. робочим середовищем – водопровідна вода. режим випробувань: контактний тиск р = 1,055 мпа, швидкість ковзання v = 0,5 м/с, шлях тертя lтр = 30 м. в процесі випробувань вимірювали силу тертя. знос зразка визначали після випробувань методом зважування на електронних аналітичних терезах «nagema» (ціна поділки 0,001 г). результати теоретичних та експериментальних досліджень метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 24 відомо [7], що зносостійкість – це характеристика руйнування кристалів. руйнуванню кристалів передує процес деформування (пружного – для крихких кристалів і пружно – пластичного – для пластичних кристалів). тому вихідною характеристикою їх зносостійкості, як і будь-якої іншої характеристики механічних властивостей, є діаграма деформування, що пов’язує між собою напруги σ та деформації ε, які виникають під їх дією. розглянемо пластичний кристал, схему істинної діаграми деформування якого при абразивному зношуванні представлено на рис. 1. рис. 1 – істинна діаграма деформування пластичного кристалу при абразивному зношуванні: σтеор – границя теоретичної міцності; σв – границя реальної міцності; εпр – пружна деформація; εкр – критична деформація при абразивному зношуванні такий кристал руйнується в’язко. процесу в’язкого руйнування передує пластична деформація в умовах трансляційно – ротаційного масопереносу, яка супроводжується релаксацією внутрішніх напруг у кристалі, а також необоротною зміною його форми. внаслідок релаксаційних явищ деформування кристалу відбувається за кривою ов, а максимальне навантаження, що він витримує знижується від теоретичної теор до технічної в (границі міцності) міцності. відповідно до діаграми деформування (рис 1) фактична енергія, що витрачається на абразивне зношування дорівнює площині освд, яка містить у собі площини осе та свde тобто: ндпрв uuu  , (1) де прu – енергія пружної деформації, що визначається площиною трикутника осе, тобто: пр в пр vе u 2 2 , (2) де е – модуль пружності; прv – пружно деформований об’єм, ндu – енергія непружної деформації, яка визначається площиною прямокутника cbde, тобто:   ндпркрвнд vu  , (3) де ндv – непружно деформований об’єм. підставивши (2) і (3) в (1), отримаємо:               нд втеор впрпркрпр в в vее vv е u 2 2 . (4) теоретична теор і технічна в (границя міцності) міцність кристалу знаходяться у певному співвідношенні одна до одної, що залежить від природи кристалу і називається коефіцієнтом концентрації напруг кристалічної гратки [8]: метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 25 в теор    . (5) звідки в дорівнює    теорв . (6) в табл. 3 представлено значення β для ряду пластичних кристалів [8] таблиця 3 коефіцієнт концентрації напружень кристалічної гратки кристалів кристал модуль пружності, 710 па теоретичнаміцність, 710теор па технічна міцність, 710в па коефіцієнт в теор    алюміній срібло мідь залізо 6000 8000 12000 21000 600 800 1200 2100 9,0 18,0 23 30 65 45 50 70 після підстановки (6) в (4) отримаємо:             ее v е u вввпр в в 2 2   ндпрвнд vvе v 12 2 2    . (7) непружно деформований об’єм ндv в загальному випадку складається з двох частин: пластично деформованого об’єму плv і зруйнованого об’єму pv . відомо [9], що при зношуванні тертям ковзання по монолітному абразиву пластично деформований об’єм кристалу практично повністю руйнується. у зв’язку з чим будемо вважати, що: ppплнд vvvv 2 . (8) позначимо через k: к v v нд np  . (9) звідки, ураховуючи (8): pндпр кvкvv 2 . (10) тоді (7) можна записати так:      12 2 142 2 22      kv е vкv е u p в pp в в . (11) коефіцієнт к, в першому наближенні, приймаємо рівним одиниці, тобто вважаємо, що об’єм прv кристалу під зношеним об’ємом, що охоплений пружною деформацією дорівнює непружно деформованому об’єму ндv . тоді (11) набуде такого вигляду:       22 2 22 1 2 1 2 1 теорв в в p g g u v е е e              , (12) де g – маса зношеного кристалу;  – густина кристалу. для оцінки теоретичної міцності кристалу скористаємось формулою поляні [10]: метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 26 21 2         а е теор , (13) де  – питома поверхнева енергія кристалу; a – міжатомна відстань після підстановки (13) у (12) отримаємо:  2 2 2 1в g u a        . (14) з іншого боку фактичну енергію абразивного зношування кристалу можна визначити так: тртрв lfu  , (15) де трf – сила тертя; трl – шлях тертя. прирівнюючи праві частини (14) і (15):   тртр lf g a      12 2 2 , (16) отримаємо формулу для визначення питомої поверхневої енергії пластичних кристалів:  122 2      g аlf тртр . (17) перейдемо до розгляду крихкого кристалу. при абразивному зношуванні такий кристал руйнується крихко. його руйнуванню передує лише пружна деформація. жодних необоротних змін в ньому не відбувається. схему типової діаграми деформування крихкого кристалу представлено на рис. 2. рис. 2– діаграма деформування крихкого кристалу при абразивному зношуванні: σтеор – границя теоретичної міцності; σв – границя реальної міцності; εпр – пружна деформація; εкр – критична деформація при розрахунку його теоретичної міцності виходять з передумови, що кристалічна гратка має ідеальну будову, між тим як структура реального кристалу не є ідеальною, оскільки містить в собі дефекти у вигляді мікроскопічних поверхневих та внутрішніх тріщин [11]. наслідком наявності вказаних де метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 27 фектів є велике розходження поміж теоретичною теор та технічною в міцністю, яке пояснюється значною концентрацією пружних напруг на кінцях мікротріщин, де і починається розрив міжатомних зв’язків за порівняно малої величини докладеного навантаження. тому будемо вважати, що максимальне навантаження в , яке витримує крихкий кристал відповідає його границі пружності пр , а кривою деформування буде лінія ос. фактична енергія прu абразивного зношування на діаграмі деформування кристалу відповідає площині трикутника осе тобто: v е u прпр 2 2  , (18) де v – деформований об’єм кристаллу. з урахуванням (6) формулу (18) можна записати так: v е u теорпр 2 2 2    . (19) після підстановки (13) в (19) отримаємо v а u пр 2   . (20) в процесі абразивного зношування деформації зазнають не лише частинки зносу, але також поверхневий шар кристалу, з якого вони утворились. тому фактичну енергію, що витрачається на абразивне зношування можна розділити на дві частини. одна частина витрачається на пружне деформування аж до руйнування частинок зносу кристалу, а інша частина витрачається на деформування поверхневого шару кристалу, з якого вони утворились. в момент відокремлення частинок напруження по обидва боки площин відокремлення однакові. на підставі цього можна вважати, що фактична енергія абразивного зношування розділяється на дві приблизно рівні частини: рдпр uuu  , (21) де дu – енергія деформування; рu – енергія руйнування. з урахуванням формули (20) маємо: дд vа u 2   , рр vа u 2   , (22) де дv – об’єм деформованого шару; рv – об’єм зруйнованого шару. позначимо через 1к відношення енергій: 1ku u p д  . (23) або відповідно до формули (20): 1kv v р д  . (24) метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 28 замінивши дv на pvк1 на підставі формул (21) і (22) можна записати:      11212222                kv a vvk a vv a v а v а u ppppдpдпр . (25) коефіцієнт 1к в першому наближенні можна прийняти рівним одиниці, тобто вважати, що при абразивному зношуванні об’єм дv крихкого кристалу під зруйнованим об’ємом, що охоплений пружною деформацією, дорівнює об’єму рv зруйнованого шару. тоді:         g а v а u ппр 22 22 , (26) де g – маса зношеного кристалу;  – густина кристалу. з іншого боку фактична енергія зношування крихких кристалів дорівнює: mpmpnp lfu  , (27) де mpf – сила тертя ; mpl – шлях тертя. тому праві частини формул (26) та (27) можна прирівняти одна до одної: mpmp lf g а      2 2 . (28) звідки питома поверхнева енергія крихких кристалів дорівнюватиме: 2 2     g alf mpmp . (29) раніше в роботі [4] з використанням методу абразивного шліфування та теоретичного підходу, що принципово відрізняється від використаного в даній статті отримано таку формулу для питомої поверхневої енергії крихких кристалів: 2 mp mpf l a g     . (30) порівняння показує, що формула (29) відрізняється від формули (30) наявністю множника 2 , який ураховує структуру реального кристалу. у випадку 1 , тобто в умовах, коли теорв  , формула (29) перетворюється на формулу (30). це вказує на більш загальний характер формули (29), оскільки вона дозволяє визначити питому поверхневу енергію в діапазоні напружень, що реально діють при абразивному зношуванні. для пластичного кристалу при 1 формула (17) питомої поверхневої енергії також перетворюється на формулу (30), що свідчить про перехід від в’язкого типу руйнування до крихкиого. на окрему увагу заслуговує факт урахування в формулі (17) роботи непружної деформації, яка складається з роботи пластичного деформування та роботи руйнування. через свою значну величину вказана робота відсуває на другий план роль питомої поверхневої енергії кристалу при абразивному зношуванні. тому у цій формулі мова ведеться про ефективну питому поверхневу енергію еф , як це запропоновано в роботі [12]. метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 29 відмінність між формулами питомої поверхневої енергії пластичних (17) й крихких (29) кристалів складається у множнику, що містить у собі параметр  . оскільки при однаковому  множник   2 2 12    , можна зробити висновок, що коефіцієнт концентрації напруг кристалічної гратки  , зумовлений носіями руйнування – мікротріщинами в крихкому кристалі сприяє ефективнішому підвищенню його поверхневої енергії, ніж коефіцієнт концентрації напруг, зумовлений носіями пластичної деформації – дислокаціями та дисклинаціями в пластичному кристалі. з аналізу формул (17) та (29) випливає, що питома поверхнева енергія ідеального пластичного й крихкого кристалу  1 має мінімально можливу величину. у зв’язку з чим, точніше її назвати теоретичною питомою поверхневою енергією теор . судячи з усього, саме в такому уявленні та кількісному розумінні слід сприймати питому поверхневу енергію як “константу матеріалу” в теорії руйнування твердих тіл а. гріффітса [13], стосовно якої різні дослідники дають різну фізичну інтерпретацію. в табл. 4 приведені значення теоретичної та ефективної питомої поверхневої енергії для деяких крихких і пластичних кристалів. таблиця 4 теоретична та ефективна питома поверхнева енергія для різних кристалів група кристалу вид кристалу теор , дж/м 2 еф , дж/м 2 сталь 110г13л 0,95 18,7 пластичний сталь 20 0,95 6,96 сталь 40х 0,95 150,4 сталь у10 0,95 2910 крихкий сталь р18 0,95 1156 звідки видно, що величина теоретичної питомої поверхневої енергії теор сталей в пластичному та крихкому стані однакова й несуттєво відрізняється від її теоретичного оціночного значення, яке складає 5,1теор дж/м 2 [14]. в той час, як величина ефективної питомої поверхневої енергії еф крихких й пластичних кристалів значно перевищує величину теоретичної питомої поверхневої енергії теор ідеальних кристалів. причому для крихких кристалів вказане перевищення складає три порядки, а для пластичних – один. цей факт експериментально підтверджує ефективнішу дію концентрації напруг кристалічної гратки, зумовленої носіями руйнування у крихкому кристалі, ніж носіями деформування та руйнування у пластичному кристалі. пояснюється він зниженням концентрації напружень у вершинах тріщин через їх релаксацію за рахунок пластичної деформації. при цьому слід зауважити, що на відміну від пластичного кристалу(див. вище), у ефективній поверхневій енергії крихкого кристалу ураховано лише роботу руйнування. узагальнюючи формули (17) та (29), отримаємо остаточну формулу для визначення ефективної питомої поверхневої енергії кристалів: ak g alf к mpmpеф 35,02     , (31) де k – чинник концентрації напружень кристалічної гратки, що для крихких кристалів дорівнює 2k , а для пластичних –  12 2   k ; g lf mpmp    23 – густина енергії зношування кристалу. отже, ефективна поверхнева енергія кристалу прямо пропорційна добукту чинника концентрації напружень кристалічної гратки, густини енергії зношування та міжатомної відстані. наведені факти узгоджуються з уявленнями сучасної механіки руйнування, щодо ролі поверхневої енергії в руйнуванні кристалів і свідчать на користь адекватності й працездатності запропонованого метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 30 методу абразивного зношування для визначення ефективної питомої поверхневої енергії кристалів, що в свою чергу дає підстави рекомендувати його до практичного застосування. висновки 1. проведеними дослідженнями з використанням методу абразивного зношування отримано адекватні формули для визначення ефективної питомої поверхневої енергії, які ураховують структуру крихких й пластичних кристалів. 2. встановлено, що коефіцієнт концентрації напруг кристалічної гратки, зумовлений носіями руйнування – мікротріщинами в крихкому кристалі сприяє ефективнішому підвищенню його поверхневої енергії, ніж коефіцієнт концентрації напруг кристалічної гратки, зумовлений носіями пластичної деформації – дислокаціями та дисклинаціями в пластичному кристалі. 3. показано. що теоретична питома поверхнева енергія має мінімальну величину і є константою лише для ідеального кристалу, в той час як для реального кристалу її роль при абразивному зношуванні відсувається на другий план через вплив роботи непружного деформування для пластичного кристалу і роботи руйнування для крихкого кристалу. в результаті чого, величина ефективної питомої поверхневої енергії перевищує величину теоретичної питомої поверхневої енергії кристалів на 1 – 3 поряки. 4. встановлено, що ефективна поверхнева енергія кристалів прямо пропорційна добутку коефіцієнту концентрації напружень кристалічної гратки, густини енергії тертя та міжатомної відстані. література 1. панасюк, в.в. механика разрушения и прочность материалов: справ. пособие / в.в. панасюк, а.е. андрейкив, в.з. партон. – к.: наукова думка, 1988. – 488 с. 2. кунин, л.л. поверхностные явления в металах / л.л. кунин. – м.: гнитл, 1955. – 304 с. 3. кащеев, в.н. процессы в зоне фрикционного контакта метал лов / в.н. кащеев. – м.: машиностроение, 1978. – 213 с. 4. кузнецов, в.д. поверхностная энергия твердых тел / в.д. кузнецов. – м.: гос. изд-во техн.теоретич. л-ры, 1954. – 220 с. 5. дворук, в.і. визначення поверхневої енергії металів при абразивному зношуванні / в.і. дворук, м.в. кіндрачук, о.в. герасимова // фізика і хімія твердого тіла. – 2006. – т.7, № 3. – с. 560 – 563. 6. шевеля, в.в. обеспечение триботехнических свойств композиционных материалов при абразивном изнашивании / в.в. шевеля, в.и. дворук, а.в. радченко // проблеми трибології. – 2000. – № 1. – с. 67 – 72. 7. хрущов, м.м. исследование изнашивания метал лов / м.м. хрущов, м.а. бабичев. – м.: изд во ан ссср, 1960. – 350 с. 8. трощенко, в.т. сопротивление материалов деформированию и разрушению: справ. пособие: ч.2 / в.т. трощенко, а.я. красовсий, в.в. покровский, л.а. сосновский, в.а. стрижало. – к.: наукова думка, 1994. – 702 с. 9. дворук, в.и. научные основы повышения абразивной износостойкости деталей машин / в.и. дворук. – к.: кмуга, 1997. – 101 с. 10. polanyi, m. ber die natur des zerreiβvorganges / m. polanyi // zeits. f. phys. 1921 – n.7. – p. 323 – 327. 11. френкель, я.и. введение в теорію металлов / я.и. френкель. – ленинград: наука, 1972. – 424 с. 12. orowan, e. energy criteria of fracture / e. orowan // welding j. 1955. – v. 34. – № 2. – p. 157 – 160. 13. griffith, a.a. the phenomena of rupture and flow in solids / a.a. griffith // phil. trans. roy. soc. a. – 1921. – v. 221. № 2. – p. 163 – 198. 14. пестриков, в.м. механика разрушения твердых тел / в.м. пестриков, е.м. морозов. – санкт – петербург: из – дво профессия, 2002. – 320 с. надійшла в редакцію 19.12.2018 dvoruk v.i. a method of abrasive wear is for determination of superficsal energy of crystals. as a result of the energy analysis, the theoretical foundations for the process of abrasive wear of ductile and brittle crystals from the point of view of surface energy have been developed on which a method for its determination has been метод абразивного зношування для визначення ефективної поверхневої енергії кристалів проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 31 constructed. using the method of abrasive wear, a generalized formula for determining the surface energy is obtained, which takes into account the structure of plastic and brittle crystals. it is established that the coefficient of stress concentration of the crystal lattice, caused by the carriers of destruction microcracks in a brittle crystal, contributes to an effective increase of its surface energy than the coefficient of stress concentration of the crystal lattice caused by the carriers of plastic deformation dislocations and disclinations in a plastic crystal. it is shown. that the specific surface energy has a minimum value and is constant only for an ideal crystal, while for a real crystal this is a structurally sensitive characteristic that depends on structural, technological and operational factors. an experimental verification of the abrasive wear method for determining the surface energy of plastic and brittle crystals was carried out, the results of which confirmed its adequacy. thus, there is reason to argue that the application of the abrasive wear method to determine the surface energy of plastic and brittle can be made possible. this method is sufficiently developed theoretically and experimentally. it gives the values of the surface energy of crystals of acceptable accuracy. key words: abrasive wear, surface energy, crystal, wear resistance, deformation diagram, wear energy. references 1. panasjuk, v.v. mehanika razrushenija i prochnost' materialov: sprav. posobie . v.v. panasjuk, a.e. andrejkiv, v.z. parton. k. naukova dumka, 1988. 488 s. 2. kunin, l.l. poverhnostnye javlenija v metalah. l.l. kunin. m. gnitl, 1955. 304 s. 3. kashheev, v.n. processy v zone frikcionnogo kontakta metal lov. v.n. kashheev. m. mashinostroenie, 1978. 213 s. 4. kuznecov, v.d. poverhnostnaja jenergija tverdyh tel. v.d. kuznecov. m. gos. izd-vo tehn.teoretich. l-ry, 1954. 220 s. 5. dvoruk, v.і. viznachennja poverhnevoї energії metalіv pri abrazivnomu znoshuvannі. v.і. dvoruk, m.v. kіndrachuk, o.v. gerasimova. fіzika і hіmіja tverdogo tіla. 2006. t.7, № 3. s. 560 – 563. 6. shevelja, v.v. obespechenie tribotehnicheskih svojstv kompozicionnyh materialov pri abrazivnom iznashivanii. v.v. shevelja, v.i. dvoruk, a.v. radchenko. problemi tribologії. 2000. № 1. s. 67 – 72. 7. hrushhov, m.m. issledovanie iznashivanija metal lov. m.m. hrushhov, m.a. babichev. m. izd vo an sssr, 1960. 350 s. 8. troshhenko, v.t. soprotivlenie materialov deformirovaniju i razrusheniju: sprav. posobie: ch.2 / v.t. troshhenko, a.ja. krasovsij, v.v. pokrovskij, l.a. sosnovskij, v.a. strizhalo. k. naukova dumka, 1994. 702 s. 9. dvoruk, v.i. nauchnye osnovy povyshenija abrazivnoj iznosostojkosti detalej mashin. v.i. dvoruk. k. kmuga, 1997. 101 s. 10. polanyi, m. über die natur des zerreiβvorganges. m. polanyi. zeits. f. phys. 1921. n.7. p. 323 327. 11. frenkel', ja.i. vvedenie v teorіju metallov / ja.i. frenkel'. – leningrad: nauka, 1972. – 424 s. 12. orowan, e. energy criteria of fracture / e. orowan // welding j. 1955. – v. 34. № 2. – p. 157 – 160. 13. griffith, a.a. the phenomena of rupture and flow in solids. a.a. griffith. phil. trans. roy. soc. a. 1921. v. 221. № 2. p. 163 – 198. 14. pestrikov, v.m. mehanika razrushenija tverdyh tel. v.m. pestrikov, e.m. morozov. sankt peterburg: iz – dvo professija, 2002. 320 s. copyright © 2021 o.v. bereziuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi, a.a osadchuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021,12-19 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-12-19 research of the impact of carbon content in the auger material on its wear during dehydration in the solid waste garbage truck through regression analysis o.v. bereziuk1*, v.i. savuliak1, v.o. kharzhevskyi2, a.a. osadchuk1 1vinnitsa national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine *e-mail: berezyukoleg@i.ua received: 12 september 2021: revised: 05 november: accept: 25 november 2021 abstract the article is devoted to the study of the influence of carbon content in the auger material on its wear during dehydration of municipal solid waste in the garbage truck. using the method of regression analysis, the hyperbolic regularities of screw wear depending on the carbon content in its material for different values of the friction path were determined. graphical dependences of auger wear were constructed, depending on the carbon content in its material for different values of the friction path, which confirms the sufficient convergence of the obtained patterns. carrying out additional regression analysis allowed to obtain the pattern of wear of the auger, depending on the carbon content in its material and the friction path, which established the following. after two weeks of operation and wear of the auger during the dewatering of solid waste in the garbage truck, increasing the carbon content in the auger material from 0.2% to 2.1% leads to a decrease in the energy intensity of dehydration of solid waste from 19.6% to 4.4 %, which makes the process of dehydration in the garbage truck cheaper. the graphical dependence of the reduction of energy consumption of dehydration of solid household waste due to increased carbon content in the auger material during its two-week wear is presented. the practicality of further research is to determine the rational material of the auger and ways to increase its wear resistance. key words: wear, carbon content, auger press, garbage truck, dehydration, municipal solid waste, regression analysis. introduction in municipal engineering, an important task is to increase the wear resistance and reliability of machine parts [1, 2]. one of the promising technologies for primary processing of municipal solid waste (msw), aimed at reducing both the cost of solid waste transportation msw and the negative impact on the environment is their dehydration with accompanying processes of pre-compaction and partial grinding during loading into the garbage truck. in the garbage truck dehydration of msw is performed by a conical screw, the surface of which is intensively worn out due to the available friction. this is due to the fact that msw contains, in particular, components such as metal, glass, ceramics, stones, bones, polymeric materials, which can be attributed to abrasive materials, because they have different shapes, sizes and hardness, and available in msw moisture 3992% by weight creates an aggressive corrosive environment. therefore, the study of the impact of carbon content in the auger material on its wear during dehydration of municipal solid waste in the garbage truck is a pending task literary review the work [3] contains the results of experimental studies of wear resistance of different auger materials with different thermal and chemical-thermal treatment in corrosive-abrasive medium on special friction http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-12-19 problems of tribology 13 machines that simulated the operating conditions of extruders in the processing of feed grain with saponite impurities. the authors found that the wear resistance of materials in corrosive and abrasive environments at elevated temperatures depends not only on the hardness of the friction surface, but also on its structure and phase composition and changes in the hardness gradient along the depth of the hardened layer. to ensure high wear resistance of extruders in the manufacture of animal feed with admixtures of the mineral saponite, it is recommended to use for the manufacture of parts of the extruder unit steel kh12, reinforced by nitro hardening technology. the authors of [4] investigated the effect on the properties of steel of its main elements (carbon and manganese), as well as alloying and modification of active carbide-forming and stabilizing austenite elements (chromium, titanium, boron). it is noted that the high carbon content contributes to the formation of carbides such as меxсy, increase the wear resistance of steel and improve the casting properties. in work [5], a mathematical model for calculating the rate of wear of triboelements in the tribosystem under conditions of corrosion and abrasive wear is proposed. the authors considered: active acidity, abrasiveness, roughness, load and sliding speed as input factors. theoretically, the degree of influence of the above factors on the wear rate is established. it was found that abrasiveness is the most important factor, followed by the degree of decline – the level of active acidity and load. the new design of the auger with a sectional elastic surface to reduce the degree of damage to the grain material during its transportation is presented in the article [6]. concluded theoretical calculation of the interaction of the gran with the elastic section of the auger. a dynamic model has been developed to determine the influence of structural, kinematic and technological parameters of elastic auger on time and path of free movement of bulk material particles during their movement between sections, as well as to exclude the possibility of grain material interaction with non-working surface of auger working body. the authors of [7] determined that to restore the screw requires surfacing or spraying a layer of a certain thickness on the end part of the screw coil, while the width of the restored layer is usually a few millimeters. an algorithm for selecting the optimal composite powder material for plasma spraying is described to increase the wear resistance of the working surfaces of machine parts, particularly the auger. plasma spraying of composite powder materials, according to the authors, will increase the durability of the auger by 2-3 times, which will reduce the cost of repairs tenfold. the influence of geometric parameters on the performance and design of a briquetting machine using a pressure model based on the theory of piston flow was studied in [8]. an analytical model using the pressure model was also developed based on archard's wear law to study the wear of augers of biomass briquetting machines. the developed model satisfactorily predicted the wear of the auger and showed that the greatest influence on it are the speed of rotation and the choice of material. the amount of wear increases exponentially until the end of the auger, where the pressure is highest. changing the auger design to select the optimal geometry and speed with the appropriate choice of material can increase the life of the auger and the productivity of the biomass briquetting machine. work [9] contains an analysis of the process of screw briquetting of plant materials into fuel and feed. regularities of this process are necessary to determine the rational parameters of the working bodies. when designing briquette presses, it is necessary to consider the deformation of biomass, taking into account changes in physical and rheological properties at the time of interaction with the screw mechanism. the article [10] investigated the wear of a twin-screw extruder of rigid pvc resins. the pressures around the cylinder were measured by extrusion of two rigid pvc resins. in a laboratory extruder with a diameter of 55 mm, the forces acting on the screw core are determined. numerical simulation of the flow was performed using the degree parameters of the viscosity of the resins. the process of pressing wood chips in screw machines was studied in [11]. the processes occurring in different parts of the auger are established, formulas are determined that allow to calculate the loads acting on the auger turns, as well as to determine the power required for pressing. the specific energy consumption and the degree of heating of raw materials during pressing are set. in work [12], the results of experimental studies of the msw dehydration process based on the planning of an experiment by the box-wilson method are presented. rotary central regression planning was used to obtain quadratic regression equations with 1st order interaction effects for such objective functions as humidity and density of pre-compacted and dehydrated msw, maximum drive motor power, msw dehydration energy consumption. this allowed to determine the optimal parameters of dewatering equipment by minimizing the energy consumption of the process (screw speed, the ratio of the radial gap between the auger and the housing, as well as the ratio of the auger core diameter to the outer diameter of the screw on the last turn) for both mixed and "wet" msw. the materials of the article [13] proposed an improved mathematical model of solid wastewater dewatering in the garbage truck, taking into account the wear of the auger, which allowed to numerically study the dynamics of this drive during start-up, and determine that increasing auger wear increases the pressure of the speed and speed of the auger are significantly reduced. the degree regularities of the change of nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular velocity and frequency of rotation of the auger from the values of its wear are determined, the last of which describes the debugging from the optimal speed of the auger in the process of its wear and is used to determine the energy consumption of dehydration of solid waste, taking 14 problems of tribology into account the wear of the auger. it is established that the wear of the auger by 1000 μm leads to an increase in the energy consumption of solids dehydration by 11.6%, and, consequently, to the rise in the cost of their dehydration in the garbage truck and speed up the wear process. in [14], the influence of surface hardness of the auger on its wear during dehydration of msw in a garbage truck was investigated by regression analysis, and also found that during two weeks of operation and wear of the auger during dehydration of solid waste in the garbage truck increase in the hardness of the auger surface from 2310 mpa to 10050 mpa leads to a decrease in energy consumption of solid waste dehydration from 16.7% to 1.5%, and, hence, to reduce the cost of the process of dehydration in the garbage truck purpose investigation of the influence of carbon content in the auger material on its wear during dehydration of solid household waste in the garbage truck. methods determination of paired regularities of screw wear from carbon content in its material was performed by regression analysis [15]. regressions were determined on the basis of linearizing transformations, which allow to reduce nonlinear dependence to linear one. the coefficients of regression equations were determined by the method of least squares with the help of the developed computer program "reganaliz", which is protected by a copyright registration certificate for the work. the following regularities were used to determine the energy consumption of msw dehydration taking into account the wear of the auger [13]: 0 0 min min 4 min 0 0 0 0 min 4 0 min min 0 0 1504 15.92 0.3214 1.069 ( ) 2061( ) / ( 2 ) 1947( 2 ) / ( 2 ) 9.118 10 0.002142 ( ) 18.12 ( ) / ( 2 ) 2.115 ( 2 ) / ( 2 ) 4.392 10 ( ) 2.005 ( ) / ( aug aug aug e w n u u d u d u d u w w n u w u d u w d u d u n u u                                     min 2 4 2 2 0 min min 0 0 2 2 min min min 2 ) 0.3361 ( 2 ) / ( 2 ) 0.09031 7.923 10 0., 008241 ( ) 104172 [( ) / ( 2 )] 1318 [( 2 ) / ( 2 )] kwh/tons ;aug d u d u d u w n u u d u d u d u                     (1) 3 1.5 52.43 1.276 10n u     [rpm], (2) where e – is the energy consumption of solid waste dehydration, kw·h/tons; ρ0 – initial density of solid waste, kg/m3; w0 – initial relative humidity of solid waste, %; n – the nominal speed of the auger, rpm; u – auger wear, m; aug – radial clearance between auger and housing, m; dmin – outer diameter of the auger on the last coil, m; dmin is the diameter of the auger core on the last coil, m. results the values of auger wear for different values of carbon content in its material and the friction path are given in table. 1 [3]. table 1 auger wear values for different values of carbon content in its material and friction path [3] no steel grade and heat treatment the carbon content in the auger material, % wear, μm for friction path, m 3000 6000 9000 12000 1 steel 20 without heat treatment 0.2 68 132 195 258 2 steel 45 hardening 0.45 53 103 153 203 3 steel u8 hardening 0.8 48 91 134 177 4 steel shkh15 hardening 1 43 80 116 152 5 steel kh12 hardening 2.1 39 72 105 138 as a result of regression analysis of the data in table 1 determined the hyperbolic patterns of wear of the auger depending on the carbon content in its material for different values of the friction path: problems of tribology 15 c c u 181.6 9.37 3000s   ; (3) c c u 82.12 08.70 0006s   ; (4) c c u 31.19 2.102 9000s   ; (5) c c u 8.25 3.134 00012s   , (6) where u – wear, μm; cc – carbon content in the auger material, %; s – path of friction, m. figure 1 shows the graphical dependences of auger wear depending on the carbon content in its material for different values of the friction path, constructed using dependences (3 – 6), confirming the sufficient convergence of the obtained patterns compared to the data in table 1. a) b) c) d) fig. 1. the wear of the auger depending on the carbon content in its material for different values of the friction path (a) – s = 3000 m, (b) – s = 6000 m, (c) – s = 9000 m, (d) – s = 12000 m: actual ○, theoretical — regularities (3 6) for different values of the friction path can be written in general as follows c c sb sau )( )(  , (7) where a (s), b (s) are the regression coefficients that depend on the friction path. after additional regression analysis, the regression coefficients that depend on the friction path can be described by linear laws: ssa 01071.079.5)(  ; (8) 16 problems of tribology 309.0002178.0)(  ssb . (9) the results of the regression analysis are shown in table 2, where the cells with the maximum values of the correlation coefficient r for each of the paired regressions are marked in gray. figure 2 shows the graphical dependences of the regression coefficients on the friction path, constructed using the dependences (8, 9), which confirm the sufficient convergence of the obtained regularities. table 2 the results of regression analysis of the dependence of the wear of the auger depending on the carbon content in its material for different values of the friction path no type of regression correlation coefficient r for paired regressions us=3000=f(cc) us=6000=f(cc) us=9000=f(cc) us=12000=f(cc) a=f(s) b=f(s) 1 y = a + bx 0.83755 0.84605 0.84762 0.84820 0.9999998 0.99998 2 y = 1 / (a + bx) 0.91045 0.91891 0.91715 0.91595 0.9385673 0.92340 3 y = a + b / x 0.98738 0.98299 0.97928 0.97723 0.9289544 0.93077 4 y = x / (a + bx) 0.96886 0.96886 0.96839 0.96839 0.9407220 0.84683 5 y = abx 0.87626 0.88527 0.88527 0.88501 0.9831751 0.97792 6 y = aebx 0.87626 0.88527 0.88527 0.88501 0.9831751 0.97792 7 y = a ·10bx 0.87626 0.88527 0.88527 0.88501 0.9831751 0.97792 8 y = 1 / (a + be-x) 0.96524 0.97832 0.97832 0.96832 0.9883223 0.98832 9 y = axb 0.96652 0.97839 0.97839 0.96839 0.9998737 0.99993 10 y = a + b·lg x 0.97417 0.97800 0.97798 0.96775 0.9802967 0.98124 11 y = a + b·ln x 0.97417 0.97800 0.97798 0.96775 0.9802967 0.98124 12 y = a / (b + x) 0.91045 0.91891 0.91715 0.91595 0.9385673 0.92340 13 y = ax / (b + x) 0.94810 0.93476 0.92777 0.92406 0.9996063 0.99989 14 y = aeb / x 0.97160 0.96307 0.95757 0.95460 0.9805651 0.98556 15 y = a ·10b / x 0.97160 0.96307 0.95757 0.95460 0.9805651 0.98556 16 y = a + bxn 0.69931 0.70792 0.70891 0.70924 0.9842758 0.98346 a) b) fig. 2. dependences of regression coefficients on the path of friction (a) a = f (s), (b) b = f (s): actual ○, theoretical — after substituting the laws (8, 9) into the dependence (7), we obtain the law of wear of the auger depending on the carbon content in its material and the friction path c c s su 309.0002178.0 01071.079.5   . (10) figure 3 shows the graphical dependence of auger wear in the plane of the impact parameters: the carbon content in its material and the friction path. problems of tribology 17 fig. 3. dependence of screw wear u in the plane of impact parameters: carbon content in its material cc and friction path s figure 4 shows the graphical dependence of the carbon content in the auger material of the solid waste management device on the energy intensity of the process (with its two-week wear s = 56850 m [14]), constructed using regularities (1, 2, 10). fig. 4. the effect of increasing the carbon content in the auger material on reducing the growth rate of energy consumption of the dehydration process msw after its two-week operation and wear (s = 56850 m) figure 4 shows that after two weeks of operation and wear of the auger during msw dehydration in the garbage truck, the increase in carbon content in the auger material from 0.2% to 2.1% leads to a decrease in the energy intensity of msw dehydration from 19.6% to 4.4% , and, consequently, to reduce the cost of dehydration msw in the garbage truck. due to carburizing surfacing, it is possible to increase the carbon content in the surface layers up to 6%, forming a composite metal-carbide surface. therefore, the determination of the rational composition and structural state of the material of the friction surfaces of the auger and ways to increase its wear resistance require further research. conclusion the hyperbolic regularities of auger wear depending on the carbon content in its material for different values of the friction path were determined. carrying out additional regression analysis allowed to obtain the pattern of wear of the auger depending on the carbon content in its material and the friction path, which showed that during two weeks of operation and wear of the auger during dehydration of solid waste, in the garbage increase carbon content in the auger material from 0, 2% to 2.1% leads to a decrease in the growth rate of energy consumption of solid waste dehydration from 19.6% to 4.4%, and, consequently, to a reduction in the cost of the process of dehydration in the garbage truck. due to carburizing surfacing, it is possible to increase the carbon content in the working layers to the formation of supereutectic iron-carbon alloys with the formation of a composite metal-carbide surface. therefore, the definition of rational auger material and ways to increase its wear resistance requires further research. 18 problems of tribology references 1. kindrachuk m.v., labunets v.f., pashechko m.i., korbut e.v. (2009) trybolohiya [tribology]. kyiv: publishing of nau "nau-printing". 2. dykha o.v. (2018) rozrakhunkovo-eksperymentalni metody keruvannya protsesamy hranychnoho zmashchuvannya tekhnichnykh trybosystem: monohrafiya. [computational and experimental methods for controlling the processes of maximum lubrication oftechnical tribosystems: a monograph.] khmelnytsʹkyi: khnu 3. kaplun v.h., honchar v.a, matviishin p.v (2013) pidvyshchennya znosostiykosti shneka ta ekstrudera pry vyhotovlenni kormiv dlya tvaryn iz domishkamy mineralnoho saponitu. [improving the wear resistance of the auger and extruder cylinder in the manufacture of animal feed with impurities of the mineral saponite]. visnyk of khmelnytsky national university, 5, 7-11. 4. trifonov g.i. (2019) abrazyvnyy znos i faktory, shcho vyznachayutʹ znosostiykistʹ robochykh poverkhonʹ shnekiv transportuyutʹ konveyeriv [abrasive wear and factors determining the wear resistance of the working surfaces of the conveyor conveyor augers]. nauka ta innovatsiyi – suchasni kontseptsiyi: proceedings of the international scientific forum – moscow: infinity publishing house, vol. 1, 121-124. 5. cymbal b.m. (2017) pidvyshchennya znosostiykosti shnekovykh ekstruderiv dlya vyrobnytstva palyvnykh bryketiv u kyslotnykh ta luzhnykh seredovyshchakh [increasing the wear resistance of auger extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.02.04 – friction and wear in machines, kharkiv, 20. 6. hevko r.b., zalutskyi s.z., hladyo y.b., tkachenko i.g., lyashuk o.l., pavlova o.m., ... & dobizha n.v. (2019). determination of interaction parameters and grain material flow motion on screw conveyor elastic section surface. inmateh-agricultural engineering, 57(1). 7. zhachkin s.y., trifonov g.i. (2017) vplyv plazmovoho napylennya kompozytsiynykh poroshkovykh materialiv na znosostiykistʹ detaley mashyn [influence of plasma spraying of composite powder materials on the wear resistance of machine parts]. master's journal, № 1, 30-36. 8. orisaleye j.i., ojolo s.j., ajiboye j. s. (2019) pressure build-up and wear analysis of tapered screw extruder biomass briquetting machines. agricultural engineering international: cigr journal, 21(1), 122-133. 9. eremenko o.i., vasilenkov v.e., rudenko d.t. (2020) doslidzhennya protsesu bryketuvannya biomasy shnekovym mekhanizmom [investigation of the process of biomass briquetting by auger mechanism]. inzheneriya pryrodokorystuvannya, 3 (17), 15-22. 10. demirci a., teke i., polychronopoulos n. d., vlachopoulos j. (2021) the role of calender gap in barrel and screw wear in counterrotating twin screw extruders. polymers, 13(7), 990. 11. tataryants m.c., zavynskyy c.s., troshyn a.d. (2015). rozrobka metodyky rozrakhunku navantazhenʹ na shnek i enerhovytrat shnekovykh presiv [development of a method for calculating auger loads and energy consumption of auger presses]. sciencerise, 6 (2), 80-84. 12. berezyuk o.v. (2018) eksperymentalʹne doslidzhennya protsesiv znevodnennya tverdykh pobutovykh vidkhodiv shnekovym presom [experimental study of solid waste dehydration processes by auger press]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, № 5, 18-24. 13. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck. problems of tribology, no 26(2/100), 79-86. 14. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) regression analysis of the influence of augersurface hardness on its wear during dehydration of solid waste in a garbage truck. problems of tribology, no 26(3/101), 48-55. 15. chatterjee s., hadi a.s. (2015) regression analysis by example. john wiley & sons. problems of tribology 19 березюк о.в савуляк., в.і., харжевський в.о., осадчук а.а. дослідження за допомогою регресійного аналізу впливу вмісту вуглецю в матеріалі шнека на його знос під час зневоднення у сміттєвозі твердих побутових відходів стаття присвячена дослідженню впливу вмісту вуглецю в матеріалі шнека на його знос під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. за допомогою використання методу регресійного аналізу визначено гіперболічні закономірності зносу шнека залежно від вмісту вуглецю в його матеріалі для різних значень шляху тертя. побудовано графічні залежності зносу шнека залежно від вмісту вуглецю в його матеріалі для різних значень шляху тертя, що підтверджують достатню збіжність отриманих закономірностей. проведення додаткового регресійного аналізу дозволило отримати закономірність зносу шнека залежно від вмісту вуглецю в його матеріалі та шляху тертя, за допомогою якої встановлено, що при двотижневій експлуатації та зношуванні шнека під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі збільшення вмісту вуглецю в матеріалі шнека з 0,2% до 2,1% призводить до зниження темпів зростання енергоємності зневоднення твердих побутових відходів з 19,6% до 4,4%, а, отже, і до здешевлення процесу їхнього зневоднення у сміттєвозі. представлена графічна залежність зниження енергоємності зневоднення твердих побутових відходів внаслідок збільшення вмісту вуглецю в матеріалі шнека при його двотижневому зношуванні. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення раціонального матеріалу шнека та шляхів підвищення його зносостійкості. ключові слова: знос, вміст вуглецю, шнековий прес, сміттєвоз, зневоднення, тверді побутові відходи, регресійний аналіз copyright © 2020 v.i. savulyak, v.y. shenfeld, o.p. shylina, i.v. vishtak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 70-73 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-70-73 management of morphology and structure besieged coatings v.i. savulyak, v.y. shenfeld*, o.p. shylina, i.v. vishtak vinnytsia national technical university, vinnytsia, ukraine *e-mail: leravntu@gmail.com abstract the article investigates structure formation during surfacing of high-carbon coatings. the presence of a functional relationship between the lifetime of the weld pool and the formed structures of the deposited metal has been established. to change the time of existence of the weld pool, it is proposed to use a change in the deposition rate, surfacing modes and other factors. for various modes of existence of the weld pool, the presence of structures where the amount of retained austenite varies within wide limits was revealed. the ability to provide the necessary physical, mechanical and tribological properties has been obtained. key words: hardfacing coating, control of structure, austenite, martensite, molten's bath. introduction the wear resistance of materials depends on the conditions of friction and wear, the combination of materials in a friction pair and their structural state. in the works of k. dies [1], a. g. kostornov [2], i.v. kragelsky [3], v.i. savulyak [4] and other researchers show the possibility of controlling the processes of friction and wear by changing the composition, morphology, structure of friction surfaces and the degree of their metastability. formation of such properties of friction surfaces already at the stage of applying functional coatings is an urgent task. therefore, considerable attention of modern tribomaterials knowledge is paid to the creation of wear-resistant surface layers formed by surfacing by various methods. in the works [5 8], the possibility of using the metastable state of retained austenite for positive structural transformations into martensite and similar structures during friction and wear of surfaces, as well as for absorbing excess energy entering the alloy for relaxation of internal stresses. alloys with high initial hardness are traditionally considered to be more wear resistant. an exception to this rule are alloys, in the structure of which, upon cooling, a significant amount of metastable austenite remains, which did not have time to decompose. in the process of wear of such steels with a metastable austenitic structure under the influence of energy from the friction process that enters the surface, deformation martensite can form [7, 8]. a significant effect on the strengthening of austenite, its stability with respect to dynamic deformation martensitic transformations and, accordingly, the properties of alloys with unstable austenite are carried out by the previous cold and hot plastic deformations. depending on the mode of their implementation, they can stabilize or destabilize austenite and ambiguously affect the properties [9]. to reduce the amount of retained austenite and its stabilization, the following technological methods are used: lowering the heating temperature for quenching; cold treatment; aging; deformation to increase the density of stacking faults, etc [10]. the effect of austenite on wear resistance is clearly manifested in alloys, the structure of which, after appropriate heat treatment, has the maximum possible amount of retained austenite without excess carbides. with an increase in the quenching temperature, the hardness of hypereutectoid alloys decreases due to an increase in the amount of retained austenite in the structure. at the same time, wear resistance increases. the maximum wear resistance is achieved when quenching from 1130 ° c of an alloy with a carbon content of 2.0 %, when the maximum possible amount of retained austenite is present in the structure. the study of the effect of the structure on the wear resistance of steels under conditions of abrasive friction showed that ferrite has the minimum wear resistance, then pearlite and the decomposition products of martensite sorbitol, trostite, bainite. their practical use to increase wear resistance, in conditions of abrasive wear, is not recommended their hardness is low. the phase that can act as a matrix of a wear-resistant alloy is a problems of tribology 71 residual metastable austenite that undergoes γ → α transformation with a deformation martensite interlayer with a microhardness h50 = 8 9 gpa [7]. to ensure high wear resistance, the alloy must contain 50 80 % of the consolidation phase located in the austenitic martensitic matrix with the ratio m / a = 80/20 ... 60/40. so, among the available structures of iron-carbon alloys, steels with a high austenite content show high wear resistance under abrasive friction, despite its low initial hardness, much lower than the hardness of both martensite and cementite [7]. a feature of the crystallization of the weld pool during welding or deposition is the spontaneous growth of columnar crystallites from its edges towards the center. such structure of metal is not optimal, therefore, measures are taken to change it. one of such methods for improving the structure of the deposited metal is the organization of special thermal conditions during its hardening. in this work, attention is paid to the processes of controlling the crystallization of the weld pool and promoting the formation of metal metastability. the obtained metastability margin can become the driving thermodynamic factor of phase transformations in the solid state and the production of wear-resistant austenitemartinsite structures. the control factor is proposed to use the lifetime of the weld pool. purpose the purpose of the work is to study the processes of controlling the formation of favorable structures of high-carbon coatings for operation under abrasive friction conditions, obtained by surfacing steel materials using carbon fiber materials, by changing the cooling rate of the system and the lifetime of the weld pool. research objects and methods. the ut 2 fabric was fixed on the prepared surface with the help of a special glue. the surfacing of the coating was carried out on a ud-209m installation in a co2 environment on specimens of low-carbon steel st.3 with an np-30khgsa wire of 1,2 mm in diameter [11]. the deposition rate varied from 26 to 11 m/h, which made it possible to change the time of existence of the weld pool in the liquid state from 2 to 5 seconds. the structure was investigated according to standard techniques using scanning electron microscopy. the discussion of the results. during surfacing, as a result of non-equilibrium processes of input of the heat flux from the welding arc, a weld pool is formed, from which heat spreads into the substrate material and the environment due to convection and radiation. as a result, surface structures of various morphologies are formed. the surface structure of specimens with deposited coatings has the following characteristic zones: deposited layer, transition zone (fusion zone) and substrate metal. as a result of the melting and dissolution of the tissue, in a very limited time interval, the formation of groups of melt components occurs, followed by crystallization. during the primary crystallization of such a melt, austenite is formed, which disintegrate during cooling. analysis of the surface of the microstructure (fig. 1) showed that under the conditions of existence of the weld pool in the liquid state for 5 seconds, ~ 80 % of martensite, ~ 20 % of austenite and a small amount of inclusions were formed uniformly in the surface layer. fig. 1 – microstructure of deposited high-carbon coating at tp = 5 seconds martensite austenite аустеніт 72 problems of tribology in the transition zone of the deposited specimen (fig. 2), the formation of packet martensite (~ 60 %), areas of austenite (~ 25 %) is observed, as well as a small amount of residues from the process of dissolution of carbon tissuses and inclusion of pearlite. fig. 2 – microstructure of the transition zone of the deposited high-carbon coating at tp = 5 seconds under the conditions of the existence of the weld pool for 3 seconds (fig. 3), martensite and austenite precipitate on the surface of the microstructure. comparison of the structures shows certain differences, which are as follows: martensite changed its structure from packet to chaotic, and the area of austenite sections increased. fig. 3 – microstructures of the deposited high-carbon coating at tp = 3 seconds a b fig. 4 – microstructure of the deposited high-carbon coating at tp = 2 seconds: a – near-surface layer; b – the bottom layer martensite austenite problems of tribology 73 reducing the life of the weld pool in the liquid state to two seconds affects the change in the formed coating structures (fig. 4). under such conditions, the amount of heat that enters the base metal does not significantly increase its temperature. therefore, the temperature difference between the weld pool and the base metal is large and the rate of heat removal from it is greater than with a lifetime of 5 and 3 seconds. as a result, the deposited coating is divided into zones with different structures. at fig. 4a, shows the microstructure of the near-surface part of the deposited layer, where multidirectional packets and individual grains of martensite are observed against the background of austenite. the amount of martensite is not uniform and amounts to ~ 30 ... 35%, and the rest is austenite. at fig. 4b, in the lower part of the deposited layer, the percentage of martensite in the fusion zone increases. the morphology of martensite becomes more complicated. the hardness of martensite in the deposited layers is нμ 960 mpa. conclusion 1. by changing the lifetime of the weld pool in the process of surfacing a high-carbon coating and the dynamics of thermal processes, it is possible to control the metastability of the formed surface layer, the fraction of retained austenite and its decomposition with the formation of martensite. 2. the lifetime of the weld pool functionally depends on the deposition rate, welding current, wire feed speed and heat dissipation conditions.. 3. the obtained ability to provide the necessary physical, mechanical and tribological properties due to phase transformations in the solid state. references 1. k. dies., archiv fur das eisenhuttenwessen 16, 399 (1973) [english] 2. kostornov a. g. sovremennye predstavleniya o mekhanizme treniya i iznosa tribotekhnicheskih sistem i celenapravlenyj sintez kompozicionnyh antifrikcionnyh materialov dlya zadannyh uslovij ekspluatacii / a. g. kostornov // 4-ya ukrainskaya konferenciya po kosmicheskim issledovaniyam. institut kosmicheskih issledovanij nanu-nkau. 2004. s.17 [ukrainian] 3. kragel'skij i. v. trenie i iznos / i. v. kragel'skij. – m.: mashinostroenie, 1968. – 480 s [ukrainian] 4. savulyak v. і. naplavlennya visokovuglecevih znosostіjkih pokrittіv / v. і. savulyak, v. y. shenfel'd. – vіnnicya: vntu, 2016. – 124 s [ukrainian] 5. popov v.s., brykov n.n., dmitrichenko n.s. iznosostojkost' press–form ogneupornogo proizvodstva. – m.: metallurgiya, 1971. – 157 s [ukrainian] 6. chejlyah a.p. ekonomnolegirovannye metastabil'nye splavy i uprochnyayushchie tekhnologii. – har'kov: nnc hfti, 2003. – 212 s [ukrainian] 7. popov s. m. tribotekhnіchnі ta materіaloznavchі aspekti rujnuvannya stalej і splavіv pri znoshuvannі / s. m. popov, d. a. antonyuk, v. v. netrebko – zaporіzhzhya: znu, vat «motor sіch», 2010, – 368 s. 8. sorokin v. m. osnovy tribotekhniki i uprochneniya poverhnostej detalej mashin / v. m. sorokin, a. s. kurnikov – n.: novgorod: vgavt, 2006 – 296s [ukrainian] 9. malinov l. s. resursosberezhenie za schet primeneniya ekonomnolegirovannyh splavov i uprochnyayushchih tekhnologij, obespechivayushchih poluchenie mnogofaznyh metastabil'nyh struktur i upravlenie strukturnymi i fazovymi prevrashcheniyami / l. s. malinov, v. l. malinov // novі materіali ta tekhnologії v metalurgії ta mashinobuduvannі – 2011. – № 1. zaporozh'e. – s. 93-105 [ukrainian] 10. tenenbaum m. m. iznosostojkost' konstrukcionnyh materialov i detalej mashin pri abrazivnom iznashivanii. m.: mashinostroenie, 1966. – 332 s [ukrainian] 11. savulyak v. і. naplavlennya visokovuglecevih pokrittіv z vikoristannyam vuglecevih volokon / v. і. savulyak, s.a. zabolotnij, v. y. shenfel'd // problemi tribologії. – 2010. – №1. – s.66–70 [ukrainian] савуляк в.і., шенфельд в.й., шиліна о.п., віштак і.в. керування морфологією та структурою наплавлених покриттів. в статті досліджено структуроутворення під час наплавлення високовуглецевих покриттів. встановлено наявність функціональної залежності між часом існування зварювальної ванни та утворених структур наплавленого металу. для зміни часу існування зварювальної ванни запропоновано використовувати зміну швидкості наплавлення, режими наплавлення та інші фактори. для різних режимів існування зварювальної ванни виявлено наявність структур, де кількість залишкового аустеніту коливається в широких межах. отримана можливість забезпечувати необхідні фізико-механічні та трибологічні властивості. ключові слова: наплавлене покриття, керування структурою, аустеніт, мартенсит, розплавлена ванна. the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 35 shepelenko i.v.,* posviatenko e.k.,** cherkun v.v.*** *central ukrainian national technical university, kropyvnytsky, ukraine, **national transport university, kyiv, ukraine, ***tavriya state agrotechnical university, melitopil, ukraine e-mail: kntucpfzk@gmail.com the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method удк 621.891.539.375.6 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-35-39 different interpretations of the mechanism of formation of antifriction coatings by a friction-mechanical method hinders the widespread use of finishing antifriction non-abrasive treatment in the manufacture and repair of parts. it has been established that at the initial stage, the application of an antifriction coating by a friction-mechanical method will be accompanied by a process of micro-cutting of an antifriction material with its subsequent filling of the micro relief cavities in the form of chips. the fulfillment of the condition of micro-cutting of antifriction material is obligatory for the preparation of anti-friction coatings. a theoretical scheme of the process of micro cutting during the formation of an antifriction coating has been developed. the peculiarities of filling the micro relief cavity with antifriction material have been investigated. taking into account the studied consistency, a new scheme for the application of anti-friction coatings with high tribological parameters has been proposed. key words: antifriction coating, finishing antifriction non-abrasive treatment, friction-mechanical method, formation of coatings, the process of micro-cutting, micro relief. introduction current trends in the production and operation of machines, and continuously increasing demands on the quality of the machines produced, are aimed at increasing their reliability, which largely depends on the performance properties of individual parts. improving the performance properties of parts is achieved by improving the quality of working surfaces of parts. the quality indicators include the physicomechanical properties and the geometric characteristics of the surface layer, which are purposefully formed on the finishing operations of the technological process. an important role in the formation of physicomechanical properties is provided by an intermediate ambient through which the interaction of microasperity occurs. consequently, one of the ways to improve the quality of parts in their manufacture and repair is the modification of the working surface by applying coatings on final operations. among the most simple, effective and environmentally friendly methods for obtaining coatings, a group of technologies for finishing treatment antifriction without abrasive (ftaa) should be distinguished, which is realized due to the frictional interaction of the processing tool with the surface of the workpiece. the result of the using of such technologies is the coating of copper and its alloys on steel and cast iron surfaces in order to improve burn-in and increase wear resistance due to the subsequent self-modification of surfaces under friction conditions during operation [1]. the existing various hypotheses explaining the mechanism of coating formation in ftaa are described in the literature, however, due to the lack of consensus on this issue, as well as due to the improvement by the authors of the presented work of the technology of applying coatings by the friction-mechanical method [2], the process of forming the coating by friction requires further more detailed study. materials and methods according to studies [3], the formation of antifriction coatings by the friction-mechanical method has characteristic features similar to those processes that occur during spin welding: surface activation, presence of pressing forces, relative displacement of surfaces relative to each other. as a result, heating of the contacting areas occurs, the formation of juvenile surfaces, setting, etc., which conduce to the transfer of material from the rubbing tool, made of plastic material, to the workpiece. the author notes that the quality of the application of the friction copper-bearing coating depends on the operation of the four activation channels of the contact surfaces: mechanical, chemical, thermal, and the channel associated with plastic deformation, and the most complete operation of the channels, therefore, and the intensification of friction rubbing, is ensured by applying a tribo-coating with optimal load-speed processing modes and an effective compound of the technological environment. the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 36 in this work [4], the process of formation of the ftaa coating is presented in three successively passing technological transitions: surface pretreatment with the aim of activating the surface of the base metal and obtaining a juvenile surface; chemical interaction of the coating components and the formation of a diffusion layer; build-up of the coating layer. according to [5], the following prerequisites are required for coating ftaa: microcutting conditions; plastic contact conditions; galling criterion; optimal coating parameters. on the basis of experimental data and theoretical consideration, the formation of coatings at ftaa is considered by the authors [6] in three stages. at the first stage, a surface-active ambient (saa) is applied to the surface of the part, which, possessing good surface wettability, contributes to the softening and dissolution of oxide films on the surface of the part and tool. in the second stage, the solid (the workpiece) is in contact with the soft counterbody (tool). herewith tool wear occurs due to micro-cutting with surface roughness of the workpiece. this phase is characterized by high pressure and the associated introduction of protrusions of the surface roughness of the part into the surface of a softer material, forming a coating. as a result of tribo loadings and compressive pressures, part of the wear particles formed during microcutting are pressed in the hollows between the protrusions of the surface roughness of the part. this contributes to smoothing the surface, increasing the actual contact area, reducing the contact pressure. as a result of high local pressures, cohesive bonds arise. at the third stage, when the cavities of the treated surface are filled, an increase in the thickness of the coating layer occurs under the influence of adhesive interaction. the applied layer is strongly bonded to the base metal substrate, and the surface roughness enhances this bond. a further increase in the coating thickness will be determined by how much the shear strength of the coating layers will be greater than the strength of the tool material. according to the researchers [7], the process of friction-mechanical coating is accompanied by two competing phenomena: the formation of a coating and its destruction. thus, the shear stresses acting in the contact zone at the initial moment are destructive only for the material of a more ductile metal — copper alloy. it is dispersed in the form of small particles which are transferred to the treated surface. with an increase in the thickness of the coating, its strength decreases and a moment comes when the surface layer of the part cannot pull particles from the tool, the growth of the coating thickness stops. such an approach to the description of the mechanism of formation of a tribo-covering, in the opinion of the author of the work [8], seems somewhat one-sided, because it does not take into account the chemical processes that occur during rubbing, although in most of the known developments the composition of technological liquids includes glycerin, which is a reducing agent for copper. researchers [3, 8] emphasize the fact that it is necessary to consider the temperature factor, to a greater extent determining the physicomechanical properties of interacting metals. the model of applying antifriction coating of ftaa is considered in details in the works of german researchers [7, 9], where it is indicated that at the initial moment of tribo-interaction the process of microcutting of a copper alloy prevails. the presence of saa resulting from the tridegradation of glycerol allows loosening the oxide layers on the friction surfaces and plastically deforming the particles of the transferred metal in the friction zone. some particles are compressed in the cavities between the protrusions of the roughness, which causes a general decrease in the roughness parameter of the treated surface. under the influence of high local compressive forces, the particles are pressed, and their adhesive bond is formed between themselves and the substrate. most accurately, in our opinion, the mechanism for the formation of a coating is described in [8], where the fyaa process is presented as a three-stage process. at the first stage, surface grinding occurs in the mode of external friction, where only low-strength surface layers participate, providing a positive gradient of mechanical properties over the depth of each of the friction bodies. the second stage is characterized by friction of pure metals free from oxide films. normal and tangential stresses appear on the contact surfaces of the microprotrusts, exceeding the yield strength and shear stress of the ductile metal. due to the plastic deformation of the nearsurface volumes, the collapsing and cutting of microprotrusions occurs, and an increase in temperature in the contact zone leads to a decrease in the yield strength of the material. as a result, there is a transfer of plastic metal particles to a solid substrate, their deformation and the formation of new adhesive bonds. at the third stage, a low-strength coating layer is formed on the surface, which creates a positive gradient of mechanical properties over the depth. the transition of internal friction to external leads to the termination of the build-up of the coating and the achievement of an equilibrium state in terms of the shear characteristics. the author notes that the ftaa process ends at the phase when there is no bulk plastic flow of the material and the maximum temperature is reached, which eliminates the deformation of the parts. summarizing the analysis of works explaining the mechanism of coating formation under ftaa, it should be noted that there are different approaches to the description of the presented process. the formation of the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 37 friction coatings has its own characteristics and requires further more detailed research, which will determine the ways and means of intensifying the process of producing coatings with high tribological indicators, and thus improve the quality of processing and the overall performance properties of parts. purpose of research the research of the initial stage of formation of antifriction coating by a friction-mechanical method, including the process of micro-cutting. results adhering to the hypothesis that at the initial moment of the tribo-interaction, the process of microcutting of the copper alloy prevails, we make next assumptions: since the residual scallops of the base microrelief always have a wedge-shaped shape with a sharp edge, each of them can be considered as a separate cutting wedge; the space between the residual combs (hollows) of the microrelief should be considered as grooves for the location of chips, which is formed in the process of interaction of the tool from the antifriction material with the surface of the substrate. to ensure the condition of micro-cutting, the working part of the tool, having the shape of a wedge, should go deep into the cutting layer. otherwise, there is only a mutual crushing and the process of micro-cutting will not be. since the cutting wedge is under heavy loads, its material must satisfy a number of requirements, the main ones being hardness and mechanical strength. moreover, for the application of an antifriction coating by a frictional-mechanical method, the hardness and strength of the base materials must exceed in certain extent the mentioned indicators of antifriction materials. thus, it should be expected that the application of an anti-friction coating by a friction-mechanical method will be accompanied by a process of micro-cutting of an anti-friction material. at the same time, antifriction material will fill microscopic irregularities in the form of chips and influence the formation of a coating film. the process of microcutting with the friction-mechanical method of coating will be considered as a lowtemperature process of deep plastic deformations with a predominance of a simple shear of the material being processed in the chip formation zone according to the free orthogonal cutting pattern characteristic of the broaching process. the theoretical scheme of the process of microcutting during the formation of an anti-friction coating by the friction-mechanical method is shown in fig. 1. in this case, we used standard terms and notation that refer to the treatment with cutting [10]. suppose that a separate micro-comb on the surface of the base plays the role of a cutting wedge, and the anti-friction bar is the object from which the metal layer is cut. according to the presented scheme (fig. 1), the process of micro-cutting is ensured by pressing the antifriction bar to the base surface being processed with a force p and moving it across the asperities v. in this case, the thickness of the cutting layer a will be determined by the depth of penetration of the cutting wedge into the antifriction material, which depends, besides the force p, on the plastic properties of the latter and the angle of tapering  of the cutting wedge. under certain conditions of micro-cutting, a growth is formed on the front surface of the cutting wedge, which is a piece of plastically deformed material being processed, the hardness of which is in 2 5 times greater than the initial one. the fit is wedge-shaped and influences significantly the process of micro-cutting by changing the initial geometry of the tool. the phenomenon of growth is also characteristic of the process of cutting broaching, which is characterized by low speed and temperature of cutting, which occurs when applying antifriction coatings according to the method proposed in [11]. a build-up а (fig. 1), performing the function of a cutting wedge, first of all, changes the rake angle  from negative to positive ф to a certain value and provides a stable value of the cutting angle ф, increases the thickness of the layer being cut to aф, which positively affects the process chip formation. a a ф bar basis p v  - +ф  ф аa a ф bar basis p v  - +ф  ф а fig. 1 – the theoretical scheme of the process of microcutting during the formation of an anti-friction coating by the friction-mechanical method the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 38 it is difficult to obtain a high-quality coating on a surface that has a coarse regular microrelief. this is due to the peculiarities of filling the interbrain depressions with antifriction material. so, when the coating film is applied by a friction-mechanical method, voids appear between the individual particles of the antifriction product (fig. 2). this phenomenon affects the quality of the coating, namely the continuity and density of the antifriction film. fig. 2 – fragment (× 140) coated bases: a – the basis (cast iron gci20); b – coating in the inter-ridge cavity (bronze tzs 5-5-5) therefore, it is possible to improve the quality of the coating by creating favorable shapes and sizes of asperities in the previous ftaa operations. to strengthen the antifriction film, it seems reasonable to use one of the methods of cold plastic deformation deforming broaching, which will allow: to ensure the packaging of individual elements of the antifriction product (chips) into a continuous mass, the strengthening of the coating materials and the substrate by means of surface plastic deformation; to improve the quality of adhesion of antifriction material with the base; to create a microrelief with a greater bearing capacity of the surface. conclusions the widespread use of the ftaa friction-mechanical method is hampered by the absence of a single theoretically grounded approach to the formation of an anti-friction coating, and the existence of different opinions on the mechanism of the formation of coatings indicates the need for further research based on modern scientific ideas about the processes occurring on the contact surfaces during friction coating. taking into account the predominance of the micro-cutting process at the initial stage of the formation of the coating, a theoretical scheme of the micro-cutting process with the ftaa friction-mechanical method is proposed. the peculiarities of filling the microrelief of the depression with antifriction material allowed us to propose the following scheme for applying ftaa coatings: mechanical surface preparation with the creation of a regular microrelief, coating by friction-mechanical method, deforming broaching. the using of this technology will improve the quality of the surface layer and operational properties of parts. references 1. bystrov v.n. primenenie ustrojstv dlja frikcionno-mehanicheskogo nanesenija iznosostojkih pokrytij v uslovijah remontnogo proizvodstva, izobretatel'stvo, 2011, tom 11, no 3. pp.29-34. 2. chernovol mykhailo, shepelenko igor , budar mohamed r.f. effectiveness increase in application of fant of the components of mobile agricultural machines, zbіrnik naukovih prac' kіrovograds'kogo nacіonal'nogo tehnіchnogo unіversitetu «konstrujuvannja, virobnictvo ta ekspluatacіja sіl's'kogospodars'kih mashin», 2015, vyp. 45(1), pp.10-13. 3. balabanov v.i., bolgov v.ju., ishhenko s.a. nanesenie treniem nanorazmernyh antifrikcionnyh pokrytij na detali, nanotehnologii, jekologija, proizvodstvo, 2010, no 1(3), pp.104-107. 4. bersudskij a.l. mehanizm formirovanija antifrikcionnyh pokrytij pri uprochnjajushhej obrabotke, vestnik samarskogo ajerokosmicheskogo universiteta im. akademika s.p. koroleva, 2006, no 2(10), ch. 1, pp.81-84. 5. pogonyshev v.a., panov m.v. teoreticheskie i jeksperimental'nye osnovy povyshenija iznosostojkosti detalej mashin, mehanika i fizika processov na poverhnosti i v kontakte tverdyh tel, detalej tehnologicheskogo i jenergeticheskogo oborudovanija, 2011, no 4, pp.78-84. 6. shepelenko i.v., cherkun v.v. obrazovanie antifrikcionnogo pokrytija finishnoj antifrikcionnoj bezabrazivnoj vibracionnoj obrabotkoj, vіbracії v tehnіcі ta tehnologіjah, 2013, no 3(71), pp.99-104. 7. pol'cer g., majsner f. osnovy trenija i iznashivanija: per. s nem., m.: mashinostroenie, 1984, 264 p. 8. cheljubeev v.v. razrabotka i optimizacija rezhimov frikcionnogo latunirovanija dlja uluchshenii prirabotki gil'z cilindrov dvigatelej v uslovijah remontnogo proizvodstva: avtoref. dis. kand. teh. nauk, 1998, 16 p. the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 39 9. gottlib pol'cer. osnovy frikcionnogo nanesenija pokrytija v uslovijah selektivnoj peredachi, rvm (remont. vosstanovlenie. modernizacija), 2010, no 10, pp.23-28. 10. gost 25762 – 83 (iso 3002/1 77). obrabotka rezaniem. terminy, opredelenija i oboznachenija obshhih ponjatij, m.: gos. komitet sssr po standartam, 1985. 11. chernovol m.i., shepelenko i.v., budar mohamed r.f. povyshenie kachestva finishnoj obrabotki otverstij, zbіrnik naukovih prac' kіrovograds'kogo nacіonal'nogo tehnіchnogo unіversitetu «tehnіka v sіl's'kogospodars'komu virobnictvі, galuzeve mashinobuduvannja, avtomatizacіja», 2016, vyp.2, pp.104-111. шепеленко i.в., посвятенко e.k., черкун в.в. механізм утворення антифрикційних покриттів фрикційно-механічним методом. відмінності в підходах і трактуванні механізму утворення антифрикційних покриттів фрикційномеханічним методом стримує широке застосування фінішної антифрикційної безабразивної обробки під час виготовлення та ремонту деталей. встановлено, що початковий етап нанесення антифрикційного покриття фрикційномеханічним методом супроводжується процесом мікрорізання антифрикційного матеріалу з наступним заповненням западин його мікрорельєфу. виконання умови мікрорізання антифрикційного матеріалу є передумовою для одержання якісного антифрикційного покриття. процес мікрорізання при фрикційно-механічному методі нанесення покриттів розглянутий як низькотемпературний процес глибоких пластичних деформацій з перевагою простого зсуву оброблюваного матеріалу в зоні стружкоутворення за схемою вільного ортогонального різання. розроблена теоретична схема процесу мікрорізання під час формування антифрикційного покриття фрикційно-механічним методом із використанням стандартних термінів і позначень з теорії різання. доведено, що оскільки залишкові гребінці мікрорельєфу основи завжди мають клиноподібну форму з гострим краєм, то кожні з них можна розглядати як окремий ріжучий клин, а простір між гребінцями (западини) мікрорельєфу варто вважати канавками для розташування мікростружки, яка утворюється в процесі взаємодії інструмента з антифрикційного матеріалу з поверхнею основи. показано, що в процесі мікрорізання антифрикційний матеріал буде заповнювати мікронерівності мікростружкою і впливати на утворення плівки покриття. досліджені особливості заповнення западини мікрорельєфу антифрикційним матеріалом. внаслідок нанесення покриття фрикційно-механічним методом між окремими частинами антифрикційного продукту виникають порожнини, що негативно позначається на якості покриття, його суцільності та щільності. встановлено, що підвищити якість покриття можливо шляхом створення сприятливих форм і розмірів мікронерівностей на операціях, що передують нанесенню покриття. з урахуванням вивчених закономірностей запропонована нова схема нанесення антифрикційних покриттів з високими триботехнічними показниками: механічна підготовка поверхні зі створенням регулярного мікрорельєфу, нанесення покриття фрикційно-механічним методом і деформуюче протягування. застосування такої технології дає змогу підвищити якість поверхневого шару й експлуатаційні властивості деталей. ключові слова: антифрикційне покриття, фінішна антифрикційна безабразивна обробка, фрикційно-механічний метод, формування покриття, процес мікрорізання, мікрорельєф. “p r o b l e m s o f t r i b o l o g y” copyright © 2019 v. aulin, t. zamota, a. hrynkiv, s. lysenko, m. chernovol, a. chernai.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 85-91 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-85-91 features of electrochemical-mechanical running-in of chrome-plated piston rings to the cast-iron surface of the cylinder liner under different friction modes v. aulin*, t. zamota, a. hrynkiv, s. lysenko, m. chernovol, a. chernai central ukrainian national technical university, kropyvnytskyi, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.com abstract in this paper, the laws of the electrochemical mechanical running-in (ecmr) are considered. for elimination of inaccuracies of form of details and errors of assembling mechanism expose to running-in which runningin of the surfaces take place. the most effective factor of acceleration of running-in is to use the combined processes at runningin surfaces. one of them is ecmr.. the results of experimental studies have shown that the the processes of ecmr pass in the environment of electrolyte, which influences efficiency of process, mode of friction at running-in pair and speed of electrochemical reactions. the essence of ecmr consists of the following: working motion for details of mechanism is given, between details an electrolyte is pumping and cutoff alternating current. due to joint electrochemical-mechanical influence there is a rapid adaptation of one surface to other. the most effective factor of ecmr is electrochemical, at which it is easy to electrochemical stripping of material from the run-in surface due to anodal dissolution at the hydrodynamic lubrication rate. key words: running-in, electrochemical mechanical running-in (ecmr), engines, friction mode, piston ring, liner. introduction details of units and machines` assemblies are mainly made of high wear resistance materials. it allows to increase their durability by constructive methods, but creates difficulties at carrying out of running-in surfaces. one of the most promising directions in the study of acceleration and improvement of the running-in of the main engine matings is using of combined processes: electrochemical and mechanical. there is a method of electrochemical-mechanical running-in (ecmr) of parts of the main resource-determining matings of machines, using electrochemical and mechanical action, which ensures rapid adaptability of the parts` surfaces [1-3]. literature review when running-in of mating parts that have shape deviations, it is necessary to remove part of the material to ensure that the friction surfaces are equidistant [4, 5]. since the matings include parts from different materials, it is necessary to create prerequisites for uniform volumetric removal of the material of the parts. according to the researchers [6], during mechanical wear, the least resistance to the volumetric removal rate of the material is provided by aluminum parts. the most widely used parts of machine matings on the basis of iron, aluminum, copper, nickel and chromium. they form mates in which the wear resistance of parts made of different materials is very different. the wear resistance of such parts is much lower than that of parts made of copper, steel, nickel or chrome plated. in mechanical wear, the wear resistance of chromium is twenty-eight times higher than that of aluminum. in electrochemical etching (ece), the difference in the resistance to the volumetric removal of the part`s material is much lower than in conventional methods of running-in, based on the intensification of mechanical wear of the running-in surfaces: the resistance to the volumetric removal of chromium is seven times higher than that of problems of tribology 86 aluminum. based on this, more preferable are the methods of running-in with ece of friction surfaces, which ensures uniform running-in of parts from these materials with different wear resistance. the use of ecmr in running-in of various types of engines confirmed the effectiveness of the method as a whole [6, 7]. purpose the aim of the work is to disclosed mechanism of running-in of piston rings to mirror of cylinder, are lacking research outputs on current under various regimes friction in paired ring-thimbles. needs further investigation is the question of the choice of the electrolyte composition. taking into account the existing differences in the quality of the chrome coating of piston rings, it is necessary to develop a way to improve the initial state of the ring surfaces before the ecmr. research methodology the object of the study is the process of running-in the side surface of the piston ring to the cylinder liner during electrochemical-mechanical running-in. in the study of the process of running-in friction pairs chrome-cast iron were used real piston rings in conjunction with the pad, cut from the cylinder liner, or with the sleeve itself. the study of the features of the hmp process was carried out on the friction machine smc-2. in the ring-pad scheme, a standard mandrel was used to secure the pad. isolation of the pad from the mass of the friction machine smc-2 was carried out with the help of a textolite sleeve pressed into the bore hole of this mandrel. the current was supplied to the roller through the mass, and to the pad-through the mandrel.research in the ring-pad scheme was carried out with the help of special mandrels that allow fixing piston rings on the smc-2 shafts and supplying current to them (fig. 1). fig. 1. supply current in the circuit pad on the ring: 1 – upper mandrel; 2 – lower ring; 3 – pad; 4 – lower mandrel; 5 – lower shaft smc-2; 6 – upper shaft smc-2; 7 – lower current supply; 8 – copper graphite brush; 9 – upper current supply previously, the ring was installed in the caliber of the nominal diameter. a support washer was inserted into the compressed ring, the diameter of the protrusion of which was equal to the inner diameter of the ring. the rings in the mandrel were fixed by compressing the washer and the support washer with tie bolts with nuts. then the mandrel with the ring was removed from the gauge and installed on the friction machine shaft. the radial runout of the ring was controlled by an indicator head with an accuracy of 0,01 mm. the current supply to the rotating rings was carried out according to the scheme presented in fig. 2. a spring-loaded copper graphite brush 8 was used to supply current to the lower ring 2. the upper ring 1 was closed through the mass of smc-2. problems of tribology 87 the current in the circuit was regulated by a laboratory transformer. current parameters were controlled: voltage device щ4313, current ammeters д 566, class 0.2; э514, class -0.5. studies of conditional current outputs were carried out using copper coulometers according to the generally accepted method [9,10]. however, work on alternating current required the setting of two diodes д1 and д2, which separated the currents of positive and negative half-periods. the calculation was carried out according [11] to the following formula: ( ) 100 %me cu me cu m g bt g m      , (1) where mem – the mass of the metal released at the cathode, g; f e g meme  – electrochemical equivalent of the deposited metal, g/а.h; mee – equivalent weight of metal; f – faraday number ( f =26,8 а.h/g ); f e g cucu  – electrochemical equivalent of copper, g/а.h. the amount of electricity which is passed in a·h was determined by the formula: cu cu m q i g    , (2) where i – amperage, а;  – duration of electrolysis, h; cum – the mass of copper released at the cathode of a copper coulometer, g. the following electrochemical equivalents of metals were used in the calculations: copper (divalent) 2cug =1,186 g /a.h; chromium (trivalent) 3crg = 0,647 g/a.h; iron (divalent) 2feg =1,0416 g/a.h. all studies were conducted in electrolytes, which are a mixture of glycerol and an aqueous solution of salt. in water solutions were used high purity sodium chloride, analytical grade sodium atomistically and analytical grade sodium nitrate. the concentration of salts was expressed in mass percentages. preparation of electrolytes was carried out by the method [2]. the main electrolytes studied were: 1) a mixture of glycerol with 20 % aqueous nacl solution in the ratio of four volume parts of glycerol and one volume part of sodium chloride solution; 2) a mixture of glycerol with 20 % aqueous solution of nano2 in the ratio of four volume parts of glycerol and one volume part of sodium nitrite solution; 3) a mixture of glycerol with 20 % aqueous solution of nano3 in the ratio of four volume parts of glycerol and one volume part of sodium nitrate solution. preparation of one liter of electrolyte 1, 2 or 3 was carried out as follows. in 40 g of salt, distilled water was added to the total volume of 200 ml. 800 ml of glycerin was added to the solution and the mixture was thoroughly mixed. results as a result of the carried out researches dependences of wear and outputs on a current for chrome and cast iron, changes of voltage of an idle course and working at changing density of a current in various electrolytes were received. in general, it is possible to note the low efficiency of ecmr in the conditions of the boundary mode of friction of the worked surfaces. lubrication conditions significantly influenced the course of the ecmr process in the friction pair chrome surface of the ring-cast iron pad. wear of chromium and cast iron remained low (up to 0,5 mg) and did not depend on the current density up to 14000 a/m2. over 14000 a/m2, there is some increase in wear of chromium when working in the medium of electrolytes containing nitrite or sodium nitrate. and in the electrolyte with sodium nitrate wear is higher. the current outputs of chromium and cast iron at current densities above 4000 a/m2 do not exceed 3 % at lower current densities, the current output increases, reaching 30 % for an electrolyte with sodium nitrate, but this increase can be attributed to mechanical removal of the material. problems of tribology 88 therefore, in these studies, it is probably possible to talk about the conditional current output at the boundary and alternation of the boundary and hydrodynamic modes of friction. it is obvious that under these conditions, the features of electrolytes are weak and the main current passes through the areas of direct contact. thus, to obtain a certain current density on all electrolytes, it was required to set the idling voltages close in value, and the values of the operating voltages were practically the same. with the transition to the gap contact mode, the electrochemical factor ecmr was amplified. to compare the results of wear chrome ring and cast iron cylinder liner (pads) were conducted experiments without current, that is, at a density d equal to zero. with increasing current density, starting from 0, wear increased. the greatest wear of the friction pair parts up to 9.8 mg was achieved with a guaranteed gap between the surfaces (hydrodynamic lubrication conditions). the study of the metal current output showed that their greatest values occurred at hydrodynamic friction, which indicates an increase in the electrochemical component in this type of lubricant: the maximum value  at the boundary friction was 28 %, at mixed boundary and hydrodynamic 57 % and at hydrodynamic 98 %. in real conditions of friction of a ring at ecmr when there are types of greasing from boundary to hydrodynamic, it is necessary to aspire to increase of a share of the last. the nature of the salts that make up the electrolytes influenced the performance of electrochemical running-in. studies at constant load (0.37 mpa) and varying voltage uxx (from 1,4 to 6,4 v) in various electrolytes and without electrolyte showed the following. the resistance in contact depends on the type of electrolyte. the electrolyte with nacl (1) is characterized as the most active, it activates the surface, lowering the transition resistance. the largest voltage drop was obtained on a pair with nano3 (3) electrolyte (100-130 mv). the intermediate largest voltage drop in the contact was occupied by an electrolyte containing nano2 (2) (40 110 mv). as the current density increased, wear increased (fig. 2, a, b), and in the conditions of alternating boundary and hydrodynamic modes of friction, the features of electrolytes are manifested and it is possible to conduct their comparative analysis from the standpoint of wear, current outputs and changes in current parameters. if we consider that the ring is constantly in contact with the sleeve in real conditions of running-in, and the surface of the sleeves contacts at a particular point periodically, then the electrolyte should provide the greatest removal of chromium and the least cast iron. in the current density range up to 6000 a/m2, this condition corresponds to the electrolyte with nano3 (fig. 2, a), the wear of chromium in it reaches 1,5 mg, and cast iron does not exceed 0,6 mg. in other electrolytes, chromium wear is lower and cast iron wear is higher. with an increase in the current density over 6000 a/m2, an increase in the wear of the friction pair materials in the electrolyte with nano2 was observed, which even led to a certain increase in the conditional current outputs at 7000 ... 8000 a/m2 in this electrolyte. this phenomenon can be associated with the appearance of intense gas formation, which was observed when using an electrolyte with nano2 starting with an idle voltage uxx equal to 3v. from fig. 2. b is clearly visible from the knee of the curve up for a given voltage. the increase in wear due to erosion processes is undesirable, and the same increase in wear of cast iron and chromium does not meet the above requirements for the electrolyte. at current densities d greater than 6000 a/m2 in electrolytes c nacl and nano3 there was a monotonic increase in wear. in relation to cast iron, the electrolyte based on sodium nitrate was more active, starting from 7000 a/m2. most likely, this is due to changes in the friction conditions in the pair. when the no-load voltage reaches 4v, the operating voltage has an extremum and then decreases slightly. this is also due to gas formation in the electrolyte with nano3, but the process proceeded stably and did not go into the area of catastrophic wear. the characteristic bending of the operating voltage at uxx equal to 4v had an electrolyte with nacl. the value of the electrochemical factor, in full, can be estimated by the results of the addition of steam, chrome-cast iron in the hydrodynamic mode of friction. current outputs exceeded those obtained in other modes. sharply increased the consumption of materials, and, as can be seen from fig. 2, b and 2, b, b the chromium removal is directly proportional to the no-load voltage required to create a certain current density. in general, the presence of an electrolyte layer separating the surface increased the transient resistance of the contact, which led to the use of high voltage. under clearance conditions, a faster increase in chrome wear (fig. 2, c) was observed in electrolytes with nano2 and nano3, but the least wear of cast iron occurs in the electrolyte based on nano3. in all experiments, gas formation was observed, which reduced the carrying capacity of the electrolyte layer, but the use of the upper headstock of the friction machine kept the gap constant. it is obvious that at a voltage above 4v at the gap there is an intensive anodic dissolution of chromium and cast iron. for running-in mode, when the surfaces are separated by a layer of electrolyte, is the most preferable [2]. problems of tribology 89 a b c fig. 2. chrome plating wear: a – boundary friction; b – alternation of boundary and hydrodynamic friction; c – hydrodynamic mode of friction; 1 – electrolyte consisting of a mixture of 20 % aqueous solution of nacl and glycerol, in a ratio of 1/4; 2 – electrolyte consisting of a mixture of 20 % aqueous solution of nano2 and glycerol, in a ratio of 1/4; 3 – electrolyte consisting of a mixture of 20 % aqueous solution of nano3 and glycerol, in a ratio of 1/4 experiments on the friction pair-chrome surface of the ring-cast iron pad-showed that the use of electrolyte with nacl led to increased chromium etching, the formation of deep porosity. the electrolyte containing nano3 provided a smooth surface of chromium, and the electrolyte with nano2 had a weak effect on the change in surface roughness. the highest chromium removal (up to 2 mg) and the lowest cast iron (up to 0,5 mg) were achieved by using an electrolyte with nano3, which took place at current densities up to 6000 a/m2. thus, for the running-in of the chrome surface of the ring and the cast-iron sleeve, an electrolyte containing sodium nitrate is preferred. problems of tribology 90 summary 1. in real conditions, the addition of a pair of friction chromium-cast iron must be carried out with the alternation of boundary and hydrodynamic modes of friction. at the same time, it is necessary to strive to increase the share of the hydrodynamic friction regime. 2. for carrying out electrochemical-mechanical addition (finishing) of coupling the chrome ring-mirror of a sleeve of cylinders the electrolyte of the following composition is preferable: 20 % aqueous solution of sodium nitrate with addition of glycerol in the ratio 1/4. 3. the change in microgeometry is influenced by electrical parameters and the mode of loading of friction pairs; in our experiments, the best results were obtained at an idle voltage uxx equal to 4 v. references 1. alekseev v. p. electrochemical-mechanical macro-running-in of parts /v. p. alekseev. // monograph-lugansk: elton-2, 2011. – 204p. (russian) 2. zamota t. n. control of the processes of running-in of the main conjugations of machine parts in the manufacture and repair: monograph. / t. n. zamota, v. v. aulin. kirovograd: publisher lysenko v. f.-2015. 304 p. (russian) 3. aulin, v., hrynkiv, a., lysenko, s., rohovskii, i., chernovol, m., lyashuk, o., zamota, t. studying truck transmission oils using the method of thermaloxidative stability during vehicle operation / easterneuropean journal of enterprise technologies, 1 (6-97), pp. 6-12. (english) 4. aulin, v., derkach, o., makarenko, d., hrynkiv, a., pankov, a., tykhyi, a. analysis of tribological efficiency of movable junctions "polymeric-composite materials steel" / eastern-european journal of enterprise technologies, 4 (12-100), pp. 6-15. (english) 5. aulin, v., hrynkiv, a., lysenko, s., dykha, a., zamota, t., dzyura, v. exploring a possibility to control the stressed-strained state of cylinder liners in diesel engines by the tribotechnology of alignment / eastern-european journal of enterprise technologies, 3 (12-99), pp. 6-16. (english) 6. kuzmenko a. g. studies of non-contact interaction of lubricated friction surfaces: monograph. / a. g. kuzmenko, o. v. dikha. // khmelnitsky: khnu, 2005. – 183 p. (russian) 7. zamota t.n. electrochemical basis of the process macrorunning-in of flat friction surfaces at ecmr(g). / t.n. zamota. // problems of tribology. international scientific journal. – khmelnitsky national university. – 2011. №4.p.56-61. (russian) 8. aulin, v., hrinkiv, a., dykha, a., chernovol, m., lyashuk, o., lysenko, s. substantiation of diagnostic parameters for determining the technical condition of transmission assemblies in trucks / easterneuropean journal of enterprise technologies, 2 (1-92), pp. 4-13. (english) 9. zamota t.n. comparative evaluation of the effectiveness of different methods of ecmr(g) in the running-in of sliding bearings. / t.n. zamota , r.v. zorin. – problems of tribology. international scientific journal. – khmelnitsky national university.– 2009. №4. – p.58-62. (russian) 10. aulin v.v. the effectiveness of the method of ecmr to eliminate various macrogeometric deviations mates parts at production and repair / v.v. aulin, t.n. zamota, m.i.chernovol // bulletin of the engineering academy of ukraine. – 2015. – №4. – p. 168-174. (english) 11. moroz i.i. fundamentals of improving the accuracy of electrochemical shaping. / i. i. moroz. chisinau: stiinta, 1977.293p. (russian) problems of tribology 91 аулін в.в., замота т.м., гриньків а.в., лисенко с.в., черновол м.і., чернай а.е. особливості електрохіміко-механічного припрацювання хромованих поршневих кілець до чавунної поверхні гільзи циліндру при різних режимах тертя. виконаний аналіз літературних джерел показав, що для усунення неточностей форми деталей і помилок складання механізм піддають обкатці, при якій відбуваються припрацювання поверхонь. найбільш ефективним фактором прискорення обкатки є використання комбінованих процесів на поверхнях деталей, що припрацьовуються. одним з таких процесів – єлектрохіміко-механічне припрацювання. результати експериментальних досліджень показали, що процеси ехмп протікають в середовищі електроліту, що впливає на ефективність процесу, режим тертя при обкатці пари і швидкість протікання електрохімічних реакцій. сутність ехмп полягає в наступному: приводяться в робочий рух деталі механізму, між деталями прокачують електроліт і пропускається змінний струм. завдяки спільному електрохіміко-механічному впливу відбувається швидка адаптація однієї поверхні до іншої. найбільш ефективним фактором ехмп є електрохімічний, при якому легко відбувається електрохімічне вилучення матеріалу з поверхні деталі при припрацюванні за рахунок анодного розчинення при гідродинамічному режимі тертя. значення електрохімічного фактору, повною мірою, можна оцінити за результатами припрацювання пари, хром-чавун при гідродинамічному режимі тертя. виходи по струму перевищували отримані при інших режимах. різко збільшене знімання матеріалів для хрому прямо пропорційне напрузі холостого ходу, необхідному для створення певної щільності струму. взагалі, наявність розділення поверхонь деталей шаром електроліту підвищило перехідний опір контакту, що обумовило використання великої електричної напруги. при наявності зазору між деталями спостерігається більш швидке зростання зносу хрому в електролітах з nano2 і nano3. в той час найменший знос чавуну відбувається в електроліті на основі nano3. у всіх дослідах було наявне газоутворення, що знижувало несучу здатність шару електроліту, але використання підпору верхній бабки машини тертя витримувало зазор постійним. очевидно, що при напрузі вище 4в на зазорі відбувається інтенсивне анодне розчинення хрому і чавуну. для припрацювання режим, коли поверхні розділені шаром електроліту, є найкращим. ключові слова: припрацювання, електрохіміко-механічне припрацювання (ехмп), двигун, режим тертя, поршневе кільце, гільза. copyright © 2022 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 20--27 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-20-27 increasing warning resistance of engine valves by gas nitrogenization method d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua received: 20 march 2022: revised:15 april 2022: accept: 25 may 2022 abstract the article presents the results of tribological research on the most promising way to restore and increase the wear resistance of engine valves by developing a method of gas nitriding. it is established that with increasing operating time the guide bushings of the outlet connections wear out with the displacement of the axis of the forming surfaces of the hole. characteristic significant displacement of the axes of the inlet connections is not detected, ie. their wear on the diameter of the hole is 1.5 ... 3 times less than the wear of the exhaust bushings, the values of the displacement of the axes are within the error of the measuring instrument. the average value of ovality is greater in the exhaust seats the maximum beating values of the intake seats are 0.34 mm, exhaust 0.22 mm. it is proved that the non-uniformity of the wear of the sleeve hole is determined by the balance of acting forces, which, in turn, are determined by deviations from the optimal ratios μ and e. the side of the rocker arm axis. distortions of the valve in the longitudinal axis of the engine contribute to an earlier reduction in the tightness of the valve pairs. redistribution of the valve end material with the formation of a wavy concentric surface, the shape of the contact spot on the rocker arm and the corresponding direction of wear of the saddle chamfer was observed in 43% of the studied connections. technological means and methods for improving the quality of repair, measuring instruments for accurate study of the parameters of parts and connections of the valve group are given. the results of laboratory and operational tests are presented. a method of gas nitriding with an installation for its implementation has been developed, which provides an environmentally friendly method of low-temperature and high-temperature hardening, obtaining deeper and well-developed layers of the diffusion near-surface zone and reduces training, technological time in the process of strengthening and reducing energy consumption. key words: gas nitriding, wear resistance, friction steam, engine valves, recovery technology, wear intensity. introduction the urgent need to reduce engine oil consumption during engine operation has led to many changes in the design of engine parts, including the design and choice of valve stem material. which is once again confirmed by the expression: "for every action there is opposition." as the amount of oil entering the orifice of the valve guide sleeve has decreased, there is an urgent need for such treatment of the valve stem, which will withstand abrasion resistance or other types of wear at high temperature fluctuations and loads. nitriding is widely used to strengthen a variety of steels and alloys, machine parts, tools operating in different conditions and environments, as well as to increase hardness, wear resistance, abrasion resistance, fatigue and corrosion resistance. deformation of products during nitriding is minimal, nitrided layer is well polished and polished [1]. this process is the most modern metal nitriding technology in the world. this method is based on the strengthening treatment of heavily loaded parts of machines, tools, stamping equipment by diffusion saturation of the surface layer with nitrogen nitrogen-hydrogen plasma pulsating current. in this process, the phenomenon http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-20-27 problems of tribology 21 of ionic deposition in a dilute gaseous medium is used to saturate the surface layer of metals with nitrogen. pulsed ion-plasma nitriding is a modern type of gas nitriding, in which ammonia is replaced by nitrogen and hydrogen, which do not pose a threat to the environment. the process is carried out at low temperatures (starting from 400 °c, which is also one of the many advantages of ion-plasma nitriding) and under reduced pressure. the main result of this process is to obtain nitrided layers of high hardness. control of process temperature in the working range from 400 °c to 600 °c allows to receive various indicators of hardness of a surface layer. the highest hardness of the nitrided surface is formed when using operating temperatures in the range of 400 °c 500 °c. the nitriding process itself takes place in a chamber with a vacuum of 1-10 hpa. the workpiece is the negative electrode (cathode) and the chamber walls are the positive electrode (anode). when a constant voltage (400-700 v) is applied between the cathode (negative potential) and the anode (positive potential), a heterogeneous electric field arises and a glow discharge is excited. due to the collision of electrons and gas atoms, the latter accelerate and bombard the cathode surface, knocking out atoms of iron, its compounds, carbon, nitrogen and electrons required for ion deposition. iron atoms combine with active nitrogen atoms and are deposited on the surface of the part as nitrides and saturate the surface layers with nitrogen during diffusion. as a result of pulsed ion-plasma nitriding, a diffusion layer with a developed nitride zone is obtained, which provides high corrosion resistance and workability of friction surfaces. optimization of the properties of the reinforced surface is ensured by the necessary combination of nitride and diffusion layers, ensuring a significant increase in wear resistance, burr resistance and fatigue [2]. the range of steel grades is constantly expanding, which develops individual technological parameters of the process of pulsed ion-plasma nitriding. as a result of surface hardening by the above method we obtain a diffusion layer, which provides a 5-fold increase in service life, wear resistance and increase the anti-emergency properties of parts. the use of this technology can significantly improve the performance of the pair "valve rod guide", reduce the adhesion of soot in the area of the valve plate and increase the corrosion resistance of the valve and its overall service life. the results of tests of valve steels before and after nitriding by the method of linear wear measurement show more than 5-fold reduction in wear of nitrided steel. literature review nitriding as a method of strengthening machine parts and tools has come a long way of development and improvement. currently, in terms of ensuring the functional properties of numerous parts and tools, it is one of the most effective and common methods of strengthening in various fields of mechanical engineering (automotive, aerospace, engine, machine tool, chemical industry, etc.). among the advantages of the nitriding process should be noted: 1. high hardness (up to hv 1300), which is achieved without hardening; 2. insignificant in comparison with other methods of strengthening deformation of details; 3. heat resistance of the surface saturated layer up to 500… 600 °с; 4. high wear resistance; 5. corrosion resistance (especially in the air); 6. high fatigue resistance; 7. high resistance to alternating loads. the disadvantages of this method of strengthening are as follows: 1. long duration of the saturation process (up to 100 hours); 2. low in comparison with cement details contact strength; 3. high fragility of the surface layer; 4. reduced viscosity of nitrided parts; 5. instability of nitriding results in its implementation in industry [3]. although many varieties and methods have been developed and implemented since the industrial development of the nitriding process (laser and plasma nitriding, vibration in the vibrating fluidized bed, in salt melts, etc.), however, practical experience shows that the most common process in industrial conditions is the vast majority. machine-building industries are gas nitriding using as saturating the atmosphere products of partial dissociation of ammonia nh3. in particular, the so-called classical process of gas nitriding, which was developed by lakhtin y.m., kosolapov g.f., minkevich a.n., beloruchev a.v., jurgenson a.a., arzamasi b.n., kogan i.d., is actively used to strengthen parts of machines and tools in the current production. this is due to the relative simplicity of the technological implementation of the gas nitriding process using ammonia as a saturated medium, the relatively low cost of equipment and equipment required for this process (compared, for example, with equipment for ionic nitriding), as well as fairly well-established chemical regimes heat treatment of various steels and alloys using this type of saturation. however, based on empirical observations and practical experience of gas nitriding of some of the above companies, it was observed that this type of nitriding leads to significant embrittlement of products, some time after their saturation in ammonia. 22 problems of tribology in high-speed engines, the end working surfaces of the pushers are also welded with high-strength alloys. phosphating of pusher working surfaces and molybdenum dioxide treatment (to prevent burrs during operation) are also used. improving the wear resistance of pushers is achieved by using the most advantageous forms of their working surfaces. the surface of the collision of the pusher with the cam is made, for example, spherical, which significantly reduces the compression stress due to the inability to maintain parallelism in the plane of the cam of the cam of the camshaft. for the same purpose, the barrel-shaped shape of the pusher guide surface is used in combination with a flat end surface. to increase the wear resistance of the valves and use a device that ensures their rotation during engine operation. at the same time the term between grinding of valves doubles. serviceable valves must quickly and reliably seal the combustion chamber, withstand large temperature fluctuations and have good wear resistance to ensure the longevity of the engine. failure of the valves (or even one valve) disables the engine. and in the most severe case to the destruction of the piston, cylinder or cylinder head. therefore, thorough defecting of valves and bushings is very important when repairing the motor [4]. at pushers surfaces of a core and a plate wear out. pusher rods are restored by vibro-arc surfacing, using high-carbon steel wire, or baking metal powders. after surfacing or baking, the pusher rod is ground on a grinder. it is not recommended to restore the push rods by chrome plating, as this leads to rapid wear of the guides in the unit. the pusher plates of modern engines are welded with a thin layer of bleached cast iron, so when grinding they remove a very thin layer (up to 0.3 mm), necessary only to remove traces of wear. the valve in the sleeve makes not only reciprocating movements, but also rotational-angular. if you take into account the speed of such movements, you can understand what the load will be on the sleeve. naturally, wear occurs over time. due to the radial beating the load increases, the rotational movement of the valve becomes more difficult and production increases. this leads to one-sided wear not only of the bushing, but also the valve with the seat. increased clearance in the pair of "valve-sleeve rod" leads to increased oil consumption, as the oil cap is not able to hold oil, which again is caused by increased side beats of the valve. with the untimely intervention of the master, this can lead to irreversible consequences the replacement of seats, valves, bushings, and sometimes the replacement of the entire head of the unit. the shape and material of the guide sleeve of the valve are selected taking into account the high speed of movement of the valve in the sleeve, the high temperature load and the limitation of the lubrication of the friction pair "sleeve-valve". if the head of the cylinder block is made of cast iron, then often the seats and guide bushings of the valves are integral with the head of the block. this design ensures alignment and, consequently, a more accurate fit of the valve on the seat, which reduces the temperature of the inlet and outlet valves. cast iron cylinder heads were used on some engines from opel, ford and other manufacturers. but the technology of production of cast iron heads is complex and requires expensive equipment, so most of the heads of modern car units are made of aluminum alloys. in their production, the guide bushings and valve seats are made separately, and then pressed into their seats in the cylinder head [5]. guide bushings are made of wear-resistant materials with good thermal conductivity. these are special cast iron, cermets, bronze and brass. higher thermal conductivity in bronze and brass, so they are used on most boosted engines, such as bmw, audi, volvo. to fix the sleeve in height in the cylinder head on its outer surface there is usually a support flange. sometimes a split support ring is used instead. if the sleeve is smooth on the outside, you will need a special border or a remote sleeve to install it in the head. the intake manifold guide bushings should not protrude too much into the intake manifold so as not to increase its aerodynamic drag. but the exhaust valve bushes, on the other hand, should close the valve stem to the maximum length for protection against hot exhaust gases and for better heat dissipation from the exhaust valve rod. if the guide bushings are made of bronze or brass, they usually have the same length, as these alloys have high thermal conductivity. to ensure the alignment of the seat and the plate of the valve requires high precision manufacturing of the sleeve. in addition, the outer surface of the sleeve, pressed into the head of the unit, should be treated with a high degree of surface cleanliness and should not have scratches and scratches. this is done to improve heat dissipation from the bushing to the cylinder head. the main defect of the guide bushings is the increased wear of the inner surface caused by prolonged (at least 60-100 thousand km for domestic and 150 200 thousand km for foreign cars) operation of the engine. however, the use of poor quality oils dramatically reduces the life of the bushings, not to mention the engine as a whole. prolonged operation of the engine with incorrectly set thermal gaps of the valves is also the cause of uneven wear of the guide sleeve. this is due to the increase in lateral loads on the rod and the deterioration of the rotation of the valve. in the presence of repair valves, the sleeve is first deployed under the repair diameter of the valve stem, and then under the required clearance between the sleeve and the valve. the clearance is the same as for standard valves. when deploying the sleeve to obtain the correct geometry, the deployment holes must start from the oil cap side, as this part of the sleeve is subject to less wear. the method of knurling the inner surface of the sleeve with subsequent scanning to the desired inner diameter. this method requires a special tool. when using it, the seat under the guide in the head of the unit is problems of tribology 23 not damaged. however, its inner surface, erased by the valve stem, will have a greater hardness than the body of the sleeve, which occurs due to plastic deformation. this method is especially suitable for engines that have a cast iron block head, and the valve guides are made directly in the block head. at wear to 0.3 mm it is easier and cheaper to restore them by unrolling, than by boring and pressing of new directing plugs. in addition, before pressing the sleeve, be sure to check the diameter of the seat under the oil cap. if this diameter is smaller than on the old bushings, the caps may simply fly off while the engine is running. many companies, such as volvo, bmw, volkswagen, produce repair guide bushings with increased outer diameter for pressing. the seat under such a sleeve in the head of the unit must be expanded to a size that provides a landing with a tension of 0.02 to 0.1 mm [6]. before pressing the new bushings, the block head is heated again to 90 °c 100 °c, and the bushings are cooled, which is most desirable to do in liquid nitrogen. to increase the wear resistance of the valves and bushings crystallize on nickel-phosphorus-copper coatings. immediately after precipitation, all coatings containing more than 4% p were amorphous. the only composition that was obtained with a crystalline structure was a coating containing 4% r. its structure consisted of supersaturated phosphorus ni from a strongly distorted crystal lattice. ni-p-cu coatings are also used. the processes of joint chemical reduction of metals, as well as the processes of their electrochemical reduction, are subject to the same thermodynamic laws. therefore, the equilibrium potentials of metals and their change as a result of complexation in solution and formation of alloys play a special role in these processes. assuming that the chemical reduction of metals proceeds by electrochemical mechanism, we can assume that the processes of chemical and electrochemical deposition of metals are similar. however, it should be borne in mind that the rate of entry into the metal of active agents of the reduction reaction electrons, is determined by the rate of anodic oxidation of the reducing agent, sensitive to nature and the state of the reaction surface. this leads to the lack of a complete analogy between chemical and electrochemical deposition of alloys, which is primarily expressed in the effect on the rate of chemical deposition of alloy components of the catalytic properties of metals. the composition of solutions is empirically substantiated in most works on chemical deposition of alloys and the simplest regularities of deposition processes are revealed, and only in some the structure of sludge, influence of deposition conditions on its composition, kinetics and process mechanism are considered [7]. purpose the purpose of scientific research is to increase the wear resistance of engine valves by developing a method of gas nitriding and a technology for its implementation. research methodology the main characteristic of wear of a detail is linear wear which is measured in the direction perpendicular to a friction surface. due to a number of reasons, wear can be uneven. therefore, to fully characterize the amount of wear of the part, it is necessary to know the distribution on the friction surface the shape of the worn surface [8]. to obtain the dependences of the size of the contact site a on the friction path s, wear tests of two friction pairs were performed. the tests were performed on a lathe equipped with a special device. the scheme of the device is shown in fig. 1. fig. 1. scheme of the device for tests on wear according to the scheme of cross cylinders: 1 shaft; 2 sample; 3 screw; 4 mandrel; 5 cargo; 6 support; 7 counterweight a shaft 1 made of steel 45 (hrc 48 ... 55, counter body) is mounted in the machine spindle, on which a cylindrical specimen 2 is mounted and pressed by a force q (load 5 with known mass). the sample is fixed to the mandrel 4 with screw 3. to compensate for the mass of the device at the other end of the holder is screwed counterweight 7. a lubricating cup is installed on the machine for lubrication testing, then both cylinders are immersed in the oil [9, 10]. 24 problems of tribology the tests are performed in the following sequence: install the sample in the clamp 4; press the sample 2 with screw 3; counterweight 7 compensate for the mass of the sample and other elements of the device; on the axis of the clamp set the load with a known mass; turn on the machine and record the time; after a certain period of time we take out the sample in the reverse sequence and measure the size of the contact area; install the sample in the clamp so that the contact spot rises to its previous place. research results friction pair 1: 40x hardened steel cast iron sc 20. the test results of the samples are entered in the table (table 1), having previously determined the equivalent radius of the circle by the formula:   2/1**baa  . according to these results, we construct a graph of the dependence of the contact spot on the friction path (s =  d n t) fig. 2. s1 = 3.14 x 20 x 100 x 1 = 6280 mm = 6,280 10 3 mm s5 = 3.14 x 20 x 100 x 5 = 31.4 10 3 mm s10 = 3.14 x 20 x 100 x 10 = 62.80 10 3 mm s15 = 3.14 x 20 x 100 x 15 = 94.2 10 3 mm table 1 the results of the test of cast iron midrange 20 (friction pair 1: cast iron sc 20 steel 40x hardened) т, min s 103, mm 2а*, mm 2b*, mm a, mm 1 6,280 0,554 1,167 0,211 5 31,40 0,634 1,428 0,234 10 62,80 0,75 1,598 0,267 15 94,2 0,943 1,761 0,315 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0 6,28 31,4 62,8 94,2 s 10 , мм а, мм fig. 2. the plot of the equivalent radius is spotted cast iron sc 20 from the friction path friction pair 2: cast iron sc 20 steel 40x nitrided. table 2 the results of the test of cast iron midrange 20 (friction pair 1: cast iron sc 20 steel 40x nitrided) т, min s 103, mm 2а*, mm 2b*, mm a, mm 1 6,280 0,554 1,167 0,203 5 31,40 0,634 1,428 0,227 10 62,80 0,75 1,598 0,243 15 94,2 0,943 1,761 0,277 according to these results, we plot the dependence of the contact spot on the friction path (fig. 3.) it is established that with increasing operating time the guide bushings of the outlet connections wear out with the displacement of the axis of the forming surfaces of the hole. characteristic significant displacement problems of tribology 25 of the axes of the inlet connections is not detected, their wear on the diameter of the holes is 1.5 ... 3 times less than the wear of the exhaust bushings, the values of the displacement of the axes are within the error of the measuring instrument [11, 12]. 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0 6,28 31,4 62,8 94,2 s 10 , мм а, мм fig. 3. graph of the dependence of the sizes of the equivalent radius the spot of contact of cast iron sc 20 from the friction path in fig. 4 combined fig. 2 and 3. fig. 4. graphs of the dependence of the dimensions of the equivalent radius of the contact spot on the friction path of cast iron sc 20 (counterbody nitrided and hardened steel 40x) the nature of the distortion of the shape of the saddle chamfer inherits the main direction of displacement of the axis and the shape of the distortion of the guide sleeve during wear. the most frequent deviations of relative displacement occur not in the plane of rocking of the rocker arm, but at an angle to it and directed to the center of the combustion chamber. in contrast to the bushings, the relative displacement of the axes of the inlet seats is the same pattern [13]. moreover, the average value of the ovality is greater than that of the exhaust seats the maximum beating values of the intake seats are 0.34 mm, exhaust 0.22 mm. conclusions the analysis of materials to increase the wear resistance of the friction pair "valve bushing" and identified the main faults, causes of wear and existing repair technologies. it was found that severe wear of the guide bushings leads to a violation of the geometry of the seats and even to their destruction. the surface of the collision of the pusher with the cam is made, for example, spherical, which significantly reduces the compression stress, which occurs due to the inability to maintain parallelism in the plane of the cam of the cam of the camshaft. the purpose of repair of valve seats to provide the correct geometry of connections "valve-seat" and their tightness which are defined in turn mainly by vacuum pressure and "beating" of a facet of the valve and a seat. existing technologies for repairing valves and bushings are determined by the high cost of processing equipment and consumables. therefore, we have proposed a method of gas nitriding, which has significant advantages over existing methods. researches of technology of repair of conjugation of valve group of engines 26 problems of tribology are carried out. it is established that the non-uniformity of wear of the sleeve hole is determined by the balance of acting forces, which, in turn, are determined by deviations from the optimal ratios μ and e. the side of the rocker arm axis. references 1. archard j.f. contact and rubbing of flat surfaces. j appl phys 1953; 24: 981–988. 2. lai f.q., qu s.g., yin l.m., et al. design and operation of a new multifunctional wear apparatus for engine valve train components. proc imeche, part j: j engineering tribology 2018; 232: 259–276. 3. lewis r., dwyer-joyce r.s. wear of diesel engine inlet valves and seat inserts. proc imeche, part d: j automobile engineering 2002; 216: 205–216. 4. worthen r.p., rauen d.g. measurement of valve temperatures and strain in a firing engine. sae paper 860356, 1986. 5. forsberg p., debord d., jacobson s. quantification of combustion valve sealing interface sliding – a novel experimental technique and simulations. tri int 2014; 69: 150–155. 6. mascarenhas l.b., gomes j.d., beal v.e., et al. design and operation of a high temperature wear test apparatus for automotive valve materials. wear 2015; 342–343: 129–137. 7. marchenko d.d., matvyeyeva k.s. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation. problems of tribology. khmelnitsky, 2019. vol 24. no 4/94 (2019). s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 8. chun k.j., kim j.h., hong j.s. a study of exhaust valve and seat insert wear depending on cycle numbers. wear 2007; 263: 1147–1157. 9. marchenko d.d., matvyeyeva k.s. investigation of tool wear resistance when smoothing parts. problems of tribology. khmelnitsky, 2020. vol 25. no 4/98 (2020). s. 40–44. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 10. dykha a.v. marchenko d.d., artyukh v.a., zubiekhina–khaiiat o.v., kurepin v.n. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. eastern–european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». 2018. №2/1 (92) 2018. pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 11. blum m., jarczyk g., scholz h., et al. prototype plant for the economical mass production of tialvalves. mat sci eng a-struct 2002; 329–331: 616–620. 12. dykha a.v., marchenko d.d. prediction the wear of sliding bearings. international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. 2018. vol. 7, no 2.23 (2018). pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 13. marchenko d.d., artyukh v.a., matvyeyeva k.s. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts. problems of tribology. khmelnitsky, 2020. vol 25. no 2/96 (2020). s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-6-11. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196 problems of tribology 27 марченко д.д., матвєєва к.с. підвищення зносостійкості клапанів двигунів методом газового азотування в статті приведено результати трибологічних досліджень з найбільш перспективного способу відновлення і підвищення зносостійкості клапанів двигунів шляхом розробки методу газового азотування. встановлено, що із збільшенням напрацювання напрямні втулки випускних сполучень зношуються зі зміщенням осі утворюючих поверхонь отвору. характерного значного зміщення осей втулок впускних сполучень не виявлено, т. я. їх знос по діаметру отвору в 1,5 ... 3 рази менше зносу випускних втулок, значення зміщення осей знаходяться в межах похибки засобу вимірювання. середня величина овальності більше у випускних сідел максимальні значення биття впускних сідел складають 0,34 мм, випускних 0,22 мм. доведено, що нерівномірність зношування отвору втулки визначається балансом діючих сил, які, в свою чергу, задаються відхиленнями від оптимальних співвідношень μ і е. з урахуванням сил тертя, що виникають на поверхні втулки, зношування отвору втулки відбуватиметься з поворотом її осі в нижній частині в сторону осі коромисла. перекоси клапана в поздовжній осі двигуна сприяють більш раннього зниження герметичності клапанних пар. перерозподіл матеріалу торця клапана з утворенням хвилястої концентричної поверхні, форма плями контакту на бойку коромисла і відповідний напрям зносу фаски сідла спостерігалося у 43% досліджуваних сполучень. приведені технологічні засоби і методи, що забезпечують підвищення якості ремонту, засобів вимірювань для точного дослідження параметрів деталей і сполучень клапанної групи. представлені результати лабораторних та експлуатаційних випробувань. розроблено метод газового азотування з установкою для його здійснення, який забезпечує екологічно чистий спосіб низькотемпературного і високотемпературного зміцнення, отримання глибших і добре розвиненіших шарів дифузійної приповерхневої зони і дозволяє скоротити підготовку, технологічний час при проведенні процесу зміцнення та скорочення витрати енергоносіїв. ключові слова: газове азотування, зносостійкість, пара тертя, клапани двигуна, технологія відновлення, інтенсивність зношування. copyright © 2022 o.v. bagrii. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 104-111 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-104-111 plane problem of discrete environment mechanics o.v. bagrii khmelnytskyi national university, ukraine e-mail: avadaro@yahoo.com received: 28 april 2022: revised: 28 may 2022: accept: 25 june 2022 abstract many engineering problems related to the design of structures and machines, the mathematical description of technological processes, etc., are reduced to the need to solve a plane problem for materials with a significant effect of internal friction on their deformation. such materials include a large class of materials in which the compressive strength is greater than tensile. these are composite materials, concretes, rocks, soils, granular, loose, highly fractured materials, as well as structurally heterogeneous materials in which rigid and strong particles are interconnected by weaker layers. the laws of deformation and destruction of such materials differ significantly from elastic ones. a feature of these laws is an increase in resistance to shear deformations and an increase in the strength of materials with an increase in the magnitude of compressive stresses. this is associated with the influence of internal coulomb friction on the process of their deformation in the limiting and boundary stages. the need to formulate and solve a special boundary value problem for materials with significant internal friction is because the results of solving problems using models of elasticity and plasticity differ significantly from experimental data. the difference increases when approaching the limiting state of discrete materials and depends significantly on the structure of the material and operating conditions. the boundary value problem of the mechanics of a deformable solid is formulated as a system of equations of three types: static, geometric, and physical. for all linear and physically nonlinear problems, provided the deformations are small, the first two groups of equations remain the same. thus, these differences can be attributed to the inconsistency of the accepted in the calculations of physical relations "stress strain" and the real laws of deformation of these materials, which are more complex rheological objects than structurally homogeneous solids, liquids or gases. the article uses an approach where the material is immediately considered as quasi-continuous, and the physical equations are based on the experimentally obtained relationships between the invariants of the stress and strain tensors, which consider the influence of both molecular connectivity and internal coulomb friction. key words: plane problem, internal friction, compressive stress, variable deformation modules, nonlinear physical equations introduction plane problem for materials with significant internal coulomb friction is formulated as a boundary value problem for a flat, inhomogeneous, physically nonlinear area filled with a material, the deformations of the forms of change of which are significantly affected by the values of compressive stresses [1]. the problem is to determine the stress and strain fields when the region is perturbed by force or kinematic factors the material in the calculation area is considered quasi-continuous. the material deformation model is a combination of a perfectly cohesive material model (prandtl model) and an internal friction model (coulomb model). the physical relations of the model are written in the form of relations of mechanics of deformable solids but with variable modules of deformation, the values of which depend on the achieved level of stresses and http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-94-103 problems of tribology 105 strains and are determined by testing macro samples of material under flat deformation. a feature of the formulated problem is using physical equations for the active deformation process with variable deformation parameters that are different at each point of the computational area. therefore, the problem's solution can be obtained only by specially developed iterative procedures. the analysis of the known numerical methods allowed to choose finite elements with some limitations as the basic method for the realization of the formulated physically nonlinear problem of a flat inhomogeneous area. first, the fulfillment of the condition of invariance of stresses within one element, which is achieved by a special choice of the shape of the finite element and approximating functions. this makes it possible to assign values of variable deformation modules at a particular stage of calculation not for each point of the calculation area, but for each finite element, which allows the implementation of special iterative algorithms for solving the problem by numerous methods. the second fundamental condition is the need to consider the volume forces of gravity. without this, the discrete material may not perceive an external load. therefore, it is necessary to formulate a nonlinear mathematical model of the environment using physical relations that consider the influence of internal coulomb friction on the deformation of the environment under plane deformation conditions. mathematical formulation of a plane problem to formulate the problem, we take from the array of the medium operating under conditions of plane deformation, a flat design region о of unit thickness 1h (fig. 1), which can have finite dimensions or be considered as part of an infinite plane. on some section s(r) of the contour, external loads (force boundary conditions) can be specified, and known displacements (kinematic boundary conditions) on the other s(u). on the part s(0), the boundaries of the displacement area may be zero. the laws of material deformation are described by nonlinear dependencies that consider the influence of internal friction. in this formulation, the problem is reduced to determining the fields of stresses, strains and displacements (σ(x, y), ε(x, y), u(x, y)) of the computational area, which correspond to the accepted model of the environment and given boundary conditions. the problem is formulated by systems of equations: equilibrium equations: ;                    y xyy x xyx v xy v yx (1) geometric cauchy relations: x ux x    ; y u y y    ; y u x u xy xy       ; x u y u yx yx       ; (2) nonlinear physical equations of discrete materials: fig.1. calculation area of a flat problem 106 problems of tribology .; 2 2 2 2 ; 2 2 2 2                    yхзмxy xyзмxy y змзм x змзм y y змзм x змзм x γgτ γgτ ε gk ε gk σ ε gk ε gk σ (3) the last relations, as noted earlier, differ from the equations of the plane problem of the theory of elasticity in that the modules змk and змg are functions of the stress-strain state and not constants of the material.. mathematical formulation of the plane problem of the mechanics of discrete materials in a convenient for numerical implementation of the matrix form can be represented as follows. for a flat region о, on the boundary of which force or kinematic boundary conditions are specified, determine the stresses     yx, , deformation     yx, and displacement     yxuu , corresponding to the calculation scheme and the accepted specific laws of deformation of the region's material. the problem is reduced to solving a system of matrix equations:      vb t  – differential equilibrium equations (4);     ub – differential geometric equations (5);      d – physical equations for discrete material (6) considering the experimentally obtained invariant nonlinear physical relations to determine the variable parameters змg , змk : ,p m n gзм      1 1 2 змзм gk , (7) and boundary conditions:      s t ra  – in s(r);    suu  – in s(u); (8)    0u – in s(0), where  sr – vector of known forces acting on the boundary s(r),  ta – direction cosine matrix   ; 0 0        ml lm a t (9)  su – known displacements at the boundary s(u);  0 – lack of movement at the boundary s(0). in addition to the formulated conditions for discrete materials (primarily for bulk, granular and grainy) a fundamental restriction is introduced on the impossibility of tensile stresses. if we introduce the rule of signs, according to which the compressive stresses are considered positive, this restriction is formulated as .02  (10) a feature of the formulated plane problem is that the physical equations do not include the elastic characteristics of the material g and k. instead, functions are used with different values at each point of the computational area, which depend on the level of stress-strain state reached in it. therefore, to solve the formulated problem, specially developed numerous iterative procedures are used. there are many effective numerous methods that could become the basis for the development of iterative algorithms necessary to solve the problem. the most famous of them are: the finite difference method (fdm), the finite element method (fem), the boundary element method (bem). the analysis of the features and capabilities of these methods made it possible to choose the implementation of the formulated physically nonlinear problem of a flat inhomogeneous region as the basic finite element method with some restrictions. finite element formulation of a plane problem the idea of the method is to replace the computational area with its discrete model formed by a system of finite elements that interact with each other in nodes. at these points, the continuity conditions are always problems of tribology 107 provided. each element is deformed according to the laws of deformation of the material of the calculation area. the distribution of stresses and strains inside the element depends on its shape and the form of the accepted approximating functions. the use of the fem for continuum areas reduces the solution of the boundary value problem to the problem of structural mechanics, which is solved by the known method of displacements. the convenience of using fem for solving nonlinear problems is due to the simplicity and clarity of interpretation of all stages of the calculation, the possibility of step-by-step control of the results. however, the most important feature of the method is that for specially selected elements of the element and the approximating functions of stress and strain will not change within one element. since the modulus of deformation of discrete materials depends on the achieved level of stress, the values of the modulus of strain at a particular stage of the calculation in this case can be assigned not for each point of the calculation area, but for each finite element. this makes it possible to implement special iterative algorithms for calculations by numerical methods. the sequence of solving a plane problem based on the finite element method is quite fully described in the scientific and methodological literature [2, 3] and is reduced to the following operations: 1. create a discrete model of the computational area divide the solid domain into a grid of finite elements (see fig. 2). 2. external loads at the boundary of the region s(r), and body forces lead to forces applied at the nodes  r , and known displacements on the boundary s(u) lead to displacements of the nodes   . the condition of the impossibility of displacements on the boundary s(0) is satisfied by introducing appropriate restraints at the nodes on the boundary of the region. 3. for each finite element, a stiffness matrix [ke] is formulated that connects the vectors of nodal forces and displacements of nodes belonging to the same element. 4. formulate a global stiffness matrix [k] of the system of elements, consider the "contribution" of each finite element to the stiffness of the entire system. 5. formulate and solve a system of canonical equations of structural mechanics, most often the displacement method, as a result, nodal displacements are found, and through them strains and stresses in finite elements. { { fig. 2. discrete model of computational area most of the described steps are standard for fem. however, to implement the previously formulated physically nonlinear problem, it is necessary to consider the following features. 1. the shape of the finite element and the adopted approximating functions must ensure at each stage of calculation the invariability of the achieved values of stresses and strains within one element, which allows assigning variables of deformation modules not for each point of the region but for each finite element. this is achieved by choosing a basic finite simplex element in the form of a triangular prism of constant length l = 1 = const (fig. 3). fig. 3. simplex element for a plane problem 108 problems of tribology an approximating function that describes the nature of changes in displacements from the coordinates of x, y points is assumed to be linear. the displacements {u} of an arbitrary point in the middle of an element are expressed in terms of the nodal displacements {δe} of its nodes by the following relation:        ,emjie y x inininn u u u           (11) where i – single dimensional matrix 2×2; n – shape function , 2 a cybxa n   (12) where a, b, c coefficients determined by nodal displacements; a – element area (volume 1 av ). the deformations εx, εy, γxy of the points of a finite element according to the cauchy relations are derived derivatives of the displacements {u}. for the accepted linear approximation, the derivatives do not depend on the x, y coordinates of the points of the element. therefore, the deformations in the middle of each element are constant. this can be easily verified by performing the following differential operations.        ,,,                             m j i mjiee xy y x e bbbb (13) where mji bbb ,, – submatrix of the matrix  eb of the differential operator. for example, the submatrix  ib looks like:   .0 0 2 1 0 0                                       ii i i i bc c b a x n y n y n x n b (14) similarly written matrices  jb ,  mb . thus, the matrix  eb , and therefore the deformations  e do not depend on the coordinates of the points of the element there is an unambiguous relationship between deformations  e and stresses  e :      ,eзмee d  (15) where   змe d – matrix of deformation parameters. therefore, the values of the components of the stress tensor within the finite element will also be constant at each stage of the load. therefore, the choice of a finite simplex element in the form of a triangular prism with a linear displacement function satisfies the above requirements. 2. the second fundamental feature of the problem under consideration is the need to take into account the volume forces of gravity. without this, the computational area of a discrete material sometimes cannot perceive an external load. as shown by o. zenkevich [4], body forces x, y can be reduced to nodal forces using the integral relation     .        dxdy y x nr t e (16) for the introduced shapes of the elements and the linear approximating function, after integration, we obtain that the force of gravity is equally distributed between the three nodes of the element. the procedure for reducing the known values of the distributed load p and displacements u at the problems of tribology 109 boundary of the computational domain to nodal forces {r} and displacements {δ} does not differ from that adopted for linear problems. 3. the next stage of calculation the formulation of the stiffness matrix of the element under the accepted assumptions is also simplified. in the general case, the stiffness matrix of a finite element for a plane problem is determined by the expression:        . dxdybdbk ee t ee (17) considering the above assumptions, expression (4.22) takes the form:         .abdbk eзмe t ee  (18) where a – the cross-sectional area of the finite element plane xy . the components of the matrix  eb within the finite element do not depend on the coordinates, and the matrix of deformation parameters   змe d contains variable modules gзм, kзм, the values of which depend on the stresses and strains achieved in the center of gravity of the finite element.   , 200 022 022 2 1              зм змзмзмзм змзмзмзм змe g gkgk gkgk d (19) where ,p m n gзм   . 1 1 2    змзм gk the formation of the global stiffness matrix [k] of the system of elements of the discrete model of the computational area is a well-known procedure for “assembling” stiffness matrices of elements, described by o. zenkevich [4]. after the formation of the global stiffness matrix [k], the continuous calculation area is considered as a normal mechanical system of deformable elements, the calculation of which is a known method of displacement of structural mechanics and is reduced to finding displacements and forces of nodes. to do this, additional restraints are set in the hinges that connect the finite elements, which make the system kinematically definable. these restraints allow many possible movements of nodes. the principle of minimizing the potential energy of the system (lagrange principle) is used to obtain the actual displacements of the nodes [5]. the condition of the minimum of potential energy in the method of displacements is written in the form of a system of canonical equations:     ,rk  (20) where  r – vector of external forces applied in the nodes of the system;   – vector of movements of nodes. in their physical essence, canonical equations (20) are equilibrium equations of nodes in which node displacements   are unknown. to obtain the solution of a specific problem, equations (20) must satisfy the boundary conditions. the form of recording these conditions depends on the structure of the basic equations and the known values of forces and displacements at the boundary of the calculation area. if force boundary conditions in the form of known nodal forces are set at the boundary of the calculation domain, they are automatically considered by the vector  r of external forces (the corresponding components of the vector are equated to known forces). for nodes at the load-free boundary, the vector components  r are zero. if the boundary conditions are given in the form of known node displacements at the boundary of the region, the vectors   and  r , as well as the stiffness matrix [k] are partially modified by a known procedure, for example, the procedure described in [4]. the final finite element formulation of the problem is reduced to the following operations. create a discrete model of the calculation area. to do this, the solid region is replaced by a grid of finite elements in the form of triangular prisms connected in nodes. the necessary matrices of connection of numbers of elements and coordinates of knots, vectors of known loadings and movements, force and kinematic boundary conditions are formed. for each finite element, a stiffness matrix [ke] is formed, which satisfies the conditions of equilibrium and 110 problems of tribology continuity, as well as the physical relationship between stresses and strains. these conditions are described by the following equations:      vb t  – equilibrium equation (4);     ub – cauchy equation (5);       змd – physical nonlinear equations of discrete materials (6). finite element stiffness matrix         .abdbk eзмe t ee  (21) according to the principle of "assembly" of the stiffness matrices of the elements, the global stiffness matrix [k] of the computational area is formed and the system of linear equations (20) of the displacement method is written. solving the system considering the boundary conditions, we obtain a vector of nodal displacements:      ,1 rk  (22) and through it deformations are calculated      b and stress       змd in the middle of the element. the described procedure can be implemented for a physically nonlinear problem only after the development of special computational iterative algorithms. its essence is that a complex physically nonlinear problem is solved in stages. at each stage, a linear problem is solved in which the values of the deformation parameters of the element are assigned depending on the level of stresses and strains achieved in it at the previous stage. conclusions in the mathematical formulation of the problem, in addition to the known equations of equilibrium and continuity of deformations, specific physical equations are used, in which instead of elastic constants variable parameters are introduced that depend on the values of stresses and strains achieved at each stage. the described plane physically nonlinear problem of inhomogeneous region is solved by means of specially developed iterative procedures. the finite element method is chosen as the base in these procedures. the choice of finite elements in the form of triangular prisms with a linear function of the form is substantiated. the formulated finite-element matrix relations allow to obtain the solution of the problem by the numerical method using special iterative procedures. references 1. kovtun vv formulation of the problem of contact interaction of structural elements with a discrete environment / vv kovtun, ov kolesnikova // problems of modern engineering technology: 4th interuniversity. scientific-theoretical conf., january 14–15, 2003: coll. science. work. i., 2003. part ii (special issue). № 24. p. 127–130. [in russian]. 2. bezukhov n. i., luzhin o. v. using methods of the theory of elasticity and plasticity for solving engineering problems. m. : higher school, 1974. 200 p. [in russian]. 3. handbook of the theory of elasticity (for civil engineers) / [ed. p. m. varvak, a. f. ryabov]. k. : budivelnik, 1971. 418 p. [in russian]. 4. o. c. zienkiewicz. the finite element method in engineering science / o. c. zienkiewicz – mcgrawhill; 1st edition (january 1, 1971). – 521 p. 5. bugrov a. k., grebnev k. k. numerical solution of physically nonlinear problems for soil foundations // foundations, foundations and soil mechanics. 1977. no. 3. p. 39-42. [in russian]. problems of tribology 111 багрій о.в. плоска задача механіки дискретного середовища багато інженерних задач, що пов’язані з проектуванням споруд і машин, математичним описанням технологічних процесів та ін., зводяться до необхідності розв’язання плоскої задачі для матеріалів з суттєвим впливом внутрішнього тертя на їх деформування. до таких матеріалів відносять великий клас матеріалів, у яких міцність на стиск більша ніж на розтяг. закони деформування та руйнування таких матеріалів суттєво відрізняються від пружних. особливістю цих законів є збільшення опору деформаціям зсуву і збільшення міцності матеріалів з ростом величини стискаючих напружень. це асоціюється з впливом внутрішнього кулонового тертя на процес їх деформування в дограничній і граничній стадіях. крайова задача механіки деформівного твердого тіла формулюється як система рівнянь трьох видів: статичних, геометричних і фізичних. оскільки для усіх лінійних та фізично нелінійних задач за умови малості деформацій перші дві групи рівнянь залишаються тими ж, відмічені розбіжності можна віднести за рахунок невідповідності прийнятих в розрахунках фізичних співвідношень „напруження – деформації” і реальних законів деформування вказаних матеріалів, які є більш складними реологічними об’єктами ніж структурно однорідні тверді тіла, рідини чи гази. в статті використано підхід, коли матеріал одразу розглядається як квазісуцільний, а фізичні рівняння ґрунтуються на одержаних дослідним шляхом співвідношеннях між інваріантами тензорів напружень і деформацій, які враховують вплив як молекулярної зв’язності, так і внутрішнього кулонового тертя. ключові слова: плоска задача, внутрішнє тертя, стискуюче напруження, змінні модулі деформації, нелінійні фізичні рівняння copyright © 2020 i. smirnov, a. lopata, t. smirnova, l. lopata. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 41-48 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-41-48 improvement of functional properties of gas-thermal coatings by electrocontact treatment i. smirnov 1 , a. lopata 1 , t. smirnova 2 , l. lopata 3* 1 national technical university of ukraine "igor sikorsky kyiv polytechnic institute," kyiv, ukraine 3 central ukrainian national technical university national technical, kropyvnytskyi, ukraine 3 g. s. pisarenko. institute for problems of strength of the national academy of sciences of ukraine, kyiv, ukraine *e-mail: beryuza @ukr.net abstract among the current technological and material study areas of science and technology, the problem of surface engineering is one of the most significant. combination of coating deposition with the following modification of the surface and its treatment is especially up-to-date. the creation of coatings ensuring the operability of machines and equipment in extreme conditions of operation has been and remains relevant. there are various techniques for deposition of protective coatings. key words: electric arc coating, wear resistance, adhesion strength, electric arc spraying the state of the problem and the purpose of the research among the current technological and material study areas of science and technology, the problem of surface engineering is one of the most significant. providing the surfaces of machine parts, working bodies, tools, and other structures with the necessary physical, chemical, and performance properties is most successfully implemented when using approaches and technological methods for surface engineering. via coating and modifying surface layers, it is possible to significantly improve the performance and reliability of parts and structures, to provide them with new, not achievable by other methods, functional properties. promising are methods for surface engineering which combine coating with surface modification or processing. without the use of modern high-technology for hardening protective coatings, ukraine’s economy will not come out of the crisis of an acute shortage of metal, spare parts, electricity, and fuel. the use of coatings pr olongs the service life of parts by increasing their wear and corrosion resistance, restoring performance, and also by replacing expensive materials with cheaper ones with coatings. moreover, the use of coatings can markedly reduce the cost of alloyed steels and alloys. in this case, it is possible to create products with a unique combin ation of properties that are unattainable when using traditional structural materials. the coating material is usually chosen on the basis of the substrate material and operation conditions. there are various methods for deposition of protective coatings. the variety of types of coating is due to the fact that none of them can claim to be universal. the accumulated experience shows that there are no universal methods that are effective for hardening a variety of parts, since each method has its own scope, advantages and disadvantages. coatings are multifunctional. they can help regulate thermal conductivity, provide the surface with corrosion resistance, wear resistance, specific performance properties (electrical, optical, anti-friction, etc.). coatings are a promising way to protect against exposure to high heat fluxes and corrosive media. the creation of coatings ensuring the operability of machines and equipment under extreme operation conditions (exposure to high temperature, wear, aggressive media) has been and remains an important and urgent task. the use of coatings is associated with the implementation of a fundamentally new approach to the creation of structural materials: the strength and carrying capacity of a part are provided by the base material, wher eas the resistances to corrosion wear, and other harmful factors – by a coating. most methods for coating deposition can be considered as alternative. the same coating material can be deposited in different ways. the complex http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-41-48 42 problems of tribology of mechanical properties and operation characteristics of the coated part depends on the method for obtaining the coating. promising are methods of gas-thermal spraying (gts), whose current level of technology allows the solution of problems of high-temperature corrosion and wear in the power industry, aircraft and automobile construction, turbine construction, petrochemistry, metallurgy and other fields of industry. methods of gas-thermal spraying (gts) are promising (table 1). table 1 methods of gas-thermal spraying parameter method for spraying electric arc gas-plasma plasma detonation efficiency, kg/h 3 ... 31 1 ... 10 0,5 ... 8,0 0.1 ... 6.0 coefficient of material consumption 0.8 ... 0.9 0.8...0.95 0.4...0.9 0.3 ... 0.6 strength of adhesion, mpa tо 40 tо 50 tо 60 tо 200 temperature of part heating, °с 100 ... 150 100 ... 150 150 ... 200 °с 100 ... 15 the investigations of k.a. yushchenko, yu.s. borisov, yu.a. kharlamov, m.i. chernovol, v.s. ivashko, and m.a. belotserkovskyi have shown that in order to create wear-resistant coatings, it is advisable to use cheaper and easier to implement methods for gas-thermal spraying, in particular, gas-flame (gfs) and electric arc (eds) spraying (table 1). however, with the implementation of these methods, there was revealed insufficient hardness, relatively low density and adhesion strength of coatings, which required the use of additional techniques for their treatment by impregnation, thermal, chemical-thermal treatment and mechanical-thermal processing. (fig. 1). basic directions to an increase in wear resistance of gps and eas coatings techniques for activation techniques for modification activation of the surfaces of particles and substrate laser treatment reduction of average size of sprayed particles ultrasound treatment use of external effects heat treatment of coatings intensification of mixing gases provision of substrate and particles with additional energy electronic beam treatment chemical thermal treatment microplasma treatment induction hardening electrocontact treatment (ect) fig. 1. basic directions to an increase in wear resistance of gps and eas coatings treatment of coatings should ensure their impermeability to corrosive environments, increase the strength of coating -to -substrate adhesion, hardness, and wear resistance. problems of tribology 43 the transition of the economy to the path of intensive development involves the use of coating processing methods that are implemented using autonomous or joint effects of temperature, mechanical, and chemical factors. the application of methods with the minimum necessary heating and small values of allowances is of great importance. in this regard, the mechanical-thermal processing is of considerable interest (fig. 1). one of the most effective mechanical methods is an electrocontact treatment (ect). its advantages include: minimum heat input and finishing allowances. one of the most effective methods of mechanical-thermal processing is electrocontact treatment (ect) (fig. 2, 3, table 2). its advantages include minimum heat input and finishing allowances. fig. 2. scheme of gas-thermal coating fig. 3. stages of electric pulse treatment table 2 parameters of electrocontact treatment process parameters notation unit value current strength i kа 15 30 pulse duration tіmp s 0.02 … 0.06 pause duration tp s 0.02 … 1.0 pressure on electrode p mpа 10 … 60 secondary voltage u2 v 3 … 6 temperature of baking the surface t к (0.9 … 0.98)тm initial electric resistivity of powder layer ρ0 ω·m (15 … 6)·10 -5 rate of heating dt/dt к/s 10 3 … 10 4 advantages of electrocontact processing: minimum heat-affected zone on the part (0.1 ... 0.3 mm) due to small duration of the heating pulse; the absence of a liquid phase in the hardening zone significantly expands the technological capabilities of the process: it allows one to increase the thickness of the wear-resistant layer by 3 -6 times (coating thickness up to 3 mm and more), increases the electrode durability, reduces the cost of the coating material, and contributes to a more uniform distribution of physic mechanical properties. provides almost poreless coatings with adhesion strength of 150-220 mpa, while maintaining the initial properties of the material. high performance (0.01 ... 0.015m) and low energy consumption 0.25 ... 0.60 kwh /m the purpose of the work and tasks the purpose of the work was to improve the functional properties of gas-thermal coatings by electrocontact treatment. in accordance with the work purpose, the research program included (fig. 4) the following tasks: to analyze gts methods (table 1) as ones of the methods for controlling the properties of surfaces and to substantiate the choice of eas for reinforcing and renovating parts and constructions; to consider the main directions of improving the quality of sprayed coatings (fig. 1); to justify the choice of ect to improve the properties of gts coatings (fig. 2); 44 problems of tribology to study the effects of the eas apparatus design, the scheme of formation of metal-air flow, spraying distance, and other factors on the eas process, such as dispersion, forming drops and fixing the sprayed particles on the part surface, and the coating properties; to show the possibility of controlling the eas factors (parameters of the gas-thermal flow, temperature of propane-air mixture jet, sprayed particles, jet velocity, spraying distance) in order to improve the properties of coatings; to determine the microhardness of eas coatings from 40cekh13 steel in the initial state and after ect; to study the effect of ect on the physico-mechanical properties of sprayed coatings (porosity, adhesion strength, wear resistance); to optimize the modes of ect of sprayed coatings; to develop practical recommendations for enhancing the functional properties of eds coatings by ect using the example of restoring and hardening the rotor shaft of a compressor unit. fig. 4. general scheme of the experimental studies table 3 parameters of unit for electrocontact treatment parameter value primary voltage, v secondary voltage, v primary current, а сurrent for baking the surface, ka efficiency, сm 2 /min maximum load on electrode, kn width of the upper electrode, mm pulse duration, s spindle speed, rev/min thickness of coating, mm 380 3.3 … 6.6 100…450 8 … 30 tо 120 1 … 3 8 … 16 0.02 … 0,4 0.6 … 1.5 0.15 … 3 friction and wear tests were carried out on an upgraded machine of the 2070 smt-1type. the machine had been designed for testing metals, alloys and rigid engineering plastics with data recording in pc. the machine is composed of a test facility, a control panel and a data collection system for registering in pc. the principle of the machine functioning consists in abrasion of a pair of samples pressed one to one with a given force. during the test, the rotational speed, friction torque, compression force, amount of wear, and the number of operating cycles are recorded. it is possible to record temperature and tests in various environments. problems of tribology 45 fig. 5. unit for electrocontact treatment choice of materials for investigation the automated system for collecting analytical data makes it possible to simultaneously register up to 10 parameters in numerical values and graphical display with saving the results obtained in microsoft word and microsoft excel. table 4 composition of the charge components of cored wires pp fmi-1, fmi-2 charge components of the charge gost, тu chemical composition, % сг с b аl ti fe fbkh+аl ligature fbkh тu 95.14.10-93 50 20 7 3 20 аl (pа-40) 99.3 fkh+аl ferrochrome fkh-800 gost 9849-74 73 8,3 аl(pа-40) 99.3 practical significance of the research results the technological process of restoring the rotor shafts of a compressor has been developed by using electric arc spraying of coatings followed by their electrocontact treatment (fig. 6, 7). a b fig. 6. electric arc spraying of coatings (а) and their electrocontact treatment (b) fig. 7. compressor piston rod (cylinder 1кu 2gм = 4) with coatings 46 problems of tribology conclusions 1. for the first time, it has been shown that ect of sprayed coatings reduces their porosity down to 2.08 ... 3.03 %, increases microhardness to 7.4 ... 8.5 gpa and wear resistance by 2 ... 4 times at optimal ect parameters (current strength i = 6.0 ka, pressure p = 30 mpa, pulse and pause duration 0.04 s.). 2. for the first time, it has been shown that a smooth decrease in microhardness through the thickness of sprayed coatings after their ect ensures adhesion strength of coatings of 180 200 mpa and minimizes the probability of their detachment. 3. for the first time, it has been established that the high coating-to-part adhesion strength after ect is associated with the phenomenon of anomalous mass transfer, in particular with the accelerated migration of atoms under the electroplastic effect due to the formation of a significant diffusion interlayer. a proper combination of pressure and current pulses makes it possible to realize the electroplastic effect, which, reducing the power parameters of the process, can attribute it to the energy-saving technology. 4. electrocontact treatment of sprayed coatings using residual heat allows obtaining “dimensional coatings” with the required accuracy and surface cleanliness with minimal finishing machining or without it. 5. optimization of the technological parameters for ect of sprayed coatings relative to a set of mechanical properties allows to control the ect and so provide obtaining eas coatings of the required quality. references 1. iliuschenko a.f. formation of gas-thermal coatings: theory and practice / iliuschenko a.f. okovity v.a., kundas s.p., formanek b. minsk, 2002. 2. theory and practice of gas-thermal spraying / vitiaz p.a., ivashko v.s., manoilo e.d. and others. minsk: science and technology, 1993. 295 p. 3. gas-thermal spraying / l.kh. baldaev et al. market ds, 2007. 344 p. 4. kharlamov yu.a. thermal spraying of coatings and ecological compatibility of production, operation and repair of machines / yu.a. kharlamov // heavy engineering№2. 2000 p. 3-10. 5. boronenkov v.n., korobov yu.s. fundamentals of arc metallization. physicochemical regulairities. usu; 5/ yekaterinburg: univ. publ. house 2012, 267 p. 6. vilage b., rupprecht k., pokhmurskaya a. features of gas-thermal spraying with flux-cored wires. automatic welding, no.10. 2011. p. 26-30. 7. pokhmursky v.i. protective and restorative electric metallization of coatings from cored wires // v.i. pokhmursky, m.m. student, v.s. pikh // new processes and equipment for gas-thermal and vacuum coating: coll. of papers “electric welding”kyiv, 1990. p. 66 69. 8. student m.m. development of old and new electrometallic coatings to cover powder darts: thesis. lviv, 1998 18 p. 9. vitiaz p.a., azizov r.o., belotserkovsky m.a. hardening of gas-thermal coatings. minsk: bestprint, 2004. 192 p. 10. pokhmurska g.v., dovgunik v.m., student m.m. wear resistance of laser-modified electric arc coatings from cored wire fmi-2 // fkhмм № 4. – 2003. p. 61-64. 11. korobov yu.s. efficiency of using activated arc coating metallization / yu.s. korobov // welding production, no. 2. 2005. p. 47-50, 62, 64. 12. priadko a.s., korobov, yu.s., lukanin v.l. activated arc metallization: the characteristics of the equipment and its application // films and coatings 98: proc. 5 th inter. conf. saint-pb. 1998. p. 249-251. 13. belotserkovsky m.a. technological features and areas of using hypersonic metallization / м.а. belotserkovsky, a.s. pryadko, a.e. cherepko // innovations in mechanical engineering: coll. of papers. minsk, oim nas belarus. 2008. -p. 479 484. 14. belotserkovsky m.a., kukareko v.a., azizov p.o. obtaining wear-resistant coatings by activated gas-thermal spraying followed by modifying // probl. material science, № 2, 2004. p. 77-87. 15. belotserkovsky m.a. structural anomalies in steel gas-thermal coatings and the possibility of their use / m.a. belotserkovsky // strengthening technologies and coatings, 10, 2008. p. 39-44. 16.vitiaz p.a, belotserkovsky m.a., kukareko v.a., et al. structure and properties of coatings from steel 40kh1 produced using various methods for gas-thermal spraying // physical mezomechanika.-, v.5, no. 1. 2002 p. 15-22. 17. priadko a.s., dudan a.v., brusilo yu.v., et al. choice of equipment for hardening and restoring automotive transport parts by arc spraying. polotsk, bull. of polotsk state university. 3, 2014, p. 121-126. 18. brusilo yu.v. choice of equipment for hardening and restoring parts of piston engines by arc spraying. j. "aerospace engineering and technology" kharkiv. no. 4 (71), 2010. p. 38-42. 19. podcherniaeva i.a. laser reflow of gas thermal coatings based on cortinite // technol. and body. № 2. 1992. p. 42-43. 20. prokhorenkova n.v. the structure and properties of coatings based on ni deposited by a plasma jet and subjected to electron irradiation // international school "physics and chemistry of nanomaterials", tomsk: tsu, 2005. –p.118-120. problems of tribology 47 21. improving the quality of gas-thermal coatings from wire materials by means of chemical heat treatment / p.a. vitiaz, r.o. azizov, m.a. belotserkovsky, v.a. kukareko // friction and wear. vol. 24, no. 6. 2003. p. 666–672. 22.belotserkovsky m.a. hardening by chemical heat treatment of coatings obtained by fast spraying steel wires / m.a. belotserkovsky, v.m. konstantinov, g.a. tkachenko // surface engineering, welding: proc. int. symp., minsk, 2009. p. 178–184. 23. sokolov yu.v., sadova m.a., popok, d.a. heat treatment of sprayed coatings / vest. belarus tech. inst. № 3, 2004. p. 40-41. 24. liashenko b.a., belotserkovsky m.a., lopata v.n., et al. thermal spraying and ion nitriding as a promising combination. proc. 14 th inter. conf., june 2014, svaliava kyiv: atm of ukraine, p.79-80. 25. lopata l.a. improvement of sprayed coatings / l.a. lopata, n.a. medvedeva, t.m. tunik, s.g. salii / j. “world of engineering and technologies”, 8 (54), 2005. p. 54-56. 48 problems of tribology смирнов и.в., лопата а.в., смирнова т.в., лопата л.а. повышение свойств газотермических покрытий электроконтактной обработкой. в работе на основании проведенного обзора литературы, патентно-информационных и экспериментальных исследований установлено, что электроконтактная обработка (эко) напыленных покрытий повышает их когезионную и адгезионную прочность до 180 ... 200 мпа, плотность до 98 ... 99 % износостойкость в 2,5 ... 5 раз при таких параметрах обработки, как: силе тока i = 6,0 ... 8,0 ка, времени импульсов tим / пауз tп тока = 0.04 с., давлении р = 29 ... 30 мпа. повышение свойств напыленных покрытий эко определяется эффективностью действия двух составляющих: термической и механической. термический фактор обусловливает интенсивный нагрев материала покрытия до температуры плавления основной его составляющей и создает благоприятные условия для протекания диффузионных процессов. механический фактор определяет формирование упрочненных структур. практическое использование электроконтактной обработки для повышения функциональных свойств напыленных покрытий было применено при восстановлении и упрочнении вала ротора нагнетателя компрессорной установки ключевые слова: электроконтактная обработки, электродуговое напыление, покрытия, прочность сцепления, пористость, сила тока, давление, время импульсов и пауз тока 7.doc баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 39 кухарь в.в. гвуз «приазовский государственный технический университет», г. мариуполь, украина e-mail: kvv_mariupol@mail.ru баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования удк 621.73 обоснована необходимость учета неравномерности деформации при осадке заготовок плоскими плитами и показано влияние термомеханических режимов деформирования и трибоконтактных условий на величину реализующегося бочкообразования. разработана методика составления баланса смещенного объема при осадке, включающая объем металла, приходящегося на образование бочкообразной части, величина которой зависит от условий деформирования. выполнено сравнение долей деформации в балансе смещенных объемов, приходящихся на формообразование бочки заготовок из различных материалов, осаженных при разных условиях. ключевые слова: осадка заготовки, смещенный объем, коэффициент бочкообразности, условия на контактных поверхностях, реологические свойства, условия деформирования. введение осадка заготовок является наиболее распространенной операцией обработки металлов давлением. данный процесс используют в технологиях ковки для улучшения проработки литого металла слитков, объемной штамповки для приближения формы заготовки к конфигурации поковки, в экспериментальной механике в качестве метода определения технологических свойств материала (испытания образцов на осадку по гост 8817-73). в зависимости от сложности поковки подготовительная осадка может комбинироваться с операциями формовки, выдавливания и т.д. форма боковой поверхности качественно и количественно зависит от условий на контакте заготовки с осадочными плитами, размеров и материала заготовки, скорости деформирования, температуры деформации и других факторов, отдельное влияние которых выделить крайне сложно. обеспечение требуемой формы и размеров боковой поверхности позволяет достигать лучшей подготовки формы заготовки под поковку, более точно проектировать штамповый инструмент для окончательных переходов штамповки с повышением его стойкости, снизить расход материала. следовательно, актуальной научно-практической задачей является расчет общего баланса металла заготовки при осадке, включая объем, образующий боковую поверхность («бочку»). анализ известных исследований и публикаций заготовки, подвергаемые осадке параллельными плитами, приобретают бочкообразную форму. причем, в случае исходного отношения высоты 0h к диаметру 0d заготовки около 2,0, на начальных степенях деформации наблюдается двойная бочкообразность, которая переходит в одинарную бочку с увеличением степени деформации ( ) 00 / hhh k−=ε , где kh – конечна высота осаженной заготовки. процессы одинарного и двойного бочкообразования были подробно описаны в начале – середине двадцатого века в фундаментальных трудах я.м. охрименко, и.м. павлова, л.н. соколова, в.н. трубина, в.а. тюрина и других ученых, которые, однако, считали, что величина бочкообразности зависит только от условий контактного трения, а свойства материала при условиях деформирования влияние на формообразование не оказывают. указанные работы были выполнены с использованием экспериментальных и экспериментально-аналитических методов. исследуя баланс металла заготовки при переходе с боковой поверхности на контактную, я.м. охрименко ввел понятие коэффициента бочкообразности λ , который характеризует неравномерность деформации в процессе осадки. данный коэффициент, вычисляемый как отношение объема бv образованной бочки к объему загv заготовки, находят из эксперимента: ( ) %100λ ×= загб vv . (1) для теоретического исследования бочкообразования при осадке представители уральской школы обработчиков металла давлением (и.я. тарновский, о.а. поздеев, о.а. ганаго, в.л. колмогоров и др.) использовали прямые вариационные методы с заданием функции неравномерности радиальных деформаций. при этом, для учета влияния на формоизменение состояния трущихся поверхностей и размеров очага деформации (заготовки), ими был введен безразмерный эмпирический показатель ψ : ( ) µµ−⋅+µ=ψ 1 8 1 0 0 h d , (2) где μ – коэффициент контактного трения. mailto:kvv_mariupol@mail.ru баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 40 для учета влияния трибоконтактных условий на энергосиловые параметры е.п. унксовым разработан инженерный метод (совместное решение уравнений равновесия с условиями пластичности), позволивший выявить качественные различия эпюр сил трения при различных условиях пластической осадки. а.д. томленовым проведен теоретический анализ процессов осадки и высадки, основанный на методе линий скольжения. установление количественной взаимосвязи между показателем бочкообразности и условиями на контакте заготовки с осадочными плитами позволило с.и. губкину разработать метод определения коэффициента контактного трения. данный метод получил дальнейшее развитие в трудах а.п. грудева, ю.в. зильберга. отличием подхода является использование показателя бочкообразности θ , определяемого по линейным размерам осаженной заготовки: ( ) бтб ddd /−=θ , (3) где бd и тd – диаметры бочки и торца осаженной заготовки соответственно. существенное влияние контактных условий на форму боковой поверхности заготовок при осадке подтверждают теоретические и экспериментальные результаты, полученные а.л. воронцовым [1]. также данным ученым, совместно с а.м. дмитриевым, выполнено обобщение теоретических основ осадки и высадки цилиндрических заготовок. в работе и.в. доброва [2], на примере осадки заготовок плоскими плитами, выявлены условия подобия процессов, происходящих на трущихся поверхностях твердых и пластически деформируемых тел. современное развитие метода конечных элементов значительно расширяет возможности теоретического анализа процессов формоизменения. с применением пакетов для конечно-элементного анализа в работах [3, 4] проведены исследования изменения формы алюминиевых заготовок при различных коэффициентах трения на верхней и нижней осадочной плите. при этом разработана и применена концепция ориентирующих карт трения («conception of friction calibration map») для определения влияния различных условий на контактных поверхностях на процесс осадки. подобные подходы использованы для исследования бочкообразования медных цилиндрических заготовок и образцов с начальным вогнутым профилем боковой поверхности [5]. на весьма высоком уровне выполнены исследования в труде [6], в котором приведены сравнения теоретического (энергетический метод), конечно-элементного и экспериментального анализа бочкообразования заготовок при осадке. следует отметить, что в работах [5, 6] в качестве исходных данных для моделирования процессов осадки экспериментально определены кривые упрочнения используемых материалов заготовок. такая необходимость обусловлена тем, что различий бочкообразования при осадке заготовок из разных материалов стальными осадочными плитами следует ожидать по нескольким причинам. во-первых, из-за отличия коэффициентов трения на поверхности контакта материалов «сталь медь», «сталь алюминий», «сталь латунь», «сталь свинец», «сталь сталь» и др. при заданных термомеханических условиях. вовторых, согласно современным представлениям [7, 8], на количественные показатели формоизменения заготовок при осадке оказывают влияние реологические свойства материалов (вид кривой упрочнения). величина объема, образующего бочкообразную часть осаженной заготовки, является частью смещенного объема, характеризующего (по с. финку, и.м. павлову и др.) степень деформации заготовки в определенном направлении. в настоящее время получены данные, характеризующие бочкообразование различных материалов при различных условиях осадки [9] и разработана методика нахождения взаимосвязи между коэффициентом бочкообразности и коэффициентом контактного трения [10]. при этом, для описания закономерности изменения бочкообразности заготовок при осадке предложена универсальная экспоненциальная модель в виде выражения:       −⋅− ⋅      −⋅= 0 0 2 1 0 0 0λ н d н d a a k ид k ид e н d н d a , (4) где 0a , 1a и 2a – коэффициенты, учитывающие свойства материала заготовки при заданных условиях деформирования, находимые, например, по результатам работ [9, 10]; ( ) kзагид hvdd /13,1ε1/10 =−= – идеальный диаметр осаженной заготовки при отсутствии неравномерности деформации. таким образом, определены все предпосылки для расчета доли объема материала, образующего бочку, в общем балансе смещенного объема при осадке заготовок из различных материалов при различных условиях деформирования, а также с учетом условий на контактных поверхностях. цель работы и постановка задач исследования целью настоящей работы является составление баланса смещенного объема при осадке цилиндрической заготовки плоскими плитами с комплексным учетом влияния на объем бочкообразной части условий деформирования и реологических свойств материала заготовки. баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 41 для достижения поставленной цели требуется решить следующие задачи: 1. выполнить сравнение коэффициентов бочкообразности заготовок из различных материалов, осаженных при различных условиях. 2. разработать методику расчета баланса общего смещенного объема при осадке, включая объем, образующий бочкообразную часть заготовки. 3. рассчитать и проанализировать балансы смещенного объема и степеней деформаций, включая доли деформации, идущие на формирование бочки заготовки, объем которой зависит от условий деформирования. изложение основного материала для обобщения и сравнительного анализа бочкообразования оценивали величины показателей λ заготовок из различных материалов, но с одинаковым первоначальным отношением 00 / hd . для этого использовали математическую модель (4) с коэффициентами 0a , 1a и 2a , которые определяли по данным работ [9, 10] для свинца (ссу) при 18 °с, для стали ст. 3 при температуре 1100 °с, для алюминия (ад1) при 18 °с, для алюминия (ад1) при 400 °с, для меди (м1) при 18 °с и 850 °с, для латуни (л60) при 18 °с. оценку проводили для заготовок с 00 / hd = 0,5 и 00 / hd = 1,5. результаты расчетов (рис. 1) подтверждают, что заготовки с одинаковыми начальными размерами при одинаковых степенях деформации осадки, но из разных материалов и при различных температурных условиях имеют не одинаковые коэффициенты λ . максимальная неравномерность деформации наблюдается для условий горячей осадки, причем при 00 / hd = 0,5 наибольшее бочкообразование получают стальные заготовки, а при 00 / hd = 1,5 – медные. наименьшее бочкообразование при двух значениях 00 / hd наблюдается при холодной осадке алюминиевых заготовок. анализируя зависимости, приведенные на рис. 1, и проводя сопоставление с методикой я.м. охрименко, очевидно, что не учет условий деформирования при расчете λ приводит к заниженным (на 24,5 % для ст.3, на 5,9 % для ад1, на 5,1 % для м1) результатам при горячей осадке и завышенным (на 54,4 % для ад1, на 44,3 % для м1, на 30,3 % для л60) – при холодной осадке заготовок с 00 / hd = 0,5. при осадке более низких заготовок (с 00 / hd = 1,5) имеем разницу того же порядка. а б рис. 1 – сравнительный анализ различия коэффициентов бочкообразности при осадке заготовок из разных материалов при различных условиях: а – d0/h0 = 0,5; б – d0/h0 = 1,5 следовательно, при проектировании металлосберегающих технологий, включающих расчет осадочного перехода, необходимо использование полученных уточненных данных по прогнозированию конечного формоизменения заготовок. с учетом закономерностей бочкообразования составим баланс объемов заготовки, осаживаемой параллельными плитами. для анализа используем схему (рис. 2), согласно которой смещенный объем / смv при осадке перераспределяется на объем бочки бv и объем кольцевой области 1v , т.е.: ( ) ///1//0 2 0/ ;; 4 π смсмсмбсмксм vvvvvvhh d v ==+=−= . (5) баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 42 из формулы (1) имеем: ( ) 100/λ⋅= загб vv . (6) объем кольцевой части находим как: ( ) кт hddv 2021 4 π −= , (7) где λ01,01 −= идт dd . рис. 2 – баланс объемов заготовки при осадке плоскими плитами тогда запишем: ( )λ01,01 ε1 2 02 − − = d dт . (8) подставляя (8) в выражение (7) и проводя преобразования, находим: ( )     − − − −= 1 ε1 λ01,01 ε11 загvv или ( )λ01,0ε1 −= загvv . (9) следовательно, степень деформации можем доказательно записать в виде суммы: ε = бε + 1ε , (10) где бε λ= 01,0 и λ01,0εε1 −= . в модель (1) входит величина текущего коэффициента контакта kид hd / . связь между ним и значением степени деформации определяется выражением: 2 3 0 0 )ε1( 1 − ⋅= h d h d к ид . (11) подставляя выражение (11) в модель (1) запишем расчетную формулу для нахождения коэффициента бочкообразности:         − − ⋅− ⋅         − − ⋅= 1 )ε1( 1 2 3 0 0 0 2 3 0 0 2 1 1 )ε1( 1 λ h d a a e h d a . (12) на рис. 3 приведено изменение коэффициента бочкообразности λ , рассчитанное по уравнению (12) при фиксированных ε = 0,25 (25 %) и ε = 0,5 (50 %) для различных материалов в диапазоне 00 / hd = 0,5 … 1,6. графическая зависимость бε = f( ε ) для всех исследуемых материалов и условий деформирования при 00 / hd = 1,0 приведена на рис. 4, а. соответственно, функция бε = f( 00 / hd ) при ε = 0,25 построена на рис. 4, б. имеем качественное подобие зависимости бε = f( 00 / hd ; ε ) и функции λ = f( 00 / hd ; ε ) при меньших на два порядка количественных значениях. графическая зависимость 1ε = f( ε ) свидетельствует о росте объема 1v кольцевой части в процессе осадки заготовок. данная функция для всех исследуемых материалов и условий деформирования при 00 / hd = 1,0 отображена на графиках рис. 5, а. соответственно, функция 1ε = f( 00 / hd ) при ε = 0,25 построена на рис. 5, б, причем её числовые значения тем больше, чем меньше бочкообразование заготовки при осадке. баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 43 а б рис. 3 – зависимость λ = f(d0/h0; ε) для различных материалов: а – при ε = 0,25 (25 %); б – при ε = 0,5 (50 %) а б рис. 4 – зависимость εб для исследуемых материалов и условий деформирования от степени деформации ε при d0/h0= 1,0 (а) и от коэффициента контакта d0/h0при ε = 0,25 (б) а б рис. 5 – зависимость ε1 для исследуемых материалов и условий деформирования от степени деформации ε при d0/h0= 1,0 (а) и от коэффициента контакта d0/h0 при ε = 0,25 (б) баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 44 таким образом, степень деформации, установленная через смещённые объемы с учетом бочкообразования, соответствует степени деформации ε , вычисляемой по разности высот заготовок при осадке. частные степени деформации бε и 1ε взаимосвязаны в общем балансе объемов, который может быть выражен через общую степень деформации, определяемую выражением (10). выводы обоснована научно практическая необходимость составления баланса смещенного объема при операции осадки цилиндрических заготовок с комплексным учетом влияния на объем бочкообразной части полуфабриката условий трибоконтактного взаимодействия и реологических свойств материала при заданных термомеханических режимах деформации. выявлены максимумы количественных различий коэффициентов бочкообразности заготовок одинаковых размеров, осаженных при различных условиях. разработана методика расчета и проанализированы балансы смещенных объемов и степеней деформации, а также установлены доли деформации, идущие на формирование бочкообразной части заготовок из различных материалов после осадки при разных условиях. литература 1. воронцов а.л. определение формы боковой поверхности заготовки при осадке / а.л. воронцов // кузнечно-штамповочное производство. обработка материалов давлением. – 2007. – № 3. – с. 7-16. 2. добров и.в. анализ процессов трения твердых и пластически деформируемых тел в механике машин на примере осадки симметричной заготовки плоскими бойками / и.в. добров // кузнечноштамповочное производство. обработка металлов давлением. – 2009. – № 3. – с. 3-9. 3. ajay kumar kaviti. prediction of coefficient of friction for aluminum billet / ajay kumar kaviti, om prakash, p. vishwanath kumar // archives of applied research. – scholars research library, 2011. – № 3 (4). – p. 328-335. 4. malayappan s. an experimental analysis of upset forging of aluminium cylindrical billets considering the dissimilar frictional conditions at flat die surfaces / malayappan s., narayanasamy r. // international journal of advanced manufacturing technology. – may, 2004 – vol. 23, issue 9/10. – p. 636-643. 5. rajeev arya. near net shape upsetting of cooper billet using friction determination curve / rajeev arya, kuldip singh parihar, pritesh prajapati // international journal of advanced engineering research and studies. – january-march, 2012. – vol. 1, issue ii. – p. 51-54. 6. tahir altinbalik. an upper bound analysis and determination of the barreling profile in upsetting / tahir altinbalik, yilmaz çan // indian journal of engineering & material sciences. – december, 2011. – vol. 18. – p. 416-424. 7. inverse analysis applied to the evaluation of friction and rheological parameters in hot forming of steel / szyndler d., pietrzyk m., lenard j.g., fyke s.h. // proc. 8th international conference metal forming’ 2000, sept. 3-7.2000. – krakow; poland, 2000. – p.101-106. 8. jerzy kajtoch. strain in upsetting process / jerzy kajtoch // metallurgy and foundry engineering. – 2007. – vol. 33. – № 1. – p. 51-61. 9. кухарь в.в. бочкообразование при осадке черных и цветных металлов и сплавов / в.в. кухарь, о.а. лаврентик, в.а. бурко // труды международной научно-технической конференции «современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов», 26-28 сентября 2007 г. – санкт-петербург: из-во спбгпу, 2007. – с. 347-351. 10. кухарь в.в. функциональная связь неравномерности деформации с коэффициентом контактного трения при пластической осадке заготовок / в.в. кухарь // проблеми трибології (problems of tribology). – 2009. – № 1. – с. 91-96. поступила в редакцію 14.01.2014 баланс смещенного объема при осадке заготовки с учетом условий деформирования проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 45 kukhar' v.v. the balance of dismissed volume during upsetting of billet with account of conditions of deformation. the scientific and practice necessary of count of irregularity of deformation during upsetting of billets by flat dies is grounded and influence of temperature and mechanic modes at deformation and tribo-contact condition is setting by dimension of realized barreling. rationality of composition of balance of dismissed volume is shown at upsetting operation of cylindrical billets with complex counting of influence of deformation conditions by volume of barrel profile part of workpiece. maximums of quantitative differences of barreling coefficients of work-pieces with same dimensions are finding after upsetting at different condition. methodic of calculation is carrying out and balances of dismissed volumes and degrees of deformation is analyzing. parts of deformation for barrel profile forming are finding for work-pieces from different materials after upsetting at different conditions. showed about discounting of deformation condition during calculation of barreling coefficients of work-pieces by traditional methodic lead to errors in less of results (to 24.5 % for steel 3, to 5.9 % for aluminum ad1, to 5.1 % for cooper m1) during hot upsetting and errors in up of results (to 54.5 % for aluminum ad1, to 44.3 % for cooper m1, to 30.3 % for brass l60) during cold upsetting of billets with same dimensions. basic ground about degree of deformation that find from dismissed volumes with counting of barreling is shown to correspondent of degree of deformation that calculate from difference of billets high during upsetting. parts of degrees of deformation is correlated in common balance of volume can be express from common degree of deformation. key words: upsetting of billet, dismissed volume, barreling coefficient, condition on the contact surfaces, rheological properties, conditions of deformation. references 1. vorontsov a.l. opredelenije formy bokovoj poverhnosti zagotovki pri osadke, kuznechnostampovochnoje proizvodstvo. obrabotka materialov davlenijem, 2007, no 3, pp. 7-16. 2. dobrov i.v. analiz processov trenija tverdyh i plasticheski deformiruyemyh tel v mehanike mashin na primere osadki simmetrichnoj zagotovki ploskimi boykami, kuznechno-stampovochnoje proizvodstvo. obrabotka materialov davlenijem, 2009, no 3, pp. 3-9. 3. ajay kumar kaviti, om prakash, p. vishwanath kumar. prediction of coefficient of friction for aluminum billet, archives of applied research, scholars research library, 2011. no 3 (4), pp. 328-335. 4. malayappan s., narayanasamy r. an experimental analysis of upset forging of aluminium cylindrical billets considering the dissimilar frictional conditions at flat die surfaces, international journal of advanced manufacturing technology, may, 2004, vol. 23, issue 9/10, pp. 636-643. 5. rajeev arya, kuldip singh parihar, pritesh prajapati. near net shape upsetting of cooper billet using friction determination curve, international journal of advanced engineering research and studies, januarymarch, 2012, vol. 1, issue ii, pp. 51-54. 6. tahir altinbalik, yilmaz çan. an upper bound analysis and determination of the barreling profile in upsetting, indian journal of engineering & material sciences, december, 2011, vol. 18, pp. 416-424. 7. szyndler d., pietrzyk m., lenard j.g., fyke s.h. inverse analysis applied to the evaluation of friction and rheological parameters in hot forming of steel, proc. 8th international conference metal forming’ 2000, sept. 3-7.2000. krakow; poland, 2000, pp.101-106. 8. jerzy kajtoch. strain in upsetting process, metallurgy and foundry engineering, 2007, vol. 33, no 1, pp. 51-61. 9. kuhar’ v.v., lavrentik o.a., burko v.a. bochkoobrazovanije pri osadke chernyh i tsvetnyh metallov i splavov, trudy mezhdunarodnoj nauchno-tehnicheskoj konferencii „sovremennje dostizheniya v teorii i tehnologii plasticheskoj obrabotki metallov”, 26-28 sentjabrja 2007 g, sankt-peterburg, iz-vo spbgpu, 2007, pp. 347-351. 10. kuhar’ v.v. funkcional’naya svjaz’ neravnomernosti deformacii s koefficientom kontaktnogo trenija pri plasticheskoy osadke zagotovok, problemy tribologii’ (problems of tribology), 2009, no 1, pp. 91-96. copyright © 2022 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022, 82-88 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-82-88 study of the stress-strain state of the surface layer during the strengthening treatment of parts d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva *mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua received: 20 july 2022: revised: 05 august 2022: accept:16 september 2022 abstract the paper presents experimental studies and obtained statistical models of the influence of processing modes on the quality of the surface layer and cyclic durability of reinforced machine parts. it was established that the main influence on the strengthening effect, the depletion of the plasticity reserve of the metal and the formation of residual stresses are exerted by the effective gap of the cutter, the effective tension and the profile radius of the roller. the results showed that dimensional combined running-in ensures high cyclic durability of strengthened parts under conditions of multi-cycle fatigue load, which reaches 8 million cycles, which is 3.5 times greater than the durability of a non-reinforced part and 1.5 times the durability of a part strengthened by surface plastic deformation studies have shown that the greatest cyclic durability of the part is ensured at the minimum values of the effective cutter gap, the maximum values of the profile radius and the value of the effective roller tension of 0.6 mm, which corresponds to the degree of exhaustion of the plasticity reserve by processing with dimensional compatible rolling ψ ≈ 0.65. on the basis of the results of theoretical and experimental studies, a methodology and algorithm for the design of processing technology by dimensional combined running-in were developed. a computer program has been developed that allows you to calculate the quality of the surface layer and cyclic durability of the part based on the specified modes, as well as to assign rational processing modes that ensure the specified quality of the surface layer and cyclic durability. based on the results of research, a technological process of strengthening processing of machine parts by combined dimensional running-in has been developed, which allows forming compressive residual stresses in the surface layer of the processed part, as well as increasing productivity up to 2 times while maintaining or improving the specified quality parameters of the surface layer of the processed part. key words: dimensional compatible running-in, stress-strain state, strengthening treatment, surface plastic deformation, residual stresses introduction the urgent task of modern mechanical engineering is to ensure the durability of machine parts, which is largely determined by the quality of the surface layer (sl). the surface layer is formed during the entire technological process, while the phenomenon of technological inheritance (ti) plays an important role. improving the quality of the surface layer is possible on the basis of improving the methods of strengthening treatment, as well as identifying the regularities of the ts and their influence on the operational durability of the part, including under the conditions of the application of fatigue loads. one of the ways to improve the quality of machine parts is the application of technological processes based on combined methods of surface plastic deformation (spd), including the method of dimensional simultaneous running-in (dsr). the peculiarity of dsr is the original scheme of operation of cutting and deforming tools, according to which, the cutter cuts the plastic wave of metal that occurs in front of the deforming rollers. this method ensures high accuracy of machine parts, parameters of roughness and strengthening of the surface layer when processing a wide range of important parts, such as rods, shafts, axles, etc., made of reinforcing structural materials and operating under conditions of application of cyclically alternating loads. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-82-88 problems of tribology 83 in relation to such processes of strengthening treatment, the development of an analytical apparatus is relevant, which allows to calculate the operational durability based on taking into account the entire complex of inherited properties of the surface layer, since the appearance of new materials and the complication of machine operating conditions require a reduction in the terms of structural and technological preparation of the organization by reducing experimental work [1]. solving this problem is possible on the basis of the disclosure of the consequent physical regularities, both the formation of the state on top of the next layer during processing by dimensional combined rolling, and the transformation of this state during operational fatigue loading of the part. for the study of such regularities, the apparatus of the mechanics of technological inheritance is adapted, based on the accounting of the continuous accumulation of deformations, the exhaustion of the reserve of plasticity and the formation of residual stresses by the metal of the surface layer at the stages of the life cycle (lc) of machine parts, including at the stage of operational fatigue load. the application of the ti mechanics apparatus allows to describe in uniform terms and categories the physical nature of the behavior of metal at the stages of metallurgy and to bring the results of research into a form convenient for engineering use. thus, the wide possibilities of the method in terms of ensuring quality and accuracy, on the one hand, and the lack of technological recommendations for ensuring the cyclic durability of strengthened critical parts, on the other hand, restrain the wide application of dsr in industry. taking into account the growing requirements for quality and the need to ensure the durability of parts during operation, this work, aimed at the development of analytical apparatus and methods of designing technological processes of strengthening treatment, is relevant. literature review the works of p.g. alekseeva, m.a. balter, y.m. baratsa, v.f. bezyazichny, v.m. braslavskyi, m.s. drozda, m.m. zhasimova, s.a. zaides, a.v. kyrycheka, e.h. konovalova, i.v. kudryavtseva, a.g. lazutkina, e.m. verkhivka, l.i. markus, l.g. odintsova, d.d. papsheva, v.v. petrosova, v.n. poduraeva, yu.g. proskuryakova, o.a. rosenberga, e.v. ryzhova, v.m. smilyanskyi, a.h. suslova, l.a. khvorostukhina, p.a. chepy, p.s. chistoserdova, l.m. shkolyara, yu.g. schneider, d.l. yudina, p.i. lizard and others [2]. one of the effective methods of combined spd is dimensional run-in, the technological capabilities of which are explored in the works of v.m. smilyanskyi, v.yu. blumenstein, v.a. vasylieva, v.b. ignatov and t. niklevich [3]. the dsr method is quite well studied in terms of ensuring the accuracy and quality of the surface layer. in particular, it was established that it allows to provide within wide limits such quality parameters as roughness (ra = 0.04...0.8 μm), depth (h = 0.5...15 mm) and degree (δ = 0.2...0.8) strengthening when creating favorable compressive stress patterns. however, at the same time, the possibilities of dimensionally compatible running-in to ensure the cyclic durability of parts remain unestablished. these capabilities are especially relevant for a wide range of parts operating under fatigue load conditions. to solve this problem, an analysis of methods for ensuring the quality and durability of strengthened machine parts, features of the formation of final stresses during strengthening processing, as well as an analysis of approaches to accounting for the phenomenon of technological inheritance, outlined in the works of v.i. averchenkova, i.a. birgera, v.yu. blumenstein, a.s. vasylieva, a.m. dalsky, a.i. kondakva, i.v. kudryavtseva, a. a. matalin, a.n. ovsienko, a.v. podzeya, e.v. ryzhova, v.m. smilyanskyi, a.h. suslov the formulation of the scientific task of developing a methodology for the design of technological processes of strengthening processing by the rso method, ensuring the cyclic durability of machine parts and taking into account the appearance of technological inheritance, has been completed [4]. it was established that the apparatus of the mechanics of technological inheritance, developed by v.yu. blumenstein, is adapted for solving such a task in the framework of which the formation and transformation of the state of the surface layer at the stages of mechanical processing and subsequent operational fatigue load are considered as a single continuous process of accumulation of deformation and exhaustion of the reserve of plasticity of the metal of the surface layer. along with traditional quality parameters, the used apparatus of the mechanics of technological inheritance allows for a thorough description of the regularities of the formation and transformation of the properties of the surface layer at the stages of mechanical processing and subsequent operational fatigue loading in the categories of integral parameters that are uniform for all stress stages: the degree of shear deformation λ, the degree of depletion plasticity reserve ψ and residual stress tensor [tσост]. the device allows you to take into account the influence of the accumulated properties of the surface layer on the cyclic durability of the part; at the same time, the latter is understood as the number of load cycles until the plasticity reserve of the metal of the surface layer is completely exhausted and the appearance of a fatigue crack. to calculate the degree of depletion of the plasticity reserve ψ, the kalpin-filippov criterion is used, which takes into account the partial "healing" of the metal defect and the restoration of the plasticity reserve in the zone of change in the sign of deformation [5]. the analysis showed that the use of the apparatus of the mechanics of technological imitation allows to establish the physical regularities of the formation of the surface layer, the processes that occur during the 84 problems of tribology processing of dsr in the deformed hearth, as well as the regularities of the influence of these processes on the cyclic durability of the part. purpose the purpose of the research is to increase the durability of machine parts strengthened by dimensionally combined running-in based on taking into account the inherited properties of the surface layer. research methodology in order to assess and manage the state of the surface layer in order to ensure the specified cyclic durability of dsr-treated machine parts, the apparatus of the mechanics of technological inheritance was adopted, according to which: during the processing of dsr, there is an accumulation of deformations and the exhaustion of the reserve of plasticity, which leads to the formation of a surface layer with defined quality parameters: depth and degree of strengthening, roughness and residual stresses; in the process of further operational fatigue loading, the process of accumulation of deformations, depletion of the plasticity reserve and relaxation of residual stresses continues, which leads to a continuous transformation of the loaded state and a change in the degree of strengthening of the surface layer; when the limit deformations accumulate to the level of λp, the plasticity reserve is completely exhausted (ψ = 1). this state corresponds to complete relaxation of residual stresses ([tσост] = 0) and the appearance of an initial fatigue crack. in order to structure, systematize and further solve the given problem, a structural-analytical model of the formation of the parameters of the mechanical state of the metal of the surface layer of the part at the stage of dimensional combined running-in was developed, taking into account the phenomenon of technological imitation in the context of ensuring the necessary cyclic durability [6]. the model, built on the basis of cals technologies, is based on the idea of the considered process as an information system. the function "manage the parameters of the mechanical state of the surface layer of the metal at the dsr stage in order to ensure the given cyclic durability of the part" was selected as a high-ranking function. the decomposition of the context diagram made it possible to identify the main parameters for the purpose of controlling the mechanical state of the surface layer and to describe them by a system of kinetic equations. research results the method of dimensional combined running-in is based on plastic wave formation; at the same time, the processing is carried out by two or three rollers, rigidly adjusted to a certain size of the processing of the part. the principle is the presence of a cutter in the zone of wave formation, which partially or completely removes the plastic wave. the tensions of the deforming rollers significantly exceed those adopted for spd and reach values of 1 mm, however, the destruction of the surface does not occur due to the removal of part of the metal by the cutter in the area of the top of the plastic wave. when solving the problem of mechanics of cyclic durability, it was accepted: 1. during operation, the part is subjected to multi-cycle fatigue symmetrically changing stress with a scheme of cantilever bending with rotation, fatigue (operational) and residual stress tensors are specified in the cartesian coordinate system, while the numerical values of the residual stress components decrease in proportion to the number of cycles in accordance with the selected by the law of relaxation. 2. accumulation of limit deformations, complete exhaustion of the reserve of plasticity and nucleation of a fatigue crack occurs at some point of probable destruction, which can be located both on the surface and at some distance from it; at the same time, there is no point drift in the process of fatigue loading. 3. the end of the stage of cyclic durability corresponds to a certain limiting degree of hardening and hardness (microhardness) of the surface layer at the point of probable destruction, characteristic of the given material, processing modes and load conditions. experimental studies were carried out on a 1k62b lathe and screw-cutting machine, equipped with an installation for rso, as well as on a model 16k20f3 lathe, equipped with a special installation for processing rso of fatigue samples. the ranges of variation of the processing mode parameters were: feed (s) 0.07...0.7 mm/rev, part rotation frequency (n) 100...1200 rpm, profile radius of the roller (rpr) 2...15 mm , estimated roller tension (hр) 0.1...1 mm, actual gap (ad) 0...0.2 mm, actual tension (hd) 0.05...0.9 mm [7]. the actual geometric parameters of the deformation center were determined by profilography and further processing of the obtained profilograms. to increase efficiency and automate calculations, an algorithm and a program for processing od profilograms were developed. their task is to translate the graphic image of the profilogram into the numerical values of the points that make up the od contour. problems of tribology 85 experimental samples were made from steel 45 of one delivery. in order to localize the fatigue crack initiation point, the working surface was made in the form of a combination of a cylindrical part and a fillet. the working part of the fatigue samples, which has a diameter of 15 mm, was subjected to dsr processing on a 16k20f3 machine with different modes. for each series, a sample was made a witness, on which fixation of the center of deformation was carried out [8]. based on the obtained deformation rates, the actual parameters of the processing mode, as well as the parameters of the mechanical state of the surface layer, were calculated. the cyclic durability of the samples was determined on the basis of the proposed calculation-analytical model and fixation of the change in the microhardness of the surface layer during cyclic loading. the distribution of microhardness along the depth of the surface layer was determined in the dangerous section of the samples after stressing with a fixed number of cycles, while the witness samples made it possible to determine the initial distribution of microhardness before fatigue stress [9]. the relationship revealed as a result of experimental and analytical research explains more than 90% of the entire dispersion of experimental data, the relative error of determination does not exceed 15%. the analysis showed that the actual incisor clearance has the predominant influence on the deformation parameters (fig. 1, a, b). with a relatively small increase in it, λ and ψ grow significantly, since in this case a more deformed metal forms the machined surface. a significant influence on the parameters of the mechanical condition is also exerted by the profile radius rpr and the effective tension of the roller hd. it was found that λ and ψ when changing rpr have extrema, the position of which is determined by the value of the effective gap (fig. 1, a). when the effective tension increases, the values of the deformation parameters continuously increase (fig. 1, b). a b fig. 1. interrelationships of the accumulated parameters of the mechanical state: a with profile radius of the roller; b with real tension in order to identify the relationships between the residual stresses and the parameters of the mode, a description of the graphs of the oh components in the categories of the coordinates of the characteristic points was carried out. as an example, graphical dependencies for the axial component of residual stresses are considered below (fig. 2, a, b). it was established that the largest axial compressive stresses on the surface are observed at significant actual tension of about 0.25 mm [10, 11]. their further decrease with increasing tension is caused by significantly increasing thermal discharge, while the axial compressive stresses in the first extremum continue to increase (fig. 2, a). a b fig. 2. interrelationships of axial residual stresses on surface and in the first extremum: a with real tension; b with the profile radius of the roller 86 problems of tribology it was established that for each value of the effective tension, there is a value of the profile radius of the roller at which the compressive stresses on the surface of the part are maximum (fig. 2, b). the maximum values of the axial compressive stresses at the point of the first extremum increase with the increase of both factors and reach values of 400 mpa [12]. the growth of these factors also increases the actual depth of the location of the extremum from the surface of the part. at the maximum values of the effective tension and profile radius of the roller, it reaches values of 6-8 mm. the conducted experimental studies made it possible to reveal the relationships between the cyclic durability of ncd and the depth of fatigue crack initiation htr with the parameters of the mechanical state of the ps metal and technological factors in the processing of dsr. it was established that the main parameters of the dsr regime have a hereditary influence on the degree of shear deformation accumulated at the stage of cyclic durability δλцд, the largest value of which is observed at hд = 0.6 mm. as the effective gap increases, the value of δλцд decreases, which is caused by a significant increase in the degree of shear deformation accumulated during dsr. an increase in the effective gap leads to a decrease in the fatigue crack nucleation depth and the exit of the probable fracture point to the surface [13]. this corresponds to the well-known idea that with a further increase in a, there is an accumulation of limit deformations and destruction of the metal surface at the top of the plastic wave already during mechanical processing. an increase in rпр leads to an increase in the crack nucleation depth, while the highest value of hтр is observed at h = 0.6 mm. when δλцд increases, the crack initiation depth increases. the analysis showed that the maximum cyclic durability was obtained in such modes of dsr, when residual stresses, depth and degree of strengthening did not reach their maximum values. conclusions for the practical use and implementation of the results obtained in the work, an algorithm for calculating the parameters of dsr processing has been developed, which allows: 1. determine the quality parameters, integral parameters of the mechanical state (λ, ψ, [tσост]) and cyclic durability of the part, taking into account the phenomenon of technological inheritance, based on the given value of the mode parameters. 2. according to the given value of the parameters of the quality and durability of the part under conditions of application of fatigue loads, determine the optimal processing modes. the program "calculation of the inherited parameters of the dimensional combined running-in process" is intended for the automated calculation of the accumulation of deformation, the exhaustion of the plasticity reserve and the residual stress tensor and the appointment of rational processing modes that provide the best surface properties. it allows you to calculate dsr parameters in three ways: the 1st method is practical: calculation based on the experimentally obtained geometric profile of the deformation center, which can be obtained with the help of the program "processing of profilograms of deformation foci during dimensionally shifted rolling and surface plastic deformation". the 2nd method is analytical: the starting points are the technological parameters set on the machine during the processing of the part by the dsr method. the 3rd method is inverse analytical: the initial data are the values of the parameters of the quality of the surface layer, which must be obtained during the processing of dsr, as well as the values of technological factors acting as limitations. structural and calculation-analytical models were developed and the physical regularities of the formation of the quality of the surface layer were revealed, taking into account the phenomenon of technological inheritance. it has been found that compared to traditional surface plastic deformation, dimensionally coupled rolling provides higher quality and allows to accumulate more deformation without destroying the surface layer. an analytical model of the formation of residual stresses has been developed, which is presented in the form of a tensor, which is the sum of the tensor of elastic-plastic stresses, as well as the tensors of elastic and thermal unloading stresses. the nature of the distribution of residual stress components along the depth of the surface layer has been established. the calculations showed that the axial component of the residual stresses, which reaches 400 mpa and the depth of spread of compressive stresses up to 10 mm, is characterized by the greatest stress values. references 1. archard j.f. contact and rubbing of flat surfaces. j appl phys 1953; 24: 981–988. problems of tribology 87 2. lai f.q., qu s.g., yin l.m., et al. design and operation of a new multifunctional wear apparatus for engine valve train components. proc imeche, part j: j engineering tribology 2018; 232: 259–276. 3. lewis r., dwyer-joyce r.s. wear of diesel engine inlet valves and seat inserts. proc imeche, part d: j automobile engineering 2002; 216: 205–216. 4. worthen r.p., rauen d.g. measurement of valve temperatures and strain in a firing engine. sae paper 860356, 1986. 5. forsberg p., debord d., jacobson s. quantification of combustion valve sealing interface sliding – a novel experimental technique and simulations. tri int 2014; 69: 150–155. 6. mascarenhas l.b., gomes j.d., beal v.e., et al. design and operation of a high temperature wear test apparatus for automotive valve materials. wear 2015; 342–343: 129–137. 7. marchenko d.d., matvyeyeva k.s. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation. problems of tribology. khmelnitsky, 2019. vol 24. no 4/94 (2019). s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 8. chun k.j., kim j.h., hong j.s. a study of exhaust valve and seat insert wear depending on cycle numbers. wear 2007; 263: 1147–1157. 9. marchenko d.d., matvyeyeva k.s. investigation of tool wear resistance when smoothing parts. problems of tribology. khmelnitsky, 2020. vol 25. no 4/98 (2020). s. 40–44. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 10. dykha a.v. marchenko d.d., artyukh v.a., zubiekhina–khaiiat o.v., kurepin v.n. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. eastern–european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». 2018. №2/1 (92) 2018. pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 11. blum m., jarczyk g., scholz h., et al. prototype plant for the economical mass production of tialvalves. mat sci eng a-struct 2002; 329–331: 616–620. 12. dykha a.v., marchenko d.d. prediction the wear of sliding bearings. international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. 2018. vol. 7, no 2.23 (2018). pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 13. marchenko d.d., artyukh v.a., matvyeyeva k.s. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts. problems of tribology. khmelnitsky, 2020. vol 25. no 2/96 (2020). s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-6-11. 88 problems of tribology марченко д.д., матвєєва к.с. дослідження напружено-деформованого стану поверхневого шару при зміцнюючій обробці деталей у роботі представлені експериментальні дослідження та отримані статистичні моделі впливу режимів обробки на якість поверхневого шару і циклічній довговічності зміцнених деталей машин. встановлено, що основна впливу на зміцнюючий ефект, вичерпання запасу пластичності металу і формування залишкових напружень надають дійсний зазор різця, дійсний натяг і профільний радіус ролика. результати показали, що розмірне поєднане обкатування забезпечує високу циклічну довговічність зміцнених деталей в умовах багатоциклового втомного навантаження, що досягає 8 млн. циклів, що в 3,5 рази перевищує довговічність не зміцненої деталі і в 1,5 рази довговічність деталі, зміцненої поверхневим пластичним деформуванням. дослідження показали, що найбільша циклічна довговічність деталі забезпечується при мінімальних значеннях дійсного зазору різця, максимальних значеннях профільного радіусу і значенні дійсного натягу ролика 0,6 мм, що відповідає ступеню вичерпання запасу пластичності обробкою розмірним сумісним обкатуванням ψ ≈ 0,65. на основі результатів теоретичних і експериментальних досліджень розроблено методику та алгоритм проектування технології обробки розмірним поєднаним обкатуванням. розроблено програму для еом, що дозволяє розрахунковим шляхом визначати якість поверхневого шару і циклічну довговічності деталі, виходячи із заданих режимів, а також призначати раціональні режими обробки, що забезпечують задану якість поверхневого шару і циклічну довговічність. на основі результатів досліджень розроблено технологічний процес зміцнюючої обробки деталей машин комбінованим розмірним обкатуванням, який дозволяє формувати стискаючі залишкові напруження в поверхневому шарі обробленої деталі, а також збільшити продуктивність до 2 разів при збереженні або поліпшенні заданих параметрів якості поверхневого шару обробленої деталі. ключові слова: розмірне сумісне обкатування, напружено-деформований стан, зміцнююча обробка, поверхнева пластична деформація, залишкові напруження theoretical aspects of the structural and rheological state of boundary lubricating layers in friction pairs проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 47 mikosianchyk o.a., mnatsakanov r.g., khimko a.n., kichata n.n., yakobchuk a.e. national aviation university, ukraine e-mail: oksana.mikos@ukr.net theoretical aspects of the structural and rheological state of boundary lubricating layers in friction pairs udc 621.891 doi:10.31891/2079-1372-2018-89-3-47-52 are analyzed the processes of physicochemical interaction of еру components of lubricating materials with friction surface layers of metal; are considered the models, that take into account the rheological properties of lubricants that facilitate the discovery of mechanisms for the formation of boundary films of a lubricant in tribotechnical contact.are analyzed the modern investigations of tribological processes of dissipative structures formation at friction on atomic and molecular levels. are systematized the results of the properties of the boundary lubricant layers, which differ significantly from their bulk characteristics, due to the supramolecular self-organization of boundary films. is noted, that such boundary layers play a significant role in the processes of energy dissipation in the friction nodes, which operate in the modes of mixed and boundary modes of lubrication. are considered the modern approaches of creating the structural and thermodynamic friction model under the boundary mode of lubrication. the formation and destruction processes of adsorbed and chemically modified films under the boundary lubrication mode should be considered as processes of self-organization in the thermodynamic friction system. is presented the possibility of using the redistribution of absorbed heat as a criterion for evaluating thermal transformations in the lubricant and the processes of self-organization during thermoacidification. are offered the general aspects of the choice of methods of tribological researches and modeling of friction processes. key words: boundary films of a lubricant, friction coefficient, shear stress, effective viscosity, gradient of shear rate. introduction one of the directions in increasing the reliability of modern machines and mechanisms is the development and creation of such modes of their operation that provide a dominant manifestation of external friction conditions. a comprehensive approach to the solution of these problems should include an accurate system analysis with taking into account many factors whose kinetics of change affects the anti-friction and anti-wear properties of contact. external friction is primarily determined by the structure and properties of the surface layers of metal [1], stress-strain state of contact surfaces [2, 3], structure of boundary lubricating layers [4], modes of tribocoupling operation. an integral component of a tribotechnical system is a lubricant, the self-organization of which at various load-speed modes is an important condition for the manifestation of external friction in contact and improvement of its operation reliability. physico chemical properties of boundary lubrication films under the boundary mode of lubrication the development of tools and methods for control of oil lubricity directly during the operation process is an urgent trend in the study of processes of tribosystem self-organization, which makes it possible to predict the operation reliability. under a boundary lubrication mode, the interaction between two surfaces occurs in areas of meeting surface irregularities in the friction contact. such contacts manifest themselves via a wide range of thermal-mechanical-chemical transformations, from elastic deformation to plastic one up to the destruction of material; increase in the friction and heat release intensity in contact, and growth of the rate of chemical reactions. as a result of these processes, organic and inorganic films are formed on friction surfaces. mechanisms of formation and structure of boundary lubricating layers have been investigated by u. b. hardy, a.s. akhmatov, f. bowden, d. teybor, g.v. vinogradov, b.v. deryagin, r.m. matviyevskyi, i.a. buyanovskyi, v.a. godlevskyi, m.v. raiko, et al. [5, 6, 7]. the investigation of a wide range of tribological boundary layers has shown that some of them are characterized by high wear-resistant and protective properties and some exhibit a destruction action [8]. although the processes of physical and chemical interaction of lubricant components with the surface metal layers activated under friction are manifold, difficult to describe and still incomprehensible, there have been many models that take into account processes of contact mechanics, lubricant chemistry, molecular dynamics and thus contribute to the understanding of mechanisms of forming boundary lubricating films in the tribological contact [9, 10]. theoretical aspects of the structural and rheological state of boundary lubricating layers in friction pairs проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 48 contamination, lubricant and doping elements diffuse to the surface, which leads to a higher concentration of secondary elements near the surface than that in the bulk material. as known, solid body atoms are interconnected by various forces such as covalent, ionic, metallic, and van der waals’. accordingly, the existence of these forces between the components of the boundary lubricating layers and secondary structures formed in the process of friction causes the need for different quantities of energy to break them. for some crystalline solids, different crystalline planes often exhibit different physical, mechanical, and chemical properties. in particular, friction studies have shown that different crystalline phases are characterized by different resistance to sliding friction under the same friction conditions, which indicates their anisotropic properties [11]. in [12], tribological properties of dry, liquid, and boundary modes of lubrication were analyzed. for dry friction, it was shown that with increase in the frequency of external periodic effects, the number of harmonics decreases up to the achievement of certain frequency, upon which the surfaces completely stick together and further behave as a single whole. for a hydrodynamic mode of lubrication, there were analyzed the characteristics of friction pair with a lubricant material having properties of the newtonian fluid as well as of pseudoplastic and dilatant non-newtonian fluids. it was established that pseudoplastic liquids and a boundary film of lubricant material in a wide range of parameters result in realizing a stick-slip i friction, which is one of the main causes of fracture of parts. modern lubricants consist of mineral or synthetic basic fractions and a number of multifunctional additives. the petroleum basic components generally consist of molecules containing from 18 to 40 carbon atoms and belong to three main types of hydrocarbons, namely paraffins, aromatic hydrocarbons, and naphthenes (cycloparaffins) [13]. most of the molecules are of mixed types and contain two or more main hydrocarbon structures. these basic components also contain a small percent of heteroatoms, such as sulfur, nitrogen, and oxygen, and may transform into various stereochemical hydrocarbon structures. this is one of the reasons for the complexity in identifying the structure of formed boundary films. generally, in typical basic components, the mass fraction of aromatic hydrocarbons ranges from 5 to 40 % (average content 20 %), straight chain paraffins fall in the range of 10 to 20 %, and cycloparaffins form the remainder. molecules containing heteroatoms (n, s, o) are generally found in the base in the range of 0,5 to 4 % depending on oil type, processing technology, and viscosity class. there have been many studies of physical and chemical properties of boundary lubricating films. their findings indicate that the chemical composition of the films (predominantly micron and submicron particles of iron and iron oxides) interlace with a high molecular weight of organometallic compounds from 3000 to 100,000 [14]. the film appearance and morphology can be heterogeneous, continuous or discrete and can have various colors, from green to brown or black. rheological characteristics and orientational ordering of boundary lubricating films over the last decades, many researchers have tried to measure the film strength. in studying shear strength of thin films under various high pressures (mpa to gpa), it was found that the shear strength increases with increasing pressure in films of calcium stearate, copper, and polyethylene [15]. as a rule, the film strength increases with increasing loads for basic fluids, zinc dithiophosphates, and calcium sulphonates, but it decreases with loading in the case of using friction modifiers. an increase in temperature reduces the shear strength of lubricating layers. as shown in papers [16, 17], there is an optimal range of high lubricating properties thanks to the formation of a lubricating film on contact surfaces, which depends on external factors and the strength of its adhesion to the surface. investigation into the structuring of boundary films has shown that the surface of triboelements, which is an integral part of reacting system, significantly influences the rates of oxidation and polymerization processes. improvement of test instruments and rapid development of computer technology provide a real opportunity to investigate, for the first time, tribological processes of the formation of dissipative structures under friction at the atomic and molecular levels. for example, the sfa complex allows one to measure film thickness to 0.1 nm and to detect extremely small surface forces, which gives it significant advantage over other devices and allows one to use it as a main tool for studying rheological, lubricating, and antifriction properties of tribocontact at the nanoscale [18, 19]. in calculating friction forces, the dependence of the oil viscosity on the pressure is taken into account. a lubricant in the boundary layer is characterized by anisotropic properties: in the tangential direction toward the surface, the molecular layers easily bend and, at a certain layer thickness, slide one on another, whereas in the normal direction, the film is characterized by high compression resistance. herein the tensile stresses on the outlying surface under rolling-with-sliding conditions are determined by the formula [20]:            u v h hh h u sp 00 3exp , (1) theoretical aspects of the structural and rheological state of boundary lubricating layers in friction pairs проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 49 where 0 – is the lubricant dynamic viscosity at contact input;  – is the piezoviscosity coefficient; p – is the contact pressure; u – is the total rolling speed; sv – is the sliding velocity; h – is the thickness of lubricating film; 0h – is the minimum film thickness in contact, 0 0,8h h . however, at high pressure in contact, tangential stresses determined by this formula become overestimated. to eliminate this, the following assumptions should be used: the hypothesis of limit tangential stresses  lim ; the hypothesis of oil solidification for calculation of lubricant viscosity   ol sp exp0 ; models of non-newtonian liquid behavior; and semiempirical dependences for calculation of the friction coefficient [20]. the properties of boundary lubricating layers markedly differ from their bulk characteristics because of supermolecular self-organization of boundary films. such layers play a significant role in the processes of energy dissipation in friction pairs operating in mixed and limited modes of lubrication. in addition to the type and material of surface, which determine the nature and intensity of interaction on the solid-liquid boundary, the process of fluid structuring is facilitated by the introduction of additives that increase the wear-resistant properties of lubricant due to the formation of polymolecular mesomorphic epitropic liquid-crystal structures [21, 22]. the techniques for measuring viscosity of quasi-crystalline layers of motor oils using a rotary viscometer allowed simulation of the processes occurring in the friction pair “shaft insert of diesel engine s6a2”, in particular the shear rate and thickness of the lubricating layer [23]. in such a way, the dependence of viscosity on the shear rate was established, which confirmed the "non-newtonian" properties of the lubricant in the narrow gap of the friction pair shaft – bearing insert. in addition, the results confirmed the assertion that boundary lubricating layers adjacent to the metal surface of the friction pair are more viscous and characterized by the orientational ordering of molecules [24]. in order to describe a lubricant state, a parameter of excess volume (which arises due to the structure disordering in solids during melting) was introduced [23]. it increases with increasing the total internal energy during the boundary film melting. as shown in [25], there is a correlation dependence between the rheological (in particular, viscosity ) and liquid crystal characteristics (boundary layer thickness and degree of orientation ordering of molecules, s cpd n ) of motor oil, which is determined experimentally. the dependence  ( )s cpf d n   is linear in the range of shear rate  (100, 150 s-1). at higher shear rates it becomes exponential. increase in the shear rate leads to a decrease in the liquid crystal characteristics of lubricant and, consequently, to a decrease in the oil viscosity in the boundary lubricating layer. this is due to the "cutting" of structured molecular layers with increasing the crankshaft rotation speed, which leads to a decrease in the oil film bearing capacity. processes of self-organization in the thermodynamic friction system principal approaches to the creation of a structural and thermodynamic friction model for a limited mode of lubrication have been developed on the basis of physical model of friction and the basic thermodynamic laws for open tribological systems [26]. processes of the formation and destruction of adsorbed and chemically modified films under the limited supply of lubricant should be considered as processes of self-organization in thermodynamic friction systems. herein the equations for transition temperatures used in this paper for description of the processes occurring in tribosystems under the limited mode of lubrication are nonlinear. transitions to new steady levels occur in the case of deviation of the critical system parameters from equilibrium with subsequent self-organization at a new level. in [27], rheological and thermodynamic models are proposed which describe melting of an ultrathin lubricating film located between atomically-smooth solid surfaces. the film melting under friction is presented as a result of the action of spontaneously arising shear stresses caused by external supercritical heating. the critical temperature of the friction surfaces which leads to the lubricant melting was established to increase with increasing a certain characteristic value of the shear viscosity and to decrease with increasing the oil shear module in a linear way. a thermodynamic model of melting of a thin lubricating layer has been constructed. melting and solidification of lubricant are considered as first-order phase transitions. depending on the system parameters, three lubricant states are possible under friction: solid or liquid states, or periodically melting-solidification transitions occur, which lead to a discontinuous motion of friction pairs [28]. the obtained in [29] time dependences for the friction force, the relative speed of friction surfaces during shear, and the elastic component of shear stresses in the lubricant indicate that in the liquid state the oil shear module and elastic stresses are equal to zero. an experimentally observed stick-slip friction mode is described, theoretical aspects of the structural and rheological state of boundary lubricating layers in friction pairs проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 50 for which it was established that with increasing oil temperature, the frequency of phase transitions between oil structural states and the amplitude of the total friction force and elastic stresses decrease. when temperature or elastic deformations overcome certain critical values, melting of oil occurs and a kinetic sliding mode sets, in which the elastic component of friction force equals zero. it was also shown [30] that in the course of movement, a lubricant tries to acquire a uniform slide plane structure, which leads to a periodic dependence of the main parameters on time in the stick-slip mode of operation. functional dependences for thermal oxidation of multipurpose mineral, partially synthetic, and fully synthetic oils were obtained at static and cyclic testing temperatures, which made it possible to quantify the influence of the base and additives on oxidation processes [31]. the intensity of oxidation product formation and the oxidation rate were suggested. as indicators of the potential resource of oils in their identification and classification according to the operation properties. the mechanism of thermal oxidation of lubricant, which characterizes redistribution of absorbed heat and acts as an indicator of oxidation products formation and their volatility was clarified. the possibility of using such indicators as criteria for evaluating thermal transformations in a lubricant and self-organization processes running during thermal oxidation was shown. general aspects for selection of techniques for tribological investigations and modeling of friction processes the structural adaptability and evolution of a tribological system during its operation can significantly change the parameters used in predicting the friction unit resource. a numerical simulation of friction mechanisms for limited and mixed modes of lubrication, dominant in a non-stationary operation of triboelements, is a promising trend in terms of estimating changes in the properties of structural materials during operation. in order to obtain reliable results when studying tribocoupling and to reach their reproducibility and convergence in repeated experiments, a clear structure of tribological researches is required (fig. 1). it should include such elements as experimental means for conducting experiments (scheme and design of plants), research objects (material, construction, accuracy of manufacturing), conditions for carrying out the experiment (loading, kinematic and temperature factors), measuring and controlling means, and techniques for processing experimental results. fig. 1 – scheme of evaluation of tribological parameters in contact theoretical aspects of the structural and rheological state of boundary lubricating layers in friction pairs проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 51 the development of computer technology allows widespread propagation of simulation techniques for many engineering tasks. simulation of tribological processes on the basis of empirical data allows one to develop adequate measures for control of tribosystems [32]. the knowledge obtained in such a way combined with practical experience in the field of chemotology and tribology will be used to improve operation of tribosystems in industry; here in it is possible to define the following main tasks: to optimize technological processes of designing and manufacturing materials for tribotechnical purposes in order to provide high physical and mechanical chemical properties of materials for specific operation conditions; to provide continuity in the production process taking into account optimization of tribosystem design in order to increase the wear resistance of friction pairs required for a high level of product reliability; to reach effective characteristics of compatibility of structural elements by tribotechnical parameters for specific operation conditions on the basis of instrumental modeling techniques based on the contact mechanics calculations taking into account dynamic models of crack propagation, the depth of thermal stress propagation, and intensity of running tribochemical reactions; to predict the durability of tribosystems taking into account large-scale changes in their tribotechnical properties when operating on the nano-, micro-, and macro levels. the purpose of this research was to determine the dependence of the kinetics of change in the friction coefficient under the conditions of the stopping of lubricant supply on the lubrication and rheological properties of the boundary films formed on the friction-activated metal surface layers. conclusions this review of studies in the field of structural and rheological properties of boundary lubricating layers demonstrates that there have not yet been definited criteria for evaluating boundary films formed on contact surfaces because of the complexity of processes of forming/destroying boundary films in the tribotechnical contact. therefore the development of structural-dynamic models characterizing the influence of boundary lubricating layers on the tribotechnical properties of contact and the kinetics of formation of secondary structures in the process of structural adaptability of triboelements under friction will allow one to predict the kinetics of changes in tribotechnical properties of friction pairs and their durability. references 1. zaporozhec v.v. dinamicheskie harakteristiki prochnosti poverhnostnyh sloev i ih ocenka / v.v.zaporozhec. trenie i iznos. 1980. №4, tom 1. s. 602 – 609. 2. buckley d.h. surface effects in adhesion, friction, wear, and lubrication. tribology series 5. elsevier science, new york, ny, 1981. p. 630. isbn 9780080875699 3. heuberger m. topographic information from multiple beam interferometry in the surface forces apparatus. m.heuberger, g.luengo, j.israelachvili. langmuir. 1997. vol.13, № 14. p. 3839 – 3848. 4. luengo g. generalized effects in confined fluids: new friction map for boundary lubrication. g.luengo, j.israelachvili, s.granick. wear. 1996. vol. 200, № 1–2. p. 328 – 335. 5. analiticheskoe opisanie strukturirovannogo smazochnogo sloya. e. v. berezina, v. a. godlevskij, a. g. zheleznov, d. s. fomichyov. zhidkie kristally i ih prakticheskoe ispol'zovanie. 2014. № 1. s. 74-79. 6. godlevskij v. a. osobennosti smazochnogo dejstviya vodnyh rastvorov pav pri lezvijnom rezanii trudnoobrabatyvaemyh materialov. v. a. godlevskij, v. v. markov. izvestiya vuzov. himiya i himicheskaya tekhnologiya. 2004. t. 47, № 9. s. 120-124. 7. bowden f. p. friction and lubrication of solids. f. p. bowden, d. tabor. oxford, 1950. p. 199. 8. hsu s. m. boundary lubrication of advanced materials. s. m. hsu. mrs bulletin. 1991. vol. 16, № 10. p. 54-58. 9. blencoe k. a. the influence of lubricant rheology and surface topography in modelling friction at concentrated contacts, proceedings of the institution of mechanical engineers part j. k. a. blencoe, g. w. roper, j. williams. j. engineering tribology. 1998. vol. 212, № j6. p. 391-400. 10. klaus e. e. a study of wear chemistry using a micro sample fourball wear test. e. e. klaus, j. l. duda, k. k. chao. stle tribology trans. 1991. vol. 34, № 3. p. 426. 11. buckley d. h. surface effects in adhesion, friction, wear, and lubrication. d. h. buckley. tribology series 5. new york, ny: elsevier science, 1981. p.630. 12. lyashenko ya. a. tribologicheskie svojstva rezhimov suhogo, zhidkostnogo i granichnogo treniya. ya. a. lyashenko. zhurnal tekhnicheskoj fiziki. 2011. t. 81, № 5. s. 115-121. 13. hsu s. m. boundary lubrication and boundary lubricating films. ch. 12. stephen m. hsu, richard s. gates. modern trybology hendbook. vol. one. principles of tribology. ed.-in-chief bharat bhushan. crc press, 2000. 1760 p. p. 484-485. doi: 10.1201/9780849377877.ch12 theoretical aspects of the structural and rheological state of boundary lubricating layers in friction pairs проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 3 52 14. harrison j. a. simulated tribochemistry – an atomic-scale view of the wear of diamond. j. a. harrison, d. w. brenner. j. american chemical society. 1994. vol. 116, № 23. p. 10399-10402. 15. briscoe b. j. microscopic origins of the interface friction of organic films: the potential of vibrational spectroscopy. b. j. briscoe, p. s. thomas, d. r. williams. wear. 1992. vol. 153. p. 263. 16. hsu s. m. a mechano-chemical descriptive model for wear under mixed lubrication conditions. s. m. hsu, e. e. klaus, h. s. cheng. wear. 1988. vol. 128, № 3. p. 307-323. 17. mechano-chemical model: reaction temperatures in a concentrated contact. s. m. hsu, m. c. shen, e. e. klaus [et al.]. wear. 1994. vol. 175, № 1-2. p. 209-218. 18. israelachvili j. adhesion forces between surfaces in liquids and condensable vapours. j. israelachvili. surface science reports. 1992. vol. 14, № 3. p. 109-159. 19. israelachvili j. n. intermolecular and surface forces, 3-rd ed. j. n. israelachvili. usa. academic press, 2011. p. 674. 20. zhil'nikov e. p. osnovy tribotekhniki: ucheb. dlya vuzov. e. p. zhil'nikov, v. n. samsonov. samara. izd-vo samar. gos. aehrokosm. un-ta, 2012. 136 s. 21. ermakov s. f. tribologiya zhidkokristallicheskih nanomaterialov i sistem. s. f. ermakov. minsk. belarus. navuka, 2011. 380 s. 22. zheleznov a. g. diagnostika nadmolekulyarnoj struktury smazochnogo sloya metodom polyarizacionnoj tribometrii. dis. … kand. tekhn. nauk: 05.02.04. a. g. zheleznov. ivanovo, 2015. 147 s. 23. lyashenko ya. a. fenomenologicheskaya teoriya plavleniya tonkoj plenki smazki mezhdu dvumya atomarnogladkimi tverdymi poverhnostyami. ya. a. lyashenko, a. v. homenko, l. s. metlov. zhurnal tekhnicheskoj fiziki. 2010. t. 80, № 8. s. 120-126. 24. mackevich d. v. upravlenie reologicheskimi harakteristikami motornyh masel sudovyh di-zelej. d. v. mackevich. problemi tekhnіki. 2013. № 2. s. 8. 25. sagin s. v issledovanie korrelyacionnoj vzaimosvyazi zhidko-kristallicheskih svojstv gra-nichnyh smazochnyh sloev i reologicheskih harakteristik motornyh masel sudovyh dizelej. s. v. sagin. sudovye ehnergeticheskie ustanovki. 2014. № 33. s. 67-76. 26. dyha a. v. strukturno-termodinamicheskie podhody v mekhanizmah granichnogo smazyvaniya. a. v. dyha. problemi tribologії (problems of tribology). 2006, № 3. s. 62-65. 27. homenko a. v. statisticheskaya teoriya granichnogo treniya atomarno-gladkih tverdyh poverhnostej pri nalichii smazochnogo sloya. a. v. homenko, ya. a. lyashenko. uspekhi fizicheskih nauk. 2012. t. 182, № 10. s. 1083-1110. 28. lyashenko ya. a. fazovyj perekhod pervogo roda mezhdu zhidkopodobnoj i tverdopodobnoj strukturami granichnoj smazki. ya. a. lyashenko. zhurnal tekhnicheskoj fiziki. 2012. t. 82, vyp. 1. s. 19-28. 29. lyashenko ya. a. tribologicheskaya sistema v rezhime granichnogo treniya pod periodicheskim vneshnim vozdejstviem. ya. a. lyashenko. zhurnal tekhnicheskoj fiziki. 2011. t. 81, № 6. s. 125-132. 30. lyashenko ya. a. preryvistyj rezhim plavleniya granichnoj smazki s uchetom prostranstvennoj neodnorodnosti. ya. a. lyashenko. zhurnal tekhnicheskoj fiziki. 2014. t. 84, № 7. s. 1-7. 31. bezborodov yu. n. metody kontrolya i diagnostiki ehkspluatacionnyh svojstv smazochnyh masel po parametram termookislitel'noj stabil'nosti. yu. n. bezborodov: dis. … dokt. tekhn. nauk: 05.11.13. yu. n. bezborodov. krasnoyarsk, 2009. 402s. 32. simulation of tribosystems and tribometrology. f. franek, g. vorlaufer, w. edelbauer, s. bukovnik. tribology in industry. 2007. vol. 29, № 1-2. r. 3-12. мікосянчик о. о., мнацаканов р. г., хімко а. м., кічата н. м., якобчук о. є. теоретичні аспекти структурно – реологічного стану граничних змащувальних шарів в парах тертя. проаналізовані процеси фізико–хімічної взаємодії компонентів мастильних матеріалів з активованими в процесі тертя поверхневими шарами металу; розглянуті моделі, що враховують реологічні властивості мастильних матеріалів, які сприяють розкриттю механізмів формування граничних плівок мастильного матеріалу в триботехнічному контакті. проаналізовані сучасні дослідження трибологічних процесів утворення дисипативних структур при терті на атомарному і молекулярному рівнях. розглянуті сучасні підходи щодо створення структурно-термодинамічної моделі тертя при граничному режимі мащення. запропоновані загальні аспекти вибору методик трибологічних досліджень і моделювання процесів тертя. ключові слова: граничні плівки змащувального матеріалу, коефіцієнт тертя, напруга зсуву, ефективна в'язкість, градієнт швидкості зсуву. надійшла в редакцію 02.10.2018 copyright © 2019 v. aulin, t. zamota, a. hrynkiv, s. lysenko, o. bondarets, v. yatsun. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 94 (4) (2019)33-39 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-33-39 increase of formation efficiency of gears contact spot at electrochemical-mechanical running-in v. aulin*, t. zamota, a. hrynkiv, s. lysenko, o. bondarets,v. yatsun central ukrainian national technical university, kropyvnytskyi, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.com abstract the analysis of literature sources showed that gears are the most common types of mechanical gears. they are widely used in all branches of mechanical engineering, in particular in metal-cutting machines, cars, tractors, agricultural machines, etc. among the many advantages of this type of gear, there are disadvantages, among which it is worth noting increased demands on precision manufacturing and assembly, which results in a greater complexity of the collaborative process of finishing gears in view of their complicated shape and heavyduty loads for contour and complex mode of interaction. this makes it particularly difficult to increase the durability when running gears. they require increased surface hardness, which is associated with small contact areas (in most cases-in line) and large specific loads. even small distortions in this case lead to a significant complication of the process of their burn-in. the results of experimental studies have shown that for elimination of inaccuracies of form of details and errors of assembling mechanism expose to running-in which runningin of the surfaces take place. the most effective factor of acceleration of running-in is to use the combined processes at runningin surfaces. one of them is the electrochemical mechanical running-in (ecmr). key words: running-in, electrochemical mechanical running-in (ecmr), gears, friction mode, contact spot. introduction for the development of effective methods to improve the durability by eliminating micro geometrical deviations while running-mate details of components and machines' assemblies it is necessary to study the patterns of development of the area of the contact patch in sк at running-in details from the initial contact to the maximum possible, taking into account the mode coupling parts and the value micro geometrical deviations. at present, many researchers associate the solution of the problem of increasing the durability of various mating of nodes and assemblies with the processes occurring in them, characteristic of this interface, and the specifics of its failures. for hardening of parts due to carburizing, hardening, nitriding and other processes increase the hardness, but it makes some difficulties while running-their-fold non-uniform surfaces [1 3]. significant deviations of the teeth from the correct geometric shape cannot be corrected by lapping, and if their deviations are more than 0,03 mm grinding is more economical than lapping. increasing the duration of lapping is leading to distortion of the teeth's profile. a special allowance for lapping is usually not left and only at very small tolerances on the thickness of the teeth it is provided with a size of not more than 0,03 mm. literature review the mode of friction, the nature of the contact interaction, the actual contact stresses, the type of wear and the contact strength of the gear surfaces are largely determined by the thickness of the lubricant layer in contact. the predominant type of wear of the working surfaces of gears should be considered abrasive wear. this is evidenced by the characteristic risks on the working surfaces. the wear of the involutes profile of the teeth should be attributed to mechanical abrasion, and the splines of the drive gear are amenable to mechanical abrasion and crumpling [4 8]. 34 problems of tribology violation of the normal operation of the transmission can also be caused by macro geometric deviations made in the manufacture of individual parts. these inaccuracies lead to load concentration. contact destruction caused by the thermal effect of grinding the side surfaces of the teeth, occur mainly in cemented and hardened wheels in connection with the formation of structural stress concentrators. found that for cemented and hardened teeth is observed the formation of structural concentrators of stresses, chipping of the material (initial cracks) arise, usually in the released zones of tooth contact damage, which in the initial stages of a fully oriented in the direction of the grinding strokes [9 13]. the misalignment of the two surfaces they are in contact a small the actual area with large specific contact pressures. the scheme of burnishing of two skewed surfaces can be represented in a simplified form (fig. 1). a b fig. 1. diagram of the location of the contact spot when the gear teeth are running-in: a – with a bias in the plane formed by the axes of the gears; b – with a bias in the plane other than the plane formed by the axes of the gears to improve the contact point of the teeth in height in high-speed gears with a large gear ratio, sometimes double finishing of the teeth is used, consisting of preliminary lapping of the gears with cast iron lapping and subsequent lapping of the wheels with gears in conjunction [14 19]. running-in of the gear mating at high circumferential speeds of the wheels with the use of excessively thick abrasive paste can lead to jamming of the teeth, and when using insufficiently filtered abrasive the formation of local damage to the teeth. lapping in the couplings, which were in operation of the gears, somewhat reduces their wear resistance and contact endurance, since this removes the surface layer of the teeth material riveted during operation. adjustment of gears without abrasive is produced under stepwise increasing load. the maximum load in this case should obviously correspond to that which prevails during operation [17 19]. in order to work on the mating, it is necessary to approximate the area of the actual contact to the nominal area and form a roughness close to equilibrium. to ensure this process, it is necessary to apply a method that would allow doing it quickly, efficiently and with the minimum possible running-in wears electrochemicalmechanical running-in (ecmr) [20]. improving the quality of the running gears is possible using the proposed method applying an alternating electric current, but it is necessary to determine the effect of running-in quality on the durability and resource of gearing; to investigate the formation of contact spots in the presence of microgeometrical deviations of the axes and surfaces of the teeth; to study the effect of running the method on the formation of the contact patch and extend the service life of the gear; pick up the composition of the electrolyte, providing high-quality running-in. problems of tribology 35 purpose the aim of the work is to increase of formation efficiency of gears contact spot at electrochemicalmechanical running-in. research methodology research processes of running-in method of the gear (running-in tribotechnology) were carried out on gears spur gear oil pump of engine 4ч12/14. this was made a special installation that probative gears gave the labor movement and set an appropriate distortion (fig. 2). a b fig. 2. general view (a) and scheme (b) installation for fine-tuning gearing at running-in: 1, 2 – drive and driven gear; 3, 4 – drive and driven shafts; 5 – coupling; 6 – worm gear; 7 – dc motor; 8 – insulator (textolite); 9 – bath for electrolyte; 10 – electrolyte; u – electrical voltage supplied to the gears, b; g – the amount of distortion the shaft 4 is electrically isolated from the shaft 3 by means of textolite plates fixed on a common frame, and has the ability to move relative to the second shaft, thus it is possible to set the desired skew. according to tu specifications for the internal combustion engine, the deviation from the perpendicular of the axis of the pressed roller to the end surface of the pump housing socket should not exceed 0,06 mm per 100 mm in length. based on this, the following skew values γ were given = 0; 0,2; 0,4; 0,6; 0,8; 1,0 mm per 100 mm length of the working surface of the teeth along the contact line. conducted research of gears' mass wear, without filing with the supply of alternating electric current on a mating of parts, changes of roughness and contact area of the teeth' working surfaces at running-in with the misalignment of their axes [21]. the mass wear of gears was determined on the analytical scales wa-31 with an accuracy of 0,1 mg. changes in the roughness of the working surfaces of the teeth were established using profilograms taken on the profilograph-profilometer model 201 of the «kalibr» plant. the contact area of the teeth in the engagement was determined by the developed method using a pc. an electrolyte consisting of glycerol and 20 % aqueous na2co3 solution in a ratio of 4:1 was taken as a technological medium. the strength of the current was 100 a. the frequency of rotation of the drive shaft gears is 8.3 s–1. the total duration of the process is 10 minutes. the procedure of experiments is the following. the current source was connected to the drive and driven gear. the no-load voltage of the current source was u = 4 v. the electric current, the drive shaft drive were included and the rotational speed was set to 8.3 s–1. fig. 3. general view of the installation for the implementation of technological processes of running-in methods of the gearing of the main transmission t-150k tractor 36 problems of tribology full-scale tests of finishing of gearing were carried out on the gearbox of the main transmission of the tractor t-150k (fig. 3). the test procedure is presented below: smooth out the gear (sandpaper); clean the gears from dust-like residues left from the previous treatment; determine the initial contact spot with a lead plate; pour the electrolyte into the reducer; carry out running-in; remove the electrolyte from the reducer; washed gear from the remnants of the electrolyte; define the spot of contact after running-in with lead plates; process the results. results you can highlight that with the misalignment of the two surfaces contacting is implemented at a small the actual area with large specific pressures. according to [1], the loads in any mating of parts in the running-in process must correspond to the contact loads, which is especially important for the initial contact moment in the mating. it is known that when working on the parts’ mating, the actual contact area is close to the nominal contact area and a roughness close to the equilibrium is formed. to ensure this, it is necessary to apply a method that would allow implementing this quickly, efficiently and with the minimum possible working wear. with the usual method of running-in, the removal of the allowance formed by the skew of the working surfaces will be associated with significant difficulties, since the surface of the teeth has increased wear resistance and running-in by increasing the contact pressure and the speed of mutual sliding is unacceptable, since this can lead to the appearance of scoring. the application of the methods of the proposed method of running-in allows you to purposefully change the geometry of the working surfaces of the parts’ mating and adapt them to each other after the assembly of mates. therefore, it is necessary to explore the possibilities of using the method to control the geometry of the working surfaces of the gear teeth and reduce the duration of their running-in. as a result of the experimental studies, it was determined that the initial contact with the line, in the presence of even a small skew, dramatically reduces the initial contact spot area (fig. 4) and considerably worsens the conditions of running-in. also revealed that the significant distortions of the surfaces of the teeth of the gears during running is difficult because with the increase of misalignment of the axes of the gears, the intensity increase of the area of the contact patch on the teeth is reduced. it was found that at zero skew the increase in the contact spot area was 41,6 %, and at a skew of 1 mm / 100 mm in length – this increase did not exceed 6,6 %. there was no significant wear of the gear teeth and an increase in the contact spot area without alternating current supply to the mates. this suggests that the mechanical wear factor in the absence of loading teeth in the installation is not enough. the mechanical wear of this mate is hampered by the high contact strength of the mating surfaces. fig. 4. the effect of the misalignment of the gear axes on the increase in the area of the contact spot of the teeth (1) and the mass wear of the gears (2) at ecmr problems of tribology 37 studies of macro-and microgeometry of contacting surfaces have shown that in the process of runningin there is a decrease in the relief of the working surface of the tooth (fig. 5). а b fig. 5. change in the relief of the working surface of the tooth with a three-fold skew: a – initial state$ b – state after running-in these changes are due to electrochemical and mechanical factors that prevail in the selected conditions. the dependence of the wear of gear teeth during running of the value of the skew indicates the effectiveness of the process. it decreases with increasing skew, but with skewing up to 3 times higher than the permissible values the method is effective. the results of these studies make it possible to argue that the method of running-in the gear meshes can ensure the development of the contact spot area at a minimum contact load. the electrochemical component of the running-in process is thus the most effective, since it flows between the friction surfaces separated by a layer of electrolyte. schemes of formation of actual and electrochemical contact spots are shown in fig. 6. a b c d fig. 6. charts of creation of actual (a) (mechanical running-in) and electrochemical (b) (electrochemical break-in period) contact and the corresponding distortions (c, d): 1 – stain the actual mechanical contact; 2 – spot electrochemical contact; sкм – spot area of mechanical contact; sкэх – spot area of electrochemical contact; hmax – maximum layer of the electrolyte in which the electrochemical reaction proceeds; γ – the skew angle 38 problems of tribology the area of the contact spot using the proposed method will be: . . .к эхм к м к эхs s s  , (1) where's .к эхмs – contact area formed of electrochemical-mechanical running-in; .к мs – the contact patch formed by a mechanical running-in; .к эхs – the contact patch formed by electrochemical running-in. since the running-in process occurs as a result of mechanical and electrochemical interaction of friction surfaces, its nature is largely determined by the types of lubrication and the current (amount of electricity) flowing through the conjugated parts. based on the above, the process of running-in the gears can be represented as follows. theoretically, the working surfaces of the teeth are in contact with the involutes, so the removal of metal from the surface of the teeth depends on both mechanical and electrochemical factors. the current passing through the gear coupling depends on the conditions and properties of the lubricant. on the mechanism of friction in this pair there is no consensus, but don't deny the existence of a separating film of lubricant between the friction surfaces. it can be assumed that the studied surfaces interact under different friction regimes: boundary, transition and hydrodynamic lubrication. when hydrodynamic lubrication on the surfaces to be worked proceeds purely electrochemical reaction: the current passes through the parts, separated by a layer of electrolyte. the consequence of this is intensive etching of the surface during their anodic polarization with an alternating current frequency. the mode of boundary friction and the transition contributes to the mechanical activation of the surfaces, which enhances the effect of electrochemical reactions at a liquid friction. summary the results of experimental studies of gear engagement revealed the following: break-in period with superimposed alternating current can be applied for finishing gears, as an effective method of correcting the geometry of the working surfaces of parts’ mating; in toothed engagement with the tilt axes of the gears within the acceptable range, the running application allows to increase the area of contact spot 41,6% of the initial; effectively, the running-in process takes place at distortions of gear surfaces up to 3 ... 4 times higher than the permissible values for tu. references 1. aulin, v.v. physical bases of processes and states of self-organization in tribotechnical systems: monograph. kirovohrad: vyd. lysenko v.f. 2014. [in ukrainian]. 2. aulin, v.v. at all. tribophysical fundamentals of increasing the reliability of mobile agricultural and motor vehicles with tribotechnical recovery technologies: monograph. kropyvnytskyi: lysenko v.f. 2016. 3. aulin, v.v. tribophysical bases of increase of wear resistance of details and working bodies of agricultural machinery. doctor's thesis. kirovograde. 2014 [in ukrainian]. 4. kuzmenko a. g. studies of non-contact interaction of lubricated friction surfaces: monograph. / a. g. kuzmenko, o. v. dikha. // khmelnitsky: khnu, 2005. – 183 p. (russian). 5. aulin, v., hrynkiv, a., lysenko, s., rohovskii, i., chernovol, m., lyashuk, o., zamota, t. studying truck transmission oils using the method of thermaloxidative stability during vehicle operation / easterneuropean journal of enterprise technologies, 1 (6-97), pp. 6-12. (english). 6. aulin, v., derkach, o., makarenko, d., hrynkiv, a., pankov, a., tykhyi, a. analysis of tribological efficiency of movable junctions "polymeric-composite materials steel" / eastern-european journal of enterprise technologies, 4 (12-100), pp. 6-15. (english). 7. aulin, v., hrynkiv, a., lysenko, s., dykha, a., zamota, t., dzyura, v. exploring a possibility to control the stressed-strained state of cylinder liners in diesel engines by the tribotechnology of alignment / eastern-european journal of enterprise technologies, 3 (12-99), pp. 6-16. (english). 8. aulin, v., hrinkiv, a., dykha, a., chernovol, m., lyashuk, o., lysenko, s. substantiation of diagnostic parameters for determining the technical condition of transmission assemblies in trucks / easterneuropean journal of enterprise technologies, 2 (1-92), pp. 4-13. (english). 9. alekseev v. p. electrochemical-mechanical macro-running-in of parts /v. p. alekseev. // monograph-lugansk: elton-2, 2011. – 204p. (russian). 10. aulin, v.v., lysenko, s.v. physico-technological principles of increasing the reliability of tribosystems of diesels of mobile agricultural machinery. zhnaeu bulletin: scientific and theoretical collection, 2014. issue. № 2(45), t. 4, part ii. 56-68 [in ukrainian]. problems of tribology 39 11. aulin, v.v., zamota, t.n., lysenko, s.v. improving the operational wear resistance of machine parts by their tribotechnical restoration and management of running-in processes. motrol. commission of motorization and energetics in agriculture, 2016. vol.18, no.2, 89-96 [in russian]. 12. aulin, v.v., zamota, t.n. the development of the area of the contact spot during macroprocessing of friction surfaces. problems of tribology, 2012. №1, 9-13 [in russian]. 13. aulin, v.v., zamota, t.n., lysenko, s.v. improving the longevity of mobile agricultural and motor vehicles with tribotechnologies of running-in of the main interfaces of engine parts. technical service of agroindustrial, forestry and transport complexes, 2017. №8, 55-68 [in russian]. 14. aulin v.v. the effectiveness of the method of ecmr to eliminate various macrogeometric deviations mates parts at production and repair / v.v. aulin, t.n. zamota, m.i.chernovol // bulletin of the engineering academy of ukraine. – 2015. – №4. – p. 168-174. (english). 15. aulin, v.v., kuzyk, o.v. changing the state of friction zones of machine parts and the dynamic tribomateriality of their surface layers. collection of scientific works of kirovohrad national technical university. engineering in agricultural production, industry engineering, automation. 2013. issue 26, 32-40 [in ukrainian]. 16. aulin, v.v., lysenko, s.v., zamota, t.m. reduction of mechanical losses in the main conjugations of the details of the mscm and mv diesels with tribotechnology of restoration. scientific bulletin of the national university of life and environmental sciences of ukraine. ser.: apc engineering and energy, 2017. issue 262, 211-227 [in ukrainian]. 17. zamota t. n. control of the processes of running-in of the main conjugations of machine parts in the manufacture and repair: monograph. / t. n. zamota, v. v. aulin. kirovograd: publisher lysenko v. f.2015. 304 p. (russian). 18. aulin, v.v., lysenko, s.v., kuzyk, o.v., zhylova, i.v. fizyko-mezomekhanichnyi pidkhid do vyiavlennia kharakteru znoshuvannia spriazhen detalei silskohospodarskoi i avtotransportnoi tekhniky. problems of tribology, 2017. № 4, 82-86 [in ukrainian]. 19. aulin, v.v. et al. possibilities of tribotechnical restoration technologies to improve the durability and durability of the conjugations of vehicle parts. modern technologies in mechanical engineering and transport: scientific journal,. 2018. №1(10), 5-11 [in ukrainian]. 20. zamota t.n. electrochemical basis of the process macrorunning-in of flat friction surfaces at ecmr(g). / t.n. zamota. // problems of tribology. international scientific journal. – khmelnitsky national university. – 2011. №4.p.56-61. (russian). 21. aulin, v.v., lysenko s.v., bilyk a.p. tribophysical and physico-technological substantiation of combined functionally directed strengthening and modification of parts and working bodies of the sgt. design, production and operation of agricultural machines: national interagency scientific and technical collection, 2014. vol. 44, 92-103 [in ukrainian]. аулін в.в., замота т.м., гриньків а.в., лисенко с.в., бондарець о.а., яцун в.в. підвищення ефективності формування плями контакту в зубчастих зчепленнях при електрохімікомеханічному припрацюванні. показано, що зубчасті зачеплення є найбільш поширеними типами механічних передач. їх широко застосовують у всіх галузях машинобудування, зокрема в металорізальних верстатах, автомобілях, тракторах, сільгоспмашинах і т.д. серед безлічі переваг цього типу передач, в якості недоліків можна зазначити підвищені вимоги до точності виготовлення і монтажу. слід увагу зосередити на складному характері процесів доведення зубчастих зачеплень, враховуючи форму і важкі умови роботи при взаємодії. це обумовлює складність методів обробки робочих поверхонь з метою підвищення довговічності зубчастих зачеплень. методи вимагають підвищення твердості робочої поверхні при малих площинах контакту і великих питомих навантажень. навіть невеликі геометричні відхилення при цьому призводять до значного ускладнення процесу припрацювання поверхонь. результати експериментальних досліджень показали, що для усунення геометричних відхилень форми деталей і відхилень операцій від технології складання, механізм піддають обкатці, під час якої відбувається припрацювання робочих поверхонь. найбільш ефективним фактором прискореного припрацювання є використання комбінованих технологій, що базуються на процесах електрохімікомеханічного припрацювання. ключові слова: обкатка, електрохіміко-механічне припрацювання (ехмп), зубчасті передачі, режим тертя, пляма контакту. copyright © 2020 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 4/98-2020,40-44 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 investigation of tool wear resistance when smoothing parts d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract the article discusses the method of surface plastic deformation of steel parts by smoothing. the positive influence of this method on the wear resistance of the tool has been established under conditions of intense wear and with abundant lubrication. key words: wear, durability, tool, surface plastic deformation, friction pair, smoothing. introduction the smoothening method is ideally suited to the hardening treatment of surfaces of revolution, using a diamond indenter-smoother with a spherical working surface. despite the unique properties of diamond as a tool material (high hardness, increased wear resistance and compressive strength), its use is limited by an increased tendency to chemical interaction with structural materials, for example, with low-carbon steels, titanium and its alloys, etc. lack of lubricating coolants in the burnishing zone only exacerbates this disadvantage of diamond tools [1-3]. the peculiarity of diamond burnishing as a method of sequential local action of a moving indenter on the workpiece surface being processed in the conditions of their mass production is considered as a disadvantage due to low processing productivity [4]. the technological advantages of the burnishing process are obvious, therefore, in this work they are used, but in a technical design with a significantly higher processing performance [5]. research methodology as the main criterion for choosing rational conditions for wide burnishing, the roughness of the machined surface of the parts was used, which is provided during the tool life. the durability of the ironing tool has been classified as the time of continuous operation during which it becomes functionally unusable. this condition can be identified as irreversible changes in the topography of the tool working surface through the wear area [6, 7]. to determine the wear area of the spent smoother, a special technique was proposed, which is based on digital processing of surfaces with different reflectivity characteristic of the initial and worn conditions. the technique for quantifying the area of the worn surface of the tool includes the following steps: 1. digital photographing of the working surface of the tool on a special stand. 2. processing the bitmap image of the working surface of the tool in the graphics editor adobe photoshop in order to increase the contrast and prepare a digital photograph of the working surface of the smoother to determine the actual wear contact spot in the iznosomer program. research results the burnishing process was carried out on samples made of materials: steel 40 and high-strength cast iron vch 75-50-03. the samples were pretreated by grinding. the initial roughness of the samples from steel 40 ra = 0.5 μm, from cast iron ra = 0.85 μm. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 problems of tribology 41 when burnishing samples of steel 40 and high-strength cast iron vch 75-50-03 for all 3 studied burnishing cycles, an extreme relationship between the roughness of the treated surface and the force on the smoother is observed [8]. it has been established by experiments that the minimum values of the roughness of the processed surface in terms of ra occur at p = 210 n/mm for steel 40 and at p = 410 n/mm for vch 75-50-03 cast iron, regardless of the number of burnishing cycles. this pattern suggests that the formation of the roughness of the treated surface is influenced by the processing time and pressure on the surface to be smoothed, therefore, the reason lies in the mechanism of plastic deformation [9]. in fig. 1, a shows the obtained experimental dependence of the surface roughness of a part made of steel 45 on the length of the path traveled by the tool for tool materials: composite 05it, leucosapphire, niborite, and in fig. 1, b dependence of the surface roughness of a part made of vch 65-50-03 cast iron on the length of the path traveled by the tool made of composite 05. a b fig. 1. dependence of the roughness of the sample during smoothing on the length of the path traveled by the tool made of various materials as a result of the studies, it was found that the superhard material niborite (tomal 10) has the greatest resistance when processing steel 45, its resistance is 6.3 km. resistance for other materials when processing steel 45 is 2.3 km for leucosapphire, and 4.4 km for composite 05it. the choice of a specific tool material must be made for economic reasons for each material of the workpiece. experiments have also shown that the performance of the smoother is increased when using a hard alloy with a reduced dispersion of the carbide phase [10]. the application of wear-resistant coatings, performed in this work, did not give a tangible increase in the durability of carbide tools. a two-factor experiment was carried out in production conditions, which simulated the joint and interrelated influence of the burnishing force and the number of loading cycles on the quality of processing of the gland journals of crankshafts made of ductile iron. the results turned out to be adequate to the patterns established in the laboratory. comparison of the results of experimental studies and calculations using the energy model of wear. a comparative assessment of the data on the sizes of the wear areas of the working surfaces of smoothers made of various tool materials was performed, which were obtained experimentally and by calculation using the energy wear model. in fig. 2 shows the dependence of the area of wear on the distance traveled by the tool during processing. curves 1 and 3 were obtained experimentally according. the critical value of the wear area scritich was determined as the state of the tool that was not able to provide the required roughness during machining (with the required ra = 0.4 μm, scritical = 2.5 mm 2 ). curve 2 was obtained by a theoretical method when solving the energy model presented in the second chapter, while the empirical coefficient of resistance k resistance = 0.375 · 10 -2 ). curve 3 was obtained theoretically using the energy model for a new group of tool materials h10f after introducing the necessary empirical coefficients into it when plotting curve 2. it can be seen from the graphs that the error between the experimental and calculated wear areas is not large (less than 20%), while the curves wear corresponds to the classical, and consist of three main stages: running-in, normal operation, catastrophic wear [11]. 42 problems of tribology fig. 2. curves of the dependence of the area of wear on the traveled path of the tool in the process of wide burnishing according to the results of a comparative assessment of the data obtained by calculation and experiment, one can recognize their agreement as good. for example, if we compare the sizes of the wear areas of the working surface of smoothers made of various tool materials, calculated according to the energy model of wear and obtained by measuring in real conditions of smoothing, then the difference between them does not exceed 25%, averaging 9.3% according to the results of measurements in 5 different smoothing modes. technological features of smoothing of ductile iron with spheroidal graphite. the technological features of the process of wide burnishing of high-strength cast iron with spheroidal graphite (for example, vch 75-5003 cast iron), which is characterized by low plasticity, increased hardness and a narrow range of deformation stresses from elastic deformation to its destruction, are revealed [12, 13]. in fig. 3 shows photomicrographs of the machined surface of a ductile iron crankshaft after wide burnishing and polishing with an abrasive belt. from the point of view of the microgeometry of the surface and the need for its running-in at the initial stage of wear, smoothing treatment turned out to be more preferable than polishing. a b fig. 3. surface after smoothing (a) and polishing (b) х300 under the selected burnishing conditions, the surface layer of parts made of high-strength cast iron has a slight hardening in terms of the degree of work-hardening, an increase of up to 10% at a work-hardening depth of 4 ... 6 μm. investigation of the wide burnishing process on specimens of hardened case-hardened steel 18khgt. it was found that for smoothing parts made of case hardened 18khgt steel, it is advisable to use smoothers with a working part made of polycrystalline plates of composite 05 with a radius of 2 mm, which, under optimal loading conditions, provides a roughness of the processed surface to ra = 0.05 μm without signs of overhardening. in the case when the initial surface roughness increases before smoothing, it is necessary to increase the pressure on the tool. conclusions the criterion of tool durability is determined by its functional purpose of smoothing as a method of predominantly improving the roughness of the workpiece surface being processed. if the specified requirements problems of tribology 43 for the height of microroughnesses on the machined surface (for example, the value of the ra parameter) are not met, the smoothing tool is recognized as unsuitable for further work. the process of tool wear in the work is considered as a transformation of the microgeometric topography of its working surface as a result of the adhesive interaction of two metal bodies under conditions of dry sliding friction using the application effect. the essence of this effect lies in the imposition of the microrelief of the working surface of the smoother when rolling on the workpiece surface with the accompanying process of plastic flow of the surface layer, which allows predicting the tool life. comparative evaluation of the data on the sizes of wear areas of the working surfaces of smoothers made of various tool materials, which were obtained experimentally and by calculation using the energy wear model, showed good coincidences of the wear area of the smoother: the maximum difference is 25% with an average error of 9.3%. revealing the thermal pattern of wide burnishing allows you to develop technological restrictions on the processing process in terms of two factors. first, to prevent possible negative structural and phase transformations in the surface layer of the burnished part with a subsequent decrease in its quality and operational reliability. and, secondly, to reduce the intensity of tool wear, especially in the absence of a beneficial effect of lubricating cooling process fluids. references 1. hrushhev m.m. jeksperimental'nye osnovy teorii abrazivnogo iznashivanija / m.m. hrushhev, m.a. babichev // vestnik mashinostroenija. – 1964. – №6. – s. 56 – 62. 2. kashheev v.n. abrazivnoe razrushenie tverdyh tel: avtoref. dis. … doktora fiz. mat. nauk / v.n. kashheev. – tomsk, 1963. – 45 s. 3. tenenbaum m.m. iznosostojkost' konstrukcionnyh materialov i detalej mashin pri abrazivnom iznashivanii / m.m. tenenbaum. – m.: mashinostroenie, 1966. – 332 s. 4. shkol'nik l.m. tehnologija i prisposoblenija dlja uprochnenija i otdelki detalej nakatyvaniem / l.m. shkol'nik, v.i. shahov. – m.: mashinostroenie, 1964. – 184 s. 5. matalin a.a. tehnologicheskie metody povyshenija dolgovechnosti detalej mashin / a.a. matalin. – kiev: tehnika, 1971. – 144 s. 6. marchenko d.d. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation / d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 4/94 (2019) – s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 7. butakov b.i. usovershenstvovanie processa chistovogo obkatyvanija detalej rolikami / b.i. butakov // vestnik mashinostroenija. – 1984. – № 7. – s. 50 – 53. 8. marchenko d.d. investigation of wear of a contact pair of friction "rope block rope" / d.d. marchenko // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 2/92 (2019) – s. 82–87. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-92-2-82-87. 9. dykha a.v. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. issn 1729–3774 / a.v. dykha, d.d. marchenko, v.a. artyukh, o.v. zubiekhina–khaiiat, v.n. kurepin // eastern– european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». – 2018. – №2/1 (92) 2018. – pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 10. dykha a.v. prediction the wear of sliding bearings. issn 2227–524х / a.v. dykha, d.d. marchenko // international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. – 2018. – vol. 7, no 2.23 (2018). – pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 11.marchenko d.d. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts / d.d. marchenko, v.a. artyukh, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 2/96 (2020) – s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-26-11. 12. aulin v. wear resistance increase of samples tribomating in oil composite with geo modifier кgмf1 / v. aulin, a. hrynkiv, s. lysenko, o. lyashuk, d. velykodnyi, y. vovk, d. holub, a. chernai // tribology in industry. – vol. 41, no. 2 (2019). – s. 156 – 165. 13. aulin v. exploring a possibility to control the stressed-strained state of cylinder liners in diesel engines by the tribotechnology of alignment / v. aulin, s.a. hrynkiv,lysenko, a. dykha, t. zamota, v. dzyura // eastern-european journal of enterprise technologies. – 2019. – vol. 3 (12-99). – p. 6 – 16. doi: 10.15587/1729-4061.2019.171619. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 44 problems of tribology марченко д.д., матвеева к.с. исследование износостойкости инструмента при выглаживании деталей. в статье рассмотрен метод поверхностного пластического деформирования стальных деталей выглаживанием. установлено положительное влияние этого метода на износостойкость иснтрумента в условиях интенсивного изнашивания и при обильной смазке. ключевые слова: износ, стойкость, инструмент, поверхностная пластическая деформация, пара трения, выглаживание. copyright © 2021 o. dykha, o. makovkin, s. posonsky. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 3/101-2021,81-88 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-81-88 influence of lubrication on the friction and wear of car rolling bearings o. dykha*, o. makovkin, s. posonsky 1khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: tribosenator@gmail.com received: 10 july 2021: revised: 30 august: accept: 25 september 2021 abstract the goal of the work is to develop computational and experimental approaches to determine the wear resistance of friction units with internal contact of cylinders with slip. the scientific novelty consists in taking into account the slip for calculating the friction path and the wear of the cylinders with internal contact and the proposed method for identifying the parameters of the wear law based on the test results. practical value is the proposed methods to account load, slip and lubrication conditions on the resource for the design of friction units. the dependences for determining the friction path for internal rolling of cylinders have been considered. the design of an experimental setup for studying friction and wear of cylinders with slip has been proposed. experimental studies have been carried out: paths of friction; wear of surfaces both with a key and without a key; the effect of lubricants on wear has been studied. the form of the wear model is proposed to determine the effectiveness of methods for increasing wear resistance. the method for determining the parameters of the wear law has been implemented based on the test results. the results show the efficiency of copper powder as an additive to a lubricant. it has been established that the wear of cylinders with a key is greater than the wear of cylinders without a key due to different friction paths. a practical example of determining the wear of a car hub shaft using the wear patterns is presented. keywords: friction pair, bearing, wear parameters, lubrication, additive, suspension hub, laboratory test introduction most of the contact conditions for machine parts are internal or external cylinder contact. the internal contact of the cylindrical parts of the shaft and the hole can be either with a gap or with an interference fit. in this paper, machine units are considered in which a solid cylinder contact with a hollow cylinder in a different fit and the surfaces of the cylinders roll over each other with slipping. such machine units include: the connection of the rolling bearing rings with the shaft; key connections; wave transmission; contact in needle bearings. the types and mechanisms of wear of cylindrical couplings operating in rolling conditions with slip are common. the friction path may be small for small gaps and large enough for large gaps. in the case of a small friction path surface damage is observed in the form of fretting corrosion. in the case of a long and continuous friction path, normal wear is observed. the definition of contact pressures is based on the contact mechanics of contact surfaces. at the same time, not enough attention is paid to methods for determining the friction path or the magnitude of slip in contact. the goal of the work is to develop computational and experimental approaches to determine the wear resistance of friction units with internal contact of cylinders with slip. in this study, it is proposed to take into account the slip values when calculating the actual friction path and the total wear of the cylinders with internal contact and the proposed method for identifying the parameters of the wear law based on the results of laboratory tests. the proposed approaches make it possible to determine the effect of load, slip and lubrication conditions on the durability of the friction unit by the wear criterion. literature review much attention is paid to the study the problems of rolling friction in cylindrical tribosystems. thus, in [1] the effect of rolling resistance force, sample rotation speed and loading on wear is investigated. a mathematical model has been obtained that makes it possible to predict the wear of a friction pair under rolling http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-81-88 mailto:tribosenator@gmail.com 82 problems of tribology friction conditions. the papers [2-3] study the role of the slip coefficient in the development of cracks and fatigue life of rail materials. the results show that the slip coefficient has an important influence on the wear of materials. the article [4] presents models for calculating the speed of the rollers of a cylindrical roller bearing. it was found that the slip of rollers depends on the bearing design, load, shaft speed, lubricant properties and temperature. in [5] on the basis of dynamic analysis of rolling bearings, differential equations of a cylindrical roller bearing are established. the influence of relative slip, sliding friction coefficients and residual stresses on the distribution of shear stresses are analyzed in paper [6]. in article [7] a bearing with turbulent lubrication is considered. the simulation results are in good agreement with the experimental data. in [8] it is noted that the powder lubricants are effective, despite the increased friction indicators compared to liquid oils. this article [9] provides an equation for calculating the frictional moment of a dry lubricated tapered roller bearing, which takes into account the misalignment of the rollers. a torque model to optimize bearing design has been developed. the papers [10-13] consider the modeling of friction and wear during rolling with slip. thus numerical simulation of single surface irregularities passing through lubricated rolling contacts during sliding is carried out in [10]. phenomena have been found to explain how the roughness moves through the contact and lubricates it by sliding. in [11-12] new models of rolling bearing durability are proposed. load capacity equations have been written for both point and line contacts. the value of the empirical constant of the ball bearing has been determined based on the regression analysis of the experimental data. in the article [13], a method for determining the equivalent stiffness for bearing devices with self-elimination of the gap has been implemented. in addition, a linear model has been proposed, taking into account the effect of contact on the vibration mode and rotor frequency. simulations and experiments have been performed to test the effectiveness of the stiffness identification method. in works [14-15] models of bearing wear are proposed and methods of identifying the parameters of these models are described. thus, the determination of the amount of slip during rolling of cylinders is one of the important problems of contact mechanics and tribology in general. without knowing the amount of slip, it is impossible to simulate the wear of rolling bearings. known studies have not provided a calculation method for assessing the amount of slip during cylinder contact. taking this into account, the only correct thing is to determine the slip value only experimentally. methodology for investigating slip with internal cylinder contact the problem of describing the rolling slip process is one of the most difficult in contact mechanics. note that almost all variants of rolling mechanisms relate to external contact of cylinders or balls. let us consider the case of internal rolling of cylinders that are not connected to each other in the tangential direction (fig. 1a). fig. 1. cylinder contact during rolling under the action of the forces q and t, the outer cylinder rolls along a plane. at this time, the inner cylinder with its outer surface of radius r1 rolls along the inner surface of radius r2 of the outer cylinder. let the outer cylinder, when rolling, make a full revolution =2 and point a2 returned to its original position, having passed the path s2=2r2. during this time, the inner cylinder, when rolling along the inner surface of the outer cylinder, will travel the path s1=2r and will not return to the starting position a1. in this case, the point a1 will not reach the initial position by the amount of the path length δs: 2 1 2 2 2s r r       , (1) next, we consider the conjugation with the gap δ of the shaft of radius r1 and hollow cylinder of radius r2, connected by internal gearing with the number of teeth z (fig. 1b). when the cylinders are rolling internally, the teeth prevent the cylinders from sliding as in free rolling. the friction path is distributed between the teeth. when turning one tooth, the slip will be by the value: 1 2 / .s z  (2) problems of tribology 83 with internal rolling of the shaft over a hollow cylinder, connected by a key. this connection is similar to the sliding of the teeth at z = 1: sk=2πδ. note that formulas (1-2) determine the total amount of slip in the considered rolling section. in fact, there is continuous sliding throughout the entire section. thus, it has been found that the main role for the type and value of slippage of the coupled cylinders is played by the gap between the shaft and the hollow cylinders. in some cases, cylinders or shafts in machines rotate, and their surfaces roll over each other. as mentioned above, there are two possible cases: the inner and outer cylinders are connected by a key or pin type device; the cylinders are not connected in the circumferential direction and roll freely over each other. it is known that both in one and in the other cases, the interaction of the cylinders is worn out. let us consider the method of testing for wear and identification of the laws of wear with internal contact of the cylinders. experimental studies were carried out on a setup, the design of which is shown in fig. 2. fig. 2. experimental setup on the basis of the installation are located: engine 1 and working unit 2, interconnected by a v-belt transmission. the load is transmitted through the bearing 3 by means of a lever 4. the the load is controlled by an indicator 5. the tests were carried out for two schemes of internal contact of the cylinders: connecting the cylinders with a key and without a key (fig.3). ring 4 (52100 steel) was put on the bushing 2 (1045 steel) and fixed with a pin 3 (fig.3a). the connected parts were mounted on the shaft 1 and fixed with nut 5. using a ball r=2.67 mm, a hole was pressed on the outer side of the sleeve 2 to register the amount of sleeve wear. an iza-2 optical device was used to measure the indentation diameter d. the indentation depth was determined by the formula: 2 / 2 .h d r (3) a b fig. 3. working unit of the installation: awith a key; b-without key the difference between the initial indentation depth h0 and the indentation depth after testing was taken to be equal to the linear wear of the sleeve surface uw. the friction path of two cylinders has been determined by the dependence: 1 2 ,s bnt (4) where b is the contact strip half-width; n is the part rotation frequency; t is the time of testing. 84 problems of tribology the dimensions of the contact area with internal contact of two cylinders according to the hertz formula: 1/ 2 1 2 2 1 1.128 , r rq b le r r        (5) where q is the part load; r1 is the outer radius of the sleeve; r2 is the inner radius of the ring; l is the sleeve width; e is the modulus of elasticity of the bushing material. the tests were carried out at two loads of 100n and 200n. to study the effect of a lubricant on wear, three lubrication modes were used: dry contact; fiol-3; fiol-3 with copper powder additives (1% by weight). the results of tests for a load of 100 n without lubricant are shown in table 1. the tests were carried out with the following initial data: r=2.67mm; n= 650 rev-1; r1= 35mm; r2= 35.5mm; δ=0.5 mm. table 1 test results without lubrication at a load of 100 n t, min d, mm h, mm uw, mm s, mm·10 5 1.929 0.20 100 1.83 0.159 0.008 0.3 200 1.85 0.155 0.012 0.6 300 1.83 0.152 0.015 0.9 600 1.79 0.15 0.02 1.8 900 1.75 0.144 0.025 2.5 the results have been obtained similarly for different modes of lubrication and loading. the dependence of wear on the friction path conditions is shown in fig. 4 (q=100n). fig. 4. wear on the friction path with non-free contact of the cylinders (q = 100 n) wear tests with free contact of the cylinders were carried out according to the scheme in fig. 3b also for two loads and three modes of contact lubrication. the tests were carried out with the initial data: r=2.67mm; n= 650 rev-1; r1= 34.7 mm; r2= 35.7 mm; δ=1 mm. the wear on the friction path with free contact of the cylinders for various lubrication conditions is shown in fig. 5 (q = 100 n). problems of tribology 85 fig. 5. dependences of wear on the friction path with free contact of the cylinders (q = 100 n) results of estimated wear resistance at internal contact of cylinders with slip for the analysis of the wear of machine parts, you can use a simple wear model: , m w w u k s  (6) where uw is the current wear; kw, m are the parameters of the wear model determined from the experiment; σ is the contact pressure; s is the friction path at wear points, determined by calculation or from experiment. to determine the parameters of the wear law (6), it is proposed to use the obtained results of tests for cylinder wear under various lubrication modes. the wear law parameter m is determined by the results of the wear values and contact pressures obtained at two values of the external load: 100 n and 200 n according to the dependence: 1 2 1 2 lg( / ) , lg( / ) w w u u m    (7) where δuw1, δuw2 are the values of the wear of the part at various loads q; σ is the maximum contact pressure at a given load according to the hertz formula: 1/ 2 2 1 1 2 0.418 , r rqe l r r         (8) wear model parameter kw: 2 2 2 .w w m u k s   (7) the results of wear tests and parameters of the law of wear of cylinders for various lubrication conditions are presented in table 2. table 2 results of studies of cylinders wear with slip lubricant with key without key dry fiol-3 fiol-3 + bronze dry fiol-3 fiol-3 + bronze b (100n), mm 0.23 0.23 0.23 0.16 0.16 0.16 b (200n), mm 0.32 0.32 0.32 0.23 0.23 0.23 s900(100n), mm∙10 5 2.7 2.7 2.7 1.87 1.87 1.87 s900(200n), mm∙10 5 3.75 3.75 3.75 2.7 2.7 2.7 100, mpa 15 19.5 200, mpa 199 285 m 1.84 2 2.04 1.8 1.76 1.78 kw, mpa-1∙10-9 18.4 8.85 7.2 7.1 4.3 3.52 86 problems of tribology thus, in contrast to the known approaches, a theoretical and experimental method is proposed for determining the wear of cylinders with internal contact, taking into account the friction path from the slip value. a method for identifying the parameters of the wear law based on the results of laboratory tests is also proposed. for the further development of ideas about the mechanism of slip, it is necessary to carry out experiments to determine the slippage of uncoupled cylinders and to study experimentally the influence of interference and clearance on the amount of slippage and wear. the task is to determine the wear of the hub shaft in the connection of the rolling ball bearing of the suspension hub of the vehicle. the initial data: load on one wheel is 3000 n; diameter of the bearing ring is d=34 mm; ring thickness is 5 mm; the clearance δ = 0.05 mm. the slip in the contact is taken to be equal to the value of the relative clearance: ψ=δ/r=0.003. the friction path in one wheel revolution: s1=2πr ψ =0.32. with a wheel diameter of 500 mm, the wheel makes an 640 revolutions per 1 km of run. then the friction path for 100,000 km of run will be: s=0.32∙640∙100,000=2.05∙107 mm. the calculation of the hub shaft wear was carried out to the formula (7). two modes of lubrication were considered: fiol-3 and grease with copper powder. the parameters of the wear (7) were taken from table 2. the contact pressure was taken to be 5 mpa. the results of calculating the wear of the hub shaft are shown in fig. 6. fig. 6. dependence of the hub shaft wear on the vehicle resource the calculation results show the efficiency of using copper powder as an additive to a lubricant. conclusions developed a test procedure for wear during internal rolling of a cylinder.the developed technique is used to assess the effectiveness of lubricants and additives from bronze powder to increase the wear resistance of the interface. as a result of tests, it has been found that: wear of cylinders with a key is 1.35 times more than the wear of cylinders without a key, which is explained by a correspondingly large friction path; lubrication with fiol reduces the wear of the joint by 1.81 times; lubrication with fiol with the addition of bronze powder reduces wear in comparison with lubricant without the addition of additives by 1.2…1.8 times; the overall reduction in wear when using fiol with bronze powder is estimated 2.3…2.1 times. references 1. korolev, a.v., korolev, a.a. friction machine for accelerated wear tests of frictional rolling elements. j. frict. wear 38, 77–81 (2017) 2. ronen, s., goltsberg, r. & etsion, i. a comparison of stick and slip contact conditions for a coated sphere compressed by a rigid flat. friction 5, 326–338 (2017) 3. wang, w.j., lewis, s.r., lewis, r., beagles, a., he, c.g. the role of slip ratio in rolling contact fatigue of rail materials under wet conditions, wear 376–377, 1892-1900 (2017) 4. guo, yi, jonathan keller,validation of combined analytical methods to predict slip in cylindrical roller bearings.tribology international 148, 106347 (2020) 5. deng, s., lu, y., zhang, w., sun, x., lu, z. cage slip characteristics of a cylindrical roller bearing with a trilobe-raceway. chinese journal of aeronautics 31/2, 351-362 (2018) 6. goryacheva, i.g., torskaya, e.v. modeling the accumulation of contact fatigue damage in materials with residual stresses under rolling friction. j. frict. wear 40, 33–38 (2019) 7. zhu, s., sun, j., li, b., zhao, x., zhu, g. stochastic models for turbulent lubrication of bearing with rough surfaces. tribology international 136, 224-233 (2019) problems of tribology 87 8. rahmani, f., pandey, r.,. dutt, j. performance studies of powder-lubricated journal bearing having different pocket shapes. j. tribol 140(3), 031704, (2018) 9. zhang, c., gu, l., mao, y. et al. modeling the frictional torque of a dry-lubricated tapered roller bearing considering the roller skewing. friction 7, 551–563 (2019) 10. everitt, c.-m., alfredsson, b. surface initiation of rolling contact fatigue at asperities considering slip, shear limit and thermal elastohydrodynamic lubrication. tribology international 137, 76-93 (2019) 11. xue, y., chen, j., guo, s. et al. finite element simulation and experimental test of the wear behavior for self-lubricating spherical plain bearings. friction 6, 297–306 (2018) 12. gupta, p., zaretsky, e. new stress-based fatigue life models for ball and roller bearings. tribology transactions 61(2), 304-324 (2018) 13. jin, c., li, g., hu, y., xu, y. xu, l. identification of mechanism stiffness of autoeliminating clearance for auxiliary bearing. tribology transactions 62(2) (2019) 14. dykha, a.,. sorokatyi, r., makovkin, o., babak, o.. calculation-experimental modeling of wear of cylindrical sliding bearings, eastern-european journal of enterprise technologies 5(1(89)), 51–59 (2017) 15. aleksandr, d., dmitry, m. prediction the wear of sliding bearings. international journal of engineering & technology, 7 (2.23), 4–8 (2018). doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872 88 problems of tribology диха о.в., маковкін о.м., посонський с.ф. вплив змащування на тертя та знос підшипників кочення автомобіля метою роботи є розробка обчислювального та експериментального підходів для визначення зносостійкості агрегатів тертя з внутрішнім контактом циліндрів із ковзанням. наукова новизна полягає у врахуванні ковзання для розрахунку шляху тертя та зносу циліндрів із внутрішнім контактом та запропонованого методу визначення параметрів закону зносу за результатами випробувань. практичне значення мають запропоновані методи впливу навантаження, ковзання та умов змащення ресурсу для проектування агрегатів тертя. розглянуто залежності для визначення шляху тертя для внутрішнього кочення циліндрів. запропоновано конструкцію експериментальної установки для вивчення тертя та зносу циліндрів із ковзанням. проведені експериментальні дослідження: шляху тертя; зносу поверхонь як із шпонкою, так і без шпонки; вивчено вплив мастильних матеріалів на знос. форма моделі зносу пропонується для визначення ефективності методів підвищення зносостійкості. за результатами випробувань реалізовано метод визначення параметрів закону зносу. результати показують ефективність мідного порошку як добавки до мастильного матеріалу. встановлено, що знос циліндрів із ключем більший, ніж знос циліндрів без ключа через різні шляхи тертя. наведено практичний приклад визначення зносу валу втулки автомобіля за допомогою шаблонів зносу. ключові слова: пара тертя, підшипник, параметри зносу, змащення, добавка, підвісна втулка, лабораторне випробування copyright © 2019 o.h. kurpe, v.v. kukhar.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)33-41 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-33-41 pilot production development of plate, steel grade eh36 applying thermomechanical controlled process at the rolling mill 3600 o.h. kurpe1*, v.v. kukhar2 1metinvest holding, llc, mariupol, ukraine, 2department, pryazovskyi state technical university, mariupol, ukraine *e-mail: aleksandr.kurpe@gmail.com abstract for the first time, technology has been developed, and experimental batch of shipbuilding steel plates (grade ен36, 25 × 2150 × 8000 mm) has been produced according to the requirements of classification societies (bureau veritas rules), at the rolling mill 3600, pjsc “azovstal iron & steel works”. the technology is developed using general requirements for the manufacture of rolled products with the thermo-mechanical controlled process and mathematical model of the rolling process, on the basis of which the calculations of deformation schedules have been performed. the technical possibility of shipbuilding steel plates (grade ен36, 25 × 2150 × 8000 mm) producing using thermo-mechanical controlled process (tmcp) instead of heat treatment accessing by normalization in accordance with bureau veritas rules has been conformed at the rolling mill 3600. introduction of the thermo-mechanical controlled process instead of normalization will reduce the production cost of the rolled products by eliminating natural gas consumption for heat treatment (normalization). to prepare the certification, in accordance with bureau veritas rules, it is necessary to conduct an additional series of investigations for the rolled products (grade eh36) of different thicknesses. key words: thermo-mechanical controlled process, hot rolling plate, shipbuilding steel, rolling mill technology. introduction having a significant number of benefits, thermo-mechanical controlled process (tmcp) has become more widespread in the production of almost all types of rolled products. as a result, consumers have received products that meet up-to-date quality requirements, and producers have an additional opportunity to reduce their cost production thereby maintaining, and, in some cases, greatly improving their competitiveness. nowadays, an extensive list of international standards make it possible to produce similar products in various ways, whether it be conventional hot rolling, normalizing rolling, thermo-mechanical controlled process (tmcp), or with the use of heat treatment. however, struggle for production cost, competition and product quality requirements assign clear priorities for the production method. there is a separate list of special-purpose product mix, which is still produced with the use of heat treatment only. thus, it is very important to undertake a series of studies and master the production of rolled products using thermo-mechanical controlled process (tmcp) instead of other more cost-effective methods, if the relevant standard for the product so allows. review of recent studies and publications the worldwide development and dissemination of thermo-mechanical controlled process (tmcp) technology began in the 1960s of the last century [1]. in our country, the technology started to be introduced from production of rolled plates 10 years later [2]. since that time, tmcp technology has evolved and relevant equipment has undergone drastic changes [3 5]. now, this production method is constantly developing and spreading to various rolled products. 34 problems of tribology today, tmcp allows producing plates and coils for the design, construction, and production of pressure vessels and pipelines, the study of which is described in a large number of papers prepared by the authors from different countries around the world [3 18]. tmcp was predominantly used to produce low carbon steel plates [13, 14]. however, tmcp study with the use of steels, which carbon content is up to 40 %, has become more popular recently [19]. the thorough study and introduction of steels with a carbon content of 0.06 % and below was further developed with in-depth research of hardening processes and obtaining additional properties [8, 10, 15, 20, 21]. the research on the effect of various cooling rates during tmcp on the structure and properties of the rolled products is of particular interest [11, 22] and demonstrates the effect of substantial increase in properties with acceleration in cooling rate. if the equipment allows, state-of-the-art technology will enable the production of rolled products with a yield strength of up to 800 mpa and more, but new higher levels of properties create also new challenges that require further study [12, 15]. with the development of technology and in-depth study of its influence on new properties of the rolled products, forecasting of the technology implementation results through the simulation of the development of microstructure and mechanical properties proposed by the paper authors [6, 7] became more widespread. the great list of scientific papers shows that tmcp technology mastering for further production requires conducting a number of studies to demonstrate the capabilities of technology, equipment and obtain appropriate quality in accordance with the requirements of standards and customers [23 29]. the development of thermo-mechanical controlled process technology to produce shipbuilding steel plates (grade eh36, 25 × 2150 × 8000 mm) instead of heat treatment by normalization at the rolling mill 3600 is a relevant target to ensure manufacture of the rolled products in accordance with modern requirements and allow reducing production costs. problem definition the paper objective is to develop the technology of high-strength shipbuilding steel plate production (grade ен36, 25 × 2150 × 8000 mm) in strict compliance with bureau veritas rules at the rolling mill 3600, pjsc “azovstal iron & steel works”. statement of basic materials the existing equipment of the rolling mill 3600 currently consists of five duplicate pusher-type reheating furnaces, which are able to heat the slabs with a thickness of 130 350 mm, width of 1100 1920 mm, length of 920 3420 mm, and weight of 1.8-16 tonnes; descaler with a pressure of 150 atm; universal roughing stand, which provides for maximum rolling force of 11 mn with the vertical rolls and 46 mn with the horizontal rolls; duplicate carriage to transfer the rolled products with a thickness of 50.8 mm and more to further heavy plate treatment area; finishing reversing stand with a maximum rolling force of 46 mn (roughing and finishing stands are equipped with built-in 150 atm descalers on both sides); sms demag accelerated controlled cooling unit, including a cooling section of 25600 mm, 24 top and 24 bottom collector headers for laminar cooling (cooling rate is 12 45 °с/s); sms demag 9-roller hot-plate leveling machine; transverse cutting machine. layout of the main equipment of the rolling mill 3600 is shown in fig. 1. fig. 1. layout of the main equipment of the rolling mill 3600: 1 – reheating furnaces; 2 – descaler; 3 – universal roughing reversing stand; 4 – carriage for heavy plate transfer; 5 – finishing reversing stand; 6 – accelerated controlled cooling unit; 7 – roller hot-plate leveling machine; 8 – transverse cutting machine the mill produces steel plates for structural, engineering, shipbuilding purposes, as well as for construction of the offshore drilling platforms, for the manufacture of large diameter high-pressure electric-welded pipes and other purposes. the rolled products have the following dimensions: thickness of 6-200 mm, width of 1500 3300 mm, length of 6000 24400 mm. problems of tribology 35 it should be noted that currently high-strength shipbuilding steel plates (grade eh36) with a thickness of up to 50 mm are produced at the rolling mill 3600 using heat treatment – normalization, which is stated in the certificate no. 08458/d0 bv issued by bureau veritas. according to bureau veritas rules, steel plates (grade eh36) with a thickness up to 100 mm can be produced with normalization or thermo-mechanical rolling process. following bureau veritas classification, nr 216 rules, chapter 2 (clause 1.7.3) [30], thermomechanical rolling, tm (thermo-mechanical controlled process, tmcp), provides for strict control of metal temperature and reduction during rolling. in general, we may observe larger percentage of the reduction at a temperature close to the temperature ar3, which can involve rolling in the two-phase region. the following normalization or other types of heat treatment cannot reproduce the post-tm (tmcp) properties. the accelerated controlled cooling (acc) after rolling can be used by special approval of the company, which makes it possible to improve mechanical properties through the controlled cooling with a rate greater than ambient air cooling rate. the slabs (220 × 1850 × 1590 1600 mm, 5.080 5.112 tonnes, heat no. 2104917) with the chemical composition given in table 1 were used in experimental rolling. the chemical composition of the experimental slabs fully meets the rules on materials and welding for the classification of marine units (nr 216), chapter 2, established for the thermo-mechanical controlled process of rolled product manufacture (grade eh36). for comparison of chemical compositions, table 1 demonstrates a typical chemical composition, which is currently used to produce the grade eh36 with heat treatment – normalization. the chemical composition shown herein has a slight deviation from the composition used in the experimental rolling. however, excess of the prescribed carbon equivalent limit does not allow its use for the thermo-mechanical controlled process. table 1 slab parameters for experimental rolling chemical element content, % steel grade heat no. сe c mn si s p nb cr ni** cu v** ti** mo al h eh36 2104917 0. 38 0. 16 1. 28 0. 25 0. 00 40 0. 01 9 0. 03 3 0. 03 0. 03 0. 03 0. 00 3 0. 01 2 0. 00 5 0. 04 4. 9 eh36 typical* 0. 37 -0 .4 1 0. 14 -0 .1 6 1. 32 -1 .3 5 0. 22 -0 .2 6 0. 00 50. 01 1 0. 00 9 0 .0 18 0. 03 20. 03 8 0. 03 -0 .0 8 0. 02 -0 .1 3 0. 02 -0 .0 5 0. 02 80. 04 0 3. 1 4. 7 ≤ 0. 38 ≤ 0. 18 0. 90 -1 .6 0 ≤ 0. 50 ≤ 0. 03 5 ≤ 0. 03 5 0. 02 -0 .0 5 ≤ 0. 20 ≤ 0. 40 ≤ 0. 35 0. 05 -0 .1 0 ≤ 0. 02 ≤ 0. 08 ≥ 0. 01 5 bv rules, nr 216, chapter 2 amount of nb + v + ti ≤ 0.12%. carbon equivalent (ce) is calculated according to the following formula:     6 5 15 cr mo v ni cumn ce c        notes: * typical chemical composition, which is used for the current production of the specified product mix with the use of heat treatment – normalization;** elements mentioned above are used separately or in combination. when designing technology, there have been used the principles of controlled rolling at low temperatures, in particular, formation of the necessary structure and properties of rolled products when the deformation ends in the two-phase γ α region. the plates (25 × 2150 mm, grade en36), which are currently produced with the normalization, have been taken as the experimental product mix. the following target thermo-mechanical parameters of the rolling process have been calculated: deformation degree after receiving the rolled product width in the roughing stand of no less than 15 %; temperature conditions in the finishing stand; initial deformation temperature of 750 770 °c; final deformation temperature of 740 720 °c. the technology design has been based on the integrated mathematical model of the rolling mill 3600. the target rolling pattern in the roughing stand is a transverse and longitudinal pattern with an increase in deformation, which provides on average constant rolling force of 23 mn between the passes. the thermo36 problems of tribology mechanical controlled process has been introduced at the rolling mill 3600 in accordance with the developed temperature and deformation conditions (tables 2, 3). during the study, there have been used two patterns: longitudinal-transverse-longitudinal (breakdown with pulling) for batch no. 7052 and target-transverse-longitudinal for batch no. 7053. comparison of the calculation results with the actual rolling parameters is presented in table 2 and 3. the actual rolling parameters, including the deformation degree after the breakdown in the roughing stand, and the temperature conditions in the finishing stand were met. the rolling force variation in the passes in the roughing and finishing stands is shown in fig. 2 and 3. table 2 target and actual parameters of plate production (25 × 2150 mm, grade ен36) in the roughing stand at the mill 3600 actual parameters target parameters batch no. 7052 batch no. 7053 pa ss n um be r th ic kn es s, m m de fo rm at io n de gr ee , % ro lli ng fo rc e, m n × 10 0 te m pe ra tu re , ° с th ic kn es s (c lo ck fa ce ), m m th ic kn es s (r ec al cu la te d) *, m m de fo rm at io n de gr ee , % ro lli ng fo rc e, m n × 10 0 te m pe ra tu re , ° с th ic kn es s (c lo ck fa ce ), m m th ic kn es s (r ec al cu la te d) *, m m de fo rm at io n de gr ee , % ro lli ng fo rc e, m n × 10 0 te m pe ra tu re , ° с 0 t221.7 221.7 t 221.7 1 190 14.3 2045.6 1150 200 202.2 9.6 2250 1128 180 182.7 21.3 2500 1125 2 154 18.9 2386.9 1146 180 182.3 10.9 2300 152 154.2 18.5 2250 3 t 131 14.9 2299.5 1142 145 147.7 23.4 2500 t 115 119.3 29.3 3420 4 110 16.0 2300.4 1136 к 123 127.4 15.9 3500 90 93.9 27.1 3200 5 91 17.3 2302.9 1129 100 103.9 22.6 3200 72 75.2 24.9 2820 6 75 17.6 2202.7 1121 t 72 76.1 36.5 3300 notes: t – means turning; * actual thickness of the feed recalculated with due regard to the stand stiffness table 3 target and actual parameters of plate production (25 × 2150 mm, grade ен36) in the finishing stand at the mill 3600 actual parameters target parameters batch no. 7052 batch no. 7053 pa ss n um be r th ic kn es s, m m de fo rm at io n de gr ee , % ro lli ng fo rc e, m n × 10 0 te m pe ra tu re , ° с th ic kn es s (c lo ck fa ce ), m m th ic kn es s (r ec al cu la te d) *, m m de fo rm at io n de gr ee , % ro lli ng fo rc e, m n × 10 0 te m pe ra tu re , ° с th ic kn es s (c lo ck fa ce ), m m th ic kn es s (r ec al cu la te d) *, m m de fo rm at io n de gr ee , % ro lli ng fo rc e, m n × 10 0 te m pe ra tu re , ° с 0 75 76.1 75.2 1 71 5.3 2427.1 760 66 66.8 12.2 3450 768 65 65.6 12.8 3370 767 2 65 8.5 3419.2 756 56 58.2 12.9 4300 57 58.4 11.0 3820 3 59.5 8.5 3322.9 754 48 50.3 13.6 4370 51 52.6 9.9 3950 4 54 9.2 3452.6 752 42 44.2 12.1 4320 45 46.6 11.4 3950 5 49 9.3 3345.3 750 38 39.1 11.5 3670 40 41.5 10.9 3900 6 44 10.2 3501.9 747 34 35.1 10.2 3650 36 37.3 10.1 3750 7 39.5 10.2 3393.9 744 31 31.6 10.0 3370 32 33.3 10.7 3770 8 35 11.4 3570.2 741 29 29 8.2 3020 29 30 9.9 3570 9 31 11.4 3458.9 737 29 26.6 8.3 1550 738 27 27.3 9.0 3200 10 27.5 11.3 3274.6 736 26.5 25.6 6.2 2470 721 11 25 9.1 2654.1 734 notes: t means turning; * actual thickness of the feed recalculated with due regard to the stand stiffness problems of tribology 37 the rolling pattern in the roughing stand, which was used in the production of the batch no. 7053, is more appropriate, since it allows, with an increase in the deformation degree, reducing number of passes and, with an increase in rolling forces in the passes 3, 4 and 5, reducing rolling cycle. this pattern is closer to the target one. the rolling pattern used in the production of the batch no. 7052, owing to the phase changes in the longitudinal (passes 1 3, 6) and transverse (passes 4 5) rolling, with due regard to the target pattern, resulted in the rolling force growth due to increase in the rolling product width in transverse passes. when compared with the batch no. 7053, this pattern has an increased number of passes, therefore, it is longer-term and more energy-consuming. after rolling and final cooling, samples were taken from the rolled products to conduct a series of mechanical tests (main and additional) in accordance with bv rules, nr 216, chapter 2, and bv rules, nr 480 approval of the manufacturing process of metallic materials. the test results are shown in table 4 and table 5. fig. 2. rolling force variation in the passes in the roughing stand when calculating target conditions (1) and actual rolling of the batches no. 7052 (2) and no. 7053 (3) fig. 3. rolling force variation in the passes in the finishing stand when calculating target conditions (1) and actual rolling of the batches no. 7052 (2) and no. 7053 (3) the rolling patterns used in the roughing stand are shown in fig. 4. in general, the implemented scheme of the thermomechanical rolling process are shown in fig. 5. fig. 4. rolling pattern in the roughing stand, actually used in the batch no. 7053 (1) and actually used in the batch no.7052 (2) 38 problems of tribology fig. 5. the implemented scheme of the thermomechanical rolling process in general table 4 main test results for the rolled products in accordance with bv rules, nr 216, chapter, and bv rules, nr 480 test results type of tests bv requirements batch no.7052 batch no.7053 data compared with the post heat treatment and normalization condition rolled product thickness, mm 25 25 23-27 yield strength, reh, mpa, min. 355 437 450 367-426 tensile strength, rm, mpa 490-630 550 560 496-540 elongation, а5, %, min. 21 30 30 25-36 average impact energy, j кvl-40 (longitudinal test) 34 144/166/155 142/125/149 194/204 кvт-40 (transverse test) 24 99/105/107 116/107/117 to compare the existing technology with the experimental rolling, table 4 shows the test results for the rolled products manufactured with normalization and using tmcp technologies. table 5 additional test results for the rolled products in accordance with bv rules, nr 216, chapter, and bv rules, nr 480 test results type of tests batch no. 7052 batch no. 7053 1 2 3 tensile test (with stress relief) at 600°с (2 min/mm), min. 1 hour yield strength, reh, mpa, min. 435 459 tensile strength, rm, mpa 548 556 elongation, а5, %, min. 30 31 impact test on the specimens without ageing, j кvl0 171/192/187 149/177/182 кvl-20 185/187/192 173/188/146 кvт-20 143/135/132 132/142/136 кvl-40 144/166/155 142/125/149 кvт-40 99/105/107 116/107/117 кvl-60 113/127/117 104/112/115 кvт-60 80/72/81 77/96/86 impact test on the specimens with deformation aging, j кvl-20 158/153 184/166 кvl-40 107/113 140/116 t em pe ra tu re time problems of tribology 39 table continuation 5 1 2 3 кvl-60 48/10 70/84 fiber-60, % 40/0 90/100 non-metallic inclusions (average / maximum rating) brittle silicates сх, points 2.1/2.5 0.8/1.5 undeformed silicates, сн, points 2.0/2.5 1.5/2.0 sulfur prints in the axial zone, there is sulfur accumulation in the form of spots and individual short irregular segregation lines microstructural examination ferrite-pearlitic, with an increase in the perlite component fraction in the axial zone size distribution 9; 10 9; 10 through-thickness tensile testing, z, % 61/67 60/52 thus, the results of the main mechanical tests of rolled products manufactured according to thermomechanical rolling conditions, fully meet the requirements contained in bv rules. in general, additional tests also demonstrated positive results. the only exceptions were impact test results for the samples taken from the batch no. 7052 with deformation aging and assessment of the fiber share in the fracture at -60 °c, which showed a lower level of properties. these results require additional testing and a microstructure study. slight increase in the properties obtained during tensile tests of the batch no. 7053 can be attributed to the use of more intense rolling schedule in the roughing stand. thermo-mechanical rolling allowed obtaining a finer ferrite grain (10; 9 points) in comparison with normalization (8; 9 points) for the comparable product mix. when comparing with the tensile strength test results on the comparable product mix manufactured with normalization, thermo-mechanical rolling provides a higher level of yield strength and tensile strength, so it could be said that it is possible to optimize the technology and chemical composition of steel. conclusions 1. the technical possibility of producing shipbuilding steel plate (grade ен36) using thermomechanical controlled process (tmcp) at the rolling mill 3600, pjsc “azovstal iron & steel works”, has been confirmed. 2. for the first time, at the rolling mill 3600, pjsc “azovstal iron & steel works”, an experimental batch of the rolled products (grade eh36) has been produced with tmcp in strict compliance with bureau veritas rules, a complex of main and additional tests has been carried out, which demonstrates the possibility of further mastering of the technology and product certification. 3. introduction of the thermo-mechanical controlled process instead of normalization will reduce the production cost of the rolled products by eliminating natural gas consumption for heat treatment (normalization). 4. to prepare the certification, in accordance with bureau veritas rules, it is necessary to conduct an additional series of investigations for the rolled products (grade eh36) of different thicknesses. refer ences 1. militzer m. thermomechanical processed steels reference module in materials science and materials engineering comprehensive. materials processing. vol. 1, 2014. pp. 191– 216.doi:https://doi.org/10.1016/b978-0-08-096532-1.00115-1. 2. yu. a. zinchenko, a. g. kurpe, o. a. bagmet. prospects of the technology used to make skelp at the azovstal metallurgical combine, metallurgist. vol. 52. nos. 7–8, 2008. pp. 461–463. doi: https://doi.org/10.1007/s11015-008-9065-4. 3. li hai-jun, li zhen-lei, yuan guo, wang zhao-dong, wang guo-dong. development of new generation cooling control system after rolling in hot rolled strip based on ufc. journal of iron and steel research. international, 2013. 20(7). pp. 29–34. 4. liu en-yang, zhang dian-hua, sun jie, peng liang-gui, gao bai-hong, su li-tao. algorithm design and application of laminar cooling feedback control in hot strip mill. journal of iron and steel research. international, 2012. 19(4). pp. 39–42. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(12)60085-5. 5. volodymyr kukhar, andrii prysiazhnyi, elena balalayeva, oleksandr anishchenko. designing of induction heaters for the edges of pre-rolled wide ultrafine sheets and strips correlated with the chilling endeffect, modern electrical and energy system mees’2017, ieee. kremenchuk, ukraine. kremenchuk mykhailo ostrohradskyi national university, 2017. pp. 404–407. doi: https://doi.org/10.1109/mees.2017.8248945. 40 problems of tribology 6. yunbo xu, yongmei yu, xianghua liu, and guodong wang. modeling of microstructure evolution and mechanical properties during hot-strip rolling of nb steels. journal of university of science and technology. beijing. vol. 15, 2008. pp. 396–401. doi: https://doi.org/10.1016/s1005-8850(08)60075-4. 7. p. korczak, h. dyja. investigation of microstructure prediction during experimental thermomechanical plate rolling. journal of materials processing technology. 109, 2001. pp. 112–119. pii: s 09240136(00)00784-6. 8. xiangwei kong, liangyun lan. optimization of mechanical properties of low carbon bainitic steel using tmcp and accelerated cooling. 11th international conference on technology of plasticity. ictp. 2014. pp. 19–24. nagoya congress center. nagoya, japan. procedia engineering 81, 2014. pp. 114–119. doi: https://doi.org/10.1016/j.proeng.2014.09.136. 9. sir harshad bhadeshia. thermomechanical treatment of steels. microstructure and properties (fourth edition), 2017. pp. 271–301. doi: https://doi.org/10.1016/b978-0-08-100270-4.00010-x. 10. v. carretero olalla, v. bliznuk, n. sanchez, p. thibaux, l.a.i. kestens, r.h. petrov. analysis of the strengthening mechanisms in pipeline steels as a function of the hot rolling parameters. materials science & engineering a 604, 2014. pp. 46–56. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2014.02.066. 11. j. zhao, w. hu, x. wang, j. kang, y. cao, g. yuan, h. di, r.d.k. misra. a novel thermomechanical controlled processing for large-thickness microalloyed 560 mpa (x80) pipeline strip under ultra-fast cooling. materials science & engineering a 673, 2016. pp. 373–377. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.07.089. 12. j. zhao, w. hu, x. wang, j. kang, g. yuan, h. di, r.d.k. misra. effect of microstructure on the crack propagation behavior of microalloyed 560 mpa (x80) strip during ultra-fast cooling. materials science & engineering a 666, 2016. pp. 214–224. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.04.073. 13. tan wen, liu zhen-yu, wu di, wang guo-dong. artificial neural network modeling of microstructure during c-mn and hsla plate rolling. journal of iron and steel research. international, 2009. 16(2). pp. 80–83. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(09)60032-7. 14. dong rui-feng, sun li-gang, liu zhe, wang xue-lian, liu qing-you. microstructures and properties of x60 grade pipeline strip steel in csp plant. journai of iron and steei research. international, 2008. pp.71–75. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(08)60035-7. 15. alexey gervasyev, victor carretero olalla, jurij sidor, nuria sanchez mouriño, leo a.i. kestens, roumen h. petrov. an approach to microstructure quantification in terms of impact properties of hsla pipeline steels. materials science & engineering a 677, 2016. pp. 163–170. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2016.09.043. 16. bagmet o.a. formirovanie optimal'nyh struktur i svojstv pri provedenii kontroliruemoj prokatki trubnyh stalej, soderzhashhih niobij // avtoreferat dis. m. «grafiks v». 2007. 23 s. 17. sposib vyrobnyctva stalevyh vysokomicnyh elektrozvarnyh odnoshovnyh trub velykogo diametra dlja magistral'nyh truboprovodiv: pat. 98214 ukrai'na: mpk (2012.01), b21c 37/08 (2006.01) b21b 1/32 (2006.01) c22c 38/00 c21d 8/02 (2006.01) c21d 8/10 (2006.01) b23k 9/025 (2006.01). № a 2010 11473; zajava 27.09.2010; publ. 25.04.2012, bjul.№ 8. 7 s. 18. sposib vyrobnyctva stalevyh vysokomicnyh elektrozvarnyh dvoshovnyh trub velykogo diametra dlja magistral'nyh truboprovodiv: pat. 96097 ukrai'na: mpk (2011.01), b21c 37/08 (2006.01) c22c 38/00 c21d 1/00 b21b 1/22 (2006.01) b23k 9/00. № a201011469; zava 27.09.2010; publ. 26.09.2011, bjul. № 18. 5 s. 19. vahid javaheria, nasseh khodaieb, antti kaijalainena, david portera. effect of niobium and phase transformation temperature on the microstructure and texture of a novel 0.40% c thermomechanically processed steel, materials characterization 142, 2018. pp. 295–308. doi: https://doi.org/10.1016/j.matchar.2018.05.056. 20. g. w. bright, j. i. kennedy, f. robinson, m. evans, m. t. whittaker, j. sullivan, y. gao. variability in the mechanical properties and processing conditions of a high strength low alloy steel. procedia engineering 10, 2011. pp. 106–111. doi: https://doi.org/10.1016/j.proeng.2011.04.020. 21. tan wen, han bin, wang shui-ze, yang yi, zhang chao, zhang yong-kun. effects of tmcp parameters on microstructure and mechanical properties of hot rolled economical dual phase steel in csp. journal of iron and steel research. international, 2012. 19(6). pp. 37–41. doi: https://doi.org/10.1016/s1006-706x(12)60124-1. 22. s. tang, z.y. liu, g.d. wang, r.d.k. misra. microstructural evolution and mechanical properties of high strength microalloyed steels: ultra fast cooling (ufc) versus accelerated cooling (acc). materials science & engineering a 580, 2013. pp. 257–265. doi: https://doi.org/10.1016/j.msea.2013.05.016. 23. sposib vyrobnyctva garjachekatanogo prokatu pidvyshhenoi' micnosti: pat. 110812 ukrai'na: mpk b21b 1/46 (2006.01). № u 2016 03353; zajava 31.03.2016; publ. 25.10.2016, bjul.№ 20. 4 s. 24. sposib vyrobnyctva garjachekatanogo prokatu pidvyshhenoi' micnosti: pat 121374 ukrai'na: mpk b21b 1/46 (2006.01). № u 2017 01785; zajava 24.02.2017; publ. 11.12.2017, bjul.№ 23. 4 s. 25. teoreticheskij analiz momenta pri prokatke s natjazheniem polosy / o. p. maksimenko, a. g. prisjazhnyj, v. v. kukhar, e. v. kuz'min // obrabotka materialov davleniem : sb. nauch. tr. / dgma. – kramatorsk : dgma, 2017. – № 1 (44). – s. 199–203. 26. kukhar v. v. utochnenie metodiki rascheta teplovyh poter metalla na nepreryvnyh stanah gorjachej prokatki / v. v. kukhar, a. g. kurpe // obrabotka materialov davleniem : sb. nauch. tr. / dgma. – kramatorsk : dgma, 2018. – № 1 (46). – s. 159–166. problems of tribology 41 27. kurpe o. h. utochnennja rozrahunku teplovyh vtrat metalu na stanah stekkelja / o. h. kurpe, v. v. kukhar, je. v. zmaznjeva // problems of tribology, 2018. – № 1. – s. 78–84. 28. kukhar v. v. rozrobka tehnologii vyrobnyctva lystovogo prokatu tovshhynoju 4 mm na stani 3200 zavodu trametal spa / v. v. kukhar, o. g. kurpe // metallurgycheskaja y gornorudnaja promіshlennost, 2018. – № 2. s. 24-29. 29. volodymyr kukhar, viktor artiukh, andrii prysiazhnyi and andrey pustovgar. experimental research and method for calculation of ‘upsetting-with-buckling’ load at the impression-free (dieless) preforming of workpiece. e3s web of conference (hrc 2017). vol. 33. 02031, 2018, https://doi.org/10.1051/e3sconf/20183302031. 30. rule note nr 216 dt r09 e. rules on materials and welding for the classification of marine units. –bureau veritas, january 2017. – p. 260. курпе о.г., кухар в.в. дослідне освоєння виробництва товстолистового прокату з марки сталі eh36 із застосуванням термомеханічного контрольованого процесу на стані 3600 вперше розроблена технологія, та виготовлена дослідна партія товстолистового прокату з судносталі підвищеної міцності марки ен36, розмірами 25×2150×8000 мм. дослідна партія виготовлена відповідно до вимог класифікаційного товариства бюро верітас на прокатному стані 3600 пат «мк «азовсталь». технологія розроблена з використанням загальних вимог до виготовлення прокату з термомеханічного контрольованого процесу та з використанням математичної моделі процесу прокатки, на підставі якої виконано розрахунки режимів деформації. підтверджена технічна можливість виготовлення товстолистового прокату з судносталі підвищеної міцності марки ен36 розмірами 25×2150×8000 мм з використанням термомеханічного контрольованого процесу (тмср) замість термічної обробки шляхом нормалізації, відповідно до правил бюро верітас на прокатному стані 3600. застосування термомеханічного контрольованого процесу, замість нормалізації, дозволить знизити собівартість прокату за рахунок виключення споживання природного газу для термічної обробки (нормалізації). для підготовки сертифікації, згідно правил бюро верітас, необхідно провести додаткову серію досліджень для прокату марки ен36 у різних товщинах. ключові слова: термомеханічний контрольований процес, товстолистовий гарячий прокат, сталь для суднобудування, технологія прокатки 4_gonchar.doc дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 36 гончар в.а., каплун п.в. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі удк 621.891 представлено результати експериментальних досліджень властивостей азотованих шарів і їх зносостійкості в абразивному середовищі зразків з сталі шх15 після іонного азотування в тліючому розряді. знайдені оптимальні режими іонного азотування за критеріями зносостійкості, твердості поверхні та товщини азотованого шару. ключові слова: зносостійкість, азотовані шари, тліючий розряд, абразивне середовище. при переробці зерна методом екструдування, робочі деталі екструдера (шнек, циліндр) зазнають значних технологічних навантажень: високий тиск і температура, корозійно-абразивне середовище, що зумовлює їх невеликий термін експлуатації. підвищення зносостійкості шнека і циліндра екструдера є перспективним напрямком дослідження. в даний час існує багато методів підвищення зносостійкості конструктивних елементів: термічні, хіміко термічні, напилення, наплавлення зносостійкими матеріалами тощо. азотування в тліючому розряді є ефективних методів зміцнення поверхні металів, який дає можливості змінювати властивості поверхневих шарів (твердість, товщину, фазовий склад, градієнт зміни властивостей по товщині) в широких межах [1, 2]. це дозволяє оптимізувати властивості зміцненого поверхневого шару для забезпечення максимальних експлуатаційних характеристик з врахуванням реальних умов експлуатації конструкційних елементів [3]. в техніці велика кількість деталей машин і інструментів працюють в абразивному і корозійно-абразивному середовищах, що приводить до руйнування їх поверхні абразивними частинками та корозійною дією агресивного середовища. тому важливим є забезпечення оптимального співвідношення між твердістю, пластичністю і корозійною стійкістю поверхневих шарів. нами розроблена технологія і обладнання для хіміко-термічної обробки деталей машин і інструментів в тліючому розряді в безводневих середовищах (суміші азоту з аргоном) [4]. особливістю даної технології є виключення водневого окрихчення металів в процесі дифузійного насичення і підвищення пластичних характеристик поверхневих шарів за рахунок різного співвідношення фаз [5]. модифікація поверхні сталі шх15 проводилася в тліючому розряді в середовищі суміші азоту з аргоном. властивості азотованого шару керувалися 4-ма технологічними параметрами: температурою дифузійного насичення, тиском в вакуумній камері, складом насичуючого середовища і часом азотування. теоретичні і експериментальні дослідження [6] показали, що всі вказані вище технологічні параметри процесу азотування мають вплив на властивості азотованого шару. тому нами досліджувався вплив кожного із технологічних факторів при азотуванні в тліючому розряді на твердість, товщину, фазовий склад і градієнт зміни властивостей по товщині азотованого шару. змінюючи технологічні параметри процесу азотування, можна змінювати властивості азотованого шару в широких межах, одержуючи на поверхні нітридну зону різного фазового складу, різної товщини або азотовані шари без нітридної зони (рис. 1). а б в рис. 1 – мікроструктура сталі шх15 (х500) після азотованого в тліючому розряді в безводневих середовищах: а, б – з нітридною зоною різною товщини; в – без нітридної зони pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 37 для забезпечення максимальної зносостійкості пар тертя в абразивному середовищі необхідно щоб поверхневі шари мали високу твердість і максимальну товщину. теоретичними і експериментальними дослідженнями процесу іонного азотування металів [3, 6, 7] показано, що для сталі шх15 висока твердість досягається при температурах 560 580 °с, а максимальна товщина азотованого шару отримується при протяжності процесу дифузійного насичення 6 8 год. тому з метою скорочення кількості експериментів при дослідженні властивостей азотованого шару та процесу зношування азотованих зразків було використано двох факторний рототабельний план другого порядку [8]. в процесі досліджень змінювалися такі фактори: склад насичуючого середовища в межах 29 71 %, тиск у вакуумній камері в межах – 55 225 па. тривалість азотування та температура фіксувалися, і становили відповідно 240 хв та 570 °с відповідно. для отримання моделі (параметра оптимізації) використовувався алгебраїчний поліном другого порядку [8]: 2 222 2 111211222110 xbxbxxbxbxbby +++++= , (1) де 221112210 ,,,,, bbbbbb – коефіцієнти регресії; 21 , xx – змінні фактори. для запису умов експерименту і обробки експериментальних даних рівні факторів кодувались. прийняті такі змінні фактори: тиск в вакуумній камері – 1x ; об'ємний вміст аргону в суміші з азотом – 2x . при кодуванні значень 1x і 2x верхній рівень позначають +1, нижній –1, а нульовий 0. кодування фактора ix визначається виразом: i ii i zz x ε − = 0 , (2) де і – номер фактора; iz – натуральне значення i-го фактора; iz 0 — натуральне значення нульового рівня i-го фактора; iε – інтервал зміни i-го фактора. експериментальні дослідження проводились на рівнях та з інтервалами, які наведені в табл. 1. матриця плану для композиційного рототабельного планування другого порядку і результати експериментальних досліджень наведені в табл. 2. таблиця 1 рівні та інтервали зміни факторів рівні варіювання позначення фактори – 1,414 – 1 0 + 1 + 1,414 інтервал варіювання ε z 1 тиск, па 55 80 140 200 225 60 z 2 об'ємний вміст аргону, % 29 35 50 65 71 15 таблиця 2 робоча матриця та результати експериментальних досліджень робоча матриця номер режиму азотування р, па ar, % мікротвердість н100, мпа товщина азотованого шару, мкм 1 2 3 4 5 1 200 65 7651,5 225,0 2 200 35 9292,4 307,1 3 80 65 8736,0 133,3 4 80 35 10110,4 190,0 5 140 71 7861,6 168,0 6 140 29 9972,3 265,2 7 225 50 8307,9 285,1 8 55 50 9655,6 137,2 9 140 50 9113,0 223,0 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 38 продовження таблиці 2 1 2 3 4 5 10 140 50 9113,0 223,0 11 140 50 9113,0 223,0 12 140 50 9113,0 223,0 13 140 50 9113,0 223,0 на основі результатів експериментальних досліджень відповідно до двох факторного рототабельного плану отримані емпіричні математичні залежності товщини азотованого шару (3) і твердості поверхні (4) сталі шх15 від вмісту аргону в насичуючому середовищі та тиску, при постійних значеннях двох інших параметрів технологічного процесу азотування (τ = 240 хв, і температурі 570 °с). на основі цих математичних залежностей одержані графіки (рис. 2, 3). 2 2 2 12121)( 8,564,63,343,525,224 xxxxxxh мкм −−−−+= , (3) 2 2 2 12121100 8,2056,686,663,7465,4769,9171 xxxxxxh −−−−−= . (4) з рис. 2 видно, що товщина та твердість поверхні азотованого шару змінюються зі збільшенням вмісту аргону в насичуючому середовищі. максимальні значення цих величин досягаються при оптимальних значеннях вмісту аргону в насичуючому середовищі. зокрема, максимальна товщина азотованого шару утворюється в межах 22 27 %, а максимальна твердість – при 15 20 % об’ємного вмісту аргону в насичуючому середовищі. а б рис. 2 – залежність товщини азотованого шару (а) і твердості поверхні (б) сталі шх15 від вмісту аргону в насичуючому середовищі при різних тисках: 1 – 80 па; 2 – 150 па; 3 –200 па на рис. 3 наведені залежності товщини і твердості поверхні азотованого шару від тиску в вакуумній камері при різних вмістах аргону. а б рис. 3 – залежність товщини азотованого шару (а), твердості поверхні (б) сталі шх15 від тиску в вакуумній камері в процесі дифузійного насичення при різних кількостях аргону в насичуючому середовищі: 1 – 35 % ar; 2 – 50 % ar; 3 – 65 % ar pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 39 з рис. 3 видно, що товщина азотованого шару зростає зростає зі збільшенням тиску у вакуумній камері. це обумовлено збільшенням азотного потенціалу в насичуючому середовищі при збільшенні тиску. твердість азотованого шару, навпаки, зменшується при збільшенні тиску. це обумовлено тим, що зі збільшенням тиску збільшується кількість аргону і процес розпилення переважає над процесом адсорбції реактивного газу. технологічні параметри процесу азотування мають великий вплив на фазовий склад поверхневого шару і розподіл твердості по його товщині. при різних режимах азотування на поверхні утворюються різні фази: ε, γ' та α(fen). їх співвідношення впливає на твердість і корозійну стійкість поверхневого шару. наявність твердої ε-фази (ме2-3n) сприяє підвищенню корозійної стійкості поверхні. дослідження показують [5] показують, що при азотуванні в тліючому розряді в безводневих середовищах на поверхні можуть бути всі три фази в різному співвідношенні. вміст ε-фази збільшується зі збільшенням температури і підвищенням тиску в вакуумній камері. на рис. 4 наведені графіки зміни твердості по товщині азотованого шару при різних режимах азотування. з рис. 4 і табл. 2 видно, що змінюючи режими азотування можна змінювати градієнт твердості по товщині в значних межах. це має великий вплив на експлуатаційні характеристики конструкційних елементів. рис. 4 – розподіл твердості по товщині азотованого шару в залежності від режимів азотування (табл. 2): 1 4 – відповідні режими азотування; 5 – режим №7; 6 – гартування таблиця 4 кінетика зношування сталі шх15 після гартування та іонного азотування в тліючому розряді за різними режимами знос, мкм час випробувань, хв 15 30 45 60 90 120 150 180 210 240 270 300 шлях тертя l × 103, м № р еж им у аз от ув ан ня 0,27 0,54 0,81 1,1 1,6 2,2 2,7 3,3 3,8 4,3 4,9 5,4 1 16 26 35 44 62,5 81,3 101 121 142 164 187 212 2 9 15 19,8 24,9 36 48 61 75 90 106 124 145 3 11 18,2 24,6 31 44 58 73 90 110 135 160 185 4 6 11 15 19 27 35,4 45 55 67 80 95 112 5 14 23 30,7 38,4 54 71 88 105,7 124 145 170 195 6 7,5 13 17 21 30 40 51 63 76 90 106 123 7 12 20,1 27 34 48,3 63 78,3 94,2 112 131 152 174 8 8,3 14 19 23,6 33,7 44 56 68,2 82 97 114 133 9 10 16 21,6 27,3 39 51 65 80 96 112,6 131 151 10 9,79 16,4 22 27,2 40 52 66 81 97 112 132 152 11 10,1 15,6 21 26,8 38,1 50,3 65,7 79 95 111 130 150 12 10,21 16 21,1 27 39,2 51,6 65 79,6 96 113,1 130,8 150,6 13 9,7 16,1 21,8 26,9 38,7 51 64,1 80,3 96,3 112,2 131,1 151,3 гартований 35 61 76 89 114 139 164 189 214 239 264 289 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 40 в табл. 4 та рис. 5 наведені результати експериментальних досліджень зносостійкості зразків з сталі шх15 після різних режимів азотування (табл. 2) в середовищі модельного розчину на машинах торцевого тертя при питомому навантаженні 0,5 мпа і швидкості ковзання 1,37 м/с. [9]. з табл. 4 та рис. 5, а видно, що зносостійкість зразків після азотування за різними режимами різна і значно перевищує зносостійкість гартованого зразка. найвищу зносостійкість мали зразки, що азотувались за режимом 4. величина зносу після шляху тертя 5,4 × 103 м зразків, що азотувалися за режимом 4, в 2,5 рази менша в порівнянні з гартованими зразками. як видно з рис. 5, б, що по мірі зношування азотованого шару інтенсивність зношування азотованих зразків поступово наближається до інтенсивності зношування гартованої сталі. це обумовлено зміною твердості по товщині азотованого шару. а б рис. 5 – залежність зносу (а) та інтенсивності зношування (б) сталі шх15 після гартування та азотування за різними режимами: 1 9 – режими азотування; 10 – гартування на основі експериментальних досліджень з застосуванням двохфакторного рототабельного плану одержані математична залежність (5) зносу від технологічних параметрів режиму азотування. 2 2 2 12121)( 9,335,11,308,140,152 xxxxxxu мкм ++−−+= . (5) на основі рівняння (5) побудовані графіки (рис. 6) залежності зносу від технологічних параметрів режиму азотування. з графіків видно, що знос зростає при збільшенні тиску та вмісту аргону в насичуючому середовищі. це пояснюється зміною властивостей азотованого шару в залежності від даних параметрів (рис. 2 3). pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 41 а б рис. 6 – залежність зносу сталі шх 15 від вмісту аргону (а) і тиску (б) в насичуючому середовищі (n2+ar): а – при тиску 1 – 80 па; 2 – 150 па; 3 – 200 па; б – при 1 – 35 % ar; 2 – 50 % ar; 3 – 65 % ar таким чином, проведені дослідження властивостей азотованого шару при азотуванні в тліючому розряді в безводневих середовищах та його зношування в модельному розчині сталі шх15 показали, що їх можна змінювати в широких межах з допомогою технологічних параметрів процесу азотування і оптимізувати за критеріями максимальних значень: зносостійкості, твердості поверхні та товщини азотованого шару. література 1. ионная химико-термическая обработка сплавов / арзамасов б. н., братухин а. г., елисеев ю. с., панайоти т. а. – м.: изд-во мгту им н. 3. баумана, 1999. – 400 с. 2. лахтин ю.м. азотирование стали / ю.м. лахтин, я.д. коган. – м.: машиностроение, 1976. – 256 с. 3. каплун в.г. прогрессивные технологии упрочнения конструктивних элементов / в.г. каплун, п.в. каплун // в кн. «современньїе технологии в машиностроении». – харьков нту «хпи», 2007. – с. 388403. 4. каплун в.г. енерго і ресурсозберігальна екологічно чиста технологія і обладнання для зміцнення деталей машин /в.г. каплун, і.м. пастух // машиностроение. – 2002. – №2. – с. 49-51. 5. каплун в.г. особенности формирования диффузионньїх слоев при ионном азотировании в безводородньїх средах / физическая инженерия поверхности. – харьков. – 2003. – т.1. – № 2. – с. 141146. 6. пастух и.м. теория и практика безводородного азотирования в тлеющем разряде. – харьков: нец хфти. – 2006. – 364 с. 7. каплун п.в. вплив покриттів на зносостійкість і довговічність підшипників кочення: автореф. дис. канд. тех. наук / київ 2004.–с. 20. 8. тихомиров в. б. планирование и анализ зксперимента / в.б. тихомиров. – м.: легкая индустрия, 1974. – 262 с. 9. гончар в.а. методика дослідження зносостійкості шнека екструдера для переробки фуражного зерна з добавками мінералу сапоніту // проблеми трибології. – 2008. – № 4. – с. 19-21. поступила в редакцію 07.12.2012 pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com дослідження властивостей азотованого шару сталі шх15 та його зношування в абразивному середовищі проблеми трибології (problems of tribology) 2013, № 1 42 gonchar v.a., kaplun p.v. studying the properties of the nitrided layer steel шх 15 and its wear in abrasive environments. experimental study of the properties of the surface layer of steel shh15 after ion nitriding among the mixture of nitrogen and argon in their different ratios for different technological regimes. investigated thickness, hardness, wear resistance and phase composition of the nitrided layers. studies were conducted on the durability of the machine mechanical friction at specific load 0,5 mpa and slip speed 1,32 m / s in the environment model abrasive solution. on the basis of the plan of experiments investigated the analytical properties depending on the technological parameters of the process of ion nitriding. constructed graphic dependence of the nitrided layer thickness and hardness of the surface of the technological parameters of the process of ion nitriding. the kinetics of the process of wear of the nitrided layers in the model abrasive solution. conducted comparing the intensity of wear steel shh15 after quenching and ion nitriding. an optimization study properties of the nitrided layer by setting the maximum hardness of the surface, the thickness of the hardened layer and its durability. found optimum conditions of ion nitriding steel shh15 for each of the studied characteristics. established that the wear resistance of steel shh15 after ion nitriding 2,5 times higher compared to its durability after quenching. key words: wearproofness, nitrided layers, smouldering digit, abrasive environment. references 1. arzamasov b. n., bratuhin a. g., eliseev j. s., panajoti t. a. ionnaja himiko-termicheskaja obrabotka splavov. m., izd-vo mgtu im. n. z. baumana, 1999, 400 p. 2. lahtin j.m., kogan j.d. azotirovanie stali. m., mashinostroenie, 1976, 256 p. 3. kaplun v.g., kaplun p.v. progressivnye tehnologii uprochnenija konstruktivnih еlementov. sovremenn'їe tehnologii v mashinostroenii, har'kov ntu «hpi», 2007, pp. 388403. 4. kaplun v.g., pastuh і.m. energo і resursozberіgal'na ekologіchno chista tehnologіja і obladnannja dlja zmіcnennja detalej mashin. mashinostroenie, 2002, no 2., pp. 49-51. 5. kaplun v.g. osobennosti formirovanija diffuzionn'їh sloev pri ionnom azotirovanii v bezvodorodn'їh sredah. fizicheskaja inzhenerija poverhnosti, har'kov, 2003. t.1. no 2, pp. 141-146. 6. pastuh i.m. teorija i praktika bezvodorodnogo azotirovanija v tlejuwem razrjade. har'kov, nec hfti, 2006, 364 p. 7. kaplun p.v. vpliv pokrittіv na znosostіjkіst' і dovgovіchnіst' pіdshipnikіv kochennja. avtoref. dis. kand. teh. nauk, kiїv, 2004. 20 p. 8. tihomirov v. b. planirovanie i analiz zksperimenta, m., legkaja industrija, 1974, 262 p. 9. gonchar v.a. metodika doslіdzhennja znosostіjkostі shneka ekstrudera dlja pererobki furazhnogo zerna z dobavkami mіneralu saponіtu, problems of tribology, 2008, no 4, pp. 19-21. pdf created with pdffactory pro trial version www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com http://www.pdffactory.com copyright © 2023 iu. sokolan, o. romanishina, k. sokolan, p. maidan, v. karazey. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 37-43 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-37-43 features of increasing the wear resistance of machine parts by treatment with a concentrated heat flow iu. sokolan*, o. romanishina, k. sokolan, p. maidan, v. karazey khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail:sokolanjulia@gmail.com received: 21 april 2023: revised:17 mayl 2023: accept:31 may 2023 abstract the article discusses the possibility of using surface treatment of parts with a concentrated heat flow to increase the wear resistance of parts. this method provides conditions for the rapid crystallization of the metal structure after zonal surface melting of the sample surface with electric arc plasma. it has been found that the wear resistance of steel increases significantly with increasing scanning speed and decreasing current strength. the nearsurface layers on the cross-sectional grinds of the melting areas were studied in comparison with the initial (without melting) state on the basis of diagrams of the method of continuous indenter immersion. the values of a number of micromechanical parameters characterizing the resistance to microplastic deformation and elastic-viscous properties of steel after strengthening heat treatment were obtained. it should be noted that with a fourfold increase in hardness, the wear resistance of the steel increased almost 10 times. this indicates that the wear resistance of metals under friction is determined not only by macroscopic strength and hardness, but also by the ability to relax local peak stresses under dynamic contact interaction. key words: gtaw method, surface hardening, wear resistance of steel, electric arc treatment, concentrated heat flux. statement of the problem heat treatment of working surfaces of machine parts with the use of concentrated heat flow of high power allows to solve technical problems associated with increasing the wear resistance of metal products. in this regard, from the economic point of view and technological capabilities, the electric arc plasma treatment method is of interest, allowing after surface melting to cause rapid crystallization of metal due to intensive heat transfer (gtaw method) [1]. however, the influence of technological parameters of the melting process with subsequent recrystallization of the metal on the forming microstructure and its rheological strength properties, determining the wear resistance, remains insufficiently studied. analysis of the available investigations gtaw (gas-tungsten-arc-welding) has become one of the most common arc welding methods. this is due to the fact that the resulting welds are characterized by high quality. one of the main advantages of this technology is the possibility to weld a wide variety of materials: along with low-carbon, high-alloy and martensitic steels, more valuable is the possibility of high-quality welding of aluminum and magnesium alloys, and in addition, such metals and alloys as titanium, zirconium, molybdenum, nickel, copper, bronze, brass [2, 3]. nevertheless, the works devoted to the application of this method do not consider its use as one of the possible methods of surface hardening of machine parts, which in the future will be subjected to friction conditions without lubrication. in this regard, the question of the possibility of applying the gtaw method as a method of pre-treatment of materials is relevant. the objective of the work http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-37-43 38 problems of tribology evaluate the effectiveness of surface heat treatment of steel with electric arc plasma to improve tribological parameters. statement of the task gtaw (gas-tungsten-arc-welding) method was used for surface hardening, which provides conditions of fast crystallization of metal structure after zonal surface melting by electric arc plasma of sample surface in the form of tiles (200 × 50 × 10 mm). the basis of the experimental setup was equipment faltig 315ac/dc with protective gas (argon) and the use of non-consumable tungsten electrode (diameter 2.4 mm), hardened by thorium oxide. installation scheme and general view are shown in fig. 1 and 2. fig. 1. schematic of the installation for melting and calorimetric studies (method gtaw: gas-tungsten-arcwelding): 1 current source, 2 liquid metal welding bath, 3 melted layer, 4 sample, 5 protective gas, 6 direction of arc movement, 7 temperature gauge, 8 protective atmosphere, 9 electrode, 10 electric arc, 11 flow meter, 12 – calorimeter, 13 – thermocouple fig. 2. general view of the installation to intensify heat removal and accelerate crystallization, the sample tile was fixed as a flow calorimeter cover so that its lower plane was cooled by a water flow, while its upper surface was zonally melted. during arc scanning, the temperature of water at the inlet and outlet of the calorimeter was measured at the set water flow [4]. the heat absorbed by the tile material is spent for heating (qh) and melting (qп) of the scanning zone. the amount of heat absorbed in this way (taken by the calorimeter) was calculated by the formula: 𝑄𝑘 = 𝑄𝐻 + 𝑄п = 𝜌 ⋅ 𝑉 ⋅ 𝑐 ⋅ 𝛥𝑡, (1) where ρ is the density of water; v is the volume of water consumed in the fusion process; c is the specific heat capacity of water; δt is the temperature increase of water. the efficiency of useful use of the heat released in the electric arc was evaluated by the thermal efficiency: η = qk/q, (2) where q = i ∙ u ∙ τ is the total amount of heat released during time τ. the influence of the main process parameters of the gtaw process (current strength and arc scanning speed) on the amount of heat taken by the tile sample during heating and melting (qk = qh + qп), as well as the effect on the thermal efficiency of the process η (fig. 3) were studied. the arc voltage was of secondary importance. problems of tribology 39 a b fig. 3. dependence of the absorbed amount of heat qk (a) and thermal efficiency. η (b) as a function of arc scanning speed and current strength: 1 i = 100 a; 2 i = 200 a (u = 14 v) the dependences obtained show that the efficiency of heat reception by the sample increases with increasing current strength and decreasing scanning speed. in the investigated range, the highest values of thermal efficiency. (η = 60 ÷ 70 %) were observed at the speed vs = 200 mm/min. fig. 4 illustrates the influence of the studied technological parameters on the geometric parameters of steel sample melting. it can be seen that the width, depth and cross-sectional area of the melts increase with increasing current and with decreasing scanning speed. these geometrical characteristics are more sensitive to current variations at low scanning speeds. the values of qk and η, affecting the values of l and h, simultaneously form the temperature-rate parameters of the thermal cycle: heating melting crystallization hardening selftempering of steel. the decisive factor influencing the formation of steel structure is the rate of heat removal from the melting zone. a b fig. 4. influence of current strength and scanning speed of electric arc on the width l (a) and depth h (b) of melting: 1 i = 100 a; 2 i = 200 a effect of electric arc treatment on the wear resistance of steel. pre-eutectoid low-carbon steel 20 was investigated. the anti-wear properties of steel were determined by testing cube-shaped specimens (10 × 10 × 10 mm), which were cut from the fusion zones. in a friction machine, such a specimen was pressed with a controlled force against the surface of a 210 mm diameter rotating disc made of white cast iron (60 hrc). the specific load was pn = 1 mpa, the sliding speed (without lubrication) vt = 1.6 m/s, and the test time 2 hours. the wear intensity was calculated according to the formula: 𝑍 = 𝛥𝑚 𝜌⋅𝐴⋅𝐿 , (3) where δm is sample mass loss; ρ is steel density; a is contact area; l is friction path. the comparison of steel wear resistance depending on the parameters of melting current and scanning speed was carried out (fig. 5). it was found that the wear resistance of steel increases significantly with increasing scanning speed and with decreasing current. thus, after melting at a scanning speed of 800 mm/min and a current strength of 100 a, the intensity of wear decreases almost by one order of magnitude. this testifies to the fact that the increased scanning speed and reduced current contribute to such optimization of cooling and crystallization conditions, under which the microstructure with favorable strength and viscoelastic properties is formed. 40 problems of tribology fig. 5. dependence of steel wear rate on electric arc scanning speed (fn = 1 mpa, vt = 1.6 m/s): 1 i =100 a; 2 i =200 a the micromechanical and rheological properties of the surface layers were evaluated using the parameters of kinetic diagrams of continuous indentation of a berkovich indenter on the nht/nst unit of csm instruments (switzerland) [5-7]. double loading-unloading cycles with registration of the dependence of the indenter penetration depth (pd) on the acting force (fn) were investigated. at the same time the following were determined: microhardness hv0,05, young's modulus e, relaxation capacity r (relation of work of elastic aftereffects to the full work of indenter penetration), contact hardness s and hysteresis loop area wh characterizing mechanical losses (cyclic viscosity) under repeated loading. the contact stiffness s is determined by the value of force reduction during indentor unloading per unit of deformation. the smaller the value of s, the more microplastic the material is. fig. 6 shows diagrams of tests of the materials under study by continuous indentation (two cycles of loading). the near-surface layers (at a depth of h = 50 μm) on the cross-sectional thin sections of the melting areas were investigated in comparison with the initial (without melting) state. a b fig. 6. kinetic diagrams of continuous indenter microindentation after melting at arc current i = 100 a (a) and i = 200 a (b): 1 initial state; 2 5 vs = 200, 400, 600, 800 mm/min problems of tribology 41 on the basis of recording of such diagrams the values of a number of micromechanical indices characterizing the resistance to microplastic deformation and elastic properties of steel after hardening treatment have been obtained (fig. 7). a specific regularity is revealed: with increasing scanning speed during melting and subsequent rapid crystallization microhardness (hv0,05), elasticity (e), relaxation indices (r1, r2) and dissipative capacity (hysteresis loop area wh) increase significantly. at the same time, the stiffness of the contact interaction between the indenter and the material (s) decreases. for clarity of comparison, these characteristics are summarized in table 1 for scanning speed vs = 800 mm/min. a b fig. 7. effect of arc scanning speed on the micromechanical properties of hardened surfaces at i = 100 a (a) and i = 200 a (b): hv0,05 – microhardness; е – young's modulus of elasticity; s – contact rigidity; r1 and r2 – relaxation capacity in the first and second cycles; wh – hysteresis loop area table 1 comparison of micromechanical parameters (vs = 800 mm/min) s ta te o f th e m a te ri a l microhardnes s, hv0,05 modulus of elasticity е, gpa relaxation capacity hysteresis loop area wh ∙10 -3, pj c o n ta c t ri g id it y s , m n /n m r1, % r2, % initial 140 155 4,5 55 4 3,1 hardened at i = 100 a 580 205 23 87 11 1,4 hardened at i = 200 a 570 230 17 78 9 2,0 from the above data it follows that the technology under study gives a 4-fold increase in hardness, 1.3 1.5 times increase in modulus of elasticity, 4 5 times increase in relaxation capacity, 2 3 times increase in dissipative capacity (cyclic viscosity) with a simultaneous reduction of contact stiffness in 1.5 2 times. conclusions 42 problems of tribology 1. optimized surface hardening process by electric arc plasma treatment (gtaw method) in terms of current strength and arc scanning speed, providing favorable conditions for rapid crystallization of zonally melted metal. 2. surface melting of low-carbon steel by electric arc followed by rapid crystallization forms a vidmanstetted ferrite structure with a bainite strengthening phase. such material at high hardness exhibits improved viscoelastic and relaxation properties, which provides a significant increase in wear resistance. in highcarbon bainite friction, unlike ferrite-perlite structures, the contribution of relaxation processes prevails over sticking during surface deformation. therefore, martensite is additionally hardened by passing into a more ductile state and preserving high relaxation properties that ensure the development of non-damaging dissipative processes. references 1. orlovitch a. v. surface hardening of cast iron by electric arc plasma / a. v. orlovitch, a. s. trytek, v. v. shevelya. kyiv-khmelnitsky, 2008. 109 p. [in russian] 2. howard b. cary, scott c. helzer. modern welding technology. upper saddle river, new jersey: pearson education. – 2005. – 715 p. [in english] 3. larry jeffus. welding: principles and applications. thomson delmar, 1997. – 901 p. [in english] 4. shevelya v. v. influence of electric arc treatment on structure and wear resistance of cast iron / v. v. shevelya, a. s. trytek, g. s. kalda. // problems of tribology. 2009, № 2. p. 6-15. [in russian] 5. bulychev s. i. testing of materials by continuous indentation / s. i. bulychev, v. p. alekhin. moscow: mashinostroenie, 1990. – 224 p. [in russian] 6. bulychev s. i. research of mechanical properties of materials with the help of kinetic diagram of loaddepth imprint at micro-pressing / s. i. bulychev, v. p. alekhin. // problems of strength. 1976. № 9. p. 79-83. [in russian] 7. bulychev s. i. research of physical and mechanical properties of materials in near-surface layers and in micro-volumes by method of continuous indentation (review) / s. i. bulychev, v. p. alekhin, m. kh. // physics and chemistry of materials processing. 1979, № 5. p. 69-81. [in russian] problems of tribology 43 соколан ю., романішина о., соколан к., майдан п., каразей в.особливості підвищення зносостійкості деталей машин шляхом обробки концентрованим тепловим потоком в статті розглядається можливість використання поверхневої обробки деталей концентрованим тепловим потоком з метою підвищення зносостійкості деталей. цей метод забезпечує умови швидкої кристалізації структури металу після зонального поверхневого оплавлення електродуговою плазмою поверхні зразків. встановлено, що зносостійкість сталі значно зростає зі збільшенням швидкості сканування та зі зменшенням сили струму. досліджувались приповерхневі шари на шліфах поперечного перерізу областей оплавлення порівняно з вихідним (без оплавлення) станом на основі діаграм метода безперервного занурення індентора. отриманi значення ряду мікромеханічних показників, що характеризують опір мікропластичнiй деформації та пружнов’язкі властивості сталі після зміцнювальної теплової обробки. слiд зауважити, що при чотирикратному підвищенні твердості, зносостійкість сталі збільшилась майже у 10 разів. це свідчить про те, що опір зношуванню металів при терті визначається не тільки макроскопічною міцністю та твердістю, але й здатністю до релаксації локальних пікових напружень в умовах динамічної контактної взаємодії. ключові слова: метод gtaw, поверхневе зміцнення, зносостійкість сталі, електродугова обробка, концентрований тепловий потік. copyright © 2022 m. khoma, r. mardarevych, v. vynar, ch. vasyliv, yu. kovalchyk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,34-40 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-34-40 influence of heat treatment on tribocorrosion properties of ni-b composite coatings m. khoma1, r. mardarevych1, v. vynar1, ch. vasyliv1, yu. kovalchyk2 1karpenko physico-mechanical institute of nas of ukraine 2lviv national agrarian university e-mail:vynar.va@gmail.com received: 11 january 2022: revised: 13 february 2022: accept: 2 march 2022 abstract various surface protection technologies, in particular, electrochemical, are used to increase the wear and corrosion resistance of steels and alloys. composite electrochemical coatings (cec) technology is more promising than "pure" galvanic coatings. application of cec increases the wear, corrosion and fatigue failure resistance of metals. nickel often is chosen as a cec matrix because it easily forms uniformly filled defect-free composite structures with many particles of the dispersed phase (dp). physical and mechanical properties of metal coatings determine practical application of such composition. the characteristics of nickel-based cec are: high hardness and strength, significant corrosion resistance in atmospheric environment, as well as in alkali and mild acidy environments. an effective composition coating with tribological designation can be cec ni-b, received in the process of electrolysis from suspension of amorphous boron in nickel electrolyte. a new composite structure of matrix filled type ni-ni3b is formed after heat treatment. composition and structure of coating is determined by regimes of diffusion annealing. ni-b coatings increase wear resistance of steel in chlorine-based environments. the influence of lowtemperature thermal treatment of ni-b cec on steel 09mn2si on their tribocorrosion behavior is investigated. it is shown that the structural factor has a decisive influence on the efficiency of such friction pairs. the cec has the least wear and the most positive compromise electrode potential after vacuum annealing at 450°c, when the initial stage of solid-phase interaction of coating components with the formation of ni-ni3b occurs. key words: composition electrochemical coating, low temperature thermal treatment, tribocorrosion, friction coefficient. introduction various surface protection technologies, in particular, electrochemical, are used to increase the wear and corrosion resistance of steels and alloys. composite electrochemical coatings (cec) technology is more promising than "pure" galvanic coatings. application of cec increases the wear, corrosion and fatigue failure resistance of metals. nickel often is chosen as a cec matrix because it easily forms uniformly filled defect-free composite structures with many particles of the dispersed phase (dp). nickel-boron cec is an effective composite coating for tribotechnical application. it is obtained by electrolysis of a suspension “amorphous boron the nickel electrolyte” [1]. a new composite structure ni-ni3b of matrix-filled type is formed in the process of subsequent thermal treatment (tt) [3,4]. the composition and structure of composite are determined by the diffusion annealing parameters. the wear resistance of steels with ni-b cec after tt at 900… 1000˚c increases by 1.5… 3 times compared to solid galvanic chromium or diffusion boride coatings [4]. it is due to formation of ni3b boride grains with high microhardness (9… 12.5 gpa). it is shown, that ni-b cec in the initial state also increase the wear resistance of steels under conditions of corrosion and mechanical wear in chloride-containing environments, but the effect is smaller due to increased electrochemical activity of solutions [5,6]. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-34-40 problems of tribology 35 ni-b coatings after low-temperature tt can also be promising for surface protection of alloys [7, 8]. therefore, the aim of the work was to investigate the influence of low-temperature thermal treatment parameters on the structure, hardness and tribocorrosive behavior of ni-b cec on steel 09mn2si. materials and research methods preliminary preparation of steel 09mn2si samples was performed according to the requirements [9]. cec ni-b was precipitated from a suspension of amorphous boron in the sulfate chloride electrolyte of nickel plating at a cathode current density of 5 a/dm2, temperature 40...45°c and hydrodynamic electrolysis regimes, recommended in [10]. sodium dodecyl sulfate was used as an anti-pitting agent and suspension stabilizer. the thickness of the coatings was 45...50 µm, and the boron content in them was 4.8 ... 5.2 wt.%. samples with coatings were annealed in vacuum at temperatures of 200, 300 and 450°c for 2 h. x-ray diffraction analysis of the coatings was performed on a dron-3m diffractometer in cu-kα radiation. the parameters of the fine structure (the size of the coherent scattering regions, the magnitude of the microdeformation and the dislocation density) were calculated by the method of approximation of the expansion of the diffraction line profile (111) and (222) [11]. electron microscopic studies of the coatings were performed on a scanning electron microscope evo-40xvp (carl zeiss) with an x-ray microanalysis system inca energy. the microhardness of the coatings was determined on a microhardness tester pmt-3m. tribocorrosion studies of coated samples were performed according to the scheme rotating disk–counter-body in the form of a segment (block) on the smc-2 test rig at a contact load p = 280 n. the sliding speed was 0.67 m/s, the test time was 1 h. coatings were applied to the cylindrical surface of the "disk" specimens made of steel 09mn2si. counter body "pad" of steel шх 15 (100cr6), hrc 60…63. electro-insulating coating was applied to the non-working surfaces of the disks. working environment glycerin with the addition of 10% nacl (ph = 5.9). the change in the electrode potential of the friction pairs was measured using a chlorine-silver reference electrode. measurements of the friction moment were performed with a non-contact inductive sensor mounted on the shaft of the installation. electrical signals (mv), from the measurement of these parameters, were transmitted to an analog-digital device and simultaneously recorded by a personal computer with a recording step of 0.2 s. the wear of the samples after the tests was determined gravimetrically with an precision + 0.0001 g. results and discussion structure and microhardness of cec after tt. thermal treatment significantly changes the properties of cec. tt is carried out to increase adhesion to the substrate material, to do partial dehydration and to reduce the level of residual stresses. tt is even more effective for cec ni-b, because annealing is accompanied by diffusion interaction of components with partial or complete dissolution of boron particles in the matrix and the formation of solid solution and nickel borides. in addition, the newly formed structural components occupy a larger volume in the matrix, than the dispersed particles in the initial state. therefore, tt is an additional factor, that increases the content of the reinforcing phase in the coating. electrochemical deposition without tt does not provide optimal volumetric filling of the matrix by the dispersed phase (30… 50%) to ensure high tribotechnical characteristics. cec ni-b, obtained by the above modes of electrolysis, have significant filling of the matrix with boron particles and their uniform distribution in the layer (fig. 1a). only diffraction lines of nickel are presented on the coating diffraction pattern. the absence of boron lines indicates the amorphous state of its structure (fig. 1 b). the dislocation structure of the electrodeposited coating is formed in the presence of inclusions. stress fields of inclusions are an effective barrier to dislocation displacement and cause higher (50… 60%) microhardness of cec, compared to "pure" nickel coating (fig. 2). the hardness is affected by effect of dispersed hardening of the matrix by boron particles. the hardness also depends on crystal structure, due to the new conditions of crystallization in the electrolyte suspension. the stress state of the cec is evidenced by the results of diffractometric studies of fine crystal structure parameters. the magnitude of lattice microdeformation and dislocation density increase 1.6 and 4 times, respectively, compared to values for galvanic nickel, and substructure block sizes decrease from 54… 57 to 30 … 32 nm. low-temperature thermal treatment of nickel and composite coatings causes similar structural changes. kinetics of these process is different, therefore development and the degree of conversion at certain temperatures occur differently. a polygonized structure with 50… 70% higher microhardness is formed after the heating of the nickel coating at 200… 230°с, due to the migration of point and linear defects to the grain and subgrain boundaries. the lattice microdeformation decreases after annealing at a temperature of 300°c, due to annihilation of dislocation, and the size of subgrain blocks increases to 94 nm, which affects the decrease in microhardness. when the heating temperature exceeds 360°c, recrystallization transformations start in nickel. corresponding changes of fine structure cause a significant decrease in hardness [11,12]. the inclusion of boron particles in the cec slows down the relaxation processes at the stage of prerecrystallization annealing at 200… 300°с. slight change in the parameters of the fine structure is observed. in 36 problems of tribology contrast to the nickel coating, the size of the substructure blocks increases to only 33… 34 nm, the microdeformation of the lattice decreases from 1.5 10‾3 to 1.2 · 10‾3, and the density of dislocations from 0,29·1012 to 0.24·1012 sm-2 after annealing of the ceс at 300°c. heating within 400… 450°с determines the initial stage of solid-phase interaction of components, which is confirmed by the results of differential-thermal [12] and x-ray diffraction methods of analysis (fig. 1 d). the development of the interaction between boron particles and the nickel matrix, which is carried out by the type of reaction diffusion, leads to a marked change in the microstructure of the coating (fig. 1 c). a) b) c) d) fig.1. microstucture (a, c) and x-ray diffraction patterns of cec ni-b in initial state (а, b) and after thermal treatment at 450с (c, d) problems of tribology 37 the highly developed and branched surface of boron particles in the initial state gradually acquires more rounded shapes, framed by newly formed boride zones. it is due to the diffusion of boron atoms into the adjacent volumes of the nickel matrix. stresses are removed insufficiently, the high level of microdeformation remains, the sizes of blocks increase insignificantly. x-ray diffraction analysis showed a significant amount of ni3b phase. it is the main reason for the increase in the microhardness. the coating, obtained after this mode of tt is significantly different from pure nickel coating (fig. 2). 1 2 3 4 0 2000 4000 6000 min min min min max max max max 4630 3950 6800 4650 3830 5500 3800 2740 hv 0.1 fig.2. microhardness of cec ni-b after the different thermal treatment parameters. (1) – without tt; after tt: (2) – 200с; (3) – 300с and (4) – 450с. the minimum and maximum values of microhardness are given tribocorrosive behavior of cec. changes in the electrode potential and friction coefficient (fig. 3 a, b) during frictional interactions in pairs “steel ni-b cec after different tt” in glycerol + nacl were studied. test stages: i 0… 600 s contact of friction pairs occurred through a layer of work environment, without load, ii 600… 1200 s friction pairs in contact, iii 1200… 5000 s load is applied, iv 5000… 6000 s friction pair is unloaded (fig.3 a, b). the compromise electrode potential is the most positive in the friction pair “steel cecni-b after tt at 450 c (e  235 mv) (fig. 3 a), and the most negative without tt (e  370 mv). the coefficient of friction is the lowest in the first case  0,005 (fig.3 b), and the highest in the last  0.018. the electrode potential in the friction pair “steel cec-ni-b after tt at 300c is e  300 mv, and the coefficient of friction changes randomly from 0.005 to 0.008 during the tests. a) b) fig.3. general changes of mixed electrode potential (a) and friction coefficient (b) of friction couples steel – cec ni-b in the environment of glycerin + 10% nacl at the contact loading 280 n. friction couples – cec ni-b without thermal treatment (1), after vacuum annealing at 300с (2) and 450с (3) 38 problems of tribology after unloading, the electrode potentials of the friction pairs “steel cec ni-b after tt at 450c” and “steel cec ni-b without tt” became more negative. this indicates, that the friction surfaces are in the activated state for some time after the test. the values of the compromise electrode potential of the friction pair “steel cec ni-b after tt at 300c” do not change after unloading and are at the same level for some time. wear resistance of cec without tt is the worst, after tt at 300c is slightly better, and after tt at 450c is the best (fig. 4). fig.4. wear of the friction pairs “steel cec ni-b”, load 280 n. cec ni-b: (1) – without thermal treatment, after vacuum annealing at 300с (2), and 450с (3) toporaphy of friction surfases cec ni-b after tribocorrosin investigations was analysed. cracks were found on the surface of the cec without tt. working environment penetrates through cracks during friction (fig. 5 a), and galvanic pairs are formed between cec and base steel. oxide films are absent and stresses increase at the places of friction contact. it is sufficient for the development of shift processes and accumulation of the defects with the subsequent formation of surface and near-surface cracks. the growth and propagation of cracks ends with the separation of individual fragments of the coating. in addition, significant areas of plastic deformation were also found on the surface. such morphological changes in the structure of ceс without tt are due to the frictional interaction of the contact surfaces in an aggressive environment and leads to a significant shift of the electrode potential towards the negative values. a) b) c) fig.5. toporaphy of friction surfases cec ni-b after tribocorrosion investigations in glycerin + 10% nacl: (a) without thermal treatment, after vacuum annealing at 300с (b) and 450с (c) problems of tribology 39 there are no microcracks of friction surfaces of ni-b cec after tt at 300c. scores occurs mainly due to insufficient volume content of boride grains. the low hardness of the coating facilitates plastic deformation of the friction surface (fig. 5 b). defects in the structure are accompanied by a simultaneous shift of the compromise electrode potential toward negative values and an increase in the coefficient of friction at the local time intervals of the test. scores are practically not detected on the friction surfaces of ni-b cec after tt at 450c, when the initial stage of solid-phase interaction of coating components with the formation of ni-ni3b occurs (fig.5 c). the friction process is stable, as it is evidenced by changes in the values of the compromise electrode potential and the coefficient of friction. conclusion the influence of low-temperature thermal treatment of ni-b cec on steel 09mn2si on their tribocorrosion behavior is investigated. it is shown that the structural factor has a decisive influence on the efficiency of such friction pairs. the cec has the least wear and the most positive compromise electrode potential after vacuum annealing at 450°c, when the initial stage of solid-phase interaction of coating components with the formation of ni-ni3b occurs. references 1. fedorchenko i. m., guslienko yu. a., luchka m. v. chemical-thermal treatment of metals and alloys with electrochemical coatings // protective coatings on metals. 1981. issue. 15. p. 24–27. 2. a. mazurek, w. bartoszek, g. cieślak, a. gajewska-midziałek, d. oleszak , m. trzaska influence of heat treatment on properties of ni-b/b composite coatings .arch. metall. mater.65.2020.2.-p. 839-844. doi: 10.24425/amm.2020.132829 3. e. ünal, a. yaşar and i̇. h. karahan a review of electrodeposited composite coatings with ni–b alloy matrix // materials research express.2019.vol. 6, no 9. 4. mardarevych r. s., dalisov v. b., guslienko yu. a. influence of the structure of composite electrochemical coatings on the strength of carbon steel / / protective coatings on metals 1986. issue 20.–p. 80-83. 5. r. oriňáková, k. rošáková, a. orinak, m. kupková electrodeposition of composite ni–b coatings in a stirred heterogeneous system//journal of solid state electrochemistry.2011.-15(6).-p.1159-1168. doi:10.1007/s10008-010-1177-7 6. khaldeev gv, koskov vd, yagodkina lm structure and corrosion-mechanical properties of nickelboron composite coatings // protection of metals. 1982. issue. xviii, no. 5. p. 719-724. 7. formation of composite boride coatings under conditions of low-temperature annealing of an electrolytic deposit / i. m. fedorchenko, yu. a. guslienko, t. n. tikhonovich, a. a. agarkov // powder metallurgy. 1985. -№4. p. 29–31. 8. mardarevych r.s., chervinska n.r., vynar v. a. influence of heat treatment regimes of composite coatings of ni-b system on their electrochemical properties // scientific bulletin of the chernivtsi university. issue 401: chemistry.– chernivtsi, 2008. – p.102-104. 9. b 252-87 (1999) e1. standart guide for preparation of aluminium alloys for electroplating. book of standart volume: 02.05. 10. mardarevich r.s. investigation of the process of electroplating of composite coatings in the nickelboron system // bulletin of the national technical university "khpi". -2005. -no.15. – p.107-110. 11. smyslov e.f. ratios for determining block sizes and microdistortion values in the x-ray approximation method // apparatus and methods of x-ray analysis. – 1983.–issue 29.–p.75-78. 12. pokhmurskii v., mardarevych r., wielage b., pokhmurska h., wank a. structure-phase transformation in electrochemical boron containing coatings by thermal treatment // tagungsband zum 8. werkstofftechnischen kolloquium. chemnitz. -2005. – band 22. – p. 33-40 https://www.researchgate.net/profile/renata-orinakova https://www.researchgate.net/scientific-contributions/katarina-rosakova-77512769 https://www.researchgate.net/profile/andrej-orinak https://www.researchgate.net/profile/miriam-kupkova https://www.researchgate.net/journal/journal-of-solid-state-electrochemistry-1433-0768 http://dx.doi.org/10.1007/s10008-010-1177-7 40 problems of tribology хома м., мардаревич р., винар в., василів х., ковальчик ю. вплив термічної обробки на трибокорозійні властивості композитних покриттів ni-b для підвищення зносостійкості та корозійної стійкості сталей і сплавів застосовуються різні технології захисту поверхонь, зокрема, електрохімічні. технологія композитних електрохімічних покриттів (кеп) є більш перспективною, ніж «чисті» гальванічні покриття. застосування кеп підвищує стійкість металів до зносу, корозії та втомного руйнування. нікель часто вибирають в якості матриці кеп, оскільки він легко утворює рівномірно заповнені бездефектні композитні структури з великою кількістю частинок дисперсної фази (дф). фізико-механічні властивості металевих покриттів визначають практичне застосування такого складу. характеристиками кеп на основі нікелю є: висока твердість і міцність, , а також корозійна стійкість в лужних та слабкокислих середовищах. ефективним композиційним покриттям з високими трибологічними властивостями є композиційне електрохімічне покриття ni-b, отримане в процесі електролізу із суспензії аморфного з сульфатхлоридного електроліту нікелювання за катодної густини струму 5 a/дм2, температури 40...45°с. встановлено, що після термічної обробки формується нова композитна структура з наповненою матрицею типу ni-ni3b. покриття ni-b суттєво підвищують зносостійкість сталі в середовищах з хлоридами. досліджено трибокорозійну поведінку кеп ni-b у вихідному стані та після низькотемпературної термічної обробки. показано, що структурний фактор має вирішальний вплив на ефективність таких пар тертя. кеп на основі нікелю має найменший знос і найбільший позитивний компромісний електродний потенціал після вакуумного відпалу при 450°c, за якого відбувається початкова стадія твердофазної взаємодії компонентів покриття з утворенням ni-ni3b. ключові слова: композиційне електрохімічне покриття, нікель, бор, структура, твердість, низькотемпературна термообробка, трибокорозія, коефіцієнт тертя copyright © 2019 n.n. dikhtyaruk, o.v. kurinienko, e.a. poplavskaya this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)6-12 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-6-12 contact problem of elastic strips with initial stresses with periodically placed resilient protective strap n.n. dikhtyaruk1, o.v. kurinienko1*, e.a. poplavskaya1 1khmelnitsky national university, ukraine *e-mail: o.v.kurinyenko@gmail.com abstract the present article considers the formulation and solution of the problem on contact interaction of a pre-stressed band with regularly placed elastic cover plates. the study has been carried out within the framework of the linearized elasticity theory in general form for the theory of large (finite) initial deformations and two variants of the theory of small initial deformations with an arbitrary structure of the elastic potential [1]. the solution of the problem comes down to a singular integro-differential equation for unknown contact stresses with a kernel expressed in the form of a sum of the kernel and some regular kernel under certain boundary conditions. the solution sought is given in the form of a series of jacobi polynomials. a quasiregular infinite system of linear equations is obtained in order to determine the unknown coefficients of the series [2]. key words: linearized theory of elasticity, initial (residual) stress, contact problems, fourier integral transformations. introduction contact interaction of initially stressed bodies is one of topical issues in the field of mechanics of deformable solids. the solution to such problems is related to a wide range of questions that arise in engineering, construction and other industries. strict conditions have been formulated recently: high (guaranteed) durability of structures and machine parts, reliability on the one hand and low material consumption of the latter made with the use of new structural materials. this problem is particularly relevant nowadays and it is of great interest to researchers who solve fundamental and applied problems in the sphere of contact interaction of bodies with initial (residual) stresses. problems arising with the transfer of stress from the elastic band to regularly placed elastic cover plates – the classical theory of elasticity – are becoming relevant again with the appearance of initial (residual) stress in the band. literature review in spite of the fact that researches of influence of initial tension began to be conducted actively in our country and abroad only at the end of the 20th century, it is possible to list many names, researches and publications of this subject [1, 2]. in stringent formulation of contact problems for elastic bodies with initial stresses, there is a need to involve the apparatus of nonlinear elasticity theory, which greatly complicates the construction of analytical solutions. but in the case of large (finite) stresses (deformations) it is possible to be limited to consideration the linearized theory of elasticity [1]. there are two directions of research of contact problems within the framework of the linearized theory of elasticity. the first is connected with studies of contact interaction of bodies with a concrete form of elastic potential [3]. in the second one the problem is put in the general form for compressible (noncomputable) bodies with the potential of an arbitrary structure based on the linearized theory of elasticity [1, 2, 6 11]. in this article, using the relations of the linearized theory of elasticity [2], the solving of the contact problem for the contact interaction of an infinite and finite stringer with a prestressed strip is presented. the study was carried in a general form for compressible and incompressible bodies for the theory of large (finite) initial strains and two variants of the theory of small initial strains at an arbitrary structure of elastic potential [6, 9]. aim and problem statement problems of tribology 7 the aim of this work is to study the effect of initial (residual) stresses on the law of distributing stresses and displacement under regularly placed elastic cover plates on the contact line with a pre-stressed band. let us consider an elastic initially stressed infinite band whose thickness is t and which is supported by elastic cover plates h thick regularly placed on its surface plane 1 0y  at finite intervals  2 , 2 , ( , 0 1, 2...)a lk a lk l a k       with the period of l2 while surface plane 2 0y  is tightly fixed (fig. 1). fig. 1. band reinforcement it is necessary to determine the influence of the initial (residual) stresses in the elastic band with initial (residual) stresses on the law of distribution of normal and tangential contact stresses in the contact area of elastic cover plates with an elastic band, when the latter is under effect of vertical and horizontal loads with the intensity  0 1p y and  0 1q y respectively. in view of the frequency of the considered problem the influence of initial (residual) stresses on kl at 2 0y  under elastic thin cover plates will be equal [5], i.e. contact stresses arising on kl – intervals from the side of the elastic cover plates will be periodic functions with the period 2l .         21 0 1 1 1 2 2xy yy y y l y l         ;      22 1 22 1 22 12 2q y q y l q y l    ; 22q      2 1 1 2 1 1 2 1 12 2q y q y l q y l    . (1) so, we can confine ourselves to examining one of them, for example, the one for which 0k  . we will also consider that there are some valid assumptions for the elastic band with initial (residual) stresses and elastic cover plates, namely: the elastic band with initial (residual) stresses is in the condition of planar deformation, and for the elastic strap loaded both by vertical and horizontal forces the common model of beam bending in combination with the model of a uni-axial stress and strain state of the elastic strap is true. this means that the elastic strap bends like a regular beam in the vertical direction 2oy , it contracts or stretches in the horizontal direction of the 1oy axis like a normal shank in a uni-axial stress and strain state with finite rigidity. from this perspective the discussed problem will have the following equation [4]:          1 1 1 1 2 2 1 1; ; 2 2 ;u y u y v y v y y a kl y a kl         0, 1, 2,...k    . (2) here ,u v – are respectively horizontal and vertical movements of the elastic strap in the designations of the classic theory of elasticity;  1 1u y ,  2 2u y – are respectively horizontal and vertical movements of the limiting points of the elastic band with initial (residual) stress;  1p y ,  1q y – intensity of normal and horizontal contact stress. presentation of the main material 1. deriving singular and integro-differential equations when deriving the basic system of differential equations that enable us to solve the given problem we should note that based on the principle of superposition the function of influence for vertical and horizontal movement of the limiting points of the elastic band plane 2 0y  and taking into account the regularity of the latter [5] can be written as: 8 problems of tribology             2 22 1 11 1 11 1 2 a a l a a l h y p d h y p d h y p d                                  2 4 4 12 1 11 1 11 1 2 4 4 ... a l a l a l a l a l a l h y p d h y p d h y p d                         (3) for receiving the value of the integral (3) the regularity of normal and tangential contact stresses  p  and  q  is used.             2 22 1 11 1 11 1 2 a a l a a l h y p d h y p d h y p d                                    2 4 1 2 1 1 1 1 2 4 4 1 1 1 4 ...; a l a l a l a l a l a l h y p d h y p d h y p d                                   2 2 . .. ;p p k l p k l             2 2 ...q q kl q kl .        (4) substituting variables  2 , 1, 1, 2,...kl k      taking into account the value of displacements under the action of the single normal and tangential force [3] after a series of transformations leads to the following form of the integral (5):          11 1 11 1 1 1 cos 1 2 cos 2 . 2 a ka h y p d h y s kls ds p d                             (5) this integral can be some what simplified if you use the value [4]:  1 1 2 1 2 cos 2 ; k k ky y k l               1 1 1 .y y     (6) here  1y – dirac unit function [5]. after a series of transformations we obtain:          011 1 11 11 1 1 1 0 cos . 2 a ka p k k h y p d h h y p d l l l l                           (7) applying the same procedure to other integrals we have:           1 0 12 1 12 12 1 11 1 0 sin . 2 k q k k h y q d h h y q d l l l l                                     021 1 21 21 1 1 1 0 sin . 2 a ka p k k h y p d h h y p d l l l l                                      022 1 22 22 1 1 1 0 cos . 2 a ka q k k h y q d h h y q d l l l l                            (8) let us write down asymptotic expressions  ijh i , 1, 2j  , at 0  і    .      11 120 0lim ; lim ;h a h o            122 1 110lim ; lim ;h a h b o           (9) lim        1 122 12 1lim ; lim .h b o h b o             problems of tribology 9 here 1 2, , ,a a b b are values characterizing the initial (residual) stress and strain state in the elastic band and are determined for compressible and noncompressible bodies in the case of a specific structure of elastic potentials. if we consider the value of the sum given below [4]: 1 cos ln 2 sin , 2k kx x k     (10) then integrals (5) and (8) can be expressed in the following form       111 1 0 ln 2 sin2 2 a a ya b h y p d p p dt l l                     11 1 1 1 cos ; a ka k bl k h y p d l l k l                          1 122 1 0 ln 2 sin2 2 a a a yb h y q d q q d l l                      22 1 1 1 cos . a ka k bl k h y q d l l k l                     (11)  11 1 1 sin sin 2 2 , 2k yky qy y k          (12) integrals (11) can be written as the formulas below:        112 1 12 1 1 1 sin sin a ka b lk k h y q d h y q d l l k l                                      1 1 01 0 1 1sin ; ,2 2 a a b b q q y d q y m y a l l                 121 1 21 1 1 1 sin a ka b lk k h y p d h y p d l l k l                                       1 11 0 1 0 1sin ; .2 2 a a b b p q y d p y m y a l l       (13) where    0 0, . a a a a m x q x dx m x p x d       (14) taking into account (8), (11), (13) we find the displacement of the limiting points in the contact area  aay ,1  on the surface plane 2 0y  of the elastic band with initial (residual) stress.       11 1 1ln 2 sin 2 2 a a bb u y q y d l                     012 1 12 1 1 0 012 a a a a l y t p d l y t q d b q y m ap l              , 1 .y a          12 1 1 1ln 2 sin 2 2 a a a a bb u y q y d p siqn y d l                         22 1 12 1 1 0 0 1 0 1 . 2 a a a a l y q d n y p d b p y m a q l              (15) 10 problems of tribology we introduce a designation here:    11 1 11 1 1 1 cos ; k k bl k l y h y l l k l                     112 1 12 1 1 1 sin ; k b lk k l y h y l l k l                    22 1 22 1 1 1 cos . k k bl k l y h y l l k l                  (16) in order to obtain initial functional equations, from which unknown contact stresses are determined (taking into account (15)) we have to make the following system of singular integro-differential equations.       4 1 1 14 1 ln 2 sin 2 2 a a a a y bd b d p d q siqn y d dy l                            011 1 12 1 1 0 0 1 0 11 .2 a a a a l y p d l y q d b q y m ap p y p y l                     1 1 1 1 ln 2 sin 2 2 a a a a y bd b q d d p siqn y d dy l                               22 1 12 1 0 0 0 1 0 1 2 a a a a l y q d l y p d b p y m a p l                   0 1 1 , a a q q d e h       1 .y a (17) this system is solved with such boundary conditions: where 1y a   0 ; a a p d m        0 ; a a q d q       0 . a a p d p     (18) 2. bringing a singular integro-differential equation to an infinite system of linear algebraic equations the system of singular integral equations can be simplified by introducing new functions.     ( );x p i q          0 0 1 1 ; ; l l p p q q p q                   (19)    0 0 0 0 0 1 1 ; . l l p p q q p q                   after complex cumbersome transformations and replacement of variables 1 ,yl l        (20) we obtain an infinite system of linear algebraic equations:            1 2 1 2 3 4, , 0 0 1 , 1, 2,...m n m n n m n n m m m m n l x p x p x p x p x p r p m                    (21) for using numerical methods to the system (21) it is necessary to determine the coefficient 0x and constant r , which are in the right part. 1 0 0 0 cos 2 1 . 2 c h q x i l p           (22) constant r can be found from a system of algebraic equations (21) which is completely quasiregular. problems of tribology 11 conclusions for obtaining a numerical result we have studied a case where all regularly placed cover plates that reinforce the elastic band with initial (residual) stresses are loaded with tangential force  0q q  . fig. 2, 3, 4 illustrate the influence of initial (residual) stresses in the elastic band on the law of distributing contact stresses under regularly placed cover plates from the action of tangential force  0 1 0q y q for dimentionless values (19). the graphs show the place of curves for the parameter value 1 7,0;8,0;9,0;1;1,1;2,1;3,1 which characterizes the initial (residual) stress and deformed state. value 1 = 1 corresponds to an elastic band without initial (residual) stress and on the graphs it is depicted as a dotted line, i.e., the value of contact stresses for a similar problem solved within the classical theory of elasticity. fig. 2. distribution of loads under the finite stringers (harmonic potential) fig. 3. distribution of loads under the finite stringers (potential of bartenev-khazanovich) fig. 4 . distribution of loads under the finite stringers (potential of treloar) it follows from the graphs that the regularity of the influence of initial stresses in the elastic band on the distribution of contact tangential stresses essentially depends on the structure of the elastic potential in the latter. initial stresses have a more significant quantitative effect in highly elastic materials compared with rigid ones, the qualitative effects subside. moreover, at compression  1 1  contact stresses are reduced, and in the case of stretching  1 1  they increase. this result can be efficiently used to regulate contact forces when calculating durability for designing constructions. 12 problems of tribology references 1. guz a.n. kontaktnoe vzaimodejstvie uprugih tel s nachalnymi (ostatochnymi) napryazheniyami / a.n. guz, s.yu. babich, v.b. rudnickij // razvitie idej l.a. galina v mehanike. k stoletiyu so dnya rozhdeniya uchenogo. – m. ; izhevsk : in-t komp’yuter. issled., 2013. – s. 188–244. 2. guz a.n. osnovy teorii kontaktnogo vzaimodejstviya uprugih tel s nachalnymi (ostatochny-mi) napryazheniyami [tekst] / a.n. guz, v.b. rudnickij. – hmelnickij: izd-vo “pp melnik”, 2006. – 710 s. 3. dihtyaruk n.n. o ravnovesii polosy s nachalnymi napryazheniyami, usilennoj uprugimi na-kladkami / n.n. dihtyaruk // prikl. mehanika. – 2004, – 40, № 3 – s. 63–70. 4. dihtyaruk m. m. peredacha navantazhennya vid neskinchennogo stringera do dvoh zatisnenih po odnomu krayu odnakovih smug z pochatkovimi (zalishkovimi) napruzhennyami / m. m. dihtyaruk // visnik tntu. – 2016, – 83, № 3, – s. 51–60. 5. e. melan, “ein beitrag zur theorie geschweiss der verbindungen,“ ingenieur archiv, 3, no. 2, 126–128. 6. rudnickij, v. b., dihtyaruk n.n. uprugaya polosa s nachalnymi napryazheniyami, usilennaya uprugimi nakladkami./ v. b. rudnickij, n.n. dihtyaruk // prikl. mehanika, 2002, – 38, № 11, – s. 81–88. 7. rudnickij, v. b., dihtyaruk n.n. kontaktnaya zadacha o vzaimodejstvii beskonechnogo stringera i dvuh odinakovyh polos s nachalnymi napryazheniyami. / v.b. rudnickij, n.n. dihtyaruk // prikl. meha-nika., 2017, – 53, № 2, – s. 41–48. 8. dikhtyaruk, n.n. equilibrium of a prestressed strip reinforced with elastic plates // international applied mechanics. – march 2004, volume 40, issue 3, pp 290–296. 9. rudnitskii v.b , dikhtyaruk n.n. a prestressed elastic strip with elastic reinforcements / v.b. rudnitskii, n.n. dikhtyaruk// international applied mechanics. – november 2002, volume 38, issue 11, pp. 1354–1360. 10. rudnitskii v.b., dikhtyaruk n.n. interaction between an infinite stringer and two identical prestressed strips: contact problem /, v.b. rudnitskii, n.n dikhtyaruk // translated from prikladnaya mekhanika, vol. 53, no. 2, pp. 41–48, march–april, 2017. 11. dihtyaruk m.m. pidsilena pruzhna smuga z pochatkovimi napruzhennyami pid diyeyu vertikalnoyi sili [tekst] / m.m. dihtyaruk, o.v. kurinyenko 11. dihtyaruk m.m. pidsilena pruzhna smuga z pochatkovimi napruzhennyami pid diyeyu vertikalnoyi sili [tekst] / m.m. dihtyaruk, o.v. kurinyenko // problemi tribologiyi. – 2018. – №2. – s. 29–34. діхтярук м.м., курінєнко о.в., поплавська о.а. контактна задача про взаємодію смуги з початковими напруженнями з періодично розміщеними пружними накладками в даній статті розглядається постановка і розв’язок задачі про контактну взаємодію попередньо напруженої смуги з періодично розміщеними пружними накладками. всі дослідження проводилося в рамках лінеаризованої теорії пружності у загальному вигляді для теорії великих (скінчених) початкових деформацій та двох варіантів теорії малих початкових деформацій при довільній структурі пружного потенціалу [1]. розв’язок задачі зводиться до розв’язування сингулярного інтегро-диференційного рівняння для невідомих контактних напружень з ядром, записаним у вигляді суми ядра і деякого регулярного ядра, при певних граничних умовах. шуканий розв’язок подано у вигляді ряду за поліномами якобі і для визначення невідомих коефіцієнтів ряду отримана цілком квазірегулярна нескінчена система лінійних рівнянь [2]. ключові слова: лінеаризована теорія пружності, початкові (залишкові) напруження, контактні задачі, інтегральні перетворення фур’є. copyright © 2020 m.e. skyba, m.s. stechyshyn, m.m. luk’yanyuk, a.v. martynyuk, m.i. tsepenyuk, v.a. gerasimenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 6-15 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-6-15 wear resistance and physicochemical properties of 12xh3a carbohydrated steel m.ye. skyba 1 , m.s. stechyshyn 1 , m.m. luk’yanyuk 1 , a.v. martynyuk 1* , m.i. tsepenyuk 2 , 3 v.a. gerasimenko 1 khmelnitskyi national university, ukraine 2 ternopil national technical university. i. pulya 3 sumy national agrarian university *e-mail: av.mart@ukr.net abstract the results of the study of anhydrous carbohydrogenation influence in a smoldering discharge on the microhardness of a hardened 12xh3a steel layer depending on the propane content and pressure of the gas environment are presented in the paper. in accordance with the developed methodology of studying the influence of technological parameters of the process of carbonylation on the properties of structural materials, optimal modes of hardening of 12xh3a steel, depending on the operating conditions have been found. key words: carbohydration, microhardness, structure. introduction carbohydration in glow discharge is the process of saturation of the metal surface with nitrogen and carbon at low temperatures (from 500 °c to 600 °c). the results of studies of this process are presented in [1, 2]. in these works, the simultaneous saturation of metal with carbon and nitrogen was not considered as an independent method of surface hardening, but the effect of carbon on the structure and properties of nitrided layers during quenching in ammonia plasma with the addition of carbon containing gases was investigated. a b fig. 1. effect of the concentration of propane in the gas mixture at batr on the depth of the diffusion layer (a) and carbonitrid zone (b): 1 – technical iron; 2 – steel 40x; 3 – 38nmua steel [1] http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-6-15 mailto:av.mart@ukr.net problems of tribology 7 so, without hydrogen nitriding in a glow discharge (batr) with propane additives, a layer with a developed carbonitride surface zone is formed, which is contained in the zone of internal nitriding carbonitride mesh along the boundaries of austenitic grains. the introduction of propane into ammonia plasma decreases the rate of formation of the internal nitriding zone (fig. 1). the dependence of the thickness of the carbonitride zone [fe2-3 (nc)] on the concentration of cementitious gas, such as propane, is of extreme nature. the maximum development of the carbonitride zone is obtained with a propane content in the mixture of 8 % to 12 %. in this case, its thickness is 1.5 times greater than the depth of the nitride zone, which is obtained by nitration in ammonia plasma. with a propane content of about 40 %, the growth of the nitrided layer is suppressed, apparently due to the formation of a carbonitride or carbographic film on the surface. also, the effect of the composition of the saturating atmosphere on the wear resistance of 38hmua steel has been studied (fig. 2). fig. 2. the influence of the composition of the medium on the wear resistance of steel 38hmua, nitrided at a temperature of 520 °c (a) and 650 °c (b): 1 − 100 % nh3; 2 − 10 % nh3 + 90 % ar; 3 − 90 % nh3 + 10 % c3h8; 4 − 1,5 h (10 % nh3 + 90 % ar) + 1,5 h (90 % nh3 +10 % c3h8) [16] the wear resistance of steel nitrided at 520 c and 650 c has been investigated for 1.3 h in ammonia and in mixtures of ammonia with propane and argon. in addition, combined processes have been performed according to a two-stage scheme: in the first stage (1.5 h), an internal nitriding zone was formed on the surface of the steel during treatment in ammonia-argon (10 % ammonia + 90 % argon) plasma, and in the second stage (1, 5 h) a carbonitride zone was formed based on the  fe2-3 carbonitride (nc). as it can be seen from the graphs, the introduction into the ammonia of propane plasma, allows to further increase the wear resistance of the nitrated surface (curve 3) due to the formation of carbonitride  – phase. an additional reserve of increasing the properties of surface layers of nitrided steels is the use of combined processes: stage i the formation of the zone of internal nitriding by the mode of cathodic atomization in argon plasma (from 85 % to 95 %) and ammonia (from 5 % to 15 %); stage ii – guidance on the surface of the diffusion layer of carbonitride zone in plasma of ammonia (90 %) and propane (10 %) at optimum pressure. such modes allow to intensify saturation and provide maximum wear resistance (curve 4, fig. 2.) the technological parameters of the carbon dioxide process in the glow discharge significantly influence the physical and mechanical characteristics, structure, phase composition and wear resistance of the carbonitride layer, so studying this effect is an important task. the purpose of the research is to determine the dependence of the characteristics of the carbohydrate layer (depth, hardness, structure, phase and chemical composition) and their wear resistance on the basic parameters of the technological process (pressure, composition of the saturation medium, temperature and duration of the process). research methodology studies of the process of carbon dioxide in the glow discharge have been carried out at the experimental unit uatr 1, which provides the strengthening of both samples and industrial parts with a diameter of up to 400 mm and a length of up to 1000 mm. the studies have been carried out on steel 12xh3а. the mixtures of nitrogen and argon (75 % n2 + 25 % ar) and c3h8 propane were used as the working gases, the saturation temperature varied from 480 ºc to 600 ºc, the 8 problems of tribology pressure of the gas mixture during the diffusion saturation process from 80 pa to 400 pa, the duration of the process – 20 minutes to 240 minutes. studies have been performed on the installation of face friction [3]. the test sample has been measured at 15 points, after which the average height of the sample has been determined. the difference in height of the sample before and after the study is the linear amount of wear. the design of the sample and the counterpart to it is shown in fig. 3. fig. 3. sketch of the sample and the contour a second-order hartley plan has been used to study the effect of the technological parameters of the carbohydration process on wear resistance. research parameters for durability: medium oil industrial 20, sliding speed v = 1.24 m/s, specific load p = 4 mpa. methods of metallography, x-ray structural and chemical analyzes have been used in the study. as a result, the following characteristics of the carbohydrate layer have been determined: structure and thickness using mmp-2p, neophot-21 microscopes; microhardness using pmt-3 microhardness meter; phase composition with the use of the dron-3m x-ray device. mathematical methods of experiment planning (firstand second-order plans) and statistical methods of processing the results of experiments have been used to rationally conduct experiments and obtain reliable information. results of the studies and their discussion in order to determine the optimum amount of propane in the saturation medium and pressure in the discharge chamber, a series of technological modes of hardening of 12xh3a steel have been carried out. technological parameters of the process to form the carbide layer in the glow discharge: process temperature t = 580 °с, duration of hardening τ = 240 min, the pressure in the chamber varied from 67 pa to 333 pa, the content of propane in a saturated medium (in volume fraction) from 3 % up to 15 % (hereinafter referred to as a shortened composition of the gas mixture, for example, 15% c3h8). ar + c3h8 gas mixture. during the research of 12xh3a steel samples the dependences of the surface microhardness of the carbide layer on the technological parameters of the hardening process the pressure in the discharge chamber and the cementitious gas content have been obtained. the data of the microhardness of the hardened steel are shown in table 1. the dependences of the microhardness on the hardening parameters are shown in fig. 4. table 1 results of studies of microhardness of steels 12хн3a, strengthened in glow discharge in carbon medium mode number technological parameters of the mode microhardness of h100, mpa р, pа (mmhg) % с3н8 i, а u, v before strengthening after hardening 1 333 (2,5) 9,0 6,8 315 2420 6500 2 266 (2,0) 9,0 6,7 380 2700 7300 3 200 (1,5) 9,0 5,6 410 2850 6800 4 133 (1,0) 9,0 4,6 550 2450 5650 5 67(0,5) 9,0 3,6 970 2650 5000 6 266(2,0) 15,0 6,6 360 2600 5500 7 266(2,0) 12,0 6,5 400 2800 6700 8 266 (2,0) 9,0 6,7 380 2750 7300 9 266 (2,0) 6,0 6,1 450 2800 6250 10 266 (2,0) 3,0 6,3 420 2700 5500 problems of tribology 9 fig. 4. dependence of the microhardness of the carbide layer on the content of propane (%, c3h8) in a saturated medium and on the pressure in the discharge chamber (p, pa) previous studies of the effect of propane content in the medium and the pressure in the discharge chamber showed that for all the steels studied, there are optimal values of propane content in the saturation medium (from 8 % to 11 %) and pressure in the discharge chamber (from 230 pa to 300 pa), at which surface microhardness will be maximum (fig. 4) as the content of propane in the saturated medium increases, the surface of the samples is covered with soot, which impedes the penetration of the saturating gases into the metal surface and the formation of a hardened layer (fig. 4). in order to identify the effect of a variant of the carbohydration process on the physico-mechanical characteristics of 12xh3a steel, three variants of the process of hardening have been carried out: 1) carbon saturation (τ = 120 min, medium 88% ar + 12% c3h8) + nitrogen saturation (τ = 120 min, medium 25% ar + 75% n2); 2) nitrogen saturation (τ = 120 min, medium 25% ar + 75% n2) + carbon saturation (τ = 120 min, medium 88% ar + 12% c3h8); 3) joint saturation of the surface with nitrogen and carbon (τ = 240 min, medium 88% (ar + n2) + 12% c3h8). the process temperature and pressure in the discharge chamber in all three variants of the hardening process remained unchanged. the results of studies of surface microhardness, the thickness of the hardened layer and the thickness of the carbonitride zone of hardened steels are shown in table 2. the microstructures of steels for various variants of technological hardening processes are shown in fig. 5. table 2 characteristics of the carbohydrated layer of steels strengthened in the glow discharge depending on the variant of the process mode number options reinforcement mode brand of steel microhardness h100, mpa the thickness of the hardened layer, μm thickness carbonite zone, μm before strengthening after strengthenin g 1 τ = 120 min, 88 % ar + 12 % c3h8 τ = 120 хв, 25 % ar + 75 % n2 т = 580 °с, р = 266 па 12хн3а 2700 7800 48 20 2 τ = 120 хв, 25 % ar + 75 % n2 τ = 120 хв, 88 % ar + 12 % c3h8 т = 580 °с, р = 266 па 12хн3а 2800 8200 100 15 3 τ = 240 хв, 88 % (ar + n2) + 12 % c3h8 т = 580 °с, р = 266 па 12хн3а 2750 11000 85 8 10 problems of tribology as shown by the research, the variant of the technological process of hardening significantly affects the physical and mechanical characteristics of the strengthened layer. in all three variants of the process, the hardened layer consists of a surface carbonitrid zone and a diffusion zone of internal nitriding, but the properties of these zones in different variants of the process are different. thus, with the first steel hardening (τ = 120 min, medium (88% ar + 12% c3h8); τ = 120 min, medium (25% ar + 75% n2), t = 580 °c, p = 266 pа) the thickness of the carbonitride zone is maximal and the internal nitriding zone has a small thickness. this is explained by the fact that the carbonitride layer created on the surface of the steel in the first stage of processing performs the function of shielding the surface from penetration into the surface layer of metal by nitrogen ions (fig. 5, a). when strengthened in the second mode (τ = 120 min, medium (25% ar + 75% n2); τ = 120 min, medium (88% ar + 12% c3h8), t = 580 ° c, p = 266 pa) both carbonitridine zone and zone of internal nitriding have the greatest thickness (fig. 5, a, b), but with such strengthening in the diffusion zone carbonitrid inclusions are formed in the form of a grid, which significantly reduce the plasticity of the layer and at dynamic loads are the centers of origin of microcracks. the most optimal variant of carboazotation in the glow discharge is the simultaneous saturation of the metal surface with nitrogen and carbon (fig. 5, c). at the same time, a composite layer is formed on the surface of the steel, which consists of an external carbonitrid zone and a developed diffusion zone without separation along the grain boundaries ε phase, which increases the resistance to abrasive and adhesion wear, as well as corrosion fatigue. the thickness of the carbonitrid zone and the zone of internal nitriding, and as a consequence, the thickness of the entire hardened layer, while simultaneously saturating the surface layer with nitrogen and carbon, have a lower thickness than in stepwise strengthening, but are characterized by better physical and mechanical properties (surface hardness, surface hardness) the hardness of the layer thickness. therefore, when carbohydrated in a smoldering discharge, the option of simultaneous saturation of the surface of steels with nitrogen and carbon is taken as the main one. а b c fig. 5. microstructure of 12xh3a steel, hardened batr by different process options, ×500 to study the effect of technological parameters of the carbon dioxide process in the smoldering discharge on the microhardness, thickness, structure and phase composition of the carbonitride layer and optimize the technological parameters of the process, an experiment planning method, in particular a second-order hartley plan, has been applied. the test specimens were installed in a discharge chamber in special devices, the design of which allows, by slight replacement of some simple parts, to use them for simultaneous loading of several parts and samples, which differ in type and size. the results of the experimental studies of the microhardness and thickness of the carbohydrated layer of steel 12hn3a are shown in table 3. fig. 6 shows a diagram of the change in the microhardness of h100 samples of 12hn3a steel in depth of the carbohydrate layer at different technological modes. from these diagrams it can be seen that when carbon itriding in a glow discharge, as a rule, the highest hardness is obtained on the surface of the workpiece. this is because a carbonitride ε phase is formed on the surface of the workpiece, which consists of carbonitrides of the type fe2 (n, c), fe3 (n, c), fe4 (n, c). the carbonitride zone has high hardness, high corrosion resistance, inproblems of tribology 11 creased wear resistance. the thickness of the carbonitride zone reaches a thickness of up to 25 μm. below the carbonitrid zone is the zone of internal nitriding, which has a large thickness and is the main part of the carboh ydrate layer. the internal nitriding zone consists of a nitrogenous solid solution of the parent metal, its nitrides and nitrides of alloying elements. table 3 modes of carbohydrogenation in glow discharge and metallographic analysis data of 12xh3a steel mode number technological parameters of the process of ionic carbohydration the thickness of the hardened layer h, мкм the thickness of the carbonitride zone, мкм surface microhardness h100, мpа temperature т, с pressure р, па duration , хв propane content in the environment, % 1 570 320 185 9 145 8 8680 2 510 320 185 9 125 10 9910 3 570 160 185 3 180 18 10850 4 510 160 185 3 150 17 10040 5 570 320 75 3 165 8 7750 6 510 320 75 3 140 6 6800 7 570 160 75 9 125 14 8680 8 510 160 75 9 85 10 10830 9 480 240 130 6 90 15 10500 10 600 240 130 6 160 10 8100 11 540 80 130 6 140 5 7650 12 540 400 130 6 120 6 7580 13 540 240 20 6 100 11 11000 14 540 240 240 6 170 9 9890 15 540 240 130 0 225 0 10190 16 540 240 130 12 80 20 11540 17 540 240 130 6 130 18 11540 18 540 240 130 6 135 17 11500 19 540 240 130 6 130 18 11580 20 540 240 130 6 140 19 11560 fig. 6. diagram of change of microhardness of 12xh3a steel in depth of carbohydrated layer at different technological modes of hardening (figures on curves numbers of modes in table 3) fig. 7. dependence of the thickness of the hardened layer of steel 12xh3a on the technological parameters of carbohydration in the glow discharge thus, carbohydrogenation in a glow discharge allows to change the structure of the hardened layer by changing the technological parameters of the saturation process, and as a consequence, to change its operational properties. 12 problems of tribology the most intense increase in the thickness of the nitrided layer occurs in the initial period, especially during the first 20 min, when there is an intense absorption of nitrogen and carbon by th e surface zone, which has a large number of defects from ion bombardment during the period of ion purification. in the future, the process of increasing the thickness of the layer is slowed down. therefore, the greatest advantage of increasing the rate of formation of the diffusion layer with ionic carbohydration is achieved within the first 6 hours. as the duration of the ionic carbohydration increases, the thickness of the carbonitrid zone increases. however, the intensity of its growth is lower and has marginal values that depend on the ratio of other process parameters. the results of studies of the wear resistance of specimens of 12xh3a steel strengthened by the glow discharge method of carbotizing in different modes using the hartley 2nd order plan are shown in table 4. table 4 the amount of wear of specimens from different steels at sliding friction, strengthened by carbon dioxide in glow discharge according to the hartley plan mode number 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 the amount of wear u, μm 2 15 13 10 12,5 28 43 17 13 16 20 21 18 18,5 22 24 17 21,5 21 22 the nature of the wear curves shows that in all the experiments there is a period of working (fig. 8), which is characterized by a higher intensity of wear, and a period of normal operation with a slight intensity of wear. comparison of wear values during the working-in period and during normal operation shows that the former significantly influences the process of wear of the friction pair, and as a consequence, the durability of the parts. factors such as the structure of the surface layer, its chemical composition, surface roughness and operational parameters (specific load, velocity, environment) have a significant influence on the amount of wear during this period. by changing all these parameters, it is possible to achieve a significant reduction in the wear rate during the working period. fig. 8. kinetics of wear of the samples from 12xh3a steel, strengthened by the carbooting method (figures on curves numbers of the modes of hardening in table 4) fig. 8 shows the dependence of the wear of the samples from 12xh3a steel, from the parameters of the process of carbohydration in glow discharge. the graphs show that the reinforcement mode has an ambiguous effect on the wear process both in magnitude and in character. such dependencies show not only the degree of influence of one or another technological parameter on the tribological characterization of the surface of the hardened metal, but also allow to optimize the technological process of carbohydration according to this characteristic taking into account the real research conditions and material grade. so for the 12xh3a steel, the highest wear resistance in the conditions of the conducted studies has been recorded at carbonitriding in the glow discharge mode: t = 570 °с, p = 160 pa, τ = 185 min, the amount of propane in a saturated medium 9 % с3н8. studies have shown that the wear resistance of carbohydrate samples in some modes is much higher than that of nitrided samples. carbonitriding mode in glow discharge is of great influence on wear resistance, especially during the period of service. thus, the wear value of hardened 12xh3a steel in mode 6 in the initial working period problems of tribology 13 is 4 times larger than mode 3. with the increase of the friction path, the wear value decreased and reached a constant value at the end of the working period. in this case, the difference in the wear rate of the samples hardened according to different modes decreased and almost did not differ during the normal wear. a similar pattern of wear of the carbohydrate samples was obtained for other steels. this is explained by the fact that layers with different phase composition, hardness, plasticity and other physical and mechanical properties are formed on the surface of the specimens by hardening by the method of carbohydration in the glow discharge. with their optimal ratio for these conditions of wear we get the minimum intensity of wear of the friction pair both during the period of working out and during the period of normal wear. as the secondary structures (вc) that screen the friction surface are formed, the intensity of wear and tear decreases and, upon completion, becomes minimal, which is characteristic of the period of normal wear. а р: 1 – 80 mpa; 2 – 160 mpa; 3 – 240 mpa; 4 – 320 mpa; 5 – 400 mpa b τ: 1 – 20 min; 2 – 75 min; 3 – 130 min; 4 – 185 min; 5 – 240 min c t: 1 – 480 о с; 2 – 510 о с; 3 – 540 о с; 4 – 570 о с; 5 – 600 о с d % c3h8: 1 – 0 %; 2 – 3 %; 3 – 6 %; 4 – 9 %; 5 – 12 % fig. 9. influence of parameters of technological process of carbotation on wear resistance of 12хн3а steel secondary structures are a new phase that is spontaneously formed by friction as a result of the interaction of the surface layers of solids, lubricants and the gas environment. secondary structures are characterized by friction and strength properties that normalize friction and wear. thin films of secondary structures differ from starting materials in composition, structure, properties. sun formation is a thermodynamic act of passivation of friction-activated solids. the secondary structures formed during the friction process protect the starting material from mechanical and physical and chemical destruction. external mechanical factors acting on the friction surface lead to the destruction of the shielding phase, but at the same time, these factors and the associated processes of transfer of the substance from the environment ensure its regeneration. in the normal friction range, the processes of formation and destruction of aircraft films are in dynamic equilibrium and are automatically regulated. secondary structures are of two main types and have a large range of intermediate states: type i solid oxidizing solutions in materials; type ii chemical compounds of materials with non-stoichiometric oxidants. 14 problems of tribology for both types of aircraft common are their surface localization, dislocation structure, ability to min imize friction and wear and eliminate unacceptable grasping processes, fatigue. but at the same time there are considerable differences between the types of secondary structures: while the sun type i have the properties of excessive plasticity, the structures of type ii are characterized by less plasticity, increased fragility and greater strength; on the submicrometer of the friction surface, the coverings of the sun of the first and second types differ sharply: the friction surfaces covered by the sun films of the first type are geometrically homogeneous and the surfaces covered by the films of the second type are heterogeneous; adsorption characteristics differ sharply: the surfaces that are covered with type i have a low wetting of lubricants, and the surface of type ii is increased. changing the mode of the carbohydration process, it is possible to form an optimal micro relief on the friction surface, which corresponds to the state of the surface layers in the process of formation of secondary structures types i and ii, the totality of which in these operating conditions has a significant impact on the fastest formation of secondary structures and minimal wear of the friction surfaces as in working-in period and during normal wear and tear. fig. 10 presents the results of complex studies of the influence of the main technological factors on the durability of 12xh3a steel, using the design of experiments (hartley plan, table 4), which allow to determine the optimal technological modes of carbohydration in the smoldering discharge to ensure the maximum durability of the studied steels. these modes are: for 12xh3a steel: temperature of carboxygenation 540 ºс, pressure 400 pa, duration of saturation 240 min, content of propane 12 %. fig. 10. dependence of wear of 12хн3a steel on the technological parameters of carbohydration in glow discharge the analysis of the obtained dependences shows that the increased hardness of the material does not always have a positive effect on its durability. the values of the technological parameters of the hardening process, which provide the maximum microhardness of the surface and the thickness of the hardened layer do not always coincide with the values of the technological parameters of the process according to the criterion of maximum wear resistance. the amount of wear of the friction surfaces depends not only on the process parameters but also on the operating conditions (friction surface pressure, sliding speed and environment). therefore, in order to improve the wear resistance of friction pairs for different materials and modes of carbohydration in the glow discharge, it is necessary to find the optimal values of the process parameters depending on the friction operating conditions. conclusions plasma discharge carbohydration technology has been developed in anhydrous media, one of the advantages of which is the controllability of technological parameters of the process in order to achieve the optimum physical and mechanical properties of the strengthened materials and, as a consequence, to increase their operational characteristics. a technique for studying the influence of technological parameters of the carbohydration process on the properties of structural materials has been developed, which allows to find the optimal modes of hardening depending on the operating conditions. the durability studies of specimens of 12xh3a steel strengthened by the method of carboazotation in the smoldering discharge using mathematical methods of experiment planning have been carried out. the paproblems of tribology 15 rameters of the technological process of hardening (temperature, pressure, composition of the saturation medium, the duration of the process) affect the wear resistance over a wide range and allow you to optimize the pr ocess by the criterion of maximum wear resistance. references 1. lahtin yu.m., kogan ya.d., shaposhnikov v.n. reguliruemye processy azotirovaniya v tleyushem razryade. v kn. progressivnye metody himiko-termicheskoj obrabotki. m. mashinostroenie, 1979. 184 s. 2. arzamasov b.n., bratuhin a.g., eliseev yu.s., panajoti t.a. ionnaya himiko–termicheskaya obrabotka splavov. m. izd−vo mgtu im. n.e.baumana, 1999. 400 s. 3. polyak m.s. tehnologiya uprochneniya. m. mashinostroenie, 1995. 832 s. 4. stechishina n.m, lyuhovec v.v., stechishin m.s. vpliv tehnologichnih parametriv karboazotuvannya na znosostijkist stali 45. problemi tertya ta znoshuvannya. k.: nau, 2019, №3(84). s.76-82. 5. stechishin m.s., luk’yanyuk m.m., luk’yanyuk m.v. modelyuvannya tribosistemi pri bezvodnevomu azotuvanni v tliyuchomu rozryadi. k. nau, 2019, 2019, №3(84). s. 97-10. скиба м.є., стечишин м.с., лук’янюк м.в., мартинюк а.в., цепенюк м.і. зносостійкість та фізико-хімічні властивості карбоазотованої сталі 12хн3а. у роботі приведено результати дослідження впливу безводневого карбоазотування в тліючому розряді на мікротвердість зміцненого шару сталі 12хн3а залежно від вмісту пропану та тиску газового середовища. відповідно до розробленої методики дослідження впливу технологічних параметрів процесу карбоазотування на властивості конструкційних матеріалів, знайдено оптимальні режими зміцнення сталі 12хн3а залежно від умов експлуатації. ключові слова: карбоазотування, мікротвердість, структура. copyright © 2020 v.v. aulin, o. d. derkach, o.s. kabat, d.o. makarenko, a.v. hrynkiv, d.i. krutous. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 49-58 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-49-58 application of polymer composites in the design of agricultural machines for tillage v.v. aulin 2 , o. d. derkach 1 , o.s. kabat 1 , d.o. makarenko 1 , a.v. hrynkiv 2 , d.i. krutous 1 1 dnipro state agrarian and economic university, 25 serhiy yefremov st., dnipro, ukraine е-mail: addsau@gmail.com 2 central ukrainian national technical university, avenue university, 8, kropivnitskiy, ukraine е-mail: aulinvv@gmail.com abstract the article includes an analysis of the state of production of crop production in ukraine and a description of the shortcomings in the work of cultivators.it was proposed to modernize the construction of cultivators with the help of polymer composite materials. we recommend the introduction of a polymer composite ccpa-6-30 in the construction of cultivators, it has high tribotechnical characteristics. key words: carbon plastic, cultivator, tribotechnical characteristic, abrasive. introduction ukraine is one of the largest agrarian countries. the area of arable land in ukraine is about 32,5 million hectares. the largest latifundists, which occupied about 15% of arable land, were such agroholdings as ukrlandfarming (630000 hectares), nch (430000 hectares), kernelgroup (700000 hectares) and others [1]. small farms occupied 12, and about 73% other agro-enterprises of different sizes and forms of ownership. at the same time about half of the crop of early grain and leguminous crops for export. these crops were grown for intensive, industrial technologies using modern methods of seed preparation, chemical protection and plant care, and others. table 1 grouping of agricultural enterprises by size of sown area in ukraine [2] area, hectare number of enterprises, units in% to the total sown area, thousand hectares in% of total area all of them: 45613 100 19811,2 100 20,0…50,0 24596 53,9 548,3 2,8 50,1…100,0 4606 10,1 338,2 1,7 100,1…250,0 4713 10,3 774,1 3,9 250,1…500,0 3232 7,1 1171,5 5,9 500,1…1000,0 2925 6,4 2103,6 10,6 1000,1…2000,0 2822 6,2 4045,7 20,4 2000,1…3000,0 1277 2,8 3096,9 15,6 more then 3000,0 1442 3,2 7732,9 39,1 http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-49-58 mailto:addsau@gmail.com mailto:aulinvv@gmail.com 50 problems of tribology it is concluded that the main agricultural enterprises in ukraine are farms with an area of more than 3000 hectares. it occupy 39.1% of the total acreage, their number at the same time is only 3.2% of the total number of farms. most of these enterprises are used in the cultivator processing system for presowing continuous tillage. also, there are many manufacturers of tillage machines in ukraine. the most famous are: veles-agro, elvorti, belotserkovmaz, lozova machinery, agrokalina and others. however, the reliability of tillage equipment from these manufacturers is lower, than that of foreign equipment. we have investigated, that it is possible to increase reliability agricultural machine for tillage by using new materials – polymeric composites – that have high tribological properties and do not require maintenance (lubrication). the human used natural polymers for many years: cellulose, rubber, leather. synthetic polymers were first obtained in the first half of the twentieth century, this is the beginning of the century of synthetic polymer materials. now a special place in the modernization of machines belongs to plastics, increasing their reliability, reducing metal consumption. the unique properties of plastics improve designs, improve their quality, reduce cost, increase labor productivity [3, 4]. plastics used in engineering are divided into five groups: decorative, structural, antifriction, anticorrosive, electrical insulating. to improve the technical level of machines and agricultural machinery use structural and antifriction plastics. for this purpose: polyamides, polyethylene with various dispersed and fibrous fillers are often used [58]. today, the use of complex plastics with different modifiers and fillers form a new group of high-tech materials polymer composite materials. application of polymeric composite materials in engineering and agriculture occupies an important place. this also applies to soil-cultivating machinery, which is improved for agronomic requirements [4, 9]. literature review the problem of the development and introduction of new structural plastics in agricultural machinery was investigated by many scientists, such as abramov l.m., kreidlin l.m., klimchuk y.f., burya o.i., tsurpal i.a., murgas m. [10-14] and others. the aging processes of plastics [15] and heat treatment methods [16] were studied to optimize the physico-mechanical and chemical properties of articles. the results obtained in the research and introduction of polymeric composite materials in agricultural crops. engineering showed that the use of carbon plastics gives good results, because they simultaneously combine a wide range of properties [1719], this is not present in other materials and composites. when using them in agricultural machines, the resource, reliability, and energy intensity are increased. a carbon fiber based on polyamide-6 (6,6, 12 and others) and phenolone [20-22] are used. the problems of introducing polymeric composite materials into the design of modern complex seeding complexes have been solved and realized [3, 23]. cultivators may be equipped with a parallelogram mechanism to ensure the most qualitative preparation of the soil, the main task of the mechanism is to copy the soil surface and ensure a stable seedbed. parallelogram mechanism of cultivators (fig.1) is a multi-hinged system for fastening the four-link mechanism, the links constitute a parallelogram. such a system ensures high-quality copying of the field relief and a constant angle of the working element with respect to the field. fig. 1 parallelogram mechanism: 1 the front bracket, 2 the rear bracket, 3 the upper link of the mechanism, 4 the lower link of the mechanism, 5 the spring, 6 the adjusting screw, 7 the bracket clamp, i, ii, iii, iv, places of wear. problems of tribology 51 during the operation of the parallelogram mechanism of cultivators крн-5,6, кпс-8 “voskhod”, kp-6 maxym-6, and others, faults were detected, such as intensive and premature wear of the axis of the links of the mechanism. this leads to a violation of the technological process of cultivation and non-compliance with agrotechnical requirements. the manufacturing plants introduced system lubrication of hinges with plastic materials. the frequency is 48 ... 100 hours. but, for large width of cultivator capture, the maintenance of mechanisms leads to significant overstrain of the aggregates, which leads to a violation of the agrotechnical terms of cultivation. positions i, ii, iii, iv are the axes that are most worn out during the movement of the links of the parallelogram mechanism. we suggest placing them in bushings made of polymer composite materials that will have good physicomechanical and tribological properties. scientists kozachenko o.v., shkregal o. m., svirin o.m., babitsky l.f., kuvshinov a.a., tarasenko v.i., mancinskiy y.o. were engaged in the improvement of cultivator designs and their working organs. they investigated the stability of rectilinear motion, the oscillatory device of the cultivator paws, and improved the design of the working organs. however, these works were not aimed at the introduction of polymer composite materials in their design. based on the conducted studies, we can conclude that a promising direction in improving the design of the parallelogram mechanism is the introduction into the design of parts made of polymer composite materials (pcm). in [4, p. 45] describes the use of polymeric composite materials based on aliphatic polyamide ccpa-6-40 in this mechanism, but its increased hygroscopicity led to wedging of the hinges of the mechanism after season al storage. also, sometimes materials that have a complex, low-productivity and energy-intensive processing technology [25] have been proposed for use in similar mechanisms. previously, we found that polymer composite materials based on aliphatic polyamides provide a stable process of friction and wear in similar mechanisms [3,27-29]. we calculated that the allowable load in parallelogram mechanisms of sowing machines, equipped with pcm is 2377 n. the introduction of polymer-composite materials in the construction of agricultural machines requires careful experimental studies of the characteristics and properties of polymer-composite materials, structural designation, especially tribotechnical, resource, operational, etc. materials and methods method of research of relative abrasive stability of materials the manufactured samples for the research of relative abrasive stability were linear dimensions 53 × 29 × 7 mm, which comply with gost 23.208-79 (fig. 2). 1 2 3 4 5 6 fig. 2. general view of samples for determining relative abrasive stability: 1 – nylon 66; 2 – pа-6-210x; 3 – pa6/6.6 r196-gf30; 4 – kocetal gf705; 5 – kocetal k300; 6 – ccpa-6-30 the research of samples on the relative abrasive resistance was carried out on a specially laboratory equipment installed (fig. 3) on the basis of the friction machine смц-2. the essence of the method was that under the same conditions, forced wear of the studied and reference samples was carried out. wear was carried out using an abrasive non-rigidly fixed material (electric iron no. 16n, gost 3643-71), which was fed to the friction zone and pressed to the specimen with a rotating rubber roll (fig. 3, b). 52 problems of tribology а b fig. 3. friction machine смц-2 (a) and scheme of implementation of the process of abrasive wear (b): 1 rubber roller; 2 abrasive material; 3 mechanism of load creation; 4 a sample of the studied material. before the test, the abrasive was dried to a relative humidity of no more than 0.16%. the spinning of the roller was carried out by friction method on the surface of a grinding paper type 2 (gost 6456-75) with grainy number 8p (gost 3647-71), fixed in a sample holder on a flat steel plate. after spin, the roll was washed in gasoline. test conditions are given in table. 2. the following equipment was also used for research purposes: drying chamber снол465/4; analytical balance of влр-200 with an accuracy of 0.2 mg (0.0002 g); calipers шц-125, precision class 2, serial number e99344; other auxiliary non-standard equipment. table 2 test conditions when wearing is not hard fixed abrasive particles load, n frequency of rotation, revolutions per minute specification of rubber roller diameter, mm width, mm hardness according to gost 263-75 relative ultimate elongation,% 44 60 50 мм 150,1 78-85 15-20 the weight of the samples was determined by weighing before and after the test. relative durability of the investigated material was calculated by the formula: e д д и д е е u ρ n k = u ρ n     , (1) where е,д– density of reference and investigated materials, kg / m; nе, nд – number of roller rotations during tests of reference and test samples; uе, uд – wear of reference and investigated samples, kg. the density of samples ρ was determined by the method of hydrostatic weighing according to gost 15139-69. the arithmetic mean value of density, obtained as a result of at least three measurements, differing no more than 1%, was taken for the final result. in order to compare the relative abrasive stability of the pcm, which are studied simultaneously, a control material (nylon 66), the absolute value of which wear was taken per unit, was selected. methods of determination of tribotechnical characteristics and properties of elements of movable connections 1 2 3 4 problems of tribology 53 the study of the properties of moving compounds materials was carried out on the basis of original and standard techniques. tribotechnical characteristics of parts of mobile joints with pcm when not rubbed greased were determined on a friction and wear machine смц-2. indicators of the potentiometer ксп-2 were fixed on a special chart paper gost 7826-75. the tests were performed according to the "disk-block" scheme. the radius of the sample was r = 0.0025 m. before the beginning of each test, the samples were cleaned. this was done so that the friction surfaces of the samples had a parallel shape and the contact area was at least 85%. friction coefficient of slip was determined by the formula:   кр m f р , (2) where is the the torque that occurs on the disk, n·m; р is the load on the sample, n; δ is the step of the paper, m. for all experiments the same, δ = 0.0025 m. the temperature in the friction zone was measured using the chromed-alumel electronic thermocouple "termometer 301 type k". the hole for measuring the temperature is carried out at a depth equal to half the diameter of the sample, and at a distance of 1.0 mm from the surface of the friction. the contact area of the tribo-conection "disc-finger" was 2.0 cm 2 . test mode: p = 0.5 mpa, v = 0.785 m/s. the process of rubbing occurred in the following modes: maximum specific pressure p = 0.25 mpa, slip velocity v = 0.785 m/s. it the curing process was completed when reaching the contact area of the pad with a conjugate sample of 85% of the projection area. the number of repetitions of all experiments is 3. thermal treatment method for protection against environmental impact in order to solve the problem of protection of pcm from the negative influence of the external environment, it is proposed to heat the finished parts processing with pcm in the following lubricants: mc-20, пмс-400, and и-40. thermal treatment of composite materials in drying chamber: temperature 120 °с; heating and cooling mode 1 °с / min .; еxposure time 120 min. results and discussion six types of polymer-composite materials were used to study: nylon 66, pa-6-210x, pa6 / 6.6 r196gf30, kocetalgf705, kocetalk300 and ccpa-6-30. the research carried out on the relative abrasive stability of polymer composite materials, which showed (fig.4), that sample № 1 (nylon 66) has the highest relative abrasive resistance and substantially differs positively from other materials. the visual ranking of samples according to the criterion of relative abrasive stability showed, that the kocetal gf705 material (5 times lower than standard) has the lowest abrasive durability. fig. 4. ranking of experimental samples according to the criterion of relative abrasive stability № 1 nylon 66; № 2 pa-6-210x; №3 pa6 / 6.6 r196-gf30; № 4 kocetalgf705; № 5 kocetalk300; №. 6 ccpa-6-30 54 problems of tribology found, that under identical test conditions, with a factor of pv = 0,392 mpa · m / s, the minimum wear was made from samples made from ccpa-6-30, the maximum wear samples made of kocetal material gf705(fig. 5). in addition, other polymer-composite materials have a value of wear, an order of magnitude larger than ccpa-6-30. fig. 5. the value of weight deterioration of polymer specimens with friction without lubricating on steel 45 (experimental conditions p = 0.5 mpa, v = 0.785 m / s) determination of friction coefficient f showed, that its value is within the limits of 0,16 ... 0,49 (fig. 6). the results of the temperature research in the friction zone (fig. 7) indicate that this parameter correlates with the values of friction coefficient f. fig. 6. friction coefficient in the frictional interaction of a steel conjugate sample with polymer specimens: № 1 – nylon 66; № 2 – pa-6-210x; № 3 – pa6/6.6 r196-gf30; № 4 – kocetalgf705; № 5 – kocetalk300; № 6 – ccpa-6-30 problems of tribology 55 fig. 7. temperature in the friction zone in the frictional interaction of the steel conjugate part with polymer samples: № 1 – nylon 66; № 2 – pa-6-210x; № 3 – pa6/6.6 r196-gf30; № 4 – kocetalgf705; № 5 – kocetalk300; № 6 – ccpa-6-30 stabilization of temperature t in the friction zone for all samples comes in the range of 8 minutes. (for kocetal gf705) up to 40 minutes (nylon 66) (fig. 8). fig. 8. dependence of temperature on the friction surface in the frictional interaction of the steel conjugate sample with the polymer samples from the time of the experiment: № 1 – nylon 66; № 2 – pa-6-210x; № 3 – pa6/6.6 r196-gf30; № 4 – kocetalgf705; № 5 – kocetalk300; № 6 – ccpa-6-30 the general view of the experimental parts made of polymeric-composite material ccpa-6-30 is shown in fig. 9 fig. 9 general view of experimental details of the upper lever after testing in paralelogram mechanism of cultivator duration of experiment, min t e m p e ra tu re i n t h e f ri c ti o n z o n e t , k 393 373 353 333 313 293 56 problems of tribology we have developed methods for heat treatment in oils [23, 30-32], which make it impossible to hygroscopic pkm based on aliphatic polyamides in volumes that led to a change in geometric dimensions or changes in properties. table 3 influence of heat treatment in oil on the strength of polymeric composite materials of grade ccpa-6-30 parameter control after processing deviation,% strength of compression strength σ, mpa 134,7 133,1 1,18 modulus of elasticity e, mpa 1883,1 1743,9 7,39 the results of the research have shown, that the nylon 66 pcm, which provides relative abrasive stability, is 39% higher than the pa-6-210x composite and 77% higher than kocetal gf705. it is not recommended to use as abrasive resistant materials kocetal gf705 and kocetal k300. on the basis of the obtained data it can be assumed that the materials of the specimens for №№2, 5, 6 are antifriction because they have a coefficient of friction f <0.3, and the materials of the specimens for №№1, 3, 4 are frictional materials with moderate high coefficient of friction, therefore their use in movable connection of cultivators is inappropriate. the research of the dependence of friction coefficient f on the duration of the experiment showed that the stabilization f for all samples comes after 3 ... 22 min. from the beginning of the test. for samples №2 6, during 120 minutes, f did not increase, or its deviations were within the measurement error. only when tested with a nylon 66 pcm sample this indicator slightly increased steadily. the growth rate of this parameter was 0.01 (h) 1 . in order to ensure the stable operation of mobile machines and mechanisms operating under conditions of friction without lubrication and a small amount of abrasive, it is recommended to use a polymer composite upa-6-30, which at a specific pressure p = 0.5 mpa and slip velocity v = 0,785 m / s provides a minimum friction coefficient (f = 0,16), temperature in the friction zone (t = 313 k); their own wear, which is an order of magnitude smaller than the other samples being studied. this composite has stable performance over long periods of operation. in general, the proposed method of heat treatment [23] reduced the hygroscopicity of this polymer composite material, and the amount of moisture accumulated during the storage of equipment decreased from 0.70% to 0.35. this technology is realized in development enterprise “soyuz-composite"[19] and recognized as costeffective. conclusion the use of polymer composite materiales in hinged joints of parallelogram mechanisms of soil tillage machines will improve the quality of the implementation of agrotechnical requirements, eliminate the cost of idle time during the maintenance of mechanisms, reduce the cost of operation and maintenance of modernized cultivators. it is recommended for applications in parallelogram mechanisms in which the maximum load on the hinge is 2400 n. references 1. derkach o.d. vikoristannya shirokozahvatnoyi tehniki v umovah prirodnogo zemlerobstva / o.d. derkach, d.o. makarenko // prirodne agrovirobnitstvo v ukrayini: problemi stanovlennya, perspektivi rozvitku: mizhnar. nauk.-prakt. konf. – dnipropetrovsk: ddaeu, 2015. – s. 52-54. (ukr) 2. statistichniy schorichnik ukrayini za 2014 rik. derzhavniy komitet statistiki ukrayini. – k.: /«konsultant»/, 2015. – 534 s. (ukr) 3. derkach a., makarenko d., naumenko n. primenenie ugleplastikov v shirokozahvatnyh posevnykh mashinakh. mechanization in agriculture / international scientific, scientific applied and informational journal. yearlxi, 2/2015, sofia, c. 3-6. (rus) 4. burya a. modernizatsiya pantographnogo mekhanizmu kultivatora kp-6 “maksym”. the international scientific and practical conference "complex zabezpechennya jakcosti tehnologichnykh protsessiv ta sistem". 2015. p. 45-46. (ukr) problems of tribology 57 5. kuznetsova o.yu. rozrobka fulerenvmisnih kompozitnih materialiv na osnovi fenilonu dlya detaley konstruktsiynogo priznachennya: avtoref. dis. kand. tehn. nauk: 05.02.01 / lutskiy natsionalniy tehnichniy universitet, 2013. – 23 s. (ukr) 6. gatskov v. s. progressivnyie tehnologii izgotovleniya detaley iz antifriktsionnyih materialov: uchebnoe posobie. – m.: niyau mifi, 2011. – 152 s. (rus) 7. kashitskiy v. p. naukovi pidhodi do stvorennya samozmaschuvalnih epoksikompo-zitnih tribomaterialiv / v. p. kashitskiy, p. p. savchuk // naukovi notatki. – 2015. – vip. 50. – s. 76-80. (ukr) 8. burya a.i., kuznetsova o. yu.,derkach a.d.,sergiyenko v.p.,bukharov s.n. investigation of fullerence c60 influence on tribotechnical and clynamical mechanical properties of composite material based on phenilon. wtc 2013, 5 th world tribology congress, september, 8-13, 2013, torino, italy. 9. derkach o.d., burya o.i. pidvischennya tehnichnogo rivnya elektro-, avtomobilnogo tran-sportu ta silskogospodarskoyi tehniki za rahunok vikoristannya novih materialiv. naukovi rekomendatsiyi: dnipropetrovsk: ddau. – 2011. – 71 s.(ukr) 10. abramovl., kreidlinl., klimchukyu. (1980). sostoyaniye i perspective primeneniya i izgotovleniya plastmassovykh detaley tractorov i selkhoxmashin. primenenie polimernikh materialov v selkhoxmashinakh, rostov-na-donu, 1980, p. 4-7. (rus) [11] abramov l. polimernie materialy v selskhohoziaystvennom mashinostroenii. monograph m .: agropromizdat, 1986. 225 p. 12. tsurpal i.a. perspectivi snizhenia metalloyemkosti i povishinia nadezhnosti selskhohozyaistvennoy tekhniki. compozitsionnye materialy. – moskva.: mtsnti – 1987. – p. 18-32. (rus) 13. murgasm. wear resistant materials for agricultural machinery // mech. zemed. – 1990. vol. 40, №10. – p. 451-453. 14. burya a.i., burya a.a., cherepov s.a.,rybak t.i. tribological characteristics of carbon plastics on the basis of polyamide // journal of the balkan tribological association, 1996, vol.2, no 3, с.153-160. 15. pavlov n. starenie plastmass v yestestvennyh i iskhustvennykh usloviakh. monograph. – moskva: khimia, 1982. – 220 p. (rus) 16. kestelman n. termicheskaia obrabotka polimernykh materialov v mashinostroenii. moskva: mashinostroenie, 1968, 266 p. (rus) 17. carbon fibre hoops hesten repair of fertilizer tower// atv. compos. bull.-2002. apr.– p. 4–5. 18. burya a. primenenie ugleplastikov – perpectivny put povyshenia nadezhnosti selskhohozyaistvennoytekhniki. polimernie compozitsionnye materialy. tezisy dokladov. – moskva, 1991. – p. 44-45. 19. buryaa. svoystva i opyt primenenia ugleplastikov v selkhoxmashinostroenii. kiev: znanie, 1992. – 28 p. (rus) 20. buryaa. trenie i iznashivanie ugleplastikov na osnove aromaticheskikh poliamidov. journal of friction and wear. 1989. – т.22, №6. – p.677–683. (rus) 21. buryaa., molchanov b. trenie i iznos polyamida-6 i ugleplastika na ego osnove. journal of friction and wear. – 1992. –t.13, №5, p. 900. (rus) 22. buryao. rozrobka, doslidzhennya i vykorystannya polimeriv, armovanykh khimichnymy voloknamy, v konstruktsiyakh silskhogospodarskykh mashyn. avtorepherat, ternopil, 1993. – 32 p. 23. kobets a., derkach a., makarenko d., shapoval a., kabat o. decreasing the environment influence on composite materials / научниизвестия. scientific technical union of mechanical engineering, year xxiv, issue 16 (202), june 2016. iv international scientific and technical congress “agricultural machinery”, 2225.06.2016, varna, bulgaria, с.13-15. 24. silskhogospodarski ta melioratyvni mashyny. vojtyuk d., dubrovin v., ishchenko t. kyiv: vyshcha osvita, 2004. – 544 p. (ukr) 25. derkach o., artemchuk v., muranov ye. do pytannia tekhnologichnosti otrymannya detaley z polymernykh compozytiv dlya posivnoi tekhniky. . vіsnik hntusg іm. petra vasilenka, 2017. № 181, p. 157-167. (ukr) 26. v. aulin, o. derkach, d. makarenko, a. pankov, a. tykhyi analysis of tribological efficiency of movable junctions "polymeric-composite materials – steel". eastern-european journal of enterprise technologies. 2019. vol. 4 (12 100). p. 6-15. doi: 10.15587/1729-4061.2019.176845 27. v. aulin, s. a. hrynkiv, lysenko, a. dykha, t. zamota, v. dzyura exploring a possibility to control the stressed-strained state of cylinder liners in diesel engines by the tribotechnology of alignment. easterneuropean journal of enterprise technologies. 2019. vol. 3 (12 99). p. 6-16. doi: 10.15587/17294061.2019.171619 28. aulin v. v., kalich v. m., hrynkiv a. v., holub d. v. prohnozuvannia zalyshkovoho resursu ahrehativ ta system transportnykh zasobiv silskohospodarskoho vyrobnytstva za yikh tekhnichnym stanom. zahalnoderzhavnyi mizhvidomchyi nauk.-tekhn. zb. konstruiuvannia, vyrobnytstvo ta ekspluatatsiia silskohospodarskykh mashyn, vyp. 45, ch. ii. – kirovohrad: kntu, 2015. – s.28-36. 29. v. aulin, a. hrynkiv, s. lysenko, o. lyashuk, d. velykodnyi, y. vovk, d. holub, a. chernai wear resistance increase of samples tribomating in oil composite with geo modifier кgмf-1. tribology in industry vol. 41, no. 2 (2019) 156-165. 58 problems of tribology 30. aulin v.v., lysenko s.v., kuzyk o.v., holub d.v. trybofizychni osnovy pidvyshchennia nadiinosti mobilnoi silskohospodarskoi ta avtotransportnoi tekhniky tekhnolohiiamy trybotekhnichnoho vidnovlennia. monohrafiia. – kropyvnytskyi: vydavets lysenko v.f., 2016. 304s. 31. aulin v. v., hrynkiv a. v. teoretychne obhruntuvannia metodu i systemy diahnostuvannia stanu mobilnoi silskohospodarskoi tekhniky. visnyk kharkivskoho nats. tekhn. universytetu silsk. hospodarstva. / vyp. 163. problemy nadiinosti mashyn ta zasobiv mekhanizatsii silskohospodarskoho vyrobnytstva. – kharkiv. – 2015.-s.39-44. 32. aulin v. v., hrynkiv a. v. teoretychne obhruntuvannia metodu i systemy diahnostuvannia stanu mobilnoi silskohospodarskoi tekhniky. visnyk kharkivskoho nats. tekhn. universytetu silsk. hospodarstva. / vyp. 163. problemy nadiinosti mashyn ta zasobiv mekhanizatsii silskohospodarskoho vyrobnytstva. – kharkiv. – 2015.-s.39-44. аулін в.в., деркач о.д., кабат о.с., макаренко д.о., гриньків а.в., крутоус д.і. застосування полімерних композиторів у конструкції uрунтообробних машин стаття включає аналіз стану виробництва продукції рослинництва в україні та актуальність застосування культиваторів в існуючих технологіях вирощування культур. запропоновано модернізувати трибоспряження паралелограмних механізмів культиваторів полімерними композитними матеріалами. за результатами досліджень триботехнічних характеристик ряду полімерно-композитних матеріалів, доведено ефективність використання в конструкції культиваторів полімерний композит упа-6-30, що має високі триботехнічні характеристики. ключові слова: культиватор, вуглепластик, триботехнічні характеристики, абразив copyright © 2021 v. lopata, m. chernovol, е. solovuch, o. dudan. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021,61-67 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-61-67 use of structural anomalies in steel gas-thermal coatings during increased wear-out v. lopata1, m. chernovol2, е. solovuch2, o. dudan3 1e.o. paton electric welding institute of the national academy of sciences of ukraine 2central ukrainian national technical university national technical, kropyvnytskyi, ukraine 3polotsk state university, novopolotsk, belarus e-mail: beryuza@ukr.net received: 30 september 2021: revised: 20 november: accept: 20 december 2021 abstract the structure of gas-thermal coatings made of wire materials has been studied by determining the most efficient methods of controlling the process of structure formation to achieve the highest physical and mechanical properties of renewable surfaces of vehicle parts. the effect of formation of anomaly amount of residual austenite in sprayed steel coatings was established. technologies of application of the “austenitic effect” is suggested here to increase a coating wearresistance. it is determined that the main factors influencing the content of residual austenite in hardened steel are the cooling rate of steel, the concentration of alloying elements in the austenitic phase, as well as thermal stabilization of austenite during self-tempering. it is shown that to ensure the formation in the structure of sprayed coatings of alloy structural, tool and corrosion-resistant steels of metastable austenite, which has a low flow temperature of deformation gamma-alpha transformation, which corresponds to the operating temperatures of sliding friction units, it is necessary to achieve certain coating conditions. wire spraying, cooling rate of molten particles and the degree of their oxidation). one of the most probable reasons for the appearance of the "austenitic effect" in coatings is the heating of the surface layer to a temperature that promotes thermal stabilization of austenite, as well as saturation of melt droplets with alloying elements (primarily chromium) and impurities (carbon, nitrogen) in flames. the relatively low flight speed of molten steel particles and the high concentration of propane containing carbon in the combustion products contribute to the deep saturation of the melt droplets with carbon. it is likely that these circumstances are associated with a high content of residual austenite in the coatings obtained by gas-flame spraying. an additional factor that increases the resistance of austenite in the sprayed coating may be the saturation of the droplets of the melt with carbon during melting and spraying using a propane flame. the studies under discussion have suggested that both for the method of gas-flame spraying and for the method of electric arc spraying, there are modes and steels for spraying that allow the formation of large amounts of metastable austenite in coatings, which in the process of tribocoupling will turn into martensite.on the basis of the carried-out researches technologies of restoration of details of vehicles by drawing multipurpose coverings in which the choice of a method of heating of a wire at spraying is carried out depending on temperature of the beginning of martensitic transformation of a wire material are offered. key words: electric arc spraying, gas flame spraying, wear resistance, residual austenite, resurfacing, gas thermal coating state of the matter the mehods of multifunctional coatings application based on the wire-shaped materail spraying have proved to be the most efficient methods of surface reconditioning, strengthening and protection of wearing surfaces of transportation means (tm) parts of components and assemblies. at the parts of transportation means reconditioning it’s preferable to use gas flame spraying (gfs) and electric arc spraying (eas) of the wirehttp://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-61-60 62 problems of tribology shaped materail [2] to save time of the spraying process due to the increase of the sprayed particles flying speed by means of gas heating by an uninterrapted power supply [3]. purpose of the study the purpose of the study was to investigate the structure of gas thermal coatings made of wire-shaped materials by means of finding the most efficient methods of structure formation process control to achieve the most beneficial physical-mechanical properties of reconditioned surfaces of the transportation means parts. research procedure some structural specific features of gas thermal coatings (gtc) obtained by steel wire spraying of martensite (40kh13) and austenite class (kh18n10t) by different methods of gas flame spraying (gfs) and electric arc spraying (eas) have been studied [3] in the following modes: mode 1 – spraying of the material melted in a flame body of propan-oxygen flame by a high-speed air stream; mode 2 spraying of the material melted in an electric arc by a jet stream of propan-air mixture flame products rich in propan (deoxidizing atmosphere); mode 3 spraying of the material melted in an electric arc by a jet stream of propan-air mixture flame products rich in air (oxidizing atmosphere); mode 4 – spraying of the material melted in an electric arc by high-speed air stream. to increase the coating adhesion with the reconditioned surface made of steel 45 we have used an intermediate layer made of alloy kh20n80. the flying speed of the sprayed particles was ranging within 100 ... 130 m/с (modes 1, 4) 400 ... 500 m/с (modes 2, 3). the size of particles forming the coating was ranging within 5 ... 40 mkm. results of their study and their discussion the coatings obtained due to the wire-shaped materials spraying are in their structure similar to gas thermal powder coatings. nevertheless, in case of gas thermal spraying of powder materials some separate particles can not be enough melted or can be heated to premelting temperatures, but during the spraying of onepiece wires the coating layer is being formed only from the melted particles (otherwise the drops separation from the wire will not occur). it results in larger deformation of particles than in case of powder coatings and less sponginess (fig. 1). а) b) fig. 1. microtopography (a) and microstructure (b) of steel gas-thermal coating the formation of coating is accompanying with the intense impact of flame body on the particles of spraying material and their interaction during the process of coating layer formation on the reconditioned surface of the part. in this case, due to the processes of high-speed crystalization, deformation and drawing innthe layer of formed coating, some oxides are occurring, a part of alloying elements is burning up. thus, structural state and properties of obtained coatings on the reconditioned surfaces depend on the combination of influence of all parameters of the spray application. most of oxides are formed due to the contact of melted particles with air. that is why the impact of spraying air consumption on the amount of oxygen in the coatings, obtained in mode 1 by gas flame spraying and in mode 4 by electric arc spraying has been studied. the volume share of the oxides in gas thermal coatings had been studied earlier and the results were described in paper [3]. under gas-thermal spraying of wires conditions the maximum oxygen content in the coatings was ranging within 1,50 ... 1,70% and it can be obtained at spraying air consumption over 0,35 m3/min. (fig. 2). problems of tribology 63 further increase of spraying air consumption has not resulted in the oxygen concdentration increase. oxygen content in electric arc coatings is 2,5 ... 3 times higher than in gas flame ones. moreover, the maximum concentration 3,8% is reached under spraying air consumption conditions of nearly 0,5 m3/min. fig. 2. the effect of the spraying air consumption on the amount of oxygen in the coatings obtained by gasflame spraying in mode 1 (1) and electric arc spraying in mode 4 (2) one of the most probable reasons of “austenite effect” taking place in the coatings is the upper layer heating up to the temperature 500-670 к which facilitates the thermal stabilization of austenite and the saturation of the melt drops with alloying elements (first of all with chromium) and impurities (carbon, nitrogen) during the wire melting in the flame. this is proved by the absence of carbides particles cr23c6 in the coating. one more factor increasing the austenite resistance in the sprayedcoating can be the saturation of melt drops with carbon during the process of melting and spraying using propan flame (table 1). table 1 the effect of the composition of the combustible mixture, forming a torch in gas-flame and electric arc spraying on the content of carbon and oxygen in the coatings of steel 40kh13 spraying mode oxygen-propan volume ratio in the mixture oxygen content in the coating, % carbon content in the coating, % gfs mode 1 propan-oxygen mixture, ratio 1/4 1,3 0,6-0,7 eas mode 2 mode 3 mode 4 propan-air mixture, ratio1/18 1,4 0,5 propan-air mixture, ratio1/30 2,2 0,4 pure air 3,3-3,5 0,3-0,4 relatively low flying speed of melted steel particles and high concentration of propan containing carbon in combustion products contribute to deep saturation of melt drops with carbon. it’s quite possible that a deep content of residual austenite in the coatings obtained by gas flame spraying in connected with these circumstances. a bit smaller amount of austenite in the coattings obtained by electric arc spraying in the deoxidizing atmosphere (in mode 2) of the spraying torch can be explained by considerably higher flying speed of melted particles which is a specific feature of this way of spraying. in this case the processes of diffusion saturation of melt drops with carbon from the deoxidizing atmosphere of propan-air mixture combustion products have no time to occur (the time of melted drops flight in the combustion products atmosphere is not more than 5•10-4с) and the content of residual austenite in a coating layer is decreasing to  20 об. %. the increase of oxygen concentration in the mixture was not accompanied with the change of residual austenite content in the coating obtained under super sound speed of melted particles flying conditions (mode 3) (m3/min) 64 problems of tribology and under relatively low speed of melted particles flying conditions (mode 4). in both spraying options the residual austenite content in the coating does not exceed 20 vol. %. perhaps, such content of residual austenite in steel 40khn is balanced for the case of complete decomposition of chromium carbides in it and the implementation of typical of gfs cooling conditions of melted steel drops. to activate the decay process of residual austenite in the gas-flame sprayed coating the tempering was conducted at temperature 520, 620, 720, 770 і 820 к. the holding time of the tempering was 9 min. the x-ray phase analysis data have proved that the decay of stabilized residual austenite of the coating sprayed layer was taking place due to the high pressure at temperature range within 770 ... 820 к. at lower temperature the tempering was not accompanied with the decrease of residual austenite amount in the coating layer. high temperature of the tempering necessary for the sprayed layer austenite decay is caused by the temperature of chromium carbides development in it and after their separation the residual austenite resistance has drastically decreased. the sprayed layer hardness after tempering at 770 к was equal to 2800 mpа. the sprayed coatings in their initial state had the hardness of 360 ... 380 mpа, microhardness hv30 = 2650 mpа, residual austenite content 40 ... 45 vol.% (fig. 3). fig. 3. fragments of x-ray diffraction patterns from the surface layers of coatings after gas-flame (a) and electric arc spraying (b) one of the main requirements to satisfy the upper layers of the reconditioned parts of tribocouples is plastic property during the initial period of friction to accelerate the process of underworking, and also high wear resistance, hardness, adhesion to lubrication during further operation of the assemby. this requirement dealing with steels can be met only in case when two-phase structure was formed inthe steels containing metastable austenite of hardness 200 300 hv. in the process of underworking as a result of intensive plastic deformation the metastable austenite is transformed into the wear resistant and hard martensite (hv = 700 ... 800) as the deformation γ → α transformation was taking place. the conducted investigation made possible to assume that for both the gas-flame spraying method and for electric arc spraying method there are such modes and steels for spraying which allow to provide the formation of large amount of metastable austenite in the coatings which will be transformed in martensite during the process of tribocoupling. in cast steels to obtaine metastable austenite one should apply the special alloy method, complex thermal and thermomechanical treatment whose conducting is mostly economically inadvisable. to provide the metastable austenite formation with low temperature of deformation γ → α transformation (temperature мд) corresponding to the operating temperature of sliding friction units (270-20 k) in the sprayed coating structure, one should reach the determined conditions of the coating formation, namely  -f e (1 1 0 )  ( 1 1 1 )  ( 2 0 0 )  ( 2 0 0 )  -f e ( 1 1 0 )  ( 1 1 1 ) f e 3 o 4 (3 1 1 ) f e 3 o 4 (3 1 1 ) a) b) problems of tribology 65 wire heating temperature (overheating above the point of melting), the temperature of its spraying, speed of melted particles cooling and the degree of their oxydation resulted in the change of alloying constituents concentration. the experimental study has proved the relation between the temperature value of the beginning of martensite transformation of wire material тм and the amount of metastable austenite appearing in the formed coating (table 2). in alloy-treated structural steels, and also in corossion-resistant steels of martensite class the temperature of the beginning of martensite transformation тм is ranging within 550 ... 700 к (steel group №1, tabl. 2). whilst wires made of these steels spraying it was found that the volume content of metastable austenite has reached 24%, if the temperature of wire heating is not higher than 2000 к. the temperature of martensite transformation тм in tool (die) steels, and also in structural spring steels is ranging within 420 ... 540 к (steel group №2, tabl. 2). whilst wires made of these steels spraying it was found that metastable austenite appeared of amount 15 ... 25 об. % was possible if the sprayed wire was heated to the temperature not higher than 2100 к. in corrosion-resistant and heat resistant steels as well as in hadfield steel the temperature of martensite transformation тм ranges from 70 ... 110 к (steel group №3, tabl. 2). due to the low temperature of the beginning of martensite transformation тм, the austenite structure in these steels is characterized by high resistance, hence they are called «steels of austenite class». for the phase strengthening of the upper layers of steels of austenite class due to the process of martensite transformation a high degree of deformation is required, which is inaccessible at frictional interaction with lubricating material (boundary friction). it was found, that due to the wires spraying made of these steels at the temperatures above 2500 к it is possible to raise the temperature of martensite transformation тм, the temperature of deformation γ → α transformation мд and carry out the destabilization of austenite phase in the formed coatings. table 2 the content of metastable austenite in the coatings obtained by spraying of different grades of steel the austenite stability decrease in the third group steels coatings obtained by the spraying at temperature above 2500 к can be explained in the folowing way. the chromium and manganese content in steel has made the most important impact on the tempearture interval state of martensite transformation. thus, the mangenese content decrease from від 5% to 1% has caused the raise of temperature тм from 270 to 470 к [5]. as a result, one of the possible ways to increase temperature тм is lower content of chromium or mangenese in the austenite phase of steels due to oxidation under spraying conditions. the change of the coating composition due to the intense oxidation at temperature above 2500 к has made possible to of austenite structure resistance and to raise temperature мд to the roomtemperature level. at wire spraying from steel of the first two groups of steel the preservation of great amount of metastable austenite can be explained in the folowing way. high speed of steel particles crystalization during the sprayed layer formation and slower speed of its cooling in the interval of martensite and bainite transformations under coating cooling conditions have provided the austenite thermal stabilization. the thermal stabilization is getting more intense if the reconditioned surface of the part is preheated. the increase of of metastable austenite contens was being obsderved at the reconditioned surface of the part heating to 480 к (fig. 4). further heating of the part was resulted in decresae in strength of the coatings adherence with the reconditioned surface. preheating of the part prior to the sparying of alloyed wire steels of high tempearture тм has enhanced the effect of austenite stabilization and has made possible to increase the meatstable phase volume in the sprayed coatings. № of steel group steel grade temperature of martensite transformation тм,, к temperature of heating at spraying, к austenite content in the coating, vol.% 1 09gc, 40khn, 20kh13, 40kh13 550…700 1700…2000 2100…2500 > 2600 17…25 7…15 < 6 2 9khc, kh12mf 9kh12, kh6vf, 35khnm, 40khfva, 65g 420…540 1700…2100 2200…2500 > 2500 15…25 8…12 < 6 3 08kh18n10t 12kh18n10t 110g13 70…110 1700…2000 2000…2500 > 2500 95…98 90…95 90…95 66 problems of tribology fig. 4. the dependence of the amount of metastable austenite (vol.%) (1) in steel coatings 2kh18n10t and 40khn and their adhesion (mpa) (2) on the preheating temperature of the recoverable surface practical use of the study results some technological recommendations on transportation means parts reconditioning have been developed on the basis of the results of conducted study. thus, the method of electric arc spraying using steel wire 40kh13 was chosen to restore the worn out bearing spindles of distributing shafts. wear resistance of reconditioned surfaces with coatings after the period of wear-in was 40 50% higher than the coating wear resistance sprayed by the same material by gas flame method. the analysis of development and operation testing results has shown that the reconditioned surfaces of distributing shafts of transport means with the coatings applied by electric arc spraying had the wear resistance 1,4 1,7 times higher than the coatings obtained due to the gas flame method. conclusions the effect of anomalously great amount of residual austenite (20 40 vol.%) formation in gas thermal coatings of sprayed steels of martensite class has been determined. it was proved that to provide the formation of metastable austenite with low temperature of deformation γ → α transformation corresponding to the operating temperature of sliding friction units in the structure of sprayed coatings made of alloy-treated structural, instrumental and corrosion resistant steels, one should reach the determined conditions of the coating formation (heating temperature, the temperature of wire spraying, speed of melted particles cooling and the degree of their oxydation). on the basis of conducted investigation some technologies have been proposed dealing with the parts of transportation means reconditioning by multifunctional coatings applying where the choice of wire heating method under spraying conditions is made depending on the temperature of the wire material martensite transformation start. referenses 1. belocerkovskij m.a. tekhnologii aktivirovannogo gazoplamennogo napyleniya antifrikcionnyh pokrytij. mn.: tekhnoprint. 2004. 200 s. 2. sharov v.m. metallizacionnye pokrytiya. kiev: budivel&apos; nik. 1981. 80 s. 3. belocerkovskij m.a., pryadko a.s. aktivirovannoe gazoplamennoe i elektrodugovoe napylenie pokrytij provolochnymi materialami. uprochnyayushchie tekhnologii i pokrytiya, 2006. №12. 4. popova l.e., popov a.a. diagrammy prevrashcheniya austenita v stalyah i beta-rastvorah v splavah titana. spravochnik. m.: metallurgiya, 1991. 501 s. 5. gulyaev a.p. metallovedenie. m.: metallurgiya 1977. 648 s. σadhesion nvol, % problems of tribology 67 лопата в.м., черновол м.і., солових є.к., дудан о.в. використання структурних аномалій в стальних газотермічних покриттях при підвищенні їх зносостійкості досліджена структури газотермических покриттів із дротяних матеріалів шляхом визначення раціональних методів керування процесом структуроутворення для досягнення найбільш високих фізико-механічних властивостей відновлюємих поверхонь деталей транспортних засобів. встановлено ефект утворення аномально великої кількості залишкового аустеніту при напиленні покриттів із сталевих дротів. запропоновано технології використання «аустенітного ефекту» для підвищення зносостійкості покриттів.. визначено, що основними факторами, що впливають на вміст залишкового аустеніту в загартованій сталі, є швидкість охолодження сталі, концентрація легуючих елементів в аустенітній фазі, а також термічна стабілізація аустеніту при самовідпуску. показано, що для забезпечення формування в структурі напилених покриттів з легованих конструкційних, інструментальних та корозійностійких сталей метастабільного аустеніту, що має низьку температуру протікання деформаційного гама-альфа перетворення, яка відповідає температурам експлуатації вузлів тертя ковзання, необхідно досягнення певних умов формування покриття (температури нагріву і розпилення дроту, швидкості охолодження розплавлених частинок і ступеню їх окислення). однією з найбільш ймовірних причин появи «аустенітного ефекту» в покриттях є розігрівання поверхневого шару до температури, що сприяє термічній стабілізації аустеніту, а також насиченню крапель розплаву легуючими елементами (перш за все хромом) і домішками впровадження (вуглець, азот) в процесі розплавлення дроту в полум'ї. відносно низька швидкість польоту розплавлених частинок стали і висока концентрація пропану, що містить вуглець в продуктах горіння, сприяють глибокого насиченню крапель розплаву вуглецем. ймовірно, що саме з цими обставинами пов'язаний високий вміст залишкового аустеніту в покриттях, отриманих газополуменевим напиленням. додатковим фактором, що збільшує стійкість аустеніту в напиленому покритті може бути насичення крапель розплаву вуглецем в процесі розплавлення і розпилення з використанням полум’я пропану. проведені дослідження дозволили припустити, що як для методу газополуменевого напилення, так як і для методу електродугового напилення існують такі режими і сталі для розпилення які дозволяють забезпечувати формування в покриттях великої кількості метастабільного аустеніту, який в процесі роботи трибоспряження перейде в мартенсит. .на підставі проведених досліджень запропоновані технології відновлення деталей засобів транспорту шляхом нанесення багатофункціональних покриттів, в яких вибір методу нагріву дроту при розпиленні здійснюється в залежності від температури початку мартенситного перетворення матеріалу дроту. ключові слова: електродугове напилення, газополуменеве напилення, зносостійкість, залишковий аустеніт, відновлення, газотермічні покриття copyright © 2019 n.s. mashovets.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 39-44 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-39-44 analysis of the influence of nitriding in a glow discharge on the properties of a titanium alloy n.s. mashovets * khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: mashovetsns@ukr.net abstract this work is devoted to the results of the low-temperature temperature hydrogen-nitriding in glow discharge to develop recommendations for further practical application. surface modification of titanium alloys were carried out by low-temperature nitriding in a glow discharge in hydrogen-free environment. the main advantage of this method lies in the absence of hydrogen embrittlement and complete environmental safety process. application of the glow discharge can not only speed up the process by the order of the diffusion surface saturation with nitrogen, but also significantly alters the kinetics of the process and quality of the nitrided layer, in particular its physio-mechanical properties and phase composition. keywords: titanic alloy, nitriding in glow discharge, friction and wear. introduction in high-tech industries, light metal materials are widely used, which work in conditions of intensive wear. titanium and its alloys are used in many fields due to their useful properties such as low specific weight, low modulus of elasticity, high corrosion resistance. however, low wear resistance of these materials under conditions of boundary and abrasive friction can't be used in the industries without hardening the surface. currently, there are many ways of hardening titanium surface: ion implantation, laser hardening, nitriding, pvd and cvd coating techniques, the creation of surface nanostructures. traditionally, surface modification of titanium alloys by glow discharge nitriding was carried out at a relatively high temperature and in atmospheres containing hydrogen [1, 2]. however, the surface layer becomes brittle, which greatly narrows the range of practical uses of the technology. when low-temperature hydrogennitriding in glow discharge is formed on the surface of a relatively thin layer of nitride structures and there is a relatively small depth of the diffusion zone. however, due to the greater plasticity of the surface layer, new opportunities open up for the use of the modified titanium alloys in a variety of industries. operational characteristics of titanium alloys defined physical-mechanical characteristics of the surface and their phase composition, which depend on the process parameters of nitriding. to intensify the process of strengthening the surface of titanium alloys promising method of low-temperature hydrogen-nitriding in glow discharge. the main results on the development of scientific foundations of industrial technologies and equipment for the implementation of the nitriding process were performed by the schools of yu.m. lahtina and b.m. arzamasov. the basics of the theory and practice of hydrogen-nitriding in glow discharge were developed by v.g. kaplun and i.m. pastukh [3, 4]. methods and results of research surface modification of titanium alloys were carried out by low-temperature nitriding in a glow discharge in hydrogen-free environment. the main advantage of this method lies in the absence of hydrogen embrittlement and complete environmental safety process. experimental set – uatr-1 nitriding in a glow discharge in hydrogen-free environments was developed in khmelnytsky national university. the installation includes the discharge chamber vacuum system, the preparation of the gaseous medium, and power supply and management. the latter was primarily designed to maintain the glow of electric discharge in the gas and at least short-term exclusion of its transition to the arc. problems of tribology 40 technical characteristics of the installation: power 40 kw; three-phase alternating current, 50 hz 380 v; the maximum voltage in the cell 1500 v; the diameter of the vacuum chamber 600 mm; the height of the vacuum chamber 1000 mm; minimum vacuum of 1 pa; operating temperature range 400 1100 ° c; maximum weight of 500 kg cages. there was control over the composition of the gaseous medium, the temperature, the pressure in the discharge chamber, the voltage on the electrodes and the current camera therein ( respectively the current density ) during the process. as noted above, a feature of the installation is to use a hydrogen-free gas mixture. however, the absence of hydrogen, which is a reducing metal and neutralizes oxygen requires especially pure gas (99.9 %) and a completely sealed gas supply system and vacuum chamber. even a small amount of oxygen (0.1 %) causes the formation of oxides on a metal surface and greatly reduces the efficiency of the process up to its total cessation. therefore, in contrast to systems that operate with hydrogensaturating fluids (ammonia, a mixture of nitrogen and hydrogen), this unit has separators for oxygen and moisture. application of the glow discharge can not only speed up the process by the order of the diffusion surface saturation with nitrogen, but also significantly alters the kinetics of the process and quality of the nitrided layer, in particular its physio-mechanical properties and phase composition. this allows for the optimization of the mechanical properties of the surface layer depending on the operating conditions of structural elements and also improves their wear resistance. for research purposes, the standards from an + alloy were used. ionic nitriding was conducted after different regimes, the technological parameters of the process were varied in such scopes: temperature (t0 с) within the limits of 540 – 7000 с, pressure (p, pa) 80400 pa, time (min) 20-240 min, maintenance of argon (ar %) 0-96 %. research of fretting-resistant titanic alloy ti-al6-cr2-mo2,5 were conducted on the special options which are described in work [5]. tribological researches were conducted on the universal machine of friction umf 2168 applying the method described in work [6], according to the of chart the disk-finger with the spherical surface of standard r 2,5, in the conditions of dry friction. counter-body the disk is the hardened steel 45 (hrc-45). speed of disk rotation is 40 m/min., loading is about 20 n. research was conducted in uninterrupted mode and the following parameters of friction were fixed by means of computer: size of linear wear with accuracy calculation of 0,5 mcm in scopes from 0 to 600 mcm, moment of friction, middle temperature in the zone of contact with measuring discreteness through 0,5 sec. comparative studies of the effect of the nitrided layer on tribological properties and on the wear pattern of the nitrous and non-nitrous titanium alloy surfaces were conducted. the influence of technological parameters of the process in the smoldering discharge on the intensity of wear and the coefficient of friction of the samples nitrided under different modes was investigated. modes of nitriding and characteristics of the surface layers of the samples are shown in table 1. table 1 characteristics of vt8 nitrogen alloy samples nitrogen mode settings the phase composition of the nitrided layer, % № . m od es ni tr id in g te m pe ra tu re т0 с pr es su re , р , p а m ic ro ha rd ne ss o f th e su rf ac e н 50 , м pа t he th ic kn es s of th e t in la ye r, h t in m km t he th ic kn es s of th e ni tr id ed la ye r, h, m km tin ti2n in te ns ity w ea r і * 10 -6 t he c oe ff ic ie nt o f fr ic tio n, f 1 660 320 6500 1,6 75 5,9 19,2 0,22 0,32 2 580 320 5700 1,7 60 2,6 18,6 0,20 0,29 3 660 160 7300 2,5 80 2,2 21,6 0,21 0,31 4 580 160 6400 2,3 65 0 22,3 0,19 0,29 5 560 240 6500 1,8 40 0 21,8 0,17 0,27 6 680 240 7000 2,6 95 7,8 25,4 0,23 0,40 7 620 125 7200 2,8 85 2,1 24,1 0,19 0,30 8 620 355 5900 2,5 50 5,5 11,5 0,16 0,26 9 620 240 6350 2,7 60 3,8 20,3 0,12 0,20 not nitrous 4400 8,5 0,6 problems of tribology 41 the formation of solid layers on the surface of the titanium alloy saved leads to an increase in wear resistance, which gradually decreases along the depth of the nitrided layer. x-ray diffraction studies have shown that as a result of low-temperature nitriding, the titanium alloy vt8 produces tin mononitride (δ phase) and  ti2n phase (fig. 1). the presence of -ті2n nitride on the surface and a solid solution of -tin promotes an increase in antifriction properties and a decrease in the coefficient of friction and wear rate. at the same time, the lowest temperatures occurred in the friction zone. when a solid and brittle δ-phase tin is formed on the surface, the wear mechanism of the material changes from redox to abrasive, which is caused by an increase in the temperature in the contact zone, the coefficient of friction and the intensity of wear. 20 0  -t in2 10 1  ti n2 11 1 t in 00 2  ti 1 11  -t in2 1 01  ti 00 2 n ti 10 2  ti 22 0  ti n 2 10 5  ti n2 00 2  -t in2 ін те нс ив ні ст ь, в ід н. од 2 градq, fig. 1. x-ray diffraction patterns of nitrided titanium alloy vt8 the study of the dependence of the wear on the friction path of the nitrided and non-nitrided titanium alloys showed that the nonnitrided samples wear intensively. the value of their wear in the test conditions was 0.4 mm after 170 m of sliding path. the wear rate was 8.5  10-6. after wear of the nitrided layer the magnitude of wear of the titanium alloy increases sharply (fig. 2). 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 0,1 0,2 0,3 0,4 2 002 2 004 , friction distance m w ea r m m , 1 2 fig. 2. correlation between of wear and way in: 1 – nonnitrided titanium alloy; 2 – nitrided titanium alloy in fig. 3 shows cross-sections of friction tracks of nonnitrided and nitrided samples, which show that the nonnitrided sample has a much larger amount of wear (friction track depth). under the influence of normal loading, plastic deformation occurs in the process of wear on the friction track, which changes the size and shape of the grains, which increases the surface hardness by 100–200 mpa. the surfaces of the friction of the sample and the countertile after tribological studies have tracks in the form of furrows, which is formed as a result of the adhesive interaction of a nitrated titanium alloy with a steel surface (fig. 4). problems of tribology 42 а b fig. 3. the friction path in cross section: a – nonnitrided titanium alloy vt8; b – after nitriding under load 20 n (х800) fig. 4. the surfaces of the friction of the sample and the countertile after tribological studies in order to study the magnitude of the clamping force of the titanium alloy after nitriding in the glow discharge, the wear value of the friction pair "n nitrided titanium alloy steel hardened shh15" studies of samples of vt8 alloy, nitrided in the mode t = 680 °c, p = 160 p, in the environment vol.% n2 + 96 vol.% ar,  = 240 min, using an optimal srv friction machine according. the results of studies of the wear resistance of the bt8 alloy are given in table. 2. studies show that the grip strength of titanium alloy after glow discharge in glow discharge in these test conditions has increased by almost 4.6 times, compared to the non-nitrided sample. the maximum permissible pressure on the friction surface increased by 3.7 times. problems of tribology 43 table 2 the results of studies on the wear of steam nitricated titanium alloy vt8 ball steel shx15 machine optimal srv wear samples force clutching f, n pressure in the clutching zone р, n/mm2 balls mк, mg vt8 m, mg diameter clutching d, mm the width of the wear track h, mm the source material 65 18,4 0,1 12,0 1,85 4,0 nitrided sample 300 67,5 2,1 0,8 2,45 2,4 from the table 2 shows that the wear of a nonnitrided titanium alloy is 15 times greater than that of nitrous. the wear of the hardened ball of shh 15 steel, which works in a pair of friction as a counterfoil, on the contrary, is much smaller in a pair with a nonnitrided sample. at the same time, the surface of the quenched ball was smeared with a nonnitrided titanium alloy. in a pair of "nitrided vt8 hardened ball" wear big balls because of wear nitrided vt8 products have high hardness (hv = 600 750) and were in the process as an abrasive wear. conclusions the above material shows the promise of the technology of low-temperature hydrogennitriding by glow discharge. this greatly expands the range of practical applications of titanium alloys. among the promising technologies that can be used to improve the wear resistance of friction pairs, which include parts made of titanium alloys, should be considered low-temperature hydrogen-nitriding in glow discharge. the use of low-temperature hydrogen nitriding in the smoldering discharge precludes the growth of the base grain and hydrogen embrittlement of the surface. the low-temperature temperature hydrogen nitrided in glow discharge allows to increase the antiadhesive properties of titanium alloy in the friction pair "nitrated titanium alloy hardened shx 15 steel" in the conditions of dry friction in 4.2 times in comparison with the non-nitrated titanium alloy. references 1. ionic chemical heat treatment of alloys / arzamasov bn bratuhin ag, s. eliseev, t. panajoti. moscow: publishing house of the mstu bauman, 1999. 400 (in russian). 2.. lahtin j. physical processes during ion nitriding / j. lahtin, j. crimskiy / in. " protective coatings on metals." kyiv, 1968. my. 2. s. 225-229 (in russian). 3. pastukh i. physicotechnical metal surface treatment without hydrogen nitriding in a glow discharge : dis. doctor of. sciences: 05.03.07 / pastukh igor markovic. k., 2008. 520 p. (in ukrainian) 4. kaplun vg scientific bases of technology hardening machine parts and tools ion nitriding in hydrogen-free environments : dis. doctor. tehn. sciences: 05.02.01 / vitaly g. kaplun. khmelnitsky, 1992. 450. (in russian). 5. pastukh im theory and practice of without hydrogen glow discharge nitriding / igor markovic pastukh. kharkov: kipt 2006. 364. 6. hladkyi ya.m. tribology of wear-resistant coatings / ya.m. hladkyi, o.m. makovkin, s.s. bys / bulletin of khmelnitsky national university. – 2005, №5. – т.2.-с. 19-23. problems of tribology 44 машовець н.с. аналіз впливу азотування в тліючому розряді на властивості титанового сплаву. ця робота присвячена результатам низькотемпературного азотування в тліючому розряді для розробки рекомендацій щодо подальшого практичного застосування. модифікація поверхні титанових сплавів проводилася низькотемпературним азотуванням в тліючому розряді в без водневому середовищі. основна перевага цього методу полягає у відсутності водневого окрихчування та повноцінного екологічного безпечного процесу. застосування тліючого розряду дозволяє не тільки прискорити процес дифузійного насичення поверхні азотом, але й істотно змінить кінетику процесу та якість азотованого шару, зокрема його фізико-механічні властивості та фазовий склад. ключові слова: титановий сплав, азотування в тліючому розряді, тертя та зношування. 18.doc вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 116 похмурский в.і., студент м.м., шмирко в.в., довгуник в.м., клапків м.д. фізико механічний інститут ім. г.в. карпенка нан україни, м. львів, україна e-mail: shmyrko-v-v@ukr.net вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів удк 621.73 стаття присвячена дослідженню структури та трибологічних характеристик оксидокерамічних шарів, синтезованих методом плазмол ектролітної обробки (пео) на сплавах та електродугових покриттях після різних видів шліфування. ключові слова: шліфування, оксидокерамічні шари, трибологічні характеристики. вступ алюмінієві сплави за масштабами використання у промисловості займають провідне місце після сталі. проте, вони мають дещо обмежене застосування у рухомих контактних парах, через відносно низьку їх поверхневу твердість та зносостійкість. для забезпечення тривалої експлуатації конструкцій та виробів із легких сплавів застосовують модифікування поверхневих шарів або наносять на них покриття. перспективними є металооксидокерамічні покриття, які застосовуються зараз для захисту суцільних алюмінієвих сплавів. для відновлення геометричної форми зношених деталей нами запропоновано використовувати електродугове напилення на основі алюмінію з наступним оксидуванням напиленого шару. методики досліджень оксидокерамічні шари синтезували на сплаві д16t та електродугових покриттях (едп), сформованих із електродного дроту зв д16. для цього використовували металізатор з модернізованою системою розпилення металоповітряної суміші [1]. режими формування едп: напруга на дузі =u 30 … 32 v, струм дуги =i 100 … 120 а, тиск повітря =p 0,6 мпа, дистанція напилення – 120 мм. оксидокерамічні шари формували в катодно анодному режимі за співвідношення (ik/ia) 1 і 1,5 імпульсним струмом густиною 20 а/дм2 у електроліті складу: 3 г/л кон та 2 г/л рідкого скла в розчині дистильованої води за раніше розробленою методикою. час оксидування 90 хв [2]. мікроструктуру синтезованих покривів вивчали на сканувальному електронному мікроскопі evo-40xvp (carl zeiss) із системою рентгенівського мікроаналізу inca energy. трибологічні дослідження зразків після плазмоелектролітної обробки проводили за умов граничного тертя за схемою “диск колодка“ на випробувальній установці смц-2 при контактному навантаженні 2, 4, 6, 8 та 10 мпа. швидкість ковзання 0,67 м/с, час випробувань 2 години при кожному навантаженні. для досліджень використовували зразки: “диск“ (зовнішній діаметр =d 42 ± 0,02 мм) та “колодка“ з внутрішнім діаметром аналогічного розміру. зразки “диск“ виготовляли з пруткового матеріалу зі сплаву д16т. співвідношення між контактними площами при терті було 0,125. робочі поверхні зразків піддавали плазмоелектролітній обробці. після цього їх шліфували до необхідного розміру та досягнення шорсткості поверхні =ra 0,3 мкм. у випадку нанесення електродугових покриттів на зразки “диск“ їх зовнішній діаметр був =d 40 мм. після нанесення покриттів зразки проточували, піддавали плазмоелектролітній обробці та шліфували до необхідного розміру. робочі середовища – мінеральні мастила i-20 та м10г2к. при проведенні досліджень зразок ”диск“ частково занурювали у ванну з мастилом. вимірювання моменту тертя проводили безконтактним індуктивним давачем, змонтованим на валу установки. температуру в околі зони контакту (на відстані 0,5 мм) вимірювали хромельалюмелевою термопарою. електричні сигнали, у мілівольтах, від вимірювання зазначених параметрів передавалися на аналого-цифровий переретворювач та одночасно фіксувалися за допомогою персонального комп’ютера з кроком їх запису 0,2 с. зношування зразків після випробувань визначали за втратою маси зважуванням на електронній вазі kern abj з точністю ± 0,0001 г. зразки перед початком випробуваннь та після кожного етапу тертя очищали в бензині та ацетоні упродовж 10 хв у за допомогою ультразвуку на установці bandelin sonorex та висушували. mailto:shmyrko-v-v@ukr.net вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 117 експериментальні результати та їх обговорення структура покриттів оксидокерамічні шари синтезовані пео на едп характеризуються трьома чітко вираженими ділянками: верхній поруватий шар (рис. 1) з численними мікротріщинами, (товщиною 20 … 30 % від загальної товщини оксидокерамічного покриття), щільна та широка область практично безпористого покриття та тонкий проміжний шар на межі контакту з алюмінієвою основою, або з алюмінієвим напиленим покриттям. відносні товщини цих шарів, їх структура та склад у значній мірі залежать від параметрів попередньої обробки матеріалу, складу електроліту та способу нанесення покриттів. а б рис. 1 – мікроструктура оксидо-керамічного шару, одержаного методом оксидування електродугового покриття на сплаві д16т при густині струму 2 кa/м2, і ic/ia = 1,0 в электроліті 1 та в электроліті 2. час оксидування 90 хв у структурі оксидокерамічного шару (як на основі д16т, так і на електродуговому покритті із д16) виявлено сегрегації виділень чистої міді нанометричних розмірів (рис. 1). частинки міді появляються в оксидній фазі, очевидно, наступним чином: в каналі іскрового розряду при пео утворюється як оксид алюмінію, так і оксид міді. в подальшому залишок розплаву алюмінію відновлює оксид міді до чистої міді. вплив виду шліфування на параметри шорсткості оксидокерамічних шарів перед проведенням трибологічних випробувань зразків з оксидокерамічними покриттями верхній пористий шар зішліфовували. для порівняння впливу виду шліфування на чистоту обробки поверхонь тертя у технологічних операціях використовували як корундовий, так і алмазний круг. параметри шліфування подано у табл. 1 шліфування алмазним кругом є продуктивнішим процесом, ніж корундовим. при цьому забезпечується вища чистота поверхні стальних зразків і зразків з окидокерамічними шарами так, після алмазного шліфування параметри шорсткості поверхні стального зразка: =ra 0,6, =rz 2,4 мкм, а корундовим – =ra 0,8 мкм, =rz 3,5 мкм (рис. 3, а г). після алмазного шліфування висотні параметри профілю поверхні сталі max) , ,( rrzra та середній крок нерівностей )(sm на 30 % нижчі. характер опорних кривих свідчить про рівномірніший розподіл матеріалу в поверхневому шарі (рис. 3, г). 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 -3 -2 -1 0 1 2 3 h, µ m l, m m 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 -3 -2 -1 0 1 2 3 h, µ m l, mm а б 1 2 1 2 вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 118 0 2 4 30 40 50 60 70 80 90 100 110 a ka ka ka k r a, r z, s ,s m , µ m a k r a rz rmax s sm 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 ε η a k в г рис. 3 – профілограми поверхонь тертя стальних зразків після шліфування алмазним (а) та корундовим (б) кругами, параметри профілю (в) та опорні криві (г) після шліфування алмазним (а) та корундовим (к) кругами таблиця 1 режими шліфування пео шарів режими шліфування швидкість, м/с характеристика круга круга подача стола глибина шліфування, мм продуктивність см3/хв корундовий круг ст 2 30 0,05 0,01 0,1 алмазний круг ас6 63/50-50/40, м1,100 30 0,05 0,025 0,3 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 -3 -2 -1 0 1 2 3 h, µ m l ,m m 0 ,0 0 ,5 1 ,0 1,5 2 ,0 -3 -2 -1 0 1 2 3 h, µ m l ,m m а б 0 2 4 30 40 50 60 70 80 90 100 110 a ka ka ka k r a, r z, s ,s m , µ m a k ra rz rmax s sm 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 a k η ε в г рис. 4 – профілограми поверхонь тертя зразків з оксидокерамічними шарами, синтезованими на сплаві д16т після шліфування алмазним (а) та корундовим (б) кругами, параметри профілю (в) та опорні криві після шліфування (г) алмазним (а) та корундовим (к) кругами вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 119 після шліфування оксидокерамічних шарів, синтезованих як на сплаві д16т так і на електродугових покривах з електродних дротів зв д16 алмазним та корундовим кругами рельєф поверхні є практично ідентичним по висотних параметрах max) , ,( rrzra . проте, усереднені значення крокових величин: ширини мікровиступів та віддалей між ними після шліфування корундовим кругом ≈ на 20 % більші. це підтверджує характер опорних кривих профілів поверхонь (рис. 4). після шліфування корундовим кругом якість поверхні гірша. 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 -3 -2 -1 0 1 2 3 h, µ m l,m m 0,0 0 ,5 1 ,0 1 ,5 2 ,0 -3 -2 -1 0 1 2 3 h , µ m l ,m m а б 0 2 4 30 40 50 60 70 80 90 100 110 a ka ka ka k r a, r z, s ,s m , µ m a k ra rz rmax s sm 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 η ε a k в г рис. 5 – профілограми поверхонь тертя зразків з оксидокерамічними шарами, синтезованими на едп сформованих із дротів зв д16т після шліфування алмазним (а) та корундовим (б) кругами, параметри профілю (в) та опорні криві (г) після шліфування алмазним (а) та корундовим (к) кругами алмазне шліфування забезпечує вищу якість поверхні, ніж корундове, про що свідчать на 30 % менші висотні характеристики max) , ,( rrzra та на 40 % більший кроковий параметр )(sm . більшу нерівномірність розподілу матеріалу в поверхневому шорсткому шарі після корундового шліфування ілюструє характер опорної кривої поверхні. таблиця 2 вплив виду шліфування на параметри шорсткості види шліфування, круги матеріал зразків алмазний корундовий д16 т + пео ra = 0,7 мкм rz = 3,8 мкм ra = 0,8 мкм rz = 3,8 мкм едп із св д16 + пео ra = 0,6 мкм rz = 2,7 мкм ra = 0,8 мкм rz = 3,6 мкм трибологічні дослідження трибологічними дослідженнями встановлено, що зношування метало–оксидокерамічних шарів, синтезованих як на суцільних матеріалах, так і на напилених едп у парах із зазначеними контртілами є у межах похибки вимірюваннь. аналогічні результати отримано також щодо зношування контртіл. ці покриття відзначається високою зносостривкістю при контактних навантаженнях включно до 10 мпа. тому, основну увагу було приділено вивченню процесів тертя, а не зношування – вивчали зміни коефіцієнтів тертя та температури триборозігріву пар тертя за різних контактних навантажень у процесі випробувань. вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 120 встановили, що алмазне шліфування оксидокерамічного шару, синтезованого на сплаві д16т у парі сталлю шх-15 забезпечує коефіцієнт тертя (≈ 0,017, а температуру триборозріву ≈ 40 ºс), які зберігаються до контактного навантаження 10 мпа (рис. 6). при перевищенні навантаження коефіцієнт тертя зростає в приблизно в три рази. зростає також і температура триборозігріву (рис. 5, б). оксидокерамічний шар, шліфований корундовим кругом має суттєво гірші трибологічні характеристики. коефіцієнт тертя починає зростати вже при перевищенні контактного навантаження 6 мпа. температура триборозігріву також є вищою. так є ще й тому, що при випробуванні в мастилі і-20 за контактного навантаження понад 8 мпа зменшується вязкість мастила, що призводить то потоншення граничної плівки в зоні контакту та до підвищення температури, що і спонукає зростання коефіцієнта тертя. разом з тим, металооксидокемічні шарі є пористі – у своїй струкрурі містять як мікротак і нанопори які до певних контактних навантажень можуть бути акумуляторами маста. по мірі зростання контактного навантаження, а разом з ним і температури у зоні контакту мастило буде розкладатися. очевидно, що за таких умов у зоні контакту втрачаються реологічні властивості мастила що і призводить до такого результату. 2 4 6 8 10 12 0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 µ р, мпа 1 2 3 4 2 4 6 8 10 12 20 40 60 80 100 120 140 р, мпа t, o c 1 2 4 3 а б рис. 6 – вплив контактного навантаження на коефіцієнт тертя (а) та температуру трибо розігріву (б) у парах тертя оксидокерамічний шар сталь шх-15 (1, 2) та бронза брс-30 (3, 4). вид шліфування 1, 3 корундовим кругом, 2, 4 алмазним. випробовували в мастилі і-20 раніше [2] було проведено порівняльні дослідження трибологічної поведінки оксидокерамічних шарів, синтезованих як на д16т так і на едп, синтезованих із двох дротів зв д16 після алмазного шліфування. виявили, що немає суттєвої різниці у трибологічній поведінці таких шарів. тому, провели дослідження металооксидокерамічних шарів, синтезованих на едп у мастилі м10г2к, легованому диалкілдитіофосфатом цинку з різними контртілами і отримали такий результат (рис. 7). 2 4 6 8 10 12 0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 µ p, mpa 1 2 3 4 0 2 4 6 8 10 12 20 30 40 50 60 70 80 t, o c p, mpa 1 2 3 4 а б рис. 7 – зміна коефіцієнта тертя (а) та температури триборозігріву (б) пар тертя оксидокерамічний шар на едп із суцільного дроту зв д16 (зразок) у парі з контртілами: 1 – оксидокерамічний шар на д16; 2 – бронза брс 30; 3 – гартована сталль шх15; 4 – гальванічне хромове покриття. вид шліфування алмазне. випробовували в мастилі м10г2к найменший коефіцієнт тертя є у парі “зразок” з оксидокерамічним шаром на едп д16 у парі зі “контртілом” з гальванічним хромовим покриттям (0,006 при 10 мпа). коефіцієнт тертя в однойменних парах – оксидокерамічний шар по оксидокераміному шару за аналогічного навантаження становить близько 0,03. коефіцієнти тертя оксидокерамічних шарів в інших парах парах тертя, є дещо вищими. вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 121 електронно мікроскопічними (ем) дослідженнями вторинних структур (вс), утворених на поверхнях тертя зразків з металооксидоремічними шарами, сформованими на сплаві д16т чи на едп з двох дротів д16 (рис. 8 9) у парі з контртілами зі сплаву д16т, виявлено, що при терті в мінеральному мастилі м10г2к на поверхнях тертя вс містять zn, s та p. елемент ваг. % ат. % c k 18,82 29,32 o k 39,05 45,67 mg k 0,84 0,65 al k 25,02 17,35 si k 1,66 1,11 p k 1,29 0,78 s k 2,93 1,71 k k 0,84 0,40 ca k 1,43 0,67 cu l 1,87 0,55 zn l 6,24 1,79 підсумок 100,00 рис. 8 – ем зображення та поелементний аналіз вс, утворених після тертя на поверхні оксидокерамічних шарів синтезованих на сплаві д16т елемент ваг. % ат. % o k 47,69 62,17 al k 42,32 32,71 si k 3,57 2,65 p k 0,27 0,18 s k 0,33 0,21 na k 0,89 0,47 cu l 3,04 1,00 zn l 1,89 0,60 підсумок 100,00 рис. 9 – ем зображення та поелементний аналіз вс, утворених після тертя на оксидокерамічних шарах синтезованих на едп, сформованих із суцільного дроту д16 ці компоненти є легувальними елементами мастила (або ефективними додатками), що підвищують антифрикційні властивості пар тертя. на поверхні оксидокерамічних шарів як на сплаві д16т так і на едп також виявлено сліди міді, внаслідок її відновлення з оксидів під час плазмоелектролітної обробки, що додатково призводить до зменшення коефіцієнта тертя в даному мастилі. ем дослідженнями на поверхнях тертя виявлено утворення вс з вмістом zn, s та p. це, свідчить про формування на поверхнях тертя вс нестехіометричного складу, які і забезпечують високі антифрикційні властивості пар тертя. висновки 1. алмазне шліфування пео шарів як на сплаві д16т так і на едп із дроту зв д16 забезпечує кращі параметри шорсткості поверхні. 2. трибологічні характеристики алмазно шліфованих пео шарів у парі з контртілами бронзою брс 30, гартованою сталлю шх15 є вищі ніж після шліфування корундовим кругом. 3. пара тертя пео шар гальванічний хром має найкращі трибологічні характеристики. література 1. електродугові відновні та захисні покриття / в.і. похмурський, м.м. студент, в.м. довгуник та ін. – львів: нан україни; фізико механічний ін-т ім. г.в. карпенка, 2005. – 192 с. 2. student м.м., dovhunyk v.м., klapkiv м.d. and all. tribologycal properties of combined metaloxide–ceramic layers on light alloys // materials science, vol. 48, no. 2, 2012 pp. поступила в редакцію 14.02.2014 вплив виду шліфування на параметри шорсткості та трибологічні характеристики оксидокерамічних шарів проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 122 pokhmurski v.i., student m.m., smyrko v.v., dovhunyk v.m., klapkiv m.d. influence of type of grinding parameters on roughness and tribological properties of combined metal-oxide-ceramic layers. aluminum alloy scale use in industry taking pride of place on steel. however , they have a somewhat limited use in mobile pin pairs, because their relatively low surface hardness and wear resistance. to ensure continued operation of structures and products of light alloys used modification of the surface layers or coatings applied to them . perspective is combined metal-oxide-ceramic layers is applied to protect the solid aluminum alloys. to restore the geometric shape of worn parts we proposed to use electric arc spraying aluminum-based coatings, followed by oxidation sprayed layer.the article investigates the structure and tribological characteristics of combined metal-oxide-ceramic layers synthesized on alloys and arc spraying aluminum-based coatings on various types of grinding. key words: grinding, oksydokeramichni layers tribological properties. references 1. pokhmurski v.i., student m.m., dovhunyk v.m., and all. restoration and protective arc spray coating. lviv: ukraine national academy of sciences, physical-mechanical institute of the university. gv karpenko, 2005. 192 p. 2. student м.м., dovhunyk v.м., klapkiv м.d. and all. tribologycal properties of combined metaloxide-ceramic layers on light alloys. materials science, vol. 48, no. 2, 2012 pp. copyright © 2022 v. savytskyi, v.v. mylko, s.s. bys. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,55-60 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-55-60 increasing the durability of cold volume stamping equipment y.v. savytskyi*, v.v. mylko, s.s. bys khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: yra.savisky@gmail.com received: 15 july 2022: revised:22 august 2022: accept:11 september 2022 abstract the work examines the process of cold three-dimensional stamping, which is a very effective method of manufacturing blanks for machine parts. when using cold extrusion, high-cost stamping equipment wears out quickly and defects appear on the finished products. the development of rational technological processes of stamping helps to solve the tasks of expanding the possibilities of cold extrusion by reducing the specific force perceived by the punches, finding the optimal shape of the punch, and testing different grades of steel in order to select them according to the best operational properties. the process of radial extrusion was theoretically investigated and its mathematical model was built based on the energy method, which allows for the analysis of the force mode of extrusion and the kinematics of metal flow, to determine the relative specific force of deformation, to construct the velocity fields for different metal flow zones, and already from these data to calculate the total force deformations the resolution of the model made it possible to formulate recommendations for reducing production defects and increasing the durability of die equipment. key words: metal flow, deformations, extrusion, matrix, punch. introduction cold three-dimensional stamping is a highly efficient process of manufacturing parts and is widely used in the world engineering industry. extrusion occupies a special place among volume stamping operations. in the conditions of the free economic zone with the eu, the main criteria of product competitiveness are its price and quality, which is achieved by introducing new and improving existing technologies. analysis of the latest research one of the highly productive and economical processes for the production of parts is cold extrusion (ce) from alloys of non-ferrous metals and various grades of steel [1]. the economic feasibility of using cold extrusion is determined by improving the quality of parts, reducing metal consumption, reducing labor intensity, and reducing cost. the highest efficiency of cold extrusion processes is achieved in the production of axisymmetric parts and a complex shape with large differences in the intersections of cavities of different configurations [2]. highlighting the previously unsolved part of the general problem in fig. 1 shows a drawing of an extruded m42x2 nut blank. this nut is used to complete the high-pressure hose (dy=25-4sh, r=320 bar.), which ensures the operation of the power hydraulic system of grain harvesters. however, during the manufacture of this part, some problems arise, namely: surface defects appear (cracks, depressions, burrs, and other defects (fig. 2); low stability of expensive stamping tools (matrices and punches), which reduces work productivity and increases its cost. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-55-60 mailto:yra.savisky@gmail.com 56 problems of tribology fig. 1. workpiece of nut s50(м42х2) presenting main material the choice of one or another method in the production of products by extrusion requires the development of scientifically based technology [3], which allows predicting the mechanical characteristics of the resulting parts at the stage of designing the technological process. in addition, the development of rational technological processes contributes to the solution of the tasks of expanding the possibilities of cold extrusion by reducing the specific force perceived by punches, finding the optimal shape of the punch, and testing different grades of steel in order to select them according to the most optimal operational properties. а) b) c) fig. 2. surface defects of the nut blank obtained by cold extrusion: a – surges, weights; b – cracks, roughness, c – longitudinal lines. it has been theoretically proven [4] that the processes of extrusion of parts with variable wall thickness along the perimeter are characterized by a specific three-dimensional flow of metal. this flow is not axisymmetric, which has not been taken into account in theoretical solutions until now. it has been proven that extrusion takes place in two stages: the first, which occurs as a radial flow of metal, during which the festoon is formed on the upper end of the part (fig. 3); the second is three-dimensional (vortical), i.e. all three velocity components are different from zero: vr ≠ 0; vθ ≠ 0; vz ≠ 0) (fig. 4). the initial parameters are the dimensions of the punch rп, the matrix а, and the workpiece hз. for the first stage of deformation, we assume that radial flow takes place in zones 1, 2, zone 3 can be plastic (due to shear), and zone 4 has no deformation, therefore it is a rigid zone. velocity fields in zones 1, 2, 3 in the cylindrical coordinate system have the following form (fig. 3): fig. 3. diagram of the process of radial extrusion at =0 problems of tribology 57 for zones 2 and 3, the components vr1, vz2 and vr2 are obtained on the basis of the law of constancy of volume. dependencies for metal flow rates, deformation rates, and intensity of deformation rates make it possible to describe the deformed state in the entire volume of the workpiece and proceed to the construction of a mathematical model of the process. zone 1: h h∂ ≤ z ≤ h, 0 ≤ r ≤ rn ; vθ1 = 0 zone 2: h h∂ ≤ z ≤ h, rn ≤ r ≤ a/ ; where vθ2 = 0 zone 3: h ≤ z ≤ h +hc , rn ≤ r ≤ a/ ; zone 4: 0 ≤ z ≤ h -h∂ , rn ≤ r ≤ a/ ; where vп – punch speed h – is the depth of propagation of the center of plastic deformation; hc – the height of the part wall; h – bottom thickness; r, z, θ – coordinates of the cylindrical coordinate system. to build a mathematical model of the process, we use the first basic equation of the energy method [5]: where f − the variable active force in the process of deformation, h; vп − punch speed, m/c; σ (εi) – flow stress as a function of strain intensity εi, pa; v − volume of the zone in the center of deformation, m3; к − friction stress on the contact surfaces, pa; a − surface area of this element of the deformed workpiece, m2; vk, vl – speed along the generalized coordinate axes k and l, m/c; s − shear stress on the surfaces of the speed gap, pa; δv – gap of shear rates, m/c; g − surface area of the speed gap, m2; j − the number of zones into which the deformation center is divided; м – the number of contact friction surfaces; n − the number of velocity discontinuity surfaces. the power of the external deforming force applied to the punch: n12= p νпσs , (2) where p – the relative specific deformation force as a function of the dimensionless depth of the distribution of the plastic deformation cell. based on (1), we can write: pνпσs= (3) by substituting into the ratio (3) the value of the calculated power of the internal forces of resistance to deformation, contact friction and shear, which are calculated for each of the zones of the part ni, dividing the right and left parts by νп σs and the area of the working face of the punch πrп 2 , after conversion to the criterion form, we find p p=a0 + a1h∂ + a2 / h∂ (4) values a0, a1, a2 are calculated constants. ratio (4) is a mathematical model of the radial extrusion process (under the conditions νθ = 0). (4) can be considered as a function of the properties of the deforming material (σs), the dimensions of the workpiece and the tool (shown in fig. 2), the friction conditions on the contact surfaces of the matrix and the punch (μ1 and μ2), as well as the varied parameter h∂ depth spread of plastic deformation center. 58 problems of tribology а) b) fig. 4. the diagram of the division of the part into zones (a) and the diagram of the three-dimensional flow in zones 2 and 3 (b) at the second stage of extrusion dependence (4) makes it possible to analyze the force mode of extrusion and the kinematics of the metal flow, determine the relative specific deformation force p, construct the velocity fields for zones 1 4, and use this data to calculate the total deformation force f∂. it is shown that the theoretical analysis of three-dimensional flow processes when vx ≠ 0; vy ≠ 0; vz ≠ 0 (or in the cylindrical coordinate system vr ≠ 0; vθ ≠ 0; vz ≠ 0) (which is conventionally called "vortex", as recommended by a. g. ovchinnikov [4]), can be carried out in full. the analysis performed the second stage, in which the wall formed by the overhang hc with the festoon ф acts as a rigid end and equalizes the velocity vz along the angle θ. at this stage, the dimensions of the formed festoon no longer change (which is confirmed by experiments), and since the thickness of the wall along θ is variable, then this leads to a significant change in the character of the flow the formation of a three-dimensional flow, in which we have vθ ≠ 0 in zones 2 and 3 (fig. 4, b). for a three-dimensional flow (when all components vr, vθ and vz are different from zero) the condition of constancy volume has a more complex form than with radial: equation (5) contains three unknown functions vr , vθ and vz. if two functions vθ and vz are specified, then the function vr can also be determined from the condition of constant volume. for this, you can use suitable functions that describe the flow of metal in zones 1, 2 and 3 (see fig. 4, a). zones 4 and 5 are hard, because in them all components of strain rates, except vz4, are equal to zero. in addition, vz4 = сonst. suitable functions must satisfy the boundary conditions. zone 1 (0 ≤ r ≤ rx) is characterized by a radial flow of metal, which is described by functions linear with respect to the independent variables r and z: = = vθ1 = 0 (6) where rx – the unknown radius separating the regions of radial and three-dimensional flow. zones 2 and 3 (rx ≤ r ≤ rп, as well as rп ≤ r ≤ a/cos(θ) are characterized by an eddy flow that can be described by complex suitable functions. the velocities vz2 and vz3 are easily determined from the conditions of constancy of volume, and the function for the velocity vθ2 can be given as a fit with five parameters (a0, a1, a2 , a3 and λ) that must be varied to obtain min (f∂): = = ; (7) θ2 = θ3 = θ2 ; (8) where r, θ and z – independent variables; a0 , a1, a2 , a3 and λ – variable parameters. it was established from previous experimental studies that 0 < λ < 0.55. the functions vr2 and vr3 for zones 2 and 3 can be found from the condition of constant volume: = [ rdr+ ] = [ rdr+ ] (9) integrating (9) taking into account boundary conditions by zones leads to obtaining complex functions of the general form: = = , (10) where rx – variable, which allows to determine the border of zones 1 and 2, based on boundary conditions 0 ≤ r ≤ rx . the velocity functions vθ and vr have the following properties: 1) the eddy current (when vθ ≠ 0) starts from some coordinate r = rx; 2) at the point r = rx function vθ is continuous; 3) the metal of the workpiece does not penetrate through the wall of the matrix. problems of tribology 59 from these properties, we obtain additional information about the behavior of the corresponding functions vθ, vr and additional conditions: 1) at r = rx vθ = 0; 2) at r = rx we have dvθ /dr = 0, as well as d2vθ /dr 2 = 0; 3) at r=a/cos(θ) vr3 / vθ3 = tg(θ). from these additional conditions follows the possibility to reduce the number of varied parameters by connecting them through 2 generalized parameters. this simplifies the process of minimizing function (4) depending on the depth of propagation of the plastic deformation center (fig. 4), makes it possible to follow the transition of the deformation process from the initial stage (purely radial flow) to the second stage threedimensional flow, when vθ ≠ 0 as an energetically more advantageous option with a sufficient height of the rigid end (extruded wall). the accepted assumptions for determining the parameters of the functions vθ and vr, which minimize the function p (4), made it possible to perform calculations and describe the nature of the metal flow at all stages of extrusion with sufficient accuracy. the strain rate intensity ξi is determined by the well-known formula, which contains the components of the strain rate tensor determined according to the cauchy equations. the obtained dependences for flow rates, deformation rates, intensity of deformation rates in each zone made it possible to describe the deformed state in the entire volume of the workpiece and proceed to the construction of a mathematical model of the process. the power of the external deforming force applied to the punch: n14= p νпσs (11) based on (1), we can write: p νпσs = (12) by substituting the values of the calculated capacities into expression (12), dividing its right and left parts by νпσs and the area of the working face of the punch πrп 2, converting the obtained complex function to the criterion form, we find the relative specific deformation force p for extrusion in three-dimensional flow conditions [5]. the considered process is a process in which the radial and "eddy" currents flow sequentially. the mathcad software package was used for the analysis and research of the process of metal pressure processing a practical and effective tool that allows you to predict the nature of formation during metal pressure processing operations without the expense of experimental research. the work analyzes the technological process of manufacturing a part of the "thin-walled glass" type with a variable wall thickness along the perimeter by cold reverse extrusion, as well as the influence of the ce parameters on the mechanical characteristics of this type of parts. conclusions and prospects for the development of the direction 1. the use of active forces of contact friction will reduce the specific force on the punch by 20-30%. 2. when choosing the optimal taper angle of the punch end, it is possible to reduce the specific force on the punch by 7 13%. 3. when choosing the optimal dimensions of the outline on the end of the workpiece, it is possible to reduce the specific force on the punch by 4 15%. under the action of active frictional forces, the influence of the technological outline decreases. all of the above factors increase the stability of the cold-drop tool (matrices and punches) by 40-45%. the stability of technological equipment directly affects the cost of production of blanks due to the significant costs of its production. currently, in order to reduce the deforming force, various lubrication materials, tool shapes, methods of processing the surface of the workpieces are used, which allow to reduce the forces of contact friction, and extrusion with active frictional forces is also carried out. in addition, due to a significant improvement in the condition of the surface of the workpieces, the number of rejected products is reduced from 15% to 5%. references 1. vorontsov a.l. theory of extrusion stamping / al // m. vorontsov: mechanical engineering 1, 2004. – 721p. 2. cold forging / ed. g.a. navrotskogo. //m.:mashinostroenie 1987 – 384 p. 3. the theory of plastic deformation of metals / ed. e.p. unksova, a.g. ovchinnikov. m .: mashinostroenie, 1983 598 p. 4. forging and stamping: a handbook. b-4 t .; m. 3. the cold forging / ed. g.a. nawrocki m .: engineering, 1989. – 368 p. 5. analysis of extrusion processes under conditions of three-dimensional metal flow. / krotenko g.a. ntu "khpi" // kharkiv, 2011 – 20 p. 60 problems of tribology савицький ю.в., милько в.в., бись с.с. підвищення довговічності обладнання для холодного об’ємного штампування в роботі вивчено процес холодного об’ємного штампування, який є дуже ефективним методом виготовлення заготовок деталей машин. при застосування холодного видавлювання відбувається швидке зношування високовартістної штампової оснастки та з’являються дефекти на готових виробах. розробка раціональних технологічних процесів штампування сприяє вирішенню завдань по розширенню можливостей холодного видавлювання за рахунок зниження питомої сили, яка сприймається пуансонами, знаходження оптимальної форми пуансона, апробація різних марок сталей з метою їх підбору по найкращим експлуатаційним властивостям. теоретично досліджено процес радіального видавлювання та побудовано його математичну модель на основі енергетичного методу, яка дозволяє провести аналіз силового режиму видавлювання і кінематики плину металу, визначити відносне питоме зусилля деформації , побудувати поля швидкостей для різних зон течії металу, а вже за цими даними розрахувати повне зусилля деформації. розв’язок моделі дозволив сформулювати рекомендації по зменшенню виробничого браку та підвищенню довговічності штампового оснащення. ключові слова: течія металу, деформації, видавлювання, матриця, пуансон. copyright © 2023 o.a. ilina, o.o. mikosianchyk, о. p. yashchuk, r.h. mnatsakanov, n.m. berezivskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 34-40 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-34-40 tribomonitoring of the quality of aviation hydraulic oils according to lubricity and rheological indicators o.a. ilina, o.o. mikosianchyk*, о. p. yashchuk, r.h. mnatsakanov, n.m. berezivskyi national aviation university, ukraine *e-mail: oksana.mikos@ukr.net received: 10 january 2023: revised: 08 february 2023: accept:28 february 2023 abstract the study proposes a diagnostic control method for assessing the quality of commercial batches of hydraulic oils based on the kinetics of changes in the thickness of lubricating layers, shear stresses of the lubricating material, and effective viscosity in tribotechnical contact. timely and high-quality tribomonitoring of lubricants provides a perspective on their rational use and reduced wear of equipment parts. the developed methodology simulates the operation of gears in rolling conditions with a slip of 30% using a roller analogy. samples of amg10 oil from two manufacturers were analyzed. for "bora b" amg-10 oil (sample 1) with gradients of the sliding speed of the lubricating layer in contact from 5.63·103 to 5.73·105 с-1, the effective viscosity is set at the level of 4249 and 5039 pa·s at a bulk oil temperature of 20 and 100 oс, respectively, which indicates the resistance of oil components to destruction under conditions of increasing shear rate gradient. for amg-10 oil (sample 2), the effective contact viscosity decreases by 1.53 times both at an oil temperature of 20 oс and at 100 oс and is 2764 pa·s (at 20 oс) and 3309 pa·s (at 100 oс), which indicates the destruction of the components of the lubricant. for "bora b" amg-10 oil, effective lubricating properties have been established both during the start-up period and at maximum revolutions in conditions of rolling with slipping. it was shown that at start-up, regardless of the temperature of the lubricant, the mixed lubrication mode dominates. at the maximum revolutions of the tested samples, the hydrodynamic lubrication mode dominates, which indicates the effective lubricating properties of the bora b amg-10 oil. according to the kinetics of changes in the rheological parameters of oils, it was established that the resistance of the lubricant's components to mechano-thermal destruction under non-stationary lubrication conditions contributes to the effective formation of a lubricating layer in contact with a high bearing capacity. key words: aviation oils, rheological properties, lubrication mode, effective viscosity, shear rate gradient. introduction the reliability of tribotechnical systems is established at the design stage, ensured during production, and confirmed during the operation of machines and mechanisms. lubricating material significantly affects reliability indicators. modern requirements for the reliability of tribomechanical systems are related to the qualitative improvement of lubricating materials and their components. in general, they are due to an in-depth analysis of the lubricating medium's state and the metal's contact surface in the friction process. the production technology of lubricating materials and their components is intensively developing and improving. new lubricating materials on mineral and synthetic bases are being created. serious developments are underway to optimize the component composition of oils and lubricants, improving their physical, chemical, and operational properties. the correct selection of lubricants and triboelement materials often determines the reliability of machines and mechanisms with highly loaded friction units. therefore, studying patterns that determine the interaction of friction surfaces and lubricants requires comprehensive laboratory research. the analysis of expert practice allows for revealing the connection between the properties (physical, chemical, consumer) and the intended purpose of specific categories of lubricants. currently, there are two approaches to the analysis of lubricants: the analysis of lubricants during production (incoming control of basic components, additives, and commercial batches of finished products) and the analysis of operational oil (diagnostic control). http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-34-40 problems of tribology 35 these two directions are different from each other. thus, during production and incoming control, the quality indicators must fall within the specified, previously known limits determined by standards and technical conditions. during diagnostic control, monitoring not so much the absolute values of specific quality indicators as the change of these values over time is necessary. for each indicated area of quality control of commercial or operational lubricants, it is essential to correctly choose the most convenient methods of analyzing the indicators of interest. these indicators include viscosity, flash point, additive content, total acid/alkaline number, water content, soot, total content of ferromagnetic and other wear particles, nitration, sulfonation, and many other indicators. the correct choice of lubricants and their timely and high-quality diagnostics are among the main conditions that increase durability and efficiency and preserve the technical accuracy of machines and mechanisms for an extended period. in addition, timely and high-quality tribomonitoring of lubricants provides a perspective on their rational use, reducing the wear of equipment parts. these measures aim to reduce the cost of repairing machines and mechanisms, reduce their downtime, and reduce the cost of manufactured products. literature review due to the complexity of physicochemical processes in the zone of frictional contact, the properties of contact surfaces and lubricating material during friction are challenging to describe from the point of view of classical mechanics. therefore, to establish regularities of tribological and rheological indicators of friction systems in the limit mode of lubrication: studies of the mechano-thermal stability of the limit film [1], the influence of the shear rate gradient on the change in the effective viscosity and shear stresses in the lubricant [2] are actively being conducted to predict the effectiveness of the formation of the thickness of the lubricating film in contact. the resistance of the lubricating film to mechanical destruction due to an increase in the shear rate gradient is a determining factor that ensures the normal performance of friction pairs in critical conditions. the destruction of the lubricating film during friction is one of the leading factors determining the intensification of energy processes occurring in the contact zone. it manifests in violating the structural suitability of the contact surfaces and lubricant under critical friction conditions, destroying previously formed metastable structures. [3]. in structural adaptation, lubricating boundary layers of varied nature are formed on activated metal surfaces during friction. the initially created lubricating layer has a solid structure, is characterized by non-newtonian properties, and binds to both surfaces. when stress is applied, the layer will deform in shear until the applied shear stress is large enough to overcome adhesion to the surface. according to [4], outside of this condition, the sliding lubricant layer can behave according to two schemes. according to the first scheme, the lubricant in contact behaves as a liquid or remains attached to both surfaces but "melts" in the center. according to the second scheme, the lubricating layer retains its solid structure, and interlayer sliding occurs between areas of the lubricating material. when the action of the external shear force stops, the lubricant reorganizes its structure to its original state but with a constant shift between its two surfaces (fig. 1). fig. 1. the influence of shear stress on the lubricating film's deformation and its structure's reorganization [4]. according to [5], the lubricant is characterized by heterogeneity of rheological properties along the thickness of the film in frictional contact: a surface boundary layer with rheological properties different from the properties of the main part of the material in the center is formed near the wall. the lubricant flows right next to the wall as pressure is created during the system's operation. at the same time, the flow rate is zero, and the lubricant's viscosity is maximum [6]. therefore, the material of the contact surfaces can significantly influence the rheological properties of the lubricant. the research paper [7] presents the results of studies on the formation of boundary layers in industrial lithium (lt4-c3) and calcium (stp) lubricants near the walls of six different materials: two elastomeric materials (nitrile-butadiene rubber (nbr), silicone rubber (mvq/ vmq)), two thermoplastic materials (polyoxymethylene (pom), polyethylene (pe)) and two metal alloys (copper c11000 and steel 304). tests have shown that metal alloys have the most significant ability to adsorb lubricant particles on their surface. elastomeric materials have a minor influence on the change in structural viscosity near the wall, which indicates their low capacity to form a surface layer in the tested commercial lubricants. 36 problems of tribology an experimental method for determining the interfacial shear strength based on the measured friction force and contact area during linear contact loading on coated metals has been developed [8]. it was found that the shear strength at the interface affects the overall sliding friction force under the test conditions. in [9], the mechanism of adhesion of the boundary layer of lubricant to the surfaces forming a hydrodynamic wedge is considered. if molecules of the lubricant are in close proximity to a solid body, then their behavior is primarily determined by the influence of forces from this body. a particular rheology intermediate between the rheology of solids and liquids is characteristic of an oil film in such "boundary" conditions. with distance from the surface of the solid body, the influence of the force field created by it weakens, and its volumetric properties return to the lubricant. at the same time, boundary films have a thickness of 0.010.05 μm and less. in the mathematical modeling of the behavior of newtonian/non-newtonian fluids, rheological models of pseudoplastic and viscoplastic fluids and their parameters are used. for example, when building models of nonnewtonian fluids, the principle of mechanical modeling proposed by rayner [10] is used. according to this principle, the behavior of various substances is defined as a parallel or sequential combination of elements with viscous, elastic, or plastic deformation. in [11], a general thermodynamic model of the melting of an ultrathin film of lubricant was proposed, and the value of the critical shear rate at which the lubricant melts by the shear melting mechanism was determined. it was established that the action of shear stresses leads to an increase in the volume of the lubricant, and, as a result, to an increase in the thickness of the lubricating layer in contact. the mathematical relationship between the volume and the thickness of the lubricating layer can be represented as: 𝛿𝑉 𝑉0 = 𝐴𝛿ℎ 𝐴ℎ = 𝛿ℎ ℎ , (1) where 𝛿𝑉 – volume change, 𝑉0 – initial volume, ℎ oil layer volume, 𝐴 – contact area. in this way, the importance of the established patterns of change of rheological indications in oily material in tribotechnical contact gives feasibility to predict the effectiveness of the formation of a boundary layer on active contact surfaces. it is especially essential in the case of boundary conditions, as the resistance of boundary melting to mechanical destruction ensures the movement of antifriction and anti-wear indicators in contact. therefore, the actual direct assessment of the viscosity of the oily material is the analysis of its rheological characteristics under the dominance of different operating modes. purpose to analyze the influence of the gradient of the shear rate, the shear stresses of the lubricating layer, and the effective viscosity in contact on the lubrication mode of commercial batches of aviation hydraulic oils. objects of research and experimental conditions oils to be studied: sample 1 is oil "bora b" amg-10 according to tu u 19.2-38474081-010: 2016 with change 1 (produced by the llc “bora b”, ukraine); sample 2 is oil amg-10 according to gost 6794-75 with changes 1 5 (produced by the llc “npp kvalitet”). sample 1 was developed to organize work on avoiding oil import and overcome the critical dependence of the defense industry of ukraine on import supplies of amg-10 oil. the study of the samples was carried out on a software-hardware complex to evaluate the tribological characteristics of triboelements, for which a special software had been developed for stepper motor control and online visual evaluation of the kinetics of changes in the main tribological parameters of tribocontact [12]. work of gears in the conditions of rolling with sliding was modeled using the software-hardware complex by means of a roller analogy (fig. 1). fig. 2. the diagram of the loading node of the test samples with rotation at speeds v1 and v2 and the appearance of the friction tracks of the 30chgsa steel sample; 1 – section of the contact surface of the sample. problems of tribology 37 lubrication properties (hydrodynamic and non-hydrodynamic components of the lubricating film thickness) were determined by the method of voltage drop in the mode of normal glow discharge. rheological characteristics of the lubricant (shear rate gradient, shear stress of lubricating layers, effective viscosity in contact) were evaluated by the kinetics of changes in the lubricating layer thickness, rotation speed of the leading and lagging surfaces and temperature of the lubricating layer. rollers (steel 30chgsa, hrc 48…52, ra 0.34 μm) were used as the material of contact surfaces. lubrication of the contact surfaces was performed through immersing the lower roller in a bath of oil. testing was conducted in nonstationary conditions, which provide for the cyclicity of repetition in the startup – stationary operation – braking – stop mode. the total duration of the cycle was 80 s. maximum rotation speed: 700 rpm for the leading surface and 500 rpm for the lagging surface. sliding: 30%. maximum contact load by hertz: 200 mpa. total number of cycles: 100. temperature of oil: 20 0c (cycles 1-45), rise to 100 0c (cycles 46-50), 100 0c (cycles 51-100). analysis of the main results table 1 presents the averaged results of experimental studies of the rheological and lubricating properties of the investigated aviation hydraulic oils. table 1 rheological and lubricating characteristics of aviation hydraulic oils parameter lubricant sample 1 sample 2 temperature of lubricant, oс 20 100 20 100 oil layer shear stress,мпа 7,68 – 16,53 5,585 – 14,7 7,913 – 15,36 7,145 – 14,98 effective contact viscosity, pа·с 1836 – 8065 104,9 – 9182 1130 6789 78,67 7544 thickness of boundary adsorption layers, μm 0,34 – 1,985 0,118– 1,992 0,118 – 1,38 0,104 – 1,57 lubrication mode at startup 0,71 4,13 0,25 – 4,14 0,25 – 2,87 0,22 – 3,27 thickness of the lubricating layer in contact, μm 3,95 – 8,768 4,65 – 9,698 3,055 – 7,8 3,454 – 7,93 lubrication mode at maximum revolutions 8,22 – 18,24 9,67 – 20,1 6,35 – 16,22 7,18 – 16,49 characteristics of sample 1. "bora b" amg-10 oil is characterized by effective rheological properties. ensuring the hydrodynamic lubrication regime at the maximum revolutions of the cycle duration, in rolling conditions with 30% slip occurs due to the high bearing capacity of the lubricant, the formation in contact of hydro and non-hydrodynamic components of the thickness of the lubricating layer, which are characterized by low shear stresses, on average, 9.4 mpa regardless of oil temperature (fig. 3). fig. 3. kinetics of changes in shear stress of the lubricating layer in contact (τ). 38 problems of tribology despite the high gradients of the sliding speed of the lubricating layer in contact, from 5.63·103 to 5.73·105 с-1, which occur at the maximum sliding speed of 0.71 m/s in conditions of rolling from sliding, the lubricant is characterized by effective with a viscosity at the level, on average, of 4249 and 5039 pa·s at the volume temperature of the oil of 20 and 100 oс, respectively (fig. 4). this testifies to the resistance of oil components to destruction under conditions of increasing shear rate gradient. the most significant decrease in the effective viscosity in contact with 105 250 pa·s occurs in the conditions of the initial increase in oil temperature (45 49 test cycles). this is due to a change in the nature of the boundary adsorption layers, which are characterized by effective adaptation in a wide range of temperatures. characteristics of sample 2 amg-10 oil, similar to sample 1, are characterized by effective rheological properties. the shear stress of the lubricating layers is set at the level, on average, of 9.4 mpa at an oil temperature of 20 oс, which is similar to the indicator for sample no. 1. when the oil temperature rises to 100 0c, this parameter increases to 10.82 mpa, which is slight, 1.15 times more, compared to sample 1 (fig. 3). compared to sample 1, the effective contact viscosity decreases, on average, by 1.53 times at an oil temperature of 20 oс and 100 oс and is 2764 pa·s (at 20 oс) and 3309 pa·s (at 100 oc). however, with an increase in temperature during 45-50 cycles, a sharp decrease of this parameter was established to 78-240 pa·s, which is due to the adaptation of the boundary layers of the lubricant to the change in the temperature regime in the frictional contact. the range of change in the gradient of the sliding speed of the lubricating layer (γ) in contact at the maximum sliding speed of 0.71 m/s in the conditions of rolling from sliding for samples 1 and 2 is from 4.51·10 3 to 5.73·105 с-1. fig. 4. kinetics of changes in the effective oil viscosity (η) in contact. depending on the thickness of the lubricating layer, the lubrication mode in the frictional contact is determined according to the λ criterion: 𝜆 = √ ℎ 𝑅𝑎1 2 +𝑅𝑎2 2 , (2) where h is the thickness of the lubricating layer; ra is the average arithmetic deviation of the profile of the contacting surfaces. an informative indicator of the transition conditions from dry to hydrodynamic lubrication is the hertzstriebeck diagram. fig.5 and table 1 present the calculated values of the lubrication mode for the studied lubricants. fig. 5. friction coefficient (f) and lubrication mode (λ) according to the hersey-striebeck diagram: 1 dry, 2 marginal, 3 mixed; 4 – elastohydrodynamic; 5 hydrodynamic lubrication modes. problems of tribology 39 the studied oil "bora b" amg-10 is characterized by effective lubricating properties during the start-up period and at the maximum studied revolutions. breakdown of the lubricating layer at start-up and direct metal contact of the friction surfaces was not established. a semi-dry lubrication mode was set only for a short time during running-in and initial temperature rise. at start-up, regardless of the temperature of the lubricant, the mixed mode of lubrication dominates. at the maximum revolutions of the tested samples, the lubrication hydrodynamic mode dominates, indicating the effective lubricating properties of the oil "bora b" amg-10. for the tested amg10 oil at a bulk oil temperature of 20 and 100 oс, the thickness of the marginal adsorption layers is 1.44 times smaller, which leads to a deterioration of the lubrication regime in contact at start-up and the dominance of the marginal lubrication regime in 25% of the working cycles. as the temperature of the lubricant increases, longterm restoration of the protective boundary films of the oil takes place, and the period of their formation increases by 2.5 times, causing the implementation of a semi-dry lubrication mode at start-up. the total thickness of the lubricating layer is 1.27 times smaller compared to "bora b" amg-10 oil, regardless of the temperature of the lubricant. thus, the resistance of the components of the studied sample 1 to mechano-thermal destruction under non-stationary lubrication conditions contributes to the effective formation of a lubricating layer in contact with a high bearing capacity, which ensures the dominance of the mixed or hydrodynamic mode of lubrication. consequently, during the operation of the tribosystem in such conditions, optimal antifriction and antiwear characteristics of lubricants will be manifested, which is the basis for developing recommendations for the selection of commercial batches of oils for operation in conditions of rolling with slipping based on the proposed methodology for evaluating the rheological and lubricating properties of lubricants. conclusions 1. the conducted research on the software-hardware complex simulated gears' operation in rolling conditions with sliding using a roller analogy. commercial amg-10 oils from different manufacturers were studied. the errors of the obtained experimental values of the studied parameters are within 7-10%. 2. "bora b" amg-10 oil (sample 1) is characterized by low shear stresses, on average, 9.4 mpa, regardless of the oil temperature. for amg-10 oil (sample 2), the shear stress of the lubricating layers is set at 9.4 mpa at an oil temperature of 20 oс, similar to the indicator for "bora b" amg-10 oil. when the oil temperature rises to 100 oс, this parameter increases by 1.15 times. 3. for "bora b" amg-10 oil (sample 1), the effective formation of the thickness of the lubricating layer in contact, resistance to the gradient of the shear rate, and effective viscosity is 4249 and 5039 pa·s at the bulk oil temperature of 20 and 100 oс respectively. for amg-10 oil (sample 2), the effective contact viscosity decreases by 1.53 times both at an oil temperature of 20 0с and at 100 oс and is 2764 pa·s (at 20 oс) and 3309 pa·s ( at 100 oс), which indicates the destruction of the components of the lubricant. references 1. zaskoka a. n., ljashenko ja. a. uchet temperaturnoj zavisimosti vjazkosti nen'jutonovskih smazok v modeli granichnogo trenija pri fazovom perehode vtorogo roda / a. n. zaskoka, ja. a. ljashenko // fizicheskaja mezomehanika. – 2014. – т. 17. – №. 2. – с. 93-100. 2. development of methods of monitoring and diagnostics of operational properties of lubricants according to tribotechnical parameters / о. о. mikosianchyk, r. g. mnatsakanov, o. ye. yakobchuk et al. // problems of friction and wear. – 2021. – 1 (90). – с.11-18. 3. forecasting of the maximum linear wear of contact surfaces in extreme friction conditions / r. mnatsakanov, о. mikosianchyk, o. yakobchuk et al. // problems of friction and wear. – 2018. 4 (81). с. 4-12. 4. hähner g., spencer n. rubbing and scrubbing / g. hähner, n. spencer // physics today. – 1998. 51(9). – р. 22-27. 5. czarny r. the influence of surface material and topography on thewall effect of grease / r. czarny // lubrication science. – 2002. 14(2). р. 255–274. 6. rozpodіl lokal'nih shvidkostej v kruglіj trubі za rozgіnnogo ruhu rіdini / o. m. jahno, r. m. gnatіv, і. r. gnatіv, s. f. razavi // journal of mechanics and advanced technologies ntuu “kyiv polytechnic institute”. serija mashinobuduvannja. – 2018. vol. 84, № 3. р. 86 – 90. 7. czarny r., paszkowski m., knop p. the wall effect in the flow of commercial lubricating greases / r. czarny, m. paszkowski, p. knop // journal of tribology. – 2016. vol. 138. p. 031803. 8. characterization of interfacial shear strength and its effect on ploughing behaviour in single-asperity sliding / t. mishra, m. de rooij, m. shisode et al. // wear. – 2019. vol. 436-437. – p. 203042. 9. maksimenko o.p., peremіt'ko v.v., samohval v.m. teorіja і praktika zmashhuvannja metalurgіjnih mashin. navch. posіbnik. – dnіpropetrovs'k: «sistemnі tehnologії», 2006r. – 172 s. 10. kaminer a.a., jahno o.m. gidromehanika v inzhenernoj praktike. – k.: tehnіka, 1987. – 175 s. 11. non-equilibrium evolutional thermodynamics of boundary friction / l.s. metlov, a.v. khomenko, i.a. lyashenko, s.n. chepulskyi // j. nanoelectron. phys. – 2010. т.2, no2. – р.79-93. 12. development of methods for evaluation of lubrication properties of hydraulic aviation oils / о. ilina, о. mikosianchyk, r. mnatsakanov, о. yakobchuk // problems of tribology. – 2021. 26(3/101). – р. 42–47. https://www.researchgate.net/scientific-contributions/georg-haehner-14043793?_sg%5b0%5d=bo2smsjs5chpj10pswb4lzrpy9r9fhngydncgl1nkg3ko6ykqbqa8iepigcu5ig19ncwh9k.f7dlvckxoehe8zjfwggwynkcxr915ybb0nhy2xouest2dgqvkjqwot3ziddnwhdiqttstb9vu4dyidwxgdwnoa&_sg%5b1%5d=pzyiw6wgjaqikerf8pkdxfpvkrbisw1i5puabzxw4dxee_qdywp36pshg93-x17rb_-kwi4.y0bjpbycw3zj4mkulrbw4pz9r7p1jp4i67-be63--kitbjqr4wqepkqi-bywvyiytj_gsotapxyialxqup8uyw https://www.researchgate.net/profile/nicholas-spencer-7?_sg%5b0%5d=bo2smsjs5chpj10pswb4lzrpy9r9fhngydncgl1nkg3ko6ykqbqa8iepigcu5ig19ncwh9k.f7dlvckxoehe8zjfwggwynkcxr915ybb0nhy2xouest2dgqvkjqwot3ziddnwhdiqttstb9vu4dyidwxgdwnoa&_sg%5b1%5d=pzyiw6wgjaqikerf8pkdxfpvkrbisw1i5puabzxw4dxee_qdywp36pshg93-x17rb_-kwi4.y0bjpbycw3zj4mkulrbw4pz9r7p1jp4i67-be63--kitbjqr4wqepkqi-bywvyiytj_gsotapxyialxqup8uyw https://www.researchgate.net/scientific-contributions/georg-haehner-14043793?_sg%5b0%5d=bo2smsjs5chpj10pswb4lzrpy9r9fhngydncgl1nkg3ko6ykqbqa8iepigcu5ig19ncwh9k.f7dlvckxoehe8zjfwggwynkcxr915ybb0nhy2xouest2dgqvkjqwot3ziddnwhdiqttstb9vu4dyidwxgdwnoa&_sg%5b1%5d=pzyiw6wgjaqikerf8pkdxfpvkrbisw1i5puabzxw4dxee_qdywp36pshg93-x17rb_-kwi4.y0bjpbycw3zj4mkulrbw4pz9r7p1jp4i67-be63--kitbjqr4wqepkqi-bywvyiytj_gsotapxyialxqup8uyw https://www.researchgate.net/scientific-contributions/georg-haehner-14043793?_sg%5b0%5d=bo2smsjs5chpj10pswb4lzrpy9r9fhngydncgl1nkg3ko6ykqbqa8iepigcu5ig19ncwh9k.f7dlvckxoehe8zjfwggwynkcxr915ybb0nhy2xouest2dgqvkjqwot3ziddnwhdiqttstb9vu4dyidwxgdwnoa&_sg%5b1%5d=pzyiw6wgjaqikerf8pkdxfpvkrbisw1i5puabzxw4dxee_qdywp36pshg93-x17rb_-kwi4.y0bjpbycw3zj4mkulrbw4pz9r7p1jp4i67-be63--kitbjqr4wqepkqi-bywvyiytj_gsotapxyialxqup8uyw https://www.researchgate.net/journal/physics-today-0031-9228 https://www.researchgate.net/scientific-contributions/ryszard-czarny-84161292?_sg%5b0%5d=23jjuom3kkjyt3kfhd8veg_mo6y-kgmt9y3rj3_j3whxgg00vxcr3cbjvjmppkku-sy1-2o._er6sjwnpgqkxiqgvuqqkmiwzpsn_gcoyyxj8y5la3bf8y3aek_os203ztvcwg9g7mpdi9c84j6rzu7irios7w&_sg%5b1%5d=j_yeyvcplkllj3y2arg4pmzofotxxosxu3nco3oea6rdo_uoyn0yoinhm7g50ay2hk18ljq.7idshrgqjykhvekiudrzswl2byubvo6exgrwa185vm9zmxblo7okgufm_xzor6nveknp1-ptaji4mc1qbjzova https://www.researchgate.net/profile/maciej-paszkowski?_sg%5b0%5d=23jjuom3kkjyt3kfhd8veg_mo6y-kgmt9y3rj3_j3whxgg00vxcr3cbjvjmppkku-sy1-2o._er6sjwnpgqkxiqgvuqqkmiwzpsn_gcoyyxj8y5la3bf8y3aek_os203ztvcwg9g7mpdi9c84j6rzu7irios7w&_sg%5b1%5d=j_yeyvcplkllj3y2arg4pmzofotxxosxu3nco3oea6rdo_uoyn0yoinhm7g50ay2hk18ljq.7idshrgqjykhvekiudrzswl2byubvo6exgrwa185vm9zmxblo7okgufm_xzor6nveknp1-ptaji4mc1qbjzova https://www.researchgate.net/scientific-contributions/piotr-knop-2105820300?_sg%5b0%5d=23jjuom3kkjyt3kfhd8veg_mo6y-kgmt9y3rj3_j3whxgg00vxcr3cbjvjmppkku-sy1-2o._er6sjwnpgqkxiqgvuqqkmiwzpsn_gcoyyxj8y5la3bf8y3aek_os203ztvcwg9g7mpdi9c84j6rzu7irios7w&_sg%5b1%5d=j_yeyvcplkllj3y2arg4pmzofotxxosxu3nco3oea6rdo_uoyn0yoinhm7g50ay2hk18ljq.7idshrgqjykhvekiudrzswl2byubvo6exgrwa185vm9zmxblo7okgufm_xzor6nveknp1-ptaji4mc1qbjzova https://www.researchgate.net/scientific-contributions/ryszard-czarny-84161292?_sg%5b0%5d=23jjuom3kkjyt3kfhd8veg_mo6y-kgmt9y3rj3_j3whxgg00vxcr3cbjvjmppkku-sy1-2o._er6sjwnpgqkxiqgvuqqkmiwzpsn_gcoyyxj8y5la3bf8y3aek_os203ztvcwg9g7mpdi9c84j6rzu7irios7w&_sg%5b1%5d=j_yeyvcplkllj3y2arg4pmzofotxxosxu3nco3oea6rdo_uoyn0yoinhm7g50ay2hk18ljq.7idshrgqjykhvekiudrzswl2byubvo6exgrwa185vm9zmxblo7okgufm_xzor6nveknp1-ptaji4mc1qbjzova https://www.researchgate.net/profile/maciej-paszkowski?_sg%5b0%5d=23jjuom3kkjyt3kfhd8veg_mo6y-kgmt9y3rj3_j3whxgg00vxcr3cbjvjmppkku-sy1-2o._er6sjwnpgqkxiqgvuqqkmiwzpsn_gcoyyxj8y5la3bf8y3aek_os203ztvcwg9g7mpdi9c84j6rzu7irios7w&_sg%5b1%5d=j_yeyvcplkllj3y2arg4pmzofotxxosxu3nco3oea6rdo_uoyn0yoinhm7g50ay2hk18ljq.7idshrgqjykhvekiudrzswl2byubvo6exgrwa185vm9zmxblo7okgufm_xzor6nveknp1-ptaji4mc1qbjzova https://www.researchgate.net/scientific-contributions/piotr-knop-2105820300?_sg%5b0%5d=23jjuom3kkjyt3kfhd8veg_mo6y-kgmt9y3rj3_j3whxgg00vxcr3cbjvjmppkku-sy1-2o._er6sjwnpgqkxiqgvuqqkmiwzpsn_gcoyyxj8y5la3bf8y3aek_os203ztvcwg9g7mpdi9c84j6rzu7irios7w&_sg%5b1%5d=j_yeyvcplkllj3y2arg4pmzofotxxosxu3nco3oea6rdo_uoyn0yoinhm7g50ay2hk18ljq.7idshrgqjykhvekiudrzswl2byubvo6exgrwa185vm9zmxblo7okgufm_xzor6nveknp1-ptaji4mc1qbjzova 40 problems of tribology ільїна о. а., мікосянчик о. о., ящук о. п., мнацаканов р.г., березівський н.м. трибомоніторинг якості авіаційних гідравлічних олив за змащувальними та реологічними показниками запропонована методика діагностичного контролю оцінки якості товарних партій гідравлічних олив за кінетикою зміни товщини мастильних шарів, напружень зсуву мастильного матеріалу та ефективною в’язкістю в триботехнічному контакті. своєчасний та якісний трибомоніторинг мастильних матеріалів надає перспективу щодо їх раціонального використання та зменшення зносу деталей обладнання. в розробленій методиці за допомогою роликової аналогії моделюється робота зубчастих передач в умовах кочення з проковзуванням 30%. проаналізовано зразки оливи амг-10 двох виробників. для оливи «бора б» амг-10 (зразок №1) при градієнтах швидкості зсуву мастильного шару в контакті від 5,63·103 до 5,73·105 с-1 встановлена ефективна в'язкість на рівні 4249 та 5039 па·с при об'ємній температурі оливи 20 та 100 ос відповідно, що свідчить про стійкість компонентів оливи до деструкції в умовах зростання градієнту швидкості зсуву. для оливи амг-10 (зразок 2) ефективна в'язкість в контакті знижується в 1,53 раз як при температурі оливи 20 ос, так і при 100 ос та становить 2764 па·с (при 20 ос) та 3309 па·с (при 100 0с), що свідчить про деструкцію компонентів мастильного матеріалу. для оливи «бора б» амг-10 встановлені ефективні змащувальні властивості як в період пуску, так і при максимальних обертах в умовах кочення з проковзуванням. встановлено, що при пуску, незалежно від температури мастильного матеріалу, домінує змішаний режим мащення, при максимальних обертах досліджуваних зразків домінує гідродинамічний режим мащення, що свідчить про ефективні змащувальні властивості оливи «бора б» амг-10. за кінетикою зміни реологічних показників олив встановлено, що стійкість компонентів мастильного матеріалу до механо-термічної деструкції при нестаціонарних умовах мащення сприяє ефективному формуванню мастильного шару в контакті з високою несучою здатністю. ключові слова: авіаційні оливи, реологічні властивості, режим мащення, ефективна в'язкість, градієнт швидкості зсуву. copyright © 2019 о.s. каbаt , o.d. derkach, n.v. pavlushkina, і.і. pikula.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)75-81 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-75-81 polymeric composites of tribotechnical purpose based on fluoropolymers о.s. каbаt 1,2*, o.d. derkach 2, n.v. pavlushkina 1, і.і. pikula 1 1ukrainian state university of chemical technology, dnipro, ukraine 2dnipropetrovsk state agrarian and economic university, dnipro, ukraine *e-mail: amber_udhtu@i.ua abstract the increasing of reliability of friction units in machines and mechanism is actual task. one of the methods it decisions is creation new materials of tribotechnical purpose with high level of wear resistance. the polymer and polymeric composites (pc) based on it are progressive materials for using in friction units. it has many advantages such as high level of wear and chemical resistance, low density, low prime price and oth. in this work had been created pc of tribotechnical purpose based on teflon and silica. it had been established optimal concentration of silica in polymer matrix (10% mas.) when friction pair pc-steel had been high level of tribological properties. it had been investigated morphological of steel surface before and after wear with pc and had been established that decreasing of friction coefficient and wear is is related with creation of “antifrictional coating” on steel surface. it had been investigated influence of external factors (loading, velocity) on friction and wear of pc (90% teflon + 10% silica). it had been established that this pc can work in normal regime under loading to 2,0 mpa and velocity 1,25 м/s. with help of mathcad had been receive mathematical formulas that describe friction and wear of pc (90% teflon + 10% silica). it had been investigated physico-mechanical and termophysical properties. it had been established that pc with silica have high level of properties if compare with initial polymer. it had been recommendation by the introduction of investigated materials in friction units of machines and mechanisms. keywords: friction units, teflon, polymeric composites, tribological properties, physico-mechanical properties introduction consumption ability of present society is rising from year to year. due to their satisfaction enterprises are using machines and mechanisms with high level of productivity, which are, in common cases, are really energy demanding (it’s known, that energy, which is consuming by equipment up to 70-80% expends on compensation of losses on friction of assembles of machines and mechanisms)[1]. rising level of machines’ and mechanisms’ output very occurs often, because of the intensification of their main units, as follows this bring to decreasing in reliability. therefore, reduction of friction losses in machines’ and mechanisms’ joints and increase of their reliability, they are important and actual tasks. there are two ways to solve the issue: development and implementation of new structural friction assembles of machines and mechanisms; creating new materials with high level of tribological features for friction assembles. design and application of new structural machine’s and mechanism’s friction unites are quite complicated from material point of view. for this reason, in a majority of case, this leads to a significant change in the design of existing equipment and increase its cost. thus, this option is not always appropriate for use. creating new materials for machine’s and mechanism’s friction unites does not require significant investments that are connected with the change in their designs. and in a few cases it allows not only reduce the resistance to friction, increase the reliability of machines and mechanisms, but also improve their operational characteristics. this happens cause to ability of such materials work in the condition high levels of loading, temperatures and slip rates, in aggressive, abrasive environments and in friction modes without lubrication procedure and with limited lubrication as well. one of the most future-oriented materials, which can decrease friction and increase level of reliability of machines’ and mechanisms joints are polymers and polymer composites (pc) on their basis [2-6]. by contrast 76 problems of tribology with traditional materials, they used in friction units (metals and their alloys) they have less weight, they are more technologic at the processing into finished products (in response more cheaper), they are able to work in aggressive and abrasive conditions with no greasing and modes with limited use of lubricants. polymers having the best level of tribological properties as refer to fluoropolymers and pc based on them. in the modern industry, polytetrafluoroethylene (ptfe) is the most wide spreading along with fluoropolymers, they filled with graphite, carbon fiber, dispersed metals, etc. [7-9] in the meanwhile, these composites have a number of disadvantages, termed, a rather high level of cost and low level of physical, mechanical and thermophysical properties. we can assume, that the actual task is to develop a pc based on ptfe, which is withhold of these disadvantages and can be used in the machines and mechanisms' friction units. materials fluoropolymer of mark ptfe has selected as polymer base. it is a result of polymerization of tetrafluoroethylene and that is white-blue color powder with pour density 0,35-0,45 g/sm3. as a filler amorphous silica – silica gel used. which was obtained from dried, washed and crushed gel, which and created by acidification of aqueous-alkaline solution of metasilicate sodium. the resulting filler has a well-developed surface with the main particle size 5-10 mkm (fig. 1). a b fig. 1. microphotographs of particles of silica gel research methods researches of morphology of fillers’ particles and friction surfaces were done on electric (superprobe733 (jeol)) and optical (мим-7) microscopes. coefficient of friction and intensity of linear wear at the friction engagements of designed pc with steel defined with aid of machine “2070 cmt-1” at the friction regime without greasing according to scheme disk-block. we used steel sample of steel 45 with roughness of ra = 0,32 mkm and firmness 45-50 hrc. density of materials defined by methods of hydrostatic weighing in accordance with iso 1183-1. compressive stress at yield (σy) of materials determinated on universal tensile testing machine 2167 р-50 as indicated in iso 604. hardness (h) of materials determined by method of shore scleroscope hardness on durometer 2013 tshsp in accord with iso-2039-1. vicat softening temperature тvc on device fwv-633/10 as indicated in iso 1183-1 defined. discussion of research results one of the most perspective fillers for polymeric matrix is amorphous silica, which due sufficiently developed surface and active silanol groups on it able to raise its physical, mechanical and thermal properties [10]. it stands mention, that this filler is cheap and therefore can also significantly reduce the cost of the received pc. it is known studies [11-13] in which silica and materials based on it used as polymer fillers for the creation of pc, which change the nature of friction during frictional interaction with steel and greatly increase the reliability of units in which they operate. a large scale of modifications of silicon oxides are known, which differ in the way of obtaining, morphology, dispersion, surface activity, and others. the most common modifications of silica include pyrogenic (obtained by the interaction of a gaseous four silicon chloride with water vapor) of the brand "aerosol" and hydrated (obtained from a sol or gel under the action of a water solution of siliceous gel with sodium acid) of the stamps "white soot" and " silica gel". it is known from previous studies [14] that the best effect on the level of physico-mechanical, thermophysical and tribological properties of pc is carried out by silica gel. thus, due to its introduction into the polymer matrix by 10-15% increase strength characteristics, heat and heat resistance, in 1,5-2 and 8-10 times, respectively, it reduce the coefficient of friction and the intensity of linear wear of pc. therefore, it is interesting problems of tribology 77 to investigate the effect of silica gel on the properties of pc on the basis of ptfe. due to research pc with content of silica gel is gives as a 5 to 25% used, resulting from previous works [14, 15]. consequently, these materials develop for machines’ and mechanisms’ units and it require proceed with tribological research to this end determine the optimum content of the filler in the polymer. the research results presented in fig. 2. а b fig. 2. concentration (с) dependences (а) of the coefficient of friction (ftp), temperature on friction surface (т) and (b) the intensity of linear wear pc (ih1) and steel sample (ih2) from conduct studies, we found, that adding silica gel in composition of ptfe leads to improve tribological characteristics of designed pc in condition of friction with steel. thus wise, the coefficient of friction and temperature of the friction surface decreased by 15-20%, and the intensity of linear wear of developed pc in 150-200 times less as compared with original polymer. with an increase in the concentration of silica gel in ptfe, some increase in the intensity of steel sample wear is observed, which is associated with the abrasive effect of the hard filler on the steel. moreover, it is not very intense with a filler content of up to 10% and significantly increasing concentrations of silica gel in ptfe. it stands for that the obtained concentration dependences (fig. 2) can be seen an extremum of properties in the area of 10% of silica gel in ptfe. at this concentration of the filler in the polymer, the minimum values of the coefficient of friction, temperature on the surface of friction and the intensity of linear wear are observed. that is, the optimal concentration of silica gel l in ptfe, in terms of tribological properties of pc developed, is 10% by weight. tribological properties of developed pc compared to the original polymer was being improved at the friction interaction with steel is the result of the impact of filler, both pc and the nature of friction. to install it, studies on investigation of the steel friction surface morphology before and after frictional interaction with ptfe and pc based on it was commited. (fig. 3). based on the microphotographs we can make a conclusion, that friction surface of steel afther friction interaction with ptfe (fig. 3b) is not dramatically different from the initial one (fig. 3a) witch obtained during its preparation for research. and the friction surface after frictional interaction with pc on the basis of ptfe and silica gel (fig. 3c) has significant differences from the previous, due to the frictional transfer of pc components on it and the creation of an "antifriction coating" that affects the friction and reduces the friction coefficient and the wear rate of the pc developed in comparison with the initial polymer in the frictional interaction with the steel. the purpose of impact on concentration of silica gel in ptfe on the tribotechnical characteristics of the friction unit pc steel was to study the microhardness and roughness of the steel surface after friction with pc with different filler contents. it is defined (fig. 4) that the microhardness and roughness of the steel surface after friction with pc increased, as evidenced by the creation of an "antifriction coating" on the steel surface as a result of tribochemical reactions at the friction and mechanical action of the filler on the steel surface. а b c fig. 3. microphotographs of steel surface before (а) and after (b,c) frictional interaction with (б) ptfe and (c) pc based on ptfe and silica gel. magnification in 400 times. 78 problems of tribology in the investigated friction pairs "pc-steel" the increase of the content of the filler in the pc up to 10% leads to an increase in the microhardness of the steel surface after frictional interaction with the pc. so its maximum value after friction with 90% ptfe + 10% silica gel composite reaches 610 mpa. a further increase in the concentration of the filler in the pc has up to 25% and lead to a slight decrease in the microhardness of the steel surface after frictional interaction with the pc, which was probably due to the destruction of the "antifriction coating" under the influence of a large amount of filler that falls into the friction zone. the value of the roughness of the steel surface after frictional interaction with the developed pc increases from 0,22 to 0,27 mkm with increasing concentrations of filler in pc from 0 to 25% by weight. it should be noted that increasing the roughness of the steel surface after friction with pc with the contents of the filler from 0 to 10% is more intense than with increasing the concentration of filler from 10 to 25%. that is due to the creation of a stable "antifriction coating" on the steel surface when rubbed with pc with a filler content of 10% or more. рис. 4. dependences of microhardness (hv) and roughness (ra) of the steel surface from concentration of silica gel in ptfe before and after friction interaction with pc it should take note of that on the obtained dependences (fig. 4), the microhardness and roughness of the steel surface after the friction interaction with the developed pc, there are extremes in the area of the contents of the filler 10%. this correlates with the nature of the concentration dependences of the coefficient of friction, the temperature on the surface of the friction and the intensity of the linear wear (fig. 2) and indicates the creation of the most favorable friction conditions in the frictional interaction of pc on the basis of ptfe and silica gel with steel. for the feather investigations, it had been choosen pc with 10% of silica gel because this pc have the best tribological features during interaction with steel. to determine the maximum values of loads and velosities at which a pair of friction developed by "pcsteel" will work reliably conducted tribotechnical investigations on their influence on the coefficient of friction and the intensity of linear wear developed by pc. the results of investigations are shown in fig. 5. а b рис. 5. dependences of (а) the coefficient of friction (fтр) and (b) the intensity of linear wear (ih1) of material (90% ptfe + 10% silica gel) from loadings (р) and velocities (v) in time of friction interaction with steel problems of tribology 79 owing to results of investigations, the coefficient of frictions and intense of linear wear of the investigated material varies slightly with loads from 0,5 to 2 mpa and velocity rates from 0,5 to 1,25 m/s. that examine to the normal friction mode of the frictional interaction of the pc developed with steel. further increase in load and velocity leads to a significant increase in the coefficient of friction and the intensity of linear wear of the pc, it is indicating the start of a friction emergency, in which there is a rapid destruction of the material and the possible jamming of the friction units, wherein they operate. to simplify the determination of the key tribotechnical parameters in the friction of the developed pc on the steel by mathcad program mathematical description of the coefficient of friction and the intensity of linear wear on the load and slip speed at the friction point obtained. it taken below: fтр = 0,058·р2 + 0,0075·v2 + 0,023·p·v – 0,191·p + 0,013·v + 0,363 (1) ih1 = 4,292·р5 – 1,738·v5 – 26,082·p4 + 31,088·v4 + 54,856·p3 – 90,22·v3 – – 52,401·p2 + 98,896·v2 + 28,686·p – 44,869·v + 1,12·p4·v – 0,427·p·v4 + + 2,24·p3·v – 19,291·p·v3 + 5,642·p2·v + 50,065·p·v2 – 2,133·p3·v2 + +10,057·p2·v3 – 19,755·p2·v2 – 31,181·p1·v1 + 6,679 (2) use the formulas 1 and 2 can serve not only to figure out the coefficient of friction and the intensity linear wear of 90% ptfe+ 10% silica gel in material at the friction engagements with steel in studied intervals of loads and velocities (р = 0,5÷2,5 mpa; v = 0,5÷1,5 m/s). also to predict the behavior of friction pairs in the ambient conditions of work, that extends beyond limits of investigated interval. it is of interest to define physico-mechanical and termophysical properties of material with the highest level of tribological properties (90% ptfe+ 10% silica gel) and to compare them with unfilled ptfe. findings of research performed in the table. according to results, the provision of silica gel in ptfe contribute to increasing of physico-mechanical and termophysical properties obtaining pc. the enhancing effect of filler on polymer matrix explaining by physical interactions silica gel with molecules of polymer at the processing of received pc into finished products. table 1 physico-mechanical and termophysical properties of unfilled ptfe and pc (90% ptfe + 10% silica gel) material № properties ptfe 90% ptfe + 10% silica gel 1 density , kg/m3 2200 1940 2 hardness нв, mpa 42 48 3 compressive stress at yield у,mpa 12 14 4 modulus of elasticity in compressive е, mpa 610 890 5 vicat softening temperature тvc, ос 164 184 on the assumption of research carried out, it is possible to recommend pc (90% ptfe + 10% silica gel) for industrial implementation purpose into friction units, vehicles and mechanisms, witch are working in demanding conditions at steady and dynamic loadings, high sliding velocities, with the wide range of temperature (-40 до 150ос) with the transfer the friction assembles to the work in condition without application of lubricants. conclusion pc based on ptfe and silica gel has developed for tribotechnical purposes. according to the results of tribotechnical investigations, the optimum concentration of the filler in the polymer is 10% by mass. the morphology of the steel surface of friction before and after frictional interaction with the pc has been studied and it has found that it’d created an "antifriction coating" that helps to improve the tribotechnical characteristics of the friction pair "pc-steel" in comparison with the friction pair "ptfe-steel". the maximum load values (2,0 mpa) and velocity (1,25 m/s) where in details base on designed pc will work in friction assembles of machines and mechanisms in normal operation work. with aid of program mathcad provides mathematical dependencies that describe the effect of external factors (load, velosity) on friction and wear of pc(90% ptfe + 10% silica gel). the basic physico-mechanical and termophysical properties have been determined and it has established that the silica gel has an enhancement effect on ptfe, it is increasing the level of compressive stress at yield, the elastic modulus, the hardness and vicat softening temperature by 5-15% in comparison with the ptfe. the recommendations have been provided for the implementation of the created pc into friction units of machines and mechanisms. 80 problems of tribology references 1. garkunov d.n. tribotehnika(iznos i beziznosnost). – m.: mashinostroenie, 1985. – 424 s. (in russian). 2. the wear resistance improvement of fibre reinforced polymer composite gears / mao k., greenwood d., ramkumar r. and oth. // wear. – 2019. – vol. 426-427. – р.1033-1039. https://doi.org/10.1016/j.wear.2018.12.043 3. advanced polymeric coatings for tilting pad bearings with application in the oil and gas industry / l. pixiang , j. l. meyer, b. vaezian, a. a. polycarpou // wear. – 2016. – vol. 354-355. – р.10-20. https://doi.org/10.1016/j.wear.2016.02.013 4. polymer composite materials for friction units of space and aviation engineering / kabat o. s., sitar v.i., ermachenko d.v. and so on. // system design and analysis of aerospace equipment characteristics: a collection of scientific works of the dnipro national university named after. o. gonchar. 2017. tom. ххііі. p. 40-48. (in ukrainian). 5. kabat o., sytar v., sukhyy k. antifrictional polymer composites based on aromatic polyamide and carbon black // chemistry & chemical technology. – 2018. – vol.12. – № 3. – p. 326-330. https://doi.org/10.23939/chcht12.03.326 6. influence of operating modes on wear of parts made of polymeric-composite material / vv aulin, o.d. derkach, d.o. makarenko, av grinkov // problems of tribology. 2018. volume 90. no. 4. p. 65-69 (in ukrainian). 7. kabat o. s., dusheyko mv polymer composite materials of special purpose based on fluoroplastics // technological systems. 2017. vol. 4 (81). p. 63-67. (in ukrainian) [dx.doi.org/10.29010/081.8] 8. preparation and tribological properties of hybrid ptfe/kevlar fabric self-lubricating composites / liu y., xu n., wang y. and oth. // surface and coatings technology. – 2019. – vol. 361. – р.196-205. https://doi.org/10.1016/j.surfcoat.2018.12.121 9. a novel assembly of mos2-ptfe solid lubricants into wear-resistant micro-hole array template and corresponding tribological performance / a.h.wang j.xia z.x.yang d.h.xiong // optics & laser technology. – 2019. – vol. 116. – р.171-179. https://doi.org/10.1016/j.optlastec.2019.03.033 10. ayler r. himiya kremnezema: per. s angl. – m.: mir, 1982. – 1127 s. (in russian) 11. sucheninov p.a., adamenko n.a.,sergeev d.v. razrabotka i issledovanie kompozitsionnyih materialov dlya uplotneniy vozdushnyih porshnevyih kompressorov // izvestiya volggtu. – 2009. #. 11(59). vyip 3, s. 66-69. (in russian). 12. syitar v.i., kabat o.s. teplostoykie materialyi tribotehnicheskogo naznacheniya na osnove aromaticheskogo poliamida i dispersnyih kremnezemov // voprosyi himii i himicheskoy tehnologii. – 2007. – #4. – s.94-98. (in russian). 13. beckford s., wang y.a., zou m. wear-resistant ptfe/sio2 nanoparticle composite film // tribology transactions. – 2011. vol. 54, issue 6. p. 849-858. https://doi.org/10.1080/10402004.2011.606962 14. kabat o.s., syitar v.i., mitrohin a.a. termostoykie polimernyie kompozityi spetsialnogo naznacheniya dlya tyazhelonagruzhennyih uzlov treniya // tehnologicheskie sistemyi. – 2017. – t. 2 (79) – s. 25-33. (in russian). 15. sitar v.i., kabat o.s. investigation of the influence of finely dispersed silica gel on the properties of aromatic phenylene polyamide // problems of chemistry and chemical technology. 2005. №1. с.199-203. (in ukrainian). problems of tribology 81 кабат о.с., деркач а.д., павлушкина н.в., пикула и.и. полимерные композиционные материалы триботехнического назначения на основе фторполимеров повышение уровня надежности узлов трения машин и механизмов является актуальной задачей. одним из способов ее решения является применениеи в них новых материалов триботехнического назначения с высоким уровнем износостойкости. известно, что наиболее прогрессивными материалами для узлов трения являются полимеры и полимерные композиционные материалы (пкм) на их основе. к их преимуществам следует отнести возможность работы в узлах машин и механизмов без смазывания или при граничном смазывании, высокую износостойкость, химическую стойкость, небольшую массу и др. в работе разработаны пкм триботехнического назначения на основе фторопласта-4 и силикагеля. найдена оптимальная концентрация наполнителя (10% мас.) в полимерной матрице при которых пара трения пкм-сталь имеет наибольший уровень триботехнических характеристик. исследовано морфологию и свойства стальной поверхности до и после фрикционного взаимодействия с разработанным пкм и установлено, что уменьшение коэффициента трения и износа пкм связано с образованием “антифрикционного покрытия” на стальной поверхности пары трения. с целью установления влияния внешних факторов (нагрузка и скорость скольжения) на терние и изнашивание материала 90% фторопласт-4 + 10% силикагель проведены его триботехнические исследования при фрикционном взаимодействии со сталью. установлено, что разработанный материал может работать в нормальном режиме работы в узлах трения машин и механизмов при нагрузках до 2,0 мпа и скоростях скольжения до 1,25 м/с. при помощи программы mathcad получено математическое описание процесса трения и изнашивания материала 90% фторопласт-4 + 10% силикагель по стали в исследованном интервале нагрузок и скоростей скольжения. исследованы его физико-механические и теплофизические свойства и установлено, что введение наполнителя в полимер способствует повышению напряжения при пределе текучести при сжатии, твердости, модуля упругости и теплостойкости в сравнении с исходным полимером. приведены рекомендации по применению разработанного пкм в узлы трения машин и механизмов. ключевые слова: узлы трения, фторопласт, полимерные композиционные материалы, трибологические свойства, физико-механические свойства copyright © 2021 t. v. dudchak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021,20-27 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-20-27 ways to increase the wear resistance of pistons of internal combustion engines (review) t. v. dudchak* podolsk agricultural and technical university, ukraine *e-mail: dvp18r@i.ua received: 10 august 2021: revised: 05 september: accept: 25 september 2021 abstract the article analyzes the materials from which the piston is made for internal combustion engines. for automobile and tractor engines, in particular, eutectoid mixtures of the al25 type and eutectoid mixtures containing copper, nickel, magnesium and manganese are used. the chemical composition of aluminum alloys is given. pistons for high-speed, forced diesel, medium-speed engines are made of gray or malleable cast iron (sch24-44, sch28-48, sc32-53), as well as alloyed with additives of vanadium, chromium, titanium, copper (rf45-5). heat-resistant steels of the 20kh3vmf type are used for combined pistons. research work is being carried out on pistons made of titanium and carbon fiber. pistons with automatic adjustment of the degree of compression can limit the thermal and mechanical stress of the parts of the cylinder-piston group, boost the engine at an average effective pressure of 1.5-2 times, improve starting quality, provide the ability to use different brands of fuel. a combined piston with copper-fluoroplastic inserts is available for internal combustion engines, compressors, pumps and other reciprocating machines. inserts made of copper-fluoroplastic composition provide the application of a thin film of copper on the friction surface throughout the life of the engine, which significantly accelerates running, reduces burrs and abrasions, increases wear resistance and durability of cng parts. the main disadvantages and advantages of the performance characteristics of pistons made of different materials. the analysis of designs of pistons is made. the main requirements for the design of pistons are: simplicity of design, and if possible to ensure symmetry about the axis of the cylinder, minimum weight, maximum strength and rigidity, wear resistance of the material, efficient heat dissipation (cooling); minimum cost of production. the main defects of the piston are: the height of the first groove, the diameter of the hole under the piston pin, the diameter of the skirt. key words: engine, piston, fluoroplastic, construction, wear resistance, piston skirt, restoration, deformation, remelting, cylinder, strength, rigidity, durability. materials for pistons for the manufacture of pistons, depending on the purpose of the engine and type of construction, use cast iron, steel, aluminum alloys. for automobile and tractor engines, in particular, eutectoid mixtures of al25 type (11-13% si) and eutectoid mixtures containing copper, nickel, magnesium and manganese are used. pistons of these alloys are made by casting into the ground or in the chill mold, the latter method allows you to more accurately withstand the weight of the workpiece, reduce the allowance for machining. pistons are also stamped from alloys ak-4, ak4-1, ak2, d20, which have high properties at elevated temperatures (300°c). the chemical composition of materials for aluminum-based pistons are shown in table 1. pistons for high-speed, forced diesel, medium-speed engines are made of gray or malleable cast iron (сч2444, sch28-48, sch32-53), as well as alloyed with additives of vanadium, chromium, titanium, copper (вч45-5). heat-resistant steels of the 20kh3мvf type are used for combined pistons. pistons made of cast iron and steel are characterized by greater strength, wear resistance and lower coefficient of thermal expansion compared to aluminum alloys. their use reduces the gaps between the piston skirt and the sleeve. the main disadvantages of cast iron and steel pistons are increased wear of the cylinder mirror, low thermal conductivity (3-4 times less than aluminum alloys), greater weight (30-50% more than aluminum pistons). http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-20-27 mailto:dvp18r@i.ua problems of tribology 21 table 1 chemical composition of aluminum alloys for pistons of tractor engines brand of alloys chemical composition of the main components al mg si mn cu ni ti cr fe zn al-1 basis 1,251,75 – – 3,7-4,5 1,75-2,25 – – – – al -11 basis 0,1-0,3 6,0-8,0 – – – – – 0,8-1,2 10-14 al 24 basis 1,5-2,0 – 0,2-0,5 – – 0,1-0,2 – – – al 25 basis 0,8-1,3 11,0-13,0 0,3-0,6 1,5-3,0 0,8-1,3 0,05-0,2 – – – al 30 basis 0,8-1,3 11,0-13,0 – 0,8-1,5 0,8-1,3 – – – – al 21 basis 0,8-1,3 – 0,15-0,25 4,6-6,0 2,6-3,6 – 0,1-0,2 – – vkzls -2 basis 0,2-0,5 20,0-22,0 0,20-0,40 2,2-3,0 2,2-2,8 0,1-0,3 0,2-0,4 – – ак4 basis 1,4-1,8 0,5-1,2 – 1,9-2,5 0,8-1,3 – – 0,8-1,3 – ак4-1 basis 1,2-1,8 – – 1,9-2,7 0,8-1,4 0,02-0,1 – 0,8-1,4 – noteworthy is the research work on titanium and carbon fiber pistons. so in the usa [1] the patented engine with pistons, piston rings, cylinder liners and cylinder blocks is made of carbon fiber. the engine significantly reduces the thermal gaps between the parts of the cng, which in turn reduces the impact when relocating the pistons, the breakthrough of gases from the combustion chamber, emissions of unburned carbohydrates. in germany [2] a piston made of carbon is proposed. the method of manufacturing carbon structural material involves pressing carbon granules under high pressure at high temperature. the carbon piston has a low coefficient of friction and thermal expansion, can work reliably in some modes in dry friction. the weight of the piston is much less than the weight of the metal pistons. the design of the piston with the use of carbon inserts in the walls of the piston skirt, receiving lateral loads, is also proposed. piston designs. the piston of internal combustion engines is the most loaded part, as the temperature of the gases can reach 2500°c, and mechanical loads are close to shock. temperature differences along the length of the piston cause thermal stresses that contribute to its deformation. the piston consists of the upper part (sealing) and lower (guide). the sealing part has piston rings that ensure the tightness of the working part of the cylinder, the guide (skirt) receives lateral loads. basic requirements for the design of pistons: 1. simplicity of a design, and if possible maintenance of symmetry concerning an axis of the cylinder; 2. minimum weight, maximum strength and rigidity, wear resistance of the material; 3. effective heat dissipation (cooling); 4. minimum cost of production. pistons for carburetor engines are usually made of lightweight aluminum alloys with t-shaped and ushaped slots (fig. 1). slots in the pistons reduce the gap between the piston and the sleeve, which significantly reduces shocks and vibrations during transfers and reduces the likelihood of jamming. in these pistons, the cross section is made in the form of an oval, the major axis of which is in the plane of oscillation of the connecting rod. pistons with slots are used in engines with small cylinder diameters. cast alloy pistons made of aluminum alloys with an annular cavity are also used for cooling (fig. 2) with oil supplied through a nozzle [3]. these pistons are used in engines with a crankshaft speed of more than 2000 min-1. fig.1. monometallic pistons of carburetor engines: a) tshaped; b) u-shaped form fig. 2. the scheme of cooling the piston head in forced diesels, the piston rod is stamped from an aluminum alloy, and the head is made of heat-resistant material (cast iron or alloy steel) [3]. in the engine 16чн48 / 58 with a decrease in the thickness of the steel head of the piston, the temperature in the area of the first annular groove decreased by 40 ° c. in fig. in fig. 3 shows 22 problems of tribology the design of the combined piston.in the construction of combined pistons use thermal insulation between the piston head and the cutting (fig. 4). fig. 3. piston of forced diesels:a) combined; b) all-metal fig. 4. piston with heat pad and inseparable heat ring: 1 head; 2 inseparable heat ring; 3 thermal insulation; 4 ring holder; 5 piston for two-stroke high-power engines from sulzer, in order to prevent overheating and trapping of the piston, forced rotation of the piston around its axis was used during engine operation [4]. with the help of a gear wheel, which is located in the middle of the piston body and two ratchets, which are located in the connecting rod, the movement of the connecting rod was converted into angular (cyclic) movement of the piston (fig. 5). the ratchet wheel is connected to the piston by a plate spring, which ensures smooth rotation of the piston around the axis (about 10 min-1 at 500 revolutions of the crankshaft per minute). the connecting rod and the piston are connected by a ball bearing. to preserve the shape of the skirt of diesel pistons set compensating inserts in the form of ribbons (fig. 6), which cover a significant part of the skirt [3]. fig. 5. piston of the sulzer engine: a) a sketch of the mechanism of rotation of the piston; b) piston design fig. 6. piston with thermostatic insert diesel pistons of diesel engines work in difficult conditions. there are a large number of different designs that differ in the shape of the head, the method of its attachment to the piston cutting, the type of cooling, the brand of material.mthe piston of the two-stroke diesel locomotive is presented in fig. 7. its design feature is that instead of pins there is a snap ring, which is located in the light part of the skirt [3]. fig. 7. the piston of the two-stroke diesel diesel engine 2d100: a, b, c a groove and openings for oil exit from a head and a piston insert; 1 top plate; 2 insert; 3 bushing; 4 bottom plate; 5; 6 radial rib;7 oil removal ring; 8, 11 pin; 9 finger stops; 10 compression ring problems of tribology 23 during the modernization of the engine l-v42m (чн42 / 45), as a result of which the cylinder power was increased to 625 kw, the company "mitsui" used a lightweight piston, which consists of three parts (fig. 8). the cast steel piston head is made with thinner walls and carries two of the three compression rings (there were four). below the head is the main part, made of cast iron with ball-shaped graphite, on which is the third compression ring, as well as a bearing for the piston pin. the main part is a skirt made of aluminum alloy. the weight of the piston was reduced by 27%. fig. 8. composite piston company "mitsui" fig. 9. diesel piston with varying degrees of compression the combined piston for the diesel with high forcing which provides a variable degree of compression at work is presented in fig. 9 [5]. pistons with automatic adjustment of the degree of compression (fig. 10) can limit the thermal and mechanical stress of the parts of the cylinder-piston group, boost the engine at an average effective pressure of 1.5-2 times, improve starting quality, ensure the use of different brands of fuel [6]. one of the promising methods of reducing the stress state and strengthening the pistons is the use of matrix inserts made of ceramic fibers, which are filled with molten magnesium alloy. in fig. in fig. 11 shows a diagram of the piston where the head is reinforced with fibers 1 of al2o3, and under the compressor rings filled with an insert of niresist 2. fig. 10. structural diagram of the piston with automatic adjusting compression ratio: 1 piston shell; 2 housing; a and b respectively, the upper and lower hydraulic cavities fig. 11. combined piston: al2o3 fibers; niresist; piston (aluminum alloy) in the united states [7], a piston is patented that has a wide outer annular non-metallic insert in the area of the piston pin lugs, which prevents direct contact of the skirt with the cylinder mirror. the insert is made of heatresistant polymeric material with graphite filler and has a low coefficient of friction. for internal combustion engines, compressors, pumps and other reciprocating machines, a combined piston [8-9] with copper-fluoroplastic inserts is offered (fig. 12). in the standard piston of a diesel engine with a wall thickness of 4 mm and more in the guide part (skirt) drilled two grooves in the form of a "swallowtail", in which inserts of composite polymeric material based on fluoroplastic f4. 24 problems of tribology fig. 12. combined piston: 1 piston; 2 insert inserts of copper-fluoroplastic composition provide a thin film of copper on the friction surface throughout the service life (before overhaul) of the engine, which significantly speeds up running time, reduces burrs and abrasions, increases wear resistance and durability of cng parts. the experimental sample of the piston of the yamz-236 engine is presented in fig. 13. fig. 13. combined piston with copper-fluoroplastic inserts fig. 14. scheme of restoration of the coupling ring-piston groove: 1 clamping ring; 2 piston ring; 3 piston ways to restore the pistons the main defects of the piston are: the height of the first groove, the diameter of the hole under the piston pin, the diameter of the skirt. coupling the first piston ring the groove of the piston wears out the most. it was found [10] that 75% of worn pistons made of aluminum alloys have a defective defect of the upper groove, which is restored by boring, installing a ring of aluminum alloy, welding it with subsequent boring under the ring of nominal size. the holes for the piston pins are restored by boring to the repair size using a finger of increased diameter. in individual production, the coupling "piston groove upper piston ring" can be restored by the method of auxiliary repair dimensions, developed by prof. k.a. achkasov. to do this, in the pre-drilled groove of the piston (fig. 14) install a spring ring complete with a piston ring of nominal size. spring rings are made of steel tape steel u-7 or u-8 by winding, followed by thermofixation. the thickness of the tape should be in the range of 0.75-1 mm, and the width should be equal to the size of the auxiliary groove above the first ring. thermofixation temperature 400 ° c. the method of electron rubbing [11] is used to restore the piston skirt and holes in the lugs under the piston pin. restore the piston with skirt wear up to 0.15 mm. the process of electron rubbing of the piston takes place at high current densities, which provides high productivity of the process. iron-zinc electrolyte is used to restore pistons made of aluminum alloys. the anode is made of zinc. when using an iron-aluminum electrolyte, the anode is made of steel. technological process of restoration of pistons is carried out in the following sequence: after washing, cleaning from a deposit of pistons degrease in the electrolytic way at the following modes: current density 0,40,6ka / m2, electrolyte temperature 40 °c, processing time 1-1,5 min. after rinsing in water, the piston is clarified in nitric acid (7-9 s). in the bath acs 1513 spend zinc treatment by immersing the pistons in a solution of zinc sulfate with a holding time of 1.5-2 min at 45-50 ° c. problems of tribology 25 modes of electrofriction: piston speed 30-40 min-1, current density 60-80 ka / m2, electrolyte temperature 45-50 ° c, ph acidity 2.5-3, cooling rate 0.01 mm / min. the method of plastic deformation for the restoration of the piston skirt is proposed in [12]. we offer a special landing and leveling tool (fig. 15) in the form of a roller knurler, which displaces the metal from the surface of the piston skirt and gives an increase in diameter of more than 0.2 mm. profile notches form a rhombic grid, which is aligned by machining. fig. 15. scheme of restoration of the piston skirt by plastic deformation fig. 16. sealing of the upper groove of the piston by remelting by doping notches on the rollers of planting material provide the most favorable conditions for lubrication of friction surfaces. the method of plasma remelting to restore and strengthen the piston grooves is that in the environment of argon gas melts part of the aluminum alloy with the simultaneous introduction of filler wire, which contains alloying elements (fig. 16). in the process of remelting, the alloying material interacts with the aluminum alloy with the formation of solid thermostable aluminides. depending on the chemical composition of the piston and the number of alloying elements, the remelting strength increases by 1.2-1.3 times, hardness by 1.3-2 times, resistance by 1.5-4 times [13]. conclusions 1. the analysis of materials from which pistons for internal combustion engines are made is made. the chemical composition of aluminum alloys is given. 2. for internal combustion engines, compressors, pumps and other reciprocating machines, a combined piston with copper-fluoroplastic inserts is offered. 3. the analysis of designs of pistons is made. the basic requirements for the design of pistons are presented. the main defects of the piston are presented. 4. the analysis of ways of restoration of pistons is made. references 1. pat.6044819 ssha, mpk f 02 75/06. usa administrator of the national aeronautics and space administration, rivers h/kevin, ranson philip o., northam g.burton, schwind francis a. №08/808290; zayavl. 28.02.1997; opubl. 04.04.2000; npk 123/193. 2. porshen'. zayavka 19954334 nіmechchina mpk7 f 02 f 3/02. federal-modul nűrnberg gmbh, linz roland (hoffmann∙eitle, 81925 műnchen). №19954334.8; zayavl. 11.11.1999; opubl. 23.05.2001. 3. dvigateli vnutrennego sgoraniya. pod. red. a.s. orlina, m.g. kruglova. m. "mashinostroenie", 1984, 384 s. 4. dvigateli vnutrennego sgoraniya. orlin a.s., vyrubov d.n., kruglov m.g. i dr. izd. 3-e, m.:"mashinostroenie", 1972, 464 s. 5. dizeli. spravochnik. pod. red. vanshejdta v.a., ivanchenko n.n., kollyarova l.k. l.:"mashinostroenie", 1977, 480 s. 6. sharoglazov b.a., serbin v.m. teplovoe i napryazhennoe sostoyanie porshnya dizelya s peremennoj stepen'yu szhatiya. // dvigatelestroenie №10, 1989, s.7-9. 7. porshen'. pat. 5901678 ssha, mpk6 f 17 j 1/04/ bielaga steven c.: navistar international transportation corp /-№08/967480; zayavl. 11.11.97; opubl. 11.05.1999. 8. patent 61442a "sposіb vіdnovlennya porshnіv і antifrikcіjna kompozicіya dlya jogo zdіjsnennya" dudchak v.p. opub. 17.11.2003 byul. №11. 9. patent na korisnu model' №136066 «sposіb vіdnovlennya yubki porshnya». ostapenko r.m.,ruzhilo z.v.,dudchak t.v.,dudchak v.p.,dudchak d.m. opub. 12.12.2019. byul.№ 15. 26 problems of tribology 10. eein zelte ilinstond set zung. information lty, ergänzung, 1981, vyp.6, 20 s. 11. v.n. bugaev. remont forsirovannyh traktornyh dvigatelej. m.: "kolos", 1978, 127 s. 12. rudik f.ya., suhorukov v.i. vosstanovlenie porshnej dizel'nyh dvigatelej. sb. remont traktorov i sel'skohozyajstvennyh mashin. izd. skhi, saratov, 19882, s. 83-87. 13. zajkovskij g.s., zlobin v.f., shalaj a.m. vybor metodov uprochneniya kanavki pod verhnee kompressionnoe kol'co porshnej traktornyh dvigatelej.//traktory i sel'hozmashiny, №8, 1985, s. 52-55. problems of tribology 27 дудчак т.в. шляхи підвищення зносостійкості поршнів двигунів внутрішнього згоряння (огляд) в статті зроблен аналіз матеріалів, з яких виготовляють поршня для двигунів внутрішнього згоряння. для автомобільних і тракторних двигунів, зокрема, застосовують евтектоїдні суміші типу ал25 і заевтектоїдні, які містять мідь, нікель, магній та марганець. приведений хімічний склад алюмінієвих сплавів. поршні для швидкохідних, форсованих тепловозних, середньообертових двигунів виготовляють з сірого або ковкого чавуну (сч24-44, сч28-48,сч32-53), а також легованого присадками ванадію, хрому, титану, міді (вч45-5). для комбінованих поршнів застосовують жаростійкі сталі типу 20х3мвф. проводяться дослідні роботи над поршнями з титану і вуглепластиків. поршні з автоматичним регулюванням ступеню стиску дозволяють обмежити теплову і механічну напруженість деталей циліндропоршневої групи, форсувати двигун по середньому ефективному тиску в 1,5-2 рази, покращити пускові якості, забезпечити можливість використання різних марок палива. для двигунів внутрішнього згорання, компресорів, насосів та інших поршневих машин пропонується комбінований поршень з міднофторопластовими вставками. вставки з мідно-фторопластової композиції забезпечують нанесення тонкої плівки міді на поверхні тертя на протязі всього ресурсу роботи двигуна, що значно прискорює припрацювання, зменшує задири і натири, збільшує зносостійкість і довговічність деталей цпг. дані основні недоліки і переваги експлуатаційних характеристик поршнів, виготовленних з різних матеріалів. зроблен аналіз конструкцій поршнів. представлені основні вимоги при конструюванні поршнів, це:простота конструкції, і по можливості забезпечення симетричності відносно осі циліндра;мінімальна маса, максимальна міцність і жорсткість, зносостійкість матеріалу;ефективний відвід тепла (охолодження); мінімальна собівартість виготовлення. ключові слова: двигун, поршень,фторопласт, конструкція, зносостійкість, юбка поршня, відновлення, деформування, циліндр, міцність, жорсткість, довговічність. microsoft word 13_kukhar.doc вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 92 кухар в.в., кармазіна і.в., присяжний а.г. державний вищий навчальний заклад «приазовський державний технічний університет», м. маріуполь, україна e-mail: kvv.mariupol@gmail.com вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті удк 621.77.014 doi: 10.31891/2079-1372-2018-90-4-92-99 розглянуті основні фізико-хімічні показники прокатної емульсії, а також їх вагомий вплив на процес холодної прокатки жерсті. обгрунтована доцільність визначення характеру впливу прокатної емульсії на витрати енергії при прокатці жерсті на безперервних станах: чотири-, п’яти і шестиклітьових. досліджений вплив кінематичної в’язкості прокатної емульсії на питому витрату енергії безперервних станів холодної прокатки жерсті. визначено, що використання прокатної емульсії зі збільшеною кінематичною в’язкістю дозволяє зменшити питому витрату енергії безперервних станів холодної прокатки жерсті. ключові слова: прокатна емульсія, фізико-хімічні показники, холодна прокатка, безперервний стан, витрата енергії, жерсть. вступ холодна прокатка жерсті характеризується великими навантаженнями на обладнання та енерговитратами, що складають вагому частину собівартості продукції. з огляду на це, зниження енерговитрат при холодній прокатці особливо тонких смуг завжди залишається актуальною задачею. у цьому напрямку проведено багато як теоретичних, так і експериментальних досліджень, деякі з них представлені у роботах [1-3]. вибір прокатної емульсії, як основного важеля зниження сил тертя в осередку деформації, є вирішальним кроком на шляху зменшення енерговитрат стану, а також покращення якості жерсті. сьогодні прокатну емульсію у вітчизняних цехах холодної прокатки обирають, переважно, за принципом її найменшої собівартості та витрати на тону прокату. такий підхід обмежує можливості вирішення найбільш гострих проблем: зниження навантаження стану, стабільність процесу прокатки, витрата валків, підвищення корозійної стійкості прокату, якості поверхні. пригар емульсолу, вкатаний бруд, сажа – найбільш поширені дефекти поверхні жерсті, виникнення яких пов’язане з прокатною емульсією. вивчення впливу фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки дозволить поглянути на вибір прокатної емульсії з точки зору її ефективності щодо зменшення навантажень і енерговитрат стану. до того ж, зменшення собівартості продукції за рахунок зниження енерговитрат дозволить компенсувати витрати на більш дорогі прокатні емульсії, але такі, що сприятимуть поліпшенню якісних показників жерсті. так, заміна пальмової олії емульсією на жировій основі laminol pt, у склад якої входять жири і емульгатор (число омилення 193,4, кислотне число 24,8), дозволила знизити витрати енергії на 2-3 % і підвищити швидкість прокатки жерсті на п’ятиклітьовому безперервному стані фірми ніппон (м. кейхін, японія) [4]. прокатна емульсія в цехах холодної прокатки листової сталі також використовується для промаслювання травлених смуг, що захищає їх поверхню від механічних пошкоджень та атмосферної корозії. при промаслюванні підкату для прокатки жерсті особливо важливі антикорозійні та антифрикційні властивості прокатної емульсії, а також здатність легко видалятися з поверхні жерсті у чистильно-миючих агрегатах, випарюватись при відпалі [4]. основні фізико-хімічні показники прокатної емульсії: зовнішній вигляд при 25±5 ˚с; кінематична в’язкість при температурі 40 чи 50 ˚с (індекс в’язкості); кислотне число і вміст вільних жирних кислот; число омилення; іодне число; вміст сірки, фосфору, хлору; забрудненість смуги при відпалі; температура спалаху; температура застигання; стабільність при зберіганні; диспергуємість у воді [5]. антифрикційна ефективність прокатної емульсії залежить від двох основних факторів: товщини розділяючого слою емульсії і хімічного складу. товщина слою емульсії на контактній поверхні, у свою чергу, залежить від її фізичних властивостей, головним чином – в’язкості [4]. тож, серед усіх фізикохімічних показників прокатної емульсії кінематична в’язкість має особливу вагомість, а дослідження її впливу на енергосилові параметри при прокатуванні жерсті має доцільність і актуальність. мета і постановка задачі метою даної роботи є теоретичне дослідження впливу кінематичної в’язкості прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті. вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 93 виклад матеріалів досліджень для дослідження впливу фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті були розроблені режими деформації для трьох типів станів: чотириклітьового стану холодної прокатки № 2 цхп-1 пат «запоріжсталь»; п’ятиклітьового стану холодної прокатки жерсті (м. тіба, японія) та шестиклітьового стану 1400 ат «арселорміттал темиртау». чотириклітьовий стан холодної прокатки № 2 цхп-1 пат «запоріжсталь» виготовляє смугу товщиною 0,2-0,5 мм, шириною 430-535 мм; у якості підкату використовують смугу товщиною 0,5-0,8 мм, шириною 900-1050 мм в одинарних рулонах масою 4,5-6 тон або подвійних рулонах масою 9-12 тон [6]. діаметр робочих і опорних валків відповідно: 238-250 мм та 565-605 мм; довжина робочих і опорних валків 650 мм [6]. режим деформації для моделювання прокатки смуги перерізом 0,2х535 мм в рулоні масою 12 тон із підкату перерізом 0,5х535 мм зі сталі марки 08кп на безперервному чотириклітьовому стані холодної прокатки № 2 цхп-1 пат «запоріжсталь» розроблений у відповідності з рекомендаціями технологічної інструкції цеху [6] та наведений в табл. 1. таблиця 1 режим деформації смуги перерізом 0,2х535 мм на чотириклітьовому стані σтпоч=230 н/мм 2; vp=10 м/с; gp=12 тон; q1=135 н/мм 2; q2=143 н/мм 2; q3=171 н/мм 2; q4=46 н/мм 2 номер кліті параметр 1 2 3 4 h, мм 0,41 0,30 0,23 0,20 ε 0,190 0,260 0,230 0,135 ∑ε 0,19 0,40 0,54 0,60 п’ятиклітьовий стан холодної прокатки жерсті (м. тіба, японія) [7] виготовляє смугу товщиною 0,1-1 мм, шириною 508-1295 мм з максимально можливою швидкістю прокатки 46,6 м/с; діаметр робочих валків – 495-610 мм; діаметр опорних валків – 1270-1427 мм. режим деформації для моделювання прокатки смуги перерізом 0,18х1295 мм в рулоні масою 30 тон із підкату перерізом 2,4х1295 мм зі сталі марки 08кп на безперервному п’ятиклітьовому стані холодної прокатки жерсті (м. тіба, японія) наведений в табл. 2. таблиця 2 режим деформації смуги перерізом 0,18х1295 мм на п’ятиклітьовому стані σтпоч=230 н/мм 2; vp=25 м/с; gp=30 тон; q1=135 н/мм 2; q2=143 н/мм 2; q3=171 н/мм 2; q4=169 н/мм 2; q5=46 н/мм 2 номер кліті параметр 1 2 3 4 5 h, мм 1,87 1,01 0,55 0,31 0,18 ε 0,22 0,46 0,46 0,44 0,41 ∑ε 0,22 0,58 0,77 0,87 0,92 шестиклітьовий стан холодної прокатки 1400 ат «арселорміттал темиртау» виготовляє жерсть товщиною 0,18-0,36 мм, шириною 700-936 мм. діаметр робочих валків – 570-600 мм; діаметр опорних валків – 1320-1400 мм; довжина робочих і опорних валків – 1400 мм [8]. режим деформації для моделювання прокатки смуги перерізом 0,18х935 мм в рулоні масою 8 тон із підкату перерізом 2,4х935 мм зі сталі марки 08кп на безперервному шесиклітьовому стані холодної прокатки жерсті 1400 ат «арселорміттал темиртау» наведений в табл. 3. таблиця 3 режим деформації смуги перерізом 0,18х935 мм на шестиклітьовому стані σтпоч=230 н/мм 2; vp=25 м/с; gp=8 тон; q1=135 н/мм 2; q2=143 н/мм 2; q3=171 н/мм 2; q4=171 н/мм 2; q5=195 н/мм 2; q6=46 н/мм 2 номер кліті параметр 1 2 3 4 5 6 h, мм 1,76 1,05 0,63 0,38 0,25 0,18 ε 0,266 0,403 0,400 0,403 0,326 0,291 ∑ε 0,27 0,56 0,74 0,84 0,89 0,92 вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 94 у табл. 1-3 σтпоч – початкова межа плинності смуги, н/мм 2; vp – робоча швидкість прокатки, м/с; gp – маса рулону, тон; q1, q2, q3, q4, q5, q6 – переднє на тяжіння у першій, другій, третій, четвертій, п’ятій і шостій кліті відповідно, н/мм2. для дослідження впливу фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті взяті до уваги прокатні емульсії, які використовувались при холодній прокатці пат «запоріжсталь» в період 2015-2018 років. фізико-хімічні показники прокатних емульсій, представлені у табл. 4, відповідають нормативній документації: технічним умовам і сертифікатам якості виробників. за рекомендаціями виробників концентрація емульсолів «hydroway 830» (пп «славневтехим»), «mol emroll scr» (mol-lub ltd) повинна бути на рівні 2-5 %, «свк» марки а (пп «нвф свк») – 2-4 %, інших – 2-3 %. таблиця 4 фізико-хімічні показники прокатних емульсій фізико-хімічні показники вид прокатної емульсії густина при 20˚с, кг/м3 в’язкість кінематична при 50с, м2/с кислотне число, мгкон/г число омилення, мгкон/г вміст води, % температура спалаху, ˚с. 900-1100 ˂150 ˂25 ˃100 ˂0,3 не норм. «hydroway 890» (пп «славневтехим») 987 102,76 16,55 127,3 сліди відсутнє 890-990 ˂100 ˂40 160-200 не норм. не норм. «cold roller sm» (тов «нвп агрінол») 990 72,54 24,87 178,81 0,45 218 929 56-66,5 9-13,5 155-175 не норм. ˃150 «quakerol zap 4.0» (quaker chemical b.v.) 927 60,97* 11,7 163 0,09 170 850-980 12-60 5-50 40-135 ˂1 не норм. «свк» марки а (пп «нвф свк») 931 55,9 36,6 70,4 0,8 142 850-950 ˂55 ˂25 ˃13,5 ˂0,3 не норм. «hydroway 830» (пп «славневтехим») 921 36,87 20,53 40,07 сліди відсутнє 910 32* не норм. 180 не норм. не норм. «rolkleen ep 2744 sch» (houghton international inc.) 908 31,15* 4,52 172,76 відсутнє відсутнє 894 не норм. не норм. не норм. не норм. не норм. «mol emroll scr» (mol-lub ltd) 892 30,31 13,79 30,89 відсутнє відсутнє 920-960 ˂35 ˂12,5 ˃13,5 ˂0,5 не норм. «універслал-1тс» (тов «метінвест-мрмз») 926,5 30,02 11,8 25,18 0,49 152 880-960 ˂30 16-25 65-90 ˂1 172 «cold roller» (тов «ру нвп агрінол») 889 28,24 18 44,4 0,15 відсутнє 850-950 не норм. 20-30 90 не норм. не норм. «lubro dl zps» (lubritalia s.p.a.) 885 16,29 5,8 92,46 відсутнє відсутнє 850-950 ˂25 ˃18 ˃80 ˂3 не норм. «авікс-біом» (тов «тд «авікс») 882 16 19,35 83,02 0,1 172 * в’язкість кінематична при 40˚с, мм2/с розрахунок середніх значень нормальних контактних напружень виконаний за інженерним методом васильова я.д. [9], який враховує пружну деформацію валків і смуги, температуру валків, смуги та слою прокатної емульсії, швидкість деформації тощо. тобто, найбільш повно враховує фактори, що впливають на процес холодної прокатки жерсті, а також має достатню точність прогнозування [10]. методика розрахунку середніх значень нормальних контактних напружень за інженерним методом васильова я.д. містить наступні основні залежності [9]: ( )[ ] ;/,75,075,04100 6 2 ммн m k прпр kk пр k тпочтср ε⋅ε⋅−ε+ε⋅⋅+ες+ε⋅⋅+σ=σ ε (1) ( ) ;,2 3 1 10 сttt смсмсмср o⋅+⋅= (2) ( ) ;, 4 1 1010 сttttt ввсмсмсм o+++⋅= (3) ;/, 50 50 42,0 50 50 3,11 250 см t t t t сп см сп см t                 − − ⋅+ − − ⋅−⋅ν=ν (4) вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 95 ( )[ ] ( ) ; 312 1,0 07,0 005,025,01 4,01 2 11 2 1       ν⋅+ν+⋅ ν⋅ −⋅ ν⋅−ν⋅+ ⋅ε++ ⋅= смсм см tt z см r кf (5) ; 202020 3 3 2 210         − ⋅+       − ⋅+       − ⋅+= пл смср пл смср пл смср сpt t t а t t а t t аак (6) ( ) ;ln20120 1 1 2 ст ср пл смсрu смсрu u срu u u t tс tb а к ⋅      −⋅ −⋅⋅ ες⋅+ += (7) ;/, 2ммнкк cpuсptтсрtuтср ⋅⋅σ=σ εε (8) ;11421 1 6 111 2       +      −⋅⋅⋅      ⋅−⋅⋅ ⋅π ν− ⋅= c см c см c см i в в l x l x l x r е а (9) ; 2 1 15,1 21 2 10 2 1         ⋅ + ⋅⋅ ⋅ ν− σ⋅ −⋅−= ε c в см tuтср c см l l hh af l x в (10) ; b hr с ∆⋅ = (11) ( ) ;1 15,1 12 15,1 2 1 11 0 002         ⋅ ν− ξ⋅σ⋅ +      ⋅ξ⋅σ+⋅ξ⋅σ⋅ ν−⋅ ⋅= εεε c в см срtuтср c см т c см т п l l l x l x в а д (12) ;,2 ммдсдlc ++= ′ (13) ( ) ;/,11 15,1 12 15,1 2 10 2 1 11 0 002 ммн l l l l hh lf l x l x р c в c вc см tuтср c см т c см т см срс ⋅         ⋅ + ′⋅ +⋅ ν− σ⋅ +      ⋅ξ⋅σ+⋅ξ⋅σ⋅ ν−⋅ = εεε (14) ;1 2 1 2 1         ′ ∆⋅ −⋅= c c l hr l x (15) ( ) ; 4 14 32 1 2 1 10011 2 1 1 1               −′⋅⋅⋅ ⋅−⋅ +       −⋅′⋅⋅       ⋅−⋅∆+∆ −⋅= α γ cccpc c см c c см см l x lpf hqhq l x lf l x h (16) ; 1 1 1 1 1 2 1 2 11 hh h l x l x l x s смсм c см c см c ∆− ∆+∆ ⋅       −       −+ α γ = (17) ; 15,1 срtuтср cpcpn ζ⋅σ⋅ = ε σ (18) ( ) ;,lnln1 1 1 1 0 1 0 0001 с h ha р h h c tttt в в cptuтсрсрсвихсм в m cptuтсрвихсм смсм всм т вв o         ⋅ τ ⋅ξ⋅σ−⋅η⋅ π⋅λ δ +⋅ξ⋅σ⋅η⋅ ⋅ρ +−⋅ δ+ += εε (19) вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 96 ( ) ( ) ( ) ;,111 2 11 8 11 1 100 6 1 ln 0 1 10 10 100 1 01 0 с h h hh hh hhh h h mh h h аt kkk k тпочgдсм o                       ⋅ες−−⋅+      ⋅ + ⋅ες−−⋅ + +      ⋅ες−−⋅⋅⋅⋅∆⋅+⋅σ⋅=∆ (20) ( ) ( ) ( ) ( )         +η⋅         − η−⋅∆+ ⋅      −η−⋅+                 − η−⋅∆+ ⋅+         − η⋅−⋅∆+ ⋅+⋅⋅η⋅⋅=∆ γγγ 1 1 11 1 1 5,01 2 6 1 2 1 max2max2max0 3 hh h l x p hh h p hh h ppаt ic см i тртрсм (21) ( ) ;,0001 сttttatt втрсмдсмсмtвсм o−∆+∆+⋅⋅=′ (22) . 1 11 t см смсм t tt ∆ −′ =∆ < (23) у разі отримання високої похибки обчислення температури ∆ приймаються нові значення температур смуги на вході і виході з осередку деформації у формулі і аналогічно повторюється розрахунок за формулами (2)-(23) до тих пір, поки похибки обчислення температур ∆ в кожному пропуску не приймуть допустимі значення. далі так: ;,2 3 1 10 сttt смсмсмср o      ′⋅+′⋅=′ (24) ;, кнblрр cсрс ⋅ ′⋅= (25) ;212111 6 1 011011110               −⋅−+ α γ +⋅+      −⋅      + α γ ⋅+      −⋅      − α γ −⋅⋅=ψ c см cc см c см ccpcc см ccpc l x l x l x l x l x p p l x l x p p (26) ( ) ;,2 1100 мкнbhqbhqrlрм c ⋅⋅⋅−⋅⋅⋅+′⋅ψ⋅⋅= (27) .,квт r m n в ν⋅ = (29) у залежностях (1)-(29) m, k – коефіцієнти, що характеризують інтенсивність зміцнення; σт0ɛ, σт1ɛ, σтсрɛ – межа плинності смуги до та після пропуску, а також середня межа плинності смуги в осередку деформації відповідно, н/мм2; ∆h, ɛ, ɛпр, ʃɛ – абсолютне, відносне, попереднє відносне і сумарне відносне обтиснення за пропуск відповідно; t0см, t1см – температура смуги на вході і виході із осередку деформації, ºс; tсмср – середня температура смуги в осередку деформації, ºс; tсм – температура слою прокатної емульсії, ºс; t0в, t1в – температура поверхні валків на вході і виході із осередку деформації відповідно, ºс; vt, v50 – кінематична в’язкість прокатної емульсії при температурі прокатки та при 50ºс відповідно, м 2/с; tсп – температура спалаху прокатної емульсії, ºс; f – коефіцієнт тертя; ксм – емпіричний коефіцієнт; rz – шороховатість поверхні робочих валків, мкм; v0см, v1см – швидкість смуги на вході і виході з осередку деформації відповідно, м/с; кtср – коефіцієнт, що враховує вплив середньої температури смуги в осередку деформації; а0, а1, а2, а3 – коефіцієнти поліному; tпл – температура плавлення сталі, ºс; кuср – коефіцієнт, що враховує вплив середньої швидкості деформації на опір деформації; аu, bu, cu – емпіричні коефіцієнти; uср, uст – середня швидкість деформації та швидкість деформації при проведенні статичних випробувань відповідно, с-1; σтсрɛtu – середнє значення опору деформації з урахуванням ступеню, швидкості і температури деформації, н/мм2; а в с д – результат першого, другого, третього і четвертого етапу безітераційного розрахунку довжини дуги контакту смуги з валком з урахуванням ступеню, швидкості і температури деформації відповідно; r – радіус робочих валків, мм; π – число пі; ев – модуль поздовжньої пружності матеріалу валків, н/мм2; vв, vсм – коефіцієнт пуассона для матеріалу валків і смуги відповідно; х1см/lс, х0см/lс – відносна протяжність ділянки пружного контакту смуги з валком: розтягнення і стиснення ( ) ;,11212 1 2 1 1 1 1 1max c l x l x hh h p l x pp c c см c см o               −⋅               −         ⋅∆+ ⋅         ⋅η⋅−      −⋅+⋅+ γ вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 97 відповідно; lв/lc – відносна протяжність ділянки пластичного контакту смуги з валком; h0, h1 – товщина смуги до і після прокатки, мм; ξ0, ξ1, ξср – коефіцієнт, що характеризує вплив заднього, переднього та середнього питомого натягу відповідно; lс´ – довжина дуги контакту смуги з валком з урахуванням ступеню, швидкості і температури деформації, мм; рсрс – середнє контактне нормальне напруження, н/мм 2; х1/lc – приріст дуги контакту за лінією, що з'єднує центри обертання; γ/α – положення нейтрального перетину; q0, q1 – заднє і переднє натяжіння відповідно, н/мм 2; ∆1см – абсолютна пружна деформація стиснення смуги, мм; s – випередження при прокатці; nσ – коефіцієнт напруженого стану; δт – термофізичний критерій; ηвих.см – приведений коефіцієнт виходу тепла смуги; ρсм – щільність матеріалу смуги, т/м 3; ссм – теплоємність матеріалу смуги, дж/кг·град; λв – коефіцієнт теплопровідності матеріалу валків, вт/м·град; ав – коефіцієнт тепловіддачі валків; τв – час, с; ∆tдсм, ∆tтрсм – розігрів смуги за рахунок перетворення енергії формозміни і енергії тертя в тепло відповідно, ºс; аg, атр, аt – коефіцієнти, що враховують вплив на розігрів смуги перетворення енергії формозміни, енергії тертя, а також зміну температури смуги у часі відповідно; η – коефіцієнт, що характеризує положення максимуму епюри нормальних напружень до перетину вхідної смуги; р0, р1 – нормальне напруження на границях пружно-пластичного контакту в зоні відставання і випередження відповідно, н/мм2; рmax – максимальне нормальне контактне напруження, н/мм2; hγ – товщина смуги в нейтральному перетині, мм; t1см ´ – розрахункова температура смуги на виході з осередку деформації, ºс; ∆ – точність обчислення температури ітераційним способом; tсмср´ – середня температура смуги в осередку деформації, ºс; b – ширина смуги в осередку деформації, мм; р – сила прокатки, кн; ψ – коефіцієнт плеча; м – момент прокатки, кн.м; νв – окружна швидкість валків, м/с; n – потужність прокатки, квт. питому витрату енергії на безперервних станах холодної прокатки жерсті визначали, як: ./, ln 1 1 тгодкдж a h h vp w n i i i cpci ⋅         ⋅⋅ = ∑ = − (30) у залежності (30) w – питома витрата енергії з урахуванням роботи деформації (енерговитрати на пластичну деформацію), кдж.год/т; v – об’эм металу, мм3; а – годинна продуктивність стану за даним профілем смуги, т/год; n – загальна кількість клітей безперервного стану; i – номер пропуску; рсрсi – середнє контактне нормальне напруження в i-тому пропуску, н/мм2; hi-1, hi – товщина смуги до і після i-того пропуску, мм. результати теоретичного дослідження питомої витрати енергії безперервних станів холодної прокатки жерсті представлені у табл. 5. таблиця 5 витрати енергії безперервних станів холодної прокатки жерсті: iv – чотириклітьового; v – п’ятиклітьового; vi шестиклітьового питома витрата енергії w, кдж.год/т вид прокатної емульсії iv v vi «hydroway 890» (пп «славневтехим») 75,03 294,79 280,33 «cold roller sm» (тов «нвп агрінол») 75,44 294,50 279,25 «quakerol zap 4.0» (quaker chemical b.v.) 76,32 301,11 285,01 «свк» марки а (пп «нвф свк») 76,96 306,99 290,46 «hydroway 830» (пп «славневтехим») 78,15 312,97 294,84 «rolkleen ep 2744 sch» (houghton international inc.) 78,42 312,94 294,34 «mol emroll scr» (mol-lub ltd) 78,78 316,48 297,57 «універслал-1тс» (тов «метінвест-мрмз») 78,78 316,29 297,35 «cold roller» (тов «ру нвп агрінол») 78,71 314,42 295,46 «lubro dl zps» (lubritalia s.p.a.) 80,78 327,16 305,69 «авікс-біом» (тов «тд «авікс») 80,53 323,99 302,92 за результатами теоретичного дослідження встановлено, що використання прокатної емульсії зі збільшеною кінематичною в’язкістю дозволяє зменшити питому витрату енергії безперервних станів холодної прокатки жерсті. до того ж, чим більші навантаження стану – тим більший відсоток економії енергії за рахунок використання прокатної емульсії зі збільшеною кінематичною в’язкістю. характер впливу кінематичної в’язкості прокатної емульсії на питому витрату енергії безперервних станів холодної прокатки представлений на рис. 1-3. згідно табл. 5 підвищення кінематичної в’язкості прокатної емульсії на 10 м2/с дозволяє зменшити питому витрату енергії на чотириклітьовому стані № 2 цхп-1 пат «запоріжсталь» на 0,07 кдж.год/т вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 98 (0,82 %); на п’ятиклітьовому стані (м. тіба, японія) – на 5,81 кдж.год/т (1,77 %); на шестиклітьвому стані 1400 ат «арселорміттал темиртау» – на 4,70 кдж.год/т (1,54 %). iv 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 0 20 40 60 80 100 120 кінематична в'язкість, м^2/с п и т о м а в и т р а т а е н е р гі ї, к д ж *г о д /т рис. 1 – вплив кінематичної в’язкості прокатної емульсії на питому витрату енергії чотириклітьового безперервного стану холодної прокатки № 2 цхп-1 пат «запоріжсталь» v 285 290 295 300 305 310 315 320 325 330 0 20 40 60 80 100 120 кінематична в'язкість, м^2/с п и т о м а в и т р а т а е н е р гі ї, к д ж *г о д /т рис. 2 – вплив кінематичної в’язкості прокатної емульсії на питому витрату енергії п’ятиклітьового стану холодної прокатки жерсті (м. тіба, японія) vi 270 275 280 285 290 295 300 305 310 0 20 40 60 80 100 120 кінематична в'язкість, м^2/с п и т о м а в и т р а т а е н е р гі ї, к д ж *г о д /т рис. 3 – вплив кінематичної в’язкості прокатної емульсії на питому витрату енергії безперервного шестиклітьового стану холодної прокатки 1400 ат «арселорміттал темиртау» висновки холодна прокатка жерсті характеризується великими навантаженнями на обладнання та енерговитратами, що складають вагому частину собівартості продукції. з огляду на це, зниження енерговитрат при холодній прокатці особливо тонких смуг залишається актуальною задачею. визначено, що використання прокатної емульсії зі збільшеною кінематичною в’язкістю дозволяє зменшити питому витрату енергії безперервних станів холодної прокатки жерсті, до того ж, чим більші вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 99 навантаження стану – тим більш значна економія енергії. встановлено, що підвищення кінематичної в’язкості прокатної емульсії на 10 м2/с дозволяє зменшити питому витрату енергії на чотириклітьовому стані № 2 цхп-1 пат «запоріжсталь» на 0,07 квт.год/т (0,82 %); на п’ятиклітьовому стані (м. тіба, японія) – на 5,81 квт.год/т (1,77 %); на шестиклітьвому стані 1400 ат «арселорміттал темиртау» – на 4,70 квт.год/т (1,54 %). література 1 василёв я.д. влияние толщины и относительного обжатия полосы на мощность процесса прокатки с натяжением / я.д. василёв, д.н. самокиш, р.а. замогильный, а.г. кожухарь, с.в. кочаткова // обработка материалов давлением. – 2012. – № 3 (32). – с. 142-146. 2. гарбер э.а. пути уменьшения затрат электроэнергии при холодной прокатке на непрерывных станах / э.а. гарбер, д.и. никитин, и.а. шадрунова, в.л. явкин // труды v конгресса прокатчиков. – м. – 2004. – с. 90-94. 3. василёв я.д. разработка энергосберегающих режимов натяжений на непрерывных станах холодной прокатки / я.д. василёв, д.н. самокиш // металлургическая и горнорудная промышленность. – 2013. – № 2. – с. 34-38. 4. грудев а.п. трение и смазка при обработке металлов давлением / зильберг ю.в., тилик в.т. // справочник. – м.: металлургия, 1982. – 310 с. 5. касьян о.с. контроль качества смазочно-охлаждающих технологических средств для холодной прокатки листовой стали / о.с. касьян, с.д. адамский // фундаментальные и прикладные проблемы черной металлургии: сб. научн. тр. – днепропетровск: ичм нан украины, 2006. – вып. 12. – с. 221-229. 6. производство жести и ленты: технологическая инструкция ти 226-зп-01-2013 / с. в. гоман, в. и. набока, с. е. русаков. – запорожье, 2013. – с. 60. 7. tsujimoto m. technological development of high speed (2800 mpm) cold rolling / т. kaneko, y. yamada et al // camp–isij. – 2002. – № 15. – с. 317–320. 8. максименко о.п. оценка продольной устойчивости процесса прокатки жести на стане 1400 кармк / о.п. максименко, р.я. романюк // обработка материалов давлением. – 2010. – № 4 (25). – с. 173-178. 9. василёв я.д. инженерные модели и алгоритмы расчёта параметров холодной прокатки / я.д. василев. – м.: металлургия, 1995. – 368 с. 10. коновалов ю.в. анализ инженерных методов расчета средних значений нормальних контактных напряжений при холодной прокатке полос и жести / ю.в. коновалов, и.в. кармазина, а.г. присяжный // пластическая деформація металлов: сб. научн. трудов в 2-х томах. – 2014. – т. 2. – с. 32-36. поступила в редакцію 14.01.2019 вплив фізико-хімічних показників прокатної емульсії на енерговитрати безперервних станів холодної прокатки жерсті проблеми трибології (problems of tribology) 2018, № 4 100 kukhar v.v., karmazina i.v., prysiazhnyi a.h. the influence of rolling emulsion physical and chemical parameters on the energy consumption of tinplate continuous cold rolling mills. cold rolling of tinplate is characterized by significant strain on equipment and energy costs, which are a large part of production cost. decreasing energy costs of tinplate cold rolling is an actual purpose. the choice of rolling emulsion, as the main lever to decrease of friction in the deformation zone, is a decisive move for decreasing energy costs and improving of tinplate quality. today, in domestic cold rolling shops, the choice of rolling emulsion is based on its lowest cost and consumption per ton of rolled products. this fact limits the ability to solve the most pressing problems: the decreasing of rolling mill strain and roll abrasion; the improvement of rolling process stability, tinplate corrosion resistance and surface quality. studying the influence of rolling emulsion physical and chemical parameters on the energy consumption of tinplate continuous cold rolling mills will allow choosing rolling emulsion that will decrease of rolling mill strain and energy costs. the purpose of this article is a theoretical research of rolling emulsion kinematic viscosity influence on the energy costs of continuous cold rolling mill. in the course of the research, deformation modes were developed for three types of continuous cold rolling mill: four-, five-, and six-stand. the energy and force parameters of the rolling process were calculated using rolling emulsions with different kinematic viscosity in the range of 16-102.76 m2/s. rolling emulsions, which were used in the period 2015-2018 at the pjsc zaporizhstal cold rolling mill, were taken into account for the research the influence of rolling emulsion physical and chemical parameters on the energy consumption of tinplate continuous cold rolling mills. it is defined that increasing the rolling emulsion kinematic viscosity decreases the energy consumption of tinplate continuous cold rolling mills. in addition, the increase in rolling mill strain increases energy savings. it is defined that increasing the rolling emulsion kinematic viscosity by 10 m2/s decreases energy consumption at the four-stand cold rolling mill № 2 (pjsc zaporizhstal) by 0.07 kj.h/t (0.82 %); at the five-stand cold rolling mill (chiba, japan) – by 5.81 kj.h/t (1.77 %); at the six-stand cold rolling mill 1400 (arcelormittal temirtau) – by 4.70 kj.h/t (1.54 %). keywords: rolling emulsion, physical and chemical parameters, cold rolling, continuous rolling mill, energy consumption, tinplate. references 1 vasilyov ya.d. vliyanie tolshchiny i otnositel'nogo obzhatiya polosy na moshchnost' processa prokatki s natyazheniem / ya.d. vasilyov, d.n. samokish, r.a. zamogil'nyj, a.g. kozhuhar', s.v. kochatkova // obrabotka materialov davleniem. – 2012. – no 3 (32). – pp. 142-146. 2. garber e.a. puti umen'sheniya zatrat elektroenergii pri holodnoj prokatke na nepreryvnyh stanah / e.a. garber, d.i. nikitin, i.a. shadrunova, v.l. yavkin // trudy v kongressa prokatchikov. – m. – 2004. – pp. 90-94. 3. vasilyov ya.d. razrabotka energosberegayushchih rezhimov natyazhenij na nepreryvnyh stanah holodnoj prokatki / ya.d. vasilyov, d.n. samokish // metallurgicheskaya i gornorudnaya promyshlennost'. – 2013. – no 2. – pp. 34-38. 4. grudev a.p. trenie i smazka pri obrabotke metallov davleniem / yu.v. zil'berg, v.t. tilik// spravochnik. – m.: metallurgiya, 1982. – 310 p. 5. kas'yan o.s. kontrol' kachestva smazochno-ohlazhdayushchih tekhnologicheskih sredstv dlya holodnoj prokatki listovoj stali / o.s. kas'yan, s.d. adamskij // fundamental'nye i prikladnye problemy chernoj metallurgii: sb. nauchn. tr. – dnepropetrovsk: ichm nan ukrainy, 2006. – vyp. 12. – pp. 221-229. 6. proizvodstvo zhesti i lenty: tekhnologicheskaya instrukciya ti 226 zp 01 2013 / s.v. goman, v.i. naboka, s.e. rusakov. – zaporozhe, 2013. – p. 60. 7. tsujimoto m. technological development of high speed (2800 mpm) cold rolling / t. kaneko, y. yamada et al // camp–isij. – 2002. – no 15. – pp. 317-320. 8. maksimenko o.p. ocenka prodol'noj ustojchivosti processa prokatki zhesti na stane 1400 karmk / o.p. maksimenko, r.ya. romanyuk // obrabotka materialov davleniem. – 2010. – no 4 (25). – pp. 173-178. 9. vasilyov ya.d. inzhenernye modeli i algoritmy raschyota parametrov holodnoj prokatki / ya.d. vasilev. – m.: metallurgiya, 1995. – 368 p. 10. konovalov yu.v. analiz inzhenernyh metodov rascheta srednih znachenij normal'nih kontak-tnyh napryazhenij pri holodnoj prokatke polos i zhesti / yu.v. konovalov, i.v. karmazina, a.g. prisya-zhnyj // plasticheskaya deformacіya metallov: sb. nauchn. trudov v 2-h tomah. – 2014. – t. 2. – pp. 32-36. copyright © 2022 o.v. bereziuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 64-70 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-64-70 the influence of the chemical composition of the hardened auger on its wear during dehydration process of municipal solid waste in the garbage truck o.v. bereziuk1*, v.i. savulyak1, v.o. kharzhevskyi2 1vinnitsa national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine *e-mail: berezyukoleg@i.ua received: 09 april 2022: revised: 15 may 2022: accept: 02 june 2022 abstract the article is dedicated to the study of the influence of the chemical composition of the hardened auger by the chromium on its wear during dehydration of solid waste in the garbage truck. using the rotatable central composition planning of the experiment of the second order by means of the box-wilson method, the dependencies of auger wear depending on the chemical composition of the hardened steel and friction path are determined. the responce surfaces of the objective functions are shown – the wearing of the hardened steel and energy consumption of the dehydration process by the hardened auger press of the mixed municipal solid waste according to the influense parameters. it is established that on the friction path s = 56850 m, during the dehydration process of solid waste in the garbage truck, the simultanuous incresing of the carbon content from 0.45% to 2.1%, and the chromium content – from 0.25% to 12%, at the optimum content of the manganese as 0.527% in the hardened steel of the auger, enable to decrease the energy consumption of the dehydration process of solid waste by 25.7 kwh/tons, or 10.7%. therefore, it tends to cheaper the process of dehydration in the garbage truck. it is established the expediency of further research for the determination the rational composition and the structural state of the auger material and the ways to increase its wear resistance. key words: wear, chemical composition, hardening, auger press, garbage truck, dehydration, solid waste, regression analysis introduction among the important tasks of municipal engineering, one of the leading task is increasing of wear resistance and reliability of the machine parts. one of the promising technologies for primary processing of municipal solid waste (msw), aimed at reducing both the cost of transportation of solid waste and the negative impact on the environment is their dehydration, accompanied by pre-compaction and partial grinding. dehydration of solid waste in the garbage truck is performed using a conical screw, the surface of which due to the existing friction wears out intensively. this is due to the fact that solid waste contains small metal parts, glass, ceramics, stones, bones, polymeric materials, which have abrasive properties. besides, the presence of moisture 39-92% by weight in msw creates an aggressive corrosive environment. for the manufacturing of the augers, the alloyed steels are widely used. the usage of steels and cast irons that are alloyed by chromium and manganese is well-grounded. such alloys hardened well and have high resistance to corrosion and abrasive wear. therefore, the study of the influence of the chemical composition of the hardened steel of the auger on its wear during dehydration of municipal solid waste in the garbage truck is a topical task. literature review http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-64-63 mailto:berezyukoleg@i.ua problems of tribology 65 in the paper [3], the results that were obtained in the operating conditions of extruders while processing of feed grain, with impurities of saponite mineral are presented. the results of experimental studies of wear resistance of different auger materials with different thermal and chemical-thermal treatment in corrosiveabrasive medium on special friction machines are included. the authors found that the wear resistance of materials in a corrosive-abrasive environment at elevated temperatures depends not only on the hardness of the friction surface, but also on its structure and phase composition and changes in the hardness gradient along the depth of the hardened layer. to ensure high wear resistance of extruders in the manufacture of animal compound feed with impurities of the mineral saponite, it is recommended to use for the manufacture of parts of the extrusion unit steel x12, hardened by nitro-hardening technology. in the paper [1] the influence of structure, phase composition and properties on abrasive wear resistance of chromium-manganese cast irons in the cast state was investigated. it is shown that the abrasion resistance of chromium-manganese cast irons is due to the microhardness of the matrix and austenitic carbide eutectic based on me7c3 carbide, determined by the degree of alloying and shape parameter of eutectic carbide, and depends on deformation-phase transformations that occur in the process of testing for abrasive wear. the article [4] shows the prospects of obtaining cost-effective alloyed manganese and chromiummanganese deposited metal that can be applied by surfacing on low-carbon steel without preheating. this is important for the industrial use of developed surfacing materials. it was also found that the highest wear resistance in different types of wear has a deposited metal with martensitic-austenitic and austenitic structures, and the presence of ferrite in the structure of the deposited metal reduces wear resistance. by the authors of the the article [5], it was established a mathematical model for calculating the wear rate of triboelements in a tribosystem operating in conditions of corrosion and abrasive wear was developed. the input factors were: active acidity, abrasiveness, roughness, load and sliding speed. theoretically, the degree of influence of the above factors on the wear rate is established. it was found that abrasiveness is the most important factor, followed by the degree of decline – the level of active acidity and load. in the article [6], a new design of the auger with a sectional elastic surface, which is designed to reduce the degree of damage to the grain material during its transportation. the theoretical calculation of the interaction of the grain with the elastic section of the auger is carried out. a dynamic model has been developed to determine the influence of structural, kinematic and technological parameters of the elastic auger on the time and path of free movement of bulk material particles during their movement between sections, as well as to exclude the possibility of grain material interaction with the non-working surface of the auger working body to reduce the possibility of its damage. the authors of the paper [7] determined that restoration of the auger requires surfacing or spraying a layer of a certain thickness on the end part of the coil of the auger, while the width of the restored layer is usually a few millimeters. an algorithm for selecting the optimal composite powder material for plasma spraying in order to increase the wear resistance of the working surfaces of machine parts, in particular the auger, is described. plasma spraying of composite powder materials, according to the authors, will increase the durability of the auger by 2-3 times, which will reduce repair costs by tens of times. in the article [8], the influence of geometrical parameters on productivity and design of the briquetting machine using the model of pressure, based on the theory of piston flow is investigated. an analytical model that uses a pressure model was also developed based on archard wear law to study the wear of augers of biomass briquetting machines. the developed model satisfactorily predicted the wear of the auger and showed that the greatest influence on it have the speed of rotation and the choice of material. the amount of wear increases exponentially to the end of the auger, where the pressure is the highest. changing the design of the auger to select the optimal geometry and speed with the appropriate choice of material can increase the life of the auger and the productivity of the machine for briquetting biomass. the resulls of the analysis of the process of screw briquetting of plant materials into fuel and feed is investigated in the work [9]. regularities of this process are the basis for determining the rational parameters of the working bodies. when designing briquette presses it is necessary to consider deformation of biomass taking into account change of physical and rheological properties at the moment of interaction with the working surfaces of the auger. the materials of the article [10] contains the research of the wearing of a twin-auger extruder of rigid pvc resins is investigated. the pressures around the cylinder when extruding two rigid pvc resins in a laboratory extruder with a diameter of 55 mm were measured and the forces acting on the auger core were determined. numerical simulation of the flow was performed using the power parameters of the viscosity of the resins. the pericularities of the process of pressing wood chips in auger machines was investigated in the work [11]. the processes occurring in different parts of the auger are established, formulas are defined that allow to calculate the loads acting on the auger coils, as well as to determine the power required for pressing. the specific energy consumption and the degree of heating of raw materials during pressing are determined. based on the planning of the experiment using the box-wilson method, the results of experimental research of the process of dehydration of municipal solid waste (msw) in the garbage truck are shown in the 66 problems of tribology article [12]. quadratic regression equations with the 1st order interaction effects were obtained using rotatable central composite planning for such objective functions as humidity and density of pre-compacted and dehydrated msw, maximum drive motor power, energy consumption of solid waste dehydration. this allowed to determine the optimal parameters of equipment for dehydration by the criterion of minimizing the energy consumption of the process (auger speed, the ratio of the radial gap between the auger and the body, and the ratio of the auger core diameter to the outer diameter of the auger on the last coil) for both mixed and “wet”. in the paper [13] the improved mathematical model of work of the dehydration drive of msw in the garbage truck is suggested that takes into account wear of the auger, which allowed to research numerically the dynamics of this drive during the start-up, and to define that with the increase of wear of the auger pressure of working liquid on the speed of the auger it is significantly reduced. the power regularities of change of the nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular speed and frequency of rotation of the auger from values of its wear are defined, the last of which describes detuning from optimum frequency of rotation of the auger in the course of its wear. it is established that the wear of the auger by 1000 μm leads to an increase in the energy consumption of solid dehydration by 11.6%, and, consequently, to an increase in the cost of the process of their dehydration in the garbage truck and accelerate the wear process. in the paper [14], the influence of chromium alloying of the auger material on its wear during dehydration of solid waste in the garbage truck was investigated by means of the regression analysis method. it was also found that during operation and the wearing process of the auger on the path s = 56850 m during dehydration of solid waste in the garbage truck, the increase of the chromium content in the hardened material of the auger from 0.25% to 12% leads to a decrease the speed of the wearing an energy consumption of solid waste dehydration from 12.2% to 3.1%, and, consequently, to reduce the cost of dehydration in the garbage truck. purpose researching the influence of chemical cmposition of the of the hardened steel of auger on its wear during dehydration of solid waste in a garbage truck. methods the determination of the regularity of the wear of the screw depending on its chemical composition of the hardened steel and the friction path was carried out by means of a rotatable central composite planning experiment of a second order by the box-wilson method. the required coefficients were determined using the developed computer program "planexp" that is protected by a copyright registration certificate. for the determination of the energy consumption of msw dehydration, taking into account the auger wear, the following dependencies were used [13]: 0 0 min min 4 min 0 0 0 0 min 4 0 min min 0 0 1504 15.92 0.3214 1.069 ( ) 2061( ) / ( 2 ) 1947( 2 ) / ( 2 ) 9.118 10 0.002142 ( ) 18.12 ( ) / ( 2 ) 2.115 ( 2 ) / ( 2 ) 4.392 10 ( ) 2.005 ( ) / ( aug aug aug e w n u u d u d u d u w w n u w u d u w d u d u n u u                                     min 2 4 2 2 0 min min 0 0 2 2 min min min 2 ) 0.3361 ( 2 ) / ( 2 ) 0.09031 7.923 10 0.008241 ( ) 104172 [( ) / ( 2 )] 1318 [( 2 ) / ( 2 )] kwh/tons ;aug d u d u d u w n u u d u d u d u                     (1) 3 1,5 52.43 1.276 10n u     [rpm], (2) where e – is the energy consumption of solid waste dehydration, kw·h/tons; ρ0 – initial density of solid waste, kg/m3; w0 – initial relative humidity of solid waste, %; n – the nominal speed of the auger, rpm; u auger wear, m; aug radial clearance between auger and housing, m; dmin – outer diameter of the auger on the last coil, m; dmin is the diameter of the auger core on the last coil, m. results preliminary analysis [13, 14] of the results of experimental studies [3] showed that the wear of a hardened screw is a function of such 4 main parameters:  , , , ,c cr mnu f c c c s (3) where u – value of wear, m; cc, ccr, cmn – content of the carbon, chromium, manganese in the material of auger, consequently, in %; s – friction path, m. the research of the influence of the mentioned factors on the wear of the hardened auger during the processing of the results of the single factor experiment by means of the regression analysis method, has problems of tribology 67 significant difficulties and large volume of calculations. thus, in our opinion, it is better to conduct a multifactor experiment to obtain a regression equation for the response function – wear of the hardened auger by planning a multifactor experiment by the box-wilson method [15]. the values of the wear of the auger for a different chemical composition of hardened steel and the friction path are shown in the table 1 [3]. table 1 the wear of the auger for a different chemical composition of hardened steel and the friction path [3] № material of the auger content in the auger material, % wear, m, for the friction path, m carbon chromium manganese 3000 6000 9000 12000 1 steel 45 0.45 0.25 0.65 53 103 153 203 2 steel у8 0.8 0.2 0.25 48 91 134 177 3 steel шх15 1 1.5 0.3 43 80 116 152 4 steel х12 2.1 12 0.3 39 72 105 138 based on the data shown in the table 1, using rotatable central compositional planning of the second order of the experiment, using the developed software, protected by the copyright certificate, after discarding insignificant factors and effects of interactions by the student's criterion, the regularity of screw wear depending on the chemical composition of its hardened steel and the friction path is determined: 2 2 2 95 7.467 72.39 1782 0.0344 0.02148 0.00214 0.01323 352.5 3.065 2405 . c cr mn c cr mn c cr mn u c c c s c s c s c s c c c             (4) in the fig. 1 it is shown the response surfaces of the objective function – the wear of the hardened auger u and its two-dimensional cross-sections in the planes of the impact parameters, plotted using regularity (4) that allow us to determine this relationship. a) b) c) d) e) f) fig. 1. the response surfaces of the objective function wear of the hardened auger u in the planes of the impact parameters (а) – u = f(cc, ccr), (b) – u = f(cc, cmn), (c) – u = f(cc, s), (d) – u = f(ccr, cmn), (e) – u = f(ccr, s), (f) – u = f(cmn, s) 68 problems of tribology it is established that according to fisher's criterion the hypothesis about the adequacy of the regression model (4) can be considered correct with 95% reliability. the coefficient of multiple correlation was r = 0.999994 that indicates the high accuracy of the results. according to student's criterion, it was found that among the researched factors of influence (chemical composition of hardened steel) the most affected on the wear of the screw is the carbon content, and the least – the manganese content. in the fig. 2 the response surfaces of objective function – energy consumption of the process of dehydration by the hardened screw press of mixed municipal solid waste (when it wears during the way s = 56850 m [14]) and its two-dimensional cross sections in the planes of impact parameters (chemical composition of its hardened steel), that are plotted by means of regularities (1, 2, 4) and allow to illustrate the specified dependence are shown. а) b) c) fig. 2. response surfaces of the objective function energy consumption e of the process of dehydration of the hardened screw press of mixed solid household waste in the planes of the parameters of impact after its operation and wear on the way s = 56850 m (а) – e = f(cc, ccr), (b) – e = f(cc, cmn), (c) – e = f(ccr, cmn) as shown on the fig. 2, after operation and wear on the path s = 56850 m during dehydration of msw in the garbage truck, the simultaneous increase the content of carbon from 0.45% to 2.1%, and chromuim from 0.25% to 12%, at optimal content of magnasese as 0.527% in the hardened steel of the auger leads to reduced energy consumption by 25.7 kwh/tons or 19.7% and to cheap the process of dehydration of msw in the garbage truck, which indicates the importance of determining the rational composition and structural state of the material of the friction surfaces of the auger and the ways to increase its wear resistance. conclusions according to fisher's criterion, the regularity of auger wear from the chemical composition of its hardened steel and the friction path is determined. it is also established that according to student's criterion, among the studied factors of influence (chemical composition of hardened steel), the most important effect on the wear of the auger is the carbon content, and the least – the manganese content. the response surfaces of the objective functions – wear of hardened auger and energy consumption of the process of dehydration by the hardened auger press of mixed solid waste, and their two-dimensional cross sections in the planes of impact parameters that illustrate the dependence of these objective functions on individual impact parameters. it is established that on the friction way s = 56850 m of the auger during dehydration of msw in the garbage truck, the simultaneous increase the content of carbon from 0.45% to 2.1%, chromuim from 0.25% to 12%, at optimal content of magnasese as 0.527% in the hardened steel of the auger enable to reduce energy consumption by 25.7 kwh/tons or 19.7% and, therefore, to cheap the process of dehydration of msw in the garbage truck. thus, the importance of determining the rational composition and structural state of the material of the friction surfaces of the auger and the ways to increase its wear resistance needs to conduct the further researches. references 1. kutsova v.z., kindrachuk m.v., kovzel m.a., tisov o.v., hrebevieva a.v., shets p. yu. (2016). vplyv struktury, fazovoho skladu ta vlastyvostei na abrazyvnu znosostiikist khromomarhantsevykh chavuniv u lytomu stani [influence of structure, phase composition and properties on abrasive wear resistance of chromiummanganese cast irons in cast state]. problems of friction and wear, 2, 78-85. 2. dykha o.v. (2018) rozrakhunkovo-eksperymentalni metody keruvannya protsesamy hranychnoho zmashchuvannya tekhnichnykh trybosystem: monohrafiya. [computational and experimental methods for problems of tribology 69 controlling the processes of maximum lubrication of technical tribosystems: a monograph.] khmelnytsʹkyi: khnu. 3. kaplun v.h., honchar v.a, matviishin p.v (2013) pidvyshchennya znosostiykosti shneka ta ekstrudera pry vyhotovlenni kormiv dlya tvaryn iz domishkamy mineralnoho saponitu. [improving the wear resistance of the auger and extruder cylinder in the manufacture of animal feed with impurities of the mineral saponite]. visnyk of khmelnytsky national university, 5, 7-11. 4. malinov v.l. (2011) vliyanie soderzhaniya marganca i rezhimov otpuska na strukturu i iznosostojkost' hromomargancevogo naplavlennogo metalla [influence of manganese content and tempering regimes on the structure and wear resistance of chromium-manganese deposited metal]. zakhyst metalurhiinykh mashyn vid polomok: collection of scientific works, 13, 247-254. 5. cymbal b.m. (2017) pidvyshchennya znosostiykosti shnekovykh ekstruderiv dlya vyrobnytstva palyvnykh bryketiv u kyslotnykh ta luzhnykh seredovyshchakh [increasing the wear resistance of auger extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.02.04 – friction and wear in machines, kharkiv, 20. 6. hevko r.b., zalutskyi s.z., hladyo y.b., tkachenko i.g., lyashuk o.l., pavlova o.m., ... & dobizha n.v. (2019). determination of interaction parameters and grain material flow motion on screw conveyor elastic section surface. inmateh-agricultural engineering, 57(1). 7. zhachkin s.y., trifonov g.i. (2017) vplyv plazmovoho napylennya kompozytsiynykh poroshkovykh materialiv na znosostiykistʹ detaley mashyn [influence of plasma spraying of composite powder materials on the wear resistance of machine parts]. master's journal, № 1, 30-36. 8. orisaleye j.i., ojolo s.j., ajiboye j. s. (2019) pressure build-up and wear analysis of tapered screw extruder biomass briquetting machines. agricultural engineering international: cigr journal, 21(1), 122-133. 9. eremenko o.i., vasilenkov v.e., rudenko d.t. (2020) doslidzhennya protsesu bryketuvannya biomasy shnekovym mekhanizmom [investigation of the process of biomass briquetting by auger mechanism]. inzheneriya pryrodokorystuvannya, 3 (17), 15-22. 10. demirci a., teke i., polychronopoulos n. d., vlachopoulos j. (2021) the role of calender gap in barrel and screw wear in counterrotating twin screw extruders. polymers, 13(7), 990. 11. tataryants m.c., zavynskyy c.s., troshyn a.d. (2015). rozrobka metodyky rozrakhunku navantazhenʹ na shnek i enerhovytrat shnekovykh presiv [development of a method for calculating auger loads and energy consumption of auger presses]. sciencerise, 6 (2), 80-84. 12. berezyuk o.v. (2018) eksperymentalʹne doslidzhennya protsesiv znevodnennya tverdykh pobutovykh vidkhodiv shnekovym presom [experimental study of solid waste dehydration processes by auger press]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, № 5, 18-2413. 13. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck. problems of tribology, no 26(2/100), 79-86. 14. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2022) the influence of the alloying of the auger by the chromium on its wear during dehydration process of municipal solid waste in the garbage truck. problems of tribology, 27(1/103), 50-57. 15. andersson o. (2012). experiment!: planning, implementing and interpreting. john wiley & sons. 70 problems of tribology березюк о.в., савуляк в.і., харжевський в.о. вплив хімічного складу гартованого шнека на його знос під час зневоднення у сміттєвозі твердих побутових відходів анотація стаття присвячена дослідженню впливу хімічного складу гартованого шнека на його знос під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. за допомогою використання ротатабельного центрального композиційного планування експерименту другого порядку методом бокса-уілсона визначено закономірність зносу шнека залежно від хімічного складу його гартованої сталі та шляху тертя. показано поверхні відгуків цільових функцій – зносу гартованого шнека та енергоємності процесу зневоднення гартованим шнековим пресом змішаних твердих побутових відходів в площинах параметрів впливу. встановлено, що на шляху зношування шнека s = 56850 м під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі одночасне збільшення вмісту вуглецю з 0,45% до 2,1%, хрому з 0,25% до 12% при оптимальному вмісті марганцю 0,527% в гартованій сталі шнека дозволяє зменшити енергоємність зневоднення твердих побутових відходів на 25,7 квт·год/т або 10,7%, а, отже, і до здешевлення процесу їхнього зневоднення у сміттєвозі. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення раціонального складу і структурного стану матеріалу шнека та шляхів підвищення його зносостійкості. ключові слова: знос, хімічний склад, гартування, шнековий прес, сміттєвоз, зневоднення, тверді побутові відходи, планування експерименту. copyright © 2020 v. chigarev, yu. logvinov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 4/98-2020,45-49 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-45-49 reduction of oxides formation at surfact depositsitson of wear-resistant alloys v. chigarev 1 , yu. logvinov 2* 1 mariupol state higher educational institution 'priazovsky state technical university' mariupol, ukraine 2* mariupol institute interregional academy of personnel management city of mariupol. ukraine * e-mail: 07log07@gmail.com abstract the article deals with the issues of reducing the content of harmful substances when surfacing alloyed wear-resistant alloys. studies have been carried out to determine the possibility of reducing the formation of oxides during surfacing of high-alloy wear-resistant alloys of the sormite type using a closed filter-ventilation system, which ensures minimal losses of alloying elements during the formation of the deposited layer. the loss of alloying elements during surfacing is influenced by a number of metallurgical and technological factors, including the share of the base metal in the deposited, surfacing modes, oxidation processes during melting of the electrode material and in the melt of the weld pool when interacting with the surrounding gas environment. to reduce the oxygen content in the gas-air mixture formed during the surfacing process, special absorbent substances are used in a closed filtering and ventilation system, which reduce the course of oxidative processes with the formation of oxides of alloying elements. at the same time, the gas-air mixture is taken from the zone of arc burning and the weld pool, filtered through a system of special filters, in which solid and gaseous components of the welding aerosol are removed, after which the purified gas mixture is used as gas protection during surfacing. we used powder tapes containing a mechanical mixture of powder components and a complex-alloyed alloy in the core. a complex-alloyed alloy, an alloy previously melted in an induction furnace, containing the necessary alloying elements. particles of the required sizes were obtained by hydrogranulation, which were then introduced into the core of a flux-cored tape. the indicated flux-cored strips provided the same chemical composition of one alloying system in the deposited layer. after surfacing, the chemical composition of the deposited metal was determined for the content of carbon, manganese, silicon, nickel. the use of a closed filtering and ventilation system makes it possible to reduce the formation of oxides of alloying elements, which requires the determination of specific parameters for each surfacing process. creation and use of closed fil'tro vent system (cfvs), serve of the filtered air in area of surfacing and providing safe labour in the workplace of welder. it corresponds the international standard of iso and norms of european union. therefore, to execute a requirement to impermissibility of hit of harmful questions in an atmosphere concordantly kiotskomuo and to parisian protocols. key words: electrode materials, surfacing, alloying elements, welding aerosols, oxidation processes, closed filter ventilation system, deposited metal. introduction development of technological process of deposition of wearproof alloys with providing of decline of formation of oxides and losses of alloying elements in a deposition metal. exposition of basic material. creation and use of closed fil'tro vent system (cfvs), serve of the filtered air in area of surfacing and providing safe labour in the workplace of welder. it corresponds the international standard of iso and norms of european union. therefore, to execute a requirement to impermissibility of hit of harmful questions in an atmosphere concordantly kiotskomuo and to parisian protocols. literature review http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-45-4 mailto:07log07@gmail.com 46 problems of tribology substantive provisions on the rational alloying of metal and forming of wearproof phase are in -process [2] safronov in fundamentals of rational alloying of alloys presented. substantive provisions are in -process livshits [3] expounded on alloying of deposition metal, intended for work under various conditions of shock, abrasive wear, and also influence of alloying elements on formation of carbidic phase and matrix basic constituents of alloy. purpose of the article development of technological process of deposition of wearproof alloys with providing of decline of formation of oxides and losses of alloying elements in a deposition metal. exposition of basic material to apply cfvs. main materials for surfacing apply different deposition materials, different welding-technological properties, composition and alloying elements, providing the receipt of the required composition and properties in a deposittd layer. as a result of melting of electrode metal and flowing of metallurgical processes in the area of burning of arc and welding bath, there is a selection in the atmosphere of different gases with formation of welding aerosols (sa). formative sa consist of hard constituents of welding aerosol (hcwa) and gaseous constituents of welding aerosol (gcwa ). welding aerosols, contain harmful matters as a dust and gases, different oxides: co, mno, sio2, cr2o3, no, n2o3, so2, render negative influence on sanitary-hygienic terms in a working area [34]. the amount of harmful excretions depends on the modes of cladding, type of electrode material and its composition. for mechanized electric arc deposition powder-like band electrode materials are widely used. at deposition with the use of powder-like ribbon the content ofmaintenance of chemical elements in a deposited metal goes down due to formation of oxides of alloying elements as a result of their co-operating with oxygen of atmospheric air, that has influence on properties weld layer. for diminishing the contet of oxygen in air-gas mixture, appearing in the process of deposition, the special absorbents in zfvs, which reduce flowing of oxidizing processes with formation of oxides of alloying elements, are used. thus air-gas mixture is taken from the area of burning of arc and welding bath, passes filtration through the system of the special filters tssa and gssa delete in which, whereupon cleared gas mixture is used as gas defence at deposition [5]. researches were conducted with the use of powder-like ribbons which had different mandrels, but provided identical chemical compositions of the deposition metal. powder-like ribbons, containing mechanical mixture of powdery components and complex-alloyed alloy in a rodmandrel, were used. the complex-alloyed alloy (ligature) is the alloy containing the necessary alloyed elements preliminary smelted in an induction stove. the receipt of particles of the required sizes was produced by gidrogranulyacii, which was after entered in the complement of mandrel of powder-like ribbon. the indicated powder-like ribbons provided identical chemical composition of one system of alloying in a weld layer. making of powder-like ribbons of necessary sizes was produced on machine-tools which provide the receipt of the one articulata construction of furnace. cladding was conducted on the permanent modes: welding current 700-750 and, tension of arc 28-32 in, cladding 36 mcode/hour. after cladding n surfacing determined chemical composition of deposwited vtnal was was denermined threw on maintenance of carbon, manganese, silicon, nickel. for the receipt of reliable results of estimation produced for 10 measurings for every experiment. in the process of deposition from the area of burning of arc produced the selection of gas environment with the use of zfvs. during work of zfvs different sorbents and filter elements were probed. general information about matters, recommended as a sorbent able to absorb oxygen is presented in table 1 [5]. table 1 general information about the used sorbents name of sorbent the biggest aesorbed molecules kinetic diameter ǻ yugavaralit с2н4 3,6…3,9 zeolite (с4н9)3ν 8,1 zeolite of w so2 3,6 zeolite of rw νо 3,6 zeolite of l (с4н9)3ν, (с4f9)3ν1 8,1 fozhazit (с2 f5)3 ν 8,0 stil'bit н2о, νн4 2,6 mordenit shirokoporistiy νн9 2,6 natrolite (с4f9)3ν 10 zhismondin ν2; о2 3,6 problems of tribology 47 the results of researches with the use of zfvs (with the special sorbents) and different types of alloying charge in composition the rods of powder-like ribbon are smown in a table 2. application of zfvs allowed to delete from an air-gas environment, formed in a proces of cladding of tssa and gssa, to reduce the content of oxygen with the special sorbents. table 2 maintenance of alloying elements in aweld metal with the use of zfvs type of mandrel of powder-rod ribbon type of deposition type of surfacing composition of alloying deposition elements is in the metal of guy-sutures, % c mn si cr ni mechanical mixture of components without the use of zfvs 2,55 1,44 2,4 20,6 2,8 with the use of zfvs 2,8 1,8 2,99 21,6 2,92 complex-alloyed ligatures without the use of zfvs 2,70 1,4 2,04 20,4 2,66 with the use of zfvs 2,9 2,12 3,06 24,2 3.80 in 1 and 2 presented is chemical composition of weld metal, got at surfacing with the use of powder-like ribbons cored from mechanical mixture of components and complex-alloyed alloy with the use of zfvs. fig.1. chemical composition of depositiec metal at deposition a powder-like ribbon, containing mechanical mixture of components in composition a mandrel fig.2. chemical composition of deposited metal at surfacing a powder-like ribbon, containing the complex-alloyed alloy in rod 's composition 48 problems of tribology the results of experiments testify to the reduction decline of oxidization of alloying elements in the process of deposition. at deposition of wear proof alloys it is possible to decrease oxidizing processes, but it is necessary to conduct the choice of sorbents which can maximally absorb harmful excretions, table.2. conclusions 1. the use of zfvs in the area of burning of arc reduces of oxygen and formation of oxides, at the use of the proper sorbent, that is instrumental for preservation alloying elements in a weld metal. 2.alloying elements in a deposited weld metal will allow to improve process of work-hardening of metallurgical machines, it is the real solution of task of wear of metallurgical machines and are the area of tribologoicheskikh researches. 3.for reduction of flowing of oxidizing processes at surfacing of high wearproof alloys of type of sormayt with the use of zfvs as a sorbent it is recommended to use zhismondi. 4. creation and use of closed fil'tro vent system (cfvs), serve of the filtered air in area of surfacing and providing safe labour in the workplace of welder. it corresponds the international standard of iso and norms of european union. therefore, to execute a requirement to impermissibility of hit of harmful questions in an atmosphere concordantly kiotskomuo and to parisian protocols. reference 1. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib 2. safronov i.i. fundamentals of rational alloying of alloys. / i.i. safronov chisinau: shtiintsa, 1991 . 278 p. 3. livshits l.s. fundamentals of alloying of deposited metal / l.s., livshits, n.a. greenberg, e.g. curcumelli. m .: mechanical engineering, 1969 . 188 p. 4. chigarev v.v. sanitary-hygienic assessment of surfacing flux-cored tapes / v.v. chigarev, o. g. levchenko // welding production. 2004 no. 12. s. 35-37. 5.logvinov yu.v. closed filtering system for neutralization and localization of welding aerosol during surfacing / yu.v. logvinov // science and technology: mizhvuz. topics. zb. sciences. pr. mariupol: dvnz 'pdtu'. 2018.vip. 19. p.32-35. 6. breca d. zeolite molecular sieve / d. breca. m: mir, 1980.t.1-504s. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib problems of tribology 49 чігарьов в.в., логвінов ю.в. зниження утворення оксидів при нанесенні поверхнево-активних речовин із зносостійких сплавів. у статті розглядаються питання зменшення вмісту шкідливих речовин при наплавленні легованих зносостійких сплавів. проведені дослідження з метою визначення можливості зменшення утворення оксидів при наплавленні високолегованих зносостійких сплавів сормітного типу із застосуванням закритої фільтрувально-вентиляційної системи, що забезпечує мінімальні втрати легуючих елементів під час утворення осаджених шарів. на втрату легуючих елементів під час наплавлення впливає ряд металургійних і технологічних факторів, включаючи частку основного металу в наплавленому шарі, режими наплавлення, процеси окислення при плавленні електродного матеріалу та в розплаві зварювального басейну при взаємодії з навколишнім газовим середовищем. для зменшення вмісту кисню в газоповітряній суміші, що утворюється в процесі наплавлення, в закритій фільтруючій та вентиляційній системі застосовуються спеціальні абсорбуючі речовини, які зменшують хід окисних процесів з утворенням оксидів легуючих елементів. при цьому газоповітряна суміш береться із зони дугового горіння і зварювального басейну, фільтрується через систему спеціальних фільтрів, в яких видаляються тверді та газоподібні компоненти зварювального аерозолю, після чого очищена газова суміш використовується як захист від газу під час наплавлення. ми використовували порошкові стрічки, що містять механічну суміш порошкових компонентів і складний легований сплав в серцевині. сплавно-легований сплав сплав, попередньо розплавлений в індукційній печі, що містить необхідні легуючі елементи. частинки необхідних розмірів отримували гідрогрануляцією, які потім вводили в серцевину порошкоподібної стрічки. зазначені порошкоподібні смуги забезпечували однаковий хімічний склад однієї легуючої системи у нанесеному шарі. після наплавлення визначали хімічний склад наплавленого металу за вмістом вуглецю, марганцю, кремнію, нікелю. застосування закритої системи фільтрації та вентиляції дає змогу зменшити утворення оксидів легуючих елементів, що вимагає визначення конкретних параметрів для кожного процесу наплавлення. створення та використання закритої фільтрувальної системи фільтра (cfvs), що подає фільтроване повітря в зону наплавлення та забезпечує безпечну працю на робочому місці зварника. він відповідає міжнародному стандарту iso та нормам європейського союзу. отже, виконати вимогу про неприпустимість потрапляння шкідливих питань в атмосферу відповідно кіотського та паризького протоколам. ключові слова: електродні матеріали, наплавлення, легуючі елементи, зварювальні аерозолі, процеси окислення, вентиляційна система із закритим фільтром, наплавлений метал. copyright © 2022 v. aulin, s. lysenko, a. hrynkiv, o. liashuk, a. hupka, o. livitskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022, 69-81 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-69-81 parameters of the lubrication process during operational wear of the crankshaft bearings of automobile engines v. aulin1*, s. lysenko1, a. hrynkiv1, o. liashuk2, a. hupka2, o. livitskyi1 1 central ukrainian national technical university, ukraine 2ternopil ivan puluj national technical university, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.com received: 09 november 2022: revised:02 december 2022: accept:12 december 2022 abstract the article discusses the dynamics of the lubrication process during the operational wear of the crankshaft bearings of automobile engines. all lubrication modes and wear processes are analyzed. the main attention is paid to the steady and unsteady modes of lubrication of the crankshaft bearings. the nature of the dynamics of changing lubrication regimes is substantiated through operational tribological parameters that characterize the integral degree of existence of the lubricating layer. a model is proposed for the relationship of these parameters with a number of factors, and the nature of their changes with a change in the speed of the crankshaft of the car engine is substantiated. the results of bench tests of diesel engines of the kamaz series, speed and load characteristics of the engine in terms of tribological operational parameters are presented. a graphical interpretation of the tribological parameter in the field of the load-speed mode of kamaz engines is given. key words: car engine, crankshaft bearings, lubrication mode, tribological parameter, speed and load characteristics introduction one of the movable mates that limit the life of the engine are the crankshaft bearings. they account for about 18% of the number of failures of all elements of the power units of kamaz vehicles, the average time between failures is 12% of the engine life before overhaul, and the share of repair costs is over 45% [1,2]. connecting rod and main bearings of the crankshaft of automotive internal combustion engines are fluid friction bearings lubricated under pressure. the external load vector acting on the crankshaft bearings varies not only in magnitude and direction, but also rotates relative to the crankshaft axis at a certain speed. the crankshaft not only rotates, but also moves relative to the bearings, squeezing out the oil. the thickness of the oil layer changes periodically. as the load increases, it decreases. the oil pressure in the supply line practically does not affect the pressure in the oil layer, but to a large extent affects the amount of oil pumped and the thermal state of the bearing [3,4]. the nature of the duration of the existence of the lubricating layer varies depending on the condition of the plain bearing. therefore, it is fair to assume that such an operational tribological parameter as pg , on the one hand, is sensitive to the technical condition of the bearing, and, on the other hand, affects the intensity of its wear [5,6]. in practice, when assessing the resource of car engines with identical and different numbers of connecting rod and main bearings of the crankshaft, it is important to identify the effect of various tribological parameters on the lubrication process of mating parts during operation. literature review during the operation of the engine, the conditions for the operation of bearings in the liquid lubrication mode (hydrodynamic friction) must be ensured in the entire range of operating modes for which they are http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-69-81 70 problems of tribology intended. under conditions of liquid lubrication, the rubbing surfaces of the mating parts are separated by a continuous layer of lubricant material of considerable thickness, several times greater than the sum of the heights of microroughnesses of the working surfaces. the process of mechanical wear is practically absent, but the processes of fatigue wear, cavitation wear and liquid erosion take place. it is believed that the abrasive action of particles of mechanical impurities contained in engine oil for connecting rod and main bearings is weakened. oil on its way to the bearings undergoes coarse and fine cleaning in oil filters, as well as in dirt traps located in the crankshaft cavities [7,8]. the contact interaction of friction surfaces occurs during boundary lubrication, when the thickness of the boundary lubricating layer is several molecular layers of lubricant, oriented in the direction of movement of the mating parts, and is commensurate with the sum of the heights of the microroughnesses of the contacting surfaces [9-11]. boundary lubrication is determined by the properties of boundary lubricating layers arising from the interaction of the material of the rubbing surface and the lubricant as a result of physical adsorption or chemisorption. in this case, the bulk properties of the lubricant do not appear, and the physicochemical interactions on the surfaces determine the nature of friction and wear. with boundary lubrication, molecularmechanical and corrosion-mechanical types of surface wear are realized. wear intensity with boundary lubrication is 7-13 orders of magnitude higher than with liquid lubrication [12-14]. violation of the liquid lubrication occurs when the friction surfaces approach each other so much that in the zones of the highest pressures the oil film breaks and the microroughnesses in the contact spots come into contact. in the case when the load is simultaneously perceived by the oil film and the contact surface irregularities, then this is the mixed lubrication mode. in the case of the alternate appearance and disappearance of the oil film between the rubbing surfaces, a transient lubrication process occurs. the operation of plain bearings of the crankshaft of automobile engines under the conditions of a transient lubrication process was studied in [18-20]. the intensity of wear during the transitional lubrication process is determined by the ratio of the duration of non-contact and contact types of interactions. it is believed that if the duration of contact between the journal and the bearing is short (no more than 20% of the cycle time), then these critical positions may not be dangerous [21-23]. the transient lubrication process is a general case of interaction of surfaces in lubricated tribocouplings of machine parts. particular cases are liquid, boundary and mixed types of lubrication, which are considered as steady. at the same time, the dynamic process of transition from one type of lubricant to another is practically not considered. steady-state lubrication mode – the work of tribocoupling of parts with constant indicators of the lubrication process over time: minimum thickness of the lubricating layer min h , average temperature of the lubricating layer m t , friction coefficient mp f , dynamic oil viscosity  . a consistent set of steady state modes is a static characteristic of the tribocoupling of parts, usually represented as a dependence of process indicators on one of the parameters selected as an independent variable. the main sign of an unsteady regime is a violation of the condition of constancy of the process indicators in time  : )( min fh  , )(ft m  , )(ff тр  , )( f etc. unsteady modes are characterized by cycle average values of indicators that change during the period of transition from one steady state to another. the dynamic characteristic is a time-sequential set of unsteady modes, represented by the dependence of the performance indicators of tribocouplings of parts that change during the transition process [24-25]. of the variety of transient processes, the most characteristic are the following: – processes caused by a change in the speed of the v relative movement of the surfaces of tribocouplings of parts. the influencing parameters are the relative change hv vvv /)( 12  , the period of change v t and the nature of the change in speed )(fv  ; – processes caused by a change in the external load n on the tribocoupling of parts. the influencing parameters are the relative change hn nnn /)( 12  , the period of the change n t and the nature of the change )(fn  ; – processes caused by changes in the properties (eg viscosity) and supply parameters of the lubricant (eg pressure, flow, temperature). the influencing parameters in this case are the relative change of these parameters, the period and nature of the change. – combined processes, accompanied by the simultaneous impact of changes in speed, load and properties and parameters of the lubricant supply. it is not only the main one in operational conditions, but also the most common case of transients. the deviation of the lubrication regime from liquid lubrication has a significant effect on the intensification of wear processes. the degree and nature of the deviation are determined by the conditions under problems of tribology 71 which the transient lubrication process takes place, the degree of adaptation of the bearing to it. this indicates the need to have a unified system for comparative analysis of the lubrication process indicators in various operating conditions, the degree of their adaptation to the latter. when analyzing the quality of lubrication processes in tribo-conjugated parts, it is advisable to use relative indicators – the ratio of the indicator during the transition process to its value under steady-state lubrication modes. an important indicator characterizing the transitional lubrication process is its duration t  . this value is calculated from the moment the lubrication mode is changed until the new mode is established. the last moment is determined by the achievement of stable indicators of the lubrication process, corresponding to the new steady state. in this case, the transitional lubrication process can be both incomplete and completed. the duration parameter of the lubricating layer depends on the time  : )(fp g  . if the t ratio has been established in the tribo-couplings of the parts over time 1 g p , then it is considered that the transient process has ended and the non-contact interaction mode has been established, if 0 g p – the contact interaction mode. if the process has not been established, then it is characterized by average values g p changing during the transition from one steady friction mode to another ( 10  g p ). the types of interaction of the rubbing surfaces of the tribocoupling parts are described by the gerseystriebeck diagram (fig. 1), which is the dependence of the friction coefficient тр f on the load-speed mode ( n – radial load on the bearing, v – linear velocity of the mating surfaces) and the properties of the lubricant in it (  – dynamic viscosity). h. chihos [24] considers this diagram together with the dependence of the lifetime of the lubricating layer g p and defines three characteristic areas: i – the area of continuous non-contact interactions – liquid lubrication ( 1 g p ); ii – area of alternating contact-non-contact interaction – transient lubrication process ( 10  g p ); iii – area of continuous contact interactions of surfaces ( 0 g p ). fmp iii ii i μv/n а 0 1,0 pg μv/n iii ii i b fig. 1. combination of the gersey-striebeck diagram (a) with the characteristic scheme of parameter change g p (b). an analysis of the lubrication process in the crankshaft bearings of automobile engines shows that: – bearings are designed to operate in a liquid lubrication mode, which ensures minimal wear of the tribological interfaces of parts, however, in real operating conditions they can also operate in other lubrication modes – mixed, boundary, transitional lubrication process, when the wear rate of rubbing surfaces increases significantly; 72 problems of tribology – the lubrication mode is an important means of influencing the wear processes, and the violation of the liquid lubrication mode has a negative impact on the wear of the tribomechanical system, it is important to determine the conditions for establishing the liquid lubrication mode in the bearing; – it is advisable to consider the operation of bearings from the standpoint of a transient lubrication process, which is a general case of the interaction of rubbing surfaces of mating parts. purpose the purpose of the work is to substantiate the influence of tribological parameters on the lubrication process of tribocouplings of parts (rod and main bearings of the crankshaft) of the engine. results for a generalized assessment of the lubrication process in the connecting rod and main bearings of the crankshaft, the method of equivalent electrical circuits [7] of automobile engines is used. (fig.2., fig.3) the equivalent electrical circuit is an electrical circuit where voltage is applied to the cylinder block and crankshaft toe, and variable electrical resistances correspond to movable mates in the crank mechanism, cylinder-piston group and gas distribution mechanism . the variability of the resistance is determined by the changing thickness of the lubricating layer with dielectric properties in the contact zone of the tribo-coupling of the parts, depending on the lubrication conditions. for the implementation of bench tests, a scheme for connecting the electric current to parts of the cpg of diesel engines was proposed (fig. 2). fig. 2. the scheme of connecting electric current to parts of the cpg of diesel engines: 1 – current source; 2 – resistance for adjusting the current value; 3 – current rectifier; 4 – current collector, screwed in instead of a ratchet; 5 – engine to be run-in; 6 – ammeter; 7 – voltmeter: i – main bearings; ii connecting rod necks of the crankshaft and liners; ііі – piston fingers and bushings of the upper head of the connecting rods; iv – piston fingers and piston heads; v cylinder liners, pistons and piston rings. from the rectifier, electric current is supplied to the "plus" brush unit, and "minus" to the engine block. the brush unit is installed on the side of the oil pump drive pulley, for this it is necessary to unscrew the ratchet and screw in the copper shaft of the brush unit instead. the negative terminal is connected to the cylinder block at the place of attachment of the fuel filter. the scheme of current distribution through the couplings of the engine (fig. 3) is a system of parallel chains, the first chain is the crankshaft, main bearings, cylinder block; the second chain – crankshaft, cpg, cylinder block. the current branches from the crankshaft to the main sliding bearings (resistance r1), and through the connecting rods of the crankshaft to the connecting rods (resistance r2), from the connecting rods to the piston fingers (resistance r3), from the fingers to the piston heads (resistance r4) and branches into two branches: from the piston to the sleeve (resistance r7) and from the piston to the piston rings (resistance r5) and further from the rings to the sleeve (resistance r6). the greatest resistance will be in the first chain (resistance r1), because when the engine is running, the crankshaft seems to "float" in the oil medium in the main sliding bearings. the electric current will look for the path of least resistance according to ohm's and kirchhoff's law, then the largest part of it will pass through the second link through the parts of the cpg. problems of tribology 73 f ig . 3 . s c h e m e o f d is tr ib u ti o n o f e le c tr ic c u r r e n t o n t h e p a r ts o f th e c p g o f d ie se l e n g in e s: c s – c r a n k sh a ft ; b – c y li n d e r b lo c k ( m a in b e a r in g s) ; c – c o n n e c ti n g r o d ( c o n n e c ti n g r o d b u sh in g s) ; p p – p is to n p in ; p – p is to n ( p is to n h e a d s) ; p r – p is to n r in g s; c l – c y li n d e r l in e r ; r 1 – t o ta l r e si st a n c e b e tw e e n t h e r o o t n e c k a n d t h e r o o t li n e r s; r 2 – t o ta l r e si st a n c e b e tw e e n t h e c o n n e c ti n g r o d n e c k a n d c o n n e c ti n g r o d l in e r s; r 3 – t o ta l r e si st a n c e b e tw e e n t h e b u sh in g o f th e u p p e r h e a d o f th e c o n n e c ti n g r o d a n d t h e p is to n f in g e r s; r 4 – t h e t o ta l r e si st a n c e b e tw e e n t h e p is to n f in g e r s a n d t h e p is to n h e a d s; r 5 – t o ta l r e si st a n c e b e tw e e n t h e p is to n a n d t h e r in g ; r 6 – t o ta l r e si st a n c e b e tw e e n t h e r in g a n d t h e s le e v e ; r 7 i s th e t o ta l r e si st a n c e b e tw e e n p is to n s a n d s le e v e s. 74 problems of tribology this is due to the fact that the oil film between the connecting rod neck and the connecting rod liner when the engine is running has a much smaller thickness than that between the main neck and the main slide bearing, that is, it has less resistance. in other elements of cpg parts, the thickness of the oil film is even smaller, since the rings perform a reciprocating movement relative to the mirror of the cylinder liner. thus, the thickness of the oil film at tdc and tdc of the rings will be minimal to 0.1 μm. at the same time, the mode of marginal friction is observed. the maximum thickness of the oil film will be at the moment when the rings reach the maximum speed and will have a thickness within 10 microns, depending on the oil density. therefore, the maximum part of the current will pass through the cpg parts when the piston is in the dead center position. at this moment, the current on the parts of the cpg will be distributed almost evenly in the engine, since at the same time the pistons will occupy different positions relative to the sleeve. the difference in the passage of current through the parts of the cpg for one revolution of the crankshaft will be up to 10%. the resistance between the crankshaft and main bearings is a parallel chain of resistances and is calculated by the expression: 43211 11111 кккк rrrrr  . similarly, the total resistance between the crankshaft and connecting rods is calculated: 6543212 1111111 cccccc rrrrrrr  . current and voltage were recorded using an ammeter and a voltmeter, and then the total resistance r was calculated according to ohm's law r u i  . in modern automobile engines, there are at least 20...25 types of movable mates, and their total number depends on the design of the engine, and is 100...150 units and more. lubrication regimes differ significantly from each other and depend on many factors: purpose, load-speed and thermal regimes, lubricant supply conditions, technical condition, etc. an analysis of equivalent electrical circuits allows us to conclude that the probability of electric current passing between the cylinder block and the crankshaft is determined by the probability of metal contact in the movable mates of the crankshaft. the contact of the mating of bearing parts occurs when the lubricating layer is destroyed, the integral probability of the existence of a lubricating layer in the tribocoupling is equal to:         ki i mj j ccp jg mb ig cgb g gdm g tb gg pppppp 1 1 .. , (1) where tb g p is the parameter g p in the thrust main bearing; gdm g p – parameter g p in the group of interfaces of parts of the gas distribution mechanism and its drive; cgb g p parameter g p in the group of interfaces of clutch and gearbox parts; mb ig p . – parameter gp in the i-th main bearing; ccp jg p . – parameter gp in the j-th group of the connecting rod bearing and the cylinder-piston group; k and m are the number of main bearings and groups of mating parts from the connecting rod bearing and the cylinder-piston group, respectively. the analysis of formula (1) allows us to draw a conclusion about the relationship between the parameter  g p and the parameter values g p in each group of mating parts. moreover, if 1  g p , then this means the conditions of non-contact interaction in all groups of triboconjugations of parts ( 1 g p ), if 0  g p , then at least one of the groups has metal contact ( 0 g p ). the operating conditions of the thrust bearing show that fluid friction predominates in it, and therefore the following condition can be assumed: 1 tb g p . the conditions for the passage of electric current from the crankshaft to the cylinder block through the drive of the gas distribution mechanism and the gas distribution mechanism itself make it possible to assume that 1 gdm g p . the parameter ccp g p can be estimated by the formula: )1()1)(1)(1(1 2 pc g pp g ph g cb g ccp g ppppp  , (2) where cb g p , ph g p , pp g p , pc g p is the parameter g p in the connecting rod bearing, respectively, of the tribo-couplings of the parts "piston pin-bushing of the piston head of the connecting rod", "piston pin-piston problems of tribology 75 boss" and "piston-cylinder". an analysis of formula (2) shows a complex dependence of the parameter ccp g p on the type of interaction in tribo-couplings of parts. if the parameter is in one of the tribological conjugations of the parts 1 g p , then the values of the parameter g p in other conjugations do not have a significant effect on the value of ccp g p . the operating conditions of the tribocouples "piston pin-piston head sleeve", "piston pin-piston boss" and "piston-cylinder" indicate that they are dominated by boundary friction 0 g p , and therefore the following relationship can be assumed: 1)1()1)(1( 2  pc g pp g cb g ppp . (3) hence it follows that cb g ccp g pp  . based on the assumptions made, the  g p operational friction parameter is determined by the formula:         ki i mj j cb jg mb igg ppp 1 1 .. , (4) the indicator is  g p used for a comparative assessment of engines with identical numbers of connecting rod and crankshaft main bearings. to evaluate engines with different numbers of bearings, an "equivalent crankshaft bearing" model is proposed, which has a generalized assessment of the lubrication process in connecting rod and main bearings. for quantitative assessment, the parameter is used g e "integral degree of existence of the lubricating layer", the value of which is determined by the formula: mk ki i mj j cb jg mb igg ppe        1 1 .. . (5) the value of the parameter g e changes from the maximum value 1)( max  g e , which characterizes the steady state of liquid lubrication in all crankshaft bearings, to the minimum value 0)( max  g e , at which at least one bearing operates in the mode of boundary lubrication or dry friction. intermediate values of the parameter 10  g e take place under the conditions of a transient lubrication process with successive alternation of liquid and boundary lubrication in time. on fig. 4 shows the dependences of tribological parameters  g p and g e on the speed of the crankshaft. 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 90 180 270 360 450 540 630 720 eg eg a, deg a 0 0,1 0,2 0,3 90 180 270 360 450 540 630 720 p ʃ g a, deg b fig. 4. scheme of formation of parameters g e (a) and  g p (b) 76 problems of tribology it is determined that under operating conditions the value of the parameter g e depends on a number of factors: ,...),,,),(,,,,(  крpмpmbbgg hрttnмdlee  . (6) the factors involved in the model (6) change according to various patterns: – bearing length b l and bearing diameter b d remain practically unchanged; – the dynamic viscosity of the oil  is determined by the viscosity-temperature properties of the oil )( m t according to sae, due to the aging of the base base, dilution with fuel, and the operation of additives; – the crankshaft speed n and torque м vary over a wide range depending on the load and speed modes of the engine; – the critical thickness of the lubricating layer кр h depends on the roughness and other microand macrogeometric parameters of the friction surfaces, is formed initially during manufacture and installation, decreases during running-in, changes insignificantly during the period of steady (normal) wear, and increases during accelerated wear; – the diametrical clearance  is formed during manufacture and installation, increases due to wear of the journals and liners of the crankshaft, both at the running-in stage and during periods of steady (normal) and accelerated wear; – oil pressure is p р determined by the design and characteristics of the elements of the main oil line and the lubrication system, increases with increasing crankshaft speed, oil viscosity, and decreases with increasing oil filter contamination, wear of the oil pump and crankshaft bearings, overheating and dilution by fuel; – the oil temperature m t depends on the thermal state of the engine parts, the operation of the engine preheating system; in the starting mode during warm-up increases, while driving it depends on the load-speed mode of the engine and on the factors of warming and cooling the engine. thus, the integral degree of existence of the lubricating layer g e in the crankshaft bearings depends on the oil temperature and the load-speed mode, and these dependencies have their own characteristics at the stages of running-in, steady-state (normal) and accelerated wear. during the running-in of bearings, the factors кр h and are variables  . under the same factors, the conditions of the load-speed mode of operation, the thermal state of the engine and the properties of the engine oil, the values of the factors м , n , mpt and )( mt in model (6) are unchanged, which makes it possible to determine the values of the parameter g e depending on the factors of the technical condition of the bearings using the dependence ),(  крgg hee . the operational wear of bearings depends on a variable factor  . the validity of diagnosing the crankshaft bearings is determined by the fact that under the same operating modes, the thermal state of the engine and the properties of the engine oil, the values of the parameters м , n , mпt , крh and )( mt in model (6) are unchanged, and it becomes possible to determine the diametrical clearance using the established dependence )( ge . when the engine is warming up at idle, the values of the factors  and кр h , as well as the viscositytemperature characteristic of the oil )( m t in model (6) are unchanged, and the factors n , mпt and п р depend on the time  in the start mode. this allows you to determine the parameter values g e depending on the values of the crankshaft speed n and oil temperature mpt using the model ),,( ntee mpgg  . when the engine is running, the factors m and n are variables. with the same thermal and technical conditions of the engine and the properties of engine oil, the values of the parameters mp t , )( m t ,  and кр h in model (6) are unchanged and it becomes possible to determine the value of the parameter g e depending on the operating mode factors ( м and n ) using the model ),( nmee gg  . the basis of experimental studies of the lubrication process in the crankshaft bearings, depending on the load-speed mode of the engine on the stand, is an enlarged model containing input (torque on the crankshaft м , crankshaft speed at idle n ) and output (indicator g e and dependencies ),( nmee gg  and ),( nmww ii  variables. the test object was the kamaz-740.14-300 diesel engine, which is used on kamaz-53212, 43353, 53229, 65115 vehicles, and is identical in design of the lubrication system and crank mechanism with engines problems of tribology 77 of other modifications kamaz-740.11-240, 740.13 -260 used on many vehicles. the tests were carried out in the engine testing laboratory of the erm department. the engine was installed on the stand of the company "avl" with a hydraulic brake company "schenck". the test engine was run-in, and the operating time at the time of testing was about 1200 moto-hours. when testing the engine, coolant temperatures were maintained from 80ºс to 85ºс and oil from 75ºс to 80ºс. steady operating modes were sequentially set at crankshaft speed n = 1000, 1400, 1800, 2200 and 2400 min -1 with a stepwise change in torque м at each frequency from 100 to 1000 nm with a step of 100 nm. the measurements were carried out in the forward and reverse directions. the duration of measurement in each mode was 30 s after an exposure of 30 s. the results of parameter measurements g e in each operating mode were averaged. the obtained load and speed characteristics of the engine in terms of the parameter g e made it possible to draw the following conclusions: – with an increase in the load on the engine at a constant crankshaft speed, the parameter decreases, which indicates a progressive deterioration of the liquid lubrication (fig. 5); – with an increase in the shaft rotation frequency at a constant torque, the dependence of the p arameter has a parabolic form (fig. 6) with a maximum characterizing the best lubrication conditions in the frequency range from 1250 to 1550 min -1 . 0.8 0.85 0.9 0.95 1 1000 1350 1700 2050 2400 eg n, minute-1m=100nm m=500nm м=900nm fig. 5. motor speed characteristics by parameter g e (n) 0.8 0.85 0.9 0.95 1 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 eg m, nm n=1000 minute -1 n=1400 minute -1 n=1800 minute -1 n=2200 minute -1 n=2400 minute -1 fig. 6. engine load characteristics by parameter g e (m) for further analysis of the lubrication process in kamaz engines, the values of rotational speed and torque were recalculated into relative values according to the formulas: 78 problems of tribology )/(100 0 nomx nnn  , (7) )/(100 0 nomx mmm  , (8) where 0m and 0n are the relative values of torque and crankshaft speed, %: nomn =2600 min –1 and ном m =1000 nm are the maximum absolute values of the indicators. the experimental data ),( nmeg were approximated using pc applications, and a polynomial model of the form was obtained: 00 2 0 2 000 mfnemdncmbnaeg  , (9) where a, b, c, d, e, f – the coefficients of the model, the values of which are: a = 0.6966; b = 0.01107; c = 0.0004430; d = -0.0001012; e = -2.2734 10 -6 ; f = -9.3841 10 -6 . the coefficient of determination of the model was r 2 = 0.974, the standard error was 0.0104, which indicates a sufficient quality of the approximation. using model (9), the multifactorial characteristics of the engine were built according to the parameter of the integral degree of existence of the lubricating layer g e in the crankshaft bearings (fig. 7 and 8). fig. 7. graphical interpretation of equation (9) by parameter g e in the field of load-speed mode of engines of the kamaz series fig. 8. areas of parameter levels g e in the field of the load-speed mode of the kamaz engine problems of tribology 79 the analysis of the multifactorial characteristics of the engine by the parameter g e makes it possible to determine the areas of the load-speed mode of operation, in which the lubrication mode of the crankshaft bearings with different levels of the parameter values is provided g e . it can be seen that the area of the loadspeed mode with a high level of parameter values 98,0ge is: for the crankshaft speed from 40% to 65% and torque from 10% to 50%; crankshaft speed from 45% ... 60% and torque from 50% to 80%. model (9) and multifactorial characteristics give an idea of the suitability of the engine to the operating mode in terms of the parameter of the integral degree of existence of the lubricating layer g e in the crankshaft bearings. of practical interest is the assessment of the suitability of the engine to the operating mode in terms of the integral wear resistance iw of the crankshaft bearings. the multifactor characteristic of the engine (fig. 9) shows the distribution of parameter values iw in the areas of the load-speed mode. fig. 9. multifactorial characteristic of the engine by parameter iw in the areas of load-speed mode the resulting graphical display shows that: high wear resistance of the crankshaft bearings is 1000i w provided in the region of relative speed from 45% to 60% and relative torque from 10% to 30%. as the load-speed mode expands, the relative torque equal to 30% or more and the relative speed of 65% or more reduce the wear resistance of bearings. the speed range of 45% to 60% corresponds to an average piston speed in the range of 4.7 to 6.2 m/s. these values are close to the speed range of 5...7 m/s, which pro vide "wear-free" speeds of the crankshaft of the engine. conclusions 1. a technique has been developed for the experimental study of the lubrication process in the bearings of the crankshaft of an automobile engine during bench tests. 2. the regularities of the parameter of the integral degree of existence of the lubricating layer in the crankshaft bearings from the load-speed mode of operation of the kamaz-740.14-300 engine have been established, which made it possible to find the regularities of the wear resistance index of the crankshaft bearings also from the load-speed mode of the engine. 3. it was revealed that the maximum wear resistance of the bearings is provided in the region of the relative value of the crankshaft speed from 45% to 60% and the relative value of the torque from 10% to 30%; and it is on average 20...25 times higher compared to wear resistance in other modes; as the load-speed mode expands from a relative torque of 30% and from a relative crankshaft speed of 65%, the wear resistance of the bearings decreases sharply. references 1. aulin v.v., hrynkiv a.v. (2016). problemy i zadachi efektyvnosti systemy tekhnichnoi ekspluatatsii mobilnoi silskohospodarskoi ta avtotransportnoi tekhniky [visnyk zhytomyrskoho derzhavnoho tekhnolohichnoho universytetu. seriia tekhnichni nauky. №2 (77)]. s.36-41. 2. priest, m. and c.m. taylor, 2000. automobile engine tribology approaching the surface. [wear, 241(2)] 193-203. 3. khruliev o.e., saraiev o.v. i saraieva i.iu. (2021). vplyv vidtsentrovykh syl na zmashchuvannia 80 problems of tribology pidshypnykiv kolinchastoho vala v avariinykh rezhymakh roboty dvyhuna avtomobilia. [visnyk mashynobuduvannia ta transportu. 12, 2]. s.112–121. 4. saraieva i.iu., khruliev, o.e. i vorobiov, o.m. (2021). ekspertna otsinka tekhnichnoho stanu tsylindro-porshnevoi hrupy dvyhuna avtomobilia [visnyk mashynobuduvannia ta transportu. 13, 1] s.133–139. 5. aulin v.v., dykha o.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v. (2018). vplyv ekspluatatsiinykh faktoriv na rezhym zmashchuvannia i znosostiikist detalei dyzelnykh dvyhuniv avtomobiliv [problems of tribology. №4] s.41-53. 6. stelmakh o., fu h., guo y., wang x., zhang h., & dykha, o. (2022). adhesion-deformationhydrodynamic model of friction and wear [problems of tribology, 27(3/105)] s.49–54. 7. aulin v.v. [ta in.] (2016). trybofizychni osnovy pidvyshchennia nadiinosti mobilnoi silskohospodarskoi ta avtotransportnoi tekhniky tekhnolohiiamy trybotekhnichnoho vidnovlennia: monohrafiia [kropyvnytskyi : lysenko v. f.] 303 s. 8. kuzmenko a. h., dykha o.v. (2005). doslidzhennia znosokontaktnoi vzaiemodii zmashchenykh poverkhon tertia : monohrafiia [khmelnytskyi : khnu] 184 s. 9. kuzmenko a.g., dyiha a.v. (2007). kontakt, trenie i iznos smazannyih poverhnostey : monografiya [hmelnitskiy: hnu] 342 s. 10. kuzmenko a.g., dyiha a.v., babak o.p. (2011). kontaktnaya mehanika i iznosostoykost smazannyih tribosistem: monografiya. [hmelnitskiy: hnu] 248 s. 11. dykha o.v., sorokatyi r.v., babak o.p. (2011). rozrakhunky ta vyprobuvannia na nadiinist mashyn i konstruktsii : navch. posib. [khmelnytskyi: khnu] 151 s. 12. shayler p.j., baylis w.s., murphy m. (2002). main bearing friction and thermal interaction during the early seconds of cold engine operation [presented at asme 2002 internal combustion engine division fall technical conference, new orleans, usa]. 13. zammit, j-p., shayler p.j., gardiner r., pegg i. (2012). investigating the potential to reduce crankshaft main bearing friction during engine warm-up by raising oil feed temperature [sae int j engines 2012; 5(3) paper 2012-01-1216]. 14. hudz, h. s., herys, m. i., kotsiumbas, o. y., & ostashuk, m. m. (2022). vplyv pokaznykiv olyvy v avtomobilnomu dvyhuni na temperatury vkladok pidshypnykiv kolinchastoho vala. [naukovyi visnyk nltu ukrainy, 32(3)] s. 66-72. 15. dykha o. v. (2018). rozrakhunky trybotekhnichnoi nadiinosti pidshypnykiv kovzannia. [tekhnichnyi servis ahropromyslovoho, lisovoho ta transportnoho kompleksiv. № 13] s. 20-26. 16. aulin v.v., hrynkiv a.v., holub d.v., ahaponenko m.i. (2018). rozrobka kryteriiu vdoskonalennia systemy tekhnichnoi ekspluatatsii zasobiv transportu z vrakhuvanniam neobkhidnoi diahnostychnoi informatsii [mizhvuzivskyi zbirnyk "naukovi notatky". – lutsk: lutskyi ntu №62] s.17-20. 17. hrynkiv, a., rogovskii, i., aulin, v., lysenko, s., titova, l., zagurskiy, o., kolosok, i. (2020). development of a system for determining the informativeness of the diagnosing parameters for a cylinder-piston group in the diesel engine during operation [eastern-european journal of enterprise technologies, 3 (5-105)] pp. 19-29. 18. podoliak o.s., malinina yu.v. (2015). doslidzhennia znoshuvanosti dvyhuniv vnutrishnoho zghoriannia pry ekspluatatsiinykh rezhymakh roboty [mashynobuduvannia no16] s. 30-33. 19. podolyak o. s., melnichenko a. a. (2008). issledovanie modeli izmeneniya resursa silovogo agregata avtomobilnogo krana metodom iteratsii [vostochno-evropeyskiy zhurnal peredovyih tehnologiy. vyip. 6 (36)] s. 27–30. 20. moschenok v.i., glushkova d.b., nesterenko e.a. (2007). tehnologicheskie metodyi povyisheniya rabotosposobnosti podshipnikov [visnyk kharkivskoho natsionalnoho avtomobilno-dorozhnoho universytetu №38] s. 54-56. 21. ronen s., goltsberg r., etsion i. (2017). a comparison of stick and slip contact conditions for a coated sphere compressed by a rigid flat. [friction 5(3)]. s. 326–338. 22. balytskyi o. i., kolesnikov v. o., khmel ya., lopatkin i. o., cherniakhov p. i. (2016). doslidzhennia znosostiikosti materialiv dlia detalei transportu [problemy ta perspektyvy rozvytku avtomobilnoho transportu : materialy iv-yi mizhnarodnoi naukovotekhnichnoi internet-konferentsii. vinnytsia] s. 60-64. 23. voytov v.a., stadnichenko n.g. (2005). tehnologii tribotehnicheskogo vosstanovleniya. obzor i analiz perspektiv [problemyi tribologii n 2] s. 86 93. 24. chihos h. (1982). sistemnyiy analiz v tribonike [per. s angl. s.a. harlamova. – m.: mir] 352 s. 25. dykha o.v. (2013). vuzly tertia mashyn. rozrakhunky na znosostiikist: navch. posib. [khmelnytskyi : khnu] 147 s. problems of tribology 81 аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., ляшук о.л., гупка а.б., лівіцький о.м. параметри мастильного процесу при експлуатаційному зношуванні підшипників колінчастого валу автомобільних двигунів у статті розглядається динаміка мастильного процесу при експлуатаційному зношуванні підшипників колінчастого валу автомобільних двигунів. проаналізовано всі режими змащення та процеси зношування. основна увага приділена режимам змащення підшипників колінчастого валу, що встановився і не встановився. характер динаміки зміни режимів змащення обґрунтовується через експлуатаційні трибологічні параметри, які характеризують інтегральний ступінь існування мастильного шару. запропоновано модель зв'язку цих параметрів з цілого ряду факторів, а також обґрунтовано характер їх змін із зміною частоти обертання колінчастого валу двигуна автомобіля. наведено результати стендових випробувань дизелів серії камаз, швидкісних та навантажувальних характеристик двигуна за трибологічними експлуатаційними параметрами. дано графічну інтерпретацію трибологічного параметра в полі навантажувально-швидкісного режиму двигунів серії камаз. ключові слова: автомобільний двигун, підшипники колінчастого валу, режим змащення, трибологічний параметр, швидкісні та навантажувальні характеристики 12.doc исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 77 терентьев а.е. институт проблем материаловедения им. и.н.францевича нан украины, г. киев, украина e-mail: terentjev_a@mail.ru исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава системы (ni-cr-si-b) на износостойкость газотермических покрытий в условиях трения без смазочного материала удк 620.198:533.9 (045) в работе проведен сравнительный анализ износостойкости покрытий, нанесенных плазменным (пн) и высокоскоростным воздушно-топливным напылением (ввтн), из композиционных порошковых материалов системы (ni-cr-si-b) – тугоплавкое соединение, полученных по различным технологиям в условиях трения без смазки. методом микро-рентгеноструктурного анализа исследованы структура и фазовый состав покрытий, изучены их триботехнические характеристики. установлено, что в композиционном материале нхтб-20с, изготовленном по технологии жидкофазного спекания в вакууме, в процессе получения синтезируются новые дополнительные фазы в виде включений зерен карбоборидов титана-хрома сложного состава с микротвердостью 22,9 25,4 гпа. покрытия из этого материала имеют самую высокую износостойкость. независимо от способа напыления покрытий их износ составил 22 28 мкм/км. ключевые слова: газотермические покрытия, плазменное напыление, высокоскоростное воздушнотопливное напыление, износостойкость, самофлюсующийся сплав, композиционный порошковый материал, микроструктура, фазовый состав. введение эффективным способом повышения надежности и долговечности деталей и узлов современной техники, работающей в условиях высоких нагрузок и скоростей скольжения, сухого и граничного трения, газовой эрозии и абразивного изнашивания является нанесение защитных газотермических покрытий (гтп). в настоящее время известно несколько направлений газотермических технологий (гтн), которые широко применяются и интенсивно развиваются – газопламенное, детонационное, плазменное, высокоскоростное напыление и электродуговая металлизация [1, 2]. весьма актуальным является вопрос разработки новых порошковых материалов для гтп различного назначения, особенно композиционных, как наиболее перспективных [3]. выбор состава компонентов для композиционных порошков и их соотношения, способа получения порошковых материалов и технологии их нанесения, исследование структуры и фазового состава получаемых покрытий, а также изучение их физико-механических свойств играет определяющую роль в достижении поставленной цели при разработке изделий с высокими служебными характеристиками. при разработке износостойких гтп кроме условий эксплуатации и материала покрытия необходимо учитывать химический состав и физико механические свойства ответной детали, характер изнашивания в паре трения (адгезионный, абразивный или окислительный), состояние поверхности покрытия и контр тела в процессе трения [4]. подбор оптимальной пары трения для конкретных условий эксплуатации весьма не простая задача и, зачастую, решить ее удается только экспериментальным путем. в качестве материала для износостойких покрытий в практике гтн хорошо зарекомендовали себя эвтектические самофлюсующиеся сплавы на никелевой основе типа колмоной (colmonoy) системы ni-cr-si-b. их структура, фазовый состав и физико механические свойства довольно хорошо изучены и описаны [5,6], эти сплавы выпускаются в нашей стране и за рубежом (оао «торезтвердосплав», оао «полема», «wall colmonoy», «sulzer metco», «castolin eutectic» и др.) под различными названиями и торговыми марками в промышленном масштабе. исследование триботехнических свойств покрытий из этих материалов проводилось авторами [7 9]. однако иногда износостойкость этих сплавов оказывается недостаточной [9]. известным и наиболее распространенным способом повышения износостойкости самофлюсующихся сплавов является создание композиционных материалов, путем введения упрочняющих добавок в виде карбидов, боридов и нитридов переходных металлов [3]. при этом способ получения композиционного порошка и метод его нанесения в известной степени влияют на износостойкость получаемых покрытий. целью данной работы является исследование влияния технологии получения композиционных порошковых материалов на основе самофлюсующегося сплава с армирующими добавками tib2 и wc, а также способа их нанесения на микроструктуру и износостойкость газотермических покрытий в условиях трения без смазки. mailto:terentjev_a@mail.ru исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 78 методика и материалы в качестве самофлюсующегося сплава на никелевой основе использовался промышленный порошковый материал марки пр-нх16ср3 (оао «полема», россия гост 21448-75) состава: 16%cr – 2,7%b – 3,2%si – 0,75%c – <5%fe – ni – ост. для напыления использовалась фракция – 63 + 40 мкм, которую отбирали методом ситовой классификации на лабораторной установке для разделения песков на фракции по крупности зерен (модель 029). в качестве механической смеси самофлюсующегося сплава с карбидом вольфрама использовали серийный материал пс-12нвк-01 (оао «торезтвердосплав», ту у 322-19-004-96) состава: 65 мас.% (14-20% cr – 2,8-3,4% b – 4-4,5% si – 0,61% c – 3-4,5% fe – ni – ост.) + 35 мас.% wc. для напыления брали фракцию – < 63 мкм. нхтб-20 с – композиционный порошок состава: 80 мас.% пр-нх16ср3 + 20 мас.% tib2, получали по технологии высокотемпературного спекания в вакууме с последующим измельчением, описанной в [10]. для напыления выбиралась фракция – 63 + 40 мкм. нхтб-20 к – конгломерированный композиционный порошок такого же состава, но конгломерированный на органической связке методом непрерывного перемешивания с одновременной сушкой, по технологии, описанной в [3] с последующей классификацией и отбором фракции – 63 + 40 мкм. нанесение покрытий производили двумя способами – плазменно дуговым в открытой атмосфере (пн) и высокоскоростным воздушно топливным (ввтн). в качестве оборудования для плазменного напыления использовались установка упу-3дм с плазмотроном f4-mb (metco) и камера манипулятор 15вб. плазмообразующий газ представлял собой смесь аргона и водорода. нанесение покрытий методом высокоскоростного воздушно-топливного напыления производилось горелкой гво-2рв (ипм нан украины) на топливной паре воздух керосин при стехиометрическом соотношении компонентов. давление в камере сгорания составляло 1,0 мпа, расход порошка – 4,5 ± 0,5 г/с. структуру, химический и фазовый состав покрытий исследовали с помощью растрового электронного микроскопа рэм 106 и микроанализатора jeol jamp 9500. микротвердость полученных покрытий определяли вдавливанием алмазной пирамиды виккерса при нагрузке 0,05н на приборе пмт-3. триботехнические испытания проводили в условиях трения скольжения без смазки по схеме сопряжения вал (контр тело) – частичный вкладыш (образец) при скоростях скольжения 0,5 6,0 м/с и нагрузке руд = 1 мпа на машине трения м-22м, разработки ипм им. и.н. францевича нан украины. в качестве контр тела использовали ролик из стали шх15 твердостью hrс = 53 55. результаты исследований и их обсуждение служебные характеристики газотермических покрытий находятся в непосредственной зависимости от их структурно фазового состава, который в свою очередь определяется химическим составом наносимого материала, технологии его получения и способа нанесения. для изучения структуры покрытий из порошков пр-нх16ср3, пс-12нвк-01 и нхтб нанесенных плазменным и высокоскоростным способом были приготовлены поперечные шлифы. детальное исследование микроструктуры полученных покрытий показало, что покрытия из сплава пр-нх16ср3, напыленные разными способами, обладают однофазной структурой (рис. 1 а, б). в плазменных покрытиях ярко выражены ламели, разделенные оксидными пленками. это явление отсутствует в покрытиях нанесенных высокоскоростным напылением (всн), что говорит о меньшем окислении материала в процессе напыления. микротвердость обоих покрытий находится в пределах 6,2 7,1 гпа. покрытия из материалов нхтб и пс-12нвк-01 (рис. 1, в з) имеют гетерофазную структуру, состоящую из металлической матрицы с равномерно распределенными в ней мелкодисперсными включениями упрочняющей фазы, сходную по составу для различных способов напыления. микротвердость металлической матрицы покрытий из материалов нхтб – 6,5 7,6 гпа, что сопоставимо с микротвердостью сплава пр-нх16ср3 – исходного матричного материала композита. в покрытии из материала пс-12нвк-01 микротвердость матрицы выше – 8,6 9, 2 гпа, что обусловлено более высоким содержанием в ней хрома, бора и кремния. из-за малых размеров включений упрочняющей фазы tib2 и wc в покрытиях их микротвердость измерить не удалось. микроструктура покрытий пс-12нвк-01, нанесенных разными способами, имеет характерные отличия. в плазменном покрытии включения карбида вольфрама (светлые) имеют вид прожилков и округлых капель. это говорит о том, что в процессе напыления частички wc полностью расплавлялись, в то время как в аналогичном покрытии, нанесенном способом ввтн, эти частицы имеют осколочную форму, близкую к исходному порошку. более высокие скорости и меньшее время нахождения частиц в потоке, а также сравнительно невысокие температуры их нагрева при всн снижают интенсивность процессов взаимодействия карбида вольфрама с атмосферой. этот факт должен благоприятно влиять на износостойкость всн покрытий. исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 79 а б в г д е ж з рис. 1 – структура покрытий нанесенных плазменным и высокоскоростным напылением: а – покрытие из сплава пр-нх16ср3 (пн); б – покрытие из сплава пр-нх16ср3 (ввтн); в – покрытие из материала нхтб-20с (пн); г – покрытие из материала нхтб-20с (ввтн); д – покрытие из материала нхтб-20к (пн); е – покрытие из материала нхтб-20к (ввтн); ж – покрытие из материала пс-12нвк-01 (пн); з – покрытие из материала пс-12нвк-01 (ввтн) структурно фазовый состав покрытий из композиционного материала нхтб-20с отличается от нхтб-20к многофазностью (рис. 2 а, б) и, практически, не зависит от способа напыления. исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 80 а б рис. 2 – сравнение структуры плазменных покрытий из композиционных материалов: а – нхтб-20с; б – нхтб-20к по результатам металлографии и микрорентгеноспектрального анализа (мрса) в металлической матрице на основе никеля обедненной хромом (табл. 1. спектр 5) равномерно распределены включения четырех фаз различной формы, размера (1 20 мкм.) и микротвердости. они идентифицированы как: борид хрома серая фаза произвольной формы (спектр 1) с микротвердостью 10,7 12,6 гпа; сложный карбоборид титана-хрома – одноосные включения светло-серой фазы (спектр 2) с микротвердостью 22,9 25,4 гпа; мелкие включения (1 5 мкм.) темно-серого цвета округлой формы (спектр 3) и прямоугольной формы (спектр 4) – соответственно диборид и карбид титана. таблица 1 химический и фазовый состав плазменных покрытий из композиционных материалов нхтб концентрация элементов, масс. % материал спектры в с ti ni cr fe si фазовый состав спектр 1 14,8 0,6 1,5 2,8 79,0 1,3 0,0 crb спектр 2 9,3 9,1 26,7 1,9 48,1 4,3 0,6 cr(ti)23b(c)6 спектр 3 28,0 0,9 69,6 0,6 0,6 0,3 0,0 tib2 спектр 4 3,9 17,8 69,8 4,8 2,9 0,3 0,5 tic нхтб-20с спектр 5 0,5 0,5 0,6 84,2 0,9 2,7 10,6 ni31si12 спектр 6 2,2 0,5 74,8 15,7 3,0 3,8 пр-нх16ср3 нхтб-20к спектр 7 26,5 0,5 70,5 1,4 0,7 0,4 0,0 tib2 процесс вакуумного спекания композиционного материала нхтб-20с приводит к его очистке от кислорода и, соответственно, уменьшению оксидных пленок в покрытии (рис. 2, а), повышению плотности покрытия и улучшению адгезионной связи между частицами, что также является благоприятным фактором с точки зрения повышения износостойкости покрытия. исследование зависимости износостойкости покрытий от пути трения и скорости скольжения, а также коэффициента трения от пути показало, что введение в самофлюсующийся сплав армирующих добавок из wc и tib2 практически во всех случаях приводит к увеличению износостойкости покрытий (рис. 3, 4). на всех скоростях трения, независимо от технологии получения и способа нанесения износостойкость покрытий из композиционных материалов выше. в зависимости от технологии получения композиционного порошка износостойкость соответствующих покрытий повышается в ряду – пс-12нвк-01→ нхтб-20к → нхтб-20с. исключение составили плазменные покрытия из материала пс-12нвк-01 при скоростях трения v = 3 м/с и v = 6 м/с. резкое снижение износостойкости при увеличении скорости трения, очевидно, связано с низкой адгезионной связью частиц карбида вольфрама в плазменном покрытии, что приводит к их выкрашиванию при увеличении температуры в зоне контакта при сухом трении. оказавшись в зоне контакта пары трения, твердые частички wc приводят к катастрофическому разрушению покрытия. выкрашивание зерен wc отсутствует в случае покрытий нанесенных высокоскоростным напылением, обеспечивающим более высокую адгезионную связь между частицами. этим объясняется более высокая износостойкость покрытий пр-нх16ср3, пс-12нвк-01и нхтб-20к, нанесенных методом ввтн, по сравнению с аналогичными покрытиями, полученными плазменным напылением. износостойкость покрытий из материала нхтб-20с мало зависит от способа нанесения покрытий, что свидетельствует об отсутствии выкрашивания упрочняющей фазы в процессе трения при различных скоростях. исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 81 a б в г рис. 3 – линейный износ пар трения в зависимости от длинны пути при скорости: а – v = 0,5 м/с; б – v = 1 м/с; в – v = 3 м/с; г – v = 6 м/с этот факт можно отнести к достоинствам технологии получения композиционного материала. за счет процессов межфазного взаимодействия при высокотемпературном спекании в вакууме обеспечивается хорошая адгезионная связь между частицами композита, что способствует повышению стойкости покрытий к износу. кроме того, при такой технологии получения композиционных порошков для газотермического напыления высокодисперсные частицы упрочняющей фазы, равномерно распределенные внутри частиц из материала матрицы, оказываются защищенными от взаимодействия с продуктами высокотемпературной плазменной струи и сохраняют свои физико-химические свойства, что также способствует повышению стойкости к изнашиванию плазменных покрытий. из представленных на рис. 4, а, зависимостей линейного износа пар трения от скорости трения видно, что покрытия пр-нх16ср3 и нхтб-20к, независимо от технологии напыления удовлетворительно работают до скорости v = 3 м/с. дальнейшее увеличение скорости трения до v = 6 м/с, приводит к повышенному износу пары. скорость v = 1 м/с является оптимальной для покрытия пс-12нвк-01, при дальнейшем ее увеличении происходит интенсивное разрушение покрытий, особенно плазменных. износостойкость покрытий из материала нхтб-20с, напыленных различными способами, практически не зависит от скорости трения в интервале v = 0,5 6 м/с и находится в пределах 22 28 мкм/км. а б рис. 4 – зависимость: а – линейного износа пары трения от скорости (путь 5 км); б – коэффициента трения от пути (v = 3 м/с) исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 82 коэффициент трения рассмотренных пар трения находится в пределах 0,2 0,6. наибольший он (0,6) у ввтн-покрытия из материала пр-нх16ср3, наименьший (0,2) – у пн покрытия из материала пс-12нвк-01. необходимо отметить, что коэффициент трения во всех парах трения с участием покрытий напыленных высокоскоростным напылением выше аналогичных, напыленных плазменным способом. объяснить этот факт без тщательного анализа состояния поверхности дорожек трения не представляется возможным. изучение структуры и химического состава поверхности пар трения и продуктов износа является предметом дальнейших исследований автора. выводы в процессе выполнения данной работы установлено, что введение в состав покрытий из самофлюсующегося сплава на никелевой основе упрочняющих добавок из карбида вольфрама и диборида титана приводит к повышению износостойкости газотермических покрытий независимо от способа их нанесения и технологии получения композиционного порошкового материала в 1,5 4 раза. определено, что фазовый состав покрытий, нанесенных высокоскоростным и плазменным напылением, принципиально не отличается. структура покрытий, полученных по технологии ввтн, отличается более высокой дисперсностью, отсутствием ламелей, характерных для плазменных покрытий, более высокой плотностью и меньшим содержанием оксидов. значительное влияние на износостойкость покрытий оказывает технология получения композиционного материала. износостойкость покрытий из спеченного композиционного материала нхтб-20с в 1,5 2,5 раза выше по сравнению с аналогичным составом (нхтб-20к ), полученным по технологии конгломерирования на органической связке. это связано с образованием при вакуумном жидкофазном спекании в композиционном материале дополнительных фаз из сложных карбоборидов титана-хрома с микротвердостью 22,9 25,4 гпа. в зависимости от технологии получения композиционного материала износостойкость соответствующих покрытий повышается, независимо от способа нанесения, в ряду – пс -12нвк-01→ нхтб-20к → нхтб-20с. установлено, что износостойкость ввтн покрытий из материалов прнх16ср3, пс-12нвк-01 и нхтб-20к выше по сравнению с аналогичными плазменными покрытиями. износостойкость плазменного покрытия из материала нхтб-20с не уступает износостойкости аналогичного покрытия, нанесенного методом ввтн, практически не зависит от скорости трения в интервале v = 0,5 6 м/с и находится в пределах 22 28 мкм/км. коэффициент трения исследуемых покрытий находится в пределах 0,2 0,6, что является характерным для газотермических покрытий из материалов такого типа в условиях трения скольжения без смазки. необходимо отметить, что коэффициент трения покрытий нанесенных методом ввтн имеет более высокие значения по сравнению с аналогичными плазменными покрытиями. литература 1. газо-термическое напыление [текст]: учеб. пособие / л. x. балдаев, в. н. борисов, в. в. кудинов и др.; под общ. ред. л. x. балдаева. – м.: маркет дс, 2007. – 344 с. 2. pavlowski l. the science and engineering of thermal spray coatings [text] / l. pavlovski. – chichester: john willey & sons, 2008. – 626 p. 3. кулик, a.я. газотермическое напыление композиционных порошков [текст] / a.я. кулик, ю.с. борисов, a.с. мнухин. л.: машиностроение, 1985. 197 с. 4. крагельский, и.в. трение и износ [текст]: изд. 2-е, перераб. и доп. / и.в. крагельский. – м.: машиностроение, 1968. – 480 с. 5. обработка резанием деталей с покрытиями / c. а. клименко, в. в. коломиец, м. л. хейфец и др.; под общ. ред. с. а. клименко. – к.: исм им. в. н. бакуля нан украины, 2011. – 353 с. 6. мrdak m. microstructure and mechanical properties of the mo-nicrbsi coating deposited by atmospheric plasma spraying [техt] / m. mrdak, a. vencl, m. ćosić // fme transactions. – 2009. ‒ v. 37. ‒ №1. ‒ рр. 27-32. 7. rodriguez, j. an experimental study of the wear performance of nicrbsi thermal spray coatings [тext] / j. rodriguez, a. martin, r. fernandez, j. fernandez // wear. – 2003. – vol. 255. рp. 950-955. 8. соболева, н.н. влияние микроструктуры и фазового состава на трибологические свойства nicrbsi лазерных покрытий [текст]/ н.н. соболева, и.ю. малыгина, а.л. осинцева, н.а.поздеева // известия самарского научного центра российской академии наук. – 2011. – т. 13. – №4(3). – с. 869-873. 9. kulu p. recycled hard metal-base wear-resistance composite coatings [text] / p. kulu, j. halling. // journal of thermal spray technology. – 1998. – v.7. – p.р. 173-178. 10.. уманский, а.п. исследование закономерностей влияния мелкодисперсных добавок тib2 на формирование структурно фазового состава композиционных порошков и покрытий системы (ni-cr-sib) тib2 [текст]/ а.п. уманский, а.е. терентьев, м.с.стороженко, и.с.марценюк // міжвузівський збірник "наукові нотатки". луцьк. – 2013. – випуск №41. – частина 2. – с. 213-221. поступила в редакцію 28.01.2014 исследование влияния состава, технологии получения и способа нанесения композиционного порошка на основе сплава … проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 83 terentjev a. effect of ni-cr-si-b alloy based composite powder content, production technology and spraying methods on the wear resistance of gas-thermal coatings. the main goal of this work is to investigate the effect of self-fluxing alloy based composite powder with tib2 and wc particles additives production and spraying technology on the gas-thermal coating microstructure and wear-resistance under dry sliding conditions. the comparative analysis of wear resistance of plasma-sprayed and hvaf-sprayed coatings was performed. the nicrsib-based composite powders with 20wt.% of tib2 particles additives were produced by various technologies: ntb-20c powder was fabricated by the method of conglomeration with organic binder and ntb-20s powder was produced by bulk composite material sintering in vacuum and crushing. commercially available powder пс-12нвк-01 was used to deposit the composite gas-thermal coating of (ni-cr-si-b)-wc system. it was determined that composite powder production technology influence significantly on the coatings wear resistance. the wear-resistance of ntb-20s coatings was 1,5 2,5 times better than ntb-20c coatings wear-resistance. using scanning electron microscopy it has been found that during sintering process of nicrsib-20%wt.tib2 bulk composite material the chromium-titanium boride and carbide grains are formed. the microhardness of chromium-titanium boride and carbide grains is equal to 22,9 25,4 gpa. it was determined that ntb-20s coatings has highest wear-resistance. regardless of the spraying method their wear rates were in the range of 22 28 μm/km. under dry sliding conditions the friction coefficient rates of the ntb coatings were within the range of 0,2 0,6. however, the friction coefficient rates of ntb hvaf-sprayed coatings were higher as compared with ntb plasmasprayed coatings. key words: gas thermal coatings, plasma spraying, high velocity air fuel spraying, wear resistance, self-fluxing alloy, composite powder, colmonoy, structure, phase content. references 1. baldaev l.x., borisov v.n., kudinov v.v. i dr.gazo-termicheskoe napylenie; pod obshh. red. l. x. baldaeva. m.: market ds, 2007. 344 p. 2. pavlowski l. the science and engineering of thermal spray coatings. chichester: john willey & sons, 2008. 626 p. 3. kulik a.ja., borisov ju.s., mnuhin a.s. gazotermicheskoe napylenie kompozicionnyh poroshkov. l.: mashinostroenie, 1985. 197 p. 4. kragel'skij i.v. trenie i iznos: izd. 2-e, pererab. i dop. m.: mashinostroenie, 1968. 480 р. 5. klimenko c.a., kolomiec v.v., hejfec m.l. i dr.obrabotka rezaniem detalej s pokrytijami; pod obshh. red. s.a. klimenko. k.: ism im. v. n. bakulja nan ukrainy, 2011. 353 р. 6. мrdak m., vencl a., ćosić m. microstructure and mechanical properties of the mo-nicrbsi coating deposited by atmospheric plasma spraying. fme transactions. 2009. v. 37. №1. рр. 27-32. 7. rodrigue j., martin a., fernandez r., fernandez j. an experimental study of the wear performance of nicrbsi thermal spray coatings. wear. 2003. vol. 255. рp. 950-955. 8. soboleva n.n., malygina i.ju., osinceva a.l., pozdeeva n.a. vlijanie mikrostruktury i fazovogo sostava na tribologicheskie svojstva nicrbsi lazernyh pokrytij. izvestija samarskogo nauchnogo centra rossijskoj akademii nauk. 2011. t. 13. №4(3). p. 869-873. 9. kulu p., halling j.recycled hard metal-base wear-resistance composite coatings. journal of thermal spray technology. 1998. v.7. p.р. 173-178. 10. umanskij a.p., terentjev a.e., storozhenko m.s., marcenjuk i.s. issledovanie zakonomernostej vlijanija melkodispersnyh dobavok tib2 na formirovanie strukturno fazovogo sostava kompozicionnyh poroshkov i pokrytij sistemy (ni-cr-si-b) tib2. mіzhvuzіvs'kij zbіrnik "naukovі notatki". luc'k. 2013. vipusk №41. chastina 2. p.p. 213-221. copyright © 2020 a.g. kravtsov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 4/98-2020, 6-12 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-6-12 evaluation of tribological characteristics of technical oils with fullerene compositions a.g. kravtsov kharkiv national technical university of agriculture named after petro vasylenko, kharkiv, ukraine e-mail: kravcov@gmail.com abstract the paper presents experimental studies of the tribological characteristics of liquid lubricants of various viscosity classes and various groups of operation when using fullerene compositions. tribological characteristics were evaluated on a four-ball friction machine according to gost 9490. the use of fullerene compositions in the form of a finely dispersed fullerene powder, pre-dispersed (dissolved) in vegetable high oleic oils, for example, rapeseed, with the subsequent addition of the resulting composition to technical oils of various viscosity classes and various groups of operation, leads to the following positive effect. the anti-wear properties of oils, which are assessed by the wear indicator, increase by 20,0…30,7 %, and the critical load on 18,8…25,0%. these indicators significantly exceed similar indicators when using fullerene fine powders without preliminary dispersion in vegetable oils, where the effect is on the border 11,1…15 %. fullerene additives do not affect the extreme pressure properties of base oils, which are assessed by the scuffing load. this result makes it possible to state that the way to improve the tribological properties of lubricants by introducing a fine powder of fullerenes into base technical oils is ineffective. the experimental results obtained confirm the hypothesis about the possibility of the micelle formation mechanism in the lubricant under the action of the electrostatic field of the friction surface. the presence of a surfactant solvent (vegetable oil) allows you to "start" the micelle formation process at lower fullerene concentrations and to obtain the effect of increasing anti-wear properties. key words: fullerenes; vegetable oils; four-ball friction machine; tribological characteristics; critical load; welding load; bully index; technical oils. introduction today, the use of fullerenes is of great interest of c60, as additives to liquid lubricants. in recent years, a number of scientific articles have appeared, where the results of studies of the effect of fullerene additives to lubricants on the processes of friction and wear of metals have been presented and a conclusion has been made about the prospects of using such additives. an interesting and important feature of fullerene additives is that fullerenes are readily soluble in a wide class of organic and inorganic solvents. at the same time, poor solubility of fullerenes in technical oils was noted (mineral, semi-synthetic and synthetic). to date, the solubility of c60 in a large number of liquids has been determined and analyzed. it is shown that the solubility of fullerenes decreases with increasing polarity of the solvent. a number of unusual properties of fullerene solutions have been revealed, so for some solvents the effect of an anomalous dependence of the solubility of fullerene on temperature was found. at a temperature of about 280 о k maximum solubility is observed in these systems c60, after which it starts to decrease. another interesting phenomenon observed in fullerene solutions с60, are the processes of formation and growth of clusters, which indicate the proximity of many solutions с60 to the class of colloidal systems. the defining moment of this phenomenon is the fact that the size of the fullerene lies on the border of the definition concept of a colloidal particle (according to colloidal chemistry, colloidal particles range in size from one nanometer to several micrometers). the polarity of the solvent also has a great influence on this process. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-6-12 mailto:kravcov@gmail.com problems of tribology 7 the use of fullerene additives for technical liquid lubricants raises a number of questions about their effectiveness, i.e. influence on anti-wear and extreme pressure properties. interest in this phenomenon is of both fundamental and applied nature, which will allow the development of concepts for their application. literature review the authors of the work [1] provide an overview of the literature on lubricants with added nanoparticles. the effect of nanoparticles on the tribotechnical characteristics of oils has been analyzed. the paper notes that the use of nanoadditives to lubricants leads to an increase in the viscosity of the base medium, a high bearing capacity of the interface, a decrease in the friction coefficient, and an increase in wear resistance. work [2] contains conclusions that the characteristics of a lubricant can be improved by using nanoadditives. adding nanoparticles to conventional base oils is a promising direction. the work is devoted to an informative review of the application of nanoadditives to liquid lubricants and the prospects for its use in the production of oils. similar conclusions about the prospects of using nanomaterials in liquid lubricants have been made by the authors of the work. [3]. works [4-6] are devoted to fullerenes as additives to lubricants. the authors note that the use of fullerenes reduces the coefficient of friction and increases the wear resistance of mates. in work [6] it is noted that the concentration of the fullerene additive should be within 0,5…2,0% masses. in work [7] the result of using fullerene is given с60. the authors note a positive effect, however, they conclude that the mechanism of the senergism of fullerenes with base oil is unclear and requires further research. at the same time, it was noted in the work that a decrease in the friction coefficient with the addition of fullerenes to oils can reach 90% compared to the base oil. analysis of works devoted to the use of fullerenes as additives to lubricants allows us to conclude that fullerenes are not dispersed (dissolved) in all technical oils [8-10]. this conclusion has been confirmed by the author of the work [11]. the introduction of fullerene additives in the form of a finely dispersed powder into technical oils of various viscosity classes and various groups of operation improves the anti-wear properties of oils, which are estimated by the wear indicator (increase by 11,1…15 %) and critical load (increase by 11,8…17,4%). fullerene additives do not affect the extreme pressure properties of base oils, which are assessed by the scuffing load. this result makes it possible to state that the way to improve the tribological properties of lubricants by introducing a fine powder of fullerenes into base technical oils is ineffective. as follows from the above analysis of scientific works, such an insignificant effect is typical due to the intense clustering of fullerene molecules in the environment of industrial oils containing surfactants. technical oils act as a highly polar solvent. the experimental results presented allow us to conclude that it is necessary to develop other, more technological techniques and methods for introducing fullerene additives into technical lubricants, the theoretical justification of which has been developed in the works [12, 13]. in the presented works, a mathematical model of the interaction of electrically active heterogeneous fine-dispersed systems at the interface friction surface lubricant has been developed. from the analysis of the solution of the differential equation, which describes the process of interaction of electric fields, it has been found that the introduction of fullerenes into the base lubricant does not bring a large effect. it has been theoretically established that the use of fullerene "solvents", which can be high oleic vegetable oils, you can "start" the process of micelle formation, where the nucleus of the micelle is a fullerene molecule surrounded by molecules, for example, oleic or stearic acid. in work [12] theoretical studies that have shown, that the number of micelles is 50 times higher than the number of clusters in the base lubricating medium at the same concentration of fullerenes, and the dipole moment of micelles is an order of magnitude higher than the dipole moment of clusters. at the same time, micelles are more effective, where a single fullerene molecule acts as a nucleus, rather than a cluster of fullerene molecules, which affects the size of the formed micelles. the role of the friction surface on the formation of clusters and micelles in the lubricant film at the friction surface is established. it is shown that under the action of the stress-strain state of the surface layers, the friction surface acts as "generator of electrostatic force field", which affects the formation of an electric field in the volume of the oil film. expressions are obtained for calculating the value of the total electric field strength of the system "friction surface + lubricant". in works [12, 13] it has been theoretically established that the electrostatic field of the friction surface is the driving force for the formation of an electrostatic field in the volume of the oil film, which is adsorbed on the friction surface. it shows that the process of cluster formation from fullerene molecules and micelles from fullerene molecules and fullerene solvent molecules affects the magnitude of the electrostatic field in the volume of liquid. based on the review of publications and the performed modeling, it has been found that high oleic vegetable oil can act as a "strong solvent" of fullerenes. purpose the purpose of this work is to carry out experimental studies of the tribological characteristics of liquid lubricants in the presence of fullerene compositions in their composition, which contain a fine powder of fullerenes, previously dispersed (dissolved) in vegetable high oleic rapeseed oil in various concentrations. 8 problems of tribology methods the tribological characteristics were assessed on a four-ball friction machine according to the method described in gost 9490. 1. fullerene compositions were prepared in the following mass concentrations. base oils free from fullerene compositions. 2. fullerene supplement 50 g/kg. it contains 0,5 g of fullerenes and 49,5 g of vegetable rapeseed oleic oil. mass addition 50 g is introduced in 1000 g of base oil. 3. fullerene supplement 100 g/kg. it contains 0,75 g of fullerenes and 99,25 g of vegetable rapeseed oleic oil. mass addition 100 g is introduced in 1000 g of base oil. 4. fullerene supplement 150 g/kg. it contains 1,0 g of fullerenes and 149,0 g of vegetable rapeseed oleic oil. mass addition 150 g is introduced in 1000 g of base oil. 5. fullerene supplement 200 g/kg. it contains 1,5 g of fullerenes and 198,5 g of vegetable rapeseed oleic oil. mass addition 200 g is introduced in 1000 g of base oil. 6. fullerene supplement 250 g/kg. it contains 2,0 g of fullerenes and 248,0 g of vegetable rapeseed oleic oil. mass addition 250 g is introduced in 1000 g of base oil. experimental studies included the determination of tribological characteristics on a four-ball machine of liquid lubricants of the following operation groups:  hydraulic mineral oil, by classification iso corresponds to nm, viscosity class 10, trade mark mgp-10;  engine oil, according to sae 30 classification, api cc operation group, trade mark m-10g2k;  gear oil, sae 75w90 classification, api gl-5 service group, trade mark valvoline. fullerenes in the form of fine powder of various concentrations f=0,5…2,0 grams ―dissolved‖ in high oleic rapeseed oil and added to the above-listed technical base oils in the form of a fullerene composition (fk). results in the process of experimental studies, the following tribological characteristics have been determined: wear rate, dw, mm; critical load, pcr, n; welding load, pweld, n; bully index, ib, n. experimental results for hydraulic oil mgp-10 are presented in the table 1, for engine oil m-10g2k in the table 2, for transmission oil valvoline gl-5 in the table 3. the experimental results were checked for reproducibility by cochran's criterion according to the formulas (1), (2):    n i i p s s g 1 2 max 2 , (1) where s 2 maxmaximum value of variance for dw, рcr, рweld, ib in accordance; si 2 the value of the variance of the i th experiment for dw, рcr, рweld, ib in accordance. the hypothesis was tested: pg < tabg , (2) where gtab – tabular value of the cochren's criterion, with a given confidence interval q = 0,90. during the statistical processing of the experimental results, the number of repetitions of the same type was determined, which make it possible to ensure the experimental error at the level of confidence equal to q = 0,90. the obtained experimental values allow us to conclude that tests on a four-ball machine of liquid lubricants for various purposes with different concentrations of fullerene compositions are reproducible and reliable under the condition of three repeats of the same type. in tables 1 3 the arithmetic mean values of three repetitions of tribological characteristics are given. analysis of the data given in the tables 1 – 3 allows us to draw the following conclusions. wear indicator dw increases by 20,0…30,7 %, at the same time, the larger value refers to the mgp-10 hydraulic oil, and the lower value refers to the transmission oil valvoline gl-5. it follows from the tables that improvements in anti-wear properties for all oils are characteristic up to a concentration 150 g/kg in the base lubricant. if we compare with the data presented in the work [11], where a finely dispersed fullerene powder was problems of tribology 9 used as an additive, then the wear index dw increases by 11,1…15 %, at the same time, the improvement of antiwear properties begins with a concentration of 0.2% masses, fullerenes in the lubricant. table 1 tribological characteristics of hydraulic oil mgp-10 with the addition of fullerenes (f) and with fullerene composition (fc) lubricant dw, mm pcr, n pweld, n ib, n mgp-10, hm 0,65 784 1568 24 mgp-10 + 0,05% f 0,6 784 1568 24 mgp-10 +50 g/kg fc 0,55 823 1568 26 mgp-10 + 0,1% f 0,6 823 1568 24 mgp-10 +100 g/kg fc 0,5 921 1568 28 mgp-10 + 0,15% f 0,6 872 1568 26 mgp-10 +150 g/kg fc 0,45 980 1568 30 mgp-10 + 0,2% f 0,55 921 1568 27 mgp-10 +200 g/kg fc 0,45 980 1568 30 mgp-10 + 0,3% f 0,55 921 1568 27 mgp-10 +250 g/kg fc 0,45 980 1568 30 table 2 tribological characteristics of m-10g2k, api cc engine oil with the addition of fullerenes (f) and with fullerene composition (fc) lubricant dw, mm pcr, n pweld, n ib, n m-10g2k, api cc 0,45 1235 2450 28 m-10g2k + 0,05% f 0,45 1235 2450 28 m-10g2k + 50 g/kg fc 0,40 1235 2450 30 m-10g2k + 0,1% f 0,45 1235 2450 29 m-10g2k + 100 g/kg fc 0,35 1303 2450 32 m-10g2k + 0,15% f 0,45 1235 2450 30 m-10g2k + 150 g/kg fc 0,34 1381 2450 34 m-10g2k + 0,2% f 0,4 1303 2450 31 m-10g2k + 200 g/kg fc 0,33 1381 2450 34 m-10g2k + 0,3% f 0,4 1381 2450 31 m-10g2k + 250 g/kg fc 0,33 1381 2450 34 table 3 tribological characteristics of valvoline gl-5 gear oil with the addition of fullerenes (f) and with fullerene composition (fc) lubricant dw, mm pcr, n pweld, n ib, n gl-5 0,45 1960 4900 76 gl-5 + 0,05% f 0,45 1960 4900 76 gl-5 + 50 g/kg fc 0,40 2067 4900 82 gl-5 + 0,1% f 0,45 1960 4900 78 gl-5 + 100 g/kg fc 0,38 2195 4900 84 gl-5 + 0,15% f 0,45 2067 4900 80 gl-5 + 150 g/kg fc 0,36 2323 4900 88 gl-5 + 0,2% f 0,4 2195 4900 82 gl-5 + 200 g/kg fc 0,36 2323 4900 88 gl-5 + 0,3% f 0,4 2195 4900 82 gl-5 + 250 g/kg fc 0,36 2323 4900 88 10 problems of tribology the results obtained allow us to conclude that the concentration limit for the fullerene composition in industrial oils can be 100…150 g/kg. a further increase in concentration does not bring a positive effect. the positive effect is also characteristic of the indicator – critical load рcr, which characterizes the range of performance of anti-wear additives. the critical load is increased by 18,8…25,0%, the larger value refers to the hydraulic oil and the lower value refers to the transmission oil. at the same time, an increase in the critical load for all oils is characteristic up to a concentration 150 g/kg, in the base lubricant. if we compare with the data presented in the work [11], where a finely dispersed powder of fullerenes was used as an additive, then the critical load increases by 11,8…17,4%. changes in the value of the welding load рweld during the experiments were not recorded, this allows us to conclude that the fullerene composition obtained by dissolving a fine powder of fullerenes in vegetable high oleic rapeseed oil does not improve the extreme pressure properties of liquid lubricants, but is only an antiwear additive. bully index ib, which characterizes the integral tribological characteristic of the lubricant increases by 15,7…25,0%, the larger value refers to the hydraulic oil and the lower value refers to the transmission oil. in work [11], where a finely dispersed fullerene powder was used as an additive, it was noted that the bully index ib increases by 7,8…12,5%. the obtained experimental results confirm the [12, 13] hypothesis about the possibility of the mechanism of micelle formation in the lubricant under the action of the electrostatic field of the friction surface. the presence of a surfactant solvent (vegetable oil) allows «start» process of micelle formation at lower concentrations of fullerenes and to obtain the effect of increasing anti-wear properties on 20,0…30,7 %, while the dissolution of fullerenes in the base oil without the use of a solvent has the effect of increasing the anti-wear properties on 11,1…15%. the obtained values of the improvement of antiwear properties coincide with the values obtained by other researchers, whose work is reviewed above. conclusions the use of fullerene compositions in the form of a finely dispersed powder of fullerenes, previously dispersed (dissolved) in vegetable high oleic oils, for example, rapeseed, with the subsequent addition of the resulting composition to technical oils of different viscosity classes and different groups of operation, leads to the following positive effect. the anti-wear properties of oils, which are assessed by the wear indicator, increase by 20,0…30,7 %, and the critical load on 18,8…25,0%. these indicators significantly exceed similar indicators when using fullerene fine powders without preliminary dispersion in vegetable oils, where the effect is on the border 11,1…15 %. fullerene additives do not affect the extreme pressure properties of base oils, which are assessed by the bully load. this result makes it possible to state that the way to improve the tribological properties of lubricants by introducing a finely dispersed powder of fullerenes into base technical oils is ineffective. as follows from the above analysis of scientific works such an insignificant effect is typical due to the intense clustering of fullerene malecules in the environment of industrial oils containing surfactants. technical oils act as a highly polar solvent. the obtained experimental results confirm the [12, 13] hypothesis about the possibility of the mechanism of micelle formation in the lubricant under the action of the electrostatic field of the friction surface. the presence of a surfactant solvent (vegetable oil) allows you to «start» the micelle formation process at lower fullerene concentrations and to obtain the effect of increasing anti-wear properties. references 1. anurag singh, prashant chauhan, mamatha t. g. a review on tribological performance of lubricants with nanoparticles additives // materials today: proceedings volume 25, part 4, 2020, pages 586-591 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.07.245 [english] 2. sheida shahnazar, samira bagheri, sharifah bee abd hamid enhancing lubricant properties by nanoparticle additives // international journal of hydrogen energy volume 41, issue 4, 2015, pages 3153-3170 https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.12.040 [english] 3. imran ali, al arsh basheer, anastasia kucherova, nariman memetov, tatiana pasko, kirill ovchinnikov, vladimir pershin, denis kuznetsov, evgeny galunin, vladimir grachev, alexey tkachev advances in carbon nanomaterials as lubricants modifiers // journal of molecular liquids volume 279, 2019, pages 251-266 https://doi.org/10.1016/j.molliq.2019.01.113 [english] 4. yanli yao, xiaomin wang, junjie guo, xiaowei yang, bingshe xu tribological property of onion-like fullerenes as lubricant additive // materials letters volume 62, issue 16, 2007, pages 2524-2527 https://doi.org/10.1016/j.matlet.2007.12.056 [english] 5. l. rapoport, y. feldman, m. homyonfer, h. cohen, j. sloan, j. l. hutchison, r. tenne inorganic fullerene-like material as additives to lubricants: structure–function relationship // wear volumes 225–229, part 2, 1999, pages 975-982 https://doi.org/10.1016/s0043-1648(99)00040-x [english] problems of tribology 11 6. f. a. yunusov, a. d. breki, e. s. vasilyeva, o. v. tolochko the influence of nano additives on tribological properties of lubricant oil // materials today: proceedings available online 14 february 2020 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2020.01.447 [english] 7. xiaowei li, xiaowei xu, yong zhou, kwang-ryeol lee, aiying wang insights into friction dependence of carbon nanoparticles as oil-based lubricant additive at amorphous carbon interface // carbon volume 150, 2019, pages 465-474 https://doi.org/10.1016/j.carbon.2019.05.050 [english] 8. bezmel'nitsyn v. n., yeletskiy a. v., okun' m. v. fullereny v rastvorakh // uspekhi fizicheskikh nauk. — 1998, № 11, 1195—1220 [russian] 9. gindzburg b. m., baydakova m. v., kireyenko o. f. [i dr.]. vliyaniye fullerenov s60, fullereno-vykh sazh i drugikh uglerodnykh materialov na granichnoye treniye skol'zheniye metallov // zhurnal tekhnicheskoy fiziki. — 2000, № 12, 87—97 [russian] 10. yakh'yayev n. ya., begov zh. b., batyrmurzayev sh. d. novaya smazochnaya kompozitsiya dlya modifikatsii poverkhnostey tribosopryazheniy sudovogo malorazmernogo dizelya // vestnik agtu. ser.: morskaya tekhnika i tekhnologiya. — 2009, № 1, 47—52 [russian] 11. kravcov a. g. evaluation of tribological characteristics of liquid lubricants with fullerene additives // problems of tribology, -2020, v. 25, no 3/97, 50-54 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-50-54 [english] 12. ravcov . g. a rabot a matematiches oy modeli v aimodeystviya ele triches i a tivny h geterogenny h mel odispersny h sistem na granitse ra dela pover hnost treniya — sma ochnaya sreda // problemi tribolog . — 2017, № 1, 89—99 [russian] 13. ravcov . g. modelirovaniye formirovaniya maslyanoy plen i na pover hnosti treniya pri nali-chii fullerenovy h dobavo v sma ochnom materiale i yeye vliyaniye na s orost i nashivaniya tribosistem // problemi tribolog . — 2018, № 1, 69—77 [russian] 12 problems of tribology кравцов а.г. оцінка трибологічних характеристик технічних олив з фулереновими композиціями в роботі представлені експериментальні дослідження трибологічних характеристик рідких мастильних матеріалів різного класу в язкості і різних груп експлуатації при використанні фуллеренових композицій. трибологічні характеристики оцінювалися на четирьохкульковій машині тертя згідно гост 9490. використання фулеренових композицій у вигляді дрібнодисперсного порошку фулеренів, попередньо диспергированого (розчиненого) в рослинних високоолеінових оліях, наприклад, ріпакової, з подальшим додаванням отриманої композиції в технічні оливи різних класів в язкості і різних груп експлуатації, призводить до наступного позитивного ефекту. протизносні властивості олив, які оцінюються показником зносу, збільшуються на 20,0 ... 30,7%, а критичне навантаження на 18,8 ... 25,0%. дані показники значно перевищують аналогічні показники при застосуванні фелеренових дрібнодисперсних порошків без попереднього диспергування в рослинних оліях, де ефект знаходиться на межі 11,1 ... 15%. на протизадирні властивості базових технічних олив, які оцінюються навантаженням зварювання, фулеренові композиції не впливають. такий результат дозволяє констатувати, що шлях поліпшення трибологічних характеристик мастильних матеріалів шляхом введення фулеренових композицій в базові технічні оливи є малоефективним. отримані експериментальні результати підтверджують гіпотезу про можливість механізму міцелоутворення в змащувальному матеріалі під дією електростатичного поля поверхні тертя. наявність поверхнево-активного розчинника (рослинна олія) дозволяє «запустити» процес міцелоутворення при більш низьких концентраціях фулеренів і отримати ефект підвищення протизносних властивостей. ключові слова: фулерени; рослинні олії; чотирьохкулькова машина тертя; трибологічні характеристики; критичне навантаження; навантаження зварювання; індекс задира; технічні оливи. copyright © 2020 o.s. anishсhenko, v.v. kukhar, a.h. pryisyazhnyi, i.v. takhtamysh. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 32-38 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-32-38 analysis of roller designs for sintering and firing machines o.s. anishсhenko, v.v. kukhar*, a.h. pryisyazhnyi, i.v. takhtamysh pryazovskyi state technical university (pstu), mariupol ukraine *e-mail: kvv.mariupol@gmail.com abstract the article analyzes the known constructions of roller units of carts for the manufacture of agglomerate and pellets on conveyor lines. the article points out the advantages and disadvantages of roller designs, the lack of standard technical solutions for the design of roller assemblies, as well as reliable methods for calculating their parts for strength and durability. to increase the life of the rollers, the authors, after successful industrial tests, offer innovative technical solutions: seals in the form of stuffing boxes made of expanded graphite fibers reinforced with steel thread; bearing antifriction filler made from polytetrafluoroethylene, carbon fiber and graphite. the article shows that due to axial loads during the operation of the bogies, it is impractical to use ball bearings in the ball, they should be replaced with roller bearings. the authors propose an approximate method for calculating the durability of bearings, which additionally takes into account the elastic deformation of the material of the bogies during their thermal expansion and the gaps in the nodes of the bogies. the authors use the calculation of experimental results on the size of the gaps in the nodes of the bogies, the curvature of the body of the heated bogies on the conveyor line and their movement on three rollers instead of four, take into account the change in the coefficient of linear expansion of the material of the bogie depending on the increase in the heating temperature of the case. key words: trolley, roller, bearing, seals, clearance, thermal expansion, deflection. roller assemblies for pallet and pellet cars are not standardized products, which results in a variety of materials, parts, sizes and relative positions [1-3]. there is an urgent problem in choosing the optimal roller design in the conveyor truck cars for the production of coils and agglomerates. the roller assembly (fig. 1) usually contains the following details: traveling and often load rollers; the axis on which the rollers are mounted; bearings for connecting the roller to the axle; end cover of the roller; valve for mechanized lubrication of oil to bearings through the axis of the roller assembly; seals between rollers and axle. the shapes and sizes of the rollers depend on the size of the carts that determines their weight, as well as the mass of the charge and grate. for sintering cars with a sintering area of 2 3 m2, the outer diameter dx and the length lx of the rollers are in the dx = 240 300, lx = 120 150 mm. pellet cars, which have a sintering area of 3-9 m2, are equipped with more massive rollers for which dx = 250 320, lx = 150 175 mm. load rollers are not a necessary component of the roller assembly. some types of sintering machines use pallet cars without rollers (fig. 1, a d). in the cars where the load rollers are present (fig. 1, e), their dimensions are approximately similar to the dimensions of the rollers. the diameter and length of the axles of the car is calculated, first, for the perception of the forces determined by the mass of the housing and the charge with the grate, and secondly, for the perception of bending moments acting on the sections between the crossbar, in which the hull is pressed one end of the axis, and the bearings rollers mounted on the axis of the press planting. the axle material (steel 20, art. 3) must withstand these loads at an axis heating temperature up to 180 240 оc. frequently, in the end surface of the axis axial channels with radial branching are provided to supply the lubricant to the bearings. as a rule, the lubricant is fed into the bearings through the ends of the rollers, therefore in the most cars the ends of the rollers are fitted with valves. mechanical lubrication is performed by a syringe of a lubricating device that presses inside of the valve the ball and pressurizes the lubricant into the hole formed between the ball and the central opening of the roller cover. problems of tribology 33 there are designs of roller assemblies without valves (fig. 1, a f), which are used, for example, in tc-2,5 cars at the dunaferr iron and steel works, hungary. the covers of the rollers in these structures have no openings and are bolted to the rollers peripherically. mounting and dismounting of the bolts to remove the cover to lubricate the bearings is time-consuming, so some enterprises (such as the ilyich iron & steel works) use covers with a chamomile contour, which is inserted into the groove with the same outline in the roller for fixing on an angle of 60°. the alchevsk steel works pellet cars have round lids that are pressed to the landing end faces of the rollers by the elements made of spring wire with a contour similar to grover's washer. bearings used in roller assemblies, differ in type, material, technology, dimensions, size of individual parts, the presence of one or two rows of balls or rollers [1 9]. the number of bearings in the roller varies from one to three. the absence of standards for the roller assembly design indicates the absence of generally accepted cannons of design and the imperfection of methods of calculation of individual parts included in this assembly. the purpose of the article is to improve the designs of roller assemblies of conveyor cars of sintering and pellet machines that ensure the efficiency and durability of the bearings and seals; clarification of the method of calculating the longevity of the bearings, which operate in the conditions of thermal expansion of the cart bodies. it is known that the least durable parts of the roller assembly are seals and bearings. in most car designs, labyrinth seals are used (fig. 1, b) [4], which is a few annular concentric grooves on the end surface of the rollers facing the housing, inside which circular concentric projections or fixed element of the cart are located, usually a crossbar, or adjacent to the traveling roller. such a seal effectively protects the bearing and the surfaces of the rollers and contacting axes from dust and abrasive particles. however, the labyrinth seal is too laborious to manufacture. in addition, even a small inconsistency of its elements leads to partial or complete jamming of the rollers. the same thing happens when blasting with abrasive dust between the projections and grooves. in some cars, these defects are partially eliminated when replacing the labyrinth seals with elastically deformable elements (such as tubular rubber or polymer) (fig. 1, d). but such seals are non-durable. a b c d e f fig. 1 roller assemblies of pallet and pellet cars: 1 – traveling roller; 2 – load roller; 3 – axis; 4 – cover; 5 – the valve of mechanized lubricating of bearings; 6 – channels for lubrication of bearings; 7 – ball bearing; 8 – roller bearing; 9 – curtain seal; 10 – graphene seal as an alternative to the existing labor-consuming in manufacturing or non-durable sealing we have tested new types of compression packing [5, 6]. material of stuffing fibers of expanded graphite, reinforced with steel 34 problems of tribology thread, or thermally expanded graphite, filled with carbon nanotubes with an average diameter of 10-20 nm. the packing in the form of a cord of square section with a side equal to 6 or 8 mm was enclosed in one (fig. 1 c) or two (fig. 1, a, d) annular grooves made on the cylindrical surface of the axes of the cars. the steel threads provided the wear resistance of the cords, and the graphite fibers provided low friction and heat resistance (up to 650 оc). the new packing provided a high quality seal of the roller assemblies, which was no worse than a labyrinth, during operation, and functioned at least during the repair period of the carts. when repairing or preventing inspection of the roller assembly, the packings were normally replaced with new ones, although in most cases they were still functional. it should be noted that the replacement time of the gasket was several times shorter than the installation of the elastically deformable elements or the cleaning of the labyrinth seal. bearings play an important role in the trouble-free operation of the roller assembly. their working conditions are rather difficult. at low speed of rotation of rollers bearings have to withstand the raised temperature of heating, the big radial and axial loading. a complex problem is the buildup of sintered particles that fall into the roller when the seal is poor. among the known reasons for reducing the service-life of the bearings [7], most often, their refusals are fixed due to thermal decomposition or lack of lubricant, as well as contact with sintered particles in the bearing. for the movable joint of a roller with an axle roller and ball bearings of various types and sizes are used. cargo rollers sometimes use sliding bearings, to which in some cases oil is fed through a duct system with access to the end face of the axle facing the car hull (fig. 1, e). recently, caprolone and polyamide have been well established as sliding bearing materials [1]. as a rule, two roller bearings are installed in the inner holes of each roller. in large pellet cars up to 6 m wide (mikhailovsky, lebedinsky gok, as well as gok “karelian pellets”), two roller bearings are pressed into rollers and one ball bearing between them (fig. 1, e). the unit provides for the installation of an outer ring of the radial ball bearing in the bore of the housing roller with a gap in diameter [8], which increases the overall service life of the roller assembly. it is easier to operate the ball bearings (fig. 1, a, ts-2.5, us steel, kosice), but they are not intended to accommodate the axial loads arising from the thermal expansion of the cars during operation, the deflection of their housings and warp of the carts when they are moving along the belt of the sintering or pellet machine. roller bearings are able to handle axial loads, but they are more expensive and require adjustment during operation. nowadays the best cylindrical and conical roller bearings with self-installing rings at many enterprises are those, which are commercially available by nsk (fig. 2) and are its intellectual property [9]. a b fig. 2 roller knot assemblies for nsk bearings: traditional (a), new construction (b) the designs of the bearings have embodied a number of innovative solutions of the company. in particular, a special contact seal was applied, which allowed the lubrication of the bearings to be avoided through a system of holes in the axis and a valve at the end of the roller. there is no separator in the bearings, ie the bearing is filled with rollers, which provides high load capacity. more efficient bearing operation is facilitated by a special bending on the rolling paths and a thicker outer ring. the optimum convexity of the roller track surface helps to keep the rollers to be sufficiently strong, even with unbalanced loading. the integral design with the mounting ring provides easier installation and disassembly of the bearing. oil resistant to temperature and pressure is used. the company declares a threefold increase in the stability of such bearings compared to the designs of other competitors. however, the cost of such bearings is 2 3 times higher than that of similar-sized domestic bearings; preference is given to improving the design of roller assemblies in the direction of selection and supply of lubricant to bearings, as well as to increase the efficiency of seals. in our view, the forced flow of liquid lubrication into the bearings through the holes in the axes has exhausted itself intellectually and innovatively. more promising solutions are bearings with quasi-solid anti-friction fillers. specialists of ilyich iron & steel works, in cooperation with metalon products (canada), to reduce the wear and friction in the bearings of the cars, created a new grease lsc-16 m-is [10]. unlike analogues, this lubricant chemically combines with the molecules of the metal components, forming a microscopic, problems of tribology 35 monomolecular, wear-resistant, protective layer. periodic opening of the rollers of the carts during their operation showed that the oil retains its mechanical properties. there are also no traces of oil carbonization, no separation of the base from the thickener. the bearings are in working order, have no chips or burrs on the working surface. the use of lubricant eliminates the additional pumping of the lubricant into the rollers when operating machines using mobile stations and hand pumps. in industrial conditions, roller assemblies of pellet carts were tested for bearings with wooden particles (russia), fillers on polymer composite materials base (pcm) and graphite (belarus). wooden particle fillers for the car bearings proved to be of little use. if during normal operation of pellet machines such bearings functioned without any failures, any violation of the technology that caused the machine to stop, that is, the settling of part of the carts under the hearth led to overheating and sintering of the filler in the bearings with their subsequent jamming. the heating of the rollers at standing under the hearth reached 170 200 оc, which caused the heating of the bearings to a temperature above 90 оc the critical operating temperature of the wood filler. antifriction fillers of belarusian production with good performance in the normal mode also did not withstand the resistance of the carts under the hearth. in this case, the filler, when heated, thinned and leaked out of the bearing separators, which quickly failed without lubrication. according to our data, ball bearings with a solid, lubricating, antifriction filler. when choosing a bearing protection material, its anti-friction and physical-mechanical properties, heat resistance, resistance to corrosive media, processability were considered. for this reason, polytetrafluoroethylene was chosen as the matrix for pcm creation. but along with the complex of unsurpassed properties (high thermal and chemical resistance, low friction coefficient, etc.), pure polytetrafluoroethylene has low durability and durability, therefore, a hybrid filler carbon fiber and graphite [11] was used as a filler. for industrial testing, single-row ball bearings 315 were used. the technology of the solid propellant pcm bearing included hydrostatic extrusion of the filler previously placed on the serpentiform separator at temperatures 50 100 degrees below the outlet temperature of the bearing ring material. immediately after pressing, the bearing rings were rotated relative to each other for the bearing balls to form a rolling path in the filler. the use of antifriction filler in the bearing ensures optimum friction conditions, reduces abrasive wear and the heating temperature of the bearing. these advantages can be provided if the filler, located on the serpentiform separator, does not change the radial and axial gaps between the rolling bodies and the rings, as well as tangential gaps between the rolling bodies and the separator. otherwise, there is a redistribution of load between the bearing components, which reduces the bearing service life. the manufactured bearings were tested on different types of cars operated at different sinter factories of ukraine and russia. test results are presented in the table and indicate that aff bearings serve 2 2.5 times longer than standard ones. the limiting factor causing the failure of the aff bearings was the lack of strength of the pmc filler. works on improvement the performance of the bearings by using nanocomposites as a filler, including fullerene cells are planned for the future[12]. table 1 comparative performance of bearings service life in months while applied at pellet cars bearing type тс-2,5 тс-2,7 тсг-2,7 standart 3 4 3 5 3 5 315 with aff 7 10 8 10 7 9 given the results of industrial testing of bearings operating in roller assemblies of the cars, it is advisable to determine the possibility of predicting these results by analytical methods. first, we determine the bearing service life by the standard method [4, 7]. the calculation is performed by the formula: 1 2 3 p d o c l a a a p          , (1) where lo – rated durability, mln rpm; a1 – correction factor of reliability; a2 – material correction factor; a3 – correction factor of working conditions; cd – dynamic bearing capacity, kn; p – equivalent bearing load; р – exponent [4]. the loaded tc-2.5 cars with a total mass of 7 tons (2.95 t is the weight of the car, 0.8 t is the weight of the grate, 3.25 t is the mass of the sintering charge on the car at a layer height of 400 mm, the load on the housing and, therefore, we do not consider the thinning bearings under the grate) are equipped with eight 315 ball bearings, for which [4]: сd = 112 kn,, static load capacity co = 72,5 kn, p = 3. in the ideal case, there is a 36 problems of tribology radial load, which is evenly distributed into 8 bearings, each of which receives a force equal to 70,000 n / 8 ~ 9 kn. the axial load is absent. therefore, р = 9 kn and 3 112 1 1 1 1925 9o l          , mln rpm. service life is calculated by the formula: 0 0 ,60 l t пв ф n     yrs, where пв – duration of powering on the sinter machine, пв = 0,95; ф – effective annual fund of time of operation of the machine, ф = 7800 hrs; n – angular velocity of the bearing, n = 6 min-1. then ideally, the bearing service life will be: to = 721 yrs. in real-world conditions, the car bearings work in very difficult conditions that reduce their service life: high dustiness, which causes premature abrasive wear of the bearing; the influence of high temperature from the sintering of the charge on the grate, which warms the bearing to 40 80 оc; constrained standing of the car under the hearth (under the flame torch acting on the surface layer of the sinter shaft); such resistances, associated with breaks in the sintering process and line stopping, take from 5 to 15 % of the time of operation of the sinter machine; a half-hour stand up of the cart under the hearth can warm the bearing up to 200 оc, which will result in practically complete leakage of oil from it and its further operation in conditions of dry friction; significant axial load on the bearing caused by the temperature expansion of the car hull; these loads are transmitted from the housing through the bolt and the axle pressed into the bolt hull to the end face of the outer ball bearing ring and significantly exceed the radial loads; in addition to the axial loads, the bending moments from these loads are transmitted to the axle and bearings, since the axles are often located below the lower ends of the car hull. due to thermal stress, the car hull is deformed (bending down to 20 mm and slight curvature in the form of twisting). due to the twisting, most carts are moved along a conveyor line on three rollers. then the radial load on each of the six bearings increases to р0 = 70000 н / 6 ~ 12 kn. the temperature expansion of the car hull happens since its upper part, in contact with hot grate, is heated to 800, and the lower to 200 ос. the calculation of increasing the z length of the hull of the car is calculated by the formula: )t(zz  10 where z0 output hull width equal to 2000 mm; t average temperature rise when the car hull is heated, which is assumed to be even 500 ос; β temperature coefficient of linear expansion of the hull material, parameter β is calculated by the formula [17]: 6 0 1 210 1000 1000 t t a a a                  where а0, а1, а2 – coefficients; for steel 09г2с; а = 10,6; а1 = 12; а2 = 0. accordingly, β = 16,68·10-6 deg-1, z = 2016,7 mm. assuming that the deformation of the hull occurs in the elastic region, we calculate the σ stress by the hooke's law, where the stress is caused in the body of the hull and which is transmitted to the end surface of the outer rings of bearings, then to the surface of the flange of four rollers resting on the heads of the rails: е   , where е – young's modulus for hulls materials (steel st.52-3), under normal conditions е = 210 gpa; ε – the degree of deformation of the hull. parameter ε is calculated by the formula: ε = (z – zo) / zo = 8, 35·10-3. given that the hull is on average heated to 500 оc, the young's modulus for such temperature is, according to [18], 0.35∙e = 73.5 gpa, then σ = 614 mpa. this voltage is transmitted through a two-inch crosssection of the longitudinal beams of the hull on the crossbar, then on the axle, the bearings and the ridges of the roller. the three-slotted hull design has 4 longitudinal beams with a total cross-sectional area equal to 4 ∙ 10-2 m2. the total force (614 mpa∙4∙10-2 m2 = 24560 kn) on each side is perceived by 4 bearings, each of which has an axial force рос = 24560/4 = 614 kn. problems of tribology 37 the equivalent dynamic load in the presence of axial force is calculated by the formula: осрад рyрxvр  , (2) where рrad – radial stress on bearing, kn; x, v, y – coefficients. according to [4], for the case under consideration, v = 1,2, y = 1. for the maximum ratio рос / с0 = 0,56 coefficient x = 0,44. in our case рос / с0 = 8.53, that is, the coefficient x is determined by extrapolation and exceeds 1, in which case we take x = 1. then: р =1·1,2·12+1·614 = 628 kn and the durability of l will decrease to: 3 112 1 1 1 5671 628 l          , that is, the bearing service life will be то = 5671/0,95∙7800∙6∙60 = 0,025 months. thus, the calculations show that due to the thermal expansion of the hull, considerable axial forces acting on the ball bearings occur. the correlation between radial and axial forces exceeds the critical values [4], which makes the use of ball bearings in spherical carts impractical because of their short service life. however, in real life, these bearings run longer (see table). the reason for the discrepancy between the calculation and the operational data is the gaps in the assemblies of the cars and between the car and the track of the sinter machine conveyor. at thermal expansion of the hull of the car, these gaps are chosen first, and then there are elastic deformations and associated stresses in the assemblies of the car. the absolute magnitude of the elastic deformations is reduced by the total value of the gaps. consequently, the stresses and axial forces on the bearings are reduced. for example, the maximum deviation of the width of the hull of the car, which is 2000 mm, by –it16/2 quality is 3 mm per side. the one-sided clearance between the roller flange and the conveyor belt rail head, caused to a large extent by the wearing out of the head and partly the wearing out of the flange surface, reaches 5 mm. this gap is also increased by 1 5 mm due to the deflection to a depth of up to 20 mm of the car hull under the action of its own weight and the weight of the socket. on average, the total bilateral clearance can reach и = 2 (1.5 + 2.5 + 3) = 14 mm. then the elastic deformation will decrease to a value equal to 30 0 ( ) 2016, 7 (2000 14) 1.34 10 2000 14 z z u z u           , which will reduce the stress to 3 373.5 10 1.34 10 98, 49      mpa. further calculations show that in this case, the bearing service life increases to 6.6 months. this figure is twice the actual life of the standard bearing in the car, but it defines the bearing service life with the anti-friction filler quite accurately (see table above). comparing the actual and estimated values of the ball bearing durability, it can be stated that the calculated values are a lower estimate of the service life of the anti-friction bearing. recently, roller bearings 7315 have been installed in the cars of tc-2,5 of the us steel mill instead of the ball bearings 315. [4]. for these bearings cd = 180 kn, static load co= 148 kn, α = 12o, exponent in equation (1) p = 3,3 [4]. the nominal durability of these bearings according to equation (1) is: 3,3 180 1 1 1 19652 ln 9o l m rpm         . the axial load on the bearings according to the formula (2) assumes the values of the coefficients v = 1.2; x = tgα = 0.213; y = 1. then the equivalent load on the bearing will be р = 0.213∙1.2∙12 + 1∙614 = 617 kn and durability will decrease to: 3,3 180 1 1 1 7160 , 617 l rpm         that in months of work will be т0 = 17160 / 0.95 ∙ 7800 ∙ 6 ∙ 60 ~ 0,08 months a similar conversion of the service life of the roller bearings, considering the size of the gaps, gives an increase in the service life of 0.08 months up to 30 months. when the average service life of the roller bearings of 8-12 months, the obtained data indicates the inappropriate use of the above given calculations to predict the durability of the roller bearings of the car. first, this refers to the narrow range and the apparent imperfection of the selection of the table coefficients in equation (2). 38 problems of tribology conclusions the use of roller bearings with antifriction filler based on polytetrafluoroethylene and fibers of expanded graphite on the pellet and pallet cars allows to reliably protect the bearing from abrasive dust, reduce friction during rolling and increase its durability in 2 2,5 times. as a result of the temperature expansion of the hull, axial loads significantly exceeding the radial loads are exerted on the roller assembly bearings during the operation. as a rule, these loads exceed the maximum permissible axial forces for radial ball bearings, so their use in roller cars is unreasonable. an approximate method of calculating the durability of bearings is proposed, which considers the elastic deformation of the material of the car with thermal expansion and the size of the gaps in the assembly units of the car. the results of the calculations may serve as a lower bound for the evaluation of the durability of ball bearings with anti-friction filler. for roller bearings, the calculated durability indices are 2.5 4 times higher than the actual results. references 1. lovchinovsky e. v. mekhanicheskoe oborudovanie fabric dlya okuskovyvsnya zhelezorudnogo syrya. / e. v. lovchinovsky. moscow: metallurgy, 1977. 256 s. 2. kokorin l. k. proizvodstvo okuslennykh okatycheu. / l. k kokorin, s. n. llelko. ekaterinburg: utsprsr "marat", 2004. 280 s. 3. mashinistroenie: entsyclopediya v 40 tomakh. tom iv-5. mashiny i agregany metallurgychskogo proszvodstva. pod red. v. m. sinitskogo,, 1992. – 608 s. n.v. pasechnika. – m.: mashinostroenie, 2000. – 921 s. 4. perel a.ya. podshipniki kachenya. raschen, proektirovanye i obsluzhivanye opor: spravochnik. / a.ya. perel, a.a. filatov. – m.: mashinistroenye 5. ooo “tmspetsmash”. luchshie uplotnenya dlya promyshlennosty ot otechestvennogo proszvoditelya. [elektronnyi resurs].nabivka.com. 6. izola. promyshlennye izolyatsionnye materialy. [elektronnyi resurs].izola.com.ua. 7. kravchenko v. m. tekhnichne diagnostuvannya mekhanichnogo obladnannya. pidruchnyk./ v. m. kravchenko, v. a. sidorov, v.ya. sedush. – donetsk: tov “ yugo-vostok”, 2007. – 447 s. 8. patent 2299130 rf podshipnikoyi uzel koveyenoylinyi./ d. n. doronin [i dr];. ooo “uralmashmetallurgicheskoye oborudovanie”. – opubl. 20.05.2007, bul. no19.. 9. podshipniki dlya metallurgicheskoy promyshlennosty nsc. [elektronnyi resurs].www.retmaster.ru. 10. smazochnye materialy i prisadki. [elektronnyi resurs] metalon.com.ua 11. burya a. i. tverdosmazyvayushchaya zashchita podshipnika kachenya. / a. i. burya, v. yu. dudin, a. yu. vankov.// oborudovanie i instrument. serua “metalloobrabotka”, 2006. no2. – s.17-21. 12. burya a. i. issledovanie svoystv nanokompozitov na osnove aromaticheskogo poliamida i fullerenovoy cherni. / a. i. burya, o. yu. kuznetsova // vestnik khnadu.-2010.-no51.s.96-99. 13. anishchenko, a. s. rotary flaring of faceted flairs on pipe blanks. / a. s. anishchenko, // a. p. andryushchenko.// soviet engineering research.-1991.no11(5), s. 95-97. 14. anishchenko, a. s. hot expansion of precise ring forgings./ a. s. anishchenko, yu. v. feofanov, a. b. bogun, // khimicheskoe i neftegazovoe mashinostroenie.1992.no11, s. 33-35 15. anishchenko o.s. analysis of the sheet shell's curvature with lame's superellipse method during superplastic forming./ o. s. anishchenko, v. v. kukhar, a. v. grushko, i.v. vishtak, a.h. prysiazhnyi.// materials science forum.-2019.945, s.531-537. 16. anishchenko a. application of g. lame’s and j. gielis’ formulas for description of shells superplastic forming./ a. anishchenko, v. kukhar, v. artiukh, o. arkhipova.// matec web of conferences.2020.239, 06007. 17. gost 8.586.1-2005. izmerenyi raskhoda i kolichestva zhidkostey i gazov s pomoshchyu suzhayushchikh ustroistv. 18. drapkin b. m svoistva splavov v ekstremalnom sostoyanii./ b. m. drapkin, v. k. kononenko, v. f. bezyazychnyi.m.: mashinostroenye, 2004. -256 s. анищенко а.с., кухарь в.в., присяжный а.г., тахтамыш и. в. анализ конструкций роликов агломерационных и обжиговых тележек. рассмотрены известные конструкции роликов тележек для изготовления агломерата и окатышей. определены преимущества и недостатки конструкций роликов. предложены инновационные технические решения по увеличению срока эксплуатации роликов: уплотнение в виде сальниковых набивок из волокон вспученного графита, армированных стальной нитью; антифрикционный наполнитель для подшипников, созданный из политетрафторэтилена, углеродного волокна и графита. показано, что из-за осевых нагрузок при эксплуатации тележек нецелесообразно использовать шарикоподшипники в роликах, их следует заменять на роликоподшипники. предложен приближенный метод расчета долговечности подшипников, учитывающий упругую деформацию материала тележек при тепловом расширении и величины зазоров в узлах тележек. ключевые слова: тележка, ролик, подшипник, уплотнения, зазор, тепловое расширение, прогиб. copyright © 2019 dykha o.v., dytynuyk v.o., zelenska l.s. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)42-47 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-42-47 formation of the characteristics of the energy state in the local contact of the processing and tool materials in the cutting process v.g. buryak 1*, a.v. buryak 2, v.v. buryak 2 1khmelnitsky regional institute of postgraduate pedagogical education, 2khmelnitsky national university, ukraine *e-mail: viktorburyak1955@gmail.com abstract the formation of characteristics of the energy state in the local contact of machined and tool materials in the cutting process is performed. the adoption of a model of the choice of unit microniveness in the form of a straight truncated cone is substantiated. the rate of deformation of the machined material on of unit microniveness is determined. the probability of the presence of acoustic oscillation and wave processes that occur in the conventional shear plane during the cutting process is shown. the dependence of the magnitude of unit microniveness area on the roughness parameters is established. analyzing the dimensions of microniveness, and also taking into account the calculated data of the autocorrelation function of the structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates, which in microniveness there is a certain amount of grain of the solid base of the material of the cutting plates. the functional dependences of the conditional number of grains on the size of roughness parameters as well as on the average grain size are established. the obtained research results are the initial data when using the methodology of performance evaluation of cutting tools by analyzing the acoustic characteristics of the energy state of processing and instrumental materials using the differential equation of cause and effect relationship. key words: cutting machining, microstructure of working surfaces of tools, autocorrelation function, acoustic properties of materials, causal relationship, wear. introduction consideration of the local interaction of processing and instrumental materials, as contacting rough surfaces is becoming increasingly relevant. a set of protrusions and depressions on the work surfaces of the tool causes the uneven distribution of localized pressures, which vary greatly in size from the nominal pressure. generalization of parameters is performed using the theory of causation [1-4]. to determine the characteristics of the structural and energy state of the working surfaces of composite cutting plates, an autocorrelation function is used. the use of research results allows to carry out the appropriate substantiation in the design of optical electronic devices for non-destructive quality control of composite cutting plates and in predicting the structural and energy state of the working surfaces of the plates and ensuring the guaranteed values of wear resistance of the tool. the purpose and task statement in order to use the differential equation of causation [1-4] an analysis of the energy state characteristics in the local contact of processing and tool materials in the process of cutting is performed. taking into account the direct connection of the work of friction with localized pressure over time, there was a need to determine the change in the characteristics of the microstructural energy state of the instrumental material on separate sections of the working surfaces of the tool. therefore, in analyzing the reasons for reducing the efficiency of tools, it is important to assess the state of their working surfaces. it is proved that one of the reasons for the loss of efficiency of composite instruments is the accumulation of stresses in the microstructure of the tool material due to the continuous action of acoustic vibrational and wave processes. in the further development of the research, in the main publications [3-6], the problems of the assessment of the performance of the composite tool by analyzing the acoustic characteristics of the energy state of the cutting material were substantiated. problems of tribology 43 presentation of research materials in accordance with the scheme of contacting of processing and instrumental materials, the model of unit microniveness (inequality) in the form of a straight truncated cone is adopted (fig. 1). the lawfulness of adopting such a model is based on the analysis of the structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates [7, 8]. analysis of the values of standard parameters of roughness of working surfaces for various instrumental materials showed the validity of the following inequality: rasm  , (1) where sm – the step of inequalities along the middle line; ra – average arithmetic deviation of profile of inequalities in the middle line. the given fact causes the formation of small angles of inclination of the inequalities: 2...1n . condition (1) gives the basis for replacing the radius side surface of the inequalities in a straight line. also, with the use of optical electronic devices, by analyzing profilograms of rough surfaces of cutting plates [8] the presence of the microscopic grains of the solid of the tool material (the size of the single grain  33 rd is shown in fig. 1), which led to the need to select the model of inequality in the form of a straight truncated cone. in addition, according to the accepted scheme of contacting, it is possible to analyze the more powerful nature of changes in the characteristics of the energy state by the presence of transitional regions, which results in a higher intensity of acoustic vibrational and wave processes in comparison with the spherical model of unit inequality. at this stage, consideration of the principle approach to determining the change in the acoustic characteristics of the energy state, takes the value of the deformation дh equal to twice the value of the mean arithmetic deviation of the profile of the inequalities along the midline ra , ie rahд  2 . in the case of considering the characteristics of the energy state for inequality, the rate of chip formation cv is determined by the following formula: l c k v v  , (2) where v – cutting speed; lk – the coefficient of shrinkage chips during the cutting process. taking into account the conditions of the modeling (2) adopted above, by means of mathematical transformations (using reference data [9]), the formula for determining the rate of deformation of the processed material on the unit inequality in the process of mechanical processing has the following form:      зз зз l h rdsmra rdsmra k v    2 16 22  , (3) where  зз rd – grain size of instrumental material (determined by the statistical method [7]). calculations of the deformation velocity н were carried out in a wide range of changes in cutting speed  0,6...6,0v m / s and shrinkage coefficient 0,2...2,1lk . the results of the calculations of the deformation velocity according to the formula (3) are as follows:  66 1067,2...108,0 н 1 / s, which allows us to assert the probability of overlaying acoustic oscillation and wave processes that pass in the conventional shear plane with a deformation  63 101...101  1 / s [10] and in unit inequalities. fig. 1. model of the geometric form of unit inequality 44 problems of tribology as shown above, the working surfaces of the cutting plates have a heterogeneous microstructure, which is determined by the random nature of the distribution of the solid base (grain) and material. however, the formation of an isotropic relief of inequalities allows, within the limits of a certain error, to systematize the structural energy state of the working part of the tool, to consider separate areas of the contact of processing and instrumental materials on a local scale: as infinitely small contact areas, and within the size of individual grains, groups of grains, and unit inequalities. according to the values of the roughness parameters ra and sm , the fact that the angles of inclination of the unit inequality are determined within the values of 2...1 is determined. in order to describe the parameters of the local contact on the basis of the above results of the study of the working surfaces of the tool, a model of the geometric form of unit inequality in the form of a straight truncated cone is adopted (fig. 1). a straight truncated cone has a radius of the base r which is equal to half the profile step inequality on the middle line sm and the radius at the vertex r , which functionally depends on the passport data of the size of the grain  33 rd , which acts on the microstructure of the tool material. the cone height дh is equal to the double value of the arithmetic mean deviation of the points of the surface ra . taking into account the given simulation conditions, the value of the area sr of the unit inequality is written in the form of the following dependence:                   23333 22 335 4 1 2 1 rdrdsmrardsmsr  . (4) thanks to the application of formula (4), the dependence of the size of the area sr of the unit inequality on the roughness parameters ra and sm (fig. 2) is established. the increase in the area is determined by increasing the roughness parameters ra and sm . the more intense growth of the area sr causes the profile of the inequalities along the middle line sm . the results of the aforementioned analysis of the size of the inequalities, as well as the consideration of the design data of the autocorrelation function of the structural and energy state of the working surfaces of the device [1], showed that inequality has a certain number of superhard grains. using the passport data on the dimensions of superhard materials (shm) and surface roughness parameters ra and sm , we can draw conclusions about the composition of the inequality. grains are separated by binding material. significant loads of mechanical and thermal energy are concentrated on inequality. therefore, the calculation of the magnitude of inequality is very important. this is especially true when performing an analysis of changes in the energy state of instrumental material. for a comparative assessment of the efficiency of tools adopted a characteristic of the relative number of grains contained in the volume of unit inequality. obviously, depending on a given number of grains that are inequality, physical properties, the activity of internal friction in the material of the plate during the cutting will be different. taking into account the parameters of the inequality, the conditional number of grains уп in the volume of the unit inequality is calculated by the following dependence: к a у m vn n   , (5) where n – number of grains per unit of mass; av – the volume occupying grain in the unit inequality;  – density of grain material; кm – weight of one carat for grains with shm. the number of shm grains in one carat with an average grain diameter 3d is determined by the formula v.m. bakula (formula valid in a wide range of resizing 3d : fig. 2 . the dependence of the area of inequality sr on the roughness parameters ra and sm problems of tribology 45 3 3 111083,2  dn , (6) where 3d – the average diameter of the grain shm, mcm. the mass percent concentration of grains in the cutting layer is determined by the passport data on the plate. then, the volume occupying grain in unit inequality, is determined by the following formula: “a ovv  , (7) where v – the volume of unit inequality; “o – mass percentage grains in the cutting layer of the plates. in accordance with the accepted model of the geometric form of unit inequality on the working surface of the tool (fig. 1), the formula for determining the volume v is as follows (the original formula for determining the volume of a straight truncated cone is taken with the reference [11]):        3/8 23333 rdrdsmsmrav   . (8) also, as already noted above, grains in the volume of inequalities are partially in the following ratio: ra d kr   2 3 , (9) then, the number of grains, which are partly in the volume of inequality, is determined by: уrr nkn  . (10) the calculations of the amount of grains уn are made using formulas (4) and (5) under the conditions of changing the roughness parameters of the working surfaces of the cutting discs of the alum [12]:  562,0...312,0ra mcm;  72...48sm mcm and the size of the single grain    7,0...5,033 rd mcm. as a result of the calculations, the number of grains partly in the volume of the microstructure of the unit inequality is –  756...272уn pieces of grain shm. the dependence of the conditional number of grains on the magnitude of the roughness parameters ra and sm illustrates fig. 3. the obtained results of calculations confirm the earlier assumption that the unit inequality of rough surfaces is a set of grains. it is established that none of the grains is found to have a complete initial size in the volume of the microstructure. the functional dependence of the number of grains уn on their average size 3d is shown in fig. 4. uniform grains, also, form a microrelief on the surface of the basic inequality with much smaller values ra and sm . fig. 3. dependence of the number of grains уn on the roughness parameters ra and sm ) fig. 4. dependence of the number of grains уn from average size 3d 46 problems of tribology a more detailed analysis of the qualitative and quantitative characteristics of the influence of the parameters of inequality on the values уn and sr must be performed on specific data on the composition of the instrumental material. in addition to the above calculations, it was also established that by simulating the geometric form of the unit inequality on the working surface of the tool of the adopted model of inequality in the form of a straight truncated cone уn and in the form of the half-sphere rn , there are slight differences in the values of the number of grains уn and rn ( such that they do not exceed 1%). this fact is due to the presence of conditions (1) and, as a consequence, the formation of small values of the angles of inclination of the inequalities constituting 2...1 . the number of grains on the surface of the unit inequality leads to a change in the conditions of contact between the processing and tool materials. this characteristic is important for the evaluation of the characteristics of the microstructural energy state of the tool material during the machining process conclusions the formation of characteristics of the energy state in the local contact of machined and tool materials in the cutting process is performed. according to the values of the roughness parameters ra and sm , the fact that the angles of inclination of the unit inequality are determined within the values of 2...1 is determined. the adoption of the model of unit inequality on the surface of the cutting plate in the form of a straight truncated cone is substantiated. according to the analysis of the results of calculations of the deformation velocity in the cutting process, the assertion about the probability of overlapping of acoustic oscillation and wave processes, which pass in the conditional shear plane and in unit inequalities, is grounded. the dependence of the value of the area sr of the unit inequality on the roughness parameters ra and sm is established. the increase in the area is determined by increasing the roughness parameters ra and sm . the more intense growth of the area sr causes the profile of the inequalities along the middle line sm . according to the results of the dimensional analysis of inequalities located on the working surfaces of the tool, and also taking into account the calculated data of the autocorrelation function of the structural and energy state of the working surfaces of the cutting plates, it is established that in the volume and on the surface of the unit inequality there is a certain number of grains of the solid base of the cutting material plates as a result of the calculations, the number of grains partly in the volume of the microstructure of the unit inequality is –  756...272уn grains. the functional dependences of the conditional number of grains on the size of roughness parameters as well as on the average grain size are established. the obtained research results are the initial data when using the methodology of performance evaluation of cutting tools by analyzing the acoustic characteristics of the energy state of processing and instrumental materials using the differential equation of cause and effect relationship. references 1. buryak v.g., buryak v.v., drapak l.s., buryak a.v. autocorrelation function of model of image of working surfaces of composite cutting plates // problems of tribology. – 2019. – № 1. – s.48-51. 2. buryak v.g., buryak v.v., drapak l.s., buryak a.v. analіz harakteristik mіkrostrukturi poverhon' kompozicіjnih rіzhuchih plastin // problemi tribologії. – 2018. – № 3. – s. 11-16. 3. buryak v.g. ocіnka pracezdatnostі іnstrumentіv na osnovі analіzu energetichnogo stanu obrobnih і іnstrumental'nih materіalіv // vіsnik tekhnologіchnogo unіversitetu podіllya, serіya 1 “tekhnіchnі nauki”. – 1997. – №1. – s. 51-54. 4. buryak v.g. ocіnka pracezdatnostі kompozicіjnih іnstrumentіv za analіzom akustichnih harakteristik energetichnogo stanu іnstrumental'nogo materіalu // vimіryuval'na ta obchislyuval'na tekhnіka v tekhnologіchnih procesah. – 1998. – №1. – s. 49-56. 5. buryak v.g., rumbeshta v.o. ocіnka pracezdatnostі іnstrumentіv na osnovі analіzu energetichnogo stanu іnstrumental'nih materіalіv // pracі mіzhnar. konf. “progresivna tekhnіka і tekhnologіya mashinobuduvannya, priladobuduvannya і zvaryuval'nogo virobnictva” (kiїv 98). – tom ii. – kiїv: ntuu “kpі”. – 1998. – s. 288-290. 6. buryak v.g. teoretichnij analіz kontrolyuyuchih і vimіryuval'nih harakteristik energetichnogo stanu obrobnih і іnstrumental'nih materіalіv u mekhanoobrobcі // vimіryuval'na ta obchislyuval'na tekhnіka v tekhnologіchnih procesah. – 1997. – №1. – s. 36-42. 7. buryak v.g., maslov v.p., miheenko l.a. statisticheskij metod ocenki rezhushchih svojstv instrumenta // stanki i instrument. – 1990. – №7. – s. 22-23. 8. ocenka rezhushchih svojstv instrumentov statisticheskimi metodami / buryak v.g., maslov v.p., miheenko l.a. – hmel'nickij, 1988. – 15s. – rus. – dep. v ukrniinti 24.01.89, №374 – uk 89. problems of tribology 47 9. spravochnik po matematike dlya inzhenerov i uchashchihsya vtuzov /bronshtejn i.n., semendyaev k.a. – m.: nauka, 1981. – 718 s. 10. bobrov v.f. osnovy teorii rezaniya metallov. – m.: mashinostroenie, 1975. – 344 s. 11. frejdental' a., gejringer h. matematicheskie teorii neuprugoj sploshnoj sredy. – m.: gifml, 1962. – 432 s. 12. vereshchagin l.f., semerchan a.a., gankevich t.t. i dr. almet – almaznyj kompaktnyj material // sinteticheskie almazy. – 1979. – vyp.1. – s. 3-5. буряк в.г., буряк а.в., буряк в.в. формування характеристик енергетичного стану в локальному контакті обробного і інструментального матеріалів в процесі різання виконано формування характеристик енергетичного стану в локальному контакті оброблюваних і інструментальних матеріалів в процесі різання. обґрунтовано прийняття моделі вибору одиничної мікронерівності у вигляді прямого усіченого конуса. визначено швидкість деформації оброблюваного матеріалу на одиничній мікронерівності. показана ймовірність наявності акустичних коливальних і хвильових процесів, які відбуваються в умовні площині зсуву в процесі різання. встановлена залежність величини одиничної мікронерівності від параметрів шорсткості. аналізуючи розміри мікронерівності, а також з урахуванням розрахункових даних автокореляційної функції структурного і енергетичного стану робочих поверхонь ріжучих пластин, у мікронерівності існує певна кількість зерна твердої основи матеріалу ріжучих пластин. встановлені функціональні залежності умовного числа зерен від розміру параметрів шорсткості, а також від середнього розміру зерна. отримані результати досліджень є вихідними даними при використанні методології оцінки ефективності ріжучих інструментів шляхом аналізу акустичних характеристик енергетичного стану обробних та інструментальних матеріалів з використанням диференціального рівняння причинно-наслідкових зв'язків. ключові слова: оброблення різанням, мікроструктура робочих поверхонь інструментів, автокореляційна функція, акустичні властивості матеріалів, причинно-наслідковий зв’язок, знос. 5.doc особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 19 запорожец в.в., стадниченко в.н., трошин о.н. національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: vstadnichenko@bk.ru особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения и изнашивания удк 691.891:621.316 в данной статье рассмотрена методология аппаратной регистрации и обработки акустической эмиссии при решении задач идентификации процессов, имеющих место при трении и изнашивании процессов фрикционного контакта. произведена оценка информативного содержания и погрешностей при регистрации диагностируемых параметров. ключевые слова: информационно диагностическая система, трибосистема, акустическая эмиссия, мониторинг, износ, чувствительность, погрешность. введение проблемы, требующие решения в ходе исследований по трения и износа существенно изменились. в первую очередь это связано со значительным повышением долговечности и надежности современных триботехничних систем, что в ряде случаев поражает достижениями. так хорошо известно, что межремонтный ресурс турбированных двигателей внутреннего сгорания производства концерна фольксваген, еще двадцать лет назад измерялся десятками тысяч километров пробега, сейчас составляет более миллиона километров пробега легкового автомобиля. такой качественный скачок в увеличении ресурса современных узлов трения стало возможным благодаря новым возможностям в области синтеза, как новых материалов поверхностей фрикционного контакта так и смазочных сред. в настоящее время только в германии только в производстве автомобильных дизелей ежегодно появляется свыше 1000 принципиально новых многослойных нанопокрытий и трибостанавливающих составов позволят получить аномально низкие значения интенсивности износа 10-9 10-13 м/м, в дальнейшем наноизносы. однако методы оценки износостойкости и прогнозирования ресурса трибосистем практически не изменились с конца 20 века и по своей скорости и точности значительно сдерживают внедрение современных конструкционных и технологических подходов [1, 2, 3]. в настоящее время в очереди на внедрение стоят сотни если не тысячи современных материалов и смазочных сред. учитывая вышеупомянутое возникает острая необходимость принципиально новой методологии оценки процессов контактного взаимодействия в реальном времени в трибосистемах, работающих в условиях наноизноса, а также раз работки на ее основе принципиально новой методологии модификации материалов поверхностей фрикционного контакта и управления процессами их самоупорядочения в процессе трения и износа. при этом, по мнению ряда ученых, в том числе запорожца в.в., одним из наиболее информативных методов дающий информацию о процессах, имеющих место на поверхностях фрикционного контакта является акустическая эмиссия (аэ) [4]. анализ работ [5, 6, 7, 8] по использованию метода аэ в трибодиагностике позволяет сделать вывод, что на данное время отсутствует единая методика выделения информативных сигналов от процессов разрушения в трибосистеме. во-первых, это касается информативного диапазона частот регистрируемых сигналов и, во-вторых, амплитудной дискриминации сигналов в этом же диапазоне для исключения приема сигналов, не связанных с процессами поверхностного разрушения. первая попытка решения данной проблемы сделана в работе [9], где установлено, что сигналы от процессов разрушения в зависимости от механизма разрушения (вязкого или хрупкого) находятся соответственно в диапазонах частот 200 … 400 кгц и 400 … 700 кгц. в то время, как в большинстве работ информативный диапазон работ находился в диапазоне 30 … 300 кгц и именно в этом диапазоне регистрировали максимальные значения аэ. это связано с фрикционным взаимодействием трущихся тел на макроуровне, что подтверждается отсутствие корреляционной связи между износом трибосистемы и аэ [6, 10]. такой подход к выделению сигнала аэ от процессов поверхностного разрушения [9], позволил достичь высокого уровня корреляции между скоростью изнашивания и интегральной характеристикой аэ (усредненной мощности) приведенной к определенному уровню дискриминации [11, 12, 13, 14]. в дальнейшем на этой основе разработан опытный образец малогабаритной информационнодиагностической системы (идс), и многофункционального программного обеспечения для решения задач диагностики широкого круга объектов диагностирования (подвижные сопряжения агрегатов авиационной техники, двигателей внутреннего сгорания и т.д.). mailto:vstadnichenko@bk.ru особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 20 результаты исследований в состав идс с предварительным преобразованием измеряемой физической величины входят следующие основные блоки: входное устройство, измерительный преобразователь (производит обработку измеряемого сигнала и формирует аналоговое значение мощности аэ), ацп, блок управления, блок индикации, процессор (или блок вторичной обработки сигналов), запоминающее устройство или эвм. одной из важнейших операций, от которой существенным образом зависит точность и чувствительность идс, является преобразование аналогового сигнала усредненной мощности аэ в цифровой сигнал. ацп предполагает выполнение трех операций: дискретизацию, квантование и цифровое кодирование измеряемой величины и функционально связанной с ней информацией. в идс использован ацп прямого преобразования, построенный по разомкнутой структурной схеме, которая не имеет обратной связи с выхода на вход. в то же время отдельные элементы структурной схемы идс охвачены обратной связью, типовая структурная схема, приведена на рис. 1. входное устройство запоминающее устройство измерительный преобразователь процессор ацп эвм f x(t) рис. 1 – структурная схема одноканальной идс прямого действия входное устройство для уменьшения помех имеет высокое входное сопротивления. линейное преобразование входного сигнала x(t) из аналогового в цифровой, с учетом автоматического выбора предела измерений, происходит в ацп соответствующего уровня разрядности. от уровня разрядности зависит номинальная цена единицы наименьшего разряда, которая связана с разрешением (чувствительностью) идс, которая остается постоянной для каждого предела измерений. в зависимости от разделительной способности и точности в отсчетном устройстве идс предусмотрено определенное число десятичных разрядов отсчета измерения диагностируемого параметра (усредненной спектральной мощности), от которой также зависит чувствительность идс. достоинством выбранной схемы идс является возможность функционального преобразования измеряемой физической величины х в другую физическую величину f, более пригодную для последующего аналого цифрового преобразования с учетом корреляционной связи с процессами разрушения поверхностных слоев. одним из этапов работы ацп является дискретизация сигнала по времени )(txд в виде m мгновенных значений qx , или отсчетов сигнала x(t). интервал времени qqq ttt 1δ += между двумя смежными моментами дискретизации qt и 1+qt (шаг дискретизации), он может быть постоянным ∆t = const (равномерная дискретизация) или переменным (неравномерная дискретизация). в идс применяется ацп с равномерной дискретизацией (задается из условий механизма разрушений в трибосистеме), как более простой для аппаратурной реализации. процедура дискретизации сигнала x(t) происходит в ацп путем умножение функции x(t) на вспомогательную периодическую последовательность y(t) достаточно коротких тактовых импульсов с периодом ∆t. как тактовые используются прямоугольные импульсы амплитудой 0u и продолжительностью 0τ , которая значительно меньше, чем период ∆t. таким образом, дискретный сигнал )(txд с интервалом ∆t представляется произведением: )()()( tytxtxд = . квантование по уровню обеспечивается путем представления непрерывной по значению величины х в виде конечного числа дискретных уровней квантования 1кx , где n,1l = , которые создают шкалу квантования. в нашем случае квантование обеспечивает сравнение измеряемой величины с ценой единицы наименьшего разряда ацп, в данном процессе это измерение задается равномерно с интервалом: особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 21 ( ) l1llδ ккк xxx += . конечный результат квантования измеряемой величины qx (является кодом ацп – эта величина связана с величиной информации о процессах разрушения) подается как число qn минимальных (наименьших) интервалов квантования кк xx δδ min = , то есть: кqq xnx δ= , где кxδ – номинальная цена единицы наименьшего разряда кода (дискретность, или шаг квантования). квантование в идс заключается в представлении интегральной величины квантовых уровней за интервал времени шага дискретизации, которая отражает изменение скорости накопления повреждений (износа) в диагностируемой трибосистеме. таким образом, в идс жесткий алгоритм преобразования аналогового сигнала аэ предусматривает установление фиксированного уровня дискриминации сигналов аэ от процессов разрушения в ограниченной полосе пропускания от 200 кгц и более в соответствии с амплитудно частотной характеристикой датчика. жесткий алгоритм работы ацп предусматривает установление полосы дискретизации приема сигналов по времени регистрации и квантование их уровня. заданная в идс дискриминация обусловлена величиной апертурной ошибки (интервал времени qап ttt −′= q , в котором сохраняется неопределенность между заданным и реальным отсчетом мгновенного значения сигнала x(t)). она связана с конечным (не нулевым) временем преобразования в ацп любого мгновенного значения входного сигнала и его изменение за время преобразования в ацп. схематически появление данной ошибки показано на рис. 2. t х(t) 0 )( q tх′ aпt qt qt′ )( q tх δxд(tq) линейный участок нелинейный участок рис. 2 – к пояснению апертурной ошибки аппаратная ошибка (динамическая) )( qд tх∆ в момент дискретизации qt равна: )()()( qqqд txtxtх −′=∆ . погрешность запаздывания можно оценить по формуле: апqqд ttxtx )()( ′=∆ , где )( qtx′ – скорость изменения функции (сигнала) x(t) в точке qt . для уменьшения аппаратной ошибки в идс рабочая скорость ацп подбиралась исходя из максимальной скорости изменения (частотного спектра) входного сигнала. кроме того, максимальное значение времени преобразования тап в ацп обеспечивается таким, чтобы максимальна ошибка измеряемого сигнала δхд max за этот период времени не превышала уровень квантования δхк. то есть условие дискретизации в идс записывается как: кд xx ∆≤∆ max . теоретические и лабораторные исследования в трибодиагностике позволили создать опытный образец идс контроля, который прошел испытания на машинах трения с моделированием различных видов повреждаемости трибосистем, рис. 3. эти исследования показали высокую корреляционную связь между измеряемым параметром (усредненная мощность аэ) и мерой повреждения трибосистем (скоростью изнашивания). особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 22 рис. 3 – блок регистрации и обработки сигналов аэ в идс возможности современной элементной базы по данному направлению исследований позволяют уменьшить размеры блока регистрации идс контроля до 2 см2 и менее. в качестве чувствительного элемента идс используются пьезоэлектрические преобразователи, которые имеют малые размеры, а также возможно использование пленочных преобразователей по аналогии с теми, что использовались на космическом челноке «буран». блок регистрации и обработки идс может встраиваться в конструктивный диагностируемый элемент, с предыдущей адаптацией по питанию, а также с возможностью использования своего источника питания за счет минимальных собственных энергозатрат. накопление информации о повреждаемости осуществляется в соответствующем блоке, который может размещаться на объекте диагностирования. данное конструктивное решение идс контроля позволяет накапливать информацию за все время эксплуатации объекта контроля с учетом выполнения ремонтно профилактических работ на нем. то есть перейти на эксплуатацию контролируемых объектов по техническому состоянию. идс позволяет, регистрировать величину износа начиная с отделения первой частицы с поверхности трения, это по сути нанотехнология в измерении скорости изнашивания. при регистрации повреждений уровень сигнала возрастает на порядки. таким образом, использование идс заданной структурной схемы позволяет выявить дефекты на ранней стадии их развития. преобразование аналогового сигнала в цифровой сигнал в использованном в идс ацп имеет ряд особенностей. механизм квантования сигналов можно представить следующей схемой, рис. 4. регистрации измерения сигналов аэ оценивается кодом ацп (относительных единицах n) относительными единицами, которые представляют собой уровень усредненной мощности аэ. время усреднения определяется частотой среза фильтра низких частот. 0 ux umax uвход n nx nmax h=umax/2 n рис. 4 – схема преобразования аналогового сигнала усредненной спектральной мощности в цифровой сигнал цифровое кодирование в ацп осуществлялось двоичным кодом. двоичный код использован поскольку он близок к оптимальному по времени вычислительных операций [15]. критерием оптимальности двоичного кода является минимизация произведения системы исчисления h на количество разрядов l. т.е. при данной системе кодирования hl стремится к минимуму. весьма важным для оценки метрологических характеристик идс является оценка статистических и динамических ошибок измерения сигналов аэ. пути уменьшения динамической ошибки (апертурного времени) рассмотрено выше по тексту. в общем виде основная статистическая погрешность ацп имеет три составляющих: аддитивная, мультипликативная и нелинейная. аддитивная составляющая основной погрешности приводит к параллельному смещению градуировочной характеристики ацп, мультипликативная составляющая к откло особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 23 нению реальной градуировочной характеристики ацп от номинальной, а нелинейная составляющая к отклонению реальной градуировочной характеристики ацп от прямой линии (рис. 4). для уменьшения аддитивной и мультипликативной составляющих основной погрешности в идс используется операции «установка нуля» и «калибровка», которые выполняются автоматически. погрешность нелинейности уменьшается периодически проведением калибровок для фиксированного калибровочного значения опорного сигнала, который в каждый момент времени измерений формирует опорный сигнал и на выходе микроконтроллера. результаты использования идс при проведении лабораторных и стендовых испытаний показали, сто исключить полностью аддитивную и мультипликативную составляющие погрешности ацп в полной мере не удается, что обусловлено следующими причинами: изменением этих составляющих погрешности во времени, ибо они «плывут» после установки нуля и калибровки до начала измерений; изменением климатических факторов (влажность, температура), при которых выполнялась установка нуля и калибровка. тем не менее, использование встроенной системы диагностики технического состояния агрегатов существенным образом снижает аддитивные и мультипликативные погрешности идс. пиковые значения регистрируемых параметров аэ связаны с величиной информации о скорости накопления повреждений в диагностируемом объекте. с точки зрения получения информации о кинетике процессов изнашивания с использованием обработки сигналов аэ, наиболее приемлемой является организация непрерывного режима записи информации в виде файлов (рис. 5) с последовательной записью и сохранением каждого результата измерения в устройстве запоминания (жестком диске компьютера). по оси абсцисс записывается номер измерения, а по оси ординат величина усредненной мощности сигналов аэ. 0 код ацп 200 400 600 количество отсчетов 10000 5000 15000 рис. 5 – один файл информации об измерении меры повреждения усредненной мощности сигналов аэ диагностируемого объекта, сохраняемый в блоке накопления информации после определенного уровня наработки диагностируемого объекта, проводится построение итоговых интегральных характеристик изнашивания трибосистем во времени испытаний и их анализ. переход ко времени на оси абсцисс осуществляется перемножением количества отсчетов на время дискретизации одного отсчета. метрологическая оценка измерительного тракта идс проведенного на основании методики [15], а также после реализации мероприятий по снижению погрешностей изложенных выше показали, что погрешности измерения мощности сигналов аэ и связанной с ней информации о скорости изнашивания трибосистем находится на уровне 0,7 %. величина погрешности зависит также от характера зависимости меры повреждения и измеряемым диагностируемым параметром (линейная, нелинейная зависимость). статистическая погрешность из-за конечной продолжительности наблюдения случайного процесса без знания вида корреляционной функции fδ оценивается по формуле: ( )[ ] ( )[ ]∑ ξξν=θδ ν n f фф 1 ! 1 2 , где kxt τ=θ , t – продолжительность наблюдения; kxτ – интервал корреляции исследуемой функции ( )tx ; ( ) aф −ν−ξν – производная интеграла вероятности ( )ξф , x x σ =ξ : ( ) ξ π =ξ ∫ +∞ ∞− ξ deф 2 2 1 2 1 . особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 24 определение ( )ξνф осуществляют с помощью полиномов эрмита, [16]. практические расчеты показывают, что данный вид погрешности fδ в среднем не превышает 1,2 %. в работе [17] показано, что при ограничении длительности регистрации сигналов аэ, величина погрешности энергии и мощности сигналов при различных механизмах разрушения поверхностного слоя не превышает 0,002 %. оценка границ допустимых значений основных погрешностей идс, приводится по формуле [15]: ∑ = δ±=δ n i одиод 1 , где среди составляющих погрешностей одиδ могут быть как аддитивные, так и мультипликативные. метод аэ является косвенным методом и для того чтобы представить результаты в единицах измерения износа необходимо установить взаимосвязь износа и интегральной характеристики аэ в виде параметра удельной эмиссионной активности [18], величина износа в данной работе определялась весовым методом, который имеет свою погрешность. определение этих погрешностей, которые носят инструментальный характер связанных, с использованием идс связанны с определением взаимосвязи информационного параметра регистрируемого в процессе диагностики подвижных сопряжений с величиной их скорости изнашивания [18]. проведенная авторами в работе [14], позволила установить, что погрешности данного метода находятся в пределах величины, удельной эмиссионной активности испытываемых материалов в данной работе она находилась в пределах 2 … 2,5 % [18], которая связана как с физико-механическими свойствами материалов, так и с масштабом процесса изнашивания. поскольку в этом случае испытаниям подвергались материалы, близкие по своим физико-механическим свойствам, масштабы изменения этих пределов определены не были. дальнейшие исследования, проведенные на материалах которые существенным образом отличаются по своим физико механическим свойства показали, что параметры удельной эмиссионной активности могут отличаться на порядки [19]. принятый в идс подход к приему, обработке и регистрации сигналов аэ, позволил регистрировать и разделять по уровням сигналы от износа различных по своим физико-механическим свойствам элементов и установить уровень сигнала от микроповреждений поверхностного слоя, который в дальнейшем приводит к отделению частиц износа и таким образом обосновано установить уровень амплитудной дискриминации, рис. 6. 0 w* ×10-8, вт 2 4 6 t, мин 10 3 5 15 i, отн. ед. 6 9 3 2 1 4 рис. 6 – диаграмма изменения усредненной мощности сигналов аэ wус по времени: 1 – средний уровень при отделении частиц износа браж 9-4; 2 – средний уровень при отделении частиц износа стали сталь 40; 3 – средний уровень от микродефектов и пластической деформации поверхностных слоев; 4 – уровень дискриминации по амплитуде итак, метод трибодиагностики с использованием аэ достаточно точный, и погрешности системного характера существенно не влияют на него. это предопределяет условия использования метода аэ для технической диагностики и прогнозирования расчета повышения ресурса техники, которая эксплуатируется после использования новых материалов. выводы результаты экспериментальных исследований по оценки эффективности идс на основе метода аэ работающего по жесткому алгоритму приема и обработки диагностируемого сигнала обеспечивает достаточную точность при регистрации различных видов повреждений подвижных сопряжений из-за уменьшения погрешностей системного характера, которые присущи приборам аэ, которые широко распространены в настоящее время. особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 25 литература 1. подмастерьев к.в. автоматизированная система сбора и анализа данных при трибомониторинге / к.в. подмастерьев, в.в. мишин, е.в. пахолкин, в.в. марков // теория, методы и средства измерений, контроля и диагностики: материалы междунар. научн.-практ. конф. – новочеркасск: нпо «темп», 2001. – ч. 3. – с. 40-42. 2. основи трібології / в.а. войтов, в.н.стадниченко, о.м. трошін та ін.: під заг. ред. в.а. войтова – харків: хдтусг ім. петра василенка, – 2008. – 342 с. 3. технические средства диагностирования: справочник / в.в. клюев, п.п. пароменко, в.е. абрамчук и др.: под общ. ред. в.в. клюева. – м: машиностроение, – 1989. – 672 с. 4. сарычев г.а. анализ акустического излучения при фрикционном взаимодействии твердых тел / г.а. сарычев, в.м. щавелин, в.н. баранов // трение и износ, – 1985.т. 6, №1. – с. 39-47. 5. свириденок а.и. акустические и электрические методы в триботехнике. а.и. свириденок, н.к. мышкин, т.ф. калмыкова и др.: под ред. белого в.а. – мн.: наука и техника. – 1987. – 280 с. 6. баранов а.в. ультразвуковой мониторинг работы трибосопряжений / а.в. баранов, с.в. тарасевич, в.а. вагнер. // ползуновский вестник – барнаул: агту. – 2012. – №1 – с. 23-27. 7. маркова л.ф. перспективы развития трибодиагностики / л.ф. маркова // трение и износ. – 2006. – т. 11, №7. – с. 175-184. 8. акустическая эмиссия в экспериментальном материаловедении / под общей редакции семашко н.а. – м.: машиностроение. – 2002. – 240 с. 9. березняков а.и. о взаимосвязи характеристик акустического излучения поверхности трибосопряжения с трибологическими параметрами / а.и. березняков, в.н. стадниченко // трение и износ. – 1998. – т. 19, №3. – с. 312-317. 10. лебедев в.м. акустические исследования работы трибосопряжений, смазываемых пластичными смазочными материалами / в.м. лебедев, а.в. баранов // долговечность трущихся деталей машин. – м.: машиностроение. – 1988. – №3. – с. 234-243. 11. filonenko s.f. research of influence of thermal resistance of elements of trybosystem on wearproofness of friction units / s.f. filonenko, v.n stadnichenko, o.n. troshin // proceeding of the forth world congress “aviation in the xxi-st century” “safety in aviation and space technology, nau, – 2010. volume 1. – p. 12.1-12.4. 12. запорожец в.в. методология ускоренной оценки износостойкости образцов с электроискровыми покрытиями / в.в. запорожец , в.н. стадниченко // проблеми трибології. – 2010. – №4. – с. 25-32. 13. стадніченко в.м. прогнозування ресурсу трібосистем з використанням інформативних параметрів акустичної емісії / в.м. стадніченко, м.г. стадніченко, в.в. варваров // «новітні технології для захисту повітряного простору»: матеріали шостої наукової конференції хупс. – 2010 – с. 55. 14. запорожець в.в. прискорена методика визначення зносостійкості нанопокриттів в трібосистемах з використанням інформативних параметрів акустичної емісії / в.в. запорожець, в.м. стадніченко, о.м. трошін та ін. // збірник наукових праць харківського університету повітряних сил. – №3(25). – 2010. – с. 19-24. 15. цифрові вимірювальні прилади / в.м. чинков. – харків: нту «хпі», –2008. – 508 с. 16. вероятностный анализ систем автоматического управления н.а. лившиц, в.н. пугачев – м.: советское радио, – 1963. – 896 с. 17. акустическая эмиссия в экспериментальном материаловедении / под общ. ред. семашко н.а. – м.: машиностроение, – 2002. – 240 с. 18. запорожец в.в., стадниченко в.н. идентификация “наноизносных” режимов трения с использованием метода акустической эмиссии.// технологические системы, 2012. №4. с. 42-56. 19. запорожец в.в., стадниченко в.н., трошин о.н. теоретические и экспериментальные основы акустико-эмиссионной идентификации механизмов изнашивания и прогнозирования ресурса трибосистем. // проблеми трибології. – 2013р. № 1. – с. 16-29. поступила в редакцію 13.01.2014 особенности аппаратной регистрации и обработки акусто эмиссионного излучения при идентификации процессов трения ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 26 zaporojetz v.v., stadnychenko v.n., troshin o.n. features of hardware acquisition and processing of acoustic-emission radiation in the identification of friction and wear. this article describes the methodology of hardware acquisition and processing of acoustic emission in the solution of problems of identification processes taking place at the friction and wear of friction contact surfaces. the evaluation of informative content and errors in registration diagnosed parameters. key words: information and diagnostic system, tribosystem, acoustic emission, monitoring, depreciation, sensitivity, accuracy. references 1. podmasteriev к.v., mishin v.v., pakholkin е.v., markov v.v. avtomatizirovannaya sistema sbora i analiza dannikh pri tribomonitoringe. teoriya, metody i sredstva izmereniy, kontrolya i diafgnostiki: маterialy mejdunarod. nauchn.-prakt. konf. novocherkassk. npо «тemp», 2001. ch. 3. s. 40-42. 2. osnovy tribologiy. v.a. voytov, v.n. stadnichenko tа in.: pid zag. red. v.a.. voytova. kharkiv: khdtusg іm. petra vasilenks, 2008. 342 s. 3. teknicheskie sredstva diagnostirovaniya: spravochnik. v.v. kluev, p.p. paromenko, v.е. abramchuk i dr. pod obsh. red. v.v. klueva. м: mashinostroenie, 1989. 672 s. 4. sarychev g.а., shavelin v.м. analiz akusticheskogo izlucheniya pri friktzionnom vzaimodeystvii tverdykh tel. trenie i iznos, 1985.т. 6, №1. s. 39-47. 5. sviridenok a.i., myshkin n.k. akusticheskie i elektricheskie metody v tribotekhnike. pod red. belogo v.а. мn.: nauka i tekhnika. 1987. 280 s. 6. baranov a.v., tarasevich s.v., vagner v.a. ultrozvukovoy monitoring raboty tribosopryajeniy. polzunovskiy vestnik. barnaul: аgтu. 2012. №1 s. 23-27. 7. markova l.f. perspectivy razvitiya tribodiagnostiky. trenie i iznos. 2006. т. 11, №7. s. 175-184. 8. akusticheskaya emissiya v eksperimentalnom materialovedenii. pod obshey redaktziey semashko n.а. м.: mashinostroenie. 2002. 240 s. 9. beryaznikov а.i., stadnichenko v.n. о vzaimosvyazi kharakteristik akusticheskogo izlucheniya poverkhnosty tribosopryajeniya s tribologicheskimi parametrami. тrenie i iznos. 1998. т. 19, №3. s. 312-317. 10. lebedev v.m., baranov a.v. akusticheskie issledovaniya raboty tribosopryajeniy, smazivaemikh plastichnimy smazochnimy materialami. dolgovechnost trushikhsya detaley mashin. м.: mashinostroenie. 1988. №3. s. 234-243. 11. filonenko s.f., stadnichenko v.n, troshin o.n. research of influence of thermal resistance of elements of trybosystem on wearproofness of friction units. proceeding of the forth world congress “aviation in the xxi-st century” “safety in aviation and space technology, nau, 2010. volume 1. p. 12.1-12.4. 12. zaporojetz v.v., stadnichenko v.n. metodologiya uskorennoy otzenky iznosostoykosty obraztzov s elektroiskrovimy pokritiyami. problemi tribologii. 2010. №4. s. 25-32. 13. stadnichenko v.m., stadnichenko n.g., varvarov v.v. prognozuvannya resursu tribosystem z vikoristannyam informatyvnikh parametriv akusticheskoy emissii «novitni tekhnologii dlya zakhistu povitryanogo prostoru»: materialy shostoi naukovoi konferentsii khups. 2010 s. 55. 14. zaporojetz v.v., stadnichenko v.n., troshin о.n. priskorena metodika viznachennya znosostiykosty nanopokrittiv v tribosistemakh z vikoristannyam informativnikh parametriv akusticheskoy emissiy. zbirnik naukovikh pratz kharkivskogo universitetu povitryanykh sil. №3(25). 2010. s. 19-24. 15. chinkov v.м. tzifrovi vimiruvslny prilady. kharkiv: ntu «khpі», 2008. 508 s. 16. livshitz n.а., pugachev v.n. veroyatnostniy analiz system avtomaticheskogo upravleniya. м.: sovetskoye radio, 1963. 896 s. 17. akusticheskaya emissiya v eksperimentalnom materialovedenii. pod obsh. red. semashko n.а. м.: mashinostroenie, 2002. 240 s. 18. zaporojetz v.v., stadnichenko v.n. identifikatziya “nanoznosnykh” rejimov treniya s ispolzovaniem metoda akusticheskoy emissiy. tekhnologicheskie systemy, 2012. №4. s. 42-56. 19. zaporojetz v.v., stadnichenko v.n., troshin о.n. teoreticheskie i eksperimentalnye osnovy akustiko-emissionnoy identifikatzii mekhanizmov sznashivaniya i prognozirovaniya resursa tribosystem. problemi tribologii. 2013. № 1. s. 16-29. copyright © 2023. v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, a.a. tykhyi, o.v. kuzyk, o.m. livitskyi . this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 81-91 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-81-91 the regularity of the change in the coefficient of friction of the coupling of "shaft-sleeve" parts using polymeric materials v.v. aulin*, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, a.a. tykhyi, o.v. kuzyk, o.m. livitskyi central ukrainian national technical university, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.comt received: 25 january 2022: revised: 25 february 2023: accept: 15 march 2023 abstract for the conjugation of samples and parts of the "shaft-sleeve" type, from the theoretical and experimental points of view, the laws of the change of the coefficient of friction for the combined polymer-metal material and coating were considered. based on the law of energy conservation and transformation in the friction zone, expressions for estimating friction coefficients for polymer coatings and combined polymer-metal materials were obtained, taking into account the properties of thermal conductivity and elasticity and the geometric dimensions of the polymer and metal components. the consistency of the patterns of change in the friction coefficient has been clarified in tribocouplings of samples and parts from load and sliding speed in modes without lubrication and at extreme friction. to substantiate the effective operation of tribocoupling of parts made of combined polymermetal materials, a criterion was introduced the coefficient of wear, which is used to evaluate the tribological efficiency. it is shown that the obtained experimental results do not contradict the theoretical justification. key words: polymer-metal material, coefficient of friction, load, sliding speed, tribocoupling of samples and parts, non-equilibrium state, elasticity, deformation, wear coefficient introduction the use of tribocouplers of samples and parts made of combined polymer-metal materials depends on the polymer material, the formation of the metal component, the coating technology, properties and geometric characteristics of the polymer and metal components. during the operation of tribocoupled parts, the intensity of wear and the coefficient of friction are important. designing combined polymer-metal materials and coatings, they try to significantly reduce the intensity of wear and optimize the friction coefficient for a specific tribocoupling. there is no criterion by which it is possible to evaluate the effective operation of tribocoupling of parts made of combined polymer-metal material and coatings. it is important to control the value of the coefficient of friction by varying the geometric dimensions, properties of the components of the combined polymer-metal material, operating modes and load-speed characteristics. literature review to effectively increase the durability of machine systems and units, tribo-coupling of parts made of polymer and polymer-metal materials is used [1-3]. but at the same time, it is necessary to solve the problem of optimal geometric dimensions, technologies for forming stress coatings in materials, intensity of their wear, development of methods for evaluating the efficiency and reliability of such tribocouplers [4,5]. it should be noted that when implementing such an operational property of materials as their wear resistance, the task is complicated due to the significant dependence of stresses on the ratio of constituent polymermetallic materials, sizes, shapes of their constituents, as well as structural features of conjugated parts and properties of the working (technological) environment [6,7] . the authors of works [8-10] the main cause of destructive processes in the surface layers of halfdimensional materials are contact stresses and deformations that arise under the influence of loads on the tribocoupling of parts. this requires a detailed study of the features in the surface layers of the tribojoint materials of http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-81-80 82 problems of tribology the parts. studying the features of combined polymer-metal materials in the process of tribocoupling of parts allows us to approach unsolved problems from a single point of view. the use of physical and mathematical models [11,12] is appropriate. attempts to compare the wear resistance and stressed and deformed state of the surface layers of such coatings on parts were made in [1]. the relationship between the wear process of combined polymer-metal materials and their tribological properties is given in works [13,14]. the results of studies of wear resistance with polymer and polymer-metal coatings show that in the first case it is lower than in the second due to faster equalization of contact pressure. the phenomenon of spontaneous establishment and maintenance of a stationary mode of wear was also revealed [1,15,16]. the existing results of studies of combined polymer-metal materials [17-20] do not allow to evaluate the effectiveness of the tribocoupling of parts according to the intensity of wear, and there is a need to relate them to the types of contacts and contact conditions. purpose the purpose of this work is to identify the patterns of change in the friction coefficient of tribocouplers of parts made of combined polymer-metal materials and with applied polymer and polymer-metal coatings and to propose a criterion for their tribological efficiency in operation. results research results indicate that the heat resistance of the combined polymer-metal coating (pmec) is higher than that of pure polymer (pc). this makes it possible to develop the formation of polymer-metal coatings as a technological process to increase the wear resistance and heat resistance of the range of parts that work as sliding bearings in machines. for polymer materials, there is a fairly clear relationship between friction coefficients and temperature in the contact zone: lower temperatures correspond to lower values of the friction coefficient and vice versa. the temperature arising as a result of friction changes the elastic and strength properties of the polymer surface layers of tribocouples of samples and parts. this affects the change of the actual contact area of the surfaces and the force of friction, and therefore the coefficient of friction. the temperature change observed in the friction zone is due to more intensive heat removal by combined polymer-metal coatings compared to pure polymer ones. in the case of a combined polymer-metal coating (fig. 1), its two components should be considered: metal with a width a, height – h and polymer – with a width of b . thermal conductivity of metal material – 3  . the thickness of the polymer coating over the metal component is 1  . а b fig. 1. scheme of tribocoupling of parts "shaft-sleeve with polymer (a) and combined polymer-metal (b) coatings: 1 sleeve; 2 shaft; 3 coating heat flows through the components of the combined polymer-metal coating of the cylindrical surface have the form: – for the polymer component:      111 1 212 22 ln 2 11       hd d ttb q p ; (1) – for the metal component: l  0 d 2 d 1 t2 t2 t1 1 3 2 l=a+b  1 d 2 h t3 t3 t1 1 3 2 a b d 1 problems of tribology 83      111 1 213 22 ln 2 11       hd d tta q me , (2) where  – the coefficient that takes into account part of the heat dissipated through the bushing friction surfaces;  – the coefficient that takes into account part of the heat dissipated in the triboconjugation of samples and parts; 2  – thermal conductivity of the polymer. the flow of heat removed from the friction zone by the combined polymer-metal coating is equal to:        32 11 1 21 22 ln 211    ab hd d tt q mep     . (3) we compare the heat flows p q and mep q assuming that 01  h :   2 32   ba ab q q p mep    . (4) after some transformations (4) can be represented in the form:     2 231   ba a q q p mep    . (5) since 32   , then 1 p mep q q , that is, the process of heat removal is significantly intensified by the combined polymer-metal material in comparison with the polymer one. an increase in the relative sliding speed of the contacting tribocoupling of parts causes an increase in the temperature in the friction zone, which can affect both the mechanical properties of materials and the nature of the entire complex of physico-chemical processes. based on the law of conservation of energy in the mode of steady friction, when the surfaces of the contacting parts are worn, the temperature in the contact zone can be calculated using the expression: ri vnfk t p   21 1  , (6) where k – is a coefficient ranging from 0.25 to 0.32; i – mechanical heat equivalent ( i =43.57 kcal/j); r – the radius of the contact spot; v – sliding speed; 21 , – thermal conductivity coefficients of contacting bodies; p f – the coefficient of friction of the polymer surface. for a polymer-metal material, expression (6) has the form:   ri vnf ba bak t mep    )()( 2131 1  , (7) where mep f – the coefficient of friction of the combined polymer-metal surface. the expression for determining the step of the metal component in the combined polymer-metal coating is obtained using the law of conservation of thermal energy when it is removed through a cylindrical surface:             32 11 1 21 1 2 211 22 ln 21 ln 2 1     ab hd d tt d d ttba       . (8) after some transformations of equation (8), we obtain:         hd d ab d d ba     11 1 32 1 2 1 2 ln 1 ln 1   . (9) assuming that in the first approximation we have: 84 problems of tribology 1 12 1 12 1 2 1lnln d dd d dd d d            ; (10)          hd h hd h hd d               11 1 11 1 11 1 2 2 2 2 1ln 2 ln      , (11) and also taking into account these expressions in equation (9), we have:            hd h ab dd dba       11 1 32 12 11 2 2 11    . (12) having entered the variables 1  in 2  equation (12), we have: ab 1221 2113      , (13) where       12111 21 ddhd   . (14)   hd  112 12  . (15) taking into account the thermophysical characteristics of the material of the sleeve and the materials covering the cylindrical surface, as well as the geometric parameters of the parts and the coating, it is possible to calculate the technological parameter b of the combined polymer-metal material on the renewable cylindrical surface of the part for this tribocoupling of parts. the formation of combined polymer-metal materials on a cylindrical surface not only increases the speed of heat removal from the friction zone, but also improves the antifriction properties of the mating surfaces. from a theoretical point of view, let's consider the change of such an energy characteristic in the tribocoupling of "shaft-sleeve" parts as the coefficient of friction. we obtain an expression for the coefficient of friction for polymer and polymer-metal materials, based on the law of conservation of energy, taking into account the work of friction forces and the process of heat removal from the friction zone. for a polymer coating, the work of friction forces can be calculated using the formula:          2 1 2 12 2 211 121 1 11              eed badeen dfa pтр p , (16) where  – the coefficient that takes into account the nature of the movement of the tribocoupling of parts ( 9,7 for rotational movement; 2 max 2,3 d – for oscillating movement); 1  , 2  , 1 e , 2 e – are poisson's ratios and modulus of elasticity, respectively, of the material of the shaft and sleeve. taking into account (16), in the law of energy conservation and transformation, we have:                    1 2 211 11 1 212 2 1 2 12 2 211 121 1 ln 2 2 ln 2 1 11 d d ttba d d ttbak eed badeen df p                        , (17) where k – a coefficient that takes into account the material of the coupling parts and the presence of a lubricating medium. from the obtained equation (17), it is possible to determine the coefficient of friction for the "shaft-sleeve" tribocoupling with a uniform polymer coating of the cylindrical surface of the shaft:              2 1 2 12 2 211 121 1 1 2 1 11 1 221 2/1 11 ln/ 2 ln/12                          eed deen d d d d d ttbak f p . (18) for a combined polymer-metal material on a section of a cylinder with a length of bal  , the work of friction forces can be calculated by the formula:                                                  2 1 2 13 2 31 3 2 1 2 12 2 21 2 2/1 11 1 1 1111   ee ae ee be dd en badfa mepмер , (19) where 33 ,e – are the modulus of elasticity and poisson's ratio of the metal component of the combined problems of tribology 85 polymer-metal material, respectively. using (3) in the law of energy conservation and transformation, we have:                      32 11 1 21 1 2 211 2 1 2 13 2 31 3 2 1 2 12 2 21 2 2/1 11 1 1 22 ln 12 ln 2 1111      ab hd d tt d d ttbak ee ae ee be dd en badf mep                                                         .(20) from equation (20), it is possible to determine the coefficient of friction for couplings of samples and parts made of a combined polymer-metal material:                    2 1 2 13 2 31 3 2 1 2 12 2 21 2 11 1 32 1 2 1 111 11 1 21 1111 22 ln 1 ln 2                                                                 ee ae ee be hd d ab d d ba dd en d ttk f mep . (21) by substituting the mechanical and thermophysical characteristics of the materials of the conjugated parts, the coatings applied to them, the geometric dimensions, the components of the combined polymer-metal material, as well as the specified characteristics of the coatings into expressions (18) and (21), one can make sure that pmep ff  . this indicates an improvement in the antifriction properties of polymer-metal materials and coatings. triboconjugation of samples and parts may be brought out of equilibrium under the influence of external friction conditions, random occurrences of natural inclusions on contacting surfaces, relaxation phenomena in combined polymer-metal materials and coatings, development of physico-chemical processes in the area of antifriction contact, etc. the process of deviation from the equilibrium state in them is described by the equation:   траpаmeme dliid  , (22) where me  – the excess deformation of the polymer compared to the deformation of the metal; араме ii , – intensity of metal and polymer wear. by integrating the differential equation (22), it can be shown that the tribosystem of the conjugations of parts returns to equilibrium, that is, it is stable:              мерме араме тррамеараме ii liiii  exp , (23) where раме iі  – the deviation from the initial value of the difference in intensity of metal and polymer wear; мерме   – the corresponding deviation of the excess deformation of the polymer. expression (23) shows that as the friction path increases, тр l the wear intensities of metal and polymer asymptotically converge. the expression is obtained on the assumption that in a fairly small zone the equilibrium point раме iі  depends linearly on the amount of deformation of the metal ме  . disturbing factors, without affecting the performance of tribocoupled parts, can lead to a temporary increase in the intensity of wear of the coupled surfaces. due to the optimal choice of parameters a and b , this phenomenon can be minimized. one of the indicators of the properties of materials to resist wear in the process of friction is the wear coefficient u k , which is equal to: тр�k h u lp u k  , (24) where h u – linear wear; k p – nominal contact pressure; тр l – friction path. the wear coefficient links the strength, speed and structural parameters of the couplings of parts taking into 86 problems of tribology account their operation. for coupling parts of the "shaft-sleeve" type, the wear factor has the form:   nld d uul k тр hh u            1 1 11 2 sin 2 4 , (25) where l – is the length of the cylindrical surface; 1h u – value of the maximum linear wear of the sleeve; тр l – friction path; р n – load reaction;  – nominal clearance of the bearing;  – half of the contact angle, determined by the expression:                                                              1 1arccos 11 2 arcsin 21 1 211 2/1 1 12 2 1 1 hh hhр uu d uud d deeln       ,(26) where the first term is the constant value of the contact angle, determined by the plastic deformation of the materials of the coupling parts, and the second term is the value of the contact angle, which depends on the wear of the sleeve and shaft; 2h u – value of the maximum linear wear of the shaft. expression (26) for a uniform polymer coating of a shaft with length bal  , takes the form:                                                          12 1arccos 11 2 arcsin 21 01 211 2 1 1 1 2 2 1 1 hh hh p uu d uud d d ee ban      , (27) and for a combined polymer-metal coating:                                                                122 1arccos 111 2 arcsin 21 11 211 2 1 1 1 3 3 2 2 1 1 hh hh mep uu hd uud d d a e b e ba e n       (28) having experimentally determined on the friction machine the wear values 1h u and 2h u , and also, knowing the dimensions of the conjugated samples and parts and the mechanical parameters of their materials, according to the expression (25), taking into account (27) and (28), it is possible to estimate the coefficient of wear and draw a conclusion about the expediency of using combined polymer-metal coatings in the restoration of parts and their tribological efficiency. experimental studies of the influence of the specific load and sliding speed on the friction coefficient in the triboconjugation of samples have shown that the use of polymeric materials in coatings allows to significantly increase the antifriction properties of working surfaces. theoretical estimates of the coefficient of friction, carried out according to formulas (18), (21), lead to a similar conclusion. the results of experimental and theoretical studies of the coefficient of friction without lubrication and in extreme friction modes for different surfaces under the same test conditions are given in table 1. the analysis of the data presented in table 1 shows that the coefficient of friction of pc is 1.2...1.3 times lower than that of a purely polymer coating and 1.6...2.1 times lower than the coefficient of friction of cast iron and steel without lubrication. table 1 problems of tribology 87 the value of the friction coefficients in the contact zone of triboconjugation of materials (р=1.0 mpa, v = 0.5 m/s) according to experimental data and theoretical features surface coefficient of friction, fтр experimental data theoretical evaluations without lubrication marginal friction without lubrication marginal friction рс 0.302 0.244 0.280 0.220 рмес 0.263 0.197 0.240 0.180 cast iron ch18 0.543 0.320 steel 45 0.447 0.286 in conditions of friction without lubrication, the value of the coefficient of friction decreases significantly due to the formation of polymer films and the increase in their density and thickness. the reduction of the friction coefficient in the presence of lubrication is associated with the facilitation of the process of deformation of the surface layers of the friction pairs. on the basis of the obtained results, it can be noted that rs are distinguished by the specific feature of forming films and maintaining their density and thickness in the process of friction. tables 2 and 3 show the change in the coefficient of friction of various surfaces without lubrication and in the limit friction mode depending on the specific load. table 2 dependence of the coefficient of friction of surfaces without lubrication on the specific load (v = 0.5 m/s) surface coefficient of friction, fтр specific load, mpa 0.5 1.0 1.5 2.0 рс 0.350 0.302 0.287 0.254 рмес 0.302 0.263 0.243 0.213 cast iron ch18 0.497 0.543 0.675 0.720 steel 45 0.421 0.447 0.574 0.628 table 2 dependence of the surface friction coefficient at the limit friction on the specific load (v=0.5m/s) поверхня coefficient of friction, fтр specific load, mpa 0.5 1.0 1.5 2.0 рс 0.280 0.244 0.183 0.165 рмес 0.210 0.197 0.120 0.113 cast iron ch18 0.397 0.320 0.201 0.196 steel 45 0.354 0.286 0.213 0.174 the analysis of the data in tables 2, 3 shows that with an increase in the specific load, the friction coefficient decreases both in the case of friction without lubrication and in the case of marginal friction, which corresponds to theoretical estimates within the confidence interval. experimental data were compared with theoretical calculations. according to the calculation data, theoretical curves of the dependence of the coefficient of friction on the specific load were constructed for the combined polymer-metal and pure polymer coatings, which are presented in fig. 2 and fig. 3. fig. 2. theoretical curves of the dependence of the coefficient of friction of the polymer coating (pc) on the specific load 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 c o e ff ic ie n t o f fr ic ti o n load, mpa without lubrication marginal friction 88 problems of tribology the decrease in the coefficient of friction when the load increases indicates that the contact of the conjugated surfaces of the samples and parts in the considered range of loads is characterized by the condition of elastic contact. fig. 3. theoretical curves of the dependence of the coefficient of friction of the combined polymer-metal material (pmec) on the specific load at the limit friction of pmec with an increase in load, an increase in surface cleanliness is also observed. the surface of the bushings working with combined polymer-metal coatings acquired a shiny polished appearance. experimental data on the dependence of the friction coefficients of various surfaces without lubrication and with extreme friction on the sliding speed are given in tables 4 and 5. table 4 dependence of the friction coefficient on the sliding speed without lubrication at a specific pressure of р=1.0 mpa surface coefficient of friction, fтр sliding speed, m/s 0.5 1.0 1.5 2.0 рс 0.28 0.42 0.45 0.37 рмес 0.24 0.35 0.39 0.30 cast iron ch18 0.54 0.71 0.68 0.62 steel 45 0.45 0.67 0.61 0.55 table 5 dependence of the friction coefficient on the sliding speed at the limit of friction at a specific pressure of р=1.0 mpa surface coefficient of friction, fтр sliding speed, m/s 0.5 1.0 1.5 2.0 рс 0.22 0.20 0.17 0.15 рмес 0.18 0.16 0.13 0.09 cast iron ch18 0.32 0.29 0.23 0.21 steel 45 0.28 0.25 0.21 0.18 the regularity of the change in friction coefficients from the sliding speed for the combined polymer-metal coating under friction conditions without lubrication is illustrated in fig. 4, and at the limit of friction – fig. 5. it can be seen that in conditions of friction without lubrication, the coefficient of friction changes in a complex way: when the sliding speed increases to 1.5 m/s, it increases, further increasing the sliding speed leads to a decrease in the value of the friction coefficient. the dependence of the friction coefficient on the sliding speed is, strictly speaking, the dependence of the friction coefficient on the temperature. as the sliding speed increases, the temperature on the friction surface increases, as a result of which the physical and mechanical properties of materials change, the area of actual contact increases, which is accompanied by an increase in frictional forces and, therefore, the friction coefficient. this corresponds to the increasing sections of the curve of the dependence of the coefficient of friction for pmec in conditions of friction without lubrication on the speed of sliding (fig. 4). 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 c o e ff ic ie n t o f fr ic ti o n load, mpa without lubrication marginal friction problems of tribology 89 fig. 4. theoretical dependence of the pmec friction coefficient on the sliding speed during friction without lubrication fig. 5. theoretical dependence of the pmec friction coefficient on the sliding speed at the limit of friction if in the zone of low sliding speeds (low temperature) a sufficient protective film does not have time to form, then with a further increase in speed (temperature), the intensity of film growth increases, its strength decreases, the nature of the film itself changes, and at the same time the shear resistance decreases, which reduces coefficient of friction. when the sliding speed increases, the plastic deformation does not have time to spread inward and is localized in a smaller volume. these features reduce the friction coefficient after the maximum. therefore, the transition from one type of violation of frictional bonds to another causes a change in the coefficient of friction and its transition through a maximum (fig. 4). at the limit of friction (fig. 5), the curve of the dependence of the coefficient of friction on the sliding speed has a decreasing character with increasing speed. the presence of an oil film on the friction surfaces changes the temperature regime, as well as the value of the friction forces due to the reduction of the area of direct contact of the friction surfaces. as a result of experimental studies, it was found that combined polymer-metal coatings work better than pure polymer coatings. this is confirmed by theoretical justifications. as a result of temperature and deformation actions, the friction process of the combined polymer-metal material occurs in the presence of a polymer film with low shear resistance in the contact zone. this explains the decrease in the coefficient of friction. triboconjugation of materials in operation, in the presence of a polymer, is accompanied by processes of interaction of mechanical destruction products with the metal surface. as a result of these interactions, polymer-metal compounds are formed, which also protect the contacting surfaces of tribo-bonding samples and parts from sticking. in addition, in the friction zone, the number of wear products between the friction surfaces decreases, as the polymer absorbs them from the friction surface, which also affects the reduction of wear intensity and the friction coefficient. conclusions 1. the coefficient of friction of pmec is 1.2...1.3 times less than that of a pure polymer coating and 1.6...2.1 times less than the coefficients of friction of cast iron and steel without lubrication. 2. the decrease in the friction coefficient under the conditions of operation without lubrication is explained by the formation of polymer films on the surface with an increase in their density and thickness. 3. a criterion for evaluating the tribological efficiency of the combined polymer-metal material was 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.5 0.75 1 1.25 1.5 1.75 2 c o e ff ic ie n t o f fr ic ti o n sliding speed, m/s 0.05 0.075 0.1 0.125 0.15 0.5 0.75 1 1.25 1.5 1.75 2 c o e ff ic ie n t o f fr ic ti o n sliding speed, m/s 90 problems of tribology introduced, taking into account the strength, speed and structural parameters of the coupling of parts, taking into account their operating modes 4. the experimental data of the coefficient of friction obtained in the study agree positively with the theoretical calculations. references 1. aulin v.v. (2015). trybofizychni osnovy pidvyshchennia znosostiikosti detalei ta robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [dys. ... d-ra tekhn. nauk: 05.02.04]. 360 s. 2. bondarenko v.p. (1987). tribotehnicheskie kompozityi s vyisokomodulnyimi napolnitelyami [k.: nauk. dumka]. 232 s. 3. kabat, o., sytar, v., derkach, o., sukhyy, k. (2021). polymeric composite materials of tribotechnical purpose with a high level of physical, mechanical and thermal properties [chemistry and chemical technology, 15 (4)]. pp. 543-550. 4. aulin, v., lysenko, s., hrynkiv, a., & pashynskyi, m. (2022). pokrashchennia trybolohichnykh kharakterystyk spriazhennia detalei "val-vtulka" polimernymy ta polimerno-kompozytsiinymy materialamy. [problems of tribology, 27(3/105)]. pp. 96-107. 5. aulin v.v., derkach o.d., hrynkiv a.v., makarenko d.o. (2021). vyznachennia robochoi temperatury kompozytnykh elementiv rukhomykh ziednan v zoni tertia [naukovyi visnyk tavriiskoho derzhavnoho ahrotekhnolohichnoho universytetu: elektronne naukove fakhove vydannia. vyp. 11, tom 1, stattia21]. 6. lan p x, meyer j l, economy j, polycarpou a a. (2016). unlubricated tribological performance of aromatic thermosetting polyester (atsp) coatings under different temperature conditions. [tribol lett 61(1)] p. 10. 7. anni, i.a., kaminskyj, m.s., uddin, k.z., bacha, t.w., singh, n.k., stanzione, j.f., haas, f.m., koohbor, b. (2023) [thermoplastic coating on fiber reinforced polymer composites by cold spray additive manufacturing. materials today communications, 35, № 105650]. 8. lazarenko o.a., vovchenko l.l., ovsiienko i.v., matsui l.iu. (2018). polimerni kompozyty nanovuhlets-metal: struktura i elektrychni vlastyvosti. [kyiv-vinnytsia: tov «tvory]. 200 s. 9. majid hosseini, abdel salam hamdy makhlouf. (2016). industrial applications for intelligent polymers and coatings. [springer international publishing]. 710 s. 10. de with, g. (2018). polymer coatings: a guide to chemistry, characterization, and selected applications. [weinheim : wiley-vch verlag]. 600 p. 11. sirenko h.o., sviderskyi v.p. (2016). teplofizychni vlastyvosti polimernykh kompozytiv: monohrafiia [za red. h.o. sirenka. – ivano-frankivsk: vyd. suprun v.p.]. 292s. 12. aulin v.v., hrynkiv a.v., smal v.v., lysenko s.v. et al. (2021). livitskyi basic approaches and requirements for the design of tribological polymer composite materials with high-modulus fillers [problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021]. pp. 51-60. 13. derkach, o.d., kabat o. s., bezus r. m., kovalenko v. l., kotok v. a. (2018). investigation of the influence of fullerene-containing oils on tribotechnical characteristicsof metal conjunction [arpn journal of engineering and applied sciences. vol. 13 (14)]. pp. 4331-4336. 14. kabat o., sytar v., derkach o., sukhyy k. (2021). polymeric composite materials of tribotechnical purpose with a high level of physical, mechanical and thermal properties [chemistry & chemical technology. vol. 15, nо. 4]. pp. 543-550. 15. berladir kh. v., budnyk o.a., diadiura k.o. ta in. (2017). naukovi osnovy rozrobky polimernykh kompozytsiinykh materialiv trybotekhnichnoho pryznachennia na osnovi politetraftoretylenu: monohrafiia. [sumy : sumskyi derzhavnyi universytet]. 176 s. 16. yuan h, yang s r, liu x h, wang z f, ma l m, hou k m, yang z g, wang j q. (2017). polyimidebased lubricating coatings synergistically enhanced by mos2@hcnf hybrid. [composites part a 102]. pp. 9-17. 17. pan b l, zhao j, zhang y q, zhang y z. (2012) wear performance and mechanisms of polyphenylene sulfide/ polytetrafluoroethylene wax composite coatings reinforced by graphene. [j macromol sci part b 51(6)]. pp. 1218-1227. 18. buketov a.v. ta in. (2018).vidnovlennia zasobiv transportu fulerenovmisnymy epoksykompozytamy : monohrafiia [kherson : khdma]. 161 s. 19. naffakh m., diez-pascual a.m., marco c., ellis g.j., gomez-fatou m.a. (2013). opportunities and challenges in the use of inorganic fullerene-like nanoparticles to produce advanced polymer nanocomposites [prog.polym.sci. v.38]. p. 1163–1231. 20. kolosov o.ye., sivetskyi v.i., sokolskyi o.l., ivitskyi i.i., kurylenko v.m. (2017). materialy ta tekhnolohii dlia oderzhannia funktsionalnykh polimernykh kompozytsiinykh materialiv [naukovi notatky: mizhvuzivskyi zbirnyk (za haluziamy znan «tekhnichni nauky»). vyp. 58]. s. 184-192. problems of tribology 91 аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., тихий а.а., кузик о.в., лівіцький о.м. закономірність зміни коефіцієнта тертя спряження деталей "вал-втулка" з використанням полімерних матеріалів для спряження зразків і деталей типу "вал-втулка" з теоретичної та експериментальної точок зору розглянуто закономірності зміни коефіцієнта тертя для комбінованого полімерометалевого матеріалу і покриття. виходячи із закону збереження і перетворення енергії в зоні тертя, отримано вирази для оцінки коефіцієнтів тертя для полімерних покриттів і комбінованих полімерометалевих матеріалів з урахуванням властивостей теплопровідності і пружності та геометричних розмірів полімерної та металевої складових. з'ясована узгодженість закономірностей зміни коефіцієнта тертя в трибоспряженнях зразків і деталей від навантаження і швидкості ковзання в режимах без змащення і при граничному терті. для обґрунтування ефективної експлуатації трибоспряжень деталей з комбінованих полімерометалевих матеріалів введено критерій – коефіцієнт зносу, за яким оцінюють трибологічну ефективність. показано, що отримані експериментальні результати не суперечать теоретичним обґрунтуванням. ключові слова: полімерометалевий матеріал, коефіцієнт тертя, навантаження, швидкість ковзання, трибоспряження зразків і деталей, нерівноважний стан, пружність, деформація, коефіцієнт зносу copyright © 2019 n.m. stechyshyna, m.s. stechyshyn, a.v. martyniuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 94 (4) (2019) 6-12 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-6-12 fuel of the keeping needs of the energy discharge during nitrogen on the tribological characteristics of the design steel 45 n.m. stechyshyna, m.s. stechyshyn, a.v. martyniuk* khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: av.mart@ukr.net abstract the effect of power discharge category w in batr on tribological characteristics of nitrous steel 45 is investigated in the work. the highest wear resistance of steel 45 corresponds to mode 7, which provides optimum physico-chemical characteristics of the nitrided layer. the ratio of the intensities of the passage of the main batr subprocesses determines the structure and phase composition of the nitrided layers. depending on the current combination of parameters of the mode of formation of the nitrided layer, the intensity of the flow of the above subprocesses (nitride formation, sputtering and diffusion saturation of the surface with nitrogen), and therefore the intensity of the formation of certain phases may be different, and sometimes reverse. for example, as the energy of the incident stream w increases, the pre-formed nitride layer is sprayed, which stimulates the process of nitrogen diffusion into the metal base and the formation of  and  phases. when the flow energy is insufficient to atomize the nitride layer, it acts as a kind of barrier that impedes or completely stops the process of nitrogen diffusion. it is established that the decrease in the specific discharge power leads to a decrease in the thickness of the nitride and diffusion zones and, as a consequence, the tribological characteristics deteriorate. it is revealed that at the maximum values of energy parameters, a nitrous containing layer is formed  і  phase. the decrease in voltage and current density causes the particle to increase  pfase (fe4n) and according to the reduction of the share  phase (fe2n). at minimum values of energy parameters of formation of nitrides on the surface is absent and the nitrided layer consists only of  phase. key words: nitriding in glow discharge, current density, voltage, dry friction, specific power of the energy discharge in the chamber. introduction particularly important in solving the problem of increasing the reliability and durability of machinery and equipment is the issue of friction and wear, as 85 … 90 % of machines fail due to the wear of the surfaces of individual parts and components. machine-related friction and wear losses amount to 8 % of national revenue [1]. at the same time, according to the conducted research, 1/4 to 1/3 of all energy produced during the year in the world is spent on overcoming friction forces in moving joints of machines [2]. in order to increase the wear resistance of parts and components, the use of controlled surface modification methods based on the action of concentrated energy and substance fluxes on metallic surfaces has recently been preferred vacuum, ionic and laser technologies. among the methods of surface hardening of steels, one of the most developed and widely used is the method of anhydrous nitriding in glow discharge (batr). keeping all the major benefits of nitriding in water-intensive environments (ammonia, nitrogen and hydrogen), batr enhances the plastic properties of the surface layer due to the absence of hydrogen embrittlement, lowers energy and material costs, improves working conditions (eliminates the possibility of explosion of hydrogen mixture) and is ecological. it should also be noted that the influence of controlled parameters on the results of batr was studied by many scientists, but energy parameters (specific energy flux density, voltage and current density in the gas chamber) were practically not considered. problems of tribology 7 ignoring the basic energy parameters of the glow discharge, which acts as an identifier of elementary subprocesses (nitride formation, sputtering and diffusion saturation of the surface of nitrogen), which are responsible for the formation of the nitrided layer, its structure and phase composition essentially means the loss of unique control capabilities and control of process processes. the goal of the work – to study the influence of the energy parameters of the batr process on the phase composition, thickness of the nitride and diffusion zones, and tribological characteristics of nitrous structural steels. research methods the batr was carried out at an installation setting designed that was manufactured at the khmelnytsky national university research base. the uatr-1 installation is a diode type installation operating on direct current in anhydrous gas environments (nitrogen and argon). the installation is additionally completed with heating elements housed in the gas discharge chamber, which allows to change the voltage value in the chamber at a given surface temperature of the parts (samples) [3]. based on the experience of experimental and production practice, the following batr parameters were adopted to optimize the number of experiments: temperature t = 833 k, nitriding time 4 h, composition of gas mixture 80 % n2 + 20 % ar. an arbitrary voltage value was chosen, and the current density (j = i / s, where i is the current strength, a; s is the surface area of the cathode, which is equal to the sum of the suspension and sample areas, m2) was determined by a combination of arbitrarily specified voltage and gas mixture pressure. also found specific power of electric discharge in the discharge chamber w = ui / s, kw / m2. the values of the batr parameters are shown in table 1. table 1 batr modes with independent saturation parameters mode 1* 2 3 4* 5 6 7* 8 9 pressure р, pa 53,2 106,4 159,6 high-voltage u, v 1100 820 515 840 515 300 700 515 300 current density j, а/m2 11,0 7,2 3,2 13,2 7,2 2,8 15,8 12,8 7,2 specific power w, kw/m2 12,2 5,9 1,65 11,1 3,71 0,84 11,1 6,59 2,2 note: *modes carried out with dependent nitriding parameters (without additional heating of samples). constructional steel 45 was tested. the determination of the elemental composition of the steels was performed on an energy dispersive x-ray fluorescence spectrometer with an ssd detector x-123 (amptek, usa). the identification of steel grades was carried out by identifying eight chemical elements (c, al, si, p, s, ti, cr, mn). control of the chemical composition showed that the tested samples meet the existing standards. the surface microhardness was measured with a pmt-3 microhardness meter. the etching of the steels to detect the structure of the nitrated layer was carried out in 3 % alcoholic nitric acid (hno3) solution. the thickness of the nitride zone was found using a mim-10 metallographic microscope. the x-ray diffraction analysis was performed on a dron-3 diffractometer in the filtered radiation of an anode in the range of angles   20о … 100о with a scan step of 0.1 and an exposure time of 10 s. the study of samples for wear resistance in dry friction was carried out on a universal machine 2168уmt. results of the experiments and the discussion the dependence of the wear resistance of the modified batr surfaces on the nitriding modes was confirmed as a result of tribological tests. thus, in the conditions of dry friction, the wear intensity ih = i/l (the angle of inclination of the curves to the abscissa axis) decreases for the surfaces modified at higher values of the specific power of the energy flow w (fig. 1). 8 problems of tribology а b fig. 1. wear (a) and ageing (b) curves of nitrous steel 45 (the figures on the curves correspond to the batter modes that are shown in table 1) figure 1, and shows the wear zones of nitrous steel 45 for modes 6, 3 and 9: i – aging zone; ii – zones of established and iii – catastrophic wear. for other modes we have two wear zones: ii and iii. the placement of curves 6, 9, 3 on the wear and tear graphs (fig. 1, a and b) correspond to the lowest values of the specific energy density w = 0.84; 2.12 and 1.65 kw / m2 respectively (table 1). thus, modes 6, 9, and 3 for carbon steels (steel 45) showed the worst performance in wear resistance compared to other modes studied. the maximum length of the fixed wear zone for steel 45 ranges from 650 to 1000 m (modes 1 and 7). these batr modes are characterized by the highest values of w = 12.2 kw / m2 (mode 1) and w = 11.1 kw / m2 (modes 4 and 7). therefore, the value of the specific power of the energy flow in the discharge chamber significantly affects the tribological characteristics of steels. obviously, this influence is manifested by the formation of the appropriate structural and phase composition of the nitrided layers on the investigated steel, which determine its physicochemical and tribological characteristics. in [4], the batr energy parameters were named "the most important factors for controlling diffusion saturation under conditions of the existence of a glow discharge" and it was proposed to use the specific power of the glow discharge w. as the energy criterion. studies of the effect of w on the diffusion thicknesses of h and nitride hn layers and the surface microhardness of hv01 are closely related. as w increases, the value of h, hn and hv01 increases (fig. 2). the greatest thickness of the modified (diffusion) layer is obtained on carbon steel 45, (fig. 2, a), and on alloy steels it is smaller. in this case, for modes 7, 8 and 9, we have a curve of change in the thickness h of the diffusion zone starting from zero at w = 2.2 kw / m2 (mode 9) to a maximum value of h = 500 μm at w = 11.1 kw / m2 (mode 7). the maximum value of the nitride zone hn (fig. 2, b), as well as the surface microhardness, also corresponds to mode 7 (fig. 2, c). accordingly, the highest wear resistance of steel 45 corresponds to the nitriding mode 7. (fig. 1, a). problems of tribology 9 а b c fig. 2. change dependence: а – thickness h of diffusion zone; b – hn nitride zone; c – surface microhardness hv01 from w after batr of steel 45 (curves constructed according to table 1) similarly, the value of surface microhardness changes. the worst results were obtained for modes 3, 6 and 9 in which there is no nitride zone at all and the microhardness of the surface approaches the microhardness of the substrate. if for modes 3 w = 1,65 kw / m2 and 6 w = 0,84 kw / m2, the presence of a diffusion layer on steel 45 is characteristic, then for mode 9 with a higher specific power w = 2,2 kw / m2, the absence of a nitrogenized layer at all needs a separate explanation. it is known [3, 5] that at batr the main competing, complementary and mutually contradictory subprocesses pass simultaneously: nitride formation, sputtering and diffusion saturation of the surface with nitrogen. the energy conditions for the passage of the main subprocesses differ significantly: yes, nitride formation occurs at low values of the specific power of the energy flow, and the surface sputtering process is activated at high voltage values. since mode 9 has the lowest voltage u = 300 v, obviously, the sputtering process does not occur and there is no diffusion of nitrogen into the depth of the metal surface. the latter is convincingly confirmed by metallographic analysis of etched micro-grinders of steel 45 (fig. 3). 10 problems of tribology а b с fig. 3. micro-grinders of nitrous steel 45 (light band nitride zone): а – mode 7; b – mode 8; c – mode 9 it can be seen from fig. 3 that when the batr is in mode 9, the nitride zone is not formed on steels, the microhardness measurements also confirm this. the microhardness on the surface was hv01 = 238, within the distance of 200 … 1000 μm hv01 = 243 … 240. the decryption of the diffraction pattern of a sample of 40x nitrided by mode 9 also showed the absence and fase. in addition, mode 9 is implemented at a maximum pressure p = p3 = 159,6 pa (table 1), which caused the absence of a glow discharge in the nitriding process. modes 3 and 6, despite the insufficient values of w, pass at lower pressures of the gas mixture, and therefore a sub-process of sputtering is realized, but there is no subsequent diffusion of nitrogen atoms. the ratio of the intensities of the passage of the main batr subprocesses determines the structure and phase composition of the nitrided layers. depending on the current combination of parameters of the mode of formation of the nitrided layer, the intensity of the flow of the above subprocesses, and therefore the intensity of the formation of certain phases may be different, and sometimes the reverse. for example, as the energy of the incident flux w increases, the pre-formed nitride layer is sprayed, which stimulates the process of nitrogen diffusion into the thickness of the metal base and the formation of  and  phases. when the flow energy is insufficient to spray the nitride layer, it acts as a kind of barrier that impedes or completely stops the nitrogen diffusion process. the latter factor also explains the low rates of h, hn, and hv01, as well as the low tribological rates obtained in studies in modes 3, 6, and 9. in [6], it is argued that there is an extreme relationship between the specific power of the glow discharge w, called the load-bearing capacity criterion of a gas medium, and its overall pressure. the authors of the paper argue that the pressure of the gas medium, which corresponds to the maximum specific discharge power, provides obtaining the nitrided layer of the greatest under the given conditions of thickness. the results of our studies (fig. 4) showed the absence of such dependence. on the contrary, as the pressure p increases, the gas mixture w decreases (curves i and ii in fig. 4), and with independent nitriding parameters (without chamber heating), the pressure dependences w have a completely different appearance. when u = const (modes 3, 5 and 8, table 1) with increasing pressure, the current density j in the discharge chamber increases and, conversely, at j = const (modes 2, 5 and 9, table 1) increase the pressure of the gas mixture leads to a decrease in voltage. similar dependencies in the modes of thermostabilization were obtained in [3]. problems of tribology 11 fig. 4. dependence of the specific power of the discharge w on the pressure of the gas mixture: i, ii – without additional heating; iii, iv – offline (with optional camera heater) the latter confirms that even in those studies where energy parameters are considered, there are insufficient specific data to make unambiguous conclusions about their effect on the physicochemical characteristics of the nitrous layer. thus, the results of studies of the average energy of ions with voltage and pressure do not allow them to be considered as the basis for establishing the regularities due to the absence of the composition of the gas mixture, as well as the way of changing the voltage, subject to constant values of temperature and pressure. the same applies to the results reported in [8, 9], where the effect of current density on the thickness of the nitrided layer was investigated. according to [9], increasing the current density leads to an increase in the thickness of the nitrided layer, and according to [8] – to its decrease. the analysis of the influence of batr parameters on the results of nitriding indicates their interdependence. thus, the composition of the gas mixture and its pressure affect the voltage of the appearance of the glow discharge, and the change in voltage and current density, determines the saturation temperature and pressure of the gas medium [4]. obviously, while ensuring the independence of the batr energy parameters, additional opportunities are opened both for the intensification of the process and for controlling the processes of formation of the required physicochemical characteristics of the nitrided layers, which correspond to the operating conditions of the parts of machines and apparatus. in this case suppression or, on the contrary, intensification of certain subprocesses and formation of different structures of the modified layer is possible [10]. thus, the study of the impact of batr energy parameters on its results is an important scientific challenge, which opens up new possibilities in terms of optimization of nitriding regimes, which provide the results of modification of metal surfaces that best meet the requirements of parts operation. conclusions 1. the batr process can be regulated by changing the mode parameters (temperature, composition of the gas mixture, its pressure and nitriding time) and energy (specific power of the energy flow, current density and voltage at the electrodes of the gas discharge chamber). the influence of regime parameters on their structure and phase composition and physicochemical properties of nitrided layers of the study is quite comprehensive, the influence of energy parameters was investigated only at the initial level. 2. it is established that a decrease in the specific discharge power leads to a decrease in the thickness of the nitride and diffusion zones and, as a consequence, the tribological characteristics deteriorate. it is revealed that at the maximum values of the energy parameters, a nitrous layer containing g and зи phases is formed it is revealed that at the maximum values of energy parameters, a nitrous containing layer is formed  і  pfhase. the decrease in voltage and current density causes the particle to increase  phase (fe4n) and according to the reduction of the share  pfase (fe2n). at minimum values of energy parameters of formation of nitrides on the surface is absent and the nitrided layer consists only of  pfase. 3. it has been found that in conditions of dry friction for surfaces nitrided at higher energy values, the wear rate and the path of working are reduced and the path of wear is increased.. 12 problems of tribology references 1. шевеля в.в. трибохмимя и реологія износостойкости: монографія / в.в. шевеля, в.п. олександренко. – хмельницький: хну, 2006. – 278с. 2. сафонов б.п. инженерная трибология: оценка износостойкости и ресурса трибоспряжения / б.п. сафонов, а.в. бегова. – новомосковск, рхту, 2004. – 65с. 3. stechyshyn m.s. influence of the ionic nitriding of steels in glow discharge on the structure and properties of the coatings / stechyshyn, m.s.,martynyuk, a.v.,bilyk, y.m.,oleksandrenko, v.p.,stechyshyna, n.m.// materials science. – 2017. 53 (3). pp.343 – 349. 4. арзамасов б.н. ионная химико-термическая обработка сплавов / б.н. арзамасов, а.г. братухин, ю.с.елисеев, т.а. панайоти. – м.: изд-во мгу им. н.э. баумана, 1999. – 400с. 5. pastukh i.m. subprocesses accomponing nitriding in a glow discharge / i.m. pastukh // technical physics, 2014, vol.59, no.9. – p.1320-1325. 6. арзамасов б.н. роль удельной мощности разряда при ионной химико-термической обработке сплавов / б.н. арзамасов, т.а. панайоти // металловедение и термическая обработка метталов. – 2000. – №6. – с.31-34. 7. арзамасов б.н. химико-термическая обработка металов в активизированных газовых средах / б.н. арзамасов. м.: машиностроение, 1979. – 224с. 8. effect of nitriding current density on the surface properties and crystallite size of pulsed plasmanitrided aisi 316l / j. c. diaz-guillen, e.e. granda-gutierrez, g. vargas-gutierrez, m. r. diaz-guillen // journal of materials sciences and chemical engineering. – 2015. – no. 3. – pp. 45–51. 9. spalvins t. advances and direction of ion nitriding / t. spalvins // 2nd ion nitriding conference, ohio, september 18-20, 1989. ohio, 1989. – p. 3–11. 10. stechyshyn, м.s., stechyshyna, n.м., martynyuk, a.v., luk’yanyuk, m.m.strength and plasticity of the surface layers of metals nitrided in glow discharge.(2018) materials science, . article in press.doi: 10.1007/s11003-018-0156-5. стечишина н.м., стечишин м.с., мартинюк а. в. вплив питомої потужності енергетичного розряду при азотуванні на трибологічні характеристики конструкційної сталі 45. у роботі досліджено вплив потужності енергетичного розряду w при батр на трибологічні характеритстики азотованої сталі 45. встановлено, що при максимально можливій питомій потужності енергетичного розряду w (до його переходу в електродуговий) підвищується зносотійкість при терті. найбільша зносотійкість сталі 45 відповідає режиму 7, який забезпечує оптимальні фізико-хімічні характеристики азотованого шару. співвідношенням інтенсивностей проходження основних субпроцесів батр визначається структура та фазовий склад азотованих шарів. залежно від поточної комбінації параметрів режиму формування азотованого шару інтенсивність перебігу вище вказаних субпроцесів (утворення нітридів, розпорошення і дифузійне насичення поверхні азотом), а отже й інтенсивність утворення тих чи інших фаз може бути різною, а інколи і зворотньою. наприклад, при підвищенні енергії падаючого потоку w попередньо утворений шар нітридів розпорошується, а це стимулює процес дифузії азоту в товщу основи металу і утворення і фаз. у випадку, коли енергія потоку недостатня для розпорошення нітридного шару, він виступає у ролі своєрідного бар’єру, що перешкоджає або повністю припиняє процес дифузії азоту встановлено, що зменшення питомої потужності розряду приводить до зменшення товщини нітридної і дифузійної зон і, як наслідок, погіршуються трибологічні характеристики. виявлено, що при максимальних значеннях енергетичних параметрів формується азотований шар, що містить  і фази. зменшення напруги і густини струму приводить до збільшення частки -фази (fe4n) і відповідно до зменшення частки фази (fe2n). при мінімальних значеннях енергетичних параметрів утворення нітридів на поверхні відсутнє і азотований шар складається лише з фази. ключові слова: азотування в тліючому розряді, густина струму, напруження, сухе тертя, питома потужність енергетичного розряду в камері. copyright © 2022 i.v.smyrnov, a.v.chornyi, v.v.lysak, o.s.drobot p.v.kaplun, m.m.poberezhnyi, a.v.rutkovskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,89-95 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-89-95 microstructure and wear resistance of modified surfaces obtained by ionplasma nitriding of 40хн2ма steel i.v. smyrnov1, a.v. chornyi1, v.v. lysak1, o.s. drobot2, p.v. kaplun2*, m.m. poberezhnyi2, a.v. rutkovskyi3 1national technical university of ukraine "igor sikorsky, polytechnic institute", ukraine 2khmelnitskyi national university, ukraine 3g. s. pisarenko. institute for problems of strength of the national academy of sciences of ukraine *e-mail:kaplunpavel@gmail.com received: 27 july 2022: revised:03 septembert 2022: accept:18 september 2022 abstract the article is devoted to the analysis of wear resistance of diffusion coatings, which were applied by ionic nitriding on steel 40хн2ма. there is a comparison of the technological efficiency of the results. the parameters of technological modes used in the process of application are presented, with the list of equipment and stages. the authors conduct the comparative analysis of chemical composition, microstructure, metallographic and tribological studies. they study the wear kinetics of 40хн2ма steel with nitrided coatings as well as provide practical recommendations on the use of hardened samples in dry friction conditions. key words: structural steels, physical and mechanical properties, ionic nitriding, technology, diffusion coatings, wear. problem statement in recent years, many industries have established a tendency to use ion nitriding as an energyefficient, environmentally friendly method of chemical-thermal hardeningof machine parts, cutting and stamping tools.to a large extent, this is facilitated by the creation of modern high-tech automated equipment, which made it possible to get rid of significant disadvantages of gas nitriding, such as duration, labor intensity of the process, instability of the results, low strength properties of the nitrided layer, etc. nitriding refers to surface modification processes that increase the local concentration of nitrogen in the metal structure. many metals and alloys have shown the capacity for nitriding, that is, ability to increase hardness and wear resistance as a result of saturation with nitrogen in the amount from 5 to 50 atomic percent. the most effective technological process of surface hardening is the method of ion nitriding in hydrogenfree media, which is well studied and is widely used for modification of metal materials. unlike nitriding in hydrogen-containing media, in this case, there is no weakening of the base caused by the harmful effects of hydrogen on the metal, electricity and gas consumption is reduced, nitriding time is shortened, the absence of toxic ammonia makes this method environmentally friendly. literature review many scientific papers and monographs of both ukrainian and foreign scientists are devoted to the processes and technologies of ion-plasma nitriding [1-5]. of particular interest are publications from the countries where these technologies are highly developed and the production of industrial equipment is established, these are the austrian company "rübig", the german companies "eltropuls" and "plategpulsplasma", the bulgarian company "ionitech", the brazilian company "ninrion" and others. in the institute for problems of strength named after h.s. pysarenko, the technology of modification of the surface of structural elements of general engineering was developed by the method of vacuum ion-plasma http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-89-95 90 problems of tribology gas-thermocyclic nitriding, which is based on the theory of thermal fatigue, abnormal mass transfer under mechanical load and the effect of discrete energy input. this technology has a number of advantages: only the surface layer of the part is heated by glow discharge energy; cyclic heating and cooling cause thermal stress in the surface layer, which accelerates diffusion processes and, consequently, reduces processing time; discrete energy input and heating only the surface layer reduce energy consumption by up to 10 times [6]. a promising direction of controlling the structure and service properties of working surfaces is the use of pulsed plasma technologies. the national technical university of ukraine "ihor sikorsky kyiv polytechnic institute" conducts research on ion-pulse high-frequency nitriding. this approach is based on a combination of a pulsed discharge for creating a plasma flow of diffuser elements and a pulsed biasing of the substrate potential for ion implantation or modification of a surface with the transition to the batch pulsed excitation mode of induction discharge.the pulsed modulation (periodic interruption) of gas discharge current or voltage of substrate negative biasreduces the average power of the thermal load on electrodes (cathode, anode, electrodes of separators, screens, etc.). this mode significantly reduces the operating temperature and makes it possible to modify surfaces and/or apply coatings on heat-sensitive substrates, such as hardened steels without the risk of overheating [7]. thus, further study of surface modification by ion-plasma nitriding for improving its functional properties is relevant and appropriate in the case of specific implementation. the aim of the work is to analyze and study the microstructures of modified surfaces using different technologies of ion-plasma nitriding for enhancing the wear resistance of parts and structural elements made of 40хн2ма steel. materials and methods in the work, to study nitriding processes, structural alloyed high-quality steel 40хн2ма (дсту 7806:2015) was used, which is used for the manufacture of heavily loaded critical parts – disks, cam clutches, gears, connecting rods, valves, crankshafts, etc. according to the quality certificate, this steel has the following composition: 0,41%с, 0,31%si; 0,57%mn; 0,003%s; 0,017%p; 0,8%cr; 1,37%ni; 0,07%w; 0,01%v; 0,21%mo, 0,18%cu; 0,001%ti; 0,016%al; 0,009%n. the actual composition of the steel was determined during the study of microstructures, and it is slightly different from the data on the certificate, which may be due to the elimination of elements in the sample content, the results are shown in table 1. table 1 the actual composition of the steel before nitriding, all samples were subjected to normalization with heating to 850±10°c for 15 min followed by cooling in air. the study of microstructure, chemical composition was carried out using a scanning electron microscope vega3 manufactured by tescan; optical images of the microstructure were taken using a microscope manufactured by carl zeiss, jena. the microhardness of the nitrided surface was measured by a pmt-3 microhardness tester with a load on the indenter of 20 g. wear resistance of the samples testedby the method of friction plane on plane in conditions of dry friction metal on metal, with the sample reciprocating movement according to the scheme shown in figure 1. the friction samples were in the shape of bars with the following dimensions: length – 20 mm, width – 10 mm, thickness – 6 mm;the samples were cut from the original round samples with a diameter of 33 mm before and after nitriding. fig. 1. kinematic diagram of the friction unit 1 counterbody, 2 test sample problems of tribology 91 the hardened steel u13 with hardness of 70 hrc served as the counter body, the pressure in the contact zone of the counter body on the sample was 10 kpa. friction of each sample was carried out for 6 hours, graphs were built based on the dependence of mass loss on the distance covered and time. results in accordance with the set goal, the surfaces of samples with nitrided layers, which were obtained by three technologies of ionic nitriding, were studied in the work. by the first technology, nitriding was applied using an experimental nitriding unit u1 designed by podilskyi scientific physics and technology center of the khmelnytskyi national university in the following modes: t = 560°c; p = 160 pa; τ = 300 min; 75%n2+25%ar . the part was placed in a sealed chamber on a special device to which the negative pole of the power supply was connected, and the walls of the chamber were connected to the positive pole. air was pumped out of the chamber to a pressure of 1.33 pa, then the chamber was filled with pure ar to a pressure of 1330 pa, pumped out again to 1.33 pa, and a constant voltage was applied to the electrodes using a special power supply to excite the glow discharge. the ion cleaning process was started at the voltage up to 1200 v for 30...60 minutes. then the voltage was reduced to 500...1200 v, and the pressure was increased to operating pressure. the process was carried out in the mode of anomalous glow discharge, where the surface of the part participates in the discharge as a cathode electrode and is covered with a layer of plasma. the density of current supplied to the part is up to 20 ma/cm2. the temperature of the sample during nitriding was regulated by changing the parameters of the power supply mode and did not exceed 560 ° c, the control was carried out using a pyrometer f.08196.ar purity at the initial stage was 99.993%. by the second technology, nitriding was applied using the vipa-1 unit designed by the h.s. pysarenko institute for problems of strength of the national academy of sciences of ukraine. the technological process is as follows. the part is placed in a sealed container and connected to the negative pole of the current source, and the container walls are connected to the positive pole. air is pumped out of the container to a pressure of 1.33 pa, the container is purged with working gas for 5...15 minutes at a pressure of 1330 pa, then it is pumped out again to a pressure of 1.33 pa, a pulsating voltage of 1100...1400 v is applied to the electrodes using a special power supply and a glow discharge is excited. at this stage, cathodic spraying is carried out for 5...60 minutes, during which the part is cleaned. then the voltage is reduced to operating voltage and the pressure is increased to 25...250 pa. at these parameters, the actual process of diffusion saturation with nitrogen is carried out, and the voltage of 1000...1200 v is pulsating with a current pulse duration t = 10...20 ms and a pulse period t = 40 ms. meanwhile, the filling factor q, which is equal to the ratio of the value of the pulse period t to the duration t of a single pulse, is in the range of 2...4 because at q < 2 arc discharges which cause damage to the surface of the workpiece may occur and at q > 4 the efficiency of ion treatment decreases. in the process of diffusion saturation, there is a cyclic termination of the reaction gas supply to the vacuum chamber in the ratio of 80%ar + 20%n2 with a half-cycle duration of 15...30 min, while the temperature of nitrogen saturation and denitration (resorption) is different – higher or lower than the eutectoid transformation temperature (591ºс) [8]. the process of nitriding by the third technology was carried out on an experimental vacuum unit, which was additionally equipped with a special source of the regulated constant voltage, a high-frequency generator and a pulse modulator made on vacuum electronic devices gu-81m. due to the properties of their characteristics, these devices automatically limit the current to the load to a specified value and interrupt the arcing process, which is accompanied by explosive local destruction of the cathode surface. the process was carried out in the mode of anomalous glow discharge, under which the entire surface of the cathode electrode (in our case, the part) participates in the discharge and is covered with plasma glow (fig.2). the voltage for such discharge is hundreds of volts, and the current density on the part is up to 10 ma/cm2. the operating parameters were set in the following range: voltage – 0.8-1.0 kv, pulse frequency – 10 hz; pulse ratio– 1.5-2; working gas pressure in the chamber – 250-350 pa, process length – 5-6 hours. the sample temperature during nitriding was regulated by changing the parameters of the pulse power supply mode and did not exceed 580с. a mixture of 75%n2 and 25%ar was used as working gas, and pure ar was used to clean the surface at the initial stage. the use of pulse mode with a frequency of 10khz ensures the stability of the process of diffusion saturation of the surface without electrical breakdowns and arcing, thus, in accordance with the volt-ampere characteristic of the electric discharge, the mode of anomalous glow discharge is realized. an important role in this process, as well as in the second technology, is played by the pulse density, the decrease in which leads to the localization of the amount of plasma, which can be compensated by increasing the voltage, but it causes overheating on the sample surface, which can lead to undesirable structural transformations. 92 problems of tribology thus, the glow discharge burning occurred uniformly around the perimeter of the samples (fig. 2), which provided the uniform thickness of the diffusion layer. fig. 2. burning process of anomalous glow discharge in pulse mode. 1 anode, 2 cathode (part), 3 anode glow, 4 cathode glow. figure 3 shows electron pictures of sample surfaces after nitriding under the modes corresponding to the three described technologies. table 2 shows the results of chemical analysis of sample surfaces in different zones formed during the nitriding process. a b c d fig. 3. electronic pictures of the sample surface after nitriding: a, b sample №1 by the first technology, c sample №2 by the second technology, d sample №3 by the third technology table 2 the results of chemical analysis of sample surfaces sample № analysis zone composition of elements, mas. % n si cr mn fe ni mo 1 zone і 6,13 0,63 1,58 – 90,8 0,86 – zone іі 4,76 0,19 1,12 – 93,02 0,91 – zone ііі 1,71 0,4 2,83 – 94,09 0,74 – 2 zone іі 5,55 0,3 1,02 1,03 89,28 1,19 – zone ііі 2,20 0,15 1,03 1,11 93,83 1,00 0,28 3 zone іі 5,9 0,32 0,58 0,63 90,75 1,42 – zone ііі 3,27 0,25 0,52 1,07 93,4 0,99 0,1 problems of tribology 93 analysis of the results of determining the chemical composition of the nitrided layer showed that the structure is layered and consists of two zones: nitride, where the γ΄phase was formed, and nitrogenous ferrite. alloying elements chromium and nickel dissolve in ferrite, increase the solubility of nitrogen in the -phase forming special nitrides. being released in a finely dispersed state, these nitrides contribute to enhancing the hardness of the nitrided layer, mainly in the lower layer of the saturated zone. chromium, as a transition element, actively interacts with nitrogen and increases the solubility of nitrogen in the -phase. zone i with γ΄-phase is very thin and brittle, microcracks and delamination are found (fig.3 a). after nitriding on the surface of sample no. 1 in zone i, the nitrogen concentration reaches 6.13 wt.%, respectively 18.05 atm% (table 2). according to the iron-nitrogen diagram (fig. 4), at a nitrogen concentration of about 20 atm%, iron nitride fe4n will be formed, which causes the maximum hardness of the surface at the level of 805 mpa. fig. 4. iron-nitrogen diagram the amount of chromium in zone i increased to 1.58 mas.%, respectively to 1.25 atm% in comparison with its average amount in steel before nitriding of 1.18 mas.% (table 1), and nickel, on the contrary, decreased from 0.92 mas. %, respectively from 0.86 atm %, in the initial state (table 1) to 0.86 mas. %, respectively to 0.61 atm % after nitriding. in zone ii, the chemical composition of the nitrided surface differs from both the initial and the nitrided one: the nitrogen amount reaches 4.76 mas.% (16.6 atm %), and the alloying elements chromium and nickel show different activity. the amount of chromium decreased to 1.12 mas.% (1.05 atm %), and the amount of nickel decreased to 0.91 mas.% (0.76 atm %) (table 2). zone iii, where the nitrided layer was formed, also underwent changes in the chemical composition: the amount of nitrogen decreased to 1.71 mas. % (6.47 atm %), and the amount of chromium increased to 2.83 mas. % (2.88 atm%). the amount of nickel remained at 0.74 mas.% (0.67 atm %), which is less than the average amount of nickel in steel before nitriding of 0.92 mas.% (table 2). thus, the microanalysis data indicate that the chemical composition of the saturated layer did not change in a uniform manner. nitrogen has the highest concentration at a distance of 6-7 mcm from the surface (fig. 5), chromium is more actively involved in the formation of the surface layer, where its concentration increased to 1.58 mas.% (1.25), and nickel remained in the deeper layers of the samples. the surface nitrided layer reaches 200 mcm, and the hardened zone reaches 300 mcm. in the case of the indenter pyramid hitting the boundary between the white nitrided layer and the base with a load on the indenter of 100 g, the microcracks and delamination are not found (fig. 3, b). fig. 5. change of nitrogen concentration inwards from the surface of sample №1 94 problems of tribology the analysis of nitrogen distribution in sample no. 2 shows a slight increase in concentration to 5.55 mas. %, respectively to 18.77 atm% in zone ii and to 2.20 mas. % (8.13 atm%) in zone iii (table 2). however, there is a significant decrease in the nitride zone i and the transition zone ii from 10 mcm to 5 mcm (fig.3, c), a small amount of molybdenum of 0.28 mas.% is observed, which may be due to the chemical heterogeneity of the steel bar from which the samples were cut. the distribution of nitrogen in sample no. 3 is similar to sample no. 2 in zone ii in the amount of 5.9mas.%, respectively of 18.8 atm% and 3.27 mas.% (11.69 atm%) in zone iii, there is also a small amount of molybdenum which is 0.1 mas.%. at the same time, zone i is absent, which can be explained by the absence of γ΄-phase formations. the sample is different from the previous samples due to uneven redistribution of chromium (fig. 6), with enrichment at the grain boundaries in the amount of 2.44 mas.% respectively of 2.13 atm and depletion in the grains to 0.52 mas.% respectively to 0.5 atm (table 2, fig. 3, d). fig. 6. change of chromium concentration inwards from the surface of sample№3 the results of the analysis show the difference of microstructures and chemical composition in the surface zones of the nitrided surface of the samples treated by different technologies.the size, presence or absence of the nitride zone i with high nitrogen concentration and, accordingly, the maximum hardness on the surface are of particular importance; the redistribution of chromium in near-surface layers is also important, which in turn is reflected in the wear results shown in figure 7. fig. 7. wear kinetics of samples from 40хн2ма steel in the initial state and after ionic nitriding. 1 – virgin sample; 2 – nitrided sample №3; 3 – nitrided sample №2; 4 – nitrided sample №1. based on the graphs shown in figure 7, it can be concluded that sample №1 nitrided by the first technology has the highest wear resistance, which is particularly apparent in the first minutes of friction, after wear of the nitride zone with maximum hardness, the mass loss of the sample increases uniformly. sample no. 3 has almost the same wear at the beginning and at the end of the tests compared to sample no. 2, however, the wear changes uniformly with time as in the case of the non-nitrided sample, which can be explained by the more homogeneous structure of the nitrided layer. in general, after 360 minutes of testing, the wear resistance of all nitrided samples is 50-70% higher than that of the virgin non-nitrided sample. conclusion the microstructural studies of the modified surfaces of 40хн2ма steel samples showed the difference in the structure and chemical composition of nitrided layers obtained by different ion-plasma nitriding technologies. problems of tribology 95 the size and presence on the surface of nitride zone with the formation of γ΄-phase at the nitrogen concentration of 18-20 atm%, which along with high hardness has defects such asmicrocracks and delaminations, is of particular importance. reduction of this zone, up to its complete elimination, is facilitated by the use of gas-thermocyclic and pulsed high-frequency ion-plasma nitriding technologies. tests under conditions of metal on metal dry friction showed that the wear resistance of all nitrided samples processed by the above technologies is 50-70% higher than that of the virgin non-nitrided sample. references 1. kaplun v.g., kaplun p.v. ion nitriding in hydrogen-free media. – khmelnytsky: khnu, 2015. – 318 p. 2. pastukh i.m. theory and practice of hydrogen-free nitriding in the glow discharge. – kharkov: nsc kipt, 2006. – 361 p. 3. berlin e.v., koval n.n., seidman l.a. plasma chemical-thermal surface treatment of steel parts. moscow: technosphere, 2012. – 464p. 4. davidpye. practicalnitridindandferriticnitrocarburizing. – asm internationalpark, ohio. – 2003. – рр. 256 5. hosseinaghajani, sahandbehrangiplasma nitriding ofsteels. – springerinternationalpublishing. – 2016.рр.187. 6. on the advantages of vacuum nitriding technology / b.a. lyashenko, a.v. rutkovsky // equipment and tools. – 2005. – issue 12. – pp. 20-21. 7. the power of puled plasma ion nitriding / david pye // heat treating progress. – july/august 2009. – p. 37-40. 8. improved method of vacuum gas-thermocyclic ion-plasma nitriding of drill string elements / b.o. chernov, a.v. rutkovsky, m.y. tkach // exploration and development of oil and gas fields. – 2014. № 1(50). – pp. 44-50. смирнов і.в., чорний а.в., лисак в.в., дробот о.с., каплун п.в., побережний м.м., рутковський а.в. мікроструктура та зносостійкість модифікованих поверхонь отриманих іонноплазмовим азотуванням сталі 40хн2ма стаття присвячена аналізу зносостійкості дифузійних покриттів,що були нанесенні іонним азотуванням на сталь 40хн2ма. проведено порівняння технологічної ефективності результатів. приведені параметри технологічних режимів, що використовувались в процесі нанесення, вказаний перелік обладнання та етапи. проведено порівняльний аналіз хімічного складу, мікроструктури, металографічних та трибологічних досліджень. вивчена кінетика зношування сталі 40хн2ма з азотованими покриттями, що були нанесені. надані практичні рекомендації щодо використання зміцнених зразків в умовах сухого тертя. ключові слова: конструкційні сталі, фізико-механічні властивості, іонне азотування, технологія, дифузійні покриття, знос. copyright © 2020 o.a. dorofeyev, v.v. kovtun. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 69-77 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-69-77 determinative ratios of a rheological model of a discrete medium with a variable angle of internal friction o.a. dorofeyev 1* , v.v. kovtun 1 khmelnytskyi national university, ukraine *e-mail: sa_dor@ukr.net abstract the article deals with determining ratios of a rheological model of a discrete medium with a variable angle of internal friction, which reflect the characteristic features of deformation of a discrete material: the influence of internal coulomb friction and the manifestation of dilatancy at all stages from the beginning of loading to the onset of the limit state. the relations are formulated in the form adopted in the theory of plastic flow of material with a variable flow surface. this allowed us to use a well-tested apparatus of the theory of rigidity of a solid body to describe the process of deformation of a discrete material. to formulate the relations, new concepts of stresses and strains occurring on special conjugate planes, which are convenient for describing the deformation of a discrete material, have been introduced. the values of its variable parameters necessary for the use of the model in the engineering calculations are proposed to determine by the results of special laboratory tests of macro-samples of a specific material for biaxial compression in conditions of flat deformation. key words: discrete environment; internal coulomb friction; dilatation. introduction the tasks of engineering mechanics need to describe the stress-strain state of interacting objects of different classes: solids; physically discrete materials; liquids; gases, etc. appropriate rheological models are used for this purpose. these are well-tested models of the theory of elasticity or the theory of plasticity of a rigid deformable body; models of hydromechanics of liquids; models of gas aerodynamics. a similar model for discrete material has not yet been developed. the most promising direction for the development of such a model is considered to be a modification of the plastic flow model of a rigid deformable body, which will take into account the experimentally established differences in the laws of deformation of discrete materials and solids [1]. a rheological model of plastic flow, reflecting the fundamental features of deformation of a discrete material in the limiting stage, was proposed by drucker and prager [2]. however, this model, like all plastic flow models, describes the material deformation process only in the limit state. therefore, in formulating the relations of the generalized model of the discrete medium, one can use the apparatus of the theory of plastic flow of material that is "changing" material with a variable surface of the flow [3]. this allows us to describe the deformation of the discrete material in the pre-boundary and boundary states from a single position. the purpose of the article is to substantiate the determining relations of a generalized rheological model of a discrete material, which would reflect the features of its deformation both in the pre-boundary and boundary states. state of the problem physically discrete materials (sand, gravel, grainy and granular materials) in engineering mechanics occupy an intermediate position between rigid deformable bodies and liquids. like solids, they resist the action of external loading due to internal friction forces in the compressive stress zone, and like liquids they do not retain the initial equilibrium shape without external constraints because they do not perceive tensile stresses. in engineering, discrete materials interact with structural elements: the foundations of structures, retaining walls, http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-69-77 mailto:sa_dor@ukr.net 70 problems of tribology vehicles, and elements of process equipment related to the processing of discrete materials. to calculate these structures a special rheological model is required that adequately describes the features of deformation of the discrete material in its interaction with the elastic elements of the structure. the analysis of the results of famous studies of the laws of materials’ deformation [4] leads to the conclusion that the determining relations of such a model must first of all reflect the following features of their deformation: 1) the influence of internal dry friction on the deformation process of the material not only at the boundary but also at the pre-boundary stage; 2) manifestation of dilatation, – the occurrence of volumetric deformations during displacements at all stages of deformation; 3) a significant dependence of nonlinear physical stress-strain relationships on the type of stress-strained state. these features can be most fully taken into account when using the apparatus of the theory of plastic flow of materials with a variable surface of the flow when formulating model relationships. the nature of this surface is established by the results of laboratory tests of material samples under conditions of flat deformation [5], since this rheological model is proposed precisely to describe the flat-deformed state of a discrete medium. the starting position of the model 1. the discrete environment is considered to be quasi-integral. this allows us to use well-tested apparatus of mechanics of deformable body to describe its stress-strained state, naturally, taking into account the fundamental differences of the laws of deformation of discrete and solid materials. in classical plasticity theory, after reaching the elastic limit complete deformations   are represented as the sum of elastic  e and residual plastic  p deformation,      e p    , or      pe ddd   . elastic deformations  e of discrete materials arise due to compression of grains and make up a small part of total deformations  . the residual (plastic) deformations  p of a discrete material are considered to be deformations  s caused by the mutual slip of particles. these deformations arise from the very beginning of loading of a discrete material and determine all features of its deformation. the proportion  s of total deformations   increases as they approach the limit state in which they become determinative and are associated with the plastic flow of the medium. in most cases, we will neglect elastic deformations  e . 2. the discrete medium is considered to be a medium with significant internal friction, not only in the boundary but also in the pre-boundary state. the boundary condition is described by the mohr-coulomb condition and is realized on the planes of boundary equilibrium, at which the total stress грp deviates from the normal at the maximum angle – the angle of internal friction  . on these planes the ratio of the boundary stresses  tgгргр  . in the pre-boundary state, the planes of boundary equilibrium correspond to paired conjugate planes of maximum deviation planes with the maximum stress ratio tg    . in the limiting deformation stage, when the angle  becomes equal to the internal friction angle,   , they pass into the plane of boundary equilibrium. therefore, the maximum deviation angle  can be considered as a variable parameter of a generalization model that describes both pre-boundary and boundary deformation of discrete material from a single position. the assumption that the deformation of a discrete medium is related to the ratio of stresses  tg rather than magnitude max , as it is accepted in the theory of plasticity of a solid, reflects the fi r s t fundamental feature of discrete materials that is the influence on the process of their deformation of internal friction. the second fundamental feature of the deformation of discrete materials is the manifestation of the dilatancy effect which is taken into account by the fact that the determining proportions of the model at the preboundary stage of deformation are written in a similar way to the limiting one[5]. they correlate the ratio of strain increases s s d d     with the ratio of stresses     on the joined planes of the largest deviation in the form: s s d f d                  , (1) where s   is the displacement between the plane of the greatest deviation and the main plane. formula of deterministic relationships takes into account both organically related features of the deformation of discrete materials that is the effect of internal friction and the manifestation of dilation. the third problems of tribology 71 fundamental feature of the discrete materials is a significant dependence of the laws of their deformation on the type of stress-strained state is taken into account that the nature of these laws is established by the results of laboratory tests of macro-samples of material under conditions of flat deformation. it is for this stress-strained state that the model is proposed and original laboratory equipment has been created [6]. in order to record the determining relation of the model in the formula (1), a new concept, convenient for describing the boundary state of the discrete material of conjugate planes is offered. these are paired planes with the same magnitude of the stress ratio tg    . the class of conjugates include the largest deviation planes for which мах tg      , as well as the principal planes  0  . the estimation of the stressed state due to the strain on the coupled planes is analysed in detail in [7] and the deformed state is described in [8]. justification of the defining relations of a generalized model of a discrete medium model definitions must reflect the fundamental features of the deformation of a discrete material at all stages of loading from a single position. the nature of the deformations of the discrete material in the boundary and in the pre-boundary states is the same – the deformations  s result from the mutual slip of particles. this allows us to formulate the determinative relations of the rheological model of a discrete material in a similar manner to the correlation of the theory of plastic flow of a material with a variable yield surface [3]. eterminants of plastic flow models are introduced either directly in the form of tensor functions that relate the components of the strain rate tensor to the stress tensor components [9], [10], or by specifying a potential function whose derivatives determine strain rates [11], [12 ], [13]. taking into account experimentally established features of deformation of discrete materials [6], we have formulated deterministic relations in the form of an invariant dependence between the ratio of stresses and the ratio of the rates of deformation in the conjugate planes of the largest deviation: s s d d            , (2) where  is the variable parameter. or in the form of a relationship between the principal stresses 1  , 2  and the increments of deformation 2 s d , 1 s d on the principal planes that are coupled: 1 2 2 1 s s d k d         , ( k – variable parameter). (3) dependence (2) can be considered as a relation of a model of a discrete medium with a variable angle of internal friction: tg tg     , (4) where  is the angle between full strain p and normal to the conjugate plane of maximum deflection;  is the angle between the strain increment vector and the normal to the plane of maximum deflection. in the limited state     , 1  and then expression (2) coincides with the specified drucker – prager model relation [2], developed to describe the deformation in the limited stage. the definitions (2) – (4) are written in invariant form. to determine the same components of the strain increases’ tensor  sd , we introduce, as it is customary in the theory of plastic flow, the load function   , if   which derivatives of the stress tensor components are components of the strain increases’ tensor  sd :        , is df d d      . (5) 72 problems of tribology since the discrete environment is considered as "hardening" in the deformation process, the load function includes the hardening parameters i . the nature of the function is determined by the results of laboratory testing of macro samples of the material. in order to determine the nature of the load function, it is necessary to address the fundamental questions regarding the choice of reinforcement parameters i  . only one hardening parameter is introduced in the theory of plasticity of a rigid body, since plastic deformation under the saintvenant condition is associated only with the magnitude of the maximum tangent stress max , that is, with the radius r of the mohr’s circle (fig. 1, a). the deformation of the same discrete medium according to relation (1) occurs depending on the ratio of stresses   tg , that is depending on the value of the alternating angle of internal friction  . to determine the angle  , as one can see from fig. 1, b, two parameters are required – radius r of the mohr’s circle and the abscissa of the center 0 :   sin 0  r . a) b) fig. 1 comparison of circle diagrams: а) circle diagrams of the stresses and increases of deformation of a rigid plastic body b) circle diagrams of limited stresses and increaeses of deformations of discrete material therefore, the load function of the discrete environment model should include two hardening parameters. they can be demonstrated through the parameters of the pie chart ss dd   (fig. 1, b) by the formula:      s dr1 ;      s d 02 , (6) where s dr is the radius of the pie chart; s d 0 – abscissa of the diagram center. integration is done along the load path. if the path from the beginning of loading to a fixed value of stresses  * is known, then the hardening parameters allow us to determine the level of deformation achieved during loading.   ss rdr * 0 1 *     , (7)   ss d *0 0 02 *     , (8) where  * 1 20,5 s s s r    і  0* 1 20,5 s s s     . the nature of the load function is determined by the results of special studies. considering the essential dependence of the laws of deformation of discrete materials on the type of stress-strained state, establishing a type of load function unique to any stress state is too complicated, practically impossible task. in case of flat deformation, for which the model is proposed, the problem is simplified. let's present a load function that describes the process of flat boundary deformation of a discrete material as the sum of two functions:  1 1tg ,f   one that reflects the law of form change and  2 0 2,f   one that describes the law of volume change. problems of tribology 73 taking into account the definitions (2), (3), the form function can be demonstrated by the formula: 0 1 1 0 const f f                  , or 0 1 1 1 2 0 const f f              (9) and the volume change feature:  2 0 2 0constf f     . (10) in the above formulas values  ,  are the strains acting on the plane of maximum deviation, which at all times coincide with the directions of the characteristics of the field of stresses, and are inclined to the main directions at an angle 4 2  . in the transition to the limited state    , they coincide with the planes of the boundary equilibrium. the line inscriptions const0 , const emphasize that the nature of the functions and the corresponding parameters are determined by the results of special tests. the law of formchange 1 f is established by the results of tests of macrosamples of discrete material under conditions of flat deformation with constant stress 0 and changes in relation 21   to the onset of the limited state ( гр  ). the experimental graphs of the load function 1 f (9) are a dense bundle of curves  sf     at 0 const  . multiplicity of these curves in the studied range can be sufficiently replaced by the one shown in fig. 2 curve, which essentially describes the law of form’s change of discrete material.  tg s0  m    s гр t g  fig. 2. graphic representation of the law of change the hardening parameter 1 that is included in the load function 1f reflects its nature and allows to determine the level of deformation s   corresponding to a fixed stressed state achieved during loading  * . according to (7): 1 * s r  , а  coscos 1*  ss r . the experimental curves  sf  tg are well approximated by power or fractional-linear functions. the most convenient for practical use is the function: s s a tg             2 t g , (11) where  is the angle of internal friction; s a гр – the value of deformation s  at the time of transition to the limit state. it is easy to verify that, when the limited state occurs гр s s    ,  tgtg , expression (11) coincides with the coulomb condition: 74 problems of tribology tg       . therefore, the formulation of the law of shape-shifting in the form of a fractional-linear function (11) provides a smooth transition from the description of pre-boundary deformation of a discrete material to a boundary one. the more difficult task is to establish the nature of function 2 f (10), which describes the pattern of volume change. its character is established by the results of laboratory tests of macro-samples of the material for biaxial compression under the conditions of flat deformation with a constant ratio of principal stresses  and variable average stress 0  . total volumetric deformations 0 can be represented as the sum of deformations r 0 which, as it is customary in the mechanics of a rigid deformable body, depend on the value of the average stress 0 , and the dilatancy component д 0 related to the stress ratio   tg , or  21 : д 000   r . (12) fig. 3 shows the characteristic curves  0 0f  obtained when testing the samples of dry quartz sand for biaxial compression under the conditions of constant stress ratio const  and increase of the average compressive stress 0  . 0 1 2 3 4  0   0 4  0 3  0 2  0 1 fig. 3. changing the volume deformation in tests with constant stress, const curve 1 describes the pattern of volumetric deformation under hydrostatic isotropic compression ( 21   , 1 ). with this stress state, deformations do not occur, and the curvature of the graph rr 00   is explained by the destruction of the material in the contacts of the particles and the associated change in its structure. most often, the dependence  rr f 00   is approximated by a power function of the formula:   00 a r  , (13) where a and  are experimental parameters. curves 2, 3, 4, which correspond to increasing values of stress ratios 432   , increasingly deviate from curve 1. these deviations are related to the stress ratio  , value of which according to (3) takes into account the effect of dilatancy. that is, deviation from curve 1 can be regarded as the dilatant component д 0 of the volume deformation (12) caused by the mutual slip of particles s 0 ; r i s 000 д 0   . (14) the deformations д 0 are easily determined from the graphs shown in fig. 3. the figure shows a vertical line that corresponds to a fixed value of the average voltage * 0 . the deformation value s 0 for the selected value  is defined as the difference of the ordinates of the corresponding curve and curve 1 – 010202   s ; 010303   s ; 010404   s . problems of tribology 75 fig. 4. graphs   00 b s  in functional coordinates the analysis of the results of the experimental studies showed that the curves   const s f     00 can also be approximated by power equation   00 b s  , which is confirmed by the graphs constructed in the functional coordinates s 0 ,   0 (fig. 4). the power equations in these coordinates are transposed into straight lines. taking into accout that, according to (8) 20   s , we present the load function  2 0 2constf f    in the formula:   000 ba  . (15) the ratio of the model to the variable angle of internal friction uses new concepts of stresses and strain rates on the conjugate planes of greatest deviation. this allows us to use the apparatus of the theory of plastic flow to describe the process of deformation of the discrete medium not only in the boundary, but also in the preboundary state from a single position, which can be the basis for setting the "mixed" boundary problem of mechanics of soils. conclusions the proposed defining relations of the model of a discrete medium with a variable angle of internal friction use new concept of stresses and deformations in conjugated planes, convenient for describing the plastic deformation of the discrete material. this allows us to use the theory of a plastic flow with a variable flow surface to describe the process of deformation of discrete materials both in the boundary and in the pre-boundary state by the same dependencies. the ratios operate with two variable parameters and the angle of greatest deviation  , which reflects the influence of internal friction on the deformation process of a discrete material, and the velocity of volumetric deformations 0 s d , taking into account the manifestation of dilatancy. necessary for engineering calculations, the values of these parameters are determined by the results of testing macrosamples of the material for biaxial compression under the conditions of flat deformation. in general, the proposed defining ratios allow us to use the plastic flow theory apparatus with a variable flow surface to describe the stress-strained state of the discrete medium at all stages of loading. references 1. dorofieiev o. a. reolohichni modeli seredovyshcha z suttievym vnutrishnim tertiam / o. a. dorofieiev, v. v. kovtun // visnyk khnu. – tekhnichni nauky. – 2019. – № 3 (271). – s. 50-58. 2. drucker d. c. solid mechanics and plastic analysis of limit design / d. c. drucker, w. prager. // quarterly of applied mathematics. – 1952. – vol. 10. – №2. – p. 157-165. 3. malinin n. n. prikladnaya teoriya plastichnosti i polzuchesti / n. n. malinin. – m. : mashinostroenie, 1975. – 397 s. 4. kovtun v. v. vyznachalni spivvidnoshennia mekhaniky dyskretnoho seredovyshcha / v. v. kovtun // visnyk khmelnytskoho natsionalnoho universytetu. tekhnichni nauky. – 2008. – №5. – s. 69-76. 5. dorofeyev о. а. estimation of the stress-strain state of a discrete medium by a plastic flow model / о. а. dorofeyev , v. v. kovtun // problems of trybology. – 2019. – vol. 24, № 3/93. – p. 29-38. 6. kovtun v. v. eksperymentalne obgruntuvannia vykhidnykh polozhen mekhaniky dyskretnoho seredovyshcha i vyznachennia rozrakhunkovykh parametriv modelei / v. v. kovtun, o. a. dorofieiev // visnyk khmelnytskoho natsionalnoho universytetu. tekhnichni nauky. – 2011. – №3. – s. 20-28. 7. kovtun v. v. napruzhennia po potentsialnykh ploshchynkakh kovzannia u sypkomu seredovyshchi / v. v. kovtun // visnyk khnu. – tekhnichni nauky. – 2010. – № 1. – s. 7–12. 76 problems of tribology 8. kovtun v. v. deformatsii vzdovzh potentsialnykh linii kovzannia u sypkomu seredovyshchi / v. v. kovtun, o. a. dorofieiev. // visnyk khmelnytskoho natsionalnoho universytetu. tekhnichni nauky. – 2010. – №5. – s. 142–150. 9. rabotnov yu. n. polzuchest elementov konstruktsiy / yu. n. rabotnov. – m. : nauka, 1966. – 752 s. 10. nikolaevskiy v. n. sovremennyie problemyi mehaniki gruntov / v. n. nikolaevskiy. // opredelyayuschie zakonyi mehaniki gruntov. – m. : – 1975. – s. 210-227. 11. stroganov a. s. analiz ploskoy plasticheskoy deformatsii grunta / a. s. stroganov // inzhenernyiy zhurnal. – 1965. – #4. – s. 734–742. 12. malyishev m. v. o vliyanii srednego glavnogo napryazheniya na prochnost grunta i o poverhnostyah skolzheniya / m. v. malyishev // osnovaniya, fundamentyi i mehanika gruntov. – 1963. – #1. – s. 7–11. 13. bugrov a. k. napryazhenno-deformirovannoe sostoyanie osnovaniy i zemlyanyih sooruzheniy s oblastyami predelnogo ravnovesiya : avtoref. dis. na poluchenie nauchn. stepeni d-ra tehn. nauk / a. k. bugrov. – l. , 1980. – 49 s. 14. a. s. 1158925 sssr. pribor dlya issledovaniy svoystv grunta v usloviyah ploskoy deformatsii / v. v. kovtun, v. g. beznosyuk, n. a. mazur. – # 3673183/29-33; zayavl. 16.12.83; opublik. 30.05.85, byul. # 20. 15. a. s. 1141158 sssr. nagruzochnoe ustroystvo dlya ispyitaniy gruntov v priborah trehosnogo szhatiya / v. v. kovtun, v. g. beznosyuk, n. a. mazur. – # 3673169/29-33; zayavl. 16.12.83; opublik. 23.02.85, byul. # 7. problems of tribology 77 дорофєєв о.а., ковтун в.в. визначальні співвідношення реологічної моделі дискретного середовища зі змінним кутом внутрішнього тертя в статті розглядаються визначальні співвідношення реологічної моделі дискретного середовища зі змінним кутом внутрішнього тертя, які відображають характерні особливості деформування дискретного матеріалу: вплив внутрішнього кулонового тертя і прояв дилатансії на усіх етапах від початку навантаження до настання граничного стану. співвідношення сформульовані у формі, що прийнята в теорії пластичного плину матеріалу зі змінною поверхнею плину. це дозволило використати добре апробований апарат теорії пластичності твердого тіла для описання процесу деформування дискретного матеріалу. для формулювання співвідношень введено нові зручні для описання деформування дискретного матеріалу поняття про напруження і деформації, що виникають по особливих спряжених площинках. визначальні співвідношення моделі дискретного середовища зі змінним кутом внутрішнього тертя використовують нові, зручні для описання пластичного деформування дискретного матеріалу поняття про напруження і деформації по спряжених площинах. це дозволяє використати теорії пластичного плину зі змінною поверхнею плину для описання процесу деформування дискретних матеріалів як в граничному, так і у дограничному стані одними і тими ж залежностями. необхідні для використання моделі в інженерних розрахунках величини її змінних параметрів пропонується визначати за результатами спеціальних лабораторних випробувань макрозразків конкретного матеріалу на двовісне стиснення в умовах плоскої деформації. запропоновані визначальні співвідношення дозволяють використати апарат теорії пластичного плину зі змінною поверхнею плину для описання напружено-деформованого стану дискретного середовища на усіх етапах навантаження ключові слова: дискретне середовище; внутрішнє кулонове тертя; дилатансія. copyright © 2022 o. dykha, o. babak, o. makovkin, s. posonskiy. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 28-34 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-28-34 tribological properties of anode-spark coatings on aluminum alloys o. dykha*, o. babak, o. makovkin, s. posonskiy khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: tribosenator@gmail.com received: 18 march 2022: revised: 25 april 2022: accept: 20 may 2022 abstract it is established that at present the technology of anode-spark coatings in general is well studied. however, the lack of recommendations for the choice of modes of technological processes and tribological characteristics in different operating conditions limit the widespread introduction of this technology. the task of this work was to analyze the processes of anode-spark coatings, improve technology and study the wear resistance of samples processed by this and traditional anode technology. the development of technology for the application of protective coatings on valve metals in the conditions of spark discharge included the choice of electrolyte and mode of operation of the bath: voltage, current density, hydrodynamic conditions and other parameters. wear resistance tests were performed on a special installation. structurally, the installation is made in two positions, which allows you to test two samples with different load conditions at a constant sliding speed. the design of the installation implements the friction scheme of the liner shaft. the study of anode-spark coatings in the mode of limiting lubrication was studied in the environment of industrial oil. the wear criterion was the weight wear of the samples according to the results of weight measurements before and after wear. it is established that prolonged electrolysis in the conditions of sparking leads to the formation of anode coatings that exceed in their properties the films obtained by non-sparking oxidation. comparative studies of the wear resistance of anode-spark coatings and galvanic anode coatings under the same test conditions showed that the wear of anode-spark coatings is almost twice lower for the entire load range. the considered technology is recommended for increase of wear resistance of elements of devices from the aluminum alloys working in the conditions of corrosion and mechanical wear. keywords: anode-spark coatings, aluminum alloys, tribological tests, wear, friction coefficient. introduction for a long time, it was believed that the coating formed in the spark mode has lower protective properties than the traditional anode coating. because of this, the anodizing was usually stopped at a voltage lower than the breakdown voltage. more recently, it has been established that prolonged electrolysis under sparking conditions leads to the formation of fairly thick anode coatings that exceed in their properties the films obtained by sparkless oxidation. analysis of anode-spark coatings shows that in them, along with the metal oxides of the substrate in large quantities are atoms and groups of atoms that are part of the electrolyte. in the thickness of the amorphous oxide there are areas of the solidified melt. the latter indicates a strong thermal effect of electrical breakdown on the material of the formed oxide. there is every reason to believe that effective anode-spark molding occurs only if the breakdown is thermal. analysis of research and publications as a result of many studies, at present, it is established that the anode-oxide films consist of two layers: a barrier layer, which has a dense structure and is directly adjacent to the oxidized metal, and a porous layer. the use of electron microscopy has made the most significant contribution to the studied structures of anode-oxide coatings. the results of these tests performed by keller, kanter, robinson and other researchers allowed us to propose a so-called model of a porous anode oxide film based on physical and geometric images. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-28-34 mailto:tribosenator@gmail.com problems of tribology 29 according to this model, in the first seconds of anodizing on aluminum, a non-porous barrier layer is formed, the beginning of the formation of which is associated with the corresponding active oxidation centers on the metal surface. hemispherical lenticular microelements grow from these embryos. first isolated, then grow and fill the metal surface with the formation of a solid barrier layer. under the action of local influence of electrolyte ions in the barrier layer, pores begin to emerge, the number of which is associated with the magnitude of the stress of the forming oxide. as a result, an oxidizing element is formed, similar in shape to a spherical segment, the center of which lies in the area of the porous layer. the growth of the anode-spark coating occurs in two ways that run in parallel. the first of them is the formation of the anode coating by the mechanism of growth of oxide films in the metal-oxide-electrolyte (moe) system, and the second is the formation of chemical compounds on the electrode surface with the participation of electrolyte components. in the process of forming anode-spark coatings. along with the formation of the film may occur side chemical and electrochemical reactions that lead to unproductive energy consumption and accumulation of substances in the bath, affecting the quality of sludge. the main side processes are the formation of oxygen and hydrogen due to electrolysis in the area of spark discharges. which lead to unproductive energy costs and the accumulation of substances in the bath, affecting the quality of sludge. the main side processes are the formation of oxygen and hydrogen due to electrolysis in the area of spark discharges. which lead to unproductive energy costs and the accumulation of substances in the bath, affecting the quality of sludge. the main side processes are the formation of oxygen and hydrogen due to electrolysis in the area of spark discharges. let us pay attention to the most urgent problems in the field of anodic oxidation that are currently being considered. in work [1], it was noted that tlectrochemical oxidation is an effective wastewater treatment method. metal oxide-coated substrates are commonly used as anodes in this process. this article compiles the developments in the fabrication, application, and performance of metal oxide anodes in wastewater treatment. it summarizes the preparative methods and mechanism of oxidation of organics on the metal oxide anodes. the discussion is focused on the application of sno2, pbo2, iro2, and ruo2 metal oxide anodes and their effectiveness in wastewater treatment process. in work [2] it is said that during plasma electrolytic oxidation (peo) processes, the factors, such as the shape of the specimen, the location of the cathode electrode, and others have a critical influence on the anode (specimen to be treated) current. this may lead to different oxidation dynamics at different locations on the samples resulting in the non-uniform coating thickness and surface properties. in this work, the current through samples made of 2024 aluminum alloy was monitored in a sodium silicate solution during plasma electrolytic oxidation. the experimental results demonstrate that the distance between the cathode and anode affects the anode current and the oxidation efficiency. the current flowing through the front surface of the specimen is larger than that flowing through the back surface of the same specimen. the measured tribological properties and corrosion-resistance agree well with the effects of the current. the front surface exhibits more superior wear and corrosion resistance than the back surface. in aqueous zinc-ion batteries, metallic zinc is widely used as an anode because of its non-toxicity, environmental benignity, low cost, high abundance and theoretical capacity. however, growth of zinc dendrites, corrosion of zinc anode, passivation, and occurrence of side reactions during continuous charge-discharge cycling hinder development of zinc-ion batteries. in study [3], a simple strategy involving application of a hfo2 coating was used to guide uniform deposition of zn 2+ to suppress formation of zinc dendrites. the hfo2coated zinc anode improves electrochemical performance compared with bare zn anode. in [4] the deactivation of an iro2–ta2o5 coated titanium anode was studied during an accelerated life test at 2 a cm−2 in 1 mol dm−3 h2so4 solution using cv, eis, sem and edx. the changes of voltammetric charge, double layer capacitance, oxide film resistance and charge transfer resistance of oxygen evolution with time during the electrolysis were monitored. the morphology and surface composition of the oxide anode before and after electrolysis test were analysed. a comprehensive process of deactivation of the oxide anode was proposed based on the test results and analysis. the wettability of coatings, including ceramic ones, which show considerable promise for the use on bioengineering products, with physical solution (0.9% nacl) have been studied in [5]. it has been found that the use of coatings of all types under study increases the wetting angles on the surface as compared with the initial metal materials (stainless steel of the 12x18h10t grade, titanium alloy of the bt6-grade, co-cr-mo alloy), which serves as a prerequisite for an improvement in the biocompatibility of implants. protective α-al2o3 coatings on the surface of a graphite article have been obtained in [6] by method of electric-arc metallization with aluminum and microarc oxidation (anodic spark process). investigation of the obtained coating by scanning electron microscopy (sem), x-ray diffraction (xrd), and proton elastic recoil detection analysis (erda) showed good quality of the al and α-al2o3 coatings on graphite. the proposed technology can be used for obtaining protective coatings in low-accessible sites of graphite articles. the effect of tib2 and crb2 additions to the commercial self-fluxing fenicrbsic eutectic alloy on the structurization of electrospark coatings was examined in [7]. the mass transfer kinetics in the electrospark deposition of ftb20 (fenicrbsic + 20% tib2) and fcb20 (fenicrbsic + 20% crb2) composite materials and commercial self-fluxing fenicrbsic alloy coatings onto steel 45 using an alier-52 unit was studied. when the energy parameters of electrospark deposition increased, the mass transfer coefficient became higher and the 30 problems of tribology electrospark coatings thicker and rougher. the dielectric properties of coatings on ak6 alloy formed with a microarc oxidation method in two electric modes in alkaline-silicate electrolytes are estimated in [8-9]. it is shown that both modes, a galvanostatic mode and an arbitrarily falling power mode in alternating current circuits, make it possible to obtain coatings with a thickness of 30–60 μm, with sufficiently high electrophysical parameters: bulk specific resistance ρv = 3– 9 × 109 ω m and dielectric strength e = 9–14 v/μm. it is established that higher values of ρv and e in the both modes can be achieved in the solutions of 1 g/l koh + 6 g/l of liquid glass (lg) and 12 g/l of lg. in terms of absolute value, the parameters of the coatings formed in the mode of arbitrarily falling power exceed the same characteristics of the oxide layers formed under conditions of galvanostatic mode by a factor of 1.5–2.5. based on the analysis of literature sources, it is established that at present the technology of anode-spark coatings in general is quite well developed. however, the lack of scientifically sound recommendations for the choice of modes of technological processes and characteristics of properties in different operating conditions do not allow the widespread introduction of this technology. the task of this work was to analyze the processes of anode-spark coatings, improve technology and study the wear resistance of samples processed by this and traditional anode technology. selection of technological modes of formation of anode-spark coatings the development of technology for the application of protective coatings on valve metals in the conditions of spark discharge includes the choice of electrolyte and mode of operation of the bath: voltage, current density, hydrodynamic conditions, etc. currently known different types of programmable voltage changes in the bath, pulse and alternating current voltages are selected experimentally, without the necessary theoretical justification. meanwhile, the electrical regime determines the nature and intensity of discharges and, of course, the temperature conditions on the surface of the anode. with the appropriate choice of electrolyte and electrochemical parameters of the anodespark sludge, you can get a coating that has high hardness, wear resistance and strong adhesion to the substrate. appropriate selection of the electrolyte and electrolysis conditions can form a coating that is equal in hardness and wear resistance of corundum and tungsten carbide. the wear of the upper layers is not due to abrasion, but due to chipping of the unevenness of the coating. to form a coating on aluminum alloys ad31 and b95, we take the current strength range from 1800 a / m2 to 2500 a/m2 and the ratio of cathode current to anode 1.15. molding is carried out at voltages from 120 v to 600 v depending on the state and concentration of the electrolyte. the practical implementation of the anode-spark process always requires careful coordination of metalelectrolyte pairs. one of the simplest and best-known electrolytes was a dilute (2 ... 8 g/l) koh solution, which makes it possible to obtain a high-quality anode coating on aluminum. solutions of some acids can be used for this purpose. the first systematic study of the influence of the electrolyte on the possibility of realization of the anode-spark discharge on aluminum was carried out in [7], where the authors studied the properties of solutions of 33 different substances. the investigated electrolytes were divided into 6 groups. the first includes solutions of salts in which there is a fairly rapid dissolution of aluminum (nacl, naclo3, naoh, hcl, nano3 and na). the second group combines electrolytes that correspond to the achievement without much effort of the passive state of the metal. it includes h3bo3, citric and carbonic acids, as well as their salts. lactic, adipic and oxalic acids (third group) correspond to less effective passive properties. weak solution of metal at stationary potential is characterized by substances of the fourth group: h2so4, (nh4) 2so8, na2so4. in oxalic acid and its sodium salt, sodium acetate, phosphoric acid (fifth group), the range of voltages at which the spark discharge occurs is narrow. the sixth group includes solutions of kf, naf, disubstituted phosphate and sodium sulfite. in which the spark discharge is narrow. the sixth group includes solutions of kf, naf, disubstituted phosphate and sodium sulfite. in which the spark discharge is narrow. the sixth group includes solutions of kf, naf, disubstituted phosphate and sodium sulfite. the formation of oxide films from aqueous electrolytes in the sparking mode allows to obtain a coating with much better properties than in the formation in the normal anodizing mode. analysis of the chemical composition shows that in the composition of the anode-spark coatings, rocks with oxides of the base metal of the strip, in large quantities contain atoms that are part of the electrolyte. other particles of oxides (iron, chromium) present in the electrolyte are also included in the structure of the coating, forming a composite structure. investigation of wear resistance of coatings on aluminum alloys samples measuring 5×5×20 mm from materials b 95 and ad 31 were used for the research. the samples must have a quality surface. overflowing of edges on samples is not allowed. after machining, the samples are ground on grinders with a grain size of: 400 μm, 200 μm, 80 μm. then the anode-spark coatings were applied on the experimental setup. after coating according to the developed technological process, the samples were washed and dried with filtered paper. samples with factory coating were additionally ground on the work surfaces with ap-3 diamond paste. the contact area is 0.25 cm2. wear resistance tests were performed on a special installation. structurally, the installation is made in two problems of tribology 31 positions, which allows you to test two samples with different load conditions at a constant sliding speed. the design of the installation implements the friction scheme of the liner shaft. the scheme of the test setup is presented in fig. 1. rotation counter body 7 receives from the dc motor with adjustable speed. the speed of rotation is controlled by an electronic speed meter pit-1 (3). the test sample 8 is fixed in the handle 9, which before starting work is balanced in relation to the strain beam 10. the handle of the sample 9 is hinged to the beam. the specified load p is created by a set of loads 12. before conducting experiments, the installation system is calibrated. the strain gauges are powered by the ut-4 strain amplifier. recording of friction forces is performed by a potentiometer type ksp-4. the body is made of hardened steel 45 (hrc 55) and has the shape of a disk with a diameter of 95 mm and a thickness of 10 mm. surface roughness ra = 0, 32 microns 4 2 37 6 10 9 11 5 12 8 fig. 1. scheme of the test installation: 1 strain amplifier utch-1; 2 potentiometer pcb 4; 3 sensor-meter of sliding speed; 4 thermocouple temperature sensor potentiometer epd-12; 5 electric motor; 6 v-belt transmission; 7 working disk (counter body); 8 experimental sample; 9 sample holder; 10 strain beam; 11 load balancer; 12 loads to create the desired pressure r. in the study of coatings under dry friction, the efficiency of the anode-spark coatings paired with hardened steel 45 is low with a predominantly abrasive type of wear. reduced resistance of the coating is caused by brittle fracture (splitting of individual microvolumes). the coefficient of friction during operation is unstable and is measured in a wide range f = 0.3… 0.8. the study of anode-spark coatings in the mode of ultimate lubrication was studied in the medium of oil i-20, which were saturated samples. the research was carried out before complete wear of the coating formed at different durations of molding. data on the effect of molding duration on the wear resistance of coatings are given in table 1. the wear intensity is calculated by the formula: s w g u   , where g is the weight wear, g; s is the path of friction, mm. table 1 the results of studies of anode-spark coatings processing time, pr  , min the weight of the sample after processing, 1 g , g sample weight after the study, 2 g , g weight wear, 4 10  g , g the path of friction, 3 10s m wear intensity, 9 10   w i , g/m coefficient of friction, f 45 1.05795 1.057890 0.60 16.4 3.658 0.13 60 1.07660 1.076408 1.92 65.6 2.927 0.12 90 1.17212 1.172018 1.025 24.6 4.170 0.14 32 problems of tribology figure 2 shows the dependence of wear intensity w i from the duration of processing (molding) tobr. as can be seen, the optimal duration of molding should be considered up to 60 minutes the coefficient of friction is practically independent of the duration of processing and is measured in the range of 0.12…0.14. fig. 2. dependence of wear intensity of b-95 alloy on molding time the results of comparative studies of wear resistance of anode-spark coatings and coatings formed by traditional oxidative anodizing technology are shown in table 2 and graphically in fig. 3. the wear criterion was the weight wear of the samples according to the results of weight measurements before and after wear. table 2 wear test results parameters meter readings, n friction path, , m weight wear, , g friction force, , n coefficient of friction, f ac p = 0.4 mpa 1 50 16.4 0.90 40 0.12 2 100 32.8 1.52 44 0.13 3 150 49.2 1.75 43 0.14 asc p = 0.4 mpa 1 50 16.4 0.5 7 0.07 2 100 32.8 0.8 9 0.09 3 150 49.2 1.0 8 0.08 asc p = 0.8 mpa 1 50 16.4 0.75 20 0.1 2 100 32.8 1.35 24 0.12 3 150 49.2 1.50 26 0.13 with increasing friction path, the coefficient of friction increases slightly to the appropriate value, and then stabilizes. as the load increases, the friction force and the coefficient of friction increase. 0 0.5 1 1.5 2 0 50 100 150 w e ig h t w e a r, g number of cycles, n fig. 3. dependence of wear of coverings on duration of tests: ▲ asc p = 0.4 mpa; ● asc p = 0.8 mpa; ■ ac = 0.4 mpa. problems of tribology 33 the analysis of the obtained results shows that the anode-spark coating is superior in its properties to the coatings obtained under oxidative anodizing conditions formed in optimal modes, but in the same electrolyte with the same concentration. the wear resistance of anode-spark coatings in comparison with galvanic anode coatings at the same load was almost 2 times higher. the coefficient of friction of the coatings varied in the range of 0.1 ... 0.14. the optimal duration of coating formation is 60 minutes. it is also established that the wear resistance of anode-spark coatings depends not only on the duration of treatment, but also on other process parameters. conclusions it is established that prolonged electrolysis in the conditions of sparking leads to the formation of anode coatings that exceed in their properties the films obtained by non-sparking oxidation. comparative studies of the wear resistance of anode-spark coatings and galvanic anode coatings under the same test conditions showed that the wear of anode-spark coatings is almost twice lower for the entire load range. references 1. subba rao, a.n., venkatarangaiah, v.t. metal oxide-coated anodes in wastewater treatment. environ sci pollut res 21, 3197–3217 (2014). https://doi.org/10.1007/s11356-013-2313-6 2. c.b. wei, x.b. tian, s.q. yang, x.b. wang, ricky k.y. fu, paul k. chu, anode current effects in plasma electrolytic oxidation, surface and coatings technology, volume 201, issues 9–11, 2007, pages 50215024. 3. bin li, jing xue, chao han, na liu, kaixuan ma, ruochen zhang, xianwen wu, lei dai, ling wang, zhangxing he, a hafnium oxide-coated dendrite-free zinc anode for rechargeable aqueous zinc-ion batteries, journal of colloid and interface science, volume 599, 2021, pages 467-475 4. l.k xu, j.d scantlebury, a study on the deactivation of an iro2–ta2o5 coated titanium anode, corrosion science, volume 45, issue 12, 2003, pages 2729-2740. 5. sevidova, e.k., kononenko, v.i. assessment of bioengineering ceramic coatings using the wetting method. j. superhard mater. 29, 82–85 (2007). https://doi.org/10.3103/s1063457607020037 6. pogrebnjak, a.d., tyurin, y.n. the structure and properties of al2o3 and al coatings deposited by microarc oxidation on graphite substrates. tech. phys. 49, 1064–1067 (2004). https://doi.org/10.1134/1.1787669 7. umanskyi, o., storozhenko, m., tarelnyk, v. et al. electrospark deposition of fenicrbsic– meb2 coatings on steel. powder metall met ceram 59, 57–67 (2020). https://doi.org/10.1007/s11106-02000138-5 8. markov, m.a., bykova, a.d., krasikov, a.v. et al. formation of wearand corrosion-resistant coatings by the microarc oxidation of aluminum. refract ind ceram 59, 207–214 (2018). https://doi.org/10.1007/s11148-018-0207-3 9. gutsalenko, y.g., sevidova, e.k. & stepanova, i.i. evaluation of technological capability to from dielectric coatings on ak6 alloy, using a method of microarc oxidation. surf. engin. appl.electrochem. 55, 602–606 (2019). https://doi.org/10.3103/s1068375519050041 https://doi.org/10.1007/s11356-013-2313-6 https://doi.org/10.3103/s1063457607020037 https://doi.org/10.1134/1.1787669 https://doi.org/10.1007/s11106-020-00138-5 https://doi.org/10.1007/s11106-020-00138-5 https://doi.org/10.1007/s11148-018-0207-3 https://doi.org/10.3103/s1068375519050041 34 problems of tribology диха о.в., бабак о.п., маковкін о.м., посонський с.ф. трибологічні властивості анодноіскрових покрить на сплавах алюмінію. встановлено, що в теперешній час технологія анодно-іскрових покрить в загальному достатньо добре досліджена. однак недостатність рекомендацій по вибору режимів технологічних процесів та трибологічних характеристик в різних умовах експлуатації обмежують широке впровадження даної технології. задачею даної роботи був аналіз процесів нанесення анодно-іскрових покрить, вдосконалення технології та дослідження зносостійкості зразків, оброблених за вказаною і традиційною анодною технологією. розробка технології нанесення захисних покриттів на вентильні метали в умовах іскрового розряду включала в себе вибір електроліту і режиму роботи ванни: напруга, густина струму, гідродинамічні умови та інші параметри. випробування на зносостійкість проводилися на спеціальній установці. конструктивно установка виконана двухпозиційною, що дозволяє одночасно випробувати два зразки з різними умовами навантаження при постійній швидкості ковзання. конструкція установки реалізує схему тертя вал-вкладиш. дослідження анодно-іскрових покриттів в режимі граничного змащування досліджувалось у середовищі індустріального масла. за критерій зношування приймався ваговий знос зразків по результатам вимірювань ваги до і після зношування. встановлено, що тривалий електроліз в умовах іскріння приводить до утворення анодних покриттів, що перевищують за своїми властивостями плівки, отримані шляхом безіскрового оксидування. порівняльні дослідження зносостійкості анодно-іскрових покрить і гальванічних анодних покрить за одакових умов випробувань показали, що знос анодно-іскрових покрить майже вдвічі нижчий для всього навантажувального діапазону. розглянута технологія рекомендується для підвищення зносостійкості елементів приладів з алюмінієвих сплавів, що працюють в умовах корозійно-механічного зношування. ключьові слова: анодно-іскрові покриття, алюмінієві сплави, трибологічні випробування, знос, коефіцієнт тертя copyright © 2019 a.v. zubiekhina-khaiiat, d.d. marchenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 45-50 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-45-50 mathematical modeling of the process of rolling body rolls with needed rollers a.v. zubiekhina-khaiiat*, d.d. marchenko* nikolaev national agricultural university, nikolaev, ukraine *e-mail: zubehinakhayat@gmail.com *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract the processes of needle roller rolling with the wide cavity and archimedean worms are investigated. a method of rolling in threads and worms with large angles of elevation of the coil line by means of flexible needle rollers is suggested. key words: needle rollers,rolling screw surfaces needle rollers, curvature of a screw surface, a roughness. introduction the processes of needle roller rolling with the wide cavity and archimedean worms are investigated. a method of rolling in threads and worms with large angles of elevation of the coil line by means of flexible needle rollers is suggested. research methodology we have conducted a study of modeling the process of rolling of screw surfaces with needle rollers in order to expand the nomenclature of threads and worms that can be rolled up by cylindrical rollers and to increase their durability, reliability, extend the service life of parts; while maintaining the equality of curvature of the contacting bodies and the rate of slippage in the deformation zone. establish the ability to roll with needle rollers with deformation along the entire depth of the archimedes worms profile. for modeling, archimedean worms with 10-24 mm modules, which have large angles of elevation of the coil lines, are taken. trapezoidal and thrust threads have significantly smaller angles of elevation of the coil line and less deep recesses that have not been modeled. the nomenclature of threads and worms that can be rolled up by cylindrical rollers with a straight line is limited by the limiting magnitude of the curvature of the screw surface in the plane of the rollers. this curvature depends on the diameter, the angles of elevation of the coil line and the thread profile. large threads are threaded by self-adjusting cylindrical rollers of small diameter [1]. when rolling threads with large lift angles, the plane of the rollers is rotated about an axis passing through the middle of the trough to the angle p , in general, different from the angle of lift  . in addition, the plane of the rollers is displaced relative to the axial section of the workpiece by an amount sufficient h to form an angle between the plane of the rollers and the thread  in the middle diameter of the cutting. this 06  creates a force component that pushes the rollers to the housing of the device. shift and reversal of the roller plane lead to the appearance of a final (positive or negative) curvature of the thread profile in the roller plane. the nomenclature of threads and worms, which can be rolled up by cylindrical rollers, based on the possibility of their deformation along the entire depth of the profile, was determined experimentally by the rolling of models. the rolling of the screw surfaces with positive curvature in the plane of the rollers was simulated by the rolling of the cones, and of the surfaces with negative curvature by the rolling of the hyperboloids. problems of tribology 46 when running models, the following process parameters are preserved: a) curvature of the running surface in the plane of the rollers; b) the amount of relative sliding in contact of the roller with the workpiece. the radius of curvature  br of the cone  surface in the plane of the roller ( 2x , 2z , fig. 1), obtained by turning the angle of the axial section of the cone around the perpendicular to its formation, will be determined by euler formula [2]: 2sin sin cp k k r r     , (1) where crr – is the average radius of the cone; k – the angle at the base of the cone. а b fig. 1. threading with large lift angles given the condition of relative sliding in the direction perpendicular to the axis of the roller, we have: sin 2 cos cp k cp d r     , (2) where cpd – average diameter and angle of thread profile. the angle of the cone k , given (1) and (2), 1/k br k is determined: problems of tribology 47 2arctg 2 cos sin cp b k d k        . (3) the results from the solution of the geometric problem of intersection of the cylinder with the generating and conical surfaces, we determine the values of the lengths of contact of the roller with the surface of the thread and the layout, the ratio of these values is equal to the coefficient of refinement  уk . taking into account [1] the equations of the screw surface in the coordinate system are written 3x , 3y , 3z , (fig. 1, a) where 3x is the axis of the roller. the distance 1 and 2 between the points 1m and 2m the screw surface, respectively, on the outer and inner diameter of the thread and the surface of the roller at the point contact of the roller with the surface of the thread on the average diameter of the thread (fig. 1, b) is determined by:     3 3 3 sin cos p z nx r nz    , (4) where pr – roller radius; 3nx and 3nz – respectively, the angles between the axes 3x and 3z and the normal n to the helical surface passing through the points 1m and 2m and 3x the axis. the magnitude of the indentation of the roller in the direction of the axis until 3z the contact of the surface of the roller points 1m and 2m the screw surface: 1 2 1 2 1 2 cos coscp q         , (5) where the angles 1 and 2 are determined by equality: 3 3 tg y z   . (6) the length of contact of the roller  pl with the helical surface is defined as the difference of the abscissa 3x points 1m and 2m . the coordinates zyx 333 ,, of the points 1m and 2m are determined by the joint solution of equations (3), (4), (5), (6) of the screw surface and the normal n equation. the length of contact of the roller with the conical surface of the maket  pl , measured in the direction of the axis of the roller, is calculated by a joint solution of the cylinder and cone equations in the coordinate system 3x , 3y , 3z , related to the axis of the roller, provided that the roller is pressed into the cone by the magnitude cpq (fig. 2) and is equal to the difference between the coordinates 3z of the points 1m and 2m the conical surface. problems of tribology 48 fig. 2. scheme to calculate the contact length of the roller with the conical surface of the layout a hyperboloid, which is a model of a screw surface with a negative curvature in the plane of the rollers, is formed by machining a straight cutting edge of the cutter. the cutting edge, initially coinciding with the generating cone with the angle at the base 2 , rotates around the perpendicular to the generating conus by the angle p (fig. 3). when the workpiece is rotated, the conical surface becomes a medium-radius hyperboloid by cutting the allowance 2r . fig. 3. scheme of conical surface conversion into a hyperboloid the plane of the roller when rolling hyperboloid forms with its axial section angle 06  . the curvature of the intersection of the hyperboloid with the plane of the roller at a point m according to [2] will be determined by: 2 2 1 2 1 cos sin r r r     , (7) where 1r – is the radius of curvature of the generating hyperboloid; 2r – is the radius of curvature of the intersection, normal to the formation. applying formula (7) to the cutting edge line, we obtain: 2 2 2 2 1 2 cos sin 0 r r     . (8) problems of tribology 49 solving together equations (7) and (8) with given 22 sin r r   , we obtain 1 bkr  the formula for calculating the angle of rotation of the cutting edge of the cutter: 2 2 2 2 arctg tg cos sin b p r r         . (9) the values 2r in formula (9) should be equal to the values of the radii cpr calculated by the formula (2) at 02 60k    . the geometric dimensions of the models kr , 2r , and k the refinement coefficient уk were calculated on a pc. modeling was performed by a device with a self-adjusting cylindrical roller-cam on a lathe [10]. as a result of this work, it is shown that cylindrical rollers can run almost all threads with a lift angle of not more than 100. conclusions features of rolling of worms and worms with a wide hollow are investigated. the modeling of rolling of the screw surfaces by needle rollers was carried out. the convex surfaces were modeled by cone-self, concave by unipolar hyperboloids. in doing so, the curvature of the contacting bodies and the rate of slippage in the deformation zone were maintained. it has been found that needle rollers can be deformed with the entire depth of the profile by archimedean worms with a rotation angle of 10   . it is proposed to roll archimedean worms with 10   flexible needle rollers, a device for this purpose was granted a patent of ukraine for the invention and a patent of ukraine for a utility model. in this way, the nomenclature of threading and archimedean worms was expanded. literature 1. babej yu.i. poverhnostnoe uprochnenie materialov / yu.i.babej, b.i.butakov, v.g. sysoev. – kiev: nauk. dumka, 1995. – 104 s. 2. bronshtejn i.n. spravochnik po matematike / i.n. bronshtejn, k.a. semendyaev – m., tehizdat, 1956. 3. odincov l.g. uprochnenie i otdelka detalej poverhnostnym plasticheskim deformirovaniem / l.g odincov. – m.: mashinostroenie, 1987. – 328 s. 4. papshev d.d. otdelochno-uprochnyayushaya obrabotka poverhnostnym plasticheskim deformirovaniem / d.d papshev. – m.: mashinostroenie, 1978. – 152 s. 5. zhasimov m.m. upravlenie kachestvom detalej pri poverhnostnom plasticheskim deformirovanii / m.m. zhasimov. – alma ata: nauka, 1986.– 208 s. 6. butakov b. issledovaniya tochnosti valov obkatannyh ustrojstvom so stabilizaciej rabochego usiliya obkatyvaniya / b. butakov// motrol, commissionofmotorizationandenergeticsinagriculture. – lublin, 2012. – tom 14 a. – s. 15 – 22. 7. vlasov v.m. rabotosposobnost uprochnennyh trushihsya poverhnostej / v.m. vlasov. – m.: mashinostroenie, 1987. – 304 s. 8. popov a. analiz harakteristik kontaktu poverhon z pochatkovim linijnim i tochechnim dotikom / a. popov // motrol, motoryzacja i energetykarolnictwa. – lublin. 2015,vol 17, no.2. – s. 9 –16. 9. butakov b.i. opredelenie optimalnogo usiliya obkatyvaniya valov rolikami / b.i. butakov, v.a. artyuh. – sankt – peterburg, ch. 2., 2013 – s. 58-64. 10. patent 101718 ukraina mpk v24v 39/04 (2006.01), b21h 3/00. pristrij dlya obkatuvannya krupnih rizb i arhimedovih cherv’yakiv rolikami / b.i. butakov, a.v. zubehina, zayavnik i patentovlasnik b.i. butakov.; zayavl. 18.07.2011, nomer zayavki: a201108944; opubl. 25.04.2013, byul. № 8, 2013. 11. butakov b. volnistost poverhnosti pri obkatyvanii tel vrasheniya rolikami / b. butakov // motrol, motoryzacja i energetyka rolnictwa. lublin. – vol15, no2., 2013 – s. 15 – 22. problems of tribology 50 зубєхіна-хайят о.в., марченко д.д. математичне моделювання процесу обкатування тіл обертання голчастими роликами. досліджено процеси обкатування голчастими роликами різьб з широкою впадиною і архімедових черв’яків. запропоновано спосіб обкатування різьб і черв’яків з великими кутами підйому лінії витку за допомогою гнучких голчастих роликів. ключові слова: голчасті ролики, обкатування гвинтових поверхонь голчастими роликами, кривизна гвинтової поверхні, шорсткість. influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 40 ventsel e.s., shchukin a.v., orel a.v., saienko n.v. kharkiv national automobile and highway university, kharkiv, ukraine e-mail: alexhome88@gmail.com influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings udc 621.878 doi:10.31891/2079-1372-2019-91-1-40-47 in the process of tribo units friction and wear, structural adaptability of materials occurs. the structure and properties of the surface layers are formed, that ensure minimization of friction forces and a tribo unit wear rate. thus, two phenomena occur at the same time: structural adaptability of surfaces and structural adaptability of oil, i.e., complex structural adaptability can be observed. considering the tribo coupling as a dynamic dissipative system, in which the energy of the macro mechanical movement is degraded, entropy is created. based on the analysis of the equation for the production of entropy, the conclusion was made about degradation of the structure of the substance. this fact can be interpreted as information about the secondary structures in the process of tribo unit adaptation. key words: wear, tribo coupling, steady state, dielectric susceptibility, structural adaptability. introduction in the course of tribo units friction and wear, structural adaptability of the materials involved in these processes occurs. thus, in the process of work the geometric characteristics of the contact change. this is observed in the initial period of operation of the tribo unit during the run-in, when the frequency of the surface becomes optimal with time [1, 2, 3], which ensures minimal losses due to friction and wear (micro geometric adaptability of surfaces). simultaneously, the structure and the properties of the surface layers are being formed, that minimize the tribo coupling’s friction forces and a wear rate. based on the consideration of general laws of friction and wear, b. i. kostetskyi [4–6] constructed a theory of structural-energetic adaptation (structural adaptability) of the friction surface during mechanical and thermal processes. according to this theory, there is a certain range of loads and speeds of movement for all materials and environmental conditions, at which the normal course of mechanical and chemical wear occurs. at the same time, the structure of the surface layers acquires the greatest strength and resistance to physical and chemical effects for these conditions. such structures were called secondary by b. i. kostetskyi. when the cleanliness of the surfaces, the structure and properties of the surface layers become optimal, the run-in process finishes, after which the friction force and the wear rate stabilize. in this case, the tribo coupling is adaptive to the conditions of friction, i.e., it is as close to the steady state as possible. similar processes of structural adaptability are also characteristic for lubricating oils. it is known [1, 7, 8] that oil is intensely oxidized in the initial period of its usage, which is followed by generation of polar-active components capable of creating a strong adsorbed boundary film on the friction surface that reduces wear. with an increase in temperature for any reason, the stability of the boundary films decreases [9], they are desorbed and that results in a wear increase. however, together with increasing the temperature, the generation of polar-active components, which form secondary boundary films under these conditions, also increases. as a result, the processes of friction and wear stabilize again. under certain conditions, in the absence of boundary films, selfgenerated organic films may be formed, discovered by m. v. raiko in gear drives [10]. at the same time, in the initial period of work, the content of mechanical impurities is rapidly increasing in the oil, which can reduce friction and wear due to the separating action. the essence of this phenomenon is that with the discrete contact of surfaces through particles, which reduce electrostatic wear [11], the sizes of mechanical impurities, as a rule, enhances the thickness of the boundary oil films. the abrasive action of the surfaces disperses these particles, bringing them in size to the thickness of the oil film. this helps to increase the adsorption activity of particles, the formation of a protective layer from oxidation products on them, which leads to an increase in the anti-wear properties of the oil. the formation of particles of the adsorbed film is the act that characterizes the adaptability of the oil to the conditions of friction. besides, mechanical particles provide self-regulation of the antifriction surface separation, which means that suspended particles contained in the oil are continuously destroyed and extracted. they partly go along with the oil to the combustion chambers of the engines or go away with leaks in the leakiness of hydraulic systems, being selected by filters. however, as soon as their amount becomes insufficient to provide a separating action, the surfaces begin to contact directly by micro ridges, which leads to the emerging of new particles. influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 41 when the amount of polar-active and mechanical impurities for specific conditions of friction becomes sufficient to ensure minimal forces of friction and wear, the processes of oxidation and accumulation of impurities are stabilized. the whole complex of products formed in the oil is a result of their “run-in”, i.e. structural adaptability, which can also be considered as a phenomenon of formation of secondary structures in the oil. meanwhile, oils are less stable in their properties than surfaces. therefore, after a certain period of time, the properties of oils deteriorate due to the action of additives, changes in viscosity, etc. replacing waste oils with fresh ones requires again their adaptation to conditions of friction, i.e. the need for re-running the oil. thus, the following two phenomena occur simultaneously in the tribo coupling: structural adaptability of surfaces and structural adaptability of oil, i.e. complex structural adaptability can be observed [12]. while theoretical studying this phenomenon, we will consider the tribo coupling as a dynamic dissipative system in which degradation of energy of macro mechanical movement is realized, i.e. entropy is created. according to the model of l. yu. bershadskyi, the tribo system includes excitatory volumes of materials of the friction surface and the lubricating layer, in which positive entropy production is realized through any mechanisms. the purpose and problem statement the purpose of the work is to establish the influence of physical and mechanical parameters (thermal conductivity, force of friction and magnetic susceptibility) on the structural adaptability of tribo couplings to friction conditions and intensive wear. presentation of research materials since a general theory for various types of tribo couplings can hardly be constructed, the thermodynamic method of studying various types of friction is of particular interest. the principle of the minimal energy dissipation, formulated by l. onsager, should obviously be considered the most common method of this kind, which was generalized by i. prigozhin as the principle (theorem) of the minimum entropy production, according to which when a system approaches a steady state under given constant conditions at the boundary of the system, entropy decreases and takes the minimum value. we define the entropy production as: 2d s s dt dv    . with linear relationships of a thermodynamic flux, which in this case can be understood as densities of fluxes ij  , and thermodynamic forces ix  , the volumetric density of entropy can be represented as: i is j x    . (1) to calculate production of the entropy in a tribo unit, first we write down the first law of thermodynamics for a unit of volume of a tribo unit located in an electric field e  , caused, for example, by a contact difference of potentials, and also in a magnetic field h  : 1 qtds du fd dn dpe d hdij                  . (2) it is easy to show that the value 1 j is a displacement dl  related to the physically infinitely small volume 0v  of the wear-prone substance, i.e. 1 d j      = dl av . the introduction of this value was the result of averaging over the volume of the energy characteristics of the whole tribo unit. therefore, equation (1) is a local basic equation of thermodynamics with respect to the wear-prone substance, which is located in the tribo unit (the zone of intense wear). let us present the density of internal energy u in the form: , п q e h фu u u u u         . (3) where: 2 2 0 0 . 1 ; ; 2 2v vq hv e e hq u c t c u v t            . influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 42 the value фu can be expressed in terms of the integrated density of the electromagnetic radiation flux using the modified formula of n. umov: , 4ф c r u  taking into account the law of stefan-boltzmann: 44 ,фu tс   where 1  is the absorption coefficient. denoting 4 / βa c  we receive: 4βσ ,фu t (4) now let us try to receive expressions for the extensional derivative of entropy s  . the linear relationship between the density of fluxes ij  and thermodynamic forces ix  is assumed in accordance with expression (1). due to the fact that the choice of fluxes and thermodynamic forces is not in principle unequivocal, we will agree on their choice, in accordance with the equations: gradi i s x x         , (5) i i x divj t      . (6) we keep in mind that for a standard state, i x t   should be understood as the density of the source iq of the corresponding generalized force in accordance with the continuity equation: 0 i i x div j q dt      . (7) we first determine the thermodynamic force ux  corresponding to the internal energy u , for which, on the basis of equation (5), we differentiate (1) by u : 2 1 1 grad grad grad .u s x t u t t                (8) the density of the internal energy flux corresponds to this thermodynamic force: , .u п q e h фj j j j j         assuming that in the steady state there are no sources of internal potential energy, i.e., 0пj  , we have: ,u q e h фj j j j       . the expressions for the density of heat fluxes qj  , electromagnetic field ,e hj  and thermal electromagnetic radiation фj  are known from the laws of fourier, poiting (more precisely, the expressions for the poiting vector) and stefan-boltzmann respectively γgrad ,qj t   (9a) , , ,e h e hj      (9b) 4 0 .ф tj      (9c) let us show on the example of the poiting vector that its expression (9b) is a consequence of (6). influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 43 in fact, in accordance with (6) , , . e h e h du div dt j   however, since in the steady state 0i dx dt  , then, as follows from equation (7): .i iivjd q  (10) as the density iq of the source of the electromagnetic field, the following value should be understood: 2 2 0 0 , 2 2e h e h q t          . then in accordance with expression (10): 2 2 0 0 , 0 0 .2 2e h e h e h d b div e h e h t t t t j t                            we will find derivatives d t    and b t    from the maxwell's equation, neglecting the conduction current compared with the bias current due to the low electrical conductivity of the oil film: ; dd db roth rote dt dt        . then: ,e hdivj eroth hrote      . we rewrite the last-mentioned equation using the operator   : , , , , .e h e h h ej                   performing a cyclic permutation in the mixed products of vectors, we receive: , , , .e h ej h e h                exchanging the positions of e  and h  in the first component of the right part, we have: , , , 2 , ,e h e h e h hj e                           whence it follows that: , 2 , .e h e hj        the poiting vector coefficient 2 arose due to the fact that each of the variables of macroscopic fields e  , h  creates an electromagnetic wave. if only one of these fields is present, the coefficient 2 is absent. the minus sign in the resulting expression provides nonnegativeness of the scalar products of negative thermodynamic (8) by the value of also negative flux density, which ensures non-negative value of entropy production. for the same reason, the vector of density of the radiation flux should also be a negative value, which in principle could be shown as strictly as that for the poiting vector, stipulated by the variable macroscopic fields. with this circumstance in mind, equation (9) can be rewritten as follows: γgrad ,qj t   (11a) , 2 , ,e h e hj        (11b) 4 0ασ τфj t   . (11c) let us get onto the definition of thermodynamic forces and fluxes of other thermodynamic values. first, we define the expression for the thermodynamic force nx  causing the flow of particles 2 0 .n d n d j dt     assuming the value of the generalized coordinate nx n  in equation (5) and taking into account (1), we receive: influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 44 μ grad .nx t          neglecting effects similar to thermal diffusion it can be written:  grad μ nx t    . the effective chemical potential is defined as:   ,, μ 1/ / . s pu f i dn          it is easy to show that for a zone of uniform wear this value is equal to μ . f nj    given that only the concentration n of particles of wear and other impurities can be a function of the coordinates, we find the final thermodynamic force responsible for the flow of particles: 2 grad n f x n tn i      . (12) it is also easy to show that the density of the of particles flux nj  is related to their concentration n, the value of wear j and the rate v of displacement of the tribo coupling surfaces by the relation: 0 τ .n n i vj    (13) in the presence of charged particles in an electric field e, electric current arises in the gap of the tribo coupling, whose density is determined in accordance with ohm’s law in a differential form by the expression: 0σq ej   . since grad ,e     then: 0 gradqj     . (14) the thermodynamic force generating this current in accordance with equation (5) and taking into account (1), has the form: grad gradq q s x t            . (15) in the presence of an electric field gradient, in the gap of the tribo coupling there occurs a flow of molecular dipoles with the density of: 2 0п i dt j d p d         . (16) the minus sign reflects the fact that when a dipole moves in a non-uniform field, its dipole moment, directed from a negative charge to a positive one, is antiparallel grad e  . the magnitude of the dipole current can be easily expressed through polarization p  , for which the numerator and denominator of relation (16) are multiplied and divided by the value dh of the displacement of the dipole in the electric field during the time dt. 2 2 п 0 0 0 i i i p d p d p dh d p d pdh u pu d dt dh d dh dt dv j                         . (17) where p dh u dt  is the speed of movement of the dipoles in the electric field. since in the steady state the speed of the dipoles pu does not change, we can enter the mobility of the dipoles in the same way as it is done for free charges. let us assume that a dipole, moving under by a force  a )gr d (f p e p e      , is acted upon by a resistance force cf  proportional to its speed pu  , i.e.: c pf r u    . influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 45 assuming that the dipole moves along the field gradient at a constant speed pu  , we can write:  grad 0p e rup    then the speed of dipoles is: gradp p u e r    . (18) the coefficient p p b r  will be called the mobility of dipoles by analogy with the mobility of charges moving in an electric field. we now note that the polarization p  of the dielectric is related to the field density e  inside the dielectric by the formula: .p e    (19) assuming that the dipoles move in such a way that p  is antiparallel to grad e  , expression (17) can be written as:   0 0 .p pp pu pj u           (20) substituting relations (18) and (19) into (20), we find the final expression for the flow of dipoles: gradp pb ej e     . (21) now we define the thermodynamic force px  that creates this flow: 1 grad gradp s x e p t           . (22) in a similar way, we determine the flux density of magnetic dipoles mj  and the thermodynamic force mx  that creates this flux. formally, this procedure is reduced to substituting the dielectric susceptibility  by magnetic susceptibility m , the mobility of the electric dipoles pb by the mobility of the magnetic dipole moments mh , the electric field density e  by the magnetic field strength h  and grad e  by grad .b  in equations (21) and (22). in the latter case, the symmetry is broken, since the strength characteristic of the magnetic field is its induction b  , and not strength h  . then the expression for the density of magnetic dipole flux mj  and the corresponding thermodynamic force mx  will have the form: gradm m mj b h b     . (23) it should be borne in mind that the flux density vector of magnetic dipoles can be directed both parallel to the field gradient and antiparallel to it, since m can be both greater and less than 0 (the latter case occurs for diamagnetics). considering that  0 1 mb h   , expression (23) can be represented as:  1 grad ,m m m mj b h h       (23а) a thermodynamic force corresponding to flow mj  : 1 gradmx ht     . (24) now you can write expressions for the volume density of entropy production, substituting expression (8), (11a, b, c), (12 15), (21 24) into equation (1): influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 46           4 02 220 grad grad 2 , grad grad grad 1 grad .mp m m t fv s t e h t n t tn b e e b h h t t t                           (25) conclusion the obtained expression for the volumetric density of entropy production allows to conclude that when approaching a steady state, the structures are found in a tribo coupling which are characterized by reduced thermal conductivity, friction forces and magnetic susceptibility. indeed, thermal conductivity is decreased due to depreciation of friction surfaces, and a decrease in electrical conductivity and viscosity (in the case of viscous friction): a decrease in dielectric and magnetic susceptibility prove the formation of structures with smaller dipole moments, and consequently, “simplification” of the structure of the substance in a tribo coupling, which was shown in the works of b. i. kostetskyi and, as noted above, was called structural adaptability. designations s – entropy; t – time; v – volume; ji – flux density; ix  – thermodynamic force; t – temperature; s – volumetric density of entropy; u  – volumetric density of internal energy; f  friction force;   tribo unit surface area; i – wear rate (wear);  – effective chemical potential; n  concentration of impurity particles in the tribo unit volume; p   polarization vector; e  – electric field strength; qp   electric charge density;   electric potential of the tribo unit point; h   magnetic field strength; i  – magnetization; l  moving; pu – density of the internal potential energy of interaction of micro particles, which have no sources in the steady state; qu   thermal energy density; ,e hu – density of the macroscopic field energy; фu  density of photon gas energy (electromagnetic thermal radiation); vc – heat capacity at constant volume; 0  electric constant;   coefficient of thermal radiation absorption;  stefan–boltzmann constant; p   polarization; d   vector of electric field induction; influence of physical and mechanical parametres on the structural adaptability of tribo couplings проблеми трибології (problems of tribology) 2019, № 1 47 b   vector of electromagnetic field induction; 0   a single vector coinciding in direction with gradn; 0  specific conductivity of the contact zone; p   dipole moment; cf  resistance force; pu  – dipole rate; r  coefficient of resistance; γ – thermal conductivity;  dielectric susceptibility; mj  flux density of magnetic dipoles; m  magnetic susceptibility;  – coefficient of viscosity. references 1. vencel ye.s. pіdvishchennya yakostі mastil, paliv і tribovuzlіv mashin : monografіya / ye.s. vencel, o.v. orel, o.v. shchukіn. – h.: fop brovіn o.v., 2017. – 264 s. 2. vencel ye.s. uluchshenie kachestva i povyshenie srokov sluzhby neftyanyh masel / ye.s. vencel, s.g. zhalkin, n.i. dan'ko. – har'kov : ukrgazht, 2003. – 168 s. 3. ye. ventsel, o. orel, o. shchukin, n. saienko, a. kravets', dependence of wear intensity on parameters of tribo units, tribology in industry, vol. 40, no. 2, pp. 195-202, 2018, doi: 10.24874/ti.2018.40.02.03 4. kosteckij b. i. nadezhnost' i dolgovechnost' mashin nosovskij / b. i. kosteckij, i. g nosovskij, l.i. bershadskij, a. k. karaulov. – kiev: tekhnika, 1975. – 405 s. 5. kosteckij b.i. trenie, smazka i iznos v mashinah / b.i. kosteckij. – k.: tekhnika, 1970. 396 s. 6. kosteckij b.i. o roli vtorichnyh struktur v formirovanii mekhanizmov treniya, smazochnogo dejstviya i iznashivaniya // trenie i iznos. – 1980. – t. 1, № 4. – s. 622 – 637. 7. vencel s. v. primenenie smazochnyh masel v dvigatelyah vnutrennego sgoraniya / s.v. vencel. – m.: himiya,1979. – 240 s. 9. matveevskij r. m. temperaturnaya stojkost' granichnyh smazochnyh sostavov tverdyh smazochnyh pokrytij pri trenii metalov i splavov / r. m. matveevskij. – m.: nauka, 1971. – 226 s. 10. rajko m. v. smazka zubchatyh peredach / m. v. rajko. – kiev: tekhnika, 1970. – 194 s. 11. myshkin n.k. trenie, smazka, iznos. fizicheskie osnovy i tekhnicheskie prilozheniya tribologii / n.k. myshkin, m.i. petrokovec. – m.: fizmatlit, 2007. – 368 s. 12. povyshenie resursa tribosopryazhenij aktivirovannymi metodami inzhenerii poverhnosti / p.a. vityaz' i [dr.]. – minsk: belarus. navuka, 2012. – 452 s. венцель є.с., щукін о.в., орел о.в., саєнко н.в. вплив фізико-механічних показників на структурну пристосованість трибосполучень. у процесі тертя і зношування трибовузлів відбувається структурна пристосованість матеріалів. формується структура і властивості поверхневих шарів, що забезпечують мінімізацію сил тертя і швидкості зношування трибосполучень. так, одночасно протікають два явища: структурна пристосованість поверхонь і структурна пристосованість мастила, тобто має місце комплексна структурна пристосованість. розглядаючи трибосполучення як динамічну дисипативну систему, в якій реалізується деградація енергії макромеханічного руху, створюється ентропія. на підставі аналізу рівняння для виробництва ентропії був зроблений висновок про деградацію структури речовини. цей факт можна інтерпретувати як інформацію про вторинних структурах в процесі адаптації трибосполучень. ключові слова: зношування, трибосполучення, стаціонарний стан, діелектрична сприйнятливість, структурна пристосованість. copyright © 2019 n.n. dikhtyaruk, e.a. poplavskaya. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 94 (4) (2019)40-48 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doihttps://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-40-48 a flat contact problem the interaction two prestressed stripes with an infinite stringer n.n. dikhtyaruk, e.a. poplavskaya* khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: helen.poplavskaya@gmail.com abstract the article is devoted to the research of problems of contact interaction of infinite elastic stringer with two identical clamped along one edge of pre-stressed strips. in general, the research was carried out for the theory of great initial and different variants of the theory of small initial deformations within the framework of linearized theory of elasticity with the elastic potential having arbitrary structure. the integral integer-differential equations are obtained using the integral fourier transform. their solution is represented in the form of quasiregular infinite systems of algebraic equations. in the article alsaw was investigated the influence of the initial (residual) stresses in strips on the law of distribution of contact stresses along the line of contact with an infinite stringer. the system is solved in a closed forms using transformation of fourier. expressions of stresses are represented by fourier integrals with a simple enough structure. influence of initial stress on the distribution of contact stresses is study and discovered the mechanical effects under the influence of concentrated loads. keywords: linearezed theory of elasticity, initial (residual) stresses, initial deformations, prestressed elastic strip, transformation of fourier. introduction the plane contact problem of the transfer of a horizontal concentrated load from an infinite stringer to two identical prestressed strips clamped at one edge is solved using the linearized theory of elasticity. the solution is found in general form for the theory of large initial deformations and different theories of small initial deformations for an arbitrary elastic potential. the problem for the normal and tangential contact stresses is reduced to a system of integro-differential equations derived using the fourier transforms. the contact stresses are represented by fourier integrals. it is shown that the initial stresses in the strips affect strongly the distribution of contact stresses: the contact stresses substantially decrease under compression and increase under tension, whereas the displacements increase under compression and decrease under tension. the effect of the initial stresses is stronger in highly elastic materials than in stiff material isolation of previously unresolved parts of a common problem contact interaction of initially stressed bodies is one of topical issues in the field of mechanics of deformable solids. the solution to such problems is related to a wide range of questions that arise in engineering, construction and other industries. strict conditions have been formulated recently: high (guaranteed) durability of structures and machine parts, reliability on the one hand and low material consumption of the latter made with the use of new structural materials. this problem is particularly relevant nowadays and it is of great interest to researchers who solve fundamental and applied problems in the sphere of contact interaction of bodies with initial (residual) stresses. problems arising up at the transmission of loading from infinite stringers to the elastic stripe ‒ the classic theory of stress, again becomes relevant, in the cases when there are initial (residual) stresses in a stripe. the special necessity of their consideration arises up because of their importance at research of constructions in general and especially in connection with planning of constructions of aircrafts. we will notice that initial (residual) stresses practically always are in the elements of constructions and details of machines and can cause deformations, destructions, increase a tendency to the loss of stability and internal friction, etc. in problems of tribology 41 stringent formulation of contact problems for elastic bodies with initial stresses, there is a need to involve the apparatus of nonlinear elasticity theory, which greatly complicates the construction of analytical solutions. but in the case of large (finite) stresses (deformations) it is possible to be limited to consideration the linearized theory of elasticity [1]. in this article, using the relations of the linearized theory of elasticity [2], the solving of the contact problem for the contact interaction of an infinite and finite stringer with a prestressed strip is presented. purpose the study of the influence of initial (residual) stresses on the law of distribution and displacement under the stringer, along of contact line. further consideration of the class the contact problems about the contact interaction of elastic stringers with a prestressed strip. study out the influence of initial (residual) stresses on the law of distribution of contact stresses under reinforcements the elements along line of direct contact as a result of the action on the elastic stringer of concentrated force. in the case of some elastic potentials of the simplest structure to make carry out numerical calculations and construction of graphs. presentation of the main material boundary conditions. contact interaction of an infinite stringer with two prestressed strips. let the infinite elastic strips made of the same compressible or incompressible materials with the potential of an arbitrary structure. these strips have the same initial (residual) stresses and thicknesses of the strips – t. at the edges at 2 ,y t  the strips are trapped and under conditions of flat deformation. we will assume that the infinite elastic strips are connected to each other by an infinite elastic stringer with a modulus of material elasticity 1e and the poisson coefficient 1. let the prestressed strips be loaded with horizontal force  0 1q y also, which acting at some midpoint of the stringer. we will use the notation:  1y – known single dirac delta function. the study of this problem will be carried out in the coordinates of the initial (residual) deformed state 1 2oy y as shown in the fig. 1. fig. 1. effect of force on strips it is necessary to determine the law of distribution of normal and tangential contact stresses along the line of connection of the stringer with the prestressed stripes. in considering this problem adhering to [2], we believe that the interaction occurs when the known four positions 1 4 are fulfilled, which are fundamental in the theory of contact interaction of bodies with initial stresses. in addition, we assume that: 1) under the action of applied load and only tangential contact stresses, the stringer is stretched or compressed as a rod in a uniaxial stress state [4]; 2) along the horizontal axis, vertical elastic displacements are constant of the due to the small thickness of the stringer. denote the intensities of normal and tangential contact stresses 1( )p y and 1( ),q y respectively and the vertical and horizontal displacements of the stringer (1) 1( )y and (1) 1( )u y respectively. then you can write that:         1(1) 1 0 1 1 1 1 2 , yu y q t q t dt y y e h             . (1)   (1) 1 1 0 y y     1 1y y      . (2) 42 problems of tribology in case of full contact, it should be noted that the following conditions must be fulfilled along the contact line:    (1) ( 2)1 2 1 1 1 y u y y y         (1) ( 2)1 1 1 1 1 u y u y y y      ,  1y    , (3) where (1) (1)1 1( ), ( )u y y ‒ the components of the displacements vector in the elastic stringer; 1 2 ( 2) ( 2) 1 1( ), ( )u y u y ‒ the components of the vector of displacements in elastic strips with initial stresses. the solution method we consider the contact conditions (3) together with (1), (2), as well as the expressions for vertical and horizontal displacements of the points free from pinching. the latter were obtained on the basis of the principle of superposition’s in the case of equal and unequal roots of the determining equation [2] for compressible and incompressible bodies and following [3, 5] have the form:                     1 1 11 1 12 1 2 1 21 1 22 1 , . u y h y t p t dt h y t q t dt u y h y t p t dt h y t q t dt                     (4) taking into account (1) (4) relatively unknown contact stresses, we obtain the following system of integro-differential equations:                     1 11 1 12 1 1 21 1 22 1 0 1 0, 2 . d h y t p t dt h y t q t dt dy y d h y t p t dt h y t q t dt q t q t dt dy                                      (5) where  , 1, 2ijh i j  – influence functions for an elastic strip with initial (residual) stresses whose expressions are given [3] and have the form: from the action of a unit normal force for the case of equal roots 1 2n n :    1 11 111 0 1 cos ,h y h y d           1 12 112 0 1 sinh y h y d        ; for unequal roots 1 2n n :    1 11 111 0 1 cos ,h y h y d            1 12 112 0 1 sin .h y h y d         (6) (7) problems of tribology 43 here  , , 1, 2ijh i j  ‒ is the influence functions characterizing the displacement of the boundary points of the face 2 0y  of an infinite elastic strip with initial (residual) stresses from the action of a unit normal force. the nuclei  ijh  respectively have the form: for 1 2n n                           22 2 1 11 1 0 0 1 1 0 1 1 1 1 1 1 11 0 12 2 0 0 1 1 1 1 1 1 1 , 0 , , 0 . h h n s sh s s sh s m n h h i s s s s s s n                                           (8) for 1 2n n :                    2 2 11 1 0 1 1 0 1 1 0 1 1 0 1 1 2 1 0 1 1 1 1 4 2 , 0 2 , h h n s ch s s s s sh s ch s                                                 0 1 12 2 1 1 0 1 3 0 1 1 1 1 1 1 2 , 0 . n m h h i n s s s s s                          write down the influence functions for an elastic strip with initial (residual) stresses from the action of a unit tangential force: for the case of equal roots 21 nn  :           21 1 21 1 0 22 1 22 1 0 1 sin , 1 cos . h y h y d h y h y d               (10) for unequal roots 1 2n n :           21 1 21 1 0 22 1 22 1 0 1 sin , 1 cos . h y h y d h y h y d                 (11) the nucleus  ijh  and  ijh  respectively have the form: for 1 2n n :                     2 2 21 0 1 1 1 1 1 2 2 1 0 1 1 1 1 1 1 1 1 22 2 2 10 1 22 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 , ( ) ; h m s s ch s sh s m s s sh ch ch s sh s m m h i s s ch s sh s s n                                                   (12) (9) 44 problems of tribology for 1 2n n :                                    1 21 0 1 1 2 3 1 2 3 2 2 20 1 22 1 2 1 1 1 4 1 1 1 1 2 2 1 1 21 1 1 4 3 2 , 1 2 . h m ss s s m m h i s ch ss s ss sh n ss ch s                                                 (13) we also note that, the following asymptotic formulas hold: at the 0  :                  11 11 12 12 22 220 1 ; 0 ; 0 1h h h h h h               ; at the    :          11 11 12 12 22 22 1 1 1 0 ; 0 ; 0h h h h h h                               . multiply the first and second equations (5) by 1i ye  and integrate them by 1y from  to  . applying the convolution theorem after elementary calculations, we obtain a system of algebraic equations with respective fourier transforms  p  and  q  :             11 12 2 2 1 0 21 1 0 22 0 ( ) 0, 2 . h p ih q e t ih e t h q q                    (15) here we introduce the following notation:     11 1,i yp p y e dy           11 1.i yq q y e dy       (16) the functions    ,p q   – the essence of fourier transforms from function    1 1,p y q y – are the contact voltages on the contact line of the elastic stringer and the strips with initial (residual) stresses; 0q – the external horizontal load; the functions  1, 2ijh i  for the equal and unequal roots of the determining equation [2] are given by formulas (12) (13), respectively. to find the fourier transforms  p  and  q  we write down the determinants of the system (15):            11 12* 211 1 0 22 11 222 1 0 22 2 ( ) ( ) 0 2 h ih h h e t h h h e t h                   . (17)                   12* 1 21 122 2 1 0 21 0 1 0 22 11* 2 11 212 1 0 21 0 0 , ( ) 2 0 . 0 ( ) h i h h e t ih q e t h h h h e t ih q                               (18) (14) problems of tribology 45 here we introduce the following notation:                 * * 11 11 12 12 21 2 2 1 0 21 0 22 1 0 22 , , , 2. h h h ih h e t ih q h e t h                     (19) applying the kramer formulas and the inverse fourier transform, we obtain the solution of the system of integer-differential equations (5). this solution gives the expressions for the required contact voltages in the form:         110 1 1* 0 110 1 1* 0 ( ) cos , ( ) sin . hq q y y d h hq p y y d h                   (20) here, the values *ih and  , 1, 2ijh i j  are expressed by known functions  , 1, 2ijh i j  , which are determined according to formulas (12) (13) for equal and unequal roots of the determining equation [2] in the case of a particular structure of elastic potentials. let us investigate the convergence of improper integrals of the formulas (20). taking into account the value  ijh   (19) and values  ijh  (12) (13), and well as asymptotic formulas for  ijh  (14), omitting the cumbersome elementary transformations, we find the following asymptotic expressions: at 0       12 ~ 0 . h h      (21) at          12 1~ 0 . h h       (22) it follows from the asymptotes (21) (22) that in (20) the second integral expressing the law of distribution of normal contact stresses converges rather quickly. as for the first integral     11 1* 0 cos , h y d h      which expresses the law of distribution of tangential contact stresses, its convergence can be accelerated, by presenting     11h h     in the form:     211 2 2 0 , ( 0)t h c t h c            at the    . (23) here, the 2c and 2c – constants that significantly depend on the roots of the determining equation [2], the particular shape of the elastic potential and are determined from formulas (8) and (9) for the specific compressible and incompressible construction materials. from the continuity of contact tangential stresses, considering the thickness of the elastic plates h and the elastic constants of the material  and  from which the elastic plates is made. the constant 2c can be represented as:    2 2 2 1 0 2 1 , 2 , 1 2 c c c c c e t c          (24) 46 problems of tribology taking into account (23) and (24) we get the following:       11 1 2 2 1 2 1 2 1 2 1 0 2 11 2 1 20 ( ) cos (cos sin ( ) ( ) cos . ( ) h y d c c y cic y c y sic y h c h c h y d c h                             (25) where     2 1 2 1 2 1 2 1 sin cos , c y c y si с y d ci c y d             – the sine and cosine integrals. the last integral in (25) with considering (23) converges rather quickly since:            2 11 2 2 ~ 0 , c h с h c h             at the 0  . (26) therefore considering (25) for the contact tangential stresses (20) from the action of horizontal external force  0 1q y , we get the following:   01 2 q q y         2 11 22 2 1 2 1 2 1 2 1 1 20 2 ( ) ( ) ( ) (cos sin ) cos ( ) ( ) c h c h c c y ci c y c y si c y y d c h                       1( )y    . analysis of numerical results and investigation results in the last formula, the first number with the precision of a constant is melan's well-known solution [4]. on the basis of formula (27) a numerical analysis [3, 5, 6] was performed, the results of which are presented in graphs (fig. 2, 3). all numerical results and graphs are obtained in maple –8, for the harmonic potential, the potential of bartenev-khazanovich, in the case of equal roots of the defining equation [2]. the graphs (fig. 2, 3) illustrate the effect of the initial (residual) stresses in the elastic stripes on the law of contact stresses distribution under the stringer from the action of tangential force  0 1q y for the dimensionless values ( ) h q t q . fig. 2. distribution of contact stresses for harmonic potential (27) problems of tribology 47 fig. 3. distribution of contact stresses for potential bartenev-khazanovich here ( ) h q t q – are dimensionless contact tangential stresses. the values 1 1  (dotted line in fig. 2, 4) – correspond to the classical theory of elasticity and coincides with the results of paper [7]; 1 0, 7; 0,8; 0,9  – correspond to the initial stresses of compression; 1 1,1;1, 2;1, 3  – correspond to the initial tensile stress; t – the dimensionless coordinate of the initial stressed state in the elastic stripes with the initial stresses. conclusions the got results undertaken a study give an opportunity to do the row of summarizing conclusions, that to influence of initial tensions on the law of distribution of pin efforts under an endless protective strap that cooperates with one and with two preliminary tense stripes. 1. in general case at the event and unequal roots of qualificatory equalization [2] for this type of tasks that examined within the framework of the linearized theory of resiliency, the general method of their uniting, that gives an opportunity to get the upshots of the put tasks if the known decision of analogical linear (without initial tensions) tasks, is set forth. 2. in case of even chums of qualificatory equalization [2] for bodies with resilient potentials of free-form of tension and moving to the ends of resilient protective straps have a feature that fully coincides with a feature in the analogical tasks of classic linear theory of resiliency. in case of unequal chums, leading to the identity of order of the indicated features is not succeeded. 3. the analysis of numerical results shows that in case of clench the presence of initial tensions in a resilient stripe results in considerable reduction of pin tensions, in case of elongation – to their increase. and from the illustrated charts (fig. 2, 3) follows, that more substantial influence of initial tensions is observed in highly elastic materials. references 1. гузь а.н. контактное взаимодействие упругих тел с начальными (остаточными) напряжениями / а.н. гузь, с.ю. бабич, в.б. рудницкий // развитие идей л. а. галина в механике. к столетию со дня рождения ученого. – м. ; ижевск : ин-т комп’ютер. исслед., 2013. – с. 188-244. 2. гузь а.н. основы теории контактного взаимодействия упругих тел с начальными (остаточными) напряжениями [текст] / а.н. гузь, в.б. рудницкий. – хмельницкий: изд-во “пп мельник”, 2006. – 710 с. 3. дихтярук н.н. о равновесии полосы с начальными напряжениями, усиленной упругими накладками / н.н. дихтярук // прикл. механика. – 2004, – 40, № 3 – с. 63 70. 4. діхтярук м. м. передача навантаження від нескінченного стрингера до двох затиснених по одному краю однакових смуг з початковими (залишковими) напруженнями / м. м. діхтярук // вісник тнту. – 2016, – 83, № 3, –с. 51-60. 5. e. melan, “ein beitrag zur theorie geschweiss der verbindungen,“ ingenieur archiv, 3, no. 2, 126– 128 (1932). 6. рудницкий, в. б., дихтярук н.н. упругая полоса с начальными напряжениями, усиленная упругими накладками./ в. б. рудницкий, н.н. дихтярук н.н. // прикл. механика., 2002, – 38, № 11. – с. 81 – 88. 48 problems of tribology 7. рудницкий, в. б., дихтярук н.н. контактная задача о взаимодействии бесконечного стрингера и двух одинаковых полос с начальными напряжениями. / в. б. рудницкий, н.н. дихтярук н.н. // прикл. механика, 2017, – 53, № 2, – с. 41 – 48. 8. dikhtyaruk, n.n. equilibrium of a prestressed strip reinforced with elastic plates // international applied mechanics. – march 2004, volume 40, issue 3, pp 290–296. 9. rudnitskii v.b. , dikhtyaruk n.n. a prestressed elastic strip with elastic reinforcements / v.b. rudnitskii, n.n. dikhtyaruk// international applied mechanics. november 2002, volume 38, issue 11, pp 1354– 1360. 10. rudnitskii v.b. , dikhtyaruk n.n. interaction between an infinite stringer and two identical prestressed strips: contact problem /, v.b. rudnitskii, n.n dikhtyaruk // translated from prikladnaya mekhanika, vol. 53, no. 2, pp. 41–48, march–april, 2017. 11. діхтярук м.м. аналог задачі мелана для пружної смуги з початковими напруженнями підсиленною пружною накладкою [текст] / м. м. діхтярук, о. а. поплавська // проблеми трибології. – 2018. – №1. – с. 37-42. діхтярук м.м., поплавська о.а. плоска контактна задача про взаємодію двох попередньо напружених смуг з нескінченним стрингером робота присвячена проблемам контактної взаємодії нескінченного пружного стрингера з двома попередньо напруженими смугами. дослідження проводилося в рамках лінеаризованої теорії пружності у загальній формі для теорії великих (кінцевих) початкових деформацій та двох варіантів теорії малих початкових деформацій з довільною структурою пружного потенціалу. базуючись на припущенні, що стрингери завантажують одночасно вертикальні та горизонтальні сили, справедлива модель згину балки в поєднанні з горизонтальним розтягом стрижня. ця проблема сформульована математично як система інтегро-диференціальних рівнянь відносно невідомого контактних напружень. використовуючи перетворення фур'є, система розв’язується у замкнутому вигляді. вирази напружень представлені інтегралами фур'є досить простою структурою. досліджено вплив початкових напружень на розподіл контактних напружень та виявлені механічні ефекти під дією зконцентрованих навантажень. ключові слова: лінеаризована теорія пружності, початкові (залишкові ) напруження, контактні задачі, інтегральні перетворення фур’є. copyright © 2022 o. dykha, a. staryi, m. getman, v. fasolia. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022, 27-38 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-27-38 theory and experiment of tribological test methods o. dykha*, a. staryi, m. getman, v. fasolia khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: tribosenator@gmail.com received: 11 september 2022: revised: 25 october 2022: accept: 21 november 2022 abstract based on the analysis of the current state of test methods for wear of friction pairs and the need for methods with certain operating conditions, the problem of developing a theory of test methods for wear of friction pairs according to the ball-cylinder scheme was solved, which makes it possible to determine the parameters of wear models and the general characteristics of the wear resistance of materials. it is shown that the type of wear within the range of properties of the friction pair parameters ensures compliance with the basic conditions in contact: materials, lubrication, pressure, speed, temperature, type of movement, and other less significant factors. it has been established that one of the fundamental issues in the development and conduct of wear tests is to take into account the influence of the stationarity of the wear mode at a point. test methods in steady and unsteady modes (transient mode) are different. the test method should be based on the solution of the contact problem for a friction pair sample-counter-sample. based on the solution of wear-contact problem for the "ball-cylinder" scheme, a theory has been developed for identifying the parameters of the wear pattern. to solve the inverse problem, a method of approximating function is proposed and implemented. the power approximation of the experimental function after substitution into the resolving equation gives simple expressions for calculating the model parameters. the results obtained make it possible to predict the intensity of wear of tribocouples under given initial operating conditions: according to loads, sliding speed, characteristics of lubricants and structural materials. keywords: wear, friction pairs, tribological tests, contact task 1. modern approaches to the technique of tribological tests. experiment, theory, methods, equipment. a review of research on modern highly cited periodicals in the field of friction and wear regarding the problems of tribological testing is proposed. the article [1] presents the development, manufacture and testing of an experimental bench for assessing the fretting fatigue of conductor materials in power lines. the friction machine has three independent drives that allow testing under a controlled load. this makes it possible to study the influence of relevant parameters on the fretting fatigue process (such as normal, tangential and body forces, wear level and wear surface morphology). in [2], the technological problem of testing jet engine parts under conditions close to operational ones is solved. a bench for testing blade friction is proposed to study the occurring phenomena and the behavior of rotor blades during contact interactions between the blades and the engine housing. a feature of the presented installation is the possibility of increasing the number of working elements of the chamber, which makes it possible to produce more than one contact per revolution. this article discusses the test setup and its components, the experimental procedure, and examples of results. in [3], laser microscopy was used to quantify wear mechanisms. the results showed that for some mechanisms it is possible to obtain quantitative data for the classification of wear and tear in accordance with astm g98. some suggestions for modification and improvement of the standard are offered. in work[4]. the study of the brake pad for friction and wear is carried out on an inertial brake dynamometer at various temperatures (200°c, 250°c and 300°c). the actual field tests are carried out on four http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-27-38 mailto:tribosenator@gmail.com 28 problems of tribology different trucks, namely a city bus (cb), a high speed bus (hsb), a highway truck (hwt) and a dump truck (tl). this study will be useful for developing the composition of the friction material and predicting the actual life of the brake pad for various trucks. the article [5] presents experimental setups for conducting research on real machine components and obtaining more realistic results than conventional tribological test benches. slope pad plain bearings, as well as gears and complete gearboxes for advanced industrial applications, can be tested using the benches described in the article. a double disc machine and a closed loop gear test bench are used to investigate the various wear mechanisms that occur in gears. the authors of the study [6] study the problem of reducing friction and wear in metal-metal systems, as well as in some mechanical components. this paper presents a computational study based on archard's linear wear law and finite element method (fem) modeling for dry sliding wear analysis in pin-on-disk testing. the archard wear model was implemented in a fortran user routine (umeshmotion) to describe sliding wear. the modeling of wear particle formation mechanisms was taken into account using the overall wear factor obtained from experimental measurements. in such an implementation, a step-by-step calculation of surface wear based on nodal displacements is considered using adaptive mesh tools that rebuild local nodal positions. numerical and experimental results were compared in terms of wear rate and friction coefficient. in addition, during numerical simulation, the distribution of the stress field and the change in the surface profile across the worn track of the disk were analyzed. in the study[7], based on the classical theory of adhesive wear by archard, a three-dimensional finite element model was created to simulate the process of destruction of self-lubricating spherical plain bearings under conditions of oscillatory wear. the results show that self-lubricating spherical plain bearings go through two different stages in the wear process, namely an initial wear stage and a stable wear stage. the moment of friction at the initial stage of wear is somewhat less than the moment of friction at the stage of stable wear; however, the wear rate in the initial wear stage is high. the developed finite element model can be used to analyze bearing wear mechanisms and predict bearing life. the article [8] experimentally and theoretically investigates the effect of lubrication on stresses at high temperature. a statistical formula has been developed to predict the striebeck curves given the interaction of asperities with lubricant on the contact surface. it has been found that increasing the temperature at the interface can significantly change the performance of the lubricant due to the influence of the lubricant additive and that the conventional assumption of a constant coefficient of friction for a rough contact is not practical. as the temperature increased, the boundary layer formed by the lubricant molecules dissolved, and a soft solid layer was formed by lubricant additives at the contact boundary. it was also found that in the boundary lubrication regime, friction depends on the sliding speed due to the formation-destruction cycle of a soft hard layer, it is noted in [9] that the characteristics and service life of structural materials at high temperatures are largely affected by the degradation of the material during wear and corrosion. to evaluate material performance at high temperature, it is necessary to understand the processes and their interactions to select and develop new advanced materials. in the present study, an experimental setup for testing and high-temperature abrasion is presented, taking into account the oxidation process. in [10], the change in temperature over time in a deep groove ball bearing in an oil bath lubrication system was experimentally and analytically studied. the test device is a radially loaded ball bearing equipped with instruments to measure the friction torque as well as the transition temperature of the outer ring, oil and housing. the developed mathematical model provides a comprehensive thermal analysis of a ball bearing, taking into account frictional heat release, heat transfer processes and thermal expansion of the bearing components. experiments are carried out for various speeds and loads to test the model. it has been established that the predicted temperatures at various loads and speeds agree well with those measured experimentally. the article [11] discusses the optimization of the tribological characteristics of lubricating oils used in the processing industry. optimum lube oil performance is determined by multivariate optimization of viscosity, temperature and oil film thickness. experimental test results are shown for the oil used in the real plant and the new oil obtained from the simulation. reference [12] presents a methodology for deriving pressure-dependent friction laws from experimental tribometric testing of rubber-to-metal contacts. tribometric tests are simulated to analyze the contact area and obtain an approximation of the contact pressure distribution. the proposed methodology is recommended for evaluating the experimental results of tribometric tests carried out according to the "flat surface" and "cylinder surface" schemes. planar and cylindrical materials have been fabricated with very similar surface morphology and therefore theoretically the same pressure dependence of the law of friction. article [13] contains a description of the test bench and the first experimental data concerning the mechanical and thermal characteristics of a rotor supported by air-lubricated bearings under external pressure. the stand allows you to load the rotor radially and axially in both static and dynamic modes, as well as measure the orbits on the supports. rotating unbalance response at various speeds has been measured up to 60,000 rpm. the rotor is stable and has no vortex instability. the authors of this work analyzed the methods for identifying the parameters of wear patterns for various wear models and test schemes [14-17]. problems of tribology 29 the above review of the literature confirms the versatility of tribological testing methods in terms of techniques, test conditions, materials, design of benches and samples, modeling procedures and processing of experimental results. 2. basic principles of tribological testing 2.1 duration of tribological tests wear reduction is carried out mainly in three directions: 1) the creation of wear-resistant surfaces based on the laws of tribomaterials science; 2) creation of lubricants, lubricating additives and lubricating systems; 3) creation of methods for reliable prediction of wear of components based on theoretical tribology. with regard to friction units, the stages of a rational test cycle are formulated as follows: 1) selection of combinations of materials based on a priori information; 2) identification of the boundaries of compatibility of a friction pair in terms of the determining parameter; 3) modeling on samples of the operating conditions of tribocouplings; 4) full-scale simulation on the stand, taking into account the main operational parameters of the tribocouplings; 5) full-scale modeling, taking into account the typical operating conditions of the friction unit in the machine during operation. if wear tests of a friction pair are carried out strictly under the operating conditions of the unit, taking into account the statistical nature of wear, then the duration of the testing process for a statistically representative number of samples can last for months and even years. there are various methods for forcing tests in order to speed up the process. it is shown that without building reliable mathematical models of nonlinear wear processes, the use of accelerated wear testing methods can lead to errors. based on the considered models, the following methods of accelerated forced tests are proposed: 1) extrapolation in time; 2) extrapolation by load; 3) the principle of requests; 4) interpolation on intervals; 5) extrapolation on intervals; 6) double consecutive extrapolation; 7) double parallel extrapolation, etc. the analysis of the methods shows that the main success in the application of various accelerated methods is determined by the reliability of the mathematical model underlying the process. the friction unit of any machine, regardless of the designer, technologist or operator, goes through at least two stages during operation: the running-in stage and the stage of steady wear. when developing methods for accelerated wear testing of materials, it is necessary to take into account the presence of transient processes and running-in at the initial stages. 2.2. test schemes and conditions in contact the decisive role in the validity of the laboratory test method is played by the geometry of the contacting elements. geometric schemes are systematized or simply given in many reference books and articles. in most of the frequently used test schemes, for example, ball-plane, etc., none of the publications provides formulas for calculating contact pressures, the main parameter of test conditions. this is in most cases one of the main causes of scatter and non-reproducibility of test results. on the other hand, the lack of information about the change in pressure conditions during the test devalues the results, making them estimates, as in the case of tests on a fourball. can be offereda list of factors affecting the difference between the rated contact voltages and those calculated under standard conditions. consideration of this list gives an idea of the reasons for the dispersion of wear test results according to different test schemes: 1) subsurface stress concentrators: grain boundaries, twins and other concentrators; 2) the nature of the surface: topography, texture, residual stresses; surface energy level; microstructure, pollution; 3) surface defects: inclusions and particles of the secondary phase; dents and scratches; grooves and risks; corrosion, rust; traces of etching; fretting traces; slip marks; 4) discontinuities in contact geometry: ends of line contacts; wear particles in the contact area; 5) load distribution inside the bearing: elastic deformations; distortion of parts; clearance in contact; 6) elastic-hydrodynamic lubrication; 7) tangential forces: no slip; sliding rolling. the first three main factors that determine wear are: pressure p , sliding speed -v and contact temperature t . accounting for these three factors requires a three-factor experiment. the planning of such tests can be carried out according to the well-known mathematical theory of experiment planning. the environment in which the friction unit operates has a decisive influence on the scheme and test method. when testing friction pairs in the presence of lubricants, their ball circuit is used. the criterion for the quality of the lubricant here is the bulk temperature at which the contact oil layer is destroyed, which is fixed by a sharp increase in the friction coefficient. however, this method, in terms of physical meaning, is the furthest (in comparison with other methods) from reproducing the actual pattern that occurs in contact during friction. it is proposed to give preference to a flat contact as the most specific and corresponding to real nodes. obviously, to a large extent, negative conclusions about the four-ball scheme are explained by the lack of methods for estimating contact pressures and neglecting wear. improvements in the accuracy of determining the anti-wear properties on a four-ball machine can be obtained using the pre-print method. 30 problems of tribology it is experimentally shown on a four-ball machine that the volumetric wear of a spherical sample is a single-valued linear function of the work of the friction forces. a linear dependence of wear on pressure was also obtained. obviously, the results obtained are of a particular nature and are valid for specific test conditions. bthe large discrepancy in determining the results of wear tests by various methods in the absence of lubrication and abrasive effects, according to studies performed in the usa, is due to factors: 1) heterogeneity and instability of surface morphology and wear marks; 2) the presence of particles on the sliding surface as a third body; 3) dynamic rigidity of the installation, as a factor leading to load fluctuations; 4) the shape of the sample or test design leads to different coefficients of variation of the results. 2.3. wear measurements, testing machines the wear measurement method is an integral part of the wear test method. the literature describes in detail the methods of artificial bases: the method of imprints, the method of punched imprints, the method of cut holes, and the concept of the method of radioactive isotopes is given. all methods are divided into periodic or discrete and continuous without stopping the machine. among discrete methods, methods are distinguished: 1) micrometric measurements; 2) weighing; 3) profiling; 4) artificial bases. continuous methods: 1) according to the content of wear products in used oil; 2) radioactive isotopes; 3) pneumatic micrometering; 4) according to the flow rate of the working medium through the slots between the rubbing surfaces; 5) lever devices and indicators; 6) mesdoses; 7) inductive sensors: 8) strain gauge micrometering. any testing machine can be considered as a system consisting of two main parts: 1) testing unit: sample, counter-sample and their fastening; 2) everything else: drive, gears, electrical part, loading, etc. the study of the parameters of wear particles provides such information about the nature and intensity that it is difficult to overestimate. obviously, this branch of tribology is still waiting for its intensive development. photographs of the surfaces of wear particles show that their structure and geometry practically repeat the surface layers of the bodies. by the type of particles, one can judge the stage of wear. information about particle morphology can be obtained using a bichromatic microscope. the shape of the wear products themselves corresponds to the implemented friction mechanisms. for normal wear, the particles are lamellar; for abrasive the form of microchips; fatigue fracture mechanisms correspond to particles of rounded geometry or even spherical ones. at present, wear particle analysis is widely used to monitor the condition and predict the failure of lubricated components in machines. the parameters of the wear particles reflect both the nature and degree of wear of the rubbing surfaces. methods and devices for diagnosing the state of machines based on wear particles distinguish between external and built-in. an analysis of patents and publications points to the intensive development of built-in ferrodiagnostics devices. in this case, a variety of principles are used: spectral analysis, ferrography, light scattering, in-line ultramicroscopy, activation methods. 2.4. wear contact tasks contact pressures are one of the first three main factors (pressures  ,temperature  , sliding speed v ), determining the intensity of surface wear for given materials and lubricants. the role of pressure here is close to the role of the stress state in the problem of ensuring strength. in problems of contact strength, contact pressures are also defined as the first stage in solving a strength problem. at the second stage, the stress state is determined, at the third stage, using the criteria of strength, ductility or fatigue, the question is decided whether the structure will fail or not. the logic of assessing the state of the friction unit in terms of wear is somewhat different. at the first stage, for a given pair of friction and lubrication, the dependence of wear is studied w u or wear rate dsdu w from the main factor pressures and friction paths, the parameters of this dependence are determined. at the second stage, the contact problem is solved taking into account the wear for the considered friction unit, for example, for a plain bearing, and the dependence of the wear of this unit on the load dimensions and the found model parameters is determined. at the third stage, this dependence, taking into account the parameters of the model, calculates the wear of the assembly and compares it with the allowable wear. this stage can be performed in a deterministic setting based on average values or in a probabilistic setting with an estimate of the reliability of the node. in the general case, the statement of the contact problem for two bodies, taking into account wear, consists of the following equations and conditions. the first basic basic relation is the condition of continuity in contact in algebraic form: ( , , ) ( , , ) ( , ) e w u x y s u x y s u x y  , where ),,( syxu -full elastic normal contact displacements of both bodies; yx, -coordinates, s -friction path. problems of tribology 31 the second basic equation in the formulation of the problem is the equation of equilibrium of contacting bodies: ( , , ) f q x y s df  , whereq -the total load acting on the bodies (the projection of the load on the vertical axis); ),,( syx projection of contact pressures on the same axis; f -contact surface area. the third basic relation of the contact problem with wear is the equation of the wear model in differential form: ( , )w du f s ds   or in integral form: 0 ( ) ( , ) s w u s f s ds  . the complexity of the final equation and the success of solving the problem as a whole largely depend on the degree of complexity of the wear model. the development of methods for solving contact problems with wear taken into account has gone from the simplest problems to the refinement of models and the complexity of solutions. the wear model is a differential (or integral) relationship between wear and the main factors. in this paper, of these factors, only the influence of pressure is studied. the test method should be based on the solution of the contact problem for a friction pair sample-countersample. rigorous solutions of this problem with allowance for compliance are complex. it is promising to use a calculation scheme in which the contacting bodies are rigid. with sufficiently large wear, neglect of elasticity is permissible. based on the analysis of the current state of test methods for wear of friction pairs and the need for methods with uniquely defined operating conditions for contact pressures, the following task was set and solved in this work: development of a theory of a test method for wear of friction pairs according to the ball-cylinder scheme, which makes it possible to uniquely determine the parameters wear patterns and general characteristics of the wear resistance of materials. 2.4. wear models models (law) of wear processes are dependences of the intensity of wear (or wear) on the determining factors of the process, which are used in the design of friction nodes, forecasting their wear and to optimize structural, technological and other parameters. the pattern of wear can be applied in practice, if the algorithm for determining the parameters of this pattern is known. it is the quantitative parameters that make it possible to assess the influence of determining factors (pressure, temperature speed). the parameters can be set only based on the results of experimental tests, which makes the model close to the real operating conditions of the friction unit. the theory of determining the parameters of wear models is developed on the basis of the solution of inverse wear-contact problems (that is, when the dependences for the calculation of parameters are determined according to the accepted mathematical form of the law of wear, geometric ratios (conditions of continuity in contact), equilibrium conditions. the more determining factors in the model, the more difficult the solution. so already two parameters (for example, pressure and speed) significantly complicate the task and require certain assumptions. in this work, a conceptual methodology is considered, one of the main tasks of which is the development of the theory of test methods for the identification of wear parameters. it is proposed as the most appropriate test schemes to use schemes when during the tests the contact pressure changes due to a change in the contact area, which makes it possible to have results for the pressure range based on the results of the tests of one sample. such test schemes include: four-ball scheme, sphere ring, cone ring cross cylinders, cylinder plane, sphere plane and others. for the tests, the scheme is adopted, which, according to geometric and technological features, most closely corresponds to the real tribo-coupling. thus, the wear models obtained by the four-ball scheme should be used to evaluate the wear resistance of connections in which contact is made along a line or at points (gears, cam mechanisms) with small contact area sizes. for connections in which the dimensions of the contact area are commensurate with the dimensions of the contacting bodies (sliding bearings, ball bearings), other test schemes should be used: "cone-ring", "sphere-ring", which more adequately correspond to real contact. at the initial stages of solving this problem, the theoretical foundations of test methods were considered only for the contact pressure factor. in this work, methods of the theory of tests for a larger number of determining factors for the above-mentioned test schemes with a variable contact area are developed. this made it possible to evaluate the influence of speed and temperature factors on the wear process. 32 problems of tribology having a developed theoretical apparatus, tests of the friction unit are carried out in conditions close to real ones (in terms of materials, lubrication, temperature, etc.) and the parameters of the wear model are quantitatively calculated. based on the obtained wear model, you can: calculate (predict) the wear of the unit under different conditions based on contact pressure and sliding speed, for example, at the stage of the design calculation of the friction unit; to optimize the structural and technological parameters of the friction unit according to the wear criterion. the proposed calculation-experimental approach does not give one hundred percent compliance with the real flow of the process, but it is a necessary way to create calculation engineering methods for predicting the wear resistance of friction nodes of technical tribostems. 3. implementation of the method of tribological testing of structural and lubricant materials according to the "ball-cylinder" scheme to simulate the wear of a spherical indenter along a cylinder, a wear regularity (model) is proposed in the form of a dimensionless complex of determining factors (contact pressure and sliding speed): * pn w w du vr fc ds hb            , (1) where uw is the ball wear; s is the friction path; f is the coefficient of friction in the ball-cylinder pair; σ is the normal contact pressure; hb is the hardness of the ball material; v is the sliding speed; r* is the reduced radius of the sphere and cylinder; ν is the kinematic viscosity of the oil; cw, n, p are the wear resistance parameters. let us take the form of the worn surface of the ball in the form of a circular sector with a profile radius a (fig. 1). q u w n r r a a fig. 1. scheme of contact "cylinder-ball": q is load; n is the speed of rotation; a is the half-width of the contact; ,r r are the radius of the cylinder and balls we also assume that the contact pressure under the wearing ball on the non-wearing surface of the cone is uniformly distributed: 2 q a    . (2) in the case of ball-plane contact, the maximum wear of the ball is determined by the expression: problems of tribology 33 2 2 w a u r  , (3) where r is the radius of the ball. in the case of ball friction not along a plane, but along a cylindrical rotating surface, the dependence of wear on the contact radius will to some extent differ from that accepted for a plane. let us estimate the magnitude of this deviation. for friction on the cylinder, the contact area on the ball is curved and is performed along the radius of the cylinder r. in this case, with the same (with a plane) contact area, the wear value (3) is added to the wear value: 1 2 2 w a u r  , (4) where r is the radius of the cylinder. the relative error in determining wear from not taking into account the curvature of the cylinder, taking into account (3) and (4), is determined by the ratio: 1 w w u r u r  . (5) it follows that an error of 1% is provided for a ratio of radii of 1/100. yes, at 6.35r  mm the radius of the cylinder should be 635r  mm, which does not seem correct for the design of the test facility. it follows from the obtained estimate that the use of the formula for calculations when testing a ballcylinder pair can lead to errors. therefore, it is necessary to take into account in the calculations of the parameters of wear models the total wear over the entire contact area: 2 2 2 * 2 * 1 2 2 2 w a a r r a u a r r rr r      . where * rr r r r   . (6) thus, when testing for wear according to the ball-cylinder scheme, the dependencies for the ball-plane scheme can be used, if the ball radius is replaced by the reduced radius according to formula (6). let us represent the experimental dependence of the radius of a truncated sphere as a power approximating function:  a s cs , (7) where c and − approximation parameters, which are determined by the results of wear tests. integrating the wear pattern (1), we obtain the integral form of the ball wear model:   * 0 ( ) pns w w s vr u s fc ds hb             . (8) substituting the expression for wear into the left side of the obtained dependence 2 * 2 w a u r  , and to the right the expression for the contact pressure (2), we get:     2 * * 2 0 1 2 pn s w a s q vr fc ds r a s hb                   , (9) or, taking into account (7), after integrating along the friction path, we obtain: 34 problems of tribology 2 2 * 1 2 1 * 2 2 1 2 pn n w qc s vr s fc r c hb n                 . (10) from the condition of satisfiability of equation (10) for all values of s it follows: 2 1 2 n    , (11) where: 1 2 2 n     . (12) to define a parameter p tests are carried out at two values of the sliding speed v1 and v2, from which we obtain two groups of experimental data with approximating functions: 1 1 2 2 ; . a c s a c s     (13) here we consider the problem of determining wear parameters based on the results of testing specimens with a changing contact area during wear. a change in the wear area causes a change in the values of the contact pressures. exponent n expression (1) characterizes the rate of change of contact pressures during wear and is related to the index  experimental dependence (7), which characterizes the rate of change of the contact area during wear. connection n and  in the accepted wear pattern (1) is uniquely described by relation (12). since in the relations under consideration the sliding speed v does not depend on friction path s , then it does not affect the parameters n and  in the process of testing. in this case, changing the sliding speed v only affects the scale factor w c in expression (1). the above reasoning is confirmed by the test results. substituting expressions (13) into (10) we obtain the system of equations: 2 * 1 1 * 2 1 2 * 2 2 * 2 2 ; . n p w n p w c v rq fc r c hb c v rq fc r c hb                               (14) dividing the first equation by the second, after transformations we get: 2 2 1 2 1 2 ( / ) ( / ) . n p c c v v   (15) where: 1 2 1 2 lg( / ) (2 2) . lg( / ) c c p n v v   (16) to determine the coefficient w k we use one of the equations (14): 2 2 1 * * 1 . pn n w c hb c fr q v r               (17) thus, formulas (12), (16) and (17) make it possible to determine the parameters of the wear pattern in the accepted form (1). methodology of experimental studies. problems of tribology 35 the tests of the bronze-steel pair were carried out according to the scheme of a spherical sample a cylindrical counter-sample. a spherical surface with a radius of r = 6.35 mm was made at the end of a cylindrical specimen made of bronze with a diameter of 10 mm. the counterbody disk 96 mm in diameter and 12 mm thick was made of 40x steel, hardened and polished. the setup diagram is shown in fig. 2. the spherical sample 9, fixed in the body 8, is pressed against the counter-sample disk 10 with the help of weights 7. the disk is lubricated by dipping in an oil bath 13. the disk is fixed on the shaft 4, which rotates in bearings 6 with the help of an electric motor 1 through a pulley 2 and a belt transmission 3. fig. 2. scheme of the ball-cylinder test setup: (1-motor, 2-pulley, 3-belt transmission, 4-shaft, 5case, 6-bearing, 7-weights, 8-sample holder, 9-spherical sample , 10-counterbody (disk), 11-tension beam, 12-lever, 13-oil bath, 14-balance weight the motor speed is adjustable from 0 to 1500 rpm. the load can be set up to 1 kg=10 n per sample. the installation provides for measuring the friction force using a strain gauge beam and lever 12. the tests were carried out with the following initial data: the radius of the ball (sphere) of bronze 6, 35r  mm; radius of counterbody, rotating disk 48r  mm; sample load: 1q  h; the material of the ball is bronze, the disk is hardened steel; lubrication by dipping a rotating disk in a liquid lubricant; disk rotation speed 200 rpm, basic friction path of the ball surface 12 km = 12 6 10 mm. lubrication was carried out with magnum 15w–40 oil (tnk, ukraine) with a viscosity of ν=40 mm2/s; friction coefficient f=0.08. bronze hardness brof10-1 hb=90 mpa. reduced radius according to formula (6): * 48 6.35 5.6 48 6.35 rr r r r       mm. when tested after a certain number of cycles, using a microscope, the diameter of the ball contact area is measured with an accuracy of microns. the test results are presented in table 1. table 1 test results of a bronze sample during friction against a steel counterbody no. s , km ( 0.2 / )a v m s , mm ( 0.4 / )a v m s , mm 1 0.2 0.115 0.135 2 0.4 0.135 0.16 3 1.0 0.175 0.2 4 2.0 0.21 0.235 5 6.0 0.29 0.32 6 12.0 0.335 0.38 36 problems of tribology fig. 2. graphical interpretation of the test results and power-law approximation of the dependences of wear on the friction path a(s)/ on fig. 2, based on the test results, the dependence curves of the wear area dimensions on the friction path for two values of the sliding speed are plotted. the excel program allows you to carry out a power-law approximation of the test results in the form (13) with a numerical determination of the parameters of this approximation, shown on the graphs in the form of equations of the trend line (9 approximating curves). the results of determining the parameters of these dependencies are shown in table 2. table 2. the results of the determination of the approximation parameters (13) options v=0.2m/s v=0.4m/s c 0.0202 0.0231 ꞵ 0.1611 0.1611 in accordance with the procedure shown above, the parameter n can then be determined from formula (12): 1 2 1 2 0.1611 2.1 2 2 0.1611 n          . according to formula (16), the parameter p is calculated: 1 2 1 2 lg( / ) lg(0.0202 / 0.0231) (2 2) (2 2.1 2) 1.19 lg( / ) lg(0.2 / 0.4) c c p n v v       . to calculate the coefficient w c we use formula (17): 2.1 1.192 2 2 2.1 2 1 * * 1 0.1611 0.0202 3.1 0.001402 4 90 40 0.08 5.6 1 0.2 5.6 pn n w c hb c fr q v r                              . thus, we have the following calculated values of the parameters in the wear pattern (1): 2.1n  ; 1.19p  ; 0.001402 w c  , which identify this dependence and make it possible to predict the wear intensity of tribocouples under given initial operating conditions: by loads, sliding speed, characteristics of lubricants and structural materials. conclusions 1. based on the analysis of the current state of test methods for wear of friction pairs and the need for methods with certain operating conditions, the problem of developing a theory of test methods for wear of problems of tribology 37 friction pairs according to the ball-cylinder scheme was solved, which makes it possible to determine the parameters of wear models and the general characteristics of the wear resistance of materials. 2. models (law) of wear processes are dependences of the intensity of wear (or wear) on the determining factors of the process, which are used in the design of friction nodes, forecasting their wear and to optimize structural, technological and other parameters. 3. based on the solution of wear-contact problem for the "ball-cylinder" scheme, a theory has been developed for identifying the parameters of the wear pattern. to solve the inverse problem, a method of approximating function is proposed and implemented. 4. the theory of determining the parameters of wear models is developed on the basis of the solution of inverse wear-contact problems (that is, when the dependences for the calculation of parameters are determined according to the accepted mathematical form of the law of wear, geometric ratios (conditions of continuity in contact), equilibrium conditions. 5. having a developed theoretical apparatus, tests of the friction unit are carried out in conditions close to real ones (in terms of materials, lubrication, temperature, etc.) and the parameters of the wear model are quantitatively calculated. references 1. miguel a. garcia, luís augusto mendes veloso, fabio comes de castro, josé alexander araújo, jorge l.a. ferreira, cosme roberto moreira da silva. experimental device for fretting fatigue tests in 6201 aluminum alloy wires from overhead conductors, wear,volumes 460–461,2020, https://doi.org/10.1016/j.wear.2020.203448 2. s. nitschke, t. wollmann, c. ebert, t. behnisch, a. langkamp, t. lang, e. johann, m. gude. an advanced experimental method and test rig concept for investigating the dynamic blade-tip/casing interactions under engine-like mechanical conditions, wear, volumes 422–423,2019, pages 161-166, https://doi.org/10.1016/j.wear.2018.12.072 3. j.a. siefert, s.s. babu. experimental observations of wear in specimens tested to astm g98, wear, volume 320, 2014, pages 111-119, https://doi.org/10.1016/j.wear.2014.08.017. 4. surya rajan, b., sai balaji, m.a. & velmurugan, c. correlation of field and experimental test data of wear in heavy commercial vehicle brake liners. friction 5, 56–65 (2017). https://doi.org/10.1007/s40544-0170138-x 5.ciulli, e. experimental rigs for testing components of advanced industrial applications. friction 7, 59– 73 (2019). https://doi.org/10.1007/s40544-017-0197-z 6.e.m. bortoleto, a.c. rovani, v. seriacopi, f.j. profito, d.c. zachariadis, i.f. machado, a. sinatora, r.m. souza. experimental and numerical analysis of dry contact in the pin on disc test, wear, volume 301, issues 1–2, 2013, pages 19-26, https://doi.org/10.1016/j.wear.2012.12.005. 7. xue, y., chen, j., guo, s. et al. finite element simulation and experimental test of the wear behavior for self-lubricating spherical plain bearings. friction 6, 297–306 (2018). https://doi.org/10.1007/s40544-0180206-x 8. chuhan wu, peilei qu, liangchi zhang, shanqing li, zhenglian jiang. a numerical and experimental study on the interface friction of ball-on-disc test under high temperature, wear, volumes 376–377, part a, 2017, pages 433-442, https://doi.org/10.1016/j.wear.2016.11.035. 9. maksim antonov, irina hussainova. experimental setup for testing and mapping of high temperature abrasion and oxidation synergy. wear, volume 267, issue 11, 2009, pages 1798-1803, https://doi.org/10.1016/j.wear.2009.01.008 10. jafar takabi, m.m. khonsari. experimental testing and thermal analysis of ball bearings, tribology international, volume 60, 2013, pages 93-103, https://doi.org/10.1016/j.triboint.2012.10.009 11. steven chatterton, paolo pennacchi, andrea vania, andrea de luca, phuoc vinh dang. tribo-design of lubricants for power loss reduction in the oil-film bearings of a process industry machine: modelling and experimental tests, tribology international, volume 130, 2019, pages 133-145, https://doi.org/10.1016/j.triboint.2018.09.014. 12. j.m. bielsa, m. canales, f.j. martínez, m.a. jiménez. application of finite element simulations for data reduction of experimental friction tests on rubber–metal contacts, tribology international, volume 43, issue 4, 2010, pages 785-795, https://doi.org/10.1016/j.triboint.2009.11.005 13. guido belforte, terenziano raparelli, vladimir viktorov, andrea trivella, federico colombo. an experimental study of high-speed rotor supported by air bearings: test rig and first experimental results, tribology international, volume 39, issue 8, 2006, pages 839-845, https://doi.org/10.1016/j.triboint.2005.07.013. 14. dykha a. prediction the wear of sliding bearings / a. dykha , d. marchenko // international journal of engineering & technology.–2018.– vol. 7 no.2.23.– p. 4–8. doi: 10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 15. dykha, a.v., marchenko, d.d. & dytynyuk, v.a. determination of the parameters of the wear law based on the results of laboratory tests. j. frict. wear 41, 153–159 (2020). https://doi.org/10.3103/s1068366620020038 https://doi.org/10.1016/j.wear.2020.203448 https://doi.org/10.1016/j.wear.2018.12.072 https://doi.org/10.1007/s40544-017-0138-x https://doi.org/10.1007/s40544-017-0138-x https://doi.org/10.1007/s40544-017-0197-z https://doi.org/10.1016/j.wear.2012.12.005 https://doi.org/10.1007/s40544-018-0206-x https://doi.org/10.1007/s40544-018-0206-x https://doi.org/10.1016/j.wear.2009.01.008 https://doi.org/10.1016/j.triboint.2012.10.009 https://doi.org/10.1016/j.triboint.2009.11.005 http://dx.doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872 https://doi.org/10.3103/s1068366620020038 38 problems of tribology 16. dykha, a., artiukh, v., sorokatyi, r., kukhar, v., & kulakov, k. (2021). modeling of wear processes in a cylindrical plain bearing. in advances in intelligent systems and computing (vol. 1259 aisc, pp. 542–552). springer. https://doi.org/10.1007/978-3-030-57453-6_52 17. dykha a., padgurskas j., musial j., matiukh s.. wear models and diagnostics of cylindrical sliding tribosystem. monograph. bydgoszcz: foundation of mechatronics development, 2020, 196p. isbn 978-83938655-5-0. http://znm.khnu.km.ua/wp-content/uploads/sites/23/2020/12/wear_models_and_diagnostics.pdf диха о.в., старий а.л., гетьман м.м., фасоля в.о. теорія та експеримент методів трибологічних випробувань на основі аналізу сучасного стану методів випробувань на знос пар тертя та потреби в методах з певними умовами роботи вирішувалося завдання розробки теорії методів випробувань на знос пар тертя за схемою шар-циліндр, що дозволяють визначати параметри моделей зношування та загальну характеристику зносостійкості матеріалів. показано, що вид зношування в межах розкиду властивостей параметрів пари тертя забезпечує дотримання основних умов контакту: матеріали, мастило, тиск, швидкість, температура, вид руху та інші менш істотні фактори. встановлено, що одним із важливих питань при розробці та проведенні випробувань на знос є облік впливу стаціонарності режиму зношування у точці. методики випробувань в режимах (режим перехідних процесів), що встановився і невстановлений, різні. в основі методу випробувань має лежати вирішення контактного завдання для пари тертя зразок-контрзразок. на основі рішення зворотної зносоконтактної задачі для схеми «куляциліндр» розроблена теорія ідентефікації парметрів закономірності зношування. для вирішення зворотного завдання запропоновано та реалізовано спосіб апроксимуючої функції. ступенева апроксимація експериментальної функції після підстановки в вирішальне рівняння дає прості вирази для розрахунку параметрів моделі. отримані результати дають можливість прогнозування інтенсивності зношування трибосполучень за заданих вихідних умов експлуатації: за навантаженнями, швидкістю ковзання, характеристиками мастильних і конструкційних матеріалів. ключьові слова: знос, пари тертя, трибологічні випробування, контактна задача https://doi.org/10.1007/978-3-030-57453-6_52 http://znm.khnu.km.ua/wp-content/uploads/sites/23/2020/12/wear_models_and_diagnostics.pdf copyright © 2020 d. marchenko, v. artyukh, k. matvye.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 6-11 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-6-11 analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts d. marchenko * , v. artyukh, k. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine * e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract the article provides a review of information materials on the effectiveness of surface plastic deformation in order to increase the wear resistance of friction pairs. the analysis revealed that the increase in the wear resistance of parts by surface plastic deformation is significantly affected by the stabilization of the rolling forces, as well as the values of the optimal modes of rolling parts by rollers. key words: deformation, wear resistance, plastic deformation, hardening, roller, device. the problem of increasing wear resistance is becoming increasingly important, as the intensity of the equipment is constantly growing. the extension of the service life of parts can be obtained by improving the surface roughness characteristics by the method of surface plastic deformation (spd). the combination of finishing and hardening rolling around with rollers makes it possible to obtain optimal roughness characteristics of the rolled surface and the greater depth of the hardened surface layer and leads to an increase in both wear resistance of parts and their fatigue strength. there are three types of wear: mechanical, molecular-mechanical and corrosion-mechanical. the most common is a mechanical wear. its varieties are abrasive, hydroabrasive, erosive fatigue, cavitation wear [1, 2]. the largest number of machine parts works in conditions of mechanical wear. these parts, as a rule, are rolled around with a roller or smoothed with a diamond tip to reduce wear. a great influence on the wear resistance during mechanical wear has a surface microgeometry. moreover, if the fatigue resistance of parts increases with a decrease in roughness, then for parts that work for wear ing, there is an optimal roughness parameter at which the wear is the smallest. most spd methods not only reduce the roughness parameter by 5 to 10 times, but also create a shape of micro roughness that is favorable for wear resistance, which is closer than with other finishing methods to the shape of micro roughness that is created after running in. the hardness of the surface layer, its microstructure and chemical composition of the metal have a great influence on the wear resistance. the wear resistance of steels is directly proportional to their abrasion ability, which is directly related to hardness. processing of spd parts increases the surface hardness to 40 – 70 %, as a result of which, in almost all cases, the wear resistance increases [2, 3, 4]. an increase in the number of carbide-forming alloying elements in steels and cast iron leads to an increase in the dispersion of the structure and helps to increase their wear resistance. a similar structure of the surface layer is formed after processing parts of the spd, which contributes to an increase in their wear resistance [3, 5, 6]. rolling of parts made of medium carbon steel increases the wear resistance in comparison with grinding by 1,5 – 2,5 times, and in comparison with polishing by 1,3 – 1,6 times (with the same surface roughness). the increase in wear resistance is achieved during processing by almost all methods of spd, except for shock, when the surface roughness increases (processing by shot, chasing). the latter methods in some cases require additional processing to achieve the desired roughness parameter. a significant increase in wear resistance was also found when cast iron hardened under mixed friction conditions, where wear was studied at a specific pressure of 1,3 mpa and a sliding speed of 0,2 m/s on a machine with reciprocating motion, which simulates the operation of guiding metal cutting machines. samples were http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-6-11 problems of tribology 7 riveted by ball head rolling. it is shown that with a certain degree of deformation, wear decreases, then increases again. some authors [7, 8] believe that an increase in the wear resistance of parts with hardening occurs as a result of enhanced diffusion of atmospheric oxygen into the hardened metal and the formation of oxides such as feo, fe2o3 and fe3o4 in it. such compounds are also characteristic of oxidative wear, at which the wear resistance is maximum. the preliminary hardening of the metal prevents the development of plastic deformation of the metals of the rubbing parts, which causes setting, which is the most intense type of wear [9]. rolling in with an increase in rolling force from 0,40 to 1,0 kn increase the wear resistance by 23 – 94,5 %. in these works, the tip from the rockwell device from vk-6 alloy with a cone tip angle of 120 ° and a radius of curvature of 0,1 mm was used as an abrasive tip. let us consider in more detail the results of studies taking into account the regimes of running in and friction conditions. v.v. ivanov conducted research on wear on a friction machine of the mi type of polished and rolled samples with a diameter of 55 mm and a width of 10 mm. the run-in was carried out using rollers with a diameter of 170 mm with a profile radius of 40 mm and with a run-in force of 10 to 20 kn. according to his data, during dry friction paired with a cast-iron liner at a specific pressure of 1,35 mpa, rolled samples of steel 45 turned out to be more wear-resistant in comparison with polished ones. in this case, an increase in the rolling force led to a decrease in wear resistance, which causes the phenomenon of re-riveting. in the case of lubrication in run-in samples, an increase in wear resistance by 75% is also observed in comparison with polished ones [4, 5, 6]. v.s. rystsova investigated the wear of treated samples (with a diameter of 30 mm) of steels 45 and u8 during heavy lubrication with spindle oil. samples were previously tempered in vacuo. some of the samples were tested after grinding, others after rolling around with a ball (with a diameter of 12 mm; with a rolling force of 0,6 kn). wear tests performed on a mi-type machine at a specific pressure of 1,2 mpa and a speed of 200 rpm paired with cast-iron blocks showed that the samples rolled from a ball made of steel 45 got about 2,5 times more wear compared to wear polished samples. in the case of rolled samples of u8 steel, on the contrary, the wear was approximately 2,5 times lower than that of polished ones, this is due to the fact that high waviness appeared on the surface of the sample of steel 45. e.g. konovalov tested for wear segment samples of carbon steels 15; 35; 45 paired with cast-iron cylindrical lapping when lubricated with machine oil. samples were cut from bushings, the inner diameter of which was ground or rolled by a roller. wear occurred within 6 hours at a specific pressure of 10 mpa, a sliding speed of 34.5 m/min. run-in samples of all steels were more wear-resistant than polished ones. in this case, the highest wear resistance (2,8 times higher than polished ones) was acquired by samples made of steel 45, and the smallest from steel 15. the decrease in the efficiency of rolling in samples from mild steel 15, according to e.g. konovalov, is explained by its high sensitivity to re-riveting, which arose in the process of wear. according to the data of v.k. lazarenko and g.a. preis, during sliding friction with velocities of 0,25 and 1,5 m/s and specific pressure of 1,5 mpa, samples from different steels (steel 45, shx15, 18hgt, x12m, cvg) after rolling around them with a roller, they increased their wear resistance by 14 – 28 %, and after shot blasting – by 15 – 20 %. at a sliding speed of 5,08 m/s, the shot peening did not affect the wear resistance, and rolling around with a roller led to an increase of only 5 – 6 %. considering that wear occurred in the absence of lubrication, the benefits of running in are obvious. an insignificant effect at a sliding speed of 5,08 m/s can be explained by the high temperature in the contact of the rubbing surfaces. the experiments performed at the belarusian institute of agricultural mechanization during friction with oil supply showed a decrease in the wear of rolled-in samples of steel 15; 35; 45 and 45g2 in comparison with polished ones. the greatest wear resistance was obtained by samples run-in with pressure, which ensures the creation of minimal roughness. tests of rolled samples of steel 45, carried out by v.k. lazarenko et al., show that the resistance to abrasive wear depends on the degree of hardening. with an increase in microhardness during rolling by 42%, the wear resistance increased by 94,5%. given the presence of conflicting data, special experiments were conducted to study the effect of rolling by a toroidal roller on the wear resistance of friction pairs [3]. during sliding friction, samples of normalized steel 45 were tested for wear paired with a gray cast iron insert of grade sch 18-36, and samples of hardened steel 40h were paired with a bronze insert. the tests took place on an mi friction machine for eight hours with plentiful lubrication. samples with a diameter of 40 mm were rolled in at different rolling pressures. for comparison, polished samples were also tested. tests have shown that rolling hardening is a reliable means of increasing the wear resistance of parts. despite the high specific pressure during sliding (samples of steel 45 were tested at a pressure of 10 mpa, and samples of steel 40h at a pressure of 2,5 and 5,0 mpa), wear after rolling compared to wear after grinding decreased for steel 45 by 26%, and for steel 40h – by 37%. the highest wear resistance in both cases was acquired by the samples run-in at the optimum pressure in the contact (from 150 to 200 mpa). exceeding this pressure makes the surface less wear-resistant. for example, an increase in pressure during the testing of samples of steel 45 from 220 to 240 mpa led to a slight increase in wear. a study of the state of the surface layer of hardened samples showed its structural heterogeneity. the latter, in particular, is characterized by a wide spread of microhardness and is a consequence of grinding defects. 8 problems of tribology as a result of rolling in, the spread of hardness is significantly reduced, which indicates the formation of a more uniform (structurally) surface layer by rolling. this circumstance should be considered one of the main factors in increasing wear resistance. an increase in the wear resistance of run-in hardened samples was also established by v.a. sologub, i.i. sukhanov and others. v.a. sologub tested samples of alloy steel 5khv2s in a pair with a holder of steel r18 on a friction machine of mi type at a pressure of 5,0 mpa with grease. he obtained an increase in wear resistance as a result of running in. optimum, from the point of view of wear resistance, was a break-in force of 2,0 kn (with a roller diameter of 50 mm and a profile radius of 8 mm). the increase in wear resistance is chara cterized by higher structural homogeneity and the presence of residual compressive stresses formed during rolling. the study of the wear resistance of the guide blocks of dies made of shx15 steel, heat-treated to a hardness of hrc 62 – 64, was carried out with back-and-forth movement with a frequency of 230 strokes/min [1, 2, 3]. the wear of guides hardened by rolling in a vibrating ball (with a frequency of 18 – 24 khz), in comparison with the wear of polished ones, is reduced by 2 – 4,7 times. thus, the rolling-in of friction surfaces of parts made of mild and hardened steels in most cases should be considered a reliable means of increasing wear resistance. small rolling wear is most characteristic of rolling friction, which is expressed in surface chipping of metal particles. the question of the effect of previous hardening on this type of wear is not well understood. l.m. shkolnik and v.i. shakhov cite data that show the negative impact of hardening. for example, in samples of high-carbon bandage steel, as a result of rolling with a force of 10 kn, the wear resistance decreases by half compared with non-rolled samples, in this case the phenomenon of re-riveting occurred. in other cases, the preliminary hardening of specimens of cemented steels 18kh2n4va and 12kh2n4a practically did not change the contact endurance. the authors believe that during friction of rolling in the surface layers of parts, the same phenomena occur as during rolling by rollers. this leads to high stresses, delamination of the surface layers and chipping. therefore, they do not recommend the use of hardening for wear-like wear. however, tests when the balls were rolling along the sample at a speed of 2 m/s with a maximum operating voltage of σmax = 45 mpa in the absence of lubrication yielded results opposite to those discussed above. according to the data of v.k. lazarenko and g.a. preis, for samples with steels 45, 37khnza, 20kh, 40kh, 12khnza and shkh15, which were subjected to shot peening, the relative wear resistance increased from 25 to 116 %. a.s. venzhega tested polished and rolled samples made of 9h steel hardened by high-frequency currents. the rolling was carried out by a roller with a profile radius of 4,5 mm with a rolling force of 0,5 to 4,0 kn. the highest wear resistance, 2,5 times higher than for polished ones, was established for samples run in with a force of 2, kn. the greatest increase in hardness was consistent with this effort. a.s. venzhega associates the increase in wear resistance with an increase in the structural uniformity of the surface layer and the presence of residual compressive stresses in it. a batch of roll-rolled rolls of a 12-roll mill was also tested. the rolled-in rolls during brass rolling turned out to be 38 % more durable than polished ones. tests of wear resistance during rolling friction were carried out on a mi-1m machine. samples with steels 14kh2nzma and shkh15 with a diameter of 40 mm and a width of 10 mm were studied. the upper samples were made under identical conditions from the same materials. the lower samples made under different conditions had a different surface layer. samples of steel 14kh2nzma were grinded after cementation and heat treatment. some samples were tested immediately after grinding, while others were tested at different pressures before testing. the hardness of the samples before rolling in was hrc 58 – 59. after quenching and tempering, steel samples shx15 (hrc 61 – 62) were processed according to three options: subjected to grinding, grinding with the following polishing, and grinding with the following rolling around with a ball with a diameter of 10 mm. during testing, the load on the lower specimen was carried out by pressing a roller against it using a calibrated spring. contact pressure was 85 mpa. during wear, the sample rotated at a speed of 416 rpm. the wear resistance of the samples was evaluated by the amount of worn metal by weighing the samples on an analytical balance. the test sample was dipped in a bath with motor oil. the duration of testing samples made of shkh15 steel was 32 hours, and from steel 14kh2nzma – 8 hours. the samples received the greatest wear after grinding according to the technology used at the plants. in the samples run-in after grinding, wear decreased by 32 – 57 %. the increase in pressure during the run-in provides higher wear resistance. so, in samples from steel 14kh2nzma rolled in at a pressure of 150 mpa, wear compared to polished ones decreased by 32 %, and rolled in at a pressure of 280 mpa – by 51 %. the greatest wear resistance was shown by the samples run-in at a pressure of 200 mpa. an increase in pressure up to 300 mpa leads to a certain decrease in the efficiency of rolling. obviously, this is due to reriveting, the result of which is a slight decrease in the hardness of the surface layer and residual compressive stresses. it should be emphasized that the spread in microhardness of the rolled samples is insignificant in comparison with the spread in microhardness of polished samples. a sharp increase in the wear resistance of hardened samples by the spd method of steel shx15 (with hardness hrc 64 – 67) was also established in [7, 8, 9]. the samples were run in a roller with a profile radius of 16 mm. wear was carried out by rolling a ball with a diameter of 10 mm in the presence of lubricant and was problems of tribology 9 estimated by the size of the groove formed. the number of cycles in all tests was taken equal to 105, the contact force – 0,35 kn. the wear resistance of the rolled-in samples was higher than the wear resistance of polished ones by 1,6 – 4,6 times. to check the influence of rolling on the wear resistance of a screw pair of friction under conditions of abrasive wear, studies were carried out under industrial conditions of the wear resistance of screw pairs on a tilter of flasks [2]. the loading scheme of screw pairs is shown in fig. 1. fig. 1. scheme of loading screw pairs the data on the wear of the tested screw pairs of the flask tilter are given in table 1. table 1 wear flange screw pairs wear part nut material non-rolled screw round-rolled screw relative increase in service life, % duration of work, shifts wear, mm duration of work, shifts wear, mm screw bronze azhmts10-3-1.5 144 268 0,64 0,68 289 404 0,68 0,88 78 cast iron 106 6,1 144 3,8 76 nut bronze azhmts 10-3-1.5 225 228 0,64 0,94 186 195 0,61 0,60 54 cast iron 192 7,7 225 4,4 50 bronze extension – 6,0 7,2 60 3,2 114 the wear of the screws for the overhaul period is 0,4 – 1,0 mm. replacing bronze nuts with cast iron leads to an increase in screw wear by 35 – 50 %. under the same wear conditions, the resistance of rolled screws working together with bronze nuts is higher than non-rolled screws by 78 %, working together with cast-iron nuts – by 54 %. the wear resistance of cast-iron nuts is slightly higher than that of bronze ones. however, due to the low resistance to bending load, the durability of cast iron nuts may decrease as a result of an incompletely worn turn. the relative increase in the durability of nuts as a result of rolling in the screw is the same as for the screws themselves. fig. 2. and fig. 3 present sections of cast-iron nuts and extensions that were installed to work with new nuts and served as “witnesses” to their wear. as it can be seen from the figures, the extensions that worked with the rolled-in screw had less wear than those that worked with the rolled-in screw. fig. 2. section of cast-iron nuts: 1 – after 192 shifts of work with a non-rolled screw (wear was 7,2 mm); 2 after 225 shifts of work with a run-in screw (wear was 3,8 mm) 10 problems of tribology fig. 3. section of bronze extensions: 1 – after 106 shifts of work with a non-rolled screw (wear was 6,1 mm); 2 after 114 shifts of work with a run-in screw (wear was 3,8 mm) based on the above material, it can be concluded: the wear resistance of friction pairs as a result of the spd of one of the parts increases due to an increase in the supporting surface in the contact of friction pairs with an increase in the radius of curvature of the protrusions of the roughness, the absence of waviness on the rolled surface, and also due to the hardening of the metal of the surface layer. the increase in the wear resistance effect of the riveted surface layer, as it can be seen from the review, also belongs to the residual compressive stresses that are created as a result of plastic deformation. the hardening of the parts prevents the setting that occurs during friction by eliminating the plastic deformation of the surface layer of the part. refrences 1. papshev d.d. uprochnenie detalej obkatkoj sharikami / d.d. papshev. – m.: mashinostroenie. – 1968. – 132 s. 2. babej ju.i. poverhnostnoe uprochnenie metallov / ju.i. babej, b.i. butakov, v.g. sysoev. – kiev: nauk. dumka, 1995. – 256 s. 3. butakov b.i. usovershenstvovanie processa chistovogo obkatyvanija detalej rolikami / b.i. butakov // vestnik mashinostroenija. – 1984. – № 7. – s. 50 – 53. 4. shnejder ju.g. chistovaja obrabotka metallov davleniem / ju.g. shnejder. – m.: mashinostroenie, 1963. – 272 s. 5. balter m.a. uprochnenie detalej mashin / m.a. balter. – m.: mashinostroenie, 1978. – 184 s. 6. odincov l.g. uprochnenie i otdelka detalej poverhnostnym plasticheskim deformirovaniem / l.g. odincov. – m.: mashinostroenie, 1987. – 328 s. 7. konovalov e.g. osnovy novyh sposobov metalloobrabotki / e.g. konovalov. – minsk: iz – vo an bssr, 1961. – 185 s. 8. braslavskij v.m. volnistost' poverhnosti pri obkatke rolikami / v.m. braslavskij // stanki i instrument. – 1960. – № 6 – s. 15 –20. 9. shkol'nik l.m. tehnologija i prisposoblenija dlja uprochnenija i otdelki detalej nakatyvaniem / l.m. shkol'nik, v.i. shahov. – m.: mashinostroenie. – 1964. – 184 s. 10. marchenko d.d. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation / d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 4/94 (2019) – s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 11. zubiekhina-khaiiat a.v. mathematical modeling of the process of rolling body rolls with needed rollers / a.v. zubiekhina-khaiiat, d.d. marchenko // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol. 24. – no 3/93 (2019) – s. 45–50. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-45-50. 12. kuz'menko a. g. zakonomernosti proskal'zyvanija pri vnutrennem i naruzhnom kachenii cilindrov. jeksperiment (chast' 1) / a. g. kuz'menko // problemi tribologії. – hmel'nic'kij, 2012. – № 2. – s. 121–126. 13. marchenko d.d. investigation of wear of a contact pair of friction "rope block rope" / d.d. marchenko // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 2/92 (2019) – s. 82–87. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-92-2-82-87. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 problems of tribology 11 марченко д.д., артюх в.а., матвеева к.с. анализ влияния поверхностной пластической деформации на повышение износостойкости деталей машин. в статье приведен обзор информационных материалов по эффективности применения поверхностного пластического деформирования с целью повышения износостойкости пар трения. при анализе было выявлено, что на повышение износостойкости деталей поверхностным пластическим деформированием в значительной степени влияют стабилизация усилия обкатывания, а также значения оптимальных режимов обкатывания деталей роликами. ключевые слова: деформация, износостойкость, пластическое деформирование, упрочнение, ролик, устройство 13.doc rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 84 dykha o.v., gedzuk t.v. khmelnitsky national university, khmelnitsky, ukraine e-mail: tribosenator@gmail.com rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials udc 621.891 the theory of a test for depreciation scheme cone three balls for two-factor model wear (contact pressure, sliding speed) determining the characteristics of the patterns of wear. test method recommended for testing tribological properties of structural and lubricants. key words: experimental modeling, wear, contact pressure, sliding speed. introduction testing of tribological properties of the lubricants is one of the main stages to assess their suitability for use in friction units. the quality of the lubricant in this case can be evaluated basing on its operational properties, the most important of which are antifriction, antiwear and extreme pressure properties. the lubricating oil researches due to the new development are very important. the researches of lubricants on constructionaly simple machines with using the examples, which have simple geometric form, got the widest using. as examples can be used balls, cylinders, rectangular prisms, rolers. at the same time, the most widespread was the four-ball circuit testing [1]. methods for fourballs friction machine are standardized and widely used in the whole world (gost 9490-75, u.s. astmd 2596, astmd 2783, in germany din 51350, poland pn 76/c 04147, in england ip 300, bulgaria bds 14150-77). according to gost 9490-75 «liquid and plastic lubricants. method for determination of lubricant properties at fourroller machine defined by the following characteristics: wear indicator, the critical load, welding load, scoring index. in the modern conditions of machines exploitation, when the number of lubricants and additions to them increased greately, and also sphere of their using expanded the, previously mentioned indixes can not give a comprehensive description of lubricants tribological properties in all possible exploitation conditions. in particular, sliding speed factor becomes important, which is not taken into account during oil testing. fourroller scheme has restrictions about constructive materials testings, because the balls are made of standard steel ball bearing. production of ball samples for materials testing is practically unsuitable and difficultly implemented. in this work for testing of different constructional materials is proposed the scheme «cone three balls», which makes it possible to use as subjects сonic samples from various materials. basic material design model. three balls 1, 2, 3 of equal radius (figure 1) r are located in the plane so that they are contacted by the scheme picture 1, at the same time their centers form an equilateral triangle 321 ooo . cone 4 with angle γ at the vertex is located on the three lower balls so that each contact with the points 321 ,, aaa . the upper cone applied force q , which is transmitted to each of the three lower balls along the perpendicular from the cone generatrix at the points of contact of the balls, creating a level of force 321 qqq == . o1 a o2 c o3 oq α a r c o1 q1 r 1 4 2 1 2 3 5 o2 γ/2 γ/2 b а а fig. 1 diagram "cone three balls" mailto:tribosenator@gmail.com rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 85 having holder 5 provides stable fixed position lower balls in vertical load force q and the rotation point of the cone around a vertical axis. contact geometry and load to determine the forces acting between the cones and balls, it is necessary to determine their direction and angle α (fig. 1): 2/90 γ−=α o , (1) where γ – the angle at the vertex of the cone. the forces acting along the normal to each ball, expressed in terms of the overall strength ratio: )2/cos(3cos31 γ = α = qq q . (2) the value r that determines the distance from the axis of rotation of the cone to the point of contact with the balls, you determine the similarity of triangles coo1 and oab :       −== 1 1 1 1 1 oo r co oo oa cor . (3) the value co1 is the radius circle circumscribing the right triangle (fig. 1): . 3 32 1 rco = from the right triangle coo1 : 2/cos3 32 2/cos 1 1 γ = γ = rco oo . (4) so after intermediate substitutions we obtain:         γ−= )2/cos( 3 32 rr . (5) friction way assume that the size of the contact area balls small compared to the size of the contact area of the upper cone ( ra << ). calculation of friction path will carry for average radius. path of friction s for contact cone area: ntas )2(3= . (6) where n – number of revolutions per unit time of the cone; t – the duration of the test. a – the average radius of the contact area of the cone and balls. wear model to describe the process of wear, including the presence of a lubricant, it is used mathematical shapes patterns of wear. the pattern of wearing is established experimentally and approximated by some functions. the mostly widespread was disseminated presentation of experimental regularities as intensities wear of different parameters (contact pressure, sliding speed, temperature). to determine the parameters of the wear patterns the tests are made of samples with variable area contact during wear. during the tests on wear periodically or continuously sizes are measured of worn contact area according to the way of friction. according to test results is based approximating function. based on the results of tests to determine the numerical values of model parameters wear wearcontact solved the inverse problem for the body contact appropriate configuration. to assess the wear of the investigated sample scheme conical cone three balls take as a model depending on the wear rate of the determining factors as: rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 86 pm w w vr hb fk ds du       ν       σ= * , (7) where wu linear wear of the conical surface, m; s path to the friction cone, m; f coefficient of friction; σ contact pressure, mpa; hb hardness, mpa; v sliding speed, m/s; r∗ кeduced radius of the contacting bodies, m; ν кinematic viscosity oils (at 100 °c), m2/s; wk , m , p options patterns of wear. we take the form of worn surface as a circular groove of radius profile a . assume that the contact pressure under tight ball on the worn surface of the groove cone distributed evenly. then rightly value: 2 1 a q π =σ . (8) relationship of maximum wear wu and size of contact a center platform area is defined be the geometry of crossing conjugate cone and balls. in this case, we consider the scope of radio r contact with the cylinder radius catfish r . with sufficient accuracy desired dependence can be represented as [2]: ( ) ( )* 2 2r sa suw = , (9) where rr rr r + =* given the radius of the cone and ball contact. let the experimental dependence of the radius of the circular groove wear the cone of friction path is represented as a power law approximation: ( ) β= cssa , (10) where c , β – approximation parameters, which are determined based on the results of tests. integrating equation (7), we obtain the integral form of the model wearing the cone: ( ) dsvr hb s fksu s pm ww ∫       ν       σ= 0 *)( . (11) substituting the left side of an equation, expression (9) for wear due to the radius of the contact area and to the right – the expression (13 ) for the contact pressure, we obtain: ( ) ( ) ds vr hbsa q fk r sa p s m w ∫       ν           π = 0 * 2 1 * 2 1 2 , (12) or, in view of (8), after integration by way of friction we get: m svr hbc q fk r sc m pm w β−       ν       π = β−β 212 21* 2 1 * 22 . (13) from the feasibility conditions of (13) for any s follow: mβ−=β 212 . (14) where: β β− = 2 21 m . (15) to find the parameter p conduct testing at two values of the speed slipping 1v and 2v , where we get data from two groups of parameters: rated and experimental modeling of tribological properties of constructional and lubricating materials проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 87 . ; 22 11 β β = = sca sca (16) substituting (16) into (13) , we obtain two equations:               ν        π = β       ν        π = β . ; * 2 2 2 1 * 2 2 * 1 2 1 1 * 2 1 pm w pm w rv hbc q fk r c rv hbc q fk r c (17) dividing the first equation into the second, after transformations we obtain: .)/()/( 21 22 21 pm vvcc =+ (18) where . )/lg( )/lg( )22( 21 21 vv cc mp += (19) to find the coefficient wk we use one of the equations (17): . cos3 * 1 * 22 1 pmm w rvq hb fr c k       ν       απβ = + (20) the geometric dimensions of the cones for testing may be taken with materials gost 23.221-84 [3]. specified standard specifies a method for experimental determination of temperature -term stability of liquid and plastic lubricants in friction -based friction torque measurement and bulk temperature. conclusion the theory of a test for depreciation scheme cone three balls for two-factor model wear (contact pressure, sliding speed) determining the characteristics of the patterns of wear. test method recommended for testing tribological properties of structural and lubricants. references 1. kuzmenko a.g. dykha o.v. test method for wear lubricated by four scheme (theory wear balls in four-ball machine). problems of tribology. 2000. no 3. pp.30-40. 2. kuzmenko a.g., sitnik s. test methods for wear. problems of tribology. 1999. no 2 (12). pp.38-109. 3. gost 23.218-84. method of experimental evaluation of thermal resistance of lubricants in friction. instead of gost 17604-72. поступила в редакцію 06.02.2014 диха о.в., гедзюк т.в. розрахунково експериментальне моделювання трибологічних властивостей конструкційних і мастильних матеріалів розроблена теорія методу випробувань на знос за схемою конус-три кульки для двохфакторної моделі зношування (контактний тиск, швидкість ковзання) з визначенням характеристик закономірності зношування. метод випробувань рекомендований для випробувань трибологічних властивостей конструкційних і мастильних матеріалів. ключові слова: експериментальні моделі, знос, контактний тиск, швидкість ковзання copyright © 2019 d.d. marchenko.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)82-87 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-82-87 investigation of wear of a contact pair of friction "rope block rope" d.d. marchenko nikolaev national agricultural university, nikolaev, ukraine e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract tribological studies conducted wear of the friction pair «cable block – rope», including rolling with sliding. it was found that wear does not depend on the hardness of the contacting surfaces at least by 5% slip. with the reduction of the surface roughness the coefficient of friction for the surfaces with grease decreases. it is shown that the slippage of up to 2%, a sharp change in the coefficient of friction, after which it remains almost flat due to the spread of slip on the entire contact area. bearing strain increases with increasing slip, if the shear stresses are sufficiently large. key words: pair of friction, slipping, rolling motion, crumpling, coefficient of friction, rolling-off by a roller. introduction in the process of the contact interaction of bodies the state of the friction surfaces is influenced by many factors which should be considered when evaluating the options of trybological system on the point of identification of the processes and mechanisms of wear. the main factors are: physical and mechanical properties of materials and their interaction (hardness, structure, pressure, etc.), geometric properties of the contact surfaces of friction (deviation from form roughness that determine the speed of sliding friction behavior of friction pair, etc.) and environment of friction surfaces (temperature, humidity, presence of lubrication, etc.). therefore, to elucidate the wear in the rolling considering slip is an important task for improving the durability tribotechnical characteristics of contacting surfaces, such as a friction pair «cable block – rope». research methodology to determine the rate of wear in the slip the method for determining the rate of deterioration in variable contact area and in accordance with the contact pressure changes – the so-called method of holes was improved. in this method, the change of the area of trybological contact is achieved by the formation of holes of wear by a rotating disc or cylinder on the surface of the sample. method of holes is used in spindles, konvisarova, skodasavin machinery according to standards astm g77-91, g83-90 and others. usually when tested by this method durability rating is executed by volume, area or length of the chord holes wear obtained over time. this made it impossible to compare the wear resistance of materials, measured on machines with different disk size and shape of the sample. in the process of the growth of the hole, the area of friction increases and reduces the rate of wear. putting in accordance instantaneous contact pressure and instantaneous wear rate, we obtain the rate of wear curve depending on pressure [1]. to measure the depth of the hole the precise expensive equipment is necessary that can automatically take into account the disturbance made by heating, beating, changes in roughness, wear of disc. to measure the length of the hole, in many cases sufficient accuracy is 0,1 mm, so these tests can be performed on almost any machine of friction. to calculate the rate of wear and building the graphs of wear rate of wear depends on the pressure source depending on the length of the hole on the way of rubbing or number of turns methodology of research was worked out by means of research methods. for tests to determine tribotechnical characteristics used tribometer trb – s – de (fig. 1), which was measured using such parameters as friction coefficient of accuracy (0,01), the friction force, friction profilograph trace and conducted continuous measurements wear depth (profile trace) using dry friction in the presence of luproblems of tribology 83 bricants with automatic calculation of the rate of wear of working elements tribometer and sample tribological conjunction «drive sector». special feature of this device is that the pin or flat surface area of the working element of tribometer is applied to the surface of the sample with the required load and angle and during the test is determined by the coefficient of friction due to elastic deflection lever of tribometer, and value the effort accurately measured. vertical movement of the lever tribometer trb – s – de, controlled by special sensitive sensor in tests directly related to the depth point of contact wear. also, the control parameters of such tests as rolling and sliding speed, frequency, contact press (in hertz contact stress) as well as the parameters of time and environment (temperature, humidity and the presence or lack of lubrication) to simulate actual working conditions for working media on the wear of the material in real time. fig. 1. tribometer conjunction trb – s – de the degree of wear of the samples (fig. 2, a) was calculated by the software of tribometer, based on the volume of material lost during the study with a graphical display of the results (fig. 2, b). a b fig. 2. samples for tests (a) and graphical representation of the results of research on tribometer trb – s – de (b) tests are conducted in accordance with din 50324, astm g99 «standard test method for wear testing with a pin-on-disk apparatus», as well as standards astm g 133, astm d 3702, astm d 5183, astm d 4172 and astm d 2266 . tests with constant friction factor have this advantage over some tests with constant slip: first, when tested with a constant factor change of the diameter of the samples was not greatly reflected in the slip, and secondly, the fall of the coefficient of friction in them when changing external conditions automatically compensated by an increase in slip and provides a more stable amount of wear rate than the tests that have maintained a constant slippage: an increase in humidity or air pollution in the latter case causes a decrease in the coefficient of friction and wear rate respectively [2]. the tests of the samples being rolled with the slip were conducted on a wear machine mi the top shaft of which was able to rotate, and was returned about a vertical axis at an angle of 5°, which provided lateral slip about 10% of that observed in the friction pair «cable block – rope». to measure the wear weight loss of samples used vlr – 200. the results when using friction pair «cable block – rope» because of moving and inhibition longitudinal slip occurs, which is several times more than the cross. contact-fatigue damage of material at the contact interaction in real tribosystem can not only decrease with the increase of friction and respectively, equivalent stress, but may also increase. fatigue damage of contact 84 problems of tribology depends to a greater extent not only on the initial stress-strain state of contact, nor from the average stress-strain state, which is achieved by the time of appearing of contact fatigue crack but depends on heterogeneity of plastic deformation, which is created before the inception of contact-fatigue damage i.e. heterogeneity of residual stress field that is created in the contact fatigue until reaching the limit of slander [3, 4]. the speed of scrolling does not affect the results of determination of boundary-contact fatigue endurance. when rolling with longitudinal slip the leading and lagging rollers have different size of slip. likewise plays an important role in the mechanism of slip for internal or external rolling as contact pressure in this case is not defined by the hertz formula (with internal rolling), then the method of equivalent pliability can be applied. also there is difficulty in kinematics rolling with the flow balance in the tangent direction [5]. in the process of deterioration increases the size of the hole and the surface area of friction increases on the upper stationary roller, contact pressure is getting lower and thus the speed of wear. the coefficient of friction in the transition from sticking to the plastic smoothing of microscopic and then to oxidative deterioration vary very slightly, as determined by the critical pressure point sharp decrease in the rate of wear. when the steel samples 20, 25l, 35l run-rollers, surface hardness hv 10 which was 235...272 were tested on the friction machine mi, the dependence of wear slip at different load was determined (fig. 3). fig. 3. dependence of wear slip under load: 1 – 350 h 2 – h 500 3 – 650 h found that wear actually depends on the load, but depends only on the slip. in the case of rolling with longitudinal slip, equal to 10% of the friction surface become brown color, typical of oxidative deterioration. when cross-slip surface layer due to lateral plastic flow continuously updated. in longitudinal slip surface areas and products of wear, moving along the circle skating, interact repeatedly, increasing the role of corrosion during wear. speed oxidative deterioration was dependent on the hardness of steel, so the impact of hardness on the results of experiments with longitudinal slip offset that should be considered when analyzing the results of a wear machine mi. this was determined dependence of the rate of wear of the contact pressure in the simulation slip to 10% with samples of steel 35l run-roller, surface hardness hv 10 which was 232 (fig. 4). thus, one could argue that the slip to 10% speed deterioration is almost independent of pressure or even decreases with its increase. fig. 4. dependence of speed of wear on the pressure in contact with the sample of run steel 35l rolled in the process of modeling slip: 1 – 2,5%; 2 – 5%; 3 – 7,5%; 4 – 10% problems of tribology 85 when changing operating conditions tribosystem wear rate may change abruptly, thus changing the surface friction type, size, color and chemical composition of the products of friction, that is a result of the transition from one mechanism to the second wear. boundary layers of bodies or surface film, with their contact during the rolling of the sliding friction coefficient reduce to 3 – 4 times and thus the speed and intensity of wear. therefore, by changing the coefficient of friction may establish a process erase surface films. investigation of friction coefficient on the number of revolutions of samples of steel 34hn1m conducted simulations slip to 10%, with a load of 600 n. in this case, the test samples were subjected to the running-in, surface hardness hv 10 which was 366, and after the break-roller with a force of 12 kn, surface hardness hv 10 – 405 (fig. 5). lubrication samples occurred with the help of oil boz – 1. the experiments showed that the number of revolutions before the abrupt change in the coefficient of friction of the surface of film is uniformly distributed; this explains the steady value of friction coefficient, whose value is about 0,1. when you reach a certain number of turns for the two samples without lubrication (0,9 ∙ 101 rpm. – for no run-sample and 50 ∙ 101 rpm. – for a sample run-through video) boundary layers bodies begin to lose their properties change occurs multiple protective properties surface layer, which is why there is a sharp change in the coefficient of friction. it should be noted that the sample run-through video that change faster that fast run-in, then set the constant coefficient of friction, as is the balance of all processes (thermal, physical, mechanical, chemical), and the friction surface formed modified surface layers, which further define the mechanism of wear. the coefficient of friction is about the two samples without lubrication 0,45…0,48 and 0,2...0,21 and the second formation of a surface film with intense separation products wear appears. by means of rolling with break-rollers, which creates compressive residual stresses in the surface layer, lead to reduced separation of particles from the surface, thus reducing wear [6, 7]. similar results were obtained when testing specimens strengthened by car break-in method hzyp skoda-savin, as well as run-tested 45 samples of steel cut from the shaft, the test which was conducted on the wear on the spindle. according to these experiments, it can be argued that the compressive residual stresses arising from the from hindering wear [8]. fig. 5. dependence of friction coefficient on the number of revolutions of samples of steel 34hn1m from slipping to 10%: 1 – not run-sample without lubrication; 2 – sample run-through by roller without lubrication; 3 – not run-of lubrication; 4 – sample runthrough by roller with dependence of friction coefficient on the size of the slip was conducted on the samples before and after the break-in break-roller friction surface lubrication and without lubrication (fig. 6). as oil used torsyol – 55 (gost 20458 – 75), which is used for lubrication of cables, at the speed of rolling samples of 31,4 m/min., made of steel 35 l. as seen from the graph that the slip to 2% observed a drastic change in coefficient of friction, then it remains almost unchanged through the slip distribution on the entire contact area. the obvious connection maximum value of the friction coefficient of surface friction, as sudden changes in the coefficient of friction for reinforced and strengthened specimens with and without lubrication identified area (primed lines) when run-in is faster for samples run-rollers (fig. 6), as can be argued that the surface roughness affects only at small slip (3%). if slippage will not exceed 3%, as observed in the work of the friction pair «cable block – rope» when presenting his break-roller will not be significant damage to the surface of contact, since the coefficient of friction is less than no break-roller. similar results were obtained when testing the wheel sets [1]. the author proved that increasing slip leads to an increase in work hardening of the surface layer decreases the surface roughness and friction, which reduces the crushing surface and thus wear surfaces. in our case, with break-roller [9 – 11], this effect is achieved faster, thus making the surface layer set tribotechnical properties with reduced rates of wear. 86 problems of tribology fig. 6. dependence of friction coefficient on the size of the slip: 1 – no run-sample without lubrication; 2 – sample run-through with the roller without lubrication; 3 – not run-of sample with lubrication; 4 – sample run-through with a roller with lubrication therefore, fig. 7 shows the dependence of the coefficient of friction of the surface roughness of the samples before and after the break-break-roller with grease lubrication torsyol – 55. fig. 7. the dependence of the coefficient of friction on roughness of surface: 1 – no run-sample without lubrication; 2 – sample runthrough with roller without lubrication; 3 – not run-of sample with lubrication; 4 – sample run-through with roller with lubrication the graph shows that with the decrease of surface roughness the friction for samples that have lubrication is reduced. conclusions 1. in the process of contacting of surfaces with slip less than 5% the wear does not depend on surface hardness, but by changing the hardness of one of the surfaces of friction increased wear on other surfaces should be considered. surface roughness effect on friction coefficient of friction and wear rate when rolling with slip, i.e. with decreasing surface roughness decreases. 2. if the slip is up to 2% it is seen as a sharp change in friction can be observed, after which it remains practically unchanged through the distribution of slip on the entire area of contact. 3. when rolling with a slip the main mechanisms is oxidative deterioration and jam wear. deformation jam increases with increasing slip if tangent of pressure is rather large. references 1. markov d. p. tribologicheskie aspekty povyshenija iznosostojkosti i kontaktno-ustalostnoj vynoslivosti koles podvizhnogo sostava: dis. … doktora tehn. nauk : 05.02.04 / markov dmitrij petrovich. — m., 1996. — 386 s. 2. bushe n. a. sovmestimost' trushhihsja poverhnostej / n. a. bushe, v. v. kopyt'ko. — m. : nauka, 1981. — 128 s. problems of tribology 87 3. popov a. p. kontaktnaja zadacha naprjazhenno-deformirovannogo sostojanija tel pri rabote stal'nogo kanatnogo bloka i trosa / a. p. popov, b. i. butakov, d. d. marchenko // problemi tribologії. — hmel'nic'kij, 2011. — № 1. — s. 29—36. 4. marchenko d. d. kincevo-elementne modeljuvannja kontaktnoi' vzajemodii' pry roboti stal'nyh kanatnogo bloku i kanatu / d. d. marchenko // problemy trybologii'. — hmel'nyc'kyj, 2013. — № 1. — s. 86—93. 5. kuz'menko a. g. zakonomernosti proskal'zyvanija pri vnutrennem i naruzhnom kachenii cilindrov. jeksperiment (chast' 1) / a. g. kuz'menko // problemi tribologії. — hmel'nic'kij, 2012. — № 2. — s. 121— 126. 6. butakov b. i. povyshenie kontaktnoj prochnosti stal'nyh detalej obkatyvaniem ih rolikami / b. i. butakov, d. d. marchenko // suchasnі problemi tribologії : mіzhnar. nauk.-tehn. konf., 19-21 travnja 2010 r. : tezi dop. — k. : іvc alkon nan ukraїni, 2010 — s. 74. 7. butakov b. i. razrabotka sposoba obkatyvanija rolikami stal'nyh detalej s cel'ju povyshenija ih kontaktnoj prochnosti / b. i. butakov, d. d. marchenko // motrol. commission of motorization and power industry in agriculture polish academy of sciences branch of lublin ropczyce school of engineering and management. — lublin, 2008. — vol. 10v. — r. 15—28. 8. shkol'nik l. m. tehnologija i prisposoblenija dlja uprochnenija i otdelki detalej nakatyvaniem / l. m. shkol'nik, v. i. shahov. — m. : mashinostroenie, 1964. — 184 s. 9. butakov b. i. povyshenie kontaktnoj prochnosti stal'nyh detalej s pomoshh'ju poverhnostnogo plasticheskogo deformirovanija / b. i. butakov, d. d. marchenko // problemi tribologії. — hmel'nic'kij, 2008. — № 1. — s. 14—23. 10. issledovanie sostojanija poverhnostnogo sloja valov obkatannyh rolikami / b. i. butakov, d. d. marchenko, v. a. artjuh, a. v. zubehina // tehnologii uprochnenija nanesenija pokrytij i remonta: teorija i praktika : materialy 14-j mezhdunar. nauch.-prakt. konf., 17 – 20 aprelja 2012 g. : tezisy dokl. : v 2 ch. — sankt – peterburg, 2012. — ch. 2. — s. 50—64. 11. pat. 93252 ukrai'na, mpk v 24 v 39/04. sposib chystovoi' ta zmicnjujuchoi' obrobky poverhon' til obertannja skladnogo profilju i prystrij dlja jogo zdijsnennja / b. i. butakov, v. s. shebanin, g. s. butakova, d. d. marchenko ; zajavnyk i patentovlasnyk mykolai'vs'kyj derzhavnyj agrarnyj universytet. – № a200815098 ; zajavl. 29.12.2008 ; opubl. 12.07.2010, bjul. № 13. марченко д.д. исследование износа контактной пары трения «канатный блок канат» проведены трибологические исследования изнашивания пары трения «канатный блок канат» при качении с учетом проскальзывания. было обнаружено, что изнашивание пары трения не зависит от твердости контактирующих поверхностей, с проскальзыванием менее 5%. с уменьшением шероховатости поверхности коэффициент трения для поверхностей, которые имеют смазку, уменьшается. показано, что проскальзывание до 2% приводит к резкому изменению коэффициента трения, после чего он остается практически не изменённым из-за распространения скольжения на всю площадь контакта. деформация смятия увеличивается, при повышении проскальзывания, если касательные напряжения достаточно велики. ключевые слова: пара трения, проскальзывание, качение, смятие, коэффициент трения, обкатывание роликом copyright © 2022 v.v. aulin, a.v. hrynkiv, s.v. lysenko, o.m. livitskyi this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,82-91 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-82-91 substantiation of conditions of effective working capacity of tribocouples of the details made of polymeric composite materials with high-modulus fillers v.v. aulin*, a.v. hrynkiv, s.v. lysenko, o.m. livitskyi central ukrainian national technical university, ukraine *e-mail: aulinvv@gmail.com received: 25 february 2022: revised: 10 march 2022: accept: 29 march 2022 abstract this work is devoted to the study of the conditions of effective performance of triad couplings of parts made of polymeric composite materials. the stress state of the material is associated with the characteristics of the accumulation of dislocations, the energy of activation of their movement. the average stress, friction stress is determined. based on this, expressions for estimating critical stresses and loads on tribocouple parts are obtained. the distribution of the force on the tribocoupling of parts is determined taking into account the quality characteristics of the friction surfaces, modulus of elasticity and poisson's constant of the components of the polymer composite material. this problem is considered for tribocouples of parts of various kinds. expressions for calculation of nominal pressures at different types of contact of material of details of tribocoupling are received, and also the equations on which it is possible to estimate in them values of nominal critical pressure are resulted. the conditions for efficient operation of tribocoupling of parts made of polymer composite materials are clarified. it is determined that a significant increase in the nominal critical pressure on the tribocoupling is possible with the use of high-modulus fillers, the modulus of elasticity of which is greater than the modulus of elasticity of the polymer matrix. key words: polymer composite material, macroheterophase material, high modulus filler, tribocoupling of parts, matrix, filler, stress field, elastic contact, critical pressure, nominal pressure introduction the efficiency of using tribocouples of parts made of macroheterophase polymer composite materials depends on the content of the filler, its size, shape, nature and tribological properties of the structural components of the composite material and the strength of the bond between them. today there is no single theory of reliability and efficiency of tribotechnical polymer composites and methods of substantiation of their optimal composition and structure. existing methods for predicting the composition and structure of composites cover some cases due to practical application, but they do not take into account different types of contacts, the presence of an elastic component, which is achieved during the correct running of parts and critical pressure on the triad. there is also no criterion by which it is possible to assess a degree of efficiency of the triad couplings of systems and units of machines, parts of which are made of polymeric composite materials with high-modulus fillers. literature review the use of tribocoupling of parts made of polymeric composite materials (pcm) has shown their effectiveness in increasing the durability of systems and units of machines [1-3]. however, there is a problem of optimizing the composition of polymer composites from the content of fillers, the distribution of stress fields in the polymer matrix, the geometric shape and concentration of the filler and the development of methods for http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-82-91 problems of tribology 83 evaluating the efficiency and reliability of such tribocouples [4,5]. specific features of the work of pcm with a macroheterogeneous structure necessitate the analysis of the stress-strain state (sss), which occurs under load conditions during operation [6-8] by friction forces. there is a need to take into account different types of triangular parts and different types of contacts of their work surfaces. the same amount of deformation of the components of pcm can lead to brittle destruction of one component, to viscous – the second component and tired – the third component [7]. the strength characteristics of each of the components of the pcm are decisive. research on sss of surface layers reinforced with pcm [8] revealed the need to take into account the interaction of neighboring contour and actual contacts in the process of sliding friction. in the scientific literature, this issue is insufficiently studied and not all types of wear in the conjugation of machine parts are considered [9,10]. pcm chipping and exfoliation processes should also be considered. note that in the implementation of such performance properties of materials as their wear resistance, the task is complicated by the significant dependence of stresses on the volume ratio of components, their size, shape, as well as design features of conjugate parts and properties of working (technological) environment. the authors of [11-14] the main cause of destructive processes in the surface layers of pcm is sss, which occurs as a result of contact stresses and deformations under the influence of loads on the tribocoupling of parts. this leads to a detailed study of the features in the surface layers of the materials of the tribocouples of parts. the study of the peculiarities of pcm in the process of functioning of three-part couplings allows to approach unsolved problems from a single position. the use of physical and mathematical models [7,8] is appropriate, and vat estimates are carried out by load distribution in different types of contact by polarizationoptical and other methods [9]. attempts to compare the wear resistance and sss of the surface layers of pcm made in [11]. according to research conducted in [15], there is a need for relaxation of local maximum stresses in the surface layers of tribocouple parts. it was found that with increasing volumetric content and filler size, the intensity of wear of parts decreases. however, the influence of these factors on the value of the maximum tangential stresses in the pcm is not sufficiently clarified [4,16]. the connection between the wear process of pcm and their mechanical properties is given in [6, 17]. the results of wear resistance studies of pcm with homogeneous and heterogeneous structure show that in the first case it is lower than in the second due to faster equalization of contact pressure. the phenomenon of spontaneous installation and maintenance of the stationary mode of wear of pcm is also revealed. this is due to the existence of feedback. based on the ideal conditions of sliding contact, in [5] with the help of friction surface models, tribotechnical characteristics of pcm with different structure and different composition were calculated. the current results of research [4-6] do not allow to fully assess the effectiveness of the triad coupling of parts and the nature and amount of wear. there is a need to connect them with the types of contacts and the conditions of contact. it was found that in the operation of tribocouples of parts, elastic and plastic deformation of their materials are the main processes that initiate the emergence and development of physical, chemical and mechanical processes in the surface layers of pcm [17]. it is shown that in the pcm the main part of the load is received by the filler. reinforcing fillers prevent the movement of dislocations in the matrix, which is subject to plastic deformation, limiting it [3]. strengthening of pcm is carried out by increasing the content of the filler and reducing the distance between its particles. in [9] it was found that depending on the structural state of the pcm, the magnitude of the accumulated plastic deformation is not the same, which causes a different course of relaxation processes. the type and dispersion of filler particles (carbides, borides, oxides, intermetallics) in the polymer matrix, which are barriers to plastic deformation, significantly affect the inhibition of the relaxation process, but it is not known how the degree of dispersion of the filler affects the properties of pcm, filler – for stress relaxation, wear process and efficiency of triboconjugation of parts in general. purpose the aim of this work is to identify the conditions for the effective operation of various truboconjugations of parts made of macroheterophase polymer composite materials with high modulus filler, taking into account different types of contact. results using different combinations of pcm, regarding the variation of high-modulus fillers in the polymer matrix, it is possible from a macroscopic point of view to ensure the predominant presence on the friction surfaces of parts of one or another type of contacts. analytical methods for estimating the optimal structure of such pcm have not yet been developed. to determine the allowable force in heavy-duty tribocouples of parts made of macroheterophase pcm, one of the efficiency indicators can be the critical pressure, the value of which is estimated at the beginning of plastic deformation, brittle fracture or setting of friction surfaces. this uses the fact that in macroheterophase pcm the nature of deformation and fracture is similar to the nature of deformation and fracture of single-phase materials. it is quite clear. that in tribocouples of parts made of materials of macroheterophase structure, the contacts of the two surfaces of polymeric materials are the least effective. these materials should be used in reinforced 84 problems of tribology form and provide such structures and composition that the share of space occupied by the contacts of two plastic materials was minimal, and with high-modulus fillers – maximum. the quantitative efficiency of different types of contacts can be assessed by assuming that the main mechanism of setting of pcm materials is the formation of a common degree on the surface of physical contact. in this case, the stress created by the accumulation of dislocations in the area of the sources of dislocations, which is located beyond the contact boundary at a distance l, is:   dsffl ll / 2 1   , (1) where f – friction stress; sl – length of the sliding strip; dl – distance to the cluster of dislocations. if with increasing current voltage the value  reaches the value l at which the source of dislocations begins to work, we can assume that  l , cr  , where  is the average voltage; cr – critical value of voltage. in this case, the value of the critical voltage is equal to: 2/12/1 212                           s d f s d cr l l l l  , (2) where  f ; sd ll  . the value of the average voltage can be determined from the equation:  тku v тkb b bd 3/exp 3 0 2/1           , (3) where db – constant, characterizing the degree of deformation, 0.2%, of this material;  – the rate of relative deformation of the material; v – activation volume; bk – became boltzmann; t – absolute temperature; 0u – dislocation motion activation energy. similar to equation (3), the amount of friction stress is determined:  тku v тkb b f f b f d f 3/exp 3 0 2/1             . (4) given expressions (3) and (4) in equation (2), we obtain:    тku v тkb l l тku v тkb l l b f f b f d s d b bd s d кр 3/exp 3 213/exp 3 2 0 2/12/1 0 2/12/1                                           , (5) taking the critical load crр proportional cr , we have:                                                    тku v тkb l l тku v тkb l l ccр b f f b f d s d b bd s d ucrucr 3/exp 3 213/exp 3 2 0 2/12/1 0 2/12/1    , (6) where uc – is the coefficient that takes into account the shape and size of the contact irregularities of the working surfaces of the parts. the lack of data on the values of uc , dl , db , f db , 0u , f u 0 does not allow to determine the specific value of the critical load crр for a given triad of parts. from equation (16) it follows that the value crр of is greater the greater the energy of motion of dislocations 0u and f u 0 . analysis of the influence of the structure and phase composition of pcm on the quality parameters of friction surfaces showed that when contacting tribocouples of parts made of macroheterophase composites, it is possible to provide the required share of friction surface area. in this case, you should use the laws of contact established for tribocoupling of the first kind, when single-phase material is in contact with single-phase. at the same time, the presence on the friction surface of areas with different composition of contact materials leads to a redistribution of contact pressures between contacts of different types. this causes a change in the critical load on the triad coupling of parts, and hence the coefficient of friction and wear resistance. it is found that while ensuring the process of minimal wear and stabilization of the friction force, it is necessary to create such conditions when in the process of operation of tribocouples of parts on their friction surfaces an elastic contact is realized. note that in the simplified calculation of the triad of parts with pcm in the first approximation, the following is taken into account: – materials of tribocouples of the corresponding details consist of matrices m1 and m2 and fillers iн1 and jн2 ; – the number of fillers in the material of the first part is i, and in the second – j; – all parts of the total friction surface are real in triad conjugation; – the structure of the pkm and the mutual orientation of the details of the triad coupling ensure the problems of tribology 85 independence of the fraction of the area occupied by one type of contact from their displacement along the direction of friction; – the relative volume content of the filler in the surface layer of the parts is constant, the effect of their self-lubrication is absent, and secondary structures are not formed. in the case of flat surfaces, with a nominal contour area of contact, the proportion of the area occupied by a particular type of contact is found by the expressions:                                                               .,1;,1; ;1 ;1 ;11 21 2 1 2 2 1 1 1 2 1 1 21 2 21 21 mjnijihh j m j jмм j n i iмм m j j n i iмм ji ij j     (7) we assume that the nominal area of the entire friction surface is equal to aa . the area occupied by contacts of the corresponding type (their nominal area) can be determined by multiplying the components of the system of equations (7) by aa . since the friction surfaces of the parts conjugations are pressed by the force n, the different types of contacts account for the forces: 21 mm n  , jhm n 21  , jhmn 22  , ji hh n 21  . the equilibrium condition of the friction surfaces in the general case has the form: nnmnn m j n i hh n i hm m j hmmm jiij          1 111 21122221 . (8) equation (8) makes it possible to obtain the equilibrium condition for any particular case of tribocontact with pcm material. for example, if both triad coupling parts are made of matrix single-phase materials m1 and m2, respectively, then 21 mm n  = n. in the case of contact of single-phase material m1 with multiphase м2 + jн2 , the equilibrium condition will look like: nnn m j hmmm j    1 2121 . (9) when estimating the forces 21 mm n  , jhm n 21 , jhm n 22  and ji hh n 21  , assume that the microirregularities on the friction surfaces are deformed elastically and are located on a rigid base. there is no mutual influence of conjugate surfaces of parts, as the contact of nominally flat surfaces is considered. convergence of friction surfaces under the action of force n in this case can be determined from the equation:             cc cc cc accccccccccc ccccccfpc abeeq eerrkn a                              23 2 2121 21 2 12 2 21maxmax ; 2 5 4 113 21 , (10) where cn – the force acting on the contacts; c r 1max , c r 2max – the maximum height of the irregularities in the contact areas of the surfaces of the first and second parts of the tribocoupling; cb , c – parameters of the reference curve of the equivalent surface; c1 , c2 , ce1 , ce2 , c1 , c2 – respectively, the radii of curvature of the vertices of micro-inequalities, the modulus of elasticity of jung and the poisson's ratios of the materials of the first and second parts of the tribocouple; c , fpk – coefficients that depend on the shape of the protrusions;        cc  ; 2 5 – beta function; cq – the number of protrusions per unit area of the equivalent surface; c – the proportion of the friction surface area in the corresponding types of contacts of expression (7) c; aa – nominal area of friction. note that the number of equations of the form (10) is equal to the number of types of contacts in this triad of parts. using the equilibrium condition (8) and expression (10), we can trace the influence of the phase composition of the pcm on the amount of pressure that develops in the contacts of each type under the total force n. for clarity, it is convenient 86 problems of tribology – single-phase material м1 is in contact with the second, (or the same м1) single-phase м2; – single-phase material м1 is in contact with multiphase м2 + jн2 ; – multiphase material м1 + ih1 is in contact with multiphase м2 + jh2 . during the operation of tribocouples of parts of the first kind, the external force n is balanced by the forces on the contacts m1 m2, ie nn mm  21 . dividing this equality by the nominal area of friction aa, we obtain that in this case the pressure 21 mm p  is equal to the nominal pressure ра. to eliminate the adhesion of materials in the tribocouple of this kind, it is necessary to reduce the force n until pa is below the critical pressure 21 mm cr p  determined for the contact of the matrix m1 with the matrix m2 or experimentally by equation crucr cр  . during the operation of the tribocoupling of the second kind, the pressure in the contacts of different types in the general case should be different. to estimate it, it is necessary to use the equilibrium condition (9) and the equation of the form (10). solving the system of equations of the form (10), giving values jhm n 21  through 21 mm n  and substituting them in equation (9), we can calculate the forces at the contacts of types m1 m2 and m1 jh2 . analytically, a system consisting of expressions (9) and (j + 1) expressions of type (10) cannot be solved. however, using the appropriate experimental data, it is easy to do with application packages on a pc. if the tribocoupling of parts of the second kind and the composite consists of a matrix of m2 and j fillers, then solving the system of equations (9) and (j + 1) equations of type (4), find the forces at the contacts m1 m2 and m1 jh2 by the formulas:                    m j j jj m j j mm z z x x n n 1 2 1 2 1 1 1 1 21   ; (11)                         m j j jj jj m j jj hm z z zxzx zxn n j 1 2 2 2 1 1111 1 21    , (12) where 1 2 m m e e x  ; 1 2 m н j e e z j  . (13) if pcm jhm 22  consists of two phases, j = 1; ij 12   , the equation of the form (10) has the form:                                           23 2 21 22 max ; 2 5 12 1123 21 221221 amm mmmmфmm abeeq eerkn а , (14) or                                         23 2 21 22 max ; 2 5 2 1123 21 1 21 21 21211 ahm hmmhфhm abeeq eerkn а . (15) for two-phase pcm, based on formulas (12) and (13), we have:            2122 21 22 111 11 2 21 11 21 21 211221 211        mhmmh hmmmmmm hm eee eeen n . (16) solving equations (16) and (9), we find:                   21222122 22 21 11111 111 2 21 11 2121 212 21 11 21 2 21      mhmmhhmmmm hmmhm mm eeeeee eeen n ; (17) problems of tribology 87                 21222122 22 21 11111 11 2 21 11 2121 212 21122 211       mhmmhhmmmm mmmmm hm eeeeee eeen n . (18) to calculate the nominal pressures in the considered types of contact, we accept: a a p a n  ; 12 mm xee  ; 111 1 mh eze  ; 2111 mmh   . taking into account equation (7), we have the following formulas:        aamm p zxzx zx pp 1 211211 1 111 1 21       ; (19)        aahm p zxzx xz pp 2 211211 1 111 1 211        . (20) analysis of expressions (19) and (20) shows that the triad coupling of parts with pcm will work effectively under the condition: 2121 mm crmm pp   and 211 211 hm crhm pp    , for the matrix m1 and filler 21h . given the conditions for the existence of contacts of type м1 м2 and m1 21h , equation (19) should be used at 0 ≤ 21 < 1, and equation (20) – at 0 < 21 ≤ 1. the use of pcm in the details of tribocouples of the second kind is appropriate in the following cases: х = z1; zl > х. in the first case, the nominal pressures in the contacts of different types do not depend on the content of the filler and are equal to the nominal pressure pa, the limit value of which should be below 21 мм cr p  and і нм cr p 21  . for this filler, the force n on the tribocouple cannot be increased, because the pressure 21 мм р  will exceed the allowable pressure. it is determined that the use of high-modulus filler is appropriate if you can change the coefficient of friction in the contact of the filler from one of the matrices, which will be lower than the coefficient of friction in the contact м1 м2. in the second case, when z1 > х, the filler can be introduced only in the matrix that has in contact with the filler less critical pressure pcr. if such a matrix is m2. then, when introducing a filler with z1 > х into this matrix, the value 1 < 1 and the voltage at the most dangerous contacts м1 м2 can be reduced several times, which will increase the nominal force n acting on the tribocouples of parts. if in one of the details of the tribocoupling of the second kind to enter j – fillers, the feasibility of this procedure is determined by the same conditions as when introducing one filler (х = zi і zj > х). however, so that the pressure on them does not exceed the critical value when increasing n, you need to control a larger number of types of contacts. in order to simplify the previous expressions, we accept: 12 мм хее  ; 1 2 miн ezе j  ; 1 1 mih eye i  ; ij hhmm 12 21   and solving together equations (8) and (10), we express the forces on the contacts of different types through a set of data: n; х; zj; yj; ³1 ; j2 . then we have:                                                                                        , 1 ; 1 11 ; 1 11 ; 11 21 2 1 1 1 21 1 2 1 1 21 21 12 21         j jiji hh j j n i ij hm i m j jii hm m j j n i i mm zy xzy n z zx nn y yx nn x nn ji j i (21)         . 1 1 1 1111 1 1 1 2 1 1 1 2 1 2 1 1 1 2 1 1                                                          n i ji ii j m j j n i i ji m j j m j j jj n i i m j j n i i zy y z y y z z xx       (22) 88 problems of tribology dividing equation (19) by the area of the surface occupied by contacts of different types, and accepting a a p a n  , we obtain expressions for calculating the pressure at the corresponding contacts:             . 1 ; 1 1 ; 1 1 ; 2112 21 21 qzy zyx pp qy yx pp qz zx pp q x pp ji ji ahh i i ahm j j ahmamm jii j            (23) experimental studies have shown that the tribocoupling of parts will be able to work if the pressure on the contacts of different types of this type does not exceed the critical value for its constituent materials tribocoupling of parts. using equations (19), (20) and (23), we can quantify the dependence of the critical load on the tribocoupling of parts on the composition and tribological properties of structural components. as a criterion for the effectiveness of the filler in pcm, we take the ratio of the nominal critical pressure pa cr in the triad of parts made of pcm to the nominal critical pressure ммcr р  of the triad of parts made of the same matrix material. assuming that in equations (19) and (20) ммcrмм рр   21 , a мм нм crcr рр     211 , the value of the nominal critical pressure for tribocoupling of parts of the second kind can be found by equations: 21 ;     мммм cr crа cr crа р р р р   . (24) the calculation of pa cr tribocouples of parts must be performed on both equations. the smaller of the two obtained values of pa cr and will represent the limit value of pa cr on the triad, one of the parts of which is made of pcm. we present equation (24) in the form: 1   ммcr crа р р ; (25) 2   ммcr crа р р . (26) a smaller value ммcr cr р p  of the ratio can be taken as the value of the criterion of the effectiveness of the filler for a given critical load. it was found that the introduction of a high-modulus filler in a polymer matrix with a smaller modulus of elasticity 2121 5 ммj crнм рр    can significantly increase the value of pa cr tribocoupling of parts, but not higher 211 нм cr р  . in tribocouples of parts of the third kind, when two pcm are in contact with the macroheterophase structure, the criterion of filler efficiency ммcr crа р р  is selected by the minimum value of the ratio ммcr crа р p  calculated for the contacts м-м, м-н and н-н. if a matrix and a filler with different modulus of elasticity are used in triad couplings of parts with such a combination of contact types, the contacts made of materials with a smaller modulus of elasticity will be underloaded and the criterion value ммcr crа р р  will be lower. when ен = 10ем and 2121 5 ммj crнм рр    , the criterion 4 8,0           н ммcr crа р р  . this value, although lower ммcr crа р р  , with the same modulus of elasticity of the matrix and filler, but higher than in layered pcm with other combinations of contact types. conclusions 1. the field of stresses in tribocouples of parts made of polymer-composite materials is considered, taking into account the properties of friction surfaces. it is revealed that the critical pressure in the tribocouples of parts is determined primarily by the energy of motion of dislocations in the surface layers of their materials. 2. it was found that to ensure the process of minimal wear in the triad of parts of polymer-composite problems of tribology 89 materials should create conditions when in the process of their operation are realized elastic contacts. for the case of flat conjugate surfaces of details the basic requirements are formulated, expressions for a share of the areas occupied by this or that contact of the details made of polymeric composite materials are received. 3. efforts on different types of contacts of tribocouples of details taking into account the modulus of elasticity and poisson's constant of matrix materials and fillers, share of the areas occupied by this or that type of contact are considered, and also nominal pressures in them are defined. 4. it is shown that the efficiency of tribocouples made of polymer-composite materials should be evaluated by the critical pressures at the contact surfaces of parts. 5. it is determined that for the manufacture of both antifriction and friction polymer composite materials it is more effective to use fillers whose modulus of elasticity is greater than the matrix. in order to increase the strength of the parts, it is advisable to use tribocoupling of parts of the third kind, and in terms of saving filler – the second kind. references 1. aulin v.v., derkach o.d., makarenko d.o., hrynkiv a.v. (2018) vplyv rezhymiv ekspluatatsii na znoshuvannia detalei, vyhotovlenykh z polimerno-kompozytnoho materialu [problems of tribology. №4] – s.6569. 2. aulin v.v., derkach o.d., hrynkiv a.v., makarenko d.o. (2021) vyznachennia robochoi temperatury kompozytnykh elementiv rukhomykh ziednan v zoni tertia [naukovyi visnyk tavriiskoho derzhavnoho ahrotekhnolohichnoho universytetu: elektronne naukove fakhove vydannia vyp. 11, tom 1, stattia21]. 3. aulin v.v., hrynkiv a.v., smal v.v., lysenko s.v. ta in. (2021). basic approaches and requirements for the design of tribological polymer composite materials with high-modulus fillers [problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021] p.51-60. 4. aulin v., derkach o., makarenko d., hrynkiv a. ta in. (2019). analysis of tribological efficiency of movable junctions "polymeric-composite materials – steel" [eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 4 (12-100)] p. 6-15. 5. aulin v.v., derkach o.d., kabat o.s., makarenko d.o., hrynkiv a.v., krutous d.i. (2020). application of polymer composites in the design of agricultural machines for tillage [problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020] p.49-58 6. aulin v., kobets a., derkach o., makarenko d., hrynkiv a. ta in. (2020). design of mated parts using polymeric materials with enhanced tribotechnical characteristics [eastern-european journal of enterprise technologies. vol.5 (12-107)] p. 49-57. 7. aulin v.v. (2006). pole napruzhen v kompozytsiinomu materiali ta kompozytsiinomu pokrytti v umovakh tertia kovzannia [zb. nauk. prats lnau. seriia: tekhnichni nauky. №.65(88)] s.13-20. 8. aulin v.v. (2008). vyznachennia obiemnoho vmistu napovniuvacha v antyfryktsiinomu kompozytsiinomu pokrytti [mashynoznavstvo. №7(85)] s. 49-53. 9. aulin v.v. (2006). vplyv kharakterystyk komponentiv kontaktuiuchykh kompozytsiinykh materialiv i pokryttiv na parametry ta vlastyvosti zony tertia [problems of tribology. №4 (42)] s. 110-112. 10. bondarenko v.p. (1987). tribotehnicheskie kompozityi s vyisokomodulnyimi napolnitelyami. [k.: nauk. dumka] 232 s. 11. aulin v.v. (2015). trybofizychni osnovy pidvyshchennia znosostiikosti detalei ta robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [dys. ... d-ra tekhn. nauk: 05.02.04] 360 s. 12. aulin v.v., brutskyi o.p. (2015). pro dotsilnist vykorystannia polimernykh kompozytsii z nanonapovniuvachiv pry vidnovliuvanni ta vyhotovlenni resursovyznachalnykh detalei sht. [problemy konstruiuvannia, vyrobnytstva ta ekspluatatsii s.-h. tekhniky: materialy. kirovohrad: kntu] s.138-140. 13. aulin v.v., brutskyi o.p., lysenko s.v. (2015). doslidzhennia zakonomirnostei protsesiv tertia ta znoshuvannia v metalopolimernykh trybosystemakh. [trybolohiia, enerhota resursozberezhennia: zb. tez. mykolaiv: vyd-vo chdu im. petra mohyly] s.3-4. 14. aulin v.v., derkach o.d., makarenko d.o., hrynkiv a.v. (2018). vplyv rezhymiv ekspluatatsii na znoshuvannia detalei, vyhotovlenykh z polimerno-kompozytnoho materialu [problemy trybolohii. №4] s.65-69. 15. sorokov s. (2003). klasternyi pidkhid do rozrakhunku fizychnykh kharakterystyk kompozytnykh materialiv [lviv: in-t fizyky kondens. system nanu] 23 s. 16. aulin v.v., kuzyk o.v. (2014). dynamichne materialoznavstvo zon tertia detalei silskohospodarskoi tekhniky [visnyk zhnaeu: nauk.-teor. zbir. № 2(45), t.4, ch.ii] s. 102-110. 17. aulin v., derkach o., makarenko d., hrynkiv a. et al. (2020). krutous d., muranov e. development of a system for diagnosing bearing assemblies with polymer parts during operation [technology audit and production reserves. № 5/1(55)] рр.18-20. 90 problems of tribology аулін в.в., гриньків а.в., лисенко с.в., лівіцький о.м. обґрунтування умов ефективної працездатності трибоспряжень деталей, виготовлених з полімерних композитних матеріалів з високомодульними наповнювачами дана робота присвячена дослідженню умов ефективної працездатності трибоспряжень деталей, виготовлених з полімерних композитних матеріалів. напружений стан матеріалу пов'язано з характеристиками скупчення дислокацій, енергією активації їх руху. визначено усереднене напруження, напруження тертя. на основі цього отримано вирази для оцінки критичних напружень та навантаження на трибоспряження деталей. визначено розподіл зусилля на трибоспряження деталей з врахуванням характеристик якості поверхонь тертя, модулів пружності та сталої пуассона компонентів полімерного композитного матеріалу. цю задачу розглянуто для трибоспряжень деталей різного роду. отримано вирази для розрахунку номінальних тисків у різних типів контакту матеріалу деталей трибоспряження, а також наведені рівняння, за якими можливо оцінити в них значення номінального критичного тиску. з'ясовано умови ефективного функціонування трибоспряження деталей з полімерокомпозитних матеріалів. визначено, що значне підвищення номінального критичного тиску на трибоспряження можливе використанням високомодульних наповнювачів, модуль пружності матеріалу яких більший за модуль пружності полімерної матриці. ключові слова: полімерний композитний матеріал, макрогетерофазний матеріал, високомодульний наповнювач, трибоспряження деталей, матриця, наповнювач, поле напружень, пружний контакт, критичний тиск, номінальний тиск copyright © 2023 a.milanenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is pr operly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 6-12 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-6-12 influence of microgeometry in the point contact zone of rest friction on fatigue life for friction bearing units a. milanenko1 1national transport university, kyiv, ukraine *e-mail:milanmasla@gmail.com received: 11 december 2022: revised: 20 january 2023: accept: 02 february 2023 abstract a comprehensive methodology has been developed to assess the maximum contact stresses and deformations in the point contact zone and the maximum tangential stresses, including their position in the subsurface zone in depth and in the rolling direction when the microgeometry of the rest contact. key words: point contact zone, fatigue life, friction bearing units (bearing assemblies), maximum contact stresses and deformations, maximum tangential stresses, microgeometry. introduction one of the most important factors limiting the durability of bearing units is fatigue damage, namely pitting, which occurs during repeated cyclic loading. since metal elements are damaged, fatigue is usually associated with the problem of metal stability and microgeometry of the contact zone. while fatigue life has been significantly increased by controlling the type and size of non-metallic inclusions, heat treatment and the introduction of alloying additives to the base metal, little or no thorough research has been paid to the influence of microgeometry in the contact zone, especially for bearing assemblies. in any case, a comprehensive calculation methodology is needed that would allow to take into account the influence of microgeometry on the fatigue life of bearing units. the purpose of the work to develop a comprehensive methodology for assessing the influence of microgeometry on the maximum contact stresses and deformations in point contact, the maximum tangential stresses and their penetration position in the subsurface zone along the depth and direction of rolling under resting friction conditions. 1. technique for researching the properties of coatings for the influence of microgeometry. the method of calculating the maximum stresses, deformations, position and value of the maximum subsurface tangential stress is necessary to assess the fatigue life of friction bearing units [1]. hydrodynamic lubrication is characterized by surfaces that fit well together, that is, surfaces that have a high degree of geometric similarity, and the load is transferred over a relatively larger plane. in addition, the actual plane for such surfaces remains virtually constant with increasing load. but many bearings do not have a very good surface fit. the full load falls on a relatively small plane. as a rule, the actual contact area increases significantly with increasing load, but still remains small compared to surfaces that fit well together. the loads per unit area for adjacent bearings are relatively small, about 1 mpa and rarely 7 mpa. but the load per unit area in contacts with non-adjacent surfaces, like to the contacts of ball bearings, usually exceeds 700 mpa even with a moderate load on the bearing. such high pressures lead to elastic deformation of the materials, resulting in elliptical contacts that can support these loads. therefore, appropriate simplified calculations of stresses and deformations in the contacts of non-adjacent surfaces are required. to model a real friction unit, it is necessary to know the field of static contact of interacting bodies. determination of the properties of static contact of interacting parts in non-conformal (with local contact) nodes http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-6-12 problems of tribology 7 is reduced to determining the type and type of contact field, maximum contact and tangential stresses and strains in the field and within the contact field (fig. 1). fig. 1 geometry with point contact friction in general, the geometry of undeformed contacting bodies can be represented by pressing two ellipsoids. two bodies with different radii of curvature in the two principal planes (x and y), passing through the contact between the bodies, touch at one point at zero load. this state is called point contact, in which the radii of curvature are denoted by r (see fig. 1). it is assumed that convex bodies have positive curvature and concave bodies have negative curvature. thus, if the center of curvature lies inside the body, the radius of curvature is positive, otherwise it is negative. it is important to note that if the choice of x and y coordinates satisfies the condition: 1 𝑟𝑎𝑥 + 1 𝑟𝑏𝑥 ≥ 1 𝑟𝑎𝑦 + 1 𝑟𝑏𝑦 , (1) then the x-coordinate determines the direction of the minor semi-axis and the y-coordinate determines the major semi-axis of the contact ellipse that occurs when the load is applied. the direction of motion is always given along the x-axis. the sum of curvatures (reduced radius of curvature), which is necessary in the analysis of contact stresses and strains, is determined by the following formula: 1 𝑅 = 1 𝑅𝑥 + 1 𝑅𝑦 , (2) where: 1 𝑅𝑥 = 1 𝑟𝑎𝑥 + 1 𝑟𝑏𝑥 , (3) 1 𝑅𝑦 = 1 𝑟𝑎𝑦 + 1 𝑟𝑏𝑦 . (4) the ratio of radii of curves α is determined by the following formula: 𝛼 = 𝑅𝑦 𝑅𝑥 . (5) the shape of the plane of such contacts is called point contacts. point contacts can be elliptical (fig. 2, a), when the ratio of radii of curvature α ≠ 1, or circular (fig. 2, b), when α = 1, since rax = ray and rbx = rby, then according to expressions (3) and (4), it turns out that the radii of curvature rx = ry = r/2. if the radii of curvature ray and rby are infinite, the initial linear contact is transformed into a rectangular contact under load. a – elliptical contact б – circular contact fig. 2 a, b. shape of friction point contact at change of microgeometry, made by optical interferometry 8 problems of tribology the ellipticity parameter k is defined as the ratio of the diameter of the elliptical contact in the y direction (transverse direction) to the diameter in the x direction (direction of movement): 𝑘 ≡ 𝐷𝑦 𝐷𝑥 . (6) if condition (6) is satisfied and α ≥ 1, then the contact ellipse will be oriented with a large diameter across the direction of movement (see fig. 2, a), i.e., k ≥ 1, which is characteristic of the contact form formed in ball bearings with an outer ring and tubular roller bearings. circular contact (see fig. 2, b), where α = 1, k = 1, is characteristic of ball bearings with self-aligning outer ring. in the elliptical contact, in which α < 1, k < 1, the contact ellipse, on the contrary, will be oriented with a small diameter across the direction of movement and is characteristic of some gears and locomotive wheel contact on the rail (this option was not considered in this work). if two elastic bodies are brought into contact under load, a plane appears, the shape and size of which depends on the applied load, the elastic properties of the materials and the microgeometry of the contact. under conditions of elastohydrodynamic (ehd) lubrication, two surfaces are separated by a lubricating layer, the thickness of which has the shape shown in fig. 3. with the usual parabolic approximation for the shape of an undeformed film, the thickness of the lubricating layer under deformation will be as follows: ℎ(𝑥; 𝑦) = ℎ𝑜 + 𝑥2+𝑦2 2⋅𝑅 + 𝑑(𝑥; 𝑦) − 𝑑(0; 0), (7) where x; y cartesian coordinates. the total normal deformation d (x1; y1) of two surfaces is defined by the following equation: 𝑑(𝑥1; 𝑦1) = 1 𝜋⋅𝐸′ ∬ 𝑝(𝑥;𝑦) ⋅𝑑𝑥⋅𝑑𝑦 ((𝑥−𝑥1) 2+(𝑦−𝑦1) 2) 1 2 𝐴 , (8) where the reduced modulus of elasticity eʹ is equal: 𝐸′ = 2 ( 1−𝜈1 2 𝐸1 + 1−𝜈2 2 𝐸2 ) , (9) where e1 and e2 are the elastic modulus of the 1st and 2nd bodies in contact with each other; ν1; ν2 are the poisson's ratios of the 1st and 2nd bodies, respectively; x1; y1 are the nodal points along the x and y axes. fig. 3. microgeometry of circular friction contact taking into account elastic deformations: h0 central thickness of the lubricating layer; d(0;0) the value of elastic deformation in the central contact area; h(x; y), d(x; y) current value of thickness and deformation; hk = (x 2+y2)/2r current value of thickness at h0 = 0; rx equivalent radius of curvature in the x plane. for an approximate calculation of deformations and stresses in point contact, a simplified calculation of stresses and deformations can be used according to the method [2], which allows solving the classical hertz problem without the use of complex mathematical calculations on a computer using simplified formulas. the classical hertzian solution for deformations requires the calculation of the ellipticity parameters k and the calculation of elliptic integrals of the first ψ and second ε kind. for point friction contact, the parameters ψ and ε as functions of α are simplified by means of approximating curves. these parameters make it possible to determine the deformation δ in the center of contact with a small loss of accuracy, but without the use of complex mathematical calculations when using diagrams, as well as the maximum contact stress σmax in the center of contact depending on the ratio of the radii of the curves α. the maximum contact stress in the center of the point contact σmax is calculated by the following formulas: problems of tribology 9 for circular contact: 𝜎𝑚𝑎𝑥 = 3⋅𝐹 2⋅𝜋⋅𝑎2 , (10) where f is the applied load, n; 𝑎 = ( 6⋅𝜀⋅𝐹⋅𝑅 𝜋⋅𝐸′ ) 1 3 – circumferential contact radius, m. for elliptical contact: 𝜎𝑚𝑎𝑥 = 6⋅𝐹 𝜋⋅𝐷𝑦∙𝐷𝑥 , (11) where f is the applied load, n; 𝐷𝑦 = 2 ∙ ((6 ∙ 𝑘 2 ∙ ∙ 𝐹 ∙ 𝑅)/𝜋 ∙ 𝐸′) – diameter of the major axis of the elliptical contact, m (see fig. 2, a); 𝐷х = 2 ∙ ((6 ∙ ∙ 𝐹 ∙ 𝑅)/𝜋 ∙ 𝑘 ∙ 𝐸 ′) – diameter of the small axis of the elliptical contact, m (see fig. 2, a). the maximum deformation in the central contact zone δ is calculated by the following formulas: for circular contact: 𝛿 = 𝜓 ⋅ [( 4,5 𝜀⋅𝑅 ) ⋅ ( 𝐹 𝜋⋅𝐸′ ) 2 ] 1 3 , (12) for elliptical contact: 𝛿 = 𝜓 ⋅ [( 4,5 𝜀⋅𝑅 ) ⋅ ( 𝐹 𝜋⋅𝑘∙𝐸′ ) 2 ] 1 3 . (13) one of the causes of wear is material fatigue caused by cyclic strong and elastic deformations on the surface. fatigue cracks are formed at a certain depth in the plane parallel to the rolling direction. therefore, special attention is paid to the amplitude of the tangential stress in the part of the plane where it reaches a maximum. the value of the maximum tangential stress of the point contact max is determined by the formula: 𝜏𝑚𝑎𝑥 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 ⋅ √2⋅𝑡−1 2⋅𝑡⋅(𝑡+1) , (14) where 𝑡 = 1 + 0,16 ∙ 𝑐𝑠𝑐ℎ (𝛼 2𝜋 2)⁄ – a reduced auxiliary parameter. it should be noted that max represents the maximum half-amplitude of the subsurface orthogonal tangential stress. taking into account that the stresses are referred to a rectangular coordinate system with the origin at the center of contact, the z axis coinciding with the internal normal of the body under consideration, the x axis along the rolling direction and the y axis perpendicular to it, we find the position of the maximum point (depth) max in the xzplane: for the circular contact: |𝑍0| = 𝑎 (𝑡+1)⋅√2𝑡−1 ; (15) |𝑋0| = 𝑡 𝑡+1 ⋅ √ 2𝑡+1 2𝑡−1 ⋅ 𝑎, (16) for elliptical contact: |𝑍0| = 𝐷𝑥 2∙(𝑡+1)⋅√2𝑡−1 ; (17) |𝑋0| = 𝑡 𝑡+1 ⋅ √ 2𝑡+1 2𝑡−1 ⋅ 𝐷𝑥 2 . (18) results of calculations for the influence of microgeometry below are the input parameters of microgeometry, materials and values of elliptic integrals of the 1st and 2nd kinds for simplified calculation of stresses and strains of friction point contacts (respectively for circular and elliptic contacts) in the range α ≤ 100 (table 1) for two selected bearings. 10 problems of tribology table1 the input parameters of microgeometry, materials and values of elliptic integrals of the 1st and 2nd kinds input and initial design parameters сircular contact, α = 1 elliptical contact, α = 6 1. the reduced radius of curvature, rx, mm 6,35 15,24 2. ellipticity parameter, k 1 5 3. ellipticity parameter of the 1st kind, 𝜓 = 𝜋 2 + ( 𝜋 2 − 1) ∙ 𝑙𝑛𝛼 1,5708 2,5935 4. ellipticity parameter of the 2nd kind, = 1 + (( 𝜋 2 − 1) 𝛼⁄ ) 1,5708 1,0951 5. auxiliary parameter t 1,307 1,070 6. modulus of elasticity e1, pа 2,07 ⋅ 1011 2,07 ⋅ 1011 7. modulus of elasticity e2, pа 0,757 ⋅ 1011 0,757 ⋅ 1011 8. poisson's ratio υ1 0,30 0,30 9. poisson's ratio υ2 0,25 0,25 the results of a simplified calculation of the maximum contact stresses, deformations, maximum tangential subsurface stresses and its position in the xz plane with an increase in the applied load for two bearing units with different microgeometry of contact are presented graphically in fig. 4 8. fig. 4. influence of microgeometry in the point contact zone on the deformation δ of contacting friction surfaces of bearing units with increasing load f fig. 5. influence of microgeometry in the point contact zone on the change in contact stress σ for friction bearing units with increasing load f fig. 6. effect of microgeometry in the point contact zone on the change in tangential stress τ for friction bearing units with increasing load f 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0,00 20,00 40,00 60,00 80,00 maximum tangential stress τ with load f circular contact elliptical contact problems of tribology 11 fig. 7. influence of microgeometry on the position of penetration of tangential stresses τ in the subsurface zone of point contact along the depth z (μm) for friction bearing units with increasing load f fig. 8. influence of microgeometry on the position of penetration of tangential stresses τ in the subsurface zone of point contact along the rolling direction x (μm) for friction bearing units with increasing load f conclusions an alternative method of calculation to the classical hertz solution for local stresses and strains of two elastic contacting bodies is presented, i.e., the need to solve transcendental equations to establish the influence of microgeometry in the contact zone is eliminated. references 1 dmitrichenko n.f. the elastohydrodynamics: theory and practice / n.f. dmitrichenko. lviv: publishing house of national university "lviv polytechnic", 2000. – 224p. 2. dmytrychenko m.f. lubricating action of oils in conditions of elastohydrodynamic lubrication / m.f.dmytrychenko, o.a.milanenko k.: informavtodor, 2009. 184p. 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0,00 20,00 40,00 60,00 80,00 the position of tangential stresses along the depth z (μm) with load f circular contact elliptical contact 0 50 100 150 200 250 0,00 20,00 40,00 60,00 80,00 the position of tangential stresses τ along the rolling direction x (μm) with load f circular contact elliptical contact 12 problems of tribology міланенко о.а. вплив мікрогеометрії в зоні точкового контакту на втомну довговічність в умовах тертя спокою для підшипникових вузлів тертя. представлена альтернативна методика розрахунку класичному рішенню герца для локальних напружень і деформацій двох пружних контактуючих тіл, тобто, усувається необхідність вирішувати трансцендентні рівняння для встановлення впливу мікрогеометрії в зоні контакту. за допомогою спрощених формул можна безпосередньо розрахувати максимальні контактні напруження, деформації, підповерхневі дотичні напруження, а також їх положення по глибині та за напрямом кочення та встановити вплив мікрогеометрії. максимальні контактні й дотичні напруження, а також максимальні деформації прогнозовано вище за величиною для упорних (осьових) кулькових підшипниках з коловим контактом тертя в порівнянні з радіальними підшипниками, які мають еліптичну форму контакту. для радіальних підшипників кочення з характерною еліптичною формою контакту положення проникнення дотичних напружень по глибині (вісь z) значно перевищує дане положення для упорних (осьових) підшипників з коловим контактом при рівних умовах дослідження, що опосередковано вказує на меншу втомну довговічність радіальних підшипників у зв’язку з нерівномірним розподіленням тиску в зоні локального контакту. ключові слова: точковий контакт тертя, втомна довговічність, підшипники кочення, максимальні контактні напруження, максимальні дотичні напруження, мікрогеометрія, тертя спокою. copyright © 2020 k.a. fenenko.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 6-13 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-6-13 the determination of the information frequencies in the frame of the acoustic emission signals from the friction zone of tribosystems k.a. fenenko kharkov national technical university of agriculture named after petro vasylenko, kharkov, ukraine e-mail: vavoitovva@gmail.com abstract based on the analysis of the works devoted to the selection of informative ae parameters for the diagnosis of tribosystems, in a theoretical way the information frequency ranges in the ae signal frame, where the maximum amplitudes values are observed, have been established. it has been theoretically and experimentally established that the information frequencies depend on the following groups of factors: the constructive; technological and operational ones. the degree of influence of the factors on the change in the frequency range is established. the operational factors (slip speed and load) change the frequency range from 106 to 584 khz, the technological factors (roughness of the friction surfaces) change the frequency range from 118 to 618 khz, the constructive factors (the size of the friction area of the stationary triboelement) change the frequency range from 140 to 530 khz. it has been concluded that for the effective diagnosis of tribosystems, it is necessary to previously determine the information frequency range taking into account the factors listed above. the obtained results were confirmed experimentally with the calculation of the fisher and cochrane criteria, which allows one to state about the presence of a correlation between the theoretical values of the information frequencies generated by the tribosystem and the experimental values of the frequencies, where the maximum amplitudes were recorded, the correlation coefficient r = 0,88. the present analysis can be the basis for the development of a diagnostic method for tribosystems during their operation, which will increase the robustness and information content of the ae method. key words: tribosystem; information frequencies; acoustic emission; frequency range; diagnosis; constructive, technological, operational factors. introduction one of the most effective methods for diagnosing tribosystems is the method of acoustic emission (ae). acoustic vibrations during friction are generated by the impact interaction of roughnesses and elastoplastic deformation of the mating surfaces, the processes of friction bonds fracture and structural-phase reconstruction of materials, the formation and development of cracks in the surface layers of the interacting bodies, and the separation of wear particles [1, 2]. as it is known, the frictional interaction of two bodies does not occur over the entire area of the contacting surfaces, but within the "actual contact spots". due to the discrete nature of the frictional contact of solid bodies, as well as the random nature of the distribution of the temperature and deformation fields on the spots of the actual contact, friction and wear are of a statistical nature. at present, acoustic emission is actually understood as a secondary process, which is a superposition of signals from a huge number of elementary sources of ae, i.e. ae is the result of collective processes of structural units (the defects in the structure of the material). moreover, it is believed that this secondary process is the result of the interference of primary acoustic waves that satisfy the coherence condition [3, 4]. literature review in work [5], the frequency component of the ae signal from the friction zone was analysed. the author has found out that the ae signals, generated by the friction pair, correspond to a frequency of over 30 khz. it is this value that is made up by the lower cut-off frequency of the filters of the high-pass filters of the equipment. problems of tribology 7 studying the experimental graphs of the amplitude-frequency characteristics of the ae signals in the range of 30 khz ... 1 mhz, the author has found out that the maximum values of the amplitudes are in the frequency range of 80 ... 100 khz. the authors of [6] have found out that the ae signal from the friction zone has two characteristic types of frames, each of which has its own sources. the first of them is characterized by an increase in the median frequency and amplitude in the region of 80 ... 240 khz and is typical for the separation of wear particles. the second is typical for the frequencies of 30 ... 40 khz without amplitude spikes and is typical for an intense and non-stationary plastic deformation. in works [7-9], the frequency component of the ae signal of various alloys was analysed during plastic deformation. the authors have established the following frequency ranges in which the maximum amplitudes values are manifested: plastic deformation 50 ... 200 khz; twinning processes 200 ... 500 khz; martensitic transformations 250 ... 400 khz; crack jumps 250 ... 600 khz. the authors conclude that the maximum signal amplitudes are typical for twinning processes and jump-like growth of cracks. in works [10 14], a correlation was established between the activity of acoustic emission and the deformation rate. the authors conclude that when examining the flow of acoustic signals during plastic deformation, it is possible to limit the upper frequency bound by 400 ... 600 khz. the data presented in the works indicate that the signal amplitude can characterize the density of non-random, interdependent elementary deformation events during plastic deformation of metallic materials and correlates with the deformation rate, dimension 1/s. based on the analysis of the works devoted to the selection of the informative parameters of ae for the diagnosis of tribosystems, we can conclude that to increase the robustness of the method, the most promising approach may be the selection of the informative frequency ranges in the ae signal frame and the determination of the signal peak factor in this frequency range. such an approach will allow getting information on a separate group of processes occurring in the surface layers of the materials of the tribosystem, which will increase the robustness of this method and the informational content of diagnosing tribosystems. purpose the aim of this study is to determine the information frequency range for analysing the frame of the ae signals from the friction zone of the tribosystem with the establishment of a correlation with the constructive, technological and operational factors, which will allow diagnosing the processes of friction and wear. methods to justify the choice of the information frequency range for the analysis of the ae signal frame from the friction zone of the tribosystem with the division of the signal into groups of the sources of its generation, let us use the main conclusions of the above analysis of the works. 1. the activity of acoustic emission during the operation of the tribosystem will depend on the rate of deformation of the materials on the spots of the actual contact, dimension 1/s. 2. the total acoustic signal from the friction zone is formed as a result of interference of the primary acoustic signals from the spots of the actual contact with the friction surface, which satisfy the coherence condition [10 14]. the sources of the acoustic signal have been substantiated in works [5, 6]. based on these conditions and limitations, one can write an expression for calculating the information frequency that will be generated by the tribosystem during operation:   1 1 2 , 1/saef n     , (1) where fae – the information frequency of the ae signals from the friction zone, dimension 1/s; n – is the total number of the contact spots on the friction surface of the triboelement with a smaller area of friction; έ – is the value of the deformation rate on a single spot of the actual contact, dimension 1/s; µ – is the poisson's ratio. the number of contact spots n on the smaller friction surface of one of the triboelements fmin will be determined by the expression: min , c f n a   (2) where fmin – is the friction area of the triboelement, which has a smaller working surface, dimension m2; η – is the relative actual contact area, determined by the formulas that are given in work [15], dimensionless quantity; 8 problems of tribology ac – is the average area of a single actual contact spot, determined by the formulas that are given in work [15], dimension m2. the deformation rate of the material of the mobile triboelement on a single actual contact spot (acs) is calculated by the formula, which is presented in work [15]:   75 1 0,86 1, 05 acs ssm m m m acsе d           , 1/s, (3) for the material of the stationary triboelement:   75 1 0,86 1, 05 acs ssst st st st acsе d           , 1/s, (4) where µm and µst – poisson’s ration for the mobile and stationary triboelements; σacs – the voltage on the actual contact spot, calculated by the formula presented in work [15], dimension pa; υss – the slip speed in the tribosystem, m/s; еst and еm – the elastic modulus of the stationary and mobile material of the triboelements, pa; dacs – the diameter of the single actual contact spot, calculated according to the formula given in work [15]. if the construction of the tribosystem (the stationary and mobile triboelement) consists of materials with different elastic moduli e and poisson's ratio µ, then expression (1) for determining the information frequency will have the following form: for the mobile triboelement:     1 1 2 , m m mae mf n      (5) for the stationary triboelement:     1 1 2 . st st stae stf n     (6) results the experimental studies were carried out on a friction machine according to the kinematic “ring-ring” scheme under the following conditions: the mobile triboelement steel 40x (45 ... 47 hrc), the stationary triboelement br.azh 9-4 (90 ... 110 hb); grey cast iron sch (hb 270); steel 40x (45 ... 47 hrc). the lubricating medium is engine oil m 10g2k. the mutual overlap coefficient varied from 0,2 to 0,8, therefore, the friction area of the stationary triboelement was fmin = 0,00006 m2; 0,00015 m2; 0,00024 m2. the block diagram of the experimental equipment for recording and processing the ae signals from the friction zone is shown in fig. 1. fig. 1. the block diagram of the experimental equipment for recording and processing the ae signals from the friction zone the ae signal from the friction zone is recorded by the gt300 (100 ... 800 khz) broadband sensor, fig. 1, which was mounted on the stationary triboelement, was transmitted to the amplifier, then, in the analogue form, to the usb oscilloscope pv6501, which performs the functions of the analogue-digital converter and problems of tribology 9 spectrum frequency analyser at the same time. after being processed in the usb oscilloscope, the signal in the digital code enters the computer, where it is processed by the special software. the lower signal pass-band is 50 khz, which does not allow recording signals from the test equipment (the friction machine). the upper pass-band of the signal is 1,5 mhz. such a frequency range was selected based on the analysis of the works of other authors, which are devoted to acoustic emission from the friction zone [1 14]. the pass-band of the usb oscilloscope, fig. 1, is 20 mhz, which is many times greater than the selected working pass-band and signal recording. thus, with the help of low and high frequency filters, the aesignal from the friction zone in the range of 50 ... 1500 khz was recorded and analysed in the studies. the usb oscilloscope is in the standby mode and starts by command for the recording time of 1000 microseconds. this time was selected based on the analysis of the ae signal at the set mode with help of the autocorrelation function. while checking the homogeneity of the dispersions of the selected ae signal frames at the set mode of operation of the tribosystem, as well as the reproducibility of the results from frame to frame, iso 5725 standard recommends the use of the cochrane criterion. the cochrane criterion allows one to compare the homogeneity of dispersions of the results of the analysis of the ae signals from different frames. the experimental studies were carried out with the following friction modes: load n = 500 ... 1500 n; slip speed 0,2 ... 0,8 m/s. during the experiments, we recorded the information frequencies at which the maximum amplitudes values were observed. the experimental studies aimed to confirm the correlation between the theoretical (calculated) values of the information frequencies, formulas (5 6) and the experimental values with the determination of correlation coefficients. by information frequencies we mean the frequency range where the maximum values of the amplitudes are observed. the results of the experimental studies are presented in fig. 2 7, which display the average values of the information frequencies at the set mode of operation of the tribosystem (after the completion of running-in) at various loads, as well as the calculated values of frequencies depending on various factors. fig. 2. change in the ae information frequency of a stationary triboelement fае(st) with a change in the friction area fmin at various loads n the dependences of the change in the information frequency of ae – fае(st) for the tribosystem (the mobile triboelement – steel 40x, the stationary triboelement – br.azh 9-4), with a change in the friction area fmin at various loads n, are presented in fig. 2. the analysis of the obtained dependences allows us to state about a significant influence of the friction area on the frequency of the generated signal in the tribosystem. for example, with fmin = 0,00006 m2, the mutual overlap coefficient кmo = 0,2, the information frequency does not change with increasing the load and is 140 khz. with the increase of the area of friction, the information frequency increases. with кmo = 0,5 (fmin = 0,00015 m2), the frequency increases to 365 khz, and with кmo = 0,8 (fmin = 0,00024 m2) the frequency increases to 530 khz. based on the results obtained, we can make a conclusion about the significant influence of the constructive factor (fmin) on the information frequencies generated by the tribosystem during operation. the dependences of the change in the information frequency for the similar tribosystem with a change in the material of the stationary triboelement, which in formula (4) is determined through the elastic modulus and poisson's ratio, for various loads n, are presented in fig. 3. the analysis of the obtained dependences allows us to state that there is an insignificant influence of the elastic modulus and poisson's ratio of the material on the frequency of the generated signal. the information frequency with increasing the load changes slightly and amounts to: for the tribosystem of steel 40x + steel 40x (244 ... 363 khz); for the tribosystem of steel 40x + br.azh 9-4 (265 ... 365 khz); for the tribosystem of steel 40x + sch (284 ... 411 khz). 10 problems of tribology fig. 3. the change in the information frequency of the ae of a fixed triboelement fае(st) with a change in the material of a fixed triboelement at different loads n the similar dependences were obtained for the information frequencies that the mobile triboelement generates when changing the material of the stationary triboelement, fig. 4. the information frequency with increasing the load changes slightly and amounts to: for the tribosystem of steel 40x + steel 40x (244 ... 363 khz); for the tribosystem of steel 40x + br.azh 9-4 (207 ... 285 khz); for the tribosystem of steel 40x + sch (230 ... 332 khz). fig. 4. the change in the information frequency of the ae of the moving triboelement fае(m) when changing the material of the stationary triboelement at different loads n comparing the data obtained by the values of the information frequencies, which are presented in fig. 3 and 4, it can be concluded that the stationary triboelement with a smaller friction area generates higher frequencies (1,23 ... 1,28 times higher) than the mobile one. this fact must be taken into account when developing methods for diagnosing tribosystems in operation. the dependences of the change in the information frequency for the tribosystem of steel 40x + br.azh 9 4 with a change in the roughness (ra, sm) of the mobile and stationary triboelement, at various loads n on the tribosystem, are presented in fig. 5 and 6. the analysis of the obtained dependences allows us to state the significant influence of the data of the technological parameters on the information frequency. an increase in ra leads to a significant increase in the information frequency, for example, at ra = 0,1 µm fае(st) = 168 ... 183 khz, and at ra = 0,4 µm fае(st) = 378 ... 618 khz. the similar dependences were obtained with a change in the average step of roughnesses sm, fig. 6. a slight decrease in the step of roughnesses from sm = 0,5 mm to sm = 0,4 mm leads to an increase in the information frequency from the values of fае(st) = 118 ... 152 khz to the values of fае(st) = 265 ... 365 khz, i.e. by 2,24 ... 2,4 times. problems of tribology 11 fig. 5. change in the information frequency of the ae of a stationary triboelement fае(st) with a change in the roughness ra of the friction surfaces at various loads n fig. 6. change in the information frequency of the ae of a fixed triboelement fае(st) with a change in the average step of the roughness sm of friction surfaces at various loads n based on the results obtained, we can be make a conclusion about the significant influence of the technological factors (ra, sm) on the information frequencies generated by the tribosystem during operation. fig. 7. change in the information frequency of the ae of a fixed triboelement fае(st) with a change in the sliding velocity vss at various loads n 12 problems of tribology the dependences of the change in the ae information frequency – fае(st) for the tribosystem (the mobile triboelement – steel 40x, the stationary triboelement – br.azh 9-4), with a change in the slip speed vss for different loads n, are shown in fig. 7. the analysis of the obtained dependences allows us to assert a significant influence of the slip speed on the frequency of the generated signal in the tribosystem. at vss = 0,2 m/s, the information frequency with an increase in the load changes insignificantly and amounts to 106 ... 146 khz. with an increase in the slip speed to vss = 0,8 m/s, the information frequency increases to 424 ... 584 khz, i.e. by 4 times. based on the results obtained, we can be make a conclusion about the significant influence of the operational factors (n, vss) on the information frequencies generated by the tribosystem during operation. the obtained theoretical dependences were tested experimentally with an assessment of adequacy and reproducibility. the results of measuring the ae signals when changing the constructive, technological, and operational factors, followed by the calculation of the fisher and cochrane criteria, have showed that the information frequencies of the ae signals are adequate to the calculated ones, they are homogeneous and reproducible. the analysis of the obtained dependences allows stating about a correlation between the theoretical values of the information frequencies generated by the tribosystem and the experimental values of the frequencies where the maximum amplitudes were recorded, the correlation coefficient r = 0,88. analysing the presented dependences in fig. 2 7, it is possible to make a conclusion that the choice of the information frequencies of the acoustic emission signals, taking into account the constructive, technological and operational factors, will allow increasing the robustness and information content of the ae method. the present analysis can be the basis for the development of the method for diagnosing tribosystems during their operation. conclusions based on the performed analysis of the works devoted to the selection of the informative parameters of ae for the diagnosis of tribosystems, with help of a theoretical way we have established the information frequency ranges in the frame of the ae signal, where maximum amplitudes values are observed. it has been theoretically and experimentally established that the information frequencies depend on the following groups of factors: the constructive; technological and operational ones. the degree of influence of factors on the change in the frequency range has been established. the operational factors (slip speed and load) change the frequency range from 106 to 584 khz, the technological factors (roughness of the friction surfaces) change the frequency range from 118 to 618 khz, the constructive factors (the size of the friction area of the stationary triboelement) change the frequency range from 140 to 530 khz . this suggests that for the effective diagnosis of tribosystems, it is necessary to determine the information frequency range in advance, taking into account the factors listed above. the results were confirmed experimentally with the calculation of the fisher and cochrane criteria, which allows us to confirm the presence of a correlation between the theoretical values of the information frequencies generated by the tribosystem, and the experimental value of the frequencies, where the maximum amplitudes were recorded, the correlation coefficient r = 0,88. the present analysis can be the basis for the development of a diagnostic method for tribosystems during their operation, which will allow increasing the robustness and information content of the ae method. references 1. sviridenok, a.i. akusticheskiye i elektricheskiye metody v tribotekhnike / a.i. sviridenok [i dr.] ; pod red. v.a. belogo. – minsk : nauka i tekhnika, 1987. – 280 s. [russian] 2. shchavelin, v.m., sarychev g.a. akusticheskiy kontrol' uzlov treniya yaeu.– m. : energoatomizdat, 1988. – 176 s. [russian] 3. potekayev, a.i., plotnikov v.a. akusticheskaya dissipatsiya energii pri termouprugikh martensitnykh prevrashcheniyakh. – tomsk: izd-vo ntl, 2004. – 196 s. [russian] 4. makarov, s.v., plotnikov v.a., potekayev a.i. vysokotemperaturnaya plasticheskaya deformatsiya i akusticheskaya emissiya alyuminiya v slaboustoychivom sostoyanii / izvestiya vuzov. fizika. – 2013. – t. 56. – №6. – s. 23–30. [russian] 5. baranov a.v., vagner v.a., barsukov g.v. diagnostika raboty par treniya / polzunovskiy vestnik, 2005, №2(ch.2), s. 149-152. [russian] 6. kolubayev ye.a., rubtsov v.ye., kolubayev a.v. osobennosti izlucheniya akusticheskogo signala pri sukhom trenii skol'zheniya / obrabotka metallov. issledovaniya po ftsp, 2013, №1(58), s.69-74. [russian] 7. vinogradov a., lazarev a., linderov m., weidner a., biermann h. kinetics of deformation processes in high-alloyed cast transformation-induced plasticity/twinning-induced plasticity steels determined by acoustic emission and scanning electron microscopy: influence of austenite stability on deformation mechanisms / acta materialia, 2013, vol. 61, №7. p. 2434-2449. [english] problems of tribology 13 8. linderov m., segel c., weidner a., biermann h., vinogradov a. deformation mechanisms in austenitic trip/twip steels at room and elevated temperature investigated by acoustic emission and scanning electron microscopy / materials science and engineering: a. 2014, vol. 597. p. 183-193. [english] 9. müller a., segel c., linderov m., vinogradov a., weidner a., biermann h. the portevin-le châtelier effect in a metastable austenitic stain-less steel / metallurgical and materials transactions a. 2016. vol. 47. №1. p. 59-74. [english] 10. makarov, s.v., plotnikov v.a., kolubayev ye.a. deformatsionnoye povedeniye alyuminiyevomagniyevogo splava v usloviyakh termomekhanicheskogo nagruzheniya / izvestiya altgu. – 2015. – № 2. – s. 36–39. [russian] 11. makarov, s.v., plotnikov v.a., lysikov m.v. i dr. nakopleniye deformatsii i akusticheskaya emissiya v usloviyakh termomekhanicheskogo nagruzheniya alyuminiyevo-magniyevogo splava / izvestiya altgu. 2015, № 2. s. 40–44. [russian] 12. makarov, s.v., plotnikov v.a., lysikov m.v. et al. acoustic emission and effect of stepwise deformation in aluminum-magnesium alloy / advanced materials with hierarchical structure for new technologies and reliable structures aip conf. proc. 2015. 1683, 020138-1–020138-5. [english] 13. makarov, s.v., plotnikov v.a., kolubayev ye.a. zakonomernosti akusticheskoy emissii v usloviyakh plasticheskoy deformatsii alyuminiyevo-magniyevogo splava pri neizotermicheskom nagruzhenii / iz-vestiya altgu. 2014. № 1. s. 252–256. [russian] 14. makarov, s.v., lysikov m.v., kolubaev e.a. et al. the deformation and acoustic emission of aluminum-magnesium alloy under non-isothermal thermo-mechanical loading / advanced materials with hierarchical structure for new technologies and reliable structures aip conf. proc. 2015. 1683, 020139-1– 0201395. [english] 15. voytov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh / problemi tribologíí̈. – 2015. – № 1. – s. 49-57. [russian] фененко к.а. визначення інформаційних частот в фреймі сигналів акустичної емісії із зони тертя трибосистем. на підставі виконаного аналізу робіт, присвячених вибору інформативних параметрів ае для діагностування трибосистем, теоретичним шляхом встановлено інформаційні частотні смуги в фреймі сигналу ае, де спостерігаються максимальні значення амплітуд. теоретично і експериментально встановлено, що інформаційні частоти залежать від наступних груп факторів: конструктивних; технологічних і експлуатаційних. встановлено ступінь впливу факторів на зміну частотного діапазону. експлуатаційні фактори (швидкість ковзання і навантаження) змінюють діапазон частот від 106 до 584 кгц, технологічні фактори (шорсткість поверхонь тертя) змінюють діапазон частот від 118 до 618 кгц, конструктивні фактори (величина площі тертя нерухомого трибоелемента) змінюють діапазон частот від 140 до 530 кгц . зроблено висновок, що для ефективного діагностування трибосистем необхідно попередньо визначати інформаційний частотний діапазон з урахуванням перерахованих вище факторів. отримані результати були підтверджені експериментально з розрахунком критеріїв фішера і кохрена, що дозволяє стверджувати про наявність кореляційного зв'язку між теоретичними значеннями інформаційних частот, що генеруються трибосистеми і експериментальними значеннями частот, де реєструвалися максимальні амплітуди, коефіцієнт кореляції r = 0,88. даний аналіз може бути основою для розробки методики діагностування трибосистем під час їх експлуатації, що дозволить підвищити робастність і інформативність методу ае. ключові слова: трибосистема; інформаційні частоти; акустична емісія; частотний діапазон; диагностування; конструктивні, технологічні, експлуатаційні фактори. copyright © 2021 y. kharlamov, l. lopata, y. brusilo, m. holovashuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021,68-74 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-68-74 the selection and development of tribological coating y. kharlamov1*, l. lopata2, y. brusilo3, m. holovashuk4 1east ukraine national university, lugansk, ukraine 2g. s. pisarenko institute for problems of strength of the national academy of sciences of ukraine, kiev 3national aviation university, kiev, ukraine 4national transport university, kiev, ukraine e-mail:yuriy.kharlamov@gmail.com received: 16 october 2021: revised: 25 november: accept: 20 december 2021 abstract the strategy and methodology for selecting of optimal surface treatment for a given tribological application are the main objectives of study. the classification of main methods of coating processes and surface modification is given. the scheme of development of operation technology of surface treatment and coating deposition is proposed. the main initial data: the structure of tribological system (trs); individual properties of trs parts; lubricant properties; method of lubrication of trs parts; properties of surrounding environment; external influences on trs; technological limitations on trs parts treatment; managerial and economical limitations. the selection of surface technology method is including the next successive steps: the preliminary analysis of trs part interaction; development of models of friction and wear process of trs parts; the choice of rational values of parameters of surface layers of trs parts; the choice of rational composition and structure parameters of surface layers of trs parts; the choice of rational technological route and methods of surface treatment of trs parts; the experimental examination of surface strengthened materials and trs and correction of surface treatment technology.\ key, words: coatings, friction pair solid surfaces contact, surface engineering, tribological system introduction the use of surface engineering methods in tribological applications is growing and will continue to grow as evidenced by a literature survey [1-9]. surface treatment as coatings and films deposition and modification of surface layers can offer certain economic and technical advantages over the use of materials without the surface strengthen treatment. their main advantage is that strengthen surface layers allow the base material of tribological system (trs) parts to be optimized for strength purposes while the surface layer is optimized for reducing wear and increasing corrosion resistance, promoting film lubrication, enhancing lubricant effectiveness, modification surface function, etc. furthermore, replacing the surface layer by coating deposition during repair may be more cost effective than new trs part manufacture. but the principal disadvantage in using coatings concerns the possibility of separation from the base material of trs part during use. while the discussions to follow emphasize the considerations important in the selection of tribological surface treatment, it should be noted that other alternatives might exist for any particular problem. this could involve, for example, use of a more effective lubricant, or a redesign of the tribological system elements, use of more effective methods of lubrication, development of new or use of improved materials, etc. classifacation of surface engineering methods many technological methods and processes of surface engineering are available for the modification of surface characteristics. tribological surface treatment methods are used for different purposes: 1. replace surfaces by coatings and films deposition; 2. surface modification (surface alloying and/or microstructure is altered); 3. combination of methods for coating deposition and surface modification. a wide variety of surface modification methods are available for tribological purposes. the main categories are: 1. modification of surface http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-68-74 problems of tribology 69 layers in process of shaping processing; 2. heat (volume) treatment; 3. surface heat treatment; 4. treatment by surface plastic deformation; 5. surface thermomechanical treatment; 6. surface alloying; 7. chemical and thermochemical treatment, including microarc oxidization; 8. ion implantation; 9. formation of surface layer composite structure by introduction of hardening phase particles; 10. others and hybrid methods. resurfacing essentially replaces surface layer of base material (or previously deposited coating) with another having presumably more desirable friction and wear properties. usually the new surface is harder than the surface replaced but not always. a wide variety of coating compositions is available. each of these compositions can be applied by a variety of processes. the main categories of coating deposition processes are: electroplating; electrophorus; electroless plating; welding; thermal spraying; physical vapor deposition; chemical vapor deposition (cvd); immersion on melt; electro-spark alloying; electro-magnetic alloying; bonding of powder layers; solid phase plating (bonding of plates); painting; continuous deposition of films in process of friction (rotaprint, from environment, etc.) ; others. some of these application processes are very simple and inexpensive such as painting. others are very complex either requiring vacuum processing or requiring a series of treatments and pretreatment. some of them can be applied in the field while others can only be applied at particular facilities. there is no shortage of tribological coatings and surface layers to try for almost any need. the primary problem that exists is knowing what surface treatment to select for any given application. a related problem is that surface treatment developers often do not know where their coatings should be used or what coating or kind of surface modification to develop to meet a particular need. there is a need for a strategy or methodology for selecting a surface layer composition and structure and methods of their obtaining for a given tribological application. in this paper such a strategy is proposed and elements of that strategy are discussed. sold surface characteristics the difficulties of selection of surface treatment methods are connected with very large number of parametric variables of solid surface quality, which could be described by next ensemble of characteristics ....,  scscs cscscscscinex ptpptppmppmpst stdfdfchchphphssggk (1) where ex g is ensemble of characteristics, which are characterized the geometry parameters of external surface of strengthened layer and in its turn could be characterized by ensemble exmexwex ggg  ; exw g and exm g are ensembles of parameters of waviness and roughness of surface correspondingly; in g is ensemble of parameters, which are characterized the geometry parameters of internal surface of strengthened layer (or coating) and in its turn could be characterized by ensemble ixmixwix ggg  ; c s and s s are ensembles of parameters, which are characterized the geometry configuration inaccuracy of surface of strengthened layer (or coating) and its interface with main material correspondingly; c ph and s ph are ensembles of parameters, which are characterized; chc and chs are chemical composition; cst and sst are ensembles of parameters, which are characterized the structure; c df and s df are ensembles of parameters, which are characterized the deformation; c pmp and s pmp are ensembles of parameters, which are characterized the physico-mechanical properties; c ptp and s ptp are ensembles of parameters, which are characterized the thermophysical properties; indices c and s are for strengthened layer (or coating) and structure of near-surface layer of main material and/or transition zone respectively. for search of optimal solution of particular tribological problem it is necessary to manifest the ensemble of parameters, which characterized the assembly and friction surface working conditions eeee wmflcetrs  , (2) where e is ensemble of characteristics of trs work pieces; e l is ensemble of characteristics of linking between work pieces; f is ensemble of kind of friction and its main characteristics; 70 problems of tribology e m is ensemble of mutual shifting of trs work pieces; e w is ensemble of wear characteristics of trs. for dataware of choice of surface treatment method it is necessary to elaborate the ensemble of parametric variables of solid surface quality, which influenced on wear-resistance at different kinds of wear and recommended for control of wear-resistance ....,  sicisicisi cisicisicisicisiciiniexii ptpptppmppmpst stdfdfchchphphssggqpss (3) where index mark “i” is given for certain kind of wear. \ furthermore, it is necessary to elaborate the ensemble of parametric variables of solid surface quality, which possible to control at each method of surface treatment and to determine the limits of these control. ....,  sjcjsjcjsj cjsjcjsjcjsjcjsjcjinjexjj ptpptppmppmpst stdfdfchchphphssggqpss (4) where index mark “j” is given for certain kind of surface treatment. methodology surface engineering methods selection coating deposition and surface modification have rapidly evolved in recent decades from simple and traditional methods to extremely sophisticated technologies. these developments are part of an effort to eliminate the limitations imposed by oil-based lubrication and the process of an effort to eliminate the limitations imposed by oil-based lubrication and in the process are changing the general perception of the limits of wearing contacts [6]. knowledge of the mechanisms behind these improvements in lubrication and wear resistance is, in most cases, very limited. the methods employed in most studies on surface coatings and modification are empirical and there is relatively little information available on which surface technology is the most suitable for a particular application. prior to selecting the coating material and technological method it is necessary to determie the prime objective which could or be to reduce friction or suppress wear or both. during the selection of the most effective surface material and process to supress wear in a particular situation, the prevailing wear mechanism must first be recognized and assessed. in the last years, a lot of research is being carried out in field of tribological coatings and surface treatment, and although they are being increasingly used in practice, little is still known about their properties and their tribological behaviour, especially for new advanced surface technology. different types of coatings of the same composition have different mechanical and tribological properties, depending mainly on the type of deposition process and substrate material. furthermore, due to the specific test methods and conditions for given applications or research facilities of an organization, it is seldom possible to compare the results obtained by different researches. selection of a coating-material and coating-process combination for a specific substrate can be complex. there are a great number of possible combinations, not all of which lead to satisfactory solutions [1,6-9]. to overcome these problems, the strategy and methodology for selection of optimal tribological coatings and surface treatment for a given application are proposed. the selection of types of surface strengthen treatment include following stages as shown on figure 1: 1) study of initial data including: composition and internal relations of trs (parts; relations between them; lubricant; surrounding environment); individual properties of trs parts including geometry parameters of parts and friction surfaces (macroand micro-geometry) and properties of main material; lubricant properties (volume and surface properties, chemical and physical, etc.); aggregate properties of lubricant and trs parts (adsorption properties, moistness, etc.); lubrication manner influencing at first on techniques and lubrication type; properties of surrounding environment (chemical composition, corrode influence, humidity, temperature, pressure, etc.); external influences on trs (kinetic – sliding (rolling) velocity v, hydrodynamic velocity; dynamic – mechanical force, pressure p, electric field parameters; thermal – temperature o  , thermal flow, thermal gradient); technological limitations on trs parts treatment (shape and sizes of parts and surfaces, materials, variability of properties, technological heredity, etc.); managerial and economical limitations (required productivity, presence of equipment, materials, energy sources and others, sanitary, hygienic and ecological demands, permissible expenses, etc.); problems of tribology 71 t he s tru ct ur e of t rib ol og ic al s ys te m (t rs ) с ос та в и вн ут ре нн ие св яз и т рс t he s tru ct ur e of t rib ol og ic al s ys te m (t rs ) с ос та в и вн ут ре нн ие св яз и т рс in di vi du al p ro pe rti es of t rs p ar ts и нд ив ид уа ль ны е св ой ст ва д ет ал ей тр с lu br ic an t p ro pe rti es с во йс тв а см аз оч но го м ат ер иа ла m et ho d of lu br ic at io n of t rs p ar ts с по со б см аз ы ва ни я де та ле й тр с p ro pe rti es o f s ur ro un di ng en vi ro nm en t e xt er na l i nf lu en ce s on t rs te ch no lo gi ca l lim ita tio ns o n tr s pa rts tr ea tm en t m an ag er ia l a nd ec on om ic al lim ita tio ns in iti al d at a in iti al d at a th e el em en ts o f m an ag em en t an d ad m in is tra tio n th e op er at io n о пе ра ци он ны й te ch no lo gi ca l p ro ce ss те хн ол ог ич ес ки й пр оц ес с the manufacturing modules производственный модуль the organisation structure of operation technological process организационная структура операционного технологического процесса the system for manufacturing system control подсистема управления обрабатывающей системой e le m en ts o f o pe ra tio n te ch no lo gi ca l p ro ce ss o f su rfa ce s tre ng th en tr ea tm en t the physical and chemical mechanism of surface layer formation физико-химический механизм формирования поверхностного слоя the manufacturing system обрабатывающая система th e m ai n (in iti al ) an d au xi lia ry m at er ia ls th e te ch no lo gi ca l en vi ro m en t те хн ол ог ич ес ка я ср ед а e qu ip m en t о бо ру до ва ни е s pe ci al te ch no lo gi ca l r ig s th e m ec ha ni sa tio n an d au to m at is at io n fa ci lit ie s th e fa ci lit ie s fo r co nt ro l a nd re gu la tio n of te ch no lo gi ca l pr oc es s th e ch oi ce o f s ur fa ce tre at m en t m et ho ds в ы бо р м ет од ов по ве рх но ст но й об ра бо тк и th e pr el im in ar y an al ys is o f tr s p ar t i nt er ac tio n п ре дв ар ит ел ьн ы й ан ал из вз аи м од ей ст ви я де та ле й тр с d ev el op m en t o f m od el s of fri ct io n an d w ea r p ro ce ss o f tr s p ar ts р аз ра бо тк а м од ел ей т ре ни я и из на ш ив ан ия д ет ал ей т рс th e ch oi ce o f r at io na l v al ue s of p ar am et er s of s ur fa ce la ye rs o f t rs p ar ts th e ch oi ce o f r at io na l co m po si tio n an d st ru ct ur e pa ra m et er s of s ur fa ce la ye rs of t rs p ar ts th e ch oi ce o f r at io na l te ch no lo gi ca l r ou te a nd m et ho ds o f s ur fa ce tr ea tm en t of t rs p ar ts th e ex pe rim en ta l e xa m in at io n of s ur fa ce s tre ng th en ed m at er ia ls a nd t rs a nd co rr ec tio n of s ur fa ce tr ea tm en t te ch no lo gy fig. 1. scheme of development of operation technology of surface strengthen treatment 2) determination of trs parts interaction at static and dynamic conditions (adhesion, adsorption, chemosorption, oxidation, corrosion, diffusion, elastic strain, plastic deformation, microcutting, scratching, structure and phase transformation, etc.); 3)\development of scheme of trs action, including preliminary determination of trs characteristics for describing of input values x transformation in output values y },,{}{},,{}{ tto pzfyvpx   , (5) where t f is friction resistance, z is wear and seizure, tp is accompany processes. (1) development of models of friction and wear process of trs parts (physical, mathematical, imitative, analogue); (2) determination of rational values of parameters of surface layers properties by using models of friction and wear (by obtaining of permissible values of y); (3) selection of rational composition and structure of surface layer of trs parts (it must take into account existing analogues and also structure – properties correlation’s); (4) determination of direction of surface strengthen treatment of friction surface of trs parts: or surface layers modification, or coating deposition or their combination; (5) determination of list of possible physic-chemical methods of surface strengthen treatment; (6) preliminary selection of optimal methods of surface strengthen treatment by using elected criterions of optimisation and maintenance of demanded technique-economical limitations; (7) experimental test of surface strengthen treatment in laboratory or empirical-industrial conditions; 72 problems of tribology (8) preliminary projection of operation methods of surface treatment – equipment, special technological rigs, technological variables, technological environment, the facilities of mechanisation, robotisation and automatisation, methods of management and control, technico-economical comparison of operation variants; (9) clarification of relationships between operation technology of surface strengthen treatment and manufacturing procedure of trs parts production; correction of structure for both processes for purpose of their optimisation; (10) final selection of surface strengthen treatment methods, development of measures for reliability of maintenance of demanded characteristics of technological process; development of project of processing system of surface treatment. the selection of optimal methods of surface strengthen treatment usually realizing by using of technical criterions as securing of trs tribotechnical characteristics accordance to demanded one (figure 2). input x = {p,v, 0 } tribological operator t1s e1 s e2 a output y = {ft,z,pt } 0: calculation and experimental determination of tribotechnical characteristics selected method of surface strengthen treatment conformity of tribotechnical characteristics demand yes а в с 1 2 3 4 5 1 situation d e ve lo p m e n t o f n e w m e th o d s o f s u rf a ce s tr e n g th e n t re a tm e n t the selection of methods of surface strengthen treatment one solution multitude of solutions at set technological restrictions the solution not yes classes, methods and ways of coatings obtaining classes, methods and ways of surface modification characteristics of multitude of classes, methods and ways of surface strengthen treatment d e f 1 3 5 3 5 3 not a or b or c fig. 2. scheme of selection of optimal methods of surface strengthens treatment. situation: a – development of tribological system not having analogues; b – selection of new friction pair for instead out-of-date one; c – selection of friction pair for weak-loaded typical tribological system; d – improvement of typical tribological system; e – replacement of friction pair by new serial one; f – determination of inter-repair cycle. stages of selection: 0 – calculation and experimental determination of tribotechnical characteristics; 1 – research test at determined parameter; 2 – boundary research test (at extremes conditions); 3 – model research test; 4 – defined nature test; 5 – exploit test in case of presence some equivalent surface treatment variants on tribotechnical characteristics for the final selection is used economical criterions. the system of selection of optimal surface strengthen treatment are including the scheme of trs action and database of multitude of surface strengthen treatment classes and methods characteristics. preliminary by using technological limitations, other initial data and data base one could select a recommended groups of parameters of surface layers quality which promoted the wear resistance increasing. the next would be the selection of respective methods of surface strengthens treatment, which allowed the control of desirable parameters of surface layer quality. then by use of early developed model of friction and wear for the this trs is making more detailed valuation of selected decision including calculation and experimental determination of tribotechnical characteristics and following test of trs. the use of different problems of tribology 73 methods of surface strengthen treatment is opening the vast possibilities of control of friction surfaces contact interaction independently from composition and structure of main materials of trs parts. depending on kind of aggregate of contacting surface layers of friction pairs it is possible to divide them on three classes: 1) contact of two one-phase surface layers; 2) contact of one-phase layer and composite structure surface layer; 3) contact of two composite structure surface layers. only in case of contact of one-phase surface layers the common number of possible variants of contacts is very high and could be evaluated by next equation )(26)(3)(2 222 mqnqnmqmnqmnk sum  (6) where n is a number of simple substances, m is a number of twoand many-component solid solutions, q is a number of twoand many-component chemical compounds. those multiplicity of possible variants of contact in case of only one-phase surface layers is allowed by choice of composition of surface layers materials and their structure to control the quality of physical contact of friction pairs, in particular the size of real contact area, inclination to forming of desirable secondary structures in process of friction, properties of third (intermediate) substance, fatigue wear resistance, etc. in reality the factual variety of possible contacts of one-phase layers is considerably more inasmuch as the friction processes depends not only from chemical composition of contacted surface layers, but also from their structure and energetic parameters, including size, shape and character of mutual orientation of grains; structure and strength of intercrystalline boundaries; the level of strain hardening; type of crystal lattice; mechanical properties; surface properties, etc. the creation on one or both friction surfaces of layers with composite structure lead to essential increasing of possible variants of friction surfaces contacts and to appearance of some new physic-chemical phenomena in process of friction. the peculiarities of contact interaction of such friction pairs at first connected with simultaneous presence of contact aggregate between friction surfaces. but the description of friction zone in contact of such surface layers is demanding the use of complex of special parameters. conclusion the approach to the development and selection of surface strengthen treatment for tribological purposes have to involve methods of system analyses. the tribological system work-pierces and friction surfaces functions must be accurately defined in functional, technological, economical, ecological and other respects. the proposed strategy has the potential for simplifying selection and design of coatings and/or surface layers and reduction of development time for new tribological systems and/or improvement of existing ones. but the subsequent laboratory tests at several levels must be also completed. development of computer modeling methods for selection of surface engineering processes and experts systems for developing of surface engineering technology for particular application is necessary. the system approach could be also useful for development of new tribological coatings and surface modification methods. however a lot has still to be done for development of methodology of selection of optimal methods of surface engineering and their improvement. references 1. holmberg k. and matthews a. coatings tribology. properties, techniques and applications in surface engineering. elsevier science b.v., amsterdam, the netherlands, 1994. 2. hocking m.g., vasantasree v., sidky p.s. metallic and ceramic coatings. production, high temperature properties and applications. longman group uk limited, london. 1989. 3. jorn larsen basse surface engineering and the new millennium. surface engineering №14, 1998, p. 81-83 4. budinski k.g.: surface engineering for wear resistance. new york, ny, prentice hall, 1988. 5. friedrich c., berg g., broszeit e., and berger c. fundamental economical aspects of functional coatings for tribological applications. surface and coatings technology. №98, 1998, p. 816-822 6. stachowiak g.w. and batchelor a.w.: engineering tribology. second edition. butterworthheinemann, 2001. 7. bhushan b, gupta b.k. handbook of tribology. materials, coatings, and surface treatments. mcgrawhill, inc; 1991. 8. schiffmann k., petrik m., fetzer h.j., schwarz s., gemmler a., griepentrog m., reiners g. ino-a www information system for innovative coatings and surface technology. surface and coatings technology №153: 2002, p. 217-224. 9. sedlace m., podgornik b., vizintin j. tribological properties of dlc coatings and comparison with test results: development of a database. materials characterization, doi:10.1016/j.matchar.2006.12.008 74 problems of tribology харламов ю.о., лопата л.а., брусило ю.в., головащук м.в. вибір і розробка трибологічного покриття стаття присвячена стратегії та методології вибору оптимальної поверхневої обробки для деталей вузлів тертя. дано класифікацію основних методів нанесення покриттів та поверхневої зміцнюючої обробки. запропоновано схему розробки операційної технології поверхневої обробки та нанесення покриттів. основними вихідними даними є: структура трибологічної системи (trs); індивідуальні властивості елементів trs; -властивості мастильного матеріалу; метод змащування trs; властивості довкілля; зовнішні дії на trs; технологічні обмеження на обробку деталей trs; організаційні та економічні обмеження. вибір методу поверхневої обробки здійснюється виконанням наступних послідовних етапів: 1) попередній аналіз взаємодії деталей trs; \ 2) розробка моделей процесів тертя та зносу деталей trs; 3) вибір складу, структури та раціональних значень параметрів поверхневих шарів деталей trs; 4) вибір раціонального маршруту та методів поверхневої обробки деталей trs; 5) експериментальна перевірка поверхнево зміцнених матеріалів та trs та подальше коригування технології поверхневого зміцнення. ключові слова: покриття; контактна поверхня пары тертя, інженерія поверхні; трибологічна система copyright © 2021 o. lopata, i. smirnov, a. zinkovskii, l. lopata. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no4/102-2021,28-33 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-28-33 dependence of the elastic modulus of powder coatings on their porosity in electrical contact hardening o. lopata1*, i. smirnov1, a. zinkovskii2, l. lopata2 1national technical university of ukraine "igor sikorsky, polytechnic institute", kyiv 2g. s. pisarenko institute for problems of strength of the national academy of sciences of ukraine, kiev *e-mail: beryuza @ukr.net received: 28 september 2021: revised: 27 octobert: accept: 13december 2021 abstract the relationship between the elastic modulus and the porosity of powder coatings has been investigated for different methods of their deposition. porosity is the main means of assessing the quality of coatings and depends on the techniques for their production. a decrease in the elastic modulus of coatings after gas flame spraying is due to the presence of porosity to 30%, and after electric arc spraying – to 20%. the electric contact method of forming coatings makes it possible to reduce porosity to 5-6% and so to bring the value of the elastic modulus of coatings closer to that of compact materials. key words: electric contact method for forming coatings, powder coatings, porosity, elastic modulus, mechanical properties, adhesion strength. introduction porosity is an inherent feature for many types of powder coatings and is considered to be of their second (after adhesion strength), but in some cases, of the first order property. it is the main means of assessing the quality of coatings, especially corrosion-resistant and wear-resistant coatings, where its presence is undesirable. the porosity of coatings and its relationship with their mechanical properties, in particular with the elastic modulus (e), has long attracted the attention of researchers. investigation of the mechanical properties of materials with coatings is one of the most important stages of researches, because this allows one not only to objectively interpret the behavior of parts during operation, but also to effectively control the resource of their service through influencing the composition, structure and, naturally, the conditions of obtaining them. state of the problem a significant decrease in the porosity of coatings can be achieved by thermal hardening. however, it should be noted that in some cases the volumetric heat treatment of coatings is undesirable, since it deteriorates their physical and mechanical properties [1]. required compaction of coatings can be achieved using chromium and aluminum-containing phosphate binders as well as polymeric and other materials [2-3]. for the same purposes, chemical heat treatment (cht) is used. nitriding and carbiding of coatings are carried out in molten salts or gaseous media, while boriding and siliciding – in various plasters [4]. when the temperature of such processes is low (usually below 600°c), cht can affect the adhesion strength of coatings mainly due to partial relaxation of stresses in the coating. in order to increase the coating density, methods of subsequent processing of coatings have become widespread such as overflow in a furnace or with an open flame of a gas burner, as well as impregnation with plastics or molten metals. the current methods of coating processing have a number of disadvantages: as a rule, during the overflow the pores are closed only at the outer surface of the coating while in the subsurface layers they preserve. similar effect is provided by filling them with molten metal or plastic mass: no through filling of the pores occurs. the http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-28problems of tribology 29 above picture leads to the fact that during the operation of gas-thermal coatings under the conditions of contact interactions in the process of wear, the pores become open. thus, there appear channels through which the chemically active medium directly flows to the steel base surface. ultimately, the processes of local corrosion damage are actively developing up to the part failure. an increase in the density of the sprayed coatings is facilitated by an increase in the intensity of the mechanical-thermal interaction between particles of the powder and the base during both formation of coatings and subsequent mechanical-thermal treatment. the use of mechanical-thermal treatment of as-formed coatings (for example, deposited by gas thermal spraying) makes it possible to increase the coating density in parallel with maximal preservation of the original structure and properties of the powder [5]. to obtain coatings with low residual porosity, various procedures are widely used, including hot processing of powder layers by pressure. in order to improve the quality of gas thermal coatings, the mechanic-thermal formation (mtf) of porous layers has been used immediately after deposition. as a result, the density of the coatings increased significantly and the porosity decreased (table 1) [1]. a significant decrease in porosity after mtf in comparison with the effect of gas-flame treatment is due to the positive role of the mechanical factor, which under high temperatures determines the development of plastic deformations that contribute to the "healing" of pores [1]. the interaction of materials in the solid phase is activated not only by temperature, but also by pressure [6]. herein, for its marked acceleration at high temperatures, rather low pressures are required to initiate the directed motion of structural defects [7, 8]. таble 1 effect of subsequent treatment on porosity of coatings material of coating initial porosity, % porosity after treatment, % melting with a gas burner мтf (electric contact treatment) brаzh9-4 18 2 0.07 sngn-35 7 1.30 0.10 3v16к 6 1.45 0.08 vк-52 8 1.35 0.07 hence, the use of mtf is a more effective method of increasing the density of coatings than heat treatment. it can be carried out in the same technological chain with the coating deposition, just along the layer of as-formed coating by rolling in rolls, rollers [7], using heating with the flame of an additional burner. according to the reviewed literature and patent information, among the large number of current mechanic-thermal methods of hardening parts with powder and compact materials, the advantage should be given to electric contact ones [8-11], because they allow one: to obtain practically non-porous coatings; more than 150 mpa; to preserve the original properties of the coating materials, to improve the properties of the base material, to achieve the minimum zone of thermal influence of current on the part (0.1 ... 0.3 mm) thanks to the short duration of heating pulses, and to increase the thickness of coatings by 3 ... 6 times. moreover, they are characterized by high productivity along with low energy consumption and do not require any protective atmosphere, light radiation or gas release. the electric contact method of hardening (formation of coatings) is carried out under pressure with direct transmission of electric current [12] and refers to pulse technologies, which are based on the principles of synchronous combination of pulsed modes of mechanical and electrical energy. it is a type of hot pressing. unlike the conventional powder metallurgy technology, a direct passage of an electric current through the contact activates and accelerates the processes that determine properties of sintered materials. powder under the influence of electric heating becomes plastic in a short time and easily deforms. the dominant processes in the electric impulse method of forming coatings are those that occur during both hot pressing and pressure welding. the degree of participation of either of the processes is different and depends on temperature, pressure, and material properties. the purpose of the study in order to confirm the efficiency of the electric contact method for forming powder coatings (electric contact processing) with reduced porosity, the task was set: to investigate the relationship between the elastic modulus and the porosity of powder coatings. 30 problems of tribology investigation of dependence of the elastic modulus on the porosity of powder coatings in the electric contact method in practice, porosity is most often determined by the planimetric method of metallographic analysis. the measurement of the elastic modulus of materials is performed by both dynamic and static methods [13]. analysis of the literature data on the elastic characteristics of coatings showed that the ratio of the values of the dynamic and static moduli can vary in a wide range: from 1 to 10 [13]. taking into account that the method for determining the adhesion and cohesive strength of the coating assumes the statistical application of tensile forces, it is obvious that the use of the elastic modulus measured under applied load will make it possible to more objectively evaluate the stress-strain state of the coating and, consequently, its limit characteristics. in paper [14], dependence of the elastic modulus on the porosity has been shown. the first was determined by calculation using the kashin procedure [15]. a steel base was chosen as an object of research for glass-ceramic and cermet coatings. the value of the elastic modulus for a monolithic material was higher (7.8.104 mpa) than for a porous one (6.2.104 mpa) at a porosity of 10% and (7.104 mpa) at a porosity of 5%. the elastic modulus of cermet coatings with a porosity of 5% was 21.5.104 mpa, which is 20% higher than that of the corresponding steel coatings (18.104 mpa). it has been noted [16] that porosity of ceramic coatings exhibits the strongest effect on the elastic modulus. for inorganic glasses, the experimental results are presented in the form of the dependence [17]: 0 (1 ) e e e p  , (1) where e is the elastic modulus; e0 is the elastic modulus of non-porous material; е is a constant obtained by calculation for spherical closed porosity; p is the porosity. the literature review has shown that there are predominantly data on the dependence of the elastic modulus on porosity for compact materials, but not for coatings. in particular, for sprayed zirconium boridecopper coatings no relationship between the elastic modulus and the density of the thermal gas coating was found [16]. most researchers consider porosity and elastic modulus as independent characteristics, and thus do not establish any relationship between them. from the experimental results [17] follows a stable dependence of the elastic modulus on porosity, close to a linear one, for glass-0ceramic coatings on austenitic steel kh18n10t. in order to reveal elastic modulus-porosity relationship for sprayed coatings in the case of electric contact hardening, we used standard samples. the values of the modulus of elasticity for samples with porosity from 0 to 30% were obtained by calculation according to the method described in [18], where the dependence of the physical and mechanical properties of compact materials on porosity has been studied. a number of properties was shown to decrease monotonically with increasing porosity and to be described by a generalized function: æ = æ0 (1 – p) m, (2) where æ is a numerical characteristic of properties for a porous body; æ0 is the same for a non-porous body; p is the porosity, fractions of units; m is a constant exponent. yu. kharlamov [19] has developed a volumetric model of a thermal gas coating in the form of monolayers of cylindrical monoparticles: æ = æ0 f (f) , (3) where f is the shape factor for particles forming the coating, which serves as a criterion for the relationship of the porosity with the relative adhesive and cohesive bond strength. in general, the distribution of the e0 values is close to normal. the most probable value is ep = 2.104 mpa with a standard deviation of 0.86.104 mpa. for compact zinc e = 9.104 mpa [19]. the decrease in the elastic modulus for a coating obtained by electric arc spraying may be due to the presence of 20% pores and its layered structure (table 2, fig. 2). coating material: powder of hard alloy pg-12n-01 (base ni, 8 ... 14% cr, 1.7 ... 2.5 v; 1.2 ... 3.2 si; 1.2 ... 3.2 fe; 0.3 ... 0.6 c); flux-cored wire pp fmi-2; charge fkhb (50% cr; 20% b, 7% al, 3% ti, 20% fe) + al. problems of tribology 31 таble 2 dependence of mechanical properties of coatings (in particular, elastic modulus) on porosity меthod material elastic modulus е10-5, мpа base steel 45 porosity of coating, % 5 10 15 20 25 30 gas flame spraying pg-12n-01 2 3.2 2.7 2.5 2.2 electric arc spraying pp fmi-2 2 0.8 0.75 0.70 0.60 electric contact pp fmi-2 2 1.35 fig. 1. relationship between porosity and elastic modulus of coatings: 1 – coating obtained by the electric contact method; 2 – coating obtained by electric arc spraying; 3 – coating obtained by the gas flame method conditions of the electric contact method for forming coatings: voltage 3 ... 6 v; current 8 ... 12 ka; load on the electrode 10 ... 30 mpa; current pulse time 0.02 ... 0.04 s; pause time 0.02 ... 0.04 s. conditions of the electric arc spraying: voltage 18 ... 35 v; current 50 ... 600 a; the nozzle-surface distance 50 ... 200 mm; compressed air pressure 0.4 ... 0.5 mpa; compressed gas (air) consumption 60 ... 150 m3/h. conclusions the decrease in the elastic modulus of coatings is due to the presence of porosity (up to 30% after gas flame spraying and up to 20% after electric arc spraying). the electric contact method of forming coatings (electric contact method of processing coatings) makes it possible to reduce the porosity to 5-6% and to bring the value of the elastic modulus closer to that of compact materials. references 0,5 1,0 1,5 2,0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 п, % е 10 , мпа 5 1 2 3 0 е·105, mpa p, % 32 problems of tribology 1. kirshenbaum v.ya. mechanic-thermal formation of friction surfaces. m.: mashinostroenie, 1987. 232 p. 2. kupriyanov i.l., korotkina m.n, ivashko v.s. et al. study of protective properties of metallic and metal-polymer coatings / protection of metals. 1986. vol. 22. no. 4. p. 507-509. 3. kupriyanov i.l., ivashko v.s., sakhadze v.m. et al. metal-polymer coatings for protection of agricultural machinery from corrosion. tractors and agricultural machines. 1985. no. 10. p. 38-40. 4. kuznetsov v.v., klyshko i.n. application of enamel frits for melting of sprayed coatings / technological processes and equipment for hardening of machine parts, tools, and technological equipment: proc. of scientific and technical conf. minsk: belniinti. 5. korobov yu.s. calculation of the parameters of motion, heating and oxidation of particles in electric arc metallization. /welding production. 1998. no. 3. p. 9-13. 6. kudinov v.v. plasma coatings. moscow: nauka, 1977. 184 p. 7. ergashev m., matyakubov b. features of obtaining hardened coatings by the electric contact method / automatic welding. 1986. no. 5. p. 49 51. 8. engineering of the surface of transport mas0chine parts: current state, perspectives. newsletter / collection of science practices of transport university and transport academy of ukraine. iss. 4, kyiv, rvv ntu, 2000. p. 3-14. 9. routes to improvement of methods for engineering the surface of transport machine parts. metody obliczeniowe i badawcze w rozwoju pojazdow samochodowych i maszyn roboczych samojezdnych, 2000. p. 2023. 10. electric contact hardening as a method of engineering the surface of parts of transport equipment when prepared and restored. newsletter / collection of science practices of transport university and transport academy of ukraine. iss. 4, kyiv, rvv ntu. 2000. p. 3-6. 11. electrical contact hardening as a mechanical-thermal method of surface quality control. сollection: materials, technologies and equipment for restoration of machine parts. minsk: up technoprint, novopolotsk, psu. 2003. p. 252-254. 12. yaroshevich v.k., genkin ya.s., vereshchagin v.a. electric contact hardening. minsk: science and technology, 1982. p. 256. 13. lyashenko b.a., rishin v.v., astakhov e.a., sharivker s.yu. investigation of the adhesion strength of detonation-sprayed coatings / problems of strength. 1972. 14. race roy w. effects of inhomogeneous porosity on elastic properties of ceramic properties of ceramics. j. amer. ceram. soc. discussion and notes. 1975. vol. 58. no. 9-10. p. 458-459. 15. hasselman d.p.h., fulrath r.m. effect of small fraction of spherical porosity on elastic modulus of glass. j. amer. ceram. soc. discussion and notes. 1964. vol. 47. no. 1. p. 52-53. 16. loskutov v.s., dekhtyar l.i. mechanical properties of plasma-sprayed coatings from zirconium boride, copper and their compositions. powder metallurgy. kyiv. 1985. no. 7. p. 78-81. 17. antonova e.a., burkova l.i. residual thermal stresses in sintered coatings. anticorrosion coatings. l.: nauka. 1983. p. 4-42. 18. skorokhod v.v. powder materials based on refractory metals and compounds. kyiv: tekhnika, 1982. 167 p. 19. kharlamov yu.a. prediction of the porosity of powder coatings. powder metallurgy. 1990. no. 12. p. 36-41. problems of tribology 33 лопата а.в., смирнов і.в., зіньківський а.п., лопата л.а. залежність модуля пружності порошкових покриттів від їх пористості при електроконтактному методі досліджено зв'язок між модулем пружності та пористістю порошкових покриттів при різних методах їх нанесення. пористість є основним засобом оцінки якості покриттів та залежить від технології їх отримання. зниження модуля пружності покриттів при газополум'яному напиленні обумовлено наявністю пористості до 30%, а при електродуговому напиленні – до 20%. електроконтактне припікання покриття дозволяє знизити пористість до 5-6% і наблизити значення модуля пружності покриттів до модуля пружності компактних матеріалів. ключові слова: електроконтактний метод формування покриттів, порошкові покриття, пористість модуль пружності, механічні властивості, адгезійна міцність copyright © 2022 a.v. voitov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,41-49 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-41-49 experimental verification between the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication a.v. voitov state biotechnological university, kharkiv, ukraine e-mail: k1kavoitov@gmail.com received: 16 january 2022: revised: 19 february 2022: accept: 12 march 2022 abstract the paper presents an experimental test of modeling the limits of stable operation of different structures of tribosystems (robustness criteria) in the conditions of extreme lubrication. the results of the experimental test confirmed the previously concluded conclusion that not all structures of tribosystems lose stability in terms of the coefficient of friction, i.e. the appearance of burrs on the surfaces of the friction. at low values of the coefficient of shape and low values of the quality factor of the tribosystem, the loss of stability occurs due to accelerated wear of materials. expressions for calculation of criteria of robustness of tribosystems taking into account speed of change of loading on tribosystem are received. the rate of change of load is taken into account by the coefficients of dynamism, which are obtained taking into account the right-hand side of the differential equation of the dynamics of the functioning of tribosystems. analysis of the obtained theoretical results on the assessment of the robustness of tribosystems and their comparison with the results of the experiment, suggest that the obtained conditions for stable operation of tribosystems (criteria of robustness) allow theoretically, with error 10,3 13,3 %, determine the boundaries of sustainable work. criteria for the robustness of the tribosystem by wear rate and friction coefficient should be used in the design of tribosystems. key words: tribosystem; stability of tribosystems; burr of friction surfaces; accelerated wear; the stability limit of the tribosystem; robustness of the tribosystem; the robustness range of the tribosystem; criterion of robustness of the tribosystem. introduction stable operation of tribosystems in the entire load-speed range of operation is the most important characteristic on which the reliability of machines and mechanisms depends. the range of stable operation of tribosystems is predicted at the stage of design development of new machines and is mainly performed on experimental data of previous designs or experimental data of laboratory and bench tests. to implement this approach, it is necessary to ensure the identity of operating conditions and laboratory (bench) tests, which is associated with high material costs during the development of new machines. the most promising area is the mathematical modeling of the limits of sustainable operation of tribosystems, which will significantly reduce material resources when designing new equipment. the development of such models is based on the theoretical foundations of the stability of technical systems, developed by o.m. lyapunov, who created a modern theory of stability of motion of mechanical systems determined by a finite number of parameters. this work is a continuation of the work [1], where the results of theoretical research to determine the limits of sustainable operation of tribosystems. the purpose of this study is to experimentally test the modeling of the limits of stable operation of different structures of tribosystems (robustness criteria) in the conditions of extreme lubrication with the calculation of modeling error. literature review http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-41-49 mailto:k1kavoitov@gmail.com 42 problems of tribology in work [1] the concept of stability of tribosystems is formulated. the stability of the tribosystem is understood as the ability to restore the original mode of operation after the removal of external influences. an important parameter is also the limit of loss of stable operation of the tribosystem, i.e. the magnitude of the load and the sliding speed when there is a burr or accelerated wear. according to the results of theoretical research, the definition of robustness of the tribosystem is formulated. robust range is a dimensionless quantity that characterizes the range of loads and sliding speeds, taking into account design and technological features, where the mode of wear without damage to friction surfaces. in work [1] developed criteria for robustness of tribosystems, which, unlike previously known, are not empirical and do not meet a certain type of design or transmission. the criteria are based on the theory of stability of technical systems and can be applied to a large class of structures. the limits of the values of the developed criteria when tribosystems lose stability are theoretically substantiated. criteria allow to define loss of stability not only on a bully, but also on the beginning of the accelerated wear that will allow to increase forecasting of reliability of tribosystems during designing. in work [2] problems in estimating the stability of tribosystems based on the results of analysis of oscillations in the normal and tangential directions of frictional interaction are considered. the authors argue that one of the most effective ways to study nonlinear friction systems is the method of their physical and mathematical modeling. the quasilinear subsystem is described by a system of differentiated equations, according to which an equivalent model of a mechanical subsystem is built. friction processes are described by criterion equations. according to the offered criterion equations conditions of physical experiment which provide reception of the correct results corresponding to natural conditions are formed. the authors conclude that the use of spectral characteristics can greatly simplify the apparatus of analysis and synthesis of oscillatory processes in a dynamic system on the actual contact spots. to solve the problems of dynamic monitoring of friction systems and identification of the dynamic state (stability of tribosystems) in the works [3–6] it is proposed to use integrated estimates: dissipation and degree of dissipation in the tribosystem. the first assessment indirectly determines the friction losses, i.e. the dissipative properties of the friction system and the friction process as a dynamic system. the second estimate determines the amount of damping of the friction process as a dynamic connection. according to the authors [3–6] integrated estimates allow to estimate the ratio of elastic-inertial and dissipative forces of friction interaction, identify mechanisms of loss of stability, conditions of irreversibility in the contact area and formulate a new direction in building systems for dynamic monitoring of friction systems during their operation. the methodological approach used to analyze the stability of tribosystems and set out in the works [2–6], allows to analyze tribosystems only at the level of actual contact spots, i.e. at the micro level. methodical approach presented in the work [1], allows you to perform stability analysis at the macro level, taking into account design, technological and operational factors. this approach takes into account the speed of dissipation on the actual contact spots, which is presented in the paper [7]. the analysis of the works devoted to definition of limits of steady functioning of various designs of tribosystems allows to draw a conclusion that at development and substantiation of such criteria it is necessary to consider constructive, technological and operational factors of tribosystems. the geometrical dimensions of tribocouples, physical and mechanical properties of connected materials of triboelements, tribological properties of lubricating medium, roughness of friction surfaces are insufficiently taken into account in the works listed above. the account of the listed factors will allow to extend the received criteria to a wide class of tribosystems and to make such analysis system. purpose the purpose of this study is to experimentally test the modeling of the limits of stable operation of different structures of tribosystems (robustness criteria) in the conditions of maximum lubrication, which are given in [1]. methods to substantiate the methodological approach in research, we use the equation of the dynamics of the functioning of the tribosystem, which is given in [8]. the third-order differential equation is written in operator form: 21321 32132321 2 323121 3 321 )( 1)()()( ккрткк ккрткктттрттттттрттт   (1) problems of tribology 43 р a differentiation operator that is equivalent to a record d/dt; т1, т2, т3 – time constants, dimension s; к1, к2, к3 – gain factors, dimensionless quantities. expressions to calculate time constants ті and gain factors кі, given in the work [9]. analysis of the right-hand side of the differential equation shows that the processes of friction and wear in the tribosystem, especially the running-in processes, depend on the first load derivative, i.e. from the load speed. the load speed of the tribosystem can be taken into account by the coefficient of load dynamics, which is proportional to the right part of the differential equation (1): (2) where the magnitude of the load (external influence during experimental studies) on the tribosystem is determined by expression: (3) where n – load on the tribosystem, н; vsl – sliding speed, m/s. tl – load change time, s. with the help of laboratory experimental studies on different structures of tribosystems at different values of the load on the tribosystem and different rates of change of load, an expression was obtained to calculate the coefficient of load dynamics. when determining the robustness of the tribosystem by the parameter of the coefficient of friction: (4) when determining the robustness of the tribosystem by the parameter of wear rate: (5) taking into account the expressions of the coefficients of load dynamics (4) and (5), which were obtained by the results of experimental studies, the formulas for determining the robustness of tribosystems, which are given in [1], we present in the following form. to determine the robustness of the tribosystem by the coefficient of friction:     .1 )()( )(,32132,321 132,321,32,3121     fdff fff f kтттккттт тккттттттттт rr (6) to determine the robustness of the tribosystem by the wear rate:     .1 )()( )(,32132,321 132,321,32,3121     idii iii i kтттккттт тккттттттттт rr (7) criteria for robustness of the tribosystem rrf and rri it is necessary to calculate for each load mode of the operational series of tribosystems, taking into account the rate of change of load. if the value of the criterion is more than one, then the tribosystem operates in a stable range. the greater the value of the criterion of robustness, the greater the margin of steady work. if the value of the criterion is equal to one the tribosystem operates on the verge of losing stability. if the value of the criterion is less than one the tribosystem has lost stability, there is a burr or accelerated wear. to answer the question of which parameter there was a loss of stability, it is necessary to calculate two criteria: the coefficient of friction, formula (6) and the rate of wear, formula (7). the value of the criterion, which first becomes less than one, answers the question of which parameter there was a loss of stability. the standard deviation of the values of external influences during experimental research is represented by the formula: 44 problems of tribology , (8) where wb(i), wb(av), – the value of the magnitude of the external impact on the tribosystem at which there is a loss of stability (burr or accelerated wear), measured during the experiment and the average value for the number of repetitions n. defined as the product of the load on the tribosystem and the sliding speed according to the formula (3). the coefficient of variation of measurements of external influence, at which the event of loss of stability of the tribosystem occurs, was determined by the expression: . (9) the relative error of modeling the limits of functioning of tribosystems in the conditions of marginal lubrication was determined by expressions: , (10) where wb(ex), wb(m), – the value of the value of the external influence on the tribosystem at which there is a loss of stability (burr or accelerated wear), measured during the experiment and the results of modeling. experimental studies were performed on a universal friction machine, based on the friction machine 2070 smt-1, according to the kinematic scheme "ring-ring". the design of the friction machine is presented in the work [10]. the test complex based on friction machines 2070 smt-1 is presented in fig. 1. fig. 1. experimental equipment based on the friction machine smt-1 during the tests, the load on the tribosystem was increased at different load speeds: 1 s.; 10 s.; 20 s. the loss of stability of tribosystems by the coefficient of friction was determined using the value of the moment of friction, which was registered by the friction recorder of the machine 2070 smt-1. the loss of stability according to the parameter of the beginning of accelerated wear, was determined using the method of acoustic emission. the measuring complex and the method of registration of ae signals are given in the work [11]. to register acoustic radiation from the friction zone, the acoustic emission sensor was installed on a fixed triboelement. during the tests, the event that occurred first was recorded: either an increase in the coefficient of friction and the occurrence of burr; or the beginning of accelerated wear of triboelement materials. according to the results of three repetitions, the mean value of the burr load or the beginning of accelerated wear, the standard deviation of the values of the recorded values during experimental studies, the formula (8), coefficient of variation of measurements of external influence, at which the event of loss of stability of the tribosystem occurs, as a product of load and sliding speed (9), modeling error by the formula (10). results the results of modeling the limits of stable operation of tribosystems and the results of experimental verification are presented in the table 1. the nature of the change in the value of the external influence on the tribosystem at which there is a loss of stability wb(ex) for different designs of tribosystems, which are estimated by the coefficient of form кf, m -1 [12], presented in the first block of the table 1. experimental studies of the problems of tribology 45 limits of sustainable operation of tribosystems were performed for tribosystem steel 40h + br.azh.9-4, lubricating medium еu= 3,6·10 14 j/m3, (motor oil м-10g2к, sae 40, api cc), roughness of friction surfaces: rа = 0,2 micron; sm=0,4 mm. the sliding speed did not change and was equal to υsl = 0,5 m/s. during the experiment, the values of the form factor of the tribosystem varied кf = 6,25 22,6, m -1. such values were obtained by changing the values of the friction areas of the fixed triboelement. the following conclusions can be drawn from the presented results. increasing the values of the shape factor of the tribosystem expands the range of robustness. in this case, the loss of stability of the tribosystem at low values кf = 6,25 according to the parameter of wear rate, occurs when wb(ex) = 1200 n·m/s, and the parameter of the coefficient of friction wb(ex) = 1750 n·m/s. for the tribosystem with кf = 12,5 loss of stability occurs at the same values wb(ex) = 1700 n·m/s. for the tribosystem with кf = 22,6 loss of stability occurs when wb(ex) = 2000 n·m/s by the coefficient of friction. tribosystems lose stability due to the burr of friction surfaces. the results of experimental studies of changes in the value of the external influence on the tribosystem in which there is a loss of stability when changing the tribological properties of the lubricating medium eu, are presented in the second block of the table 1. the results are presented for the tribosystem: steel 40h + br.azh.9-4; coefficient of forms кf = 12,5 m -1; roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm=0,4 mm. hydraulic oil was chosen as the changing factor мg 15v, (еu= 2,43·10 14 j/m3); motor oil м 10g2к, (еu= 3,6·10 14 j/m3); transmission oil tsp 15к, api gl4, (еu= 4,18·10 14 j/m3). the sliding speed did not change and was equal to υsl= 0,5 m/s. increasing the tribological properties of the lubricating medium from еu = 2,43·10 14 j/m3 to еu = 4,18·10 14 j/m3 contributes to the expansion of the range of robustness of tribosystems, both in terms of wear rate and friction coefficient. table 1 the results of checking the error of modeling the range of robustness of different designs of tribosystems tribosystem design wb(m), n·m/s wb(ex), n·m/s swb, n·m/s vwb, % ewb, % 40h + br.azh.9-4, motor oil м-10g2к, еu= 3,6·1014 j/m3, кf = 6,25 m -1 1300 (i) 1200 (i) 200 16,6 8,3 40h + br.azh.9-4, motor oil м-10g2к, еu= 3,6·1014 j/m3, кf = 12,5 m -1 1900 1700 (i, f) 300 17,6 11,7 40h + br.azh.9-4, motor oil м-10g2к, еu= 3,6·1014 j/m3, кf = 22,6 m -1 2300 2000 ( f) 400 20,0 15,0 40h + br.azh.9-4, кf = 12,5 m -1, hydraulic oil мg-15v, (еu= 2,43·10 14 j/m3) 850 1000 ( f) 200 20,0 15,0 40h + br.azh.9-4, кf = 12,5 м -1, motor oil м-10g2к, (еu= 3,6·10 14 j/m3) 1900 1700 (i, f) 300 17,6 11,7 40h + br.azh.9-4, кf = 12,5 m -1, transmission oil tsp-15к, (еu= 4,18·10 14 j/m3). 2600 2350 (i) 350 14,8 10,6 steel 40h+ steel 40h, (rsтs(max) = 326,7; m 1); кf = 12,5 m -1, motor oil м-10g2к, еu= 3,6·1014 j/m3 1300 1150 ( f) 250 21,7 13,0 steel 40h+ br.azh.9-4, (rsтs(max) = 436,0; 1/m); кf = 12,5 m -1, motor oil м-10g2к, еu= 3,6·10 14 j/m3 1900 1700 (i, f) 300 17,6 11,7 steel 40h+ lmcska 58-2-2-1-1, (rsтs(max) = 460,9; 1/m), кf = 12,5 m -1, motor oil м10g2к, еu= 3,6·10 14 j/m3 1950 1800 (i, f) 300 16,6 8,3 tribosystem №1: steel 40h+ steel 40h, (rsтs(max) = 326,7; m -1), кf = 6,25 m -1, hydraulic oil мg – 15v, (еu= 2,43·10 14 j/m3), q0 = 1,12·10 10 j/m3. 650 750 ( f) 150 20,0 13,3 tribosystem №2: steel 40h+ br.azh.9-4, (rsтs(max) = 436,0; 1/m); кf = 12,5 m -1, motor oil м-10g2к, еu= 3,6·10 14 j/m3, q0 = 5,5·10 10 j/m3. 1900 1700 (i, f) 300 17,6 11,7 tribosystem №3: steel 40х+ lmcska 582-2-1-1, (rsтs(max) = 460,9; m -1), кf =14,5, m-1; transmission oil tsp-15к, еu= 4,18·1014 j/m3, q0 = 7,69·10 10 j/m3. 3100 2900 (i) 350 12,0 10,3 46 problems of tribology loss of stability of the tribosystem when using hydraulic oil mg 15v occurs when loading wb(ex) = 1000 n·m/s, by the coefficient of friction. with increasing tribological properties of the lubricating medium to еu = 4,18·10 14 j/m3 (transmission oil tsp 15k), the stability limit of the tribosystem increases to values wb(ex) = 2350 n·m/s. loss of stability occurs according to the parameter of wear rate. the results of experimental studies of changes in the value of the external influence on the tribosystem in which there is a loss of stability when changing the rheological properties of the structure of bound materials in the tribosystem rsтs(max), [13], presented in the third block of the table 1. the results are presented for the tribosystem: coefficient form кf = 12,5 m -1; roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm=0,4 mm. lubricating medium motor oil м – 10g2к, (еu= 3,6·10 14 j/m3). the following was chosen as the changing factor: "steel 40h + steel 40h", (rsтs(max) = 326,7; 1/m); "steel 40h + br.azh.9-4", (rsтs(max) = 436,0; 1/m); "steel 40h + lmcska 58-2-2-1-1", (rsтs(max) = 460,9; 1/m). increasing the rheological properties of bound materials in the tribosystem from rsтs(max) = 326,7 m -1 to rsтs(max) = 460,9 m -1 contributes to the expansion of the range of robustness of tribosystems, both in terms of wear rate and friction coefficient. the following values were obtained for these parameters. when using the tribosystem "steel 40h + steel 40h", burr occurs at wb(ex) = 1150 n·m/s by the coefficient of friction. when using tribosystems with connected materials "steel 40h + br.azh.9-4" and "steel 40h + lmcska 58-2-2-1-1", loss of stability on the parameter of the coefficient of friction and wear rate does not differ and increases to the value wb(ex) = 1700 1800 n·m/s. the results of experimental studies of changes in the value of the external influence on the tribosystem in which there is a loss of stability when changing all the above factors, which can be taken into account by the value of the quality factor of the tribosystem q0, presented in the fourth block of table 1. determination of the quality factor of the tribosystem is given in the paper [14]. the results are presented for three tribosystems. 1. tribosystem №1: "steel 40h + steel 40h", (rsтs(max) = 326,7; m -1); кf =6,25, m -1; lubricating medium еu= 2,43·10 14 j/m3, (мg-15v). roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm=0,4 mm. the magnitude of the quality factor of the tribosystem q0 = 1,12·10 10 j/m3. 2. tribosystem №2: "steel 40h + br.azh.9-4", (rsтs(max) = 436,0; m -1); кf =12,5, m -1; lubricating medium еu= 3,6·10 14 j/m3, (м-10g2к). roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm=0,4 mm. the magnitude of the quality factor of the tribosystem q0 = 5,5·10 10 j/m3. 3. tribosystem №3: "steel 40h + lmcska 58-2-2-1-1", (rsтs(max) = 460,9; m -1); кf =14,5, m -1; lubricating medium еu= 4,18·10 14 j/m3, (tsp-15k). roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm=0,4 mm. the magnitude of the quality factor of the tribosystem q0 = 7,69·10 10 j/m3. increasing the value of the quality factor of the tribosystem, which also takes into account the coefficient of form, tribological properties of lubricating medium, rheological properties of connected materials in the tribosystem, thermal conductivity of materials of movable and fixed triboelements, loading and speed of sliding, from values q0 = 1,12·10 10 j/m3, (tribosystem №1), to q0 = 7,69·10 10 j/m3, (tribosystem №3), contributes to the expansion of the range of robustness, both in terms of wear rate and the parameter of the coefficient of friction. loss of stability when using the design of the tribosystem №1 occurs at the value of external influences wb(ex) = 750 n·m/s by the coefficient of friction. as the quality factor increases (tribosystem №3), the stability limit of the tribosystem increases to values wb(ex) = 2900 n·m/s by the wear rate parameter. the results of experimental studies suggest that not all designs of tribosystems lose stability in terms of the coefficient of friction, i.e. after the appearance of burr friction surfaces. there are options when the loss of stability occurs due to accelerated wear of materials. the experimental data shown in table 1, obtained at the time of loading of the tribosystem equal to 20 s. with this value of the load time, the dynamics coefficients correspond to the minimum values: kd(f)=3,42; kd(i)=4,37, formulas (4) and (5). when the load time decreases, up to 1 s., the coefficients increase significantly, for example: kd(f)=6,4; kd(i)=7,38. figure 1 presents the theoretical dependences of changes in the coefficients of dynamism of different structures of tribosystems on the parameters of the coefficient of friction and wear rate on the value of the load time. experimental dependences of the influence of dynamism coefficients on the value of the limit of loss of stability (burr or accelerated wear) are presented in fig..2. the results of checking the modeling error and the coefficient of variation of the obtained experimental values when changing the magnitude of the external influence on the tribosystem, in which there is a loss of stability of different structures of tribosystems, allow us to draw the following conclusions. calculation of the error in determining the limit of stable operation of tribosystems according to the formula (10) when changing the shape factor of tribosystems allows us to say that the error value is equal to ew= 8,3 15,0%, at the coefficient of variation vw= 16,6 20,0%. as follows from the obtained results, increasing the coefficient of shape leads to an increase in modeling error. problems of tribology 47 fig. 2. dependences of change of coefficients of dynamics of loading kd different designs of tribosystems from the value of the load time tl: 1 – by the coefficient of friction; 2 – by the wear rate parameter fig. 3. dependences of change of size of limit of loss of stability of various designs of tribosystems wb from the value of the load factors kd: 1 – tribosystem №1; 2 – tribosystem №2; 3 – tribosystem №3 the calculation of the error in determining the limit of stable operation of tribosystems when changing the tribological properties of the lubricating medium allows us to say, that the value of the simulation error is within ew= 10,6 15,0%, at the coefficient of variation vw= 14,8 20,0%. greater error is inherent in the use of lubricating media with low values of tribological properties. comparison of experimental results with modeling results at change of rheological properties of the connected materials in a tribosystem allows to assert, that the error value is within ew= 8,3 13,0%, at the coefficient of variation vw= 16, 21,7%. greater error is inherent in the use of bonded materials with low values of rheological properties. comparison of experimental results with simulation results when changing all the above factors, which can be taken into account by the quality factor of the tribosystem q0, allow to state that the value of modeling error is within ew= 10,3 13,3%, at the coefficient of variation vw= 12, 20,0%. greater error is inherent in the use of tribosystems with low quality values. the introduction of coefficients of dynamism (4) and (5) in the calculated expressions for determining the robustness of tribosystems (6) and (7) reduces the modeling error. conclusions an experimental test of modeling the limits of stable operation of various structures of tribosystems (robustness criteria) in the conditions of maximum lubrication, which were developed in [1]. the results of the experimental test confirmed the previously concluded conclusion that not all structures of tribosystems lose stability in terms of the coefficient of friction, i.e. the appearance of burrs on the surfaces of the friction. at low values of the coefficient of shape and low values of the quality factor of the tribosystem, the loss of stability occurs due to accelerated wear of materials. expressions for calculation of criteria of robustness of tribosystems taking into account speed of change of loading on tribosystem are received. the rate of change of load is taken into account by the coefficients of dynamism, which are obtained taking into account the right-hand side of the differential equation of the dynamics of the tribosystems. analysis of the obtained theoretical results on the assessment of the robustness of tribosystems and their comparison with the results of the experiment, allow us to state that the obtained conditions of stable operation of tribosystems (robustness criteria) in the form of expressions (6) and (7), allow theoretically, with error 10,3 13, 3%, define the limits of sustainable work. criteria for robustness of the tribosystem by wear rate and friction coefficient should be used in the design of tribosystems. by changing the design and technological parameters of the structure, it is possible to ensure the operation of the tribosystem, which is designed in a given load-speed range without damage and with a margin of safety. references 1. vojtov v., voitov a. simulation of boundaries of tribosystems functioning in the conditions of border oiling // problems of friction and wear, 2021, №. 4 (93). – pp. 58-69. https://doi.org/10.18372/03702197.4(93).16262 [ukraine] 2. shapovalov v.v., sladkovski a., erkenov a.ch. aktual'nyye zadachi sovremennoy tribotekhniki i puti ikh resheniya / izvestiya vysshikh uchebnykh zavedeniy. mashinostroyeniye, 2015, №1(658), s. 64-75. [russian] 48 problems of tribology 3. ozyabkin a.l. dinamicheskiy monitoring tribosistemy «podvizhnoy costav–put'» / vestnik rgups, 2011, № 2, s. 35–47. [russian] 4. ozyabkin a.l., kolesnikov i.v. metody povysheniya nadezhnosti rez'bovykh soyedineniy tormoznykh sistem vagonov / vestnik rgups, 2011, № 4, s. 66–75. [russian] 5. ozyabkin a.l., kolesnikov i.v., kharlamov p.v. monitoring tribotermodinamiki friktsionno-go kontakta mobil'noy tribosistemy / treniye i smazka v mashinakh i mekhanizmakh, 2012, № 3, s. 25–36. [russian] 6. ozyabkin a.l. teoreticheskiye osnovy dinamicheskogo monitoringa friktsionnykh mobil'nykh sistem / treniye i smazka v mashinakh i mekhanizmakh, 2011, № 10, s. 17–28. [russian] 7. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya i iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosisteme. // problemi tribologii. – 2015. № 1. – s. 49-57. [russian] 8. voitov a. structural identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems under conditions of boundary lubrication / problems of tribology, 2021, v. 26(2/100), p. 26-33. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 [english] 9. voitov a. parametric identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication / problems of tribology, 2021, v. 27(3/101), p. 6-14. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-6-14 [english] 10. vojtov v.a., bazderkin v.a. universal'naya mashina treniya / treniye i znos, 1992, t.13, №3, s.501506. [russian] 11. vojtov v.a., fenenko k.a., voitov a.v. metodyka diahnostuvannya riznykh konstruktsiy trybosystem metodom akustychnoyi emisiyi // problemy tertya ta znoshuvannya. 2021. – №. 2 (91). – s.18-26. doi: 10.18372/0370-2197.2(91).15525 [ukraine] 12. vojtov v.a. printsipy konstruktivnoy iznosostoykosti uzlov treniya gidromashin / v.a. voy-tov, o.m. yakhno, f.kh. abi saab – k.: nats. tekhn. un-t «kiyev. politekhn. in-t», 1999. – 190 s. [russian] 13. voitov a. v. zalezhnosti zminy reolohichnykh vlastyvostey struktury spoluchenykh materialiv u trybosystemi pid chas prypratsyuvannya // problemy tertya ta znoshuvannya. 2020. – №. 3 (88). – s. 71-78. http://dx.doi.org/10.18372/0370-2197.3(88).14921 [ukraine] 14. vojtov v.a., voitov a.v. assessment of the quality factor of tribosystems and it’s relationship with tribological characteristics // problems of tribology, v. 25, no 4/98 – 2020, 20-26. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-20-26 [english] problems of tribology 49 войтов а.в. параметрична ідентифікація математичної моделі функціонування трибосистем в умовах граничного мащення у роботі представлена експериментальна перевірка моделювання меж стійкого функціонування різних конструкцій трибосистем (критеріїв робастності) в умовах граничного мащення. результати експериментальної перевірки підтвердили зроблений раніше висновок, що не всі конструкції трибосистем втрачають стійкість за параметром коефіцієнта тертя, тобто по появі задиру поверхонь тертя. при низьких значеннях коефіцієнта форми та низьких значеннях добротності трибосистеми, втрата стійкості настає за прискореним зношуванням матеріалів. отримано вирази для розрахунку критеріїв робастності трибосистем з урахуванням швидкості зміни навантаження на трибосистему. швидкість зміни навантаження враховується коефіцієнтами динамічності, які отримано з урахуванням правої частини диференціального рівняння динаміки функціонування трибосистем. аналіз отриманих теоретичних результатів з оцінки робастності трибосистем та їх зіставлення з результатами експерименту, дозволяють стверджувати, що отримані умови сталої роботи трибосистем (критерії робастності) дозволяють теоретичним шляхом, з похибкою 10,3 13, 3 %, визначити межі стійкої роботи. критерії робастності трибосистеми за швидкістю зношування і за коефіцієнтом тертя необхідно застосовувати при проектуванні трибосистем. ключові слова: трибосистема; математична модель; диференційне рівняння; параметрична ідентифікація; коефіціент посилення; постійна часу; граничне мастило; добротність трибосистеми; швидкість роботи дисипації copyright © 2023 a. v. voitov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 44-55 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-44-55 mathematical model of running-in of tribosystems under conditions of boundary lubrication. part 2. simulation results a.v. voitov state biotechnological university, kharkiv, ukraine e-mail: k1kavoitov@gmail.com received: 05 may 2023: revised:27 may 2023: accept:08 june 2023 abstract the paper presents the results of mathematical modeling of tribosystems running-in processes when various factors are changed: design parameters of tribosystems, which are taken into account by the form factor; tribological properties of the lubricating medium; rheological properties of composite materials in the tribosystem; roughness of friction surfaces; load and sliding speed. by comparing the theoretically obtained results, by modeling according to the developed models, with experimental data, it was established that the mathematical model adequately reflects the running-in processes taking into account the changes in constructive, technological and operational factors. applying the cochrane criterion, it was established that the obtained experimental results are homogeneous and reproducible. the maximum value of the coefficient of variation of the values of the volumetric wear rate and the coefficient of friction is within the limits v = 12,3 26,5%. the value of the simulation error is within the limits v = 7,7 12,9%. a rating of factors that maximally affect the processes of running-in of tribosystems in the conditions of extreme lubrication has been obtained. in the first place is the roughness of the friction surfaces, the coefficient of variation v = 26,5%. in the second place – the load on the tribosystem during running-in, the coefficient of variation v = 20,8%. in third place is the value of sliding speed during running-in, the coefficient of variation v = 18,6%. the conclusion made must be taken into account when developing a rational program for running-in tribosystems in conditions of extreme lubrication. the methodical approach of applying the acoustic emission method in the study of tribosystem running-in processes is presented. it is proved in the work that in order to determine the volume rate of wear during tribosystem running-in, it is necessary to register and analyze the fourth cluster from the general acoustic emission signal. the sources of signal generation of the fourth cluster are microcutting and plastic deformation of protrusions of the roughness of the friction surface, which is characteristic of the first stages of running-in. key words: tribosystem; practice; mathematical model of training; marginal lubrication; form factor; tribological properties of the lubricating medium; rheological properties of composite materials; wear rate; coefficient of friction introduction to date, in the literature there are many definitions of the process of running tribosystems. running-in is a non-stationary initial transient process of friction in tribosystems, which results in adaptation of the contacting surfaces and a gradual transition to a stationary process by reducing and stabilizing the values of wear rate, friction coefficient and temperature. it should be noted that even with minor changes in loading conditions, lubricating medium or other friction conditions, the running-in surfaces will go through the stage of repeated (secondary) running-in. the surfaces of tribosystems will adapt to new working conditions. the most effective tool for studying the running-in processes of tribosystems is mathematical modeling. a large number of mathematical models of such processes have been developed, but their application is limited for the following reasons. firstly, a large error in modeling the parameters of the running-in process, for example, wear per run-in, run-in completion time. secondly, the presence of an oscillatory process of wear rate and friction coefficient during running-in. the instability of such parameters reduces the adequacy of the developed models to experimental data, increases the simulation error. there is an opinion among researchers that the running-in of http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-44-43 mailto:k1kavoitov@gmail.com problems of tribology 45 tribosystems has an individual trajectory and depends on design, technological and operational factors. in our opinion, it is this triad of factors that should be taken into account when developing models and modeling the processes of running-in of tribosystems. literature review authors of the work [1] note that running-in plays an important role in the further operation of machines. this is a transient process involving a complex interaction between friction, lubrication, surface roughness, plastic deformation, and run-in wear. the running-in process involves changing key tribological parameters such as surface roughness, coefficient of friction and wear rate, which tend towards a steady state. this article provides a comprehensive review of the literature on the subject, covering both experimental and analytical developments to date. in work [2] it is proposed to represent the running-in process of the tribosystem as a time series of friction coefficients and the corresponding attractors. due to the complexity and nonlinearity of tribosystems, friction attractors exist in multidimensional phase spaces. this makes it possible to visualize the phase trajectory of a complex running-in process. the authors compared and analyzed three methods for visualizing multidimensional datasets. differences in the results of identification between the temporal and phase-spatial regions are shown. which indicates that recognition of the state of run-in results based on friction-induced attractors is more accurate. according to the authors of the work [3] the quality of the running-in can be improved by optimizing the process parameters (load, sliding speed and running-in time). the authors analyzed the relationship between the quality of running-in and the parameters that affect the running-in. based on the analysis, it was concluded that the principles for choosing the running-in parameters for various designs of tribosystems differ. the processing steps are also different. the authors of the work do not provide systemic recommendations on the choice of running-in stages and running-in parameters at these stages. however, it is positive, in our opinion, that the running-in process should be divided into stages and have different optimal parameters for each stage. authors of the work [4] note that numerical simulation is a powerful tool for estimating running-in wear. the modeling of the surface topography is taken into account in the form of contact pressure curves on the roughness ridges and, accordingly, wear values dependent on the contact pressure. to confirm the simulation results, the authors present the results of the experiment. it has been experimentally confirmed that taking into account the surface topography is a significant factor influencing the running-in process. a similar approach was used by the authors of the works [5, 6], where the significant factors are the surface roughness parameters [5], contact pressure [6]. in work [7] it is noted that the running-in of tribosystems must be performed at different loads and different sliding speeds. the authors of the work showed that the use of a multi-stage process in the running-in process reduces the running-in time and improves its quality. the authors present simulation results that allow making predictions on the choice of running-in modes. a similar approach is presented in the work [8]. the authors developed and substantiated the structure of the tribosystems running-in program, which consists of two modes. the first mode is called the adaptation of the tribosystem to external conditions. the second mode is called the trainability and trainability of the tribosystem. the paper presents the transient characteristics of the running-in of tribosystems, which make it possible to establish the relationship between the design of the tribosystem, rational loading modes, running-in time and wear for running-in. the practical significance of the work is to minimize the running-in time and wear during the running-in period. in work [9] the methodical approach was further developed in obtaining mathematical models that describe the running-in of tribosystems under boundary lubrication conditions. the structural and parametric identification of the tribosystem as an object of simulation of running-in under conditions of extreme lubrication was carried out. it has been established that the processes of running-in of tribosystems are described by a second-order differential equation and, unlike the known ones, take into account the limit of loss of stability (robustness reserve) of tribosystems. it is shown that the processes of running-in of tribosystems depend on the type of the magnitude of the input influence on the tribosystem, the first and second derivatives. this allows us to state that the runningin processes of the tribosystem will effectively take place when the input action (load and sliding speed) will change in time and have fluctuations with positive and negative acceleration of these values from the set (program) value. this requirement corresponds to the running-in program "at the border of seizing". summing up the analysis of works devoted to the processes of running-in modeling, we can make a platoon about the inconsistency of opinions about the choice of significant factors affecting the process. a reasonable choice and ranking of factors, according to their degree of importance, will allow to justify the runningin regimes and reduce wear during running-in and running-in time. the following are subject to study as significant factors: the design of the tribosystem; lubricating medium; the structure of conjugated materials in the tribosystem; roughness of friction surfaces; load and sliding speed. this article is a continuation of the work [9], where the mathematical model of the running-in process was obtained. the ranking of factors will allow us to develop a program for the effective running-in of various designs of tribosystems, which will be a continuation of this work. purpose 46 problems of tribology the purpose of this study is to simulate the running-in processes of various designs of tribosystems, experimentally determine the simulation error and build a rating of factors that affect the running-in efficiency. methods in work [9] structural and parametric identification of the tribosystem as an object of simulation of run-in under conditions of extreme lubrication. it has been established that the processes of running-in of tribosystems are described by a second-order differential equation and, unlike the known ones, take into account the limit of loss of stability (robustness reserve) of tribosystems. modeling the running-in process depends on the following values: input impact on the tribosystem wi, (the power supplied to the tribosystem) is determined by the formula given in the work [10]; the maximum value of the input impact, when there is accelerated wear of tribosystem materials, or burr of friction surfaces, wb, is determined by the formula given in the work [10]; speed of dissipation in the tribosystem wтr, is determined by the formula given in the work [10]; the maximum value of the q-factor of the tribosystem qmax during the run-in time, is determined by the formula given in the work [11]; the design parameters of the tribosystem are taken into account by the form factor кf, is determined by the formula given in the work [11]; given value of the coefficient of thermal conductivity of triboelement materials аred, is determined by the formula given in the work [11]; rheological properties of the structure of composite materials in the tribosystem rsтs, is determined by the formula given in the work [11]. the solution for the given in the work [9] of the differential equation when modeling the volumetric rate of wear, there is the following expression:                     )sin(cos)()(1)( 3,0 20 tatеtккiti ii t t d st i i i   , (1) where ist – the value of the wear rate of the tribosystem after running-in (stationary mode) is determined by the expression given in the work [12]. the solution for the given in the work [9] of the differential equation when modeling the friction coefficient has the following expression:                     )sin(cos)()(1)( 3,0 20 tatеtккftf ff t t d st f f f   , (2) where fst – the value of the friction coefficient of the tribosystem after running-in (stationary mode) is determined by the expression given in the work [12]; k0 and k2 – gain coefficients are calculated according to the formulas given in the works [9, 13]; λ – exponent, which takes into account the change in the constant т3, as a function of run-in time, a dimensionless quantity, is calculated according to the formula given in the paper [9]; t – run-in time, which varies from zero to completion of the run-in process, dimension second; di and df decrements of damping of oscillations during run-in for modeling the volumetric rate of wear and friction coefficient, the formulas for calculation are given in the work [9]; ti and tf time constants of the tribosystem for modeling the volumetric rate of wear during run-in and the friction coefficient, the formulas for calculation are given in the work [9]; υi and υf frequency of oscillations for modeling the volume rate of wear during run-in and the coefficient of friction, the formulas for calculation are given in the work [9]; ai and af the amount of deviation of the volume rate of wear from the current value during the oscillating process for modeling the volume rate of wear during run-in and the coefficient of friction, the formulas for calculation are given in the work [9]. results applying formulas (1) and (2), we will simulate the processes of running-in of tribosystems over time when the following input factors are changed: problems of tribology 47 geometric dimensions of the tribosystem, which are taken into account by the form factor кf, 1/m; tribological properties of the lubricating medium еu, j/m 3; rheological properties of the structure of combined materials in the tribosystem rsтs, 1/m; roughness of friction surfaces ra, m; load, n; sliding speed, m/s. to use the developed mathematical model of the running-in of tribosystems, it is necessary to evaluate the reproducibility and adequacy of the results obtained theoretically and experimentally, as well as the modeling error. to determine the rate of wear in the process of running in tribosystems (in online mode), we will use the conclusions of the work [14]. the purpose of this study is to develop a methodology for diagnosing various structures of tribosystems with the justification of informative frequencies and amplitudes when recording acoustic emission (ae) signals from the friction zone. in the paper, it is proved that in order to determine the volumetric rate of wear during tribosystem running-in, it is necessary to register and analyze the fourth cluster from the general acoustic emission signal. the fourth cluster is a packet of ae signals, which is characterized by emissions of large amplitudes, the value of which exceeds the average value of the amplitudes of the first (basic) cluster к1 in 3.91 ... 4.6 times. sources of cluster signal generation к4 are: microcutting and plastic deformation of protrusions of friction surface roughness, which is characteristic of the first stages of running-in. in work [14] the sequence in the construction of the method of diagnosing tribosystems during runningin is formulated. 1. from the analysis of the design documentation, the materials from which the triboelements are made are determined (modulus of elasticity and poisson's ratio), as well as the roughness parameters of the friction surfaces (ra, sm) and the value of the smaller friction area of one of the triboelements fmin. 2. from the analysis of operating conditions, the operating mode of the tribosystem is determined (load and sliding speed). 3. according to the formulas given in [14], the rate of deformation of the triboelement material and the informative frequency that the triboelement will generate during the run-in process are determined. calculations of the informative frequency must be performed for the triboelement material on which the piezo element will be installed. 4. taking into account the noise coming from the equipment, the cluster k1 in the frame is determined, as well as the sufficiency of the length of the frame being registered. the sufficiency of the frame length is established using the value of the autocorrelation coefficient, the calculation method of which is presented in [14]. 5. according to the formulas presented in [14], the values of the informative amplitudes of the k4 cluster are determined. 6. according to the formulas given in [14], the values of the peak factors of the ae signal from the friction zone of tribosystems are determined and a relationship is established with the numerical values of the rate of wear during running-in the peak factor of the k4 cluster. to perform an experimental verification of the modeling results with experimental data, an experimental setup with a ring-ring contact kinematic scheme was used. the block diagram of the experimental equipment for registration and processing of ae signals from the friction zone is presented in fig. 1. fig. 1. block diagram of the experimental equipment for registration and processing of ae signals: 1 moving triboelement; 2 fixed triboelement; n load the ae signal from the friction zone is registered by a broadband sensor gt300 (100 800 khz), fig. 1, which was installed on a stationary triboelement, was transmitted to the amplifier, then, in analog form, to the pv6501 usb oscilloscope, which performs the functions of an analog-to-digital converter and a spectrum frequency analyzer at the same time. after processing in the usb oscilloscope, the signal in digital code enters the computer, where it is processed by special software. 48 problems of tribology the lower bandwidth of the signal is 50 khz, which does not allow recording signals from test equipment (friction machines). the upper bandwidth of the signal is 1,5 mhz. usb oscilloscope bandwidth, fig. 1, is 20 mhz, which is many times higher than the selected working bandwidth of the signal. thus, with the help of lowand high-frequency filters, the ae signal from the friction zone in the band 50 1500 khz was recorded and analyzed in the conducted studies. the usb oscilloscope works in standby mode and is started on command for the registration time, the registration time is 1×10-3 s. this time was chosen based on the analysis of the ae signal at a steady state using the autocorrelation function [14]. when checking the homogeneity of variances of selected frames of ae signals in the tribosystem run-in mode, as well as the reproducibility of results from frame to frame, the iso 5725 standard recommends using the cochran criterion. the cochran criterion allows you to compare the homogeneity of dispersions of the results of the analysis of ae signals from different frames. the degree of variability of the results of measurements of ae signals for different designs of tribosystems and their operating conditions was estimated using the coefficient of variation [14]. the root-mean-square absolute deviation for the volumetric wear rate and friction coefficient was calculated according to the formulas given in the iso 5725 standard. the experimental sample arrays for volumetric wear rate and friction coefficient were checked for compliance with the normal distribution law. the results of experimental studies according to the investigated factors and levels of variation were checked for homogeneity and reproducibility from experiment to experiment according to the cochrane criterion. adequacy of theoretical values obtained by expressions (1) and (2) with experimental data was checked using fisher's f-test. for this purpose, adequacy variances and reproducibility variances were calculated. in fig. 2 and fig. 3 shows the theoretical and experimental dependences of tribosystem run-in (the value of the change in volumetric wear rate and friction coefficient) over time when the shape coefficient kf of the tribosystem changes. the shape coefficient of the tribosystem was changed due to the friction area ffr stationary triboelement. tribosystem "steel 40x+br.azh 9-4", lubricating medium engine oil м-10g2к (еu= 3,6·10 14j/m3). roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm = 0,4 mm. the tests were carried out on three designs of "ringring" tribosystems, where the area of the fixed, bronze triboelement was: ffr= 0,00006 m 2, (кf=5 m -1); ffr= 0,00015 m2, (кf=12,5 m -1); ffr= 0,00024 m 2, (кf=20 m -1). the area of the movable triboelement, steel 40x, in all three designs was fmax =0,0003 m 2. load n = 1500 n; sliding speed vsl = 0,5 m/s. the results of the obtained array of experimental values allow us to draw a conclusion about the significant influence of the shape factor of the tribosystem on the nature of running-in. a small value of the shape factor of the tribosystem shortens the running-in time, but increases the volumetric rate of wear and the coefficient of friction. conversely, an increase in the shape factor of the tribosystem makes the running-in process take longer, but the values of the volumetric wear rate and the friction coefficient decrease. fig. 2. dependences of changes in the volume rate of wear during the running-in of tribosystems with different shape factors кf: 1 – кf=5 m-1; 2 – кf=12,5 m-1; 3 – кf=20 m-1 problems of tribology 49 fig. 3. dependencies of the change in the friction coefficient during the running-in of tribosystems with different form factors кf: 1 – кf=5 m-1; 2 – кf=12,5 m-1; 3 – кf=20 m-1 comparison of estimated values of the cochrane criterion ge and table values gt, for the given conditions of the experiment, allows us to assert that the obtained experimental results are homogeneous and reproducible. the calculation of the coefficient of variation and the modeling error of the tribosystem running-in process when the shape factor changes from the minimum value to the maximum, for the given conditions of the experiment, shows that the coefficient of variation is v = 15,7%, and the modeling error does not exceed е = 7,7%, the second constructive factor characterizing the tribosystem is the tribological properties of the lubricating medium, еu. in fig. 4 and fig. 5 shows the theoretical and experimental dependences of lubrication of tribosystems over time with different lubricating media: hydraulic oil мg–15v (еu= 2,43·10 14 j/m3); motor oil м–10g2к (еu= 3,6·10 14 j/m3); transmission oil тsp-15к (еu= 4,18·10 14 j/m3). conditions of the experiment. combined materials in the tribosystem: steel 40x+br.azh 9-4. roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm = 0,4 mm. kinematic scheme of the "ring-ring" tribosystem, shape factor of the tribosystem кf = 12,5 m -1; load n = 1500 n; sliding speed vsl = 0,5 m/s. comparison of estimated values of the cochrane criterion ge and table values gt, for the given conditions of the experiment, allows us to assert that the obtained experimental results are homogeneous and reproducible. the presented results of experimental studies confirm the results of modeling and allow us to draw a conclusion about the significant influence of the tribological properties of the lubricating medium on the runningin time and the volume rate of wear and the coefficient of friction. the coefficient of variation is constant and is at the level v = 12,3%, the modeling error does not exceed е = 8,9%, fig. 4. dependencies of changes in the volumetric rate of wear during the running-in of tribosystems with different lubricating media еu: 1 hydraulic oil мg–15v (еu= 2,43·1014 j/m3); 2 motor oil м – 10g2к (еu= 3,6·1014 j/m3); 3 transmission oil тsp-15к (еu= 4,18·1014 j/m3) 50 problems of tribology fig. 5. dependencies of the change in the friction coefficient during the run-in of tribosystems with different lubricating media еu: 1 hydraulic oil мg–15v (еu= 2,43·1014 j/m3); 2 motor oil м – 10g2к (еu= 3,6·1014 j/m3); 3 transmission oil тsp-15к (еu= 4,18·1014 j/m3) the third constructive factor that characterizes the tribosystem is the combination of materials of moving and stationary triboelements. in fig. 6 and fig. 7 presents the theoretical and experimental values of the change in the running-in time (the value of the change in the volumetric rate of wear and the coefficient of friction) for different combinations of materials in the tribosystem. the following designs of tribosystems were tested: steel 40x + steel 40x, (rsтs=249,9 m -1); steel 40x + vch 70, (rsтs=309 m -1); steel 40x + br.azh 9-4, (rsтs=332,5 m-1). for all designs, the moving triboelement was made of steel 40x (hrc 52-54). fig. 6. dependencies of the change in the volumetric rate of wear during the running-in of tribosystems with different composite materials rsтs: 1 – steel 40x + steel 40x, (rsтs=249,9 m-1); 2 steel 40x + vch 70, (rsтs=309 m1); 3 steel 40x + br.azh 9-4, (rsтс=332,5 m-1) fig. 7. dependencies of the change in the friction coefficient during the running-in of tribosystems with different combined materials rsтs: 1 – steel 40x + steel 40x, (rsтs=249,9 m-1); 2 steel 40x + vch 70, (rsтs=309 m1); 3 steel 40x + br.azh 9-4, (rsтs=332,5 m-1) problems of tribology 51 conditions of the experiment. the lubricating medium is motor oil м-10g2к. (еu= 3,6·10 14j/m3). roughness of friction surfaces rа = 0,2 micron; sm = 0,4 mm. kinematic diagram of "ring-ring" tribosystems, tribosystem form factor кf = 12,5 m -1; load n = 1500 n; sliding speed vsl = 0,5 m/s. comparison of estimated values of the cochrane criterion ge and table values gt, for the given conditions of the experiment, allows us to assert that the obtained experimental results are homogeneous and reproducible. the results of the obtained array of experimental values allow us to draw a conclusion about the significant influence of composite materials in the tribosystem on the dependence of tribosystem run-in. little value of rheological properties of combined materials and tribosystem rsтs increases break-in time and increases volumetric wear rate and friction coefficient. conversely, an increase in size rsтs reduces the running-in time and reduces the values of the volumetric rate of wear and the coefficient of friction. calculation of the coefficient of variation and the modeling error of the tribosystem running-in process when the rheological properties of the combined materials in the tribosystem change rsтs, shows that the coefficient of variation is v = 18,4%, and the modeling error does not exceed е = 10,3%. technological factors that affect the change of running-in dependencies are represented by the parameters of the roughness of the friction surfaces (ra, sm) moving and fixed triboelements. in fig. 8 and fig. 9 presents the theoretical and experimental values of the change in the volumetric rate of wear and the friction coefficient during the run-in of tribosystems with different values of the roughness of the friction surfaces (ra, sm). conditions of the experiment. combined materials in the tribosystem: steel 40x+br.azh 9-4. kinematic diagram of "ring-ring" tribosystems, tribosystem form factor кf = 12,5 m -1; load n = 1500 n; sliding speed vsl = 0,5 m/s. roughness of friction surfaces: ra = 0,16 micron; ra = 0,2 micron; ra = 0,24 micron. average pitch of inequalities: sm=0,4 mm. comparison of estimated values of the cochrane criterion ge and table values gt, for the given conditions of the experiment, allows us to assert that the obtained experimental results are homogeneous and reproducible. fig. 8. dependencies of the change in the volumetric rate of wear during the run-in of tribosystems for different values of the roughness of the friction surfaces ra: 1 – ra = 0,16 micron; 2 – ra = 0,2 micron; 3 – ra = 0,24 micron fig. 9. dependencies of the change in the friction coefficient during the running-in of tribosystems for different roughness values on the friction surfaces ra: 1 – ra = 0,16 micron; 2 – ra = 0,2 micron; 3 – ra = 0,24 micron 52 problems of tribology the results of experimental studies confirm the results of modeling and allow us to draw a conclusion about the significant influence of the roughness of the friction surfaces on the character of the tribosystems' running-in. when changing the value ra = 0,16 micron to the size ra = 0,24 micron, the coefficient of variation increases from the value v = 4,5% to the size v = 26,5%. the value of the modeling error in the entire range of studies is е = 12,5%. operating factors that affect the nature of tribosystems running-in are expressed through parameters: load and sliding speed. fig. 10. dependencies of the change in the volumetric rate of wear during tribosystem running-in for different load values n: 1 – n = 750 n; 2 n = 1500 n; 3 n = 2250 n fig. 11. dependencies of the change in the friction coefficient during the tribosystem running-in for different load values n: 1 – n = 750 n; 2 n = 1500 n; 3 n = 2250 n in fig. 10 and fig. 11 presents the theoretical and experimental values of the change in the character of the tribosystem run-in when the load n changes, and fig. 12 and fig. 13 when changing the sliding speed vsl. fig. 12. dependencies of the change in the volumetric rate of wear during tribosystem running-in for different values of the sliding speed vsl: 1 – vsl = 0,2 m/s; 2 – vsl = 0,5 m/s; 3 – vsl = 0,8 m/s problems of tribology 53 conditions of the experiment. combined materials in the tribosystem: steel 40x+br.azh 9-4. kinematic diagram of "ring-ring" tribosystems, tribosystem form factor кf = 12,5 m -1. lubricating medium motor oil м – 10g2к (еu= 3,6·10 14 j/m3). fig. 13. dependencies of the change in the friction coefficient during tribosystem running-in for different sliding speed values vsl : 1 – vsl = 0,2 m/s; 2 – vsl = 0,5 m/s; 3 – vsl = 0,8 m/s roughness of friction surfaces: ra = 0,2 micron; average step of inequalities: sm = 0,4 mm. load n = 750; 1500; 2250 n; sliding speed vsl = 0,2; 0,5; 0,8 m/s. comparison of estimated values of the cochrane criterion ge and table values gt, for the given conditions of the experiment, allows us to assert that the obtained experimental results are homogeneous and reproducible. the results of experimental studies confirm the significant influence of load and sliding speed on the nature of tribosystems' running-in. an increase in the amount of load contributes to a decrease in the running-in time, which is positive, but it increases the volume rate of wear, fig. 10, and the coefficient of friction, fig. 11. the coefficient of variation of the values of the volumetric wear rate and the coefficient of friction increases from the value v = 6,4% to the size v = 20,8%. the value of the modeling error in the entire range of studies is е = 11,7%. when changing the value of the sliding speed, it was established that the minimum run-in time is characteristic for the minimum sliding speed. at the same time, the volumetric rate of wear has minimal values, fig. 12, and the friction coefficient, maximum values, fig. 13. the coefficient of variation is within the limits v = 13,5 18,6%. the value of the modeling error in the entire range of studies is е = 12,9%. based on the results of theoretical and experimental data, it is possible to build a ranking of factors that have the greatest influence on the running-in process. in the first city the roughness of the friction surfaces, the coefficient of variation v = 26,5%. in the second place – the load on the tribosystem during running-in, the coefficient of variation v = 20,8%. on the third city the value of the sliding speed during running-in, the coefficient of variation v = 18,6%. the conclusion made must be taken into account when developing a rational program for running in tribosystems in conditions of extreme lubrication. conclusions an experimental verification of the mathematical model of tribosystem running-in processes was carried out. comparing the theoretically obtained results, by modeling according to the developed models, with experimental data, it was established that the mathematical model adequately reflects the running-in processes taking into account the changes in constructive, technological and operational factors. applying the cochrane criterion, it was established that the obtained experimental results are homogeneous and reproducible. the maximum value of the coefficient of variation of the values of the volumetric wear rate and the coefficient of friction is within the limits v = 12,3 26,5%. the value of the simulation error is within the limits v = 7,7 12,9%. a rating of factors that maximally affect the processes of running-in of tribosystems in the conditions of extreme lubrication has been obtained. in the first place the roughness of the friction surfaces, the coefficient of variation v = 26,5%. in the second place – the load on the tribosystem during running-in, the coefficient of variation v = 20,8%. on the third place the value of the sliding speed during running-in, the coefficient of variation v = 18,6%. the conclusion made must be taken into account when developing a rational program for running in tribosystems in conditions of extreme lubrication. references 1. khonsari, m. m., ghatrehsamani, s., & akbarzadeh, s. on the running-in nature of metallic tribocomponents: a review. wear, 2021, 474, 203871. https://doi.org/10.1016/j.wear.2021.203871 [english] https://doi.org/10.1016/j.wear.2021.203871 54 problems of tribology 2. sun, g. frictional running-in status identification for ring-on-disc tribosystem by the visualization of friction-induced attractors. available at ssrn, 2022, 4291551. https://dx.doi.org/10.2139/ssrn.4291551 [english] 3. zhou, y., wang, z., & zuo, x. multi-objective optimization of three-stage running-in process for main bearing of marine diesel engine. journal of tribology, 2023, 1-18. https://doi.org/10.1115/1.4062298 [english] 4. maier, m., pusterhofer, m., & grün, f. wear simulation in lubricated contacts considering weardependent surface topography changes. materials today: proceedings, 2023, https://doi.org/10.1016/j.matpr.2023.01.424 [english] 5. johansson, p., marklund, p., björling, m., & shi, y. effect of roughness on the running-in behavior and tribofilm formation of carbon fiber reinforced ptfe composite in trace moisture environment. wear, 2022, 500, 204367. https://doi.org/10.1016/j.wear.2022.204367 [english] 6. hsia, f. c., elam, f. m., bonn, d., weber, b., & franklin, s. e. tracing single asperity wear in relation to macroscale friction during running-in. tribology international, 2021, 162, 107108. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2021.107108[english] 7. ghatrehsamani, s., akbarzadeh, s., & khonsari, m. m. experimental and numerical study of the running-in wear coefficient during dry sliding contact. surface topography: metrology and properties, 2021, 9(1), 015009. doi 10.1088/2051-672x/abbd7a [english] 8. vojtov v. a., biekirov a. sh., voitov a. v., tsymbal b. m. running-in procedures and performance tests for tribosystems // journal of friction and wear, 2019, vol. 40, no. 5, pp. 376–383. doi: 10.3103/s1068366619050192 [english] 9. voitov, a. mathematical model of running-in of tribosystems under conditions of boundary lubrication. part 1. development of a mathematical model. problems of tribology, 2023, v. 28, no 1/107, p. 25-33. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-107-1-25-33 [english] 10. voitov, a. structural identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems under conditions of boundary lubrication. problems of tribology, 2021, v. 26, no 2/100, p. 2633. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 [english] 11. vojtov v.a., voitov a.v. assessment of the quality factor of tribosystems and relationship with tribological characteristics. problems of tribology, 2020, v. 25, no 4/98, p. 20-26. https://doi.org/10.31891/20791372-2020-98-4-20-26 [english] 12. voitov a. v. development of a mathematical model of stationary processes in tribosystems under boundary lubrication conditions. technical service of agro-industrial, forestry and transport complexes. – kharkiv: khntusg, 2019. – iss. 16, p. 16-28. [russian] 13. voitov v., voitov a. modeling the limits of operation of tribosystems under conditions of boundary lubrication // problems of friction and wear. 2021, no. 4 (93). p. 58-69. https://doi.org/10.18372/03702197.4(93).16262 [ukr] 14. victor vojtov, katherine fenenko, anton voitov, andriy hrynkiv, oleg lyashuk, yuriy vovk. methodical approach to using acoustic emission method for tribosystem monitoring. tribology in industry, 2022, vol. 44, no. 3, pp. 470-481. https://doi.org/10.24874/ti.1298.05.22.08 [english] https://dx.doi.org/10.2139/ssrn.4291551 https://doi.org/10.1115/1.4062298 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2023.01.424 https://doi.org/10.1016/j.wear.2022.204367 https://doi.org/10.1016/j.triboint.2021.107108 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-107-1-25-33 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-20-26 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-20-26 https://www.tribology.rs/journals/2022/2022-3/2022-3-09.html https://doi.org/10.24874/ti.1298.05.22.08 problems of tribology 55 войтов а.в. математична модель припрацювання трибосистем в умовах граничного мащення. частина 2. результати моделювання в роботі наведено результати математичного моделювання процесів припрацювання трибосистем при зміні різних факторів: конструктивних параметрів трибосистем, які враховуються коефіцієнтом форми; трибологичних властивостей змащувального середовища; реологічних властивостей сполучених матеріалів в трибосистемі; шорсткість поверхонь тертя; навантаження та швидкість ковзання. порівнюючи теоретично отримані результати, шляхом моделювання за розробленими моделями, з експериментальними даними, встановлено, що математична модель адекватно відображає процеси припрацювання з урахуванням зміни конструктивних, технологічних та експлуатаційних факторів. застосовуючи критерій кохрена встановлено, що отримані експериментальні результати однорідні і відтворювані. максимальне значення коефіцієнта варіації значень об’ємної швидкості зношування та коефіцієнта тертя знаходиться в межах v = 12,3 26,5%. значення похибки моделювання знаходиться в межах v = 7,7 12,9%. отримано рейтинг факторів, які максимально впливають на процеси припрацювання трибосистем в умовах граничного мащення. на першому місті – шорсткість поверхонь тертя, коефіцієнт варіації v = 26,5%. на другому місті – навантаження на трибосистему під час припрацювання, коефіцієнт варіації v = 20,8%. на третьому місті – величина швидкості ковзання під час припрацювання, коефіцієнт варіації v = 18,6%. зроблений висновок необхідно враховувати при розробці раціональної програми припрацювання трибосистем в умовах граничного мащення. представлено методичний підхід застосування метода акустичної емісії при дослідженні процесів припрацювання трибосистем. в роботі доведено, що для визначення об`ємної швидкості зношування під час припрацювання трибосистем, необхідно реєструвати та аналізувати четвертий кластер з загального сигналу акустичної емісії. джерелами генерації сигналу четвертого кластеру є мікрорізання і пластична деформація виступів шорсткості поверхні тертя, яке характерне для перших етапів припрацювання. keywords: трибосистема; припрацювання; математична модель припрацювання; граничне мащення; коефіцієнт форми; трибологічні властивості змащувального середовища; реологічні властивості сполучених матеріалів; швидкість зношування; коефіцієнт тертя copyright © 2023 k. holenko, o. dykha, j. padgurskas, o. babak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 41-50 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-41-50 thermal and stress-strain state of friction pairs in ventilated disc brakes of lightweight vehicles k. holenko1, o. dykha1*, j. padgurskas2, o. babak1 1khmelnitskyi national university, ukraine, 2vytautas magnus university, lithuania *e-mail: tribosenator@gmail.com received: 11 december 2022: revised: 20 january 2023: accept: 11 february 2023 abstract the work is dedicated to the thermal behavior and stress-strain state of ventilated disc brakes installed in the lightweight vehicles (scooters, electric bikes, atvs, etc.) using ansys environment in various experiment modes. modeling of the temperature distribution in the rotor (disc) and the corresponding brake pads is determined taking into account a number of factors and input parameters during the braking operation: the amount of rotation speed, the gap between the pads and the disc, the speed of load application, thermal expansion, etc. numerical modeling of the transient thermal and the stress fields in the area of contact between the pads and the rotor is carried out by the method of sequential thermostructural connection of the intermediate calculation states of the brake model in the ansys coupled field transient environment. for a comprehensive assessment of brake behavior, our research considers two load approaches: constant long-term (20 s) with an influence factor in the form of thermal expansion as a result of contact pair friction; linear load from the pads on the disс with a corresponding increase in pressure up to the moment when the rotation of the system is blocked. our research presents an assessment of the rotor ventilation channels influence on the nature of the contact spot with the brake pads (open far-field contact, sliding contact, sticking contact, etc.). in addition, it is demonstrated that despite the linear increase in pads pressure on the rotor, the graphs of temperatures, volume (thermal expansion) and stresses are of parabolic character with a disproportionate increase in indicators. such a result forces us to come to the conclusion that it is not possible to predict the behavior of the brakes based on the analysis during a short period of time of the experiment conducting long-term analytical studies is extremely important in the case of brakes. key words: friction, brake disc, brake pads, thermal load, stress-strain state, heat flow, von mises stress, contact pressure, thermal expansion introduction scientific and technological progress has provided the industry with significant theoretical developments in the field of heat and mass transfer, for example, in spheres such as tribology or thermodynamics, which have developed over several decades with progress in many sectors: nuclear energy, aerospace and aviation, automotive, etc. modeling of problems related to the phenomenon of heat or mechanical energy transfer in general and through friction pair contacts in particular, is of primary importance in the design of relevant units, for example, disc brakes of vehicles. many authors raised such topics in their publications as: design and thermal analysis of disc brake for minimizing temperature [1]; effect of cross-drilled hole shape on crack of disc brake rotor [2]; thermal analysis of disc brakes using fea [3-4]. in fact, it is not only about the development of new models of brakes, but also about the selection of optimal options for systems for existing vehicles, taking into account their class, type and operating conditions. as you know, brakes are a device that creates frictional resistance to move a system element (rotor) to stop further movement, so we can get acquainted with the modeling and analysis of fsae car disc brake using fem in [5] and discover the enhancement in design and thermal analysis of disc brake rotor in [6]. brakes are a mechanism used to reduce the speed or stop the cycle of movement of a vehicle. long-term use of the brake in a lightweight vehicle (bicycle and motorcycle) causes heating during the braking process [7-9], so that the rotor is deformed (jammed between the pads or breaks) due to high temperature and thermal expansion. actually, the http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-41-38 mailto:tribosenator@gmail.com 42 problems of tribology thermal analysis of disc brake is the topic of publication [7], which could be effectively supplemented by the study on crack initiation at small holes of one-piece brake discs in [9]. in the research [10] authors present the velocity and relative contact size effect on the thermal constriction resistance in sliding solids. the influence of the braking time on the soundness of ventilated disc brake systems is reflected in [11-12]. topic of investigation of temperature and thermal stress in ventilated disc brake based on 3d thermomechanical coupling model raised in [13] is similar to our work and makes sense to be researched. our goal is to proceed the analysis of the behavior of the system under conditions of long-term friction at constant pressure with a corresponding increase in temperature and volume of the model, as well as with a variable load in the system (from the hydraulic cylinder), which leads to blocking of the brakes with plastic disc deformations (determination of stresses according to mises). the purpose of the work formation of a methodology for analytical studies of thermal modes of the lightweight vehicles disc brakes operation as a result of friction pairs contact with variable and constant pressure in the ansys coupled field transient software environment. analysis of the influence on heat dissipation and stress distribution of such factors as: duration of braking, convection in the environment, geometry of the brake disc and pads, system actuation time. results of studies under constant load a disc brake is a system consisting of a brake disc (rotor), brake pads and calipers actuated by a hydraulic cylinder. the brake disc rotates with the wheel and the pads mounted on the brake calipers clamp it to stop or slow the wheel (fig. 1). brake pads generate heat through friction, converting kinetic energy into heat to reduce the total kinetic energy of the vehicle. thus, due to the thermal energy generated during the braking process, the temperature of the disc on the contact part increases and generates fatigue stresses accumulation, causing cracks or plastic deformations that reduce the service life of the disc. usually, ventilated discs are used to improve the efficiency of heat dissipation, because they have channels for air circulation: the higher the rotational speed of the disc, the higher the centrifugal force, which contributes to the dissipation of heat. (a) (b) (c) fig. 1. solid disc brakes model: a) isometry; b) the gap between the disc and the pads in the initial state (1.5 mm); c) fe grid of the model to select the optimal brake system according to the target vehicle, it is advisable to determine the required pressure [10-12] from the brake pads: 𝑃 = 𝐹𝑑/𝑆𝜇, (1) where: p pressure between the disc and the pad; 𝐹𝑑 force acting on the disc; 𝑆 surface of the pad in contact with the disc; 𝜇 coefficient of friction. the actual value of the pressing force 𝐹𝑑 can be found as follows: 𝐹𝑑 = 𝑘 ∙ (𝑀 𝑣2 2 ) 2 𝑟 𝑅 (𝑣𝑡 − 1 2 ( 𝑣 𝑡 )𝑡2) ⁄ , (2) problems of tribology 43 where: k – load factor – 0.3 (corresponding to 30%); m – mass of the vehicle; r – brake disc radius; r – wheel radius; v – vehicle speed. we apply the following values to the boundary conditions of the calculation: time of the experiment t = 20 s; coefficient of friction 𝜇 = 0.2 с; angular velocity w = 3.5 rad/s, which corresponds to a wheel speed of 200°/s. wheel is rotated due to the hub with the 4 holes for mounting bolts (fig. 1a), where are observed the highest meanings of stress (fig. 2b); the movement of pad ∆ is symmetrical and presented in steps (table 1). the initial gap between pads and disc is 1.5 mm. starting from 0.3 s and until the end of the experiment ∆=1.501 mm – thus, the full contact between friction pairs is simulated. table 1 brake pads travel during the experiment (20 s) time moment 0 s 0.1 s 0.2 s 0.3 s 20 s ∆ 0 mm 0.75 mm 1.5 mm 1.501 mm 1.501 mm the fem model consists of 101529 elements; applied material is structural steel (typical characteristics are embedded in ansys); the number of time steps is 200 (duration of a step is 0.1 s); the total calculation time on the equipment (2 intel xeon processors 24 cores, ram 48 gb, nvidia geforce 4gb video) was 10 hours 42 min. let's analyze the stress maps of the brake pads and the ventilated disc (fig. 2) as we can see, there is a stress increase tendency while the experiment continues: the pad is pressed to the disc in 0.2 s and its stress increases from 8.3 mpa (caused by reactions from the rotational movement in the holes for mounting bolts attaching the disc to the hub) to 223 mpa (when ∆ reaches 1.501 mm). further, as the experiment progresses, the stress increases to a maximum of 647 mpa at a time of 18.2 s. the intermediate state of stress at the moment of time 17.4 s is presented in fig. 2b (the curve is “max, mpa”). the curves "min, mpa" and "average, mpa" correspond to the minimally loaded locations of the body and the average value of loads for all its locations, respectively. the pad stress increases to 22 mpa in the first 0.2 s (the period of pressing against the disc) and then reaches up to 138 mpa at the time of 19.5 s (fig. 2a). (a) (b) fig.2. stress in the braking system at a constant load: a) brake pad and stress graph over time; b) ventilated disc and stress graph over time what should be paid attention to: despite the constant value of the displacement of the pads (it is stable and equal 1.501 mm during the entire experiment lasting 20 s), the stress values fluctuate and increase. why do we observe such processes? let's consider the answers to both questions sequentially. 44 problems of tribology 1) stress fluctuations are explained by the uneven structure of the disc itself (holes in the structure for ventilation): as it rotates, the area of contact with the pad is constantly changing, and thus the pressure and stress change as well. let's visually check the nature of the pad contact with the disc at different moments of time (fig. 3) the unevenness of the distribution is dictated by the channels in the disc that affect the contact spot: the position and movement of the contact element determines its condition relative to the target surface associated with it. 1 s 10 s 20 s fig.3. analysis of brake pad contact area at different moments of time ansys monitors each contact element and assigns a status: stat = 0 open far-field contact (open remote contact) – blue color; stat = 1 open near-field contact (open near field contact) – yellow color; stat = 2 sliding contact (sliding contact) – orange color; stat = 3 sticking contact (sticking contact) – red color. an element is considered to be in close contact if its integration points (gauss points or nodal points) are within the code-calculated (or user-defined) distance to the corresponding target surface. this distance is called the pinball area. a pinball domain is a circle (in 2-d) or a sphere (in 3-d) centered around a gauss point. the friction coefficient may depend on the relative speed of the contacting surfaces. as a rule, the static coefficient of friction is higher than the dynamic one. ansys provides the following exponential friction damping model: 𝜇 = 𝑀𝑈 ∙ (1 + (𝐹𝐴𝐶𝑇 − 1)exp(−𝐷𝐶 ∙ 𝑣𝑟𝑒𝑙)), (3) where: 𝜇 – friction coefficient; 𝑀𝑈 dynamic coefficient of friction (using the mp command in ansys); 𝐹𝐴𝐶𝑇 the ratio of static to dynamic friction coefficients (the minimum value is set by default 1.0); 𝐷𝐶 damping coefficient (by default it is equal to 0 and has the unit of dimension time/length), so time has a certain value in static analysis); 𝑣𝑟𝑒𝑙 slip velocity calculated by ansys. "friction decay" shows an exponential decay curve (fig. 4a), where the static coefficient of friction is defined as: 𝜇𝑠 = 𝑀𝑈 ∙ 𝐹𝐴𝐶𝑇 (4) (a) (b) fig.4. research of friction: a) exponential curve of friction damping; b) pressure map on the pad surface at the time of 20 s the damping coefficient can be determined if the static and dynamic coefficients of friction and at least one data point are known (𝜇1; 𝑣𝑟𝑒𝑙1). the equation to describe friction damping can be written as follows: 𝐷𝐶 = − 1 𝑣𝑟𝑒𝑙1 ∙ ln( 𝜇1−𝑀𝑈 𝑀𝑈(𝐹𝐴𝐶𝑇−1) ) (5) if no damping factor is specified in the simulation process, and fact is greater than 1.0, then the friction coefficient will suddenly change from static to dynamic value as soon as the contact reaches the sliding state. it should be noted that such behavior is strongly not recommended, since the gap can lead to convergence difficulties when solving the problem [7-8]. problems of tribology 45 2) why does the value of stresses in the disc and brake pads increase, if they remain stationary and do not increase the external load from the hydraulic cylinder? by the way, what is the maximum pressure value recorded during the experiment (fig. 5)? (a) (b) fig. 5. determination of pressure in the disc brake system: a) fem model with load vector; b) determination of the brake pad area (solidworks environment) we have measured the maximum value of the load (fig. 5a) during the experiment in the ansys environment: 7968.5 n at the time of 18.2 s. the pad area is 1030.78 mm2 (fig. 5b), which corresponds to a pressure of 7.73 mpa. it’s possible to observe a similar value on the graph (fig. 6d orange color), which shows the average pressure value over the pad area. however, taking into account that the contact area varies, as shown in fig. 3, and can occupy up to 35-40% of the pad area due to the ventilation holes at certain moments of time, the pressure value increases up to 20 mpa. this is a typical value for disc brakes in automotive and two-wheeled vehicles. therefore, our experiments with the applied boundary conditions are approaching to the natural tests. the reason of the stress increase is the thermal expansion of the disc and pads (increase in volume) as a result of heating (fig. 6a, b) and internal energy growth (fig. 6c), which leads to a decrease in the gaps between disc and pads with the appropriate pressure rise (fig. 6d). it should be noted that the increase in the volume of the pad is relatively linear over time, but the disc expands according to a geometric progression in fact, this already prompts the idea of the feasibility of scientific research on ventilation holes in the structure of the disc, the selection of their optimal configuration, etc. (a) (b) (c) (d) fig.6. thermal state analysis of disc brakes: a) volume of the disc; b) volume of pads; c) growth of energy over the friction; d) pressure on the pad surface (average in area and maximum in locations) fig. 7 shows temperature maps of the disc at certain moments of time. thus, the value of the disc temperature during the experiment lasting 20 seconds reached 34.87°c. it should be understood that the following boundary conditions were applied as a part of our research: temperature t(x,y,z) = 22°c at time t = 0 s and zero value of convection (please note that the simulation of moving air masses assumes 5 w⁄m2c in a static position and around 25 w⁄m2c in dynamics) to obtain clean results of body heating and heat flux (fig. 8a,c). the value of the pad’s temperature reached 35.04°c, which is shown on the graph of both elements heating (disc and pads) 46 problems of tribology fig. 8b. it’s quite exciting to observe how close are both graphs (fig.8b) – heat transfer from pads to rotors could be visually observed by the temperature equalizing between both units at any time moment. 0 s 1 s 10 s 20 s fig. 7. temperature maps of the brake disc at different times of the experiment let's turn to the theory of the thermal state description of the body the first law of thermodynamics, which shows on the thermal energy saving [13]: 𝐶𝑝 ( 𝜕𝑇 𝜕𝑡 + {𝑣}𝑇{𝐿}𝑇) + {𝐿}𝑇{𝑄} = 𝑝 (6) in our calculated case, there is no internal pressure source (p = 0), and therefore equation (6) will be written as follows: 𝜌𝐶𝑝 ( 𝜕𝑇 𝜕𝑡 + {𝑣}𝑇{𝐿}𝑇) + {𝐿}𝑇{𝑄} = 0, (7) where: {𝐿} = { 𝜕 𝜕𝑥 𝜕 𝜕𝑦 𝜕 𝜕𝑧} , {𝑣} = { 𝑣𝑥 𝑣𝑦 𝑣𝑧 }, (8) where: {𝐿} – vector operator, {𝑣} – vector speed of the vehicle. let's write fourier's law (7) in matrix form: problems of tribology 47 {𝑄} = −[𝐾]{𝐿}𝑇, (9) where: [k] – matrix with the corresponding coefficients 𝐾𝑥𝑥,𝐾𝑦𝑦,𝐾𝑧𝑧 by axles x, y, z, which are equal in all directions for isotropic materials: 𝐾𝑥𝑥 = 𝐾𝑦𝑦 = 𝐾𝑧𝑧 [13]: [𝐾] = [ 𝐾𝑥𝑥 0 0 0 𝐾𝑦𝑦 0 0 0 𝐾𝑧𝑧 ] (10) when combining equations (7) and (9), we get the following expression: 𝜌𝐶𝑝 ( 𝜕𝑇 𝜕𝑡 + {𝑣}𝑇{𝐿}𝑇) + {𝐿}𝑇([𝐾]{𝐿}𝑇) (11) let's rewrite (11) in the following form: 𝜌𝐶𝑝 ( 𝜕𝑇 𝜕𝑡 + 𝑣𝑥 𝜕𝑇 𝜕𝑡 + 𝑣𝑦 𝜕𝑇 𝜕𝑡 + 𝑣𝑧 𝜕𝑇 𝜕𝑡 ) = 𝜕 𝜕𝑥 (𝑘𝑥 𝜕𝑇 𝜕𝑥 ) + 𝜕 𝜕𝑦 (𝑘𝑦 𝜕𝑇 𝜕𝑦 ) + 𝜕 𝜕𝑧 (𝑘𝑧 𝜕𝑇 𝜕𝑧 ) (12) (a) (b) (c) (d) fig. 8. heat load of brakes: a) heat flow of the disc; b) temperature of the disc and pad; c) heat flow of the disc at 20 s; d) temperature of the pad at 20 s in general, the typical boundary conditions of thermal calculation can be attributed to [13]: surface temperature: 𝑆𝑈𝑅𝐹𝑇: 𝑇 = 𝑇 ∗; thermal dissipation on the surface: 𝑆𝑈𝑅𝐹𝑄: {𝑄} 𝑇{𝑛} = −𝑄∗; convection on the surface: 𝑆𝑈𝑅𝐹𝐶: {𝑄} 𝑇{𝑛} = ℎ(𝑇𝑝 − 𝑇𝑓), where: 𝑆𝑈𝑅𝐹𝑇, 𝑆𝑈𝑅𝐹𝑄, 𝑆𝑈𝑅𝐹𝐶 – surface temperature, flow and convection; 𝑇 ∗ the temperature given at the surface; 𝑄∗ the heat flux given at the surface; 𝑇𝑝 – surface body temperature; 𝑇𝑓 environment temperature; ℎ coefficient of convective heat transfer. in turn, the thermal expansion presented in the graph (fig. 6a) can be described by the following conditions, which are relevant for the behavior of solid bodies: thermal coefficient of volumetric expansion (measured in inverse degrees kelvin, k-1): 𝛼 = 1 𝑉 ( 𝜕𝑉 𝜕𝑡 ) (13) 48 problems of tribology if the volume expansion coefficient changes significantly with temperature, then the equations must be integrated: ∆𝑉 𝑉 = ∫ 𝛼(𝑇)𝑑𝑇 𝑇0+50 𝑇0 (14) thermal expansion of the area of a solid body: ∆𝑆 = 2𝛼𝑆1∆𝑡, (15) where: 𝑇0 initial temperature; ∆𝑆 – area change (for example, brake pads or disc); 𝑆1 – starting area; ∆𝑡 – temperature change. results of studies under variable load we have previously considered the behavior of the brake system consisting of a disc and pads under a constant external load (pressure) from hydraulic cylinder on them: the static position of the pads during the entire experiment lasting 20 s and constant travel (∆=1.501 mm). how will the system show itself if we increase the pressure in the hydraulic cylinder and set the pads movement according to the linear law (table 2)? table 2 dynamics of brake pads movement during the experiment (20 s) moment of time 0 s 0.1 s 0.2 s 0.3 s 1 s 5 s 10 s ∆ 0 mm 0.75 mm 1.5 mm 1.501 mm 1.508 mm 1.548 mm 1.598 mm 0.1 с 1 с 5 s 8 s fig. 9. stress-deformable state of the brake rotor this setting of boundary conditions leads to jamming of the brakes, because two factors come into play: the increase in pressure from the side of the pads; the thermal expansion of pads together with the disc. the stress map at the critical moment is presented in fig. 9 the plastic deformation of the disc is visually observed as a result of an attempt at inertial scrolling. as you can see, the experiment stopped at the 8th second the further process is a static state of the system and does not require an assessment of its behavior (the disc cools down to the initial 22°c). rotor and pad stress trends are demonstrated on fig.10 – fluctuations on the graph mean the problems of tribology 49 ventilation channels influence on the stress meaning. additional plasticity of the material during the long-term friction is provided by an increase in temperature as a result of pressure growth the disc model received 32-37% higher temperature values compared to the previous experiment (unchanged travel of pads ∆=1.501 mm). such results lead to the opinion of the necessity to arrange not only the structural optimization of the disc (ventilation channels), but also force to think about the relevance of using heat-resistant materials for the production of brakes: ceramics, which is a standard point in the premium segment of cars, sports cars, etc. (a) (b) fig. 10. brake stress under the variable load: a) disс stress graph; b) pads stress graph conclusions 1. the results of thermal behavior and stress-strain state of ventilated disc brakes presented in the work using the ansys coupled field transient calculation environment are of a practical nature not only from the point of view of designing new vehicles with the appropriate selection of the optimal brake configuration for them, but also the optimization of existing structures. the research provides such valuable data as: temperature distribution along the rotor and pads during the friction process; heat dissipation, cooling and ventilation activities; selection of suitable materials for the production of friction pairs; creating an optimal configuration of the disc ventilation holes; determination of the required pressure in the hydraulic cylinders, taking into account the mass of the vehicle and the conditions of its operation (speed, convection of the medium, etc.). 2. the results obtained in the conditions of a pads static position during the entire experiment lasting 20 s with their constant travel (∆=1.501 mm) allow us to quantitatively assess the influence of thermal expansion on the key performance indicators of the brakes as a result of friction (heating from 22°c to 35.04°c). this approach provides an understanding of the necessity to remove heat and ventilate the brakes, because the trends presented in the graphs indicate an exponential rather than a non-linear increase of the disc volume during heating, and suggest the inevitability of jamming / burning of the brakes (depending on the degree of vehicle movement inertia) with prolonged contact of friction pairs. 3. the use of the ansys coupled field environment in conjunction with the boundary conditions proposed in the work allows you to form your own effective brake modeling methods, which is especially useful in the conditions of small design studios and workshops, which, in fact, are often involved in the production and design of lightweight vehicles: motorcycles, e-bikes, atvs, scooters, buggies, etc. references 1. deepak s. hugar, u. b. kadabadi, "design and thermal analysis of disc brake for minimizing temperature", international research journal of engineering and technology (irjet), volume: 04, issue: 07,july -2017 2. kang, h.; jung, t.; hong, y.; park, s. effect of cross-drilled hole shape on crack of disс brake rotor. j. korean soc. automot. eng. 2018, 26, 67–76. 3. lee, h.-h. finite element simulations with ansys workbench 2021: theory, applications, case studies; sdc publications: gunpo-si, korea, 2021. 4. jaenudin, j. jamari, m. tauviqirrahman, "thermal analysis of disc brakes using finite element method", american institute of physics, 1788, 030028 (2017); doi: 10.1063/1.4968281. 5. reddy, v.c.; reddy, m.g.; gowd, g.h. modeling and analysis of fsae car disc brake using fem. int. j. emerg. technol. adv. eng. 2013, 3, 383–389. 6. santosh kumar kallepalli, harish musti, dr.k.sudhakar reddy, "enhancement in design and thermal analysis of disc brake rotor", international journal of engineering sciences & research technology, february, 2017. 7. mr. sumeet satope, akshaykumar bote, swapneel d. rawool, "thermal analysis of disc brake", international journal for innovative research in science & technology, volume 3, issue 12, may 2017. 8. swapnil umale,dheeraj varma, "disc brake rotor selection through finite element analysis", international journal of recent trends in engineering & research, volume 02, issue 4; april 2016. 50 problems of tribology 9. nakatsuji t, okubo k, fujii t, sasada m, noguchi y. study on crack initiation at small holes of onepiece brake discs. sae, inc.; 2002. p. 01–0926. 10. laraqi n. velocity and relative contact size effect on the thermal constriction resistance in sliding solids. asme j heat transfer 1997;119:173–7. 11. gwak, w.-g.; hong, c.-k.; kim, y.-j. influence of the braking time on the soundness of ventilated disc brake systems. j. auto-veh. saf. assoc. 2016, 8, 7–12. 12. belghazi h, el ganaoui m, labbe jc. analytical solution of unsteady heat conduction in a two-layered material in imperfect contact subjected to a moving heat source. int j therm sci 2010;49(2):311–8. 13. ali belhocine, mostefa bouchetara. investigation of temperature and thermal stress in ventilated disc brake based on 3d thermomechanical coupling model. department of mechanical engineering, usto oran university, l.p 1505 el-mnaouer, usto, 31000 oran, algeria. голенко к.е., диха о.в., падгурскас ю., бабак о.п. термічний та напружено-деформований стан пар тертя вентильованих дискових гальм легких транспортних засобів робота представляє собою дослідження теплової поведінки та напружено-деформованого стану вентильованих дискових гальм легких транспортних засобів (скутерів, електробайків, квадроциклів, тощо) за допомогою розрахункового середовища ansys в різних режимах випробувань. моделювання розподілу температури в роторі (диску) і відповідних гальмівних колодках визначається з урахуванням ряду факторів і вхідних параметрів під час операції гальмування: величини швидкості обертання, зазору між колодками і диском, швидкості прикладення навантаження, теплового розширення та ін. чисельне моделювання перехідного теплового поля та поля напружень в області контакту колодок та диску здійснюється методом послідовного термоструктурного зв’язку проміжних розрахункових станів моделі гальм у середовищі ansys coupled field transient. для комплексної оцінки поведінки гальм в публікації розглядаються два підходи навантажень: стале (тривалістю 20 с) з фактором впливу у вигляді температурного розширення в результаті тертя контактних пар; лінійне навантаження з боку колодок на диск з відповідним зростанням тиску аж до моменту блокування обертання системи. також дослідження включає в себе оцінку впливу вентиляційних каналів ротора на характер плями контакту з гальмівними колодками (відкритий дальній контакт, контакт ковзання, залипання тощо). крім того, показано, що незважаючи на лінійне зростання тиску колодок на ротор, графіки температур, об’єму (теплового розширення) і напружень мають параболічний характер із непропорційним зростанням показників. такий результат змушує прийти до висновку, що неможливо передбачити поведінку гальм на основі аналізу короткого проміжку часу експерименту проведення довгострокових аналітичних досліджень є надзвичайно важливим у випадку гальм. ключові слова: тертя, гальмівний диск, гальмівні колодки, теплове навантаження, напруженодеформований стан, тепловий потік, напруження фон мізеса, контактний тиск, теплове розширення. copyright © 2021 v.a. vojtov, k.a. fenenko, a.v voitov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021, 6-12 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-6-12 substantiation of informative amplitudes during registration of acoustic emission signals from the friction zone of tribosystems v.a. vojtov, k.a. fenenko, a.v voitov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine e-mail: vavoitovva@gmail.com abstract in this work, the dependence of the change in the probability density of the distribution of the number of pulses and amplitudes of acoustic emission (ae) signals from the friction zone at the steady-state operation of the tribosystem is obtained. acoustic vibrations that the tribosystem generates during operation are due to the impact interaction of the roughness of the friction surfaces of their elastoplastic deformation, processes of formation and destruction of frictional links, structural and phase rearrangement of materials, the formation and development of microcracks in the surface layers of contacting bodies, separation of wear particles. the dependence allows you to determine a sufficient number of pulses in the signal frame and their amplitude values for diagnosing tribosystems during their operation. the values of the informative amplitudes of the clusters are experimentally substantiated к2, к3, к4 in relation to the base cluster к1. it is shown that an increase in the informative frequency fae(fix) from 250 to 500 khz, increases the value of the informative amplitude to 17,6…43,75%. based on the results obtained, it was concluded that this fact must be taken into account when developing methods, which will increase the accuracy of diagnosing tribosystems. the autocorrelation coefficient characterizes the closeness of the linear relationship of the current and previous frames of the series for each of the analyzed clusters. by the value of the autocorrelation coefficient, one can judge the presence of a linear relationship between the values of the recorded amplitudes, their reproducibility in terms of recording time in the steady-state operation of the tribosystem. to confirm the sufficiency of the selected number of pulses in the clusters of the ae signal frame, as well as the reproducibility of the results of the analysis of frames when they shift in time of registration, an expression is obtained for calculating the autocorrelation function, which reflects the relationship between successive levels of the time series. based on the results of the experimental data, the values of the autocorrelation coefficients were calculated, equal to 0,82…0,92, which indicates the robustness of the chosen diagnostic technique. key words: tribosystem; probability density; acoustic emission; cluster analysis; informative frequency; informative amplitude; autocorrelation function. introduction the first publications on the application of acoustic emission (ae) as a method for diagnosing friction units, emerged in the late 1970s as a way to monitor friction and wear processes online. with the modern development of means for recording signals, the use of this method makes it possible to obtain information on the state of friction surfaces in the online mode. acoustic vibrations that the tribosystem generates during operation are due to the impact interaction of the roughness of the friction surfaces of their elastoplastic deformation, processes of formation and destruction of frictional links (mode stick-sleep [1]), structural and phase rearrangement of materials, the formation and development of microcracks in the surface layers of contacting bodies, separation of wear particles. currently, acoustic emission is actually understood as a secondary process, which is a superposition of signals from a huge number of elementary ae sources, i.e. acoustic radiation is a consequence of the collective processes of structural units (material structural defects). moreover, it is believed that this secondary process is the result of the interference of primary acoustic waves that satisfy the coherence condition. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-99-1-6-12 problems of tribology 7 literature review in works [2, 3] analysis of publications on the use of ae for diagnosing various tribosystems, where it is concluded that studies on acoustic emission diagnostics of mechanisms are based on the use of discrete emission features. as for continuous emission, it is characterized by the parameters – root-mean-square deviation, crest factor, vibration spectrum [4]. in addition, time parameters are used (duration of the rise and fall of the pulses) [4], parameters of pulse amplitude distribution and wavelet transform [5]. based on the analysis of works [6-11], in work [12] it is concluded that a promising direction is the substantiation of acoustic emission signs of defects invariant to signal amplitude scaling. this is due to the fact that signal fluctuations, differences in the amplitude-frequency characteristics of the sensors, affect the measurement result of energy parameters of emission, such as energy, average value of amplitudes, spectrum and result of wavelet transform. the work is devoted to the selection of informative ae parameters for diagnostics of tribosystems [13], where it was theoretically and experimentally established that informative frequencies depend on the following groups of factors: constructive; technological and operational. the degree of influence of the listed factors on the change in the frequency range is determined. operating factors (sliding speed and load) change the frequency range from 106 to 584 khz, technological factors (roughness of friction surfaces) change the frequency range from 118 to 618 khz, design factors (the value of the friction area of a fixed triboelement) change the frequency range from 140 to 530 khz. it is concluded that for effective diagnostics of tribosystems, it is necessary to first determine the informative frequency range, taking into account the above factors. to justify the choice of informative ae parameters in the work [14] a cluster analysis of ae signal frames from the friction zone of the tribosystem was performed with the division of the signal into groups of sources of its generation. a correlation has been established between the wear rate, the coefficient of friction and the values of the peak factor of various clusters. it has been experimentally confirmed that the cluster analysis of acoustic emission signals from the friction zone of the tribosystem allows identifying surface processes during wear, thereby increasing the robustness and information content of the ae method. the authors conclude that this analysis can serve as the basis for the development of a technique for diagnosing tribosystems during their operation, which will allow you to measure the wear rate at any time and calculate the tribosystem resource. based on the performed analysis of the work, it can be concluded that to determine the wear rate and the coefficient of friction during the operation of tribosystems (in the online mode), it is necessary to preliminarily determine the informative frequency range and within the boundaries of this range perform separation of the ae signal into components clusters. analysis of each cluster will provide information on a separate group of processes occurring in the surface layers of tribosystem materials, which will increase the robustness of this method and the information content of diagnostics. purpose the purpose of this study is to substantiate informative amplitudes when registering ae signals from the friction zone of tribosystems taking into account the values of informative frequencies. methods based on the formulas given in the work [13, 14], let us simulate the distribution of the number of pulses in the general packet of ae signals from the friction zone over clusters к2 – к4. experimental studies with the registration of frames for the tribosystem: steel 40h (movable triboelement) + br.azh 9-4 (fixed triboelement) at various loads, allows plotting the dependence of the probability density of the distribution of the number of ae pulses from the friction zone over the amplitudes. during the experiment, frames of length t = 1*10 -3 s. for the above tribosystem on loads n = 500…1500 n band of informative frequencies for a fixed triboelement br.azh 9-4 is in the range fае(fix) =250…500 khz, this follows from the expression given in the work [14]: ).21()1( )( fixfixfixfixaе nf    (1) where fae(fix) – information frequency of ae signals from the friction zone, dimension 1/s; n is the the total number of contact spots on the friction surface of a fixed triboelement is determined by the formulas given in the work [14]; έfix is the value of the deformation rate of the material of a fixed triboelement at a single spot of actual contact, dimension 1/s, is determined by the formulas that are given in the work [14]; µfix is the poisson's ratio of the material of the fixed triboelement. 8 problems of tribology results the dependences of the probability density of the distribution of pulses and amplitudes in the ae signal frame are plotted for the steady-state operating modes of the tribosystem in the boundary lubrication mode, fig. 1. curves that characterize clusters к1, к2, к3, к4, obtained experimentally. the probability density of the registered impulses of individual clusters nкi we define in relation to the total number of pulses of the base cluster. the envelope curve of the probability density of the distribution of pulses and amplitudes in the ae signal frame, curve 1, is approximated by the expression: ),exp( 1 1 k kikki a a n n n n   (2) where nki is the the number of pulses that the i-th cluster contains; n∑ is the total number of pulses in the cluster; nk1 is the the number of pulses that the 1st cluster contains к1; акi is the the magnitude of the amplitudes belonging to the i-th cluster; ак1 is the the magnitude of the amplitudes belonging to the cluster к1. fig.1. dependences of the change in the probability density of the distribution of pulses and amplitudes in the steady-state operation of the tribosystem under load n = 1500 n: 1 – envelope curve by progression of expression (2) we obtain: ).(lnln 1 1 k kikki a a n n n n   (3) assuming that the number of pulses in the frame n∑ is equal to the number of pulses in the base cluster к1, expression (3) takes the form: .ln 1   n n а а ki к ki (4) the simulation results according to expression (4) make it possible to establish the value of the ratio of amplitudes акi / ак1 to perform diagnostics tribosystems. the resulting value of the amplitude акi is called the informative amplitude that characterizes the i-th cluster. for example, for tribosystem designs, where the informative frequency band corresponds fае(fix) =250 khz, the total number of informative pulses during the signal registration time equal to t = 1*10 -3 s, will be n∑ = 250 impulses. in the course of the experiment, at this informative frequency, the magnitudes of the amplitudes were recorded, which, based on the work [13] characterize clusters к2, к3, к4. the results of calculation by formula (4) make it possible to determine the excess of informative amplitudes relative to the base cluster к1. the magnitudes of the ratio of the amplitudes are: for cluster к2: 6,1 250 50 ln 1 2  к k а а (5) for cluster к3: problems of tribology 9 52,2 250 20 ln 1 3  к k а а (6) for cluster к4: 91,3 250 5 ln 1 4  к k а а (7) pulse count values for a cluster к2, equal to 50 pulses; cluster к3, equal to 20 pulses; cluster к4, equal to 5 pulses, obtained experimentally. for tribosystem designs, where the informative frequency band corresponds fае(fix) =500 khz, the total number of informative pulses during the signal registration time equal to t = 1*10 -3 s, will be n∑ = 500 impulses. the values of the excess of informative amplitudes relative to the base cluster к1 make up: for cluster к2: 3,2 500 50 ln 1 2  к k а а (8) for cluster к3: 21,3 500 20 ln 1 3  к k а а (9) for cluster к4: 6,4 500 5 ln 1 4  к k а а (10) the obtained values of the excess of the informative amplitudes of the clusters к2, к3, к4 relative to the base cluster к1, allow you to clarify the data given in the work [13] and draw a conclusion about the dependence of the informative amplitudes акi from informative frequency fae(fix). as follows from the formulas (5) – (10) increase of informative frequency fae(fix) from 250 to 500 khz, increases the value of the informative amplitude by 17,6…43,75%. this fact must be taken into account when developing methods, which will increase the accuracy of diagnosing tribosystems. to confirm the sufficiency of the selected number of pulses nкi a certain amplitude акi in the clusters of the ae signal frame, as well as the reproducibility of the results of the analysis of the frames when they are shifted in registration time, we will use the autocorrelation function, which reflects the connection between successive levels of the time series. the autocorrelation function can be quantitatively determined using the linear correlation coefficient between the levels of the original frame of the ae signal amplitudes аt and the levels of this series, shifted by several steps in time аt-. autocorrelation coefficient of time series levels ra, measuring the relationship between adjacent levels of a series аt and аt-, calculated by the formula:                   n i n i tttt n i tttt а аааа аааа r 1 1 22 1   , (11) where . 1 ; 1 11          n а а n а а n i t t n i t t   similarly, the autocorrelation coefficients of the second, third and fourth clusters of ae signal frames shifted in time are determined by the formula: 10 problems of tribology                   n i n i kitkitkitkit n i kitkitkitkit кiа аааа аааа r 1 1 2 ,, 2 ,, 1 ,,,, ,   , (12) where . 1 ; 1 1 , , 1 , ,          n а а n а а n i kit kit n i kit kit   based on experimental data, according to the formula (12), autocorrelation coefficients were calculated ra,ki. for the amplitudes that characterize the cluster к2, the autocorrelation coefficient is 0,92; for cluster amplitudes к3, the autocorrelation coefficient is 0,88; for cluster к4, the autocorrelation coefficient is 0,82. the autocorrelation coefficient characterizes the closeness of the linear relationship of the current and previous frames of the series for each of the analyzed clusters. by the value of the autocorrelation coefficient, one can judge the presence of a linear relationship between the values of the recorded amplitudes, their reproducibility in terms of recording time in the steady-state operation of the tribosystem. high values of autocorrelation coefficients, equal to 0,82…0,92, indicate the robustness of the selected tribosystem diagnostics technique in the process of operation. based on the findings of previous work [13] let us formulate the physical meaning of the processes on the friction surface of tribosystems, which are characteristic of the following clusters. signal source generating a cluster к2 are: jumps in deformation on the spots of actual contact, as a result of which slip bands are formed; abrupt movement of the roughness ridges due to changes in the adhesion forces, which in operation [1] named as mode stick-sleep. signal source generating a cluster к3 are: formation of fatigue cracks parallel and perpendicular to the friction surface; separation of wear particles from the friction surface in the form of flakes or petals by the mechanism of fatigue wear; separation of wear particles from the friction surface by the mechanism of "rolling" of oxide films or secondary structures. signal source generating a cluster к4 are: microcutting and plastic creasing of the protrusions of the friction surface roughness, which is characteristic of the first stages of running in. conclusions the dependence of the change in the probability density of the distribution of the number of pulses and amplitudes of acoustic emission signals from the friction zone at the steady-state operating mode of the tribosystem has been established. the dependence allows you to determine a sufficient number of pulses in the signal frame and their amplitude values for diagnosing tribosystems during their operation. the values of the informative amplitudes of the clusters are experimentally substantiated к2, к3, к4 relative to the base cluster к1. it is shown that an increase in the informative frequency fae(fix) from 250 to 500 khz, increases the value of the informative amplitude by 17,6…43,75%. this fact must be taken into account when developing methods, which will increase the accuracy of diagnosing tribosystems. to confirm the sufficiency of the selected number of pulses in the clusters of the ae signal frame, as well as the reproducibility of the results of the analysis of frames when they shift in time of registration, an expression for calculating the autocorrelation function is obtained, which reflects the relationship between successive levels of the time series with autocorrelation coefficients equal to 0,82…0,92, which indicates the robustness of the chosen diagnostic technique. references 1. ferrer c., salas f., pascal m., orozco j. descrete acoustic emission waves during stick-slip friction between steel samples, tribology international, 2010, no.43, pp.1–6. [english] 2. shevchenka s.a. klasyfikatsiya ta obgruntuvannya vymoh do akustyko-emisiynykh oznak defektiv par tertya mekhanizmiv, visnyk kharkivsʹkoho natsionalʹnoho tekhnichnoho universytetu silʹsʹkoho hospodar-stva im.p.vasylenka, 2012, vyp.121, s.159-163. [ukraine] 3. abdullah m., d. al-ghamd, zhechkov, d. mba. a comparative experimental study on the use of acoustic emission and vibration analysis for bearing defect identification and estimation of defect size, mechanical system and signal processing, 2006, no.7, pp.1537–1571. [english] 4. mazal p., v.koula, f.hort, f.vlasic. applications of continuous sampling of ae signal for detection of fatigue damage, ndt in progress, 2009, no.4. –8 p. [english] 5. yanhui feng. discrete wavelet-based thresholding study on acoustic emission signals to detect bearing defect on a rotating machine, the thirteen international congress of sound and vibration. vienna, austria, 2-6 http://www.ndt.net/search/docs.php3?mainsource=90 problems of tribology 11 july, 2006. –8 p. [english] 6. faris elasha., matthew greaves, david mba, abdulmajid addali. application of acoustic emission in diagnostic of bearing faults within a helicopter gearbox, the fourth international conference on through -life engineering services. procedia cirp, 2015, vol.38, рp. 30-36. [english] 7. seyed a. niknam, tomcy thomas, j. wesley hines, rapinder sawhney. analysis of acoustic emission data for bearings subject to unbalance, international journal of prognostics and health management, 2013, vol. 15, pp. 1–10. [english] 8. badgujar m.p., patil a.v. fault diagnosis of roller bearing using acoustic emission technique and fuzzy logic, international journal of latest trends in engineering and technology, 2014,vol. 3, issue 4, pp.170–175. [english] 9. rao v.v., ratnam ch. a comparative experimental study on identification of defect severity in rolling element bearings using acoustic emission and vibration analysis, tribology in industry, 2015, vol. 37, no. 2, pp.176-185. [english] 10. zahari taha., indro pranoto. acoustic emission research and applications. chapter 4 – acoustic emission application for monitoring bearing defects, intech. 2013, pp.71–90. http://dx.doi.org/10.5772/55434 [english] 11. nienhaus k., boos f.d., garate k., baltes r. development of acoustic emission (ae) based defect parameters for slow rotating roller bearings, journal of physics: conference series. 364. 2012. 012034. 1-10. doi:10.1088/1742-6596/364/1/012034 [english] 12. yongyong he., xinming zhang, michael i. friswell. defect diagnosis for rolling element bearings using acoustic emission, journal of vibration and acoustics, 2009, vol. 131 / 061012. [english] 13. fenenko k.a. cluster analysis of acoustic emission signals from the friction zone of tribosystems / problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 25-33 doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-25-33 [english] 14. fenenko k.a. the determination of the information frequencies in the frame of the acoustic emission signals from the friction zone of tribosystems / problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 6-13 doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-6-13 [english] http://dx.doi.org/10.5772/55434 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-25-33 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-6-13 12 problems of tribology войтов в.а., фененко к.а., войтов а.в. обгрунтування інформативних амплітуд при реєстрації сигналів акустичної емісії із зони тертя трибосистем в роботі представлені результати дослідження щодо обґрунтування інформативних амплітуд при реєстрації сигналів акустичної емісії (ае) із зони тертя трибосистем з урахуванням значень інформативних частот. отримано залежність зміни щільності ймовірності розподілу кількості імпульсів і амплітуд сигналів акустичної емісії з зони тертя на сталому режимі роботи трибосистеми. залежність дозволяє визначити достатню кількість імпульсів в фреймі сигналів, а також величини амплітуд для діагностування трибосистем в процесі їх експлуатації. експериментально обгрунтовані значення величин інформативних амплітуд кластерів к2, к3, к4 щодо базового кластера к1. показано, що збільшення інформативної частоти fae(н) з 250 до 500 кгц, збільшує значення інформативної амплітуди на 17,6 ... 43,75%. на підставі отриманих результатів зроблено висновок, що даний факт необхідно враховувати при розробці методик, що підвищує точність діагностування трибосистем. для підтвердження достатньості вибраної кількості імпульсів в кластерах фрейма сигналів ае, а також відтворюваності результатів аналізу фреймів при зсуві їх за часом регістрації, отримано вираз для розрахунку автокореляційної функції, яка відображає зв'язок між послідовними рівнями тимчасового ряду. за результатами експериментальних даних розраховані значення коефіцієнтів автокореляції, які дорівнюють 0,82 ... 0,92, що свідчить про робастність обраної методики діагностування. ключові слова: трибосистеми; щільність ймовірності; акустична емісія; кластерний аналіз; інформативна частота; інформативна амплітуда; автокореляційна функція. copyright © 2022 o. yu. rudyk, p.v. kaplun, k.e. golenko, v.a. honchar, m.m.poberezhnyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,61-69 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-61-69 investigation of corrosion and wear resistance of steels nitrided in a glow discharge in distilled water o. yu. rudyk*, p.v. kaplun, k.e. golenko, v.a. honchar, m.m.poberezhnyi khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: yukhymovych@gmail.com received: 20 july 2022: revised:28 august 2022: accept:15 september 2022 abstract the article is devoted to the study of corrosion resistance and wear resistance (sliding friction) of unhardened and glow discharge nitrided (ion or ion-plasma nitriding) structural steels 20, 45, 45x and 38x2мюа in distilled water. the influence of temperature (t = 793 – 873 k), the composition of the saturating mixture (nitrogen n2, argon ar and propane c3h8) and its pressure (р = 80 – 450 pa), the duration of the process on the structure and phase composition of the nitrided layers was studied (carried out using metallographic and x-ray structural analyses). a comparison of the physical and mechanical characteristics of the surface layer of unhardened and nitrided steels before and after the tests was carried out and it was concluded that nitrided steels have an increased service life due to greater hardness, corrosion resistance and wear resistance. it is recommended to increase the corrosion resistance of the studied steels in distilled water, to carry out their ionic nitriding in a nitrogen-containing atmosphere, and to increase wear resistance in a carboncontaining atmosphere (carbonitriding). key words: structural steels, physical and mechanical properties, ionic nitriding, carbonitriding, distilled water. corrosion, wear. objective the influence of ionic nitriding (in) and carbonitriding on the corrosion resistance and wear resistance of structural steels 20, 45, 45x, 38x2мюа in distilled water. introduction and formulation of research objectives. iron and alloys and its bases are the most widespread metal structural materials. therefore, the specific features of their corrosion and wear are of primary importance for mechanical engineering. description of the research methodology. materials for the researched materials (steels 20, 45, 45x and 38x2мюа), the following heat treatment was applied [1]: normalization (steels 20 and 45), improvement (steels 45x and 38x2мюа). samples for testing were made from bars of one melt. the chemical composition was analyzed on a dfs-51 quantometer. the application of selected structural steels can be made more efficient by glow discharge nitriding (in). but the mechanism of its influence on corrosion resistance and wear resistance in distilled water has not been studied yet. this leads to conflicting results of evaluating this method of chemical-thermal treatment (ctt) on the performance of friction units operating in this environment. analysis of recent research and publications. corrosion of steels in water http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-61-69 mailto:yukhymovych@gmail.com 62 problems of tribology it is known that the corrosion of steel in water is mainly controlled by the cathodic reaction, that is, by the delivery of oxygen. the ph of water and its ability to form protective sediments are also important [2]. small additives in low-alloy steels do not noticeably affect the rate of general corrosion in water [3]. thus, according to [4], the corrosion rate of steel in distilled water is 0.256 g/m2*h. and, according to [5], the corrosion rate of carbon steel when mixing chemically desalinated water at a speed of 0.5 1.0 m/s is (0.17 0.24) g/m2*h. distilled water (according to dest 6709-72) still contains salts that provide low electrical conductivity. but this value is enough for water to become a weak electrolyte and provide the possibility of electrochemical corrosion. another cause of corrosion is gas corrosion, that is, the combination of oxygen atoms dissolved in water with iron atoms. distilled water is devoid of salts, but it contains all atmospheric gases, of which oxygen is of primary importance [5]. and according to [6], metals of increased thermodynamic instability (fe, etc.) can corrode even in a neutral water environment in the absence of dissolved oxygen. dissolved oxygen in water affects steel corrosion because oxygen reduction is the predominant cathodic reaction that controls the anodic reaction. thus, all factors that change the content of dissolved oxygen affect metal corrosion. mixing the solution intensifies the transport of dissolved oxygen, increasing the rate of corrosion [7]. the influence of the speed of movement of the neutral electrolyte on the electrochemical corrosion of metals is complex [8]: it facilitates the diffusion of oxygen. to date, a large number of methods of protecting metal from corrosion have been developed, which include the use of coatings, hto, plasma treatment, rational selection of the composition and structural state of alloys, etc. wear of steels in water according to [9], corrosion of low-alloy steels in the presence of moisture is accompanied by the formation of iron oxides. these deposits can play a negative role as an abrasive, increasing wear. the authors of [10] investigated the wear resistance of steel 45 (normalization and hardening) and steel 45x (electrolytic nitriding) when rubbing on foam padding in distilled water. it was established that the wear resistance of normalized steel 45 is determined by the adhesive strength of the films formed on its pearlitic and ferritic components. and hardened steel 45 has a uniform martensitic structure and increased anti-corrosion properties. during friction, oxide films softer than the base are formed on it, which flow over the friction surface without the formation of cracks. regarding studies of corrosion resistance and wear resistance of non-strengthened and nitrided test steels in distilled water, they were not found. nitriding in a glowing discharge experimental studies were carried out on the uatr-63 glow discharge nitriding unit, designed and manufactured at the podilskyi scientific physics and technology center of the khmelnytskyi national university. the nitrogenized layer is characterized by the following main parameters: thickness, surface and depth hardness, phase composition, structure, etc. they depend on the grade of steel and the technological parameters of the process: temperature (т), the composition of the medium in % (nitrogen n2, argon ar and propane c3h8), the pressure of the gas medium (р) and the duration (d) of diffusion saturation (in all studies, the duration of ionic nitriding (in) or carbonitriding was = 4 hours). these factors under the conditions of ionic nitriding are practically independent [11]. thus, as a result of in, a high complex of properties of the strengthened layer (hardness, plasticity, etc.) is ensured, which affects the strength characteristics and operational characteristics of structural elements. structure the study of structural strength properties of nitrided layers was carried out with the help of metallographic and x-ray structural analysis, which made it possible to establish correlations between the studied properties and the observed macro-submicrostructure of the hardened layer. the sub-microscopic structure of the nitride zone (size, number and nature of discharges) was studied on a sem-200 scanning electron microscope. x-ray structural phase analysis of the surface layers of the samples was carried out on a dr0n-3 x-ray diffractometer using chromium α-radiation. a semi-quantitative analysis was performed based on the ratio of the intensities of the (101) -phase, (111) ’-phase, and (110) α-phase lines. the calculation of the periods a and c of the -phase was carried out by the position of the maxima (110) and (101), the content of the introduced element was determined by the ratio c/a. the cross-sectional structure of the diffusion layer and the distribution of microhardness over the thickness of the layer were studied on etched sections using an mim-10 optical microscope. the microhardness of the surface was measured separately and the fragility of the strengthened layer was assessed according to the vinm four-point scale. to measure the microhardness of all studied materials (performed on a microhardness problems of tribology 63 tester pmt-3 in accordance with dest 2999-75; a vickers diamond tip was used) in order to obtain comparable data, a load of 0.98 n was adopted, which provides the smallest relative measurement error. the value of microhardness was recorded both on the surface and at a certain distance from it deep into the sample. the thickness of the nitride zone was measured at ten different locations. the uniformity of indicators was judged by the scatter area. corrosion research corrosion and electrochemical properties of materials were studied by gravimetric and potentiostatic methods by taking polarization curves, as well as changes in potential over time. samples for testing (fig. 2.4; working surface area 1 cm2) were made on a lathe from one unit from one rod, subjected to heat treatment, polished on a flat grinding machine and refined on an m20 sandpaper. after grinding, the side surface of the samples was insulated with 88np glue, and the end surface was cleaned with benzene, degreased with acetone, and dried with filter paper. the samples were placed in a desiccator and kept for at least a day. fig. 1. sample for studying the electrochemical properties of materials the kinetics of electrochemical processes that took place in the sample (working electrode) electrolyte system were studied using a p-5827m potentiostat in a yase-2 three-electrode cell. the solutions in these experiments were mixed with a magnetic stirrer. before taking the polarization curves, the samples were kept in the test environment for a time sufficient to establish the rate of change of the potential of the working electrode by no more than 10 mv in 30 min before the start of measurements. potentials were recorded: immediately after immersion, after 0.5, 1, 2, 3, 4, 5, 30, 60, 90, 120 min. the last measurement was carried out after 96 hours. polarization curves were recorded in potentiodynamic mode. the speed of the sweep (change in the potential of the working electrode over time) in all experiments was constant (with a multiplier of the potential speed equal to one). a silver chloride electrode of the evl-1m1 type, immersed in the electrolyte by 10...20 mm, served as a standard. the auxiliary platinum electrode was placed until the contact was completely immersed in the working solution. the current between the working and auxiliary electrodes was measured with a m2020 millivolt ampmeter. corrosion current was determined by extrapolation of rectilinear (tafel) sections of polarization curves in the region of small overvoltages. according to the corrosion current, taking into account the fact that iron passes into the solution in the form of divalent ions, according to faraday's law, the corrosion loss of the mass of the samples was determined. for a deeper study of the dissolution process of materials, the corrosion products in the solution were studied. qualitative determination of divalent iron ions was carried out using a solution of potassium hexacyanoferrate, trivalent using a solution of potassium rhodate. the influence of temperature on the rate of corrosion processes was studied. the temperature of the electrolyte was measured directly near the sample. to compare the data of electrochemical measurements, the corrosion resistance was studied by means of an open glass with the samples fully immersed in the solution, the amount of which was 4*106 g mm3 per 100 mm2 of the sample surface. tests were conducted at room temperature and natural aeration for 720...1100 hours. corrosion products were removed with a strong stream of water while wiping the sample with a glass stick with a rubber tip. corrosion losses were determined by weighing the samples on analytical scales vlr-200g before and after the tests, the mass index of corrosion was determined by the formula: к = (m0 – m)/s where (m0 – m) – loss or gain of mass, g; s – sample area, m2; – duration of tests, hours. 64 problems of tribology corrosion-mechanical wear (cmw) for a comprehensive study of the cmw of materials in a wide range of external loads and working environments of different chemical composition and properties, a laboratory installation of end friction has been designed, which makes it possible to study the change in electrode potential, frictional and wear characteristics, temperature on the friction surface of the sample, friction characteristics depending on the electrode potential system, take polarization cathode and anode curves [11]. the installation (fig. 2, a) consists of a rigid bed on the basis of a 2m112 machine, a working chamber, a spindle assembly with a drive and a loading device, measuring and recording equipment for measuring and recording electrode potentials, friction characteristics and temperature on the friction surface of the sample (fig. 2, b). а b fig. 2. scheme of the installation (a) and sample (b) for the study of cmw materials the rotational movement and vertical force from the conical shank i (fig. 2.2, a) is transmitted through four balls 2 to the body 3, to which the upper sample 7 is attached with the help of two screws 4. the lower sample 9 is attached with two screws to the electrochemical cell 5 a three-electrode system , in which the working electrode (we) is a friction pair, and the auxiliary electrode (ae) is a ring electrode 8 made of 12x1ш9t steel, which forms a polarization chain with we. the cell is installed on the thrust bearing 10 and, together with the housing 20, on the double-row spherical bearing 11. the angular fixation of the cell is ensured by the cable 18 attached to the finger 19. to isolate the samples from the installation, the cell 5 and the housing 4 are made of kaprolon, and the non-working surfaces of the samples together with the fastening screws are covered with 88np glue. during the friction of metals in electrolytes, the flow of adsorption, diffusion and other processes on their surfaces is determined by the electrode potential of the system. being a fundamental energy characteristic of the double layer, the electrode potential shows in which stage – active or passive dissolution – the steel is and can affect its friction and wear in electrically conductive environments. the kinetics of electrochemical processes of materials in static conditions, during mixing and friction were studied by the potentiodynamic method using the p-5827m potentiostat (14), and the polarization curves were recorded with a self-writing potentiometer pdp4002 (13 fig. 2, a). static and stirring tests were performed with a distance between the working surfaces of the samples of 3 mm. the electrode potentials were measured relative to the silver chloride reference electrode evl-1m1 (13) in a saturated solution of kcl, which is fed into the friction zone using a polymer tube 12 through an axial hole in the lower sample. thoroughly cleaned, degreased and aged for at least a day in a desiccator, the samples were immersed in a solution with a specified ph value. the volume of the solution was 2 * 105 mm3, and its temperature was controlled by an electric contact thermometer 16 and maintained by a thermostat. through the fittings 6 and 17 (fig. 2, a), thermostated water was supplied and discharged. the average surface temperature of the sample during the tests was measured using a self-recording electronic potentiometer ksp-2 (23) at a distance of 1 mm from the friction surface (fig. 2, a). to obtain reliable results, an artificial thermocouple with a hot permanent junction (round head) of chromel-alumel thermoelectrodes with a diameter of 0.5 mm was used. the wear resistance of the friction pair was evaluated by friction force (friction moment) and linear wear of the samples. the force of friction was measured by the tensometric method. the signal generated by the deformation of the 19 strain gauges glued to the finger was transmitted through the strain amplifier 8анч-7м (22) to the ksp-2 potentiometer (21). the established coefficient of friction was calculated problems of tribology 65 on the basis of the diagram of the moment of friction, which is recorded by a self-recording device; linear wear of the samples was determined by an indicator of the hour type mkm with a division price of i μm. the lower sample made of u8a steel, hardened to (61 – 63) hrce, had two grooves 3 mm wide on the working surface, which ensured free access of the medium to the friction surface. the upper one was a sample from the researched material. the initial roughness of the working surfaces of the samples was ra = 0.63. the heating of the samples at the point of contact did not exceed 393 k, which excluded the possibility of significant structural changes in the material. experiments were conducted at sliding speeds of 0.05, 0.6, and 1 m/s in the pressure range of 1–48 mpa. presentation of the main material and obtained scientific results it was established (table 1) that the corrosion rate of unreinforced steels is approximately the same. since the anodes and cathodes are located close to each other in the low-conductivity medium under investigation, the ohions formed at the cathode are always close to the fe2+ ions formed at the anode. as a result, a film of fe(он)2 appears, which is adjacent to the metal surface and is an effective diffusion barrier. increasing the speed of movement of distilled water improves the access of oxygen to the surface and contributes to the removal of corrosion products, thereby increasing the corrosion rate (table 1 the obtained data coincide with those given in [5]. table 1 electrode potentials and corrosion rate of the investigated materials in static conditions (numerator) and when stirring at a circular speed of 0.05 m/s (denominator) steel electrode potential, mv corrosion rate, g/m2*h after 24 hours exposure after 96 hours exposure w it h o u t h a rd e n in g n it ri d in g * n it ri d in g * * w it h o u t h a rd e n in g n it ri d in g * n it ri d in g * * w it h o u t h a rd e n in g n it ri d in g * 20 -578 -386 +42 +37 +37 +35 -584 -390 +78 +77 +48 +44 0.218 0.35 0.0003 0.0005 45 -572 -378 +76 +50 +60 +56 -582 -390 +86 +85 +65 +60 0.210 0.35 0.0003 0.0005 45х -525 -362 +102 +102 +80 +78 -538 -374 +118 +118 +84 +84 0.151 0.28 0.0003 0.0005 38kh2myua -520 -355 +122 +122 +85 +82 -535 -363 +131 +130 +88 +88 0.112 0.28 0.0002 0.0004 *one-stage (793 k; 75% n2 + 25% ar; 265 pa); **combined (793 k; 75% n2 + 25% ar – 3 hours and 90% n2 + 10% c3h8 – 1 hour, 265 pa) – carbonitriding. in of the studied steels significantly increases their corrosion resistance (fig. 3), which, in particular, is indicated by a significant improvement of the electrode potential of the surface (table 1, fig. 4). fig. 3. polarization curves of unhardened (1) and nitrided (2) at temperature t = 793 k in the single-stage mode of the studied steels 66 problems of tribology a b fig. 4. curves change over timeelectrode potentialunhardened (a) and nitrided (b) at t = 793 k in the one-stage regime of steels 20 (1), 45 (2), 45x (3), 38kh2myua (4) x-ray structural analysis established that regardless of the composition of the gas atmosphere (table pp.2), -fe2-3n, -fe4n and -phases are formed in the surface layer. at the same time, the phase composition and ratio of phase structures in the nitrided layer can be adjusted by changing the nitriding parameters [1]. from fig. 5, as well as given in table. 1 and 2 of the data shows that with an increase in the content of the -phase in the surface layer of materials, their corrosion resistance increases. therefore, to reduce the corrosion rate of materials in distilled water, a nitrogen-containing atmosphere is better than a carbon-containing one. а b fig. 5. anodic polarization curves in distilled water in static conditions: a) nitrided steel 45x at temperatures of 793 (i), 833 (2) and 873 (3) k, pressure 265 pa, in an atmosphere of 100% n2; b) nitrided steels 38kh2myua (i), 45x (2), 45 and 20 (3) at parameters of 843 k, 75% n2 + 25% ar, 265 pa table 2 crystal lattice parameters (a and c), nitrogen concentration in the surface layer (ka) and phase composition of nitrided (843 k; 75% n2 + 25% ar; 265 pa) steels indicators steel 20 steel 45 steel 45х steel 45х* steel 38kh2myua а, кх 2.775 2.757 2.761 2.762 2.764 с, кх 4.443 4.441 4.439 4.447 4.436 с/а 1.613 1.611 1.608 1.611 1.605 ка, % 7.3 7.6 8.3 7.6 8.7 ɛ fe2-3n, % 19 21 31 20 45 γ'– fe4n, % 56 62 55 9 55 α fe, % 25 17 14 71 – *843 к; 75% n2 + 25% ar – 3 hours and 90% n2 + 10% c3h8– 1 hour; 265 pa the established regularities indicate that with a decrease in the nitriding temperature, the corrosion resistance of materials in distilled water increases due to an increase in the nitrogen content in the diffusion layer. at the same time, the fragility of the surface area increases, which reduces wear resistance. therefore, in order to increase the wear resistance of the studied steels in distilled water, their nitriding was carried out at t = 793 k, which helps to increase the saturation of the diffusion layer with nitrogen (table 3), according to the combined mode of saturation (75% n2 + 25% argon, 3 hours and 90 % n2 and 10% c3h8, 1 hour; 265 pa), which increases the plasticity of the surface zones. problems of tribology 67 table 3 dependence of crystal lattice parameters (a and c), nitrogen concentration in the surface layer (ka) and phase composition of the diffusion layer of steel 45x on in regimes for 4 h. indicators temperature, k* n2 content, %** pressure, pa*** 793 833 873 45 60 75 90 100 80 265 450 а, кх 2.775 2.768 2.757 2.759 2.761 2.762 2.765 2.768 2.762 2.762 2.763 с, кх 4.413 4.428 4,447 4.441 4.440 4.439 4.433 4.428 4.440 4.439 4.438 с/а 1.590 1.600 1.613 1.610 1.608 1.607 1.603 1.600 1.608 1.607 1.606 ка, % 10.8 9.0 7.3 7,6 8.1 8.4 8.8 9.0 8.4 8.4 8.5 ɛ fe2-3n, % 63 42 20 22 27 32 38 42 29 32 35 γ'– fe4n, % 30 46 59 66 61 56 50 46 59 56 53 α fe, % 7 12 21 12 12 12 12 12 12 12 12 *100% n2; 265 pa; **833 к; 265 pa; ***833 к;75%n2+ 25% ar when wearing materials in distilled water, it is characteristic that it is both a corrosive agent and a friction lubricant. the presence of a low-viscosity aggressive medium causes the appearance of boundary and semi-fluid friction. however, for the accepted test conditions (v = 1 m/s, p = 4 mpa), the surfaces of unreinforced materials seize (fig. 6). at the same time, the friction coefficient reaches a value of 0.19. analyzing presented in the table. 4 data, it can be seen that when rubbing in distilled water, the use of unhardened alloyed steels does not give a significant advantage over unalloyed ones. table 4 wear intensity (μm/km) of steels (v = i m/s, p = 4 mpa) steel 20 steel 45 steel 45х steel 38kh2myua 14 1.7 13 1.5 12 1.2 12 1.0 numerator – without hardening, denominator – combined nitriding (carbonitriding) a b fig. 6. friction surfaces of non-hardened (a) and nitrided according to the combined mode (b) 45x steel after cmw (x7.5) research has also shown (table 4) that nitrided steels are characterized by significantly higher wear resistance compared to normalized and improved steels. there is no sticking of nitrided friction surfaces, the friction coefficient is within 0.15. obviously, this is explained by the increased corrosion resistance of the nitrided layer, the presence of compressive stresses in it [1], as well as the intermetallic structure of fe3n nitride, which has a low tendency to cold welding and good antifriction properties. steel 38kh2myua, which has the highest hardness, has the maximum wear resistance. for unhardened steels, the intensity of wear is directly proportional to the friction path, and for nitrided steels 45x and 38kh2myua, it increases as the diffusion layer wears. wear of the nitride layer of nitrided steels 20, 45 exposes a zone with reduced hardness (fig. 7), which leads to an increase in the intensity of wear. fig. 7. distribution curves of microhardness нv1 along the thickness h of the diffusion layer of nitrided steels 38kh2myua (1), 45x (2), 45 (3), 20 (4) 68 problems of tribology conclusion 1. x-ray structural analysis established that the phase composition and the ratio of structural components of the strengthened layer can be adjusted by changing the parameters of the in. 2. with an increase in the content of the -phase in the surface layer of the studied steels, their corrosion resistance in distilled water increases. therefore, from this point of view, a nitrogen-containing atmosphere is better than a carbon-containing one. 3. when rubbing in distilled water, the use of unhardened alloyed steels does not give a significant advantage over unalloyed ones. 4. to increase the wear resistance of nitrided test steels in distilled water, a carbon-containing atmosphere is better than a nitrogen-containing one. 5. in order to determine the maximum wear resistance of steels, further research should be aimed at clarifying the propane content at in. reference 1. o. yu. rudyk. ionic nitriding: regulation of physical and mechanical properties / bulletin of the khpi national technical university. collection of scientific works. series: mechanical and technological systems and complexes. kh.: ntu "khpi" 2017 pp. 22-29. 2. corrosion of steel in fresh and sea water [electronic resource]. access mode:https://mashxxl.info/info/604830/ 3. steel: corrosion rate in different waters [electronic resource]. access mode:https://mashxxl.info/info/148717/ 4. corrosion rate of cast iron, steel, stainless steel [electronic resource]. access mode:https://dpva.xyz/guide/guidematherials/metalls/castiron/castironcorrosionproperties/ 5. what is the corrosion rate in distilled water? [electronic resource]. access mode:https://www.warmerus.ru/help/korroziya-v-sisteme-otopleniya.php 6. avdeenko a.p. corrosion and protection of metals: a short course of lectures / a.p. avdeenko, a.e. polyakov. kramatorsk: dsma, 2003. 104 p. 7. brykov m.n. wear resistance of steels and cast irons under abrasive wear: scientific publication / m.n. brykov, v.g. efremenko, a.v. efremenko. kherson: grin d.s., 2014. 364 p. 8. electrolyte movement speed [electronic resource]. access mode:https://mash-xxl.info/info/211426/ 9. corrosion — low-alloy steel[electronic resource]. access mode:http://techtrend.com.ua/index.php?newsid=26002922 10. wear resistance of metal alloys and coatings in packing seals of sugar factories pumps [electronic resource]. access mode: http://lib.osau.edu.ua/jspui/bitstream/123456789/377/1/7.pdf 11. kaplun v.g. ionic nitriding in hydrogen-free media: monograph / v.g. kaplun, p.v. kaplun. khmelnitsky: khnu. 2015. 315 p. https://mash-xxl.info/info/604830/ https://mash-xxl.info/info/604830/ https://mash-xxl.info/info/148717/ https://mash-xxl.info/info/148717/ https://dpva.xyz/guide/guidematherials/metalls/castiron/castironcorrosionproperties/ https://www.warme-rus.ru/help/korroziya-v-sisteme-otopleniya.php https://www.warme-rus.ru/help/korroziya-v-sisteme-otopleniya.php https://mash-xxl.info/info/211426/ http://techtrend.com.ua/index.php?newsid=26002922 http://techtrend.com.ua/index.php?newsid=26002922 http://techtrend.com.ua/index.php?newsid=26002922 http://lib.osau.edu.ua/jspui/bitstream/123456789/377/1/7.pdf problems of tribology 69 рудик о.ю., каплун п.в., голенко к.е., гончар в.а., побережний м.м. дослідження корозійної та зносостійкості азотованих у тліючому розряді сталей у дистильованій воді стаття присвячена дослідженню корозійної стійкості та зносостійкості (тертя ковзання) незагартованих і тліючим розрядом азотованих (іонним або іонно-плазмовим азотуванням) конструкційних сталей 20, 45, 45х і 38х2мюа в дистильованій воді. вплив температури (т = 793 – 873 к), складу насиченої суміші (азот n2, аргон ar і пропан с3н8) та її тиску (р = 80 – 450 па), тривалості процесу на структуру та досліджено фазовий склад азотованих шарів (здійснено методами металографічного та рентгеноструктурного аналізів). проведено порівняння фізико-механічних характеристик поверхневого шару незагартованої та азотованої сталі до та після випробувань і зроблено висновок, що азотована сталь має підвищений термін служби за рахунок більшої твердості, корозійної стійкості та зносостійкості. рекомендується для підвищення корозійної стійкості досліджуваних сталей у дистильованій воді проводити їх іонне азотування в азотовмісній атмосфері, а для підвищення зносостійкості – у вуглецевмісній атмосфері (карбонітрування). ключові слова: конструкційні сталі, фізико-механічні властивості, іонне азотування, карбонітрування, дистильована вода. корозія, знос. copyright © 2020 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 39-44 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-39-44 improving the durability of moving joints working in conditions of intensive wear d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract the article discusses the method of surface plastic deformation of steel parts by rolling them with rollers. the positive effect of this method on the wear resistance of friction pairs under conditions of intense abrasive wear and with abundant lubrication has been established. key words: wear, surface plastic deformation, friction pair, abrasive, durability. introduction the durability of units containing a movable force contact can be increased both by increasing the wear resistance of the material of the parts and by optimizing the relief of the contacting surfaces [1, 2]. technological processing methods have limited possibilities of influencing the parameters that determine the wear resistance of the material of the parts, but can be used to obtain a relief of the surface of the parts that is favorable in terms of wear resistance. using various processing methods, it is possible to obtain surfaces that differ not only in height, but also in the shape of irregularities [3]. research methodology let us consider the results of the study of the influence of some processing methods on the wear resistance of parts in widely used units: 1) steel shaft bronze inserts; 2) piston with rubber seals steel sleeve; 3) screw pair, steel screw bronze or cast iron nut; 4) steel block hardened steel rope. the study of the friction pair shaft insert was carried out on samples: shaft made of 40 steel with a diameter of 40 mm, inserts made of tin bronze br. ocs 8-21. steel samples were processed in three ways: polished (surface roughness ra = 2.5 μm); rolled with a roller with a finishing mode with a force p = 1.25 kn, selected according to the method [4] (surface roughness ra = 0.63 μm); rolled by rollers with a hardening mode at p = 10 kn (surface roughness ra = 2.5 μm). the surface of the liners (bushings) after boring had a roughness rа = 2.5 μm. tests of a friction pair were carried out on a friction machine mi in a mode close to the mode of operation of a shaft with a sleeve and a crushing cone body with a thrust bearing in medium and fine crushing crushers (peripheral speed 25 m/min, nominal specific load 5 mpa); the samples were liberally lubricated with machine oil. roughness measurements and surface profilograms were taken on a profilograph-profilometer of the kalibr plant. the research technique and the technology for making samples are described in [5]. research results in fig. 1 shows the graphs of the dependences of the wear of the samples on the friction path, built for the friction path up to l = 9000 m on the basis of tests of 10 pairs of samples, and later on two pairs of samples for each processing option. during the first two hours of testing (l = 3000 m), bronze smearing was observed on the 40 problems of tribology working surfaces of ground steel samples and samples rolled with a roller at р = 10 kn, which led at the beginning of wear to low weight wear of the ground samples and even to an increase in the weight of the samples, run in at p = 10 kn; on the samples rolled with a roller with p = 1.25 kn, the smearing of bronze was not noticed. the friction coefficient f at the beginning of the tests was 0.127 for ground specimens, and 0.047 and 0.12 for specimens rolled at p = 1.25 kn and p = 10 kn, respectively. subsequently, the friction coefficient reached a minimum (f = 0.016) for specimens rolled at p = 1.25 kn after 2 hours (l = 3000 m), and at p = 10 kn after 6-7 hours (l = 10000 m), for polished samples even after 42 hours (l = 58000 m) (f = 0.027), i.e. during the testing of this friction pair, the running-in period has not yet ended. fig. 1. wear (loss of weight) of steel shafts g1 and working with them in a pair of bronze inserts g2, depending on the friction path l: 1 – ground shaft; 2 – shaft rolled with a roller at p = 1.25 kn; 3 – the same, but with p = 10 kn as you can see, the running-in of rolled steel samples occurs several times faster than polished ones; at the same time, the wear of polished samples for a significant period of operation is 3 3.5 times more than that of rolled samples. since the roughness parameters rа of the samples ground and rolled at p = 10 kn are the same, the lower wear of the latter can be explained by their increased hardness and a larger supporting surface area as a result of rolling with a roller. the specimens rolled with a roller at p = 1.25 kn had the minimum wear; this is due not only to the hardening effect, but also to ensure the optimal roughness with this processing method. the reference area of the surface of the rolled samples in the upper layers is 1.5 2, and in the lower layers 1.1 1.2 times more than that of the polished ones with a corresponding increase in the radius r of rounding of the tops of the protrusions and a decrease in the angles β˚ of the profile at the rolled surfaces (see table 1). profilograms of sample surfaces before and after tests are shown in fig. 2. table 1 surface roughness parameters of the shaft, liner and sleeves roughness parameters sample ra, μm rz, μm profile angle β˚ vertex radius r, μm steel shaft: polished run-in at р = 1.25 kn bronze insert liners: squandered bored and grinded bored and rolled 1.8/1,5* 0.9/0.5 2.1 0.8 – 0.6 3/2.8 1/0.9 0.8/0.8 6.7/5.5 3/1.8 7.9 3.1 – 1.8 12/10 3.8/3.4 3/3 7/8 5/5 11 6-2 15 15 9 250/260 800/700 160 250 – 650 150 70 850 * numerator before testing, denominator after testing (for the liner, the first digit is after working with a ground shaft, the second is after working with a rolled shaft) the height of the roughness of the rolled surface has decreased by 1.5 1.8 times, and the ground by 1.2 times. the wear of the rolled surfaces led to a slight decrease in the radii r, the rounding of the tops at almost unchanged angles β˚ of the profile, and the polished ones to an increase in both the radii and the angles of the profile. analysis of the nature of changes in the support (bearing) area shows that on the polished surface with more intense wear than on the rolled surface, a new roughness is created with a height that does not differ much from the initial one. on the rolled surfaces, the roughness arising during their wear is formed mainly due to the smoothing of the tops of the protrusions without a significant spread of roughness into the underlying layers of problems of tribology 41 the hardened metal. due to this, the difference in the size of the support area between the ground and rolled surfaces increases even more during their wear. a b c d f e g fig. 2. profilograms of the surface of the samples taken before and after the tests (along the vertical ×4000, along the horizontal ×40): a, b – polished steel shafts before and after the tests; c, d – steel shafts, rolled at p = 1.25 kn before and after tests; e – bronze inserts before testing; f, g – bronze inserts tested in tandem with a ground shaft and with a shaft run in at p = 1.25 kn the wear of the bronze insert is determined, as can be seen from fig. 1, mainly by the parameters of the roughness of the steel shaft paired with it. thus, the most wear was observed in the inserts coupled with a ground shaft, the surface relief of which is characterized, in comparison with a rolled shaft, by smaller radii r of rounding of the tops of the protrusions and large angles β˚ of the profile. in this case, the wear of the liner increases, in addition, it is accompanied by caricature of the ground surface with abrasive grains. the least wear was observed in the bushings coupled with the shafts run in at p = 1.25 kn. in all cases, a new surface relief is formed on the surface of the liners due to the fact that their linear wear is many times greater than the height of the irregularities of the original surface. in this case, in the case of work with a rolled shaft, the radii r of rounding of the tops sharply increased and the angles β˚ of the profile decreased. when working with a ground shaft, a similar phenomenon was observed, but the degree of change in the roughness parameters of the liners was less. in both cases, after testing, the curvature of the tops of the roughness of the liner surface was close to the curvature of the tops on the surface of the mating shaft. if the profile angles for a liner paired with a ground shaft become approximately the same with their values for a shaft, then for a liner mated with a rolled shaft, a greater smoothing of the tops was observed, which led to lower profile angles on the liner than on the shaft. this resulted in the creation of a larger bearing surface area of the liners, working in tandem with the rolled shaft, which is the reason for their greater wear resistance. in a pair of piston with rubber seals steel liner, the effect of liner processing methods on the wear resistance of seals was investigated. the test procedure carried out on special stands was close to the operating conditions of pneumatic cylinders in operation [6]. for research, we used rubber cuffs in accordance with gost 6678–65. the processing of the inner surface of the sleeves (steel 40) with a diameter of 80 mm was carried out according to three options: boring with roughness parameters, ra = 3 μm, rz = 12 μm, boring and grinding (ra = 1 μm, rz = 3.8 μm), boring and rolling with rollers (ra = 0.8 μm, rz = 3 μm). the rolling mode was determined according to the method [4]. 42 problems of tribology tests have shown that the wear of the cuffs working in contact with bored or bored and ground sleeves is significantly greater than that working in contact with bored and then rolled sleeves. the wear of these cuffs is especially intense during the first period of operation (l = 10 ÷ 15 · 103 m); wear products of the cuffs during this period are small rubber shavings cut off by the sharp tops of the ridges of the liner surface irregularities. note that the wear of cuffs operating in bored sleeves turned out to be somewhat less than in polished ones, although the latter had a lower surface roughness. in sleeves bored and then rolled, the wear of the cuffs from the very beginning of their operation proceeds uniformly, wear products of the cuffs are observed in the form of oilpolluting rubber abrasion particles, and the amount of wear is 5 10 times less than in ground sleeves. periodic check of the seals of the cylinders disconnected from the network found that the pressure drop in cylinders with polished and rolled liners occurs at the beginning of the work of the seals in approximately the same way, after l ≈ 20 · 103 m of the friction path in cylinders with polished liners, the pressure drops within 3 minutes from 0, 64 to 0.2 mpa, and in cylinders with rolled sleeves even after 40 minutes it remains at the level of 0.24 mpa. obviously, the test results of the pair under consideration should also be evaluated in connection with the roughness parameters of the sleeves processed by various technological methods. in this case, the presence of abrasive grains on the surfaces of the ground liners should be taken into account. fig. 3 shows profilograms of the surface of the sleeves prepared for testing. after the tests, there is a slight decrease in the height of the surface irregularities of the bored and ground sleeves after boring; the surface of the sleeves, processed by boring and subsequent rolling, did not undergo noticeable changes in the process. a b c fig. 3. profilograms of the surface of pneumatic cylinder liners processed: a – boring; b – boring and grinding; c – squandering and rolling (vertical ×1000; horizontal ×40) at the same time, a significant difference in the radii of curvature of the tops of the protrusions of the surface roughness of the sleeves, processed by various methods, remained (see table 1). the profile angles in all cases remained almost unchanged. the increased wear resistance of the rubber seals was also facilitated by the creation of a larger bearing area at the rolled surfaces. data on the wear resistance of screw pairs with screws having a trapezoidal thread with a pitch of 12.7 mm and rolled with finger rollers using the bending method [4] were obtained on the flask tilter of the 27-ton shaking table of the uralmashplant forming line and on the cold rolling mill of pipes khpt – 75. bronze and cast-iron nuts of the flask tilter operate in an environment dusty with the components of the molding mixture (quartz sand sio2 90 96%, alumina al2o3 3%, the rest mgo, cr2o3, feo + fe2o3, cao, nao), and completely wear out in 1 3 months. the tilting trolley with a flask filled with earth and a model with a total weight of 36 t is mounted on four screws. the screws are made of 40x steel, the nuts are made of azhmts 10 3 1.5 bronze or gray cast iron. the design pressure in the thread with uniform loading of all four screws is 2.55 mpa. the sliding speed in screw pairs when raising and lowering the flask is 30 m/min. before installing the nuts, bronze threaded extensions are screwed to them. the purpose of the extensions is to partially relieve the thread on the nuts and increase the turnaround time of the tilter. after a certain time of operation of the nuts with the extensions, the latter were removed and the wear of the nuts was estimated by the amount of their wear. then the extensions were replaced with new ones. after complete wear of the thread in the nuts, the load was taken up by some extensions. during this period of work, the wear resistance of the extensions was determined [7]. the assessment of the wear of the screws was carried out by measuring the thickness of its turn with a rod tooth meter. worn nuts and extensions were cut along the generatrix. the measurement of the thickness of the turns in them was carried out on an instrumental microscope. in order to exclude the influence of random factors during the tests of the wear resistance of screw pairs, the rolled screws were installed in various combinations with non-rolled screws at all four support points of the rotator. problems of tribology 43 the screw wear during the overhaul period was 0.4 1 mm. replacing bronze nuts with cast iron leads to an increase in screw wear by 35 50%. with the same wear, the durability of rolled screws working with bronze nuts is 78% higher than that of non-rolled screws, working with cast-iron nuts by 54%. the wear resistance of cast iron nuts is slightly higher than that of bronze ones [8]. however, due to the low resistance of cast iron to bending load, the durability of cast iron nuts can be reduced as a result of breakage of an incompletely worn coil. the relative increase in the life of the nuts as a result of the screw rolling is the same as for the screws themselves. the durability of the bronze extensions after the wear of the nuts as a result of the rolling of the screws is more than doubled. this is due to the fact that the extensions work in the most unfavorable conditions (the highest dust content and increased loads). it should be noted that the rolling of the screws with rollers completely eliminated the scuffing and jamming of the screw pairs, which before the introduction of the screw rolling operation occurred during the running-in period. nuts of the feed mechanism of cold-rolling mills are made of bronze azhmts 10 3 1.5, screws are made of steel 40x. the design pressure in the thread when removing the workpiece from the mandrel reaches 1 mpa, the sliding speed in the screw pair is 3 m/s. the screw pair works in an environment saturated with dust and metal scale. the monitoring of the wear resistance of screw pairs was carried out at four khpt 75 mills, installed in one shop and working with approximately equal productivity. on two mills were installed screws with rolled threads and on two with unrolled threads. the assessment of the screw wear was carried out by measuring the thickness of the coil with a vertical tooth meter. the wear of the screws after rolling them with a roller decreased 2.6 times. to strengthen the profile of the strand of the rope block of the ship loader, it was rolled with a wedge roller. however, an increase in the hardness of the surface layer by 25 30% of the profile of the stream obtained using work hardening did not lead to a decrease in surface wear. the analysis of the process of wear of the working surface of the block showed that, in addition to abrasion and crushing of the surface, there is a shearing of the surface layer by separate hardened wire wires. it is known from the theory of metal cutting that less work is spent to cut the work-hardened metal than when cutting the un-hardened metal. the same results were obtained by m.m. khrushchev and m.a. babichev in comparative tests for wear resistance of work-hardened and non-riveted metals during their wear with abrasive skins [9]. the hardness of the abrasive significantly exceeded the hardness of the wear materials. v.n. kashcheev [10] also did not find the effect of work hardening on the wear resistance of axial steel, wearing it with abrasive wheels on a ceramic bond. however, studying the wear resistance of materials in the presence of abrasive particles in the contact of rubbing surfaces, m.m. tenenbaum [11] showed that quartz grains with a hardness significantly exceeding the hardness of the plates compressing them are destroyed. moreover, the breaking load decreases sharply with increasing hardness of one of the compression plates. conclusions taking into account the above, to increase the durability of the blocks, the block metal was replaced: steel 25l for steel 45l and the block was hardened in oil. the hardness of the surface layer of the strand profile after quenching and rolling was approximately 400 hb. the process of cutting off the surface layer by the wires of the rope was eliminated and the durability of the blocks and the ropes working with them increased 2 3 times. the share of the effect in increasing the wear resistance of the work-hardened surface layer, in the absence of the process of its cutting, belongs to the residual compressive stresses formed in the layer as a result of plastic deformation [12]. a.a. matalin [13] considers the increase in the wear resistance of parts due to the work-hardening of the surface layer to be a consequence of the increased diffusion of air oxygen into the hardened metal, in which solid chemical compounds feo, fe2o3 and fe3o4 are formed, which are characteristic of oxidative wear proceeding with the lowest intensity. the preliminary hardening of the metal prevents the development of joint plastic deformation of the metals of the rubbing parts, which causes cold welding seizure, which is the most intense type of wear. references 1. marchenko d.d. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation / d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 4/94 (2019) – s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 2. butakov b.i. usovershenstvovanie processa chistovogo obkatyvanija detalej rolikami / b.i. butakov // vestnik mashinostroenija. – 1984. – № 7. – s. 50 – 53. 3. marchenko d.d. investigation of wear of a contact pair of friction "rope block rope" / d.d. marchenko // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 2/92 (2019) – s. 82–87. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-92-2-82-87. 4. dykha a.v. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. issn 1729–3774 / a.v. dykha, d.d. marchenko, v.a. artyukh, o.v. zubiekhina–khaiiat, v.n. kurepin // eastern– european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». – 2018. – №2/1 (92) 2018. – pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 44 problems of tribology 5. dykha a.v. prediction the wear of sliding bearings. issn 2227–524х / a.v. dykha, d.d. marchenko // international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. – 2018. – vol. 7, no 2.23 (2018). – pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 6. marchenko d.d. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts / d.d. marchenko, v.a. artyukh, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 2/96 (2020) – s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-26-11. 7. aulin v. wear resistance increase of samples tribomating in oil composite with geo modifier кgмf-1 / v. aulin, a. hrynkiv, s. lysenko, o. lyashuk, d. velykodnyi, y. vovk, d. holub, a. chernai // tribology in industry. – vol. 41, no. 2 (2019). – s. 156 – 165. 8. aulin v. exploring a possibility to control the stressed-strained state of cylinder liners in diesel engines by the tribotechnology of alignment / v. aulin, s.a. hrynkiv,lysenko, a. dykha, t. zamota, v. dzyura // eastern-european journal of enterprise technologies. – 2019. – vol. 3 (12-99). – p. 6 – 16. doi: 10.15587/1729-4061.2019.171619. 9. hrushhev m.m. jeksperimental'nye osnovy teorii abrazivnogo iznashivanija / m.m. hrushhev, m.a. babichev // vestnik mashinostroenija. – 1964. – №6. – s. 56 – 62. 10. kashheev v.n. abrazivnoe razrushenie tverdyh tel: avtoref. dis. … doktora fiz. mat. nauk / v.n. kashheev. – tomsk, 1963. – 45 s. 11. tenenbaum m.m. iznosostojkost' konstrukcionnyh materialov i detalej mashin pri abrazivnom iznashivanii / m.m. tenenbaum. – m.: mashinostroenie, 1966. – 332 s. 12. shkol'nik l.m. tehnologija i prisposoblenija dlja uprochnenija i otdelki detalej nakatyvaniem / l.m. shkol'nik, v.i. shahov. – m.: mashinostroenie, 1964. – 184 s. 13. matalin a.a. tehnologicheskie metody povyshenija dolgovechnosti detalej mashin / a.a. matalin. – kiev: tehnika, 1971. – 144 s. марченко д.д., матвеева к.с. метод повышения долговечности подвижных соединений, работающих в условиях интенсивного износа. в статье рассмотрен метод поверхностного пластического деформирования стальных деталей обкатыванием их роликами. установлено положительное влияние этого метода на износостойкость пар трения в условиях интенсивного абразивного изнашивания и при обильной смазке. ключевые слова: износ, поверхностная пластическая деформация, пара трения, абразив, прочность. copyright © 2020 v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, a.e. chernai, i.v. zhylova. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 4/98-2020, 13-19 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-13-19 new approach to elucidating the physical nature of the processes that occur in the friction zone of mates of machine parts v.v. aulin, s. v. lysenko, a.v. hrinkiv, a.e. chernai, i.v. zhylova central ukrainian national technical university, ukraine e-mail: aulinvv@gmail.com abstract it has been found that during frictional contact in separate local areas of a thin surface layer of parts under significant loads and deformations and high contact temperatures, the material of the tribocontact zone of parts transforms into a special activating unstable state of magma-plasma or triboplasma. general issues in which the nature of the processes of friction and wear of mating parts is clarified are considered at a higher fundamental level with the involvement of nanotribology. a number of processes that accompany interactions of triboconjugations of parts are analyzed: mechanoemission, mechanochemical, gas-discharge, etc., tribochemical reactions, fluxes of high-energy particles: excited molecules, atoms, ions, fast electrons, phonons (sound quanta and quanta of electromagnetic radiation). regularities of additivity of elastic and magnetic aftereffect in the volumetric parts and surface layers of tribo-interface parts made of ferromagnetic materials and alloys have been revealed. also, the regularity of the additivity of the diffusion aftereffect in their surface layers has been established. a tribophysical model of selforganization is built on the basis of a carbon-nitrogen cycle of tribochemical reactions that have the content of thermonuclear fusion reactions and which can be considered at the nanoscale. in these reactions, the carbon atom plays the role of a catalyst for the process of fusion of protons with subsequent transformation into a radioactive isotope, which decays into ordinary carbon and helium. it has been established that the mechanism of nuclear fusion reactions in the surface layers of triboconjugation parts is due to the directional movement of dislocations in the crystal structures of materials with the implementation of the proton cycle and the conversion of hydrogen into helium. it has been shown that this makes it possible to change the idea of the mechanocaloric effect, the process of friction and wear, and to substantiate a number of effects and processes from the physical positions of nanotribology. this will allow the creation of competitive tribotechnologies in various industries. key words: mating parts, friction criteria, wear resistance, reliability of systems and units introduction the interaction in the movable interfaces of parts of systems and machine assemblies causes, first of all, the occurrence of processes of friction and wear, as well as the failure caused by them, amounting to about 90%. losses from the processes of friction and wear in developed countries reach 5...6% of the national income. to overcome frictional resistance in machines and mechanisms, 20...25% of the energy generated per year is spent all over the world. an increase in the economic and environmentally sound reliability of systems and assemblies of machines, technological equipment and tools is directly related to an increase in the wear resistance of resourcedetermining mates of parts. the solution to this urgent problem is possible only on the basis of deep scientifically grounded fundamental knowledge, the processes occurring in the surface layers of parts, and have a tribophysical nature and which can be substantiated at the levels: nano-, micro-, mesoand macrolevels. management of friction processes, the correct choice of materials for mating parts according to the criteria of friction and wear resistance, their rational design, as well as optimization of operating conditions can significantly provide a high level of operational reliability of machines and increase the efficiency of their use, http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-13-12 14 problems of tribology reduce harmful environmental impacts with a slight increase in cost [1]. academicians v.i. kolesnikov, yu.m. luzhny, a.v. chichinadze believed that the complex of studies in the field of macro-, meso-, microand nanotribology of triboconjugation of parts of systems and aggregates of transport machines in general refers to the main and topical areas of their operational reliability [2]. literature review i.v. kragelsky, m.n. dobychin, v.s. kombalov [3], analyzing the critical points characterizing the conditions for the transition from one type of frictional interaction to another, argued that in some local areas of a thin surface layer of parts, significant stress and strain and high contact temperatures develop. in this case, the material of the contact zone of the parts passes into a special activating unstable state. this position of the material p.a. thyssen is called magma-plasma or triboplasm [4]. substances in the state of "triboplasma" are capable of reacting with materials of mating parts and the external environment. it is typical that a reaction is observed even with neutral substances, neutral gases. a new interpretation of the mechanisms of thermoplastic deformation during the phase transformation of the materials of parts under nonequilibrium conditions and a significant temperature gradient is given in [5]. it is shown that in the friction zone the processes and states of materials self-organize. positive self-organization in tribotechnical systems increases the efficiency of their functioning [6]. a physical approach to the mesomechanics of wear of the working surfaces of parts of tribocouplings [7,8] is considered and a scale-level approach to the analysis of the characteristics and properties of surface layers of parts and a lubricating medium is proposed [9]. it is noted that mesomechanics is a modern approach to the theory of wear [10]. the tribophysical material science approach is informative about the processes and states of materials, and the assessment of their resources [11]. from a physical point of view, the processes of friction and wear in the contact zone of the triboharness of parts of motor transport and agricultural machinery have been analyzed [12]. from the standpoint of fullerenes, their influence on the physical and mechanical properties of the friction surface of tribocouplings of parts has been clarified [13]. the physics of the formation of a stress-strain state makes it possible to clarify the formation of local areas of compression and tension deformations [14]. the electrochemical and mechanical loads on the tribocouplings of parts with the implementation of a whole range of phenomena and the improvement of tribocharacteristics are also of interest [15]. the essence of a new approach is to identify the physical nature of friction processes [16] with the construction of a physical model of tribological processes [17] and analysis of the processes of changing the states of materials in the tribosystem [18]. analyzing the solution of general issues concerning nanotribology, yu.i. golovin [19] notes that the desire to identify and understand the nature of nanocontact processes of friction and wear of mating parts at a higher fundamental level is quite natural. the first step in this direction is the level approach of considering the characteristics and properties of individual microand nanocontacts of the friction zone, and then, by integrating or averaging over the surface, proceed to investigations at the mesoand macrolevels. this approach has become available only in recent years in connection with the development of nanoidentification and nanoscraping techniques. purpose the aim of this work is to elucidate the physical nature of the processes occurring in the surface layers of the friction zone of mating parts of systems and aggregates of transport machines based on the data of their tribophysical essence and a set of chemical reactions occurring at the nanoand microlevel, representing the mechanisms of processes. results an important step towards the creation of a physical theory of friction and wear of mating parts of systems and machine assemblies is the transition to research at the nanoscale. such studies have become possible thanks to the improvement of scanning probe microscopes, in particular, atomic force microscopes operating in the lateral mode (friction for semicroscopy – ffm). on the basis of this information, various processes in the materials of dynamic tribocontacts have been modeled, new approaches to identifying regularities have been elucidated, and the mechanism of their development has been refined. this indicates that the study of the processes of friction and wear in this direction goes to a higher quality level. at the same time, a whole series of new questions arise that need to be clarified, identified and resolved. the main ones are the issues of determining the characteristics and properties of the friction zone and the relationship between them on the macroscopic, mesoscopic, microscopic, nanoscopic. it needs an explanation and the result of their forecasting in the process of development and operation, as well as the identification of sets of processes that correspond to them. the state of triboconjugations in the surface layers of materials, which are formed in the process of self-organization, are also of interest and synergistic foundations of the "green" tribology of systems and machine assemblies are being created. when solving these issues, it is advisable to problems of tribology 15 proceed from fundamental knowledge of the properties of interacting atoms and the topology of the working surfaces of mating parts. it is also necessary to solve the issues of controlling external and internal friction in tribo-couplings of parts of systems and machine units on the basis of this knowledge. this will make it possible to create new and improved existing tribosystems (tribosystems of parts) with high friction and energy dissipation. for example, for tribo-couplings of parts of braking and friction systems, clutches or, conversely, for tribo couplings of parts with low friction (sliding bearings, for guide parts of systems and assemblies: valve bush, brake calipers, car suspensions, etc.). in this case, it is desirable to identify conditions in which friction is practically zero, that is, the phenomenon of wear-free or positive selforganization is realized. there are no fundamental obstacles to this, and in a sense, such regimes have already been found. interaction in mobile interfaces of machine parts (fig. 1) is accompanied by a complex of different processes: mechanoemission, mechanochemical, gasdischarge, etc., as well as the course of tribochemical reactions, the synthesis of some compounds the emergence of high-energy particle flows: excited molecules, atoms, ions, fast electrons, phonons (sound quanta), photons (quanta of electromagnetic radiation). fig. 1. schematic representation of the triboplasma model in conjugation of details: 1 – the original structure of the material of the part; 2 – molten structure of the contact zone; 3 – plasma state of matter in the contact zone; 4 – triboemission electrons; 5 – flows of atoms, photons, phonons, ions, excited molecules, fast electrons; 6 area of the reactor compartment of cold synthesis; 7 – heat flow; 8 – helium flow; 9 – fluxes of radiation of various types of energy; acoustic waves, triboluminescence, triboemission, exoelectron emission, photoelectron emission, photoele ctric effect the regularity of the additivity of the elastic aftereffect in the volumetric parts and surface layers of the parts of tribocouplings [20] has been revealed, which consists in the fact that in their elastic and plastic regions, in the zone of frictional contact, there is a summation (additivity) of elastic and plastic aftereffects caused by changes in frictional bonds, physical and mechanical characteristics of the material and the spatial position of the tribocouplings of parts. this is due to the directed movement of dislocations in the elastic and plastic regions of the surface layers of the material of the parts. the regularity of the additivity of the magnetic aftereffect in the volumetric parts of the ferromagnetic material of the details of tribo-couplings and their surface layers has been also established [21]. the effect is that the summation (additivity) of magnetic aftereffects occurs in the elastic and plastic regions of the frictional contact zone. this aftereffect determines the behavior of hydrogen atoms in triboconjugation materials: intense diffusion is observed, a high degree of energy pumping in the surface layers, molization and interaction with atoms of other chemical elements dissolved in the main material of the parts. this is due to the directional movement of dislocations in the materials of parts, which capture hydrogen atoms and transport them to the zone of frictional contact with elastic and plastic local regions of the surface layers of materials of parts and affect their structure, as well as the mobility of the domain walls in them. one of them is realized in tribocoupling of parts with helium wear [19]. the use of such tribosystems will make it possible to control friction due to superfluidity and the presence of helium parts in materials. in this direction, a positive point is the established regularity of the additivity of the diffusion magnetic aftereffect in the volumetric parts and surface layers of tribocouplings of parts made of ferromagnetic materials and alloys [3]. its essence lies in the fact that in the elastic and plastic regions of the material of the parts, in the zone of their frictional contact, the summation (additivity) of diffuse magnetic aftereffects occurs. in this case, the effect is accompanied by elastic and plastic aftereffects and determines the behavior, first of all, of the carbon and nitrogen atoms embedded in the material of parts. in the process of friction of the mates of parts, a directed movement of dislocations is observed, which transport the carbon and nitrogen atoms present in the materials of the parts into the zone of frictional contact with the elastic and plastic regions and their influence on the structure and mobility of the domain walls of the material. it should be noted that the carbon c and nitrogen n atoms, which work by the interstitial mechanism, create the so-called carbon-nitrogen cycle, which is responsible for the synthesis of helium in the friction zone 16 problems of tribology [22]. the revealed conditions under which friction in the mating of parts is practically absent and the phenomenon of super-sliding is realized [7,23], similar to the phenomena of superconductivity or superfluidity. a tribophysical model of such a selforganization phenomenon can be built on the basis of the carbon nitrogen cycle of a number of the following chemical reactions: 12 с+ 1 н 13 n+; (1) 13 n 13 с+ + +; (2) 13 с+ 1 н 14 n+; (3) 14 n+ 1 н 15 о+; (4) 15 о 15 n + + +; (5) 15 n + 1 н 12 с+ 4 не. (6) in these tribochemical reactions, the carbon atom plays the role of a catalyst for the process of proton fusion. a proton, colliding with a carbon nucleus 12 c (1), turns into a radioactive isotope 13 n, and a γ-quantum (photon) is also emitted. the 13 n isotope, undergoing β + decay with the emission of a positron and neutrino (2), turns into an ordinary nitrogen nucleus 14 n (3). in this reaction, a γ-quantum is also emitted. further, the 14 n nitrogen nucleus collides with the 1 h (4) proton, after which a radioactive oxygen isotope 15 o and a γ-quantum are formed. then this isotope is converted by β + decay into the nitrogen isotope 15 n (5). finally, the last 15 n isotope, having attached a proton during the collision, decays into ordinary carbon 12 c and helium 4 he (6). the entire chain of nuclear reactions observed are the sequential weighting of the carbon nucleus by the addition of protons, followed by β + decay. the last link in this chain is the restoration of the original carbon nucleus and the formation of a new helium nucleus at the expense of four protons, which at different times, one after another, joined to 12 c and to the isotopes that were formed from it. in recent years, numerous experimental realizations of details of local nuclear reactions at low energies, that is, realizations of local nuclear reactions in condensed media, have been obtained in tribological conjugation materials. this is the so-called cold nuclear fusion (cnf). on the basis of cnf, it is proposed to replace the nuclear processes induced by the crystal lattice of the material. these processes are anomalous in terms of vacuum nuclear collisions. first of all, this fusion of nuclei with the release of neutrons that exist in nonequilibrium solid materials of parts during friction is stimulated by the transformation of elastic energy in the crystal lattice during phase transitions, mechanical influences, sorption or desorption of hydrogen (deuterium). cnf has been reliably recorded in a number of physical and physicochemical processes involving deuterium. many of them with the participation of natural hydrogen take place in natural processes. these include: the phenomenon of sorption-desorption of hydrogen in metals, redox effect on the compound of hydrogen, mechanical damage and crushing of hydrogen containing rocks. note that a satisfactory quantitative and even qualitative theory of cnf has not been created yet, which is of fundamental importance both for fundamental science and for practical use. at the same time, original theoretical and physical models of the cnf mechanism in the crystal structures of the surface layers of tribointerface parts made of ferromagnetic materials and alloys have been developed. an unknown regularity of the additivity of the hydrogen magnetic aftereffect in the bulk parts and surface layers of these materials has been established [22]. it consists in the fact that in elastic and plastic regions, in the zone of their frictional contact, there is a summation (additivity) of hydrogen magnetic aftereffects. accompaniment by elastic and plastic aftereffects cause directional displacement of dislocations carrying hydrogen to the contact zone. as a result, a number of chemical reactions occur in the tribocontact zone: 1 н+ 1 н 2 d+ + +; (7) 2 d+ 1 н 3 не+; (8) 3 не+ 3 не 4 не+2 1 н. (9) on the basis of this, it is possible to formulate the cnf mechanism, which arises in the surface layers of triboconjugation parts, which determines the directional dislocation movement in the crystal structures of the surface layers of materials with the implementation of the proton cycle. as a result, hydrogen is converted to helium. it should be noted that academician b.v. deryagin and his co-workers in 1985 discovered the phenomenon of neutron mechanoemission in crystalline materials containing deuterium. in his publications, he interpreted this phenomenon as a manifestation of cnf reactions. it was hypothesized that in substances with hydrogen bonds, one of the bonds may contain two nuclei of hydrogen atoms with a distance between them less than one angstrom. it was found that tunneling of deuterons through a narrow barrier can occur with a high probability even at relatively low temperatures. note that according to modern concepts of nuclear physics, a proton and a neutron have two states of one particle – a nucleon. a proton becomes a neutron, attaching an electron, and a neutron a proton, giving an electron to another proton, which, in turn, turns into a neutron. problems of tribology 17 on the basis of what has been considered, the idea of the known mechanocaloric effect [7, 8] is changing and it is possible to substantiate a number of effects and processes that arise in materials in the friction zone from a purely physical position of nanotribology. this can be used to create competitive technologies in the field of hydrogen energy, cryogenic and space technology. by taking into account an additional trend in the output parameters due to the additivity of the elastic magnetic and hydrogen-magnetic aftereffect in the volumetric parts and surface layers of the materials of the parts of tribocouplings of systems and machine units, it is possible to control the processes of friction and wear in them. conclusions 1. considering that the contact zones of the materials of parts interacting in microelectromechanical and nanoelectromechanical systems, such as miniature telework, microsatellites, microdevices, nanocomputers, microsensor devices, chemical and biochemical microreactors, and others, are very small, and the specific loads on nanocontacts are large, then tribological processes are largely determined by the atomic-molecular interaction of contacting surfaces and are manifested primarily at the nanoand micro-level of the hierarchy of the totality of tribological processes. 2. it is urgent to create materials for mating parts with helium wear with the possibility of quenching it based on the implementation of a carbon-nitrogen cycle (effect) in the friction zone, as well as ensuring friction control due to the superfluidity of helium in microand nanotribosystems. 3. creation of nanotechnologies and a new class of devices for microelectromechanical and nanoelectromechanical systems will give new competitive results, in particular, through the creation and use of tribosystems with helium wear, which will provide updated diagnostic information about the local states of materials and the identification of new processes in the friction zone. 4. the study of nuclear processes induced by the crystal lattice in microand nanotribology is of interest both from the point of view of fundamental research on the creation of a generalized theory of friction and wear, the creation of effective tribotechnologies of running-in and recovery, and for applied purposes. 5. the use of hydrogen as a fuel in a car engine, as well as the development of hydrogen energy can actualize the creation of materials for triboconjugation of parts with helium wear with the possibility of its extinguishing based on the implementation of a carbon-nitrogen cycle (effect) in the friction zone, as a result of which hydrogen is converted into helium. 6. the essence of the acoustic wave, tribological effects, triboelectronic, photoelectronic and triboemissions arising from the interaction of nanocontacts in tribosystems can be purposefully used not only in the study of cold nuclear fusion, but also for obtaining in the future an inexhaustible source of ecologically clean energy based on the synthesis of helium from more light hydrogen. references 1. mashkov yu.k. (2013). tribophysics of metals and polymers: monograph. omsk: from om gtu, 240 p. (in russian). 2. kolesnikov v.i., luzhnov yu.m., chichinadze a.v. (2005). goals and objectives of the journal "friction and lubrication in machines and mechanisms". appendix to the journal "assembly in mechanical engineering, instrument making", 1(7), 3-7. (in russian). 3. kragelsky i.v., dobychin m.n., kombalov v.s. (1977). fundamentals of friction and wear calculations. m.: mechanical engineering, 526 p. (in russian). 4. thiessen р.a., meyer к., heinicke g. (1967). grundlagen der tribochemie. berlin: academie-verlag, 267 p. (in english). 5. aulin v.v., kapeliushnyi f.m., kalita m.m., solovykh e.k. (2005). physical substantiation of thermoplastic deformation mechanisms during phase transformation of parts materials. coll. science. works of luhansk nat. agrarian university. series: technical sciences, 49(72), 25-31. (in ukrainian). 6. aulin v.v. (2014). physical bases of processes and states of self-organization in tribotechnical systems: monograph. kirovograd: ed. lysenko v.f., 370 p. (in ukrainian). 7. aulin v.v., lysenko s.v., zhilova i.v., lysenko v.m. (2017). physical mesomechanics of wear of working surfaces of details of tribocouples of mobile agricultural and motor transport equipment. materials of xi international scientific and practical conference. problems of design, production and operation of agricultural machinery. kropyvnytskyi: cntu, 223-225. (in ukrainian). 8. aulin v.v., lysenko s.v., kuzyk o.v., zhilova i.v. (2017). physico-mesomechanical approach to identifying the nature of wear of the joints of parts of agricultural and motor vehicles. problems of tribology. 4, 82-86. (in ukrainian). 9. aulin v.v., lysenko s.v., velykodnyi d.o., lukashuk a.p. (2017). possibilities of the scale-level approach of the analysis of characteristics and properties of the lubricating environment of tribospryazhenie of details of mobile agricultural and motor transport technics. materials of xi international scientific and practical conference. problems of design, production and operation of agricultural machinery. kropyvnytskyi: cntu, 196-198. (in ukrainian). 18 problems of tribology 10. aulin v.v., zhilova i.v., lysenko s.v. (2018). mesomechanics – a modern approach to the theory of wear. coll. abstracts of the xii all-ukrainian scientific-practical conference of students, graduate students and young scientists "improving the reliability of machinery and equipment." kropyvnytskyi: cntu, 75-77. (in ukrainian). 11. aulin v.v., kuzyk o.v., zhilova i.v., lukashuk a.p. (2017). tribophysics and materials science approach in assessing the resource of parts of mobile agricultural machinery. proceedings of the xi international scientific and practical conference. problems of design, production and operation of agricultural machinery. kropyvnytskyi: cntu, 227-228. (in ukrainian). 12. aulin v.v., verbitsky o.v., lysenko s.v., lukashuk a.p. (2018). friction and wear – interconnected processes in the contact zone of tribocouples of parts of motor vehicles and agricultural machinery. coll. abstracts of the xii all-ukrainian scientific-practical conference of students, graduate students and young scientists "improving the reliability of machinery and equipment". kropyvnytskyi: cntu, 73-75. (in ukrainian). 13. aulin v.v., derkach o.d., lysenko s.v., hrynkiv a.v. influence of fullerene-containing oils on physical and mechanical properties of the friction surface of conjugations of parts. problems of tribology. 4, 6064. (in ukrainian). 14. lysenko s.v., hrynkiv a.v., yatsun v.v., skrynnik i.o., gupka a.b. stress-strain state of the surface layer of parts in the implementation of tribotechnologies of running-in and restoration. central ukrainian scientific bulletin. technical sciences. 1(32), 103-113. (in ukrainian). 15. aulin v., zamota t., hrynkiv a., lysenko s., bondarets o., yatsun v. (2019). increase of formation efficiency of gears contact spot at electrochemical-mechanical running-in. problems of tribology. 24(4/94), 3339. (in english). 16. aulin v.v., lysenko s.v., hrynkiv a.v., zhilova i.v. (2020). a new look at the physical nature of friction processes. proceedings of the international scientific-practical conference "increase of machine and equipment reliability". kropyvnytskyi: cntu, 11-12. (in ukrainian). 17. aulin v.v., lyashuk o.l., gupka a.b., lysenko s.v., hrynkiv a.v. physical model for detecting the influence of scale factor on tribological processes in the contact zone of samples and parts. proceedings of the international scientific-practical conference "increase of machine and equipment reliability". kropyvnytskyi: cntu, 16-18. (in ukrainian). 18. aulin vv, grinkov av, lysenko sv, chernay ae, lukashuk ap the process of changing the state of the oil during the running-in of the couplings of parts and running-in of engines of transport vehicles / proceedings of the international scientific-practical conference "improving the reliability of machinery and equipment. increase of machine and equipment reliability ”, april 15-17, 2020 kropyvnytskyi: cntu, 2020. p.162-165. 19. golovin yu.i. (2007). introduction to nanotechnology. m.: mashinostroenie, 496 p. (in russian). 20. lukyanets v.а., almazova z.i., burmistrova n.p. (1993). physical effects in mechanical engineering: handbook. m.: mechanical engineering, 224 p. (in russian). 21. scientific discovery (diploma no. 277). (2005). the regularity of the additivity of the magnetic aftereffect in the bulk and surface layers of friction pairs made of ferromagnetic materials. ivasyshin g.s. m.: raen., maanoii. (in russian). 22. scientific discovery (diploma no. 289). (2004). the regularity of the additivity of the diffusion magnetic aftereffect in the volumetric parts and surface layers of friction pairs made of ferromagnetic materials and alloys. ivasyshin g.s. m.: raen maanoii. (in russian). 23. scientific discovery (diploma no. 258) (2004). regularity of elastic aftereffect additivity in volumetric parts and surface layers of friction pairs. ivasyshin g.s. m: rayen., maanoii. (in russian). 24. scientific discovery (diploma no. 302) (2006). the regularity of the additivity of the hydrogen magnetic aftereffect in the bulk and surface layers of friction pairs made of ferromagnetic materials. ivasyshin g.s. m.: raen., maanoii. (in russian). problems of tribology 19 аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., а.є. чернай, і.в. жилова новий підхід до з'ясування фізичної природи процесів, що відбуваються в зоні тертя спряжень деталей машин з'ясовано, що при фрикційному контакті в окремих локальних ділянках тонкого поверхневого шару деталей при значних напруженнях і деформаціях та високих контактних температур матеріал зони трибоконтакту деталей переходить в особливий активізуючий нестійкий стан магми-плазми або трибоплазми. загальні питання, в яких з'ясовується природа процесів тертя та зношування спряжень деталей, розглянуто на більш високому фундаментальному рівні із залученням нанотрибології. проаналізовано ряд процесів, якими супроводжуються взаємодії трибоспряжень деталей.: механоемісійні, механохімічні, газорозрядні та ін., трибохімічні реакції, потоки частинок з великою енергією: збуджених молекул, атомів, іонів, швидких електронів, фононів (звукових квантів та квантів електромагнітного випромінювання). виявлено закономірності адитивності пружної та магнітної післядій в об'ємних частинах і поверхневих шарах деталей трибоспряжень з феромагнітних матеріалів і сплавів. також встановлена закономірність адитивності дифузійної післядії в їх поверхневих шарах. побудовано трибофізичну модель самоорганізації на основі вуглецево-азотного циклу реалізацій трибохімічних реакцій, які мають зміст термоядерних реакцій синтезу і які можливо розглядати на нанорівні. в цих реакціях атом вуглецю відіграє роль каталізатора процесу злиття протонів з подальшим перетворенням в радіоактивний ізотоп, який розпадається на звичайний вуглець і гелій. з'ясовано, що механізм реакцій ядерного синтезу в поверхневих шарах деталей трибоспряжень, обумовлений спрямованим переміщенням дислокацій в кристалічних структурах матеріалів з реалізацією протонного циклу та перетворенням водню в гелій. показано, що зазначене дає можливість змінити уявлення про механокалоричний ефект, процес тертя і зношування та обґрунтувати ряд ефектів і процесів з фізичних позицій нанотрибології. це дасть можливість створити конкурентоспроможні триботехнології в різних галузях. ключові слова: спряження деталей, критерії тертя, зносостійкість, надійність систем і агрегатів. copyright © 202 2 v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, o.d. derkach, d.o. makarenko, this is an open access article distributed under the creative commons attribution license , which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 71-79 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-71-79 influence of high-modulus filler content on critical load on tribocouples made of microheterophase polymer composite materials v.v. aulin1* , s.v. lysenko1 , a.v. hrynkiv1 , o. d. derkach2 , d.o. makarenko2 1 central ukrainian national technical university , ukraine 2 dnipro state agrarian and economic university, ukraine * e-mail: aulinvv @ gmail.com received: 10 april 2022: revised: 15 may 2022: accept: 05 june 2022 abstract the influence of the content of high-modulus filler on the assessment of the critical load on the conjugation of polymeric composite materials is theoretically substantiated from the tribological point of view. various cases of destruction of polymeric composite materials are considered. the conditions under which the setting of polymeric composite materials is observed, as well as the conditions of their destruction are formulated. both viscous and brittle fracture of polymeric composite materials are considered. the main focus is on critical loads and stresses depending on the content of high-modulus filler, taking into account the modulus of elasticity of the polymer matrix and filler and the nature of their destruction. key words: polymer composite material, microheterophase composite, high modulus filler, triad coupling of parts, critical load, setting, failure introduction when the influence of the structure and composition of polymer composite materials (pcm) on the value of the critical pressure should be considered in the contacts of different types of microheterophase composites. in this case, the size of the structural components of pcm is much smaller than the size of the contact spot, and therefore we can consider the contact of two pcm as the contact of homogeneous materials [1]. in such pcm, the physico-mechanical and tribological properties of the friction surfaces depend on a number of factors. conditions for efficient operation of triad couplings of parts with pcm at a critical setting load depend on the following factors [2]: – volume content of high-modulus filler of conjugated pcm of the same phase composition and with the same volume content; – differences in the volumetric content of the high-modulus filler when contacting conjugate parts with pcm of the same phase composition; – physical-mechanical and tribological properties of structural components of pcm conjugations with the same volume content of fillers; – physical-mechanical and tribological properties of structural components of pcm conjugations at different volume content of fillers; – bond strength of filler particles with the matrix in pcm; – particle size of fillers. consideration of these factors will make it possible to design the pcm in accordance with the operating conditions of the moving couplings of machine parts, without reaching the critical values of the load and the observation of setting and failure. literature review http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-71-79 72 problems of tribology by introducing particles of brittle high-modulus fillers into the plastic polymer matrix, the nature of deformation and destruction of pcm with increasing their bulk content f с will change [1,2]. the low content (concentration) of high-modulus filler particles indicates that the yield strength t  pcm increases with f с increase, and elongation at destruction r  – decreases. as the yield strength of pcm in contact increases, the critical t  setting pressure cp for a single microroughness on the conjugate surfaces of the parts increases in accordance with the equation i.v. kragelsky [3-6]: tuc cp  . (1) since the geometry of roughness slightly depends on the properties of pcm [7-9] at low roughness of friction surfaces of conjugation of parts, it can be assumed that the geometry of their contact with increasing volume fraction of filler f с remains unchanged. with increasing f с plastic properties of r  pcm decrease according to equation [10]: nnn m j jmm mm     1 2121 (2) it was found that f с > 0.15 value r  changes f с slightly with increasing. in this regard, for pcm with f с >0.15 the ability of the irregularities of the conjugate surfaces of the parts to plastic deformation can be assumed to be almost the same [11,12]. the diameter of the contact spot for such pcm is about 1...5 μm. this indicates that the dislocation processes will not change dramatically with the change in the diameter of the contact spot. for pcm with f с >0.15 the value of the coefficient of proportionality ис can be assumed to be constant and in accordance with the recommendations of i.v. kragelsky at a value equal to 3...4. the value of the critical pressure pc in tribocouples with microheterophase pcm will mainly depend on the value of the yield strength of the material t  . when strengthening polymeric materials with spherical incoherent filler particles, the yield strength is equal to: n fpcmpmt c /1   , (3) where 6,1n ; pcm – coefficient that takes into account the shear modulus and burgers vector of the polymer matrix, as well as the size and shape of the filler particles in pcm [13,14]. for pcm with a small value f с when contacting irregularities of the same composition, the critical pressure in the triad couplings of the parts is:  n fpcmpmuc ccp /1   . (4) from the last equation it follows that at n>1 the increase in critical pressure pc with increasing fс gradually slows down. note that the slowdown occurs the faster the value of n [15]. despite the decrease in pcm elongation with increasing f с , such composites have a viscous nature of fracture, and therefore setting when reaching the pressure in tribocouples pc will occur mainly by the mechanism of active centers [16-18]. the destruction of the micro-irregularities of the conjugate surfaces of the gripping parts, when shifting one of them relative to the other will be cohesive in nature with the formation of growths on one of the surfaces, which in some cases can scratch or plow another surface. note that the formation of such growths is possible with equal probability on both contacting directed surfaces of the parts and there are also traces of the process of plowing on the surfaces of the triad. purpose the aim of this work is tribophysical theoretical substantiation of the influence of changes in the content of high modulus filler in polymer composite material on the magnitude and nature of changes in the critical pressure on the tribocoupling of materials and their critical stress when varying the modulus of elasticity of problems of tribology 73 polymer matrix and filler. results as the filler content f с in the polymer matrix of the material of the tribocouple parts with the considered type of contact of their working surfaces increases, the critical setting pressure will increase, and the wear at pressures close to рс will decrease slightly. the latter suggests that with increasing value, the fс efficiency of tribocoupling of parts with pcm should increase, which indicates an increase in their tribological efficiency . it is possible to predict that in pcm there is such a filler content when the value of its yield strength exceeds the value of the yield strength. in this case, the viscous nature of the destruction of pcm will turn into brittle fracture fracture [13]. in this case, equation (1) will change and take the form: сс вр  , (5) where b – the coefficient that for fragile materials takes into account the same parameters as the coefficient u c ; c – tensile strength of pcm. since for this class of materials with a change in the f с value of b is likely to change slightly, the value of pc , as in the previous case, will mainly be determined by the value c . the dependence c on fс for pcm can be represented by the kramer-griffiths-orovan equation:   rfpc kcae  1 2  , (6) where pм e – the modulus of elasticity of the polymeric material (pm), a and kr are the coefficients characterizing the structural and phase state of pcm. at high contents of the filler ( f с 0.6), taking into account the data [10-12] with a high probability we can assume that the modulus of elasticity of pcm can be estimated by the formula: ffр сее  , (7) where  – the coefficient experimentally determined for pcm or calculated from condition (2) for the lower limit, at f с =0,6: pmfpmfppmfpmfmpм ececeeceche  )1())1(( . (8) it is also possible to write the following equations:   rffpfc kссае  1 2  ; (9)   2 1 1 rffpfc kссаевp   . (10) from equation (10) it follows that with increasing the f с value of pc critical pressure in the tribocouples of parts should decrease. the moment of transition from the viscous nature of the destruction of pcm to brittle with increasing content of filler theoretically can not be estimated. at the same time, the value of p c with increasing fс passes through the maximum. this gives grounds to introduce the criterion of maximum bearing capacity of triad couplings of parts made of pcm. at the optimal value of the filler content fopt c , at which т  = c , and the value bс и  . equating the right parts of equations (4) and (10), we obtain:   2/1/1 ])1([ rfoptpopt n foptt kcaec   . (11) 74 problems of tribology hence we can find fopt c at which pc has a conditional maximum value of pc.opt . since the foptc values in т  the environment в  change smoothly, the value of pc will also change smoothly and the effective performance of pcm in triad couplings of parts can be realized in some interval fopt c . at friction of microroughness of conjugate surfaces of details can be in the conditions of comprehensive uneven compression that promotes manifestation of plasticity and effective values f с should be a little more than fopt c . depending on the composition and particle size of the filler should be effective pcm with f с =0.6...0.9. with a relatively high content of brittle filler on conjugate surfaces, it is possible to observe cracks, and with less – traces of setting. when contacting pcm with different contents of the same filler, as for single-phase materials, the value of pc will depend on the nature of deformation and destruction of contacting pcm, as well as their modulus of elasticity. when contacting pcm with f с > fopt c value of pc will be determined by the strength of the more fragile pcm and the ratio of their modulus of elasticity. at these values of pc, the modulus of elasticity of pcm, with increasing f с , increases in dependence close to rectilinear, and c decreases along a smooth curve. in the case of a small increase in the filler content f с compared to fopt c can be expected to even increase the value of pc . in this case, the probability of setting by the mechanism of active centers with increasing em of one of the materials of the parts will decrease, and the strength will decrease slightly. this is especially observed in conditions when the micro-irregularities of the conjugate surfaces of the parts are in uneven all-round compression, ie at small values of equilibrium roughness. in cases where the material of one of the parts f с is much more fopt c and pc will be lower than the pressure when the pcm has foptc . when contacting pcm conjugate parts with f с < fopt c in case of increase f с in one of the materials of the part, the value of pc will increase in all cases, because the values of the modulus of elasticity ep and т pcm with large f с will be higher, and accordingly will be lower and the probability of setting materials. in tribocouple contacts of parts in which one of the pcm has f с > fopt c and conjugate – f с < fopt c , the value of pc for tribocoupling will be determined by the same conditions as in the contacts of brittle single-phase polymeric material with plastic material. since the values т  in в  these pcms are higher than in the polymer matrix and the brittle filler, respectively, the pc in such contacts will be higher than in the contact of the filler with the matrix. in addition, high values of the modulus of elasticity ep pcm at fс > foptc will reduce the probability of setting on the mechanism of active centers. since the number of active centers increases with increasing f с pcm under the condition f с > foptc , the values of pc will be higher the higher the content of filler f с in this pcm. however, in pcm under the condition f с < foptc we have: with increasing fс the resistance of the dislocations will increase, and the number of dislocations in the cluster before the boundary of the contact surfaces will decrease. the maximum value of p c in this type of contact will be when the value fс in one of the conjugations of parts with pcm is slightly smaller, and in the other – slightly larger fopt c . analyzing the results of the dependence of pc on the content of high-modulus filler fс in different materials of the tribocouple parts, it can be noted that the highest values of pc should be expected when contacting them, provided that conjugate pcm have different filler content f с . moreover, in one of the pcm the value f с should be close to foptc , and in the second should be greater foptc by a value at which the effect of increasing the modulus of elasticity ep in the tribocontact prevails over the effect of reduction с . approximately can be f с taken equal to half the range of effective values when contacting pcm of the same composition ( f с = 0.75...0.85). mechanical and tribological properties of matrix and filler materials, other things being equal, will also affect the value of pc . in such pcms, according to the kramer-griffiths-orovan equation , the values of the modulus of elasticity and the с pcm as a whole increase as the modulus of elasticity of the filler epf increases. the value of pc will also increase with increasing epf . the maximum value of pc will be in the pcm contacts, in which the same f с modulus of elasticity of the filler is maximum. contacts of two conjugate pcms with a low problems of tribology 75 value of epf will be the least efficient. when the pcm is strengthened by the ansell and lenel mechanism [3,13,16-18] , the value с of the three-coupled parts increases with increasing shear modulus of the reinforcing phase and the volume fraction of filler particles in this phase. under conditions of uneven comprehensive compression pcm with small values of constant elasticity of the filler ef will be more prone to setting. to reduce the adhesion of conjugate pcm it is necessary to increase f с in both pcm; in contacts with such pcm the value of pc with increasing fс outside fopt c will increase to large values f с than in pcm with large modulus of elasticity of the filler epf. values pc for contacts in which one of the pcm has a filler content with a higher, and in the other – with a lower value of the modulus of elasticity epf, ie should acquire intermediate values. for this type of pcm contacts with a smaller modulus of elasticity, the values с are smaller and to increase the efficiency of these pcm contacts with a smaller modulus of elasticity, the filler content should be closer to fopt c . in the case of pcm with a large modulus of elasticity ep can be taken with both smaller and larger fopt c . due to the fact that the probability of adhesion by the mechanism of active centers with increasing ep decreases, it is more appropriate in such contacts in pcm with large epf should take the value fс > foptc . the limit value f с in these contacts may be greater than in the contacts of two conjugate pcm with a larger ep. with a large difference between ep2 and ep1 for pcm with large ep effective are the following values of filler f с =0.95...0.98. assuming that basically, the setting of the friction surfaces is determined by the mechanism of formation of the general step of microroughnesses, the value of pc can be estimated by equations of the type:                                        2/1 0 2/1 0 2/12/1 21)3/exp( 3 )3/exp( 3 2 c д f f т c д c l l rtu v rtв rtu v rtв l l   . (12) taking pc proportional  , we have:                                        2/1 0 2/1 0 2/12/1 21)3/exp( 3 )3/exp( 3 2 c д f f u т c д uuc l l rtu v rtв crtu v rtв l l ccp   . (13) lack of data on the value of u c , д l , b , 0 u і f u 0 impossible to determine a specific value c p . however, it is known that the value c p is greater the greater 0 u and f u 0 . if we take into account the results of the study of the evolution of the structure of multiphase pcm, we can conclude that the deformation processes during friction pcm with fillers with low and medium modulus of elasticity more accurately describes the ansell-lenel mechanism [4-6]. knowing the values of the average pcm stresses and fillers by the equations: 2/1 2          pp fm tmt cl bgg  ; 2/1 2          pp ff f f mf tm f tf cl bgg  , (14) you can estimate the value of pc when contacting two conjugate pcm:                                                            2/12/12/12/1 2 21 2 2 pp ff f f mf tm f c d pp f f m tm c df c f с cl bgg gb l l cl bgg g l l bbр  . (15) from equation (15) it follows that to increase pc tribocoupled parts with pcm it is necessary to choose matrices with high тм  and shear modules g m , and fillers – with high modulus of elasticity and such content that the distance between particles lp close to its minimum value , in which the ansell-lenel mechanism still works. the value of lp equal to 1.5...2.5·10 –2 μm, at dp = 0.5...2 μm, is observed if the volume fraction of binding is 1...5% . 76 problems of tribology for tribocouples of parts made of pcm with a fragile matrix, the amount of stress can be estimated by the formula: 2/1 0 3 exp 3                    t ku v ktb b n    . (16) in this case: 2/1 2          pp bfm tmf cl bgg  . (17) then the value of the critical filler can be estimated by the equation:                                                         2/1 0 2/1 2 21 3 exp 3 2 pp bfm tm f c d bc df c f c cl bgg b l l tk u v ktb l l bbp     . (18) from equation (18) it follows that in triad couplings of parts with pcm with a fragile matrix must have a high value of u0 , and the filler is a high modulus of elasticity, ie high modulus. the volume fraction of binding should strive for its minimum allowable value (1...5%). at high values of u0, the given tribocouples of parts with pcm on the value of the critical setting load may be more effective than tribocouples with a metal matrix. but by the criterion of fragile destruction, they will be inferior to tribocouples with a metal matrix. the strength of pcm is significantly influenced by the strength of the interfacial boundaries. as noted, the destruction of the interfacial boundary leads to the development of cracks or chipping pcm, the formation of micropores, followed by their fusion in viscous fracture. during friction, due to the presence of sliding conjugate surfaces, the role of the boundaries will depend on the depth of the filler particles in the surface layer of the pcm material. all particles that do not come to the surface of the contact spot will perform the same role as under the volumetric load of pcm. the filler particles coming to the surface of the contact spot during friction will specifically affect the behavior of the material in the contact spot. in the case where the destruction of the interfacial boundaries leads to the appearance of cracking cracks, a network of microcracks will develop on the surface of the contact spot and the bearing capacity of pcm surfaces will be determined by brittle fracture rather than setting, which will reduce pc. if micropores are formed during the destruction of the interfacial boundary, then at d p ≈1 μm they can positively affect the process of friction of the conjugation of parts. the newly formed pores serve as reservoirs for lubrication, which improves the regeneration of the lubricating distribution film on the friction surfaces, reduce the coefficients of friction and heat release in the contact zone, and, accordingly, reduce the likelihood of setting materials of conjugated parts. in this regard, weak interfacial boundaries can be allowed in cases where the destruction of the boundaries do not develop cracking cracks, ie only when using plastic matrices and with such a content of filler particles, when contacts between them are absent. this structure of the material at dp ≈1μm can be provided in the manufacture of pcm with f с < fopt c . in addition to improving the lubrication, in case of loss of filler particles, their strengthening effect will be reduced and there will be a positive gradient of shear resistance, which will improve the performance of triad coupling parts with pcm. when using such pcm filler particles with a high modulus of elasticity in the event of loss of most particles from the surface layer on a high modulus substrate, a plastic coating with a thickness of 1 μm is formed, which reduces friction and improves the performance of three-coupled parts. the value of pc in this case should not be greatly reduced, because the presence of a solid substrate in pcm will limit the ability of frank-reed sources and generate dislocations in a thin surface layer, and, accordingly, removing filler particles from the surface layer in order to prevent setting on the mechanism of formation of the general step, from such pcm it is necessary to make only one detail of tribocoupling, and the second – with the high-modulus filler with strong interphase borders. if we limit ourselves to the effect of improving the lubrication of surfaces due to the formation of micropores on them when the filler particles fall, it is more appropriate to create a combined pcm, when one part has strong interfacial boundaries and the other weak. in such a pcm, particles with a strong interfacial boundary must have a high modulus of elasticity, and particles with a fragile boundary can have any value of the modulus of elasticity. this expands the number of materials that can be used as filler particles with weak interfacial boundaries and allows you to enter such particles not in one part, but in both conjugate parts, because the development of the setting process by both mechanisms will prevent filler particles with high modulus and elasticity high strength of interfacial boundaries. the role of the size and shape of the filler particles can be determined by two factors [10-12]: cracking of problems of tribology 77 particles and their ability to inhibit the movement of dislocations. it was previously shown that on the spots of actual contact, larger filler particles crack at smaller values  . however, the mechanism of hardening orovana at f с < foptc and at the same time fс more effectively increase the size т of the smaller filler particles. therefore, from the position of cracking and setting at f с < fopt c more effective should be pcm with smaller reinforcing particles. however, due to the facilitation of the possibility of transverse sliding of the dislocation with decreasing rp, with rp slightly larger size of the dislocation nucleus r0, too small particles will be an inefficient barrier to dislocation and will develop plastic deformation of irregularities on conjugate surfaces, and with it the probability of setting. since r0= 4b [15,18], the lower value of r h should be of the order of 5 · 10 –3 μm. such particles are very difficult to obtain, so we can assume fopt c that f c with a decrease in the particle size of the filler, the critical setting load will often increase in the case of modern technological methods. in pcm, the f с value c increases foptc when the plastic deformation that develops at the crack tip covers a large volume, ie with a large particle size of the filler. but here the value of rp has its limits. when rp increases to a certain value, the crack does not bypass this particle in the plastic phase, but goes through the body of a large particle of brittle material. as a result р  , the griffiths-orovan equation decreases and the value c decreases. the maximum particle diameter of the filler should be at the level of 10...50 μm. from this analysis it follows that to increase the value of pc in pcm with fс < foptc particle size should be reduced, and in pcm with f с > fopt c – increase to 1...2 μm. with large diameters of filler particles, the nature of contacting the surfaces changes, so the critical setting pressure will be subject to other laws close to the laws inherent in single-phase materials. all of the above applies to pcm with a plastic matrix. further, the possibility of increasing the value of pc in contacts involving pcm with a brittle matrix should be analyzed, because at close values of the coefficient of thermal expansion of the matrix and filler, not very large difference ep (not more than 5 times), low temperatures pcm, small diameter filler particles (about 3.5...11 μm) and their small content ( f с <0.3) can increase the strength of pcm. conclusions 1 . thus, based on the strength of the interfacial boundaries, the most effective should be considered three-coupled parts that are made of pcm with high-modulus filler particles with strong interfacial boundaries. when using filler particles with weak interfacial boundaries, good results can be expected in the case of using high-modulus filler particles or a mixture of high-modulus particles and particles with a small modulus of elasticity. 2. it was found that pcm of microheterophase type based on brittle matrices have a strength close to the strength of single-phase brittle materials. the critical setting pressure depends on the same parameters on which the critical pressure of single-phase brittle materials considered for different types of contacts depends. 3. according to the criterion of critical setting pressure, the most effective should be considered triadcoupling of parts in which pcm one of the working surfaces has f с > foptc and the size of the filler particles approaching the upper limit of the size of the reinforcing particles, and the other pcm has f с < fopt c and the particle size the size of the reinforcing particles of the filler. 4. the role and forms of particles of high-modulus filler, as well as its content in the polymer matrix in the formation of the value of the critical load on the moving conjugation of parts are theoretically substantiated. references 1. aulin, vv (2014). fizychni osnovy protsesiv i staniv samoorhanizatsii v trybotekhnichnykh systemakh: monohrafiia [ kirovohrad: tov "kod" ] 369 c. 2. aulin vv (2015). trybofizychni osnovy pidvyshchennia zosostiikosti detalei ta robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [ dys. ... dr. tech. science: 05.02.04 ] 360 p. 3. aulin vv, derkach od, makarenko do, hrynkiv av (2018). vplyv rezhymiv ekspluatatsii na znoshuvannia detalei, vyhotovlenykh z polimerno-kompozytnoho materialu [ problems of tribology. №4 ] p.65-69. 4 . kabat, o., sytar, v., derkach, o., sukhyy, k. (2021). polymeric composite materials of tribotechnical purpose with a high level of physical, mechanical and thermal properties [ chemistry and chemical technology, 15 (4) ] pp. 543-550. 5. kabat, o., makarenko, d., derkach, o., muranov, y. (2021). determining the influence of the filler on 78 problems of tribology the properties of structural thermalresistant polymeric materials based on phenylone c1 [ eastern-european journal of enterprise technologies, 5 (6-113) ] pp. 24-29. 6. dudin, v., makarenko, d., derkach, o., muranov, y. (2021). determining the effect of a filler on the properties of composite materials based on polytetrafluoroethylene for tribological conjugations in machines and mechanisms [ eastern-european journal of enterprise technologies, 4 (12-112) ] pp. 61-70. 7. kobets, as, derkach, od, kabat, os, volovyk, ia, kovalenko, vl, kotok, va, verbitskiy, vv (2020). investigation friction and wear of constructional plastics based on aromatic polyamide [ arpn journal of engineering and applied sciences, 15 (10) ] pp. 1189-1195. 8. kobets, as, derkach, od, kabat, os, kovalenko, vl, kotok, va (2019) . recycling of constructional plastics with additives of exhausted polyethylene [ arpn journal of engineering and applied sciences, 14 (13) ] pp. 2397-2406. 9. kabat, os, kharchenko, bg, derkach, od, artemchuk, vv, babenko, vg (2019). polymer composites based on fluoroplastic and method for the production thereof (2019) . [ voprosy khimii i khimicheskoi tekhnologii (3) ] pp. 116-122. 10. aulin vv (2006). pole napruzhen v kompozytsiinomu materiali ta kompozytsiinomu pokrytti v umovakh tertia kovzannia. [coll. science. prats lnau. series: technical sciences. №.65 (88)] p.13-20. 11. aulin vv (2004). vyznachennia obiemnoho vmistu napovniuvacha v antyfryktsiinomu kompozytsiinomu pokrytti. [mashynoznavstvo №7 (85)] pp. 49-53. 12. aulin vv (2006). vplyv kharakterystyk komponentiv kontaktuiuchykh kompozytsiinykh materialiv i pokryttiv na parametry ta vlastyvosti zony tertia [problems of tribology. khmelnytskyi. khnu, №4 (42)] pp. 110-112. 13. aulin vv, hrynkiv av, smal vv, lysenko sv ta in. (2021). basic approaches and requirements for the design of tribological polymer composite materials with high-modulus fillers [ problems of tribology, v. 26, no 4 / 102-2021 ] p. 51-60. 14. aulin vv, derkach od, hrynkiv av, makarenko do (2021) vyznachennia robochoi temperatury kompozytnykh elementiv rukhomykh ziednan v zoni tertia [ naukovyi visnyk tavriiskoho derzhavnoho ahrotekhnolohichnoho universytetu: vronnekove . 11, vol. 1, stattia21 ] . 1 5. aulin v., derkach o., makarenko d., khrynkiv a., krutous d., muranov e. (2020). development of a system for diagnosing bearing assemblies with polymer parts during operation [ technology audit and production reserves № 5/1 (55) ] рр.18-20. 16. aulin v., derkach o., makarenko d., hrynkiv a. and in. (2019). analysis of tribological efficiency of movable junctions "polymeric-composite materials steel" [ eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 4 (12-100) ] p. 6-15. 17. aulin vv , derkach od, kabat os, makarenko do, hrynkiv av, krutous di (2020). application of polymer composites in the design of agricultural machines for tillage [ problems of tribology, v. 25, no 2 / 96 2020 ] p. 49-58. 18. aulin v., kobets a., derkach o., makarenko d., hrynkiv a. and in. (2020). design of mated parts using polymeric materials with enhanced tribotechnical characteristics [ eastern-european journal of enterprise technologies. vol.5 (12-107) ] p. 49-57. 19. aulin vv (2016). trybofizychni osnovy pidvyshchennia nadiinosti mobilnoi silskohospodarskoi ta avtotransportnoi tekhniky tekhnolohiiamy trybotekhnichnoho vidnovlennia: monohrafiia [kropyvnytskyi: lysenko vf] 303 s. problems of tribology 79 аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., деркач о.д., макаренко д.о. вплив вмісту високомодульного наповнювача на критичне навантаження на трибоспряження з мікрогетерофазних полімерних композиційних матеріалів в роботі теоретично з трибологічної точки зору обґрунтовано вплив вмісту високомодульного наповнювача на оцінку критичного навантаження на спряження полімерних композитних матеріалів. при цьому розглядаються різні випадки руйнування полімерних композитних матеріалів. сформульовані умови, при яких спостерігаються схоплювання полімерних композитних матеріалів, а також умови їх руйнування. розглядається як в'язке, так і крихке руйнування полімерних композитних матеріалів. основна увага зосереджена на критичних навантаженні і напруження в залежності від вмісту високомодульного наповнювача з урахуванням модулів пружності полімерної матриці і наповнювача та характеру їх руйнування. ключові слова: полімерний композитний матеріал, мікрогетерофазний композит, високомодульний наповнювач, трибоспряження деталей, критичне навантаження, схоплювання, руйнування. copyright © 2019 mikosianchyk o. a., tokaruk v.v., mnatsakanov r.g. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 92 (2) (2019)48-54 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: 10.31891/2079-1372-2019-92-2-48-54 estimation of tribotechnical characteristics and signals of acoustic emission for a friction pair of steel 30hgsa and duraluminium d16 modified by an alloy vk8 o.a. mikosianchyk1*, v.v. tokaruk 1, r.g. mnatsakanov 1 1national aviation university, kyiv, ukraine *e-mail: oksana.mikos@ukr.net abstract application of the method of acoustic emission to study the processes of structural adaptability in friction under conditions of slip for the tribosystem of steel 30hgsa and duraluminium d16, on the surface of which the method of electroscope alloying is applied an alloy bk8 followed by surface processing by superficial plastic deformation. the formation of wear-resistant secondary structures has been established by increasing the intensity of heat emission in the frictional contact, which leads to an increase in the mechano-chemical activation of the surface layers of the metal. the modification of dyuraluminium d16 by the electrospray coating вк8 provides a reduction of the average power of acoustic emission by 2 times during the wear-in stage by reducing the stress-strain state of the surface layers and reducing the ability of the material вк8 to absorb mechanical energy during deformation. the correlation dependence of the total weight wear of friction pairs and the average power of acoustic emission is established. keywords: acoustic emission, wear, d16 duralumin, alloys вк8, electrospray doping, structural adaptability. problem statement improving the quality, reliability, efficiency and performance of machinery, tools, equipment and other mechanical engineering products, reducing their relative material consumption and energy consumption are achieved first of all by the usage of materials and progressive strengthening technologies, which allow to increase strength, wear resistance, corrosion resistance and other physical and mechanical properties of machine and instrument parts. it is of great importance to reduce the relative material consumption of products by replacing ferrous metals with lighter colored ones, in particular aluminum and its alloys. however, the expansion for practical use of aluminum alloys for the manufacture of parts and various friction pairs impedes the failure to meet the high technological requirements of its operational characteristics, such as insufficient hardness and low wear resistance. the elimination of these disadvantages associated with improvement of the composition and quality of the surface layers of products by applying modern methods of modifying the surface layers, which increase their wear resistance. an important step here is the choice of a methodology for controlling of the tribotechnical parameters of the friction pair during the testing phase. the paper proposes to use acoustic emission analysis (ae), which is an effective diagnostic method in modern tribo-monitoring. literature review many of experimental studies have been conducted to examine the relationship between the ae parameters and the wear resistance of the friction pairs. the paper [1] develops a theoretical model to correlate acoustic emissions to sliding friction based on elastic asperity contact of materials. it is found that sliding speed, load supported by asperities, the number of asperity contact and surface topographic characteristics influence the energy of ae signal. with the help of this model it is possible to estimate the contact load supported by asperities from ae measurement, which is a critical parameter to evaluate lubrication conditions in engineering applications. measurements of acoustic emission in severe sliding of metallic specimens were performed with a view to determining relationships between ae and wear-friction parameters [2]. it was found that ae is readily observed in dry sliding and that emission rates and cumulative count data are sensitive to the external variables problems of tribology 49 which influence tribological contact conditions. a relationship between cumulative ae count and frictional work is proposed. the results revealed a good correlation between the friction coefficient and acoustic emission rms voltage for dry sliding [3]. such a relationship may allow the prediction of a reasonable friction coefficient μ from an ae signal. it was also determined that the friction work correlated well with the corresponding integrated ae voltage over time, intrms. the detection of the sliding speed threshold beyond which accelerated wear would occur was possible from the intrms variation. proportionality between the theoretically determined grease film thickness and the intrms was observed. duraluminium is widely used in many industrial areas, especially in aviation. d16 alloy in the form of sheets and pressed intermediate products is the main material for the power elements of the aircraft design (frame parts, sheathing, clamping elements, rivets, spokes, control drawbars) and other loaded structures [4]. surface doping of aluminum alloys using laser heat up to melting allows to change the chemical composition of the surface layers, and consequently, also the physical and mechanical properties in a wide range [5]. based on an extensive experimental material, the technology of surface hardening of aluminum alloys through doping with laser heating has been developed: power 1,0 kw; processing speed 12.5 mm/s; doping thickness 0.3 mm. within the production conditions the details of the d16 and aj125 alloys were processed according to the proposed technology. the production tests of the processed parts demonstrated that that their durability increased in 1.5...2 times due to increased surface hardness (up to 6000 mpa) and wear resistance. in [6], it was found that on aluminum alloys with the help of electrospark alloying (esa) with al-sn alloy electrodes, a wear-resistant coating can be obtained, which is 5-6 times higher than the resistance of hardened steel. a feature in this coating is the presence in its structure of microand nanofibers of tin oxide, which have a high microhardness of hv 1200 kg / mm². the possibility of using aluminum parts, hardened by mao (microarc oxidation), to work in difficult tribological conditions is shown. apart from the multiple increase in wear resistance and time to failure, the use of aluminum alloys with mao coatings relieve friction (almost 3 times), which significantly improves the dynamic characteristics of the nodes [7]. thus, a promising area in improving the wear resistance of aluminum alloys is their surface hardening. at the same time, the important point is the choice of hardening method, which is determined by both economic and technological requirements. it is more economically beneficial to apply microplasma-spark methods, including esa, in the conditions of smalland medium-scale productions. purpose of the study determination of efficiency of application of ae method for research of processes of structural adaptability of contact surfaces with friction. methodology tribological research of friction and wear of contact surfaces were carried out on a serial friction machine 2070 sмт-1 for 240 minutes in the mode of boundary lubrication with an oil consumption of 1.2 liters per hour. model ring samples of friction pairs are made of 30hgsa steel and dyuraluminium d16, on the surface of which the esa method is used to apply vk8 alloy. electrospark doping was carried out on the standard industrial installation "elitron 22a" [8] in the air at a specific length of surface treatment of the sample 1 min/cm2. the duration of electrical pulses was 200 μs. to obtain evenly strengthened layers of required roughness and density, further surface processing was performed through surface plastic deformation, resulting in roughness of 0.5 μm. one of the samples rotates with a frequency of 400 min-1, the other (fixed) sets the coaxial with pressing face surfaces to each other with an axial load of 600 n. the investigation of contact surfaces was carried out according to the following scheme: in the friction pair d16+vk8 – 30hgsa the moving element was a sample of duraluminium d16, which surface was strengthened by the alloy bk8; in a friction pair 30hgsa – d16+vк8 a moving element was a model of steel 30hgsa. as a lubricant, engine oil м10g2k (state standard spesification-8581-78) was used. during the experiment, the simultaneous registration of the moment, friction, average temperature of the surface of the tribological contact as well as the registration of acoustic emission parameters (ae) was performed. as an information characteristic of the ae for the study of the dynamics of the formation and destruction of secondary structures, the average power of the ae signal was selected proportional to the value of the wear rate (the magnitude of the averaging was 20 msec) [9]. the method of processing signals of acoustic emission during friction and wear and measuring the intensity of wear using the ae method is described in [10]. this technique allows evaluating the intensity of wear of contact surfaces. analysis of findings the test results of the friction pair d16+vk8 – 30hgsa for wear resistance at constant load p = 600 n showed normal operation of the tribosystem throughout the entire observation period. 50 problems of tribology the analysis of the change in the antifriction properties of the tribological contact in time showed that the burn-in time recorded after the change in the friction coefficient for the tribosystem d16+vk8 – 30hgsa was about 20 minutes. at the same time, up to 12 minutes of testing, an increase in this parameter to the level of f = 0.19 was recorded; further, its gradual decrease to the level of f = 0.17 was observed. during the run-in, there was an increase in the average temperature in the tribological contact zone to 45°c. at the same time, after the end of the running-in period, at the stage of a stable tribosystem, the average temperature in the tribological contact zone continued to grow, but the average temperature slowed down by an average 4 times (fig. 1). fig.1. the kinetics of changes in the friction coefficient and temperature in the contact zone of friction pairs during performance: for a pair of d16+vk8 – 30hgsa 1 coefficient of friction, 3 temperature; for a pair of 30hgsa – d16+vk8 2 friction coefficient, 4 temperature. the nature of the change in the average acoustic emission power during the entire observation period is shown in fig. 2. a more detailed analysis of the change in acousto-emission radiation over time for the d16+vk8 – 30hgsa tribosystem in the area of constant wear over the interval 3000 s –3500 s tests is shown in fig. 3. fig. 2. the nature of the change in the averaged power of the ae signals over time (seconds) for the d16+vk8 – 30hgsa tribosystem. fig. 3. the change in the averaged power of the ae signals over time (seconds), the tribosystem d16+vk8 – 30hgsa. problems of tribology 51 statistical analysis of the change in acousto-emission radiation over time showed that during the selected time period the histogram of the distribution of the averaged power of the ae has a normal distribution pattern (fig. 4) and remains the same both at the stage of wear-in of the triboelements and at the stage permanent work of friction pairs. at the same time, according to the normal distribution law, the mathematical expectation of the parameter of the averaged power of ae signals is wус. ≈ (380 – 420)·10-5 в2, the average deviation is 75·10-5в2. variable: u, distribution: normal chi-square test = 17,84472, df = 5 (adjusted) , p = 0,00315 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 category (upper limits) 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 n o. o f o bs er va tio ns fig. 4. the histogram of the distribution of the averaged power of ae signals of the d16 + vk8 tribosystem according to the normal law (for an operating interval of 3000–3500 s). the results of testing the tribosystem 30hgsa – d16+vk8 also showed normal performance with the application of a load of p = 600 n. analysis of changes in the average surface temperature in the zone of tribological contact in time (fig. 1) revealed three characteristic areas of 0 – 24 min, 24 – 120 min and 120 – 240 min. at the same time, the running-in period of the tribosystem is 0 – 24 minutes characterized by a significant increase in the average surface temperature in the zone of tribological contact from 19 to 43°c. the period of 24 – 120 minutes is characterized by a decrease in the growth rate of the average surface temperature in the tribological contact zone from 43°c to 67°c. subsequently, the average surface temperature in the tribological contact zone remains almost constant at ≈ 67–68°с. thus, it is possible to assume that in the tribological contact different rates of energy dissipation are appeared, which is released during friction of surfaces in frictional contact. the friction coefficient at the end of the intake stage of the 30hgsa – d16+vk8 tribosystem remains constant and is equal to f = 0.135, which is 1.3 times less than the average values of the friction coefficient for d16+vk8 – 30hgsa (fig. 1). thus, it was experimentally confirmed that the tribosystem 30hgsa – d16+vk8 is characterized by better antifriction properties than the tribosystem d16+vk8 – 30hgsa. analysis of the mechanisms of energy dissipation in the tribological contact when applying a wearresistant coating bk-8 on the surface d16 demonstrates several things. first, the intensity of heat generation in frictional contact increases. for a friction pair d16+vk8 – 30hgsa, this parameter increases by 2 times, for a friction pair of 30hgsa – d16+vk8 by 1.27 times, compared to reference samples [11]. secondly, the pe criterion for the friction pair d16+vk8 – 30hgsa increases by a factor of 2.46 after coating bk8. for the friction pair 30hgsa – d16+vk8, the criterion pe does not change, since the calculations were carried out for a moving surface, in this case for steel 30hgsa. it should be noted that the growth of the energy balance of the tribosystem as a whole leads to an increase in the wear resistance of the elements of tribological conjugation. consequently, an increase in energy in the tribosystem, where the d16 surface of the modified вk8, during friction leads to an increase in the mechano-chemical activation of the surface layers of the metal, which leads to the formation of wear-resistant secondary structures. the nature of the change in the averaged acoustic emission power over time for a friction pair 30hgsa – d16+vk8 is shown in fig. 5. an analysis of the acoustic emission diagram when testing the 30hgsa – d16+vk8 tribosystem for durability showed the presence of some rare periodic bursts of averaged acoustic emission power of 250·10-5 в2. however at all stages of the tribosystem's work wус ≈ (110-120)·10 -5 в2. 52 problems of tribology fig. 5. the kinetics of changes in the average power of ae signals at the operating time for the tribosystem 30hgsa – d16+vk8. a comparative analysis of the averaged power of the ae for reference samples and a friction pair when applying vk-8 coating on the d16 surface revealed the following patterns. first, the presence of a modified d16 surface with a vk8 coating provides stability to the wус parameter both at the stage of running-in of contact surfaces (for friction pairs d16+vk8 – 30hgsa and 30hgsa – d16+vk8), and at the stage of further work with the triboelement. the decrease in the average power of the ae, on average by 2 times, at the stage of running-in indicates that the structural fitness of the triboelement occurs with less stress-deformed changes. the realization and manifestation of this mechanism contributes to an increase in the d16 surface hardness due to the deposition of the vk-8 alloy, which is characterized by high hardness (hrc ≈ 87) due to tungsten carbides, by the method of electricspark alloying. secondly, at the stage of normal operability of the elements of tribological conjunction, the mode of wус for a friction pair d16+vk8 – 30hgsa when coating vk8, an average of 2 times more, and for a friction pair 30hgsa – d16+vk8, wус indicators are identical to reference samples. however, for both of the studied tribosystems with a modified duraluminium surface with vk8 coating, the single bursts of the parameter wус exceeded the permanent characteristics by 1.5-2 times are observed. first of all, this is due to the increased friction power in the contact due to the increased background of internal friction due to increased internal stresses in the surface layers of the metal during friction while reducing the ability of the vk-8 material to absorb mechanical energy in the deformation process. the main reason is the low toughness of vk-8 alloy, which is 32 kj/m², which, on average, is 10 times less than in reference alloy d16. thus, the growth of the background internal friction may be due to an increase in the density of defects, which are brittle fracture concentrates, manifested in the detachment of oxidative films and is recorded by single bursts of the parameter of averaged ae power. analysis of the wear of the contact surfaces during friction. the reference samples are characterized by a large wear of the immovable triboelement: in the friction pair d16 – 30hgsa it is steel 30hgsa, in 30hgsa – d16 –duraluminium d16. when modifying the surface of duralumin d16 with an electrospark coating vk-8, firstly, the number of detachments on the surface of steel 30hgsa decreases. secondly, a significant reduction in the weight wear of 30hgsa steel, as compared with the reference samples, was determined. when 30hgsa steel is used together with the modified d16+vk8 surface, its wear rate decreases by 15 and 5.8 times for friction pairs d16+vk8 – 30hgsa and 30hgsa – d16+vk8, respectively, the values of wear rate are 8,5810-7 g/min (for the pair d16+vk8 – 30hgsa) and 5,6410-5 g/min (for the pair 30hgsa – d16+vk8). thirdly, the wear rate of the modified d16+vk8 surface is 1,9810-7 g/min and 2,1410-6 g/min for the d16+vk8 – 30hgsa and 30hgsa – d16+vk8 pairs, respectively. the application of the vk8 hard alloy causes an increase in the wear rate of the modified surface for the d16+vk8 – 30hgsa pair by 4.6 times and a decrease in this parameter for the 30hgsa – d16+vk8 pair, on average, by 300 times. the analysis of wear mechanisms of the studied contact surfaces. if to assume that the maximum wear rate in friction pairs happens during wear-in period, and with further development this parameter stabilizes and lays within the limits indicated above, then the average value of the averaged acoustic emission power : / // * 2 yc yc yc w w w   , (1) where /ycw is the average acoustic emission power during the period of wear-in of the contact surfaces; // ycw is the average acoustic emission power at the stage of stable operation of the elements of the tribosystem. problems of tribology 53 there is a clear correlation between the total weight wear of friction pairs for the entire study period of operating time (240 minutes) on the parameter (fig. 6). fig. 6. the relationship of the parameter of the average acoustic emission power * ycw and the weight wear of the contact surfaces during 240 minutes: modification of the surface layers of duralumin d16 due to the application of discrete electric-spark coatings reduces the stress-strain state under friction and ensures the acceleration of structural fitness. this is especially clearly manifested at the stage of burn-in of contact pairs, where the parameter of averaged power of ae is significantly reduced compared with reference samples. for coating vk8, an antifriction reduction was found, on average, 1.6 – 2 times, however, with an increase in the friction coefficient, the wear resistance of the contact surfaces does not decrease. on the contrary, the process of structural adaptability of the electrospark coatings under study is characterized by an increase in friction power, on average, by 1.27–2 times, which, in turn, causes an increase in temperature. kostetsky b. equates the friction power indicator with the specific work of friction [12], which undoubtedly influences the processes of structural fitness of the elements of tribojet due to thermal activation during friction. according to external indicators, secondary structures of type ii are formed on the contact surfaces, characterized by heterogeneity – dominated by burnish areas covered with film, sometimes appear visible areas with a destroyed film. the destruction of the film indicates detachment of metastable secondary structures, which are oxides of non-stoichiometric composition. chemical analysis of secondary structures on the reference sample d16 and modified d16+vk8 found that the oxygen concentration for these samples, respectively, is between 0.64 and 9.87%, which indicates the active participation of oxygen in the formation of secondary structures on the activated contact surfaces with friction. thus, an increase in the structural-thermal activation of contact surfaces due to their modification by applying electricspark coatings in the process of friction leads to an intensification of mechanical and physicochemical processes under conditions of boundary lubrication, which, in general, increases the wear resistance of contact surfaces. the mechanism for increasing wear resistance is in the increase rate of physical and chemical processes that stipulate the formation of secondary structures with the participation of oxygen and activated molecules of lubricant. conclusions 1. the presence of a modified d16 surface with vk-8 coating, which is characterized by high hardness (hrc ≈ 87) due to tungsten carbides, ensures a decrease in the average power of ae by 2 times at the wear-in stage due to the implementation of structural adjustment by triboelement with less stress-deformed changes. 2. a decrease in the wear rate of 30hgsa steel by 15 and 5.8 times for friction pairs d16+vk8 – 30hgsa and 30hgsa – d16+vk8 respectively, when duraluminium d16 is used as a counterface under friction with an electrospark coating of vk8 alloy, as compared with the unmodified surface d16. 3. an increase in the rate of wear of the movable modified surface of duralumin d16+vk8 by 4.6 times (friction pair d16+vk8 – 30hgsa) and a decrease of this parameter by 300 times for a pair 30hgsa – d16+vk8, where sample d16+vk8 was fixed. 4. due to the growth of friction power 1.27 2 times in the process of structural adaptability of the contact surfaces with an electrospark coating, thermal activation of the surface metal layers is intensified and the dominant role of oxygen in the formation of wear-resistant secondary structures is manifested. 54 problems of tribology references 1. fan y., gu f., ball a. modelling acoustic emissions generated by sliding friction / y. fan, f. gu, a. ball // wear, 2010, vol. 268, is. 5–6, p. 811-815. 2. lingard s., ng k.k. аn investigation of acoustic emission in sliding friction and wear of metals / s. lingard, k.k. ng// wear, 1989, vol. 130, is. 2., p. 367-379. 3. benabdallah h. s., aguilar d. a. acoustic emission and its relationship with friction and wear for sliding contact / h. s. benabdallah, d. a. aguilar // tribology transactions. – 2008. – vol. 51, is. 6, p. 738747. 4. aljuminievye splavy. v kn.: aviacija: jenciklopedija / gl. red. g. p. svishhev. – m.: nauch. izd-vo «bol'shaja ros. jencikl.»: centr. ajerogidrodinam. institut im. n. e. zhukovskogo, 1994, 736 р. 5. aleksandrov v. d. poverhnostnoe uprochnenie aljuminievyh splavov / v. d. aleksandrov: dis. … dokt. tehn. nauk: 05.02.01 / v. d. aleksandrov, moskva, 2002, 410 р. 6. jurchenko e.v., jurchenko v.i., dikusar a.i. nanostrukturirovanie poverhnosti iz aljuminievyh splavov v uslovijah jelektroiskrovogo legirovanija / e.v. jurchenko, v.i. jurchenko, a.i. dikusar // nanoinzhenerija, 2013, no 2, рр.12-24. 7. aljuminij i ego splavy: uchebnoe posobie / sost. a.r.luc, a.a. suslina. – samara: samar. gos. tehn. un-t, 2013, 81 р. 8. uprochnenie poverhnostnogo sloja aljuminievogo splava amg6 s pomoshh'ju kombinirovannoj jelektroiskrovoj i ul'trazvukovoj udarnoj obrabotki / g. i. prokopenko, b. n. mordjuk, v. f. mazanko, n. a. efimov, n. a. piskun // metallofizika i novejshie tehnologii, 2013, t. 35, no 10, рр. 1391–1406. 9. stadnichenko v.n. avtomatizirovannaja sistema tribodiagnostiki / v.n. stadnichenko // problemi tertja ta znoshuvannja, 2006, no 46, рр.51-63. 10. filonenko s.f., stadnychenko v.m. definition of contact stress in friction units on the basis of the acoustic emission method / s.f.filonenko, v.m. stadnychenko // aviation, 2009, vol.13, no 3, рр.72-77. 11. zakonomіrnostі zmіni tribotehnіchnih parametrіv ta signalіv akustichnoї emіsії dlja pari tertja 30hgsa d16 / v.v. tokaruk, o.o. mіkosjanchik, r.g. mnacakanov, a.p. kudrіn // problemi tertja ta znoshuvannja, 2019, no 2 (83), рр. 19-28. 12. poverhnostnaja prochnost' materialov pri trenii / b.i. kosteckij, i.g. nosovskij, a.k. karaulov i dr. / pod. obshh. ped. d.t.n. kosteckij b.i. k.: tehnika, 1976, 296 р. мікосянчик о.о., токарук в.в., мнацаканов р.г. оцінка триботехнічних характеристик та сигналів акустичної емісії для пари тертя сталі 30хгса та дюралюмінію д16, модифікованого сплавом вк8 розглянуто застосування методу акустичної емісії для дослідження процесів структурної пристосованості при терті в умовах ковзання для трибосистеми сталі 30хгса та дюралюмінію д16, на поверхню якого методом електроіскрового легування нанесено сплав вк8 з подальшою обробкою поверхні поверхневим пластичним деформуванням. встановлено формування зносостійких вторинних структур за рахунок збільшення інтенсивності тепловиділення в фрикційному контакті, що призводить до зростання механо-хімічної активації поверхневих шарів металу. модифікування дюралюмінію д16 електроіскровим покриттям вк8 забезпечує зниження усередненої потужності акустичної емісії в 2 рази на етапі припрацювання шляхом зменшення напружено-деформованого стану поверхневих шарів та зменшенні здатності матеріалу вк-8 поглинати механічну енергію в процесі деформації. встановлена кореляційна залежність загального вагового зносу пар тертя та усередненої потужності акустичної емісії. ключові слова: акустична емісія, знос, дюралюміній д16, сплав вк8, електроіскрове легування, структурна пристосованість. copyright © 2020 i. shepelenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 34-40 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-34-40 the study of surface roughness in the process of finishing anti-friction non-abrasive treatment i. shepelenko * central ukrainian national technical university, kropyvnytskyi, ukraine *e-mail: kntucpfzk@gmail.com abstract an analysis of the literature on the formation of an antifriction coating by finishing anti-friction nonabrasive treatment showed that surface roughness can be the main criterion for assessing the quality of the applied skin. in this regard, the main regularities of changes in the roughness of the surface layer treated with fant have been established in the work. the surface treated with the friction-mechanical method fant was studied on special samples of gray cast iron sch20 made in the form of disks, and brass l63 was used as the material of the antifriction coating. since the microrelief of the initial surface significantly affects the continuity of the antifriction coating, the surface roughness was determined before and after coating by the friction-mechanical fant method taking into account the processing regimes. studies have shown that the application of anti-friction coatings fant can improve the quality of the surface, significantly reducing its roughness due to the mashing of brass in the cavities of the surface roughness, as well as partial crushing and smoothing of microroughness combs. the results obtained make it possible to predict and control when applying fant antifriction coatings such an important geometric parameter of the surface layer as roughness, which largely determines the quality of the processed surface. key words: roughness, finishing anti-friction non-abrasive treatment (fant), anti-friction coating, microrelief, processing modes, coating quality introduction current trends in the production and operation of machines and mechanisms are aimed at a significant improvement in their operational properties by improving the quality of the working surfaces of parts, the main indicators of which include physical and mechanical properties and geometric characteristics of the surface layer. surface quality characteristics that determine its operational properties are formed throughout the entire process, however, finishing operations have the greatest impact [1]. the quality of the surface layer is achieved at the stage of manufacturing blanks, their further pr ocessing and depends, first of all, on the technological method of surface treatment, which ensures optimal roughness in the contact zone and the necessary physical and mechanical properties of the work surfaces of the part. the generally recognized direction in improving the quality of the working surfaces of machine parts is the development and widespread use of coatings, including antifriction [2]. out of the whole variety of methods for producing antifriction coatings, coatings with optimal values of hardness and elastic modulus with enhanced antifriction properties, which provide favorable internal stresses, as well as maximum adhesive characteristics of the coating with the base material, are preferable [3]. thus, an important reserve for improving the quality of parts during their manufacture and repair is the application of antifriction coatings in finishing operations. all of the above requirements are met by the group of technologies for finishing anti-friction nonabrasive treatment (fant), which is realized due to the frictional interaction of a copper -containing tool with the surface of the workpiece. rubbing the friction surface with a tool made of copper and its alloys in the presence of a process fluid allows you to create coatings 2 5 μm thick on the friction surface [4], as well as harden the surface of the base material to a depth of 70 80 μm due to high pressure at the point of linear contact [5]. however, the wider application of fant is constrained by the lack of extensive information on the relationship http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-34-40 problems of tribology 35 of technological factors of the process with the geometric parameters of the surface layer, and above all, with the roughness, which, according to some researchers [6, 7], is the main quality criterion for the obtained fant coating. literature review it has been established [8] that the increase in wear resistance, contact strength, corrosion resistance and other operational properties of parts is associated with controlling the state parameters of the surface layer and, above all, the surface roughness. the parameters and characteristics of surface roughness are regulated by gost 2789-73: three high-altitude a r , z r , max r , two step-wise – m s , s and the parameter of the relative reference profile length – p t [9]. the data presented in [8, 10 14, etc.] indicate a significant effect of various parameters of micro and macrogeometry on the operational characteristics of work surfaces. in [10], it has been indicated that surface roughness is one of the main factors determining the wear rate of friction pairs. moreover, the influence of the initial roughness on wear manifests itself during the running-in period, and the shape and height of microroughness affect the wear of the mating surfaces. the wear rate is largely dependent on the magnitude of the contact and the stress state of the surface layer, which are also associated with the size and shape of the microroughness [8]. the surface roughness parameters in a certain way affect the indicators of its physical state (hardening, internal stresses, microcracks, structure) [11]. roughness elements are stress concentrators, reducing the strength characteristics of the material. the value of stress concentration depends on the depth of the microroughness troughs and their rounding radius [12]. a significant effect of roughness on corrosion resistance has been proven [13]. the latter increases with a decrease in altitude parameters, since substances that form foci of corrosion and intensify the process of metal destruction are collected in the cavities. low roughness also allows for better retention of the passivating film, which protects the surface from external influences. however, it is advisable to reduce the surface roughness to a certain value, since low roughness leads to increased wear due to setting of mating surfaces. the reliability of fixed joints of parts also largely depends on the surface roughness [14]. at high a r values, due to crushing of microprotrusions, the fit is impaired, and the mating life is reduced. at low a r values, the necessary adhesion of the mating surfaces is not ensured. for each part and its inherent conditions of friction, there is a certain optimal contour contact area, which is a set of contact spots that are optimally located on the nominal area. moreover, the roughness of the friction surfaces also has optimal values, which are found experimentally for specific friction pairs. thus, the choice of roughness parameters is carried out taking into account the operating conditions of the parts. an initial roughness close to experimental reduces wear, temperature and coefficient of friction. the resulting equilibrium roughness makes it possible to minimize the amount of wear and the duration of the running-in of the friction surfaces. surface quality parameters that determine its operational properties are formed throughout the entire technological process, however, finishing operations have the greatest impact, the study of which has always been given great attention [15]. therefore, it is the finishing process that is entrusted with the task of ensuring the required quality of the surface layer, which can be achieved by coating. in our opinion, the application of antifriction coatings at the final stages of the technological process by the fant method will ensure optimal roughness in the contact zone and the necessary physical and mechanical properties of the work surfaces of the part. in a number of studies on the formation of the anti-friction coating fant, it has been found that surface roughness is the main criterion for assessing the quality of the applied skin. due to the fact that the authors of [16] have obtained and justified the initial surface microrelief to create favorable conditions for micro cutting of antifriction material by microprotrusions of the initial surface and to improve the quality of coating formation by the friction-mechanical method, there is a need to conduct special studies of the influence of fant at specified parameters on roughness surface layer. purpose the aim of the work is to establish the basic laws of changing the roughness of the surface layer treated with fant. research methodology the study of the surface treated by the friction-mechanical method of fant was carried out on special samples of gray cast iron sch20 made in the form of disks. moreover, to intensify micro-cutting of antifriction material during coating, a certain microrelief had been previously created on the surface of the disk, according to the recommendations of [16, 17], using turning cutters made of vk4 hard alloy. 36 problems of tribology since the shape and dimensions of the microroughnesses of the treated surface are determined, first of all, by the geometry of the cutter in terms of plan and the size of its feed, to obtain different protrusions and cavities of microroughnesses on the surface of the research samples, we have selected certain values of the main  and auxiliary 1  angles in the plan [16] and the values of the transverse feed s of the cutter, which provided a step of protrusions of the microrelief of 0.05; 0.10; 0.15; 0.175 mm. the pressing force of the anti-friction bar to the treated surface р was 82.4 n; 164.6 n, which corresponds at a nominal contact area a × b = 18 mm2 to contact pressure q – 4.6 mpa, 9.2 mpa. assessment of the quality of the coating was carried out after two, six and twelve passes of the antifriction bar along the treated surface. coating by the friction-mechanical method fant was carried out according to the method developed by the authors and using the device [17] on a vertically milling machine. as an antifriction coating material, l63 brass was used. thus, on sch20 cast iron research samples (fig. 1), an antifriction coating was applied in the form of a track across the microprotrusions of the base. the width of the applied coating corresponded to the width of the antifriction tool 6 mm. fig. 1. samples from cast iron sch20 processed by the friction-mechanical method fant the study of roughness parameters before and after fant was carried out on a mahr xr20 profilograph, a pc-based device. the surface roughness was estimated by the arithmetic mean deviation of the profile rа. as the value of the roughness parameter rа, we took the average value obtained as a result of three measurements. the continuity of the coating was determined based on the results of metallographic analysis of the surface, using methods of digital image processing on a pc. results considering that the surface roughness obtained by fant, along with the continuity of the coating, can be the main criteria for the quality of the applied coating, which largely determines the running-in process during the initial period of operation, the main attention was paid to the study of this particular geometric parameter of the microrelief. technological factors for the selected fant scheme include: an effort of pressing the anti-friction bar p, the number of rubbing cycles (passes) n and the tool speed v. due to the low v values, the influence of this factor was not taken into account in the studies. since the microrelief of the initial surface significantly affects the continuity of the antifriction coating, the surface roughness was determined in the work before and after coating by the friction-mechanical method fant. the change in the values of the arithmetic mean deviation of the profile of the samples was determined as: a afant a r r r   , (1) where rafant – surface roughness after fant, μm; rа – initial roughness, μm. the obtained values made it possible to establish the basic laws of changing values afant a r r from the technological parameters of fant (fig. 2 4). problems of tribology 37 а b fig. 2. dependence of ratio rafant / rа during the fant process on the step of protrusions of the microrelief of the initial surface t with the effort of р = 82.4 n (a), р = 164.6 n (b) and the number of rubbing cycles: 1 – 2; 2 – 6; 3 – 12 а b fig. 3. dependence of ratio rafant / rа during the fant process on the number of rubbing cycles n with the effort of р = 82.4 n (a), р = 164.6 n (b) and the pitch of the microrelief protrusions of the initial surface: 1 – 0.05 mm; 2 – 0.1 mm; 3 0.15 mm; 4 – 0.175 mm а b fig. 4. dependence of the ratio rafant / rа during the fant process on the effort p with the number of rubbing cycles n = 2 (a), n = 6 (b) and the pitch of the microrelief protrusions of the initial surface: 1 – 0.05 mm; 2 – 0.1 mm; 3 – 0.15 mm; 4 – 0.175 mm 38 problems of tribology profilograms of the surface of the studied samples after turning and subsequent fant are presented in fig. 5. а b fig. 5 profilograms of measuring the roughness of the samples after turning (a) and subsequent fabo (b) (vertical magnification 500, horizontal 50) an analysis of the experimental data (fig. 2 5) convincingly indicates a significant change in the arithmetic mean deviation of the ra profile of the treated surface after fant. at the same time, the mechanism of these changes for different values of the roughness of the initial surface and processing conditions for the selected scheme is different. the more significant the value of afant a r r is, the higher is the ra value of the initial surface. in this sense, the highest value of afant a r r is observed when applying coatings to a previously prepared surface for the coating with a step of 0.175 mm (fig. 2). this confirms the fact of the special importance of the role of microcutting in the formation of an antifriction coating [18], as well as the effect of rubbing material as a smoothing tool. however, high a r values of the initial surface do not allow to obtain a continuous coating, which makes it possible to destroy it due to the contact interaction of the contacting surfaces. when applying the coating by the friction-mechanical method fant on a pre-treated surface with a feed of 0.1 mm / rev, it was possible to obtain a continuous coating. it was established (fig. 3) that the most rational number of rubbing cycles (passes) is 2 ÷ 6. subsequent rubbing cycles do not increase the quality of the antifriction coating. with an increase in the pressing effort (contact pressure) of the antifriction tool to the surface being machined (fig. 4), a decrease in roughness is observed, which is explained by a more intense mashing of the antifriction material (l63 brass) into the cavities of the microprotrusions and smoothing of their vertices. this is also confirmed by the data of profilograms (fig. 5), which indicate that the application of antifriction coatings fant improves the quality of the surface, smoothing microprotrusions and cavities by applying antifriction material to their surface. summary studies of the influence of the fant modes, as well as the state of the initial surface on the roughness of the treated surface, allowed us to make the following conclusions: with increasing parameter of the initial surface roughness ra, the magnitude of the change in the arithmetic mean deviation of the profile a r also increases; high initial values of the arithmetic mean deviation of the profile a r (12.0 ÷ 5 μm) do not allow to obtain a continuous, and therefore, high-quality antifriction fant coating. this is because on the surface having rough machining, it is impossible to create the necessary specific pressure between brass and cast iron, which means that there are no conditions for widespread setting. to obtain a high-quality coating, it is necessary to have the initial roughness of the treated surface not lower than a r = 2.5 μm; obtaining a high-quality anti-friction coating with the selected fant scheme became possible with the following processing modes: anti-friction bar pressing effort p = 164.6 n, number of rubbing cycles n = 2; problems of tribology 39 fant anti-friction coatings can improve the quality of the surface, significantly reducing its roughness due to mashing of brass into the cavities of the surface roughness, as well as partial crumpling and smoothing of microroughness combs. this leads to a more uniform and denser coating on the treated surface; the results of the studies allow us to predict and control while applying anti-friction fant coatings such an important geometric parameter of the surface layer as roughness, which largely determines the quality of the treated surface. references 1. ryzhov, e.v., klimenko, s.a., gutsalenko, o.g. technological support for the quality of coated parts. kiev, ukraine: naukova dumka, 1994, p. 181. [russian] 2. lyashenko, b.a., solovyh, e.k., mirnenko, v.i. et al. optimization of coating technology according to the criteria of strength and wear resistance. kiev, ukraine: nas of ukraine, ipp named after pisarenko g.s., 2010, p. 193. [russian] 3. chernovol, m.i., shepelenko, i.v. methods of forming antifriction coatings on metal friction surfaces. collection of scientific papers of kirovograd national technical university “engineering in agricultural pr oduction, industry engineering, automation”, 2012, issue 25 (1), pp. 3-8. [russian] 4. ragutkin, a.v., sidorov, m.i., stavrovskij, m.e. some aspects of antifriction coatings application efficiency by means of finishing nonabrasive antifriction treatment. journal of mining institute 236, рр. 239−244. [english] 5. balabanov, v.i., bolgov, v.ju., ishhenko, s.a. friction application of nanoscale antifriction coatings on parts. nanotechnology, ecology, production 1(3), pp. 104−107. [russian] 6. pogonyshev, v.a., panov, m.v. theoretical and experimental basis for increasing the wear resistance of machine parts. mechanics and physics of processes on the surface and in contact of solids, parts of technological and energy equipment 4, рр. 78−84 (2011). [russian] 7. bersudskij, a.l.: the mechanism of formation of antifriction coatings during hardening treatment. vestnik of samara university. aerospace and mechanical engineering 2(10), pp. 81−84. [russian] 8. sulima, a.m., shulov, v.a., yagodkin, yu.d. surface layer and performance of machine parts. moscow, russia: mechanical engineering, 1988, p. 240. [russian] 9. gost 2789-73 (st sev 638-77). surface roughness. moscow, russia: ussr state committee for standards, 1981. [russian] 10. prikhodko, v.m., medelyaev, i.a., fatyukhin, d.s. formation of operational properties of machine parts by ultrasonic methods: monograph. moscow, russia: madi, 2015, p. 264. [russian] 11. nazarov, yu.f., shkilko, a.m., tikhonenko, v.v., kompaneyets, i.v. methods of research and control of surface roughness of metals and alloys. physical surface engineering, 2007, vol. 5, no. 3-4, pp. 207216. [russian] 12. zlenko, m.a., nagaytsev, m.v., dovbysh, v.m. additive technologies in mechanical engineering. moscow, russia: nami, 2015, p. 220. [russian] 13. akulovich, l.m., sergeev, l.e. et al. corrosion resistance of alloy steel parts after magnetic abrasive treatment. bulletin of polotsk state university. series b, industry. applied science, 2018, no. 11, pp. 4550. [russian] 14. kuzmenko, i.v. restoration and hardening of rolling bearing housings by friction rubbing with copper. phd thesis. moscow, 2000. [russian] 15. chernovol, m.i., shepelenko, i.v., budar mohamed, r.f. improving the quality of finishing processing of holes. collection of scientific papers of kirovograd national technical university “engineering in agricultural production, industry engineering, automation”, 2016, vol. 29, pp. 104-111. [russian] 16. shepelenko, i.v., tsekhanov, yu.o., nemyrovskyi, ya.b., posvyatenko, e.k., eremin, p.m. investigation of micro-cutting in the process of finishing antifriction non-abrasive treatment. proceedings of the ix international scientific and technical conference "progressive technologies in mechanical engineering", 2020, pp. 162-164. [ukrainian] 17. i. shepelenko, y. nemyrovskyi, y. tsekhanov, e. posviatenko, e. modeling of contact interaction of micro roughness at fant. in: i-th international scientific and technical conference «prospects for the development of mechanical engineering and transport-2019», рр. 218−219. [russian] 18. shepelenko, i.v., posviatenko, e.k., cherkun, v.v. the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method. problems of tribology, 2019, №1, рр. 35−39 [english]. 40 problems of tribology шепеленко і.в. дослідження шорсткості поверхні в процесі фінішної антифрикційної безабразивної обробки виконаний аналіз літературних джерел, присвячений утворенню антифрикційного покриття фінішною антифрикційною безабразивною обробкою (фабо) показав, що шорсткість поверхні може бути основним критерієм оцінки якості плівки, що наноситься. у зв'язку з цим у роботі встановлені основні закономірності зміни шорсткості поверхневого шару, обробленого фабо. дослідження поверхні, обробленої фрикційно-механічним методом фабо, здійснювалося на спеціальних зразках із сірого чавуну сч 20, які були виготовлені у вигляді дисків, а в якості матеріалу антифрикційного покриття вибрана латунь л63. оскільки на суцільність антифрикційного покриття суттєво впливає мікрорельєф вихідної поверхні, в роботі визначалася шорсткість поверхні до і після нанесення покриттів фрикційно-механічним методом фабо з урахуванням режимів обробки. шорсткість поверхні оцінювалася середнім арифметичним відхиленням профілю ra. за величину параметра шорсткості ra брали середнє значення, отримане в результаті трьох вимірів. суцільність покриття визначилась, виходячи з результатів металографічного аналізу поверхні, використовуючи методи цифрової обробки зображень на пк. встановлено, що високі значення a r вихідної поверхні не дають можливості отримувати якісне покриття, що може призвести його руйнування внаслідок контактної взаємодії контактуючих поверхонь. для отримання суцільного покриття фабо необхідно, щоб вихідна шорсткість оброблюваної поверхні була не нижче a r = 2,5 мкм. зі збільшенням контактного тиску антифрикційного інструмента до оброблюваної поверхні спостерігається зниження шорсткості, що пояснюється більш інтенсивним затиранням антифрикційного матеріалу (латуні л63) в западини мікровиступів і згладжуванням їх вершин. проведені дослідження показали, що нанесення антифрикційного покриття фабо дає змогу підвищувати якість поверхні, значно знижуючи її шорсткість за рахунок затирання латуні в западини шорсткості поверхні, а також часткового зминання і згладжування гребінців мікронерівностей. отримані результати дають підстави прогнозувати та керувати при нанесенні антифрикційних покриттів фабо таким важливим геометричним параметром поверхневого шару, як шорсткість, який багато в чому визначає якість обробленої поверхні. ключові слова: шорсткість, фінішна антифрикційна безабразивна обробка (фабо), антифрикційне покриття, мікрорельєф, режими обробки, якість покриття. copyright © 2019 yu.m. bilyk, a.v. martyniuk, n.k. medvedchuk, b.i. kupets. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 94 (4) (2019) 13-20 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-13-20 wear resistence of complex electrolitic coatings in electrolite environments yu.m. bilyk*, a.v. martyniuk, n.k. medvedchuk, b.i. kupets khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: y_bilyk@meta.ua abstract the technology of formation of wear-resistant composite electrolytic coatings (cep) based on nickelbased is presented. cep. these coatings contained a filler consisting of powders of silicon carbide of various fractions and amorphous boron with a particle size of about 1 μm for further heat treatment. the obtained coatings were tested for their cavitation and erosion resistance in electrolyte media key words: compositional electrochemical coating (cep), cavitation, heat treatment, corrosion-butactive medium. introduction in the general problem of increasing the reliability and durability of the machinery and equipment of the light, chemical and food industries, it is important to increase the reliability and durability of the parts subject to cavitation-erosion wear in corrosive environments. thus, for operation in conditions of high specific pressures, loads, temperatures, vibrations, and circular and linear speeds, etc. parts are required, the working surfaces of which must have a whole set of physical and mechanical properties. for this purpose, technologies, methods and methods of surface hardening of work surfaces of parts are developed, which allow to use relatively cheap low carbon alloy steels with properties that are comparable to the properties of high alloy steels and special purpose alloys. one such surface hardening method is the development of heterogeneous composite electrolytic coating (cep) technologies. the use of these coatings to increase cavitation and erosion resistance in aggressive environments is limited due to insufficiently studied mechanisms of their formation, physical, mechanical and operational characteristics, and especially because there are no clearly stated requirements for cavitation and wear-resistant cep requirements and methods of implementation. literary data analysis and problem statement the analysis of works [1 6] shows that combined electrochemical coatings (cep) based on nickel with the inclusion of dispersed particles have high wear resistance, corrosion resistance, increase the physicalmechanical and fatigue characteristics of metals and alloys. in general, ceps provide increased wear resistance, compared to pure galvanic coatings 2,5 … 5 times [4]. comparative tests for wear resistance indicate the advantage of nickel-based qes with the inclusion of carbides, borides, oxides in comparison with hardened steels 45, 40x. the inclusion of carbides in the nickel matrix significantly increases the wear resistance than the inclusion of oxides [2]. in particular, the analysis of nickel-based cep [2, 7 12] shows the wide technological possibilities of changing their composition and properties, but they have lower durability compared to chrome coatings, low adhesion to the substrate, porosity. these disadvantages are sought to be eliminated by heat treatment of coatings in order to improve their physical and mechanical characteristics, wear resistance, corrosion resistance, etc. thus, the authors of [13] state that the maximum adhesion strength of ni-sic coatings with aluminum alloys is achieved after annealing at a temperature of 200 oc for 2 h, but research [8, 10, 14] show a decrease in annealing at annealing in the temperature range of 200 … 700 oc. the microhardness of coatings with the inclusion of oxides and carbides decreased from 4.8 … 3.2 gpa to 3.2 … 2.0 gpa. the annealing effect on the cavitation wear resistance of ni-sic coatings was also not found. 14 problems of tribology analysis of literature [2, 8, 10] shows that heat treatment of cep can be effective only when introduced into the coating composition during its formation of substances or compounds, which in the subsequent heat treatment change the structure, phase composition of the coating. thus, when introduced into the coating of amorphous boron in the ni-b system at a temperature of 1060 ... 1080 oc eutectic is formed. studies have also shown that annealing of the qes of the ni-cr7c3-b system at a temperature of 200 °c with a duration of 1 … 2 h is sufficient to start the formation of borides and to obtain boride composite coatings [15]. annealing of ni cr and fe cr compositions results in the formation of a stainless steel type coating [8]. in addition, thermal treatment of cep is performed by laser, high-frequency currents that provide high rates of heating and cooling, locality and discretion of processing [10, 16], but these methods are expensive and not well-researched. the use of these coatings to increase cavitation and erosion resistance in aggressive environments is very limited due to the lack of studied mechanisms of their formation, physical, mechanical and operational characteristics, and especially because there are no clearly stated requirements for cavitation and wear resistant cep, ways to implement these cep requirements. there are no data on the ratio of the proportion of solid inclusions and the metal base, composition, shape and geometric size of the particles of the strengthening phases, their bulk content in the matrix, which significantly limits the possibilities of purposeful control of the process of formation of a complex of anti-wear properties of cep. therefore, the urgent task is to research and systematize the cavitation-erosion, corrosion and electrochemical characteristics of the cep, the features of the formation of their structure, the effect of heat treatment on the wear resistance of the coatings and the possibilities of purposeful change of the characteristics of the coating, depending on the conditions of external microwave loading, corrosion activity of the environment. therefore, the urgent task is to research and systematize the cavitation-erosion, corrosion and electrochemical characteristics of the cep, the features of the formation of their structure, the effect of heat treatment on the wear resistance of the coatings and the possibilities of purposeful change of the characteristics of the coating, depending on the conditions of external microwave loading, corrosion activity of the environment. aims and objectives of research the purpose of this work is to study and systematize the cavitation-erosion characteristics of cep in electrolyte media, the features of their structure formation, the effect of heat treatment on the wear resistance of coatings and the possibilities of purposeful change of the coating characteristics depending on the conditions of external microwave loading, corrosion activity of the environment. research results to achieve this goal, an installation was created for the formation of cep in a wide range of technological parameters of electrolysis on both horizontal and vertical cathodes [18]. nickel is chosen as the matrix for cep. nickel has an affinity for most of the particles that you use as a second phase, high mechanical properties, corrosion resistance. for the formation of cep used chloride electrolytes, which provide the deposition rate of nickel 90 … 100 μm / h, simple and stable in the electrolysis process [2, 3, 11, 18]. the work used the nickel chloride electrolyte of the following composition: 300 g/l nicl2 6h2o і 40 g/l h3bo3 з ph 3…4, and additionally introduced surfactants sodium laurisulfate in an amount 0,01 … 0,02 g/l, which facilitates the incorporation of sic particles into the nickel matrix and stabilizes the chemical composition of the electrolyte in the electrolysis process [11]. as the filler used dispersed powders of silicon carbide fractions: about 50 nm nanoparticles; m5; 28/20; 50/40 μm. accordingly, the designation was adopted: ni-sicnano a nickel matrix with a nanowire filler, sic size 50 nm, etc. as a result, ni-sicnano coatings were formed; ni-sic5; ni-sic28. the deposition of qes on samples of steel 45 was carried out at a current density of 0.4 … 1 ka / m2, a temperature of 60 ± 2 oc for 5… 6 h, and horizontal placement of the sample (cathode). the thickness of the coating was within 0.5 … 0.6 mm. wear resistance at micro shock impact in corrosive environments (cas) was determined on the installation with a magnetostrictive vibrator (mv). the studies were carried out in hard water (mgso4∙7h2o – 0,0343 g and cacl2 – 0,51 g per liter of distillate), and 3 % sodium chloride solution. analysis of ni-sic state diagrams shows that silicon carbide does not interact with nickel and melts only at 2150 °c. thus, only the recrystallization of the matrix and partial reduction of residual stresses occur in the thermal treatment of cep of the ni-sic composition. at the same time, eutectic with a mass content of 4.2 % is formed in the ni-b system [20]. the eutectic formation temperature is 1060 … 1080 oc. vacuum diffusion annealing of cep ni-b at temperatures not exceeding the eutectic formation temperature results in a uniformly distributed volume of ni3b boride matrix. thus, the exposure for 1 ... 2 h at a temperature of 200 oc is already sufficient to start the formation of borides and obtain boride composite coatings [21]. heating the coatings to the formation temperature of the eutectic allows to obtain pre-eutectic structure. the ni-ni3b eutectic forms a kind of rigid framework with a soft component located in the intervals [21, 22]. therefore, to improve the efficiency of heat treatment in order to improve the physico-mechanical characteristics of the cep, it is necessary to co-coexist with particles of silicon carbide and particles interacting with a nickel matrix, for example, particles of amorphous boron, which at a temperature of 1060 ... 1080 oc form problems of tribology 15 with nickel ni3b borides and ni-ni3b eutectic with high hardness, cavitation and erosion resistance [23, 24], corrosion resistancs [25, 26]. by introducing boron particles into the nickel matrix, its microhardness slightly increases to h μ = 3,2 … 3,6 gpa. cep, in which besides boron particles are also present silicon carbide particles, have higher microhardness h μ =3,8…4,6 gpa, which is explained by the larger lattice distortions, the increase in the density of dislocations with the simultaneous dispersion of nickel hardening by boron particles, which block the movement of dislocations in the coating. thermal annealing in a muffle furnace at 400 °c for 1 … 2 h leads to an increase in the cavitationerosion resistance of the ni-sic composition by about 20 % in hard water and about 30 % in a 3 % nacl solution [118] due to the decrease and alignment of internal stresses in the coating, the decrease in heterogeneity of the structure (fig. 1). the annealing temperature is selected for the reason that irreversible transformations and eutectic formations take place in the temperature range 120 … 220; 300 … 350 and 370 … 450 ос [117]. fig. 1. wear kinetics at micro-shock load: 1, 2 – steel 45 normalized, respectively, in 3 % nacl solution and hard water; 3, 4 – cep ni-sicano in 3 % nacl solution and hard water; 5, 6 – cep ni-sic found after annealing in vacuum in 3 % nacl solution and hard water vacuum annealing with the melting of the surface of the coating was performed on the installation of okb 8086 at temperatures of 1085 ... 1090 ° c. after holding in the oven, the samples were cooled with the oven. in fig. 2, and shows the microstructure of the coating ni-sic28-b without heat treatment, in which the large time-plaster is the inclusion of sic28, and small particles of boron. after heat treatment, the microstructure forms a carcass consisting of eutectic ni-ni3b and ni3b borides (fig. 2, b) with hardness h μ =6,6…7,4 gpa. а б fig. 2. the microstructure of the coating ni-sic28-b: a – initial state; b – after vacuum annealing 16 problems of tribology the x-ray diffraction analysis showed the presence of 67.63 nickel in the cep and 32.37 mc of the ni3b boride. % respectively. the cavitation-erosion tests of qes ni-sic28-b after vacuum annealing in hard water showed (fig. 3) that the wear resistance increased by 2 hours (curve 3), compared to qes without vacuum annealing (curve 1) 2 times. therefore, vacuum annealing at the temperature of eutectic formation allows to obtain dense smooth coatings with high cavitation and erosion resistance. fig. 3. weight loss in cavitation of cep ni-sic28-b in hard water: 1 – without heat treatment; 2 – after annealing; 3 – after melting in vacuum the widespread use of nickel-based cep is explained by the fact that it is easily coprecipitated with most dispersed particles of different nature carbides, borides, nitrides, oxides, metals and non-metals [24 28, 30]. cep with nickel base and dispersed particles of different nature are used for under-increasing corrosion resistance, decorative and protective properties, wear resistance during friction and cavitation, heat resistance, etc. to increase the heat resistance of cep based on nickel as a filler used time-slings sic, sio2, al2o3, tio2, tno2, zno2 and others. [29]. the studies conducted above have shown that corrosion resistance, as well as studies of kinetics of change of potential and analysis of polarization curves can characterize in the first approximation the cavitation-erosion resistance of cep in the medium [18-21]. however, there is a hypothesis about the thermodynamic theory of cavitation erosion [30], which is closely related to the hypothesis of instantaneous chemical reactions [32]. according to these hypotheses, when the cavitation bubbles collide, outbreaks of temperatures of 3000 ° c and above develop [11], which lead to the development of instantaneous chemical reactions, which significantly reduce the physico-mechanical and corrosion characteristics of the surfaces. our studies have confirmed the significant effect of ambient temperature on the cavitation-erosion resistance of metals [6] and polymers [23], which is caused by a significant increase in the surface temperature, which is subject to the cavitation action of the medium. to simultaneously increase the complex of physical, mechanical and electrochemical properties of surfaces, while increasing their cavitation and erosion resistance, cep was developed with the inclusion of eutectic alloy and subsequent heat treatment (patent № . 49210 of ukraine dated 26.04.2010). the composition of the electrolyte is additionally introduced by the inclusion of eutectic alloy spherical shape, with a diameter of 20-100, which include,% by weight: boron 6,1 ... 8,2; chromium 20.4 … 27.1; nickel 10.1… 20.2; titanium 12.7 … 16.4; iron the rest, at the following ratio of components of the electrolyte, g / l: nickel chloride (or iron or cobalt) 400; boric acid 40; amorphous boron 10 … 40; eutectic alloy (powder) 10 … 35 [124]. introduction to the metal matrix cep simultaneously amorphous boron and eutectic alloy favorably distinguishes the composition for obtaining cep from the known fact that the presence of its inclusions at the same time eutectic alloy and amorphous boron allows to carry out, by analogy with carbon in iron, heat treatment with ce with the formation in the matrix of the cep dispersed secretions of borides ni3b, fe3b, co2b and others. the composition of the eutectic filler composition is selected such that nickel and partially chromium dissolve in the iron within the solid solution. this forms a solid solution on the basis γ-fe, alloyed with chromium and nickel at concentrations that give it maximum heat resistance under high temperature oxidation in air. in addition, titanium and chromium particles form chromium and titanium borides, which imparts high alloy durability at elevated temperatures in corrosive environments. to obtain the cep from the electrolyte, the electroplating process of electroplating metal and the filler powders contained in the electrolyte was performed on pre-degreased and etched steel samples from nickel chloride electrolyte. the process was carried out at temperatures from 40 to 60 oc, ph from 3 … 4, current density from 5 to 15 a / dm2 with constant stirring of the electrolyte with a pulse stirrer. the content in the electrolyte of boron particles was set in the range from 10 to 80 kg / m3, and the eutectic alloy from 10 to 35 kg/m3. the obtained coatings according to the chemical analysis contained from 0.5 to 6.0 wt.% boron and from 10 to 44.2 wt.% eutectic alloy, and after annealing in the temperature range from 200 to 1050 for 0.5 to 5 h had a structure problems of tribology 17 uniformly distributed in the metal matrix from a solid boron solution of inclusions of the corresponding borides ni3b, co2b, fe2b and inclusions of the eutectic alloy. the lowest onset temperature of ni3b boride formation is fixed at 200, and an annealing temperature higher than 1050 leads to eutectic melting of the coating. electrolyte input less than 10 kg/m3 boron does not provide the required number of inclusions for the occurrence of boride phases in the cep. the introduction of eutectic alloy particles into the cep increases its heat resistance, especially the coating on the basic iron (table. 1). table 1 heat resistance of qes when it is oxidized in air at t = 600 weight change sample the basis of qes inclusion of eutectic alloy, mass % ni fe prototype ___ 1,5 7,1 1 10,2 1,4 6,5 2 16,0 1,0 5,2 3 25,2 0,7 3,5 4 29,0 0,6 3,4 5 33,1 0,6 3,4 6 ni або fe 40,2 0,9 4,0 the high-temperature oxidation of the coatings was investigated on a thermomassometer tm-50 installation in air at 600 temperatures with the sample holding for 6 hours. table 2 electrolyte composition, electrolysis regimes, microstructure and mass loss during cavitation prototype samples parameter unit measured. 1 2 3 4 5 6 the composition of the electrolyte nickel chloride kg/m3 300 300 300 300 300 300 300 boric acid kg/m3 40 30 30 30 30 30 30 boron amorphous kg/m3 10-30 12 10 10 30 30 40 eutectic alloy kg/m3 10 15 20 25 30 35 electrolysis mode cathodic current density ka / m2 20 2 5 5 10 15 20 electrolysis time h 3 3 3 3 3 3 3 annealing modes temperature ос 1000-1100 150 200 200 800 1050 1100 duration min 180 420 300 360 180 30 240 mass fraction of components in cep boron amorphous % mas. 3,5 0,25 0,5 0,5 2,5 6,0 6,5 filler % mas. 10,2 16,0 25,2 29,0 33,1 40,2 nickel (iron, cobalt) % mas. characterization of the microstructure of the substrate e ut ec tic + ni ck el b or on m ec ha ni ca l m ix tu re ni ck el b or on b eg in ni ng o f bi rt h n ic ke l b or id es bi rt h n ic ke l b or id es g ro w th bo ri de s eu te ct ic m el tin g of th e m at ri x m el tin g weight loss in 2 hours. tests, /g a hard water 8,7 9,0 8,4 8,0 3,6 8,8 10,2 3% nacl 64,1 60,8 58,8 56,8 28,8 59,0 40,8 acidic environment 24,2 25,4 23,2 22,3 10,1 24,3 22,3 alkaline environment mg / cm2 29,6 31,8 27,4 25,2 8,4 30,2 32,0 18 problems of tribology from the data table. 5.1 shows that the maximum heat resistance of qes, in whose content of eutectic filler is 25 33 wt.% (coverage 3-5). qes of such an alloy are formed at the declared content of eutectic particles in the electrolyte; 10 35 g/l. reducing the content of the filler leads to a decrease in the heat resistance of the coating due to the formation of porous oxide films in nickel or iron base. exceeding them also reduces heat resistance, but due to the cracking of the coating and its increased porosity, which intensifies the oxidation processes. tests for cavitation and erosion resistance were carried out on the installation with the ministry of internal affairs according to the method described in section 2. the results of the wear resistance of the coated specimens on the developed composition of the eutectic filler alloy under different modes and conditions of formation of cep in hard water and in 3% sodium chloride solution and alkaline model environments are given in table 2. the analysis of the obtained results showed (table 2) that the cavitation-erosion resistance of the formed (table 1) and heat-treated by the optimal mode of qes increases in comparison with the nickel matrix in 2.4; 2,2; 2.4 and 3.4 times in hard water; 3% solution of nacl, acidic and alkaline model media were recovered. the obvious advantages of the composition in comparison with the nickel matrix are the different reduction of the temperature of the heat treatment, which allows to change the microstructure of the cep within a wider range. in addition, the cost-effectiveness of cep based on the iron group is reduced by more than 2 times. at a temperature of 600 ° c (table 1), the mass loss in the air is mainly due to the removal of the oxide films. the oxide film formed in the air must be of optimum thickness. from the table. 1 shows that samples 35 have 2 ... 2.5 times less mass loss during high-temperature oxidation, which apparently led to an increase in cavitation-erosion wear resistance of the cep in the investigated media approximately within the range (2.2 ... 3, 4 times). main results and conclusions 1. the cavitation-erosion wear resistance of cep formed by optimal modes of electrolysis, the content of filler particles in the electrolyte and in the nickel matrix, depending on their geometric dimensions in neutral, alkaline and acidic environments, was investigated. 2. thermal annealing at 400 oc for 1 … 2 h increases the cavitation wear resistance of cep ni + sic by 20 % in hard water and by 30 % in nacl solution, which is explained by the increase of microhardness and the alignment of internal stresses of the coating and the increase of corrosion resistance due to the decrease in corrosion resistance. -trochemical heterogeneity 3. vacuum annealing of cep with particles of silicon carbide and boron at 1080 1090 oc allows to obtain dense and smooth coatings cavitation wear which increases on average more than 2 times due to the formation of a solid framework of eutectic ni-ni3b and ni3b borides. 4. the developed composition of heat-resistant eutectic granules of a spherical filler with a diameter of 20 … 100 μm with its content of 10… 100 g/l in the chloride electrolyte allows to increase the heat-bone by 2 … 2.5 times and to 2.2 … 3.4 times by cavitation erosion resistance of cep in all media compared to the wear resistance of the nickel matrix coating (patent no. 49210 of ukraine dated 26.04.2010). literature 1. jelinek, t. w. fortschrite in der galvanotechnik. eine auswertung der interna-tionalen fachliteratur 2003 2004./ t. w. jelinek // galvanotechnik. -2005.-bd. 96, № 1. s. 42 71. 2. лучка, м. в. износостойкие диффузионно-легированные композиционные покрытия. / м. в. лучка, м. в. киндрачук, п. и. мельник ; к. : техніка, 1993. -143 с. 3. антропов, л. и. композиционные электрохимические покрытия и материалы / л. и. антропов, ю. н. лебединский ; – к.: техника. 1983. – 200 с. 4. бородин, и. н. порошковая гальванотехника / и.н. бородин – м.: машиностроение, 1990. – 240 с. 5. tseluikin, v. n. composite coatings with fullerene c60: hydrogen materials science and chemistry of carbon nanomaterials / v. n. tseluikin, i. v. tolstova, o. g. nevernaya // ix international conference ichms. – kiev: adef. 2005. s. 520 – 523. 6. wagner, e. an electrochemical investigation of corrosive wear of as-plated and heat-treated ni and ni-sic coatings / е. wagner, е. broszeit // wear. – 1979. – vol. 55, № 2. – р. 235–244. 7. white, c. a study of particlecatnode adhesion durinq the formation of eectrodeposited compo-site coatings / с. white, y. foster // transactions of the institute of metall finishinq. 1978. – p. 56.92-95. 8. сайфуллин, р. с. композиционные покрытия и материалы / р. с. сайфуллин // м. : химия, 1977. – 272 с. 9. metzqer, w. ber.viii konqresses der intern. union fur qalvanotexnik und oberflachen-behandlunq / w. metzqer, t. brik // zurich. 1973. – 67p. problems of tribology 19 10. гуслиенко, ю. н. исследования процессов получения износостойких композиционных покрытий на основе никеля и железа и изучение их свойств: автореф. дис. … канд. техн. наук : 05.02.04 / ю. н. гуслиенко // –к., 1975. – 18 с. 11. корніенко, а. о. формування триботехнічних властивостей композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю створенням градієнтних структур: автореф. дис… канд. техн. наук : 05.02.04 / а. о. корніенко – к., 2007. 21с. 12. kampschulte, g. adscheiclung von nickel-schieten mit modulierten staomen. [текст] / g. kampschulte, j. mann // metall. 37. 10. 1006-1012. 13. фролова ф. п., причины сцепления никель-карбид кремния покрытий с алюминиевым сплавом [текст] / ф. п. фролова, и. и. житкевич, е. с. михайленец // тр. ан лит. ссср, 1975. №5 (114). – с. 21-28. 14. wagner, е. an electrochemical investigation of corrosive wear of as-plated and heat-treated and nisic coatings. [текст] / е. wagner, е. broszeit // wear.1.55. 2. 235-244p. 15. гуслиенко, ю. а. структура и свойства комозиционных электрохимических покрытий никель-диборид хрома [текст] / ю. а. гуслиенко, м.в. лучка, в.н. яненский и др. // порошковая металлургия. -1989. №3. – с. 54-59. 16. гуслиенко, ю. а. получение композиционных боридных покрытий поверхностным нагревом концентрированными источниками энергии [текст] / ю.а. гуслиенко, т.н. тихонович, в.п. стеценко и др. // защитные покрытия на металлах. -1993. – вып.27. – с. 35-39. 17. стечишин, м. с. установка для нанесення композиційних електролітичних покриттів [текст] / м. с. стечишин, ю. м. білик, а. в. мартинюк // вісник хну. технічні науки. – хмельницький. – 2008. №2. – с. 196–199. 18. крагельский и.в. основы расчетов на трение и износ / и.в. крагельский, м.н. добычин, в.с. комбалов. –м.: машиностроение, 1977. -526 с. 19. пат. №56981 україна. мпк g01n27/72 (20.11.01) спосіб оцінки кавітаційно-ерозійної довговічності термодифузійних карбідних покриттів в електролітах / м.с. стечишин, н.м. стечишина, а.в. мартинюк. -2011. бюл. №3. 20. эрозия: пер. с англ. / под. ред. к. прис. –м.: мир, 1982. 464 с. 21. лучка м.в. износостойкие диффузионно-легированные композиционные покрытия / м.в. лучка, м.в. киндрачук, п.и. мельник и др. –к.: техніка. -1993. -143 с. 22. м.с. стечишин кавітаційна стійкість комплексних електролітичних покриттів в корозійноактивних середовищах / м.с. стечишин, ю.м. білик, в.м. педан // матеріали міжнар. наук.-техн. конф. «фундаментальні та прикладні проблеми сучасних технологій». – тернопіль: тнту, 2010. – с. 100-101. 23. стечишин м.с., кінетика зміни потенціалу композиційних електро-літичних покриттів триботехнічного призначення/ м.с. стечишин, ю.м. білик, ю.і. парайко, н.м. стебелецька// проблеми тертя та зношування:наук.техн. зб. – к.: «нау-друк», 2009.-вип.51. – с. 62-71. 24. стечишин м.с. зносостійкість композиційних електролітичних покриттів в корозійноактивних середовищах/м.с. стечишин, ю.м. білик, н.м. стечишин // девятий міжн. симпозіум українських інженерів-механіків у львові: праці. – львів: кінпатрі лтд. – 2009. – с. 244-246. 25. tailor i. diskussion of paper by w.h. weller / i. tailor // trans. asme. -1980, 82d.-p.184-192. 26. стечишин м.с.,формування композиційних електролітичних покриттів на нікелевій основі для підвищення корозійно-механічної зносостійкості конструкційних сталей/ м.с. стечишин, ю.м. білик, м.в. кіндрачук // пошкодження матеріалів під час експлуатації, методи їх діагностування і прогнозування: праці міжн. наук.-техн. конф, 21-24 вересня, тернопіль: тдту ім. і. пулюя, 2009. – с. 240-245. 27. сайфуллин р.с. композиционные покрытия и материалы / р.с. сайфуллин. –м.: химия, 1977. -272 с. 28. яворський в.т. електрохімічне нанесення металевих, конверсійних та композиційних покриттів / в.т. яворський, о.і. кунтій, м.с. хома. –львів: «львівська політехніка», 2000. -216 с. 29. кунтій о.і. гальванотехніка / о.і. кунтій. –львів: «львівська політехніка», 2004. -236 с. 30. самсонов г.в. исследования процесса формирования композиционных покрытий на основе карбида титана / г.в. самсонов, г.л. жунковский, м.в. лучка // порошковая металлургия. -1976. -№7. – с. 53-56. 31. гуслиенко ю.н. исследования процессов получения износостойких композиционных покрытий на основе никеля и железа и изучение их свойств / ю.а. гуслиенко автореф. дис. канд. техн. наук. –к., 1975. -18 с. 32. мартинюк а.в. методика проведення досліджень на зносостійкість полімерних матеріалів при мікроударних навантаженнях / а.в. мартинюк // проблеми трибології. -2009. -№1. –с. 35-38. 33. стечишин м.с. вплив температурного фактора на кавітаційну зносос-тійкість сталі 45 / м.с. стечишин, ю.м. білик, з.т. драпак // тези доповідей міжн. наук.-практ. конф. «ольвійський форум-2010: стратегії україни в геополітичному просторі». –ялта, 2010. –т.11. –с. 5-6. 20 problems of tribology 34. пат.49210 україна, мпк с25d15/00. склад для одержання зносостійких композиційних електролітичних покриттів на основі нікелю / кіндрачук.м.в., лучка м.в., корніенко а.о., білик ю.м. – u200910246; заявл. 09.10.2009; опубл.26.04.2010. бюл.№8. білик ю.м., мартинюк а.в., медведчук н.к., купець б.і. зносостійкість комплексних електролітичних покриттів в середовищах-електролітах. у роботі подана технологія формування зносостійких композиційних електролітичних покриттів (кеп) на нікелевій основі. кеп містили наповнювач, що складався з порошків карбіду кремнію різних фракцій і аморфного бору з розміром частинок біля 1 мкм для можливості подальшої термообробки. проведено випробування отриманих покриттів на їх кавітаційно-ерозійну зносостійкість в середовищахелектролітах. ключові слова: композиційні електролітичні покриття (кеп), кавітація, термообробка, корозійно-активні середовища. copyright © 2019 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 94 (4) (2019)49-53 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation marchenko d.d*., matvyeyeva k.s. mykolayiv national agrarian university, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua abstract the article presents the results of a study of the contact strength of v-belt pulleys when they work on contact collapse. to increase the wear resistance and contact strength of the tribological conjugation, a method for rolling around the side surfaces of pulleys with a roller and a device for its implementation are proposed. the proposed method and device can increase the wear resistance of the pulleys, and hence the durability of 1.6 ... 2.1 times. key words: contact strength, plastic deformation, hardening, wear resistance, v-belt pulley, roughness. introduction the most responsible nodes of the mechanisms are v-belt drives. currently, the problem of increasing the durability of v-belt drives of equipment operating in dusty environments remains very acute. to a large extent, this problem can be solved by improving the quality of the working surfaces of v-belt pulleys [1]. the large depth of the groove of the pulley profile with a small width of the groove creates difficulties in finishing it throughout the entire depth of the profile. the low vibration resistance of the machine – cutter – part system does not allow obtaining the required surface roughness corresponding to = 0.16 ... 1.25 μm (gost 2789 73). most often, roughness = 10 ... 40 microns. to obtain the desired roughness of the conical surface, the pulleys are subjected to surface plastic deformation by rolling around the rollers [2, 3]. in order to ensure intensive deformation of the metal of the surface layer with relatively small rolling forces (5 6 kn), acceptable on medium metal cutting machines, a method of rolling around a conical cantilever roller was applied. research technique the kinematics of the known method of rolling a part of a complex profile with a roller consists in rotating the roller around its axis and in translating it along the profile of the surface to be rolled. with a variable curvature of the part profile, as the roller is fed, the reduced curvature at the contact point changes, and this leads to a decrease in the quality of the rolled surface, since the condition for optimizing the breaking in force is violated. the radius of curvature of the roller rp with the known method of running in must be less than the smallest radius of curvature of the concave section of the part profile, which limits the allowable feed rate and thereby reduces the productivity of the process. the method of rolling around the envelope is that the contact point of the roller with the part as it moves to a new position moves along the part in the process of mutual enveloping of their profiles. thus, rolling in occurs both in the rolling plane – the cross section of the roller, and in the feeding plane – its axial section [4]. the profile of the roller during rolling around the envelope can generally have variable curvature, consistent with the curvature of the part so that at each point the optimal conditions for their contact are ensured. in particular, with this method, the same reduced contact curvature of the roller with the part can be provided, which allows the use of a constant working force, sufficiently large rolling feeds and guarantees the surface quality and high performance of the process. in addition, rolling around the envelope allows you to more evenly load the working surface of the rollers due to the gradual displacement of the point of contact with the part along the axial section profile. moreover, this displacement is ensured when rolling parts with a straight generatrix, for example, screw surfaces [5, 6]. the value of this fact is especially great for increasing the resistance of small diameter rollers. 50 problems of tribology depending on the shape of the rolling profile, in order to optimize the rolling mode, either variableprofile rollers or structural schemes are used that provide the necessary variable effort along the profile depending on the reduced curvature of the roller and the part at their contact point. running in according to the method of enveloping with a cantilever roller is used for finishing the side walls of streams of v-belt pulley pulleys. an analysis of the operation of v-belt drives during the running-in period of the surface of the side walls of pulley streams with the initial surface roughness corresponding to the parameter rz = 20 40 μm shows that at this time there is intense wear on the surface of the belts and the working surface of the pulleys. at the end of the runningin stage, the surface roughness of the streams corresponds to the parameter ra = 0.16 0.32 μm [7]. such a surface roughness on the side walls of streams cannot be obtained when machining with polishing cutters on turning and carousel machines due to the low vibration resistance of the machine-tool-component system. research results the kinematics of the known method of rolling a part by a roller consists in rotating the roller around its axis and in translating it along the profile of the rolling surface from position 1 to position 1' (fig. 1, a). a b c fig. 1. schemes for rolling parts with rollers with longitudinal feeds (a) and rounding (b), as well as the calculation scheme for the reduced roller diameter and rounding angle (c): 1 – roller; 2 – detail with a variable curvature of the part profile, as the roller is fed, the reduced curvature at the contact point changes: pдпр rrr /1/1/1  and this leads to a decrease in the quality of the rolled surface, since the condition for optimizing the rolling force is violated. the radius of curvature of the roller rp with the known method of rolling in must be less than the smallest radius of the concave section of the part profile, which limits the allowable feed and thereby reduces the productivity of the process. the method of rolling around the envelope is that the point of contact of the roller (fig. 1, b) with the part as it moves to position 1 'moves along the part in the process of mutual enveloping of their profiles. thus, rolling in occurs both in the rolling plane – the cross section of the roller – and in the plane of supply of its axial section. the profile of the roller during rolling around the envelope [1, 8] can generally have variable curvature, consistent with the curvature of the part so that at each point the optimal conditions for their contact are ensured. in particular, with this method, the same reduced curproblems of tribology 51 vature of the profiles ( прr const) can be provided, which allows the use of a constant working force, sufficiently large feeds and guarantees the surface quality and high productivity of the process. in addition, rolling around the envelope allows you to more evenly load the working surface of the rollers due to the gradual displacement of their contact point with the part along the axial section profile, and the displacement is also provided when rolling parts with a straight line generatrix, for example, the profile of the groove of a v-belt pulley. the value of this fact is especially great for increasing the resistance of small diameter rollers. the scheme of rolling around the conical surface with an end roller is shown in fig. 1, c. the roller is fed by turning its axis in the plane of the axial section of the part. the shape of the roller – the radius of curvature of the profile, the position of the axis and the end of the roller relative to the center of curvature o – is determined based on the rolling mode, strength and placement of the roller in the cavity of the thread being rolled. the envelope angle necessary for the deformation of the annular coil along the entire height of its generatrix in the case of rounding without slipping [1, 9] is:  max max2 sin cos cos p p o p h r x r           , where  – is the guaranteed clearance between the roller and the part; max – final contact angle of the roller with the part:  max arccos |o py r       . (1) in the process of enveloping, the diameter of the roller in contact with the coil changes. its value is determined in connection with the coordinate angle  :  2 sinp p od r x      (2) and reaches a maximum at  max90 ; 2o p p od r x     . the radius of curvature of the roller in the section conducted normally to the coil generatrix is taken into account when determining the rolling force, assuming the estimated diameter of the roller:  2 / sinp p od r x      . (3) a device for running in the working surfaces of v-belt pulleys is shown in fig. 2 [10]. fig. 2. device for rolling rollers of v-belt pulleys 52 problems of tribology the cantilever roller 1 is installed in the bearing of the lever 2, which rotates on the axis 3 relative to the housing 4. the lower end of the lever 2 is connected via a gear 5 to the sector 5, to which the cam 6 is connected using a splined roller, the extreme position of the latter is determined by the stop screws 7. with one from the ends, sector 5 is pivotally connected to the piston 8 installed in the bore of cylinder 9. the force on the piston 8 is created by the spring 10 and is regulated by the nut 11. in the body of the piston 8 there is a valve 12 and a calibration hole 13, the cross-sectional area of which is adjustable it is driven by a locking rod 14. the device is installed in the tool holder of a lathe. the device operates as follows [10]. the roller 1 is brought to the part being rolled in and pressed against it under the action of the spring 10 through the piston 8, sector 5 and lever 2. when the part is rotated, the device body 4 together with the machine support sets the feed movement along the part axis from right to left when rolling the right side of the stream, and from left to right when rolling in the left side. due to the rotation of the lever 2, the generatrix of the roller 1 goes around the profile of the part being rolled in, and the rolling is fed. when the lever 2 is rotated, the sector 5, which is engaged with the lever 2, rotates and, gradually compressing the spring 10, moves the piston 8 relative to the cylinder 9. the liquid poured into the cylinder 9 is poured through the valve 12 from right to left and allows the lever 2 to deviate freely during the rolling process, and when the roller 1 is withdrawn from the part, it prevents the quick return of the lever 2 to its original position. the lever 2 slowly rotates as the fluid flows from the left cavity to the right through the calibration hole 13. to run around the left side of the stream profile, the piston 8 is transferred to the lower recess of the sector 4. the feed sc of the machine support when rolling the pulleys of the cone crushers is 1 mm / rev. details, which corresponds to a roll s of 2.1 mm / rev for the profile of the roller r = 160 mm. the run-in speed is 50 m / min. the optimal force on the roller, chosen in connection with the variable diameter of the roller with a material hardness of 140 hb changes in the process of enveloping the profile of the stream from 3 to 7 kn. the surface roughness before rolling corresponds to the parameter rz = 20 μm, after rolling to the parameter ra = 0.16 0.32 μm. conclusions a device for rolling surfaces with a trapezoidal roller profile mounted on rolling bearings and pressurized to the detail by means of a lever power spring mechanism of loading, made in the form of a hydraulic actuator, the spring of which relative to the cylinder compresses the piston and pours the liquid through the valve, allows to uniformly and effectively deform the entire working surface, which leads to strengthening of the surface layer and reducing the surface and reducing the surface one pass and will increase the contact strength and durability of the workpiece. literature 1. babej ju. i. poverhnostnoe uprochnenie metallov / ju. i. babej, b. i. butakov, v. g. sysoev. – kiev: nauk. dumka, 1995. – 256 s. 2. popov a. p. kontaktnaja zadacha naprjazhenno-deformirovannogo sostojanija tel pri rabote stal'nogo kanatnogo bloka i trosa / a. p. popov, b. i. butakov, d. d. marchenko // problemi tribologії. – hmel'nic'kij, 2011. – № 1. – s. 29-36. 3. marchenko d. d. kincevo-elementne modeljuvannja kontaktnoi' vzajemodii' pry roboti stal'nyh kanatnogo bloku i kanatu / d. d. marchenko // problemy trybologii'. – hmel'nyc'kyj, 2013. – № 1. – s. 86-93. 4. kuz'menko a. g. zakonomernosti proskal'zyvanija pri vnutrennem i naruzhnom kachenii cilindrov. jeksperiment (chast' 1) / a. g. kuz'menko // problemi tribologії. – hmel'nic'kij, 2012. – № 2. – s. 121-126. 5. butakov b. i. povyshenie kontaktnoj prochnosti stal'nyh detalej obkatyvaniem ih rolikami / b. i. butakov, d. d. marchenko // suchasnі problemi tribologії : mіzhnar. nauk.-tehn. konf., 19-21 travnja 2010 r. : tezi dop. – k. : іvc alkon nan ukraїni, 2010 – s. 74. 6. butakov b. i. razrabotka sposoba obkatyvanija rolikami stal'nyh detalej s cel'ju povyshenija ih kontaktnoj prochnosti / b. i. butakov, d. d. marchenko // motrol. commission of motorization and power industry in agriculture polish academy of sciences branch of lublin ropczyce school of engineering and management. – lublin, 2008. – vol. 10v. – r. 15-28. 7. marchenko d. d. investigation of wear of a contact pair of friction "rope block rope" / d. d. marchenko // problems of tribology. – hmel'nic'kij, 2019. – № 92 (2). – s. 82-87. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-92-2-82-87. 8. issledovanie sostojanija poverhnostnogo sloja valov obkatannyh rolikami / b. i. butakov, d. d. marchenko, v. a. artjuh, a. v. zubehina // tehnologii uprochnenija nanesenija pokrytij i remonta: teorija i praktika : materialy 14-j mezhdunar. nauch.-prakt. konf., 17 – 20 aprelja 2012 g. : tezisy dokl. : v 2 ch. – sankt – peterburg, 2012. – ch. 2. – s. 50-64. 9. marchenko d. d. mathematical modeling of the process of rolling body rolls with needed rollers / d. d. marchenko, a.v. zubiekhina-khaiiat // problems of tribology. – hmel'nyc'kyj, 2019. – № 24 (3/93). – s. 45-50. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-45-50 problems of tribology 53 10. patent ukraїni na korisnu model' ua 65181, mpk v24v 39/04 (2006.01) pristrіj dlja obkatuvannja rolikami bokovih poverhon' shkіvіv klinoremenih peredach / b.і. butakov, d.d. marchenko, v.v. mamarіn – opublіkovano 25.11.2011, bjul. №22. марченко д.д., матвеева е.с. повышение контактной прочности клиноременных шкивов с помощью пластического деформирования. в статье приведены результаты исследования контактной прочности клиноременных шкивов при работе их на контактное смятие. для повышения изностойкости и контактной прочности трибосопряжения предложен способ обкатывания роликом боковых поверхностей шкивов и устройство для его осуществления. предложенный способ и устройство позволяют повысить износостойкость шкивов, а следовательно и долговечность в 1,6…2,1 раза. ключевые слова: контактная прочность, пластическое деформирование, упрочнение, износостойкость, клиноременной шкив, шероховатость. copyright © 2023 a.h. dovhal, l.b. pryimak, v.v. varijukhno. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 6-14 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-6-14 wear resistance research and its 2-factor modeling of nanoscaled silicon carbide detonation coatings a.h. dovhal*, l.b. pryimak, v.v. varijukhno national aviation university, ukraine *e-mail: andrii.dovhal@npp.nau.edu.ua received: 30 march 2023: revised: 10 april 2023: accept:14 april 2023 abstract this research is related to the spheres of wearproof coating testing. the sic coating has been deposited on the medium carbon steel using detonation deposition using the magnet coil flux of back direction. it has been established that only nanoscaled particles are deposited on the surface which had been accumulated in aggregates of different shape. the structure of the obtained coating has been thoroughly researched on the electronic microscope in previous publication. the obtained coating has been developed for testing on the friction bench modeling the friction process that is taking place in the couple of main and rod journals of internal combustion engines. the coating has also the corrosion protection properties. the nanoscaled coating on mild carbon steel had been tested under specified conditions and their friction surfaces had been researched on electronic microscope with the view of determination of wear mechanism. the two-factor modeling of the wear rate and friction factor has been done and three-dimensional diagrams have been plotted and analyzed. key words: wear, wear rate, friction factor, nanoscaled coating, detonation coating deposition, magnet modified deposition introduction the lifetime of the internal combustion engine elements can be improved by wearproof coatings deposited by different methods. the main component of coating suggested is the silicon carbide sic and as the bond for it the alumina has been selected. having the good hardness all these elements are of well abrasive properties, but not in small gain sizes. if the granularity of these abrasives is no bigger than 5 micrometers they did not wear the steel surfaces owing two features. the first one is too small size of particles makes the smallest scratches on surface resulting in so-called surface polishing to mirror roughness grade. the second one this dimension of particles “fills” the generic steel roughness cavities thus increasing the friction contact area and reducing the contact pressure. so, the abrasive particles sized less than 5 micrometers is not “wear abrasive” that increases the wear, but it is “run-in abrasive” that decreases the wear of steel surface. it has been proven several times using the compact fine grain material made of silicon carbide and alumina when mixed and milled up to less than 5 micrometer granularity and avoiding recrystallization processes during the material synthesis as well as the same fine grained coating on the steel surface. recently, the nanoscaled coating (100 micrometers thick) had been acquired [3] and its structure has been investigated. this study is devoted to tribotechnical investigation of these coatings, establishing the wear mechanisms and results modeling. review of the latest research formerly [1], the specific way acquired batch mixture of sic-al2o3 (which was milled in steel vessels by steel milling bodies in 32 hours up to 2,1 micrometers average particle granularity) content, which had the iron millings in the batch mixture charge, was used for acquisition of wearproof coating deposition by detonation method modified by magnetic field. so it had been established on direct polarity of coil magnet the microparticles of silicon carbide and alumina had been deposited on the substrate. the coating had demonstrated not only high http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-6-14 problems of tribology 7 wear resistance 40-55 micrometers/km and friction factor 0,42-0.45 [1], but also high wear resistance at elevated temperatures up to 500oc it makes 40-55 micrometers/km and friction factor 0,32-0.34 [2] due to formation of the glass-like superficial structures reducing the wear rate and friction factor comparing with the 250oc. using the gas detonation deposition from the batch mixture which contains the silicon carbide and aluminum oxide particles, with the steel millings which have a size from 250-400 nanometers, on the direct polarity the fine grained microstructure is acquired and on the reverse polarity of the magnet coil the nanostructure the particles of 70,9, 115,2, 76,5, 54,0, 50,5, 65,6, 82,9 and 73,0 nanometers had been acquired [3] and its structure had been thoroughly researched. the present paper is devoted to research the tribotechnical descriptions of these coatings. scientific interest to silicon carbide coatings is growing throughout the world. so, in article [4] researchers had investigated the laser-prepared sic nanocoating: preparation, properties and high-temperature oxidation performance. the sic nanocoatings were prepared on graphite substrates via a laser treatment process. a high-temperature oxidation test was also conducted to determine their antioxidation performance. the results show that laser irradiation triggers the transformation from micro sic particles into sic nanocoating consisting of numerous polycrystalline sic nanoparticles. at the laser energy density of 10.42 kj/cm2, the prepared sic nanocoating reveals the best oxidation resistance at a high-temperature environment in tested samples [4]. scientists publishing paper [5] have been studying silicon carbide coatings produced at different deposition conditions with use of high temperature nanoindentation. so, the elastic modulus and hardness of different silicon carbide (sic) coatings in tristructural-isotropic fuel particles were measured by in situ high temperature nanoindentation up to 500 oc. three samples fabricated by different research institutions were compared. due to varied fabrication parameters the samples exhibited different grain sizes and one contained some visible porosity. however, irrespective of the microstructural features in each case the hardness was found to be very similar in the three coatings around 35 gpa at room temperature. the elastic modulus differed for the three tristructural-isotropic coatings with room temperature values ranging from 340 to 400 gpa [5]. the research [6] signifies an attempt to apply composite coating by co-deposition coating and assessing, enhancement the nickel coatings features, by adding the particles of silicon-carbide to solution of electrodeposited. stainless steel specimens have been subject to electroplating coating utilizing nickel and nano silicon carbide particles (70-100 nm) with various amounts (16, 24, 32 and 40) g/l. after coating, the specimens were tested by sem, afm, impeded in a solution with 3.5 percent nacl to investigate the corrosion performance. then testing the microhardness, and wear resistance. results obtained from this work showed a great reduction in corrosion currents caused by adding of inert nanoparticles. these enhancements had been detected on all conducted tests for corrosion and wear. so, in article [7] researchers had investigated the strengthening and thermal stabilization of polyurethane nanocomposites with silicon carbide nanoparticles by a surface-initiated-polymerization approach. silicon carbide reinforced polyurethane nanocomposites were fabricated by a facile surface-initiated-polymerization (sip) method. the particle loading was tuned to up to 35 wt% without any obvious shrinkage and breakage as compared with the conventional direct mixing method. an increased thermal stability of the composites was observed with the addition of the silicon carbide nanoparticles under thermo-gravimetric analysis (tga). tensile strength was observed to increase dramatically with the increase of the particle loading. both the uniform particle dispersion and the strong chemical bonding between the nanoparticles and the polymer–matrix contributed to the enhanced thermal stability and improved mechanical properties. scientists publishing paper [8] have been studying the compacting of silicon carbide nanopowder in highpressure device. the nanopowders of silicon carbide were sintered under the pressure from 3,5 gpa and under the temperatures 1600-1800 oc. so the obtained materials had the following properties: density 3,07-3,20 g/cm3; microhardness – 15-30 gpa; porosity – 1,2-4,4 and weight wear rate – 0,0061-0,0462 g/cm2. on the sem images the big grain growth had been noticed. the research [9] is about the synthesis of silicon carbide nanoparticles exhibiting monolayer to few-layer graphene coatings and characterizes their optical response to confirm their plasmonic behavior. a multistep, low temperature plasma process is used to nucleate silicon particles, carbonize them in-flight to give small silicon carbide nanocrystals, and coat them in-flight with a graphene shell. these particles show surface plasmon resonance in the infrared region. tuning of the plasma parameters allows control over the nanoparticle size and consequently over the absorption peak position. a simplified equivalent dielectric permittivity model shows excellent agreement with the experimental data. in addition, optical characterization at high temperatures confirms the stability of their optical properties, making this material attractive for a broad range of applications. in the paper [10] researchers have discovered the development and characterization of silicon carbide coating on graphite substrate. the development of materials with unique and improved properties using low cost processes is essential to increase performance and reduce cost of the solid rocket motors. specifically, advancements are needed for boost phase nozzle. as these motors operate at very high pressure and temperatures, the nozzle must survive high thermal stresses with minimal erosion to maintain performance. currently three material choices are being exploited; which are refractory metals, graphite and carbon-carbon composites. of these three materials graphite is the most attractive choice because of its low cost, light weight, and easy forming. however, graphite is prone to erosion, both chemical and mechanical, which may affect the ballistic conditions 8 problems of tribology and mechanical properties of the nozzle. to minimize this erosion pyrolytic graphite (pg) coating inside the nozzle is used. however, pg coating is prone to cracking and spallation along with very cumbersome deposition process. another possible methodology to avoid this erosion is to convert the inside surface of the rocket nozzle to silicon carbide (sic), which is very erosion resistant and have much better thermal stability compared to graphite and even pg. due to its functionally gradient nature such a layer will be very adherent and resistant to spallation. despite its very good adhesion due to its functionally gradient nature, this layer due to its porous nature exhibit poor oxidation performance compared to a dense sic layer. the research [10] is focused on synthesizing, characterizing and oxidation testing of a bi-layer; a functionally gradient inner layer and dense outer layer, sic coating on graphite. in the article [11] researchers had investigated the fabrication of silicon carbide (sic) coatings from pyrolysis of polycarbosilane/aluminum. so, the sic coatings were fabricated by the pyrolysis of polycarbosilane (pcs)/aluminum, in which pcs acts as preceramic precursor of sic and aluminum (al) powder acts as an active filler to both compensate the volume shrinkage of sic coatings during pyrolysis and enhance the adhesion of sic coatings with ferroalloy substrate. sic coatings as thick as ~35 lm without cracking can be fabricated through our approach. microstructural analysis revealed that the sic coatings were composed of α-al2o3 and β-sic. hardness and modulus of the sic coatings as measured by nano-indentation were 12.2 ± 4.0 and 153.7 ± 47.0 gpa, respectively scientists publishing paper [12] have been studying high-performance ni-sic coatings fabricated by flash heating. in this research, a novel flash heating coating application technique was utilized to create ni-sic coatings on carbon steel substrates with sic contents much higher than is achievable using certain conventional coating techniques. hardness profiles showed that the coatings improved the substrate by as much as 121%, without affecting the substrate. tribotests showed that the wear performance was improved by as much as 4.7 times in terms of the wear rate (mm3/n*m) for the same coating when using an al2o3 counterpart. pure sic coatings as a reference were also fabricated. however, the sic coatings experienced elemental diffusion of fe from the carbon steel substrate into the coating during fabrication. this occurred due to the increased heat input required for pure sic to fuse to the substrate compared to the ni-sic coatings and resulted in decreased tribological performance. diffusion of fe into the coating weakened the coating’s hardness and reduced the resistance to wear. it was concluded that ceramic–metallic composite coatings can successfully be fabricated utilizing this novel flash heating technique to improve the wear resistance of ceramic counterparts. the research [13] is about the wear characterization and microstructure evaluation of silicon carbide based nano composite coating using plasma spraying. so there thin films of various thickness of sic – al203 composite is deposited on aluminum alloy 6061 using plasma spraying process. wear tests on pin-on-disc tester is conducted to compare the wear characteristics of uncoated and coated samples. the micro hardness tests of coated samples and uncoated samples are compared. the microstructure characterization of the nano-coated films using scanning electron microscope (sem) of the samples is studied. the results and studies clearly depicts that the major variations in coating performance can be obtained by exploiting proper plasma spray conditions and optimum percentage of sic – al203 in composite coatings. in the paper [14] researchers have discovered the tribological behavior of thermally sprayed silicon carbide coatings. sic coatings have been successfully deposited using thermal spray detonation technique with a newly patented feedstock. their tribological performance was compared to bulk sic for dry and lubricated conditions (polyalphaolefin and 3.5 wt% nacl solution).the lowest coefficient of friction (cof=0.10) and wearrate were detected with polyalphaolefin lubricant regardless of the test pair due to mixed fluid film lubrication. contradicting results were recorded under other test conditions. the coatings show low cof of 0.20 in comparison to four times higher cof of bulk sic under dry sliding. oppositely, sic coatings in nacl solution record five times higher cof compared to bulk sic cof of 0.20. such behavior is associated with tribochemical reaction and tribo-corrosion mechanisms occurring in dry and nacl sliding, respectively. scientists publishing paper [15] have been studying the properties features of nanostructured silicon carbide films and coatings, acquired by new method. there the new method of nanostructured silicon carbide films and coatings acquisition, which structure can be changed depending on the application industry, had been developed. acquired films and coatings are suitable for use in metallurgy, nuclear power industry, microelectronics and in high-temperature stoves. the nanostructures coatings were acquired from the silicon vapors and gaseous carbon under high temperatures, and changing the supply speed, pressure and temperature the grains sizes of silicon carbide in coating can also be changed. some improved properties of acquired coatings had been revealed. so, as it can be already seen, the great worldwide interest to silicon carbide coatings in different application areas is continuously growing and any research is worthy to promote the scientific progress. research aim scientific development of nanoscaled composition coatings for crank shaft journal of internal combustion engines. originating from the aim of article paper the following tasks of research were preset: problems of tribology 9 1. simulating the friction conditions similar to crank shaft journals of internal combustion engine without lubricant. 2. nanoscaled coatings wear testing and their friction surfaces research. 3. modeling the wear rate and friction factor of the nanoscaled silicon carbide coatings in the preset ranges of factors. research methodology for study of interactions between properties of coatings with their phase composition and structure, and also an external factors influence the choice of research methods has the great importance. the receiving of reliable results of research in this work is provided by modern equipment and devices, approved methodologies, necessary productivity of experiments, by careful treatment of specimens before and after the experiment, strict adherence of order of experiment. for receiving a charge of silicon carbide ceramics with aluminum oxide admixtures, the starting powders were used: silicon carbide grade 64c (гост 26 327-84) with an average size of 45-55 μm, aluminum oxide (tу 6-09-03-350-73) with particles of average size 45 -50 microns. the chemical content of the initial powders and possible admixtures is given in table 1. table 1 results of analysis of initial powders in masses. % powder name al si mg fe ni cr ti ca zr ag cu sic 10-3 maj. 10-4 10-3 10-4 al2o3 maj. 10 -3 >0,1 >1 0,01 10-4 10-3 the common procedure for the formation of composite materials from the initial powders is their mutual mixing and grinding. for acquisition of sic-based coating the batch mixture charge with 50% al2o3 additive, and the powders components in the appropriate proportions were mixed with simultaneously grinded for 32 hours in the laboratory planetary mill sand-1 in an alcohol (ethanol) medium in order to avoid particles agglutination. in this case, the table rotational speed was 648 rpm, the drum vessels rotation speed was 1620 rpm throughout 32 hours. to prepare the charge, the steel vessels of 340 cm3 volume and steel grinding bodies (balls) made of steel of шx15 with a diameter of 10-15 mm were used. the ratio of the batch mixture charge mass to the grinding bodies (balls) mass is 1: 3. after grinding, the batch mixture charge was dried and sifted to avoid lumps and clods. the granulometric composition of the resulting mixtures after milling was determined in aqueous media on a laser microanalyzer "sk lazer micron sizer pro 7000" and average particle size makes about 2,1 micrometers. content and size of nanoscaled particles have not been determined in any technique. coatings in the work were deposited by the detonation method on the installation “dnepr-3m” detonationgas installation is intended for coating made of metal powders, hard alloys, ceramics and composite materials on the surfaces of machine parts, devices, apparatuses and tools during their manufacture, as well as reconditioning. on the barrel of detonation installation the magnet coil of the reverse polarity current was fed in it. thus the iron millings had retardated the microsized particles, but not nanosized. the coating thickness varied about 60 micrometers after about 120 shots of detonation installation barrel (so approximately 0,5 micrometer per shot) [3] comparing with the microstructural coating 200 micrometers per 30 shots (so approximately 5 micrometer per shot) [1-2]. so the about 90% of batch mixture charge was wasted, what allows making the conclusion the amount of nanosized particles was about ~10% (overwhelming majority of nanoscaled particles is sic) the content of the nanoparticles is about 85% of sic, 10% of al2o3 and 5% of fe2c. no metallic particles were detected in the coating content. coating thickness was about 50-60 micrometers. within the 40 000 electronic zoom [3] the particles of 70,9, 115,2, 76,5, 54,0, 50,5, 65,6, 82,9 and 73,0 nanometers are acquired for research of structure and phase composition of the structure and phase content of coating on the basis (sic-al2o3), and also their friction surfaces was conducted by sem microscopy and micro x-ray spectral analyses, x-ray-phase (дрон-2.0 in cukα -radiation). composite coatings (charge of sic-al2o3 after 32 hours milling deposited by detonation through the reverse magnet) were testes on the friction test machine mt-89 of institute for problems of materials science under the loads from 0.2 to 15 mpa and under the friction speeds from 0.2 to 20 m/sec. friction layout is “pin-onshaft” without lubricants. the coating has been deposited on the pin surface. research results and discussion modeling of the wear resistance process of the composition coatings for crankshaft journal of internal combustion engines has demonstrated the following results. the range of factors was divided on the three levels of change (table.2.) 10 problems of tribology table 2 conditions of research of wear resistance of nanocomposite coatings in conditions of high load wear factors load x1, p, [mpa] speed x2, v, [m/s] top level (+1) 15 20 lower level (-1) 0,2 0,2 basic level (0) 7,5 10 variable interval (j) 7,5 10 the experimental results of wear rate (micrometers/kilometer) and friction factor (unitless) were recorded to relevant factors in the model matrix (table 3.) table 3 central noncomposite rotatable matrix of the 2nd order for number of factors k = 2 № of experiment factors experimental data on proper factor level model-estimated data on proper factor level x0 x1 x2 x1x2 x1 2 x2 2 y1 y2 y1 y2 1 1 1 1 1 1 1 14,1 0,25 48,29 0,40 2 1 1 -1 -1 1 1 0,9 0,19 2,73 0,20 3 1 -1 1 -1 1 1 19,3 0,31 57,73 0,57 4 1 -1 -1 1 1 1 1,3 0,24 9,29 0,37 5 1 1 0 0 1 0 10,1 0,22 24,20 0,23 6 1 0 1 0 0 1 16,8 0,28 50,11 0,42 7 1 -1 0 0 1 0 12,5 0,28 32,20 0,40 8 1 0 -1 0 0 1 1 0,21 3,11 0,22 9 1 0 0 0 0 0 10,3 0,25 10,30 0,25 response function of experimental data for modeling: y1 is linear wear rate (i, μm/km). y2 is a friction factor. the function of response in the factor space has the mathematic expression: y = b0 + b1x1 + b2x2 + b12x1x2 + b11x1 2 + b22x2 2 finally, when the coefficients b were calculated and after their statistical significance check. the models, obtained after rotatable planning of the second power order, have the mathematic expression: for wear rate y1 (fig 1.): y1=10,3-4x1+23,5x2-0,72x1x2+2,896x1 2+1,312x2 2. for friction factor y2 (fig 2.): y2=0,25-0,085x1+0,1x2-0,0015x1x2+0,0697x1 2+0,0664x2 2. according to the data, two-dimensional graphic dependencies were plotted (fig. 1. and 2.). thus, an analysis of the effect of all two factors both the load and friction speed to wear rate and friction factor are held. fig. 1. diagram of wear rate modeling of nanoscaled coating from friction speed and contact load problems of tribology 11 the developed model allows to comprehensively and visually estimating the influence of factors on the desired function of the response, to carry out optimization measures and mathematical processing of regression dependence, like a derivation and the precise optimum detection. fig. 2. diagram of friction factor modeling of nanoscaled coating from friction speed and contact load. the optimum friction modes of the nanoscaled particles coating is the following. the minimal wear of the coating is 2,18 micrometers per kilometer path under the modes: speed 12,5 m/s and load 0,2 mpa, and the minimal friction factor is 0,188536 for the load 12,5 m/s and load 17,5 mpa. it is about sparing run-in process, but the working modes of the coating 20 mps and 15 m/s the wear rate of the coating will be 48,288 micrometers per kilometer and the friction factor will be 0.3996. totally the nanoscaled coating will work in the antifriction mode so as the friction factor will be less than 0,4. wear mechanisms of the nanoscaled coatings for crankshaft journal of internal combustion engine were researched using the scanning electronic microscopy (sem) images. the tests were carried out at sliding speeds of 0,2-15 m/s and loads of 0,2-25 mpa, which simulates the work of the contact area of the “crank shaft journal-insert” elements of medium load intensity. as a counterbody: steel x16h4 (hrc 60-64) was used, since it is the material of the ice crank shaft journal inserts. for the explanation of the results of the friction and detection of wear mechanism let’s consider the friction surfaces of the coating investigated on the microscope. for the convenience of comparison let’s consider the initial surfaces (fig. 3.). so the initial view of the friction surfaces are about the presence of even, uniform and similar grain structure under the 10000 and 20000 electron zoom (excepting some pits between the elements of the structure). a) b) fig. 3. sem-images of the initial surfaces of the nanoscaled detonation coatings: a) 10 000 zoom; b) 20 000 zoom. after application of small loads the compacting of the friction surface is observed unlike a rough surface of initial surfaces [3]. and even creation of the some friction lines are detected on the friction surfaces those are not detected under the light optical observation under the magnifying lens (fig. 4.). 12 problems of tribology a) b) fig. 4. sem-images of the friction surfaces of the nanoscaled detonation coatings under the 0,2 mpa load (15 m/s) 10 000 zoom: a) 1 stripe area; b) 2 stripe area. so the analysis of the fig. 4. is about the formation of the compact friction surface and even some friction lines are seen on the surface. so as the surface roughness was satisfactorily, the single wear stripes were created due to formation of the big wear products and those are scaring the surface deeply. son under the smallest friction load the compaction of the friction surface was noticed and surfaces do not have the pores and cavities the initial surfaces have. when increasing the load to 20 mpa on the friction bench mt-89 on the scanning microscope images (fig. 5.) the even uniform wear was detected of value 19,3 micrometer per kilometer. so well friction stripes were observed on the friction surfaces. the wear process was liked a burn out from the mt-89 test specimens. a) b) fig. 5. sem-images of sliding friction surfaces of the coatings developed (10 000 zoom): a) under 0,2 mpa load; b) under 20 mpa load the chemical content made by microscope x-ray analyzer of the top surface layer was of the following oxides: sio2, al2o3, feo and fe2o3 and pure iron was detected as well, what was proven by x-ray phase analysis. so the wear mechanism is close to oxidative one. conclusions using the gas detonation deposition from the batch mixture which contains the silicon carbide and aluminum oxide particles, which have particle of iron sized from 250-400 nm, on the direct polarity the fine grained microstructure is acquired and on the reverse polarity the nanostructure the particles of 70,9, 115,2, 76,5, 54,0, 50,5, 65,6, 82,9 and 73,0 nanometers [3] had been acquired. under the friction modes the nanoscaled particles coating compacting and formation of an integral protection layer had been detected using the scanning electron microscopy and low wear rate and friction factors were detected and acquired. as a result of the mathematical modeling of the experimental data obtained by the polynomial regression dependence of the 2nd order for 2 factors, taking into account all experimental data, it was established the optimum for these coatings use. the optimum friction modes of the nanoscaled particles coating is the following. the minimal wear of the coating is 2,18 micrometers per kilometer path under the modes: speed 12,5 m/s and load 0,2 mpa, and the minimal friction factor is 0,188536 for the load 12,5 m/s and load 17,5 mpa. it is about sparing runin process, but the working modes of the coating 20 mps and 15 m/s the wear rate of the coating will be 48,288 micrometers per kilometer and the friction factor will be 0.3996. totally the nanoscaled coating will work in the antifriction mode so as the friction factor will be less than 0,4. problems of tribology 13 references 1. a. dovgal, l. pryimak, i. trofimov a modified method of applying detonation-sprayed composite coatings by a magnetic field.// eastern-european journal of enterprise technologies.– volume 6/5 (84). – 2016. – p. 33-38. 2. l. pryimak, a. dovgal, ye. puhachevska analysis of structure and tribotechnic properties of plasma carbide-silicon coatings under conditions of elevated temperatures // eastern-european journal of enterprise technologies. – volume 1/5 (85). – 2017. – p. 46-53. 3. a.h. dovhal*, l.b. pryimak structure research of nanoscaled silicon carbide detonation coatings of tribotechnical application, problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022, p. 26-33. 4. xiaodonghu, rongjie jiang, fang luo, yuanhang lu, yuxin wang and zhen he the laser-prepared sic nanocoating: preparation, properties and high-temperature oxidation performance. // mater. res. express 8 (2021) 085003 pp. 1-12. 5. nadia rohbeck, dimitrios tsivoulas, ian p. shapiro, ping xiao, steven knol, jean-michel escleine, marc perez, and bing liu comparison study of silicon carbide coatings produced at different deposition conditions with use of high temperature nanoindentation // j mater sci (2017) 52: pp. 1868–1882. 6. nawal mohammed dawood, nabaa s. radhi, zainab s. al-khafaji investigation corosion and wear behaviour of nickel nano-silicon carbide on stainless steel 316l // material science forum, vol. 1002, 2020, pp. 33-43. 7. zhanhu guo, ta y. kim, kenny lei, tony pereira, jonathan g. sugar, h. thomas hahn strengthening and thermal stabilization of polyurethane nanocomposites with silicon carbide nanoparticles by a surface-initiatedpolymerization approach // composites science and technology n 68 (2008) pp. 164–170. 8. а. п. гаршин, с. п. богданов, в. а. пономаренко компактирование нанопорошка карбида кремния в аппарате высокого давления // порошковая металлургия: инженерия поверхности, новые порошковые композиционные материалы, сварка. сборник докладов 9-го международного симпозиумаминск, 8-10 апреля 2015 года. с. 288-297. 9. devin coleman and lorenzo mangolini plasmonic core−shell silicon carbide−graphene nanoparticles // material science & engineering program and mechanical engineering department, university of california, riverside, riverside, california 92521, united states, acs omega press 2019, n 4, pp. 10089−10093. 10. f z mohammad, m akhtar sharif, m anas ahmed, muhammad suhail. development and characterization of silicon carbide coating on graphite substrate. // j chem edu res prac, 2022, n 6 (2), pp. 258-266. 11. daxiang yang, yuxi yu, xiaofeng zhao, yongcai song, eddie lopez-honorato, ping xiao, delin lai fabrication of silicon carbide (sic) coatings from pyrolysis of polycarbosilane/aluminum // j inorg organomet polym (2011) n 21 pp:534–540. 12. peter renner, ajinkya raut and hong liang high-performance ni-sic coatings fabricated by flash heating // lubricants 2022, 10, 42 pp.1-20. https://doi.org/10.3390/lubricants10030042 13. s.m.muneera, m.nadeerab wear characterization and microstructure evaluation of silicon carbide based nano composite coating using plasma spraying // materials today proceedings volume 5, issue 11, part 3, 2018, pages 23834-23843. 14. f. mubarok, n. espallargas tribological behaviour of thermally sprayed silicon carbide coatings // tribology international, n 85 (2015) pp. 56–65. 15. к. н. филонов, в. н. курлов, н. в. классен, е. а. кудренко, э. а. штейнман особенности свойств наноструктурированных карбидокремниевых пленок и покрытий, полученных новым способом. // известия ран. серия физическая, 2009, том 73, № 10, с. 1457–1459. 14 problems of tribology а. г. довгаль, л. б. приймак, в. в. варюхно. дослідження та двофакторне моделювання зносостійкості нанорозмірних карбідокремнієвих детонаційних покриттів це дослідження пов'язане з галузями, випробування зносостійких покриттів. sic покриття наносилося детонаційним методом на середньовуглецеву сталь, використовуючи зворотній магнітний потік котушки. встановлено, що тільки нанорозмірні частинки осаджуються на поверхні та накопичуються в агрегатах різної форми. структура одержаного покриття цілком досліджена на електронному мікроскопі в попередній публікації. одержане покриття розроблене для випробування на машині тертя, що моделює процес тертя, який має місце у корінних і шатунних шийках двигунів внутрішнього згоряння. покриття має також властивості захисту від корозії. нанорозмірне покриття на м'якій вуглецевій сталі, було випробувано згідно з конкретизованими умовами та їх поверхні тертя були досліджені на електронному мікроскопі з метою визначення механізму зношування. було проведено двофакторне моделювання інтенсивності зношування і коефіцієнта тертя та були побудовані і проаналізований двовимірні графіки. ключові слова: знос, зносостійкість, коефіцієнт тертя, нанорозмірне покриття, детонаційне нанесення, магнітномодифіковане нанесення.ня, максимальні дотичні напруження, мікрогеометрія, тертя спокою. copyright © 2022 s.d.kharchenko, o.v.kharchenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 35-41 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-35-41 nanostructural glass composite coatings s.d.kharchenko1, o.v.kharchenko2* 1institute of general energy of the national academy of sciences of ukraine 2national aviation university, ukraine *e-mail: olena80@ukr.net received: 18 march 2022: revised: 25 april 2022: accept: 20 may 2022 abstract the results of the study of glass-composite nanostructured self-lubricating coatings are presented. the developed glass composite is an antifriction material with an ultrafine structure. the structural components of these coatings significantly affect the graphitization process and provide an antifriction surface layer of αgraphite. the formation of this layer makes it possible to significantly minimize the contact parameters in the friction region. the developed antifriction nanostructured glass-ceramic self-lubricating coatings containing magnesium carbide and structural components that promote surface graphitization do not contain expensive and scarce components, meet environmental safety requirements, and have high performance characteristics. a significant effect of aluminoborosilicate in the form of a glass phase on the tribological properties of coatings is noted. an increase in adhesive strength is achieved by forming a surface layer of glassy sodium silicate. using x-ray phase analysis, it was found that the intercalating elements in the subsurface zone-graphite system at the initial stage of the process were mg2+, al3+, cu2+ ions, which randomly penetrated into the interlayer space of the graphite matrix. at sliding speeds of more than 3.0 m/s, intercalates of binary molecular compounds of these elements with oxygen were found in the layered system of graphite. their intercalation is accompanied by a sequence of repetitive stages, which are reversible with a change in tribological parameters and are characterized by a specific transformation of the structure and, above all, by an increase in the distance between layers due to the influence of various types of interlayer defects and the introduction of intercalants. the presence of near-surface particles in the graphite layer does not affect the tribotechnical characteristics of the coatings. the developed glass-composite nanostructured self-lubricating coatings have high antifriction characteristics throughout the entire load-speed range. key words: nanostructured coatings, wear intensity, glass composite, glass phase, graphitization introduction preservation of operational characteristics limited by friction and wear, both of individual units and technical systems as a whole, can be ensured by modern surface engineering tools that implement the basic principle of minimum costs with maximum results. structural engineering methods that use modification through the use of solid lubricants have taken a leading position in recent years in providing anti-friction contact interfaces. coatings containing solid lubricants are among the innovative and most promising antifriction materials, the high quality of which is especially noticeable in conditions where traditional liquid lubricants are ineffective [1, 2]. they are used in various fields of technology from lubrication of precision aircraft mechanisms to preventing jamming of threaded joints [3,4]. the development of antifriction nanostructured glass-composite self-lubricating coatings meets the modern priorities of tribotechnical materials science aimed at increasing the wear resistance of friction-loaded movable interfaces and, on their basis, the development of scientific and applied solutions in the interests of improving the efficiency of using high-quality production technologies [5,6]. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-35-41 mailto:olena80@ukr.net 36 problems of tribology objective ensuring high quality antifriction properties of nanostructured glass-composite self-lubricating coatings with increased adhesive strength due to the presence of aluminoborosilicate and structurally free magnesium carbide in the composition of the glass phase, as well as the selection of structural components that promote graphitization. materials and methods of research as is known from the comparative characteristics of gas-thermal coatings, which are similar in their structural-phase composition, detonation-gas coatings have maximum operational properties [7]. on this basis, for the deposition of the coatings under study, the detonation method was used using nanostructured powders obtained by the mechanochemical method, the composition of sic-ni-cu-al-si-с with a uniform distribution of the aluminoborosilicate glass phase (sio2-al2o3-b2o3). according to the developed technology, structurally free magnesium nanocarbide (mgc2) was added to the resulting nanoglass composition, after which it was mixed, ensuring its uniform distribution in the powder mixture ready for spraying. all powder materials used in the work are obtained from the mineral resource base of the country. the antifriction properties of the coatings were evaluated during friction of the ring samples along the end scheme under conditions of distributed contact in the continuous sliding mode at a load of 10.0 mpa. the influence of the environment, speed, load, implemented during the tests, were selected taking into account the maximum approximation of the processes of physicochemical friction mechanics to the real conditions of contact interaction, in addition, the program for studying nanostructured glass-composite coatings provided for a comparative analysis of their antifriction characteristics with similar values obtained during tests of tungstencontaining coatings of the vk15 type and coatings sprayed with alloyed nichrome powder. the study of contact interfaces, in which activation processes occur during friction, which determine the intensity of surface reactions and tribophysical phenomena, was carried out using modern methods of physical analysis, involving metallography (an optical microscope of the type neofot-32 with an attachment), an x-ray electronic microanalyzer of the camscan 4 dw type with a program for the distribution of chemical elements. the determination of the phase composition of the surface layers was carried out on a general-purpose x-ray diffractometer of the dron-3 type with monochromatic cukα radiation. increasing the adhesive strength, as a criterion for the performance of glass composite coatings, was carried out by preliminary deposition on the working surface of a sublayer of glassy sodium silicate na2o(sio2)2. the exclusion of unproductive losses and adherence to the measurement technology using the conical pin method determined the correctness of the obtained results of the adhesion strength, which amounted to 145-150 mpa [8]. research results the contact interaction of surfaces is a complex sequence of cooperative influence of both external factors and internal transformations, the qualitative agreement of which reflects the commonality of quantitative patterns and determines their ordered causal relationship. according to the results of interactions of coatings under friction loading, fig. 1 shows experimental values representing the averaged functional dependences of the wear intensity and friction coefficients, which change with time and stabilize after running in, in the field of sliding velocities at a constant load of 10.0 mpa. as can be seen from the graph, in the entire range of tests with a monotonically increasing sliding speed, the minimum values of wear rates and the corresponding friction coefficients correspond to nanostructured glass-composite coatings (curves 1 and 1'). the structure of nanoglass composites, which determines their properties, practically consists of a finely dispersed mixture representing both solid solutions and, mainly, intermetallic compounds with a significant presence of a glass phase. the invariance of the chemical composition and the constancy of the parameters of technological deposition determine the stability of the coating structure, the relative density of which was up to 99%. the cross section of the nanocomposite coating is shown in fig.2. metallographic analysis has established that the deposited layer has a quasi-ordered lamella-like appearance, which closely adheres to the base material, completely copying the surface topography, while accumulations of component oxides, as well as slag contamination, are practically absent, and defects in the form of pores and cracks are not detected. problems of tribology 37 fig.1. dependence of wear intensity (1,2,3) and friction coefficient (1',2',3') on sliding speed of coatings sic-nicu-al-si-c+glass phase+mgc2 (1,1'), wc-co (2.2') and ni-cr-al-b (3,3') on sliding speed (р=10.0 mpa). fig.2. coating structure (x5000) the synthesis and study of solid solutions based on refractory compounds, in particular silicon carbide, are being carried out quite intensively, but the capabilities of the latter and its complex of tribological properties are far from the expected results. the developed glass composite is an antifriction material with an ultrafine structure. it is generally accepted that elastoplastic deformation is the main factor determining the development of the process of external friction, and in addition, in our opinion, the formation of a gradient structure is a derivative of it. it can be said that the evolution of the structure during contact interactions has pronounced scale levels, and the processes occurring at different scale levels are interdependent. the layer-by-layer picture of plastic deformation obtained by the diffraction method reveals the main regularities of the formation of a scale structure and makes it possible to establish uniform transitions from a dispersed polycrystalline fragmented structure on the surface through intermediate textured layers to the original crystalline, inherent in deep material. as can be seen from fig. 3, in the coating under study, as it approaches the friction surface and the contact pressure increases, and the intensity of deformation, the structure is gradually replaced by an ultrafine one. in this case, high contact compressive and shear stresses create conditions for the implementation of significant plastic deformations in the near-surface layer of the coating material, which cause the formation of ultrafine structures. a) b) fig.3. changes in the structure of the nanoglass-composite coating with increasing distance from the friction surface in a layer ~6 µm thick: a) near-surface zone; b) undeformed structure. 38 problems of tribology this gives grounds to single out in a structure subjected to tribotechnical loads a near-surface zone, in which deformation processes that develop inhomogeneously in microvolumes form a specific layer at the near surface level, in which structural-thermal activation causes a complex of physico-chemical interactions that determine the concomitant and leading type of wear. the surface zone is a structurally heterogeneous finely dispersed composition. as evidenced by the results of x-ray microanalysis (mrsa) performed on the "camebax sx", the basis of the nanoglass composition is silicon carbide of non-stoichiometric composition, along the grain boundaries of which silicate compounds are located, among which inclusions corresponding to the composition of silicon dioxide predominate, also in the carbide structure the role of dispersion-strengthened components is performed by al2o3 oxides distributed along the boundaries and intermetallic inclusions in the form of spherical nanograins. however, the high thermomechanical properties of sic carbide are discredited by significant brittleness. we noted that the substitutional solid solution that forms al and sic causes a slight distortion of the crystal lattice of the carbide, since the differences in the masses of al atoms and si are extremely small, as a result of which the microhardness does not change, while plasticity increases. a similar effect on the composition of sic, forming substitutional solid solutions by replacing si atoms, is exerted by cu and ni. the formation of phases in the coating, as tests have shown, is determined not only by the ratio of components, temperature, dispersion, but also depends on their defectiveness and external conditions. undoubtedly, as an axiom, tribochemical interaction takes place when the molecules receive the necessary activation energy. endothermic reactions generally do not proceed without activation. the interaction of sic with mg, which is formed during the thermal decomposition of structurally free magnesium carbide under running-in conditions and depends on the process temperature, is accompanied by the formation of magnesium silicide and acetylenide magnesium, the latter, under the influence of thermomechanical action, promotes the formation of graphite through the intermediate dimagnesium tricarbide (2sic + 5mg → 2mg2 si + mgc2, mgc2 → mg2 c3 → mg+ c). it should be noted that, under thermodynamic action, the presence of a catalyst in the form of al promotes the decomposition of magnesium carbide. the basis of physical phenomena that initiate the mechanism of decomposition of carbide graphite are structural transformations in the solid phase, caused by thermal effects. the factors that determine the qualitative level of thermomechanical carbide graphitization include both the degree of dispersion of structural components, specific pressure, operating temperature, and temperature in the contact zone, the presence of elements that initiate decomposition processes, as well as the influence of the environment (in vacuum, the probability of the amount of graphite increases), in addition, internal factors associated with the composition of the material, its structure, the presence of defects, etc. the contact zone constituting the near-surface layer (initial scale level) separating the coating material from the antifriction film consisting of polydisperse graphite particles is a deformed zone, which, according to the results of x-ray microanalysis performed on mar-3 (probe diameter 1 μm), represents finely dispersed heterogeneous structural -phase compounds of the components that make up the coating. among which, the presence of ni, as a structural component, is due to its distinctive properties, so, on actual contact spots, when a temperature of about 450-500 o c is reached, depending on the dispersion and external influences in a local high-temperature field, ni interacts with sic, forming nickel silicides with a predominance of metal-enriched ni2si. as a result, carbon is reduced, which is transformed in the form of a solid phase of elementary polydisperse graphite colonies combined into surface structures. however, magnesium carbide remains the main component of the antifriction surface layer, consisting of a carbonaceous product graphite. the value of the specific wear work characteristic of the initial running-in moment, as shown by calculations, is up to 10 kj/mm3, which is both a necessary and sufficient condition for initiating the thermal decomposition of mgc2, which causes the formation of carbon in the form of a solid phase. using the natural ability of chemical elements to graphitize through the formation of carbide graphite, a high-quality, thickened anti-friction layer was obtained, which determines the operational properties of coatings. in the structural-phase study of glass composite coatings, the presence of intermetallic compounds based on al and ni such as nial and ni2 al3 was noted, while monoaluminide, being a high-temperature phase, has a significant hardness, as shown by measurements, most likely about 3.8 gpa. the presence of an ordered solid solution based on nickel monoaluminide with a reduced al content (~20–25 wt %) was also found, which leads to increased ductility. according to the results of elemental and x-ray phase analyzes, the presence of a solid solution of ni in cu was noted, but their compounds were not found. solid solutions of ni in si and si in ni, as well as their intermetallic compounds ni2 si, ni3 si2, and nisi2, have been revealed. in addition, the presence of small amounts of colonies of solid solutions of si in cu was established, and the formation of their chemical compounds such as copper silicates is also likely, since the microhardness increases significantly. however, it was difficult to identify them accurately. powders of aluminoborosilicate glasses, the dispersion of which was 25–30 μm, in the process of mechanochemical treatment and thermomechanical action, being products of inorganic synthesis, caused, along with the preservation of the original components, the formation of new stable compounds, as was found, from solid solutions of al2 o3 and sio2 obtained rhombic syngony, close to the structure of sillamanite, most likely it is the lowest mullite obtained by reaction as a result of the interaction of the oxidation products of the original components. from the point of view of glass-ceramic technologies, the greatest interest, in our opinion, is the problems of tribology 39 presence of components that form refractory metal oxides, primarily al and si oxides. the presence of b2 o3 was also established, which, as a result of partial oxidation, formed a solid solution of al2 o3 b2 o3. from the point of view of condensed matter physics, the addition of a glassy component affects the quality of the coating material through the structural state and, as practice shows, interest in these technical products is steadily increasing. when studying glass composites, their optimal composition was established experimentally, in which the rational use of glass structures contributes to an increase in heat resistance and chemical resistance, in addition, the manifestation of high cohesive strength, an increase in the density of nanocomponents, crack resistance with significant corrosion resistance and ensures high adhesion (more than 127 mpa) with materials different chemical nature, in addition, the formation of a silicate barrier layer prevents the mutual diffusion of structure-forming particles of the coating and substrate. the surface zone directly adjacent to the friction surface and separating the coating material from the antifriction layer consisting of polydisperse graphite particles is the thinnest film several micrometers thick. studies have shown that the pressure in it is uneven, and the areas of tensile and compressive stresses, which are inevitable under the conditions of deformation of heterogeneous phases, are close in structure to a conglomerate of finely dispersed (quasi-amorphous) structures, having dimensions in the range of 5-15 nm, and representing mechanical mixtures, oxygen-free and oxide compounds of structure-forming components. the influence of plastic deformation is associated not only with the dispersion of the surface zone, but also with the accumulation of defects that change its physicochemical properties, including reactivity, and affect the intensity of chemical reactions in the solid phase. at the same time, the thermal conductivity of a finely dispersed conglomerate having an increased porosity and forming a near-surface zone is lower than that of a solid material, therefore, the heating temperature of the finely dispersed fragments of the zone is higher than the temperature of the surface areas. the temperature factor stimulates physicochemical processes, in particular, the reactive diffusion of structure-forming particles at the atomic-molecular level, which contributes to the introduction of kinetically active components of the dispersed zone through the weakening of the bond between the polyarene planes into the interlayer space of graphite and thus the formation of intercalated graphite. using x-ray phase analysis, it was established that the intercalating elements in the subsurface zonegraphite system at the initial stage of the process were mg2+, al3+, cu2+ ions, which randomly intruded into the interlayer space of the graphite matrix. at sliding speeds of more than 3.0 m/s, intercalates of binary molecular compounds of these elements with oxygen were found in the layered system of graphite. their intercalation is accompanied by a sequence of repetitive stages, which are reversible with a change in tribological parameters and are characterized by a specific transformation of the structure and, above all, by an increase in the distance between layers due to the influence of various types of interlayer defects and the introduction of intercalants. note that today there is no general intercalation model that explains the electrochemical mechanism of the synthesis of layered systems. from the energy point of view, the intercalation process, which represents reversible topo-taxial chemical reactions, can be considered as an adequate way of self-organization of surface layers in the process of structural adaptability of the friction system. we have found that quantitative changes during the intercalation of the graphite layer, which causes a high level of antifriction, does not affect the expected degree on the qualitative values of tribological parameters during testing for related characteristics associated with the electromagnetic properties of intercalated graphite, judging by the analysis of literature data, it has a significant effect. the developed antifriction nanostructured glass-ceramic self-lubricating coatings containing magnesium carbide and structural components that promote surface graphitization do not contain expensive and scarce components, meet environmental safety requirements, and have high performance characteristics. the most effective use of nanostructured glass-ceramic self-lubricating coatings is to improve the operational reliability of friction units during their hardening and restoration of moving parts of control mechanisms, sliding bearings, lever parts, high-speed and thermally loaded interfaces, in which the use of traditional lubricants is not desirable. the development of nanostructured glass-ceramic self-lubricating anti-friction coatings, the substantiation of their structural components, the results of applied tests and the ability to work in production conditions can significantly expand the arsenal of achievements of modern tribotechnics. it should be noted that the developed nanostructured glass-composite powder can be used for strengthening and restoring worn parts by any technological methods used in powder materials. the presented work continues the cycle of research on the creation of promising nanomaterials designed to reduce the coefficient of friction and increase the wear resistance of friction units of machine and equipment parts. conclusions 1. by means of theoretical prerequisites and experimental studies, the optimal structural-phase composition of nanostructured glass-composite coatings of the sic-ni-cu-al-si-c system containing a glass phase of the sio2-al2o3-b2o3 type and structurally free magnesium carbide was realized. to improve the adhesion strength, a sublayer of glassy sodium silicate was applied to the substrate. the role of the glass phase in the formation of glass composites is disclosed, which contributes to an increase in the cohesive component, 40 problems of tribology continuity and strength of the nanostructure, and an increase in the anticorrosion properties and chemical resistance of coatings. 2. it is noted that the assessment of the quality of the coatings under study is inextricably linked with the problem of the reproducibility of their technological process. by controlling the deposition of nanostructured glass-composite powders, it turned out to be possible to provide not only the desired chemical composition, but also to obtain a given nanostructure as a result, optimizing a set of properties that contribute to the stable manifestation of minimization of tribotechnical characteristics. 3. the physical mechanism and the main factors that determine the level of thermomechanical graphitization are considered, the nature and chemical interactions of the structural components of the friction system are noted, in ensuring high anti-friction properties of glass-composite coatings. 4. the synthesis of layered graphite compounds as a result of topo-taxial reactions has been studied. the nature of intercalants in a graphite matrix is established and it is noted that reversible topo-taxial chemical reactions in the solid phase represent one of the mechanisms of self-organization of the surface layers of a friction system under conditions of structural adaptability. 5. fundamental ideas about the formation and structure of antifriction surface structures based on polydisperse carbide graphite were supplemented, which made it possible to expand the arsenal of achievements of modern tribotechnics. 6. structural engineering, driven by the analysis and innovative provision of the functional properties of the developed materials, opens up promising opportunities associated with the modernization of friction surfaces. references 1 sahar ghatrehsamania, salehakbarzadeha, m.m.khonsari experimentally verified prediction of friction coefficient and wear rate during running-in dry contact. // tribology international vol. 170 (2022). doi.org/10.1016/j.triboint.2022.107508. 2. aleksandr v. antsupov, artem a. fedulov, alexey v. antsupov and victor p. antsupov an application of antifriction coatings to increase the lifetime of friction units. mechanical engineering. matec web of conferences 346, 03024 (2021). doi.org/101051/matecconf/202134603024. 3. i. justin antonyraj d. lenin singaravelu tribological characterization of various solid lubricants based copper-free brake friction materials – a comprehensive study. materials today. volume 27, part 3 , 2020, pages 2650-2656. doi.org/10.1016/j.matpr.2019.11.088. 4. maciej matuszewski, małgorzata słomion, adam mazurkiewicz and andrzej wojciechowski mass wear application of cooperated elements for evaluation of friction pair components condition. mechanical engineering. matec web of conferences 351, 01006 (2021). doi.org/10.1051/matecconf/202135101006. 5. babak, vp , shchepetov, vv , nedaiborshch, sd (2016). wear resistance of nanocomposite coatings with dry lubricant under vacuum. naukovyi visnyk natsionalnoho hirnychoho universytetuthis link is disabled , 2016, (1), nbuv.gov.ua/ujrn/nvngu_2016_1_9. 6. babak vp, shchepetov vv, harchenko sd antifriction nanocomposite coatings that contain magnesium carbide. j. journal of friction and wear, 40 (6), pp.593–598 (2019). doi.org/10.3103/s1068366619060035. 7. vilhena, l.; ferreira, f.; oliveira, jc; ramalho, a. rapid and easy assessment of friction and loadbearing capacity in thin coatings. electronics 2022, 11, 296. doi.org/10.3390/electronics11030296. 8. zaytsev an , aleksandrova yp , yagopolskiy ag comparative analysis of methods for assessing adhesion strength of thermal spray coatings. bmstu journal of mechanical engineering. 5(734)/2021 -p4859. doi: 10.18698/0536-1044-2021-5-48-59 . https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x22000810#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x22000810#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x22000810#! https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international/vol/170/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.triboint.2022.107508 https://doi.org/10.1051/matecconf/202134603024 https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s221478531933771x?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s221478531933771x?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/journal/22147853/27/part/p3 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.11.088 https://doi.org/10.1051/matecconf/202135101006 https://www.scopus.com/authid/detail.uri?authorid=57218226416 https://www.scopus.com/authid/detail.uri?authorid=6603582096 https://www.scopus.com/authid/detail.uri?authorid=57374376100 https://www.scopus.com/authid/detail.uri?authorid=57374376100#disabled https://www.scopus.com/authid/detail.uri?authorid=57374376100#disabled https://doi.org/10.3103/s1068366619060035 http://izvuzmash.ru/eng/authors/518.html http://izvuzmash.ru/eng/authors/1256.html http://izvuzmash.ru/eng/authors/1142.html http://izvuzmash.ru/issues/173.html http://dx.doi.org/10.18698/0536-1044-2021-5-48-59 problems of tribology 41 харченко с.д., харченко о.в. склокомпозиційні наноструктурні покриття наведено результати дослідження склокомпозиційних самозмащувальних наноструктурних покриттів. розроблений склокомпозит є антифрикційним матеріалом з ультрадрібнодисперсною структурою. структурні складові даних покриттів суттєво впливають на процес графітизації та забезпечують одержання антифрикційного поверхневого шару α-графіту. формування даного шару дозволяє істотно мінімізувати контактні параметри у зоні тертя. розроблені антифрикційні самозмащувальні наноструктурні склокерамічні покриття, містять карбід магнію та структурні складові, що сприяють поверхневій графітизації, не мають у складі дорогих і дефіцитних компонентів, відповідають вимогам екологічної безпеки, мають високі робочі характеристики. відзначено значний вплив алюмоборосилікату у вигляді склофази на триботехнічні властивості покриттів. підвищення адгезійної міцності досягається шляхом утворення поверхневого шару зі склоподібного силікату натрію. методом ренгенофазового аналізу встановлено, що інтеркалюючими елементами в системі підповерхнева зона-графіт, на початковому етапі процесу з'явилися іони mg2+, al3+, cu2+, що хаотично впроваджувалися в міжшаровий простір графітової матриці. при швидкостях ковзання більше 3,0 м/с виявлено у шаруватій системі графіту інтрекаляти бінарних молекулярних сполук цих елементів з киснем. їх інтеркаляція супроводжується послідовністю повторюваних стадій, які при зміні триботехнічних параметрів є оборотними і характеризуються специфічним перетворенням структури і, насамперед, збільшенням відстані між шарами за рахунок впливу різних типів міжшарових дефектів та впровадження інтеркалантів. наявність у графітовому шарі частинок поверхневого шару не впливає на триботехнічні характеристики покриттів. розроблені склокомпозиційні самозмащувальні наноструктурні покриття, мають на всьому навантажувально-швидкісному діапазоні високі антифрикційні характеристики. ключові слова: наноструктурні покриття, інтенсивність зношування, склокомпозит, склофаза, графітизація copyright © 2020 ye.ventsel, o. shchukin, o. orel, n. saienko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 12-18 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-12-18 the equation of the entropy production in a tribounit ye.ventsel * , o. shchukin, o. orel, n. saienko kharkiv national automobile and highway university, kharkiv, ukraine * e-mail: alexhome88@gmail.com abstract it is proposed to consider the tribounit as a non-equilibrium thermodynamic system in which entropy is produced. the corresponding equation is obtained, whose analysis shows that in order to bring the tribounit to a stationary state, in which the entropy production tends to zero, and there is a minimum of friction force and a wear rate, it is necessary to reduce the coefficient of dynamic viscosity of the lubricating medium, the speed of relative motion of tribo-surfaces, sizes of contaminant particles, etc. as a result of laboratory studies, it has been established, in particular, that the presence of contaminant particles in the oil with the average weighted size of 10.36 μm leads to a decrease in the oil temperature, the friction coefficient and wear of the tribo-surfaces compared to the oil in which the average weighted size of particles is 35.8 μm. this proves the original hypothesis of the article that the tribounit is a thermodynamic system in which entropy is produced, and to which the laws of non-equilibrium thermodynamics are applicable. keywords: tribounit; energy; entropy; particle; dissipative system, coefficient of friction; wear. introduction when studying the processes of the tribounit friction and wear, it is necessary to consider it as a dynamic dissipative system in which the degradation of the energy of the macro-mechanical movement is realized, i.e., entropy is produced. in this regard, it is quite appropriate to use the basic law of non-equilibrium thermodynamics about the tendency to bring the entropy of a thermodynamic system to a minimum positive value when it approaches a stationary state, which is characterized by the constancy of all parameters of the system. as applied to the tribounit as an object of non-equilibrium thermodynamics, here we mean the friction force and the wear rate of tribo surfaces [1]. literature review until now, tribounits have been mainly considered as a triad consisting of three components: the friction surface – the lubricating layer – the friction surface. this model of the tribounit is quite simple and relatively easy to study [2 – 4]. however, due to the expansion in the number of studies of the friction and wear processes with increasing thermal and mechanical loading of the tribounit, such a model is becoming insufficiently informative, which in turn requires a different, more modern approach to representing the processes of friction and wear during operation of machines. in accordance with the model of l.i. bershadsky [5] the tribosystem includes excited volumes of materials of friction surfaces and a lubricant layer, in which the positive entropy production is realized by any mechanisms. the generalized equation for the production of entropy in the tribounit taking into account the properties of the lubricating medium was obtained by a.a. litvinov and a.ya. shopel [6, 7]; however, most of the parameters included in this equation are implicit and complex functions. in this regard, an attempt was made to theoretically establish the role of such important parameters as the speed of relative motion of tribo surfaces, the coefficient of dynamic viscosity of the lubricating medium, the size and the number of mechanical particles as the tribosystem approaches a stationary state. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-12-18 mailto:supercar_88@mail.ru problems of tribology 13 the purpose of the work the purpose of the work is to establish the equation for the production of entropy in tribounits taking into account a number of parameters characterizing them, and experimentally verify its validity. presentation of research materials in accordance with the aforesaid, we analyze the evolutionary trend of various tribounit parameters when it approaches a stationary state, using i. prigozhin's theorem [8]. according to this theorem, the entropy production tends to a minimum value when the system approaches a stationary state. here we will keep in mind that it is always a positive value. as it is known, a complete change in entropy ds consists of a change in entropy produced inside the system and entropy caused by the external environment. considering that the entropy production is a part of the total derivative of entropy with time: i ed s d sds dt dt dt   where: 1ed s dq dt t dt   is the flow of entropy. when approaching a stationary state 0 ds dt  ; i e d s d s dt dt   or 1 s dq p t dt    (1) in accordance with the first law of thermodynamics -dq du da . (2) for a tribounit operating under the conditions of hydrodynamic lubrication, a change in the internal energy du is associated with a change in its temperature dt and surface energy due to the presence of particles in the gap. that is ( )du c m dt d n      , (3) where: c is the specific heat; m is the mass of the substance in the gap of the tribounit;  is the specific surface energy; ω is the average surface area of an individual particle in the gap; n is the number of particles in the gap. the work da performed by the force of viscous friction when moving the surfaces s of the tribounit by the value dl is equal to: da grad s dl     , (4) where:  is the coefficient of the oil dynamic viscosity. substituting (3) and (4) in (2) and (1), we obtain the following expression for the production of entropy:  1 s d ndl dt p grad s c m t dt dt dt                   . (5) as with approaching the stationary state the production of entropy tends to some constant positive value corresponding to its minimum, and all components in the right-hand side of expression (5) are independent of each other, each of these components should be constantly positive. obviously, to fulfill this condition, it is necessary that 0 dt dt  . (6) 14 problems of tribology ( ) 0 d n dt   (7) inequality (6) describes the well-known fact of a decrease in the temperature of a tribounit when it approaches a stationary state. to discuss the meaning of inequality (7), we express the surface area of a particle in terms of its average linear size l. it is obvious that 2 l   , where:  is the form factor, that is, the coefficient of proportionality depending on the shape of the particle (for example, for a rod with linear dimensions l, l/2 and l/10, 1, 3  ) ( ) 2 0 d n dl dn l n l dt dt dt               . (8) due to the fact that (2 ) dl dn l n l dt dt      tends to the minimum value, the average particle size l decreases, that is, dl< 0. since (8) is transformed to the inequality 2 dn n dl l   , then taking into account the sign of dl, we have 2 dn n dl l    . whence it follows that 2 dn n dl l  (9) as it can be seen from inequality (9), dn > 0, that is, if the tribounit approaches the stationary state, the number of particles n in the gap increases, and their average size l decreases, and the smaller l and the larger n are, the closer the tribounit to the stationary state is. given that in (5) , dl dt   and also replacing ( )d n dt   in (5) in accordance with (8), we obtain: 1 (2 )s dt dl dn p grad s c m l n l t dt dt dt                         . taking into account that dt dt <0 and ( )d n dt  <0, the expression for the production of entropy in the final form is as follows: 1 2s dt dl dn p grad s c m l n l t dt dt dt                        . (10) as it can be seen from (10), minimizing the production of entropy, and hence the friction force and wear of the tribounit requires a decrease in the dynamic viscosity of the lubricating medium, and therefore, a decrease in the temperature gradient, a decrease in the speed of the relative motion of the tribo surfaces, and also the average weighted linear size l of contaminant particles in the lubricating medium. problems of tribology 15 let us consider the experimental data related to the effect, for example, of the average weighted size of contaminant particles on the wear of tribo surfaces, that is, on their approaching to a stationary state. for this, wear tests were carried out on the smc-2 and chshm friction machines. on the smc-2 friction machine, the “block – roller” test scheme (fig. 1) was used, which provided the contact of the samples over the surface under a mixed (hydrodynamic and boundary) lubrication mode. the use of replaceable balls as wear elements on the чшм friction machine (fig. 2) makes it possible to obtain the contact of the friction surfaces at a point (boundary lubrication mode). fig. 1. scheme of tests on the smc-2 friction machine: 1 – cuvette with oil; 2 – roller; 3 – block fig. 2. scheme of tests on the chshm friction machine: 1 – ball; 2 – cuvette with oil to carry out tests, the i-g-a-32 oil was used, which worked in the hydraulic drive of the gr-165 motor grader for 640 machine-hours and had an average weighted size of contaminant particles of 35.8 μm. the same oil was also tested, but after artificial dispersion of contaminant particles using a hydrodynamic dispersant [9, 10], which reduced the average size of particles to 10.36 microns. the following combinations of materials of samples were used on the smc-2 friction machine during testing: brazh 9-4 bronze – 38hs steel, shh15 steel – shh15 steel, vch cast iron – 18 hgt steel. the test mode on the smc-2 friction machine was as follows: the samples were tested without load for 15 minutes, the samples were tested under load of 300 n for 2 hours, and the tests were carried out under load of 600 n for 4 hours. during the tests, the moment of friction was recorded using the prs-1 potentiometer included in the machine set, and the oil temperature was recorded by means of a thermocouple installed in the bath at a depth of 5 mm below the oil level. the wear of the pads and rollers was determined by establishing their loss of mass during the test period. weighing was carried out with the vla-200г-м analytical balance with an accuracy of  0.0001 g with bringing the samples to the constant weight. on the chshm-1 friction machine, replaceable balls with a diameter of 8 mm made of shh15 steel with a hardness of 62hrc were used as wear elements. 16 problems of tribology the test mode was as follows: the load on the balls was 80 n, the rotation speed of the upper hinge was 1 min -1 , the test time was 2 hours. during the test period, the moment of friction (in standard units) was measured, and at the end of the tests, the diameter of the wear spot was determined with the use of the mbs-9 microscope. the replication of tests of each oil with each combination of materials of friction pairs on the smc-2 and chshm-1 friction machines was chosen to be five, which, in accordance with the results of the explorary research allowed to obtain a fractional error of not more than 0.25 with a confidence factor of 0.9. the results of testing the i-g-a-32 oil on each friction machine are shown in tables 1 and 2. table 1 results of oil tests on the smc-2 friction machine condition of the i-g-а-32 oil materials of roller and pad coefficie nt of friction wear, g temperature of oil at the end of the test pad roller total worked with a particle size of 35.8 microns brazh 9-4 – steel 38хс 0.0163 0.1420 0.0180 0.1600 352 worked with a particle size of 10.36 microns the same 0.0135 0.0989 0.0120 0.1108 348 worked with a particle size of 35.8 microns shh-15 steel – shh -15 steel shh -15 0.0747 0.0015 0.0025 0.0040 357 worked with a particle size of 10.36 microns the same 0.0692 0.0010 0,0017 0.0027 356 worked with a particle size of 35.8 microns vch cast iron – 18 hgt steel 0.0715 0.0013 0.0035 0.0048 357 worked with a particle size of 10.36 microns the same 0.0345 0.0439 0.0030 0.0469 355 table 2 results of oil tests on the chshm -1 friction machine condition of the i-g-a -32 oil the moment of friction forces, standard units diameter of the spot of wear, mm worked with a particle size of 35.8 microns 56.6 0.402 worked with a particle size of 10.36 microns 28.8 0.315 note: tables 1 and 2 show the average values for the results of five tests on the oil in each of its state. as it can be seen from the data presented, the oil temperature, the friction coefficient (moments of force) and wear on both friction machines with different combinations of materials of samples are less when lubricating them with the i-g-a -32 oil with the average weighted size of particles of 10.36 μm compared to the oil, in which the average weighted size of particles is 235.8 microns. in the same way, the presence of contaminant particles in the oil with the average weighted size of 10.36 μm leads to a decrease in the oil temperature and friction coefficient, which is a direct indicator that the tribounit can be considered as a thermodynamic system, which under the certain conditions tends to an equilibrium state (approaching zero entropy production), that is, to minimizing friction and wear. problems of tribology 17 conclusions 1. the tribounit can be considered as a non-equilibrium thermodynamic system in which entropy is produced. 2. the obtained equation for the production of entropy in the tribounit shows that in order to bring it to a stationary state, which is characterized by the minimum of friction force and a wear rate, it is necessary to reduce the coefficient of dynamic viscosity of the lubricating medium, the temperature gradient, the speed of the tribo surfaces relative motion, and also the average weighted linear size l of contaminant particles in the lubricating medium. 3. the results of wear tests on the friction machines have confirmed the validity of the obtained equation for the production of entropy, in particular, the fact that a decrease in the size of contaminant particles helps to reduce friction and wear of tribo surfaces, as well as the temperature of the lubricating medium. references 1. ye. ventsel, o. orel, o. shchukin, n. saienko, a. kravets', dependence of wear intensity on parameters of tribo units, tribology in industry, vol. 40, no. 2, pp. 195-202, 2018, doi: 10.24874/ti.2018.40.02.03 2. forbes e. antiwear and extreme pressure additives for lubricants / e.forbes // tribology. –2008. – vol.3. – №3. – pp.145-152. 3. akin l. an interdiscipllinary lubrication theory for gear / l.akin // asme trans. – 1993. – b.36. – №4. – pp.1178-1195. 4. kostetskiy b.i. trenıe, smazka i iznos v mashinah / b.i. kostetskii. – k.: tehnika, 1970. – 396 p. 5. bershadskii l.i. o vzaımosviazıah strukturnyh mehanizmov i dissipativnyh potokov pri kınetıcheskom (nekulonovskom) trenıı i iznose // trenie i iznos, 1989. – t.10, №2. – pp.358-364. 6. litvinov a.v. obobennoe uravnenıe proizvodstva entropii v tribosıstemah s uchetom svoistv smazochnoi sredy / a.v. litvınov, a.ia. sheel // issledovanie ekspluatatsionnyh svoistv aviagsm i spetsjıdkosteı. – 1987. – pp.139-141 7 osıpov a.i. termodınamıka vchera, segodnıa i zavtra. ravnovesnaia termodinamıka / a.i. osipov // sorosovskıı obrazovatelnyi jurnal. – 1999. – №4, ch.1. – pp. 79-85. 8. berezniakov a.i. kompleksnaıa strukturnaia prısposoblıaemost trıbosoprıajenıı v aspekte teoremy i. prıgojına / a. i. bereznıakov // trenie i ıznos. – 1993. – t.14, №1. – pp.194–202. 9. ventsel e.s. gidrodınamıcheskıı dispergator dlia uluchsheniia svoistv smazochnyh masel / e.s. ventsel // mir tehniki i tehnologii. – 2003. – №7. – pp. 42-43. 10. ventsel e.s. pіdviennia iakostі mastil, paliv і trıbovuzlіv mashin : monografiia / e.s. ventsel, o.v. orel, o.v. shchukіn. – h.: fop brovіn o.v., 2017. – 264 p. 18 problems of tribology венцель є.с., щукін о.в., орел о.в., саєнко н.в. рівняння виробництва ентропії в трибосполученні запропоновано розглядати трибосполучення як нерівноважну термодинамічну систему, в якій виробляється ентропія. отримано відповідне рівняння, аналіз якого показує, що для наближення трибосполучення до стаціонарного стану, при якому виробництво ентропії наближається до нуля і має місце мінімум сили тертя і швидкості зношування, необхідно зменшення коефіцієнта динамічної в'язкості змазуючого середовища, швидкості відносного переміщення трибосполучення, розмірів частинок забруднень тощо. в результаті лабораторних досліджень встановлено, зокрема, що наявність в маслі частинок забруднень з середньозваженим розміром 10,36 мкм призводить в порівнянні з маслом, в якому середньозважений розмір частинок складає 35,8 мкм, до зменшення температури мастила, коефіцієнта тертя і зносу трибоповерхонь. це підтверджує вихідну гіпотезу статті про те, що трибосполучення є термодинамічною системою, в якій виробляється ентропія і до якої застосовні закони нерівноважної термодинаміки. ключові слова: трибосполучення; енергія; ентропія; частка; дисипативна система, коефіцієнт тертя; знос copyright © 2019 t.s.skoblo, a.i. sidashenko, t.v. maltsev, v.n.romanchenko.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 6-13 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-6-13 the use of the optical-mathematical method to describe the structure formation during friction t.s. skoblo1, a.i. sidashenko1, t.v. maltsev2*, v.n.romanchenko1 1kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine, 2state enterprise "malyshev plant", kharkiv, ukraine *e-mail: taras.maltsev@gmail.com abstract the paper describes the two-periodicity of the compression and tension zones of the serial piston rings surfaces and hardened with a tin/crn multilayer ion-plasma coating after bench tests at a sliding speed of 1.3 m/s. the assessment is made from photographs of the microstructure of the surfaces of the rings. the periods of average values of negative, zero, and positive laplacians were estimated for the columns and rows of photographs. the periods were analyzed by the initial surface and the friction zone, as well as by the general photograph of both ring variants. the result of the evaluation of individual zones revealed a significant difference between the surfaces of the ring with a multilayer ion-plasma coating, both in columns and in rows, which is associated with the wear of the effective coating layer and is confirmed by a decrease in nanohardness. assessment of the overall photograph revealed a 30 % difference corresponding to a hardened piston ring with nanocoating with the same nature of the compression and tension zones formation, which reflects a sufficiently high resistance to plastic deformation and wear. key words: multilayer nanocoating, piston ring, friction and wear, nanohardness, optical-mathematical analysis, structure formation, plastic deformation. introduction the results of previous studies about evaluating the degree and nature of wear of serial oil scraper piston rings of the d100 diesel generator showed their insufficient wear resistance [1]. to increase their wear resistance, the authors studied the possibility of applying a hardening multilayer ion-plasma coating of the tin/crn system, which ensured a multiple increase in operational properties at different sliding speeds [2 4]. to assess the stress-strain state of various zones of serial rings during friction and hardened by an ionplasma coating, it became necessary to use the optical-mathematical method for describing structural changes on their working surface [2, 4, 5]. this method allows to identify the relationship between the operating parameters and the formed structure in the contacting surfaces of the products, which can be estimated by approximating their digital images. also, this method allows to assess the degree of generated stress and identify the zone of their maximum concentration [6 10]. after in these studies on the surfaces photographs after testing the piston rings for wear, two-periodicity of the compression and tension regions was revealed [2, 4, 5], it became necessary to describe these zones analytically. the aim of the study is an analytical description of the two-periodicity of the compression and tension zones of the surfaces of serial piston rings and hardened by a tin/crn multilayer ion-plasma coating after bench tests at a sliding speed of 1.3 m/s from their electron-microscopic photographs of the friction surface. research methodology to carry out the calculations, energy parameters were used and periods of average values of negative, zero, and positive laplacians were estimated from the columns and rows of photographs of the initial surface problems of tribology 7 and the friction zone of serial (figs. 1, 3) and hardened rings (figs. 2, 4), respectively. additionally, we analyzed the general images of the serial and hardened ring variants after the tests, fig. 5, 6, respectively. the calculation algorithm is implemented as a subroutine. the program itself sends the corresponding values to the subroutine. in each photograph (fig. 1 6), the subroutine searches for the values of the each periods of its pixels in columns and rows. the cycle for trial periods was calculated in the range from 2 to 200 pixels, according to the following source data: qjs – array of average values; 1 js – average fraction of negative laplacians by columns or rows; 2 js – average fraction of zero laplacians by columns or rows; 3 js – average fraction of positive laplacians by columns or rows. moreover, the indices in the algorithm have the following meaning: q – the number of the sign (1 negative, 2 zero, 3 positive); i – the group number of the same trial period; j – the number inside the same group of the same trial period; t – the trial period in pixels. the number of periods was equal to the integer part of the number of pixels divided by the period. then, the total algebraic deviation from the average value of the fractions of negative, zero, and positive laplacians inside the trial period was calculated using formula (1). / 1 t qj j q s a t   . (1) the calculation of the average values of the shares of negative, zero, and positive laplacians inside the trial period is carried out according to the formula (2).   1 t q qj q j b s a    . (2) after that, it was used the absolute value of the deviation from the average value according to the formula (3). qq bb  . (3) the total value of the functional inside the trial period was found from formula (4), and from it the accumulation of functional according to formula (5). 1 2 3ic b b b   , (4) icff  . (5) fig. 1. microstructure of the initial surface of the serial ring problems of tribology 8 fig. 2. microstructure of the initial surface of the hardened ring fig. 3. the microstructure of the friction surface of the serial ring at a sliding speed of 1.3 m/s fig. 4. the microstructure of the friction surface of the hardened ring at a sliding speed of 1.3 m/s based on the results of the cycle calculation, an array of trial periods functionals was created. the created array was sorted in descending of functionals to detect the most significant changes. table 1 4 presents the calculated periods, where the first column is the period in pixels, and the second is the corresponding functional. as the table 1 4 show, the values of the functionals of both ring options differ in the results of counting in columns and in the rows of photographs of the initial and friction surfaces. however, if we compare problems of tribology 9 the functionals exclusively in rows or columns, then we can highlight a certain pattern. when counting by columns, the maximum functional of the initial surface of the serial ring is 13.7 % lower than its friction zone (see tables 1, 3), and the hardened one is 32 % higher (see tables 2, 4). however, a row calculation shows that the largest functional of the initial surface of a serial ring is 4 % higher than its friction zone (see tables 1, 3), and hardened 8.2 % lower, respectively. in both cases, both in columns and in rows, the largest difference between the surfaces is characteristic of a ring with a multilayer ion-plasma coating. table 1 values of periods and corresponding functionals of the initial surface photograph of the serial ring by columns by rows period functional period functional 2 0466 2 0883 3 0461 3 0866 154 0456 123 0855 5 0448 4 0813 114 0438 5 0807 59 0433 120 0791 17 0432 139 0779 53 0432 104 0771 158 0430 167 0765 21 0429 173 0764 table 2 values of periods and corresponding functionals o f the initial surface photograph of the hardened ring by columns by rows period functional period functional 3 0559 2 0805 172 0514 3 0805 2 0502 127 0763 173 0500 200 0749 176 0497 89 0739 4 0489 157 0738 127 0486 5 0733 132 0483 4 0730 16 0481 18 0717 59 0478 65 0717 table 3 values of periods and corresponding functionals of the friction surface photograph of the serial ring by columns by rows period functional period functional 2 0540 3 0848 3 0526 2 0837 176 0508 4 0795 170 0499 152 0752 131 0491 93 0733 166 0474 5 0731 75 0471 95 0725 130 0468 136 0725 12 0467 164 0721 4 0465 33 0718 problems of tribology 10 table 4 values of periods and corresponding functionals of the friction surface photograph of the hardened ring by columns by rows period functional period functional 3 0380 3 0877 193 0375 2 0831 5 0373 159 0767 94 0365 7 0764 47 0364 6 0760 2 0362 5 0742 177 0362 138 0740 125 0359 4 0728 185 0359 134 0722 178 0355 9 0718 this result, most likely, is associated with the wear of the effective coating layer, which is confirmed by a sharp decrease in the nanohardness of the hardened ring (initial microhardness of tin/crn was 53 – 59 gpa) after testing, the level of which approached the starting material (4 4.7 gpa). this is also indicated by the value of the maximum functional of the rings (calculated according to the rows of the friction zones, see tables 2, 4). fig. 5. general photo of the initial (left) structure and friction surface (right) of the serial ring fig. 6. general photo of the initial (left) structure and friction surface (right) of the hardened ring problems of tribology 11 so, on average, in columns the maximum functional of a serial ring is lower than the hardened one. the same indicator, that calculated in the rows, lower relative to the hardened ion-plasma multilayer coating of the working layer on average 30 %, which reflects its higher plastic deformation resistance in the considered directions. moreover, the difference in columns and rows in both ring options is 26 %. this also indicates about the same distribution of compression and tension zones under identical operating conditions. table 5 values of periods and corresponding functionals in the general photographof the serial ring after operation by columns by rows period functional period functional 3 1311 2 0969 2 1256 159 0922 5 1152 3 0921 4 1138 5 0881 139 1131 4 0853 89 1122 105 0846 7 1108 6 0832 156 1097 128 0824 13 1093 7 0823 114 1087 115 0820 table 6 values of periods and corresponding functionals in the general photograph of the hardened ring after operation by columns by rows period functional period functional 3 1323 3 0973 2 1232 2 0932 4 1177 188 0896 5 1172 4 0867 175 1172 119 0857 182 1166 22 0849 103 1155 87 0848 7 1110 111 0840 116 1109 180 0839 114 1107 135 0835 it is possible that a high spread in the functionalities of individual ring surfaces (see tables 1 4) is directly related to the separation of the general image into individual fragments. considering that the alternation of compression and tension zones was previously recorded over the entire volume of the material of the ring working surface [5], an additional assessment was made of the functionals calculated values (tables 5, 6) of the general photograph of both considered options (fig. 5, 6) after testing, which show a distinctive regularity, both in rows and in columns. conclusions the studies of the nanostructured state showed the effectiveness of the proposed method for the analytical assessment of the compression and tension zones of the piston rings after friction and wear tests, namely: the greatest effect is achieved when calculating the functionals, the corresponding periods of the structure variability for the general picture of the working surface and the boundary in the ring; the revealed pattern during hardening by nanocoating reflects its rather high resistance to plastic deformation and wear; the difference corresponding to the variant of hardening by nanocoating of the piston ring reaches 30% with the same character of the formation process of compression and tension zones. problems of tribology 12 references 1. скобло т.с. особенности изнашивания маслосъемных поршневых колец с покрытием олова при стендовых испытаниях на трение и износ [текст] / т. с. скобло, а. и. сидашенко, т. в. мальцев и др. // фізико-хімічна механіка матеріалів, м. львів, № 4, 2017 р. – с. 71 77. 2. скобло т.с. оптико-математический анализ моделирования структуризации упрочнённых поверхностей поршневых колец при эксплуатации [текст] / т.с. скобло, а.и. сидашенко, и.е. гаркуша, в.с. таран, р.м. муратов, т.в. мальцев // металлофизика и новейшие технологии, № 3, 2019 – с. 349 362. 3. skoblo t.s. influence of increased sliding speed on the structure and properties of piston rings with ion-plasma coating [text] / t.s. skoblo, a.i. sidashenko, i.e. garkusha, a.v. taran, r.m. muratov, т.v. maltsev // problems of atomic science and technology, series: plasma physics (118) № 6, 2018, – p. 304 307. 4. скобло т.с. повышение стойкости поршневых колец многослойным ионно-плазменным покрытием упрочнённых поверхностей поршневых колец при эксплуатации [текст] / т.с. скобло, а.и. сидашенко, т.в. мальцев, в.с. таран, р.м. муратов // технология машиностроения. специальные виды технологий, № 3, 2019 – с. 24-31. 5. мальцев т.в. комплексная оценка остаточных напряжений в поршневых кольцах [текст] / т.в. мальцев // «технічний сервіс агропромислового, лісового та транспортного комплексів», м. харків, № 10, 2017 – с. 80 87. 6. скобло т. с. применение компьютерного анализа металлографических изображений при исследовании структуры высокохромистого чугуна [текст] / т. с. скобло, о. ю. клочко, е. л. белкин // заводская лаборатория. диагностика материалов, москва, т. 78, № 6, 2012 – с. 35–42. 7. скобло т. с. оценка степени неоднородности карбидов гетерогенных сплавов методом оптико-математического анализа при помощи изменчивости условных цветов [текст] / т. с. скобло, о. ю. клочко, е. л. белкин, о. и. тришевский // вісник хнтусг ім. п. василенка. ресурсозберігаючі технології, матеріали та обладнання у ремонтному виробництві, харьков, вип. 168, 2016 г. – с. 174–186. 8. скобло т. с. исследование структуры высокохромистого комплекснолегированного чугуна с применением методов математического анализа [текст] / т. с.скобло, о. ю. клочко, е. л. белкин // сталь, № 3, 2012 г. – с.46–52. 9. тришевский о. и. исследования микроструктур гетерогенных сплавов методом математического анализа при помощи сочетаний условных цветов и абсолютных значений лапласианов [текст] / о. и. тришевский, т. с. скобло, о. ю. клочко, е. л. белкин // промышленность в фокусе, харьков, №7 (31), 2015 г. – с.52–56. 10. скобло т. с. определение микротвердости структурных составляющих высокохромистых чугунов в результате математической обработки их изображений [текст] / т. с. скобло, о. ю. клочко, е. л. белкин // вісник хнтусг ім. п. василенка. проблеми надійності машин та засобів механізації с/г виробництва, харьков, вип. 151, 2014 г. – с.183-189. problems of tribology 13 скобло т.с., сидашенко о.і., мальцев т.в. застосування оптико-математичного методу для опису структуроутворення при терті. в роботі виконано опис двухперіодічності зон стиснення і розтягування поверхонь серійних поршневих кілець і, зміцнених багатошаровим іоно-плазмовим покриттям tin/crn після стендових випробувань при швидкості ковзання 1,3 м/с. оцінка виконана по фотографіях мікроструктури поверхонь кілець. були оцінені періоди середніх значень негативних, нульових і позитивних лапласіанів по стовпцях і рядках фотографій. аналіз періодів здійснювався по вихідній поверхні і зоні тертя, а також по загальній фотографії обох варіантів кілець. результат оцінки окремих зон виявив істотну різницю між поверхнями кільця з багатошаровим іонно-плазмовим покриттям, як за стовпцями, так і по рядках, що пов'язано зі зносом ефективного шару покриття і підтверджується зниженням нанотвердості. оцінка загальної фотографії виявила різницю 30%, що відповідає зміцненому поршневому кільцю нанопокриттям при однаковому характері формування зон стиснення і розтягування, що відображає досить високий опір пластичній деформації і зношуванню. ключові слова: багатошарове нанопокриття, поршневі кільця, тертя і зношування, нанотвердість, оптико-математичний аналіз, структуроутворення, пластична деформація. copyright © 2020 o.i. burya, m.o. grashchenkova, o.b. lysenko, ye.a. yerio mina. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 14-18 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-14-18 infuence of fiber vniivlon on the performance of organoplastics based on the bsp-7 copolymer o.i. burya, m.o. grashchenkova*, o.b. lysenko, ye.a. yeriomina dniprovsk state technical university, ukraine *e-mail: marina_gr@i.ua abstract this paper focuses on tribotechnical and physical-mechanical properties of the bsp-7 copolymer and organoplastics based on it with 10 ÷ 40 mass % of polyheteroarylene vniivlon fiber. it demonstrates that the reinforcement of copolymer with organic fiber improves its abrasive wear resistance by 64,2 % at a maximum filler content of 30 mass %. proposed organoplastics based on the bsp-7 copolymer with effective content of 30 mass % of the filler can be recommended as a tribotechnical material for the manufacturing of the parts that work in the conditions of abrasive wear. key words: copolymer, fiber, vniivlon, organoplastic, abrasive wear resistance. introduction abrasive wear of materials is one of the most widespread in practice types of wear to which the parts of agricultural, road-building, mining, transport machines, friction units of metallurgical equipment, еtс are exposed. the intensity of abrasive wear is influenced by the nature of abrasive particles, aggressiveness of the environment, physical-mechanical properties of wear surfaces, shock interaction, temperature and other factors. the development of new polymer composite materials (pcm) capable of operating at machine friction units and mechanisms of variouspurposeunder specified operating conditions taking into account the nature of the impact of abrasive particles on the workpiece is an effective solution to the problem of increase in wear resistance and reliability of the parts [1 3]. literature review pcm based on thermoplastic binders that are characterized by high tribotechnical properties, fabricability, reliability, and relatively low cost are successfully used in modern friction units [4]. the use of thermoplastic sulfuryl bsp-7copolymer [5] as a binder is perspective enough, because by its complex of operational properties it surpasses such known serial materials as b caprolon (tu 6-05-988-1987), pa 6 210/310 polyamide (ost 6-06-s9-1993), 12-l polyamide (ost 6-06-425-1992).these materials are structural antifriction materials of which are made bushings, rings, inserts and other parts of mobile joints, operating in conditions of abrasive wear without lubrication. the reinforcement of the binder with discrete chemical fibers helps to improve performance of thermoplastic polymers significantly [6]. purpose the goal of the work was to increase the abrasion resistance of pcm based on thebsp-7copolymer, by way of reinforcing the binder with organic fiber vniivlon, for the predicted increase in the life of parts of machines and mechanisms. methods the object of the study was sulfaryl bsp-7 copolymer and organoplastics (op) based on it, reinforced with organic polyheteroarylene vniivlon fiber (density is 1,43 g/cm3, tensile strength is 4,5 × 103 mpa, tensile problems of tribology 15 strain is 3,9 %, elastic modulus is 150 × 103 mpa) [7]. the content of the fiber in these compositions was 10 ÷ 40 mass %. the reinforcement of the binder with the fiber was made in rotating electromagnetic field using ferromagnetic particles [8]. the samples were made by the method of compression moulding using the following technology: tableting at room temperature at a pressure of 6 mpa; drying blanks for 90 minutes at a temperature of 393 к; loading blanks in the mold heated to the temperature of 443 к; rising temperature up to 538 к and exposing the blanks without pressure during 5 minutes, 5 minutes at a pressure of 5mpa; pressing the samples at a temperature of 443 к; mechanical restoration (flash removal). the research on abrasive wear of op was carried out according to gost (state standard) 11012-2017 using hecker machine in the conditions of friction over fixed abrasive particles (coated abrasive with dispersity of 40÷60 μm). the value of reduce in sample volume in mm3 on 1 m of path was taken as the detrition index ( iv ). it was calculated using the formula: i m v l    , where m is the value of mass wear, g;  is the density of material, g/cm3; l is the length of detrition path, m. the density of op (ρ) was determined by hydrostatic method (gost 15139-69). friction surface of the samples was studied using biolam-m microscope at a magnification of 180. the main property that influences abrasive wear resistance most of all is the hardness of materials. this study determines the hardness of op according to rockwell (l scale, the diameter of ball was 6,35 mm, general load was 588,4 n) using 2074 tpr hardometer according to gost 24622-91. the measurement of microhardness of op was carried out in cross and longitudinal sections according to vickers using pmt-3м microhardometer (gost 9450-76). results the degree of filling of composite materials with fiber is determined by the melt viscosity, the total surface area of the filler particles, and the ir surface energy. it is known that as the fiber content increases the strength of the filled polymer increases to a certain level, after which there is a slowdown in the growth of indicators, or even their decline. the optimum degree of filling with organic fiber for most thermoplastics is 25 ÷ 30 mass %. when the fiber content is more than 30 mass % polymer melt viscosity increases rapidly, the fiber is crushed in the molding process, the thin film of the polymer does not with stand the stresses caused by the difference in the thermoplastic properties of the binder and the filler. this leads to a deterioration of the physical and mechanical properties of the composite material [9]. taking in to account the above, the content of polyheteroarylene vniivlon fiber in the investigated compositions was 10 ÷ 40 mass %. hardness is traditionally used to evaluate the level of mechanical properties of materials. hardness is a characteristic that serves as the most obvious indicator of the manifestation of hardening and allows to indirectly evaluate the mechanical characteristics of the material, such as the level of strength, without conducting additional studies. when rubbing on fixed abrasive particles in many cases with increasing hardness of the material, its wear resistance increases [10]. the results of the research of organoplastics are presented in the fig. 1. it is shown that as the fiber content of the polymer binder increases, the abrasive wear ratio of vi decreases (curve 1) and takes a minimum value of 30 wt. %. thus, vi for unreinforced copolymer is 2,4 mm3/m, and changes from 1,4 to 0,86 mm3/m for op. that is, abrasive wear indicator can be reduced 2,8 times for op in comparison with the bsp-7copolymer due to reinforcing effect of fibrous filler. this result is due to the strengthening of binder under the influence of the harder surface of filler. also it is confirmed by the improvement of hardness hrl (curve 2) for op from 102 to 113,5 (1,1 times). further increase in the content of the filler leads to a deterioration of vi and hrl, which can be explained by the loosening of the fiber and the formation of non-impregnated binder sites on the border of "polymer-fiber" during the processing of the op. the hardening effect is determined by the wetting and subsequent adhesion of the fibrous filler to the matrix polymer. in this case, an interfacial layer with high ordering and limited conformation of macromolecules is formed, which contributes to the formation of a fine crystal structure of the polymer and reduces the probability of occurrence of defects, which are foci of destruction [11]. 16 problems of tribology fig. 1. the influence of vniivlon fiber percentage on the indicator of abrasive wear (vi) (1) and rockwell hardness (hrl) (2) of organoplastics based on the bsp-7 copolymer the change in the structure of the bsp-7 copolymer under the influence of the filler is confirmed by the results of measurements of microhardness (hv) of composite materials (fig. 2). fig. 2. the relationship of micro-hardness (hv) of polymer matrix (1) and the boundary of separation of "polymer-fiber" (2) organoplastics based on the bsp-7copolymer containing fiber the graph shows that the values of micro-hardness on the “polymer-binder” division boundary (curve 2) are higher in comparison with matrix (curve 1). this indicates good impregnation of the filler with polymer binder. with the increase of fiber to 30 mass % there is gradualin crease of hv value on both curves: from 143 to 154,6 mpa for matrix, from 170 to181,4mpa on the “polymer-binder” division boundary. taking that into account, we can talk about the strengthening of the polymer matrix and the even distribution of the filler in its volume. after that, a slight drop in curves and the reduction in micro-hardness of op respectively are observed. that is due to the deterioration of adhesion between binder and fiber. to explain the nature of the relationship between micro-hardness and composition, the effect of filler contenton the hydrostatic density (ρhyd.) of op was studied (fig. 3). as can be seen from the graphs shown in fig. 3, when the degree of filling is 10 ÷ 30 mass % ρhyd. (curve 1) has higher values than ρad. (curve 2). that confirms the quality permeation of the fiber with binder. with further increase in amount of the filler up to 40 mass %, the value of ρhyd. decreases and becomes lower than ρad., which can be explained by the deterioration of adhesion in the polymer-fiber boundary layer and the formation of micro-voids. in general, a good correlation between the tribotechnical and physical-mechanical properties of pcm occurs. a visual analysis of the friction surfaces of the op (fig. 4) revealed the presence of the following types of frictional destruction [12]. problems of tribology 17 fig. 3. influence of vniivlon fiber percentage on the hydrostatic ρhyd. (1) and additive ρad. (2) density of organoplastics based on the bsp-7 copolymer a b c d e fig. 4. the structure (×180) of friction surfaces of the samples of the bsp-7 copolymer (а) and organoplastics on its base with the content of vniivlon fiber of 10 mass% (b), 20 mass % (c), 30 mass % (d), 40 mass % (e) when the fiber content is 10 mass % (fig. 4, b) microprojection of the sample surface with furrow formation is observed; when the fillingis 20 ÷ 30 mass % (fig. 4, c, d) the furrow depth decreases, which in dicates the strengthening of the polymer matrix and increase the wear resistance of the pcm due to there in forcing effect.when the fiber content is 40 mass % (fig. 4, e) the number and depth of micropricesare slightly increasing. by the nature of the destruction of the friction surface of the specimens, we can conclude that the wear occurred by the micro-cutting mechanism. also, note the uniform distribution of the fiber in the volume of the polymer matrix. likewise, uniform distribution of the fiber in the volume of the polymer matrix should be noted. conclusions according to the results of pcm studies on the basis of the bps-7 copolymer, it is established that the introduction of vniivlon fiber in the amount of 30 wt. % leads to an increase in abrasive wear resistanceby 64,2 % relative to the properties of the original polymer. the improvement of tribotechnical and physical-mechanical characteristics of the proposed ops indicates the feasibility of their use as wear-resistant materials for the manufacture of parts operating in abrasive wear conditions. 18 problems of tribology references 1. kabat, o. s. (2019). polymeric composites of tribotechnical purpose based on fluoropolymers. problems of tribology, vol. 24, 2/92, 75 – 81. 2. masiuk a. s. (2017). polikaproamidni kompozyty z pidvyshchennymy ekspluatatsiinymy kharakterystykamy [polycaproamide composites with high performance characteristics]. naukoviy visnyk nltu ukrainy: zbirnyk nauk. prats – scientific bulletin of nltu of ukraine: a collection of scientific works, vol. 27, 4, 122 – 126. 3.chyhvintseva o. p., rula i.v., tokar a.v., kravchenko s.v., petrushyna h.a. (2018). vyvchennia vlastyvostei vuhleplastyka na osnovi fenilona s-2 [study of the properties of carbon fiber based on phenylone c2]. naukovi notatky: mizhvuz. sb. – scientific notes: interuniversity collection, vol. 64, 236 – 242. 4. burya o.i. (2019). polimerni kompozyty na osnovi termoplastychnykh viazhuchykh [polymer composites based on thermoplastic binders]. dnipro: seredniak t. k. 5. shustov g.b., burya a.i., dubkova v.i., ermolenko i.n. (1990). sintez i svoystva poliarilatsulfonovogo blok-sopolimera i kompozitov na ego osnove [synthesis and properties of polyarylatesulfonic block copolymer and composites based on it]. zhurnal dokladyi an bssr – j. reports of the academy of sciences of the bssr. minsk: navuka i tehnika, vol. xxxiv, 12, 1104–1106. 6. burya a.i., naberezhanaya o.a., schetinin a.m. (2014). vliyanie soderzhaniya volokna sulfon-t na tribologicheskie svoystva organoplastikov na osnove fenilona s-1 [influence of sulfon-t fiber content on tribological properties of phenylone c-1-based organoplastics]. dizayn. materialyi. tehnologiya – design. materials. technology, 104 – 107. 7. buria o.i. pat. 101213 ukraina, mpk s08l 69/00.polimernakompozytsiia / buria o. i., shustov h. b., grashchenkova m. o.; zaiavnyk ta patentovlasnyk: buria o. i. – № u 2015 03390; zaiav. 10.04.15; opubl. 25.08.15; biul. №16. 8. burya a.i., pilipenko a.i., ryibak t.i. (1995). razrabotka sposoba polucheniya i issledovanie svoystv armirovannyih plastikov [development of a method for obtaining and studying the properties of reinforced plastics]. nowe kierunki modyfikacji i zastosowan tworzyw sztucznych: vi konferencja naukowo-techiczna. rydzyna, 44–53. 9. trostyanskaya e.b. (1975). termoplastyi konstruktsionnogo naznacheniya [thermoplastics for structural purposes]. moskva: himiya. 10. dobrovolskiy a. g., koshelenko p.i. (1989). abrazivnaya iznosostoykost materialov [ abrasive wear resistance of materials]. kiey: tehnika. 11. tugov i. i., kostryikina g. i. (1989). himiya i fizika polimerov [chemistry and physics of polymers]. moscva: himiya. 12. belyiy v.a., sviridenok a.i., petrokovets m.i., savkin v.g. (1976). trenie i iznos materialov na osnove polimerov [friction and wear of polymer-based materials]. minsk: nauka i tehnika. буря o.i., гращенкова м.о., лисенко о.б., єрьоміна к.а. вплив волокна вніівлон на експлуатаційні характеристики органопластиків на основі кополімеру бсп-7. розробка нових полімерних композиційних матеріалів, здатних працювати у вузлах тертя машин та механізмів різного призначення при заданих умовах експлуатації, з урахуванням характеру впливу абразивних часток на деталь є ефективним рішенням проблеми підвищення зносостійкості та надійності деталей. в роботі представлені композиційні матеріали на основі термопластичного кополімеру бсп-7 та полігетероариленового волокна вніівлон з вмістом наповнювача 10÷40 мас. %, які отримували методом компресійного пресування. проведені дослідження композитів на абразивне зношування в умовах тертя по нерухомо закріпленим абразивним часткам. здійсненні вимірювання твердості за роквеллом (шкала l) та мікротвердості за віккерсом. досліджено структуру поверхні зразків після тертя. за результатами досліджень встановлено, що при вмісті волокна 30 мас. % абразивна зносостійкість збільшується на 64,2 %. даний результат обумовлений зміцненням структури в’яжучогопід впливом більш твердої поверхні наповнювача. значення мікротвердості органопластиків показали добру адгезію між волокном та полімерним в’яжучим при наповнені 10÷30 мас. %, що додатково підтверджено результатами вимірювання гідростатичної густини органопластиків. за характером руйнування поверхні тертя зразків визначено, що зношування відбувалося за механізмом мікрорізання. в цілому, триботехнічні характеристики розроблених композиційних матеріалів добре корелюють з їх фізико-механічними показниками. ключові слова: кополімер, волокно, вніівлон, органопластик, абразивна зносостійкість. copyright © 2019 m. ageev, l. lopata, t. smirnova, a. dudan, a. lopata. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribologyy, 24 (3/93) (2019) 51-61 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-93-3-51-61 of combined electric arc coatings m. ageev1*, l. lopata2*, t. smirnova3, a. dudan4, a. lopata5 1kherson state maritime academy, ship power plant operation, kherson, ukraine, 2g s. pisarenko. institute for problems of strength of the national academy of sciences of ukraine, kiev, ukraine, 3central ukrainian national technical university national technica, kropyvnytskyi, ukraine, 4polotsk state university, novopotsk, belarus, 5national technical university of ukraine "igor sikorsky, polytechnic institute", kyiv, ukraine *e-mail: maxageev73-73@ukr.net *e-mail: beryuza@ukr.net abstract the paper considers possibilities to increase the wear resistance for parts machines and mechanisms using combined electric arc coatings thanks to nitriding the coatings deposited. the possibility of controlling the properties of surfaces owing to choice with required characteristics electric arc coatings is shown. the influence of spray factors such as the flow rate and pressure of working gases, composition of combustion mixture, spraying distance, dispersion of the spray, properties of wire material, etc. on the properties of the coatings obtained has been investigated. the paper considers the use of pulse ion nitriding of arc-spray eas (eelectric arc spraying) coatings from wire materials as one of the efficient ways to increase their performance characteristics. key words: combined electric arc coating, pulse ion nitriding, wear resistance, corrosion resistance, adhesion strength, eelectric arc spraying. the state of the problem and the purpose of the research in the world practice of hardening, recovery, and anticorrosion protection, eas has become widespread as the most technologically advanced and productive method (productivity is 3 4 times that for flame spraying) [1, 2]. this is due to the simplicity of the equipment, the availability of energy source for metal melting, the quality of eas coatings are practically the same as that of coatings produced by plasma and detonation methods, and the coating-to-base adhesion strength is greater than in the case of flame spraying. in [1-5], information is given about the advantages of eas over surfacing in terms of labor input and consumption of electrode material: duration of surfacing is 1 h 10 min and wire consumption 1.3 kg, while for eas these parameters are 24 min and 0.95 kg, respectively. the successful use of eas is provided by its advantages such as obtaining coatings with a thickness of 0.1 to 10 mm; the absence of significant thermal effects on the part; the possibility of applying coatings on parts made of various materials; obtaining coatings with desired properties, et al. eas is characterized by technological flexibility concerning application to various standard sizes of parts, low recovery cost (by 1.4 1.8 times lower than for surfacing). the equipment on which coating is performed is relatively simple and light and can be moved fairly quickly. the part dimensions do not limit the use of eas [9, 10]. this method is effective and economical in the manufacture and renovation of parts in the conditions of repair enterprises and small workshops with a single production [6]. the eas process consists in heating (to melting) converging wires (electrodes) by an electric arc and spraying the molten metal with compressed air [1, 2]. two wires move forward in two channels in the spray head, and between their tips an electric arc is excited (fig. 1). a jet of compressed gas (air), which sprays the molten metal wires and transports the melt in the form of particle flux to the surface being restored (or hardened), flows out of the central channel of the eas apparatus head. for spray, a wire with a diameter of 0.8; 1.0; 1.6, and 2.0 mm is traditionally used. the use of thermoreacting cored wires is promising [7 9]. it should be noted that in the course of eas, the sprayed metal problems of tribology 52 in the form of droplets falls on a substrate and cool to the substrate temperature for a short time, providing the formation of quenched structures in the coating; herein the hardness of the sprayed layer exceeds that of the starting material [1, 2]. fig. 1. eelectric arc spraying (eas) the eas technology includes three main procedures: jet-abrasive processing, deposition of a sublayer from refractory ni-cr alloy, and deposition of a main layer of carbon alloyed steel [1, 2]. the coating treatment after spraying (heat treatment, coating compaction, finishing) is conducted when required [10 12]. the coating obtained is machined with some allowance. the main types of processing sprayed coatings are cutting and grinding. for processing coatings from corrosion-resistant and carbon steels, high-speed and hard-alloy tools may be used. pretreatment of the base surface is an important factor for providing strong adhesion of the sprayed coating to the part [1, 2, 10 12]. the increase in the adhesion strength is associated with an increase in the part area and preparation of a developed surface roughness on before spraying. the main eas process parameters are: the composition, diameter, and feed speed of wires to be sprayed; arc power; flow rate of spraying gas; spraying distance; velocity of the spray spot. traditionally, the distance from the spraying apparatus is 100 200 mm [1, 2]. in addition to the positive qualities of eas (manufacturability, simplicity, high efficiency, absence of thermal conductors, low cost, versatility, etc.), there are also disadvantages such as increased metal oxidation; the presence of porosity; insufficient adhesion of the coating to the base; cooling of the molten metal particles with spraying compressed air, etc. as a result of the latter, cracks and peels may appear due to the presence of residual internal stresses [1, 2]. small feed speeds of the wire lead to its oxidation, and a large amount of heat generated during arc burning leads to a significant burning out of the alloying elements included in the material being sprayed (for example, the carbon content in the coating material decreases by 40-60%, and silicon and manganese by 10 15 %). the microstructural analysis made it possible to establish that coatings obtained with the use of wires containing a high percent (from 0.8 to 2.3) of silicon and manganese have the most porous structure due to iron insoluble slags, and, accordingly, the lowest strength properties as compared to coatings from wires with a lower content of deoxidizers. a conclusion follows that for efficient eas, it is advisable to use wires with as low content of manganese and silicon as possible, which allows deliverance of the coating obtained from delamination and chipping. low hardness of coatings, causing carbon burnout during spraying, was always considered to be a limiting factor for the use of eas. the maximal achievable hardness of coatings from different steels is within 35-50 hrce, which markedly reduces their wear resistance. the above mentioned disadvantages of the eas procedure limit the efficiency and narrow the area of its application to increase the service life of parts. the wear resistance, protective and strength properties of eas coatings are increased by means of laser [13, 14], ultrasonic [10], electron beam [15, 16], chemical thermal [17, 18], and other treatment methods [10]. treatment of sprayed coatings is an integral and indispensable part of the coating technology. thanks to laser treatment of sprayed coatings [13, 14], their resistance to high temperature corrosion increases with minimal thermal impact on the base, microhardness increases by 2 10 times and wear resistance by 1.8 times. coatings can be melted by high -frequency currents [19, 20], fast pulsed plasma jets [10], or in vacuum furnaces [10]. the increase in microhardness and wear resistance by 5 times, adhesion strength by 2.5 3.5 times, the endurance limit by 60 80 % is provided by coatings deposited using an electron beam method [15, 16]. for treatment of coatings, it is necessary to use methods characterized by minimum necessary heating and small allowances. a significant increase in hardness and wear resistance of sprayed coatings is provided by pulse ion nitriding (pin) [21]. also, the use of surface plastic deformation allows one to improve the coating characteristics and activate the related processes [10]. on the basis of studying the problem of hardening and restoring parts of the using eas coatings, the aim of the work was set up to increase the wear resistance and service life of parts via combining eas coatings characterized by high density, adhesion strength, and microhardness due to the activation of the spray process and nitriding of the coatings sprayed. problems of tribology 53 study influence factors of the spraying process on the properties of eas coatings the eas process coating is the result of the following physicochemical interactions: the air flow with the wire melt and the formation of a jet of sprayed particles; transformation of the kinetic energy of the sprayed particles into the work of deformation during their mechanical contact with the part surface, and the transfer of internal (thermal) energy from the particles to the part. on the part surface, a coating layer is formed (fig. 2), the properties of which depend on the characteristics of physicochemical processes listed above. the dominant influence on the density of coatings and the strength of adhesion to the base is exerted by the dynamic activation of sprayed wire particles, their temperature and size (spray dispersion). porosity and adhesion depend on the spraying process parameters such as the flow rate and pressure of working gases, composition of combustible mixture, amount of wire fed per unit time, spraying distance, etc. the main effects on them are exerted by the spraying distance, size of sprayed particles, and properties of wire material. fig. 3 shows the dependence of the porosity of sprayed coatings from 40kh13, 12kh18n10t, and kh20n80t wires on the spraying distance. x 200 x400 a b fig. 2. microstructure of eas coatings from wire from (a) kh20n80t and (b) 12kh18n10t fig. 3. dependence of total porosity of coatings on the spraying distance: 1 – steel 20kh13; 2 – 12kh18n10t; 3 – nichrome as can be seen, the highest density of coatings from these materials is achieved at a spraying distance of 110 140 mm. the nichrome coatings have a lower porosity due to lower melting temperature. for most sprayed coatings, adhesion strength is directly proportional to their porosity, since it is determined by the number of microcontacts between the metals. a sprayed coating is formed via melting a wire and forming particles under the conditions of their intense interaction with the spray torch and subsequent laying of the molten droplets on the part surface. in the formed surface layer, processes of crystallization, deformation, and tempering take place. the structural state and properties of the coatings depend on a combination of the eas process parameters. spray particles are formed as a result of the air jet/liquid metal interaction. they undergo oxidation, which results in forming an oxide film on them by the moment of collision with the part surface. in the sprayed coatings, the oxygen content problems of tribology 54 can be qualitatively assessed with help of microstructural studies. oxides are visible on microsections in the form of oblong dark or gray areas, and pores are as black areas (fig. 4). comparative tribological tests were conducted for coatings from steel 40kh13. for comparison, samples from rolled steel 40kh13, which was pre-quenched and tempered at 970 k for 5 h (hv = 27 gpa), were tested as well. under friction without lubrication, an adhesion interaction of the coating material with the counterbody occurs, accompanied by a tear and intense weight wear of the coupling materials (fig. 5). a b c fig. 4. microstructure (a, b) and microtopography (c) of the coating from steel 40kh13 as seen in the figure, the curve of accumulated weight wear of tempered steel has a characteristic stage of running-in and a steady wear stage with almost linear dependence of the weight wear on the friction path. for eas coatings, the stages of steady wear periodically alternate with the relatively short-term stages of accelerated wear, i.e., wear of eas coatings is pronouncedly cyclical (fig. 5). the highest averaged weight wear rate was 0.41 mg/m (table 1). problems of tribology 55 fig. 5. dependence of the weight wear on the friction path for eas coatings from steel 40kh13. (friction without lubrication, pressure 1.5 mpa, counterbody from hardened steel 60) тable 1 wear rate and coefficient of dry friction for eas coatings and tempered cast steel 40kh13 material wear rate, mg/m coefficient of friction cast steel 40kh13 0.11 0.80 0.92 eas coating 0.28 0.85 0.95 eas coating 0.41 0.95 1.05 the observed cyclicity of the weight wear of eas coatings is associated with the degradation of their surface layers during friction, described before in terms of physical mesomechanics of solids [22 14]. in accordance with the findings in those works, under friction the appearance of fragmented structures occurs with the formation of mesofragments of different scale in the 100 μm thick surface layers. the translational and rotational motion of the mesofragments leads to the occurrence of compressive and tensile stresses in the subsurface layers, the origin of microcracks at the boundaries of the mesofragments, and their separation in the form of wear particles. at the same time, the wear process can be represented as follows: at the initial stages (after the run-in stage) mesofragments of different scale are formed along with the destruction and flaking of small-sized mesofragments close to the surface. this corresponds to the stage of steady wear. as the path of friction increases, the formation of large mesofragments, which capture the subsurface layers, proceeds. after accumulation of some critical deformation in the coating, peeling of large mesofragments occurs, accompanied with a sharp intensification of coating wear (the stage of accelerated wear). as a result of the removal of large mesofragments, non-deformed subsurface layers enter the interaction zone, and a new cycle of formation of multisized mesofragments begins followed by their subsequent exfoliation. at the steady wear stage, the wear rate of coatings from 20 40 µm particles differs slightly from that of cast steel. the reason for this is the high fracture toughness of coatings containing austenite as well as hardening of the coatings due to the γ – α martensitic transformation. the layer microhardness increases to 6.5 gpa. studies of the resistance to fatigue failure of coated samples were carried out on a magnetostriction unit designed at the institute for problems of strength of nas of ukraine. herein, the magnetostriction effect is realized with help of 0.1 mm thick nickel plates, assembled into a package forming a vibrator. the magnetic bias current was about 15 a at a voltage of 2 3 v. the operating frequency of the unit, at which it can be used for fatigue testing, is approximately within 9.8 10.8 khz. the frequency is determined by the driving generator and measured by an electronic frequency meter. via varying the amplitude of vibrations, after a certain number of loading cycles, the stress required for fatigue failure of samples is established. the relationship between the amplitude at any point of the vibrating sample and the stresses acting in it was determined (depending on the type of vibrations and sample design) by appropriate calculations based on the theory of vibrations. the results are shown in fig. 6. problems of tribology 56 fig. 6. curves of fatigue for samples with: 1 – no coating; 2 – gas-flame coating; 3 – eas coating; 4 – fused coating as displayed, eas coatings cause a slight decrease in the fatigue limit (by 10 3 %). after vibro-arc surfacing, the fatigue limit is reduced by 35 40 %. in the deposited layer, the reason for the decrease in fatigue resistance is the low ductility in the zone of the coating-base contact melt.accelerated tribological tests of samples with eas coatings from wire steel 40kh13 were conducted on an upgraded machine of the 2070 smt-1 type. upon spraying, an irregular coating structure was formed via layered stacking of molten steel droplets (fig. 7). such a structure provides damping of elastic excitations caused by friction. after the tribological tests, no noticeable wear of eas coatings was detected for 9 h. 3 0 0  m fig. 7. structure of eas coating after 9 h testing treatment of eas coatings with nitriding an effective way to solve the problem of improving the operation characteristics of eas coatings from wire materials may be the formation of high-strength surface layers on them with a multilayer structure through the use of various techniques for surface modification and chemical heat treatment. the paper presents the results of studies to improve the properties of eas coatings by pulse ion nitriding (pin). among a large number of techniques for diffusional alloying of surface layers, nitriding methods are notable for their manufacturability, environmental safety, and economic efficiency [25]. for the subsequent treatment of eas coatings, the pin method was chosen in [26, 27]. it was carried out in vacuum using nitrogen and an argon-hydrogen mixture as a reaction gas, which ensures the formation of a layer of nitrides (compounds with high hardness). both a pin process and environmentally-friendly and energy-saving equipment for it were developed at g.s. pisarenko institute for problems of strength of nas of ukraine. this process improves the surface properties of parts without changing their geometry. by using pin treatment of eas coatings, it is possible to replace expensive cored wires with cheap steel ones along with increasing microhardness. the microhardness of nitrogen-modified layers on eas coatings ranges from 5.6 to 12.0 gpa (table 2). it is known [26, 27] that by changing the process temperature as well as the carbon/nitrogen potential ratio, one can control the depth of the diffusion layer and its hardness. the findings of the study for the phase composition of ion-modified (under various conditions) eas coatings are summarized in tables 3 4. problems of tribology 57 таble 2 effect of pin temperature on the microhardness of modified eas coatings microhardness, gpa, at temperature of nitriding, k material of coating 600 620 650 670 700 720 770 martensitic steels 8.6 11.3 12.9 14.0 15.9 12.7 11.3 austenitic steels 5.6 6.2 8.0 8.9 11.1 12.0 11.8 table3 structural parameters of modified coatings from martensitic steels treatment conditions layer thickness, μm phase composition n 620 к 5 10 -fe, -fe, n, fe3o4, -(fe,cr)3n n 670 к 10 15 -fe, fe3o4, -(fe,cr)3n, -fe4n n 720 к 15 20 -fe, fe3o4, -(fe,cr)3n, -fe4n, crn а e a s n 770 к 25 30 -fe, fe3o4, -fe4n, crn as the pin temperature for eas coatings increases, the depth of the modified layer increases to 40 μm. the microhardness of the modified layer, as a result of treatment at 670 720 k, increases and reaches 14.0 15.9 gpa. the basic phases present in the nitrogen-modified layer on the martensitic steel coatings are nitrides -(fe,cr)3n and -fe4n. after ion treatment at 720 and 770 k, a sharp decrease in the content of high-nitrogen -nitride and the formation of crn are fixed in the nitrided layers. the microhardness of the layer decreases to 11.3 12.7 gpa. in nitrogen-modified layers, the fe3o4 oxide remains, while the feo oxide reduces. ion nitriding of eas coatings from austenitic steels leads to the formation of modified layers with a thickness of 3 5 to 15 25 μm (table 4). the microtopography of the layer surfaces after pin showed that porosity of the coatings adversely affects the quality of the surface treated with nitrogen ions. it was established that on prior polished layers with a porosity of more than 7 % after ion hardening, areas of coating swelling with a size of 200 500 μm appear. таble 4 structural parameters of modified coatings from austenitic steels treatment conditions layer thickness, μm phase composition n 620 к 3 5 -fe, -fe, fe3o4, n, n 670 к 3 5 -fe, -fe, fe3o4, n, n 720 к 10 15 -fe, -fe, fe3o4, n, -fe4n, crn a e a s n 770 к 15 -fe, -fe, fe3o4, -fe4n, crn after peeling, the swelling areas become caverns. it is obvious that the greater the layer porosity, the stronger the swelling effect. the studies revealed that at the layer density above 94 %, this effect does not occur. the reason for the nitrided depth limit in eas coatings of 15 30 µm is the presence of a large amount of oxide films, which act as a barrier to pin. fig. 8 demonstrates the structure of the nicr (kh20n80) coating obtained by aeas and the hardened surface before nitriding, whereas fig. 9 presents the structure of the aeas coating from the same steel and the hardened surface after nitriding. coating thickness was ~ 200 μm and microhardness hv0.05 was 2680 ± 70 mpa. oxides are formed during the flight of molten particles and during crystallization on the part surface. coatings with a porosity of more than 6% are almost impossible to harden without formation of defective areas, since the walls of pores are covered with a thin layer of iron oxides. it is possible to eliminate the formation of oxide films by spraying steel wires with an inert (argon) or non-oxidizing (nitrogen) gases. in our case, we used aeas, which allows creation of coatings with a density that approaches the density of a \\\compact material. the study of the coating adhesion strength displayed that treatment with pin can significantly improve adhesion. an increase in adhesion strength is characteristic for coatings having porosity in the range of 5 14 %, and the further increase in porosity leads to a decrease in adhesion. problems of tribology 58 х200 х400 а b х200 х400 с d fig. 8. the structure of coating obtained by aeas from nicr (kh20n80) (a, b) and its hardened surface before nitriding (c, d) х200 х400 а b х200 х400 с d fig. 9. the structure of coating obtained by aeas from nicr (kh20n80) (a, b) and its hardened surface after nitriding (c, d). the surface microhardness after nitriding hv0.05 = 4320±110 мpа as a result of tribological tests (pressure 0.64 mpa, dry friction) of coatings after various nitriding conditions, it was found that an increase in the treatment temperature of coatings from steel 40kh13 and problems of tribology 59 kh18n10t leads to a sharp increase in their wear resistance [28, 29]. the coatings treated with nitrogen ions at 670 770 k exhibited the highest wear resistance. the increased wear resistance of the layer nitrated at 770 k is due to its great depth and high microhardness. as follows, to restore and harden the surface of smm parts, it is expedient to combine deposition of aeas coatings from wire martensitic and austenitic steels with their subsequent treatment with pin. conclusions the present work recommends to increase the wear resistance, parts via hardening and renovating them using combined eas coatings characterized by high density, adhesion strength, and microhardness due to subsequent nitriding of the coatings sprayed. the research has revealed the influence of the spraying process factors such as the flow rate and pressure of working gases, composition of combustible mixture, spraying distance, dispersion of spray, properties of the wire material, etc. on the properties of eas coatings. furthermore, the effects of the spraying distance, the size of sprayed particles, and the properties of the wire material on the porosity and coating-tosubstrate adhesion was evaluated. it was determined that in steel coatings, a decrease in tear resistance from 22 30 mpa to 15 18 mpa is observed with an increase in the average size of sprayed particles from 30 to 100 μm. when spraying nichrome, increase in the average size of particles from 15 to 100 μm makes it possible to increase the adhesion strength from 23 27 to 40 46 mpa. as a result of experimental studies of the influence of the modifying effect of pin on the physicomechanical properties of steel eas coatings, it was found that in order to increase the efficiency of nitriding, it is necessary to use coatings with a porosity of no more than 6 %, also, it was shown that eas of steel wires combined with subsequent pin allows the formation of coatings with the surface layer microhardness from 6.5 to 15.0 gpa and thickness from 5 to 40 μm. as a result of nitriding eas coatings from wire steel 40kh13, surface layers are formed with a microhardness of 7.5 7.7 gpa. the wear resistance of eas coatings from steels 40kh13 and kh18n10t after pin increases from two to eight-fold. the amount of oxides in the coatings does not change after nitriding and favorably affects the performance of the coatings under the conditions of dry friction in air. references 1. v.n. boronenkov, yu.s. korobov fundamentals of arc metallization. physicochemical regulairities. usu; yekaterinburg: univ. publ. house 2012, 267 p. 2. ya.v. zagorsky the mechanism of electric arc hardening of lowand medium-carbon steels. congress materials. ufa: mir pechati, 2003, 105 p. 3(11). m.s. ageev, b.a. liashenko application of hybrid technologies for renovation and resource increase of ship machinery and mechanisms. bulletin of brest state technical university. journ. “machinostroyenie”, brest, 4(94), 2015 – p. 18-22. 4. b. vilage, k. rupprecht, a. pokhmurskaya features of gas-thermal spraying with flux-cored wires. automatic welding., no. 10. 2011. p. 26-30. 5. v.i. pokhmursky, m.m. student, v.s. pikh. protective and restorative electric metallization of coatings from cored wires. new processes and equipment for gas-thermal and vacuum coating: coll. of papers “electric welding”kyiv, 1990. p. 66 69. 6. m.m. student development of old and new electrometallic coatings to cover powder darts: thesis. lviv, 1998 18 p. 10. r.o. vitiaz, p.a. azizov., m.a. belotserkovsky hardening of gas-thermal coatings. minsk: bestprint, 2004. 192 p. 11. l.a. lopata, n.a. medvedeva, t.m. tunik, s.g. salii improvement of sprayed coatings. “world of engineering and technologies”, 8 (54), 2005. p. 54-56. 12. e.n. matveishin deposition of layers with high adhesion strength by methods of arc metallization. automatic welding. 8, 2000. p. 20-22. 13. g.v. pokhmursk., v.m. dovguni., m.m. student wear resistance of laser-modified electric arc coatings from cored wire fmi-2. fkhмм № 4. – 2003. p. 61-64. 14. i.a. podcherniaeva laser reflow of gas thermal coatings based on cortinite. technol. and body. № 2. 1992. p. 42-43. 15. n.v. prokhorenkova the structure and properties of coatings based on ni deposited by a plasma jet and subjected to electron irradiation. international school "physics and chemistry of nanomaterials", tomsk: tsu, 2005. –p.118-120. 16. a.a .shipko, i.g. urban effect of electron beam heating on the structure and properties of detonation coatings vestnik of as of belarus. 4, 1992. p. 8-14. 17. p.a. vitiaz, r.o. azizov, m.a. belotserkovsky, v.a. kukareko. improving the quality of gasthermal coatings from wire materials by means of chemical heat treatment. friction and wear. vol. 24, no. 6. 2003. p. 666–672. problems of tribology 60 18. m.a. belotserkovsky, v.m. konstantinov, g.a. tkachenko. hardening by chemical heat treatment of coatings obtained by fast spraying steel wires. surface engineering, welding: proc. int. symp., minsk, 2009. p. 178–184. 19. m.a. .glebova, a. b. korne., v.v. glebov et al. improving the quality of gas-thermal coatings by heat treatment with high-frequency currents and a laser beam. welding production № 6, 2004. p.43-46. 20. yu.v. .sokolov, m.a. sadova, d.a. popok heat treatment of sprayed coatings / vest. belarus tech. inst. № 3, 2004. p. 40-41 21. b.a. liashenko, m.a. belotserkovsky, v.n. lopata., et al. thermal spraying and ion nitriding as a promising combination. proc. 14th inter. conf., june 2014, svaliava kyiv: atm of ukraine, p.79-80. 22. m.a. belotserkovsky structural anomalies in steel gas-thermal coatings and the possibility of their use strengthening technologies and coatings, 10, 2008. p. 39-44. 23. p.a. vitiaz, m.a. belotserkovsky, v.a. kukareko, et al. structure and properties of coatings from steel 40kh1 produced using various methods for gas-thermal spraying. physical mezomechanika.-, v.5, no. 1. 2002 p. 15-22. 24. b.a.. potekhin, m.n. .lobanov, e.m. nasedkina influence of unstable austenitic structure of steel 9kh18 on cavitation and abrasive resistance. phys.-chemical mechanics of materials, , 2. 1976. p. 116-118. 25. b.а. liashenko, n.o. kuzin, e.k. solovykh comparative analysis of the energy intensity of nitriding methods.. proc. 14th inter.conf. 2014. p. 80-82. 26. v.v. kharchenko, b.a. liashenko, r.i. kuriat, g.v. isakhanov. thermocyclic nitriding as a synthesis of developments of the nas of ukraine. proc. 12th inter. seminar, svalyava kyiv: atm of ukraine, 2012. p. 287-290. 27. v.v. kharchenko, b.a. liashenko, r.i. kuriat, a.v. rutkovsky, ye.v. korbut kharchenko v.v. method for surface hardening of steel parts with ion-plasma pulse nitriding. patent of ukraine 78071 s23s 8/06 (2006.01), publ. 03.11.2013, bull. no. 5 28. b.a. liashenko, a.v. rutkovsky, o. yu. kumurzhi. use of ion-plasma thermocyclic nitriding to increase wear resistance of high-alloy steel. news of zhytomyr technological university, №3 (74), 2015. p. 28–33. 29. o.yu. kumurzhi, a.v. rutkovsky. wear resistance of steel 40kh13 after hardening by the method of thermocyclic ion-plasma nitriding under abrasive wear. coll. of papers “problems of friction and wear”57, 2012, p. 240-250. агеев м.с., лопата л.а., смирнова т.в., лопата а.в. комбинированные электродуговые покрытия. problems of tribology 61 в работе предложено повышать износостойкость деталей машин и механизмоа комбинированными эдн-покрытиями за счет азотирования напыленных покрытий. в работе исследование влияния факторов процесса элпектродугового напыления: расхода и давления рабочих газов, состава горючей смеси, дистанции напыления, дисперсности распыления, свойств материала проволоки и др. на свойства эдн-покрытий. в работе рассмотрен один из способов повышения эксплуатационных характеристик эдн-покрытий из проволочных материалов посредством использования импульсного ионного азотирования. в работе предложено повышать износостойкостьь и срок службы деталей машин и механизмоа при их упрочнении и реновации комбинированными эдн-покрытиями с высокой плотностью, прочностью сцепления и микротвердостью за счет управления параметрами электродугового напыления и процесса азотирования напыленных покрытий. в работе рассмотрена возможность обеспечивать необходимые свойства поверхностей с целью повышения ресурса деталей машин путем регулирования факторами эдн. в частности, регулируя скорость и температуру струи транспортирующего газа и частиц можно уменьшить диаметр капель, повысить плотность и снизить окисляемость покрытий. в работе исследование влияния факторов процесса напыления: расхода и давления рабочих газов, состава горючей смеси, дистанции напыления, дисперсности распыления, свойств материала проволоки и др. на свойства эдн-покрытий. в работе рассмотрен один из способов повышения эксплуатационных характеристик эдн-покрытий из проволочных материалов посредством использования ионного азотирования. ключевые слова: комбинированные электродуговые покрытия, ионное азотирование, износостойкость, коррозионная стойкость, прочность сцепления, электродуговое напыление. 14.doc триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 88 присяжнюк п.м., бурда м.й. івано франківський національний технічний університет нафти і газу, м. івано франківськ, україна e-mail: zvd@nung.ua триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда удк 621.891: 669.621 у роботі досліджено триботехнічні властивості (коефіцієнт тертя та зносостійкість) карбідосталі nbc сталь гадфільда в умовах тертя ковзання по сталі 45 за схемою “циліндр площина”. результати показують, що у процесі тертя на поверхні тертя карбідосталі формується зміцнений шар мікротвердість якого у ~ 1,3 рази перевищує мікротвердість основи. такий характер зміни властивостей пов'язаний із субструктурним зміцненням матричної фази у міжзеренному просторі. ключові слова: зносостійкість, інтенсивність зношування, просочування, карбід ніобію, безвольфрамові тверді сплави, зміцнення. вступ розроблення композиційних матеріалів триботехнічного призначення передбачає, насамперед поєднання таких властивостей, як низькі значення коефіцієнта тертя, висока зносостійкість, здатність чинити опір схоплюванню при високих навантаженнях. одними із типів матеріалів, що володіють такими властивостями є карбідосталі [3]. антифрикційні властивості карбідосталей залежать від фізикомеханічних властивостей компонентів, дисперсності та форми зерен керамічної фази, характеру їх розподілу у стальній матриці та її здатності утримувати керамічні зерна. серед відомих композитів триботехнічного призначення з матричною фазою на основі сплавів заліза найбільш широке застосування мають матеріали на основі tic, wc, cr3c2 зі зв’язками із вуглецевих та легованих сталей. їх використовують для виготовлення деталей, для яких необхідна висока зносостійкість, наприклад, важконавантажених підшипників ковзання, напрямних і т. п. [1]. перспективність застосування у парах композитів у яких матрична фаза здатна до наклепу при пластичній деформації, а як армуюча фаза використовуються тугоплавкі металоподібні сполуки обґрунтована у роботі [2]. підвищення робочих навантажень та скорочення припрацювання при цьому досягається за рахунок локалізації процесу зношування у тонкому поверхневому шарі зі специфічною субструктурою. властивістю зміцнюватись при пластичній деформації володіють зокрема, високомарганцеві сталі (сталь гадфільда). їх поєднання з дисперсними тугоплавкими сполуками у монолітному матеріалі створює передумови для отримання комплексу високих антифрикційних властивостей (низького та стабільного коефіцієнту тертя у широкому діапазоні навантажень та швидкостей ковзання, низької інтенсивності зношування) [3]. триботехнічні дослідження карбідосталей wc – високомарганцева сталь проведені у роботі [4]. результати показують, що при високих швидкостях ковзання (до 37 м/с) на поверхні карбідосталі формується зносостійкий поверхневий шар з високою зносостійкістю, яка зумовлена появою у структурі поряд із карбідною та γ фазою дисперсних мартенситних α та ε фаз. це досягається за рахунок інтенсивного розігрівання поверхні та швидкого відведення тепла, що викликає інтенсифікацію дифузійних процесів, фазові перетворення та фрагментацію поверхні тертя. однак, субструктурне зміцнення поверхні тертя сталі гадфільда (без фазових перетворень) спостерігається також при низьких швидкостях ковзання (до 0,3 м/с) при збільшенні питомого навантаження [5]. тому актуальним є дослідження триботехнічних властивостей карбідосталей матрична фаза яких представляє собою здатний до наклепу марганцевий аустеніт в умовах високих питомих навантажень при відносно низьких швидкостях ковзання. мета і постановка задачі метою даної роботи є дослідження триботехнічних властивостей (коефіцієнту тертя та інтенсивності зношування) залежно від навантаження, а також встановлення механізму зношування карбідосталі nbc – сталь гадфільда, для отримання антифрикційного матеріалу, що поєднує у собі високу зносостійкість із здатністю до зміцнення поверхневого шару у процесі тертя за рахунок наклепу матричної фази. матеріали та методика досліджень для отримання карбідосталей було використано метод просочування спеченого пористого карбідного каркасу із попередньо спресованого та спеченого порошку nbc за (ту 6-09-03-6-75) (з середнім розміром частинок ~ 5 мкм) розплавом високомарганцевої сталі марки 110г13л гост 977-88 в інертному середовищі (аргон) за методикою описаною у роботі [6]. mailto:zvd@nung.ua триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 89 мікроструктура отриманої карбідосталі (рис. 1) представляє собою рівномірно розподілені частинки nbc призматичної форми розмірами від 1 до 10 мкм розміщені у стальній матриці із марганцевого аустеніту. методом кількісної мікроскопії встановлено, що об’єм стальної складової у матеріалі становить ~ 40 %, при цьому пори в матеріалі практично відсутні. рис. 1 – структура карбідосталі nbc сталь гадфільда отриманого методом просочування (nbc – 60 об. %) для композитів з каркасною будовою (до яких відносяться кермети отримані методом просочування) значення модуля юнга знаходиться в межах, що за даними [7] задаються співвідношеннями: ( ) ( ) ( ) 2 2 2 1 1 1 b v v ab k v v a ab v v a e c c ee e c c e ee c c e   −    − + + ≤     + −    , (1) та ( ) ( ) 1 22 2 1 1 1 2 v vk a b b v v v v v a a c ce e e e c c c c c e e −     − ≤ +      − + − + −           , (2) де ae та be – модулі пружності матриці та армучих частинок відповідно; vc – геометричний параметр, що пов'язаний із об’ємною часткою матричної фази va рівнянням: ( )2 3 2a v vv c c= − . (3) після підстановки значень модуля юнга для nbc – 343 гпа [8], та сталі гадфільда 200 гпа, при кількості матричної фази av = 0,4 отримуємо діапазон можливих значень модуля юнга для карбідосталі з 40 об. % стальної фази: 166 гпа 284 гпаke≤ ≤ . середнє значення модуля юнга 255 гпа. у роботі [2] показано, що залежність між коефіцієнтом тертя f та модулем юнга для композитів описується залежністю: ( ) 1 2 2 0 1 2 1 k k f e  − µ τ= + β , (4) де kµ , ke – відповідно коефіцієнт пуассона та модуль пружності композиту; 0τ та β – параметри, що характеризують молекулярну складову сили тертя. оскільки, середнє значення модуля юнга для карбідосталі вище на 55 гпа порівняно зі сталлю гадфільда, то присутність nbc згідно рівняння (4), дозволяє передбачити зниження коефіцієнту тертя. триботехнічні дослідження проводились на машині смц-2 по схемі "циліндр площина". навантаження пари тертя f створювалось вантажем 5 (рис. 2) через систему двоплечих важелів 1 і 2 (з пле триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 90 чністю a/b·c/d = 1/20), змонтованих на корпусі машини. для проведення досліджень із карбідосталей виготовлялись призматичні зразки довжиною h = 20 мм з перерізом 5 × 5 мм, контртілом для яких слугував стальний ролик 4 діаметром 50 мм та шириною 12 мм із термообробленої до твердості 47 hrc сталі 45. вимірювання коефіцієнту тертя проводилось індуктивним датчиком машини тертя шляхом оцифровування вихідного сигналу цифровим мультиметром ut 78b і подальшою обробкою на персональному комп’ютері. величина навантаження f змінювалась від 50 до 250 н з кроком 50 н тривалість випробовування при кожному навантаженні становила 500 с (що відповідає шляху тертя 400 м). частота обертання стального контртіла становила 300 хв-1 (v = 0,8 м/с), диск 4 у процесі випробовування на третину радіуса занурювався у воду. рис. 2 – механізм навантаження пари тертя температура в парі тертя вимірювалась за допомогою хромель-алюмелієвої термопари, спай якої розміщувався на відстані 1 мм від поверхні тертя. на кожному етапі випробовування оцінювалась об’ємна інтенсивність зношування vi за зміною ширини витертої лунки w на поверхні карбідосталі. при цьому використовувалась формула: 2 2 2( arcsin 42 4 v w rw w b r v bs r ri l l l   − − ∆  = = = , (5) де b – ширина сторони взірця, що контактує з контртілом; s – площа витертого сегменту; v∆ – об’єм зношеного матеріалу; l – шлях тертя; r – радіус контртіла. значення питомого навантаження p у парі тертя після завершенні кожного із етапів випробовування (припускаючи досягнення “стабільного” значення величини лунки [9]), розраховували за формулою: 2 arcsin 2 f p w br r =       . (6) після випробовування вимірювалась мікротвердість зразків в поперечному перерізі вглибину від поверхні тертя за допомогою мікротвердоміра пмт-3 при навантаженні на індентор 2 н. результати та їх обговорення результати випробувань карбідосталі nbc сталь гадфільда показують, що коефіцієнт тертя стабілізується протягом перших 500 с роботи, при навантаженні 50 н. це супроводжується зниженням коефіцієнту тертя у процесі випробовування приблизно на 30 % (рис. 3). це зумовлено зміною шорсткості поверхонь тертя, розвитком процесів мікрорізання контртіла через високу твердість зерен nbc (~24 гпа) та їх поліедричну форму. на цьому етапі спостерігаються високі значення коефіцієнту тертя (рис. 4) та значне підвищення температури (на 20 °с) (рис. 5), при цьому поверхня контртіла та зразка із карбідосталі покривається борознами (рис. 6, б) та частково оголюються карбідні зерна. зниження коефіцієнту тертя особливо інтенсивно проходить в перші 200 с ви триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 91 пробовування. на цьому етапі на поверхні контртіла формуються доріжки мікрорізання, після утворення яких значення коефіцієнту тертя стабілізується, оскільки карбідні частинки ковзають в межах створених ними треків, залишаючись міцно закріпленими в аустенітній матриці. на наступних етапах навантаження при 100 н, 150 н та 200 н спостерігається зниження коефіцієнту тертя в 1,5 рази, яке супроводжується підвищенням температури на 5 6 °с при кожному наступному навантаженні. при вказаних навантаженнях, відбувається текстурування поверхні карбідосталі, яке супроводжується переорієнтацією карбідних зерен у матричній фазі (рис. 6, в), утворенні на поверхнях плівок складних оксидів (mnfe2o4, (mnfe)2o3 і т. п). поверхня тертя при цьому частково покривається наростами із матеріалу контртіла вигляді гребнів (рис. 7, а), що створюють характерний рельєф та змінюють колір. рис. 4 – залежність питомого навантаження (кр. 1) та коефіцієнту тертя (кр. 2) від навантаження рис. 5 – залежність інтенсивності зношування (кр. 1) та температури в контакті (кр. 2) від навантаження підвищення навантаження до 250 н приводить до інтенсивного росту температури (протягом 500 с температура зростає до 80 °с), це супроводжується збільшенням коефіцієнту тертя та інтенсивності зношування (рис. 5), при цьому спостерігається утворення сітки тріщин розташованих перпендикулярно до напрямку тертя, які викликані ймовірно терморозтріскуванням, що характерне для більшості карбідосталей [3]. також на поверхні спостерігаються зони із викришеними карбідними зернами, а матеріал матриці відділяється у вигляді пластів товщиною близько 1 мкм (рис. 7, б). це свідчить по домінуюче за рис. 3 – залежність коефіцієнту тертя від тривалості випробовування (f = 50 н) триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 92 даних умов адгезійне зношування, яке призводить до інтенсивного руйнування міжфазового зв’язку в карбідосталі. зерна, що випадають із матриці при цьому виконують роль незакріпленого абразиву та інтенсифікують зношування пари тертя викликаючи багатократне передеформування, що призводить до пошарового відділення матеріалу. а б в г рис. 6 – еволюція мікроструктури поверхонь тертя зразків із карбідосталей залежно від навантаження (×500): а – вихідна мікроструктура; б – f = 50 н; в – f = 150 н; г – f = 250 н а б рис. 7 – рельєф поверхонь тертя карбідосталі nbc-сталь гадфильда залежно від навантаження: а – f = 150 н; б – f = 250 н результати вимірювання мікротвердості (рис. 8) на зразках із карбідосталей nbc-сталь 110г13л після тертя протягом 500 с (f = 250 н) показали, що у процесі тертя у зонах, що прилягають до поверхонь тертя, формуються шари із підвищеною у порівнянні з основою мікротвердістю. мікротвердість виміряна безпосередньо поблизу витертих у процесі випробовування лунок перевищує мікротвердість основи приблизно у 1,3 рази, далі плавно знижується і набуває значення твердості основи на глибині ~ 90 мкм. триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 93 такий розподіл мікротвердості свідчить про те, матрична фаза деформуючись при терті зміцнюється у під дією зерен nbc, які завдяки свої формі (наявністю огранки) призводять до виникнення значних концентраторів напружень міжзернових прошарках. рис. 8 – зміна мікротвердості по глибині взірця карбідосталі nbc-сталь гадфільда (f = 250 н) висновки досліджена залежність коефіцієнту тертя від навантаження, яка має екстремальний характер. на основі аналізу мікроструктури поверхонь тертя описано механізми зношування карбідосталі при терті. встановлено, що поверхня карбідосталі nbc – сталь гадфільда зміцнюється при терті ковзання по сталі за рахунок наклепу матричної фази. при цьому огранені карбідні зерна nbc виконують роль концентраторів напружень у міжзеренному просторі, які інтенсифікують зміцнення матричної фази. вказані карбідосталі пропонуються для роботи у парах тертя при високих питомих навантаженнях, як альтернатива вольфрамовим твердим сплавам (як у вигляді монолітного матеріалу так і у вигляді покрить). наступним етапом дослідження є встановлення триботехнічних властивостей покрить із карбідосталей з матричною фазою на основі сталі гадфільда. література 1 композиционные спеченные антифрикционные материалы / и.м. федорченко, л.и. пугина – к.: наук. думка, 1980. – 404 с. 2 бондаренко в.п. триботехнические композиты c высокомодульными наполнителями / в.п. бондаренко – к.: наук. думка, 1987. – 232 с. 3. кульков с.н. карбидостали на основе карбидов титана и вольфрама / с.н. кульков, с.ф гнюсов. – томск: изд-во нтл, 2006. – 240 с. 4. савченко н. л. особенности высокоскоростного изнашивания композиционного материала wc-сталь 110г13 в контакте с литой инструментальной сталью/ н.л. савченко, с.ф. гнюсов, с.н. кульков// трение и износ. –2009 – т 30, № 1. –с. 64 – 71. 5. влияние упругих возбуждений на формирование структуры поверхностного слоя стали гадфильда при трении / а.в. колубаев, ю.ф. иванов, о.ф. сизова [та ін.]// журнал технической физики. – 2008 – т.78, № 2. – с. 63-70. 6. криль я.а. структуроутворення та властивості керметів nbc–сталь гадфільда/ я.а. криль, п.м. присяжнюк // сверхтвердые материалы. – 2013 – № 5. – с. 49-54. 7. тучинский л.и. упругие постоянные псевдосплавов с каркасной структурой/ л.и. тучинский // порошковая металлургия. –1983 – № 7. – с. 85 -92. 8. самсонов г.в. тугоплавкие соединения, (справочник) / г.в. самсонов, и.м. винницкий [2-е изд.]. – м.: металлургия, 1976. – 560 с. 9. гинзбург б.м. влияние фуллереносодержащих добавок к фторопластам на их несущую способность при трении / б.м. гинзбург, д.г. точильников // журнал технической физики. – 2001 – т.71. – № 2. – с. 120-124. поступила в редакцію 10.02.2014 триботехнічні властивості карбідосталі nbc сталь гадфільда проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 94 prysyazhnyuk p. m., burda m.j. tribological properties of carbidesteel nbc hadfield steel. in this work, the tribological properties (friction coefficient and wear resistance) of nbc-hadfield steel carbide steel in sliding wear conditions against steel 45 were investigated using the block–on–ring form. the results show that the wear process generates a layers on carbide-steel surface that has a higher at ~ 1,3 times microhardness than the origin material. such effects are attributed to the substructure-based hardening of matrix phase during plastic deformation in the inter-grain space. key words: wear resistance, friction coefficient, infiltration, niobium carbide, tungsten free hard alloys, hardening. references 1. i. m. fedorchenko and l. i. pugina, sintered antifriction composite materials [in russian], naukova dumka, kiev (1980), p. 404. 2. v.p. bondarenko. tribotechnical composites with high-modulus fillers [in russian].naukova dumka, kiev (1987), p. 232 3. kul’kov c.n. and gnyusov, s.f., karbidostali na osnove karbidov titana i vol’frama (carbide-steels based on titanium and tungsten carbides), tomsk, rf: izd. ntl, 2006. 4. n. l. savchenko, s. f. gnyusov and s. n. kul’kov, features of high-speed wear of wc-steel 11g13 material in contact with cast tool steel, j. friction and wear, 2009, vol. 30, no. 1, pp. 46–52 5. kolubaev, a.v., ivanov, yu.f., sizova, o.v., kolubaev, e.a., aleshina, e.a., and gromov, v.e., effect of elastic excitations on the surface structure of hadfield steel under friction, techn. phys., 2008, vol. 53, no. 2, pp. 204–210 6. ya. a. kryl’ and p. m. prysyazhnyuk, structure formation and properties of nbc-hadfield steel cermets, j. superhard mater., 2013, vol. 35, no. 5, pp. 292–297 7. l. i. tuchinskii, elastic constants of pseudoalloys with a skeletal structure, powder mettalugy and met. cer, 1983, vol. 22, no.7, pp. 588–595 8. samsonov, g.v. and vinnitskii, i.m., tugoplavkie soedineniya: sprav. (refractory compounds: handbook), moscow: metallurgiya, 1976. 9. b. m. ginzburg, d. g. tochil’nikov, effect of fullerene-containing additives on the bearing capacity of fluoroplastics under friction, technical physics, 2001, vol. 46, no.2, pp. 249–253 copyright © 2022 о. yeromenko, а.-м. tomina, i. rula. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022, 39-44 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-39-44 effect of discrete basalt fiber on operational properties of polytetrafluoroethylene о. yeromenko1*, а.-м. tomina1, i. rula2 1dniprovsk state technical university, ukraine 2 dnipro state agrarian and economic university, ukraine e-mail: eromenko81@gmail.com received: 15 september 2022: revised: 30 october 2022: accept: 29 november 2022 abstract the article examines the effect of discrete basalt fibers on the tribotechnical characteristics of df-101 polytetrafluoroethylene according to the “disk-pad” scheme under conditions of friction without lubrication. it was established that the introduction of filler leads to decrease in the intensity of wear and the coefficient of friction of the base polymer 1,7 and 360 times, respectively. the improvement of these properties occurs because “anti-friction layer” that is more stable compared to unfilled polytetrafluoroethylene is formed in the process of friction of basalt plastics. as a result, friction occurs according to the “polymer-polymer” scheme. this is confirmed by a profound change in the morphology of the friction surface. for example, deep ploughing furrows and traces of adhesion with the counterbody are observed for polytetrafluoroethylene, while basalt plastics are more resistant to deformations, which, in turn, leads to a reduction of ploughing furrows. a sharp decrease in wear resistance 1,35-3,3 times is observed for basalt plastics containing 30-40 mass.% of fiber. it is probably a consequence of the growth of defects in the volume of the material due to the uneven location of the fiber in the polymer matrix. the confirmation of the presence of defects in the volume of basalt plastics is confirmed by a comparison of the calculated and experimental (hydrostatic) density. it was found that polytetrafluoroethylene loses 10% of its mass at a temperature of 823k, while the temperature of losing 10% of mass increases by 10 degrees for basalt plastic. it was determined that the effective content of the filler in the polymer matrix is 20 mass.%. the obtained basalt plastic (20 mass.% fiber) is recommended in manufacturing rolling and sliding bearings (as anti-friction protection) for tribological units of modern technology operating under the influence of high temperatures, aggressive environments and friction conditions without lubrication. key words: polytetrafluoroethylene, basalt fiber, wear intensity, coefficient of friction, friction unit introduction reliable and failsafe operation of friction units of systems and aggregates of mining, metallurgical and agricultural [1] machinery directly depends on their wear. it is known [2] that in operation process, the working bodies of friction units made of traditional metals undergo catastrophic wear manifested in the destruction of their surfaces, violation of the initial geometric shapes and weight. all the above leads to the loss of efficiency of the friction units, resulting in increased operating costs and a decrease in their efficiency. using fluoropolymer composite materials (fpcm) allows us to solve this problem and obtain a number of advantages. thus, sliding [3] and rolling bearings (like anti-friction protection) [4], as well as piston and seal rings [5] made of fpcm, made it possible to increase the service life of the friction units of kinze-7600 seeding-machine and sintering pallet cars, piston compressors of so-7b and 4gм 2,5 u–3,4/2,8–251 2,5 times on average. the effectiveness of using these fpcm consists in the complete rejection of lubricants, increased wear resistance, reduced coefficients of friction and linear expansion, the number of planned preventive maintenances and equipment downtime. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-39-44 mailto:eromenko81@gmail.com 40 problems of tribology literature review effective fillers for creating wear-resistant fpcm are fibers of various natures such as carbon, organic, glass, etc. however, these composites are characterized by insufficient heat resistance and alkali resistance [5, 6], high hygroscopicity (this indicator is 10-20% for glass fibers). as the analysis of literary sources [7] showed, basalt fibers (bf) are one of the promising fillers for creating wear-resistant polymer composites. the unique multi-component composition of basalt (except for oxides, it contains almost all the elements of mendeleev's table) provides the fiber with a successful combination of high technical characteristics [8] which are not inferior to organic, carbon and glass fibers. thus, basalt plastics (bp) 3 times surpass steel in strength. high damping properties, resistance to aging, corrosion and many natural factors characterize them. environmental and economic aspects are not the last argument in favor of using bf. bf is a more ecological product compared to glass, carbon, and organic fibers, since the raw material from which it is made is igneous rock (basalt). in addition, the technological process of manufacturing bf has an energy-efficient production technology. only basalt crushed stone only is used for fiber production, without using acids, dyes and solvents. given the above, looking for a new bp based on a fluoropolymer matrix with high functional characteristics is an urgent task. technique for researching the properties of composites df-101 polytetrafluoroethylene (ptfe) (manufactured by shandong dongyue polymer material co., ltd, china) was chosen as the polymer matrix for creating basalt plastics. this polymer is characterized by a unique complex of functional properties (see table 1) in combination with increased resistance to thermal degradation, erosion, as well as the effect of organic and aqueous environments. table 1 main properties of df-101 polytetrafluoroethylene indicator value density, g/cm3 2,13-2,16 tensile strength, mpa 27,0 elongation at rupture, g/l 500 ± 100 moisture content, % 0,04 operating temperature, k 4-533 the disadvantages of ptfe are a high coefficient of thermal expansion, the ability to undergo irreversible deformation under the influence of mechanical loads at room temperature, a tendency to residual deformation and low resistance to abrasion, which is why it is recommended to use fillers. discrete bf (research institute of fiberglass and fibers pjsc (ndisv in ukrainian), ukraine) was chosen as filler for ptfe. bf was produced using compression moulding according to the method given in the paper [3]. the tribotechnical characteristics of polytetrafluoroethylene and basalt plastics based on it were studied using the “disk-pad” scheme on smc-2 friction machine, under conditions of friction without lubrication, at a load of 1,0 mpa, and a sliding speed of 1,0 m/s. steel 45 (45-48 hrc, rа=0,32 μm) was used as a counterbody. the density of ptfe and bp based on it was determined using hydrostatic weighing method. the study of the friction surfaces of the unfilled polymer and bp based on it was carried out using a biolam-m optical microscope. the thermal stability of polytetrafluoroethylene and bf based on it was carried out using the method of thermogravimetric analysis using mom q-1500d derivatograph of the paulik-paulik-erdey system (hungary). the temperature range of the research was 273-900 k, the rate of temperature rising was 10 k/min, the weight of the test sample was 100 mg. results according to the results of tribotechnical characteristics research (table 2), it was established that the introduction of bf leads to a decrease in the coefficient of friction and the intensity of linear wear of ptfe 1,7 and 360 times, respectively, reaching the minimum values of the latter at a fiber content of 20 mass.%. the improvement of these properties occurs because finely dispersed products of frictional transfer of bp fill in the microdepressions of the steel counterbody and form a more stable, compared to pure ptfe, an “anti-friction layer” [9]; as a result, friction occurs not according to the “metal–polymer” scheme, but according to the “polymer-polymer” scheme [10]. problems of tribology 41 table 2 tribotechnical characteristics of basalt plastics based on polytetrafluoroethylene indicator basalt fiber content, c, mass.% 0 10 20 30 40 coefficient of friction, f 0,35 0,33 0,32 0,20 0,20 intensity of linear wear, ih×10 -9 1120 5,31 3,12 4,30 10,40 the study of friction surfaces of ptfe and bp showed a deep change in the surface morphology. it can be seen from the microstructure of the friction surface of ptfe that there are traces of adhesion and deep furrows of ploughing of the surface layer on its surface (fig. 1, a). the introduction of bf leads to the reduction of ploughing furrows (fig. 1 b and c); it can be explained by the fact that the fibers give stiffness to the soft polymer, and as a result, bp resists deformations. a sharp decrease in wear resistance 1,35-3,3 times is observed for basalt plastics containing 3040 mass.% of the filler, which is probably a consequence of the growth of defects in the volume of the material (the formation of microcracks and pores) due to the uneven location of the fiber in the polymer matrixes. pronounced friction tracks, which are formed due to the dominance of the process of mechanical destruction of the surface, and those formed as a result of the transfer of spent particles to the friction area are observed on the friction surface of basalt plastic containing 40 mass.% of the fiber (see fig. 1, d). а b c d fig. 1. microstructures (×150) of friction surfaces of polytetrafluoroethylene (a) and basalt plastics based on it, containing: 10 (b); 20 (c), 40 (d) mass.% of basalt fiber the confirmation of the presence of defects in the volume of bp is confirmed by the comparison of the calculated and experimental density. it can be seen from fig. 2 that experimental bf density is higher than the calculated one at a bf content of 10-20 mass.%. according to this, we conclude that the supramolecular structure of the obtained materials is more ordered due to strong intercomponent interaction at the “polymerfiber” interface. with a further increase in bf content, the opposite dependence is observed, which can be explained by the fact that it becomes more challenging to achieve a uniform distribution of polytetrafluoroethylene on its surface; as a result, during the formation of the surface layer, the packing of macromolecules in it becomes looser, therefore, the material contains pores. 42 problems of tribology fig. 2. dependence of calculated and experimental density (ρ, g/cm3) of polytetrafluoroethylene on basalt fiber content (c, mass.%) another important property that ensures the stable operation of friction units is the thermal stability of the composite. it was established that the introduction of bf (fig. 3) leads to an increase in the thermal stability of ptfe. fig. 3. dependence of mass loss (m, %) on temperature (т, k) of polytetrafluoroethylene (1) and basalt plastics based on it containing: 10 (2); 20 (3), 30 (4), 40 (5) mass.% of basalt fiber there is no mass loss observed up to 423 k on the thermogravimetric curves of ptfe and basalt plastics based on it; that is, the materials are hydrophobic [7]. it is interesting to note that ptfe loses 10% of its mass (t10) at a temperature of 823 k, while for bp the temperature of losing 10% of mass increases by 10 degrees, which is due to a decrease in the mobility of molecular chains of ptfe when reinforcing its bf. it, in turn, leads to an increase in its thermal oxidation resistance. there is a significant mass loss after 823 k due to intensive thermal destruction of both ptfe and bp based on it. fig. 4. sintering cars of zaporizhstal pjsc problems of tribology 43 the positive results of laboratory studies allowed us to proceed to production ones. basalt plastic with an effective (20 mass.%) filler content was used as an anti-friction protection for sliding bearings (no. 315) of sintering cars of zaporizhstal pjsc (fig. 4).the friction units of the cars work in dusty conditions and under high temperatures (about 573 k). the bearings with the developed bp worked without failure for 11 months, which made it possible to recommend bringing them into serial production conclusions according to the results of tribological studies using the “disk-pad” scheme, it was established that the introduction of discrete basalt fiber leads to a decrease in the coefficient of friction and the intensity of linear wear of df-101 polytetrafluoroethylene 1,7 and 360 times, respectively. at the same time, the thermal stability of basalt plastics increases. based of the obtained results, bp with an effective fiber content (20 mass.%) is recommended for manufacturing friction units of machines and mechanisms of modern technology that operate under the influence of high temperatures and friction conditions without lubrication. references 1. m.l. shulyak influence of friction forces between connected parts of a car engine on the wear process. “motor transport in the agricultural sector: planning, design and technological operation”: materials of the allukrainian scientific and practical conference (may 16-17, 2019, kharkiv). kharkiv: khntusg, 2019. р. 123. 2. o.v. melnyk causes of wear of aircraft parts of friction units and methods for their availability supporting. problems of friction and wear. 2020. no. 1. p. 87–92. 3. o.i. burya, s.v. kalinichenko, i.i. nachovniy the impact of organic tanlon fiber on performance indicators of polychlorotrifluoroethylene. journal problems of tribology. 2019. no. 2. p. 61–66. 4. o.i. burya, s.v. kalinichenko, yu.s. proydak polymer composition: pat. 111584 ukraine. ipc: c08l 81/10, c08l 27/18. no. u 2016 06147; statement 06.06.2016; published 10.11.2016, bull. no. 21. 4 p. 5. k.v. berladir, v.a. sviderskiy designing and examining polytetrafluoroethylene composites for tribotechnical purposes with activated ingredients. eastern-european journal of enterprise technologies. 2016. no. 6. p. 14–21. 6. yu.ye. zubko optimization of production and use processes fibers, microfibers and microsphere obtained by the method superheated melts of basalt: diss. for the degree of cand. tech. sciences: 05.02.01. kyiv. 2021. 209 p. 7. s.i. starchenko, n.i. domantsevych, y.e. zubko prospective basalt composite. bulletin of the lviv commercial academy. commodity science series. 2015. no. 15. p. 28–32. 8. ashokkumar r. tavadi, yuvaraja naik, k. kumaresa, n.i. jamadar, c. rajaravi basalt fiber and its composite manufacturing and applications: an overview international journal of engineering, science and technology. 2021. no. 4. р. 50–56. 9. о.s. каbаt, o.d. derkach, n.v. pavlushkina, і.і. pikula рolymeric composites of tribotechnical purpose based on fluoropolymers. problems of tribology. 2019. no. 2. p. 75–81. 10. а.v. buketov, m.v. brailo, o.s. kobelnyk, o.v. akimov tribological properties of epoxi composite materials filled with dispersed particles and thermoplastic materials. materials science. 2016. no. 1. p. 28–35. 44 problems of tribology єрьоменко о.в., томіна а.-м.в., рула і.в. вплив дискретного базальтового волокна на експлуатаційні властивості політетрафторетилену у статті розглянуто вплив дискретного базальтового волокна на триботехнічні характеристики політетрафторетилену марки df-101 за схемою «диск-колодка» в умовах тертя без змащення. встановлено, що введення наповнювача призводить до зменшення інтенсивності зношування та коефіцієнту тертя базового полімеру у 1,7 та 360 разів відповідно. покращення даних властивостей обумовлено тим, що в процесі тертя базальтопластиків утворюється більш стабільний, порівняно з ненаповненим політетрафторетиленом, «антифрикційний шар», внаслідок чого тертя відбувається за схемою «полімер–полімер». підтвердженням цього служить глибока зміна морфології поверхні тертя. так, для політетрафторетилену спостерігаються глибокі борозни проорювання й сліди схоплювання з контртілом, в той час як базальтопластики чинять більший опір до деформацій, що в свою чергу призводить до зменшення борозн проорювання. для базальтопластиків, що містять 30-40 мас.% волокна спостерігається різке зменшення зносостійкості у 1,35-3,3 рази, що імовірно, є наслідком зростання дефектів в об’ємі матеріалу через нерівномірне розташування волокна в полімерній матриці. підтвердження наявності дефектів в об’ємі базальтопластиків підтверджує порівняння розрахункової та експериментальної (гідростатичної) густини. встановлено, що політетрафторетилен втрачає 10% маси при температурі 823 k, в той час як для базальтопластику температура втрати 10% маси збільшується на 10 градусів. визначено, що ефективний вміст наповнювача в полімерній матриці складає 20 мас.%. отриманий базальтопластик (20 мас.% волокна), рекомендовано при виготовленні підшипників кочення та ковзання (як антифрикційний захист) для трибологічних з’єднань сучасної техніки, що працюють під впливом високих температур, агресивних середовищ та умовах тертя без змащення. ключові слова: політетрафторетилен, базальтове волокно, інтенсивність зношування, коефіцієнт тертя, вузол тертя copyright © 2022 vv aulin, sv lysenko, av hrynkiv, mv pashynskyi, this is an open access article distributed under the creative commons attribution license , which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology , v. 27, no. 3/105-2022, 96-107 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-96-107 improvement of tribological characteristics of coupling parts "shaftsleeve" with polymer and polymer-composite materials v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, m.v. pashynskyi central ukrainian national technical university , ukraine *e-mail: aulinvv @gmail.com received: 31 july 2022: revised:10 septembert 2022: accept:22 september 2022 abstract the article provides an analytical justification of the flow of tribological processes of coupling of "shaftsleeve" parts, which simulates the functioning of sliding bearings and cylindrical joints of machines. the main attention is paid to such characteristics as contact pressure, static and dynamic forces, the criterion of the product of the total pressure on the sliding speed, the work of friction forces and its transition into thermal energy in the friction zone for polymer (based on polyamide p-68) and polymer-composite coatings (based on p-68 with kaolin filler) on the working surfaces of the parts. a comparative analysis of the functioning and tribological characteristics of the couplings of parts without coatings is presented. experimentally, on the basis of tests of samples on the mи-1m friction machine, a significant reduction in wear and an increase in the relative wear resistance of samples with polymer-composite coatings in the modes of friction without lubrication (by 1.3...1.4 times) and marginal friction (in 1.2...1.3 times), as well as a decrease in the temperature in the friction zone (365 k and 347 k) compared to the polymer coating. keywords: tribological characteristics, polymer material, polymer-composite material, conjugation of parts, heat resistance introduction the coupling of parts, nodes, systems and aggregates of machines in agricultural production [1,2] work in difficult conditions of sign-changing cyclic and dynamic load, increased dustiness, interaction with active and aggressive working (technological) environments, and therefore do not produce the planned resource and 80...90% of their failures are caused by friction and wear. the development of methods and measures to increase their wear resistance, such as tribotechnical systems, control of processes and states, require the identification of patterns of interaction, the mechanism of friction and wear, a set of characteristics and properties of materials. among the main directions of increasing the wear resistance of tribocouplers of parts, the following deserve attention: improvement of the design of parts and their joints; use of advanced materials and working (technological) environments; development of effective technologies for strengthening, restoration and modification of materials of parts, modification of working (technological) environments with substances (fillers, additives, additives, etc.) and treatment with physical fields (electric, magnetic, electromagnetic, laser and ultrasonic radiation, etc.); improvement of technologies of accelerated practice of conjugations of parts; improvement of operating conditions and selection of rational modes of their operation; development of new tribotechnical methods and technologies for ensuring reliable operation of parts, their couplings and machines as a whole [3]. the performance of restored external cylindrical surfaces of machine parts with polymer (pc) and polymercomposite coatings (pcc) largely depends on ensuring reliable heat removal from the friction zone into the part and the environment, because the operational heat resistance of polymers is very low (kapron – 383 k, polyamide p-68 – 403 k, fluoroplastic-4 – 413 k) [4,5]. the intensity of heat dissipation is determined both by the geometry and phase ratio of the pcc components, and by the thermophysical characteristics of the coating materials and conjugated parts [6]. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-96-107 problems of tribology 97 at the same time, the task of pcc efficiency is realized from both theoretical and experimental points of view, i.e. the friction conditions and such tribotechnical characteristics of the working surfaces of the parts as wear, friction coefficient and temperature in the friction zone are determined. it matters on which surfaces of the parts' conjugations the pc and pcc were formed. most often, pc and pcc are applied to the working surfaces of the coupling of "shaft-sleeve" parts, that is, direct and reverse pairs. if pc or pcc is applied to the shaft, the tribocoupling is a reverse pair. the theoretical substantiation of the evaluation of the tribotechnical characteristics of the surfaces of the tribocoupling parts requires the use of the theoretical provisions of b.i. kostetskyi [7,8], as well as the establishment of the balanced mode of tribocoupling "shaft-sleeve" friction. literature review it is known [9-11] that sowing machines work in conditions of direct contact with the soil and high dustiness, which causes intensive wear of their parts: quick failure of cuffs and seals is observed; shafts coupled with bushings 1,2; axes of ninetyand forty-toothed cogs; tension sprocket and marker, drive shafts of fat seeding machines; conjugation "thirteen-tooth gear shaft"; gear mechanism shafts, etc. analysis of the nature of the wear of the shafts of sowing machines shows that they are subject to mainly abrasive wear (fig. 1). a b fig. 1. general view of the operation of the drive shafts of the fat seeder (a) and the transmission mechanism (b) when the cct-12б 480 ha seeder is working according to the statistical data on the wear of the shafts of sowing machines, it was determined that the distribution of the amount of wear most closely corresponds to the normal law and the weibull-hnedenko law [12, 13]. the limit value of the wear of the shafts leads to the occurrence of excess force during their rotation in the bushings, as a result of which the cotter pins are cut or the connecting brackets of the drive of the seeding device are broken, which leads to the complete loss of performance of the seeding machines. the analysis of studies on the amount and nature of wear of the shafts of sowing machines [7, 14] shows that they have low wear resistance and require strengthening during manufacture. the wear resistance of moving couplings of parts, including the "shaft-sleeve", is one of the most important factors limiting the reliability of machines. the speed of their wear depends on the following factors: load (contact pressure), temperature (volume average and contact), type and mode of movement, rotation frequency, aggressive action of working (technological) and external environments. to ensure their efficiency, the rational choice of the material of the parts, the physico-chemical and mechanical properties of their surface layers, the rheological and physico-chemical characteristics and properties of the working (technological) environment, etc., are of decisive importance. the analysis of the constructions of movable conjugations of parts that create direct and reverse pairs tribotechnical systems [15] allows us to identify four conditions of their existence (table 1). table 1 conditions of existence of direct and reverse tts and their characteristics the type of movable conjugations of parts the ratio of the hardness of the materials of the parts* the ratio of areas of friction zones of parts surfaces* straight нр > нн sр > sн back by materials нр < нн sр > sн inverse by geometry нр > нн sр < sн reversible in terms of materials and geometry нр < нн sр < sн *нр, нн, sр, sн – hardness and areas of friction zones of moving and stationary parts . direct tribocoupling of parts is a widespread construction, in which the material of the moving part has a higher hardness and a larger area of the friction zone, and the stationary part has a correspondingly lower hardness and a smaller area of the friction zone. the intensity of wear of hard and soft materials of reverse tribocoupling parts is the same in terms of materials and geometry. they are characterized by the "cutter" effect, that is, the process of introducing a solid layer with a smaller friction area. schemes of reverse and direct tribocoupling of parts, when they are strengthened by rs and rss, are shown in fig. 2. 98 problems of tribology a b fig. 2. schemes of reverse (a) and forward (b) tribocoupling of parts: 1 – layer of pc or pcc; 2 – sleeve; 3 shaft. the displayed different nature of force influence in the reverse and forward tribocouplers determines the difference in the conditions of their friction and wear. this is evidenced by the analysis of the operation of "shafthub" couplings, characteristic of seeders [1,2] and other machines [ 16-21 ] . purpose the purpose of this work is a theoretical-experimental comparative tribological study of the coupling of "shaft-sleeve" parts reinforced with polymer (polyamide p-68) and polymer-composite coatings (based on polyamide p-68 with kaolin filler). results the tribocoupling of the "shaft-hub" parts, which simulate such friction nodes as sliding bearings and cylindrical joints, is schematically depicted in fig. 3. fig. 3. scheme of contact tribocoupling of parts with a polymer coating: 1 shaft; 2 sleeve; 3 – polymer coating. the contact pressure in the tribocoupling of parts can be estimated by the formula [22,23]:   2 1 11 8,0                ddkl n p st , (1) where n – the normal load; d1 – the diameter of the cylindrical surface; l – the length of the cylindrical surface;  – thickness of the polymer layer;  k – the total elastic constant for the case of contact of deformable conjugate parts. 21 kkk   , (2) where 21 , кк – the elastic constant for the material of the shaft and sleeve, respectively. 1 2 1 1 1 e k   ; 2 2 2 2 1 e k   , (3) where 2121 ,,, ee – are poisson's coefficients and modulus of elasticity, respectively, of the material of the shaft and sleeve. substituting (2) and (3) into (1), we obtain the value of the static force in the friction node: problems of tribology 99        2 1 2 12 2 2111 21 11 8,0              eeddl een p st . (4) during the oscillating motion of the tribocoupling of parts (fig. 4), loaded by an external force, it can be exposed to the conditioned loads generated by the inertia of the oscillating masses. fig. 4. scheme of tribocoupling of parts in the oscillation mode: 1 – shaft; 2 – sleeve; 3 – coating. when increasing the frequency and amplitude of the oscillating motion, the tribocoupling parts are loaded with inertial forces comparable in magnitude to the specified external load. the lines of action of static and dynamic forces practically coincide [24,25]. at the same time, the amount of the total load acting is equal to: tppp ast sin  , (5) where st p – the value of the static force determined by expression (4); a p – the amplitude value of the inertial force. the relative speed of displacement of the working surfaces of the tribocoupling parts reaches its maximum value when the inertial forces are equal to zero, that is, the phase shift between speed and load fluctuations is equal to 90 . accordingly, the sliding speed is described by a function  coscos  tvv a , (6) and the product of the total load on the sliding speed, respectively, is a function of :          sin 2 cos a st p pvvp . (7) it is worth noting that when using the criterion vp  , it is necessary to take into account the fact that when the value of the friction coefficient depends on the sliding speed, this affects the heat release in the friction zone, and, therefore, the temperature of the friction surfaces. to determine the value of the angle m  at which the criterion vp reaches its maximum value, function (7) is differentiated by a , and the resulting expression is set to zero and we obtain:                  2 1 2 2 2 1 164 arcsin a st a st a p p p p  . (8) introduce the coefficient  that characterizes the ratio of the product of the load on the sliding speed, taking into account inertial forces, to the product of the static load on the amplitude value of the sliding speed:   a st а a st p p vр vp  2sincos max max   . (9) according to expression (9), when testing bearings for wear, their parameter data were limited so that the magnitude of the inertial force did not exceed one third of the load. at the same time, the criterion vp  increases by less than 5%, and therefore it is possible to accept a cos . the magnitude of the amplitude value of the inertial (dynamic) force acting on the tribocoupling unit of the parts is determined by the formula: 100 problems of tribology а a s i p 22    , (10) where i – the moment of inertia of the parts set in motion by the friction node relative to the rocking axis; а s – the amplitude of swinging of the tribocoupler of parts during oscillations. in the general case, considering that the friction zone in the tribocoupling of parts extends to part of the surface of the shaft coating tr s . at the same time, the force of friction is equal to: trtratr sfpf  , (11) where tr f – coefficient of friction. with dry friction in the coupling of polymeric materials with steel, the coefficient of friction for kapron is 0.115; for polyamide p-68 0.115, and for fluoroplastic-4 0.105. the maximum surface area of the friction zone for a full period is equal to: – for rotational movement: lds tr 1  ; (12,a) – for oscillating motion: atr lds  1 2 , (12, b) where a  is the amplitude of the angle of deviation from the initial position (fig. 4), expressed in radians. based on the previous one, with a fixed friction process constftr  , the work of friction forces for a full period can be estimated by the formula:        2 1 2 12 2 211 121 1 11              eed dleen da tr , (13) where  – the coefficient that takes into account the nature of the movement ( 9,7 – for rotational movement; 2 2,3 a  – for oscillatory movement, a  , rad). based on the second law of thermodynamics, the work of external friction is described by the equation: eqa tr  , (14) where q – the thermal energy into which the work of external friction was transferred; e is the amount of energy absorbed by the surface layers of conjugated parts. well known [ 26,27 ] that in a real process, the work of external friction is not completely transformed into thermal energy, and therefore the energy is e not equal to zero. the ratio tr a e is, in general, a value that depends on the properties of the constituent tribocouples of materials, the nature of their interaction, the mode of friction and the working environment. when the friction conditions change, the energy characteristics of this coupling of parts and their ratio also change. if max tr a q , or min  tr a e , then this characterizes the transitional process from unsteady to steady friction, and, therefore, wear processes when the friction surfaces are not worn. if the friction surfaces of the restored parts are worked in and given the necessary physical and mechanical properties, then already at the first stage of the friction process, the following ratios are realized: 1 tr a q ; min  tr a e . the regime of stable friction is also observed when the tribotechnical characteristics of tribocouplers have linear dependencies [7,8]. at the same time, the rate of wear is minimal and sinusoidally fluctuates near some constant value. a dynamic balance of friction and wear processes is also observed here. the specified conditions are the most desirable for tribocoupling parts of nodes, systems and machine assemblies. under these conditions, their service life will be maximum. modes of sharp changes in friction characteristics are also observed, in which the work of friction forces increasingly turns into energy absorbed by the surface layers of materials of tribocoupler parts. at the same time: max  tr a e or 0min  tr a q . this leads to a complete change in their physical properties, the nature and type of connections between the conjugated parts. as a result of established friction, wear of parts and dynamic self-regulation in the system of formation and destruction of secondary structures occurs. problems of tribology 101 given the given materials of the tribocoupled parts, the nature of the interaction and the working medium, there is a region of change in the friction mode, in which the integral over the volume of the deformed surface layers takes a minimum value:    v tr dv a e min (15) for polymer-metal couplings, stable friction is observed almost at the beginning of the process, that is, it can be assumed that qa tr  in the friction zone in one revolution, according to expression (13), the amount of thermal energy will be released:        2 1 2 12 2 211 121 1 11              eedl deen dq . (16) first of all, let's consider the process of heat removal from the tribo-coupling zone of "shaft-sleeve" parts with the corresponding materials (fig. 5). we also assume that the isothermal surfaces in the triboconjugation of parts and the temperature will be a function of only one coordinate h along the normal to the isothermal surfaces. a b fig. 5. scheme of removal of thermal energy from the friction zone for pc (a) and pcc (b): 1 sleeve; 2 shaft; 3 – coating. according to the fourier law [28,29], the heat flow through the cylindrical surface of the sleeve can be determined by the expression:  hs dh dt q   , (17) where constq  for any isothermal surface;  hs – heat energy removal surface;  – thermal conductivity of the part material. having integrated equation (17), having previously divided the variables, within the limits of h from 1 h to 2 h and to t – from 1 t to 2 t , we have:       2 1 21 h h hs dh tt q  , (18) where t 1 , t 2 – the temperatures in the friction zone and on the outer surface of the sleeve, respectively. let's enter the notation   2 1 2 1 h h h h n hs dh  , (19) 102 problems of tribology where 2 1 h h n is the thickness of the wall along which heat dissipation is observed. considering (19) in (18), we have:   2 1 / 21 h h nttq   . (2 0) if equation (17) is integrated from 1 h to h and from 1 t to t :     t t h h dt hs dhq 11  , ( 21) then we get the following temperature distribution: h h n q tt 11   . (2 2) substituting the value q from expression (20), we have:   2 1 1 211 h h h h n n tttt  . (23) if we enter the dimensionless temperature 21 1 tt tt    , then the temperature distribution according to expression (23) will take the form: 2 1 11 h h h h n n  . (24) let the stationary process of heat conduction be carried out in a cylindrical wall (sleeve) with an inner radius 1 r and an outer radius 2 r and through a polymer coating on the cylindrical surface of the shaft (fig. 5 ). boundary conditions are set on the sleeve surfaces 11 | tt rr   ; 22 | tt rr   , or 1| 1  rr  ; 0| 2  rr  . (25) based on equations (21) and (22) and fig. 4, we have:   rlhsrhrhrh 2;;; 2211  . (26) according to expression (19), the reduced thicknesses of the heat sink walls are equal to:   r r h h r r lrl dr n 1 1 1 ln 2 1 2  , (27) 1 2ln 2 1 2 1 r r l n h h   . (28) taking into account the obtained parameters (27) and (28), the expression for the heat flow diverted from the friction zone by the bushing has the form:   1 2 211 ln 2 r r ttl q b    . (29) problems of tribology 103 then the distributions of temperature (23) and dimensionless temperature (24) will be converted into expressions, respectively:       12 1 211 /ln /ln rr rr tttt  ; (30)     12 1 /ln /ln 1 rr rr  . (31) if you enter dimensionless coordinates: 1 r r r  , and r k r r  1 2 , expression (31) can be written in the form: torr r k r k r    2 ln ln2 ln2 1 ln ln 1  , (32) where     2 ln r to k  is the linear thermal resistance of the cylindrical wall. the amount of thermal energy from the friction zone of the tribocoupling parts is removed both through the sleeve and through the polymer coating on the cylindrical surface of the shaft. estimate these heat flows as you can according to the obtained expressions (29) and (16), based on the thermal energy released in the friction zone. let the amount of heat be removed through the sleeve qq b  , (33) where  – the coefficient that takes into account part of the heat removed through the sleeve from the friction surface. part of the heat dissipated through the polymer coating on the cylindrical surface of the shaft is equal to:   qq pc   11 , (34) where  – is the coefficient that takes into account part of the thermal energy dissipated in the tribo coupling of parts. let us have a section of the shaft l with a uniform polymer coating of thickness p  (fig. 3). then, according to expressions (18), (29) and (34), the heat flow is transferred to the shaft with a polymer coating:     p p pc d d ttl q    2 ln 2 1)1( 1 1 212    , (35) where 2  – the thermal conductivity of the polymer material. in case of combined pcc:     pcc pcc d d ttba q    2 ln )(2 1)1( 1 1 2123    , (36) where a – the length of the metal section of pcc with thermal conductivity 3 , b – the length of the polymer section of pcc with thermal conductivity 2  , pcc – the thickness of pcc. on the mи-1m friction machine, in accordance with the standard methodology [ ] , studies of the wear characteristics of the friction surfaces were carried out (pc – pure polymer coatings (polyamide p-68), pcc – polymer-composite coatings based on p-68, cast iron сч18, steel 45) without lubrication and with extreme friction from specific load and sliding speed. experimental values of the values of linear wear depending on the duration of tests without lubrication and 104 problems of tribology with extreme friction are presented in figs. 6 and 7. fig. 6. dependence of the amount of wear of tribo-coupling friction surfaces of "roller-pad" samples without lubrication depending on the duration of the test (р = 1.5 mpa, v = 0.5 m/s). tribocoupling of materials: 1 – "cast iron-pc", 2 – "cast iron-pcc", 3 – "steel-pc", 4 – "steel-pcc". the tests were carried out at a specific load of 0.5 mpa and a sliding speed of 0.5 m/s without lubrication and at extreme friction. the linear wear of the samples was determined after every 5000 revolutions, which corresponded to 628 m of friction path. the total duration of the tests included both a run-in period and a period of steady wear. fig. 7. dependence of the amount of wear of the "roller-pad" tribocoupling surfaces at the limit friction depending on the duration of the test (р = 1.5 mpa, v = 0.5 m/s). tribo-coupling of materials: 1 – "cast iron-pc", 2 – "cast ironpcc", 3 – "steel-pc", 4 – "steel-pcc". in each test, linear wear, friction moment and temperature in the friction zone were determined. in comparative tests, it was determined that after 50,000 revolutions, the wear process both under conditions of extreme friction and without lubrication occurs with constant intensity. therefore, the wear results obtained after 50,000 revolutions of the roller were used for a comparative assessment of the wear resistance of the surfaces of the studied samples. in order to evaluate the wear resistance during the period of established wear, the criterion is the relative wear resistance, which is determined by the ratio: а e u u  , where eu – the linear wear of the reference surface for a certain number of revolutions of the roller, μm; а u – absolute wear of the tested surface for the same number of roller revolutions, μm. the indicated values were determined during the period of established wear, that is, from 50,000 to 75,000 roller revolutions, according to the data shown in the graphs. cast iron was used as the standard for determining the relative wear resistance of 0 10 20 30 40 50 60 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 w e a r, µ m the number of revolutions of the roller, thousand 1 3 2 4 0 2 4 6 8 10 12 14 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 w e a r, µ m the number of revolutions of the roller, thousand 1 3 2 4 problems of tribology 105 tribocoupling samples. the results of relative wear resistance at friction without lubrication and at limit friction are presented in table 2. table 2 relative wear resistance of surfaces in friction without lubrication and in extreme friction during the period of established wear (р=1.5 mpa, v = 0.5 m/s) surface relative wear resistance, without lubrication marginal friction pc 3.11 2.00 pcc 4.66 3.33 cast iron cч18 1.00 1.00 steel 45 1.36 1.25 the results given in the table. 2 show that the relative wear resistance of pcc samples in the mode of friction without lubrication is 1.5 times greater than the relative wear resistance of pc samples and 3.4 times greater than that of steel 45 samples. for limit friction, the relative wear resistance is respectively greater than 1, 3 and 2.7 times. differences are also observed in the nature of the wear of the conjugated surfaces. the results of experimental studies of the wear of the roller and pad for the tested samples under friction without lubrication and under extreme friction are given in table 3. table 3 the nature of the wear of the coupled surfaces in friction without lubrication and in marginal friction during the period of established wear (р=1.5 mpa, v = 0.5 m/s) the studied surface amount of wear, μm without lubrication marginal friction roller pin feather couple roller pin feather tribocoupling of samples cast iron-pc 27 32 59 5 11 16 cast iron-pcc 18 26 44 3 9 12 steel-pc 20.8 24.6 45.4 3.8 8.5 12.3 steel-pcc 13.9 20 33.9 2,3 6.9 9.2 the analysis of the experimental data showed that it is characteristic for the studied samples: the pad wears out more intensively compared to the roller. the total wear of "cast iron-pcc" and "steel-pcc" friction pairs is 1.3...1.4 times less than the wear of "cast iron-pc" and "steel-pc" pairs in friction conditions without lubrication and 1.2 ...1.3 times less when working in conditions of extreme friction. the presence in the friction zone of a polymer material with a high molecular weight and a low activation energy of mechanodestruction [5,30-32] has a favorable effect on the reduction of the working-in time of the couplings, which increases the degree of dispersion of the micro-uniformities of the surface being worked-in. thus, polymer materials applied to the surface to be restored help speed up the run-in process, reduce initial wear, and, as research shows, surface roughness decreases. the study of temperature changes in the friction zone was carried out by comparing heat dissipation with pure polymer and polymer-composite coatings. the temperature was measured according to the method described in [3]. in addition, the intensity of heat removal from the friction zone was studied. the results of measurements of the temperature of the examined surfaces of the samples and its theoretical assessment are given in table 4. table 4 temperature in the friction zone (р=1.0 mpa, v = 0.5 m/s) surface temperature, k experimental data theoretical evaluations without lubrication marginal friction without lubrication marginal friction pc 378 364 376 361 pcc 365 347 363 344 cast iron cч18 388 375 384 371 steel 45 385 372 383 368 according to the data in the table, the heat resistance of pcc is higher than pure polymeric pc, which indicates the feasibility of using the developed technological process to increase the wear resistance and heat resistance of the range of parts that work as sliding bearings. for polymer materials, there is a fairly clear relationship between the friction coefficients and the temperature in the contact zone: lower temperatures correspond to a lower value of the friction coefficient and vice versa. the temperature arising as a result of friction changes the elastic and strength properties of the polymer 106 problems of tribology surface layers of tribocouples of samples and parts. this affects the change of the actual contact area of the surfaces and the force of friction, and, therefore, the coefficient of friction. the change in temperature observed in the friction zone is due to the more intense heat dissipation of polymer-composite coatings compared to pure polymer ones. conclusions 1. analytical expressions for static, dynamic and total forces were obtained for tribocoupling of "shaftsleeve" parts. the assessment of the work of forces and thermal energy in the tribocoupling of parts is determined for the established friction process. 2. from a theoretical point of view, the effectiveness of heat dissipation from a polymer-composite coating in comparison with polymer coatings has been proven. patterns of change in thermodynamic and dimensionless temperature changes were found for the investigated coatings. 3. a study of the wear of the working surfaces of the "roller-pad" samples was carried out on the mи-1m friction machine. polymer coatings, polymer-composite coatings, cast iron сч-18, steel 45 were subjected to research. the dependence of the wear of the conjugation of the samples on the number of revolutions of the roller in the modes without lubrication and with extreme friction was determined. it is shown that the relative wear resistance of pcc samples in the mode of friction without lubrication is 1.5 times greater than that of pc and 3.4 times greater than that of samples made of steel 45. for extreme friction, the relative wear resistance is correspondingly greater by 1.3... 2.7 times. 4. the results of temperature measurements in the friction zone of the sample joints indicate that the heat resistance of the polymer-composite coating based on polyamide p-68 with kaolin filler is higher than the pure matrix polymer material both in the mode without lubrication and in the mode of marginal friction. references 1. sysolin p.v., salo v.m., kropivnyi v.m. (2001) silskohospodarski mashyny: teoretychni osnovy, konstruktsiia, proektuvannia [k.:urozhai]. – 384 s. 2. sisolin p.v., pogorelyiy l.v. (2005). pochvoobrabatyivayuschie i posevnyie mashinyi: istoriya, mashinostroenie, konstruirovanie [k.: feniks] – 264s. 3. aulin v.v. trybofizychni osnovy pidvyshchennia znosostiikosti detalei ta robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [dys. ... d-ra tekhn. nauk : 05.02.04]. – 360 s. 4. beloysov v.ya. (1984). dolgovechnost detaley mashin s kompozitsionnyimi materialami [lviv: vischa shkola]. – 180 s. 5. mashkov yu.k. (2013). tribofizika metallov i polimerov: monografiya [omsk: omgtu] – 240 s. 6. vanin g.a. (1985). mikromehanika kompozitsionnyih materialov: monografiya [k.: nauk. dumka] – 304s. 7. kostetskiy b.i. (1970). trenie, smazka i iznos v mashinah [k.: "tehnika"] – 304 s. 8. kostetskiy b.i. (1976). poverhnostnaya prochnost materialov pri trenii [kiev: "tehnika"] – 296 s. 9. dobrovolskiy a.g., koshelenko p.i. (1989). abrazivnaya iznosostoykost materialov [k.: tehnika] – 128 s. 10. severnev m.m., podlekarev n.n., sohadze v.sh., kitikov v.o. (2011). iznos i korroziya selskohozyaystvennyih mashin [minsk: belarus. navuka]. – 333 s. 11. ikramov u. (1979). mehanizmyi i priroda abrazivnogo iznashivaniya [tashkent: fanuzssr]. – 132 s. 12. bershadskiy l.i. (1981). samoorganizatsiya i nadezhnost tribosistem [kiev] – 35 s. 13. kuzmenko a.g. (2011). nadezhnost uzlov treniya po prochnosti i iznosu: monografiya [hmelnitskiy:hnu]. – 391s. 14. dykha o.v. (2018). rozrakhunkovo-eksperymentalni metody keruvannia protsesamy hranychnoho zmashchuvannia tekhnichnykh trybosystem. monohrafiia. [khmelnytskyi: khnu]. – 197 s. 15. voitov v.a., yakhno o.m., f.kh. ali saab. (1999). pryntsypy konstruktyvnoi stiikosti vuzliv tertia hidromashyn proty spratsiuvannia: monohrafiia [k]. – 192 s. 16. aulin v.v., derkach o.d., kabat o.s., makarenko d.o., hrynkiv a.v., krutous d.i. (2020). application of polymer composites in the design of agricultural machines for tillage [problems of tribology, v.25, no2/96]. p. 49-58. 17. aulin v., kobets a., derkach o., makarenko d., hrynkiv a., krutous d., muranov e. (2020. design of mated parts using polymeric materials with enhanced tribotechnical characteristics [eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 5 (12-107)]. p. 49-57. 18. kabat o., makarenko d., derkach o., muranov e. (2021). determining the influence of the filler on the properties of structural thermal-resistant polymeric materials based on phenylone c1 [eastern-european journal of enterprise technologies, 5(6 (113)]. p.24-29. 19. aulin v.v., hrynkiv a.v., smal v.v., lysenko s.v., pashynskyi m.v., katerynych s.e., livitskyi o.m. (2021). basic approaches and requirements for the design of tribological polymer composite materials with high-modulus fillers [problems of tribology, v.26, no 4/102). р. 51-60. problems of tribology 107 20. liushuk o.m. (2021). kompleksnyi pidkhid pidvyshchennia dovhovichnosti ta znosostiikosti robochykh orhaniv gruntoobrobnykh mashyn [avtoref. dys. ... kand. tekhn. nauk: 05.05.11]. – 52 s. 21. borak k.v. (2021). rozrobka polimermatrychnykh multynapovnenykh kompozytsiinykh materialiv fryktsiinoho pryznachennia z kompleksom kerovanykh vlastyvostei [dys. ... kand. tekhn. nauk : 05.02.01]. – 162 s. 22. kuzmenko a.g., dyiha a.v., babak o.p. (2011). kontaktnaya mehanika i iznosostoykost smazannyih tribosistem. teoreticheskaya i eksperimentalnaya tribologiya: v 12 t.; t. 8 (1): monografiya. [hmelnitskiy: hnu]. 250 s. 23.kuzmenko a.h., dykha o.v. (2005). doslidzhennia znosokontaktnoi vzaiemodii zmashchenykh poverkhon tertia: monohrafiia [khmelnytskyi: khnu]. 183 s. 24. aulin v., derkach o., makarenko d., hrynkiv a., pankov a., tykhyi a. (2019). analysis of tribological efficiency of movable junctions "polymeric-composite materials – steel" [eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 4 (12-100)]. p. 6-15. 25. savuliak v.i. (2004). naukovi zasady formuvannia na splavakh zaliza kompozytsiinykh metalokarbidnykh shariv zi stabilnymy strukturamy ta pidvyshchenymy trybotekhnichnymy kharakterystykamy [avtoref. dys... d-ra tekhn. nauk: 05.02.01]. 39 s. 26. bondarenko v.p. (1987). tribotehnicheskie kompozityi s vyisokomodulnyimi napolnitelyami [k.: nauk. dumka]. 232 s. 27. kondrachuk m.v., khabutel v.f., pashechko m.i., korbut ye.v. (2009). trybolohiia [k.: vyd-vo natsionalnoho aviatsiinoho universytetu «nau-druk»] – 232 s. 28. bondarenko v.p. (1987). tribotehnicheskie kompozityi s vyisokomodulnyimi napolnitelyami [k.: nauk. dumka]. 232 s. 29. luchka m.v. (1998). pokryttia hradiientnoho typu poverkhni trybokontaktu kovzanniam [k]. 53 s. 30. chernets m.v., klimenko l.p., pashechko m.i., nevchas a. (2006). tribomehanika. tribotehnika. tribotehnologii : monografiya: v 3 t. t. 1. mehanika tribokontaktnogo vzaimodeystviya pri skolzhenii [nikolaev : nggu im. p.mogili]. 476 s. 31. aulin v.v., derkach o.d., makarenko d.o., hrynkiv a.v. (2018). vplyv rezhymiv ekspluatatsii na znoshuvannia detalei, vyhotovlenykh z polimerno-kompozytnoho materialu [problemy trybolohii. №4]. s.65-69. 32. sorokov s. (2003). klasternyi pidkhid do rozrakhunku fizychnykh kharakterystyk kompozytnykh materialiv [lviv: in-t fizyky kondens. system nanu]. 23 s. аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., пашинський м.в. покращення трибологічних характеристик спряження деталей "вал-втулка" полімерними та полімерно-композиційними матеріалами в статті дано аналітичне обґрунтування протікання трибологічних процесів спряження деталей "вал-втулка", яке моделює функціонування підшипників ковзання і циліндричні шарніри машин. основна увага приділена таким характеристикам як контактний тиск, статичному та динамічному зусиллям, критерію добутку сумарного тиску на швидкість ковзання, роботи сил тертя й її переходу в теплову енергію в зоні тертя для полімерних (на основі поліаміду п-68) і полімерно-композиційних покриттів (на основі п-68 з наповнювачем каоліну) на робочих поверхнях деталей. наведено порівняльний аналіз функціонування і трибологічних характеристик спряжень деталей без покриттів. експериментально, на основі випробувань зразків на машині тертя ми-1м, доведено істотне зменшення зносу та підвищення відносної зносостійкості зразків з полімерно-композиційними покриттями в режимах тертя без змащення (в 1,3...1,4 рази) і граничному терті (в 1,2...1,3 рази), а також зменшення температури у зоні тертя (365 к і 347 к) у порівнянні з полімерним покриттям. ключові слова: трибологічна характеристика, полімерний матеріал, полімерно-композиційний матеріал, спряження деталей, термостійкість. 108 problems of tribology copyright © 2023 v.d. makarenko, o.i.kliuiev, o.a.voitovych, yu. ye. mieshkov, yu.v. makarenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 13-19 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-13-19 study of frictional properties, long-term (cyclic) strength of materials of brake pads of motor vehicles v.d. makarenko1, o.i.kliuiev1, o.a.voitovych1, yu. ye. mieshkov1, yu.v. makarenko2 1kherson national technical university, ukraine 2manitoba medical university, winnipeg, canada *e-mail:mieshkov.yuri@gmail.com received: 14 december 2022: revised: 22 january 2023: accept: 12 february 2023 abstract fractogram analysis shows that deep scratches, particles of titanium and chromium carbides and other elements were found on the friction surfaces. moreover, in the braking devices there was damage to the large size of the brake pads of trucks. the transfer of particles of borides and carbides to the surface of the wheels can be explained by the processes of metal flooding with their subsequent embrittlement, which inevitably leads, as a rule, to the destruction of friction wheel pairs. it is established that such types of wear as fretting corrosion significantly (by 1.5-2 times) reduce the fatigue limit of parts. also significantly reduce the cyclic strength of metal friction pairs oxide films on their surface in the absence of lubricant. the service life of friction wheel pairs has a particularly strong impact on fatigue strength. the main reason for the decrease in endurance due to the processes of setting on the working surfaces of friction units is a high concentration of stresses caused by deep tears, cuts, microcracks. the process of destruction of brake pads from fatigue begins from the surface of the part. in this regard, the quality of the surface, its structural-phase composition, physical and mechanical properties of the surface layer in most cases are decisive for the intensity of the development of wear processes of parts from fatigue of the tribosystem (friction wheel pairs), which are operated under cyclic loads. the peculiarity of the influence of friction and wear processes on the fatigue strength of metal is that at the time of running-in there is a change in surface roughness, structure and properties of surface layers. as the analysis of literature sources has shown, the effectiveness of the influence of friction and wear processes on the characteristics of fatigue resistance in the case of repeatedly alternating (cyclic) loads is essential, and therefore ignoring this effect during the traditional assessment of the reliability of parts by individual criteria, for example, wear resistance, often leads to an incorrect assessment of the operational durability of the elements of the tribological system of road or rail transport. the long-term (cyclic) strength of brake pads was determined on a specialized unit model 1251 by instron company (great britain). the basis for spraying and surfacing of different types of coatings was normalized steel 35. tensile-compressive deformations at zero average stress and a cycle frequency of 20 hz were studied on the laboratory unit. most of the tests were carried out in salt solutions (nacℓ of industrial purity was used).the process of destruction of brake pads from fatigue begins with the surface of the part. in this regard, the quality of the surface, its structural-phase composition, physical and mechanical properties of the surface layer in most cases are decisive for the intensity of the development of wear processes of parts from fatigue of the tribosystem (friction wheel pairs), which are operated under cyclic loads. endurance limits in the case of simultaneous exposure to friction forces and cyclic loads will depend on the sliding speed of the tangent surfaces of the normal contact load, which determines the friction force, and the composition of the environment. keywords: fractograms, friction, destruction, wear, structural-phase composition, physical and mechanical properties, wheel pair, tribology, cyclic strength, microcracks. introduction currently, the industrial industry of ukraine faces the problem of creating the basic foundations for the development of transport technology, in particular, the issues of friction and wear in transport machines. the relevance is due to the fact that the current state of development of technology is characterized by harsh operating http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-13-19 14 problems of tribology conditions of various transport systems, which is associated with an increase in: specific loads; increase in power; speed; the effect of complex loads of static cyclic and dynamic nature; the influence of various corrosive environments and temperatures. it is known from operational practice that the violation of normal functioning or complete failure of technical systems by 70-80% is caused by the failure of elements of their tribosystems due to surface destruction as a result of wear and other related processes erosion, fretting, etc. therefore, increasing the durability of friction units has been and remains one of the most important technical problems of our time in terms of increasing the reliability and extending the service life of transport machines. despite the large volume of publications on this subject, it can be noted that the diversity of a large amount of experimental material, uncertainty and inconsistency of information about the tribological properties of the material involved in friction and wear pairs leads to the need to find additional resources to improve the wear resistance of brake pads, in particular transport trucks. therefore, we have conducted additional studies of the friction properties of brake pads in the conditions of experimental benches that were closest to the real kinematic and dynamic conditions of operation of transport trucks. the purpose and objectives of the study – conducting systematic experimental studies of the frictional properties of brake linings made of different materials. materials and methods of the study in the experiments, an improved unit of the mfk-1 model was used, which is schematically shown in figure 1, (which does not show the information system for determining the necessary information and computer processing). to select the material of brake linings, express dry friction tests were carried out together with the specialists of npo "powder metallurgy" and the institute of electric welding named after e.o. paton of the national academy of sciences of ukraine (a possible case of braking wheelset operation in dry friction mode was simulated on the stand).tests of samples of coated linings for wear resistance at dry friction were carried out for 45 minutes at a specific pressure of 0.6 mpa and a counterbody rotation speed of 80 min-1, the counterbody was a disk made of hardened steel 40hn. the reference sample of brake linings was steel 45. the lining was made of three types: fmk-8 metal-ceramic friction (based on iron); "carbon carbon" composite materials cccm and powders of eutectic alloys of the тн system (for coating used powders of eutectic alloys of the 12х18н9т-тів system).moreover, it should be noted that the metal matrix of the alloy corresponds to steel 12x18h9t, and the strengthening compounds are titanium and chromium borides. spraying was carried out by plasma method. the fractograms of the friction surface, which were subjected to wear, were studied by x-ray spectral analysis using a scanning electron microscope model "jsm-35cf" of the company "geol" (japan). fig.1. schematic diagram of mfku-1 unit: 1 horizontal connecting rod, 2 vertical connecting rod, 3 adjustable eccentric, 4 coupling, 5 electric motor, 6 counter of the number of cycles, 7 pressure gauge, 8 inspection window, 9 collet, 10 loading device, 11 strain beam, 12 seal, 13 camera, 14 fixed sample, 15 moving sample. long-term (cyclic) strength of brake pads was determined on a specialized model 1251 unit of the instron company (great britain). normalized steel 35 served as the basis for filing and surfacing various types of coatings.tensile-compressive deformations at zero average stress and a cycle frequency of 20 hz were studied on a laboratory unit. most of the tests were carried out in salt solutions (nacℓ of industrial purity (above 99%) was used). the results of experimental studies are shown in figures 2-10. problems of tribology 15 fig.2. microstructure of plasma tn coating (cross grinding base carbon steel u7 х400). fig.3. microstructure of plasma coating of tn type (general view of the coating surface base steel 35 (x500)) fig.4. microstructure of plasma deposited tn coating (x300). titanium boride inclusions are circled. fig. 5. fractogram of the surface with surfacing composite coating cccm. base steel 45 the results of tests of brake pads for cyclic (long-term) strength are shown in figures 6 and 7. 16 problems of tribology fig.6. cyclic strength (fatigue) curves of carbon steel 35 samples. 1 unused steel; 2 service life is 5 years; 3 service life is 10 years; 4 service life is 15 years; 5 service life is 20 years. fig.7. effect of fretting corrosion on fatigue (cyclic) strength of carbon normalized steel 35. 1 fatigue curve without fretting corrosion (service life is 5 years); 2 fatigue curve without fretting corrosion (service life is 10 years); 3-5 fatigue curves with fretting corrosion (service life is 5, 10 and 15 years, respectively). the process of destruction of brake pads from fatigue begins with the surface of the part. in this regard: the quality of the surface; its structural-phase composition; physical and mechanical properties of the surface layer in most cases are decisive for the intensity of the development of wear processes of tribosystem parts (friction wheel pairs) from fatigue, which are operated under cyclic loads. many parts of motor vehicles operate in such conditions. a feature of the influence of friction and wear processes on the fatigue strength of metal is that at the time of running-in, there is a change in surface roughness, structure and properties of surface layers. as the analysis of literary sources [18,19,20] has shown, the effectiveness of the influence of friction and wear processes on the characteristics of fatigue resistance in the case of repeatedly variable (cyclic) loads is essential, and therefore ignoring this effect during the traditional assessment of the reliability of parts according to certain criteria, for problems of tribology 17 example, wear resistance, often leads to an incorrect assessment of the operational durability of elements of the tribological system of road or rail transport. the endurance limits in the case of simultaneous exposure to friction forces and cyclic loads will depend on: sliding speed; contact surfaces; normal contact load, which determines the friction force; composition of the environment. the data of figure 6 shows that such types of wear as fretting corrosion significantly (by 1.5-2 times) reduce the fatigue limit of parts. also significantly reduce the cyclic strength of metal friction pairs oxide films on the surface of friction pairs in the absence of lubricant. especially strong influence on fatigue strength has the service life of friction wheel pairs (fig.6). the main reason for the decrease in endurance due to the processes of setting on the working surfaces of friction units is a large concentration of stresses caused by deep tears, cuts, microcracks (fig.2 and 5). the decrease in fatigue strength of steel 35 is characterized by the data in figure 7. according to the recommendations of prof. kindrachuk m.v. [19], if we extrapolate the fretting fatigue curves to the abscissa axis corresponding to the limited endurance based on n=107 cycles, and then project the intersection points onto the fatigue curve without fretting corrosion, we obtain the value of the equivalent stress. the higher the values of these equivalent stresses compared to the nominal stress, the more fatigue (cyclic) strength is reduced by fretting corrosion. so, for example, according to the curves, we have the following σeq value: σ2 = 255mpa; σ3 = 151mpa; σ4 248mpa; σ5 = 245mpa (σ-1 = 200mpa), that is, the excess of equivalent stresses over σ-1 is in the range from 20 to 40%. analysis of the fractograms presented in figures 3 and 4 shows that deep scratches, particles of titanium and chromium carbides and other elements were found on the friction surfaces. moreover, in the braking devices there was damage to the large size of the brake pads of trucks. the transfer of particles of borides and carbides to the surface of the wheels can be explained by the processes of flooding the metal with their subsequent embrittlement, which inevitably leads, as a rule, to the destruction of friction wheel pairs. conclusions 1. fractogram analysis shows that deep scratches, particles of titanium and chromium carbides and other elements were found on the friction surfaces. moreover, in the braking devices there was damage to the large size of the brake pads of trucks. the transfer of particles of borides and carbides to the surface of the wheels can be explained by the processes of flooding the metal with their subsequent embrittlement, which inevitably leads, as a rule, to the destruction of friction wheel pairs. 2. it is established that such types of wear as fretting corrosion significantly (by 1.5-2 times) reduce the fatigue limit of parts. also significantly reduce the cyclic strength of metal friction pairs oxide films on their surface in the absence of lubricant. the service life of friction wheel pairs has a particularly strong impact on fatigue strength. the main reason for the decrease in endurance due to the processes of setting on the working surfaces of friction units is a high concentration of stresses caused by deep tears, cuts, microcracks. 3. the process of destruction of brake pads from fatigue begins with the surface of the part. in this regard, the quality of the surface, its structural-phase composition, physical and mechanical properties of the surface layer in most cases are decisive for the intensity of the development of wear processes of parts from fatigue of the tribosystem (friction wheel pairs), which are operated under cyclic loads. the peculiarity of the influence of friction and wear processes on the fatigue strength of metal is that at the time of running-in there is a change in surface roughness, structure and properties of surface layers. as the analysis of literature sources has shown, the effectiveness of the influence of friction and wear processes on the characteristics of fatigue resistance in the case of repeatedly alternating (cyclic) loads is essential, and therefore ignoring this effect during the traditional assessment of the reliability of parts by individual criteria, for example, wear resistance, often leads to an incorrect assessment of the operational durability of the elements of the tribological system of road or rail transport. 4. the long-term (cyclic) durability of brake pads was determined on a specialized installation model 1251 of the company "instron" (great britain). the basis for spraying and surfacing of different types of coatings was normalized steel 35. on the laboratory unit was investigated under tensile-compressive deformation at zero average stress and cycle frequency of 20 hz. most of the tests were carried out in salt solutions (nacl of industrial purity was used. references 1. gavrilyuk v.p. tribology of casting alloys.– k:– 2007.– 428c 2. dmytrychenko m.f. tribotechnics based on the reliability of machines//k.:–informavtodor. – 2006.– 216p 3. zaporozhets v.v. diagnostics of friction units and special machines//k.: – kiiga. – 1987. – 163p 4. kogaev v.p. durability and durability of machine parts// m.: higher school. – 1991.–309p 5. kuzmenko a.g. contact, friction and wear of lubricated surfaces. – khmelnytskyi: khnu. – 2007. – 344p 18 problems of tribology 6. labunets v.f. boride wear resistance is covered. –k.: technology. – 1989.– 169p 7. surface strength of materials under friction / b. i. kostetskyi, i. g. nosovsky, a. k. karaulov et al.// k.: technika. – 1976. – 296p 8. friction, wear and lubrication. reference book: in 2 books // ed. i.v. kragelskogo, v.v. anisin. – m.: machine building. – book 1-1978. – 400 p.; book 2. – 1979. – 358 p 9. shevelya v.v. tribochemistry and rheology of wear resistance. -khmelnytskyi: khnu. –2006. – 278 p 10. trucbon m.r., crolet j.i. experimental limits of sourer service for tubular steels //ssc symposium. – saint-cloud. – 21. – 2013. 11. stardisco j.b,, pitts r.e. corrosion of iron in h2s-co2-h2o system, mechanism of sulfide film formation and kinetics of corrosion // corrosion.-2014. – №9. – p.245-253. 12. galis m.f.j., orlans b.j., gunts g.c. study of metallurgical parameters influencing the behavior of line pipes in h2s medium // ssc symposium. – 1991. – 17 p. 13.f.francis, a.m edwards, r.j..espiner and g.senior. applying structural reliability method to aging pipelines. paper. c57i-/011./99//. imcche conference on aging pipelines. newcastle., uk, october. – 1999. 14. henderson rl. hopkins p. cosham a. extending the life of aging pipelines. – the offshore pipeline technology conference. tx opt usa 2001 oct. 22-23. houston. 15. makarenko v.d., maksymov s.yu., bilyk s.i. etc. corrosive destruction of sewage systems of ukraine//kyiv: nubip of ukraine. – 2021. – 272p 16. makarenko v.d., paly r.v., halychenko e.n. etc. physico-mechanical basis of hydrogen sulfide corrosion destruction of industrial pipelines. chelyabinsk: izd-vo tsnti.—2002.–412 p 17. stepanov m.n. statistical methods of processing the results of mechanical tests/ handbook// machine building. -1985 18. dmytrychenko m.f. tribotechnics and the basics of machine reliability: training. manual// kyiv: informavtodor. – 2006.– 216p. 19. tribology /m.v.kindrachuk, v.f.labunets, m.i.pashechko, e.v.korbut// kyiv: national publication. aviation "nau-druk" university. – 2009.– 392p 20. golego n.l. fretting corrosion of metals// kyiv: technika. – 1994. – 272p problems of tribology 19 макаренко в. д., клюєв о. і., войтович о. а., мєшков ю. є., макаренко ю.в. дослідження фрикційних властивостей, тривалої (циклічної) міцності матеріалів гальмових колодок автотранспорту аналіз фрактограм показує, що на поверхнях тертя було виявлено глибокі подряпини, частинки борідів (карбідів) титану і хрому та інших елементів. причому, у гальмових пристроях мали місце пошкодження великих розмірів гальмових колодок вантажних автомобілів. перенесення частинок борідів та карбідів на поверхню коліс можна пояснити процесами наводнення металу з подальшим їх окрихченням, що неминуче спричиняє, як правило, руйнування колісних пар тертя. встановлено, що такі види зношування як фретинг-корозія значно (в 1,5-2 рази) знижують межу втоми деталей. також значно знижують циклічну міцність металу пар тертя оксидні плівки на їх поверхні у відсутності мастильного матеріалу. особливо сильний вплив на втомну міцність має термін експлуатації колісних пар тертя. основною причиною зниження витривалості внаслідок процесів схоплювання на робочих поверхнях вузлів тертя є велика концентрація напружень, спричинена глибинними виривами, надрізами, мікротріщинами. процес руйнування гальмових колодок від втоми починається з поверхні деталі. у зв’язку з цим якість поверхні, її структурно-фазовий склад, фізико-механічні властивості поверхневого шару у більшості випадків є визначальним для інтенсивності розвитку процесів зношування деталей від втоми трибосистеми (колісних пар тертя), які експлуатуються в умовах циклічних навантажень. особливість впливу процесів тертя та зношування на втомну міцність металу полягає в тому, що в момент припрацювання відбувається зміна шорсткості поверхні, структури і властивостей поверхневих шарів. як показав аналіз літературних джерел, ефективність впливу процесів тертя і зношування на характеристики опору втоми в разі повторно-змінних (циклічних) навантажень мають істотне значення, а тому ігнорувати цим ефектом під час традиційного оцінювання надійності деталей за окремими критеріями, наприклад, зносостійкості приводить часто до невірної оцінки експлуатаційної довговічності елементів трибологічної системи автомобільного чи залізничного транспорту. тривалу (циклічну) міцність гальмових колодок визначали на спеціалізованій установці моделі 1251 фірми “інстрон” (великобританія). основою для напилювання і наплавлення різних типів покриттів слугувала нормалізована сталь 35. на лабораторній установці досліджували деформації розтягування – стискання при нульовому середньому напруженні і частоті циклів 20гц. більшість випробувань проводили в розчинах солі (використовували nacℓ промислової чистоти). процес руйнування гальмових колодок від втоми починається з поверхні деталі. у зв’язку з цим якість поверхні, її структурно-фазовий склад, фізико-механічні властивості поверхневого шару у більшості випадків є визначальним для інтенсивності розвитку процесів зношування деталей від втоми трибосистеми (колісних пар тертя), які експлуатуються в умовах циклічних навантажень. межи витривалості в разі одночасного впливу сил тертя і циклічних навантажень будуть залежати від швидкості ковзання дотичних поверхонь нормального контактного навантаження, яке визначає силу тертя, і складу навколишнього середовища. ключові слова: фрактограми, тертя, руйнування, зношування, структурно-фазовий склад, фізикомеханічні властивості, колісна пара, трибологія, циклічна міцність, мікротріщини. copyright © 2023 o.v. bereziuk, v.і. savulyak, v.о. kharzhevskyi, і.v. vishtak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 56-61 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-56-61 dependence of the wear rate on the microhardness of the coating of the auger hehydration in a garbage truck for municipal solid waste o.v. bereziuk1, v.і. savulyak 1, v.о. kharzhevskyi 2, і.v. vishtak1 1vinnytsia national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine e-mail: berezyukoleg@i.ua received: 07 may 2023: revised 31 may 2023: accept 10 june 2023 abstract the article is dedicated to the study of the influence of the microhardness of the auger coating on its wear resistance during the dehydration of municipal solid waste in a garbage truck. the use of mathematical tools and appropriate regression analysis software allowed to determine the dependence between the auger wear rate and the microhardness of the coating. a graphical representation of the change in auger wear rate based on the microhardness of the coating was made up, confirming a significant convergence with the obtained dependence. the graphs illustrating the impact of the microhardness of the screw coating on its wear rate demonstrate the feasibility of increasing it. it was found that after operating and wearing out over a distance of s = 56850 m during the dehydrating of solid municipal waste in a garbage truck, increasing the microhardness of the coating from 2.7 gpa to 33.2 gpa leads to a decrease in energy consumption by 19 kwh/tons or 12% and reduces the cost of the dehydrating process. the feasibility of conducting additional research to determine further ways to increase the wear resistance of the auger was established. key words: wear, wear resistance, wear rates, coating microhardness, auger press, garbage truck, dehydration, municipal solid waste, regression analysis. introduction one of the important tasks of municipal engineering is to improve the wear resistance and reliability of the executive components of machines [1, 2]. one of the promising technologies for primary processing of municipal solid waste (msw), aimed at reducing the costs of msw transportation and its negative impact on the environment, is their dehydration during the loading process into garbage trucks, accompanied by associated processes of pre-compaction and partial shredding. the dehydration of msw in the garbage truck is performed by a tapered auger, the surfaces of which undergo intensive wear due to the presence of waste components with abrasive properties, such as small metal objects, glass, stones, ceramics, polymer materials, and bones. the aggressive corrosive environment is formed by the moisture present in the msw in the range of 39...92% by weight. augers are typically made from iron-based alloys. the application of wear-resistant coatings to increase wear resistance [3, 4] is substantiated. therefore, determining the dependence of wear rate on the microhardness of the coating on the dehydrating auger in the garbage truck for municipal solid waste is a current task. analysis of recent research and publications the evaluation of the effectiveness of the application of nano-sized coatings on surfaces subject to abrasive and erosive wear during operation of compressor blades of gas turbine engines, augers of mechanical mills, etc. is carried out in the article [3]. two types of nanostructured coatings were chosen for the study – multilayer nanocoatings based on titanium and zirconium nitrides (ti/zr) and composite chromium coating with diamond nanoparticles (cr-udd). according to the results of gravimetric measurements, it was established that the rate of wear of the ti/zr nanolayer coating is 2 and 3.3 times lower than that of monolayer ti and zr, respectively. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-56-61 problems of tribology 57 the work [1] examines the peculiarities of the influence of prior laser treatment on the phase composition, structure, and properties of nitrogenized layers on steels. it is shown that the qualitative and quantitative changes in the nitrogenized layer are determined by the pre-formed structural and phase state. the main dependencies of the influence of contour-radiation schemes of laser strengthening on the tribological characteristics of coatings are established. in the materials of the work [5], the physical justifications for a significant increase in the strength of nanolayered metal composite materials compared to the additive strength of components are given. from a unified perspective, the main technological methods of forming multilayer nanostructures in alloys are considered. it is experimentally shown that the use of nano-layered steel and copper composites allows for a significant increase in wire strength and approach the lower limit of the theoretical value for iron alloys. the construction of a mathematical model for calculating the wear rate of tribological elements in a tribological systems under conditions of corrosion-abrasive wear is published in [6]. the input parameters included active acidity, abrasiveness, roughness, load, and sliding speed. the theoretical study established the degree of influence of these factors on the wear rate: abrasiveness being the most significant factor, followed by the level of active acidity and load, respectively, in decreasing order of impact. to reduce the degree of damage to granular material during its transportation, a new design of an auger with a sectional elastic surface is proposed [7]. in order to determine the influence of structural, kinematic, and technological parameters of the elastic auger on the time and path of free movement of particulate material between sections, as well as to eliminate the possibility of interaction between the granular material and the non-working surface of the auger working element to reduce its damage, a dynamic model was developed. this model was used to perform a theoretical calculation of the interaction between the grain and the elastic section of the auger. the work [8] is dedicated to determining the regularities of microstructure formation in cr-ni-fe-c alloys during the surfacing with powder ribbons pl an-101 and pl an-111. the aim is to determine the optimal microstructural state, alloying level, and increase the durability of coatings under high-temperature wear conditions. recommendations are provided regarding the application areas of wear-resistant coatings deposited with the mentioned powder ribbons. it is established that in order to prevent the formation of graphite in the structure of the surfacing and considering the possible local increase in carbon content up to 5.5%, the nickel concentration should not exceed 13...14%. in the materials of article [9], the influence of geometric parameters on the productivity and design of a briquetting machine is investigated using a pressure model based on the theory of piston flow. an analytical model using the pressure model was also developed based on the archard wear law to study the wear of biomass briquetting machine augers. this model satisfactorily predicted the wear of the auger and showed that the rotational speed and material selection have the greatest impact on wear. it was found that the wear volume exponentially increases towards the end of the auger, where the pressure is highest. it is determined that modifying the auger design to select optimal geometry and speed, along with the appropriate material selection, can increase the productivity of the biomass briquetting machine and extend the service life of the auger. as a result of morphological investigations [10] of friction surfaces, it was determined that the improvement of tribological properties is associated with the formation of a discrete anti-friction coating on the steel surface during frictional interaction with developed polymer composite materials. the increase in microhardness of the steel surface at filler concentrations in polymer composite materials from 0 to 10% is explained by the formation of an anti-friction coating, which is most stable at a filler content of 10%. further decrease in microhardness with increasing filler content from 10 to 30% is related to its abrasive action on the friction pair, which partially destroys the obtained stable anti-friction coating. the wear of a twin-auger extruder for rigid pvc resins was studied in the materials of article [11] using numerical flow modeling with power-law viscosity functions of the resins. the pressures around the cylinder during the extrusion of two rigid pvc resins in a laboratory extruder with a diameter of 55 mm and the forces acting on the auger core were determined. the work [12] investigated the peculiarities of wood chip pressing in auger machines, as well as the processes occurring at different sections of the auger. formulas were derived that allow for the calculation of loads acting on the auger flights and the determination of pressing power. specific energy consumption and the degree of heating of the raw material during pressing were determined. using box-wilson rotatable central composite design, experimental results of the dehydration process of msw were obtained and published in the work [13]. quadratic regression equations with first-order interaction effects were obtained for the following response variables: moisture content and density of pre-compacted and dehydrated msw, maximum power of the drive motor, energy consumption of msw dehydration. this allowed for determining the optimal equipment parameters for dehydration based on the criterion of minimizing energy consumption, including the auger rotation frequency, the ratio of radial clearance between the auger and the housing, and the ratio of the core diameter of the auger to the outer diameter of the auger on the last turn, for both mixed and "wet" msw. an improved mathematical model of the operation of the municipal solid waste dehydration drive in the garbage truck taking into account the wear of the auger is proposed [14], which made it possible to determine by means of a numerical study of the dynamics of this drive during start-up that as the wear of the auger increases, the pressure of the working fluid at the input of the hydraulic motor of the drive increases, and the angular velocity 58 problems of tribology and the rotation frequency of the auger is significantly reduced with constant supply of the working fluid. powerlaws of changes in the nominal values of pressures at the hydraulic motor inlet, angular velocity and rotation frequency of the auger depending on the amount of its wear were determined, the last of which describes the deviation from the optimal rotation frequency of the auger during its wear and was used to determine the energy intensity of solid waste dehydration taking into account the wear of the auger. it was established that the wear of the auger by 1000 μm leads to an increase in the energy consumption of solid waste dehydration by 11.6%, and, therefore, to an increase in the cost of their dehydration in the garbage truck and an acceleration of the wear process. in the materials of the work [15], logarithmic dependencies of auger wear are determined depending on the hardness of its surface for different values of the friction path. conducting an additional regression analysis made it possible to obtain the regularity of auger wear depending on the hardness of its surface and friction path, by means of which it was established that during two-week operation and wear of the auger during the dehydration of solid municipal waste in the garbage truck, the hardness of the auger surface increased from 2.31 gpa to 10.05 gpa leads to a decrease in the rate of growth of the energy intensity of dehydration of solid municipal waste from 16.7% to 1.5%, and, therefore, to a decrease in the cost of the process of their dehydration in the garbage truck. aims of the article determining the dependence of the wear rate on the microhardness of the coating of the auger dehydration in a garbage truck for solid municipal waste. methods determining the paired regularity of the rate of wear from the microhardness of the coating of the dehydrating auger in the garbage truck of municipal solid waste was carried out by the method of regression analysis. regression was determined on the basis of linearization transformations, which allow to reduce the nonlinear dependence to a linear one. the coefficients of the regression equation were determined by the method of least squares using the developed computer program "reganalyz", which is protected by a certificate of copyright registration for the work. to determine the energy intensity of solid waste dehydration, taking into account the wear of the auger, the following laws were used [14]: 0 0 min min 4 min 0 0 0 0 min 4 0 min min 0 0 m 1504 15, 92 0, 3214 1, 069 ( ) 2061( ) / ( 2 ) 1947( 2 ) / ( 2 ) 9,118 10 0, 002142 ( ) 18,12 ( ) / ( 2 ) 2,115 ( 2 ) / ( 2 ) 4, 392 10 ( ) 2, 005 ( ) / ( aug ш aug e w n u u d u d u d u w w n u w u d u w d u d u n u u d                                     in 2 4 2 2 0 min min 0 0 2 2 min min min 2 ) 0, 3361 ( 2 ) / ( 2 ) 0, 09031 7, 923 10 0, 008241 ( ) 104172 [( ) / ( 2 )] 1318 [( 2 ) / ( 2 )] kw /tons ; aug u d u d u w n u u d u d u d u h                      (1) 5,13 10276,143,52 un   [rpm], (2) where e is the energy intensity of solid waste dehydration, kwh/tons; ρ0 – initial municipal solid waste density, kg/m 3; w0 – initial relative humidity of solid waste, %; n – nominal auger rotation frequency, rpm; u – auger wear, m; aug – radial clearance between the auger and the housing, m; dmin is the outer diameter of the auger on the last turn, m; dmin – the diameter of the auger core on the last turn, m. results the values of the wear rate for coatings with different microhardness are given in the table 1 [3]. as a result of the regression analysis of the data in the table 1, the regularity of the change in the rate of wear of the auger depending on the microhardness of the coating is determined: h0,23160,1158 1   [mg/h], (3) problems of tribology 59 where γ – wear rate, mg/h; h – coating microhardness, gpa. table 1 effect of coating microhardness on wear rate [3] coating 12х18н10т cr cr-udd zrn tin tin/zrn coating microhardness h, gpa 2,7 7,6 10,3 15,2 21,6 33,2 wear rate γ, mg/hour 0,8941 0,7176 0,2824 0,4 0,2039 0,1216 in the fig. 1 is shown the graphical dependence of the change in the rate of wear of the auger on the microhardness of the coating, constructed using dependence (3), which confirms the sufficient convergence of the obtained regularity compared to the data given in table 1. fig. 1. dependence of the change in the auger wear rate depending on the microhardness of the coating: actual ○, theoretical — the results of the regression analysis are shown in table 2, where cells with the maximum values of the correlation coefficient r for paired regression are marked in gray. table 2 the results of the regression analysis of the dependence of the change in the wear rate of the auger on the microhardness of the coating n type of regression correlation coefficient r n type of regression correlation coefficient r 1 y = a + bx 0.84993 9 y = axb 0.91600 2 y = 1 / (a + bx) 0.95706 10 y = a + b·lg x 0.93091 3 y = a + b / x 0.87496 11 y = a + b·ln x 0.93091 4 y = x / (a + bx) 0.95129 12 y = a / (b + x) 0.95705 5 y = abx 0.92861 13 y = ax / (b + x) 0.65429 6 y = aebx 0.92861 14 y = aeb / x 0.78573 7 y = a ·10bx 0.92861 15 y = a ·10b / x 0.78573 8 y = 1 / (a + be-x) 0.46369 16 y = a + bxn 0.73056 it was established that the wear rate of the auger decreases according to a hyperbolic pattern when the microhardness of the coating increases. in the fig. 2 shows the graphical dependence of the effect of the microhardness of the auger coating of the device for dehydrating municipal solid waste on the energy intensity of the process (when it wears out along the path s = 56850 m [15]), constructed using regularities (1-3). 60 problems of tribology fig. 2. the influence of the microhardness of the auger coating on the energy intensity of the municipal solid waste dehydration process after its operation and wear on the path s = 56850 m from the fig. 2 shows that after operation and wear on the path s = 56850 m during municipal solid waste (msw) dehydration in the garbage truck, the increase in the microhardness of the auger coating from 2.7 gpa to 33.2 gpa leads to a decrease in energy consumption by 19 kwh/t or 12% and to reducing the cost of the solid waste dehydration process in the garbage truck, which indicates the importance of determining further ways to increase its wear resistance. conclusions the hyperbolic dependence of the auger wear rate change depending on the microhardness of the coating was determined. it was established that after operation and wear on the path s = 56850 m during the dehydration of municipal solid waste (msw) in a garbage truck, an increase in the microhardness of the auger coating from 2.7 gpa to 33.2 gpa leads to a decrease in energy consumption by 19 kwh/tons or 12% and to a decrease in price of the process of municipal solid waste dehydration in the garbage truck. therefore, the determination of further ways of increasing the wear resistance of the auger require additional research. references 1. kindrachuk m. v., yahya m. s., kornienko a. o., kindrachuk v. m., ischuk n. v. (2008) vyznachennia parametriv dyskretnoi struktury pokryttiv trybotekhnichnoho pryznachennia [determination of the parameters of the discrete structure of coatings for tribotechnical purposes]. problems of friction and wear, 50, 5-15. 2. dykha o.v.(2018) rozrahunkovo-eksperymental'ni metody keruvannja procesamy granychnogo zmashhuvannja tehnichnyh trybosystem [computational and experimental methods of controlling processes of boundary lubrication of technical tribosystems]: monograph. khmelnytskyi: khnu. 3. sevidova e.k., gutsalenko yu.g., kryukova n.v. (2016). issledovanie iznosostoykoy effektivnosti kompozitsionnyih tin/zrn i cr-udd pokryitiy [investigation of the wear-resistant efficiency of composite tin/zrn and cr-udd coatings.]. materials of the 16th int. sci.-tech. seminar "modern problems of production and repair in industry and transport", 212-216. 4. savulyak v.i., shenfeld v.y. (2016) naplavlennia vysokovuhletsevykh znosostiikykh pokryttiv [deposition of high-carbon wear-resistant coatings], monograph, vinnytsia: vntu. 5. shpak a.p., maiboroda v.p., kunytskyi yu.a., revo s.l. (2004) nanosloistyie kompozitsionnyie materialyi i pokryitiya [nanolayered composite materials and coatings] . kyiv: akademperiodika. 6. tsymbal b.m. (2017) naplavlennia vysokovuhletsevykh znosostiikykh pokryttiv [increasing the wear resistance of screw extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: autoref. thesis ... cand. engineering sciences: 05.02.04 friction and wear in machines, kharkiv, 20. 7. hevko r.b., zalutskyi s.z., hladyo y.b., tkachenko i.g., lyashuk o.l., pavlova o.m., ... & dobizha n.v. (2019). determination of interaction parameters and grain material flow motion on screw conveyor elastic section surface. inmateh-agricultural engineering, 57(1). 8. efremenko b.v. (2018). strukturoutvorennia v naplavlenykh fe-cr-ni-c splavakh, pryznachenykh dlia vykorystannia v umovakh vysokotemperaturnoho znoshuvannia [structure formation in deposited fe-cr-ni-c alloys intended for use in conditions of high-temperature wear]: thesis ... candidate technical sciences: 05.02.01 – materials science, zaporizhzhia, 234. 9. orisaleye j.i., ojolo s.j., ajiboye j.s. (2019) pressure build-up and wear analysis of tapered screw extruder biomass briquetting machines. agricultural engineering international: cigr journal, 21(1), 122-133. 10. kabat o.s. (2021) naukovo-tekhnichni osnovy tekhnolohii vyhotovlennia termostiikykh polimernykh kompozytsiinykh materialiv trybotekhnichnoho pryznachennia [scientific and technical bases of technology for manufacturing heat-resistant polymer composite materials for tribotechnical purposes]: thesis ... dr. engineering problems of tribology 61 sciences: 05.17.06 technology of polymer and composite materials, dnipro, 350. 11. demirci a., teke i., polychronopoulos n. d., vlachopoulos j. (2021) the role of calender gap in barrel and screw wear in counterrotating twin screw extruders. plymers, 13(7), 990. 12. tataryants m.s., zavinsky s.i., troshin a.g. (2015) razrabotka metodiki raschyota nagruzok na shnek i energozatrat shnekovyih pressov [development of a method for calculating the loads on the screw and the energy consumption of screw presses] . sciencerise, 6 (2), 80-84. 13. bereziuk о.v. (2018) eksperymentalne doslidzhennia protsesiv znevodnennia tverdykh pobutovykh vidkhodiv shnekovym presom [experimental study of the processes of dehydration of solid household waste with a screw press]. вісник вінницького політехнічного інституту, 5, 18-24. 14. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck. problems of tribology, 26(2/100), 79-86. 15. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) regression analysis of the influence of augersurface hardness on its wear during dehydration of solid waste in a garbage truck. problems of tribology, 26(3/101). 48-55. березюк о.в., савуляк в.і. , харжевський в.о., віштак і.в. залежнiсть швидкостi зношування вiд мiкротвердостi покриття шнека зневоднення у сміттєвозі твердих побутових відходів стаття присвячена дослідженню впливу мiкротвердостi покриття шнека на його зносостійкість під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. використання математичного апарату та відповідних програм регресійного аналізу дозволило визначити закономірність зміни швидкості зношування шнека залежно від мiкротвердостi покриття. побудована графічна залежність зміни швидкості зношування шнека залежно від мiкротвердостi покриття, яка підтвердила достатню збіжність отриманої закономірності. графіки впливу мiкротвердостi покриття шнека на швидкість його зношування демонструє доцільність її підвищення. встановлено, що після експлуатації та зношування на шляху s = 56850 м під час зневоднення тпв у сміттєвозі збільшення мiкротвердостi покриття шнека з 2,7 гпа до 33,2 гпа призводить до зниження енергоємності на 19 квт·год/т або 12% та до здешевлення процесу зневоднення тпв у сміттєвозі. встановлена доцільність проведення додаткових досліджень з визначення подальших шляхів підвищення зносостійкості шнека. ключові слова: знос, зносостійкість, швидкостi зношування, мікротвердість покриття, шнековий прес, сміттєвоз, зневоднення, тверді побутові відходи, регресійний аналіз. copyright © 2021 d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no4/102-2021,34-41 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-34-41 investigation of the process of surfacing and vibration deformation during the restoration of plowshares and discs of tillage machines d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine *e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua received: 2 september 2021: revised: 14 octobert: accept: 5december 2021 abstract the analysis of ploughshare wear is given in the article and the characteristic requirements to the technological process of restoration of their worn surfaces are established. the choice of restoration technology was justified taking into account the nature of defects and the degree of wear of the working surfaces of cutting elements, their material, hardness, design parameters, accuracy of processing and cost of repairs. quantitative and qualitative assessment of the reliability of the cutting elements of the plowshares of tillage machines, restored by different methods, was carried out by comparison with the same indicators of the new ones. analysis of the condition of restored and new plowshares was carried out on their wear in the process of laboratory and operational tests. laboratory researches on strengthening of plowshares by a method of vibration deformation were carried out on the specially made installation consisting of the following main knots: vibroexciter iv-105 with adjustable unbalance; hydraulic lifting systems; auxiliary equipment. the deformation rate was regulated by a v-belt double-circuit variator of the pump drive. to study the effect of normal and vibration load on the strength characteristics of the processed material, the study was performed on samples-models, and then on the details. the samples were new plowshares, experimental studies on which provided the identity of the nature of the course of wear of their cutting elements. it is experimentally established that the hardness of the material on the surface of the blade, depending on the technological process of restoration was: restored by welding tires of steel 45 with surmaite surfacing and vibration hardening 71-74 hrc; new plowshares made of l-53 steel, subjected to vibration hardening 66-68 hrc; new from 65g steel and strengthened by vibration deformation 5759 hrc. key words: surfacing, vibration deformation, wear resistance, tillage machines, ploughshare restoration, disk hardening, durability, sormite. introduction the operation of plow plows on sandy, loamy and loamy soils is associated with intensive wear of the working bodies, which leads to limited failure. the most significant defect is the wear of the ploughshare sock, which has a radial shape, the recurrence coefficient of which is 0.84; while 30% of the parts retain a geometric shape that satisfies the technical conditions. meanwhile, technological processes to eliminate this defect are ineffective. therefore, it is necessary to conduct research aimed at developing methods for restoring plowshares that provide increased post-repair life. increasing the durability of plowshares is possible with the use of technologies that combine restoration and strengthening, preventing intense abrasive wear [1]. at the same time, the use of methods of eliminating radial wear should not affect the appearance of bends, destruction, distortion, wear in other parts of the part during their further operation. it is necessary to withstand the geometry of the restored ploughshare, which meets the agronomic requirements. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-34problems of tribology 35 restoration is usually reduced to the deposition of wear with special electrode materials that provide sufficient wear resistance of the surface, without taking into account the possibility of other defects in the process. sormite surfacing and vibration hardening have wide possibilities in this respect, where the intermediate layer has increased elastic and plastic properties, in comparison with a wear-resistant surface coating. however, research on the creation of such technologies in relation to the working bodies of tillage machines is not enough, so the work is relevant. literature review restoration of worn parts allows you to reuse, sometimes reuse depleted parts and assembly units. technical and economic indicators of a number of agricultural machines are still very low due to short service life and poor performance of responsible parts (especially working bodies), forced downtime with their periodic replacements, the cost of additional funds for the restoration of parts and more. tillage machines and implements suffer the most from such shortcomings, they perform a very large amount of work in agricultural production [2]. rapid wear of plowshares, cultivator tines and other tillage machines and implements prevent the increase of labor productivity in agriculture. the working bodies of plows include a ploughshare, a dump, a disk knife and a field board. the ploughshare is intended for cutting of a soil layer from below and together with a dump of its separation from the party (from a furrow wall). there are trapezoidal and chisel-shaped plowshares. they are made of special ploughshare steel l-53 or l-56. the lower part (blade) with a width of 50…60 mm is hardened to a hardness of hb 444 ... 500 [3]. the working bodies of cultivators include paws. depending on the purpose, they are divided into the following types: floor or flat-cut (one-sided or arrow); universal (arrow-shaped), designed for pruning weeds and crushing the soil; loosening chisel-shaped, reversible and spear-shaped. on soils prone to wind erosion, cultivators are used cultivators-deep cultivators, the working body of which is a ploughshare [4]. wear of plowshares, cultivator paws, knives and other cutting parts is manifested mainly in the deterioration of agronomic and to a lesser extent energy performance. worn-out working bodies of tillage machines (plowshares, cultivator paws, flat cutters knives) are characterized by blunting and change of the basic sizes: thickness of a blade, width of an occipital chamfer. the ploughshare in the process of work forms an occipital chamfer with a width s at an angle α to the loose soil layer [5]. when defecting plowshares and cultivator paws, you can use three ways to detect defects [6]: external inspection (obvious defects are revealed breakages, cracks, chips); knocking (reveal hidden defects, weakening of bolts, rivets, cracks, etc.); measurement of wear is determined by universal means (calipers) and templates. improving the quality of machine repair while reducing its cost is the main problem of repair production. in the structure of the cost of overhaul of machines 60… 70% of the costs are the purchase of spare parts, which in market conditions remain in short supply in the event of rising prices. the main way to reduce the cost of repairing machines reducing the cost of spare parts. this can be achieved in part through careful and competent disassembly of parts. however, the main reserve is the restoration and reuse of worn parts, as the cost of restoring most parts is usually absorbed in 20… 60% of the price of new parts [7]. the blades of the ploughshare are sharpened when blunting the working side to a thickness of 1 ... 1.5 mm with a chamfer width of 5 ... 7 mm and sharpening angles of 25 ... 40 °. after wear to a width of less than 108 mm (check the template), the ploughshare is restored by forging to a normal profile (with a deviation in width of not more than 5 mm and a length of not more than 10 mm) due to the metal back (shop). plowshares should be held no more than four times. to delay the ploughshare is heated in furnaces or a blacksmith's furnace to a temperature of 900 ... 1200 ° c along its entire length and pulled on a pneumatic hammer. the surface of the extended ploughshare should be smooth, without cracks. deviation of its back from flatness is allowed a little more than 2 mm, blades (convexity of a working surface) to 4 mm. after stretching the ploughshare is sharpened on the front side, then heated to 700 ... 820 ° c and hardened along its entire length to a width of 20 ... 45 mm in salt water at a temperature of 40 ° c (time 5 ... 6 s) on the side blades to a hardness of 444 ... 650 hb. then released while heating to 350 ° c with air cooling. more effective isothermal hardening, when the ploughshare is heated to a temperature of 880 ... 920 ° c and the blade is cooled to 350 ° c for 3.0 ... 3.5 s in heated to 30 ... 40 ° c 10% saline water. after that it is cooled in air. to increase the wear resistance of the ploughshare blade is made self-sharpening by surfacing its back side with a hard alloy. before surfacing, a strip 25 ... 30 mm wide is pulled from the ploughshare on the blade side and a section 55 ... 65 mm wide is pulled into the sock of the chisel-shaped ploughshare. the thickness of the surfacing layer should be 1.4-2.0 mm. surfacing is carried out on the installation of hdtv alloy sormite № 1, acetylene-oxygen flame with a rod 0 6 mm from sormite № 1, electrodes brand t-590 36 problems of tribology and powder darts. when worn to a width of less than 92 mm, the ploughshare is restored by welding the strip, making it also self-sharpening. crushing of the knife blade is allowed in no more than three places up to 1.5 ... 2.0 mm deep and up to 15 mm long. disc warping is allowed a little more than 3 mm. damaged discs are ruled on the stove in a cold state. they are sharpened to a blade thickness of 0.5 mm on the installation op-6112 for sharpening disc knives and on devices for the lathe cutters with plates of hard alloys t15k6 and others. axial and radial beating of the disk is allowed no more than 3 mm. collection control. the plow after repair in the unit with a tractor is established for check on the control stand platform. it is made on a reinforced concrete base with a variable (for different tractors) track of channels with stops for the tractor and the control plate with a stencil, which marks the position of the working bodies, wheel supports and other control points of the plow. the completeness of the plow, the correct installation of its working bodies, the rigidity of fastening parts and other parameters are checked on the stand-platform. when working in a properly assembled plow, the plowshares, the ends of the field boards, the heel of the rear field board, the furrow and the rear wheels must lie in the same plane. deviations from the parallel field edges of dumps and plowshares are allowed only in the direction of the furrow, but not more than 10 mm. socks and heels must lie on one straight line with a deviation of not more than ± 5 mm. the distance between the inner edge of the furrow wheel and the heel of the ploughshare of the first case is allowed 50 ± 5 mm. displacement of the rear wheel from the straight line passing through the field edge of the ploughshare of the last case is allowed a little more than 5 mm. the plane of the rear wheel disc must have an inclination of 6 ... 10 ° from the vertical towards the plowed field. the clearance between the heel heel or the rear edge of the field board and the plane of the control plate is allowed up to 10 mm. the location of the plow sock above the heel or field board is not allowed. the blade and the ploughshare must fit snugly together, and the ploughshare must protrude no more than 1 mm above the blade surface at the joint. it is not allowed for the surface and the field edge of the blade to protrude above the surface and the edge of the ploughshare. the screw mechanisms of the plow must rotate freely if the steering wheel is applied with a force of not more than 150 ... 200 n. the technology of repair of mounted and trailed plows is similar. repaired plows for long-term storage paint, which work surfaces are covered with anti-corrosion composition. the development and application of alternative energy-saving and efficient methods of ensuring the reliability of tillage implements by strengthening their surface treatment is relevant. an effective method is the technology of restoration and strengthening of the working bodies of tillage machines by means of vibration. in this regard, research is particularly relevant to determine the technological parameters of the most responsible working bodies of tillage machines in their production and restoration, aimed at improving the reliability and durability. therefore, the creation of technology for strengthening such bodies with the use of mechanical vibrations can be considered one of the important scientific, applied and promising tasks for the development of the agro-industrial complex of ukraine. purpose the purpose of the research is to increase the reliability of ploughshare working bodies of tillage machines by restoring them by the method of vibration hardening. research methodology to study the effect of normal and vibration load on the strength characteristics of the processed material, the study was performed on samples-models, and then on the details. the samples were new plowshares, experimental studies on which provided the identity of the nature of the course of wear of their cutting elements. the thickness of the blade samples plowshares during the tests varied within 2.0 ± 0.5 mm, the sharpening angle was 25 °, 30 ° and 35 °. the amplitude of oscillations of the processing tool was 0.25 0.75 mm, the frequency of oscillations 700 2100 min-1, hardening time 10 30 s. the levels of factors of the multifactorial experiment were determined by previous experimental studies [8]. determination of stresses in the material of the samples, processing effort, the amount of deformation was performed by strain gauge using an oscilloscope, amplifier tup-12, strain gauges type pd-5-200. studies of the microstructure were performed using a microscope mim-8, hardness tester tk-2m, microhardness tester pmt-zm; measurement of surface roughness of samples and parts was performed on a profilometer mod. 253 and profilographs of fashions 252. evaluation of changes in the macrostructure of the ploughshare blade along its generator was performed using the planimetric method, and evaluation of their reliability was determined by the probability of trouble-free operation, provided that the blade parameters do not exceed the limits. the reliability of the results of experimental studies was evaluated in accordance with the accepted theoretical law of distribution, with a given value of confidence probability α = 0.95. problems of tribology 37 experimental studies of the wear resistance of plowshares, restored by various methods, were carried out on the stand the soil channel, which adhered to the conditions of similarity of plowshares on the stand and during operation, ie preserved the nature of wear. the humidity of the working mixture (10-18%) was controlled using a moisture meter ev-2. experimental tests were the final stage of research to determine the effectiveness of various methods of restoring the plowshares of tillage machines. plowshares were tested in four versions: new steel 65g; restored by welding tires made of steel 45 with sormite surfacing and vibration hardening; new steel l-53, subjected to vibration hardening; new steel 65g, subjected to vibration hardening. tests of these variants of plowshares allowed to estimate their operational reliability. research results the change in the shape of the ploughshare blade from technological (initial) to working (worn) occurs as a result of the action of forces on it, in its various planes (fig. 1): fig. 1. scheme of stress distribution in the cutting part of the ploughshare the nature of the change in the force on the blade depending on the sharpening angle β is shown in fig. 2. fig. 2. curves of changes of efforts on a blade depending on a sharpening angle: 1 normal component of the cutting force; 2 component directed along the generative; 3 total cutting force it was found that increasing the sharpening angle β from 30 ° to 35 ° causes an increase in mainly normal n and total p cutting force of 1.49 and 1.51 times, respectively. it has been experimentally established that the criteria for the limiting state of plowshares can be considered as the wear values of the sock δh and the thickness of the ploughshare wall. the amount of wear of the sock in plowshares, restored by welding tires made of steel 45 with sormite surfacing and vibration 38 problems of tribology hardening, respectively, 1.2 and 1.1 times less than in plowshares made of steel l-53 and steel 65g, subjected to vibration hardening. wear on the wall thickness of plowshares, restored by welding tires made of steel 45 with surmaite surfacing and vibration hardening, respectively, 1.54 and 1.2 times less compared to the wear of plowshares made of steel l-53 and steel 65g subjected to vibration hardening [9]. based on the obtained equations for plowshares, restored by welding tires made of steel 45 with sormite surfacing, the surface dependence of the wear of the ploughshare blade thickness on the frequency and amplitude of oscillations of the working tool at a processing time of 20 s. as a result of the analysis of regression equations it can be stated that to increase the wear resistance of renewable plowshares vibration hardening should be carried out at an oscillation frequency of 1400 min-1, oscillation amplitude of 0.5 mm and hardening time of 20 s. studies of the microstructure of deformed specimens have shown that during vibrational deformation it is more fine-grained and uniform to a metal depth of 180-320 μm, which creates conditions that contribute to the strengthening of the treated surface (fig. 3). fig. 3. changes in the hardness of the depth of the plowshares depending from the recovery method: 1 restored by welding tires made of steel 45 with sormite surfacing and vibration hardening, 2 new plowshares made of l-53 steel subjected to vibration hardening, 3 new plowshares made of steel 65g, strengthened by vibration deformation it is experimentally established that the hardness of the material on the surface of the blade, depending on the technological process of recovery was: restored by welding tires of steel 45 with surfacing and vibration hardening 71-74 hrc; new plowshares made of l-53 steel, subjected to vibration hardening 66-68 hrc; new from 65g steel and strengthened by vibration deformation 57-59 hrc. the hardness of the ploughshare material, restored by welding 45 steel tires, surfacing and vibration hardening, is 1.23-1.35 times higher than the hardness of the 65g steel ploughshare material without hardening. studies have shown that during the restoration of plow plowshares by various methods in their material arise and redistribute significant residual stresses due to thermal effects on the parent metal during surfacing and various methods of hardening [10]. compressive stresses increase as the layers are removed inwards and when strengthened with the amplitude of the machining tool a = 0.5 mm was at a depth of 0.08 0.15 mm: mpa; at strengthening of plowshares from steel l-53 and steel 65g accordingly 375 385 mpas and 420 435 mpas. at a depth of 0.22 0.32 mm, they turn into tensile stresses and at a depth of 0.40 0.48 mm, respectively, were: 460 470 mpa; 485 500 mpa; 530 540 mpa. according to the obtained values of strain gauges, curves of changes of residual stresses along the depth of the ploughshare blade material are constructed (fig. 4). problems of tribology 39 fig. 4. changes in residual stresses in depth depending on the method of plowing recovery, amplitude of oscillations of the processing tool and processing time t = 20 s: 1 restored welded tires of steel 45 with surmaite surfacing and vibration hardening, 2 new plowshares of steel l-53 subjected to vibration deformation, 3 new plowshares made of steel 65g, strengthened by vibration deformation studies of the process of wear dynamics of cutting elements were carried out for plowshares: restored by welding tires made of steel 45 with surmite surfacing and vibration hardening; new plowshares made of l-53 steel, subjected to vibration deformation; new 65g steel plowshares reinforced by vibration deformation; new plowshares from steel 65g. the depth of the plowshares was 22-27 cm, and the speed was 1.4 m / s. the wear intensity of the cutting edge thickness of plowshares, restored by welding tires made of 45 steel with surmite surfacing and vibration hardening, is 1.17 times less than that of new 65g steel plowshares. the change in the amount of blunting of the blades of plowshares made of 65g steel subjected to vibration hardening is 2.06 less compared to the new ones made of 65g steel without hardening [11]. the conducted bench tests allowed to determine the nature of the change in the shape of the ploughshare and the thickness of its cutting edge, as well as to choose a more efficient technological process of its restoration. analysis of the obtained data allowed us to conclude that the wear resistance of the ploughshare depends largely on the type of processing during recovery, as well as on the combination of base and weld material. as a result of bench tests the variant of restoration of a ploughshare by welding of tires from steel 45 with automatic surfacing of sormite and the subsequent vibration strengthening is offered. a lower rate of blade thickness reduction of 0.003 mm / ha compared to other variants was set. the reliability of these plowshares was evaluated by the time of operation of the plow unit per unit of wear width, toe and thickness of the plow. the highest values of these parameters are 38.07 ha / mm; 8.13 ha / mm and 56.9 ha / mm had plowshares, restored according to the developed technology, and the smallest 31.24 ha / mm; 7.08 ha / mm and 46.67 ha / mm are the new 65g plowshares [12]. no plow failures were observed during operation. these changes in the geometry parameters of plowshares and their wear were removed every 50 ha of work. operational studies of these variants of plowshares have confirmed full compliance with bench tests. more reliable are the plowshares restored by welding of tires from steel 45 with sormitic surfacing and vibration strengthening: speed of wear of width, a sock and plow thickness accordingly 1,29; 1.17 and 1.22 times less than the new 65g steel [13]. the average wear of these parameters was 9.56 mm, 43.20 mm, 6.56 mm, respectively (fig. 5). fig. 5. changes in wear of width (a) and sock (b) of a plow ploughshare depending on the operating time: 1 new plowshares made of 65g steel, 2 restored by welding tires made of steel 45 with sormite surfacing and vibration hardening, 3 new plowshares made of l-53 steel, subjected to vibration hardening; 4 new plowshares made of 65g steel, subjected to vibration hardening an assessment of the reliability of tillage machines working with these working bodies, their performance and the coefficient of technical use [14]. it was found that the highest value of ktv = 0.992 were plow units working with plowshares, restored by welding tires made of steel 45 with sormite surfacing and vibration hardening, and the lowest ktv = 0.948 with new plowshares made of steel 65g. the coefficient of technical use of plow units with plowshares, restored by the developed technology, is 1.05 times higher than that of plow units with new plowshares made of 65g steel. conclusions it is established that during vibrational deformation a larger fine-grained and uniform metal microstructure is formed at a depth of 180-320 μm, conditions are created that ensure the accumulation of residual deformation and strengthening of the working layer of plowshares. regularities of structure formation of the working layer within the limits of vibration processing parameters are revealed. 40 problems of tribology the hardness of the ploughshare material restored by welding 45 steel tires, grade surfacing and vibration hardening is 1.23-1.35 higher than the hardness of 65g steel ploughshare materials without hardening. a computational-experimental method for determining the reliability of plow plowshares according to the main criteria, based on the use of measurement results obtained in the conditions of bench and operational tests, has been developed. in plowshares, restored by welding tires made of steel 45 with automatic surfacing and vibration hardening, wear rate of width, sock and plow thickness in accordance with 1.29; 1.17 and 1.22 times less than the new 65g steel. the estimation of reliability of plow plowshares of substantiation of processing machines for the coefficient of technical use is executed. it is established that the coefficient of technical use of the plow unit with plowshares, restored by the developed technology in comparison with the new ones by 105 times. the reliability of the plowshares of these options was evaluated by the operating time of the plow unit, which is per unit of wear width, toe and thickness of the plow. the highest value of these parameters is 38.07 ha / mm; 8.13 ha / mm and 56.9 ha / mm of small plowshares, restored according to the developed technology, and the smallest 31.24 ha / mm; 7.08 ha / mm and 46.67 ha / mm new 65g steel plowshares. references 1. mccune r.c. an exploration of the cold gas dynamic spray method for several materials systems / r.c.mccune, a.n.papyrin, j.n.hall, w.l.riggs, p.h.zajchowski // proc. 8th ntsc 11-15 sept. 1995, houston, texas, usa, p.1-6. 2. segal a.e. a cold-gas spray coating process for enhancing titanium / a.e.segal, a.n.papyrin, j.c.conwey, and d.shapiro // jom, vol.50, n 9, sept., 1998, p. 52-54. 3. dykhuizen r.c. gas dynamic principles of cold spray / r.c.dykhuizen and m.f.smith // journal of thermal spray technology, june 1998, vol. 7, no. 2, p. 205 212. 4. van steenkiste t.h. aluminum coatinga via kinetic spray with relatively large powder particles / t.h.van steenkiste, j.r.smith, r.e.teets // surface and coatings technology, 2002, vol.154, p.237-252. 5. jodoin b. effects of shock waves on impact velocity of cold spray particles / b.jodoin // proc. international thermal spray conference and exposition "advancing thermal spray in the 21st century", singapore, may 28 30, 2001, p.399 407. 6. thorpe m.l. hight pressure hvof an update / m.l. thorpe, r.j. thorpe // proc. of the 1993 national thermal spray conf., anahiem, с a, 7-11 june, 1993. anahiem, 1993. 7. hackett c.m. on the gas dynamics of hvof thermal sprays / c.m. hackett, g.s. settles, j.d. miller // proc. of the 1993 national thermal spray conf., anahiem, ca, 7-11 june, 1993. anahiem, 1993. 8. stoltenhoff t. cold spraying state of the art and applicability / t.stoltenhoff, j.voyer and h.kreye // proc. international thermal spray conference 2002 (itsc 2002), essen, germany, march 4-6, 2002, p.385 393. 9. marchenko d.d. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation / d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2019. – vol 24. – no 4/94 (2019) – s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 10. richter p. equipment engineering and process control for cold spraying / p. richter, d.w. krommer and p. heinrich // proc. international thermal spray conference 2002 (itsc 2002), essen, germany, march 4 6, 2002, p.394 398. 11. marchenko d.d. investigation of tool wear resistance when smoothing parts / d.d. marchenko, k.s.matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 4/98 (2020) – s. 40–44. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-40-44 12. dykha a.v. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. issn 1729–3774 / a.v. dykha, d.d. marchenko, v.a. artyukh, o.v. zubiekhina–khaiiat, v.n. kurepin // eastern– european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». – 2018. – №2/1 (92) 2018. – pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 13. dykha a.v. prediction the wear of sliding bearings. issn 2227–524х / a.v. dykha, d.d. marchenko // international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. – 2018. – vol. 7, no 2.23 (2018). – pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 14. marchenko d.d. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts / d.d. marchenko, v.a. artyukh, k.s. matvyeyeva // problems of tribology. – khmelnitsky, 2020. – vol 25. – no 2/96 (2020) – s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-26-11. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53 problems of tribology 41 марченко д.д., матвєєва к.с. дослідження процесу наплавлення і вібраційного деформування при відновленні лемешів і дисків ґрунтообробних машин. в статті приведено аналіз зносу лемешів і встановлено характерні вимоги до технологічного процесу відновлення їх зношених поверхонь. вибір технології відновлення обґрунтували з урахуванням характеру дефектів і ступеню зносу робочих поверхонь ріжучих елементів, їх матеріалу, твердості, конструктивних параметрів, точності обробки і собівартості ремонтних робіт. кількісну та якісну оцінку надійності ріжучих елементів лемешів ґрунтообробних машин, відновлених різними методами, проводили порівнянням з такими ж показниками нових. аналіз стану відновлених і нових лемешів проводили по їхньому зносу в процесі проведення лабораторних і експлуатаційних випробувань. лабораторні дослідження по зміцненню лемешів методом вібраційного деформування проводили на спеціально виготовленій установці, що складається з наступних основних вузлів: віброзбудника ів-105 з регульованим дебалансом; системи гідравлічного підйому; допоміжного обладнання. швидкість деформування регулювали клинопасовим двоконтурним варіатором привода насоса. для вивчення впливу звичайного і вібраційного виду навантаження на міцнісні характеристики оброблюваного матеріалу дослідженя проводили на зразках-моделях, а потім на деталях. зразками слугували нові лемеші, експериментальні дослідження на яких забезпечували ідентичність характеру протікання зношування їх ріжучих елементів. експериментально встановлено, що твердість матеріалу на поверхні леза в залежності від технологічного процесу відновлення склала: відновлених приваркою шин зі сталі 45 з наплавленням сормайтом і вібраційним зміцненням 71-74 hrc; нових лемешів зі сталі л-53, підданих вібраційному зміцненню 66-68 hrc; нових зі сталі 65г і зміцнених вібраційним деформуванням 5759 hrc. ключові слова: наплавлення, вібраційне деформування, зносостійкість, грунтообробні машини, відновлення лемеша, зміцнення диска, довговічність, сормайт copyright © 2022 i.v. shepelenko, e.k. posviatenko, ya.b. nemyrovskyi, v.v. cherkun, i.p. rybak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 6-12 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-6-12 creation of new technological methods for surface engineering based on broaching i.v. shepelenko*1, e.k. posviatenko2, ya.b. nemyrovskyi1, v.v. cherkun3, i.p. rybak2 1central ukrainian national technical university, kropyvnytsky, ukraine 2national transport university, kyiv, ukraine 3dmytro motornyi tavria state agrotechnological university, melitopol, ukraine *e-mail: kntucpfzk@gmail.com received: 8 march 2022: revised: 20 april 2022: accept: 5 may 2022 abstract the article is devoted to the creation of new processing technologies through the use of drawing. it is determined that the most effective processes of surface engineering of machine parts are hybrid technologies. the advantages of such technologies due to obtaining a new effect from the impact on the part by two or more dissimilar processes belonging to one or different groups of surface engineering methods are noted. it is proved that the use of hybrid technologies on the basis of stretching allows to combine the advantages of different methods, first of all cold plastic deformation methods, in combination with others. the use of deforming drawing provides in the surface layer favorable for the part of the compressive residual stresses, increase the wear resistance of the surface, as well as the strength of the part. the results of the research allowed to classify the deforming drawing as a class of surface engineering methods. on the example of processing of cylinder liners of internal combustion engines the combined technology containing operations of deforming drawing and finishing antifrictional non-abrasive processing is developed. it is shown that the use of deforming drawing has significantly improved the quality of antifriction coating. the use of deforming drawing to the component of the hybrid method with the subsequent pulsed nitriding is considered.it is established that when nitriding cutting tool products, hybrid process modes should be set in order to create the most effective nitride zone. in the case of processing of road vehicle parts, special attention should be paid to obtaining a diffusion layer. the efficiency of the offered technologies on the basis of stretching is established. determining the prospects for further use of deforming drawing as an integral part of hybrid technologies. key words: surface engineering, broaching, hybrid technologies, finishing antifriction non-abrasive treatment, nitriding introduction modern machines must have a set of operational, aesthetic, environmental, technological and other properties that are determined by the indicators system of the machine quality, which in turn are provided by the properties of the surface, surface layer or individual surface of the part. this means that when choosing structural materials for mechanical engineering should distinguish between the functions of the core and the surface layer. this design and technological concept of creating machines is not only strategic but also universal, as it dominates throughout the life cycle of the machine, in particular, in its manufacture, operation and repair, as well as in the restoration of individual components and parts. the general priority of modern mechanical engineering, which includes the development of known and creation of new technologies for influencing the surface layer of the part, the purpose of which is to control the composition, structure and properties of the latter, was defined as "surface engineering of machine parts" (se). http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-6-12 problems of tribology 7 literature review there are about two hundred methods of surface engineering, which should be classified as follows: coating, modification of the surface layer, technological and combined (hybrid) methods. currently, researchers pay the most attention to coatings that can be obtained by gas-thermal and mechanothermic spraying, vacuumcondensation technologies, surfacing, galvanic and chemical deposition, enameling, plating, cladding, hot metal coating, solid lubricants application [1]. having a number of advantages (thickness 0.005 ÷ 5 mm; high level of physical and mechanical properties; used equipment and technological equipment), coatings are still not securely held on the base, require finishing machining, create a large gradient of harmful residual stresses. modification of the surface layer, including surface heat and chemical-thermal treatment and cold plastic deformation (cpd), is free from these disadvantages, as the means of influencing the properties of the metal are structural transformations, diffusion processes and changes in dislocation density in the base material. the disadvantage of the modification is the difficulty of managing the size of worn parts. technological methods involve the impact on the surface layer of the part in order to change its properties by cutting or related processes. this group includes most methods of obtaining regular macroand microreliefs. hybrid methods involve obtaining a new effect from the impact on the part of two or more heterogeneous processes belonging to one or different groups of se [2, 3]. obviously, each of the methods affects the operational properties of machine parts through a set of geometric and physic-mechanical characteristics of the surface, primarily accuracy, roughness, support area, microrelief, macrorelief, porosity, hardness, microhardness, residual stresses, microstructure, texture, adhesion properties, adhesion strength to the base, the resource of plasticity used, etc. the obtained physic-mechanical and geometrical characteristics allow to increase wear resistance, corrosion resistance, fatigue strength, oxidation resistance, contact hardness, heat resistance, adhesion resistance, heat strength, antifriction or friction properties, tightness of joints, strength, lubricant retention efficiency, friction vapor compaction, heat and electrical insulating properties, fragmentation munitions efficiency, tool cutting properties. in our opinion, hybrid technologies are the most effective processes of the surface engineering of machine parts, both in the main and in the secondary (repair and restoration) industries. special attention should be paid to the methods of parts finishing processing by cpd, among which should be noted deforming broaching (db). the analysis of known sources showed that with all the variety of research in the field of db application, despite its advantages, the use of this process requires more in-depth research, including the development of combined technologies. one of the examples of such a process is the technology of vehicle parts restoration, which includes volumetric cpd (shaping) followed by low-frequency finishing ionic pulsed nitriding [3, 4]. cpd by deposition, rolling, compressed liquid, drawing, hydroabrasive treatment, rolling, deforming broaching and stitching (mandrel) allows to obtain a number of useful from the standpoint of se geometric and physic-mechanical characteristics of products surface layer. at the institute of superhard materials named by v.m. bakul of the nas of ukraine for the last few decades have been studying deforming broaching (db) and related processes of cpd, which allowed to obtain important scientific results that formed the basis of many resource-saving technologies [5-9, etc.]. in this case, the db was often considered as a finishing operation, the basis of which was the following [10, 11]. the accuracy of the holes in the circle, taking into account the shrinkage (+) and breakdown (-) after the db was within ± 0.02 mm, and the curvature of the generator – 0.15-0.30 mm per 1000 mm of sleeve length. the roughness of the treated surface was guaranteed to be provided in the range of ra = 0.05-0.15 μm, and the bearing surface – 90-95%. studies have also shown that, depending on the modes of db and the type of processed material, the thickness of the reinforced textured layer is 0.05-0.3 mm, and the degree of metal hardening in this layer is 50-300% (by microhardness index). thus, the analysis of literature sources showed the possibility and prospects of creating new technological methods of surface engineering on the basis of db. purpose the aim of the work is to expand the technological capabilities of db by creating new technological methods of surface engineering to improve the quality of surface treatment. results studies [7-11] have shown that db provides in the surface layer favorable for the part compressive residual stresses of the i kind, increase the wear resistance of the surface several times (except in the case of friction pair in abrasive wear), as well as the strength of the part. the last two effects are explained by the texturing of the surface layer, increasing the yield strength of the treated material, reducing the geometric parameters of stress concentrators and the favorable effect of compressive residual stresses. this is confirmed by the distribution curves of some of the above characteristics of the db surface layer, shown in fig.1 and 2. 8 problems of tribology fig. 1. distribution of relative deformations of simple shear ε (1), microhardness hμ (2), tilt angle of texture grains large axes φ (3), compressive tangential residual stresses of the i kind στ (4) and dislocation density ρ (5) by thickness of l liner surface layer from steel 10 processed by db with 20 cycles. in the center – the microstructure of the sleeve surface layer,  120 fig. 2. dependences of roughness ra (1), accuracy δ holes in a circle (2), bearing surface η (3), coefficient of friction f (4) and wear of a part δl (5) on relative deformation ε at db of a sleeve from steel 10. in the center – photomicrograph ( 80) of the hole area with regular annular microrelief: light stripes – support platforms, dark – grooves the above research results allowed to classify cpd with the help of db to the class of se methods, combined with the concept of the surface layer modification during the manufacture and renovation of products [2]. at the same time, the results of careful analysis of some other surface layer properties after db, which previously remained out of the researchers attention, led to the conclusion that this process can also be attributed to classes of technological and hybrid methods of se. thus, given the technological characteristics of the db, in particular the magnitude and smallness of deformation, can be created on the treated surface of the part micro and macroreliefs of the desired type, shape and height of each element, as well as control the number of elements per unit area, relative bearing surface and angles. boring, cutting or other cutting processes should be used as the pre-db treatment. as an example, fig. 2 shows the curve of the support surface 3 and the area of the hole with a regular annular microrelief (η = 70%). the importance of technical solutions related to microand macro-reliefs is evidenced by the fact that they developed a state standard [12], defended several dissertations and published a number of monographs. we propose to use regular technological reliefs as micro-tanks for lubrication when working in sliding friction pairs of vehicles, such as power systems of hydraulic systems, shock absorbers, jacks, bearings. this protects the contacting parts from setting. for this purpose, it is advisable to use another property problems of tribology 9 of the surface layer after the db – increasing the yield strength of the treated material by 40-70% and, as a consequence, – the allowable contact stresses by the criterion of setting bridges occurrence. this is confirmed by the curve of the friction coefficient on the level of deformation at db (fig. 2). this graph shows that even with small deformations, the reinforced by cpd surface receives reliable protection against adhesions (internal friction). when using db as part of one of the se hybrid methods, including shape-forming cpd, followed by a finishing low-frequency ionic pulsed nitriding, the physical essence of the new joint effect on the product is as follows. when db as a process that completes the formation of the part with the necessary increase (decrease) of its size, in the surface layer, along with obtaining the above useful geometric and physic-mechanical properties, a texture with variable tilt angle of a grain large axes relative to the movement direction of the tool (fig. 1; curve 3; photomicrograph; φ = 0 – π / 4). elongation of the microstructure grains is accompanied by their grinding and increasing the dislocations density by several orders of magnitude (ibid., curve 5). this preparation of the surface layer for further nitriding is extremely useful because it allows increasing several times the speed of this process, which is explained as follows. the essence of low-frequency ionic nitriding in the pulsed mode, sometimes called nitriding in the glow discharge (ngd), is that in the rarefied gaseous environment between the cathode (part) and the anode (vacuum chamber wall) a glow discharge is excited. at the same time, positive ions with high energy, bombarding the surface of the part, heat it to saturation temperature and deepen into it, forming a solid solution of nitrogen in the metal, and when the solubility limit is reached – nitride phases. pre-nitriding db significantly accelerates the diffusion of nitrogen into the surface layers of the part, as it ensures the movement of atoms not only outside the grains of the base metal, but also mainly through the grains themselves behind dislocations. the structure of the nitrided layer consists of two zones: the outer nitride and the diffusion zone of the unsaturated solid solution with dispersed inclusions of intermediate phases [13]. the properties of the nitride zone, which has a thickness of several micrometers to several hundredths of a millimeter, are very different from the diffusion zone, the thickness of which can vary from several tenths of a millimeter to several millimeters. in the first case, the layer of material has a high hardness and fragility, and in the second – at lower hardness, the layer is stronger. therefore, when ngd products such as cutting tools should be set modes of the hybrid process to create the most effective nitride zone. in the case of machining parts of road vehicles, a typical representative of which is the crankshaft, special attention should be paid to obtaining a diffusion layer. it should be borne in mind that the nitride zone can be a barrier to diffusion processes [14]. a promising area of further research of the described hybrid process is to obtain a duplex surface layer that would combine cpd, precision nitriding and coating application of tin type with a thickness of 2 ÷ 5 μm by the kib method. another example of db using as a component of a se hybrid method is our technology of antifriction coatings, which includes mechanical surface preparation as a basis for creating regular microrelief, frictionmechanical coating and finishing processing – by deforming broaching [15]. the essence of the proposed and the participation of the db are as follows. as noted in [16], the quality of the coating obtained by finishing antifriction non-abrasive treatment (fant) mainly depends on the triggering of the following channels of contact surfaces activation: mechanical, chemical, thermal and vacancy-dislocation. at the same time, the authors of [17, 18] substantiated the feasibility of forming favorable shapes and sizes of microroughness in previous fant operations, for example, creating a regular microrelief by turning as one of the conditions for obtaining a quality coating. it is difficult to obtain a high-quality antifriction coating on a surface with a rough regular microrelief due to the peculiarities of filling the microroughness hollows with antifriction material. thus, voids can occur between individual particles of antifriction material, which negatively affects the density and continuity of the coating. the use of db will significantly improve the quality of antifriction coating, namely: provide the individual elements packaging of the antifriction product in a solid mass and strengthening the coating material with the base by surface plastic deformation; increase the strength of antifriction material adhesion to the base; create a microrelief with a greater bearing capacity of the surface. the proposed technological solution formed the basis of our developed technological process of processing the hole in the ice sleeves using combined broaching and fant [19, 20]. at the combined broaching there is a removal of an allowance by a cutting element and increase in the size of a hole by group of deforming elements. as a result of processing, the rough layer of the sleeve working surface has the necessary physic-mechanical and geometric properties. the change in the height parameter of the roughness ra and the microrelief of the working surface during sleeves processing by fant and dbr is shown in fig.3. 10 problems of tribology fig. 3. changing the parameter ra when processing the sleeve: 1 – boring; 2 – fant; 3 – db with one deforming element; 4 – db by two deforming elements the use of db allowed reducing the parameter ra and creating a new technology for applying antifriction coatings using db [21]. conclusions the application of the proposed hybrid technologies based on broaching allows to combine the advantages of different methods, including surface modification and coating application with the achievement of higher operational properties of parts that require further study. the technological process of ice sleeves processing has been developed, which includes operations of db and fant, which provides the obtaining of the sleeve working surface with improved physic-mechanical and tribological characteristics. the efficiency of the combination of db and fant operation has been established, which allows improving the quality of ice sleeves processing. the technology of details restoration containing db with the subsequent finishing low-frequency ionic pulse nitriding is offered. determining the prospects for further research of db as part of hybrid technologies. references 1. chernovol m.i., shepelenko i.v. (2012) sposoby formirovaniya antifrikcionnyh pokrytij na metallicheskie poverhnosti treniya [zbirnyk naukovykh prats kirovohradskoho natsionalnoho tekhnichnoho universytetu vyp. 25 (1)] – s.3-8. 2. kanarchuk v.e., posviatenko e.k., lopata l.a. (2000) inzheneriia poverkhni detalei transportnykh zasobiv: suchasnyi stan i perspektyvy [visnyk natsionalnoho transportnoho universytetu vyp. 4] – s.3-14. 3. posviatenko e.k. (2008) gibridnye processy inzhenerii poverhnostej detalej mashin [inzheneriya poverhnosti i renovaciya izdelij] – s.195-198. 4. posviatenko e.k., alieksieiev v.v. (2007) nyzkochastotne ionne impulsne azotuvannia yak metod inzhenerii poverkhni detalei dtz [visnyk natsionalnoho transportnoho universytetu vyp. 15] – s.25-33. 5. rosenberg a.m., rosenberg o.a., gricenko e.i., posviatenko e.k. (1977) kachestvo poverhnosti, obrabotannoj deformiruyushchim protyagivaniem. kiev, naukova dumka, 188 s. 6. rosenberg a.m., rosenberg o.a., posviatenko e.k. (1978) raschet i proektirovanie tverdosplavnyh deformiruyushchih protyazhek i processa protyagivaniya. kiev, naukova dumka, 256 s. 7. rosenberg a.m., rosenberg o.a. (1998) mehanika plasticheskogo deformirovanija v processah rezanija i deformirujushhego protjagivanija. kiev, naukova dumka, 320 s. 8. posviatenko e.k. (1993) naukove obgruntuvannia efektyvnosti protsesu deformuiuche-rizhuchoho protiahuvannia [avtoreferat dysertatsii doktora tekhnichnykh nauk] 35 s. 9. posviatenko e.k., nemyrovskyi ya.b., cherniavskyi o.v., yeromin p.m. (2017) mekhanika kombinovanoho protiahuvannia hrafitovmisnykh chavuniv. kropyvnytskyi, vydavets lysenko v.f., 286 s. 10. posviatenko e.k., nemyrovskyi ya.b., shepelenko i.v. (2020) protiahuvannia ta protiazhnyi instrument. kropyvnytskyi, vydavets lysenko v.f., 298 s. 11. posviatenko e.k., nemyrovskyi ya.b., sheikin s.e., shepelenko i.v., cherniavskyi o.v. (2021) inzheneriia detalei, obroblenykh protiahuvanniam. kropyvnytskyi, vydavets lysenko v.f., 466 s. 12. poverhnosti s regulyarnym mikrorel'efom: klassifikaciya, parametry i harakteristiki. gost 24773-81 (1981) [gosudarstvennyj komitet sssr po standartam] 13 s. 13. posvyatenko e.k., alєksєєv v.v., rutkovs'kij a.v. (2005) vidnovlennia kolinchastykh valiv dvyhuniv vnutrishnoho zghoriannia ionno-impulsnym azotuvanniam [visnyk sumskoho derzhavnoho problems of tribology 11 universytetu: tekhnichni nauky. mashynobuduvannia №11 – s.119-122. 14. pastukh i.m. (2008) fizyko-tekhnichna obrobka poverkhni metaliv bezvodnevym azotuvanniam v tliiuchomu rozriadi [avtoreferat dysertatsii doktora tekhnichnykh nauk] 42 s. 15. rasheed a abdullah, shepelenko i., posviatyenko e. (2020) experimental quality improvement of the application of antifriction coating [journal of physics: conference series, volume 1706, first international conference on advances in physical sciences and materials 13-14 august 2020, coimbatore, india] – p. 1-11. https://doi:10.1088/1742-6596/1706/1/012187. 16. shepelenko i.v., posviatenko e.k., cherkun v.v. (2109) the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method [problems of tribology, №1] – s.35-39. 17. shepelenko i., ya. nemyrovskyi, y. tsekhanov et al. (2020) power parameters of micro -cutting during finishing anti-friction non-abrasive treatment [new technologies, development and application iii. nt 2020. lecture notes in networks and systems, vol 128. springer, cham] – p. 194-201. https://doi.org/10.1007/978-3-030-46817-0_22. 18. shepelenko i., tsekhanov y., nemyrovskyi ya. et al. (2020) improving the efficiency of antifriction coatings by means of finishing the antifriction non -abrasive treatment [advanced manufacturing processes. interpartner 2019. lecture notes in mechanical engineering. springer, cham] – p. 289-298. https://doi.org/10.1007/978-3-030-40724-7_30. 19. chernovol m., shepelenko i., budar mohamend r.f. (2015) effectiveness increase in application of fant of the components of mobile agricultural machines [konstruiuvannia, vyrobnytstvo ta ekspluatatsiia silskohospodarskykh mashyn vyp. 45] – s.10-13. 20. nemyrovskyi ya., shepelenko і., osin r., posviatenko e. (2022) improving the processing quality of cylinder liners using combined technology [cutting and tools in technological systems, №96] – s.121-130. https://doi.org/10.20998/2078-7405.2022.96.13. 21. shepelenko i.v. (2021) naukovi osnovy tekhnolohii nanesennia antyfryktsiinykh pokryttiv z vykorystanniam plastychnoho deformuvannia [avtoreferat dysertatsii doktora tekhnichnykh nauk] 43 s. https://iopscience.iop.org/journal/1742-6596 https://iopscience.iop.org/volume/1742-6596/1706 https://iopscience.iop.org/issue/1742-6596/1706/1 https://iopscience.iop.org/issue/1742-6596/1706/1 https://doi.org/10.1007/978-3-030-46817-0_22 https://doi.org/10.1007/978-3-030-40724-7_30 https://doi.org/10.20998/2078-7405.2022.96.13 12 problems of tribology шепеленко і.в., посвятенко е.к., немировський я.б., черкун в.в., рибак і.п. створення нових методів інженерії поверхні на основі протягування стаття присвячена створенню нових технологій обробки за рахунок застосування протягування. визначено, що найбільш ефективними процесами інженерії поверхні деталей машин є гібридні технології. зазначено переваги таких технологій за рахунок отримання нового ефекту від впливу на деталь двома або більше різнорідними процесами, що належать до однієї або різних груп методів інженерії поверхні. доведено, що застосування гібридних технологій на основі протягування дозволяє поєднувати переваги різних методів, перш за все методів холодного пластичного деформування, у поєднанні з іншими. розроблені комбіновані технології обробки, що вміщують деформуюче протягування і фінішну антифрикційну безабразивну обробку, також деформуюче протягування з наступним фінішним низькочастотним іонним імпульсним азотуванням. встановлено ефективність запропонованих технологій на основі протягування. ключові слова: інженерія поверхні, протягування, гібридні технології, фінішна антифрикційна безабразивна обробка, азотування. copyright © 2022 o.v. bereziuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,50-57 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-50-57 the influence of the alloying of the auger by the chromium on its wear during dehydration process of municipal solid waste in the garbage truck o.v. bereziuk1, v.i. savulyak1, v.o. kharzhevskyi2 1vinnitsa national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine e-mail: berezyukoleg@i.ua received: 20 january 2022: revised: 25 february 2022: accept: 15 march 2022 abstract the article is dedicated to the study of the influence of the alloying of the auger by the chromium on its wear during dehydration of solid waste in the garbage truck. using the method of regression analysis, the hyperbolical dependencies of auger wear depending on the chromium content in its hardened steel for different values of the friction path are determined. graphical dependences of augur wear depending on the chromium content in its hardened material as a function of the friction path are made up, and it confirms sufficient convergence of the obtained dependencies. carried out additional regression analysis allowed to determine that that during two weeks of operation of the auger during dehydration of solid waste in the garbage truck increasing of the chromium content in its hardened material from 0.25% to 12% reducing the speed of the wearing and energy consumption of solid waste dehydration from 12.2% to 3.1%, and, consequently, to reduce the cost of the process of their dehydration in the garbage truck. it is shown the graphical dependence of the reduction of energy consumption of dehydration of solid household waste by the hardened auger due to its alloying by the chromium. it was established the expediency of further research to determine the rational content and structural state of the material of the auger and the ways to increase its wear resistance. key words: wear, chromium content, auger press, garbage truck, dehydration, solid waste, regression analysis introduction the increasing of the wear resistance and reliability of machine parts is the important task of the municipal machine building [1, 2]. a promising technology for primary processing of municipal solid waste (msw), aimed at reducing both the cost of transportation of solid waste and the negative impact on the environment is their dehydration, accompanied by pre-compaction and partial grinding. dehydration of solid waste in the garbage truck is performed using a conical screw, the surface of which due to the existing friction wears out intensively. this is due to the fact that solid waste contains small metal parts, glass, ceramics, stones, bones, polymeric materials, which have abrasive properties. besides, the presence of moisture 39-92% by weight in msw creates an aggressive corrosive environment. for the manufacturing of the augers, the alloyed steels are widely used. the usage of steels and cast irons which are alloyed by chromium is well-grounded. such alloys harden well and have high resistance to corrosion and abrasive wear. therefore, the study of the influence of the chromium content in the hardened steel of the auger on its wear during dehydration of solid household waste in the garbage truck is a topical task. literature review the results of experimental studies of wear resistance of different auger materials with different thermal and chemical-thermal treatment in a corrosive-abrasive environment on special friction machines that simulated the operating conditions of extruders in the processing of feed grain with saponite mineral impurities are published in the paper [3]. the authors found that the wear resistance of materials in a corrosive-abrasive http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-50-57 mailto:berezyukoleg@i.ua problems of tribology 51 environment at elevated temperatures depends not only on the hardness of the friction surface, but also on its structure and phase composition and changes in the hardness gradient along the depth of the hardened layer. to ensure high wear resistance of extruders in the manufacture of animal compound feed with impurities of the mineral saponite, it is recommended to use for the manufacture of parts of the extrusion unit steel x12, hardened by nitro-hardening technology. the paper [1] is dedicated to the research of the tribotechnical characteristics of cast high-chromium alloys followed by heat treatment. the author of the article [4] investigated the influence of chromium alloying of structural steel on its abrasive wear resistance after high-temperature thermomechanical treatment. it is noted that the combined treatment, which consists of a combination of chromium alloying in the amount of 1 ... 5% and high-temperature thermomechanical treatment can be recommended for practical use as an effective means of increasing the strength of steels. the hardening of steel in this structural state reaches its maximum value after alloying by 1 ... 2% of chromium. in the article [5], a mathematical model for calculating the wear rate of triboelements in a tribosystem operating in conditions of corrosion and abrasive wear was developed. the input factors were: active acidity, abrasiveness, roughness, load and sliding speed. theoretically, the degree of influence of the above factors on the wear rate is established. it was found that abrasiveness is the most important factor, followed by the degree of decline – the level of active acidity and load. authors of the article [6] presented a new design of the auger with a sectional elastic surface, which is designed to reduce the degree of damage to the grain material during its transportation. the theoretical calculation of the interaction of the grain with the elastic section of the auger is carried out. a dynamic model has been developed to determine the influence of structural, kinematic and technological parameters of the elastic auger on the time and path of free movement of bulk material particles during their movement between sections, as well as to exclude the possibility of grain material interaction with the non-working surface of the auger working body to reduce the possibility of its damage. in the paper [7] it was determined that restoration of the auger requires surfacing or spraying a layer of a certain thickness on the end part of the coil of the auger, while the width of the restored layer is usually a few millimeters. an algorithm for selecting the optimal composite powder material for plasma spraying in order to increase the wear resistance of the working surfaces of machine parts, in particular the auger, is described. plasma spraying of composite powder materials, according to the authors, will increase the durability of the auger by 2-3 times, which will reduce repair costs by tens of times. the influence of geometrical parameters on productivity and design of the briquetting machine using the model of pressure based on the theory of piston flow is investigated in the article [8]. an analytical model that uses a pressure model was also developed based on archard wear law to study the wear of augers of biomass briquetting machines. the developed model satisfactorily predicted the wear of the auger and showed that the greatest influence on it have the speed of rotation and the choice of material. the amount of wear increases exponentially to the end of the auger, where the pressure is the highest. changing the design of the auger to select the optimal geometry and speed with the appropriate choice of material can increase the life of the auger and the productivity of the machine for briquetting biomass. the analysis of the process of screw briquetting of plant materials into fuel and feed is investigated in the work [9]. regularities of this process are the basis for determining the rational parameters of the working bodies. when designing briquette presses it is necessary to consider deformation of biomass taking into account change of physical and rheological properties at the moment of interaction with the working surfaces of the auger. in the article [10] the wear of a twin-auger extruder of rigid pvc resins is investigated. the pressures around the cylinder when extruding two rigid pvc resins in a laboratory extruder with a diameter of 55 mm were measured and the forces acting on the auger core were determined. numerical simulation of the flow was performed using the power parameters of the viscosity of the resins. the process of pressing wood chips in auger machines was investigated in the work [11]. the processes occurring in different parts of the auger are established, formulas are defined that allow to calculate the loads acting on the auger coils, as well as to determine the power required for pressing. the specific energy consumption and the degree of heating of raw materials during pressing are determined. the results of experimental studies of the process of solid dehydration based on the planning of the experiment by the box-wilson method are shown in the article [12]. quadratic regression equations with the 1st order interaction effects were obtained using rotatable central composite planning for such objective functions as humidity and density of pre-compacted and dehydrated msw, maximum drive motor power, energy consumption of solid waste dehydration. this allowed to determine the optimal parameters of equipment for dehydration by the criterion of minimizing the energy consumption of the process (auger speed, the ratio of the radial gap between the auger and the body, and the ratio of the auger core diameter to the outer diameter of the auger on the last coil) for both mixed and “wet”. in the article [13] the improved mathematical model of work of the dehydration drive of msw in the garbage truck is suggested that takes into account wear of the auger, which allowed to research numerically the dynamics of this drive during the start-up, and to define that with the increase of wear of the auger pressure of 52 problems of tribology working liquid on the speed of the auger it is significantly reduced. the power regularities of change of the nominal values of pressures at the inlet of the hydraulic motor, angular speed and frequency of rotation of the auger from values of its wear are defined, the last of which describes detuning from optimum frequency of rotation of the auger in the course of its wear. it is established that the wear of the auger by 1000 μm leads to an increase in the energy consumption of solid dehydration by 11.6%, and, consequently, to an increase in the cost of the process of their dehydration in the garbage truck and accelerate the wear process. in the paper [14], the influence of carbon content in the auger material on its wear during dehydration of solid waste in the garbage truck was investigated by means of the regression analysis method. it was also found that during operation and the wearing process of the auger on the path s = 56850 m during dehydration of solid waste in the garbage truck, the increase of the carbon content in the auger material from 0.2% to 2.1% leads to a decrease in the growth rate of energy consumption of solid waste dehydration from 19.6% to 4.4%, and, consequently, to reduce the cost of dehydration in the garbage truck. purpose researching the influence of the chromium content in the hardened steel of auger on its wear during dehydration of solid waste in a garbage truck. methods determination of paired dependencies of auger wear from the chromium content in the hardened steel was performed by regression analysis [15]. regressions were determined on the basis of literalizing transformations, which allow to reduce the nonlinear dependence to the linear one. the coefficients of regression equations were determined by the method of least squares using the developed computer program "reganaliz", which is protected by a copyright registration certificate, and is described in the article. the following dependencies were used to determine the energy consumption of solid dehydration taking into account the auger wear [13]: 0 0 min min 4 min 0 0 0 0 min 4 0 min min 0 0 1504 15.92 0.3214 1.069 ( ) 2061( ) / ( 2 ) 1947( 2 ) / ( 2 ) 9.118 10 0.002142 ( ) 18.12 ( ) / ( 2 ) 2.115 ( 2 ) / ( 2 ) 4.392 10 ( ) 2.005 ( ) / ( aug aug aug e w n u u d u d u d u w w n u w u d u w d u d u n u u                                     min 2 4 2 2 0 min min 0 0 2 2 min min min 2 ) 0.3361 ( 2 ) / ( 2 ) 0.09031 7.923 10 0.008241 ( ) 104172 [( ) / ( 2 )] 1318 [( 2 ) / ( 2 )] kwh/tons ;aug d u d u d u w n u u d u d u d u                     (1) 3 1,5 52.43 1.276 10n u     [rpm], (2) where e – is the energy consumption of solid waste dehydration, kw·h/tons; ρ0 – initial density of solid waste, kg/m3; w0 – initial relative humidity of solid waste, %; n – the nominal speed of the auger, rpm; u auger wear, m; aug radial clearance between auger and housing, m; dmin – outer diameter of the auger on the last coil, m; dmin is the diameter of the auger core on the last coil, m. results the values of auger wear for different values of chromium content in the hardened steel of auger and friction path are given in table 1 [3]. as a result of regression analysis of the data in table 1, it was determined the hyperbolical dependencies of wear of the auger depending on the hardness of its surface for different values of the friction path: s 3000 0.02586 0.002768 cr cr c u c    ; (3) s 6000 0.01402 0.001645 cr cr c u c    ; (4) s 9000 0.009613 0.001109 cr cr c u c    ; (5) s 12000 0.007314 0.0008353 cr cr c u c    , (6) problems of tribology 53 where u – wear, m; ccr – chromium content in the hardened steel of auger, %; s – friction path, m. table 1 the results of regression analysis of the dependence of the wear of the auger depending on the chromium content in the hardened steel and the friction path [3] № material of the auger chromium content in the auger material, % wear, m, for the friction path, m 3000 6000 9000 12000 1 steel 45 0.25 53 103 153 203 2 steel шх15 1.5 43 80 116 152 3 steel х12 12 39 72 105 138 fig. 1 shows graphical dependences of auger wear depending on the chromium content in the hardened steel for different values of the friction path, made up using the dependences (3 6), which confirmed the sufficient convergence of the obtained dependencies compared with the data in the table 1. а) b) c) d) fig.1 the wear of the auger depending on the chromium content in the hardened steel for different values of the friction path (а) – s = 3000 m, (b) – s = 6000 m, (c) – s = 9000 m, (d) – s = 12000 m: actual ○, theoretical — dependences (3 6) for different values of the friction path can be written in general as follows )()( sacsb c u cr cr   , (7) where a(s), b(s) – regression coefficients that depend on the path of friction. after the additional regression analysis, the regression coefficients which depend on the friction path can be described by power laws: 1 ( ) 66.64 0.09338 a s s   ; (8) 54 problems of tribology 1 ( ) 5.971 0.0109 b s s   . (9) the results of the regression analysis are shown in table 2, where the cells with the maximum values of the correlation coefficient r for each of the paired regressions are marked in gray. figure 2 shows the graphical dependences of the regression coefficients on the path of friction, constructed using the dependences (8,9), which confirm the sufficient convergence of the obtained dependencies. table 2 the results of regression analysis of the dependence of the wear of the auger depending on the chromium content in the hardened steel for different values of the friction path № type of regression correlation coefficient r for paired regressions us=3000=f(ccr) us=6000=f(ccr) us=9000=f(ccr) us=12000=f(ccr) a=f(s) b=f(s) 1 y = a + bx 0.78434 0.76548 0.74538 0.73568 0.95672 0.93902 2 y = 1 / (a + bx) 0.82777 0.81508 0.79543 0.78565 0.99911 1.00000 3 y = a + b / x 0.98985 0.99365 0.99664 0.99772 0.99597 0.99957 4 y = x / (a + bx) 0.99998 0.99998 0.99998 0.99999 0.98313 0.98541 5 y = abx 0.80603 0.79008 0.77000 0.76015 0.99128 0.98339 6 y = aebx 0.80603 0.79008 0.77000 0.76015 0.99128 0.98339 7 y = a ·10bx 0.80603 0.79008 0.77000 0.76015 0.99128 0.98339 8 y = 1 / (a + be-x) 0.99736 0.99873 0.99985 0.99998 0.98832 0.98832 9 y = axb 0.96900 0.96212 0.95287 0.94812 0.99742 0.99985 10 y = a + b·lg x 0.95954 0.95070 0.94075 0.93575 0.99540 0.98841 11 y = a + b·ln x 0.95954 0.95070 0.94075 0.93575 0.99540 0.98841 12 y = a / (b + x) 0.82777 0.81508 0.79543 0.78565 0.99910 0.99999 13 y = ax / (b + x) 0.97675 0.98128 0.98712 0.98955 0.91241 0.92863 14 y = aeb / x 0.98414 0.98849 0.99284 0.99455 0.96816 0.98033 15 y = a ·10b / x 0.98414 0.98849 0.99284 0.99455 0.96816 0.98033 16 y = a + bxn 0.72971 0.70897 0.68701 0.67645 0.89126 0.86559 а) b) fig. 2. dependences of regression coefficients on the friction path (а) – a = f(s), (b) – b = f(s): actual○, theoretical — after substituting the laws (8, 9) into the dependence (7), we obtain the law of wear of the auger depending on the chromium content in the hardened steel and the friction path    5.971 0.0109 1 66.64 0.09338 cr cr c u c s s     . (10) fig. 3 shows a graphical dependence of the wear of the auger in the plane of the parameters of influence: the chromium content in the hardened steel and the friction path. problems of tribology 55 fig. 3. the dependence of the wear of the auger u in the plane of the parameters of influence: the content of the chromium ccr in the hardened steel and the friction path s figure 4 shows the graphical dependence of the influence of the chromium content in the hardened steel of the auger of the device for dehydration of solid waste on the energy consumption of the process (s = 56850 m [14]), made up using dependencies (1, 2, 10). fig. 4. the influence of increasing of the chromium content in the hardened steel of the auger on energy consumption of the msw dehydration process after its operation and wear on the path s = 56850 m as shown on the fig. 4, after operation and wear on the path s = 56850 m during dehydration of msw in the garbage truck, the increase in chromium content in the hardened steel of the auger from 0.25% to 12% leads to reduced energy consumption and to cheap the process of dehydration of solid waste in the garbage truck, which indicates the importance of determining the rational composition and structural state of the material of the friction surfaces of the auger and the ways to increase its wear resistance. conclusions the hyperbolic dependencies of the auger wear depending on the chromium content in its hardened steel for different values of the friction path are determined. carrying out additional regression analysis allowed to obtain the dependence of wear of the auger depending on the chromium content in its hardened steel and the friction path. it is established that on the way of auger wear s = 56850 m during dehydration of solid household waste in garbage truck, the increase of chromium content in auger steel from 0.25% to 12% allows to reduce energy consumption of solid waste dehydration from 12.2% to 3.1%, and, consequently, to reduce the cost of the process of dehydration in the garbage truck. therefore, determining the rational composition and the structural state of the material of the friction surfaces of the auger and the ways to increase its wear resistance require further research. 56 problems of tribology refrences 1. kindrachuk m.v., kutsova v.z., kovzel m.a., hrebeneva a.v., danylov a.p., khlevna yu.l. (2014) tribotechnical properties of high chromium alloys are in the cast stay and after heat treatment. problems of tribology, 64(2), 58-63. 2. dykha o.v. (2018) rozrakhunkovo-eksperymentalni metody keruvannya protsesamy hranychnoho zmashchuvannya tekhnichnykh trybosystem: monohrafiya. [computational and experimental methods for controlling the processes of maximum lubrication oftechnical tribosystems: a monograph.] khmelnytsʹkyi: khnu. 3. kaplun v.h., honchar v.a, matviishin p.v (2013) pidvyshchennya znosostiykosti shneka ta ekstrudera pry vyhotovlenni kormiv dlya tvaryn iz domishkamy mineralnoho saponitu. [improving the wear resistance of the auger and extruder cylinder in the manufacture of animal feed with impurities of the mineral saponite]. visnyk of khmelnytsky national university, 5, 7-11. 4. dvoruk v.i. vplyv lehuvannia khromom konstruktsiinoi stali na yii abrazyvnu znosostiikist pislia vysokotemperaturnoi termomekhanichnoi obrobky (vtmo) (2014). problems of tribology. 73. №. 3. s. 5965 5. cymbal b.m. (2017) pidvyshchennya znosostiykosti shnekovykh ekstruderiv dlya vyrobnytstva palyvnykh bryketiv u kyslotnykh ta luzhnykh seredovyshchakh [increasing the wear resistance of auger extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.02.04 – friction and wear in machines, kharkiv, 20. 6. hevko r.b., zalutskyi s.z., hladyo y.b., tkachenko i.g., lyashuk o.l., pavlova o.m., ... & dobizha n.v. (2019). determination of interaction parameters and grain material flow motion on screw conveyor elastic section surface. inmateh-agricultural engineering, 57(1). 7. zhachkin s.y., trifonov g.i. (2017) vplyv plazmovoho napylennya kompozytsiynykh poroshkovykh materialiv na znosostiykistʹ detaley mashyn [influence of plasma spraying of composite powder materials on the wear resistance of machine parts]. master's journal, № 1, 30-36. 8. orisaleye j.i., ojolo s.j., ajiboye j. s. (2019) pressure build-up and wear analysis of tapered screw extruder biomass briquetting machines. agricultural engineering international: cigr journal, 21(1), 122-133. 9. eremenko o.i., vasilenkov v.e., rudenko d.t. (2020) doslidzhennya protsesu bryketuvannya biomasy shnekovym mekhanizmom [investigation of the process of biomass briquetting by auger mechanism]. inzheneriya pryrodokorystuvannya, 3 (17), 15-22. 10. demirci a., teke i., polychronopoulos n. d., vlachopoulos j. (2021) the role of calender gap in barrel and screw wear in counterrotating twin screw extruders. polymers, 13(7), 990. 11. tataryants m.c., zavynskyy c.s., troshyn a.d. (2015). rozrobka metodyky rozrakhunku navantazhenʹ na shnek i enerhovytrat shnekovykh presiv [development of a method for calculating auger loads and energy consumption of auger presses]. sciencerise, 6 (2), 80-84. 12. berezyuk o.v. (2018) eksperymentalʹne doslidzhennya protsesiv znevodnennya tverdykh pobutovykh vidkhodiv shnekovym presom [experimental study of solid waste dehydration processes by auger press]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, № 5, 18-2413. 13. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck. problems of tribology, no 26(2/100), 79-86. 14. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o., osadchuk a.a. (2021) research of the impact of carbon content in the auger material on its wear during dehydration in the solid waste garbage truck through regression analysis. –. – no 26(4/102). – p. 12-19. 15. chatterjee s., hadi a.s. (2015) regression analysis by example. john wiley & sons. problems of tribology 57 березюк о.в., савуляк в.і., харжевський в.о. вплив легування хромом шнека на його знос під час зневоднення у сміттєвозі твердих побутових відходів стаття присвячена дослідженню впливу легування хромом шнека на його знос під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. за допомогою використання методу регресійного аналізу визначено гіперболічні закономірності зносу шнека залежно від вмісту хрому в його гартованій сталі для різних значень шляху тертя. побудовано графічні залежності зносу шнека залежно від вмісту хрому в його гартованому матеріалі як функції шляху тертя, підтверджено достатню збіжність отриманих закономірностей. додатковий регресійний аналіз дозволив встановити, що при двотижневій експлуатації шнека для зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі збільшення вмісту хрому в гартованому матеріалі шнека з 0,25% до 12% дозволяє знизити швидкість зношування та енергоємність зневоднення твердих побутових відходів з 12,2% до 3,1%, а, отже, і до здешевлення процесу їхнього зневоднення у сміттєвозі. показана графічна залежність зниження енергоємності зневоднення гартованим шнеком твердих побутових відходів внаслідок його легування хромом. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення раціонального складу і структурного стану матеріалу шнека та шляхів підвищення його зносостійкості. ключові слова: знос, вміст хрому, гартування, шнековий прес, сміттєвоз, зневоднення, тверді побутові відходи, регресійний аналіз copyright © 2021 a.g. kravtsov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 1/99-2021, 13-19 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-96-1-13-19 investigation of the structural viscosity of oil films on the friction surface with fullerene compositions a.g. kravtsov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine e-mail: kravcov@gmail.com abstract the paper presents theoretical studies of changes in the structural viscosity of oil films on the friction surface with fullerene compositions in the field of action of electrostatic forces of the friction surface and the base lubricant. a feature of the use of fullerene additives in lubricants is that fullerenes are readily soluble in a wide class of organic and inorganic solvents. at the same time, poor solubility of fullerenes in technical oils (mineral, semisynthetic and synthetic). the purpose of this work is to carry out theoretical studies of changes in the structural viscosity of oil films on the friction surface with fullerene compositions in the field of action of electrostatic forces of the friction surface and the base lubricant. on the basis of the working hypothesis, it was theoretically established that for a thin oil film, located in the field of action of electrostatic forces of the friction surface, it is necessary to consider the structural dynamic viscosity of the lubricant, which at the friction surface has a gel structure, and as the electrostatic forces from the friction surface decrease, the gel structure transforms into the sol structure. it is shown that the value of the structural viscosity of the considered aggregates is comparable with the viscosity of polymers or bitumen. moreover, the viscosity of the gel structure is four orders of magnitude higher than the viscosity of the sol structure. an increase in the concentration of fullerenes leads to an increase in the dynamic viscosity of aggregates. it is theoretically shown that the structure of the oil film, which corresponds to the structure of the gel, belongs to the class of non-newtonian fluids. with an increase in the sliding speed, the dynamic viscosity of such structures decreases by a factor of 4, which explains the destruction of micelle clusters and the appearance of rotational motions of elastic flocks. it is assumed that this will lead to a decrease in the value of the coefficient of friction. it is shown that for the gel structure, the concentration of fullerenes in the bulk of the base lubricant does not have a large effect on the structural viscosity. conversely, for the structure of a sol, the concentration of fullerenes has a significant effect on the value of the structural dynamic viscosity. key words: fullerenes; oil film; fullerene compositions; structural viscosity; sol structure; gel structure; friction surface electrostatic field; dynamic viscosity introduction a feature of the use of fullerene additives in lubricants is that fullerenes are readily soluble in a wide class of organic and inorganic solvents. at the same time, poor solubility of fullerenes in technical oils (mineral, semisynthetic and synthetic). to date, the solubility has been determined and analyzed с60 in a lot of liquids. it is shown that the solubility of fullerenes decreases with increasing polarity of the solvent. a number of unusual properties of fullerene solutions have been revealed, so for some solvents the effect of anomalous dependence of the solubility of fullerene on temperature was found. in the technical literature, there are publications that use the preliminary dispersion of fullerenes in solvents, for example, vegetable high oleic oils, and then the introduction of such compositions into technical oils. according to the authors of the work [1], this use of fullerenes gives a better positive effect than the addition of fullerenes in the form of nanopowders to lubricants. the general structural feature of liquid lubricants in the presence of fullerenes in them is that in the volume of liquid clusters and micelles are formed. thus, based on the findings [2] it can be argued that a viscous http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-96-1-13-19 mailto:kravcov@gmail.com 14 problems of tribology liquid can be considered as a continuous dispersion medium, clusters and micelles as a dispersion phase. fullerene molecules that interact with each other and oleic acid molecules of vegetable oil form aggregates, and the viscous liquid medium becomes structured. if the dimensions of the units change over time at a constant flow velocity (sliding), then such a dispersed system is considered thixotropic [2]. literature review author of the work [3] claims that structured fluids form aggregates in the form of doublets or chains, chains can form a continuous grid. the interaction of aggregates in the volume of fluid is expressed in the formation of sufficiently strong compounds, primarily of coagulation origin. anisometric units (cylinders, disks, ellipsoids) are able to rotate when the layers of liquid are shifted. according to the author of the work [3] the rheological properties of suspensions are determined by the volume concentration of the dispersed phase, the magnitude of the forces of interaction between aggregates and particles and the structure of the formed aggregates. the author considers brownian motion of particles to be the main factors influencing the process of aggregate formation, gravitational and repulsive forces arising between particles, hydrodynamic interaction between particles. in our opinion, when considering the processes of friction and wear, when the friction surfaces accumulate electrostatic charge, it is necessary to consider the forces of electrostatic interaction between the units of the dispersed phase and the friction surface. it should be borne in mind that the concentration of units in the field of electrostatic forces of the friction surface will be greater than at a distance from the surface where the field does not act. according to the conclusions of the work [2] dispersed phase units combined by external forces (in our case electrostatic), in a continuous grid (framework) on the friction surface, acquire the properties of a "solid body". minor external forces form an elastic deformation of the frame. at high enough voltages, the frame collapses and the individual units disconnect. in this case, according to the authors [2], individual units (in our case, fullerene molecules) can form a rotational motion between the friction surfaces. when such an interaction mechanism occurs, the viscosity of the fluid gradually decreases [2]. the above conclusion is accepted by us as a working hypothesis of reduction of friction forces in tribosystems in the presence of a dispersed phase in the lubricant, which will be further confirmed by theoretical models and experimentally. the presence in the volume of the lubricant of the dispersed phase in the form of clusters and micelles requires, along with the total dynamic viscosity of the liquid, to consider the "structural viscosity". this concept was introduced by w. oswald in 1925 and was further developed in the work of m. rayner [4]. the use of this concept allows to take into account not only the dynamic viscosity of the liquid, but also the dynamic viscosity of the units that are in the volume of the liquid, taking into account the shear rate. the authors of the work [5] provides an overview of the literature on lubricants with added nanoparticles. the effect of nanoparticles on the tribotechnical characteristics of oils is analyzed. it is noted in the work that the use of nanoadditives to lubricants leads to an increase in the viscosity of the base medium, high bearing capacity of the interface, reducing the coefficient of friction, increasing wear resistance. it has been theoretically established that the use of fullerene "solvents", which can be high oleic vegetable oils, can "start" the micelle formation process, where the nucleus of the micelle is a fullerene molecule surrounded by molecules, for example, oleic acid. in works [6, 7] theoretical studies are presented, which showed that the number of micelles is 50 times higher than the number of clusters in the base lubricating medium at the same concentration of fullerenes, and the dipole moment of micelles is an order of magnitude higher than the dipole moment of clusters. at the same time, micelles are more effective, where a single fullerene molecule acts as a nucleus, rather than a cluster of fullerene molecules, which affects the size of the formed micelles. the role of the friction surface on the formation of clusters and micelles in the lubricant film near the friction surface is established. it is shown that under the action of the stress-strain state of the surface layers, the friction surface acts as a "generator of an electrostatic force field", which affects the formation of an electric field in the volume of the oil film. expressions are obtained for calculating the value of the total electrostatic field strength of the system "friction surface + lubricant". purpose the purpose of this work is to carry out theoretical studies of changes in the structural viscosity of oil films on the friction surface with fullerene compositions in the field of action of electrostatic forces of the friction surface and the base lubricant. methods problems of tribology 15 in developing a microreological model for the formation of a thin film of lubricant on the friction surface under the action of electrostatic forces, the following assumptions were made. 1. the base lubricant is a viscous liquid with a known value of dynamic viscosity at 100°с l  , dimension pa·s. 2. aggregates of micelles are considered as small rigid spheres. for example, the modulus of elasticity of the fullerene molecule 1110)2018(  f е pa, that is 10 times the modulus of elasticity of steel. 3. the modulus of elasticity of a liquid lubricant is el =2·10 9 pa. when a certain amount of fullerenes is introduced into a viscous liquid, which have the value of the elastic modulus ef =18·10 11 pa it is necessary to determine the value of the reduced modulus of elasticity of the lubricant – ered. the value of the reduced modulus of elasticity of such a dispersed medium will be influenced by the concentration of fullerenes in the volume of the lubricant and the value of the intensity of the total electrostatic field of the system "friction surface + lubricant". 4. the dispersion of clusters and micelles in the volume of liquid lubricant outside the electrostatic field of the friction surface is taken as the structure of the sol [4]. in this structure, stresses are perceived by a viscous liquid medium and transmitted to elastic units. this structure has viscoelastic properties. 5. the dispersion of clusters and micelles near the friction surface (in the field of electrostatic forces), take the structure of the gel [6], where between the micelles and the friction surface there are forces of electrostatic interaction, which contribute to the formation of a framework of units, the cavities between which are filled with a viscous fluid. this structure has elastic and viscous properties. intermicellar forces can relax, respectively, the structure behaves like maxwell's body [4]. in such a structure, stresses are perceived by the elastic elements of the units and transmitted to a viscous liquid medium. results the value of the reduced modulus of elasticity of such a dispersed medium will be influenced by the concentration of fullerenes in the volume of the lubricant, which can be determined by the following expressions. mass concentration of fullerenes per unit mass of lubricant (1 kg) outside the action of the electrostatic field of the friction surface, we express through the dimensionless coefficient: 1000 f f м k  , (1) where mf is the fullerene weight, gram; 1000 is the mass of the base lubricant into which fullerenes are introduced, gram. therefore, the concentration of the remaining part of the lubricant is expressed through the dimensionless coefficient: fl kk 1 . (2) the mass concentration of fullerenes per unit of lubricant on the friction surface, i.e. in the field of action of electrostatic forces, we express through the langevin function, which takes into account that the dipole moment of the dispersed phase aggregates is directed with respect to the field of the friction surface at an angle, which is expressed by the dependence: е ecthk elf 1 )( ,  , (3) where е – total intensity of the electrostatic field of the system "friction surface + lubricant", v/m. we express the concentration of the remaining part of the liquid through the dimensionless coefficient: elfell kk ,, 1 . (4) having obtained dimensionless coefficients that take into account the mass concentration of fullerenes in the lubricant we can write expressions for determining the reduced elastic modulus of the lubricant for the structure of the sol ered, s and gel structure ered, g: ,, 2 , pa еkеk еkеk е llff llff sred    (5) 16 problems of tribology ,, 2 ,, ,, , pa еkеk еkеk е lellfelf lellfelf gred    (6) based on the expressions obtained (5) and (6) it is possible to determine the shear modulus of a lubricant if it contains a dispersed phase of a certain concentration outside the action of the field of electric forces of the friction surface – gred, s and near the friction surface, where the field of electrostatic forces acts – gred, g: ,, )22( , , pa е g p sred sred   (7) ,, )22( , , pa е g p gred gred   (8) where νp is the poisson's ratio of the dispersed phase is 0,3. to improve the simulation accuracy, it is necessary to take into account the orientation of the dispersed phase particles outside the action of the forces of the electrostatic field and near the friction surface, where these forces act. according to the authors of the works [2, 3] dispersed phase aggregates are ellipsoidal. such aggregates, outside the action of the electrostatic field, can perform rotational movements in the course of the flow of a viscous fluid, and in the field of action of electrostatic forces of the friction surface, they can orient themselves towards the friction surface. this orientation can be taken into account by the angle φ, which is determined between the normal to the friction surface and the main axis of the unit, in the form of an ellipsoid. taking this angle (in radians) as an average value, you can write an expression to determine the value tgφ for sol and gel structures: )101( 6  hthtg s  , (9) )10112,0( 6  hthtg g  , (10) where h is the thickness of the oil film on the friction surface, which is formed under the action of the field of electrostatic forces of the friction surface, dimension m; coefficient equal 1·10 6 is a conversion factor, dimension 1/m; coefficient 0,12 takes into account the presence of a gradient of the electrostatic field strength with distance from the friction surface, we obtained experimentally, the dimensionless quantity. based on the above expressions (9) and (10), as well as the formulas given in the works [8, 9], we have obtained expressions for determining the dynamic viscosity of aggregates whose structure consists of kelvin bodies к  and maxwell bodies м  : s ssred к tg tgg       )1( 2 , , pa·s, (11) g ggred м tg tgg       )1( 2 , , pa·s, (12) where ω is the frequency of vibrations that are excited by protruding roughnesses on the actual contact spots during sliding is determined by the expression: acs sl d    , 1/с, (13) where vsl is the sliding speed, m/s; dacs is the diameter of the actual contact spot, dimension m. based on expressions (11) and (12), which determine the viscosity of aggregates in the form of a kelvin body and a maxwell body, we can write an expression for the structural viscosity of the sol µs and gel µg: problems of tribology 17 кflls kk   , pa·s, (14) мfllg kk   , pa·s, (15) dependences of the change in the dynamic viscosity of a thin oil film on the friction surface, which has a sol structure µs and gel structure µg are shown in fig. 1 and fig. 2. the nature of the change in the presented dependencies allows us to draw the following conclusions. 1. the value of the structural viscosity of the aggregates under consideration is comparable to the viscosity of polymers or bitumen. in this case, the viscosity of the gel structure is four orders of magnitude higher than the viscosity of the sol structure. 2. the structures under consideration belong to the class of non-newtonian fluids, since their dynamic viscosity decreases with increasing sliding speed. 3. an increase in the concentration of fullerenes leads to an increase in the dynamic viscosity of aggregates. fig.1. dependences of the change in the dynamic viscosity of the sol structure on the slip rate and the concentration of fullerenes fig.2. dependences of the change in the dynamic viscosity of the gel structure on the slip rate and the concentration of fullerenes as follows from the simulation results for the structures of sol and gel, the properties of a non newtonian liquid are inherent. for an oil film on the friction surface, which has a gel structure, fig. 2, dynamic viscosity decreases 4 times with increasing sliding speed. this phenomenon can be explained by the destruction 18 problems of tribology of aggregates in the form of micelles and the appearance of rotational motion of flocks between friction surfaces [2, 3]. it should be noted that for the gel structure, i.e. for an oil film in the field of action of electrostatic forces of the friction surface, the concentration of fullerenes in the bulk of the base lubricant does not have a large effect. conversely, for the structure of the sol, fig. 1, the concentration of fullerenes has a significant effect on the value of the dynamic viscosity. conclusions based on the working hypothesis, it was theoretically established that for a thin oil film located in the field of action of electrostatic forces of the friction surface, it is necessary to consider the structural dynamic viscosity of the lubricant, which has gel structures at the friction surface, and as the electrostatic forces from the friction surface decrease, the gel structure transforms into the sol structure. the structure of such a film, which corresponds to the structure of the gel, belongs to the class of nonnewtonian liquids. with an increase in the sliding velocity, the dynamic viscosity of such structures decreases by a factor of 4, which is explained by the destruction of clusters and micelles and the appearance of rotational motions of elastic flocks. this will lead to a decrease in the value of the coefficient of friction. these theoretical conclusions will be confirmed by experimental studies and published in our further works. references 1. vojtov v. a., kravcov a. g., and tsymbal b. m. evaluation of tribotechnical characteristics of tribosystems in the presence of fullerenes in the lubricant / friction and wear, 2020, vol. 41, no. 6, 704710. doi: 10.3103/s1068366620060197 [english] 2. matviyenko v.n., kirsanov ye.a. vyazkost' i struktura dispersnykh sistem // vestnik moskovskogo universiteta. seriya 2. khimiya. – 2011. – т.52. – № 4.– s. 243 – 276. [russian] 3. bibik ye.ye. reol ogi ya dispersnykh sistem. – l.: izd-vo leningradskogo un-ta, 1981. -172 с. [russian] 4. reyner m. reologi ya / m. reyner. // perev. s angl. pod red. e.i. grigol yuka. – m.: nauka, 1965. – 223 s. [russian] 5. anurag singh, prashant chauhan, mamatha t. g. a review on tribological performance of lubricants with nanoparticles additives // materials today: proceedings volume 25, part 4, 2020, pages 586-591 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.07.245 [english] 6. kravtsov a. g. razrabotka matematicheskoy modeli vzaimodeystviya elektricheski aktivnykh geterogennykh melkodispersnykh sistem na granitse razdela poverkhnost' treniya — smazochnaya sreda // problemi . — 2017, № 1, 89—99 [russian] 7. kravtsov a. g. modelirovaniye formirovaniya maslyanoy plenki na poverkhnosti treniya pri nali-chii fullere s s s s s s // . — 2018, № 1, 69—77 [russian] 8. badmayev b.b., damdinov b.b. issledovaniye vyazkouprugikh svoystv organicheskikh zhidkostey akus-ticheskim metodom // akusticheskiy zhurnal. – 2001. – т. 47. – №4. – s. 561 – 563. [russian] 9. badmayev b.b., bazaron u.b., o.r. budayev, b.v. deryagin. issledovaniye nizkochastotnogo kompleks-nogo modulya sdviga zhidkostey // kolloidnyy zhurnal. – 1982. – т. 44. – №5. – s. 160 – 163. [russian] https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s2214785319324228?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s2214785319324228?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s2214785319324228?via%3dihub#! https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.07.245 problems of tribology 19 кравцов а.г. дослідження структурної в язкості мастильних плівок на поверхні тертя з фулереновими композиціями у роботі представлені теоретичні дослідження зміни структурної в язкості мастильних плівок на поверхні тертя з фулереновими композиціями в поле дії електростатичних сил поверхні тертя і базового мастильного матеріалу. на підставі робочої гіпотези теоретичним шляхом встановлено, що для тонкої масляної плівки, що знаходиться в полі дії електростатичних сил поверхні тертя, необхідно розглядати структурну динамічну в язкість мастильного матеріалу, який у поверхні тертя має структур гелю, а в міру зменшення електростатичних сил від поверхні тертя структура гелю переходить в структуру золю. показано, що величина структурної в язкості розглянутих агрегатів порівнянна з в язкістю полімерів або бітумів. при цьому, в язкість структури гелю на чотири порядки вище в язкості структури золю. збільшення концентрації фулеренів призводить до збільшення динамічної в язкості агрегатів. теоретичним шляхом показано, що структура мастильної плівки, яка відповідає структурі гелю, відноситься до класу неньютонівських рідин. при збільшенні швидкості ковзання динамічна в язкість таких структур зменшується в 4 рази, що пояснюється руйнування кластерів і мицелл і появою обертальних рухів пружних флоків. зроблено припущення, що це призведе до зниження величини коефіцієнта тертя. показано, що для структури гелю, концентрація фулеренів в об’ємі базового мастильного матеріалу великого впливу на структурну в язкість не робить. і навпаки, для структури золю, концентрація фулеренів робить істотний вплив на величину структурної динамічної в язкості. ключові слова: фулерени; мастильна плівка; фулеренові композиції; структурна в язкість; структура золю; структура гелю; електростатичне поле поверхні тертя; динамічна в язкість copyright © 2023 e.k. solovykh, i.v. shepelenko, m.i. chernovol, s.o. mahopets, a.e. solovuch, s.e. katerynych. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 51-58 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-51-58 optimization of the technology for applying discrete coatings in restoration of bronze parts by electrospark alloying e.k. solovykh, i.v. shepelenko*, m.i. chernovol, s.o. mahopets, a.e. solovuch, s.e. katerynych *central ukrainian national technical university, kropyvnytsky, ukraine e-mail: kntucpfzk@gmail.com received: 18 december 2022: revised: 25 january 2023: accept: 18 february 2023 abstract in this work, a multicriteria optimization of the technology for applying discrete coatings by electrospark alloying in the restoration of bronze parts is carried out. as criteria for optimizing the process of electrospark alloying, tribotechnical characteristics were chosen – the wear intensity and friction coefficient of the coating. as adjustable parameters, those design, technological and operational factors that have the greatest influence on the value of optimization criteria are used: coating material; lubricant; operating current; amplitude of electrode oscillations; sliding speed; specific load. as a result of experimental studies, experimental dependences of wear intensity and friction coefficient for various coating materials, sliding speeds and lubrication conditions were obtained. the use of multicriteria optimization of the electrospark alloying technology made it possible to obtain various alternative coating options and technological parameters of their application for various operating conditions. of the studied coatings, the most effective is a two-layer coating with the first layer sp-2 and an outer layer of the base material bronze brazhmts 10-3-1.5, which is explained by the formation of wear-resistant areas based on mn and ni. multiparametric optimization of the electrospark alloying technology made it possible to reveal a combination of structural and technological factors that ensure the formation of discrete coatings with high operational properties in the restoration of bronze parts. key words: electrospark alloying, discrete coatings, bronze parts, multicriteria optimization, tribotechnical characteristics, design and technological factors. introduction parts made of bronze are one of the most common elements of plain bearings, which limit the resource of the entire unit. taking into account the high cost of such material, its scarcity, rapid wear, as well as the fact that such parts are usually replaced with new ones during repairs, makes the problem of restoring bronze parts relevant [1-3]. the data of bronze parts fault detection results during the modern aircraft overhaul indicate that about 82% of the parts are rejected due to increased wear [4]. this is due to high specific loads at low sliding speeds, contamination of the contacting friction surfaces with abrasive, dust, condensate, as well as the non-additivity of the lubricant. such units, in addition to plain bearings, include swivel-bolt joints, hinges with ball supports, etc. the search for progressive coating application technologies for the restoration of worn parts operating under extreme friction and wear conditions showed that the coating application methods that are traditionally used in the aircraft repair industry do not allow effective restoration of triboconjugations parts "steel – bronze". it was shown in [5-7] that one of the most effective and economical ways to eliminate wear of parts, including bronze ones, is the method of electrospark alloying (esa). literature review a number of works [8, 9, etc.] are devoted to the study of bronze parts restoration technology. the work [8] presents a classification of existing methods applicable to the restoration of bronze plain bearings. according to this classification, all methods can be divided into two main groups: http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-51-58 52 problems of tribology restoration of parts by applying coatings on worn surfaces; restoration of parts dimensions by plastic deformation. at the same time, the author [8] concluded that the presented recovery methods require the final machining operation (boring, grinding, etc.) in order to obtain dimensional accuracy and surface roughness. therefore, to restore the internal surfaces of bronze bushings, it is advisable to use combined processing methods. in works [5, 6], the effectiveness of bronze parts restoration by esa was declared. the predominant area of esa application is the restoration and hardening of worn parts. this method is based on the use of a concentrated energy flow – a spark discharge. esa differs from a number of other methods of applying wear-resistant coatings by the low energy intensity of the process, environmental friendliness, and simplicity of the technological operation. the use of esa technology does not require highly qualified service personnel, as well as the previous preparation of the hardened surface. esa is characterized by small equipment dimensions, the possibility of local coating application on any conductive materials, and is implemented both in a mechanized version (with process automation) and in a manual vibrator version [10]. a comparison of the esa method with gas-thermal spraying and laser processing shows the advantages of esa in power consumption, equipment dimensions, material utilization rate, equipment cost and the need for surface preparation. in contrast to such mass technologies as gasthermal spraying and pvd, much less research has been devoted to the esa method. this refers the esa technology to developing and promising technologies. the esa method is increasingly used in industry to improve the wear resistance and hardness of machine parts surface, including those operating at elevated temperatures and aggressive environments, to increase heat and corrosion resistance, as well as to restore worn surfaces of machine parts during repairs. despite the fact that esa has a positive effect on the wear resistance of the surface layer, its disadvantages often limit the implementation of this method for a wide range of machine parts. such disadvantages include a change in surface roughness after esa, uneven surface hardening, a negative effect of an electric discharge on the fatigue properties of products, and the appearance in some cases of a sublayer with reduced hardness in hardened products [5]. the undoubted advantage of the esa method is the possibility of applying coatings of a discrete structure, which were studied by the scientific school of professor b.a. lyashenko. they found that a feature of most worn parts is the local nature and uneven wear. taking into account this feature, the authors [5-7] developed a technology for restoring parts by applying discrete coatings of variable thickness in accordance with the diagram of uneven wear. the efficiency of applying discrete coatings is confirmed by a number of studies [6, 7, etc.]. in particular, it was shown in work [10] that the minimum wear of the coating is observed at continuity ψ = 55…65% (fig. 1). fig. 1. dependence of wear on coating continuity [10] when applying discrete coatings, the esa method has a number of advantages: a single electric discharge makes it possible to ensure the stability of the dimensions and properties of a separate discrete section of the coating; by changing the electrical parameters of each individual discharge, it is possible to apply discrete sections of various sizes and, above all, of various thicknesses; by changing the pulse frequency or the speed of the electrode and the part relative movement, it is possible to control the number of discrete sections on the working surface of the part, as well as the continuity of the coating; there is no need for additional heat treatment, since the discrete section is in a hardened state when the discharge heat is removed to the mass of the part; the ability to restore large parts. in order to develop a technology for the restoration of bronze parts by esa, it is very important to establish a connection between the tribotechnical characteristics of the studied surface and with design, technological, and operational factors. this will allow choosing coating options and technological parameters of their application for various conditions, providing the formation of coatings with high operational properties. problems of tribology 53 purpose the aim of the work is to find optimal solutions and establish connections between tribotechnical characteristics – wear rate and friction coefficient with design, technological and operational factors when applying discrete coatings by the esa method. research methodology bronze brazhmts 10-3-1.5, which works in triboconjugations of aviation equipment in contact with steel 30hgsn2a, was chosen as the base material for coating application. the chemical composition of the studied materials is presented in tables 1-2. table 1 chemical composition of bronze brazhmts 10-3-1.5, % [11] fe si mn p al cu pb zn sn impurities 2 4  0.1 1 2  0.01 9 11 82.3 88  0.03  0.5  0.1 0.7 table 2 chemical composition of steel 30hgsn2a, % [11] с si mn ni s р сr cu fe 0.27 0.34 0.9 1.2 1.0 1.3 1.4 1.8  0.025  0.025 0.9 1.2  0.3 94 to apply coatings by the esa method, a serial installation "elitron-22" was used. the electrode materials were sp-1 and sp-2 alloys, the compositions of which are given in table 3. table 3 chemical composition of electrodes, % [6] name of electrode material composition of elements, % al si mn fe ni cu sp-1 3 5 1 38 40 1 2 34 35 16 17 sp-2 8 9 36 37 1 2 33 34 1 when choosing an antifriction wear-resistant material for esa electrodes, mn and ni were taken as the basis. manganese increases strength, plasticity and corrosion resistance. nickel improves mechanical properties, increases heat resistance and corrosion resistance. a further increase in the tribotechnical characteristics of the electrode material was carried out by introducing alloying additives al, si, fe and cu [6]. studies on friction and wear of experimental coatings were carried out on a universal friction machine smt-1 according to the “disk – block” scheme. in this case, the lubrication conditions were provided by a special hermetic chamber. ciatim-201, amg-10, and svintsol-01 were used as a lubricating environment [6]. for a rational choice of the discrete coating structure parameters, preliminary experiments were carried out to establish the dependence of wear resistance on the continuity characteristic ψ. the coefficient ψ is determined by the ratio of discrete coatings area to the total area. the size of the coating area was determined based on the results of metallographic analysis of the surface using digital image processing methods on a pc (fig. 2). for this purpose, a program was written in c++ using the qt framework and opencv image processing libraries [12]. fig. 2. the interface of the program for determining the coating area: 1 – a selected area without an applied coating; 2 – not selected area with an applied coating; 3, 4 – controls that allow you to adapt the selection algorithm to the capabilities of the chamber; 5 – the ratio of not selected area to the total area of the photograph [12] since the minimum wear of the coating is observed at continuity ψ = 55...65% (fig. 1), in all further studies, continuity ψ = 0.6 was used. 54 problems of tribology three types of coatings were tested: 1) coating by electrode sp-1; 2) coating by electrode sp-2; 3) two-layer coating sp-2 + ap with the first layer sp-2 and the outer layer of the base material – bronze brazhmts 10-3-1.5. the composition of the coating sp-2 + ap is justified by the fact that for high anti-scratch resistance it is advisable to apply a thin layer of a softer material on a hard surface, which plays the role of a solid lubricant. in this case, defects in the form of scratches will not appear on the surface, which, in practice, always puts out of action the triboconjugation. the spd method was used as the finishing treatment of the coatings. hardening of the coating surface layers by the spd method ensures the achievement of the required surface roughness and dimensions of parts without machining, as well as an increasing its hardness and wear resistance [13]. as criteria for optimizing the esa process, the main tribotechnical characteristics are chosen – the wear rate and the friction coefficient of the coating. results the use of expert evaluation methods and a series of screening experiments [14] made it possible to obtain an average a priori ranking of the input factors influencing the esa process (fig. 3). fig. 3. ranked number of factors: 1 – coating material; 2 – operating current of the esa; 3 – amplitude of the esa electrode oscillations; 4 – sliding speed; 5 – specific load; 6 – lubricant; 7 – coating thickness; 8 – electrode diameter; 9 – discreteness parameter ψ; 10 – application time modeling the coating application process based on the analysis of the conducted ranking made it possible to determine the group of parameters that have the greatest influence on the value of the optimization criteria, and therefore, the following factors were included in the planning matrix as adjustable factors: coating material; lubricant; operating current of the esa; amplitude of electrode oscillations; sliding speed; specific load. controlled factors and levels of their variation are presented in table 4. table 4 controlled factors and levels of their variation factors levels of variation coating material sp-1 sp-2 sp-2 + ap lubricant amg-10 svintsol-01 ciatim-201 operating current, a 1 4 electrode oscillation amplitude, mm 0,2 0,5 sliding speed, m/s 0,1 0,5 specific load, mpa 0 20 taking into account the data (table 4), an experiment plan was generated. as a result of experimental studies, the tribotechnical characteristics of the studied coatings of a discrete structure were obtained when changing structural, technological and operational factors according to the plan of the experiment. based on the results obtained, the dependences of the wear intensity and friction coefficient were constructed in accordance with the working matrix of experiment planning. dependences of wear intensity and friction coefficient for various coating materials, sliding speeds and lubrication conditions are shown in fig. 4-6. problems of tribology 55 a) b) c) fig. 4. tribotechnical characteristics (i and μ) for sp-1 coating under lubrication conditions: a – amg-10 lubricant; b – ciatim-201 lubricant; c – svintsol-01 lubricant a) b) c) fig. 5. tribotechnical characteristics (i and μ) for sp-2 coating under lubrication conditions: a – amg-10 lubricant; b – ciatim-201 lubricant; c – svintsol-01 lubricant a) b) c) fig. 6. tribotechnical characteristics (i and μ) for sp-2 + ap coating under lubrication conditions: a – amg-10 lubricant; b – ciatim-201 lubricant; c – svintsol-01 lubricant according to x-ray structural analysis, the surface structure during friction represents a stable secondary structure, the quantitative characteristics of which sharply change at рcr ≥ 3.5 mpa. the results of the conducted experiment made it possible to reveal the tribotechnical characteristics of the coatings under the conditions of using various lubricants, at various sliding speeds and specific loads. of the studied coatings, the best results were shown by the sp-2 + ap coating. there are no scratches, cracks, or wear marks on the friction surface of this coating, which, in our opinion, is the result of wear -resistant areas formation based on mn and ni and is confirmed by micro-x-ray structural analysis data (fig. 7). а) b) c) fig. 7. depth of penetration and distribution of alloying elements from the sp-2 coating into the base: a – aluminum distribution; b – manganese distribution; c – nickel distribution 56 problems of tribology the influence of the lubricant type on the friction surface is shown in fig. 8. а) b) c) fig. 8. microstructure of the friction surface of electrospark coatings in a lubricating environment: a – amg-10; b – ciatim-201; c – svintsol-01 it should be noted that the ciatim-201 anti-friction consistent lubricant is currently used to reduce friction and wear in the control units of aircraft and their engines, landing gear attachment points and mechanisms for closing it, wheel bearings and various electrical units, weapons mechanisms, special equipment and devices. when operating aviation equipment for hydraulic systems, in which sealing parts and hoses are made of oil-resistant rubber, amg-10 oil is currently used as a working fluid. svintsol-01 lubricant is characterized by a high antiwear effect and is a product of the combination of ciatim-201 consistent lubricant and 10% lead powder, and is used in the operation of aviation equipment in units where the high specific pressure takes place, as it has a high stability of the boundary lubricating skin due to the presence of lead powder, which plays the role of a solid lubricant and protects the contact surfaces from scratching [15]. a more complete and accurate assessment of the connection between tribotechnical characteristics and design, technological and operational factors is provided by regression analysis of experimental results. a graphical study of response surfaces shows a significant influence of factors on dependent variables (fig. 9). а) b) fig. 9. wear intensity response function i from: a – operating current io and amplitude of the electrode a oscillations; b – sliding speed v and specific load rsp the thickness of the coating plays a significant role in optimizing the esa technology. therefore, a separate experiment was carried out to establish the dependence of the wear intensity i on the coating thickness hc while fixing the remaining ranked factors. the results are shown in fig. 10. fig. 10. dependence of wear intensity i on coating thickness hc (v = 0.2 m/s, rsp = 15 mpa, under conditions of svintsol-01 lubrication) for normal operation of coatings sp-1 and sp-2, their thickness should not exceed 0.6 mm. coating sp-2 + ap has a high anti-scratch resistance due to the plastic outer layer. this makes it possible to apply sp-2 + ap coating up to 0.8 mm thick without decreasing of operational characteristics. thus, with the help of mathematical models, through multicriteria optimization, it is possible to obtain several alternative coating options and technological parameters of their application for various operating conditions. problems of tribology 57 conclusions multicriteria optimization of applying discrete coatings technology in the restoration of bronze parts by electrospark alloying led to the following conclusions: 1. alternative variants of coatings and technological parameters of their application for various operating conditions have been obtained. 2. of the studied coatings, the most effective is the two-layer coating sp-2 + ap with the first layer sp-2 and the outer layer of the base material bronze brazhmts 10-3-1.5. this is explained by the formation of wearresistant sections based on mn and ni. 3. multiparametric optimization of the esa technology made it possible to reveal a combination of structural and technological factors that ensure the formation of coatings with high operational properties. references 1. kelemesh, a., gorbenko, o., dudnikov, a., dudnikov, i. (2017). research of wear resistance of bronze bushings during plastic vibration deformation. eastern-european journal of enterprise technologies. vol. 2, no. 11 (86). рр. 16-21. doi:10.15587/1729-4061.2017.97534. 2. shepelenko i. restoration of bronze bushes by the method of surface plastic deformation/ i. shepelenko, warouma arifa, v. sherkun// international journal of engineering &technology, 5 (2016), pp.29–32. https://doi.org/10.14419/ijet.v5i1.5651 3. kropivnyj v.n., shepelenko i.v., cigankova l.i. (2005). perspektivi vikoristannya difuzijnoyi metalizaciyi dlya vidnovlennya bronzovih vtulok [zbirnik naukovih prac «tehnika v silskogospodarskomu virobnictvi, galuzeve mashinobuduvannya, avtomatizaciya» vip.16] s. 196-198. 4. lyashenko b.a, ermolaev v.v., mirnenko v.i. (1997). elektroiskrovoe legirovanie, kak perspektivnyj metod vosstanovleniya detalej aviacionnoj tehniki [materialy seminara «tehnologiya i instrument iz stm v avtomobilnoj i aviacionnoj promyshlennosti»] s.30-31. 5. lyashenko b.a., novikov n.v., klimenko s.a. (2017). diskretnoe modifitsirovanie poverhnostnogo sloya detaley mashin i instrumentov. kiev, ism im. v.n.bakulya, 264 s. 6. lyashenko b.a., solovyih e.k., mirnenko v.i. i dr. (2010). optimizatsiya tehnologii naneseniya pokryitiy po kriteriyam prochnosti i iznosostoykosti. kiev, nan ukrainyi, ipp im. g.s. pisarenko, 193 s. 7. solovyih e.k. (2012). tendentsii razvitiya tehnologiy poverhnostnogo uprochneniya v mashinostroenii. kirovograd, kod, 92 s. 8. shepelenko i.v. (2003). udoskonalennya procesu obrobki shatunnih vtulok poverhnevim plastichnim deformuvannyam pri yih vidnovlenni [avtoreferat disertaciyi kandidata tehnichnih nauk] 17 s. 9. kropivnij v.m., shepelenko i.v., kulyeshkov yu.v. (2005). doslidzhennya mehanichnih vlastivostej bronzi pislya vibrorozkochuvannya i deformuyuchogo protyaguvannya [zbirnik naukovih prac «tehnika v silskogospodarskomu virobnictvi, galuzeve mashinobuduvannya, avtomatizaciya» vip. 16] –s. 96-99. 10. solovih e.k. (2013). naukovo-metodologichni osnovi pidvishennya nesuchoyi zdatnosti funkcionalnih pokrittiv konstruktivnimi i tehnologichnimi metodami [avtoreferat dysertatsii doktora tekhnichnykh nauk] 36 s. 11. sushko o.v., posvyatenko e.k., kyurchev s.v. i dr. (2019). prikladne materialoznavstvo. melitopol, tov «forward press», 352 s. 12. shepelenko i.v., dryeyev o.m., budar mohamed r.f. (2020). viznachennya yakosti metalevih pokrittiv [materiali mizhnarodnoyi naukovo-praktichnoyi konferenciyi «molod i tehnichnij progres v apk». innovacijni rozrobki v agrarnij sferi. tom 2. harkiv] s.298-299. 13. solovyh e.k. (2010). vybor alternativnyh tehnologij naneseniya iznosostojkih pokrytij diskretnoj struktury [zbirnik naukovih prac «tehnika v silskogospodarskomu virobnictvi, galuzeve mashinobuduvannya, avtomatizaciya» vip.23] s.236-239. 14. solovyh e.k., kapishon l.s. (2012). alternativnye tehnologii diskretnyh pokrytij [materialy nauchno-tehnicheskogo seminara «sovremennye problemy proizvodstva i remonta v promyshlennosti i na transporte». svalyavy] s.239-240. 15. lyashenko b.a., mirnenko v.i., solovyh e.k. (2007). o zamene bronzy v oporah skolzheniya na alyuminievye splavy s diskretnymi pokrytiyami [naukovo-tehnichnij zbirnik «problemi tertya ta znoshuvannya». t.48] s. 149-159. https://doi.org/10.1007/978-3-030-40724-7_30 58 problems of tribology cолових е.к., шепеленко і.в., черновол м.і., магопець с.о., солових а.е., катеринич с.е. оптимізація технології нанесення дискретних покриттів при відновленні бронзових деталей електроіскровим легуванням в роботі виконано багатокритеріальна оптимізація технології нанесення дискретних покриттів електроіскровим легуванням при відновленні бронзових деталей. в якості критеріїв оптимізації процесу обрано триботехнічні характеристики: інтенсивність зношування та коефіцієнт тертя покриття. як регульовані параметри використано саме ті конструкційні, технологічні та експлуатаційні фактори, які найбільшою мірою впливають на вихідну величину: матеріал покриття; мастило; робочий струм; амплітуда коливань електроду; швидкість ковзання; питоме навантаження. в результаті проведення експериментальних досліджень отримано експериментальні залежності інтенсивності зношування та коефіцієнта тертя від питомого навантаження для різних матеріалів покриттів, швидкостей ковзання та умов змащення. застосування багатокритеріальної оптимізації технології електроіскрового легування надало змогу отримати різні альтернативні варіанти покриттів та технологічних параметрів їх нанесення для різних умов експлуатації. із досліджених покриттів найбільш ефективне – двошарове покриття з першим шаром сп-2 та зовнішнім шаром із матеріалу основи – бронзи бражмц 10-3-1,5, що пояснюється утворенням зносостійких ділянок на основі mn та ni. багатопараметрична оптимізація технології електроіскрового легування дозволила виявити поєднання конструкційних та технологічних факторів, які забезпечують формування дискретних покриттів з високими експлуатаційними властивостями при відновленні бронзових деталей. ключові слова: електроіскрове легування, дискретні покриття, бронзові деталі, багатокритеріальна оптимізація, триботехнічні характеристики, конструкційні та технологічні фактори copyright © 2020 a.v. voitov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 45-49 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-45-49 modeling the processes of friction and wear under dynamic influences on the tribosystem a.v. voitov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine e-mail: k1kavoitov@gmail.com abstract on the basis of the performed analysis of works devoted to the increase in the wear rate due to the dynamic effect on the tribosystem, expressions were obtained for modeling the processes of friction and wear when changing the external influence. based on the assumption that the dynamic impact obeys the normal distribution law, the coefficient of variation of the volumetric wear rate. the simulation of the change in the coefficient of variation when changing the load and sliding speed on the tribosystem, as well as the number of steps of changing the load and operating time at each stage. it was found that in the absence of fluctuations in the load and sliding speed, the coefficient of variation of the volumetric wear rate is 1. with an increase in the value of the standard deviation of the external action and the number of steps of change in the action, the coefficient of variation of the volumetric wear rate increases to values 2,59, those volumetric wear rate increases by 1,125 … 2,59 times. this is confirmed by experimental dependencies. the simulation results are adequate to the experimental results with a confidence level 0,9. calculated modeling error for each series of experiments, which does not exceed 11,03 %. it was found that when changing the power of the bully tribosystem wb, which is defined as the product of the load and the sliding speed, the coefficient of variation of the volumetric wear rate increases by 1,25 … 4,68 times. taking into account the range of changes in the external impact and the operating time at each stage of change in the impact will provide information in the form of a coefficient of increasing the wear rate. key words: tribosystem; dynamic processes; volumetric wear rate; load fluctuations; external influence on the tribosystem; wear rate increase factor, modeling of processes of friction and wear. introduction most of the tribosystems of various machines and mechanisms during operation are under dynamic loading (change in load and sliding speed in time), what affects the value of the wear rate. the reason for this is the processes of secondary running-in in tribosystems and their adaptation to new external influences. the processes of secondary running-in when changing the load and sliding speed cause an increase in the wear rate during transient processes, which increases wear and leads to a reduction in the tribosystem resource during operation. in work [1] obtained transient characteristics of tribosystem running-in, which allow to establish the interconnection between the tribosystem construction, rational loading conditions, running-in time and wear for running-in. the analysis of the given work allows us to conclude that changes in the external impact on the tribosystem during operation will always be accompanied by an increase in the wear rate. taking into account the above, this paper considers the issues of taking into account the increase in the volumetric wear rate of tribosystems in the presence of dynamic operating conditions, where the load and sliding speed changes with time taking into account the number of loading steps and the duration of operation at each loading step. literature review the authors of the work [2] a three-dimensional finite element model has been developed to simulate the change in the friction coefficient under dynamic load on the tribosystem. correction factor obtained, which can be used to correct the experimental data, which depends on the load fluctuation during the tribosystem 46 problems of tribology operation. in work [3] the effect of increasing the load, as well as the duration of the tribosystem operation at each stage of the load, on the wear resistance of steels was studied. the authors found that the duration of operation at each stage is a significant factor affecting the wear resistance. in work [4], on the basis of a mathematical model, various aspects of long-period oscillations of tribological parameters in the process of wear of metals under heavy load are theoretically investigated. the obtained dependence, which allows calculating the wear of the tribosystem by the parameters of load fluctuations. in work [5] a correlation is also established between the bearing loading parameters (load and sliding speed) and wear and tear resistance. it is concluded that when predicting the bearing life, the product of the load and sliding speed should be included in the calculation formulas. the authors of the work [6] it is concluded that load fluctuations during tribosystem tests and a step change in load to the bully load, has a strong effect on wear resistance. based on the analysis of works devoted to the problem of wear under dynamic loading of tribosystems, it can be argued that the process of friction and wear is stochastic, where during operation the load and sliding speed change in time. consideration of load fluctuations was carried out by the authors of the work [7], where, using the probabilistic approach, the coefficient of increase in the wear rate was obtained, which is equal to 1,6…4,5, compared to steady-state operation. however, the obtained dependencies do not take into account the time variable and even more the operating time at each load stage. in works [8, 9] the rationale for increasing the wear of the tribosystem materials under dynamic load changes is given, what is taken into account by special coefficients in the models. a similar approach is presented in the works [10 12], where loading conditions are estimated by 3d models. based on the analysis of works devoted to increasing the wear rate under dynamic impact on the tribosystem during operation, it can be concluded that to improve the accuracy of modeling the wear rate it is necessary to take into account the range of changes in the external influence and the operating time at each stage of the change in the influence. this approach will provide information in the form of a coefficient of increase in the wear rate in relation to the steady state, which will increase the accuracy of modeling and determining the resource of tribosystems in operation. purpose the purpose of this study is to obtain a mathematical expression for modeling the processes of friction and wear when changing the external impact on the tribosystem, carry out experimental studies and confirm the reproducibility and adequacy of the obtained models to experimental data. methods when developing a probabilistic model of increasing the volumetric wear rate during load fluctuations and sliding speed during testing or operation, as well as the number of steps of change, as an input parameter we will use the power that is supplied to the tribosystem and is determined by the expression: ; /i i i m w n v n j s w s         , (1) where ni – tribosystem load, n; vi – sliding speed, m/s. based on the results of the experimental values, using the least squares method, regression equations in natural values were obtained, which have the following form: for the volumetric wear rate of the tribosystem at steady state: max 2, 26 exp ,itr b ww i q w         m3/hour, (2) where wтr – speed of dissipation in the tribosystem, dimension j/s, determined according to work [7]; qmax – quality factor of the tribosystem after the completion of running-in, dimension j/m3, determined according to work [8]; wb – power value of friction at which begins the accelerated wear or bully (loss of stability of tribosystem), bully power, dimension w. applying a methodical approach to work [1], we write down the expression for the volumetric wear rate when the external action on the tribosystem changes from wi,min to wi,max. in this case, we will accept the assumption that the change in the external influence on the tribosystem obeys the normal distribution law: problems of tribology 47 2 ,max 2 ,min ( ) 2 var 1 ( ) , 2 i avi w i w ww i i b ww w i i e dw w     (3) where σw – root-mean-square deviation of external influence on the tribosystem – w, defined by the expression:     n i aviw wwn 1 21 , (4) n – the number of changes in the external influence on the tribosystem during the test; wav – average value of external influence on the tribosystem during the test, w. given the expression (2) expression (3) can be written as follows:  2 ,max 2 ,min 2 var max 2, 26 1 exp 2 i ai i w i w ww dw itr b ww ww i e q w          . (5) after the performed transformations, the expression (5) can be written as follows: var var max 2, 26 exp ,itr b ww i k q w         m3/hour. (6) where kvar – coefficient of increase in the volumetric wear rate due to variations in external influences, loads and sliding speeds (coefficient of variation of volumetric wear rate). results the coefficient of variation of the volumetric wear rate is determined by the expression: / 1 /exp var 1 , w b w b w wlw b st t k w t                   (7) where texpl – total test (exploitation) time of the tribosystem, s; tst – test time (exploitation) tribosystems at one stage, when the external influence does not change, s. (texpl / tst)=n – the number of steps of changing the external influence on the tribosystem during the tests. let us simulate the change in the coefficient of variation of the volumetric wear rate when changing the load and sliding speed on the tribosystem, the formula (7), as well as the number of steps of change in the load n and the operating time at each step tst. from expression analysis (7) it follows that in the absence of fluctuations in the load and sliding speed during the tests, the standard deviation of the external influence wi from average wav equal to zero, this follows from the expression (4). therefore, for σw = 0 coefficient of variation of volumetric wear rate kvar , according to expression (7), is equal to 1. with an increase in the value of the standard deviation of the external influence and the number of steps of change in the influence, the coefficient of variation of the volumetric wear rate increases to values 2,59, those volumetric wear rate increases by 1,125 … 2,59 times. this is confirmed by the dependences shown in fig. 1. when changing the bully power wb, which is defined as the product of the load and the sliding speed, the formula (1), the coefficient of variation of the volumetric wear rate increases by 1,25 … 4,68 times. this is confirmed by the dependences shown in fig. 2. bully power wb, or the product of load and sliding speed, formula (1), at which begins accelerated wear or bully, indirectly characterizes the combination of materials in the tribosystem with other factors unchanged. for example, the quantity wb=1000 w corresponds to the «ring-ring» tribosystem, кf=12,5 1/m, material combination steel 40h+ steel 40h, еu = 3,64·1014 j/m3. the quantity wb=1500 w corresponds to tribosystem «ring-ring», кf = 12,5 1/m, material combination steel 40h + sch, еu = 3,64·1014 j/m3. the quantity wb = 2000 w corresponds to tribosystem « ring-ring », кf = 12,5 1/m, material combination steel 40h+br.аzh 9-4, еu = 3,64·1014 j/m3. 48 problems of tribology fig. 1. dependences of the change in the coefficient of variation of the volumetric rate of wear on the value of the standard deviation of the external influence and the number of steps of the external influence fig. 2. dependences of the change in the coefficient of variation of the volumetric wear rate on the magnitude of the bully power and the number of steps of external influence the obtained dependences of modeling the value of the coefficient of variation of the volumetric wear rate, presented in fig. 1 and fig. 2, were tested experimentally in laboratory conditions on a friction machine according to the scheme «ring ring », кf = 12,5 1/m, fmin = 0,00015 m2 , fmax = 0,0003 m2. the combination of materials in the tribosystems was chosen so as to provide different values of the bully power. the experimental results were checked for reproducibility by the cochran test and their adequacy to theoretical curves by fisher's test. the results of modeling the volumetric wear rate are adequate to the results of the experiment with a confidence level 0,9. the simulation error is calculated for each series of experiments, which does not exceed 11,03 %, which can be considered satisfactory when studying the processes of friction and wear. the obtained theoretical dependences are adequate to the experimental data and can be used to determine the increase in the volumetric wear rate of tribosystems during testing or operation, when the load and sliding speed change. conclusions expressions are obtained for modeling the processes of friction and wear when changing the external influence on the tribosystem. modeling of the change in the coefficient of variation of the volumetric wear rate when changing the load and sliding speed on the tribosystem, as well as the number of stages of load change and operating time at each stage. it was found that in the absence of fluctuations in the load and sliding speed, the coefficient of variation of the volumetric wear rate is 1. with an increase in the value of the standard deviation of the external action and the number of steps of change in the action, the coefficient of variation of the volumetric wear rate increases to values 2,59, those volumetric wear rate increases by 1,125 … 2,59 times. this is confirmed by experimental dependencies. the simulation results are adequate to the experimental results with a confidence level 0,9. the simulation error is calculated for each series of experiments, which does not exceed 11,03 %. it was found that when changing the bully power wb, which is defined as the product of the load and the sliding speed, the coefficient of variation of the volumetric wear rate increases by 1,25 … 4,68 times. references 1. vojtov v. a., biekirov a. sh., voitov a. v. and tsymbal в. m. 2019 running-in procedures and performance tests for tribosystems, journal of friction and wear, 40(5), pp. 376–383. doi: 10.3103/s1068366619050192 [english] problems of tribology 49 2. jankowiak t., rusinek a., list g., sutter g., abed f. numerical analysis for optimizing the determination of dynamic friction coefficient // tribology international volume 95, 2015, pages 86-94 https://doi.org/10.1016/j.triboint.2015.10.039 [english] 3. yevtushenko a. a., kuciej м., yevtushenko o. o. influence of the pressure fluctuations on the temperature in pad/disc tribosystem // international communications in heat and mass transfer volume 37, issue 8, 2010, pages 978-983 https://doi.org/10.1016/j.icheatmasstransfer.2010.06.011 [english] 4. ivan i., argatov yury, fadin a. asymptotic modeling of the long-period oscillations of tribological parameters in the wear process of metals under heavy duty sliding conditions with application to structural health monitoring // international journal of engineering science volume 48, issue 10, 2010, pages 835-847 https://doi.org/10.1016/j.ijengsci.2010.05.006 [english] 5. wojciechowski ł., mathia t. g. focus on the concept of pressure-velocity-time (pvt) limits for boundary lubricated scuffing // wear volumes 402–403, 2018, pages 179-186 https://doi.org/10.1016/j.wear.2018.02.019 [english] 6. goto h., amamoto y. improvement of wear resistance for carbon steel under unlubricated sliding and variable loading conditions // wear volume 270, issues 11–12, 2010, pages 725-736 https://doi.org/10.1016/j.wear.2010.12.010 [english] 7. kordonskiy kh.b., kharach g.m., artamonovskiy v.p., nepomnyashchiy ye.f. veroyatnostnyy analiz protsessa iznashivaniya. – m.: izd-vo «nauka», 1968, 56 p. [russian] 8. kanarchuk v.ye. adaptatsiya materialov k dinamicheskim vozdeystviyam – k.: naukova dumka, 1986. – 264p. [russian] 9. lapshin s.a. rol' dinamicheskikh nagruzok v razvitii protsessa iznashivaniya //zesz. nauk. agh im.stanislawa staszica. mech. – 1990.№9, №2. – р.53-59. [russian] 10. ivshchenko l. i. interpretatsiya rezul'tatov iznashivaniya pri slozhnom znakoperemennom nagruzhenii [tekst] / ivshchenko l.i., tsyganov v.v. // problemi tertya ta znoshuvannya. – 2011. – №56. – p. 45–55. [russian] 11. ivshchenko l.i. strukturnaya samoorganizatsiya detaley tribosopryazheniy v usloviyakh slozhnogo termodinamicheskogo nagruzheniya [tekst] / ivshchenko l.i., tsyganov v.v., frolov m.v. //vísnik chdtu. seríya «tekhníchní nauki». – 2012. – №3(59) – p. 5–11. [russian] 12. ivshchenko l.i. kontaktnaya zadacha mekhaniki razrusheniya tribosopryazheniy pri slozhnom termomekhanicheskom nagruzhenii [tekst] / ivshchenko l.i., tsyganov v.v. //matematichne modelyuvannya. – 2013. – №2. – p.78-82. [russian] 13. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh / problemi tribologíí̈. – 2015. – № 1. – p. 49-57. [russian] 14. viktor vojtov, abliatif biekirov, anton voitov the quality of the tribosystem as a factor of wear resistance // international journal of engineering & technology, 2018, vol 7, № 4.3 р. 25-29. doi: 10.14419/ijet.v7i4.3.19547 [english] войтов а.в. моделювання процесів тертя та зношування при динамічних впливах на трибосистему. на підставі виконаного аналізу робіт, присвячених збільшення швидкості зношування через динамічного впливу на трибосистем, отримані вирази для моделювання процесів тертя і зношування при зміні зовнішнього впливу. на підставі прийнятого допущення, що динамічний вплив підпорядковується нормальному закону розподілу, отриманий коефіцієнт варіації об'ємної швидкості зношування. виконано моделювання зміни коефіцієнта варіації при зміні навантаження і швидкості ковзання на трибосистем, а також кількості ступенів зміни навантаження і часу роботи на кожному ступені. встановлено, що при відсутності коливань навантаження і швидкості ковзання коефіцієнт варіації об'ємної швидкості зношування дорівнює 1. з збільшення величини середньоквадратичного відхилення зовнішнього впливу і кількості ступенів зміни впливу, коефіцієнт варіації об'ємної швидкості зношування збільшується до значень 2,59, тобто об'ємна швидкість зношування збільшується в 1,125 … 2,59 раз. це підтверджено експериментальними залежностями. результати моделювання адекватні результатами експерименту з довірчою ймовірністю 0,9. розрахована похибка моделювання по кожній серії експериментів, яка не перевищує 11,03 %. встановлено, що при зміні потужності задира wзад, яка визначається як добуток навантаження на швидкість ковзання, коефіцієнт варіації об'ємної швидкості зношування збільшується в 1,25 … 4,68 раз. облік діапазону зміни зовнішнього впливу і часу роботи на кожному ступені зміни впливу дозволить отримати інформацію у вигляді коефіцієнта збільшення швидкості зношування. отримані теоретичні залежності адекватні експериментальним даним. ключові слова: трибосистема; динамічні процеси; об'ємна швидкість зношування; коливання навантаження; зовнішній вплив на трибосистем; коефіцієнт збільшення швидкості зношування; моделювання процесів тертя та зношування. copyright © 2022 m.ye. skyba, m.s. stechyshyn, v.p. oleksandrenko, n.s. mashovets, y.m. bilyk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,6-13 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-6-13 wear resistance of composite electrolytic coatings m.ye. skyba, m.s. stechyshyn, v.p. oleksandrenko, n.s. mashovets*, y.m. bilyk khmelnytsky national university, ukraine *e-mail: mashovetsns@ukr.net received: 2 desember 2021: revised: 30 january 2022: accept: 12 fedruary 2022 abstract the article analyzes the influence of composite electrolytic coatings (cec) on the wear resistance of structural steels. the issues of matrix selection and various combinations in composite coatings of different chemical elements and compounds are considered. coatings based on chromium, nickel, iron, copper, cobalt and others are widely used in industry, but nickel-based composite coatings are the most widely used. nickel is widely used as a matrix for cec, because it has an affinity for most particles used as the second phase and easily forms a coating with them. these coatings are used for corrosion protection, increase of physical and mechanical and chemical parameters, increase of hardness and wear resistance, restoration of the sizes, giving to a surface of self-lubricating properties. nickel-based coatings with sic filler of various fractions from size 100/80 μm to nanoparticles smaller than 50 nm were investigated on the basis of the established installation for cec application. thus, sic powders with the following sizes were used in the works: less than 50 nm nanoparticles; m5; 28/20; 50/40; 100/80 μm. in the studies performed, 0.01… 0.02 g/l sodium lauryl sulfate was additionally introduced into the electrolyte, which promotes the incorporation of sic particles into the coating and improves the conditions for building the nickel matrix. amorphous boron powders of about 1 μm size were also added to the silicon carbides as a filler, which is explained by the possibility of boron and nickel interaction during the subsequent heat treatment of the coating and obtaining new structures (solid solutions, eutectic, dispersion-hard alloys). it is of practical interest to study the possibility of improving the physical and mechanical properties of nickel-based cec by introducing metals capable of heat treatment, interact with the metal matrix to form solid substitution solutions and chemical compounds (solid phases of implementation) and determine tribotechnical characteristics of these coatings. keywords: composite electrolytic coatings (cec), wear resistance. introduction a significant contribution to the theory and practice of electrodeposition of composite electrolytic coatings (cec) is the work of r.s. saifulina, sh.kh. yar-mukhamedova, v.f. molchanova, g.v. guryanova, д.к. romanauskene, g. brown, n. guglielmi, i.z. pribish, i.g. khabibulina, r.s. kuramshina, v. metzegra, l.i. lozytskoho, yu.o. guslienko, mv luchki and others. various combinations of different chemical elements and compounds in composite coatings have been studied, but the main attention is paid to the technology of application, the study of structures and the formation of various complexes of physical and mechanical properties. studies of cec from the standpoint of tribotechnics are very few, or they are presented in the form of single results, which can not give a general picture of the possible prospects for the use of cec to increase the wear resistance of machine parts. the industry widely uses coatings in which the metal base is chromium, nickel, iron, copper, cobalt and others. but the most widely used are composite coatings based on nickel. nickel is widely used as a matrix for cec, because it has an affinity for most particles used as the second phase and easily forms a coating with them. in addition, electrolytic nickel has sufficient mechanical properties, high corrosion resistance, ductility [1, 2]. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-6-13 mailto:mashovetsns@ukr.net problems of tribology 7 nickel-based cec is used in ship, automobile, tractor, aircraft, aircraft, rocket, mechanical engineering, chemical industry, for parts and assemblies operating in particularly severe friction conditions, elevated temperatures, in conditions of friction without lubrication, heavy loads. these coatings are used for corrosion protection, increase of physical and mechanical and chemical parameters, increase of hardness and wear resistance, restoration of the sizes, giving to a surface of self-lubricating properties. cec application technologies in comparison with other methods of obtaining protective coatings, the technology of applying cec is relatively simple and is reduced to the introduction into the known electrolytes of dispersed particles of chemical compounds maintained in suspended state by periodic or continuous stirring of the electrolyte suspension. being in static or dynamic contact with the cathode surface during electrolysis, the filler particles are overgrown with the base metal. a number of works are devoted to the development of the technology of obtaining composite electrolytic coatings (cec) [1, 3, 4, 5]. in these works the theoretical bases of joint deposition of metal and dispersed particles are stated, a large number of cec of various properties and appointments is offered. the type of dispersed materials for obtaining ceс is selected depending on the operating conditions of the part, physico-mechanical and chemical properties of the filler and the main effect it has on the composition. as a filler in the creation of ceс, use dispersed particles of the following materials: diamond, amorphous carbon, boron, graphite, silicon, solid refractory compounds: oxides (al2o3, sio2, tio2, zro2, cro2,moo2, beo22), carbides (sic, b4c, tic, zrc, hfc, tac, vc, wc), borides (tib2, zrb2, vb2, crb2), nitrides (tin, bn, aln, si3n43n4), silicides (mosi2, nbsi2, tasi2, hfsi2, wsi2), powders various metals (ti, mo, w), low-melting powders (sn, in, pl) and other particles [1-5]. the properties of ceс with different types of filler are mostly determined by the physical and mechanical properties of the inclusions. thus, borides have high heat resistance, hardness and pronounced metallic properties, however, they can interact with electrolytes, and are not sufficiently stable in acids; carbides of many metals have high hardness, heat resistance and chemical resistance; nitrides, in contrast to borides and carbides, have lower hardness, greater plasticity, sufficiently heat-resistant; oxides are more resistant to aggressive environments, heat resistant; silicides are promising as heat-resistant compounds, have magnetic properties and conductivity. substances with a layered crystalline structure are of special interest for obtaining ceс. such materials are the basis for self-lubricating coatings and coatings with improved antifriction properties. the volume content of particles that can be introduced into the electrolyte depends on their shape, nature, dispersion, electrolyte acidity, cathodic current density, location of the cathode surface (horizontal or vertical), mixing conditions. theoretically, when modeling the dense packaging of the dispersed phase in the form of powders of the same size, the maximum filling of the space, provided that the spherical particles touch, is 74%. the data presented in the monograph [65] indicate the possibility of obtaining a volume fraction of the dispersed phase in the ceс up to 50%. theoretical calculations and experimental data show that when real dispersed powder particles have different shapes and sizes, when smaller particles can be located between large ones, then the maximum volume content in the coating can reach 60%. however, in the absence of contact between the filler particles, when a solid or frame structure of the matrix is formed, their volume fraction in the coating reaches only 30% [6]. therefore, this volume content of the dispersed phase can be considered the limit, at which the particles are completely cemented by a metal matrix. the use of ceс filler powders of various nature and dispersion can have an effect on their volume content in the coating, but usually in the direction of its reduction. it is established [1,3] that when using electrically conductive particles in the process of forming ceс, their volume content in the coating is always greater than those that do not conduct current. this allows a lower content of particles in the electrolyte-suspension to obtain a higher content in the coating compared to the use of non-conductive powders. of practical and theoretical interest is the method of calculating the maximum possible production of the dispersed phase in the ceс depending on the bulk density of the powder fraction and the deposition parameters, which is presented in [4]. as for the dispersion of particles, many researchers believe that the optimal fraction -2 + 0.1 μm, which provides the maximum number of particles in the coating when deposited in continuous stirring on a vertical cathode and a fraction of -50 + 40 μm and above when deposited on a horizontal cathode [3,5,7]. the volume content of particles in the ceс during its production is significantly influenced by the nature of the electrolyte, the presence of a sufficient number of particles, the cathode current density, the process temperature and so on. the ionic composition of the electrolyte, its electrical conductivity, density, acidity, deposition modes in different ways can affect the quality of cec. the complexity of the deposition process, the large number of factors that affect it, does not allow to accurately predict the optimal modes of formation of cec [1, 3, 4]. the basis for the installation for the formation of cec, created at the khmelnitsky national university (khnu), the task of control and regulation of the rate of deposition of electrically conductive and sedimentation 8 problems of tribology of non-conductive particles of filler powders. this task is achieved due to the fact that in the process of electrolysis the delivery rate of the filler particles is controlled and regulated by changing the electric field strength using a potentiostat. [8]. influence of filler content and electrolyte composition the greatest influence on the content of inclusions in the coating, and, accordingly, on the physical and mechanical properties of the coating, has the number of powder particles in the electrolyte. from the literature data it follows [3] that with increasing concentration of both large and small particles in the electrolyte, the number of inclusions in the coating increases. the number of particles in the cec increases both with increasing size of the fractions of the powders used and with increasing their concentration in the electrolyte. moreover, with increasing the concentration of particles to 50 kg/m3 there is a significant increase in their content in the coating. the maximum mass fraction of inclusions in the cec is achieved at a concentration of particles in the electrolyte of 100 kg/m3, so it can be considered optimal for all fractions of powders used. the composition and parameters of the electrolyte affect the filler content in the coating in different ways. thus, it was found that the formation of particles and their overgrowth with metal easily proceeds from the nickel electrolyte [3,5], and most difficult from the chromium electrolytes. the acidity of the electrolyte is a determining factor in the formation of cec, for example, on the basis of chromium and does not have a significant effect on the production of cec on nickel basis. thus, during the deposition of cec based on nickel using particles up to 10 μm, the change in electrolyte acidity in the range from 2 to 5 ph units does not affect the deposition of particles, including ph = 4-5 if the particles are larger than 20 μm [ 1]. cathodic current density and electrolyte temperature increasing the cathode current density has a positive effect on the overgrowth of particles. in most cases, increasing the cathode current density leads to an increase in particle content and increase the thickness of the coating, but there is a critical value of the cathode current density exceeding which disrupts the electrolysis process and leads to deterioration of cec [1,5]. the current density determines the rate of increase of the galvanic coating, but at a density of more than 2 ka/m2 the surface of the coating has many defects, poor quality overgrown particles of silicon carbide of large fractions. in addition, the possible release of hydrogen ions and the coating is then loose, spongy and with a dendrotic structure. at a density of more than 1 ka/m2 the surface has an uneven relief and high roughness. studies have also shown that increasing the current density for non-conductive particles of boron and silicon carbide has virtually no effect on the bulk filling of the nickel matrix with filler. therefore, in our work, electrolysis was performed at a current density in the range of 0.4… 1 ka/m2 [8]. it is noted [1] that the temperature regime of electrolytes in obtaining cec has a certain effect on the deposition rate. this effect is especially noticeable when obtaining cec based on metals of the iron family, although a certain pattern of the effect of temperature on the retention of particles in the coating is not observed. the presence of two cooling circuits on the installation developed at khnu allows to stabilize the electrolysis temperature in the cathode zone within ± 2 0c, which also helps to stabilize the electrolysis process in the formation of the metal matrix and in the formation of coatings with filler particles. it also allows to obtain a coating of uniform thickness and with a lower surface roughness [8]. electrolyte mixing rate the mixing rate of the electrolyte-suspension has a particularly large influence on the formation of cec [1, 4]. stirring of the electrolyte in the electrolysis process accelerates the process of electrochemical deposition of metals. stirring is also necessary to ensure that the particles of the dispersed phase (even less than 1 μm), which are in the electrolyte, are always suspended. this is especially important when using particles larger than 5 microns. it is difficult to establish the explicit regularity of the influence of the stirring speed on the production of particles in the cec, because it is not possible to accurately determine the rate of exit of particles in the current. in the general case, with increasing speed of rotation of the stirrer, the content of particles in the coating first increases, and then, when a certain limit is reached, decreases. the fraction of the filler powder has a determining influence [1, 5]. influence of filler type for formation of nickel cec the study of the influence of dispersed filler particles of various natures introduced into the electrolyte on the process of formation of nickel cecs and their properties is devoted to works [1, 3, 4,5]. they present data on the effect of different filler particles on the microhardness, wear resistance and internal stresses of the cec, determine their optimal concentrations in the electrolyte suspension. composite electrolytic coatings with problems of tribology 9 inclusions of titanium, tungsten and silicon carbides have the greatest wear resistance. zirconium and aluminum oxides increase wear resistance to a lesser extent. in addition, carbides significantly (5-8 times) reduce the internal stresses of cec [2]. in [6] the influence of electrical conductivity of dispersed particles on their distribution in the nickel matrix, structure and quality of precipitation was studied. for non-conductive particles (silicon carbide), their uniform distribution in the matrix is characteristic, while for electrically conductive materials (chromium carbide), this was not observed. the roughness of coatings filled with chromium carbide particles is higher than in cec nickel-silicon carbide. the wear resistance of cec increases with increasing number of particles in the matrix [8]. silicon carbide is recommended for the creation of compositions to increase hardness and wear resistance under friction without lubrication and at elevated temperatures [10, 11], corrosion resistance [8]. silicon carbide in the nickel matrix improves the properties of the coating: microhardness increases by 1… 2.5 gpa, internal stresses decrease by 3… 8 times, and corrosion resistance increases by 4… 50 times [6]. silicon carbide coatings have the best adhesion to steel compared to other fillers. the strength of adhesion to the base has the following range, kg/cm2: 487-sic; 213-tic; 216-cr7c3 [5]. in addition, silicon carbide has high mechanical properties: microhardness 29… 35 gpa, modulus of elasticity e = 394 gpa, tensile strength -180 mpa, flexural strength -173… 225 mpa, compressive strength -800 mpa [8, 12]. silicon carbide has a low cost and is produced in large quantities in the form of powders packaged in fractions. based on the above, in our work we investigated the cec on a nickel basis with sic filler of different fractions from 100/80 μm to nanoparticles smaller than 50 nm. thus, sic powders with the following sizes were used in the works: less than 50 nm nanoparticles; m5; 28/20; 50/40; 100/80 μm. according to the sizes of sic particles the following designations are accepted: ni-sicnano; ni-sic5; ni-sic28; ni-sic50; ni-sic100. additives of surfactants to intensify the process of deposition of cec and improve the quality of sediments in the electrolyte is introduced various organic and inorganic additives and surfactants (surfactants), which contribute to the receipt of uniform and dense sediments with fine crystalline structure. it is known that the addition of soluble organic and some inorganic substances changes the cathodic polarization and the equalizing ability of the electrolyte [9]. it can be assumed that these substances will significantly affect the process of formation of cec. thus, when studying the effect of surfactants on the coprecipitation of nickel with silicon carbide particles, it was found that the introduction of cationic surfactants reduces the rate of sic at low concentrations of substances in the electrolyte and increases sharply at high, and the introduction of anionic surfactants at a certain concentration completely stops particle deposition. the effect of anionic surfactants is associated with the agglomeration of particles as the concentration increases and their deposition in the electrolyte; influence of cationic surfactants with positive charging of particles and their sedimentation with the formation of a dense layer at the cathode. in our studies, the electrolyte was additionally injected with sodium surfactant in the amount of 0.01… 0.02 g/l, which according to [12] promotes the inclusion of sic particles in the coating and improves the conditions for building a nickel matrix. amorphous boron powders with a size of about 1 μm were also added to the silicon carbides as a filler, which is explained by the possibility of boron and nickel interaction during the subsequent heat treatment of the coating and obtaining new structures (solid solutions, eutectic, dispersion-hard alloys). intensification of ceс formation processes among the modern innovations in the technology of electrolytic coatings are the use of non-stationary electrical modes (reversible or pulsed currents, the application of alternating current to direct current) [11] and the application of ultrasound in the application of electrolytic coatings [10, 11]. the use of reverse current (current with periodic change of polarity) has a positive effect on electrode processes and increases the productivity of electrolysis. during the anode period, the microprojections on the cathode dissolve and as a result the unevenness of the coating and its porosity decreases. also, the use of such modes allows to obtain a more dispersed structure of the sludge with lower internal stresses. the use of pulsed current (current pulses with a very short duration (<1 ms) and an amplitude that is an order of magnitude higher than the limiting current of the process) allows to increase the deposition rate to obtain more uniform and fine crystalline sediments, but slightly reduced (5-10%) cathode current output. the application of ultrasonic waves allows to precipitate metal at high current densities with high current output, electrodeposition of pure metals in the presence of impurities in the electrolyte, precipitate smooth, compact, fine with high corrosion resistance and lower internal coating stresses. thus, these methods can improve the structure of the coating, increase microhardness, increase wear resistance and anti-corrosion properties. 10 problems of tribology combined ceс analysis of the results of [1-5] shows that combined electrolytic coatings based on nickel with inclusions of dispersed particles have a significantly higher wear resistance than coatings without particles. in the general case, the increase in wear resistance of ceс in comparison with pure galvanic coatings is 2.5-5.0 times [2]. comparative tests for friction and wear show a clear advantage of nickel-based ceс with inclusions of oxides, borides, carbides, in comparison with hardened steels 45, 40x, 30hgt. it is noted that the inclusion of carbides in nickel ceс more significantly increases the wear resistance than the inclusion of oxides, and the lowest wear was observed for coatings containing particles of tic, wc, cr3c2 [3]. the authors explain the increase in wear resistance of nickel coatings when particles are introduced into them by the fact that solid particles carry the main load and contribute to better distribution of lubricants. coatings with inclusions of wc particles have a high microhardness (up to 500 kg/cm2) and, accordingly, less wear than nickel. the wear resistance of combined layers with sic is almost 70% higher than for nickel without carbide. data on the wear rate of composite coatings after heat treatment with nickel borides and chrome coatings are also given. it is noted that ceм with borides have the same wear resistance as chrome coatings, and sometimes exceed it. in the absence of lubricant, galvanic coatings effectively reduce the coefficient of friction only when applied to a solid substrate. coating steel with copper, zinc, tin, nickel, lead can reduce the coefficient of friction. applying such coatings on a soft base is not acceptable for friction joints [3]. wear and degree of destruction of cec depend on friction conditions. at high specific loads (200 n/cm2) plastic deformation precedes the formation of microcracks, which due to insufficient strength of adhesion of the coating to the matrix develops mainly at the interface. for reliable operation of the friction unit, the mechanical properties of the ceс matrix must be consistent with the external operating conditions. the mechanical and antifriction properties of cec have a significant effect on the crystal structure of the particles. borides and carbides increase the hardness of cec most effectively. particles with a cubic crystal structure significantly increase the hardness of nickel coatings. this is due to a more even distribution of local stresses in the volume of coverage and a significant improvement in the elastic properties of the matrix. in [2,3,4,12] the hardness, wear resistance and structure of ceс on a nickel basis with microparticles of boron carbide, chromium, silicon, titanium, industrial micropowders of carborundum and electrocorundum, synthetic diamonds when reaching their maximum content in coverage. increasing the concentration of micropowder m1 from 50 to 300 g/l leads to an increase in the number of inclusions from 4 to 10% and microhardness from 3.25 to 4.5 gpa. increasing the volume fraction of silicon carbide particles from 3.8 to 18.9% increases the microhardness from 2.9 to 5.5 gpa and, accordingly, increases the wear resistance by 3 times [12,13]. according to the authors of [6], the increase in the microhardness of coatings during the introduction of dispersed particles is associated with a change in the substructure of the deposited metals (reducing the size of crystal blocks and increasing the density of dislocations). thus, the existence of optimal concentrations of particles of titanium carbide, zirconium dioxide and kaolin (30-50 g/l) in the nickel electrolyte, which correspond to the minimum block size and maximum micro-distortion size and dislocation density. the change in the size of the blocks in nickel coatings is due to the different effects of particles introduced into the electrolyte on the ratio of growth rates and passivation of crystals. according to the author, the grinding of the blocks is facilitated by submicroscopic particles that are included in the sediment and prevent the growth of crystals by shielding their surface. the content of particles in the electrolyte has only an indirect effect on the substructure of the matrix. the decrease in mosaic blocks with increasing concentration of particles in the suspension can be explained by the depassative effect of not all particles in the electrolyte, but only by the action of particles deposited on the growth front of the matrix. self-lubricating ceс self-lubricating coatings are also used to reduce friction steam wear [2,5]. these are ceсs, which contain solid lubricant particles and have a better ability to run and reduced friction. as the second phase in such coatings are particles of molybdenum disulfide, graphite, boron nitride and other substances. the introduction of such particles into the matrix usually increases its plasticity and the tendency of coatings to deformation hardening. coatings with solid lubricants are suitable for use in vacuum conditions, and their use for air friction units is limited by the temperature regime and the tendency to oxidation of particles and as a result the coefficient of friction increases sharply. however, at moderate loads and sliding speeds, solid lubricants significantly reduced the wear of ceс [14]. thus, the dispersed particles to obtain ceс must be selected taking into account their properties, nature and crystal structure, properties of the matrix, its crystal structure and friction conditions. heat treatment of ceс problems of tribology 11 the analysis of ceс on a nickel basis testifies to wide technological possibilities of their reception and a variety of the received structures and their properties. electrochemically deposited metals in most cases do not require further heat treatment and are in a state typical of metals that are subjected to low-temperature hardening. however, due to the lack of coherent connection of particles with the matrix, it is possible to chip particles in the process. at the same time, the level of wear resistance of ceс is low in comparison with hard chrome coverings. in addition, electrolytic coatings, including ceс, in comparison with others have a number of disadvantages, namely: low adhesion to the substrate, the presence of pores and microdefects, internal stresses, sludge flooding. therefore, many researchers [3, 4, 8,9] have studied the effect of annealing on the hardness and wear resistance of ceс, in order to improve the strength of adhesion to the metal substrate, increase the density of sediments by overgrowing pores, cracks and other defects inherent in electrolytic coatings. thus, in the process of heat treatment there is a recrystallization of the metal and a change in properties, namely the improvement of ductility and wear resistance. in [9] studies on the effect of annealing modes on the bond strength of ceс nickel-silicon carbide, nickel-carborundum with aluminum alloys ak-18, al-7, ad-25. the maximum bond strength of these coatings with the substrate was achieved after annealing at a temperature of 200 ° c for 2 hours. studies [3,16,17] aimed at increasing the hardness of nickel-based ceс with the inclusion of oxides of chromium, titanium, thorium, aluminum, as well as chromium and silicon carbides due to their annealing did not give positive results. annealing carried out in the temperature range from 200 to 7000c, led to a loss of hardness, apparently due to the removal of internal stresses and weakening of the nickel matrix. the microhardness of coatings with increasing annealing temperature decreased from 3.2-4.8 gpa to 2.0-3.2 gpa. in some cases, combined electrolytic coatings are subjected to heat treatment to improve mechanical properties (high temperature resistance) or to detect the tendency to oxidation at high temperatures. for example, coatings of ni + al2o3, ni + ti and others. show increased durability at high temperatures. this type of heat treatment does not lead to the creation of qualitatively new structures and does not change the phase composition of the coatings. it is possible to significantly increase the operational properties of ceс by heat treatment by conducting filler particles in them, which tend to interact with the metal matrix and form solid solutions and chemical compounds with high hardness and wear resistance. thus, in [3, 4] data on heat treatment of combined electrolytic coatings based on nickel, which aims to qualitatively change the phase composition and structure of the coating. the authors of these works received coatings containing powders of tungsten and molybdenum, which were subjected to subsequent annealing. annealing of other electrolytic compositions, such as ni+cr (powder) and fe+cr (powder), leads to coatings such as stainless steel [5]. the process of heat treatment of composite coatings can be considered as a kind of chemical-heat treatment, in which the diffusion element is inside the metal matrix. in addition, the heat treatment of ceс can be carried out using concentrated energy sources such as lasers, high frequency currents, solar energy. the main advantages of such processing are locality, possibility of receiving high temperatures at insignificant duration of processing, high speeds of heating and cooling. the prospects for the use of these energy sources in heat treatment are noted in [3, 17, 18]. but in them the main attention is paid to studying of the structures formed at such processing. based on this, it is of practical interest to study the possibility of improving the physical and mechanical properties of nickel-based ceс by introducing into their composition metals capable of heat treatment, interact with the metal matrix to form solid substitution solutions and chemical compounds (solid implementation phases) and determine tribotechnical characteristics of these coatings [8, 19]. based on the analysis, thermal annealing in a muffle furnace was performed at a temperature of 400oc for 1… 2 h, which increased the cavitation-erosion resistance of the ni-sicnano composition by approximately 20% in hard water and about 30% in 3% nacl solution [8]. the latter is due to the reduction and equalization of internal stresses in the coating, reducing the heterogeneity of the structure. the annealing temperature was chosen on the grounds that irreversible transformations and eutectic formations take place in the temperature range 120… 220; 300… 350 and 370… 450oс. vacuum annealing with melting of the coating surface was performed on the installation okb 8086 at temperatures of 1085… 1090oc. after holding in the furnace, the samples were cooled together with the furnace. after heat treatment, the microstructure forms a framework consisting of ni-ni3b eutectic and ni3b borides with hardness нµ = 6.6 ... 7.4 gpa. cavitation-erosion tests of ni-sic28-b ceс after vacuum annealing in hard water showed that the wear resistance in 2 hours of testing increases, compared to ceс without vacuum annealing, 2 times. therefore, vacuum annealing at the temperature of eutectic formation allows to obtain dense, smooth coatings with high cavitation and erosion wear resistance. conclusions 1. when forming ceс, depending on the physical and mechanical requirements for the surface of the part, it is necessary to choose the type of matrix, the nature of the particles and their fractionality, to find the optimal technological modes of electrolysis and so on. 12 problems of tribology 2. ceс based on nickel matrix filled with silicon carbide (sic) particles are promising coatings to improve the tribological characteristics of structural steels. 3. in order to improve the physico-chemical characteristics of the nickel-based cec, it is necessary to introduce chemical compounds into the electrolyte, which as a result of heat treatment form solid substitution solutions and solid phases of introduction. references 1. antropov l.i., lebedinsky yu.n. composite electrochemical coatings and materials. k .: technique, 1986. 200 p. 2. borodin i.n. powder electroplating m .: mashinostroenie, 1990. 240 p. 3. guslienko yu.a. research on the processes of obtaining wear-resistant composite coatings based on nickel and iron and the study of their properties: dis. ...cand. tech. sciences: 05.16.01. k., 1975. 155p. 4. luchka m.v., kindrachuk m.v., melnik p.i. wear-resistant diffusion-alloyed composite coatings. k .: technique, 1993. 143 p. 5. saifullin r.s. composite coatings and materials.– m. chemistry, 1977.–272 p. 6. samsonov g.v., zhunkovsky g.l., luchka m.v. study of the process of formation of composite coatings based on titanium carbide // powder metallurgy.– 1976.– no. 7.– p.53–56. 7. kovalenko v.s., golovko l.f., chernenko v.s. hardening and alloying of machine parts with a laser beam. k .: technika, 1990. -192 p. 8. bilyk yu.m. increasing cavitation-erosion wear resistance of carbon structural steels by composite electrolytic coatings dis. cand. tech. science: 05.02.04. khmelnytsky., 2014. 169 p. 9. frolova f.p., zhitkevich i.i., mikhailenets e.s. causes of adhesion of nickel–silicon carbide coatings to aluminum alloy. an lit.ssr, 1975.– no. 5 (114). – p.21–28. 10. yavorsky v.t., kuntiy o.i., khoma m.s. electrochemical application of metal, conversion and composite coatings / lviv polytechnic state university. l., 2000. 216 p 11. kuntiy oi electroplating: textbook for students majoring in 7.091603 "technical electrochemistry" / national university "lviv polytechnic". l .: lviv polytechnic publishing house, 2004. 236 p. 12. perene n.s., taitsas l.i. wear resistance of composite coatings // tr.anlit.ssr.– 1977.– no. 1 (98). – p.27–31. 13. bykova m.i., antropov l.i. combined nickel coatings with increased hardness and wear resistance // obtaining hard wear-resistant galvanic coatings.– m.: mdntp, 1970. – p. 106–110. 14. molchanov v.f., ayupov f.a., vandyshev v.a. combined electrolytic coatings. k.: tehnika, 1976 176p. 15. borodin i.n. powder electroplating m.: mashinostroenie, 1990. 240 p. 16. pletnev d.v., brusentsova v.n. fundamentals of technology of wear-resistant and anti-friction coatings. – m.: mashinostroenie, 1968. – 272 p. 17. wagner e., broszeit e. an electrochemical investigation of corrosive wear of as-plated and heattreated ni and ni-sic coatings // wear. 1979. vol. 55, no. 2. p. 235-244. 18. tikhonovich t.n. structure formation, properties and technology for obtaining protective composite electrolytic boride coatings based on metals of the iron family: dissertation cand. tech. sciences: 05.16.01. k., 1989. 145p. 19. obtaining composite boride coatings by surface heating with concentrated energy sources // yu.a. guslienko, t.n. tikhonovich, v.p. stetsenko, v.s. dvernyakov // protective coatings on metals. 1993. issue. 27. – p. 35–39. problems of tribology 13 скиба м.є., стечишин м.с., олександренко в.п., машовець н.с., білик ю.м. зносостійкість композиційних електролітичних покриттів у статті проведено аналіз впливу композиційних електролітичних покриттів (кеп) на зносостійкість конструкційних сталей.розглянуті питання вибору матриці і різноманітні поєднання у композиційних покриттях різних хімічних елементів та сполук. у промисловості широко використовують покриття, в яких металевою основою є хром, нікель, залізо, мідь, кобальт та інші, але найбільш широке застосування мають композиційні покриття на основі нікелю. нікель широко використовується в якості матриці для кеп, тому що він має спорідненість до більшості частинок, що застосовуються як друга фаза і легко утворює з ними покриття. дані покриття використовують з метою корозійного захисту, підвищення фізико-механічних та хімічних показників, підвищення твердості та зносостійкості, відновлення розмірів, надання поверхні самозмащувальних властивостей. на базі створеної установки для нанесення кеп досліджувалися покриття на нікелевій основі з наповнювачем sic різних фракцій від розміру 100/80 мкм до наночастинок розміром менше 50 нм. таким чином, в роботах використано порошки sicз розмірами: менше 50 нмнаночастинки; м5; 28/20; 50/40; 100/80 мкм. в проведених дослідженнях в електроліт додатково вводили пар-лаурилсульфат натрію в кількості 0,01…0,02 г/л, який сприяє включенню частинок sicв покриття та покращує умови нарощування нікелевої матриці. до карбідів кремнію в якості наповнювача додавали також порошки аморфного бору розміром біля 1 мкм, що пояснюється можливістю взаємодії бору та нікелю при наступній термічній обробці покриття і отримання нових його структур (тверді розчини, евтектика, дисперсійно-тверді сплави). практичний інтерес становить вивчення можливості підвищення фізико-механічних властивостей кеп на нікелевій основі введенням у їх склад металів, спроможних у процесі термічної обробки, взаємодіяти з металевою матрицею з утворенням твердих розчинів заміщення і хімічних сполук (твердих фаз впровадження) та визначення триботехнічних характеристик цих покриттів. ключові слова: композиційні електролітичні покриття (кеп),зносостійкість copyright © 2020 a.g. dovhal, l.b. pryimak, i.l. trofimov.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 1/95-2020, 26-33 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-26-33 determination of wear resistance and wear mechanisms of hvaf coatings based on ni-al composition depending on the technological modes of their deposition a.g. dovhal, l.b. pryimak, i.l. trofimov * national aviation university, ukraine *e-mail: troffi@ukr.net abstract presented studies are related to the spheres of aviation and machine-building. world aviation technology experience has accumulated a huge amount of statistical material on the failure airborne systems and ground equipment due to the increased level of parts wear. that is why the issue of research and improvement of antiwear properties aeronautical parts is one the components when considering the priority directions of ensuring the reliability of operation motor vehicles and friction units. the ni3al coating has been deposited on the medium carbon steel using high velocity air fuel deposition. it has been established that it is very sensible for modes of coating deposition and different chemical phenomenon have been detected. the structure of the obtained coating has been thoroughly researched on the electronic microscope. the obtained coating has been tested on the friction bench modeling the fretting process that is taking place in the couple of locking devices of self-propelled passengers stairs. the coating has also corrosion protection. the friction surfaces have been investigated on the electronic microscope and the wear mechanisms have been established. the optimal modes of the hvaf coting deposition from the viewpoint of wear resistance have been detected. key words: wear, wear resistance, coating, adhesion, coating deposition, high velocity air fuel (hvaf) deposition. introduction one of the important problems of modern technological processes at airports is the technological, safe and efficient operation of aviation ground equipment used for ground handling of aircrafts. the reliability of ground handling technology directly affects not only the quality and intime of groundhandling, but also the reliability of the aircraft and the safety of the next flight as a whole [1]. the reliability and durability of the aircraft ground support equipment often refers to the durability and surface strength of its nodes and units [2]. this is determined by the strength and resource of ground support equipment, the resource and safety of which are generally determined by the efficiency of triboelements, which can be substantially improved by techn ological measures of surface hardening, in particular the application of protective coatings. the main problems of operating the self-propelled passenger stairs of the abs 580 series tld, include especially the arrangement and operation of their operating body, namely the two-section staircase. the stair's special equipment is two sections of steps: a fixed section, the slope which is controlled by hydraulic cylinders (fig. 1, a) and a movable sliding section, which moves along a fixed one and is fixed at the desired height by means of locking latches (fig. 1, b). the locking latch consists of a drive mechanism and a retractable tooth, which is usually made of har dened steel alloy. the retractable tooth of the locking latch goes into the corresponding hook welded to the frame of the retractable section that is usually made of structural steel and welded to the base at a distance of one step. the total unloaded mass of the self-propelled passenger stairs is 4.7 tons. the operating temperature of the stairs is from -20 °c to + 45 °c. the maximum number of passengers on the stairway is 74 people (equivalent to 5920 kg). maximum number of passengers on the platform is 7 (equivalent to 600 kg). the maximum number of passengers in the upper section is possible 41(fig. 1). http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-26-33 problems of tribology 27 the locking latches work in extremely difficult conditions. the pressure on the contact areas of teeth and hooks ranges from 10 to 250 mpa, depending on the extension of the section from the upper hooks to the lower ones, when the sections are pulled and loaded, including the weight of the section and the mass of passengers. from 8 to 41 people. the process of friction in the couple of teeth of the locking latches and hooks of the sliding section corresponds to the fretting wear with the elements of the corrosion process if the paint coatings are being destroyed. a b fig. 1. the result of excessive wear of the supporting teeth in the locking section of the self-propelled passenger stairs abs 580 firm tld: a – wear of the right side; b – wear of the left side the oscillation amplitudes are not predicted and depend on the wear of the coupling pair. the frequencies are of two types: low frequencies, which have no regular frequency and are extremely rare, and the fundamental oscillation frequency of the friction pair is the forced frequency from the rotation of the engine of the special machine at the rated mode of operation, which is 1600 1800 rpm, and corresponds to the oscillation frequency in 30 hz. the loaded area of the contact tooth can be protected by a coating of a composition based on nickel aluminum intermetallide, which is well established as a protective composition. review of the latest research when dissolving the aluminium in the nickel up to the concentration of 15 % the strict stoichiometric compound ni3al is created. it has a number of useful properties for coating and metal ceramic materials. so the contact interaction of the ni3al melt with the sic-al2o3 has been investigated [3, 4] and it has been established that the chemical activity is reduced only keeping the stoichiometric compound ni3al and ceramic impregnation is saved. the nickel-aluminium alloy is also useful not only for carbides and as well as for borides of titanium and cromium [5,6] and initial structure is well kept for engineering application. basing on the previous research the wear proof and high-dense composition and coating have been obtained on the basis of diboride of titanium [7]. the infinitive dissolution of the nickel in the iron allows applying the ni3al as the sublayer for the ceramic coating and the metal matrix for ceramic impregnation. thus the contact interaction of the ni-al alloys with the wear proof and thermal barrier composition al2o3-zro2 has been investigated [8] and the creation of double eutectic of (al2o3-zro2) and (al2o3-ni3al) under the interaction temperatures 1510 o c has been detected, which is very useful for coatings depositions by high concentration energy techniques. so, using the previous phenomenon the modes of hvaf coating have been detected and damage free coating has been obtained [9]. the high velocity air fuel deposition has a number of advantages for deposition of different compositions. it has less dynamic action on the powder and substrate as the detonation deposition has. and it has less temperature destruction on the powder batch mixture as the plasma deposition has. using the hvaf deposition the coating is deposited in the supersonic stream of air-kerosene blast [10]. the ni3al alloy has been positively tested as the sublayer for plasma deposition coatings for the friction under the elevated temperatures. so, taking into account all the mentioned application of the pure ni3al for protection of steel elements is of a great scientific interest. research aim the aim of the research is to establish the optimal modes of the hvaf coating deposition from the viewpoint of the coating structure and properties. research methodology in order to study the structure and durability of the hvaf-coatings we used original samples of structural steels of which the hooks of the upper section of the self-propelled stairs are made: steel 45 (gost 380 28 problems of tribology 2005) for the manufacture of cylinders (20 × 25) compatible for testing on a мfc-1 friction machine (fig. 2), and a counterface made of hvg steel (gost 5950-2000). in order to obtain the charging metal for the coating we used intermetallide pnu 15 (gost 21 448 75) with an average size of 45 55 microns. the equipment for coating by the method of high-speed air-fuel spraying. nowadays, the technology of high-speed air-fuel spraying (hvaf) wear-resistant coatings is widely used in various industries for powder compositions. this method differs from the detonation one by smoothness and continuity of the coating process, and hence the insignificant dynamic effects on the unit, and from the plasma method by the lower temperature influence on the unit and powder composition and the relatively low cost of the equipment. fig. 2. general view of the operating unit of the friction machine мfc-1 the coatings were applied by the method of hvaf burner "grad b" on the universal thermosetting testing bench (uttb). dependence of wear resistance and mechanisms of hvaf coatings wear on technological modes of their application as the composite hvaf-coatings were intended to work as protection of teeth of locking latches of two-section passenger stairs, the modes of tribotechnical tests were chosen to model the operating conditions of a couple of locking latch-tooth of the sliding section. namely, at vibrational frequencies of 30 hz, which corr esponds to the average frequencies of rotation of the base engine when rotating the crankshaft 1800 rpm in accordance with the rated operating mode of the internal combustion engine and loads at 1500 n, which corr esponds to the load on the friction contact area of 30 mpa, as it is exactly maximum amount of pressure on the contact section of the system "locking-tooth section" in the most unfavorable position, when the extended section of the hinge extended to the maximum length, the amplitude was 10 mkm, the test base composition 5 × 10 5 cycles these indicators remained constant and the same for all test series coatings obtained at different technological modes of application and the remaining factors varied for optimization purposes of technological solutions. tribotechnical tests have been conducted according to the schedule "plane-plane" on a modified friction machine мfc-1, which allows to measure the average value of the friction coefficient (fig. 2). steel 40x9c2 (hrc 75 80) was selected as the counterface material. two types of modes have been analyzed: at the constant flow of the fuel-air mixture the effect of the powder flow have been studied, and at the constant flow of the powder, the effect of changing the flow of the fuel-air mixture on the intensity of wear and friction coefficients, respectively. in order to study the influence of these factors, coatings have been obtained with the change of these factors at three levels (tab. 1) and technological features of the formation of these coatings have been determined. the results of tribotechnical tests of hvaf coatings at changes in the main technological wind resistance of the selected powder when it is possible to obtain a supersonic flow in the nozzle of the grad-m burner, have been obtained. thus, the ranking selected two main factors that significantly affect the structure of the coating, and, consequently, its durability, such as the flow rate of the fuel-and-air mixture and the powder consumption from the feeder of the assembly (tab. 1). table 1 factors that significantly affect the structure of the coating fuel mixture consumption, g/s powder consumption, g/s protective atmosphere residual porosity,% 20 2,0 --7 30 2,25 --1 2 40 2,5 --3 problems of tribology 29 therefore, samples with appropriate coatings have been obtained in different modes and their wear resistance has been investigated (fg. 3, 4). thus, the fuel-air mixture consumption affects the wear resistance as follows. for fuel-air mixture costs of 30 g/s for all costs as follows. at the expense of the fuel-air mixture at 30 g/s for all powder consumption, a minimum of wear was observed for the powder consumption of 2.25 g/s, the wear rate of the composition was 5 mkm. the friction coefficients at the hvaf-coatings, depending on the flow rate of the fuel-air mixture varies from 0.43 to 0.53. this coating refers to the friction type, but it is intended for stabilization, not for heavy motion. for powder consumption of 30 g/s, the friction coefficients have a minimum for powder consumption of 2.5 g/s, the friction coefficient is 0.43. it means that at low consumption of powder there is an increased porosity of coatings, and at high consumption there is thermal ignition of the intermetallic composition, so there is an intermediate optimum. the increase in the powder flow rate from the feeder of the plant also significantly affects the tribotechnical characteristics of the obtained coatings (fig. 4). therefore, with increasing powder consumption, the wear rate exceeds at least the value of the powder consumption of 2.25 g/s, from 5 to 21 microns. a b fig. 3. dependence of the wear rate (a) and the friction coefficient (b) on the consumption for different powder in the hvaf flow: 1 – 2 g/s; 2 – 2.25 g/s; 3 – 2.5 g/s a b fig. 4. dependence of wear rate (a) and the friction coefficient (b) on the supply of powder into the hvaf flow at the values of the powder supply: 1 – 20 g/s; 2 – 30 g/s; 3 – 40 g/s 30 problems of tribology optical (fig. 5) and electron microscopy (fig. 6, 7) has been studied to explain the obtained results of the friction surface. a b c fig. 5. photographs of the friction surfaces of the samples (pressure 30 mpa, oscillation frequency 30 hz, amplitude 10 mkm, 0.5 megacycles), powder consumption 2.25 g/s, at the expense of fuel-air mixture for magnification 50: a – 30 g/s; b – 40 g/s; c – without coating the general view of the friction surfaces at magnification 50 is obtained on a laser scanning microscope lsm, which has a digital processing of the surface relief and automatically calculates the amount of wear a ccording to the previously described method. it also allows you to get high-quality images for visual analysis of friction surfaces with an optimal powder consumption of 2.25 g / s (fig. 5). analyzing these images, we can draw the following conclusions. fig. 5, a shows the friction path of the coating, which was obtained at the expense of the fuel-andair mixture consumption 20 g/s, since it has a porosity of 7 %, it revealed a wear rate of 12 mkm, and the friction coefficient of 0.51. figure 5, b shows the friction path of the coating obtained at the fuel-and-air mixture consumption of 30 g/s, as it has a porosity of 1 2 %, which revealed a wear rate of 5 mkm and a friction coefficient of 0.45. the friction path of the coating obtained at the fuel-and-air mixture consumption 40 g/s, as it has a porosity of 3 % is shown in figure 5, c. it showed a wear rate of 21 μm and a friction coefficient of 0.53. for comparison, a sample of uncoated steel 45 showed a wear rate of 50 60 mkm (fig. 5, d). in order to explain the high wear resistance of the friction path, the coating obtained by modes of fueland-air mixture consumption 30 g/s and powder 2.25 g/s has been investigated by an electron microscope using micro spectroscopic analysis of the elemental composition of the characteristic sections, the results of which are shown in fig. 6 and micro-x-ray spectral analysis of the elemental composition in the direction of an arbitrary line drawn through the friction path, the results of which are shown in fig. 7. so, fig. 6 spectrum 3 indicates an increase in oxygen concentration to 35.72 % in the friction surface compared to spectrum 2, where the oxygen concentration is insignificant 0.11 % by weight. also, 0.34 % of iron was found in the friction surface, which was probably transferred from the counterface to the friction surface. also, the surface of the friction coating is saturated with carbon up to 1.60 % by weight, which is probably not in a free state, as it would significantly reduce the friction coefficient for the coating of this composition. all results in weight %. the results of micro-x-ray spectral analysis of the elemental composition in the direction of an arbitrary line drawn through the friction path (yellow) are shown in fig. 7, a. also in this drawing nickel is shown in the red color, the aluminum is shown in green, and oxygen is blue on the surface being investigated. problems of tribology 31 fig. 6. structure of the friction path of hvaf-coating on steel 45 in the application mode: fuel mixture consumption of 30 g/s, powder consumption of 2.0 g/s. x-ray spectrum analysis results in tab. 2 let us carefully analyze the magnified images of the distribution of chemical elements on the surface of the coating friction (fig. 7, b, c, d). as it can be seen in the friction path, the concentration of nickel is significantly reduced (fig. 7, b), it means there is "lack" in the friction area, it may be due to its transfer to the surface of the counterface and dissolution in the steel substrate. the spectra of aluminum and oxygen (fig. 7, c, d) coincide, indicating the oxidation of aluminum and the formation of friction of aluminum oxide on the surface. the fact that nickel friction does not oxidize will have a positive effect on the corrosion resistance of the coating, which will be positive for locking latches of two-section self-propelled passenger stairs. table 2 x-ray spectrum analysis results for fig. 6 spectra o fe c al ni total spectrum 2 0,11 0,34 17,25 82,29 100 spectrum 3 35,72 0,23 1,60 6,33 56,12 100 max. 35,72 0,34 1,60 17,25 82,29 min. 0,11 0,23 0 6,33 56,12 a b 32 problems of tribology c d fig. 7. the distribution of chemical elements in the friction path of the hvaf-coating of intermetallics ni3al on the surface of st45 for a magnification of 100: a – electron photo; b – nickel; c – aluminum; g – oxygen such mechanism of wear is described in the work of b.i. kosteckyi, it is of oxidative type and is favorable in terms of wear resistance of friction couple. thus, as a result of the hvaf-coating synthesis and testing it for durability in conditions close to the work of future products, its technological features have been determined, which intensify its oxidative wear mechanism and are optimal for its surface strength. the optimization of the modes of application of hvafcoatings with respect to their wear resistance is of great scientific interest, which requires a full-factorial planning of the experiment and making a polynomial model of the given response functions. conclusions 1. in the case of tribotechnical tests of the developed coatings in fretting corrosion under conditions simulating the operation of locking latches of two-section passenger stairs, it has been found that under the modes: for oscillation frequencies of 30 hz, which corresponds to the average frequencies of rotation of the base engine at crankshaft rotation 1800 min in accordance with the rated mode of operation of the engine and loads of 1500 n, which corresponds to the load on the contact friction area in 30 mpa, the coating showed the intensity of wear in the range of 5-25 mkm, and the coefficients of friction were of 0,43-0,54, indicating that the coating is in frictional range. therefore, the developed coating will work well in the range of all operating modes of locking latches two-section passenger stairs with the selected composition which is corrosion-resistant and the products of corrosion will not distort the friction zone. 2. the microscopic study of the wear mechanisms of the developed coatings allows to state that it is the intermetallic reinforcing phase that has good adhesion to the basic elements of steel, which is crucial in the wear resistance of coatings. and the wear mechanism of the developed coatings is close to oxidizing. references 1. en 1915-1:2001+a1:2009: aircraft ground support equipment general requirements – part 1: basic safety requirements – cen: 2009, – 47 p. 2. en 1915-2:2001+a1:2009:, aircraft ground support equipment — general requirements — part 2: stability and strength requirements, calculations and test methods – cen: 2009, – 30 p. 3. ad panasyuk, ap umansky, ag dovgal investigation of the contact interaction of sic-al2o3 ceramics with nickel, aluminum and nickel-aluminum alloys // melt adhesion and soldering of materials. no. 43, 2010 with 55-63. 4. а. п. уманский, а. г. довгаль разработка металлокерамических материалов и покрытий на основании системы sic-al2o3 для торцевых уплотнений центробежных насосов технологического обоproblems of tribology 33 рудования аэропортов. // матеріали x міжнародної науково-технічної конференції «авіа-2011», том. 2. – к.: 2011, с. 13.5-13.8. 5. konoval vp, dovgal ag, umansky ap, panasyuk ad, subbotin vi (ti, cr) b2 nial composite materials with different ratio of structural components for coating // proceedings of the iii international samsonov conference "material science of refractory compounds". k .: 2012. p. 168. 6. коновал в. п., пугачевська є. п., довгаль а. г. контактна взаємодія матеріалів на основі дибориду титану-хрому із сполуками на основі нікелю. // матеріали ii конференції молодих учених «реальність та перспективи матеріалознавства», 21-25 червня 2011 року., к.: 2011, с. 50-51. 7. уманский а. п., полярус е. н., украинец м. с., довгаль а. г., капитанчук л. м., субботин в. и. исследование структуры и свойств композиционных материалов и покрытий из них на основе системы nial-tib2 // авиационно-космическая техника и технология. – № 10 (107). – 2013. – с. 20–24. 8. дмитриченко м.ф., приймак л.б., довгаль а.г., білякович о.м., савчук а.м., туриця ю.о. вибір складу підшару для термобар’єрних покриттів теплонавантажених деталей авіаційної наземної техніки. // проблеми трибології. – № 3. – 2017. – с. 69–75. 9. dovgal ag, vronskaya os, kostenko ad development of gas-thermal carbide-silicon coatings with increased level of wear resistance // problems of tribology. № 4. 2013. p. 33-39. 10. a. p. umanskii, a. g. dovgal’, v. m. kisel’, and yu. i. evdokimenko structure and wear regularities of coatings from composite metal-ceramic materials of the sic–al2o3–ni–al system // journal of superhard materials. – 2012. – vol. 34. – no. 2. – pp. 110–117. 11. l. pryimak, a. dovgal, ye. puhachevska analysis of structure and tribitechnical properties of plasma carbide-silicon coatings under conditions of elevated temperatures // eastern-european journal of enterprise technologies. – volume 1/5 (85). – 2017. – p. 46-53. довгаль а.г., приймак л.б., трофімов і.л. визначення зносостійкості та механізмів зносу hvaf покриттів на основі складу ni-al залежно від технологічних режимів їх нанесення. описані дослідження відносяться до авіаційної та машинобудівної галузей. світовий досвіт експлуатації авіаційної техніки накопичив величезний статистичний матеріал по відмовам бортових систем та наземної техніки через підвищений рівень зношування деталей. саме тому питання відносно дослідження і поліпшення протизносних властивостей деталей авіаційної техніки є одним із складових при розгляді пріоритетних напрямів забезпечення надійності роботи моторної техніки і вузлів тертя. покриття ni3al було нанесено на середньо вуглецеву сталь методом високошвидкісного повітряно-паливного напилення. встановлено високий ефект такого способу нанесення покриттів та виявлено різні хімічні явища. на електронному мікроскопі досліджено структуру отриманого покриття. отримане покриття було випробувано на парі тертя, що моделювала фретінг процес, який відбувається в парі фіксуючих пристроїв самохідних пасажирських трапів. встановлено, що покриття також має захист від корозії. поверхні тертя досліджували на електронному мікроскопі. встановлено механізми зносу та оптимальні режими нанесення покриття hvaf з точки зору опору зносу. ключові слова: зношування, зносостійкість, покриття, адгезія, осадження покриття, повітрянопаливне напилення високої вологості (hvaf). copyright © 2020 o. khudoyarova, o. gordienko, t. titov * , a. ranskiy, a. dykha. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 19-24 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-19-24 adsorptive regeneration of used industrial oils o. khudoyarova 1 , o. gordienko 2 , t. titov 2* , a. ranskiy 2 , a. dykha 3 1 vinnytsia mykhailo kotsiubynsky state pedagogical university, ukraine 2 vinnytsia national technical university, ukraine 3 khmelnytsky national university, ukraine * e-mail: tarastitov88@gmail.com abstract the feasibility of using a pre-regenerated mixture of sorbents consisting of activated charcoal and kieselguhr for the regeneration of used industrial oils has been investigated. the basic physico-chemical properties of regenerated industrial oil have been established, which indicates the efficiency and manufacturability of the purification method and the possibility of its reuse for the intended purpose. keywords: used industrial oils, adsorption, activated charcoal, kieselguhr, regeneration introduction the global experience of industrialized countries testifies to the undeniable energy and economic feasibility of the regeneration of used oil [1-3]. in such countries, the part of regenerated oils (of their total production) is about 30 %, and in germany this value is even higher, reaching 55 %. in this case, german law obliges the producer of oils to add at least 10 % of the so-called refining base oil in their production. it should be noted that the production of 1 liter of oil by vacuum distillation requires 1 barrel (159 liters) of crude oil [4]. this indicates that oil production is the most valuable part of oil refining, so that in order to rationally use this important natural resource for ukraine, used oils should be considered as secondary industrial raw materials. however, according to statistics, about 25 % of used oils in ukraine are collected from their total use, and only 15 % is recovered, which is about 3 % of total consumption. at the same time, a significant part, for example, of used oils of private vehicles (30-50 %) gets into the environment or sewage, which violates the decree of the cabinet of ministers of ukraine no. 1221 of 17.12.12, which approved the «procedure of the collection, removing, neutralization and utilization of used lubricants (oils)». literature analysis and problem statement today, various physical methods (settling, filtration, centrifugal purification, vacuum distillation) are used for regeneration of used oils, which allows to remove mechanical impurities, water and light hydrocarbons [3, 4]. physico-chemical methods (coagulation, adsorption, ion exchange purification, extraction) allow to partially or completely remove acidic or pitch-asphaltene substances [5-10, 14]. the use of chemical methods of purification of used oils (sulphate, alkaline or hydrotreating) allows almost completely to clean the oils from pollutants and to bring them as close as possible to the physico-chemical characteristics of pure oils [1, 4, 11]. it should be noted that the choice of method of regeneration of used oils depends on the degree of contamination/destruction of used oils, as well as on the possibilities of their reuse, economic, technological capabilities of the enterprise and a number of other factors. thus, the most common sequence of used oil regeneration operations is shown in fig. 1, including the removal of impurities 1; dehydration 2; extraction of light hydrocarbons 3; extraction of pitch-asphaltene substances 4; introduction of alloying additives/compounding 5. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-19-24 mailto:tarastitov88@gmail.com 20 problems of tribology fig. 1. the sequence of operations for the regeneration of used oils in most cases, industrial oils operate at relatively low temperatures (no more than 65-70°с) in the absence of direct contact with water vapor, hot air, and aggressive chemical environment. as a rule, these are friction units such as bearings, shafts, pins, bushings of various metal-working machines, textile equipment, devices and hydraulic systems. during operation, they become contaminated with mechanical impurities, water, pitchasphaltene substances of oxidation processes and become unusable for further operation. the method of their purification using synthetic and natural sorbents is effective and technological. it should be noted that the adsorption purification/regeneration of used industrial oils is in many cases technologically expedient, and the presence of a large number of natural sorbents in ukraine makes this method attractive both economically and commercially. the goal of the work the goal of the work is to study the adsorption method of purification/regeneration of used industrial oils using a regenerated mixed sorbent. the experimental part for the study of adsorption purification/regeneration, the used oil (uo) i-40a of bench hydraulics of the excavator of the educational laboratory of the department of technology and automation of mechanical engineering of the faculty of mechanical engineering and transport of vinnytsia national technical university was used. the adsorption purification of used industrial oils was carried out using a pre-regenerated sorbent mixture of panda production company (vinnytsia) [12], which consisted of activated charcoal (ac) of the brand decolar a and kieselguhr (k) of brands becogur 200 and becogur 3500 in 4:6 mass ratio, staggered on a indura filter press carton. general method of purification/regeneration of used industrial oil. 10 g of the mixed sorbent was added to 100 g of used industrial oil i-40a pre-filtered from mechanical impurities in a mass ratio (ac + k) : (uo) = 1:10. the mixture was stirred on a high-speed magnetic stirrer (1000-1200 rpm), at 20–25 °c during 60 minutes. the mixture was then filtered and the basic physico-chemical characteristics were determined for the purified oil. the kinematic viscosity was determined according to dstu gost 33-2003 using glass capillary viscometers of vpg-1 and vpg-2. the number of measurements was not less than 5, and the error difference did not exceed 0.3 %. water content was determined according to gost 2477-65 using a laboratory installation, which included a dean-stark trap, according to the formula: m vw   , (1) where w – water content, % wt.; v – volume of water in the trap, ml; ρ – density of the dispersed phase, g/ml; m – sample of the determined oil, g. the acid value was determined according to gost 5985-79 by direct titration of oil i-40a with alcoholic solution of koh in the presence of alkaline blue 6b indicator by the formula: m t vvк  )( 21 , (2) where v1 – volume of 0.05 m alcoholic solution of koh spent on sample titration, ml; v2 – volume of 0.05 m alcoholic solution of koh spent on the titration of the control sample, ml; t – titer of 0.05 m alcoholic solution of koh, g/ml; m – sample mass, g the density was determined according to gost 3900-85 using pycnometers according to the formula: problems of tribology 21 3 21 )( m mm   , (3) where m1 – mass of pycnometer with oil i-40a, g; m2 – mass of empty pycnometer, g; m3 – water value of the pycnometer, g. the difference between the parallel studies did not exceed 0.0004. the optical density was determined according to gost 24943-81 on the photocolorimeter kfk-3-01 at a wavelength 470 nm. as a result of the analysis, the arithmetic mean of two parallel definitions was accepted, the difference between which differed by no more than 10 % from the arithmetic mean. the flash point was determined in accordance with gost 4333:2018 using an open crucible temperature measuring device. however, the difference between the test values did not exceed 4 °c. mechanical impurities were determined according to gost 6370-83 by the formula: 3 21 )( m mm x   , (4) where m1 – mass of the filter with mechanical impurities, g; m2 – mass of the filter, g; m3 – sample mass, g. discussion of experimental data in a number of works [6-10, 13, 14], it is noted that the purification/regeneration of used oils by synthetic or natural sorbents is an efficient and technologically simple method. in order to investigate the possibility of regeneration of used industrial oils, we have used the used mixed sorbent (ac + k) after the purification of sugar syrup of the production of soft drinks (panda, vinnytsia). the composition of this mixed sorbent (ac + k) included natural sorbents becogur 3500 and becogur 200 and activated charcoal decolar a. becogur 3500 is a rough kieselguhr (diatomaceous earth) of a fixed granulometric composition, which provides the required speed and depth of filtration. becogur 200 is a kieselguhr with very small granulometric composition and high filtration efficiency. activated charcoal decolar a is a highly active sorbent with a specific adsorption surface of 1500-1800 m 2 /g, which is widely used in the food industry. in our opinion, such a composition of sorbents with different chemical nature, characterized by different specific adsorption surface, must have provided the necessary depth and quality of purification of industrial oils. at the same time, a prerequisite for the effective use of the investigated sorbents (ac + k) was their regeneration, carried out under the conditions shown in table 1. table 1 the results of regeneration of the sorbent mixture example number mixed sorbent (аc + к) conditions of regeneration iodine sorption capacity, relative % treatment of naoh solution, % treatment of hcl solution, % 0,0 0,5 1,0 0,0 1,0 2,0 4,0 1 regenerated + + 90,3 2 regenerated + + 96,7 3 regenerated + + 83,8 4 regenerated + + 84,0 5 regenerated + + 87,0 6 regenerated + + 100,0 7 unregenerated + + 58,0 8 opening + + 100,0 * as 100 % was accepted sorption capacity of a mixture of activated charcoal and kieselguhr prior to its use in the process (initial mixed sorbent). given in table 1 data show that the regeneration of the sorbent mixture (examples 1, 2) only with a solution of naoh allows to increase their sorption capacity compared to the unregenerated mixture of sorbents (example 7) by 32,3-38,7 %. the regeneration of mixed sorbents (examples 3-5) only with hcl solution is less 22 problems of tribology efficient and the sorption capacity is increased by only 25.8–29.0%. the best result was obtained by jointly treating the mixture of sorbents with naoh and hcl solutions (example 6), while the sorption capacity increased by 42% and reached the value of the sorbent capacity (ac + k), which they had before their technological use in the purification of sugar syrup. thus, the data presented (examples 1-8) indicate the possibility of effective regeneration of a mixture of activated charcoal and kieselguhr and their re-use for the purification/regeneration of used industrial oils. in the study of purification of industrial used oil by adsorption method we have established the following optimal technological parameters of its regeneration: stirring speed is 1000-1200 rpm; ratio is (ac + k) : (uo) = 1:10-20; temperature of the adsorption process is 20-25 с; time of the adsorption is 30-60 min. the adsorbent was separated from the purified industrial oil by vacuum filtration on a schott filter, and the efficiency of purification/regeneration of industrial oil was determined by determining its basic physicochemical characteristics according to regulatory documents. the basic physico-chemical characteristics of the studied industrial oils obtained by the above methods are given in table. 2. table 2 physico-chemical characteristics of industrial oils № characteristic oil і-40а sn 300 * used oil (uо) і-40а regenerated oil conditions of regeneration mass ratio (аc + к) : (uо) temper ature, °с time, min 1 : 10 1 : 15 1 : 20 1 kinematic viscosity at 40 °с , mm 2 /sec 61-75 70 73 72 71 20-25 30-60 2 water content, % wt. traces 0,15 traces traces 0,05 20-25 30-60 3 acid value, mg koh/g, 0,05 0,81 0,09 0,22 0,37 20-25 30-60 4 optical density, d470 0,082 0,362 0,093 0,210 0,298 20-25 30-60 5 flash point in open crucible, °с 220 210 220 218 212 20-25 30-60 6 mechanical impurities, % wt. none 0,23 none none none 20-25 30-60 7 density, g/ml 0,886 0,900 0,890 0,895 0,897 20-25 30-60 * manufacturer delfin industry ukraine ltd., chernihiv region, gost 29799-88. at the same time adsorption purification of uo with mass ratio (aс + k) : (uo) = 1:20 improves the physico-chemical characteristics of i-40a oil: decreases acid value by 1.7 times, water content by 3.0 times, optical density by 1.2 times; the kinematic viscosity and flash point of the product are also satisfactory, however, the total values of purified uo are lower than those which has the pure industrial oil i-40a sn 300. in the case of adsorption purification using a mass ratio (aс + k) : (uo) = 1:10 the obtained physico-chemical characteristics of the regenerated industrial oil are significantly higher than those obtained using the ratio (aс + k) : (uo) = 1:20. in this case, the recovered oil is only in two respects: acid number and opt its density is inferior to the "pure" oil i-40a sn 300. the intermediate values of the physico-chemical characteristics of the recovered oils were obtained using the mass ratio (aс + k) : (uo) = 1:15. however, despite the difference between the obtained physico-chemical characteristics of the regenerated industrial oil i-40a, which are given in table 2, it is crucial that the adsorption treatment of used industrial oils using mixed sorbents (aс + k) is effective and technological. this is evidenced by the closeness of the main characteristic of industrial oils, namely kinematic viscosity. for i-40a sn 300 oil it is 61-75 mm 2 /sec, and for our industrial oil – 73 mm 2 /sec. thus, our studies indicate that regenerated industrial oils can be reused for their intended purpose or act as a base for the development of, for example, high-temperature and high-pressure special-purpose lubricants [15]. problems of tribology 23 conclusions it has been studied the possibility of adsorption purification/regeneration of used industrial oils using mixed sorbents consisting of activated charcoal decolar a and kieselguhr of various modifications becogur 3500 and becogur 200, taken in a mass ratio of 4: 6. the optimum technological parameters for the purification/regeneration of used industrial oil have been experimentally established. it has been shown that regenerated industrial oil can be reused for its intended purpose or applied as a base for other oils or lubricants. references 1. червінський т. і., гринишин о. б., корчак б. о. регенерація відпрацьованих моторних олив у присутності карбаміду // вісник національного університету «львівська політехніка». – 2015. – № 812. – с. 158–163. 2. майборода с. э. целевые продукты переработки (утилизации) отработанных масел производителем смазочных материалов в российской федерации // экологический вестник россии. – 2013. – № 11. – с. 22-26. 3. григоров а. б., наглюк и. с. техническое обслуживание транспортных машин и регенерация отработанных масел // вісник севнту: збірник наукових праць. серія: машинобудування та транспорт. – 2013. – вип. 142. – с. 44-47. 4. курмаев р. н., глушанкова и. с., вайсман я. и. выбор и обоснование метода утилизации отработанных масел на крупных промышленных предприятиях // транспорт. транспортные сооружения. экология. – 2016. – № 1. – с. 38–51. 5. гриценко в.о., орлов н.с. применение микрофильтрации для регенерации отработанных моторных масел // винити. серия. критические технологии. мембраны. – 2002. – № 16. – с. 10-16. 6. сахибов н. б. физико-химические основы регенерации отработанных индустриальных масел природными сорбентами: автореф. дис. канд. техн. наук, институт химии им. в. и. никитина ан республики таджикистан, душанбе, 2012. 7. филоненко в. ю. регенерация отработанных технических масел с использованием модифицированных природных глинистых сорбентов: автореф. дис. канд. техн. наук, липецкий государственный технический университет, рф, м., 2004. 8. заматырина в. а. метод очистки сточных вод от тяжелых металлов и нефтепродуктов с использованием модифицированного органобентонита: автореф. дис. канд. техн. наук, фгбоу впо «саратовский государственный технический университет имени гагарина ю. а.», рф, саратов, 2015. 9. коваль е. о., богомолов м. с., майер э. а., бондалетов в. г. адсорбционная очистка отработанного трансформаторного масла с использованием промышленных монтмориллонитсодержащих сорбентов // изв. томского политехнического ун-та. – 2007. – т. 310, № 3. – с. 86-89. 10. хужакулов а. ф., тухтаев б. б. адсорбционная очистка турбинного масла тп-30 // молодой ученый. – 2016. – т. 106, № 2. – с. 252-254. 11. корчак б. о., червінський т. і., гринишин о. б. термоокисна регенерація відпрацьованих індустріальних олив // вісник нац. ун-ту «львівська політехніка». серія: хімія, технологія речовин та їх застосування. – 2016. – № 841. – с. 102-107. 12. ранский а. п., худоярова о. с., гордиенко о. а., титов т. с., крикливый р. д. регенерация смеси сорбентов после очистки оборотных вод производства безалкогольных напитков // хімія і технологія води. – 2019. – т. 41, № 5. – с. 537-544. 13. шашкин п. и., брай и. в. регенерация отработанных нефтяных масел, м.: химия, 1970. – 303 с. 14. полункін є. в., зубенко с. о., корж г. в. адсорбційне очищення турбінних олив за допомогою природних сорбентів – бентонітових глин // вісник нау. – 2010. – т. 42, № 1. – с. 253-257. 15. худоярова о. с., гордієнко о. а., блажко а. в., панченко т. і., ранський а. п. десульфуризація промислових водно-лужних розчинів та отримання нових пластичних мастил // матеріали 3-ї міжнародної науково-практичної конференції «водопостачання та водовідведення: проектування, будова, експлуатація, моніторинг» / уклад.: д. орачевська, н. вронська. – львів : видавництво львівської політехніки, 2019. – с. 138-139. 24 problems of tribology худоярова о. с., гордієнко о. а., тітов т. с., ранський а. п., диха о. в. адсорбційна регенерація відпрацьованих індустріальних мастил. обґрунтована доцільність та досліджена можливість використання попередньо регенерованої суміші сорбентів, що складалась із активованого вугілля та кізельгуру, для регенерації відпрацьованих індустріальних олив. встановлено основні фізико-хімічні властивості регенерованої індустріальної оливи, що вказує на ефективність і технологічність дослідженого методу очищення та можливість повторного її використання за цільовим призначенням. ключові слова: відпрацьовані індустріальні оливи, адсорбція, активоване вугілля, кізельгур, регенерація. copyright © 2020 v.a. vojtov, a.v. voitov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 4/98-2020,20-26 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-20-26 assessment of the quality factor of tribosystems and relationship with tribological characteristics v.a. vojtov, a.v. voitov kharkiv petro vasylenko national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine e-mail: k1kavoitov@gmail.com abstract the definition of the quality factor of the tribosystem has been further developed, which, unlike the known one, takes into account not only the geometric dimensions of the tribosystem, thermal diffusivity of triboelement materials, lubricating medium and deformation propagation rate in the surface layers of the material, but also the function of changing the rheological properties of the surface layers of materials during running-in and their increase during running-in. theoretical studies have established that three parameters have the maximum effect on the quality factor: sliding speed, roughness of friction surfaces and lubricating medium. experimental studies have established the relationship between the value of the quality factor, wear rate and coefficient of friction during steady-state operation of tribosystems. it has been shown that an increase in the figure of quality factor reduces the above parameters, and the criterion itself qmax is a measure of the potential of the tribosystem adapt to the operating conditions. keywords: tribosystem, modeling, wear rate, coefficient of friction, material compatibility, quality factor of tribosystem, the criterion quality factor of tribosystem, internal friction of material structure introduction the concept of the quality factor of a tribosystem was introduced by the authors of the work 1 and is defined as the ability of mating materials in the tribosystem (lubricating medium and rheological properties of the structure of materials of moving and stationary triboelements) convert the work of friction forces into thermal energy, thereby preventing energy reserves in the surface and subsurface layers of triboelements, which can be estimated by the deformable volume. the greater part of the friction work will be converted into heat and less material will be involved in deformation, then there is a greater quality factor of the tribosystem. the concept of the quality factor of a tribosystem complements the concept of material compatibility in a tribosystem, which is understood as the ability of contacting materials to adapt to each other and to changing friction conditions, taking into account the interaction of materials with the lubricant and the environment, ensuring the specified durability and stable operation over the entire range of operation. as follows from the above definition, the quality factor of the tribosystem is influenced by the processes of formation of surface layers during friction, tribological properties of the lubricating medium, as well as the design of the tribosystem, rheological properties of the structure of conjugated materials and the nature of the applied load to the tribosystem. for predicting the wear resistance of tribosystems, as well as for calculating the wear rate and friction losses, it is necessary to have a quantitative parameter for assessing the quality factor of the tribosystem, which is a multi-parameter function of processes, flowing in the surface and subsurface layers of materials and depends on the nature of the applied load. literature review the problem of material compatibility in the tribosystem belongs to the works [2-4] which define the concept of material compatibility, which consists in the ability of contacting materials to adapt to each other and to changing friction conditions, taking into account the interaction of materials with the lubricant and the environment, ensuring the specified durability of the tribosystem and its stable operation without lubrication or http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-98-4-20-27 problems of tribology 21 in the mode of violation of the integrity of the lubricant. in later work [5], the concept of compatibility was clarified as the ability of a tribosystem to provide an optimal state in a given range of operating conditions for the selected parameters. considering that friction is a dynamic and dissipative process, internal friction can serve as a quantitative characteristic of the relaxation properties of the surface layers of materials [6, 7]. internal friction characterizes the ability of a material structure to dissipate vibration energy, related to the density, concentration and mobility of dislocations and point defects. in works [8-10], it is shown that relaxation processes exhibit a higher structural sensitivity to changes in the stress-strain state of the material under dynamic loading compared with physical and mechanical properties. the main conclusion of the above works is that the rheological properties of the frictional contact can be represented in the form of four levels, in which the processes of contact interaction are concentrated. based on the performed analysis of the work we can conclude, that the relaxation properties of the structure of the materials from which the tribosystem is made affect the compatibility of materials, and are a function of wear resistance and running-in, which is proven in work [11]. in this work, a parameter is given the attenuation coefficient of ultrasonic vibrations in the structure of the material, which characterizes the amount of internal friction and the method of its measurement. analyzing the presented material, we can conclude, that the development of a criterion that would more fully take into account the above factors is an urgent task. purpose the aim of this work is to develop a criterion for assessing the quality factor of a tribosystem and assess its functional relationship with the wear rate, friction coefficient and running-in time. methods according to work 1 the quality factor of the tribosystem can be estimated by the expression: 3 2 /, mj еaк q fixmov red uredf         . (1) a parameter that takes into account the geometric dimensions of the tribosystem, the form factor кf, according to work [12] is calculated by the formula: , 1 , min max min m f fv v f k fix mov f    (2) where fmin – friction area of a fixed triboelement, m 2 ; vmov – volume of material under the friction area of a movable triboelement, m 3 ; vfix – volume of material under the frictional area of a fixed triboelement, m 3 ; fmax – friction area of the movable triboelement, m 2 . significant parameters are also: thermal diffusivity of materials of triboelements a, m 2 /s and the strain rate in these materials έ, 1/s on actual contact spots. considering that a movable and a fixed triboelement simultaneously participate in the tribosystem, we use the concepts of reduced values. the reduced coefficient of thermal diffusivity of the tribosystem materials is determined by the expression: sm aa aa a fixmov fixmov red /, 2 2    , (3) where аmov and аfix – thermal diffusivity coefficients of materials of movable and fixed triboelements, reference value, m 2 /s. tribological properties of the lubricating medium, according to work [13], can be taken into account using the parameter еu, j/m 3 – specific work of wear per unit volume of test material (balls of steel shh-15) in the tested lubricating medium. formula for calculating values еu based on the results of an experiment on a fourball machine, is presented in work [13]. 22 problems of tribology the reduced strain rate in the surface layers of the tribosystem materials is determined by the expression: s fixmov fixmov red /1, 2          , (4) where ε mov, ε fix – deformation rate of materials of moving and fixed triboelements, 1/s. based on work [14]: acpmov slacp movmovmov dе v      )05,186,0)(1(75 , 1/s, (5) acpfix slacp fixfixfix dе v      )05,186,0)(1(75 , 1/s, (6) where µmov and µfix – poisson's ratios of materials of movable and fixed triboelements, reference value; σacp – stress at the actual contact patch, calculated by the formula presented in the work [14], pa; vsl – sliding speed, m/s; еmov and еfix modulus of elasticity of materials of moving and fixed triboelements, reference value, pa; dacp – diameter of the actual contact patch, m 2 , calculated by the formula presented in the work [14], pa. the structure of conjugated materials in the tribosystem, according to the formula (1), is taken into account by values δmov and δfix – damping coefficients of ultrasonic vibrations in the structure of the material of the moving and stationary triboelements, dimensionless and constant values. these coefficients are directly proportional to the internal friction of the original structure of conjugated materials and do not chan ge during running-in. however, according to the conclusions of the work [15], the rheological properties of the structure of conjugated materials are not constant, but change (increase) during the running-in time for 30,7…33,9%. when studying transient processes in tribosystems and substantiating effective programs for their running-in [16], it is necessary to take into account the function of changing the rheological properties of tribosystem materials in time rsтs(ti). to assess the rheological properties of the structure of conjugated materials in the tribosystem during running-in, when ti varies from zero to tr, let's use the expression: ,/1, )()( )( m tt trs ifiximov iтs     (7) where rsтs(ti) values of rheological properties of connected materials in the tribosystem, as a function of running time, dimension 1/m; δmov(ti) the value of the logarithmic decrement of the attenuation of ultrasonic vibrations in the structure of the material of the movable triboelement, as a function of the running time, the dimension db/m, is calculated by the expression given in the work [15]; δfix(ti) – the value of the logarithmic decrement of the attenuation of ultrasonic vibrations in the structure of the material of the fixed triboelement, as a function of the running time, the dimension db/m, is calculated by the expression given in the work [15]. the basis of the methodological approach when supplementing the criterion of quality factor of the tribosystem instead of constant values that take into account the initial structure of materials in the tribosystem is the formula (1), we use the function of changing the rheological properties of tribosystem materials in time rsтs(ti). using the analysis of the dimensions of physical quantities, we write expressions for determining the quality factor during the transient process: 3 /),()( mjtrs еaк tq iтs red uredf i     , (8) and after the end of the transition process: 3 (max)max /, mjrs еaк q тs red uredf     . (9) problems of tribology 23 the given expressions for evaluating the quality factor of the tribosystem during running-in, the formula (8) and after the completion of the running-in (at steady state), the formula (9), unlike the well-known (1), take into account not only the geometric dimensions of the tribosystem, the thermal diffusivity of the materials of the triboelements, lubricating medium and the rate of propagation of deformation in the surface layers of the material, but also the function of changing the rheological properties of the surface layers of materials during running-in and their increase during running-in. the listed differences will improve the accuracy of modeling the wear rate and coefficient of friction during transient processes and at steady-state modes of tribosystem operation. results as follows from the above expressions (8) and (9) the quality factor of the tribosystem is a quantitative parameter that characterizes the design of the tribosystem the parameter кf, thermal diffusivity of triboelement materials аred, tribological properties of the lubricating medium еu, strain rate in the surface layers of triboelements ( ε mov, ε fix), which depends on the roughness of the friction surfaces and the elastic modulus of the materials of the triboelements (еmov and еfix ), as well as the function of changing the rheological properties of the surface layers of materials during running-in rsтs(ti) and their increase during the running-in time rsтs(max). dependences of the change in the value of the figure of merit on the change in the coefficient of the form of the tribosystem кf, rheological properties of the structure of conjugated materials rsтs(max) their thermal diffusivity ared and tribological properties of the lubricating medium еu, are shown in fig. 1. these are parameters, an increase in which directly affects the figure of the quality factor, with the exception of the tribological properties of the lubricating medium. еu and the reduced coefficient of thermal conductivity of the materials of triboelements. fig. 1. dependences of the change in the figure of the quality factor of tribosystems on the change in the shape factor, the rheological properties of the materials of the triboelements, their thermal diffusivity and the tribological properties of the lubricating medium as follows from the analysis of the curves, the greatest influence on the figure of the quality factor is exerted by the tribological properties of the lubricating medium еu, further, in decreasing order, the form factor, which characterizes the structure of the tribosystem, rheological properties of the structure of materials and thermal diffusivity of materials of triboelements. the value of the reduced strain rate in the surface layers of materials of triboelements red , formula (4), is inversely proportional to the figure of the quality factor, the formula (8), (9). the parameters that are included in the expressions for the deformation rate of the materials of the fixed and movable triboelements are determined by the expressions (5) and (6), the influence of which is shown in fig. 2. the analysis of the obtained dependences allows us to conclude that the greatest influence on the quality factor of the tribosystem is exerted by the value of the sliding speed, and then, in decreasing order, the roughness of the friction surfaces and the load. the conducted theoretical studies allow us to evaluate the influence of the above parameters on the quality factor of tribosystems. at the same time, the range of parameter variation is selected within the limits of tribosystem functioning in normal wear modes, i.e. without damage. the ratio of the maximum value of the figure of the quality factor to the minimum value, when one of the parameters changes, makes it possible to determine how many times the figure of the quality factor indicator changes within the given modeling limits. 24 problems of tribology two parameters have the maximum influence on the quality factor: sliding speed and surface roughness. in this case, sliding speed comes first – 11,2 times, and the surface roughness is the second – 6,5 times. in the third place is the tribological properties of the lubricating medium 4,7 times, the form factor – 3,0 times, rheological properties of materials and thermal diffusivity of materials of triboelements – 2,55 times. based on the performed rating, it is possible to justify the parameters that affect the quality factor, and consequently, the tribological properties of tribosystems. these are the sliding speed, the roughness of the friction surfaces and the lubricating medium. fig. 2. dependences of the change in the value of the figure of the quality factor of tribosystems on the change in the roughness of the friction surfaces, load and sliding speed the form factor of the tribosystem does not change during the running-in process. this is a value that is determined during design and is a constant during the running-in and operation of the tribosystem. the value of roughness is also formed in the process of manufacturing tribosystems, however, in the process of running-in and operation, it changes and comes to an equilibrium value. the tribological properties of the lubricating medium also do not change during the running-in process, however, they change during operation. based on the foregoing, we can conclude that the running-in process can be controlled by changing red  , formulas (5) and (6), in the direction of decreasing. to do this, it is necessary to reduce the sliding speed υsl and load n. analysis of the dependencies shown in fig.2 allows us to state that the change in load n insignificantly affects the figure of the quality factor, and the sliding speed υsl, is an effective parameter, changing which you can control the running-in process. fig. 3. dependence of the change in the volumetric wear rate and the coefficient of friction in the steady-state mode of operation on the value of the quality factor of the tribosystems problems of tribology 25 in the fig.3 experimental values and curve fitting (solid lines) changes in volumetric wear rate i and coefficient of friction ffr in the steady-state operating mode of tribosystems with different quality factors are presented. analysis of the obtained dependences allows us to conclude that an increase in the quality factor of the tribosystem by 4 times reduces the rate of volumetric wear by 9 times and the coefficient of friction by 2,4 times. the obtained experimental results allow us to conclude that there is a functional relationship between the volumetric wear rate, friction loss and the quality factor of tribosystems. the presented experimental studies allow us to conclude that the quality factor of tribosystems qmax can act as a measure of the potential of the tribosystem adapt to the operating conditions providing the maximum resource. conclusions 1. the definition of the quality factor of a tribosystem was further developed, which, unlike the known one, takes into account not only the geometric dimensions of the tribosystem, thermal diffusivity of triboelement materials, lubricant medium and the rate of propagation of deformation in the surface layers of the material, but also the function of changing the rheological properties of the surface layers of materials during running-in and their increase during running-in. theoretical studies have established that three parameters have the maximum effect on the quality factor: sliding speed, roughness of friction surfaces and lubricating medium. 2. experimental studies have established the relationship between the value of the figure of the quality factor, wear rate and coefficient of friction during steady-state operation of tribosystems. it is shown that an increase in the figure of the quality factor reduces the above parameters, and the criterion itself qmax is a measure of the potential of the tribosystem adapt to the operating conditions. references 1. viktor vojtov, abliatif biekirov, anton voitov the quality of the tribosystem as a factor of wear resistance // international journal of engineering & technology, 2018, vol 7, № 4.3 р. 25-29. doi: 10.14419/ijet.v7i4.3.19547 [english] 2. alekseyev n.m. nekotoryye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. i. podpoverkhnostnyye protsessy // n.m. alekseyev, n.a. bushe // treniye i iznos. – 1985. – t. 6, № 5. – s. 773 – 783. [russian] 3. alekseyev n.m. nekotoryye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. ii. podpoverkhnostnyye protsessy // n.m. alekseyev, n.a. bushe // treniye i iznos. – 1985. – t. 6, № 5. – s. 965 – 974. [russian] 4. alekseyev n.m. nekotoryye aspekty sovmestimosti materialov pri trenii. iii. mikroprotsessy mekhanicheskoy friktsionnoy prisposablivayemosti // n.m. alekseyev, n.a. bushe // treniye i iznos. – 1987. – t. 8, № 5. – s. 197 – 205. [russian] 5. bushe n.a. reshennyye i peremennyye zadachi po sovmestimosti tribosistem / n.a. bushe // treniye i iznos. – 1993. – t. 14, № 1. – s. 25 – 34. [russian] 6. krishtal m.a., piguzov yu.v., golovin s.a. vnutrenneye treniye v metallakh i splavakh. – m. : metallurgiya, 1964. – 245 s. [russian] 7. postnikov v.s. vnutrenneye treniye v metallakh . – m. : metallurgiya, 1974. – 352 s. [russian] 8. shevelya v.v. reologiya iznosostoykosti i sovmestimosti par treniya // treniye i iznos. – 1993. – t. 14, № 1. – s. 48-63. [russian] 9. shevelya v.v., trytek a. reologiya vizkouprugogo friktsionnogo kontakta // problemy tribologii. – 2010. – № 4. – s. 6-16. [russian] 10. shevelya v.v., oleksandrenko v.p. tribokhimiya i reologiya iznosostoykosti. – khmel'nitskiy: khnu, 2006. – 278 s. [russian] 11. shevelya v.v., vojtov v.a., sukhanov m.i., isakov d.i. zakonomernosti izmeneniya vnutrennego treniya v protsesse raboty tribosistemy i yego uchet pri vybore sovmestimykh materialov // treniye i iznos. – 1995. – t. 16, №4. – s. 734-744. [russian] 12. vojtov v.a. printsipy konstruktivnoy iznosostoykosti uzlov treniya gidromashin / v.a. vojtov, o.m. yakhno, f.kh. abi saab – k.: nats. tekhn. un-t «kiyev. politekhn. in-t», 1999. – 190 s. [russian] 13. vojtov v. a., zakharchenko m.b. yntehralʹnyy parametr otsenky trybolohycheskykh svoystv smazochnykh materyalov // zbirnyk naukovykh pratsʹ ukrayinsʹkoyi derzhavnoyi akademiyi zaliznychnoho transportu. — kharkiv: ukrdazt. — 2015 (2), № 151, 5—10 14. vojtov v.a., zakharchenko m.b. modelirovaniye protsessov treniya iznashivaniya v tribosistemakh v usloviyakh granichnoy smazki. chast' 1. raschet skorosti raboty dissipatsii v tribosistemakh / problemi tribolog . – 2015. – № 1. – p. 49-57. [russian] 15. a.v. voitov modeling the processes of friction and wear under dynamic influences on the tribosystem // problems of tribology, 25, no 3/97 – 2020, 45-49. doi: 10.31891/2079-1372-2020-97-3-45-49 16. vojtov v. a., biekirov a. sh., voitov a. v. and tsymbal в. m. 2019 running-in procedures and performance tests for tribosystems, journal of friction and wear, 40(5), pp. 376–383. doi: 10.3103/s1068366619050192 [english] 26 problems of tribology войтов в.а., войтов а.в. оцінка добротності трибосистем і її зв'язок з трибологічними характеристиками отримало подальший розвиток визначення добротності трибосистеми, як здатність сполучених матеріалів в трибосистемі (мастильне середовище та реологічні властивості структури матеріалів рухомого і нерухомого трибоелементів), перетворювати роботу сил тертя в теплову енергію, тим самим перешкоджати запасам енергії в поверхневих і підповерхневих шарах трибоелементів, які можна оцінити об’ємом що деформується. представлено вираз для розрахунку кількісної величини добротності, який на відміну від відомих враховує не тільки геометричні розміри трибосистеми, температуропровідність матеріалів трибоелементів, мастильне середовище і швидкість поширення деформації в поверхневих шарах матеріалу, а також функцію зміни реологічних властивостей поверхневих шарів під час припрацювання і їх збільшення за період припрацювання. теоретичними дослідженнями встановлено, що максимальний вплив на добротність надають три параметри: швидкість ковзання, шорсткість поверхонь тертя і мастильне середовище. представлені експериментальні значення зміни об'ємної швидкості зношування і коефіцієнта тертя на сталому режимі роботи трибосистем з різною добротністю. аналіз отриманих залежностей підтверджує, що збільшення добротності трибосистеми в 4 рази знижує величини швидкості об'ємного зношування в 9 разів і коефіцієнта тертя в 2,4 рази. отримані результати дозволяють стверджувати, що збільшення добротності покращує трибологічні характеристики трибосистем, а сам критерій qmax є мірою потенційної можливості трибосистеми пристосовуватися (адаптуватися) до умов експлуатації. отримані теоретичні та експериментальні результати доводять про наявність функціонального зв'язку між об'ємною швидкістю зношування, втратами на тертя і величиною добротності трибосистем. ключові слова: трибосистема, моделювання, швидкість зношування, коефіцієнт тертя, сумісність матеріалів, добротність трибосистеми, критерій добротності трибосистеми, внутрішнє тертя структури матеріалів copyright © 2022 a. lopata, m. holovashchuk, l. lopata, e. solovuch, s. katerinich. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 80-86 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-80-86 properties of coatings obtained by electric arc spraing for renovation of parts of machines and vehicle mechanisms a. lopata1*, m. holovashchuk2, l. lopata3, e. solovuch4, s. katerinich4 1national technical university of ukraine "igor sikorsky, polytechnic institute", ukraine 2national transport university, kyiv. ukraine 3 g. s. pisarenko. institute for problems of strength of the national academy of sciences of ukraine 4central ukrainian national technical universityi, ukraine e-mail: beryuza @ukr.net received: 20 april 2022: revised: 20 may 2022: accept: 07 june 2022 abstract the robots present the results of investigating the power of coatings, excluding electric arc (eas) filings, and their comparison with the powers of coatings, excluding gas-flame filings. the porosity of the coating, taken from electric arc filings, was in the range of 8-10%. the adhesion strength was 80…100 mpa. the results of the investigations show the advantages and purpose of using electric arc sawing to improve and move the capacity of machine parts and transport mechanisms. in the work, the following factors are added to the process of electric arc sawing: storage of fuel sum, distance of sawing, dispersion of sawing and other. on authority cover. in the course of the investigation, the increase in resistance, adhesive strength, coating thickness, the term for the coating thickness, was determined by the parameters of the electric arc filing. the robots have considered the possibility of securing the necessary authorities influencing the surface with the method of advancing the resource of machine parts by way of regulation by the factors of eas. regulating the smoothness and temperature of the stream of transporting gas and particles, you can change the diameter of the droplet, increase the width and reduce the oxidation of the coating. the results of comparative analysis of the properties of coatings applied by electric arc spraying (eas) using the products of combustion of propane-air mixture and gas-flame spraying (fsp) using gas-air mixture are presented. under optimal conditions of the spraying process, the porosity of the coatings obtained by electric arc spraying is much lower compared to gas-flame spraying: 810% and 20-30%, respectively. adhesion strength of coatings obtained by electric arc spraying increased by 1.82.2 times (from 30-40 mpa in gas-flame spraying to 100 mpa in electric arc), wear resistance increased by 22yu5 times. key words: electric arc spraying, coating, flame spraying, porosity, adhesion strength, wear resistance, corrosion resistance, thickness coating, gas permeability introduction the service life of vehicles is inextricably linked with the problem of increasing the wear resistance of its parts. cam and crank-shafts are the most responsible and expensive engine parts. during operation, alternative loads on the shaft promote the following phenomena: friction and wear of its necks; fatigue failures in the neck-to-web passages and at the oil channel outlets; bending and twisting owing to its bending, torsion and axial vibrations [1-3]. the shaft neck bearing coupling operates under conditions of hydrodynamic lubrication. however, the stability of conditions of hydrodynamic friction is frequently broken and semiliquid and sometimes semidry frictions arise, for example, at the start moment or other short-time overloading of the engine. under such conditions, the wear rate of shaft and bearing surfaces increases [1-3]. however, the behavior of shaft, the webs of which have been recovered via deposition of a coating, is different. pores in a coating are filled with the oil which flows out of pores due to the shaft rotation. the oil immediately forms a protective film located around the http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-80-86 problems of tribology 81 shaft neck. moreover, resulted from abrasion metallic particles are pressed into pores moving away from the friction region. techniques for prolongation of the service life of crankshafts, which are the most expensive parts of transport means, have been studied well enough and are still being improved. as a rule, inserts and bushes, which form triboconjuctions with crankshafts, wear sooner. in most cases, they are not renewed and instead replaced with new ones. traditionally, the working layers of inserts and bushes are made from low-friction materials on the basis of copper, tin, aluminum and their alloys. herein scarce and expensive nonferrous metal is spent uneconomically. increase in the service life and reduction in expenses for manufacture and maintenance of friction pair parts (crankshafts, inserts, bushes et al.) of transport machinery is one of the most important problems to be solved by scientific researchers, technologists and constructors. the carried out researches works have shown that one of the most efficient ways to the solution of this problem is the use of electric arc spraying (eas) for deposition of coatings. the shortage of spare parts has become a major problem in the efficient use of vehicles. the development of international cooperation leads to continuous rise in application of transport means produced abroad, whose maintenance requires steady increase in the quantity of various spare parts. under the conditions of the broken economic ties and increasing international cooperation, the development of modern technologies for strengthening and protection of new parts against corrosion and renewal of worn ones will make it possible to improve the reliability and longevity of transport means as well as to significantly weaken the dependence on foreign providers of important expensive metal-consuming scarce parts. herein selection of techniques for strengthening, corrosion protection and reconstruction of parts, which must provide ecologically conscious production, long service life of parts and be universal enough, simple and available, is of great importance. methods for plasma and detonation spraying, which have been counted on in prolongation of the service life of parts for transport means, require bigger expenses because of expensive equipment and gases. in the current world engineering which deals with the development and application of techniques for deposition of protective coatings and renewal of parts using thermal spraying, more and more attention is paid to electric arc spraying. nowadays this method is widely applied, especially in the european countries and steadily replays the traditional gas flame method thanks to many advantages as follows [1 -5]: the required equipment is produced and is simple and cheap; the developed equipment for eas permits deposition of coatings, the quality of which does not yield coatings obtained by plasma and denotation methods; increased thermal effectiveness up to 57 % as compared to 13 and 17 % for gas flame and plasma spraying, respectively; high efficiency, which is 3-4 times higher than that for gas flame spraying; the absence of need in scare gases; availability of power sources for metal melting; possibilities of mechanization and automation; manufacture of better coatings with higher adhesion strength as compared to gas flame spraying. the tendency to replace a gas flame rod spraying with eas has appeared lately. however in the beginning, eas was only aimed at corrosion protection of welded metallic constructions, and properties of electric arc coatings for other purposes have not been studied properly yet. therefore implementation in industry of eas in order to prolong the service life of parts and renew them for provision of transport enterprises with spare parts is an actual task. the purpose of the work the purpose of the work was to investigate properties of eas-derived coatings designed for prolongation of the service life and renewal of friction pair parts (crankshafts, inserts, bushes et al.) of transport machinery. properties of coatings obtained by electric arc spraying the main physicomechanical properties of eas coatings affecting their operation characteristics are the adhesion strength and porosity. the physical and mechanical properties of experimental samples of coatings made of steel 40kh13 by arc metallization on an eas installation were studied [6, 7]. as a result of the conducted experiments, the dependences of the adhesion strength, porosity and gas permeability of coatings on the spraying process parameters such as the current and voltage of arc, spraying distance, speed of spraying apparatus movement relative to the base surface, pressure of the compressed air or combustion products in the distributor head of the electric arc apparatus as well as on the surface pretreatment have been established. the base surface was prepared for spraying using bead blasting treatment. the roughness of the prepared surface (rz) fell in the range 5-60 mcm. before spraying samples were fixed in a special device located in the holder of the lathe. arc spraying apparatuses were placed on the support of the lathe. the speed of the apparatus movement relative to the sample surface and the spraying distance could be governed by varying the revolution number of the spindle and the support-spindle distance. 82 problems of tribology the eas unit was a modern universal system which combined advantages of electric arc and high-rate spraying. its chief distinctive feature is the presence of a small high-efficiency chamber for combustion of propane-air mixture, whose ultrasonic jet left the chamber with a speed of 1500 m/s at 2200 к. the flow strength, determined by the ratio of the kinetic energy to the gas volume and characterizing the force acting on a particle in the flow, was equal to 234 kpa. the latter permitted melted metal particles to speed up to 500 m/s and to form a coating with doubled adhesion strength compared to flame spraying and sufficient for operation under extreme conditions including the presence of shock-abrasion wear. the use of the products of propane-air mixture combustion as a spraying gas significantly decreased oxidation of sprayed metal and burning-out of alloying elements. for example, at the fuel combustion coefficient b=0.4 the carbon amount in the coating made from 40kh13 rods practically did not differ from that in the initial rod. however at equal amounts of air and propane the carbon content in coating was lower than that in the initial material by two times, whereas in spraying by pure air the carbon content decreased by three times. the conditions of formation and transport of particles as well as of coating formation, which differ from other methods, lead to formation of different structures in the coating material. the small amount of brittle oxides, high content of intermetallic compounds along with formation of hardening structures and high enough plasticity of the deposited layer create favorable background for application of this method for strengthening and renovation of parts of transport means and essentially widen the nomenclature of parts that can be renewed. moreover, under high-rate spraying conditions, the coefficient of material concentration in the jet increases as the divergence angle of two-phase supersonic jet is smaller as compared to undersonic jets and is equal to 5-7°. as a result, the diameter of deposited spot decreases and the coefficient of material consumption increase. for eas it reaches 0.85 against 0.75 for flame spraying. as a material for spraying, a wire from any commercial material (zinc, aluminum, copper, brass, bronze, nichrome, carbon and stainless steels, etc.) can be used as well as a powdered wire or combination of any two wires. the porosity of steel coatings is within 2-4 %; density of aluminum wires is close to that of cast material. this factor is particularly important in production of anticorrosion coatings as herein significant saving of spraying material is attained at the expense of decrease in the coating thickness required for closing of through porosity, and thus the service life of coatings increases. for spraying, 2.0 mm 40kh13 wires (gost 5632-72) were used. the process conditions were as follows: arc voltage 32 v, spraying distance 50 200 mm, arc current 100-400 a, compressed air consumption 80 m3/h, pressure 0.65 мpа; when the apparatus edn was used, propane-butane consumption was 0.011 kg/h, pressure 0.4мpа. technique for researching the properties of coatings the porosity of coatings was determined via hydrostatic weighing according to gost 18893-73. in order to study distribution of pores through a coating and to determine their size and shape, the system of texture analysis of images leitz tas" (germany) was used composed of a microscope “ortoplan” with a tv camera, a unit for processing of tv signals and a display. the system operates under the control of a computer designed on the basis of microprocessor ls1 ii/2. to examine coatings, metallographic samples were prepared according to the standard techniques [8]. to determine gas permeability of coatings from steel 40kh13, samples were made in the form of a bush with a hole and a conic end pin from steel 20. before spraying, the end surface of the tin was subjected to jet-abrasion treatment for modeling of surface roughness followed by heating in air to 700-760 к for 3-5 min. in such a way, a thick oxide film was formed which prevent from the evolution of chemical interaction between the materials of coating and base. the pin was inserted into the bush, and spraying started to the achievement of required thickness of coating. then the pin was carefully separated from the coating and taken out the bush hole. the coated sample was put into a unit for measurement of gas permeability. the coating thickness was measured with a micrometer; the area was determined on the basis of the bush hole before spraying. the adhesion coating-part strength was estimated using a glue method [8]. metallographic examination was performed on an optic microscope мiм 8 with the magnification 90-200 and a sem microscope "мsv-2" (firm "аkasi") with the magnifications 100 and 200. samples for metallography were prepared using standard techniques [8]. roughness of the surfaces of base and coating was estimated on a profilograph-profiler of type 201. results of experimental studies the analysis of the structure of coatings produced using electric arc and flame spraying revealed that the latter provides particle sizes which are 5-6 times smaller compared to traditional spraying. consequently, the sizes and quantity of pores in eas coatings decreased by 2-3 times. gas permeability is a structure-sensitive characteristic of coating, and there is a distinct enough dependence of it on open porosity [8]. under optimal spraying conditions, the porosity of eas coatings is much lower than in the case of liquid metal spraying with cold air (2-4% and 9-11%, respectively), and the gas permeability is lower by approximately 30-40 times. this may be related to the essential decrease in the sizes of pore channels in coatings. fig. 1 demonstrates the curves of pore size distribution for coatings obtained by electric arc and flame spraying. problems of tribology 83 the analysis showed that for eas the number of pores is much smaller. herein the minimal porosity and gas permeability are attained at spraying distances within 50-60 mm. in case of high-efficiency spraying, that is, at currents of 400 а and higher, high enough apparatus movement speed (relative to the base) is required. there was observed different dependences of the porosity (p) on the spraying distance (ls) for coatings obtained by electric arc and flame spraying. the porosity of eas coatings obtained at the minimal apparatus speed, that is, after a one-run deposition, decreased with shortening the spraying distance to 100 mm, but then it increases to the values characteristic for eas coatings. the speed increase results in decreasing porosity in coatings obtained at small distances (ls < 8090 mm). slight decrease in porosity is observed in flame spraying (fsp) coatings as well. the weak effect of the spraying apparatus speed on the coating porosity at distances ls > 80-90 mm is caused by weakening of the aerodynamic effect of the reflected plane jet and cooling of dp<1 mcm particles to temperatures, at which they do not adhere onto base asperities. % 0 1 2 3 4 1 10 1 2 pore size, mсm fig. 1. pore size distribution: (1) flame spraying fsp; (2) electric arc spraying eas the peculiarities of the effect of the arc current (ia) on the coating porosity are worth noticing. whereas at big arc currents an increase in the spraying apparatus speed (vm) markedly decreases porosity, spraying at small currents practically does not affect it. this may be prescribed to small both spraying efficiency and massaverage particle temperature at small arc currents [8, 9].. properties of anticorrosion electric arc coatings depend on not only the value but also the type of porosity. the authors [8, 9] have proposed to divide porosity into a volume and a surface one as at a layer thickness commensurable with the average microasperity height a drastic change in porosity occurs, which, in its turn, is accompanied by a drastic change in structure-sensitive characteristics of coating, for example, gas permeability. the investigation of the effect of the thickness of coating on its porosity has shown that the eas method provides a decrease in the porosity (fig. 2а). the profilograph indicate the fact of decrease in the surface roughness of a eas -derived coating. the average microasperity height of the 0.1 mm thick steel coating deposited on a polished base surface at a spraying distance of 100 mm was 5-10 and 30-50 mcm for eas and fsp, respectively. such a marked decrease in the eas coating porosity (for example, at a coating thickness of 0.05 mm the porosity of coatings under the comparison differ by almost an order of magnitude (fig. 2, а) inevitably causes still greater difference in the gas permeability (fig. 2, b). for fsp, reduction in the coating thickness, h <0.1 mm, leads to rapid decrease in the gas permeability. 100 150 200500 0 20 40 60 80 thickness coating, mсm o p e n p o ro si ty , % thickness coating, mсm 0 50 100 200 10-8 10-7 10-6 10-5 10-4 10-3 10-2 10-1 1 1 2 3 a b fig. 2.the effect of the coating thickness on (a) the open porosity and (b) gas permeability: (1) fsp; (2,3) eas at a coating thickness of (1,3) 100 mm and (2) 50 mm 84 problems of tribology the reduction in surface roughness of the eas coating is connected with the particle size decrease and may be the main reason for lower coating open porosity at small thicknesses due to decrease in the surface component of porosity due to bigger surface roughness. similar picture is observed in case of eas, but only beginning with h = 0.05 mm. the sharp rise in the gas permeability may be related to the appearance of a through porosity [8, 9]. hence, the gas permeability of steel coatings made using the eas method is lower than that of fsp coatings by 1-2 orders of magnitude. h = 0.05-0.1 mm this difference reaches 4-5 orders of magnitude. to reach required adhesion strength, which is determined by mechanical or physicochemical bonds depending on the materials of the “coating-base” pair [8, 9], the base surface pretreatment is conducted. the most used technique is jet-abrasive treatment, which purifies the surface and destroys its equilibrium state with the medium by release of interaction forces of surface atoms, that is, chemically activates the base. unfortunately, the base activity rapidly decreases because of chemical adsorption of air gases and oxidation. it is therefore desirable to shorten the time between the pretreatment and spraying as much as possible. the pretreatment makes the surface rough, which raises the temperature in the contact zone under sprayed particles on microasperity and increases the total surface of spots for welding. the area of a rough surface is larger than that of a smooth surface, which also results in adhesion strength increasing. the rise of rz is accompanied with increase in the adhesion coating-base strength (σad) (fig. з, а). however, it is not high enough as could be expected taking into account the high particle velocity, which reaches 500 m/s. this may be related to the action of the following main factors: increase in the particle velocity increases the relative area of the physical particle-base contact [8, 9], which leads to an increase in the adhesion strength; reduction in the average particle size in eas by 4-7 times reduces the particle crystallization time, lowers both the particle-base contact temperature and completeness of chemical interaction, which can reduce the adhesion strength. . thanks to the action of these factors, the adhesion strength of eas coatings is higher by 1.8-2.2 times. however, in manufacture of anticorrosion coatings, whose thickness is usually small (0.04-0.2 mm), the problem of the right choice of roughness becomes principal as in this case, the layer thickness can be commensurate with the height of microasperity. insufficient roughness accompanied with big thickness of coating may cause the detachment of coating, whereas a rough surface accompanied with small thickness may become the reason of early corrosion. as shown in fig. 3, b, with increasing the height of base surface microasperities, the gas permeability (кв) increases for coatings deposited by any method of arc spraying. however, the most marked effect of rz on кв is observed on the coating made using an eas. the different degree of the influence of the base roughness on кв is due to the bigger particle size in the case of compressed air spraying, when the first layer of coarse particles is jammed into pits between microasperities so that they cannot affect the coating formation process. the stronger dependence of the gas permeability of eas coating on rz is the result of significant inclination of this method towards formation of porous "bumps”. conditions for this become more favorable with increasing the base roughness. it should be mentioned that in case of fsp with increasing the coating thickness the effect of rz on кв is negligible, whereas for eas coatings with h<0.2 mm, this effect only diminishes depending on the spraying distance. 0 15 30 45 60 0 10 20 30 1 2 3 roughness, r z , mсm a d h e si o n s tr e n g th , m p a 0 20 40 60 1 2 3 roughness, r z , mсm g a s p e rm e a b il it y , sm /s e k 10-8 10-7 10-6 10-5 a b fig. 3. the effect of the base roughness on (a) the adhesion strength and (b) gas permeability of (1) fsp and (2,3) eas at a spraying distance of (1,3) 100 mm and (2) 50 mm. hence, as it was before shown, for coatings produced using an eas, a decrease in the base roughness can lead to significant reduction in their gas permeability. this should be taken into account in the development of spraying process conditions and selection of those techniques for surface pretreatment that provide a low degree of roughness, for example, blowing with quartz sand. herein the adhesion strength decreases as well, and at low rz in fsp coatings the adhesion strength required for the impossibility of coating detachment may not be reached, whereas in eas the adhesion strength is high enough even in case of using a polished base surface. problems of tribology 85 approbation of the research results eas was used for: i) renewal of worn steel cylinder parts operating under conditions of sliding friction and lubrication; ii) elimination of defects and protection against metal corrosion of tubes, internal and external surfaces of reservoirs and multi-aimed welded constructions as well as various decorations using spraying with aluminum, zinc and cadmium [8,9]. in addition, covering of about 50% surface of each neck is performed under conditions of strong support of the gas flow, as the crankshaft webs forms semi-closed space. the difference in the coating formation conditions causes difference in the physicomechanical characteristics of the deposited layers on different neck spots and so their different wear. the use of eas which includes mechanical activation of coating in the course of spraying process allows one to equalize the properties of coating along its width and depth . crankshaft necks with coatings may be repolished in the course of the next overhaul for the required size. this is not, however, reasonable as during hard and long operation the wear resistance of the coating decreases due to filling of its pores with the wear products and other impurities. it is more reasonable to remove the old coating and deposit a new one. eas has renewed the sizes of support webs of engine camshafts. the results of the operation testing of camand crankshafts with using eas process have demonstrated that the service life of these parts is 1.5-2 times longer as compared to parts renewed using fsp method. conclusions 1. comparative analysis of coating properties has revealed that via using optimal spraying conditions, the porosity of eas-derived coatings is significantly smaller than that for fsp coatings (2-4% and 9-11%, respectively), аnd at a coating thickness of 0.05-0.1 mm the difference reaches 2-5 orders of magnitude. the adhesion strength of eas-coatings is 1.8-2.2 times higher. 2. when developing the eas process for deposition of coatings, one should choose those techniques for pretreatment of the base surface which can provide reduction in the degree of its roughness (from 5 to 10 mcm) required for decreasing its gas permeability and thus porosity. 3. as a spraying gas, eas uses the products of combustion of propane-air mixture, varying of which makes it possible to form a neutral or a reducing medium in the zone of electric wire melting, and in such a way: to decrease metal oxidation and burning-out of alloying elements; to increase the strength and wear resistance of coatings and so to prolong the service life of transport means parts. 4. using the eas technology, including mechanical activation of coating in the course of spraying, permits equalization of the properties of a coating along its thickness and width. references 1. highly efficient technologies in mechanical engineering: materials of the conference (october 28-30, 1998, kharkov). kyiv: 1998. 126 p. 2. k.a. yushchenko, yu.s. borisov, v.d. kuznetsov, v.n. surface engineering cake. kiev: naukova dumka, 2007. 559 p. 3. korzh v.m., popil yu.s. surface engineering is a new technological direct preparation and renovation of machine parts and designs. modern machine building. 1999. no. 1. pp. 92–94. 4. s.k. fomichev, v.n. lopata, m.c. ageev, a.v. vorona restoration and hardening of wearing parts of armored personnel carriers by electric arc spraying. "quality, standardization and control: theory and practice": materials of the 15th international scientific and practical conference (september 15-18, 2015, odessa). kyiv: atm of ukraine, 2015. s. 184-188. 5. l.a. lopata, lopata, medvedeva n.a., t.m. tunic dosledzhennya of car parts type "shaft" electric arc metallization. "design and technology of production of agricultural machines": collection of scientific works. kirovograd: kntu, 2005. no. 35. pp. 409-416. 6. welding equipment, consumables, auxiliary equipment, raw materials for the manufacture of electrodes, gas welding equipment, equipment for special methods of welding, cutting, surfacing and spraying. directory. salon "welding". kyiv, 1994. 100 p. 7. list of electric welding equipment and equipment for applying coatings by gas-thermal methods. kyiv: institute of electric welding. e.o. paton of the academy of sciences of the ukrainian 1990. 68 p. 8. b. vilage, k. rupprecht, a. pokhmurskaya features of gas-thermal spraying with flux-cored wires. automatic welding. no. 10. 2011. p. 26-30. 9. brusilo yu.v. s.a. dovzhuk l.a. lopata influence of factors of the process of electric arc spraying on the structure formation and properties of coatings. collection of science practices of the kirovohrad national technical university "technology in the agricultural industry, galuzev machine-building, automation." 2010. issue 23. p. 287-297. 86 problems of tribology лопата о.в., головащук м.в., лопата л.а., солових є.к., катеринич с.е. властивості покриттів, отриманих електродуговим напиленням для реновації деталей машин і механізмів транспортних засобів у роботі представлені результати дослідження властивостей покриттів, отриманих електродуговим (эдн) напиленням, і їх порівняння з властивостями покриття, отриманих газополуменевим напиленням. пористість покриття, отриманих електродуговим напиленням, знаходилася в межах 8 10%. міцність зчеплення склала 80…100 мпа. результати проведених досліджень показують переваги та цілеспрямованість використання електродугового напилення для відновлення та підвищення ємності деталей машин і механізмів транспортних засобів. в роботі дослідження впливу факторів процесу електродугового напилення: складу горючої суміші, дистанції напилення, дисперсності розпилення та ін. на властивості покритий. при проведенні досліджень запропоновано підвищення адгезійної стійкості, щільності покриття за рахунок керування параметрами електродугового напилення. у роботі розглянута можливість забезпечення необхідних властивостей відновлюваних поверхонь з метою підвищення ресурсу деталей машини шляхом регулювання факторами едн. зокрема, регулюючи швидкість і температуру струї транспортуючого газу і частинок можна зменшити діаметр капель, підвищити щільність і знизити окислюваність покриття. приведені результати порівняльного аналізу властивостей покриттів, нанесених електродуговим напиленням (едн) з використанням продуктів згорання пропан-повітряної суміші та газополуменевим напиленням (гпн) з використанням газоповітряної суміші. за оптимальних умов процесу напилення пористість покриттів, отриманних електродуговим напиленням значно менша порівняно з газополуменевим напиленням: 8-10% і 20-30% відповідно. адгезійна міцність покриттів, отриманних електродуговим напиленням підвищилася в 1,8-2,2 рази (з 30-40 мпа при газополуменевому напилені до 100 мпа при електродуговому), зносостійкість підвищилася в 2-2ю5 рази. ключові слова: електродугове напилення, покриття, газополуменеве напилення, пористість, адгезійна міцність, зносостійкість, зносостійкість, корозійна стійкість, товщина покриття, газопроникність copyright © 2022 i.m. kartun, o.a. remez, o.o. haidai, o.a. spaska, o.b. yanchenko, v.s. pyliavsky, ye.v. polunkin.. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022, 45-50 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-45-50 effect of fullerene-like nanoparticles on the tribological properties of industrial lubricants for steel rolling i.m. kartun1, o.a. remez2, o.o. haidai1, o.a. spaska3, o.b. yanchenko4, v.s. pyliavsky1, ye.v. polunkin1 1institute of bioorganic chemistry and petrochemistry named v.p. kukhar of the national academy of sciences of ukraine 2 ukrainian state university of science and technology, dnipro, ukraine 3university of silesia in katowice, katowice, poland 4vinnitsa national technical university, vinnytsia, ukraine e-mail: ik.chemic@gmail.com received: 20 september 2022: revised: 05 november 2022: accept: 05 december 2022 abstract the paper shows the results of studying the possibility of using fullerene-like nanoparticles as a lubricating additive in the composition of technological lubricant mt-216 m. the lubricity properties were evaluated on a laboratory rolling mill duo-180 during cold rolling of strips of steel 08kp. the rolling force, the coefficient of friction in the deformation zone were measured, the values of the elongation coefficient and the parameter reflecting the costs of the rolling force per unit deformation of the metal were calculated. keywords: technological lubrication, cold rolling of steel, lubricating properties, fullerene-like nanoparticles introduction lubricating-cooling technological agents (luta), used in the processing of metals by pressure, are called technological lubricants (tl). the right choice of process lubricant helps to increase the productivity of rolling equipment, improve the quality of products. the technology of using the tl is also of great importance i.e. a method of supplying lubricant to rolls and metal, determining the optimal lubricant consumption and improving lubrication systems. technological lubricants must meet a number of technical, economic and sanitary-hygienic requirements. depending on the production conditions, the type of metalworking, the nature of the metal being processed, the parameters of the technological process, the list of requirements for lubrication may vary [1]. however, based on the fact that the performance properties of lubricants depend on many factors, taking into account the effect of lubricants on the quality of rolled products, as well as the variety of rolled products and the characteristics of rolling mills, it is possible to determine the main requirements for the tl for cold thin sheet steel rolling on modern high-speed mills: • the ability to provide the lowest friction coefficient acceptable for this type of metalworking; • ability to provide high adhesion to a metal surface; • high cohesion in the film and its resistance to high pressure and shear resistance; • ability to form polymolecular layers and provide a strong film; • maximum resistance to temperature, improved adhesion and increased strength of the lubricating layers with increasing temperature; • high viscosity index; • stability of composition and properties; • high lubricating properties; • do not stick to the metal, do not degrade the quality of the surface; • convenience of giving on rolls and metal; • no harmful effects on metal and equipment (corrosion, contamination, etc.); • non-toxicity, absence of an unpleasant smell. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-45-50 mailto:%20ik.chemic@gmail.com 46 problems of tribology compliance of the tl with the above listed requirements is ensured by the component composition of the tl. the most important for the tl are lubricating properties. the technological environment used in the cold rolling of steel plays an important role in reducing the energy and power parameters of rolling, affects the productivity of the process, the consumption of rolls and bearings, the geometry and surface quality of the rolled strips [2]. literature review studies show that the lubricating properties of tl are due to the complex effect of their component composition on the formation of boundary layers surface protective films. depending on the nature of the tl components, the chemical composition, structure, and properties of boundary surface layers can change significantly. currently, new carbon-based spatial nanostructures are considered as promising antiwear additives for lubricants. according to the recommendation of the international union of pure and applied chemistry (iupac), singleand multilayer closed spherical polyhedra consisting of carbon pentagonal and hexagonal faces (resembling a soccer ball in structure) are classified as fullerenes (or fullerene-like nanoparticles (fln) [3]. the mechanism of action of fln on the tribological characteristics of lubricants is explained by the deposition of fullerenes from the liquid phase on the contact surfaces during friction. it is assumed that a layer of ball-like fullerene nanoparticles formed on the friction surfaces transforms sliding friction into rolling friction with a decrease in the friction coefficient and minimization of wear [4, 5]. in accordance with such ideas, it should be expected that the positive effect of these additives on the tribological characteristics should increase as the contact surfaces are filled with fullerene particles. in turn, the precipitation of fullerenes accelerates with an increase in their concentration in the solution. in v.p. kukhar institute of bioorganic chemistry and pertochemistry of the national academy of sciences of ukraine were developed methods for obtaining fullerene-like carbon nanoparticles (cnos) by the plasma-chemical method and alkaline pyrolysis of vegetable carbohydrates (lignin, wood waste cellulose). the methods of atomic force and transmission electron microscopy, infrared and raman spectroscopy were used to study the structural and dimensional features of the synthesized carbon nanoparticles. fig. 1. evaluation by atomic force microscopy of the size of fullerene-like nanoparticles obtained by carbonization of wood waste fig. 2. transmission electron microscopy image of fullerene-like nanoparticles obtained by carbonization of wood waste problems of tribology 47 figure 1 shows images of the synthesized fln obtained by atomic force, and in figure 2 transmission electron microscopy. the average size of individual synthesized nanoparticles is in the range of 15–25 nm. purpose the authors studied the possibility of using spherical carbon nanoparticles obtained by carbonization of bio-raw materials as a lubricant additive in the composition of tl. the object of the study was a ukrainian-made technological lubricant mt 216 m produced by "chemical investment company ltd". results technological lubricant mt-216 m is a balanced composition of synthetic esters of fatty acids and polyhydric alcohols, vegetable oils, emulsifiers, corrosion inhibitors and other multifunctional additives that give it a set of necessary performance properties. tl mt-216 m is designed for use in high-speed cold rolling of carbon and alloy steels, pipe rolling and drawing, wire drawing, stamping and cutting of carbon and alloy steels. physical and chemical requirements for technological lubricant mt-216 m are given in table 1. table 1 physical and chemical requirements for tl mt-216m № the name of indicators norm according to specifications 20.532734997-003:2016 test methods а. concentrate 1 appearance and color homogeneous oily liquid from yellow-red to brown gost 6243 2 density at 20°с, kg/m3 within 920-1000 astm d 1298 3 kinematic viscosity at 50°c, mm2/s (cst), within 30-70 astm d 2196 4 flash point in an open crucible, °c, min 180 astm d 92 5 pour point, °с, max minus 5 astm d 97 6 acid number, mg koh/g, max 20 astm d 664 7 saponification number, mg koh/g, min 210 gost 17362 or gost 21749 8 mass fraction of water, %, max 0,5 astm d 6304 9 storage stability withstands gost 6243 10 ash content, %, max 0,05 gost 1461 11 mass fraction of mechanical impurities, %, max 0,03 astm d 189 or astm d 524 12 corrosive effect on metals: steel 10 withstands astm d 130 13 ph value, within 6,0 -8,0 gost 6243 14 emulsion stability: oil release is allowed within 1 hour,%, max 2,0 gost 6243 b. 5% emulsion prepared according to gost 6243 16 ph value, within 6,0 -8,0 gost 6243 17 emulsion stability: oil release is allowed within 1 hour,%, max 2,0 gost 6243 18 corrosive effect on metals: steel 10 withstands gost 6243 experimental study of the effectiveness of the lubricating properties of fullerene-like nanoparticles in the composition of technological lubricants during cold strip rolling an alcoholic solution of fullerene-like nanoparticles was prepared by extracting a dry cnos-br powder with absolute ethanol with a content of nanoparticles of 0.4862 g/l of the solution. fullerene-like nanoparticles were introduced into the tl mt-216 m in the form of an alcohol solution in an amount of 0.01% wt; 0.10% wt; 1.00% wt. experimental studies were carried out on the basis of the a.p. chekmarev department of metal forming of the ukrainian state university of science and technology (national metallurgical academy of ukraine) (dmf usust (nmetau). studies of antifriction efficiency were carried out during cold rolling of thin strips 0.5 mm thick (l/hav > 3–5), which, according to a.p. grudev [6], is the most favorable condition for such experiments. the samples were a strip in a roll of 08kp steel in the annealed state (σt.init.=260 n/mm 2) with a width b=200.5 mm and an initial thickness h0=0.5 mm. the study was carried out for 15 samples with a length of l0=540 mm, based on 3 pcs. for each sample of the investigated lubricant, and 3 pcs. for rolling without lubrication. tl studies were carried out on a laboratory two-roll mill "duo"-180 of the department of dmf usust (nmetau). the mill is equipped with rolls with a diameter of 180 mm, the rotation speed of which is 0.264 m/s. a general view of the rolling stand is shown in fig. 3. 48 problems of tribology fig. 3. general view of the stand of the laboratory mill 180-"duo" of the department of dmf usust (nmetau) before rolling, the prepared strips were cleaned and degreased with “kalosha” gasoline-solvent (nefras s2-80/120). also, the rolls and the receiving table of the mill stand were subjected to cleaning and degreasing. the degree of compression of steel samples was preliminarily chosen, the value of which is equal to 12% of the initial height of the sample. at the first stage of experimental studies, 3 samples were rolled without lubrication, which will later serve as a standard for comparing the power parameters of rolling samples with lubrication. lubricants were generously applied with a brush to the surface of each strip along the entire length. before rolling each strip, the rolls and the receiving table of the mill stands were degreased with the solvent indicated above. fig. 4 shows a sample of the indicated length with lubrication applied. fig. 4. initial sample with applied lubricant (top view) after rolling, changes in their geometric parameters were measured on the test samples: thickness h1 (10 measurements were made along the length of the strip on each strip, the average value is indicated in the table), width and length of the samples b1, l1. the elongation ratio, which is an indirect method for determining the lubricity properties of tl during rolling, was calculated from the ratio of the sample cross section before and after rolling. 0 0 0 1 1 1 f h b f h b    , (1) were f0 is the sample cross section before rolling, f1 is the cross section of the sample after rolling, h0 is the sample thickness before rolling, h1 is the sample thickness after rolling, b0 is the sample width before rolling, b1 is the width of the sample after rolling. during the rolling of the specimens, the rolling force was measured using pressure gauges installed under the pressure screws. mesdoses were previously calibrated. the value of the rolling force (the previously used expression "pressure of the metal on the rolls") was taken from the molds, and with the help of an adc device (analogue-to-digital converter) was transmitted to a computer. the research data on the effect of tl on the rolling force are presented in table 2. the obtained data on the rolling force of steel specimens indicate the effect of technological lubricants on the rolling force. the most effective lubricant in this case is mt-216m + problems of tribology 49 1.00% fullerene-like nanoparticles (fln), the other lubricant samples showed approximately the same result of force measurements. table 2 comparison of rolling force lubricant force at the initial capture of the strip (pз), кn average force at steady state (pc), кn minimum rolling force (рmin), кn without lubrication 26,8 25,5 24,0 мт-216 м 27,4 24,5 22,6 мт-216м + 0,01 % fln 24,5 24,5 22,6 мт-216м + 0,10 % fln 26,8 24,5 19,6 мт-216 м+1,00 % fln 29,4 22,6 20,6 the second criterion for evaluating the lubricating properties of lubricants is the determination of the average coefficient of friction in the deformation zone (f). the calculated dependence for determining the coefficient of friction during cold strip rolling, proposed by a.p. grudev [7]: (2) where kl is a coefficient that takes into account the nature of the lubricant; ν50 is the kinematic viscosity of the lubricant at a temperature of 50 °c, mm2/s; ε is the partial relative reduction of the strip during cold rolling, fractions of a unit; rz is the height of microroughnesses on the surface of work rolls, µm; vr is the circumferential speed of the work rolls during rolling, m/s. according to a.p. grudev coefficient kl is equal to: for vegetable oils – 1.0, for mineral oils – 1.4. when rolling with emulsions from emulsols based on mineral oils, the viscosity of the corresponding mineral oils is taken as the calculated value of ν50 [7]. the geometric dimensions of the samples after rolling, the values of the elongation coefficient, as well as the calculated values of the friction coefficient are shown in table 3. also, as mentioned above, to indirectly determine the lubricating properties of the tl during rolling, the values of the elongation coefficient and the parameter k (kn/%), reflecting the cost of rolling force per unit of metal deformation were calculated. table 3 geometric dimensions of specimens, elongation coefficient and coefficient of friction during rolling of steel specimens on a laboratory mill 180 "duo" lubricant final strip thickness h1, mm relative compression, ε, % strip width after rolling b1, mm relative drawing, λ roll speed m/s medium contact stress рm, n/mm2 friction coefficient, f к, кn/% without lubrication 0,46 8 20,15 1,079 0,264 473 0,229 3,187 мт-216 0,44 12 20,1 1,131 0,264 372 0,097 2,043 мт-216 м + 0,01 % fln 0,44 12 20,1 1,131 0,264 372 0,077 1,879 мт-216 м + 0,10 % fln 0,44 12 20,1 1,131 0,264 372 0,062 2,043 мт-216 м+1,00 % fln 0,44 12 20,1 1,131 0,264 342 0,058 2,043 analysis of the data given in table 3 showed that when rolling without lubrication, large values of the friction coefficient are observed and the cost of force per unit of deformation of the metal k increases. the lowest values of the friction coefficient f were obtained when rolling strips using ts mt-216 m + 1.00% wt. fln. conclusions an analysis of the obtained data shows that the addition of fullerene-like nanoparticles to the composition of the technological lubricant mt-216m improves the lubricating properties. the lubricating effect is manifested at a concentration of 1.00% fln in the composition of the lubricant, which is mainly due to the deposition of fullerene nanoparticles on the surface and, to a lesser extent, to the effect on the structure of the liquid phase. 50 problems of tribology in the future, to study the lubrication efficiency, it is possible to conduct experiments to determine the advance during rolling as an indirect parameter of the tl efficiency, as well as to study the thickness of the lubricating layer by the drop method. references 1. roberts v. cold rolling of steel. per. from english; under. ed. polukhina p.i., polukhina v.p. m .: metallurgy, i982 542 p. (roberts v. kholodnaya prokatka stali. per. s angl.; pod. red. polukhina p.i., polukhina v.p. – m.: metallurgiya, i982 – 542 s.) 2. grudev a.p., zilberg yu.v., tilik v.t. friction and lubrication in the processing of metals by pressure. reference edition. m.: metallurgy, 1982. 312 p. (grudev a.p., zil'berg yu.v., tilik v.t. treniye i smazki pri obrabotke metallov davleniyem. spravochnoye izdaniye. – m.: metallurgiya, 1982. – 312 s.) 3. lyubchuk t.v. fullerenes and other aromatic surfaces (structure, stability, ways of formation). k.: publishing house-printing center "kyiv university". 2005. 322 p. (lyubchuk t.v. fulereny ta inshi aromatychni poverkhni (struktura, stabilnistʹ, shlyakhy utvorennya). k.: vydavnytstvo-polihrafichnyy tsentr «kyyivsʹkyy universytet». 2005. 322 s.) 4. jiang g., guan w., zheng q. wear. 2005. v. 258. p. 1625 – 1695. 5. tuktarov a.r., khuzyn a.a., dzhemilev u.m. fullerene-containing lubricants: achievements and perspectives (review). petrochemistry. 2020. vol. 60, no. 1. p. 125 – 147. (tuktarov a.r., khuzin a.a., dzhemilev u.m. fullerenosoderzhashchiye smazochnyye materialy: dostizheniya i perspektivy (obzor). neftekhimiya. 2020. t. 60, № 1. s. 125 – 147.) 6. grudev a.p. external friction during rolling: metallurgy, 1973. 288 p. (grudev a.p. vneshneye treniye pri prokatke moskva: metallurgiya, 1973. 288 s.) 7. grudev a.p., mashkin l.f., khanin m.i. technology of rolling production: metallurgy, 1994 656 p. (7. grudev a.p., mashkin l.f., khanin m.i. tekhnologiya prokatnogo proizvodstva: metallurgiya, 1994 – 656 s.) і.м. картун, о.а. ремез, о.о. гайдай, о.а спаська, о.б. янченко, в.с. пилявський, є.в. полункін. вплив фулереноподібних наночастинок на трибологічні властивості технологічних мастил для прокачування сталі в роботі показані результати дослідження можливості застосування фуллереноподібних наночастинок як змащувальна присадка у складі технологічного мастила мт-216 м. оцінка змащувальних властивостей проводилася на лабораторному прокатному стані дуо-180 при холодній прокатці смуг зі сталі 08кп. були виміряні сила прокатки, коефіцієнт тертя в осередку деформації, розраховано значення коефіцієнта витяжки і параметра, що відображає витрати сили прокатки на одиницю деформації металу. ключові слова: технологічне змащення, холодна прокатка сталі, змащувальні властивості, фуллереноподібні наночастки copyright © 2022 о.o. skvortsov, o.o. mikosianchyk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 42-48 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-42-48 estimation of tribotechnical parameters of composite polymer with metal filler о.o. skvortsov1, o.o. mikosianchyk2* 1progresstech, ukraine 2national aviation university, ukraine *e-mail: oksana.mikos@ukr.net received: 28 march 2022: revised: 29 april 2022: accept: 15 may 2022 abstract the use of composition material based on the polyamide (caprolon) ertalon 4.6 as an anti-friction material in the sliding units in the aviation industry is considered. low carbon electrotechnical sheet steel 21864 of different concentrations was used as filler of composite material. the article presents the thermal calculation of plain bearings with polymer insert in different operating modes. it is determined that the addition of a metal filler to polyamide causes a temperature decrease in the friction zone due to the effective heat exchange from the shaft to the bearing housing. the article conducts a study of tribo-technical properties of the proposed composite material on installation pt-4c under sliding conditions according to the scheme “cylinder-plane”, as well as modeling of the support unit in the software complex ds solidworks. it has been experimentally determined that the addition of finely dispersed steel filler enhances the antifriction properties of the ertalon 4.6 polymer and extends the temperature range of the composite insert performance. increasing the filler concentration to 20% results in a reduction of the friction coefficient by an average of 3.6 times and an increase in the temperature range of composite material use to 100 °c. the load-bearing capacity of the composite material bushing is increased to 25 mpa at a 20% filler concentration respectively. the practical significance of the work lies in the analysis of the antifriction properties of the polymer with metallic filler in comparison with the polymer without filler, which will prove the effectiveness of the use of such polymers in friction units instead of non-ferrous metals (bronze, babbitt). key words: composite material, polymer, friction coefficient, polyamides, bearing, temperature. introduction for the operation of the aircraft, an important factor is the quality of its parts as well as assembly, in general. an important role in the design of the aircraft is performed by bearings, which are present in almost every structural part of the aircraft. bearing – a product that is part of a support or emphasis that supports a shaft, axis or other movable structure with a given stiffness. it fixes the position in space, provides rotation, rolling or linear displacement (for linear bearings) with the least resistance, senses and transfers the load from the movable unit to other parts of the structure. the scope of the bearings is huge – almost no industry is complete without the use of bearings. there are a lot of varieties of bearings, and they are used depending on the operating conditions in a particular mechanism. in aviation, there is a specificity due to difficult operating conditions such as: high contact pressures; dynamic and vibration loads; abrasive contamination; lack of lubrication, which results in increased wear and kinematic accuracy of the conjugation. this problem can be solved using new advanced anti-friction materials, such as polymers, in the friction assemblies of aviation equipment. polymer materials allow to solve several technical tasks aimed at increasing the reliability and service life of the equipment, have good antifriction properties when working in friction units without lubrication. however, their wide use is constrained by the fact that they have low thermal conductivity and, because of this, low heat resistance, and with increased temperatures low wear resistance. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-28-34 problems of tribology 43 to eliminate these deficiencies, it is necessary to provide heat dissipation from the friction zone. we propose to include a metal filler in the structure of the polymer plain bearing. previously, metal frames, nets, etc., were used, which reinforced the bearing and at the same time contributed to the removal of heat from the contact zone. the drawbacks were that they were not in direct contact with the shaft, which reduced their efficiency as a heat conductor element, and the production of such bearings was complex and time-consuming. literature review in the manufacture of bearings, metal (steel, bronze, aluminum, titanium, etc.) is often assumed to be the most suitable material. depending on the type, bearings can be considered sacrificial components in an assembly. they are designed to accrue wear in a system and to be replaced when they wear out. as such, the material chosen for bearings is selected both because it will have a long life and good wear resistance, or because it will be inexpensive to manufacture and simple to replace. the composite materials provide crucial weight savings to the aircraft, and because it is not made from metallic materials, it will be very resistant to corrosion. this design also reduces the weight of the part by approximately 50% [1]. over the past few years composites have been dominant in the emerging materials. the applications areas of composite materials have grown steadily in the various systems of mechanical engineering, civil engineering, electrical engineering, medical engineering, and automobile engineering. in engineering systems, failure of parts may occur due to different types of wear mechanisms. the availability of a range of fiber reinforcements, fillers, matrices, and processing techniques offers ample scope for tailoring properties in composites as required for specific applications [2]. the tribological properties of polymers and polymer matrix composites (pmcs) and the relevant mechanisms of friction and wear has been reviewed [3]. the influence of both molecular and mechanical components on friction involving polymers as well as the influence of fillers, reinforcements, and dry lubricants on the overall tribological characteristics of pmcs is evaluated. tribological parameters include surface roughness, the mechanism of adhesion, friction and wear, and chemical interactions with dry lubricants (if present). the article reviews the main factors that influence the wear and frictional characteristics of thermoplastic and thermosetting polymers, short fiber reinforced composites and high-performance unidirectional composites. examples of quantitative data of different pairs of polymers and pmcs with the counterface are presented. the article [4] provides an overview of polymer materials of various buildings used as antifriction materials. the experience of using different polymer materials for manufacture of antifriction coatings is considered. the advantages of thermoset and thermoplastic polymers in comparison with metal materials have been identified. some compositions of carbon and organoplastics developed for plain bearings are described. it is concluded about the direction of research during development new matrixes for antifriction materials. the article [5] conducts research on influence of rotational friction process on the value of wear of polymer antifriction material, both with metal filler and without filler. the dependence of linear and weight wear of antifriction sleeve of plain bearing is revealed. thus, the analysis of these publications shows the relevance of the development of plain bearings with the use of polymer materials in order to increase their antifriction and wear-resistant properties, which is the main precondition for increasing the service life of the bearing. purpose the purpose of the work is to study the dependence of the friction coefficient on the temperature in the contact area at various modes of operation of plain bearings with a polymer insert and to review the influence of the metal filler in the structure of the polymer plain bearing on the temperature in the contact area of the friction surfaces. objects of research and experimental conditions it is proposed to introduce into the bearing structure of fine chips of material with good thermal conductivity. for this graphite, molybdenum disulfide, copper, lead, titanium, or bronze can be used. however, these expensive materials were rejected and the metal shavings of low carbon electrotechnical sheet steel 21864 were used as filler material instead. in order to increase the efficiency of the thermal conductivity of the filler during the formation of the bearing, the action is carried out by a constant magnetic field, in the process of which metal sawdust, as a ferromagnetic material, are arranged in the form of chains, because one pole of the magnet is arranged inside the sleeve, the other pole is arranged on the external side thereof. the chains come into contact with the shaft. since the shafts are typically made of solid steel and are heat-treated, the softer materials of the filler do not wear out the shaft, but due to direct contact with it, the heat is well dissipated. the heat-conducting links shall be arranged along magnetic field lines which shall be distributed perpendicular to the axis of the sleeve [3]. the optimum metal filler content is 15... 20% by weight. a small amount of low carbon steel filler does not contribute to abrasive wear in the friction bearing, often selective transfer occurs. 44 problems of tribology rational thickness of sleeve wall s for connection diameters d = 20... 200 mm is selected from the expression s = (0.050...0.075)d. for the antifriction sleeve we used composite material, the thickness of the bushing wall is 4 mm. the matrix for the composite sleeve was polyamide (caprolone) ertalon 4.6 (mitsubishi chemical advanced materials). compared with conventional nylons, ertalon 4.6 features a better retention of stiffness and creep resistance over a wide range of temperatures as well as superior heat aging resistance. therefore, applications for ertalon 4.6 are situated in the “higher temperature area” (80 150 °c) where stiffness, creep resistance, heat aging resistance, fatigue strength and wear resistance of pa 6, pa 66, pom and pet fall short. due to the metal filler in the anti-friction sleeve, one part of the heat is discharged from the friction zone through the metal shaft and the other part through the bearing housing. the temperature of the antifriction layer depends on the ratio of the amount of heat generated in the bearing by friction and the amount of heat transferred to the surrounding area. the diagram of the bearing unit using a bushing made of filled polymer is presented in fig. 1. a) b) c) d) fig. 1. diagram of the bearing unit filled polymer: a, b – bearing units modelled using ds solidworks 2020; с end bearing; d -median bearing; d1 shaft diameter in the friction zone; d2 outer diameter of bearing; d – outer bearing housing diameter; l bearing length; l length of shaft with intense heat exchange, tв – temperature distribution at shaft operation. at the testing machine pt-4c under sliding conditions of the cylinder-plane scheme (fig. 2), a study of the tricot technical properties of the proposed composite material was carried out. the material of the counter sample is 40x steel (hrc 42), the material of the sample is ertalon polyamide 4.6 without additives and a composite material based on it with the addition of fine steel 21864 chips in concentrations of 10 and 20%. fig. 2. diagram of the test machine for determination of tribotechnical characteristics of materials. https://www.plasticperspectives.com/ https://www.plasticperspectives.com/ problems of tribology 45 the heating calculation is based on the assumption that the heat generated by friction is released into the environment through the shaft surface and partially through the bearing housing, as the thermal conductivity of the polymer (2 = 0.3…0.8 w/(m ºc)) with metal filler well below the thermal conductivity of steel (1 = 42...48 w/(m ºc)). in the process of friction interaction of the working surfaces of the friction unit heat is formed on the bearing support area, limited contact angle . antifriction composite polymer with metal filler allows to allocate one part into the environment through the bearing housing. lower temperature in the contact area increase the use of this composite material in plain bearings at frequent starts and stops with insufficient lubrication [2, 5]. on the surface of the friction unit the thermal source acts, the amount of heat released during the operation of the bearing is determined by the following formula: , (1) where q bearing specific power, w/ ; l bearing length, m; d bearing diameter, m; f coefficient of friction; 1/427 thermal equivalent of mechanical energy, kcal/(kg m); p average specific pressure, n/ ; v slip speed, m/s. in the process of friction interaction of the working surfaces of the unit the friction in the contact area is formed by heat. the excess temperature is discharged through the shaft in the radial and axial directions (fig. 1). outside the bearing support area, the temperature of the working surface decreases: the further away from the friction zone, the less [3]. when the plain bearing is operating, when the shaft rotates relative to the non-metallic layer, the surface temperature of the sleeve friction is some function of the distance selected point from the cylinder axis and angle : . (2) the type of function (2) depends on the angle of contact of the non-metallic anti-friction layer of the sleeve with the shaft surface, the coefficient of thermal conductivity 2 of the non-metallic layer, the thickness of the sleeve itself, the mode of operation of the friction unit, etc. factors. since the highest temperature of the antifriction layer is observed in the contact zone of the friction surfaces, where it can be assumed to be constant at θ = 90... 120º, then the temperature distribution in the zone in question can be considered as a function only [2, 6]. in this case, the temperature inside the sleeve: , (3) where the temperature on the external surface of the examined antifriction polymer sleeve; external cylindrical surface of antifriction sleeve, = 2 ; the inner surface of the sleeve, = 2 ; the distance of the selected point in the composite sleeve from the cylinder axis. since in the friction unit the outer surface of the bushing is in close contact with the metal housing of the bearing, the entire examined surface at the time of the onset of the stationary thermal mode can be considered constant due to the good thermal conductivity of the metal of the body (λ1 = 42...48 w/(m ºc)). this value can be determined from the thermal balance: , (4) where the amount of heat passed through the antifriction layer (in the case of polymers with metal filler) and metal bearing housing, w/ ; the amount of heat given by the bearing housing to the environment, w/ . in the established thermal mode, the temperature difference between the inner and outer surfaces of the metal bearing housing is negligible, so it is possible to take . the amount of heat passed through the antifriction layer of the composite polymer and metal bearing housing: (5) (6) where is the length of the bearing support, m; λ2 the coefficient of heat transfer from the bearing housing to the environment, w/( ºc); external surface area of bearing housing, ; temperature of outer surface of bearing housing, º c; ambient air temperature, ºc. 46 problems of tribology analysis of the main results the thermal conductivity of a polymer liner with a metal filler is determined by: (7) where and volume fractions of components (steel, polymer); and thermal conductivity of materials (steel, polymer). thermal conductivity of steel = 42... 48 w/(m ºc) and thermal conductivity of polymer = 0.3 w/(m ºc). taking into account that the content of the metal filler does not exceed 20%, the thermal conductivity of the composite material is = 4... 8 w/(m ºc). after the amount of heat removed from the friction zone by the metal housing of the plain bearing has been determined, it is possible to make conclusions about the distribution of the heat flow and, consequently, about the possibility of operation of this composite antifriction material in the friction units. in a straight friction pair, a significant part of the heat is released by the rotating shaft, a smaller part is released through the bearing housing. in order to determine the temperature on the external surface of the examined sleeve, let us substitute the expressions (5) and (6) into the equation (4), taking into account : . (8) having determined the temperature on the external surface of the examined polymeric sleeve with a metal filler, it is possible to determine how much heat is released by the outer surface of the plain bearing. fig. 2 shows the temperature distribution according to the material. composite material with metal filler (curve 2, 3) allows the heat to be dissipated through the outer surface of the plain bearing casing. fig. 2. temperature distribution in the polymer sleeve bearing (s = 4 mm): 1 pure polyamide (ertalon 4.6); 2, 3 polyamide filled with metal chips (steel 21864) in concentration of 10 and 20% respectively under the action of magnetic field. by substituting the value into the expression (3), we get the formula for temperature distribution in the polymer antifriction material on the area limited by the angle θ: . (9) the obtained temperature of the polymeric composite material is comparable to the maximum permitted temperature [t] of the reference material: t ≤ [t]. if the condition is met the calculation is complete, if not, it is necessary to change the size of the liner and improve the heat exchange conditions either by reducing the thickness of the antifriction layer, or by increasing the quantity of metal filler to the limit value. it was found that the sleeve made of a polymer composite material with fine metal filler reduces the temperature on the shaft at an average of 1.15... 1.22 times depending on the concentration of the filler. in the work, special attention was paid to the dependence of the coefficient of friction of the polyamide on the temperature (fig. 3, a). the dependance of coefficient of friction on temperature is strongly expressed in pure ertalon 4.6, in composite material with metal filler this dependence is less obvious. the addition of fine steel filler significantly increases the antifriction properties of the ertalon 4.6 polymer and extends the temperature range of the composite bushing. for example, adding a 10% concentration of the filler reduces the friction problems of tribology 47 coefficient at an average working temperature of up to 80 °c. increasing the concentration of the filler to 20% reduces the friction coefficient by 3,6 times and extend the temperature range of the use of composite material to 100 °c. a) b) fig. 3. dependence of coefficient of friction on temperature at contact load of 7,5 mpa (а) and on the specific load on plain bearing (v = 0,78 m/s; δ= 0,3 mm, = 50 0с) (b): 1 pure polyamide (ertalon 4.6); 2, 3 polyamide filled with metal chips (steel 21864) in concentration of 10 and 20% respectively under the action of magnetic field. fig. 3, b shows the dependence of the friction coefficient on contact load. it is observed that the working capacity of the sleeve made from pure ertalon 4.6 polymer reaches contact load of 15 mpa, further increase of contact load leads to sharp increase of coefficient of friction and destruction of the polymer. adding a finedispersion steel filler increases the bearing capacity of the composite sleeve to 20 and 25 mpa at a concentration of 10 and 20% filling respectively. thus, the reduction of temperature in the zone of friction contact of plain bearing due to the use of a composite sleeve causes increase of antifriction properties and increase of carrying capacity of a composite, which is a promising direction for introduction of polymeric materials in the aircraft units under the harsh operational conditions. conclusions it was shown that addition of the metal filler in the structure of the polymer plain bearing leads to increased heat dissipation from the bearing contact area and consequently to decrease of the friction coefficient. analysis of the laboratory studies shows that the polymer with metal filler has high antifriction properties compared to polymer without filler and in some cases can replace in bearings non-ferrous metals (bronze, babbit). the use of composite meterial in friction units will extend the service life and reduce the cost of manufacturing such friction units. references 1. use of composites in bearings,19 february 2001, https://kaman-kargo.com/use-of-composites-inbearings/. 48 problems of tribology 2. p. gohil piyush, h. parikh hiral, composites as tribo materials in engineering systems: significance and applicatios. in: advances in chemical and materials engineering (acme) book series: processing techniques and tribological behavior of composite materials. usa: igi publisher, 2015, pp. 168–191. 3. gordana bogoeva-gaceva, dimko dimeski, vineta srebrenkoska, friction mechanism of polymers and their composites, macedonian journal of chemistry and chemical engineering, vol. 37, no. 1, pp. 1–11 (2018). 4. buznik v. m., yurkov g. y. primenenie ftorpolimernyh materialov v tribologii: sostoyanie i perspektivy. – voprosy materialovedeniya, 2012, № 4(72), s. 133–149. 5. posharnikov f.v., serebryanskij a.i., usikov a.v. issledovanie vrashchatel'nogo processa treniya v podshipnikah skol'zheniya lesoobrabatyvayushchego oborudovaniya // lesotekhn. zhurn. 2011. № 2(2). s. 92– 95. 6. posharnikov f.v., usikov a.v. snizhenie temperaturnoj napryazhennosti v podshipnikah skol'zheniya s polimernymi antifrikcionnymi materialami // uchen. zapiski petrgu. ser. «estestv. i tekhn. nauki». 2010. № 8 (113). s. 76–78. скворцов о.о., мікосянчик о.о. оцінка триботехнічних параметрів композиційного полімеру з металевим наповнювачем розглянуто використання композиційного матеріалу на основі поліаміду (капролону) ertalon 4.6 як антифрикційного матеріалу в вузлах ковзання в авіаційній промисловості. в якості наповнювача композиційного матеріалу використовувалась дрібнодисперсна добавка низьковуглецевої електротехнічної листової сталі 21864 в різних концентраціях. у роботі представлено тепловий розрахунок підшипників ковзання з полімерною вставкою при різних режимах роботи. визначено, що додавання металевого наповнювача в поліамід обумовлює зниження температури в зоні тертя за рахунок ефективного відведення тепла від валу до корпусу підшипника. дослідження триботехнічних властивостей запропонованого композиційного матеріалу проводились на установці пт-4ц в умовах ковзання за схемою циліндр – площина, також було проведено моделювання підшипникового вузла у програмному комплексі ds solidworks. експериментально встановлено, що добавка дрібнодисперсного сталевого наповнювача підвищує антифрикційні властивості поліаміду ertalon 4.6 та розширює температурний діапазон роботоздатності втулки з композитного матеріалу. підвищення концентрації наповнювача до 20% призводить до зниження коефіцієнту тертя, в середньому, в 3,6 разів та розширення температурного діапазону використання композиційного матеріалу до 100 0с. встановлено підвищення несучої здатності втулки з композиційного матеріалу до 25 мпа при концентрації наповнювача 20% відповідно. практична значимість роботи полягає в аналізі антифрикційних властивостей полімеру з металевим наповнювачем порівняно з полімером без наповнювача, що дозволить довести ефективність використання таких полімерів у вузлах тертя замість кольорових металів (бронза, бабіт). ключові слова: композиційний матеріал, полімер, коефіцієнт тертя, поліамід, підшипник, температура 9.doc роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 53 лучка м.в.,* дерев’янко о.в.,* кіндрачук м.в.,** корнієнко а.о.,** лобурак в.я.** *інститут проблем матеріалознавства нан україни ім. і.м. францевича, **національний авіаційний університет, м. київ, україна e-mail: ipms@ukr.net роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів та їх працездатності за критичних умов трибонавантаження удк 621.891 досліджено роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в працездатності за критичних умов трибонавантаження спечених градієнтних гальванопорошкових покриттів. встановлено, що характеристики покриттів залежать від їх підготовки, концентрації електроліту, щільності струму та часу нанесення покриття. оптимальна товщина шару покриття (120 150 мкм) досягається за густини струму 2,5 3 ка/м2. вивчені умови отримання композиційних матеріалів за участю алмазоподібних плакованих порошків електророзрядним спіканням. показано, що основним впливовим фактором є густина струму та швидкість нагрівання. встановлено, що оптимальні властивості композиційного матеріалу досягаються при дії струму густиною 8,28 × 106 а/м2 та загальному часу процесу спікання, що не перевищує 120 с. досліджені властивості композиційних матеріалів показали, що інструменти з розроблених композиційних ріжучих елементів можуть бути використані для обробки граніту та мармуру. при цьому працездатність композиційних матеріалів, виготовлених із плакованих алмазних надтвердих макропорошків, вища, ніж у матеріалів, виготовлених із суміші порошків кобальту і алмазів. ключові слова: адгезія компонентів, локалізація напружень, гальванопорошкові покриття, трибонавантаження. вступ минуле тисячоліття завершилося бумом у дослідженні сотнями вчених і практиків процесів нанесення і, нерідко невдалою спробою, заміни у виробництві відомих захисних і відновних покриттів композиційними електролітичними покриттями (кэп). апогею досягла і хіміко-термічна обробка (хто) сталі і сплавів, що дозволила вирішити ряд конкретних завдань. зокрема це підвищення експлуатаційних властивостей трибоузлів, що працюють у відносно легких, стаціонарних умовах тертя ковзання і за вдалого конструктивного підбору пари тертя (типу "сталь покриття бронза, сталь". за тяжчих умовах тертя, близьких до критичних, коли можлива втрата стійкості трибосистемы, вдалим є комбінування цих двох простих і здавалося надійних методів хіміко термічної обробки композиційних електролітичних покриттів (хто кеп), створення поверхневих гетерогенних шарів з наявних на той час металокерамічних кисневмісних і безкисневих тугоплавких сполук. це стало предметом узагальнення, шляхом удосконалення технології і специлізованого устаткування, що забезпечили отримання гібридних макро-, мікроі нанонаполненых дифузійних легованих і евтектичних плавлених комбинованих хто кеп [1], працездатних за критичних умов тертя. постановка завдання однією з основних причин недостатньої ефективності роботи абразивного інструмента є неповне використання ресурсу роботи окремих дрібних алмазоподібних ріжучих елементів, наприклад алмазних зерен, порошків тугоплавких сполук. це відбувається за рахунок слабкого зчеплення їх поверхні із матеріалом зв'язки, слабкого утримання розкритих ріжучих елементів і їх подальшого випадіння. цю ситуацію можна змінити за рахунок нанесення покриття на ріжучі елементи, зокрема на алмазні зерна. відомі сучасні процеси гальванопорошкового зміцнення з метою захисту та відновлення виробів в процесі електрохімічного виробництва і спікання порошкових матеріалів з композиційними електролітичними покриттями (кеп), зокрема формуванням гальванопорошкових покриттів на катоді з електролітів, електролітичних осадів що містять порошки дибориду хрому, з наступним високотемпературним спіканням [2]. головним недоліком такого методу композиційного плакування є неможливість здійснення процесу нанесення покриття на непровідні матеріали майбутніх ріжучих елементів. неможливо виключити контактування елементів у зв’язці до і в процесі спікання. з метою вирішення проблеми було розроблено спосіб плакування елементами групи заліза із простих солей, шляхом розкладанням їх на поверхні непровідних ріжучих елементів і наступне високотемпературне спікання, що є можливим з використанням відомого гідрометалургійного методу [3] в автоклаві та потребує підвищеного, біля десятків і сотень атмосфер тиску, та довготривалого проведення процесу. так, для отримання шару покриття кобальтом товщиною 0,1 мм потрібно не менше 10 годин. mailto:ipms@ukr.net роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 54 більш прогресивним способом є створення провідних покриттів шляхом металізації поверхні алмазоподібних порошкових і дрібних ріжучих елементів завдяки використанню методу електроннопроменевого нагрівання та розпилення металу у вакуумі. [4]. даний процес ефективний для створення, наприклад, на алмазних зернах тонких електропровідних шарів карбідоутворюючих металів, зокрема хрому, титану. але після застосування цього методу обмежено вибором кабідоутворюючої зв’язки а металізовані абразивні зерна не завжди можуть бути придатними для подальшого безпосереднього застосування з метою консолідації спіканням. на даний час найбільш технологічним для виготовлення алмазно абразивного інструменту є використання абразиввміщуючих гранул [5], які містять у собі алмазне зерно з металевим шаром, у вигляді адгезійно-активної та міцної металевої (мо, w) оболонки поверх в'язкого підшару на основі ті, cr. але це вимагає значних затрат технологічного часу і використання складного, високотемпературного вакуумного і пічного обладнання. також мала електропровідність утвореного шару карбонітриду тісn на поверхні металізованих зерен суттєво знижує ефективність процесу електрохімічного плакування з метою отримання гранул. після низького за продуктивністю процесу спікання абразивного інструменту, отримують недостатньо якісний і низький за зносостійкістю та довговічністю виріб. мета роботи розробити cпосіб композиційної металізації і консолідації непровідних елементів абразивного інструменту, який забезпечує потрібний рівень електропровідності поверхні ріжучих елементів, шляхом застосування гальванічного методу плакування та подальшої консолідації спіканням під дією електричного струму. методика експерименту на початковій стадії ріжучі елементи піддаються металізації в попередньо приготовлених методом механоактивації аморфізованих сумішах. ця операція сприяє утворенню металізованих ріжучих елементів з адгезійноактивним електропровідним прошарком із тугоплавких сполук титану і хрому з вивільненими неметалами, наявними на контактній поверхні абразивних компонентів [6]. процес підготовки суміші проводили при температурах 40 80 °с протягом 20 30 хв. металізацію здійснювали протягом 2 5 хв у попередньо приготовлених в планетарному млині аір-015м пластичних нанопоршкових сумішах сплаву титану і хрому, масова доля яких складає: хрому від 20 мас. % до 80 мас. %, решту титан. наступна стадія це градієнтне гальванопорошкове плакування, яке проводять комп’ютеризованим електрохімічним методом відповідно до [7] та спікання [8]. для проведення досліджень використовувалася установка для електророзрядного спікання (ерс) еран 2/1. загальна блок схема установки приведена на рис. 1. для досліджень використовували експериментальний модуль, який відтворював елементарну комірку композиційного матеріалу (км) із наповнювачем у вигляді плакованих твердих включень, часто оточених під час консолідації рідким прошарком розплавленого металу. модуль узгодження і розподілення сигналів джерело постійного струму прес 3 1 2 4 5 багатоканальна система реєстрації та управління керування пресом рис. 1 – блок-схема допрацьованого устаткування на базі еран 2/1 [9]: 1 – струмопідводні плити; 2 – електроди-пуансони з високоміцного графіту; 3 – оброблювана порошкова суміш; 4 – матриця прес-інструмента з високоміцного графіту; 5 – блок механічного підпресування преса у частині комп'ютерної програми де відбувається формування технологічного завдання, оператор технолог уводить параметри режиму роботи, а пристрій керування на базі ацп-цап забезпечує виконання. роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 55 програмна частина за своєю суттю є оригінальне рішення на базі математичних формулювань, які забезпечують керування електричним сигналом як за лінійним, так і за квадратичним законом, і об'єднані єдиним графічним інтерфейсом користувача [14]. розробка призначена для роботи у всіх сімействах операційних системах microsoft, що дозволяє використовувати як сучасне, так і досить застаріле комп'ютерне обладнання (починаючи із сімейства процесорів тактової частоти 300 мгц), що може бути використане у виробничих умовах цехів. під час роботи прес форма завжди розташовувалася на нижній струмопідводній плиті преса установки і підпресовувалася під невеликим тиском за допомогою компонентів пристрою для підпресовки для забезпечення надійного електричного контакту за проходження електричного струму. через вузол спікання пропускався електричний струм. у якості дослідних матеріалів складових елементарної комірки було взято плакований кобальтом порошок, гранули з котрого оплавляються під час спікання. були визначені технологічні режими проведення досліджень. повний час експерименту складав до 120 с, густина електричного струму крізь графітову матрицю складала 8,28 × 106 а/м2. час експерименту визначився виходячи з практичних міркувань та умови, що усадка порошкової композиції практично закінчується. температура спікання км контролювалася за допомогою хромель алюмелевої термопари (на схемі не позначена) і сягала на поверхні зразка близько 800 °с. тиск підпресовки при ерс в графітовій прес–формі підтримувався на рівні, котрий забезпечував надійний електричний контакт між складовими модуля км і компонентами порошкової композиції та становив 60 мпа. результати на рис. 2 представлені рентгенівські дифрактограми порошків суміші титану і хрому, до (1) і після 25 хвилин обробки (2) синтезованої в планетарному млині. видно, що на лінії 2 при атомному співвідношенні маси хрому до титану 20 : 80 та 50 : 50. лінії титану, що відповідають площинам відбиття (101) (002) і (100) для α-ті для складів ті20сг80 і ті50сг50 зникають, що свідчить про повну аморфізацію титану, а рентгенівські рефлекси для сг сильно розмиті і зміщені у бік менших кутів. розмір зерен хрому, в суміші, що отримують механохімічним синтезом при помелі суміші порошків титану і хрому протягом 25 хв, розрахований по формулі шерера, відповідає 20 30 нм. рис. 2 – дифрактограма порошків хрому і титану у атомному співвідношенні маси хрому до титану 50 : 50 %: 1 – до обробки; 2 – після 25 хвилин обробки електропровідність отриманого прошарку є достатньою для проведення електрохімічного плакування, створення електропровідного шару гальванічного осадку на непровідних елементах абразивних інструментів і подальшої їх консолідації. плакування алмазних і надтвердих макропорошків гальванічним методом нікелювання і кобальтування із стандартних хлористих електролітів за густині струму 2,5 3 ка/м2. оптимальна товщина шару покриття (120 150 мкм) досягається за часу нанесення покриття 12 год. вивчені умови отримання композиційних матеріалів за участю алмазоподібних плакованих порошків електророзрядним спіканням. показано, що основним впливовим фактором є густина струму та швидкість нагрівання. встановлено, що оптимальні властивості композиційного матеріалу досягаються при дії струму густиною 8,28 × 106 а/м2 та загальному часу процесу спікання, що не перевищує 120 с. дослідження на непровідних ріжучих елементах абразивних інструментів показало що алмазоподібний твердий матеріал, який обробляли протягом 2 хв у хромово титановій суміші покриває абразив адгезійноактивною електропровідною плівкою, яка забезпечує: поліпшення керованості режиму нанесення металевої матриці; наповнення зв’язки, як мікротак і нанорозмірним порошками; проведення гальванопорошкової металізації для значно більшої номенклатури абразивних зерен, зокрема тугоплавких сполук, алмазів, ріжучих поверхонь робочих елементів дрібних деталей абразивних інструментів; покращення умов кінцевої операції консолідації під дією електричного струму, зокрема отримання адгезійних властивостей і міцності утримання плакованих за методом кеп [10] абразивних елементів; роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 56 забезпечення рівномірності розподілу елементів в інструментальному сегменті після плакування; покращення міцності зчеплення поверхні абразивного зерна із оточуючою матрицею за рахунок утворених нових сполук на основі карбідів в адгезійному прошарку на непровідних абразивних зернах, за рахунок механохімічної активації в суміші порошку титану і хрому; забезпечення потрібної адгезії ріжучих елементів до металевої матриці кеп, збільшує зносостійкість та продуктивність роботи готового інструменту. створення механоактивного прошарку і композиційного шару матриці із використанням процесу консолідації, здійснюється під безпосередньою дією електричного струму у графітових прес-формах. використання процесу спікання за методом гарячого електроімпульсного пресування створює умови щодо дифузійного легування та евтектичного проплавлення під час фінішної операції хіміко-термічної обробки, утворенню адгезійноактивного прошарку тугоплавких сполук титану і хрому з вивільненими неметалами, наявними на контактній поверхні абразивних зерен із композиційним прошарком вглиб металічної матриці. таблиця 1 поопераційна схема, режими процесу та характеристики спечених зразкiв способи формування згідно з корисною моделлю найближчий аналог [2] № п/п операцій контрольовані параметри і ii iii і ii iii швидкість обертання барабанів в плантарному млині 400 1000 1840 відношення маси помольних шарів до маси порошку титану і хрому 5 : 1 10 : 1 20 : 1 концентрація хрому, сг, мас. %, ті решта: 20 50 80 кількість порошку титану і хрому, г 60 40 20 1. умови аморфізації порошку сг-ті методом обробки в планетарному млині час обробки порошків, хв 1200 120 25 швидкість обертання барабанів в планетарному млині 400 1000 1840 відношення маси помольних шарів до маси непровідних елементів 3 : 1 2 : 1 1 : 1 маса порошку ті і сг та непровідних елементів, г 70 60 50 маса непровідних елементів, г 10 20 30 час механохімічної активації, хв 2 4 8 2. умови металізації непровідних елементів методом механоактивації товщина адгезійного шару, мкм 0,1 0,08 0,07 0,05 0,3 1,0 склад електроліту: хлорид кобальту (нікелю)кг/мз 300 350 400 кислота борна: кг/мз* 30 35 40 наповнювач: кг/мз 2 20 200 температура, °с 25 40 60 кислотність, рн 3,0 3,5 4,0 режим електролізу: тривалість імпульсу, мс 10 200 600 пауза, мс 10 200 600 ефективна густина струму, а/дм2 1 5 25 тривалість електролізу, хв. 0,6 60 360,0 товщина покриття на основі кобальту, мм 0,60 0,75 1,0 1,2 1,8 2,20 3. умови гальванопорошкового зміцнення та характеристика поверхневого шару маса до шихтовки порошку кобальту для отримання в інструменті 200 % концентрації абразивних елементів, г 1,4 1,25 1,0 2,8 2,2 1,8 4.тривалість імпульсу електророзрядного спікання , мс 12 15 25 30 90 120 5. загальна тривалість формування інструменту, год 1,5 2 0,8 3,0 8,0 12,0 ударна міцність, дж 8,1 10,9 9,4 6,2 6,6 6,8 руйнівне напруження при згинанні, мпа 99,1 99,6 105,7 95,9 96,3 98,2 відносна зносостійкість* 91,6 85,9 93,1 71,6 75,9 83,1 6. властивості км з ріжучими елементами усереднена абразивна стійкість, г/см2 хв 1,10 1,15 1,2 1,0 1,04 1,05 роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 57 дані, отримані за рахунок механоактивації ріжучих елементів абразивного інструменту, плакування і спікання та випробовування властивостей ріжучих елементів плакованого алмазомісткого чи спеченого твердосплавного абразивного інструменту, наведені в табл. 1. спосіб забезпечує необхідну зносостійкість за покращення міцності зчеплення поверхні ріжучих елементів із металевою матрицею, виключає їх контакт з сусідніми елементами зумовлюючи рівномірність розподілення в матриці, що сприяє покращенню працездатності абразивного інструменту. проведено дослідження процесу електророзрядного спікання композиційного матеріалу інструментального призначення при використання в якості зв’язки алмазного інструменту [9]. у якості дослідних матеріалів складових із метою отримання композиційного матеріалу інструментального призначення було взято – гранули (алмаз, покритий кобальтом) в якості твердого включення, зовнішній шар покриття кобальту (71 % со) + порошок пк-1 (16,5 %) [10], що заповнює простір між гранулами, в якості струмопровідної матриці, котра здатна плавиться. ці дві складові композиції (поверхня плакованого алмазного порошку і порошок кобальту) мають достатню схильність до змочування (тобто адгезії) між собою, що є важливим для здійснення даних досліджень. зовнішній вигляд прес форми під час процесу спікання та після показано на рис. 3. а б рис. 3 – зовнішній вигляд прес інструменту: а – до спікання; б – після процесу спікання була виготовлена дослідна партія зразків при наступних параметрах: сила постійного струму 650 а, тиск підпресовки 60 мпа, температура спікання 800 °с, тривалість ізотермічної витримки при температурі спікання 120 с. основний процес ущільнення композиційного порошкового матеріалу починається при температурі приблизно 400 °с і закінчується через 1,5 хв після початку процесу електророзрядного спікання (рис. 4). 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 200 400 600 800 1000 t 0 c τ, c i, a ∆l/l, % 0 200 400 600 800 1000 0 20 40 60 рис. 4 – залежність величини сили постійного струму, температури та ущільнення матеріалу зв'язки від часу спікання початок процесу інтенсивної усадки говорить про те, що в матеріалі, що формується, з’явилася рідка фаза (розплавлений кобальт), яка заповнює простір між частинками порошку під час обробки до порошкової суміші за допомогою електропровідних графітових пуансонів прикладають тиск величиною 60 80 мпа. крім ущільнення порошкової суміші тиск необхідний також і для забезпечення належного електричного контакту під час обробки між частками порошкової суміші, а також із графітовими електродами-пуансонами. найбільш бажаний продуктивний режим полягає у такому: після попередньої підпресовки порошкової суміші при подальшому незмінному підвищеному тиску величиною 60 80 мпа впродовж обробки на електропровідні пуансони одночасно подаються електричні струми: перемінний підвищеної частоти і постійний. роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 58 основна усадка відбувається приблизно від 15 ї до 50 ї секунди спікання. при досягненні заданої температури зразок витримують ізотермічно протягом 60 100 с, після чого роблять охолодження до кімнатної температури. в результаті досліджень отримано лабораторні зразки (циліндри) діаметром 10 мм і висотою 4,8 5,5 мм. зовнішній вигляд одного із зразків, отриманих на установці для ерс, зображений на рис. 5. видно, що після спікання гранули рівномірно розподілені по об’єму зразка. рис. 5 – зовнішній вигляд зразка після спікання під дією електричного струму на це вказують верхні випуклі утворення (в полі мікроскопа), тобто частини гранул. зразки виймали із прес форми та готували до металографічних досліджень, проводилися очистка зразків від графіту (змазки, яка дозволяє вільно випресувати зразки із прес-інструмента після процесу спікання), вимірювання розмірів зразків та зважування. на основі результатів проведених досліджень розроблена технологічна схема одержання зразків консолідації ріжучих елементів інструменту, що вміщують плаковані порошки (рис. 6) для обробки різних нерудних матеріалів (наприклад, мармуру, граніту). синтетичний шліф порошок: ас 200 400/315 мкм плакований co приготування шихти з використанням зв’язок: ас 200 400/315 мкм плакований co + порошок co марки пк-1 збирання прес-форми та засипання шихти електророзрядне спікання: з використанням постійної підпресовки j= 8,28×106 а/см2 (густина струму), τ=(120±3) с (тривалість спікання), p=60 80 мпа (тиск навантаження) розбирання прес-форми та витягнення готового виробу контроль якості виробів зволожувач: 80% спирт + 20% гліцерин рис. 6 – схема отримання зразків із використанням ерс сутність дослідження в реалізації гіпотези про неохідність забезпечення кращих умов адгезійної взаємодії компонентів матричнонаповненої гальванопорошкової композиції за хто кеп, які отримані в нестаціонарних умовах імпульсного електролізу і піддаються зміцнюючій термообробці в процесі дифузійного насичення матриці, відпалу або контактого плавлення компонентів кеп у вакуумі, обробкою струмами нвч, концентрованими джерелами енергії сонця, окг. утворення при цьому адгезійної зони взаємодії структурних складових за хто кеп можливе за рахунок перерозподілу напружень і прогнозованої їх локалізації на набольш міцних компонентах (твердих і зносостійких включеннях тугоплавких сполук) або їх нейтралізації диссипативыми елементами (як то, пластичною дисперсно зміцненою матрицею, диффузионолегованою бором, хромом, алюмінієм ni -, co матрицею), внаслідок чого має місце градієнтне зміцнення гальванопорошковых кеп. зрештою необхідна працездатність в умовах тертя близьких до критичним, в яких діючі градієнти концентрації напружень можуть компенсуватися відповідними структурними антиградиєтами, інакше будь-яка слабкіша ланка в стркутурі хто кеп ініціюватиме втрату стійкості трибосистемы, сприятиме катастрофічному схоплюванню, виникненню мікротріщин, руйнуваннями у покритті поврхонь пар тертя. роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 59 проведені в роботі модельні і розрахунково експериментальні дослідження та опис напруженодеформованого стану композиційних матеріалів з використанням методів осереднення, пошарового аналізу і кінцевих елементів, стосовно представницької квадратної трансляційної комірки “матриця з включенням і з перехідною зоною взаємодії”, позволило усвідомлено конструювати і реально створювати технлогичні процеси хто кеп і реалізувати їх в практиці за допомогою компютеризированного устаткування, а також їх апробацію у виробництві. висновки досліджені умови плакування алмазних порошків методом кеп. встановлено, що характеристики покриттів залежать від концентрації електроліту, щільності струму та часу нанесення покриття. оптимальна товщина шару покриття (120-150 мкм) досягається при густині струму 2,5 3 ка/м2. вивчені умови отримання композиційних порошків за участю плакованих порошків алмазів електророзрядним спіканням. показано, що основним впливовим фактором є густина струму та швидкість нагрівання. встановлено, що найбільш оптимальні властивості композиційного матеріалу досягаються при дії струму густиною 8,28 × 106 а/м2 та загальному часу процесу спікання, що не перевищує 120 с. при цьому працездатність композиційних матеріалів для обробки граніту та мармуру, виготовлених із плакованих алмазних порошків, вища, ніж у матеріалів, виготовлених із суміші кобальту і алмазів. в результаті створено нову технологію консолідації непровідних ріжучих елементів абразивного інструменту шляхом механоактивації в аморфізованих сумішах, попередньо приготовлених у планетарному млині, та градієнтному гальванопорошковому зміцненню плакуванням електрохімічним методом механоактивованих ріжучих елементів і додаткового спікання під дією електричного струму. література 1. лучка м.в. науково практичні засади формування зносостійких композиційних покриттів методом гальванопорошкового градієнтного зміцнення для критичних умов тертя / автореф. дис. … д-ра. тех. наук.: 05.12.01 – матеріалознавство / інститут проблем матеріалознавства ім. і.м.францевича. 2013. – 44 с. 2. пат. (україна) № 13683. – мпк с25о15/00.спосіб для отримання композиційних покриттів на основі нікелю // гуслієнко ю.о., яненский в.н., лучка м.в. – опубл. 25.04.97. – бюл. № 16. 3. гелейшвілі т.п. композиційні порошки гідрометалургійного виробництва. технологія, властивості, застосування: автореферат дис. д-ра тех. наук: 05.16.05 порошкова металургія / білоруск. республ. нпо пм. – мінськ. 1989. – 56 с. 4. найдич ю.в., колесниченко г.а., костюк б.д. металізація порошків розпиленням металу за допомогою електронно-променевого нагрівання порошкова металургія, 1973, № 9, с.91-93 5. патент сша № 5224969, кл. в24о 11/00. алмазні багатошарові покриття і спосіб їх нанесення. – 1993, патент рф № 2056993. – в 24 d 3/06. способ изготовления гранул алмазных частиц, гранула алмазной частицы и способ изготовления аммазных сегментов // роджер матаррезе. – опубл. – 27.03.96. бюл. № 9. 6. патент україни № 70138. – мпк с25р 17/00 с25р 15/00. спосіб композиційної консолідації непровідних ріжучих елементів абразивного інструменту // м.в лучка., о.в. дерев'янко, м.п. сав'як. – опубл. – 25.05.2012. – бюл. № 10. 7. патент україни №30731. – мпк с25d 15/00 / електролізер для нанесення композиційних електролітичних покриттів // лучка м.в., дерев’янко о.в., корнієнко а.о та ін. – опубл. – 11.03.2008. – бюл. № 5. 8. консолидация алмазсодержащих порошковых композиций под действием электрического тока / деревянко а.в., радченко а.и., истомина т.и., ершова о.г., шлычок е.н. // тезисы докладов международной конференции highmattech. киев, украина.19-23 октября 2009. с. 294. 9. влияние вида электрического тока на спекание алмазсодержащих порошковых смесей / деревянко а.в., райченко а.и., истомина т.и., лучка м.в., ершова о.г., шлычок е.н. // расширенные тезисы докладов vi международной конференции "стратегия качества в промышленности и образовании". – г. варна, болгария. 4-11 июня 2010. с. 337-339. 10. derev'yanko o.v., luchka m.v., shabalin i.l., evdokimov v.o., shlychok e.m. "the composition material on basis of diamond powder, which plated by cobalt". abstracts of 3rd international congress on ceramics, 4th international symposium on advanced ceramics, section 14: advanced engineering ceramics and composites – osaksa, japan. – nov. 14-18, 2010 – p.1241-01259. поступила в редакцію 25.12.2013 роль адгезії компонентів, локалізації напружень і деформацій в консолідації градієнтних гальванопорошкових покриттів ... проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 60 luchka m.v., derevjanko o.v., kіndrachuk m.v., kornіenko a.o., loburak v.ja. the role adhesion of components, localization of stresses and deformations is in consolidation of gradient galvanic powder like coverages and their capacity at critical terms of triboloadings. the influences of the components adhesion and the stresses and strains localization on durability under critical lading conditions for sintered gradient galvanic powder coatings are determined. it was established that the coating characteristics depend on surface preparation, electrolyte concentration, current density and time of processing. the optimum coating layer thickness (120 150 μm) is obtained with current density 2,5 3 ka/m2. the conditions of electrical discharge sintered diamond clad powder composite materials are investigated. it is shown that the current density and heating rate are main factors. the composite materials optimum properties are achieved by the action of a current density 8,28 × 106 а/m2 and sintering process general time that does not exceed 120 sec. the obtained properties of composites allow the using of cutting elements with developed composite materials for processing granite and marble. by the way the durability of sintered diamond clad powder composite materials is higher than the performance of material made of a mixture of cobalt and diamond powders. it is created the new technology of non-conductive abrasive tools cutting elements consolidation by a mechanical activation in medium of previously prepared in a planetary mill amorphized mixtures and the technology of gradient galvanic powder strengthening by an electro chemical cladding of mechanical activated cutting elements and additional sintering under electric current action. key words: adhesion of components, localization of stresses , galvanic powder-like coverages, triboloadings. references 1. luchka m.v. naukovo praktichnі zasadi formuvannja znosostіjkih kompozicіjnih pokrittіv metodom gal'vanoporoshkovogo gradієntnogo zmіcnennja dlja kritichnih umov tertja. avtoref. dis. … d-ra. teh. nauk.: 05.12.01 – materіaloznavstvo. іnstitut problem materіaloznavstva іm. і.m.francevicha. 2013. .– 44 p. 2. pat. (ukraїna) no 13683. mpk s25o15/00. sposіb dlja otrimannja kompozicіjnih pokrittіv na osnovі nіkelju. guslієnko ju.o., janenskij v.n., luchka m.v. opubl. 25.04.97. bjul. no 16. 3. gelejshvіlі t.p. kompozicіjnі poroshki gіdrometalurgіjnogo virobnictva. tehnologіja, vlastivostі, zastosuvannja: avtoreferat dis. d-ra teh. nauk: 05.16.05 poroshkova metalurgіja. bіlorusk. respubl. npo pm. mіns'k. 1989. 56 p. 4. najdich ju.v., kolesnichenko g.a., kostjuk b.d. metalіzacіja poroshkіv rozpilennjam metalu za dopomogoju elektronno-promenevogo nagrіvannja. poroshkova metalurgіja, 1973, no 9, pp. 91-93. 5. patent ssha no 5224969, kl. v24o 11/00. almaznі bagatosharovі pokrittja і sposіb їh nanesen-nja. – 1993, patent rf no 2056993. v 24 d 3/06. sposob izgotovlenija granul almaznyh chastic, granula almaznoj chasticy i sposob izgotovlenija ammaznyh segmentov. rodzher matarreze. opubl. 27.03.96. bjul. no 9. 6. patent ukraїni no 70138. – mpk s25r 17/00 s25r 15/00. sposіb kompozicіjnoї konsolіdacії neprovіdnih rіzhuchih elementіv abrazivnogo іnstrumentu. m.v luchka., o.v. derev'janko, m.p. sav'jak. opubl. 25.05.2012. bjul. no 10. 7. patent ukraїni no30731. – mpk s25d 15/00. elektrolіzer dlja nanesennja kompozicіjnih elektrolіtichnih pokrittіv. luchka m.v., derev’janko o.v., kornієnko a.o ta іn. opubl. 11.03.2008. bjul. no 5. 8. konsolidacija almazsoderzhashhih poroshkovyh kompozicij pod dejstviem jelektricheskogo toka. derevjanko a.v., radchenko a.i., istomina t.i., ershova o.g., shlychok e.n. tezisy dokladov mezhdunarodnoj konferencii highmattech. kiev, ukraina. 19-23 oktjabrja 2009. p. 294. 9. dere-vjanko a.v., rajchenko a.i., istomina t.i., luchka m.v., ershova o.g., shlychok e.n. vlijanie vida jelektricheskogo toka na spekanie almazsoderzhashhih poroshkovyh smesej. rasshirennye tezi-sy dokladov vi mezhdunarodnoj konferencii "strategija kachestva v promyshlennosti i obrazovanii". g. varna, bolgarija. 4-11 ijunja 2010. pp. 337-339. 10. derev'yanko o.v., luchka m.v., shabalin i.l., evdokimov v.o., shlychok e.m. "the composition material on basis of diamond powder, which plated by cobalt". abstracts of 3rd international congress on ceramics, 4th international symposium on advanced ceramics, section 14: advanced engineering ceramics and composites – osaksa, japan. nov. 14-18, 2010 p.1241-01259. 404 not found 15.doc розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 95 матняк с.в. м. хмельницький, україна розв'язок бінарної проблеми гольдбаха удк 511.3 методом тригонометричних сум розв’язана бінарна проблема гольдбаха. знайдена асимптотична формула розподілу парних чисел, утворених сумою двох простих непарних чисел, для кожного парного числа із множини натуральних чисел n. ключові слова: бінарна проблема гольдбаха, асимптотична формула, прості непарні числа, парні числа, метод тригонометричних сум. вступ в роботі розглядається відома нерозв’язана проблема гольдбаха. ця проблема являє собою гіпотезу, відповідно до якої будь-яке парне число, не менше шести, представляється сумою двох простих непарних чисел – бінарна проблема гольдбаха.гольдбах прийшов до цієї гіпотези експериментально. в теперішній час еом дає можливість експериментально перевірити цю гіпотезу. але до цих пір не знайдено ні одного протирічного прикладу до гіпотези гольдбаха. великий прогрес в її доведені були досягнуті і.m. виноградовим і л.г. шпірельманом. в 1937 році виноградаву вдалося показати, що будь-яке достатньо велике непарне число є сумою трьох простих непарних чисел. на основі роботи асимптотична формула розподілу сум двох простих непарних чисел. знайдена асимптотична формула дає розв'язок бінарної проблеми гольбаха. постановка задачі. знайти асимптотичну формулу розподілу парних чисел більших 6, утворених із сум двох простих непарних чисел. розв'язання у поданому тут доведені використовується метод і.м. виноградова, запропонований для доведення тернарної проблеми гольдбаха. означення та теореми для нагадування. означення 1. парним числом називається натуральне число, якщо серед його простих множників є число 2. означення 2. непарним числом називається натуральне число, якщо серед його простих множників числа 2 немає. означення 3 [1, cт. 119]. ціле число р називається простим коли воно відмінне від 0 і 1± і має дільники тільки 1± і p± ціле число a, відмінне від 0 і 1± і має крім 1± і a± ще інші дільники, називається складеним. теорема 1 [1, cт. 120]. будь-яке ціле додатнє число, відмінне від 1, можна представити у вигляді добутку додатніх простих чисел. це представлення з точністю до порядку множників єдине. теорема 2 [1, cт. 120]. множина додатніх простих чисел нескінчена. теорема 3 [1, cт. 120] (закон адамара і валлє-пуссена). відношення ( ) x x x ln :π прямує до 1 при необмеженому зростанні x , тобто: ( ) 1 ln lim = ⋅π ∞→ x xx x , де функція ( ) x x x ln =π – визначає кількість простих непарних чисел в множині натуральних чисел n при ∞→x . наслідок (теорема ейлера) [1, cт. 408]. кожне додатнє просте непарне число a можна подати у вигляді: 12 +⋅= qa , де q – ціле додатнє число із множини натуральних чисел n . · теорема 4. сума будь-яких двох простих непарних чисел є парне число: 21 ppn += , де n – парне число; 1p , 2p – прості непарні числа. розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 96 доведення. виходячи з наслідку теореми ейлера можна кожне непарне просте число 1p і 2p подати у вигляді: 12 11111 +=+⋅= qrqbp , 12 22222 +⋅=+⋅= qrqbp . де 1q і 2q – цілі додатні числа з множини натуральних чисел n . тоді ( ) ( ) ).12(224 1212 2121 2122211121 ++⋅⋅=++⋅= =+⋅++⋅=+⋅++⋅=+= qqqq qqrqbrqbppn розкладаємо число n на прості множники: ( )( ) sspppqqmn ααα ⋅⋅⋅⋅=++⋅⋅=⋅= ...21222 21 2121 , де числа sppp ,...,, 21 – різні додатні прості числа, а 0>αi для si ,...,3,2,1= . тому число n є парним, бо має серед своїх простих множників число 2 . лема 1. (пейдж). нехай для заданого 0ε задані довільно великі 1c і c . тоді число ( )lqn ,,π простих чисел, не перевищує n , які містяться в арифметичній прогресії lxq +⋅ , crq ≤<0 , crq <<0 , ( ) 1, =lq , ql <<0 , nr ln= , виражається формулою: ( ) ∫ +=π n h x dx q lqn 2 ln 1 ,, , ( )qq ϕ=1 , де для всіх q , крім ряду відмінних, кратних будь-якому 0qq = , які задовольняють вимогу: 02 ε−≥ rq , маємо нерівність . 1 rq rn h c ⋅ ⋅ << − доведення. ця лема є наслідком відомої теореми англійського математика пейджа [2, cт. 95]. лема 2. нехай 2≥n , nr ln= , z –дійсне: ( ) dz r e zi n izx ∫ π = 2 2 2 , ( ) ∫ π = n izx dx x e zj 2 2 , ln тоді маємо: ( ) ,zzi << ( ) ,zzj <<     ≤<⋅ ≤⋅ = −−−− −− .коли, ;коли, 5,0111 11 nznrz nzrn z доведення. ця лема доведена і.м. виноградовим [2, cт. 95]. лема 3. нехай crn −⋅=τ , де 2≥c , і нехай ( )( )∫ − − τ τ− π−⋅= 1 1 ,22 dzezjr izn де ( )zj має значення, вказане в лемі 2. тоді маємо:       += 32 r n o r n r . доведення. застосуємо позначення леми 2. інтеграл r порівняємо з інтегралом: ( ) ( )( )∫ − π−⋅= 5,0 5,0 22 dzezizi iz . розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 97 знаходимо: ( )( ) ( )( )( ) ( )( )∫ ∫ − − − − τ τ− τ τ− π−π−         −⋅+⋅−=− 1 1 1 1 0 22222 0 rdzezidzezizjrr iznizn . тут перший доданок правої частини, відповідно до леми 2 і нерівності: ( ) ( ) ,1 ln 1 2 2 r n dx rx zizj n <<⋅      −<− ∫ тому маємо: ∫ ∫∫ − − − − − ττ τ− <<+<<⋅<< 1 1 1 1 1 0 333 2 2 . n n r n dz r n dz r n dx r n z другий доданок правої частини, відповідно до леми 2 буде: 3 5,0 5,0 22 2 1 1 r n rz dz dzz << ⋅ <<<< ∫ ∫ − −τ τ . тому, 30 r n rr <<− . вважаючи: ( )( )∫ − π−⋅=′ 5,0 5,0 22 ,dzezsr izn ( ) , 2 2 ∑ = π = n x izx r e zs відповідно до леми 2 [1, cт. 41], будемо мати ( ) ( ) r zszi 1 <<− , r z 1 >> . тоді: 2 5,0 0 0 5,0 22 2 0 1 1 11 r n dz zr dz r n dz r zrr n n ≈ ⋅ +=⋅<<′− ∫ ∫ ∫ − − . отже, 2r n rr <<′− . вираз rr ′⋅2 виражає число представлень числа n у вигляді: 21 xxn += з цілими 1x , 2x , які більші числа 2. кількість комбінацій по два числа з 2−n буде дорівнювати: ( ) ( ) 2 65 2 32 22 2 +− = −⋅− = − nnnn c n . тому кожне число ряду натуральних чисел n можна представити: ( )1 2 652 2 22 o n n nn n c rr n += +− ==′⋅ − , раз, а кожне парне число ряду натуральних чисел n можна представити у вигляді: ( ) ( )1 2 6522 2 2 22 on n nn n c rr n += +−⋅ = ⋅ =′⋅ − , раз. звідки і переконуємося в справедливості леми. теорема 5. число ( )ni представлень парного додатного числа n у вигляді суми: 21 ppn += простими непарними числами 1p і 2p виражається формулою: ( ) ( )       +⋅= ε−32 r n ons r n ni , розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 98 де ( ) ( )       + −′′⋅      +⋅= = 1 2 1 1 13 2/21, p п p пns npnp , причому npп /′′ поширюється на всі прості числа, які ділять n , а ( ) 1, =npп – на прості дільники, які не ділять числа n і np < . при цьому маємо ( ) 0,1>ns . наслідок (бінарна проблема гольдбаха). існує 0c з умовою що будь-яке парне число n не менше ніж 0c , є сумою двох простих непарних чисел. доведення. покладаючи 7−⋅=τ rn , маємо: ( ) ∫ +τ− τ− απ− α − − α⋅= 1 22 1 1 desni ni , ∑ ≤< απ α = np pies 2 2 , інтервал інтегрування інтегралу ( )ni розіб'ємо на інтервали першого і другого класів. інтервали першого класу ми назвемо інтервали, які включають всі значення α виду: z q a +=α , ( ) 1, =qa , 11 −− τ<<τ− z , 20 rq << . очевидно, ( 0c достатньо велике), інтервали першого класу один на одного не налягають. інтервали другого класу називаються інтервали, які залишилися після виділення інтервалів першого класу. будь-яке α , яке належить інтервалу другого класу можна представити у вигляді: z q a +=α , ( ) 1, =qa , 11 11 −− τ ≤≤ τ − q z q , τ≤< qr 2 . відповідно до вказаного розподілу інтервалів інтегрування інтеграл ( )ni розбивається на два доданки: ( ) ( ) ( )ninini 21 += . 1. оцінка ( )ni 2 . відповідно до теореми 1 розділу 4 [2, cт. 63] при 7rq ≥ маємо: 15,2 5,01ln ε− − α <<        ⋅++⋅⋅⋅<< r n er n qr q rrns r . а відповідно до теореми 2 розділу 4 [2, cт. 66] при 72 rqr ≤< справедливим є співвідношення: 15,2 ε+− α ⋅<< rns , [ ]12r n a = . тому ( ) ( ) 1 1 3 2 1 1 0 2 2 25,2 2 ε− ≤′< << −′απε+− ≤α        ⋅⋅<< ∫ ∑ ∑ r n dernni np np ppi . 2. інтервали першого класу, що відповідають значенню q, яке не є відмінним. нехай qai , – частина інтегралу ( )ni1 , що відповідає інтервалу першого класу, який включає дріб q a з значенням q , і не є відмінним. взявши будь-яке z q a +=α , цього інтервалу, суму αs розіб'ємо на [ ]12 1 r доданки виду: ∑ ≤<−       +π α = 11 1 2 , npan pz q a i n es , [ ]12r n a = . розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 99 для доданків суми 1,n s α маємо azpznz ⋅≤⋅−⋅ 1 . число цих доданків 1−⋅<< ra . тому: 6 12 2 2 , 11 1 1 r a razees npan pz q a i izn n <<⋅⋅<<− − ≤<−       +π π α ∑ , але (лема 1 [2, cт. 65] с = 17) при заданому l з умовою ql <≤0 , ( ) 1, =ql , число простих чисел виду lxq +⋅ , яка лежить в інтервалі 11 npan ≤<− виражається формулою: ∫ − −       ⋅ + 1 1 1 17 1 ln 1 n an rq rn o x dx q . тому ∫∑ − ππ α       += 1 1 1 1 6 2 1 2 , ln 1 n an in l l q a i n r a o x dxe q es . далі знаходимо (позначення леми 2): ( )∑ µ= π l l q a i qe 2 , azpznz ⋅≤⋅−⋅ 1 , ∫ − << 1 1 6ln n an r a x zadx , ( ) ∫ − π α       + µ = 1 1 1 6 2 1 , ln n an izx n r a o x dxe q q s , ( ) ( )      + µ =α 6 1 r a ozj q q s , ( ) 11 q z q zj << , ( ) ( )( ) 1226 1 2 1 2 −− α ⋅+<< µ − rnnr q z zj q q s . позначимо 21 r n =τ і оскільки інтервал ( )1111 , −− ττ− входить в інтервал ( )11, ττ− ,то 1 1 1 1 −− τ<<τ− z і тоді: ( ) ( )( ) <<      +<<⋅ µ − ∫∫ −− − τ −−       +πτ τ− α dzrq n nr q z dzezj q q i nz q a i q 1 1 1 1 1 1 0 8 1 2 6 1 2 2 2 1 , 1 1 5 2 8 1 22 6 1 qr n n r r q n n r rn q z ⋅ <<⋅⋅+⋅⋅<< −− . заставляємо a пробігати приведену систему лишків по модулю q , звідки одержимо: ( ) ( )113, −− ⋅⋅+⋅=∑ qrnorqgi a qa , ( ) ( ) ∑ πµ = a n q a i e q q qg 2 2 1 , відповідно до леми 3 і нерівності ( ) 11−<< qqg , запишемо: ( )       ⋅ +=∑ 1 32, qr n oqg r n i a qa . 3. основні інтервали , які відповідають відмінним значенням q . нехай q належить до числа відмінних. тоді kqq ⋅= 0 , де −k ціле з умовою 0 10 ε+≤< rk (оскільки 2rq ≤ і 010 ε−≥ rq ). покладаючи: z q a +=α , τ≤≤τ− z , nz ⋅=δ , розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 100 ( ) 1 0,5,s q n r q− + ε −δ = ⋅ ⋅ , коли 1≤δ , ( ) 5,05,01, δ⋅⋅⋅=δ −ε+− qrnqs , коли 1≥δ , відповідно до теореми 2 розділу 4 [2], будемо мати ( )δ<< ,qss a . тому одержимо: ( )( ) ( )( )∫∫ ⋅<<δδ⋅<<δ<< ε− τ− 1 0 0 22 2 0 2 . , 1 , 1 kqr n dqs n dzqsi qa . заставляючи a пробігати приведену систему лишок по модулю q , одержимо: 0 22, qr n i qa ⋅ << ε− . або, оскільки порядок першого члену нижче порядку другого, то: ( )∑       += ε− a qa rr n oqg r n i 32, . 4. попередні формули для ( )ni . відповідно до обчислень (1, 2, 3) знаходимо: ( ) ( ) ∑∑ ∑ ε+≤ ε ε− ≤ ≤ ⋅ << ⋅⋅ +<<⋅− 1 1 2 2 32311 01 321 клrq rq r rn rkq n qr n qg r n ni , ( ) 3 2 122 2 2 r n q r n qg r n rq rq <<⋅<<⋅ − > > ∑ ∑ , ( ) ( )       +⋅= ε−32 r n ons r n ni , ( ) ( )∑ ∞ = = 1q qgns . (4.1) 5. дослідження ( )ns . очевидно, ( )qg може бути відмінним від нуля лише у випадку, коли канонічний розклад числа q має вигляд kpppq ⋅⋅⋅= ...21 (і у випадку, коли 1=q ). при цьому буде справедлива також тотожність: ( ) ( ) ( )kk ppgpgpg ...... 11 = . дійсно, у випадку k = 2 справедливість цієї тотожності випливає з рівності: ( ) ( ) ( ) ( ) ∑ ∑ + π <<<<ϕ =⋅ 21 1221 2111 2 00 21 21 1 pp npapa i papa epp pgpg , де 1221 papa + пробігає приведену систему лишок по модулю 21 pp . узагальнення цієї тотожності на випадок 2>k тривіальне. розглянемо вираз (2.1), якщо n ділиться на q , то qe a n q a i =∑ π2 . підставимо це значення в (2.1) і одержимо: ( ) ( ) ( ) 22 1 22 1 2 11... 1 1 1 1... 1 1       −⋅⋅      −⋅ µ =       −⋅⋅      −⋅ ⋅µ = kk pp q q pp q qq qg , де ( )qϕ є функція ейлера, яка дорівнює ( )       −⋅⋅      −⋅      −⋅=ϕ kppp qq 1 1... 1 1 1 1 21 [4, ст. 30]. розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 101 підставимо значення ( )qg у вираз ( ) ( )∑= np qgns / і одержимо: ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ∑∑∑ = µ ⋅ − ⋅⋅ − =       −⋅⋅      −⋅ µ == nqk k nq k nq q q p p p p pp q q qgns / 2 2 2 1 2 1 / 22 1 / 1 ... 11 1... 1 1 ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 1 1 ... 11 1 1... 1 1 1 1 1 ... 1 2 2 1 1 21 2 2 2 1 2 1 > − ⋅⋅ − ⋅ − =      −⋅⋅      −⋅      −⋅ − ⋅⋅ − = k k kk k p p p p p p pppp p p p , тому що 1 11 1 > −p p , 1 12 2 > −p p ,..., 1 1 > −k k p p і де ( )       −⋅⋅      −⋅      −= µ ∑ knq pppq q 1 1... 1 1 1 1 21/ [4, ст. 29]. тоді відповідно до формули 3.14 [5, cт. 39]: ( ) ( )( ) ( ) ( )( )nqq qnqq ncq ,/ ,/ ϕ ϕ⋅µ = . і 3.26 [5,ст.42] )(ns буде дорівнювати: ( ) ( ) ( )        − +⋅      − −′= = 1 1 1 1 1 1 /21, p п p пns npnp . і при n парному ( ) 1>>ns , а при n непарному ( ) 0=ns . теорема доведена. література 1. куликов л.я. алгебра и теория чисел. учебное пособие для педагогических институтов. – м.: высшая школа, 1979. – 559с. 2. виноградов и.м. особые варианты метода тригонометрических сумм. – м.: урсс. 2004. – 120 с. 3. чандрасекхаран к.. введение в аналитическую теоию чисел. м.: мир, 1974. – 187 с. 4. виноградов и. м. основы теории чисел : учеб. пособие. – изд. 11-е, стер. – спб. : лань, 2006. – 176 с. 5. вон. р. метод харди литтлвуда. – м.: мир, 1985. – 182 с. поступила в редакцію 12.02.2014 розв'язок бінарної проблеми гольдбаха проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 102 matnyak s.v. the solution of the binary problem of the gol'dbachs. the binary problem of goldbach is solved by the method of the trigonometrical sums . the asymptotic formula of distribution of the even numbers formed by the sum of two simple uneven numbers is found for each even number from the set of natural numbers n. key words: binary problem of goldbach, asymptotic formulae, simple uneven numbers, even numbers, method of the trigonometrical sums. references 1. kulikov l.ja. algebra i teorija chisel. uchebnoe posobie dlja pedagogicheskih institutov. m.: vysshaja shkola, 1979. 559s. 2. vinogradov i.m. osobye varianty metoda trigonometricheskih summ. m.: urss. 2004. 120 s. 3. chandrasekharan k. vvedenie v analiticheskuju teoiju chisel. m.: mir, 1974. 187 s. 4. vinogradov i. m. osnovy teorii chisel : ucheb. posobie. – izd. 11-e, ster.– spb. : lan', 2006. 176 s. 5. von r. metod hardi littlvuda. m.: mir, 1985. 182 s. 6.doc трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 27 войтов в.а., сысенко и.и., кравцов а.г. харьковский национальный технический университет с/х им. п .василенко, г. харьков, украина e-mail: ndch_khntusg@mail.ru трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе удк 621.891 в работе выполнена сравнительная оценка трибологических свойств высокоолеиновых растительных масел в сравнении с товарными моторными маслами для двухтактных двигателей. решена оптимизационная задача по составу присадок в базовых растительных маслах и проведены лабораторные испытания модельных трибосистем двухтактного двигателя с определением скорости изнашивания и силы трения. отмечена интенсификация проявления эффекта ребиндера на металлических поверхностях трения при использовании растительных масел. ключевые слова: растительные масла, присадки для растительных масел, моторные масла для двухтактных двигателей, трибологичесчкие свойства растительных масел, скорость изнашивания, сила трения. актуальность проблемы в странах западной европы в последние десятилетия стоит вопрос улучшения экологии в рамках киотского протокола и последующих принятых директив [1, 2]. в результате принятых документов в ес построены и запущены заводы по выпуску смазочных материалов, например, в германии из рапсового масла, а в сша из соевого масла. всемирно известная фирма shell по производству смазочных материалов выпускает биологически разлогаемые смазочные материалы shell naturelle fluid на основе высокоочищенного рапсового масла с присадками [3]. швейцарская фирма fuch на основе рапсового масла с многофункциональными присадками выпускает более 150 наименований экологически чистых (быстро разлагаемых) смазочных материалов и технических жидкостей [4]. особенно остро стоит вопрос о снижении выброса вредных веществ при эксплуатации техники, на которой установлены двухтактные двигатели внутреннего сгорания. сгоревшее масло вместе с бензином при работе двигателя способствует выбросу вредных веществ в окружающую среду. если учесть то, что двухтактные двигатели устанавливаются на газонокосилках, скутерах, мотоциклах, бензопилах и моторных лодках, то уровень техногенной нагрузки является достаточно высоким. поэтому проведение исследований и разработка моторных масел для двухтактных двигателей на растительной основе является актуальной задачей, которая снизит выброс вредных веществ в окружающую среду. анализ последних публикаций по данной проблеме первый опыт получения трансмиссионных масел на основе рапсового масла в украине принадлежит заводу аріан [5], который начал использовать присадки на основе растительных масел и добавлять их в минеральные масла. исследования по получению присадок на основе растительных масел проводятся в укрндінп «масма» [6]. исследованиями смазочных материалов растительного происхождения в украине и за рубежом занимались следующие ученые: поп г.с. [7 12], сиренко г.о. и кириченко в.и. [13 19], фукс и.г. и евдокимов а.ю. [20 22], крачун а.т. [23]. в работах [7 12] выполнены сравнительные исследования рапсовых масел с различным жирнокислотным составом с нефтяными маслами. предложено, для улучшения свойств рапсового масла вводить присадки типа лубризол-890 или отечественные детерсол-140, ас-60с и с-5а. в работах [13 19] исследовались вопросы использования серы в качестве присадки к рапсовому маслу. показано, что синтезированные продукты с повышенным содержанием серы обеспечивают низкий коэффициент трения и хорошие противоизносные свойства. в работах [20 23] рассмотрены вопросы, которые относятся к экологической безопасности при использовании смазочных материалов на основе растительных масел. авторами работ [24 26] обоснованы и выбраны базовые растительные масла для получения рабочих жидкостей гидростатических приводов. это высокоолеиновые рапсовое и подсолнечное масла. в указанных работах приведены исследования по противоизносным и противозадирным свойствам этих mailto:ndch_khntusg@mail.ru трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 28 масел в сравнении с товарными нефтяными и синтетическими. решена оптимизационная задача по выбору присадок к указанным растительным маслам для их использования в гидростатических приводах. в работе [27], которая выполнена в российском государственном университете нефти и газа им. и.м. губкина, делается вывод, что рапсовое масло может быть основой для получения моторных масел для двухтактных двигателей. при этом для уменьшения кислотного числа рапсового масла и придания ему щелочности, рекомендуется вводить щелочные присадки, содержащие металлы. анализируя приведенные выше работы можно сделать вывод, что разработка экологически чистых моторных масел для двухтактных двигателей на растительной основе является актуальной задачей и требует дальнейших исследований. поэтому целью данной работы явилось обосновать и выбрать базовые растительные масла, пакет присадок к ним и получить оптимальный состав экологически чистых моторных масел для двухтактных двигателей, а также провести сравнительные испытания их трибологических свойств в сравнении с товарными моторными маслами. методический подход в проведении исследований трибологические характеристики товарных масел и базовых растительных масел определяли на четырёхшариковой машине трения согласно гост 9490-75. в качестве минеральных масел были выбраны масла: «мс-20» и «такт-2т», полусинтетическое масло «пуск-2т», синтетическое «elf moto 2xt tech» и три масла на растительной основе: рапсовое, подсолнечное, касторовое. в качестве трибологических характеристик, согласно гост 9490-75, были выбраны следующие параметры. 1. показатель износа du, мм, характеризует в масле наличие противоизносных свойств, в первую очередь, наличие поверхностно-активных веществ (пав). 2. критическая нагрузка pкр, н, характеризует диапазон работы (действия) пав. 3. нагрузка сваривания рс, н, характеризует наличие в масле противозадирных свойств. дополнительным параметром, который измерялся в процессе эксперимента с помощью тензодатчика, был определен коэффициент трения f, характеризующий потери на трение, т.е. антифрикционные свойства. согласно работ [24 26] в качестве базовых растительных масел выбраны высокоолеиновое подсолнечное и высокоолеиновое рапсовое масла, а также касторовое масло, которое обладает хорошей физической адгезией к поверхности трения. результаты эксперимента представлены в табл. 1. в таблице указаны среднестатистические значения трёх повторов. таблица 1 среднестатистические значения трибологических характеристик товарных моторных и базовых растительных масел тип базового масла показатель износа du, мм критическая нагрузка pкр, н нагрузка сваривания рс, н коэффициент трения f мс-20 0,9 617 1568 0,05 такт-2т 0,6 617 1568 0,065 пуск-2т 0,47 617 1568 0,06 elf moto 2xt tech 0,44 784 1568 0,065 рапсовое масло 0,44 784 1568 0,055 подсолнечное масло 0,45 617 1568 0,055 касторовое масло 0,52 617 1568 0,05 анализ данных табл. 1 позволяет сделать вывод, что все представленные масла обладают одинаковыми противозадирными свойствами (нагрузка сваривания рс = 1568н). при этом противоизносные свойства различаются. диапазон работы пав у синтетического и рапсового масел (pкр = 784н), превышает диапазон остальных масел (pкр = 617н). по величине показателя износа, который характеризует противоизносные свойства, можно выделить четыре масла. на первом месте синтетическое маслоelf moto 2xt tech и рапсовое (du = 0,44 мм), затем подсолнечное (du = 0,45 мм) и полусинтетическое пуск-2т (du = 0,47 мм). остальные масла по противоизносным свойствам на 13 … 95 % уступают перечисленным выше маслам. трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 29 однако по антифрикционным свойствам, которые оцениваются коэффициентом трения, таблица 1, высоковязкие масла мс-20 и касторовое, показали лучший результат. при этом, рапсовое, подсолнечное, полусинтетическое и синтетическое масла отличаются от лучшего результата на 16 %. полученные результаты позволяют сделать вывод, что проранжировать испытуемые масла по четырем показателям одновременно, затруднительно. в работе [28] предложен количественный показатель противоизносных, противозадирных и антифрикционных свойств масел с учетом диапазона работы противоизносных и противозадирных присадок. предложенный показатель является энергетическим показателем, размерность дж/мм3 и характеризует удельную работу изнашивания. воспользуемся предложенной в работе [28] формулой, предварительно упростив выражение, которое не изменяет физический смысл, а упрощает измерения и вычисления при проведении эксперимента: 3 1 21 3 2 3 111 − −++= с сс кр кркр u y d lpf d lpf d lpf e , (1) где 1f – коэффициент трения при нагрузке 1p = 196 н; 1p – нагрузка равная 196 н для определения показателя износа согласно гост 9490-75; 1l – путь трения при определении показателя износа, равен 1978 м; ud – средний диаметр пятен износа (показатель износа) при нагрузке 196 н, мм; kpf – коэффициент трения при критической нагрузке; kpp – критическая нагрузка, н; 2l – путь трения при десяти секундах работы четырёхшариковой машины, равен 5,49 м; kpd – средний диаметр пятен износа при критической нагрузке, мм; 1−cf – коэффициент трения при нагрузке предшествующей нагрузке сваривания; cp – нагрузка сваривания, н; 1−cd – средний диаметр пятен износа при нагрузке, предшествующей нагрузке сваривания, мм. первое слагаемое формулы (1) отображает противоизносные и антифрикционные свойства масла, т.е. наличие пав в масле. второе слагаемое отображает диапазон работы пав и антифрикционные свойства при критических нагрузках. третье слагаемое отображает противозадирные свойства на грани задира. предложенный комплексный показатель ey, формула (1), является энергетическим показателем, размерность дж/мм3, определяется согласно гост 9490-75 на четырёхшариковой машине в соответствии с нагрузочным рядом и методикой измерения пятен износа на нижних шарах. ey – это удельная работа изнашивания единицы объёма тестового материала (сталь шх-15) в испытуемой смазочной среде. дополнительно к данным в табл. 1 были проведены измерения коэффициентов трения и пятен износа на критической нагрузке и нагрузке, предшествующей нагрузке сваривания. результаты испытаний и расчёта по формуле (1) представлены в табл. 2. таблица 2 результаты испытаний и расчёта удельной работы изнашивания в различных маслах тип базового масла 3 111 du lpf 3 2 кр кркр d lpf 3 1 21 − − с сс d lpf ey, дж/мм3 мс-20 26 590 137,2 39,2 26 766 такт-2т 116 665 317,7 87,2 117 069 пуск-2т 225 382 413,7 129,1 225 924 elf moto 2xt tech 296 467 672,5 210,47 297 349 рапсовое масло 250 856 630 150,8 251 636 подсолнечное масло 234 316 496,1 129,1 234 941 касторовое масло 138 460 276,6 62,2 138 798 трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 30 анализ величины удельной работы изнашивания для различных масел позволяет более строго проранжировать испытуемые масла по способности препятствовать износу и задиру. как следует из табл. 2 на первом месте стоит синтетическое масло elf moto 2xt tech, затем рапсовое и подсолнечное масла, затем полусинтетическое пуск-2т, касторовое и минеральные масла такт-2т и мс-20. такой результат позволяет выбрать высокоолеиновые рапсовое и подсолнечное масла – как базовые масла для получения экологически чистых моторных масел для двухтактных двигателей. обоснование присадок для базовых растительных масел и поиск оптимального состава масла для двухтактных двигателей исходя из анализа требований, которые предъявляются к маслам для двухтактных двигателей, а также повышенных значений кислотного числа у растительных масел (1,5 … 2,7 мг кон/г) одной из присадок выступает антиокислительная, или антиоксидант. данная присадка позволит приостановить необратимые процессы окисления растительного масла при хранении и даст возможность уменьшить проявление коррозионных процессов, лакои нагарообразования. введение в растительные масла щелочных металлов с целью снижения кислотности и придания щелочности растительному маслу, как указано в работе [27], на наш взгляд не решает проблему. присутствие щёлочи в высокоолеиновых растительных маслах образует мыла в масле, а так же повысит зольность. мыла приведут к лакои нагарообразованию, а образование золы – к абразивному износу цилиндро поршневой группы. в работах выполненных в российском государственном университете нефти и газа им. и.м. губкина [27], а также американскими учёнными [29] указывается, что эффективным органическим биоразлогаемым антиоксидантом для растительных масел может выступать дифениламин. при этом в работе [29] указано, что его количество в растительных маслах значительно выше, чем в нефтяных маслах (0,2 … 5 %). дифениламин является экологически чистым веществом, т.к. добавляется в пищевые продукты в составе 0,02 % по массе, и не содержит металлов, а, следовательно, не вызовет образования золы и связанного с ней абразивного износа. вторым типом присадок для масел двухтактных двигателей является антикоррозионная присадка, которая способствует снижению интенсивности коррозионных процессов на деталях двигателя из-за определенной степени кислотности масла. в качестве органической присадки, не содержащей металлов, на основании работы [30] можно выбрать фосфорсодержащую присадку – трикрезилфосфат. данная присадка в моторном масле будет выполнять ряд функций: тормозить процессы коррозии, т.к. на поверхностях трения будет образовываться фосфидная пленка, уменьшая контакт масла с катализатором – металлом; повышать противоизносные и противозадирные свойства масла, образуя на поверхности трения фосфиды металлов. третьим типом присадок, добавляемых в растительное моторное масло для двухтактных двигателей, является касторовое масло. в связи с тем, что смазка деталей двухтактного двигателя производится смесью бензина и масла в пропорции от 30:1 до 60:1, то бензин может смывать масляную пленку с поверхностей трения, обеспечивая работу трибосистем в режиме «масляного голодания», что приведет к снижению ресурса. устранить режим «масляного голодания» можно обеспечив несмываемость масляной пленки, т.е. масло должно иметь высокую физическую адсорбцию к поверхности металла. по мнению специалистов фирмы schell такие требования можно выполнить введением в нефтяные масла касторового масла. необходимо отметить, что растительные масла обладают высоким индексом вязкости, который превышает индекс вязкости синтетических масел [16 20]. такой показатель необходим для двигателей, где масло подается в двигатель отдельно от бензина и смешивается на входе. при эксплуатации в условиях низких температур высокий индекс вязкости будет положительно влиять на смесеобразование, что не требует ввода в растительные масла вязкостных присадок. в результате планирования трехфакторного эксперимента была решена оптимизационная задача содержания перечисленных присадок в базовых рапсовом и подсолнечном маслах. критерием оптимизации был выбран максимум удельной работы изнашивания – ey. в дальнейшем будем полученные масла обозначать: рапсовое + п и подсолнечное + п. контрольный эксперимент трибологических свойств на четырехшариковой машине согласно гост 9490-75 полученных масел в сравнение с товарными моторными маслами, показал следующий результат, табл. 3. анализ табл. 3 в сравнении с данными табл. 1 позволяет сделать следующие выводы. противоизносные свойства, которые определяются показателями износа du, изменились с 0,44 для рапсового масла и 0,45 для подсолнечного масла до значений 0,42 и 0,43, что составляет 4,5 % и 4,4 % соответственно. такие значения граничат с величиною ошибки определения и не позволяют утверждать изменения противоизносных свойств. трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 31 таблица 3 трибологические характеристики моторных масел для двухтактных двигателей тип базового масла показатель износа ud , мм критическая нагрузка kpp , н нагрузка сваривания cp , н коэффициент трения f удельная работа изнашивания ey, дж/мм3 такт-2т 0,6 617 1568 0,065 117 069 пуск-2т 0,47 617 1568 0,06 225 924 elf moto 2xt tech 0,44 784 1568 0,065 297 349 рапсовое + п 0,42 980 1568 0,055 294 328 подсолнечное + п 0,43 980 1568 0,055 278 520 диапазон работы противоизносных присадок, который определяется величиной критической нагрузки kpp , изменился от 784 н до 980 н для обоих масел, что составляет 25 %. такое увеличение показателя позволяет утверждать, что наряду с физической адсорбцией поверхностно-активных веществ на поверхностях трения имеет место явление хемосорбции. следовательно, можно утверждать, что высокомолекулярные жирные кислоты олеиновая и рициновая образуют на поверхностях трения металла металлические мыла, температура плавления которых значительно выше, чем температура десорбции указанных выше кислот, как поверхностно-активных веществ. данные явления можно объяснить наличием в маслах трикрезилфосфата и касторового масла. противозадирные свойства, которые определяются нагрузкой сваривания cp , не изменились, что подтверждает отсутствие у трикрезилфосфата и касторового масла противозадирных свойств из-за низкой температуры десорбции. антифрикционные свойства растительных масел так же не изменились, т.к. определялись на незначительной нагрузке, 196 н. однако комплексный показатель, удельная работа изнашивания еу, которая приведена в табл. 2 и табл. 3 увеличилась для рапсового масла с присадками на 16,9 %, а для подсолнечного масла на 18,5 %. при этом полученные растительные моторные масла для двухтактных двигателей уступают синтетическому маслу elf moto 2xt tech, табл. 3, на 6,3 % по комплексному показателю изнашивания ey, при этом показывают лучший результат по дифференцированным показателям ud и kpp , как отмечалось выше. экспериментальные исследования противоизносных и антифрикционных свойств моторных товарных и растительных масел с присадками целью данных исследований явилось провести сравнительные исследования товарных моторных масел, таких как минеральное «такт-2т», полусинтетическое «пуск-2т» и синтетическое «elf moto 2xt tech» по скорости изнашивания и силе трения в сравнении с рапсовым и подсолнечным с оптимальным содержанием присадок. сравнительные испытания проводились по схеме «кольцо – кольцо» на трех лабораторных модельных трибосистемах. 1. трибосистема: подвижный трибоэлемент хромовое покрытие меньшей площади трения, неподвижный трибоэлемент серый модифицированный чугун с большей площадью трения. данная трибосистема моделирует натурную трибосистему «поршневое кольцо-гильза цилиндра» с соблюдением идентичности материалов их относительного расположения в трибосистеме и передачи движения. 2. трибосистема: подвижный трибоэлемент алюминиевый сплав ал-25 меньшей площади трения, неподвижный трибоэлемент серый модифицированный чугун с большей площадью трения. данная трибосистема моделирует трибосистему «поршень гильза цилиндра» с соблюдением правил теории подобия. 3. трибосистема: подвижный трибоэлемент бронза бр.оцс 6-6-3 меньшей площади трения, неподвижный элемент – ст. 40х, большей площади трения. моделирует натурную трибосистему «поршневой палец втулка головки шатуна». сравнительные испытания перечисленных выше модельных трибосистем проводились поочередно при использовании товарных моторных масел, а затем растительных масел с присадками. во время испытаний регистрировали суммарный линейный износ подвижного и неподвижного трибоэлементов, который определяли методом искусственных баз и момент трения, который пересчитывали в силу трения fм, н. по результатам суммарного линейного износа и времени испытаний рассчитывали скорость изнашивания трибосистем i, мкм/ч. трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 32 результаты испытаний представлены на рис. 1 6. анализируя представленные зависимости можно сделать вывод, что растительные масла с присадками (кривая 4 и 5) на средних нагрузках имеют меньшие значения скорости изнашивания и силы трения. например, трибосистема «хромовое покрытие + серый модифицированный чугун», рис. 1, а также трибосистема «бр.оцс 6-6-3 + ст. 40х», рис. 5, до нагрузки 1700н при работе на растительных маслах имеют меньшие значения скорости изнашивания. при нагрузках превышающих 1700 … 1800 н, лучший результат характерен для синтетического моторного масла. рис. 1 – зависимость скорости изнашивания трибосистемы «хромовое покрытие + серый модифицированный чугун» от нагрузки в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 5 – зависимость скорости изнашивания трибосистемы «бр.оцс 6-6-3 + ст. 40х» от нагрузки в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 2 – зависимость силы трения трибосистемы «хромовое покрытие + серый модифицированный чугун» от нагрузки в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 4 – зависимость силы трения трибосистемы «ал-25 + серый модифицированный чугун» от нагрузки в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 3 – зависимость скорости изнашивания трибосистемы «ал-25 + серый модифицированный чугун» от нагрузки в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 6 – зависимость силы трения трибосистемы «бр.оцс 6-6-3 + ст. 40х» от нагрузки в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 33 аналогичный результат характерен и для трибосистемы «алюминиевый сплав ал-25 + серый модифицированный чугун». до нагрузки 600 н, рис. 3, меньшая скорость изнашивания характерна для растительных масел. при повышении нагрузки до значений 700 … 800 н, лучший результат имеет синтетическое масло. такой результат можно объяснить наличием в растительных маслах большого содержания олеиновой кислоты, которая является поверхностно активным веществом, а, следовательно, увеличивает физическую адсорбцию молекул масла к поверхностям трения. полярные молекулы масла создают толстую и прочную масляную пленку на поверхности трения, которая имеет больший температурный диапазон десорбции, чем у минерального, полусинтетического и синтетического товарных масел, где содержание олеиновой кислоты не превышает 2 % по массе. при повышенных нагрузках, когда за счет повышения температуры на поверхностях трения происходит десорбция пав, лучший результат имеет синтетическое масло, за счет наличия пакета присадок, который обеспечивает увеличение противоизносных и противозадирных свойств одновременно. проявление более лучшей физической адсорбции растительных масел к поверхностям трения доказывают и зависимости изменения силы трения (потерь на трение) при использовании растительных масел по сравнению с товарными, рис. 2, 4, 6. потери на трение при использовании растительных масел во всем диапазоне работы на 10 … 25 % меньше, чем у товарных моторных масел. такое явление можно объяснить проявлением физической и химической адсорбции на поверхностях трения, с образованием пленок имеющих минимальные значения напряжения сдвига. полученные экспериментальные данные были проверены на однородность и воспроизводимость. при проверке однородности и воспроизводимости полученных результатов значений скорости изнашивания и силы трения для моторных товарных и растительных масел с присадками с учетом трех трибосистем изготовленных из разных материалов согласно стандарта iso 5725 применяли критерий кохрена. критерий кохрена позволяет сравнить однородность дисперсий результата эксперимента от опыта к опыту при применении различных масел. результаты проведенных расчетов позволяют сделать вывод, что полученные экспериментальные данные являются статистически однородными и воспроизводимыми. исследование микротвердости и глубины наклепанного слоя поверхности трения результаты изложенные выше свидетельствуют о том, что пав в растительных маслах (от 60 до 80 % масс. олеиновой кислоты) за счет проявления физической адсорбции и хемосорбции на поверхностях трения, снижают скорость изнашивания и потери на трение. взаимодействие пав с поверхностью трения изменяет деформационные характеристики материалов трибосистемы, уменьшая избыточную свободную энергию поверхности трения. такое взаимодействие пав с поверхностью материала получило название эффект ребиндера и основано на адсорбционном понижении прочности и облегчении деформации твердых тел под влиянием окружающей среды [31]. поверхностно активные вещества, в качестве которых выступают молекулы жирных кислот, должны вызывать возникновение градиента напряжений у поверхностей трения по мере приближения к межфазной границе двух сред. для подтверждения проявления эффекта ребиндера при использовании различных масел были выполнены измерения микротвердости и глубины наклепанного слоя. измерения проводились на микротвердомере пмт-3 согласно гост 9450-75. результаты измерения представлены на рис. 7 11. из построенных зависимостей следует, что растительные масла имеют больший диапазон увеличения микротвердости (от 12,7 % для хромового покрытия до 29 % для бр.оцс 6-6-3) при одновременном уменьшении глубины наклепанного слоя (от 27 % для ал-25 до 42 % для бр.оцс 6-6-3). это подтверждает проявление эффекта ребиндера и его интенсификацию при работе трибосистем с использованием растительных масел с присадками. трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 34 рис. 7 – зависимость микротвердости от глубины наклепанного слоя для поверхности хромовое покрытие в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 9 – зависимость микротвердости от глубины наклепанного слоя для поверхности алюминиевого сплава ал-25в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 8 – зависимость микротвердости от глубины наклепанного слоя для поверхности серого модифицированного чугуна в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 10 – зависимость микротвердости от глубины наклепанного слоя для поверхности бр.оцс 6-6-3 в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п рис. 11 – зависимость микротвердости от глубины наклепанного слоя для поверхности ст. 40х в различных маслах: 1 – минеральное такт-2т; 2 – полусинтетическое пуск-2т; 3 – синтетическое elf moto 2xt tech; 4 – рапсовое + п; 5 – подсолнечное +п полученный результат позволяет сделать вывод, что на поверхностях трения при работе в растительных маслах будут происходить адсорбционные и хемосорбционные процессы с упрочнением поверхностного слоя и локализацией напряжений, что снизит скорость изнашивания и потери на трение. выводы 1. выполнена сравнительная оценка трибологических свойств товарных моторных и базовых растительных масел по гост 9490-75. для ранжирования масел предложен комплексный энергетический показатель – удельная работа изнашивания единицы объема тестового материала в испытуемой смазочной среде. удельная работа изнашивания учитывает противоизносные, противозадирные и анти трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 35 фрикционные свойства и позволяет более точно проранжировать масла по способности препятствовать износу и задиру, а также снижать потери на трение. на основании ранжирования по комплексному энергетическому показателю выбраны высокоолеиновые рапсовое и подсолнечное масла, как базовые для получения экологически чистых моторных масел для двухтактных двигателей. 2. обоснован состав присадок в выбранные базовые растительные масла для двухтактных двигателей. решена оптимизационная задача и по критерию максимального значения удельной работы изнашивания, получен оптимальный состав присадок в базовых рапсовом и подсолнечном маслах. сравнением трибологических свойств по гост 9490-75 установлено, что полученные растительные масла с присадками на 25 % имеют большее значение критической нагрузки. этому способствуют процессы физической адсорбции и хемосорбции на поверхностях трения. 3. сравнительными экспериментальными исследованиями товарных моторных и растительных масел с присадками на лабораторных трибосистемах установлено, что растительные масла с присадками на средних нагрузках имеют на 4,8 … 30 % меньшие значения скорости изнашивания. это объясняется наличием у растительных масел большого содержания олеиновой и рициновой кислот. полярные молекулы таких кислот улучшают физическую адсорбцию и хемосорбцию на поверхностях трения и снижают потери на трение на 8,8 … 35 % во всем диапазоне нагрузок. при повышенных нагрузках за счет температурной десорбции и плавления металлического мыла на поверхности трения, растительные масла уступают синтетическому моторному маслу. полученные экспериментальные данные проверены на статистическую однородность и воспроизводимость. 4. получены зависимости изменения микротвердости поверхностей трения от глубины наклепанного слоя, на основании анализа которых, установлено, что растительные масла с присадками способствуют проявлению эффекта ребиндера и имеют больший диапазон увеличения микротвердости (от 12,7 % до 29 %) при одновременном уменьшении глубины наклепанного слоя (от 27 % до 42 %). это подтверждает адсорбционное понижение прочности поверхностного слоя под действием пав, его последующую деформацию, упрочнение и локализацию всех процессов в тонком поверхностном слое. литература 1. директива 2003/30/єс європейського парламенту та ради про сприяння використанню біологічного палива або інших видів поновлюваного палива для транспорту від 8 травня 2003 року. 2. директива 2009/28/єс від 23 квітня 2009 року «про стимулювання використання енергії з відновлюваних джерел та доповнення та заміну директив 2001/77/єс та 2003/30/єс». 3. смазочные материалы и технические жидкости «шелл». каталог 2011 [электронный ресурс]. – режим доступа: url: http://www.shell.com/ru. – название с экрана. 4. екологічно безпечні гідравлічні та змащувальні оливи [електронний ресурс]. – режим доступу: url: http://www.fuchs-oil.com.ua/index.php/oil/eko. – назва з екрана. 5. рапсовые «биомасла» [электорнный ресурс]. – режим доступа: url: http://www.newchemistry.ru/printletter.php?n_id=311. – название с экрана. 6. научные исследования и разработки пластичных смазок [электорнный ресурс]. – режим доступа: url: http://www.masma.ua. – название с экрана. 7. поп г. с. мастильні матеріали з рослинних олій / г.с. поп // хімічна промисловість україни. – 2006. – № 5. – с. 22 – 29. 8. поп г. с. поверхнево-активні речовини та композиційні системи на основі рослинних олій і фосфатидів / г. с. поп, л. ю. бодачівська, р. л. вечерік // хімічна промисловість україни. – 2008. – № 3. – с. 33 – 37. 9. поп г. с. стан, перспективи виробництва та застосування палив і мастильних матеріалів із рослинних олій / г. с. поп // катализ и нефтехимия. – 2003. – № 12. – с. 21 – 26. 10. поп г. с. альтернативні екотехнології і реагенти на основі поновлюваної рослинної сировини / г. с. поп // нафтова і газова промисловість україни. – 2004. – №1. – с. 61 – 64. 11. поп г. с. альтернативні екотехнології і матеріали та устаткування для їх одержання і контролю якості / г. с. поп, л. ю. бодачівська, в. п. кисельов // енергетика. екологія. людина: міжнар. енергоекологічний конгрес, 27-28 бер. 2003р.: праці. – київ, 2003. – с. 208 – 212. 12. поп г. с. екологічно-сприятливі джерела енергії, мастильні матеріали і поверхнево-активні речовини на рослинній основі / г. с. поп, л. ю. бодачівска // 1-й всеукраїнський з’їзд екологів: міжнародна науково-практична конференція: зб. матеріалів. – вінниця: внту, 2006. – с. 149 – 152. 13. антифрикційні властивості полікомпонентних композицій на основі хімічно-модифікованої ріпакової оливи під час мащення пари ароматичний поліамід – сталь / г. о. сіренко, л. я. мідак, о. в. кузишин, л. м. кириченко, в. і. кириченко // полімерний журнал. – 2008. – т. 30, № 4. – с. 338 – 344. http://www.shell.com/ru http://www.fuchs-oil.com.ua/index.php/oil/eko http://www.newchemistry.ru/printletter.php?n_id=311 http://www.masma.ua трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 36 14. сіренко г. рослинні оливи як альтернативні мастильні матеріали і присадки / г. сіренко, о. сав'як // вісник прикарпат. ун-ту ім. василя стефаника. серія: хімія. – 2002. – т. ііі. – с. 117 – 141. 15. кириченко в. і. трибоактивація хімічних процесів у нових високоефективних композиціях / в. і. кириченко, г. о. сіренко, л. м. кириченко // наукомісткі технології подвійного призначення: тези допов. наук.-практ. конф. – 1994. – с. 76. 16. сіренко г. о. створення мастильних матеріалів на основі сульфідованої оксиетильованої ріпакової оливи / г. о. сіренко, о. л. сав’як // десята українська конференції з високомолекулярних сполук: тези допов. – 2004. – с.162. 17. сіренко г о. оптимізація технології мастильних матеріалів на основі хімічно-модифікованої ріпакової оливи / л. м. кириченко, г. о. сіренко // науковий збірник [«всеукр. наук. та проф. тов-ва ім. м. міхновського»]. – 1998. – № 8. – с. 40 – 47. 18. кириченко л. м. раціональний метод оптимізації нових мастильних композицій / л. м. кириченко, г. о. сіренко, в. і. кириченко, в. п. свідерський // раціональний експеримент у матеріалознавстві: матеріали 39-го міжнарод. семінару по моделюванню та оптимізації композитів. – 2000. – с. 54 – 55. 19. кириченко в. і. вітчизняні мастильні матеріали: нові базові компоненти для якісних мастильних композицій / в. і. кириченко, л. м. кириченко, г. о. сіренко, в. п. свідерський // зносостійкість і надійність вузлів тертя машин: міжнарод. наук.-техн. конференц.: тези допов. – 2001. – с. 49 – 51. 20. фукс и. г. экологические аспекты использования топлив и смазочных материалов растительного и животного происхождения / и. г. фукс, а. ю. евдокимов, а. а. джамалов // химия и технология топлив и масел. – 1992. – № 6. – с. 36 – 38. 21. евдокимов а. ю. смазочные материалы на основе растительных и животных жиров / а. ю. евдокимов, и. г. фукс, л. н. багдасаров. – м.: цниитэимс, 1992. – 47 с. 22. евдокимов а. ю. экологическая безопасность применения топлив и смазочных материалов на базе растительного сырья / а. ю. евдокимов, и. г. фукс, и. р. облащикова // защита окружающей среды в нефтегазовом комплексе. – 2005. – №3. – с.28 – 30. 23. крачун а. т. исследование смазочных свойств некоторых растительных масел / а. т. крачун, в. у. морарь, с. в. крачун // трение и износ. – 1990. – т. 11, №5. – с. 929 – 932. 24. войтов в. а. трібологічні властивості технічних олив на базі соняшникової та ріпакової олій / в. а. войтов, а. г. кравцов // проблеми трибології. – 2011. – № 4. – с. 87 – 91. 25. войтов в. перспективы использования растительных масел для изготовления смазочных материалов и рабочих жидкостей // в. войтов, а. кравцов, и. сысенко // motrol. – vol. 15, № 7. – 2013. – с. 56-63. 26. кравцов а. г. підвищення зносостійкості трібосистем гідромашин використанням робочих рідин рослинного походження» : автореф. дис. на здобуття наук. ступеня канд. техн. наук : спец. 05.02.04 «тертя та зношування в машинах» / а. г. кравцов. – харків, 2013. – 20 с. 27. облащикова и. р. исследование рапсового масла в качестве основы альтернативных смазочных материалов: дис. … кандидата техн. наук: 05.17.07 / облащикова ирина рудольфовна. – м., 2004. – 104 с. 28. войтов в. а. интегральный критерий оценки трибологических свойств смазочных материалов на четырехшариковой машине / в. а. войтов, а. в. левченко // трение и износ. – 2001. – т. 22, № 4. – с. 441 – 447. 29. perez, j. m. et al. «characterization of tricresylphosphate lubricating films by micro-fourier transform infrared spectroscopy.» tribology transactions. jan. 1990: 131-139. 30. заславский ю. с. трибология смазочных материалов / заславский ю. c. – м. : химия, 1991. – 240 с. 31. лихтман в. и. физико-химическая механика материалов / лихтман в. и., щукин е. д., ребиндер п. а. – м. : изд-во ан ссср, 1962. – 269 с. поступила в редакцію 28.01.2014 трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 37 vojtov v.a., sysenko i.i., kravtsov a.g. tribological properties of engine oils for two-stroke internal combustion engine plant-based. comparative evaluation of tribological properties of high oleic vegetable oils compared with commodity motor oils for two-stroke engines was performed in work. optimization problem by composition of additives in the base vegetable oils was solved and laboratory tests of model tribosystems two-stroke engine with the definition of the wear rate and friction force were conducted. intensification manifestations rebinder effect on metallic friction surfaces by using vegetable oils is noted. key words: vegetable oils, additives for vegetable oils, motor oils for two-stroke engines, tribological properties of vegetable oils, wear rate, friction force. references 1. direktiva 2003/30/єs єvropejs'kogo parlamentu ta radi pro sprijannja vikoristannju bіologіchnogo paliva abo іnshih vidіv ponovljuvanogo paliva dlja transportu vіd 8 travnja 2003 roku. 2. direktiva 2009/28/єs vіd 23 kvіtnja 2009 roku «pro stimuljuvannja vikoristannja energії z vіdnovljuvanih dzherel ta dopovnennja ta zamіnu direktiv 2001/77/єs ta 2003/30/єs». 3. smazochnye materialy i tehnicheskie zhidkosti «shell». katalog 2011 [jelektronnyj resurs]. – rezhim dostupa: url: http://www.shell.com/ru. – nazvanie s jekrana. 4. ekologіchno bezpechnі gіdravlіchnі ta zmashhuval'nі olivi [elektronnij resurs]. – rezhim dostupu: url: http://www.fuchs-oil.com.ua/index.php/oil/eko. – nazva z ekrana. 5. rapsovye «biomasla» [jelektornnyj resurs]. – rezhim dostupa: url: http://www.newchemistry.ru/printletter.php?n_id=311. – nazvanie s jekrana. 6. nauchnye issledovanija i razrabotki plastichnyh smazok [jelektornnyj resurs]. – rezhim dostupa: url: http://www.masma.ua. – nazvanie s jekrana. 7. pop g. s. mastil'nі materіali z roslinnih olіj / g.s. pop // hіmіchna promislovіst' ukraїni. – 2006. – № 5. – s. 22 – 29. 8. pop g. s. poverhnevo-aktivnі rechovini ta kompozicіjnі sistemi na osnovі roslinnih olіj і fosfatidіv / g. s. pop, l. ju. bodachіvs'ka, r. l. vecherіk // hіmіchna promislovіst' ukraїni. – 2008. – № 3. – s. 33 – 37. 9. pop g. s. stan, perspektivi virobnictva ta zastosuvannja paliv і mastil'nih materіalіv іz roslinnih olіj / g. s. pop // kataliz i neftehimija. – 2003. – № 12. – s. 21 – 26. 10. pop g. s. al'ternativnі ekotehnologії і reagenti na osnovі ponovljuvanoї roslinnoї sirovini / g. s. pop // naftova і gazova promislovіst' ukraїni. – 2004. – №1. – s. 61 – 64. 11. pop g. s. al'ternativnі ekotehnologії і materіali ta ustatkuvannja dlja їh oderzhannja і kontrolju jakostі / g. s. pop, l. ju. bodachіvs'ka, v. p. kisel'ov // energetika. ekologіja. ljudina: mіzhnar. energoekologіchnij kongres, 27-28 ber. 2003r.: pracі. – kiїv, 2003. – s. 208 – 212. 12. pop g. s. ekologіchno-sprijatlivі dzherela energії, mastil'nі materіali і poverhnevo-aktivnі rechovini na roslinnіj osnovі / g. s. pop, l. ju. bodachіvska // 1-j vseukraїns'kij z’їzd ekologіv: mіzhnarodna naukovo-praktichna konferencіja: zb. materіalіv. – vіnnicja: vntu, 2006. – s. 149 – 152. 13. antifrikcіjnі vlastivostі polіkomponentnih kompozicіj na osnovі hіmіchno-modifіkovanoї rіpakovoї olivi pіd chas mashhennja pari aromatichnij polіamіd – stal' / g. o. sіrenko, l. ja. mіdak, o. v. kuzishin, l. m. kirichenko, v. і. kirichenko // polіmernij zhurnal. – 2008. – t. 30, № 4. – s. 338 – 344. 14. sіrenko g. roslinnі olivi jak al'ternativnі mastil'nі materіali і prisadki / g. sіrenko, o. sav'jak // vіsnik prikarpat. un-tu іm. vasilja stefanika. serіja: hіmіja. – 2002. – t. ііі. – s. 117 – 141. 15. kirichenko v. і. triboaktivacіja hіmіchnih procesіv u novih visokoefektivnih kompozicіjah / v. і. kirichenko, g. o. sіrenko, l. m. kirichenko // naukomіstkі tehnologії podvіjnogo priznachennja: tezi dopov. nauk.-prakt. konf. – 1994. – s. 76. 16. sіrenko g. o. stvorennja mastil'nih materіalіv na osnovі sul'fіdovanoї oksietil'ovanoї rіpakovoї olivi / g. o. sіrenko, o. l. sav’jak // desjata ukraїns'ka konferencії z visokomolekuljarnih spoluk: tezi dopov. – 2004. – s.162. 17. sіrenko g o. optimіzacіja tehnologії mastil'nih materіalіv na osnovі hіmіchno-modifіkovanoї rіpakovoї olivi / l. m. kirichenko, g. o. sіrenko // naukovij zbіrnik «vseukr. nauk. ta prof. tov-va іm. m. mіhnovs'kogo». – 1998. – № 8. – s. 40 – 47. 18. kirichenko l. m. racіonal'nij metod optimіzacії novih mastil'nih kompozicіj / l. m. kirichenko, g. o. sіrenko, v. і. kirichenko, v. p. svіders'kij // racіonal'nij eksperiment u materіaloznavstvі: materіali 39-go mіzhnarod. semіnaru po modeljuvannju ta optimіzacії kompozitіv. – 2000. – s. 54 – 55. http://www.shell.com/ru http://www.fuchs-oil.com.ua/index.php/oil/eko http://www.newchemistry.ru/printletter.php?n_id=311 http://www.masma.ua трибологические свойства моторных масел для двухтактных двигателей внутреннего сгорания на растительной основе проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 38 19. kirichenko v. і. vіtchiznjanі mastil'nі materіali: novі bazovі komponenti dlja jakіsnih mastil'nih kompozicіj / v. і. kirichenko, l. m. kirichenko, g. o. sіrenko, v. p. svіders'kij // znosostіjkіst' і nadіjnіst' vuzlіv tertja mashin: mіzhnarod. nauk.-tehn. konferenc.: tezi dopov. – 2001. – s. 49 – 51. 20. fuks i. g. jekologicheskie aspekty ispol'zovanija topliv i smazochnyh materialov rastitel'nogo i zhivotnogo proishozhdenija / i. g. fuks, a. ju. evdokimov, a. a. dzhamalov // himija i tehnologija topliv i masel. – 1992. – № 6. – s. 36 – 38. 21. evdokimov a. ju. smazochnye materialy na osnove rastitel'nyh i zhivotnyh zhirov / a. ju. evdokimov, i. g. fuks, l. n. bagdasarov. – m.: cniitjeims, 1992. – 47 s. 22. evdokimov a. ju. jekologicheskaja bezopasnost' primenenija topliv i smazochnyh materialov na baze rastitel'nogo syr'ja / a. ju. evdokimov, i. g. fuks, i. r. oblashhikova // zashhita okruzhajushhej sredy v neftegazovom komplekse. – 2005. – №3. – s.28 – 30. 23. krachun a. t. issledovanie smazochnyh svojstv nekotoryh rastitel'nyh masel / a. t. krachun, v. u. morar', s. v. krachun // trenie i iznos. – 1990. – t. 11, №5. – s. 929 – 932. 24. v. a. vojtov. trіbologіchnі vlastivostі tehnіchnih oliv na bazі sonjashnikovoї ta rіpakovoї olіj / v. a. vojtov, a. g. kravcov // problemi tribologії. – 2011. – № 4. – s. 87 – 91. 25. vojtov v. perspektivy ispol'zovanija rastitel'nyh masel dlja izgotovlenija smazochnyh materialov i rabochih zhidkostej // v. vojtov, a. kravcov, i. sysenko // motrol. – vol. 15, № 7. – 2013. – s. 56-63. 26. kravcov a.g. pіdvishhennja znosostіjkostі trіbosistem gіdromashin vikoristannjam robochih rіdin roslinnogo pohodzhennja» : avtoref. dis. na zdobuttja nauk. stupenja kand. tehn. nauk : spec. 05.02.04 «tertja ta znoshuvannja v mashinah» / a.g. kravcov. – harkіv, 2013. – 20 s. 27. oblashhikova i. r. issledovanie rapsovogo masla v kachestve osnovy al'ternativnyh smazochnyh materialov: dis. … kandidata tehn. nauk: 05.17.07 / oblashhikova irina rudol'fovna. – m., 2004. – 104 s. 28. vojtov v. a. integral'nyj kriterij ocenki tribologicheskih svojstv smazochnyh materialov na chetyrehsharikovoj mashine / v. a. vojtov, a. v. levchenko // trenie i iznos. – 2001. – t. 22, № 4. – s. 441 – 447. 29. perez, j. m. et al. «characterization of tricresylphosphate lubricating films by micro-fourier transform infrared spectroscopy.» tribology transactions. jan. 1990: 131-139. 30. zaslavskij ju. s. tribologija smazochnyh materialov / zaslavskij ju. c. – m. : himija, 1991. – 240 s. 31. lihtman v. i. fiziko-himicheskaja mehanika materialov / lihtman v. i., shhukin e. d., rebinder p. a. – m. : izd-vo an sssr, 1962. – 269 s. copyright © 2023 m.s. stechishyn, m.ye. skyba, a.v. martynyuk, d.v. zdorenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 20-24 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-20-24 wear resistance of structural steels nitrided in a cyclically switched discharge with dry friction m.s. stechishyn, m.ye. skyba, a.v. martynyuk*, d.v. zdorenko 1khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail:avmart@khmnu.edu.ua received: 20 december 2022: revised: 25 january 2023: accept:20 february 2023 abstract the paper examines the method of conducting tribological studies in the dry mode of friction of nitrided and unhardened structural steels 20 and 45 in order to achieve comparable results of laboratory tests with operational characteristics. preliminary studies of anodized steels of the same steels indicate that under conditions of extreme friction it is extremely difficult, and in some cases impossible, to use such values of specific pressure on the friction surface, at which it would be realistic to compare the results obtained for different samples made of different brands materials and processed using various technological processes. since during the tests, constant lubrication of the friction zone was ensured, a layer of lubricant was present on the friction surface up to a certain pressure value, which led to extremely small indicators of linear wear. however, depending on the characteristics of the modified surface, there was a critical value of pressure at which the layer of lubricant was squeezed out of the friction zone, which led to instant adhesion of the surfaces. thus, the study of wear resistance in the dry mode of friction ensures a significantly higher productivity of experiments. unlike experiments with limit friction, dry friction can be used for different steels at the same pressure value, which eliminates the problem of comparability of results and contributes to the objectivity of conclusions regarding the effectiveness of various modification processes. according to the results of previous experiments, such a compromise pressure value can be 16 mpa. another important phenomenon for the analysis of the influence of the modification results on the wear resistance characteristics of the surface is established the effect of relaxation processes in the near-surface layers, which have already acquired structural transformations under the influence of pressure in the friction zone. for all steels, there is some slowing down of the intensity of wear after a break with a gradual return to the intensity characteristic of a certain brand of steel. the reason for such a phenomenon can only be the relaxation of stresses and the equalization of the characteristics of the structure in the near-surface layers. at the same time, the result is the strengthening of the surface, which explains the decrease in the intensity of the wear process. over time, as the strengthened layer breaks down, the indicators of the surface condition become equal to those before the break and the intensity of wear is restored. key words: nitriding, dry friction, limit friction, wear. statement of the problem and analysis of the latest research the metal surface should be considered as a special variety of defects that destroys the periodicity of the solid body. this thesis is confirmed by the fact of significant acceleration of chemical reactions in the presence of solid catalysts on the surface. the boundary layer, the structure of which differs from the base of the solid body, can interact more actively with external factors that stimulate surface modification. at the same time, it is the presence of a real surface that is the stimulus due to which most of the physical or chemical processes of the interaction of a solid body with the environment take place. the near-surface layer should be considered as a three-dimensional structure, which differs from the solid body itself, since within several atomic layers it may include atomic nodes different from the atomic nodes of the main volume. however, one should not forget that the near-surface layer is a crystalline structure for which twodimensional periodicity is preserved. thus, violation of the indicated natural periodicity of near-surface layers http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-20-24 problems of tribology 21 inevitably affects all characteristics of the surface as a whole, including its ability to resist wear. this circumstance was noted to a greater or lesser extent in classic works on tribology, but there is no coverage of the research results, on the basis of which it would be possible to form practical methods of experiments to find the tribological characteristics of the wear resistance of metals. it is known that during the adsorption of gases, a monomolecular adsorption layer is formed a monolayer, and the degree of integrity of the monolayer at low pressure values is proportional to the adsorbate pressure in the gas medium. if gas molecules, in the presence of a strong chemical or physical bond, do not have the opportunity to move on the surface, then we get localized adsorption with the formation of an adsorption complex. chemisorbed and physically sorbed gas particles on the surface differ in the type of electronic bond between the adsorbate and the base. if the electronic state of the adsorbed molecule undergoes significant changes up to the formation of chemical bonds with the surface, then we are talking about chemisorption. if the molecule is held on the surface by van der waals forces, then this type of adsorption refers to physical adsorption. the upper limit for physical adsorption is only 0.6 ev. the chemisorption energy is usually within 1...8 ev [1]. if the energy of a molecule of the external environment is several electron volts, then it will already be able to overcome the potential barrier of the near-surface layer and the conditions for chemical sorption or chemical reaction appear [2]. it is obvious that the mechanical impact on the surface changes the parameters of adsorption phenomena, which also affects the wear processes. from the above follows the conclusion about the importance of taking into account the parameters of the wear process on the objectivity of the results of the conducted research. this especially applies to their analysis and formation of practical recommendations. the work [3] analyzed the results of research on wear resistance, which were obtained under conditions of extreme friction. the main conclusion from the analysis was that any wear process is a combination of successive compaction of near-surface layers and their removal. at the same time, the test parameters are of decisive importance, which must be selected taking into account the material and the preliminary treatment of the surface. the results of the experiments show that, under conditions of extreme friction, it is extremely difficult, and in some cases impossible, to use such values of the specific pressure on the friction surface, at which it would be realistic to compare the results obtained for different samples, made of different grades of materials and processed with various technological processes. since during the tests, constant lubrication of the friction zone was ensured, a layer of lubricant was present on the friction surface up to a certain pressure value, which led to extremely small indicators of linear wear. however, depending on the characteristics of the modified surface, there was a critical value of pressure at which the layer of lubricant was squeezed out of the friction zone, which led to instant adhesion of the surfaces. the presence of compaction and structural transformations of the surface is evidenced by the fact that with a gradual increase in pressure, it was possible to reach relatively high values of the critical pressure. an attempt to immediately conduct tests on new samples at a pressure close to these critical values inevitably caused seizure of the surfaces. the reason for such a phenomenon could only be the gradual compaction of the surface and its strengthening associated with a change in the structure of the near-surface layer. the above and the impossibility of an objective comparison of test results obtained at different pressures explain the need to switch to the scheme of experiments with dry friction. the purpose of the work is to develop the methodology and criteria for the evaluation of experimental studies of the wear resistance of samples after nitriding in the cyclically switched discharge (csd) in order to achieve the results of laboratory tests that correspond to the real conditions of operation of the parts. methods of conducting experimental research in order to ensure the independence of the energy parameters of the regime without hydrogen nitriding in the glow discharge (hngd), the installation was modernized: a block of heating elements was installed in the gas discharge chamber, and a power supply unit from an independent source and also a switching and control unit of the cyclically switched discharge were added to the electrical circuit. experimental studies of samples for wear resistance were carried out on a universal machine for testing materials for friction, model 2168умт. the friction scheme is “disc – finger”; contact type – plane-on-plane sliding (the end of the cylindrical sample slides on a flat metal disk; the material of the counterbody is steel 100cr6 with a base hardness of hrc61; pressure in the contact zone p = 16 mpa; sliding speed v = 0.1 m/s [4]. to check the possibility of further comparison of wear processes, objects with significantly different surface characteristics were selected: soft surfaces are represented by samples from steel c22 without modification, modified from steel c45 after nitriding in a glow discharge. the latter before nitriding had a surface hardness of hv0.1 215, after modification hv0.1 700...730 [5]. the controlled parameter is linear wear h, which was determined as a change in the linear size of the sample, measured normal to the friction surface, as a result of passing a section of length l. batr was carried out on an industrial unit of уатр, which corresponds to the diode-type model. a power supply unit from an independent source, as well as a switching and control unit for a cyclically switched discharge, have been added to the scheme. in addition, the installation is additionally equipped with heating elements placed in the gas discharge chamber, which made it possible to arbitrarily change the energy parameters the voltage u, 22 problems of tribology and the value of the current density ϳ (the ratio of the current to the total area of the cage and suspension) [6]. metallographic studies of nitrided samples were performed after etching in a 3% alcoholic solution of nitric acid. the thickness of the nitride zone was measured on an rx50m microscope. microhardness was determined on a durascan-20 microhardness tester under a load of 1.0 n, with fixation of microhardness values both on the surface and at a distance from it of 0; 25; 50; 100; 200; 300; 500 microns. the thickness of the nitride zone was measured using a mim-10 microscope, which allows quantitative analysis of the phase and structural composition of nitrided surfaces. x-ray phase analysis of nitrided samples was performed on a дрон-3 diffractometer in filtered radiation of an iron anode in the range of q angles from 20° to 100° with a scan step of 0.1° and an exposure time of 10 s. x-ray imaging was carried out from the surface to the depth of the nitrided layer. presentation of the main material and received scientific research the results of preliminary tests are shown in figure 1. it follows from figure 1 that in the dry friction mode, the intensity of the wear process increases significantly, which means a significant increase in the productivity of experimental studies. thus, one experiment in the mode of extreme friction lasted for weeks, and in the dry mode it was possible to perform it in several shifts. in addition, the thesis regarding the decisive influence of pressure on the intensity of wear on the friction surface was confirmed: the same indicators of linear wear d were achieved with an increase in pressure with a significantly smaller friction path l. the brand of the material and the initial values of its physical and mechanical indicators in combination with the available modification surfaces also significantly influenced the intensity of wear. thus, for steel 41cralmo7 nitrided in the glow discharge, the intensity of wear is almost an order of magnitude lower compared to steel с22. similar data were obtained in [7]. fig. 1. dependence of linear wear on the path of friction and pressure: 1 – steel с22, p=16 mpa; 2 – steel с45, p=16 mpa; 3 steel с22, p=10 mpa; 4 – steel 41cr4, p= 16 mpa; 5 – steel с45, p= 10 mpa; 6 – steel 41cralmo7, p= 16 mpa in contrast to the methodology of experimental research with extreme friction, in the dry friction mode, results can be achieved at the same pressure values for almost all steels, which excludes the issue of comparability when analyzing the results of research. the importance of this provision is evidenced by the comparison of wear curves for the same steels at different pressure values (figure 1). since the same value of linear wear for the same material, but at different pressures, is achieved with significantly different values of the friction path, establishing the relationship between the listed factors would pose a certain problem. curves in fig. 1 also confirm the effect on the wear intensity of the physical and mechanical parameters of the surface and its modification. thus, steels with higher physico-chemical characteristics (41cr4 and 41cralmo7), as well as steels that have undergone a certain modification treatment, wear out under the same conditions (pressure and speed of relative movement) with a lower intensity of wear, which in the graphs corresponds to the angle of their inclination. the effect of structural transformations of the surface is confirmed by figure 2, which shows the results of fixation of linear wear with a small interval of the friction path. the wear schedule in this case is a stepped curve of periods of formation of strengthened structures on the surface, when wear is practically absent, and periods of destruction of these surface structures. problems of tribology 23 fig. 2. character of surface wear in the initial period: 1 steel c22, 2 steel 41cr4, 3 steel 41cralmo7 for modified surfaces, this phenomenon is especially characteristic in the initial period, when the nitride and internal nitriding zone wears out. another important phenomenon for the analysis of the influence of the modification results on the wear resistance characteristics of the surface is established the effect of relaxation processes in the near-surface layers, which have already acquired structural transformations under the influence of pressure in the friction zone. black dots on curves 2, 4, 6 show the points when wear resistance tests were suspended and resumed the next day (figure 3). for all steels, a certain slowdown in wear intensity is noted after a break with a gradual return to the intensity characteristic of a certain brand of steel (figure 3). the reason for such a phenomenon can only be the relaxation of stresses and the equalization of the characteristics of the structure in the near-surface layers. at the same time, the result is the strengthening of the surface, which explains the decrease in the intensity of the wear process. over time, as the strengthened layer breaks down, the indicators of the surface condition become equal to those before the break and the intensity of wear is restored. fig. 3. effect of relaxation structural transformations of the surface: 1, 2 – steel c22; 3, 4 – steel 41cr4; 5, 6 – steel 41cralmo7 (points for stopping the tests are marked with dots) conclusions thus, the study of wear resistance in the dry mode of friction ensures a significantly higher productivity of experiments. unlike experiments with limit friction, dry friction can be used for different steels at the same pressure value, which eliminates the problem of comparability of results and contributes to the objectivity of conclusions regarding the effectiveness of various modification processes. according to the results of previous experiments, such a compromise pressure value can be 16 mpa. the effect of relaxation transformations of surface structures has been established, on the basis of which it is recommended to carry out research on wear resistance 24 problems of tribology during one continuous session. references 1. woodruff d. modern methods of surface research; ed. v. i. rakhnovsky / d. woodruff, t. delchar. m. : mir, 1989. 564 p. 2. pleshivtsev n.v. cathode sputtering / n.v. pleshivtsev m. : atomizdat, 1998. 343 p. 3. m.s. stechyshyn, v.v. lyukhovets, n.m. stechyshynа, m.i. tsepenyuk. wear resistance of structural steels nitroded in cyclic-commuted discharge at limit modes of friction. // problems of tribology. – khmelnytskyi: khnu, 2022. – v. 27. №3/105. – p.27-33. 4. stechishina n.m. influence of the parameters of hydrogen nitrogen nitrogen in a glow discharge on tribological and physico-chemical properties of steel 40x / n.m. stechishina, m.s. stechyshyn, a.v. martynyuk, n.v. lukianyuk, v.v. lyukhovets, yu.m. bilyk // problems of tribology. – khmelnytskyi: khnu, 2021. – v. 26 №3/101. – p.31-41. 5. stechyshyn n.m., stechyshyn m.s., mashovets n.s. corrosion-mechanical wear resistance of food production equipment parts: monograph / n.m., stechyshina, m.s. stechyshyn, n.s. mashovets – khmelnytskyi: khnu, 2022.-181 p. 6. m. s. stechyshyn, m. ye. skyba, n. m. stechyshyna, and a. v. martynyuk. stress-corrosion wear of nitrided steels in acid media. mater. sci., vol. 58, no. 2, september, 2022. р.121-126. 7. skyba m. physico-chemical and tribological properties of nitrogened layers of structural steel / m. skyba, m. stechyshyn, n. stechyshyna, a. martynyuk, v. lyukhovets // actual problems of modern science. monograph: bydgoszcz, poland– 2021. – p.488-499. стечишин м.с., скиба м.є., мартинюк а.в., здоренко д.в. зносостійкість конструкційних сталей, азотованих в циклічно-комутованому розряді при сухому терті. у роботі розглянута методика проведення трибологічних досліджень при сухому режимі тертя азотованих і незміцнених конструкційних сталей 20 і 45 з метою досягнення порівнюваних результатів лабораторних випробувань з експлуатаційними характеристиками. попередньо проведені дослідження аотованих цих же сталей свідчать про те, що в умовах граничного тертя надзвичайно важко, а в деяких випадках неможливо використовувати такі значення питомого тиску на поверхню тертя, при яких реальним було б співставлення результатів, одержаних для різних зразків, виготовлених з різних марок матеріалів та оброблених за допомогою різних технологічних процесів. оскільки в ході випробувань забезпечувалось постійне змащування зони тертя, то до певного значення тиску на поверхні тертя був присутній шар мастила, що призводило до надзвичайно малих показників лінійного зношування. проте в залежності від характеристик модифікованої поверхні існувало критичне значення тиску, при якому шар мастила витискувався із зони тертя, що приводило до миттєвого схоплювання поверхонь. таким чином, дослідження зносостійкості при сухому режимі тертя забезпечує суттєво більшу продуктивність експериментів. на відміну від експериментів при граничному терті сухе тертя може застосовуватись для різних сталей при однаковому значенні тиску, що виключає проблему порівнянності результатів та сприяє об’єктивності висновків стосовно ефективності різних процесів модифікації. за результатами попередніх експериментів таким компромісним значенням тиску може бути 16 мпа. встановлене ще одне важливе явище для аналізу впливу результатів модифікації на характеристики зносостійкості поверхні ефект релаксаційних процесів в приповерхневих шарах, які вже набули структурних перетворень під дією тиску в зоні тертя. для всіх сталей відмічається деяке сповільнення інтенсивності зношування після перерви з поступовим поверненням до інтенсивності, характерної для певної марки сталі. причиною такого явища може бути лише релаксація напружень і вирівнювання характеристик структури в приповерхневих шарах. при цьому наслідком є зміцнення поверхні, що і пояснює зниження інтенсивності процесу зношування. з часом, по мірі руйнування зміцненого прошарку, показники стану поверхні стають рівними з тими, що були до перерви і інтенсивність зношування відновлюється. ключові слова: азотування, сухе тертя, граничне тертя, знос. http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib/article/view/874 http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib/article/view/874 copyright © 2022 v.i. savulyak, v.y. shenfeld, o.p. shylina, а.а. osadchuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,58-64 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-58-64 structure formation of abrasive-resistant coatings v.i. savulyak, v.y. shenfeld*, o.p. shylina, а.а. osadchuk vinnytsia national technical university, vinnytsia, ukraine *e-mail: leravntu@gmail.com received: 26 january 2022: revised: 28 february 2022: accept: 20 march 2022 abstract the paper presents the results of the study of abrasion-resistant coatings obtained by surfacing on alloying compositions fe-cr-mo-v-c and fe-cr-b4c-mo-c.it is established that with the increase of chromium in alloying compositions from 2% to 10%, the hardness and wear resistance of coatings increases due to the formation of a significant amount of complex alloyed carbides.the microhardness of the structural components of the deposited coatings correlates with the percentage of carbido-forming elements. chromium-based coatings with the addition of vanadium, molybdenum and boron have shown high wear resistance under abrasive wear. key words: electric arc surfacing, alloying compositions, carbide inclusions, alloyed structures, microhardness. introduction with the use of surfacing, parts are made that have special service characteristics of working surfaces, as well as their initial dimensions and operational properties of worn surfaces are repeatedly restored.arc surfacing methods have become the dominant use in production practice. one of the most common methods is surfacing in shielding gases. and the development of surfacing technology using alloying elements is very important. the main contribution to the wear resistance of the material is made by harder components, which are often carbides. hence the desire to increase the amount of carbides in the structure of wear-resistant alloys. sometimes their number is increased to 90% [1,2]. it is established that wear resistance is affected not only by size but also by the shape of carbides [3]. grinding of carbide inclusions (for example, as a result of accelerating the crystallization of cast iron) increases wear resistance. moreover, carbides in the form of isolated inclusions most intensively increase wear resistance. less wear-resistant alloys have the structure of which contains ordinary cementite an unstable phase. under conditions of friction during operation, according to the modern theory of friction and wear, in the microzones of molecular adhesion there are so-called "high-temperature" points at which the substance can even pass into a plasma state. under the influence of temperature, the wear-resistant components of the surface layer, in particular cementite, disintegrate, which leads to accelerated wear of working surfaces [5,6]. to stabilize cementite, it is necessary to introduce alloying elements that prevent the decomposition of cementite, namely: cr, v, b, mo and others. one of the cheapest and most affordable elements is chrome, so it is most widely used in surface alloying of products [10]. the expediency of alloying the welded surfaces with chrome is due to the following circumstances: chromium cementite (fe, cr)3c has a higher hardness and therefore wear resistance than unalloyed fe3c cementite [1]; doping with chromium increases the melting temperature of ledeburite, and hence the phenomenon of local melting at the points of high-temperature "flashes" in the "molecular" setting in the zone of friction and wear occurs much less frequently in alloyed cast iron; chromium increases chemical resistance and reduces oxidative wear at "setting points". studies of the processes of abrasive-corrosion wear of chromium steels [4,7,8,9] have shown that at low and moderate intensity of abrasive particles have sufficient resistance to steels with chromium content up to 14%. instead of chromium often use v, b, mo, forming carbides and carborides . http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-58-64 mailto:leravntu@gmail.com problems of tribology 59 the introduction of boron into the deposited metal helps to change the critical ratios of carbide-forming elements to carbon, intensifies the release of special carbides [11] and carboborides (cr, fe)7(c, b)3 and (cr, fe)23(c, b)6 ), and also contributes to the grinding of the carbide phase, which significantly increases both the hardness and wear resistance of the weld metal [12]. introduction to the alloy of 0.4 ... 0.6 wt. % boron shifts the eutectic point of alloys to the left, thereby promoting the loss of excess carbides and at the same time to increase the wear resistance of the weld metal, which works well even in conditions of intense abrasive wear without shock loads [2]. other alloying systems use active carbides: tungsten, molybdenum, vanadium, titanium, niobium, tantalum, zirconium, which form monocarbides in the weld metal, increase its wear resistance, both at normal and at elevated temperatures. excess alloying elements that are not involved in the formation of carbides, such as vanadium, molybdenum are soluble in solid solution, increase its strength at high temperatures. during heat treatment of welded products, or as a result of the thermal cycle of surfacing, as well as during their operation, supersaturated solid solutions can emit intermetallic compounds, which further increase the hardness of the metal [11]. chromium-based coatings with the addition of vanadium, molybdenum and boron have shown high wear resistance under abrasive wear. the aim of the work is to create alloying compositions to counteract abrasive wear without shock loads. methods of experiments on the original samples measuring 60x20x8 mm from steel sheet (steel 45) according to gost 199032015 was applied prepared alloying composition (pre-mixed) in the form of a suspension in which the role of liquid dispersion medium was silicate glue (liquid glass according to gost 13078-81), and the role of the solid dispersed phase is the powder charge (alloying complexes fe-cr-mo-vc and fe-cr-b4c-mo-c). in all cases, carbon was added to the composition in the form of graphite powder; alloying elements (chromium, molybdenum, vanadium) respectively in the form of ferrochrome powders according to gost 4757-91, ferromolybdenum according to gost 4759-91, ferrovanadium according to gost 27130-94; boron carbide. the applied suspension is quite viscous, after some time the samples were dried in an oven for 1 h at a temperature of 300oc. surfacing of the prepared samples was performed on a surfacing unit ud-209m in carbon dioxide medium with copper-plated wire sv-08g2s, 1.2 mm in diameter. surfacing mode: current 100 a, voltage 25 v, surfacing speed 5 m / h. microstructural studies of the surface layers of the obtained samples were performed using mbs-6 and mim-8 optical microscopes. capturing images and converting them into digital form was carried out using a special eyepiece camera and computer. to perform microstructural studies, sections were made according to standard methods. chemical etching of the sample surface was performed with a 4% solution of hno3 in alcohol. microhardness was measured with a microhardness tester pmt-3m. characteristics of prototypes used alloying compositions of the following composition: 1 cr-b4c-mo-c 2% chromium, 1% boron carbide, 0.5% molybdenum and 0.4% carbon; 2 cr-mo-v-c 5% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon; 3 cr-mo-v-c 10% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon. visible defects, microand macrocracks are absent for the deposited layers. from the above data on the chemical composition of the components it is clear that the main alloying elements are chromium with the addition of vanadium, molybdenum or boron carbide in the presence of carbon. results of research and discussion figure 1 shows the structure of the base metal of steel 45, which is ferritic-pearlitic. fig.1. the structure of the base metal of steel 45 (x150) 60 problems of tribology the results of studies of the microstructures of the deposited coating system fe-cr-b4c-mo-c are shown in fig.2. in the transition zone (fig. 2.a) a carbide grid was detected, which stood out along the grain boundaries. in the deposited layer (fig. 2.b) this composition was ground grain due to the presence of carboborides with a limited amount of carbon. fig.2. microstructures of the deposited coating system fe-cr-b4c-mo-c 2% chromium, 1% boron carbide, 0.5% molybdenum and 0.4% carbon, thickness up to 0.5 mm (x150) in fig. 3 shows the results of studies of the microhardness of the sample coated with the composition fecr-b4c-mo-c, which is made on a microhardness tester pmt-3 with a step of 0.125 mm, starting from the coating surface to the base. the highest hardness is found on the surface of the coating and reaches ≈ 9500 mpa. measurement of microhardness with a constant step leads to the fact that the indenter falls on different structural components. carbides and carboborides show high hardness, and the matrix shows the hardness of hardened steel. fig. 3. microhardness of the sample coated with the composition fe-cr-b4c-mo-c 2% chromium, 1% boron carbide, 0.5% molybdenum and 0.4% carbon figure 4 shows the microstructures of the transition zone (figure 4, a) and the deposited coating of the fe-cr-mo-v-c system (figure 4, b). in the transition zone there are small inclusions and signs of stratification of structural components. fig.4. microstructures of the deposited coating system fe-cr-mo-v-c 5% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon, thickness up to 0.5 mm (x150) а б а б problems of tribology 61 in the deposited layer, a similar pain is also observed. the hardness of the surface layer (fig. 5) was also measured with a hardness tester pmt-3 with a step of 0.125 mm from the surface to the depth of the coating. the maximum microhardness reaches ≈ 14000 mpa, and the microhardness of the matrix, as in the previous case for the fe-cr-b4c-mo-c system, is ≈ 4500 mpa. fig. 5. microhardness of the sample coated with the composition fe-cr-mo-v-c 5% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon figure 6 shows the transition zone (figure 6, a) and the deposited layer (figure 6.b) of the fe-cr-mo-vc composition with high chromium content. in the transition zone, the inclusion of chromium defunted by various mechanisms is observed. carbide mesh of the cementite type was formed in the deposited coating along the boundaries of small grains. fig.6. microstructures of the deposited coating system fe-cr-mo-v-c 10% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon, thickness up to 0.5 mm (x150) the microhardness of the surface layer (fig. 7) was measured by a similar method. the maximum microhardness reaches ≈ 15000 mpa, and the microhardness of the matrix, as in the previous case for the fe-crb4c-mo-c system, is ≈ 8000 mpa due to doping. а б 62 problems of tribology fig. 7. microhardness of the sample coated with the composition fe-cr-mo-v-c 10% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon the integrated hardness of the deposited layers is shown in figure 8. fig.8 . chart of hardness of prototypes coatings with hardness were obtained by the number of alloying elements: for the first sample (cr-b4cmo-c 2% chromium, 1% boron carbide, 0.5% molybdenum and 0.4% carbon) the hardness of the deposited surface was 44 hrc; for the second sample (cr-mo-v-c 5% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon) 55 hrc; for the third sample (cr-mo-vc 10% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon) the surface hardness of the scale is 60 hrc, which is 5 units of hrc higher than the second sample due to different contents chromium (with the same content of other elements). visible defects, micro and macrocracks are absent for the deposited layers. conclusions 1. high wear resistance in abrasive wear showed chromium-based coatings with the addition of vanadium, molybdenum and boron. 2. with an increase in the amount of chromium in alloying compositions from 2% to 10%, the hardness and wear resistance of coatings increases due to the formation of a significant amount of complex alloyed carbides. the microhardness of the structural components of the deposited coatings correlates with the percentage of carbide-forming elements. 3. the introduction of boron carbides in the alloying composition promotes the grinding of grains. references 1. savulуak, v. i., osadchuk, а.yu. savuliak, v. v. (2008) contact melting of unalloed steel with graphite in diffusive unstazinary mode. / bulletin of the polytechnic institute of jasi, rumuniia. – №liv (lviii). 85-90. problems of tribology 63 2. popov, s. n. (2001) optymyzatsyia khymycheskoho sostava naplavlennoho metalla detalei dlia rabotы v uslovyiakh abrazyvnoho yznashyvanyia. avtomatycheskaia svarka, № 4, 33 – 35. 3. wieczerzak, k. [and etc.] (2016). formation of eutectic carbides in fe–cr–mo–c alloy during nonequilibrium crystallization. materials & design, № 94, 61-68. 4. lin, с. [and etc.] hardness, toughness and cracking systems of primary (cr,fe)23c6 and (cr,fe)7c3 carbides in high-carbon cr-based alloys by indentation. materials science and engineering, № 527, 5038-8. 5. shakh, k. b., kumar, s., duvvedy d. k. (2006) yznosostoikost naplavlennoho metalla systemы fecr-c. avtomatycheskaia svarka, № 11, 27-31. 6. osypov, m. yu. (2014). poysk y yssledovanye yznosostoikykh naplavochnыkh splavov dlia rabotы v uslovyiakh abrazyvnoho yznashyvanyia pry povыshennыkh temperaturakh. novi materialy i tekhnolohii v metalurhii ta mashynobuduvanni, № 1, 52-57. 7.kindrachuk m.v., kutsova v.z., kovzel m.a., hrebeneva a.v., danylov a.p., khlevna yu.l. (2014) tribotechnical properties of high chromium alloys are in the cast stay and after heat treatment. problems of tribology, 64(2), 58-638.8.barker, k. s., ball, a. (1989) synergistic abrasive – corrosive wear of chromium containing stell. brit. cor, 24. № 3, 222-228. 9. sokolov kh. h. (2000) vlyianye sootnoshenyia khroma, molybdena y uhleroda na strukturu y svoistva naplavlennoho metalla systemы fe-cr-mo-c. svarochnoe proyzvodstvo, № 11, 3-5. 10. vosstanovlenye y povыshenye yznosostoikosty y sroka sluzhbы detalei mashyn. pod red. v. s. popova. (2000). zaporozhe, oao «motor sych», 394. 11. gang-chang ji, changjiu li, yu-yue wang, wen-ya li (2006) microstrctural characterization and abrasive wear performance of hvof sprayed cr3c2nicr coating. surface coating & technology (200) 6749-6757. 12. messaadi, m., kapsa, f. wear behavior of high chromium sintered steel under dynamic impactsliding: effect of temperature. tribology international, № 100, 380-387. 64 problems of tribology савуляк в.і., шенфельд в.й., шиліна о.п., осадчук а.а. структуроутворення нанесених абразивностійких покриттів. в роботі показані результати дослідження абразивностійких покриттів, отриманих шляхом наплавлення на легувальні композиції fe-cr-mo-v-c та fe-cr-b4c-mo-c. встановлено, що зі збільшенням кількості хрому в легувальних композиціях від 2% до 10%, підвищується твердість та зносостійкість покриттів за рахунок утворення значної кількості складнолегованих карбідів. мікротвердість структурних складових наплавлених покриттів корелює з відсотком карбідотворних елементів. високу зносостійкість в умовах абразивного зношування показали покриття на основі хрому з додаванням ванадію, молібдену та бору. ключові слова: електродугове наплавлення, легувальні композиції, карбідні включення, леговані структури, мікротвердість. 3.doc особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 6 скобло т.с.,* сидашенко а.и.,* плугатарев а.в.,* клочко о.ю.,* белкин е.л.,* иващенко в.н.** *харьковский национальный технический университет с/х им. п. василенко, **ооо нпп "sinta", г. харьков, украина, e-mail: stamarasemenovna@mail.ru особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей удк 621.436:539.3 в результате комплексных исследований изучены особенности износа и выявлена кинетика структурных изменений на поверхности трения детали, имеющей покрытие аморфного типа с нановключениями. ключевые слова: покрытие, износ, аморфная структура, наноалмазы, свойства, комплексные методы анализа. введение в последние годы в украине всё больше поступает на автомобильный рынок машин зарубежного производства. двигатели, которых оснащены самыми прогрессивными системами питания, информации о способах ремонта топливной аппаратуры производители не предоставляют, что затрудняет выполнение качественного восстановления и требует создания новых технологических процессов. в ряде случаев при эксплуатации машин имеют место отказы в результате экстремальных ситуаций, при которых происходит заклинивание прецизионных пар за счет попадания абразивных частиц в сопряжения. это способствует схватыванию, и в ряде случаев, к разрушению рабочей поверхности деталей топливной аппаратуры. цель и постановка задачи целью данной работы является изучение свойств покрытий новых композиций, а также исследование процессов, происходящих на поверхности трения для выбора технологического процесса ремонта таких деталей. в задачи исследования входило: установить тип и состав покрытия деталей, поступающих в ремонт; определить характер износа, а также остаточную толщину покрытия; оценить особенности структурных изменений при трении; выявить кинетику процесса изнашивания; разработать предложения по восстановлению таких деталей в условиях ремонтных мастерских украины. методы исследований для решения поставленных задач использовали комплексный подход, который базировался на детальном изучении поверхности трения металлографическими исследованиями, оценкой микротвердости, микрорентгеноспектральным и рентгеноструктурным анализами, а также при помощи оригинальной методики математического анализа металлографических изображений. при этом такие исследования проводили в различных зонах деталей, характеризующиеся исходным состоянием и, отличающиеся различной степенью износа. микротвердость оценивали при нагрузке 0,49 н на приборе нового поколения uit-hvmicro-1 с вертикальной нагрузкой на индентор и автоматическим ее определением. микрорентгеноспектральный анализ структурных составляющих проводили на растровом электронном микроскопе-микроанализаторе jeol jsm-6390lv при увеличениях 1000 2000 крат и растровом электронном микроскопе jsm-820 link “jeol” с системой рентгеновского микроанализа link an10/85s “link analytical”. рентгеноструктурный анализ на дифрактометре дрон-3м в излучении cu kα. результаты исследования и их обсуждение исследованы детали различных производителей зарубежных фирм с отличающимся периодом эксплуатации. на рис. 1 показана экстремальная ситуация, при которой полностью износилось покрытие и произошло разрушение ротора за счет его заклинивания. на рис. 2 представлена деталь, эксплуатировавшаяся в машине канадского производства. mailto:stamarasemenovna@mail.ru особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 7 для реализации поставленных в работе задач первую деталь (рис. 1) разрезали на образцы, которые отражали различные по интенсивности зоны трения, что хорошо видно даже при макроанализе. исследованиями установлено, что ротор топливного насоса изготовлен из стали 60х (содержание количества компонентов, %: 0,6с; 0,47si; 1,64cr) вторую деталь (рис. 2) анализировали в различных зонах, которые также характеризуют – исходное состояние (зона 1, 2), участки износа различной степени (зоны 3, 4). рис. 1 – ротор топливного насоса типа vrz zexel производства японии рис. 2 – образец производства канады анализом установлено, что обе исследуемые детали имеют одинаковое покрытие и характер износа. можно предположить, что упрочнение выполнено по технологии японии. покрытие имеет черный цвет и состоит из композиции вольфрам-кобальт-углерод (наноалмазы). при металлографическом исследовании поверхности трения – покрытие белого цвета. в зонах, где процесс трения отсутствовал, четко просматривалась структура покрытия, которая соответствовала аморфному состоянию, что также подтверждалось формой отпечатка (рис. 3, б) и показателем уровня микротвердости, соответствующего средним значениям основного металла (3,65 гпа). кроме того, методом царапания установлен пластический характер покрытия в нерабочих зонах (рис. 3, б). а б в г д е ж з и рис. 3 – изображения фрагментов поверхности исследуемой детали по мере возрастания интенсивности износа: а – область покрытия до эксплуатации, ×10; б – то же, аморфная структура; в – начало эксплуатации, четко видны деформационные полосы – следы трения, деформация в отпечатке индентора образует полосы сдвига; г, д, е – развитие процесса; ж, з, и – уменьшение деформационных полос в результате разрушения структуры покрытия, появление рельефной ячеистой структуры, деформация в зоне отпечатка индентора – однородна; б г ×500 в зонах деталей, где трение было незначительным (рис. 3, в), на рабочей поверхности уже проявилось кристаллическое строение. сформировались белые полосы по направлению трения различной толщины от 1 2 мкм до 3 6 мкм. с увеличением интенсивности трения полос становится меньше, они утолщались до 6 8 мкм и дробились на отдельные зерна (рис. 3), а от бывших тонких полосок оставались лишь отдельные их фрагменты. особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 8 в зонах с максимальным износом формируется сетчатая структура. на более ранней стадии такого процесса внутри сетки сохраняются фрагменты полосчатой структуры. при этом границы сетки довольно тонкие и представлены фрагментами включений. с нарастанием износа сетка утолщается и практически исчезает, внутри нее четко выраженная полосчатая структура. о её существовании свидетельствуют лишь отдельные фрагменты, сохраняющие полосчатую направленность (рис. 3). зона 4 (рис. 2) без покрытия характеризуется незначительным износом с четко выраженными полосами скольжения. методом рентгеноструктурного анализа поверхности с максимальным износом установлено, что глубина покрытия составляет ~ 2 мкм и, независимо от наличия полос трения, является однородной и также имеет аморфную структуру. результаты измерения микротвердости различных зон приведены в (табл. 1). таблица 1 микротвердость различных зон анализируемые зоны средние значение микротвердости, гпа при нагрузке 0,49н исходное покрытие (металл подложки) 3,65 первый этап максимального трения 10,27 окончательный этап максимального трения 5,60 без покрытия ( зона 4, рис. 2) наклеп 8,31 из анализа данных видно, что исходное состояние покрытия, (аморфная структура) соответствует материалу детали (подложке). на первом этапе максимального износа, когда появляются направленные полосы трения, микротвердость наиболее высокая и достигает 10,27 гпа. в зоне наиболее интенсивного износа, когда полосы распадаются на отдельные фрагменты, микротвердость существенно снижается, и составляет 5,60 гпа. в зоне 4 (рис. 2) без покрытия структура рабочей поверхности также характеризируется наличием полос, расположенных по направлению трения детали. в этой зоне в процессе эксплуатации полосы не разрушаются, и микротвердость за счет наклепа достигает 8,31 гпа. из приведенных данных видно, что максимальная твердость достигается в покрытии на начальном этапе максимального трения. можно предположить, что в аморфной структуре формируются углеродные кластеры и наноалмазы, которые и определяют ее упрочнение. для установления кинетики структурных изменений на поверхности трения и уровня микротвердости при нарастании интенсивности процесса использовали разработанный метод математического описания. в ходе исследований проанализированы цифровые изображения фрагментов исследуемых структур поверхности трения на образцах (рис. 3). наблюдается гомогенная деформация на поверхности отпечатка индентора в зоне интенсивного трения, что характерно для пленок за счет относительного скольжения "столбиков" [1]. на рис. 3, в показана структура поверхности, сформированная в результате трения на начальном этапе эксплуатации, четко видны деформационные полосы светлого цвета. по отпечатку наблюдается локализация сдвигов в направлении усилия при индентировании, что подтверждает наличие кластеров и наноалмазов непосредственно на поверхности трения. на рис. 3, г и представлены фотографии поверхности исследуемой детали, полученные в течение всего процесса эксплуатации, по мере возрастания интенсивности трения и износа. в результате деформации происходит увеличение межреберных границ, и возникают дефекты плотной упаковки. исчезают ярко выраженные полосы сдвига на поверхности отпечатка индентора, деформация становится более однородной. проведенные микрорентгеноспектральные исследования (рис. 4, табл. 2) в зонах деформационных полос, возникших на поверхности в результате трения в начальный период эксплуатации и после значительного износа, выявили его неоднородность. так, при начальной степени износа, рисунок поверхности имеет ярко выраженный рельеф – появляются многочисленные следы трения в виде полос скольжения, а также видны области с выкрошившимися твердыми фазами. микрорентгеноспектральным анализом установлено в деформационной полосе (рис. 4, в, спектр 3 и табл.2) повышение в 1,5раза содержания углерода, появление до 0,56 % хрома и незначительное (~ на 2 %) уменьшение вольфрама, что связано с локальным утонением покрытия и захватом анализатором зоны основного металла. между тем, однородность структуры покрытия остается достаточной высокой – содержание вольфрама в зонах деформации и недеформированных отличаются незначительно особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 9 (табл. 2). несколько уменьшено количество железа в спектре 2 (в 1,2 раза), скорее всего – связано с меньшим износом анализируемой зоны (рис. 4, а и табл. 2). а б в г рис. 4 – зоны, деформированные в процессе трения: а, в – с небольшим износом поверхности (начало эксплуатации); б, г – с высоким износом (после продолжительной эксплуатации), где а, б – съемка во вторичных электронах; в, г – области микрорентгеноспектрального анализа таблица 2 микрорентгеноспектральный анализ областей трения химические элементы,% область анализа c n o na al s k ca v cr fe co w зона с невысоким износом поверхности (рис. 2, в) спектр 1 25,53 5,0 4,24 0,41 0,21 0,28 1,42 3,48 59,43 спектр 2 29,44 2,4 0,43 1,43 3,61 62,69 спектр 3 27,45 8,8 0,8 1,8 3,57 57,58 спектр 4 28,36 3,76 19,73 0,62 0,32 0,17 0,35 0,34 0,97 1,86 2,7 40,82 спектр 5 26,03 4,79 0,40 1,64 3,69 63,45 зона с высоким износом поверхности (рис. 2, г) спектр 1 35,84 3,52 0 1,59 2,77 56,28 спектр 2 34,62 3,84 0 1,31 3,13 57,09 спектр 3 34,58 5,80 0,56 1,56 3,26 54,24 в областях, подвергавшихся износу в процессе длительной эксплуатации (рис. 4, г), установлено появление продуктов окисления (от 2,4%о в спектре 2 до 19,73%о в спектре 4, табл. 2). во всех анализируемых областях появляется хром (от 0,28 % до 0,97 %), в среднем увеличивается концентрация железа (~1,64 %). следует отметить, что в этих областях наблюдается рост неоднородности структуры покрытия из-за различной локальной степени износа. так, значительно отличается от других зон химический состав в деформационной полосе (рис. 4, г, спектр 4): содержание вольфрама уменьшается в среднем в 1,5 раз (до ~41 %), повышенное содержание хрома и кислорода, азота, также появляются na, al, s, k, ca, которые, очевидно, можно отнести к продуктам, входящим в состав дизельного топлива, попавших в процессе эксплуатации. в спектре 1 идентифицировано повышенное содержание азота (до 5 %), серы (до 0,41 %) и ванадия (0,21 %), также, скорее всего, попавшие на поверхность при эксплуатации или, входящие в виде включений в основной металл деталей сопряжения. содержание углерода в этих областях колеблется незначительно (в пределах 14 %). для определения равномерности износа анализировали изменение концентрации железа и хрома, которые содержатся в основе деталей, от доли вольфрама в покрытии (рис. 5). из полученных данных особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 10 следует, что в первый период эксплуатации, когда доля вольфрама максимальна (55 63 %), концентрации железа и хрома – минимальны, т.е. в меньшей мере при микрорентгеноспектральном анализе захватывается основной металл детали (пятно зонда прибора до 3 мкм). в этот период наблюдается и формирование значительной неоднородности слоя аморфного покрытия. установлен разброс параметров, что связано со структурной неоднородностью. рис. 5 – зависимость изменения концентраций хрома и железа в зависимости от концентрации вольфрама для идентификации особенностей формирования структуры и микрорельефа на поверхности трения применили математическую обработку металлографических изображений с использованием оригинальной программы на основе разработанного метода аналитического анализа [2]. в качестве его математической основы использован метод оптико-структурного машинного анализа, оценивающий изображения, различающиеся по их статистическим характеристикам (элементам изображения – пикселей и плотности их распределения). в работе рассмотрено распределение сочетаний условных цветов для 24 пикселей вокруг среднего с координатами cij на плоскости изображения [3]. каждой координате пикселя цифрового изображения задавали значение условного цвета, характеризующего процессы, протекающие на поверхности исследуемых деталей в период эксплуатации в условиях трения. произведена компьютерная обработка полученных в формате bmp изображений. проведены цифровые оценки этих фотографий в формате полутоновых изображений pgm, которые включают 256 оттенков серого цвета (в дальнейшем, именуемых цветом: от 0 до 255) по специально разработанной программе. расчет значений условного цвета осуществляли путем решения системы дифференциальных уравнений навье стокса, представленных в переменных функции тока и вихря в конечно-разностной форме [4]. в результате условный цвет в каждой точке вычисляли при помощи абсолютных значений лапласиана и дивергенции, соответственно описывающих диффузию химических элементов и плотность фрагмента изображения (зоны уплотнения и разряжения). для удобства все выявленные условные цвета были сгруппированы в 16 групп, которые представлены в табл. 3. таблица 3 группировки цветов № группы условного цвета 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 интервал условного цвета 0 7 8 2 4 25 41 42 58 59 75 76 92 93 -1 0 9 11 0 -1 2 6 12 7 1 43 14 4 1 60 16 1 -1 7 7 17 8 1 94 19 5 2 13 21 4 2 30 23 1 2 47 24 8 2 55 условный цвет группы 0 17 34 51 68 85 102 119 136 153 170 189 206 223 240 255 по результатам вычислений построены гистограммы интегрального распределения соответствующего условного цвета для анализируемых фрагментов (табл. 4). особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 11 таблица 4 гистограммы интегрального распределения групп условного цвета, % содержание, % группы условного цвета № фото 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 7,88 0,96 0,0 0,0 39,09 30,48 0,404 0,0 0,0 4,86 8,58 2,38 0,0 0,01 1,93 6,09 1 5,16 0,519 0,0 0,0 4,98 23,59 0,294 0,0 0,1 23,98 26,85 2,50 0,0 0,46 6,41 6,73 2 2,76 0,50 0,0 0,0 8,87 31,88 1,887 0,0 0,2 15,53 26,90 3,45 0,0 0,49 3,19 4,92 3 7,36 0,02 0,0 0,0 2,92 22,71 0,374 0,0 0,0 12,06 38,56 3,13 0,0 0,01 2,67 11,89 4 6,40 4,30 0,0 0,0 14,26 31,04 7,450 0,1 0,0 03,34 20,10 10,67 0,0 0,03 0,39 3,22 5 5,92 2,21 0,0 0,0 12,18 28,78 4,364 0,1 0,1 07,10 22,84 10,55 0,0 0,12 2,97 4,56 6 16,07 0,07 0,0 0,0 2,13 13,98 0,061 0,0 0,0 11,20 32,32 1,84 0,0 0,49 6,53 17,15 7 9,99 0,03 0,0 0,0 1,66 14,48 0,145 0,0 0,0 22,36 33,03 2,80 0,0 0,27 3,86 13,86 8 8,22 0,10 0,0 0,0 2,51 20,25 0,194 0,0 0,0 17,69 30,38 2,72 0,0 0,12 5,34 18,01 9 с их помощью проведена количественная оценка структуры микрорельефов рабочих поверхностей металла по мере износа при эксплуатации детали. изучено изменение процентного содержания групп условных цветов, по мере протекания процесса трения (табл. 3). установлено, что в процессе трения, происходит циклическое изменение неоднородности структуры, что может быть объяснено отшелушиванием оторвавшихся при трении кристаллических частиц покрытия. в начальный период трения наблюдается значительное количество структур с высокой концентрацией углерода ~ 32 %, образуются наноалмазы (табл. 4, цвета группы 6). далее в течение эксплуатации, по мере увеличения износа в процессе шелушения, происходит уменьшение таких структур ~ в 2,3 раза (до 14 %), наноалмазы отрываются от поверхности. далее процесс циклически повторяется до полного разрушения покрытия. поскольку износ поверхности носит неоднородный характер, определены средние значения условного цвета для каждой фотографии (рис. 6, 7). из расчета видно, что в начальный период процесса износа (гистограммы б д, рис. 7) наблюдается циклическое изменение среднего условного цвета, затем, начиная с 5-ой фотографии (гистограмма д, рис. 7), происходит монотонное увеличение, а затем, начиная с 7-й (гистограмма з, рис. 7) – износ происходит более равномерно. рис. 6 – изменение усредненного условного цвета на каждой фотографии, характеризующей интенсивность износа поверхности в процессе трения для более полного исследования проанализировано распределение структур отрыва частиц покрытия в процессе трения на поверхности образцов. для этого количественно определено процентное содержание условных цветов, характеризующих данные структуры (табл. 5) и построены гистограммы распределения их по поверхности (рис. 7) при 20 % содержании на фрагменте 10 × 10 пикселей. в начале эксплуатации наблюдается резкое нарастание структур с отрывом частиц пленочного покрытия в процессе трения (гистограмма г, рис. 7), резкое уменьшение в середине эксплуатации (гистограммы д, ж, рис. 7), затем сильное увеличение (гистограмма з, рис. 7) и последующее уменьшение их числа (гистограммы и, к, рис. 7), связанное с отшелушиванием с поверхности. то есть наблюдается циклический, усталостный характер износа поверхности. с увеличением доли отделившихся частиц возрастает количество участков темного цвета, т.е. проявляются аморфные зоны подслоя (гистограммы д, ж, рис. 7). особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 12 таблица 5 гистограммы интегрального распределения структур отрыва на фрагменте 10 × 10 пикселей № фотографии 1 2 3 4 5 6 7 8 9 обозначение гистограммы а б в г д ж з и к 10 5,6 27,4 5,7 18,5 0 4,9 35,6 29,1 20,8 количество структур отрыва, % при их доле, % 20 1,1 6,2 1 5,9 0 0,2 12,2 6,6 4,4 а б в г д ж з и к рис. 7 – гистограммы распределения структур отрыва частиц покрытия по поверхности, ограниченные их 20 % содержанием на фрагменте 10 × 10 пикселей выводы в результате комплексных исследований определены состав покрытия (w-co-c) аморфного типа, выявлена кинетика структурных изменений на поверхности трения. установлено, что износ таких покрытий в начальный период трения довольно неоднородный и сопровождается локальным изменением толщины покрытия. в процессе трения формируются кристаллические структуры, которые выкрошиваются по мере нарастания усталостных процессов. такое аморфное покрытие с элементами кристаллических фаз, по всей вероятности, обеспечивает снижение коэффициента трения при эксплуатации. при восстановлении таких деталей необходимо разработать технологию снятия остатков покрытия и предложить процесс нанесения покрытия с нанодобавками, который обеспечит аналогичную их износостойкость. литература 1. гусев а.и., рампель а.а. нанокристаллические материалы. – м.:физматлит, 2001. – 224 с. 2. скобло т.с. применение компьютерного анализа металлографических изображений при исследовании структуры высокохромистого чугуна /т.с.скобло, о.ю. клочко, е.л. белкин //заводская лаборатория. диагностика материалов.–2012.-№ 6 (78).-с.35-42. 3. скобло т.с. особенности износа ножей для переработки сахарной свеклы /т.с.скобло, о.ю. клочко, е.л. белкин [и др.] //сб. трудов междун. научно-практич. конф., посвящ. 70-летию юкгу им. м.ауэзова. – казахстан, шымкент, 2013. – с.185-197. 4. скобло т.с. обоснование применения понятий уравнений гидродинамики навье-стокса для анализа металлографических изображений. /т.с.скобло, е.л.белкин, о.ю.клочко //materiały vii mięzdynarodowej naukowi-praktycznej konferencji.przemyśl: 2011. url: http: //www.rusnauka.com/ 12_enxxi_2011/ tecnic /8_85541.doc.htm. поступила в редакцію 28.11.2013 http://www.rusnauka.com/ особенности износа деталей топливной аппаратуры современных дизельных двигателей проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 13 skoblo t.s., sidashenko a.i., plugatarev а.v., klochko o.yu, belkin e.l., ivaschenko v.n. the features of modern diesel engines fuel equipment wear. within the framework of the complex research the characteristic of wear are studied and kinetics of structural changes of the detail friction surface having the cover of amorphous type with nano-inclusions (w-co-c). it has been determined that the wear of such covers is rather inhomogeneous at the initial period. it is accompanied with the local changes in cover thickness. in the process of friction the crystal structures form; they scale off with increment of the endurance process. such amorphous cover with inclusions of crystal phases apparently causes the decrease of friction coefficient during the exploitation. when providing the recovery of these details it is necessary to work out a technology of cover remains removal and a process of application of nano-inclusion cover which provides the similar durability. key words: cover wear, amorphous structure, nanodiamonds, properties, methods for analyzing complex. references 1. gusev a.i., rampel a.a. nanokristallicheskie materialy. м.:fizmatlit, 2001. p. 224. 2. skoblo т.s., klochko о.yu., belkin ye.l. primenenie kompjuternogo analiza metallograficheskih izobrazhenij pri issledovanii structury vysokohromistogo chuguna. zavodskaya laboratoriya. diagnostika materialov. 2012. № 6 (78). pp.35-42. 3. skoblo t.s., klochko о.yu., belkin ye.l. [et al.] osobennosti iznosa nozhej dlya pererabotki saharnoj svekly. sb. trudov mezhdunarodnoj nauchno-prakticheskoj konf., posvyashennoj 70-leyiyu yukgu im. a.auezova. kazkhstan, shymkent, 2013. pp.185-197. 4. skoblo t.s., belkin ye.l., klochko о.yu. obosnovanie primenenij ponyatij uravnenij gidrodinamiki navje-stocksa dlya analiza mettalographicheskih izobrazhenij. materiały vii mięzdynarodowej naukowipraktycznej konferencji. przemyśl: 2011. url: http: www.rusnauka.com/ 12_enxxi_2011/ tecnic /8_85541.doc.htm. http://www.rusnauka.com/ copyright © 2023 o.v. berezyuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 59-64 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-59-64 establishing the peculiarities of tire wear of garbage trucks during the transportation of municipal solid waste o.v. berezyuk1, v.i. savulyak1, v.o. kharzhevskyi2 1vinnytsia national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine e-mail: berezyukoleg@i.ua received: 25 december 2022: revised: 30 january 2023: accept: 25 february 2023 abstract the article is dedicated to the establishment of peculiarities of tire wear of garbage trucks during the transportation of solid waste. using the planning of the first-order experiment with the first-order interaction effects using the box-wilson method, adequate dependencies of wear of garbage truck tires on the front and rear axles due to the transported mass of municipal solid waste and the mileage of the garbage truck were determined. it was established that, according to the student’s criterion, among the investigated factors of influence, the wear of garbage truck tires on both the front and rear axles is most affected by the transported mass of municipal solid waste, and the least – by the mileage of the garbage truck. the response surfaces of the objective functions – tire wear of the garbage truck on the front and rear axles and their two-dimensional sections in the planes of the impact parameters are shown, which allow to visually illustrate the indicated dependences of the objective function data on individual impact parameters. the dependencies of the number of routes of the garbage truck to the maximum allowable tire wear on the front and rear axles were obtained. the response surfaces of the target functions – the number of routes of the garbage truck to the maximum permissible wear of the tires on the front and rear axles and its two-dimensional sections in the planes of the influence parameters, which allow to visually illustrate the specified dependencies, are obtained. the expediency of conducting further research on the influence of speed, unevenness of the road surface, weather conditions and other factors on the wear of garbage truck tires has been revealed. key words: wear, tire, garbage truck, municipal solid waste, dependence, experiment planning. introduction the increase of the wear resistance, reliability and durability of machine parts occupies a prominent place among the important tasks of utility engineering [1, 2]. the collection and transportation of municipal solid waste (msw) to landfills, processing and disposal sites in ukraine is mainly carried out by body garbage trucks in the amount of more than 3,800 units, which are able to compact solid waste, reducing transportation costs and the required area of landfills. at the same time, during the technological operation of solid waste transportation by garbage trucks, their tires are subjected to intensive wear. this is due to the significant carrying capacity and length of garbage trucks’ routes, since the placement of solid waste landfills takes place outside the sanitary zone, which in ukraine is 30 km from populated areas. the wear and tear of the fleet of garbage trucks of municipal enterprises of khmelnytskyi region during 2015-2020, despite the measures taken, almost did not change: it decreased only from 63% to 59% [3, 4]. according to the text of resolution of the cabinet of ministers of ukraine no. 265 [5], it is particularly important to ensure the use of modern highly efficient garbage trucks in the country’s communal economy, as the main link in the structure of machines for collection, transportation and primary processing of solid waste. this allows not only to solve a number of environmental problems, but also to increase the reliability of the work of utility companies as a whole. the planning of renewal, maintenance and repair of garbage trucks is facilitated by the determination of the regression dependencies of wear of garbage truck tires on the front and rear axles from the transported mass of municipal solid waste and the mileage of the garbage truck. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-59-64 mailto:berezyukoleg@i.ua 60 problems of tribology analysis of recent research and publications in the materials of the work [6], an improved mathematical model of the operation of the solid waste dehydration drive in the garbage truck was proposed, which takes into account the wear of the auger, made it possible to numerically study the dynamics of this drive during start-up and determine that with an increase in the wear of the auger, the pressure of the working fluid at the inlet of the hydraulic motor of the drive increases, and the angular the speed and frequency of rotation of the auger are significantly reduced with a constant supply of working fluid. the power-law regularities of changes in the nominal values of the pressures at the hydraulic motor inlet, angular velocity and rotation frequency of the auger depending on the amount of its wear were determined, the last of which describes the deviation from the optimal rotation frequency of the auger during its wear and was used to determine the energy intensity of solid waste dehydration taking into account the wear of the auger. it was found that the wear of the auger by 1000 μm leads to an increase in the energy intensity of solid waste dehydration by 11.6%, and, therefore, to an increase in the cost of their dehydration in the garbage truck and acceleration of the wear process. in the article [7] it was established that the resource of large-sized tires depends on many factors of the operating conditions, which lead to their premature scrap due to an excess of the thermal state and, as a result, peeling of the tread. management of the thermal state of the large-sized tire, taking into account the rational loading of the dump truck during operation, allows you to achieve its maximum productivity. to determine the productivity in various conditions of operation of quarry dump trucks, the computer program "optimal degree of loading" has been developed. the paper [8] provides an analysis and assessment of factors affecting the wear of large-size tires of quarry dump trucks, and recommendations for increasing their service life. in the materials of the article [9], the problem of increasing the accuracy of determining the resource of pneumatic tires of trucks is considered. tire resource calculations were carried out using 5 methods, the results of which were compared with the results of an experimental study, which showed the need to refine the calculation methods to solve the specified problem. it is noted that the more accurately the tire resource is determined, the more qualitative the management of the technological processes of tire maintenance, their replacement, and scrapping will be, which will significantly affect traffic safety and the economic indicators of the operation of the motor vehicle enterprise. in work [10], a mathematical model of wear of a highly elastic wheel during its rolling on a rigid base was developed. in the proposed model, it is assumed that wear occurs in the sliding region, and the intensity of wear is a power-law function of pressure. a distinctive feature of the model is accounting for changes in contact pressures on the contact area, the size of the contact area, and the extent of the sliding sub-region during wear. an analytical dependence was obtained for calculating the length of the slip zone. the kinetics of the change in the radius of a highly elastic wheel during wear was studied. a theoretical-experimental method of calculating the wear life of a massive highly elastic wheel when rolling on a rigid base is proposed. an analysis of the influence of the relative slip on the durability of a massive highly elastic tire was carried out. the nature of the influence of the parameters of the wear law on the evolution of contact characteristics and the service life of the wheel was studied. in the article [11], on the basis of measurements of the height of the tire tread pattern in operating conditions, one-factor linear and quadratic models of the dependence of car tire wear on mileage were determined. factors affecting critical wear of tires were analyzed: accumulation of fatigue stresses and destruction in the tread rubber array; increasing unevenness of wear along the length of the treadmill, which results in variability of the rolling radius; increasing the stiffness of the tire in the tangential and normal directions; reducing the diameter of the tire. recommendations for reducing the wear of truck tires for the enterprise in real conditions have been developed. recommendations for improving control over the technical condition of the company’s vehicle fleet based on information on the nature and intensity of tire wear are proposed. the authors of the paper [12] describe the specifics of the work of vehicles for collecting and transporting municipal solid waste to the places of their further handling, show the method of measuring the height of the tire tread pattern, and also give the average arithmetic values of the wear of garbage truck tires installed on the front and rear axles depending on from the transported mass of solid household waste and the mileage of the garbage truck. in the article [13], a regression analysis was used to determine a regularity that describes the dynamics of wear and tear of garbage trucks in general in the khmelnytskyi region and allows it to be predicted and planned for the infrastructure of municipal enterprises (warehouse and renewal of garbage trucks, production base for maintenance and repair), which is necessary for solving problems of municipal solid waste management. however, as a result of the analysis of known publications, the authors did not find specific mathematical dependences describing the tire wear of the garbage truck on the front and rear axles on the transported mass of solid household waste and the mileage of the garbage truck. aims of the article the aims is to study the influence of the transported mass of municipal solid waste and mileage on the wear of garbage truck tires. methods problems of tribology 61 the determination of the dependencies of garbage truck tire wear on the front and rear axles from the transported mass of municipal solid waste and garbage truck mileage was carried out by planning a first-order experiment with first-order interaction effects using the box-wilson method [14]. the coefficients of the regression equations were determined using the developed computer program "planexp", which is protected by a certificate of copyright registration and is described in the work [15]. results preliminary processing of the results of experimental studies [12] showed that the wear of garbage truck tires on different axles is a function of the following 2 main parameters:  ,,, lmfuu rafa  (1) where ufa, ura –tire wear of the garbage truck on the front and rear axles, respectively, m; m – transported mass of solid household waste, tons; l – mileage of the garbage truck, km. the study of the influence of the above factors on the wear of garbage truck tires when processing the results of one-factor experiments by the method of regression analysis is associated with significant difficulties. therefore, in our opinion, it is advisable to conduct a multivariate experiment to obtain a regression equation for the response functions – wear of garbage truck tires on different axles using the planning of a multivariate experiment using the box-wilson method [14]. the average arithmetic values of wear of garbage truck tires installed on one axle depending on the transported mass of solid household waste and the mileage of the garbage truck are given in the table 1 [12]. table 1 average arithmetic values of wear of garbage truck tires installed on one axle [12] № transported mass m, tons mileage l, km wear, m front axle rear axle 1 41,16 1304,63 98,715 136,8 2 46,9 1021,63 114,55 157,5 3 76,72 1597,33 191,5 245,8 based on the data in table 1, using the planning of the first-order experiment with first-order interaction effects, applying the developed software, which is protected by a certificate, after rejecting insignificant factors and interaction effects according to the student’s criterion, the dependencies of wear of garbage truck tires on different axes depending on the transported mass of solid household waste and garbage truck mileage: 5 2,507 0, 006786 8,186 10 fa u m l ml      ; (2) 4 3,539 0, 003974 2, 615 10 ra u m l ml      . (3) in the fig. 1 are shown the response surfaces of the target functions – tire wear of the garbage truck on the front ufa and rear ura axles and their two-dimensional cross-sections in the planes of the influence parameters, constructed with the help of dependencies (2, 3), which allow you to visually illustrate the specified dependencies. it was established that according to fisher’s test, the hypothesis about the adequacy of regression models (2, 3) can be considered correct with 95% reliability. the coefficient of multiple correlation was r = 0.99999, which indicates the high accuracy of the obtained results. а) b) fig. 1. response surfaces of the target functions the wear of the tires of the garbage truck on the front ufa and rear ura axes and its two-dimensional sections in the planes of influence parameters: (а) – ufa = f(m, l), (б) – ura = f(m, l) 62 problems of tribology according to the student’s criterion, it was established that among the investigated factors of influence, the weight of municipal solid waste transported has the greatest influence on the wear of garbage truck tires on both the front and rear axles, and the least – the mileage of the garbage truck. to determine the number of routes of the garbage truck before the maximum allowable tire wear, we will use the following formulas: nmm 1  ; (4) nll 1  ; (5) min hhu  , (6) where m1 – the carrying capacity of the garbage truck, tons; l1 – length of route of the garbage truck, km; n –the number of garbage truck routes; h – tread depth of a new tire, μm; hmin –minimum allowable tire tread depth, μm (for trucks hmin = 1 mm). after substituting formulas (4-5) into dependencies (2, 3), we will obtain dependencies of the number of routes of the garbage truck to the maximum allowable tire wear on the front and rear axles:     2 4 1 1 1 1 min 1 1 4 1 1 2,507 0, 006786 3, 274 10 2,507 0, 006786 1, 637 10 fa m l m l h h m l n m l           ; (7)     2 3 1 1 1 1 min 1 1 4 1 1 3,539 0, 003974 1, 046 10 3,539 0, 003974 5, 23 10 ra m l m l h h m l n m l           . (8) in the fig. 2 are shown the response surfaces of the objective functions – the number of routes of the garbage truck to the maximum allowable wear of tires on the front nfa and rear nra axles and its two-dimensional sections in the planes of the influence parameters, which are constructed with the help of dependencies (7, 8) and allow to visually illustrate the specified dependencies. a) b) c) d) e) f) fig. 2. the response surfaces of the objective functions – the number of trips of the garbage truck to the maximum allowable wear of the tires on the front nfa and rear nrf axes and their two-dimensional sections in the planes of the impact parameters: (а) – nfa = f(m1, l1), (b) – nfa = f(m1, h), (c) – nfa = f(l1, h), (d) – nra = f(m1, l1), (e) – nra = f(m1, h), (f) – nra= f(l1, h) problems of tribology 63 the determination the impact of speed, road surface irregularities, weather conditions and other factors on garbage truck tire wear requires further research. conclusions according to fisher’s criterion the adequate dependencies of tire wear of the garbage truck on the front and rear axles due to the transported mass of municipal solid waste and mileage of the garbage truck were determined. it was established that, according to the student’s criterion, among the investigated factors of influence, the wear of garbage truck tires on both the front and rear axles is most affected by the transported mass of municipal solid waste, and the least – by the mileage of the garbage truck. the response surfaces of the objective functions – tire wear of the garbage truck on the front and rear axles and their two-dimensional sections in the planes of the impact parameters are shown, which allow you to visually illustrate the indicated dependences of the objective function data on individual impact parameters. the dependencies of the number of routes of the garbage truck to the maximum allowable tire wear on the front and rear axles were obtained. the response surfaces of the target functions – the number of routes of the garbage truck to the maximum permissible wear of the tires on the front and rear axles and its two-dimensional sections in the planes of the influence parameters, which allow to visually illustrate the specified dependencies, are constructed. the determination of the impact of speed, road surface irregularities, weather conditions and other factors on garbage truck tire wear requires further research. references 1. khomenko i.m., kindrachuk m.v., kobrynetsʹ a.k. (2010) hranychnodopustymyy znos mashyn [maximum permissible wear of machines]. problems of friction and wear, 52, 28-37 2. dykha o.v.(2018) rozrahunkovo-eksperymental'ni metody keruvannja procesamy granychnogo zmashhuvannja tehnichnyh trybosystem [computational and experimental methods of controlling processes of boundary lubrication of technical tribosystems]: monograph. khmelnytskyi: khnu. 3. ministry of regions. (2016) stan sfery povodzhennja z pobutovymy vidhodamy v ukrai'ni za 2015 rik [state of the field of household waste management in ukraine in 2015]. url: https://www.minregion.gov.ua/wpcontent/uploads/2016/04/zbortpv4-oblasti1.pdf 4. ministry of regions. (2021) stan sfery povodzhennja z pobutovymy vidhodamy v ukrai'ni za 2020 rik [state of the field of household waste management in ukraine in 2020]. url: https://www.minregion.gov.ua/wpcontent/uploads/2021/06/rozdil-4-2020_oblasti.pdf 5. cabinet of ministers of ukraine(2004). postanova № 265 “pro zatverdzhennja programy povodzhennja z tverdymy pobutovymy vidhodamy” [resolution no. 265 "on approval of the solid household waste management program"] . url: http://zakon1.rada.gov.ua/laws/show/265-2004-%d0%bf 6. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck. problems of tribology, 26(2/100), 79-86. 7. kulpin a.g., stenin d.v., kultayev e.e., kulpina e.e., borovtsov v.a. (2016) influence of service conditions of quarry dump trucks on the thermal state large-size tires. proceedings of symposium: coal in the 21st century: mining, processing and safety, 116-119. atlantis press. 8. boltayevich y.u., anvarovich m.a., sobirovich t.s., quvondiq ulug’bek o’g u. (2022) influence of ambient temperature on the intensity of tread wear of large tires. eurasian journal of engineering and technology, 13, 100-105. 9. kravchenko o.p., sakno o.p., lukichov o.v., vynokurov v.d. (2011) analiz modelei rozrakhunku pokaznykiv dovhovichnosti, znosu i resursu pnevmatychnykh shyn vantazhnykh avtomobiliv [analysis of models for calculating durability, wear and service life of pneumatic truck tires]. zbirnyk naukovykh prats donetskoho instytutu zaliznychnoho transportu, 25, 92-95. 10. morozov a.v., bukovskiy p.o. (2018) method of constructing a 3d friction map for a rubber tire tread sliding over a rough surface. journal of friction and wear, 39, 129-136. 11. zakharov s.v., kravchenko o.p., lukichov o.v., sakno o.p. (2011). modeliuvannia protsesu znosu shyn ta matematychni zalezhnosti yoho vid narobitku v umovakh ekspluatatsii vantazhnykh avtomobiliv [modeling of the tire wear process and its mathematical dependence on earnings in the conditions of truck operation], visnyk zhytomyrskoho derzhavnoho tekhnichnoho universytetu. tekhnichni nauky, 3(58), 27-32. 12. lobov n.v., maltsev d.v., genson e.m. (2019) improving the process of transport of solid municipal waste by automobile transport. proceedings of iop conference series: materials science and engineering. 1(632), 012033. iop publishing. 13. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2022) dynamics of wear and tear of garbage trucks in khmelnytskyi region. problems of tribology, 27(3/105), 70-75. 14. andersson o. (2012) experiment: planning, implementing and interpreting. john wiley & sons. 15. berezyuk o.v. (2018) modeliuvannia kompresiinoi kharakterystyky tverdykh pobutovykh vidkhodiv u smittievozi na osnovi kompiuternoi prohramy “planexp“ [modeling of compression characteristics of solid household waste in a garbage truck based on the computer program “planexp”]. visnyk vinnytsʹkoho politekhnichnoho instytutu, 6, 23-28. 64 problems of tribology березюк о.в., савуляк в.і., харжевський в.о. встановлення закономірностей зносу шин сміттєвозів під час транспортування твердих побутових відходів стаття присвячена встановленню закономірностей зносу шин сміттєвозів під час транспортування твердих побутових відходів. за допомогою використання планування експерименту першого порядку з ефектами взаємодії першого порядку методом бокса-уілсона визначено адекватні закономірності зносу шин сміттєвоза на передній та задній осях від перевезеної маси твердих побутових відходів та пробігу сміттєвоза. встановлено, що за критерієм стьюдента серед досліджених факторів впливу найбільше на знос шин сміттєвоза як на передній, так і на задній осях впливає перевезена маса твердих побутових відходів, а найменше – пробіг сміттєвоза. показано поверхні відгуків цільових функцій – зносу шин сміттєвоза на передній та задній осях та їхні двомірні перерізи в площинах параметрів впливу, які дозволяють наглядно проілюструвати вказані залежності даних цільових функції від окремих параметрів впливу. отримано закономірності кількості рейсів сміттєвоза до граничнодопустимого зносу шин на передній та задній осях. побудовано поверхні відгуків цільових функцій – кількості рейсів сміттєвоза до граничнодопустимого зносу шин на передній та задній осях та її двомірні перерізи в площинах параметрів впливу, які дозволяють наглядно проілюструвати вказані залежності. виявлено доцільність проведення подальших досліджень впливу швидкості руху, нерівностей дорожнього покриття, погодних умов та інших факторів на знос шин сміттєвоза. ключові слова: знос, шина, сміттєвоз, тверді побутові відходи, закономірність, планування експерименту. copyright © 2021 o. dykha, a.staryi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 26, no 4/102-2021,42-50 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-42-50 нeat and mass transfer models at boundary lubrication to determine the transition temperatures o. dykha*, a. staryi 1khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: tribosenator@gmail.com received: 18 september 2021: revised: 30 octobert: accept: 15 december 2021 abstract at present, kinetic and thermodynamic methods for assessing the lubricating effect of oils are being increasingly developed. at the limit friction, the reduction of friction and wear of surfaces is due to the ability of the lubricant to form layers of adsorption or chemical origin on the surface. analytical models of transition temperatures and wear in the limit lubrication mode must be used to mathematically describe the processes in the subsystems and the transition between them. the fourier equation of thermal conductivity is accepted as the basic calculated dependence. it is assumed that the process of heat propagation under the conditions of formation of lubricating films is not markovian, i.e. the magnitude of the heat flux is determined by the entire "history" of heat transfer in a certain elementary volume. the equation of motion of a lubricating film over the surface of a body that is being lubricated is obtained from the equation of motion for a newtonian continuous medium. as a result, nonlinear heat and mass transfer models are obtained to determine the transition temperatures in the formation of boundary lubricating films in the concept of structural-thermodynamic approaches to describe the processes of boundary lubrication of surfaces. key words: maximum lubrication, transition temperatures, mathematical model. introduction at ultimate friction, the reduction of friction and wear of surfaces is due to the ability of the lubricant to form layers of adsorption or chemical origin on the surface. at the first stage (fig.1) of interaction of the surface and the lubricant, the adsorbed layer is formed by molecules of the surfactant component. adsorbed films under certain conditions have the ability to self-organize, ie there is a process of dynamic equilibrium between the formation and destruction of adsorbed layers under the action of external factors. when the value of the first transition temperature is reached, the dynamic equilibrium is disturbed and the adsorption layers are destroyed. most modern lubricants contain chemically active components, which at the temperature of chemical modification form chemically modified films on the metal surface, which leads to reduced friction and wear. further increase of external influence leads to complete destruction of the boundary lubricating layer at the second critical temperature. fig.1. the kinetics of the formation of transition temperatures. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-102-4-42-50 mailto:tribosenator@gmail.com problems of tribology 43 analytical models of transition temperatures and wear in the limit lubrication mode must be used to mathematically describe the processes in the subsystems and the transition between them. literatuter review much attention is currently being paid to the study of models of heat and mass transfer during boundary lubrication. the heat transfer phenomenon is beneficial and applicable in engineering, industries, and technological processes. the production of energy with the help of some cheap resources plays a pivotal and renewable role in the industrial development of the countries. in study [1] proposes a torque calculation model that incorporates the boundary conditions of the lubricant flow field and variation of oil film temperature. the torque transfer equation of a multi-plate clutch as related to viscosity was derived by combining the threedimensional navier-stokes equation with the boundary conditions of the lubricant flow field. taking the vehicle transfer case as an example, the equation for the variation in oil film radial temperature was obtained through the thermodynamic model of a flow field. by applying the parameters derived from the temperature equation to the pwa torque transfer model, the values under four working conditions were calculated. the results show that the relative errors between the corrected torque value and the test value under the four working conditions were less than 10%. comparative analysis of simulation and experiment shows that pwa has advantages. in paper [2] the owing to such a significant performance of heat transfer, the steady slip flow and heat transfer of tangent hyperbolic fluid over a lubricating surface of the stretchable rotatory disk is investigated. the governing nonlinear partial differential equations (pdes) have been converted into ordinary differential equations (odes), which are solved numerically using the keller-box method. the upshots of pertinent parameters upon the dimensionless distributions of velocity and temperature are deliberated. the surface drag forces and heat transfer rates are computed, and the effects of governing parameters on them are examined. in [3] the lubrication of the piston skirt-cylinder interface involves multiple physical fields, and these physical fields are coupled. a new method is proposed in this study for modeling and analysis of the lubricated piston skirt-liner interface with multi-physics coupling. the results indicate that although a thinner skirt will affect the stability of piston motion and increase the slapping noise and wear, it will benefit hydrodynamic lubrication between skirt and cylinder and reduce friction power loss. in study [4] the influence of two thermal effects in a low-speed two-stroke diesel engine on piston ring lubrication performance are discussed in detail. for the tdcl, a steady-state heat-transfer model based on sequential fluid–solid coupling is used to solve for the heat-transfer coefficient and temperature on the coupling surface between the cylinder liner and the cooling water jacket. the boundary condition used to calculate the tdcl is the temperature distribution on the inner surface of the cylinder liner calculated empirically and verified experimentally. the results of the tdcl and the astm model are used in the lubrication model to analyze how the thermal effects influence the lubrication performance of the piston-ring– liner tribological pair. a fluid-structure coupling numerical model of an oil-jet lubricated cylindrical roller bearing (crb) in a high-power gearbox is developed, in which the volume of fluid (vof) method and slip mesh model are used. the heat sources of bearing are defined as the transient thermal boundary in [5]. the differences of temperatures between the rigid and flexible bearings are compared. the simulation results are validated by the presented experimental results. it indicates that the oil flow rate, speed, waviness amplitude and order, oil viscosity and nozzle number will significantly influence the bearing’s lubricating characteristics. the flexible bearing model with the transient thermal boundary is more accurate than those of other two models. to suppression the increment of bearing temperature, the waviness should be reduced. advancements in mechanical expertise and rigorous need for gyratory components of machines expedite scientists towards essentiality of the eternal evolution of modified lubricants to corroborate the reliability, innocuous procedure and stability of sundry bearings. to enhance the performances at heftily ponderous load and high velocity, the high molecular polymers are utilized in mechanical bearings as lubricant. these lubricants [6] are non-newtonian in characteristics and comply with different constitutive relationships. one of them is the power law lubricant which complies with ostwald model and is broadly utilized for the engineering lubrication. the derivation of the slip-flow conditions at the interface of bulk jeffrey fluid and the thin layer non-newtonian lubricant is performed over a disk spiraling with simultaneous radial stretching and rotation. to obtain a homogeneous solution, the power-law index is suggested 1/3 and no-slip boundary condition is converted into an incipient slip boundary condition. a single dimensionless slip parameter is introduced to regulate the velocity slip. flow equations are obtained, and the similarity conversion is performed to obtain ordinary differential equations. numerical results are computed to visually perceive the effects of lubrication on the flow field by incorporating the interfacial slip conditions. the presence of the lubrication enhances the fluid velocity and plays major role in the reduction of the skin friction at disk surface. thus, the creation of models of heat and mass transfer during boundary lubrication is a modern problem. main material. models of the formation of transition temperatures during boundary lubrication the gradient law of fourier thermal conductivity can be used in the formation of boundary oil films: 44 problems of tribology tt gtq  , (1) where t q is the heat gradient; grad t g t t   is the temperature gradient;  is the thermal conductivity, [11]. to summarize fourier's law, the maxwell-cattaneo relationship: t t ttt q gq    , (2) where t  is the time or period of relaxation of the temperature field. it is established [5, 6] that the isotropic solid under the conditions of lubrication is affected by the hyperbolic equation of heat transfer: p t t c t tt         2 2 , (3) where  is the the density of the lubricating film; p c is the її molar heat capacity; t  is the density of distribution of heat energy drains. the solution of equation (3) with the necessary initial and boundary conditions corresponds to the propagation of the temperature field with a sharply delineated front, which propagates with velocity: t t a v   , де a is the coefficient of thermal conductivity. p c a    . (4) therefore, equation (3) describes the process of heat propagation with a finite velocity t v . however, the process of heat distribution in the formation of lubricating films is not markov, ie the magnitude of heat flux is determined by the entire "history" of heat transfer in some elementary volume. with this approach, the equation of the relationship between heat flux and temperature gradient will take the form :       t t dgkg 0 , (5) where )(k is the lubrication film temperature field relaxation function; , is the coordinates of this field. if   )( gg , then equation (5) passes into (1), and:     t dk 0 . (6) assuming that the relaxation )(k function attenuates exponentially, ie:               tt k exp)( , (7) you can go from (5) to (2). problems of tribology 45 the heat flux t q and internal energy e of the film, taking into account the relaxation functions, can be found as follows:                      , ; 0 0 0 dtlctee dgkq t t t (8) where value  g and )(t determined by the ratios:         , ;           tt d d gg d d (9) where c is the volumetric heat capacity of the oil;  l is the relaxation function of internal energy, [4, 5]. find the time derivatives of heat flux and internal energy:                                 . ; 0 0 dtltl t c e dgkgk q t t t (10) using the conservation equation for the internal energy in the form: tt divq e    , (11) we obtain the following integro-differential equation of heat transfer in the lubricating film, considering the lubricant an isotropic material:                       t t t dtktkd t l t l t c 00 2 2 . (12) the heat flux determined by relation (5) does not explicitly depend on the instantaneous value of the temperature gradient, but is determined by the entire "history" of heat transfer. however, in explicit form, equation (5) will have the form:         t t dgkgkq 0 . (12) if we use the equation for the internal energy of the film in the form:         t dtltlel 0 0 , (14) then equation (12) will take the form:                     t t t dtktkd t l t l 00 . (15) 46 problems of tribology at   0k this equation will take the form:                   t t t dtkd t l t l 00 . (16) equation (16) can be represented in the form close to (12):                            t t t dtktkd t l t l t l 0 0 2 2 . (17) equation (17) can be considered a mathematical model of the phenomenon of heat transfer by the lubricating film up to the formation of its limit state at temperature 1cr t , determined according to [7, 8] ( 1cr t t  ). the equation of motion of the lubricating film on the surface of the lubricated body is obtained from the equation of motion for the newtonian continuous medium, [11]:   vvpgvv v div grad 3 111                 , (18) where p is the contact stresses in the lubrication zone; v is the the average speed of movement of the lubricating film on the body surface;  is the chemical potential of the surface, [11];  is the chemical potential reduction factor. in the case of uncompressed solid medium in the oil, when the value v div grad rather small, equation (18) turns into the navier-stokes equation:   vpgvv v         1 . (19) in mathematical modeling of the processes of physicochemical transformations of the lubricating film until the values are reached ch t і 2cr t we will analyze the phenomenon of mass transfer in the film itself. to do this, we use fick's diffusion law [10, 11, 12]: q de   , (20) where de is the effective diffusion coefficient; q is the irreversible flow of mass transfer. lubrication filtration transfer in the first approximation obeys darcy's law, [5]: p k v    , (21) where k is the the permeability coefficient of the porous surface structure;  is the dynamic viscosity coefficient of the lubricating film; v is the average mass transfer rate of wear products. from (20) and (21) after the corresponding transformations we obtain the mass transfer equation with a lubricating film:   2 k k dе g              , (22) where  is the porosity or relative fraction of voids of the lubricant: problems of tribology 47 0 lim s v v v v     , (23) where v is the the volume of the element of the porous structure; s v is the the total volume of the rigid frame of the same element;  is the density of surface bodies, g ; g is the acceleration of gravity. the transfer potential in the process of mass transfer is the chemical potential i  transferable component. the chemical potential is related to the concentration of the component i  , with: , ,tpi i i            t i i i t ,          pt p i i           , . (24) for mass transfer at constant pressure, contact stresses and in isothermal conditions: , i i i i p t         , (25) if the deviations of our system from the state of thermodynamic equilibrium are not so large, then the mass transfer flow can be described by a linear gradient law: , i mi i i i i i p t q k k d               . (26) ziegler, [11], showed that the principle of thermodynamics of irreversible processes in combination with the principle of the smallest irreversible forces gives the maximum speed of dissipation. the speed of dissipation (dissipative function of the system) is determined by the ratio:    m m m dw d q g q q d    , (26*) where   m qg is the generalized thermodynamic force that is proportional to the gradient of chemical potential. dissipative function can be introduced without the aid of irreversible force:   0m ir ds d q t d        , (27) де ir d ds        is the entropy flow due to the irreversible process of mass transfer. the principle of maximum speed of dissipation requires ensuring the maximum    m m mд q g q q due to the appropriate choice of transfer flow in the presence of restrictions on the species   0 m qf . we get the solution from the relation:      0   mmm m qfqqg q . (28) condition   0 m qf , де      gm m m mf q д q q q  is a condition for the stability of the process of transition of the system to a state of thermodynamic equilibrium. from relation (28) it follows that: 48 problems of tribology   1 m m d g q q      . (29) determining the lagrange multiplier  , can be obtained:   1 m m m d d g q d q q           . (30) dissipative functions of homogeneous processes satisfy the functional equation:  m m d q f d q    . (31) the condition of stability has the form:  f d d при 0d  . (32) possible dissipative functions for the mass transfer process must be solutions of equation (31) with condition (32). a special case (31) is equation: m m d q d q     . (33) the stability condition (32) in this case will be: 1 . (34) equation (30) can be converted by (31) into a more convenient relationship:     m m d d g q f d q     . (35) the solution of functional equation (33) will be the dissipative function of the form: const m d q    , 1 . (36) using equations (35) and (36) we can obtain the following relationships between the gradient of chemical potential and mass transfer flow: 1 const   m qg , 1 . (37) non-markov process confirms that the magnitude of the mass transfer flow is determined by the entire "history" of mass transfer:       t n m dgmq 0 , 1n . (38) if we explicitly determine the dependence of the magnitude of the transfer flux on the instantaneous value of the gradient of the chemical potential, the relationship (38) will take the form:       t nn m dgmgmq 0 , 1n . (39) problems of tribology 49 assumptions about the exponential attenuation of the relaxation function, ie:               mm m m exp , (40) converts (39) into a ratio of the form:       m m n m q gmmq . (41) in formulas (38) (41) g is thegradient of the chemical potencial. therefore, formulas (22) (41) represent a mathematical model of the actual mass transfer of the lubricating film in the formation of its limit state. from formulas (22) (41) follows the value ch t and 2cr t , [8, 9]. conclusion the nonlinear models of heatand mass transfer for determination transition of temperatures by forming boundary lubricant film according to the conception of structure-thermodynamic approach of description the process of boundary lubricating is developed. references 1. x. liang, l. chen, y. wang, l. a proposed torque calculation model for multi-plate clutch considering boundary lubrication conditions and heat transfer. international journal of heat and mass transfer, volume 157, 2020, 119732, issn 0017-9310. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2020.119732. 2. u. w. khan, i. a. badruddin, a. ghaffari, h. m. ali. heat transfer in steady slip flow of tangent hyperbolic fluid over the lubricated surface of a stretchable rotatory disk. case studies in thermal engineering, volume 24, 2021, 100825, issn 2214-157x. https://doi.org/10.1016/j.csite.2020.100825. 3. b. zhao, x. hu, h. li, x. si, q. dong, z. zhang, b. zhang. a new approach for modeling and analysis of the lubricated piston skirt-cylinder system with multi-physics coupling. tribology international, volume 167, 2022, 107381, issn 0301-679x. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2021.107381. 4. b. jiao, t. li, x. ma, c. wang, h. xu, x. lu, z. liu. lubrication analysis of the piston ring of a twostroke marine diesel engine considering thermal effects. engineering failure analysis, volume 129, 2021, 105659, issn 1350-6307. https://doi.org/10.1016/j.engfailanal.2021.105659. 5. j. liu, z. xu. a simulation investigation of lubricating characteristics for a cylindrical roller bearing of a high-power gearbox. tribology international, volume 167, 2022, 107373, issn 0301-679x. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2021.107373. 6. m.n. sadiq, m. sajid, t. javed, n. ali. modeling and simulation for estimating thin film lubrication effects on flow of jeffrey liquid by a spiraling disk. european journal of mechanics b/fluids, volume 91, 2022, p. 167-176, issn 0997-7546. https://doi.org/10.1016/j.euromechflu.2021.10.002. 7. lubricants: anti-friction and anti-wear properties. test methods: reference book / r.m. matveeevsky, v.l. lashkhi, i.a. buyanovskiy et al. ─ m .: mashinostroenie, 1989. ─224 p. 8. dykha o.v. principles of construction of the structural-dynamic scheme at boundary greasing, theses dopov. international scientific and technical conf. "wear resistance and reliability of friction units of machines (znm-2001)." khmelnitsky: tup, 2001, p. 52. 9. materials in tribotechnics of non-stationary processes / a.v. chichinadze, r.m. matveevsky, e. d. brown et al. ─ moscow: nauka, 1986. 10. bokshtein b.s. atoms wander around the crystal. m .: nauka, 1984 .-207 p. 11. taganov i.n. modeling the processes of mass and energy transfer. l .: chemistry, 1979 .-204 p. 12.tsesnek l.s. mechanics and microphysics of surface abrasion. m .: mashinostroenie, 1979 .-263 p. https://doi.org/10.1016/j.csite.2020.100825 50 problems of tribology диха о.в., старий а.л. моделі тепломасообміну при граничному змащуванні для визначення перехідних температур в даний час все більше розвиваються кінетичні та термодинамічні методи оцінки змащувальної дії масел. при граничному терті зменшення тертя і зносу поверхонь відбувається за рахунок здатності мастила утворювати на поверхні шари адсорбційного або хімічного походження. для математичного опису процесів у підсистемах та переходу між ними необхідно використовувати аналітичні моделі переходів температури та зносу в режимі граничного змащування. за базову розрахункову залежність прийнято рівняння фур'є теплопровідності. передбачається, що процес поширення тепла за умов утворення мастильних плівок не є марковським, тобто величина теплового потоку визначається всією «історією» теплообміну в певному елементарному об’ємі. рівняння руху мастильної плівки по поверхні тіла, що змащується, виходить з рівняння руху для ньютонівського безперервного середовища. в результаті отримано нелінійні моделі тепломасообміну для визначення температур переходу при формуванні граничних мастильних плівок у концепції структурно-термодинамічних підходів до опису процесів граничного змащування поверхонь. ключьові слова: граничне мащення, перехідні температури, математична модель copyright © 2020 a.g. kravcov.this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 3/97-2020, 50-54 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-50-54 evaluation of tribological characteristics of liquid lubricants with fullerene additives a.g. kravcov kharkov national technical university of agriculture named after petro vasylenko, kharkiv, ukraine e-mail: kravcov@gmail.com abstract the paper presents experimental studies of the tribological characteristics of liquid lubricants of various viscosity classes and various groups of operation when using fullerene additives. tribological characteristics were evaluated on a four-ball friction machine according to gost 9490. assessment was subject to: wear rate and critical load, which characterize the anti-wear properties of the lubricant, as well as welding load and bully index, which characterize an anti-bully properties of the material. it is shown that the improvement of the wear index for all oils begins with the concentration 0,2 % masses, fullerenes in the lubricant and does not exceed the values 11,1 … 15 %. at a fullerene concentration less than 0,2 % masses, no positive effect is observed. positive effect 11,8 … 17,4 % characteristic of the indicator – critical load that characterizes the range of performance of anti-wear additives. at the same time, an increase in the critical load begins with concentration 0,1 % masses, fullerenes in a lubricant and manifests itself most effectively at a concentration 0,2 % masses. changes in the magnitude of the welding load during the experiments were not recorded, this allows us to conclude, that the addition of a finely dispersed fullerene powder in a liquid lubricant does not improve anti-bully properties, but is only an anti-wear additive. it is shown that the way to improve the tribological properties of lubricants by introducing a finely dispersed powder of fullerenes in base technical oils is ineffective. it is necessary to develop other, more technological methods and methods for introducing fullerene additives into technical lubricants. key words: four-ball friction machine; tribological characteristics; wear rate; critical load; welding load; bully index; fullerenes; technical oils. introduction in modern condensed matter physics, great interest is shown in the study of nanostructures systems with characteristic dimensions in the range 1-100 nm. in particular, such systems include fullerene clusters. the fullerene molecules themselves are a new allotropic form of carbon, discovered in 1985 year. the most stable of these is fullerene c60. today, the use of fullerenes is of great interest c60, as additives to liquid lubricants. a number of scientific articles have appeared in recent years, where the results of studies of the effect of fullerene additives to lubricants on the processes of friction and wear of metals are presented and a conclusion is made about the prospects of using such additives. an interesting and important feature of fullerene additives is that fullerenes are readily soluble in a wide class of organic and inorganic solvents. at the same time, poor solubility of fullerenes in industrial oils was noted (mineral, semi-synthetic and synthetic). to date, the solubility has been determined and analyzed c60 in a lot of liquids. it is shown that the solubility of fullerenes decreases with increasing polarity of the solvent. a number of unusual properties of fullerene solutions have been revealed, so for some solvents the effect of an anomalous dependence of the solubility of fullerene on temperature was found. at a temperature of about 280 о k the maximum solubility is observed in these systems c60, after which it starts to decrease. another interesting phenomenon observed in fullerene solutions c60, are the processes of formation and growth of clusters, which indicate the proximity of many solutions c60 to the class of colloidal systems. the defining moment of this phenomenon is the fact that the size of the fullerene lies on the border of the definition of the concept of a colloidal particle (according to colloidal chemistry, colloidal particles range in size from one nanometer to several micrometers). the polarity of the solvent also has a great influence on this process. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-97-3-50-54 mailto:kravcov@gmail.com problems of tribology 51 the use of fullerene additives for technical liquid lubricants raises a number of questions about their effectiveness, i.e. influence on anti-wear and anti-bully properties. interest in this phenomenon is of both fundamental and applied nature, which will allow the development of concepts for their application. literature review the authors of the work [1] provides an overview of the literature on lubricants with added nanoparticles. the effect of nanoparticles on the tribotechnical characteristics of oils is analyzed. the work noted that the use of nano-additives to lubricants leads to an increase in the viscosity of the base environment, high bearing capacity of the interface, reducing the coefficient of friction, increasing wear resistance. work [2] contains the conclusions that the characteristics of the lubricant can be improved by using nano-additives. adding nanoparticles to conventional base oils is a promising avenue. the work is devoted to an informative review of the application of nano-additives to liquid lubricants and the prospects for its use in the production of oils. similar conclusions about the prospects of using nanomaterials in liquid lubricants are made by the authors of the work [3]. the works [4 6] devoted to fullerenes as additives to lubricants. the authors note that the use of fullerenes reduces the coefficient of friction and increases the wear resistance of mates. in work [6] it is noted that the concentration of the fullerene additive should be within 0,5 … 2,0 % masses. in work [7] the result of using fullerene is given c60. the authors note a positive effect, however, they conclude that the mechanism of the senergism of fullerenes with base oil is unclear and requires further research. at the same time, it was noted in the work that a decrease in the friction coefficient with the addition of fullerenes to oils can reach 90% compared to base oil. analysis of works devoted to the use of fullerenes as additives to lubricants, allows us to conclude that fullerenes are not dispersed (dissolved) in all industrial oils [8 10]. purpose the purpose of this work is to carry out experimental studies of the tribological characteristics of liquid lubricants in the presence of fullerene additives in their composition. methods the evaluation of tribological characteristics was carried out on a four-ball friction machine according to the method, set out in gost 9490. the use of a four-ball friction machine is regulated by gost 9490–75, in germany din 51350, in usa astm d2783. according to gost 9490–75 the following indicators are determined. 1. wear rate, dw, dimension mm, which is the arithmetic mean of the diameter of the wear spots of three fixed balls. tests are performed under load 196 n, test time 60 minutes. wear rate, dw, mm, characterizes the presence in the lubricant of anti-wear additives. when less the value of wear, then more effective additives in the lubricant. 2. critical load, pcr, dimension n. sets the limit when anti-wear additives lose their effectiveness. this is due to the heat generated in the contact zone of the balls with increasing load. test time – 10 s. the limit of loss of effectiveness of anti-wear additives is determined by the jump of wear spots of the lower balls more than 0,1 mm from the previous value. critical load, pcr characterizes the range of anti-wear additives. when greater the critical load, then more effective the additives in the lubricant. 3. welding load, pweld, dimension n. test time – 10 s. sets the limit when four balls are welded under load in lubricant during operation. gost 9490–75 sets the limit on the diameter of the wear spots of the fixed lower balls. if the diameter is more than 3 mm, the load is considered to be the welding load and further tests are stopped. welding load, pweld, characterizes the presence of anti-bully additives in the lubricant. as the load increases, due to the heat generated on the contact spots, the anti-bully additives lose their effectiveness. there is welding of balls in a pyramid, or fast wear of balls with transfer and spreading of material from a ball on a ball. when greater the welding load, then more effective the anti-bully additives in the lubricant. 4. bully index ib, dimension n. this is an integral characteristic of the lubricant, which combines antiwear and anti-bully properties of the lubricant. the greater the value of the bully index, the more effective antiwear and anti-bully additives in the lubricant. gost 9490–75 was used to test liquid lubricants for various purposes with fullerene additives and determine their effectiveness. experimental studies included the determination of tribological characteristics on a four-ball machine of liquid lubricants of the following operation groups: hydraulic mineral oil, by classification iso corresponds to nm, viscosity class 10, trade mark mgp-10; engine oil, according to sae 30 classification, api cc operation group, trade mark m-10g 2k; gear oil, sae 75w90 classification, api gl-5 service group, trade mark valvoline. 52 problems of tribology fullerenes in the form of fine powder of various concentrations f = 0,05 … 0,30 %, masses introduced into the above-listed technical base oils. results the results of experimental studies for hydraulic oil mgp-10 are presented in the table 1, for engine oil m-10g2k are presented in the table 2, for transmission oil valvoline gl-5 are presented in the table 3. the experimental results were checked for reproducibility by cochran's criterion according to the formulas (1), (2):    n i i p s s g 1 2 max 2 , (1) where s 2 max – the maximum value of the variance for dw, pcr, pweld, ib in accordance; si 2 – the value of the variance i th experiment for dw, pcr, pweld, ib in accordance. the hypothesis was tested: gp <gtab, (2) where gtab – tabular value of the cochren's criterion, with a given confidence level q = 0,90. in the process of experimental studies, the number of repeats of the same type was determined during the experiment, which make it possible to ensure the experimental error at the level of confidence equal to q = 0,90. calculation of the above indicators dw, pcr, pweld, ib allows us to conclude that tests on a four-ball machine of liquid lubricants for various purposes with different concentrations of fullerenes are reproducible and reliable under the condition of three repeats of the same type. in tables 1 – 3 the arithmetic mean values of three repeats of tribological characteristics are given. analysis of the data given in the tables 1 3 allows us to draw the following conclusions. wear indicator dw increases by 11,1 … 15 %, at the same time, the larger value refers to the mgp-10 hydraulic oil, and the lower value refers to the transmission oil valvoline gl-5. it follows from the tables that the improvement of the wear index, which characterizes antiwear properties, for all oils begins with the concentration 0,2 % masses, fullerenes in lubricant. at a fullerene concentration less than 0,2 % masses, no positive effect is observed. this allows us to conclude that there is a boundary in the concentration of fullerene additives in technical oils. table 1 tribological characteristics of hydraulic oil mgp-10 with the addition of fullerenes (f) lubricant dw, mm pcr, n pweld, n ib, n mgp-10 0,65 784 1568 24 mgp-10 + 0,05 % f 0,6 784 1568 24 mgp-10 + 0,10 % f 0,6 823 1568 24 mgp-10 + 0,15 % f 0,6 872 1568 26 mgp-10 + 0,20 % f 0,55 921 1568 27 mgp-10 + 0,30 % f 0,55 921 1568 27 table 2 tribological characteristics of m-10g2k engine oil with the addition of fullerenes (f) lubricant dw, mm pcr, n pweld, n ib, n m-10g2k 0,45 1235 2450 28 m-10g2k + 0,05 % f 0,45 1235 2450 28 m-10g2k + 0,10 % f 0,45 1235 2450 29 m-10g2k + 0,15 % f 0,45 1235 2450 30 m-10g2k + 0,20 % f 0,4 1303 2450 31 m-10g2k + 0,30 % f 0,4 1381 2450 31 problems of tribology 53 table 3 tribological characteristics of valvoline gl-5 gear oil with the addition of fullerenes (f) lubricant dw, mm pcr, n pweld, n ib, n gl-5 0,45 1960 4900 76 gl-5 + 0,05 % f 0,45 1960 4900 76 gl-5 + 0,10 % f 0,45 1960 4900 78 gl-5 + 0,15 % f 0,45 2067 4900 80 gl-5 + 0,20 % f 0,4 2195 4900 82 gl-5 + 0,30 % f 0,4 2195 4900 82 the positive effect is also typical for the index critical load pcr, which characterizes the range of performance of anti-wear additives, i.e. determines the anti-wear properties of the lubricant. the critical load is increased by 11,8 … 17,4 %, the larger value refers to hydraulic oil, table 1, and the smaller value – to the transmission oil, table 3. at the same time, an increase in the critical load for hydraulic oil begins with a concentration 0,1 % masses, fullerenes in the lubricant and manifests itself most effectively in all oils at a concentration 0,2 % masses. this experimental fact makes it possible to confirm the boundary for the concentration of fullerene additives in technical oils. changes in the value of the welding load pweld during the experiments, it was not recorded, this allows us to conclude that the addition of finely dispersed fullerene powder in a liquid lubricant does not improve the anti-bully properties, but is only an anti-wear additive. bully index ib, which characterizes the integral tribological characteristic of the lubricant increases by 7,8 … 12,5 %, the larger value refers to the hydraulic oil and the lower value refers to the transmission oil. the obtained values of the improvement of anti-wear properties coincide with the values obtained by other researchers, a review of whose work is given above. tests of lubricants on a four-ball friction machine are referred to as "hard" tests. for example, when determining the magnitude of the critical load and the welding load, the test time is 10 seconds. this requires the lubricant to quickly respond to changing external conditions and the formation of wear-resistant structures on the friction surface in a short time. conclusions the introduction of fullerene additives in the form of a finely dispersed powder into technical oils of various viscosity classes and various groups of operation improves the anti-wear properties of oils, which are estimated by the wear index (increase by 11,1…15 %) and critical load (increase by 11,8 … 17,4 %). fullerene additives have no effect on the anti-bully properties of base oils, which are assessed by the bully load. this result makes it possible to state that the way to improve the tribological properties of lubricants by introducing a finely dispersed powder of fullerenes into base technical oils is ineffective. as follows from the above analysis of scientific works, such an insignificant effect is typical due to the intense clustering of fullerene molecules in the environment of industrial oils containing surfactants. technical oils act as a highly polar solvent. the experimental results presented allow us to conclude that it is necessary to develop other, more technological techniques and methods for introducing fullerene additives into technical lubricants, the theoretical justification of which was developed in the works [11, 12]. references 1. singh anurag, chauhan prashant, mamatha t. g. a review on tribological performance of lubricants with nanoparticles additives // materials today: proceedings volume 25, part 4, 2020, pages 586-591 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.07.245 [english] 2. shahnazar sheida, bagheri samira, sharifah bee abd hamid enhancing lubricant properties by nanoparticle additives // international journal of hydrogen energy volume 41, issue 4, 2015, pages 3153-3170 https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.12.040 [english] 3. ali imran, basheer al arsh, kucherova anastasia, memetov nariman, pasko tatiana, ovchinnikov kirill, pershin vladimir, kuznetsov denis, galunin evgeny, grachev vladimir, tkachev alexey advances in carbon nanomaterials as lubricants modifiers // journal of molecular liquids volume 279, 2019, pages 251-266 https://doi.org/10.1016/j.molliq.2019.01.113 [english] 4. yao yanli, wang xiaomin, guo junjie, yang xiaowei, xu bingshe tribological property of onion -like fullerenes as lubricant additive // materials letters volume 62, issue 16, 2007, pages 2524-2527 https://doi.org/10.1016/j.matlet.2007.12.056 [english] 5. rapoport l., feldman y., homyonfer m., cohen h., sloan j., hutchison j. l., tenne r. inorganic fullerene-like material as additives to lubricants: structure–function relationship // wear volumes 225–229, part 2, 1999, pages 975-982 https://doi.org/10.1016/s0043-1648(99)00040-x [english] 54 problems of tribology 6. yunusov f. a., breki a. d., vasilyeva e. s., tolochko o. v. the influence of nano additives on tribological properties of lubricant oil // materials today: proceedings available online 14 february 2020 https://doi.org/10.1016/j.matpr.2020.01.447 [english] 7. xiaowei li, xiaowei xu, yong zhou, kwang-ryeol lee, aiying wang insights into friction dependence of carbon nanoparticles as oil-based lubricant additive at amorphous carbon interface // carbon volume 150, 2019, pages 465-474 https://doi.org/10.1016/j.carbon.2019.05.050 [english] 8. bezmel'nitsyn v. n., yeletskiy a. v., okun' m. v. fullereny v rastvorakh // uspekhi fizicheskikh nauk. — 1998, № 11, 1195—1220 [russian] 9. gindzburg b. m., baydakova m. v., kireyenko o. f. [i dr.]. vliyaniye fullerenov c60, fullerenovykh sazh i drugikh uglerodnykh materialov na granichnoye treniye skol'zheniye metallov // zhurnal tekhnicheskoy fiziki. — 2000, № 12, 87—97 [russian] 10. yakh'yayev n. ya., begov zh. b., batyrmurzayev sh. d. novaya smazochnaya kompozitsiya dlya modifikatsii poverkhnostey tribosopryazheniy sudovogo malorazmernogo dizelya // vestnik agtu. ser.: morskaya tekhnika i tekhnologiya. — 2009, № 1, 47—52 [russian] 11 — — 2017, № 1, 89—99 [russian] 12. kravcov a. g. modelirovaniye formirovaniya maslyanoy plenki na poverkhnosti treniya pri nalichii fullerenovykh dobavok v smazochnom materiale i yeye vliyaniye na skorost' iznashivaniya tribosistem // prob — 2018, № 1, 69—77 [russian] кравцов а.г. оцінка трибологічних характеристик рідких мастильних матеріалів з фулереновими добавками. в роботі представлені експериментальні дослідження трибологічних характеристик рідких мастильних матеріалів різного класу в язкості і різних груп експлуатації при використанні фулеренових добавок трибологічні характеристики оцінювалися на четирьохкульковій машині тертя згідно гост 9490 оцінки підлягали: показник зносу і критичне навантаження, які характеризують протизносні властивості мастильного матеріалу, а також навантаження зварювання і індекс задира, які характеризують протизадирні властивості матеріалу показано, що поліпшення показника зносу для всіх олив починається з концентрації 0,2 % мас , фулеренів в змащувальному матеріалі і не перевищує значень 11,1 15 % при концентрації фулеренів менше 0,2 % мас , позитивного ефекту не спостерігається позитивний ефект 11,8 17,4 % характерний і для показника критичне навантаження, яке характеризує діапазон роботи протизносних присадок при цьому, збільшення критичного навантаження починається з концентрації 0,1 % мас , фулеренів в змащувальному матеріалі і найбільш ефективно проявляється при концентрації 0,2 % мас зміни величини навантаження зварювання в процесі проведення експерименту не зафіксовано, це дозволяє зробити висновок, що добавка дрібнодисперсного фулеренового порошку в рідкому змащувальному матеріалі не покращує протизадирних властивостей, а є тільки протизносною добавкою показано, що шлях поліпшення трибологічних властивостей мастильних матеріалів шляхом введення дрібнодисперсного порошку фулеренів в базові технічні оливи є малоефективним необхідно розробляти інші, більш технологічні прийоми і методи введення фулеренових добавок в технічні мастильні оливи. ключові слова: чотирьохкулькова машина тертя; трибологічні характеристики; показник зноса; критичне навантаження; навантаження зварювання; індекс задира; фулерени; технічні оливи. 404 not found copyright © 2022 oleksandr stelmakh, hongyu fu, yiqiao guo, xinbo wang, hao zhang, pavlo kaplun. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022, 6-26 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-6-26 extrusion and rarefaction of lubricant in boundary layer is the key processes of adhesive wear of highly loaded tribocontacts oleksandr stelmakh1, hongyu fu1, yiqiao guo1, xinbo wang1, hao zhang1*, pavlo kaplun2 1school of mechanical engineering, beijing institute of technology, beijing 100081, china 2khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: hao_zhang@bit.edu.cn received: 18 june 2022: revised: 20 july 2022: accept: 29 july 2022 abstract a comprehensive analysis of the adhesion-deformation, elasto-hydrodynamic and hydrodynamic friction models is presented, which describe different modes of lubrication in accordance with the stribeck curve. the main provisions of these models are considered in conjunction with the langmuir-bet theory of adsorption and hertz's elastic-deformation theory of curvilinear contacts. it is shown that the revealed contradictions require their resolution, and the discovered multiple effects need a scientifically based interpretation. it is proposed to develop a more generalized model of friction and wear based on naturally occurring processes that have been hidden from direct observations for a long time. these are: extrusion of lubricating layers in the convergent elastically deformed and rarefaction in divergent elastically deformed regions of tribo-contacts. understanding these processes makes it possible to predict the localization sites and causes of the occurrence of primary subsequent acts of adhesion of friction surfaces and their wear in the following cycle: “rarefaction and desorption of lubricating layers, which leads to deformation destruction of oxide films and adhesion of juvenile surface areas, after which to tearing of a fragment material from the bearing and the neoplasm of the protrusion on the shaft in the divergent elastically deformed areas of the contact. then microcutting by this fragment of the bearing surface occurs with the release of the wear product in the convergent elastically deformed region, which accordingly leads to a change in the actual geometry and tension of the tribo-contact. further, in other areas of the renewed contact, adhesive interaction occurs in other divergent areas according to the same mechanism. a deep understanding of the reasons for the desorption of lubricating layers will make it possible to develop and apply new highly efficient technological and material science methods in order to increase the resource of highly loaded tribo-systems of machines and mechanisms. keywords: macro-friction models; adhesive wear; pressure gradient; cavitation 1. introduction one of the main fundamental tasks of modern tribology is a deep and comprehensive understanding of the relationship of all regular phenomena and processes occurring in tribo-contact. solving this problem will effectively increase the reliability and service life of civil and military equipment, an integral part of which are highly loaded curvilinear tribo-contacts of power plants and other mechanisms. highly loaded modern tribo-contacts are elastically deformed curvilinear discrete microand macrocontacts of solid surfaces with layers of active components (surfactants and others) adsorbed on them that are present in modern oils. obviously, increasing the efficiency of their work is a complex physical-mechanical and physico-chemical problem, the key issue in which is to elucidate the role of hydrodynamic processes in a wide range of tribo-contact operation. the solution of this problem is impossible without understanding the physical model of the key processes that cause wear. modern tribology does not consider these key processes and is based on the three most popular models that describe the corresponding load-speed ranges and tribo-contact lubrication modes: (1) the mode of "boundary" lubrication or boundary friction at low speeds and high loads is described in terms of the adhesion-deformation model of friction and wear. this model covers the left descending branch of http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-6-26 problems of tribology 7 the striebeck curve (fig. 1) in the friction range from starting off, at ultra-low, low speeds to medium. at the same time, the adhesion-deformation model denies any hydrodynamic processes in the boundary layers, which are visually observed and predetermine the occurrence of quasi-dry friction conditions, adhesive interaction of friction surfaces and their wear [1–10]. (2) the mode of "liquid" non-contact friction at high sliding speeds and low loads is described by the classical hydrodynamic friction model [11-14] without wear, which reflects the operation of a radial plain bearing in the range of the right ascending branch of the stribeck graph (fig. 1). in this friction mode, in contrast to the adhesion-deformation model, elastic-deformation processes in tribo-contacts are unfairly ignored. it should be emphasized that in modern highly loaded tribo-systems, the implementation of the hydrodynamic effect of the "oil wedge" at high loads, at low sliding speeds is unlikely and practically unrealizable. within the framework of the hydrodynamic model, the regular processes of extrusion and rarefaction of lubricating layers were not identified and were not taken into account. (3) friction under conditions of mixed or transient lubrication between "boundary" and liquid lubrication modes is described by the elasto-hydrodynamic friction model [15-19], which reflects the transition region of the stribeck curve between the left and right branches. in the elasto-hydrodynamic model, as well as in the hydrodynamic model of friction, the tribo-system is theoretically wear-free. within the framework of this model, the elastic-deformed state of curvilinear tribo-contacts during friction and elasto-hydrodynamic processes in the lubricating elasto-hydrodynamic layer, which is endowed with a bearing capacity during friction, are considered. however, a number of the main provisions of the elasto-hydrodynamic model directly contradict the theory of adsorption–desorption of monoand multimolecular layers on the surfaces of solids by langmuir and bet [20– 22], and also directly contradict the fundamental physical laws of hooke and pascal. in particular, it is incorrect to consider the pressure in the elasto-hydrodynamic film as identical to the contact stresses, which is fundamentally wrong from the standpoint of the bet theory. moreover, it is assumed that no hydrodynamic processes occur during friction of the elasto-hydrodynamic tribo-contact in the elasto-hydrodynamic film; the elasto-hydrodynamic film is a kind of glassy substance in a highly compressed state [15–16]. in addition, the discontinuity of the continuity of the lubricating layer is fundamentally denied in the elastohydrodynamic model, and the natural phenomenon of extrusion, hidden from the eyes, was not detected and was not studied.however, cavitation that occurs in the outlet region of tribocontacts in recent decades, as an effect, has become a research trend in modern tribology [23–46]. the choice of a friction model plays a leading role in understanding the processes that determine the efficiency of the friction unit [47]. an analysis of the adhesion-deformation, hydrodynamic, and elastohydrodynamic friction models leads to the conclusion that each of these models lacks important information about the hydrodynamic processes that naturally occur in the elastically deformed regions of the tribocontact. these are the extrusion of lubricating layers in a converging and their extrusion in an expanding elastically deformed contact area [48]. the purpose of the work is to establish, based on the analysis of existing phenomenological models of tribocontact friction, the relationship between elastic-deformation and hydrodynamic processes of lubricant boundary layers and the primary adhesion of friction surfaces in order to develop a promising new tribocontact friction model, which takes into account the key processes of extrusion and rarefaction of lubricating layers in elastically deformed contact areas. the stribeck curve (fig. 1) — perhaps the only fundamental experimental dependence recognized in tribology, which connects the friction force with the external friction parameters (load, speed) and lubrication conditions (lubricating medium viscosity) simultaneously. fig. 1 graphical illustration of different types of lubrication depending on friction modes 8 problems of tribology this remarkable dependence qualitatively illustrates the behavior of the tribo-system, covering the entire range of its friction during operation: from the starting stage of switching on to operating speeds and subsequent shutdown at each cycle of the entire machine. the generally recognized three characteristic regions of the striebeck curve (fig. 1) describe the corresponding modes of friction and lubrication by three phenomenological models: 1. contact "boundary" lubrication (the left descending branch of the striebeck curve) is considered within the framework of the adhesion-deformation model of friction and wear at high loads and low speeds [25]; 2. theoretically, non-contact "hydrodynamic" lubrication is described by the hydrodynamic friction model, respectively the right ascending branch of the stribeck curve [6-10]; 3. theoretically, contactless "mixed" lubrication, including "boundary" and "hydrodynamic" types of lubrication in an elastically deformed friction contact at moderate speeds and loads, is described by the elasto-hydrodynamic friction model the transition region of the striebeck curve [15-19]. adhesive interaction of friction surfaces with adsorbed lubricant layers and adhesive wear of surfaces, as the main negative process during friction, is considered only within the framework of the adhesion-deformation model. adhesive interaction of surfaces, their submicroand microsetting, the formation of secondary structures during friction, and wear kinetics are the main issues studied within the adhesion-deformation model. within the framework of elasto-hydrodynamic and hydrodynamic, the theoretically direct interaction of friction surfaces is prevented by a lubricating layer, the minimum thickness of which should exceed the sum of roughnesses. therefore, hydrodynamic and elasto-hydrodynamic models are non-contact and wear-free. therefore, the adhesion-deformation model of friction and adhesive wear of friction surfaces, which determines the resource and reliability of the entire mechanism, is of the greatest interest among designers and machine builders. depending on the operating mode of the tribosystem, the graph (fig. 1) shows the contact patterns of two rough friction surfaces separated by a lubricant layer, the smallest thickness of which, in comparison with the roughness, characterizes one or another lubrication mode during friction. however, the minimum thickness of the lubricating layer in tribocontact is not reliably determined by direct measurement methods today, which prevents the establishment of clear boundaries between friction modes, types of lubricant and, accordingly, between the adhesion-deformation, elasto-hydrodynamic and hydrodynamic models that describe them. thus, the same bearing, depending on the friction rate, load and rheological properties of the lubricating medium (viscosity), is considered from the standpoint of these different phenomenological models and the corresponding basic provisions: from contact boundary friction at low speeds and high amonton-coulomb contact loads [47] to hydrodynamic non-contact friction at high speeds and low loads (classical hydrodynamic friction model with lubrication by o. reynolds [11]. in practice, all critical and highly loaded friction units, which are usually enclosed in one lubrication system (lubrication systems for internal combustion engines, gas-turbine engines, transmissions and other power plants and mechanisms), as well as the entire machine, are periodically stopped and cyclically restarted for the duration of operation. to perform the following tasks. after parking for different durations in different conditions, when starting the machine, starting from the moment of starting, with acceleration, bypassing ultra-low speeds, all friction units reach operational speed, load and thermal conditions. when stopping, each tribosystem goes back: from operational load-speed and thermal modes of operation to a complete stop. it turns out that completely different friction models are applied to the same tribosystem with lubrication operating in different speed, load and thermal conditions: adhesion-deformation, elasto-hydrodynamic and hydrodynamic, which have a limited area of use and do not have clear boundaries and applicability criteria. this indicates the need to search for those underlying dominant and key processes that occur during friction that have not come to the attention of tribologists in order to create a more complete and universal model of friction and wear. this work is aimed at such a search, and the presented results and conclusions can sufficiently meet the criterion of scientific novelty of this article. 2. analysis of theoretical positions, experimental phenomena and effects of adhesion-deformation, hydrodynamic and elasto-hydrodynamic models of friction. the left descending branch of the stribeck curve (fig. 1), when friction occurs at ultra-low-low-medium speeds and high loads, reflects the so-called friction mode under “boundary lubrication” conditions, which is described by the adhesion-deformation model of friction and wear (bowden, tabor, kragelsky, demin and others [1-10]). the beginning of the curve on the stribeck diagram corresponds to the maximum value of the friction force that occurs at the moment the tribosystem leaves the state of rest at the very beginning of the relative movement of the surfaces at the points of contact “rest friction”. the law of friction, originally formulated by leonardo da vinci in 1508 in an implicit form as “friction requires doubling the effort if the weight is doubled”, 200 years later amonton was proposed in a quantitative form [47]: friction f f n (1) where the friction force friction f is directly proportional to the load or downforce (normal reaction) n, problems of tribology 9 multiplied by the dimensionless friction coefficient f. in 1875, coulomb proposed a refinement of formula (1): friction f a f n  (2) where a a constant component that occurs in the process of adhesion microseizure of surfaces and is one of the reasons for the mismatch between static friction and sliding friction, that is, the presence of a jump at the beginning of sliding (fig. 1). the adhesion-deformation or molecular-mechanical model of friction is based on the concept of the dual nature of friction and the corresponding two-term friction force formula, which is essentially the amontoncoulomb law (eq. (2)), where a is the adhesive or molecular component of the friction force, and the second term  f n reflects the deformation or mechanical component. the study of the contribution of each of these components of the friction force to its total value according to the eq. (2), carried out by v. hardy [50] showed the following relationship:   : 1:10000f n a  , while i. v. kragelsky [1,10,50] values this ratio as 1:100. consequently, the adhesive interaction of friction surfaces, which leads to adhesive wear, generates the most significant 99% component of the total friction force а, the reduction of which is the most important task of boundary friction tribology. noteworthy is the absence in eq. (1) and eq. (2) of the friction velocity υ, which is the main condition for the friction process itself, as well as the compression force n. 2.1 adhesion-deformation model of friction and wear the main provisions of the adhesion-deformation model: (1) the main position of the adhesion-deformation model of friction and wear is based on the concept of the discreteness of the actual contact of rough elastically deformed surfaces compressed by an external force, which are visualized by the classic schemes (fig. 2(a)). since the surfaces of real solids always have irregularities, the nature of which depends on the material of the contacting surfaces and the method of their processing, the contact of such surfaces is discrete at relatively low compression forces. it is believed that in the elastic contact of the rough surfaces of a friction pair, only a small part of the protrusions of these surfaces is elastically deformed up to 0.001 fraction of the contour area according to [2].that is, the contact area of the surfaces is a set of locally loaded curvilinear quasi-point and quasi-linear microcontacts, which, during friction, interact with each other according to the deformation and adhesion mechanisms, dynamically replacing one contact zone with another. (a) (b) (c) fig. 2. classical schemes of the adhesion-deformation model of friction of surfaces based on the concept of discreteness of actually contacting protrusions of real rough surfaces: 3d-scheme and 2d-scheme (i.v. kragelsky, a.m. demkin) [1,2] (a); a schematic representation of the appearance of mutually elastically deformed sections a and the formation of adhesion sites of setting b after the destruction of the boundary monomolecular lubricant layer on the protrusions of rough surfaces (bowden) [3] (b); cellular structure of nanorough surfaces when the vertices merge into closed cells like honeycombs along the contour (dark areas) with multimolecular lubricant layers inside the contours (light areas) [48] (c). during the friction of such elastic discrete contacts of two surfaces with layers of lubricant adsorbed on them, between the contacting areas of the surfaces, adhesive interaction forces arise in the form of welding bridges (fig. 2(b)) [3,5], which manifest themselves as microseizure, microseizing, tearing of fragments of a less durable material and neoplasms on a more durable one, followed by their cyclic cutting and formation of wear products. this position is limited to reflect the contact of highly rough surfaces or the contact of polished surfaces under low compressive load. the fact is that the adhesion-deformation model of friction and wear originated in the ussr in the first half of the last century in 1939 (a. m. ertel [15]) and was further developed in the ussr 10 problems of tribology (a. n. grubin, 1947; a i. petrusevich, 1951; kragelsky, 1965 [1,16,18]), and in england (d. dawson 1963, 1966, bowden 1968, tabor 1978) [3]. it should be noted that, at that time (1930-1970s), the metalworking industry was at the initial stage of its development and, accordingly, the parts of friction units were manufactured with large errors and deviations, and the surfaces themselves had a relatively large roughness with the parameter ra = 0.25 ... 0.5 microns and more. at the same time, a hypothesis arose about the process of running in new parts as a self-formation of a certain “optimal roughness” in the process of running in machines and mechanisms (at present, a fashionable name is often used self-organization). its essence lies in the fact that smooth polished friction surfaces should not be made, for example, a shaft and a radial plain bearing, since during their running-in the roughness will increase due to adhesive destruction with characteristic tears in the bearing and subsequent microcutting. conversely, a large shaft roughness during friction will somewhat decrease due to deformation shearing, microcutting and adhesive wear. losses for such self-formation of optimal roughness during running-in are inevitable increased friction and high wear intensity with known negative consequences at the initial stage of product operation. currently, in the course of the revolutionary development of machine tool building, materials science, metalworking technologies, as well as methods for finishing friction surfaces in production, nanometer roughness is achieved with a parameter of ra<0.1…0.02 mkm and even with ra<10 nm. a constant increase in contact stresses and an increase in the nanometer quality of surfaces leads to a logical conclusion that with an increase in the compression force of the initially discrete contact areas of nanoprotrusions, their elastic deformation occurs and the dimensions of these actual compression areas will naturally increase. therefore, the generally recognized discrete model of contacting highly polished nano-rough surfaces at constantly increasing contact stresses (for example, 1000 mpa and more in aviation tribo-contacts) should be supplemented with logical processes for increasing not only their actual contact areas, but also their natural and inevitable merging with the subsequent emergence of common for two surfaces of closed cavities (fig. 2(c)). that is, under static compression, in the course of deformation of the protrusions of surfaces with monomolecular layers adsorbed on them, closed contours will appear, inside which there are cavities common to two surfaces, such as many lakes with multimolecular layers of lubricant of different amounts (two, three, and more) according to the type of fig. 2(b)) and 2(c)). therefore, precision engineering is of particular interest to the behavior of boundary layers of lubricant between highly polished nano-rough surfaces with monomolecular boundary layers located on them with a comparable nanometer thickness both under static compression and friction. (2) within the framework of the adhesion-deformation model, the definition of the process of adhesive wear is given as a consequence of the atomic-molecular interpenetration of juvenile contact areas of friction surfaces with subsequent tearing out and transfer of a material fragment from one surface to another and its subsequent cutting with the formation of a free wear particle [1-6]. a prerequisite for the occurrence of adhesive wear is the absence of any films on friction surfaces such as oxides, secondary structures, including monoor multimolecular lubricant layers [48]. it is believed that in real friction units, adhesive wear always manifests itself under the condition that the rate of attrition of various films on the friction surface exceeds the rate of its recovery due to the physical adsorption of the lubricant, or chemisorption, or oxidative processes. depending on the extensiveness of the contact of molecular interaction, adhesive wear is distinguished at the microlevel and macrolevel. at the micro level, the process of molecular adhesion develops on elastically deformable rubbing protrusions of microroughness of rough friction surfaces. depending on the strength of the emerging molecular bonds, destruction is observed both in thin near-surface layers and deep tearing of the metal. in this case, processes of material transfer from one friction surface to another often occur, for example, technological methods of copper plating or friction brassing. the metal particles torn out and stuck to the friction surface are partially cut off or peeled off in subsequent interactions, forming adhesive wear products. the composition of the wear particles is in most cases identical to the base material. adhesive wear at the macrolevel manifests itself in friction units in the form of seizing, deep tearing and seizing. this type of wear, as a rule, manifests itself at high contact stresses, with large tangential and normal forces in the contact zones, leading to desorption of the boundary layers. the intensity of wear during adhesive wear is quite high, and the process itself is accompanied by high values of the friction coefficient, its oscillations with large amplitude and frequency, as well as significant heating of the parts of the friction unit. (3) the third position is related to the ideas about the structure and properties of the boundary layers of lubricant on friction surfaces: the surfaces of solids are always in interaction with the environment, the nature of which depends on the physicochemical properties of the material of the solid and the medium. boundary layers always appear on all lyophilic surfaces of solids wetted with a lubricating hydrocarbon medium, which traditionally contains both surfactants and dissolved molecules of environmental gases (from 8 to 12%) [49]. within the framework of the adhesion-deformation theory, it is believed that monoand multimolecular layers of lubricant with a thickness of 0.01...0.10 μm [1-10] are always formed on the oxide films of the friction surfaces of real parts according to the mechanism of physical and chemical adsorption. it is believed that when the boundary layers of the lubricant are strongly compressed by two surfaces, they acquire the properties of some problems of tribology 11 kind of amorphous “glassy” or “third body” [16-17]. these properties are different from what they would have in an unlimited volume of lubricant. it is also generally accepted that the thinner the layer, the higher its elasticity. the strength of such layers in compression is very high, their modulus of elasticity exceeds the modulus of elasticity of structural materials of friction surfaces and even diamond, which is noted in the works of v. hardy [50] and a.s. akhmatov [10]. a schematic representation of the process of static compression of surfaces with such multimolecular layers of an epitropicliquid crystal structure [51] is shown in fig. 3. (a) (b) (c) fig. 3. schemes of the structure of epitropic-liquid-crystalline oil layers, taking into account active molecules adsorbed on the surfaces (plates with circles) and gases dissolved in oil (transparent circles) between two surfaces with a gap (a); layer-by-layer desorption of supra-monomolecular layers during their static compression by force n1 (b); as well as a diagram of the uniaxial stress state of monomolecular layers adsorbed on friction surfaces at higher compression loads n2 >> n1 (c) [10,50,51]. fig. 3 shows a diagram of the appearance of contact between surfaces and monomolecular layers during compression in accordance with the concept of the epitropic liquid crystal structure of boundary layers of oils on lyophilic friction surfaces [51]. such a representation is consistent with the theories of langmuir and bet, namely: all multimolecular liquid crystal layers located above the monomolecular layer behave like fluid fragments of a liquid in a volume. accordingly, when these fragments are deformed, they flow into the bulk phase in the region of lower pressure, under laboratory conditions, these are regions with ambient pressure atmospheric pressure 0 p . (4) since the monomolecular lubricant layer is capable of withstanding, without collapsing, significant compression pressures [10], it is believed that at ultra-low friction velocities and high loads in the contact zone of surfaces with boundary layers of lubricant adsorbed on them, there are no hydrodynamic processes. this dubious position is too categorical, it is not sufficiently substantiated, and here's why. in accordance with the well-known langmuir and bet adsorption theories [20–22], monomolecular and polymolecular lubricant layers on lyophilic friction surfaces indeed have a high bond strength with the active centers of the surfaces and high elasticity under static compression. however, as extensive research results show, during friction with relatively small loads and low speeds, areas of adhesive setting of surfaces always appear, material is pulled out, which obviously must be preceded by the destruction of monomolecular adsorbed lubricant layers, that is, their desorption. therefore, it is quite logical that the first act of adhesive interaction of surfaces with lubricant layers adsorbed on them or primary adhesion during friction of lubricated surfaces should be preceded by desorption of both multiand monomolecular layers. there is a main hypothesis about the tangential force destruction of lubricating layers at the tops of discrete contacts of rough surfaces under the action of tangential shear stresses [1-3] (bowden, tabor, kragelsky, etc.), which is experimentally insufficiently confirmed. moreover, a.s. akhmatov in his famous work “molecular physics of boundary friction” [10] focused on the fact that no one has reliably observed the destruction of boundary layers by such a tangential mechanism and is a very controversial point of view. another hypothesis of thermal desorption of boundary layers [9] is based on the concept of local temperature flashes that occur at discrete contact areas during friction and can reach 600...1200℃. however, in the initial period of starting from a place, when primary adhesion of friction surfaces occurs, such flashes are not observed and are also insufficiently confirmed experimentally. (5) the maximum contact stresses are calculated according to the hertz formulas [56-57] without taking into account the roughness so that they do not exceed the yield strength of the material. in practice, this situation is extremely rare, in real friction units, as a rule, the maximum contact stresses of tribo-contacts are an order of magnitude less than the yield strength of structural materials. since the primary adhesive interaction of the surfaces of solids and their wear is possible only if there are no multiand monomolecular layers of lubricant on them, as well as any oxidizing [4] and other films, it is obvious that the primary adhesive interaction of "juvenile" surfaces friction must be preceded by desorption of the boundary layer of the lubricant [58-59]. 12 problems of tribology the cause-and-effect relationship between desorption of boundary layers and adhesion of friction surfaces is a key moment for understanding the mechanism of the occurrence of primary, secondary, and so on acts of adhesion in local areas of contacting friction surfaces. primary adhesion when the shaft rubs against the plain bearing leads to tearing out of a fragment of material from the surface of the bearing, then the formed build-up (new formation) on the shaft is cut off when it comes into contact with the formation of a free particle a wear product, and the remaining build-up on the shaft is micro-cutting the bearing. thus, it becomes obvious that it is the desorption of the boundary layers that causes the occurrence of conditions for local quasi-dry friction, as a process preceding the primary adhesive setting of the friction surfaces. primary adhesion leads to an instantaneous change in all contact conditions and violation of all initial friction conditions, which sharply reduces the possibilities of modeling within the adhesion-deformation model. and if we take into account the fundamentally random places of localization of adhesion during friction, as well as the fundamentally random behavior of the friction force due to adhesive wear, then the modeling of tribosystems becomes very far from practice. thus, from the above analysis of the adhesion-deformation model, it follows that a clear understanding of all the phenomena and patterns in the relationship that determine the desorption of lubricating layers during friction under boundary lubrication conditions is extremely necessary. the mechanism of the appearance of primary adhesion during friction of lubricated surfaces is an extremely urgent problem of modern tribology, the solution of which will largely determine the success in creating advanced technology for various purposes. prevention of primary adhesion of friction surfaces requires a deep understanding of all the elementary processes that occur during friction in combination to create effective technological methods in the manufacture of tribosystems in order to reduce or completely prevent their wear during long-term operation. (6) adhesive wear is based on the concepts of molecular adhesion of friction surfaces or “welding”, therefore it is quite obvious that this process must be preceded by the destruction of sufficiently strong mono and multi-molecular lubricant layers, as well as oxidative layers of surfaces. consequently, the organization of adsorption of boundary layers of lubricant on friction surfaces, the creation of frictional contact, the friction of boundary layers and their desorption, followed by adhesion of surface materials, are successive fast processes that can be represented as fig. 4 shows: fig. 4 process of the destruction of lubricant layers and oxidative layers on surfaces according to the authors, unreasonable ignoring the occurrence of any hydrodynamic processes during friction of surfaces with sufficiently strong monoand multimolecular layers of a lubricating medium adsorbed on them at ultra-low and low speeds is the main obstacle to the further development of the adhesionproblems of tribology 13 deformation model. meanwhile, the adhesion-deformation model of friction and wear covers a number of well-known theories, phenomena and effects, among which the following stand out: the theory of oxidative wear of friction surfaces by b.i. kostetsky [4], “the phenomenon of selective transfer of copper” or “the effect of wearlessness” and the theory of hydrogen wear by d. garkunov and others [52-53], “the phenomenon of abnormally low friction” by silin and others [54]. also of interest is the effect of abnormally high wear resistance of a sliding friction pair: a polished shaft a highly rough bearing (i.v. kragelsky) [1]. the question of why rubbing a polished shaft against a highly rough lubricated bearing results in less wear on the latter than rubbing against a similarly polished surface also needs to be explained. in addition, the mechanism of the regular behavior of tribocontacts when starting from a place, when at the moment of the beginning of the movement of richly lubricated surfaces the static friction force significantly exceeds the motion friction force, is not fully disclosed, which also needs a deeper experimental and theoretical substantiation and interpretation. the main drawback of the adhesion-deformation model of friction and wear is the denial of hydrodynamic processes in the boundary layers during friction. therefore, there is no relationship between the elastic-deformation processes of curvilinear discrete micro-contacts and hydrodynamic processes in the lubricant adsorbed on them by monoand multimolecular boundary layers during friction. below [2-5] it will be shown that at the slightest displacement of such contacts, the extrusion of boundary layers immediately occurs in narrowing (converging in the direction of friction the input contact area) and their rarefaction in expanding (divergent in the direction of friction the output contact area) elastically deformed contact areas. 2.2. hydrodynamic model of lubrication without wear the right ascending branch of the striebeck curve (fig. 1), when friction occurs at high sliding speeds in a viscous medium, and with a small radial load n, is referred to as a hydrodynamic or “liquid” friction mode, when smooth surfaces are completely separated by an oil layer of thickness h due to the occurrence it has a sufficiently high hydrodynamic pressure and the so-called “oil wedge” effect is realized. such a friction mode is described by the hydrodynamic friction model [11-14], the classical scheme of which is presented on the example of a radial plain bearing (fig. 5). in accordance with the hydrodynamic model of friction, surface wear is not considered in principle. fig. 5. classical representation of the hydro-dynamic model of friction of a radial plain bearing, which illustrates the occurrence of pressure in the lubricating film (pressure diagram is shown as radial arrows, reflecting the effect of the "oil wedge"), at high shaft speeds ω, at low or moderate radial load n , where it is shown how the rotating shaft “floats up” and shifts in the direction of friction by the eccentricity e, and the axis of the shaft centers, on which the minimum min h and maximum max h clearances of the radial bearing are located, is shifted by an angle β. friction within the framework of the hydrodynamic model is described by the equation of o. reynolds (1886) [11] using various boundary conditions and algorithms in order to determine the load capacity of the lubricating film in the minimum gap between the rubbing surfaces min h . at the same time, the friction coefficient has significantly lower values compared to the “boundary” friction mode within the framework of the adhesion-deformation model. the basic equation of the osborne reynolds hydrodynamic theory allows you to determine the pressure distribution in the lubricating film along the gap of a radial plain bearing according to the formula:  min 3 6 h hp x h     (3) where х – the coordinate in the direction of the shaft movement, h – the value of the current 14 problems of tribology clearance, min h – the minimum clearance between the shaft and the bearing; p the pressure in the oil film, µ – the viscosity of the oil, υ – the peripheral speed of the shaft sliding along the bearing [11]. noteworthy is the absence of load n in eq. (2), which is usually taken into account through the minimum thickness of the lubricating film min h . in this case, any deformation of the surfaces is also not taken into account, as well as their stressed state: the bearing capacity of the lubricating film under pressure is estimated by the excess of the pressure in it, multiplied by the friction area, over the value of the radial load applied to the bearing. the main criterion of the hydrodynamic model of friction is the value of the minimum thickness of the lubricating layer in the bearing clearance min h , which should not exceed the sum of the roughness of the shaft and bearing surfaces  1 2a ar r . unfortunately, today the minimum thickness of lubricating layers minh , as the most important criterion for their non-contact bearing capacity, is not reliably measured and in most cases is a hypothetical speculative value. 2.2.1 the main provisions of the hydrodynamic model of friction of lubricated surfaces (1) the gap of the radial bearing is completely filled with lubricant, there are no end flows of the lubricant, the viscous lubricating layer implements a laminar layer-by-layer newtonian flow. o. reynolds voiced this position at the very beginning of his work, analyzing the beauchamp tower experiments on the instructions of the institute of mechanical engineers in 1883-1884[11-14]; (2) the surfaces do not come into contact, since the minimum thickness of the lubricating layer min h exceeds the sum of the surface roughness  1 2a ar r , therefore, wear of the surfaces is not assumed and is not considered; (3) the bearing implements friction immediately at sufficiently high speeds, which is contrary to practice: all friction units, like all machines, go through the natural stages of starting off, accelerating to operating speeds and operating for the required time, followed by stages of deceleration to a complete stop. (4) when the shaft rubs against the radial bearing, the pressure in the lubricating layer p(x) always exceeds the ambient pressure 0 p ; 2.2.2 actual experimental and theoretical problems of the hydrodynamic model of friction (1) the mechanism of occurrence of the hydrodynamic effect of the “oil wedge” has not been fully disclosed, probably due to the lack of reliable and complete information about the regular extrusion flows of boundary layers, which o. reynolds mentioned at the very beginning of his well-known work [11]; (2) adhesive interaction of surfaces, their wear, as well as their contact, the hydrodynamic model is not provided, although in practice all bearings wear out. it is believed that wear occurs only at the starting and stopping stages of operation. this assumption has not been experimentally proven; (3) calculations of the bearing capacity of lubricating layers based on eq. (3) are not widely used in the design bureaus of machine-building enterprises new friction units are created by improving tribosystems of previous generations using new structural and lubricant materials, coatings and additives, as well as by improving existing manufacturing technologies; (4) in the main equation of hydrodynamic lubrication of the hydrodynamic model (eq. (3)), there is a sliding speed, medium viscosity, minimum thickness of the lubricating layer, but there is no load, which, like speed, is the second main condition for the implementation of the process of friction of solids. the absence in eq. (3) of the value of contact stresses σ(x) of the surfaces in the area of the elastically deformed state of the contact  ;b b  , which are set by the designer and are quite well calculated by the formulas of g. hertz, is the main problem of the hydrodynamic model. the fact is that bearings with a small contact load in modern mechanical engineering are of no practical value, just like a bearing without relative movement of compressed surfaces, that is, without speed (amonton-coulomb eq. (2)). (5) problem of “negative pressure loop” by o. reynolds and half sommerfeld solution (half solution of a. sommerfeld of hydrodynamic friction). in the well-known works of o. reynolds, when describing fig. 10 [11, p. 275], it is noted that in the direction of rotation of the shaft relative to the minimum gap filled with oil, with a flat surface, two symmetrical regions arise: narrowing to the minimum gap convergent, and subsequent expanding divergent. o. reynolds notes that "... if the load (on the liner with a rotating shaft) continues to increase, then the pressure at point a ([11, fig. 1, p. 256]) decreases or even becomes negative." “since the amount of negative pressure that the oil can withstand depends on unexplained reasons, then the ultimate load that provides complete lubrication should be considered one at which the smallest distance between the pin and the liner is equal to half the difference in radii.” further, o. reynolds notes: “fluid pressure on the right side removes the surfaces” (we are talking about the convergent area), but since “the pressure on the left side is negative” (divergent gap area), then “a moment is problems of tribology 15 obtained that rotates towards the surface” shaft. further, when considering fig. 11 in [11], it is indicated that "the pressure is everywhere positive ... therefore, the pressure everywhere tends to push the surfaces apart." in further reasoning, starting from the description of fig. 12, o. reynolds, based on the experiments of b. tower, only a few times mentions "negative pressure in the lubricating layers", which then leads to "rupture of the oil layer" [11], p. 284, it is interpreted as follows: “whether this negative pressure occurs or not depends on whether the lower end of the insert is completely immersed in the oil bath or not. usually, such a case does not occur. if this happens, it still remains unclear how far the negative pressure can go ... we can only say that it is not lower than atmospheric pressure. such reflections of the great o. reynolds regarding the "negative pressure" in the divergent areas have not received a clear interpretation to this day. brilliant calculations of the pressure in the lubricating layer of a radial plain bearing by a. sommerfeld [11] also indicate the occurrence of a “negative pressure” in the lubricating film in the divergent contact area. however, the categorical, initially introduced by o. reynolds, the main position of the hydrodynamic model of friction about a completely filled gap between the trunnion and the bearing, led to the beautiful centrally symmetric pressure distribution curve in the lubricating layer of a. sommerfeld, with positive and "negative" values, the scientific community has recognized only half of this curve, where the pressures are always not "negative", that is, greater than "zero". then the "negative" part of the local pressure distribution curve in the lubricating layers was equated to constant values of ambient pressure, that is, to atmospheric pressure. the problem of the “negative friction loop in the lubricating layer” of reynolds-sommerfeld (according to a. cameron [55]) remains relevant, as well as the accepted terms “half sommerfeld solution” [11]. looking ahead, the authors believe that the resolution of these issues lies in the absence of a connection between the stress state of the surfaces and the local pressure in the lubricating layers between them with the ambient pressure 0 p . the fact is that the microvolume state of lubricating layers of real droplet liquids in contact under compression is naturally characterized by flow properties due to their practical incompressibility. also, in accordance with the theories of adsorption by langmuir and bet [20–22], under external influence, namely, when surfaces with multimolecular boundary layers are compressed, which is characteristic of friction, all over monomolecular layers of adsorbed liquid molecules (the second, third, and so on layers) behave like a liquid. only a monomolecular layer is capable of withstanding colossal compressive loads, since their modulus of elasticity is commensurate with the modulus of elasticity of the strongest structural materials. but under conditions of local rarefaction, all lubricating layers, including the monomolecular layer, in accordance with adsorption-desorption isotherms, can easily evaporate from surfaces that is, desorb, which causes the conditions of quasi-dry friction and primary adhesion. (6) the phenomenon of asymmetric wear observed and described by a. sommerfeld on the bearings of wheel pairs of trains after their long-term operation [11] lies in the fact that the greatest destruction and wear of radial plain bearings in the vast majority of cases occurred in the area where the shaft came out of contact, that is in the divergent area. when examining the bearings of the axle boxes of locomotives in the wittenburg repair shops after their long work, i visually observed some regularity in the wear of the plain bearing shells. in the work “on the theory of friction during lubrication” [11], sommerfeld wrote: “out of 20 bearings, 16 were worn more in front (in the direction of rotation, that is, in the divergent contact area), only two were worn more in the back (that is, in the convergent), while for the remaining two liners, the position of the place of greatest wear was unclear. in another series of cases, when examining 20 bearings, the results were as follows: 14 were worn more in front, 5 more in the back, and for one liner, the position of the point of greatest wear was indeterminate. a. sommerfeld attributed this interesting fact to the confirmation of the hypothesis of a significant decrease in the lubricating layer in the divergent area of the plain bearing shells. the mechanism of this phenomenon and the reasons for its occurrence have not been disclosed to this day. 2.2.3 the main disadvantages of the hydrodynamic friction model (1)denial of wear of the friction surfaces in the implementation of the hydrodynamic effect of the "oil wedge". the authors believe that adhesive wear occurs during fluid friction, as well as in other modes of friction during lubrication, only with a lower intensity. (2)the minimum thickness of the lubricating layer min h , as the main criterion of the hydrodynamic model, has not been reliably measured to this day, so the model itself remains more theoretical. (3)lack of connection between the elastic-deformation state of tribo-contact surfaces and hydrodynamic processes in lubricants adsorbed by monoand multimolecular boundary layers on friction surfaces. it will be shown below that all tribo-contacts are subjected to elastic deformation, and especially highly loaded ones, in which, at the slightest displacement in the boundary layers of the lubricant, extrusion immediately occurs in the narrowing and rarefaction in the expanding elastically deformed contact areas. 2.3 elasto-hydrodynamic friction model without wear the transition area of the stribeck curve (fig. 1) between the boundary (left branch) and hydrodynamic (right branch) modes of friction with lubrication is described from the standpoint of the elasto-hydrodynamic 16 problems of tribology friction model [15-19], which is presented in the form of a scheme that has become classical (fig. 6). this model arose as a result of an attempt to combine the adhesion-deformation and hydrodynamic models into a certain generalized model and is very popular in modern tribology. fig. 6. scheme of the elasto-hydrodynamic friction model, where its main provisions are reflected: 1. the elastically deformed surfaces of the curvilinear contact are parallel; 2. the lubricating layers are strongly compressed from above and below by parallel compressing surfaces and have a constant thickness 0 h ; 3. the distribution of pressure in the lubricating film p(x) (ehl pressure) is everywhere greater than atmospheric 0 p and is identical to the contact stresses σ(x) according to g. hertz, that is, p(x)=σ(x); 4. contact stresses in the output region have a “petrusevich peak”, where the temperature т is maximum, and the thickness of the lubricating film is minimum min h , which should exceed the sum of surface roughness   1 2a a r r ; 5. direct contact of the surfaces is not provided, therefore friction according to the elasto-hydrodynamic model is theoretically wear-free. the elasto-hydrodynamic friction model of grubin, ertel, petrusevich and others [15-19] has become a classic and is presented in the form of a diagram (fig. 6) in numerous textbooks on tribology for undergraduate and graduate students of higher technical educational institutions in the specialties "tribology", "tribo-technics", "engineering". 2.3.1 the main points on which the elasto-hydrodynamic model is built (1) according to the scheme (fig. 6), in curvilinear axisymmetric surfaces during their compression, the hertzian contact stresses σ(x) are distributed axisymmetrically in the form of a semi-ellipse with respect to the vertical axis of symmetry oy. the half-width of the elastically deformed contact b, the distribution of contact stresses σ(x) of elastically deformed curved surfaces under the action of an external compressive force n within the contact width  ;b b  , as well as the maximum contact stresses are calculated using the well-known formulas of g. hertz. as applied to the timken scheme “a model cylindrical shaft with radius r and length l – a flat surface”, these formulas have the following form:   2 max 1 x x b          (4) where the maximum design contact stresses of elastically deformed curved surfaces under the action of an external compressive force within the contact width  ;b b  without taking into account roughness are calculated by the following formula: max 2 0.418 red e n l r   (5) problems of tribology 17 the half-width of a line contact is given by the following formula: 2.15 red nr b le  (6) where in eq. (5) and eq. (6) the reduced modulus of elasticity is determined by the formula:     2 2 1 1 2 2 2 2 1 1 2 2 (1 ) 1 2 (1 ) 1 red e e e e e           (7) where the modulus of elasticity of the shaft material, the modulus of elasticity of the material of the flat model bearing according to the timken scheme, and – the poisson's ratios of the shaft and flat bearing materials, respectively. such formulas are of tremendous importance and are widely used in the strength departments of all design bureaus of modern aviation and other types of mechanical engineering. according to hertz, the main parameters of a stress-strain curvilinear contact are: contact half-width b, maximum contact stresses max  and their distribution in the form of a semi-ellipse. at the same time, it should be remembered that these parameters are calculated with a number of assumptions, such as: the surfaces are perfectly smooth, which is practically not achievable; contact is realized in absolute vacuum without any substances on them, which is also practically impossible. created on the basis of g. hertz's formulas, modern software packages for calculating the stress-strain state of tribocontacts are practically not connected with any of the above-mentioned adhesion-deformation, hydrodynamic and elasto-hydrodynamic models due to the great inconsistency of their main provisions. in fact, calculation software packages, for example, for rolling bearings, are based on formulas obtained exclusively empirically, which include many coefficients that reflect both the influence of real roughness and the influence of the lubricating medium, temperature and other operational factors. such software packages are of enormous value and are the subject of know-how of well-known leading companies in the world of mechanical engineering. therefore, these modern methods for calculating tribosystems are constantly being improved and still need to correctly reflect all the real processes in the lubricating film during friction of elastically deformed tribocontacts, which are not taken into account either in adhesion-deformation, or in hydrodynamic, or in elasto-hydrodynamic models of friction. (2) the lubricating layer is limited by parallel elastically deformed surfaces and has a constant thickness h0, and the pressure in the compressed lubricating layer p(x) in any contact area is constant and is always greater than atmospheric p0; (3) the lubricating film under the action of high (more than 400 mpa) contact stresses (according to grubin) becomes a super viscous, “glass-like”, or “amorphous substance” [15-16], that is, not fluid, in which the pressure is identical to the contact stresses p(x)σ(x). hydrodynamic processes in this so-called elastohydrodynamic film are considered one-sidedly: only from the standpoint of pressure increases in the elastohydrodynamic film, which determines its carrying capacity by balancing the load; (4) since, during friction, the gap h0 of curved compressed surfaces is parallel to the plane, accordingly, the thickness of the compressed lubricating film is also practically unchanged with a slight thinning to min h (fig. 6) at the exit of the surfaces from the contact, which is explained by its heating during friction and a decrease in effective viscosity in this area. (5) it is generally accepted that with increasing load, the area of the curvilinear contact with increasing contact width  ;b b  increases, the distributed contact stresses σ(x) and their maximum values max decrease, and therefore the bearing capacity of the lubricating layer in the elasto-hydrodynamic film, increases. (6) as in the hydrodynamic model of friction, within the framework of the elasto-hydrodynamic theory, it is assumed that the surfaces at different speeds never come into direct contact due to small surface roughness, the sum of which  1 2a ar r is less than the minimum thickness of the elasto-hydrodynamic film minh . in this case, the lubricating medium is considered as a newtonian homogeneous fluid. accordingly, the practically observed wear of the surfaces is associated only with the starting modes of friction when starting from rest, which is described by the adhesion-deformation model of friction and wear. at subsequent stages of friction with acceleration at ultra-small, low-medium sliding speeds up to operational friction speeds, wear of the surfaces theoretically does not occur. 2.3.1. problematic issues of elasto-hydrodynamic friction models (1) the elasto-hydrodynamic model, like the hydrodynamic model, is a model of wear-free friction. the elasto-hydrodynamic models take into account the stress state of surfaces in contact one-sidedly from the 18 problems of tribology standpoint of an increase in the contact area due to elastic deformation and an increase in pressure in the lubricating elasto-hydrodynamic film, which is incorrectly identified with contact stresses. other processes, such as rarefaction, reverse flows and end lateral overflows, are not considered. (2) identification of the pressure in the elasto-hydrodynamic film and the contact stresses is a very doubtful statement, since, to date, physical scanning and measurement of local pressure in the elastically deformed region of the tribo-contact during friction in dynamics has not been performed by anyone, with the exception of [48]. (3) the minimum thickness of the lubricating layer min h , which is the main parameter of the tribocontact and a criterion in the elasto-hydrodynamic model, as well as in the hydrodynamic model, is not reliably measured today, but is speculatively postulated in a certain range from fractions to tens of micrometers. (4) it is noteworthy that in the fluid friction mode, in accordance with the elasto-hydrodynamic and hydrodynamic models, the surfaces do not wear out, however, operating practice indicates the opposite: all friction surfaces wear out and it is not a fact that adhesive wear occurs only in starting modes, which is described within the adhesion-deformation model. 2.3.2. critical analysis of the main provisions of the elasto-hydrodynamic friction model the elasto-hydrodynamic model arose as a result of a search for a model that would cover the entire range of bearing operation from ultra-low to high speeds and loads in an elastically deformed contact area and under different lubrication conditions. in the course of the analysis of the main provisions of the elastohydrodynamic model, contradictions are found with the fundamental physical laws of hooke's deformation of solids, pascal's hydrostatics, and the theories of adsorption by langmuir and bet [20–22]. thus, according to the elasto-hydrodynamic model, in the region of maximum contact stresses (fig. 7), the elastic deformation of the surfaces is the same as on the periphery of the contact, where the stresses are very small. this contradicts hooke's law, according to which the amount of deformation is directly proportional to the applied force, in our case, contact stresses. consequently, the curvilinear tribo-contact, in accordance with hooke's law, is clearly inhomogeneous (in the center, where the greatest stresses are, the elastic deformation will be significantly higher than in the edge regions. therefore, the gap profile will obviously be axisymmetric in the form of a fillet tapering towards the middle on the left and right (fig. 7(a)). when choosing the direction and the beginning of friction, it is also obvious that three elastically deformed characteristic regions will appear (fig. 7(b)): a narrowing or confusing elastically deformed region, a transition elastically deformed region and an expanding or diffuse elastically deformed region. since adhesive wear occurs only in elastically deformed regions (wear in non-contact regions with a gap is unlikely), it is these regions that require close attention to determine the causes and patterns of primary adhesion. having answered the questions: in which of the three elastically deformed regions (confusing elastically deformed region, diffuse elastically deformed region or transition elastically deformed region) and why does primary microadhesion occur, we will be able to counteract it more consciously and effectively. (а) (b) fig. 7. scheme of the formation of an elastically deformed linear contact of the shaft surface with a flat model bearing scheme of the formation of an elastically deformed linear contact of the shaft surface with a flat model bearing under static compression (without friction) with adsorbed layers of lubricant in the form of a fillet, as well as diagrams of contact stresses in the form of a semi-ellipse according to hertz   h x and in the proposed by the authors exponential distribution of hertz-gauss-euler   h g e x   relative to the ambient pressure 0 p on the corresponding elastically deformed surfaces with the width of the curvilinear contact  ; h h b b  and problems of tribology 19  ; h g e h g e b b       (а). gap profile in the form of a fillet and the appearance of three characteristic regions in an elastically deformed contact: convergent (confusing elastically deformed region), where     0 d x d x   transitional (transition elastically deformed region), where     ~ 0 d x d x  and divergent (diffuse elastically deformed region), where     0 d x d x   at friction with shaft rotation frequency ω – (b). within the framework of the elasto-hydrodynamic model, it is assumed that the thickness of the lubricating film in a curvilinear contact is constant and has the same value, which already contradicts the mono and themselves as liquids. in accordance with this, even with static compression of surfaces with lubricating adsorbed layers, all supra-monomolecular layers will be squeezed out and flow into areas with lower pressure, and their microvolume pressure will tend to the oil pressure in the volume, in accordance with their main property fluidity and pascal's law. therefore, in the case of a curvilinear contact, fragments of the boundary layers of the lubricant under the action of an external compression load in the convergent region realize extrusion. looking ahead a little, we say that the extrusion of the lubricating layers will occur only in the narrowing convergent elastically deformed area of the tribocontact, where the lubrication fragments will be squeezed out in the opposite direction of friction and flow along the shortest path to the area where the oil pressure in the volume is minimal, which under normal conditions corresponds to atmospheric 0 p . in addition, within the framework of the elasto-hydrodynamic model, a number of experimentally established effects were found that do not find their unambiguous explanation: (1) thermal effect of murch and wilson in the input area of the contact [19], which means that during friction of an elastically deformed curvilinear contact, the highest temperature occurs in front of the contact. the causes and mechanism of this effect have not been fully elucidated. (2) peak petrusevich the peak of the increase in contact stresses that occurs during friction in the output region of the elastically deformed contact, is associated with thinning of the lubricating layer in the "rear half of the contact", that is, in the output contact zone. this peak was observed at stresses of at least 200–300 mpa and is explained by its author [17-18] by the fact that the lubricating layers, passing through the contact zone, pass into a “quasi-plastic” or “amorphous” state with special properties of a certain “third body” according to grubin [16]. in the input and central contact areas of the elasto-hydrodynamic, the lubricant film heats up, its thickness decreases, and the contact stresses increase in the form of a peak, not exceeding the maximum values of the contact stresses determined by the formulas of g. hertz (4-7) [17]; (3) the hydrodynamic effect of the “oil wedge” is also not fully disclosed, and such a main criterion for the bearing capacity of a lubricating elasto-hydrodynamic film, such as its minimum thickness min h has not been reliably measured for more than 100 years. (4) cavitation in lubricating layers of elasto-hydrodynamic films, over the past 60 years, has become another effect in lubricating layers during friction, which has literally become a real trend in tribological research [23-46, 60-61]. during this time, the tribological literature on cavitation in lubricating layers during friction presents extensive results, most of which are aimed at determining the role and influence of cavitation bubbles on the bearing capacity of lubricating layers. many researchers believe that frictional cavitation negatively affects the bearing capacity of lubricating elasto-hydrodynamic films in accordance with the postulates of the elasto-hydrodynamic model and can lead to adhesive wear. in widely known and popular works on this topic with extensive reviews and in-depth analysis of previous studies [60-61], as well as in reports from various research laboratories, friction cavitation is mostly explained from the standpoint of classical hydrodynamic cavitation at very high friction velocities. (700-15000 min-1) [60-61]. a number of researchers associate the phenomenon of cavitation with dynamic oscillatory processes of surfaces in the radial direction due to the existing natural deviations of the shaft from the ideal geometric shape relative to the axis of rotation, which leads to oscillatory-pulsating radial loads per shaft revolution. the role of cavitation in tribological contacts has been discussed by many authors in relation to the bearing capacity of the lubricating film, namely its effect on the continuity and thickness of the elasto-hydrodynamic lubricant film to determine the role of cavitation in frictional losses and wear of plain bearings [23-46]. 2.4. the effect of cavitation during friction the vast majority of works on cavitation during friction are in the nature of mathematical models and algorithms with different boundary conditions, by improving the reynolds equations, to calculate the bearing capacity of the lubricating elasto-hydrodynamic film in the gap of a radial plain bearing, taking into account cavitation phenomena. one of the very first works that led to the emergence of the cavitation direction in tribology was the work of floberg [24, 60-61]. many works devoted to the calculation of plain bearings and 20 problems of tribology optimization of their parameters were aimed at determining the field of hydrodynamic pressures under the swiftstieber boundary conditions by integrating the generalized reynolds equation. however, the application of the swift-stieber boundary conditions led to an imbalance in the consumption of the lubricant entering the lubricant layer from the source and flowing into the bearing ends. therefore, the jacobson–floberg–olson (jfo) boundary conditions became more correct, and the first efficient algorithm that indirectly included the jfo boundary conditions was developed by elrod and adamson [27] in 1974.this algorithm is based on the finite difference method (fdm) and divides the solution region into two the active region, where there is no cavitation and the lubricant completely fills the gap, and the cavitation region, where the lubricating layer breaks. the division into active area and cavitation area is done by using the original switching function. the flow in the cavitation region was considered as two-phase, consisting of liquid and gas (vapor) phases, with a uniform density, and the flow in the active region was considered as compressible with a constant modulus of elasticity. despite the fact that elrod's algorithm is successfully applied in the theory of lubrication, the problems of convergence of calculation results remain unresolved [28]. many researchers have worked and continue to work on improving the elrod algorithm, applying it to different tribo-systems. so in 1986, brewe [29] applied the elrod algorithm to the study of dynamically loaded plain bearings. brewe used an implicit alternating direction method, then, together with woods [30], applied multigrid methods to increase the speed of convergence of the calculation results. in modern mechanical engineering and, in particular, in engine building, in order to increase the resource, studies of the influence of deviations of the microand macro-geometry of friction surfaces from the ideal geometric shape are widely used. in addition to the structurally specified, macro-deviations are associated with natural errors in the processing of friction surfaces, load and thermal deformations, as well as friction and wear processes during the operation of tribocouples in the composition of the product. therefore, vijayaraghavan and keith [31-32] modified the elrod algorithm using different finite difference schemes for two flow regions, which improved its numerical stability, which was applied by qiu and khonsari [23] for textured thrust bearings. qiu and khonsari used a multi-grid method with seidel's iterative scheme, and later they [33] applied the algorithm in conjunction with patir and cheng's method to investigate the effect of roughness within textures. also in 1991, kumar and booker [34-35] proposed an algorithm for transients optimized for the finite element method, which was applied by the authors of [36] to textured surfaces, taking into account roughness. other fem-based models have been developed by shi and paranjpe [37], hajjam and bonneau [38].another approach by gherca et al. [39] was implemented to study textured flat bearings under stationary and transient conditions. the cavitation algorithm was developed by payvar and salant [40] in 1992. based on elrod's theory, they developed a finite difference version of the algorithm with optimized numerical stability. their model was adapted for mixed lubrication by wang et al. in 2003 [41] using the method of peter and cheng as a rough surface contact model under real misalignment conditions in radial and thrust plain bearings. in [42], the authors used the payvar and salant algorithm to develop a universal reynolds equation that allows one to simultaneously calculate macroand micro-cavitation in plain bearings with rough surfaces. the payvar and salant algorithm is being applied to study lip seals with mixed lubrication [43], textured thrust bearings, and textured seals with rough surfaces [44-45]. xiong and wang [46] carried out a detailed analysis of the numerical implementation of this model by the finite volume method. it should be noted that almost all of the above works [23-46,60-61] on cavitation in the lubricating layers of plain bearings are of a fundamental theoretical nature, and it is too early to talk about their applied use. about the probable occurrence of cavitation in lubricating layers during rolling friction, in the wellknown work of d. klamman (1988) [62], on page 50, only a hypothesis was put forward that cavitation may occur in the rolling contact, which can lead to the destruction of surfaces with scaly petal look and pitting. these surface damage in the form of petals externally look like flakes raised in the rolling direction precisely in the areas where the surfaces of the rolling bodies roll out, which we also observed, that is, in the divergent areas. then the scientific editor of the translation sharply criticized this hypothesis: "this statement is the personal opinion of the author (d.klamman) and is not confirmed by official science (tribology)." to a lesser extent, experimental works have been published with a detailed description of the methodology for conducting experiments and tangible results, which makes it difficult to reproduce them. thus, a visible violation of the continuity of the lubricant flow when the shaft slides along a glass radial bearing in the zone of minimum clearance, that is, cavitation in the form of air gaps between oil streams, was observed as early as 1920 [63] by hyde. a glass bearing and fluorescent lubricating oil were used by cole and hughes [64] in the study of the "negative pressure loop" of o. reynolds in the area of the shaft exit from the contact, where the pressure reached 35...70 kpa (at atmospheric pressure approximately 102 kpa). a.cameron (1962) [55] compared such pressure with real surface contact stresses, which usually amount to tens and hundreds of mpa and are two orders of magnitude greater than the pressure in the lubricating layer. therefore, a. cameron concluded that these negligibly small quantities can be neglected. cavitation in lubricating media during friction has also become the subject of many inventions and patents for methods and devices for its detection in the ussr, the usa, and china [65–67]. however, the main questions: where and why does cavitation occur during friction and how is it related to the primary adhesive wear today remain unanswered. the main drawback of the elasto-hydrodynamic friction model is the absence of a relationship between the elastic-deformation processes between the contact surfaces and the hydrodynamic problems of tribology 21 processes in the mono-multimolecular boundary layers of the lubricant adsorbed on them during friction. the hypothesis about the elasto-hydrodynamic film as some kind of amorphous substance is not valid, since it directly contradicts the bet theory and pascal's law. it will be shown below that the elastic deformation of surfaces and especially highly loaded tribocontacts at the slightest displacement immediately leads to the appearance of extrusion in narrowing and rarefaction in expanding elastically deformed contact areas. 2.5 adsorption all three characteristic areas of the stribeck curve (fig. 1) for real highly loaded friction units have a common condition the obligatory presence of lubricating layers on the friction surfaces. therefore, the above analysis of the main friction of adhesion-deformation, elasto-hydrodynamic and hydrodynamic models should be supplemented with information about the surface adsorption of lubricants as the main process that ensures the very presence of boundary lubricant layers on friction surfaces. adsorption, as a process of concentration of a substance in the boundary layer at the contact boundary of different phases, as applied to tribology, covers two groups of phase separation such as "solid liquid" and "solid gas". the last group is not considered within the framework of this article, due to the fact that we are talking about highly loaded friction units, which cannot work for quite a long time without a lubricant in real technology. at the same time, the friction surfaces are an adsorbent, and surfactants are an adsorbate, which are always present in a dissolved form in modern lubricants, which are adsorbents. it is known that the adsorption of a lubricant boundary layer on friction surfaces, depending on the nature of the acting forces, proceeds through two main mechanisms, which are distinguished as physical adsorption and chemisorption. during physical adsorption between the molecules of the adsorbate and the active centers of the adsorbent, van der waals forces act mainly, which have a dispersion, orientation, and induction character. the peculiarity is that these forces act between molecules or atoms that are in different phases. physical adsorption, in contrast to chemisorption, is reversible and is most characteristic of lyophilic friction surfaces of real parts when they interact with modern lubricants, in which the most active adsorbate is surfactant molecules. at the same time, one cannot ignore the formation of secondary structures on friction surfaces in lubricating media as a result of chemisorption, which play an important role in the friction process and especially during long-term operation of tribo-systems. the theory of adsorption of a monomolecular langmuir layer [20–22] on a friction surface describes well the dependence of the adsorbate concentration on pressure using adsorption isotherms with increasing pressure. obviously, as the pressure on the surface decreases, the adsorption isotherms become desorption isotherms. the bet multilayer theory of adsorption (fig. 8) includes five main types of isotherms, which, depending on pressure, make it possible to predict the rate of adsorption-desorption and the thickness of adsorption layers, depending on the nature and properties of both the lubricating medium and the surface on which adsorption occurs. the modern literature contains tens of thousands of adsorption-desorption isotherms obtained for a wide variety of solids and liquids. however, most of the physical adsorption-desorption isotherms according to the iupac classification are based on the classical adsorption isotherms from i to v (bet), and according to the classification first proposed (1935-1940) by s. brunauer, l. deming , w. deming and e. teller (bddt) already have them vi. these types of isotherms are shown in fig. 9. type i characterizes adsorption on surfaces with micropores, which are close to real rough friction surfaces. type ii and iii isotherms are characteristic of macroporous materials often used in plain bearings. isotherm types iv and v, which have a hysteresis loop, reflect capillary condensation in narrow gaps of near-contact elastically deformed sections of discrete protrusions of friction surfaces with adsorbed layers, that is, near actual contacts with a microrelief that is always present during compression of friction surfaces. the type vi isotherm describes the layer-by-layer filling of surfaces with adsorbate molecules and is extremely rare, for example, when nitrogen is adsorbed on the surfaces of some types of activated carbon. common to all types of adsorption isotherms is that when the pressure is lowered, the opposite to the adsorption process occurs the desorption process, when lowering the pressure to ultra-low values leads to the fact that the concentration of adsorbate molecules tends to zero (fig. 9). fig. 8. bet multilayer adsorption model or random distribution of surfactant oil molecules (adsorbate) on the friction surface (adsorbent) in the form of circles included in one, two, three, and so on layers. 22 problems of tribology fig. 9. types of adsorption-desorption isotherms according to iupac and bddt classification. another of the most important provisions of the bet theory for tribology is the conclusion that all supramonomolecular adsorbed layers (second, third, etc.) under external force, including static compression, which is typical for all tribocontacts, lead themselves like liquid molecules. thus, in the case of static compression of two surfaces with lubricating layers under the action of contact stresses, only the monomolecular layer is able to perceive and transmit uniaxial compression loads, and all other layers located above it (above the first monomolecular layer) will flow into areas of reduced pressure in accordance with the fundamental pascal's hydrostatic law (fig. 5). however, in practice, during long-term operation of precision friction units, such as spool, plunger and other friction pairs with a roughness of ra <0.02 m , for example, fuel or hydraulic equipment with small contact stresses in contact of friction surfaces (6 ... 20 mpa), such tribosystems are often subject to adhesive micro-setting, seizing, jamming and wear. therefore, naturally, the question arises why monomolecular layers on nano-rough surfaces, which under static conditions withstand high compression loads, are destroyed by friction. the mechanisms of desorption of monomolecular adsorbed lubricant layers on surfaces are experimentally little studied, not fully disclosed, and therefore this issue is an extremely urgent task for modern tribology. it should be emphasized that only in the bet theory there is information about the high sensitivity of multiand monomolecular adsorbate layers to pressure reduction. so, all isotherms of the dependence of the adsorbate concentration on the adsorbent surface on pressure (fig. 9) are also desorption isotherms, which indicate that with a local and rapid decrease in pressure at the adsorbent surface, the desorption of the adsorbate layers proceeds very intensively. thus, it is obvious that it is the desorption of multiand monomolecular layers that is the key process that precedes the adhesive interaction of surfaces and adhesive wear. but the processes leading to the destruction of boundary layers and their desorption during friction are not fully understood. 2.6 general conclusions from a comprehensive analysis of the adhesion-deformation friction and wear model, hydrodynamic and elasto-hydrodynamic models of friction with lubrication and the elasticdeformation theory of solids by h. hertz, the law of elastic deformation of solids by robert hooke and the law of hydrostatics by blaise pascal summing up the above analysis of adhesion-deformation, hydrodynamic and elasto-hydrodynamic friction models, the authors came to the conclusion that each of these models lacks some very important information about regular and objectively occurring processes in the elastically deformed regions of the tribocontact. these are the extrusion of the lubricating layers in the narrowing and their vacuum in the expanding elastically deformed contact areas. if each of the known adhesion-deformation, hydrodynamic, and elasto-hydrodynamic models is supplemented with regular and obvious processes of extrusion and rarefaction in combination with the adhesive interaction of working surfaces, then a generalized model will very likely arise, for example, the model of friction and wear proposed in [48]. conclusions 1. the presented comprehensive analysis of the adhesion-deformation, elasto-hydrodynamic and hydrodynamic friction models, which describe different lubrication regimes during friction in different loadvelocity ranges, in combination with the langmuir-bet adsorption theory and the elastic-deformation theory of problems of tribology 23 curvilinear hertz contacts made it possible to identify the following main contradictions: within the framework of the adhesion-deformation model of friction and wear, hydrodynamic processes in the boundary layers of the lubricant at low speeds and high loads are unlawfully denied; in the framework of the hydrodynamic and elastohydrodynamic friction models, the elastic-deformation state of the tribocontact is considered one-sidedly, only from the standpoint of a geometric increase in the contact area, which increases the bearing capacity of the elasto-hydrodynamic lubricant film. at the same time, the wearlessness of friction surfaces is postulated unconvincingly and unjustifiably at low loads and at moderate to high friction velocities. at the same time, the minimum thickness of the lubricating film, which is the main criterion for non-contact and wear-free friction, is in fact not currently determined or measured by direct methods. 2. the revealed contradictions between adhesion-deformation, hydrodynamic and elasto-hydrodynamic models can be resolved if we take into account naturally occurring processes that have been hidden from direct observations for a long time extrusion of lubricating layers in convergent elastically deformed and rarefaction in divergent elastically deformed regions of tribocontacts. thus, a real opportunity arises to create a new, more complete model and theory of friction and wear, where extrusion and rarefaction of boundary layers play a dominant role in the occurrence of quasi-dry friction conditions that cause adhesive wear of various tribocontacts, including highly loaded tribosystems. 3. the hydrodynamic and elasto-hydrodynamic models of friction are mostly of a theoretical speculative nature, since they do not touch upon the topical issues of wear and service life of tribosystems. however, the practice of operation and the personal experience of the authors testify to the opposite: adhesive wear of surfaces of lightly and highly loaded tribosystems always occurs during friction: in all lubrication modes and in the entire range of loads and speeds, just the wear intensity will naturally be different. nomenclature n axial load of the shaft on the plain bearing, n h(x) respectively, the gap between the sliding friction surfaces of the shaft and the bearing in the current coordinate (x) in the direction of friction and its minimum value min h or the minimum thickness of the lubricating layer according to reynolds o1 the center of the axis of rotation of the plain bearing shaft o2 the center of the axis of the radial plain bearing e the eccentricity between the central axes of symmetry of the rotating shaft o1 and the cylindrical friction surface of the bearing o2, which occurs during friction р0 ambient pressure: atmospheric pressure or pressure of the lubricating medium in the lubrication system max  maximum contact stresses, determined by the formulas of g. hertz b the width of the linear contact, determined by the formula of g. hertz l length of the linear contact of the radial plain bearing r radius of plain bearing shaft r radius of plain bearing  linear sliding speed  kinematic viscosity of the lubricating medium k1, k2 rheological coefficients х the coordinate of the contact points of the abscissa corresponding to the direction of sliding ced convergent elastically deformed area of tribocontact ded divergent elastically deformed area of tribocontact acknowledgements this research did not receive any specific grant from funding agencies in the public, commercial, or notfor-profit sectors. references 1. kragelskiy i v, dobychin m n, kombalov v s. basics of friction-wear calculations. moscow: mashinostroenie, 1977. (in russian) 2. demkin n b, ryzhov e v. surface quality and machine parts contact. moscow: mashinostroenie, 1981. (in russian) 3. bowden f p, tabor d. friction and lubrication of solids. oxford (uk): oxford university press, 2001. 4. kostetskiy b i. wear resistance of machine parts. moscow : mashgiz, 1950. (in russian) 5. khebdy m, chichinadze a v. handbook of tribotechnics. moscow: mashinostroenie, 1989. (in russian) 6. kragelskiy i v, alisin v v. friction, wear and lubrication: a handbook. moscow: mashinostroenie, 24 problems of tribology 1978. (in russian) 7. garkunov d n. tribotechnics. moscow: mashinostroenie, 1989. (in russian) 8. mashkov y k. tribology of structural materials: tutorial. omsk: omstu press, 1996. (in russian) 9. luzhnov y m, aleksandrov v d. basics of tribotechnics: tutorial. moscow: madi, 2013. (in russian) 10. akhmatov a s. molecular physics of boundary friction. moscow: fizmatgiz, 1963. (in russian) 11. leybenzon l v. hydrodynamic theory of lubrication. moscow: state technical and theoretical publishing house, 1934. (in russian) 12. petrov n p. friction in machines and the effect of lubricating fluid on it. moscow: trudy, 1883. (in russian) 13. reynolds o. on the theory of lubrication and its application to beauchamp tower’s experiments including an experimental determination of the viscosity of olive oil philos. london: london ser, 1886. 14. stribeck r. die wesentlichen eigenschaften der gleitund rollenlager. berlin: springer, 1902: 341. (in german) 15. ertel a m. hydrodynamic calculation of lubrication contact of curved surfaces. moscow: cniitmash, 1945. (in russian) 16. grubin a n. contact stresses in toothed and worm engagements // fundamentals of the hydrodynamic theory of lubrication of heavily loaded cylindrical surfaces / trudy cniitmash, book 30. moscow: mir, 1949. (in russian) 17. petrusevich a i. the main conclusions from the contact-hydrodynamic theory of lubrication. izvestiya an sssr: otn 2: 209-223 (1951). (in russian) 18. petrusevich a i. the main conclusions from the contact-hydrodynamic theory of lubrication. izvestiya an sssr: otn 2: 209-216 (1951). (in russian) 19. murch l e, wilson r d. a thermal elastohydrodynamic inlet zone analysis. asme j. lubr technol 97(2): 212-216 (1975). 20. gregg s j, sing k s w. adsorption, surface area and porosity: 2. auflage. london: academic press, 1982. (in german) 21. fenelonov v b. introduction to the physical chemistry of the formation of supramolecular structure of adsorbents and catalysts. novosibirsk: so ran, 2002. (in russian) 22. prodan v d. tightness of detachable connections of equipment operated under the pressure of the working medium:tutorial. tambov: fgbou vpo 'tgtu' press, 2012. (in russian) 23. qiu y. on the prediction of cavitation in dimples using a massconservative algorithm. j tribol 131(4): 1–11 (2009). 24. jakobsson b, floberg l. the finite journal bearing, considering vaporization. sweden: tran chalmers university of tech gothenburg, 1957. 25. olsson k o. cavitation in dynamically loaded bearings. sweden: tran chalmers university of tech gothenburg, 1965. 26. elrod h g. a cavitation algorithm. journal of tribology 103(3): 350–354 (1981). 27. elrod h g. a computer program for cavitation and starvation problems. cavitation and related phenomena in lubrication: 37-41(1974). 28. fesanghary m, khonsari m m. a modification of the switch function in the elrod cavitation algorithm. j tribol 133(2) (2011). 29. brewe d e. theoretical modeling of the vapor cavitation in dynamically loaded journal bearings. j tribol 108: 628–637 (1986). 30. woods c m, brewe d e. the solution of the elrod algorithm for a dynamically loaded journal bearing using multigrid techniques. tribology conference in maryland : 302-308 (1989). 31. vijayaraghavan d, keith jr t g. development and evaluation of a cavitation algorithm. tribol trans 32(2): 225–233 (1989). 32. vijayaraghavan d, keith jr t g. an efficient, robust, and time accurate numerical scheme applied to a cavitation algorithm. j tribol 112: 44–51 (1990). 33. qiu y. performance analysis of full-film textured surfaces with consideration of roughness effects. j tribol 133(2): 021704 (2011). 34. booker j f. a finite element cavitation algorithm. j tribol 113(2-4): 276–284 (1991). 35. kumar a, booker j f. a finite element cavitation algorithm: application/validation. j tribol 113(2): 255–260 (1991). 36. xie y. a mass conservative average flow model based on finite element method for complex textured surfaces. sci china phys mech astron 56: 1909–1919 (2013). 37. shi f. an implicit finite element cavitation algorithm. comput model engsci 3(4): 507–515 (2002). 38. hajjam m. a transient finite element cavitation algorithm with application to radial lip seals. tribol int 40(8): 1258–1269 (2007). 39. gherca a. effects of surface texturing in steady-state and transient flow conditions: two-dimensional numerical simulation using a mass-conserving cavitation model. j tribol 229(4): 505–522 (2014). 40. payvar p. a computational method for cavitation in a wavy mechanical seal. j tribol 114: 199–204 (1992). problems of tribology 25 41. wang y. mixed lubrication of coupled journal-thrust-bearing systems including mass conserving cavitation. j tribol 125(4): 747–755 (2003). 42. harp s r. an average flow model of rough surface lubrication with interasperity cavitation. j tribol 123(1): 134–143 (2000). 43. shi f. a mixed soft elasto-hydrodynamic lubrication model with interasperity cavitation and surface shear deformation. j tribol 122(1): 308–316 (1999). 44. zhang j. direct observation of cavitation phenomenon and hydro dynamic lubrication analysis of textured surfaces. tribollett 46(2): 147–158 (2012). 45. brunetiere n. numerical analysis of a surface-textured mechanical seal operating in mixed lubrication regime. tribolint 49: 80–89 (2012). 46. xiong s. steady-state hydrodynamic lubrication modeled with the payvarsalant mass conservation model. j tribol 134(3): 1–16 (2012). 47. koronatov v a. on the correct application of coulomb's law when using experimental friction characteristics. technology 3 (43): 35-43 (2019). (in russian) 48. stelmakh o u. physical and technological bases of control of dynamic processes in lubricating layers to improve their performance of tribosystems. khmelnitskiy (ukraine): khmelnitskiy national university, 2015. (in russian) 49. pinkus o. thermal aspects of fluid film tribology. new york: asme press, 1990: 317-326. 50. hardy w i. collected scientific papers. london: càmbridge, 1936. 51. altoiz b a, bondarev v n, shatagina e a, kiriyan s v. model of organization of an epitropic liquidcrystal phase. zh. tekh. fiz 84: 58-61 (2014). (in russian) 52. garkunov d n. selective transfer in friction nodes. moscow: transport, 1969. (in russian) 53. garkunov d n, kragelskiy i v. wearlessness effect. ussr patent 41: 12 nov. 1956. 54. dukhovskoy e a, onischenko v s, ponomarev a n, silin a a, talroze v l. the phenomenon of abnormally low friction in a vacuum. ussr patent 121: 16 sep. 1969. 55. cameron a. basic lubrication theory. moscow: mashgiz, 1962. (in russian) 56. kravchuk a s, kravchuk a i. applied contact problems for a generalized rod model of coating. st. petersburg: naukoyemkie tekhnologii, 2019. (in russian) 57. johnson k. mechanics of contact interaction. moscow: mir, 1989. (in russian) 58. kravchuk a s, kravchuk a i. mechanics of contact interaction of bodies with circular boundaries. minsk: tekhnoprint, 2000. (in russian) 59. zolotarevskiy v s. mechanical properties of metals. moscow: metallurgiya, 1983. (in russian) 60. braun m j, hannon w m. cavitation formation and modelling for fluid film bearings: a review. j eng tribol 224(9): 839-863 (2010). 61. information on https://oaktrust.library.tamu.edu/bitstream/handle/1969.1/93246/notes06%20liquid%20cavitation%20 model.pdf?sequence=1&isallowed=y. 62. klamann d. lubricant and related products. moscow: khimiya, 1988. (in russian) 63. donkin s b. report of the lubricants and lubrication inquiry committee. london: department of scientific and industrial research, 1920. 64. cole j a, hughes c j. oil flow and film extent in complete journal bearings. proceedings of the institution of mechanical engineers 170(1): 499-510 (1956). 26 problems of tribology олександр стельмах, хун'ю фу, іцяо гуо, сіньбо ван, хао чжан, павло каплун. екструзія та розрідження мастила в граничному шарі як ключьові процеси адгезійного зношування високонавантажених трибоконтактів. представлено комплексний аналіз адгезійно-деформаційної, пружно-гідродинамічної та гідродинамічної моделей тертя, які описують різні режими змащування відповідно до кривої штрібека. основні положення цих моделей розглядаються в поєднанні з теорією адсорбції ленгмюра і пружнодеформаційною теорією криволінійних контактів герца. показано, що виявлені протиріччя потребують свого вирішення, а виявлені множинні ефекти потребують науково обґрунтованої інтерпретації. пропонується розробити більш узагальнену модель тертя та зношування на основі природних процесів, які довгий час були приховані від прямих спостережень. це: екструзія змащувальних шарів у збіжних пружно деформованих і розрідження у розбіжних пружно деформованих областях трибоконтактів. розуміння цих процесів дає змогу передбачити місця локалізації та причини виникнення первинних наступних актів зчеплення поверхонь тертя та їх зношування за таким циклом: «розрідження та десорбція мастильних шарів, що призводить до деформаційного руйнування оксидних плівок та зрощення ювенільних ділянок поверхні, після чого до відриву осколкового матеріалу від підшипника та новоутворення виступу на валу – у розбіжних пружно деформованих ділянках контакту. далі відбувається мікрорізання цим фрагментом опорної поверхні з виходом продукту зношування в конвергентну пружнодеформовану область, що відповідно призводить до зміни фактичної геометрії та натягу трибоконтакту. крім того, в інших областях відновленого контакту адгезивна взаємодія відбувається в інших розбіжних областях відповідно до того самого механізму. глибоке розуміння причин десорбції мастильних шарів дозволить розробити та застосувати нові високоефективні технологічні та матеріалознавчі методи з метою підвищення ресурсу високонавантажених трибосистем машин і механізмів. ключові слова: моделі макротертя; адгезійний знос; градієнт тиску; кавітація copyright © 2022 n.m. fialko , v.v. shchepetov, s.d. kharchenko, s.i. kovtun, ya.n .hladkyi, s.s. bys. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022,6-12 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-6-12 nanostructural glasscomposite self-lubricant coatings n.m. fialko 1, v.v. shchepetov 2, s.d. kharchenko 2, s.i. kovtun 2, ya.n. hladkyi 3, s.s. bys 3* 1 institute of technical thermophysics of the national academy of sciences of ukraine, ukraine, kyiv 2 institute of general energy of the national academy of sciences of ukraine, ukraine, kyiv 3 khmelnitsky national university, ukraine, khmelnitsky *e-mail: serhiibys@gmail.com received: 30 july 2022: revised:31 august 2022: accept:28 september 2022 abstract the results of the study of glass-composite nanostructured self-lubricating coatings are presented. the structural components of these coatings significantly affect the graphitization process and provide an antifriction surface layer of α-graphite. the formation of this layer makes it possible to significantly minimize the contact parameters in the friction region. a significant effect of aluminoborosilicate in the form of a glass phase on the tribological properties of coatings is noted. an increase in adhesive strength is achieved by forming a surface layer of glassy sodium silicate. the presence of near-surface particles in the graphite layer does not affect the tribotechnical characteristics of the coatings. the developed glass-composite nanostructured self-lubricating coatings have high antifriction characteristics throughout the entire load-speed range. key words: nanostructured coatings, wear intensity, glass composite, glass phase, graphitization. introduction preservation of operational characteristics limited by friction and wear, both of individual units and technical systems as a whole, can be ensured by modern surface engineering tools that implement the basic principle of minimum costs with maximum results. structural engineering methods that use modification through the use of solid lubricants have taken a leading position in recent years in providing anti-friction contact interfaces. coatings containing solid lubricants are among the innovative and most promising antifriction materials, the high quality of which is especially noticeable in conditions where traditional liquid lubricants are ineffective [1, 2]. they are used in various fields of technology from lubrication of precision aircraft mechanisms to preventing jamming of threaded joints [3,4]. the development of antifriction nanostructured glass-composite self-lubricating coatings meets the modern priorities of tribotechnical materials science aimed at increasing the wear resistance of friction-loaded movable interfaces and, on their basis, the development of scientific and applied solutions in the interests of improving the efficiency of using high-quality production technologies [5,6]. objective ensuring high quality antifriction properties of nanostructured glass-composite self-lubricating coatings with increased adhesive strength due to the presence of aluminoborosilicate and structurally free magnesium carbide in the composition of the glass phase, as well as the selection of structural components that promote graphitization. materials and methods of research as is known from the comparative characteristics of gas-thermal coatings, which are similar in their structural-phase composition, detonation-gas coatings have maximum operational properties [7]. on this basis, for the deposition of the coatings under study, the detonation method was used using nanostructured powders obtained by the mechanochemical method, the composition of sic-ni-cu-al-si-сwith a uniform distribution of http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-6-12 problems of tribology 7 the aluminoborosilicate glass phase (sio2-al2o3-b2o3). according to the developed technology, structurally free magnesium nanocarbide (mgc2) was added to the resulting nanoglass composition, after which it was mixed, ensuring its uniform distribution in the powder mixture ready for spraying. all powder materials used in the work are obtained from the mineral resource base of the country. the antifriction properties of the coatings were evaluated during friction of the ring samples along the end scheme under conditions of distributed contact in the continuous sliding mode at a load of 10.0 mpa. the influence of the environment, speed, load, implemented during the tests, were selected taking into account the maximum approximation of the processes of physicochemical friction mechanics to the real conditions of contact interaction, in addition, the program for studying nanostructured glass-composite coatings provided for a comparative analysis of their antifriction characteristics with similar values obtained during tests of tungstencontaining coatings of the vk15 type and coatings sprayed with alloyed nichrome powder. the study of contact interfaces, in which activation processes occur during friction, which determine the intensity of surface reactions and tribophysical phenomena, was carried out using modern methods of physical analysis, involving metallography (an optical microscope of the typeneofot-32 with an attachment), an x-ray electronic microanalyzer of the camscan 4 dw type with a program for the distribution of chemical elements. the determination of the phase composition of the surface layers was carried out on a general-purpose x-ray diffractometer of the dron-3 type with monochromatic cukα radiation. increasing the adhesive strength, as a criterion for the performance of glass composite coatings, was carried out by preliminary deposition on the working surface of a sublayer of glassy sodium silicate na2o(sio2)2. the exclusion of unproductive losses and adherence to the measurement technology using the conical pin method determined the correctness of the obtained results of the adhesion strength, which amounted to 145-150 mpa[8]. research results the contact interaction of surfaces is a complex sequence of cooperative influence of both external factors and internal transformations, the qualitative agreement of which reflects the commonality of quantitative patterns and determines their ordered causal relationship. according to the results of interactions of coatings under friction loading, fig. 1 shows experimental values representing the averaged functional dependences of the wear intensity and friction coefficients, which change with time and stabilize after running in, in the field of sliding velocities at a constant load of 10.0 mpa. as can be seen from the graph, in the entire range of tests with a monotonically increasing sliding speed, the minimum values of wear rates and the corresponding friction coefficients correspond to nanostructured glass-composite coatings (curves 1 and 1'). the structure of nanoglass composites, which determines their properties, practically consists of a finely dispersed mixture representing both solid solutions and, mainly, intermetallic compounds with a significant presence of a glass phase. the invariance of the chemical composition and the constancy of the parameters of technological deposition determine the stability of the coating structure, the relative density of which was up to 99%. the cross section of the nanocomposite coating is shown in fig.2. metallographic analysis has established that the deposited layer has a quasi-ordered lamella-like appearance, which closely adheres to the base material, completely copying the surface topography, while accumulations of component oxides, as well as slag contamination, are practically absent, and defects in the form of pores and cracks are not detected. fig.1. dependence of wear intensity (1,2,3) and friction coefficient (1',2',3') on sliding speed of coatings sic-ni-cu-alsi-c+glass phase+mgc2 (1,1'), wc-co (2.2') and ni-cr-al-b (3,3') on sliding speed (р=10.0 mpa). 8 problems of tribology a) b) fig.2. coating structure: a) x120; b) x5000 the synthesis and study of solid solutions based on refractory compounds, in particular silicon carbide, are being carried out quite intensively, but the capabilities of the latter and its complex of tribological properties are far from the expected results. the developed glass composite is an antifriction material with an ultrafine structure. it is generally accepted that elastoplastic deformation is the main factor determining the development of the process of external friction, and in addition, in our opinion, the formation of a gradient structure is a derivative of it. it can be said that the evolution of the structure during contact interactions has pronounced scale levels, and the processes occurring at different scale levels are interdependent. the layer-by-layer picture of plastic deformation obtained by the diffraction method reveals the main regularities of the formation of a scale structure and makes it possible to establish uniform transitions from a dispersed polycrystalline fragmented structure on the surface through intermediate textured layers to the original crystalline, inherent in deep material. as can be seen from fig. 3, in the coating under study, as it approaches the friction surface and the contact pressure increases, and the intensity of deformation, the structure is gradually replaced by an ultrafine one. in this case, high contact compressive and shear stresses create conditions for the implementation of significant plastic deformations in the near-surface layer of the coating material, which cause the formation of ultrafine structures. a) b) c) fig.3. changes in the structure of the nanoglass-composite coating with increasing distance from the friction surface in a layer ~6 µm thick: a) near-surface zone; b) intermediate layer; c) undeformed structure. this gives grounds to single out in a structure subjected to tribotechnical loads a near-surface zone, in which deformation processes that develop inhomogeneously in microvolumes form a specific layer at the nearsurface level, in which structural-thermal activation causes a complex of physico-chemical interactions that determine the concomitant and leading type of wear. the surface zone is a structurally heterogeneous finely dispersed composition. as evidenced by the results of x-ray microanalysis (mrsa) performed on the "camebax sx", the basis of the nanoglass composition is silicon carbide of non-stoichiometric composition, along the grain boundaries of which silicate compounds are located, among which inclusions corresponding to the composition of silicon dioxide predominate, also in the carbide structure the role of dispersion-strengthened components is performed by al2o3 oxides distributed along the boundariesand intermetallic inclusions in the form of spherical nanograins.however, the high thermomechanical properties of sic carbide are discredited by significant brittleness.we noted that the substitutional solid solution that forms al and sic causes a slight distortion of the crystal lattice of the carbide, since the differences in the masses of al atoms and si are extremely small, as a problems of tribology 9 result of which the microhardness does not change, while plasticity increases. a similar effect on the composition of sic, forming substitutional solid solutions by replacing si atoms, is exerted by cu and ni. the formation of phases in the coating, as tests have shown, is determined not only by the ratio of components, temperature, dispersion, but also depends on their defectiveness and external conditions. undoubtedly, as an axiom, tribochemical interaction takes place when the molecules receive the necessary activation energy. endothermic reactions generally do not proceed without activation. the interaction of sic with mg, which is formed during the thermal decomposition of structurally free magnesium carbide under running-in conditions and depends on the process temperature, is accompanied by the formation of magnesium silicide and acetylenidemagnesium, the latter, under the influence of thermomechanical action, promotes the formation of graphite through the intermediate dimagnesium tricarbide (2sic + 5mg → 2mg2 si + mgc2, mgc2 → mg2 c3 → mg+ c). it should be noted that, under thermodynamic action, the presence of a catalyst in the form of al promotes the decomposition of magnesium carbide. the basis of physical phenomena that initiate the mechanism of decomposition of carbide graphite are structural transformations in the solid phase, caused by thermal effects. the factors that determine the qualitative level of thermomechanical carbide graphitization include both the degree of dispersion of structural components, specific pressure, operating temperature, and temperature in the contact zone, the presence of elements that initiate decomposition processes, as well as the influence of the environment (in vacuum, the probability of the amount of graphite increases), in addition, internal factors associated with the composition of the material, its structure, the presence of defects, etc. figure 4 shows the topography of the friction surface obtained at sliding velocities equal to 0.8 m/s and 0.15 m/s. the antifriction layer of graphite, as can be seen, covers almost the working surface, providing an increase in the actual contact area, contributing to a decrease in the specific load due to an increase in the support length due to filling and leveling of microroughnesses and fixing graphite microparticles in microcavities. the contact zone constituting the near-surface layer (initial scale level) separating the coating material from the antifriction film consisting of polydisperse graphite particles is a deformed zone, which, according to the results of x-ray microanalysis performed on mar-3 (probe diameter 1 μm), represents finely dispersed heterogeneous structural -phase compounds of the components that make up the coating. among which, the presence of ni, as a structural component, is due to its distinctive properties, so, on actual contact spots, when a temperature of about 450-500 o c is reached, depending on the dispersion and external influences in a local high-temperature field, ni interacts with sic, forming nickel silicides with a predominance of metal-enriched ni2si. as a result, carbon is reduced, which is transformed in the form of a solid phase of elementary polydisperse graphite colonies combined into surface structures. a) b) fig.4. topography of the friction surface during the formation of a graphite film: a – v=0.8 m/s; b – v=1.5 m/s. however, magnesium carbide remains the main component of the antifriction surface layer, consisting of a carbonaceous product graphite. the value of the specific wear work characteristic of the initial running-in moment, as shown by calculations, is up to 10 kj/mm3, which is both a necessary and sufficient condition for initiating the thermal decomposition of mgc2, which causes the formation of carbon in the form of a solid phase. using the natural ability of chemical elements to graphitize through the formation of carbide graphite, a high-quality, thickened anti-friction layer was obtained, which determines the operational properties of coatings. in the structural-phase study of glass composite coatings, the presence of intermetallic compounds based on al and ni such as nial and ni2 al3 was noted, while monoaluminide, being a high-temperature phase, has a significant hardness, as shown by measurements, most likely about 3.8 gpa. the presence of an ordered solid solution based on nickel monoaluminide with a reduced al content (~20–25 wt %) was also found, which leads to increased ductility. according to the results of elemental and x-ray phase analyzes, the presence of a solid solution of ni in cu was noted, but their compounds were not found. solid solutions of ni in si and si in ni, as well as their intermetallic compounds ni2 si, ni3 si2, and nisi2, have been revealed. in addition, the presence of small amounts of colonies of solid solutions of si in cu was established, and the formation of their chemical compounds such as copper silicates is also likely, since the microhardness increases significantly. however, it was difficult to identify them accurately. powders of aluminoborosilicate glasses, the dispersion of which was 25–30 μm, in the process of mechanochemical treatment and thermomechanical action, being products of inorganic synthesis, caused, along with the preservation of the original components, the formation of new stable compounds, as was found, from 10 problems of tribology solid solutions of al2 o3 and sio2 obtained rhombic syngony, close to the structure of sillamanite, most likely it is the lowest mullite obtained by reaction as a result of the interaction of the oxidation products of the original components. from the point of view of glass-ceramic technologies, the greatest interest, in our opinion, is the presence of components that form refractory metal oxides, primarily al and si oxides. the presence of b2 o3 was also established, which, as a result of partial oxidation, formed a solid solution of al2 o3 b2 o3. from the point of view of condensed matter physics, the addition of a glassy component affects the quality of the coating material through the structural state and, as practice shows, interest in these technical products is steadily increasing. when studying glass composites, their optimal composition was established experimentally, in which the rational use of glass structures contributes to an increase in heat resistance and chemical resistance, in addition, the manifestation of high cohesive strength, an increase in the density of nanocomponents, crack resistance with significant corrosion resistance and ensures high adhesion (more than 127 mpa) with materials different chemical nature, in addition, the formation of a silicate barrier layer prevents the mutual diffusion of structure-forming particles of the coating and substrate. the surface zone directly adjacent to the friction surface and separating the coating material from the antifriction layer consisting of polydisperse graphite particles is the thinnest film several micrometers thick. studies have shown that the pressure in it is uneven, and the areas of tensile and compressive stresses, which are inevitable under the conditions of deformation of heterogeneous phases, are close in structure to a conglomerate of finely dispersed (quasi-amorphous) structures, having dimensions in the range of 5-15 nm, and representing mechanical mixtures, oxygen-free and oxide compounds of structure-forming components. the influence of plastic deformation is associated not only with the dispersion of the surface zone, but also with the accumulation of defects that change its physicochemical properties, including reactivity, and affect the intensity of chemical reactions in the solid phase. at the same time, the thermal conductivity of a finely dispersed conglomerate having an increased porosity and forming a near-surface zone is lower than that of a solid material, therefore, the heating temperature of the finely dispersed fragments of the zone is higher than the temperature of the surface areas. the temperature factor stimulates physicochemical processes, in particular, the reactive diffusion of structure-forming particles at the atomic-molecular level, which contributes to the introduction of kinetically active components of the dispersed zone through the weakening of the bond between the polyarene planes into the interlayer space of graphite and thus the formation of intercalated graphite. using x-ray phase analysis, it was established that the intercalating elements in the subsurface zonegraphite system at the initial stage of the process were mg2+, al3+, cu2+ ions, which randomly intruded into the interlayer space of the graphite matrix. at sliding speeds of more than 3.0 m/s, intercalates of binary molecular compounds of these elements with oxygen were found in the layered system of graphite. their intercalation is accompanied by a sequence of repetitive stages, which are reversible with a change in tribological parameters and are characterized by a specific transformation of the structure and, above all, by an increase in the distance between layers due to the influence of various types of interlayer defects and the introduction of intercalants. note that today there is no general intercalation model that explains the electrochemical mechanism of the synthesis of layered systems. from the energy point of view, the intercalation process, which represents reversible topo-taxial chemical reactions, can be considered as an adequate way of self-organization of surface layers in the process of structural adaptability of the friction system. we have found that quantitative changes during the intercalation of the graphite layer, which causes a high level of antifriction, does not affect the expected degree on the qualitative values of tribological parameters during testing for related characteristics associated with the electromagnetic properties of intercalated graphite, judging by the analysis of literature data, it has a significant effect. the developed antifriction nanostructured glass-ceramic self-lubricating coatings containing magnesium carbide and structural components that promote surface graphitization do not contain expensive and scarce components, meet environmental safety requirements, and have high performance characteristics. the most effective use of nanostructured glass-ceramic self-lubricating coatings is to improve the operational reliability of friction units during their hardening and restoration of moving parts of control mechanisms, sliding bearings, lever parts, high-speed and thermally loaded interfaces, in which the use of traditional lubricants is not desirable. the development of nanostructured glass-ceramic self-lubricating anti-friction coatings, the substantiation of their structural components, the results of applied tests and the ability to work in production conditions can significantly expand the arsenal of achievements of modern tribotechnics. it should be noted that the developed nanostructured glass-composite powder can be used for strengthening and restoring worn parts by any technological methods used in powder materials. the presented work continues the cycle of research on the creation of promising nanomaterials designed to reduce the coefficient of friction and increase the wear resistance of friction units of machine and equipment parts. conclusions 1. by means of theoretical prerequisites and experimental studies, the optimal structural-phase composition of nanostructured glass-composite coatings of the sic-ni-cu-al-si-csystem containing a glass phase of the sio2-al2o3-b2o3typeand structurally free magnesium carbide was realized. to improve the adhesion strength, a sublayer of glassy sodium silicate was applied to the substrate. the role of the glass phase in the formation of glass composites is disclosed, which contributes to an increase in the cohesive component, continuity and strength of the nanostructure, and an increase in the anticorrosion properties and chemical resistance of coatings. problems of tribology 11 2. it is noted that the assessment of the quality of the coatings under study is inextricably linked with the problem of the reproducibility of their technological process. by controlling the deposition of nanostructured glass-composite powders, it turned out to be possible to provide not only the desired chemical composition, but also to obtain a given nanostructure as a result, optimizing a set of properties that contribute to the stable manifestation of minimization of tribotechnical characteristics. 3. the physical mechanism and the main factors that determine the level of thermomechanical graphitization are considered, the nature and chemical interactions of the structural components of the friction system are noted, in ensuring high anti-friction properties of glass-composite coatings. 4. the synthesis of layered graphite compounds as a result of topo-taxial reactions has been studied. the nature of intercalants in a graphite matrix is established and it is noted that reversible topo-taxial chemical reactions in the solid phase represent one of the mechanisms of self-organization of the surface layers of a friction system under conditions of structural adaptability. 5. fundamental ideas about the formation and structure of antifriction surface structures based on polydisperse carbide graphite were supplemented, which made it possible to expand the arsenal of achievements of modern tribotechnics. 6. structural engineering, driven by the analysis and innovative provision of the functional properties of the developed materials, opens up promising opportunities associated with the modernization of friction surfaces. references 1. sahar ghatrehsamania, salehakbarzadeha, m.m.khonsariexperimentally verified prediction of friction coefficient and wear rate during running-in dry contact. //tribology internationalvol. 170 (2022). doi.org/10.1016/j.triboint.2022.107508. 2. aleksandr v. antsupov, artem a. fedulov, alexey v. antsupov and victor p. antsupov an application of antifriction coatings to increase the lifetime of friction units. mechanical engineering. matec web of conferences 346, 03024 (2021).doi.org/101051/matecconf/202134603024. 3. i. justin antonyraj d. lenin singaravelu tribological characterization of various solid lubricants based copper-free brake friction materials – a comprehensive study. materials today. volume 27, part 3 , 2020, pages 2650-2656. doi.org/10.1016/j.matpr.2019.11.088. 4. maciej matuszewski, małgorzata słomion, adam mazurkiewicz and andrzej wojciechowski mass wear application of cooperated elements for evaluation of friction pair components condition. mechanical engineering. matec web of conferences 351, 01006 (2021). doi.org/10.1051/matecconf/202135101006. 5. babak, vp , shchepetov, vv , nedaiborshch, sd (2016). wear resistance of nanocomposite coatings with dry lubricant under vacuum. naukovyi visnyk natsionalnoho hirnychoho universytetuthis link is disabled , 2016, (1), nbuv.gov.ua/ujrn/nvngu_2016_1_9. 6. babak vp, shchepetov vv, harchenko sd antifriction nanocomposite coatings that contain magnesium carbide. j. journal of friction and wear, 40 (6), pp.593–598 (2019). doi.org/10.3103/s1068366619060035. 7. vilhena, l.; ferreira, f.; oliveira, jc; ramalho, a. rapid and easy assessment of friction and loadbearing capacity in thin coatings. electronics 2022, 11, 296. doi.org/10.3390/electronics11030296. 8. zaytsev an , aleksandrova yp , yagopolskiy ag comparative analysis of methods for assessing adhesion strength of thermal spray coatings. bmstu journal of mechanical engineering. 5(734)/2021 -p4859. doi: 10.18698/0536-1044-2021-5-48-59 . about:blank#! about:blank#! about:blank about:blank about:blank about:blank about:blank#! about:blank about:blank about:blank about:blank about:blank about:blank about:blank#disabled about:blank#disabled about:blank about:blank about:blank about:blank about:blank about:blank 12 problems of tribology фіалко н.м., щепетов в.в., харченко с.д., ковтун і.і., гладкий я.м. , бись с.с. наноструктурні склокомпозитні самозмащувальні покриття досліджено характеристики тертя та зношування розроблених наноструктурних склокомпозиційних самозмащувальних покриттів, структурні складові яких мають якісний вплив на процес графітизації та забезпечують отримання поверхневого шару α-графіту, що мінімізує контактні параметри. встановлено позитивну роль склофази у вигляді алюмоборосилікату, що впливає на триботехнічні властивості покриттів. відзначено, що підвищення адгезійної міцності досягається за рахунок формування при напилюванні поверхневого шару зі склоподібного силікату натрію. констатовано, що інтеркаляція графітового шару частинками підповерхневої зони суттєво не впливає на триботехнічні характеристики. розроблені наноструктурнісклокомпозиційні покриття показали високі антифрикційні характеристики у всьому навантажувально-швидкісному діапазоні випробувань. ключові слова: наноструктурні покриття, інтенсивність зношування, склокомпозит, склофаза, графітизація copyright © 2023 o. dykha, m. hetman, a. staryi, t. kalaczynski. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 62-69 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-62-69 review of aspects of processing and use of waste cooking oils as effective lubricants o. dykha1*, m. hetman1, a. staryi1, t. kalaczynski2 1khmelnytskyi national university, ukraine 2politechnika bydgoska im. jana i jędrzeja śniadeckich, poland *e-mail: tribosenator@gmail.com received: 10 may 2023: revised 10 april 2023: accept 16 june 2023 abstract in connection with environmental pollution and the depletion of oil reserves, biologically based lubricants have received great interest as a replacement for mineral oil-based lubricants. biolubricants have a number of advantages over mineral lubricants, including high biodegradability, low toxicity, lubricating properties and minimal environmental impact. the presented review describes the main characteristics and properties of biological lubricants, various vegetable oils, which are used as raw materials for the production of biolubricant materials. the physicochemical properties of biological lubricants were analyzed from the point of view of improvement. the technological processes used for the chemical modification of vegetable oils, ensuring the lubricity and anti-wear properties of the obtained biolubricants are determined. various additives used to improve the properties of biolubricants are also recommended. this review material will provide researchers and practitioners with additional information on the practice of using biolubricants. keywords: vegetable oils, food industry waste, environmental friendliness, chemical modification, physical processing, lubrication, wear resistance introduction worldwide concern over the massive use of petroleum-based products is affecting the production of lubricants in a way that also requires the search for new oil-free technologies. nowadays, environmental protection requirements [1-6] have turned biodegradability into one of the main parameters from the point of view of choosing base oils and improvers of lubricating properties of materials. it is known that various vegetable oils are suitable as base oils for lubricants. however, the large acreage devoted to industrial oil crops competes with the use of land for food production, and this is a major controversial issue. thus, the production of biolubricants based on edible vegetable oils has recently been considered an unsustainable practice. in addition, main material edible vegetable oils are widely used for frying, which is usually carried out at a temperature of 160 to 180 ◦c in the presence of air and moisture. at the same time, chemical changes occur as a result of thermo oxidative and hydrolytic reactions, isomerization of double bonds, oligomerization and degradation of triglycerides. thus, the chemical composition of the oil after frying is different from the original fresh oil, it undergoes undesirable physico-chemical changes (among other things, color, smell, viscosity, acidity, general polar compounds). in recent decades, the amount of waste cooking oil (wco) generated by the food industry, restaurants, fast food establishments and homes has been continuously increasing, at a rate of up to 2% per year, due to the increase in food products and, above all, the consumption of fast food by the population. there is inadequate disposal of wco through the sewage system, causing both economic problems and pollution of rivers and soils. on the one hand, the irrational disposal of used cooking oil in the sewer creates problems with the operation and maintenance of municipal sewage treatment plants, which significantly increases the costs of their cleaning. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-62-69 problems of tribology 63 on the other hand, one liter of waste vegetable oil poured into the environment can pollute 0.5 million liters of water, which will cause serious environmental problems [1-4]. therefore, proper management of wco is mandatory to reduce its impact on the global environment and improve their availability for reuse in various industrial processes such as bio-lubricants, biodiesel, asphalt additives and others. the use of wco as a feedstock in biodiesel plants is an established practice. however, demand for biodiesel is currently declining to reduce harmful emissions, and many biodiesel plants are closing around the world. therefore, other methods of reuse should be explored to reduce the negative environmental impact and greenhouse gas emissions of wco. with this in mind, bio-lubricants can be a way to use waste cooking oil with a dual purpose. first, it can prevent non-food land use; secondly, it can prevent their potential impact if disposed of in the environment. therefore, other methods of reuse should be explored to reduce the negative environmental impact and greenhouse gas emissions of wco. with this in mind, bio-lubricants can be a way to use waste cooking oil with a dual purpose. first, it can prevent non-food land use; secondly, it can prevent their potential impact if disposed of in the environment. therefore, other methods of reuse should be explored to reduce the negative environmental impact and greenhouse gas emissions of wco. with this in mind, bio-lubricants can be a way to use waste cooking oil with a dual purpose. first, it can prevent non-food land use; secondly, it can prevent their potential impact if disposed of in the environment. in general, most of the research work related to waste cooking oils focuses on the use of their fatty acid methyl esters for the production of wco-derived molecules and elucidating their physicochemical characteristics [1-3]. there is insufficient information about the full physicochemical characteristics of the used wco and the relationship between its physicochemical properties and tribological characteristics. therefore, a comparative assessment of waste cooking oil from different food enterprises and an analysis of the influence of their physical and chemical properties on tribological behavior is needed. this review presents the results of the latest research in the field of using waste cooking oils for the production of technical lubricants. the work [1] reveals the achievements of modern scientists in the creation of environmentally friendly biodegradable lubricants. it is noted that the main problem is the development of a universal biodegradable base oil that could replace base mineral oils taking into account the preservation of the environment. the need for environmentally friendly products has been discussed for a long time in many forums. astm reviews the products available today and the tests required to determine performance criteria for biodegradable fluids. synthetic fluids as a base oil have become widely used in a variety of industrial applications. some of the applications include engine oils, transmission oils, hydraulic oils, compressor oils, pump and turbine oils. the choice of different base lubricants depends on the type of application, cost and biodegradability requirements. vegetable oils are widely used for two-stroke systems, open gears, chain saws. for automotive lubricants with extended drain intervals, hydrotreated mineral oils are increasingly preferred. the development of chemically modified esters based on biological resources is a very profitable option for environmentally friendly applications. development of synthetic esters from cost-effective sources for critical applications (automotive and industrial) is one of the best choices. additionally, there is a need to develop hydrocarbon-based mineral oils with improved biodegradability and performance. lubricants should be evaluated on the basis of increased thermal and mechanical stability, environmental safety and rapid biodegradability. in the review [2], lubricants on a biological basis, various vegetable oils used as raw materials for the production of lubricants on a biological basis are considered in detail. the physical and chemical properties of biologically based lubricants are described. features of the processes used for chemical modification of vegetable oils, lubricating properties of bio-based lubricants, as well as various additives to improve the properties of biobased lubricants are highlighted. vegetable oils have several advantages over conventional mineral oils, as they have a high level of biodegradability and are safe for the environment. the following methods of chemical modification of vegetable oils can be used to increase thermo-oxidative stability: transesterification, epoxidation or selective hydrogenation. the properties of biobased lubricants can also be improved by introducing additives: antioxidants, detergents and dispersants, nanoparticles, corrosion inhibitors, anti-seize additives and anti-wear additives. bio-based lubricants appear to be promising alternatives for replacing petroleum-derived lubricants. regarding the use of vegetable oils as lubricants on a biological basis, additional studies are being conducted to understand the lubrication mechanisms of these lubricants and their mixtures. in [3], two main types of wco treatment are discussed in detail: chemical transformations to utilize the chemical functional groups present in the waste, and physical treatments such as extraction, filtration and distillation procedures. the first part, which concerns chemical synthesis, is mostly related to the production of fuel. the second part, related to physical processing, focuses on the production of biolubricants. in addition, during the description of the filtration procedures, special attention is paid to the development and application of new materials and technologies for the treatment of wco materials. a technology based on a combination of water treatment and filtration on porous materials was made in [4], designing a mini-recycling plant aimed at the production of biolubricants from wco (fig. 1) [4]. the proposed technology can be described as follows: wco is to be purified from water. the refined waste oil is then pushed to the filter module, where it is cleaned by a porous material. the combination of refining and filtration makes it possible to obtain purified processed vegetable oil. 64 problems of tribology despite the results achieved in the field of filtration, further efforts are needed to improve performance and cost-effectiveness. in particular, careful research is needed to reduce the amount of oil absorbed by cellulose filters, to reduce the cost of synthesis and regeneration of synthetic materials. in work [5], several types of cooking oil waste from various food establishments were investigated: a regular restaurant, a fast food restaurant, a fried food establishment, a mixture of used cooking oils of various unknown origins, without segregation oil has undergone molecular distillation. distillation of wco does not require too much energy, so it can be considered economically feasible. molecular distillation yields two fractions: a lighter fraction enriched in free fatty acids, and a heavier fraction containing the most polar compounds and a low fraction of undistilled free fatty acids. both fractions are liquid at room temperature. fig. 1. wco recycling process [4]. studies of wcos have shown marked variations in their chemical composition associated with several variables involved in the various roasting processes investigated. deep-fried oils showed a high content of free fatty acids and diglycerides due to the hydrolysis of triglycerides [5]. in contrast, lightly roasted wco showed rather low acidity, indicating a lower degree of hydrolysis. variations in the chemical composition had different effects on the studied properties. wco with the highest content of molecules (oligomers, dimers and polymers) showed the highest kinematic viscosity. wcos with the highest values of total polar compounds and acidity showed the lowest viscosity index values, while wcos with the lowest acidity values showed the highest viscosity index values and were less sensitive to temperature. revealed that acidity also affects the fluidity of oils at low temperature, so oils with the lowest acidity values have the best fluidity at low temperature. it was found that the high acidity and high ratio of unsaturated and saturated fatty acids of the oils gave these wcos the greatest lubricating ability [5]. molecular distillation was shown to yield two fractions, light and heavy, with significantly improved tribological properties compared to their parent waste cooking oil. thus, the low viscosity and high polarity of the light fractions enriched with free fatty acids provide improved lubricating characteristics both in extreme and mixed modes of friction. in the study [6] methylolpropane triester of fatty acid (tfate) was obtained as a base oil of biolubricant material. this product was synthesized by transesterification of fatty acid methyl esters from waste cooking oil. the constituent reactions and oxidative stability of tfate were analyzed. under the selected conditions, tfate was obtained with a yield of 85.7%. after purification by molecular distillation at 120 0c, the tfate content in the product reached 99.6%. it has been proven that the chemical and physical properties of tfate meet the requirements of iso vg32. a study [7] showed that wco can be successfully hydrolyzed by candida rugosa lipase to obtain ffa at an enzyme concentration of 1 g l-1 within 30 hours. the resulting ffa can be esterified with a higher alcohol (octanol) using amberlyst 15h to produce an environmentally friendly bio-lubricant. it was found that temperature, amount of catalyst, molar ratio of reagents (alcohol : ffa) have a significant effect on the reaction rate. complete recycling can be achieved in minimal time by using a suitable desiccant to remove the water produced during the esterification reaction. it can be concluded from the experiment that the most favorable conditions for the maximum conversion in the minimum time are the molar ratio octanol : ffa 3 : 1, temperature 80 ◦c, catalyst 2 g and desiccant (preferably silica gel powder) 50% by weight of ffa. studies have shown that esters based on olive oil have the highest thermal oxidation resistance due to the low content of polyunsaturated acids. while npg esters have higher stability in thermo-oxidative conditions. the polyols used during the transesterification process are npg, tmp and pe. each of them contains a different number of hydroxyl functional groups. in general, the viscosity of ester-based lubricants increases with polyol functionality. the number of hydroxyl groups affects the viscosity of esters in the following order: pe > tmp > npg. similarly, the viscosity of vegetable oil-based tmp esters is higher than that of equivalent esters, which may be due to the presence of three acidic groups in the ester structure. the introduction of separation into methyl ether lowers the solidification temperature, disrupting the alignment and construction of hydrocarbon chains. this allows the oil to solidify at lower temperatures. a specialized batch reactor (1.5 l) made of stainless steel was used to carry out esterification reactions under appropriate operating conditions (fig. 2). the reactor was equipped with: a stirrer with an electric drive and a digital speed display (rpm); a thermostat that maintained the desired temperature of the liquid in the shirt; inlet channel for pouring the sample; sampling outlet equipped with a valve. problems of tribology 65 fig. 2. schematic diagram of the reactor for the esterification reaction: 1reactor, 2stirrer, 3reactor casing, 4thermocouple, 5material output, 6 material input, 7 temperature indicator, 8stirring speed indicator. the review [8] describes in detail biological lubricants, various vegetable oils used as raw materials for the production of biolubricants, physicochemical properties of biological lubricants, processes used for chemical modification of vegetable oils. the properties of biolubricants are considered, as well as various additives used to improve the properties of biolubricants. low temperature characteristics are the main limitation when it comes to the use of vegetable oils as lubricants. although vegetable oils have strong intermolecular interactions that provide a strong lubricating film, these interactions also result in poor low-temperature properties. the life cycle of lubricants obtained from renewable sources is shown in fig. 3 [8]. the main component of vegetable oils are triacylglycerols (98%), as well as various fatty acid molecules attached to the single structure of glycerol. fig. 3. life cycle of biolubricants although the thermo-oxidative stability of vegetable oils can be a problem, this problem can be overcome by chemical modification of vegetable oils through transesterification, epoxidation or selective hydrogenation. sunflower oil is extracted from sunflower seeds and is usually used for cooking, as well as for the production of margarine and biodiesel. sunflower oil is cheaper compared to olive oil. sunflower varieties differ in the content of fatty acids [9-11]. sunflower oil with a high oleic acid content has many properties that make it suitable for use in lubricants, with good oxidation resistance and lubricity. [9-11]. one study showed that high oleic sunflower oil (hoso) can be used to replace mineral oils in textile and leather production without technical problems or equipment modification [11]. the correct composition of sunflower oil can be compared with mineral oil. high oxidation resistance is an important criterion for lubricants, as low oxidation resistance will cause the lubricant to oxidize rapidly if left untreated. as a result, the lubricant thickens and polymerizes into a plastic consistency. numerous studies were conducted to study the resistance of vegetable oils to oxidation [12-14]. the 66 problems of tribology oxidation resistance of vegetable oils is generally lower than that of synthetic esters due to the higher degree of unsaturation in vegetable oils. oxidation is undesirable because it leads to polymerization and degradation of the lubricant. attempts to improve the low-temperature properties and oxidation resistance of vegetable oils include transesterification of trimethylolpropane and methyl ether from vegetable sources [15–17]. transesterification is a reaction in which a triglyceride molecule reacts with three moles of methanol in the presence of an acidic or basic catalyst [18-19], resulting in the formation of glycerol and mixtures of methyl esters of fatty acids. the disadvantages of vegetable oils, such as low thermo-oxidative stability and cold flow, can also be enhanced by the use of additives. manufacturers of different vegetable oils may choose different additives to meet the requirements of a particular application. for some oils, additives can be up to 5% (by weight). the presence of additives contributes to the improvement of the properties of lubricants and lubricants on a biological basis in terms of corrosion inhibition, as well as friction and wear characteristics. in general, esters with biodegradable additives have superior wear resistance compared to pure oils or blends of vegetable oils. antioxidants are used to slow down or prevent the oxidation process by slowing the oxidative degradation of the lubricant, while ensuring that the lubricant meets the technical requirements [20]. nanoparticles are effective additives for lubricants and bio-based lubricants to reduce friction and wear. nanoparticles are considered to be more effective compared to conventional additives for protection against high pressure and anti-wear additives due to their environmental properties [21]. the properties of biolubricants depend on the properties of the nanoparticles, such as the size, shape and concentration of the nanoparticles. friction in the contact of surfaces from the shear forces required to separate the interacting asperities. friction and wear can be reduced by adding anti-wear and anti-seize additives to the oil. these additives create strong protective films on the metal surface, entering into a thermochemical reaction with the metal surface. antiseize and anti-wear additives usually contain chlorine, phosphorus and sulfur [22]. these elements protect the surface of the metal with layers of sulfides, chlorine, or phosphides that are easily erased, preventing severe galling and wear. a fairly in-depth analysis of directions for processing used cooking oils is presented in the review [23]. it is noted thatthe use of biomass wastes such as used cooking oil (wco) does not create competition and is a better source of resource recovery as it allows a second life cycle (fig. 4). fig. 4. chain of cooking oil waste [23]. valorization of wco was realized by the following processes: transesterification, transesterification, hydrolysis, hydrodeoxygenation, hydrocracking and hydrogenation. among them, transesterification is the main process that allows the production of biodiesel and bio-lubricant. biodiesel can be obtained using heterogeneous catalysts having basic centers, acidic centers, a mixture of acidic and basic centers, or enzymes. among heterogeneous catalysts, magnetic catalysts have been developed for easy separation of catalysts after each cycle. homogeneous catalysts and enzymes as catalysts also allow the production of biodiesel. various alternative technologies have been successfully studied, such as electrolysis, ultrasound, microwaves, continuous flow, even continuous flow with microwaves. compared to transesterification, transesterification makes it possible to obtain biodiesel and triacetin instead of glycerol. hydrolysis of wco generates free fatty acids, glycerol, and water, while hydrogenation of wco yields free fatty acids, free fatty aldehydes, free fatty alcohols, and alkanes via hydrodeoxygenation, hydrocracking using a similar petrochemical process. in [24], used cooking oil is chemically modified to obtain biolubricants. three wco-based fluids were synthesized and considered as base lubricants for environmentally friendly lubricants. typical properties of these biolubricants, such as viscosity, viscosity index, solidification temperature, cloud point. corrosion resistance, oxidation resistance and four-ball anti-wear properties were investigated. wco and its derivatives were tested for problems of tribology 67 friction and wear reduction using a four-ball friction machine. experimental results indicate that chemically modified wcos are an economic, sustainable and ecological substitute for mineral oils and will find potential practical applications in the field of lubricants. in order to reduce environmental pollution as a result of biolubricant synthesis, the study [25] developed an ecological and efficient strategy for the preparation of octylated biolubricant from waste cooking oil (wco). first, it was hydrolyzed by lipase to obtain unsaturated fatty acids, and the latter were later concentrated by urea complexation. further, new esters were synthesized by esterification with ethylhexanol using lipase, and new esters were additionally epoxidized. after that, the epoxy group was attacked with a reagent, octanoic acid, to obtain an octylated biolubricant. articles [26-27] review recent advances in the synthesis of biolubricants from vegetable oils using chemical modification methods, such as esterification/reesterification, conclusions an overview of the basic properties of biologically based lubricants, the role of chemical functionality and additives, as well as their relationship with the effectiveness of the lubricant is presented. vegetable oils have several advantages over conventional mineral oils, as they are biodegradable and safe for the environment. although the thermo-oxidative stability of vegetable oils may be insufficient, this problem can be overcome by chemical modification of vegetable oils by transesterification, epoxidation or selective hydrogenation. the properties of bio-based lubricants can also be improved by adding additives such as antioxidants, detergents and dispersants, viscosity modifiers, nanoparticles, corrosion inhibitors, extreme pressure and anti-wear additives. references 1. ponnekanti nagendramma, savita kaul, development of ecofriendly/biodegradable lubricants: an overview, renewable and sustainable energy reviews, volume 16, issue 1, 2012, pages 764-774, https://doi.org/10.1016/j.rser .2011.09.002. 2. na zainal, nwm zulkifli, m. gulzar, hh masjuki, a review on the chemistry, production, and technological potential of bio-based lubricants, renewable and sustainable energy reviews, volume 82, part 1, 2018, pages 80-102 ,https://doi.org/10.1016/j.rser.2017.09.004. 3. mannu, a., garroni, s., ibanez porras, j., & mele, a. (2020). available technologies and materials for waste cooking oil recycling. processes, 8(3), 366. mdpi ag. retrieved fromhttp://dx.doi.org/10.3390/pr8030366 4. mannu, a.; ferro, m.; colombo dugoni, g.; panzeri, w.; petretto, gl; urgeghe, p.; mele, a. recycling of waste cooking oils: variation of the chemical composition during water treatment. preprints 2019, 160, 842–847.https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s1876610219312366?via%3dihub 5. sd fernández-silva, ma delgado, mv ruiz-méndez, i. giráldez, m. garcía-morales, potential valorization of waste cooking oils into sustainable bio-lubricants, industrial crops and products,volume 185,2022,115109,https ://doi.org/10.1016/j.indcrop.2022.115109. 6. wang e, et al., synthesis and oxidative stability of trimethylolpropane fatty acid triester as a biolubricant base oil from waste cooking oil, biomass and bioenergy (2014),http://dx.doi.org/10.1016/j.biombioe.2014.03.022. 7. chowdhury, a., mitra, d., & biswas, d. (2013). biolubricant synthesis from waste cooking oil via enzymatic hydrolysis followed by chemical esterification. journal of chemical technology & biotechnology, 88(1), 139-144.https://doi.org/10.1002/jctb.3874 8. a. zainal, nwm zulkifli, m. gulzar, hh masjuki, a review on the chemistry, production, and technological potential of bio-based lubricants, renewable and sustainable energy reviews, volume 82, part 1, 2018, pages 80102, https://doi.org/10.1016/j.rser.2017.09.004. 9. minami i, hong hs, mathur nc. lubrication performance of model organic compounds in high oleic sunflower oil. j syn lubr 1999;16:1–12. 10. quinchia la, delgado ma, valencia c, franco jm, gallegos c. viscosity modification of high-oleic sunflower oil with polymeric additives for the design of new biolubricant formulations. environ sci technol 2009;43:2060–5. 11. lazzeri l, mazzoncini m, rossi a, balducci e, bartolini g, giovannelli l, et al. biolubricants for the textile and tannery industries as an alternative to conventional mineral oils: an application experience in the tuscany province. ind crops prod 2006;24:280–91. 12. erhan sz, sharma bk, perez jm. oxidation and low temperature stability of vegetable oil-based lubricants. ind crops prod 2006;24:292–9. 13. kodali dr. high performance ester lubricants from natural oils. ind lubr tribol 2002;54:165–70. 14. frega n, mozzon m, lercker g. effects of free fatty acids on oxidative stability of vegetable oil. j am oil chem soc 1999;76:325–9. 15. hamid ha, yunus r, rashid u, choong tsy, al-muhtaseb aah. synthesis of palm oil-based trimethylolpropane ester as potential biolubricant: chemical kinetics modeling. chem eng j 2012;200–202:532– 40. https://doi.org/10.1016/j.rser.2017.09.004 http://dx.doi.org/10.3390/pr8030366 https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s1876610219312366?via%3dihub http://dx.doi.org/10.1016/j.biombioe.2014.03.022 https://doi.org/10.1002/jctb.3874 68 problems of tribology 16. salimon j, salih n, yousif e. synthesis, characterization and physicochemical properties of oleic acid ether derivatives as biolubricant base stocks. j oleo sci 2011;60:613–8. 17. salimon j, salih n, yousif e. triester derivatives of oleic acid: the effect of chemical structure on low temperature, thermo-oxidation and tribological properties. ind crops prod 2012;38:107–14. 18. leung dyc, wu x, leung mkh. a review on biodiesel production using catalyzed transesterification. apple energy. 2010;87:1083–95. 19. madankar cs, pradhan s, naik sn. parametric study of reactive extraction of castor seed (ricinus communis l.) for methyl ester production and its potential use as bio lubricant. ind crops prod 2013;43:283–90. 20. wanasundara pkjpd, shahidi f. antioxidants: science, technology, and applications. bailey's industrial oil and fat products. john wiley & sons, inc.; 2005. 21. alves sm, barros bs, trajano mf, ribeiro ksb, moura e. tribological behavior of vegetable oilbased lubricants with nanoparticles of oxides in boundary lubrication conditions. tribol int 2013;65:28–36. 22. canter n. special report: trends in extreme pressure additives. tribol lubr technol 2007;63:10–7. 23. mohamad r. khodadadi, irene malpartida, chi-wing tsang, carol sze ki lin, christophe len, recent advances on the catalytic conversion of waste cooking oil, molecular catalysis, volume 494, 2020, 111128,https://doi.org/10.1016/j.mcat.2020.111128. 24. weimin li, xiaobo wang, bio-lubricants derived from waste cooking oil with improved oxidation stability and low-temperature properties, journal of oleo science, 2015, volume 64, issue 4, pages 367-374, released on j-stage april 01, 2015, advance online publication march 11, 2015,https://doi.org/10.5650/jos.ess14235 25. zhang w, ji h, song y, ma s, xiong w, chen c, chen b, zhang x, green preparation of branched biolubricant by chemically modifying waste cooking oil with lipase and ionic liquid, journal of cleaner production,https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2020.122918. 26. josiah mcnutt, quan (sophia) he, development of biolubricants from vegetable oils via chemical modification, journal of industrial and engineering chemistry, volume 36, 2016, pages 112,https://doi.org/10.1016/j.jiec.2016.02.008 27. sarno, m., iuliano, m., cirillo, c., 2019. optimized procedure for the preparation of an enzymatic nanocatalyst to produce a bio-lubricant from waste cooking oil. chem. eng. j. 377, 120273. https://doi.org/10.1016/j.cej.2018.10.210. https://doi.org/10.1016/j.mcat.2020.111128 https://doi.org/10.5650/jos.ess14235 https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2020.122918 https://doi.org/10.1016/j.jiec.2016.02.008 problems of tribology 69 диха о., гетьман м., старий а., калачинський т. огляд аспектів переробки і застосування відпрацьованих кулінарних олив як ефективних мастильних матеріалів у зв'язку із забрудненням навколишнього середовища та виснаженням запасів нафти мастила на біологічній основі викликають великий інтерес як заміна мастилам на основі мінеральних масел. біомастила мають низку переваг перед мінеральними мастильними матеріалами, включаючи високу здатність до біологічного розкладання, низьку токсичність, змащувальні властивості та мінімальний вплив на навколишнє середовище. у представленому огляді описано основні характеристики та властивості біологічних мастил, різноманітних рослинних олій, які використовуються як сировина для виробництва біомастильних матеріалів. проаналізовано фізико-хімічні властивості біологічних мастил з точки зору поліпшення. визначено технологічні процеси хімічної модифікації рослинних олій, що забезпечують змащувальні та протизносні властивості отриманих біомастильних матеріалів. також рекомендуються різні добавки, що використовуються для поліпшення властивостей біомастильних матеріалів. цей оглядовий матеріал надасть дослідникам і практикам додаткову інформацію про практику використання біомастильних матеріалів. ключові слова: рослинні олії, відходи харчової промисловості, екологічність, хімічна модифікація, фізична обробка, змащення, зносостійкість. copyright © 2022 o.v. bereziuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022, 51-57 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-51-57 the influence of alloying with manganese and chromium of steel hardened and tempered auger on its relative wear resistance during dehydration in a municipal solid waste truck o.v. bereziuk1, v.i. savulyak1, v.o. kharzhevskyi2 1vinnitsa national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine e-mail: berezyukoleg@i.ua received: 22 september 2022: revised:105 november 2022: accept: 05 december 2022 abstract the article is dedicated to the study of the influence of alloying with manganese and chromium followed by hardening and tempering of the auger on its wear resistance during the dehydration of municipal solid waste truck. the use of a mathematical apparatus and appropriate regression analysis programs made it possible to determine the dependence of the wear resistance of the auger on the content of manganese and chromium in the steel of the auger for the case of its quenching and tempering. constructed graphical dependences of relative wear resistance with the indicated alloying and heat treatment of the screw revealed a significant influence of the concentration of manganese and chromium in steel, sufficient convergence of the obtained patterns was confirmed. it was established that after operation and wear on the path s = 56850 m during the dehydration of solid waste in a garbage truck, an increase in the manganese content in the steel of the heat-treated screw from 0.32% to 1.8% leads to a decrease in energy intensity by 10 kwh/tons, and an increase chromium content in screw steel after similar heat treatment from 0% to 6% leads to a decrease in energy consumption by 11.5 kwh/tons and to a reduction in the cost of the solid waste dehydration process in the garbage truck. it was determined that tempering the chromium-manganese screw steel after its hardening allows reducing energy consumption by 1.26...2.56 kwh/tons, depending on the chromium content. the expediency of conducting further research on determining the rational composition and structural state of the auger material and ways to increase its wear resistance has been revealed key words: wear, wear resistance, manganese content, chromium content, tempering, auger press, garbage truck, dehydration, municipal solid waste, regression analysis. introduction increasing the wear resistance and reliability of operative links of machines occupies a prominent place among the important tasks of municipal machinebuilding [1, 2]. a promising technology for the primary processing of municipal solid waste (msw), aimed at reducing both the costs of transporting solid waste and the negative impact on the environment, is their dehydration during the process of loading into a garbage truck, which is done by accompanying processes of preliminary compaction and partial grinding. dehydration of msw in the garbage truck is carried out with the help of a conical auger, the surfaces of which are intensively worn. this is due to the presence in the waste of small metal products, glass, ceramics, stones, bones, polymer materials that have abrasive properties. in addition, the moisture occuring in msw in the range of 39...92% by mass forms an aggressive corrosive environment. as a rule, alloyed iron alloys are used for the production of screws. the use of steels and cast iron alloyed with chromium and manganese is justified [3]. such alloys are well amenable to heat treatment and have high resistance against corrosive and abrasive wear. therefore, the study of the influence of the content of manganese and chromium in the steel of the auger, the manufacturing technology of which includes quenching and tempering operations, on its relative wear resistance during the dehydration of s municipal solid waste in a garbage truck is an urgent task. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-51-57 52 problems of tribology analysis of recent research and publications the analysis of the influence of the main alloying and modifying elements on the properties of wearresistant steels is carried out in the article [3]. it has been established that manganese in steel after tempering at 760 °c with an increase in its content to 1.8% contributes to an increase in the degree of dispersion of pearlite, while the amount of pre-eutectic ferrite or, accordingly, post-eutectic carbides decreases. a further increase in the manganese content is undesirable due to a decrease in the plasticity of the steel, but the strength increases. it is noted that chromium is the most common element that is introduced into manganese steel in order to increase wear resistance. it stabilizes austenite and is also an active carbide former. when 1% cr is introduced into steel, the relative wear resistance increases significantly (from 1.0 to 1.32). but even with the addition of 3% cr, the impact toughness decreases. therefore, steel with approximately 2% cr has the most satisfactory set of properties. in the paper [1], a study of the influence of structure, phase composition, and properties on the abrasive wear resistance of chromium-manganese cast irons in the cast state was carried out. it is shown that the abrasive wear resistance of chromium-manganese cast irons is determined by the microhardness of the matrix and the austenite-carbide eutectic based on me7c3 carbide, is determined by the degree of alloying and the shape parameter of the eutectic carbide, and also depends on the deformation-phase transformations that occur during abrasive wear tests. the materials of the article [4] show the prospects of obtaining an economically alloyed manganese and chromium-manganese surfacing metal, which can be deposited by surfacing on low-carbon steel without preheating, which is important for the use of developed surfacing materials in industry. it was also established that the highest wear resistance for various types of wear is provided by the superimposed metal with martensitic-austenitic and austenitic structures, while the presence of ferrite in the structure of the superimposed metal reduces the wear resistance. a mathematical model for calculating the rate of wear of triboelements in the tribosystem under conditions of corrosive-abrasive wear was proposed by the author of the work [5]. the input factors were: active acidity, abrasiveness, roughness, load and sliding speed. the degree of influence of the above factors on the rate of wear has been theoretically determined: abrasiveness is the most important factor, followed by the level of active acidity and load in descending order of influence a new design of an auger with a sectional elastic surface to reduce the degree of damage to grain material during its transportation is presented in the article [6]. a dynamic model was developed to determine the influence of the structural, kinematic and technological parameters of the elastic screw on the time and path of free movement of particles of loose material during their movement between sections, as well as to exclude the possibility of interaction of grain material with the non-working surface of the screw working body to reduce its damage. a theoretical calculation of the interaction of the grain with the elastic section of the screw was carried out. the authors of the work [7] note that wear-resistant steels should have high strength, fracture toughness, thermal conductivity, and the ability to form strong films of secondary structures during friction. in the presence of aggressive environments, elevated temperatures, and the action of other physical and chemical factors that reduce surface strength, wear resistance depends on the corrosion resistance of the material, its heat resistance, and other properties the influence of geometric parameters on the performance and design of a briquetting machine using a pressure model based on the theory of piston flow is studied in the article [8]. an analytical model using a pressure model was also developed based on archard's wear law to investigate the wear of biomass briquetting machine screws. the developed model satisfactorily predicted the wear of the screw and showed that the speed of rotation and the choice of material have the greatest influence on it. the amount of wear increases exponentially towards the end of the screw, where the pressure is highest. changing the auger design to select the optimal geometry and speed with appropriate material selection can increase auger life and biomass briquetting machine performance. in the paper [9], it was established that the greatest strengthening after high-temperature thermomechanical treatment with a simultaneous significant increase in its strength limit is observed in steels with a troostite structure, since the factor of reducing the size of austenite grains contributes to a significant increase in the strength of steels. the strengthening of steel in this structural state reaches its maximum value after doping with 1...2% chromium. when the chromium content is further increased to 5%, the strengthening effect remains unchanged. combined treatment, consisting of a combination of methods of alloying 1...5% chromium and hightemperature thermomechanical treatment, can be recommended for practical use as an effective means of increasing the strength of steels, but it is not recommended to be used as a means of increasing wear resistance in conditions of sliding friction on a monolith. in the materials of the article [10], the wear of a double-auger extruder of rigid pvc resins was investigated. the pressures around the cylinder during the extrusion of two rigid pvc resins in a laboratory extruder with a diameter of 55 mm were measured and the forces acting on the screw core were determined. numerical modeling of the flow was carried out using power-law functions of resin viscosity. problems of tribology 53 the main features of the process of pressing wood shavings in screw machines are studied in [11]. the processes that take place in different sections of the screw are established, formulas are defined, the use of which allows you to calculate the loads acting on the turns of the screw, as well as determine the pressing power. specific energy consumption and the degree of heating of raw materials during pressing are established. the results of experimental studies of the solid waste dehydration process, obtained on the basis of planning the experiment using the box-wilson method, are given in [12]. by means of rotatable central composite planning, quadratic regression equations with 1st-order interaction effects were obtained for the objective functions: moisture and density of pre-compacted and dehydrated msw, maximum drive motor power, energy consumption of msw dehydration. this made it possible to determine the optimal parameters of the dehydration equipment (rotation frequency of the auger, the ratio of the radial gap between the auger and the body, as well as the ratio of the diameter of the auger core to the outer diameter of the auger on the last turn) for mixed and "wet" solid waste, according to the criterion of minimizing the energy intensity of the process. in the the article [13], an improved mathematical model of the operation of the solid waste dehydration drive in the garbage truck is proposed, taking into account the wear of the auger, which made it possible to determine with the help of a numerical study of the dynamics of this drive during start-up that with increasing wear of the auger, the pressure of the working fluid at the inlet of the hydraulic motor of the drive increases, and the angular speed and rotation frequency of the screw are significantly reduced with constant supply of working fluid. power-laws of changes in the nominal values of pressures at the hydraulic motor inlet, angular velocity and rotation frequency of the auger depending on the amount of its wear were determined, the last of which describes the deviation from the optimal rotation frequency of the auger during its wear and was used to determine the energy intensity of solid waste dehydration taking into account the wear of the auger. it was found that the wear of the auger by 1000 μm leads to an increase in the energy intensity of solid waste dehydration by 11.6%, and, therefore, to an increase in the cost of their dehydration in the garbage truck and acceleration of the wear process. by means of regression analysis, the influence of chromium alloying of the hardened steel of the auger on its wear during the dehydration of solid waste in a garbage truck was investigated [14], and it was also established that during the operation and wear of the auger on the path s = 56850 m during the dehydration of solid household waste in the garbage truck, an increase in the content of chromium in the hardened material of the auger from 0.25% to 12% allows to reduce the rate of wear and energy consumption of dehydration of municipal solid waste from 12.2% to 3.1%, and, therefore, to reduce the cost of the process of their dehydration in the garbage truck. aim of the articles study of the effect of manganese and chromium content in the steel of the auger after tempering on its relative wear resistance during the dewatering of solid household waste in a garbage truck. methods the determination of paired dependences of the relative wear resistance of the auger from the content of manganese and chromium after quenching and tempering was carried out by the method of regression analysis [15]. regressions were determined on the basis of linearization transformations, which allow to reduce the nonlinear dependence to a linear one. the coefficients of the regression equations were determined by the method of least squares using the developed computer program "reganaliz", which is protected by a certificate of copyright registration. to determine the energy intensity of solid waste dehydration, taking into account the wear of the auger, the following laws were used [13]: 0 0 min min 4 min 0 0 0 0 min 4 0 min min 0 0 m 1504 15, 92 0, 3214 1, 069 ( ) 2061( ) / ( 2 ) 1947( 2 ) / ( 2 ) 9,118 10 0, 002142 ( ) 18,12 ( ) / ( 2 ) 2,115 ( 2 ) / ( 2 ) 4, 392 10 ( ) 2, 005 ( ) / ( aug ш aug e w n u u d u d u d u w w n u w u d u w d u d u n u u d                                     in 2 4 2 2 0 min min 0 0 2 2 min min min 2 ) 0, 3361 ( 2 ) / ( 2 ) 0, 09031 7, 923 10 0, 008241 ( ) 104172 [( ) / ( 2 )] 1318 [( 2 ) / ( 2 )] / ; aug u d u d u w n u u d u d u d u kw h tons                      (1) 3 1,5 52, 43 1, 276 10n u     [rpm], (2) where e is the energy intensity of solid waste dehydration, kwh/t; ρ0 – initial solid waste density, kg/m3; w0 – initial relative humidity of solid waste, %; n – nominal auger rotation frequency, rpm; u – auger wear, m; aug – radial clearance between the screw and the housing, m; dmin is the outer diameter of the screw on the last turn, m; dmin – the diameter of the screw core on the last turn, m. 54 problems of tribology the values of the relative wear resistance of steel after tempering for different values of the content of alloying elements: manganese and chromium are given in the table 1 and table 2 [3]. table 1 effect of manganese content on the relative wear resistance of steel after tempering [3] manganese content, % 0,32 0,68 1,11 1,35 1,8 relative wear resistance 1 1,18 1,11 1,2 1,26 table 2 the effect of chromium content on the relative wear resistance of steel after tempering [3] chromium content, % 0 1 2 3 6 relative wear resistance 1 1,32 1,5 1,61 1,62 as a result of the regression analysis of the data in the table 1 and table 2, the dependences of the relative wear resistance of the auger depending on the content of manganese and chromium in its steel after tempering are determined: 0,08605 0,7642 mn mn c c    ; (3) 1 0,6113 0,3897 cr c e     , (4) where ε is relative wear resistance; cmn – manganese content in the screw material, %; ccr – chromium content in the screw material, %. fig. 1 shows graphical dependences of the relative wear resistance of the screw depending on the content of manganese and chromium in its steel after tempering, constructed using dependences (3, 4), which confirm the sufficient convergence of the obtained patterns compared to the data given in table 1. а) b) fig. 1. the relative wear resistance of the screw depending on the content of alloying elements in its steel after tempering the steel (a) – manganese, (b) – chromium: actual ○, theoretical — the results of the regression analysis are shown in table 3, where cells with the maximum values of the correlation coefficient r for each of the paired regressions are marked in gray. it was established that the relative wear resistance of the auger after tempering increases according to a hyperbolic dependence with an increase in the manganese content and an exponential dependence with an increase in the chromium content. in the fig. 2 are shown the graphical dependences of the influence of the manganese and chromium content in steel after the auger of the solid household waste dehydration device has been released on the energy intensity of the process (when it wears out along the path s = 56850 m [14]), constructed using dependences (1-4). problems of tribology 55 table 3 the results of the regression analysis of the dependence of the relative wear resistance of the auger depending on the content of manganese and chromium in its steel after tempering № type of regression correlation coefficient r № type of regression correlation coefficient r ε=f(cmn) ε=f(ccr) ε=f(cmn) ε=f(ccr) 1 y = a + bx 0.84446 0.81748 9 y = axb 0.87408 0.91249 2 y = 1 / (a + bx) 0.83369 0.76931 10 y = a + b·lg x 0.87074 0.88508 3 y = a + b / x 0.87157 0.88513 11 y = a + b·ln x 0.87074 0.88543 4 y = x / (a + bx) 0.99587 0.99907 12 y = a / (b + x) 0.83369 0.76931 5 y = abx 0.83932 0.79422 13 y = ax / (b + x) 0.89122 0.93566 6 y = aebx 0.83932 0.79422 14 y = aeb / x 0.88186 0.91253 7 y = a ·10bx 0.83932 0.79422 15 y = a ·10b / x 0.88186 0.91253 8 y = 1 / (a + be-x) 0.86049 0.99935 16 y = a + bxn 0.80388 0.62168 а) b) fig. 2. the influence of an increase in the content of alloying elements in the steel of the auger after tempering on the energy intensity of the solid waste dehydration process after its operation and wear on the path s = 56850 m (a) – manganese, (b) – chromium from the fig. 2, it can be seen that after operation and wear on the path s = 56850 m during the dehydration of solid waste in the garbage truck, the increase in the manganese content in the auger steel after tempering from 0.32% to 1.8% leads to a decrease in energy intensity by 10 kwh/tons or 3.8%, increasing the chromium content in the auger steel after tempering from 0% to 6% leads to a decrease in energy intensity by 11.5 kwh/tons or 4.8% and to a reduction in the cost of the solid waste dehydration process in the garbage truck. in addition, the comparison in fig. 2, b of the energy capacity of the screw steel after tempering (solid line) with the energy capacity of the hardened screw steel determined in [14] (dashed line) showed that the tempering of the screw steel after its hardening allows reducing the energy capacity by 1.26...2.56 kwh/tons depending on the 56 problems of tribology chromium content, which indicates the importance of determining the rational composition and structural state of the material of the friction surfaces of the screw and ways to increase its wear resistance. conclusions the dependences of the relative wear resistance of the auger from the content of manganese and chromium in its steel after tempering have been determined. it was found that after operation and wear on the path s = 56850 m during the dehydration of solid waste in a garbage truck, an increase in the manganese content in the auger steel after tempering from 0.32% to 1.8% leads to a decrease in energy intensity by 10 kwh/tons or 3.8%, increasing the chromium content in the auger steel after tempering from 0% to 6% leads to a decrease in energy consumption by 11.5 kwh/tons or 4.8% and to a reduction in the cost of the solid waste dehydration process in the garbage truck. it was determined that the tempering of the auger steel after its hardening allows reducing the energy consumption by 1.26...2.56 kwh/tons depending on the chromium content. therefore, the determination of the rational composition and structural state of the material of the friction surfaces of the auger and ways of increasing its wear resistance require further research. references 1. kutsova v.z., kindrachuk m.v., kovzel m.a., tisov o.v., grebeneva a.v., shvets p.yu. (2016) vplyv struktury, fazovogo skladu ta vlastyvostej na abrazyvnu znosostijkist' hromomargancevyh chavuniv u lytomu stani [the impact of the structure, phase structure and power on the abrasive wear resistance of chromium-manganese chavuns at the cast steel]. problem of friction and wear, 2, 78-85. 2. dykha o.v.(2018) rozrahunkovo-eksperymental'ni metody keruvannja procesamy granychnogo zmashhuvannja tehnichnyh trybosystem [computational and experimental methods of controlling processes of boundary lubrication of technical tribosystems]: monograph. khmelnytskyi: khnu. 3. vlasyuk i.a., mogylatenko v.g., yamshinskyi m.m., tovkach a.m. (2011). vplyv lehuvalnykh elementiv na strukturu i vlastyvosti znosostiikykh stalei [the influence of alloying elements on the structure and properties of wear-resistant steels]. metal and casting of ukraine, 1, 26-28. 4. malinov v.l. (2011) vlijanie soderzhanija marganca i rezhimov otpuska na strukturu i iznosostojkost hromomargancevogo naplavlennogo metalla [the influence of manganese content and tempering regimes on the structure and wear resistance of chrome-manganese deposited metal]. protection of metallurgical machines from breakdowns: coll. of scientific papers, 13, 247-254. 5. tsymbal b.m.(2017) pidvyshhennja znosostijkosti shnekovyh ekstruderiv dlja vyrobnyctva palyvnyh bryketiv u kyslotnyh ta luzhnyh seredovyshhah [increasing the wear resistance of screw extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.02.04 – friction and wear in machines, kharkiv, 20. 6. hevko r.b., zalutskyi s.z., hladyo y.b., tkachenko i.g., lyashuk o.l., pavlova o.m., ... & dobizha n.v. (2019). determination of interaction parameters and grain material flow motion on screw conveyor elastic section surface. inmateh-agricultural engineering, 57(1). 7. goldshtein m.i., grachev s.v., veksler y.g. (1999) special'nye stali [special steels]. m.: misis. 8. orisaleye j.i., ojolo s.j., ajiboye j.s. (2019) pressure build-up and wear analysis of tapered screw extruder biomass briquetting machines. agricultural engineering international: cigr journal, 21(1), 122-133. 9. dvoruk v.i. (2014) vplyv lehuvannia khromom konstruktsiinoi stali na yii abrazyvnu znosostiikist pislia vysokotemperaturnoi termomekhanichnoi obrobky [effect of chromium alloying of structural steel on its abrasive wear resistance after high-temperature thermomechanical treatment]. problems of tribology, 3, 59-65. 10. demirci a., teke i., polychronopoulos n. d., vlachopoulos j. (2021) the role of calender gap in barrel and screw wear in counterrotating twin screw extruders. polymers, 13(7), 990. 11. tataryants m.s., zavinsky s.i., troshin a.g. (2015) razrabotka metodiki raschjota nagruzok na shnek i jenergozatrat shnekovyh pressov [development of a method for calculating the loads on the auger and the energy consumption of screw presses]. sciencerise, 6(2), 80-84 12. bereziuk o.v. (2018) eksperymental"ne doslidzhennya procesiv znevodnennya tverdyx pobutovyx vidxodiv shnekovym presom [experimental study of the processes of dehydration of solid household waste with a auger press]. bulletin of the vinnitsa polytechnic institute, 5, 18-24. 13. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2021) the influence of auger wear on the parameters of the dehydration process of solid waste in the garbage truck. problems of tribology, 26(2/100), 79-86. 14. bereziuk o.v., savulyak v.i., kharzhevskyi v.o. (2022) the influence of the alloying of the auger by the chromium on its wear during dehydration process of municipal solid waste in the garbage truck. problems of tribology, 27(1/103), 50-57. 15. chatterjee s., hadi a.s. (2015) regression analysis by example. john wiley & sons. problems of tribology 57 березюк о.в., савуляк в.і., харжевський в.о. вплив легування марганцем та хромом сталевого загартованого з відпуском шнека на його відносну зносостійкість під час зневоднення у сміттєвозі тпв. анотація стаття присвячена дослідженню впливу легування марганцем та хромом з наступним гартуванням та відпуском шнека на його зносостійкість під час зневоднення твердих побутових відходів у сміттєвозі. використання математичного апарату та відповідних програм регресійного аналізу дозволило визначити залежність зносостійкості шнека від вмісту марганцю та хрому в сталі шнека для випадку його гартування з відпуском. побудовані графічні залежності відносної зносостійкості із вказаним легуванням та термообробкою шнека виявили значний вплив концентрації марганцю та хрому в сталі, підтверджено достатню збіжність отриманих закономірностей. графіки впливу легування марганцем та хромом сталевого шнека з наведеною термообробкою на енергоємність зневоднення твердих побутових відходів демонструють її доцільність. встановлено, що після експлуатації та зношування на шляху s = 56850 м під час зневоднення тпв у сміттєвозі збільшення вмісту марганцю в сталі термообробленого шнека з 0,32% до 1,8% призводить до зниження енергоємності на 10 квт·год/т, а збільшення вмісту хрому в сталі шнека після аналогічної термообробки з 0% до 6% призводить до зниження енергоємності на 11,5 квт·год/т та до здешевлення процесу зневоднення тпв у сміттєвозі. визначено, що відпуск хромо-марганцевої сталі шнека після її гартування дозволяє зменшити енергоємність на 1,26...2,56 квт·год/т залежно від вмісту хрому. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення раціонального складу і структурного стану матеріалу шнека та шляхів підвищення його зносостійкості. ключові слова: знос, зносостійкість, вміст марганцю, вміст хрому, відпуск, шнековий прес, сміттєвоз, зневоднення, тверді побутові відходи, регресійний аналіз. copyright © 2022 v.s. pyliavsky, y.v. polunkin, o.o. haidai, o.b. yanchenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 49-54 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-49-54 effect of fullerene-like nanoparticles at low concentrations on the anti-wear properties of motor fuels v.s. pyliavsky1, y.v. polunkin1, o.o. haidai1*, o.b. yanchenko2 1 v.p. kukhar institute of bioorganic chemistry and petrochemistry. national academy of sciences of ukraine 2 vinnytsia national technical university, ukraine *e-mail: gaidaj@ukr.net received: 04 april 2022: revised: 29 april 2022: accept: 22 may 2022 abstract motor fuels are the source of energy for internal combustion engines, and also a lubricant for friction units of the fuel equipment of automobile, aircraft and ship engines. the reliability and service life of the entire mechanism depend on the antiwear properties of fuels. traditional anti-wear additives containing sulfur, phosphorus, chlorine, etc., are not applicable in motor fuels due to restrictions on emissions of toxic compounds. to improve the antiwear properties of lubricants, it is possible to use a new class of spatial carbon compounds fullerene-like nanoparticles (flns). this work shows that modification of liquid hydrocarbon motor fuels with fullerene-like nanoparticles (flns) increases the antiwear properties of fuels. key words: tribological characteristics of lubricants, motor fuels, antiwear additives, bearing capacity, fullerenes and fullerene-like nanoparticles introduction liquid motor fuels, a source of energy for internal combustion engines, are also a lubricant in the friction units of the fuel equipment of power mechanisms. the reliability of automobile, aircraft, and ship engines depends on the antiwear properties of such fuels [1]. the antiwear properties of lubricants can be improved by using surfactants, as well as unsaturated, aromatic or polycyclic hydrocarbons [2]. however, with a significant content of such components in fuels, their performance characteristics (viscosity, combustion efficiency, corrosivity, filterability, varnish deposits and carbon formation) deteriorate significantly. currently, special antiwear additives are added to lubricants to improve antiwear properties, which form chemical secondary structures on metal surfaces with high compressive resistance and reduced shear resistance. a wide range of compounds containing sulfur, phosphorus, chlorine, boron, and other heteroatoms are used as such antiwear additives [3, 4]. however, these additives cannot be used in motor fuels due to environmental restrictions on engine emissions [5]. moreover, motor fuels are fundamentally different from oils in terms of the implementation of both lubricating effects. the oil is constantly (or for quite a long time) in the zone of frictional contact. the fuel passes through the friction zones of the fuel supply equipment in portions once and for a short time (pieces of millisecond). for such periods of time, the chemical processes of the interaction of the components of the lubricant with metal surfaces cannot be fully realized. new spatial nanostructures based on carbon are currently being considered as promising antiwear additives for lubricants. according to the recommendation of the international union of pure and applied chemistry (iupac), singleand multilayer closed spherical polyhedra consisting of carbon pentagonal and hexagonal faces (resembling a soccer ball in structure) are classified as fullerenes (or fullerene-like nanoparticles) [6]. the mechanism of action of fullerene-like nanoparticles on the tribological characteristics of lubricants is explained by the precipitation of fullerenes from the liquid phase on the contact surfaces during friction. it is assumed that a layer of ball-like fullerene nanoparticles formed on the friction surfaces transforms sliding http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-42-48 mailto:gaidaj@ukr.net 50 problems of tribology friction into rolling friction with a decrease in the friction coefficient and minimization of wear out [7]. the role of the lubricating fluid in this case is reduced only to the delivery of fullerenes to the friction zone. in accordance with such ideas, it should be expected that the positive effect of these additives on the tribological characteristics should increase as the contact surfaces are filled with fullerene particles. in turn, the precipitation of fullerenes accelerates with an increase in their concentration in the solution. however, fullerene-like nanoparticles are very slightly soluble in hydrocarbon liquids based on alkanes [8]. the literature presents mainly the results of studies of the effect of c60 fullerene additives (at concentrations of 1–5 wt %) on the tribological properties of high-viscosity lubricants and oils, where sufficient stability of the compositions is ensured [9, 10]. even in motor oils, which, for reasons of necessary thermal stability, are based on linear saturated hydrocarbons, fullerenes are poorly dispersed. the solubility of such compounds in aromatic solvents and vegetable oils with a high content of oleic acid is somewhat higher. therefore, to improve the stability of fullerene components in motor oils, it is proposed to pre-disperse fullerenes in high-oleic vegetable oils, and then add these compositions to mineral oils. this technique was used, for example, during the project [10], where the optimal antiwear properties of lubricating oil were observed at the following ratio of components: – 1% wt. fullerene с60; – 10% wt. vegetable rapeseed oil; – 89% wt. mineral motor oil m-10g2k. but for motor fuels, such methods of fullerene dispersion are unsuitable because of the deterioration of the filterability of fuels. up to this moment, in terms of scientific substantiation of the use of fullerene additives in fuels, a contradictory situation has developed: on the one hand, they should not settle on filters and precision surfaces of fuel equipment when fuel is supplied to the combustion chambers of engines; – on the other hand, it is assumed that it is as a result of the deposition of fullerenes that their positive antiwear effect can be realized. this contradiction prevents the use of fullerene-like nanoparticles in low-viscosity fuels with a predominance of saturated hydrocarbons (gasoline, diesel and aviation fuels). however, advertising materials recommend them as multifunctional additives, for example, to diesel fuels without justifying the permissible concentration limits. in low-viscosity hydrocarbon fuels, solutions of fullerene-like nanoparticles are stable only when the content of these additives is up to dozens of ppm. previously, in [11, 12], we showed that the addition of lpf even in the amount of several ppm to gasoline and diesel fuels significantly affects the energy efficiency of fuel combustion. when working with such additives, the engine efficiency increases up to 10-15% and, accordingly, fuel consumption per unit of useful power is reduced by 10-15%. in the present work, the following questions are studied. do the minimum concentrations of fullerene-like nanoparticles in hydrocarbon liquid motor fuels affect their anti-wear properties? if such an influence takes place, is it due to the deposition of fullerene particles on the friction surfaces or is there another mechanism of their action? the clarification of these issues will make it possible to substantiate the strategy for the use of flns in low-viscosity motor fuels. materials and methods of experiment aviation turbine fuel jet a-1 was used as the object of study. some characteristics of the fuel taken for research are given below. physical and chemical parameters of aviation fuel jet a-1. fractional composition:  distillation start temperature, °с... 150  10% is distilled off at a temperature, °c, not higher... 165  50% is distilled off at a temperature, °с, not higher than ... 195  90% is distilled off at a temperature, °с, not higher than ... 230  98% is distilled off at a temperature, ° с, not higher than ... 250 kinematic viscosity, mm2/s: at 20 °c, not less than ... 1.3 mass fraction of aromatic hydrocarbons, %, not more than ... 22 concentration of actual resins, mg per 100 cm3 of fuel, no more than... 3 mass fraction of total sulfur, %, no more than ... 0.2 during the tests, fuel samples were used in a volume of 25 ml; samples were taken from one batch of fuel. samples of fuels with additives of fullerene nanoparticles were prepared as follows. fullerene-like nanoparticles were obtained by high-frequency discharge-pulse synthesis using a light hydrocarbon fraction of propane-butane as problems of tribology 51 a feedstock [13]. to increase the stability of hydrocarbon solutions of flns, the resulting product was brominated in excess liquid bromine at room temperature for 72 hours. residual bromine was distilled off in vacuum at 20°c. the isolation of fullerene nanoparticles from the synthesis product and their size fractionation were carried out by extraction in absolute ethanol. the average size of isolated nanoparticles, according to estimates made by electron and atomic force microscopy, was 10–15 nm [11]. solutions of fullerene nanoparticles in fuel were prepared using an ultrasonic low-frequency (22 khz ± 10% khz) disperser. from the resulting stable solution with the maximum concentration of flns, solutions with a lower concentration required for the study were prepared by adding calculated amounts of fuel. the possible effect of the addition of fullerene nanoparticles on the antiwear properties of the fuel was assessed by the change in two tribological characteristics: wear indicator (registered by the diameter of the wear spot of mating steel balls); bearing capacity (registered by the value of the critical load to scuffing). the bearing capacity of the fuel and the wear index were determined on a four-ball friction machine according to the method astm d2783 [14]. when choosing this method of tribological tests, we were guided by the following considerations. on this machine in the friction unit, the conditions of pure sliding with point contact are reproduced. on such an installation, the constancy of the initial conditions for individual measurements is ensured (the same physical, chemical and geometric characteristics of the frictional interface in the form of balls made of steel sh15 with a diameter of 12.7 mm with equal roughness parameters). therefore, this method provides high reproducibility of results. the wear index (diameter of wear spots of mating balls) was measured by the method of fixed loads with a normalized load of 100 n at a rotation frequency of 1500 min-1. the wear scar diameters of the balls were measured at three different trial durations of 2, 3, and 5 min. after each measurement, the balls in the friction assembly were replaced with new ones. the bearing capacity of fuels was determined by the value of the critical load to scuffing at the temperature of 20 °c, similarly to the astm d2596 method. characteristics of prototypes used alloying compositions of the following composition: 1 cr-b4c-mo-c 2% chromium, 1% boron carbide, 0.5% molybdenum and 0.4% carbon; 2 cr-mo-v-c 5% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon; 3 cr-mo-v-c 10% chromium, 1% molybdenum, 1% vanadium, 0.8% carbon. visible defects, microand macrocracks are absent for the deposited layers. from the above data on the chemical composition of the components it is clear that the main alloying elements are chromium with the addition of vanadium, molybdenum or boron carbide in the presence of carbon. results of research and discussion according to those results of tribological tests shown in fig. 1 and 2, the modification of liquid hydrocarbon fuels with low concentrations of flns improves the antiwear properties of fuels. 140 150 160 170 180 190 0 1 2 3 5 c r it ic a l lo a d t o sc u ff in g , n additive concentration · 10-4 , % weight fig. 1. dependence of the bearing capacity of turbine fuel jet a-1 on the concentration of the flns additive 52 problems of tribology 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0 1 2 3 4 5 6 w e a r i n d e x , m m additive concentration · 10-4, % weight fig. 2. dependence of the wear index on the concentration of the lpf in the turbine fuel jet a-1: the duration of the tribological tests is 5 min 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0 1 2 5 w e a r i n d e x , m m additive concentration · 10-4 , % weight test duration, min 2 3 5 fig. 3. change in the wear index with an increase in the duration of the friction process in the turbine fuel jet a-1: without additive (0) and at three different concentrations of flns (1, 2 and 5·10-4, % wt.) in the presence of fullerenes in the composition of the fuel, the bearing capacity increases and the wear index decreases. as the additive concentration increases, both of these tribological characteristics change no monotonically. the bearing capacity increases most sharply in the initial range of the investigated additive concentrations, and then stabilizes. the optimal value of the flns concentration in terms of increasing the carrying capacity of the fuel was observed at 2·10-4 % wt., with a further increase in the flns concentration, this characteristic practically does not change. the dependence of the wear index (wear scar diameter) on the additive concentration in the fuel is nonlinear. as can be seen from the diagrams in fig. 2, this indicator also decreases most sharply in comparison with tests in fuel without additives at flns concentrations in the region up to 2·10-4 % wt. at an additive concentration above this value, a decrease in the wear index is also observed (in contrast to the bearing capacity, which plateaued at this concentration), but this change is very weak. the dependence of the wear index on the duration of the testing process is interesting (fig. 3). this dependence is different for different concentrations of the flns additive in the fuel. in the absence of flns additives in the fuel and at their low concentrations, the wear indicator noticeably increases with an increase in the duration of tribological tests. at additive concentrations of 2 ppm and more, the amount of wear changes slightly with an increase in the duration of the friction process. the results obtained can be explained as follows. there is currently no generally accepted point of view on the mechanisms and processes underlying the various effects of ultra-low doses of additives on the behavior and properties of bulk phases (both liquid and solid). as a rule, the explanation of such effects can be reduced to one of two hypotheses. according to one of these hypotheses, the effect of additives in micro quantities is caused by the concentration of the active ingredient in certain local volumes. as a result, the amount of a substance in such micro volumes can be several orders of magnitude higher than the initial average concentration in the solution, and the course of processes in these volumes is determined by the properties and behavior of the group of particles. in the framework of another hypothesis, the influence of micro quantities of additional substances is associated with their coordinating (controlling) effect on the particles of the medium and the restructuring of the structural organization of these particles throughout the volume. based on such general ideas, it should be assumed that the effect of small doses of fullerenes on the antiwear properties of fuel can be due to the superposition of two different effects: problems of tribology 53 – concentration of the additive substance in the most loaded areas of the friction surface due to the deposition of fullerenes. – the coordinating effect of fullerenes on the molecules of the liquid phase with the rearrangement of the supramolecular structure of the fuel in the volume. it is possible to single out the influence of these two effects on the basis of the fact that their action should be reflected differently on different tribological characteristics. indeed, the bearing capacity is a characteristic of the instantaneous state of the tribosystem. when measuring this characteristic, tribological tests are short-term (test time is 10 s). therefore, this characteristic should not be affected by the rather inertial process of deposition of fullerene particles from the liquid phase onto the contact surfaces. changes in this tribological characteristic of fuel in the presence of fullerenes in it are mainly due to processes occurring in the liquid phase, and not on the surface of solids. when determining the wear indicator (wear scar diameter), the process of tribological testing is relatively long (from several minutes to 1 hour). therefore, this indicator can depend both on processes in the liquid phase and on the slow-in-time phenomenon of deposition of fullerene nanoparticles from solution onto solid surfaces. the obtained results of the study indicate that the change in tribological characteristics when flns is added to the fuel is indeed due to the superposition of two effects. an increase in the fuel carrying capacity is observed only with an increase in the concentration of fullerenes up to 2 ppm. with an increase in the concentration of flns in the solution above 2 ppm, this tribological characteristic practically does not change. apparently, this effect can be associated with the formation of the domain structure of solvent molecules around the center-forming nanoparticles of the additive [18, 19]. at the additive concentration limit of 2 ppm, saturation is reached, i.e. filling the entire volume of the solution with such domain formations. in the region of an increased concentration of the additive (exceeding 2 ppm), clustering of the particles of the additive between themselves is possible, which is accompanied by a decrease in the effectiveness of the effect of such associates on the properties of the solution compared to the efficiency of individual nanoparticles [14]. however, the wear indicator continues to decrease somewhat with an increase in the content of fullerenes in the solution above 2 ppm. the change in the wear index in this concentration range can apparently be explained by the deposition of fullerene nanoparticles on the friction surface. however, the influence of this effect on the antiwear properties of the fuel under the given conditions of tribological testing is less significant than the effect of nanoparticles on the change in the structure of the liquid phase. conclusions 1. modification of liquid hydrocarbon motor fuels with fullerene-like nanoparticles (flns) increases the antiwear properties of fuels. 2. the effect of low concentrations of flns on the antiwear properties of liquid hydrocarbon fuels is mainly associated with the effect on the structure of the liquid phase and, to a lesser extent, with the deposition of fullerene nanoparticles on the friction surface. 3. based on the obtained results, a strategy for the use of flns in hydrocarbon liquid motor fuels is substantiated. in such petroleum products, additives based on fullerene-like nanoparticles are advisable to use at concentrations of several ppm. a further increase in the concentration of the additive does not lead to a significant increase in antiwear properties, but may impair the efficiency of engines due to deposits on filters and on working surfaces. references 1. hsieh p.y., bruno t.j. a perspective on the origin of lubricity in petroleum distillate motor fuels. fuel processing technology. 2015. v. 129. p. 52–60. 2. likhterova n.m., seleznev m.v., goryunova a.k. tribologicheskiye kharakteristiki sovremennykh aviatsionnykh kerosinov. neftepererabotka i neftekhimiya. 2019. № 7. s. 35–40. 3. zhang j., spikes h. on the mechanism of zddp antiwear film formation. tribol. lett. 2016. v. 63. p. 3–27. 4. rastogi r.b., maurya j.l., jaiswal v. phosphorous free antiwear formulations: zinc thiosemicarbazones–borate ester mixtures. proc. imeche, part j: j engineering tribology. 2012. v. 227. p. 220–233. 5. the technical regulations for automobile gasoline, diesel, ship and boiler fuels. cabinet of ministers of ukraine, 2013, 22p. 6. lyubchuk t.v. fulereny ta inshi aromatychni poverkhni (struktura, stabilʹnistʹ, shlyakhy utvorennya). k.: vydavnycho-polihrafichnyy tsentr “kyyivsʹkyy universytet”. 2005. 322 s. 7. tuktarov a.r., khuzin a.a., dzhemilev u.m. fullerenosoderzhashchiye smazochnyye materialy: dostizheniya i perspektivy (obzor). neftekhimiya. 2020. t. 60, № 1. s. 125–147. 8. yeletskiy a.v. fullereny v rastvorakh. teplofizika vysokikh temperatur. 1996. t. 34, № 2. s. 308– 323. 54 problems of tribology 9. ginzburg b.m., baydakova m.v., kireyenko o.f., tochil'nikov d.g., shepelevskiy a.a. vliyaniye fullerena c60, fullerenovykh sazh i drugikh uglerodnykh materialov na granichnoye treniye skol'zheniya metallov. zhurnal tekhnicheskoy fiziki. 2000. t. 70, vyp. 12. s. 87–97. 10. kravtsov a.g. modelirovaniye formirovaniya maslyanoy plenki na poverkhnosti treniya pri nalichii fullerenovykh dobavok v smazochnom materiale i yeye vliyaniye na skorost' iznashivaniya tribosistem. problems of tribology. 2018. № 1. s. 69–77. 11. polunkin ye.v., pylyavsʹkyy v.s., bereznytsʹkyy ya.o., kamenyeva t.m., levterov a.m., avramenko a.m. pokrashchennya khimmotolohichnykh vlastyvostey dyzelʹnoho palyva mikrodobavkoyu vuhletsevykh sferoyidalʹnykh nanochastok. kataliz ta naftokhimiya. 2020. №. 29. s. 59–64. 12. increasing surface wear resistance of engines by nanosized carbohydrate clusters when using ethanol motor fuels / o.o. haiday, v.s. pyliavsky, y.v. polunkin, y.o. bereznytsky, o.b. yanchenko, a. smolarz, p. droździel, s. amirgaliyeva, and s. rakhmetullina. mechatronic systems 1. london, 2021. p.89-99. url: https://doi.org/10.1201/9781003224136-8 13. rud' a.d., kuskova n.i., boguslavskiy l.z., kir'yan i.m., zelinskaya g.m., belyy n.m. strukturnoenergeticheskiye aspekty sinteza uglerodnykh nanomaterialov vysokovol'tnymi elektrorazryadnymi metodami. khimiya i khimicheskaya tekhnologiya. 2013. t. 56, vyp. 7. s. 99–104. 14. yadav g., tiwari s., jain m.l. tribological analysis of extreme pressure and anti-wear properties of engine lubricating oil using four ball tester. materials today. 2018. v. 5, no. 1. part 1. p. 248–253. пилявський в.с., полункін є.в., гайдай о.о., янченко о.б. вплив фулереноподібних наночастинок у малих концентраціях на протизносні властивості моторних палив моторні палива є джерелом енергії для двигунів внутрішнього згоряння, а також мастилом для вузлів тертя паливної апаратури автомобільних, авіаційних і суднових двигунів. від протизносних властивостей палив залежить надійність і термін служби всього механізму. традиційні протизносні присадки, що містять сірку, фосфор, хлор тощо, не застосовуються в моторних паливах через обмеження на викиди токсичних сполук. для покращення протизносних властивостей мастильних матеріалів можливе використання нового класу просторових вуглецевих сполук – фулереноподібних наночастинок (фнч). у даній роботі показано, що модифікація рідких вуглеводневих моторних палив фулереноподібними наночастинками (фнч) підвищує протизносні властивості палива. ключові слова: трибологічні характеристики мастильних матеріалів, моторні палива, протизносні присадки, несуча здатність, фулерени та фулереноподібні наночастинки https://doi.org/10.1201/9781003224136-8 https://www.sciencedirect.com/journal/materials-today-proceedings/vol/5/issue/1/part/p1 https://www.sciencedirect.com/journal/materials-today-proceedings/vol/5/issue/1/part/p1 copyright © 2020 k.a. fenenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 25, no 2/96-2020, 25-33 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-25-33 cluster analysis of acoustic emission signals from the friction zone of tribosystems k.a. fenenko petro vasylenko kharkiv national technical university of agriculture, kharkiv, ukraine e-mail:vavoitovva@gmail.com abstract the directions of the use of the method of acoustic emission (ae) for the study of stationary and transient processes in tribosystems during the operation have been considered here. it has been shown that the application of this method will allow obtaining information about the state of friction surfaces and the rate of wear during transients (running-in) processing online. to substantiate the choice of the informative parameters of ae, the cluster analysis of the frames of ae signals from the friction zone of the tribosystem with the separation of the signal into the groups of the sources of its generation has been performed. the correlation dependence between the friction coefficient fтр and the values of the peak factor of cluster k2, the correlation coefficient r = 0.99, and the rate of volumetric wear i, m 3 /h, and the values of the peak factor of cluster k3, the correlation coefficient r = 0.99 have been established. the values of the peak factor of cluster k4 correlate with the rate of volumetric wear during the running-in, the correlation coefficient r = 0.98. it has been experimentally confirmed that the cluster analysis of acoustic emission signals from the friction zone of the tribosystem allows one to identify the surface processes during wear, thereby increasing the robustness and information content of the ae method. this analysis can serve as the basis for the development of a diagnostic technique for tribosystems during their operation, which will make it possible to measure the wear rate at any time and calculate the tribosystem resource. key words: tribosystem; wear rate; coefficient of friction; acoustic emission; cluster analysis; peak factor; transient processes; running-in. introduction the acoustic vibrations that the tribosystem generates during operation arise due to the impact interaction of the roughness of the friction surfaces of their elastoplastic deformation, the processes of the formation and destruction of frictional bonds (stick-sleep mode [1]), structural-phase rearrangement of materials, the formation and development of micro-cracks in the surface layers of the contacting bodies, the separation of wear particles. the registration of acoustic signals makes it possible to determine with high accuracy the time of the occurring events, which include the elastic interaction of micro-protrusions of the mating surfaces, the formation and destruction of adhesive bonds, the appearance of micro-cracks and the separation of wear particles. the first publications on the use of acoustic emission (ae), as a method for diagnosing friction units, appeared in the late 1970 s, as a way to diagnose friction and wear processes. with the modern development of signal registration tools, the use of this method allows one to obtain information about the state of friction surfaces online. literature review the author of the work [2] has analysed the publications on the use of ae for diagnosing various tribosystems. the author concludes that studies on acoustic emission diagnostics of mechanisms are based on the use of signs of discrete emission: counting (the number of impulses registered during the entire test period); activity (the number of impulses per time unit) [3]. as for continuous emission (when it is impossible to distinhttp://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-25-33 26 problems of tribology guish between individual impulses), it is characterized by the parameters widely used in vibrational diagnostics — mean-square deviation, peak factor, and vibration spectrum [4]. in addition, time parameters are used (the duration of the front and decay of impulses) [4], the parameters of the distribution of impulses in amplitude and the wavelet transformation [5]. based on the analysis of the works of western scientists [6–11], in [12] it is concluded that a promising direction is the justification of acoustic emission signs of defects that are invariant to signal scaling by ampl itude. this is due to the fact that signal fluctuations, the differences in the amplitude-frequency characteristics of the sensors affect the result of measuring the energy parameters of the emission, such as energy, the average value of the amplitudes, the spectrum and the result of the wavelet transformation. the listed factors affect the parameters of the registered acoustic emission signal. according to the author of [12], when measuring the temporal parameters of acoustic emission, it is advisable to choose a threshold level of amplitudes, which is determined from the conditions of the minimum probability of a diagnostic error. to determine the maximum values of the wear rate during the transition process, the authors of [13] have substantiated an informative parameter – the power of ae signals. the authors showed that the power of ae correlates with the wear rate, the correlation coefficient r = 0.98 and it adequately reflects the running-in process. based on the analysis of the works devoted to the selection of informative ae parameters for the diagnosis of tribosystems, it can be concluded that to determine the wear rate and the friction coefficient during the operation of the tribosystem (online), the most promising approach may be the separation of the ae signal into components – clusters. the analysis of each cluster will make it possible to obtain information about a separate group of processes occurring in the surface layers of the materials of the tribosystem, which will increase the r obustness of this method and the information content of diagnosing tribosystems. purpose the purpose of this study is to develop a methodology for analysing ae signal frames from the friction zone of the tribosystem with separating the signal into the groups of the sources of its generation, which will allow diagnosing friction and wear processes. methods to justify the selection of informative parameters for analysing the frame of ae signals from the friction zone, let us use the notion of cluster. the cluster (aggregation) is the union of several homogeneous elements which can be considered as an independent unit. in our case, during the analysis of the ae signal frame, this is a subset of the same type of impulses with the same values of the amplitudes ai connected by the same generation sources. based on this definition, the ae signal frame, which is shown in fig. 1, can be divided into four clusters fig. 1. the ae signal frame the operation of the tribosystem the first cluster, fig. 2, is a basic pack of ae signals or a basic frame. the sources for generating the basic signal pack are: the slide of dislocations during the deformation of surface layers on the spots of the actual contact; the inter-granular slide; the rotation of blocks (granules); the twinning; the structural adjustment (the phase transformations due to high temperatures on the spots of the actual contact). the energy or power of the ae signal of the first cluster – k1 can be estimated using the value of the amplitudes – a1. after passing the analogue signal of ae through the analogue-to-digital converter, the amplitude values can be represented as discrete values of rectangular impulses. the peak factor of a random sequence of discrete ae – pae signals is defined as the ratio of peak power to average power of the signal and can be generally written as follows [14]: problems of tribology 27 , )( 1 )(max 2 2 max   ta t ta w w p ср aе (1) where wmax – the maximum value of the peak power of the ae signal; wср – the average value of the ae signal power; а(t) – the signal amplitude value when changing the registration time; t the duration of the frame registration. fig. 2. ae signals frame of the first cluster k1 during the operation of the tribosystem for the signal after the analogue-to-digital converter, expression (1) can be written [14]: , )( )(max 1 2 1 1 2         n n n n n m m mn ср aе a aa w ta p (2) where n – the number of impulses of the ae signal that are contained in the frame; m – the number of impulses of the ae signal that exceed the average value of the amplitudes; an – the values of the amplitudes of all ae impulses belonging to the frame; am – the values of the amplitudes of the ae impulses belonging to the frame, which exceed the average value of the amplitudes. based on expression (2), let us write the formula for calculating the peak factor of cluster k1: , )( )(max 1 2 1 1 1 1max,1 2 11         n n n n m m ср к аэ a aa w ta p (3) where a1 – the values of the amplitudes of all ae impulses belonging to the frame of cluster k1; amax,1 – the values of the amplitudes of ae impulses belonging to the frame of cluster k1, which exceed the average value of the amplitudes in the cluster. the second cluster, fig. 3, is a pack of ae signals, which is characterized by spikes in amplitudes the values of which exceed the average value of the amplitudes of the first (basic) cluster k1 by 2.4 ... 2.8 times. the sources of the signal generation for cluster k2 are: deformation jumps on the spots of the actual contact as a result of which slide strips form; the jump-like movement of the protrusions of the roughness due to the change in the adhesion forces, which in [1] was called the stick-sleep mode. 28 problems of tribology fig. 3. the frame of ae signals of the second cluster k2 during the operation of the tribosystem based on expression (2), let us write the formula for calculating the peak factor of cluster k2: , )( )(max 1 2 1 1 1 2max,1 2 22         n n n n m m ср к аэ a aa w ta p (4) where a1 – the value of the amplitudes of all ae impulses belonging to the frame of cluster k1; amax 2 – the values of the amplitudes of ae impulses belonging to the frame of cluster k2, which exceed the average value of the amplitudes in cluster k1 by 2.4 ... 2.8 times. the third cluster, fig. 4, is a pack of ae signals, which is characterized by spikes of amplitudes the values of which exceed the average value of the amplitudes of the first (basic) cluster k1 by 4.2 ... 4.6 times. the sources of the signal generation for cluster k3 are: the formation of fatigue cracks in parallel and perpendicular to the friction surface; the separation of wear particles from the friction surface in the form of flakes or petals by the mechanism of fatigue wear; the separation of wear particles from the friction surface by the mechanism of "sliding-out" of oxide films or secondary structures. fig. 4. ae signals frame of the third k3 cluster during the tribosystem operation based on expression (2), let us write the formula for calculating the peak factor of cluster k3: , )( )(max 1 2 1 1 1 3max,1 2 33         n n n n m m ср к аэ a aa w ta p (5) where a1 – the values of the amplitudes of all ae impulses belonging to the frame of cluster k1; amax,3 – the values of the amplitudes of ae impulses belonging to the frame of cluster k3, which exceed the average value of the amplitudes in cluster k1 by 4.2 ... 4.6 times. problems of tribology 29 the fourth cluster, fig. 1, is a pack of ae signals, which is characterized by emissions of large amplitudes, the values of which exceed the average value of the amplitudes of the first (basic) cluster k1 by 5.4 ... 5.8 times. the sources of the signal generation for cluster k4 are: micro-cutting and plastic crushing of the protrusions of the friction surface roughness, which is characteristic of the first stages of running-in. based on expression (2), let us write the formula for calculating the peak factor of cluster k4: , )( )(max 1 2 1 1 1 4max,1 2 44         n n n n m m ср к аэ a aa w ta p (6) where a1 — the values of the amplitudes of all ae impulses belonging to the frame of cluster k1; a max, 4 — the values of the amplitudes of the ae impulses belonging to the frame of cluster k4, which exceed the average value of the amplitudes in cluster k1 by 5.4 ... 5.8 times. the overlapping of all four frames one on one gives the total form of the ae signal frame during the operation of the tribosystem, which is shown in fig. 1. results the experimental studies were carried out on a friction machine according to the kinematic ―ring-ring‖ scheme under the following conditions: a mobile triboelement steel 40h (45 ... 47 hrc), a stationary triboelement br.azh 9-4 (90 ... 110 hb). the lubricating medium – engine oil m – 10g2k (ey = 3.6 • 10 14 j/m 3 ). the block diagram of the experimental equipment for registering and processing ae signals from the friction zone is shown in fig. 5. fig. 5. block diagram of experimental equipment for recording and processing ae signals the ae signal from the friction zone is registered by the gt300 broadband sensor (100..800 khz), fig. 5, which was mounted on a stationary triboelement, and is transmitted to the amplifier, then, in the analogue form, to the pv6501 usb-oscilloscope, which performs the functions of the analogue-to-digital converter. after being processed in the usb-oscilloscope, the signal in a digital code enters the computer, where it is processed by special software. the result of processing is the calculation of peak factors for the four clusters according to formulas (3) (6). the amplifier, fig. 5, consists of an input stage, a filter of low and high frequencies with an adjustable transmission coefficient (1 ... 100). the total gain is 1000. the lower passband of the signal is 50 khz, which does not allow registering signals from the test equipment (the friction machine). the upper passband of th e signal is 1,5 mhz. such a frequency range was selected based on the analysis of the other authors’ works which are devoted to acoustic emission from the friction zone [2-14]. the passband of the usb oscilloscope, fig. 5, is 20 mhz, which is many times higher than the selected working passband and signal registering. thus, with the help of low and high frequency filters during the performed research the ae signal from the friction zone in the band of 50-1500 khz has been registered and analysed. the usb oscilloscope works in a standby mode and starts by command for a registration time of 1000 μs. such a time was selected based on the analysis of the ae signal at a set mode using the autocorrelation function. the results of ae signals in a digital code are accumulated and stored in computer memory in separate files, and then processed with the determination of the total value of the squared amplitudes during the registr a30 problems of tribology tion of a 2 i, the variance and standard deviation of a 2 i, the peak factors values for the first – fourth clusters using formulas (3) (6). when checking the homogeneity of the variances of the selected ae signal frames at the set operating mode of the tribosystem, as well as the reproducibility of the results from frame to frame, iso 5725 standard recommends using the cochrane criterion. the cochrane criterion allows one to compare the uniformity of var iances of the results of the analysis of ae signals from different frames. the test statistics of the cochrane criterion ср is determined by the expression: , 1 max    n i ai a р d d с (7) where maxa d the maximum value of the variance of the amplitudes of the ae signals at the set mode of friction; n the number of measurements; ai d the current value of the variance according to the i-th experiment. according to iso 5725 standard, the hypothesis of homogeneity (reproducibility) is verified by the following expression: , тр сс  (8) where рс the calculated value of the cochrane criterion, formula (7); тс the tabular value of the criterion for the given level of significance [15]. if condition (8) is satisfied, then the hypothesis of statistical homogeneity of the measurements results is accepted. the experimental studies were carried out with the following friction modes: load n = 500 ... 2000 n; slide speed 0.5 m/s. in the course of the experiments, the volumetric wear of the mobile and stationary triboelements (using the artificial base method) and the friction moment, which were converted into the volumetric rate of wear and friction coefficient, have been registered. the experimental research aimed to confirm the correlation between the volumetric wear rate of the tribosystem i, m 3 /hour and the friction coefficient ffr with the peak factors of various clusters, which are calculated by formulas (3) (6). the results of the experimental research are presented in fig. 6, and they display the average values of the volumetric wear rate and the friction coefficient at the set mode of operation of the tribosystem (after the completion of running-in) at different loads, as well as the calculated values of the peak factors for the three clusters of ae signals from the friction zone. fig. 6. dependences of the change in the volumetric wear rate i, the friction coefficient ffr, and the calculated values of the ae peak factor of various рае clusters with a change in n load on the tribosystem problems of tribology 31 the analysis of the obtained dependences allows one to state that there is the presence of a correlation between: the friction coefficient ffr and the values of the peak factor of cluster k2, the correlation coefficient r = 0,99; the rate of volumetric wear i, m 3 /h and the values of the peak factor of cluster k3, the correlation coefficient r = 0.99. the values of the peak factor of cluster k4 do not correlate with the above tribological characteristics. to establish a correlation between the tribological characteristics and the peak factor of cluster k4, the ae signals were registered during the operation of the tribosystem during running-in, fig. 7. the analysis of the obtained dependences allows one to state that there is the presence of a correlation between the volumetric wear rate i, m 3 /h during running-in and the values of the peak factor of cluster k4, the correlation coefficient r = 0.98. the evaluation of the reproducibility of the results of measuring ae signals at various loads, followed by the calculation of the cochrane criterion, has showed that the parameters of ae signals during the operation of the tribosystem at different loads are homogeneous and reproducible. fig. 7. dependences of the change in the volumetric wear rate i and the calculated values of the peak factor of the ae cluster k4 during running-in at a load of n = 1500 н analysing the presented dependences in fig. 6 and 7, one can make a conclusion that the cluster analysis of acoustic emission signals from the friction zone of the tribosystem allows one to identify surface processes during wear, thereby increasing the robustness and information content of the ae method. this analysis can serve as the basis for the development of a methodology for diagnosing tribosystems during their operation, which will make it possible to measure the wear rate at any time and calculate the service life of the tribosystem. conclusions the cluster analysis of ae signal frames from the friction zone of the tribosystem has been performed with the signal separated into groups of sources of its generation. the correlation dependence has been established between the friction coefficient ffr and the values of the peak factor of cluster k2, the correlation coefficient r = 0.99, as well as with the volumetric wear rate i, m 3 /h and the values of the peak factor of cluster k3, the correlation coefficient r = 0.99. the values of the peak factor of cluster k4 correlate with the rate of volumetric wear during running-in, the correlation coefficient r = 0.98. the cluster analysis of acoustic emission signals from the friction zone of the tribosystem allows one to identify surface processes during wear, thereby increasing the robustness and information content of the ae method. this analysis can serve as the basis for the development of a methodology for diagnosing tribosystems during their operation, which will make it possible to measure the wear rate at any moment of time and calculate the service life of the tribosystem. references 1. ferrer c., salas f., pascal m., orozco j. descrete acoustic emission waves during stick-slip friction between steel samples, tribology international, 2010, no.43, pp.1–6. [english] 2. shevchenko s.a.. classification and justification of requirements for acoustic emission characteristics of friction pairs defects of mechanisms, bulletin of kharkiv national technical university of agriculture named after p. vasylenko, 2012, no.121, p.159-163. [ukraine] 3. abdullah m., d. al-ghamd, zhechkov, d. mba. a comparative experimental study on the use of acoustic emission and vibration analysis for bearing defect identification and estimation of defect size, mechanical system and signal processing, 2006, no.7, pp.1537–1571. [english] 32 problems of tribology 4. mazal p., v.koula, f.hort, f.vlasic. applications of continuous sampling of ae signal for detection of fatigue damage, ndt in progress, 2009, no.4. –8 p. [english] 5. yanhui feng. discrete wavelet-based thresholding study on acoustic emission signals to detect bearing defect on a rotating machine, the thirteen international congress of sound and vibration. vienna, austria, 2-6 july, 2006. –8 p. [english] 6. faris elasha., matthew greaves, david mba, abdulmajid addali. application of acoustic emission in diagnostic of bearing faults within a helicopter gearbox, the fourth international conference on through -life engineering services. procedia cirp, 2015, vol.38, рp. 30-36. [english] 7. seyed a. niknam, tomcy thomas, j. wesley hines, rapinder sawhney. analysis of acoustic emission data for bearings subject to unbalance, international journal of prognostics and health management, 2013, vol. 15, pp. 1–10. [english] 8. badgujar m.p., patil a.v. fault diagnosis of roller bearing using acoustic emission technique and fuzzy logic, international journal of latest trends in engineering and technology, 2014,vol. 3, issue 4, pp.170–175. [english] 9. rao v.v., ratnam ch. a comparative experimental study on identification of defect severity in rolling element bearings using acoustic emission and vibration analysis, tribology in industry, 2015, vol. 37, no. 2, pp.176-185. [english] 10. zahari taha., indro pranoto. acoustic emission research and applications. chapter 4 – acoustic emission application for monitoring bearing defects, intech. 2013, pp.71–90. http://dx.doi.org/10.5772/55434 [english] 11. nienhaus k., boos f.d., garate k., baltes r. development of acoustic emission (ae) based defect parameters for slow rotating roller bearings, journal of physics: conference series. 364. 2012. 012034. 1-10. doi:10.1088/1742-6596/364/1/012034 [english] 12. yongyong he., xinming zhang, michael i. friswell. defect diagnosis for rolling element bearings using acoustic emission, journal of vibration and acoustics, 2009, vol. 131 / 061012. [english] 13. voitov v.a., biekirov, а. sh., voitov a.v. choice of informative acoustic emission parameters for determining the wear rate of tribosystems in transient modes. technical service of agriculture, forestry and transport systems 2019. № 15. p. 190–202. [ukraine] 14. chechel’nitskii v.y., troyansky a.v. peak factor of multi-frequency noise-like signals encoded by equivalent classes of modern binary gratings, proceedings of odessa polytechnic university, 2005, no.2(24), p.181-186. [russian] 15. zagigaev l.s., kishiyan а.а., romanikov y.i. methods of planning and processing the results of a physical experiment, m.: atomizdat, 1978. – 232 p. [russian] http://www.ndt.net/search/docs.php3?mainsource=90 http://dx.doi.org/10.5772/55434 http://dspace.khntusg.com.ua/browse?type=author&value=biekirov%2c+%d0%90.+sh. problems of tribology 33 фененко к.а. кластерний аналіз сигналів акустичної емісії із зони тертя трибосистем розглянуті напрямки застосування методу акустичної емісії (ае) для дослідження стаціонарних та перехідних процесів в трибосистемах під час експлуатації. показано, що застосування такого методу дозволить отримувати інформацію про стан поверхонь тертя та швидкість зношування під час перехідних процесів (припрацювання) в онлайн-режимі. для обґрунтування вибору інформативних параметрів ае виконаний кластерний аналізу фреймів сигналів ае із зони тертя трибосистеми з поділом сигналу на групи джерел його генерації. встановлено кореляційний звязок між коефіцієнтом тертя і значеннями пік-фактора кластера к2, коефіцієнт кореляції r = 0,99, а також швидкістю об'ємного зношування і значеннями пік-фактора кластера к3, коефіцієнт кореляції r = 0,99. значення пік-фактора кластера к4 корелює зі швидкістю об'ємного зношування під час припрацювання, коефіцієнт кореляції r = 0,98. експериментальним шляхом доведено, що кластерний аналіз сигналів акустичної емісії з зони тертя трибосистеми дозволяє ідентифікувати поверхневі процеси під час зношування, тим самим підвищити робастність і інформативність методу ае. даний аналіз може бути основою для розробки методики діагностування трибосистем під час їх експлуатації, що дозволить вимірювати швидкість зношування в будьякий момент часу і розраховувати ресурс трибосистеми. ключові слова: трибосистема; швидкість зношування; коефіцієнт тертя; акустична емісія; кластерний аналіз; пік-фактор; перехідні процеси; припрацювання. copyright © 2023 а. milanenko, a. savchuk, y. turitsa. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 15-19 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-15-19 influence of lubricant material in the point contact zone of rolling friction on fatigue life for friction bearing units а. milanenko*, a. savchuk, y. turitsa national transport university, kyiv, ukraine e-mail: milanmasla@gmail.com received: 5 april 2023: revised: 14 april 2023: accept:5 may 2023 abstract a comprehensive methodology has been developed to assess the rheological and tribotechnical properties to establish the impact of the lubricant in dynamic lubrication conditions. the results of the research indirectly affect the fatigue life of bearing units under conditions of rolling friction. key words: point contact zone, fatigue life, bearing units, elastohydrodynamic (ehd) lubrication, lubricant material (lubricant), rheological and tribotechnical properties, rolling friction. introduction although lubrication is necessary for the satisfactory operation of rolling bearings, the effect of lubricant on the fatigue life of the bearing has not been sufficiently studied. in recent times, the theory of elastohydrodynamic (ehd) lubrication [1] has been used to explain the different effects of lubricants. according to this theory, the thickness of the lubricating layer separating the moving elements of the bearing is determined by the viscosity-pressure dependence of the lubricant. the contact of surface micron irregularities does not occur if it is possible to maintain a sufficient thickness of the lubricating layer in this case, the long-term durability of the bearing is ensured. if the film thickness is reduced to a level where surface irregularities are encountered, the fatigue life rapidly decreases with increasing contact frequency. in any case, a comprehensive calculation methodology is needed that would allow to take into account the influence of lubricant on the fatigue life of bearing units. the purpose of the work to develop a comprehensive methodology for assessing the influence of lubricant on rheological and tribotechnical properties under rolling friction conditions for bearing units. technique for researching the properties of coatings for the influence of lubricant material. for modern multigrade transmission, aviation and motor-transmission oils, it is necessary to evaluate the dynamic viscosity on a rotational viscometer in order to approximate the real operating conditions of various bearing units namely, at high shear rates to ensure mechanical stability and film strength under high contact pressure, maximum contact and sub-surface tangential stresses and deformations, which is the cause of fatigue wear of the ball and sections of the friction paths of the bearing cage. of great importance for the technology of lubrication of heavily loaded parts of tribomechanical systems are the conditions of formation of an elastohydrodynamic (egd) lubricating layer in a local (point) friction contact, under which pressure significantly affects the viscosity of the lubricant, as well as the deformation of the contacting bodies (film shape). the viscosity of compressible fluids increases with increasing pressure. the relatively low compressibility of mineral and synthetic oils leads to a significant increase in viscosity at high pressures. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-15-19 16 problems of tribology consequently, at points subjected to high load, the effective viscosity becomes higher than the nominal viscosity of oils at equal temperatures. at the same time, an increase in temperature under such conditions leads to a decrease in the effect of viscosity increase with increasing pressure. also very important is the influence of the rheological behavior of the oil, which is observed, for example, when the dynamic viscosity increases with respect to atmospheric pressure and temperature at the entrance to the contact, which leads to an increased effect on the change in viscosity with increasing pressure and temperature. this special (non-newtonian) rheological behavior of the oil with increasing pressure and temperature leads to a strong dilution of the structural viscosity of the oil due to the addition of polymeric viscosity modifiers to the base base to extend the viscosity-temperature range of operation, which, when the temperature changes, shrink/expand, bringing the characteristics of the base bases to the required values. at high shear rates, polymers line up in the direction of flow and shrink, resulting in oil thinning. in addition, some polymers at high shear rate, on the contrary, thicken (expand their volume), and the fluidity characteristics of such fluids somewhat lose linearity depending on temperature. taking care of this problem, it was necessary to develop a methodology for calculating rheological and tribotechnical characteristics, simulating real operating conditions for various bearing units. as oils, were investigated: two multigrade gear oils with different viscosity classes sae 75w-90 and sae 80w-90 (manufactured by ksm protec), respectively, which are used for most friction units of the transmission of passenger cars, trucks and agricultural machinery; aviation oil ms-8p (ms-8pn, manufactured by ztm "arian") for lubrication of friction bearing units of gas pumping units based on aviation gtd and universal motor-transmission oil mt-8p (emt-8, manufactured by ztm "arian") for lubrication of friction units of auxiliary internal combustion engine (up to 35 hp) and transmissions of military vehicles. s.) and transmissions of military and agricultural tracked vehicles. dynamic viscosity (η) is a measure of the resistance to fluid flow or deformation. the dynamic viscosity of an oil (η) at temperature (t) is calculated from the kinematic viscosity using the following formula: η = υ ρ, (1) where υ is the kinematic viscosity, mm2/s. ρ is the oil density at the same temperature at which the kinematic viscosity υ was determined, g/sm3; from the point of view of the rheological characteristics of the oils under study, a more universal definition of dynamic viscosity should be used, which would be equally suitable for newtonian and non-newtonian oils. for this purpose, the dynamic viscosity is defined as the ratio of shear stress (τ) and shear rate (d): 𝜂0 = 𝜏 𝐷 , (2) measurement of dynamic viscosity (η0) at atmospheric pressure and temperature at the contact inlet is carried out by means of a rotational viscometer (fig. 1) using a coaxial-cylindrical measuring device (fig. 2). when determining the dynamic viscosity, rotational viscometers have the advantage that they allow to measure viscosity as a function of time at high shear rate up to 106 s-1 and to determine the presence of hysteresis of elastic-viscous properties. fig. 1. general view of the rotational viscometer reotest 2.1. fig. 2. scheme of the coaxial-cylindrical system reotest 2.1. shear stress (τ) and shear rate (d) are determined according to the following relations: shear stress (τ): 𝜏 = 𝑀 2⋅𝜋⋅𝑙⋅𝑟2 ; (3) problems of tribology 17 shear rate (d): 𝐷 = 2⋅𝜔⋅𝑅2 𝑅2−𝑟2 ; (4) to determine the dynamic viscosity as a function of pressure, the exponential law [1] of the viscositypressure relationship described by the barus dependence is used: η = η0∙e α∙ρ, (5) where η is the viscosity at pressure p; η0 is the viscosity at the contact inlet at p = 0; α is the coefficient of dependence of viscosity on pressure (piezo-viscosity coefficient). the piezo-viscosity coefficient (α) [2] characterizes the effective viscosity with changing pressure and temperature and is determined by the following equation: 𝛼 ⋅ 𝑃 = 𝐴 ⋅ [( 𝑇−138 𝑇0−138 ) −𝑆0 ⋅ 𝐵𝑍 − 1], (6) where а = ln(η0)+9,67 – rheological constant for the oil under study; b=1+5,1∙10-9∙pmax, pа; η0 – dynamic viscosity at pmax = 0, pа∙s; pmax – maximum hertzian pressure, pа; т0 – atmospheric temperature, 293 к (20 0с); z = 0,67 – a constant that depends on the pressure pmax; s0 a constant that depends on temperature (t) and can be found by the following relation: 𝑆0 = 𝛽⋅(𝑇0−138) 𝐴 , (7) where β – thermal viscosity coefficient. in the conditions of egd lubrication mode, the time of passage of the lubricant through the contact zone is very short, and the process is accompanied by large changes in pressure, temperature, stress and shear rate gradients. under this friction regime, even lubricants of mineral origin, which are traditionally considered newtonian, can show deviations from this model. non-newtonian fluid is characterized by the fact that the shear stress between the layers is not directly proportional to the shear rate. it can also be characterized by a shear stress and depend, in addition to the velocity gradient in the oil flow, on temperature, pressure, etc. the rheological behavior of oils depends to a large extent on the frequency of loading, because at shortterm but high-frequency loads, corresponding, for example, to rolling bearings, the oil measured in the pressure zone does not have time to relax and acquire the input properties. therefore, at excessive pressure and shear rate, the influence of viscoelasticity (rheology) on the thickness of the lubricating layer is noticeable. non-newtonian properties, which change the value of normal and tangential stresses, significantly affect the friction force and the thickness of the lubricating layer. thus, there are cases when some oils, which under normal conditions act according to the laws of newtonian fluid, in some cases, in particular under high-speed, high-load and high-temperature conditions, can behave as non-newtonian fluids, distorting the results obtained theoretically. at the same time, the minimum and central thickness of the lubricating layers between the friction surfaces of the bearing units change significantly. the main characteristic of the point contact the central thickness of the lubricating layer (h0) can be generalized as a function of the change of three dimensionless parameters of speed (u), load (w) and material properties (g), which can be written in the following form for the point (circular) friction contact [2]: 𝐻о = 3,49 ⋅ 𝑈 0,75 ⋅ 𝑊 -0,206 ⋅ 𝐺0,426. (8) the dimensionless parameters in the above formula are defined as follows: 1. dimensionless film thickness in the central contact area: 𝐻0 = ℎ0 𝑅 . (9) 2. dimensionless velocity parameter: 𝑈 = 𝜂𝑜⋅𝑉 𝐸′⋅𝑅 . (10) 18 problems of tribology 3. dimensionless load parameter: 𝑊 = 𝐹 𝐸′⋅𝑅2 . (11) 4. dimensionless parameter of materials: 𝐺 = 𝛼 ⋅ 𝐸′. (12) results of calculations for the influence of lubricant materials table 1 shows the input data and formulas for calculations: table 1 the input data and formulas for calculations. modulus of elasticity of steel e1 = 2,07∙10 11 pа the reduced radius of curvature r = 6,35∙10-3 m modulus of elasticity of glass e2 = 0,757∙10 11 pа rolling velosity v = 1,2 m/s poisson's ratio of steel υ1 = 0,3 temperature at the contact inlet т = 293к poisson's ratio of glass υ2 = 0,25 operating temperature in contact т = 343к reduced modulus of elasticity 𝐸′ = 2 ( 1−𝜈1 2 𝐸1 + 1−𝜈2 2 𝐸2 ) = 1,19186 ∙ 1011, 𝑃𝑎 thermal viscosity coefficient, β: β (мs-8p) = 0,027; β (sae 75w-90) = 0,030; β (мт-8p) = 0,030; β (sae 80w-90) = 0,045. dynamic viscosity in atmospheric conditions at the entrance to the contact, η0, pа∙s: η0 (мs-8p) = 0,185; η0 (sae 75w-90) = 0,244; η0 (мт-8p) = 0,264; η0 (sae 80w-90) = 0,478. dynamic viscosity η depending on pressure and temperature is calculated by formula (5). the piezo-viscosity coefficient α is calculated by formula (6). calculations of the change in dynamic viscosity η/η0 with pressure and temperature (rheological properties) and the change in the central thickness h0 of the lubricating layer with pressure and temperature (tribotechnical properties) were made for two multigrade gear oils with different viscosity classes sae 75w-90 and sae 80w90, respectively, aviation oil ms-8p and universal motor-transmission oil mt-8p, and the corresponding results are presented graphically (fig. 3 4). fig. 3. influence of the rheological feature (change in dynamic viscosity) of lubricants of different physical and chemical composition with increasing maximum pressure, taking into account the temperature in the contact zone t = 343 k for friction bearing units fig. 4. change in the central thickness of the lubricating layer with increasing maximum pressure, taking into account the temperature in the contact zone t = 343 k for friction bearing units lubricated with lubricants of different physical and chemical composition problems of tribology 19 conclusions a complex method of calculation of the influence of rheological and tribotechnical properties of the lubricant with increasing maximum pressure, taking into account the temperature in the point contact zone, which indirectly expresses the fatigue life of bearing units under egd lubrication conditions, is presented. references 1 dmitrichenko n.f. the elastohydrodynamics: theory and practice / n.f. dmitrichenko. lviv: publishing house of national university "lviv polytechnic", 2000. – 224p. 2. dmytrychenko m.f. lubricating action of oils in conditions of elastohydrodynamic lubrication / m.f.dmytrychenko, o.a.milanenko k.: informavtodor, 2009. 184p. міланенко о., савчук а., туриця ю. вплив мастильного матеріалу в зоні точкового контакту на втомну довговічність в умовах тертя кочення для підшипникових вузлів тертя. представлена комплексна методика розрахунку впливу реологічних й триботехнічних властивостей мастильного матеріалу при збільшенні максимального тиску з урахуванням температури в зоні точкового контакту, що опосередковано виражає втомну довговічність підшипникових вузлів в умовах егд мащення. встановлено, що для найбільш високов’язкої трансмісійної оливи sae 80w-90 характерна найменша залежність динамічної в’язкості від максимального тиску, з урахування того, що дана трансмісійна олива створює більші товщини мастильного шару, що підтверджує наші припущення про те, що для високонавантажених трансмісій потрібно використовувати трансмісійні оливи більшої в’язкості. нехарактерні кращі реологічні властивості (найменша залежність динамічної в’язкості від максимального тиску при певній температурі в зоні контакту) найбільш високов’язкої трансмісійної оливи sae 80w-90 підтверджують уявлення про те, що, крім обмеженого впливу в’язкості оливи, втомну довговічність визначають і й хімічний склад оливи, що обумовлює селективні хімічні реакції між окремими компонентами (поверхнево-активними речовинами) оливи та металічними поверхнями. ключові слова: точковий контакт тертя, втомна довговічність, підшипники кочення, еластогідродинамічне (егд) мащення, мастильний матеріал, реологічні і триботехнічні властивості, тертя кочення. 16.doc зв'язок між збалансованістю ротора і працездатністю підшипників кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 103 ткачук в.п., гордєєв а.і., ройзман в.п. хмельницький національний університет, м. хмельницький, україна e-mail: tkachukv.p@gmail.com зв'язок між збалансованістю ротора і працездатністю підшипників кочення удк: 621.822 досліджено експлуатаційні властивості підшипників кочення при різних навантаженнях внаслідок незбалансованості ротора. ідентифіковано причини інтенсивного зношування кулькових підшипників. на основі проведених досліджень встановлено, що одночасно із зменшенням значення навантажень на кулькові підшипники, наприклад, за рахунок встановлення абп, доцільно переходити на підшипники ковзання або шарикопідшипники більш легкої серії. ключові слова: підшипник, зношування, тертя, працездатність підшипника. вступ проблеми балансування роторів і динаміки машин тісно пов’язані з роботою підшипників і забезпечення їх працездатності. з однієї сторони конструкція підшипникового вузла, жорсткість спряження з обоймами деталей, монтажні зазори, організація змащення, його в’язкість і температура впливають на загальний динамічний стан машини і рух ротора, а з іншої сторони незрівноваженість визначає значення навантажень на підшипник і задає в залежності від перерахованих вище факторів характер руху цапфи в підшипнику, режим його роботи, викликає ті чи інші види його руйнування. практика експлуатації пральних машин різноманітних конструкцій показала, що частіше всього виходять із ладу підшипники кочення у вузлі кріплення барабана до корпусу. у більшості випадків поломки представляють собою викришування бігових доріжок, кульок і (або) обрив сепаратора підшипників. ціллю експериментальних досліджень роботи підшипників є пошук можливих причин їх незадовільної роботи. більшість дефектів підшипників, викликані їх перевантаженням, незадовільною організацією і складом мастила. в значно меншій мірі вивчена роботоздатність підшипників при малих навантаженнях і в даному розділі звернено увагу саме на цю обставину, оскільки вона пов’язана і була виявлена в процесі дослідження балансування роторів. при дослідженні динаміки пральних машин було виявлено протиріччя між роботоздатністю підшипників кочення, збалансованістю барабана і навантаженням на підшипник. відомо, що нормальному режиму роботи шарикопідшипника відповідає такий режим, при якому кульки котяться без проковзування [1, 2]. при наявності проковзування кульок в підшипнику тертя кочення замінюється тертям ковзання, що призводить до збільшення зносу як бігових доріжок, так і самих кульок, а в кінцевому результаті – до заклинювання кульок, обриву сепаратора і т.п. саме цей випадок має місце у ретельно відбалансованих машинах на режимі прання і інших режимах при малих вібраціях. мета і постановка задачі дослідження роботоздатності підшипників кочення, а саме, визначення величини проковзування кульок при різних значеннях дисбалансу барабана. виклад матеріалів досліджень оцінка роботи шарикопідшипників виконувалась на основі вимірювань числа обертів сепаратора та вала і порівняння виміряних значень із теоретичними. в ідеально підібраному підшипнику число обертів сепаратора і вала ротора, на якому сидить внутрішня обойма підшипника, виражене співвідношенням: 0 0 cos 2 d ddn n швc α− = , (1) де вn – число обертів вала ротора двигуна; 0d – діаметр розміщення центрів тіл кочення; шd – діаметр тіла кочення (кульки або ролика); β – кут контакту тіла кочення із доріжкою внутрішньої обойми. mailto:tkachukv.p@gmail.com зв'язок між збалансованістю ротора і працездатністю підшипників кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 104 для шарикопідшипника у випадку відсутності осьової сили кут контакту β = 0, тоді вираз (1) прийме вигляд: 2 в c n n = . (2) вираз (2) справедливий у тому випадку, якщо кульки в підшипнику котяться без проковзування [3]. вимірювання числа обертів сепаратора підшипників виконувалась при дисбалансі ротора 22000 г·см, що дорівнює максимальному можливому дисбалансу при номінальному завантаженні барабана (4 кг сухої білизни), без дисбалансу і при дії на барабан тільки осьової сили. для отримання залежності ( )вc nfn = частоти обертання сепаратора ( )cn від частоти обертання вала ( )вn запис виконували на прохід від 0 до максимальних обертів двигуна. за отриманими значеннями будувались графіки залежностей ( )вc nfn = . на ці ж графіки наносилась теоретична залежність 2 в c n n = . враховуючи те, що у вузлі кріплення барабана шарикопідшипники розміщені у важкодоступних місцях з обмеженим простором було розроблено спеціальний пристрій для вимірювання обертів сепаратора. пристрій представляє собою оптоелектронну пару, яка складається із мініатюрної лампи розжарювання 1 (рис. 1) і фотодіода фд-10к 2 із малим розміром світлочутливої площадки. для модулювання світла, що потрапляє від лампи на фотодіод на сепаратор досліджуваного підшипника встановлені спеціальні шторки 3. лампу і фотодіод встановлювали таким чином, щоб промінь світла при обертанні сепаратора перекривався шторками. рис. 1 – пристрій для вимірювання числа обертів сепаратора підшипника: 1 – лампа розжарювання; 2 – фотодіод фд-10к; 3 – шторки фотодіод підключали через узгоджуючий пристрій до підсилювача “амфитон”, сигнали з якого фіксувались на фотоплівку осцилографа н071.4м (рис. 2). a a узгоджуючий пристрій підсилювач "амфитон" осцилограф н071.4м a a рис. 2 – блок схема вимірювання частоти обертання сепаратора шарикопідшипника зв'язок між збалансованістю ротора і працездатністю підшипників кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 105 одночасно на плівці осцилографа регіструвались числа обертів вала барабана з допомогою датчика обертів. датчик був виготовлений на базі геркона, який має властивість замикати електричне коло при проходженні крізь магнітне поле. практично це було виконано наступним чином. на пластинку, яка жорстко зв’язана з корпусом установки, було наклеєно геркон 1 (рис. 3) з припаяними до його кінців електропровідниками, а на шків установки був приклеєний магніт 2. рис. 3 – датчик обертів вала: 1 – гекон; 2 – магніт оскільки шків жорстко зв’язаний з валом ротора то частоти їх обертання були однаковими. таким чином з кожним обертом вала, магніт, закріплений на шківі, та утворене ним магнітне поле, наближались до геркона і замикали його контакти. у замкненому герконом електричному колі починав протікати струм, що було сигналом відмітчика обертів. експерименти проводились на пральній машині “айша” з новими і зношеними підшипниками. з метою зменшення випадкової похибки вимірювань кожний дослід проводився декілька раз. після розшифровки отриманих записів чисел обертів сепаратора підшипника і вала барабана були побудовані залежності ( )вc nfn = представлені на рис. 4 і 5. 100 0 200 300 400 500 600 700 50 100 150 200 250 n об/хв 60203 с n об/хвв 1 3 2 100 0 50 100 300200 400 500 60204 250 200 150 n об/хвс 3 1 600 700 n об/хвв 2 рис. 4 – залежність частоти обертання сепаратора підшипника від частоти обертання вала (не зношені підшипники): 1 – теоретична залежність; 2 – без завантаження барабана; 3 – з дисбалансом 22000 г∙см як видно із отриманих графіків і для нових і для зношених підшипників присутнє значне відставання числа обертів сепаратора від його теоретичного значення. при проковзуванні кульок у підшипнику тертя кочення замінюється тертям ковзання, що може призвести до збільшення зносу як бігових доріжок, так і самих кульок. значний інтерес представляє і той факт, що при збільшенні навантаження на підшипниках проковзування зменшується. на основі отриманих результатів можна зробити висновок, що для зменшення величини проковзування кульок у підшипниках необхідно експлуатувати підшипники із деяким початковим навантаженням, наприклад, створюючи деяке попереднє осьове навантаження. в ході даного дослідження було виявлено, що підшипники кочення створюють шум і високочастотні збурення, при якому резонують окремі елементи машини. данні недоліки змушують шукати шляхи зменшення кількості підшипників кочення у конструкції машини або повне позбавлення від них. зв'язок між збалансованістю ротора і працездатністю підшипників кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 106 на основі отриманих результатів можна зробити висновок про те, що для зменшення величини проковзування кульок необхідно експлуатувати підшипники з деяким початковим навантаженням, наприклад, створюючи деяке попереднє осьове навантаження або переходити на шарикопідшипники більш легкої серії. крім того, проведені дослідження показують, що зменшення дисбалансу барабана, наприклад, за допомогою абп, призводить до збільшення ступені проковзування кульок. тому представляється доцільним разом із встановленням в барабані машини абп чи виконання інших міроприємств, які зменшують дисбаланс барабана переходити на підшипники більш легкої серії або підшипники ковзання. 4 300100 0 200 50 100 n об/хв400 в 250 200 150 3 1 n об/хвс 60203 2 100 0 50 100 300200 400 60204 250 200 150 n об/хвс n об/хвв об/хв рис. 5 – залежність частоти обертання сепаратора підшипника від частоти обертання вала (зношені підшипники): 1 – теоретична залежність; 2 – без завантаження барабана; 3 – з дисбалансом 22000 г∙см; 4 – з осьовим навантаженням 4 кг в даній роботі взамін чотирьох шарикопідшипників №60203 1 рис. 6, вузла кріплення бака пральної машини до корпуса, були виготовлені і випробувані підшипники ковзання 2, 3 у вигляді 2-х циліндричних втулок, робоче креслення зображене на рис. 7 із самозмащуваного матеріалу “графітон-к”. технічні характеристики якого наведені в табл. 1. рис. 6 – підшипники вузла кріплення бака пральної машини до корпуса: 1 – шарикопідшипник №60203; 2 – циліндрична втулка виготовлена із “графітону” (виконання 2); 3 – циліндрична втулка виготовлена із “графітону” (виконання 1) рис. 7 – робоче креслення втулки детальні дослідження першого варіанту (заміни всіх підшипників кочення підшипниками ковзання) показали наявність зносу у вигляді збільшеного до 1 1,5 мм радіуса заокруглення переходу від торцевої частини до твірної внутрішньої поверхні зі сторони торця, найближчого до шківа. причиною такого зношення явилось одностороннє, майже статичне навантаження, що передається шківом від натягу паса. при роботі аналогічних підшипників у машині, коли між шківом і валом барабана є гнучка муфта і зусилля зі сторони шківа відсутнє, відмічений дефект не спостерігався. однак, вказане вище зношення не відображалося на працездатності машини і може бути допустимим. зв'язок між збалансованістю ротора і працездатністю підшипників кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 107 таблиця 1 основні статистичні характеристики антифрикційних властивостей матеріалу “графітон к” назва характеристики значення густина, кг/м3 1080 міцність, мпа при розтягу 46 при стиску 81 теплопровідність при 50 125 °с вт/м∙к 0,88 1,02 теплоємність при 50 125 °с кдж∙кг∙к 1,88 2,35 коефіцієнт тертя без змащування 0,22 0,35 при обмеженому змащенні 10 % 0,08 50 % 0,07 інтенсивність зносу (х 10-7) мм3/н∙м без змащення 100 при обмеженому змащенні 10 % 5,1 50 % 4,0 на цей випадок, якщо замовник визнає вказане зношення недопустимим, нами були проведені дослідження третього варіанту, коли один шарикопідшипник ближчий до шківа, залишався на місці, а замість трьох інших були поставлені втулки із матеріалу графітон. довготривалі, не менше ніж 300-годинні дослідження машини в ході проведення експериментальних досліджень показали можливість застосування і цього варіанта, так як ні один із підшипників кочення або ковзання не мав дефектів. у той же час в зоні високих звукових частот (вище 200 гц) рівень звукової потужності знизився в цілому на 20 %, що також підтверджує доцільність переходу на дані підшипники. усе вищесказане, дозволяє рекомендувати заміну, як мінімум трьох підшипників кочення 1 рис. 6 барабана пральної машини “айша” підшипниками у вигляді втулок 2 або 3 рис 6, що виготовляються із матеріалу графітон згідно креслення (рис. 7) такий матеріал або готові втулки можуть бути виготовлені хмельницьким національним університетом. висновки 1. розроблено пристрій і методику для безконтактного вимірювання величини проковзування кульок в підшипниках кочення шляхом вимірювання частоти обертання сепаратора фотоелектричним датчиком. 2. досліджений зв'язок між величиною дисбалансу в барабані і працездатністю підшипників кочення. 3. показано, що зменшення величини дисбалансу веде до збільшення величини проковзування кульок у підшипнику. 4. виявлено, що при збільшенні радіального навантаження на підшипник або при наявності осьового навантаження проковзування кульок зменшується 5. на основі проведених досліджень встановлено, що одночасно із зменшенням значення збурюючи сил, наприклад, за рахунок встановлення абп, доцільно переходити на підшипники ковзання або шарикопідшипники більш легкої серії. література 1. панфилов е.а., самсаев ю.а. высокоскоростные совмещенные опоры. – м.: машиностроение. – 1985. – 208 с. 2. самсаев ю.а. режимы работы радиально-упорных шарикоподшипников при различных дисбалансах. – в кн.: балансировка машин и приборов. – м.: машиностроение. – 1979. – с. 267-273. 3. бейзельман и др. подшипники качения. справочник. м: машгиз, 1975. поступила в редакцію 14.02.2014 зв'язок між збалансованістю ротора і працездатністю підшипників кочення проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 108 tkachuk v.p., gordeev a.i., roizman v.p. relationship between the rotor balance and operability of rolling bearings. bearings are the most widespread and most vulnerable elements of any rotary mechanism. bearings shall spatial fixing rotors and acceptmost of the static and dynamic forcesarising in the mechanism. therefore the technical condition of bearings is the major component determining working capacity of the whole mech anism. in article researches, a stock of working capacity of the of rolling and plain bearings by means of the eqsperimental stand are described. in the given work investigated the performance characteristics of rolling bearings for various loads due to the imbalance of the rotor. identified the causes of intensive wear of ball bearings. experiments revealed that the decrease in load leads to an increase in slip. interest represents the dependence of slippage of rolling bearings and loads. slippage of decreases with increasing load on bearings. research results suggest the following conclusions. bearings must operate with some initial load to reduce the amount of slippage of balls. create some pre-axial or radial loads. key words: bearing, wear, friction performance of the bearing. references 1. panfilov ea, samsun ya high combined support. m.: mechanical engineering. 1985. 208. 2. samsun ya modes angular contact ball bearings for various imbalances. in the book.: balancing machines and devices. m.: mechanical engineering. 1979.s. 267-273. 3. beyzelman etc. rolling. handbook. m: mashgiz, 1975. copyright © 2022 v.i. savulyak, а.а. osadchuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 13--19 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-13-19 contact melting and structure formation in the system: α-ironnanomaterials common quality carbon steel v.i. savulyak*, а.а. osadchuk vinnytsia national technical university, vinnytsia, ukraine *e-mail: korsav84@gmail.com received: 10 march 2022: revised: 5 april 2022: accept: 15 may 2022 abstract in this paper, processes of contact melting between steel plates, which arises after feeding the contact pulse of a contact welding machine, are studied, for cases when nanomaterials in the form of carbon nanofibers and powders of refractory metals are being located between the plates. it was established that the addition of carbon nanotubes allows to ensure the passage of contact melting with lower energy costs and to obtain high carbonaceous layers of considerable hardness, and the addition of doping elements makes it possible to control the structure, grainy and physical and mechanical properties of the formed material. key words: contact melting, carbon nanofibers, nanopowders, scrap metal, high carbon structures, microhardness. introduction contact melting for a long time attracts the attention of researchers and engineers. welding, obtaining fusible materials, consolidation of powder materials, coating here is an incomplete list of applications of this process. the research and development of the theory of contact melting are devoted to a number of modern and earlier works, which have not lost their relevance yet. [1]. analysis of the problem and the study of information sources revealed the existence of different concepts of the essence of contact melting and various hypotheses of the essence of the process. in the work, the definition of contact melting was adopted as the process of transition to a liquid state of solids that make eutectic pairs at a temperature lower than the melting points of each of the substances of the system [2]. during the contact of crystals of heterogeneous components, liquid eutectics are formed in the surface layers. at contact melting, the aggregate state of substances varies (from solid to liquid), so it will be fair to use the arrhenius formula to describe the process. by means of approximation using the package of mathematical programs, the value of the activation energy of the process of contact melting of the iron – carbon system is obtained. it was investigated that in the fe x c system there are exothermic effects [1], as follows: mixtures based on refractory metals (cr, w, mo, v) are characterized by exothermicity, insufficient for carrying out in them processes of synthesis of metal-carbide materials due to their own energy resources and need external heating; in closed systems on the basis of chromium and vanadium, eutectic melting is possible under heating to 1040 -1230с; the use of high-dispersion powders (less than 10 microns) increases the thermality of mixtures by 10% or more; in the system "(metal powders + carbon material), metal substrates and gas phase" metal and carbon oxidation, the formation of a gas phase with a certain carbon potential, metal carbidization and carbon coagulation of the metal substrate may occur. probability and mass flows of processes depend on thermodynamic and kinetic factors, in particular on the specific area of powders, heating temperature, density of the mixture. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-6-12 14 problems of tribology an additional source of energy required to initiate contact melting may be nanomaterials in the form of metal powders, carbon nanofibers, fullerenes, graphene, and the like. methods of experiments initial samples from armco iron plates (technically pure iron with a total content of impurities of about 0.16%, in particular not more than 0.025% c, 0.035% mn, 0.05% si, 0.015% p, 0.025% s, 0.05% cu) 0.2 mm thick and standard quality steel of dstu 2651: 2005 with a thickness of 2 mm was subjected to point welding with a compression force of 2400 n at a current of 3500 a, a pulse duration of ≈ 2 seconds. between the plates at the welding site were installed carbon fiber nanofibers with a surface density of about 15 mg / mm2, as well as compositions in the form of carbon nanofibers with the addition of molybdenum nanopowders; carbon nanofibers with the addition of vanadium nanopowders. the action with such parameters led to the formation of point connections, but the melting of the surface of the samples under the electrodes did not occur. this testifies that welding was carried out with minimal energy input. microstructural studies of the surface layers of the samples were carried out using optical microscopes mbbs-6 and mim-8. for the performance of microstructural studies, the welded plates were cut in the center of the weld joint and polished according to standard technology. chemical etching of the surface of the samples was carried out in a 4% solution of hno3 in alcohol. microhardness was measured by a microhardness tester pmt-3m. characteristics of prototypes the conducted studies of the source plates at point welding without additional gaskets showed the preservation of a clear boundary between the welded materials, the zone of thermal impact on steel common quality carbon steel length ≈ 1400 microns, while the signs of diffusion processes were not detected (fig. 1) [3]. fig. 2 shows the microhardness of welded joints of plates on the thickness of the cross-section. fig. 1. panorama of the point welded connection of the source materials (armco iron and steel of common quality carbon steel) fig.2. distribution of microhardness in the sample of a point welded connection of raw materials the following experiments with point welding of plates of armco iron and common quality carbon steel and gaskets were conducted: 1 carbon nanofibers; 2 molybdenum powder mo brand of pmc; problems of tribology 15 3 vanadium powder v vel-1 (99.99% purity); 4 carbon nanofibers and a layer of molybdenum powder in thickness up to 0,1 mm; 5 carbon nanofibers and a layer of vanadium powder in the thickness of 0.1 mm. from the above data on the chemical composition of the components, it can be seen that the main doping elements are vanadium or molybdenum in the presence of carbon. that is, systems of the type fe-c-x were created, where x is molybdenum mo or vanadium v. in stationary systems, the alloying element x forms, in the absence of carbon, solid substitution solutions in austenite or ferrite. in each of the experiments, we have two elements (fe and x) which have comparatively small diffusion mobility and one element (c), which has 4-5 orders of magnitude a larger diffusion coefficient (carbon forms solid solutions and diffuses between the nodes of the iron lattice) [4]. results of research and discussion microstructural studies have revealed some features of the microstructure, which were observed during spot welding without the use of gaskets made of carbon nanofibers or powders. fig. 3 shows a series of panoramic microphotographs of the structure inward from left to right from the surface of armco iron, to the main steel of common quality carbon steel a) carbon fiber nanofibers b) carbon fiber nanofibers with vanadium powder c) vanadium powder 16 problems of tribology d) molybdenum powder e) carbon fiber nanofibers with a molybdenum powder fig. 3. panoramic photographs of microstructures of the nucleus of contact melting between armco iron and common quality carbon steel in the presence of a gasket with doping components (on the left armco iron) study of the nucleus of contact melting between armco iron and common quality carbon steel in the presence of carbon nanofibers between them (fig. 3a) showed that a microstructure that corresponds to a highcarbon alloy with a structure of ledeburite was formed. welding at the same time happened with a lower level of energy attachment, indicating the occurrence of contact melting processes [5, 6]. fig. 3b shows a panoramic photo of a section of the nucleus of fusion of two steel plates, among which is a gasket of carbon nanofibers and vanadium powder. in the photograph on the left you can see the steel plaster of armco iron, which practically did not melt and did not change its chemical composition. this is due to the fact that diffusion in α-iron does not occur[7, 8]. almost all processes of melting and contact melting with diffusion processes are limited by the volume of common quality carbon steel. during the study of fig. 3b, the main three zones are observed: the first adjacent to α-iron, formed as a result of the carbide formation of vanadium carbonate from nano fabric that dissolved. this process is promoted by the high surface energy that this tissue has. the first zone is characterized by an increase in microhardness from armco iron to the second zone (fig. 4), which lies deeper. in the second zone, there was a process of intensive mixing of iron from common quality carbon steel, vanadium and carbon nano tissue. this led to the formation of a fine-grained composite structure with high hardness. the length of this zone is approximately 0.6 mm. the third zone directly touches the base metal [9, 10]. structure formation in this zone takes place under conditions of higher heat transfer rate to common quality carbon steel. the result is a coarse-grained structure and less hardness. fig. 3c shows a panoramic photo of a section of a core of fusion of two steel plates between which is a gasket of vanadium powder. study of microstructure and microhardness of structural components allows us to draw conclusions about the formation of vanadium-doped steel. on the left, we see a clear line of separation between armco iron and crystallized melting zone. the microhardness of the melting core is much lower than for doping carbon nanotubes. problems of tribology 17 fig. 4. distribution of the microhardness of the cross-section of the fusion nucleus of two steel plates: 1) in the presence of carbon nanofibers between them; 2) in the presence of carbon nanotubes and powder vanadium between them 3) in the presence of vanadium powder fig. 5. distribution of microhardness of the cross-section of the fusion nucleus of two steel plates: 1) in the presence of carbon nanofibers between them; 2) in the presence of carbon nanotubes and molybdenum powder between them 3) in the presence of molybdenum powder between them in the case of doping with the addition of molybdenum (fig. 3d) in the gap between the welded plates, the presence of a structure characterized by high uniformity and fine grains and uniform microhardness throughout the cross section was revealed. at the same time, the layer of armco iron (α-fe) disappeared due to doping with molybdenum. when doped with the addition of a double layer of carbon nanofibers and molybdenum powder (fig. 3e), the processes of structure formation proceed with much more complex kinetics. on microstructure photographs, appeared defects in the form of gas vapors. this is a consequence of the large sorption capacity of carbon nanofibers. as the process takes place in the air, a sufficient amount of gases is released into the fiber, which is released when the composition is heated. the process of melting and crystallization occurs within a fraction of a second and is not sufficient to isolate the gas bubbles from the melting zone. it should also be noted that armco iron did not take part in the process of formation of the structure. in addition, the process of stratification into separate zones is viewed. under the plate with armco iron formed the structure of doped with molybdenum white cast iron, which continues onto the high-carbon zone with columnar crystals and high hardness. 18 problems of tribology conclusions 1. for the first time contact melting between sheet metal reinforcement (0.2 mm) and a common quality carbon steel plate with the addition of layers of molybdenum and vanadium nanopowders and carbon nanotubes between them was studied. 2. it was established that the addition of carbon nanotubes allows ensuring contact melting with fewer energy costs. 3. adding carbon nanotubes allows you to obtain high-carbon layers of high hardness, and adding doping elements allows you to control the structure, grainy and physicomechanical properties of the material. 4. it was established that armco iron does not participate in super-rapid processes of carbonization, leaving its structure and properties. this allows using such contact welding technology to form wear-resistant surface layers that correspond to sharp's principle, after mechanical removal of a soft layer of iron armor. references 1. savulyak v. i. contact melting of unalloed steel with graphite in diffusive unstazinary mode./ v. i. savulyak a.yu. osadchuk v. v. savulyak / bulletin of the polytechnic institute. iasi, romania . – №liv (lviii). 2008. p. 85-90. 2. zalkin v.m the nature of eutectic alloys and the effect of contact melting “metallurgy” / v.m zalkin/ “metallurgy”, 1987, 152 p. 3. ahtubekov a. a. diffusion kinetics of growth of the liquid phase upon contact of heterogeneous crystals / a. a ahtubekov b. s karamuzov electronic journal "research in russia", 34, 465 474, 2000. http: // zhurnal.ape.relarn.ru / articles / 2000 / 034. 4. savulyak v. i. on the influence of elements on the equilibrium temperature of eutectic transformations . / v. i. savulyak, a.a. zhukov, t.f. arhipova //metal science and heat treatment of metals. – 2000. №2. – p. 3 – 8. 5. ahkubekov a.a. contact melting of metals and nanostructures based on them / a.a. ahkubekov, t.a. orkvasov, v.a. sozaev. m.: fizmatlit, 2008. – 152 p. 6. korotkov p.k. the microstructure of the contact layers formed during the contact melting of copper with aluminum surface / p.k. korotkov, m.z. laypanov, a.r. manukyants, m.h. ponezhev, v.a. sozaev / xray, synchrotron and neutron studies. – 2014. – № 7. – p. 109-112. 7. hayrulaev m.r. thermal effect during contact melting in the pb-te system. / m.r. hayrulaev, d.h. dadaev // fizika, baki: elm, 2007. c. xiii, no 12, p. 7173. 8. dadaev d.h. contact melting in simple systems // universum: technical sciences: electronic scientific journal 2013. № 1(1). url: http://7universum.com/ru/tech/archive/item/789 9. savvin b.c. contact melting kinetics in the nonstationary-diffusion mode. / b.c. savvin, o.v.mihalyova, a.a. povzner /urasplavy-2001 -№2.-с.43-50 10. thermokinetics of the initial stage of contact melting in peritectic systems with a chemical compound / v.p. solntsev, v.v. skorohod, k.n. petrash, a.m. shahnovskiy // modern problems of physical materials science. collection of scientific papers -ipm nas of ukraine, 2013. — release. 22. — с. 181-185. — bibliography. 4 name. — рос. http://zhurnal.ape/ http://zhurnal.ape/ problems of tribology 19 савуляк в.і., осадчук а.а. контактне плавлення та структуроутворення в системі: α-залізо – наноматеріали – сталь звичайної якості. в роботі вивчені процеси контактного плавлення між сталевими пластинами, яке виникає після подачі на контакт імпульсу струму від машини контактного зварювання для випадків, коли між пластинами розміщені наноматеріали у вигляді вуглецевих нановолокон та порошків тугоплавких металів. встановлено, що додавання вуглецевої нанотканини дозволяє забезпечити проходження контактного плавлення з меншими енергетичними витратами та отримати високовуглецеві шари значної твердості, а додавання легувальних елементів створює можливість керувати структурою, зернистістю та фізико-механічними властивостями утвореного матеріалу. ключові слова: контактне плавлення, вуглецеві нановолокна, нанопорошки, тугоплавкі метали, високовуглецеві структури, мікротвердість. copyright © 2022 v.r. pasika, d.a. roman, v.o. kharzhevskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 87-93 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-87-93 kinematic analysis and synthesis of cutter movement of slotting machine v.r. pasika1*, d.a. roman1, v.o. kharzhevskyi2 1lviv polytechnic national university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine *e-mail: paswr@meta.ua received: 20 april 2022: revised: 25 may 2022: accept: 10 june 2022 abstract the kinematic characteristics of the links and individual points of the mechanism are determined by the method of closed geometric contours and the method of designing plans. the forces of interaction between the links of the mechanism are determined by the method of kinetostatics, and the balancing moment by considering the dynamic equilibrium of the crank and the method of power balance. the drawbacks of the structural scheme of the mechanism are revealed and the ways of their elimination are offered. the results of research are presented in the form of graphical dependences of the kinematic parameters of the cutter, reactions or hodographs of forces in kinematic pairs. the moments of resistance forces and inertia forces are determined and the dynamic and mathematical models of the movement of the mechanism are constructed. the technology of determining the power of the electric motor is shown, and its stable area of operation is approximated by a straight line. kinematic synthesis was performed and a modernized mechanism was obtained in which the cutter can move according to a predetermined law, in particular, without soft shocks at the boundaries of the kinematic cycle and with quasi-constant speed (error up to 5%) in the middle of the kinematic cycle. key words: linkage mechanisms, optimization, synthesis, kinematic analysis, law of motion, cams introduction slotting machines are used both in serial production and in repair shops to obtain grooves, flat and shaped surfaces of small height, but significant transverse dimensions, through and blind holes and cavities. the main mechanism of slotting machines is a rocker with a two-lead group attached to it, the slide of which moves in a vertical plane. the productivity of the machine is limited by the planing speed (70-80 m/min), due to the reciprocating movements of the slide with which the cutter is rigidly connected. the movement of the cutter on the working stroke is not even, which degrades the quality of the planing surface, the durability of the cutter. the presence of cutter acceleration jumps at the edges of the kinematic cycle causes soft impacts, which worsens the dynamic state of the mechanism as a whole and, as a result, further impairs the quality of the planing surface. literature review analysis of modern publications in the papers on mechanism and machine science showed that the existing methods for the synthesis and analysis of mechanisms of slotting machines, both analytical and numerical, do not provide exact parameters to synthesize multi-link linkage mechanisms that could be characterized by no acceleration jumps at the boundaries of the kinematic cycle and quasi-constant velocity. cycle [1-3], including a number of modern works on this topic [8-10]. in particular, in the work [1] the methods of synthesis of linkage and cam mechanisms using unified subroutines to calculate the main kinematical parameters of linkage mechanisms are shown. it is also considered the problems of kinematic synthesis of linkage mechanisms, synthesis and analysis of cam mechanisms: a number of examples of the usage of the mathematical package mathcad for this purpose are also provided. additionly, in our opinion, in the methods that are described in the existing works [1-3], there are some drawbacks that do not allow to conduct correct calculations for the entire range of initial data and according to http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-87-86 mailto:paswr@meta.ua 88 problems of tribology all the neccesary requirements of the designer. for example, no analytical dependences are given for all variants of the angles of inclination of vectors of kinematic quantities and reactions in kinematic pairs. several calculation schemes of the structural groups are described not in the most general form. for example, for the structural group of the 2nd type, when the position of the slider will be in different quadrants, the angles of the shuttle without additional calculations can not be determined. using modern cad-systems, it is possible to solve numerically many problems of kinematic and dynamic analysis of technical systems, as shown in [10], but the problems of the kinematic synthesis, taking into account a number of additional criterai, require special methods, which is the subject of this publication. in this paper we will use some methods that were previously described in [4-7]. purpose the aim of the research is to analyze the kinematic state of the slotting machine mechanism and on its basis to suggest the ways to improve the dynamic parameters of the mechanisn and the quality of the planing surface; to synthesize such displacement of the additional slide (fixed cam profile) relative to the coupling link, where the cutter will not have soft impacts at the boundaries of the kinematic cycle and move at a constant velocity in the middle. the kinematic analysis the scructural scheme of the mechanism is shown in the fig. 1 and contains: crank oa – 1, rocker slider – 2, coupling link (rocker) abc – 3, shuttle cd – 4 and slider dd1  5 to which the cutter is perpendicularly attached and which is affected by the planing force p f . the analysis is carried out on the basis of the structural qualification of mechanisms according to assur, where structural formula for constructing the mechanism is as follows: (0 1) (2 3) (4 5)i ii ii     (1) kinematic analysis is performed from the beginning of the structural formula according to the dependences obtained in [1-3]. we connect the right coordinate system xoy with the center of rotation of the crank. we consider the frequency of rotation of the crank and the geometric characteristics of the links as a known one. fig.1. structural scheme of the mechanism determination of the kinematic characteristics of the mechanism is carried out in groups from the beginning of the structural formula (1). crank оа. 2 1 1 1 1 ; , , , a oa a a oa a v l a l        , where i a a v   modulus and angle of inclination of the velocity vector a v to the abscissa, i a a a   modulus and angle of inclination of the acceleration vector a a to the abscissa. structural group abc. calculate the kinematic characteristics of the rocker ab: 2 2 3 ; 0; ( ) ( ) , =arctg ;a b b ob b ab a b a b b a x l y l x x y y y y x x               3 3 3 = sin( )/ , = cos( ); 3a a ab a a a a v l v v       3 3 2 3 3 3 3 3 sin( ) 2 / , cos( ) a a a a ab a a a a ab a v l a a l             . calculate the kinematic characteristics of the kinematic pair c: problems of tribology 89 3 3 = + cos( + ), = + sin( + ); c b bc c b bc x x l y y l    2 2 , arctg( / ); c c c c c c l x y y x    3 c 3 3 = , = + +0,5 sin( ) c bc v l       , 4 2 2 3 3 3 3 3 , arctg( / ). c bc c a l        structural group cd.  ‒ the angle of the guide 5 to the abscissa, =1 i =0b bx y ‒ sign of the point of intersection of the perpendicular dropped from the beginning of the coordinate system on the guide of the slider,     =sign sgn cos( ) sgn sin( )e eze y x   ,  4 4=arcsin + sin( ) / + , ;c c obe ze a l l e l a        4 4 max = sin( )+ sin( ) , = ; d c c d d d y l l a s y y    4 4 2 4 4 4 4 4 4 4 cos( )sin( ) cos( ) , cos( ) cos( ) = , cos( ) c c c dd c c c v a l a l v v                   2 4 4 4 4 4 4 1 sgn( )sin( ) sin( ) , 1 sgn( ) , cos( = 22) + dc d d c d l v aa l                  . the analysis was performed for such parameters of the mechanism: 1 4 5 120 rpm; 0.11 m; 0.05 m; 0.01 m; 0.02 m; 0.11 m; 0.45 m; ; . ob bc ob n l l a b l l l a e l a          (2) the kinematic characteristics of the cutter are shown in the fig. 2. fig. 2. kinematic characteristics of the slider (cutter) the results of the analysis confirm the fact that the linkage mechanisms do not provide movement of the moving link with a quasi-constant speed. the beginning and end of the planing process occurs with an acceleration jump, which causes a soft impact effect and leads to a deterioration of the dynamic state of the whole machine, its productivity and the quality of the planing surface. to avoid side effects, we need: – to synthesize or use the known laws of periodic motion [2, 6, 7], in which there are no soft impacts, and in the middle of the kinematic cycle we have a section of quasi-constant velocity; – to ensure the movement of the cutter according to the synthesized or selected law, replace one of the links of constant length with a link of variable length. in this case, the problem is reduced to the synthesis of such a variable length of the link at which the cutter will move according to the synthesized or selected law. the kinematic synthesis in the conclusions to [5] it is stated that the cutter on the working stroke has no interval of movements at a constant speed, and at the ends of the kinematic cycle acceleration is not equal to zero. such kinematic characteristics of the cutter cannot be considered satisfactory, as soft impacts lead to a sudden action of inertia on the cutter, and variable speed degrades the quality of the planing surface. thus, occurs the question, is it possible to modernize the mechanism to avoid such shortcomings? it is known [1, 2] that the geometry of linkage mechanisms with one degree of freedom completely determines the qualitative kinematic characteristics of the links and it is impossible to change them. to improve the known structural scheme of the slotting machine (fig. 3, a), it is proposed to add one more link in the kinematic chain in order to obtain a mechanism with two degrees of freedom (fig. 3, b). the additional link of the slider 6 is connected to the shuttle 4 by a rotating kinematic pair c and by a translational с3 to the slide 3. the roller p rotates around the axis of the pair c and rolls a fixed cam, which changes the length .bcl with such changes, the degree of freedom of the modernized structural scheme w=2. kinematic synthesis includes choosing the law of motion of the slider 6, according to which the cutter (same as point d) will move according to a predetermined law. if the crank 1 is driven by an electric motor, the additional slider can be moved in different ways. at the stage of discussions step electric motors and cam mechanisms are considered. today, the disadvantages of step motors are that changing the position of the shaft is not a smooth line, but stepped. in addition, you need another 90 problems of tribology power supply and automated control system. the use of a cam mechanism (fig. 3, c) allows theoretically to obtain any law of periodic motion, but it is necessary to obtain a profile of a fixed cam k, the pressure angles of which will not exceed the allowable. since the cam mechanism has a higher kinematic pair, this may impose additional restrictions on its use. fig. 3. the steps of modernization of the structural scheme of the mechanism of the slotting machine if the crank 1 is driven by an electric motor, the additional slider can be moved in different ways. at the stage of discussions step electric motors and cam mechanisms are considered. today, the disadvantages of step motors are that changing the position of the shaft is not a smooth line, but stepped. in addition, you need another power supply and automated control system. the use of a cam mechanism (fig. 3, c) allows theoretically to obtain any law of periodic motion, but it is necessary to obtain a profile of a fixed cam k, the pressure angles of which will not exceed the allowable. since the cam mechanism has a higher kinematic pair, this may impose additional restrictions on its use. in our opinion, the use of the cam mechanism is simpler, cheaper and does not require special maintenance. its use in various industries from printing engineering to internal combustion engines has proven its wide potential. the block diagram of the improved mechanism is shown in fig. 3, d. the essence of kinematic synthesis is to synthesize such a movement of the additional slide 6 (fixed cam profile k) relative to the backstage, at which the movement of the cutter 5 will occur without soft impacts at the boundaries of the kinematic cycle and at a constant speed in the middle theoretical grounds of kinematic synthesis consider links 3-5 and 6 separately (fig. 4). obviously, the point d and the cutter belong to the same body, and therefore the motion of the point d is also translational. the contour of the bc can be interpreted as a crank-shuttle mechanism (csm) in which the length of the conditional car of the aircraft varies depending on the angle 3 3 ;   where 3  ‒ the angle of rotation of the link abc to the abscissa in the xoy coordinate system. the input parameters of the synthesis, in addition to geometric dimensions, includes the law of motion d s of the cutter (point d), which will achieve the objective of synthesis. the initial parameter of the synthesis is the radius vector of the fixed cam. denote the variable length of the conditional box c bc r l . each position of point c must correspond to a specific given position of point d, and the distance between them must always be constant. this problem can be reduced to a purely mathematical one: to determine the coordinates of the point of intersection of the conditional crank of radius 2 2 c c c r x y  and a circle of radius cdl conducted from a given point d:   3 3 22 2 cos( ), sin( ), , c c c c c c d cd x r y r x y y l            where , c c x y  coordinates of point c in the coordinate system x1by1. however, we will determine in a more visual way. we show the positions of links 3 and 4 in cases where the angle μ between the links bc and cd is acute, obtuse and equal to 90о (fig. 5). in the fig. 5, and shows the case when the angle 1  is acute and straight. problems of tribology 91 variable radius of the conditional crank in the case of an acute angle 1  1 1 1c r c p bp  , where 1 2 2 2 2 1 1 4 1 1 4 31 sin( ) d c p l d p l y        , 11 31sin( )dbp y    , 4 cd l l – length, shuttle, 90  the angle of the cutter guide to the abscissa ох1. а b fig. 4. structureal scheme of the combined mechanism with variable lwngth of the conditional crank fig. 5. for the determination of the length of the of the conditional crank bc therefore, for an acute angle, the radius is (fig. 5, a): 1 1 2 2 31 4 31 sin( ) sin( ) . c d d r y l y          (3) for a right angle 90 the radius is  3sinpc d pr y    , (4) where pd y і 3 p  ‒ moving the point d and the angle of inclination bc in the position when 90 . for an obtuse angle 2  (fig. 5, b) 2 2 2 2c r bc bp c p   , where   22 3 sin d bp y    ,   2 2 2 2 2 4 3 cos . d c p l y      the radius of the conditional crank for an obtuse angle:     1 2 2 2 3 4 3 sin cos c d d r y l y          . (5) the obtained three dependences (3)-(5) are valid when the angle  is obtuse, straight or acute. we apply the sign function and write the value of the variable length of the conditional crank for any angle 3  of the coordinate of the point d : d y       22 3 3 3 4 3 sin sgn cos c d p d r y l y              . (6) obviously, the root expression cannot be negative. but if the expression is positive, then the trajectory of point c has a gap of the first kind, which also does not satisfy us. therefore, additional studies of sub-root function were performed   22 4 3 cos d z l y       and built its graphs for three cases 0, 0 i 0z z z   (fig. 6). it turned out that to synthesize the radius vector c r possible only if in a mutually perpendicular position ( 90 ) of links вс and cd function z=0. from this condition we determine the angle of rotation of the conditional crank 3 p  , for which 90 . in addition, another synthesized parameter is the length of the crank cd:  4 3 3( ) coss cds d p pl l y       . (7) for the given geometrical characteristics, the conditional crank of bc and shuttle cd are mutually perpendicular when the angle of turn 3 77.79  . the length of the synthesized shuttle 4 0, 4611 m.sl  with this addition, the variable length of the conditional crank (6) is equal to       22 3 3 3 4 3 sin sgn cos c d p s d r y l y              . (8) 92 problems of tribology fig. 6. to determine the synthesized length of the shuttle cd fig. 7. the trajectory of point c of the synthesized mechanism at the stage of operation choice of the law of motion for the cutter to eliminate the drawbacks of the mechanism of the slotting machine, it is necessary that the law of periodic motion (lpm) of the cutter at the edges of the stroke would not have acceleration jumps, and in the middle of the kinematic cycle there would be a constant velocity interval. to choose a specific lpm of a cutter, we can use already known, or synthesize a new combined law. among the known lpm [2, 6, 7] a large number of cycloid laws in which there is no acceleration at the boundaries. among them are laws with quasi-constant velocity in the middle of the kinematic cycle. the authors chose the law [6] that has the widest interval of quasi-constant velocity with 5% error. invariant of moving this law: 3 4 5 6 7 (70 245 378 280 80 ) / 3, k a k k k k k     (9) where /k t t ‒ dimensionless time, 0 t t  – current time, t –working period. the invariants of velocities and accelerations are calculated according to known dependencies , .k k k k da b b c dk dk   the chosen law is an algebraic law of the second type, for which the kinematic invariants are b = 1.46; c = 6.51, and the interval of quasi-constant velocity is 36.92%. in the fig. 7 is shown the trajectory of point c is built using (6) (fixed cam profile), at which the cutter on the working stroke will move according to the selected law (9). visual analysis shows that the profile is smooth, the largest angles of pressure are observed at angles close to 30 and not exceeding about 20 . it will be possible to know more specifically after calculation of corresponding angles of pressure. it is important to note that at half of the planing interval, the angles from 3 0  to 3 90  , the radius of the trajectory is close to the arc of the circle, which practically unloads the highest kinematic pair of the cam. the kinematic characteristics of the cutter of the non-synthesized mechanism are shown in the fig. 8, a, and the synthesized one – in the fig. 8, b. calculations of actual values were performed by [6]: 2 [ ] [ ] [ ], , , [ ] [ ] d k d k a k s s s a s v b a c t t    where [s]=0.22 m – stroke of the cutter;    1[ ] 0,2 3251 se ./ / ce s s et        ‒ period of the kinematic cycle (operating time), 297.036 i 63.964 e s      the angle of rotation of the crank at the beginning and end of the stroke. a b fig. 8. kinematic characteristics of the cutter: a not synthesized and b synthesized mechanism there are no acceleration jumps at the boundaries of the kinematic cycle, and there is a quasi-zero velocity interval in the middle. the quasi-zero velocity is almost equal to the maximum velocity of the nonproblems of tribology 93 synthesized mechanism. in the mechanisms of real planing machines operation does not begin at the beginning of the stroke and does not end at the finish. there is always a certain angle of rotation of the handle at the boundaries of the kinematic cycle, after which the planing process begins and ends. therefore, the constant velocity interval of 36.92% is minimal. conclusions – for the first time a six-linked linkage mechanism with variable link length was synthesized; – changing the length of the link is proposed to provide by a fixed cam; – the synthesized cam profile is a smooth curve and the pressure angles are clearly less than maximum that are allowed [ ] 40 45   [2]; it is received the movement of the cutter with zero accelerations at the beginning and at the end of the working stroke and with a quasi-constant speed interval of not less than 36.92% of working stroke; – the quasi-constant velocity interval can be increased by reducing the chipping interval. references 1. kinytskyi ya. t. , kharzhevskyi v. o., marchenko m. v. (2014) teoriia mekhanizmiv i mashyn v systemi mathcad: navch. posibnyk [theory of mechanisms and machines in mathcad: textbook], khmelnytskyi, khnu, 295 p. 2. kinytskyi ya. t. (2002) teoriia mekhanizmiv i mashyn [theory of mechanisms and machines], naukova dumka, kyiv, 660 p. 3. kryzhanivskyi ye. i., malko b. d., senchishak v. m. (1996) kursove proektuvannia z teorii mekhanizmiv i mashyn: navch. posibnyk [course projecting on theory of mechanisms and machines: textbook], ivano-frankivsk, 357 p. 4. pasika v. r., heletii v. m. (2019) analitychnyi metod u doslidzhenni vazhilnykh mekhanizmiv ii klasu [analytical method in researching of linkage mechanisms of the 2nd class], lviv-drohobych "posvit", 2019. 142 p. 5. pasika v.r., koruniak p.s., zokhniuk v.v., roman d.a. (2021) dynamichne analizuvannia mekhanizmu dovbalnoho verstatu [dynamic analysis of slotting machine]. herald of lviv agrarian university. agroengineering researches, #25, p. 42.49. 6. pasika v.r., heletii v.m., solohub b.v. (2021) kinematychne syntezuvannia zakoniv periodychnoho rukhu [kinematic synthesis of periodical laws of motion] : monography, lviv, levada, 123 p. 7. pasika v.r. (2006) syntez optymalnykh zakoniv periodychnoho rukhu [synthesis of optimal laws of motion]. scientific notes of ukrainian academy of printing, #9, p. 38-44. 8. romansevych yu. o., rybalko v. m., matukhno n. v. (2015) vybir elektrodvyhuniv dlia mashyn i mekhanizmiv, yaki zabezpechuiut vyrobnychi protsesy u silskomu i lisovomu hospodarstvi [selection of electric motors for machines and mechanisms that provide production processes in agriculture and forestry], kyiv, 75 p. 9. uicker j., gordon r. pennock, shigley j. theory of machines and mechanisms. new york, oxford university press, 2017, 977 p. 10. advances in mechanism design ii: proceedings of the xii international conference on the theory of machines and mechanisms (ed. j. beran, m. bilek, p. zabka), springer international publishing, 2017. 11. kuang-hua chang. motion simulation and mechanism design with solidworks motion 2021. sdc publications, 2021, 220 p. пасіка в.р., роман д.а., харжевський в.о. кінематичний аналіз та синтез руху різця довбального верстату кінематичні характеристики ланок і окремих точок механізму визначені методом замкнутих геометричних контурів та методом проектування планів. сили взаємодії між ланками механізму визначені методом кінетостатики, а зрівноважувальний момент розглядом динамічної рівноваги корби і методом балансу потужностей. виявлено недоліки структурної схеми механізму і запропоновано способи їх усунення. результати досліджень подані у вигляді графічних залежностей кінематичних параметрів різця, реакцій або годографів сил у кінематичних парах. визначені зведені до корби моменти сил опору і сил інерції та побудована динамічна і математична моделі руху механізму. показано технологію визначення потужності електродвигуна, а його стійку ділянку роботи апроксимовано прямою лінією. проведено кінематичний синтез і отримано модернізований механізм у якого різець може рухатись за наперед заданим законом, зокрема, без м’яких ударів на границях кінематичного циклу і з квазісталою швидкістю (похибка до 5 %) у середині кінематичного циклу. ключові слова: важільні механізми, оптимізація, синтез, кінематичний аналіз, закони руху, кулачкові механізми copyright © 2022 o.v. bereziuk, v.i. savulyak, v.o. kharzhevskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,70-75 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-70-75 dynamics of wear and tear of garbage trucks in khmelnytskyi region o.v. bereziuk1, v.i. savulyak1, v.o. kharzhevskyi2 1vinnitsa national technical university, ukraine 2khmelnytskyi national university, ukraine e-mail: berezyukoleg@i.ua abstract the article is dedicated to determining the regularity that describes the dynamics of wear and tear of garbage trucks at the regional level, using the example of the khmelnytskyi region. during 2015-2020, wear and tear of the fleet of garbage trucks of municipal enterprises of khmelnytskyi region decreased from 63% to 59%. using the method of regression analysis, an adequate power law was determined that describes the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the region in 2015-2020. to perform the study, the method of regression analysis of the results of one-factor experiments and other paired laws was used by choosing a more adequate type of function from the 16 most common options according to the criterion maximum correlation coefficient. the regression was carried out on the basis of linearizing transformations, which allow reducing the non-linear regularity to a linear one. a graphical dependence describing the dynamics of wear and tear of garbage trucks was constructed, and the sufficient convergence of the obtained regularity was confirmed. according to forecasts the wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region by 2030, at the current rate of decline, will decrease to 51.9%. the expediency of conducting further studies to determine the influence of factors on the dynamics of wear and tear of garbage trucks has been revealed. key words: dynamics, garbage truck, wear and tear, municipal solid waste, regression analysis. introduction among the important tasks of utility engineering, increasing the wear resistance and reliability of parts and machines in general are mentioned in the following works [1, 2]. for the collection and transportation of municipal solid waste (msw) to landfills and incineration sites in ukraine, body-mounted garbage trucks in the amount of more than 4,100 units are used, which are capable of compacting solid waste, reducing transportation costs and the required area of landfills. the decrease in the rate of growth of land plots for solid waste disposal is facilitated by their primary treatment during loading into the garbage truck by compaction, dehydration and grinding. at the same time, during technological operations, the surfaces of the working bodies of garbage trucks are subjected to intensive wear. this is caused by the presence of small metal products, glass, ceramics, stones, bones, dust, polymer materials in the waste that have abrasive properties. in addition, the moisture present in msw, which is an average of 39-92% by mass, creates an aggressive corrosive environment. despite the taken measures, wear and tear of the fleet of garbage trucks of municipal enterprises of the khmelnytskyi region during 2015-2020 almost did not change; it decreased only from 63% to 59% [3, 4]. according to cabinet resolution no. 265 [5], it is important to ensure the use of modern highly efficient garbage trucks in the country's communal economy, as the main link in the structure of machines for collection and primary processing of solid waste. this allows not only to solve a number of environmental problems, but also to increase the reliability of the work of utility companies. the planning of renewal, maintenance and repair of garbage trucks is facilitated by the determination of the regression law, which describes the dynamics of wear and tear of garbage trucks at regional levels, in particular, using the example of khmelnytskyi region. an urgent task is to combine the solution of the problem of wear and tear with the improvement of the drives of the working bodies of machines for handling municipal solid waste. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-70-75 problems of tribology 71 analysis of recent research and publications the article [6] proposed a mathematical model for calculating the rate of wear of triboelements in the tribosystem under conditions of corrosive-abrasive wear. at the same time, the following factors were considered by the authors: active acidity, abrasiveness, roughness, load and sliding speed. the degree of influence of the above factors on the rate of wear has been determined theoretically. it was established that abrasiveness is the most important factor, followed by the level of active acidity and load in descending order of influence. when the authors of the work [7] evaluated the data of observations of garbage trucks, it was found that the largest number of failures occurs due to wear and corrosion of the working surfaces of the working equipment parts. failures of hydraulic cylinders due to wear of the working surfaces of couplings, deformation of the rod and cylinder during operation make up 32% of all failures of hydraulic drive elements, which is associated with uneven loading of the body and abrasive wear of the working surfaces in difficult working conditions of the garbage truck. during the investigation of the causes of failures, it was found that the predominant cause is the wear of the working surfaces of the main parts in the structure of the hydraulic drive, namely spools and housings of hydraulic distributors, hydraulic cylinder rods, etc. the main cause of wear was hydroabrasive damage due to untimely replacement of the working hydraulic fluid and the use of poor-quality or worn sealing parts (for example, seals of hydraulic cylinders), which causes dust particles and wear products to enter the sliding zone, which accelerate the process of wear of the working surfaces of the parts. one of the promising ways of restoring worn parts is chrome plating in a cold self-regulating electrolyte, which makes it possible to obtain high-performance chrome coatings with high deposit quality. the analysis [8] of developments in the field of municipal engineering showed that in most garbage trucks, technological operations are carried out with the help of a hydraulic drive of working bodies. according to studies [9], the hydraulic system has the shortest durability (mileage to failure) among the main components of garbage trucks with a side-loading method of solid waste, which makes the most significant contribution to increasing the wear and tear of garbage trucks. according to the results of observations [10], the structure and most frequent causes of failures of the hydraulic equipment of garbage trucks were determined: hydraulic cylinders 34.92% (wear of cuffs, seals, rod; rupture of the nut attaching the piston to the rod; bending of the rod; mechanical damage), hydraulic pump 16.40% (casing failure, wear of gears, extrusion of oil seals, cracks in the casing), pipelines, hoses 15.34% (breakage of hoses, wear of pipelines), hydraulic distributor 13.23%, (wear of seals, spools; cracks in the casing). significant loads on drive elements caused by transients during start-up are the most dangerous. taking into account the considerable mass of solid waste containers (up to 0.5 tons), dynamic overloads can reach significant values. this poses a particular danger for the hydraulic cylinder-lever, hydraulic cylinderbody connection units, as well as for high-pressure flexible pipelines that supply the working fluid to the hydraulic cylinder. such pressure jumps in the mode of transient processes can cause the rupture of high-pressure pipelines, the exit of the equipment from the operating state. therefore, the stability of the operation of the hydraulic drive and the quality of transient processes during start-up and acquisition were investigated depending on such indicators of the quality of transient processes as regulation time and relative overregulation, from the main parameters of the working bodies of garbage trucks during loading and unloading of solid waste [8], respectively, which began to be calculated rational parameters of the working bodies of garbage trucks, which ensure highquality transient processes during the start-up of hydraulic drives, and, therefore, a decrease in the intensity of their wear. in the work [11], it was established that electronic telemetric navigation and control systems of the machine during operation on the route allow automatic control of the machine and ensure a smoother movement of the levers, reduce their jerks and vibrations during the unloading of solid waste containers. these jerks and vibrations have a negative effect on the car. as a result of reducing the negative impact, the service life of the body and chassis increases, and their wear and tear decreases. a system analysis showed that a complex of machines is needed to solve the problems of msw [12], a promising way to minimize the amount and harmfulness of solid waste is their dehydration and subsequent vibration compaction with a press plate with a hydraulic drive and vibration excitation using a pressure pulse generator. on the basis of the studied interaction of the working body – msw with the executive bodies of the machines, the structure of machines for collecting and primary processing of solid waste was formed [13]. it was established that the design of the garbage truck should take into account the strategy of handling solid waste and the technology of their collection. thus, for the collection of mixed solid waste with subsequent burial at a landfill or pyrolysis waste incineration, garbage trucks with maximum dehydration and compaction of waste should be used, and in the case of a dual system of collection of "dry" and "wet" waste or their separate (fractional) collection with further processing and repeated using secondary resources, container garbage trucks should be used. therefore, the production of new constructions of garbage trucks with enhanced functionality will also contribute to reducing the rate of wear and tear of the fleet of garbage trucks of municipal enterprises. in the article [14], it was established that the tires of cars for collecting and transporting solid waste, which are installed on the front axle, have less wear than on the rear axle. this is due to the fact that in the process of transporting solid waste, the load on the rear axle is greater than on the front. accordingly, it is possible to compare the actual mileage of the tires with the standards of the enterprise. 72 problems of tribology the works [3, 4] provide statistical data on wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region in 2015-2020. however, as a result of the analysis of known publications, the authors did not find specific mathematical regularities that describe the dynamics of wear and tear of garbage trucks and can be used for planning the infrastructure of communal enterprises. the aim of the article determining the regularity that describes the dynamics of wear and tear of garbage trucks at the regional level (on the example of khmelnytskyi region) to solve the problem of forecasting and planning the infrastructure of communal enterprises (warehouse and renewal of garbage trucks, production base for maintenance and repair). methods the determination of the paired regularity describing the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region was carried out by the method of regression analysis [15]. regressions were determined on the basis of linearizing transformations, which allow reducing the non-linear regularity to a linear one. the coefficients of the regression equations were determined by the method of least squares using the developed computer program "reganalyz", which is protected by a certificate of copyright registration for the work. results in the table 1 the statistical data on the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region in 2015-2020 is shown [3, 4]. table 1 statistical data for 2015-2020 on the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region [3, 4] year 2015 2017 2018 2019 2020 wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region, % 63 61,52 60,29 60,2 59 based on the data in the table 1, it was planned to obtain a mathematical model in the form of a pairwise regression regularity of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region. since the argument of the regression regularity is the year, the order of values of which is three orders of magnitude greater than the order of the width of the range of its change, in order to increase the accuracy of the regression regularity, it is proposed to take the year preceding the beginning of the studied range (x = t – 2014) as the origin of the coordinates. the results of the regression analysis are shown in the table 2 where the cells with the type of regression with the maximum value of the correlation coefficient r are marked in gray. table 2 the results of the regression analysis of the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region № type of regression correlation coefficient r № type of regression correlation coefficient r 1 y = a + bx 0,98609 9 y = axb 0,95645 2 y = 1 / (a + bx) 0,98541 10 y = a + b·lg x 0,95914 3 y = a + b / x 0,89699 11 y = a + b·ln x 0,95914 4 y = x / (a + bx) 0,97975 12 y = a / (b + x) 0,98541 5 y = abx 0,98581 13 y = ax / (b + x) 0,88818 6 y = aebx 0,98581 14 y = aeb / x 0,89263 7 y = a ·10bx 0,98581 15 y = a ·10b / x 0,89263 8 y = 1 / (a + be-x) 0,85706 16 y = a + bxn 0,98620 so, according to the results of the regression analysis based on the data in the table 1, the following regression model was finally accepted as the most adequate   0,9396 63,89 0,8874 2014gkhmw t   [%], where wgkhm – wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region, %; t – year. problems of tribology 73 fig. 1 shows a graphical dependence describing the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region, it was built using the regression equation (1), which confirms the previously determined sufficient convergence of the obtained theoretical dependence compared to the data given in the works [3, 4]. fig. 1. the dependence describing the actual (○) and theoretical (—) dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region in 2015-2020. the analysis of the graphic dependence in fig. 1 showed that the wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region in 2015-2020 decreased exponentially. using pattern (1), it is possible to forecast that by 2030, the wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region will decrease to 51.9% at the current rate of decline. determining the influence of factors on the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region requires further research. conclusions a regression regularity has been determined that describes the dynamics of the wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region and allows it to be forecasted and planned for the infrastructure of municipal enterprises (warehouse and renewal of garbage trucks, production base for maintenance and repair), which is necessary to solve the problem of municipal solid waste management. a graphical dependence was built that describes the dynamics of wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region and allows to visually illustrate this dynamic, to show a sufficient convergence of theoretical and actual results. it was established that the wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region in 2015-2020 decreased according to a power law. it is foreseen that by 2030, the wear and tear of garbage trucks in the khmelnytskyi region will decrease to 51.9% at the current rate of decline. therefore, determining the influence of factors on the dynamics of wear and tear of garbage trucks in khmelnytskyi region requires further research. reference 1. kutsova v.z., kindrachuk m.v., kovzel m.a., tisov o.v., grebeneva a.v., shvets p.yu. (2016) vplyv struktury, fazovogo skladu ta vlastyvostej na abrazyvnu znosostijkist' hromomargancevyh chavuniv u lytomu stani [the impact of the structure, phase structure and power on the abrasive wear resistance of chromium-manganese chavuns at the cast steel]. problem of friction and wear, 2, 78-85. 2. dykha o.v .(2018) rozrahunkovo-eksperymental'ni metody keruvannja procesamy granychnogo zmashhuvannja tehnichnyh trybosystem [computational and experimental methods of controlling processes of boundary lubrication of technical tribosystems]: monograph. khmelnytskyi: khnu. 3. ministry of regions. (2016) stan sfery povodzhennja z pobutovymy vidhodamy v ukrai'ni za 2015 rik [state of the field of household waste management in ukraine in 2015]. url: https://www.minregion.gov.ua/wpcontent/uploads/2016/04/zbortpv4-oblasti1.pdf 4. ministry of regions. (2021) stan sfery povodzhennja z pobutovymy vidhodamy v ukrai'ni za 2020 rik [state of the field of household waste management in ukraine in 2020]. url: https://www.minregion.gov.ua/wpcontent/uploads/2021/06/rozdil-4-2020_oblasti.pdf 5. cabinet of ministers of ukraine(2004). postanova № 265 “pro zatverdzhennja programy povodzhennja z tverdymy pobutovymy vidhodamy” [resolution no. 265 "on approval of the solid household waste management program"] . url: http://zakon1.rada.gov.ua/laws/show/265-2004-%d0%bf 74 problems of tribology 6. tsymbal b.m.(2017) pidvyshhennja znosostijkosti shnekovyh ekstruderiv dlja vyrobnyctva palyvnyh bryketiv u kyslotnyh ta luzhnyh seredovyshhah [increasing the wear resistance of screw extruders for the production of fuel briquettes in acidic and alkaline environments]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.02.04 – friction and wear in machines, kharkiv, 20. 7. shemshura e.a., altunina m.s.(2014) issledovanija nadezhnosti musorovoza kak slozhnoj tehnicheskoj sistemy [research on the reliability of a garbage truck as a complex technical system]: collection of scientific works sworld, 4(37), 2, 28-35. 8. bereziuk o.v.(2021) naukovo-tehnichni osnovy proektuvannja pryvodiv robochyh organiv mashyn dlja zbyrannja ta pervynnoi' pererobky tverdyh pobutovyh vidhodiv [scientific and technical grounds of designing drives of working bodies of machines for collection and primary processing of solid household waste]: abstract dis. … doct. tech. sciences: 05.02.02 – science of machines, khmelnytskyi, 44. 9. altunina m.s. (2015) sovershenstvovanie sistemy tehnicheskogo obsluzhivanija i remonta kuzovnyh musorovozov [improving the system of maintenance and repair of body garbage trucks]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.05.04 – road, construction and lifting machines, novocherkassk, 145. 10. maltsev d.v. (2016) sovershenstvovanie organizacii perevozochnogo processa tverdyh bytovyh othodov avtomobil'nym transportom [improving the organization of the transportation process of solid household waste by road]: abstract dis. … cand. tech. sciences: 05.22.10 – operation of road transport, оrel, 175. 11. shlyakhovoi v.(2017) vernym putem idete, musorovozy. telematika v musorovozah. osnovnye sredstva [you're on the right track, garbage trucks. telematics in garbage trucks. fixed assets], 1, url: https://os1.ru/article/9607-telematika-v-musorovozah-vernym-putem-idete-musorovozy 12. bereziuk o.v. (2015) ogljad konstrukcij mashyn dlja zbyrannja ta pervynnoi' pererobky tverdyh pobutovyh vidhodiv [review of designs of machines for collection and primary processing of solid household waste]. herald of mechanical engineering and transport, 1, 3-8. 13. bereziuk o.v. (2015) struktura mashyn dlja zbyrannja ta pervynnoi' pererobky tverdyh pobutovyh vidhodiv [structure of machines for collection and primary processing of solid household waste]. herald of mechanical engineering and transport, 2, 3-7. 14. belyaev m.s., genson e.m. (2020) opredelenie sootvetstvija fakticheskogo iznosa shin musorovozov normativnomu znacheniju [determination of compliance of the actual tire wear of garbage trucks with the standard value.]. chemistry. ecology. urbanistics, 2020, 30-33. 15. chatterjee s., hadi a.s. (2015) regression analysis by example. john wiley & sons. problems of tribology 75 березюк о.в., савуляк в.і., харжевський в.о. динаміка зношеності сміттєвозів у хмельницькій області. стаття присвячена визначенню закономірності, що описує динамiку зношеності сміттєвозів на регіональному рівні за прикладом хмельницької області. зношеність автопарку сміттєвозів комунальних підприємств хмельниччини протягом 2015-2020 років зменшилась з 63 % до 59 %. за допомогою використання методу регресійного аналізу визначено адекватну степеневу закономірність, що описує динамiку зношеності сміттєвозів у регіоні в 2015-2020 рр. для виконання дослідження використано метод регресійного аналізу результатів однофакторних експериментів та інших парних закономірностей шляхом вибору більш адекватного виду функції із 16 найпоширеніших варіантів за критерієм максимального коефіцієнта кореляції. регресія проводилась на основі лінеаризувальних перетворень, які дозволяють звести нелінійну закономірність до лінійної. побудовано графічну залежність, що описує динамiку зношеності сміттєвозів, підтверджено достатню збіжність отриманої закономірності. зроблено прогноз, що до 2030 року зношеність сміттєвозів у хмельницькій області, за існуючих темпів спадання, зменшиться до 51,9 %. виявлено доцільність проведення подальших досліджень з визначення впливу факторів на динаміку зношеності сміттєвозів. ключові слова: динаміка, сміттєвоз, зношеність, тверді побутові відходи, регресійний аналіз. copyright © 2022 ya.b. nemyrovskyi, i.v. shepelenko, e.k. posviatenko, m.i. chernovol, f.y. zlatopolskiy. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,14-25 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-14-25 creation of progressive hole processing processes based on the study of contact phenomena during deforming broaching and finishing antifriction non-abrasive treatment in various technological environments ya.b. nemyrovskyi1, i.v. shepelenko1, e.k. posviatenko2, m.i. chernovol1, f.y. zlatopolskiy1 1central ukrainian national technical university, kropyvnytsky, ukraine 2national transport university, kyiv, ukraine e-mail: kntucpfzk@gmail.com received: 20 desember 2021: revised: 30 january 2022: accept: 22 fedruary 2022 abstract this work is devoted to the creation of progressive technological processes for processing holes. the relevance of studying this issue is substantiated, technological environments (te) used in these operations are listed. the purpose of the work performed is to study the influence of te on contact phenomena and quality parameters of the treated surface during deformation broaching (db) and finishing antifriction non-abrasive processing (fant) and the creation on this basis of new technological processes to obtain parts with improved performance. new methods have been developed for studying contact interaction in the case of db using solid lubricants, as well as for modeling the fant process. the conditions for the use of liquid lubricants in the db are described. it has been established that, when them applied, the altitudinal roughness parameters decrease and the surface layer hardens to a considerable depth. it is shown that the use of solid lubricants in db is mandatory when processing products from hard-to-work materials and alloys. when them applied, significant plastic deformations of the hole can be made. in this case, the surface layer of the workpiece is little different from the original. the change in the altitude parameters of the rough layer, as well as contact pressures using solid lubricants, was studied. peculiarities of contact phenomena in the case of db using solid lubricants are revealed. for this case, a functional relationship has been established between the altitude parameters of roughness and the relative contact pressure. an analytical dependence is proposed for their calculation. the boundary conditions for its application are determined. formation fant also occurs when using the te. it was established that solid lubricants during fant perform a dual function, namely, technological, like solid lubricant during processing, and operational improve the quality parameters of the processed parts. the combination of db and fant operations allows us to develop a new technological process for processing holes of parts such as bushings and sleeves. this process consists in the use of db as a roughing and finishing operations, and fant as a finishing operation, which allows to improve the quality indicators of the machined part. key words: deforming broaching, finishing antifriction non-abrasive treatment, technological environment, solid lubricants, liquid lubricants, contact phenomena, roughness, hardening, quality of the processed surface introduction the deforming broaching (db) of products from ductile metals and alloys is always carried out using technological lubricants, which eliminates the setting of the tool with the workpiece material, reduces the energy consumption for the process, and also improves the quality of the processed surface [1]. the technology of finishing anti-friction non-abrasive treatment (fant), based on the use in the process of friction, setting and selective transfer, also requires the use of a special technological fluid a technological environment (te). it moistens the treated surface, loosens the oxide film, plasticizes the surface and creates the conditions for the setting of metals [2]. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-14-25 problems of tribology 15 the most widely used in db are liquid lubricants, which are used both in finishing and rough operations. when finishing processing, they allow you to get high performance properties of the processed surface of the workpiece. in this case, there is direct contact between the treated surface and the deforming element under liquid lubrication conditions. the treated surface receives hardening and a textured layer to a depth to 0.2 mm, compressing residual stresses that exceed the yield strength of the processed material, low roughness (ra ≤ 0.1 μm), improved microrelief. all this helps to improve the operational characteristics of the finished part [3]. literature review according to work [1], the most common liquid lubricants are oil-based lubricants: sulfofresol, mineral oils of the mr class, as well as oils of plant origin. for the processing of non-ferrous materials, a 10% solution of soap in water is used. the formation of the antifriction coating fant on the surface of steel or cast iron is also carried out using a technological envirenment, which includes a number of chemical elements that ensure, under specific conditions, the interaction of materials and the presence of surface self-organization processes [4]. since in this case the coatings are applied without significant changes in the composition and structure of the tool and the applied coating (the tool material is transferred to the steel (or cast-iron) surface of the part), the role of the te is primarily to clean the surface of the part from oxides. in this case, the layer of applied anti-friction coating can also play the role of a solid lubricant. the role of the lubricant during broaching by carbide deforming elements becomes especially significant when deforming parts from hard-to-work materials: chromium-nickel-molybdenum and stainless steels of austenitic class, titanium alloys. in these cases, significant deformation of the hole when broaching with liquid lubricants becomes impossible due to the adhesive setting of the tool with the part. then use solid lubricants, which are characterized by high shielding properties [1]. this makes it possible to use deformation broaching for such materials as a rough shaping operation, the main purpose of which is to increase the utilization of the material in subsequent machining operations. in this case, the main characteristic of the lubricant used should be not anti-friction, but shielding properties, that is, the ability to exclude direct contact of the tool with the product. a number of solid lubricants meet this requirement, which also provide adhesive properties. they must be firmly fixed on the treated surface and localize large shear deformations in the lubricant layer itself. a series of solid lubricants based on epoxy resins and solid fillers such as graphite, molybdenum disulfide, boron nitride, etc. have been developed at ism nas of ukraine. they are sometimes modified with organosilicon compounds to improve the shielding properties. this allows you to process up to 10% of the holes in billets made of the following materials during deformation: stainless and heat-resistant alloys, hardened steels 30hgsa, ei643, 30hnma, 38hmyua, heat-treated aluminum alloys ak6, d16, tubes made of vanadium and niobium, as well as parts from vt1-0, vt6, vt22 titanium alloys. purpose the study of the influence of solid lubricants on contact phenomena and the quality parameters of the treated surface during the db and fant and the creation on this basis of new technological processes for processing holes to obtain parts with improved performance. this will reveal the features of the processes flow and establish their influence on the quality indicators of the treated surface. in turn, research will expand the scope of db and fant due to the creation of new technological processes for processing hard-to-work materials and the intensification of the fant process. research methodology the experiments were carried out on bushings made of 12h18n10t steel with dimensions: hole diameter d0 = 35 mm, wall thickness t0 = 35 mm, length l0 = 250 mm. the initial surface roughness of the hole after boring is ra = 3–4 μm. and also on bushings made of titanium alloy vt1-0 with dimensions: d0 = 35 mm, t0 = 4; 7; 9 mm, l0 = 250 mm and d0 = 19 mm, t0 = 4; 7; 9 mm, l0 = 150 mm. the broaching was carried out on a horizontally broaching machine mod. 7b520 and at a special stand developed at the ism nas of ukraine, which allows flashing a workpiece with a force of up to 100 kn. when broaching billets of steel 12h18n10t, solid lubricant asm-6 was used, which included varnish f-9-k, molybdenum disulfide mos2 and toluene. it was previously established that this lubricant can withstand contact pressures of about 2.5 gpa and very significant hole deformations (up to 15%) without breaking. when broaching the vt1-0 titanium alloy preforms, a solid lubricant based on diane epoxy resin with anhydride hardener and filler – colloidal graphite, modified by introducing organosilicon compounds and a highly dispersed carbon filler [5] was used. the specified grease withstands without destruction contact pressure up to 3.2 gpa, which allows for very significant deformation during the expansion of the hole. 16 problems of tribology the roughness was measured by the parameter ra along the generatrix of the hole after each deformation cycle, that is, after each missed deforming element, and surface profilograms were taken before and after processing. the measurement was carried out on a "talysurf-5m-120" profilometer-profilograph and on a veicaliber mod. 201. after each broaching cycle, a portion of the machined sleeve 10–15 mm long was cut off, with which the solid lubricant was removed with acetone, and roughness was measured. in some cases, the study of the roughness and conditions of contact interaction was carried out using transverse sections on the "microngamma" devices, designed by the national aviation university of ukraine. vickers hardness of the samples was measured on a hpo-250 hardness tester, and microhardness was measured on a pmt-3 instrument at loads of 50 and 200 grams. the fant process was studied by modeling it by the interaction of the peaks of microprotrusions in the form of cutters from cast iron sch20 and a sample from brass l63. in this case, a brass sample in the form of a plate was fixed on the working table of the milling machine, and a cast-iron micro-cutter was installed in a special device, the geometry of the cutting part of which simulated a separate microroughness of the surface. the front angle of the cutter  varied from +50 ÷ –150°, and the cutting depth from 0.1 to 0.6 mm. the load on the sample was provided by the vertical feed mechanism of the machine and was controlled by an indicator head. in this case, the force pe was measured with a special dynamometer. the thickness of the cut was insignificant and comparable with the radius of blunting of the cutting edge, that is, the contact interaction corresponded to the actual conditions of the interaction of the microprotrusion with a brass tool. glycerin was used as te. measurement of the wear of the cutter, as well as the adhesion area of brass l63 on the rear surface of the cutter and its continuity, were performed on a zeiss evo 50xvp electron microscope. results in fig. 1, the quality parameters of a surface treated by deforming broaching of steel sleeves 12h18n10t using solid lubricant based on molybdenum disulfide are given. fig. 1. the dependence of roughness (ra), hardness hv, microhardness hμ50 on the total deformation when machining bushings made of steel 12h18n10t: when using solid lubricant asm-6: 1 – ra, 2 – hμ50 (● – on the surface, + – at a depth of 0.5 mm), 3 – hv as can be seen, the altitude parameters of roughness decrease with an increase in the total expansion deformation, however, the decrease does not occur as intensively as with the use of liquid lubricants [6], which, apparently, indicates a decrease in shear deformations in the surface layer. the roughness profile of the machined surface of the sleeve made of 12h18n10t steel previously bored and stretched using solid lubricants (fig. 2, a) also remains almost unchanged. the supporting surface also changes slightly at the midline level (fig. 2, b). a b fig. 2. the profile of the initial and processed surface (a) and the reference length of the profile at the midline level (b): 1 – the initial surface after boring, 2 – the surface after 4 cycles of deformation problems of tribology 17 after boring, the initial area of the supporting surface was 40%, and after 4 cycles of deformation, it increased by only 6–7%. this is also confirmed by the results of measuring the hardness of the treated surface (fig. 1, curve 3), the microhardness of the surface and the microhardness of the material at a certain depth from the treated surface (fig. 1, curve 2). similar results were obtained during the deformation of vt1-0 titanium alloy billets with applied hole deformations of up to 6% (fig. 3). when processing these blanks, solid lubricant was also used, the composition of which is given in work [7]. fig. 3. the dependence of roughness (1) and microhardness (2) on the total deformation when processing bushings from titanium alloy vt1-0 with t0/d0=0,21 using solid lubricant based on diane epoxy resin ed-5 with colloidal graphite as a filler and modified organosilicon compounds in this case, there are also no noticeable shear deformations in the surface layer, which is confirmed by the data shown in fig. 3. it follows from them that the altitude parameter ra decreases slightly after each cycle, which is due to the influence of mainly circumferential deformation of the hole. therefore, the change in microhardness along the wall thickness is almost imperceptible. this is qualitatively different from the known nature of the change in this indicator when using liquid lubricants, which cause the formation of texture and the creation of a significant gradient of changes in hardening along the wall thickness [6]. the indicated features of the deformation of the surface layer when using solid lubricants are confirmed by photographs of the thin sections of the contact zone obtained on "micron-gamma" device. it allows you to get not only a real picture of the interaction of the tool with the treated surface, but also to determine the height of microroughnesses using a scale ruler (1 division 10 μm). as can be seen (fig. 4), a layer of solid lubricant is present between the contacting surfaces, which, due to its screening properties, localizes shear deformations in itself. microgeometry of the treated surface layer differs little from the original. that is, as indicated above, its change is caused mainly by the influence of the circumferential deformation of the hole – a/d0. fig. 4. contact of the tool with the processed surface when using solid lubricant some differences in roughness values (figs. 1 and 2) are due to its different initial values. for relative roughness ra/ra init, the experimental points for different materials lie practically on the same curve (fig. 5), which apparently indicates close shielding properties of the applied solid lubricants. when these bushings were deformed, normal contact pressures were determined. their change depending on the deformation is shown in fig. 6. an analysis of the results showed that the existing models for determining the roughness of the treated surface after deforming broaching, given in [8], are not suitable for describing the process of changing the roughness during broaching using solid lubricants. 18 problems of tribology one of these models, used for low-cycle deformation, is built on the basis of a cone or prism precipitation scheme. in this case, the relationship between the altitude parameters of the rough layer and the total contact pressure q accumulated during each deformation cycle was analytically established [8]. fig. 5. the dependence of the parameter ra/ra init when processing bushings:  – from titanium vt1-0: t0/d0=0,21, : a0/d0=0,005; ● – from stainless steel 12h18n10t: t0/d0=0,22, : a0/d0=0,014 fig. 6. the dependence of contact pressure on the total deformation during the processing of the bushings: 1 – from titanium vt1-0: t0/d0=0,21, a0/d0=0,028, l = 0.65 mm; 2 – from stainless steel 12h18n10t: t0/d0=0,22, : a0/d0=0,014, l = 1.5 mm another model of this work was obtained for calculating the change in the altitude parameters of roughness during multi-cycle deformation and takes into account the influence of not only normal loads, but also tangential ones due to friction between contacting surfaces. in this case, the process of reducing the altitude parameters of roughness occurs not only from compression under the action of a normal load, but also from mass transfer caused by the “roll-over” of microroughnesses under the action of the friction force that occurs when using liquid lubricants (fig. 7). moreover, with an increase in the number of deformation cycles, the influence of the friction force on the microrelief increases. along with a decrease in the height of microroughnesses, cavities are filled due to the mass transfer of the material of the microprotrusions from the action of friction. fig. 7. the nature of the deformation of the microprotrusion of a workpiece made of steel 45 with the number of deformation cycles equal to 8;  500 problems of tribology 19 when broaching using solid lubricants, the following occurs. in this case, the expansion process occurs in the absence of friction forces on the surface of the workpiece, which are localized in the solid lubricant layer (fig. 4). therefore, when using large tension on the deforming element and small angles of the working cone of the tool, when the contact pressures are low and do not exceed the critical contact pressure for a given workpiece material [6], the expansion pattern will be close to the expansion of the pipe by internal pressure. for technological calculations related to forecasting and ensuring the required roughness in case of db, it is necessary to establish a relationship between the altitude parameters of roughness and contact pressure q. as is known [6], value q is proportional to the hardness of the material being processed. let us analyze the dependence of the relative roughness ra/ra init on the dimensionless contact pressure q/hv (fig. 8). fig. 8. the dependence of the relative altitude parameter of roughness on the relative contact pressure during the processing of titanium billets vt1-0 (●): t0/d0=0,21, a0/d0=0,028; from stainless steel 12h18n10t (): t0/d0=0,22, a0/d0=0,014 it can be seen that this dependence is almost linear and does not depend on the material being processed and is approximated by the following expression: 1 0, 36  ra q ra hv init . (1) in [1,6], based on the analysis of a significant amount of experimental data, empirical calculated dependences are proposed for determining q depending on technological factors and properties of the materials being processed. for this, the axial force of broaching and the contact length l are experimentally determined. by the formula (2), the average value of the contact pressure is calculated:      sin cos 0ld q q , (2) where η is the angle of friction,  = arctgf, f is the coefficient of friction, α is the angle of inclination of the generatrix of the working cone of the deforming element. the friction coefficient for solid lubricants was determined experimentally and was approximated by the dependence: xm fmqcf   . (3) the values of the coefficients cfm and xm for our processing conditions are shown in table 1. table 1 the value of the coefficients cfm and xm for various processed materials lubricant for processed material cfm stainless steel 12h18n10t 0,087 titanium alloy vt1-0 0,048 in [10], a calculation scheme was proposed for determining q during processing with small tension of substantially thick-walled workpieces with “infinite wall thickness” [6], when t0d0. however, it is correct for calculating the contact pressure when its value exceeds the critical pressure [6]. in our case, for technological calculations of the roughness parameters, we need to know the contact pressure, the hardness of the processed material and the initial roughness of the hole surface. 20 problems of tribology based on the results obtained in this paper, we can propose a theoretical method for calculating contact pressures when expansion by db with respect to thin-walled workpieces with large tension, small angles when contact pressure is below critical. note the relevance of this issue. large degrees of expansion are used for rough forming operations, and for this processing of workpieces from the above-described difficult-to-handle materials, it is used solid technological lubricants. since, as shown above, the roughness of the treated surface depends only on the total degree of deformation of the hole, it is natural to assume that in the case of using solid lubricants, the deformation process will be close to the internal pressure expansion pattern of the pipe. as shown in [8, 9], such a design scheme is acceptable for deformation broaching when determining the fracture deformation of workpieces and their geometric parameters after broaching. therefore, we use this model to determine contact pressures for our case. the design scheme is presented in fig. 9. let the hardening of the workpiece material be approximated by the dependence: n t ae00  , (4) where σ0 and e0 are the stress intensity and the intensity of plastic deformations; σt yield strength; a and n are empirical coefficients. fig. 9. the calculated expansion scheme for relatively thin-walled workpieces, average circumferential deformation:    a d a e 0  . (5) in the absence of axial tightness  aee 0 . (6) then  nt aa 0 . (7) specific work of plastic deformations (per unit volume): 1 0000 *   n t aeeea  . (8) full work of plastic deformations 0 * vaa  , (9) where v0 is the initial volume of the workpiece, which does not change during deformation: 0000 ltdv  , (10) where l0 is the length of the workpiece. in view of (10)   1000   nt aaaltda  . (11) elementary work on increment diameter  ad        adanaadltdda nt 1000  . (12) problems of tribology 21 on the other hand, it is produced by the current contact pressure q at increment  ad :   adltdqda 000 . (13) equating expressions (12) and (13) we obtain    nt ana ad t q      1 0 0  . (14) it has been taken into account that the current value of the hole diameter is  add 01 . to calculate contact pressures according to dependence (14), it is necessary to know the dimensions of the workpiece and the hardening curve of its material. we define the area of use of formula (14) by comparing the calculated and experimental (according to [6]) q values (fig. 10) for the case of processing workpieces made of steel 20 and steel 45. for steel 20, the flow curve was approximated by the dependence 473,0 624220 e (mpa), and for steel 45 – 5,0 1180350 e (mpa). as can be seen, good coincidence between the calculated and experimental data (fig. 10, a, curves 2 and 3 and 10, b, curve 2) is observed at contact pressures below critical values, which, according to the data of [6], lead to the appearance in the deformation zone local zone of plastic deformation in the form of an influx. it causes the appearance of the axial flow of the processed material and large shear deformations (textures). in the presence of critical contact pressures, the calculated contact pressures are much lower than the experimental ones (fig. 10, a, curves 1 and 2 and fig. 10, b, curves 1 and 2). a b fig. 10. the dependence of contact pressures on the total deformation during processing of billets: a) from steel 45: t0/d0=0,136, a0/d0=0,015: 1 – experiment, 2 – calculation according to (14), 3 – a0/d0=0,03 (experiment and calculation according to (14)); b) from steel 20: t0/d0=0,65, a0/d0=0,015: 1 – experiment, 2 – calculation according to (14) (∆);a0/d0=0,03 (●) – calculation according to (14) and experiment this is due to the mismatch of the conditions of deformation of the workpiece to the expansion pattern of the pipe with internal pressure. the following conclusion can be drawn from this: the theoretical calculation of contact pressure according to dependence (14) can be performed at contact pressures less than critical. the authors of [6] found that for steel 45 the critical contact pressures are 0.87 gpa, and for steel 20 – 0.78 gpa. at contact pressures equal to and above critical, their calculation must be carried out according to dependence (2) or according to the method described in [10]. the value of q depends on the modes of broaching and the size of the workpiece. the wall thickness at which critical contact pressures appear depends on the tension on the element, the angle α, as well as the broaching pattern and is determined from the experimentally obtained relationships (15) and (16) for tensile and compression patterns, respectively [11]:               0 3,1417,075,0 00 0 39,3 d a d a d t  ; (15)               0 6,1117,0 00 0 24,1011,0 d a d a d t  . (16) they allow us to determine the conditions for using formula (14). consider the conditions of contact interaction with fant. the process of contact interaction of the surface of the workpiece with rubbed material can be divided into two stages: 1) micro cutting of the starting material with the tips of microprotrusions; 2) adhesive adherence and seizure of particles formed as a result of 22 problems of tribology micro-cutting with the surface onto which transfer and subsequent micro-smoothing takes place. in [12], the fant process was studied at the stage of micro cutting and the role of the latter in the formation of a highquality antifriction coating. it was established that in order to intensify the fant process due to micro-cutting, it is necessary to create a regular microrelief of a rough surface with a front cutting angle γ ≥ 0°, and the angle γ = 5° is the best option. in the process, the cutting edge of the microroughness is intensely blunting, the rounding radius increases, which intensifies the next stage of the fant process – the interaction of the back surface of the tool with the brass surface. in the contact zone of the processed tool on the back surface there are high contact loads, approximately 3 times higher than the yield strength of brass and approximately equal to its hv hardness. therefore, a layer of plastically hardened material is created on the back surface of the simulated micro-cutter (microroughness) and a skin of adhesively adhering brass appears (fig. 11). fig. 11. the sticking of brass l63 on the rear surface of the cutter made of cast iron sch20 w hen rubbing this skin begins to play the role of a third body, that is, solid lubricant, preventing further blunting of the microroughness peaks, and a further increase in the radius of rounding of the cutting edge, which is confirmed by the experimental data shown in fig. 12. fig. 12. dependence of the brass coverage area of the contact surface s (curve 1) and the contact length l (curve 2) on the angle γ when modeling micro-cutting with a sch20 cast iron cutter with a brass surface l63 so, the contact length along the rear face l depends on the angle γ, and with increasing γ the value of l increases (fig. 12, curve 2), which is possibly due to the absence of micro-cutting at γ < –5° and an increase tension on the radius section of the rear face. the adhesive interaction of the back surface of the cutter model with brass also increases with decreasing angle γ and reaches its maximum at γ = –15°. this is evidenced by curve 1 (fig. 12), which shows the change in the percentage of the area covered with brass, referred to the total problems of tribology 23 contact area. with a further cycle of interaction, an adhesively fixed brass layer plays the role of a technological solid lubricant, and the process of applying an antifriction coating is significantly intensified. the coating layer becomes solid, which indicates an increase in its quality. subsequently, the formed brass coating increases the quality parameters of the machined part, which improves its durability and is of practical importance. thus, a feature of the use of solid lubricants in fant is that they perform a twofold function, namely, technological – as solid lubricant during processing and operational increases the quality parameters of the processed part, and therefore its durability and wear resistance. our studies of the fant process [13, 14] showed that the surface layer is significantly hardened. however, the depth of this hardening is negligible. this does not allow the use of the hardening effect when operating the part for a long time. therefore, it is advisable to combine these two operations, which will allow you to get the processed surface with improved physical, mechanical and geometric characteristics. in this case, the db will provide a substantial hardening of the surface layer by 30–40% and its bedding to a depth of 0.25 mm, and the fant process will allow obtaining an equilibrium roughness that coincides with the operational roughness, regardless of the initial roughness. given the capabilities of the db and fant, the following conclusion can be drawn. to improve the operational properties of a part such as bushings and sleeves, it is necessary to build the technological process of processing according to the following scheme: the first operation is rough shaping using db, which increases the utilization of metal, bringing the workpiece closer to the size of the part. when processing workpieces from hard-to-work materials, solid lubricant is used according to the recommendations received. in this operation, the bulk of the plastic deformation of the hole is carried out. the next operation is the final deforming broaching of the hole, during which the remainder of the plastic deformation is performed. the treated surface acquires the required macrorelief, roughness, the necessary hardening and the depth of its bedding. then, given that the antifriction layer has an insignificant thickness δ < 5 μm, we perform the fant operation, which is the finish and can improve the performance of the treated surface. in this case, the necessary microrelief is provided, obtaining equilibrium roughness, as well as applying solid lubricant from antifriction material. conclusions analysis of the above material allows us to formulate the following conclusions: an analysis of the conditions for the effective use of solid lubricants was performed, and the features of contact phenomena during db using solid lubricants were revealed. a functional relationship has been established between the altitude parameters of roughness and the relative contact pressure during processing using solid lubricants. a theoretical dependence has been obtained for calculating contact pressures and it has been established that the field of its effective application is limited by the condition whereby these pressures should not exceed their critical value. it was found that in the fant process, solid lubricants can perform two functions: technological, like solid lubricant during surface treatment of a part, ensuring the quality of the coating, and operational. this improves the quality of machining parts, reduces the wear rate by 2–2.5 times, reduces the running-in time by 2 times and the friction coefficient by 20%. a new technological process has been proposed for processing holes of parts such as bushings and sleeves, which consists in combining db as rough and finishing operations and the fant finishing operation, which allows to improve the quality indicators of the machined part. references 1. rosenberg a.m., rosenberg o.a., posvyatenko e.k. et al. (1978). calculation and design of carbide deforming broaches and broaching process. academy of sciences of the ukrainian ssr, ism, kiev, ukraine: nauk. dumka, p. 256. [in russian]. 2. shepelenko i. (2020). the study of surface roughness in the process of finishing anti-friction nonabrasive treatment. problems of tribology, v. 25, 1/95, рр. 34−40. [in english]. https://doi.org/10.31891/20791372-2020-95-1-34-40. 3. rosenberg a.m., rosenberg o.a., gritsenko e.i. et al. (1977). the quality of the surface treated by deforming broaching. kyiv, ukraine: nauk. dumka, p. 188. [in russian]. 4. shepelenko i.v., posviatenko e.k., cherkun v.v. (2019). the mechanism of formation of anti-friction coatings by employing friction-mechanical method. problems of tribology, №1, рр. 35−39. [english]. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-91-1-35-39. 5. rosenberg o.a., pashchenko e.a., sheikin s.e. et al. (2007). on the selection of technological lubricants for deforming broaching of parts made of titanium alloys. technological systems, vol. 2 (38), pp. 27– 32. [in russian]. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-34-40 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-95-1-34-40 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-91-1-35-39 24 problems of tribology 6. rosenberg a.m. and rosenberg o.a. (1990). mechanics of plastic deformation in cutting and deformation broaching processes, p.r. rodin., ed. kiev, ukraine: nauk. dumka, p. 320. [in russian]. 7. nemirovsky ya.b., posyavtenko e.k., rostotsky i.yu. et al. (2019). features of contact phenomena during deformation broaching using solid lubricants. news of the national technical university "khpi". ser.: technologies in mechanical engineering: collection of scientific works. kharkiv, ukraine: ntu "khpi", vol. 19 (1344), pp. 61–68. [in russian]. doi: 10.20998 / 2079-004x.2019.1.011. 8. balaganskaya e.a., golodenko b.a., nemirovsky ya.b. et al. (2001). mathematical modeling of deforming broaching process. ministry of education of the russian federation, voronezh state. technol. acad, voronezh, russia: voronezh state. technol. acad., p. 194. [in russian]. 9. tsekhanov yu.a. and sheikin s.e. (2001). the mechanics of forming blanks during deformation broaching. ministry of education of the russian federation, voronezh state. technol. acad, voronezh, russia: voronezh state. technol. acad., p. 200. [in russian]. 10. tsekhanov yu.a., rosenberg o.a. and del g.d. (1976). stress state during deformation broaching of a thick-walled pipe. university proceedings: mechanical engineering, no. 5, pp. 153–156. [in russian]. 11. nemirovsky ya.b., tsekhanov yu.a. and balaganskaya e.a. (2005). investigation of the change in the dimensions of hollow axisymmetric blanks when they are expanded by deforming broaching. forging and stamping. processing of materials by pressure, no. 2, pp. 12–15. [in russian]. 12. shepelenko i., tsekhanov y., nemyrovskyi y., posviatenko e. (2020). power parameters of microcutting during finishing anti-friction non-abrasive treatment. in: karabegović i. (eds) new technologies, development and application iii. nt 2020. lecture notes in networks and systems, vol 128. springer, cham, рр. 194−201. [in english]. https://doi.org/10.1007/978-3-030-46817-0_22. 13. shepelenko i. (2021). technological factors influence on the antifriction coatings quality. problems of tribology, 26(2/100), pp.50−57. https://doi.org/https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-50-57. 14. shepelenko i., tsekhanov y., nemyrovskyi y., posviatenko e. (2020). improving the efficiency of antifriction coatings by means of finishing the antifriction non-abrasive treatment. in: tonkonogyi v. et al. (eds) advanced manufacturing processes. interpartner 2019. lecture notes in mechanical engineering, springer, cham, рр. 289−298. [in english]. https://doi.org/10.1007/978-3-030-40724-7_30. https://doi.org/10.1007/978-3-030-46817-0_22 https://doi.org/https:/doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-50-57 https://doi.org/10.1007/978-3-030-40724-7_30 problems of tribology 25 немировський я.б., шепеленко і.в., посвятенко е.к., черновол м.і., златопольський ф.й. створення прогресивних процесів обробки отворів на основі дослідження контактних явищ при деформуючому протягуванні та фінішній антифрикційній безабразивній обробці в умовах різних технологічних середовищ виконано дослідження впливу технологічного середовища (тс) на контактні явища і параметри якості обробленої поверхні при використанні операцій деформуючого протягування (дпр) і фінішної антифрикційної безабразивної обробки (фабо). описано умови застосування рідинних мастил при дпр. розроблені нові методики вивчення контактної взаємодії при дпр з використанням твердих мастил. доведено необхідність застосування твердих мастил при обробці виробів з важкооброблюваних матеріалів і сплавів. досліджено зміну висотних параметрів шорсткості поверхневого шару, а також контактних тисків при використанні твердих мастил. розкрито особливості контактних явищ при дпр з використанням твердих мастил. встановлено функціональний зв'язок між висотними параметрами шорсткості і відносним контактним тиском при дпр. показано, що тверді мастила при фабо виконують двояку функцію, а саме – технологічну, як тверде мастило при обробці, і експлуатаційну – покращують параметри якості оброблених деталей. поєднання операцій дпр і фабо дозволило розробити новий технологічний процес обробки отворів деталей типу втулок з покращеними експлуатаційними властивостями. ключові слова: деформуюче протягування, фінішна антифрикційна безабразивна обробка, технологічне середовище, тверді мастила, рідкі мастила, контактні явища, шорсткість, зміцнення, якість обробленої поверхні copyright © 2022 m.s. stechyshyn, v.v. lyukhovets, n.m. stechyshyn, m. i. tsepenyuk. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022, 27-33 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-27-33 wear resistance of structural steels nitroded in cyclic-commuted discharge at limit modes of friction m.s. stechyshyn1*, v.v. lyukhovets1, n.m. stechyshyn1, m. i. tsepenyuk2 1khmelnitsky national university, ukraine 2ternopil ivan pul'uj national technical university, ukraine *e-mail: avmart@khmnu.edu.ua received: 22 june 2022: revised: 23 july 2022: accept: 29 july 2022 abstract the article discusses the method of conducting tribological studies at the limit modes of friction of nitrided and non-nitrided steels 20 and 45 in order to achieve a comparison of the results of laboratory tests with operational data. the relationship of structural phases in time is significantly influenced by the initial state of the surface and its physical and mechanical characteristics, pressure on the contact surface, sliding speed, and all these parameters for the limit mode of friction are closely related. carrying out tests on the wear resistance of samples made of different materials and with significantly different characteristics of the surface layer at the same parameters of the test regime is impossible in most cases, since the obtained results are problematic to compare. keywords: nitriding, limit friction, wear statement of the problem and analysis of the latest research. one of the directions of development of tribology is the development of methods of objective tribological studies of nitriding characteristics of surface layers on structural steels, depending on the requirements of further operation of nitriding facilities. [1-3]. for the objectivity of research on the wear resistance of nitrided surfaces, attention should be paid to the fact that post-modification characteristics should be compared with similar parameters of geometrically similar surfaces that were not modified. at the same time, both for one and for the other, they should be determined according to the same type of methodology. only if these requirements are met, the results of the modification can be assessed as real and having scientific and practical significance. indeed, in the event of the impossibility of meeting these requirements, the problem of finding a transition function between the results of experiments will arise. comparison of parameters obtained under different conditions of their fixation can lead to conclusions that are highly unlikely to be confirmed in practice. one of the essential points of establishing experimental results is to ensure the conditions of experiments, which would correspond to the maximum extent similar to the characteristics of real operation [4]. indeed, there is almost always a certain inconsistency of the conclusions formed on the basis of experiments, if the test conditions differed significantly from the real operating conditions. finally, the time factor is not the least important, since it is possible to apply such operating parameters of the experimental installation for the study of wear resistance, in which the wear process over time would approach the values recorded in the operating mode. then the duration of experimental research, taking into account the need to ensure the necessary reliability of their results, will be such that the need for the research itself for practice will disappear by itself. the purpose of the work is to develop a methodology and criteria for evaluating experimental studies of the wear resistance of samples after their surface modification by nitriding in a glow discharge to achieve the results of laboratory tests that correspond to the real conditions of operation of parts. methodology of conducting experimental studies. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-27-33 28 problems of tribology experimental studies were carried out on a universal machine for testing materials for friction, model 2168umt with some modernization of the friction unit, which is described in detail in the work [5]. working out the modes of experiments was carried out on samples, the method of preparation of which is given in the same place. to check the possibility of further comparison of wear processes, objects with significantly different surface characteristics were selected: soft surfaces are represented by samples from steel 20 without modification, modified from steel 45 after nitriding in a glow discharge. the latter before nitriding had a surface hardness of hv0.1 215, after modification hv0.1 700...730. since liquid lubricant was supplied to the friction zone, the friction coefficient was fixed in the range of 0.05...0.12, which corresponds to the limit mode of friction. presentation of the main material and received scientific research. the initial series of experiments was carried out on steel 20 samples without their modification. the hardness of the counterbody made of hardened steel was hrc 60. the speed and pressure were chosen within such limits that the temperature of the surface of the samples in the friction zone did not exceed 40˚с, and in combination with the pressure value, the constant presence of lubricant on the friction area would be ensured. at the speed of the relative movement of the sample v=1.8 m/s and the pressure of 10 mpa (this value turned out to be optimal, since more or less heavy wear is observed with it and there are no sticking phenomena), uniform wear is observed, and the value of linear wear is on average 15, 3 μm/km of path. the coefficient of friction ranged from 0.05 to 0.12, which in the experimental conditions corresponded to a friction force of 29.5 to 64.6 n. the dependence of the linear wear averaged over several samples per one kilometer of the path on the path is shown in fig. 1. 0 10 20 30 0 20 40 60 80 72 0 y y1 y2 y3 300 x fig. 1. dependence of linear wear on the friction path of samples made of steel 20 non-nitrogenized at a pressure of 10 mpa, a speed of 1.8 m/s in fig. 1, the friction path from 0 to 30 km is plotted on the horizontal axis, and the amount of wear in microns is plotted on the vertical axis (the main line is the amount of linear wear averaged over all samples, the thin lines are the average linear wear over groups of samples. from fig. 1, it is clear the conclusion regarding the variable nature of the wear process itself is followed. in the first kilometers of the wear path, there is practically no wear, which can be explained by the fact that the samples were pre-loaded during the run-in process with a pressure of the order of 8 mpa. at the same time, a layer of compacted metal, a kind of slander, was formed on the future friction surface i.e., it strengthened on the surface. as this initial surface layer was removed, the process of intensive wear began. further wear occurred according to the scheme of periodic surface compaction and destruction of this compacted layer. this explains the periodic fluctuations of both the coefficient of friction and the force of friction. thus, from the above the first conclusion regarding the uneven character of wear follows formation of unmodified samples caused by constant structural transformations on the friction surface and the destruction of structures, the characteristics of which exceed the indicators of the surface hardness of the base of the samples. the same conclusion is confirmed in fig. 2 is a graph of the absolute wear of the samples depending on the traveled friction path (line markings are similar to fig. 1). the effect of surface compaction slander when increasing the pressure is manifested in the increase of surface microhardness several times. for example, even for cast iron after treatment with a pressure of 1.2 mpa, the surface microhardness reached values of hv0.1 1000. it is not excluded that the constant presence of lubricant in the contact zone of the sample and the counterbody can contribute to the formation of metal-mineral structures, the processes of appearance and destruction of which also provoke unevenness wear [6]. problems of tribology 29 0 10 20 30 0 100 200 300 400 500 481 0 ya ya1 ya2 ya3 300 x fig. 2. graph of the absolute value of linear wear of steel 20 samples a change in the amount of pressure on the friction surface also significantly affects the wear process. the influence of the nature of the pressure change on the contact surface is confirmed by experiments with samples of unmodified steel 45. at an initial pressure of 10 mpa and a sliding speed of 1.8 m/s (that is, the parameters of the test regime completely coincided with those adopted for samples of steel 20) when reaching the path values 10 km of linear wear was practically not recorded. a stepwise increase in pressure by 2 mpa after each kilometer of the path up to 16 mpa also did not change the nature of the wear. at a pressure of 18 mpa, linear wear of 1517 microns was observed in the next kilometer, but the wear stopped again in the next kilometer. after that (18 km of travel), the pressure was increased to 20 mpa, but no wear was observed. thus, it follows from the foregoing that the surface of the sample is periodically compacted and strengthened, its destruction requires either a significant path of friction, or an increase in pressure to certain limits, which causes a frictional force sufficient for another change in the surface structure. in addition, it should be added that with the initial surface microhardness of hv0.1 215, after 20 km of the path and reaching a surface pressure of 20 mpa, the surface microhardness increased to the values of hv0.1 414. subsequently, the pressure continued to be increased by 2 mpa for each new kilometer of the path, however linear wear was again not observed up to 26 mpa. at this pressure, at first wear increased intensively to values of 131-167 microns, and then the phenomena of seizing began. after the process began to be implemented at a pressure of 26 mpa, the surface microhardness increased to the values of hv0.1,856, i.e., in fact, the surface underwent mechanical modification. as for the nature of the pressure change on the surface, in the described experiment, the pressure increased according to a certain scheme (for example, by 2 mpa per kilometer of the path), its structural changes took place gradually. and in the next experiment with the participation of similar new samples and the counterbody, from the very beginning the pressure in the contact zone was set at the level of 24 mpa (at this pressure value, achieved by a stepwise increase in the previous experiment, linear wear was practically not fixed). already in the first kilometer, the coefficient of friction increased rapidly to the values characteristic of adhesion, and the surface microhardness was hv0.1,892. in fact, at such a high pressure, the surface changed dramatically structurally, it is possible that these structural transformations led to the squeezing of the oil film from the contact zone and the nature of the friction process began to approach the regime of dry friction, which led to setting. the following experiment speaks about the role of the factor of the nature of the pressure change. on samples made of the same steel 45, the pressure from the very beginning changed according to the pattern of 2 mpa/km of the path and wear was practically absent, but already after 5 km the pressure was sharply increased to 20 mpa, which immediately led to the appearance of seizure phenomena, and the surface microhardness at the end of the experiment was hv0.1 838. a parallel temperature control in the contact zone established that its value does not exceed 42°c immediately after stopping, and after 5-10 seconds after opening the contact, the surface temperature does not exceed 22°c. thus, pressure was the decisive factor that influenced the nature of friction in these experiments, since the viscosity characteristics of the lubricant did not change significantly at the fixed temperature values. the presence of a compacted layer on the surface as the main factor determining wear parameters was confirmed as follows. without removing the sample from the stand, i.e. the basing conditions remained unchanged, a layer of 15-24 μm was removed with a fine sanding pad number 150 and number 500. before that, at a pressure of 18 mpa, there was practically no linear wear on the 13 km path (only before grinding at different pressure values, the total path was 25 km). on the first kilometer after grinding, linear wear was recorded in the 30 problems of tribology range of 18-23 μm, on the next two kilometers it stopped again, then after similar grinding, the wear again amounted to about 10 μm with a gradual cessation, which once again confirms the above version of the influence on the nature of wear of the formation process compacted microstructures. it is interesting that the surface microhardness after grinding practically does not differ from the initial values. the condition of the surface of the counterbody also significantly affects the course of the wear process. in the experiments described above, as already mentioned above, a hardened steel counterbody with a smooth surface (roughness parameter ra 0.27) was used. the experiments described above were primarily timeconsuming, for example even one series of steel 20 samples required, including time for temperature stabilization, measurements, etc., two full working days (15 hours). it is obvious that obtaining results that first of all meet the requirement of reliability of conclusions would require a time that cannot be considered real. this especially applies to those issues where obtaining operational data on the effectiveness of one or another method of modification and the technological parameters of its implementation is extremely necessary. therefore, the next phase of the experiments were experiments in which the role of the mechanical component of wear was significantly increased. for this purpose, counterbodies were used, the surface roughness of which was artificially increased by sanding with a skin, a wheel, application of titanium and hard alloy on an electric spark unit, application of radial direction lines, etc. with the help of various methods of surface grinding, the roughness parameter ra increased from a value of 0.2...0.3 μm to 0.5 μm when sanding with a leatherette by hand, to 0.37 μm when grinding with a circle on a grinding machine, and 1.15 μm when grinding with a circle on a grinding machine. after the application of titanium and hard alloy by the electric spark method, the roughness parameter exceeded 8 μm. the hardness of the surface after applying the coating by the electrospark method, depending on the polarity of the electrode, the brand of the implanted material, and the place of measurement (polished or fused surface) was hv0.1, 450...800, and higher values, as a rule, corresponded to the areas with subsequent grinding after implantation, which confirms the above-mentioned effect of surface sealing after grinding. the graph of changes in linear wear of samples made of unmodified steel 45 (counterbody modified by electrospark implantation, pressure 4 mpa, speed 1.8 m/s) with observance of the curve designation system adopted in the previous figures is shown in fig. 3. as can be seen from this figure, at the beginning of the wear process, the mechanical wear component provides an incomparably greater intensity than in the previous experiments, and the pressure on the surface was significantly lower. the cutting ability of the counterbody leads to the destruction of surface structures, while preventing their compaction, but over time, as the microprotrusions on the surface of the counterbody become dull, the wear process becomes less and less intense, up to a complete cessation. 0 10 20 30 0 10 20 30 40 34 0 yi1 yi2 yi3 yim 300 xi fig. 3. graph of changes in linear wear for a pair of samples made of unmodified steel 45; counterbody implanted by the electrospark method results similar in content were obtained when using counterbodies, one of which was machined on a lathe with a vk8 cutter at a radial feed of 0.11 mm/rev, which provided a roughness parameter ra of 2...3 μm. the intensity of wear on the first kilometer of the path at a pressure of 2 mpa was 8-10 microns for every 100 m of the path, but already at the beginning of the second kilometer this indicator decreased to the level of 1-2 microns per 100 m, and then to 1-2 microns/km. problems of tribology 31 0 5 10 15 20 0 50 100 150 200 192 0 yea yen ye1 ye2 ye3 ye4 ye5 ye6 200 xe fig. 4. wear of nitrided (upper area) and non-nitrided samples (lower) due to the action of the mechanical component of friction (pressure 4 mpa, counterbody – vk8 hard alloy implanted by the electrospark method) the nature of wear of nitrided samples in comparison with non-nitrided ones is shown in fig. 4. nitrided samples (steel 45, surface microhardness hv0.1 466) were worn under the same conditions as those given above with the use of a machined counterbody, but the pressure was 4 mpa. as can be seen from the figure, the wear process for non-nitrogenized samples is traditional with the formation of compacted surface structures and practically stopping wear already after three kilometers of travel. nitrided samples practically do not wear out in the first kilometer, since the strongest interlayer of the ε-phase comes into play. however, its thickness is insignificant, literally a few micrometers, so already in the next kilometers of the road, the process of wear begins with almost constant intensity. this is due to the fact that a really homogeneous interlayer of the γ΄-phase and α-solid solution with sufficiently significant hardness indicators cannot be compacted and is removed due to the mechanical component of the wear process. despite the fact that in the experiments, the results of which are shown in fig. 4, relatively little pressure was applied. further research developed in the direction of elucidating the influence of pressure on the wear process up to its large values. the results of this series of experiments are shown in fig. 5. fig. 5. wear samples of nitrided steel 45 depending on the path at pressure in the contact zone and sliding speed: 1-65 mpa, 0.1 m/s; 2 – 50 mpa, 0.1 m/s; 3 – 120 mpa, 0.1 m/s; 4 – 80 mpa, 0.1 m/s; 5 – 40 mpa, 0.3 m/s; 6 – 65 mpa, 0.2 m/s; 7 – 20 mpa, 0.2 m/s from fig. 5 follows the conclusion that at almost any pressure there comes a moment when the wear process practically stops, however, the way in which such stabilization is observed is different for different pressure values. the hypothesis that the wear process in conditions where the mechanical component of this process prevails is actually a combination of two competing processes strengthening of the surface and destruction of this strengthened layer is confirmed by fig. 5. the harder the contact surface, the greater the 32 problems of tribology pressure threshold at which the compacted layer collapse phase occurs. however, the influence of pressure at its high values is extreme: in the demonstrated series of experiments, the wear process occurred most dynamically at a pressure of 65 mpa. at pressure values lower and higher than this value (at the same sliding speed), the intensity of wear was lower. an increase in the sliding speed leads to a decrease in the intensity of wear and an acceleration of the beginning of the stabilization phase, which can be explained by a decrease in the relaxation time of the surface layer compaction processes. conclusions 1. the wear process at extreme friction actually includes two competing processes: compaction of the surface layer with an increase in its microhardness and destruction of the surface layer with local adhesion of the surfaces. 2. the relationship of these phases in time is significantly influenced by the initial state of the surface and its physical and mechanical characteristics, pressure on the contact surface, sliding speed, and all these parameters for the limit mode of friction are closely related. 3. carrying out tests on the wear resistance of samples made of different materials and with significantly different characteristics of the surface layer at the same parameters of the test regime is impossible in most cases, since the obtained results are problematic to compare. 4. such test conditions should be considered promising, which can be applied to surfaces with different characteristics and provide results that are acceptable from the point of view of reliability, mutual comparison and time of their implementation references 1. kaplun v.h., kaplun p.v. yonnoeazotyrovanye v bezvodorodnыkh seredakh: monohrafyia / v.h. kaplun, p.v. kaplun. – khmelnytskyi: khnu, 2015.-315s. 2. pastukh y.m. teoryia y praktyka azotyrovanyia v tleiushchem rozriade. kharkov: nnts khfty, 2006. – 364s. 3. stechyshyna n.m., stechyshyn m.s., mashovets n.s. koroziino-mekhanichna znosostiikist detalei obladnannia kharchovykh vyrobnytstv: monohrafiia / n.m., stechyshyna, m.s.stechyshyn, n.s. mashovets. – khmelnytskyi: khnu, 2022.-181s. 4. skyba m.ie., stechyshyna n.m. koroziino-mekhanichna znosostiikist detalei obladnannia molokozavodiv / kharchova promyslovist. kyiv: nukht, 2019. №2. s97-106. 5. stechyshyn m.s., stechyshyna n.m., martyniuk a.v. kavitatsiino-eroziina znosostiikist detalei obladnannia molokozavodiv: monohrafiia. khmelnytskyi: khnu. 2018. 148s. 6. zakalov o.v., zakalov i.o. osnovy tertia i znoshuvannia u mashynakh: navch. posib. ternopil: tntu im.. i.puliuia, 2011. 322s. problems of tribology 33 стечишин м.с., люховець в.в., стечишина н.м., лук’янюк м.в. зносостійкість конструкційних сталей, азотованих в циклічно-комутованому розряді при граничних режимах тертя у статті розглянута методика проведення трибологічнихдосліджень при граничних режимах тертя азотованих і не азотованих сталей 20 і 45 для досягнення порівняння результатів лабораторних випробувань з експлуатаційними даними. на взаємозв'язок структурних фаз у часі суттєвий вплив мають вихідний стан поверхні та її фізико-механічні характеристики, тиск на поверхню контакту, швидкість ковзання, причому всі ці параметри для граничного режиму тертя тісно пов'язані між собою. проведення випробувань на зносостійкість зразків із різних матеріалів і зі суттєво різними характеристиками поверхневого шару при однакових параметрах режиму випробувань у більшості випадків неможливо, оскільки порівнювати отримані результати проблематично. кючові слова: азотування, граничне тертя ,знос copyright © 2022 e.k. solovykh, i.v. shepelenko, a.e. solovuch, s.e. katerynych. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022,13-18 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-13-18 features of ion nitriding technology multicriteria optimization e.k. solovykh, i.v. shepelenko*, a.e. solovuch, s.e. katerynych central ukrainian national technical university, kropyvnytsky, ukraine *e-mail: kntucpfzk@gmail.com received: 11 august 2022: revised: 20 september 2022: accept:02 october 2022 abstract in this work, the technology of 30hgsa steel ion nitriding was optimized in terms of tribotechnical characteristics – wear intensity and friction coefficient. when choosing controlled factors, the influence of all existing groups of factors that can affect the process of ion nitriding is taken into account: structural, technological and operational. friction and wear tests were carried out under conditions that are as close as possible to the actual operating conditions of aircraft parts made of 30hgsa steel. as a result of experiments on friction and wear, tribotechnical characteristics of coatings were obtained depending on structural, technological and operational factors, respectively, to the matrix. the conducted studies showed the presence of three clearly defined zones in the dependences of wear intensity and friction coefficient on specific load at different sliding speeds and technological parameters of ion nitriding: run-in zones, uniform and catastrophic wear. the nature of samples dependences hardened by ion nitriding and heat-treated samples is similar and coincides with modern views on the laws of friction and wear processes. analysis of tribotechnical characteristics showed the effectiveness of ion nitriding technology in comparison with traditional heat treatment. the optimal processing modes for the studied steel and triboconjugation have been established. key words: ion nitriding, optimization, wear intensity, friction coefficient, processing modes, operational factors. introduction in the world mechanical engineering, a priority direction has developed – the technology of surface hardening and the application of multifunctional coatings. the possibility of creating products with a unique combination of the base material properties and the surface layer causes the growing interest of engineering enterprises and other industries in the wider use of this potential. the use of multifunctional hardening coatings makes it possible to repeatedly increase the durability of machines, operating temperatures and speeds, while reducing fuel consumption and providing the possibility of intensifying many production processes [1, 2]. in the theory and practice of the use of hardening coatings, the need to optimize the technology for such an important characteristic as the reproducibility of properties is noted [3]. the development of any technological process (tp) is inevitably associated with the solution of optimization problems, and in the field of creating functional coatings, optimization issues occupy a key place. this is because a large number of application methods, combined with an extensive nomenclature of materials from which the coating is formed, as well as many influencing factors, provide technologists with a wide range of alternative options. today in world practice there are more than 200 surface hardening technologies. most of them are alternatives. the acceptance of optimal decisions on the choice of alternative technologies at the stage of designing new equipment, manufacturing, operation and repair should be carried out according to the criteria of the maximum strength and durability of the hardened part achieved with minimal energy and other material costs, as well as with minimal environmental damage [1-3]. glow discharge chemical-thermal treatment is the most progressive and energy-saving in a wide range of alternative technologies. ion nitriding (in), which is traditionally used to improve wear resistance, corrosion resistance, and endurance limit, has received the widest industrial application and rapid development [3]. the http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-13-18 14 problems of tribology great technological possibilities of in technology pose the need to solve optimization problems, taking into account structural, technological and operational factors. literature review compared to traditional gas saturation, glow discharge treatment provides reduction in energy consumption by an order of magnitude, and also reduces the duration of the technological cycle by an order of magnitude. the advantages are also controllability, stability and predictability of processing results. when hardening steels and cast irons, there are no changes in the size and shape of parts, as well as changes in surface roughness. nitriding in a glow discharge is the finishing operation. this eliminates the need for final mechanical processing. all these characteristics confidently place in technology as an alternative to classical carburizing followed by hardening [4]. in world practice, in uses ammonia as a working gas. this creates environmental problems as well as explosive problems. however, the main disadvantage regarding the use of hydrogen-containing media is hydrogen embrittlement of applied coatings and substrates. v.g. kaplun and his collaborators developed the technology and equipment for in in hydrogen-free media [5]. this technology preserves the bulk initial strength of the products, the process becomes absolutely environmentally friendly, the consumption of working gas is reduced, and the design of the equipment is simplified by eliminating dissociators that are very difficult to operate. at the same time, the surface layer has greater plasticity, which is especially important for gear parts and parts operating under shock loads. during the period of reconstruction and renewal of equipment technological park for applying protective coatings, it is the in technology that is in especially high demand. in the practice of aircraft engine building, traditional carburizing and nitrocarburizing have been switched to in of gear wheels. this process reduces the complexity of manufacturing by 1.5-2 times, because parts are processed at a low hardness of the material and are sent for hardening in the finished form. in technology is mainly used to improve wear resistance. this also increases the corrosion resistance and endurance limit [6]. in this regard, it is extremely important to search for optimal conditions for the implementation of in technology for individual indicators that can affect the process: structural, technological and operational. purpose the aim of the work is to search for optimal solutions and establishing a connection between the technological regimes of in and the tribotechnical characteristics of the studied material. research methodology when choosing material for research, we proceeded from the following considerations. an analysis of statistical data shows that of all parts of the airframe and power plant rejected during the overhaul of the aircraft, approximately 45% are products made of steels of various grades. of this amount, the largest percentage of rejection falls on parts made of 30hgsa steel – 30%, and about 50% of them cannot be restored [3]. that is why the optimization of the in technology was carried out on steel 30hgsa, the chemical composition of which is presented in table 1. table 1 the chemical composition of steel 30hgsa, % [7] c si mn ni cr s p cu 0.28 – 0.34 0.9 – 0.12 0.8 – 1.1  0.3 0.8 – 1.1  0.025  0.025  0.3 using peer review methods and a series of screening experiments, we obtained an average a priori ranked number of factors that affect the in technology (fig. 1). thus, a planning matrix was compiled, which included the first six technological factors (fig. 1), as well as operational factors: sliding speed and specific load in triboconjugations. as optimization criteria, the main tribotechnical characteristics are taken – the wear intensity іn and the friction coefficient μ. friction and wear tests were carried out under conditions that are as close as possible to the actual operating conditions of aircraft parts made of 30hgsa steel: lubricant – ciatim-201, specific load – 2.5...25 mpa; sliding speed – 0.4...1.3 m/s. the samples were subjected to heat treatment (quenching from 1143 k in oil, tempering at 823 k), as well as in (reactive gas composition: 95% n2+5% c3h8; saturation temperature t = 873 k; reactive gas pressure p = 100 pa; diffusion saturation time τ = 2.5 hours). standard tests were carried out according to the scheme: disc – block. the disc-counterbody is made of the same steel, hardened at 1143...1163 k in oil, tempered at 783...543 k, hardness – 37...38 hrc. the surface roughness of the block, depending on the processing modes, corresponded to ra = 0.29...0.41 µm, and the disccounterbody – ra = 0.53 µm. problems of tribology 15 fig. 1. a ranked row of structural, technological and operational factors: 1 – saturation temperature; 2 – reactive gas pressure; 3 – composition of reactive gas; 4 – ion treatment time; 5 – operational load; 6 – sliding speed; 7 – coating thickness; 8 – part material; 9 – operating current of the saturation process; 10 – operating voltage of the saturation process results as a result of carrying out experiments on friction and wear, the tribotechnical characteristics of coatings were obtained depending on structural, technological and operational factors (fig. 2, a-f). а) b) fig. 2. dependence of wear intensity і (a) and friction coefficient μ (b) of ht+in treatment on specific load р at sliding speed v: 1 – v = 0.4 m/s; 2 – v = 0.7 m/s; 3 – v = 1.0 m/s; 4 – v = 1.3 m/s i – running-in zone; ii – zone of uniform wear; iii – zone of accelerated wear а) b) fig. 3. dependence of wear intensity і (a) and friction coefficient μ (b) of in treatment on specific load р at sliding speed v: 1 – v = 0,4 m/s; 2 – v = 0,7 m/s; 3 – v = 1,0 m/s; 4 – v = 1,3 m/s 16 problems of tribology а) b) fig. 4. dependence of wear intensity і (a) and friction coefficient μ (b) of ht treatment on specific load р at sliding speed v: 1 – v = 0,4 m/s; 2 – v = 0,7 m/s; 3 – v = 1,0 m/s; 4 – v = 1,3 m/s the study of the obtained dependences (fig. 2-4) showed the leading role of preliminary heat treatment (ht) of samples according to the mode – quenching from 1143...1163 k in oil – tempering at 783...843 k. the analysis of the obtained results (fig. 2-4) revealed the presence of three clearly defined zones, in the dependences of i and μ on the specific load at different sliding speeds and technological parameters of the in: running-in zones, uniform and catastrophic wear. the nature of the dependences of hardened by in samples (with and without preliminary ht) and heat-treated samples (without in hardening) is similar. this type of dependencies coincides with the modern, generally accepted views on the laws of friction and wear processes. however, the dependences of i and μ on the specific load p for heat-treated and hardened by in samples have significant differences (fig. 5). increased wear is observed in heat-treated samples starting at p values of 13...14 mpa order, while hardened by in begin to wear out intensively – at 18...19 mpa. а) b) fig. 5. dependence of wear intensity і (a) and friction coefficient μ (b) on sliding speed v at specific load р = 20 mpa and following treatment: 1 – ht; 2 – in; 3 – ht+in thus, there is an increase in the zone of uniform wear, which, of course, provides an extension of parts normal operation range at increased specific loads. with the same values of specific loads р and sliding speeds, the wear intensity i of hardened by in samples is 1.7...2.1 in absolute values, and the friction coefficient μ is 1.9 times less than heat-treated samples. this implies the effectiveness of in in comparison with traditional heat treatment. studies of the dependences of i and μ on the sliding speed v established (fig. 3) that with an increase in v from 0.4 m/s, they gradually decrease, reaching a minimum at 0.7 m/s. with a further increase in v, these characteristics increase. thus, the optimal sliding speed for the studied steel in this triboconjugation is v = 0.7 m/s. conclusions the conducted studies allowed us to draw the following conclusions: 1. the proposed approach to optimizing the in technology made it possible to improve the tribotechnical characteristics of the material, namely: problems of tribology 17 reduce wear by 1.7...2.1 times, reduce friction coefficient by 1.9 times at a load increased by 1.4...1.5 times and the recommended sliding speed of 0.7 m/s for steel substrates hardened by ion nitriding, compared to surfaces that are heat treated in a classical way; expand the range of parts normal operation by increasing the zone of uniform wear. 2. the following optimized parameters of coating formation are recommended for use: process duration t = 140…190 min; reactive gas pressure р = 100…115 mpa; composition of the reaction mixture n2 = 80…90% + аr = 5…15%; saturation temperature т = 843…873 k. 3. the effectiveness of in application in comparison with traditional heat treatment has been proven. references 1. lyashenko b.a., solovyih e.k., mirnenko v.i. i dr. (2010). optimizatsiya tehnologii naneseniya pokryitiy po kriteriyam prochnosti i iznosostoykosti. kiev, nan ukrainyi, ipp im. g.s. pisarenko, 193 s. 2. chernovol m.i., shepelenko i.v. (2012). sposobyi formirovaniya antifriktsionnyih pokryitiy na metallicheskie poverhnosti treniya [zbіrnik naukovih prats kirovogradskogo natsionalnogo tehnichnogo universitetu. vip.25 (1)] – s.3–8. 3. solovyih e.k. (2012). tendentsii razvitiya tehnologiy poverhnostnogo uprochneniya v mashinostroenii. kirovograd, kod, 92 s. 4. novikov n.v., bidnyiy a.a., lyashenko b.a. i dr. (1989). metodyi uprochneniya poverhnostey mashinostroitelnyih detaley. kiev, ism an ussr, 112 s. 5. kaplun v.g. (1991). nauchnyie osnovyi tehnologii uprochneniya detaley mashin i instrumenta ionnyim azotirovaniem v bezvodorodnyih sredah [avtoreferat dissertatsii doktora tehnicheksih nauk] 38 s. 6. lyashenko b.a., novikov n.v., klimenko s.a. (2017). diskretnoe modifitsirovanie poverhnostnogo sloya detaley mashin i instrumentov. kiev, ism im. v.n.bakulya, 264 s. 7. sushko o.v., posvyatenko e.k., kyurchev s.v. i dr. (2019). prikladne materialoznavstvo. melitopol, tov «forward press», 352 s. 18 problems of tribology cолових е.к., шепеленко і.в., солових а.е., катеринич с.е. особливості багатокритеріальної оптимізації технології іонного азотування в роботі виконано оптимізацію технології іонного азотування сталі 30хгса за триботехнічними характеристиками – інтенсивністю зношування та коефіцієнтом тертя. при виборі керованих факторів враховано вплив усіх існуючих груп, які можуть впливати на процес іонного азотування. випробування на тертя та знос проведені в умовах, які максимально наближені до реальних експлуатаційних режимів деталей авіаційної техніки. в результаті проведення експериментів на тертя та знос отримані триботехнічні характеристики покриттів залежно від конструкційних, технологічних та експлуатаційних факторів відповідно до матриці. проведені дослідження показало наявність трьох, чітко виражених зон у залежностях інтенсивності зношування та коефіцієнта тертя від питомого навантаження при різних швидкостях ковзання та технологічних параметрах іонного азотування: зони припрацювання, рівномірного та катастрофічного зношування. характер залежностей зразків зміцнених іонним азотуванням та термооброблених зразків подібний та збігається із сучасними поглядами на закономірності процесів тертя та зношування. аналіз триботехнічних характеристик показало ефективність технології іонного азотування порівняно із традиційною термообробкою. встановлено оптимальні режими обробки для досліджуваних сталі та трибосполучення. ключові слова: іонне азотування, оптимізація, інтенсивність зношування, коефіцієнт тертя, режими обробки, експлуатаційні фактори. copyright © 2021 o. dykha, a.staryi, v. dytyniuk, m. dykha. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 1/103-2022,65-75 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-65-75 determination of the dynamic hardness of greases as a characteristic of deformation properties in a tribocontact o. dykha*, a. staryi, v. dytyniuk, m. dykha khmelnitskyi national university, ukraine *e-mail: tribosenator@gmail.com received: 18 february 2022: revised: 30 february 2022: accept: 25 march 2022 abstract the efficiency of plastic oil is determined by the duration of its retention on the surface. evaluation of the effectiveness of plastic lubricants depends on their mechanical properties. it is proposed to use the dependence of hardness on time when pressing a spherical indenter as one of the basic characteristics of the mechanical properties of plastic oils. the method of determining the function of oil hardness is based on the mechanics of contact interaction of a solid ball and a plane presented in this work, which has the property of creep according to the flow theory. one of the main methods of testing the deformation properties of plastic lubricants is to determine the number of penetrations. the number of oil penetrations is determined by the depth of indentation of the indenter; more informative for such a process is the ultimate pressure (hardness), which actually reflects the phenomenon of resistance to indenter indentation in the material. for uniform distribution of pressure under a spherical indenter the technique of construction of function of dynamic hardness of plastic materials is defined and on the basis of tests results of construction of dynamic hardness are received. tests on contact creep of plastic lubricants are carried out, functions of dynamic hardness are received and the analysis of influence of character of change of dynamic hardness on wear processes in the presence of lubricants is carried out. to analyze the influence of deformation properties on the tribological properties of lubricants, comparative tests of the two above-mentioned types of lubricants on a four-ball friction device were performed. it was found that litol-24 oil has the best wear resistance. the nonlinear period of running-in for this oil is practically absent that, obviously, under the given conditions of tests is connected with more stable in time deformation properties. keywords: grease, creep, penetration rate, dynamic hardness, test, wear. introduction plastic lubricants in the range of lubricants are the most common. greases are thick oily products, which include: oil, thickener, solid carbon and various additives. a distinctive feature of plastic lubricants is that they are able, depending on working conditions, to have the properties of both solid and liquid substances. under the action of small loads, lubricants behave like a solid body, can be held on vertical and inclined surfaces. the efficiency of plastic oil is determined by the duration of its retention on the surface. evaluation of the effectiveness of plastic lubricants depends on their mechanical properties. among the characteristics of mechanical properties, one of the most important is the shear strength of the oil. after the destruction of the frame, the oil begins to deform and flow like a liquid. resistance to the flow of grease is characterized by viscosity. typically, viscosity is determined at a single fixed strain rate. in the materials science of solids, the value of hardness is accepted as one of the mechanical characteristics. hardness is the value of the average pressure under the indenter, which stabilizes the plastic deformation. in the mechanics of lubricants, the number of penetrations is analogous to the hardness of the lubricant. the number of penetrations is determined by pressing the cone into the flat surface of the grease and is measured in tenths of a millimeter for 5 seconds. with the help of the penetration number it is possible to estimate the effect of oil deformation at different temperatures. the disadvantage is that the number of penetrations is determined at one time point in the process that develops over time. at other time points of the penetration process, data on the hardness of lubricants can be obtained as opposed to those obtained at a holding time of 5 s. also, the number of penetration of oil is http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-103-1-65-50 mailto:tribosenator@gmail.com 66 problems of tribology determined by the depth of indentation of the cone. for metals, hardness is defined as the ultimate pressure, which actually reflects the phenomenon of resistance to indenter indentation in the material. therefore, it is proposed to use the dependence of hardness on time when pressing the spherical indenter as one of the basic characteristics of the mechanical properties of plastic lubricants. the method of determining the function of oil hardness is based on the mechanics of contact interaction of a solid ball and a plane presented in this work, which has the property of creep according to the flow theory. literatuter review the study of the tribological properties of greases in world science is given quite a lot of attention. based on modern methods of experimental and theoretical research, new highly effective lubricants are synthesized. the behavior and properties of lubricants are modeled under various operating conditions, under heavy loads, high heat, extreme speeds. in paper [1] three kinds of new conductive lubricating greases were prepared using lithium ionic liquids as the base oil and the polytetrafluoroethylene as the thickener. the conductivities and contact resistances of the prepared lubricating greases were investigated using the conductivity meter and the reciprocating ball-on-disk sliding tester. the results suggest that the prepared lubricating greases have high conductivities and excellent tribological properties. the high conductivities are attributed to ion diffusion or migration of the lithium ionic liquids with an external electric field, and the excellent tribological properties depend on the formation of boundary protective films. the study [2] investigates grease film evolution with glass disc revolutions in rolling elastohydrodynamic lubrication (ehl) contacts. the evolution patterns of the grease films were highly related to the speed ranges and grease structures. the transference of thickener lumps, film thickness decay induced by starvation, and residual layer were recognized. the formation of an equilibrium film determined by the balance of lubricant loss and replenishment was analyzed. the primary mechanisms that dominate grease film formation in different lubricated contacts were clarified. in [3] the grease film distribution under a pure rolling reciprocating motion is observed on a ball-disk test rig. it is found that the reciprocating motion reduces the accumulation of the thickener fiber gradually with time. the maximum film thickness forms around the stroke ends. the life of grease lubrication under a transient condition is far below that under steady-state conditions. when increasing the maximum entraining speed of the reciprocating motion to a certain value, during which the thickener fiber is not expected to accumulate under a steady-state condition. in paper [4] the technique of relative optical interference intensity and simple numerical calculations were used to investigate the lubricating behavior of grease lubricant films. experimental results indicate that at a same entrainment velocity of the inlet, the central film thickness under deceleration is larger than that under acceleration. the numerical method can also be used to explain the behavior of the grease lubricating film under non-steady state conditions. thermal-induced changes in the viscous and viscoelastic responses of lubricating greases have been investigated sn [5]. small-amplitude oscillatory shear and viscous flow measurements were carried out on a model conventional lithium lubricating grease. two different regions, below and above this critical temperature, in the plateau modulus versus temperature plot have been detected. from this thermal dependence, a much larger thermal susceptibility of the lubricating grease is apparent. the thermo-mechanical reversibility of this material has been studied by applying different combined stress–temperature protocols. the experimental results obtained have been explained on the basis of the thermo-mechanical degradation of the lubricating grease microstructure. in [6] a methodology for continuous monitoring of grease degradation subjected to mechanical shearing is proposed. it is hypothesized that the mechanical degradation of grease is akin to the running-in process in a tribo-pair with both transient and steady-state regimes. from the results, a more effective method using the entropy generation rate is proposed for continuous monitoring of grease degradation. the proposed method is extended to estimate the time for a grease subjected to mechanical shearing to degrade to a lower grade. the efficacy of this method is demonstrated via long duration testing in a custom-built ball-bearing test apparatus. the tribological properties of a lithium calcium complex grease based on calcium sulfonate complex and lithium complex greases are investigated in [7]. the tribological properties of the latter greases are compared using an optimol srv reciprocating friction and wear tester. the morphologies of the worn surfaces are traced by a scanning electron microscope (sem) and the chemical states of several typical elements on the worn surfaces are examined by x-ray photoelectron spectroscopy (xps). the results indicate that the new grease has a low friction coefficient and good wear-resisting ability. the dependence of the colloidal stability, effective viscosity, penetration, and yield stress of lowtemperature polymeric greases on the composition and characteristics of the dispersion medium was investigated in paper [8]. various types of low-viscosity oil with known fractional and group composition were used as base oils. the effect of the concentration of the two-component thickener of highor low-molecular polypropylene and the proportions of its components on the main physicochemical characteristics of the polymer greases was determined. the dependence of the structure and properties of the polymer greases on the concentration of lithium stearate was established. problems of tribology 67 also, the scientific works of the authors [9-12] are devoted to various aspects of the use of greases in technical applications. at the same time, the analysis of studies has shown that little attention has been paid to the study of the deformation properties of greases under various conditions of tribological contact. contact mechanics of the process of interaction between the sphere and the viscoplastic lubricant the direct formulation of the problem of the interaction of a solid ball of radius with a plane in a state of creep includes three relations (fig. 1): q r a a r u(r) fig.1. the scheme of contact of a ball and a viscoplastic plane 1) the model of constant creep of the lubricant material has the form: cmc c du k dt   ; (1) 2) the condition of continuity in contact can be represented as:    2 2 2 c a t r u t r   ; (2) 3) equilibrium condition in contact:   0 2 , a q t r rdr   , (3) where  ,t r is the time-dependent contact pressure distribution t ;  a t is the radius of the circular area of contact; r is the radial coordinate. differentiating condition (2) and equating (1) we have:   1 1 cm c a da t k r dt         , (4) it is obvious that the pressure is evenly distributed over the contact area. substituting this expression in condition (3), we obtain: 1 0 1 2 c a m c a da q rdr k r dt          . (5) after integration we obtain a differential equation with respect to the function ( )a t : 2 c c m m c q a da a k r dt       . (6) 68 problems of tribology solving this equation, we have: 1) at ( 0) 0a t   :   1 2 2 ( ) 2 2 c c m m c c q a t m k r t            ; (7) 2) at 0 ( 0)a t a  :   1 2 2 2 2 0 ( ) 2 2 c c c m m m c c q a t m k r t a                  . (8) with a uniform distribution of contact pressures we have:       0 2 q t t a t      . (9) the maximum displacement from creep is obtained at 0r  : 2 0 ( ) ( ) 2 c a t u t r  . (10) example of calculating the size of the contact area when pressing the spherical indenter depending on (7). initial data: 1. parameters of contact creep: 1, 82 c m  ; 0, 302 c k  мпа-mc. 2. spherical indenter radius 6, 35r  mm. 3. indenter weight 1, 9q  n. below are the results of the calculation obtained using the program mathcad. t , min 2 3 7 17 37 67 ( )a t , mm 1,47 1,58 1,83 2,14 2,46 2,73 now suppose that the dependence of the radius of the contact ( )a t site on time is known from the experiment. it is necessary, using the solution of the direct problem, to determine the parameters , c c k m of the model of constant creep. consider the case of the initial zero contact site and present the experimental data in the form of a power approximation function: ( ) c c a t c t   . (11) substituting (11) into (7), we obtain:     2 22 2 2 2 c c cc m mm c c c q c t m k r t           . (12) problems of tribology 69 from the condition that this equation is executable for any values of the argument t follows: 1 2 2 c c c m     . (13) for the second parameter from (12): 1 c c c c c m c k q r          . (14) the obtained results can be used to describe the contact creep of solid balls covered with thin deformed layers of lubricant, which is promising in creating tribomechanics of thin lubricating layers. у випадку ненульової початкової площадки контакту () необхідно визначати параметри моделі повзучості при заданій експериментальній функції: in the case of a nonzero initial contact site ( 0 0a  ), it is necessary to determine the parameters of the creep model c k , c m given a experimental function:    0a t a a t  . (15) the solution of the problem is performed provided that the values of the two experimental points are known:  1 1, a t ;  2 2, a t (16) at 0 1 2 a a a  ; 1 2 0 t t  . the solution of the direct problem (7) for two points is presented in the form:     2 2 2 2 1 0 1 2 2 2 2 2 0 2 2 2 , 2 2 . c c c c c c m m m c c m m m c c q a a m k r t q a a m k r t                           . (17) taking the ratio of equations, we obtain: 2 2 1 1 2 2 2 2 1 1 c c m m t t        , (18) where 1 1 0 a a   ; 2 2 0 a a   . this nonlinear equation can be solved numerically. це нелінійне рівняння можна розв`язати чисельним методом method for determination and research of dynamic hardness of plastic materials the procedure for determining the parameters of the creep function of the oil at zero contact area is as follows. the initial parameters of the process of pressing the ball into the surface of the grease are selected: r is the ball radius; q is the load to ball. 70 problems of tribology the ball is pressed into the surface of the oil with the measurement of the maximum depth of pressing 0c u . using formula (10), determine the radius of the area of contact of the ball with the surface of the oil:     0 1 22 c a t ru t    . (19) the experimental dependence of the radius of the contact site on time is represented as a power function:   cca t c t   . (20) approximation parameters cc , c are determined by the method of least squares. parameters c m , c k models (1) of oil creep are determined by formulas (13) and (14). the procedure for determining the parameters of the dynamic hardness of the oil is as follows. the hardness of the oil l h or the average pressure on the ball on the oil side is determined by the relationship of type (9):    2 l q h t a t   . (21) if the value of the radius of the contact site is known from the experiment, the hardness is determined immediately by formula (21). if parameters are known for oil c m , c k model of contact creep, the function of dynamic hardness is determined by substitution (7) in (21) at the initial zero contact area:     1 1 2 2 c c l m m c c q h t q m k r t              . (22) if it is necessary to compare the hardness of lubricants, functions are built  lh t . when the non-zero contact area is set by the initial data r , q and 0a . conduct tests and obtain data for the function:    0a t a a t  . two points are chosen for the function:  1 1, a t ;  2 2, a t and write for them equation (18) in the form: 1 12 2 1 1 x x t      , (23) де 2 2 c x m  ; 12 1 2 t t t . numerically solve equations (23). the dynamic hardness of the oil is determined from the expression (22). investigation of dynamic hardness of plastic materials and its connection with wear to implement the method of determining the parameters of contact creep of plastic materials, studies of bitumen and plasticine were performed by pressing a spherical steel indenter with a diameter of 12.7 mm and a problems of tribology 71 weight of 190 g. the results of research and calculations of the parameters of the contact creep model are given in table. 4.1 with graphical interpretation in fig. 2. table 1 test results for contact creep and determination of dynamic hardness of plastic materials m a te ri a l t im e t , m in depth indentation, c u , mm the size of the contact area c a , mm parameters approximations parameters models contact creep h rd n e ss fu n c ti o n , m p a cc , с  c m c k p la st ic in e 1 0,11 1,18 1,297 0,177 1,82 0,302 h l = 0 ,3 6 1 t-0 ,3 5 2 0,18 1,5 3 0,23 1,7 7 0,29 1,9 17 0,36 2,14 37 0,47 2,44 67 0,55 2,64 b it u m e n 1 0,4 2,22 2,403 1,803 1,77 8,943 h l = 0 ,1 0 6 t0 ,3 6 2 0,7 2,89 7 1,15 3,64 27 1,7 4,32 47 2,02 4,64 0 1 2 3 4 5 0 20 40 60 a , m m t, min plasticine bitumen fig. 2. the results of studies on contact creep results of tests of deformation properties of plastic oils by means of a ball with radius r= 15 mm are given in tab. 4 with graphical interpretation in fig. 3. таble 2 test results of deformation properties of plastic lubricants t , min ball, d = 30 mm, m = 150 g litol-24 solidol с a , mm a , mm a , mm a , mm 0,08 12,75 0 9,86 0 0,6 12,99 0,24 10,09 0,23 2,6 13,15 0,4 10,30 0,44 7,6 13,36 0,61 10,51 0,65 17,6 13,64 0,89 10,71 0,85 47,6 13,89 1,14 10,9 1,04 107,6 14,07 1,32 10,99 1,13 227,6 14,2 1,45 11,09 1,23 407,6 14,44 1,69 11,18 1,32 72 problems of tribology fig. 3. the results of pressing the ball into the oil the dependence (15) can be used to describe the process of pressing a cone and a ball with a non-zero initial contact pad. as a result of processing the experimental data, the dependences for the contact site and the dynamic hardness when pressing the ball indenter into the surface of the plastic oil were obtained (table 3). таble 3 the results of determining the dynamic hardness for lubricants type of indentor solidol с litol –24 steel ball, 15r  mm 0,258( ) 9,86 0, 334a t t  0,299 ( ) 12, 75 0, 315a t t  dynamic hardness, mpa 2 2( ) / ( ) 0, 48 / ( ) l h t q a t a t   according to the obtained results, graphical dependences of hardness for two types of investigated plastic lubricants are constructed, shown in fig. 4. fig. 4. dynamic hardness of lubricants during deformation analysis of the obtained graphs shows that litol 24 oil has a lower dynamic hardness, but is characterized by more stable indicators over time. with a durability of almost 3 hours, the hardness of solidol 24 decreased by 40%, while litol-24 decreased by only 20%, which indicates better stability of the load-bearing capacity of litol -24 over time. the obtained dependences for the characteristic of dynamic hardness allow to 0 0,5 1 1,5 2 0 50 100 150 200 250 300 350 400  a , m m t, min litol-24 (a(t=0)=12,75 mm) solidol c (a(t=0)=9,86 mm) problems of tribology 73 analyze the processes of deformation of lubricating layers of different lubricants under the action of applied loads. to analyze the influence of deformation properties on the tribological properties of lubricants, comparative tests of the two above-mentioned types of lubricants on a four-ball friction device were performed. (v = 0.45 m/s; n = 350 n). as a result, the dependences of wear on the test time are obtained (fig. 5). 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0 20 40 60 80 100 u , m m t, min solidol с litol 24 fig. 5. results of tribological tests of lubricants it was found that litol-24 oil has the best wear resistance. the nonlinear period of running-in for this oil is practically absent that, obviously, under the given conditions of tests is connected with more stable in time deformation properties. conclusions 1. one of the main methods of testing the deformation properties of plastic lubricants is to determine the number of penetrations. the essence of this method is to measure the depth of indentation of the conical indenter in the surface of the lubricant sample. the main disadvantages of this method are the following: the number of penetration is determined at one time point of the indenter indentation process, when measurements at other time points will be obtained data on the deformation of lubricants opposite to those obtained at a holding time of 5 s; the number of penetration of oil is determined by the depth of indentation of the indenter; more informative for such a process is the ultimate pressure, which actually reflects the phenomenon of resistance to indenter indentation in the material. 2. a more informative characteristic of the deformation properties of plastic materials is proposed a function of dynamic hardness, which shows the dependence of the pressure of resistance to indenter indentation on the time of deformation. 3. to establish the analytical dependence for dynamic hardness, the mechanics of contact interaction of a rigid indenter in the form of a ball with plastic lubricant, which has the property of creep, is considered. solved direct and inverse problems and recommendations for their use. 4. for uniform distribution of pressure under a spherical indenter the technique of construction of function of dynamic hardness of plastic materials is defined and on the basis of tests results of construction of dynamic hardness are received. 5. tests on contact creep of plastic lubricants are carried out, functions of dynamic hardness are received and the analysis of influence of character of change of dynamic hardness on wear processes in the presence of lubricants is carried out. 6. the offered characteristic of dynamic hardness and a method of its definition allows to estimate and compare deformation and tribological properties of various plastic materials at certification control, operation and creation of new types of oils.. references 1. fan, x., xia, y. & wang, l. tribological properties of conductive lubricating greases. friction 2, 343– 353 (2014). https://doi.org/10.1007/s40544-014-0062-2 2. li, x., guo, f., poll, g. et al. grease film evolution in rolling elastohydrodynamic lubrication contacts. friction 9, 179–190 (2021). https://doi.org/10.1007/s40544-020-0381-4 3. han, y., wang, j., wang, s. et al. response of grease film at low speeds under pure rolling reciprocating motion. friction 8, 115–135 (2020). https://doi.org/10.1007/s40544-018-0250-6 74 problems of tribology 4. li, g., zhang, c., luo, j. et al. film-forming characteristics of grease in point contact under swaying motions. tribol lett 35, 149 (2009). https://doi.org/10.1007/s11249-009-9455-1 5. delgado, m.a., valencia, c., sánchez, m.c. et al. thermorheological behaviour of a lithium lubricating grease . tribol lett 23, 47–54 (2006). https://doi.org/10.1007/s11249-006-9109-5 6. lijesh, k.p., khonsari, m.m. on the assessment of mechanical degradation of grease using entropy generation rate. tribol lett 67, 50 (2019). https://doi.org/10.1007/s11249-019-1165-8 7. xia, y., wen, z. & feng, x. tribological properties of a lithium-calcium grease. chem technol fuels oils 51, 10–16 (2015). https://doi.org/10.1007/s10553-015-0569-x 8. zaichenko, v., kolybel’skii, d.s., popov, p.s. et al. composition, properties, and structure of lowtemperature lubricating greases based on polymeric thickener. chem technol fuels oils 54, 531–540 (2018). https://doi.org/10.1007/s10553-018-0956-1 9. ren, g., zhang, p., ye, x. et al. comparative study on corrosion resistance and lubrication function of lithium complex grease and polyurea grease. friction 9, 75–91 (2021). https://doi.org/10.1007/s40544-019-0325z 10. ge, x., xia, y., shu, z. et al. erratum to: conductive grease synthesized using nanometer ato as an additive. friction 3, 352 (2015). https://doi.org/10.1007/s40544-015-0085-3 11. wang, z., shen, x., chen, x. et al. experimental investigation of ehd grease lubrication in finite line contacts. friction 7, 237–245 (2019). https://doi.org/10.1007/s40544-018-0208-8 12. huang, l., guo, d., wen, s. et al. effects of slide/roll ratio on the behaviours of grease reservoir and film thickness of point contact. tribol lett 54, 263–271 (2014). https://doi.org/10.1007/s11249-014-03018 https://doi.org/10.1007/s11249-006-9109-5 https://doi.org/10.1007/s40544-019-0325-z https://doi.org/10.1007/s40544-019-0325-z https://doi.org/10.1007/s40544-015-0085-3 https://doi.org/10.1007/s40544-018-0208-8 https://doi.org/10.1007/s11249-014-0301-8 https://doi.org/10.1007/s11249-014-0301-8 problems of tribology 75 диха о.в., старий а.л., дитинюк в.о., диха м.о. визначення динамічної твердості консистентних мастил як характеристики деформаційних властивостей у трибоконтакті ефективність роботи пластичного мастила визначається тривалістю її збереження на поверхні. оцінювання ефективності пластичних мастил залежить від їхніх механічних властивостей. пропонується як одну з базових характеристик механічних властивостей пластичних мастил застосовувати залежність твердості від часу при втисненні сферичного індентора. метод визначення функції твердості мастила ґрунтується на представленій в цій роботі механіці контактної взаємодії твердої кульки та площини, що має властивість повзучості за теорією течії. одним з основних методів випробувань деформаційних властивостей пластичних мастильних матеріалів є визначення числа пенетрації. число пенетрації мастила визначається глибиною вдавлювання індентора; більш інформативним для такого процесу є граничний тиск (твердість), який реально відображає явище опору вдавлювання індентора в матеріал. для рівномірного розподілу тиску під сферичним індентором визначена методика побудови функції динамічної твердості пластичних матеріалів і на основі випробувань отимані результати побудови динамічної твердості. проведені випробування на контактну повзучість пластичних мастил, отримані функції динамічної твердості і проведений аналіз впливу характеру зміни динамічної твердості на процеси зношування в присутності мастильних матеріалів. для аналізу впливу деформаційних властивостей на трибологічні властивості мастил були проведені порівняльні випробування двох вказаних вище типів мастил на чотирикульковому приладі тертя. встановлено, що мастило литол-24 має кращі зносостійкі показники. нелінійний період припрацювання для цього мастила практично відсутній, що, очевидно, за даних умов випробувань пов`язано з більш стабільними в часі деформаційними властивостями. ключьові слова: консистентне мастило, повзучість, число пенетрації, динамічна твердість, випробування, зношування copyright © 2023 a.v. voitov. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 25-33 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-25-33 mathematical model of running-in of tribosystems under conditions of boundary lubrication. part 1. development of a mathematical model a.v. voitov state biotechnological university, kharkiv, ukraine e-mail: k1kavoitov@gmail.com received: 28 december 2022: revised: 30 january 2023: accept:26 february 2023 abstract the paper further developed the methodological approach in obtaining mathematical models that describe the running-in of tribosystems under boundary lubrication conditions. the structural and parametric identification of the tribosystem as an object of simulation of running-in under conditions of extreme lubrication was carried out. it has been established that the processes of running-in of tribosystems are described by a second-order differential equation and, unlike the known ones, take into account the limit of loss of stability (robustness reserve) of tribosystems. it is shown that the nature of tribosystems runningin conditions of extreme lubrication depends on the gain coefficients and time constants, which are included in the right-hand side of the differential equation. it is shown that the processes of running-in of tribosystems depend on the type of the magnitude of the input influence on the tribosystem, the first and second derivatives. the input influence is represented as a product of coefficients and a time constant к0·к2·т3. this allows us to state that the processes of the tribosystem runningin will effectively take place when the input action (load and sliding speed), will change in time and have fluctuations with positive and negative acceleration of these values from the set (program) value. this requirement corresponds to the running-in program "at the border of seizing". the left part of the equation is the response of the tribosystem to the input signal. tribosystem time constants т2 and т3 have the dimension of time and characterize the inertia of the processes occurring in the tribosystem during running-in. increasing the time constants makes the process less sensitive to changes in the input signal, the warm-up process increases in time, and the tribosystem becomes insensitive to small changes in load and sliding speed. conversely, the reduction of time constants makes the tribosystem sensitive to any external changes. keywords: tribosystem; running-in; mathematical model of running-in; differential equation; gain; time constant; boundary lubrication; quality factor of the tribosystem; robustness of the tribosystem; volumetric wear rate; coefficient of friction introduction the running-in of tribosystems is the final technological stage in the production process of machines and the initial stage of operation of these machines. in the process of running-in, the tribosystems that make up the machine or unit form bearing surface layers, providing further maximum resource and minimum friction losses. an analysis of the publications of many researchers who are devoted to running in or running-in allows us to state that the completion of the running-in process is reduced not only to the formation of the optimal roughness of the mating friction surfaces. the running-in process includes physical and chemical phenomena, such as thermal, diffusion, deformation, which take place on actual contact spots in the presence of lubricating media and the environment. therefore, reducing the running-in process, with a simultaneous decrease in wear for running-in and friction losses, will significantly increase the resource of machines and mechanisms, which will provide an economic effect during operation. an analysis of models of stationary processes and running-in processes in tribosystems shows that there is a large error in modeling the wear rate, up to 18,8%, and the friction coefficient, up to 16,0%. such a scatter of data in measurements can be explained by the presence of an oscillatory process of wear rate and friction http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-2526 problems of tribology coefficient during the running-in of the tribosystem, as well as by the ambiguity of the choice of input parameters for modeling. difficulties that arise in the development of such models are associated with the choice of parameters that affect the process under study. for example, the design of the tribosystem, the lubricating medium, the materials from which the triboelements are made, the roughness of the friction surfaces, the load-speed range of operation, etc. the listed parameters are random functions, which makes it difficult to build mathematical models. literature review an overview work, which is devoted to the processes of running-in, can be considered the work [1]. in this paper, a system analysis and comprehensive studies of the running-in processes are carried out, on the basis of which the definition of the running-in process is formulated. according to the authors, this is a transient process, including a complex interaction between friction surfaces, lubrication, roughness, plastic deformation and wear. the running-in process involves changing key tribological parameters such as surface roughness, surface topography, coefficient of friction and wear rate until a steady state prevails. the paper provides a review of the literature on the running-in processes. the authors of the works [2-4] analysis of various types of running-in was carried out, where the change in the roughness of the friction surface during running-in is studied. for example, at work [2] developed a model for changing the roughness of friction surfaces as a function of time. the proposed model is non-linear, the optimal values of the model parameters were estimated using the gauss-newton algorithm. experimental results taken from the literature for steel and alloy samples cu-zn were used to test the model and confirmed its information content. in works [3, 4], to reduce the running-in time, the initial roughness of the friction surface has been optimized. the authors established a correlation between the initial roughness and deformation processes of surface layers, showed ways to optimize the running-in of tribosystems. in works [5, 6] the processes of mechanical treatment of friction surfaces with the formation of optimal roughness and its influence on the mechanisms of plastic deformation of surface layers during running-in were studied. on the basis of experimental data, a model of wear during running-in has been developed and the fact of grain refinement of materials of surface layers has been established. the study of friction surfaces and the formation of films on them during the running-in process was carried out by the authors of the works [7-9]. the authors conclude that the change in friction and wear parameters that occur during running-in are not only the result of changes in surface roughness, but also the microstructure of the surface layers and the formation of a third body. the running-in process is described by piecewise models, which allow modeling not only roughness, but also the formation of a third body as a function of time. authors of the work [8] claim that the running-in process can be controlled by changing the initial roughness and lubricating medium. for example, at work [9] the evolution of tribofilms on the friction surface during running-in is shown. works [10, 11] devoted to the development of models for the running-in of tribosystems. for example, at work [10] the tribosystem is presented as a running-in attractor, which is a stable and time-ordered structure that is formed in the running-in process. the authors carried out a dispersion analysis of the characteristic parameters of the running-in attractors to identify primary and secondary factors that affect the running-in process. according to the authors, the developed models make it possible to predict the running-in process of tribosystems. in work [11] a two-scale model of the formation of the topography of the friction surface during running-in is presented. this model makes it possible to determine the stresses on the actual contact spots and optimize the running-in processes. the authors of the work [12] the analysis of the influence of the spectral load during the running-in of tribosystems was carried out. the results of experimental studies are discussed and a conclusion is made about the prospects of changing the load, along a given spectrum, during running-in. this approach improves the efficiency of running-in processes. a similar approach is presented in the work [13]. the authors developed and substantiated the structure of the tribosystems running-in program, which consists of two modes. in the first mode, the maximum load is set, below the “sticking” load at the minimum sliding speed. this mode allows, due to the intense deformation of microprotrusions, to form an equilibrium roughness of friction surfaces and change the structure of thin surface layers. the first mode is called the adaptation of the tribosystem to external conditions. the second mode sets the minimum load and maximum sliding speed. this mode allows to reduce the time of restructuring of the material structure of the surface layers and to complete the formation of secondary structures and oxide films. the second mode is called the trainability and trainability of the tribosystem. the paper presents the transient characteristics of the running-in of tribosystems, which make it possible to establish the relationship between the design of the tribosystem, rational loading modes, running-in time and wear for running-in. the practical significance of the work is to minimize the run-in time and wear during the run-in period. summing up the analysis of works devoted to the running-in processes, we can conclude that the novelty of this study is the development of a mathematical model of the running-in process of tribosystems, which will allow modeling the change in wear rate and friction coefficient over time. the study of such processes will make it possible to substantiate the running-in regimes and reduce running-in wear and running-in time, as well as develop a program for effective running-in of various designs of tribosystems. such models should determine the boundary of the stable operation of the tribosystem, i.e. the boundary of the tribosystem exit to the scoring or the problems of tribology 27 boundary, when the accelerated wear of the materials of the triboelements begins [14]. accounting for such regimes will improve the efficiency of modeling the running-in processes of tribosystems. purpose the purpose of this study is to develop a mathematical model of running-in processes in tribosystems in the form of a differential equation and its solutions, which will allow modeling the wear rate and friction coefficient over time, taking into account the robustness range. methods the structural identification of the mathematical model of tribosystems running in conditions of extreme lubrication will be performed according to the following structural and dynamic scheme, which is shown in fig. 1. fig. 1. structural and dynamic scheme of simulation of tribosystems running-in processes the structural dynamic scheme is built on the principle of two blocks connected in series. the first block simulates the change of the following values: input impact on the tribosystem wi, (the power supplied to the tribosystem) is determined by the formula given in the work [15]; the maximum value of the input impact, when there is accelerated wear of tribosystem materials, or burr of friction surfaces, wb, is determined by the formula given in the work [14]; speed of dissipation in the tribosystem wтr, is determined by the formula given in the work [15]; the maximum value of the quality factor (q-factor) of the tribosystem qmax during the running-in time, is determined by the formula given in the work [16]; the design parameters of the tribosystem are taken into account by the form factor кf, is determined by the formula given in the work [16]; given value of the coefficient of thermal conductivity of triboelement materials аred, is determined by the formula given in the work [16]; rheological properties of the structure of composite materials in the tribosystem rsтs, is determined by the formula given in the work [16]. the second block of the structural-dynamic scheme, fig. 1, simulates the reaction of the tribosystem to a change in the input external influence, with a subsequent change and stabilization of the volumetric wear rate i(t) and coefficient of friction f(t) after completion of the running-in. such processes are accompanied by a change in the roughness and structure of the surface layers of triboelement materials. the transfer functions of the second modeling block, fig. 1, are similar to the transfer functions of the second block of the structural-dynamic scheme, which is presented in the work [15]. transfer functions are inertial links and characterize the sensitivity of the tribosystem to input external influences and the ability of the tribosystem to rearrange the surface layers of the materials from which the triboelements are made during runningin. such a reconstruction is associated with a change in the load, sliding speed, and q-factor of the tribosystem [16]. such processes are a function of time. applying the methods of the theory of identification of dynamic objects, it is possible, for the structuraldynamic scheme in fig. 1, to obtain an equivalent transfer function for simulating the running-in of the tribosystem: . 1)()( )1( 3232 2 32 320    ккрттртт рткрк g eq . (1) we will write the corresponding equation of the tribosystem running-in dynamics in the following form: 28 problems of tribology рккртккккрттртт 20 2 3203232 2 32 )(1)()(  (2) the differential equation of the second order is written in operator form, where the symbol р, is the differentiation operator, d/dt. the right-hand side of the differential equation (2), which characterizes the input effect on the tribosystem, contains the first and second derivatives. the input influence is represented as a product of coefficients and a time constant к0·к2·т3. this allows us to state that the running-in processes of the tribosystem will effectively take place when the input action (load and sliding speed) will change in time and have fluctuations with positive and negative acceleration of these values from the set (program) value. this requirement corresponds to the runningin program "at the border of seizing". the left part of the equation is the response of the tribosystem to the input signal. tribosystem time constants т2 and т3 have the dimension of time and characterize the inertia of the processes occurring in the tribosystem during running-in. increasing time constants т2, and т3, makes the process less susceptible to changes in the input influence, the running-in process increases in time, and the tribosystem becomes insensitive to minor changes in load and sliding speed. conversely, the reduction of time constants makes the tribosystem sensitive to any external changes. the procedure of parametric identification or finding expressions for calculating gain coefficients and time constants that characterize the dynamics of the tribosystem run-in process is an experimental material that allows you to select the most significant factors that affect the running-in process. gain factor к0, which is included in the first block of the structural-dynamic diagram, fig. 1 and in the differential equation, formula (2) takes into account the degree of influence of the input signal (load, sliding speed, tribological characteristics of the lubricating medium) on the value of the output signal (q-factor of the tribosystem). based on this physical concept and using the dimensional methods of similarity theory and modeling, we will get an expression: b i w w к  0 . (3) where wi the input effect, or the power supplied to the tribosystem, is calculated as the product of the load and the sliding speed, the formula for the calculation is given in works [14, 15]; wb input impact, or power, when loss of stability, burr or accelerated wear occurs, the formula for calculation is given in the work [14]. as follows from the expression (3) of the ratio of the active input influence wi, selected for the tribosystem running-in mode, to the maximum value wb, when there is a loss of stability, burr or accelerated wear, characterizes the maximum value wi, which can be used when running in tribosystems. relation wi/wb should not exceed units. size wb is determined by modeling according to the method given in the work [14]. the physical meaning of the coefficient к2 – it is the sensitivity of the tribosystem to changes in external influences (load, sliding speed, q-factor of the tribosystem). the value of the coefficient к2 is calculated according to the formula given in the work [14] and has a similar physical meaning. coefficient к3 – characterizes the ability of the tribosystem to self-organize when the values of the input parameters (load, sliding speed, q-factor of the tribosystem) change. the value of the coefficient к3 is calculated according to the formula given in the work [14] and has a similar physical meaning. time constant т2, which is included in the left part of the differential equation (2), characterizes the time during which the temperature gradient stabilizes by the volumes of the triboelements, taking into account the thermal conductivity of materials when the external conditions change, the dimension is a second. value т2 is calculated according to the formula given in the work [14] and has a similar physical meaning. time constant т3, which is included in both the right and left parts of the differential equation (2), characterizes the time during which the tribosystem returns to a stable mode of operation after the cessation of the action of the disturbing force, or the time until the parameters stabilize in the new mode of operation. value т3 is calculated according to the formulas given in the work [14] and have a similar physical meaning. results the solution to the above differential equation (2) when simulating the volume rate of wear is the following expression:                     )sin(cos)()(1)( 3,0 20 tatеtккiti ii t t d st i i i   , (4) where ist – the value of the wear rate of the tribosystem after running-in (stationary mode) is determined by the expression given in the work [18]; λ – exponent, which takes into account the change in the constant т3, as a function of running-in time, a dimensionless quantity; problems of tribology 29 t – running-in time, which varies from zero to completion of the running-in process, dimension second. the decrement of damping of oscillations during running-in is represented by the following formula: i i i t tт d    2 )( )(32 . (5) the time constant of the tribosystem for simulating the volumetric rate of wear during running-in is represented by the following formula: )(32 ii ттт  . (6) the frequency of wear rate fluctuations υi during running-in: i i т d i 2 1  (7) the amount of deviation of the volume rate of wear from the current value during the oscillating process: . 1 2 i i i d d a   (8) the solution to the above differential equation (2) when modeling the friction coefficient is the following expression:                     )sin(cos)()(1)( 3,0 20 tatеtккftf ff t t d st f f f   , (9) where fst – the value of the friction coefficient of the tribosystem after running-in (stationary mode) is determined by the expression given in the work [18]. the decrement of damping of oscillations during running-in is represented by the following formula: f f f t tт d    2 )( )(32 …………………………………………………(10) the time constant of the tribosystem for simulating the friction coefficient during running-in is represented by the following formula: )(32 ff ттт  . (11) frequency of friction coefficient fluctuations υf during running-in: f f т d f 2 1  . (12) the amount of deviation of the friction coefficient from the current value during the oscillating process: . 1 2 f f f d d a   (13) when modeling the running-in processes of tribosystems, especially according to the program "at the boundary of seizing", it is necessary to take into account the limiting values of the load and sliding speed when accelerated wear or scuffing occurs. such parameters are not constant for tribosystems, but depend on the design (shape factor), rheological properties of triboelement materials and their thermal diffusivity, roughness of friction surfaces and sliding speed. a change in the sliding speed leads to a change in the strain rate on the actual contact 30 problems of tribology patches, which affects the quality factor of the tribosystem and its change during running-in, which is presented in the work [16]. on fig. 2 shows the dependences of the change in the magnitude of the input impact on the tribosystem when scoring or accelerated wear occurs – wb, when changing the sliding speed and tribological properties of the lubricating medium. the dependencies are built according to the method for assessing the robustness of tribosystems, presented in the works [14, 19] and verified experimentally with an assessment of the reproducibility of the results and the adequacy of the simulation results to the experimental data. the dependencies are built for the tribosystem «steel 40h + br.azh.9-4», кf = 12,5 m -1, ra = 0,2 micron, sm = 0,4 mm. fig. 2. dependencies of the value of the input impact, when the loss of stability occurs (accelerated wear or burr), for different values of the sliding speed and tribological properties of the lubricating medium: 1 mg-15b hydraulic oil; 2 engine oil m-10g2k; 3 transmission oil tsp-15k; 4 – the resulting curve for points that have the same loss of stability value analysis of the presented dependencies allows us to draw the following conclusions. the figure field can be divided by curve 4 into two parts. to the left of curve 4 the loss of stability of tribosystems occurs due to the occurrence of accelerated wear. to the right of curve 4 due to tearing of friction surfaces. points on curves 1, 2, 3, marked with "stars" have the physical meaning of the points of transition of buckling from accelerated wear of friction surfaces to scuffing of surfaces. as follows from the dependencies, curves 1, 2, 3 have a minimum, where the occurrence of accelerated wear occurs at the minimum values of the input action, which is supplied to the tribosystem. this minimum can be explained by the absence of protective structures on the friction surfaces, since activation energy is not enough for their formation. there is an adsorbed viscous lubricating film on the friction surface. with an increase in the power supplied to the tribosystem, the activation energy becomes sufficient to form, first, viscoelastic structures, and then, solid elastic structures (right side of line 4). these dependencies formed the basis for obtaining the exponent λ, which is presented in formulas (4) and (9) and which can be expressed by the following relationship: min)( )( 3 3    b red wt vvt  . (14) where т3(v=vred) – the value of the time constant at the sliding speed, which corresponds to the tribosystem running-in mode, dimension s; т3(wb=min) – the value of the time constant at the sliding speed, which corresponds to the minimum value of the input influence, when the tribosystem loses stability, dimensionality s. this is the minimum on the curves, fig. 2. when modeling the change in the volumetric wear rate during running-in, it is necessary to substitute the value in formula (14) т3(i), the formula for calculation is presented in the work [14]. when modeling the friction coefficient, in formula (14) it is necessary to substitute the value т3(f), the formula for calculation is presented in the work [14]. exponent λ with the coefficients к0·к2 in the solutions of differential equations (4) and (9), takes into account the margin for stable operation of the tribosystem during running-in. or, according to work [14] – tribosystem robustness margin. the method for determining the robustness of a tribosystem is described in the work [14]. applying formulas (4) – (14), it is possible to simulate the processes of running-in of tribosystems over time when the following input factors are changed: load, n; problems of tribology 31 sliding speed, m/s; geometric dimensions of the tribosystem, which are taken into account by the form factor ка, 1/m; coefficients of thermal conductivity of materials of moving and fixed triboelements аred, m 2/s; rheological properties of the structure of combined materials in the tribosystem rsтs, 1/m; tribological properties of the lubricating medium еu, j/m 3; roughness of friction surfaces ra and sm, m. conclusions the structural and parametric identification of the tribosystem as an object of simulation of running-in under conditions of extreme lubrication was carried out. it has been established that the processes of running-in of tribosystems are described by a second-order differential equation and, unlike the known ones, take into account the limit of loss of stability (robustness reserve) of tribosystems. it is shown that the nature of tribosystems runningin conditions of extreme lubrication depends on the gain coefficients and time constants, which are included in the right-hand side of the differential equation. it is shown that the processes of running-in of tribosystems depend on the type of the magnitude of the input influence on the tribosystem, the first and second derivatives. the input influence is represented as a product of coefficients and a time constant к0·к2·т3. this allows us to state that the running-in processes of the tribosystem will effectively take place when the input action (load and sliding speed) will change in time and have fluctuations with positive and negative acceleration of these values from the set (program) value. this requirement corresponds to the running-in program "at the border of seizing". the left part of the equation is the response of the tribosystem to the input signal. tribosystem time constants т2 and т3 have the dimension of time and characterize the inertia of the processes occurring in the tribosystem during running-in. increasing the time constants makes the process less sensitive to changes in the input signal, the warm-up process increases in time, and the tribosystem becomes insensitive to small changes in load and sliding speed. conversely, the reduction of time constants makes the tribosystem sensitive to any external changes. references 1. khonsari m.m., ghatrehsamani sahar, akbarzadeh saleh. on the running-in nature of metallic tribocomponents: a review. wear, 2021, volumes 474–475, 203871 https://doi.org/10.1016/j.wear.2021.203871 [english] 2. hanief m., wani m.f. modeling and prediction of surface roughness for running-in wear using gaussnewton algorithm and ann. applied surface science, 2015, volume 357, pages 1573-1577 https://doi.org/10.1016/j.apsusc.2015.10.052 [english] 3. stickel d., fischer a., bosman r. specific dissipated friction power distributions of machined carburized martensitic steel surfaces during running-in. wear, 2015, volumes 330–331, pages 32-41. https://doi.org/10.1016/j.wear.2015.01.010 [english] 4. linsler d., schröckert f., scherge m. influence of subsurface plastic deformation on the running-in behavior of a hypoeutectic alsi alloy. tribology international. 2016, volume 100, pages 224-230. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2016.01.033 [english] 5. cao h.m., zhou x., li x.y., lu k. friction mechanism in the running-in stage of copper: from plastic deformation to delamination and oxidation. tribology international. 2017, volume 115, pages 3-7. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2017.05.027 [english] 6. mezghani s., demirci i., yousfi m., mansori m.el. running-in wear modeling of honed surface for combustion engine cylinderliners. wear. 2013, volume 302, pages 1360-1369. https://doi.org/10.1016/j.wear.2013.01.026 [english] 7. blau peter j. on the nature of running-in. tribology international. 2005, volume 38, issues 11–12, pages 1007-1012. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2005.07.020 [english] 8. matthias scherge. the running-in of lubricated metal-metal contacts a review on ultra-low wear systems. lubricants, 2018, 6(2), 54; https://doi.org/10.3390/lubricants6020054 [english] 9. alexander d.jenson, sougata roy, sriram sundararajan. the evolution of hardness and tribofilm growth during running-in of case carburized steel under boundary lubrication. tribology international. 2018, volume 118, pages 1-10. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2017.09.019 [english] 10. yuankai zhou, xue zuo. hua zhu, tang wei. development of prediction models of running-in attractor. tribology international. 2018, volume 117, pages 98-106. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2017.08.018 [english] 11. furustig j., almqvist a., bates c.a., ennemark p., larsson r. a two scale mixed lubrication wearingin model, applied to hydraulic motors. tribology international. 2015. volume 90, pages 248-256. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2015.04.033 [english] https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s004316482100260x?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s004316482100260x?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s004316482100260x?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/journal/wear https://www.sciencedirect.com/journal/wear/vol/474/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.wear.2021.203871 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0169433215024502?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0169433215024502?via%3dihub#! https://www.sciencedirect.com/journal/applied-surface-science volume%20357,%20 https://doi.org/10.1016/j.apsusc.2015.10.052 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164815000174#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164815000174#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164815000174#! https://www.sciencedirect.com/journal/wear https://www.sciencedirect.com/journal/wear/vol/330/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.wear.2015.01.010 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x16000451#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x16000451#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x16000451#! https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international/vol/100/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.triboint.2016.01.033 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x17302645#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x17302645#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x17302645#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x17302645#! https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international/vol/115/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.triboint.2017.05.027 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s004316481300046x#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s004316481300046x#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s004316481300046x#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s004316481300046x#! https://www.sciencedirect.com/journal/wear https://doi.org/10.1016/j.wear.2013.01.026 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x05001994#! https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international/vol/38/issue/11 https://doi.org/10.1016/j.triboint.2005.07.020 https://sciprofiles.com/profile/387077 https://doi.org/10.3390/lubricants6020054 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x17304346#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x17304346#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x17304346#! https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international/vol/118/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.triboint.2017.09.019 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x1730395x#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x1730395x#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x1730395x#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0301679x1730395x#! https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international/vol/117/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.triboint.2017.08.018 https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0301679x15001851#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0301679x15001851#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0301679x15001851#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0301679x15001851#! https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0301679x15001851#! https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international https://www.sciencedirect.com/journal/tribology-international/vol/90/suppl/c https://doi.org/10.1016/j.triboint.2015.04.033 32 problems of tribology 12. blau p.j., cooley k.m., bansal d., smid i., eden t.j., neshastehriz m., potter j.k., segall a.e. spectrum loading effects on the running-in of lubricated bronze and surface-treated titanium against alloy steel. wear. 2013, volume 302, pages 1064-1072. https://doi.org/10.1016/j.wear.2012.11.071 [english] 13. vojtov v. a., biekirov a. sh., voitov a. v., tsymbal b. m. running-in procedures and performance tests for tribosystems // journal of friction and wear, 2019, vol. 40, no. 5, pp. 376–383. doi: 10.3103/s1068366619050192 [english] 14. vojtov v., voitov a. modelyuvannya mezh funktsionuvannya trybosystem v umovakh hranychnoho mashchennya // problems of friction and wear. – 2021, – №. 4 (93). – s. 58-69. https://doi.org/10.18372/03702197.4(93).16262 [ukraine] 15. voitov, a. structural identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems under conditions of boundary lubrication. problems of tribology, 2021, v. 26, no 2/100, p. 2633. https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 [english] 16. vojtov v.a., voitov a.v. assessment of the quality factor of tribosystems and it’s relationship with tribological characteristics. problems of tribology, 2020, v. 25, no 4/97, p. 45-49. doi: 10.31891/2079-13722020-97-3-45-49 [english] 17. voitov, a. parametric identification of the mathematical model of the functioning of tribosystems in the conditions of boundary lubrication. problems of tribology, 2021, v. 27, no 3/101, p. 6-14. https://doi.org/https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-6-14 [english] 18. voitov a. v. razrabotka matematycheskoy modely statsyonarnykh protsessov v trybosystemakh v us-lovyyakh hranychnoy smazky. tekhnichnyy servis ahropromyslovoho, lisovoho ta transportnoho kompleksiv. – kharkiv: khntus·h, 2019. – vyp. 16, s. 16-28. [russian] 19. voitov, a.; fenenko, k.; fenenko, o. simulation of change in rheological properties of structure of combined materials in tribosystem. iop conf. ser. mater. sci. eng. 2021, 1021, 012052. https://doi.org/10.1088/1757‐899x/1021/1/012052. https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0043164812004140#! https://www.sciencedirect.com/journal/wear https://doi.org/10.1016/j.wear.2012.11.071 https://doi.org/10.18372/0370-2197.4(93).16262 https://doi.org/10.18372/0370-2197.4(93).16262 https://doi.org/10.31891/2079-1372-2021-100-2-26-33 https://doi.org/https:/doi.org/10.31891/2079-1372-2021-101-3-6-14 problems of tribology 33 войтов а.в. математична модель припрацювання трибосистем в умовах граничного мащення. частина 1. розробка математичної моделі у роботі отримав розвиток методичний підхід в отриманні математичних моделей, які описують припрацювання трибосистем в умовах граничного мащення. виконано структурну та параметричну ідентифікацію трибосистеми, як об'єкта моделювання припрацювання в умовах граничного мащення. встановлено, що процеси припрацювання трибосистем описується диференційним рівнянням другого порядку та на відміну від відомих враховує межу втрати стійкості (запас робастності) трибосистем. показано, що характер припрацювання трибосистем в умовах граничного мащення залежить від коефіцієнтів підсилення і постійних часу, які входять в праву частину диференційного рівняння. показано, що процеси припрацювання трибосистем залежать вид величини вхідного впливу на трибосистему, перша та друга похідні. вхідний вплив представлено у вигляді добутку коефіцієнтів та постійної часу к0·к2·т3. це дозволяє стверджувати, що процеси припрацювання трибосистеми ефективно проходитимуть, коли вхідний вплив (навантаження і швидкість ковзання), змінюватимуться в часі і мати коливання з позитивним і негативним прискоренням цих величин від встановленого (програмного) значення. такій вимогі відповідає програма припрацювання «на межі заїдання». ліва частина рівняння це реакція трибосистеми на вхідний сигнал. постійні часу трибосистеми т2 та т3 мають розмірність часу і характеризують інерційність процесів, що протікають в трибосистемі, під час припрацювання. збільшення постійних часу робить процес менш сприйнятливим до зміни вхідного сигналу, процес припрацювання збільшується в часі, а трибосистема стає нечутливою до незначних змін навантаження та швидкості ковзання. і навпаки, зменшення постійних часу, робить трибосистему чутливою до будь яких зовнішніх змін. ключові слова: трибосистема; припрацювання; математична модель припрацювання; диференційне рівняння; коефіціент підсилення; постійна часу; граничне мащення; добротність трибосистеми; робастність трибосистеми; швидкість об'ємного зношування; коефіцієнт тертя copyright © 2023. a. lopat1, smirno1, m. holovashchuk, v. lopata.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 73-80 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-73-80 investigation of the properties of coatings obtained by electric arc spraying a. lopata*1, i. smirnov1, m. holovashchuk2, v. lopata3 *1national technical university of ukraine "igor sikorsky kyiv polytechnic institute," kyiv, ukraine 2national transport university, kyiv, ukraine 3e.o. paton electric welding institute of the national academy of sciences of ukraine *e-mail: lopata-sasha@ukr.net received: 19 january 2022: revised: 20 february 2023: accept: 08 march 2023 abstract the paper considers possibilities to increase the wear resistance, corrosion resistance, and service life for parts of machines and mechanisms via their hardening and renovating using electric arc coatings characterized by high density, adhesion strength, and micro hardness. also, the possibility of controlling the properties of restored surfaces owing to choice of the related equipment with required structure and characteristics in order to prolong the service life of machinery parts is shown. the right choice of equipment for spraying makes it possible to increase the speed and temperature of the spraying gas and particles, reduce the droplet diameter, increase the density and reduce the oxidation of coatings. the influence of spray factors such as the flow rate and pressure of working gases, composition of combustion mixture, spraying distance, dispersion of the spray, properties of wire material, etc. on the properties of the coatings obtained has been investigated. key words: coatings, wear resistance, adhesion strength, electric arc spraying introduction. the state of the problem and the purpose of the research. in the practice of restoring and hardening parts through the use of hardening protective coatings, extensive experience has been accumulated in the application of coatings by methods of gas-thermal spraying (gts) [1,2]. the reasonability of using gts is evidenced by the appearance of a number of special firms for manufacture of equipment and materials for spraying, for example, metko, wall cobmonoy corp. linde div., union carbide corp. et al. [3]. the produced domestic and foreign gts units [1,2], spray materials [3], and published recommendations have made it possible to solve a series of items related to the repair, restoration, and prolongation of the service life of parts [1,2]. in the development of techniques for restoration of parts, it is necessary, of all the possible gts methods (table 1) [1,2], to choose such one that provides the longest service life of a part and the lowest cost of its recovery as well as can be fairly versatile, simple, and easy to implement [3]. when choosing a method for gts, it is necessary to consider the basic conditions for high-quality coating formation [4]: 1) thermal effects on the part must prevent the phase or structural transformations in the base metal; 2) participation of the base metal in the coating must be negligible; 3) in the contact zone, no relaxation process capable to change its phase composition and structure should arise. таble 1 characteristics of spraying modes parameter spraying mode electric arc gas flame plasma detonation efficiency, kg/h 3 31 1 -10 0.5 8.0 0.1 6.0 coefficient of material consumption 0.8 -0.9 0.8 -0.95 0.4 -0.9 0.3 0.6 adhesion strength, мpа tо 40 tо 50 tо 60 tо 200 temperature of part heating, °с 100 -150 100 -150 150 -200 100 -150 http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-73-80 74 problems of tribology from the standpoint of these conditions, the use of electric arc spraying (eas) is promising [4,5]. in the world practice of hardening, recovery, and anticorrosion protection, eas has become widespread as the most technologically advanced and productive method (productivity is 3-4 times that for flame spraying) [4,5]. eas is widely used in the european countries and displaces the traditional gas-flame method [3]. this is due to the simplicity of the equipment, the availability of energy source for metal melting, higher thermal efficiency, which reaches 57% compared to 13 and 17% for gas and flame spraying [4,5]. the quality of eas coatings are practically the same as that of coatings produced by plasma and detonation methods, and the coating-to-base adhesion strength is greater than in the case of flame spraying. in [4,5], information is given about the advantages of eas over surfacing in terms of labor input and consumption of electrode material: duration of surfacing is 1 h 10 min and wire consumption 1.3 kg, while for eas these parameters are 24 min and 0.95 kg, respectively. the equipment on which coating is performed is relatively simple and light and can be moved fairly quickly (fig. 1). the part dimensions do not limit the use of eas [4,5]. this method is effective and economical in the manufacture and renovation of parts in the conditions of repair enterprises and small workshops with a single production [4,5]. fig. 1. the electric arc spraying process despite the large number of innovations concerning eas, researches on the improvement of this method and required equipment are actively being carried out and has become aimed at activating the spray process using various techniques, methods, and devices. the spray process activation is the basis for improving the technology and equipment for deposition of high-density wear-resistant layers. in practice, the following procedures for spray process activation have been implemented [1-7]: intensification of mixing working gases; provision of sprayed particles and the substrate with additional energy via heating them; diminution of the sprayed particles size; activation of the particle and the substrate surfaces by mechanical methods (increase in roughness) or by reduction of oxides; increase in the enthalpy of the spray flux by introducing thermo-reactive components; coating with the use of external effects (ultrasonic waves, electromagnetic fields, etc.; heat treatment or chemical heat treatment of coatings, etc. preheating of the substrate was established to lead to decreasing the rates of crystallization, cooling of falling particles, and developing their chemical interaction with the substrate. as a consequence, adhesion strength increases. however, in the case of heating above 500 k, the rate of oxide formation increases and adhesion strength decreases. moreover, preheating to 500 k is impossible when thin-walled parts are coated because of unavoidable thermal deformation, and this operation is undesirable in restoring parts that operate under alternating or cyclic loads (as fatigue cracks grow under heating). the use of activation techniques which intensify heat exchange processes in the “jet-particle” system and increase the dynamic parameters of particles, and allows reducing the wire particle size or of those that allow modifying (strengthening) the sprayed layer seems to be most expedient means [8-10]. the aim of the work was set up to increase the wear resistance and service life of parts via combining eas coatings characterized by high density, adhesion strength, and microhardness due to the activation of the spray process and nitriding of the coatings sprayed. study of the spraying process and the influence of its factors on the properties of eas coatings. the eas process coating is the result of the following physicochemical interactions: the air flow with the wire melt and the formation of a jet of sprayed particles; transformation of the kinetic energy of the sprayed particles into the work of deformation during their mechanical contact with the part surface, and the transfer of internal (thermal) energy from the particles to the part. on the part surface, a coating layer is formed (fig. 2), the properties of which depend on the characteristics of physicochemical processes listed above. problems of tribology 75 the study of the microstructure was carried out on unetched and etched sections using a light microscope "mef-3" company "reichert" (austria) at a magnification of ´100, ´200, ´500. photos of microstructures are attached (fig. 2). the study was also carried out on a camscan scanning electron microscope (oxford instruments, england) with an x-ray energy dispersive analyzer (fig. 2). the morphology (topography) of the coating surface was studied in the mode of reflected electrons at an accelerating voltage of 10–20 kv. the resolution of this sem is 70 å. two types of studies were used: the spectrum from the surface of a thin section and the structure of the surface in combination with y-modulation, i.e. slow scanning of the electron beam along the line with the registration of x-ray radiation for each element with and the construction of concentration distribution curves. in addition, spot x-ray microanalysis was carried out according to the program of quantitative analysis. the research results are presented in tables (fig. 2). the color in the photograph determines the concentration: black the complete absence of the element, white 100% presence, transitional colors indicate an intermediate concentration. in the second case, we obtain the distribution of three or more elements at the same time, while each of the elements is assigned a conditional color. all other colors are formed when the three main colors are superimposed and indicate the joint presence of elements in one or another part of the sample, and the concentration in this case is determined by the density of the color. the application of this research program gives very good results for understanding the mechanisms of diffusion processes. x 200 (b) x250 спектр al si p cr mn fe ni уч3(1) 6.23 0.32 0.10 10.58 0.26 82.56 0.15 уч3(2) 6.69 0.37 0.20 9.97 0.20 82.92 0.05 уч3(3) 5.27 0.12 0.21 9.09 0.06 85.25 0.01 уч3(4) 4.45 0.12 0.04 9.12 0.23 86.12 0.09 уч3(5) 3.98 0.21 0.04 12.47 0.05 83.36 0.04 уч3(6) 4.09 0.15 0.14 7.26 0.10 88.40 0.15 уч3(7) 5.32 0.08 0.10 6.19 0.04 88.20 0.27 уч3(8) 5.26 0.22 0.09 10.21 0.20 83.99 0.02 уч3(9) 3.59 0.20 0.03 8.88 0.16 87.07 0.07 уч3(10) 4.44 0.27 0.21 10.75 -0.14 84.59 0.12 g) fig. 2. microstructure of eas coatings from wire from powder wire fmi-2 (a, b) and distribution of alloying element (g) 76 problems of tribology studies of the effect of the average particle size of spray wires from 40kh13, 12kh18n10t, nichrome and powder wire fmi-2 on the physico-mechanical properties of coatings revealed (fig. 3) that coatings made from steel wires show a decrease in adhesion with increasing porosity, whereas nichrome does not obey this rule. as seen in the figure, the curve of accumulated weight wear of tempered steel has a characteristic stage of runningin and a steady wear stage with almost linear dependence of the weight wear on the friction path. for eas coatings, the stages of steady wear periodically alternate with the relatively short-term stages of accelerated wear, i.e., wear of eas coatings is pronouncedly cyclical. the highest averaged weight wear rate was 0.39 mg/m (table 2). fig. 3. the effect of the average size of sprayed wire particles of powder wire fmi-2 (1) and of steels 40kh13, kh18н10т (2, 3), and nichrome (4) on the adhesion strength (1, 2, 4) and porosity (3) of coatings тable 2 wear rate and coefficient of dry friction for eas coatings and tempered powder wire fmi-2 accelerated tribological tests of samples with eas coatings from powder wire fmi-2 were conducted on an upgraded machine of the 2070 smt-1 type. upon spraying, an irregular coating structure was formed via layered stacking of molten steel droplets (fig. 5). such a structure provides damping of elastic excitations caused by friction. after the tribological tests, no noticeable wear of eas coatings was detected for 9 h. х 20 х 25 х 100 х 300 fig. 5. surface topography of eas coating after 9 h testing obtained with a scanning electron microscope control of structure formation processes in sprayed coatings material wear rate, mg/m coefficient of friction powder wire fmi-2 0.12 0.82 – 0.93 eas coating 0.27 0.83 – 0.96 eas coating 0.39 0.94 – 1.02 problems of tribology 77 a number of researchers have noted that the structure of coatings obtained by spraying the same wire material by different modes can differ not only in the number of pores, but also in the phase composition [1-7]. this paper presents the results of studies of the structural features of eas coatings. as spray materials, fmi-2 powder wires with a diameter of 2 mm were used. spraying was performed using an apparatus for eas in the following modes: mode 1: spaying of metal melted in an electric arc with a reactive jet of combustion products of propane/air mixture with an excess of propane (reducing atmosphere); mode 2: spraying of metal melted in an electric arc with a reactive jet of combustion products of the propane/air mixture with an excess of air (oxidizing atmosphere); mode 3: spraying of metal melted in an electric arc with a fast air jet. to improve the adhesion of coatings to a steel 3 substrate, an intermediate layer from powder wire fmi2 was created. the velocity of molten particles was 120–130 m/s (modes 1and 3) and 400–500 m/s (modes 1 and 2). the sizes of the particles from which the coatings were formed fell in the range of 5–40 µm. the dominant amount of oxides was formed as a result of the molten particles/air contact. in the work, the effect of the spraying air flow rate on the amount of oxygen in the coatings obtained by eas (mode 3) was studied (fig. 6). here the oxygen content in eas coatings was 2.5–3 times that in gas-flame ones (fig. 6), with achieving the maximum concentration 3.8% at flow rates of about 0.5 m3/min. an xrd analysis (diffractometer dron-3.0, monochromatic cok radiation, v = 30 kv, i = 10 ma) revealed that the phase composition of the coatings includes: -phase (martensite), -phase (austenite), oxides fe3o4, -fe2o3 (traces), and cr2o3 (traces) (fig. 6). fig. 6. fragments of xrd patterns (cok) from surface layers of gas-thermal coatings obtained under modes1-4 the hardness of the coatings obtained using various spray schemes was within the hv range of 2800 3500 mpa. activation of eas (aeas) in a reducing atmosphere leads to the formation of dense coatings with a porosity of 2 5% and hardness hv = 3000 mpa, characterized by low content of residual austenite (v  20 vol%) 78 problems of tribology and oxides. the lattice parameters of martensite and austenite are а= 0.2875 nm and а= 0.3592 nm, respectively. aeas by a reactive jet with an excess of air provides the formation of a layer with a porosity of 2 5% and hardness hv = 3500 mpa, characterized by substantial content of oxidation products. the content of residual austenite in the coating is v  20 vol. %. the lattice parameters of martensite and austenite are а= 0.2875 nm and а= 0.3592 nm, respectively. coatings obtained by spraying with air had a hardness of hv=3200 mpa and a residual austenite content of v18 vol% at the porosity 6–8%. the xrd data fixed the highest concentration of oxidation products in the coating after eas with air. lattice parameters were а = 0.2875 nm and а= 0.3596 nm for martensite and austenite, respectively. the results of the study of the phase composition and hardness of coatings from powder wire fmi-2 indicate the influence of the deposition technique on the structure and properties of the layer obtained. a distinctive feature of deposited layers is the presence of an anomalously large amount of residual austenite (up to 30 vol%) and oxides. generally, the content of residual austenite in hardened powder wire fmi-2 does not exceed 3 5 vol% [11-13]. one of the reasons for the appearance of the “austenitic effect” in coatings is a higher concentration of alloying elements (chromium and carbon) owing to the complete dissolution of chromium carbides during melting of the wire and saturation of the molten droplets with carbon from the propane flame. this is confirmed by the absence of cr23c6 carbide particles in the coating. while analyzing the causes of austenite stabilization in the layer, one should keep in mind that under spraying surface layers are heated to 500–670 k. as a result, the sprayed coating undergoes isothermal aging at 520–670 k during its formation and cooling, which promotes thermal stabilization of austenite [1-7]. a factor that increases the stability of austenite in the sprayed layers is saturation of the molten droplets with carbon during melting and spraying with propane flame (table 3). table 3 the influence of the composition of combustion mixture forming the spray on the carbon and oxygen contents in eas coatings from powder wire fmi-2 technique of spraying air/propane volume ratio in mixture oxygen content in coatings, % carbon content in coatings, % 1 (gas flame) propane/oxygen ratio 1/4 1.3 0.6 2 (aeas) 18 1.4 0.5 3 (аeas) 30 2.2 0.4 4 (аeas) clean air 3.3 – 3.5 0.4 the low velocity of molten steel particles and high concentration of carbon-containing propane in the combustion products contribute to a deeper saturation of molten droplets with carbon. these circumstances are associated with a high content of residual austenite in coatings obtained by the gas flame procedure (technique 1). the smaller amount of austenite in coatings obtained by aeas in the reducing atmosphere of the spray torch (technique 2) is due to the higher flight velocity of the molten particles, which is characteristic for this technique. in this case, the processes of diffusion saturation of the droplets with carbon from the reducing atmosphere of the products of propane/air mixture combustion do not have enough time to complete (flight time of molten droplets in the atmosphere of combustion products is not more than 5 10-4 s), and the content of residual austenite in the layer decreases to ~ 20 vol%. an increase in the oxygen concentration in the mixture is not accompanied by change in the amount of residual austenite in the coating obtained under conditions of supersonic velocities of molten particles (technique 3) and at relatively low particle velocities (technique 4). in both cases, the content of residual austenite in the layer does not exceed 20 vol%. the carried-out studies made it possible to conclude that for eas there are such regimes and steels that can provide the formation of a large amount of metastable austenite in the coatings, which during the performance of the tribocoupling will turn into martensite. the experiments established a relation between the temperature of the beginning of martensitic transformation, tm, for the wire material and the amount of metastable austenite formed in the resultant coating (table 4) [1 -7]. in steels of group 1, as well as in corrosion-resistant martensitic steels, the temperature tm is within 550 700 k. when spraying wires from these steels, the volume content of metastable austenite reaches 45%. in the case of spraying wires from steels of the first two groups, the preservation of a large amount of metastable austenite can be prescribed to the high rate of crystallization of steel particles in the course of forming the sprayed layer and slowing down its cooling rate in the martensitic transformation region. the decrease in austenite stability in coatings from steels of the third group, sprayed over 2500 k, is explained by the effect of manganese and chromium contained in the steel on the temperature range of its martensitic transformation. thus, a decrease in the manganese content from 5% to 1% leads to an increase in the temperature from 270 to 470 k [17]. in this regard, one of the possible ways to increase the tm temperature is reduction in the chromium or manganese content in the austenitic phase of steels by oxidizing it during spraying. problems of tribology 79 таble 4 metastable austenite content in eas coatings obtained by spraying various steel grades group of steels steel grade теmperature тм, к temperature of heating under spraying, к content of austenite in coating vol % 1 09g2s, 40khn, 40kh13 fmi-2 550–700 1700-2000 2100-2500 > 2600 25-45 17-20 < 6 2 9khs, kh12мf, 9kh12, kh6vf, 35khnм, 40khfva, 65g 420–540 1700-2100 2200-2500 > 2500 1525 8 -12 < 6 3 08kh18n10, 12kh18n10т, 110g13 70–110 1700-2000 2000-2500 > 2500 95 98 90 95 90 95 conclusions the present work recommends to increase the wear resistance, corrosion resistance, and service life of parts via hardening and renovating them using combined eas coatings characterized by high density, adhesion strength, and microhardness due to activation of the spraying process. it has been shown that by properly choosing design parameters and characteristics of equipment for eas, it is possible to control the properties of restored surfaces in order to increase the service life of smm parts. the right choice of equipment for spraying will allow one to increase the speed and temperature of the jet of spraying gas and molten particles, decrease the droplet diameter, increase the density, and reduce the oxidation of coatings. moreover, the phase composition and microhardness of coatings obtained by spraying wires from austenitic and martensitic steel were investigated. the presence of an abnormally large amount of residual austenite (to 50 vol%) in coatings from martensitic steel was established. studies of the resistance to fatigue failure showed that coatings deposited by eas of wires provide a slight decrease in the fatigue strength limit to 10–13% (for comparison, coatings obtained by vibro-arc surfacing reduce the fatigue limit by 35–40%). in the course of tribological tests, the wear of sprayed coatings was established to be cyclical. the cyclicity of weight wear of sprayed coatings is associated with the degradation of their surface layer under friction, described in terms of physical mesomechanics of solids. references 1. ageev m.s., volkov yu.v., chigrai s.l. protective and hardening coatings in ship building and repair. science bulletin khdma. kherson: №2 (13). 2015. p.110-124. 2. ageev m.s. volkov yu.v., chigray s.l welding and related processes in ship building. water transport. kyiv: kgavt, №2 (24), 2015. p. 15-26. 3. kharlamov yu.a. thermal spraying of coatings and ecological compatibility of production, operation and repair of machines. heavy engineering. №2. 2000. p. 3-10. 4. ageev m.s. kozhevnikova e.e, lopata v.n. restoration of ship pump shafts using a combined method of applying protective coatings. science bulletin khdma. kherson: №2 (13). 2015, p. 4-16. 5. kozhevnikova e.e., ageev m.s., chigray s.l. increasing the life of ship pumps based on combined restoration technology. coll. of papers water transport. kyiv: kgavt, №2 (24). 2015. p. 57-70. 6. brusilo yu.v. choice of equipment for hardening and restoring parts of piston engines by arc spraying. aerospace engineering and technology. kharkiv: №4 (71), 2010. p. 38-42. 7. l.a. lopata, n.a. medvedeva, t.m. tunik, s.g. salii improvement of sprayed coatings. world of engineering and technologies. 8 (54), 2005. p. 54-56. 8. matveishin e.n. deposition of layers with high adhesion strength by methods of arc metallization. automatic welding. 8. 2000. p. 20-22. 9. karp i.n., petrov s.v., rudoi a.p. installation for arc metallization in a supersonic flow of natural gas combustion products. welding production, 2, 1991. p. 22-23. 10. vilage b., rupprecht k., pokhmurskaya a. features of gas-thermal spraying with flux-cored wires. automatic welding. №10. 2011. p. 26-30. 11. v.i. pokhmursky, m.m. student, v.s. pikh protective and restorative electric metallization of coatings from cored wires. new processes and equipment for gas-thermal and vacuum coating: coll. of papers “electric welding”. kyiv: 1990. p. 66 69. 12. student m.m. development of old and new electrometallic coatings to cover powder darts: thesis. lviv: 1998. 18 p. 13. pokhmurska g.v., dovgunik v.m., student m.m. wear resistance of laser-modified electric arc coatings from cored wire fmi-2. fkhмм № 4. 2003. p. 61-64. 80 problems of tribology лопата о.в., смирнов і.в., головащук м.в., лопата в.м. дослідження властивостей покриттів, отриманих електродуговим напиленням у роботі запропоновано підвищувати зносостійкість, корозійну стійкість та термін служби деталей машин та механізмів при їх зміцненні та реновації едн-покриттями з високою щільністю, міцністю зчеплення та мікротвердістю за рахунок активації процесу напилення. у роботі розглянуто можливість за рахунок вибору конструктивних параметрів та характеристик обладнання для едн керувати властивостями відновлених поверхонь з метою підвищення ресурсу деталей машин. правильний вибір конструкції обладнання для напилення дозволить збільшити швидкість і температуру струменя газу і частинок, що транспортуються, зменшити діаметр крапель, підвищити щільність і знизити окислюваність покриттів. в роботі досліджено вплив факторів процесу напилення: витрат та тиску робочих газів, складу паливної суміші, дистанції напилення, дисперсності розпилення, матеріалу дроту та ін. на властивості едн-покриттів. ключові слова: покриття, зносостійкість, міцність зчеплення, електродугове напилення. copyright © 2022 n. dmytrichenko, a. savchuk, y.turytsia, а. milanenko, m.kosenko. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,76-81 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-76-81 influence of temperature on the dynamics of formation of granic sleeps and connected elevation dynamics in sliding conditions n. dmytrichenko, a. savchuk, y.turytsia*, а. milanenko, m.kosenko national transport university, kyiv, ukraine *e-mail:yuliya_tur@ukr.net received: 29 july 2022: revised:31 august 2022: accept:16 september 2022 abstract the running-in process is accompanied by a change in microgeometry, as a result of which some constant roughness is established, which is characteristic of given friction conditions, and the physical and mechanical properties of the surface layers also change, since plastic deformations usually predominate in the contact. the thickness of the surface layers that have undergone changes during external friction depends on the stress state in the zones of their actual contact and heating during friction. the stress state in the zone of actual contact of the bodies is characterized by indentation or crushing of surface microroughnesses, as well as by elastic or plastic states of the latter. surface heating during friction depends on the thermophysical properties of the contacting bodies and the friction mode. an increase in the temperature of the surface layers causes not only their softening, but also greatly increases the rate of physical and chemical processes in them. this leads to saturation of the surface layers with environmental gas molecules, oxidizing slicks, and also to an increase in the concentration of defects in these layers [1-5]. key words: lubricating layer, wear, oil, temperature, adsorption layer, viscosity, friction coefficient introduction we studied the lubricating properties of mobil-1 0w-40 engine oil of a commercial batch and oil, the service life of which was 15 thousand km. as samples, a pair of slip block roller was used. the sample material is 40x steel. the studies were carried out on the smc-2 facility, in the start (3 s)–stop (3 s) mode. the cycles followed one after another, without interruption, the total number of cycles in the experiment was n=700. the studies were carried out at bulk temperatures of 200c and 1200c at contact load max = 90 mpa. in work efficiency of formation of boundary adsorption layers on contact surfaces at variable temperatures and their influence on wear resistance of elements of triboconjugation was investigated. lubrication properties of mobil-1 0w-40 motor oil of commercial batch and oil with the service life of 15 thousand km were investigated. a pair of sliding pad roller was used as samples. material of samples steel 40х. researches were carried out on the smc-2 unit, in the start (3 s) stop (3 s) mode. cycles followed one after another, without a break, all cycles in the experiment n = 700. studies were carried out at volumetric temperatures of 200c and 1200c at contact load max = 90 mpa. the purpose of the work in this paper, we studied the efficiency of formation of boundary adsorption layers on contact surfaces at variable temperatures and their influence on the wear resistance of triboconjugation elements. results of experimental studies http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-76-69 problems of tribology 77 the study of load-carrying capacity of the presented samples of oils has established that in the process of start-up at rotational frequency n > 150 rpm, regardless of oil service life, conditions of hydrodynamic lubrication are realized in the contact at oil volume temperature 200c. let's follow the formation of non-hydrodynamic component of the lubricating layer thickness in the contact of commercial sample of mobil-1 oil and the sample which operation period was 15 thousand kilometers at the temperature of 200c (fig. 5.7). firstly, irrespective of the type of grease, up to n<50 cycles of operating time in 100 % of cycles metal contact of elements of tribocouplings at standstill is observed (fig. 1,a). with further operating time, due to the intensification of activation processes in the surface layers of the metal during their dynamic loading, their adsorption capacity increases, which leads to the formation of stable boundary layers on the contact surfaces. a) b) fig. 1. dynamics of formation of boundary adsorption layers (had.) with mobil-1 oil at 200c (a) and 1200c (b) at operating time (n) secondly, if a stable boundary film of a lubricant when using a commercial sample of oil is formed at n > 150 cycles, the period of formation of adapted boundary layers for used oil is three times shorter, which is caused, in our opinion, by the accumulation of surface-active substances in the process of oil operation. thirdly, there is a clear tendency of increasing the adsorption activity of hydrocarbon components of the oil with the lifetime of 15 thousand km, which is manifested by an increase in the thickness of the boundary adsorption layers by 30-40 %, on the average, in contrast to the similar indicator established for the commercial sample oil. this phenomenon is also intensified by agglomeration of mechanical impurities accumulated during oil operation. approbation of the research results increasing the volumetric temperature of the oil up to 1200c leads to significant changes in the efficiency of boundary layer formation by the researched oils. firstly, from the first running cycles no metallic contact of surfaces at stopping is observed up to n < (300 400) cycles a stable boundary film is formed, regardless of the type of oil used, reliably separating the contacting surfaces. 78 problems of tribology secondly, a period of long breakdown of the lubricating layer at stopping (for commercial and used oil the specified period is 350 < n < 500 and 400 < n < 450 operating cycles, respectively) for both studied oil samples, after which effective formation of limiting adsorb layers in contact gradual erasure of boundary layers is restored, leading to metallic contact of the surfaces is caused, in our opinion, by high shear rate gradients of the oil layer, reaching 0.7-10-6 s-1 and 1.6-10-6 s-1 respectively for commercial and waste oil samples. triple reduction in the recovery period of the efficiency of formation of limiting films by long-life oil is associated with a higher concentration of surface-active substances in it, characterized by increased adsorption activity. third, a greater thickness of the boundary adsorption layers in the contact is traced throughout the 80% cycles of the studies when commercial oil is used. we assume that in this case, the most important parameter influencing the dynamics of boundary layer formation is the viscosity of the lubricant. according to [6], oil in the initial state is a multicomponent homogeneous system, and in the process of oil operation it transforms into a heterogeneous system containing colloidal and suspended particles of different origin. let's consider main physical and chemical properties of mobil-100-40 oil and their change during operation at 15 thousand km of run (tab.1). table 1 basic physical and chemical characteristics of mobil-1 0w-40 engine oil kinematic viscosity υ100 0 с flash point,0с alkaline number, mg кон/г acid number ash content coking active elements of the additive са zn oil sample 13,64 216 10,04 відсутн. 0,92 1,23 0,32 0,96 used oil sample (15 thousand km) 14,32 (+5%) 192 (-12%) 6,18 (-39%) 2,38 1,06 (+13%) 2,92 (+68%) 0,32 0,95 maximum permissible values of the parameter ± 20 – 25% from the commercial oil indicator < 170 50% from the commercial oil indicator > 2,0 > 2,0 according to the results presented, the commercial synthetic motor oil is characterized by a high quality margin of sae viscosity class, alkali number, flash point and meets all the requirements for this operational type of oil. during operation, the oil is aging, which leads to a change in its physical and chemical characteristics. one of the main insufficient parameters is viscosity, however by results of our researches the value of the given parameter is stable enough parameter. this fact contradicts the change of another parameter flash temperature, which tends to decrease, indicating the presence of two oil aging processes: partial penetration of fuel into the lubricant or partial degradation of hydrocarbon components under the influence of high speed gradients in the contact, which leads to the formation of lighter and volatile compounds. the established contradictions are explained by accumulation of mechanical impurities of organic and inorganic origin in the oil during operation, which are in the dispersed state, which is provided by effective properties of detergent-dispersing additive. the growth of mechanical impurities of organic origin, which indicates chemical transformations of the oil base, causes a significant increase in the acid number and degree of coking of the lubricant; the presence of mechanical impurities of inorganic origin is evidenced by increased ash content and stability of additive active elements (ca and zn), despite its intensive actuation, which is explained by effective dispersion of mechanical impurities constantly circulating in the lubricant, with their dilution, and the fact that their dispersion of mechanical impurities in the lubricant is not limited to the operating condition. consequently, the accumulation of a significant portion of mechanical impurities in the engine oil leads to significant changes in its initial physical state, which manifests itself in the transformation of a homogeneous multicomponent liquid of commercial oil into a colloidal heterogeneous solution of waste oil. this process causes stabilization of engine oil viscosity during operation, despite the fact problems of tribology 79 that viscous additive is subject to temperature and mechanical degradation, fuel ingress dilutes oil, formation of light fractions during high-temperature cracking reduces the initial oil viscosity. thus, the absolute value of kinematic viscosity of commercial and waste oil does not reflect the change in the physical state of the lubricant, which must be taken into account when analyzing the kinetics of formation of the lubricating layer in the contact. we assume that the established phenomenon of increase of efficiency of formation of boundary layers in contact in the conditions of increase of volume temperature of the oil at use of a commodity sample mobil-1 0w-40 reveals potential possibilities both of base components of oil, and polyfunctional components of additives on increase of degree of adsorption. processes on elements of the tribocoupling application of the used oil in these conditions also provides formation of stable boundary layer, but the basic role in this process belongs according to the work of wenzel s.v. [7], highly dispersed mechanical impurities, adsorbed on friction surfaces, show effective antifriction and antiwear properties. we found that at the moment of friction coefficient stabilization, corresponding to operating time n > 500 cycles, this parameter for the used oil is 15% lower than the friction coefficient recorded when lubricating with commercial oil (fig. 2). fig. 2. kinetics of friction coefficient change at operating time for commercial and used mobil-1 0w-40 oil at 1200c lubricant volumetric temperature note that at 200c volumetric oil temperature no increase in antifriction properties has been found with used oil (f for used oil is 40% higher than f established in contact with commercial oil lubrication), which is probably due to increased shear stresses in highly dispersed mechanical impurities due to increased thickness of adsorption layers by 30 40%, compared to commercial oil (fig. 3). fig. 3. dependence of friction coefficient on working life at volumetric temperature of oils 200c 80 problems of tribology fig. 4. linear wear of the cane friction surfaces (roller shoe) at 700 operating cycles at volume temperatures of the lubricant 200c and 1200c the analysis of antiwear properties of oils showed that at 1200с linear wear of steel 40х is on 5 % lower at use of used oil, and at 200с this parameter on 15 % exceeds indicators of wear, established at use of a commercial oil (fig. 4). conclusions consequently, increase of temperature causes growth of wear at use of commodity sample of mobil-1 0w-40 oil due to oil "running-in", as a result of which colloid mechanical impurities and oxidation products which lead to stabilization of wear intensity are accumulated in it due to increase of additives activity and oxidation-polymerization processes. at 200c the intensity of the given activation processes probably essentially decreases that provides increase of wear resistance of contact surfaces, unlike at lubrication of elements of tribocoupling by the used oil containing the raised concentration of products of oxidation and colloidal mechanical impurity which form low-temperature deposits. intensifying their wear. references 1. fuels, lubricants, technical liquids. assortment and application: reference ed. / k.m. badyshova, ya.a. bershtadt, m.k. bogdanov and others m .: chemistry, 1989. 432 p. 2. technological bases for ensuring the quality of machines / ed. k.s. kolesnikova m .: mashinostroenie, 1990. 256 p. 3. l.v. makarova, n.k. myshkin, v.m. makarenko, m.s. semenyuk and others “integral detector for monitoring the state of the lubricant of tribocouples” friction and wear, gomel, volume 29 no. 4, pp.29 -43. 4. kanarchuk e.a., kanarchuk v.e. influence of operating modes on the wear of internal combustion engines. kyiv, "naukova dumka", 1970, 312p. 5. fundamentals of tribology (wear, friction, lubrication) / under. ed. a.v. chichinadze. – m.: mashinostroenie, 2001. – 663 p. 6. wenzel s.v. the use of lubricating oils in internal combustion engines, 1979, m, 240p. 7. wenzel e.s. improving the operational properties of oils and fuels: monograph. kharkov, khnadu, 2010. 224p. problems of tribology 81 дмитриченко м.ф., савчук а.м., туриця ю.о., міланенко о.а., косенко м.і. вплив температури на динаміку формування граничних плівок та знос контактних поверхонь в умовах ковзання. в роботі досліджувалась ефективність формування граничних адсорбційних шарів на контактних поверхнях при змінних температурах та їх вплив на зносостійкість елементів трибоспряження. дослідження несучої здатності представлених зразків олив встановило, що в процесі пуску, при частоті обертання n > 150 об/хв., незалежно від терміну експлуатації оливи, в контакті реалізуються умови гідродинамічного мащення при об’ємній температурі оливи 200с. встановлено, що накопичення значної частини механічних домішок в моторній оливі призводить до суттєвих змін її початкового фізичного стану, що проявляється в перетворенні гомогенної багатокомпонентної рідини товарної оливи в колоїдний гетерогенний розчин відпрацьованої оливи. даний процес обумовлює стабілізацію в’язкості моторної оливи при експлуатації, незважаючи на те, що в’язкістна присадка схильна до температурної та механічної деструкції, попадання палива розріджує оливу, утворення легких фракцій при високотемпературному крекінгу знижує початкову в’язкість оливи. абсолютне значення кінематичної в’язкості товарної та відпрацьованої оливи не відображує зміну фізичного стану мастильного матеріалу, що необхідно враховувати при аналізі кінетики формування мастильного шару в контакті. аналіз протизношувальних властивостей олив показав, що при 1200с лінійний знос сталі 40х на 5% нижче при застосування відпрацьованої оливи, а при 200с даний параметр на 15% перевищує показники зносу, встановлені при використанні товарної оливи. підвищення температури обумовлює зростання зносу при використанні товарного зразка оливи mobil-1 0w-40 за рахунок „припрацьовування” оливи, в результаті чого, внаслідок підвищення активності присадок та окислювально-полімеризаційних процесів, в ній накопичуються колоїдні механічні домішки та продукти окислення, які призводять до стабілізації інтенсивності зношування. при 200с, імовірно, інтенсивність даних активаційних процесів суттєво знижується, що забезпечує підвищення зносостійкості контактних поверхонь, на відміну при змащуванні елементів трибоспряження відпрацьованою оливою, яка містить підвищену концентрацію продуктів окислення та колоїдних механічних домішок, які утворюють низькотемпературні відкладення та спричинюють абразивну дію на контактні поверхні, інтенсифікуючи їх знос. ключові слова: мастильний шар, знос, масло, температура, поглинаючий шар, в'язкість, чутливість 17.doc diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemical-mechanical running-in проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 109 zamotaт.,* aulin v.** *volodymyr dal east-ukrainian national university, lugansk, ukraine **kirovograd national technical university, kirovograd, ukraine e-mail: aulin52@mail.ru diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemicalmechanical running-in udc 631.354:621.43:62-24 the processes of ecmr pass in the environment of electrolyte, which influences efficiency of process, mode of friction at running-in pair and speed of electrochemical reactions. the essence of ecmr consists of the following: working motion for details of mechanism is given, between details an electrolyte is pumping and cutoff alternating current. due to joint electrochemical-mechanical influence there is a rapid adaptation of one surface to other. the most effective factor of ecmr is electrochemical, at which it is easy to electrochemical stripping of material from the run-in surface due to anodal dissolution at the hydrodynamic lubrication rate. key words: running-in, electrochemical mechanical running-in (ecmr), engines, friction torque. introduction unfortunately, macro geometry of units of friction considerably differs from correct. in many cases space tapering of surfaces is broken. a roughness after tooling frequently falls short of optimum values. it results in higher specific pressures in the area of contact, to the direct contact of metal surfaces and, as a result of it, to the teasers, grasping and enhanceable wear of the running-in surfaces. defects have an effect of increase of contact pressure on small area and further in more rapid tribological processes as compared to a contact without a defect. for example, by the result of the unlubricated contact of surface on a ring, in which warped steel on bronze, diminishing of the time of running-in with the increase of defect was marked. it talks about complication of flowing processes and necessity of further study of influence of defects on running-in of the sliding surfaces. for renewal of precision pairs, abrasive grinding in is used. at many positive moments, the abrasive grinding (polishing) has substantial failings. the conducted analysis allows exposing the following failings, related to the abrasive polishing of precision details: presence of technological contaminations; danger of caricaturing of abrasive particles in soft materials; disparity of roughness to the conditions of work; incomplete forming of actual area of spot of contact; negative gradient of mechanical properties on depth. on this basis it is possible to conclude that the abrasive polishing does not allow to form necessary microand macro-geometry, physical and mechanical properties that would allow shortening time of running-in and increasing quality of the recovered surfaces. in addition, a presence of technological contaminations is reason of enhance able wear of connections and decline of their technical and economical indexes of hydraulic aggregates. therefore the details of connections of machines must not be exposed to abrasive grinding in. one possible type of grinding in, there is the chemical-mechanical planarization (cmp) [1 3] and another one is electrochemical– mechanical planarization (ecmp) [4 7]. ecmp found a wide use as method of clean (final) grinding-in of details, workings in the conditions of friction, mechanical loadings, corrosions because this process is related to the change of micro roughness and physical and chemical state of surface. the electrochemical polishing provides the best friction properties of the ground pair, by comparison to the mechanical polishing; it is confirmed by a number of researchers. ecmp requires application of special equipment (adaptation, instrument), exact maintenance of the mode of electrolysis, control and adjustment of solution, temperature condition of work of bath, careful cleaning of surfaces of details before treatment (chemical treatment is in organic solvents, electrochemical depriving of fat). for intensification of process, the electrochemical polishing must be conducted in a running electrolyte, and it requires more advanced equipment, than stationary baths. in addition, this method does not allow correcting macro geometrical defects. one direction in polishing and reduction of time of running-in is a key-in of electric current directly through connections of details, part the layer of electrolyte which is give working motion. the electrochemicalmechanical running-in (ecmr) method is used for running-in of basic units of engines and is one of perspective directions in research [8]. application of the electrochemical mechanical running-in has a number of substantial advantages before other types of final grinding in. unlike the abrasive polishing in ecmr formation, abrasive particles are fully eliminated as products of wear. affecting material is made by imposition of current on an environment and details and takes a place at ionic level. as a result, products of output are in an environment as atoms and molecules. as well as at the electrochemical polishing, at ecmr there is a removal of internal tensions both in micro mailto:aulin52@mail.ru diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemical-mechanical running-in проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 110 and macro-volume of surface of material. ecmr allows making the local output of metal, but the surface passivation, characteristic for electrochemical process, absent here. in addition, ecmr provides joint running-in of details without application of the special instruments unlike abrasive and electrochemical processes, due to it there is rapid structural, microand macro-geometrical adaptation of the surfaces under friction. present efficiency of ecmr is enhanceable due to additions of oleic acid in an electrolyte. it enabled considerably to improve tribotechnical characteristics of the runnig-in surfaces at the different types of friction. further research must be directed on opening of mechanism of forming of running-in surfaces of details of basic machines’ units on the different types of friction. a research object is choosing the process of the electrochemical mechanical running-in of surfaces of details of basic machines’ units. the most running-in surfaces at ecmr pass three basic stages of running-in process. knowing that the sommerfeld criterion which is evened sm = 10-5 corresponds transient regime of friction, easily to set the change of types of lubrication at running-in surfaces. in an initial period of time there is mechanical elimination or driving back of plastic materials, forming an initial area of contact (i stage). with its growth, a transition is possible from a semiliquid friction to hydrodynamic (ii stage), and at the hydrodynamic regime of friction the spot of contact is finally formed in examined tribosystem (iii stage). objects and problems the aim of this paper was to study the influence of electrochemical mechanical running-in to change the nature of friction and wear in a pair of friction with reciprocating characteristic of the piston-liner interface, working in conditions with distortions of their axes. сhanges in friction, temperature and rate of wear are commonly observed shortly after the start of sliding contact between fresh, unworm solid surfaces [9]. the studies were conducted on a model representing the slider-crank mechanism that copy the friction pair of cylinder-piston sleeve. the design system is shown in fig. 1(a). installation was mounted on the friction machine. drive installation from the shaft friction machine. the effects of the friction in the slide were estimated friction torque, taken from the machine shaft potentiometer included with the machine. friction torque recorded on graph paper plotter n 306. for the initial (zero) value of the frictional moment taken its value corresponding to the time of friction with the shaft of the machine impaled on it without a crank rod. assessing the friction and wear of the slide were performed on samples-rings, to strengthen it from both sides (fig. 1, b). two rings made of aluminum (outer diameter of 42 mm and a width of 11 mm) are pushed on slider. frictional resistance created by these rings and the amount of wear and tear are estimated. the moment of friction and wear rings were determined at different skew axis slide and barrel. skewed axes provides a turn of the stage in the horizontal plane perpendicular to the plane of the swing rod, using a micrometer screw (fig. 1, a). for the initial value of the distortion, value was taken within the clearance between the piston and the sleeve length in mm/100 mm piston (δn = 0,19 mm/100 mm length). a b fig. 1 – device for study the effect of piston warps to ecmr of slider-liner pairing (a) and the slider with two rings (b) before the experiment the ring was cleaned, thoroughly washed, dried, weighed on an analytical balance wa-31 with an accuracy of 0,1 mg, and then mounted on a slide. the slide was collected from the liner. slider joint movements were performed with sleeve liner along its axis together with the stage. an electrolyte was given in the area of friction. an alternating current (ac) was connected to the piston (slider) and liner (fig. 1, a). for comparison, experiments were carried out under the same conditions, but without current flow between the friction surfaces. in the latter case, the experiments showed that the time fixed by friction during operation without connecting current slide significantly depended on the tilt axis of slide and liner. the corresponding value of the friction torque was achieved almost immediately after starting the device for study the effect of piston warps to ecmr of slider-liner pairing and did not undergo further changes (fig. 2). diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemical-mechanical running-in проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 111 the friction torque is increased with increasing bias. changing the friction torque in time in connection with the current pair had a different character with a small warp (0,38 and 0,76 mm/100 mm of long slide). as in the previous case, immediately after the start time, friction increased sharply and then decreased at these distortions to patterns shown in the diagram. however, during the experiment, the friction torque is not reached the value corresponding to a zero skew. the greater difference the greater the resulting distortion was observed. when distortions 1,14; 1,52 mm, length 100 mm (curves 4 and 5, fig. 2, a) decreased friction torque was observed. pattern is similar to that observed in friction without current. a b fig. 2 – the change in the friction torque versus time during running by the standard method (a) and at ecmr (b): 1 5 – for piston misalignments 0; 0,38; 0,76; 1,14; 1,52 mm to 100 mm in length character study of wear patterns energized and de-energized showed that more wear rings occurred in the experiments with the passage of current. this indicates that the action of the electrochemical process increases the material removal from rings, the removal increased with increasing bias to a greater extent than those without current. this phenomenon provides for a fast burn-rings to the sleeve, which leads to a decrease in the friction torque. the passing current through the bearing surfaces provided them quickly (within 4 minutes) macro running-in. changing the friction torque in time it is possible to explain of high speed of diminishing of macro-geometrical error of form of detail at ecmr. it is known that the basic pair of friction of machines has different character of the mutual moving. the tribounits of piston-cylinder group are working at crank motion (fig. 3), and the sliding bearing – at rotator movement (fig. 4). obviously in first case, speed of the mutual moving of details changes from zero to the maximum speed, determined the structural parameters of knot and frequency of rotation of crankshaft. in the second speed depends only on frequency of rotation and on the set modes is constant. for analytical determination of the mode of friction, presence and thickness of electrolyte film between the ground details apply the criterion of sommerfeld sm [10]. for runningin of details of type of piston-rings in the interfaces of rings-liner (with the recurrently-forward mutual moving) it is equal: bp v sm ⋅ ⋅µ = , (1) where µ – dynamic viscosity of lubricating material (electrolyte), mpa·s; v – moving speed of piston, m/s; p – pressure of ring to the cylinder face from forces of resiliency, mpа; b – height of ring, m. knowing that sm = 10-5 corresponds to the transient behavior of friction to set the change of types of lubrication at moving of piston. for a double piston movement the detail surfaces operate at the different modes of friction: limiting mode, transitional and hydrodynamic. following the hydrodynamic theory of lubricating the thickness of tape, dividing a ring and cylinder, is based on formula [10]: msh = , (2) it is possible to assert that at the hydrodynamic lubricating of runningin surfaces an electrochemical reaction flows cleanly: a current passes through details, part the layer of electrolyte. investigation of it is an etched surface during their anodal polarization with frequency of alternating current. the mode of limiting and transitional friction, besides other, is activating surfaces that strengthen the effect of electrochemical reaction at a liquid friction. diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemical-mechanical running-in проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 112 from fig. 3 it is evident, that any process macro running-in of two surfaces is possible to take to running-in of surface, inclined with the corner of defect γ, in relation to other one. for the running-in of sliding bearings, it is necessary to take into account frequency of rotation of shaft ω and presence of macro-geometrical rejections δ (fig. 3). according to the hydrodynamic theory of friction, the thickness of tape between a shaft and journal bearing depends on frequency of rotation of crankshaft. except for it, important parameters are properties of lubricating environment and geometrical parameters of journal bearing. the laws of the hydrodynamic lubricating allow describing the minimum thickness of oily tape of the freely rotated crankshaft based on the formula: , 36,18 2 min ksc nd h η = (3) where d – diameter of shaft, mm; n – frequency of rotation of shaft, min-1; η – dynamic viscidity of oil, pa · s; k – loading on a shaft, pa; s – gap, mm; c amendment of glyumbel. by formula (3) it is possible to define the minimum thickness of electrolyte layer at ecmr in the area of direct contact of the running-in surfaces of shaft and bearing without the account of macro-geometrical rejections (fig. 3). a b fig. 3 scheme of ecmr of details with with rotation (a) and reciprocal (b) motion: δ – maximum size of a running-in allowance; vа – electrochemical etching rate of material from detail surface on a gap; vаd – electrochemical etching rate of material from detail surface at mechanical activation; vм – mechanical wear rate from detail surface; h – radial electrode gap at fluid friction; γ – angle of obliquity of running-in surfaces; а – joint gap, dependent on γ to conduct error analysis, select factors, influencing on the change of size the error of form of detail dδ/dt and relation of speed of electrochemical output on an area with the depassivation of surface to speed of output on an area without a depassivation vad/va. assume that material of detail on the area of the mechanical activating is taken off as micro-volumes of metal, then: ,maxmax aaдmelcm vvvvvdt d v −+=+= δ = (4) where vm – speed of mechanical output; v elc – speed of electrochemical output; v ad – speed of anodal dissolution of metal with mechanical depassivations; v a – speed of anodal dissolution of metal without mechanical depassivations. it is possible to express constituent v ad coming from laws faraday and ohm [11] taking into account the periodic breaking of anodal dissolution in the examined point of surface of ring because of pickoff at the mechanical activating (in the areas of limiting friction mode). by analogy with expression speed, output of metal will make on the area of anodal dissolution. after the calculation of the equation takes the form: diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemical-mechanical running-in проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 113 ),)()1()(/)( )()1(/)(()1(5,0 1 22 min 1 2 min1max tukhu tukhukvv kaakaa kaдaдkададm ⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε −+δ+ϕ+ϕ−⋅η− −⋅ϕ+ϕ−η⋅ ρ χε −+ϕ+ϕ−⋅η⋅ ρ χε ⋅−⋅+= (5) where 0,5 – coefficient, taking into account an alternating current; k1 – coefficient, taking into account the limiting friction mode (sm < 10 -5) in general time of cycle (one turn of crankshaft); u – working voltage, v; ϕ аd – anodal potential at mechanical activation, v; ϕk – cathode potential, v; η аd – anodal current output at the mechanical activating, %; χ – specific conductivity of electrolyte, om-1·сm-1; ρ – density of material, g/сm3; с – electrochemical equivalent of material of anode, g/а·h; h – a radial gap in the area of liquid friction, сm, η а – anodal current output, %; ϕ а – anodal potential, в; δ – maximal size of running-in allowance, см, t – time of ecmr process. it is clear that speed of diminishing of running-in allowance depends, except for mechanical (v m ), geometrical (δ) and from electrochemical factors, such as specific conductivity χ, values of anodal potentials ϕ аd , ϕ а and outputs on a current η ад , η а . the mechanical activating is reduced by anodal potential, and confirmation that an anodal output on a current increases as a result of periodic mechanical influence, present in [12]. thus, the choice of the modes of ecmr can be carried out on the basis of information about sizes ϕ аd and ϕ а , η ад and η а at the certain conditions of running-in. diminishing coefficient k accelerates the running-in details. the coefficient k depends on the criterion of sommerfeld sm. thickness of layer h is the function of piston speed v also and dynamic viscosity µ, however an increase of h will result in the increase of transitional resistance of layer of electrolyte. it is concordantly eq. (5) necessary for the increase of speed of running-in details, that size h it was minimum, but the terms of the hydrodynamic lubricating would be provided here. decline of bearing strength of electrolyte, with the purpose of diminishing h, possibly due to gasification. at electrochemical-mechanical running-in electrolyte is filled gas bubbles due to electrochemical processes, flowing on the surfaces of pair of friction. it is known that gasification depends on current parameters. a gas stream with a liquid provides a high degree of compressibility that can be used for diminishing h in the process of running-in with the use of ecmr. several gas bubbles will be useful in localization of process of anodal dissolution, which is widely used in many processes of electrochemical size treatment of details of machines. the evident picture of terms of transition of one mode of friction f in other gives diagram of gersi, in which the coefficient of friction is related to the parameter μv/p.this parameter is named description of the bearing mode. on diagram line sm = 10-5, passing through the point of a minimum of coefficient of friction, divides the areas of friction at a liquid and other types of lubricating (fig. 4). as obvious from fig. 5, diminishing of macro-geometrical form defection dδ/dt due to a mechanical wear vм possibly only at the dry and limiting types of friction. thus, than more surfaces is divided the layer of lubricating, the less than influence of mechanical wear on the process of improvement of macro-geometry of details surface. the mechanical factor is absents at a liquid friction. influence of electrochemical factor increases with the division of the running-in surfaces the layer of electrolyte (v ad increases at a limiting friction). however, it is necessary to provide a minimum gap; because resistance of layer of electrolyte grows with its increase those results in deceleration of electrochemical reactions (vа goes down at a liquid friction with growth of thickness of electrolyte layer). experimental confirmation of improvement of tribotechnical descriptions of friction surfaces at ecmr is presented in [13 15]. the use of this diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemical-mechanical running-in проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 114 high-efficiency method of forming of surfaces of details allows considerably increasing their resource. research of anodal output on a current η аd in the pair of friction with the rotatory mutual moving present in [16]. fig. 4 – speed of diminishing of macro-geometrical error of form of detail at ecmr most intensively process of ecmr tribosystem shaft and journal bearing will be flows at outputs on a current η аd near to 100 %. such values were observed at the closeness’s of current less 1000а/m2. at the highcurrent density efficiency of process is minimal, a wear takes a place due to a mechanical factor and an output on a current does not exceed 10 %. examining factors, influencing on a friction resistance and intensity of output of material, it is possible to see at eсmr, that on an intensity of wear influence: form of area of contact, type of friction, properties of the surfaces and factors of external influence. obviously, that flowing process of running-in of the surfaces depends on initial geometry of surfaces. at ecmr tribotechnical characteristics of the running-in surfaces at the different types of friction are improved. thus the change of surfaces takes place on all of three stages of running-in that is impossible at ordinary methods, being based on a mechanical wear or creation on the grinding surfaces of different type of tapes. surface forming at ecmr takes place due to electrochemical and mechanical influence. influence of different factors allows forming top surface relief of roughness of surfaces. the mechanical strengthening is instrumental in the etching of tops of ledges, and the presence of superficial tapes and gasification is diminished by creation of cavities. conclusions 1. it is possible to control the processes of running-in due to the change of speed index are frequencies of crankshaft rotation and current parameters i and u. the mode of ecmr must provide a high output on a current η аd and minimum gap h. an alternating electric current on the friction surface coupling a piston-cylinder accelerates the running-in of the contact surfaces at the misalignment of their axes. with increasing tilt axis of piston and sleeve increases the friction torque. 2. most of the wear rate of the samples at an alternating current leads to a decrease in the friction torque at the investigated distortions 0,38 and 0,76 mm, which to some extent eliminates misalignment axes to macrogeometry burnishing. biases of the piston and the cylinder axis of 1,14 and 1,52 mm did not provide runningsurface even when applying current. 3. ecmr of the basic conjugations of engines is the high-efficiency process of running-in of the running-in surfaces: except for mechanical influence, characterized vм, the process of running-in is accelerated due to electrochemical processes. macro running-in can be accelerated with the proper selection of optimum composition of electrolyte. it must possess low conductivity, passive properties, and also to provide the hydrodynamic mode of friction. references 1. milind kulkarni, dedy ng, melloy baker and other., 2007: electropotential– stimulated wear of copper during chemical mechanical planarization. wear 263. – pp.1470– 1476. 2. samuel b. emery, jennifer l. hubbley, maria a. darling and other., 2005; chemical factors for chemical– mechanical and electrochemical– mechanical planarization of silver examined using potentiodynamic and impedance measurements. materials chemistry and physics 89. – pp.345– 353.. diminishing of macro-geometrical error of detail′s form and friction torque by electrochemical-mechanical running-in проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 115 3. yung– fu wu, tzu– hsuan tsai. , 2007: effect of organic acids on copper chemical mechanical polishing. microelectronic engineering. – pp.1– 9. 4. economikos l., wang x., sakamoto a., and other., 2004.: integrated electro– chemical mechanical planarization (ecmp) for future generation device technology// ieee, – p.233– 235. 5. canhua li, ishwara b. bhat, rongjun wang, joseph seiler. , 2004: electro– chemical mechanical polishing of silicon carbide. journal of electronic materials, vol.33, №5 – pp.481– 486. 6. yuan– long chen, shu– min zhu, shuo– jen lee and other., 2003: the technology combined electrochemical mechanical polishing. journal of materials processing technology 140. – pp.203– 205. 7. alan s. brown, 2005: flat, cheap, and under control. ieee spectrum. – january. – pp.40– 45. 8. alexeev v.p., 2011: electrochemical mechanical macro-running-in of details. monograph.lugansk: elton-2 . – p.204. 9. peter j. blau., 2005: on the nature of running– in. tribology international 38. – pp.1007– 1012. 10. semenov v., 1991.: mode of lubricating of pair of friction piston ringcylinder of engine // engine construction.№10-11,p.19-23. 11. lyubimov v., kitaev u., 1983.: influence of anionic composition of electrolyte on leveler properties of electrochemical treatment with a periodic abrasive depassivation // electronic treatment of materials. №5.p.13-17. 12. kadaner l., kotlyar a., scherbak m. and other. ,1971.: method of research of anodal kinetics of dissolution of metals in the conditions of their abrasive destruction // electronic treatment of materials.№1. p.15-20. 13. taras zamota., 2010: improvement of tribotechnical characteristics of piston ring surfase at running in / taras zamota, alexander kravchenko // teka, commission of motorization and power industry in agriculture.-vol. xb.-lublin,.-p. 323 – 330. 14. taras zamota., 2010: electrochemical-mechanical running in of the main engine′s conjugations / taras zamota, alexander kravchenko //teka, commission of motorization and power industry in agriculture.-vol. xd.lublin, p.58-65 15. taras zamota, victor aulin. , 2013. improvement of tribotechnical characteristics of the main engine′s pairings at electrochemical-mechanical running-in //teka, commission of motorization and power industry in agriculture.-vol. 13, № 3 lublin.p.244-251 16. zamota t.n., 2011: electrochemical bases of process of macrorunning-in of flat surfaces of friction at ecmr, / t.n. zamota // problems of tribology. international scientific journal. – khmel'nickiy national university, №4, pp.56 – 61. поступила в редакцію 14.02.2014 замота т, аулин в. уменьшение макрогеометрических погрешностей форм деталей и момента трения электрохимико-механической приработкой. эхмп осуществляется в среде электролита, который влияет на эффективность процесса, режим трения и скорость электрохимических реакций. сущность эхмп следующая: деталям механизма придается рабочее движение, между ними прокачивается электролит и пропускается переменный электрический ток. благодаря совместному электрохимико-механическому воздействию происходит быстрая приспосабливаемость одной поверхности к другой. наиболее эффективным фактором является электрохимический, благодаря которому происходит стравливание металла поверхности при гидродинамическом режиме трения. ключевые слова: электрохимико механическая приработка, двигатели, момент трения. 10.doc моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 61 криштопа с.и. ивано франковский национальный технический университет нефти и газа, г. ивано франковск, украина е-mail: retes@mail.ru моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 удк 621.891 для моделирования энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях рассмотрено: физическое и механическое подобие фрикционного взаимодействия пятен контактов микровыступов, а также раскрыто взаимодействие "обода тормозного барабана накладок колодок" барабанно колодочного тормоза автомобиля. ключевые слова: моделирование, физическое и динамическое подобие, барабанно колодочный тормоз, металлополимерные пары трения, микровыступ, пятно контакта, динамическая и тепловая нагруженность, электротермомеханическое трение и изнашивание. введение металлополимерные пары и узлы трения современных машин и агрегатов работают в тяжелых нестационарных условиях, обусловленных действием больших удельных нагрузок, скоростей скольжения и, как следствие, высоких поверхностных температур. последние вызывают резкое снижение эффективности металлополимерных пар трения барабанно-колодочных тормозов автомобилей, что способствует увеличению времени торможения, и как следствие, негативно влияет на безопасность их движения, сохранность пассажиров и грузов. в связи с вышеизложенным особые требования предъявляются к выбору металлополимерных пар трения путем испытаний в стендовых условиях, приближенных к реальным условиям эксплуатации. многочисленные исследования [1, 2, 3, 4, 5, 7, 10 и др.], касающиеся металлополимерных пар трения, испытанных на различных типах машин трения и износа, а также на различных модификациях тормозных стендов применительно к барабанно-колодочным тормозам автомобилей позволили установить следующее: опытные образцы машин трения и износа не отвечают натурным элементам трения не только по геометрическим параметрам, но и по энергонагруженности [1 5]; наблюдаются существенные различия в экспериментальных данных, полученных в лабораторных условиях по сравнению с эксплуатационными условиями; имеют место различные энергетические уровни поверхностных и подповерхностных слоев опытных образцов и натуральных пар трения; элементы последних являются своего рода аккумулятором энергии и электретом (накопителем электронов и ионов) [6, 7, 9]; отсутствует четкая методологическая база перехода от стендовых испытаний натурных металлополимерных пар трения к их исследованиям в эксплуатационных условиях [8, 9, 10]. существенное влияние на закономерности трения и изнашивания рабочих поверхностей фрикционных узлов тормозных устройств оказывает температурное поле, в значительной степени определяющее их эксплуатационные параметры (удельные нагрузки, скорости скольжения, динамические коэффициенты трения, тормозные моменты). расчету температурных полей при трении посвящен ряд работ, в которых реализованы следующие методы: аналитический, численный, аналоговый, графический, экспериментальный и др. [5, 6]. однако ни в одном из методов не учитывается, что теплообразование происходит не только на поверхности трения, но и в материале фрикционных накладок за счет термодеструкционных и термохимических процессов, наблюдающихся при температурах выше допустимой для материала. цель работы – предложить новую трактовку физического и динамического подобия фрикционного взаимодействия пятен контактов микровыступов, а также пар трения при электротермомеханическом режиме нагружения. постановка проблемы процессы, происходящие в поверхностных слоях фрикционных накладок могут вызвать стабилизационное тепловое состояние металлических фрикционных элементов при условии, что выделяемые газы и образовавшийся конденсат в порах поверхностного слоя материала принудительно охлаждают его рабочую поверхность и ведут к изменению в нем направления градиента температурного поля на противоположное. на основании вышеизложенного поверхностные температуры пар трения фрикционных узлов тормозов необходимо определять на двух уровнях: первый – до достижения материалом накладки допустимой температуры; второй – при превышении материалом накладки допустимой температуры. mailto:retes@mail.ru моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 62 при этом тепловое состояние металлического фрикционною элемента рассматривается также на двух уровнях: первый – нижний диапазон установившейся поверхностной температуры; второй – верхний диапазон установившейся поверхностной температуры связан с минимальным температурным градиентом обода металлического фрикционного элемента. такой нетрадиционный подход к тепловой задаче приведет к тому, что при рассмотрении модели фрикционного узла тормоза необходимо не только связывать его нагружение с параметрами полимерной накладки и металлического элемента, но и представлять модели объемов каждого из элементов пары трения. для модели объема фрикционной накладки необходимо определять энергию активации разложения ее материала, а для металлического фрикционного элемента – его энергоемкость, являющаяся величиной устойчивой, при стабилизационном тепловом состоянии обода. материалы исследований физическое подобие фрикционного взаимодействия пятен контактов микровыступов. при моделировании трибосистемы, которой является фрикционное взаимодействие пятен контактов микровыступов, находящихся под воздействием механических, электрических, тепловых и химических полей, имеют место электротермомеханические процессы при трении и изнашивании. узел трения является трибосистемой, подсистемами в которой являются тормозной барабан с его элементами и тормозные колодки с полимерными накладками (рис. 1, а), поверхностные и приповерхностные слои которых имею различные энергетические уровни, как в процессе торможения, так и при разомкнутых парах трения. при этом обод тормозного барабана является аккумулятором тепловой энергии, а полимерная накладка со свойствами электрета – накопителем зарядов (электронов и ионов). а б в рис. 1 – натурное (а) и модельное (б) представление металлополимерных пар трения барабанно-колодочного тормоза автомобиля и их фрикционного взаимодействия пятен микровыступов (в): 1, 2, 3, 4 – тормозной барабан и его конструктивные элементы: обод, подкрепляющее кольцо, боковая стенка; 5, 8 – фрикционная накладка с поверхностным слоем; 6 – тормозная колодка; 7 – зазор между элементами трения; 9 13 – закономерности изменения по толщине: накладки, обода и скоростных токов компонентов омывающей среды; θк – температура вспышки; τ – предельное напряжение сдвига в зависимости от того, какие задачи ставятся при исследованиях узлов трения при физическом моделировании, будут реализовываться модели подсистем соответствующего уровня. например, в подсистеме поверхности трения можно выделить подсистему 2-го порядка, компонентами которой будут структурные составляющие (кристаллиты, зерна, молекулы) элементов пятен контакта микровыступов. использование данной подсистемы оправдано, если требуется рассмотреть процессы возникновения и развития микротрещин при оценке процесса усталостного износа и предотвратить их появление, например, с помощью изменения параметров виброакустической эмиссии при трении. на рис. 1, а, б, в проиллюстрированы натурное (а) и модельное (б) представление металлопоимерных пар трения барабанно-колодочного тормоза автомобиля и их фрикционного взаимодействия пятен микровыступов (в). если в подсистеме фрикционного узла тормоза (рис. 1, а) формируются эксплуатационные параметры режима (удельные нагрузки, скорость скольжения), теплопередающие поверхности и энергоемкость элементов трения, параметры формы (масса, жесткость, моменты инерции, твердость и т.д.), то в подсистеме поверхности трения (рис. 1, в) формируются параметры микрогеометрии контакта (высота и радиус активного микрообъема, площадь пятен, величина сближения контактирующих поверхностей), средняя поверхностная температура фрикционного контакта и ее градиент, объемная температура, напряженно-деформированное состояние пятен микровыступов и их механическое и тепловое искажение, а также амплитудно частотные характеристики процессов внешнего и внутреннего (на уровне электронов и ионов) трения. для оценки зависимости триботехнических параметров узла трения от параметров нагружения, состояния поверхности трения, температуры, влияния скоростных токов компонентов омывающей среды достаточно ограничиться подсистемой первого порядка, оценки параметров которой представлены на рис. 2. моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 63 динамическое подобие подсистемы фрикционного взаимодействия пятен контактов микровыступов. суммарная энергия колебаний микровыступов распределена по спектру генерируемых ею частот и представляет собой, по отношению к микронеровностям пятен контактов, находящихся под воздействием внешнего силового поля, волны напряжений в тангенциальном и нормальном направлениях. в установившемся режиме работы параметры силового поля фрикционного взаимодействия являются постоянными. в результате взаимного перемещения поверхностей пятен микронеровностей при фрикционном взаимодействии возникают вынужденные волны напряжений. спектр их частот очень обширен, поэтому практически всегда он "перекрывает" спектр частот возмущающих волн, генерируемых тормозными механизмами. нормальные и тангенциальные волны напряжений, возникающие на пятнах контактов микронеровностей, будут зависеть от координат, времени, относительной скорости скольжения и максимальной поверхностной температуры, так как, кроме данных волн колебаний, контактирующие микрообъемы материалов испытывают флуктации вследствие электрических и тепловых токов, генерируемых при фрикционных взаимодействиях. при этом микронеровности контактирующих поверхностей будут формироваться и стремиться занять относительно друг друга такое положение, чтобы потери энергии при их взаимном передеформировании были минимально возможны. поверхности трения микровыступов приобретают характер равновесной шероховатости и характеризуются относительно стабильными их геометрическими очертаниями. изменение приведенной жесткости трибосистемы (или приведенного момента инерции) однозначно приводит к реализации переходных и вторичных процессов трения, по завершении которых на контакте устанавливается новая равновесная шероховатость за счет формирования восстановленных вторичных структур i и ii типа (по данным б.и. костецкого) [10]. процесс формирования равновесной шероховатости на поверхностях пятен контактов происходит при резонансе, возникающем между собственной несущей частотой волн напряжений на поверхностях контактов и частотой колебаний напряжений, соответствующих одной из собственных частот колебаний трибосистемы. данное устойчивое состояние заключается в формировании одной несущей частоты трибоспектра и совпадением ее с n-ой собственной частотой трибосистемы. основным критерием достоверности модельного эксперимента следует считать реализацию в условиях модели одинакового с натурным образцом вида изнашивания контактирующих поверхностных слоев микровыступов и интенсивности их износа. для реализации условий динамического подобия при моделировании электротермомеханического трения и его процессов, явлений и эффектов требуется выполнения следующих условий: процесс фрикционного взаимодействия должен реализовываться в реальном масштабе времени, то есть ct = 1; собственные с одной стороны и характерные собственные частоты колебаний с другой стороны следует рассматривать как физико механическую природу пятен микровыступов при электротермомеханическом установившемся режиме трения, то есть при реализации идентичных равновесных шероховатостей натурного образца и его модели; для реализации равновесной шероховатости при модельных и натурных испытаниях ее геометрические характеристики, например, высота и радиус закругления микронеровностей, должны быть одинаковы, то есть константа подобия высоты микронеровностей сh = 1, радиуса закругления микронеровностей сr = 1; величины амплитуд деформаций контактирующих микрои макронеровностей фрикционного контакта и связей трибосистемы при модельных и натурных испытаниях равны единице: са = 1, где а – амплитуды колебаний связей трибосистемы и деформаций пятен контактов на микрои макроуровнях; равенство скоростей скольжения для натурного образца и его модели, т.е. cvcк = 1; процесс изменения геометрии пятен контактов микровыступов идет до тех пор, пока на их поверхностях не произойдет выравнивание удельных нагрузок q. это позволяет охарактеризовать последние на поверхности трения как критерий, равенство которого для реальной поверхности трения и модели является определяющим, то есть cq = qн/qм = 1. с учетом полученного из условий динамического подобия: условия равенства скоростей скольжения и параметров шероховатости для модели и натуры, равенство удельных нагрузок обеспечивает реализацию на поверхности трения пятен контатков процессы восстановления и разрушения вторичных структур i и ii типа; для достижения равенства удельных нагрузок импульсные нормальные силы на площадках контакта должны иметь масштабный коэффициент перехода от натуры к модели, равный масштабному коэффициенту площади контакта, то есть cn = cs = cl2; равенство контактных давлений для объекта и модели, т.е. cq = 1, определяет равенство масштабного коэффициента массы сm = cl2, так как, во-первых, удельная нагрузка прямо пропорционально моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 64 силе и обратно пропорционально площади контакта q = n/s (или в константах подобия cq = cl2 / cl2 = 1), во-вторых, масса прямо пропорциональна силе т = n/g, где g – ускорение свободного падения (сg = 1), т.е. масштабный фактор массы имеет единицу измерения ст = сn = cl2; при одинаковых условиях на пятнах контактов для модели и реальной поверхности, равным сближениям соответствуют равные динамические коэффициенты трения f и равные удельные линейные износы ih; исследователь вправе выбирать геометрический масштаб модели сl и пропорционально изменять, например, номинальную площадь контакта s, т.е. сs=cl2. непосредственно фрикционный контакт на уровне взаимодействия пятен микровыступов моделирования не требует, поскольку отвечает условиям самоорганизующихся процессов. необходимые условия для его реализации определены тем, что материалы поверхностей трения, параметры шероховатости, скорость скольжения, путь трения, удельные нагрузки, условия циркуляции скоростных токов компонентов среды и их моделей равны. узел электротермомеханического трения "обод тормозного барабана – накладки колодки" автомобиля является составной частью фрикционно механической системы тормозного механизма. массы тормозного барабана m1 и тормозной колодки с накладками m2 и их микровыступы совершают взаимные перемещения (рис. 1, а) и являются неотъемлемой составляющей трибосистемы. физическое подобие фрикционного взаимодействия "обод тормозного барабана накладки колодок" барабанно колодочного тормоза автомобиля. в соответствии с данными структурной модели (рис. 2) процессов трения и изнашивания узла трения, функциональная зависимость процесса представляется в общем виде: [ ]θτβ∆θσ= ;;;;;;;;;;;;;;;;;;;;; nxyxx vwsacufslehbjqkcvnфf , где σ – коэффициент теплопередачи, вт/(м2∙°к); n – импульсная нормальная сила прижатия микровыступов обода барабана к микровыступу накладки, н; v – скорость скольжения, м/с; с – линейная жесткость связей, н/м; k – частота собственных колебаний, с-1 ; q – удельные нагрузки в контакте, па; δθ – поверхностный температурный градиент, °к/м; j – момент инерции, кг∙м2; β – вязкое демпфирование, (н∙с)/м; нв – твердость материалов; е – модуль упругости, па; τ – время трения, с; l – путь трения, м; s – площадь контакта, м2; f – сила трения, н; u – весовой износ, кг/м3; с – коэффициент удельной теплоемкости, дж/(кг∙°к); а – амплитуда деформации связей, м; sxx – спектральная плотность мощности амплитудного импульса силы трения, приходящаяся на единицу площади касания, н2/(гц∙м2); wху – комплексный коэффициент передачи двух сигналов; vn – скорость нарастания импульсной нормальной силы, н/с; θ – поверхностная температура, °к. на этапе моделирования полей механического, электрического и теплового подобия всей трибосистемы необходимо учесть ограничения, определяющие ее динамику и условия без трения, и тождественность протекания идентичных физических процессов на фрикционном контакте модели и объекта. для этого при использовании метода анализа размерностей с ограничениями [6, 8] частота колебаний ω, удельные нагрузки q и поверхностный градиент температуры δθ вводятся в краевые условия. в системе основных единиц mltθ (масса, длина, время и температура) выбираем четыре базисных параметра, оказывающих наиболее существенное влияние на процессы электротермомеханического трения и изнашивания трибосистемы и поддающиеся измерению при испытаниях в лабораторных условиях: моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 65 1. коэффициент теплоотдачи, σ – 1301 −− θ=σ tlm . 2. импульсную нормальную силу, n – 0211 θ= −tlmn . 3. скорость скольжения v – 0110 θ= −tlmv . 4. геометрический масштаб l – 0010 θ= tlml . система уравнений, образованная четырьмя базисными параметрами, имеет вид: ;lnln3ln0lnln θ−⋅−⋅+=σ tlm ;ln0ln2lnlnln θ⋅+⋅−+= tlmn ;ln0lnlnln0ln θ⋅+−+⋅= tlmv θ⋅+⋅++⋅= ln0ln0lnln0ln tlml . главный определитель d0 системы уравнений в числовой форме, образованный параметрами mltθ, представляется в виде: 1 0010 0110 0211 1301 0 =− − −− =d . определитель d0 ≠ 0, что подтверждает независимость выбранных в качестве базисных единиц измерений параметров σ , n, v, l. в качестве краевых условий выбираем частоту колебаний, удельные нагрузки и поверхностный градиент температуры, то есть ck = l, cq = 1, сδθ = 1, чем достигается применение одинаковых параметров натуры и модели. расчет масштабных коэффициентов перехода для принятой модели и натурного образца относительно заданного масштабного коэффициента линейных размеров сl проводится по программе, реализующей алгоритм решения линейных уравнений с п неизвестными. результаты произведенного расчета сведены в табл. 1. таблица 1 результаты расчета основных параметров модели узла трения параметр размерность в системе си критерий подобия, = idem масштабный коэффициент перехода формула пересчета с оригинала на модель 1 2 3 4 5 коэффициент теплопередачи, σ вт/(м 2∙°к) базисный параметр 10 ==σ lсс ( ) ( )hm σ=σ импульсная нормальная сила, n н базисный параметр 2 ln сс = ( ) ( ) 2 l h m c n n = скорость скольжения, v м/с базисный параметр lv сс = ( ) ( ) l h m c v v = геометрические размеры, l м базисный параметр cl = 5 – задается частота колебаний, k гц v kl k =π 1=kс ( ) ( )hm kk = удельная нагрузка, q па n ql q 2 =π 1=qс ( ) ( )hm qq = поверхностный градиент температуры, δθ °к/м nv l 3σ∆θ =π∆θ 1=∆θс ( ) ( )hm ∆θ=∆θ момент инерции, j кг∙м2 3 2 nl jv j =π 3 lj сс = ( ) ( ) 3 l h m c j j = моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 66 продолжение таблицы 1 1 2 3 4 5 жесткость стыка, с н/м nl c c =π 3 lc сс = ( ) ( ) 3 l h m c c c = демпфирование, β (н∙с)/м n vβ =πβ lсс =β ( ) ( ) l h m c β =β твердость, нв па n hbl hb 2 =π 1=hbс ( ) ( )hm hbhb = модуль упругости, е па n el e 2 =π 1=eс ( ) ( )hm ee = время трения, t с l tv t =π 1=tс ( ) ( )hm tt = путь трения, l м l l l =π ll сс = ( ) ( ) l h m c l l = площадь трения пятен контактов, s м 2 2l s s =π 2 ls сс = ( ) ( ) 2 l h m c s s = сила трения, f н n f f =π 2 lf сс = ( ) ( ) 2 l h m c f f = весовой износ, i кг/м3 n lvi m 22 im =π 2 im −= lсс ( ) ( ) 2−= l hm mm c i i теплоемкость, с дж/°к 3l cv c σ =π 2lc сс = ( ) ( ) 2 l h m c c c = масса, m кг nl mv m 2 =π 2lm сс = ( ) ( ) 2 l h m c m m = амплитуда деформации связей, a м l a a =π 1=aс ( ) ( )hm aa = спектральная плотность мощности импульсов на единицу площади касания sxx н2/(гц∙м2) vn ls xx sxx 2 3 =π 2lsxx сс = ( ) ( ) 2 l hxx mxx c s s = комплексный коэффициент фрикционного взаимодействия, wxy ( ) ( )гцм/н гцм/н 22 22 ⋅ ⋅ xywxy w=π 1== syy sxy wxy c с с ( ) ( )hxymxy ww = скорость нарастания импульсной нормальной силы, vn н/с nv lvn vn =π 2lv сс n = ( ) ( ) 2 l hn mn c v v = температура обода тормозного барабана, θ °к nv l 2σθ =πθ lсс =θ ( ) ( ) l h m c θ =θ коэффициент взаимного перекрытия, квз 2 2 1 2 21 3 sl ls bk =π 1 3 = bk с ( ) ( )hbmb kk 33 = сопротивление пленок срезу (вторичных структур і и іі типа), δ па n l 2δ =πδ 1=δс ( ) ( )hm σ=δ моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 67 уравнение подобия, объединившее полученные критерии, состоит из 22 критериев, так как, согласно теореме бэкингэма, должно быть равно числу параметров за вычетом четырех базисных:               δσθ σ βσθ∆ = .,,,,,,,,, ,,,,,,,,,,,, 2 2 12 2 21 2 2 32 3 22 2 22 3 232 n l ls ls vn l vn lv w vn ls l a ln mv l cv n lvl n f l s l l l vt n el n blh n v nl c nl jv nv l n ql v kl ff n xy xxm рассмотрим несколько разнородных "стандартных" критериев, характеризующих соотношения силовых, теплофизических процессов и процессов омывающих скоростных токов компонентов среды. трибосистема первого порядка обод тормозного барабана накладки колодки tvp ;;; ηвнешние связи: автомобиль на прямолинейном участке дороги параметры: kcmvp ;;;; β критерий оптимизации і подсистема второго порядка обод тормозного барабана омывающие скоростные токи компонентов среды фрикционные накладки колодок диаметр обода, d весовой износ, u1 твердость чугуна, h1 модуль упругости, е1 площадь s весовой износ, u2 твердость материалов накладки, h2 градиенты потока: скорости , плотности , температуры расход, теплоемкость, с1 теплоемкость, с3 теплоемкость, с2 модуль упругости, е2 теплопроводность, теплопроводность, теплопроводность, теплопередача, теплопередача, поверхностный градиент температуры, поверхностный градиент температуры, параметры шероховатостей поверхностей: высоты микронеровностей ra1, ra2 радиус закругления микронеровностей r1, r2 площадь пятен контактов микровыступов а1, а2 коэффициент взаимного перекрытия кв электротермомеханическое трение. параметры: сила трения f, путь трения s12, скорость скольжения vс, площадь контакта а, удельная нагрузка q, время трения . составление модели трибосистемы оптимизация параметров трибосистемы выдача рекомендации. формулирование выводов лабораторная и эксплуатационная проверка выводов технико-экономическое обоснование выводов подсистема 3 порядка τ 1λ 3λ 2λ 3v∆ 3ρ∆ 3∆θ 3g 1σ 2σ 1∆θ 2∆θ подсистема 4 порядка подсистема 5 порядка подсистема 6 порядка подсистема 7 порядка подсистема 8 порядка рис. 2 – структурная схема электротермомеханического трения и изнашивания фрикционного узла "обод тормозного барабана накладки колодки" моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 68 1. критерий гомохронности, характеризующий однородность процессов во времени: v ∙ t/l = idem, где v – скорость; t – время; l – путь, в реализованном моделировании получается, если критерий времени πt разделить на критерий пути трения πl, то есть: idem== l tv l l l tv . так как в выражение критерия гомохронности входят параметры v, t, l, то даже если ни один из этих параметров не входит в число базисных, перемножение критериев скорости и времени и деление на критерий пути в результате обеспечивает получение критерия гомохронности. 2. критерий ньютона, характеризующий отношение удельной нагрузки к удвоенной плотности энергии получим, если критерий силы трения πf умножим на критерий времени πt, разделим на критерий массы πт и подставим значение v = l/t, то есть: idem 22 ===      ⋅      ml ft mv tf n f nl mv l tv . 3. критерий фруда, характеризующий относительную величину силы тяжести получим, если критерий массы πт разделим на критерий времени πt с последующей подстановкой n = mg и v = l/t: idem2 2 ===            gt l nt mv l tv nl mv , умножив на квадрат критерия гомохронности получаем: frlg v l tv gt l π==      ⋅      2 2 2 . 4. критерий био, характеризующий отношение перепада температуры по толщине обода к разности его температур и компонентов среды, можно получить, если критерий градиента поверхностного градиента температуры πδθ разделить на критерии разности температур πθ и линейных размеров πl: bionv l nv l π=      σ∆θ       σ∆θ 33 . 5. критерий нусселъта, характеризующий коэффициент теплоотдачи для компонентов омывающей среды можно получить, если критерий пути πl разделить на критерии теплопроводности πλ: nu l ll l π= λ σ =      σ λ       . 6. критерий фурье, характеризующий для нестационарных процессов соответствие между средней скоростью изменения условий в компонентах омывающей среды и средней скоростью перестройки температурного поля внутри тела получим, если критерий температуропроводности πθl разделим на критерии пути трения πl с последующей подстановкой v=l/t: f lll l t vll l vl π= θ = θ =            θ 2 . для учета взаимного влияния фрикционных подсистем рассматриваемой трибосистемы необходимо выполнение дополнительно выведенных критериев, однозначно характеризующих исследуемые триботехнические процессы. 1. критерий идентичности реализации тормозного усилия, характеризующий постоянную величину тормозного усилия получим, если критерий номинальной площади фрикционного контакта πs умножить на критерий сопротивления пленок загрязнений срезу πδ и разделить на критерии скорости нарастания нагрузки πvп и коэффициента взаимного перекрытия πквз с последующей подстановкой v=l/t: idem 332 2 1 2 21 2 2 =π= δ = δ =      ⋅            σ ⋅      i bnbn n tkv s lkv sv sl ls nv lv n l l s , где v – линейная скорость вращения тормозного диска; моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 69 l – путь трения; t – время торможения. 2. критерий идентичности вынужденного охлаждения обода тормозного барабана получим, если критерий поверхностной температуры обода πθ умножить на критерий его площади πs обдуваемого скоростными токами компонентов среды: idem2 2 =π= σθ =      ⋅      σθ θnv s l s nv l , где σ – коэффициент теплопередачи через элементы трения; n – импульсное нормальное усилие, действующие на микровыступы обода; v – скорость скольжения. 3. критерий идентичности тормозного пути получим, если критерий тормозного пути трения πl разделить на произведение критериев площади пятна контакта шины πsш, давления воздуха в шине πр и времени торможения πt (с) последующей подстановкой v = l/t: idem2 2 =π===              ⋅     ⋅              l шш ш ps n pvts nl l tv l s n pl l l где n – нормальная нагрузка на колесо; v – линейная скорость автомобиля. таким образом, выполненные расчеты позволяют определить масштабные коэффициенты перехода от объекта исследования к модельному эксперименту, выполнить стендовые испытания и перенести результаты испытаний на объект исследования. на базе физико математического моделирования изготовлено три экспериментальных стенда для исследования электротермомеханического трения в металлополимерных парах трения барабанно колодочного тормоза автомобиля. выводы таким образом, на основании теории подобия и размерностей произведен первый этап моделирования фрикционного взаимодействия «обод тормозного барабана накладки колодок» барабанноколодочного тормоза. литература 1. костецкий б.и. трение, смазка и износ в машинах / б.и. костецкий. – к.: техника, 1980. – 394 с. 2. трение, износ и смазка (трибология и триботехника) / а.в. чичинадзе, э.д. берлиндер, э.д. браун и др. под. общ. ред. а.в. чичинадзе. – м.: машиностроение, 2003. – 576с. 3. крагельский и.в. трение и износ / и.в. крагельский – м.: машиностроение, 1986. – 480 с. 4. горячева и.г. механика фрикционного взаимодействия / и.г. горячева. – м.: наука, 2001. – 475 с. 5. гаркунов д.н. триботехника / д.н. гаркунов – м.: машиностроение, 1989. – 328 с. 6. харламов п.в. трибоспектральная идентификация и прогнозирование критического состояния подсистемы «тормозной диск – колодка» автомобиля: дисс. … канд. техн. нааук: 05.02.04 / харламов павел викторович. – ростов на дону, 2009. – 172с. 7. ленточно-колодочные тормозные устройства. [монография] / н.а. вольченко, д.а. вольченко, с.и. криштопа, д.ю. журавлев, а.в. возный. – кубанск. государств. технолог. ун-т. и прикарпатск. национальн. ун-т им. в. стефаника, 2013. – 441 с. 8. шаповалов в.в. комплексное моделирование динамически нагруженных узлов трения машин / в.в. шаповалов // трение и износ. – 1985. – №3. – с. 451-457. 9. шаповалов в.в. взаимосвязь процессов трения и динамических характеристик механических механических систем: автореф. дисс. … докт. техн. наук / в.в. шаповалов. – м.: вниижт, 1988. – 36с. 10. заковоротный в.л. динамика трибосистем. самоорганизация, эволюция / в.л. заковоротный. – ростов на дону: дгту, 2003. – 501 с. поступила в редакцію 13.01.2014 моделирование энергонагруженности металлополимерных пар трения в стендовых условиях. часть 1 проблеми трибології (problems of tribology) 2014, № 1 70 kryshtopa s.i. design of the power loading of metallic polymer friction pairs at stand conditions. рart 1. on the basis of theory of similarity and sizes the first stage of design of cooperation of friction is made "rim of brake drum protective straps" of drum block brake. a new interpretation of physical and dynamic similarity of cooperation of friction of spots of contacts of microscopic ledges and also of friction pairs is offered at electro thermo mechanical mode of loading. for the design of the power loading of metallic polymer friction pairs it is considered at stand conditions: physical and mechanical similarity of cooperation of friction of spots of contacts of microscopic ledges and also cooperation of "rim of brake drum protective straps" of drum block brake of a car is exposed. the executed calculations allow define the scale factors of transition from the object of research to the model experiment, to execute the stand tests and carry the results of tests on the object of research. on the base of physical and mathematical design three experimental stands are made for research electro thermo mechanical friction in the metallic polymer friction pairs of drum-block brake of the car. key words: design, physical and dynamic similarity, drum -block brake, metallic polymer friction pairs, microscopic, contact patch, dynamic and thermal loading, electro – thermal mechanical friction and wear. references 1. kosteckij b.i. trenie, smazka i iznos v mashinah. – kiev tehnika, 1980. 394 s. 2. trenie, iznos i smazka (tribologija i tribotehnika). a.v. chichinadze, je.d. berlinder, je.d. braun i dr. pod. obshh. red. a.v. chichinadze. m. mashinostroenie, 2003. 576s. 3. kragel'skij i.v. trenie i iznos. m.: mashinostroenie, 1986. 480 s. 4. gorjacheva i.g. mehanika frikcionnogo vzaimodejstvija. m.: nauka, 2001. 475 s. 5. garkunov d.n. tribotehnika. m.: mashinostroenie, 1989. 328 s. 6. harlamov p.v. tribospektral'naja identifikacija i prognozirovanie kriticheskogo sostojanija podsistemy «tormoznoj disk – kolodka» avtomobilja: diss. … kand. tehn. naauk: 05.02.04. rostov na donu, 2009. 172s. 7. lentochno-kolodochnye tormoznye ustrojstva. [monografija]. n.a. vol'chenko, d.a. vol'chenko, s.i. krishtopa, d.ju. zhuravlev, a.v. voznyj. kubansk. gosudarstv. tehnolog. un-t. i prikarpatsk. nacional'n. un-t im. v. stefanika, 2013. 441 s. 8. shapovalov v.v. kompleksnoe modelirovanie dinamicheski nagruzhennyh uzlov trenija mashin. trenie i iznos. 1985. №3. s. 451-457. 9. shapovalov v.v. vzaimosvjaz' processov trenija i dinamicheskih harakteristik mehanicheskih mehanicheskih sistem: avtoref. diss. … dokt. tehn. nauk. m.: vniizht, 1988. 36s. 10. zakovorotnyj v.l. dinamika tribosistem. samoorganizacija, jevoljucija. rostov na donu: dgtu, 2003. 501 s. copyright © 2023 m.s. stechyshyn, o.v. dykha, v.p. oleksandrenko, n.m. stechyshyna. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 20-27 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-20-27 nitriding in a cyclically switched glow discharge m.s. stechyshyn1, o.v. dykha1*, v.p. oleksandrenko1, n.m. stechyshyna2 1khmelnitskyi national university, ukraine 2wu (vienna university of economics and business), austria *e-mail:tribosenator@gmail.com received: 15 april 2023: revised: 25 april 2023: accept:23 may 2023 abstract the paper shows the prospects of nitriding in a cyclically switched discharge, the classification of nitriding processes in a glow discharge according to the criteria of the characteristics of the power source is given. a comparison of the advantages and disadvantages of nitriding processes with constant and cyclically switched discharge is given.from a theoretical point of view, the process of nitriding in a cyclically switched glow discharge is considered based on the concept of an energy model. in accordance with this model, tasks for further theoretical and experimental research are formulated. it is shown that the process of surface modification in a cyclically switched discharge opens up new possibilities associated with variants of the csd itself, which is characterized by: frequency, period and pulse shape. the implementation of the process of adjusting the switching frequency, pitch the ratio of the cycle period to the duration of the signal, and the shape of the signal itself opens up wide opportunities to significantly influence the results of surface treatment. the influence of the shape of the discharge power signal on the kinetics of the nitriding process and its results opens up wide opportunities for studying the process itself. the presence of surges at the beginning and at the end of the cycles can, in principle, significantly affect both the nature of the nitriding process itself and the structure and phase composition of the modified surface layer, since short-term and sufficiently powerful voltage surges should lead to intensive surface sputtering. the destruction of the monolayer of nitrides, which has just formed on the surface, will contribute to the increase of the depth of the nitrided layer due to the diffusion of nitrogen particles, as well as to a certain extent leveling off the blocking effect of the surface nitride layers. keywords: nitriding, glow discharge, cyclic switching, discharge power, waveform, nitride layer depth introduction nitriding in a glow discharge with constant or conditionally constant power is traditionally used as one of the effective methods of surface modification of metals. for this method of strengthening metal surfaces and alloys, both the main theoretical provisions and practical recommendations for its application have been established [13]. nitriding in a cyclically switched (intermittent) glow discharge (csd) opens up fundamentally new possibilities both theoretically and technologically. first of all, this concerns a significant simplification of the principles of the formation of the cage, as well as the danger of the glow discharge turning into an arc. despite the obvious new possibilities opened up by the application of processes in a cyclically switched glow discharge, theoretically this process has hardly been developed, which, of course, does not contribute to the use of all its potential. a separate aspect in the theory of the nitriding process in a cyclically switched discharge is its interpretation from the energy point of view, since in the end all elementary sub-processes are fundamentally regulated by energy prerequisites. by creating certain energy parameters of the process, it is possible to stimulate or, on the contrary, inhibition of the main competing components: formation of nitrides, diffusion of nitrogen into the depth of the surface, sputtering of surface layers. the characteristics of tribological systems on the modified surface of metals depend on the ratio of these components. in addition, the question of the adequacy of the evaluation of the results of surface modification to the practical performance indicators of the modified products is essential. the process is absolutely environmentally friendly. the principle of modification of the metal surface, which is used in the researched process, provides the most favorable economic prerequisites compared to other http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-20-19 problems of tribology 21 technologies similar in purpose, primarily due to extremely low energy costs. the ratio of these components depends on the characteristics of tribological systems on the modified surface of metals. in addition, the question of the adequacy of the evaluation of the results of surface modification to the practical performance indicators of the modified products is essential. the process is absolutely environmentally friendly. the principle of modification of the metal surface, which is used in the researched process, provides the most favorable economic prerequisites compared to other technologies similar in purpose, primarily due to extremely low energy costs. the ratio of these components depends on the characteristics of tribological systems on the modified surface of metals. in addition, the question of the adequacy of the evaluation of the results of surface modification to the practical performance indicators of the modified products is essential. the process is absolutely environmentally friendly. the principle of modification of the metal surface, which is used in the researched process, provides the most favorable economic prerequisites compared to other technologies similar in purpose, primarily due to extremely low energy costs. classification of nitriding processes the general systematization of surface modification processes using glow discharge qualifies them as vacuum-diffusion gas discharge [2, 4, 5]. most of the theoretical studies of the process refer to one of its possible variants, where the power source is continuously loaded on the discharge chamber. however, in principle, other power options are also possible, and in this case, certain technological advantages are achieved. fig. 1. classification of nitriding processes in glow discharge according to the criterion of power source characteristics consideration of nitriding in a glow discharge precisely according to the criterion of continuity of power leads to the scheme shown in fig. 1. in the vast majority of cases, nitriding installations in glow discharge were formed according to the scheme of direct polarity (conventional name), in which the part is the cathode. in theory, the doctrine prevailed, according to which nitriding of parts to which the positive pole of the power source is attached (reverse polarity) is impossible [6]. however, later a number of studies were conducted, including experimental ones, which proved that nitriding is possible even with such a feeding scheme. at the same time, it is only important to provide a method other than cathodic bombardment to heat the parts to the temperature regulated by the technological regime. this version of the process is especially effective when using an arc discharge, when the current density is significantly higher compared to glow discharge [7]. in the future, the nitriding method with reverse polarity, in the case of sufficient theoretical work, can be used as one of the really 22 problems of tribology possible options, since it creates conditions for a relatively low energy of the incident flow in the area of nitride formation energies. thus, the low-energy spectrum of the incident flow may contribute to the growth of the activity of nitride formation while reducing the intensity of their sputtering [8]. in chronological order, technologies with continuous power supply were introduced first. such systems are fundamentally simpler, and, most importantly, ensure the transfer of a greater amount of energy to the falling flow and, accordingly, to the processed parts. in the complex, this contributes to a greater intensity of modification and a shorter duration. better stability of the discharge is observed when using ripple filters, but this complicates power supply units and their cost, in addition, electricity costs increase [2]. in ac power supply units, there are options for completely or partially cutting off one of the phases (as a rule, the positive one, if a process with direct polarity is used). without such a cut-off, the heating of the anode, as a rule, the walls of the chamber increases and the intensity of nitriding decreases. however, the latter can lead to a softer regime of nitriding, in accordance with better indicators of plasticity of the modified layer. a certain reduction of the negative influence of the positive phase on the nitriding process can be achieved by the asymmetry of the voltage shape due to the displacement of its average value in the negative zone. in principle, the shape of the voltage can be sinusoidal, rectangular or arbitrary up to its programmed change. it is obvious that the use of a rectangular voltage form with other constant parameters provides a greater energy saturation of the incident flow, accordingly, the regime is more rigid, but the processing time is shorter. the simplest is the option of using the transformed voltage of the industrial frequency, because it eliminates the need to use rectifiers. high-frequency current feeding is somewhat similar in principle (excluding the effect of the positive phase) to nitriding with intermittent feeding. nitriding with constant feeding has a significant technological disadvantage. it consists in the increased complexity of garden formation. this is primarily due to the fact that in all places where there are gaps larger than 0.5 mm, local burning of the discharge occurs, but already in the arc mode. this leads to local overheating of the parts, and in some cases, to the impossibility of conducting the process, because an arc occurs when trying to increase the voltage in such places. the need to take into account the mentioned circumstance complicates the construction of hangers or tables that would ensure a tight base of parts on them. however, even when the condition of a tight base of the part on the table is met, the presence of chamfers on the supporting surface of the parts also causes a certain problem, since it together with the supporting surface of the table forms a wedge-shaped gap. another drawback, especially in comparison with gas furnace nitriding, there is a low efficiency of modification of holes, especially of small diameter, with their relatively long length. from the theory of discharge with a hollow cathode, it is known that the field strength in the hole is practically zero at a depth of more than two diameters [2]. the necessary results of nitriding of the holes can be achieved due to a significant increase in the duration of the treatment, but in such a setting, all other advantages of nitriding in the glow discharge are negated, especially in terms of duration, since in this case the process follows the scheme of ordinary furnace gas nitriding. nitrogenation in the csd in recent years, nitriding technologies in glow discharge with intermittent power supply cyclically switched discharge (csd) have been used in increasingly noticeable volumes. the main principle of the formation of the csd is that the duration of the signal in the cycle should not be longer than the time of the transition of the glow discharge to the arc, and the pause should not be less than the extinguishing of the arc discharge, if it even occurred. under such conditions, there is practically no need for automatic arc discharge cutting devices, or they can be used according to a scheme with an extremely simplified algorithm. the cage can be formed in compliance with the requirements, which are no more complicated than in the case of ordinary furnace nitriding. in other words, if we ignore the issue of uneven surface temperature distribution caused by mutual heating from the adjacent part, then in the garden they can be placed practically in a heap or use any supporting surfaces, hooks for hanging, etc. at the same time, existing local surface exceptions, gaps, etc., play almost no negative role. it has been experimentally established that, using csd, it is possible to nitride small-diameter holes with a relatively significant depth [9, 10]. however, since the energy transfer to the falling flow takes place only in part of the cycle, the efficiency of nitriding is lower, and in some cases the actual nitriding phase is two or even more times longer than with continuous nitriding [11]. by the way, with regard to the terminology used in this work, it should be noted that it is fundamentally incorrect, since we deal with voltage pulsations all the time even during normal nitriding, especially in cases where filters are not used. intermittent power supply with the help of csd is characterized in terms of classification by several characteristics: frequency or period and pulse shape. it would be optimal to be able to adjust the switching frequency, since it, together with the ability to change the frequency the ratio of the cycle period to the duration of the signal will have the most significant effect on the processing results. the option using a high-frequency field allows the use of standard power generators (provided that the positive phase is cut off), although there are problems with the shielding of the installation elements to prevent the occurrence of radio interference. if sources are used that allow adjusting the gap, then in principle it is possible to implement both continuous and intermittent power supply options in one installation. such versatility allows you to optimally use the potential possibilities of the process, because in the presence of complications related to the shape of the parts (local exceptions, holes, etc.), you can use csd, while the period of the actual nitriding phase will increase. if the shape of the part is not problems of tribology 23 complicated. then it is advisable to switch to a more productive continuous power supply method. a similar choice can be made when there is a need to apply less rigid technological regimes. with regard to the shape of the pulse, this question should first of all be considered as an object of theoretical studies of the formation of the energy spectrum of the falling flow under alternating voltage, both in the phase of voltage increase and its decrease. a certain role, perhaps in this sense, can be played by tension fronts. parts related to the shape (local exceptions, holes, etc.) can be used by csd, while the period of the actual nitriding phase will increase. if the shape of the part is not complicated. then it is advisable to switch to a more productive continuous power supply method. a similar choice can be made when there is a need to apply less rigid technological regimes. with regard to the shape of the pulse, this question should first of all be considered as an object of theoretical studies of the formation of the energy spectrum of the falling flow under alternating voltage, both in the phase of voltage increase and its decrease. a certain role, perhaps in this sense, can be played by tension fronts. parts related to the shape (local exceptions, holes, etc.) can be used by csd, while the period of the actual nitriding phase will increase. if the shape of the part is not complicated. then it is advisable to switch to a more productive continuous power supply method. a similar choice can be made when there is a need to apply less rigid technological regimes. with regard to the shape of the pulse, this question should first of all be considered as an object of theoretical studies of the formation of the energy spectrum of the falling flow under alternating voltage, both in the phase of voltage increase and its decrease. a certain role, perhaps in this sense, can be played by tension fronts. a similar choice can be made when there is a need to apply less rigid technological regimes. with regard to the shape of the pulse, this question should first of all be considered as an object of theoretical studies of the formation of the energy spectrum of the falling flow under alternating voltage, both in the phase of voltage increase and its decrease. a certain role, perhaps in this sense, can be played by tension fronts. a similar choice can be made when there is a need to apply less rigid technological regimes. with regard to the shape of the pulse, this question should first of all be considered as an object of theoretical studies of the formation of the energy spectrum of the falling flow under alternating voltage, both in the phase of voltage increase and its decrease. a certain role, perhaps in this sense, can be played by tension fronts. theoretically, the process of nitriding in a cyclically switched glow discharge (csgd) is supposed to be considered based on the concept of the energy model [2, 12]. the main differences and additions to previously performed theoretical studies are reduced to the following: 1) the kinetics of the movement of the particles of the incident current in the near-cathode zone will have a feature related to the fact that at the moment of pause (absence of voltage) the charged particles will no longer move under the influence of the electric field strength, but by inertia tangential to their previous one at the moment of removal potential of the trajectory field; 2) a change in the kinetic dependences, including the values of the parameters of the motion of the mediated particle, will affect the probabilistic characteristics of the falling particles reaching the cathode, as well as the angular parameters of their collision with the surface. in turn, the angular characteristics will change the conditions of energy transfer from the particles of the incident flow to the surface components; 3) removing the field tension at certain moments of particle movement will stop their accumulation of kinetic energy, which will affect the distribution of particles by energy levels; 4) therefore, the energy spectra of the incident flow will change, depending not only on the traditional parameters of the technological regime, but also on the characteristics of the specified csd; 5) since all the main indicators of the energy model relative energy factors primarily depend on the shape of the energy spectra, the change of the latter requires additional research; 6) the formation of the structure of the modified layer also changes, the main dependences of the processes of phase formation during csd require separate studies; 7) the most significant consequence of the processes of formation of tribotechnical systems is the study of the influence of their structure on the wear resistance of modified layers. the practical result is the establishment of regularities of technological process control depending on the necessary processing results, formed on the basis of the requirements of the conditions of the subsequent operation of the objects; 8) for the practical application of the positive nitriding factor of small-diameter holes when using csd, it is necessary to develop a theory of changes in the concentration of diffusants in relatively long holes; 9) since the energy balance of plants operating with the use of csd can significantly differ from the similar indicator of plants with continuous power, this issue requires a separate study; 10) when applying csd, conditions are created for controlling the intensity of phase formation by changing the rigidity of the technological regime, therefore, the issue of nitriding in csd of nitrogen-active metals is of particular practical interest; 11) it is also necessary to investigate the possible influence on the ncsd process of the shape of the voltage change and the deviation of this shape from the ideal; 12) an important role will be played by the processes in the internal local exceptions of the surface, since it will be necessary to compare the behavior of such surface elements in the process of nitriding under different power options; the noted problems form the basis of a new scientific and technical task nitriding of metals in a cyclically switched discharge. the practical implementation of the research results is primarily aimed at using the positive properties of nitriding processes with intermittent discharge discharge. 24 problems of tribology hardware implementation of nitriding in csd according to the data given in works [9-10], the introduction of the cyclic switching mode during nitriding in the glow discharge opens up additional opportunities to improve the efficiency and quality of the specified technology, primarily: the possibility of nitriding parts of a complex shape is expanded (the presence of deep and narrow grooves, small-diameter holes, long holes, etc.); the risk of local damage to modified surfaces is reduced by reducing the probability of arc discharges; the permissible range of adjustment of parameters important for optimizing the technological process, such as the pressure in the discharge chamber and the temperature of the surface of the parts, is expanded; the control of preventing overheating of the surface is significantly simplified due to the release of additional discharge energy. the development of the experimental layout of the device for the implementation of cyclic switching of the gas discharge was based on the following prerequisites: maximum compatibility with existing electrical and electronic equipment; use of available element base; the possibility to provide a sufficiently wide range of switching parameters for the purpose of further optimization of modes and their comparative analysis; reliable equipment protection against overloads and abnormal situations. the justification of the switching parameters is primarily based on the following requirements for the pulse current source: the shape of the pulse should be rectangular, which would ensure a jump from the zero level to the desired zone of anomalous glow discharge; the duration of the pulse should be shorter than the arc development time (approximately less than 100 μs), while the formation of the arc is disturbed; if necessary, the current can be interrupted during any pulse; the pause that follows each pulse should be short enough to ensure easy ignition of the discharge under the action of the next pulse, i.e. be less than a few milliseconds; the ratio of the duration of the pulse and the pause should vary widely to effectively control the heating of the parts. typical values of the pulse duration, which are recommended in [10], are in the range from 20 to 100 μs, while the pause duration can vary from 20 to 200 μs. it should be noted that the processes of ignition and extinguishing of the discharge are characterized by significant inertia, and this circumstance imposes certain restrictions on the choice of time parameters of switching. moreover, the inertia of gas discharge processes may depend on the geometry of the discharge space and its dimensions, which in real conditions can vary in a very wide range. the conclusion follows that it would be imprudent to unconditionally transfer the recommendations [10, 13], which were developed on an experimental installation with a chamber with a diameter of 400 mm and a height of 600 mm, to the case of much larger installations. the same applies to the results, obtained in the process of physical research of miniature gas discharge devices (the so-called laboratory discharge). however, it was decided at this stage of development to provide a sufficiently wide range of current switching parameters in order to refine it after conducting a series of preliminary experiments. namely, we specify the ranges of variation of the frequency f of pulse tracking from one to ten kilohertz, the filling factor of the period from zero to one: / 0...1 n t t   , where t is the pulse tracking period 1 /t f , n t is the duration of the pulse (duration of the active part of the period). in order to save time and costs, it was decided to use the power supply unit of the existing plants for nitriding in the glow discharge and the corresponding control devices (csd nitriding process controller), as well as current and discharge voltage sensors. to implement the pulse mode of the installation, the power supply unit is additionally equipped with a t-shaped rc smoothing filter and a specially developed intermittent mode controller (imc), which includes a power electronic key ec with a control and protection device. for the construction of the power switch, a powerful transistor of the mosfet structure was chosen, which is characterized by the following advantages, first of all in comparison with bipolar transistors: low power of consumption in management circles; good characteristics when working in parallel, which makes it relatively easy to increase the power of the key (up to certain limits). at the same time, as with the use of bipolar transistors, in this case there is an urgent problem of protection against current overloads, which sharply reduce the reliability of the key. the device for implementing cyclic switching of a gas discharge is described in detail in [14]. the practical implementation of the device on a nitriding installation in a smoldering cyclic-commutated problems of tribology 25 discharge confirmed its operability in the conditions of real technological processes. at the same time, all the planned prerequisites mentioned above have been achieved, which opens the way to the experimental use of cyclically switched discharge for surface modification of metal alloys on a fundamentally new basis. the application of this method allows solving a number of technological problems, the most important of which is the modification of parts of a complex shape, with holes and depressions of small transverse and large dimensions. it was possible to effectively nitride such parts only with the use of furnace nitriding in ammonia gas environments, that is, a process that is unacceptable in modern conditions not only in view of its economic indicators, but also, first of all, from the point of view of environmental safety. in addition, the probability of surface damage caused by the accidental transition of a glow discharge to an arc, which is often observed when using continuous power supply of the discharge chamber, is significantly reduced. practical implementation of nitriding in csd the presence in the installation scheme of the block of cyclic switching of the discharge does not exclude the possibility of using the equipment in the constant discharge mode, providing for the possibility of mobile variation of the modes: constant and switched. in ac power supply units, it is possible to completely or partially cut off one of the power lines (as a rule, the positive one, if a process with direct polarity is used). the absence of such a cut-off helps to increase the heating of the anode, which leads to a decrease in the intensity of the process. however, such a phenomenon can lead to softening of the nitriding process itself, obtaining better indicators of plasticity of the modified layer. a certain reduction of the negative influence of the positive phase on the nitriding process can be achieved by the asymmetry of the voltage shape due to the displacement of its average value in the negative zone. in principle, the shape of the voltage can be sinusoidal, rectangular or arbitrary up to its programmed change. the influence of the signal shape on the process of formation of the modified surface layer requires a separate study. obviously, that the use of a rectangular form of voltage with other constant parameters ensures a greater energy saturation of the incident flow, correspondingly, a greater rigidity of the regime, with a shorter duration of processing. the simplest is the option of using a transformed industrial frequency voltage, which is somewhat similar in principle (excluding the effect of the positive phase) to nitriding with intermittent power supply. the use of cyclically switched power discharge of the discharge chamber, which is carried out by current in the form of an intermittent signal, has a number of significant advantages: the possibility of forming such a ccr, in which the duration of the signal in the cycle does not exceed the time of transition of the glow discharge into the arc. the duration of the pause is not less than the extinguishing time of the arc discharge, in the event of its occurrence, which negates the need for automatic arc discharge cutoff devices, or they can be used according to a scheme with an extremely simplified algorithm; fig. 2. the shape of the change in the discharge current with a cyclically switched discharge of a rectangular shape with a slit 2  . the process of forming the cage is significantly simplified, since the need to comply with the requirements for gaps and deep holes practically disappears; there is an opportunity to nitride holes of small diameter with a relatively significant depth; it should be noted as a disadvantage when using the csd that the energy transfer to the falling flow takes place only in that part of the cycle where the signal is active and the efficiency of the process is lower, and in some cases the nitriding phase is two or even more times longer than with a continuous discharge. the nature of the change in current during a cyclically switched discharge is shown in fig. 2, voltages in fig. 3. however, in general, the surface modification process in a cyclically switched discharge opens up new possibilities associated with variants of the ccr itself, which is characterized by: frequency, period and pulse shape. the implementation of the process of adjusting the switching frequency, pitch the ratio of the cycle period to the duration of the signal, and the shape of the signal itself opens up wide opportunities to significantly influence the results of surface treatment. 26 problems of tribology fig. 3. the shape of the discharge voltage change with a csd of a rectangular shape with a slit 2  . the influence of the shape of the discharge power signal on the kinetics of the nitriding process and its results opens up wide opportunities for studying the process itself. the presence of surges at the beginning and at the end of the cycles can, in principle, significantly affect both the nature of the nitriding process itself and the structure and phase composition of the modified surface layer, since short-term and sufficiently powerful voltage surges should lead to intensive surface sputtering. the destruction of the monolayer of nitrides, which has just formed on the surface, will contribute to the increase of the depth of the nitrided layer due to the diffusion of nitrogen particles, as well as to a certain extent leveling off the blocking effect of the surface nitride layers. conclusions the use of cyclically switched discharge nitriding in glow discharge technology allows to obtain adjustable and even predictable processes of surface modification of metals and alloys, formation of surface layers with specified properties, especially for parts of complex configuration. references 1. stechyshina n.m. corrosion-mechanical wear resistance of food production equipment parts: monograph / n.m. stechyshina, m.s. stechyshyn, n.s. mashovets – khmnelnytskyi: khnu, 2022.-181p. 2. shepherd i.m. theory and practice of hydrogen-free nitriding in a glow discharge. kharkov: national scientific center "kharkov physical and technical institute", 2006. 364p. 3. caplun v.g. ionic nitriding in hydrogen-free environments: monograph / v.g. kaplun, p.v. capon. – khmelnytskyi: khnu, 2015.–315p. 4. pastor i. m.,vacuum-diffusion treatment of the surface of metals with the use of glow and arc discharges in gases / i. m. pastukh, a. a. andreev, v. m. shulaev // new thermal processes. library ottom. kharkiv, nnc khfty. – 2004. – p. 5 57. 5. shepherd i. m.modification of metals with the application of nitriding in the glow discharge: state and prospects / i. m. pastukh // problems of tribology. khmelnytskyi, 2004. no. 3 4. -s. 42 55. 6. vacuum arc devices and coatings / a. a. andreev, l. p. sablev, v. m. shulaev, s. n. grigoriev. kharkov: national scientific center "kharkov physical and technical institute", 2005. 238 p. 7. shepherd i. m.energy analysis of nitriding models in a glow discharge / i. m. pastukh // bulletin of the khmelnytskyi national university. khmelnytskyi, 2006. no. 5. p. 7 14. 8. kwon sc,. a comparative study between pulsed and dc ion nitriding behavior in specimens with blind holes / sc kwon,. gh lee, m. c yoo // 1st international conference of ion nitriding. cleveland, ohio. 1986. p. 77 81. 9. grun r. industrial advances for plasma nitriding / r. grun // 2nd international conference on ion nitriding. – cincinnati, ohio. 1989. p. 157 163. 10. bosyakov m.n., equipment for hardening processing of machine and tool parts by the method of ion nitriding in the plasma of a pulsating current / m.n.bosyakov, d.v. zhuk, p.a. matusevych // col. acc. international conf. "equipment and technologies of heat treatment of metals and alloys in mechanical engineering (ottom 4)". part 2. kharkov: national scientific center "kharkov physics and technology institute". 2003. p. 271 276. 11. pastukh i. m. fiziko technical treatment of the surface of metals by anhydrous nitriding in a glow discharge: diss. dr. technical sciences: 05.03.07./ i. m. pastukh – khmelnytskyi, 2008. – 520 p. 12. dressler s. plasma parameter control for industrial situations / s. dressler // 2nd international conference on ion nitriding. – cincinnati, ohio. 1989. p. 183 193. 13. v.s. kurskoi, v.v. lyukhovets, o.s. zdybel hardware implementation of power supply of cyclically switched discharge in nitriding installations. // bulletin of the khmelnytskyi national university. technical sciences. – 2017. – no. 3. – p. 27–31. problems of tribology 27 стечишин м.с., диха о.в., олександренко в.п., стечишина н.м. азотування в циклічнокомутованому тліючому розряді в роботі показані перспективи азотування в циклічно-комутованому розряді, наведена класифікація процесів азотування в тліючому розряді за критерієм характеристик джерела живлення. приводиться порівняння переваг і недоліків процесів азотування з постійним і циклічно-комутованим розрядом. в теоретичному плані процес азотування в циклічно-комутованому тліючому розряді розглядається виходячи з концепції енергетичної моделі. у відповідності до цієї моделі сформульовані завдання для проведення подальших теоретичних та експериментальних досліджень. показано, що процес модифікації поверхні в циклічно комутованому розряді відкриває нові можливості, пов’язані з варіантами самого цкр, який характеризується: частотою, періодом та формою імпульсу. реалізація процесу регулювання частоти комутації, шпаруватості – відношення періоду циклу до тривалості сигналу, та форми самого сигналу відкриває широкі можливості суттєво впливати на результати обробки поверхні. вплив форми сигналу живлення розряду на кінетику процесу азотування та його результати відкриває широкі можливості для дослідження самого процесу. наявність сплесків на початку та в кінці циклів в принципі може суттєво впливати як на характер самого процесу азотування, так і на структуру та фазовий склад модифікованого поверхневого шару, оскільки короткочасні та достатньо потужні сплески напруги повинні призводити до інтенсивного розпорошення поверхні. руйнування моношару нітридів, які щойно утворились на поверхні, сприятиме збільшенню глибини азотованого шару за рахунок дифузії часток азоту, а також нівелюватиме до певної міри блокуючий ефект поверхневих нітридних шарів. ключьові слова: азотування, тліючий розряд, циклічна комутація, живлення розряду, форма сигналу, глибина нітридного шару copyright © 2022 v.v. aulin, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv, d.v. holub. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 55-63 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-55-63 thermodynamic substantiation of the direction of nonequilibrium processes in triadconjugations of machine parts based on the principles of maximum and minimum entropy v.v. aulin*, s.v. lysenko, a.v. hrynkiv , d.v. holub central ukrainian national technical university , ukraine * e-mail: aulinvv @ gmail.com received: 05 april 2022: revised: 05 may 2022: accept: 27 may 2022 abstract the article gives a thermodynamic substantiation of the direction of nonequilibrium processes in tribocouples of machine parts, in tribosystems, based on the principles of maximum and minimum entropy. it is clarified how nonequilibrium processes can be substantiated on the basis of the minimum and maximum function of entropy production: linear and nonlinear nonequilibrium processes and their different thermodynamics. the entropy production function is considered as a function of thermodynamic force flows and thermodynamic flows. the theory of nonequilibrium processes is based on the liouville equation for classical tribosystems, taking into account external influences or perturbations. it is shown that in thermodynamic processes in tribosystems the principle of entropy maximization is realized as the second principle of synergetics. key words: triadconjugation of details, nonequilibrium processes, thermodynamics, synergetics, entropy, thermodynamic flow introduction the essence of the principle of maximum entropy production g. ziegler is that the evolution of the nonequilibrium tribosystem develops in the direction of maximizing the production of entropy in it under given external constraints. the second law of thermodynamics in the language of entropy production is formulated as follows: entropy production 0 s  not only has a positive value, but also goes to the maximum. given the statistical interpretation of entropy and the work of boltzmann and gibbs, entropy, and consequently its production, tends to increase to the maximum level assumed by the constraints imposed on tribosystems. the final equilibrium state of the tribosystem is the most probable and is described by the maximum number of microstates. such a statistical interpretation allows us to consider the principle of maximum entropy production as a natural generalization of its clausius-boltzmann-gibbs formulation, and in some cases as a consequence. literature review the peculiarity of nonequilibrium thermodynamics in tribosystems is initially based on the equations of balance of entropy, momentum energy and matter and on the first two laws of thermodynamics [1,2] . compared with the principle of i. prigogine [ 4 ] , the principle of g. ziegler [5] describes a wider range in the evolution of nonequilibrium tribosystems and is a more generalized approach in their study and study of the relationship of characteristics and properties with entropy (entropy production) [3] . g. ziegler's principle makes it possible to constructively construct both linear and nonlinear thermodynamics. it follows that onsager's variational principle is valid only for linear nonequilibrium thermodynamics of tribosystems [4,6] . at that time, the principle of onsager-diarmati, as a partial statement, is valid for stationary processes, in the presence of free forces. from it follows the principle of i. prigogine [7-9]. if given thermodynamic forces (flows), then, based on http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-55-54 56 problems of tribology the principle of g. ziegler, the tribo system will adjust its thermodynamic flows (forces) to max s  [10-12]. if s  it is a quadratic function, then the relationship between flows and forces in the tribosystem is adjusted as a result. if the system is in a stationary weakly nonequilibrium state, but part of the thermodynamic forces remains free, then the currents generated by ziegler will begin to reduce the thermodynamic forces, and those in turn thermodynamic flows. as a result, the production of entropy is minimized: mins [4]. it is possible to substantiate nonequilibrium processes in tribosystems by the methods of general statistical theory [13-15]. classical kinetic theory is not suitable for relatively dense tribosystems with a strong interaction between their elements and particles. the problem is to create a nonequilibrium microscopic theory that can describe such systems. this is primarily to obtain the equations of energy transfer, momentum, mass and calculation of kinetic coefficients directly from the equations of classical and quantum mechanics. such a statistical theory began to develop intensively from the middle of the twentieth century [16,17]. l. onsager stated: the temporal evolution of the function of a given physical quantity in the equilibrium system occurs on average by the same laws as the change of the corresponding macroscopic variable in the nonequilibrium system [1,2,10,18]. being in an unbalanced state, the tribosystem does not feel how it got into it due to fluctuations or due to external influences, and therefore its next reaction must be the same. as a result of relaxation of the nonequilibrium tribosystem near the state of equilibrium and resorption of fluctuations will occur according to the same laws [19,20]. purpose the aim of this work is a thermodynamic substantiation based on the maximum entropy of the direction of nonequilibrium processes occurring in the triad conjugations of machine parts. results if the tribosystem, the conjugation of machine parts, is in some nonequilibrium state, then after some time (relaxation time) it will come to an equilibrium state from the set of possible states for which the entropy will be maximum. the change in entropy during this period of time will be the maximum among the possible, and therefore the maximum becomes the production of entropy. the variational principle gives possible relations of linear nonequilibrium thermodynamics:  k kiki xlj ; kiik ll  , (1) where ik l – the matrix of kinetic coefficients independent of i j and k x . the system of equations (1) makes it possible to describe the transfer of entropy, momentum, mass. the above equations (1) are valid for relatively small thermodynamic forces, when the relationship between forces and flows is almost linear. this is l. onsager's first deductive formulation of linear nonequilibrium thermodynamics. if the values of irreversible forces are given i x , then the true flows i j maximize the expression )],(),([ kikis jjjx  . the variation in flow j at constant x is equal to: 0)],(),([  xkikisj jjjx ; (2)  ki kiikki jjrjj ,2 1 ),( , (3) where  – the scattering potential ( 0 ); ikr – coefficient matrix, inverse matrix ikl , matrix ikr – can be considered a system tensor, which should be considered as the sum of symmetric iks and antisymmetric ika tensors:    ki kiikkiik jjajjs ,2 1 . (4) because for the antisymmetric tensor 0iia and kiik aa  , the antisymmetric part of the tensor ikr in equation (3) does not contribute to the scattering potential  and the tensor ikr becomes symmetric problems of tribology 57 kiik rr  . substituting the expression  i iis jx into equation (2), as well as transforming (3) by replacing the variation derivative over the corresponding flows, we obtain: 0 2 1 ,             constxi ki kiikii i jjrjx j . (5) the equation for thermodynamic force after differentiation will look like:   k k kkjkkjjki jrjrrx )( 2 1 . (6) since the flow function is nonnegative 0 , the solution of equation (6) with respect to unknown flows is equal to:    k k kjkkjkj xlxrj 1 , (7) where jkjk lr  1 . in this case jk r – a symmetric matrix, it is 1 jk r also symmetric. this suggests that the expression )],(),([ kikis jjjx  in equation (2) has one extreme point ki jx , , which is described by expressions (6) and (7). because the flow function  is a homogeneous quadratic positive function, this point is the point of maximum. note that the onsager variation principle is formulated for thermodynamic flows in the tribosystem. for the space of forces in the tribosystem, according to i. diarmati, if the values of thermodynamic flows are given i j , then the irreversible existing forces i x maximize the expressions ),(),( kiiis xxyjx  , ie we have: 0)],(),([  jkiiisx xxyjx ; (8)    ki kiikki xxlxxy ,2 1 , , (9) where   0,  ki xxy is the scattering potential in the force space of the tribosystem. analysis of entropy production shows that its function is a symmetric bilinear form. then according to the principle of diarmati equation (2); (3) and (8), (9) are equivalent. the principle of minimum entropy production, formulated by i. prigogine, against the background of the apparatus of nonequilibrium thermodynamics also describes various nonequilibrium processes supported by constant applications of irreversible forces jix i ,1,  where nj  , n is the number of forces in the system and entropy production is minimal nji ,...,1 , disappear. prigogine's principle is a simple consequence of the onsager-diarmati principle. the theory of linear nonequilibrium thermodynamics is widely used in tribosystems: – it becomes possible to solve the system of equations of mass transfer, momentum and energy, because the number of equations is equal to the number of unknowns; – using non-diagonal coefficients ik l , it becomes possible to describe cross-flows in chemical, electrical and other kinetic processes; – it is possible to obtain additional information about the values of kinetic coefficients; – the presence of entropy production values s  that have extreme values in the nonequilibrium state allows to obtain additional information about the characteristics and properties of the tribosystem. note that linear nonequilibrium thermodynamics in tribosystems describes thermodynamic forces of small magnitude. linear nonequilibrium thermodynamics cannot explain and describe the fundamental problems of self-organization, oscillatory processes, etc. onsager's linear thermodynamics in thermodynamic theory is generalized to the nonlinear case on the basis of the maximum entropy production (g. ziegler's principle). in the flow space   k j we have:  k kikis jjxj )()( . (10) 58 problems of tribology to find the functional dependence )( kk jx , g. ziegler proposed the principle of maximum entropy production s  : if an irreversible thermodynamic force i x is given, then the true flow i j that satisfies the equation  i iiis jxj )( contributes to the maximum entropy production. s  [5] . this principle can be widely used in the theory of plasticity in the form of the principle of maximum rate of dissipation of mechanical energy (mises principle): the rate of dissipation of mechanical energy per unit volume during plastic deformation has maximum value for the actual stress state among all stress states. plasticity. the strain rate is considered fixed. this principle of the theory of plasticity is in fact generalized to all nonequilibrium thermodynamics. for nonequilibrium processes described by linear nonequilibrium thermodynamics, in the tribosystem at a given complex of forces there is always a maximization of the max)( is j entropy production function, ie from the ziegler principle we can obtain the onsager principle. g. ziegler's principle is realized in the system of equations:                                 i ii ki kiik constx ki i ii ki kiikkiik i jxjjr jxjjrjjr j , , , , 0   . (11) where the space of thermodynamic forces is determined by the expression:      k kiki jrx   12 . (12) substituting the last expression for the thermodynamic force in the second equation of system (11), we obtain: 1 1 2           ie μ = 2. given this, we have: 02 , ,                      constx ki i ii ki kiikkiikj jxjjrjjr . (13) taking into account equation (10) and making some transformations, we obtain: 0 2 1 ,          constxki kiiksj jjr , or      0,,  constxkikisj jjjx . (14) the latter indicates that the principle of g. ziegler follows the variational principle of onsager. the research shows that the function of entropy production, as a function of flows, is convex, and g. ziegler's principle proves a mutually unambiguous correspondence between flows and forces and triadconjugations of details. this is confirmed by the geometric interpretation of the function )( is j : it )( is j tries to go to zero when 0 i j , and the whole surface )( is j is sign-defined. when 0)(  is j , for arbitrary values of forces, the line of intersection of the surface )( is j and the plane  i ii jx will lie in the negative region and max s  corresponds to this line. based on the principle of g. ziegler, it can be argued that there can never be physically realized states of tribosystems with negative entropy production, ie always 0 s  . in the variational construction of nonequilibrium thermodynamics, a particular species s is postulated, ij and ix there is some freedom in expression. problems of tribology 59 if in the tribosystem there are two thermodynamic forces 1 x and 2 x , which are known functions of flows 1 j and 2 j . the entropy production in this case is equal to:       1212121121 ,,, jjjxjjjxjjs  . (15) the orthogonality condition is: nk j x k s k ,1; *      ; (16) 1 2 1               k k k s s j j   . (17) converting (16) and (17), taking into account (15), we obtain: 1 1 * 1 j xx  ,, 2 2 * 2 j xx  _ where δ is the deviation from the orthogonality condition, which is finally in these conditions equal to:                     1 1 12 2 2 21 2 2 22 1 1 11 21 j x jx j x jx j x jx j x jx jj s   . (18) assuming that δ → 0, we have:         2 21 211 1 21 212 , , , , j jj jjx j jj jjx ss       . (19) equation (19) defines a class of functions s for which thermodynamic forces are determined. it is valid for the quadratic function s  (15) if the onsager reciprocity relations are valid. if we assume that the fluctuation of quantities ia near the equilibrium state occurs according to a linear law (proportional to xi) and that they are ergodic, we can obtain reciprocity and give kinetic coefficients ijl through time correlation functions to quickly change i a the corresponding values: ,)()( 0 dtoatal jiij     (20) where )()( oata ji  is the averaging over the equilibrium ensemble of functions )(ta i  with the distribution function )(ap :           bk as ap )( exp)(  , (21) where k b – the boltzmann constant; )(as – change of entropy at fluctuation ssas eq  )( ; eqs – entropy system in equilibrium; )......( jie aaaa  – a set of values that characterize the system. the physical meaning of expression (20) is as follows: the longer the fluctuation, ie, the slower the attenuation of the correlation function, the greater the canonical coefficient. let the tribosystem at the moment 0t be in an unbalanced state with entropy 0s . until the next time t, when the difference 0tt  is significantly longer than the duration of one interaction, but less than the relaxation time, the system can go to one of the states with entropy s1…sn (s1<…<sn) . due to the fact that the ongoing process in the tribosystem is spontaneous, the entropy si, will be greater than s0. according to onsager's approach, the transition to the state with entropy sn will be the most probable. each of the states s1.. sn can be considered as a fluctuation, the probability of which is greater the greater the entropy of the equilibrium state min neq ss . as a result, the value 0 0 tt ss n   will be maximum possible and the system evolves according to the principle of maximum entropy production max s  . 60 problems of tribology modern theory of nonequilibrium processes is characterized by a great variety of approaches, but the main ideas are quite close to each other [ 21,22 ]. the liouville equations [ 23,24 ] for classical tribosystems are taken as a basis: 0   qly q li t   , (22) where ),,( tpqq is the phase function of the particle distribution of the triboelement material; q , p – coordinates and momentum in 6n – dimensional space; t – time; iy – imaginary unit; ll is a linear liouville operator.                     k k r kk r k l q h pp h q hil ,,   (23) where φ is a function; hr is the hamiltonian of the system, h r = h r (q,p,t). we believe that the nonequilibrium macroscopic state is described by a set of observed quantities t m p , which is the average value of the corresponding basic dynamic variables pm (energy, momentum, number of particles). since t m p it does not unambiguously define the distribution )(t , we choose the one that corresponds to the principle of max information entropy. finally get the quasi-equilibrium distribution ρq: ),)()(exp()(  m mmq ptftt (24) where                  dгptft m mm )(expln)( – (25) the masier-planck function, which is determined from the rationing condition, and the lagrangian factors fm(t) are selected from the self-matching condition: , dгppp mq t qm t m  (26) where ),!/( зn p hndqdpdг  n – the number of particles of the material of the tribosystem element, hp – the planck constant. based on equality (26), the average values on the quasi-equilibrium ensemble (24) coincide with the true value of the macroscopic quantities. let at some point in time t we have: )()( tt q   , (27) then the solution of liouville's equation (22) is a function [44,45]: )())(exp()( tlttit q   . (28) it is determined that due to the significant infinity of classical phase trajectories, the behavior of the macrosystem at considerable time intervals should not depend on the microscopic characteristics of the initial conditions. evolution with equal probability can begin with any state )(t q  in the time interval from 0t to t and the distribution takes the form:     t t q tdtltti tt t 0 )())(exp( 1 )( 0  . (29) after some transformations of equation (16) we have:     t q tdtlttittt )())(exp())(exp(lim)( 0   . (30) note that the preboundary statistical distribution satisfies the liouville equation with an infinitesimal source on the right:  )()( ttil t q      . (31) problems of tribology 61 when 0 , the source selects the "delayed solution" of this equation and describes the irreversible evolution of the system. correlations (30, 31) form the basis of the method of nonequilibrium statistical operator, which can be used to obtain kinetic, hydrodynamic or relaxation equations that describe the evolution of the nonequilibrium system at different time scales [1-3,9]. note that the idea of the method is similar to the ideas and results of other existing approaches to building a general theory of nonequilibrium processes from the first principles. if the effect or perturbations that disturb the equilibrium of the tribosystem are weak enough, then the given equations can be simplified by leaving linear perturbation corrections to the equilibrium values according to the theory of linear reactions. let the perturbation be represented as an expression  j jj bh , where hj are some stationary external fields; bj – conjugate dynamic variables. the stationary equations of the reaction parameters of the system f m for this perturbation has the form:  n nmnm fd , (32) where inmmn ppd );(  – generalized transition probability;  j jijmm hbp  );(  – drift member. variational principle can be used to solve equations (32). the test set of reaction parameters of the system satisfies the condition:    m mn nmnmmm fdff . (33) based on this, we can formulate and prove the following principle: the response parameters of the tribosystem, which is the solution (32), maximize among all functions  ,mf subject to condition (33), the entropy production of the system is equal  j t jj bh to the positive constant factor. according to this principle, there is a selection of flows (response parameters) that maximize the production of entropy at given forces. a similar generalization was made by h. nakano, who pointed not only to the maximum entropy production s  , but also to the maximization of the transfer coefficients determined by the linear reaction theory. given the universality of the principle of maximizing information entropy g. hacken, considers the second beginning of synergetics [13,25]. if the external production of entropy is equal  i iise ix , then the internal production of entropy )(i , where  the microscopic parameters describing the internal state of the elements of the tribosystem of the system. if the thermodynamic forces x i are fixed and maintain the state of the tribosystem, which evolves from some initial state to stationary with parameters *  with the relaxation time of the system  , then to produce the entropy of any stationary nonequilibrium state internal and external s must be equal   i iii jx )()( *  . conclusions 1. there is some hierarchy of processes developing in tribosystems: at short intervals the system maximizes the production of entropy max s  at given fixed forces at the observed time, and as a result linear relations will be valid (1); on a large scale, the system varies with free thermodynamic forces to reduce entropy production min s  . this indicates that the speed of the tribosystem's attempt to reach the state with maximum entropy is the highest. 2. the system at each time so selects its thermodynamic flows at fixed thermodynamic forces, so that the change in entropy was maximum and, accordingly, the movement of the tribosystem to the final state is the fastest. this occurs continuously or abruptly (at bifurcation points), depending on the specifics of the system. in the latter case, several forces can correspond to one force at the same time, from which the one that satisfies the ziegler principle is selected, because the relationship between flows and forces is ambiguous. 3. to construct nonequilibrium statistical mechanics of tribosystems based on the liouville equation, it is necessary to obtain time-irreversible transfer equations. the transition to the irreversibility of processes in tribosystems is due to the rejection of a complete description of the distribution function to a brief description of their nonequilibrium states and states of elements. 62 problems of tribology references 1. aulin vv (2014). fizychni osnovy protsesiv i staniv samoorhanizatsii v trybotekhnichnykh systemakh: monohrafiia [ kirovohrad: tov "kod" ] 369 c. 2. aulin vv (2015). trybofizychni osnovy pidvyshchennia zosostiikosti detalei ta robochykh orhaniv silskohospodarskoi tekhniky [dys. ... dr. tech. science: 05.02.04 ] 360 p. 3. aulin v.v. (2016). rol pryntsypiv maksymumu ta minimumu vyrobnytstva entropii v evoliutsiinomu rozvytku staniv trybosystem [problems of tribology. №2] s.6-14. 4. prigozhin i. (1960). vvedenie v termodinamiku neravnovesnyih protsesov [m.: izdatelstvo inostrannoy literaturyi] 127s. 5. tsigler g. (1966) ekstremalnyie printsipyi termodinamiki neobratimyih protsessov i mehanika sploshnoy sredyi [m.: mir] 134s. 6. bershadskiy l.i. (1990). strukturnaya termodinamika tribosistem [k:znanie] 30s. 7. martyushev l.m. (2010). proizvodstvo entropii i morfologicheskiy perehodyi pri neravnovesnyih protsessah [avtoref. dr. fiz.-mat. nauk spets: 01.04.14] 32s. 8. martyushev l.m., seleznev v.d. printsip maksimalnosti proizvodstva entropii v fizike i smezhnyih oblastyah [ekaterinburg: gou vpo ugtu-upi] 83 s. 9. martyushev l., seleznev v. (2006). maximum entropy production principle in physics, chemistry and biology [physics reports. vol. 426, issue 1] p. 1-45. 10. delas n.i. (2014). printsip maksimalnosti proizvodstva entropii v evolyutsii makrosistem: nekotoryie novyie rezultatyi [vostochno-evropeyskiy zhurnal peredovyih tehnologiy. t.6, №4 (72)] s.16-23. 11. dewar r.c. (2005) maхimum entropy production and the fluctuation teorem [journal of physics a: mathematical and general. vol. 38, lssue 21] p.l371-l.381. 12. niven r.k. (2009) steady state of a dissipative flow-controlled system and the maximum entropy production principle [physical review e. vol. 80, lssue 2] p.021113. 13. groot s., mazur p. (1964). neravnovesnaya termodinamika [m.: mir] 456 s. 14. niven r. k. (2009). steady state of a dissipative flow–controlled system and the maximum entropy production principle [physical review e. vol. 80, issue 2] p. 021113. 15. dewar, r. c. (2005). maximum entropy production and the fluctuation theorem [journal of physics a: mathematical and general. vol. 38, issue 21] p. l371–l381. 16. simak v., sumbera м., zborovsky i. (1988). entropy in multiparticle production and ultimate multiplicity scaling [phys. lett. b. v.206] p. 159-162. 17. huberp.j. robast statistics (1981). [n.y.: wiley] 18. barrodale i., erikson r. e. (1980). algorithms for least square linear prediction and maximum entropy spectral analysis [geophysics. v.5, no.3] p. 420. 19. ozawa h., ohmura a., lorenz r. d., pujol t. (2003). the second law of thermodynamicsand the global climate system: a review of the maximum entropy production principle [reviews of geophysics. vol. 41, issue 4] p. 1–24. 20. kleidon a., lorenz r.d. (2005). non-equilibrium thermodynamics and the production of entropy: life, earth and beyond, springer verlag, heidelberg principle [reviews of geophysics. vol. 41] p. 1018–1041. 21. cejnar p., jolie j. (1998). wave-function entropy and dynamical symmetry breaking in interacting boson model [phys. rev. e. v.58, no. 1] p. 387-399. 22. cejnar p., jolie j. (1998). dynamical-symmetry content of transitional ibm-i hamiltonian [phys. lett. b. v.420] p. 241-247. 23. jaynes e. t., levine r. d., tribus m. (1979). where do we stand on maximum entropy?’ in the maximum entropy formalism [m.i.t. press, cambridge] 105 p. 24. vilson a.dzh. (1978). entropiynyie metodyi modelirovaniya slozhnyih sistem [m.: nauka]. 25. budanov v.g. (2006). o metodologi sinergetiki [voprosyi filosofii. №5] s.79-94. problems of tribology 63 аулін в.в., лисенко с.в., гриньків а.в., голуб д.в. термодинамічне обґрунтування спрямованості нерівноважних процесів в трибоспряженнях деталей машин на основі принципів максимуму і мінімуму ентропії в статті дано термодинамічне обґрунтування спрямованості нерівноважних процесів в трибоспряженнях деталей машин, в трибосистемах, на основі принципів максимуму і мінімуму ентропії. з'ясовано, як нерівноважні процеси можливо обґрунтувати на основі мінімуму та максимуму функції виробництва ентропії: лінійні та нелінійні нерівноважні процеси й різні їх термодинаміки. функцію виробництва ентропії розглянуто як функцію потоків термодинамічних сил і термодинамічних потоків. в основу розгляду теорії нерівноважних процесів покладено рівняння ліувілля для класичних трибосистем з урахуванням зовнішнього впливу або збуренння. показано, що в термодинамічних процесах в трибосистемах принцип максимізації ентропії реалізується, як другий початок синергетики. ключові слова: трибоспряження деталей, нерівноважні процеси, термодинаміка, синергетика, ентропія, термодинамічний потік copyright © 2022 k. holenko, y. voichyshyn, o. horbai, m. burian, v. popovych, o. makovkin this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022, 58-68 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-58-68 thermal comfort formation of the bus interior depending on the power unit layout k. holenko1*, y. voichyshyn2, o. horbai2, m. burian2, v. popovych2, o. makovkin1 1 khmelnytsky national university. ukraine 2 lviv polytechnic national university, ukraine e-mail: kgolenko@gmail.com received: 22 september 2022: revised:105 november 2022: accept: 05 december 2022 abstract energy consumption and thermal comfort are among the issues that research engineers of heating, ventilation and air conditioning systems deal with when investigating the most feasible solutions for their implementation. existing methods of thermal comfort assessment are not optimized in two important and interrelated aspects: achieving thermal comfort (a) at the lowest possible energy consumption (b). thermal comfort is situationally achieved when occupants perceive the ambient temperature, humidity, air movement and thermal radiation as ideal and do not prefer warmer or colder air or a different humidity level. thermal comfort is defined by ashrae standard 55 as a subjective concept characterized by the sum of sensations that create physical and mental well-being in a person. that is, he/she is in a state in which he/she feels comfortable and does not need to change one or more environmental parameters. many studies have been conducted according to the international standards for thermal comfort in vehicles. the presence of a large number of people in the bus leads to a deterioration of the air quality in its interior. the loss of quality is mainly caused by gases resulting from breathing and other organic particles. the presence of moisture, combustion products, particles can also reduce the air quality in the interior. air quality is affected by the design features of heating, ventilation and air conditioning systems, which largely depend on the location of the power unit, which is the subject of the research. the influence of the bus engine layout is analysed in the presented work: for the rear-engine layout, the location of the engine vertically in the interior and other cases are also considered. special fans are installed in the engine compartment to remove heat emitted by the engine. key words: thermal comfort, ashrae standard, en iso 7730, hvac, heating, ventilation and air conditioning systems, engine placement, power unit layout, driver interior, passenger compartment, pmv, ppd indices. introduction people spend a lot of time in public transport every day, for example, in buses, trams, trains or subways. to make their journey comfortable, appropriate thermal conditions must be provided by hvac (heating, ventilation, air conditioning) systems. thermal comfort is achieved when passengers perceive the air temperature, humidity, air movement, and heat radiation of their surroundings as ideal and would not prefer warmer or colder air or a different humidity level [1]. current methods of assessing thermal comfort are not optimized following two crucial and interrelated aspects: achieving thermal comfort (a) with the lowest possible level of energy consumption (b). actually, the energy consumption and thermal comfort are major concerns for research engineers in heating, ventilation and air conditioning systems, which are more or less feasible to implement solutions. the purpose of the work the purpose of the work was to investigate air flow distribution from the engine compartment, to analyse http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-58-68 mailto:kgolenko@gmail.com problems of tribology 59 thermal comfort assessment in bus interior according the engine location (in case of different layouts). thermal comfort in transport in fact, energy consumption and thermal comfort are major concerns for research engineers, studying solutions, which are more or less feasible to implement in heating, ventilation and air conditioning systems. for evaluating thermal comfort in the transport environment current standards which propose methods, are en iso 14505 and the american ashrae 55. the first is divided into three parts. in ashrae 55 standard thermal comfort is defined by as a subjective concept characterized by a sum of sensations, which produce a person's physical and mental wellbeing, condition for which a person would not prefer a different environment. european en iso 7730 for assessing thermal comfort in buildings is used, based on the well-known theory of fanger [2] and on the equivalent temperature model [3, 4]. en iso 7730 presents also the pmv and ppd indices proposed by fanger over 30 years ago, fanger conducted a study in which subjects that had "standard" clothes performing a “standard” activity. in order to find an answer in terms of thermal comfort in vehicles many studies have been conducted following the three ways of approach the en iso 14505 [5] standards. some of them take into account the subjective methods based on results collected from questionnaire surveys, others evaluate environmental quality based on experimental assessment of comfort parameters. in practice and in standards, in most cases, air temperature is the most observed and discussed of these parameters. a comfort value of the temperature is usually fixed inside the cockpit (interior) as main set point according to the outdoor air temperature. method to evaluate the thermal comfort as a function of air temperature is the one of the currently useds. this method uses sensors to measure local air temperature values at head and ankles level. the main purpose of this approach is to determine how quickly the temperature will increase or decrease in a warm or cold interior of the vehicle. it studies the non-homogeneity between the temperature at feet and head level and to establish if the global temperature level is situated within the limits of the accepted time. by using this method, only one of the needed parameters that concern the thermal comfort sensation is measured and any influence of air velocity and radiation (hot or cold) are neglected leading to wrong conclusions. this fact is a particularity of the thermal environment in vehicles where the air conditioning system leads to high local air velocities. one of the principal factors of thermal discomfort both indirectly and directly is solar radiation, connected to the strong transient thermal regime. kilic [6] recorded temperature values by 2°c higher in the case of sensors exposed to sunlight compared to those placed in the shaded zones, while a percentage between 18% 31% of the cooling system capacity is used to reduce the load caused by the direct contribution of the solar radiation. the window colour is very important in this case. it can significantly reduce energy consumption for cooling by controlling the amount of fresh air introduced in the interior [7]. a fuzzy controller was used in study [8] in order to control two parameters the air speed at the discharge grill and the percentage of recirculated air. by using the controller, it took less time to attain the desired interior temperature 20°c, which could be reflected on the energy consumption. another method of reducing the fuel consumption of the vehicle is multi-zonal air distribution system. conventional mono-zonal systems recorded an unnecessary energy consumption for cooling in the unoccupied space statistics show, if the vehicle has a low level of occupancy. returning to the perspective of fuel consumption, authors investigated [9] the effect of the air-conditioning system. the effects obtained by reaching more efficient cooling around the occupants. the air distribution system was modified by installation discharge grills for rear passengers. the air being thus introduced through the discharge heaters from the dashboard for the front passengers, and ceiling discharge grills for the rear passengers. the pmv index was evaluated on base of computational fluid dynamics simulations correlated with empirical relations. the experimental validation of the simulations consisted in evaluating the performance of the air-conditioning system at various airflow rates and air temperatures. by the localized airconditioning system, the energy was decreased by 20.8% and 30.2%, respectively, compared to a conventional situation [10, 11]. another innovative air distribution system was studied [12] and concluded that in order to achieve the comfort parameters in the shortest time, the best place to install additional ventilation diffusers is behind the rear seat passengers. the authors found pmv index values between -0.3 and 0.2 during the warm season. totally different from the values (-0.1 and 1) was obtained for situation without discharge heater behind the rear passenger’s seat. the authors noticed a non-uniformity between temperature exceeded 2°c, which measured at chest level between the front and rear parts of the vehicles. in many cases parameters with an influence in assessing thermal comfort, actual thermal comfort indices solar radiation is not taken into consideration. this parameter does not only raise the indoor air temperature but is also a local discomfort parameter. implementing an anti-solar foil is a proven solution to reduce the solar radiation influence. but it has a negative influence on the driving safety during the night. therefore, another solution is to implement local ventilation heater to reduce the energy consumption and to ensure a better uniformity for the indoor parameters of the interior. the numerical calculation of airflow combined with heat exchange in a passenger coach was to carry out in [13]. two cases of boundary conditions were considered with ansys cfx 12.1 software. the first obtained 60 problems of tribology from design calculations common for ordinary buildings and information included in standards and the second was only based on the information included in standards. after analysing of the results, similar average air velocity was 0.79 m/s and it was found for distribution of air velocity in a coach in both cases. however, the distribution of air temperature was different. for case 1 the average indoor air temperature was 25.07°c and for case 2 was 23.53°c. the method of determining the heat solar gains had an impact on the results. a further possibility of a model improvement indicated that human models will be introduced in coaches, in order to verify the conditions of their thermal comfort, and air recirculation. bus power unit layout variants research since we propose the use of an additional fan, which is installed on the engine compartment, we should consider what options there are for the location of the engine in buses (possible layouts). there are shown the examples of buses with different engine locations (layouts) on fig. 1 [14]. а) b) c) d) e) f) fig.1 buses with different engine layouts: a) front with a compartment in the interior; b) front with hood layout; c) middle horizontally under the floor; d) middle vertically; e) horizontally under the rear seats; f) rear vertically with an offset to the left. the front-engine configuration is typical for small buses and minibuses. the layout of this type can be of two kinds. the first is with the location of the engine compartment in the bus interior at the front above the front axle (fig. 1a). the driver usually has his own separate door built in. buses of this type can be seen on the streets of ukrainian cities, so-called "routes". the second kind has a hood layout (fig. 1b) (typically for some brands of buses operated in the usa or some south american countries). american school bus is the most common variant of such bus, which is still manufactured today. front-hood buses can be found in most cities of the world in the form of minibuses or small buses built on mercedes sprinter, vario, etc. chassis. the mid-engine layout is also not very popular today, even less popular than the front-engine one, and is characteristic only for some manufacturers (volvo, van hool, maz). there are two types of such engine layout: under the floor (fig. 1c) and vertically in a special section (fig. 1d). it becomes impossible to create a 100% low floor interior when placing the engine under the floor or when placing the engine vertically, which is installed in areas for standing passengers. it is impossible to ensure a 100% low floor level but with such a scheme, that's why this type of layout could be met in twoor three-section buses. basically, the layout with the engine in the rear part is the most popular. there can be two options, when the engine is located under the rear seats (fig. 1e) or when the engine is placed vertically in a special locker, which is shifted to the left (fig. 1f). temperature state analysis in the bus interior thermal balance general equation of the bus interior will have the form [15]: , (1) where: q1 – infiltration of solar radiation; q2 – heat losses at service stops during the exit and entry of passengers; q3 – amount of heat coming through the surfaces of the bus body; q4 – amount of heat entering problems of tribology 61 through the windows in the bus body; q5 – amount of heat emitted by passengers; q – total amount of heat is needed to stabilize the temperature in the bus interior. we consider heat transfer in stationary environment of constant density in the theory of thermal conductivity of materials, therefore the differential equation of thermal conductivity will have the form [16]: , (2) based on the heat transfer equation (2), we need to find the temperature distribution over the volumetric body, taking into account the change in temperature t depending on the coordinates x, y, z in space and time τ. the equitation (2) could be solved as a stationary one first. it is necessary to determine the initial conditions of the non-stationary problem in order to solve it (3): , (3) we should consider our problem next as a flat heat conduction equitation, the general form of which will have such look (4): , (4) let’s reduce the final simplification of the problem (2) to the one-dimensional equitation of the thermal conductivity (5): , (5) such a equitation is further reduced to the calculation of the temperature distribution along the wall of thickness δ. the basic equation used in fluid and gas dynamics is the reynolds-averaged navier-stokes. the speed in this case is divided into two components (6) [17]: , (6) where: ui – the main component of speed; ui' – the component of speed due to vibrations. instantaneous averaging over the reynolds-averaged navier-stokes equation can be written as follows (7), (8) and (9): , (7) , (8) , (9) where: ρ flux density; µ dynamic viscosity of the substance; u – flow rate; p pressure in liquid or gas; t temperature of liquid or gas; t – flow time; – position tensor in x, y, z coordinates; cp – specific heat capacity of substance; k – thermal conductivity; ui uj is the reynolds stress tensor. since we are evaluating the heating elements efficiency, we should analyse the efficiency of the bus heating system. let’s evaluate the efficiency of the heating system using the exergetic efficiency (eq.10) with some correction factors taken into account: , (10) where: k1 coefficient that depends on the location of the engine; k2 coefficient that depends on the season; k3 is a coefficient that depends on the mode of operation of the bus on the route; – exergy of incoming air flow; – exergy of the external air flow; – exergy of air flow in the room; exergy of the ejected air flow. the next step of our work will be dedicated to study of the heat flow dissipation in the bus interior with different 5 variants of bus engine placement: a front; b middle vertically; c middle horizontally with an opposite engine; d rear vertically shifted to the left; e rear horizontally with an opposed engine. 62 problems of tribology basically, the temperature values on the walls that separate the engine from the passenger compartment are approximately 30-50 0с. knowing this, we can now set the initial parameters (table 1) to calculate and simulate the temperature distribution in the ansys fluent flow software environment [18, 19] for those five different bus layouts. table 1 boundary conditions for air flow modelling in the bus interior # parameter unit meaning 1 gravity m/s2 -9.81 2 velocity magnitude (inlet area) m/s 0,25 3 temperature (inlet area) k 318 4 temperature of internal volume and walls k 293 5 convection for static air w⁄m2k 25 we will additionally use special fans, which are installed on the engine compartment regardless of its location, and serve to transfer the heat released by the engine during its operation and disperse this heat throughout the bus interior. the calculation method should be explained first. we have designed 3d models of bus interior spaces with air intake and exhaust locations to achieve our goals. having the necessary models, fea mesh was generated for the appropriate models for applying of the boundary conditions. the next step was to set up the solution and run the simulation to obtain the results of the calculations. the vast majority of real liquid or air flows will pass in a turbulent mode [20 – 22], because they carry out non-uniform movement in the required areas. we perform calculations on a simplified model of a city bus in our study that is, we have a 3d model of the bus with only those elements that we need in the calculations, namely the elements of the internal space of the bus. total calculation time on the equipment (2 intel xeon processors 24 cores, ram 48 gb, nvidia geforce 4gb video) was 6 hours 17 min. later we consider the results of modelling temperature flows in bus interiors with different engine layouts. taking into account the fact that microclimatic parameters are standardized at three levels (floor, middle and head) in many regulatory documents, we will also further consider the distribution of temperatures in these zones as shown in fig. 2. we divided the interior of the bus into 6 zones: 3 horizontally (floor, middle and head level) and 3 vertically (driver's interior, middle storage and rear platforms). fig. 2. zones of the bus interior heat flow modelling – front layout (a) as we can see in fig. 3a, the air flows come out of the engine compartment from the front near the driver's workplace and then disperse throughout the bus interior. air flows intensively at the level of the feet with temperature fluctuations in the region of 250с at the driver's workplace. next, the air flow is dispersed throughout the interior, keeping to the floor level. the air speed at floor level is approximately 0.18-0.19 m/s. the temperature fluctuates at the level of 18-200с (fig. 5b and 5c) in this area. as you can see, the air circulation is not very active, because the distribution of air is somewhat limited, due to the fact that a wider flow of air is hindered by the wheel arches and the fact that the air is blown lower, closer to the floor. in principle, there is no air circulation in the driver's interior. one plane is chosen at the level of the seats of the left row (fig. 3b), and the second in the middle of the interior (fig. 3c). as it can be seen from fig. 3 the hotter air is expected at floor level between the front wheel arches and the temperature in this area is approximately 20-250с. to visualize the air stream velocity we have used 300 lines modelling (fig. 1a) – it’s optimum meaning to show the situation inside of interior properly: more lines will fill the space with indistinguishable flows; less meaning will steal important information about the flow’s behavior (where and how the air flows are getting and spreading inside). the highest speed of the air flow correspondents to the closer to red color and is observed near the inlet and outlet channels (both are working as funnels). the same approach with 300 lines modelling is used for all the rest calculation cases presented below. problems of tribology 63 a) b) с) d) fig. 3. velocity and temperatures distribution in the interior with a front layout: a) velocity in the interior; b) temperature distribution along the plane at the level of the left row of seats; c) temperature distribution along the plane at the level of the middle of the interior; d) temperature maps of the interior volume heat flow modelling – middle vertically layout (b) a) b) c) d) e) f) fig. 4. velocity and temperature distribution in the interior with a middle vertically layout: a) velocity in the interior; b) temperature distribution along the plane at the level of the left row of seats; c) temperature distribution along the plane at the level of the middle of the interior; d) temperature distribution on the plane at the level of the right row of the interior; e), f) temperature maps of the interior volume 64 problems of tribology air flows were simulated in the middle vertically engine layout, taking into account the fact that three additional fans are installed in the middle of the engine compartment, so there are three places for blowing warm air. as we can see in fig. 4a, the air flows from the places where warm air is blown into the engine compartment in three different directions (left to the front, right to the back, and straight towards the middle door). it can be seen that the air flows intensively disperse in places of the interior to the wheel arches at a height of approximately 1.5 m from the floor level with a speed somewhere at the level of 0.2-0.25 m/s with a temperature of approximately 25-27 0с (fig. 4a). there are almost no air flows in the driver's interior. air speed and temperature in the driver's interior are 0.2-0.25 m/s and 18-20 0с, respectively. this happens due to the fact that the driver's interior is separated from the interior space. next, the air flow is dispersed throughout the interior. the highest temperature values are reached at the storage site and are 27-28 0с. as you can see, the air circulation is very active, since the air distribution comes from 3 points and is directed in different directions. the average air speed in the interior is 0.2-0.25 m/s. we choose the first plane at the level of the seats of the left row (fig. 4b), the second in the middle of the interior (fig. 4c) and the third at the level of the seats of the right row (fig. 4d). the highest temperature values are reached at the storage site and are 27-28 0с. as it can be seen from fig. 4e and 4f, hotter air is assumed at the level of the seats near the engine compartment and, accordingly, is dispersed upwards in the space of the bus interior with a temperature of 25-27 0с. looking at the temperature maps, it’s clear that the passenger compartment is heated better than the driver's interior. heat flow modelling – middle horizontally with an opposite engine layout (c) air flows were simulated, taking into account that two additional fans are installed on the left and right walls on the floor (opposite engine compartment). it turns out that there will be two places for blowing in the middle of the bus interior. a) b) c) d) fig. 5. velocity and temperature distribution in the interior for middle horizontally with an opposite engine layout: a) velocity in the interior; b) temperature distribution along the plane at the level of the left row of seats; c) temperature distribution along the plane at the level of the middle of the interior; d) temperature maps of the interior volume as we can see in fig. 5a, the air flows from the warm air outlets on the engine compartment, which in our case is also the part of the floor, in two different directions (left up and right up) and disperse at the ceiling level. air circulation occurs at a speed of approximately 0.2-0.25 m/s at head level. it can also be seen that the air flows are intensively dispersed in the front part of the bus and also enter the driver's interior, where the air speed is at the level of 0.2 m/s. as you can see, air circulation is very active in the driver's interior and the front part of the bus interior. in the rear part of the bus, air flows circulate in smaller quantities than in the front part. we choose the first plane at the level of the seats of the left row (fig. 5b) and the second in the middle of the interior (fig. 5c). the temperature fluctuates almost uniformly throughout the bus interior in the region of 14-16 0с, which is a fairly comfortable microclimate. hotter air is expected in places along the flow of hot air from the fans and dissipates accordingly upwards (fig. 5c). the temperature is around 20 0с at head level in such locations. heat flow modelling – rear vertically shifted to the left layout (d) problems of tribology 65 air flows were modelled taking into account that the additional fan is located on the wall of the engine compartment above the last two seats in the left row of bus seats. a) b) c) d) fig. 6. velocity and temperature distribution in the interior with rear vertically shifted to the left layout: a) velocity in the interior; b) temperature distribution along the plane at the level of the left row of seats; c), d) temperature maps of the interior volume air flows from the warm air outlet on the engine compartment above the seats in the rear part of the bus interior (fig. 6a). it is clearly visible that the air flows intensively disperse above the bus interior with an air speed of fig. 6a, approximately at the level of the standing passenger’s head, and also enter the driver’s place due to the fact it is not tightly separated from the interior. the speed of air flow in this area is 0.15-0.22 m/s. we choose the plane at the level of the seats of the left row (fig. 6b). the temperature fluctuates in the area in most of the interior is around 18-20 0с, only in the rear part in the area of the thermal air outlet it reaches 22-24 0с. heat flow modelling – rear horizontally with an opposed engine layout (e) an additional fan is located on the wall of the engine compartment below at the level of the feet for the presented case. air flows come from the warm air outlet on the wall of the engine compartment under the seats in the back of the bus interior (fig. 7a) and intensively dispersed around the interior by turbulent flows at a speed of 0.18-0.2 m/s, and also enter the driver’s interior with the low speed 0.17-0.18 m/s due to the fact that that the driver's place is not tightly separated from the rest of the interior volume. the plane is chosen at the level of the seats left row (fig. 7b) and at the level of the middle of the interior (fig. 7c). the highest temperature values are in the rare part of the bus at the level of the legs and waist are 2428 0с. further, the temperature drops in the interior, it will reach 18-22 0с in the middle of the bus and 18-20 0с in the driver's interior. after analysing the obtained results, we will compile data in tables with temperatures and air velocities for the researched 5 layouts different of the bus (table 2, 3). it must be admitted that the air dispersity depends much of the convection for static air inside of the interior: either the conditioning system is activated and blows actively or the windows are opened which could be possible during the warm season of the bus exploitation. being said the research experiments presented in the current publication were based on 25 w⁄m2k (table 1). minimal convection of the static air could be 5 w⁄m2k (typical) for the real-life buildings, etc, but the presence of a large number of people in the bus leads to a deterioration of the air quality in its interior. the loss of quality is mainly caused by gases resulting from breathing and other organic particles, so the convection should be raised however to 25 w⁄m2k to achieve the necessary refreshing of the air volume. on another hand stays the fan speed, which is variable (was set 0.25 m/s in our boundary conditions) and could be increased by necessity. should it help for the circulation and comfort? well, it depends on the bus layout: for example, the increasing the fan speed for rear vertically shifted to the left layout (d) won’t be efficient – the air stream will just pass faster near the passenger’s heads, but less its portion will be renewed on the middle and especially floor level! 66 problems of tribology a) b) c) d) fig. 7. velocity and temperature distribution in the interior for rear horizontally with an opposed engine layout: a) velocity in the interior; b) temperature distribution along the plane at the level of the left row of seats; c) temperature distribution along the plane at the level of the middle; d) temperature maps of the interior volume table 2 temperature parameters in the bus’s interior depending on the power unit layout # power unit layout interior level driver's interior, m/s middle area, m/s rear area, m/s 1. a) floor 25 18-20 18-20 2. middle 19-20 18-20 14-20 3. head 18-20 18-20 14-20 4. b) floor 18-20 25-27 18-20 5. middle 18-20 27-28 18-20 6. head 18-20 27-28 20-21 7. c) floor 14-16 14-16 14-16 8. middle 14-16 14-16 14-20 9. head 14-16 18-20 14-20 10. d) floor 18-19 19-20 14-16 11. middle 18-19 19-20 16-18 12. head 19-20 20-22 22-24 13. e) floor 18-20 19-22 26-28 14. middle 18-20 19-22 24-25 15. head 18-20 19-22 20-22 table 3 air velocity in the bus’s interior depending on the power unit layout # power unit layout interior level driver's interior, m/s middle area, m/s rear area, m/s 1. a) floor 0,2 0,18-0,19 0,1-0,15 2. middle 0,05 0,18-0,19 0,1 3. head 0,02 0,05 0,05 4. b) floor 0,2 0,2-0,25 0,2-0,25 5. middle 0,2-0,25 0,2-0,25 0,2-0,25 6. head 0,2-0,25 0,2-0,25 0,2-0,25 7. c) floor 0,2 0,2-0,25 0,2 8. middle 0,2 0,2-0,25 0,2 9. head 0,2 0,2-0,25 0,2 10. d) floor 0,18-0,19 0,15 0,2-0,25 11. middle 0,18-0,19 0,15 0,2-0,25 12. head 0,18-0,19 0,15 0,2-0,25 13. e) floor 0,17-0,18 0,18-0,2 0,2-0,25 14. middle 0,17-0,18 0,18-0,2 0,2-0,25 15. head 0,17-0,18 0,18-0,2 0,2 problems of tribology 67 conclusions fea computer modelling in engineering or scientific development is very important nowadays, because we can get the preliminary results of our work and its shortcomings with the help of specialized software, which will allow to eliminate problems much faster in the future without live tests. boundary conditions and the designed calculation approach are the keys to create maximum similar to the real-life results and environment methodology, which will be accurate and efficient enough to imitate the bus interior air flow. it was proposed to add an additional fan, which will be attached to the engine compartment, and the outlet channel on the rear wall of the bus. by using computer simulation carried out in the ansys fluent flow software environment the results of the calculation showed that the temperature with 5 different layouts of the interior remains within the normal range of approximately 296-305 k, but differs significantly by the locations. the best circulation of air flows occurs with the following layouts of the engine in the bus: middle vertically and rear horizontally with an opposite engine. such schemes are the most efficient due to the balance of temperature vs velocity distribution and final microclimate comfort inside of interior. references 1. haller g. (2006). thermal comfort in rail vehicles. rta rail tec arsenal fahrzeugversuchsanlage gmbh, vienna. 2. p.o. fanger, proposed nordic standard for ventilation and thermal comfort, in: in proc. int. conf. on building energy managment, 1980. 3. h. nilsson, i. holmér, m. bohm, o. norén, equivalent temperature and thermal sensation comparison with subjective responses, in: comfort in the automotive industryrecent development and achievements, bologna, italy, 1997, pp. 157-162. 4. h.o. nilsson, i. holmér, definitions and measurements of equivalent temperature, european commission cost contract no smt4-ct95-2017. 5. iso, ergonomics of the thermal environment evaluation of thermal environments in vehicles: principles and methods for assessment of thermal stress, in: iso 14505-1:2007, 2007. 6. m. kilic, s.m. akyol, experimental investigation of termal confrot and air qualitu in an automobile interior during cooling period, heat masstransfer, 48 (2012) 1375-1384. 7. b. torregrosa-jaime, f. bjurling, j.m. corberan, f.d. sciullo, j. paya, transient thermal model of a vehicle's interior validated under variable ambient conditions, applied thermal engineering, 75 (2015) 45-53. 8. s. sepehr, m. dehghandokht, a. fartaj, temperature control of a interior in an automobile using thermal modeling and fuzzy controller, applied energy, (2012) 860–868. 9. m.s. oh, j.h. ahn, d.w. kim, d.s. jang, y. kim, thermal comfort and energy saving in a vehicle compartment using a localized air-conditioning system, applied energy, 133 (2014) 14-21. 10. p. dancaa, a. vartiresa, a. dogeanu. an overview of current methods for thermal comfort assessment in vehicle interior energy procedia 85 (2016) 162 – 169. 11. d.w. lee, impact of a three-dimensional air-conditioning system on thermal comfort: an experimental study, int.j automot. technol., 16 (2015) 411-416. 12. i.sarna, a.palmowska. modelling of the airflow in the passenger coach. architecture civil engineering enviroment, no 4, 2019, рр.125-132 13. şaban ünal. an experimental study on a bus air conditioner to determine its conformity to design and comfort conditions. journal of thermal engineering, 2017, no 1, рр. 1089-1101 14. horbai o.z. mitsnist ta pasyvna bezpeka avtobusnykh kuzoviv: monohrafiia / o.z. horbai, k.e. holenko, l.v. krainyk. – lviv: vydavnytstvo lvivskoi politekhniky., 2013. – 276 s. 15. o. a. tryhub, v. v. zahubynoha, l. a. tarandushka. vyznachennia produktyvnosti nahnitaiuchykh ventyliatoriv systemy avtomatychnoi ventyliatsii kuzova avtomobilia. visnyk vinnytskoho politekhnichnoho instytutu, 2018, №4. – s. 95-102. 16. o. horbay, y. voichyshyn, e. yakovenko. (2020). study of the heating system of a city bus. international symposium of education and values, 4, p. 70. 17. özgur ekici and gökhan güney. (2017). experimantal and numerical investigations of heating in a bus interior under transient state conditions. computational methods and experimental measurements xviii. transactions on engineering sciences, 118, рp. 49-59. 18. jhan piero rojas, guillermo valencia ochoa, jorge duarte forero. cfd analysis of swirl effect in a diesel engine using openfoam. 10.15866/iremos.v13i1.18372, 2020, vol 13 (1), pp. 8 19. zhang, t., yin, s. & wang, s., an under-aisle air distribution system facilitating humidification of commercial aircraft interiors. building and environment, 45, pp. 907–915, 2010 20. dolinskiy a.a., draganov b.kh. optimizatsiya energeticheskikh sistem na osnove teoretikografovykh postroyeniy [optimization of energy systems based on graph-theoretic constructions]. kiev: akademperiodika, 2013. 67 p. 21. zhang, t., li, p. & wang, s., a personal air distribution system with air terminals embedded in chair armrests on commercial airplanes. building and environment, 47(1), pp. 89–99, 2012. 22. zhang, t. & chen, q., novel air distribution systems for commercial aircraft interiors. building and environment, 42, pp. 1675–1684, 2007. 68 problems of tribology голенко к.е., войчишин ю.в., горбай о.з., бур’ян м.в., попович в.в., маковкін о.м. формування теплового комфорту салону автобуса в залежності від компоновки силового агрегата енергоспоживання та тепловий комфорт належать до проблематики, якою займаються інженеридослідники систем опалення, вентиляції та кондиціювання повітря при пошуку рішень, найбільш можливих для їх реалізації. існуючі методи оцінки теплового комфорту не є оптимізованими за двома важливими і взаємопов'язаними аспектами: досягнення теплового комфорту при мінімально можливому рівні енергоспоживання. тепловий комфорт ситуативно досягається тоді, коли пасажири сприймають температуру, вологість, рух повітря та теплове випромінювання навколишнього середовища як ідеальні і не надають перевагу більш теплому чи холодному повітрю або іншому рівню вологості. тепловий комфорт визначається стандартом ashrae 55 як суб'єктивне поняття, що характеризується сумою відчуттів, які створюють у людини фізичне та психічне благополуччя: вона перебуває в стані, за якого почуває себе комфортно і не потребує зміни одного чи декількох параметрів навколишнього середовища. було проведено багато досліджень за міжнародними стандартами щодо теплового комфорту в транспортних засобах. присутність великої кількості людей в автобусі приводить до погіршення якості повітря в його салоні. втрата якості в основному викликана газами, що утворюються в результаті дихання та виходу інших органічних частинок. наявність вологи, продуктів згоряння, частинок також може знизити якість повітря в салоні. на якість повітря впливають і конструктивні особливості систем опалення, вентиляції та кондиціювання повітря, які в значній мірі залежать від розташування силового агрегату, що і є предметом проведених п’яти досліджень. проаналізовано вплив розташування двигуна міського автобуса спереду, в базі та в задній частині на зміну повітрообміну в салоні. для задньомоторної компоновки розглянуто також розташування двигуна вертикально в шафі-тумбі. для відбору теплоти, яка виділяється двигуном у мотовідсіку встановлено спеціальні вентилятори. ключові слова: тепловий комфорт, ashrae, en iso 7730, hvac, опалення, вентиляція та кондиціонування повітря, розташування двигуна, кабіна водія, пасажирський салон, pmv, ppd. copyright © 2022 o. salenko, m. khorolska, v. lopata, a. solovuch, v. kulyzhskyi. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 2/104-2022, 94-103 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-94-103 using a functional approach in solving problems improve performance waterjet equipment o. salenko1, m. khorolska1, v. lopata 2*, a. solovuch3, v. kulyzhskyi4 1kremenchug mуkhailo ostrohradskyi national university, ukraine 2e.o. paton electric welding institute of the national academy of sciences of ukraine, ukraine 3central ukrainian national technical university, ukraine 4g.s. pisarenko institute for problems of strength national academy of sciences of ukraine, ukraine *e-mail: beryuza@ukr.net received: 25 april 2022: revised: 22 may 2022: accept: 15 june 2022 abstract the paper shows the influence of parameters of the calibration tube jet-abrasive devices on the quality of the process of waterjet cutting critical parts. the results of modeling the formation of two-phase flow and its movement in the calibration tube. determined that the effects wear ductal fluid of the tube varying intensity and character. in this regard there is the need for functional-oriented approach to the choice of means to ensure the desired geometric parameters of the tube. it is concluded that the decrease in the intensity of ductal shot material of the tube and thus maintain its geometric parameters is possible by the use of suitable protective coatings , thickness and physical and mechanical characteristics are selected on the basis of value attributes according to the intensity and type of abrasive loading surface. key words: waterjet cutting, calibration tube, protective layers, functional-oriented approach. introduction the appearance and widespread using in industry of new structural materials, especially composites, and new high-tech products, makes the need for new methods of treatment. one of these methods is hydroabrasive cutting. the use of hydroabrasive cutting justifies itself especially where use of traditional methods does not give a satisfactory quality. additional costs for works or reducing of the production rate go into oblivion. an additional advantage of this method is its cleanliness and environmental friendliness. modern systems of hydroabrasive cutting provide continuous optimization of production and quality in manufacturing. the need for high processing results requires sustainability and compactness of jet-abrasive stream. fig. 1. calibration tubes, collet mixing chamber and sapphire nozzle inserts by firm synergicinc., (provider – elfihmbh, austria) http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-104-2-94-103 problems of tribology 95 using of hydroabrasive processing enables significantly improve the quality of machined surface and cutting performance, which requires the development of promising new layout tools for combined treatment. among the trends of hydroabrasive treatment the improving of the accuracy and efficiency of processing equipment is allocated. effectiveness can be enhanced by increasing fluid pressure (600 mpa) and the number of concurrent working heads [1, 2]. however, increasing of working pressure leads to intensification of systems of wear of hydrocutting equipment, including calibration tubes (fig. 1), which in turn reflected in the cost of processing. objective calibration tube is one of the most important elements of hydrocutting system, which affects the technological and economic characteristics of the cutting. industrial observations suggest that most functional failures in the implementation of hydroabrasive cutting occurs due to sudden changes in geometry of jet-forming elements (nozzle and calibration tube). the tube is exposed to constant wear, resulting in internal diameter increases, which determines the wear tube. usually firmness of tube presents 10...15 hours, and its cost arrives at 20...50 $ [2]. in this regard, an urgent task is improving the stability of calibration tube using the functional-oriented approach. to determine the peculiarities of wear of calibration tube, the impact of movement abrasive grains and species destruction are analyzed. the research it is known that in the motion of two-phase flow "liquid – solid particles" through the calibration tube there is chaotic action on the walls of the tube of some abrasive particles at different angles of attack and with different power of hit. abrasive destruction of surface of the tube depends on the nature of action of the abrasive grains on its surface. depending on the direction of action of the abrasive jet to the surface there are the following schemes of action: the destruction with a shock jet , when the angle of attack α = 90 (fig. 2 a), with sliding jet, when α = 0 (fig. 2 b), with oblique jet, when 0 <α <90 (fig. 2 c) [3, 4]. fig. 2. scheme of action of the abrasive jet to the surface if on the flat surface of the material affects the flow of hard abrasive particles that fly at the speed vu at an angle α to the surface, each share with a punch, elastically deforms the work surface and slip on it with friction. assumed that the normal component of velocity v0 makes only elastic deformation of the material, and tangent v0 is partially or completely extinguished and does the work of cutting, engaging in frictional contact with the surface. with the reduced turns out that the largest processing performance theoretically should be at an angle of attack α = 45, which is confirmed by many authors [5]. the intensity of wear in the abrasive flow is defined as the result of multiple impacts of solid particles on the surface wear at different angles of attack. initial period of destruction of the metal is characterized by the introduction of abrasive particles in the surface layer at some depth, the second of continuous movement of particles of the material along surface layer at some distance at which the displacement of microvolumes of the metal in layer occurs in the direction of introduction of particles and their separation from the array. in implementing of the abrasive particle in the surface layer of metal in a free kick there is deformation near the contact zone, resulting in this layer there is a complex inhomogeneous stress-strain field with a variable limit. stresses and strains arising from the introduction of abrasive particles in the metal depend on complex factors that characterize the parameters of the flow of particles and resistance of the metal to elastic-plastic deformations. elastic and plastic deformations will develop in the contact zone, which will assist to metal collapse under the particle in the radial direction and subsequent tangential changes in the direction of motion of the relative particles to the surface. depth introduction of the particle and its tangential displacement associated with the mechanical properties of the abrasive and of material of wearing surface, particles size, and deformation of the metal. at small angles of attack due to the predominance of tangential velocity impact, the main process of destruction of the surface layer is the tangential displacement microvolumes of metal in the direction of 96 problems of tribology implementation, i.e. microcutting. at the angles of the attack close to 90º, mechanism of destruction of the surface layer of metal in a stream of abrasive particles takes a polydeformational striking character due to the predominance of the normal velocity. destruction of structural materials under the action of abrasive particles contained in the flow of fluid is very complex and may be semifluid, brittle, polydeformational or acquires fatigue character and is complicated with phenomenon of cavitation. thus, the parameters of the internal profile of tube should ensure the following conditions of flow: 1) the minimum thickness of the boundary layer flow inside the tube, turbulent layer of output free jet, which reduces the thickness and the interaction of jet with the environment; 2) reducing of the possibility of separation of boundary layer of jet, helping to reduce excitation of central flow; 3) reducing of the possibility of cavitation, which provides an exception of formations of low pressures inside the tube to avoid formation of bubbles and destruction of tube. the physical and mechanical properties of the material, which facing the particle, also have impact on the efficiency of processing. the theoretical dependence given in [5] help to assess of the impact angle of attack on the intensity of wear only qualitatively. therefore, to analyze the phenomena that occur in calibration tube during the formation of liquid abrasive flow the software package flow vision was used. when modeling the problem of detection of conditionality of diagrams load on the cross-section of calibration tube with microhermetic parameters of jet erosion was treated, establish the role and activity of wave processes occurring in streams and exert force on the inner diameter of the calibration tube. the core package is a unit of the numerical solution of equations of fluid motion in the orthogonal coordinate system (navier-stokes equation (1)) that for certain initial and boundary conditions defined by the user, provides a diagram of distribution of velocities and dynamic pressures at the point of contact with the jet or other surface:                                                                                                                                       . 111 ; 2111 ; 2111 2 2 2 2 22 2 222 2 2 2 22 2 222 2 2 2 22 2 2 r v rz vv rr v v z ρ ρr f z v v v r v r v v t v r vv rr v rz vv rr v v ρ ρr f r vv z v v v r v r v v t v r vv rr v rz vv rr v v r ρ ρ f r v z v v v r v r v v t v zzzz z z z z z z r zr rrrrr r r z rr r r             (1) where fr, fφ, fz – voltages of mass forces along the respective axes; r, φ, z; v – kinematic viscosity; z vv z vv z vv r v zzrrr                ;;;;;; – components of the strain rates of elementary volume of fluid (the same name derived describes the strain rate compression or stretching of line elements of the selected volume, and dissimilar – the rate of change of the angles between them); ρ – mass density of fluid; vr, vφ, vz – speeds of the elementary volume of the respective coordinates. found stresses values of mass forces along the respective axes provided continuity   0          z v r v r rv zr determines mass force acting on the volume of liquid, which is considered:   w dwff , (2) where w – elementary volume. initial conditions are determined by geometrical profile nozzle orifice, by the pressure of liquid pb and its properties. boundary conditions determine the leakage of jet to the surface, which is an internal cylindrical surface of the calibration tube. mass transfer was determined by (3) based on the stokes equation, which determines the strength of resistance in a stream of particles: problems of tribology 97 s c d w f 2 18   , (3) where μ – rate of fluid flow through the nozzle; ds – diameter of tube. three-dimensional model of free jet was created to determine the parameters of the system and using the software package flow vision was determined the pressure and velocity in the jet. for the model studies was considered the problem of leakage of jet fluid that flows out of the hole diameter of 1 mm. in order to determine pressure and velocity of fluid in the jet the problem with free surface was created and solved. were given the following physical parameters: the initial parameters; basic values temperature 273 k, pressure 101 000 pa; parameters of the model the density of liquid 1000kh/m3; liquid 0 clear water; adaptation of the grid up to level 2. boundary conditions for the elements (walls, entrance, exit) and the degree of adaptation for each of them are given. speed jet at the inlet is 300 m/s. initial mesh with 25652 cells where 21168 of them solidified it in the area of the exit from nozzle and at the surface of leakage is given. the general model parameters and time course of the calculation in the range from 0 to 5 • 10-5 are given, the calculation is standard. the calculation results derived in the form of diagrams (fig. 3, a, b) fill – pressure in the range of 3,5•105 pa to 7,579•107 pa; rate – isolines, from 0 to 300 m/s [6]. researches showed that most loaded from the point of view of abrasive wear are places of entrance of liquidabrasive mixture and on an exit from a tube (fig. 3). in these areas transversal pressure caused by wave processes maximally influences on the mobile particles of abrasive. fig. 3. the results of modeling of liquid-abrasive mixture with the walls of the calibration tube fig. 4. the photomicrography of the worn edges of the tube submitted photomicrography of the edge of nozzle shows that the destruction takes place on that part of that perceived maximum hydrodynamic load (fig. 4) caused with a back wave in time of leakage jet on an obstacle – the work surface. thus, the picture of the damage of tube corresponds to parameters of simulated pressure diagram in the longitudinal and end sections nozzle channel. obtained in fig. 5 oscillogram shows a periodic increase pressure on the edge of the nozzle with amplitude from 0 pa to 250 мpa and frequency 2 • 106 s, which indicates the presence of wave processes in the body of the jet. durability σw of materials calibration tubes with hydroabrasive wear is a complex and ambiguous function of the conditions of interaction of material with abrasive particles and the environment [3]: );;;;;;;( '  vkkdпtf фmw  , (4) 98 problems of tribology where т — duration of wear; п — concentration of abrasive particles in a liquid; d — size of particles; кт — coefficient of hardness equal to the ratio of hardness of material to hardness of abrasive particles; кф' — coefficient that describes the shape of the particles; v — velocity of abrasive particles in the moment of impact with the details surface; α — angle of velocity vector of particle to wearing surface (angle of attack); χ — coefficient characterizing the decrease of mechanical properties of material resulting softening physical-chemical action environment. fig. 5. graph of velocity and pressure under leakage of jet on the walls of the calibration tube total volume of material seized in the interaction with the walls of hydroabrasive stream calibration tube will be: a nn i barn www      15 )186( 3 )3( 2 21 , (5) hole depth п and its length а as a function of process parameters: n abpa aba na a nn an n mz rtk rk zmv hbzk rmv 22 ; 2 22 2       , (6) where m – mass of abrasive particles; vn, va – normal and tangential component of particle impact velocity with the treated surface; ra, hb, b – parameters of roughness, hardness and strength of surface; zn – granularity of abrasive particles; tp – constant, taking into account the inertia of the process microcutting; kn, ka – constant coefficients. since the calibration tube takes hydrodynamic and mechanical loading from fast moving abrasive particles inserted in the flow of fluid from the nozzle cut, the reason for its withdrawal from the calibration aperture dk growth over the limit and split of individual elements, thus changing the geometry formed by grooves cut (fig. 6). this damage is caused with wearing phenomena. it is logical increase firmness of the calibration tubes by causing protective coatings. the use of special wear-resistant coatings can significantly improve the time of stability of materials in aggressive environments, improve the stability of the process due to less intensive changes in the dynamics of initial geometrical parameters of the channel [7]. however, currently there are no clear guidelines regarding the type of coatings that can be used in this practice and rational technologies application of such coatings on the inner surface of the channel. fig. 6. the dependence of change of the calibration opening on run-in time problems of tribology 99 to address the question of whether the use of certain surface coatings on hydroabrasive resistance the samples with size 40x10x5 mm from titanium alloy vk8 were tested, which is instrumental material of elements of hydroabrasive processing, as no cover, so with a vacuum-plasma coating tin, with the nitrided layer and the combined coverage of the nitrided layer and tin (fig. 7). modes of coating are given in table 1. fig. 7. microelectronic researches of alloy vk8: а – without coating; b – with coating tin; c – with the nitrided surface layer table 1 modes of coating parameters vacuum-plasma spraying tin ionic-plasma thermocyclic nitriding working pressure р 2,2•10-3 mmhg 100 pа arc current iд, а 100 10 temperature т, ºс 520 550 voltage u, v 500 600 time, min 40 360 to microelectronic studies of these, coating were deposited considering functional-oriented approach to flat plates, which were established for research under certain angles to leakage jet (fig. 8). functionally-oriented approach involves the production of calibration tube by special technology, which is based on strict topologically oriented implementation of the required set of algorithms of technological performance of processing in required micro and macro zones and parts of the product that meet the functional requirements of their operation in each of its zone. fig. 8. installation of a test piece on desktop of hydrocutting machine lsk-5-400 for a comparative analysis all experimental studies were made at the same processing parameters, which were adopted: leakage pressure – 280 mpa, volumetric concentration of abrasive in suspension – 0,6 kg/min, processing time – 10,5 minutes. investigation of angle of attack for wear of samples were carried out using a garnet sand from grit 30 mesh as an abrasive in suspension. the distance between the initial section of ejecting adjutage of ink-jet apparatus and the sample was 80 mm. in fig. 9 there are comparative diagrams of coating tin and combined coating wearing, presented as the depth of damage layer, measured relative to the plane 100 problems of tribology undamaged surface. angle of leakage of samples is 15 0 (/12). found that the dynamics of damage protective coatings is fundamentally different: coating tin weared more rapidly and in 3 minutes damage reached its maximum. after that damage rate declined, and on the samples were observed area almost its complete removal. further active destruction of substrate material began (fig. 10). the of combined coating was more resistant to liquid cavitation abrasive wear (almost 3 times). this wear was evenly without forming complete detachment areas. in the following diagrams the dependence of the degree of damage is presented (like a deep hole that is formed on the surface (h) for a fluid time). dependence of change of depth hole formed in function of the angle jet of leakage α is given. impact angle of leakage boost on the speed of removal of coating was determined by measuring the penetration of the jet in the specimen at a time equal to 1 min. measurements performed in the range of angles from 30 (/60) to 300 (a further increase in angle leads to complete destruction of coating and base and a groove about 3-4 mm). the adequacy of the obtained models – 0,95. according to the obtained data it is easy to conclude that most works better coverage at the tangent jet of leakage. the operation time in 1 min is not exponential, because this time is necessary to establish to ensure comparability of measurements of the dynamics of wear at the big corners of leakage (fig. 11). the difference between the mechanisms of interaction between the abrasive particles to the surface of the tube along the canal and attempts to reach approximately the same low rate of erosion due to the development of modern functional approach discussed in the works o. mykhaylova ([8, 9], etc.). suggests the presence on the surface clearly deterministic function of makro zones, which require different properties and different ways of providing functions. these may be the appropriate coverage that satisfactorily be taken one or the other type of abrasive loading. however, the difficulty lies precisely in the fact that the diameter of the tube is not the same and rather small – from 4,2 mm at the inlet of the tube to 0,95–1,20 mm at its cut. however, the use of coatings provides for a change in the design of the handset and change the material from which it is made. we suggest to use a calibration tube of fundamentally new design. wear-resistant gauge tube to form a liquid abrasive jet cutting was made of two symmetrical parts, connected together by mechanical means, including covered clip, planted with the intention to form a longitudinal axial channel for passage of the working fluid from the abrasive surface and the longitudinal axial channel for the precedence of damage from exposure waterjet stream inflicted with durable fragmented layer, which is based on the functional-oriented approach is the adhesion of the film material, which the wear intensity for excellent action waterjet stream is the same, the length of the application layer (a fragment) is responsible length of the high intensity of the action of abrasive particles. plot of fitted model h1 = 0,00601282 + 0,022641*t 0 1 2 3 4 5 t 0 0,03 0,06 0,09 0,12 0,15 h 1 a plot of fitted model h2 = (0,1194 + 0,0983334*t)^2 0 1 2 3 4 5 t 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 h 2 b fig. 9. the comparative diagrams wear of coating tіn (а) and combined coating nitrided + tin (b) problems of tribology 101 fig. 10. samples after testing plot of fitted model h_1 = exp(-3,91971 + 0,155241*alpha) 0 5 10 15 20 25 30 alpha 0 0,4 0,8 1,2 1,6 2 h _ 1 a plot of fitted model h_2 = exp(-2,93538 + 0,144434*alpha) 0 5 10 15 20 25 30 alpha 0 1 2 3 4 5 h _ 2 b fig. 11. dependence of wear coating тin (a) and combined coating on the corner of accumulating (b) according to functional-based approach product manufacturing, it should be implemented a number of features that can be provided by individual carriers of cheaper material or work that is the least costly. therefore, in our opinion , the use of fragmented layer is more efficient than the production of the entire tube with a wear resistant, but also more expensive in material. to verify the presented ideas and get real wear profiles 10 gauge tubing coated with patchy layers (fig. 12) were produced and tested after a fixed lifetime (t = 10,0 hours). tubes material was regenerated solid alloy of vk with burning created by electrocontact tin coating thickness of 1,5 mm (factionalism 30/50 μm) at the point where the movement of abrasive grains was ordered (in zone 1), pvd-coated in zone 2 (where channel sees mostly rolling effect of the abrasive particles rolling and pvdcoating of nitriding (n + tin) at the end of 102 problems of tribology the tube, where there is influence reflected from the surface treatment of the particles; nitride layer thickness – 200 μm, coating tin – 10 μm. the results shows that the coating securely protects channel tube, embryos failed to precede the occurrence of intense destruction on the surface of the channel, while apparent space docking in different layers along the length of the channel, and the thickness of the pvd-coating of nitriding (n + tin) 200 μm proved practically remove. however, the development of damage to the channel took place almost without disturbing the original diametric portion and quite evenly. studies performed using laser jet set lsc-400-5. thus, we can state that, along with other means of reducing the wear lodged in [8,9], and improve the stability of geometric parameters of channel function approach is effective and efficient. а b fig. 12. coated tubes (a) and wear profile of the channel after 10 hours of work (b): 0 – without layers; 1–9 – coated functional layers at the same time, the need for further analysis of options for implementation layers, and in the future – attempts to create an inverted gauge tubes, layers that build the channel (made of a material that can then be easily removed) to the outer surface . in this case, the obvious advantage is the formation of a surface of the channel, where carbides or nitride compounds can be oriented so that the surface was formed by low hydraulic resistance. for these studies appropriate involvement of rapid prototyping. further work is currently being regenerated with replacement hard metal cheaper material , such as alloyed steel. however, in our opinion, identified patterns and approaches can be used in any critical inkjet devices. conclusions a model of two-phase flow of high-speed waterjet cutting stream in ductal calibration of the tube allowed to prove the existence of certain areas in which great damage processes manifested channel based on what is proposed to use a functional approach and created a new design tube which implies the existence of fragmented functional layers on the surface of the channel. experimental tests of the proposed type gauge tubes that have proven given consideration. of all the parameters – dk, σdk, γdk, λdk (fig. 6), the application of functional coatings can reduce γdk, thereby increasing the lifetime of the tube to the predicted onset of failure as d ik ddt    problems of tribology 103 guaranteed stability of the proposed calibration tube type stability than conventional tubes at an average of 1.5...1.8 times and averages above 17,5 hours, while the dispersion is 10–12 %. retrieved functional dependencies wear gauge tube coated on the criteria of sustainability hydroabrasive complement general methodological information base and certainly contribute to the development of the principle of control properties of the surface layer. references 1. prospects of development of waterjet and water abrasive processing. looking downstream. amer. mach. 2001. 145, №3, p. 80-82, 84, 86, 88, 90. 2. salenko o.f., fomovska o.v. (2008)”prospects for market equipment for sheet handling”, visnyk kdpu, 2008. №6(48). p. 45-50. 3. tsygankovskij a.b. determining of the degree of influence of the angle of attack jet on productivity and quality of waterjet processing submerged jets, visnyk snu named by v. dal. 2009. №6, p. 220-228. 4. provolotskij a.e. jet-abrasive treatment of details, tehnica, kyiv: 1989. 189 p. 5. kleis i.r. fundamentals of the choice of materials for operation in the gas abrasion wear. friction and wear, 1980. №2, p. 263 271. 6. dudyuk v.o. analysis of dynamic loading of items of zone of hydrocutting using application package flow vision, visnyk krnu, 2010. №6(65), p. 59-62. 7. lopata l.a. adhesion strength and residual stress at electrocontact sintering of powder coatings, strength of materials, 2010. №4, p.71–76. 8. mykhaylov a.n. development of technologies based on the function-oriented approach. donntu, 2008. 450 p. 9. sychuk v.a., zabolotniy o.v. “new principles of designing and manufacturing nozzles for waterjet machines”, scientific bulletin kherson state maritime academy, 2012. no. 1(6), pp. 317–321. 10. anand umang, katz joseph. prevention of nozzle wear in abrasive water suspension jets (awsj) using porous lubricated nozzles. the johns hopkins university, department of mecanical engineering, baltimore, md 21218. trans. asme. j. tribol. 2003. p. 168–180. саленко о. ф., хорольська м. с., лопата в.н., соловых а.е., кулижський в.м. використання функціонального підходу при вирішенні задач підвищення працездатності гідрообразивного обладнання у роботі показаний вплив параметрів калібрувальної трубки струминно-абразивних пристроїв на якість процесу гідроабразивного різання відповідальних деталей. приведені результати моделювання формування двофазного потоку та його руху в калібрувальній трубці. визначено, що плинні явища зношування протокової частини трубки мають різну інтенсивність і характер. у зв'язку з цим постає необхідність застосування функціонально-орієнтованого підхіду до вибору засобів забезпечення потрібних геометричних параметрів трубки. зроблено висновок, що зменшення інтенсивності зйому матеріалу з протокової частини трубки та, відповідно, підтримання її геометричних параметрів можливе шляхом використання відповідних захисних покрить, товщина та фізико-механічні характеристики яких обираються на основі функціонально-вартісних ознак відповідно до інтенсивності та виду абразивного навантаження поверхні. ключові слова: гідроабразивне різання, калібрувальна трубка, зношування, захисні шари, функціонально-орієнтований підхід copyright © 2022 b. trembach, v. vynar, i. trembach, a. grin, s. knyazev. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,34-40 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-34-40 comparison of two-body abrasive wear resistance of high chromium boroncontaining fe–c-b–13wt.%cr-ti alloy with incomplete replacement of cr for cu the fe-c-b-4wt.%cr-7wt.%cu–ti alloy b. trembach1, v. vynar2, i. trembach3, s. knyazev4 1pjsc «novokramatorsky mashinostroitelny zavod»,kiev, ukraine 2karpenko physico-mechanical institute of nas of ukraine 3donbass state engineering academy, ukraine 4national technical university «kharkiv polytechnic institute», kharkiv, ukraine e-mail: btrembach89@gmail.com received: 3 august 2022: revised: 20 august 2022: accept: 01 september 2022 abstract hardfacing process commonly employed because of its low cost and high efficiency. the microstructure of an two sample of deposited metal by x-ray diffraction, scanning electron microscope (sem). in this research, the mechanical and tribological properties of two deposited metal of fe–c–cr–b–ti alloying systems, high chromium 140cr13si1mnbti alloy, and low chromium and high copper 110cr4cu7tivbal alloy hradfecing by flux-cored arc welding process (fcaw) was studied. it provided a low content of chromium (4 wt.%) and a high content of copper (7 wt.% cu). results of the studies had showed that the introduction of exothermic addition (cuo‒al) to the core filler of the flux‒cored wire electrode, change melting characteristic and provides the highest resistance of the deposited metal to abrasion wear due to additional alloying by copper and reduction in grain size. key words: hardfacing, two-body abrasive wear, fe‒c‒cr‒b‒ti alloys, self-shielded flux–cored arc welding, exothermic addition. introduction the competitiveness of machines operated at mining and processing plants and enterprises engaged in the processing of solid materials, in addition to price and energy consumption, is also determined by such indicators as productivity and reliability (technological breaks or emergency stops for scheduled and emergency repairs). the latter depends on the life of the parts, which are primarily short-lived which are parts subjected to intense wear [1]. the cost of worn parts in mining is approximately the same as the cost of maintenance [2]. in engineering abrasive wear is probably the most crucial type of wear, because it contributes to almost 63% of the wear costs [3]. the manufacture of tools from wear-resistant material is impractical both from an economic point of view and from a technological point of view. since in most cases wear acts locally (on a certain area of the surface), the rest of the structure can be made from cheaper structural materials. therefore, it is advisable to apply a reinforcing layer locally. different technologies are used for coatings application. hardfacing techniques are employed mainly to extend or improve the service life of engineering equipment components. in addition, hardfacing is also used to restore worn surfaces of parts, thereby extending the life of such parts. the flux-cored wires segment is the most significant by type segment in the global market, and is expected to be the first preference for new entrants due to their high deposition rate, efficiency in delivering work, high quality of the deposited metal and arc visibility [4]. during a long period the hypereutectic fe-cr-c hardfaced coating was used for strengthening and repair of parts and units subject to abrasive wearing. its high wear resistance is due to availability of hard m7c3 carbides. however, these alloys are subject to cracking during hardfacing. according to explanation of yılmaz [5] deposited metal cracking during hardening happens, because m7c3 carbide has a very high brittleness and http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-34-40 problems of tribology 35 low fracture toughness. for this reason there is a great interest in alternative alloying systems implementation. to improve the toughness of hypereutectic overlay would inevitably sacrifice its wear resistance because reducing the amount of carbide hard phase is the solely effective way [6]. however, this will inevitably lead to a decrease еру abrasive wear resistance. therefore, the use of alternative alloys is of interest, among which alloys with boron, which were first proposed by lakeland, can be distinguished [7]. the matrix and wear-resistant phase here could be controlled by changing carbon and boron concentrations. fe–c–b-cr alloys has excellent wear resistance, good corrosion resistance, and oxidation resistance [8]. the more widespread by fe-cr-b-c and fe-cr-b-c-ti system alloys, which have the best mechanical properties and wear resistance [10-13]. available information suggests that the abrasive wear resistance of materials depends on factors like microstructure (their size and content), and mechanical properties of materials [14]. abrasive wear can be classified according to the interaction conditions as two-body and three-body abrasive wear [15]. two-body abrasion is caused by hard protuberances on the counterface or hard particles attached to it, while in three-body abrasion the hard particles are free to roll and slide between two, perhaps dissimilar, sliding surfaces. the purpose of the work the purpose of the work was to make a comparative researches of wear resistance of 110cr4cu5tivbal alloy having a low chromium content and high copper content with 140cr15tisi1mnvb alloy having a high chromium content in two-body abrasive wear conditions. hardfacing technology the fcaw-s of 4 mm diameter was used for investigations. the hardfacing was carried out by threelayers on plates made from low carbon steel s 235 jrg2 en 10025-2 with dimensions 10×100×200 mm on reverse polarity by a-874 automatic machine. weld deposition were realized as three-layered to minimize impact of mixing the layer with base material. welding parameters where chosen to provide high deposition values (high deposition rate and low spattering factor) [16], as well as for low solution of the deposited metal with the base metal and providing welded bead optimal shape [17]. thus, hardfacing was performed by fcaw-s were as follows: wire feed speed wfs=1.85 m/min, arc welding voltage ua =28 v, travel speed ts=0.3 m/min, contact tip to work distance ctwd=45 mm, dcrp polarity, temperature preheating tp=250…300 °c. average values of welding current when surfacing with flux-cored wire fcaw-s-140cr15tisi1mnvb was 410 a, while when surfacing with experimental flux-cored wire fcaw-s-110cr4cu5tivbal 360 a. the core powder of filler materials is composed of gas-slag-forming components (fluorite concentrate, rutile concentrate, calcium carbonate), deoxidizers components (ferrosilicon, ferromanganese), alloying components (metal chrome powder, boron carbide powder, graphite, ferrovanadium, titanium powder), exothermic addition component (oxide of copper gost 16539 79, aluminium powder pa1 gost 6058-73) and iron powder. the difference between filler materials was as follows: an equivalent amount of metal chrome powder was added to the flux-cored wire fcaw-s-140cr15tisi1mnvb instead of the exothermal addition (cuo-al) components. the shell of the cored wire is made of steel h08a. h08a with 20 × 0.5 mm was filled with mixed powders and then compressed down to a diameter of 4 mm by rolling. the coefficient wire filling (filling factor) of the flux-cored wire electrode is 0.34-0.35. there are 3 layers made during hardfacing. each layer was formed by sequential deposition of weld bead with a partial overlap of the previous weld bead (1/3). samples for microstructure analysis, mechanical properties investigation and two-body abrasive wear test where prepared by mechanical cutting from the deposited plates with subsequent surface preparation at cutting modes that do not lead to their overheating. the methodology and parameters of the two-body abrasive wear test are given in student et al [18]. the assumed reference sample is с45 (gost 1050 88) in the annealed state having ε= 1.0. the tested material specific wear rate swr is calculated using the equation 1: ln wvswr   , (1) wv – wear volume, mm3; n – normal load, n; l – sliding distance, m. results of experimental studies the analysis of the structure of coatings produced using electric arc and flame spraying revealed that the latter provides particle sizes which are 5-6 times smaller compared to traditional spraying. consequently, the sizes and quantity of pores in eas coatings decreased by 2-3 times. gas permeability is a structure-sensitive characteristic of coating, and there is a distinct enough dependence of it on open porosity [12 8]. under optimal spraying conditions, the porosity of eas coatings is 36 problems of tribology much lower than in the case of liquid metal spraying with cold air (2-4% and 9-11%, respectively), and the gas permeability is lower by approximately 30-40 times. this may be related to the essential decrease in the sizes of pore channels in coatings. fig. 1 demonstrates the curves of pore size distribution for coatings obtained by electric arc and flame spraying. (a) (b) fig. 1. xrd pattern of deposited metal in 3 layers [1]: а) fcaw-s-140cr15si1mnbti; b) fcaw-s-110cr4cu5tivbal with exothermic addition cuo al. in weld metal deposited bt fcaw-s-140cr15tisi1mnvb and fcaw-s-110cr4cu5ti1mnvb, apart from fe2b and fe3(b,c) borides, the carbides cr2c3 and tic might be also present according to the reported results through x-ray diffraction analyses [4]. while the matrix is a eutectic of borides, α-fe и γ-fe. whereas, in the high chromium alloy without copper, a large intensity of cr2c3 carbide was observed. whereas for the hardened layer fcaw-s-110cr4cu5ti1mnvb, we observed a higher intensity for the fe2b boride, which indicated a larger proportion of this phase. the microstructures of the deposited metal made using a scanning electron microscope (sem) are shown in fig. 2. (a) (b) fig. 2. sem images of the microstructures (×1000) deposited metal hardfacing by: (a) fcaw-s-140cr15tisi1mnvb and (b) fcaw-s-110cr4cu5ti1vb with exothermic addition (cuo‒al). the grain morphology parameters of the deposited metals were obtained according to the results of studies of the microstructure are presented in table 1. table 1 the results of the analysis of grain length [1] sample number of analysed objects average value, μm minimum value, μm maximum value μm 140cr15tisi1mnvb 1488 15.3 2.6 719.8 110cr4cu5tivbal 1784 12.9 2.6 988.5 problems of tribology 37 data analysis showed that the introduction of an exothermic addition cuo-al in the core filler of fluxcored wire electrode had a positive effect on the grain morphology. at that the average length of dendrites decreased from 15.3 μm to 12.9 μm. the introduction of exothermic additions into the core filler of flux-cored wire electrode has a positive effect on the grains morphology of the deposited metal. what could explain the formation of a large number of small non-metallic inclusions (nmi), which played the role of grain refiner/modifying agents. analysis and processing of the registered indentation curves allows to obtain mechanical properties of studied samples (instrumented indentation hardness, modulus of elasticity, plasticity coefficient), calculated values are presented in table 2. table 2 mechanical properties determined by the depth-sensing indentation test flux-cored wire electrode instrumented hardness нit, gpa elastic modulus eit, gpa plasticity coefficient δ fcaw-s-140cr15tisi1mnvb 9.938 ±3.054 176.987 ±13.697 0.766 ±0.045 fcaw-s-110cr4cu5tivbal 10.08 ±0.794 186.989 ±10.221 0.774 ±0.013 on figure 3, a comparative diagram of tests on two-body abrasive wear of the studied alloys was shown. figure 3. two-body abrasive wear of deposited metals. on fig. 4, images of wear surfaces of welded metal samples were shown after two-body abrasive wear test was showing. (a) (b) fig. 4. worn surfaces of the hardfacings: (a) fcaw-s-140cr15tisi1mnvb; (b) fcaw-s-110cr4cu5ti1vb with exothermic addition. combination of micro-cutting, microcracing and micro-ploughing wear mechanisms was observed in reinforced two deposited metals tested under the two-body abrasive wear. dominant wear pattern of fcaw-s-140cr15tisi1mnvb hardfaced surfaces was micro-cutting and microcracing (fig. 4 (a)). at that, micro-cutting is the main mechanism of deposited metal 140cr15tisi1mnvb wearing. dendritic structure with 38 problems of tribology needle-like morphology led to such mechanism of metal wearing applied by fcaw-s-140cr15tisi1mnvb. sharp tops of solid phase act as a stress concentrators, from which the deposited metal cracking with the further crumbling begins. for the reason that eutectic borides (fe, cr)2b and fe3(b, c) were a barriers, resisting to wearing due to abrasive particles during contact of borides and abrasive, due to significant stresses after some time they were damaged and separated. availability of cleavages at lines edges (fig. 4 (a) indicates that the surface was damaged due to wearing by the fixed abrasive. samples wear pattern united two mechanisms: micro-cutting and micro-ploughing with predominant cutting (fig. 4 (b)). deposited metal received using proposed flux-cored wire fcaw-s-110cr4cu5tivbal had a higher wear-resistance to abrasive wearing. it is proved by the less specific wear rate swr=0,0013 (mm3·n-1). higher wearresistance of the reinforcing layer applied by experimental flux-cored wire can be explained by the grain size reducing as well as an increasing of more damage-proof and plastic ferrite phase in the matrix. due to the positive influence of the grain size reducing (first of all – borides needles size) the stress concentration in boride is reduced. it is not chipped during contact with abrasive particles. one of the factors for improving the resistance to impact load of the alloy may be its microstructure which included both the α-fe phase and the γ-fe phases. increasing of ferrite phase in the matrix and eutectic allows to reduce the intensity of locations concentrations and due to this fact to reduce sensitivity of deposited metal to the stress accumulation. conclusions 1. experimental studies comparing the effect of introduction of exothermic addition to the core filler of the flux-cored wire electrode on the structure, phase composition, mechanical properties of deposited metal and resistance to abrasive wear by two-body abrasive particles were performed. 2. the microstructure of the deposited metal (aw) was formed by a matrix of α’-fe, m2b borides, metal carboborides m3(b, c) and tic, associated with the high concentration of alloying elements of the fe‒c‒cr‒b‒ti system. the eutectic matrix consists of m3(c, b) carbides, together with ferrite and residual austenite. 3. microhardness increasing was associated with the grain size decrease (dispersion structure) as per the hall-petch mechanism. the growth of the elasticity modulus was explained by a larger part of the ferrite phase in the matrix. the positive effect on the elastic modulus of the fcaw-s-110cr4cu7tivbal alloy, in which part of the chromium was replaced by copper, can be explained by an increase in the content of ferrite and austenite in the matrix. 4. wear resistance of hardfacings tested under two-body wear conditions increased firmly introduction of exothermic addition сuo-al to the core filler of the flux-cored wire electrode. references 1. ferguson s. a., fielke j. m., riley t. w. wear of cultivator shares in abrasive south australian soils. journal of agricultural and engineering research, vol. 69, no. 2, pp. 99–105, 1998. 2. trembach b. o., sukov m. g., vynar v. a., trembach i. o., subbotinа v. v., rebrov o. yu., rebrova o. m., zakiev v. i.. effect of incomplete replacement of cr for cu in the deposited alloy of fe–c–cr–b–ti alloying system with a medium boron content (0.5% wt.) on its corrosion resistance, metallofiz. noveishie tekhnol., 44, no. 4, pp. 493–515 (2022). doi: 10.15407/mfint.44.04.0493 . 3. davis jr. surface engineering for corrosion and wear resistance. london: asm international; 2001. 4. trembach b., grin a., subbotina v., vynar v., knyazev s., zakiev v., trembach i., kabatskyi o. effect of exothermic addition (cuo-al) on the structure, mechanical properties and abrasive wear resistance of the deposited metal during self-shielded flux-cored arc welding. tribology in industry. 43(3). pp. 452-. (2021) doi: 10.24874/ti.1104.05.21.07 . 5. yılmaz o. abrasive wear of fecr (m7c3–m23c6) reinforced iron based metal matrix composites. mater. sci. technol, 17. pp. 1285–1292. (2001) 6. jian, y., ning, h., huang, z., wang, y., & xing, j. three-body abrasive wear behaviors and mechanism analysis of fe–b–c cast alloys with various mn contents.journal of materials research and technology, 14, (2021). pp. 1301-1311. doi: 10.1016/j.jmrt.2021.07.035. 7. lakeland, k. d., graham, e., & heron, a. mechanical properties and microstructures of a series of fcb alloys. the university of queensland, brisbane, australia, 1-13. (1992). 8. lentz, j., röttger, a., & theisen, w. hardness and modulus of fe2b, fe3(c, b), and fe23(c, b)6 borides and carboborides in the fe-cb system. materials characterization, 135, 192-202. (2018). doi: 10.1016/j.matchar.2017.11.012 . 9. tavakoli shoushtari m. r., goodarzi m., sabet h. investigation of microstructure, and dry sliding wear of hardfaced layers produced by fcaw using cored wire fe-b-c-ti alloy. iranian journal of materials science and engineering, 15, 4, pp. 19-32. (2018). 10. liu d., wang j., zhang y., kannan r., long,w., wu m., li l. effect of mo on microstructure and wear resistance of slag-free self-shielded metal-cored welding overlay. journal of materials processing technology. 270, pp. 82-91. (2019). doi: 10.1016/j.jmatprotec.2019.02.024 . https://doi.org/10.24874/ti.1104.05.21.07 https://doi.org/10.1016/j.jmrt.2021.07.035 problems of tribology 39 11. prysyazhnyuk p., shlapak l., burda m., ivanov o., korniy s., lutsak l., yurkiv v. in situ formation of molybdenum borides at hardfacing by arc welding with flux-cored wires containing a reaction mixture of b4c/mo. eastern-european journal of enterprise technologies. 4, 12-106. pp.46-51. (2020). 12. öztürk, z. t. wear behavior and microstructure of fe-c-si-cr-b-ni hardfacing alloys. materials testing. 63, 3. pp. 231-234. (2021). doi: 10.1515/mt-2020-0033 . 13. yoo j. w., lee s. h., yoon c. s., kim s. j. the effect of boron on the wear behavior of iron-based hardfacing alloys for nuclear power plants valves. journal of nuclear materials. 352, 1-3. рр. 90-96. (2006). doi: 10.1016/j.jnucmat.2006.02.071. 14. efremenko v., shimizu k., pastukhova t., chabak y., brykov m., kusumoto k., efremenko a. three-body abrasive wear behaviour of metastable spheroidal carbide cast irons with different chromium contents, international journal of materials research. 109, no. 2. рр. 147-156. (2018). doi: 10.3139/146.111583. 15. vingsbo o., hogmark s., 1981. wear of steels. in: rigney d.a. (ed.), fundamentals of friction and wear of materials, asme, metals park: 373–408. 16. trembach b., grin a., zharikov s., trembach i. investigation of characteristic of powder wire with the cuo/al exothermic mixture, scientific journal of tntu 92, 4 (2018) 13-23. doi: 10.33108/visnyk_tntu2018.04.013 . 17. trembach b., grin a., turchanin m., makarenko n., markov o., trembach i., application of taguchi method and anova analysis for optimization of process parameters and exothermic addition (cuo-al) introduction in the core filler during self-shielded flux-cored arc welding, the international journal of advanced manufacturing technology, 114 (2021) 1099–1118. doi: 10.1007/s00170-021-06869-y . 18. student m.m., hvozdetskyi v.m., dzhoba y.v. effect of high pressure air jet on the properties of electric arc coatings. problems of tribology, 89, 3. рр. 33-41. (2018). http://www.hanser-elibrary.com/author/efremenko%2c+vasily http://www.hanser-elibrary.com/author/shimizu%2c+kazumichi http://www.hanser-elibrary.com/author/pastukhova%2c+tatiana http://www.hanser-elibrary.com/author/chabak%2c+yuliia http://www.hanser-elibrary.com/author/brykov%2c+michail http://www.hanser-elibrary.com/author/kusumoto%2c+kenta http://www.hanser-elibrary.com/author/efremenko%2c+alexey 40 problems of tribology трембач б.о., винар в.а., трембач і.о., князєв с.а. порівняння стійкості до зношування закріпленим абразивом високохромистого борвмісного сплаву fe–c-b–13мас.%cr-ti з неповною заміною cr на cu сплав fe-c-b-4мас.%cr-7мас.%cu–ti. процес наплавлення широко використовується через низьку вартість та високу ефективність. жлсдіджували мікроструктуру двох зразків наплавленого металу з використанням допомогою рентгенівської дифракції (xrd), скануючого електронного мікроскопа (sем). у цьому дослідженні були визнасчені механічні властивості та трибологічні характеристики двох зразків наплавленого металу fe– c–cr–b–ti системи легування, а саме сплаву з високим вмістом хрому 140cr13si1mnbti та сплаву з низьким вмістом хрому та високим вмістом міді110cr4cu7tivbal, натоплені за допомогою процесу порошкових дротів (fcaw). результати досліджень показали, що введення екзотермічної добавки (cuo‒al) до наповнювача серцевини електрода за рахунок еквивалентної кількості порошку металевого хрому у наповнювачі порошкового дроту змінює характеристику плавлення та забезпечує підвищення стійкісті наплавленого металу до абразивного зношування за рахунок додаткового легування міддю. і зменшення розміру зерна. ключові слова: наплавлення, зношування закріпленим абразивом, fe‒c‒cr‒b‒ti сплав, зварювання самозахисним порошковим дротом, екзотермічне додавання. 404 not found copyright © 2022 v. kukhar, kh. malii, o. spichak. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 4/106-2022,19-26 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-19-26 influence of emulsols type on energy-power consumption and surface contamination at dc01 steel cold rolling on the continuous four-stand mill v. kukhar1*, kh. malii1, o. spichak1,2 1 technical university “metinvest polytechnic”, llc, ukraine 2 pjsc “zaporizhstal”, ukraine *e-mail: kvv.mariupol@gmail.com received: 31 september 2022: revised: 01 october 2022: accept: 25 october 2022 abstract the article presents the results of experimental and industrial tests of physical and chemical parameters of the experimental emulsol "quakerol". according to the physicochemical parameters the experimental emulsol "quakerol" differs from the used emulsol "universal-1ts" by higher lubricating properties. operating modes of stand and coiler electric motors of tandem mill at rolling of melts from experimental emulsol "quakerol" lubricated with emulsol "quakerol" and serial emulsol "universal-1тс" lubricated with conservation oil "ok-2" at lpts were analyzed. the results of analysis of loads at rolling of strips with 0.68×1000 mm cross-section from pre-rolled sheet with thickness of 3.0 mm showed that the values of average total loads on stand motors and coiler of four-stand mill 1680 were higher when using experimental emulsol "quakerol". the comparative analysis of experimentally obtained data on influence of technological conditions of cold-rolled coils production at four-stand continuous tandem mill 1680 with using emulsols "quakerol" and "universal-1ts" on rolling power parameters, power consumption and contamination of dc01 flat carbon steel surface is presented. multiple regression equations were obtained to describe power consumption during rolling using different emulsions, the values of cross-sectional area were taken as a varying factor. specific power consumption and average total load on stands and coiler motors during rolling with the use of emulsion prepared from experimental emulsion "quakerol" and emulsion prepared from standard emulsion "universal-1ts" were estimated. the reasons of higher specific power consumption during lcl operation with the experimental emulsion were analyzed. a quantitative assessment of contamination of the surface of steel samples using the experimental emulsion "quakerol", oil "ok-2" and standard emulsion "universal-1ts" is given. the necessity of further tests to determine the optimal concentration of emulsion from "quakerol" to ensure the reduction of energy costs per ton of cold rolled steel has been substantiated. the practical significance of the work lies in the development of methods for analysis of lubricants with regard to the prospects of using "quakerol" emulsion instead of "universal-1ts" emulsion in order to improve the quality and increase the productivity of the cold-rolling shop. key words: cold rolling, 1680 continuous mill, emulsol, energy consumption, specific consumption of electricity, surface contamination introduction today, four-high mills are the most common rolling equipment for the production of cold rolled flat (& coiled) steel. such equipment is quite powerful and energy-consuming. four-high mills are used for production of cold-rolled sheets and strips 0.6-2.5 mm thick and 1300-1800 mm wide as finished products from 3-8 mm thick hot-rolled steel in coils weighing 25-50 tons. high energy consumption in such mills is due to the presence of a barrel 1500-2000 mm with a diameter of working rolls 500-550 mm and reserve 1300-1500 mm for the transfer of torque [1]. rolling speed at least 5-12 m/s, productivity from 0.6-0.8 million tons per year [2]. the wide use of mills with 4-high stands of the tandem type in the composition of four and five stands for the production of strips, and five and six stands for the production of tinplate [3, 4] should be noted from the modern foreign experience in the field of cold rolling mills. the use of modern emulsions leads to improved quality indicators and increased production of the cold rolling shop (crs) [5, 6]. the application of the "quakerol" as a new emulsol instead of "universal-1ts" requires establishing the effect of this lubricating and cooling liquid (lcl) on not only the indicators of quality and http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-106-4-19-27 mailto:kvv.mariupol@gmail.com 20 problems of tribology manufacturability, but also on the rolling power parameters. thus, of scientific interest is the study of the effect of technological conditions for the production of cold rolled coils on a four-stand continuous tandem mill 1680 with the use of emulsions "quakerol" and "universal-1ts" on the power parameters of rolling, energy consumption and surface contamination at the cold rolled coils manufacturing in the crs. on the metal strip after cold rolling there is always some amount of contamination particles, which are the wear products of rolls and strips and products of thermal transformation of technological lubricants. therefore, when rolling cold-rolled sheets and strips, the issue of ensuring the quality of the surface arises. determinations of contamination indicators of the metal surface contribute to the prevention of defects such as "sooty deposits", "emulsion spots, oil spots" and "spots of contamination". literature review in this paper [7], considerable attention is paid to increasing the energy efficiency of rolling on tandem mills 1700 (in relation to the conditions of pjsc “iron and steel works of mariupol”). through industrial rolling mills, it has been shown that the use of lubricants has an effect on the synchronization of the stands and on the power modes of rolling mills, which reduces the consumption of electricity during mill rolling by 1–6%. in tandem rolling mills, the modes of operation of electric motors of the stands must be synchronized [7] taking into account deformation phenomena (different hoods on the stands, heating-cooling during rolling, etc.), which affects quality indicators and electricity consumption. the conditions of the power load on the electric motor of the 1680 reversible mill of cold rolling are considered in this paper [8]. the importance of ensuring the reliability and stability of the operating modes of electrical equipment and automation in order to achieve high quality and the absence of defects in the rolling of thin cold-rolled coils has been revealed. moreover, the necessity of carrying out rolling with emulsions of the type “universal-1ts” and “cold roller” in order to achieve softening of the conditions of operation of electric motors of the rolling mill is especially emphasized. studies [6, 9] are devoted to identifying the influence of the characteristics and physical and chemical properties of various emulsions, which has an effect on the friction coefficient, on the energy consumption of continuous cold rolling mills. they determined that the use of emulsol with a higher kinematic viscosity allows in some cases to reduce the specific consumption of electricity. friction and lubrication conditions, as a rule, significantly affect the energy-force modes of deformation [10]. the coefficient of deformation friction is determined in various ways, among which the most common is the compression of samples with different conditions at the tool-workpiece contact [11]. in this paper [12] it was noted that for reversible oneand two-stand cold rolling mills, both by changing the contact conditions and by varying the tension, it is possible to set up energy-saving rolling modes of a coil with a thickness of 0.15-0.8 mm. the authors [13] established the regularities of the effect of lubricant composition on the wear of work rolls and energy consumption of cold rolling mills, and it is recommended to introduce ti into the lubricating liquid. the paper [14] presents the test results of three rolling emulsions: “gerolub 3022”, “gerolub cts 87-1” and “gerolub 6528”. it was determined that the use of these rolling emulsols allows to increase the rolling speed while maintaining the quality of the product surface and reducing the energy parameters of rolling compared to the parameters previously obtained when using “quakerol 683” and “quakerol nlm 4.0” lubricants. at the same time, researchers [15] note that during their one-time evaluations, a more effective emulsol than “quakerol 671” was not found for the conditions of 1700 crs of ojsc “amt”. electricity consumption during rolling depends not only on the type of emulsion used, but also on many factors: on the setting of inter-stand tension [1, 16], the realized stress-strain state of the material [16, 17], rheological properties of steels [18], efficiency of intermediate recrystallization annealing [19] and other methods of processing rolled steel [20], structural features of the rolling stock and its working and conductive elements [21], technological state and obsolescence of electrical equipment designs [22]. indicators of power quality [23], which depends on the efficiency and stability of workshop converters and transformers [24], have a significant influence on the stability of the electrical equipment of heavy-loaded machines, and, as a rule, the controllability of rolling mills. however, when research is carried out on one piece of equipment under equal influence of all these conditions, it becomes obvious that the effect on electricity consumption depends only on the factor that changes, that is, the emulsol used. purpose of the work the purpose of the study was to evaluate the loading of electric motors, power consumption and the value of contamination of the metal surface in conditions of continuous cold rolling, taking into account the prospects of using emulsion "quakerol" instead of emulsion "universal-1ts". research methodology, materials and equipment for experimental and industrial tests 11 m3 (~9900 kg) of experimental emulsol “quakerol” was delivered. emulsol samples were taken to determine the actual physical and chemical parameters. physicochemical parameters of the experimental emulsol “quakerol” in comparison with “universal-1ts” emulsol currently used for cold rolling of carbon steel in the crs-1 (pjsc “zaporizhstal”) delivered with an actual saponification value of 38.57 mgkoh/g, as well as previously tested by “quakerol” emulsol are presented in table 1. problems of tribology 21 table 1 results of laboratory tests for “quakerol” emulsol in comparison with “quakerol zap 3.0” emulsols manufactured by quaker, and universal-1ts manufactured by llc “metinvest mariupol repair and mechanical plant” taking into account the fact that hot-rolled pickled rolls can be in an open space for no more than 48 hours before rolling, and the test campaign of the experimental emulsion “quakerol” lasted about a month, the distribution of the experimental melt for the comparative rolling of part of the rolls on the serial emulsol “universal-1ts” did not perform. for comparison, we used the data obtained earlier on the rolls rolled on emulsion from the “universal-1ts” emulsol of earlier deliveries. the incoming control of compliance of the characteristics of the emulsol with the requirements of the technical conditions of the enterprise was carried out. it was established that the tested sample of experimental emulsol “quakerol” meets the requirements of the quality passport. according to its physicochemical parameters, the experimental emulsol “quakerol” differs from the used emulsol “universal-1ts” in that it has higher lubricating properties (the saponification value is 164.44 mgkoh/g, against 38.57 mgkoh/g in the emulsol “universal-1ts”). the continuous four-standmill 1680 (see fig. 1) is the main rolling mill of the crs-1 (pjsc № physical and chemical indicators “quakerol” “quakerol zap 3.0” “universal 1тs” actual batch quality certificate actual sample actual batch technical conditions 1 appearance homogeneous brown liquid clear dark amber liquid clear dark amber liquid responds homogeneous oily liquid 2 scent responds characteristic weak smell specific not annoying responds specific not annoying 3 density at 20 ºс, kg/m3 927 929 930 934 920-960 4 kinematic viscosity at 50 ºс, mm2/s 40.58 not standardized 42.92 34.07 ≤35.0 5 kinematic viscosity 60.97 60.60 61.90 – – 6 acid value, mg koh/g 11.60 11.70 11.90 11.23 > 12.5 7 saponification value, mgkoh/g 164.44 163.0 174.31 38.57 ≥13.5 8 water content, % 0.09 not standardized 0.06 0.28 ≤0.5 9 stability during storage withstands not normal withstands withstands withstands 10 ash content, % 0.06 not standardized 0.031 – ≤0.04 11 the freezing point, ос minus 5 (at 0oc – lost mobility) 0 minus 3 – – 12 flash point, °c 170 >150 – – – 3% emulsion 13 stability of the emulsion prepared on hard water 4.6 mgeq/dm3 during 6 hours, % of oil withstands, 1.5% drain not normal withstands, 3.0% drain withstands 0% withstands (the allocation of traces of "draining" and oily secretions is allowed) 14 corrosive attack on gray cast iron by water emulsion can't stand not standardized can't stand stands stands 15 hydrogen index ph of 3% aqueous emulsion (on hard water 4.6 meq/dm3) 3.8 not standardized 4.0 9.18 8.2-9.2 16 tendency to foaming at (20±5) °с, см3 0 points not normal 2 points – > 40 22 problems of tribology “zaporizhstal”). it consists of 4 consecutively arranged quarto stands, which include two supporting and two working rolls, as well as auxiliary equipment (under-receiving device, rotary bed, unwinder, drum-type winder, etc.). the characteristics of the roller drive are given in table 2. the drive of the working rolls from electric motors is carried out through intermediate shafts with a toothed clutch, gear stands and spindle connections. the rolls’ characteristics are given in table 3. fig. 1. schemes of rolling on a four-stand continuous tandem mill 1680: 1 – unwinder, 2 – tensiometr, 3 – gauge of thickness, 4 – strip, 5 – winder table 2 characteristics of the rolls’ drives stand no. engine power, kw armature rotation number, rpm rolling speed, m/s 1 3300 110/200 2.75 – 5.0 2 3300 160/280 4.0 – 7.0 3 3300/2800 220/280 5.8 – 9.5 4 2 х 1650 200/450 2.6 – 10 table 3 characteristics of the continuous mill rolls kind of rolls roll diameter, mm roll length, mm roll mass, t bearing’s type working 510 1680 3.12 roller support 1300 1680 23.6 liquid friction notched working rolls are used to improve the grip of the first stand. in the fourth stand, working rolls with a notched surface are also used to make it impossible to weld the turns of the rolls during subsequent heat treatment. for each grade of steel, as well as the final section of cold-rolled strips, crimping modes have been developed. the mill is equipped with a technological lubricant supply system (emulsion with an emulsol concentration of 2–4%), anti-bending systems of work rolls, control and measuring equipment, which was used to control the energy parameters of rolling and energy consumption. no comments (fluctuations in loads, tension instability) were noted by the technological personnel of the continuous four-standmill 1680 during the testing period. analysis of rolling energy parameters the modes of operation of the electric motors of the stand and the winder of tandem mill were analyzed during the rolling of melts on the lcl from the experimental emulsol “quakerol”, lubricated with the emulsol “quakerol” and the serial emulsol “universal-1ts”, lubricated with preservation oil “ok-2”. the results of the loads analysis when rolling strips with the 0.68×1000 mm cross-section from a 3.0 mm thick pre-roll plate are summarized in the table 4. table 4 average total loads on engines during rolling steel grade size average total load on the electric motors of the stand and the winder when rolling one coil of experimental melt, kva rolling on emulsion from experimental emulsol “quakerol” rolling on emulsion from emulsol “universal-1ts” dc01 3.0/1.0х1265 mm 10.965 10.505 as it can be seen from the table 4, the average total load on the stand motors and the winder of the fourproblems of tribology 23 standmill 1680 in the established rolling mode when using the emulsion from the experimental emulsol “quakerol” on the metal oiled with the emulsol “quakerol” is 4.19% higher than during rolling of the same assortment, oiled in continuous pickling unit (cpu-4) with “ok-2” oil and rolled on emulsion with “universal1ts”. consumed electricity analysis the electricity consumption during rolling of the same assortment of dc01 carbon steels during rolling of melts on lcl from experimental emulsion “quakerol” lubricated with emulsion “quakerol” and serial emulsion “universal-1ts” lubricated with preservation oil “ok-2” was analyzed. data on consumed electricity are presented in the table 5. table 5 power consumption during rolling on tandem mill strip crosssection, mm number of coils, pcs emulsion concentration during rolling, % electricity consumption, kwh coils mass, t specific electricity consumption, kwh/t total electricity consumption during rolling, kwh/t x1 x2 x3 x4 y “quakerol” 0.5×1000 10 1.5 9063.9 98 92.49 504 1.5×1250 4 1.8 1746.9 53.06 32.92 0.5×1000 13 1.9 12852 143.16 89.77 1.5×1250 9 1.8 4236.3 117.23 36.14 0.5×1000 6 1.7 5595.3 68.13 82.13 1.5×1250 9 2 3919.5 113.76 34.45 0.5×1000 5 2.4 5344.2 56.89 93.94 1.5×1250 10 2 4609.8 109.75 42.00 average value of the emulsion concentration 1.9 "universal-1ts" 0.5×1000 4 3.1 3800.7 44.21 85.97 490 1.5×1250 4 2.6 1693.8 54.74 30.94 0.5×1000 7 3.8 6930.9 78.58 88.20 1.5×1250 8 3 3631.5 93.95 38.65 0.5×1000 9 2.7 8404.2 101.23 83.02 1.5×1250 11 3.3 4701.6 147.54 31.87 0.5×1000 9 2.2 9208.8 96.94 94.99 1.5×1250 6 3 2781.9 76.58 36.33 average value of the emulsion concentration 3.0 as a result of data processing from table 5 obtained multiple regression equations, taking into account that instead of multiplying the linear dimensions of 0.5×1000 mm and 1.5×1250 mm, the cross-sectional area values of 500 mm2 and 1875 mm2 were used as the x1 factor. the measurement units of factors x2...x4 correspond to those indicated in the table 4. dependencies of specific electricity consumption (y) on factors x1...x4 (see table 5) for experimental emulsols: • “quakerol” (r2=0.994):  y – x1 + 4.946x2 + 11.146x3 – 0.403x4    • “universal-1ts” (r2=0.995):  y – x1 + 7.373x2 + 0.483x3 – 0.577x4    as it can be seen from the table 5, the total specific consumption of electricity during rolling on an emulsion prepared from the experimental emulsol “quakerol” is slightly higher (by 2.7%) than the consumption during rolling on an emulsion prepared from the serial emulsol “universal-1ts”. at the same time, the average concentration of emulsion when rolling on “quakerol” emulsol was 1.9% against 3.0% on rolls rolled on lcl prepared from “universal-1ts” serial emulsol. a higher specific consumption of electricity during the operation of the lcl from the experimental emulsol, which has a higher saponification number, may be the reason for an incorrectly selected and underestimated concentration of the emulsion in order to reduce the consumption of emulsol for rolling. 24 problems of tribology contamination of rolled steel after rolling in addition, the indicators of contamination after rolling were investigated. the results of the determination are given in table 6. table 6 surface contamination of the test metal after cold rolling steel grade, size coil contamination, mg/m2 average value, mg/m2 average total contamination mg/m2 fat mechanical fat mechanical experimental coils rolled on emulsion of emulsol "quakerol" oiled by "quakerol" dc01, 2.3/0.65х1000 mm 1 585 500 470 522 992 458 579 367 486 2 400 560 360 649 1009 470 520 210 867 average contamination of the rolled surface on the lcl with emulsol "quakerol" oiled by "quakerol" 415 586 1001 coils rolled on emulsion from serial emulsol "universal-1ts" oiled by "ok-2"* 950 * – data obtained from other studies. as can be seen from table 6, the average value of surface contamination of metal samples oiled and rolled with the use of experimental emulsion "quakerol" is 51 mg/m2 or 5% higher than that of samples oiled with emulsion "ok-2" and rolled on serial emulsion "universal-1ts" and is 1001 mg/m2 against 950 mg/m2. conclusions 1. the method with the use of emulsions has been developed and tested to estimate the energy -power parameters during cold rolling. the influence of rolling process conditions on energy-power parameters of rolling with the use of emulsol "quakerol" is described for a four -roller mill. 2. the average total load on the stands’ motors and the winder of the 1680 four-standmill in the stable rolling mode was found when using the “quakerol” emulsion is 4.19% higher than when rolling the same assortment rolled on the emulsion from “universal -1ts”. 3. the level of energy consumption during rolling in the four-standmill using “quakerol” and “universal-1ts” emulsols was established. it is shown that the total specific consumption of electricity when rolling on an emulsion prepared from the experi mental emulsol “quakerol” is 2.7% more than when rolling on an emulsion prepared from the serial emulsol “universal -1ts”. the higher specific energy consumption during the operation of the lcl from the experimental emulsol, which has a higher saponification number, may be the reason for the incorrectly chosen and underestimated concentration of emulsion in order to reduce the emulsol for rolling consumption. 4. the average concentration of the emulsion on the analyzed coils rolled on lcl from the experimental emulsol “quakerol” was 1.9% versus 3.0% on the coils rolled on lcl from emulsol “universal-1тс”. 5. the assessment of contamination of the metal surface after rolling is given. it was found that the use of the investigated emulsol "quakerol" increases the average value of surface contamination. references 1. vasilev y.d., samokish d.n., bondarenko o.a., mospan n.v. (2022) determination of particular relative reduction in cold rolling of thin and extra thin strips to implement the process with the least force. science and innovation, 18 (3), 49–57. 2. buchmayr b., degner m., palkowski h. (2018) future challenges in the steel industry and consequences for rolling plant technologies. berg huettenmaenn monatsh, 163, 76–83. 3. pittner j., simaan m.a. (2008) optimal control of continuous tandem cold metal rolling. american control conference. seattle, washington, usa, 2834–2839. 4. asghar m.t., jungers m., morarescu i.-c., khelassi a., francken j. (2016) tandem cold rolling mill modeling for multi-variable control synthesis. 17th ifac symposium on control, optimization and automation in mining, mineral and metal processing, vienna, austria, hal-01393445. 5. tahir m., ståhlberg u. (2002) environmental improvement by using a water-based synthetic lubricant in steel-strip rolling. iron and steel society/aime, 44th mechanical working and steel, orlando, usa, 40, 291–302. problems of tribology 25 6. mazur v.l., timoshenko v.i., prikhod’ko i.y. (2019) stability loss and defects in coils of cold-rolled strip. steel in translation, 49, (1), 58-65. 7. kurpe o., kukhar v., puzyr r., balalayeva e., klimov e. (2020) electric motors power modes at synchronization of roughing rolling stands of hot strip mill. 25th ieee int. conf. on problems of automated electric drive. theory and practice (paep’ 2020), kremenchuk, 510–513. 8. kukhar v., korenko m., st’opin v., karmazina i., elchaninov a., hurkovska s., prysiazhnyi a., zubrytskyi v. (2019) operation modes of electric motors of reversing cold rolling mill 1680 while rolling with emulsions. 2019 ieee int. conf. on modern electrical and energy systems (mees), kremenchuk, 46–49. 9. vasilev y.d., dementienko a.v. (2002) model of friction stresses during thin sheet rolling. izvestiya ferrous metallurgy, 1, 29–33. 10. kukhar v., artiukh v., aleksandrovskiy m., dykha a. (2020) contact-deformation mechanism of boundary friction. e3s web of conferences, 164, 14004. 11. kukhar v., balalayeva e., nesterov o. (2017) calculation method and simulation of work of the ring elastic compensator for sheet-forming. matec web of conferences, 129, 01041. 12. h. li. (2008) a study on wear and surface roughness of work roll in cold rolling. university of wollongong. 13. h.c. li, z.y. jiang, , a.k. tieu, w.h. sun, d.b. wei (2011) experimental study on wear and friction of work roll material with 4% cr and added ti in cold rolling. wear, 271 (9–10), 2500–2511. 14. dolmatov a.p., morozov a.v., usachev m.a., shipilov v.d., chelyadinov a.a. (2015) testing of rolling oils made by the henkel company on a continuous five-stand 2030 mill. metallurgist, 58 (9–10), 788–795. 15. naizabekov a., samsonov d., krivtsova o., lezhnev s., talmazan v., arbuz a. (2013) comparative evaluation of technologic lubricants”. 22nd int. conf. on metallurgy and materials (metal 2013), brno, 403–407. 16. kukhar v. v., vasylevskyi o. v. (2014) experimental research of distribution of strains and stresses in work-piece at different modes of stretch-forging with rotation in combined dies. metallurgical and mining industry, 3, 71–78. 17. santos r.m., rodrigues d.g., santos m.l.d., santos d.b. (2022) martensite reversion and strain hardening of a 2304 lean duplex stainless steel subjected to cold rolling and isochronous annealing at low temperatures. journal of materials research and technology, 16, 168–186. 18. w. li, j. gu, y. deng, w. mu, j. li. (2022) new comprehension on the microstructure, texture and deformation behaviors of uns s32101 duplex stainless steel fabricated by direct cold rolling process. materials science and engineering: a, 845, 143150. 19. q. ye, g. han, j. xu, z. cao, l. qiao, y. yan. (2022) effect of a two-step annealing process on deformation-induced transformation mechanisms in cold-rolled medium manganese steel. materials science and engineering: a, 831, 142244. 20. lemarquis l., giroux p. f., maskrot h., barkia b., hercher o., castany p. (2021) cold-rolling effects on the microstructure properties of 316l stainless steel parts produced by laser powder bed fusion (lpbf). journal of materials research and technology, 15, 4725–4736. 21. haikova t., puzyr r., savelov d., dragobetsky v., argat r., sivak r. (2020) the research of the morphology and mechanical characteristics of electric bimetallic contacts. 25th ieee int. conf. on problems of automated electric drive. theory and practice (paep 2020), kremenchuk, 579–582. 22. zagirnyak m., prus v., somka o., dolezel i. (2015) models of reliability prediction of electric machine taking into account the state of major structural units. advances in electrical and electronic engineering, 13 (5), 447–452. 23. zagirnyak m., maliakova m., kalinov a. (2015) compensation of higher current harmonics at harmonic distortions of mains supply voltage. 16th int. conf. on computational problems of electrical engineering (cpee 2015), lviv, 245–248. 24. reva i., bialobrzheskyi o., todorov o., bezzub m., dziuban v. (2021) power consumption mode investigation of a transformer with asymmetric load under the condition of active parts temperature change. 20th ieee int. conf. on modern electrical and energy systems, (mees), kremenchuk, 1–5. 26 problems of tribology кухар в.в., малій х.в., спічак о.ю. вплив типу емульсолів на енерговитрати та забруднення поверхні при холодній прокатці сталі dc01 на безперервному чотирьохклітьовому стані у статті представлено результати експериментальних і промислових випробувань фізико-хімічних параметрів експериментального емульсолу "quakerol". за фізико-хімічними показниками експериментальний емульсол "quakerol" відрізняється від використовуваного емульсолу "універсал1тс" більш високими змащувальними властивостями. були проаналізовані режими роботи електродвигунів кліті та моталки «тандемного» стану під час прокатки на лпц розплавів з експериментального емульсолу "quakerol", змащеного емульсолом "quakerol", та серійного емульсолу "універсал-1тс", змащеного консерваційною оливою "ок-2". результати аналізу навантажень під час прокатки полос перерізом 0,68×1000 мм із попередньо прокатаного листа товщиною 3,0 мм показали, що значення середніх сумарних навантажень на двигуни кліті та моталки чотириклітьового стану 1680 вищі за умови використання експериментального емульсолу "quakerol". дано порівняльний аналіз експериментально отриманих даних щодо впливу технологічних умов виробництва холоднокатаних рулонів на чотирьохклітьовому безперервному тандемному стані 1680 з використанням емульсолів "quakerol" і "універсал-1тс" на силові параметри прокатки, витрату електроенергії та забруднення поверхні плоскої вуглецевої сталі dc01. для опису витрат електроенергії під час прокатки з використанням різних емульсій отримано рівняння множинної регресії, як варійований фактор узято значення площі поперечного перерізу. оцінено питому витрату електроенергії та середнє сумарне навантаження на кліті й двигуни моталок під час прокатки з використанням емульсолу, приготованого з експериментальної емульсії "quakerol", і емульсолу, приготованого зі стандартної емульсії "універсал1тс". проаналізовано причини більш високої питомої витрати електроенергії при роботі лкл з експериментальною емульсією. дано кількісну оцінку забруднення поверхні сталевих зразків під час використання експериментальної емульсії "quakerol", оливи"ок-2" і стандартної емульсії "універсал1тс". обґрунтовано необхідність проведення подальших випробувань з визначення оптимальної концентрації емульсії з "quakerol" для забезпечення зниження енерговитрат на тонну холоднокатаного прокату. практична значимість роботи полягає в розробці методики аналізу мастильних матеріалів з урахуванням перспектив використання емульсії "quakerol" замість емульсії "універсал-1тс", з метою поліпшення якісних показників і збільшення продуктивності цеху холодної прокатки. ключові слова: холодна прокатка, безперервний стан 1680, емульсол, енергоспоживання, питомі витрати електроенергії, забруднення поверхні copyright © 2023 .d.d. marchenko, k.s. matvyeyeva. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 1/107-2023, 65-72 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-65-72 increasing the wear resistance of restored car parts by using electrospark coatings d.d. marchenko*, k.s. matvyeyeva *mykolayiv national agrarian university, mykolayiv, ukraine e-mail: marchenkodd@mnau.edu.ua received: 15 january 2022: revised: 16 february 2023: accept: 05 march 2023 abstract the work scientifically substantiates the application of effective technology for the restoration of worn car parts by applying new electrospark coatings based on electroerosion nanomaterials. the developed technology is characterized by technological flexibility, cheapness, simplicity, does not require the use of expensive and scarce materials and equipment, and also meets the requirements of environmental safety. the proposed technology can be used to restore a wide range of parts for cars, tractors and other machines. experimentally established dependences of the effect of the properties of electroerosive materials on the properties of electrospark coatings of restored car parts. it is shown that the content of nano-sized particles in the electrode material contributes to the improvement of the physical and mechanical properties of electrospark coatings. the dependences of the influence of the properties of electrospark coatings on the resource of restored car parts were experimentally established. it is shown that the resource of the shafts of turbocompressors restored according to the recommended technology is higher than the resource of new shafts by an average of 1.5 times. experimentally established rational modes of applying wear-resistant coatings to worn shafts of turbocompressors, which provide the necessary complex of physical and mechanical properties of the coating and the given resource of the shafts as a whole (rotation frequency of the part, min 1 50; electrode feed, mm/min 0.4 ... 0.5). the characteristics of wear resistance of electrospark coatings of turbocompressor shafts, obtained using electroerosion nanomaterials, were studied. it is shown that the average value of the coefficient of friction of the electrospark coating was 0.146 instead of 0.486 without coating, which is 3.3 times lower. according to the results of production tests, it was found that the duration of operation of the turbocharger, with the restored method of electrospark treatment with a nanostructured electrode shaft, increased by 2.1 times compared to a new industrially manufactured shaft. thus, when abrasive material containing a fraction of 0.1...0.4 mm was introduced, the operating time of the turbocompressor with a restored shaft was 12.8 hours, and the operating time of the turbocompressor with a new shaft without wear of the nominal size was 8.1 hours. key words: wear resistance, electrospark coatings, restoration, car parts, nanomaterials introduction restoration of worn parts of cars ensures saving of metal, fuel, energy and labor resources, as well as rational use of natural resources and protection of the environment. to restore the functionality of worn car parts, 5...8 times less technological operations are required compared to the manufacture of new parts. ensuring the necessary nomenclature of spare parts in the warehouses of motor transport enterprises requires large-scale development of the car repair infrastructure and scientifically based methods of organizing and managing the processes of restoring worn car parts. solving this important scientific and national economic task leads to the objective need to have scientific principles for the organization of effective car repair production, which determined the choice of topic, the relevance of scientific research taking into account its theoretical and practical significance, the formulation of the goal, scientific novelty and tasks of the thesis. a car is a complex technical system, the elements of which have different characteristics of resistance to loss of operational condition. they are influenced by both internal structural factors, which depend on the purpose and properties of the element, and a set of external factors defined as the operating conditions of the car. http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-107-1-65-64 66 problems of tribology a modern car consists of 15...20 thousand parts, of which 7...9 thousand lose their original properties during operation, and about 3...4 thousand parts have a service life shorter than that of the car as a whole. all this causes the greatest idle time of cars, resource costs of operation [1]. literature review a literature review showed that more than 70% of worn parts of automotive equipment could rationally be reused after restoration. this significantly reduces the resource costs of motor vehicle enterprises, and in addition, it is economically justified for repair production. the cost of restoring parts in most cases does not exceed 2530% of their cost, and with the qualified appointment of the restoration technology, 100% resource is achieved. the different service life of car parts is due to various reasons. the main ones are: performed functional purposes, a diverse range of loads, different types of friction in connected parts and different materials from which they are made, precision and quality of processing in connected parts. automotive parts of the "shaft" type make up a large part of the nomenclature of parts that can be restored. in most cases, it is these details that limit the life of machine components and assemblies. the coefficient of their recovery during the overhaul of machines is 0.25 ... 0.95. the length of the restored shafts is 100...4000 mm, but more than 90% of these parts have a length of slightly more than 1000 mm. the diameters of the shafts are equal to 12...210 mm, but the diameter of 98% of the shafts does not exceed 60 mm. the average weight is about 3 kg. in parts of the "shaft" type, defects most often appear on the landing surfaces under the bearings and threaded surfaces. surfaces under bearings are restored when worn more than 0.017...0.060 mm; surfaces of fixed joints (places for hubs with key grooves, etc.) due to additional parts if worn more than 0.04...0.13 mm; surfaces of movable joints when worn more than 0.4...1.3 mm; for sealing more than 0.15 ... 0.20 mm. key grooves are restored when worn with a width of more than 0.065...0.095 mm; slotted surfaces when worn more than 0.2...0.5 mm [2]. with the entire set of renewable shaft surfaces 46% wear to 0.3 mm; 27% – from 0.3 to 0.6 mm; 19% from 0.6 to 1.2 mm and 8% more than 1.2 mm (fig. 1). fig. 1. analysis of defects of parts of the "shaft" type according to the degree of wear the main requirement that must be fulfilled during the restoration of shafts is to ensure the size and roughness of the restored surfaces, their hardness, the integrity of the coating, the strength of the adhesion of the applied layers to the base metal, as well as the symmetry, alignment, radial and end runout of the treated surfaces, parallelism of the lateral surfaces of the spline teeth and keyway grooves of the shaft axis. shafts of automobile machinery are made mainly of medium-carbon and low-alloy steels. they are subjected to surface hardening with high frequency currents, cementation followed by hardening, normalization. after analyzing literary sources [1-4], it is customary to divide the defects of "shaft" type car parts into three groups: mechanical damage, chemical-thermal damage, and wear of "shaft" type car parts. mechanical damage to parts of the "shaft" type occurs as a result of damage to its surface with cracks, risks and burrs, as well as possible bending of the shaft, its breakage or twisting. in a number of cases, risks and indentations are formed on the surfaces of parts of the "shaft" type, especially often this happens in shaft sliding bearing combinations, as a result of contamination of the lubricant or the abrasive effect of particles of foreign origin. micron-sized cracks may form on the surface of shaft-type parts due to the influence of excessive local loads, impacts from the ignition of the working mixture or other types, as well as overloading of the shaft. the appearance of this defect occurs in the most loaded places of "shaft" type parts at the border of the bearing surface. this defect is especially common in crankshafts and camshafts of the internal combustion engine of cars. shafts made of cast iron are most prone to cracks. in addition to cracks arising as a result of impact forces, fatigue cracks appear in the most stressed places of shaft-type parts as a result of long-term exposure to alternating loads. in some cases, cracks may appear as a result of thermal action. also, mostly for shafts of small diameter (up to 1 mm), bending and deformation of parts as a result of shock loads is characteristic. such a defect appears, for example, in the turbocharger rotor shaft. as a result of fatigue of the metal, its breakdowns and breakdowns are observed during strong impacts of collapses, which often occur on cast parts. in a number of cases, due to the problems of tribology 67 influence of a large torque associated with overcoming temporary significant resistances during operation, "shaft" type parts are prone to twisting [5]. purpose the purpose of the article is to improve, on the basis of scientific research, the technology of restoration and surface strengthening of worn car parts through the use of electrospark coatings based on electroerosion nanomaterials that provide a given resource. research methodology the electroerosion dispersion (eed) method was chosen to obtain electrode material for electrospark alloying (esa). an installation for obtaining nanodispersed powders from conductive materials was used as equipment, which includes a voltage regulator, a pulse generator, and a reactor (fig. 2) [8]. fig. 2. structural diagram of the eed installation the voltage regulator regulates and sets the desired variable voltage in front of the pulse generator. in this installation, a single-phase voltage regulator рно-260-10 tu 16.-817.298-70 is used, which allows you to adjust the output voltage of 0...260 v, and the current up to 45 a and the maximum power of 12 kw. a pulse generator (pg) is a device that converts industrial frequency alternating current and generates pulses of a given amplitude, duration and follow-up frequency. gi requirements: high efficiency, maintain the established dispersion mode in the eed process, i.e. stability in work [4-6]. the reactor is a container filled with distilled water as a working fluid and dispersing material loaded into it scrap high-speed steel of the p6m5 brand. a desiccator 2–240 gost 25336-82 was used as a reactor vessel. from the pulse generator, electrodes of the same brand as the dispersing object are immersed in the container. installation parameters: voltage, pulse frequency and capacity of discharge capacitors are selected experimentally based on the dispersion material. the powder obtained from high-speed steel of the p6m5 grade by the eed method was studied on the equipment discussed below. to determine the coefficient of friction and the intensity of wear of the surface of the sample with an electrospark coating applied to it and the counterbody, the automated friction machine "tribometer" of the company "csm instruments" (made in switzerland) was chosen. the used device (fig. 3) is connected to the computer for control. fig. 3. automated friction machine "tribometer" the tests are carried out according to the standard "ball-disc" scheme, which allows the use of the hertz model, and comply with the international standards astm g99-959 din50324, that is, they can serve to evaluate the wear resistance of the sample and the counterbody. the surface roughness of the samples was examined using the "surtronic 25" profilometer (fig. 4). it has a multifunction rs-232 port, with which data can be transferred to a computer for further analysis using the optional advanced data processing software with the advanced analysis program "talyprofile" or to a printer for printing. 68 problems of tribology fig. 4. profilometer "surtronic 25" the program allows you to calculate parameters, set calculation modes in full accordance with international standards. special functions allow you to obtain a vertical/horizontal display of the profile, artificially cut the profile, thereby simulating wear of the surface, enlarge individual sections for a more detailed examination, obtain an inverted profile, exclude from the calculation "unwanted" sections of the profile, remove the shape, and also calculate separately waviness and roughness. the electroerosion dispersion method is based on the melting of metal particles from the surface by a pulse of electric discharge. if a voltage (distance) is applied between the electrodes immersed in a liquid dielectric, when they approach (increase in voltage), the dielectric breaks down an electric discharge occurs, and a plasma with a high temperature is formed. since the time used in this method of processing electric pulses does not exceed 0.01 s, the released heat does not have time to spread deep into the material (metal waste), and even a small amount of energy is enough to heat, melt and vaporize a small amount of metal. in addition, the pressure developed by the plasma particles when they hit the electrode contributes to the emission (erosion) of not only molten, but also simply heated matter. since electrical breakdown, as a rule, occurs along the shortest path, the most closely spaced parts of the electrodes are destroyed first. when approaching one electrode of a given shape (tool) to another (workpiece), the surface of the latter will take the shape of the surface of the first. the productivity of the process and the quality of the resulting surface are mostly determined by the parameters of the electric pulses (their duration, tracking frequency, pulse energy) [7]. research results in order to identify the distribution of elements on the surface of the electroerosion powder, x-ray spectral microanalysis was performed with the help of the scanning electron microscope "quanta 600 feg" and the xray radiation analyzer of the company "edax" integrated into it and the following results were obtained (fig. 5). fig. 5. points of x-ray spectral microanalysis of powder in the table 1 shows the results of x-ray spectral microanalysis of powders. table 1 results of x-ray spectral microanalysis of p6m5 high-speed steel powder element c o al mo v cr fe w weight, % 7,145 9,5 0,15 1,95 0,64 1,9 73,37 5,17 thus, x-ray spectral microanalysis made it possible to determine the elemental composition of microobjects of powder particles obtained by electroerosion dispersion of high-speed steel waste based on the characteristic x-ray radiation excited in them. problems of tribology 69 fig. 6. x-ray spectral microanalysis of p6m5 powder at point 1 according to the results of the presented generalized data, it was established that the main elements in the powder obtained by the method of electroerosion dispersion of tool high-speed steel of the p6m5 brand (gost 19265-73) in distilled water are: oxygen, iron, carbon, molybdenum and tungsten [8, 9]. it was established that when using stainless steel aisi 420 as a control (ball), after multiple passes over the tested surface of the experimental samples (substrates made of 30xhsa steel), the following occurs on the corresponding friction path: 100 m intensive wear of the counterbody; 200 m − intensive wear of the counterbody; 500 m intensive wear of the counterbody. the results of tribological tests of samples using different friction paths are presented in fig. 7, a-c. the results of tribological tests of the friction surface of samples made of steel 30 hdsa, as well as electrospark coatings from brs, indicate a high coefficient of friction of the latter. it was also noted that a jump occurs during tests of tribological samples from brs. in this case, this is due to high roughness (ra = 2.14 μm) and wear is characterized by smoothing of hard protrusions on the surface of the sample (fig. 7, a-c) [10-12]. fig. 7. the results of tribological tests of samples with different friction paths: a 100 m; b 200 m; c 500 m the optical image of the wear spot of the counterbody (ball) after passes over the investigated surface of the experimental samples (electrospark coatings from brs and substrate from 30khgsa steel) is presented in fig. 8, a-d. 70 problems of tribology a) friction path – 100 m b) friction path – 500 m c) friction path – 100 m d) friction path – 500 m fig. 8. optical image of the wear spot of the counterbody (ball) after passes over the investigated surface of the experimental samples: electrospark coatings from brs (a, b); substrates made of steel 30khhsa (c, d) the optical image of the wear spot showed that when using stainless steel aisi 420 steel as a control (ball) [13], after multiple passes over the tested surface of the experimental samples (electrospark coatings with brs), the following occurs on the corresponding friction path: 100 m adhesion of sample wear products to the counterbody; 200 m adhesion of sample wear products to the counterbody; 500 m partial wear of the counterbody and sticking of wear products of the sample on the counterbody. it was experimentally established that the roughness of samples with electrospark coating is rz 13.2 μm (ra 2.14 μm). it was experimentally established that electrospark coatings obtained with electrode material from electroerosion powders of high-speed steel have a thickness from 19.07 microns to 31.42 microns. conclusions 1. the proposed technology can be used to restore a wide range of parts for cars, tractors and other machines. 2. experimentally determined dependences of the influence of the properties of electroerosive materials on the properties of electrospark coatings of restored car parts. it is shown that the content of nano-sized particles in the electrode material contributes to the improvement of the physical and mechanical properties of electrospark coatings. in particular. the average value of the microhardness of the electrospark coating (4.36 hv), obtained by the electrode material from electroerosion powders of high-speed steel, is greater than the microhardness of the substrate (2.09 hv) by up to 2.1 times. 3. experimentally determined dependences of the properties of electrospark coatings on the service life of restored car parts. it is shown that the resource of the shafts of turbocompressors restored according to the recommended technology is higher than the resource of new shafts by an average of 1.5 times. 4. experimentally established rational modes of applying wear-resistant coatings to worn shafts of turbocompressors, which provide the necessary complex of physical and mechanical properties of the coating and the given resource of the shafts as a whole (rotation frequency of the part, min 1 50; electrode feed, mm/min 0.4 ... 0.5). 5. the characteristics of wear resistance of electrospark coatings of turbocompressor shafts obtained using electroerosion nanomaterials were studied. it is shown that the average value of the coefficient of friction (µ) in the electrospark coating was 0.146 instead of 0.486 without coating, which is 3.3 times lower. problems of tribology 71 references 1. archard j.f. contact and rubbing of flat surfaces. j appl phys 1953; 24: 981–988. 2. lai f.q., qu s.g., yin l.m., et al. design and operation of a new multifunctional wear apparatus for engine valve train components. proc imeche, part j: j engineering tribology 2018; 232: 259–276. 3. lewis r., dwyer-joyce r.s. wear of diesel engine inlet valves and seat inserts. proc imeche, part d: j automobile engineering 2002; 216: 205–216. 4. worthen r.p., rauen d.g. measurement of valve temperatures and strain in a firing engine. sae paper 860356, 1986. 5. forsberg p., debord d., jacobson s. quantification of combustion valve sealing interface sliding – a novel experimental technique and simulations. tri int 2014; 69: 150–155. 6. mascarenhas l.b., gomes j.d., beal v.e., et al. design and operation of a high temperature wear test apparatus for automotive valve materials. wear 2015; 342–343: 129–137. 7. marchenko d.d., matvyeyeva k.s. improving the contact strength of v-belt pulleys using plastic deformation. problems of tribology. khmelnitsky, 2019. vol 24. no 4/94 (2019). s. 49–53. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2019-94-4-49-53. 8. chun k.j., kim j.h., hong j.s. a study of exhaust valve and seat insert wear depending on cycle numbers. wear 2007; 263: 1147–1157. 9. marchenko d.d., matvyeyeva k.s. investigation of tool wear resistance when smoothing parts. problems of tribology. khmelnitsky, 2020. vol 25. no 4/98 (2020). s. 40–44. doi: https://doi.org/10.31891/2079-13722020-98-4-40-44 10. dykha a.v. marchenko d.d., artyukh v.a., zubiekhina–khaiiat o.v., kurepin v.n. study and development of the technology for hardening rope blocks by reeling. eastern–european journal of enterprise technologies. ukraine: pc «technology center». 2018. №2/1 (92) 2018. pp. 22–32. doi: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2018.126196. 11. blum m., jarczyk g., scholz h., et al. prototype plant for the economical mass production of tialvalves. mat sci eng a-struct 2002; 329–331: 616–620. 12. dykha a.v., marchenko d.d. prediction the wear of sliding bearings. international journal of engineering and technology (uae). india: “sciencepubco–logo” science publishing corporation. publisher of international academic journals. 2018. vol. 7, no 2.23 (2018). pp. 4–8. doi: https://doi.org/10.14419/ijet.v7i2.23.11872. 13. marchenko d.d., artyukh v.a., matvyeyeva k.s. analysis of the influence of surface plastic deformation on increasing the wear resistance of machine parts. problems of tribology. khmelnitsky, 2020. vol 25. no 2/96 (2020). s. 6–11. doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2020-96-2-6-11. 72 problems of tribology марченко д.д., матвєєва к.с. підвищення зносостійкості відновлених деталей автомобілів шляхом застосування електроіскрових покриттів у роботі науково обґрунтовано застосування ефективною технології для відновлення зношених деталей автомобілів шляхом застосування нових електроіскрових покриттів на основі електроерозійних наноматеріалів. розроблена технологія відрізняється технологічної гнучкістю, дешевизною, простотою, не вимагає використання дорогих та дефіцитних матеріалів та обладнання, а також відповідає вимогам екологічної безпеки. пропонована технологія може бути використана для відновлення широкої номенклатури деталей автомобілів, тракторів та інших машин. експериментально встановлені залежності впливу властивостей електроерозійних матеріалів на властивості електроіскрових покриттів відновлених деталей автомобілів. показано, що зміст нанорозмірних частинок в електродному матеріалі сприяє покращенню фізико-механічних властивостей електроіскрових покриттів. експериментально встановлені залежності впливу властивостей електроіскрових покриттів на ресурс відновлених деталей автомобілів. показано, що ресурс валів турбокомпресорів, відновлених за рекомендованою технологією вище ресурсу нових валів у середньому в 1,5 рази. експериментально встановлені раціональні режими нанесення зносостійких покриттів на зношені вали турбокомпресорів, що забезпечують необхідний комплекс фізикомеханічних властивостей покриттям та заданий ресурс валам в цілому (частота обертання деталі, хв 1 50; подача електрода, мм/хв 0,4 ... 0,5). вивчено характеристики зносостійкості електроіскрових покриттів валів турбокомпресорів, отриманих з використанням електроерозійних наноматеріалів. показано, що середня значення коефіцієнта тертя у електроіскрового покриття склало 0,146 замість 0,486 без покриття, що в 3,3 рази нижче. за результатам виробничих випробувань встановлено, що тривалість роботи турбокомпресора, з відновленим методом електроіскрової обробки наноструктурним електродом валом, у 2,1 рази збільшилася по порівнянні з новим промислово виготовленим валом. так, при введенні абразивного матеріалу, що містить фракцію розміром 0,1….0.4 мм час роботи турбокомпресора з відновленим валом становило 12,8 годин, а час роботи турбокомпресора з новим валом без зносу номінального розміру становило 8,1 год. ключові слова: зносостійкість, електроіскрові покриття, відновлення, деталі автомобілів, наноматеріали. copyright © 2022 ya.b. nemyrovskyi, i.v. shepelenko, m.i. chernovol, f.y. zlatopolskiy. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 27, no 3/105-2022,41-48 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-41-48 development of a technological process for the restoration of piston pins using deforming broaching ya.b. nemyrovskyi, i.v. shepelenko*, m.i. chernovol, f.y. zlatopolskiy central ukrainian national technical university, kropyvnytsky, ukraine *e-mail: kntucpfzk@gmail.com received: 10 july 2022: revised:05 august 2022: accept:8 september 2022 abstract the article discusses the technological process of restoring the geometric dimensional accuracy of piston pins of internal combustion engines (ice) due to the expansion of the internal hole by a deforming element. as part of conducting research taking into account the resource of the used plasticity of the processed material, the processing modes are determined, the deformation scheme is selected and the geometry of the deforming element is calculated. the selection of the necessary deformation of the part during processing of the piston pin was carried out under the condition of compensating for wear and ensuring an allowance for subsequent mechanical processing. this made it possible to ensure the necessary processing quality of the pin hole surface layer according to the resource parameter of the used plasticity. the deformation scheme was chosen from the condition of ensuring the geometric accuracy of the pin outer surface, which determines the size and uniformity of the allowance for subsequent processing. for these reasons, a scheme was chosen in which the deformation is carried out by two elements with a change of the support end after the first pass. the optimal geometry of the deforming tool was determined from the standpoint of minimizing errors and preserving the initial length of the pin. the results of the conducted experiments showed that using selected expansion schemes, tensions and geometry of the deforming tool, made it possible to ensure the necessary allowance for the next mechanical processing, as well as the invariance of the part length after processing. key words: piston pin, expansion of the inner hole, expansion modes, expansion scheme, geometry of the deforming tool, geometric dimensional accuracy introduction an important and urgent task of machine-building production is the repair and restoration of parts that limit the service life of the ice. the economic feasibility of restoring parts is due to the possibility of repeated use of worn parts. at the same time, the cost of restoration, as a rule, does not exceed the cost of manufacturing new ones, and the material consumption is 15 … 20 times lower than in the manufacture of new ones [1]. to the number of parts to be restored including piston pins, the manufacture of which requires highprecision machine equipment, tooling, control and measuring tools. the resource of these parts is small [2], the wear of the pins working surface over 0.01 mm leads to a deterioration in the conjugation operation. therefore, the search for new and intensification of existing technologies for processing piston pins is an important and urgent problem. literature review the main defect of the piston pins is wear on the outer surface in the contact areas with the sleeve of the upper connecting rod head and the holes in the piston. existing methods of restoring the outer diameter of worn piston pins can be divided into the following groups: http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2022-105-3-41-48 42 problems of tribology mechanical processing to repair size; applying an additional layer of material followed by mechanical processing to the nominal size; increasing the geometric dimensions of the part by heat treatment with various methods of heating and cooling. it should be noted that in repair production, when restoring the outer size of a pin, technologies associated with heat treatment are most widely used [3]. as studies [4, 5] have shown, hydrothermal expansion in connection with the harsh conditions of 12hn3a steel cooling (water) can lead to the appearance of cracks in the cemented layer (fig. 1). fig. 1. microstructure of a piston pin cemented layer made of 12hn3a steel, restored by thermoplastic expansion [5] the cemented layer microstructure of the pin restored in this way consists of finely dispersed martensite, which is typical for the usual hardening of this steel in oil. after hydrothermal expansion, the core of the pin resembles pearlite in structure. obviously, the heating for the core of the pin does not reach the point ac3 (diagrams of iron – carbon) and hardening takes place in the interval ac1 – ac3. the ac3 point for the carbonsaturated cemented zone is lower than for the low-carbon one. therefore, heating is sufficient for complete hardening [5]. despite the fact that the structure of the cemented layer of these pins is similar to the structure of pins processed by traditional technology, the thickness of the cemented layer is 0.5 mm, which does not meet the technical requirements for pins. in addition, the uncontrolled and uneven increase in the outer diameter along the length of the part leads to the need to remove significant allowances when grinding the outer surface of the pins. as a result, even within the same product, places with a small amount or complete absence of cemented layer can be observed. the absence of a stabilizing release after hydrothermal expansion leads to the presence of thermal residual stresses in such pins. the latter can cause the appearance of cracks, or relax during the pin operation under the influence of alternating cyclic loads. this causes the loss of the pin working size. more effective is the technology of piston pins restoration by the method of electric contact heating and combined spray cooling [6], which also has a number of disadvantages that are typical for methods of parts restoration based on the use of thermal deformations. the hardened cemented layer microstructure of restored pins represents martensite with the inclusion of cementite, residual austenite, and troostite. this indicates noncompliance with the basic requirements for the technological process of cemented steels heat treatment during heat treatment and leads to the appearance of defective signs in restored pins (presence of residual austenite). at the v. bakul institute for superhard materials of the national academy of sciences of ukraine developed a highly productive technology for restoring the outer surface of the piston pin using the deforming broaching operation [4]. the efficiency and, consequently, the feasibility of such a technology depends on a reasonable approach to choosing the modes of deforming broaching during expansion of ice piston pins, taking into account the quality indicators of the treated surface layer. in this case, special attention should be paid to the choice of tool geometry for deforming broaching. purpose the purpose of the work is to determine the modes, scheme, and geometry of the tool during the deforming broaching of ice piston pins, taking into account the resource of the used plasticity of the processed material. research methodology http://www.nas.gov.ua/ problems of tribology 43 plastic deformation of a worn piston pin is practically impossible due to the presence of a brittle martensitic layer on its outer surface. therefore, the worn pins are annealed, which restores the initial state of the material, and therefore creates the possibility of their plastic deformation [5]. the selection of the necessary pin deformation is carried out under the condition of pin wear compensation and provision of an allowance for the next mechanical processing. experiments to determine the relationship between the pin hole deformation σa and the required allowance of the pin outer surface made it possible to obtain the following dependence: 0 0 0.07 0.033al a d d   , (1) where al is the allowance of the processed part outer surface; d0 – the diameter of the processed part inner surface; a – tension on the deforming element. when choosing the amount of circumferential deformation of the pin hole (tension), the conditions affecting the quality of the pin material should be taken into account. one of these factors, according to the work [7], is the resource of used plasticity. the technological process of restoring piston pins includes a heat treatment operation after a deforming broaching operation. as shown by studies [8], for parts exposed to the action of alternating loads during operation, the value of the resource degree of used plasticity in the operations preceding heat treatment should not exceed the following values:   0.33    , (2) where  – the resource of the used plasticity of the material. when re-restoring the piston pins after the expansion operation, it is necessary to provide for additional cementation of the pin working surface. according to the data of works [9], the value of the preliminary plastic deformation ψ is optimal from the point of minimizing the time for the cementation process, as well as for obtaining a fine-grained uniform martensitic structure after heat treatment of the cemented surface without the presence of residual austenite, which is within the limits of:  max   , (3) where [] = 0.2  0.25. therefore, the value of pin expansion, determined from the condition of ensuring the necessary technological allowance, must be checked based on condition (3). as shown in works [10], on the outer surface of workpieces with a final wall thickness (d/d0 ≤ 2.5), a rigid stress state scheme approaching the biaxial tension scheme is realized. under such conditions, there is an intensive increase in the resource of the used plasticity even with small values of the accumulated circumferential deformation. for recoverable pins, the relation d/d0 = 1.7, so it is necessary to check the quality of the recoverable pin according to the parameter ψ for its outer surface. the resource of used plasticity during two-cycle deformation of the pin on its outer surface, according to the data of work [7], is calculated by the formula:    2 1 1 4 1 2 2 nz nz            , (4) where 0 (2) n ult e z e  – experimental parameter; 0 n e – deformation brought to the outer surface. the magnitude of the ultimate deformation in case of uniform biaxial stretching: ( 2) 0.0065 ult р e   , (5) where р  – relative elongation of the sample in standard tensile tests. for the pins material – steel 12hn3a р  = 36%. 44 problems of tribology the main accumulation of damage to the processed material during deforming broaching occurs at the value of the stress state indicator η = +2, which is realized on the outer surface of the workpiece. therefore, when calculating the ultimate deformation, it is sufficient to know the deformation of the workpiece material under conditions of uniform biaxial tension η = +2. determination of deformation during biaxial stretching was carried out according to the following method. plates with a diameter of 100 mm and a thickness of 5 mm were cut from the studied material. one of the plate surfaces was ground and polished, and then marked with equidistant marks along two mutually perpendicular axes. marks were applied with a diamond pyramid using a hardness tester head mounted on a bmi-1 universal microscope under a load of 50 n. the base of measurements, i.e. the distance between two adjacent marks, was 1 mm. the sample prepared in this way was installed in a special device and loaded with a spherical punch (fig. 2). fig. 2. testing samples under biaxial uniform stretching: 1 – plastic sample; 2 – researched area; 3 – spherical punch the punch polished surface and the sample were lubricated to reduce frictional forces. the load was applied until cracks appeared on the surface with marks. destruction (the appearance of cracks) was observed in the immediate closeness of the punch top. at the same time, local thinning of the plate was not observed. according to the change in the distance between the marks, the deformation at the point of destruction ех and еу was determined. the accumulated deformation was calculated according to dependence (5) given in work [10], based on the assumption that the deformation in the center of the plate is simple: 0 2 2 i ix y x y e e e e e    . (6) the value of the deformation at η = +2 made it possible to construct a plasticity diagram for the material of the piston pins – 12hn3a steel (fig. 3). fig. 3. plasticity diagram of steel 12hn3a the degree of the plasticity resource using on the inner surface of the pin, where intense local plastic deformation takes place, was performed according to the following dependence [8]: problems of tribology 45   max 0 3 1.73 ult e e     , (7) where  1.73ulte  – plasticity under compression under conditions of plane deformation, i.e. at  = -1.73. the dependence of the limit deformation during the processing cycle on the angle α was determined: max 0 0.03 0.1e    . (8) the deformation scheme was chosen from the condition of ensuring the geometric accuracy of the pin outer surface, which determines the size and uniformity of the allowance for subsequent processing. the choice of the deforming tool geometry was carried out under the condition of preserving the pin initial length. at the same time, the case of part expansion in the absence of axial deformations is considered: 0 0 0 0.35 34.8 / / a d t d    . (9) results the selection of the necessary part deformation during processing of the piston pin was carried out under the condition of compensating for wear and ensuring an allowance for subsequent mechanical processing. calculations performed according to expression (4) for real expansion conditions of pins a-01; d-37; 10d100, made of 12hn3a steel, showed that the resource of used plasticity on the pin outer surface during its expansion is within ψ = 0.2  0.21. this provides normal conditions for thermochemical treatment of deformed pins, which subsequently allows achieving the required quality of restored pins. the degree of pin thickness d-37 is equal to: t = 2.05. therefore, the stress-deformed state (sds) of the pin hole surface layer approaches the sds scheme of the workpiece with infinite wall thickness. according to the recommendations of work [10], it is necessary to check the degree of the plasticity resource use on the pin inner surface, where intense local plastic deformation takes place. according to the data of experiments on the samples compression, performed according to the method [11], eult (-1.73) for steel 12hn3a is equal to 2.34. to calculate the plasticity resource according to dependence (7), it is necessary to know the value of the accumulated deformation max 0 e for 1 processing cycle in the considered inner surface of the pin. in work [12] it was shown that when using a deforming element with an angle α = 5° for expansion, the value max 0 e = 0.25, and with an angle α = 10° – max 0 e = 0.39. the conducted experiments showed that from the point of minimizing errors and ensuring the invariance of the pin length upon its expansion, the angle α = 2° is optimal. using expression (8), we obtain the value of the accumulated deformation on the pin inner surface max 0 e = 0.16. this value was used to calculate the resource of used plasticity for one cycle of deformation, according to expression (7). then in one cycle of deformation 0.16 0.024 3 2.34     . since the pins expansion is carried out in two cycles of deformation, we obtain that the full resource of the used plasticity in the surface layer of the hole processed in 2 cycles is ψ = 2δψ ≈ 0.05. this value does not exceed the limit value ψ. therefore, the processing quality of the pin hole surface layer according to the resource parameter of the used plasticity is ensured. after determining the required deformation, the deformation scheme was selected. taking into account the shape and design features of the pin, the presence of chamfers up to 3 mm long in the a-01 pin and 14 mm – 10d100 pin, a scheme was chosen according to which the deformation is carried out by two elements with a change of the support end after the first pass. a necessary condition when using this scheme is the constancy of the axial force q at each pass. the general deformation ε is carried out by two deforming elements with tensions a1 and a2: 1 2 a a   , (10) where a1 – tension on the first deforming element, 1 1 a      ; 46 problems of tribology a2 – tension on the second deforming element, 2 1 a     . the calculation of tensions values a1 and a2, their total value ε, as well as the values of the deforming tool angles α for different brands of pins, calculated according to dependence (9), are given in table 1. table 1 values of tension a, total deformation and angles of the tool α, necessary for the restoration of different brands of pins no. the brand of ice restoring pin a1, mm a2, mm ε, mm , degree 1 d37 0.42 0.40 0.82 2°30і 2 d240 0.44 0.42 0.86 2°30і 3 a01 0.47 0.43 0.9 2°30і 4 10d100 0.75 0.7 1.45 2°30і the results of the experiments given in the table 2 and fig. 4 show that the use of the selected expansion schemes, tensions and geometry of the tools, made it possible to ensure the necessary allowance for the next mechanical processing, as well as the invariance of the part length after expansion. table 2 the value of allowances for the pin length for the next mechanical processing and the pin length after its expansion no. the brand of ice restoring pin allowance , mm l, mm і end middle іі end 1 d37 0.19 0.2 0.19 89-0.1 2 d240 0.2 0.21 0.2 102-0.1 3 a01 0.21 0.22 0.21 110-0.1 4 10d100 0.24 0.26 0.24 182-0.1 fig. 4. histogram of the allowance change for the pin a01 length when processing a batch of pins in production conditions in the amount of 100 pcs.: 1, 3, 4, 6 – allowance value on the edge areas of the processed pin; 2, 5 – allowance value in the middle of the processed pin; 1, 2, 3 – pin processing according to the compression scheme; 4, 5, 6 – pin processing according to the scheme with a change of the support end the conducted research made it possible to determine the deforming broaching modes and the geometry of the tool during the expansion of ice piston pin. thus, the developed technological process of processing ice piston pins, which includes their deformation and subsequent heat treatment, ensures the obtaining of piston pins, the quality of which meets the requirements for new pins. conclusions 1. carrying out theoretical and experimental studies of ice piston pins deforming broaching made it possible to make a choice: necessary deformation under the condition of wear compensation and provision of allowance for mechanical processing. scheme of the pin deformation from the conditions of ensuring the geometric accuracy of the part. geometry of the tool from the condition of ensuring the invariance of the part length. problems of tribology 47 2. the relationship between the total deformation of the hole and the amount of the required allowance on the pin outer surface has been established. 3. it has been proven that processing according to the scheme with a change of the support end ensures geometric accuracy of the pin outer surface. 4. it has been proven that the selected broaching modes and the geometry of the tool ensure a zero change in the pin length during its processing. references 1. chernovol m.i., poedinok s.e., stepanov n.e.. (1989) povyshenie kachestva vosstanovleniya detalej mashin. kiev, tekhnіka, 168 s. 2. nemirovs'kij ya.b., shepelenko і.v., krasota m.v. (2022) ocіnka mіcnostі porshnevih pal'cіv, vіdnovlenih za rahunok rozdachі vnutrіshn'ogo otvoru [zbіrnik naukovih prac'. naukovij vіsnik. tekhnіchnі nauki. vip.5 (36) _і] – s.14-22. https://doi.org/10.32515/2664-262x.2022.5(36).1.14-22. 3. kapelyushnij f.m. (2001) vpliv ekspluatacіjnih faktorіv na znoshuvannya pal'cіv dizel'nih dvigunіv [pracі tavrіjs'koї derzhavnoї agrotekhnіchnoї akademії. vip.2, t.17] – s.113-117. 4. posviatenko e.k., nemyrovskyi ya.b., sheikin s.e., shepelenko i.v., cherniavskyi o.v. (2021) inzheneriia detalei, obroblenykh protiahuvanniam. kropyvnytskyi, vydavets lysenko v.f., 466 s. 5. nemirovs'kij ya.b. (2018) naukovі osnovi zabezpechennya tochnostі pri deformuyuchomu protyaguvannі [avtoreferat dysertatsii doktora tekhnichnykh nauk] 40 s. 6. kapelyushnij f.m. udoskonalennya tekhnologії termіchnoї obrobki porshnevih pal'cіv dizel'nih dvigunіv pri їh vіdnovlennі [avtoreferat disertacії kandidata tekhnіchnih nauk] 18 s. 7. nemyrovskyi, y., shepelenko, i., solovykh, e., bevz, o., leshchenko, s. (2022). studying the mechanics of low-plastic materials surface layer processed by deforming broaching. in: karabegović, i., kovačević, a., mandžuka, s. (eds) new technologies, development and application v. nt 2022. lecture notes in networks and systems, vol 472. springer, cham. рр. 128-134. https://doi.org/10.1007/978-3-03105230-9_15. 8. smelyanskij v.m. (2002) mekhanika uprochneniya detalej poverhnostnym plasticheskim deformirovaniem. moskva, mashinostroenie, 300 s. 9. levitas v.i. (1987) bol'shie uprugo-plasticheskie deformacii materialov pri vysokom davlenii. kiev, naukova dumka, 231 s. 10. cekhanov yu.a., shejkin s.e. (2001) mekhanika formoobrazovaniya zagotovok pri deformiruyushchem protyagivanii. voronezh, izdatel'stvo voronezhskogo universiteta, 200 s. 11. hvan d.v. (1992) tekhnologicheskie ispytaniya metallov. voronezh, izdatel'stvo voronezhskogo universiteta, 152 s. 12. balaganskaya e.a., golodenko b.a., nemirovskij ya.b., cekhanov ya.a. (2001) matematicheskoe modelirovanie processa deformiruyushchego protyagivaniya. voronezh, izdatel'stvo voronezhskogo universiteta, 194 s. https://doi.org/10.32515/2664-262x.2022.5(36).1.14-22 https://doi.org/10.1007/978-3-031-05230-9_15 https://doi.org/10.1007/978-3-031-05230-9_15 48 problems of tribology немировський я.б., шепеленко і.в., черновол м.і., златопольський ф.й. розробка технологічного процесу відновлення поршневих пальців з використанням деформуючого протягування в статті розглянуто технологічний процес відновлення геометричної розмірної точності поршневих пальців двигунів внутрішнього згорання за рахунок роздачі внутрішнього отвору деформуючим елементом. з врахуванням ресурсу використаної пластичності оброблюваного матеріалу визначено режими обробки, обрано схему деформування та розраховано геометрію деформуючого елементу. вибір необхідної деформації деталі при обробки поршневого пальця виконували з умов компенсації зношування та забезпечення припуску під наступну механічну обробку. з метою забезпечення геометричної точності зовнішньої поверхні пальця, що визначає величину й рівномірність припуску під наступну обробку, обрано схему деформування, при якій деформація здійснюється двома елементами зі зміною опорного торця після першого проходу. з позицій мінімізації похибок, збереження вихідної довжини пальця визначена отптимальна геометрія деформуючого інструменту. результати проведених експериментів показали, що використання запропонованих схем роздачі, натягів та геометрії деформуючого інструменту дозволило забезпечити необхідний припуск під наступну механічну обробку, а також незмінність довжини деталі після обробки. ключові слова: поршневий палець, роздача внутрішнього отвору, режими роздачі, схема роздачі, геометрія деформуючого інструменту, геометрична розмірна точність. copyright © 2023 v.p. oleksandrenko, v.v. yefymenko, n.g. kalmykova, o.v. efimenko, r.v. budiak, yu.m. nelyubin. this is an open access article distributed under the creative commons attribution license, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. problems of tribology, v. 28, no 2/108-2023, 28-36 problems of tribology website: http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib e-mail: tribosenator@gmail.com doi: https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-28-36 resistant properties of lubricating materials with fullerene nanoadditives v.p. oleksandrenko1*, v.v. yefymenko2, n.g. kalmykova2, o.v. efimenko2, r.v. budiak3, yu. m. nelyubin1 1khmelnitskyi national university, ukraine 2national aviation university, ukraine 3kalynivka technological applied college, ukraine *e-mail:oleksandrenkovp@gmail.com received: 22 april 2023: revised:14 mayl 2023: accept:30 may 2023 abstract the purpose of this article is to study the possibility of using fullerene additives and their effect on the antiwear properties of aviation mineral and synthetic oils. the method of increasing the anti-wear properties of mineral mk-8p and synthetic mobil jet oil 254 oil for turbojet aircraft engines by adding fullerene additive c60 is considered. it has been shown that the anti-wear properties of synthetic mobil jet oil 254 oil for turbojet aircraft engines exceed mk-8p mineral oil by more than 10%. increasing the concentration of fullerene additive in oils increases the wear resistance of conjugated surfaces. it was established that the increase in the concentration of the fullerene additive in oils shifts the critical load to higher values for both mineral and synthetic oils. the intensity of this growth is observed in mineral oil to a greater extent than in synthetic oil. the use of fullerenes as an antiwear additive to oils for turbojet engines is proposed, which improves anti-friction properties and reduces the wear of parts of machines and mechanisms. scientific progress is determined mainly by experimental research, the conduct of which in this direction is quite relevant. key words: fullerene additives, mineral oil, synthetic oil, four-ball machine, wear rate, critical load. introduction the main function of lubricating oils and greases is to reduce friction and wear of the surfaces of parts that rub. an important place in increasing the reliability of the equipment and increasing its service life is occupied by the wear resistance of the parts. during operation, intensive wear of friction nodes occurs as a result of significant loads, speeds and temperatures, exposure to aggressive environments and vibrations. one of the most economically beneficial ways to increase the durability of friction nodes in various machines and mechanisms is to improve the quality of lubricants, primarily their lubricating properties, which is achieved mainly by introducing anti-wear, anti-seize and anti-friction additives into them. the introduction of additives into oils and lubricants allows you to satisfy two main requirements of technology: increasing the service life (reliability) of machines and mechanisms; fuel energy conservation, because about 30 % of the energy produced in the industrialized countries of the world is ultimately wasted on friction. in recent years, one of the ways to improve the operational properties of materials is the use of nanomaterials fullerene as additives to them, including as additives to lubricating materials. this is due to the fact that these compounds are unique objects from the point of view of electronic structure, physical and chemical properties. an extraordinary feature is also the fact that it is the only soluble form of carbon in hydrocarbon compounds, which allows it to be used in a variety of directions. conducting experimental studies on the possibility of using fullerenes and fullerene-containing carbon black as anti-wear additives is a very relevant area of scientific work. analysis of the latest research http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/ http://tribology.khnu.km.ua/index.php/probtrib https://doi.org/10.31891/2079-1372-2023-108-2-28-36 problems of tribology 29 information on the study of the tribological properties of fullerenes is very scarce and mainly concerns fullerene с60. several works have been published where fullerene c60 was studied in the form of a solid film as a solid lubricating coating, therefore it was concluded that c60 is promising for solving various tribological problems [1]. as shown in works [2-5], quite significant progress has recently been made in obtaining and researching nano-objects, new nanomaterials and nanotechnologies have emerged. nanoclusters of a number of metals, fullerenes and carbon nanotubes were synthesized. a step forward was made in the methods of observing and studying the properties of carbon nanostructures, connected with the development of physicochemical methods of studying their use in lubricating materials. research has been conducted, based on which it is proposed to use fullerenes as an antioxidant additive, which significantly improves the thermo-oxidative stability of oils in comparison with traditional additives. fullerenes are characterized by high chemical inertness in relation to the process of monomolecular decay. thus, the c60 molecule retains its thermal stability up to a temperature of over 1500 °c, which cannot be said about other antiwear and antioxidant additives. however, in the presence of oxygen, the oxidation of this form of carbon to co and co2 is observed already at significantly lower temperatures (about 250 ° c), but such a temperature is not reached in the lubrication system of modern automobile and aircraft engines, although in aviation supersonic aircraft when the engine is stopped, due to cessation of heat removal from the area of the turbine bearings, such an increase in temperature for a short period of time is possible [3]. the scientists performed a detailed quantitative study to determine the impact of fullerene additives on the performance characteristics of graphite-based lubricating compositions. the results of these studies can be used as a basis for the development of a "superlubricant" that will provide a coefficient of surface friction below 0.001. as a lubricating base, highly oriented pyrolytic graphite (hopg) was used, which, together with finely dispersed graphite powder of natural origin, was introduced into a mixture of concentrated sulfuric and nitric acids (in a volume ratio of 4:1) and stirred for 16 hours. the powder processed in this way was washed with water, dried at a temperature of 100°c, after which the sample was subjected to heat treatment for 15 seconds. this led to the formation of layered graphite particles, which were then introduced into a 70 % alcohol solution and subjected to ultrasonic treatment. then, layered graphite particles together with c60 or c70 fullerene powder were sealed under vacuum in a quartz ampoule, which was kept at a temperature of 600 °c for 15 days. the graphite intercalated with fullerenes obtained as a result of the described procedure was used to obtain an anti-friction coating, which was a film with an area of 2.3x2.3 m2 and a thickness of 0.2 mm. fullerene-containing carbon black and powdered fullerene c60 provide a noticeable improvement in the antifriction and antiwear properties of steel-steel and copper-steel friction pairs, especially in the area of high loads and contact pressures. the greatest improvement occurs in the steel-steel friction pair. for copper pairs, it was determined that the presence of fullerene c60 in pure form or in fullerene carbon black leads to the formation of a fullerene polymer film of considerable thickness on the friction surface, which plays a protective role [6-8]. the coefficient of friction of this film μ was measured by the standard method as the ratio of the friction force to the applied lateral load. as a result of the measurement, values of μ<0.001 were obtained, which is half as much as for the standard grease based on mos2 (μ≈0.002) and for graphite grease (μ≈0.001). as a physical mechanism that determines the characteristics of a lubricating film based on pyrolytic graphite intercalated with fullerenes, scientists consider the possibility of rolling of fullerene molecules on the graphite surface, which is characterized by much lower friction compared to the sliding of graphite surfaces relative to each other due to the higher contact area in the latter case it follows that fullerenes act as micro-rolling bearings that reduce the coefficient of friction. [10,11]. the limits of application of fullerenes are very wide. as far as lubricants are concerned, many additives for lubricating oils and greases are being developed on the basis of fullerenes. recently, the production of lubricants based on fullerenes, which are characterized by extraordinary characteristics, is promising. formulation of the problem the main lubrication units in turbojet aircraft engines are rolling bearings, in contrast to the lubrication units of piston engines in which sliding friction prevails. the temperature of the outer cage of such bearings reaches 125-150 °c, which is mainly created due to the heat coming from the turbine impeller. after the engine stops, when the air blowing decreases, the heat flow coming from the impeller heats the bearing bracket and the oil that lubricates it and removes heat from the friction zone to a temperature of 200 °c. in turbojet engines of supersonic aircraft, the temperature in the friction nodes increases sharply both due to the increase in the load on the turbine bearings and due to the heat coming from the combustion chamber and the turbine impeller. at the same time, the temperature of the oil rises. in promising supersonic turbojet engines, the temperature in the friction nodes can reach 400 and even 540 °c, and the oil temperature up to 150-200 °c. for operation at such temperatures, liquid mineral oils are unsuitable, and synthetic oils must contain anti-wear and antioxidant additives, which performed b its functions under such conditions. therefore, research aimed at obtaining and using new additives for lubricating materials that would work at high temperatures and significant loads is quite relevant. purpose and tasks 30 problems of tribology the purpose of the work was to study the possibilities of using and introducing new, promising complex additives to fuel and lubricant materials that will work for a longer period of time than traditional additives. to improve the operational properties of fuels and lubricants thermal oxidation stability of hydrocarbons, anti-wear characteristics, phenolic antioxidant additives "ionol", anti-wear additives "hatec-580" are used, but at elevated temperatures they quickly oxidize. therefore, the main task of this scientific work is the introduction of new, promising complex additives to fuel and lubricants based on nano-sized carbon materials (fullerenes), which are more resistant to the oxidation process, and the study of changes in the antiwear properties of lubricating materials under their influence. to achieve the goal, the following tasks were solved: determination of tribological parameters of mineral mk-8п and synthetic mobil jet oil 254 turbojet aircraft engine oils with c60 fullerene content on a standardized four-ball friction machine; studying the possibility and expediency of using fullerene additives in aviation mineral and synthetic oils. research materials and methodology the development and introduction into operation of new lubricating oils with the aim of expanding the raw material base for their production and improving operational properties was carried out simultaneously with the development of engine construction. the large transmitted power of aviation gearboxes, in combination with their small weight and dimensions, leads to increased operating conditions of friction pairs, an increase in thermal and dynamic stress of engine parts and assemblies. gears of reducers, as mentioned above, work under conditions of high contact loads. the strength of the films of low-viscosity aviation oils suitable for lubricating the supports of turbojet engines under these conditions is insufficient. to ensure reliable lubrication of the gears of the gearbox, oils with a higher viscosity and higher lubricating capacity are required. contradictions in the quality requirements of mineral oils, which must combine high lubricity with satisfactory viscosity-temperature characteristics to ensure reliable engine start-up at low temperatures, have led to the need to use a mixture of low-viscosity mineral oils for the lubrication of helicopter propeller gearboxes and turboprop engines (type "mk-8") with highly viscous residual oils "mс-20" (or "mk-22"). moreover, the ratio of the indicated oils in the mixtures is different for different types of engines. an alternative solution to this contradiction is the use of mobil jet oil 254 synthetic oil in the engine and gear system of airbus helicopters h145 helicopters. mobil jet oil 254 is an extremely high performance synthetic oil for third generation gas turbine engines, developed to meet their requirements and use in commercial and military aviation. this product is made from a specially formulated synthetic ester base oil and is enriched with an additive package. the oil has excellent thermal and oxidative stability, resisting degradation and scale formation while maintaining the physical characteristics required by manufacturer and military specifications. the physical properties of mobil jet oil 254 are similar to the previous generation gas turbine lubricants currently available. the effective working range of the oil is from minus 40 °c to plus 230-250 °c. the viscosity of synthetic oils at temperatures of 250-300 ͦc is higher than that of mineral oils of equal viscosity at 100 ͦ c, they have better thermal stability, low evaporation and low tendency to high-temperature deposits and foaming. synthetic oils are superior to mineral oils in terms of antioxidant properties, and have equal or better anti-wear and anti-scratch properties. in this regard, their service life is several times longer than the service life of mineral oils. recently, effective antifriction additives (friction modifiers) have been introduced into synthetic oils, which contribute to improving their performance in the high temperature zone and antiwear properties. new synthetic materials, the operational characteristics of which are significantly superior to natural ones, are the basis of humanity's advancement along the path of progress. fullerene is essentially a new form of carbon. the c60 molecule contains fragments with fivefold symmetry, which are not found in nature for inorganic compounds (fig. 1). therefore, it should be recognized that a fullerene molecule is an organic molecule, and a crystal formed by such molecules (fullerite) is a molecular crystal that is a connecting link between an organic and an inorganic substance. each carbon atom in the c60 molecule is located at the vertices of two hexagons and one pentagon and does not fundamentally differ from other carbon atoms. a b fig. 1. c60 fullerene molecule: a – general view; в – double bonds between carbon atoms problems of tribology 31 the carbon atoms that make up the sphere are bound together by a strong covalent bond. the thickness of the spherical shell is 0.1 nm, the radius of the c60 molecule is 0.357 nm. the length of the c – c bond in the pentagon is 0.143 nm, in the hexagon 0.139 nm. the c60 fullerene molecule maintains its thermal stability up to 1700 k, which is significantly higher than the temperature in the friction unit of the rolling bearing of the gas turbine of the helicopter engine or in its gearbox. however, in the presence of oxygen, the oxidation of this form of carbon to co and co2 is observed already at significantly lower temperatures (about 500 k). the process leads to the formation of an amorphous structure in which there are twelve oxygen atoms per c60 molecule, while the fullerene molecule almost completely loses its shape. when the temperature is further increased to 700 k, the intensive formation of co and co2 and the final destruction of the ordered structures of fullerenes occur. of interest is the halogenation of fullerene, especially its fluorination. in the first works devoted to fullerene fluorides, the reaction of its interaction with gaseous fluorine was used, as a result of which a mixture of products was formed. the solubility of c60 fullerene itself in non-aromatic solvents is low, while its fluorides are quite soluble in hexane, chloroform, and acetone, and with aromatic compounds they form stable crystal solvates under normal conditions. the research was conducted using mk-8 mineral aviation oil and mobil jet oil 254 synthetic oil with additives of different fullerene content. control of the content and solubility of c60 fullerene in olives was determined according to the method described in [9]. the investigated fullerene additives in different mass ratios of finely dispersed powder were added to the oil and mechanically mixed to a homogeneous suspension. the quality of hydrocarbon lubricants is determined by their viscosity and anti-wear properties in the working temperature range. from a chemical point of view, these properties are provided, first of all, by the molecular weight and degree of branching of hydrocarbon chains. one of the main operational properties of oils is high resistance to oxidation and anti-wear properties. to assess the effect of fullerene on the antiwear properties of oils, tribological tests were performed on a standardized four-ball friction machine in accordance with gost 9490 (astm d2783) (fig. 2). according to the results of the research, wear was determined, which was estimated by the diameter of the wear spots d and the critical load pk of the transition to seizure. fig. 2. four-ball friction machine: 1 – screw; 2 – balls; 3 – friction node; 4 – acoustic probe; 5 – glass; 6 – housing the three lower balls are fixed immovably in the cup of the machine with the lubricant being tested. the upper ball, which is fixed in the spindle of the machine, rotates relative to the three lower ones under a given load with a rotation frequency of 1460±70 rotate/m. turning the balls during the test is not allowed. balls must be made of bearing steel shkh-15 not lower than the ii degree of accuracy, class b, with a diameter of 16 or 20 mm. it is possible to use balls from new real bearings for testing. antiwear properties on a four-ball friction machine are determined for oils and plastic lubricants used to lubricate friction surfaces. the method consists in testing the lubricating material on a friction machine under specified axial loads and determining the main tribological characteristics of lubricating materials: bearing capacity according to the critical load рк, anti-seize properties according to the burr index іb, ultimate load capacity according to the welding load рz and anti-wear properties according to diameter of wear spots (d). before starting the test of each sample of lubricant, all parts of the machine with which the lubricant comes into contact during the test (the cup with the parts of attachment of the lower balls and the parts of attachment of the upper ball) are washed with gasoline or benzene and dried in air. the balls used in the test are also washed with gasoline and air-dried. testing of each lubricating material is carried out at the temperatures established in the regulatory and technical documentation. the test consists of a series of determinations. each determination is carried out on a new sample of the tested lubricant with four new balls. to conduct the test, the balls are fixed in the spindle of the machine and the cup for the lubricating material. when testing the oil, it is poured so that the balls are completely covered with it. then a cup with lubricating 32 problems of tribology material is installed in the machine, the load is set and the electric motor is turned on. in order to avoid deformation of the balls, it is necessary to avoid shock loads. when conducting a test at elevated temperatures, the electric heater is previously turned on. after reaching the set temperature, create the necessary load and turn on the electric motor. the test temperature must be maintained with an error of no more than ±5°c. the duration of the test from the moment of switching on to the moment of switching off the electric motor when determining the critical load, welding load and burr index should be 10 ± 0.2 s, when determining the wear rate 60 ± 0.5 min. when determining the critical load, which characterizes the ability of the lubricating material to prevent the occurrence of burr on the friction surfaces, a series of successive tests with a decrease or increase of the load are first carried out in accordance with a number of loads given in the test standard. two parallel tests are conducted. when welding, it is necessary to turn off the electric motor immediately to avoid damage to the machine. the wear index, which characterizes the influence of the lubricant on the wear of the friction surfaces, is determined under the constant load established in the regulatory and technical documentation for the lubricant.two parallel tests are conducted.after the end of the test and cooling of the friction assembly below 40 °c, drain the oil and wipe the balls with gasoline or alcohol. then measure the diameters of the wear spots of each of the three lower balls in the direction of sliding and perpendicular to it in a plane perpendicular to the axis of the microscope objective with an accuracy of 0.01 mm (fig. 3).. the result of the measurement is taken as the average arithmetic value of the measurements of the wear spots of the lower balls in two directions. the results of solving the main tasks of the problem and their discussion the object of research of this work is the process of influence of nano-sized carbon materials (fullerene c60) on anti-wear properties of mineral mk-8p and synthetic mobil jet oil 254 oils of turbojet aircraft engines. the subject of the study is the main tribological characteristics of aviation oils with additives of fullerene nano-sized carbon materials, determined according to the standard method on a four-ball friction machine. the resource and reliability of engines largely depends on the extent to which the used aviation oil meets the operational requirements of its use. after the discovery of fullerenes, it became possible to create new lubricating materials. this possibility was indicated both by the ideal spherical shape of c60 fullerene molecules and by the base of these molecules (carbon), which in the form of graphite has long been widely used as an antifriction component of a whole class of lubricating materials. numerous experiments conducted recently indicate increased lubricating characteristics of oils as a result of adding a small amount of fullerenes to them. a characteristic feature of modern jet aircraft engines is the absence of sliding bearings. rolling bearings are used as supports for the engine rotor shaft and aggregate drive shafts. the coefficient of rolling friction is in the range of 0.001-0.003 for ball bearings and 0.002-0.005 for roller bearings, while for sliding bearings this value is ten times greater (approximately 0.01). the rotors of modern aircraft engines are well balanced and, despite their high rotation speeds and considerable weight, the maximum radial load on the bearing does not exceed 1500 n. anti-wear properties were studied using a four-ball friction machine according to astm d2783 according to the parameters of wear spot diameter (d) and critical load (pk). the last indicator characterizes the maximum amount of load, at which metal contact (burrs) does not yet occur when rubbing standardized metal balls. when determining the limit wear indicator (d), the duration of the test from the moment of switching on to the moment of switching off the engine is 60 ± 0.5 min, under a standard load of 20 kg (196 n) and room temperature. in general, for each lubricating material, the test conditions are indicated in the regulatory and technical documentation. in this case, the same test conditions were chosen for mineral and synthetic oils for the convenience of comparing their properties. fig. 3. friction node the dependence of the diameter of the wear spot on the concentration of the fullerene additive in mineral mk-8p and synthetic mobil jet oil 254 aviation oils is shown in fig. 4. as the research results showed, the increase in the concentration of the fullerene additive in oils does not significantly affect the amount of wear, although there problems of tribology 33 is a tendency to decrease the diameter of the wear spot. it should also be noted that a more intensive reduction in wear is observed in mineral oil than in synthetic oil. the nature of this action of fullerene-containing additives has not yet been completely clarified. fig. 4. dependence of the wear index on the content of c60 fullerene in the oil the critical load (pk, kgf) is considered to be the load at which the average diameter of the wear spots of the lower balls is within the values of the limit wear value for this load, given in the astm d2783 table, the increase of which by the value of the next load in a series of loads causes an increase in the average diameter of the spots wear greater than 0.1 mm. the smaller value of the critical load from the two obtained values (table 1 and table 2) is accepted as the result of the test. table 1 determination of critical load (pk) for mk-8 oil load, kgf load, n the average diameter of the wear spots of the lower balls, mm critical load, kgf 20 196 0.38 40 392 0.46 60 588 0.49 80 784 0.53 100 980 0.57 120 1176 0.61 160 1568 0.65 200 1960 0.82 (рк) 200 table 2 determination of critical load (pk) for mobil jet oil 254 load, kgf load, n the average diameter of the wear spots of the lower balls, mm critical load, kgf 20 196 0.36 40 392 0.41 60 588 0.45 80 784 0.51 100 980 0.54 120 1176 0.59 160 1568 0.61 200 1960 0.65 240 2352 0.68 280 2744 0.71 320 3136 0.89 рк (320) 360 3528 0.96 + the critical load characterizes the beginning of the destruction of the lubricating film and the transition from a normal type of friction to an abnormal one, which is characterized by large wear of parts. from the above 0,38 0,37 0,36 0,35 0,34 0,33 0,34 0,33 0,33 0,32 0,32 0,31 0,2 0,3 0,4 0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 w e a r in d e x , m m fullerene concentration, wt %. mk-8п jetoil 254 34 problems of tribology tables, it can be seen that the critical load for mineral oil mk-8 under the same test conditions is 1960 n, while for synthetic oil mobil jet oil 254, the critical load is 3136 n. this can be explained by the fact that synthetic oil contains a package of additives that significantly improve its anti-wear properties, while mineral oil contains only one antioxidant additive. the dependence of the critical load on the content of the fullerene additive in oils is shown in fig. 5. fig. 5. dependence of the critical load on the content of fullerene in the oil research results have shown that increasing the concentration of fullerene additives in oils shifts the critical load to higher values, both for mineral and synthetic oils. it should also be noted that the intensity of this growth in mineral oil is observed to a greater extent than in synthetic oil, possibly due to the effect of the additive package. based on the totality of the obtained results, it is possible to predict and predict the mechanism of antifriction and antiwear action of fullerenes as follows. in the process of tribopolymerization of mineral oil, a coating is formed on the friction surfaces in the form of a three-dimensional tribopolymer network connected to the substrate by chemical bonds. this coating protects the rubbing surfaces from direct contact, and at the same time, being a spatial polymer mesh, retains the mineral oil, thus providing both a low-wear mode of friction and a low coefficient of friction. this process can occur without the presence of c60. however, without fullerene, the formation of a tribometallopolymer coating probably requires more time and more specific conditions. due to its high reactivity, the presence of fullerene dramatically accelerates the tribopolymerization process and leads to the formation of a tribopolymer network, in the nodes of which there are mainly c60 molecules. this fundamentally changes the pattern of friction, as the tribopolymer protective coating in this case is implemented much faster and the low-wear and anti-friction mode of friction has time to be implemented before the destruction of the protective film. finally, if in the process of friction the tribopolymer coating is disturbed (for example, under the influence of increased load) and there is a direct contact of the friction bodies, the process of tribopolymerization increases and the tribofilm is restored. therefore, tribocontact is a rather powerful reactor for various kinds of structural transformations, and one can expect the appearance in the friction zone of those fullerene modifications that have increased hardness and can determine the properties of surface films formed in the process of tribowear. conclusions fullerene nanoadditives are an effective means of increasing the tribological properties of oils of both mineral and synthetic origin. it was established that an increase in the concentration of the fullerene additive in olives up to 2% by weight. contributes to the growth of anti-wear properties of mineral oil mk-8p by 15%, synthetic oil mobil jet oil 254 by 10%. it was found that an increase in the concentration of the fullerene additive in oils shifts the critical load to higher values. at a content of 2% wt. fullerene critical load increases for mineral oil mk-8p by 19.5%, and for synthetic oil mobil jet oil 254 by 5%. a more positive effect of c60 fullerene additives on the tribological properties of mineral oil compared to synthetic oil was established: according to the indicator of the wear spot diameter 1.5 times, according to the critical load indicator – 3.9 times, which is related to the difference in the oil base and the presence in a synthetic oil package of complex additives. it was found that the anti-wear properties of synthetic oil mobil jet oil 254 for turbojet aircraft engines exceed the indicator of mk-8p mineral oil by more than 10%, and the critical load by 58%. scientific progress in this direction is mainly determined by experimental studies, the conduct of which is quite relevant. 200 208 217 228 235 239 315 318 321 326 328 331 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,4 0,8 1,2 1,6 2 c ri ti c a l lo a d , k g f fullerene concentration, % wt. mk-8п jetoil 254 problems of tribology 35 references 1. dmytrychenko n.f., mnatsakanov r.g., mikosyanchyk o.a., kush a.i. kinetics of wear of contact surfaces with the use of c60 fullerene additive to engine oil // journal of friction and wear. 2009, 30 (6), pp. 399-403. 2. kuskova n.i. tribological characteristics of nanocarbon materials. electronic processing of materials, mykolaiv, 2006, no. 6, pp. 50-56. 3. valerii yefymenko. оxidative stability of lubricating materials with fulerene nanoadditives/ valerii yefymenko, tetiana kravchuk , oleksandr yefimenko// – к.: вісник нау, №1, 2021. – р. 57 62. https://doi.org/10.18372/2306-1472.86.15445 4. polunkin e.v., kameneva t.m., zhyla r.s. peculiarities of the antioxidant action of exomodіfied fullerenes c60 at the oxidation of organic compounds // the international research and practice conference “nanotechnology and nanomaterials (nano-2017)”, 23-26 august 2017, chernivtsi. p. 778. 5. pat. 23255 ukraine, ipc c 10 n 10/00. kovtun g.o., pluzhnikov v.o., zhila r.s. etc. fullerene сб0 antioxidant additive to lubricating oils. publ. 10.05.2007. 6. mykhaylenko o. v. fullerenes, nanotubes and nanorings: – stereochemistry and method of coding (nomenclature). complexes of fullerenes with calixarenes. diss. ph.d. chemical sciences, kyiv. 2005. 137 p. 7. vicens j. calixarenes in the nanoworld / j. vicens, j. harrowfield. dordrecht: springer, 2007. 395 p. 8. kovtun g.a. fullerene c60 in the breakdown of oxidation chains of organic compounds / g.a. kovtun, t.m. kameneva, r.o. kochkanyan // catalysis and petroleum chemistry. – 2003. – no. 11. c. 36-38. 9. yefimenko v.v., yefimenko o.v., kalmykova n.g. control and determination of the concentration of fullerene additives in hydrocarbon liquids // xv international scientific and technical. conf. "avia-2021", april 20-21, 2021. theses add. k.: nau, 2021. p.19.10-19.13. // http://conference.nau.edu.ua/index.php/avia/avia2021/paper/view/8308/6860. 10. podcherniaeva i. a., yurechko d. v., panashenko v. m. some development trends in the development of wear-resistant functional coatings // powder metallurgy and metal ceramics. 2013. t. 52. no. 3-4. with . 176-188. 11. achanta, s., selis, j.p. (2007). mems/nems nanotribology. in: gnecco, e., meyer, e. (eds.) fundamentals of friction and wear. nanoscience and technology. springer, berlin, heidelberg. https://doi.org/10.1007/978-3-540-36807-6_23 https://doi.org/10.18372/2306-1472.86.15445 http://conference.nau.edu.ua/index.php/avia/avia2021/paper/view/8308/6860 36 problems of tribology олександренко в.п., єфименко в.в.. калмикова н.г., єфіменко о.в., будяк р.в. , нелюбін ю.м. протизносні властивості змащувальних матеріалів з фулереновими наноприсадками метою даної статті є дослідження можливості застосування фулеренових присадок та їх впливу на протизносні властивості авіаційних мінеральних та синтетичних олив. розглянуто метод підвищення протизносних властивостей мінеральної мк-8п та синтетичної mobil jet oil 254 олив для турбореактивних авіаційних двигунів шляхом добавки фулеренової присадки с60. показано, що протизносні властивості синтетичної mobil jet oil 254 оливи для турбореактивних авіаційних двигунів перевищують понад 10 % мінеральну оливу мк-8п. збільшення концентрації фулеренової присадки в оливах підвищує зносостійкість спряжених поверхонь. встановлено, що зростання концентрації фулеренової присадки в оливах зміщує критичне навантаження в область більш високих значень як для мінеральної, так і для синтетичної оливи. інтенсивність цього зростання в мінеральній оливі спостерігається в більшій мірі, ніж у синтетичній оливі. запропоновано використання фулеренів в якості протизносної присадки до олив для турбореактивних двигунів, що поліпшує антифрикційні властивості та зменшує знос деталей машин і механізмів. науковий прогрес визначається в основному експериментальними дослідженнями, проведення яких в даному напрямку є досить актуальними. kлючові слова: фулеренові присадки, мінеральна олива, синтетична олива, чотирьохкулькова машина тертя, показник зносу, критичне навантаження.